双壳体混合驱动水下滑翔机结构原理及水动力性能研究

刘 健 ,周广礼 ,彭嘉澍 ,朱 猛 ,李国庆 ,余祖耀 *

(1.华中科技大学 船舶与海洋工程学院,湖北 武汉,430074;2.海军研究院,北京,100161)

0 引言

水下滑翔机作为一种依靠浮力驱动的新型水下航行器[1]可主动调整自身净浮力与姿态角实现“锯齿形”轨迹运动。因其高效率、大航程、高隐蔽性以及长时续连续观测等优点[2-4],不仅在海洋监测中得到了广泛关注,在海洋安全保障方面也扮演着重要角色[5]。但其也存在航行轨迹单一、航速低以及抗干扰能力弱等缺点。

2001 年,Bachmayer 等[6]提出在传统水下滑翔机尾部加装螺旋桨,以有效提高航速的混合驱动水下滑翔机设想。此后,Jones[7]在此基础上,将艉部的螺旋桨替换成可折叠螺旋桨推进器以降低滑翔时螺旋桨增加的航行阻力。Claustre 等[8]研发了不设置水平滑翔翼的混合驱动水下滑翔机“SeaExplorer”,其滑翔翼依靠艉部的螺旋桨进行推进,而滑翔运动主要依靠滑翔机主体提供的升力。国内的混合驱动水下滑翔机研究虽然起步较晚,但也成果显著。天津大学经过多年发展,先后研发出“海燕I”(Petrel I)和“海燕 II”(Petrel II)[9-10],并开展了相关的水域试验,在下潜深度、航行速度等方面都取得了长足的进步。同时,华中科技大学将喷水推进泵应用到水下滑翔机上,并于“十二五”期间研制出具有自主知识产权的“海鹰”号混合驱动水下滑翔机[11]。经过20 多年的发展,兼具典型水下滑翔机和传统水下航行器优点的混合驱动水下滑翔机的应用领域愈加广泛。不过,在水下航行器快速推进模式下,滑翔翼的存在不仅会增加航行阻力,增大能源消耗,还会影响航行操纵性[12]。

目前,针对可变翼滑翔机的研究不断深入,如美国“Finnegan”仿海龟扑翼水下航行器[13]、日本“ALEX”水下滑翔机[14-15]等,但大多停留在仿生扑翼研究阶段,而对于可变后掠角的研究很少。天津大学的杨志金[16]和武建国[17]等通过试验研究得出滑翔翼后掠角对水下滑翔机的航行经济性及静稳定性均会产生重要影响。

基于此,为进一步提高混合驱动水下滑翔机的综合航行性能,提出了一种双壳体混合驱动水下滑翔机,设计了涡轮蜗杆滑翔翼收放机构,并仿真分析了滑翔翼水动力性能,确定了合理的机构配置方案。

1 双壳体混合驱动水下滑翔机

1.1 工作原理

文中的双壳体混合驱动水下滑翔机外壳为基于海洋水生生物的仿生流线型非水密壳,具有优秀的流阻性能,内壳为水密耐压壳,可为滑翔机内部各单元提供1 个耐压、干燥的搭载环境。其滑翔翼不同于传统的固定水平翼,可根据实际需求进行收放,且可完全收入耐压壳与非水密壳之间,不破坏主体流线型,实现对能源的合理分配,工作状态示意图如图1 所示。

图1 双壳体混合驱动水下滑翔机滑翔翼工作示意图Fig.1 Working state of the double-hull hybrid powered underwater glider wings

双壳体水下滑翔机的工作模式有滑翔模式、推进模式、滑翔与推进混合模式3 种,水下滑翔机可根据工作需求实时切换工作模式,其工作流程如图2 所示。

图2 双壳体混合驱动水下滑翔机工作流程示意图Fig.2 Work flow of the double-hull hybrid powered underwater glider

滑翔模式适合执行大范围长距离探测任务,主要进行锯齿状滑翔运动。最初,水下滑翔机由于重力与浮力平衡,处于水平状态,滑翔翼处于展开状态。当滑翔机接收到下潜指令时,浮力调节系统开始工作,油泵将外油囊中的液压油吸入到耐压壳中的可测体积油箱中,滑翔机浮力小于重力,同时姿态调节系统中的质量块向机体艏部移动,滑翔机重心前移,使得滑翔机艉倾,产生1 个向下的滑翔角,开始下潜运动;到达指定深度后,油泵将内油箱中的液压油吸入到外油囊中,滑翔机浮力大于重力,同时姿态调节系统中的质量块向机体艉部移动,滑翔机重心后移,使得滑翔机艏倾,产生1 个向上的滑翔角,开始上浮运动。

