靜水壓力取樣器沖擊頭沖擊速度的理論與試驗研究

秦華偉，朱敬如，王建軍，陳建橋，陳 鷹

(1.杭州電子科技大學 機械工程學院，浙江 杭州 310018;2.浙江大學 機械工程學系，浙江 杭州 310027)

作為地球上資源最為豐富的地區，海洋蘊藏著數量遠超陸地的礦產、油氣和生物等一系列資源［1］。隨著陸地資源的不斷消耗，人類逐步加大了對海洋資源的探索力度。由于歷史原因，我國對海洋資源的勘探及開發程度還遠遠不夠。

目前，無論對海底資源，還是對海底地質的勘探等都離不開海底取樣技術。海底取樣技術與海洋油氣鉆探不同，它主要利用取樣管完成一次性取樣，實現對指定海域的淺孔鉆取，其采樣周期短，采樣過程簡便易行［2］。其中，非可控式海底取樣器由于對母船的要求較低而得到廣泛應用。

本文所設計的新型靜水壓力驅動取樣器就是一種非可控式海底取樣器，該取樣器利用海水靜水壓力提供能量完成沖擊打樁動作，此外，該取樣器還可在一定程度上緩減及推遲“樁效應”的出現，從而提高沉積物樣品的取樣效率［3］。

國外對靜水壓力驅動取樣器的研究較早，技術也較為成熟。Brooke and Gilberr［4］，Selwyn and McCoy［5］提出了利用靜水壓力驅動液壓馬達的設計，在一次試驗中，液壓馬達把沖擊頭抬升了60 次，抬升高度為0.33 m，最終獲得了2 m 長的硬質灰泥樣品;Yngve Kristoffersen，et al［6］提到，在一次3 500 m 水深的海底取樣中，“the Selcorer”以2 s 的頻率沖擊振動取樣管50 次，取樣器下插深度達到18 m，樣品長度12.5 m。國內對靜水壓力驅動取樣器的研究尚處起步階段。

在取樣器外形參數及重量確定的前提下，取樣器貫入海底沉積物的效果取決于取樣器沖擊頭的沖擊速度［2，7］。因此，本文將從理論推導和實驗驗證的角度出發，探討影響取樣器沖擊頭沖擊速度的主要因素，并對提高該沖擊速度提出建議。

1 靜水壓力驅動取樣器

1.1 取樣器的總體結構

靜水壓力取樣器(如圖1(a)所示)主要包括驅動馬達機構、取樣器沖擊頭、取樣管三個部分。其中沖擊頭和驅動馬達為本文的主要研究對象。驅動馬達(如圖1(b)所示)主要包括配流閥體、閥芯、主活塞、主活塞桿、主活塞缸等部分。驅動馬達活塞桿上開有若干小孔，便于高壓海水進出配流閥，驅動閥芯上下運動，控制開口使海水進入活塞缸或者流出活塞缸進入空腔。驅動馬達的主要設計參數如表1 所示。

圖1 取樣器及驅動馬達結構Fig.1 The structure of the corer and drive motor

1.2 取樣器的工作原理

表1 驅動馬達主要設計參數Tab.1 The main design parameters of the drive motor

靜水壓力驅動取樣器工作時，先在重力及慣性作用下以“重力取樣”方式插入海底，然后自動切換為“靜水壓力沖擊取樣”方式進行沉積物取樣。在“靜水壓力沖擊取樣”狀態下，取樣器利用外界海水與其空腔之間的壓差，先將沖擊頭抬升一定高度，然后釋放沖擊頭，沖擊頭沖擊取樣管，下插取樣，并重復上述動作，直至取樣器空腔壓強與外界海水壓強相當。

圖2 驅動馬達工作過程Fig.2 The working process of the drive motor

圖2 所示為靜水壓力取樣工作過程中驅動馬達的兩個主要狀態。1)當取樣器由“重力取樣”切換為“靜水壓力沖擊取樣”狀態時(如圖2(a)所示)，高壓海水通過下通水孔進入配流閥體下腔，閥芯下端為高壓狀態;閥芯上端經上通水孔與空腔相連通，形成低壓狀態;在上下壓差作用下，閥芯向上運動至配流閥體上端。此時，入水孔打開，排水孔關閉，高壓海水沿流道進入活塞缸;在高壓海水作用下，沖擊頭上升至上極限位置后停止。2)第一階段結束后，如圖2(b)所示，配流閥體下腔通過下通水孔與空腔相連，閥芯下端為低壓狀態;同時，配流閥體上腔通過上配水孔與高壓海水相連通，高壓海水進入配流閥體上腔，閥芯上端為高壓狀態;在上下壓差作用下，閥芯向下運動至配流閥體下端;此時，進水口關閉，排水孔打開，活塞缸內高壓海水通過入水孔、環形槽、排水孔排入空腔;隨著活塞缸內高壓海水的排出，沖擊頭迅速下落，沖擊副活塞機構，最終使取樣管進一步插入海底沉積物。3)循環往復上述過程，取樣器沖擊頭多次沖擊取樣管取樣，直至空腔內海水壓強與周圍高壓海水壓強相當，靜水壓力取樣過程結束。

