潛艇高壓氣閥柱氣體分配規律數值仿真

胡 坤， 張建華, 黃海峰

(海軍潛艇學院， 山東 青島 266199)

當潛艇在水下航行過程中出現大縱傾及艙室破損等緊急情況時，如果只靠車、舵已無法控制險情，為保證潛艇安全，必須及時、準確地向主壓載水艙釋放高壓氣，排出水艙內的壓載水，以迅速提供足夠的正浮力，挽回潛艇的深度和縱傾。[1]

在潛艇應急吹除過程中，高壓氣閥柱是高壓氣從氣瓶流向水艙全過程中途經的第一個部件，對高壓氣起著匯聚和再分配的重要作用。因此，在對吹除過程進行理論研究時應先建立相應的數學模型。然而，由于閥柱內的流場形態過于復雜，為便于研究，目前，國內的研究學者[2-4]在對高壓氣應急吹除主壓載水艙過程進行數學建模時，均將其忽略，這樣的簡化處理方法是否合理尚有待考證。另外，對于閥柱內部的流場形態如何、其存在對吹除速率產生什么影響以及在不同吹除組合方式下其內部流場形態會有何不同等問題的研究目前也處于空白。因此，采用計算流體動力學(Compwtational Fluid Dynamics, CFD)數值模擬的方法，對簡化的閥柱模型進行仿真分析，旨在摸清閥柱內部的流場形態及其變化規律，為建立完整的高壓氣吹除主壓載水艙理論數學模型提供依據。

1 高壓氣吹除主壓載水艙基本原理

潛艇高壓氣吹除主壓載水艙基本原理示意見圖1。高壓氣從氣瓶釋放之后，首先匯集至高壓氣站，然后再由高壓氣站的高壓氣閥柱對高氣壓進行再分配，最終進入需要吹除的主壓載水艙中并將水艙中的海水通過通海閥吹除至舷外。高壓氣應急吹除主壓載水艙時，可選擇采用多組氣瓶同時向1個水艙供氣，也可采用1組氣瓶同時向多個水艙供氣，或是多組氣瓶同時向多個水艙供氣，這一重要功能實現的關鍵部件就是高壓氣閥柱。

圖1 高壓氣吹除主壓載水艙示意

2 控制方程與湍流模型

由于高壓氣瓶內的氣體壓力遠大于主壓載水艙處的背壓，氣體將以射流的形式自進氣管路進入閥柱并迅速擴散，而可實現k-ε湍流模型能較精確地預測平面和圓形射流擴散作用，且對于旋轉流動、流動分離和二次流有很好的表現[5]。因此,數值仿真時采用Realizablek-ε湍流模型來封閉時均化的Navier-Stokes方程。

2.1 連續性方程

(1)

2.2 動量方程

(2)

2.3 能量方程

(3)

式(3)中：cp為比熱容；k為流體的導熱系數；ST為黏性耗散項；T為溫度。

2.4 湍流模型

Realizablek-ε模型的湍動能k與耗散率ε的輸運方程[6-7]為

(4)

(5)

式(4)～式(5)中：σk=1.0；σε=1.2；C2=1.9；Cμ=0.09；μt、Gk、Gb、YM等參數的意義及其表達式與標準模型相同，具體見文獻[6]。

3 數值仿真方法

3.1 試驗方案與模型建立

為研究閥柱內部壓力與氣瓶組壓力之間的關系和選擇不同的水艙進行吹除時閥柱內部流場形態間的差異，同時考慮到網格劃分與運算時間等方面的數值計算成本，建立包含有2個入口和2個出口的簡化系統物理模型,見圖2。其中：氣體入口管路直徑、出口管路直徑和閥柱的內徑分別為21 mm、34 mm和52 mm；入口管路長度和出口管路長度均有250 mm和500 mm兩種規格。

