中 国造船 Vol.59 No.2 (Serial No. 226)
Jun. 2018
SHIPBUILDING OF CHINA
文章编号：1000-4882 (2018) 02-0062-10
全海深载人潜水器载人舱缩比结构模型试验研究
王芳，杨青松，胡勇，崔维成
(上海海洋大学上海深渊科学工程技术研究中心，上海201306)
摘 要
“十三五”期间中国提出了“深海进入、深海探测、深海开发”的海洋战略。全海深载人潜水器即是“深海进
入”的重要装备，其核心部件载人舱的材料选择、设计标准、制造工艺以及结构安全评判就成为需要解决的技 术问题。论文针对超高强度马氏体镍钢C250制造的载人舱缩比结构模型，进行压力筒静水压力测试；并对 结构应力、极限载荷和体积收缩率进行测试，以研究超高强度马氏体镍钢应用于深海载人舱的设计、计算与 制造的可行性。
关键词：全海深载人潜水器；载人舱；马氏体镍钢；结构应力；极限载荷；体积收缩率 中图分类号：U661.4
文献标识码：A
〇引言
从上世纪60年代中期起，载人潜水器的发展非常迅速，80年代，法国、俄罗斯、日本、美国等发 达国家均研制了 6000m级深海载人潜水器[1_2]。进入二十一世纪以来，全海深（11000m级）载人潜水 器的研制引发了新一轮载人潜水器技术的竞争焦点，成为目前国际海洋领域最有标志性且影响重大的 高科技项目。我国载人潜水器的研制始于上世纪70年代。最受关注的是国家863计划启动了 7000 m 载人潜水器（蛟龙号）的研制，2012年完成7000m级海试，使我国潜水器技术实现了跨越式发展[3]。
“十三五”期间中国提出了“深海进入、深海探测、深海开发”战略[4]。全海深载人潜水器即是“深海 进入”的重要装备，作为其核心部件载人舱的材料选择、设计标准、制造工艺以及结构安全评判就成为 需要研宄的关键技术问题[5_6]。本文就是针对这些问题研宄的一项进展。首先，对用于深海耐压结构的 候选材料进行简要介绍与对比，以选择适合建造全海深载人潜水器的载人舱材料。然后，介绍了国内 在深海领域很少使用的超高强度马氏体镍钢进行载人舱缩比结构模型的设计与制造。最后，介绍这些 模型的压力测试结果，通过这次模型试验，基本上证明了马氏体镍钢用于制造全海深载人潜水器载人 舱的可行性。
1载人舱材料
目前世界服役的载人潜水器，主要有美国“阿尔文”号，法国“鹦鹉螺”号，日本“深海6500”号，中
国“蛟龙”号，俄罗斯的“和平”号[1]。除俄罗斯“和平”号采用马氏体镍钢外，其它潜水器载人舱均采用钛
收稿日期：2017-11-13;修改稿收稿日期：2018-04-25
基金项目：国家自然科学基金面上项目（51679133);国家自然科学基金重点项目（51439004)
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合金制造，区别在于选用的钛合金牌号不一样。钛合金的优点是重量轻，密度只有钢材的60%左右， 屈服强度可达800 MPa以上[7];且耐海水腐蚀，表面易产生坚固的钝态氧化膜，无磁性，具有较好的 机械加工性能。故深潜器耐压壳更多选用钛合金材料。但钛合金也有加工复杂，焊接要求高，造价高 等缺点。相对于普通钢材和钛合金，马氏体镍钢具有超高强度，且具有较好的机械加工性能、成形性 能、焊接性能和尺寸稳定性，热处理工艺也较简单。马氏体镍钢耐腐蚀能力较差，在海水中必须通过 涂装等措施防腐，同时造价较髙。表1为国内外载人潜水器载人舱的一些主要技术参数；表2为钛合 金材料的主要参数；表3为马氏体镍钢材料的主要参数。
表1
项目
和平1号/和平2号罗斯号/领事号鹦鹋螺号深海6500阿尔文号蚊龙号
国家俄罗斯俄罗斯法国日本美国中国
深度/m
600060006000650045007000
国内外载人潜水器主要技术参数长/m
7.88.08.09.57.18.2
高/m
3.03.73.83.23.73.4
宽/m
3.63.72.72.72.63.0
总重/t
18.62419.525.81723.5
载人舱材料镍钢钛合金钛合金钛合金钛合金钛合金
载人舱内径/m
2.12.12.12.01.982.1
