水下滑翔機變浮力裝置熱力學仿真分析

趙宏昌,黃橋高,劉靜

(西北工業大學航海學院 無人水下運載技術重點實驗室,陜西 西安,710072)

0 引言

水下滑翔機是由浮力驅動的、帶翼的自主式水下航行器,具有低能耗、續航能力強、作業范圍廣、作業深度大、投放和回收容易以及科學傳感器搭載能力強等特點。在海洋技術與科學領域得到了越來越廣泛的關注,在海洋探測方面有很好的應用前景。

水下滑翔機的浮力調節裝置一般有油囊式、活塞缸式和壓載水艙等形式。其中,活塞缸式變浮力裝置是通過控制自身體積來改變浮力,從而控制水下滑翔機的上浮和下潛,圖1 為其結構示意圖。圖中:1 為左活塞、2 為液壓缸艙段、3 為活塞桿、4 為中間隔板、5 為右活塞、6 為泵、7 為電機、8 為液壓油路控制單元、A～F 為設置在活塞缸式變浮力裝置上的6 個監測點。

圖1 變浮力裝置結構示意圖Fig.1 Schematic diagram of variable buoyancy device

近年來,針對水下航行器浮力調節裝置有諸多研究成果。方旭[1]研制了一種油囊式的浮力調節裝置。Sakagami 等[2]研制了一種帶輔助彈簧的動態浮力調節裝置,并進行了初步的試驗。劉銀水等[3]提出潛水器浮力微調采用海水液壓浮力調節系統,替代油壓和氣壓浮力調節系統,具有結構簡單,性能可靠等優點,是目前大深度航行器普遍采用的形式。武建國等[4]設計了一套活塞缸式浮力調節裝置,利用AMESim 軟件進行了液壓系統仿真,重點分析了液壓缸的動態特性。楊江濤等[5]闡述了一種對變浮力裝置的耐壓密封試驗方法。Zheng 等[6]設計了油艙浮力調節裝置,分析了測量氣體體積變化的準確性和靈敏度。冀功祥等[7]分別從裝置組成、工作原理、液壓系統和關重件設計四方面對浮力調節裝置展開論述。孫永見[8]針對自主水下航行器的水下工況,設計并分析了油囊式、高精度油囊式以及活塞缸式3 種浮力調節裝置。牟蓬濤[9]設計了一套浮力調節裝置PMSM 驅動控制系統。孫偉志等[10]提出了一種基于齒輪—滾珠絲杠傳動的浮力調節裝置的設計方法。劉雁集等[11]設計了一種氣壓與液壓結合的低功耗浮力調節系統,提高了海洋滑翔機浮力調節系統的可靠性,進一步降低了系統功耗。張安通等[12]提出了一種智能應急安全控制自救系統,可實現無人水下航行器浮力調節裝置故障智能識別與防護。田冠枝等[13]在分析高精度浮力調節裝置結構及功能的基礎上,提出了該裝置的控制驅動器硬件及軟件設計方案。楊友勝等[14]闡述了一種新型的、基于壓力補償的浮力調節系統的工作原理,并展望了水下航行器浮力調節技術的發展趨勢。

但是,目前的研究多針對變浮力裝置提出了結構設計方法、耐壓密封實驗方法等,較少考慮熱量對變浮力裝置所產生的影響。水下滑翔機在上浮和下潛的過程中,活塞缸式變浮力裝置處于持續工作狀態,裝置中的驅動電機和泵工作時產生的熱量會對裝置的溫度場產生影響,裝置的部分部件溫度過高,極可能影響到整個裝置的正常運行,因此對水下滑翔機的變浮力裝置進行熱力學仿真分析十分重要。

由于活塞缸式變浮力裝置結構較復雜,對其求解析解較困難,文中采用有限元方法,利用ANSYS軟件,對活塞缸式變浮力裝置進行穩態熱分析,研究變浮力裝置不同點處達到熱平衡時的溫度,在不同電機轉速下的規律以及隨著海水深度變化的規律。

1 浮力調節裝置熱力學仿真模型

1.1 熱力學分析模型

1.1.1 熱力學過程

浮力調節裝置的熱量先從泵和電機處產生,通過熱輻射向四周擴散,擴散到缸筒的內壁以及活塞的右側端面,隨后經過熱傳導,一部分傳到右油腔并與右油腔中的液壓油進行對流,一部分傳到缸筒外表面并與外部海水進行對流。

