潛艇通氣管進氣閥阻力特性分析及優化

胡海濱，周睿，周哲，劉義軍

中國艦船研究設計中心，湖北武漢430064

0 引 言

潛艇通氣管進氣閥是潛艇柴油機充電的空氣入口，當潛艇處于通氣管狀態或水面航行狀態時，通過進氣閥向潛艇主機艙或通風系統供給外界空氣［1］。

進氣阻力特性是潛艇通氣管進氣閥的一項重要性能參數，直接影響潛艇的充電效率、艇員健康［2］和動力安全。傳統的通氣管進氣閥是采用經驗公式或繼承性設計來表征其阻力特性，難以進行改進優化和精細化的設計。進氣閥內部的流通介質為空氣，與船舶通風系統的使用工況較為接近。近年來，隨著計算機技術的快速發展，計算流體動力學（CFD）技術被廣泛應用于船舶通風系統的方案設計［3-4］和節能優化［5］等方面，大大縮短了研究周期和成本。例如，吳凱等［6］以某通風系統中的管道為研究對象，利用FLUENT 軟件分析管道阻力并改進管道結構，優化了整個通風系統。朱建國等［7］詳細分析了某通風系統在運行過程中出現風量不足的原因并提出了改進方案，結果顯示改進后的系統其減阻節能效果顯著。劉揚等［8］分析了通風系統對調節閥的性能要求，闡述了風道調節閥流量特性的基本特征，介紹了流量特性的試驗原理和試驗方法。熊鵬俊等［9］通過數值模擬方法分析了3 種典型船用風量調節閥的流量特性和阻力特性，并通過實驗進行了驗證。郭昂等［10］利用CFD 技術對海監船機艙的機械通風系統進行了數值分析，指出在保證艙內適當負壓的情況下可將機械送風改為機械抽風，從而達到機艙進風量增加50%的優化目標。本文將采用CFD 技術對通氣管進氣閥進行阻力特性分析，通過實驗的方法對計算結果進行驗證，并分析閥盤行程、進氣角度這2 項參數對進氣閥阻力的影響規律，獲得進氣閥阻力特性優化設計的最佳方案。

1 計算模型與計算方法

1.1 計算模型

計算模型主要包括潛艇通氣管進氣閥和測試管段等。其中，進氣閥包括進風口、閥盤和圓形風管，其結構示意圖如圖1（a）所示。圖中：h 為閥盤行程；θ為以點O 為頂點的夾角，即進氣角度。閥盤行程的取值范圍為h=170～260 mm，進氣角度的取值范圍為θ=50°～70°。進氣閥的阻力特性主要與閥盤行程h 和進氣角度θ相關。

計算中，對模型進行了適當簡化，忽略了進氣閥內部筋板、閥體壁厚和緊固件等細節特征。進氣閥進風口的當量直徑為0.895 m，空氣進口至出口的距離為9.1 m。為保證流場模擬的準確性，更真實地模擬通氣管進氣狀態，在進氣閥入口外填充了正方形的流體域，該流體域的邊長為10 倍的進氣閥空氣進口當量直徑。進氣閥與測試管段示意圖如圖1（b）所示。進氣閥的額定風量范圍為1.6～6.5 m3/s，內部空氣流動按照不可壓縮流體處理，設為穩態湍流流動。

圖1 計算模型Fig.1 Computational model

1.2 網格劃分與邊界條件

本文同時采用結構體與非結構體網格對計算模型進行分區域網格劃分。對于風管等內部區域，采用非結構體網格，并對閥盤及空氣進口等對流動影響較大的區域進行局部網格加密；而對于尺寸較大、形狀較為規則的外部流體域，則采用結構體網格劃分方法，以減少整體模型計算量，提高計算效率。非結構體網格區域和結構體網格區域采用interface 邊界條件進行銜接，整個計算模型的網格劃分如圖2 所示。

為保證計算的可靠性與穩定性，對網格進行了無關性驗證，以選擇較為合理的網格進行后續計算。本文選取了4 種數目不同的網格進行計算，計算參數是最大風量Q=6.5 m3/s 下進氣閥的壓力損失ΔP，即圖1（a）中空氣進口與出口的全壓差，結果如表1 所示。結果表明，當網格數增加到273 萬后，網格數對計算參數的影響很小，因而采用網格3 進行計算即可滿足需求。

圖2 網格劃分示意圖Fig.2 Schematic diagram of meshing

表1 網格無關性驗證結果Table 1 Mesh independence verification

湍流模型選用基于雷諾平均法（RANS）的標準k-ε模型［11］。設置流動介質為空氣，空氣密度為1.2 kg/m3，對流項采用二階迎風格式進行離散處理，離散方程的求解采用SIMPLE 方法，收斂精度為10-4。近壁面采用標準壁面處理方式，不考慮重力對氣流場的影響。外部流域邊界條件選用壓力入口，出風口邊界選用壓力出口，其他邊界采用無滑移壁面邊界條件。采用以上計算方法對進氣閥結構進行數值優化設計。

