李艷，陸鵬，李鈺晴

(1.中南大學(xué)機(jī)電工程學(xué)院，湖南長(zhǎng)沙，410083；2.深海礦產(chǎn)資源開(kāi)發(fā)利用技術(shù)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，湖南長(zhǎng)沙，410012)

與陸地礦相比，深海礦產(chǎn)資源具有極高的金屬品位。目前，越來(lái)越多的國(guó)家進(jìn)入工業(yè)化發(fā)展階段，對(duì)金屬的需求不斷加大，開(kāi)發(fā)深海礦產(chǎn)資源是大勢(shì)所趨。海底塊狀硫化物(seafloor massive sulfide，SMS)由于其具有賦存水深較淺、距離陸地較近、經(jīng)濟(jì)價(jià)值較高等優(yōu)點(diǎn)被國(guó)內(nèi)外學(xué)者認(rèn)為是最有可能成為深海采礦的首選對(duì)象[1?4]。海底塊狀硫化物礦床多位于1 000～3 000 m 海平面以下，承受10～30 MPa的海水圍壓作用。海底塊狀硫化物在開(kāi)采過(guò)程中，由于深海環(huán)境復(fù)雜并且存在海水圍壓作用，其剝離破碎技術(shù)是開(kāi)采過(guò)程中一大難點(diǎn)。目前，國(guó)內(nèi)外學(xué)者認(rèn)為類似于陸地采煤機(jī)螺旋滾筒的截齒切削是一種最佳的塊狀硫化物切削方法[5?6]，其中，端盤位于深海采礦車滾筒的端部，端盤截齒數(shù)超過(guò)滾筒截齒總數(shù)的1/2，工作環(huán)境極其惡劣，截齒負(fù)荷高，消耗的功率占工作機(jī)構(gòu)總消耗的1/3 左右[7]。為了改善滾筒截割過(guò)程中的受力條件，增強(qiáng)采礦車工作穩(wěn)定性和使端盤參數(shù)與工作過(guò)程自適應(yīng)，必須掌握高海水圍壓條件下端盤截齒切削塊狀硫化物礦體過(guò)程的載荷特性。PARASIE等[8]通過(guò)離散單元法建立了高靜水圍壓下硬巖切削過(guò)程的模型，該模型揭示了在圍壓作用下，巖石裂紋擴(kuò)展能力變?nèi)酰邢髯枇Υ蟠笤黾?；HELMONS 等[9]使用離散單元法研究了圍壓和孔隙壓力對(duì)于飽和巖切削進(jìn)程的影響，發(fā)現(xiàn)圍壓越大，Peclet 數(shù)對(duì)切削力的影響越大，而圍壓和Peclet 數(shù)的增加均會(huì)使得切削力增大。VERCRUIJSSE 等[10]通過(guò)離散單元法研究海底鈷結(jié)殼的破碎機(jī)理，發(fā)現(xiàn)在海水圍壓的作用下海底巖石的塑性增強(qiáng)，切削時(shí)裂紋的產(chǎn)生和擴(kuò)展變得更加困難；LI等[11]基于離散單元法研究圍壓對(duì)于巖石破碎進(jìn)程的影響，發(fā)現(xiàn)隨著圍壓和巖石強(qiáng)度增加，裂紋沿法向的傳播受到抑制，切削力增加，截割比能耗增加；李艷等[12?13]采用有限單元法研究了不同圍壓對(duì)塊狀硫化物破巖機(jī)理的影響，發(fā)現(xiàn)隨著圍壓增加，截齒受到的截割阻力和進(jìn)給阻力都會(huì)顯著增大；HUANG等[14]使用有限單元法研究了側(cè)壓對(duì)截齒破巖破碎力的影響，發(fā)現(xiàn)當(dāng)側(cè)壓小于臨界側(cè)壓時(shí)，平均峰值切削力隨側(cè)壓增加而增加，而當(dāng)側(cè)壓大于臨界側(cè)壓時(shí)，平均峰值切削力隨側(cè)壓增加而減小。宋揚(yáng)等[15]通過(guò)有限單元法研究了端盤截齒旋轉(zhuǎn)截割煤巖的動(dòng)態(tài)過(guò)程，發(fā)現(xiàn)端盤截齒更容易出現(xiàn)疲勞斷裂，安裝參數(shù)存在最優(yōu)單側(cè)截割工況；PARK等[16]采用線性切割機(jī)試驗(yàn)與有限元分析相結(jié)合的方法，從破碎效率、結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性和耐用性研究截齒的最優(yōu)截割工況，發(fā)現(xiàn)正傾斜角對(duì)提高切削效率和結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性有利；郝志勇等[17]采用有限單元法建立了采煤機(jī)端盤截齒斜切截割模型，發(fā)現(xiàn)隨著切向安裝角的增大將會(huì)極大地影響滾筒截割力矩。由于離散單元法的二維模型無(wú)法考慮圍壓下端盤截齒破巖過(guò)程的側(cè)向力，而其三維模型的計(jì)算量巨大，因此，使用較多的仿真方法是三維有限元方法[18]。影響三維有限元方法計(jì)算端盤截齒切削SMS 礦體精度的關(guān)鍵因素是巖石本構(gòu)模型，目前采用較多的巖石本構(gòu)模型是Mohr-Coulomb(M-C)模型、Drucker-Prager(D-P)模型和Holmquist-Johnson-Cook模型(HJC 模型)。M-C 模型在區(qū)分巖石拉壓強(qiáng)度的同時(shí)，能夠考慮靜水壓力的影響，但由于其在主應(yīng)力空間中的屈服面是六棱錐形狀，具有奇異點(diǎn)，會(huì)導(dǎo)致計(jì)算結(jié)果不收斂；D-P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(guò)比較，HJC 模型能較好地反映SMS 礦體高孔隙率性質(zhì)特點(diǎn)和圍壓對(duì)材料的影響[12?13,19]。本文作者基于ABAQUS 平臺(tái)，借助VUMAT 接口編制多金屬硫化物HJC本構(gòu)模型代碼。自定義的HJC本構(gòu)模型可以充分考慮實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)所描述的礦體力學(xué)特性。在原始HJC 模型的基礎(chǔ)上，考慮切削過(guò)程中巖石的損傷和強(qiáng)化；損傷法則定義為以等效塑性應(yīng)變和塑性體積應(yīng)變?yōu)樽兞康膿p傷累積，強(qiáng)化法則定義為各項(xiàng)同性強(qiáng)化；流動(dòng)特性定義為關(guān)聯(lián)塑性流動(dòng)。通過(guò)對(duì)比SMS 樣品的三軸壓縮實(shí)驗(yàn)結(jié)果與實(shí)驗(yàn)?zāi)Ｐ徒Y(jié)果一致的三軸壓縮仿真模型，驗(yàn)證自定義本構(gòu)模型的有效性。然后，建立三維截齒旋轉(zhuǎn)切削模型，并使用經(jīng)過(guò)驗(yàn)證的自定義本構(gòu)模型作為SMS 材料本構(gòu)模型，研究圍壓、圓周切向安裝角、軸向傾斜角和二次旋轉(zhuǎn)角對(duì)破巖載荷和載荷波動(dòng)系數(shù)的影響規(guī)律。

