矢量推进方式下的自主式水下航行器纵向运动操纵性分析
第一届全国大学生海洋航行器设计大赛作品明细表
序号 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 16 17 18 19 20 21 22 23 24 25 26 27 28 29
2012年 7月2日
作品名称
水下“007”无人侦察器 “海星”子母分裂式蓄能水下航行器 矢量喷水推进水下航行器模型 “潜龙”号远程自主式航行器 新型水下机器人监控装置 自组合式观探一体化水下航行器 “海洋之星”子母潜艇 kraken潜艇 “潜伏者”-多功能浅海航行器 多功能仿生水母航行器 光合太阳能新型能源水面舰艇 Jellyfish 回收鱼雷式多功能水下航行器 “水下摩托”—新型个人辅助水下推进器 濒海战斗舰 “近卫号” 自供电式海洋环境探测器的设计 能源自给式仿生鲸鱼 “深海幽灵”—海洋全方位探测UUV 喷水式腕足蝠鲼航行器 “spy”水下探测跟踪器 泊爱蓝岛-SC 可吸附式海底管道检修器 小型水面漂浮垃圾打捞船 “潜伏者”号探测航行器 蓝色星球多功能航行器 “逍遥游”多功能水下航行器 “海蛇”多功能水下探测器 概念远程隐形自主水下航行器设计 水下智能侦测仿生鱼
30 31 32 33 34 35 小计
微小型水下航行器 基于矢量推进的无人水下航行器 智能机器鱼 无人水面航行器作业平台 小型缆控式通用水下机器人（ROV） 舰船模型智能航行
共有作品35份，其中一类29份、二
学校名称：浙江海洋学院
序号 1 小计
2012年 7月2日
作品名称
“巨鱿”仿生水下智能机器人
团队成员 陈慕豪 龚昱 史慧婷 董崇东 潘慕晗 李聪敏 马向峰 陈灿 董彬 吕东东 李旭 尹春雷 阿拉法特·买尔旦 龚志雄 钱坤 李志杰 刘宇实 朱柏海 余芊子 张燕秋 马韵强 王露 赵晋 尹晟 刘思琪 王凯 张耀 吴哲 于曹阳 郭文峰 祝自豪 张能 余海廷 袁彬 李勇 孙政 殷学吉 焦俊凯 池成 邓棋 周裔龙 熊超林 贺志超 孙瑞 林泫钦 陈驰 周宏康 梁家健 共有作品10份，其中一类8份、二类2份。
高性能船舶要点
高性能船舶知识概要1绪论1.1什么是高性能船舶？基于不同的流体动力原理，高性能船有不同的类型和船型，可以是排水量船型，还可以是流体动力船型，还可以是不同原理的混合船型。
不管是哪一种船型，它们的共同点是具有高水平的综合航海性能，以及具有完善的满足其主要使用要求的船舶功能。
这样的船舶统称为高性能船舶。
1.2高性能船的特点有哪些？航速高，优良的耐波性能，载运能力较大，经济性好，优美的造型和舒适的舱室空间环境。
1.3什么是傅氏数和容积傅氏数，引入傅氏数的目的是什么？船傅氏数就是傅汝德数，傅氏数（L为船的设计水线长），容积傅氏数（▽为排水体积）。
引入傅氏数的目的：表达船舶相对速度。
1.4航速对船舶首尾吃水的影响规律？（1）当Fr▽<1时，此时航速较低，流体动力所占的比重极小，船体基本上由静浮力支持，船体的航态与静浮时变化不大。
（2）1.0<Fr▽<3.0时，此时随着航速的提高，航态较静浮状态有明显的变化，船首上抬较大，船尾下沉明显，整个船体呈现明显的尾倾现象。
（3）Fr▽<3.0时，此时航速很高，船体吃水变化很大，而且整个船体被托起并在水面上滑行，仅有一小部分船体表面与水接触。
1.5根据流体动支持力的大小船舶运动可分为哪几种运动航态？根据流体动支持力的大小船舶运动可分为排水航行状态，过渡（或半滑行）状态和滑行状态1.6高性能船舶有哪几种类型？高性能船舶主要包括：小水线面双体船，穿浪双体船，滑行船，水翼艇，气垫船，地效翼船，高性能排水式单体船。
1.7高性能船舶航行性能有哪几种研究方法，这些方法的特点是什么？高性能船舶航行性能有三种研究方法：理论计算研究，模型试验研究，实船试验研究，特点如下：理论计算研究特点，高性能船舶是现代高科技应用和发展的产物。
在每种高性能新船型开发研制工作一开始，以船舶水动力学为基础的各种分析计算方法即被引用于性能研究工作，而且收到了比单体船性能研究中使用理论计算方法更好的效果。
潜艇大攻角操纵运动预报
的大攻 角 运 动状 态 ， 建立 了潜 艇 大攻 角操 纵 运 动数 学 模 型 。 过数 学 模 型 中 有 、 考 虑 大攻 角 水 动 力 修 正 的两 种 通 无
形式 ， 对潜 艇 首 部 舱室 破 损 进 水 的挽 回操 纵 进行 了仿 真 预报 比较 。 真 结 果 表 明 ， 艇 在大 攻 角 状 态 下 的操 纵 运 仿 潜
第１ ４卷第 ４期
２１ ０ ０年 ４月
文章 编 号 ： ０ ７ ７ ９ （０ ０ ０ — ３ ０ ０ １０ － ２ ４ ２ １ ）４ ｃ ａ ｉｓ ｏ ｒ ａ ｈｐＭｅ ｈ ｎｃ ｏ
Ｖｏ ．４ Ｉ１ Ｎｏ４ ． Ａｐｒ ２ ０ ． ０１
动预 报 ， 学 模 型 中考 虑 了 大攻 角水 动 力 修 正后 的预 报更 加 合 理 。 且 ， 潜 艇 舱 室破 损 进 水 采 取 应 急 吹除 挽 回 数 而 在 时， 需要 重 点 关 注升 降 舵 对 纵倾 的控 制 。 关键 词 ： 艇 ； 纵 性 ； 真 ； 攻角 潜 操 仿 大
Ｋｅ ｒ ：ｓ ｂ ｒｎ ； ｎ ｕ ｅ ａ ｉｉ ；ｓｍｕ ａ ｉｎ ｉ ｈ ａ ｇ ｅ ｏ ｔａ ｋ ｙ ｗｏ ｄｓ ｕ ｍａ ｉ ｅ ｍａ ｅ ｖ ｒ ｂ ｌ ｙ ｉ ｌ ｔｏ ；ｈ ｇ ｎ ｌ ｆａｔ ｃ ｔ
１ 引 言
潜艇在 水 中航 行或 战斗时 ， 由于 破损 、 撞 造成舱 室进水 ， 可 能因操 纵错 误 引起各 舱 口 、 碰 也 鱼雷发 射 管进水 ， 或因通海 阀件 、 接头 的泄露 ， 引起 浮力 损失 。 当发 生海 损事 故后 若不 及 时采取 应急 措施 ， 潜
潜艇大攻角操纵运动预报
何 春 荣 ，赵桥 生 ，马 向能
（ 国船 舶科 学 研 究 中心 ， 苏 无 锡 ２ ４ ８ ） 中 江 １０ ２
外形参数对翼身融合水下滑翔机的高升阻比特性影响研究
第３５卷第２期２０２１年４月 江苏科技大学学报（自然科学版）ＪｏｕｒｎａｌｏｆＪｉａｎｇｓｕＵｎｉｖｅｒｓｉｔｙｏｆＳｃｉｅｎｃｅａｎｄＴｅｃｈｎｏｌｏｇｙ（ＮａｔｕｒａｌＳｃｉｅｎｃｅＥｄｉｔｉｏｎ） Ｖｏｌ ３５Ｎｏ ２Ａｐｒ．２０２１ ＤＯＩ：１０．１１９１７／ｊ．ｉｓｓｎ．１６７３－４８０７．２０２１．０２．００３外形参数对翼身融合水下滑翔机的高升阻比特性影响研究张代雨，王志东，凌宏杰，朱信尧（江苏科技大学船舶与海洋工程学院，镇江２１２１００）摘 要：针对翼身融合水下滑翔机，分析了各种外形参数对其升阻比的影响大小排列，以提高外形设计效率．首先，基于势流理论和粘性修正，提出一种可实现翼身融合水下滑翔机外形参数大变形情况下的升阻比快速计算方法；然后，采用最优拉丁超立方设计进行外形参数的高效均匀采样，并建立多元二次回归模型对样本数据进行最小二乘拟合；最后，根据归一化的回归模型系数，得到不同外形参数对升阻比的影响率大小排列．结果表明，扭转角、攻角及两者的耦合参数对升阻比的影响显著，在翼身融合水下滑翔机外形设计时应优先调整．关键词：水下滑翔机；升阻比计算；最优拉丁超立方设计；多元二次回归模型中图分类号：Ｕ６７４ ９４１ 文献标志码：Ａ 文章编号：１６７３－４８０７（２０２１）０２－０１９－０５收稿日期：２０１９－１１－０４ 修回日期：２０２０－０４－１６基金项目：国家自然科学基金资助项目（５１９０９１１０）；江苏省高等学校自然科学研究基金资助项目（１９ＫＪＢ５７０００１）；江苏省高校高技术船舶协同创新计划项目（ＨＺ２０１９００１９）作者简介：张代雨（１９８８—），男，博士，讲师，研究方向为水下航行器设计．Ｅ ｍａｉｌ：ｄａｉｙｕ．ｚｈａｎｇ＠ｏｕｔｌｏｏｋ．ｃｏｍ引文格式：张代雨，王志东，凌宏杰，等．外形参数对翼身融合水下滑翔机的高升阻比特性影响研究［Ｊ］．江苏科技大学学报（自然科学版），２０２１，３５（２）：１９－２３．ＤＯＩ：１０．１１９１７／ｊ．ｉｓｓｎ．１６７３－４８０７．２０２１．０２．００３．Ｒｅｓｅａｒｃｈｏｎｔｈｅｉｎｆｌｕｅｎｃｅｏｆｓｈａｐｅｐａｒａｍｅｔｅｒｓｏｎｔｈｅｈｉｇｈｌｉｆｔ ｔｏ ｄｒａｇｒａｔｉｏｏｆｕｎｄｅｒｗａｔｅｒｇｌｉｄｅｒｗｉｔｈｂｌｅｎｄｅｄｗｉｎｇｂｏｄｙＺＨＡＮＧＤａｉｙｕ，ＷＡＮＧＺｈｉｄｏｎｇ，ＬＩＮＧＨｏｎｇｊｉｅ，ＺＨＵＸｉｎｙａｏ（ＳｃｈｏｏｌｏｆＮａｖａｌＡｒｃｈｉｔｅｃｔｕｒｅａｎｄＯｃｅａｎＥｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ，ＪｉａｎｇｓｕＵｎｉｖｅｒｓｉｔｙｏｆＳｃｉｅｎｃｅａｎｄＴｅｃｈｎｏｌｏｇｙ，Ｚｈｅｎｊｉａｎｇ２１２１００，Ｃｈｉｎａ）Ａｂｓｔｒａｃｔ：Ｆｏｒｔｈｅｕｎｄｅｒｗａｔｅｒｇｌｉｄｅｒｗｉｔｈｂｌｅｎｄｅｄｗｉｎｇｂｏｄｙ，ｔｈｅｉｎｆｌｕｅｎｃｅｏｆｖａｒｉｏｕｓｓｈａｐｅｐａｒａｍｅｔｅｒｓｏｎｔｈｅｌｉｆｔ ｔｏ ｄｒａｇｒａｔｉｏｉｓｓｔｕｄｉｅｄｔｏｉｍｐｒｏｖｅｔｈｅｄｅｓｉｇｎｅｆｆｉｃｉｅｎｃｙ．Ｆｉｒｓｔｌｙ，ａｑｕｉｃｋｃａｌｃｕｌａｔｉｏｎｍｅｔｈｏｄｏｆｌｉｆｔ ｔｏ ｄｒａｇｒａｔｉｏｉｓｐｒｏｐｏｓｅｄｂａｓｅｄｏｎｔｈｅｐｏｔｅｎｔｉａｌｆｌｏｗｔｈｅｏｒｙａｎｄｖｉｓｃｏｕｓｉｔｙｃｏｒｒｅｃｔｉｏｎ，ｗｈｉｃｈｃａｎｒｅａｌｉｚｅｔｈｅｌａｒｇｅｄｅｆｏｒｍａ ｔｉｏｎｏｆｔｈｅｓｈａｐｅｐａｒａｍｅｔｅｒｓｏｆｔｈｅｕｎｄｅｒｗａｔｅｒｇｌｉｄｅｒｗｉｔｈｂｌｅｎｄｅｄｗｉｎｇｂｏｄｙ．