呂嘉航,李謙,胡定坤,羅浩天,鄒欣悅

成都理工大學(xué) 環(huán)境與土木工程學(xué)院,成都 610059

1 引言

月球擁有豐富的礦產(chǎn)資源、能源資源和特殊的空間環(huán)境條件,探月對于人類社會的可持續(xù)發(fā)展具有重大意義[1]。中國于2004年啟動月球探測的嫦娥工程,伴隨著“嫦娥五號”帶著月壤樣品返回地球,完成了探月工程“繞、落、回”三步走的目標(biāo)。太空采樣從深度上可分為深層采樣和淺層采樣,深層采樣主要核心是鉆取采樣,表層采樣可采用挖取、鏟取、夾取、研磨等多種方式[2]。表層采樣是獲取地外天體特性的重要手段,是目前采樣返回樣品獲取的重要方式[3]。美國Apollo計(jì)劃中實(shí)現(xiàn)了載人登月,攜帶了挖斗、可變換端部角度的鏟子等工具獲得了月壤樣品[4]。早在Apollo計(jì)劃之前,美國發(fā)射的“勘測者”號探測器通過安裝有挖斗的伸縮機(jī)械臂,實(shí)現(xiàn)了月面開挖[5-6]。NASA針對火星先后發(fā)射了Viking系列、“勇氣號”、“鳳凰號”和“洞察號”探測器,Viking系列火星探測器安裝有通過機(jī)械臂控制的末端鏟挖裝置,鏟斗頭部安裝有可開可閉的蓋板,能夠?qū)崿F(xiàn)鏟取后封裝樣品;勇氣號探測器搭載了裝有研磨裝置的MER機(jī)械臂實(shí)現(xiàn)了火星表面巖石的研磨,去除巖石表面風(fēng)化層,得到未受風(fēng)化影響的樣品;“鳳凰號”火星探測器安裝了鏟挖式采樣裝置,鏟子配置帶鋸齒的刀刃和動力銼刀提供更大的鏟挖力以破壞表面凍土層;“洞察號”火星探測器機(jī)身設(shè)計(jì)繼承“鳳凰號”探測器,搭載鉆頭對火星內(nèi)部進(jìn)行探索[7-10]。國內(nèi)外學(xué)者在采樣機(jī)具的設(shè)計(jì)研發(fā)方面做了大量研究。日本研制的MICRO 5表層采樣機(jī)械臂,末端執(zhí)行器安裝帶有蓋子的鏟斗,實(shí)現(xiàn)了鏟取樣品之后轉(zhuǎn)送過程中的樣品初級封裝,降低了斗內(nèi)樣品傳送過程中散落的風(fēng)險(xiǎn)[11-12]。文獻(xiàn)[13]研制了小型斗輪式挖掘機(jī)并開展了大量的試驗(yàn),通過測量結(jié)果與模型力進(jìn)行比較,認(rèn)為該挖掘機(jī)可行。文獻(xiàn)[14]研制了一種可伸縮鏟斗,進(jìn)行開挖試驗(yàn)分析得出了挖取過程月壤的破壞情況以及模擬月壤和挖掘工具相互作用的動力學(xué)響應(yīng)。文獻(xiàn)[15]設(shè)計(jì)了一種表層月壤采樣器并針對不同模擬月壤對象進(jìn)行了采樣試驗(yàn),獲得了采樣器采樣能力隨深度及月壤硬度的變化情況。文獻(xiàn)[16]基于反鏟原理研制了反鏟式月表采樣裝置,對采樣力進(jìn)行了預(yù)測研究并開展了采樣試驗(yàn),分析二者差異對采樣力預(yù)測模型進(jìn)行了改進(jìn)。

