面向在軌維修的電動(dòng)工具沖擊機(jī)構(gòu)設(shè)計(jì)

陳 洋，傅 浩，于 洋，郭 濤

（1.北京衛(wèi)星環(huán)境工程研究所，北京 100094；2.哈爾濱工業(yè)大學(xué) 機(jī)器人技術(shù)與系統(tǒng)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，哈爾濱 150001；3.可靠性與環(huán)境工程技術(shù)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，北京 100094）

0 引言

當(dāng)空間站上重要電子設(shè)備或有效載荷等在軌可替換單元（orbital replacement units, ORU）達(dá)到預(yù)期壽命時(shí)，通常需要航天員進(jìn)行艙外活動(dòng)（extravehicular activities, EVA）予以維修更換[1]。根據(jù)航天器裝配力矩控制要求，部分大型ORU 的安裝力矩高達(dá)40 N·m，航天員必須依靠大力矩輸出電動(dòng)工具來(lái)完成螺釘?shù)牟鹧b操作；受艙外航天服的運(yùn)動(dòng)約束限制和微重力環(huán)境影響，航天員的艙外操作條件與地面存在顯著差異[2]。常見(jiàn)的地面電動(dòng)工具傳動(dòng)方式輸出轉(zhuǎn)速高、反作用力大、沖擊振動(dòng)強(qiáng)烈，無(wú)法直接應(yīng)用于空間站艙外在軌維修作業(yè)。因此，針對(duì)大型ORU 的在軌維修任務(wù)，開(kāi)發(fā)滿(mǎn)足工效學(xué)要求的大力矩輸出艙外電動(dòng)工具具有重要意義。

NASA 在過(guò)去40 年中開(kāi)發(fā)了幾款基于不同傳動(dòng)方式的大力矩輸出艙外電動(dòng)工具，其內(nèi)部結(jié)構(gòu)復(fù)雜，力矩控制方式尚不清晰。其中：電動(dòng)棘輪工具（power ratchet tool, PRT）[3]采用棘輪離合器的傳動(dòng)方式，最大輸出力矩為33.9 N·m，曾應(yīng)用于通信衛(wèi)星的部署以及“哈勃”太空望遠(yuǎn)鏡（HST）的維修任務(wù)；手槍型電動(dòng)工具（pistol grip tool, PGT）[4-5]由PRT 改進(jìn)而來(lái)，最大輸出力矩為34.57 N·m，力矩控制精度10%，主要應(yīng)用于國(guó)際空間站（ISS）和HST 的維修任務(wù)；大力矩電動(dòng)工具（high torque power tool）[6]采用鋸齒型機(jī)械離合器的傳動(dòng)方式，最大輸出力矩為34.9 N·m，曾計(jì)劃用于“自由號(hào)”空間站（SSF）的維修任務(wù)；旋轉(zhuǎn)沖擊電動(dòng)工具（rotary impact power tool）[6]采用慣性沖擊的傳動(dòng)方式，最大輸出力矩為40.6 N·m，專(zhuān)門(mén)用于釋放被卡住的小規(guī)格螺釘。

針對(duì)中國(guó)空間站某大型ORU 的在軌維修任務(wù)，航天員需要使用大力矩輸出艙外電動(dòng)工具連續(xù)安裝和拆卸擰緊力矩高達(dá)40 N·m 的M10 螺釘。而當(dāng)前我國(guó)首款在軌應(yīng)用的手槍型電動(dòng)工具（pistol power tool, PPT）可以滿(mǎn)足常規(guī)M5 螺釘?shù)牟鹧b操作，最大輸出力矩為12 N·m，且受限于電池輸出功率和電機(jī)額定電流，無(wú)法進(jìn)一步增大輸出力矩。為了保證維修任務(wù)的正常進(jìn)行，亟需開(kāi)發(fā)一種基于沖擊方式傳動(dòng)且適合航天員在軌艙外操作的電動(dòng)工具沖擊機(jī)構(gòu)。為此，本文設(shè)計(jì)一種低轉(zhuǎn)速離合器式?jīng)_擊機(jī)構(gòu)以實(shí)現(xiàn)電動(dòng)工具的小反作用力、低沖擊振動(dòng)和大力矩輸出，并搭建在軌維修地面模擬試驗(yàn)平臺(tái)和EVA 模擬裝置進(jìn)行功能驗(yàn)證試驗(yàn)和工效學(xué)試驗(yàn)。