混合驱动模式应用于有特殊要求的探测任务,滑翔翼展开的同时,开启推进装置下潜上浮,快速获取剖面数据。此外,也可定深悬浮后,开启推进装置,在一水平面上开展探测任务。或收起滑翔翼,仅以推进状态工作,不仅可实现探测区域的快速转移,也可快速回到布放点,实现快速回收。

1.2 系统组成

双壳体混合驱动水下滑翔机系统组成包括可视外形和内部子系统两部分。外观可视部件包括艏部浸水舱、艉部浸水舱、低阻流线型非水密外壳、机翼、卫星天线、舵叶及螺旋桨推进器。其中,艏部浸水舱安装有任务传感器以及浮力调节系统的外油囊;艉部浸水舱则集成了螺旋桨推进器、湿舱舵机及舵叶。内部子系统主要为浮力调节系统、姿态调节系统以及尾部推进系统等。

因外部的低阻力外壳不需要考虑水密耐压,选择双壳体结构不仅可以降低低阻外壳的加工难度,增加储备浮力以进一步提高水下滑翔机的搭载能力,而且也利于滑翔翼收放机构的布置,最大程度降低滑翔翼在收放过程中对滑翔机水动力外形的影响。外部低阻力外壳与内部耐压壳之间的连接情况如图3 所示。

图3 双壳体混合驱动水下滑翔机内外壳体连接示意图Fig.3 The connection between the inner and outer shells of the double-hull hybrid powered glider

此外,内部的浮力调节系统负责调节水下滑翔机净浮力的大小,姿态调节系统负责调节水下滑翔机的俯仰姿态,艉部推进系统主要为滑翔机高速前进提供主推力。各系统采用模块化设计,集成度高,便于系统更换、测试与维修。具体的内部系统构成如图4 所示。

图4 双壳体混合驱动水下滑翔机内部模块结构图Fig.4 Internal module structure of the double-hull hybrid powered underwater glider

1.3 滑翔翼收放机构原理

根据双壳体混合驱动水下滑翔机工作状态及工作环境的要求,文中提出的滑翔翼收放机构采用蜗轮蜗杆形式,滑翔翼与蜗轮相连接,蜗杆由电机提供转矩,进而驱动一对旋向相反的蜗轮转动来实现滑翔翼的收放。蜗轮蜗杆传动常用于两轴交错、传动比大而传动功率要求不高或间歇运动的场合[13],相对于目前滑翔翼收放装置常用的曲柄滑块收放机构,结构更加紧凑,所需空间更小,且可带自锁。系统机构运动简图如图5 所示。

图5 滑翔翼驱动系统机构运动简图Fig.5 Motion of glider wings drive system mechanism

由于水下滑翔机水下作业环境复杂多变,对滑翔翼的绕轴转动造成很大干扰,加上电机运动死区的存在,普通比例-积分-微分(proportional-integralderivative,PID)控制无法有效保障滑翔翼稳定在指定张开角度,而串级PID 相比普通PID 具有系统抗干扰能力强、稳定性能好等优点,因此使用串级PID 算法设计滑翔翼的控制器,其控制逻辑框图如图6 所示。串级PID 控制器应用于水下航行器滑翔翼的角度控制时,在角度回路中,输入为角度偏差,由电机编码器累计值换算得到;输出为期望偏转速度,而内环控制输入为速度偏差,由电机编码器变化值换算得到。

图6 滑翔翼驱动系统控制框图Fig.6 Block diagram of glider wings drive system control

2 可收放滑翔翼水动力性能分析

2.1 计算域及网格划分

双壳体混合驱动水下滑翔机滑翔机构设计主要分为两方面: 一是针对收放要求,形成收放机构技术方案,尤其注重机械结构及驱动系统的设计;二是对其机载轴向、垂向布置进行综合性能分析,确定合理的机翼布置方案。文中将通过计算流体动力学(computational fluid dynamics,CFD)方法,开展水下滑翔机水动力性能仿真。

水动力性能仿真的计算域采用的是长 5.5l,宽3l,高 3l(l为滑翔机主体长度)的长方体,为提高计算效率,采用非结构化网格,如图7～图8 所示。仿真时假设流体为不可压缩流体,控制方程为牛顿流体连续性方程(N-S 方程),湍流模型采用RNG(renormalization group)k-ε 模型,壁面粗糙度为0,无滑移壁面。