現(xiàn)階段,通過采用現(xiàn)場試驗(yàn),基于微元法、經(jīng)典土力學(xué)等理論建立數(shù)學(xué)模型,運(yùn)用離散元仿真等手段針對機(jī)具與土體的相互作用以及月壤的力學(xué)特性方面也進(jìn)行了許多分析研究。國外,文獻(xiàn)[17]基于Surveyor III鏟斗副本在JSC-1A模擬月壤和砂土上進(jìn)行了關(guān)于不同土壤密度和貫入深度的承載力試驗(yàn),得到的承載力與Surveyor VII數(shù)據(jù)進(jìn)行比較,提供相關(guān)開挖阻力的評估。文獻(xiàn)[18]對挖掘月壤土層進(jìn)行了定量預(yù)測分析,給出了6種開挖模型和1種牽引模型,這種模型運(yùn)用在地面的機(jī)土作用是成熟的,但對月球的預(yù)測還未可知。文獻(xiàn)[19]研究了機(jī)具推動JSA-1A模擬月壤時(shí)二者的相互作用,并將測量結(jié)果與8個(gè)預(yù)測力模型進(jìn)行比較,發(fā)現(xiàn)機(jī)具切割深度對土-工具相互作用力有顯著影響。文獻(xiàn)[20]研究了一種新型挖掘工具從測量切削力來估算土壤參數(shù),從而預(yù)測機(jī)土相互作用力。文獻(xiàn)[21]運(yùn)用PFC3D建立了土體-機(jī)具相互作用模型,模擬了機(jī)具切削土體的過程。文獻(xiàn)[22]用離散元法分析了葉片切入土壤時(shí)與土壤的相互作用情況。國內(nèi),文獻(xiàn)[23]對鏟取采樣和挖取采樣進(jìn)行試驗(yàn)研究,基于Gill模型和Zelenin模型建立與試驗(yàn)符合的力學(xué)模型,與試驗(yàn)對比得出二者都能夠較好的描述鏟挖過程阻力變化情況。文獻(xiàn)[24]根據(jù)試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)分析對模擬月壤的表層采樣理論進(jìn)行了修正,認(rèn)為最大抗剪強(qiáng)度可用于描述和定義月壤與機(jī)具表面相互作用力。文獻(xiàn)[25]基于離散元對淺層月壤采樣過程進(jìn)行了動態(tài)仿真,得到了采樣過程中月壤的動態(tài)滑移過程。文獻(xiàn)[26]針對TJ-1模擬月壤進(jìn)行靜三軸試驗(yàn),試驗(yàn)得出模擬月壤具有應(yīng)變軟化特征并存在一定大小的表觀黏聚力。

采取月壤樣品是月球探索的關(guān)鍵,采樣機(jī)具在月球采樣過程中的受力分析至關(guān)重要,由于采樣機(jī)具結(jié)構(gòu)和月壤土體內(nèi)部的復(fù)雜性,給建模帶來很大困難。當(dāng)前在月球采樣領(lǐng)域中的研究側(cè)重于采樣機(jī)具的設(shè)計(jì)制造、離散元仿真和機(jī)土相互作用,將模塊化理論運(yùn)用于簡化月球表層采樣機(jī)具受力分析的研究較少。本文針對簡化月球采樣機(jī)具受力分析,基于模塊化理論和經(jīng)典土力學(xué)相關(guān)理論建立了一種表層采樣力學(xué)模型,通過模型理論計(jì)算與現(xiàn)場物理試驗(yàn)相結(jié)合的方法驗(yàn)證了模型的可行性,分析理論與試驗(yàn)誤差建立了修正模型,為中國后續(xù)的月球表層采樣提供理論參考。

2 月球表層采樣理論模型的構(gòu)建

2.1 采樣機(jī)具模塊化

研究機(jī)具在月球表層采樣過程中的力載情況,考慮到機(jī)具結(jié)構(gòu)的不規(guī)以及土體內(nèi)部復(fù)雜的力學(xué)性質(zhì),為簡化建模和計(jì)算難度,可對其采用模塊化理論進(jìn)行簡化分析。具體思路為:如圖1[27-28]所示,以美國Apollo計(jì)劃中使用過的采樣鏟為例,其作為復(fù)雜機(jī)具可拆分為若干個(gè)簡單板塊,并分別針對各個(gè)板塊進(jìn)行分析,最終進(jìn)行力的疊加組合得到整體機(jī)具的受力情況。該受力分析核心在于研究采樣過程中機(jī)具與月壤的相互作用,采樣鏟把手等部位在入土過程中不接觸月壤,故不作分析。

圖1 Apollo計(jì)劃使用過的采樣鏟及其分解圖Fig.1 Apollo sampling shovel and its breakdown diagram

分析簡單板塊在采樣過程中的受力情況,如圖2所示,又可把板塊拆分為A、B、C、D四個(gè)基本面單元(沿入土方向,A面為板塊左右側(cè)面,B面為板塊下側(cè)面,C面為板塊上側(cè)面,D面為板塊下底面),分別對各個(gè)基本面單元進(jìn)行受力分析,然后進(jìn)行力的疊加可得到簡單板塊所受到的合力。綜上可知,通過分析計(jì)算各個(gè)基本面單元受力,最終疊加可得到復(fù)雜機(jī)具受力模型。

