高海水围压条件下多金属硫化物的破碎机理.pdf

第 48 卷第 4 期中南大学学报自然科学版Vol.48No.4 2017 年 4 月Journal of Central South University Science and TechnologyApril 2017 DOI 10.11817/j.issn.1672−7207.2017.04.013 高海水围压条件下多金属硫化物的破碎机理 李艳 1, 2, 张亮1, 刘少军1, 2, 唐达生2 1．中南大学 机电工程学院，湖南 长沙，410083； 2．长沙矿冶研究院 深海矿产资源开发利用技术国家重点实验室，湖南 长沙，410012 摘要为研究高海水围压条件下截齿在切削海底块状多金属硫化物SMS过程中的破碎机理，考虑海底块状硫化 物高孔隙率、非线性的特点，选择 Holmquist−Johnson−CookHJC 材料本构模型，基于 Lagrangian 有限单元法， 利用 LS-DYNA 仿真软件建立截齿切削破碎海底块状多金属硫化物的仿真模型，模拟无海水围压下和高海水围压 下海底块状多金属硫化物的切削破碎过程。研究结果表明在高海水围压作用下，海底块状多金属硫化物的强度 明显提高，断裂模式主要是脆性失效向塑性失效转变；海水黏着力和高围压作用使得切屑更难从矿体基岩剥离， 截齿受到的阻力明显增大。 关键词破碎机理；海底块状多金属硫化物；高海水围压；HJC 材料模型；断裂模式 中图分类号TD 424文献标志码A文章编号1672−7207201704−0944−08 Breaking mechanism of massive sulfide under high deepwater confining pressure LI Yan1, 2, ZHANG Liang1, LIU Shaojun1, 2, TANG Dasheng2 1. School of Mechanical and Electrical Engineering, Central South University, Changsha 410083, China; 2. State Key Laboratory of Exploitation and Utilization of Deep Sea Mineral Resources, Changsha Research Institute of Mining and Metallurgy, Changsha 410012, China Abstract In order to study the breaking mechanism of seafloor massive sulfideSMS under high deepwater confining pressure, the Holmquist−Johnson−Cook HJC material model was adopted in consideration of the high porosity and nonlinear material behavior of SMS.Based on Lagrangian finite element , a simulation model for cutting SMS of point-attack pick was established by using LS-DYNA. The whole dynamic cutting process with or without high deepwater confining pressure was simulated. The results show that under high deepwater confining pressure,the failure strength of SMS increases significantly and the cutting process is transed from brittle fracture mode to ductile fracture mode. The viscosity of the water