1 離合器式?jīng)_擊機(jī)構(gòu)

沖擊電動(dòng)工具的離合器式?jīng)_擊機(jī)構(gòu)（如圖1 所示）主要包括主軸、彈簧、沖擊塊、鋼球、滑環(huán)和扳軸等關(guān)鍵部件。沖擊機(jī)構(gòu)正常工作時(shí)，電機(jī)及減速器組件驅(qū)動(dòng)主軸以恒定速度低速旋轉(zhuǎn)，帶動(dòng)沖擊塊旋轉(zhuǎn)沖擊、軸向提升及回落，以及彈簧壓縮及快速釋放等；鋼球沿主軸和沖擊塊上的V 形螺旋槽滾動(dòng)，帶動(dòng)沖擊塊進(jìn)行周期性的軸向往復(fù)和周向旋轉(zhuǎn)。采用滑環(huán)及彈簧兩端的軸承減小機(jī)構(gòu)內(nèi)部的摩擦阻力，通過(guò)控制螺旋槽升角使鋼球在V 形螺旋槽底部平緩過(guò)渡，實(shí)現(xiàn)較小的反作用力。

圖1 電動(dòng)工具沖擊機(jī)構(gòu)的基本結(jié)構(gòu)Fig.1 Basic structure of impact mechanism of the power tool

沖擊塊的受力分析如圖2 所示，沖擊塊的軸向和周向動(dòng)力學(xué)方程分別為：

圖2 沖擊塊的受力分析Fig.2 Force analysis of impactor

式(1)和式(2)中：m為沖擊塊的質(zhì)量；X為沖擊塊的軸向位移；F為鋼球?qū)β菪鄣恼龎毫Γ沪翞槁菪鄣纳牵籔為彈簧的預(yù)壓力；K為彈簧的剛度；J為沖擊塊的轉(zhuǎn)動(dòng)慣量；θc為沖擊塊的旋轉(zhuǎn)角度；R為主軸半徑。

沖擊塊和主軸的相對(duì)位移關(guān)系滿(mǎn)足

式中θz是主軸的旋轉(zhuǎn)角度。

根據(jù)式(1)～式(3)，得到?jīng)_擊機(jī)構(gòu)的運(yùn)動(dòng)微分方程

該微分方程的求解表明沖擊機(jī)構(gòu)具有簡(jiǎn)諧運(yùn)動(dòng)的特征，因此可以通過(guò)定義關(guān)鍵位置對(duì)沖擊機(jī)構(gòu)的整個(gè)運(yùn)動(dòng)狀態(tài)進(jìn)行分析。假設(shè)扳軸固定不動(dòng)，將沖擊塊在單個(gè)碰撞周期內(nèi)的相對(duì)位移分為運(yùn)動(dòng)起點(diǎn)、彈簧最大壓縮點(diǎn)、返回運(yùn)動(dòng)起點(diǎn)以及碰撞點(diǎn)4 個(gè)關(guān)鍵軸向位置，如圖3 所示，圖中，ωc0～ωc3為沖擊塊的角速度，v0～v3為沖擊塊的軸向速度。

圖3 沖擊機(jī)構(gòu)的4 個(gè)關(guān)鍵位置Fig.3 Four key locations of impact mechanism

在運(yùn)動(dòng)起點(diǎn)位置，沖擊塊凸牙與扳軸在軸向方向上剛好重合，沖擊塊向右運(yùn)動(dòng)壓縮彈簧；當(dāng)沖擊塊運(yùn)動(dòng)至極限位置，即到達(dá)彈簧最大壓縮位置后，其軸向速度v1衰減為0，隨后彈簧快速釋放推動(dòng)沖擊塊向左加速；經(jīng)過(guò)一段時(shí)間后，沖擊塊重新返回至運(yùn)動(dòng)起點(diǎn)位置，此時(shí)軸向速度v2與v0方向相反，沖擊塊繼續(xù)向左加速；最終沖擊塊凸牙與扳軸在軸向方向上完全重合，沖擊塊的角速度和軸向速度均達(dá)到最大，與扳軸發(fā)生側(cè)面碰撞，此后沖擊塊經(jīng)過(guò)反彈重新恢復(fù)至運(yùn)動(dòng)起點(diǎn)位置。沖擊塊的軸向位移?時(shí)間曲線和角速度?時(shí)間曲線如圖4 所示，圖中t0、t1、t2和t3分別為沖擊塊到達(dá)4 個(gè)關(guān)鍵位置所對(duì)應(yīng)的時(shí)刻。整個(gè)運(yùn)動(dòng)過(guò)程的實(shí)質(zhì)是彈簧彈性勢(shì)能與沖擊塊動(dòng)能的相互轉(zhuǎn)化，目的是使沖擊塊以最大角速度與扳軸發(fā)生側(cè)撞產(chǎn)生沖擊力矩。

