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      泵噴推進(jìn)水下滑翔機(jī)尾舵設(shè)計及仿真分析

      2022-01-19 05:17:58張建星李旭康董石榴李寶仁
      數(shù)字海洋與水下攻防 2021年6期
      關(guān)鍵詞:后掠角展弦比滑翔機(jī)

      張建星,黃 濤,李旭康,董石榴,李寶仁,楊 鋼

      (華中科技大學(xué) 機(jī)械科學(xué)與工程學(xué)院,湖北 武漢 430074)

      0 引言

      浮力驅(qū)動型水下滑翔機(jī)是通過主動調(diào)節(jié)自身浮力和姿態(tài),來實(shí)現(xiàn)鋸齒形軌跡的上浮下潛運(yùn)動[1]。由于沒有配置額外推進(jìn)裝置如螺旋槳等,其典型航速僅為0.5 kn左右。浮力驅(qū)動型水下滑翔機(jī)優(yōu)勢和劣勢均比較明顯,優(yōu)勢在于續(xù)航能力強(qiáng),使用成本低,自主可控,高隱蔽性;劣勢在于機(jī)動性差,航跡定位精度差,在強(qiáng)洋流海域觀測效能低[2]。

      水下滑翔機(jī)轉(zhuǎn)向調(diào)節(jié)形式主要包括橫滾式和尾舵式[3]。橫滾式轉(zhuǎn)向調(diào)節(jié)原理:通過調(diào)節(jié)水下滑翔機(jī)耐壓艙體內(nèi)部偏心質(zhì)量塊的旋轉(zhuǎn),使機(jī)身產(chǎn)生橫滾角Φ,此時作用在附體機(jī)翼上的升力會產(chǎn)生水平分量,通過改變橫滾姿態(tài)間接獲取偏航力矩,最終實(shí)現(xiàn)水下滑翔機(jī)的偏航運(yùn)動。在該調(diào)節(jié)過程中,水下滑翔機(jī)質(zhì)心位置會發(fā)生變化,橫滾和俯仰姿態(tài)具有一定的耦合作用,增加了姿態(tài)控制的難度;在具備一定橫滾姿態(tài)時,平臺還需要深度方向上的運(yùn)動才會累積出偏航運(yùn)動效果,因此不能在水平面實(shí)現(xiàn)轉(zhuǎn)向[4]。典型橫滾式水下滑翔機(jī)如Seaglider,其機(jī)動半徑通常為20~30 m[5]。尾舵式轉(zhuǎn)向調(diào)節(jié)原理:驅(qū)動尾舵偏轉(zhuǎn),來流作用在尾舵上的水動力合力會相對機(jī)身浮心產(chǎn)生一個偏航力矩M,使得滑翔機(jī)產(chǎn)生偏航運(yùn)動[6]。在該調(diào)節(jié)過程中,機(jī)身質(zhì)心位置保持固定,依靠尾舵產(chǎn)生的偏航力矩直接實(shí)現(xiàn)轉(zhuǎn)向;當(dāng)泵噴推進(jìn)器開啟時,平臺依靠尾舵可實(shí)現(xiàn)水平面的轉(zhuǎn)向。典型尾舵式水下滑翔機(jī)如 Slocum,其機(jī)動半徑通常為7~10 m[5]。

      面向長航程觀測及定深推進(jìn)觀測任務(wù)需求,華中科技大學(xué)自主研制了泵噴推進(jìn)水下滑翔機(jī)。與浮力驅(qū)動型水下滑翔機(jī)相比,其在艉部配置泵噴推進(jìn)器,以提高平臺的環(huán)境適應(yīng)性。泵噴推進(jìn)器工作時,平臺最高速度可達(dá)2.5 kn。如圖1所示,泵噴推進(jìn)水下滑翔機(jī)傳感器系統(tǒng)主要由CTD、深度計、磁羅盤、高度計等組成,功能模塊主要由電池包、俯仰調(diào)節(jié)模塊、浮力調(diào)節(jié)模塊、通信天線、垂直尾舵、泵噴推進(jìn)器等組成。泵噴推進(jìn)水下滑翔機(jī)海試現(xiàn)場如圖2所示。

      圖1 泵噴推進(jìn)水下滑翔機(jī)三維模型圖Fig.1 3D model of pump-jet propulsion glider

      圖 2 泵噴推進(jìn)水下滑翔機(jī)海試中Fig.2 Pump-jet propulsion glider in sea trial

      本文以泵噴推進(jìn)水下滑翔機(jī)作為研究對象,采用Fluent數(shù)值仿真方法針對尾舵翼型、展弦比、后掠角、舵軸位置等相關(guān)參數(shù)開展研究,完成了尾舵水動力結(jié)構(gòu)設(shè)計。利用動力學(xué)仿真方法,對比分析了泵噴推進(jìn)水下滑翔機(jī)與同尺度下橫滾式水下滑翔機(jī)的轉(zhuǎn)向性能,仿真結(jié)果表明,尾舵式結(jié)構(gòu)的轉(zhuǎn)向性能明顯優(yōu)于橫滾式。

