JP5313400B2 - 耐圧容器の外殻体、耐圧容器および探査装置 - Google Patents

Description

本発明は、深海調査活動において、海底探査用の磁力計などの計測機器が収容され、深海の高圧下で高い耐圧性能を実現することができる耐圧容器の外殻体、耐圧容器およびこれを用いた探査装置に関する。

深海調査活動で用いられる耐圧容器は、高強度化および軽量化が強く求められ、深海用途の耐圧構造材料として、チタン合金などが用いられており、このような従来技術は特許文献１に示されている。

この先行技術では、半球状の外殻体に相当する２つの鏡板部と、直円筒状の胴部とによって構成されるチタン合金製の耐圧容器が記載されている。この耐圧容器は、前記胴部の各端部にはフランジがそれぞれ形成され、各鏡板部の開口縁部にはフランジが形成され、これらのフランジはボルトおよびナットによって結合して組み立てられている。前記胴部の各フランジおよび各鏡板部の各フランジは、チタン合金の鍛造物を切削加工して形成される。

また、他の先行技術は、非特許文献１に記載されている。この先行技術では、前述の特許文献１の先行技術のように、チタン合金製の耐圧容器では、耐圧深度の増加に伴って耐圧容器の比重も増加し、製造コストも高価となるため、チタン合金に代えてセラミックスを用いることが提案されている。

一方、深海調査活動で用いられる耐圧容器は、高強度化および軽量化が強く求められるとともに、耐圧容器内部にカメラなどの電子機器を置き深海の状況を確認する、あるいは遠隔操作のためのケーブルを取り付けるために、耐圧容器の外殻体の一部に貫通孔を設ける必要がある。

このような深海調査活動で用いられる耐圧容器の外殻体の一部に貫通孔を設けた例としては、特許文献２，３に記載されるさらに他の先行技術がある。この特許文献２に記載される先行技術では、水中航走体は、耐圧容器に相当する耐圧殻を備える。耐圧殻には、観測窓を設置するために貫通孔が設けられる。

特許文献３に記載される先行技術では、水中探査装置は、耐圧容器に相当する本体容器、先端側フランジおよび後端側フランジを有する。先端側フランジおよび後端側フランジには、ケーブルおよび駆動軸などを取り付けるために、貫通孔が設けられる。

特開昭６４−２６０６５号公報 実公平３−５２６３８号公報 特開平９−３０１２７３号公報

海外の深海技術開発動向、（社）日本深海技術協会会報２００７年３号

深海調査活動に用いられる耐圧容器は、チタン合金，アルミ合金またはガラスで製作される場合が多い。特許文献１の先行技術のように金属材料で製作する場合は、水中において中性浮力を確保するために、別途、浮力体を取り付ける場合が多く、システム全体としては、大型で大重量となるという問題がある。また、深海調査活動に用いられる球状のガラス製耐圧容器は、自己浮上式海底地震計のように、耐圧容器に浮力が必要とされる場合に利用するが、実用化されている球状のガラス製耐圧容器の最大適用水深は６０００ｍであり、これ以上の水深には適用できないという問題がある。

セラミックスは、金属材料に比べて高い圧縮強度を持ち、ヤング率およびポアソン比などの材料物性も深海用耐圧構造として適当であり、耐食性も優れている。そのため、金属材料を用いる耐圧構造に比較して、大幅な軽量化が期待できる。たとえば、１００００ｍ級の耐圧容器の場合、セラミックス製耐圧容器の重量はチタン製耐圧容器の約２．５分の１になる。

しかし、セラミックスは金属材料に比較して、高い圧縮強度を持つが引っ張りや曲げに対する強度は小さい。また、金属製耐圧容器の場合、応力集中が発生し、集中点での応力が限界値を超えると、降伏減少により応力が周囲に分散し、直ちに破壊に至ることはないが、セラミックスは脆性材料であるため、降伏減少は発生せず、応力集中点から破壊が引き起こされる。また、破壊応力は確率分布で表現される。

一方、金属の場合、圧縮強度と引っ張り強度とはほぼ同等であり、破壊応力または耐力は材料により一義的に定義され、そのバラツキも小さい。上述したように延性材料であるため、応力集中が発生しても直ちに破壊に至ることはない。このため、非特許文献１の先行技術でチタン合金に代えてセラミックスを用いることが提案されているけれども、金属材料を用いる通常の耐圧容器の設計方法をセラミックスに適応することはできないという問題がある。

特に、水中コネクタ用貫通孔などの貫通孔が耐圧容器の外殻体に設けられるとき、貫通孔周辺には、圧縮応力の集中が生じるほか、引っ張り応力も発生する。深海では貫通孔周辺に圧縮応力が集中し、この圧縮応力の集中によって、外殻体において貫通孔周辺から亀裂を生じることがある。特許文献２，３の先行技術では、貫通孔が設けられる耐圧容器が開示されているけれども、前述のように通常の耐圧容器の設計方法をセラミックスに適応することはできないという問題がある。金属製耐圧容器では、外殻体の外側に貫通孔周辺の強度を増加させるための補強部を設けているけれども、セラミックス製耐圧容器では、金属製耐圧容器での設計方法とは異なる設計方法を適応する必要がある。

ガラス製耐圧容器にも水中コネクタ用貫通孔が開けられているが、明確な設計方法がなかったため、貫通孔に補強は施されていない。そのため、適応圧力は限定されている。

本発明の目的は、セラミックスから成り、貫通孔を有する耐圧容器に用いられ、高強度化および軽量化を図ることができる耐圧容器の外殻体、耐圧容器および探査装置を提供することである。

本発明は、セラミックスから成る凸曲面状の外殻部と、
セラミックスから成り、前記外殻部に連なり該外殻部の厚みよりも大きい厚みを有し、厚み方向に貫通する貫通孔が設けられた厚肉部とを備えることを特徴とする耐圧容器の外殻体である。