1 礦體本構(gòu)模型

1.1 本構(gòu)模型定義

圖1所示為巖石的應(yīng)力?應(yīng)變曲線的3個(gè)階段：彈性階段、塑性階段和斷裂損傷階段，其中，D為損傷因子。本構(gòu)模型的定義便是要針對(duì)這3個(gè)階段進(jìn)行定義。圖2所示為截齒切削塊狀硫化物時(shí)計(jì)算每一個(gè)礦體網(wǎng)格單元應(yīng)力－應(yīng)變狀態(tài)的積分推導(dǎo)過(guò)程。選用強(qiáng)健的徑向返回算法，算法基于彈性預(yù)估，然后通過(guò)塑性校正對(duì)比試算應(yīng)力和屈服應(yīng)力，通過(guò)更新應(yīng)力等張量完成積分推導(dǎo)。在推導(dǎo)過(guò)程中，所有參與推導(dǎo)的變量均假定為時(shí)間增量步末尾t+?t時(shí)對(duì)應(yīng)的變量，即時(shí)間增量步末尾的應(yīng)力表示為σt+Δt，而增量步起始的應(yīng)力表示為σt，因此，SMS 礦體HJC 本構(gòu)模型從以下3個(gè)方面描述：應(yīng)力更新算法、損傷和單元失效刪除。

