高海水圍壓條件下多金屬硫化物的破碎機(jī)理

李艷 , 張亮, 劉少軍, 唐達(dá)生

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高海水圍壓條件下多金屬硫化物的破碎機(jī)理

李艷1, 2, 張亮1, 劉少軍1, 2, 唐達(dá)生2

(1．中南大學(xué)機(jī)電工程學(xué)院，湖南長沙，410083；2．長沙礦冶研究院深海礦產(chǎn)資源開發(fā)利用技術(shù)國家重點實驗室，湖南長沙，410012)

為研究高海水圍壓條件下截齒在切削海底塊狀多金屬硫化物(SMS)過程中的破碎機(jī)理，考慮海底塊狀硫化物高孔隙率、非線性的特點，選擇Holmquist?Johnson?Cook(HJC) 材料本構(gòu)模型，基于 Lagrangian有限單元法，利用LS-DYNA仿真軟件建立截齒切削破碎海底塊狀多金屬硫化物的仿真模型，模擬無海水圍壓下和高海水圍壓下海底塊狀多金屬硫化物的切削破碎過程。研究結(jié)果表明：在高海水圍壓作用下，海底塊狀多金屬硫化物的強(qiáng)度明顯提高，斷裂模式主要是脆性失效向塑性失效轉(zhuǎn)變；海水黏著力和高圍壓作用使得切屑更難從礦體基巖剝離，截齒受到的阻力明顯增大。

破碎機(jī)理；海底塊狀多金屬硫化物；高海水圍壓；HJC材料模型；斷裂模式

隨著陸地金屬礦產(chǎn)資源的日漸枯竭，人類逐漸把目光轉(zhuǎn)向深海礦產(chǎn)資源。海底塊狀多金屬硫化物(seafloor massive sulfide，SMS)是繼多金屬結(jié)核、富鈷結(jié)殼等深海礦產(chǎn)資源人類認(rèn)識到的又一種新的海底礦產(chǎn)資源，由于其富含銅及大量貴金屬，礦藏量大，水淺易開采，按照目前深海技術(shù)發(fā)展水平推斷，SMS有望成為深海采礦的首采對象[1?4]。SMS采掘頭的研發(fā)設(shè)計是SMS資源開采利用的關(guān)鍵技術(shù)之一，目前國外學(xué)者認(rèn)為類似于采煤機(jī)螺旋滾筒的截齒切削是一種最佳的SMS破碎方法[4?6]。與陸地采煤相比，SMS開采的一個難點是在考慮海底海水作用下如何將SMS礦體從基巖上破碎剝離。SMS礦床主要位于1.5~3.0 km的海底區(qū)域[4]，從而受到15~30 MPa海水圍壓，在高海水圍壓影響下，SMS礦體所屬的力學(xué)系統(tǒng)類似于陸地深部工程巖體所屬的復(fù)雜非線性力學(xué)系統(tǒng)。為了保證截齒長期可靠地工作，必須掌握在高海水圍壓作用下截齒切削SMS礦體的破碎機(jī)理和截齒所受載荷的分布范圍和分布規(guī)律。鸚鵡螺礦業(yè)為估算海底開采設(shè)備所需要的功率，測試評估了高海水圍壓效應(yīng)對開采的影響，結(jié)果表明高海水圍壓效應(yīng)確實存在并受巖石脆性、滲透性及孔隙率等參數(shù)影響，高海水圍壓效應(yīng)影響會導(dǎo)致總體切削能需求增加約70%[6]。自1911年以來，人們針對圍壓對巖石力學(xué)性質(zhì)的影響進(jìn)行了大量試驗研究，表明巖石在不同圍壓下表現(xiàn)出不同的峰后特性，在較低圍壓下表現(xiàn)為脆性的巖石可以在高圍壓下轉(zhuǎn)化為延性[7]。KAITKAY等[8]設(shè)計了1個在高靜水圍壓環(huán)境下PDC切削大理巖的實驗裝置，結(jié)果表明在圍壓存在時切削阻力大大增加，巖石的破壞形式由脆性破壞轉(zhuǎn)為塑性破壞。卜英勇等[9?11]在研究設(shè)計海底礦產(chǎn)資源采掘頭時采用的理論借鑒陸地煤礦資源開采破碎的密實核理論，僅考慮了采掘頭滾筒排水受到的海水阻力和浮力，但沒有考慮高海水圍壓效應(yīng)對礦體破碎機(jī)理的影響，這很可能導(dǎo)致設(shè)計研發(fā)的采掘頭采集性能不能滿足生產(chǎn)要求甚至不能正常工作。由于深海采礦環(huán)境復(fù)雜，難以進(jìn)行海底原位切削試驗，也很難在實驗室搭建模擬海底復(fù)雜環(huán)境的實驗平臺，所以，人們開始采用數(shù)值仿真技術(shù)進(jìn)行模擬研究。VERCRUIJSSE 等[12]通過離散單元法(DEM)對海底礦產(chǎn)資源的破碎機(jī)理進(jìn)行了數(shù)值模擬研究，仿真結(jié)果表明在海水圍壓作用下，海底巖石的塑性增強(qiáng)，切削時裂紋的產(chǎn)生和擴(kuò)展變得更加困難，切削阻力增大，但此方法只適合二維模型，無法用于三向受力的截齒的載荷特性研究。王泳嘉等[13]對比分析了離散單元法同拉格朗日單元法及其在巖土力學(xué)中的應(yīng)用，指出Lagrangian單元法更適合處理連續(xù)介質(zhì)非線性大變形的問題。MENEZES等[14]基于LS-DYNA的Lagrangian有限單元法模擬了巖石切削的切屑形成過程。本文作者在考慮SMS高孔隙率、非線性特點及受到高圍壓影響的前提下，選擇合適的材料本構(gòu)模型，結(jié)合SMS樣品的三軸壓縮實驗結(jié)果計算得到材料模型參數(shù)并通過仿真對比實驗數(shù)結(jié)果驗證所選HJC模型參數(shù)的合理性，利用LS-DYNA數(shù)值仿真軟件建立在海水圍壓條件下截齒切削破碎SMS的仿真模型，模擬高海水圍壓條件下SMS礦體的切削破碎過程，分析海水圍壓對SMS礦體破碎機(jī)理的影響和對截割載荷的影響，以便為SMS采掘頭整體截割性能的研究和采掘頭參數(shù)的優(yōu)化提供一種切實可行的方法。