2 計算方法驗證

為驗證本文數值計算方法的準確性，針對進氣閥初始方案（h=205 mm，θ=55°）進行了阻力特性測量實驗，實驗裝置如圖3 所示。通過風機模擬柴油機充電吸入空氣，采用變頻器調節風機的進風量，模擬不同的柴油機工況。在空氣進口與出口區域留出足夠空氣流動的空間，并對1.6～6.5 m3/s 風量范圍內進氣閥的壓力損失進行測量。實驗中，靜壓測孔1 處氣流平穩，可直接測量該處的靜壓，然后通過流量換算得到動壓，進而得到靜壓測孔1 處的全壓，所以進氣閥的壓力損失為靜壓測孔1 處的全壓與大氣壓的壓差。

圖3 阻力特性實驗裝置Fig.3 Resistance characteristic experimental device

實驗條件為：大氣壓力0.997×105Pa，空氣溫度30 ℃，相對濕度RH=0.74。實驗完成后，為便于比較，將測試數據按標準工況下的空氣參數進行換算，換算條件為：標準大氣壓力1.013 25×105Pa，空氣溫度20 ℃，空氣密度1.2 kg/m3。

圖4 所示為進氣閥壓力損失ΔP 與風量Q 的關系曲線圖。由計算結果與實驗數據的對比可知，不同風量下，進氣閥壓力損失的計算結果與實驗結果吻合良好，驗證了數值計算結果的準確性。

3 結構優化與分析

在初始設計方案（h=205 mm，θ=55°）的基礎上對進氣閥的閥盤行程h 和進氣角度θ進行調節，并采用數值計算方法分析不同結構下進氣閥壓力損失的變化情況，獲取閥盤行程和進氣角度對進氣閥阻力特性的影響規律，為進氣閥結構優化提供指導。

圖4 進氣閥阻力特性曲線的計算與實驗結果對比Fig.4 Comparison of calculation and experimental results of air-intake valve resistance characteristic

3.1 閥盤行程的影響

保持進氣角度θ=55°不變，對閥盤行程h 進行調節，取具有代表性的流量點進行計算分析，計算結果如圖5 所示。

圖5 不同風量下進氣閥壓力損失隨閥盤行程的變化Fig.5 Variation of air-intake valve pressure loss with respect to flapper stroke under different air flows

由圖5 的分析可知：從整體趨勢上看，隨著閥盤行程h 的增大，進氣閥的壓力損失逐漸減小；當閥盤行程大于244 mm 后，繼續增大閥盤行程對壓力損失的影響較小?？紤]到閥盤的設計限制，閥盤行程h=244 mm 時優化效果最好。

3.2 進氣角度的影響

根據上節的研究結果，保持閥盤行程h=244 mm不變，探究不同進氣角度θ對進氣閥壓力損失ΔP的影響。圖6 所示為不同風量下進氣閥壓力損失隨進氣角度變化的情況。由圖6 的分析可知，當進氣角度θ＞65°時，進氣閥的壓力損失會急劇上升；當進氣角度θ＜65°時，各角度下進氣閥的壓力損失相差不大，其中，θ=60°時進氣閥的壓力損失最小。

圖6 不同風量下進氣閥壓力損失隨進氣角度的變化況Fig.6 Variation of air-intake valve pressure loss with respect to intake angle under different air flows

綜上所述，當閥盤行程h=244 mm、進氣角度θ=60°時，進氣閥的壓力損失取得的值最小，此時，進氣閥的阻力最小。

4 結 論

本文采用CFD 方法對潛艇通氣管進氣閥的阻力特性進行了數值模擬，并通過實驗的方式對計算方法進行了驗證。通過調節閥盤行程和進氣角度，得到了進氣閥不同的結構方案，并對不同結構下的阻力特性進行了計算分析，得到如下主要結論：

1）閥盤行程和進氣角度對進氣閥的壓力損失具有顯著影響。

2）進氣閥的壓力損失隨閥盤行程的增大逐漸減小，但當閥盤行程h＞244 mm 后繼續增大閥盤行程對壓力損失的影響不大，因此閥盤行程的最佳值為244 mm。將閥盤行程定為244 mm 并改變進氣角度，當進氣角度θ＞65°時，進氣閥的壓力損失會急劇上升；當進氣角度θ＜65°時，各角度下進氣閥的壓力損失相差不大，其中θ=60°時進氣閥的壓力損失最小。

3）閥盤行程h=244 mm、進氣角度θ=60°為通氣管進氣閥阻力特性的最佳優化方案。