圖1 礦體應(yīng)力?應(yīng)變曲線Fig.1 Stress?strain curve of orebody

1.1.1 應(yīng)力更新算法

在材料試算過(guò)程中，應(yīng)變?chǔ)欧譃閺椥詰?yīng)變?chǔ)舉和塑性應(yīng)變?chǔ)舙，即

圖2 VUMAT積分推導(dǎo)流程Fig.2 Integral derivation flow of VUMAT

在彈性階段，試探應(yīng)力張量由彈性應(yīng)變?cè)隽恳穑蓮V義Hook定律得出：

其中：λ為lame常數(shù)，；E為彈性模量；μ為泊松比；trace為張量矩陣求跡函數(shù)；I為轉(zhuǎn)動(dòng)慣量；Δε為應(yīng)變?cè)隽俊６囂綉?yīng)力的Mises等效應(yīng)力計(jì)算式為

其中：Sij=σij-δijσkk/3，為試探應(yīng)力的偏應(yīng)力張量；系數(shù)為增量步t時(shí)試探應(yīng)力的主應(yīng)力。當(dāng)各應(yīng)力應(yīng)變張量之間滿足屈服條件時(shí)，材料進(jìn)入塑性階段，屈服面函數(shù)σy可以表示為

此時(shí)，材料已發(fā)生屈服，繼續(xù)增大載荷，根據(jù)關(guān)聯(lián)塑性流動(dòng)法則可以得到應(yīng)力變化引起的屈服面的法線方向與塑性增量的關(guān)系。圖3所示為塑性流動(dòng)法向法則示意圖，其中，dεp為塑性應(yīng)變?cè)隽俊?/p>

塑性應(yīng)變?cè)隽縟εp和等效塑性應(yīng)變張量dεˉp的計(jì)算表達(dá)式如下：

圖3 塑性流動(dòng)法向法則示意圖Fig.3 Schematic diagram of plastic flow rule

進(jìn)而得到塑性應(yīng)變非負(fù)標(biāo)量的計(jì)算式：

其中：αt為背應(yīng)力張量；H為塑性模量“:”為2個(gè)張量的雙點(diǎn)積運(yùn)算符。

結(jié)合應(yīng)力補(bǔ)償更新算法，得到應(yīng)力張量、背應(yīng)力張量和等效塑性應(yīng)變的更新表達(dá)式：

其中：G為剪切模量；G=E/[2(1+μ)]。

1.1.2 損傷和失效刪除

塊狀硫化物礦體的破碎過(guò)程由塑性體積應(yīng)變和等效塑性應(yīng)變引起的損傷累積控制：

其中：D為損傷因子；Δεp和Δμp分別為1次計(jì)算中等效塑性應(yīng)變?cè)隽亢退苄泽w積應(yīng)變?cè)隽?；為常壓下破碎的塑性?yīng)變，；D1和D2為損傷常數(shù)；P?=p/fc為標(biāo)準(zhǔn)化靜水壓力，p為實(shí)際靜水壓力；fc為巖體礦石材料的準(zhǔn)靜態(tài)單軸抗壓強(qiáng)度；T*=T/fc，為標(biāo)準(zhǔn)化峰值抗拉應(yīng)力，T為材料可以承受的最大拉伸強(qiáng)度。當(dāng)損傷因子累積超過(guò)材料所能承受的最大損傷因子D時(shí)，此時(shí)，礦體材料積分點(diǎn)傳遞的質(zhì)量、剛度、應(yīng)力和應(yīng)變?cè)隽孔優(yōu)?，這樣，其在整體結(jié)構(gòu)計(jì)算中就不再發(fā)揮作用而退出工作機(jī)制。本構(gòu)模型的推導(dǎo)過(guò)程采用Fortran 語(yǔ)言編制成代碼，每次迭代計(jì)算時(shí)，ABAQUS通過(guò)VUMAT接口調(diào)用這段代碼。

1.2 VUMAT單元驗(yàn)證

為驗(yàn)證VUMAT的合理性，采用單個(gè)單元立方體模型進(jìn)行三軸壓縮測(cè)試。數(shù)值模型的邊界條件如圖4(a)所示。載荷加載方式為軸向位移加載，等效應(yīng)變速率為1.0 m/s。在ABAQUS/Explicit中實(shí)施計(jì)算，結(jié)合通用動(dòng)力非線性有限元軟件ANSYS/LS-DYNA 計(jì)算結(jié)果和塊狀硫化物樣品三軸壓縮實(shí)驗(yàn)結(jié)果[20?21]，分別提取計(jì)算得到的不同圍壓下單元的抗壓峰值強(qiáng)度，計(jì)算結(jié)果如表1所示。