and high confining pressure reduce the speed at which the chip can leave the host orebody and results in higher cutting forces. Key words breaking mechanism; seafloor massive sulfide; high deepwater confining pressure; HJC material model; fracture mode 随着陆地金属矿产资源的日渐枯竭，人类逐渐把 目光转向深海矿产资源。海底块状多金属硫化物 seafloor massive sulfide，SMS是继多金属结核、富钴 结壳等深海矿产资源人类认识到的又一种新的海底矿 收稿日期2016−05−12；修回日期2016−07−22 基金项目Foundation item国家自然科学基金资助项目51174037，51104177；国际海域资源调查与开发“十二五”重大项目 DY125-11-R-01； 湖南省科技重大专项2014FJ1002Projects51174037, 51104177 supported by the National Natural Science Foundation of China; Project DY125-11-R-01 supported by China Ocean Mineral Resources Research Project 2014FJ1002 supported by the Science and Technology Major Project of Hunan Province 通信作者李艳，博士，副教授，从事机电液系统控制理论与技术、深海作业装备设计与控制研究；E-maillylsjhome 万方数据 第 4 期李艳，等高海水围压条件下多金属硫化物的破碎机理945 产资源，由于其富含铜及大量贵金属，矿藏量大，水 浅易开采，按照目前深海技术发展水平推断，SMS 有 望成为深海采矿的首采对象[1−4]。SMS 采掘头的研发 设计是 SMS 资源开采利用的关键技术之一， 目前国外 学者认为类似于采煤机螺旋滚筒的截齿切削是一种最 佳的 SMS 破碎方法[4−6]。与陆地采煤相比，SMS 开采 的一个难点是在考虑海底海水作用下如何将 SMS 矿 体从基岩上破碎剥离。SMS 矿床主要位于 1.53.0 km 的海底区域[4]，从而受到 1530 MPa 海水围压，在高 海水围压影响下， SMS 矿体所属的力学系统类似于陆 地深部工程岩体所属的复杂非线性力学系统。为了保 证截齿长期可靠地工作，必须掌握在高海水围压作用 下截齿切削 SMS 矿体的破碎机理和截齿所受载荷的 分布范围和分布规律。鹦鹉螺矿业为估算海底开采设 备所需要的功率，测试评估了高海水围压效应对开采 的影响，结果表明高海水围压效应确实存在并受岩石 脆性、渗透性及孔隙率等参数影响，高海水围压效应 影响会导致总体切削能需求增加约 70[6]。 自 1911 年 以来，人们针对围压对岩石力学性质的影响进行了大 量试验研究，表明岩石在不同围压下表现出不同的峰 后特性，在较低围压下表现为脆性的岩石可以在高围 压下转化为延性[7]。KAITKAY 等[8]设计了 1 个在高静 水围压环境下 PDC 切削大理岩的实验装置， 结果表明 在围压存在时切削阻力大大增加，岩石的破坏形式由 脆性破坏转为塑性破坏。卜英勇等[9−11]在研究设计海 底矿产资源采掘头时采用的理论借鉴陆地煤矿资源开 采破碎的密实核理论，仅考虑了采掘头滚筒排水受到 的海水阻力和浮力，但没有考虑高海水围压效应对矿 体破碎机理的影响，这很可能导致设计研发的采掘头 采集性能不能满足生产要求甚至不能正常工作。由于 深海采矿环境复杂，难以进行海底原位切削试验，也 很难在实验室搭建模拟海底复杂环境的实验平台，所 以，人们开始采用数值仿真技术进行模拟研究。 VERCRUIJSSE 等[12]通过离散单元法DEM对海底矿 产资源的破碎机理进行了数值模拟研究，仿真结果表 明在海水围压作用下，海底岩石的塑性增强，切削时 裂纹的产生和扩展变得更加困难，切削阻力增大，但 此方法只适合二维模型，无法用于三向受力的截齿的 载荷特性研究。