快速上浮脫險充氣系統供氣流量控制范圍理論計算及其應用

顧靖華，陳銳勇，柳初萌，許驥

快速上浮脫險是國際通用的水下逃生方法。20世紀50年代初英國開創了快速上浮脫險技術后，最終進行了海上183 m快速上浮脫險試驗驗證[1]。隨后，快速上浮脫險技術以其調壓快、高壓暴露時間短、上浮速度快、脫險深度大和操作簡單的特點，被世界各國采用[2-3]。快速上浮脫險技術的關鍵是快速加壓和減壓，使高氣壓暴露時間盡可能限制在不減壓潛水范圍內[4-5]。單人脫險艙、脫險抗浸服及其充氣系統是實現該技術的核心裝備。脫險抗浸服頭罩的充盈不僅能保證快速加壓過程不窒息，也可提供其上浮過程中自由呼吸的空間和上浮的浮力。因此，充氣系統的性能需適應快速上浮脫險快速加壓過程，頭罩充盈是關鍵因素，其性能的技術核心問題是供氣流量的控制。供氣流量過大會導致脫險抗浸服破裂[6-7]，過小會導致脫險抗浸服頭罩不充盈，脫險人員窒息。英國從MK7脫險抗浸服直至發展到現在的MK10、MK11脫險抗浸服，其基本供氣原理和結構不斷完善和對其原理結構以及供氣需求的把握，是實現快速上浮脫險技術的關鍵。本研究基于潛水醫學不減壓潛水原理，依據快速上浮脫險加壓程序和脫險抗浸服的基本結構和供氣原理，推導了快速上浮脫險充氣系統供氣流量的數學計算模型，為快速上浮脫險裝備的建設和技術訓練提供依據。

1 理論計算依據

1.1 快速上浮脫險的生理學基礎 快速上浮脫險是基于不減壓潛水原理，需要最大限度壓縮高壓下的暴露時間。經大量實驗研究，指數倍增的加壓速率得到國際公認，表示為：

(1)

式中Pt——加壓過程中瞬時絕對壓[ATA(1 ATA=0.1 MPa)]；

P0——初始壓力，為1 ATA；

t——加壓時間(s)；

T——加壓時間常數(s)。

依據不減壓潛水原理，脫險深度增加，高壓下的停留時間遞減。單人脫險艙壓力增加速率按照不同的脫險深度，采用不同的加壓時間常數(T)。不同脫險深度T的上限值[8]見表1。

表1 不同脫險深度加壓時間常數上限

1.2 脫險抗浸服的供氣原理 實施快速上浮脫險時，脫險人員著脫險抗浸服進入單人脫險艙，單人脫險艙內的充氣系統為脫險抗浸服氣囊充氣，當氣囊內壓力達到一定值時，安裝于氣囊上的排氣安全閥打開，氣體進入脫險抗浸服頭罩，供脫險人員呼吸，其基本原理見圖1。

圖1 脫險抗浸服供氣原理圖

1.3 充氣系統供氣流量計算模型 加壓過程中脫險抗浸服頭罩需要為脫險人員提供正常呼吸的空間，因此不能塌陷。頭罩內的氣體壓力取決于氣囊為頭罩的供氣能力，而氣囊的供氣能力取決于充氣系統的供氣流量。如圖1兩個虛線箭頭所示，脫險抗浸服頭罩內壓力必須保持與艙壓同步增加[9-10]。因此，充氣系統的供氣流量與單人脫險艙的加壓速率及脫險抗浸服頭罩和氣囊的容積相關。

根據式(1)，單位時間內單人脫險艙內的瞬時壓力變化可用(2)式表示：

(2)

式中P′——單位時間內單人脫險艙內壓力變化(ATA/s)。

快速加壓期間，頭罩內氣體瞬時壓力變化要求與單人脫險艙內瞬時壓力變化相同，也為P′。初始狀態(開始加壓時)，脫險抗浸服氣囊和頭罩處于無壓力狀態，為便于計算，設定氣囊和頭罩內氣體容積為0，且快速加壓期間頭罩底部開口不排氣；氣囊上排氣安全閥開啟壓力和關閉壓力的相對值較小，計算時，不考慮其對氣囊壓力變化的影響，則充氣系統的供氣流量為：

(3)

式中Q——充氣系統供氣流量 (L/s)；

V——脫險抗浸服氣囊和頭罩有效容積之和(L)。

將式(1)代入式(3)，得

(4)

1.4 充氣系統供氣流量計算結果 以英國MK10脫險抗浸服為例，其氣囊的容積為12 L，頭罩容積為26 L，脫險人員著裝佩戴頭罩后，其凈容積約為20.66 L，頭罩和氣囊的有效容積V=12+20.66=32.66 L。

將V=32.66代入式(4)，得：

(5)

快速加壓期間，為保證脫險人員正常呼吸，頭罩內水位的最高值不應超過氣囊上排氣安全閥下沿，此時頭罩的剩余有效容積為14.66 L，則頭罩和氣囊的有效容積V=12+14.66=26.66 L，將V=26.66 L代入公式(4)，可得出在設定脫險深度，設定加壓速率加壓時的最小供氣流量，見式(6)。

(6)

由此得出脫險深度Pt和加壓時間常數T確定時，充氣系統的供氣流量范圍為：

(7)

