王廣申，王國榮，張亦弛，鐘林，邱順佐

(西南石油大學(xué)機(jī)電工程學(xué)院，四川 成都 610500)

天然氣水合物又稱“可燃冰”是一種高密度、高熱值的非常規(guī)能源。隨著傳統(tǒng)能源的枯竭，儲量豐富的水合物有望成為繼頁巖氣、致密氣、煤層氣、油砂之后的接替能源之一[1-2]。海洋天然氣水合物儲量約占95%[2]，相當(dāng)一部分水合物裸露于海底表層或只有很淺的蓋層[3]。傳統(tǒng)開采方法如降壓法、熱激法、化學(xué)試劑法[4-5]均旨在破壞水合物低溫高壓的儲存環(huán)境，使水合物分解為氣體輸送至海面。但是海底表層水合物蓋層稀薄，傳統(tǒng)的分解氣化方法容易引發(fā)溫室效應(yīng)，海嘯等地質(zhì)災(zāi)害[5]。徐海良等[6-7]提出的絞吸開采并不適合淺層水合物采掘，但為表面水合物的開采提供了新的思路。周守為院士提出固態(tài)流化開采工藝并于南海神狐海域試采成功，驗證了水合物固態(tài)開采工藝的可行性[2, 5]。楊楨毅等[8]基于ANSYS對齒式絞刀結(jié)構(gòu)強(qiáng)度進(jìn)行了分析；歐陽義平等[9]探討了絞吸頭載荷和碎塊的分形維數(shù)；魏納等[10-11]分析了固態(tài)流化采掘過程中水平管段1～9 mm顆粒的運(yùn)移特征及泵送。本文基于制備的天然氣水合物替代試樣，利用單齒直線模擬切削裝置，開展了絞吸頭單齒結(jié)構(gòu)參數(shù)及工藝參數(shù)對單齒載荷和破碎顆粒粒徑尺度影響的實驗研究，獲得了絞吸頭單齒結(jié)構(gòu)參數(shù)與工藝參數(shù)對破碎顆粒尺寸的影響規(guī)律，為海洋水合物機(jī)械采掘后續(xù)的再次破碎、分離及顆粒管內(nèi)運(yùn)移、泵送、海底表層水合物絞吸開采工藝參數(shù)，絞吸頭單齒結(jié)構(gòu)設(shè)計提供理論依據(jù)。

1 基于固態(tài)流化的絞吸開采原理

最早提出的絞吸開采系統(tǒng)是鸚鵡螺礦業(yè)的深海多金屬硫化物商業(yè)采礦系統(tǒng)[12]。而固態(tài)流化開采思路構(gòu)建了封閉式破碎采掘分離及泵送系統(tǒng)。周守為院士提出的基于固態(tài)流化的絞吸頭機(jī)械采掘開采過程由海底采礦車、二次破碎裝置、水力分離器、海底泵送系統(tǒng)、海面綜合處理平臺組成，實現(xiàn)了管內(nèi)再破碎、泥沙分離回填，原理如圖1所示[13]。具體來說，安裝在采礦車上的絞吸頭切削破碎水合物，水合物顆粒通過泥漿泵作用吸入管道，經(jīng)二次破碎裝置，使顆粒在管道內(nèi)再次破碎，粒徑細(xì)化；然后，經(jīng)水力旋流器旋流使泥沙和水合物分離，泥沙回填，水合物顆粒則通過提升泵送至海面綜合處理平臺分解。整個開采系統(tǒng)中保持低溫高壓、原位流化開采。顆粒粒徑分布不僅影響顆粒在管道內(nèi)流化與泵送、水力旋流器的分離效率，還影響整個系統(tǒng)的開采效率及能力。

圖1 絞吸式開采系統(tǒng)原理簡圖[13]Fig.1 Schematic diagram of a cutter suction mining system

