月壤鉆采進(jìn)尺力形成機(jī)理及進(jìn)尺力預(yù)測建模

周 峻，劉天喜，梁 磊，趙 陽

(哈爾濱工業(yè)大學(xué)航天學(xué)院，哈爾濱 150001)

0 引 言

地外天體鉆進(jìn)采樣是深空探測任務(wù)中極其重要的一項(xiàng)研究內(nèi)容，其中，外螺旋內(nèi)中空的取心方式是各國行星鉆進(jìn)機(jī)構(gòu)的研發(fā)重點(diǎn)。此類結(jié)構(gòu)能夠較好地保持樣品的層理特性，降低采樣擾動(dòng)，但是過于復(fù)雜的結(jié)構(gòu)又導(dǎo)致了較高的故障風(fēng)險(xiǎn)。因此，為保障鉆采設(shè)備能夠高效可靠地完成采樣任務(wù)，需要進(jìn)一步開展機(jī)土相互作用機(jī)理、鉆探工況識(shí)別、高度自適應(yīng)無人自動(dòng)控制等星球鉆進(jìn)采樣技術(shù)的研究[1-2]。機(jī)土相互作用主要包括進(jìn)尺力和回轉(zhuǎn)扭矩兩大部分，其中進(jìn)尺力是指鉆具與土體間發(fā)生切削、擠壓、摩擦等作用從而在鉆具軸向上產(chǎn)生的與進(jìn)尺運(yùn)動(dòng)相反方向的合力，回轉(zhuǎn)扭矩是指用于克服失效月壤對(duì)鉆具發(fā)生阻力作用的周向扭矩，其形成機(jī)理是開展其他鉆采技術(shù)研究的基礎(chǔ)和關(guān)鍵，難點(diǎn)在于需要充分考慮月壤的特點(diǎn)，建立細(xì)觀顆粒狀態(tài)與宏觀土體力學(xué)行為之間的跨尺度關(guān)聯(lián)[3]。

嫦娥五號(hào)探測器發(fā)射前，對(duì)于鉆采機(jī)土相互作用機(jī)理的研究主要關(guān)注點(diǎn)在鉆頭切削刃對(duì)土體的破壞作用，基于被動(dòng)土壓力理論，構(gòu)建切削刃前的月壤失效區(qū)，通過失效區(qū)的受力和幾何關(guān)系計(jì)算鉆進(jìn)負(fù)載[4-5]。而針對(duì)鉆桿部分，文獻(xiàn)[6]建立了鉆桿螺旋槽內(nèi)月壤運(yùn)動(dòng)模型，但目的是通過對(duì)鉆桿幾何結(jié)構(gòu)參數(shù)與回轉(zhuǎn)扭矩之間相互影響關(guān)系的分析實(shí)現(xiàn)鉆桿結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)的優(yōu)化。以上模型與相關(guān)試驗(yàn)均聚焦于鉆進(jìn)回轉(zhuǎn)扭矩的變化，然而進(jìn)尺力作為保障鉆進(jìn)工況順利完成的重要指標(biāo)不應(yīng)被忽略。文獻(xiàn)[7]綜合月壤回轉(zhuǎn)切削作用下的剪脹模型、糧倉效應(yīng)下的取心力學(xué)模型以及螺旋槽中鉆屑的運(yùn)移模型構(gòu)建了基于特定鉆進(jìn)樣本的自適應(yīng)鉆進(jìn)策略，但是其采用的鉆頭形狀并非探月工程中采用的雙排階梯構(gòu)型，進(jìn)尺力產(chǎn)生機(jī)理存在明顯不同，忽略了鉆頭錐面貫入土體產(chǎn)生的擠壓效應(yīng)。近幾年，鉆進(jìn)采樣方面的研究多以離散元方法為主。針對(duì)月壤顆粒多孔多角的結(jié)構(gòu)特點(diǎn)，建立可體現(xiàn)月壤大內(nèi)摩擦角、小內(nèi)聚力等力學(xué)特點(diǎn)的本構(gòu)模型[8-10]，對(duì)鉆采過程中土體顆粒的運(yùn)動(dòng)場及應(yīng)力場進(jìn)行仿真[11-14]，此外，還對(duì)鉆進(jìn)采樣過程中巖石的影響[15]和樣品分層的現(xiàn)象[16]進(jìn)行了討論。雖然離散元法契合了月壤的散體特性，能夠在細(xì)觀上為機(jī)土相互作用機(jī)理的研究提供支持，但是海量的顆粒運(yùn)算導(dǎo)致仿真效率低下，無法支持月壤鉆采狀態(tài)的實(shí)時(shí)模擬與識(shí)別。然而，解析模型近年來進(jìn)展緩慢，文獻(xiàn)[17]基于細(xì)觀上月壤顆粒的運(yùn)動(dòng)提出了一種基于試驗(yàn)數(shù)據(jù)的進(jìn)尺力半經(jīng)驗(yàn)預(yù)測模型，機(jī)土相互作用被簡化為土體密度變化的映射，模型預(yù)測結(jié)果過于依賴試驗(yàn)樣本，需要對(duì)進(jìn)尺力的成因進(jìn)行更深層次的分析。

