全海深沉積物氣密取樣器分析與試驗研究

劉廣平 萬步炎 彭佑多 金永平

湖南科技大學海洋礦產資源探采裝備與安全技術國家地方聯合工程實驗室，湘潭，411201

0 引言

全海深通常是指涵蓋海洋最深處的區域，目前發現的海洋最深處是11 000 m左右的馬里亞納海溝[1-4]。深淵海底沉積物中蘊藏著大量的微生物等生命群落，這些微生物群落是人類認識和研究深淵生命演化及深淵環境變化的重要途徑。要開發利用這些海底資源，必須開展全海深沉積物氣密取樣器的研制工作。由于海底特殊的高壓環境條件，在海底沉積物采集過程中必須盡可能減小微生物的外部環境壓力的波動，避免外部壓力的變化對微生物生命特征的影響，因此，全海深沉積物氣密取樣器保壓性能研究很重要[5-8]。劉鵬等[9]對保壓容器的筒體及端蓋連接方式進行了設計計算，提出了一種新型的端蓋連接方式，通過建立保壓容器的三維模型及有限元模型，分析了60 MPa壓力下保壓容器的強度可靠性。王文濤[10]對不銹鋼材料的保壓容器強度進行了分析，并利用ANSYS有限元分析軟件對保壓轉移裝置的關鍵部件進行了強度校核及結構優化，并驗證該裝置在40 MPa的壓力下能滿足設計要求；魏光超等[11]利用數值計算與有限元相結合的方式，對40 MPa壓力條件下的培養釜進行分析，并在初始設計結構的基礎上進行結構優化，使容器質量減小了約7.75%。上述文獻主要針對30 MPa至70 MPa的保壓容器進行分析，而關于本文所研制的115 MPa全海深環境下的整體氣密取樣器結構的研究鮮見文獻報道。

為了滿足全海深深淵海底科學研究對高品質全海深深淵海底沉積物保壓樣品的需求，本文設計了一套符合全海深載人潛水器作業機械手海底作業操控的具有保壓功能的機械手持式全海深沉積物氣密取樣器。

1 氣密取樣器結構與工作原理

氣密取樣器結構三維圖見圖1，主要由取樣裝置、保壓容器、壓力補償器組成。取樣裝置包括機械手把柄和取樣管；保壓容器包括保壓筒、方形擋栓及浮動密封環，保壓筒頂部側壁上設有多個方形擋栓孔， 方形擋栓孔沿徑向設置，每個方形擋栓孔內分別設有方形擋栓，保壓筒外壁上對應于方形擋栓固定安裝有擋栓盒，方形擋栓與擋栓盒相對的端面之間通過壓縮彈簧連接；壓力補償器包括耐壓缸體、活塞及補償器端蓋。

取樣器的工作原理如圖2所示。在潛水器下水之前，預先將保壓容器固定在潛水器工具籃中，并通過充氣閥向壓力補償器預充一定壓力的氮氣，實現預先儲能；當潛水器到達取樣點時，利用潛水器上單只機械手從工具籃中抓取取樣管并移動至海底沉積物表面，然后將取樣管插入沉積物中，再將取樣管從沉積物中拔出；最后，操控機械手將取樣管放入保壓容器內，并利用方形擋栓將取樣管端蓋固定，同時，在壓縮彈簧作用下，浮動密封環與端蓋底部形成密封。氣密取樣器提升至海面母船過程中，氣密取樣器同樣利用壓力補償器所釋放的壓力實現樣品保壓。

(a)海底沉積物取樣過程

(b)取樣器放入保壓筒過程圖2 氣密取樣器結構及取樣原理Fig.2 Airtight sampler structure and sampling principle

2 氣密取樣器保壓分析與計算

2.1 保壓容器分析計算

本文設計的全海深沉積物氣密取樣器的取樣筒內徑為42 mm，外徑為55 mm；保壓筒內徑Di=56 mm，外徑Do=86 mm。 根據設計要求，選取保壓容器材料為TC4鈦合金。TC4鈦合金的抗拉強度σb≥950 MPa，為確保保壓容器的使用安全性，選取安全系數nb=2.5，則材料的許用應力[σ]=380 MPa。保壓容器結構圖見圖3。

圖3 保壓容器結構圖Fig.3 Structure of the pressure maintaining container

如圖2所示，當取樣管在海底取樣時，保壓容器內部與海水相通，內外壓力平衡，因此保壓容器筒體本身不產生彈性變形。取樣管放入到保壓容器內完成取樣后，在壓縮彈簧作用下，浮動密封環與端蓋底部形成密封。氣密取樣器提升到海平面后，保壓容器內仍保持取樣點的原位壓力，保壓容器外壓力降為常壓，從而保壓容器內外產生115 MPa的壓差，在115 MPa壓差的作用下，保壓容器會產生一定的彈性體積膨脹，造成保壓容器內的壓力降低，從而影響氣密取樣器的保壓效果。本文首先計算保壓容器在內外壓差作用下的徑向和軸向變形導致的保壓容器體積變化量。