圖2 高壓氣閥柱簡化幾何模型

為便于比較，制訂4組試驗方案，具體見表1。

表1 閥柱內流場數值模擬試驗方案

通過對比方案1與方案2的數值模擬結果可研究氣瓶組的壓力大小對閥柱內流場分布的影響；通過對比方案2與方案3的數值模擬結果可研究氣瓶組的數量對閥柱內流場分布的影響；通過對比方案3與方案4的數值模擬結果可研究氣瓶組壓力相差懸殊但均大于出口背壓時的氣體流動規律。

3.2 網格劃分

為獲得較高的計算效率和計算精度，采用六面體結構網格單元對計算域進行結構化網格劃分；為能更好地捕捉流場信息，對管路與閥柱相貫處流動較劇烈的區域進行網格加密；為有效模擬近壁面處的流動，邊界層區域內合理布置網格并選擇合適的網格尺度；為減少計算工作量，加快計算速度，僅對計算域的1/2進行網格劃分，見圖3。

圖3 閥柱內流場結構化網格

3.3 邊界條件與數值方法

1) 入口1、入口2、出口1和出口2：根據不同的試驗方案，具體邊界類型設置如表1所示，其中:入口1與入口2壓力隨時間的變化采用用戶定義函數(User Defined Function，UDF)技術來實現。

2) 對稱面：設置為對稱邊界條件，該面上所有流動變量的通量為零。

3) 其他面：除入口、出口和對稱面之外的其它面均設為無滑移固壁邊界條件。

采用有限體積法對控制方程進行離散，采用SIMPLE方法計算壓力-速度關聯方程，可實現k-ε兩方程湍流模型封閉控制方程組，壓力項采用標準格式進行離散，其他項均采用二階迎風格式進行離散。

4 計算結果與分析

高壓氣進氣管路進入閥柱，被閥柱內壁阻擋后再發生旋轉，并與其他進氣管路的氣體發生混合，這導致閥柱內的氣體流場形態要比在管道內復雜得多，因為在一定的主流速度和幾何邊界條件下，閥柱內的高壓氣會產生二次流，這也是除幾何尺寸、離心力、流動方向等因素之外，高壓氣閥柱產生壓降的一個重要原因。在高壓氣應急吹除主壓載水艙過程中，影響主壓載水艙排水速率的2個關鍵因素為噴入水艙的氣體質量流量和通海閥處的排水背壓，而根據氣體動力學相關理論[8]，氣體質量流量的大小由閥柱內氣體壓力與排水背壓共同決定。因此，該仿真結果重點關注閥柱內的壓力變化規律和各出流支管的氣體質量流量變化規律，見圖4～圖7。

a) 入口總壓與閥柱內總壓

b) 入口與出口質量流量

a) 入口總壓與閥柱內總壓

b) 入口與出口質量流量

a) 入口總壓與閥柱內總壓

b) 入口與出口質量流量

a) 入口總壓與閥柱內總壓

b) 入口與出口質量流量

由圖4～圖7可知：閥柱內總壓變化規律與入口總壓變化規律一致，均呈線性變化，但前者的斜率要小于后者。所有入口的氣體質量流量之和等于所有出口的氣體質量流量之和，滿足質量守恒定律，各試驗方案所進行的數值計算具有良好的收斂性(說明：在數值計算時，FLUENT將流入系統的質量流量記為正值，將從系統流出的質量流量記為負值，為便于分析，此處將方案1～方案3中的出口質量流量也記為正值)。

由圖4與圖5可知：閥柱內氣體總壓和管路中總的氣體質量流量均與入口總壓密切相關。當入口總壓升高時，閥柱內總壓亦隨之升高，同時各管路中氣體質量流量也相應變大。但對比圖4b和5b中入口1的氣體質量流量可發現：入口2的壓力升高后，入口1的氣體質量流量有所減小，這是閥柱內的壓力升高導致入口管路1兩端的壓差變小所致；另外，無論入口壓力如何變化，出口管路2始終比出口管路1的氣體質量流量大，這是因為出口管路2的長度較管路1短，這表明當潛艇在進行高壓氣應急吹除時，距離閥柱越近的水艙進氣量越多，其排水速率相應也會越大。因此，在實艇進行全部主壓載水艙應急吹除時，由于艏部和舯前部的主壓載水艙距離高壓氣閥柱較近，管路較短，從而排水速率會略大于艉部主壓載水艙。

