海洋污损生物指附着在船舶、浮标、海底管线、养殖设施等海洋工程装备表面, 对人类经济活动产生不良影响的动物、植物和微生物的总称^[1]。海洋污损生物附着是长期且复杂的自然选择、生态演替过程^[2]。污损生物大量附着会降低舰船航速, 堵塞海水管道系统, 降低水中设备、仪表及转动部件的灵敏度, 干扰海洋声学仪器正常工作, 增加海洋工程设施重量, 加大其外载荷, 削弱抵抗风浪能力, 缩短使用寿命^[3-5]。此外, 海洋污损生物在金属表面附着改变腐蚀环境, 进一步增加了金属材料发生局部腐蚀或腐蚀穿孔的风险, 严重影响金属构件的使用寿命及安全^[6-8]。海洋污损生物清除是人类开发海洋资源不可逾越的障碍, 也是各国迫不及待需要解决的问题。

NOBUHIRO^[9]根据海洋污损生物对基体附着力大小分为微污损生物, 软性污损生物和硬性污损生物。藤壶(Barnacle)属于硬性污损生物^[10-11], 是南海海域具有代表性的一类海洋污损生物, 具有很好的环境适应能力, 繁殖能力较强^[12-13]。幼体藤壶分泌藤壶胶将藤壶钙质外壳与附着基体黏附在一起^[14]。藤壶胶具有粘性大、不溶于水的特点^[15]。成年藤壶分泌的胶结厚度约为5~6 μm, 一旦附着, 若没有受到外力作用, 便不会移动或分离^[16-19]。目前, 关于藤壶污损防除的研究主要集中于藤壶胶成分分析, 藤壶附着强度研究相对较少。HUI等^[20]建立了垂直力作用下藤壶脱落力学模型, 通过有限元模拟分析藤壶基底直径1.5~5 mm的附着强度, 然而未考虑到藤壶在海洋环境下生长的复杂性以及基底直径大于5 mm后的附着强度变化。HUANG等^[21]建立了剪切力作用下藤壶脱落力学模型, 主要讨论kendall模型的适用性和非均匀性的影响, 藤壶附着强度变化问题仍然没有得到很好解决。

藤壶附着强度测试根据加载方式不同分为拉伸强度测试和剪切强度测试。YULE等^[22]设计一种藤壶拉伸强度测试装置如图 1a, 用镊子将藤壶体掏空, 向空壳内注入氰基丙烯酸酯黏合剂固定钢丝绳, 再使用拉伸装置测试其附着强度。但在掏空藤壶时, 易破坏藤壶钙质外壳, 影响钙质基底的黏接, 且无法保证氰基丙烯酸酯粘合剂对藤壶拉伸强度的影响。刘建林等^[23]设计了海洋生物黏附力测试装置如图 1b, 力传感器首端用连接线连接沙盒, 末端使用专用夹具夹住附着物, 向沙盒里缓慢施加水, 直至附着物脱落。此装置的力传感器处于悬空状态, 运动过程中无法保证测量的稳定性和准确性, 需要设计专门的夹具。相较而言, 本文设计的剪切强度测试装置无需对藤壶进行处理, 且不需设计专用夹具, 操作简单, 效率较高, 便于对不同生长阶段的藤壶进行测试。

藤壶剪切强度测试国内尚无相关试验标准, 美国材料试验协会制定试验标准D5618-20^[24]。ASTM D5618-20试验规范中, 通过手持测力装置, 向藤壶基底施加力, 直至将其从表面移除, 然而手持测力计向藤壶施力过程无法保证力的均衡性且不能记录力的变化和峰值。为获取不同生长阶段藤壶附着强度, 在湛江调顺岛(21°31′N, 110°41′E)实海中进行挂板, 选取南海海域常见的网纹藤壶为研究对象, 设计剪切法测试藤壶附着强度试验装置, 结合藤壶附着生长过程, 测试藤壶不同生长阶段的附着强度。通过分析藤壶在不同生长阶段的附着强度, 为科学制定藤壶清除规范及设计相关机械设备提供依据。

