航行器水下充气正浮力建立时间研究
时间：2023-02-13 16:55:10 来源：千叶帆 本文已影响人
孙 元,王广平,李春雨,王雪峰
(中国船舶集团有限公司 第705 研究所，陕西 西安，710077)
随着技术的发展以及部队需求的提高,水下航行器的技术指标要求越来越高。为了达到指标要求,水下航行器内装载组件的种类数量大幅增加,装载密度增大,传统的排载回收方式已不能满足要求,目前均采用高压气瓶为浮囊充气,浮囊膨胀后产生正浮力,使水下航行器漂浮于水面,从而达到水下航行器安全回收的目的[1-4]。
水下航行器停车后,上浮装置工作,浮囊从开始膨胀到建立正浮力需要一定的时间,在此过程中水下航行器可能一直下沉,当下沉深度超过上浮装置最大工作深度时,将发生沉没事故。为了提高水下航行器的回收安全性,设计停车深度需与上浮装置充气时间匹配。
浮囊的结构形式有环形、“马鞍”形和“枕”形3 种。目前,多数学者只针对水下航行器环形浮囊开展了水下充气时间的研究。吕汝信[5]通过对上浮装置的组成及工作原理的研究,提出了上浮装置主要技术参数的工程估计方法;程文鑫等[6]根据热力学定理建立了浮囊充气过程模型,对气瓶排气、浮囊充气过程进行了仿真计算,获得了充气过程中浮囊体积、充气流速、气瓶压力和浮囊受力等参数的变化规律;张晓光等[7]提出了一种研究气囊展开对水下航行器充气上浮过程中的姿态变化以及运动轨迹影响的多学科协同仿真方法,该研究内容着重于对浮囊充气展开过程的分析,没有明确给出浮囊在水下充气时间的计算方法;孙潘等[8]基于初始矩阵法,建立了环形助浮折叠气囊的有限元模型,研究结果表明,气囊极限工作深度随充气压力的升高而线性增加,充气时间随充气管径的增加而减小;甄文强等[9]在地面及水下不同深度开展了环形气囊充气试验,利用高速相机获取了充气过程的影像,建立了地面及水下环境中环形气囊充气过程的数学模型,并分析了充气深度对充气过程的影响,发现充气时间与充气深度呈明显的非线性关系。上述研究中的充气管路系数均为已知参数,若充气管路结构形状、材料或组成发生变化,该研究方法均无法直接应用。因此,需研究一种具有普遍性的上浮装置水下充气时间计算方法。
上浮装置水下充气时间与气瓶充气压力、气瓶容积、气体温度、浮囊容积以及充气管路的流量系数有关,其中除管路流量系数外,其余所有参数均为已知参数。因此,不管采用何种方法计算上浮装置水下充气时间,前提均需已知充气管路的流量系数。管路流量系数与充气管路的结构形式、管径、管路材料、表面粗糙度以及管路的组成有关,传统的测试方法是通过测得流经管路液体的质量流量,依据计算公式计算得出,但由于水下航行器的管路包含各种阀和火工品等,组成十分复杂,不适合采用传统的测试方法。因此,文中研究了一种新的充气管路流量系数测试方法,构建充气计算模型,进而得出适合现有所有结构形式浮囊的水下航行器充气时间。
水下航行器上浮装置由气瓶、直管、弯管和浮囊组成,气瓶和浮囊之间通过直管和弯管连通起来,其工作原理如图1 所示,其中气瓶的容积为6 L,充气压力为25 MPa,充气管路通径为Φ4 mm,浮囊容积为90 L。
图1 上浮装置工作原理Fig.1 Operational principle of the floating device
在气动技术中,往往将气流所通过的各种气动元件抽象成一个收缩喷嘴或节流小孔来计算(上浮装置充气管路可近似看作节流小孔),然后再作修正。计算时假定气体为完全气体,收缩喷嘴中气流的速度远大于外界进行热交换的速度,且摩擦损失可忽略。因此,可将喷嘴中的流动视为等熵流动。
图2 为空气从大容器I(如气瓶)经收缩喷嘴(如充气管路)流向腔室II(如浮囊)。相比之下,容器I 中的流速远小于喷嘴中的流速,可视容器I 中的流速u0=0。设容器I 中气体的滞止参数p0、ρ0和T0保持不变,腔室II 中参数为p、ρ和T,喷嘴出口截面积为A,出口截面的气体参数为pe、ρe和Te。当p发生改变时,喷嘴中的流动状态将发生变化。
图2 空气从大容器（或大截面管道）I 经收缩喷嘴流向腔室II 示意图Fig.2 The air flows from the large vessel (or large crosssection pipe) I through the contraction nozzle to the chamber II
1) 当p=p0时,喷嘴中气体不流动;