表2
材料牌号
TC4 ELITi80
钛合金主要技术参数
屈服强度iV MPa
793784
弹性模量£7GPa
115113
密度 p/(t/m3)
4.424.49
拉伸强度i?m/MPa
862880
表3
材料牌号
18Ni200(C200)18Ni250(C250)18Ni300(C300)18Ni350(C350)
-
马氏体镍钢主要技术参数
-弹性模量
185184192203
化学成分质量百分比/%
Ni18181817.5
Co8.58912.5
Mo3553.75
Ti0.20.40.61.8
A10.10.10.10.15
密度 j〇/(t/m3)
8.08.08.08.1
屈服强度'/MPa
1400170019002400
作为载人深潜器的重要组成部分，11000 m载人深潜器载人舱的材质选用是研发工作中的一大难 题。“蚊龙”号的载人舱采用TC4钛合金全焊接制造，但如果用该牌号钛合金来制造11000 m深潜器的 2.1m内径的载人舱，其舱壁厚度将超110mm,重量7.61左右。如果采用马氏体髙强度镍钢制造11000 m 载人深渊器的载人舱，其厚度仅需要50mm左右，重量6.01左右；同时可采用铸造方式而非焊接式来 制造载人舱，可使用法兰连接上、下半球，避免了焊接。因此，采用马氏体镍钢制造内径2.1m左右的 全海深载人舱在重量和制造工艺上均比采用钛合金具有优势。为验证马氏体镍钢应用于全海深载人潜 水器的可行性，按照中国船级社规范[8]，设计了工作压力约为81 MPa的载人舱1:4缩比结构模型进行 压力筒静水压力测试。该球参照现阶段的潜水器设计规范进行设计，内径800imn，厚度13.5 imn。分 为上、下两个半球，上半球顶端开有穿舱孔，下半球为规则半球壳，两半球间通过法兰螺栓连接，布 置一道端面O型圈实现密封。
64中 国造船学术论文
2载人舱缩比结构模型设计
由于载人舱本体尺寸为2.1m，质量在6.0t左右，制造成本很高，同时世界范围内也没有能针对全
海深载人舱进行静水压力试验的大尺寸、大压力的压力筒设备[9]。故在研宄阶段设计了能模拟全海深 载人舱的缩比结构模型，在现有的压力筒环境下进行测试。模型缩尺比为1:4，内径为800 mm，质量 为 320 kg。
对马氏体镍钢制造的载人舱缩比结构模型进行了静水压力试验，通过对结构的典型位置的应变、 体积收缩率和极限载荷的测试，对马氏体镍钢应用于全海深载人潜水器的可行性进行研宄。试验原理 图如图1所示，主要参数的测量原理和方法如下所述。
(1)应变应力测量
首先，对缩比结构进行有限元计算分析，确定该结构的应力分布情况，在典型位置设置应变片贴 片，由于应变片测量的是结构的表面应变，一般的在缩比结构的同一位置内外表面均应贴片，应变片 通过导线与应变仪及计算机连接；在水压变化时，应变片即可实时采集缩比结构的应变，通过换算得 到结构应力[11];水压试验时，应变伩显示的补偿应变片的读数为
sD _ + epD + & ( 1)
式中，为温度变化引起的补偿应变片应变值；SpD为压力效应引起的补偿应变片应变值；&为液压
载荷补偿块变形引起的应变值，可通过弹性力学可得；V为补偿块泊松比；E为^^补偿块材料弹性模 量；为水压压力值。
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应变仪显示的工作应变片读数为
8a
+ ^
+ftA ~SD
⑴
式中，S为工作应变片真实应变值；应变片应变值。由于^pD=f
p
A
为温度引起的工作应变片应变值；^^为压力效应引起的工作 ，则工作应变片的真实应变值为
■l+2v
丁p
按线性胡克定律:
(4)
E
1-V
E1-vVE1-v
-0l-2vv
(5)
丄l-2v j
0
式中，6>为体积应变，（? = &+'+£z。
对于缩比结构，外表面直接承受水压， 由此对于外表面测点：
=-/7;内表面为常压状态，
(l + v)(l-2v) p
^\"zout
而对于内表面测点：
V(l_v)
v
(l-i
E
；{£^+£y)
(6)
(1-v)(^+^)
(7)