由彈性理論可以推出保壓容器在內外壓差作用下的徑向位移ub和軸向位移ΔLb公式：

(1)

(2)

式中，E為材料的彈性模量；μ為材料的泊松比；pi為保壓容器內壓；Lb為保壓容器原始長度。

保壓容器的相關參數如下：內徑Di=56 mm，外徑Do=86 mm，保壓容器原始長度Lb=600 mm；鈦合金TC4的彈性模量E=113 GPa，泊松比μ=0.34，保壓容器承受內壓pi=115 MPa。由式(1)可得保壓容器徑向位移ub=0.15 mm，由式(2)可得保壓容器軸向位移ΔLb=0.14 mm，則保壓容器體積變化量為

(3)

式中，V1為保壓容器實際體積；V2為保壓容器膨脹后的體積。

代入數據可得ΔVb=16.22 mL。

根據上述計算結果，按海水體積彈性模量E1=2.4 GPa計算，由保壓容器體積膨脹所造成保壓容器內的壓降

(4)

由式(4)可得保壓容器體積膨脹所造成保壓容器內的壓降為26.35 MPa，這沒有達到課題要求的保壓效果，因此必須增加壓力補償裝置以實現對系統的主動保壓。

2.2 壓力補償器分析計算

壓力補償器包括耐壓缸體、活塞及補償器端蓋。耐壓缸體一端開口，另一端設有與保壓容器連通的連接孔；補償器端蓋固定在耐壓缸體開口處，補償器端蓋上設有與充氣閥連通的連接孔；活塞置于耐壓缸體內。采用壓力補償器補壓來實現保壓容器的壓力補償時，壓力補償器一側充滿99.999%的高純度氮氣，另一側充滿海水。由于氣體的壓縮系數遠高于液體，當保壓腔內的壓力下降時，壓力補償器便能通過極少量的氣體體積變化來保持系統壓力穩定。補償器內一般預充20%左右水深壓力的氮氣，此時可以獲得最好的壓力補償效果[12]。

壓力補償器充氣容積[13]

(5)

ΔV0=ΔVbζ

(6)

式中，p0為充氣壓力；p1為最低工作壓力；p2為最高工作壓力；k為指數，等溫過程取k=1；ζ為安全系數，通常取ζ=1.2。

由液體彈性模量公式可知，壓力腔體積變化量

(7)

式中，Δp為壓力變化量；Eq為液體的彈性模量；V0為壓力腔初始體積。

將式(6)、式(7)代入式(5)可得

(8)

本文選擇預充壓力p0=30 MPa，已知壓力補償器體積為588.75 mL，由式(8)可得下潛11 000 m后補償器氮氣體積VX=153.59 mL。

補償后取樣器壓力值

(9)

式中，ΔV為氣密取樣器系統體積變化量，ΔV=ΔVb=16.22 mL。

可得到補償后取樣器壓力值p=93.163 MPa>92 MPa，滿足氣密取樣器技術要求。

3 氣密取樣器有限元分析

3.1 保壓容器有限元分析

為了便于仿真分析，簡化保壓容器有限元模型并對保壓容器進行網格劃分，如圖4所示。在有限元分析之前，需要先對保壓容器的材料進行定義。根據課題的要求，定義保壓容器材料為TC4鈦合金，彈性模量為113 GPa，泊松比為0.34；方形擋栓和保壓容器端蓋之間的接觸單元設置為Frictional單元，保壓容器端蓋和保壓容器筒體的接觸單元設置為No separation單元。然后分別對保壓容器筒體、保壓容器端蓋及方形擋栓進行網格劃分，并對保壓容器施加約束，最后，利用有限元分析ANSYS軟件，開展全海深超高壓環境下的保壓容器性能分析。

圖4 保壓容器有限元模型Fig.4 Finite element model of pressure vessel

為了研究深海高壓環境下，不同壓力對保壓容器應力、應變的影響，本文模擬壓力pw分別為150 MPa、140 MPa、130 MPa、120 MPa、115 MPa、110 MPa、100 MPa時保壓容器的應力應變情況，仿真結果如圖5、圖6所示。

由圖5可知，當所加壓力達到150 MPa時，保壓容器的最大應力為379.24 MPa，最大應變為0.003 9；當所加壓力為100 MPa時，最大應力為275.81 MPa，最大應變為0.002 8，最大應力與應變出現在端蓋與筒體封口密封位置，且方形擋栓與保壓筒端蓋接觸位置應力、應變很小，密封性能好，總體應力分布比較均勻。由圖6可知，隨著保壓容器所加壓力增大，保壓容器應力和應變也逐漸增大，且最大應力值均小于材料的許用應力，應變很小，不影響保壓容器的保壓性能，設計合理。

3.2 壓力補償器有限元分析

在有限元分析中，首先定義各個部件的材料參數，壓力補償器端蓋和耐壓缸體的材料均為TC4鈦合金，彈性模量為113 GPa，泊松比為0.34。然后對壓力補償器進行網格劃分，建立有限元模型，如圖7所示。