圖2 板塊沿貫入方向運(yùn)動圖Fig.2 Motion diagram of plate along penetration direction

2.2 各個(gè)面單元的受力分析

某一時(shí)刻采樣深度為h,入土角度為α,對圖2所示板塊的各個(gè)面單元受力分析,由于每個(gè)面單元的位置和運(yùn)動方式各異,需要采用不同的土體計(jì)算分析模型。其中,采樣過程中采樣機(jī)具入土速度較小,將采樣過程中機(jī)土作用考慮為準(zhǔn)靜態(tài)環(huán)境,機(jī)具在采樣過程中擠壓周圍月壤土體達(dá)到極限平衡,其表面將受到源于土體的被動土壓力作用,可采用經(jīng)典土力學(xué)中的朗肯被動土壓力分析計(jì)算。

如圖3所示,通過試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)入土后在機(jī)具表面存在一層模擬月壤顆粒留存,有學(xué)者對此現(xiàn)象研究認(rèn)為細(xì)小模擬月壤顆粒嵌于機(jī)具表面微孔隙中,在入土過程中機(jī)土作用力就是附壁的模擬月壤與周圍模擬月壤之間剪應(yīng)力的宏觀表現(xiàn),對此進(jìn)行驗(yàn)證得出基于最大抗剪強(qiáng)度理論的力學(xué)分析較基于摩擦力理論的力學(xué)分析更加符合實(shí)際[24],因此認(rèn)為對于板塊的側(cè)面(A面、B面、C面)在采樣過程中剪切破壞土體,板塊側(cè)面受到土體的剪切力,可根據(jù)最大抗剪強(qiáng)度理論分析計(jì)算。對于板塊的底面(D面)在采樣過程中擠壓底部土體達(dá)到極限平衡,認(rèn)為板塊底面受到下部土體的承載力,可根據(jù)地基承載力理論來分析計(jì)算。對面單元進(jìn)行受力分析時(shí)考慮月壤黏聚力c的作用。

圖3 試驗(yàn)現(xiàn)象Fig.3 Phenomenon of the experiment

(1)A面受力分析

令板塊底面長為a。如圖4所示,A面上作用有被動土壓力和剪切力,采樣過程中A面按照其所受的土壓力可以分成1和2兩部分:當(dāng)采樣深度h≥acosα?xí)r,受到的土壓力分別為A面第1部分所受的被動土壓力E11和第2部分所受的被動土壓力E12之和;當(dāng)采樣深度h

圖4 A面受力圖Fig.4 Force diagram of side A

面上一點(diǎn)的被動土壓力強(qiáng)度σp計(jì)算為:

(1)

式中:γ為月壤的重度,N/m3;kp為朗肯被動土壓力系數(shù),kp=tan2(45°+φ/2),φ為土體的內(nèi)摩擦角;c為月壤黏聚力,kPa;x為面上一點(diǎn)距離土面的深度。

由式(1)知平面上同一深度處的土壓力強(qiáng)度相同,且土壓力強(qiáng)度表達(dá)式是關(guān)于深度的函數(shù),設(shè)A面與月壤接觸平面上距離土面x深度處有一寬為l、高為dx的微元條,A面第1部分與月壤接觸面為平行四邊形,l為平行四邊形的底邊寬度,A面第2部分與月壤接觸面為一直角三角形,l是關(guān)于深度x的表達(dá)式,

(2)

那么對作用于該微元條面上的土壓力dE為:

dE=lσpdx

(3)

當(dāng)采樣深度h≥acosα?xí)r,E11計(jì)算的積分區(qū)域?yàn)?～h-acosα,E12計(jì)算的積分區(qū)域?yàn)閔-acosα～h,故E11、E12計(jì)算如下:

(4)

(5)

當(dāng)采樣深度h

(6)

綜上,A面所受總的被動土壓力E1為

(7)

面上一點(diǎn)的抗剪強(qiáng)度τf計(jì)算為:

τf=c+σptanφ

(8)

A面所受剪切力主要源于土壓力,故結(jié)合式(7)和式(8),A面所受剪切力FTA為

(9)

(2)C面受力分析

如圖5所示,C面上作用有總的被動土壓力E2、剪切力FTC和上部月壤重力G,當(dāng)h≥acosα?xí)rC面開始計(jì)算受力,h

(10)

圖5 C面受力圖Fig.5 Force diagram of side C

計(jì)算上部月壤重力G可直接用體積乘以重度:

(11)