1.1.2 熱力學數學模型

電機和泵產生的熱量以熱輻射的形式向四周擴散,擴散至缸筒內壁以及活塞右側端面,其凈熱量采用斯蒂芬-玻爾茲曼方程計算

式中:Q1和Q2分別為電機和泵的熱流率;ε1為電機黑度,ε2為泵黑度;A1為電機輻射面面積;A2為泵輻射面面積;F為由電機和泵至周圍環境的形狀函數,取值為1;T1為電機輻射 面絕對溫度;T2為周圍環境絕對溫度;T3為泵輻射面絕對溫度。

經過熱傳導,一部分熱量傳至右油腔并與右油腔中的液壓油進行對流,一部分熱量傳至缸筒外表面并與外部海水進行對流。熱傳導過程中遵循熱傳導基本規律(傅立葉定律),其計算公式為

對流時,遵循對流換熱的基本規律(牛頓冷卻公式),其計算公式為

式中:ts1和tf1分別為右側活塞表面溫度和液壓油流體溫度;ts2和tf2分別為缸筒外表面溫度和海水流體溫度;h1為右側活塞表面與液壓油的對流換熱系數;h2為缸筒外表面與海水的對流換熱系數。

1.2 有限元模型

1.2.1 材料選擇及網格劃分

缸體、活塞以及活塞桿選用的材料均為7075鋁合金,而泵的材料一般為鋼,對各部分模型進行材料附加,并對模型進行網格劃分,網格大小采用7 mm,劃分結果如圖2 所示。

圖2 網格劃分Fig.2 Mesh generation

1.2.2 邊界條件設置

文中研究了活塞缸式變浮力裝置在理想運動狀態下到達熱平衡時的溫度與海水深度的關系。據相關資料統計[15],我國南海典型海水溫度隨海水深度變化關系如圖3 所示。所選取的樣本點的海水溫度與海水深度的關系如表1 所示。

表1 海水溫度與海水深度樣本點Table 1 Sample points of sea temperature and water depth

圖3 海水溫度隨海水深度變化曲線Fig.3 Curve of sea temperature changing with water depth

根據文獻[16]～[18]可知,我國南海海域典型海水密度與海水深度的關系擬合公式為

式中,H為海水深度。

擬合曲線參數在海水深度為0～117.5 m 時,b1=2.3843×10-12,b2=-1.208×10-9,b3=2.105×10-7,b4=-1.5312×10-5,b5=6.1578×10-4,b6=2.8478×10-3,b7=1021;在海水深度為117.5～1500 m 時,b1=-2.5615×10-17,b2=1.4308×10-13,b3=-3.1843×10-10,b4=3.5882×10-7,b5=-2.1545×10-4,b6=7.1091×10-2,b7=1018.3。

根據壓力公式p=ρgh,所選取的樣本點的海水密度、壓力與海水深度的關系如表2 所示。在海面時海水壓力取一個標準大氣壓。

表2 海水密度、壓力與海水深度樣本點Table 2 Sample points of seawater density,pressure and water depth

在電機和泵模型的表面施加熱輻射約束,其輻射系數為0.42,周圍溫度為22℃。油腔液壓油之間的對流約束,取其對流換熱系數為50 W/(m2·℃),工作溫度為50℃。變浮力裝置缸筒外部周圍溫度設為4℃。電機和泵的效率均為98%。

假設變浮力裝置運行,活塞作勻速運動,此時,泵的工作負載與海水外部壓力相等。在電機和泵模型上添加內部生成熱載荷,其對電機和泵生熱率的影響如表3 所示。

表3 海水深度對泵和電機生熱率邊界條件的影響Table 3 Influence of water depth on the boundary conditions of heat generation rate of the pump and the motor

在真實的情況下,活塞不僅只做勻速運動,電機轉速也不是突然就能達到某一固定值,因此,接下來研究變浮力裝置在海水深度1500 m 時溫度與電機轉速的關系。電機轉速對電機和泵生熱率的影響如表4 所示,其余參數設置同上。

表4 電機轉速對泵和電機生熱率邊界條件的影響Table 4 Influence of motor speed on the boundary conditions of heat generation rate of the pump and the motor

2 仿真分析

經過穩態熱分析仿真計算,對變浮力裝置A～F等6 個點的溫度值進行監測。圖4 為變浮力裝置在不同海水深度下的溫度場云圖。由圖可知,當活塞在理想勻速運動狀態時,變浮力裝置在海面處和在海水深度100 m 處到達熱平衡時最高溫度存在于右側活塞上,分別為31.49℃和26.90℃。其余工況下裝置到達熱平衡時的最高溫度均存在于泵模型的壓蓋上,在海水深度為1500 m 時,最高溫度值為29.22℃。

圖4 變浮力裝置在不同海水深度下的溫度場云圖Fig.4 Contours of temperature field of variable buoyancy device at different water depths

