水下導(dǎo)向攻泥器鉆進(jìn)過程動力學(xué)建模及實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證

徐寶林，楊雙喜，王俊杰，陳英龍

(1.江門職業(yè)技術(shù)學(xué)院 機(jī)電技術(shù)系，廣東 江門 529009；2.大連海事大學(xué) 船舶與海洋工程學(xué)院，遼寧 大連 116000)

引言

隨著海洋經(jīng)濟(jì)、船舶運(yùn)輸、海洋資源開采、海上旅游事業(yè)等蓬勃發(fā)展，船舶向大型化發(fā)展，并逐漸駛向深水區(qū)的同時(shí)，海損事故船舶大型化、深水化趨勢明顯[1]。為保障海上航行人員安全，避免航道堵塞，減少海洋環(huán)境污染，需對海洋沉船實(shí)施定期及快速打撈。

攻千斤是沉船打撈工程的重要工藝，是通過專用裝備將抬浮沉船用的鋼纜穿引過沉船船底。作為多種救助打撈方式的先導(dǎo)，攻打千斤洞和完成穿引過底千斤技術(shù)的效率和和質(zhì)量往往決定了救助打撈作業(yè)的成敗。

沉船打撈作業(yè)中，攻打千斤洞的主要方式有潛水員人工攻打和非開挖定向鉆機(jī)攻打。在淺水區(qū)人工攻打技術(shù)已經(jīng)十分成熟，但人工攻千斤仍存在過程復(fù)雜、危險(xiǎn)性高、效率低和精度不足等缺點(diǎn)。水下導(dǎo)向攻泥器(水下非開挖定向鉆機(jī))基于陸地非開挖技術(shù)，石油工業(yè)受控定向鉆進(jìn)技術(shù)與管線技術(shù)結(jié)合的一種新裝備新技術(shù)，可以用來對沉沒水域水深較大的沉船沉物進(jìn)行過底千斤洞攻打，通過機(jī)械化替代人力化攻千斤，非開挖技術(shù)施工效率高、工程成本低[2]。

實(shí)際水下工作環(huán)境復(fù)雜，常有管道等埋于海底，障礙物較多。利用攻泥器進(jìn)行沉船打撈作業(yè)，為保證安全鉆進(jìn)，千斤洞軌跡的優(yōu)化設(shè)計(jì)和最優(yōu)數(shù)學(xué)模型的建立顯得更加有必要[3]。

近年來，國內(nèi)外不少學(xué)者圍繞沉船打撈以及非開挖定向鉆機(jī)開展深入研究。張峰瑞等[4]針對大噸位沉船打撈升沉補(bǔ)償技術(shù)，提出雙駁半主動升沉補(bǔ)償打撈系統(tǒng)；周益邦等[5-6]介紹了液壓系統(tǒng)在鉆孔器中應(yīng)用，對水平定向鉆進(jìn)行液壓系統(tǒng)設(shè)計(jì)以及優(yōu)化；陳英龍等[7]對水下非開挖鉆機(jī)動力頭進(jìn)行推進(jìn)阻力和回轉(zhuǎn)力矩計(jì)算，并設(shè)計(jì)基于壓力流量復(fù)合控制的電液驅(qū)動系統(tǒng)；張自力等[8]分析了水平定向鉆控向精度影響因素，通過引入水鉆等方式提升定向鉆穿越的控向精度；朱清帥[9]分析定向鉆回拖阻力構(gòu)成，總結(jié)幾種回拖力計(jì)算公式適用范圍；劉永剛[10]分析非開挖鉆桿實(shí)際作業(yè)工況，總結(jié)鉆桿失效原因并對鉆桿進(jìn)行改進(jìn)；李志杰等[11]基于裂紋擴(kuò)展預(yù)測方法推導(dǎo)的鉆桿疲勞壽命計(jì)算公式，并通過疲勞實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證算法的準(zhǔn)確性和安全性；閆雪峰[12]針對大直徑非開挖水平定向鉆環(huán)空巖屑運(yùn)移研究鉆桿運(yùn)動和巖屑運(yùn)移規(guī)律。