此處C面為斜面,類似式(8),考慮斜面抗剪強(qiáng)度τfC計(jì)算如下:

τfC=c+σpsinαtanφ

(12)

剪切力FTC作用面為C面與月壤矩形接觸面,結(jié)合式(10)(12),FTC計(jì)算如下:

(13)

(3)B面受力分析

如圖6所示,B面上作用有總的被動土壓力為E3、剪切力FTB與下部土體對于B面的支持力G′。土壓力E3作用面為B面與月壤接觸面在豎直平面的矩形投影面,令機(jī)具底面寬度為b,投影面寬度等同于機(jī)具底面寬度,則

(14)

圖6 B面受力圖Fig.6 Force diagram of side B

土體對于B面的支持力G′,等同于C面所受到上部土的重力G,參照G的計(jì)算方法,G′計(jì)算如下:

(15)

此處B面為斜面,抗剪強(qiáng)度τfB計(jì)算參考式(12)。剪切力FTB作用面為B面與月壤的矩形接觸面,結(jié)合式(14),FTB為

(16)

(4)D面受力分析

采樣過程中,與板塊底部端面接觸的月壤不斷被壓縮,可以理解為月壤達(dá)到了其極限承載力后失穩(wěn)位移,如圖7所示,D面受到地基極限承載力和被動土壓力,當(dāng)h≥acosα?xí)r,受到的土壓力為被動土壓力E41,地基承載力為Pu1;當(dāng)h

圖7 D面受力圖Fig.7 Force diagram of side D

土壓力E41和E42作用面為D面與月壤接觸面在豎直平面的矩形投影面,D面所受被動土壓力E4在h≥acosα?xí)r等于E41,在h

(17)

地基承載力可根據(jù)H.賴斯納理論求取,地基承載力Pu1和Pu2作用面為D面與月壤的矩形接觸面,D面所受地基承載力Pu在h≥acosα?xí)r等于Pu1,在h

(18)

式中:Nc、Nq為承載力系數(shù),Nc=cotφ[exp(πtanφ)tan2(45°+φ/2)-1],Nq=exp(πtanφ)tan2(45°+φ/2)。

2.3 面板塊受力組合

根據(jù)應(yīng)力疊加原理,得到采樣至某一深度時(shí)簡單板塊受力的閉合圖形,如圖8所示。根據(jù)土體極限平衡理論,結(jié)合式(1)～(18),建立平衡方程求解簡單板塊的貫入阻力F′,其與施加于簡單板塊上的力F大小相等,作用方向相反,并在同一條直線上。

由圖8得該簡單板塊的貫入阻力F′可表示為:

(19)

圖8 板塊受力閉合圖Fig.8 Closed diagram of force on plate

將上述簡單板塊的理論模型推廣到復(fù)雜機(jī)具的理論模型,根據(jù)模塊化理論,復(fù)雜機(jī)具受力則被認(rèn)為是若干個(gè)簡單板塊受力的疊加,即:

(20)

簡單板塊合成復(fù)雜機(jī)具會有基本面單元重合的情況,進(jìn)行受力疊加計(jì)算時(shí)應(yīng)注意不要重復(fù)計(jì)算。

3 月球表層采樣理論模型的試驗(yàn)驗(yàn)證

3.1 試驗(yàn)實(shí)施

基于模擬月壤設(shè)計(jì)相關(guān)試驗(yàn)對上述模型進(jìn)行了驗(yàn)證。試驗(yàn)用模擬月壤由中國地質(zhì)大學(xué)(武漢)研制,型號為CUG-1A模擬月壤,如圖9所示。月球表層月壤的密度在1.58g/cm3左右[29],本文采用密度為1.6g/cm3的模擬月壤開展試驗(yàn),其力學(xué)參數(shù)性質(zhì)指標(biāo)見表1。

圖9 模擬月壤實(shí)物Fig.9 Physical figure of lunar soil simulant

表1 模擬月壤物理力學(xué)性質(zhì)參數(shù)[30]

如圖10所示,試驗(yàn)采用厚度為2mm、表面單邊寬度為30mm的一字型截面機(jī)具和厚度為2mm、表面單邊寬度為28mm的L型截面機(jī)具對上述理論模型進(jìn)行驗(yàn)證,L型復(fù)雜機(jī)具可拆分為兩個(gè)簡單板塊。圖11為試驗(yàn)用一字型和L型采樣機(jī)具入土。本試驗(yàn)采樣機(jī)具貫入角度α分別為45°和30°,采樣深度h為120mm。根據(jù)摩擦系數(shù)的定義,把機(jī)具薄片水平放置在模擬月壤土體表面,在機(jī)具上面放置一定質(zhì)量的砝碼,通過牽引機(jī)具薄片緩慢水平移動,測量水平拉力和豎直受力,計(jì)算得到采樣機(jī)具與模擬月壤的摩擦系數(shù)μ為0.45。