圖4 三軸測(cè)試仿真模型和仿真結(jié)果Fig.4 Triaxial test numerical model and results

表1 抗壓峰值強(qiáng)度仿真值與實(shí)驗(yàn)值Table 1 Simulation and experimental values of peak compressive strength MPa

抗壓強(qiáng)度?圍壓曲線對(duì)比如圖4(b)所示。從圖4(b)可看出：在HJC 模型參數(shù)一致的條件下，ABAQUS/Explicit和ANSYS/LS-DYNA仿真擬合曲線均與實(shí)驗(yàn)擬合曲線較吻合，可認(rèn)為自定義HJC材料子程序能更好地模擬塊狀硫化物在壓縮損傷時(shí)的力學(xué)特性。

2 仿真模型的建立

2.1 端盤截齒安裝參數(shù)

端盤截齒安裝角度如圖5所示。端盤截齒安裝參數(shù)主要包括圓周切向安裝角β0、軸向傾斜角β1(一次旋轉(zhuǎn)角)和二次旋轉(zhuǎn)角β2。圓周切向安裝角β0為齒身軸線與截齒齒尖切線正交線間的夾角，其值會(huì)影響截齒和齒尖與礦體接觸形式、截齒受力。軸向傾斜角β1為齒尖截面(通過(guò)滾筒軸線并且貫穿截齒齒尖)上齒身軸線與螺旋滾筒徑向線之間的夾角，若其取值合適，則可以使齒座與礦體互不干涉，避免齒座磨損。二次旋轉(zhuǎn)角β2為齒尖截面正交面上齒身軸線與滾筒徑向線之間的夾角，合理的二次旋轉(zhuǎn)角可以減少齒座磨損。為了分析各安裝參數(shù)對(duì)端盤截齒破巖破碎性能指標(biāo)的影響，采用單因素變化法，每個(gè)因素按照工程施工經(jīng)驗(yàn)取值，其中，切向安裝角取3個(gè)不同值，軸向傾斜角取4個(gè)不同值，二次旋轉(zhuǎn)角取2個(gè)不同值。數(shù)值模擬時(shí)，安裝參數(shù)默認(rèn)值為表2中括號(hào)中的數(shù)值。

圖5 端盤截齒安裝角度Fig.5 Installation angles of transverse flange pick

表2 截齒安裝角度Table 2 Installation angles of transverse flange pick(°)

2.2 有限元模型的建立

端盤截齒采用MT/T246—2006 采掘機(jī)械用標(biāo)準(zhǔn)，滾筒直徑為800 mm，截齒長(zhǎng)為152 mm，合金頭直徑為18 mm，錐角為80°。塊狀硫化物礦體界面沿切削軌跡方向弧長(zhǎng)為160 mm，寬度為 200 mm，厚度為100 mm，礦體本構(gòu)模型調(diào)用自定義HJC 本構(gòu)模型代碼模擬鎬形截齒旋轉(zhuǎn)破碎SMS 礦體的動(dòng)態(tài)過(guò)程，主要材料參數(shù)如表3所示。

表3 截齒和海底塊狀硫化物材料屬性Table 3 Material properties of pick and SMS orebody

在仿真過(guò)程中，截割厚度固定為30 mm。為模擬圍壓環(huán)境，約束礦體的位移和旋轉(zhuǎn)自由度，并在截齒與礦體接觸的自由面上施加均布?jí)毫d荷。根據(jù)塊狀硫化物礦床所處海底深度，取圍壓范圍為10～30 MPa。礦體單元設(shè)置類型為C3D8R，并且將截齒和礦體侵徹部分網(wǎng)格進(jìn)行加密以提高計(jì)算精度。端盤截齒旋轉(zhuǎn)切削礦體有限元模型如圖6所示。

圖6 端盤截齒旋轉(zhuǎn)切削SMS有限元模型Fig.6 Finite element model of transverse flange pick rotary cutting SMS

2.3 載荷提取與處理

端盤截齒切削礦體載荷按照方向可分為：與切削軌跡相切的截割阻力；沿深度方向的進(jìn)給阻力；與切削軌跡面垂直的側(cè)向力。端盤截齒旋轉(zhuǎn)切削載荷示意如圖7所示，截齒三向載荷可通過(guò)換算得到，換算公式如下：

其中：FR為截割阻力；FN為進(jìn)給阻力；FS為側(cè)向阻力。

圖7 端盤截齒旋轉(zhuǎn)切削載荷分解示意圖Fig.7 Schmatic diagram of load decomposition of transverse flange pick