綜上所述，解析法近來無重大突破，現(xiàn)有成果均針對(duì)鉆具結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)優(yōu)化，鉆頭形狀與實(shí)際探月工程采用的雙排階梯構(gòu)型存在明顯差異，缺少對(duì)進(jìn)尺力形成機(jī)理的探究；而離散元方法針對(duì)顆粒本構(gòu)建模，關(guān)注鉆進(jìn)過程中的顆粒運(yùn)動(dòng)及現(xiàn)象，無法建立細(xì)觀與宏觀間的力學(xué)聯(lián)系，且計(jì)算量巨大，耗時(shí)長，不利于后續(xù)開展月壤辨識(shí)反演等研究。因此，亟需在月壤鉆采機(jī)土相互作用機(jī)理方面取得突破，為后續(xù)鉆采過程中土體辨識(shí)、最優(yōu)工況自適應(yīng)控制等研究的開展提供可靠的理論支持。

基于以上問題，本文對(duì)鉆采過程中土體隨鉆具運(yùn)動(dòng)產(chǎn)生的位移和形變進(jìn)行分析，提出進(jìn)尺力的形成機(jī)理，建立以鉆頭貫入回轉(zhuǎn)狀態(tài)土體柱孔擴(kuò)張問題的等效解析解為核心的進(jìn)尺力預(yù)測模型，開展模擬月壤地面鉆采試驗(yàn)，并對(duì)模型進(jìn)行驗(yàn)證。

1 進(jìn)尺力形成機(jī)理

1.1 進(jìn)尺運(yùn)動(dòng)分析

月壤鉆采過程中，鉆具的運(yùn)動(dòng)包含豎直方向的進(jìn)尺運(yùn)動(dòng)和繞軸向的回轉(zhuǎn)運(yùn)動(dòng)，與之接觸的月壤隨之運(yùn)動(dòng)并產(chǎn)生形變。由文獻(xiàn)[17]，月壤運(yùn)動(dòng)只發(fā)生在鉆頭附近的有限區(qū)域內(nèi)，并且進(jìn)尺力主要由鉆頭錐面貫入土體產(chǎn)生。為了進(jìn)一步分析進(jìn)尺力產(chǎn)生的機(jī)理，對(duì)鉆具運(yùn)動(dòng)過程進(jìn)行分解，并假設(shè)鉆孔處樣品土體均進(jìn)入鉆桿內(nèi)部，不對(duì)鉆具周圍月壤產(chǎn)生影響，分析月壤產(chǎn)生的位移及變形情況，從而分析進(jìn)尺力的形成機(jī)理。