1 礦體材料本構(gòu)模型選擇

鄔長斌等[4]根據(jù)國外對大量SMS樣品進(jìn)行力學(xué)性能測試，認(rèn)為SMS 的斷裂性能與煤的類似，韌性和塑性與鹽和碳酸鉀的類似，軸向壓縮強(qiáng)度小于40 MPa。YAMAZAKI等[15]測得了部分SMS樣品的物理力學(xué)參數(shù)，并指出SMS具有很大的孔隙率。許穎光[16]通過對SMS樣品進(jìn)行單軸和三軸抗壓強(qiáng)度試驗，測得SMS樣品的力學(xué)性能參數(shù)如表1所示。

表1 SMS 樣品力學(xué)參數(shù)[16]

本文通過對多種材料本構(gòu)模型對比研究，發(fā)現(xiàn)單純的Mohr?Coulomb和Hoek?Brown 強(qiáng)度準(zhǔn)則模型都沒有考慮中間主應(yīng)力的作用，因此，無法模擬圍壓的影響作用。被常用于巖土材料的Drucker?Prager模型雖然考慮了中間主應(yīng)力的作用，但不能反映π平面上的拉伸子午線和壓縮子午線的不同。通過比較，HJC材料模型能較好地反映SMS礦體高孔隙率性質(zhì)特點和圍壓對材料的影響。

HJC材料本構(gòu)模型是由HOLMQUIST和 COOK針對混凝土承受大應(yīng)變、高應(yīng)變速率和高靜水壓力提出的本構(gòu)模型[17]，后來被推廣用于巖石材料等，并形成了參數(shù)確定方法[18?19]。

