引言

水平井技术广泛运用于深部、深海及复杂油气资源的勘探开发，其中仪器输送逐渐成为制约油气田开发的技术关键。常规的油管输送、泵入输送和连续管输送在面对水平井、大位移井及定向井时存在效率低、成本高和连续管屈曲变形等问题^[1-3]。因此，具备牵引力大、越障能力强、运动平稳、操作简单等优点的伸缩式井下牵引器作为一种新型输送工具逐渐发展起来^[4-13]。

牵引力是衡量牵引器牵引能力的重要技术指标，它等于牵引器与井壁之间的静摩擦力。根据摩擦力计算公式可知，静摩擦力等于正压力与静摩擦系数的乘积。牵引器与井壁之间的静摩擦系数可视为恒定值，故提高牵引力需通过增大两者之间正压力来实现，其实施方式有两种：(1)改变驱动方式以增大正压力，电力驱动向液压驱动转变^[10-12]，但动力设备始终受限于井下高温、高压及小尺寸等因素，正压力提升受限；(2)改变用于实现牵引器与井壁接触的抓靠机构的结构来增大正压力，故基于自锁原理的抓靠机构被提出，使得牵引器与井壁之间的正压力与载荷呈正相关。2003年，斯伦贝谢^[13]研制了基于凸轮自锁原理的井下牵引器MaxTRAC，利用受载时凸轮向半径增大方向的转动趋势来增大抓靠机构对井壁的正压力，使得抓靠机构与井壁自锁，从而提供大牵引力。

常见的自锁方式有斜面自锁^[14-15]、柱面自锁^[16]、凸轮自锁^[17-18]、超越离合器自锁^[19-20]和推杆导轨自锁^[14]等，依据接触形式可分为点接触自锁、线接触自锁和面接触自锁。在正压力相同时大接触面积上的压强小，因此，与线接触形式的凸轮自锁、棘轮自锁和超越离合器自锁相比，面接触形式的斜面自锁和柱面自锁能有效避免接触面受压变形，对井壁具备更好的保护性。

本文设计了一种基于斜面自锁原理的伸缩式井下牵引器双向锁止机构，使牵引器的牵引力不受恒定静摩擦力的限制，并具备双向牵引能力。

1 井下牵引器结构与工作机理 1.1 井下牵引器结构设计

伸缩式井下牵引器的整体结构如图 1a所示，由前、后工作短节和控制短节组成，前、后工作短节的机械结构相同，两者对称布置在控制短节两端。以图 1b所示的前工作短节为例对工作短节进行阐述，工作短节由伸缩机构和抓靠机构组成。伸缩机构即伸缩缸，是一个双作用液压缸，包括前、后液压腔和活塞，活塞与中心轴固连，前、后液压腔进液时伸缩机构相对中心轴分别向前、后运动；抓靠机构包括抓靠缸、滑套、复位弹簧、左斜块、右斜块和抓靠臂，抓靠缸是一个单作用液压缸，抓靠缸进、出液时滑套相对抓靠缸分别向前、后运动。控制短节中安装有电机、液压泵、液控阀件，组成了牵引器的电液控制回路，控制牵引器完成抓靠机构的抓靠动作和伸缩机构的伸缩运动，进而实现牵引作业。

抓靠机构是一种基于斜面自锁的双向锁止机构，如图 1c所示。双向锁止机构由左斜块、右斜块和3个呈120°等间距周向分布的抓靠臂组成，抓靠缸进液时滑套相对抓靠缸向前运动，带动与其固连的左斜块相对右斜块向前运动，使得抓靠臂沿径向伸出与井壁接触，实现双向锁止机构与井壁的锁止。

1.2 井下牵引器工作机理

牵引器进行牵引作业时，前、后工作短节分别实现向前、后牵引。图 2所示为牵引器向前牵引时的一个运动周期，其向后牵引的运动机理和向前牵引相同。向前牵引时运动步骤如下。