圖1為鉆具進(jìn)尺過程中土體位移示意圖，t時(shí)刻鉆具位置由實(shí)線表示，t+Δt時(shí)刻由虛線表示。當(dāng)鉆頭向下移動(dòng)Δh距離時(shí)，鉆頭周圍月壤在徑向被壓縮Δr距離，兩者之間存在如下關(guān)系：

Δr=Δh·tanθbit

(1)

式中：θbit為鉆頭傾角。

采用拉格朗日法對(duì)土體的變形進(jìn)行描述，土體中任一物質(zhì)點(diǎn)，如圖1中A點(diǎn)，初始位置為r0，t時(shí)刻所在位置為A′，所產(chǎn)生的徑向位移為ur(t)=r-r0,t+Δt時(shí)刻所在位置為A″，所產(chǎn)生的位移為ur(t+Δt)=r′-r0，兩者之間存在如下關(guān)系：

圖1 鉆具進(jìn)尺過程月壤位移示意圖Fig.1 Displacement of lunar soil caused by drilling tool footage movement

(2)

式中：vz為鉆具的進(jìn)尺速度。

1.2 回轉(zhuǎn)運(yùn)動(dòng)分析

圖2為鉆具回轉(zhuǎn)過程中土體位移示意圖，t時(shí)刻鉆具位置由實(shí)線表示，t+Δt時(shí)刻由虛線表示。鉆頭側(cè)邊推動(dòng)月壤運(yùn)動(dòng)，鉆具以角速度ω勻速轉(zhuǎn)動(dòng)，則Δt時(shí)間內(nèi)轉(zhuǎn)過的角度為Δθ，那么土體中任一物質(zhì)點(diǎn)轉(zhuǎn)過的角度為uθ，如圖2中的B點(diǎn)。轉(zhuǎn)動(dòng)時(shí)一側(cè)土體受擠壓，那么環(huán)向的位移必然是關(guān)于r和θ的函數(shù)。但是，鉆具高速回轉(zhuǎn)使土體被快速推動(dòng)，環(huán)向的壓縮形變遠(yuǎn)遠(yuǎn)小于空間上土體的位移，且鉆頭結(jié)構(gòu)對(duì)稱，因此，忽略環(huán)向的擠壓變形，假設(shè)土體隨鉆具同樣以角速度ω勻速轉(zhuǎn)動(dòng)。然而土體回轉(zhuǎn)伴隨排粉運(yùn)動(dòng)，因此，回轉(zhuǎn)速度的快慢將影響四周土體的密度、孔隙率等屬性。

圖2 鉆具回轉(zhuǎn)過程月壤位移示意圖Fig.2 Displacement of lunar soil caused by drilling tool rotation movement

通過土體位移分析可知，進(jìn)尺過程中，土體因鉆頭貫入在徑向方向上產(chǎn)生壓縮變形，從而產(chǎn)生徑向壓應(yīng)力并作用給鉆具。因此，進(jìn)尺力實(shí)際為進(jìn)尺過程中土體擠壓鉆具下移產(chǎn)生的摩擦力，包含鉆桿處的摩擦力和鉆頭處豎直方向的摩擦力分量?；剞D(zhuǎn)運(yùn)動(dòng)并不直接與進(jìn)尺力相關(guān)，但是會(huì)改變四周土體屬性，影響鉆具貫入產(chǎn)生的徑向壓力，進(jìn)而影響進(jìn)尺力的大小。

1.3 進(jìn)尺力機(jī)理分析

如圖3所示，假設(shè)深度為H的厚壁圓筒形土體是由豎直方向上n個(gè)高度為ΔH的相同尺寸的厚壁圓筒形土體疊加而成，每層土體初始內(nèi)半徑為a0，外半徑為b0，由點(diǎn)劃線表示。由于每層土體的高度ΔH極小，可將厚壁圓筒的形變問題等效為平面應(yīng)變問題。鉆頭向下運(yùn)動(dòng)時(shí)鉆頭錐面貫入土體的過程即為每層土體平面從初始內(nèi)半徑擴(kuò)張至接觸部分鉆具半徑的過程，擴(kuò)張后的土體尺寸由虛線表示。

