螺旋钻头掘削土壤的阻力矩研究.pdf

螺旋钻头掘削土壤的阻力矩研究 ① 胡均平， 张政华， 郭 勇， 李亮红 （中南大学 机电工程学院， 湖南 长沙 ４１００８３） 摘 要 考虑进给和回转运动共同对切削厚度和切削角的影响，引用进给回转速比 ｍ，结合 ＭｃＫｙｅｓ⁃Ａｌｉ 土壤三维失效模型和极限 力学平衡方程，建立了新的螺旋切削阻力矩解析公式。 理论和实验研究表明，螺旋切削阻力矩与进给回转速比 ｍ 成非线性关系；ｍ 的存在使实际切削角、实际切削厚度及实际失效角都发生改变，导致钻头切削阻力矩理论值与不考虑 ｍ 影响时不同；两理论值偏差 随 ｍ 没有确定的变化规律，偏差的大小与土壤力学参数、钻具结构参数和上层土预压力等有关；实验值与考虑进给回转速比影响的 理论值有更高的吻合度，证明了理论的正确性。 关键词 螺旋钻头； 进给回转速比； 切削阻力矩 中图分类号 Ｕ４１５．５文献标识码 Ａｄｏｉ１０．３９６９／ ｊ．ｉｓｓｎ．０２５３－６０９９．２０１４．０２．００４ 文章编号 ０２５３－６０９９（２０１４）０２－００１５－０５ Ｒｅｓｅａｒｃｈ ｏｎ Ｒｅｓｉｓｔａｎｃｅ Ｔｏｒｑｕｅ ｏｆ ａ Ｗｏｒｋｉｎｇ Ａｕｇｅｒ Ｈｅａｄ ＨＵ Ｊｕｎ⁃ｐｉｎｇ， ＺＨＡＮＧ Ｚｈｅｎｇ⁃ｈｕａ， ＧＵＯ Ｙｏｎｇ， ＬＩ Ｌｉａｎｇ⁃ｈｏｎｇ （Ｓｃｈｏｏｌ ｏｆ Ｍｅｃｈａｎｉｃａｌ ａｎｄ Ｅｌｅｃｔｒｉｃａｌ Ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ， Ｃｅｎｔｒａｌ Ｓｏｕｔｈ Ｕｎｉｖｅｒｓｉｔｙ， Ｃｈａｎｇｓｈａ ４１００８３， Ｈｕｎａｎ， Ｃｈｉｎａ） Ａｂｓｔｒａｃｔ Ｉｎ ｖｉｅｗ ｏｆ ｔｈｅ ｉｍｐａｃｔｓ ｏｆ ｆｅｅｄｉｎｇ ａｎｄ ｒｏｔａｒｙ ｍｏｔｉｏｎ ｏｎ ｒｅａｌ ｃｕｔｔｉｎｇ ｔｈｉｃｋｎｅｓｓ ａｎｄ ｃｕｔｔｉｎｇ ａｎｇｌｅ， ｔｈｅ ｐａｒａｍｅｔｅｒ ｍ， ｔｈａｔ ｉｓ ｔｈｅ ｆｅｅｄｉｎｇ⁃ｒｏｔａｔｉｏｎａｌ ｓｐｅｅｄ ｒａｔｉｏ， ｗａｓ ｉｎｔｒｏｄｕｃｅｄ ｉｎ ｔｈｅ ｓｔｕｄｙ． Ｉｎ ｃｏｍｂｉｎａｔｉｏｎ ｗｉｔｈ ＭｃＫｙｅｓ⁃Ａｌｉ′ｓ ｔｈｒｅｅ⁃ ｄｉｍｅｎｓｉｏｎａｌ ｓｏｉｌ ｆａｉｌｕｒｅ ｐａｔｔｅｒｎ ａｎｄ ｔｈｅ ｃｏｒｒｅｓｐｏｎｄｉｎｇ ｌｉｍｉｔｅｄ ｅｑｕｉｌｉｂｒｉｕｍ ｍｅｃｈａｎｉｃｓ ｅｑｕａｔｉｏｎｓ， ａ ｎｅｗ ａｎａｌｙｔｉｃａｌ ｆｏｒｍｕｌａ ｆｏｒ ｃｕｔｔｉｎｇ ｒｅｓｉｓｔａｎｃｅ ｔｏｒｑｕｅ ｏｆ ａ ｗｏｒｋｉｎｇ ａｕｇｅｒ ｈｅａｄ ｗａｓ ｄｅｄｕｃｅｄ． Ｔｈｅｏｒｅｔｉｃａｌ ａｎｄ ｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔａｌ ｒｅｓｅａｒｃｈｅｓ ｓｈｏｗ ｔｈａｔ， ｔｈｅ ｒｅｌａｔｉｏｎｓｈｉｐ ｂｅｔｗｅｅｎ ｆｅｅｄｉｎｇ⁃ｒｏｔａｔｉｏｎａｌ ｓｐｅｅｄ ｒａｔｉｏ ａｎｄ ｃｕｔｔｉｎｇ ｒｅｓｉｓｔａｎｃｅ ｔｏｒｑｕｅ ｉｓ ｎｏｎｌｉｎｅａｒ． Ｔｈｅ ｉｎｔｒｏｄｕｃｔｉｏｎ ｏｆ ｔｈｅ ｐａｒａｍｅｔｅｒ ｍ ｌｅａｄｓ ｔｏ ｃｈａｎｇｅｓ ｉｎ ｔｈｅ ｒｅａｌ ｃｕｔｔｉｎｇ ａｎｇｌｅ， ｒｅａｌ ｃｕｔｔｉｎｇ ｔｈｉｃｋｎｅｓｓ ａｎｄ ｒｅａｌ ｆａｉｌｕｒｅ ａｎｇｌｅ， ｒｅｓｕｌｔｉｎｇ ｉｎ ｄｅｆｉｎｉｔｅｌｙ ｄｉｆｆｅｒｅｎｔ ｃｕｔｔｉｎｇ ｒｅｓｉｓｔａｎｃｅ ｔｏｒｑｕｅ． Ｔｈｅ ｄｉｆｆｅｒｅｎｃｅ ｂｅｔｗｅｅｎ ｔｗｏ ｔｈｅｏｒｅｔｉｃａｌ ｖａｌｕｅｓ ｄｏｅｓｎ′ｔ ｆｏｌｌｏｗ ａｎｙ ｒｅｇｕｌａｒ ｐａｔｔｅｒｎ ａｓ ｍ ｖａｌｕｅ ｃｈａｎｇｅｓ， ｂｕｔ ｉｔ ｉｓ ｃｏｎｎｅｃｔｅｄ ｗｉｔｈ ｍｅｃｈａｎｉｃａｌ ｐａｒａｍｅｔｅｒｓ ｏｆ ｓｏｉｌ， ｓｔｒｕｃｔｕｒａｌ ｐａｒａｍｅｔｅｒｓ ｏｆ ｄｒｉｌｌ ａｎｄ ｐｒｅ⁃ｌｏａｄｅｄ ｐｒｅｓｓｕｒｅ ｏｆ ｔｏｐｓｏｉｌ． Ｔｈｅ ｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔａｌ ｄａｔａ ｂｅｉｎｇ ｉｎ ａ ｇｏｏｄ ａｇｒｅｅｍｅｎｔ ｗｉｔｈ ｔｈｅｏｒｅｔｉｃａｌ ｖａｌｕｅ， ｈａｓ ｆｕｒｔｈｅｒ ｔｅｓｔｉｆｉｅｄ ｔｈｅ ｆｅａｓｉｂｉｌｉｔｙ ｏｆ ｓｕｃｈ ｔｈｅｏｒｙ． Ｋｅｙ ｗｏｒｄｓ ａｕｇｅｒ ｈｅａｄ； ｆｅｅｄｉｎｇ⁃ｒｏｔａｔｉｏｎａｌ ｓｐｅｅｄ ｒａｔｉｏ； ｃｕｔｔｉｎｇ ｒｅｓｉｓｔａｎｃｅ ｍｏｍｅｎｔ 螺旋掘削作为基础设施建设、采矿工程和农林业 机械等领域的成熟技术具有广泛的运用基础，其基本 原理即采用电动或液压顶驱式动力头为钻具提供扭矩 切削岩土。 螺旋掘削力学行为属于机具岩土交互作用 研究内容，其基础理论可追溯到 ２０ 世纪中期的平面切 削阻力理论。 １９６５ 年 Ｒｅｅｃｅ 首次提出了二维土壤失 效方式的阻抗力预测公式，但其中众多未知的 Ｎ 影响 系数，使公式推广受阻［１］。 １９８４ 年 ＭｃＫｙｅｓ 在 Ｇｏｄｗｉｎ⁃ Ｓｐｏｏｒ 窄齿切削土壤三维失效模型基础上对中心失效 域做出楔形块简化假设，运用连续介质力学得到不计 土壤与刀齿粘滞力的阻抗力公式［２］。 １９９５ 年 Ｊｉ Ｚｈａｎｇ 和 Ｋｕｓｈｗａｈａ 重新考虑该粘滞力并简化 ＭｃＫｙｅｓ 公 式［３］，被后续研究者广泛运用到挖掘机挖斗力学建 模［４］和农机耕具设计［５－６］等领域。 ２００６ 年 Ｗｈｅｅｌｅｒ 和 Ｇｏｄｗｉｎ 经实验证实了切削速度引起惯性力对阻抗力 的影响，并指出惯性力产生影响的临界值［７］。 国内对 该领域内的研究较晚， １９９８ 年开始赵伟民对土的三维 掘削形态做了大量研究，并提出了引入切削比阻力的 回转斗掘削能耗半经验公式［８－９］。 ２００４ 年开始胡长胜 基于这些公式和 ＳＰＴ 图研究了钻机钻进参数智能匹 ①收稿日期 ２０１３－１０－３０ 基金项目 湖南省科技计划项目（２０１１ＷＫ３０４１） 作者简介 胡均平（１９６５－），男，湖南邵阳人，教授，博士，主要研究方向为液压机械与控制。 作者简介 张政华（１９８７－），男，湖南益阳人，硕士，主要研究方向为液压机械。 第 ３４ 卷第 ２ 期 ２０１４ 年 ０４ 月 矿矿 冶冶 工工 程程 ＭＩＮＩＮＧ ＡＮＤ ＭＥＴＡＬＬＵＲＧＩＣＡＬ ＥＮＧＩＮＥＥＲＩＮＧ Ｖｏｌ．３４ №２ Ａｐｒｉｌ ２０１４ 配系统设计［１０－１１］。 ２００７ 年，郭峰结合试验首次提出旋 挖切削土阻力的解析公式［１２］。 ２００９ 年暨智勇运用同 样的模型对盾构掘进机切刀切削软岩和土壤的受力解 析解进行了理论和试验研究［１３］。 这些研究对确定掘 进设备的受力有重要意义，但目前对螺旋掘削阻力矩 的解析表达式均假设为刀齿在指定厚度和切削角下的 二维回转切削情况，忽略了螺旋掘削是三维掘削的事 实，即进给和回转运动共同影响实际切削厚度和切 削角。 本文依托 ＭｃＫｙｅｓ⁃Ａｌｉ 土壤三维失效模型，重新推 导了土壤三维螺旋掘削的稳态切削阻力矩公式，并分 析了影响螺旋掘削阻力矩的变量。 １ 实际切削参数 螺旋掘削过程中钻具进给速度 ｖ（ｍ／ ｓ）与回转速 度 ｎ（ｒ／ ｍｉｎ）之比 ｍ（简称进给回转速比）不仅影响钻 进设备的施工工艺，并且是影响刀齿实际切削角和切 削厚度的关键变量。 例如地锚钻机和螺纹桩机施工时 需严格控制钻进速度和回转速度使 ６０ｍ＝ｐ（钻头叶片 螺距），保证钻头每回转一周就进给一个螺距［１４］。 长 螺旋钻机、套管钻机和旋挖钻机等施工时 ６０ｍ＜ｐ，刀具 对土壤起切削作用，土屑堆积在螺旋叶片或因孔壁摩 擦和下层土屑挤压作用沿叶片上升［１５］。 理论设计时 不存在 ６０ｍ＞ｐ 的情况。 