雙殼體混合驅動水下滑翔機結構原理及水動力性能研究

劉 健 ,周廣禮 ,彭嘉澍 ,朱 猛 ,李國慶 ,余祖耀 *

(1.華中科技大學 船舶與海洋工程學院,湖北 武漢,430074;2.海軍研究院,北京,100161)

0 引言

水下滑翔機作為一種依靠浮力驅動的新型水下航行器[1]可主動調整自身凈浮力與姿態角實現“鋸齒形”軌跡運動。因其高效率、大航程、高隱蔽性以及長時續連續觀測等優點[2-4],不僅在海洋監測中得到了廣泛關注,在海洋安全保障方面也扮演著重要角色[5]。但其也存在航行軌跡單一、航速低以及抗干擾能力弱等缺點。

2001 年,Bachmayer 等[6]提出在傳統水下滑翔機尾部加裝螺旋槳,以有效提高航速的混合驅動水下滑翔機設想。此后,Jones[7]在此基礎上,將艉部的螺旋槳替換成可折疊螺旋槳推進器以降低滑翔時螺旋槳增加的航行阻力。Claustre 等[8]研發了不設置水平滑翔翼的混合驅動水下滑翔機“SeaExplorer”,其滑翔翼依靠艉部的螺旋槳進行推進,而滑翔運動主要依靠滑翔機主體提供的升力。國內的混合驅動水下滑翔機研究雖然起步較晚,但也成果顯著。天津大學經過多年發展,先后研發出“海燕I”(Petrel I)和“海燕 II”(Petrel II)[9-10],并開展了相關的水域試驗,在下潛深度、航行速度等方面都取得了長足的進步。同時,華中科技大學將噴水推進泵應用到水下滑翔機上,并于“十二五”期間研制出具有自主知識產權的“海鷹”號混合驅動水下滑翔機[11]。經過20 多年的發展,兼具典型水下滑翔機和傳統水下航行器優點的混合驅動水下滑翔機的應用領域愈加廣泛。不過,在水下航行器快速推進模式下,滑翔翼的存在不僅會增加航行阻力,增大能源消耗,還會影響航行操縱性[12]。

目前,針對可變翼滑翔機的研究不斷深入,如美國“Finnegan”仿海龜撲翼水下航行器[13]、日本“ALEX”水下滑翔機[14-15]等,但大多停留在仿生撲翼研究階段,而對于可變后掠角的研究很少。天津大學的楊志金[16]和武建國[17]等通過試驗研究得出滑翔翼后掠角對水下滑翔機的航行經濟性及靜穩定性均會產生重要影響。

基于此,為進一步提高混合驅動水下滑翔機的綜合航行性能,提出了一種雙殼體混合驅動水下滑翔機,設計了渦輪蝸桿滑翔翼收放機構,并仿真分析了滑翔翼水動力性能,確定了合理的機構配置方案。

1 雙殼體混合驅動水下滑翔機

1.1 工作原理

文中的雙殼體混合驅動水下滑翔機外殼為基于海洋水生生物的仿生流線型非水密殼,具有優秀的流阻性能,內殼為水密耐壓殼,可為滑翔機內部各單元提供1 個耐壓、干燥的搭載環境。其滑翔翼不同于傳統的固定水平翼,可根據實際需求進行收放,且可完全收入耐壓殼與非水密殼之間,不破壞主體流線型,實現對能源的合理分配,工作狀態示意圖如圖1 所示。

圖1 雙殼體混合驅動水下滑翔機滑翔翼工作示意圖Fig.1 Working state of the double-hull hybrid powered underwater glider wings

雙殼體水下滑翔機的工作模式有滑翔模式、推進模式、滑翔與推進混合模式3 種,水下滑翔機可根據工作需求實時切換工作模式,其工作流程如圖2 所示。

圖2 雙殼體混合驅動水下滑翔機工作流程示意圖Fig.2 Work flow of the double-hull hybrid powered underwater glider

滑翔模式適合執行大范圍長距離探測任務,主要進行鋸齒狀滑翔運動。最初,水下滑翔機由于重力與浮力平衡,處于水平狀態,滑翔翼處于展開狀態。當滑翔機接收到下潛指令時,浮力調節系統開始工作,油泵將外油囊中的液壓油吸入到耐壓殼中的可測體積油箱中,滑翔機浮力小于重力,同時姿態調節系統中的質量塊向機體艏部移動,滑翔機重心前移,使得滑翔機艉傾,產生1 個向下的滑翔角,開始下潛運動;到達指定深度后,油泵將內油箱中的液壓油吸入到外油囊中,滑翔機浮力大于重力,同時姿態調節系統中的質量塊向機體艉部移動,滑翔機重心后移,使得滑翔機艏傾,產生1 個向上的滑翔角,開始上浮運動。

混合驅動模式應用于有特殊要求的探測任務,滑翔翼展開的同時,開啟推進裝置下潛上浮,快速獲取剖面數據。此外,也可定深懸浮后,開啟推進裝置,在一水平面上開展探測任務?；蚴掌鸹枰?僅以推進狀態工作,不僅可實現探測區域的快速轉移,也可快速回到布放點,實現快速回收。

1.2 系統組成

雙殼體混合驅動水下滑翔機系統組成包括可視外形和內部子系統兩部分。外觀可視部件包括艏部浸水艙、艉部浸水艙、低阻流線型非水密外殼、機翼、衛星天線、舵葉及螺旋槳推進器。其中,艏部浸水艙安裝有任務傳感器以及浮力調節系統的外油囊;艉部浸水艙則集成了螺旋槳推進器、濕艙舵機及舵葉。內部子系統主要為浮力調節系統、姿態調節系統以及尾部推進系統等。

因外部的低阻力外殼不需要考慮水密耐壓,選擇雙殼體結構不僅可以降低低阻外殼的加工難度,增加儲備浮力以進一步提高水下滑翔機的搭載能力,而且也利于滑翔翼收放機構的布置,最大程度降低滑翔翼在收放過程中對滑翔機水動力外形的影響。外部低阻力外殼與內部耐壓殼之間的連接情況如圖3 所示。

圖3 雙殼體混合驅動水下滑翔機內外殼體連接示意圖Fig.3 The connection between the inner and outer shells of the double-hull hybrid powered glider

此外,內部的浮力調節系統負責調節水下滑翔機凈浮力的大小,姿態調節系統負責調節水下滑翔機的俯仰姿態,艉部推進系統主要為滑翔機高速前進提供主推力。各系統采用模塊化設計,集成度高,便于系統更換、測試與維修。具體的內部系統構成如圖4 所示。

圖4 雙殼體混合驅動水下滑翔機內部模塊結構圖Fig.4 Internal module structure of the double-hull hybrid powered underwater glider

1.3 滑翔翼收放機構原理

根據雙殼體混合驅動水下滑翔機工作狀態及工作環境的要求,文中提出的滑翔翼收放機構采用蝸輪蝸桿形式,滑翔翼與蝸輪相連接,蝸桿由電機提供轉矩,進而驅動一對旋向相反的蝸輪轉動來實現滑翔翼的收放。蝸輪蝸桿傳動常用于兩軸交錯、傳動比大而傳動功率要求不高或間歇運動的場合[13],相對于目前滑翔翼收放裝置常用的曲柄滑塊收放機構,結構更加緊湊,所需空間更小,且可帶自鎖。系統機構運動簡圖如圖5 所示。

圖5 滑翔翼驅動系統機構運動簡圖Fig.5 Motion of glider wings drive system mechanism

由于水下滑翔機水下作業環境復雜多變,對滑翔翼的繞軸轉動造成很大干擾,加上電機運動死區的存在,普通比例-積分-微分(proportional-integralderivative,PID)控制無法有效保障滑翔翼穩定在指定張開角度,而串級PID 相比普通PID 具有系統抗干擾能力強、穩定性能好等優點,因此使用串級PID 算法設計滑翔翼的控制器,其控制邏輯框圖如圖6 所示。串級PID 控制器應用于水下航行器滑翔翼的角度控制時,在角度回路中,輸入為角度偏差,由電機編碼器累計值換算得到;輸出為期望偏轉速度,而內環控制輸入為速度偏差,由電機編碼器變化值換算得到。

圖6 滑翔翼驅動系統控制框圖Fig.6 Block diagram of glider wings drive system control

2 可收放滑翔翼水動力性能分析

2.1 計算域及網格劃分

雙殼體混合驅動水下滑翔機滑翔機構設計主要分為兩方面: 一是針對收放要求,形成收放機構技術方案,尤其注重機械結構及驅動系統的設計;二是對其機載軸向、垂向布置進行綜合性能分析,確定合理的機翼布置方案。文中將通過計算流體動力學(computational fluid dynamics,CFD)方法,開展水下滑翔機水動力性能仿真。

水動力性能仿真的計算域采用的是長 5.5l,寬3l,高 3l(l為滑翔機主體長度)的長方體,為提高計算效率,采用非結構化網格,如圖7～圖8 所示。仿真時假設流體為不可壓縮流體,控制方程為牛頓流體連續性方程(N-S 方程),湍流模型采用RNG(renormalization group)k-ε 模型,壁面粗糙度為0,無滑移壁面。