本発明によれば、耐圧容器の外殻体では、貫通孔が厚肉部に設けられるので、外方からの圧力が付与されて貫通孔の周辺に応力集中が起こったときであっても、貫通孔が厚肉に形成されていない部分に設けられる構成に比べて、最大主応力および最小主応力に対する許容値を高めることができる。したがって、耐圧容器は、高強度化を図ることができ、貫通孔の周辺に掛かる圧縮応力の集中に耐え、亀裂が生じるおそれを少なくすることができる。

また、耐圧容器の外殻体は、セラミックスより成るので、金属材料によって形成された耐圧容器に比べて、軽量化を図ることができる。これによって、耐圧容器の浮力を有効に利用することができる。したがって、深海においても軽量で浮力を有する耐圧容器を実現することができる。

本発明の実施の一形態に係る耐圧容器の外殻体１の一部を示す断面図である。 外殻体１を示す平面図である。 図２の切断面線Ｘ１−Ｘ１から見た外殻体１の断面図である。 外殻体１の内側における最小主応力の分布を示す図である。 外殻体１の内側における最大主応力の分布を示す図である。 ｔ１（＝Ｔ１／Ｔ），ｔ２（＝Ｔ２／Ｔ）の値、厚肉部内表面２３の貫通孔１６の周辺および内表面境界２７の周辺の最小主応力の極大値の関係を示すグラフ３１である。 図６のグラフ３１における交点ＡＡ，ＢＢ，ＣＣでのｔ１の値とｔ２の値との組み合わせを示すグラフ３２である。 図７のグラフ３２のｔ１の値とｔ２の値との組み合わせに対する最小主応力の極大値を示すグラフ３３である。 貫通孔１６に水中コネクタ４１を装着している状態の外殻体１を用いた圧力容器６を示す平面図である。 外殻体１を用いた耐圧容器６を、図９の切断面線Ｘ２−Ｘ２から見た断面図である。 外殻体１と第３外殻体３とを用いた耐圧容器６ａを示す断面図である。 耐圧容器６，６ａを備える無人探査機６１を示す図である。 耐圧容器６，６ａを備える曳航式深海探査装置７０を示す図である。

図１は、本発明の実施の一形態に係る耐圧容器の外殻体１の一部を示す断面図である。耐圧容器の外殻体１は、セラミックスから成る凸曲面状の外殻部１１と、セラミックスから成り、外殻部１１に連なり外殻部１１の厚みよりも大きい厚みを有し、厚み方向に貫通する貫通孔１６が設けられた厚肉部１２とを備える。以下、耐圧容器の外殻体１を単に外殻体１とも称す。

外殻部１１は、セラミックスから成り、凸曲面状を有する。外殻部１１は、外殻体１のうち、厚肉部１２を除く部分であり、厚肉部１２の厚みよりも小さい厚みを有する。そして、図１に示すように、外殻部１１は、予め定める長さの第１半径Ｒ１を有する仮想球面の一部を成す第１内表面である外殻部内表面２１と、第１半径Ｒ１よりも長い第２半径Ｒ２を有する仮想球面の一部を成す第１外表面である外殻部外表面２２とを有していることが好ましい。この外殻部１１において、外殻部内表面２１は半径方向の内方に臨み、外殻部外表面２２は半径方向の外方に臨む。

厚肉部１２は、外殻部１１に連なって形成され、外殻部１１の厚みよりも大きい厚みを有し、その厚み方向に貫通する貫通孔１６が設けられている。貫通孔１６は、厚肉部１２の外方の空間と内方の空間とを連通する。厚肉部１２は、貫通孔１６の補強部となるものであり、貫通孔１６が厚肉に形成されていない部分、たとえば外殻部１１に貫通孔１６が設けられる構成に比べて、貫通孔１６の周辺に圧縮応力が集中した場合に亀裂が生じるおそれを少なくすることができる。

厚肉部１２は、第１半径Ｒ１を有する仮想球面よりも内方に、また第２半径Ｒ２を有する仮想球面よりも外方に突出していることが好ましい。また、厚肉部１２は、第１半径Ｒ１よりも短い第３半径Ｒ３を有する仮想球面の一部を成す第２内表面である厚肉部内表面２３と、第２半径Ｒ２よりも長い第４半径Ｒ４を有する仮想球面の一部を成す第２外表面である厚肉部外表面２４とを有していることが好ましい。厚肉部１２において、厚肉部内表面２３は半径方向の内方に臨み、厚肉部外表面２４は半径方向の外方に臨む。

また、厚肉部１２は、外殻部１１に向かって厚みが小さくなる繋ぎ部１３を有している。繋ぎ部１３は、半径方向の内方に臨む繋ぎ部内表面２５と、半径方向の外方に臨む繋ぎ部外表面２６とを有する。繋ぎ部１３の厚みは、厚肉部１２から外殻部１１に対して周方向へ近づくにつれて外殻部１１の厚みに近づく構成であることが好ましい。

繋ぎ部１３と外殻部１１との間には、半径方向の内方に臨む内表面境界２７と、半径方向の外方に臨む外表面境界２８とを有している。内表面境界２７は、外殻部内表面２１と繋ぎ部内表面２５との間を滑らかに接続し、外表面境界２８は、外殻部外表面２２と繋ぎ部外表面２６との間を滑らかに接続していることが好ましい。