Ｓｅｃｏｎｄｌｙ，ｔｈｅｏｐｔｉｍａｌＬａｔｉｎｈｙｐｅｒ ｃｕｂｅｄｅｓｉｇｎｉｓｕｓｅｄｔｏｅｆｆｉｃｉｅｎｔｌｙａｎｄｕｎｉｆｏｒｍｌｙｓａｍｐｌｅｔｈｅｓｈａｐｅｐａｒａｍｅｔｅｒｓ，ａｎｄｔｈｅｍｕｌｔｉｖａｒｉａｔｅｑｕａｄｒａｔｉｃｒｅｇｒｅｓｓｉｏｎｍｏｄｅｌｉｓｅｓｔａｂｌｉｓｈｅｄｔｏｐｅｒｆｏｒｍｔｈｅｌｅａｓｔｓｑｕａｒｅｓｆｉｔｔｉｎｇｏｎｔｈｅｓａｍｐｌｅｄａｔａ．Ｆｉｎａｌｌｙ，ｔｈｅｏｒｄｅｒｏｆｉｎｆｌｕ ｅｎｃｅｏｆｓｈａｐｅｐａｒａｍｅｔｅｒｓｏｎｔｈｅｌｉｆｔ ｔｏ ｄｒａｇｒａｔｉｏｉｓｏｂｔａｉｎｅｄａｃｃｏｒｄｉｎｇｔｏｔｈｅｎｏｒｍａｌｉｚｅｄｒｅｇｒｅｓｓｉｏｎｍｏｄｅｌｃｏｅｆｆｉ ｃｉｅｎｔｓ．Ｔｈｅｒｅｓｕｌｔｓｓｈｏｗｔｈａｔｔｗｉｓｔａｎｇｌｅ，ａｎｇｌｅｏｆａｔｔａｃｋａｎｄｔｈｅｉｒｃｏｕｐｌｉｎｇｐａｒａｍｅｔｅｒｓｈａｖｅｔｈｅｍｏｓｔｓｉｇｎｉｆｉｃａｎｔｉｎｆｌｕｅｎｃｅｏｎｔｈｅｌｉｆｔ ｔｏ ｄｒａｇｒａｔｉｏ，ｗｈｉｃｈｓｈｏｕｌｄｂｅａｄｊｕｓｔｅｄｐｒｅｆｅｒｅｎｔｉａｌｌｙｉｎｔｈｅｓｈａｐｅｄｅｓｉｇｎｏｆｂｌｅｎｄｅｄ ｗｉｎｇ ｂｏｄｙｕｎｄｅｒｗａｔｅｒｇｌｉｄｅｒ．Ｋｅｙｗｏｒｄｓ：ｕｎｄｅｒｗａｔｅｒｇｌｉｄｅｒ，ｃａｌｃｕｌａｔｉｏｎｏｆｌｉｆｔ ｔｏ ｄｒａｇｒａｔｉｏ，ｏｐｔｉｍａｌＬａｔｉｎｈｙｐｅｒｃｕｂｅｄｅｓｉｇｎ，ｍｕｌｔｉｐｌｅｑｕａｄｒａｔｉｃｒｅｇｒｅｓｓｉｏｎｍｏｄｅｌ 海洋占地球表面积的７１ ８％，具有丰富的自然资源，世界上各国对海洋资源的开发与利用日益重视．水下滑翔机（ａｕｔｏｎｏｍｏｕｓｕｎｄｅｒｗａｔｅｒｇｌｉｄｅｒ，ＡＵＧ）［１－４］作为一种新型的水下航行器，主要通过调节净浮力来改变其运动姿态，实现在水中的滑翔运动．其对能源的需求量小，制造成本低，可以长时间在不同深度、不同广度的海域中航行，目前越来越受到各国研究人员的重视．相较于由回转体、水翼和操纵面组成的传统布局水下滑翔机，翼身融合水下滑翔机具有翼型剖面形状的扁平机身，且水翼与机身平滑地融合在一起，可大幅提高升阻比．但翼身融合水下滑翔机的外形曲面复杂，需要使用大量的外形参数进行描述，在水下滑翔机设计过程中若对这些参数都进行详细设计，效率不高．因此，分析各种外形参数对升阻比的影响，划分出外形主要影响参数和次要影响参数，可指导设计者进行快速设计，减少设计成本，提高设计效率．采用试验设计方法（ｄｅｓｉｇｎｏｆｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔｓ，ＤＯＥ）［５－６］可进行翼身融合水下滑翔机外形参数对升阻比的影响率分析，但需要对生成的每一个样本点进行相应的升阻比计算．目前，计算流体力学（ｃｏｍｐｕｔａｔｉｏｎａｌｆｌｕｉｄｄｙｎａｍｉｃｓ，ＣＦＤ）方法为常用的翼身融合水下滑翔机升阻比计算方法［７－９］，并且经过科研人员多年的努力，已开发出ＣＦＸ、ＦＬＵＥＮＴ和ＳＴＡＲ－ＣＤ等多款成熟的商业ＣＦＤ软件［１０－１３］，均可应用于翼身融合水下滑翔机升阻比的精确计算．但ＣＦＤ方法主要通过对流体计算域进行网格划分得到空间网格，并在空间网格上建立离散的大规模代数方程组，进而进行流体动力参数的求解，计算耗时较长，此外对空间网格（也称为体网格）的质量要求较高［１４］．而使用ＤＯＥ方法进行翼身融合水下滑翔机的升阻比影响参数分析时，所需的外形参数变化范围较大，无论是网格自动生成还是网格变形方法均会导致新生成的网格质量较差，不能应用于多样本点的升阻比自动计算，若手工对每一个样本点进行计算，计算时间大幅增加；此外，所需的样本点较多，由于每个样本点的ＣＦＤ耗时严重，导致总的计算耗时十分严重．针对上述问题，文中首先基于势流理论，提出一种翼身融合水下滑翔机的升阻比快速计算方法，实现外形参数大变形情况下的升阻比快速计算；然后，采用最优拉丁超立方设计进行样本采样，并建立回归模型对样本点数据进行分析；最后，得到水下滑翔机外形参数对升阻比的影响率大小排列．１ 翼身融合水下滑翔机外形参数借鉴于航空中新一代飞行器翼身融合布局［１５］的高升阻比特点，翼身融合水下滑翔机外形主要采用扁平椭球机身，且机身与机翼平滑连接，且每一个横截面均为翼型剖面．图１为１１个翼型剖面组成的翼身融合水下滑翔机外形，其外形左右对称．分析图１可知，翼身融合水下滑翔机的几何外形建模主要由两类参数决定：（１）每个翼型剖面的形状参数．形状参数具体指的是每个展向翼型剖面所选择的翼型类型、弦长和厚度等参数．（２）每个翼型剖面的扭转角参数．扭转角是各个展向位置翼型剖面弦长相对于翼根剖面弦长扭转的角度，当扭转使翼型剖面前缘向下时为负值，使前缘向上时为正值．图１ 翼身融合水下滑翔机外形Ｆｉｇ．１ Ｓｈａｐｅｏｆｂｌｅｎｄｅｄ ｗｉｎｇ ｂｏｄｙｕｎｄｅｒｗａｔｅｒｇｌｉｄｅｒ２ 水下滑翔机的升阻比快速计算基于势流理论，提出一种翼身融合水下滑翔机的升阻比快速计算方法，并对其进行了粘性修正．由于该方法仅需对外形表面进行离散化，因此，与ＣＦＤ方法对体网格的高质量要求相比，对表面网格的质量要求大大降低，可实现外形参数大变形情况下的升阻比快速计算．２ １ 基于势流理论的升阻比快速计算为了计算翼身融合水下滑翔机的升阻比，给定翼身融合水下滑翔机外形和相应的边界条件后，需要对外形外部的流体计算域Ｖ进行求解．如果流体计算域中的流体被认为是无漩不可压的，则控制方程为：２Φ＝０（１）式中Φ为速度势函数．在滑翔机的固定体坐标系中，相应的边界条件为： Φ·ｇｎ＝０ 物面边界上（２）ｌｉｍｒ→∞（ Φ－ｖ）＝０ 无穷远处（３）式中：ｎ为物面边界上的法向单位向量；ｖ为无穷远处来流速度．基于格林公式，计算域内任一点的速度势可表示为：Φ（ｐ）＝１４π∫ＳＢ＋ＳＷμｎ· １()ｒｄＳ－１４π∫ＳＢσ１()ｒｄＳ＋Φ∞（ｐ）（４）０２江苏科技大学学报（自然科学版）２０２１年式中：ＳＢ为水下滑翔机外形表面；ＳＷ为尾涡面；ｒ为点ｐ到外形表面上一点的距离；σ为外形表面上分布的源汇强度；μ为外形表面上分布的偶极子强度．在式（４）中，σ和μ的分布未知，若求得σ和μ的值，则计算域内任一点ｐ的速度势均可通过式（４）求解．因式（４）对外形表面的每一个点均成立，文中将外形表面进行离散，划分为许多小的面元，并在每个面元的中点处引入式（４）进行速度势计算，进而得到一组线性代数方程组：∑Ｎｊ＝１（Ｃｉｊμｊ＋Ｂｉｊσｊ）＋∑Ｎｗｊ＝１Ｃｗｉｊμｗｊ＝０ｉ＝１，…，Ｎ（５）式中：μｊ和σｊ为每一个面元分布的偶极子和源汇强度；μｗｊ为每一个尾涡面元上分布的偶极子强度；Ｃｉｊ、Ｂｉｊ和Ｃｗｉｊ均为系数因子，具体计算表达式为：Ｃｉｊ＝１４π∫Ｓｊｎ· １()ｒｄＳ ｉ≠ｊ－１２{ｉ＝ｊＢｉｊ＝－１４π∫Ｓｊ１ｒｄＳ（６）Ｃｗｉｊ＝１４π∫Ｗｊｎ· １()ｒｄＳ式中：Ｓｊ和Ｗｊ分别为水下滑翔机外形上的面元和尾涡面上的面元．求解方程式（５），可得到σ和μ值．然后，基于伯努利方程和Ｔｒｅｆｆｔｚ平面法可求得水下滑翔机外形的压力分布和诱导阻力，进而可实现升阻比的快速计算．２ ２ 考虑粘性的升阻比修正求解的无粘流场可以用以计算精确的诱导阻力，但不能计算水下滑翔机受到的粘性阻力，需要对其进行粘性修正．进行耦合的边界层和势流求解是一种常用的粘性修正方法，通过该方法可以包含边界层的影响，进而计算粘性阻力，但需要边界层和势流的耦合迭代求解，计算量大．文中采用一种简单的方法进行粘性阻力修正．首先，确定位于水下滑翔机后缘的面元个数，并以每个后缘面元的中点为展向位置，截取水下滑翔机的横截面，建立等后缘面元个数的翼型剖面．然后，假设在每个翼型剖面上，粘性阻力系数与升力系数是二次函数关系：ｃｄ０＝α１（Ｒｅ）ｃ２ｌ＋α２（Ｒｅ）ｃｌ＋α３（Ｒｅ）（７）式中：ｃｄ０为每个翼型剖面的粘性阻力系数；ｃｌ为每个翼型剖面的升力系数；α１，α２，α３为二次函数系数，其与各个翼型剖面的局部雷诺数有关，具体通过各个翼型的阻力极曲线或者阻力数据拟合函数计算．最后，在展向方向对每个翼型剖面的粘性阻力系数进行积分，即可得到整个水下滑翔机的粘性阻力系数，进而对升阻比进行粘性修正．２ ３ 翼身融合水下滑翔机实例验证采用一型左右对称的翼身融合水下滑翔机对提出的升阻比快速计算方法进行验证，其具体外形如图１．分别采用Ｆｌｕｅｎｔ软件和所提方法计算不同攻角下的升阻比大小，并将结果进行对比．需说明的是因外形左右对称，使用Ｆｌｕｅｎｔ软件和所提方法计算升阻比时，均设置对称边界，取右半边外形进行计算，以加快计算速度．图２为使用文中所提方法进行翼身融合水下滑翔机升阻比计算时的面元网格，图３为计算后的表面压力系数分布．图２ 翼身融合水下滑翔机表面的面元网格Ｆｉｇ．２ Ｓｕｒｆａｃｅｇｒｉｄｏｆｂｌｅｎｄｅｄ ｗｉｎｇ ｂｏｄｙｕｎｄｅｒｗａｔｅｒｇｌｉｄｅｒ图３ 翼身融合水下滑翔机表面的压力系数分布Ｆｉｇ．３ Ｐｒｅｓｓｕｒｅｃｏｅｆｆｉｃｉｅｎｔｄｉｓｔｒｉｂｕｔｉｏｎｏｆｂｌｅｎｄｅｄ ｗｉｎｇ ｂｏｄｙｕｎｄｅｒｗａｔｅｒｇｌｉｄｅｒ表１为不同攻角下，Ｆｌｕｅｎｔ软件和文中所提方法计算的升阻比大小．表１ Ｆｌｕｅｎｔ和文中方法的升阻比计算结果对比Ｔａｂｌｅ１ Ｒｅｓｕｌｔｃｏｍｐａｒｉｓｏｎｏｆｌｉｆｔ ｔｏ ｄｒａｇｒａｔｉｏｃｏｍｐｕｔｅｄｂｙＦｌｕｅｎｔａｎｄｔｈｅｐｒｅｓｅｎｔｅｄｍｅｔｈｏｄ攻角／（°）升阻比Ｆｌｕｅｎｔ文中方法２２１ １２１ ５４２７ ８２７ ３６２５ ９２５ ４８２１ ８２２ １１０１８ ６１９ １ 分析表１可知，与Ｆｌｕｅｎｔ计算结果相比，文中１２第２期 张代雨，等：外形参数对翼身融合水下滑翔机的高升阻比特性影响研究所提方法的计算误差在３％以内，满足后续分析所需的计算精度要求．