图7 计算域边界尺寸设置Fig.7 Settings of calculate domain boundary size

图8 双壳体混合驱动水下滑翔机网格划分Fig.8 Meshing of double-hull hybrid powered underwater glider

为排除网格密度对计算的影响,分别建立150万、200 万和250 万3 套网格模型。150 万网格采用总体划分方法并加膨胀层,200 万网格在150 万的基础上进行局部加密,250 万网格采用同样方法,但加密层数增加。3 种网格模型均计算0°攻角,1 kn航速下的升力和阻力,由图9 的网格无关性计算结果可知,在网格数量为200 万时,升力和阻力结果几乎一致,计算结果已收敛,为节约计算资源,选取网格数量为200 万的网格模型。

图9 网格无关性验证Fig.9 Grid independence verification

2.2 指标分析

升力、阻力、升阻比和俯仰力矩等水动力学参数在水下滑翔机的设计中起着至关重要的作用,其相关定义如下[17]

式中:D为阻力;ρ为海水密度;V为航行速度;S为相应特征面积;Cd为阻力系数;L为升力;Cl为升力系数;M为俯仰力矩;l为航行器总长;Cm为俯仰力矩系数。

滑翔机的滑翔经济性通常由升阻比L/D来评价[18]。此外,俯仰力矩过大不利于水下滑翔机姿态调节装置对其进行姿态调节。因此,水下滑翔机通常要进行静稳定性设计[19-20]。所谓静稳定性是指水下滑翔机由于攻角增量 Δα而失去原来的平衡状态,在垂直面上增加的俯仰力矩可使水下滑翔机向原位置回转。

静稳定性可由Mz-α曲线与横轴交点处的斜率来判断[21],Mz为攻角增量 Δα而产生的俯仰力矩,斜率为负时表示攻角增量 Δα产生使水下滑翔机恢复平衡的复原力矩,此时滑翔机满足静稳定要求;反之,攻角增量 Δα产生的力矩无法使滑翔机恢复原来状态,不满足静稳定要求。

此外,在确定收放翼设计方案时,不仅要综合考虑升阻比、俯仰力矩等水动力学性能指标及航行的稳定性,还需考虑滑翔翼的位置对实际布放及使用的影响。

2.3 滑翔翼轴向布置性能分析

为方便计算说明,需对双壳体混合驱动水下滑翔机轴向位置进行几何定义: 滑翔机的主体总长l为2.73 m,滑翔翼展长0.5 m。滑翔机浮力大小和浮心位置与其几何外形和流体密度紧密相关,通过计算得出滑翔机浮心位置大概位于 0.46l处,考虑到实际滑翔机舱段布局,将滑翔翼的轴向布置限制在 0.3l～0.7l,具体布置方案如图10 所示。

图10 收放翼轴向布置相对位置示意图Fig.10 Relative position of the axial arrangement of the retracting wings

在航速为1 kn,攻角为0°～12°时,对轴向距离0.3l、0.4l、0.5l、0.6l和0.7l分别进行水动力性能及稳定性分析,相关结果如图11 所示。

图11 升阻比随轴向距离变化曲线Fig.11 Lift-drag ratio varies with axial distance

由图可知: 滑翔翼的轴向布置对升阻比影响较小,而对俯仰力矩影响较大。随着滑翔翼后移,升阻比降低;对于某一固定位置的滑翔翼轴向布置方案,其升阻比在一定攻角范围内随攻角增大而增加;然而当攻角超过阈值后,随着攻角进一步增大,升阻比反而减少。俯仰力矩总体趋势为随着滑翔翼轴向位置的增大而降低。在横向距离l1=0.3l的布局方案中,俯仰力矩达到最大值,且数值较大。在l1=0.6l的 布局方案中,Mz-α横轴交点处呈负斜率,符合静稳定性要求。

基于以上分析可知,滑翔翼的不同轴向位置布置对水下滑翔机的升阻比影响较小,但对俯仰力矩影响较大,文中轴向布置位置选择在0.6l附近。

2.4 滑翔翼垂向布置性能分析

根据垂向布置特点,滑翔翼可分为上单翼、中单翼和下单翼3 种。考虑到设计需求,滑翔翼须完全收入耐压壳与仿生外壳之间。由于中单翼不适合这种设计要求,因此只分析上单翼和下单翼的区别。具体布置方案如图12 所示。

图12 收放翼垂向布置相对位置示意图Fig.12 Relative position of vertical arrangement of retracting wings