圖3 鉆具與月壤相互作用機(jī)理示意圖Fig.3 Mechanism of the interaction between drilling tool and lunar soil

易得第i層厚壁圓筒土體對(duì)鉆具產(chǎn)生的摩擦力fi為

(3)

式中：μ為土體與鉆具間的摩擦系數(shù)；pi為第i層土體的孔壁壓力；θi為pi與接觸鉆具表面法線的夾角，當(dāng)處于鉆頭區(qū)域時(shí)，θi=θbit，當(dāng)處于鉆桿區(qū)域時(shí)，θi=0;dSi為第i層土體孔壁與鉆具接觸的面積單元；ai為第i層土體孔徑；Δh為一層厚壁圓筒土體的高度。

進(jìn)尺力F等于土體與鉆具間的總摩擦力f，包括鉆桿與鉆頭兩部分，表示為

(4)

綜上所述，進(jìn)尺力的求解問題可轉(zhuǎn)化為有限區(qū)域勻速回轉(zhuǎn)土體的柱孔擴(kuò)張問題，即求解孔徑擴(kuò)張至ai時(shí)的孔壁壓力pi。

2 進(jìn)尺力預(yù)測模型

由進(jìn)尺力的形成機(jī)理可知，進(jìn)尺力預(yù)測模型的核心是求解每一層厚壁圓筒土體在當(dāng)前時(shí)刻所處擴(kuò)張狀態(tài)下的孔壁壓力。土體隨初始內(nèi)孔徑a0的增大發(fā)生變形，該變形按發(fā)展順序最多可經(jīng)歷三個(gè)階段，分別為彈性階段、彈塑性階段以及完全塑性階段。設(shè)厚壁圓筒土體是均勻且各向同性的，密度為ρ，并以恒定的角速度ω繞軸線轉(zhuǎn)動(dòng)。

2.1 彈性階段

土體形狀為厚壁圓筒，故采用極坐標(biāo)系進(jìn)行分析。平面內(nèi)任一點(diǎn)位置可通過坐標(biāo)(r,θ)描述，可得回轉(zhuǎn)狀態(tài)下單位土體的平衡微分方程為

(5)

式中：σr為徑向正應(yīng)力；σθ為環(huán)向正應(yīng)力；ρω2r為單位土體被施加的離心慣性力。

土體的彈性應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系在平面應(yīng)變問題中表示為

(6)

式中：εr為徑向線應(yīng)變；εθ為環(huán)向線應(yīng)變；ur為徑向位移；E為土體的彈性模量；ν為土體的泊松比。

邊界條件可通過孔徑a處和外壁b處的載荷得到，為計(jì)算方便，將載荷分為靜壓力和回轉(zhuǎn)附加壓力兩部分，表示為

(7)

式中：p為擴(kuò)孔壓力；p0為初始?jí)毫?；k1為回轉(zhuǎn)附加壓力系數(shù)，記為k1=(1+2ν)/(8-8ν)。

由式(5)至式(7)解得，土體發(fā)生彈性變形時(shí)的應(yīng)力分布函數(shù)為

(8)

位移分布函數(shù)為

(9)

2.2 彈塑性階段

隨著孔徑a的逐漸擴(kuò)大，土體變形加重，孔壁最先達(dá)到屈服條件。采用庫倫-摩爾屈服準(zhǔn)則[18]，可得屈服狀態(tài)下徑向正應(yīng)力與環(huán)向正應(yīng)力間的關(guān)系為

(10)

令

(11)

則屈服準(zhǔn)則可表示為

ασθ-σr=Y

(12)

當(dāng)式(8)中的r=a時(shí)，將應(yīng)力結(jié)果代入式(12)中，可得孔壁處恰好達(dá)到屈服狀態(tài)的極限孔壁壓力pmax1為