利用水下攻泥器進(jìn)行攻千斤作業(yè)過程中，動力學(xué)模型對導(dǎo)向控制起重要作用。王宇[13]針對鉆機(jī)對打鉆速，基于二次回歸模型進(jìn)行性能優(yōu)化；胡志強(qiáng)等[14]建立了鉆柱-鉆頭-巖石系統(tǒng)動力學(xué)模型，采用有限元法模擬了三牙輪鉆頭破巖鉆進(jìn)的動態(tài)過程；朱才朝等[15]利用能量法研究鉆頭縱向、橫向和扭轉(zhuǎn)三個(gè)方向動力學(xué)；李琴等[16]基于達(dá)朗貝爾原理和有限元法，建立擴(kuò)孔器-巖土相互作用動力學(xué)模型；LUC P[17]針對由可旋轉(zhuǎn)鉆頭轉(zhuǎn)向系統(tǒng)引導(dǎo)的旋轉(zhuǎn)鉆頭，構(gòu)建了控制鉆頭3D運(yùn)動學(xué)的動力學(xué)模型。

本研究以沉船救助與打撈的水下導(dǎo)向攻泥器為研究對象，首先基于陸地非開挖定向鉆工作原理和土力學(xué)理論進(jìn)行水下攻泥器鉆進(jìn)軌跡設(shè)計(jì)，鉆頭靜力學(xué)和鉆桿彎曲變形分析，加入圓孔擴(kuò)張理論優(yōu)化曲線鉆進(jìn)彎矩模型；其次，采用牛頓-歐拉法建立鉆頭動力學(xué)方程，并通過MATLAB進(jìn)行鉆進(jìn)軌跡仿真分析；最后，開展了非開挖鉆進(jìn)實(shí)驗(yàn)，對所建立的動力學(xué)模型進(jìn)行了驗(yàn)證，通過實(shí)驗(yàn)與仿真對比分析，驗(yàn)證所提出的鉆頭動力學(xué)模型。

1 攻泥器導(dǎo)向原理與鉆進(jìn)軌跡設(shè)計(jì)

水下導(dǎo)向攻泥器進(jìn)行攻打過底千斤時(shí)，主要有兩種工作軌跡，一種是鉆進(jìn)過程軌跡為曲線，另一種是鉆進(jìn)過程軌跡為直線，其關(guān)鍵技術(shù)源于陸地非開挖定向鉆。

1.1 定向鉆工作原理

陸地定向鉆基本工作原理為:液壓系統(tǒng)提供推進(jìn)力和旋轉(zhuǎn)，通過鉆桿傳遞給鉆頭，由于鉆頭存在斜面，當(dāng)液壓系統(tǒng)只提供靜推進(jìn)力時(shí)，鉆頭所受和力與鉆桿垂直，帶動鉆桿產(chǎn)生偏移，鉆機(jī)進(jìn)行曲線鉆進(jìn)；當(dāng)液壓系統(tǒng)同時(shí)提供靜推進(jìn)力和旋轉(zhuǎn)，鉆桿將帶動鉆頭旋轉(zhuǎn)，此時(shí)鉆頭所受合力為0，鉆機(jī)進(jìn)行直線鉆進(jìn)[18]。

1.2 鉆進(jìn)軌跡設(shè)計(jì)

水下攻泥器鉆進(jìn)軌跡近似如圖1所示，A-B段為斜向下造斜段，鉆進(jìn)軌跡從A點(diǎn)開始且與水平面成α1角度，攻泥器受不平衡力開始斜向下鉆進(jìn)，直到鉆桿到達(dá)水平鉆進(jìn)點(diǎn)B即打撈沉船所需深度，形成曲率半徑為R1的曲線；B-C段為水平鉆進(jìn)段，此時(shí)液壓系統(tǒng)為鉆桿提供推進(jìn)力和旋轉(zhuǎn)，使得攻泥器豎直方向受力近似為0，只在水平方向上運(yùn)動，鉆進(jìn)位移為L2；C-D段為斜向上造斜段，由C點(diǎn)開始斜向上鉆進(jìn)過程，形成曲率半徑為R2的曲線，從D點(diǎn)完成出土，導(dǎo)向角由0°增大至α2。

