全海深沉积物气密取样器分析与试验研究

刘广平 万步炎 彭佑多 金永平

湖南科技大学海洋矿产资源探采装备与安全技术国家地方联合工程实验室，湘潭，411201

0 引言

全海深通常是指涵盖海洋最深处的区域，目前发现的海洋最深处是11 000 m左右的马里亚纳海沟[1-4]。深渊海底沉积物中蕴藏着大量的微生物等生命群落，这些微生物群落是人类认识和研究深渊生命演化及深渊环境变化的重要途径。要开发利用这些海底资源，必须开展全海深沉积物气密取样器的研制工作。由于海底特殊的高压环境条件，在海底沉积物采集过程中必须尽可能减小微生物的外部环境压力的波动，避免外部压力的变化对微生物生命特征的影响，因此，全海深沉积物气密取样器保压性能研究很重要[5-8]。刘鹏等[9]对保压容器的筒体及端盖连接方式进行了设计计算，提出了一种新型的端盖连接方式，通过建立保压容器的三维模型及有限元模型，分析了60 MPa压力下保压容器的强度可靠性。王文涛[10]对不锈钢材料的保压容器强度进行了分析，并利用ANSYS有限元分析软件对保压转移装置的关键部件进行了强度校核及结构优化，并验证该装置在40 MPa的压力下能满足设计要求；魏光超等[11]利用数值计算与有限元相结合的方式，对40 MPa压力条件下的培养釜进行分析，并在初始设计结构的基础上进行结构优化，使容器质量减小了约7.75%。上述文献主要针对30 MPa至70 MPa的保压容器进行分析，而关于本文所研制的115 MPa全海深环境下的整体气密取样器结构的研究鲜见文献报道。

为了满足全海深深渊海底科学研究对高品质全海深深渊海底沉积物保压样品的需求，本文设计了一套符合全海深载人潜水器作业机械手海底作业操控的具有保压功能的机械手持式全海深沉积物气密取样器。

1 气密取样器结构与工作原理

气密取样器结构三维图见图1，主要由取样装置、保压容器、压力补偿器组成。取样装置包括机械手把柄和取样管；保压容器包括保压筒、方形挡栓及浮动密封环，保压筒顶部侧壁上设有多个方形挡栓孔， 方形挡栓孔沿径向设置，每个方形挡栓孔内分别设有方形挡栓，保压筒外壁上对应于方形挡栓固定安装有挡栓盒，方形挡栓与挡栓盒相对的端面之间通过压缩弹簧连接；压力补偿器包括耐压缸体、活塞及补偿器端盖。

取样器的工作原理如图2所示。在潜水器下水之前，预先将保压容器固定在潜水器工具篮中，并通过充气阀向压力补偿器预充一定压力的氮气，实现预先储能；当潜水器到达取样点时，利用潜水器上单只机械手从工具篮中抓取取样管并移动至海底沉积物表面，然后将取样管插入沉积物中，再将取样管从沉积物中拔出；最后，操控机械手将取样管放入保压容器内，并利用方形挡栓将取样管端盖固定，同时，在压缩弹簧作用下，浮动密封环与端盖底部形成密封。气密取样器提升至海面母船过程中，气密取样器同样利用压力补偿器所释放的压力实现样品保压。

(a)海底沉积物取样过程

(b)取样器放入保压筒过程图2 气密取样器结构及取样原理Fig.2 Airtight sampler structure and sampling principle

2 气密取样器保压分析与计算

2.1 保压容器分析计算

本文设计的全海深沉积物气密取样器的取样筒内径为42 mm，外径为55 mm；保压筒内径Di=56 mm，外径Do=86 mm。 根据设计要求，选取保压容器材料为TC4钛合金。TC4钛合金的抗拉强度σb≥950 MPa，为确保保压容器的使用安全性，选取安全系数nb=2.5，则材料的许用应力[σ]=380 MPa。保压容器结构图见图3。

图3 保压容器结构图Fig.3 Structure of the pressure maintaining container

如图2所示，当取样管在海底取样时，保压容器内部与海水相通，内外压力平衡，因此保压容器筒体本身不产生弹性变形。取样管放入到保压容器内完成取样后，在压缩弹簧作用下，浮动密封环与端盖底部形成密封。气密取样器提升到海平面后，保压容器内仍保持取样点的原位压力，保压容器外压力降为常压，从而保压容器内外产生115 MPa的压差，在115 MPa压差的作用下，保压容器会产生一定的弹性体积膨胀，造成保压容器内的压力降低，从而影响气密取样器的保压效果。本文首先计算保压容器在内外压差作用下的径向和轴向变形导致的保压容器体积变化量。

