水下導(dǎo)向攻泥器鉆進過程動力學(xué)建模及實驗驗證

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、船舶運輸、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，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、危險性高、效率低和精度不足等缺點。水下導(dǎo)向攻泥器(水下非開挖定向鉆機)基于陸地非開挖技術(shù)，石油工業(yè)受控定向鉆進技術(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行過底千斤洞攻打，通過機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。利用攻泥器進行沉船打撈作業(yè)，為保證安全鉆進，千斤洞軌跡的優(yōu)化設(shè)計和最優(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開展深入研究。張峰瑞等[4]針對大噸位沉船打撈升沉補償技術(shù)，提出雙駁半主動升沉補償打撈系統(tǒng)；周益邦等[5-6]介紹了液壓系統(tǒng)在鉆孔器中應(yīng)用，對水平定向鉆進行液壓系統(tǒng)設(shè)計以及優(yōu)化；陳英龍等[7]對水下非開挖鉆機動力頭進行推進阻力和回轉(zhuǎn)力矩計算，并設(shè)計基于壓力流量復(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)幾種回拖力計算公式適用范圍；劉永剛[10]分析非開挖鉆桿實際作業(yè)工況，總結(jié)鉆桿失效原因并對鉆桿進行改進；李志杰等[11]基于裂紋擴展預(yù)測方法推導(dǎo)的鉆桿疲勞壽命計算公式，并通過疲勞實驗驗證算法的準確性和安全性；閆雪峰[12]針對大直徑非開挖水平定向鉆環(huán)空巖屑運移研究鉆桿運動和巖屑運移規(guī)律。

利用水下攻泥器進行攻千斤作業(yè)過程中，動力學(xué)模型對導(dǎo)向控制起重要作用。王宇[13]針對鉆機對打鉆速，基于二次回歸模型進行性能優(yōu)化；胡志強等[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)三個方向動力學(xué)；李琴等[16]基于達朗貝爾原理和有限元法，建立擴孔器-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)理論進行水下攻泥器鉆進軌跡設(shè)計，鉆頭靜力學(xué)和鉆桿彎曲變形分析，加入圓孔擴張理論優(yōu)化曲線鉆進彎矩模型；其次，采用牛頓-歐拉法建立鉆頭動力學(xué)方程，并通過MATLAB進行鉆進軌跡仿真分析；最后，開展了非開挖鉆進實驗，對所建立的動力學(xué)模型進行了驗證，通過實驗與仿真對比分析，驗證所提出的鉆頭動力學(xué)模型。

1 攻泥器導(dǎo)向原理與鉆進軌跡設(shè)計

水下導(dǎo)向攻泥器進行攻打過底千斤時，主要有兩種工作軌跡，一種是鉆進過程軌跡為曲線，另一種是鉆進過程軌跡為直線，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)提供推進力和旋轉(zhuǎn)，通過鉆桿傳遞給鉆頭，由于鉆頭存在斜面，當液壓系統(tǒng)只提供靜推進力時，鉆頭所受和力與鉆桿垂直，帶動鉆桿產(chǎn)生偏移，鉆機進行曲線鉆進；當液壓系統(tǒng)同時提供靜推進力和旋轉(zhuǎn)，鉆桿將帶動鉆頭旋轉(zhuǎn)，此時鉆頭所受合力為0，鉆機進行直線鉆進[18]。

1.2 鉆進軌跡設(shè)計

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

圖1 鉆進軌跡示意圖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)計的鉆進軌跡，經(jīng)幾何關(guān)系計算得：

(1)

(2)

(3)

(4)

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

2 鉆頭負載力學(xué)建模

2.1 鉆頭靜力學(xué)分析

對鉆頭進行靜力學(xué)分析時，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

推進力F由液壓系統(tǒng)為攻泥器提供，為實現(xiàn)鉆頭擠壓土體成孔，需保證推進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，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動，沿滑移面運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為鉆機攻進過程中，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為液壓推進力作用于鉆頭時，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——土體的滑移面處運動初速度

vm——土體向前的運動速度

假設(shè)v0=0，vm可視為攻泥器前進速度，則式(9)可化簡為：

(10)

根據(jù)土力學(xué)原理，單位時間導(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，軸向合力使鉆機向前鉆進，周向合力使鉆機沿預(yù)定曲線鉆進。

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)，鉆進軌跡成一條曲線，而鉆頭導(dǎo)向彎曲程度與負載力矩相關(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O為動系原點，X方向為鉆頭進給方向，Z軸垂直于X軸向下，Y軸垂直于XOZ平面向外，到下一工作時刻，鉆頭原點變?yōu)镺′點，運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]。在鉆進初始時，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，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 圓孔擴張理論示意圖Fig.4 Schematic diagram of circular hole expansion theory

實際鉆進過程中，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，圓孔擴張問題極限擴張壓力可表示為：

(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，在曲線鉆進過程中，由于鉆孔限制，鉆桿將受到一個外力，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)向攻泥器在進行曲線鉆進過程中，所受彎矩的大小如表1所示。