在端盤截齒切削礦體過(guò)程中，其載荷特性在空間上呈現(xiàn)為波動(dòng)無(wú)常的隨機(jī)載荷，在工程作業(yè)中可能發(fā)生強(qiáng)烈震動(dòng)，對(duì)截齒壽命產(chǎn)生極大影響，嚴(yán)重時(shí)可能發(fā)生崩齒狀況。研究表明，端盤截齒工作在封閉或半封閉狀態(tài)，工作條件惡劣，側(cè)向力波動(dòng)將會(huì)直接影響截齒單側(cè)截割破碎效率，故引入載荷波動(dòng)系數(shù)δ作為SMS 礦體切削效率的評(píng)價(jià)指標(biāo)：

其中：為載荷均值；n為總的數(shù)據(jù)點(diǎn)數(shù)；Fi為第i個(gè)數(shù)據(jù)點(diǎn)處的載荷；σF為載荷標(biāo)準(zhǔn)差。

3 仿真結(jié)果及分析

3.1 圍壓對(duì)破碎性能的影響

端盤截齒在不同圍壓環(huán)境下破碎塊狀硫化物礦體時(shí)，其三向載荷和載荷波動(dòng)如表4所示。在不同圍壓下，截齒三向阻力隨時(shí)間的變化如圖8所示。由表4和圖8可以得到：隨著圍壓增加，三向阻力增大，三向阻力波動(dòng)系數(shù)明顯減小，這主要是由于高海水圍壓直接導(dǎo)致礦體的宏觀力學(xué)性能增強(qiáng)，抗拉及抗壓強(qiáng)度增大，裂紋難以產(chǎn)生，同時(shí)，裂紋擴(kuò)展也受到高海水圍壓抑制，切屑更難以從基巖剝離；隨著海水圍壓增加，高壓海水不但會(huì)抑制截齒的振動(dòng)，而且會(huì)使塊狀硫化物塑性發(fā)生變化，使得截齒破巖時(shí)被切屑所包裹，周圍的海水對(duì)累積在刀具前刀面的切屑有很大的壓力和粘著力，最終使截齒三向阻力增大，載荷波動(dòng)性減小。

表4 不同圍壓下破碎性能統(tǒng)計(jì)Table 4 Crushing performance statistics of different confining pressures

3.2 切向安裝角對(duì)破碎性能的影響

圖8 不同圍壓時(shí)端盤截齒三向阻力曲線Fig.8 Curves of three-direction resistance with time under different confining pressures

在20 MPa 圍壓下，端盤截齒以不同圓周切向安裝角進(jìn)行硫化物礦體破碎時(shí)，其三向載荷和載荷波動(dòng)情況如表5所示。在不同切向安裝角下，切削過(guò)程中三向阻力隨時(shí)間的變化見(jiàn)圖9。結(jié)合表5和圖9可以看出：隨著切向安裝角增大，截齒截割阻力FR均值呈現(xiàn)先減小后增大的趨勢(shì)，而截齒進(jìn)給阻力FN和側(cè)向阻力FS變化不大，說(shuō)明圓周切向安裝角主要影響截齒的截割阻力；當(dāng)圓周切向安裝角β0=45°時(shí)，截齒截割力均值有極小值且存在較小的波動(dòng)，易達(dá)到最高效率。這是因?yàn)榍邢虬惭b角越大，越不利于截齒截入礦體，切向安裝角越小，截齒后刀面與礦體的摩擦越嚴(yán)重；當(dāng)切向安裝角取中值時(shí)，截齒垂直楔入巖石和橫向楔入巖石的力分配更加合理，這樣，不但使礦體楔入部分更容易破碎，而且使礦體更容易剝落。

圖9 不同切向安裝角時(shí)端盤截齒三向阻力曲線Fig.9 Curves of three-direction resistance with time under different tangential installation angles

3.3 軸向傾斜角對(duì)破碎性能的影響

當(dāng)圍壓為20 MPa 時(shí)，在不同軸向傾斜角下，端盤截齒三向載荷和載荷波動(dòng)見(jiàn)表6。在不同軸向傾斜角下，切削過(guò)程中三向阻力隨時(shí)間的變化曲線見(jiàn)圖10。對(duì)比表5和表6、圖9和圖10 可以得到：當(dāng)軸向傾斜角為0°時(shí)，側(cè)向力FS均值很小，基本沿z軸兩側(cè)波動(dòng)；而當(dāng)軸向傾斜角取5°～15°時(shí)，側(cè)向力FS波動(dòng)傾向于沿z軸負(fù)向變化，截齒出現(xiàn)單側(cè)受力現(xiàn)象，說(shuō)明截割時(shí)兩側(cè)煤巖不同時(shí)崩落，產(chǎn)生了側(cè)向力差值，并隨著軸向傾斜角的增大而更加明顯；當(dāng)端盤截齒β1=10°時(shí)，截割阻力均值出現(xiàn)極小值，此時(shí)，礦壁剝落使截齒單側(cè)受力明顯，截割效率最高。