王泳嘉等[13]对比分析了离散单元法同 拉格朗日单元法及其在岩土力学中的应用，指出 Lagrangian 单元法更适合处理连续介质非线性大变形 的问题。 MENEZES 等[14]基于 LS-DYNA 的 Lagrangian 有限单元法模拟了岩石切削的切屑形成过程。本文作 者在考虑 SMS 高孔隙率、 非线性特点及受到高围压影 响的前提下，选择合适的材料本构模型，结合 SMS 样品的三轴压缩实验结果计算得到材料模型参数并通 过仿真对比实验数结果验证所选HJC模型参数的合理 性，利用 LS-DYNA 数值仿真软件建立在海水围压条 件下截齿切削破碎 SMS 的仿真模型， 模拟高海水围压 条件下 SMS 矿体的切削破碎过程，分析海水围压对 SMS 矿体破碎机理的影响和对截割载荷的影响， 以便 为 SMS 采掘头整体截割性能的研究和采掘头参数的 优化提供一种切实可行的方法。 1矿体材料本构模型选择 邬长斌等[4]根据国外对大量SMS样品进行力学性 能测试，认为 SMS 的断裂性能与煤的类似，韧性和 塑性与盐和碳酸钾的类似，轴向压缩强度小于 40 MPa。YAMAZAKI 等[15]测得了部分 SMS 样品的物理 力学参数， 并指出 SMS 具有很大的孔隙率。 许颖光[16] 通过对 SMS 样品进行单轴和三轴抗压强度试验， 测得 SMS 样品的力学性能参数如表 1 所示。 表 1SMS 样品力学参数[16] Table 1Material parameters of SMS samples 湿密度/ gcm−3 干密度/ gcm−3 真密度/ gcm−3 抗压强度/ MPa 2.9402.6003.20010.240 弹性模量/ GPa 泊松比 内摩擦角/ 内聚力/ MPa 11.5000.11038.0402.447 本文通过对多种材料本构模型对比研究，发现单 纯的 Mohr−Coulomb和 Hoek−Brown 强度准则模型都 没有考虑中间主应力的作用，因此，无法模拟围压的 影响作用。被常用于岩土材料的 Drucker−Prager 模型 虽然考虑了中间主应力的作用， 但不能反映π平面上的 拉伸子午线和压缩子午线的不同。通过比较，HJC 材 料模型能较好地反映 SMS 矿体高孔隙率性质特点和 围压对材料的影响。 HJC 材料本构模型是由 HOLMQUIST 和 COOK 针对混凝土承受大应变、高应变速率和高静水压力提 出的本构模型[17]，后来被推广用于岩石材料等，并形 成了参数确定方法[18−19]。 HJC 模型以等效塑性应变和塑性体积应变引起 的损伤累积来描述损伤破碎，其损伤演化方程为 万方数据 中南大学学报自然科学版第 48 卷946 PP ff PP D εμ ∑ εμ Δ＋Δ ＝ ＋ 1 式中 P εΔ和 P μΔ分别为 1 个计算循环内单元的等效 塑性应变增量和塑性体积应变增量； f P ε和 f P μ分别为 常压下破碎的等效塑性应变和塑性体积应变，其表达 式为 2 ** 1PP ffD D pTεμ＋＝＋； c /TTf * ＝，为材料所 能承受的标准化最大拉伸压力；T 为材料可以承受的 最大拉伸强度；D1和 D2为损伤常数。 HJC 模型的屈服面可表示为归一化的等效强度 σ* *** [1]1ln N ADBpCσε＝–＋＋2 其中 c / fσσ * ＝，为归一化等效强度；σ为实际等效 应力；fc为材料的静态抗压强度；D 为损伤度0≤D≤ 1.0； c /Ppf * ＝，为标准化的静水压力； * 0 /εε ε＝， 为量纲一化的应变率； A 为标准化的内聚力强度系数； B 为标准化压力硬化系数；N 为压力硬化指数；C 为 应变率系数。 在 HJC 模型中，损伤演化方程中 D1和 D2反映了 损伤程度， 可通过调整这 2 个参数来反映 SMS 高孔隙 率等特点带来的材料损伤对强度的影响。在屈服面方 程中，A1−D反映了损伤软化程度， *N Bp反映了压 力强化程度， * lnCε反映了应变率效应，系数 A，B， C 和 N 控制着这 3 项在屈服面方程中所占的比例，可 以分别反映矿体自然损伤、海水围压和切削破碎速度 对矿体材料屈服面的影响。 