外殻体１において、外殻部１１の厚みを基準肉厚Ｔとする。第１半径Ｒ１の長さおよび第２半径Ｒ２の長さを加算平均した長さの第５半径Ｒ５を有する仮想球面２９と第２内表面である厚肉部内表面２３との間の半径方向の間隔を内側肉厚Ｔ１とする。第５半径Ｒ５を有する仮想球面２９と第２外表面である厚肉部外表面２４との間の半径方向の間隔を外側肉厚Ｔ２とする。そして、基準肉厚Ｔに対する内側肉厚Ｔ１の比（Ｔ１／Ｔ）をｔ１とし、基準肉厚Ｔに対する外側肉厚Ｔ２の比（Ｔ２／Ｔ）をｔ２とする。このとき、外殻体１の厚肉部１２が、
ｔ２＝３．８×ｔ１−３．９ （ｔ１≧１．１６） …（１）
を満たし、かつ
１．６６≦ｔ１＋ｔ２≦４．８ …（２）
を満たすことが好ましい。これにより、水深１１０００ｍの深海に相当する１１０ＭＰａの圧力によって、貫通孔１６の周辺に圧縮応力が集中したとしても亀裂を生じることのない外殻体１とすることができる。

図２は、外殻体１を示す平面図である。図３は、図２の切断面線Ｘ１−Ｘ１から見た外殻体１の断面図である。外殻体１は、厚肉部１２に４つの貫通孔１６が設けられている。図３の断面図に示すように、外殻部１１と厚肉部１２とを備える外殻体１が半球状を成していることが好ましい。

本実施形態では、４つの貫通孔１６が厚肉部１２に設けられる構成であるけれども、他の実施形態では、１以上の任意の数の貫通孔１６を厚肉部１２に設ける構成であってもよい。

厚肉部外表面２４には、各貫通孔１６の開口している周囲に円環状で平坦な座面１７をそれぞれ有している。

繋ぎ部１３と外殻部１１との間の内表面境界２７および外表面境界２８と、半球の中心点とを結ぶ直線をＬ１とし、２つの直線Ｌ１の成す角をθ１とする。厚肉部１２において外殻部１１に向かって厚みが小さくなり始める境界と、半球の中心点とを結ぶ直線をＬ２とし、２つの直線Ｌ２の成す角をθ２とする。貫通孔１６の軸線をＬ３とし、２つの軸線Ｌ３の成す角をθ３とする。これらの角度の大きさは、θ１＞θ２＞θ３の関係にあり、たとえば外殻体１において、θ１は３０〜４５°に形成され、θ２は２０〜３０°に形成され、θ３は１２〜２０°に形成される。

次に、外殻体１の製造方法について説明する。外殻体１に用いられるセラミックスとしては、アルミナ、ジルコニア、窒化珪素および炭化珪素などが挙げられ、これらを用いた耐圧容器の製造方法の一例について述べる。

（１）アルミナを用いた外殻体１の製造方法
平均粒径が１μｍ程度のアルミナ原料と、ＣａＯ，ＳｉＯ_２，ＭｇＯ等の焼結助剤とで１次原料とし、この１次原料１００質量％に対し、ＰＶＡ等のバインダを１〜１．５質量％、溶媒を１００質量％、分散剤を０．５質量％それぞれ計量し、これらを撹拌機の容器内に投入して混合・撹拌し、スラリーとした後、これを噴霧造粒（スプレードライ）法にて造粒して２次原料とする。そして、この２次原料を静水圧プレス成形（ラバープレス）法や粉末プレス成形法にて成形し、必要に応じて切削加工を施した後、これを焼成炉にて大気雰囲気中１５５０〜１７００℃の焼成温度で焼成する。焼成後、研削加工等の最終仕上げを施すことによりアルミナ質焼結体からなる外殻体１を得ることができる。

（２）ジルコニアを用いた外殻体１の製造方法
Ｙ_２Ｏ_３添加量を３ｍｏｌ％とし、共沈法により作製された平均粒径が０．１μｍのジルコニア１次原料を購入し、この１次原料を１００質量％として、バインダを３質量％、溶媒を１００質量％、分散剤を０．５質量％それぞれ計量し、これらを撹拌機の容器内に投入して混合・撹拌し、スラリーとした後、これを噴霧造粒（スプレードライ）法にて造粒して２次原料とする。そして、この２次原料を静水圧プレス成形（ラバープレス）法や粉末プレス成形法にて成形し、必要に応じて切削加工を施した後、これを焼成炉にて大気雰囲気中１３００〜１５００℃の焼成温度で焼成する。焼成後、研削加工等の最終仕上げを施すことによりジルコニア質焼結体からなる外殻体１を得ることができる。

（３）窒化珪素を用いた外殻体１の製造方法
純度が９９〜９９．８％、平均粒径が１μｍの窒化珪素原料と、Ｙ_２Ｏ_３およびＡｌ_２Ｏ_３等の焼結助剤とで１次原料とし、この１次原料１００質量％に対し、バインダを１質量％、溶媒を１００質量％、分散剤を０．５質量％以下それぞれ計量し、これらを撹拌機の容器内に投入して混合・撹拌し、スラリーとした後、噴霧造粒（スプレードライ）法にて造粒して２次原料とする。そして、この２次原料を静水圧プレス成形（ラバープレス）法や粉末プレス成形法にて成形し、必要に応じて切削加工を施した後、これを焼成炉にて窒素雰囲気中１９００℃の最高温度で焼成する。焼成後、研削加工等の最終仕上げを施すことにより窒化珪素質焼結体からなる外殻体１を得ることができる。