(1) 动作A至B，后工作短节的双向锁止机构与井壁锁止，前工作短节的伸缩缸前液压腔进液产生方向向前的复位力，使得前工作短节相对中心轴和井壁向前运动，完成复位动作。

(2) 动作B至C，前工作短节的抓靠缸进液使双向锁止机构与井壁锁止，后工作短节的抓靠缸出液使双向锁止机构与井壁分离。

(3) 动作C至D，前工作短节的双向锁止机构与井壁锁止，前工作短节的伸缩缸后液压腔进液产生向前的牵引力，使得中心轴相对前工作短节和井壁向前运动，完成牵引动作。

(4) 动作D至E，前工作短节的抓靠缸出液使双向锁止机构与井壁分离，后工作短节的抓靠缸进液使双向锁止机构与井壁锁止，动作E与动作A相同。

经过一个运动周期，牵引器向前牵引的有效距离为S_T，整个运动周期中后工作短节与中心轴相对静止。

2 双向锁止机构参数设计计算 2.1 双向锁止条件分析

如图 2所示，动作A至B的复位过程中，后工作短节的双向锁止机构与井壁锁止，两者之间的静摩擦力与前工作短节伸缩缸前液压腔进液形成的复位力相同；动作C至D的牵引过程中，前工作短节的双向锁止机构与井壁锁止，两者之间的静摩擦力与前工作短节伸缩缸后液压腔进液形成的牵引力相同。因为牵引器向前、后牵引的运动机理相同，故向后运动时，前、后工作短节的双向锁止机构与井壁之间的的静摩擦力分别与复位力和牵引力相同。以前工作短节为例，其双向锁止机构存在两种锁止状态。

(1) 牵引器向前牵引，前工作短节的双向锁止机构与井壁之间的静摩擦力与牵引力相同，方向向前，称为牵引锁止。

(2) 牵引器向后牵引，进行复位动作时，前工作短节的双向锁止机构与井壁之间的静摩擦力与复位力相同，方向向后，称为复位锁止。

相同的，后工作短节的双向锁止机构与井壁之间也存在牵引锁止和复位锁止。

综上所述，前、后工作短节的双向锁止机构与井壁之间都存在牵引锁止和复位锁止，两种锁止状态下双向锁止机构与井壁之间的静摩擦力方向相反，因而将牵引锁止和复位锁止合称为双向锁止，下面仍以前工作短节为例，通过对两种锁止状态进行静力学分析得到双向锁止条件。

2.1.1 牵引锁止条件分析

相互固连的物体在受力分析时可被视作一个整体，故将相互固连的滑套、左斜块视作左斜块，将相互固连的抓靠缸、右斜块、伸缩缸视作右斜块，建立向前牵引时双向锁止机构牵引锁止状态静力学模型如图 3所示。

为简化计算过程，图 3中的抓靠臂数目由3个简化为2个，经计算验证，该简化有效且依据其计算结果可准确地推广至3个抓靠臂的情况。同时，因前、后工作短节机械结构相同，故选取前工作短节作为分析对象可以代表前、后工作短节的受力情况。图 3中，抓靠臂A、B分别用②和③表示，左、右斜块分别用①和⑤表示，井壁用④表示。

将双向锁止机构视作整体进行受力分析，可得出关系式

$\left\{ \begin{array}{l} F_{42} \sin \varphi_2{\rm +}F_{43} \sin \varphi_2=F_{\rm T}' \\ F_{42} \cos \varphi_2=F_{43} \cos \varphi_2 \\ \end{array} \right.$

(1)

式中：$F_{42}$—物体④作用在物体②上的力，N；

$\varphi_2$—抓靠臂与井壁之间的摩擦角，(°)；

$F_{43}$—物体④作用在物体③上的力，N；

$F_{\rm T}'$—前工作短节伸缩缸后液压腔进液时作用在中心轴上的牵引力的反作用力，N。

单独考虑左斜块①，可得

$\left\{ \begin{array}{l} F_{21} \sin (\alpha {\rm +}\varphi_1){\rm +}F_{31} \sin (\alpha {\rm +}\varphi_1)=F_{\rm S} \\ F_{21} \cos (\alpha {\rm +}\varphi_1)=F_{31} \cos (\alpha {\rm +}\varphi_1) \\ \end{array} \right.$