由弹性理论可以推出保压容器在内外压差作用下的径向位移ub和轴向位移ΔLb公式：

(1)

(2)

式中，E为材料的弹性模量；μ为材料的泊松比；pi为保压容器内压；Lb为保压容器原始长度。

保压容器的相关参数如下：内径Di=56 mm，外径Do=86 mm，保压容器原始长度Lb=600 mm；钛合金TC4的弹性模量E=113 GPa，泊松比μ=0.34，保压容器承受内压pi=115 MPa。由式(1)可得保压容器径向位移ub=0.15 mm，由式(2)可得保压容器轴向位移ΔLb=0.14 mm，则保压容器体积变化量为

(3)

式中，V1为保压容器实际体积；V2为保压容器膨胀后的体积。

代入数据可得ΔVb=16.22 mL。

根据上述计算结果，按海水体积弹性模量E1=2.4 GPa计算，由保压容器体积膨胀所造成保压容器内的压降

(4)

由式(4)可得保压容器体积膨胀所造成保压容器内的压降为26.35 MPa，这没有达到课题要求的保压效果，因此必须增加压力补偿装置以实现对系统的主动保压。

2.2 压力补偿器分析计算

压力补偿器包括耐压缸体、活塞及补偿器端盖。耐压缸体一端开口，另一端设有与保压容器连通的连接孔；补偿器端盖固定在耐压缸体开口处，补偿器端盖上设有与充气阀连通的连接孔；活塞置于耐压缸体内。采用压力补偿器补压来实现保压容器的压力补偿时，压力补偿器一侧充满99.999%的高纯度氮气，另一侧充满海水。由于气体的压缩系数远高于液体，当保压腔内的压力下降时，压力补偿器便能通过极少量的气体体积变化来保持系统压力稳定。补偿器内一般预充20%左右水深压力的氮气，此时可以获得最好的压力补偿效果[12]。

压力补偿器充气容积[13]

(5)

ΔV0=ΔVbζ

(6)

式中，p0为充气压力；p1为最低工作压力；p2为最高工作压力；k为指数，等温过程取k=1；ζ为安全系数，通常取ζ=1.2。

由液体弹性模量公式可知，压力腔体积变化量

(7)

式中，Δp为压力变化量；Eq为液体的弹性模量；V0为压力腔初始体积。

将式(6)、式(7)代入式(5)可得

(8)

本文选择预充压力p0=30 MPa，已知压力补偿器体积为588.75 mL，由式(8)可得下潜11 000 m后补偿器氮气体积VX=153.59 mL。

补偿后取样器压力值

(9)

式中，ΔV为气密取样器系统体积变化量，ΔV=ΔVb=16.22 mL。

可得到补偿后取样器压力值p=93.163 MPa>92 MPa，满足气密取样器技术要求。

3 气密取样器有限元分析

3.1 保压容器有限元分析

为了便于仿真分析，简化保压容器有限元模型并对保压容器进行网格划分，如图4所示。在有限元分析之前，需要先对保压容器的材料进行定义。根据课题的要求，定义保压容器材料为TC4钛合金，弹性模量为113 GPa，泊松比为0.34；方形挡栓和保压容器端盖之间的接触单元设置为Frictional单元，保压容器端盖和保压容器筒体的接触单元设置为No separation单元。然后分别对保压容器筒体、保压容器端盖及方形挡栓进行网格划分，并对保压容器施加约束，最后，利用有限元分析ANSYS软件，开展全海深超高压环境下的保压容器性能分析。

图4 保压容器有限元模型Fig.4 Finite element model of pressure vessel

为了研究深海高压环境下，不同压力对保压容器应力、应变的影响，本文模拟压力pw分别为150 MPa、140 MPa、130 MPa、120 MPa、115 MPa、110 MPa、100 MPa时保压容器的应力应变情况，仿真结果如图5、图6所示。

由图5可知，当所加压力达到150 MPa时，保压容器的最大应力为379.24 MPa，最大应变为0.003 9；当所加压力为100 MPa时，最大应力为275.81 MPa，最大应变为0.002 8，最大应力与应变出现在端盖与筒体封口密封位置，且方形挡栓与保压筒端盖接触位置应力、应变很小，密封性能好，总体应力分布比较均匀。由图6可知，随着保压容器所加压力增大，保压容器应力和应变也逐渐增大，且最大应力值均小于材料的许用应力，应变很小，不影响保压容器的保压性能，设计合理。

3.2 压力补偿器有限元分析

在有限元分析中，首先定义各个部件的材料参数，压力补偿器端盖和耐压缸体的材料均为TC4钛合金，弹性模量为113 GPa，泊松比为0.34。然后对压力补偿器进行网格划分，建立有限元模型，如图7所示。