圖1 鉆進(jìn)軌跡示意圖Fig.1 Schematic diagram of drilling trajectory

按照圖1所示，根據(jù)入土角α1，水平位移L1，L2，出土角α2設(shè)計(jì)的鉆進(jìn)軌跡，經(jīng)幾何關(guān)系計(jì)算得：

(1)

(2)

(3)

(4)

根據(jù)上述公式可知，水下攻泥器鉆進(jìn)軌跡可由入土角α1、曲率半徑R1，R2、最大所需深度H、出土角α2獲得。

2 鉆頭負(fù)載力學(xué)建模

2.1 鉆頭靜力學(xué)分析

對鉆頭進(jìn)行靜力學(xué)分析時(shí)，只考慮液壓系統(tǒng)，土體地質(zhì)，鉆桿/鉆頭材料和尺寸、沉船船底深度等具有規(guī)律性影響的因素，鉆進(jìn)過程鉆頭受力示意圖如圖2所示。

圖2 鉆頭受力示意圖Fig.2 Schematic diagram of drill bit force

推進(jìn)力F由液壓系統(tǒng)為攻泥器提供，為實(shí)現(xiàn)鉆頭擠壓土體成孔，需保證推進(jìn)力大于水下攻泥器表面阻力即土體作用力、土體摩擦力、導(dǎo)向板摩擦力、鉆頭/鉆桿摩擦力等之和。

其中土體作用力F1與導(dǎo)向板垂直，阻礙鉆頭向前鉆進(jìn)，軸向分量為F1x，垂直分量為F1z：

(5)

式中，γ——土體重度

C——土體黏聚力

Kp——被動土壓力系數(shù)

L——導(dǎo)向板長度

B——導(dǎo)向板寬度

土體摩擦力F2為土體顆粒之間相對運(yùn)動，沿滑移面運(yùn)動部分土體作用于導(dǎo)向板上阻力，軸向分量為F2x，垂直分量為F2z：

(6)

式中，φ——土體內(nèi)摩擦角

α——導(dǎo)向角

F3為鉆進(jìn)過程中，土體與導(dǎo)向板之間的摩擦阻力，其軸向分量為F3x，垂直分量為F3z：

(7)

式中，μ導(dǎo)向板與土體之間動摩擦系數(shù)。

F4為鉆機(jī)攻進(jìn)過程中，土體與鉆桿/鉆頭之間的軸向摩擦阻力：

F4=γH0π(D·L鉆頭+d·L總)μ2

(8)

式中，D——鉆頭直徑

d——鉆桿直徑

L鉆頭——鉆頭長度

L總——鉆桿在土體中總長度

μ2——鉆頭/鉆桿表面與土體之間摩擦系數(shù)，一般取0.1

F5為液壓推進(jìn)力作用于鉆頭時(shí)，導(dǎo)向板受土壤沖擊產(chǎn)生的慣性力：

dm(vm-v0)=F5·dt

(9)

式中，v0——土體的滑移面處運(yùn)動初速度

vm——土體向前的運(yùn)動速度

假設(shè)v0=0，vm可視為攻泥器前進(jìn)速度，則式(9)可化簡為：

(10)

根據(jù)土力學(xué)原理，單位時(shí)間導(dǎo)向板沖擊土體的質(zhì)量為：

(11)

將式(11)帶入式(10)得：

(12)

式中，vt鉆頭推進(jìn)速度。

將導(dǎo)向板、鉆桿與鉆頭所受合力沿鉆桿軸向和周向分解，軸向合力使鉆機(jī)向前鉆進(jìn)，周向合力使鉆機(jī)沿預(yù)定曲線鉆進(jìn)。

2.2 鉆桿彎曲變形分析

由于導(dǎo)向板斜面的存在，使得鉆進(jìn)過程中鉆頭兩側(cè)受力不平衡，并在鉆桿上產(chǎn)生彎矩，加上鉆桿存在彈性模量發(fā)生偏轉(zhuǎn)，鉆進(jìn)軌跡成一條曲線，而鉆頭導(dǎo)向彎曲程度與負(fù)載力矩相關(guān)，將鉆頭的導(dǎo)向彎曲過程分解如圖3所示。