圖4 沖擊塊的軸向位移/角速度?時(shí)間曲線Fig.4 Axial displacement/angular velocity-time curve of the impactor

2 關(guān)鍵設(shè)計(jì)參數(shù)對(duì)極限沖擊力矩的影響

碰撞瞬間彈簧處于最小壓縮位置，由于碰撞時(shí)間極短，彈簧不發(fā)生明顯變形且摩擦造成的能量損失較低。以螺釘?shù)臄Q緊過(guò)程為例，沖擊機(jī)構(gòu)第i次沖擊的能量守恒方程為

當(dāng)沖擊機(jī)構(gòu)達(dá)到穩(wěn)定運(yùn)行狀態(tài)，沖擊塊的碰撞角速度達(dá)到最大且每次碰撞均保持不變時(shí)，沖擊機(jī)構(gòu)產(chǎn)生的沖擊力矩達(dá)到最大，即Mi=Mi?1，螺釘被完全擰緊且不會(huì)隨著沖擊次數(shù)的增加而發(fā)生旋轉(zhuǎn)擰動(dòng)。沖擊機(jī)構(gòu)產(chǎn)生的沖擊力矩大小與沖擊塊碰撞時(shí)的運(yùn)動(dòng)參數(shù)有關(guān)，根據(jù)式(3)獲得沖擊塊的碰撞角速度為

式中ωz為主軸旋轉(zhuǎn)角速度。

由圖4 可知，沖擊塊的動(dòng)能包括軸向的平動(dòng)動(dòng)能和周向的轉(zhuǎn)動(dòng)動(dòng)能，由于沖擊塊在碰撞前后的軸向速度方向相反但大小相等，即平動(dòng)動(dòng)能不發(fā)生變化，故可將沖擊機(jī)構(gòu)在穩(wěn)定運(yùn)行過(guò)程中的能量守恒方程簡(jiǎn)化為

式中：e為碰撞恢復(fù)系數(shù)，表明非彈性碰撞過(guò)程中考慮了摩擦和阻尼影響；沖擊機(jī)構(gòu)產(chǎn)生的極限沖擊力矩為

表明極限沖擊力矩由被沖擊組件的等效扭轉(zhuǎn)剛度、沖擊塊的轉(zhuǎn)動(dòng)慣量、碰撞恢復(fù)系數(shù)及沖擊塊碰撞角速度4 部分組成，其中，碰撞恢復(fù)系數(shù)受材料屬性影響，其余3 部分均受沖擊機(jī)構(gòu)的結(jié)構(gòu)參數(shù)影響。

根據(jù)航天員在軌維修的操作狀態(tài)[7]，為了保證工具有較低的沖擊振動(dòng)頻率以及航天員單手操作的穩(wěn)定性，工具的輸出轉(zhuǎn)速必須限定在一定范圍內(nèi)；為了保證航天員手部承受的反作用力較小，碰撞時(shí)鋼球應(yīng)平緩過(guò)渡，即螺旋槽的升角不宜過(guò)大；同時(shí)工具輸出端的外形還應(yīng)結(jié)構(gòu)緊湊、體積小巧。因此，將主軸轉(zhuǎn)速、主軸半徑、沖擊塊半徑以及螺旋槽升角作為沖擊機(jī)構(gòu)的關(guān)鍵設(shè)計(jì)參數(shù)，結(jié)合PPT 的研制經(jīng)驗(yàn)，初步確定各關(guān)鍵設(shè)計(jì)參數(shù)的取值范圍，在其余設(shè)計(jì)參數(shù)不變的條件下，將各單因素離散后分析它們對(duì)極限沖擊力矩的影響，結(jié)果如圖5所示。