(2)

式中：$F_{21}$—物体②作用在物体①上的力，N；

$\alpha$—左、右斜块的倾斜角，(°)；

$\varphi_1$—左、右斜块与抓靠臂之间的摩擦角，(°)；

$F_{31}$—物体③作用在物体①上的力，N；

$F_{\rm S}$—前工作短节抓靠缸进液时作用在滑套上的抓靠力，N。

单独考虑右斜块⑤，可得

$\left\{ \begin{array}{l} F_{25} \sin (\alpha \! +\!\varphi_1)\! +\!F_{35} \sin (\alpha \!+\!\varphi_1)=F_{\rm T}'\!+\!F_{\rm S}' \\ F_{25} \cos (\alpha {\rm +}\varphi_1)=F_{35} \cos (\alpha {\rm +}\varphi_1) \\ \end{array} \right.$

(3)

式中：$F_{25}$—物体②作用在物体⑤上的力，N；

$F_{35}$—物体③作用在物体⑤上的力，N；

$F_{\rm S}'$—前工作短节抓靠缸进液时作用在滑套上的抓靠力的反作用力，N。

单独考虑抓靠臂A，可得

$\left\{ \begin{array}{l} F_{42} \cos \varphi_2 = F_{12} \cos (\alpha + \varphi_1) + F_{52} \cos (\alpha + \varphi_1)\\ F_{42} \sin \varphi_2 = F_{52} \sin (\alpha + \varphi_1) - F_{12} \sin (\alpha {\rm{ + }}\varphi_1) \end{array} \right. $

(4)

式中：$F_{12}$—物体①作用在物体②上的力，N；

$F_{52}$—物体⑤作用在物体②上的力，N。

联立式(1)$\sim$式(4)，可得

$F_{\rm T}'\cot \varphi_2 {\rm =}F_{\rm S}'\cot (\alpha +\varphi_1){\rm +}(F_{\rm T}'+F_{\rm S}')\cot (\alpha +\varphi_1) $

(5)

特别的，静力学模型在建立时只包含2个抓靠臂。但研究发现，当抓靠臂数目扩展到$n$($n>2$)时，化简后，模型的数学表达式仍然为式(5)。

对式(5)化简，可得

$F_{\rm S}=\dfrac{F_{\rm T}'}{2} \left[\dfrac{\cot \varphi_2}{\cot (\alpha +\varphi_1)}-1 \right]$

(6)

令$F_{\rm S}\leqslant 0$，则有

$\varphi_2\geqslant \alpha +\varphi_1$

(7)

式(7)为向前牵引时双向锁止机构在牵引锁止状态实现自锁的条件。若自锁条件不成立，则有关系式如式(8)所示。此时，为实现牵引锁止，抓靠力F_S的取值范围如式(9)所示。

$\varphi_2＜\alpha +\varphi_1$

(8)

$F_{\rm S}\geqslant \dfrac{F_{\rm T}'}{2} \left[\dfrac{\cot \varphi_2}{\cot (\alpha +\varphi_1)}-1 \right]$

(9)

2.1.2 复位锁止条件分析

建立牵引器向后牵引时双向锁止机构复位锁止状态静力学模型如图 4所示，此时后工作短节受到向后的复位力向后运动，其反作用力作用在中心轴上，因中心轴与前工作短节相对静止，故前工作短节的伸缩缸受到复位力反作用力，即右斜块受到复位力反作用力。特别的，因抓靠力、复位力、摩擦角、斜块倾斜角的取值不同，使得右斜块相对抓靠臂可能产生向后或向前的运动趋势。当右斜块相对抓靠臂A、B(②、③号物体)产生向后运动趋势时，双向锁止机构静力学模型如图 4a所示；反之，双向锁止机构静力学模型如图 4b所示。