圖3 導(dǎo)向彎曲過程分解示意圖Fig.3 Exploded schematic diagram of guided bending process

點(diǎn)O為動系原點(diǎn)，X方向?yàn)殂@頭進(jìn)給方向，Z軸垂直于X軸向下，Y軸垂直于XOZ平面向外，到下一工作時(shí)刻，鉆頭原點(diǎn)變?yōu)镺′點(diǎn)，運(yùn)動過程近似可分為沿X軸正向移動和繞Y軸轉(zhuǎn)動，由于后部鉆桿限制，Z軸方向位移近似不變。

1) 圓孔擴(kuò)張理論

如圖4所示，基于土體的基本假設(shè)，可將鉆頭附近土體劃分為塑性區(qū)Ru≤R≤Rp，彈性區(qū)Rp≤R≤∞，兩區(qū)交界處半徑為Rp[19]。在鉆進(jìn)初始時(shí)，鉆頭受半徑為Ri的圓形均布壓力，隨著水下攻泥器在海底中鉆進(jìn)，鉆頭逐漸產(chǎn)生偏移，鉆孔半徑增大至最大值Ru，鉆頭所受均布壓力變?yōu)樽畲笾祊u。

圖4 圓孔擴(kuò)張理論示意圖Fig.4 Schematic diagram of circular hole expansion theory

實(shí)際鉆進(jìn)過程中，鉆孔半徑由R0→Ru，鉆桿受F1，F(xiàn)2，F(xiàn)3和鉆頭頂?shù)刃Ш狭6作用，該合力作用于壓縮變形土體，大小與鉆桿變化角度和壓縮變形部分土體剛度有關(guān)。

據(jù)周炳勤[20]的研究，圓孔擴(kuò)張問題極限擴(kuò)張壓力可表示為：

(13)

式中，p0——鉆頭初始半徑所受圓形均布壓力

A1，A2，A3——與土體相關(guān)的常數(shù)

φ0——土體的內(nèi)摩擦角

c0——土體黏聚力

β——軟化參數(shù)

I——擴(kuò)張半徑與初始半徑的比值

如圖3、圖4所示，假設(shè)經(jīng)過Δt時(shí)間，鉆桿變化角為θ，土體受鉆頭擠壓產(chǎn)生壓縮變形，鉆頭頂側(cè)受力F6作用，其合力矩M6可表示為式(14)：

M6=ω·k1·Δt

(14)

式中，ω——鉆進(jìn)變化角速度

k1——海底地質(zhì)剛度系數(shù)

2) 鉆桿彈性變形分析

按材料力學(xué)可知，在曲線鉆進(jìn)過程中，由于鉆孔限制，鉆桿將受到一個(gè)外力，產(chǎn)生彎曲變形，形成彎矩M7用式(15)表示，并施加給鉆頭體反彎矩：

(15)

式中，E——鉆桿彈性模量

LG——鉆桿彎曲部分實(shí)際長度

A——鉆桿橫截面積

鉆桿角度變化如圖3所示，綜合海底地質(zhì)、鉆桿自身材料和管徑等諸多影響，利用上述分析方法，求得水下導(dǎo)向攻泥器在進(jìn)行曲線鉆進(jìn)過程中，所受彎矩的大小如表1所示。