（４）炭化珪素を用いた外殻体１の製造方法
純度が９９〜９９．８％、平均粒径が０．５〜１０μｍの炭化珪素原料と、Ｃ（炭素）およびＢ（ホウ素）、あるいはＡｌ_２Ｏ_３およびＹ_２Ｏ_３等の焼結助剤とをボールミル等の粉砕機によって平均粒径が１μｍ以下となるように粉砕する。さらにポリエチレングリコール，ポリエチレンオキサイド等のバインダを適量添加してスラリーとした後、このスラリーを噴霧造粒（スプレードライ）法にて造粒して２次原料とする。そして、この２次原料を静水圧プレス成形（ラバープレス）法や粉末プレス成形法にて成形し、必要に応じて切削加工を施した後、これを焼成炉にて非酸化雰囲気中１８００〜２２００℃の温度で焼成する。焼成後、研削加工等の最終仕上げを施すことにより炭化珪素質焼結体からなる外殻体１を得ることができる。

このように、外殻体１の材質としてアルミナ，ジルコニア，窒化珪素または炭化珪素などのセラミックス材料を適用することが可能であり、小径球殻を用いた基礎的特性試験結果や製造技術の観点からも、耐圧容器を構成することが可能である。耐圧容器の用途，利用方法，水圧など求められる特性に応じて最適な材料を選択すればよく、製造コストや海底の岩石と接触した場合の耐磨耗性などの観点からはアルミナが優れており、軽量化や信頼性の観点から窒化珪素が優れている。

ここで、窒化珪素製の２つの外殻体１を接続して耐圧容器を作製し、この耐圧容器に対して１１０ＭＰａの水圧を掛ける耐圧試験を行ない、耐圧特性を確認した。なお、耐圧試験は、座面１７にＯリング（O-ring：オーリング）を介して金属の蓋を設けることによって水密性が保たれている状態で行なった。

次に、本実施形態の外殻体１を実証するために、上述した水圧試験のほか、有限要素法解析によって、応力分布を確認した。条件としては、外殻体１の材料をヤング率が３００ＧＰａ，ポアソン比が０．２６の窒化珪素とし、水圧を１１０ＭＰａとした。

図４は、外殻体１の内側における最小主応力の分布を示す図である。図５は、外殻体１の内側における最大主応力の分布を示す図である。図４および図５は、図２に示した外殻体１によって構成したセラミックス製の耐圧容器を解析したものである。

図４から、最小主応力の応力集中が、厚肉部内表面２３の貫通孔１６の周辺と、内表面境界２７の周辺に生じていることが分かる。貫通孔１６の周辺および内表面境界２７の周辺の応力集中の極大値は、ほぼ同等であり、この値は材料の一軸圧縮強度の平均値の約２分の１である。また、図５から最大主応力の応力集中が、内表面境界２７の周辺に生じていることが分かり、その値は材料の引っ張り強度よりも十分小さい。

図６は、ｔ１（＝Ｔ１／Ｔ），ｔ２（＝Ｔ２／Ｔ）の値、厚肉部内表面２３の貫通孔１６の周辺および内表面境界２７の周辺の最小主応力の極大値の関係を示すグラフ３１である。そしてグラフ３１は、外殻部１１の厚みが８ｍｍであるときの貫通孔１６から十分に離れた球面部分の外殻部１１の最小主応力の値である−１５６０ＭＰａを分母とし、貫通孔１６の周辺の最小主応力の値を分子とする応力比率を左の縦軸に示し、内表面境界２７の周辺の最小主応力の値を分子とする応力比率を右の縦軸に示し、横軸はｔ１の値を示す。

グラフ３１には、Ａ１，Ａ２，Ｂ１，Ｂ２，Ｃ１，Ｃ２の６つの折線が示される。折線Ａ１と折線Ａ２との交点をＡＡとし、折線Ｂ１と折線Ｂ２との交点をＢＢとし、折線Ｃ１と折線Ｃ２との交点をＣＣとする。

折線Ａ１は、ｔ２の値を１．２５に設定したときにおける貫通孔１６の周辺の応力比率とｔ１の値との関係を表わし、折線Ａ２は、ｔ２の値を１．２５に設定したときにおける内表面境界２７の周辺の応力比率とｔ１の値との関係を表わす。

折線Ｂ１は、ｔ２の値を１．５に設定したときにおける貫通孔１６の周辺の応力比率とｔ１の値との関係を表わし、折線Ｂ２は、ｔ２の値を１．５に設定したときにおける内表面境界２７の周辺の応力比率とｔ１の値との関係を表わす。

折線Ｃ１は、ｔ２の値を１．７５に設定したときにおける貫通孔１６の周辺の応力比率とｔ１の値との関係を表わし、折線Ｃ２は、ｔ２の値を１．７５に設定したときにおける内表面境界２７の周辺の応力比率とｔ１の値との関係を表わす。

ｔ２の値を固定すると、ｔ１の値を大きくするにしたがって、貫通孔１６の周辺の応力比率は小さくなり、逆に内表面境界２７の周辺の応力比率は大きくなる。すなわち、貫通孔１６の周辺および内表面境界２７の周辺の最小主応力の極大値を最小とするｔ１の値が交点ＡＡ，ＢＢ，ＣＣによって示され、このときに適応可能な水圧は最大となる。最小主応力の値を最小とするｔ１の値は、ｔ２の値によって異なる。

グラフ３１から、最小主応力の極大値を最小とするｔ１の値とｔ２の値との組み合わせは、交点ＡＡによってｔ２の値が１．２５のとき、ｔ１の値が１．３４６であると示され、交点ＢＢによってｔ２の値が１．５のとき、ｔ１の値が１．４であると示され、交点ＣＣによってｔ２の値が１．７５のとき、ｔ１の値が１．４７６であると示される。

図７は、図６のグラフ３１における交点ＡＡ，ＢＢ，ＣＣでのｔ１の値とｔ２の値との組み合わせを示すグラフ３２である。同図のグラフ３２において、縦軸はｔ２の値を示し、横軸はｔ１の値を示す。