将测量得到的&和计算得到的&代入式（5)，同时考虑应变测量值与实际应变值之间的关 系；如式（4)所示，即可得到测点的应力值。
在缩比结构外表面：
E
-(s^+vs^-p\\-VE
-{s^+vs^-p\\-V~P
在缩比结构内表面：
(8)
E
{^Ax+^Ay)TvETv
(9)
66中 国造船学术论文
(2)体积收缩率的测量
缩比结构内部充满水，放置入充满水的压力筒，通过封盖及抗剪块将缩比结构密封在压力筒内， 缩比结构内部仅通过舱内硬管穿过封盖与常压环境下的量杯相通。当通过加压泵对压力筒充入高压水 进行加压时，缩比结构受到压力筒静水压力作用，体积会伴随压力增加而缓慢缩小，缩比结构内部容 积也随之缩小，从而将缩比结构内的水通过舱内硬管、舱外软管挤出至量杯中。量杯置入电子台称上， 可实时记录量杯增加的水的重量，通过电子台秤数据线传入电脑采集单元，通过换算就能测出对应缩 比结构收缩的体积值；相应的压力筒实时压力，也会通过压力传感器的数据线传入电脑采集单元，这 样就能测出各个压力下的缩比结构模型的体积收缩率。在常压状态下，缩比结构内部的水的初始质量 为％,缩比结构受到压力筒静水压力后，挤出的水的质量为Aw,贝謙比结构的体积收缩率为
①上
所。
(10)
假定缩比结构径向均匀收缩，则径向缩小值为
/
Ar = rV
■Am^所〇
(11)
对于理想球体径向缩小Ar'按式（12)计算[1()]:
知.=吟
2EtV) (12)
(13)
式中，®’为理想球体的体积收缩率，户为水压，i?为球壳中面半径，为球壳厚度，v为材料泊松比。
(3)极限载荷测量
为球壳内径，五为弹性模量，f
持续加压，待缩比结构破损瞬间，记录压力筒实时压力，即为缩比结构极限载荷。
3缩比结构有限元计算
针对缩比结构进行典型压力状态的有限元计算[12]，根据典型应力位置确定适当的贴片位置。缩比
结构分为上、下两个半球，其中下半球为规则等厚度半球，上半球有一穿舱盘，穿舱盘开有3个电缆 口与一个出水口，两个半球以法兰螺栓连接。由于结构和载荷具有轴对称性，因此建立轴对称模型，计 算模型采用2D面体模型，法兰面施加轴向位移约束，对称面施加对称约束，外表施加工作压力81 MPa。 计算得到的上半球的应力及变形如图2、图3所示；下半球的应力及变形如图4、图5所示。从图2、 图3可看出，在工作压力81 MPa下，上半球最大应力出现在穿舱盘与等厚球壳体过渡处，最大值为 1466 MPa,由于该处的几何形状变化，导致整体球壳应力分布不均匀。同样，上半球最大变形也出现 在该位置，最大值为2.698mm。从图3、图4可看出在工作压力81 MPa下，下半球应力分布均匀， 最大应力出现在法兰内缘，最大值为1509 MPa;最大变形出现在壳体中段，最大值为1.98 mm»上 下半球应力均小于材料的许用应力1700MPa，符合规范要求[11]。
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图2上半球应力云图图3上半球变形云图
图4下半球应力云图 图5下半球变形云图
对于极限载荷计算，认为马氏体镍钢C250为理想弹塑性材料，弹性模量为184GPa，泊松比为0.3, 屈服极限1700MPa，计算采用考虑双向性各向同性硬化塑性模型。计算得到上半球的极限载荷为107.8
MPa，下半球的极限载荷为112.5 MPa。
B: Static Structural
Stabilization Energy
Type: Stabilization Energy Unit: mJ
Time: 2000 (Unconverged) 2017/6/918:27
m
B: Static StructuralStabilization Energy Type: Stabilization Energy Unit: mJ
Time: 1200 (Unconverged) 2017/6/918:23■ 2誠 MaxI 231.69
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4.5604e-0054,7229e-0054.9645e-0055,4034e-0055,8024e-0057,0596e-0052.5856e-0042,588e-0042.8151e-(KM