圖10 機(jī)具截面(單位:mm)Fig.10 Tools cross-section(unit:mm)

圖11 機(jī)具入土Fig.11 Soil penetration diagram of tools

3.2 試驗(yàn)驗(yàn)證

在進(jìn)行受力計(jì)算時(shí),一字型機(jī)具受力就是一個(gè)簡單板塊的受力,如圖10所示,L型機(jī)具受力可視為兩個(gè)簡單板塊的受力疊加,即兩個(gè)一字型機(jī)具受力的疊加。根據(jù)公式(1)～(20)可計(jì)算獲得試驗(yàn)用一字型和L型采樣機(jī)具所受貫入阻力理論值。結(jié)合上述試驗(yàn)數(shù)據(jù),試驗(yàn)值與理論值對比結(jié)果如圖12所示,從圖中可得月壤土體受重力作用,造成下層較上層密實(shí),導(dǎo)致淺層試驗(yàn)數(shù)值小于理論值,深層試驗(yàn)值大于理論值,使得試驗(yàn)與理論數(shù)據(jù)曲線出現(xiàn)交叉。機(jī)具采樣深度一致時(shí),對于相同的機(jī)具,入土角度30°的試驗(yàn)由于機(jī)具與土體接觸面更大,剪切力更大,故貫入阻力比入土角度45°的試驗(yàn)大。試驗(yàn)所得L型機(jī)具的貫入阻力值近似是一字型機(jī)具的2倍,與理論計(jì)算相符。入土角度45°的一字型機(jī)具最大誤差為3.34N;入土角度30°的一字型機(jī)具最大誤差為4.11N;入土角度45°的L型機(jī)具最大誤差為6.21N;入土角度30°的L型機(jī)具最大誤差為6.34N。

圖12 試驗(yàn)數(shù)據(jù)與理論數(shù)據(jù)對比Fig.12 Comparison between experimental data and theoretical data

試驗(yàn)值與理論值曲線存在有誤差,分析認(rèn)為該誤差主要源于以下兩個(gè)方面:

1)試驗(yàn)中模擬月壤密度分布不均,分層鋪設(shè)模擬月壤土體,重力作用導(dǎo)致下部土層先于上部進(jìn)入密實(shí)狀態(tài),造成密度分布不均,上層較松散,下層較密實(shí)。模擬月壤顆粒形狀各異,月壤顆粒之間互鎖,相互滑行困難,這導(dǎo)致越高密實(shí)度的月壤顆粒之間咬合力越大,外物貫入阻力也越大[31],使得隨著深度加深試驗(yàn)數(shù)據(jù)由小于理論數(shù)據(jù)變?yōu)榇笥诶碚摂?shù)據(jù)。

2)月壤在采樣過程中極易被擾動,且擾動后會引起物理力學(xué)性質(zhì)的變化[32],在采樣過程中,模擬月壤土體不斷被破壞,土體的物理力學(xué)性質(zhì)也在不斷變化,但理論模型的力學(xué)參數(shù)在采樣過程中以定值來進(jìn)行計(jì)算,這也是引起誤差的原因之一。

進(jìn)行試驗(yàn)時(shí)機(jī)具入土速度比較小,即認(rèn)為采樣過程機(jī)具對土體造成的擾動較小,可以不考慮這一影響,故作者認(rèn)為密度沿深度分布不均是造成誤差的主要因素。

3.3 理論模型的修正

綜合前文的誤差分析,認(rèn)為密度沿深度分布不均是產(chǎn)生誤差的主要因素,基于此對理論模型進(jìn)行關(guān)于深度的修正。誤差為實(shí)驗(yàn)值與理論值之差,選擇R2作為衡量一個(gè)回歸曲線對觀測值的擬合程度。首先分別對不同因素水平試驗(yàn)誤差沿深度變化的曲線進(jìn)行回歸分析,擬合一條描繪理論和實(shí)驗(yàn)誤差沿深度變化的曲線,如圖13所示,并由此獲得不同組試驗(yàn)關(guān)于深度的誤差擬合函數(shù)和對應(yīng)R2值,結(jié)果如表2和圖13所示。