表1 鉆頭曲線鉆進(jìn)彎矩模型Tab.1 Curved drilling bending moment model of drill bit

3 鉆頭動力學(xué)建模

3.1 坐標(biāo)系選取及參數(shù)定義

為描述水下導(dǎo)向攻泥器鉆頭在海底鉆進(jìn)動態(tài)過程，建立固定坐標(biāo)系E-ζηξ和運(yùn)動坐標(biāo)系O-XYZ如圖5所示。坐標(biāo)系E-ζηξ在地球上，坐標(biāo)系原點(diǎn)E為鉆頭初始運(yùn)動時(shí)位置，Eζ軸與Eξ軸在水平面上，Eη軸垂直于Eζξ平面，鉆頭運(yùn)動遵循牛頓第二定律，通過固定坐標(biāo)系E-ζηξ可確定鉆頭相對于地球的位姿。坐標(biāo)系O-XYZ坐標(biāo)原點(diǎn)取在鉆頭質(zhì)心處，OX軸沿鉆頭軸向指向頭部，OZ軸在鉆頭對稱面內(nèi)向下為正方向，OY軸垂直于OXZ平面且向外指出。

圖5 鉆頭坐標(biāo)系Fig.5 Drill bit coordinate system

用鉆頭3個(gè)姿態(tài)角Φ,θ,ψ描述鉆頭鉆進(jìn)坐標(biāo)系O-XYZ到坐標(biāo)系E-ζηξ的坐標(biāo)轉(zhuǎn)換關(guān)系。面向角Φ為繞X軸旋轉(zhuǎn)角度，用來描述鉆桿旋轉(zhuǎn)的角度；導(dǎo)向角θ為鉆桿繞Y軸旋轉(zhuǎn)的角度，用來描述鉆桿彎曲的角度；偏向角ψ為鉆頭繞Z軸旋轉(zhuǎn)的角度。

將第2部分中鉆頭所受外力，在O-XYZ坐標(biāo)系下進(jìn)行矢量分解，F(xiàn)X，F(xiàn)Y，F(xiàn)Z分別為3個(gè)坐標(biāo)軸上受力大小，K為鉆桿繞X軸的旋轉(zhuǎn)力矩，M為鉆桿繞Y軸的彎曲力矩，N為鉆桿繞Z軸的偏離力矩；將鉆頭O-XYZ坐標(biāo)系相對于E-ζηξ坐標(biāo)系的速度，按O-XYZ的3個(gè)方向軸進(jìn)行矢量分解，用u表示沿X軸前進(jìn)速度，v表示繞Y軸的彎曲速度，w表示沿Z軸的偏離速度；將鉆頭O-XYZ坐標(biāo)系繞E-ζηξ坐標(biāo)系的旋轉(zhuǎn)角速度φ，按相應(yīng)歐拉角關(guān)系進(jìn)行角速度矢量分解，用p表示繞X軸的旋轉(zhuǎn)角速度，q表示繞Y軸的彎曲角速度，r表示繞Z軸的偏轉(zhuǎn)角速度。

3.2 鉆頭動力學(xué)建模

實(shí)際鉆進(jìn)過程中，為討論鉆桿、鉆頭與土壤相互作用，確定水下攻泥器鉆進(jìn)動態(tài)過程中驅(qū)動力、阻尼力、位移、速度變化，采用牛頓-歐拉方法建立鉆頭動力學(xué)方程表示為：

(16)

水下導(dǎo)向攻泥器在海底鉆進(jìn)過程可視沿x軸正向移動和繞y軸轉(zhuǎn)動，則式(16)可近似表示為：

(17)

式中，m——鉆頭質(zhì)量

v1=[uvw]T——鉆頭速度矩陣

v2=[pqr]T——鉆頭角速度矩陣

I0——鉆頭轉(zhuǎn)動慣量矩陣

F，M——外力及外力矩

取鉆頭與鉆桿連接處為質(zhì)心，rG=(xG,yG,zG)T為鉆頭動系下重心坐標(biāo)。

將外力F沿運(yùn)動坐標(biāo)系3個(gè)方向軸分解為FX，F(xiàn)Y，F(xiàn)Z，各個(gè)分力對鉆桿產(chǎn)生的力矩分別為MX，MY，MZ，則動力學(xué)方程可表示為式(18)：

(18)