(a)压力为150 MPa (b)压力为140 MPa

(c)压力为130 MPa (d)压力为120 MPa

(e)压力为115 MPa (f)压力为110 MPa

(g)压力为100 MPa图5 不同压力条件下保压容器的应力、应变云图Fig.5 Stress and strain cloud diagram of pressure-holding container under different pressure conditions

图6 不同压力条件下保压容器应力、应变变化图Fig.6 Stress and strain changes of pressure-holding vessels under different pressure conditions

图7 压力补偿器有限元模型Fig.7 Pressure compensator finite element model

图8～图10分别为全海深超高压环境下(115 MPa)，压力补偿器、压力补偿器端盖体及压力补偿器筒的应力、变形云图。由图9和图10可知，最大应力位于压力补偿器端盖与筒体接触位置附近，对应该位置的最大应力值为314.18 MPa，最大应变位于压力补偿器筒体底部位置，最大变形为0.091 8 mm，此时，小于材料的许用应力，设计合理。

图8 压力补偿器应力、变形云图Fig.8 Stress compensator stress and deformation cloud

图9 压力补偿器端盖应力、变形云图Fig.9 Pressure compensator end cap stress and deformation cloud

图10 压力补偿器筒体应力、变形云图Fig.10 Stress compensator cylinder stress and deformation cloud

4 气密取样器保压与适配性试验

4.1 气密取样器内压试验

为验证气密取样器耐压容腔的设计是否符合保压性能要求，对气密取样器进行内压试验。内压试验压力按照以下公式进行计算：

(10)

代入数据,则内压试验压力为

在试验压力为127 MPa(通过手动加压装置完成)情况下,进行5次试验，前4次试验为3 h，最后一次试验为6 h，全海深气密取样器内压试验平台如图11所示。试验过程如下：①准备气密取样器及加压装置；②准备好试验装置后，关闭卸压阀，打开加压开关，缓慢升压至13 MPa(试验压力的10%)，保压5 min，检查各连接部位，观察压力表示数值的变化，记录试验数据；③连接压力表与手动加压装置;④完成加压装置与试验装置连接，通过手动加压装置向试验装置加压。首先给试验装置加压到127 MPa，然后经过5 min、10 min、20 min、30 min、60 min后，通过压力表观察试验装置中压力的变化，气密取样器保压性能测试结果如表1所示，可以看出，气密取样器压力随着时间的变化波动很小，经过60 min后，压力基本保持不变，维持在119 MPa，压力减少了8 MPa，压力变化为6.72%，保压性能达到课题要求，设计合理。

表1 全海深气密取样器保压性能测试结果Tab.1 Test results of pressure holding performance ofdeep sea airtight sampler

4.2 气密取样器与机械手适配性试验

本文设计的气密取样器需搭载在11 000 m全海深潜水器上工作，机械手从潜水器工具篮中抓取取样器—移动—取样—触发—自动气密密封—放回工具篮的整个操作过程中，气密取样器与潜水器机械手的适配性非常关键。为了便于机械手手爪夹持与操作，便于机械手的液压缸触发、便于更换等，在上海交通大学海洋水下工程科学研究院进行了气密取样器与机械手适配性的操作试验。如图12所示，整个操作过程中，气密取样器与机械手适配操作性很好，并且成功在10 m水池取回沉积物，验证了气密取样器的保压性能和与机械手的适配性。

图12 全海深气密取样器与机械手适配操作性试验Fig.12 Operational test for adapting the whole sea deep airtight sampler to the manipulator

5 结论

(1)本文设计了一套符合全海深载人潜水器作业机械手海底作业操控的、具有保压功能的机械手持式全海深沉积物气密取样器，并对全海深沉积物气密取样器的保压容器进行分析计算以及全海深压力环境下的有限元仿真分析。仿真结果表明：气密取样器的应力和应变随着所加压力的增大而增大，最大应力与应变出现在端盖与筒体封口密封位置处，且方形挡栓与保压筒端盖接触位置应力、应变很小，密封性能好。

(2)针对保压容器体积膨胀所造成保压容器内的压降变化，对压力补偿器作了理论分析，并进行了有限元分析。仿真结果表明：压力补偿器最大应力值小于材料的许用应力，最大变形比较小，设计合理。

(3)对气密取样器进行了内压试验，试验表明：设计的气密取样器随着时间的变化波动很小，经过60 min后，压力基本保持不变，维持在119 MPa，压力减小了8 MPa，压力变化为6.72%，保压性能达到课题要求，设计合理；对气密取样器进行了与机械手适配操作试验，整个操作过程中，气密取样器与机械手适配操作性很好，验证了气密取样器的保压性能及与机械手的适配性。