表2 誤差擬合函數(shù)表

圖13 誤差擬合曲線Fig.13 Error fitting curve diagram

根據(jù)表2,比較R2大小篩選得出擬合度最高的誤差擬合函數(shù)3,將此函數(shù)疊加到力載公式中建立修正理論模型,可得模型經(jīng)過修正后的貫入阻力FC的表達(dá)式:

FC=FA+y3

(21)

修正后得到的理論與試驗(yàn)數(shù)據(jù)對比如圖14所示,從圖中可以看出,通過誤差分析對模型進(jìn)行關(guān)于深度的修正,極大減小了密度沿深度分布不均造成的影響,修正后的理論與試驗(yàn)數(shù)據(jù)對比曲線擬合程度更高。入土角度45°的一字型機(jī)具最大誤差為2.12N;入土角度30°的一字型機(jī)具最大誤差為1.03N;入土角度45°的L型機(jī)具最大誤差為3.58N;入土角度30°的L型機(jī)具最大誤差為3.37N。

引入誤差率這一概念來反映理論模型的精度,設(shè)試驗(yàn)值和理論值分別為ye和yt,誤差率

(22)

計(jì)算中存在試驗(yàn)值小于理論值的情況導(dǎo)致誤差率計(jì)算為負(fù)值,因此誤差率的絕對值越低,模型精度越高。

修正后的理論模型誤差率如圖15所示,誤差率曲線前期之所以出現(xiàn)最高400%的較大值,是因?yàn)樵跈C(jī)具剛?cè)胪習(xí)r,機(jī)械臂攜帶機(jī)具插入土體時(shí)會產(chǎn)生細(xì)微的抖動,此時(shí)理論和試驗(yàn)值都非

圖14 試驗(yàn)數(shù)據(jù)與修正理論數(shù)據(jù)對比Fig.14 Comparison between experimental data and modified theoretical data

常小,受抖動的影響導(dǎo)致計(jì)算得出的誤差率較大,隨著入土深度增加,這一影響可以忽略,后期4條曲線的誤差率在10%以內(nèi)。

圖15 修正理論模型誤差率Fig.15 Error rate modified theoretical model

為更好反映模型整體的精度,不考慮采樣過程初始時(shí)機(jī)器抖動造成誤差率數(shù)值較大的影響,取采樣深度大于20mm的誤差率平均值,計(jì)算時(shí)先對誤差率取絕對值再進(jìn)行求和取平均值,最終得到入土角度45°的一字型機(jī)具模型誤差率為12.1%;入土角度30°的一字型機(jī)具模型誤差率為4.8%;入土角度45°的L型機(jī)具模型誤差率為4.4%;入土角度30°的L型機(jī)具模型誤差率為11.5%。該模型的誤差率為各試驗(yàn)組誤差率求和取平均值為8.2%。

4 結(jié)論

針對月球表層采樣構(gòu)建了一種采樣力學(xué)模型,采用模擬月壤進(jìn)行相關(guān)試驗(yàn)驗(yàn)證了理論模型的可行性,通過分析試驗(yàn)誤差對理論模型進(jìn)行了修正,主要結(jié)論如下:

1)基于模塊化和經(jīng)典土力學(xué)相關(guān)理論構(gòu)建的月球表層采樣力學(xué)模型,復(fù)雜采樣機(jī)具受力可由基本面單元受力疊加得到,簡化了復(fù)雜采樣機(jī)具的受力分析。

2)基于模擬月壤開展了相關(guān)物理試驗(yàn),通過理論與試驗(yàn)數(shù)據(jù)對比分析,驗(yàn)證了力學(xué)模型和模塊化理論的可行性。L型機(jī)具的貫入阻力值近似是一字型機(jī)具的2倍。

3)模擬月壤土體的密實(shí)度分布不均和采樣過程機(jī)具對土體的擾動影響等因素均對貫入阻力有影響,通過分析認(rèn)為密度沿深度分布不均是主要的影響因素,對理論模型關(guān)于密實(shí)度沿深度分布不均進(jìn)行了修正,極大降低了理論和試驗(yàn)數(shù)據(jù)的擬合誤差率。最終獲得該模型的誤差率為8.2%。

為使本文提出的理論模型能更好反映真實(shí)采樣過程中機(jī)具受力情況,需引入某一月表地下真實(shí)地層信息和月壤因擾動而產(chǎn)生的物理力學(xué)性質(zhì)變化,從而確保采樣任務(wù)的成功實(shí)施。