1J1871.24421.27031,29741.311.639412.59812.59916.706
图6上半球极限载荷非线性计算图7下半球极限载荷非线性计算
68
中 国造船学术论文
4缩比结构应力与体积收缩率测试
从图2可以看出，上半球应力在法兰盘内沿以及穿舱盘与等厚球壳体过渡处的应力较大，而应力
在等厚球壳体段分布均匀。从图4可以看出，下半球应力在法兰内沿处应力较大，而应力在等厚球壳 体段分布均匀。参照有限元计算结果，对缩比结构内外进行如下贴片布置，缩比结构典型位置贴片如 图8、图9所示。
图8缩比结构上半球典型位置贴片示意 图9缩比结构下半球典型位置贴片示意
由于应变片数量较多，本文仅给出了上半球穿舱盘与等厚球壳体过渡处应变片应变测量值；其中，
B3为炜向应变片，B4为经向应变片。图10为贴片完成的缩比结构。试验过程中，从缩比结构挤出的 水量测量如图11所示。破坏试验完成后，上半球破损状态如图12所示，下半球破损状态如图13所示。 图14为上半球穿舱盘与等厚球壳体过渡处应变片应变与压力关系，图15为上半球穿舱盘与等厚球壳 体过渡处应力与压力关系。从图14、图15可以看出，在98MPa前，应变、应力均与水压成线性关系； 在98MPa后，进入材料屈服阶段；进入108MPa后，结构接近破坏状态。在试验过程中，缩比结构直 至118.5MPa发生破坏，缩比结构在破坏瞬间，整个缩比结构发出很大的内爆声，高压水通过出水管喷 出，压力筒压力短时降至常压，并持续从出水管排出压力筒内部的水。
图10贴片完成的缩比结构图11 lOOMPa时缩比结构挤出的水量
图12缩比结构上半球破损状态图13缩比结构下半球破损状态
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2000
王芳，等：全海深载人潜水器载人舱缩比结构模型试验研宄69
0
兰/置
-4000-6000-8000
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20
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水压/MPa
图14上半球穿舱盘与等厚球壳体过渡处应变片（B3、B4)应变与水压力关系
■R
-2000
204060 80
水 JS/MPa
图15上半球穿舱盘与等厚球壳体过渡处应变片（B3、B4)应力与水压力关系
通过理论计算得知，上半球的极限载荷比下半球小4.7MPa，即上半球会先于下半球破坏。实际试 验结果也可以看到。当上半球已经破裂，而下半球则基本保持半球状态，这与有限元计算预测结果一 致。有限元计算预估的缩比结构破坏压力为107.8 MPa,该值与图15实测得到的108 MPa基本相当； 此时，上半球在上半球穿舱盘与等厚球壳体过渡处已经屈服破坏，但整球壳由于在等壳厚处尚未破坏, 缩比结构能够继续承载；直至118.5 MPa,上半球发生完全破坏，与预测的等厚度球壳的112.5 MPa数 值仅相差6MPa,误差为5%。说明有限元分析基本预测了缩比结构的极限载荷，且预测值偏安全，验 证了该有限元计算方法可用于工程分析，以预报马氏体镍钢制造的耐压球壳的极限载荷。
图16为试验过程中的体积收缩率与压力关系。从图16可以看出，整个试验过程中，缩比结构受 压挤出的水量与外界水压成线性关系。外界水压为80MPa时，缩比结构实际体积收缩率1.31%，理论 体积收缩率1.39°/^外界水压为114MPa时，缩比结构体积收缩率1.86%，理论体积收缩率为1.98%。
70中 国造船学术论文
整个测试过程中，实际测试得到的体积收缩率均比按照理想球壳计算得到体积收缩率小6%左右，在工 程计算误差范围内；说明了理想球壳体积收缩率计算公式可以用于马氏体镍钢耐压球壳的体积收缩率 的工程计算，且计算结果偏安全。
水 H/MPa
图16试验过程中体积收缩率、出水质量与压力关系
5结论
通过对钛合金材料与马氏体镍钢材料的对比，可以发现马氏体镍钢用于全海深载人潜水器的载人