(13)

為使后續(xù)推導(dǎo)簡潔明了，將上式中的回轉(zhuǎn)項(xiàng)系數(shù)記為k2=[2ν(α-1)+α+3]/(8-8ν)。

此后，隨著孔徑的擴(kuò)張，土體變形將分為塑性區(qū)和彈性區(qū)兩部分，如圖4所示。設(shè)彈塑性區(qū)邊界的半徑為c，該邊界所對(duì)應(yīng)的物質(zhì)點(diǎn)初始位置為c0。邊界內(nèi)的塑性區(qū)土體單元滿足平衡微分方程式(5)和屈服準(zhǔn)則式(12)，化簡得塑性區(qū)應(yīng)力分布微分方程為

圖4 彈塑性階段柱孔擴(kuò)張示意圖Fig.4 Cavity expansion of cylindrical finite rotation soil in elastoplastic stage

(14)

解得塑性區(qū)應(yīng)力分布函數(shù)為

(15)

式中：D1為第一個(gè)積分常數(shù)。

彈性區(qū)應(yīng)力分布函數(shù)可根據(jù)彈性區(qū)微分平衡方程、應(yīng)力應(yīng)變關(guān)系以及r=b處的邊界條件解得：

(16)

式中：D2為第二個(gè)積分常數(shù)。

因應(yīng)力分布具有連續(xù)性，所以令r=c，聯(lián)立式(15)和式(16)，可確定兩個(gè)積分常數(shù)分別為

(17)

(18)

那么，由式(15)當(dāng)r=a時(shí)，可得孔徑與彈塑性區(qū)邊界之間的關(guān)系為

(19)

雖然得到了塑性區(qū)的應(yīng)力分布函數(shù)，但是由于當(dāng)前彈塑性區(qū)邊界c未知，不能對(duì)應(yīng)力分布情況進(jìn)行求解，因此，需要對(duì)擴(kuò)孔過程中土體單元的位移情況進(jìn)行分析。

易得彈性區(qū)的位移分布為

(20)

當(dāng)式(20)中的r=b時(shí)，可得到土體外邊界的位移，為

(21)

土體發(fā)生塑性屈服所產(chǎn)生的形變可分解為彈性應(yīng)變分量和塑性應(yīng)變分量兩部分，用上標(biāo)el和pl分別表示。對(duì)于非關(guān)聯(lián)的庫倫摩爾流動(dòng)法則，徑向塑性應(yīng)變分量和環(huán)向塑性應(yīng)變分量存在如下關(guān)系：

(22)

式中：ψ為土體的剪脹角。

將彈性階段的應(yīng)力應(yīng)變關(guān)系式(6)代入塑性流動(dòng)法則式(22)中，可得塑性區(qū)應(yīng)力應(yīng)變?yōu)?/p>

(23)

將式(23)進(jìn)行積分，以孔壁恰好進(jìn)入屈服狀態(tài)時(shí)彈性應(yīng)力應(yīng)變的解和孔壁壓力pmax1作為初始條件，化簡得到屈服階段應(yīng)力應(yīng)變關(guān)系式為

(24)

式中：Q是積分常數(shù)，其表達(dá)式為

(25)

針對(duì)塑性階段的土體大變形問題，采用對(duì)數(shù)應(yīng)變對(duì)土體位移與應(yīng)變之間的關(guān)系進(jìn)行描述：

(26)

將式(15)、式(17)以及式(26)代入式(24)中，化簡后得：

(27)

(28)

其中，κ1,κ2,κ3以及κ4是與土體狀態(tài)相關(guān)的常量，其表達(dá)式為

(29)

采用換元法對(duì)式(27)進(jìn)行求解，令：

(30)

將式(27)化簡為

(31)

式中：系數(shù)γ=[α(1+β)]/[(α-1)β]。

在區(qū)間[r,c]上進(jìn)行積分即可得到塑性區(qū)內(nèi)的位移分布函數(shù)：

(32)