HJC 模型以等效塑性應(yīng)變和塑性體積應(yīng)變引起的損傷累積來描述損傷破碎，其損傷演化方程為

HJC 模型的屈服面可表示為歸一化的等效強(qiáng)度*：

在HJC模型中，損傷演化方程中1和2反映了損傷程度，可通過調(diào)整這2個參數(shù)來反映SMS高孔隙率等特點帶來的材料損傷對強(qiáng)度的影響。在屈服面方程中，(1?)反映了損傷軟化程度，反映了壓力強(qiáng)化程度，反映了應(yīng)變率效應(yīng)，系數(shù)，，和控制著這3項在屈服面方程中所占的比例，可以分別反映礦體自然損傷、海水圍壓和切削破碎速度對礦體材料屈服面的影響。

綜合SMS樣品的三軸壓縮實驗數(shù)據(jù)和方秦等[19]給出的HJC模型參數(shù)確定方法計算選擇得到SMS的HJC材料模型參數(shù)，如表2所示。為驗證所選參數(shù)的合理性，采用僅含1個單元的立方體模型模擬三軸壓縮實驗[21]，數(shù)值模型的邊界條件如圖1所示。采用軸向位移控制方式加載，加載等效應(yīng)變速率為=1.0 m/s[21]。為避免加載速率過大產(chǎn)生的誤差，應(yīng)變率系數(shù)設(shè)為0。仿真對比SMS樣品在不同圍壓下測得的抗壓強(qiáng)度[16]如圖2所示。從圖2可看出：不同圍壓下測得的抗壓強(qiáng)度趨勢基本一致，說明選擇的材料模型參數(shù)基本合理。

表2 SMS的HJC模型參數(shù)

注：為多金屬硫化物濕密度；為多金屬硫化物剪切模量；0為參考應(yīng)變率；Fmin為參考最小塑性應(yīng)變；max為歸一化最大強(qiáng)度；crush為壓碎壓力；crush為壓碎體積應(yīng)變；lock為壓實壓力；lock為壓實體積應(yīng)變；1，2和3為壓力常數(shù)。

圖1 三軸壓縮試驗的數(shù)值模型

圖2 SMS軸壓和圍壓的關(guān)系

2 仿真模型的建立

與刀形截齒相比，鎬形截齒具有齒身所受的彎矩小、不易折斷、便于安裝、磨損均勻的特點。國內(nèi)外的使用經(jīng)驗表明，刀形截齒的壽命不及鎬形截齒壽命的一半，故本文采用鎬形截齒。根據(jù)采掘機(jī)械用截齒標(biāo)準(zhǔn)MT/T 246—2006設(shè)計如圖3所示的鎬形截齒，并按比例1:1建立仿真模型，如圖4所示。礦體模型長×寬×高為200 mm×160 mm×100 mm，通過合理的邊界條件設(shè)置來模擬無限礦體區(qū)域。圖4中：為鎬形截齒安裝角，參照采煤機(jī)滾筒截齒一般取40°~50°，本模型取切削前角和后角都為45°；為切削速度，取3 m/s；為切削厚度，取30 mm；為海水圍壓，根據(jù)SMS礦床所處的海底深度，分別取10，20和30 MPa。

數(shù)據(jù)單位：mm

圖4 仿真模型示意圖

2.1 有限元模型的建立

基于LS-DYNA的Lagrangian有限單元法，采用Explicit 3D Solid164三維實體單元建立有限元模型，研究截齒切削礦體時礦體的破裂情況和截齒的受力情況。為了加快計算速度，提高計算精度，將礦體與截齒接觸部分的網(wǎng)格細(xì)化，對礦體其他部分采用較粗的網(wǎng)格，截齒采用映射網(wǎng)格劃法方法進(jìn)行處理，整體化為六面體網(wǎng)格，如圖5所示。

圖5 數(shù)值模型網(wǎng)格劃分

2.2 材料模型參數(shù)

鎬形截齒一般是由合金鋼齒體和硬質(zhì)合金刀頭釬焊而成，其彈性模量比礦體的彈性模量高很多，在短時間內(nèi)礦體對于截齒的磨損與變形可以忽略不計，因而，截齒的材料模型可以設(shè)置為剛體。剛體材料內(nèi)所有節(jié)點的自由度都耦合到剛體的幾何中心上，這也可以大大減少CPU的計算時間，對截齒材料屬性，設(shè)置彈性模量=210 GPa，泊松比=0.3，質(zhì)量密度=8 930 kg/m3。礦體材料模型參數(shù)如表2所示。