３ 外形参数对升阻比的影响基于ＤＯＥ方法进行翼身融合水下滑翔机外形参数的样本采样，并建立回归模型进行外形参数对升阻比的影响大小分析．３ １ 最优拉丁超立方采样进行升阻比主因素分析前，需要采用ＤＯＥ方法合理而有效地获得不同水下滑翔机外形参数相关联的升阻比数据值，并使用最少的样本点数目获得最多的升阻比信息．目前，常用的ＤＯＥ方法主要包括全因子设计、部分因子设计、正交数组、中心组合设计、拉丁超立方设计、最优拉丁超立方设计等［１６］．其中，拉丁超立方设计对设计空间的填充能力强，相比全因子设计，可以用更少的样本点填充满整个空间．此外，拉丁超立方设计的拟合非线性响应能力强，相比正交试验，采用同样的样本点个数可以研究更多的因素组合．最优拉丁超立方设计是对拉丁超立方设计的进一步改进，使所有的样本点更加均匀地分布在整个设计空间，具有更好的空间填充性和均衡性．因此，文中使用最优拉丁超立方方法进行翼身融合水下滑翔机样本点的采样．首先，选择翼身融合水下滑翔机的外形左右对称，取一半外形进行升阻比计算，文中仅选取与右半边６个翼型剖面相关联的参数作为试验设计的因子，且具体分为两类：①６个翼型剖面的厚度比例参数Ｔｈｉｃｋｉ（ｉ＝１，…，６），通过改变其值的大小可改变每个翼型剖面的厚度；②６个翼型剖面的扭转角参数Ｔｈｅｔａｉ（ｉ＝１，…，６），通过改变其值大小可改变每个翼型剖面在ｘｙ平面的旋转角度．此外，考虑到翼身融合水下滑翔机的攻角对升阻比的影响显著，文中还将攻角Ａｌｐｈａ作为试验设计的因子．综上，各个试验因子的具体描述如表２．表２ 试验设计因子描述Ｔａｂｌｅ２ ＤｅｓｃｒｉｐｔｉｏｎｏｆＤＯＥｆａｃｔｏｒｓ试验因子上下限定义Ｔｈｉｃｋｉ［０ ８，１ ２］翼型厚度比例Ｔｈｅｔａｉ［０，２］翼型剖面旋转角Ａｌｐｈａ［０，６］攻角 对于上述翼身融合水下滑翔机的１３个试验设计因子，采用最优拉丁超立方方法对其进行取样，设置取样个数为５０个．针对生成的５０个参数样本点，采用文中提出的方法快速计算相应的水下滑翔机升阻比Ｌ／Ｄ数据值．３ ２ 外形参数对升阻比的影响排列使用多元二次回归模型［１７］进行各种翼身融合水下滑翔机外形参数对升阻比的影响大小排列．首先，根据以上得到的水下滑翔机参数样本点和升阻比Ｌ／Ｄ数据值，建立多元二次回归模型：ｙ＝θ＋∑αｉｘｉ＋∑βｉｘ２ｉ＋∑ｉ≠ｊγｉｊｘｉｘｊ（８）式中：θ、αｉ、βｉ和γｉｊ为回归模型中各项的系数．αｉ、βｉ和γｉｊ反映了回归模型中每一项对响应的效应．其中：αｉ为回归模型的线性主效应；βｉ为回归模型的二阶主效应；γｉｊ为回归模型的交互效应．为了更客观、直观地反应各个输入变量对响应的影响，对多元二次回归模型的建立过程进行归一化．首先，将输入变量统一归一化到［－１，＋１］后，使用最小二乘法求式（８）中系数；然后，将归一化后的回归模型系数通过式（９）转化为影响率百分比．Ｎαｉ＝１００αｉ∑｜αｉ｜＋∑｜βｉ｜＋∑｜γｉｊ｜Ｎβｉ＝１００βｉ∑｜αｉ｜＋∑｜βｉ｜＋∑｜γｉｊ｜（９）Ｎγｉ＝１００γｉ∑｜αｉ｜＋∑｜βｉ｜＋∑｜γｉｊ｜然后，基于由式（８、９）建立的归一化多元二次回归模型及计算出的影响率百分比，使用Ｐａｒｅｔｏ图描述回归模型中各项对升阻比的影响程度百分比（图４），图中浅色的条形表示正影响，深色的条形则表示反影响．图４ 各类参数对升阻比Ｌ／Ｄ影响的Ｐａｒｅｔｏ图Ｆｉｇ．４ Ｐａｒｅｔｏｄｉａｇｒａｍｏｆｔｈｅｉｎｆｌｕｅｎｃｅｏｆｖａｒｉｏｕｓｐａｒａｍｅｔｅｒｓｏｎｔｈｅｌｉｆｔ ｔｏ ｄｒａｇｒａｔｉｏ由图４可知，Ｔｈｅｔａ１和Ｔｈｅｔａ３的乘积项对Ｌ／Ｄ具有最大的正影响，Ｔｈｅｔａ１和Ａｌｐｈａ的乘积项对Ｌ／Ｄ具有最大的反影响；紧接着对Ｌ／Ｄ具有正影响的因素从大到小依次为Ａｌｐｈａ、Ｔｈｅｔａ２和Ｔｈｅｔａ６２２江苏科技大学学报（自然科学版）２０２１年的乘积项、Ｔｈｅｔａ２和Ｔｈｉｃｋ１的乘积项等，对Ｌ／Ｄ具有反影响的因素从大到小依次为Ｔｈｅａｔａ１和Ｔｈｉｃｋ４的乘积项、Ａｌｐｈａ的平方项、Ｔｈｅｔａ２和Ｔｈｉｃｋ４的乘积项等．综合来看，扭转角参数、攻角参数和两者的耦合项对Ｌ／Ｄ的影响显著，厚度比例参数及与其有关的耦合项对Ｌ／Ｄ的影响相对较弱，因此，在翼身融合水下滑翔机的外形设计过程中，应主要对扭转角参数和攻角参数进行调整，以改善翼身融合水下滑翔机的升阻比特性．４ 结论（１）提出一种翼身融合水下滑翔机的升阻比快速计算方法，该方法首先基于势流理论计算出压力分布和诱导阻力，再进行粘性修正，计算出精确的升阻比．相比于ＣＦＤ方法，所提方法计算耗时少，仅需生成表面网格，对网格的质量要求低．实例验证表明，所提方法的计算误差在３％以内．（２）基于提出的升阻比快速计算方法，对最优拉丁超立方设计生成的样本点进行自动升阻比计算，并建立多元二次回归模型对计算的数据进行分析．结果表明，扭转角、攻角和其耦合参数对Ｌ／Ｄ的影响显著，在翼身融合水下滑翔机外形设计中应优先调整以提高设计效率．参考文献（Ｒｅｆｅｒｅｎｃｅｓ）［１］ ＲＵＤＮＩＣＫＤＬ，ＰＡＮＣｈｕｄｏｎｇ．Ｏｃｅａｎｒｅｓｅａｒｃｈｅｎａ ｂｌｅｄｂｙｕｎｄｅｒｗａｔｅｒｇｌｉｄｅｒｓ［Ｊ］．ＡｎｎｕａｌＲｅｖｉｅｗｏｆＭａｒｉｎｅＳｃｉｅｎｃｅ，２０１６，８（１）：５１９－５４１．ＤＯＩ：１０．１１４６／ａｎｎｕｒｅｖ ｍａｒｉｎｅ－１２２４１４－０３３９１３．［２］ ＦＡＮＳ，ＷＯＯＬＳＥＹＣＡ．Ｄｙｎａｍｉｃｓｏｆｕｎｄｅｒｗａｔｅｒｇｌｉｄ ｅｒｓｉｎｃｕｒｒｅｎｔｓ［Ｊ］．ＯｃｅａｎＥｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ，２０１４（８４）：２４９－２５８．ＤＯＩ：１０．１０１６／ｊ．ｏｃｅａｎｅｎｇ．２０１４．０３．０２４．［３］ 沈新蕊，王延辉，杨绍琼，等．水下滑翔机技术发展现状与展望［Ｊ］．水下无人系统学报，２０１８，２６（２）：８９－１０５．ＤＯＩ：１０．１１９９３／ｊ．ｉｓｓｎ．２０９６－３９２０．２０１８．０２．００１．ＳＨＥＮＸｉｎｒｕｉ，ＷＡＮＧＹａｎｈｕｉ，ＹＡＮＧＳｈａｏｑｉｏｎｇ，ｅｔａｌ．Ｄｅｖｅｌｏｐｍｅｎｔｏｆｕｎｄｅｒｗａｔｅｒｇｌｉｄｅｒｓ：ａｎｏｖｅｒｖｉｅｗａｎｄｐｒｏｓｐｅｃｔ［Ｊ］．ＪｏｕｒｎａｌｏｆＵｎｍａｎｎｅｄＵｎｄｅｒｓｅａＳｙｓｔｅｍｓ，２０１８，２６（２）：８９－１０５．ＤＯＩ：１０．１１９９３／ｊ．ｉｓｓｎ．２０９６－３９２０．２０１８．０２．００１．（ｉｎＣｈｉｎｅｓｅ）［４］ ＬＩＣ，ＷＡＮＧＰ，ＤＯＮＧＨ，ｅｔａｌ．Ａｓｉｍｐｌｉｆｉｅｄｓｈａｐｅｏｐｔｉｍｉｚａｔｉｏｎｓｔｒａｔｅｇｙｆｏｒｂｌｅｎｄｅｄ ｗｉｎｇ ｂｏｄｙｕｎｄｅｒｗａｔｅｒｇｌｉｄｅｒｓ［Ｊ］．ＳｔｒｕｃｔｕｒａｌａｎｄＭｕｌｔｉｄｉｓｃｉｐｌｉｎａｒｙＯｐｔｉｍｉｚａｔｉｏｎ，２０１８，５８（５）：２１８９－２２０２．ＤＯＩ：１０．１００７／ｓ００１５８－０１８－２００５－４．［５］ ＰＡＵＬＯＦ，ＳＡＮＴＯＳＬ．Ｄｅｓｉｇｎｏｆｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔｓｆｏｒｍｉｃｒｏｅｎｃａｐｓｕｌａｔｉｏｎａｐｐｌｉｃａｔｉｏｎｓ：ａｒｅｖｉｅｗ［Ｊ］．ＭａｔｅｒｉａｌｓＳｃｉｅｎｃｅ＆ＥｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇＣ，２０１７（７７）：１３２７－１３４０．ＤＯＩ：１０．１０１６／ｊ．ｍｓｅｃ．２０１７．０３．２１９．［６］ ＷＡＮＧＺ，ＹＵＪ，ＺＨＡＮＧＡ，ｅｔａｌ．Ｐａｒａｍｅｔｒｉｃｇｅｏ ｍｅｔｒｉｃｍｏｄｅｌａｎｄｈｙｄｒｏｄｙｎａｍｉｃｓｈａｐｅｏｐｔｉｍｉｚａｔｉｏｎｏｆａｆｌｙｉｎｇ ｗｉｎｇｓｔｒｕｃｔｕｒｅｕｎｄｅｒｗａｔｅｒｇｌｉｄｅｒ［Ｊ］．ＣｈｉｎａＯｃｅａｎＥｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ，２０１７，３１（６）：７０９－７１５．ＤＯＩ：１０．１００７／ｓ１３３４４－０１７－００８１－７．［７］ 李冬琴，章易立，李鹏，等．支柱形式对小水线面双体船波浪增阻和运动响应的影响［Ｊ］．江苏科技大学学报（自然科学版），２０２０，３４（１）：１－７．ＤＯＩ：１０．１１９１７／ｊ．ｉｓｓｎ．１６７３－４８０７．２０２０．０１．００１．ＬＩＤｏｎｇｑｉｎ，ＺＨＡＮＧＹｉｌｉ，ＬＩＰｅｎｇ，ｅｔａｌ．Ｅｆｆｅｃｔｓｏｆｓｔｒｕｔｆｏｒｍｏｎａｄｄｅｄｒｅｓｉｓｔａｎｃｅａｎｄｍｏｔｉｏｎｒｅｓｐｏｎｓｅｏｆｔｈｅｓｍａｌｌｗａｔｅｒ ｐｌａｎｅａｒｅａｔｗｉｎｈｕｌｌ［Ｊ］．ＪｏｕｒｎａｌｏｆＪｉａｎｇｓｕＵｎｉｖｅｒｓｉｔｙｏｆＳｃｉｅｎｃｅａｎｄＴｅｃｈｎｏｌｏｇｙ（ＮａｔｕｒａｌＳｃｉｅｎｃｅＥｄｉｔｉｏｎ），２０２０，３４（１）：１－７．ＤＯＩ：１０．１１９１７／ｊ．ｉｓｓｎ．１６７３－４８０７．２０２０．０１．００１．（ｉｎＣｈｉｎｅｓｅ）［８］ 孙春亚，宋保维，王鹏．翼身融合水下滑翔机外形设计与水动力特性分析［Ｊ］．舰船科学技术，２０１６，３８（１０）：７８－８３．ＤＯＩ：１０．３４０４／ｊ．ｉｓｓｎ．１６７２－７６１９．２０１６．０１０．０１５．ＳＵＮＣｈｕｎｙａ，ＳＯＮＧＢａｏｗｅｉ，ＷＡＮＧＰｅｎｇ．Ｓｈａｐｅｄｅｓｉｇｎａｎｄｈｙｄｒｏｄｙｎａｍｉｃｃｈａｒａｃｔｅｒｉｓｔｉｃｓａｎａｌｙｓｉｓｏｆｔｈｅｂｌｅｎｄｅｄ ｗｉｎｇ ｂｏｄｙｕｎｄｅｒｗａｔｅｒｇｌｉｄｅｒ［Ｊ］．ＳｈｉｐＳｃｉｅｎｃｅａｎｄＴｅｃｈｎｏｌｏｇｙ，２０１６，３８（１０）：７８－８３．ＤＯＩ：１０．３４０４／ｊ．ｉｓｓｎ．