グラフ３２の折線Ｄは、最小主応力の極大値を最小とするｔ１の値とｔ２の値との組み合わせの関係をプロットしたものである。ｔ１の値とｔ２の値との間には、ほぼ線形な関係が見られ、この関係は、グラフ３２において近似線として直線Ｅによって示される。この直線Ｅにおける、横軸をｘ、縦軸をｙとして最小二乗法に基づいて求められた関係式は、「ｙ＝３．８０９８ｘ−３．８６１６，Ｒ＝０．９９５２６」であり、ここでＲは決定係数を示す。

ｔ１の値とｔ２の値との最適な組み合わせは、式（１）によって示される。この関係は、外殻体１の開口部の直径，貫通孔１６の直径および繋ぎ部１３の大きさなどによって変化するけれども、変化の割合は、それほど大きくないことが有限要素法解析で確認されている。ｔ２の値としては、式（１）によって得られた値の±３０％程度がその変動範囲となる。なお、直線Ｆは、ｔ１の値とｔ２の値とが共に１のときを表わす。
ｔ２＝３．８×ｔ１−３．９ （ｔ１≧１．１６） …（１）

なお、厚肉部１２が第２半径Ｒ２を有する仮想球面よりも外方に突出していないときのｔ２の値は、外殻部１１の１／２の０．５であり、ｔ２を０．５として、式（１）でｔ１を算出すると１．１６となるため、ｔ１の下限値は１．１６となる。

図８は、図７のグラフ３２のｔ１の値とｔ２の値との組み合わせに対する最小主応力の極大値を示すグラフ３３である。同図のグラフ３３において、横軸は、ｔ１の値とｔ２の値との加算値を示し、縦軸は、外殻部１１の厚みが８ｍｍであるときの貫通孔１６から十分に離れた球面部分の外殻部１１の最小主応力の値である−１５６０ＭＰａを分母とし、貫通孔１６の周辺の最小主応力の値を分子とする比率を示す。

折線Ｇは、グラフ３１における交点ＡＡ，ＢＢ，ＣＣにおけるｔ１の値とｔ２の値との加算値と、最小主応力の極大値との値を入力したものである。直線Ｈは、折線Ｇの近似線であり、横軸をｘ、縦軸をｙとして最小二乗法に基づいて求められた関係式は、「ｙ＝−０．０７６１２３ｘ＋１．３６７，Ｒ＝０．９９９０２」である。

ｔ１の値とｔ２の値とが大きくなるに伴って、貫通孔１６の周辺の最小主応力の極大値が減少するが、ｔ１＋ｔ２の値が４．８を超えると、貫通孔１６の周辺の最小主応力の極大値が、外殻部１１の最小主応力の値より小さくなり、補強の効果が過大となり、外殻体１の質量が増すこととなり、耐圧容器の浮力が低下する。そして、前述したように、厚肉部１２が外方に突出していないときのｔ２の値は０．５であり、そのときのｔ１の値は１．１６であることから、ｔ１＋ｔ２の下限値は１．６６である。したがって、ｔ１＋ｔ２の値が、式（２）を満たすことによって合理的に補強の効果を高めることができる。
１．６６≦ｔ１＋ｔ２≦４．８ …（２）

なお、ｔ１＋ｔ２の値を上記範囲とすることによって、耐圧性能に優れているとともに、補強の効果が過大となり過ぎることなく軽量化を図ることのできる貫通孔１６を有する外殻体１とすることができる。

このように、耐圧容器の外殻体１は、外殻部１１と、厚肉部１２とを備える。外殻部１１は、セラミックスから成り、凸曲面状を有する。厚肉部１２は、セラミックスから成り、外殻部１１に連なり外殻部１１の厚みよりも大きい厚みを有し、その厚み方向に貫通する貫通孔１６が設けられている。

そして、外殻体１において、貫通孔１６は厚肉部１２に設けられているので、外方からの圧力が付与されて貫通孔１６の周辺に応力集中が起こったときであっても、貫通孔１６が外殻部１１に設けられる構成に比べて、最大主応力および最小主応力に対する許容値を高めることができる。したがって、少なくとも本発明の外殻体１を備えた耐圧容器は、高強度化を図ることができ、貫通孔の周辺に掛かる圧縮応力の集中に耐え、亀裂が生じるおそれを少なくすることができる。

また、耐圧容器の外殻体１は、セラミックスより成るので、金属材料によって形成された耐圧容器に比べて、軽量化を図ることができる。これによって、耐圧容器の浮力を有効に利用することができる。したがって、深海においても軽量で浮力を有する耐圧容器を実現することができる。

さらに、外殻部１１は、外殻部内表面２１と、外殻部外表面２２とを有する。外殻部内表面２１は、予め定める長さの第１半径Ｒ１を有する仮想球面の一部を成し、外殻部外表面２２は、第１半径Ｒ１よりも長い第２半径Ｒ２を有する仮想球面の一部を成していることが好ましい。厚肉部１２は、厚肉部内表面２３と、厚肉部外表面２４とを有する。厚肉部内表面２３は、第１半径Ｒ１よりも短い第３半径Ｒ３を有する仮想球面の一部を成し、厚肉部外表面２４は、第２半径Ｒ２よりも長い第４半径Ｒ４を有する仮想球面の一部を成していることが好ましい。

そして、耐圧容器の外殻体１において、厚肉部１２の外側肉厚Ｔ２の厚みのみを大きくする構成および厚肉部１２の内側肉厚Ｔ１の厚みのみを大きくする構成よりも、厚肉部１２の内側肉厚Ｔ１および外側肉厚Ｔ２の両方の厚みを大きくすることが好ましい。これにより、貫通孔１６周囲の応力を分散させることができ、耐圧性能を高めることができる。