依次将图 4a所示的双向锁止机构视作整体考虑，单独考虑左、右斜块，单独考虑抓靠臂A(②号物体)，可得

$\left\{ \begin{array}{l} F_{42} \sin \varphi_2{\rm +}F_{43} \sin \varphi_2=F_{\rm R}' \\ F_{42} \cos \varphi_2=F_{43} \cos \varphi_2 \\ \end{array} \right.$

(10)

$\left\{ \begin{array}{l} F_{21} \sin (\alpha {\rm +}\varphi_1){\rm +}F_{31} \sin (\alpha {\rm +}\varphi_1)=F_{\rm S} \\ F_{21} \cos (\alpha {\rm +}\varphi_1)=F_{31} \cos (\alpha {\rm +}\varphi_1) \\ \end{array} \right.$

(11)

$\left\{ \begin{array}{l} F_{25} \sin (\alpha {\rm +}\varphi_1)\! +\!F_{35} \sin (\alpha {\rm +}\varphi_1)\!+\!F_{\rm R}'\!=\!F_{\rm S} \\ F_{25} \cos (\alpha {\rm +}\varphi_1)=F_{35} \cos \left(\alpha {\rm +}\varphi_1 \right) \\ \end{array} \right.$

(12)

$\left\{ \begin{array}{l} F_{42} \cos \varphi_2\!=\!F_{12} \cos (\alpha \!+\!\varphi_1) \!+\!F_{52} \cos (\alpha \!+\!\varphi_1) \\ F_{42} \sin \varphi_2=F_{12} \sin (\alpha {\rm +}\varphi_1)-F_{52} \sin (\alpha {\rm +}\varphi_1) \\ \end{array} \right. $

(13)

式中：F_R'—后工作短节伸缩缸前液压腔进液时作用在中心轴上的复位力，N；

联立式(10)、(11)、(12)、(13)求得：

$F_{\rm S}=\dfrac{F_{\rm R}'}{2} \left[\dfrac{\cot \varphi_2}{\cot (\alpha +\varphi_1)}+1 \right]$

(14)

因右斜块相对抓靠臂产生向后运动趋势，故有$F_{\rm S}\geqslant F_{\rm R}'$，代入式(14)可得

$\varphi_2\leqslant \alpha +\varphi_1$

(15)

此时，为实现双向锁止机构与井壁的复位锁止，抓靠力F_S的取值范围如式(16)所示。

$F_{\rm S}\geqslant \dfrac{F_{\rm R}'}{2} \left[\dfrac{\cot \varphi_2}{\cot (\alpha +\varphi_1)}+1 \right]$

(16)

同样的，依次将图 4b所示的双向锁止机构视作整体考虑，单独考虑左、右斜块，单独考虑抓靠臂B(③号物体)，可得出如下关系式

$\left\{ \begin{array}{l} F_{42} \sin \varphi_2{\rm +}F_{43} \sin \varphi_2=F_{\rm R}' \\ F_{42} \cos \varphi_2=F_{43} \cos \varphi_2 \\ \end{array} \right.$

(17)

$\left\{ \begin{array}{l} F_{21} \sin (\alpha {\rm +}\varphi_1){\rm +}F_{31} \sin (\alpha {\rm +}\varphi_1)=F_{\rm S} \\ F_{21} \cos (\alpha {\rm +}\varphi_1)=F_{31} \cos (\alpha {\rm +}\varphi_1) \\ \end{array} \right.$

(18)

$\left\{ \begin{array}{l} F_{25}\! \! \sin (\alpha \! +\!\varphi_1)\! +\!F_{35}\!\! \sin (\alpha \! +\! \varphi_1)\! +\!F_{\rm S}\!=\!F_{\rm R}' \\ F_{25}\!\! \cos (\alpha \! +\!\varphi_1)=F_{35} \! \! \cos (\alpha \! +\!\varphi_1) \\ \end{array} \right.$

(19)