2 沖擊頭沖擊速度的理論計算

2.1 流體流動控制方程

2.1.1 連續性方程

根據流體力學中質量守恒規律，選擇取樣器活塞缸及配流閥體作為被研究的控制體積，將該控制體積流進和流出的水流體積變化作為研究對象，可用如下連續性方程［8］表示:

式(1)中:Qin為入水孔水流量，Qout為排水孔水流量，Qmid為中間段環形槽內水流量，Q 為活塞缸內水流量。該連續性方程進一步推導，可得:

式(2)中:vin，vout，vmid，v 分別表示入水孔、排水孔、環形槽和活塞缸的水流速度，Ain，Aout，Amid，A 分別表示入水孔、排水孔、環形槽和活塞缸內水流的過水斷面面積。由于活塞行程就是沖擊頭的下落行程，因此活塞缸的水流速度也即沖擊頭的下落速度。

2.1.2 動量方程

根據動量定理可得控制體積下落過程中的動量方程公式［8］:

式(3)中:d(mv)/dt 為控制體積的動量變化，d(mrvr)/dt 為控制體積內流體的動量變化，∫AurρdQ 為流出控制體積表面的動量凈變化率，將取樣器沖擊頭及其配流閥體內各部分流體作為研究對象，可得其相應的動量方程:

式(4)中:m 為取樣器沖擊頭質量，mr為取樣器閥體內水質量，vr為取樣器閥體內水流平均速度，R 為閥芯與活塞桿、閥芯與配流閥體及活塞與活塞缸的總摩擦力，P1為取樣深度處海水的靜水壓強。實際計算過程取垂直方向為參考方向，并以向下為正方向。

2.1.3 能量方程

考慮到水在控制體積內的流動過程是非恒定的，因此加入慣性項，并參考重力場中實際不可壓縮性流體恒定流動的伯努利方程，得到非恒定流動情況下的伯努利方程［8］:

式(5)中:ρ 為取樣水域海水密度，H 為排水孔與入水孔的高度差，hε為水流在管道中受干擾造成的總損失，S為水流流線長度。取入口處為參考點。假設在整個流線ds 上是相等的，且可用流線上最大值表示。

局部損失hε包括斷面收縮、斷面擴張和彎管三個方面損失即hε=hm1+hm2+hm3。

其中，ξ 表示突然收縮時局部阻力系數，根據Weisbach 經驗公式對k 取值，θ 表示流速方向改變的角度。本文在計算局部損失時忽略了水流在直管道的流動損失。

2.2 沖擊速度的理論計算

計算時取空腔初始壓強為P2為0 MPa，且假設取樣器空腔短時內壓強穩定，根據式(2)、(4)、(5)，消去各式中P1量，將式中各速度均用沖擊頭速度表示，并忽略微小量可得取樣器沖擊頭下落速度的通式:

式(6)中:a 為取樣器沖擊頭質量，即a=m;b 為與驅動馬達結構中入水孔、排水孔和活塞缸內壁過水截面面積、局部損失等參數相關的量，即為與取樣器質量、排水孔與入水孔的高度差、活塞缸內壁過水截面面積及取樣器相關結構與密封圈之間的摩擦等參數相關的量，即c=ρgHA－mg+R。

根據本文所設計的取樣器結構，將表1 所列驅動馬達設計參數代入公式(6)，可得:

通過計算可得:沖擊頭從上極限位置下落至下極限位置所需時間為t=0.577 6 s;沖擊頭下落至下極限位置時的最大速度為v理論=0.221 5 m/s。

3 實驗驗證

圖3 取樣器沖擊試驗系統示意Fig.3 The diagram of the corer's impact test system

圖4 取樣器沖擊試驗系統照片Fig.4 The photos of the corer's impact test system

圖5 沖擊頭沖擊速度曲線Fig.5 The impact velocity curve of the impact head

為驗證上述理論推導的正確性，搭建了靜水壓力取樣器沖擊試驗系統(如圖3、圖4 所示)。該試驗系統主要包括壓力水泵車、壓力表、溢流閥、高壓水管、壓力傳感器、數據采集PC、位移傳感器、取樣器和取樣器框架等部分。其中，壓力水泵車提供高壓水，用于模擬高壓海水環境;位移傳感器固定于沖擊頭上，用于獲取取樣器沖擊頭作抬升和沖擊運動時的位移數據;PC 中相關軟件對位移量進行求導，即可得到沖擊頭的沖擊速度。

試驗結果如圖5 所示，沖擊頭從上極限位置下落至下極限位置所需時間為t =0.5 s，沖擊頭下落至下極限位置時的最大沖擊速度為v理論=0.194 m/s。

取樣器沖擊頭從上極限位置下落至下極限位置所需時間及其最大沖擊速度的實驗數據與理論計算結果較接近，驗證本文關于沖擊頭沖擊速度理論模型的正確性和合理性。

4 結果討論

對于本文設計的靜水壓力取樣器，沖擊頭的沖擊速度越大，沖擊力也就越大;另外，沖擊速度越大，取樣周期越短，取樣效率越高。因此，提高取樣器沖擊頭的沖擊速度非常重要。

圖6 不同沖擊頭質量下的速度曲線Fig.6 The velocity curves when the quality of the impact head is different