さらに、外殻部１１および厚肉部１２を含む外殻体１は、相対密度が９８％以上の窒化珪素質焼結体から成ることが好ましい。外殻体１が、相対密度が９８％以上の窒化珪素質焼結体から成るときには、外殻体１の表面に存在する気孔が少なくなり、気孔への応力集中が軽減されるため、亀裂が生じにくく、外殻体１の破損や割れを低減させることができる。また、窒化珪素質焼結体は、他のセラミックスと比較して比重が軽く、曲げ強度や圧縮強度が非常に高いので、深海で大きな水圧が外殻体１の表面にかかったとしても、外殻体１に亀裂が発生することを防止することができる。

なお、相対密度が９８％以上の窒化珪素質焼結体から成る外殻体１とするには、Ｙ_２Ｏ_３およびＡｌ_２Ｏ_３等の焼結助剤の含有量を２〜２０質量部とし、残部を窒化珪素原料とした１次原料を用いて、上述した製造方法により作製すればよい。

また、外殻部１１および厚肉部１２を含む外殻体１は、硬度が１５ＧＰａ以上のアルミナ質焼結体から成ることが好ましい。外殻体１が、硬度が１５ＧＰａ以上のアルミナ質焼結体から成るときには、水深１１０００ｍの深海に相当する１１０ＭＰａの圧力に耐えることができるとともに、海底の岩石との接触による磨耗が少なく、耐磨耗性に優れていることから、外殻体１の材料として好適である。

なお、硬度が１５ＧＰａ以上のアルミナ質焼結体から成る外殻体１とするには、ＣａＯ，ＳｉＯ_２およびＭｇＯ等の焼結助剤の含有量を１．５質量部以下とし、残部をアルミナ原料とした１次原料を用いて、上述した製造方法により作製すればよい。また、１次原料１００質量％に対し、０．１〜２質量％のホウ酸を添加し、アルミナ質焼結体中にホウ化アルミニウムの硬質相を形成することで、さらに硬度を高めることができる。

（実施例１）
まず、外殻部１１の厚みである基準肉厚Ｔが７．６６ｍｍであり、内側肉厚Ｔ１および外側肉厚Ｔ２の値が３．８３ｍｍ、すなわち厚肉部１２を有さずにφ１１．６ｍｍの貫通孔１６を有する外殻体１をモデルとし、水深１１０００ｍの深海に相当する１１０ＭＰａの圧力における圧力分布を有限要素解析法により解析を行なった。なお、第１半径Ｒ１は２１０ｍｍとした。また、外殻部１１の厚みが７．６６ｍｍであるときの貫通孔１６から十分に離れた球面部分の外殻部１１の最小主応力の値は、−１６２０ＭＰａであった。

表１は、貫通孔１６の周辺に厚肉部１２が形成されない外殻体１の解析結果である。貫通孔１６から十分に離れた球面部分の外殻部１１の最小主応力の値が−１６２０ＭＰａであるのに対し、内側貫通孔の最小主応力の値は、−３４７８ＭＰａとなっており、外殻部１１の最小主応力の値を分母とし、貫通孔１６の周辺の最小主応力の値を分子とした応力比率は２．１であり、すなわち貫通孔１６の周辺には約２．１倍の応力集中が発生している。これは、１個の円孔を持つ無限板が直交２方向に引っ張り応力または圧縮応力を受ける場合、すなわち円孔に対して求心的に引っ張り応力または圧縮応力が働く場合の応力集中係数２．０（西田正孝著「応力集中」p.222-223,森北出版）とほぼ一致する。無限板の応力集中係数は、孔径に依存しない。

（実施例２）
表２は、各寸法を表２に示す外殻体１をモデルとしたときの、水深１１０００ｍの深海に相当する１１０ＭＰａの圧力における圧力分布の有限要素解析法による解析結果である。条件２と条件３とでは、貫通孔１６の径を異ならせており、条件２では１１．６ｍｍ、条件３では１２．８ｍｍとしている。貫通孔１６の周辺の応力比率は、条件２では１．３９であり、条件３では１．４３であった。孔径を１．１倍にしたときの応力比率は１．０３５倍である。上記の実施例１の考察と合わせて考慮すると、応力比率に与える孔径の影響はそれほど大きくないことが分かった。

（実施例３）
表３は、各寸法を表２に示す外殻体１をモデルとしたときの、水深１１０００ｍの深海に相当する１１０ＭＰａの圧力における圧力分布の有限要素解析法による解析結果である。条件４と条件５とでは、繋ぎ部１３の範囲を異ならせており、条件４ではθ１を３８°，θ２を２６°とし、条件５では条件４よりも拡大してθ１を４４°，θ２を２６°としている。結果、繋ぎ部１３を拡大しても、最小主応力の極大値への影響は少ないことが分かった。最大主応力の極大値は繋ぎ部１３の範囲を拡大することによって減少するが、最大主応力の極大値は元々小さいので、その影響は小さい。

（実施例４）
チタン合金製，アルミナ製の外殻体を作製した。その形状は、半球状であり、外殻部１１の基準肉厚Ｔよりも厚い厚肉部１２を有し、厚肉部１２に複数の貫通孔１６を有するものである。そして、作製した外殻体１を用いてそれぞれチタン合金製またはアルミナ製からなる耐圧容器を作製し、重量と、加圧水槽に投入して加圧した場合の変形量について比較した。

チタン合金（比重４．５，ヤング率１００ＧＰａ前後）とアルミナ（比重３．８〜３．９，ヤング率３５０ＧＰａ）とでは、アルミナの方が比重が小さく軽量化できるとともに、ヤング率が大きく変形しにくいことが分かった。また、貫通孔１６の周辺に水圧による応力集中が生じても、アルミナ製からなる耐圧容器の方が貫通孔１６の一部を起点にして亀裂や破損が生じにくいことが分かった。