$\left\{ \begin{array}{l} F_{42} \cos \varphi_2=F_{12} \cos (\alpha {\rm +}\varphi_1){\rm +}F_{52} \cos (\alpha {\rm +}\varphi_1) \\ F_{42} \sin \varphi_2=F_{12} \sin (\alpha {\rm +}\varphi_1)+F_{52} \sin (\alpha {\rm +}\varphi_1)\\ \end{array} \right. $

(20)

联立式(17)$\sim$式(20)，可得

$F_{\rm S}=F_{\rm R}' \left[\dfrac{\cot \varphi_2-\cot (\varphi_1-\alpha )}{\cot (\alpha +\varphi_1)-\cot (\varphi_1-\alpha )} \right]$

(21)

因右斜块相对抓靠臂产生向前运动趋势，故有$F_{\rm S}\leqslant F_{\rm R}'$，代入式(21)可得

$\left\{ \begin{array}{l} 0 \leqslant \varphi_1-\alpha \leqslant \varphi_2 \leqslant \alpha +\varphi_1 \\ \varphi_1-\alpha \leqslant 0 \leqslant \alpha +\varphi_1 \leqslant \varphi_2 \\ \end{array} \right.$

(22)

同样的，为实现双向锁止机构与井壁的复位锁止，抓靠力F_S的取值范围如式(23)所示

$F_{\rm S} \geqslant F_{\rm R}' \left[\dfrac{\cot \varphi_2-\cot (\varphi_1-\alpha )}{\cot (\alpha +\varphi_1)-\cot (\varphi_1-\alpha )} \right]$

(23)

2.2 双向锁止机构参数设计

从上述条件公式可知，双向锁止机构参数设计主要包括抓靠力F_S、牵引力F_T、复位力F_R、摩擦角$\varphi$、斜块倾斜角$\alpha$等内容。工程实际中，$\varphi_1$、$\varphi_2$、F_S、F_T、F_R等均由具体工况给定，$\alpha$则是根据锁止条件决定的。F_S、F_T、F_R的加载是通过向抓靠缸和伸缩缸注入液压油而实现的，影响其取值大小的主要因素是抓靠缸和伸缩缸中液压油压力的大小和液压油作用面积的大小。它们之间的关系式为

$\left\{ \begin{array}{l} F_{\rm S}=p_{\rm S} S_{\rm S} \\ F_{\rm T}=p_{\rm T} S_{\rm T} \\ F_{\rm R}=p_{\rm R} S_{\rm R} \\ \end{array} \right.$

(24)

式中：pS、pT、pR—加载抓靠力、牵引力、复位力时液压油压力值，Pa；

$F_{\rm T}$—前工作短节伸缩缸后液压腔进液时作用在中心轴上的牵引力，N；

$F_{\rm R}$—后工作短节伸缩缸前液压腔进液时作用在中心轴上的复位力，N；

S_S、S_T、S_R—加载抓靠力、牵引力、复位力时液压油作用面积，m²。

同时，两接触物体之间摩擦角$\varphi$与摩擦系数$\mu$之间关系式为

$\tan\varphi {\rm =}\mu$

(25)

式中：$\varphi$—摩擦角，(°)；

$\mu$—摩擦系数，无因次。

基于上述理论公式，在满足双向锁止条件的情况下，伸缩式井下牵引器双向锁止机构的设计参数如表 1所示。

需要说明的是，抓靠臂采用材料复合工艺制造，它与左、右斜块接触部分的材料为黄铜，它与井壁接触部分的材料为钢。抓靠臂与左、右斜块之间接触形式为黄铜-钢，抓靠臂与井壁之间接触形式为钢-钢，从而得到对应的摩擦系数^[21]。

斜面与水平面夹角和摩擦角之间的关系，结合表 1中数据，可得关系式

$\varphi_1-\alpha ＜0＜\alpha +\varphi_1＜\varphi_2$

(26)