如公式(6)所示，影響沖擊頭沖擊速度的關鍵因素主要包括:取樣器沖擊頭質量、取樣器驅動馬達結構和總摩擦力等。本文接下來將對沖擊頭沖擊速度與這幾個影響因素之間的關系進行討論。

1)沖擊頭質量取值不同，得到沖擊頭沖擊速度曲線如圖6 所示。由該圖可知:隨著取樣器沖擊頭質量增大，沖擊頭沖擊速度也在增大;沖擊頭速度增大倍數與其質量增大倍數基本成正比關系。因此，在運輸、加工和使用條件允許的范圍內，應盡量增加沖擊頭的質量。

2)取樣器驅動馬達結構中可變參數較多，對沖擊頭沖擊速度影響較大的是各過水截面面積。過水截面面積越大，流量越大，取樣器沖擊頭的沖擊速度越大。但由于受到取樣器自身體積的限制，單純增大過水結構截面面積較為困難，因此，本文主要討論在入水孔和排水孔截面面積不變的前提下，入水孔和排水孔數量改變對沖擊頭沖擊速度的影響。

入水孔和排水孔數量不同，得到沖擊頭的沖擊速度曲線如圖7 所示。由該圖可知:隨著入水孔和排水孔數量的增加，沖擊速度增加較快，尤其是數目由1 個增至2 個時，沖擊速度增加尤為明顯。因此，在強度和加工條件允許的范圍內，應適當增加入水孔和排水孔的數量。

3)摩擦阻力不同，得到沖擊頭的沖擊速度曲線如圖8 所示。由該圖可知:隨著總摩擦力減少，取樣器的沖擊速度增大，但受取樣器工作機理及結構設計限制，驅動馬達中的密封圈很難進一步減少。因此，實際使用中，在密封條件得到保證的前提下，使用斯特封或格萊圈等密封元件代替O 形圈進行密封，可適當減小摩擦力，增大沖擊頭的沖擊速度。

4)此外，水流在流道中的損失越小，沖擊頭所獲得的動能就越大，沖擊速度也越大。因此，應從機械設計和加工的角度，保證各個流道的拐角盡量光滑，從而減小流道損失，增大沖擊速度。

圖7 入水孔和排水孔數目不同時的速度曲線Fig.7 The velocity curves when the numbers of inlet and outlet are different

圖8 不同摩擦阻力時的速度曲線Fig.8 The velocity curves when the frictional resistance is different

5 結 語

根據對靜水壓力取樣器沖擊頭沖擊速度的理論分析和實驗驗證，可以得出以下結論:

1)經過理論分析，沖擊頭從上極限位置下落至下極限位置所需時間為t =0.577 6 s;沖擊頭下落至下極限位置時的最大速度為v理論=0.221 5 m/s。

2)在取樣器沖擊實驗中，沖擊頭從上極限位置下落至下極限位置所需時間為t=0.5 s，下落過程中最大沖擊速度為v理論=0.194 m/s。

3)隨著取樣器沖擊頭質量的增大，沖擊頭的沖擊速度將增大;且沖擊頭速度增大倍數與其質量增大倍數大概成正比關系。

4)隨著入水孔和排水孔數量的增加，沖擊頭速度增加較快，尤其是入水孔和排水孔數目由1 個增至2 個時，沖擊速度增加尤為明顯。

5)隨著總摩擦力的減少，取樣器沖擊頭的沖擊速度將增大。

［1］耿雪樵，徐 行，劉方蘭，等.我國海底取樣設備的現狀與發展趨勢［J］.地質裝備，2009(4):11-16.

［2］補家武，鄢泰寧，昌志軍.海底取樣技術發展現狀及工作原理概述——海底取樣技術專題之一［J］.探礦工程(巖土鉆掘工程)，2001(2):44-48.

［3］鄢泰寧，補家武，陳漢中.海底取樣器的理論探討及參數計算——海底取樣技術介紹之五［J］.地質科技情報，2001(2):103-106.

［4］Brooke J，Gilbert R L G.The development of the Bedford institute deep-sea drill［J］. Deep-Sea Res.，1968，15:483-490.

［5］Selwyn S，McCoy F W.The hydrostatic motor:utilization of hydrostatic pressure differentials in the deep sea［J］.Geo. Mar.Lett.，1981，1:233-236.

［6］Yngve Kristoffersen，Eldar Lien，Kjetil Festervoll，et al.The hydrostatic corer selcore—a tool for sediment sampling and geophysical site characterization［J］.Marine Geology，2006，229:101-112.

［7］補家武，鄢泰寧，付先成.非可控制式海底取樣器的結構及工作原理——海底取樣技術介紹之二［J］.地質科技情報，2000，19(3):93-97.

［8］盛敬超.液壓流體力學［M］.北京:機械工業出版社，1980.