由圖5a與圖6a比較可知：出口數量對閥柱內的壓力具有重要影響。在方案2中，出口管路數量為2條，而在方案3中出口管路數量僅為1條，在其他條件均相同的情況下，后者閥柱內總壓約為前者的1.5倍。這是因為當出口管路為2條時，在穩定狀態下，入口與出口處的質量流量應按照圖5b所示的規律進行變化，且流入閥柱的氣體質量流量等于流出閥柱的氣體質量流量。當關閉1條出口管路時(即方案3)，則相當于本該從該管路排出的氣體卻無法排出，從而在閥柱中被“堆積”起來，導致閥柱內壓力升高。閥柱內壓力可看做是入口管路的背壓，同時也可看做是出口管路的初始總壓。根據氣體動力學理論，其值變大會導致入口氣體質量流量減小(當流動為亞聲速流時)，而出口氣體質量流量增大如圖6b所示；根據質量守恒定律，進入與流出閥柱的氣體質量流量相等，系統最終會達到一個新的平衡狀態，即按照圖6所示的規律進行變化。由此可推斷出以下結論：若參與供氣的氣瓶組和壓力固定，則被吹除的水艙越多，氣瓶組壓降就越快；同理，若被吹除的水艙固定，則參與供氣的氣瓶組越多，閥柱內壓力就越高，且越接近于氣瓶內壓力，進入水艙的氣體質量流量也越大，排水速率也越快。因此，當潛艇出現損失浮力等險情時，應盡可能讓更多的氣瓶參與供氣，不建議同時吹除所有水艙，應首選艏部和舯部水艙，這將有利于潛艇形成有利于抗沉的艉傾姿態。

由圖6與圖7比較可知：當閥柱有多個入口且各入口壓力值不同時，則閥柱內的壓力可能低于所有入口的壓力。但如果各入口壓力值相差懸殊，則閥柱內壓力也可能出現高于其中1個或多個入口壓力的情況，壓力值低于閥柱內壓力的入口則變成“出口”，氣體將通過該截面從系統中流出(如圖7b所示)。然而，在實艇高壓氣吹除主壓載水艙過程中不會出現此類現象，因為控制氣瓶組參與供氣的閥為單向閥，氣體只能從氣瓶中向閥柱單向流通。由此可知：當高壓氣應急吹除主壓載水艙時，所有與閥柱連通的氣瓶組中，只有壓力高于閥柱內壓力的氣瓶組才實際參與供氣排水。

5 結束語

通過CFD數值仿真結果可知：潛艇高壓氣系統在正常工作時，閥柱對于氣瓶內的壓力變化和主壓載水艙的排水速率均具有重要影響，在進行有關理論研究時，不可簡單將其忽略。

1) 由于舯艉部的主壓載水艙距離高壓氣閥柱較遠，因此，當進行全部主壓載水艙吹除時，艏部的主壓載水艙排水速率較快，將在一定程度上有助于潛艇產生艉傾。

2) 在相同吹除條件下，被吹除的水艙越多，氣瓶組壓降將越快。

3) 在相同吹除條件下，參與供氣的氣瓶組越多，進入水艙的氣體質量流量越大，排水速率也越快。

4) 在實際高壓氣應急使用時，應盡可能讓更多的氣瓶參與供氣，且相比較于同時吹除全部主壓載水艙，僅吹除艏部和舯部主壓載水艙的效果可能會更好，因其能使得潛艇形成有利于抗沉的艉傾姿態。