在式(26)成立的情况下，式(7)、式(22)成立。

式(7)成立，向前牵引时前工作短节的双向锁止机构在牵引锁止状态与井壁之间实现自锁，意味着静摩擦力随着牵引力的增大而增大，因此牵引器的牵引力突破了恒定静摩擦力的限制。

式(22)成立，要确保向后运动时前工作短节的双向锁止机构实现复位锁止，F_S和$F_{\rm R}'$需满足式(23)。

将表 1中相应参数代入式(23)，可得

$F_{\rm S}\geqslant 0.96F_{\rm R}'$

(27)

将表 1中抓靠力和复位力的值代入式(27)，可验证该式成立。因此向后运动时前工作短节的双向锁止机构与井壁之间实现复位锁止。

综上所述，式(26)，式(27)成立，前工作短节的双向锁止机构可以实现双向锁止，其中牵引锁止为自锁锁止，复位锁止为非自锁锁止。相同的，后工作短节的双向锁止机构也可以实现双向锁止，其中牵引锁止为自锁锁止，复位锁止为非自锁锁止。因为前、后工作短节的牵引方向相反，故牵引器在向前、后牵引时均能实现自锁，从而保证牵引器具备双向牵引能力。

3 双向锁止过程动力学仿真 3.1 前工作短节建模 3.1.1 ADAMS/View模型导入

为验证双向锁止机构参数设计的正确性和双向锁止的可行性，运用ADAMS/View软件建立前工作短节的动力学仿真计算模型，对双向锁止过程进行仿真分析^[22-24]。

建模过程中，为减小计算量，将滑套和左斜块组合在一起命名为左斜块，将抓靠缸、右斜块、伸缩缸组合在一起命名为右斜块，将3个抓靠臂与井壁的接触形式由曲面-曲面简化为平面-平面，同时将3个抓靠臂分别命名为抓靠臂A、抓靠臂B、抓靠臂C，井壁为套管壁，最后得到仿真计算模型如图 5所示。

3.1.2 仿真计算模型参数设置

仿真计算模型参数设置主要包括约束定义、力定义和仿真计算控制参数定义。

仿真计算模型中需要定义的约束如下：

(1) 固定副约束。井壁与大地之间的1个固定副约束；

(2) 移动副约束。包括井壁与左斜块之间，右斜块与左斜块之间，共计2个移动副约束。

ADAMS/View中力的定义形式分为接触力、作用力、弹性力、重力，该仿真计算模型中需要定义的力如下：

(1) 接触力。包括3个抓靠臂与井壁之间的接触，3个抓靠臂与左、右斜块之间的接触，共计9个接触力。采用冲激函数法进行接触力定义，其中，接触刚度取10⁵ N/mm，力指数取1.5，阻尼系数取1 000，切入深度取0.01 mm，其他参数采用表 1中相应的数据。

(2) 作用力。包括抓靠力F_S、抓靠力反作用力F_S'、牵引力反作用力F_T'、复位力反作用力F_R'，共计4个作用力。

考虑到实际工况，作用力并非瞬时加载，且施加时刻和持续时间不同，故将它们按照ADAMS/View中的STEP函数格式设置为与时间相关的输入函数。

作用力输入函数分为两种工况，分别是牵引锁止过程(式(28))和复位锁止过程(式(29))。

$\left\{ \begin{array}{l} F_{\rm S}={\rm STEP}(t,0,0,0.5,38450) \\ F_{\rm S}'{\rm =}{\rm STEP}(t,0,0,0.5,-38450) \\ F_{\rm T}'{\rm =}{\rm STEP}\left( t,1,0,1.5,F_{\rm T}' \right) \\ F_{\rm T}'=[-3044,-30440,-304400] \\ \end{array} \right.$

(28)

$\left\{ \begin{array}{l} F_{\rm S}={\rm STEP}(t, 0, 0, 0.5, 38450) \\ F_{\rm S}'{\rm =}{\rm STEP}(t, 0, 0, 0.5, -38450) \\ F_{\rm R}'{\rm =}{\rm STEP}\left( t, 1, 0, 1.5, F_{\rm R}' \right) \\ F_{\rm R}'=[913.2, 9132] \\ \end{array} \right.$