2.3 邊界條件

礦體底面約束全部自由度，為了模擬礦體無限域的情況對礦體4個側(cè)面全部施加無反射邊界條件。為了保證截齒在切削礦體過程中不發(fā)生傾斜，約束截齒在，和方向的轉(zhuǎn)動自由度和和方向的平動自由度。

2.4 圍壓加載

為了模擬海底高海水圍壓的環(huán)境，需要給礦體添加圍壓，即對礦體模型除底面外的5個自由面全部施加指向面內(nèi)法線方向的均布面壓力載荷。在LS-DYNA中，均布面壓力載荷通過*LOAD_SEGMENT_SET這個關(guān)鍵詞施加在指定的單元上。

2.5 接觸定義

鎬形截齒與礦體之間采用面?面侵蝕接觸算法，即使1個或者2個表面的單元在接觸時發(fā)生材料失效，接觸依然在剩余的單元中進(jìn)行，主要用于實體單元表面發(fā)生失效貫穿問題等。在截齒切削礦體過程中，巖石發(fā)生了非常顯著的非線性破壞，所以，使用侵蝕接觸非常適合?？紤]海水的潤滑作用，設(shè)置靜摩擦因數(shù)為0.20，動摩擦因數(shù)為0.15。

3 仿真結(jié)果分析

3.1 截齒切削破碎過程對比分析

在無海水圍壓條件下，不同時刻礦體材料的等效應(yīng)力云圖如圖6所示。從圖6可見：在截齒切削礦體過程中，截齒齒尖附近的礦體首先會發(fā)生變形出現(xiàn)裂紋；當(dāng)接觸應(yīng)力達(dá)到極限值時，礦體開始局部壓碎，形成1個壓碎區(qū)域，也就是密實的切削核(密實核)；隨著截齒不斷切入礦體，切削核內(nèi)的切屑因受到擠壓而積聚能量，部分切屑將以很大的速度從前刀面與礦體的間隙中射流出去，并向切削核四周的礦體施加壓力，從而壓碎范圍不斷擴(kuò)大，切削核也不斷擴(kuò)大，截齒的截割阻力也逐漸擴(kuò)大；隨著截齒繼續(xù)向前運動，在封閉切削核瞬間，當(dāng)壓力超過切削核到礦體自由面的剪力時，發(fā)生切屑崩裂，截齒突然切入，載荷瞬時下降，完成1次躍進(jìn)式切削破碎過程。可見：在沒有高海水圍壓作用時，截齒切削破碎過程是截入、密實核形成、躍進(jìn)破碎的脆性失效過程。

在高海水圍壓條件下，不同時刻礦體材料的等效應(yīng)力云圖如圖7所示。從圖7可見：由于在高海水圍壓作用下礦體材料的塑性增強(qiáng)，裂紋難以發(fā)生，同時裂紋的擴(kuò)展也受到高海水圍壓的抑制作用。在截齒切削礦體過程中，隨著截齒切入，被切礦體材料層在前刀面的擠壓作用下產(chǎn)生剪應(yīng)力，當(dāng)剪應(yīng)力達(dá)到并超過礦體材料的屈服極限時，被切礦體材料層將沿著某一方向產(chǎn)生剪切滑移變形，同時在高海水圍壓作用下逐漸累積在前刀面上；隨著切削運動的進(jìn)行，這層累積物將連續(xù)不斷地沿前刀面流出而形成切屑?？梢姡涸谟懈吆Ｋ畤鷫鹤饔脮r，截齒切削破碎過程是擠壓、剪切滑移變形的塑性失效過程。

圖8所示為截齒切削SMS礦體材料時切屑的形成機(jī)理示意圖。從圖8可見：在無海水圍壓作用時，切屑以一定的速度向截齒運動方向崩落，主要為分散的小塊狀和粒狀；而在高海水圍壓作用時，切屑主要累積在截齒前刀面上，主要為大塊狀和帶狀。仿真結(jié)果說明高海水圍壓作用使得SMS礦體材料破壞出現(xiàn)了脆?延轉(zhuǎn)換，且與海水黏著力一起阻礙切屑與礦體基巖分離。

3.2 截齒受到的三向阻力對比分析

在截齒受力分析中，將作用在截齒上的力沿截割方向、進(jìn)給方向及側(cè)向進(jìn)行分解，可分別得到截齒受到的截割阻力、進(jìn)給阻力和側(cè)向阻力。