在圖5(a)中，當(dāng)主軸轉(zhuǎn)速限定在60～300 r/min時(shí)，隨著主軸轉(zhuǎn)速增大，極限沖擊力矩近似呈線性增大。原因是沖擊塊的碰撞角速度和軸向速度均與主軸轉(zhuǎn)速呈正相關(guān)，且極限沖擊力矩與沖擊塊碰撞角速度呈線性正相關(guān)。但是應(yīng)注意，當(dāng)沖擊電動(dòng)工具的輸出轉(zhuǎn)速較高時(shí)，相應(yīng)的沖擊頻率較高，容易產(chǎn)生較大的振動(dòng)暴露量，會(huì)對(duì)航天員的手臂系統(tǒng)造成不利影響[8]。

在圖5(b)中，當(dāng)主軸半徑限定在0.01～0.02 m時(shí)，在沖擊塊半徑不變的條件下，主軸半徑越小，沖擊塊的質(zhì)量和轉(zhuǎn)動(dòng)慣量越大；同時(shí)根據(jù)式(6)，主軸半徑越小，沖擊塊的碰撞角速度越大，導(dǎo)致極限沖擊力矩變大。

在圖5(c)中，當(dāng)沖擊塊半徑限定在0.03～0.06 m時(shí)，隨沖擊塊半徑的增大，極限沖擊力矩變大，其根本原因是沖擊塊的質(zhì)量和轉(zhuǎn)動(dòng)慣量的增大。

在圖5(d)中，當(dāng)螺旋槽升角限定在20°～50°時(shí)，螺旋槽升角越大，沖擊塊的動(dòng)能損失越大，碰撞角速度越小，導(dǎo)致極限沖擊力矩變小。因此螺旋槽升角應(yīng)采用滿(mǎn)足鋼球平緩過(guò)渡且不發(fā)生滑脫的較小值。

圖5 關(guān)鍵設(shè)計(jì)參數(shù)對(duì)極限沖擊力矩的影響Fig.5 Influence of key design parameters on ultimate impact torque

彈簧預(yù)壓力作為配合沖擊機(jī)構(gòu)發(fā)生最佳碰撞的設(shè)計(jì)條件，其變化趨勢(shì)與極限沖擊力矩相同。原因是：在沖擊塊軸向碰撞深度不變的條件下，彈簧剛度越大，彈性勢(shì)能轉(zhuǎn)化為沖擊塊的動(dòng)能則越大，導(dǎo)致極限沖擊力矩變大。

綜上所述，極限沖擊力矩與主軸轉(zhuǎn)速和沖擊塊半徑呈正相關(guān)趨勢(shì)，與主軸半徑和螺旋槽升角呈負(fù)相關(guān)趨勢(shì)。為了使沖擊機(jī)構(gòu)同時(shí)滿(mǎn)足大力矩輸出和航天員在軌維修工效學(xué)要求，綜合平衡各設(shè)計(jì)參數(shù)后確定沖擊機(jī)構(gòu)的關(guān)鍵設(shè)計(jì)參數(shù)如表1 所示。

3 結(jié)構(gòu)瞬態(tài)動(dòng)力學(xué)仿真

在沖擊機(jī)構(gòu)運(yùn)行過(guò)程中，碰撞產(chǎn)生的較大變形將使沖擊塊凸牙提前與扳軸發(fā)生軸向頂撞而損耗動(dòng)能，導(dǎo)致沖擊機(jī)構(gòu)無(wú)法滿(mǎn)足最佳碰撞條件，使極限沖擊力矩減小，甚至可能出現(xiàn)機(jī)構(gòu)卡滯，因此必須對(duì)碰撞時(shí)關(guān)鍵部件產(chǎn)生的變形進(jìn)行定量分析。由于沖擊塊與扳軸的碰撞時(shí)間極短且單次碰撞能量較低，材料的多沖抗力主要取決于材料強(qiáng)度，忽略冷焊對(duì)沖擊機(jī)構(gòu)的影響，選用2Cr13 作為主要碰撞材料，對(duì)沖擊機(jī)構(gòu)的碰撞過(guò)程進(jìn)行結(jié)構(gòu)瞬態(tài)動(dòng)力學(xué)分析，結(jié)果如圖6 所示。