考虑钻头以特定的 ｍ 切削土壤，取一个回转周期 内钻头刀齿的工作轨迹并展开，如图 １ 所示，刀齿可简 化为工作于与水平面成角度 θ 的斜面，且沿斜面方向 实际切削土壤厚度为 ｄ，其中 θ ＝ ａｒｃｔａｎ ６０ｖ ｎπＤ ＝ ａｒｃｔａｎ ６０ｍ πＤ ｄ ＝ ６０ｖ ｉｎ ｃｏｓ（θ） ＝ １ ｉ １ πＤ ２ ＋ １ ６０ｍ ２ { （１） 式中 ｖ 为钻头进给速度，ｍ／ ｓ；ｎ 为钻头回转速度， ｒ／ ｍｉｎ；ｉ 为钻头头数，通常为单头或双头；Ｄ 为刀齿回 转直径，ｍ。 由式（１）可知 θ 和切削厚度 ｄ 均为 ｍ 的单 调递增函数。 图 １ 刀齿螺旋运动轨迹及展开图 ２ 力学模型与理论分析 参考 ＭｃＫｙｅｓ⁃Ａｌｉ 土壤三维失效模型，将单个刀齿 切削土壤的失效域分为中心失效域及两侧对称的侧向 失效域，如图 ２ 所示。 图 ２ 土壤的三维失效模型 假设① 刀齿螺旋切削简化为斜面切削； ② 中心 失效域简化为一宽度与刀齿等宽的楔形块，失效面 ＢＣＧＨ 与面 ＧＣＥＦ 构成失效角 β；③ 侧向失效域轮廓 线 ＡＢ 简化为半径为 ｒ 的圆弧，对应圆心角为 ρ′，Ａ 到 中心失效域距离为 ｓ。 考虑的力学因素包括土壤重力、上层覆盖土的预 压力、土壤内部阻抗力、土壤与刀齿的外部阻抗力。 因 岩土掘削设备施工时刀齿线速度多未达到文献［７］所 述的临界速度，故不考虑土壤惯性力。 将中心失效域的各作用力等效于偏转 θ 后的水平 切削情况，如图 ３ 所示，α′为刀齿安装切削角，此时的 实际切削角为 α ＝ α′ － θ ＝ α′ － ａｒｃｔａｎ ６０ｍ πＤ （２） 图 ３ 中心失效域受力分析 ６１矿 冶 工 程第 ３４ 卷 由中心失效域极限力学平衡方程 ∑Ｆｘ ＝ ０ ∑Ｆｙ ＝ ０ { （３） 即 Ｐ１ｓｉｎ（α ＋ δ） ＋ ｃａｗｄｃｏｔα ＋ ｑｗｒｓｉｎθ ＋ γｗｄｒｓｉｎθ ２ ＝ Ｒ １ｓｉｎ（β ＋ φ） ＋ ｃｗｄｃｏｔβ Ｐ１ｃｏｓ（α ＋ δ） ＋ ｃａｗｄ ＋ Ｒ１ｃｏｓ（β ＋ φ） ＝ ｑｗｒｃｏｓθ ＋ γｇｗｄｒ ２ ｃｏｓθ ＋ ｃｗｄ （４） 得刀齿对中心失效域的作用力为 Ｐ１＝ ｗ γｇｄｒ ２ ＋ ｑｒ Ｎ１＋ ｃｄＮ２ － ｃ ａｄＮ３ Ｎ４ （５） 其中 Ｎ１＝ ｃｏｓθ － ｓｉｎθｃｏｔ（β ＋ φ）（６） Ｎ２＝ １ ＋ ｃｏｔβｃｏｔ（β ＋ φ）（７） Ｎ３＝ １ － ｃｏｔαｃｏｔ（β ＋ φ）（８） Ｎ４＝ ｃｏｓ（α ＋ δ） ＋ ｓｉｎ（α ＋ δ）ｃｏｔ（β ＋ φ）（９） 对侧向失效域取图 ２（ｃ）所示角度 ρ 处的微元，作 与中心失效域同样的处理，由极限力学平衡方程 ∑Ｆｘ ＝ ０ ∑Ｆｙ ＝ ０ { （１０） 即 ｄｐ２ｓｉｎ（α ＋ δ） ＋ γｇｄｒ２ｄρｓｉｎθ ６ ＋ ｑｒ２ｄρｓｉｎθ ２ ＝ ｄＲ２ｓｉｎ（β ＋ φ） ＋ ｃｒｄｄρｃｏｔβ ２ ｄｐ２ｃｏｓ（α ＋ δ） ＋ ｄＲ２ｃｏｓ（β ＋ φ） ＝ γｇｄｒ２ｄρｃｏｓθ ６ ＋ ｃｒｄｄρ ２ ＋ ｑｒ２ｄρｃｏｓθ ２ （１１） 得 ｄＰ２＝ １ ６ γｇｄｒ２＋ １ ２ ｑｒ２ｄρ Ｎ１＋ ｃｒｄｄρ ２ Ｎ２ Ｎ４ （１２） 刀齿对单个侧向失效域对的作用力为 Ｐ２＝∫ ρ′ ０ ｄＰ２ｃｏｓρ ＝ ｓｉｎρ′ １ ６ γｇｄｒ２＋ １ ２ ｑｒ２ Ｎ１＋ ｃｒｄ ２ Ｎ２ Ｎ４ （１３） 由失效模型的几何关系得 ｓ ＝ ｄｃｏｔ２β ＋ ２ｃｏｔαｃｏｔβ（１４） ｒ ＝ ｄ（ｃｏｔα ＋ ｃｏｔβ）（１５） ｓｉｎρ′ ＝ ｓ ｒ （１６） 总阻抗力为 Ｐ ＝ Ｐ１＋ ２Ｐ２ ＝ （γｇｄ２Ｎγ＋ ｑｄＮｑ＋ ｃｄＮｃ ＋ ｃ ａｄＮｃａ）ｗ （１７） 其中 Ｎγ＝ １ ２ Ｎ１Ｎ５（１ ＋ ２ｄ ３ｗＮ７） （１８） Ｎｑ ＝ Ｎ １Ｎ５（１ ＋ ｄ ｗ Ｎ７）（１９） Ｎｃ ＝ Ｎ ６（１ ＋ ｄ ｗ Ｎ７）（２０） Ｎｃａ＝ ｃｏｓ（α ＋ β ＋ φ） ｓｉｎαｓｉｎ（α ＋ δ ＋ β ＋ φ） （２１） Ｎ５＝ （ｃｏｔα ＋ ｃｏｔβ）ｓｉｎ（β ＋ φ） ｓｉｎ（α ＋ δ ＋ β ＋ φ） （２２） Ｎ６＝ ｃｏｓφ ｓｉｎβｓｉｎ（α ＋ δ ＋ β ＋ φ） （２３） Ｎ７＝ｃｏｔ２β ＋ ２ｃｏｔαｃｏｔβ（２４） 上述各式中 α 为实际切削角，（）；β 为失效角，（）； δ 为土与刀齿摩擦角，（）；φ 为土壤内部摩擦角，（）；γ 为土壤重度，ｋｇ／ ｍ３；ｃ 为土内粘聚力，ｋＰａ；ｃａ为土与刀 齿粘聚力，ｋＰａ；ｗ 为刀齿宽度，ｍ；ｇ 为重力加速度，ｍ／ ｓ２。 上述各式求解的关键为失效角 β，根据被动土压 理论的最小阻力原则，β 为 Ｎγ取最小值时对应的角 度，即求解∂Ｎγ／ ∂β＝０，结果可由 ＭＡＴＬＡＢ 求根函数求 取。 β 求出后可得单个刀齿螺切削的水平阻抗力为 ＰＨ＝ Ｐｓｉｎ（α ＋ θ ＋ δ） ＋ ｃａｗｄｃｏｓ（α ＋ θ） ／ ｓｉｎα （２５） 一般螺旋掘削钻具如 ＡＧＳ 型双头螺旋钻头、ＢＳＳ 型旋挖钻斗［１５］和短螺旋钻头等都安装有多个刀齿，其 切削扭矩为多个刀齿螺旋切削阻力矩之和 Ｔ ＝ ∑ ｎｉ ｉ ＝ １ ＰＨｉ（Ｒｉ＋ ｗｉ ２ ）（２６） 式中 ｎｉ为刀齿数量；Ｒｉ表示任意一个刀齿内侧到轴心 的距离，ｍ；ｗｉ为刀齿宽，ｍ。 由上述各式可知受刀齿螺旋运动的影响，土重系 数 Ｎγ和预压力系数 Ｎｑ相对 ＭｃＫｙｅｓ⁃Ａｌｉ 平面切削阻 力公式多出［ｃｏｓθ－ｓｉｎθｃｏｔ（β＋φ）］项，平面二维切削实 际为取 θ＝０ 的特殊情况。 新项的引入同实际切削厚 度和实际切削角势必引起失效角 β 的变化。 