(a)壓力為150 MPa (b)壓力為140 MPa

(c)壓力為130 MPa (d)壓力為120 MPa

(e)壓力為115 MPa (f)壓力為110 MPa

(g)壓力為100 MPa圖5 不同壓力條件下保壓容器的應力、應變云圖Fig.5 Stress and strain cloud diagram of pressure-holding container under different pressure conditions

圖6 不同壓力條件下保壓容器應力、應變變化圖Fig.6 Stress and strain changes of pressure-holding vessels under different pressure conditions

圖7 壓力補償器有限元模型Fig.7 Pressure compensator finite element model

圖8～圖10分別為全海深超高壓環境下(115 MPa)，壓力補償器、壓力補償器端蓋體及壓力補償器筒的應力、變形云圖。由圖9和圖10可知，最大應力位于壓力補償器端蓋與筒體接觸位置附近，對應該位置的最大應力值為314.18 MPa，最大應變位于壓力補償器筒體底部位置，最大變形為0.091 8 mm，此時，小于材料的許用應力，設計合理。

圖8 壓力補償器應力、變形云圖Fig.8 Stress compensator stress and deformation cloud

圖9 壓力補償器端蓋應力、變形云圖Fig.9 Pressure compensator end cap stress and deformation cloud

圖10 壓力補償器筒體應力、變形云圖Fig.10 Stress compensator cylinder stress and deformation cloud

4 氣密取樣器保壓與適配性試驗

4.1 氣密取樣器內壓試驗

為驗證氣密取樣器耐壓容腔的設計是否符合保壓性能要求，對氣密取樣器進行內壓試驗。內壓試驗壓力按照以下公式進行計算：

(10)

代入數據,則內壓試驗壓力為

在試驗壓力為127 MPa(通過手動加壓裝置完成)情況下,進行5次試驗，前4次試驗為3 h，最后一次試驗為6 h，全海深氣密取樣器內壓試驗平臺如圖11所示。試驗過程如下：①準備氣密取樣器及加壓裝置；②準備好試驗裝置后，關閉卸壓閥，打開加壓開關，緩慢升壓至13 MPa(試驗壓力的10%)，保壓5 min，檢查各連接部位，觀察壓力表示數值的變化，記錄試驗數據；③連接壓力表與手動加壓裝置;④完成加壓裝置與試驗裝置連接，通過手動加壓裝置向試驗裝置加壓。首先給試驗裝置加壓到127 MPa，然后經過5 min、10 min、20 min、30 min、60 min后，通過壓力表觀察試驗裝置中壓力的變化，氣密取樣器保壓性能測試結果如表1所示，可以看出，氣密取樣器壓力隨著時間的變化波動很小，經過60 min后，壓力基本保持不變，維持在119 MPa，壓力減少了8 MPa，壓力變化為6.72%，保壓性能達到課題要求，設計合理。

表1 全海深氣密取樣器保壓性能測試結果Tab.1 Test results of pressure holding performance ofdeep sea airtight sampler

4.2 氣密取樣器與機械手適配性試驗

本文設計的氣密取樣器需搭載在11 000 m全海深潛水器上工作，機械手從潛水器工具籃中抓取取樣器—移動—取樣—觸發—自動氣密密封—放回工具籃的整個操作過程中，氣密取樣器與潛水器機械手的適配性非常關鍵。為了便于機械手手爪夾持與操作，便于機械手的液壓缸觸發、便于更換等，在上海交通大學海洋水下工程科學研究院進行了氣密取樣器與機械手適配性的操作試驗。如圖12所示，整個操作過程中，氣密取樣器與機械手適配操作性很好，并且成功在10 m水池取回沉積物，驗證了氣密取樣器的保壓性能和與機械手的適配性。

圖12 全海深氣密取樣器與機械手適配操作性試驗Fig.12 Operational test for adapting the whole sea deep airtight sampler to the manipulator

5 結論

(1)本文設計了一套符合全海深載人潛水器作業機械手海底作業操控的、具有保壓功能的機械手持式全海深沉積物氣密取樣器，并對全海深沉積物氣密取樣器的保壓容器進行分析計算以及全海深壓力環境下的有限元仿真分析。仿真結果表明：氣密取樣器的應力和應變隨著所加壓力的增大而增大，最大應力與應變出現在端蓋與筒體封口密封位置處，且方形擋栓與保壓筒端蓋接觸位置應力、應變很小，密封性能好。

(2)針對保壓容器體積膨脹所造成保壓容器內的壓降變化，對壓力補償器作了理論分析，并進行了有限元分析。仿真結果表明：壓力補償器最大應力值小于材料的許用應力，最大變形比較小，設計合理。

(3)對氣密取樣器進行了內壓試驗，試驗表明：設計的氣密取樣器隨著時間的變化波動很小，經過60 min后，壓力基本保持不變，維持在119 MPa，壓力減小了8 MPa，壓力變化為6.72%，保壓性能達到課題要求，設計合理；對氣密取樣器進行了與機械手適配操作試驗，整個操作過程中，氣密取樣器與機械手適配操作性很好，驗證了氣密取樣器的保壓性能及與機械手的適配性。