對(duì)于彈塑性區(qū)邊界處，土體位移同樣具備連續(xù)性，因此通過彈性區(qū)位移關(guān)系式(20)可得邊界處的位移關(guān)系為

(33)

為了對(duì)式(32)中的積分進(jìn)行數(shù)值計(jì)算，引入無窮級(jí)數(shù)進(jìn)行等效，即：

(34)

式中：j為無窮級(jí)數(shù)的階數(shù)。那么，當(dāng)r0=a0,r=a時(shí)，即可得到塑性區(qū)的孔徑擴(kuò)張關(guān)系為

(35)

2.3 完全塑性階段

彈塑性區(qū)邊界隨孔徑擴(kuò)張而隨之外移，當(dāng)與土體外邊界重合時(shí)，即c=b時(shí)，土體完全進(jìn)入塑性狀態(tài)，由式(19)可得，此刻孔壁壓力p與當(dāng)前土體內(nèi)外徑之比存在如下關(guān)系：

(36)

塑性區(qū)的應(yīng)力應(yīng)變關(guān)系式(24)是基于塑性流動(dòng)法則建立的，因此，土體進(jìn)入完全塑性狀態(tài)后仍然滿足該關(guān)系。對(duì)式(31)在區(qū)間[r,b]上進(jìn)行積分即可得到位移分布函數(shù)為：

(37)

同理，采用無窮級(jí)數(shù)進(jìn)行等效，當(dāng)r0=a0,r=a時(shí)，即可得到完全塑性階段的孔徑擴(kuò)張關(guān)系為：

(38)

綜上所述，求解進(jìn)尺力時(shí)，首先需要判斷當(dāng)前孔徑下土體處于的變形階段，采用對(duì)應(yīng)公式解得土體的位移分布情況，進(jìn)而求得孔壁壓力，最終將各層土體的孔壁壓力代入式(4)，即可得到當(dāng)前時(shí)刻的進(jìn)尺力。

3 試驗(yàn)驗(yàn)證與分析

3.1 鉆進(jìn)試驗(yàn)

采用土壤綜合試驗(yàn)平臺(tái)進(jìn)行模擬月壤鉆采試驗(yàn)，鉆具為雙排8齒階梯構(gòu)型，如圖5所示，鉆具尺寸如表1所示。

圖5 雙排8齒階梯構(gòu)型鉆具Fig.5 A drilling tool with double rows and eight-tooth ladder configuration

表1 鉆具尺寸參數(shù)Table 1 Drilling tool size parameters

采用文獻(xiàn)[17]中的基礎(chǔ)模擬月壤作為試驗(yàn)對(duì)象，土體密度經(jīng)測量為1.65 g/cm3。試驗(yàn)的進(jìn)尺速度為90 mm/min，匹配低、中、高三種回轉(zhuǎn)速度(60 r/min，90 r/min，120 r/min)形成三種仿真工況，如表2所示。模擬鉆進(jìn)采樣100 mm，并實(shí)時(shí)采集鉆進(jìn)過程中的進(jìn)尺力數(shù)據(jù)。

表2 各試驗(yàn)工況的鉆進(jìn)規(guī)程Table 2 Drilling procedures for various test conditions

3.2 仿真算例

根據(jù)文獻(xiàn)[11]以及模擬月壤制備指標(biāo)以及試驗(yàn)測量數(shù)據(jù)，設(shè)置仿真中的土體材料屬性和尺寸參數(shù)，如表3所示。

表3 仿真設(shè)置參數(shù)Table 3 Simulation parameters

鉆具尺寸設(shè)置與試驗(yàn)采用的鉆具尺寸一致。對(duì)于低、中、高三種回轉(zhuǎn)工況，分別設(shè)置相應(yīng)的運(yùn)動(dòng)內(nèi)聚力為1.5 kPa,1 kPa,0.5 kPa。仿真鉆進(jìn)距離為100 mm，并將土體在豎直方向上平均分成1000層，對(duì)鉆進(jìn)過程中每層土體孔壁壓力和進(jìn)尺力進(jìn)行求解。