表 １ 是不 同 ｍ 下某刀齿的实际切削厚度 ｄ，实际切削角 α 和实 际失效角 β 与不考虑进给回转速比引起偏斜角 θ 影响 （即 θ＝０）的对应理论比较值。 设刀齿在双头螺旋钻 头直径 ５９５ ｍｍ 处，安装切削角 ６０。 ７１第 ２ 期胡均平等 螺旋钻头掘削土壤的阻力矩研究 表 １ 理论比较值 ｍ 值 α ／ （） α′ ／ （） ｄ ／ ｍｍ ｄ′ ／ ｍｍ β ／ （） β′ ／ （） ０．７５５８．６６０２２．５２２．５３０．１２９．７ １．２５７．８６０３６３６３１．８３１ １．６５５７．０６０４９．４４９．５３３．０３１．８ ２．１５６．１６０６２．９６３３３．９３２．４ ２．５５５５．３６０７６．２７６．５３４．７３２．８ ３．０５４．５６０８９．６９０３５．４３３．２ 由表 １ 可知实际切削角 α 较 θ ＝ ０ 时偏小，且 α 是 ｍ 的单调递减函数；实际切削厚度受 θ 影响小，可 认为 ｄ＝ｄ′，且 ｄ 是 ｍ 的单调递增函数；实际失效角 β 较 θ＝０ 时偏大，β 随 ｍ 增大而增大。 ３ 螺旋切土试验 试验在湖南长河机械有限公司液压螺旋钻进试验 台上完成。 系统功率 ３ ｋＷ，采用变量泵⁃定量马达的 容积变量调速方式，调节输出转速为 ５～２０ ｒ／ ｍｉｎ，用 Ｅ２Ｅ 型接近开关感应安装在钻具连接法兰处的磁性物 体，通过计算脉冲个数换算输出转速；采用工作压力 １６ ＭＰａ、精度０．５％ＦＳ 的压力变送器测量动力头马达进油 腔压力并换算为扭矩。 由进给油缸控制进给运动以保 证速度，比例阀调节进油量，该实验控制钻具进给速度 １５ ｍｍ／ ｓ，以得到不同进给回转速比 ｍ，采用量程 ０～４５ Ｌ／ ｍｉｎ、精度 ０．５％ＦＳ 的流量计检测流量并转换为进给 速度。 为保证模型的有效性，应控制 ｍ 使 θ ＜α′－ε （ε 为刀齿刃角），否则刀齿背面承受土壤阻抗力，与建 模不符，为此在本试验中限定钻具转数至少为 ５ ｒ／ ｍｉｎ。 试验钻头为双头结构，如图 ４ 所示，无输土螺 旋叶片，消除叶片输土对扭矩的影响。 ６ 个刀齿中心 对称布置，安装切削角可调，分 ３０、４５、６０三种，保证 不同直径处刀齿有相同安装切削角，单个刀齿宽 ５０ ｍｍ，钻孔直径 ７００ ｍｍ（钻具设计直径一般比钻孔直径 小 １０～５０ ｍｍ［１５］）。 图 ４ 钻头结构示意 筛选粒度直径 ５ ｍｍ 的土样，均匀搅拌，分层倒入 实验槽内喷水并夯实平整。 测量给定 ｍ 下钻进土样深 度约为１００ ｍｍ 时的进油腔压力值，选取代表性土样，通 过实验测得该深度范围附近土样力学参数如表 ２ 所示。 