通過轉(zhuǎn)換矩陣，將運(yùn)動坐標(biāo)系下物理量轉(zhuǎn)換為固定坐標(biāo)系下，并求得鉆頭在固定坐標(biāo)系中位姿。

3.3 仿真分析

按照水下導(dǎo)向攻泥器的工作需求，采用MATLAB中的S函數(shù)進(jìn)行水下攻泥仿真，研究液壓系統(tǒng)驅(qū)動力、海底地質(zhì)以及鉆桿彈性模量等對鉆進(jìn)軌跡、鉆頭導(dǎo)向角變化的影響。

1) 液壓系統(tǒng)驅(qū)動力的影響

水下導(dǎo)向攻泥器由液壓系統(tǒng)提供驅(qū)動力，針對黏土地質(zhì)，鉆頭初始導(dǎo)向角為-30°，對鉆頭施加不同驅(qū)動力，研究驅(qū)動力變化鉆進(jìn)軌跡、導(dǎo)向角變化的影響，仿真結(jié)果如圖6所示。

由圖6可知，在80,90,100 kN推力下，水平位移ζ最大值分別為54,57,61 m；鉆頭推進(jìn)力為80,100,120 kN時(shí)，鉆頭導(dǎo)向角變化至0°的時(shí)間分別為17.5,19.5,20.5 min?？梢钥闯?，對鉆頭施加的推進(jìn)力越大，鉆進(jìn)軌跡越長，完成相同導(dǎo)向角變化量所需時(shí)間越長。

圖6 液壓系統(tǒng)驅(qū)動力仿真分析Fig.6 Simulation analysis of driving force of hydraulic system

2) 海底地質(zhì)變化的影響

我國渤海、黃海區(qū)域海底表面沉積物主要以砂礫和黏土為主，鉆頭在不同地質(zhì)中所受阻力不同,對鉆頭施加80 kN推進(jìn)力，初始導(dǎo)向角-30°，研究鉆頭在黏土和砂礫兩種不同地質(zhì)中，鉆進(jìn)軌跡和鉆頭導(dǎo)向角變化，仿真結(jié)果如圖7所示。

由圖7可知，同一驅(qū)動力下，在黏土、砂礫地質(zhì)中，水平位移ζ最大值分別為55，42 m，最大鉆進(jìn)深度即豎直位移ξ最大值分別為7.7，6.0 m；繞η軸的角度變化至0°的時(shí)間分別為14，17 min。可以看出，相對于砂礫地質(zhì)，鉆頭在黏土中受到阻力和彎矩較小，鉆進(jìn)軌跡較長，相同時(shí)間導(dǎo)向角變化量較小。

圖7 海底地質(zhì)變化仿真分析Fig.7 Simulation analysis of seabed geological changes

3) 鉆頭初始導(dǎo)向角變化的影響

在鉆進(jìn)過程中，鉆頭逐漸受力發(fā)生偏轉(zhuǎn)，鉆頭的導(dǎo)向角在地質(zhì)中緩慢改變，針對黏土地質(zhì)，由液壓系統(tǒng)提供80 kN推進(jìn)力，初始導(dǎo)向角分別為-30°，-25°，-20°，研究初始導(dǎo)向角變化對鉆進(jìn)軌跡的影響，仿真結(jié)果如圖8所示。

由圖8可知，水平位移ζ最大值分別為55，44，36 m，豎直位移ξ最大值分別為7.7，5.9，3.6 m，達(dá)到最大水平推進(jìn)速度的時(shí)間分別為1.90，1.91，1.92 m/min?？梢钥闯?，在同一地質(zhì)和驅(qū)動力情況下，初始導(dǎo)向角越大，鉆進(jìn)軌跡越長，最大水平速度越小。