表1 鉆頭曲線鉆進彎矩模型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動態(tài)過程，建立固定坐標系E-ζηξ和運動坐標系O-XYZ如圖5所示。坐標系E-ζηξ在地球上，坐標系原點E為鉆頭初始運動時位置，Eζ軸與Eξ軸在水平面上，Eη軸垂直于Eζξ平面，鉆頭運動遵循牛頓第二定律，通過固定坐標系E-ζηξ可確定鉆頭相對于地球的位姿。坐標系O-XYZ坐標原點取在鉆頭質(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 鉆頭坐標系Fig.5 Drill bit coordinate system

用鉆頭3個姿態(tài)角Φ,θ,ψ描述鉆頭鉆進坐標系O-XYZ到坐標系E-ζηξ的坐標轉(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坐標系下進行矢量分解，F(xiàn)X，F(xiàn)Y，F(xiàn)Z分別為3個坐標軸上受力大小，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坐標系相對于E-ζηξ坐標系的速度，按O-XYZ的3個方向軸進行矢量分解，用u表示沿X軸前進速度，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坐標系繞E-ζηξ坐標系的旋轉(zhuǎn)角速度φ，按相應(yīng)歐拉角關(guān)系進行角速度矢量分解，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

實際鉆進過程中，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。

將外力F沿運動坐標系3個方向軸分解為FX，F(xiàn)Y，F(xiàn)Z，各個分力對鉆桿產(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，將運動坐標系下物理量轉(zhuǎn)換為固定坐標系下，并求得鉆頭在固定坐標系中位姿。

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；鉆頭推進力為80,100,120 kN時，鉆頭導(dǎo)向角變化至0°的時間分別為17.5,19.5,20.5 min。可以看出，對鉆頭施加的推進力越大，鉆進軌跡越長，完成相同導(dǎo)向角變化量所需時間越長。

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，鉆進軌跡較長，相同時間導(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，達到最大水平推進速度的時間分別為1.90，1.91，1.92 m/min。可以看出，在同一地質(zhì)和驅(qū)動力情況下，初始導(dǎo)向角越大，鉆進軌跡越長，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，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推進力，研究不同鉆桿彈性模量情況下，鉆進軌跡和鉆頭導(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°的時間分別為7.5，17.5，22.5 min。可以看出，鉆進過程中，剛度系數(shù)較小的鉆桿更容易彎曲，鉆進軌跡越短，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推進力，初始導(dǎo)向角-14°，研究鉆頭是否旋轉(zhuǎn)對鉆進軌跡和鉆頭導(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)，水平鉆進位移ζ為10 m時，豎直位移ξ為3.3 m，鉆頭導(dǎo)向角時刻變化；當鉆頭發(fā)生旋轉(zhuǎn)，水平鉆進位移ζ為10 m時，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 非開挖鉆進實驗與驗證

實驗以Ditch Witch公司JT2720型號非開挖鉆機系統(tǒng)為動力源，為鉆桿和鉆頭提供推進力和轉(zhuǎn)矩，通過實驗鉆進過程鉆進軌跡和導(dǎo)向角變化數(shù)據(jù)與仿真進行對比，驗證動力學(xué)模型。鉆機和實驗環(huán)境參數(shù)如下：鉆機推進力112500 kN，鉆機功率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)向鉆進實驗

實驗采用鉆機鉆進總長約75 m，初始導(dǎo)向角-18.06°，進給速度1.4 m/min，鉆進孔深度1.4 m，鉆出孔2.1 m，每鉆進一根桿，做一次數(shù)據(jù)記錄。取鉆進造斜段1-8桿、22-27桿的數(shù)據(jù)與仿真進行對比如圖11所示。

實驗斜向下鉆進段1-8桿、斜向上鉆進段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，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，豎直位移ξ變化量逐漸增大，導(dǎo)向角由0°變化至15°。

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

實驗時，為提升鉆進效率，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，同時相比仿真，實驗時由于不確定負載力存在，實際軌跡具有較小誤差，繞η軸角度變化基本一致。

4.2 避障鉆進實驗

考慮海底障礙和管道會影響實際鉆進過程，進行鉆機避障鉆進實驗，實驗現(xiàn)場簡圖如圖12所示，鉆頭12點鐘和6點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°，鉆進速度1.5 m/min，鉆進坑深度1.5 m，鉆孔深度2.5 m。將實驗鉆進數(shù)據(jù)與仿真對比如圖13所示。

圖12 避障鉆進實驗示意圖Fig.12 Schematic diagram of obstacle avoidance drilling experiment

實驗中斜向下造斜段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，豎直位移變化量逐漸減小；相反12-18桿導(dǎo)向角由0°開始增大，在水平位移變化量相同距離時，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桿鉆進軌跡和導(dǎo)向角變化進行仿真對比如圖14所示。由圖14可知：造斜深度為3.75 m時，水平位移ζ為15 m。實驗與仿真相比，鉆進軌跡存在較小誤差，鉆頭導(dǎo)向角變化基本一致，為提升效率，實驗時在15 min增大鉆進驅(qū)動力，相對于仿真相同時間內(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

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

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

利用非開挖鉆進技術(shù)進行實驗，通過仿真分析和實驗數(shù)據(jù)對比分析，所建立的鉆進過程動力學(xué)模型符合實際鉆進。