以鉆頭從開始進(jìn)入到完全穿過第500層土體為例，該層土體鉆孔擴(kuò)張時(shí)的孔壁壓力曲線如圖6所示。鉆頭進(jìn)入土體后，土體迅速進(jìn)入彈塑性階段，此階段的孔壁壓力呈快速增大趨勢，并很快達(dá)到極值，孔徑僅擴(kuò)張了5%左右。此后，土體進(jìn)入完全屈服階段，此階段孔壁壓力隨孔徑擴(kuò)張而逐漸減小，明顯表現(xiàn)出土體的剪脹特性。對(duì)于低、中、高速三個(gè)回轉(zhuǎn)工況，第500層土體的孔徑由7 mm分別擴(kuò)張至7.3664 mm,7.2872 mm以及7.2395 mm時(shí)，孔壁壓力達(dá)到極值，即回轉(zhuǎn)速度越快土體孔壁壓力達(dá)到極值所需要擴(kuò)張的程度越小，土體越容易進(jìn)入完全塑性階段。

圖6 第500層土體鉆孔擴(kuò)張孔壁壓力曲線Fig.6 Borehole wall pressure of the 500th layer soil with cavity expansion

3.3 試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比分析

圖7中虛線和實(shí)線分別表示試驗(yàn)采集的進(jìn)尺力結(jié)果和仿真預(yù)測的進(jìn)尺力結(jié)果。通過對(duì)比可知，本文提出的模型能夠較為準(zhǔn)確反映鉆采過程中進(jìn)尺力的變化趨勢。在鉆頭入土階段，進(jìn)尺力較小，且變化緩慢；鉆頭完全鉆入土體后，進(jìn)尺力快速增大，且進(jìn)尺力增量隨鉆進(jìn)深度的增加而增大。此外，回轉(zhuǎn)速度增大時(shí)，進(jìn)尺力及其增量均隨之減小，體現(xiàn)了土體回轉(zhuǎn)速度增大后土顆粒流動(dòng)性增強(qiáng)從而內(nèi)聚力減小的特性。

圖7 模型計(jì)算結(jié)果與地面試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比Fig.7 Comparison of simulation results with ground test results

4 結(jié) 論

本文通過鉆采過程中土體運(yùn)動(dòng)和形變分析了進(jìn)尺力形成機(jī)理，得到了回轉(zhuǎn)狀態(tài)下土體柱孔擴(kuò)張問題的等效解析解，并以此建立了鉆采進(jìn)尺力預(yù)測模型，通過模擬月壤鉆采試驗(yàn)驗(yàn)證了模型的正確性，并得到如下結(jié)論：

1) 本文詳細(xì)分析了鉆具進(jìn)尺和回轉(zhuǎn)兩種運(yùn)動(dòng)模式下土體的位移和形變，得到進(jìn)尺力的形成機(jī)理，進(jìn)尺力即為鉆具下移過程中鉆具表面的總摩擦力，其值與土體向四周擴(kuò)張而產(chǎn)生的徑向壓力有關(guān)。

2) 求解了回轉(zhuǎn)狀態(tài)下有限土體柱孔擴(kuò)張問題的等效解析解，得到了彈性階段、彈塑性階段以及完全塑性階段土體的應(yīng)力和位移分布函數(shù)，并建立了鉆采進(jìn)尺力預(yù)測模型。

3) 進(jìn)行了模擬月壤鉆采試驗(yàn)，經(jīng)過試驗(yàn)與仿真結(jié)果的對(duì)比，模型能夠準(zhǔn)確預(yù)測鉆采過程中的進(jìn)尺力，驗(yàn)證了模型的合理性，為鉆采技術(shù)的機(jī)理研究提供可靠的理論支持。