圖6 沖擊塊和扳軸的結(jié)構(gòu)強(qiáng)度分析Fig.6 Structural strength analysis of impactor and wrench shaft

結(jié)果表明：碰撞瞬間沖擊塊和扳軸的形變與應(yīng)力均達(dá)到最大；沖擊塊的形變最大值0.001 36 mm出現(xiàn)在凸牙邊緣，應(yīng)力最大值32.46 MPa 出現(xiàn)在凸牙與主體部分連接處；扳軸的形變最大值0.087 9 mm出現(xiàn)在其兩翼邊緣，應(yīng)力最大值264.27 MPa 出現(xiàn)在四方頭與主體部分連接處。這說(shuō)明兩者由于碰撞產(chǎn)生的實(shí)際變形量非常小，且應(yīng)力均遠(yuǎn)低于材料的屈服強(qiáng)度，不會(huì)對(duì)沖擊塊的軸向往復(fù)和周向旋轉(zhuǎn)產(chǎn)生影響。

4 功能驗(yàn)證試驗(yàn)

試驗(yàn)搭建了一套由零重力模擬裝置和力矩測(cè)量裝置組成的在軌維修地面模擬試驗(yàn)平臺(tái)，包括重力卸載裝置、模擬板、M10 螺釘、航天服手套、應(yīng)變測(cè)力扳手及定力矩扳手等。試驗(yàn)包括擰緊和擰松2 種工況，每種工況下分別進(jìn)行6 組測(cè)試，每組測(cè)試中螺釘被安裝在豎直放置的模擬板上，沖擊電動(dòng)工具被安裝在重力卸載裝置中模擬在軌零重力狀態(tài)，受試者單手握持工具手柄，確保輸出軸垂直于模擬板板面，持續(xù)對(duì)螺釘進(jìn)行擰緊或擰松操作，如圖7 所示。

圖7 受試者手持沖擊電動(dòng)工具進(jìn)行功能驗(yàn)證試驗(yàn)Fig.7 Subject holding the impact power tool to perform functional verification test

在擰緊工況的每組測(cè)試中，受試者分別使用校準(zhǔn)的40 N·m 定力矩扳手和沖擊電動(dòng)工具各擰緊8 顆螺釘，然后使用應(yīng)變測(cè)力扳手松開(kāi)全部16 顆螺釘，采集每顆螺釘對(duì)應(yīng)的擰松力矩值。在擰松工況的每組測(cè)試中，首先使用40 N·m 定力矩扳手將8 顆螺釘擰緊，然后使用沖擊電動(dòng)工具進(jìn)行擰松操作，記錄擰松的螺釘數(shù)量。為便于記錄，將使用定力矩扳手?jǐn)Q緊的螺釘稱(chēng)為標(biāo)定螺釘，使用沖擊電動(dòng)工具擰緊的螺釘稱(chēng)為試驗(yàn)螺釘。

擰緊試驗(yàn)中使用應(yīng)變測(cè)力扳手松開(kāi)螺釘時(shí)采集的平均擰松力矩如圖8 所示。結(jié)果表明：標(biāo)定螺釘?shù)钠骄鶖Q松力矩為28.13 N·m，占其擰緊力矩（40 N·m）的70.33%；試驗(yàn)螺釘?shù)钠骄鶖Q松力矩為29.28 N·m，略高于標(biāo)定螺釘，通過(guò)反推獲得沖擊電動(dòng)工具的擰緊力矩值為41.64 N·m，與理論結(jié)果接近。擰松試驗(yàn)中所有標(biāo)定螺釘均被擰松，表明沖擊電動(dòng)工具可以對(duì)M10 螺釘進(jìn)行有效的擰緊和擰松操作。

圖8 試驗(yàn)螺釘與標(biāo)定螺釘?shù)臄Q松力矩對(duì)比Fig.8 Comparison of loosening torque between test screw and calibration screw

5 工效學(xué)試驗(yàn)

航天員進(jìn)行在軌維修時(shí)必須著加壓艙外航天服，使操作動(dòng)作的機(jī)動(dòng)性和靈活性受限[9-10]；同時(shí)受微重力條件影響，航天員必須依靠自身和艙外輔助設(shè)施克服工具的反作用力[11]。因此須針對(duì)在軌實(shí)際操作狀態(tài)開(kāi)展工效學(xué)試驗(yàn)來(lái)檢驗(yàn)沖擊電動(dòng)工具是否適于航天員進(jìn)行在軌操作，以保證艙外維修任務(wù)的安全性和高效性。