圖5 為變浮力裝置在熱平衡時溫度隨海水深度的變化曲線。由圖可知:當活塞在理想勻速運動狀態時,裝置遠離熱源的位置到達熱平衡時的溫度隨海水深度的增加而降低;裝置接近發熱源的位置到達熱平衡時的溫度隨海水深度先降低后升高;在所選工況中,海水深度為500 m 時溫度最低,在海面時溫度最高。通過仿真分析可知,隨著海水深度的增加,變浮力裝置周圍的海水溫度不斷降低,導致該裝置在熱輻射、對流、傳導時,傳出去的熱量增加;但隨著海水深度的增加,海水壓力也會增加,相應的泵和電機的工作負載和發熱量會增加。活塞缸式變浮力裝置在遠離發熱源的位置,受海水環境溫度的影響較大;在接近熱源的位置,在所選工況中,海水深度小于500 m 時,受海水環境溫度的影響較大,在海水深度大于500 m 時,受泵和電機的工作負載和發熱量的影響較大。

圖5 熱平衡時各點溫度隨海水深度變化曲線Fig.5 Curves of temperature at various points during thermal equilibrium changing with water depth

圖6 是變浮力裝置在海水深度1500 m 時,不同電機轉速下裝置到達熱平衡時的溫度場云圖。由圖可知,變浮力裝置到達熱平衡時最高溫度為40.95℃,存在于泵模型的壓蓋上。其各點達到熱平衡狀態后的溫度與轉速的關系曲線如圖7 所示。圖中,電機轉速為5000 r/min 時,裝置到達熱平衡時的溫度最高,此時電機功率最高,散發出的熱量最大,故而在熱平衡狀態時的溫度最高;由于點F距離熱源較遠,受熱源影響溫度變化較小,故溫度基本保持不變。

圖6 不同電機轉速下裝置到達熱平衡時溫度場云圖Fig.6 Contours of temperature field of the device at thermal equilibrium at different motor speeds

圖7 熱平衡時各點溫度隨電機轉速變化曲線Fig.7 Curves of temperature at various points during thermal equilibrium changing with motor speed

當水下滑翔機在海水深度為1500 m 時,其變浮力裝置達熱平衡時的溫度在電機轉速為5000 r/min時工況最高。此時,裝置中作為熱源的電機和泵的溫度在幾個測試點中最高,溫度分別為31.97℃和40.95℃。其次右側活塞的溫度為6.66℃,端蓋處的溫度為3.90℃,接近熱源的缸筒外表面的溫度為3.55℃,遠離熱源的缸筒外表面的溫度為3.00℃,趨近于海水溫度。結果表明,該變浮力裝置到達熱平衡時的溫度滿足設計要求,處于正常工作狀態。

3 結論

文中建立了變浮力裝置的熱力學仿真模型,對變浮力裝置在不同轉速下達到熱平衡時溫度場的分布進行了仿真計算,獲得了變浮力裝置溫度隨海水深度和電機轉速的變化規律。

1) 當活塞在理想勻速運動狀態時,變浮力裝置遠離熱源的位置到達熱平衡時的溫度隨海水深度的增加而降低。裝置接近發熱源的位置到達熱平衡時的溫度隨海水深度先降低后升高,在所選不同海水深度的工況中,海水深度為500 m 時溫度最低,在海面時溫度最高。

2) 當活塞在理想勻速運動狀態時,變浮力裝置在海面處和水深100 m 處到達熱平衡時的最高溫度存在于右側活塞上,分別為31.49℃和26.90℃。其余工況下,裝置到達熱平衡時的最高溫度均存在于泵模型的壓蓋上,海水深度為1500 m 時,最高溫度值為29.22℃。

3) 變浮力裝置在1500 m 處正常運行時,在所選不同電機轉速的工況中,電機轉速為5000 r/min時,裝置到達熱平衡時的溫度最高,為40.95℃,存在于泵模型的壓蓋上。

采用有限元軟件對變浮力裝置進行了熱力學仿真,得到了由于變浮力裝置的電機和泵在運行工作時散發的熱量對裝置溫度場的影響規律以及變浮力裝置在達到穩態熱平衡時溫度場的分布,找到了裝置熱平衡時溫度較高的點,對分析變浮力裝置在工作時是否會由于熱量過熱、溫度過高而影響到裝置正常運行的問題具有參考意義。該模型考慮到了海水溫度以及海水壓力等因素,具有一定的準確性。

由于計算機能力的限制,文中將內部的模型簡化,網格不夠精確,海水的對流換熱系數無法進行精確計算。接下來將細化模型內部結構和網格,通過獲取該裝置所處位置的海水,測其溫度、深度、鹽度以及海水流速等水文數據,計算該位置海水的對流換熱系數,以獲得更為精確的結果。