圖9所示為在不同海水圍壓條件下截齒受到的三向阻力曲線，表3所示為截齒受到的三向阻力的波動系數(shù)，用標(biāo)準(zhǔn)差與平均值的比值表示。從表3可以看出：在無圍壓條件下，截齒受到的三向阻力均有較大波動，這是因為在無圍壓作用下截齒切削破碎過程是一個躍進(jìn)破碎的過程，在不同的破碎階段，截齒受到礦體不同大小的反作用力，這與陸地采煤的載荷特性基本一致，屬于典型的脆性失效；而在高海水圍壓條件下，隨著圍壓增大，截齒受到的截割阻力和進(jìn)給阻力成倍增大，三向阻力的波動系數(shù)明顯減小。這是因為高海水圍壓作用增加了SMS礦體的強(qiáng)度和塑性，且周圍海水對累積在刀具前刀面的切屑有1個很大的壓力和黏著力。

在20 MPa高海水圍壓條件下，不同切削速度對截齒受到的三向阻力平均值的影響見表4。從表4可以看出：在高海水圍壓條件下，隨著切削速度增大，截齒受到的截割阻力和進(jìn)給阻力明顯增大。這主要是因為在高海水圍壓作用下，當(dāng)1塊礦體切屑被剝落時，會在截齒后刀面產(chǎn)生1個中空腔，從而產(chǎn)生孔吸力，中空腔需要海水通過裂縫或者礦體本身流入得以填充；隨著切削速度增大，海水將更來不及流入中空腔，由截齒前后刀面壓力差產(chǎn)生的孔吸力也將增大，同時受到海水的動壓力也將增大。

(a) 截齒截入；(b) 密實核形成；(c) 切屑崩裂

(a) 截齒擠壓；(b) 剪切滑移；(c) 切屑累積

(a) 無海水圍壓條件下的切屑形態(tài)；(b) 20 MPa海水圍壓條件下的切屑形態(tài)；(c) 無海水圍壓條件下的切屑形成機(jī)理示意圖；(d) 20 MPa海水圍壓條件下的切屑形成機(jī)理示意圖

海水圍壓/ MPa：(a) 0；(b) 10；(c) 20；(d) 30

表3 圍壓對三向阻力波動系數(shù)的影響

表4 20 MPa圍壓下切削速度對三向阻力平均值的影響

4 結(jié)論

1) 考慮SMS高孔隙率特點及受到高海水圍壓作用，選取合適的材料本構(gòu)模型，在樣品三軸壓縮實驗基礎(chǔ)上得到并驗證了SMS礦體的HJC模型參數(shù)。并用此材料模型建立了高海水圍壓條件下單截齒切削破碎SMS礦體的仿真模型。

2) 在高海水圍壓作用下，礦體材料破壞模式出現(xiàn)了脆?延轉(zhuǎn)換。在無海水圍壓作用下，截齒切削破碎過程是截入、密實核形成、躍進(jìn)破碎的脆性失效過程，切屑主要為粒狀和小塊狀；而在高海水圍壓作用下，截齒切削破碎過程是擠壓、剪切滑移變形的塑性失效過程，切屑主要為大塊狀和帶狀。

3) 隨著海水圍壓增大，截齒受到的截割阻力和進(jìn)給阻力明顯增大，三向阻力的波動方差明顯減小；在高海水圍壓條件下，隨著切削速度增大，截齒受到的三向阻力增大較明顯。

4) 海底海水高圍壓作用對SMS礦體切削破碎有很大影響，因此，在設(shè)計SMS采掘頭時，不能完全照搬陸地采煤用滾筒截齒的破巖機(jī)理，但復(fù)雜的數(shù)學(xué)模型難以建立。本文構(gòu)建的數(shù)值仿真模型避免了理論和實驗研究的局限，較好地反映了海底高圍壓條件下截齒切削破碎SMS礦體的物理過程和截齒受到的三向阻力特性，為SMS采掘頭整體截割性能的研究和采掘頭參數(shù)的優(yōu)化提供了一種切實可行的方法。

[1] 劉少軍, 劉暢, 戴瑜. 深海采礦裝備研發(fā)的現(xiàn)狀與進(jìn)展[J]. 機(jī)械工程學(xué)報, 2014, 50(2): 8?18. LIU Shaojun, LIU Chang, DAI Yu. Status and progress on researches and developments of deep ocean mining equipments[J]. Chinese Journal of Mechanical Engineering, 2014, 50(2): 8?18.