2) 当p/p0>0.528 时,喷嘴中气流为亚声速流,这种流动状态称为亚临界状态;
3) 当p/p0≤0.528 时,喷嘴中气流为声速流。
上浮装置工作时,浮囊内气体绝对压力最大值p=1.14 MPa,气瓶充气绝对压力p0=25.1 MPa,p/p0=0.045 4≤0.528。因此,气瓶通过充气管路向浮囊充气,充气管路中的气流为声速流。
由于气瓶放气速度快,可视气瓶为浮囊充气的过程为绝热过程,同时浮囊为固定容积,则定积气瓶绝热放气时间计算模型按式(1) [8]进行,从式中可以看出压力、体积和温度等均为已知参数,只有流量系数为未知参数,流量系数和充气管路的长度、材料、形状以及表面粗糙度有关,由试验确定。
式中:S为放气孔口有效截面积,S=µA,其中µ为流量系数;TS为容器中空气初始温度,TS=298 K;V为气瓶容积,V=6 L;V1为浮囊容积,V1=90 L;pa为水下100 m 浮囊内气体绝对压力,pa=1.14 MPa;p2为水下100 m 浮囊充满后气瓶内剩余压力,水下充气过程按等温过程由式(2)计算得p2=8 MPa;pS和p1为气瓶的初始绝对压力,pS=p1=25.1 MPa;γ为比热容比,γ=1.4。
当0 根据上浮装置充气时间计算模型,需通过试验确定管路系数,由于p/p0≤0.528,气瓶通过高压管路向浮囊充气的质量流量按声速的质量流量计算,计算模型为 式中:Qm为质量流量;S为管路有效面积,S=µA;p0为入口气瓶压力;T为气瓶壁温。式中质量流量可通过质量流量计测得,其余参数除流量系数µ外,其他物理量均为已知参数,由此形成充气管路流量系数测试方法及测试试验原理图，如图3 所示。测量管路的质量流量、气瓶压力和气瓶瓶体温度,重复测量4 次。试验用仪器仪表见表1,充气管路气体流量试验数据文件通道配置见表2,4 次试验结果见图4～图7 和表3。 图3 充气管路流量系数测试试验原理图Fig.3 Schematic diagram of flow coefficient test of gas filling pipeline 图4 第1 次试验测试曲线Fig.4 Test curves of the first test 图5 第2 次测试曲线图Fig.5 Test curves of the second test 图6 第3 次测试曲线图Fig.6 Test curves of the third test 图7 第4 次测试曲线图Fig.7 Test curves of the fourth test 表1 试验用仪器仪表列表Table 1 List of test instruments 表2 充气管路气体流量试验数据文件通道配置表Table 2 Channel configuration of gas flow test data file for gas filling pipeline 表3 试验数据Table 3 Experimental date 由上式计算得出4 次试验管路系数见表4。 表4 上浮装置充气管路系数Table 4 Coefficient of inflation pipeline of floating device 通过上浮装置大深度上浮试验,对102 m 和145 m 深度下上浮装置的充气时间进行了测试，测试情况见图8～图9，将测试结果与理论计算值进行对比,对比结果见表5。从表中可以看出，理论计算时间与实测时间基本一致，最大误差不超过5.8%，说明该理论计算模型及计算方法是准确的。 表5 上浮装置充气时间理论计算值与实测值对比Table 5 Comparison between theoretical calculated value and measured value of inflation time of floating device 图8 水下102 m 充气时间测试Fig.8 Inflating time test at 102 m underwater 图9 水下145 m 充气时间测试Fig.9 Inflating time test at 145 m underwater 文中针对航行器上浮装置充气管路不适合采用传统方法测试管路流量系数的问题，设计了新的管路流量系数测试方法,测出上浮装置充气管路的流量系数,然后采用定积绝热放气条件充气时间计算模型计算上浮装置充气时间,计算结果与试验数据吻合较好。研究结果可为航行器航深设计及停车流程设计提供参考。