當脫險深度確定時，充氣系統的最低供氣流量為加壓速率最慢，即T最大時；最大供氣流量為加壓速率最大，即T最小時。依據動物實驗和人體實驗的經驗總結，采用最大加壓速率為4 s增加1倍壓力的方式，即T值最小取4 s，將該值代入式(5)，計算得出充氣系統的最大供氣流量；根據表1，分別將脫險深度Pt和對應的最大允許T值代入式(6)，計算得出充氣系統的最低供氣流量，見圖2。典型深度充氣系統供氣流量下限與加壓時間常數T的關系見圖3。當T=4 s時，充氣系統的供氣流量范圍見圖4陰影部分。

圖2 不同深度充氣系統最大供氣流量和最低供氣流量

圖3 典型深度充氣系統供氣流量下限隨加壓速率常數T變化曲線

圖4 T=4 s時充氣系統供氣流量(Q)范圍

2 討論

快速上浮脫險是一項逃生技術，技術實現過程稍有差池，都將導致脫險失敗或危及人員健康[11]。關鍵技術參數具體表現在加壓速率、高壓停留時間和減壓速率[12-13]。為盡可能減少逃生條件下的高度應激導致的人因失誤，技術實現主要依賴于脫險裝備的性能。高壓停留時間取決于單人脫險艙上蓋開啟裝置的開啟時間；減壓過程取決于脫險抗浸服的浮力；加壓過程作為快速上浮脫險的關鍵過程，以T為時間常數倍增的快速加壓對人體耐受能力是極大的考驗，同時還需要保持脫險抗浸服的完好狀態，以提供上浮過程的浮力和脫險人員呼吸的空間和氣體[14-15]，因此，充氣系統的供氣流量控制直接影響脫險能否成功。

如圖1所示，單人脫險艙內的氣體存在兩部分加壓，一是單人脫險艙以壓力倍增的方式加壓，由單人脫險艙加壓系統控制；另一部分是脫險抗浸服頭罩內的氣體加壓，由充氣系統控制。如加壓過程中頭罩內壓力低于單人脫險艙內壓力，頭罩內水位將會上升，嚴重時會塌陷，導致窒息等后果；如頭罩內壓力高于單人脫險艙壓力，過多的氣體將會從頭罩底部開口排入單人脫險艙，當大深度加壓速率較快時，會導致單人脫險艙壓力震蕩。根據公式(4)，充氣系統的流量與脫險抗浸服頭罩和氣囊的有效容積呈正相關，提示充氣系統的供氣流量需要與脫險服抗浸服頭罩和氣囊的容積相適應，不同的脫險抗浸服一旦存在頭罩和氣囊容積的差別，就需要對充氣系統的供氣流量進行相應的調整。對于MK10脫險抗浸服，根據計算結果(圖4)，滿足200 m深度的脫險，充氣系統的供氣流量應當在5 821～7 132 L/min范圍內。超出這個范圍，過低或過高就有可能引起頭罩供氣不足或單人脫險艙壓力震蕩。深度越小，這個范圍越小，提示充氣系統的供氣流量控制精度在淺深度要求更高。然而，這并不意味著供氣流量與深度無關，如圖2所示，充氣系統供氣流量隨著脫險深度增加而增加，即采用現有的快速上浮脫險方式，深度越大，充氣系統需要提供更大的供氣流量。提示研制更大深度的脫險裝備時，需要更大的氣源壓力和流量。

充氣系統的供氣流量與加壓速率T值呈負相關。如圖3所示，150 m脫險，T值為4 s時，供氣流量至少需要達到4 435 L/min，而采用7 s的T值，供氣流量下限僅為2 534 L/min。根據GJB 7137《潛艇艇員快速上浮脫險醫學保障規程》，淺深度采用更大的T值，可以降低快速加壓過程壓力變化帶來的人體調節負荷，但根據不減壓潛水原理，T值越小，減壓負荷就越小。研究表明，4 s壓力翻倍的加壓速率逼近人體耐受的極限[15]，而4 s的T值適用于各個深度的脫險。因此，在設計充氣系統時，需要以最小T值為設計輸入，即以T等于4 s為設計輸入。如150 m脫險，采用7 s的T值，最小的供氣流量需求是2 534 L/min，但充氣系統的供氣能力至少要達到4 435 L/min。充氣系統的供氣流量與充氣系統的輸入壓力密切相關，為適應不同脫險深度不同T值時的安全供氣流量需求，在實施快速上浮脫險時，可根據脫險深度和選用的T值，調節充氣系統的輸入壓力。另一方面，充氣系統設計為可根據脫險抗浸服頭罩內氣體壓力大小自動調整供氣流量，防止供氣流量過大或過小導致的風險。T值變化對充氣系統的伺服系統反饋調節要求和減壓負荷的關系值得進一步探討。

雖然脫險抗浸服及充氣系統相對獨立，但需要整合進整個脫險裝備系統，需要脫險裝備系統的氣源能力滿足充氣系統的供氣流量要求。根據氣體動力學，滿足充氣系統的供氣流量不僅取決于氣源壓力，也取決于供氣管路的通徑。本研究對充氣系統供氣流量的數學推導，不僅為我國脫險抗浸服充氣系統本身的設計提供了依據，也為其與整個脫險裝備系統的銜接設計提供了輸入參數，對提高我國快速上浮脫險裝備的自主維護和訓練安全具有較高的實際意義。