[2] 方捷, 孫靜雯, 徐宏慶, 等. 北大西洋中脊海底多金屬硫化物資源預(yù)測[J].地球科學(xué)進(jìn)展, 2015, 30(1): 60?68. FANG Jie, SUN Jingwen, XU Hongqing, et al. Prediction of seafloors polymetallic sulphides resources in the north atlantic ridge area[J].Advances in Earth Science, 2015, 30(1): 60?68.

[3] HOAGLAND P, BEAULIEU S, TIVEY M A, et al. Deep-sea mining of seafloor massive sulfides[J]. Marine Policy, 2010, 34(3): 728?732.

[4] 鄔長斌, 劉少軍, 戴瑜. 海底多金屬硫化物開發(fā)動態(tài)與前景分析[J]. 海洋通報, 2008, 27(6): 101?109. WU Changbin, LIU Shaojun, DAI Yu. Exploitation situation and prospect analysis of seafloor polymetallic sulfides[J]. Marine Science Bulletin, 2008, 27(6): 101?109.

[5] 席振銖, 李瑞雪, 宋剛, 等. 深海熱液金屬硫化物礦電性結(jié)構(gòu)[J].地球科學(xué): 中國地質(zhì)大學(xué)學(xué)報, 2016, 41(8): 1395?1401.

XI Zhenzhu, LI Ruixue, SONG Gang, et al. Electrical structure of sea-floor hydrothermal sulfide deposits[J]. Editorial Committee of Earth Science: Journal of China University of Geosciences, 2016, 41(8): 1395?1401.

[6] NAUTILUS MINERALS INC. The mineral resource estimate, Solwara project, Bismarck Sea, PNG NI 43-101 Technical Report[EB/OL].[2011?12?11].http://www.nautilusminerals.com/irm/company/showpage.aspx/PDFs/1038_0/NautilusMineralsreleasesupdatedtechnicalreports.

[7] 何滿潮,謝和平, 彭蘇萍, 等. 深部開采巖體力學(xué)研究[J]. 巖石力學(xué)與工程學(xué)報, 2005, 24(16): 2803?2813. HE Manchao, XIE Heping, PENG Suping, et al. Study on rock mechanics in deep mining engineering[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering, 2005, 24(16): 2803?2813.

[8] KAITKAY P, LEI S. Experimental study of rock cutting under external hydrostatic pressure[J]. Journal of Materials Processing Technology, 2005, 159(2): 206?213.

[9] 卜英勇, 劉勇. 采掘機(jī)器人滾筒式采礦頭載荷譜計算機(jī)模擬[J]. 中南工業(yè)大學(xué)學(xué)報(自然科學(xué)版), 2002, 33(3): 289?292. BU Yingyong, LIU Yong. Computer simulation and analysis of the load chart of drum-type collecting head of deep-sea cobalt crust excavating robot[J]. Journal of Central South University of Technology (Science and Technology), 2002, 33(3): 289?292.

[10] 夏毅敏. 深海鉆結(jié)殼螺旋切削采集過程仿真和螺旋采集頭工作參數(shù)優(yōu)化研究[D]. 長沙: 中南大學(xué)機(jī)電工程學(xué)院, 2006: 33?41. XIA Yiming. Simulation of mining cobalt-rich crusts by spiral mining head and optimization of work parameters[D]. Changsha: Central South University. School of Mechanical and Electrical Engineering, 2006: 33?41.

[11] 譚青, 張魁, 夏毅敏. TBM 刀具三維破巖仿真[J]. 山東大學(xué)學(xué)報(工學(xué)版), 2009, 39(6): 72?77. TAN Qing, ZHANG Kui, XIA Yimin, et al. Three-dimensional simulation of rock breaking by TBM cutter[J]. Journal of Shandong University (Engineering Science), 2009, 39(6): 72?77.