圖7 計算域邊界尺寸設置Fig.7 Settings of calculate domain boundary size

圖8 雙殼體混合驅動水下滑翔機網格劃分Fig.8 Meshing of double-hull hybrid powered underwater glider

為排除網格密度對計算的影響,分別建立150萬、200 萬和250 萬3 套網格模型。150 萬網格采用總體劃分方法并加膨脹層,200 萬網格在150 萬的基礎上進行局部加密,250 萬網格采用同樣方法,但加密層數增加。3 種網格模型均計算0°攻角,1 kn航速下的升力和阻力,由圖9 的網格無關性計算結果可知,在網格數量為200 萬時,升力和阻力結果幾乎一致,計算結果已收斂,為節約計算資源,選取網格數量為200 萬的網格模型。

圖9 網格無關性驗證Fig.9 Grid independence verification

2.2 指標分析

升力、阻力、升阻比和俯仰力矩等水動力學參數在水下滑翔機的設計中起著至關重要的作用,其相關定義如下[17]

式中:D為阻力;ρ為海水密度;V為航行速度;S為相應特征面積;Cd為阻力系數;L為升力;Cl為升力系數;M為俯仰力矩;l為航行器總長;Cm為俯仰力矩系數。

滑翔機的滑翔經濟性通常由升阻比L/D來評價[18]。此外,俯仰力矩過大不利于水下滑翔機姿態調節裝置對其進行姿態調節。因此,水下滑翔機通常要進行靜穩定性設計[19-20]。所謂靜穩定性是指水下滑翔機由于攻角增量 Δα而失去原來的平衡狀態,在垂直面上增加的俯仰力矩可使水下滑翔機向原位置回轉。

靜穩定性可由Mz-α曲線與橫軸交點處的斜率來判斷[21],Mz為攻角增量 Δα而產生的俯仰力矩,斜率為負時表示攻角增量 Δα產生使水下滑翔機恢復平衡的復原力矩,此時滑翔機滿足靜穩定要求;反之,攻角增量 Δα產生的力矩無法使滑翔機恢復原來狀態,不滿足靜穩定要求。

此外,在確定收放翼設計方案時,不僅要綜合考慮升阻比、俯仰力矩等水動力學性能指標及航行的穩定性,還需考慮滑翔翼的位置對實際布放及使用的影響。

2.3 滑翔翼軸向布置性能分析

為方便計算說明,需對雙殼體混合驅動水下滑翔機軸向位置進行幾何定義: 滑翔機的主體總長l為2.73 m,滑翔翼展長0.5 m?；铏C浮力大小和浮心位置與其幾何外形和流體密度緊密相關,通過計算得出滑翔機浮心位置大概位于 0.46l處,考慮到實際滑翔機艙段布局,將滑翔翼的軸向布置限制在 0.3l～0.7l,具體布置方案如圖10 所示。

圖10 收放翼軸向布置相對位置示意圖Fig.10 Relative position of the axial arrangement of the retracting wings

在航速為1 kn,攻角為0°～12°時,對軸向距離0.3l、0.4l、0.5l、0.6l和0.7l分別進行水動力性能及穩定性分析,相關結果如圖11 所示。

圖11 升阻比隨軸向距離變化曲線Fig.11 Lift-drag ratio varies with axial distance

由圖可知: 滑翔翼的軸向布置對升阻比影響較小,而對俯仰力矩影響較大。隨著滑翔翼后移,升阻比降低;對于某一固定位置的滑翔翼軸向布置方案,其升阻比在一定攻角范圍內隨攻角增大而增加;然而當攻角超過閾值后,隨著攻角進一步增大,升阻比反而減少。俯仰力矩總體趨勢為隨著滑翔翼軸向位置的增大而降低。在橫向距離l1=0.3l的布局方案中,俯仰力矩達到最大值,且數值較大。在l1=0.6l的 布局方案中,Mz-α橫軸交點處呈負斜率,符合靜穩定性要求。

基于以上分析可知,滑翔翼的不同軸向位置布置對水下滑翔機的升阻比影響較小,但對俯仰力矩影響較大,文中軸向布置位置選擇在0.6l附近。

2.4 滑翔翼垂向布置性能分析

根據垂向布置特點,滑翔翼可分為上單翼、中單翼和下單翼3 種?？紤]到設計需求,滑翔翼須完全收入耐壓殼與仿生外殼之間。由于中單翼不適合這種設計要求,因此只分析上單翼和下單翼的區別。具體布置方案如圖12 所示。

圖12 收放翼垂向布置相對位置示意圖Fig.12 Relative position of vertical arrangement of retracting wings