1.1 絞吸頭單齒設(shè)計及加工

考慮到水合物海底機(jī)械采掘的安全性及采收率，絞吸頭傾向于選用更適合細(xì)砂土質(zhì)的冠形輪廓，且不宜過大?，F(xiàn)有的絞吸頭單齒分為用于砂和粘土切削的扁齒、用于挖掘無滲透性的鑿齒和用于挖掘有滲透性的尖齒[14]，如圖2所示。為了提高沙和粘土的疏浚效率，一般采用扁齒，但扁齒切削寬度和長度較大，不利于海底水合物開采安全。由于絞吸頭單齒作為切削泥土的主要部件，其形狀尺寸的合理性直接影響絞吸頭的切削性能。齒形的合理性直接影響到絞吸頭功率的有效利用。因此，需要對絞吸頭的單齒破碎性能進(jìn)行研究。加工絞吸頭單齒形狀參數(shù)，如圖3所示。其中，前刃角為α；后傾角為β；側(cè)傾角為γ。刀齒刃部切削寬度為L。本文主要探究切削深度、切削寬度、前刃角和側(cè)傾角對平均切削力和顆粒尺度分布的關(guān)系。

圖2 絞吸頭單齒齒形[15]Fig.2 Single tooth shape of cutter head

圖3 單齒形狀參數(shù)Fig.3 Parameter of single tooth shape

單齒結(jié)構(gòu)對破碎性能的研究采用控制變量法，在固定多個參量的同時改變單一變量的參數(shù)。選取5組不同齒形寬度、4組不同前刃角的矩形齒，加工的矩形齒如圖4(a)所示；另選取3組不同側(cè)傾角的楔形齒，現(xiàn)場適用于挖掘有滲透性土壤的楔形絞吸頭單齒如圖4(b)所示。具體參數(shù)如表1所示。

表1 加工的單齒齒形參數(shù)Table 1 Machined single tooth shape

圖4 加工的矩形刀齒與現(xiàn)場應(yīng)用楔形刀齒Fig.4 Machined rectangular cutters and field application wedge cutters

2 實驗部分

2.1 實驗設(shè)備

直線模擬切削裝置為改裝后的牛頭刨床，如圖5(a)所示。圖5(b)為直線模擬切削裝置示意圖。選用中航電測儀器股份有限公司制造的BE120-5AA電阻應(yīng)變片傳感器并對其進(jìn)行標(biāo)定，可同時準(zhǔn)確動態(tài)測試切削齒切削巖石時的軸向、徑向、切向切削力。完成傳感器校正后，將水合物替代試樣裝到裝夾器中，切削單齒做水平運(yùn)動，動態(tài)記錄切削試樣時刀齒的切削力。

圖5 單齒直線模擬切削裝置[16]Fig.5 Single tooth linear simulation cutting device

2.2 實驗材料

人工合成的天然氣水合物如冰、四氫呋喃水合物、CO2水合物及甲烷水合物在常溫常壓下容易分解氣化，不利于機(jī)械采掘水合物的機(jī)理研究。為了降低實驗成本，以細(xì)河沙為骨料，石膏與石灰為膠結(jié)物，合成水合物替代試樣。根據(jù)三軸試驗，替代樣的力學(xué)參數(shù)如表2所示。需要解釋的是由于地理位置和沉積條件不同，海洋沉積物層飽和度以及力學(xué)性質(zhì)存在較大差異。如：我國南海神狐海域GMGS1[17]鉆探沉積物巖心取樣與程遠(yuǎn)方等[18-19]人工合成的水合物力學(xué)參數(shù)就存在差異，但水合物的抗壓強(qiáng)度隨著埋藏深度和飽和度的增加而增大。且因合成的替代試樣的力學(xué)性質(zhì)在水合物沉積物的力學(xué)參數(shù)范圍之內(nèi)，所以研究仍然具有參考意義。