試驗(yàn)搭建了一套由艙外航天服、重力卸載裝置、模擬板及M10 螺釘?shù)冉M成的EVA 模擬裝置。其中：航天服被懸吊于模擬板正前方，具備一定的水平空間活動(dòng)能力；沖擊電動(dòng)工具被安裝在重力卸載裝置中。受試者的身高、年齡及臂長(zhǎng)等生理特征與航天員近似，且能夠熟練操作沖擊電動(dòng)工具。試驗(yàn)過(guò)程中，著加壓艙外航天服的受試者單手握持沖擊電動(dòng)工具手柄，持續(xù)對(duì)模擬板上的螺釘進(jìn)行拆裝操作。

試驗(yàn)顯示：在沖擊電動(dòng)工具與螺釘對(duì)準(zhǔn)的條件下，受試者能夠快速完成多顆螺釘?shù)牟鹦逗桶惭b操作；操作過(guò)程中，受試者對(duì)沖擊電動(dòng)工具手柄振動(dòng)的感知極弱，試驗(yàn)結(jié)束后其手臂系統(tǒng)未出現(xiàn)疲勞或不適；受試者能夠使用單手持續(xù)穩(wěn)定地握持工具手柄，且工具啟停和沖擊時(shí)航天服手套無(wú)晃動(dòng)。

試驗(yàn)數(shù)據(jù)表明：當(dāng)沖擊機(jī)構(gòu)的主軸轉(zhuǎn)速設(shè)定為180 r/min 時(shí)，可以在一定程度上縮短航天員的操作時(shí)間，提高艙外作業(yè)效率；同時(shí)沖擊機(jī)構(gòu)在該轉(zhuǎn)速下產(chǎn)生的振動(dòng)對(duì)受試者的干擾極小，原因可能是航天服手套內(nèi)部的柔性材料將部分振動(dòng)能量吸收，使實(shí)際傳遞至航天員手部的振動(dòng)量級(jí)大幅度減小。當(dāng)螺旋槽升角為30°時(shí)，鋼球能夠在螺旋槽底部平緩過(guò)渡，使沖擊機(jī)構(gòu)產(chǎn)生的反作用力較小。

以上試驗(yàn)結(jié)果表明本文所設(shè)計(jì)的沖擊電動(dòng)工具可以滿(mǎn)足航天員安全、高效的在軌維修工效學(xué)要求。

6 結(jié)束語(yǔ)

針對(duì)空間站某大型ORU 的在軌維修需求，本文給出一種可實(shí)現(xiàn)低轉(zhuǎn)速、大力矩輸出的艙外電動(dòng)工具離合器式?jīng)_擊機(jī)構(gòu)的設(shè)計(jì)：根據(jù)沖擊機(jī)構(gòu)的簡(jiǎn)諧運(yùn)動(dòng)特征對(duì)其關(guān)鍵運(yùn)動(dòng)狀態(tài)進(jìn)行了分析，通過(guò)影響因素分析確定了沖擊機(jī)構(gòu)的關(guān)鍵設(shè)計(jì)參數(shù)。仿真結(jié)果表明，沖擊塊和扳軸碰撞時(shí)的變形極小且強(qiáng)度足夠，沖擊機(jī)構(gòu)可以持續(xù)穩(wěn)定地產(chǎn)生沖擊力矩。模擬試驗(yàn)結(jié)果表明，沖擊電動(dòng)工具的擰緊力矩為41.64 N·m，能夠有效實(shí)現(xiàn)對(duì)M10 螺釘進(jìn)行擰緊和擰松。同時(shí)該離合器式?jīng)_擊機(jī)構(gòu)的工作效率高、反作用力小，受試者手部承受的振動(dòng)幅值較小，能夠滿(mǎn)足航天員的工效學(xué)要求。

該離合器式?jīng)_擊機(jī)構(gòu)可以為在軌沖擊型大力矩輸出電動(dòng)工具的研制提供技術(shù)支撐，同時(shí)對(duì)地外鉆探技術(shù)的開(kāi)發(fā)也具有一定的借鑒意義。