1 实验材料与方法 1.1 试板的制备

试验材料选取钛合金板(TC4), 制备3个平行样, 试板尺寸为350 mm×250 mm×3 mm, 并在试板的四个角钻孔, 直径为8 mm。实验前, 分别利用丙酮, 无水乙醇对试板进行除油、脱水处理。试板固定框架材料采用304不锈钢材质的角钢, 截面尺寸为25 mm×25 mm×3 mm, 将角钢焊接成3档框架, 尺寸为950 mm×450 mm。使用扎带将试板固定在框架上, 试板与框架之间保持一定的间距, 如图 2所示。

1.2 藤壶剪切强度测试装置设计

图 3是剪切法测试藤壶附着强度装置, 主要包括工作台、驱动模块、推拉力计、刀具、测试平台和升降台。驱动模块和升降台分别设在工作台的两端, 其中驱动模块包括直流电源、步进电机、两相驱动器和DKC-Y110步进电机控制器, 测试平台设在升降台上, 推拉力计的一端与驱动模块的输出端连接, 另一端与刀具连接; 测试平台用于固定试板, 驱动模块用于驱动刀具并对样板上的测试藤壶底部施加作用力。图 4是剪切强度测试装置实体图, 由于藤壶之间间距较小, 且为避免撞击, 试验前先在DKC-Y110步进电机控制器中设置步进电机运行速度为1 mm/s, 试板固定在测试平台, 调节测试平台上的Y轴运动模组, 使待测藤壶处于刀具中间位置, 再调整升降台在Z轴方向运动, 使刀具底面尽可能贴近试板, 启动步进电机驱动刀具在X轴方向运动, 直至测试完成。与手持测力装置相比, 藤壶剪切强度测试装置在步进电机的驱动下, 能够提供稳定的运行速度、路径和方向, 优化了手持测力装置操作角度偏差以及力不稳定的情况。且在测试过程中, 推拉力计所受的阻力变化可通过数据端口传输到上位机软件保存, 简单方便。

1.3 试验方法

试板投放于湛江调顺岛(21°31′N, 110°41′E), 全年月平均水温16.3~32.6 ℃, 盐度为24.2~26.9, pH在8.10~8.22, 浊度在8.60~13.6 FTU范围内。将试板浸入海中2 m深处, 使用Nikon D800E相机记录藤壶不同生长阶段形貌, 使用超景深显微镜对藤壶脱落面进行观察, 使用数显游标卡尺测量藤壶基底直径等生长参数, 藤壶剪切强度按照如下公式进行计算:

$ A = \frac{1}{4}\pi {D^2}, $

(1)

$ \tau = \frac{F}{A}, $

(2)

其中, D为藤壶基底直径(mm); A为藤壶基底附着面积(mm²); F为剪切力(N); τ为藤壶剪切强度(MPa)。

2 实验结果与分析 2.1 藤壶的生长过程

藤壶生活周期有4个阶段^[25], 分别为无节幼虫时期、金星幼虫时期、幼体藤壶和成体藤壶, 主要生活方式分为浮游生活和固着生活, 金星幼虫探寻到合适的区域后就会开始附着。图 5为试板在海水中浸泡不同时期藤壶的生长情况。在浸泡10 d时, 观察有幼体藤壶附着在试板表面, 个体较小, 基底直径约1~3 mm(图 5a)。幼体藤壶分泌藤壶初生胶, 将藤壶钙质外壳与试板黏附在一起。30 d时, 藤壶数量逐渐增多, 覆盖试板约30%面积, 基底直径约1~6 mm, 幼体藤壶出现死亡, 形成空壳(图 5b), 部分空壳在海水的冲刷下脱落。60 d时, 试板50%的面积被藤壶覆盖, 试板表面存在一层覆膜, 对藤壶的生存造成影响, 空壳现象加剧, 该时期存活下来的藤壶基底直径达10 mm(图 5c)。90 d时, 试板表面约95%的位置被藤壶覆盖, 个别位置出现藤壶相叠现象, 藤壶基底直径大小不一, 约为1~13 mm(图 5d)。根据BERTALANFFY^[26]构建的生物个体生长模型: L′=r_B[L_∞–L(t)], L为t时刻藤壶基底直径, t为生长时间, r_B代表生长率, L_∞为藤壶个体极限基底直径, 这表明藤壶与大多数无脊椎动物类似, 若生长时间足够长, 同一种群的个体最终趋向于相同大小, 即藤壶的生长过程可以使用生长时间和藤壶基底直径表示。