以軸向布置 0.6l為例,在航速1 kn,攻角為0°～12°時,對上單翼和下單翼分別進行水動力性能及穩定性分析,相關結果如圖13 所示。

圖13 升阻比和俯仰力矩隨垂向距離變化曲線Fig.13 Lift-drag ratio and pitching moment varies with vertical distance

由圖13 可知: 上單翼和下單翼升阻比在數值方面相差不大。在一定攻角范圍內,隨著攻角增大,升阻比也增大,超過閾值后,隨著攻角的增大而降低,且上單翼的升阻比略高于下單翼。俯仰力矩方面,下單翼的俯仰力矩略大于上單翼,兩者在攻角2°～10°范圍內整體呈下降趨勢,當攻角超過10°時,兩者之間差距擴大。

基于以上分析可知,上單翼與下單翼的布置方案中,水下滑翔機的水動力性能差別不大,上單翼略優于下單翼,此外,由于上單翼在岸上調試機布放回收過程中不易損壞,建議采用上單翼的布置方案。

2.5 滑翔翼不同后掠角性能分析

關于水下滑翔機后掠角的定義目前存在一定爭議,文中采用比較通俗的理解,將垂直于機身縱軸線的平面與機翼前緣之間的夾角定義為后掠角?(見圖14)。

圖14 后掠角定義示意圖Fig.14 Definition of the sweep angle

以上單翼、軸向布置 0.6l為例,在航速1 kn,攻角6°時,分別計算后掠角0°～80°的升阻比和俯仰力矩,結果如圖15 所示。

圖15 升阻比和俯仰力矩隨后掠角變化曲線Fig.15 Lift-drag ratio and pitching moment varies with sweep angle

由圖15 可知,升阻比總體趨勢為隨著后掠角增大而降低,在后掠角＜10°時呈較為平緩的上升。俯仰力矩則隨著后掠角增大呈現先下降再上升的趨勢,在30°時達到最小值,此后持續上升,滑翔機處于不穩定狀態。

基于以上分析可知,一方面,在保持較小的后掠角時,為提高滑翔機的滑翔經濟性需減少機翼后掠角,而為了增加滑翔機的穩定性又需增大機翼后掠角;另一方面,對于保持較大后掠角,雖然減少機翼的后掠角有利于提高滑翔機的滑翔經濟性及穩定性,但相對于較小的后掠角,其效果并不明顯。由此可見,增加機翼后掠角在提高水下滑翔機滑翔經濟性以及改善其穩定性方面相對矛盾,設計時還需結合其他性能要求來選擇。

3 結論

為進一步開發混合驅動水下滑翔機的潛力,提出一種雙殼體混合驅動水下滑翔機,并設計了渦輪蝸桿滑翔翼收放裝置,建立了相應的收放機構技術方案。該機構既可以根據工作需求對滑翔翼進行收放,也可以實現后掠角的改變。此外,進行了滑翔翼水動力性能分析,并通過數值仿真方法計算出水下滑翔機的水動力參數,確定了較為合適的軸向布置和垂向布置方案,結論如下: 1) 滑翔翼的不同軸向位置布置方案對水下滑翔機的升阻比影響較小,對俯仰力矩影響較大,為保證良好的滑翔經濟性以及較好的穩定性,滑翔翼在軸向位置上布置在 0.6l附近較為合適;2) 滑翔翼在垂向位置上,升阻比以及俯仰力矩數值相差不大,考慮到回收布放及日常存放的要求,上單翼較為合適;3) 當后掠角為10°～30°時,水下滑翔機的升阻比雖然呈下降趨勢,降低了滑翔經濟性,但曲線下降相對平緩,此外俯仰力矩也在下降,這有利于提高滑翔機的穩定性;當后掠角大于30°時,水下滑翔機的升阻比下降趨勢進一步增大,同時俯仰力矩數值持續上升,這對滑翔機的滑翔經濟性和穩定性均會產生不利影響。因此,設計中增加機翼后掠角在提高水下滑翔機滑翔經濟性以及改善其穩定性是相對矛盾的,還需結合其他性能要求來選擇。

然而,為保證滑翔翼能夠完全收入非水密外殼與耐壓殼之間而不破壞整體的低阻水動力外形,文中提出的雙殼體混合驅動水下滑翔機較同等級水下滑翔機的滑翔翼略有縮短,造成了一定的升力損失,后續可采用多對滑翔翼,以上、下單翼錯位布置的方式進行彌補,進一步研究其水動力性能。此外,該滑翔機尚處于設計階段,對滑翔機性能的提升還需進行相關的水域測試,以確定其可靠性。