舱设计制造上具有重量轻，制造工艺简单的优势。
为验证马氏体镇钢用于载人舱设计计算的可行性，参照规范设计并制造了工作压力约为81 MPa的 载人舱1:4缩比结构进行压力筒静水压力测试•测得缩比结构压力过程中的应力、体积收缩率与极限 载荷，这些值均满足现阶段规范要求。同时，实测的应力及极限载荷与有限元计算值进行对比；可以 发现，有限元分析基本预测了缩比结构模型的结构应力与极限载荷，且预测值偏安全，说明该模型的 制造工艺和材料性能达到理论上的要求。
整个压力筒静水压力测试过程中，实际测试得到的体积收缩率均比按照理想球壳计算得到体积收 缩率小6%左右，在工程允许范围内；说明了理想球壳体积收缩率计算公式可以用于马氏体镍钢耐压球 壳的体积收缩率的工程计算，且计算结果偏安全。
通过这些试验与计算，验证了超髙强度马氏体镍钢用于全海深载人潜水器载人舱设计与制造的可 行性，同时也说明马氏体镍钢可参照现有的中国船级社规范[8]进行全海深载人舱的设计与计算。
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Study on Scaled Structure for Manned Cabin in Full
Ocean Depth Submersible
WANG Fang, YANG Qingsong, HU Yong, CUI Weicheng
(Shanghai Engineering Research Center of Hadal Science and Technology,
Shanghai Ocean University, Shanghai 201306, China)
Abstract
In the period of 13th five-year planning (2016 〜2020)，Chinese government put forward a strategy of
“entering，exploring and exploiting the deep ocean，' Full ocean depth manned submersible is one of the important equipment for the strategy. Manned cabin is a key component of the submersible, key issues such as material selection, design standard, manufacture process and safety assessment of the structure for the manned cabin are studied. Static pressure test for a scaled manned cabin built with Maraging steel (C250) is carried out, while structural stress, ultimate strength and volume shrinkage rate are measured. Feasibility of Maraging steel used in the design and manufacture of full ocean depth manned cabin is discussed.
Keywords: full ocean depth submersible; manned cabin; Marging steel; structure stress; ultimate strength;
volume shrink rate
作者简介
王芳女，1979年生，副研究员。从事潜水器结构系统研宄工作。杨青松男，1984年生，工程师。从事潜水器结构系统设计与研发工作。 胡勇男，1975年生，研宄员。从事潜水器总体和结构研宄工作。崔维成男，1963年生，教授。从事潜水器总体和结构研宂工作。
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