圖8 初始導(dǎo)向角變化仿真分析Fig.8 Simulation analysis of initial steering angle change

4) 鉆桿彈性模量變化的影響

由2.2可知，鉆進(jìn)過程中由于鉆孔限制，鉆桿發(fā)生彈性變形產(chǎn)生彎矩M7，并給鉆頭施加反彎矩；同時(shí)，根據(jù)式(15)可知，彎矩與鉆桿彈性模量即鉆桿與海底地質(zhì)相互作用剛度系數(shù)相關(guān)。針對黏土地質(zhì)，與鉆桿相互作用剛度系數(shù)分別為1×107，2×107，3×107MPa，由液壓系統(tǒng)提供80 kN推進(jìn)力，研究不同鉆桿彈性模量情況下，鉆進(jìn)軌跡和鉆頭導(dǎo)向角變化，仿真結(jié)果如圖9所示。

由圖9可知，水平位移ζ最大值分別29，55，78 m，豎直位移ξ最大值分別為4.0，7.7，11.2 m，鉆頭導(dǎo)向角變化至0°的時(shí)間分別為7.5，17.5，22.5 min。可以看出，鉆進(jìn)過程中，剛度系數(shù)較小的鉆桿更容易彎曲，鉆進(jìn)軌跡越短，鉆桿偏轉(zhuǎn)越明顯，完成相同導(dǎo)向角變化量所需時(shí)間越短。

圖9 鉆桿彈性模量變化仿真分析Fig.9 Simulation analysis of drill pipe elastic modulus changes

5) 動力頭旋轉(zhuǎn)的影響

由1.1可知，動力頭是否旋轉(zhuǎn)決定鉆頭軌跡是否發(fā)生偏轉(zhuǎn)，對鉆頭施加120 kN推進(jìn)力，初始導(dǎo)向角-14°，研究鉆頭是否旋轉(zhuǎn)對鉆進(jìn)軌跡和鉆頭導(dǎo)向角變化的影響，仿真結(jié)果如圖10所示。

由圖10可知：鉆頭不旋轉(zhuǎn)，水平鉆進(jìn)位移ζ為10 m時(shí)，豎直位移ξ為3.3 m，鉆頭導(dǎo)向角時(shí)刻變化；當(dāng)鉆頭發(fā)生旋轉(zhuǎn)，水平鉆進(jìn)位移ζ為10 m時(shí)，豎直位移Z為4.0 m，鉆頭導(dǎo)向角保持-30°。

圖10 動力頭旋轉(zhuǎn)仿真分析Fig.10 Simulation analysis of power head rotation

4 非開挖鉆進(jìn)實(shí)驗(yàn)與驗(yàn)證

實(shí)驗(yàn)以Ditch Witch公司JT2720型號非開挖鉆機(jī)系統(tǒng)為動力源，為鉆桿和鉆頭提供推進(jìn)力和轉(zhuǎn)矩，通過實(shí)驗(yàn)鉆進(jìn)過程鉆進(jìn)軌跡和導(dǎo)向角變化數(shù)據(jù)與仿真進(jìn)行對比，驗(yàn)證動力學(xué)模型。鉆機(jī)和實(shí)驗(yàn)環(huán)境參數(shù)如下：鉆機(jī)推進(jìn)力112500 kN，鉆機(jī)功率93 kW，導(dǎo)向頭直徑0.08 m，鉆桿長度3.00 m，鉆桿直徑0.073 m，導(dǎo)向板長度0.248 m，導(dǎo)向板寬度0.1 m，鉆桿推進(jìn)速度1.3 m/min，鉆桿旋轉(zhuǎn)速度200 r/min。

表2 地質(zhì)參數(shù)Tab.2 Geological parameters

4.1 導(dǎo)向鉆進(jìn)實(shí)驗(yàn)

實(shí)驗(yàn)采用鉆機(jī)鉆進(jìn)總長約75 m，初始導(dǎo)向角-18.06°，進(jìn)給速度1.4 m/min，鉆進(jìn)孔深度1.4 m，鉆出孔2.1 m，每鉆進(jìn)一根桿，做一次數(shù)據(jù)記錄。取鉆進(jìn)造斜段1-8桿、22-27桿的數(shù)據(jù)與仿真進(jìn)行對比如圖11所示。

