刘辉，浦金云，李其修，吴向君

(海军工程大学 动力工程学院，湖北 武汉 430033)

潜艇的应急挽回手段主要包括车、舵、高压气吹除压载水舱、抛弃可弃压载物和浮力调整水舱调水进行均衡等，其中车舵是潜艇正常机动时的操纵手段［1-2］，而当潜艇在水下较高航速发生尾卡大下潜舵角、潜艇舱室通海管路破损进水以及耐压舱室破损进水等重大险情事故时，在现有的应急操纵技术条件下，只能利用高压气吹除主压载水舱获取正浮力和校正力矩实施应急起浮使潜艇上浮至水面［3］.

通过对高压气吹除主压载水舱的过程进行分析，在推导并建立了高压气吹除主压载水舱数理模型基础上，为了更好地研究潜艇高压气吹除主压载水舱系统的吹除规律，分析高压气吹除的效率和影响高压气吹除能力的因素，并验证建立的高压气吹除主压载水舱数理模型和数值仿真结果，本文通过设计潜艇高压气吹除主压载水舱系统的小比例模型进行原理实验，分析高压气吹除主压载水舱过程中主要性能参数的变化情况以及影响高压气吹除效率的各种影响因素.

1 潜艇高压气吹除主压载水舱数理模型

1.1 高压气在吹除过程中释放的流量

当高压气吹除主压载水舱时，高压气直接流经管道进入压载水舱，可不考虑管路的摩擦和压降.拉瓦尔喷管即先缩后放的缩放喷管，可以使气流从亚声速加速到超声速，因此可将高压气从高压气瓶流经高压管道流向压载水舱的流动模拟为拉瓦尔(Laval)喷管［4］.设:PF、TF、ρF分别表示高压气瓶中气体压力、温度和密度;PB、TB分别表示压载水舱中气体压力和温度;c为高压气流动速度;P1为气瓶喷嘴截面处压力;˙mF为高压气流量;At为喷嘴的喷口面积;Ct为阀流量系数(0≤Ct≤1)，k为等熵常数，取k=1.4;R为气体常数287.1J/(kg·K).经过推导得:

考虑流量限制阀因素Ct=A/At，则

1.2 高压气吹除主压载水舱排水模型

将吹入到压载水舱中的高压气作为研究对象，此研究对象是一个变能量、变质量的热力系统，在建立高压气吹除排水模型时作出以下基本假设［5-6］:

1)进入压载水舱的高压气与海水瞬时完成质量和能量的交换，将吹除过程按时间划分为若干个均匀的时间计算点，并且将每个计算时间步长内的气体状态变化看作准静态过程;

2)不考虑压载水舱内气液两相的混合流动过程，假设压载水舱中高压气和海水具有水平的气液分界面;

3)高压气吹入压载水舱过程中由于高压气吹除系统吸收和高压气与海水之间热传递的能量损失，用能量损失系数考虑，并且在高压气吹除主压载水舱整个过程中是一个常数.

随着高压气进入压载水舱，压载水舱中气体压力高于压载水舱外的环境压力，从而使压载水舱中的水排出，压载水舱中排水的速度随压载水舱内压力变化而变化，压载水舱的排水量计算可以根据等量体积法计算，该方法依据压载水舱中气体体积之和等于高压气吹除压载水舱的排水体积，由于压载水舱在吹除过程中与外界海水相通，则压载水舱的压力为

式中:Phi为各压载水舱外环境压力;Pat为大气压力;z0为潜艇潜深;随吹除过程中随潜艇实时状态变化而变化;xBi为压载水舱中心纵向坐标，θ为潜艇瞬时纵倾角，d为潜艇壳体直径.VT为吹除压载水舱总体积;VTi为单个压载水舱体积;VB为压载水舱总的气体体积;VBi为单个压载水舱的气体体积;VB0为压载水舱初始气体容积，Buoy为压载水舱总的排水量.