１６７２－７６１９．２０１６．０１０．０１５．（ｉｎＣｈｉｎｅｓｅ）［９］ 王金强，王聪，魏英杰，等．飞翼式碟形水下滑翔机流动与运动特性分析［Ｊ］．哈尔滨工业大学学报，２０１８，５０（４）：１３７－１４３．ＤＯＩ：１０．１１９１８／ｊ．ｉｓｓｎ．０３６７－６２３４．２０１７０７０８４．ＷＡＮＧＪｉｎｑｉａｎｇ，ＷＡＮＧＣｏｎｇ，ＷＥＩＹｉｎｇｊｉｅ，ｅｔａｌ．Ｈｙｄｒｏｄｙｎａｍｉｃｃｈａｒａｃｔｅｒｉｓｔｉｃｓａｎｄｍｏｔｉｏｎｓｉｍｕｌａｔｉｏｎｏｆｆｌｙｉｎｇ ｗｉｎｇｄｉｓｈ ｓｈａｐｅｄａｕｔｏｎｏｍｏｕｓｕｎｄｅｒｗａｔｅｒｇｌｉｄｅｒ［Ｊ］．ＪｏｕｒｎａｌｏｆＨａｒｂｉｎＩｎｓｔｉｔｕｔｅｏｆＴｅｃｈｎｏｌｏｇｙ，２０１８，５０（４）：１３７－１４３．ＤＯＩ：１０．１１９１８／ｊ．ｉｓｓｎ．０３６７－６２３４．２０１７０７０８４．（ｉｎＣｈｉｎｅｓｅ）［１０］ 凌杰，王毅，窦朋，等．钝体滑行艇喷溅阻力计算方法研究［Ｊ］．江苏科技大学学报（自然科学版），２０１８，３２（４）：４５９－４６４．ＤＯＩ：１０．１１９１７／ｊ．ｉｓｓｎ．１６７３－４８０７．２０１８．０４．００１．ＬＩＮＧＪｉｅ，ＷＡＮＧＹｉ，ＤＯＵＰｅｎｇ，ｅｔａｌ．Ｓｔｕｄｙｏｆｓｐｒａｙｒｅｓｉｓｔａｎｃｅｃａｌｃｕｌａｔｉｏｎｍｅｔｈｏｄｆｏｒｂｌｕｎｔｂｏｄｙｐｌａｎｉｎｇｃｒａｆｔ［Ｊ］．ＪｏｕｒｎａｌｏｆＪｉａｎｇｓｕＵｎｉｖｅｒｓｉｔｙｏｆＳｃｉｅｎｃｅａｎｄＴｅｃｈｎｏｌｏｇｙ（ＮａｔｕｒａｌＳｃｉｅｎｃｅＥｄｉｔｉｏｎ），２０１８，３２（４）：４５９－４６４．ＤＯＩ：１０．１１９１７／ｊ．ｉｓｓｎ．１６７３－４８０７．２０１８．０４．００１．（ｉｎＣｈｉｎｅｓｅ）（下转第５１页）３２第２期 张代雨，等：外形参数对翼身融合水下滑翔机的高升阻比特性影响研究［２］ 吕萌，蔡金燕，张志斌．多退化模式下的电子装备可靠性建模［Ｊ］．火力与指挥控制，２００９，３４（１０）：１６４－１６６，１７０．ＤＯＩ：１０．３９６９／ｊ．ｉｓｓｎ．１００２－０６４０．２００９．１０．０４５．Ｌ Ｍｅｎｇ，ＣＡＩＪｉｎｙａｎ，ＺＨＡＮＧＺｈｉｂｉｎ．Ｅｌｅｃｔｒｏｎｉｃｅｑｕｉｐｍｅｎｔｓｒｅｌｉａｂｉｌｉｔｙｍｏｄｅｌｉｎｇｒｅｓｅａｒｃｈｕｎｄｅｒｍｕｌｔｉｄｅｇｒａｄａｔｉｏｎｍｏｄｅ［Ｊ］．ＦｉｒｅＣｏｎｔｒｏｌ＆ＣｏｍｍａｎｄＣｏｎｔｒｏｌ，２００９，３４（１０）：１６４－１６６，１７０．ＤＯＩ：１０．３９６９／ｊ．ｉｓｓｎ．１００２－０６４０．２００９．１０．０４５．（ｉｎＣｈｉｎｅｓｅ）［３］ 黄周霖，王召斌，王佳炜，等．磁继电器长贮零失效情况下的Ｂａｙｅｓ可靠性评估方法［Ｊ］．江苏科技大学学报（自然科学版），２０１９，３３（５）：６７－７２．ＤＯＩ：１０．１１９１７／ｊ．ｉｓｓｎ．１６７３－４８０７．２０１９．０５．０１１．ＨＵＡＮＧＺｈｏｕｌｉｎ，ＷＡＮＧＺｈａｏｂｉｎ，ＷＡＮＧＪｉａｗｅｉ，ｅｔａｌ．Ｂａｙｅｓｒｅｌｉａｂｉｌｉｔｙｅｖａｌｕａｔｉｏｎｍｅｔｈｏｄｆｏｒｌｏｎｇｓｔｏｒａｇｅｚｅｒｏｆａｉｌｕｒｅｏｆｅｌｅｃｔｒｏｍａｇｎｅｔｉｃｒｅｌａｙ［Ｊ］．ＪｏｕｒｎａｌｏｆＪｉａｎｇｓｕＵｎｉｖｅｒｓｉｔｙｏｆＳｃｉｅｎｃｅａｎｄＴｅｃｈｎｏｌｏｇｙ（ＮａｔｕｒａｌＳｃｉｅｎｃｅＥｄｉｔｉｏｎ），２０１９，３３（５）：６７－７２．ＤＯＩ：１０．１１９１７／ｊ．ｉｓｓｎ．１６７３－４８０７．２０１９．０５．０１１．（ｉｎＣｈｉｎｅｓｅ）［４］ 王召斌．航天电磁继电器贮存可靠性退化试验与评价方法的研究［Ｄ］．哈尔滨：哈尔滨工业大学，２０１３．［５］ 董宝旭．继电器类单机加速贮存试验及可靠性评价研究［Ｄ］．哈尔滨：哈尔滨工业大学，２０１６．［６］ 马跃．航天继电器失效机理与寿命预测方法的研究［Ｄ］．哈尔滨：哈尔滨工业大学，２０１３．［７］ 葛蒸蒸，王悦庭，赵文晖，等．多元加速退化数据评估弹上产品贮存可靠性［Ｊ］．现代防御技术，２０１８，４６（２）：１３０－１３６．ＤＯＩ：１０．３９６９／ｊ．ｉｓｓｎ．１００９－０８６ｘ．２０１８．０２．０２１．ＧＥＺｈｅｎｇｚｈｅｎｇ，ＷＡＮＧＹｕｅｔｉｎｇ，ＺＨＡＯＷｅｎｈｕｉ，ｅｔａｌ．Ｅｖａｌｕａｔｉｎｇｐｒｏｄｕｃｔｓｔｏｒａｇｅｒｅｌｉａｂｉｌｉｔｙｂａｓｅｄｏｎｍｕｌｔｉｐｌｅａｃｃｅｌｅｒａｔｅｄｄｅｇｒａｄａｔｉｏｎｄａｔａ［Ｊ］．ＭｏｄｅｒｎＤｅｆｅｎｓｅＴｅｃｈｎｏｌｏｇｙ，２０１８，４６（２）：１３０－１３６．ＤＯＩ：１０．３９６９／ｊ．ｉｓｓｎ．１００９－０８６ｘ．２０１８．０２．０２１．（ｉｎＣｈｉｎｅｓｅ）［８］ 黄晓毅．航天继电器贮存加速试验及寿命预测方法的研究［Ｄ］．哈尔滨：哈尔滨工业大学，２０１３．［９］ ＹＥＸ，ＬＩＮＹ，ＷＡＮＧＱ，ｅｔａｌ．Ｍａｎｕｆａｃｔｕｒｉｎｇｐｒｏｃｅｓｓ ｂａｓｅｄｓｔｏｒａｇｅｄｅｇｒａｄａｔｉｏｎｍｏｄｅｌｌｉｎｇａｎｄｒｅｌｉａｂｉｌｉｔｙａｓｓｅｓｓｍｅｎｔ［Ｊ］．ＭｉｃｒｏｅｌｅｃｔｒｏｎｉｃｓＲｅｌｉａｂｉｌｉｔｙ，２０１８（８８，９０）：１０７－１１０．ＤＯＩ：１０．１０１６／ｊ．ｍｉｃｒｏｒｅｌ．２０１８．０６．０８５．［１０］ 邵丹．密封式继电器贮存寿命预测方法的研究［Ｄ］．天津：河北工业大学，２０１５．［１１］ 余琼．航天继电器可靠性评价及寿命试验方法的研究［Ｄ］．哈尔滨：哈尔滨工业大学，２０１１：２６－３３．（责任编辑：曹莉檶檶檶檶檶檶檶檶檶檶檶檶檶檶檶檶檶檶檶檶檶檶檶檶檶檶檶檶檶檶檶檶檶檶檶檶檶檶檶檶檶檶檶檶檶）（上接第２３页）［１１］ 谢云平，张韬，徐晓森，等．内河肥大型货船浅水阻力计算方法研究［Ｊ］．江苏科技大学学报（自然科学版），２０１９，３３（１）：１－５．ＤＯＩ：１０．１１９１７／ｊ．ｉｓｓｎ．１６７３－４８０７．２０１９．０１．００１．ＸＩＥＹｕｎｐｉｎｇ，ＺＨＡＮＧＴａｏ，ＸＵＸｉａｏｓｅｎ，ｅｔａｌ．Ｃａｌｃｕｌａｔｉｏｎａｎｄａｎａｌｙｓｉｓｏｎｓｈａｌｌｏｗｗａｔｅｒｒｅｓｉｓｔａｎｃｅｏｆｉｎｌａｎｄｆａｔｃａｒｇｏｓｈｉｐｓ［Ｊ］．ＪｏｕｒｎａｌｏｆＪｉａｎｇｓｕＵｎｉｖｅｒｓｉｔｙｏｆＳｃｉｅｎｃｅａｎｄＴｅｃｈｎｏｌｏｇｙ（ＮａｔｕｒａｌＳｃｉｅｎｃｅＥｄｉｔｉｏｎ），２０１９，３３（１）：１－５．ＤＯＩ：１０．１１９１７／ｊ．ｉｓｓｎ．１６７３－４８０７．２０１９．０１．００１．（ｉｎＣｈｉｎｅｓｅ）［１２］ 刘斌．Ｆｌｕｅｎｔ１９．０流体仿真从入门到精通［Ｍ］．北京：清华大学出版社，２０１９．［１３］ 张春燕，马超，晏飞．基于ＣＦＤ－ＤＥＭ方法的不同弯径比弯管中气固两相流动特性［Ｊ］．江苏科技大学学报（自然科学版），２０１８，３２（６）：８０３－８０８．ＤＯＩ：１０．１１９１７／ｊ．ｉｓｓｎ．１６７３－４８０７．２０１８．０６．００９．ＺＨＡＮＧＣｈｕｎｙａｎ，ＭＡＣｈａｏ，ＹＡＮＦｅｉ．ＧａｓｓｏｌｉｄｔｗｏｐｈａｓｅｆｌｏｗｃｈａｒａｃｔｅｒｉｓｔｉｃｓｏｆｅｌｂｏｗｐｉｐｅｗｉｔｈｄｉｆｆｅｒｅｎｔｂｅｎｄｉｎｇｒａｄｉｕｓｒａｔｉｏｂａｓｅｄｏｎｔｈｅＣＦＤ－ＤＥＭｍｅｔｈｏｄ［Ｊ］．ＪｏｕｒｎａｌｏｆＪｉａｎｇｓｕＵｎｉｖｅｒｓｉｔｙｏｆＳｃｉｅｎｃｅａｎｄＴｅｃｈｎｏｌｏｇｙ（ＮａｔｕｒａｌＳｃｉｅｎｃｅＥｄｉｔｉｏｎ），２０１８，３２（６）：８０３－８０８．ＤＯＩ：１０．１１９１７／ｊ．ｉｓｓｎ．１６７３－４８０７．２０１８．０６．００９．（ｉｎＣｈｉｎｅｓｅ）［１４］ ＫＥＮＮＥＤＹＧＪ，ＭＡＲＴＩＮＳＪＲ．Ａｐａｒａｌｌｅｌａｅｒｏｓｔｒｕｃ ｔｕｒａｌｏｐｔｉｍｉｚａｔｉｏｎｆｒａｍｅｗｏｒｋｆｏｒａｉｒｃｒａｆｔｄｅｓｉｇｎｓｔｕｄｉｅｓ［Ｊ］．ＳｔｒｕｃｔｕｒａｌＭｕｌｔｉｄｉｓｉｃＯｐｔｉｍｉｚａｔｉｏｎ，２０１４，５０（６）：１０７９－１１０１．ＤＯＩ：１０．１００７／ｓ００１５８－０１４－１１０８－９．［１５］ ＱＩＮＮ，ＶＡＶＡＬＬＥＡ，ＭＯＩＧＮＥＡＬ，ｅｔａｌ．Ａｅｒｏｄｙ ｎａｍｉｃｃｏｎｓｉｄｅｒａｔｉｏｎｓｏｆｂｌｅｎｄｅｄｗｉｎｇｂｏｄｙａｉｒｃｒａｆｔ［Ｊ］．ＰｒｏｇｒｅｓｓｉｎＡｅｒｏｓｐａｃｅＳｃｉｅｎｃｅｓ，２００４，４０（６）：３２１－３４３．ＤＯＩ：１０．１０１６／ｊ．ｐａｅｒｏｓｃｉ．２００４．０８．００１．［１６］ 韩中华，张科施．基于代理模型的工程设计：实用指南［Ｍ］．北京：航空工业出版社，２０１８．［１７］ 王婵．粒子群算法的改进及其在ＣＲＨ３型动车组结构优化的应用研究［Ｄ］．北京：北京交通大学，２０１８．（责任编辑：贡洪殿）１５第２期 李维燕，等：基于主元分析的电磁继电器贮存失效机理研究。
高性能船水动力原理与设计总结
高性能船水动力原理与设计”思考题及部分答案整理1. 何谓高性能船，其特点是什么？答：具有高水平的综合航海性能，以及具有完善的满足其使用要求的船舶功能，这样的船统称为高性能船舶。
特点：航速高；优良的耐波性能；载运能力较大；经济性好；优美的造型和舒适的舱室空间环境。
2. 高性能船的种类有哪些，其中哪些是排水型船？哪些是水动力支撑？哪些是空气动力支撑？答：小水线面双体船；滑行船；水翼艇；气垫船；地效翼船。
排水型：小水线面双体船；穿浪双体船。
水动力支持：水翼艇。
空气动力支持：气垫船；地效翼船。
3.船型和兴波阻力的关系？P9理论分析和实验表明，在固定的船体参数条件下，舶型的改变对兴波阻力的影响很显著,其中影响最大的是横剖面面积曲线形状，其次是肋骨线型。
船型设计的主要着眼点之一就在于寻求使兴波阻力最小的船型。
对于高性能船，兴波阻力与船体的线型密切相关，其线型设计需要能精确的计算其兴波阻力。