(29)

式中：t—时间，s。

(3) 重力和弹性力。伸缩式井下牵引器的主要负载来自于牵引的重物和液压油作用力，与之相比自身重力和弹簧弹性力对仿真计算模型的影响可以忽略。

仿真计算模型中需要定义的仿真计算控制参数为仿真时长2 s，时间步长0.001 s。

3.2 双向锁止过程仿真结果分析 3.2.1 牵引锁止过程仿真结果分析

图 6所示为前工作短节双向锁止机构的牵引锁止过程仿真计算结果，图 6a、图 6b、图 6c分别对应3种不同大小的牵引力，其中图 6b中的牵引力大小为默认参数值。

从图 6中可以看出，方向向前的抓靠力F_S从0时开始增大，在0.5 s时增加到最大值38 450 N并保持该值；随后，方向向后的牵引力反作用力F_T'从1.0 s时开始增大，在1.5 s时增加到最大值并保持在该值，在图 6a、图 6b、图 6c中分别为-3 044 N、-30 440 N和-304 400 N。随着F_T'的增大，抓靠臂A、抓靠臂B、抓靠臂C(图 5)受到的等大同向的摩擦力且同时增大，方向向前，同样在1.5 s时达到最大值，分别为1 015 N、10 148 N和101 420 N。此时3种情况下的摩擦力合力的大小均近视等于牵引力，双向锁止机构处于静力平衡状态，牵引锁止成立。

特别的，为验证牵引锁止的自锁特性，图 6c中的牵引力反作用力为默认参数值的10倍，F_T'/F_S的比值由默认的0.79增大至7.92。此时，静摩擦力仍然随着牵引力力反作用力的增大而增大，并在牵引力反作用力达到峰值时实现牵引锁止，可知牵引锁止为自锁锁止。

3.2.2 复位锁止过程仿真结果分析

图 7为前工作短节双向锁止机构的复位锁止过程仿真计算结果，图 7a、图 7b分别对应两种不同大小的复位力。

从图 7中可以看出，方向向前的抓靠力F_S从0时开始增大，在0.5 s时增加到最大值38 450 N并保持在该值；随后，方向向前的复位力反作用力F_R'从1 s时开始增大，在1.5 s时增加到最大值并保持在该值，图 7a、图 7b中分别为913.2 N和9 132.0 N。随着F_R'的增大，抓靠臂A、抓靠臂B、抓靠臂C受到的等大同向的摩擦力同时增大，方向向后，同样在1.5 s时达到最大值，分别为-304.3 N和-3 044.0 N。此时两种情况下的摩擦力合力的大小均近视等于复位力，双向锁止机构处于静力平衡状态，复位锁止成立。

通过仿真结果分析表明，双向锁止机构的参数设计符合双向锁止条件，即双向锁止机构与井壁之间可以实现双向锁止，其中牵引锁止为自锁锁止，复位锁止为非自锁锁止。

4 结论

(1) 设计了一种基于斜面自锁的伸缩式井下牵引器，由前、后工作短节和控制短节组成，通过控制短节控制前、后工作短节实现牵引作业。

(2) 设计了一种基于斜面自锁的双向锁止机构，作为井下牵引器的抓靠机构，该机构使得牵引器可在前、后方向上与井壁自锁，克服了牵引力受限于恒定静摩擦力的问题，使得牵引器能够实现双向牵引，从而提高了牵引器的牵引能力。

(3) 双向锁止包括牵引锁止和复位锁止，建立双向锁止机构静力学模型，导出双向锁止机构满足双向锁止条件时的数学关系式，在此基础上对双向锁止机构进行参数设计，使牵引锁止为自锁锁止，复位锁止为非自锁锁止。

(4) 运用ADAMS/View建立前工作短节动力学仿真计算模型，通过对双向锁止过程的仿真计算，验证了双向锁止机构参数设计的正确性和双向锁止的可行性。