（実施例５）
耐圧容器を構成する外殻体１について、複数の貫通孔１６が形成される厚肉部１２が、（１）内側のみ、（２）外側のみ、（３）外側および内側の両方に厚くなっているものの３種類をそれぞれ作製し、それらの耐圧試験を実施した。まず、水深５０００ｍに相当する５０ＭＰａの圧力設定では、（１）〜（３）の外殻体は、ともに亀裂や破損が見られなかった。また、水深１１０００ｍの深海に相当する１１０ＭＰａの圧力設定では、（１），（２）の外殻体は、貫通孔１６の周辺に若干の亀裂が生じ、（３）の外殻体１は、亀裂もなく良好であった。

（実施例６）
材料に、アルミナ，ジルコニア，窒化珪素または炭化珪素を用いて、実施例４と同様の外殻体１を作製し、作製した外殻体１を用いて耐圧容器を作製し、水深１１０００ｍの深海に相当する１１０ＭＰａの圧力における耐圧試験を実施した、この耐圧試験において、上記材料から成る耐圧容器は、亀裂もなく良好であった。その後、さらに圧力を上げて耐圧試験を行なったところ、窒化珪素が最も優れており、次にアルミナが優れた結果であった。

（実施例７）
材料に、アルミナ，窒化珪素を用いて、外殻体１を作製した。なお、これらの材料としては、ＪＩＳ Ｒ １６１０−２００３に準拠して測定したビッカース硬度が、アルミナが１５ＧＰａ、窒化珪素が１４ＧＰａである材料を用いた。
そして、各外殻体１について、海底で岩石と接触することを想定した磨耗試験を実施した。この磨耗試験は、海底の岩石を所定形状に加工した砥石を作製し、海水に浸した状態で作製した砥石を回転させながら外殻体１に接触させて行なった。この摩耗試験において、アルミナの方が窒化珪素よりも磨耗が少なく、耐摩耗性に優れていた。

したがって、外殻体１の硬度が１５ＧＰａ以上であるアルミナ質焼結体からなるときには、実施例６に示したように、水深１１０００ｍに相当する１１０ＭＰａの圧力に耐え、耐磨耗性に優れていることから、外殻体１の材料として好適であることが分かった。

（実施例８）
外殻部１１の基準肉厚Ｔ，厚肉部１２の内側肉厚Ｔ１および外側肉厚Ｔ２を異ならせた窒化珪素製の外殻体１を作製し、作製した外殻体１を用いて耐圧容器を作製して耐圧試験および耐圧容器の質量測定を実施した。ｔ１＋ｔ２の値が４．８を超えると耐圧試験による亀裂は確認されなかったものの、耐圧容器の質量が増すこととなり、浮力が低下することとなった。また、式（１）および式（２）を満足する寸法の外殻体１を用いた耐圧容器は、式（１）および式（２）の関係式を満たさない寸法の外殻体を用いた耐圧容器、例えば、ｔ１＝１，ｔ２＝０．５やｔ１＝０．８，ｔ２＝１の寸法の外殻体１を用いた耐圧容器よりも耐圧性に優れていた。これにより、式（１）および式（２）を満足することによって、貫通孔１６を有する耐圧容器であっても、深海での圧力に耐え得る強度を有する適切な厚みに貫通孔１６の周囲が補強され、軽量化されるとともに浮力を低下させることの少ない耐圧容器とできることが分かった。

図９は、貫通孔１６に水中コネクタ４１を装着している状態の外殻体１を用いた耐圧容器６を示す平面図である。図１０は、外殻体１を用いた耐圧容器６を、図９の切断面線Ｘ２−Ｘ２から見た断面図である。

水中コネクタ４１は、プラグを半径方向の外方から嵌合させることによって、耐圧容器６の外部と耐圧容器６の内部との間で電気的に接続される。水中コネクタ４１は、コネクタ本体４２と、ナット４３と、ワッシャ４４と、Ｏリング４５とを含んで構成される。コネクタ本体４２は、ボルト状に形成され、ワッシャ４４を介して、ナット４３と螺合される。コネクタ本体４２には、内部に電線が配設される。コネクタ本体４２は、厚肉部１２の貫通孔１６へ半径方向の外方から挿入されて固着される。コネクタ本体４２は、座面１７と接する面が平面状に形成される。耐圧容器６は、コネクタ本体４２が座面１７に対してＯリング４５を介して接することによって水密性が保たれる。

耐圧容器６は、外殻体１と第２外殻体２とを含んで構成される。第２外殻体２は、外殻体１と同様にセラミックスから成り、第２外殻体２は、貫通孔１６が設けられない構成であるので、一定の厚みを有する外殻部１１によって半球状を成しているものである。耐圧容器６において、外殻体１と第２外殻体２との接続箇所には、外方からゴムなどの融着テープ４８を巻くことによって、水密性を確保することができる。また、それぞれにフランジを設けてボルトおよびナットで固定することによっても水密性を確保することができる。

本実施形態では、外殻体１と第２外殻体２とによって耐圧容器６を構成しているけれども、他の実施形態では、２つの外殻体１によって耐圧容器６を構成してもよい。

図１１は、外殻体１と第３外殻体３とを用いた耐圧容器６ａを示す断面図である。第３外殻体３は、セラミックスから成り、直円筒状に形成される。耐圧容器６ａは、第３外殻体３の両端に接続体５を介して外殻体１を組み合わせることでカプセル状を成す構成である。接続体５は、たとえば外殻体１側に配置される第１接続体５１と、第３外殻体３側に配置される第２接続体５２と、第１外殻体５１と第２外殻体５２との間に介在される円環状のリング状部材５３とから構成される。そして、接続体５を構成する第１接続体５１および第２接続体５２の弾性係数が外殻体１および第３外殻体３よりも小さい材料から成ることが好ましい。これにより、外殻体１と第３外殻体３との各周縁部でそれぞれ発生する応力を分散させて、応力の不連続性を緩和または解消し、耐圧性能および水密性を向上させることができる。