综合 SMS 样品的三轴压缩实验数据和方秦等[19] 给出的 HJC 模型参数确定方法计算选择得到 SMS 的 HJC 材料模型参数，如表 2 所示。为验证所选参数的 表 2SMS 的 HJC 模型参数 Table 2Parameters for HJC model of SMS ρ/t∙m−3G/GPaABC 2.945.180.2241.880.005 Nfc/MPaT/MPaε0EFmin 0.8010.241.9841.0010−60.01 Smaxpcrush/MPaμcrushplock/GPaμlock 73.410.7010−30.810.09 D1D2K1/GPaK2/GPaK3/GPa 0.041.0085−171208 注ρ为多金属硫化物湿密度；G 为多金属硫化物剪切模量； ε0为参考应变率；EFmin为参考最小塑性应变；Smax为归一化 最大强度；pcrush为压碎压力；μcrush为压碎体积应变；plock 为压实压力；μlock为压实体积应变；K1，K2和 K3为压力 常数。 合理性，采用仅含 1 个单元的立方体模型模拟三轴压 缩实验[21]，数值模型的边界条件如图 1 所示。采用轴 向位移控制方式加载，加载等效应变速率为ε.1.0 m/s[21]。 为避免加载速率过大产生的误差， 应变率系数 C 设为 0。仿真对比 SMS 样品在不同围压下测得的抗 压强度[16]如图 2 所示。从图 2 可看出不同围压下测 得的抗压强度趋势基本一致，说明选择的材料模型参 数基本合理。 图 1三轴压缩试验的数值模型 Fig. 1Numerical model of SMS triaxial compression test 图 2SMS 轴压和围压的关系 Fig. 2Relationship between axial stress and radial stress of SMS 2仿真模型的建立 与刀形截齿相比，镐形截齿具有齿身所受的弯矩 小、不易折断、便于安装、磨损均匀的特点。国内外 的使用经验表明，刀形截齿的寿命不及镐形截齿寿命 的一半，故本文采用镐形截齿。根据采掘机械用截齿 标准 MT/T 2462006 设计如图 3 所示的镐形截齿， 并按比例 11 建立仿真模型，如图 4 所示。矿体模型 长宽高为 200 mm160 mm100 mm，通过合理 万方数据 第 4 期李艳，等高海水围压条件下多金属硫化物的破碎机理947 的边界条件设置来模拟无限矿体区域。 图 4 中 β为镐 形截齿安装角，参照采煤机滚筒截齿一般取 4050， 本模型取切削前角和后角都为 45；v 为切削速度，取 3 m/s；h 为切削厚度，取 30 mm；p 为海水围压，根 据 SMS 矿床所处的海底深度，分别取 10，20 和 30 MPa。 数据单位mm 图 3镐形截齿尺寸 Fig. 3Dimension of point-attack pick 图 4仿真模型示意图 Fig. 4Diagram of calculation model 2.1有限元模型的建立 基于 LS-DYNA 的 Lagrangian 有限单元法，采用 Explicit 3D Solid164 三维实体单元建立有限元模型， 研究截齿切削矿体时矿体的破裂情况和截齿的受力情 况。为了加快计算速度，提高计算精度，将矿体与截 齿接触部分的网格细化，对矿体其他部分采用较粗的 网格，截齿采用映射网格划法方法进行处理，整体化 为六面体网格，如图 5 所示。 图 5数值模型网格划分 Fig. 5Meshing of numerical simulation 2.2材料模型参数 镐形截齿一般是由合金钢齿体和硬质合金刀头钎 焊而成，其弹性模量比矿体的弹性模量高很多，在短 时间内矿体对于截齿的磨损与变形可以忽略不计，因 而，截齿的材料模型可以设置为刚体。刚体材料内所 有节点的自由度都耦合到刚体的几何中心上，这也可 以大大减少 CPU 的计算时间， 对截齿材料属性， 设置 弹性模量 E210 GPa， 泊松比ν0.3， 质量密度ρ8 930 kg/m3。矿体材料模型参数如表 2 所示。 