4. 线性兴波阻力理论在船型设计中的作用?当船型参数中船宽B与长度L之比和船宽B与吃水T之比都很小时，就称此船型为薄船，由薄船建立的兴波阻力理论称为薄船理论。
吃水与船长和吃水与船宽的比值都很小的船型称为扁船，由扁船所建立起来的兴波阻力理论称为扁船理论。
对普通的船来说，宽度和吃水与长度相比都很小的，可近似看成细长船；用细长船建立起来的兴波阻力理论称为细长船理论。
米切尔积分计算兴波阻力。
5.船型的概念，船型包含那些内容？P9所谓船型它包括两个方面的内容：一是表征船体形状的特征参数即尺度和系数二是船体形状即线型横剖面面积曲线形状(沿船长方向变化)肋骨线型首尾端轮廓线形状。
6. 随体积傅氏数变化，船舶的航态如何变化，如何划分三种典型航态？答：用体积傅氏数表征船舶的相对速度，船在航行时在垂直方向上的平衡关系为：1）排水航行状态:当0<Fr<1，流体动力占的比重极小，航态与静浮时变化不大，这一状态的船统称为排水型船。
2）过渡状态:当1<Fr<3，船首上抬较大，船尾下沉明显，船体明显尾倾，流体动力明显增大，垂向动力不可忽视，排水体积较静浮力时明显减小。
基于黑潮流场背景的水下滑翔机运动控制仿真
基于黑潮流场背景的水下滑翔机运动控制仿真
马玉印;王岩峰;官晟;王娜;丁军航
【期刊名称】《水下无人系统学报》
【年(卷),期】2024(32)1
【摘要】近年来,水下滑翔机已广泛应用于各种海洋观测领域,但在对黑潮等强流进行观测时,其运动轨迹往往会受到严重影响,因此文中针对黑潮流域内水下滑翔机运动轨迹控制问题进行研究。
首先,以“海燕II”为研究对象,根据动量和动量矩定理建立了其考虑黑潮的动力学模型;然后将HYCOM黑潮区域数据作为干扰,其特点是黑潮流速的大小与方向都会随着位置的变化而改变,并利用Simulink对强流影响下的“海燕II”运动轨迹进行了仿真;最后,将径向基函数(RBF)神经网络与常规比例-积分-微分(PID)控制器相结合,对“海燕II”的偏航与纵倾运动进行控制。
仿真结果表明RBF-PID控制器可以在一定程度上提高“海燕II”在黑潮区域运动的跟踪精度,增强抵抗黑潮干扰的能力,可为在强流影响下的水下滑翔机轨迹控制提供参考。
【总页数】7页(P1-7)
【作者】马玉印;王岩峰;官晟;王娜;丁军航
【作者单位】青岛大学自动化学院;自然资源部第一海洋研究所;自然资源部海洋环境科学与数值模拟重点实验室;山东省海洋环境科学与数值模拟重点实验室;山东省工业控制技术重点实验室;康复大学康复科学与工程学院
【正文语种】中文
【中图分类】TJ630;U694
【相关文献】
1.基于LQG/LTR方法的分离式艉舵水下滑翔机运动控制仿真研究
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3.基于水下滑翔机的海洋声学背景场观测技术
4.基于局部流场构建的水下滑翔机路径规划
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观察型水下机器人ROV系统配置极其实际应用
观察型⽔下机器⼈ROV系统配置极其实际应⽤⑸机械臂ROV在完成⽔下⽬标观察的同时，⼀般还需要装配⼀到两个机械⼿(臂)，以便执⾏诸如海底取样、线缆切割等⽔下作业任务。
机械⼿的主要技术指标包括⾃由度、物理尺⼨、抓取能⼒以及钳⼝扭矩等。
⒉潜⽔器与推进系统⼀台ROV通常有三组推进器，分别⽤来推动潜器在横向、纵向和垂向三个⽅向的运动。
推进器的数量与功率需根据ROV 的⾃⾝重量和作业⽔域环境等因素确定。
⽬前，ROV的推进系统主要有槽道推进型和⽮量推进型两⼤类。
槽道推进型需要三组推进器，分别负责潜⽔器在前后、左右和上下三个⽅向的运动，故也称三轴推进。
槽道式推进器的推⼒⽅向固定并通过潜器重⼼。
⽮量推进器通过调整推⽔⾓度和转速，从⽽获得额外操纵⼒矩，输出指定⽅向的推⼒，在垂直⾯分解后垂直⽅向的⼒⽤于调节纵倾，⽔平⽅向的⼒⽤于保持速度，因⽽，也称为全⽅向推进。
与槽道式推进器不同，⽮量推进器的推⼒可调且不⼀定通过潜⽔器的中⼼。
⽮量推进具有航⾏阻⼒⼩，动⼒效率⾼，可⾼速低耗⾏驶的优点，代表了推进技术的主流发展⽅向。
使⽤⽮量推进器替代槽道推进，还可以使潜器更加轻量化、⼩型化，改善潜器内部布置，更好地满⾜其操纵性能的要求。
从另⼀⾓度来看，由于槽道式推进的三组推进器可以独⽴执⾏前后、左右和上下三个⽅向的运动，在静⽔区域完成⾼精准的动作有⼀定优势。
如果能使⽤以⽮量推进技术为主、槽道式侧推为辅的混合式推进系统，可能会进⼀步改善ROV的操控性能。
⒊动⼒定位技术与定深定向动⼒定位系统成本较⾼，⼜考虑⽔下定位精度、时间延迟以及运载潜器的随动性等因素，观察型ROV⼀般不配备动⼒定位系统。
但是，⾃动定向和⾃动定深功能是观察型ROV系统必须具备的性能，否则将为ROV的系统操控带来极⼤的不便。
⒋⽬标观察系统作为观察型的ROV的重要性能指标之⼀，⽬标观察系统⼀般分为光学和声学两⼤类。
⑴光学成像系统①像场与景深受⽔体清晰度等条件影响，通过光学⼿段观察海底⽬标时，⼀般都需要尽量靠近⽬标才能获取⽐较好的成像质量。
供应船纵向加速度导数的估算方法
供应船纵向加速度导数的估算方法赵小仨;罗薇;柯枭冰;徐海祥【摘要】由于作为海洋研究和开发的重要载体的供应船的控制技术决定着船舶能否按预定位置航行或停泊,因此,解决控制技术中的一个关键问题即确定船舶数学模型中的水动力导数很重要.采用CFD商用软件FLUENT,结合动网格技术,对系列供应船的纵荡运动进行数值模拟,得到系列船舶的纵向水动力,进而获得相应的纵向加速度导数,并分析数值计算结果的合理性.在此基础上,采用偏最小二乘的回归方法,得出供应船纵向加速度导数关于船型参数和呆木参数的估算公式.【期刊名称】《中国航海》【年(卷),期】2014(037)004【总页数】4页(P88-91)【关键词】水路运输;供应船;纵向加速度导数;数值计算;回归公式【作者】赵小仨;罗薇;柯枭冰;徐海祥【作者单位】武汉理工大学高性能船舶技术教育部重点实验室,武汉430063;武汉理工大学交通学院,武汉430063;武汉理工大学高性能船舶技术教育部重点实验室,武汉430063;武汉理工大学交通学院,武汉430063;武汉理工大学高性能船舶技术教育部重点实验室,武汉430063;武汉理工大学交通学院,武汉430063;武汉理工大学高性能船舶技术教育部重点实验室,武汉430063;武汉理工大学交通学院,武汉430063【正文语种】中文【中图分类】U661在对海洋资源进行勘探开发的过程中，船舶或平台等海洋结构物经常需要固定于海洋中的特定位置进行作业。
供应船[1]作为一种专门向船舶和海上设施运送物资的船舶，同样要求有一定的定点工作能力。
为解决船舶位置和艏向的保持问题，基于动力定位的船舶控制技术[2]应运而生。
其中，精确地计算船舶运动数学模型中的水动力导数是动力定位控制技术中的关键问题之一。
因此，通过研究供应船的船型参数和呆木参数对水动力导数的影响，给出水动力导数的估算公式，为供应船控制系统的设计提供快捷、准确的数学模型参数，从而实现较精确的动力定位。
CFD数值模拟船舶在波浪中的回转操纵运动
CFD数值模拟船舶在波浪中的回转操纵运动王建华;万德成【摘要】[目的]船舶回转操纵运动能够反映出船舶的回转特性,与船舶的航行安全密切相关.[方法]为此,采用基于重叠网格技术的CFD求解器naoe-FOAM-SJTU,对标准船模ONRT在波浪中自由回转操纵运动进行直接数值模拟.运用动态重叠网格技术求解船、桨、舵系统复杂运动,计算中,螺旋桨转速对应于静水中的船模自航点进行35°转舵,实现自由回转船舶操纵运动.通过全粘性流场的整体求解,给出波浪中自由回转操纵运动中船舶六自由度运动、螺旋桨和舵的水动力载荷变化,以及波浪中船舶的回转圈特征参数,并与同试验结果进行对比.通过数值计算得到精细的流场信息,分析波浪对船舶自由回转操纵运动的影响.[结果]数值预报得到的船舶运动轨迹、回转圈参数与试验值吻合较好,证明naoe-FOAM-SJTU求解器对于波浪中船—桨—舵相互作用下的船舶自由回转操纵运动数值预报的适用性和可靠性.[结论]船舶回转操纵运动的数值模拟,可为回转性能的评估提供有效的前期评估手段.【期刊名称】《中国舰船研究》【年(卷),期】2019(014)001【总页数】8页(P1-8)【关键词】船舶操纵性;自由回转;船—桨—舵相互作用;naoe-FOAM-SJTU求解器;重叠网格方法【作者】王建华;万德成【作者单位】上海交通大学海洋工程国家重点实验室,上海200240;高新船舶与深海开发装备协同创新中心,上海200240;上海交通大学船舶海洋与建筑工程学院,上海200240;上海交通大学海洋工程国家重点实验室,上海200240;高新船舶与深海开发装备协同创新中心,上海200240;上海交通大学船舶海洋与建筑工程学院,上海200240【正文语种】中文【中图分类】U661.330 引言船舶操纵运动可以反映出船舶在航行过程中的机动性、回转特性和航向的纠偏能力。
操纵性能的优劣与船舶的航行安全和能耗息息相关，其重要性不言而喻。
小型便携式水下机器人侧扫声呐的流线型优化分析