[12] VERCRUIJSSE P, VAN MUIJEN H, VERICHEV S, et al. Dredging technology for deep sea mining operations[C]// Offshore Technology Conference. Houston, America, 2011: 27?37.

[13] 王泳嘉, 邢紀(jì)波. 離散單元法同拉格朗日元法及其在巖土力學(xué)中的應(yīng)用[J]. 巖土力學(xué), 1995, 16(2): 1?14. WANG Yongjia, XING Jibo. Discrete element method and Lagrangian element method and their applications in geomechanics[J]. Rock and Soil Mechanics, 1995, 16(2): 1?14.

[14] MENEZES P L, LOVELL M R. Influence of rock mechanical properties on the formation of rock fragments during cutting operation[C]//ASME/STLE 2011 International Joint Tribology Conference. American Society of Mechanical Engineers. Los Angeles, America, 2011: 253?255.

[15] YAMAZAKI T, PARK S H. Relationship between geotechnical engineering properties and assay of seafloor massive sulfides[C]//Proc 13th Int Offshore and Polar Eng Conf. Honolulu Hawaii, America, 2003: 310?316.

[16] 許穎光. 深海多金屬硫化物力學(xué)特性及螺旋滾筒切削過程仿真研究[D].長沙: 中南大學(xué)機(jī)電工程學(xué)院, 2014: 12?15.XU Yingguang. The study on the mechanical characteristics of the seafloor massive sulfide and simulation analysis of cutting process with the spiral drum[D]. Changsha: Central South University. School of Mechanical and Electrical Engineering, 2014: 12?15.

[17] HOLMQUIST T J, JOHNSON G R. A computational constitutive model for concrete subjected to large strains,high strain rates, and high pressures[C]//14th International Symposium on Ballistic. Quebec, Canada, 1993: 593?600.

[18] 聞磊, 李夕兵, 吳秋紅, 等. 花崗斑巖Holmquist Johnson Cook本構(gòu)模型參數(shù)研究[J]. 計算力學(xué)學(xué)報, 2016, 33(5): 725?731. WEN Lei, LI Xi bing, WU Qiuhong, et al. Study on parameters of Holmquist Johnson Cook model for granite porphyry[J]. Chinese Journal of Computational Mechanics, 2016, 33(5): 725?731.

[19] 方秦, 孔祥振, 吳昊, 等. 巖石Holmquist-Johnson-Cook模型參數(shù)的確定方法[J]. 工程力學(xué), 2014, 31(3): 197?204. FANG Qin, KONG Xiangzhen, WU Hao, et al. Determination of Holmquist-Johnson-Cook consitiutive model parameters of rock[J]. Engineering Mechanics, 2014, 31(3): 197?204.

[20] HALLQUIST J O. LS-DYNA keyword user’s manual[M]. California: Livermore Software Technology Corporation, 2007: 486?488.

[21] 姜華, 王君杰. 彈體侵徹混凝土數(shù)值模擬失效指標(biāo)研究[J]. 振動與沖擊, 2009, 28(8): 30?34. JIANG Hua, WANG Junjie. Investigation on failure index of concrete in the projectile perforation simulation[J]. Journal of Vibration and Shock, 2009, 28(8): 30?34.

(編輯 陳燦華)

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)

In order to study the breaking mechanism of seafloor massive sulfide(SMS) 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 method, 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 transformed 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.

breaking mechanism; seafloor massive sulfide; high deepwater confining pressure; HJC material model; fracture mode

TD 424

A

1672?7207(2017)04?0944?08

10.11817/j.issn.1672?7207.2017.04.013

2016?05?12；

2016?07?22

國家自然科學(xué)基金資助項目(51174037，51104177)；國際海域資源調(diào)查與開發(fā)“十二五”重大項目 (DY125-11-R-01)；湖南省科技重大專項(2014FJ1002)(Projects(51174037, 51104177) supported by the National Natural Science Foundation of China; Project (DY125-11-R-01) supported by China Ocean Mineral Resources Research & Development Association “Twelfth Five-Year” Major Program; Project (2014FJ1002) supported by the Science and Technology Major Project of Hunan Province)

李艷，博士，副教授，從事機(jī)電液系統(tǒng)控制理論與技術(shù)、深海作業(yè)裝備設(shè)計與控制研究；E-mail：lylsjhome@163.com