表2 材料物性參數(shù)對比Table 2 Comparison of physical properties of materials

2.3 實驗方法及測量

每種工況均進(jìn)行了五種切削深度的實驗，切削速度為0.6 m/s。每組實驗均重復(fù)測量三次，讀取切削力且取三次的平均值。切削完成后，收集試驗臺破碎顆粒，選擇篩分法對粒徑進(jìn)行測量篩分。選擇12個分度組合粒徑篩組(30、25、20、15、12.5、8、4、3、2、1、0.8、0.5 mm)，如圖6所示。借鑒多金屬硫化物水力性能分析，顆粒粒徑不宜大于20 mm[20]。王海蓉等[21]研究了水合物漿體中固體顆粒直徑為10～300mm時的漿體流動特性；陳浩等[22]分析了水合物顆粒直徑為15 mm的水力提升。為了研究和歸一化分析，定義顆粒粒徑大于15 mm的為大粒徑。由于顆粒體積分?jǐn)?shù)難以測量，普遍采取的方法是測量質(zhì)量分?jǐn)?shù)替代體積分?jǐn)?shù)。采用電子秤進(jìn)行稱量。

圖6 組合粒徑篩Fig.6 Combined particle size sieve

3 實驗結(jié)果與分析

絞吸頭單齒載荷和破碎粒徑的尺度分布受多種因素的影響，影響因素主要分為三個方面：第一，單齒結(jié)構(gòu)參數(shù)(單齒寬度、前刃角、側(cè)傾角)；第二，水合物的物性參數(shù)；第三，工藝參數(shù)(單齒破碎深度)。由于條件限制，本文僅通過實驗探索了單齒結(jié)構(gòu)參數(shù)及工藝參數(shù)對平均切削力和破碎顆粒粒徑分布的影響。

3.1 結(jié)構(gòu)參數(shù)對單齒載荷的影響

圖7(a)為前刃角為45°、后傾角為5°時，在3、5、7和9 mm的切削深度條件下平均切削力隨單齒寬度的變化曲線。實驗數(shù)據(jù)擬合表明：單齒寬度與平均切削力呈二項式遞增關(guān)系；同時，切削深度越大，單齒所受平均切削力越大。圖7(b)為單齒寬度L為20 mm、后傾角為5°時，平均切削力隨前刃角的變化曲線。由圖可知，切削載荷隨著前刃角的增大呈二項式遞減的趨勢，變化規(guī)律與圖7(a)相反。單齒寬度為10 mm時，側(cè)傾角與平均切削力的關(guān)系，如圖7(c)所示。增大側(cè)傾角γ，切削深度為3和5 mm時，平均切削力呈先增大后減小的趨勢；當(dāng)切削深度為7和9 mm時，平均切削力隨側(cè)傾角的增大而增大。分析認(rèn)為：①增大切削寬度和切削深度，切削面積也隨之增大。因此，單齒所受平均切削力也越大；②增大前刃角，單齒齒尖的楔形變得更為尖銳，齒尖先壓入替代試樣同時產(chǎn)生破碎裂紋，使得單齒所受平均切削力降低；③當(dāng)切削深度較小時，導(dǎo)致平均切削力在較小的范圍內(nèi)浮動的原因是：增大側(cè)傾角切槽壁面發(fā)生塊狀顆粒崩碎，如圖8所示。切削深度較大時，增大側(cè)傾角，導(dǎo)致切削寬度增加，此時切削寬度為平均切削力的主要影響因素。

圖7 切削載荷隨不同單齒結(jié)構(gòu)和工作參數(shù)的變化規(guī)律Fig.7 The variation of cutting load with different single tooth structure and working parameters

3.2 結(jié)構(gòu)參數(shù)對顆粒破碎尺度的影響

顆粒破碎體積越大固然可以提高采掘效率，但是大顆粒不利于后期水合物和泥沙的分離、泥沙回填，降低了開采效率；同時大顆粒也增加了海底輸運(yùn)至海面的成本，造成管道堵塞等危險。

圖8(a)為實驗后的試樣切痕?？梢钥闯?，顆粒的破碎形式屬于脆性崩碎，且切槽側(cè)壁形成凹凸不平的壁面。由于試樣呈弱膠結(jié)性，切削過程中破壞顆粒骨架的膠結(jié)力，而產(chǎn)生較多的細(xì)小顆粒。如圖8(b)所示。