3.4 二次旋轉(zhuǎn)角對(duì)破碎性能的影響

二次旋轉(zhuǎn)角通常取0°或5°，當(dāng)圍壓為20 MPa時(shí)，在不同端盤截齒二次旋轉(zhuǎn)角下，截齒三向載荷和載荷波動(dòng)情況見(jiàn)圖10。在不同二次旋轉(zhuǎn)角下，切削過(guò)程中三向阻力隨時(shí)間的變化曲線見(jiàn)圖11。從表7和圖11 可以看出：隨著二次旋轉(zhuǎn)角增加，端盤截齒沿二次旋轉(zhuǎn)方向逐漸傾斜，側(cè)向力FS均值和峰值沿z軸負(fù)向增大明顯，說(shuō)明在端盤截齒截割過(guò)程中，齒尖側(cè)礦石剝落更加容易，可以更好地形成截割壁面，有利于單側(cè)截割工況；而當(dāng)二次旋轉(zhuǎn)角β1=5°時(shí)，截割力FR均值和峰值變化幅度較小且載荷波動(dòng)較小，此時(shí)，端盤截齒截割效率較高。

表5 不同切向安裝角破碎性能統(tǒng)計(jì)量Table 5 Crushing performance statistics of different tangential installation angles

表6 不同軸向傾斜安裝角破碎性能統(tǒng)計(jì)量Table 6 Crushing performance statistics of different axial tilt angles

圖10 不同切向安裝角時(shí)端盤截齒三向阻力曲線Fig.10 Curves of three-direction resistance with time under different tangential installation angles

圖11 不同二次旋轉(zhuǎn)角時(shí)端盤截齒三向阻力曲線Fig.11 Curves of three-direction resistance with time under different secondary rotating angles

表7 不同二次旋轉(zhuǎn)角破碎性能統(tǒng)計(jì)量Table 7 Crushing performance statics of different secondary rotating angles

4 結(jié)論

1)借助VUMAT用戶材料子程序接口，自定義HJC多金屬硫化物本構(gòu)模型代碼，并將本構(gòu)模型嵌入ABAQUS/Explicit 分析模塊，通過(guò)將SMS 礦體樣品三軸壓縮實(shí)驗(yàn)和單個(gè)單元下的數(shù)值仿真進(jìn)行對(duì)比，驗(yàn)證了VUMAT自定義HJC本構(gòu)模型方法的可靠性。同時(shí)，與ANSYS/LS-DYNA 中內(nèi)置的HJC本構(gòu)模型數(shù)值仿真結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，說(shuō)明了自定義HJC本構(gòu)模型的優(yōu)越性。

2)圍壓對(duì)于三向阻力有顯著影響，隨著圍壓增加，三向載荷增加，載荷波動(dòng)減小。

3)側(cè)向力波動(dòng)是造成截齒疲勞斷裂的主要原因，同時(shí)，軸向傾斜角和二次旋轉(zhuǎn)角對(duì)側(cè)向力的影響較大。當(dāng)圓周切向安裝角β0=45°，軸向傾斜角β1=10°，二次旋轉(zhuǎn)角β2=5°時(shí)，截齒的截割效率較高，載荷波動(dòng)較小。

4)端盤截齒安裝參數(shù)對(duì)SMS 礦體的切削破碎有較大的影響。在進(jìn)行海底多金屬硫化物采掘頭設(shè)計(jì)時(shí)，不能忽視圓周切向安裝角、軸向傾斜角，二次旋轉(zhuǎn)角這3個(gè)重要的因素。本文的仿真模型充分利用了數(shù)值分析工具的優(yōu)勢(shì)，在一定程度上定量分析了圓周切向安裝角、軸向傾斜角和二次旋轉(zhuǎn)角對(duì)截齒切削破碎阻力的影響，可為端盤截齒結(jié)構(gòu)改良和采掘頭參數(shù)優(yōu)化提供參考。