2.3边界条件 矿体底面约束全部自由度，为了模拟矿体无限域 的情况对矿体 4 个侧面全部施加无反射边界条件。为 了保证截齿在切削矿体过程中不发生倾斜，约束截齿 在 X，Y 和 Z 方向的转动自由度和 Z 和 Y 方向的平动 自由度。 2.4围压加载 为了模拟海底高海水围压的环境，需要给矿体添 加围压，即对矿体模型除底面外的 5 个自由面全部施 加指向面内法线方向的均布面压力载荷。 在LS-DYNA 中，均布面压力载荷通过*LOAD_SEGMENT_SET 这 个关键词施加在指定的单元上。 2.5接触定义 镐形截齿与矿体之间采用面−面侵蚀接触算法， 即使1个或者2个表面的单元在接触时发生材料失效， 接触依然在剩余的单元中进行，主要用于实体单元表 面发生失效贯穿问题等。在截齿切削矿体过程中，岩 石发生了非常显著的非线性破坏，所以，使用侵蚀接 触非常适合。考虑海水的润滑作用，设置静摩擦因数 为 0.20，动摩擦因数为 0.15。 3仿真结果分析 3.1截齿切削破碎过程对比分析 在无海水围压条件下，不同时刻矿体材料的等效 应力云图如图 6 所示。从图 6 可见在截齿切削矿体 过程中，截齿齿尖附近的矿体首先会发生变形出现裂 纹；当接触应力达到极限值时，矿体开始局部压碎， 形成 1 个压碎区域，也就是密实的切削核密实核； 随着截齿不断切入矿体，切削核内的切屑因受到挤压 而积聚能量，部分切屑将以很大的速度从前刀面与矿 体的间隙中射流出去，并向切削核四周的矿体施加压 力，从而压碎范围不断扩大，切削核也不断扩大，截 齿的截割阻力也逐渐扩大；随着截齿继续向前运动， 在封闭切削核瞬间，当压力超过切削核到矿体自由面 万方数据 中南大学学报自然科学版第 48 卷948 的剪力时，发生切屑崩裂，截齿突然切入，载荷瞬时 下降，完成 1 次跃进式切削破碎过程。可见在没有 高海水围压作用时，截齿切削破碎过程是截入、密实 核形成、跃进破碎的脆性失效过程。 在高海水围压条件下，不同时刻矿体材料的等效 应力云图如图 7 所示。从图 7 可见由于在高海水围 压作用下矿体材料的塑性增强，裂纹难以发生，同时 裂纹的扩展也受到高海水围压的抑制作用。在截齿切 削矿体过程中，随着截齿切入，被切矿体材料层在前 刀面的挤压作用下产生剪应力，当剪应力达到并超过 矿体材料的屈服极限时，被切矿体材料层将沿着某一 方向产生剪切滑移变形，同时在高海水围压作用下逐 渐累积在前刀面上；随着切削运动的进行，这层累积 物将连续不断地沿前刀面流出而形成切屑。可见在 有高海水围压作用时，截齿切削破碎过程是挤压、剪 切滑移变形的塑性失效过程。 图8所示为截齿切削SMS矿体材料时切屑的形成 机理示意图。从图 8 可见在无海水围压作用时，切 屑以一定的速度向截齿运动方向崩落，主要为分散的 小块状和粒状；而在高海水围压作用时，切屑主要累 积在截齿前刀面上，主要为大块状和带状。仿真结果 说明高海水围压作用使得 SMS 矿体材料破坏出现了 脆−延转换，且与海水黏着力一起阻碍切屑与矿体基 岩分离。 3.2截齿受到的三向阻力对比分析 在截齿受力分析中，将作用在截齿上的力沿截割 方向、进给方向及侧向进行分解，可分别得到截齿受 到的截割阻力、进给阻力和侧向阻力。 图 9 所示为在不同海水围压条件下截齿受到的三 向阻力曲线，表 3 所示为截齿受到的三向阻力的波动 系数，用标准差与平均值的比值表示。从表 3 可以看 出在无围压条件下，截齿受到的三向阻力均有较大 波动，这是因为在无围压作用下截齿切削破碎过程是 一个跃进破碎的过程，在不同的破碎阶段，截齿受到 矿体不同大小的反作用力，这与陆地采煤的载荷特性 基本一致，属于典型的脆性失效；而在高海水围压条 件下，随着围压增大，截齿受到的截割阻力和进给阻 力成倍增大，三向阻力的波动系数明显减小。这是因 为高海水围压作用增加了 SMS 矿体的强度和塑性， 且 周围海水对累积在刀具前刀面的切屑有 1 个很大的压 力和黏着力。 在 20 MPa 高海水围压条件下，不同切削速度对 截齿受到的三向阻力平均值的影响见表 4。从表 4 可 以看出在高海水围压条件下，随着切削速度增大， 截齿受到的截割阻力和进给阻力明显增大。