航行器水下充氣正浮力建立時間研究

孫 元,王廣平,李春雨,王雪峰

(中國船舶集團有限公司 第705 研究所，陜西 西安，710077)

0 引言

隨著技術的發展以及部隊需求的提高,水下航行器的技術指標要求越來越高。為了達到指標要求,水下航行器內裝載組件的種類數量大幅增加,裝載密度增大,傳統的排載回收方式已不能滿足要求,目前均采用高壓氣瓶為浮囊充氣,浮囊膨脹后產生正浮力,使水下航行器漂浮于水面,從而達到水下航行器安全回收的目的[1-4]。

水下航行器停車后,上浮裝置工作,浮囊從開始膨脹到建立正浮力需要一定的時間,在此過程中水下航行器可能一直下沉,當下沉深度超過上浮裝置最大工作深度時,將發生沉沒事故。為了提高水下航行器的回收安全性,設計停車深度需與上浮裝置充氣時間匹配。

浮囊的結構形式有環形、“馬鞍”形和“枕”形3 種。目前,多數學者只針對水下航行器環形浮囊開展了水下充氣時間的研究。呂汝信[5]通過對上浮裝置的組成及工作原理的研究,提出了上浮裝置主要技術參數的工程估計方法;程文鑫等[6]根據熱力學定理建立了浮囊充氣過程模型,對氣瓶排氣、浮囊充氣過程進行了仿真計算,獲得了充氣過程中浮囊體積、充氣流速、氣瓶壓力和浮囊受力等參數的變化規律;張曉光等[7]提出了一種研究氣囊展開對水下航行器充氣上浮過程中的姿態變化以及運動軌跡影響的多學科協同仿真方法,該研究內容著重于對浮囊充氣展開過程的分析,沒有明確給出浮囊在水下充氣時間的計算方法;孫潘等[8]基于初始矩陣法,建立了環形助浮折疊氣囊的有限元模型,研究結果表明,氣囊極限工作深度隨充氣壓力的升高而線性增加,充氣時間隨充氣管徑的增加而減小;甄文強等[9]在地面及水下不同深度開展了環形氣囊充氣試驗,利用高速相機獲取了充氣過程的影像,建立了地面及水下環境中環形氣囊充氣過程的數學模型,并分析了充氣深度對充氣過程的影響,發現充氣時間與充氣深度呈明顯的非線性關系。上述研究中的充氣管路系數均為已知參數,若充氣管路結構形狀、材料或組成發生變化,該研究方法均無法直接應用。因此,需研究一種具有普遍性的上浮裝置水下充氣時間計算方法。

上浮裝置水下充氣時間與氣瓶充氣壓力、氣瓶容積、氣體溫度、浮囊容積以及充氣管路的流量系數有關,其中除管路流量系數外,其余所有參數均為已知參數。因此,不管采用何種方法計算上浮裝置水下充氣時間,前提均需已知充氣管路的流量系數。管路流量系數與充氣管路的結構形式、管徑、管路材料、表面粗糙度以及管路的組成有關,傳統的測試方法是通過測得流經管路液體的質量流量,依據計算公式計算得出,但由于水下航行器的管路包含各種閥和火工品等,組成十分復雜,不適合采用傳統的測試方法。因此,文中研究了一種新的充氣管路流量系數測試方法,構建充氣計算模型,進而得出適合現有所有結構形式浮囊的水下航行器充氣時間。

1 上浮裝置充氣時間計算模型

水下航行器上浮裝置由氣瓶、直管、彎管和浮囊組成,氣瓶和浮囊之間通過直管和彎管連通起來,其工作原理如圖1 所示,其中氣瓶的容積為6 L,充氣壓力為25 MPa,充氣管路通徑為Φ4 mm,浮囊容積為90 L。

圖1 上浮裝置工作原理Fig.1 Operational principle of the floating device

在氣動技術中,往往將氣流所通過的各種氣動元件抽象成一個收縮噴嘴或節流小孔來計算(上浮裝置充氣管路可近似看作節流小孔),然后再作修正。計算時假定氣體為完全氣體,收縮噴嘴中氣流的速度遠大于外界進行熱交換的速度,且摩擦損失可忽略。因此,可將噴嘴中的流動視為等熵流動。

圖2 為空氣從大容器I(如氣瓶)經收縮噴嘴(如充氣管路)流向腔室II(如浮囊)。相比之下,容器I 中的流速遠小于噴嘴中的流速,可視容器I 中的流速u0=0。設容器I 中氣體的滯止參數p0、ρ0和T0保持不變,腔室II 中參數為p、ρ和T,噴嘴出口截面積為A,出口截面的氣體參數為pe、ρe和Te。當p發生改變時,噴嘴中的流動狀態將發生變化。