2 实验系统模型设计

潜艇高压气吹除主压载水舱系统小比例模型由高压气瓶、压载水舱、高压管道以及阀件、测量装置等组成.为了确切地研究高压气的吹除效果，将实验压载水舱置于实验水池中，利用实验压载水舱的吃水形成压载水舱排水孔的背压［7-8］.为了保证实验压载水舱在高压气吹除过程中的稳定性，在压载水舱两侧分别附加一个舱室用于压载来提高实验舱的稳度［9］，具体设计如图1所示，压载水舱底面中心为坐标系原点O.

图1 实验舱总体设计Fig.1 The general design chart of experimental compartment

实验舱主尺度为:长 L=1.1 m，宽 B=0.3 m，高H=0.8 m，共分3个舱，包括一个吹除压载水舱和2个附加舱.中部的压载水舱在距实验舱底部0.7 m处设置一甲板进行分割，目的是使吹除实验开始时压载水舱能注满水，并给实验舱足够的储备浮力，防止实验舱在压载水舱注水或吹除过程中倾覆.为了保证压载水舱在吹除实验开始之前注满水，设计实验舱在吹除实验开始时吃水T≥0.7 m.

3 实验结果与分析

通过设定不同的高压气瓶气体压力初始条件，利用不同的实验模式，设定不同的排水孔大小(圆形排水孔直径分别为3 cm和4 cm)，进行高压气吹除压载水舱实验，验证高压气吹除主压载水舱排水模型以及吹除压载水舱排水过程中的气液流动规律，并分析排水孔大小对高压气吹除效果的影响以及影响高压气吹除效率的因素.

3.1 实验结果与模型计算结果对比

实验过程中压力气瓶的压力变化范围为1～5 MPa，表1和表2分别给出了排水孔直径分别为30 mm和40 mm时不同工况下的实验结果;图2和图3分别给出了气瓶初始压力为3 MPa和2 MPa，排水孔直径为30 cm和40 cm时压载水舱排水量、实验舱吃水、实验舱纵倾、高压气流量、气瓶出口压力以及压载水舱压力的实时变化曲线.

表1 不同初始工况下的实验结果(排水孔直径30 mm)Table 1 The experimental results of different initial conditions(drainage hole diameter 30 mm)

表2 不同初始工况下的实验结果(排水孔直径40 mm)Table 2 The experimental results of different initial conditions(drainage hole diameter 40 mm)

3.2 实验结果分析

从表1和表2中实验结果以及图2和图3中的测量数据可以看出，实验测量结果与理论模型计算结果比较接近，误差较小.除此之外，实验过程中还有以下现象:

1)高压气吹除压载水舱过程中，压载水舱水未被排尽时高压气则出现溢出，并且气瓶初始压力越高，高压气溢出出现时间越早，溢出时的剩余水量越多.如排水孔直径为30 mm，当气瓶初始压力为2 MPa时，吹除28.3 s高压气出现溢出，溢出时压载水舱剩余水量约0.005 m3;当气瓶初始压力为5 MPa时，吹除11.6 s高压气就出现溢出，溢出剩余水量约为0.02 m3.分析原因是由于气瓶初始压力越高，高压气吹除率越大，压载水舱排水速度越快，由于压载水舱内气体压力过大，压载水舱内剩余一定水量后高压气从排水孔处流出舱外.

2)高压气吹除过程中，实验舱并不是正直无纵倾上浮，吹除过程中实验舱出现纵摇和横摇运动，并且随着气瓶初始压力越高，出现纵摇和横摇运动幅度越大.如排水孔直径为30 mm，当气瓶初始压力为2 MPa时，实验舱的最大纵倾达4.68°;当气瓶初始压力为5 MPa时，实验舱的最大纵倾达9.05°.出现上述现象的原因是由于吹除过程中压载水舱内出现不稳定的自由液面，气瓶压力越高，高压气流入压载水舱的速度越快，气液掺杂混合越强烈，实验舱出现横摇和纵摇运动幅度越大.