實(shí)驗(yàn)斜向下鉆進(jìn)段1-8桿、斜向上鉆進(jìn)段22-27桿鉆頭面向角為0°。由圖11可知，1-8桿造斜段豎直位移ξ最大值為4.45 m，對應(yīng)水平位移ζ為17.5 m，在水平位移ζ變化量相同時(shí)，豎直位移變化量ξ逐漸減少，導(dǎo)向角由-18.06°變化至0°；相反22-27桿水平位移ζ變化量相同時(shí)，豎直位移ξ變化量逐漸增大，導(dǎo)向角由0°變化至15°。

圖11 實(shí)際導(dǎo)向段軌跡變化圖Fig.11 Actual trajectory change of guiding section

實(shí)驗(yàn)時(shí)，為提升鉆進(jìn)效率，從第22根桿增大驅(qū)動力，完成出土?xí)r，水平位移增大約2.1 m，同時(shí)相比仿真，實(shí)驗(yàn)時(shí)由于不確定負(fù)載力存在，實(shí)際軌跡具有較小誤差，繞η軸角度變化基本一致。

4.2 避障鉆進(jìn)實(shí)驗(yàn)

考慮海底障礙和管道會影響實(shí)際鉆進(jìn)過程，進(jìn)行鉆機(jī)避障鉆進(jìn)實(shí)驗(yàn)，實(shí)驗(yàn)現(xiàn)場簡圖如圖12所示，鉆頭12點(diǎn)鐘和6點(diǎn)鐘方向面向角分別為0°和180°，總長約50 m，初始導(dǎo)向角-13.89°，鉆進(jìn)速度1.5 m/min，鉆進(jìn)坑深度1.5 m，鉆孔深度2.5 m。將實(shí)驗(yàn)鉆進(jìn)數(shù)據(jù)與仿真對比如圖13所示。

圖12 避障鉆進(jìn)實(shí)驗(yàn)示意圖Fig.12 Schematic diagram of obstacle avoidance drilling experiment

實(shí)驗(yàn)中斜向下造斜段1-6桿、斜向上造斜段12-18桿面向角為0°。由圖13可知，1-6桿導(dǎo)向角由-13.89°變化至0°，在水平位移ζ變化量相同距離時(shí)，豎直位移變化量逐漸減?。幌喾?2-18桿導(dǎo)向角由0°開始增大，在水平位移變化量相同距離時(shí)，豎直位移變化量增大。

圖13 鉆桿參數(shù)變化圖Fig.13 Change of drill pipe parameters

將造斜段1-6桿、15-17桿鉆進(jìn)軌跡和導(dǎo)向角變化進(jìn)行仿真對比如圖14所示。由圖14可知：造斜深度為3.75 m時(shí)，水平位移ζ為15 m。實(shí)驗(yàn)與仿真相比，鉆進(jìn)軌跡存在較小誤差，鉆頭導(dǎo)向角變化基本一致，為提升效率，實(shí)驗(yàn)時(shí)在15 min增大鉆進(jìn)驅(qū)動力，相對于仿真相同時(shí)間內(nèi)鉆頭角度變化增加。

圖14 導(dǎo)向段鉆桿參數(shù)變化圖Fig.14 Change of drill pipe parameters in guide section

5 結(jié)論

從土體破壞分析實(shí)際鉆進(jìn)過程，基于土力學(xué)原理對攻泥器鉆頭進(jìn)行負(fù)載力建模，并加入圓孔擴(kuò)張理論分析優(yōu)化鉆進(jìn)彎矩模型。

運(yùn)用牛頓-歐拉方程建立了鉆進(jìn)過程鉆頭動力學(xué)模型，通過MATLAB進(jìn)行仿真分析，水下導(dǎo)向攻泥器的液壓系統(tǒng)驅(qū)動力、海底底質(zhì)、初始鉆進(jìn)角度和鉆桿彈性模量等均會對鉆進(jìn)過程產(chǎn)生影響。

利用非開挖鉆進(jìn)技術(shù)進(jìn)行實(shí)驗(yàn)，通過仿真分析和實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)對比分析，所建立的鉆進(jìn)過程動力學(xué)模型符合實(shí)際鉆進(jìn)。