这主要是 因为在高海水围压作用下， 当 1 块矿体切屑被剥落时， a 截齿截入；b 密实核形成；c 切屑崩裂 图 6无海水围压作用下动态切削过程 Fig. 6Dynamic cutting processes without deepwater confining pressure a 截齿挤压；b 剪切滑移；c 切屑累积 图 720 MPa 海水围压作用下的动态切削过程 Fig. 7Dynamic cutting process under 20 MPa deepwater confining pressure 万方数据 第 4 期李艳，等高海水围压条件下多金属硫化物的破碎机理949 a 无海水围压条件下的切屑形态；b 20 MPa 海水围压条件下的切屑形态； c 无海水围压条件下的切屑形成机理示意图；d 20 MPa 海水围压条件下的切屑形成机理示意图 图 8SMS 切屑形成机理 Fig. 8Mechanism of material removal during SMS cutting 海水围压/ MPaa 0；b 10；c 20；d 30 1截割阻力；2进给阻力；3侧向阻力。 图 9不同围压下截齿受到的三向阻力曲线 Fig. 9Curves of cutting force with time under different confining pressures 万方数据 中南大学学报自然科学版第 48 卷950 表 3围压对三向阻力波动系数的影响 Table 3Effect of confining pressure on cutting force fluctuation coefficients 海水 围压/MPa 截割阻力 波动系数 进给阻力 波动系数 侧向阻力 波动系数 00.530.960.86 100.360.640.78 200.280.460.74 300.170.240.71 表 420 MPa 围压下切削速度对三向阻力平均值的影响 Table 4Effect of cutting speed on cutting force under 20 MPa confining pressure 切削速度/ ms−1 截割阻力/ kN 进给阻力/ kN 侧向阻力/ kN 1.525.875.300.37 2.028.965.600.07 2.531.445.920.18 3.033.076.230.63 会在截齿后刀面产生 1 个中空腔，从而产生孔吸力， 中空腔需要海水通过裂缝或者矿体本身流入得以填 充； 随着切削速度增大， 海水将更来不及流入中空腔， 由截齿前后刀面压力差产生的孔吸力也将增大，同时 受到海水的动压力也将增大。 4结论 1 考虑 SMS 高孔隙率特点及受到高海水围压作 用，选取合适的材料本构模型，在样品三轴压缩实验 基础上得到并验证了 SMS 矿体的 HJC 模型参数。并 用此材料模型建立了高海水围压条件下单截齿切削破 碎 SMS 矿体的仿真模型。 2 在高海水围压作用下， 矿体材料破坏模式出现 了脆−延转换。在无海水围压作用下，截齿切削破碎 过程是截入、 密实核形成、 跃进破碎的脆性失效过程， 切屑主要为粒状和小块状；而在高海水围压作用下， 截齿切削破碎过程是挤压、剪切滑移变形的塑性失效 过程，切屑主要为大块状和带状。 3 随着海水围压增大， 截齿受到的截割阻力和进 给阻力明显增大，三向阻力的波动方差明显减小；在 高海水围压条件下，随着切削速度增大，截齿受到的 三向阻力增大较明显。 4 海底海水高围压作用对 SMS 矿体切削破碎有 很大影响，因此，在设计 SMS 采掘头时，不能完全照 搬陆地采煤用滚筒截齿的破岩机理，但复杂的数学模 型难以建立。本文构建的数值仿真模型避免了理论和 实验研究的局限，较好地反映了海底高围压条件下截 齿切削破碎 SMS 矿体的物理过程和截齿受到的三向 阻力特性， 为 SMS 采掘头整体截割性能的研究和采掘 头参数的优化提供了一种切实可行的方法。 参考文献 [1]刘少军, 刘畅, 戴瑜. 深海采矿装备研发的现状与进展[J]. 机 械工程学报, 2014, 502 8−18. 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