3)气瓶初始吹除条件相同时，排水孔越大，压载水舱排水速度越快，出现纵摇和横摇幅度越大.如气瓶压力为3 MPa，排水孔直径为30 mm时，排完压载水舱内的水需要21.6 s，实验舱的最大纵倾为5.94°;而排水孔直径为40 mm时，排完压载水舱内的水需要16.7 s，实验舱的最大纵倾为7.29°.

4)实验测量结果可知，气瓶初始压力相同，流量限制阀的开口不同，高压气的吹除率不同，压载水舱排水速度也不同.流量限制阀开口越大，高压气流量越大，压载水舱排水速度越慢.如表1中，气瓶压力为2 MPa，流量阀开口比例为1时，高压气溢出需要28.3 s，而气瓶压力为2 MPa，流量阀开口比例为3/4时，高压气溢出则需要38 s.

5)从实验测量结果中实验舱的纵倾可以看出，在压载水舱吹除开始阶段，实验舱纵摇幅度迅速增大，吹除一段时间后，实验舱纵摇幅度趋于平缓，当吹除后期高压气溢出后出现大量气泡，实验舱出现剧烈纵摇运动.实验舱出现纵摇和横摇运动归根结底是由于压载水舱中自由液面引起的，对比实验结果和CFD仿真结果，实验和仿真出现的现象基本一致.

6)从实验测量结果中压载水舱压力可以看出，吹除初始阶段由于高压气的快速流入，压载水舱中的压力迅速升高，出现一个压力峰值，随着压载水舱不断排水，压载水舱的压力缓慢下降，高压气出现溢出后压载水舱内压力迅速下降，并且高压气吹除率越大，压载水舱中压力越高.

图2 压力为3 M Pa阀开口比例为1时的实验测量结果Fig.2 The results of cylinder when pressure 3 MPa and valve opening percentage is 1

图3 压力为2 MPa阀开口比例为3/4时实验测量结果Fig.3 The results of cylinder pressure 2 MPa and valve opening percentage is 3/4

图4 高压气吹除压载水舱过程中实验舱的状态变化过程Fig.4 The state change of experimental tank during gas blow ing ballast tank

4 结论

针对潜艇高压气吹除主压载系统特点，论文在建立高压气吹除主压载水舱系统数理模型的基础上，设计了小比例高压气吹除装置和压载水舱排水实验装置，通过小比例实验装置模拟了高压气吹除过程，将实验结果与相同参数条件下的数理模型的计算结果进行比较分析，验证建立数理模型的准确性.从比较结果可以看出，数理模型的计算结果与实验结果基本吻合，表明通过热力学方法建立数理模型中部分假设和简化是合理的，能对压载水舱吹除过程进行正确表述.

1)通过实验测量结果和数据可知，高压气吹除压载水舱排水过程中，除用于排水做功外，还有其它能量损失，如压载水舱中高压气与水掺混、传热，压载水舱舱壁吸收等，因此通过实验测量进行不同初始条件的实际排水量，压载水舱气体压力等参数带入建立的高压气吹除排水数理模型中进行迭代推导，修正模型中的损失系数和流量系数，对数理模型进行逐步拟合修正.

2)从不同条件下实验结果分析可知，影响高压气吹除排水效率的因素很多，如高压气瓶的初始压力，高压气瓶的容量，高压气瓶喷口直径，高压气管道的长度和直径，压载水舱排水孔大小等，但影响排水速度的关键是高压气吹除率，高压气吹除率与压载水舱排水速度成正比，因此提高高压气吹除压载水舱排水能力的有效措施就是提高高压气的吹除率和降低高压气吹除率的衰减率.

3)通过小比例实验结果与CFD模拟压载水舱排水过程的现象可知，吹除过程中压载水舱内并非稳定的水平的气液分界面，会出现不稳定自由液面，在吹除开始阶段和后期阶段越明显，并且高压气吹除率越高，压载水舱高压气与水掺混的程度越剧烈.

4)由于实验条件的限制，本文开展的高压气吹除压载水舱排水模拟实验还有一些不足，如实验没有模拟潜艇不同航行深度时的高压气吹除能力，下一步通过设计一个压力平衡水舱来模拟压载水舱的排水背压环境.

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