山东科学ＳＨＡＮＤＯＮＧＳＣＩＥＮＣＥ第３６卷第６期２０２３年１２月出版Ｖｏｌ.３６Ｎｏ.６Ｄｅｃ.２０２３收稿日期:２０２３￣０４￣１７作者简介:刘进(１９９０ )ꎬ男ꎬ工程师ꎬ研究方向为海洋智能装备㊁机械设计及优化ꎮＥ￣ｍａｉｌ:Ｎｏｖｌｉｕｊ＠１６３.ｃｏｍ∗通信作者ꎬ谭华(１９７９ )ꎬ男ꎬ高级工程师ꎬ研究方向为海洋智能装备ꎮＥ￣ｍａｉｌ:ｈｔａｎ＠ｑｎｌｍ.ａｃ小型便携式水下机器人侧扫声呐的流线型优化分析刘进１ꎬ谭华１ꎬ２∗ꎬ苏亮１ꎬ仇国际１ꎬ刘睿１ꎬ罗崇鑫１ꎬ王宇１ꎬ刘豪１(１.青岛国实科技集团有限公司ꎬ山东青岛２６６２３７ꎻ２.青岛国实智能装备科技有限公司ꎬ山东青岛２６６２３７)摘要:以某一挂载侧扫声呐的小型便携式自主水下机器人(ＡＵＶ)为原型ꎬ对挂载侧扫声呐的ＡＵＶ及挂载改进流线型侧扫声呐的ＡＵＶ进行水动力分析ꎮ发现改进流线型侧扫声呐的ＡＵＶ在正常航速３ｋｎ和高航速６ｋｎ下ꎬ得到了有效的阻力改善ꎬ包括黏性阻力和压差阻力的降低ꎮ在航速３ｋｎ时ꎬ黏性阻力降低了９％ꎬ压差阻力降低了１８％ꎬ总阻力降低了１５.４％ꎻ在航速６ｋｎ时ꎬ黏性阻力降低了４.２％ꎬ压差阻力降低了１２％ꎬ总阻力降低了１０.１％ꎮ这些结果表明ꎬ通过优化ＡＵＶ挂载侧扫声呐的流线型ꎬ可以有效地提高ＡＵＶ的动力性能ꎬ降低其阻力ꎬ从而提高ＡＵＶ的性能和效率ꎮ关键词:自主水下机器人ꎻ侧扫声呐ꎻ流线型ꎻ压差阻力ꎻ黏性阻力ꎻ动力性能中图分类号:ＴＨ１３８㊀㊀㊀文献标志码:Ａ㊀㊀㊀文章编号:１００２￣４０２６(２０２３)０６￣０００８￣０７开放科学(资源服务)标志码(ＯＳＩＤ):Ｓｔｒｅａｍｌｉｎｅｏｐｔｉｍｉｚａｔｉｏｎａｎａｌｙｓｉｓｏｆｓｉｄｅ￣ｓｃａｎｓｏｎａｒｏｎｓｍａｌｌａｕｔｏｎｏｍｏｕｓｕｎｄｅｒｗａｔｅｒｖｅｈｉｃｌｅＬＩＵＪｉｎ１ꎬＴＡＮＨｕａ１ꎬ２∗ꎬＳＵＬｉａｎｇ１ꎬＱＩＵＧｕｏｊｉ１ꎬＬＩＵＲｕｉ１ꎬＬＵＯＣｈｏｎｇｘｉｎ１ꎬＷＡＮＧＹｕ１ꎬＬＩＵＨａｏ１(１.ＱｉｎｇｄａｏＧｏｓｃｉＴｅｃｈｎｏｌｏｇｙＧｒｏｕｐꎬＱｉｎｇｄａｏ２６６２３７ꎬＣｈｉｎａꎻ２.ＱｉｎｇｄａｏＧｏｓｃｉＩｎｔｅｌｌｉｇｅｎｔＥｑｕｉｐｍｅｎｔＴｅｃｈｎｏｌｏｇｙＣｏ.ꎬＬｔｄ.ꎬＱｉｎｇｄａｏ２６６２３７ꎬＣｈｉｎａ)ＡｂｓｔｒａｃｔʒＷａｔｅｒｄｙｎａｍｉｃｓａｎａｌｙｓｉｓｗａｓｃｏｎｄｕｃｔｅｄｏｎａｃｏｍｐａｃｔａｎｄｐｏｒｔａｂｌｅａｕｔｏｎｏｍｏｕｓｕｎｄｅｒｗａｔｅｒｖｅｈｉｃｌｅ(ＡＵＶ)ｗｉｔｈｓｉｄｅ￣ｓｃａｎｓｏｎａｒａｎｄａｍｏｄｉｆｉｅｄＡＵＶｗｉｔｈｓｔｒｅａｍｌｉｎｅｄｓｉｄｅ￣ｓｃａｎｓｏｎａｒ.ＴｈｅａｎａｌｙｓｉｓｆｏｃｕｓｅｄｏｎｅｘａｍｉｎｉｎｇｔｈｅｄｒａｇｆｏｒｃｅｓｅｘｐｅｒｉｅｎｃｅｄｂｙｂｏｔｈＡＵＶｓａｔｄｉｆｆｅｒｅｎｔｓｐｅｅｄｓ.Ｔｈｅｒｅｓｕｌｔｓｄｅｍｏｎｓｔｒａｔｅｄｔｈａｔｔｈｅｓｔｒｅａｍｌｉｎｅｄｓｉｄｅ￣ｓｃａｎｓｏｎａｒｅｆｆｅｃｔｉｖｅｌｙｒｅｄｕｃｅｄｐｒｅｓｓｕｒｅａｎｄｖｉｓｃｏｕｓｄｒａｇｆｏｒｃｅｓꎬｒｅｓｕｌｔｉｎｇｉｎａｎｏｖｅｒａｌｌｄｒａｇｒｅｄｕｃｔｉｏｎｏｆ１５.４％ａｔａｎｏｒｍａｌｓｐｅｅｄｏｆ３ｋｎｏｔｓꎬｗｉｔｈａ９％ｒｅｄｕｃｔｉｏｎｉｎｖｉｓｃｏｕｓｄｒａｇａｎｄａｎ１８％ｒｅｄｕｃｔｉｏｎｉｎｐｒｅｓｓｕｒｅｄｒａｇ.Ａｔａｈｉｇｈｓｐｅｅｄｏｆ６ｋｎｏｔｓꎬｔｈｅｏｖｅｒａｌｌｄｒａｇｗａｓｒｅｄｕｃｅｄｂｙ１０.１％ꎬｗｉｔｈａ４.２％ｒｅｄｕｃｔｉｏｎｉｎｖｉｓｃｏｕｓｄｒａｇａｎｄａ１２％ｒｅｄｕｃｔｉｏｎｉｎｐｒｅｓｓｕｒｅｄｒａｇ.ＴｈｅｓｅｆｉｎｄｉｎｇｓｄｅｍｏｎｓｔｒａｔｅｔｈａｔｏｐｔｉｍｉｚｉｎｇｔｈｅｓｔｒｅａｍｌｉｎｅｄｄｅｓｉｇｎｏｆｔｈｅＡＵＶｗｉｔｈｓｉｄｅ￣ｓｃａｎｓｏｎａｒｃａｎｅｆｆｅｃｔｉｖｅｌｙｅｎｈａｎｃｅｔｈｅｄｙｎａｍｉｃｐｅｒｆｏｒｍａｎｃｅｏｆｔｈｅＡＵＶꎬｒｅｄｕｃｅｉｔｓｄｒａｇｆｏｒｃｅꎬａｎｄｉｍｐｒｏｖｅｉｔｓｅｆｆｉｃｉｅｎｃｙａｎｄｐｅｒｆｏｒｍａｎｃｅ.Ｋｅｙｗｏｒｄｓʒａｕｔｏｎｏｍｏｕｓｕｎｄｅｒｗａｔｅｒｖｅｈｉｃｌｅꎻｓｉｄｅ￣ｓｃａｎｓｏｎａｒꎻｓｔｒｅａｍｌｉｎｅｄꎻｖｉｓｃｏｕｓｄｒａｇꎻｐｒｅｓｓｕｒｅｄｒａｇꎻｄｙｎａｍｉｃｐｅｒｆｏｒｍａｎｃｅ㊀㊀随着全球经济的发展和人口的增长ꎬ对海洋资源的需求越来越大ꎬ而小型便携式自主水下机器人(ａｕｔｏｎｏｍｏｕｓｕｎｄｅｒｗａｔｅｒｖｅｈｉｃｌｅꎬＡＵＶ)具有在海洋深处进行探测和勘测㊁收集数据和样本㊁执行维护和修复任务等多种功能[１]ꎮ相比于传统的海洋勘测方法ꎬ它具有体积小㊁操作灵活㊁无需船只支持等优势ꎬ大大提高了海洋资源的研究效率和成本效益ꎮ因此ꎬＡＵＶ作为研究和开发海洋资源的重要工具之一ꎬ成为近年来海洋工程技术研究的热点ꎮ小型便携式ＡＵＶ通常是通过内部自带的蓄电池来提供能源的ꎬ而不像有缆水下机器人那样需要电缆来提供电源ꎮ由于ＡＵＶ所需的能源消耗取决于其航速和所受阻力的大小ꎬ因此在设计ＡＵＶ时ꎬ需要考虑在任务完成的前提下ꎬ尽可能地减小其受到的阻力ꎮ近年来ꎬ计算流体力学(ｃｏｍｐｕｔａｔｉｏｎａｌｆｌｕｉｄｄｙｎａｍｉｃｓꎬＣＦＤ)在ＡＵＶ水动力学分析中得到了广泛应用ꎮ与传统试验相比ꎬＣＦＤ具有可预先研究㊁不受条件限制㊁成本低和周期短等优点ꎮ因此ꎬ许多学者开始探索如何利用ＣＦＤ来设计优化ＡＵＶ的各项参数ꎬ以尽可能地减小其所受的阻力ꎬ并提高其速度和稳定性ꎮ这些参数包括ＡＵＶ的外形㊁尺寸㊁大小等ꎬ都对ＡＵＶ的水动力性能和能源消耗产生着重要影响ꎮ通过ＣＦＤ模拟分析ꎬ可以更加深入地理解ＡＵＶ的水动力学特性ꎬ为优化设计提供科学依据ꎮ魏子凡等[２]基于ＣＦＤ对不同ＡＵＶ艇体的阻力性能进行了分析ꎬ王敏健[３]研究了考古ＡＵＶ水动力分析及壳体外形设计ꎬ汪向前[４]研究了太阳能ＡＵＶ概念设计与水动力性能分析ꎬ但是在针对某一具体型号的小型便携式自主水下机器人的挂载侧扫声呐流线型优化方面ꎬ鲜有学者进行相关的分析研究ꎮ本文旨在研究一种小型自主式水下机器人挂载侧扫声呐的流线型对其水动力性能的影响ꎮ通过使用ＣＦＤ分析工具ꎬ比较了两种不同流线型侧扫声呐对小型ＡＵＶ的速度矢量场㊁压力场㊁压差阻力和黏性阻力等水动力参数的影响ꎮ以总阻力值[５]作为评价标准ꎬ以改善ＡＵＶ的整体水动力性能为目标ꎬ探讨了优化挂载侧扫声呐流线型[６]的方法ꎮ１㊀几何模型选用某海洋科技公司提供的挂载侧扫声呐的小型ＡＵＶ作为研究对象ꎬ使用Ｓｏｌｉｄｗｏｒｋｓ软件[７]ꎬ根据真实尺寸建立小型挂载侧扫声呐ＡＵＶ的几何模型ꎬ并简化了ＡＵＶ表面的细节结构ꎮ因为细节结构对水动力分析的影响非常小ꎬ而在建立数值模型时对网格划分的要求非常高[８]ꎬ同时这些细节需要复杂的计算ꎬ这将导致计算时间长且效率低下ꎬ故使用简化的模型ꎮ侧扫声呐尺寸为总长４５０ｍｍꎬ总宽４０ｍｍꎬ总高３０ｍｍ[９]ꎮ图１为小型挂载侧扫声呐ＡＵＶ的尺寸和改进后的挂载流线型侧扫声呐的ＡＵＶ型线图ꎮ图１㊀挂载侧扫声呐的ＡＵＶ的简化示意图Ｆｉｇ.１㊀ＳｉｍｐｌｉｆｉｅｄｓｃｈｅｍａｔｉｃｓｏｆｔｈｅＡＵＶｗｉｔｈｓｉｄｅ￣ｓｃａｎｓｏｎａｒ２㊀计算流体力学模拟ＡＵＶ在水下航行时所受到的阻力对其快速性[１０]和运动预报具有重要影响ꎬ也是综合航行[１１]性能的重要因素之一ꎮ为了准确计算ＡＵＶ的水下阻力ꎬ实现其操纵性能预报和运动控制ꎬ采用ＣＦＤ数值模拟计算方法对原挂载侧扫声呐和改进流线型侧扫声呐的ＡＵＶ进行了阻力分析ꎮ采用１ʒ１比例的ＡＵＶ实体模型ꎬ并将其放置在直径为５０００ｍｍ㊁长度为１２０００ｍｍ的圆柱形水域中作为计算域ꎬ以确保数值模拟结果的准确性和可靠性ꎮ在本文中使用ＩＣＥＭ￣ＣＦＤ软件对ＡＵＶ进行网格划分ꎮ在处理圆柱体流场计算域时ꎬ采用四面体网格ꎬ因为四面体网格在保持网格单元质量均匀性方面表现良好ꎬ能够提供更稳定的数值模拟结果ꎮ为了捕捉细节并准确模拟流场的行为ꎬ对挂载侧扫声呐的关键部分使用更密集的网格ꎬ通过加密网格ꎬ提高计算结果的准确性ꎬ为了保证网格的连续性设置了边界层ꎮ总共生成了２６０００８个网格单元ꎬ最终得到的网格模型如图２所示ꎬ该模型具有高度的细节和精度ꎬ可以用于进行后续的数值模拟计算ꎮ图２㊀ＡＵＶ计算域模型和网格模型Ｆｉｇ.２㊀ＣｏｍｐｕｔａｔｉｏｎａｌｄｏｍａｉｎｍｏｄｅｌａｎｄｍｅｓｈｍｏｄｅｌｏｆＡＵＶ本文使用三维ＣＦＤ求解器对Ｎ￣Ｓ方程进行求解ꎬ并采用二阶迎风格式进行网格离散化处理ꎮ因雷诺数处于湍流流动范围ꎬ因此采用Ｒｅａｌｉｚａｂｌｅｋ￣ε湍流模型[１２]对流场的湍流流动进行描述ꎮ该湍流模型可以更准确地描述湍流流动的物理特性ꎬ在数值求解过程中ꎬ通过求解ｋ和ε两个方程ꎬ可以得到湍动能和湍流耗散率的变化情况ꎮ通过这些变量的计算ꎬ可以进一步计算湍流剪切应力和湍流动能的传递等物理量ꎬ从而更准确地模拟流场的湍流流动ꎮ模拟ＡＵＶ在水域中以某个恒定速度航行的状态ꎬ主要对ＡＵＶ所受阻力进行分析ꎮ为计算方便ꎬ本文入口条件设置为ｖｅｌｏｃｉｔｙ￣ｉｎｌｅｔꎬ出口条件设置为ｏｕｔｆｌｏｗꎬ流体密度ρ＝１０００ｋｇ/ｍ３ꎬ入口速度设置１ꎬ２ꎬ ꎬｎｋｎ(１ｋｎ＝０.５１４ｍ/ｓ)ꎮ求解ｎｓ方程ꎬ获得航行器运动过程中的流场信息ꎮ３㊀流场结果分析３.１㊀流域速度矢量分析本文对挂载原侧扫声呐的ＡＵＶ和挂载改进流线型侧扫声呐的ＡＵＶ在３ｋｎ和６ｋｎ的不同航速下的水动力性能影响进行了ＣＦＤ分析ꎮ得到的侧扫声呐的流域速度矢量结果如图３所示ꎮ图３㊀两种不同流线型侧扫声呐在３ｋｎ和６ｋｎ的速度矢量图Ｆｉｇ.３㊀Ｖｅｌｏｃｉｔｙｖｅｃｔｏｒｄｉａｇｒａｍｏｆｓｉｄｅｓｃａｎｓｏｎａｒｂｅｆｏｒｅａｎｄａｆｔｅｒｏｐｔｉｍｉｚａｔｉｏｎａｔ３ｋｎａｎｄ６ｋｎ通过对相同航速下挂载原侧扫声呐ＡＵＶ与挂载改进流线型侧扫声呐ＡＵＶ的流域速度矢量图分析可得ꎬ原侧扫声呐在航速３ｋｎ和６ｋｎ下ꎬ来自前方的水流在穿过侧扫声呐之后会发生弯曲和分离ꎬ并且会在声呐尾部形成一个旋涡ꎬ导致在回旋区域内的流体速度降低ꎬ同时也会降低压力ꎬ形成一片低压区域ꎮ这个低压区域会影响周围流体的流动状态ꎬ从而导致总压损失ꎮ总压损失会减少ＡＵＶ的推进力ꎬ同时ꎬ产生的局部涡流会消耗能量并增加ＡＵＶ的阻力ꎻ相比之下ꎬ改进的流线型侧扫声呐在３ｋｎ和６ｋｎ航速下可以更好地控制水流的流动状态ꎬ减少水流阻力ꎬ降低能耗ꎬ可以有效避免旋涡的形成和总压损失的发生ꎮ３.