以轴向布置 0.6l为例,在航速1 kn,攻角为0°～12°时,对上单翼和下单翼分别进行水动力性能及稳定性分析,相关结果如图13 所示。

图13 升阻比和俯仰力矩随垂向距离变化曲线Fig.13 Lift-drag ratio and pitching moment varies with vertical distance

由图13 可知: 上单翼和下单翼升阻比在数值方面相差不大。在一定攻角范围内,随着攻角增大,升阻比也增大,超过阈值后,随着攻角的增大而降低,且上单翼的升阻比略高于下单翼。俯仰力矩方面,下单翼的俯仰力矩略大于上单翼,两者在攻角2°～10°范围内整体呈下降趋势,当攻角超过10°时,两者之间差距扩大。

基于以上分析可知,上单翼与下单翼的布置方案中,水下滑翔机的水动力性能差别不大,上单翼略优于下单翼,此外,由于上单翼在岸上调试机布放回收过程中不易损坏,建议采用上单翼的布置方案。

2.5 滑翔翼不同后掠角性能分析

关于水下滑翔机后掠角的定义目前存在一定争议,文中采用比较通俗的理解,将垂直于机身纵轴线的平面与机翼前缘之间的夹角定义为后掠角ϕ(见图14)。

图14 后掠角定义示意图Fig.14 Definition of the sweep angle

以上单翼、轴向布置 0.6l为例,在航速1 kn,攻角6°时,分别计算后掠角0°～80°的升阻比和俯仰力矩,结果如图15 所示。

图15 升阻比和俯仰力矩随后掠角变化曲线Fig.15 Lift-drag ratio and pitching moment varies with sweep angle

由图15 可知,升阻比总体趋势为随着后掠角增大而降低,在后掠角＜10°时呈较为平缓的上升。俯仰力矩则随着后掠角增大呈现先下降再上升的趋势,在30°时达到最小值,此后持续上升,滑翔机处于不稳定状态。

基于以上分析可知,一方面,在保持较小的后掠角时,为提高滑翔机的滑翔经济性需减少机翼后掠角,而为了增加滑翔机的稳定性又需增大机翼后掠角;另一方面,对于保持较大后掠角,虽然减少机翼的后掠角有利于提高滑翔机的滑翔经济性及稳定性,但相对于较小的后掠角,其效果并不明显。由此可见,增加机翼后掠角在提高水下滑翔机滑翔经济性以及改善其稳定性方面相对矛盾,设计时还需结合其他性能要求来选择。

3 结论

为进一步开发混合驱动水下滑翔机的潜力,提出一种双壳体混合驱动水下滑翔机,并设计了涡轮蜗杆滑翔翼收放装置,建立了相应的收放机构技术方案。该机构既可以根据工作需求对滑翔翼进行收放,也可以实现后掠角的改变。此外,进行了滑翔翼水动力性能分析,并通过数值仿真方法计算出水下滑翔机的水动力参数,确定了较为合适的轴向布置和垂向布置方案,结论如下: 1) 滑翔翼的不同轴向位置布置方案对水下滑翔机的升阻比影响较小,对俯仰力矩影响较大,为保证良好的滑翔经济性以及较好的稳定性,滑翔翼在轴向位置上布置在 0.6l附近较为合适;2) 滑翔翼在垂向位置上,升阻比以及俯仰力矩数值相差不大,考虑到回收布放及日常存放的要求,上单翼较为合适;3) 当后掠角为10°～30°时,水下滑翔机的升阻比虽然呈下降趋势,降低了滑翔经济性,但曲线下降相对平缓,此外俯仰力矩也在下降,这有利于提高滑翔机的稳定性;当后掠角大于30°时,水下滑翔机的升阻比下降趋势进一步增大,同时俯仰力矩数值持续上升,这对滑翔机的滑翔经济性和稳定性均会产生不利影响。因此,设计中增加机翼后掠角在提高水下滑翔机滑翔经济性以及改善其稳定性是相对矛盾的,还需结合其他性能要求来选择。

然而,为保证滑翔翼能够完全收入非水密外壳与耐压壳之间而不破坏整体的低阻水动力外形,文中提出的双壳体混合驱动水下滑翔机较同等级水下滑翔机的滑翔翼略有缩短,造成了一定的升力损失,后续可采用多对滑翔翼,以上、下单翼错位布置的方式进行弥补,进一步研究其水动力性能。此外,该滑翔机尚处于设计阶段,对滑翔机性能的提升还需进行相关的水域测试,以确定其可靠性。