図１２は、耐圧容器６，６ａを備える無人探査機６１を示す図である。無人探査機６１は、海上の船舶６２から張架される１次ケーブル６３に係留される推進体６４と、推進体６４内に収容される探査機本体６５とを有する。そして、探査機本体６５の側部に配置される耐圧容器６または６ａは、水深１０００ｍ〜１１０００ｍの超深海の水圧に耐える耐圧容器としてだけでなく、浮力体としても機能することができる。

図１３は、耐圧容器６，６ａを備える曳航式深海探査装置７０を示す図である。探査装置である曳航式深海探査装置７０は、耐圧容器６，６ａの外殻体１を備える。海上の船舶６２から張架される長さが１０００ｍ〜１００００ｍのメインワイヤ７１に重錘７２を取り付け、重錘７２に磁気ノイズの削減のため、ナイロン製で長さが約１００ｍのロープ７３に、たとえばプロトン磁力計を収容した耐圧容器６，６ａを接続して、海底から約５００ｍ上を曳航し、この耐圧容器６ａに長さが約３０ｍのケーブル７４によって、磁力計センサを収容した耐圧容器６を接続し、地磁気の磁力を測定することができる。

耐圧容器６，６ａをセラミックスで構成することにより、上述したように金属製の耐圧容器と比較して、大幅な軽量化が可能であり、また、経済的効果も高い。腐食に対する耐久性もよく、非磁性で絶縁体であるので、様々な観測機器にも利用可能な画期的な耐圧容器６，６ａである。その応用範囲には、大水深対応の有人潜水調査船，無人探査機，海底設置型観測機器またはアルゴフロートなど多くの機器が考えられる。アルゴフロートとは、地球全体の海洋変動をリアルタイムで捉えることを目指し、水深２０００ｍから海面までの間を自動的に浮き沈みして水温・塩分等を測定することができる観測機器のことである。

セラミックスで構成した耐圧容器６，６ａを用いることにより、無人探査機や観測装置を軽量化することが可能となる。さらに、必要な浮力材の量も少なくなるため、無人探査機等の低価格化にもつながる。無人探査機の運用も容易になり、その利用範囲を広げることができる。

耐圧容器６，６ａの外殻体１を自己浮上式海底地震計に適応すれば、１１０００ｍの水深に対応する耐圧球を実現することができる。これまで、ガラス耐圧球を用いた場合の最大適応水深は６０００ｍ程度であったが、アルゴフロートのように中性浮力を要する観測機器に適応すれば、その最大水深を拡大することもできる。

有人潜水調査船や無人探査機においては、耐圧容器６，６ａを軽量化することにより、浮力材の必要量も減少し、全体を小型軽量化することができる。これにより、船上での取り扱いも容易になり、運動に必要な推力も小さくなるほか、価格も低減する。また、自己浮上式の観測機器用に応用すれば、その適応水深を拡大することができる。

１ 外殻体
６，６ａ 耐圧容器
１１ 外殻部
１２ 厚肉部
１３ 繋ぎ部
１６ 貫通孔
１７ 座面
２１ 外殻部内表面
２２ 外殻部外表面
２３ 厚肉部内表面
２４ 厚肉部外表面
２５ 繋ぎ部内表面
２６ 繋ぎ部外表面
２７ 内表面境界
２８ 外表面境界
Ｔ 基準肉厚
Ｔ１ 内側肉厚
Ｔ２ 外側肉厚

Claims (7)

1. セラミックスから成る凸曲面状の外殻部と、
   セラミックスから成り、前記外殻部に連なり該外殻部の厚みよりも大きい厚みを有し、厚み方向に貫通する貫通孔が設けられた厚肉部とを備えることを特徴とする耐圧容器の外殻体。
2. 前記外殻部は、予め定める長さの第１半径を有する仮想球面の一部を成す外殻部内表面と、前記第１半径よりも長い第２半径を有する仮想球面の一部を成す外殻部外表面とを有し、
   前記厚肉部は、前記第１半径よりも短い第３半径を有する仮想球面の一部を成す厚肉部内表面と、前記第２半径よりも長い第４半径を有する仮想球面の一部を成す厚肉部外表面とを有していることを特徴とする請求項１に記載の耐圧容器の外殻体。
3. 前記外殻部の厚みをＴとし、前記第１半径の長さと前記第２半径の長さとを加算平均した長さの第５半径を有する仮想球面と前記厚肉部内表面との間の半径方向の間隔をＴ１とし、前記第５半径を有する仮想球面と前記厚肉部外表面との間の半径方向の間隔をＴ２とし、Ｔに対するＴ１の比をｔ１とし、Ｔに対するＴ２の比をｔ２としたとき、
   ｔ２＝３．８×ｔ１−３．９ （ｔ１≧１．１６） …（１）
   を満たし、かつ
   １．６６≦ｔ１＋ｔ２≦４．８ …（２）
   を満たすことを特徴とする請求項２に記載の耐圧容器の外殻体。
4. 前記外殻部および前記厚肉部は、相対密度が９８％以上の窒化珪素質焼結体から成ることを特徴とする請求項１〜３のいずれか１つに記載の耐圧容器の外殻体。
5. 前記外殻部および前記厚肉部は、硬度が１５ＧＰａ以上のアルミナ質焼結体から成ることを特徴とする請求項１〜３のいずれか１つに記載の耐圧容器の外殻体。
6. 請求項１〜５のいずれか１つに記載の耐圧容器の外殻体を備えることを特徴とする耐圧容器。
7. 請求項６に記載の耐圧容器を備えることを特徴とする探査装置。