圖8 實驗后的試樣切痕Fig.8 Cutting specimen after experiment

切削深度為3、4、5、7、9 mm時，最大粒徑的分布和大粒徑顆粒的質(zhì)量分?jǐn)?shù)規(guī)律，如圖9(a)和(b)所示。可以得出：同等切削寬度下，隨著切削深度的增加，顆粒破碎體積增大；同等切削深度下，隨著刀齒寬度的增加，篩分的大顆粒尺度也隨之增加。主要原因是切削過程中顆粒破碎方式呈脆性崩裂。

圖9 單齒寬度對破碎效果的影響Fig.9 Effect of single tooth width on crushing effect

圖10(a)為前刃面角對顆粒破碎尺度分布的影響。相同切削深度下，改變前刃面角對最大破碎顆粒的尺度分布幾乎沒有影響。但從圖10(b)可以看出，切削深度越大，前刃面角越小則最大粒徑組分質(zhì)量越大。在相同的切削深度下，大粒徑組分質(zhì)量隨著前刃面角的增大呈減小的規(guī)律。相同工況下，前刃角越大，則破碎效果越明顯。當(dāng)沉積物為脆性材料時，前刃面角越大，齒尖越鈍，沉積物受到的水平方向的擠壓力增大，導(dǎo)致較大粒徑顆粒的質(zhì)量分?jǐn)?shù)降低。從圖8的切痕來看，水平方向的擠壓力對切槽側(cè)壁顆粒的崩離幾乎無影響，導(dǎo)致前刃面角對最大破碎粒徑尺度分布也幾乎無影響。

圖10 前刃角對破碎效果的影響Fig.10 Effect of front edge angle on crushing effect

圖11(a)所示為側(cè)刃角對顆粒破碎尺度分布的影響。相對于切削寬度L為10 mm的矩形齒(側(cè)傾角為0°)，在側(cè)傾角10°時，最大粒徑均為4 mm。從圖11(a)和(b)可看出切削深度分別為3、5、7 mm時，隨著側(cè)傾角的增加，最大粒徑均呈減小趨勢，但趨勢逐漸減緩，破碎的顆粒粒徑越小。當(dāng)切削深度達(dá)到9 mm時，隨側(cè)傾角增大，最大粒徑變大，大尺度顆粒含量明顯增多。原因是單齒的齒尖隨著側(cè)傾角增大而變得尖銳，齒尖擠壓沉積物導(dǎo)致切槽壁面顆粒崩落。當(dāng)切削深度較淺時，顆粒被破碎后未離開原來的位置，受到了齒尖的二次擠壓。而切削深度較深時，顆粒崩離齒尖間，造成顆粒粒徑較大。

圖11 側(cè)傾角對破碎效果的影響Fig.11 Effect of side inclination angle on crushing effect

4 結(jié) 論

1) 隨切削寬度的增加，絞吸單齒所受載荷呈二項式增大；隨前刃角的增大，絞吸單齒所受載荷呈二項式減小。增大側(cè)傾角時，切槽壁面會產(chǎn)生脆性崩落，單齒載荷在較小的范圍內(nèi)浮動。

2) 同等切削深度，隨切削寬度的增加，篩分的大顆粒尺度也隨之增加。主要是切削過程中顆粒破碎方式呈脆性崩裂；粒徑大于15 mm的顆粒質(zhì)量分?jǐn)?shù)占比隨著前刃角的增加而減小，前刃角為60°時粒徑超過15 mm顆粒的質(zhì)量分?jǐn)?shù)占比最小。由于顆粒以脆性崩裂的形式破碎，增大側(cè)傾角會導(dǎo)致切槽壁面的崩落，導(dǎo)致大顆粒增多。

3) 絞吸齒結(jié)構(gòu)參數(shù)相同時，隨著絞吸齒切削深度的增加，顆粒的破碎粒徑也隨著增大，即增大了試樣的切削面積，有利于提高產(chǎn)量，但同時產(chǎn)生的顆粒粒徑也會增大。