表 ２ 土样力学参数 含水量 ／ ％ 内摩擦角 ／ （） 外摩擦角 ／ （） 内粘聚力 ／ ｋＰａ 黏着力 ／ ｋＰａ 土重度 ／ （ｋＮｍ －３ ） ４５．２３７．３２７．３８．５３．２１５．３ 针对每组试验选三次较理想的数据取平均值，测 得切削扭矩如图 ５ 所示，图中实线为考虑进给回转速 比影响的理论值 １，虚线为不考虑该影响的理论值 ２， 黑点为测量值。 由图可知，安装切削角相同时，随着回 转速度的减小（即 ｍ 的增大），两理论切削阻力均增大， 本实验中在同样的进给速度下，回转速度大于 １０ ｒ／ ｍｉｎ 时会有较小的切削扭矩，表明较大的回转速度有利于 图 ５ 不同进给回转速比 ｍ 下的切削扭矩 （ａ） α′＝３０； （ｂ） α′＝４５； （ｃ） α′＝６０ ８１矿 冶 工 程第 ３４ 卷 切削；随着安装切削角的增大，在同样回转速度（即同 样 ｍ）下，两理论切削扭矩均增大，这与文献［１２］的结 论一致；两理论值偏差与 ｍ 没有确定的变化规律，当 α′＝ ３０时，理论值 １ 较理论值 ２ 偏大，最大偏差为 １３􀆱 ３％；当 α′＝４５和 α′＝ ６０时，理论值 １ 较理论值 ２ 均偏小，最大偏差分别为－１１．１％和－２３．５％。 由实验 值分布可知，考虑进尺回转速比 ｍ 引起倾角 θ 的理论 值与实验数据有更高的吻合度。 ４ 结 语 以 ＭｃＫｙｅｓ⁃Ａｌｉ 土壤失效模型为原型研究了进给 速度和回转速度共同对螺旋掘削时实际切削厚度、实 际切削角和实际失效角的影响，推导出了单齿螺旋切 削阻力公式，进而得到了钻头在给定进给回转速比时 的稳态切削扭矩，通过理论及试验研究发现 １） 螺旋切削阻力矩与进给回转速比 ｍ 成非线性 关系，随着 ｍ 增大，切削阻力矩增大。 ２） ｍ 的存在使实际切削角、实际切削厚度及实际 失效角较不考虑 ｍ 影响时不同，导致切削阻力理论值 有偏差。 ３） 两理论值偏差随 ｍ 没有确定的变化关系，偏 差的大小与土壤力学参数、钻具结构参数及上层土预 压力等相关。 参考文献 ［１］ Ｈｅｔｔｉａｒａｔｃｈｉ Ｄ Ｒ Ｐ，Ｗｉｔｎｅｙ Ｂ Ｄ，Ｒｅｅｃｅ Ａ Ｒ． Ｔｈｅ ｃａｌｃｕｌａｔｉｏｎ ｏｆ ｐａｓ⁃ ｓｉｖｅ ｐｒｅｓｓｕｒｅ ｉｎ ｔｗｏ⁃ｄｉｍｅｎｓｉｏｎａｌ ｓｏｉｌ ｆａｉｌｕｒｅ［Ｊ］． Ｇｅｏｔｅｃｈｎｉｑｕｅ，１９６６， １１（２）８９－１０７． ［２］ ＭｃＫｙｅｓ Ｅ，Ｄｅｓｉｒ Ｆ Ｌ． Ｐｒｅｄｉｃｔｉｏｎ ａｎｄ ｆｉｅｌｄ ｍｅａｓｕｒｅｍｅｎｔｓ ｏｆ ｔｉｌｌａｇｅ ｔｏｏｌ ｄｒａｆｔ ｆｏｒｃｅｓ ａｎｄ ｅｆｆｉｃｉｅｎｃｙ ｉｎ ｃｏｈｅｓｉｖｅ ｓｏｉｌｓ［Ｊ］． Ｓｏｉｌ Ｔｉｌｌａｇｅ Ｒｅｓｅａｒｃｈ， １９８４，４（５）４５９－４７０． ［３］ Ｚｈａｎｇ Ｊ，Ｋｕｓｈｗａｈａ Ｒ Ｌ． Ａ ｍｏｄｉｆｉｅｄ ｍｏｄｅｌ ｔｏ ｐｒｅｄｉｃｔ ｓｏｉｌ ｃｕｔｔｉｎｇ ｒｅ⁃ ｓｉｓｔａｎｃｅ［Ｊ］． Ｓｏｉｌ ａｎｄ Ｔｉｌｌａｇｅ Ｒｅｓｅａｒｃｈ，１９９５，３４１５７－１６８． ［４］ Ｂｈａｖｅｓｈｋｕｍａｒ Ｐ Ｐａｔｅｌ． Ｓｏｉｌ⁃ｔｏｏｌ ｉｎｔｅｒａｃｔｉｏｎ ａｓ ａ ｒｅｖｉｅｗ ｆｏｒ ｄｉｇｇｉｎｇ ｏｐ⁃ ｅｒａｔｉｏｎ ｏｆ ｍｉｎｉ ｈｙｄｒａｕｌｉｃ ｅｘｃａｖａｔｏｒ［Ｊ］． Ｉｎｔｅｒｎａｔｉｏｎａｌ Ｊｏｕｒｎａｌ ｏｆ Ｅｎｇｉ⁃ ｎｅｅｒｉｎｇ Ｓｃｉｅｎｃｅ ａｎｄ Ｔｅｃｈｎｏｌｏｇｙ，２０１１，３（２）８９４－９０１． ［５］ Ｌｉｕ Ｊ，Ｌｏｂｂ Ｄ Ａ，Ｃｈｅｎ Ｙ，ｅｔ ａｌ． Ｓｔｅａｄｙ⁃ｓｔａｔｅ ｍｏｄｅｌｓ ｆｏｒ ｔｈｅ ｍｏｖｅｍｅｎｔ ｏｆ ｓｏｉｌ ａｎｄ ｓｔｒａｗ ｄｕｒｉｎｇ ｔｉｌｌａｇｅ ｗｉｔｈ ａ ｓｉｎｇｌｅ ｓｗｅｅｐ［Ｊ］． Ｔｒａｎｓａｃｔｉｏｎｓ ｏｆ ｔｈｅ ＡＳＡＢＥ，２００８，５１（３）７８１－７８９． ［６］ Ｍａｎｕｗａ Ｓ Ｉ． Ｐｅｒｆｏｒｍａｎｃｅ ｅｖａｌｕａｔｉｏｎ ｏｆ ｔｉｌｌａｇｅ ｔｉｎｅｓ ｏｐｅｒａｔｉｎｇ ｕｎｄｅｒ ｄｉｆｆｅｒｅｎｔ ｄｅｐｔｈｓ ｉｎ ａ ｓａｎｄｙ ｃｌａｙ ｌｏａｍ ｓｏｉｌ［Ｊ］． Ｓｏｉｌ ａｎｄ Ｔｉｌｌａｇｅ Ｒｅ⁃ ｓｅａｒｃｈ，２００９，１０３（２）３０９－４０５． ［７］ Ｇｏｄｗｉｎ Ｒ Ｊ． Ａ ｒｅｖｉｅｗ ｏｆ ｔｈｅ ｅｆｆｅｃｔ ｏｆ ｉｍｐｌｅｍｅｎｔ ｇｅｏｍｅｔｒｙ ｏｎ ｓｏｉｌ ｆａｉｌ⁃ ｕｒｅ ａｎｄ ｉｍｐｌｅｍｅｎｔ ｆｏｒｃｅｓ［Ｊ］． Ｓｏｉｌ ａｎｄ Ｔｉｌｌａｇｅ Ｒｅｓｅａｒｃｈ，２００７，９７ （２）３３１－３４０． ［８］ 赵伟民，顾迪民． 螺旋钻具上土的动力分析［Ｊ］． 哈尔滨建筑大学 学报，１９９８（３）９０－９３． ［９］ 赵伟民，陆念力，施引蕃，等． 回转斗掘削岩土的功率消耗计算 ［Ｊ］． 建筑机械，２０００（１０）４１－４４． ［１０］ 胡长胜，赵伟民，李瑰贤，等． 基于数据融合的钻孔机保护与钻具 动力智能匹配系统设计［Ｊ］． 中国工程机械学报，２００４，２（１）７５ －７９． ［１１］ 胡长胜，赵伟民，李瑰贤，等． ＳＰＴ 图在钻孔机扭矩⁃转速控制系 统中的应用［Ｊ］． 哈尔滨工业大学学报，２００５，３７（１１）１５６４－ １５６６． ［１２］ 郭 峰，赵伟民，李瑰贤． 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