圖2 空氣從大容器（或大截面管道）I 經收縮噴嘴流向腔室II 示意圖Fig.2 The air flows from the large vessel (or large crosssection pipe) I through the contraction nozzle to the chamber II

1) 當p=p0時,噴嘴中氣體不流動;

2) 當p/p0>0.528 時,噴嘴中氣流為亞聲速流,這種流動狀態稱為亞臨界狀態;

3) 當p/p0≤0.528 時,噴嘴中氣流為聲速流。

上浮裝置工作時,浮囊內氣體絕對壓力最大值p=1.14 MPa,氣瓶充氣絕對壓力p0=25.1 MPa,p/p0=0.045 4≤0.528。因此,氣瓶通過充氣管路向浮囊充氣,充氣管路中的氣流為聲速流。

由于氣瓶放氣速度快,可視氣瓶為浮囊充氣的過程為絕熱過程,同時浮囊為固定容積,則定積氣瓶絕熱放氣時間計算模型按式(1) [8]進行,從式中可以看出壓力、體積和溫度等均為已知參數,只有流量系數為未知參數,流量系數和充氣管路的長度、材料、形狀以及表面粗糙度有關,由試驗確定。

式中:S為放氣孔口有效截面積,S=μA,其中μ為流量系數;TS為容器中空氣初始溫度,TS=298 K;V為氣瓶容積,V=6 L;V1為浮囊容積,V1=90 L;pa為水下100 m 浮囊內氣體絕對壓力,pa=1.14 MPa;p2為水下100 m 浮囊充滿后氣瓶內剩余壓力,水下充氣過程按等溫過程由式(2)計算得p2=8 MPa;pS和p1為氣瓶的初始絕對壓力,pS=p1=25.1 MPa;γ為比熱容比,γ=1.4。

當0

2 上浮裝置充氣管路流量系數測試試驗

根據上浮裝置充氣時間計算模型,需通過試驗確定管路系數,由于p/p0≤0.528,氣瓶通過高壓管路向浮囊充氣的質量流量按聲速的質量流量計算,計算模型為

式中:Qm為質量流量;S為管路有效面積,S=μA;p0為入口氣瓶壓力;T為氣瓶壁溫。式中質量流量可通過質量流量計測得,其余參數除流量系數μ外,其他物理量均為已知參數,由此形成充氣管路流量系數測試方法及測試試驗原理圖，如圖3 所示。測量管路的質量流量、氣瓶壓力和氣瓶瓶體溫度,重復測量4 次。試驗用儀器儀表見表1,充氣管路氣體流量試驗數據文件通道配置見表2,4 次試驗結果見圖4～圖7 和表3。

圖3 充氣管路流量系數測試試驗原理圖Fig.3 Schematic diagram of flow coefficient test of gas filling pipeline

圖4 第1 次試驗測試曲線Fig.4 Test curves of the first test

圖5 第2 次測試曲線圖Fig.5 Test curves of the second test

圖6 第3 次測試曲線圖Fig.6 Test curves of the third test

圖7 第4 次測試曲線圖Fig.7 Test curves of the fourth test

表1 試驗用儀器儀表列表Table 1 List of test instruments

表2 充氣管路氣體流量試驗數據文件通道配置表Table 2 Channel configuration of gas flow test data file for gas filling pipeline

表3 試驗數據Table 3 Experimental date

由上式計算得出4 次試驗管路系數見表4。

表4 上浮裝置充氣管路系數Table 4 Coefficient of inflation pipeline of floating device

3 上浮裝置充氣時間理論計算值與實測值對比

通過上浮裝置大深度上浮試驗,對102 m 和145 m 深度下上浮裝置的充氣時間進行了測試，測試情況見圖8～圖9，將測試結果與理論計算值進行對比,對比結果見表5。從表中可以看出，理論計算時間與實測時間基本一致，最大誤差不超過5.8%，說明該理論計算模型及計算方法是準確的。

表5 上浮裝置充氣時間理論計算值與實測值對比Table 5 Comparison between theoretical calculated value and measured value of inflation time of floating device

圖8 水下102 m 充氣時間測試Fig.8 Inflating time test at 102 m underwater

圖9 水下145 m 充氣時間測試Fig.9 Inflating time test at 145 m underwater

4 結束語

文中針對航行器上浮裝置充氣管路不適合采用傳統方法測試管路流量系數的問題，設計了新的管路流量系數測試方法,測出上浮裝置充氣管路的流量系數,然后采用定積絕熱放氣條件充氣時間計算模型計算上浮裝置充氣時間,計算結果與試驗數據吻合較好。研究結果可為航行器航深設計及停車流程設計提供參考。