２㊀压力场分析图４为侧扫声呐模型改进前后ＡＵＶ在航速为３ｋｎ和６ｋｎ下流域的压力场云图ꎮ通过比较相同航速下原侧扫声呐与改进流线型侧扫声呐的流域压力场云图ꎬ可以看出两种声呐在首部表面的压力最大ꎮ这是由于在航行过程中ꎬ水流遇到首部前沿时会产生阻力ꎬ从而在首部形成正压区ꎮ同时ꎬ由于水流的运动状态和侧扫声呐表面形状的变化ꎬ水流会在首部上下缘角处转折形成局部分离ꎬ导致水流速度增大ꎬ从而产生负压区域ꎮ在侧扫声呐的中段长度方向ꎬ水流的压力分布对ＡＵＶ的流体动力学性能产生影响ꎮ因为在这一段长度内ꎬ水流通过ＡＵＶ的侧面时会产生压差ꎬ影响ＡＵＶ的稳定性ꎮ当水流的压力分布不均匀时ꎬＡＵＶ的航行状态会变得不稳定ꎬ并且流体阻力增加ꎬＡＵＶ的速度和效率降低ꎮ对其在首部和尾部进行流线型改进ꎬ使水流在流经侧扫声呐的过程中更加平缓地分流ꎬ减小了侧面的压差ꎬ从而在流域压力场云图中呈现出更均匀的对称面压力分布ꎬ压力梯度也更平缓ꎮ这种设计提高了ＡＵＶ的稳定性ꎬ从而能够更加精准地进行侧向探测和测量ꎮ图４㊀两种不同流线型侧扫声呐在３ｋｎ和６ｋｎ的压力云图Ｆｉｇ.４㊀Ｐｒｅｓｓｕｒｅｎｅｐｈｏｇｒａｍｏｆｓｉｄｅｓｃａｎｓｏｎａｒｂｅｆｏｒｅａｎｄａｆｔｅｒｏｐｔｉｍｉｚａｔｉｏｎａｔ３ａｎｄ６ｋｎ３.３㊀表面压力分析图５为该挂载侧扫声呐ＡＵＶ在不同航速下的表面压力分布图ꎮ由图５可以看出ꎬＡＵＶ表面的头部以及附件迎流面压力较高ꎮ在３ｋｎ航速下ꎬ挂载原侧扫声呐ＡＵＶ迎流面最大的绝对压力为１０２４７７Ｐａꎬ背流面最小的绝对压力为１００３１０Ｐａꎻ挂载改进型侧扫声呐ＡＵＶ迎流面最大的绝对压力为１０２３５０Ｐａꎬ背流面最小的绝对压力为１００１６０Ｐａꎻ在６ｋｎ航速下ꎬ挂载原侧扫声呐ＡＵＶ迎流面最大的绝对压力为１０５９５４Ｐａꎬ背流面最小的绝对压力为９７２６９Ｐａꎻ改进型ＡＵＶ迎流面最大的绝对压力为１０５６３２Ｐａꎬ背流面最小的绝对压力为９６１０６Ｐａꎮ图５㊀挂载两种不同流线型侧扫声呐ＡＵＶ在３ｋｎ和６ｋｎ的压力示意图Ｆｉｇ.５㊀ＳｃｈｅｍａｔｉｃｏｆｔｈｅｐｒｅｓｓｕｒｅｏｆｏｒｉｇｉｎａｌＡＵＶａｔｔａｃｈｅｄｗｉｔｈｓｉｄｅｓｃａｎｓｏｎａｒａｎｄｍｏｄｉｆｉｅｄＡＵＶａｔｔａｃｈｅｄｗｉｔｈｓｔｒｅａｍｌｉｎｅｓｉｄｅｓｃａｎｓｏｎａｒａｔ３ａｎｄ６ｋｎ㊀㊀可以发现在３ｋｎ和６ｋｎ速度下无论是迎风面还是背流面挂载改进流线型侧扫声呐ＡＵＶ的压力值都低于挂载原侧扫声呐的压力值ꎮ当ＡＵＶ在水中移动时ꎬ周围的水会对其表面施加压力ꎮ这个压力分布影响ＡＵＶ的运动和稳定性ꎮ在这种情况下ꎬ改进挂载的侧扫声呐具有更流线型的形状ꎬ使得水流更加顺畅地流过ＡＵＶ的表面ꎮ这样可以减少ＡＵＶ表面的压力分布ꎬ从而减少阻力和摩擦ꎮ此外ꎬ由于侧扫声呐的流线型更好ꎬ在水流黏性作用下ꎬ侧扫声呐也不容易发生局部分离ꎬ进一步减少了ＡＵＶ表面的压力分布ꎮ因此ꎬ改进挂载的侧扫声呐的流线型能够提高ＡＵＶ的动力性能ꎬ减小其受到的阻力和摩擦ꎬ提高运动效率和稳定性ꎮ此外ꎬ无论在低航速和高航速状态下ꎬ改进型ＡＵＶ上的附件对流场的扰动均小于原ＡＵＶ上的附件对流场的扰动ꎬ这进一步证明了改进流线型侧扫声呐对ＡＵＶ的性能和效率的重要作用ꎮ３.４㊀阻力特性分析降低ＡＵＶ阻力可以提高ＡＵＶ的运行效率和续航能力ꎬ减少能源消耗ꎬ同时提高ＡＵＶ的稳定性和控制性能ꎬ因此是ＡＵＶ改进的主要目标之一ꎮ在１~７ｋｎ航速下进行数值模拟计算ꎬ挂载原侧扫声呐ＡＵＶ和挂载改进流线型侧扫声呐ＡＵＶ模型的黏性阻力和压差阻力随航速变化的柱状图如图６所示ꎮ从图中可以看出ꎬ挂载侧扫声呐ＡＵＶ模型的黏性阻力和压差阻力随着航速的增加而增大ꎮ同时ꎬ挂载原侧扫声呐ＡＵＶ在３~７ｋｎ航速下的黏性阻力和压差阻力均明显高于挂载改进流线型侧扫声呐ＡＵＶꎮ在３ｋｎ航速下ꎬ挂载改进流线型侧扫声呐ＡＵＶ的黏性阻力比挂载原侧扫声呐ＡＵＶ降低了９％ꎬ压差阻力降低了１８％ꎮ在６ｋｎ航速下ꎬ挂载改进流线型侧扫声呐ＡＵＶ的黏性阻力比挂载原侧扫声呐ＡＵＶ降低了４.２％ꎬ压差阻力降低了１２％ꎮ图６㊀挂载两种不同流线型侧扫声呐ＡＵＶ的黏性阻力㊁压差阻力随航速变化柱状图Ｆｉｇ.６㊀ＨｉｓｔｏｇｒａｍｏｆｖｉｓｃｏｕｓｒｅｓｉｓｔａｎｃｅａｎｄｐｒｅｓｓｕｒｅｄｉｆｆｅｒｅｎｔｉａｌｒｅｓｉｓｔａｎｃｅｏｆＡＵＶｃｈａｎｇｉｎｇｗｉｔｈｓｐｅｅｄ㊀㊀挂载侧扫声呐ＡＵＶ的总阻力随航速变化的折线图阻力值如图７所示ꎮ从图中可以看出ꎬ在航速达到２ｋｎ后ꎬ挂载改进流线型侧扫声呐ＡＵＶ的总阻力值明显低于挂载原侧扫声呐ＡＵＶ的阻力值ꎬ并且呈现非线性增加的趋势ꎮ图７㊀挂载两种不同流线型侧扫声呐ＡＵＶ的总阻力随航速变化折线图Ｆｉｇ.７㊀ＬｉｎｅｃｈａｒｔｏｆＡＵＶｔｏｔａｌｒｅｓｉｓｔａｎｃｅｃｈａｎｇｉｎｇｗｉｔｈｓｐｅｅｄ３.５㊀数值模拟试验验证挂载原侧扫声呐ＡＵＶ和挂载改进流线型侧扫声呐ＡＵＶ模型在１~７ｋｎ航速下的数值模拟得到的总阻力值见表２ꎮ发现在３ｋｎ的航速下ꎬ挂载改进流线型侧扫声呐ＡＵＶ的总阻力值比挂载原侧扫声呐ＡＵＶ降低１５.４％ꎬ在６ｋｎ的航速下ꎬ挂载改进流线型侧扫声呐ＡＵＶ的总阻力值比挂载原侧扫声呐ＡＵＶ降低１０.１％ꎮ改进后的侧扫声呐采用了流线型设计ꎬ这种设计可以减少侧扫声呐产生的正压区和负压区ꎮ在流体作用下ꎬ正压区和负压区之间会产生分离区ꎬ也就是阻力产生的主要区域ꎮ在改进后的侧扫声呐中ꎬ采用了更加流线型的设计ꎬ使得分离区的大小更小ꎮ这意味着在流体作用下ꎬ需要消耗的能量更少ꎬ因此产生的阻力也就更小ꎬ从而降低了ＡＵＶ的总阻力值ꎮ表２㊀挂载两种不同流线型侧扫声呐ＡＵＶ阻力值Ｔａｂｌｅ２㊀ＲｅｓｉｓｔａｎｃｅｏｎｔｈｅｏｒｉｇｉｎａｌＡＵＶａｔｔａｃｈｅｄｗｉｔｈｓｉｄｅｓｃａｎｓｏｎａｒ２６.７０６.６６３１４.７０１２.７４４２５.６９２３.３２５３９.６０３６.１０６５６.４３５１.２５７７６.１９６９.２７㊀㊀研究表明ꎬ通过采用挂载改进流线型侧扫声呐ＡＵＶ的设计方案ꎬ可以有效地减小ＡＵＶ在航行过程中所受到的各项阻力值ꎮ在正常航速３ｋｎ和高航速６ｋｎ航速下进行的对比试验结果显示ꎬ改进方案在正常航速和高航速下都具有显著的减阻效果ꎬ这表明了流线型设计在提高ＡＵＶ性能方面的有效性ꎮ４㊀结论本文的研究结果表明ꎬ通过对挂载原侧扫声呐的ＡＵＶ和挂载改进流线型侧扫声呐的ＡＵＶ进行水动力分析ꎬ发现在不同航速下ꎬ改进流线型侧扫声呐的ＡＵＶ均得到了有效改善ꎮ改进后的小型ＡＵＶ在３ｋｎ航速时黏性阻力降低９％ꎬ压差阻力降低１８％ꎬ总阻力降低１５.４％ꎻ在６ｋｎ航速时黏性阻力降低４.２％ꎬ压差阻力降低１２％ꎬ总阻力降低１０.１％ꎮ通过优化ＡＵＶ挂载侧扫声呐的流线型ꎬ可以显著降低ＡＵＶ的阻力值ꎬ从而提高ＡＵＶ的性能和效率ꎮ因此ꎬ改进流线型侧扫声呐ＡＵＶ的设计方案具有广阔的应用前景ꎬ可以为未来挂载附件的ＡＵＶ提供有益的参考ꎮ参考文献:[１]刘芙蓉ꎬ陈辉.自主式水下潜器研究开发综述[Ｊ].舰船科学技术ꎬ２００８ꎬ３０(５):２０￣２３.ＤＯＩ:１０.３４０４/ｊ.ｉｓｓｎ.１６７２￣７６４９.２００８.０５.００２.[２]魏子凡ꎬ俞强ꎬ杨松林.基于ＣＦＤ不同ＡＵＶ艇体的阻力性能分析[Ｊ].中国舰船研究ꎬ２０１４ꎬ９(３):２８￣３７.ＤＯＩ:１０.３９６９/ｊ.ｉｓｓｎ.１６７３￣３１８５.２０１４.０３.００４.[３]王敏健.考古ＡＵＶ水动力分析及壳体外形设计[Ｄ].上海:上海海洋大学ꎬ２０２１.[４]汪向前.太阳能ＡＵＶ概念设计与水动力性能分析[Ｄ].哈尔滨:哈尔滨工程大学ꎬ２０２１.[５]ＳＥＮＥＲＭＺꎬＡＫＳＵＥ.ＴｈｅｅｆｆｅｃｔｓｏｆｈｅａｄｆｏｒｍｏｎｒｅｓｉｓｔａｎｃｅｐｅｒｆｏｒｍａｎｃｅａｎｄｆｌｏｗｃｈａｒａｃｔｅｒｉｓｔｉｃｓｆｏｒａｓｔｒｅａｍｌｉｎｅｄＡＵＶｈｕｌｌｄｅｓｉｇｎ[Ｊ].ＯｃｅａｎＥｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇꎬ２０２２ꎬ２５７:１１１６３０.ＤＯＩ:１０.１０１６/ｊ.ｏｃｅａｎｅｎｇ.２０２２.１１１６３０.[６]刘进ꎬ蒋慧略ꎬ刘波ꎬ等.汽车外流场分析以及流线型改进[Ｊ].山东科学ꎬ２０２０ꎬ３３(３):８７￣９２.ＤＯＩ:１０.３９７６/ｊ.ｉｓｓｎ.１００２￣４０２６.２０２０.０３.０１３.[７]俞强ꎬ魏子凡ꎬ杨松林ꎬ等.基于ＣＦＤ不同ＡＵＶ艇体阻力性能研究[Ｊ].船海工程ꎬ２０１４ꎬ４３(２):１７７￣１８１.ＤＯＩ:１０.３９６３/ｊ.ｉｓｓｎ.１６７１￣７９５３.２０１４.０２.０４６.[８]ＴＩＡＮＷꎬＤＵＲꎬＷＡＮＧＸ.Ｃｏｍｐｕｔｅｒａｓｓｉｓｔｅｄ３￣ＤｍｏｌｄｉｎｇｄｅｓｉｇｎｏｆｇｅａｒｂａｓｅｄｏｎＳｏｌｉｄＷｏｒｋｓｓｏｆｔｗａｒｅ[Ｊ].ＡｃａｄｅｍｉｃＪｏｕｒｎａｌｏｆＣｏｍｐｕｔｉｎｇ＆ＩｎｆｏｒｍａｔｉｏｎＳｃｉｅｎｃｅꎬ２０２２ꎬ５(１４):８８￣９３.ＤＯＩ:１０.２５２３６/ａｊｃｉｓ.２０２２.０５１４１４.[９]ＬＩＹＦꎬＷＡＮＧＹＷꎬＤＵＣ.ＰｅｒｆｏｒｍａｎｃｅｓｉｍｕｌａｔｉｏｎｏｆｐｌａｔｅｈｅａｔｅｘｃｈａｎｇｅｒｂａｓｅｄｏｎＡＮＳＹＳＩＣＥＭ[Ｊ].ＩＯＰＣｏｎｆｅｒｅｎｃｅＳｅｒｉｅｓ:ＥａｒｔｈａｎｄＥｎｖｉｒｏｎｍｅｎｔａｌＳｃｉｅｎｃｅꎬ２０２０ꎬ５４６(５):０５２０４６.ＤＯＩ:１０.１０８８/１７５５￣１３１５/５４６/５/０５２０４６.[１０]何隆ꎬ张亚ꎬ李世中ꎬ等.基于响应面方法的ＡＵＶ水动力外形优化[Ｊ].兵器装备工程学报ꎬ２０２２ꎬ４３(１２):４３￣５０.ＤＯＩ:１０.１１８０９/ｂｑｚｂｇｃｘｂ２０２２.１２.００７.[１１]顾加烨.复杂海洋环境下的ＡＵＶ路径规划研究[Ｄ].镇江:江苏科技大学ꎬ２０２２.[１２]曾宇ꎬ汪洪波ꎬ孙明波ꎬ等.ＳＳＴ湍流模型改进研究综述[Ｊ].航空学报ꎬ２０２３ꎬ４４(９):１０３￣１３４.。