试板表层除了可见污损生物, 还存在颗粒状的“生物泥”。“生物泥”由微生物、有机或无机颗粒沉积、微藻、苔藓虫幼体、管栖多毛类的泥管和石灰质管组成, 如图 6所示。“生物泥”的形成是因为细菌和硅藻等微生物膜加上有机或无机颗粒的运动、黏附和沉积作用, 使微生物膜增厚^[27]。藤壶幼体在生物膜上附着, 以微生物为饵料繁衍, 与多种生物竞争, 最后因繁殖力强、数量大, 在一定时期内成为优势群体。

2.2 藤壶不同生长阶段剪切强度测试结果

对不同生长阶段的藤壶进行筛选, 将外壳破损、开裂、空壳和基底隆起的藤壶清除, 保留基底平坦且完全附着于试板上的藤壶进行测试, 测试样本数为200。图 7为藤壶脱落后试板的表面形貌图。藤壶从试板上脱落后, 使用超景深显微镜对试板上藤壶脱落位置进行观察, 发现表面平整光滑, 条纹清晰。BERGLIN等^[28]通过电子显微镜和红外光谱分析表明钙以方解石的形式存在于藤壶的钙质外壳和基底中。方解石由不规则的柱状碳酸钙晶体排列而成, 每个晶体间由有机基质连接, 受到外力时, 裂纹会沿着碳酸钙向外扩展, 因此方解石的断裂韧性相对薄弱^[29]。故在对藤壶进行剪切强度测试时, 藤壶钙质外壳受力并不会发生变形。同时, 根据ASTM D5618-20试验规范要求, 将测试中藤壶基底在试板上残留面积超过10%的数据剔除, 结果如图 8所示。从图中可以看出, 随着藤壶基底直径的增大, 藤壶剪切强度总体趋势在逐渐增大, 数据点相对集中, 表明藤壶直径与剪切强度之间具有较强的相关性。

图 9为藤壶单位直径范围平均剪切强度。藤壶剪切强度测试受环境因素或人为操作误差等多种因素影响, 测试结果存在不一致的偏差, 对藤壶单位直径范围的剪切强度取平均值作图, 图中的红色误差棒为上偏差, 蓝色误差棒为下偏差。从图中的变化趋势可以看出, 藤壶剪切强度变化呈现“快-慢”的特点, 符合Logistic曲线方程的变化规律, 因此使用Logistic曲线方程进行拟合。

利用Logistic曲线方程对藤壶剪切强度变化进行拟合, Logistic曲线方程:

$ \tau = \frac{a}{{1 + b \exp {{\rm{t}}^{ - cD}}}}, $

(3)

式中: τ为藤壶剪切强度, 单位MPa; D为藤壶基底直径, 单位为mm, a、b和c为待求系数。经过Logistic曲线方程拟合, 求得a=16.29; b=35.46; c=0.56。即拟合方程所得Logistic曲线方程为:

$ \tau = \frac{{16.29}}{{1 + 35.36 \exp{{\rm{t}}^{ - 0.56D}}}}, $

(4)

R²=0.99, 说明方程拟合良好, 如图 10。

对拟合求得的Logistic曲线方程求二阶导, 公式如下:

$ \tau '' = \frac{{abc\exp{{\rm{t}}^{ - cD}}\left( {bc\exp{{\rm{t}}^{ - c}} - c} \right)}}{{{{\left( {1 + b\exp{{\rm{t}}^{ - cD}}} \right)}^3}}}, $

(5)

令τ″=0, 求得D的值为6.4mm, 在该点藤壶剪切强度增长速率最大, 同时也是剪切强度由速增至缓增的分界点。

对Logistic曲线方程求三阶导, 公式如下:

$ \tau ''' = \frac{{ab{c^3}\exp{{\rm{t}}^{ - cD}}\left( {1 - 4b\exp{{\rm{t}}^{ - cD}} + {b^2}\exp{{\rm{t}}^{ - 2cD}}} \right)}}{{{{\left( {1 + b\exp{{\rm{t}}^{ - cD}}} \right)}^4}}}, $

(6)

令τ″′=0, 求得D值为4.0和8.7 mm。D=4.0 mm是藤壶附着后至剪切强度开始速增的分界点, 而8.7 mm是剪切强度由缓增至渐停的分界点。

3个点均为Logistic曲线方程的拐点, 结合所测数据将藤壶剪切强度变化情况划分为3个阶段, 速增期4.0~6.4 mm, 该时期剪切强度增长速率逐渐加快, 到6.4 mm时, 增速达到最大。WENDT等^[30]研究表明, 当藤壶的基底直径达到5~6 mm时, 藤壶的生长速度相对较快, 藤壶胶产生的速度也更快, 因此藤壶剪切强度变化也处于顶峰。缓增期6.4~8.7 mm, 剪切强度增速由最大逐步减小, 到达8.7 mm后增速逼近0。STAFSLIEN等^[31]研究发现大多数藤壶在它们基底直径达到7~8 mm时, 已经有成熟卵巢, 藤壶的生长能量转变为生殖过程的能量, 生长速度也逐渐减缓, 藤壶胶分泌也减少, 故藤壶剪切强度变化趋向于平缓。8.7 mm后是渐停期, 此时增速趋向于0, 藤壶剪切强度逐渐趋于平稳。结合藤壶附着生长过程, 藤壶在附着后采用机械方式清除的最佳清除时期为速增期, 缓增期剪切强度增长速率减缓, 但依旧保持增长趋势, 此时清除效果与速增期对比较差, 进入渐停期, 剪切强度趋于平稳。

3 结论

钛合金试板在实海中浸泡10 d, 观察发现幼体藤壶附着于试板表面, 基底直径1~3 mm。30 d时, 试板表面藤壶数量逐渐增多, 覆盖面积约30%, 基底直径约1~6 mm, 藤壶出现死亡, 形成空壳, 在海水的冲刷下脱落。60 d时, 试板约50%面积被藤壶覆盖, 试板表面有一层覆膜, 对藤壶的生存造成影响, 空壳现象加剧, 该时期藤壶最大基底直径达10 mm。90 d时, 试板表面约95%面积被藤壶覆盖, 个别位置出现藤壶相叠现象, 基底直径1~13 mm。

藤壶附着生长过程中, 剪切强度随基底直径增大而增大, 其变化符合“快-慢”的增长特点; 以藤壶基底直径作为变量, 利用Logistic曲线方程对藤壶剪切强度进行拟合, 得到Logistic增长模型为: $ \tau = \frac{{16.29}}{{1 + 35.46 exp{t^{ - 0.56D}}}} $, R²=0.99, 说明拟合效果良好。

根据Logistic增长模型将不同生长阶段的藤壶剪切强度变化划分为速增期(基底直径4.0~6.4 mm), 缓增期(基底直径6.4~8.7 mm)及渐停期(基底直径 > 8.7 mm)3个阶段。结合藤壶变态发育附着后的生长过程, 可知藤壶在附着后采用机械方式清除的最佳清除时期为速增期, 该时期藤壶生长时间约30 d; 60 d后, 藤壶基底直径达到10 mm, 进入剪切强度渐停期, 藤壶剪切强度变化不明显。