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理 见 图 １ 。
液 浮轴 承 连 接 环
运 动物 体 的推进 系 统 除 了提 供 前 进 推 力 外 ， 能 还 同时或 单独 地在 航 行体 的俯 仰 、 航 、 滚 和反 推 偏 横 力等方 向上提 供 推 进 力 和力 矩 ， 以部 分 或 全 部 用
两 种推 进方 式 ｌ 。 目前对 于 喷水 推进 的水 下 航行 １ ］ 器 的操 纵 ， 多 是 以 鳍 舵 构 成 的操 纵 面 来 进 行 。 仍
１ ２ 结合 推 力矢量 技 术 的喷水 式推 进 系统 ．
通过改 变 喷水 推进 器 的高速 射 流来改 变推 力
的方 向 。这 种 方法 集 中 了喷水式 推进 器 和推力 矢 量 技术 的优 点 ， 够 满 足 未 来新 型水 下 航 行 器 对 能 低噪声、 高效 率 、 高操 纵 性 、 高机 动 性 等 方 面 的要 求 。已采用 的 形 式 主要 为矢 量 舵 形 式 ， 表 面 舵 将 移 植 到喷水 推 进 器 的后 方 ， 过 改 变舵 角从 而 达 通
第 ４ Ｏ卷
第 ２期
船 海 工 程
Ｓ Ｉ ＆ ｏＣＥＡＮ ＮＧＩ Ｈ Ｐ Ｅ ＮＥＥ ＮＧ ＲＩ
Ｖｏ． Ｎｏ １ ４０ ．２ Ａ Ｄ ． ２０１ ｒ １
２１年 Ｏ ０１ ４月
矢 量 推 进 方 式 下 的 自主 式 水 下 航 行 器 纵 向运 动 操 纵 性 分 析
陈路 伟 ， 朝 晖 周
及 均 大于 普通 推进 方式 ， 明矢 量 推 进方 式 的 说 机 动性要 优 于普 通推 进方 式 。 ３ ）水 下航 行 器 的稳 定 性 和机 动 性 是相 互 矛
盾 的 ， 定性 好 的航 行器 ， 稳 一般 机 动性就 较 差 。矢
量推 进方 式 下 的水 下 航行 器在 获得 良好 的机 动性
表 １ 操 纵 性 指数 对 比
操 纵 性 指 数 Ｇｒ
Ｋ
丁ｒ
Ｌ
普 通 推 进 方 式 ０ ５ ８ —２ １ ０ ６ ９０ — ８４ ．６ ．５ ．９ ．４ ．４
矢 量 推 进 方 式 ０ ５ ８ —６ ３ ２ １ １． ６ — １． ２ ．６ ．８ ．８ ５８ ８ ２
卜
航 行器 体 坐标 系与 地 面 坐标 系 间 的
坐标转换 矩 阵 。
２ ）放大倍 数 Ｋ 时 间常数 。 、
Ｋ 大 ， 越 回转性越 好 ； 越小 ， 定性 越好 。 稳 ３ ）频 率特性 Ｌ 、 。
这种六 自由度 的空 间运动方程是非线 性 、 强耦
合 的 ， 析任务 非 常艰 巨。因此 ， 须 对空 间运 动 分 必
（ 军工程 大学 船舶 与动力学 院， 汉 ４０３） 海 武 ３ ０ ３ 摘 要 ： 出一 种 针对 无 人 自主 式 水 下 航 行 器 的 新 型 操 纵 方 式 — — 矢 量 推 进 方 式 ； 立 矢 量 推 进 方 式 下 提 建
无 人 自主式 水 下 航 行 器 纵 向运 动 方 程 。对 矢 量 推 进 方 式 和 普 通 推 进 方 式 下 的 水 下 航 行 器 的 操 纵 性 进 行 对 比 性 的操 纵 性 仿 真 计 算 ， 算 结 果 表 明 ， 量 推 进 方 式 可 以 满 足 水 下 航 行 器 的操 纵 性要 求 。 计 矢
ａ—
—
—
—
横 向旋转 角速度 ；
—
。 —
转动惯 量 ； 的距 离 。
Ｌ —— 可 动喷管 摆 动 中心 到 体 坐标 系 原 点
地 面坐 标系 中的航 行器重 心坐 标 ； 航 行器 运动 动量 ； Ｈ—— 航行 器动 量矩 ；
— —
３ 纵 向 运 动 操 纵 性 的检 验
到改 变喷射 水 流 的方 向 。这 种方 案本 身仍 为鳍 舵 操 纵方 式 ， 不但 有较 大 的推 力损 失 ， 而且其 空 泡性 及 噪声 等 问题 仍无 法得 到较 好 的解决 。
参考 目前 矢量 推进 技术 在航 空 航天 领域 的实
以其纵 向运动 为例 推 导 出其 纵 向运 动 方 程 ， 检 并
—
—
２ ）正 弦输 人条 件 下俯 仰 角 ∞（） 的频 率 特性
］ ０ ２
矢 量推进方式下 的 自主式 水下航行器纵 向运 动操 纵性分析—— 陈路伟 ， 周朝晖
曲线 。频 率特 性 曲线 ， 图 ６ ７ 见 、。
［∞ 一 ／一 １ ． （ ｊ ＿ １。
两种 推 ∞ 一 式Ｊ∞ 的操纵 性指 数对 比见表 １ 。 ［ 进方 ／ｖ １． ． （
Ｅ ｍａｌｃ ｎ ９ ５ ６ ２ １ ３ ｃ ｒ － ｉ：ｅ １ ８ ０ ０ ＠ ６ ． ｏ ｎ
第 ２期
船
海
工
程
第４ Ｏ卷
腔充满 了密封液 。它 负责 将可 动喷 管 与 固定 底 座
Ｓ —航 行体 最大横 截面积 —
～ —
连接起来 ， 在伺 服机构 的带 动 下 ， 许可 动 喷管偏 允
的前 提下 ， 须付 出一定 的稳 定性 的代 价 。 必
ｓ
图 ４ 俯 仰 角 ｅ ｔ响 应 曲线 【）
普 通推 进方 式 的 Ｔ 值 大 ， 明矢 量推 进方 式虽 然 ｒ 说
是 稳定 的 ， 但稳 定性 较普 通推 进 方式 稍差 。
２ ）操 纵性 指数 越 大 （ 对 值 ） 航 行 器 的机 动 绝 ，
ｔｓ ｆ
图 ３ 冲 角 （） 应 曲线 ｔ响
性 越好 。 量 推 进 方 式 的 Ｋ （ 对 值 ） Ｌ 矢 值 绝 、 值
验 其稳 定性 和机 动 性是 否满 足航 行器 要 求 。
１ 矢 量 推 进 方 式 的 结 构 形 式
推 力矢 量技 术 又称 推 力 转 向技 术 ， 指 空 间 是
际应 用情 况 ， 拟采 用 整 体 可 偏 转 喷 管式 矢 量 推 进 技 术 。整体 可 偏 转 式 喷 管 主要 由可 动 喷 管 、 封 密
ｄ ＋ Ｈ
．
（Ｘ ｑ Ｖｏ Ｇ： Ｍ ｃ Ｈ － × Ｊ
（） １
∞ — —
的旋转 导数 ； 航 行体质 心 Ｘ 坐标 ； 附加质量 因数 ；
攻角；
ｄ Ｃ
Ｔ
＝ Ｅ
—
—
式 中： Ｆ——航 行 器 所 受 外 力 ，包 括重 力 、 浮力 、
位 置力 、 阻尼 力和 推力 ； Ｍ一 航行 器所受力矩 ， 括 由航行 器所 受 包 外力产 生的横滚 、 仰和偏航 力矩 以 俯 及矢 量喷管产生 的侧 向控制力矩 ；
离 中心轴线 一定 角度 ， 造成 推力 偏 斜 ， 生侧 向控 产 制力 ， 从而改变 水下 航行器 的运 动方 向。
以航行体 最大 横 截面 积 为特 征 面积
的阻力 因数 ； 航 行体 升力 因数 对 攻 角 ａ的位 置 导
数；
—
—
２ 水 下航 行 器 运动 学及 动 力 学模 型
取 代舵 面 产生 的动 力来 进行 控 制 。即推 进 器推 力
矢 量化 。
动 分 部
目前 推力矢 量 技术 应用 于水 下航 行 器 主要 有 两种 方案 。 １ １ 螺旋 桨 推进 系统 矢量 化 ． 通 过 改变 整个 推进 系统 的方 向来 改变 推力 的
嘴
方 向 。其 缺点 在于 驱动 装置 大 、 结构 复 杂 、 定 性 稳
不 高等 ， 得这 种方 案 可行 性不 高 。 使
收 稿 日期 ： ０ ００ — ９ ２ １ — ４０ 修 回 日期 ：０ ００ ６ ２ １ — ５０
图 １ 可 动 喷 管 结 构 示 意
固定底 座安装在航 行器尾部 ， 与喷水推 进装 置 相 连接 。密 封环 则将 可 动 喷管 与 固定底 座 连 接起
（ 十 ６ 白～ （ ６） ＋ ６ 、ｑ ｍ￣ ＶＴ ２） － － Ｇ ∞一
訾＋ ｌＳｃ＋ ／） 吉 Ｌ№ （ ］ ０ ［
式中： 卜
— —
推 力
可动 喷管偏 角
海水 密 度 ； 航速 ；
过渡过程 ， 以此来 衡 量 系 统 的品 质好 坏 。阶跃 条
件 下 的过 渡 曲线见 图 ２ 。 ～４
３ １ 评价标 准 ．
航行 器体 坐标 系 中的航行 器角 速度 ；
—
１ ）稳 定裕度 Ｇｒ 。 Ｇｒ １ 静稳定 ， ＞ ， 动稳定 ；
—
航 行器 体坐标 系 中航行 器重 心的速 度；
Ｏ Ｇ ＜ ｌ 静不稳 定 ， ＜ Ｔ ， 动稳定 ；
Ｇｒ ０ 静 不稳定 ， ＜ ， 动不稳 定 。
方程进行 简化 。主要 分析 加装 可 动喷 管后 水下 航
Ｌ 越 小 ， 统越稳 定 ， 越小 ， 系 系统 应舵性 能
越好。
行器 的纵 向运动的操纵性 。依 据文献 ［］ 出的方 ３给
法， 将空问运动方 程 （） １ 简化为纵 向运 动方 程 ：
３ ２ 仿 真计 算结果 ．
以上 推力矢 量水 下航行 器数学 模型是 建立在 具 有鱼雷 或潜艇 外 形 的水 下 航 行 器 的基 础 之上 。
关 键 词 ： 人 自主 水 下 航 行 器 ； 量 推 进 技 术 ； 纵 性 分 析 无 矢 操
中图分类号 ： ７．６ Ｕ６ ４ ７ 文 献 标 志码 ： Ａ 文章 编 号 ：６ １７ ５ （０ １ ０ —１ ９０ １７ —９ ３ ２ １ ） ２０ １ —４
水 下无 人航 行 器主 要有 螺旋 桨 和泵 喷水 推进
当航行 器低 速航 行 时 ， 以鳍 舵 构 成 的 操 纵 面控 制
效 率会 严重 降低 ， 至失 效 。并 且其 操 纵 机 构 反 甚 映时 间较长 ， 动 性 不 高 。针对 喷水 推进 水 下 航 机