      1 尾舵仿真模型說明及數(shù)值仿真方法驗(yàn)證

      1.1 尾舵水動力參數(shù)說明

      綜合考慮平臺附體結(jié)構(gòu)及布放回收安全性等因素,本文尾舵采用上單可動舵布置形式。尾舵的剖面形狀一般被稱為翼型,其對尾舵的水動力性能具有重要影響。尾舵主要結(jié)構(gòu)參數(shù)有:舵面積AR,舵展長h,后掠角χ,根部弦長Cr,翼端弦長Ct等,尾舵的平均弦長可以表示如下:

      尾舵偏轉(zhuǎn)一定角度后,來流會相對尾舵產(chǎn)生攻角α。為了便于分析尾舵上的流體水動力,對作用在尾舵上的水動力參數(shù)定義如圖3所示。圖中各參數(shù)的定義為:α為來流攻角;V為來流速度;O為水動力作用中心;C為弦長;Lv為升力,其方向與速度方向垂直;Dv為阻力,其方向與速度方向一致;水動力合力,其對舵軸的力矩MR稱為鉸鏈力矩。

      圖3 尾舵翼型剖面及水動力參數(shù)圖示Fig.3 Diagrams of aft rudder airfoil profile and hydrodynamic parameters

      對尾舵升力Lv、阻力Dv、鉸鏈力矩MR進(jìn)行無因次化處理可以表示為

      式中:CL為升力系數(shù)、CD為阻力系數(shù)、其主要受翼型、攻角等因素的影響;尾舵升阻比可以用CL/CD表示,最大升阻比是評估滑翔機(jī)尾舵水動力性能的重要指標(biāo);CMR為鉸鏈力矩系數(shù),其主要受舵軸位置和攻角的影響。

      舵軸的位置除了對鉸鏈力矩有影響之外,對滑翔機(jī)的偏航力矩MN也有影響。圖4為尾舵偏轉(zhuǎn)角度δr時滑翔機(jī)偏航示意圖,偏航力矩MN可表示為

      圖4 尾舵偏轉(zhuǎn)產(chǎn)生偏航力矩示意圖Fig.4 Diagram of the yaw moment caused by tail rudder deflection

      式中:xp為尾舵的水動力作用中心到舵軸的距離;lv為滑翔機(jī)浮心到舵軸的距離;δr為尾舵的偏轉(zhuǎn)角度,滑翔機(jī)直航狀態(tài)下,δr即為上述的尾舵攻角α。

      水動力作用中心到舵軸距離xp比較小,且舵角δr一般在較小的范圍內(nèi)。所以對于滑翔機(jī)的偏航力矩MN來說,升力Lv和滑翔機(jī)浮心到舵軸的距離lv對其產(chǎn)生的影響是最大的。

      1.2 尾舵驗(yàn)證模型及仿真參數(shù)設(shè)置

      尾舵驗(yàn)證模型具體參數(shù)如表1所示。

      表 1 尾舵驗(yàn)證模型具體參數(shù)Tab.1 Tail rudder verification model parameters

      本文采用四面體非結(jié)構(gòu)網(wǎng)格對尾舵模型進(jìn)行網(wǎng)格劃分,計算域如圖5所示。計算域圓柱體直徑為3h,其軸線與舵翼對稱面重合,流場入口距離舵翼前端2Cr,為了讓舵翼尾部的流場發(fā)展均勻,流場出口距離舵翼尾部6Cr。

      圖5 尾舵驗(yàn)證模型計算域Fig.5 Computational domain of rudder verification model

      選擇 SSTk-ω湍流模型進(jìn)行數(shù)值仿真計算,計算域邊界條件的設(shè)置如表2所示。

      表2 仿真計算邊界條件Tab.2 Boundary conditions of simulation calculation

      1.3 收斂性分析

      在保證數(shù)值仿真計算結(jié)果準(zhǔn)確性的前提下,最大程度減少網(wǎng)格計算規(guī)模,首先進(jìn)行網(wǎng)格收斂性分析。定義不同網(wǎng)格模型阻力系數(shù)的相對變化幅度Rλ如下:

      式中:i=1,2,3,4,5。本文選擇SSTk-ω湍流模型,該模型下不同網(wǎng)格數(shù)量仿真結(jié)果如圖6所示。SSTk-ω湍流模型下,128萬與144萬2組網(wǎng)格相對變化幅度為0.72%,可以認(rèn)為128萬網(wǎng)格時仿真結(jié)果基本穩(wěn)定。因此,網(wǎng)格計算規(guī)??刂圃?30萬左右可滿足仿真需求,該小節(jié)驗(yàn)證的數(shù)值仿真方法可以用于本文后續(xù)仿真計算。

      2 尾舵參數(shù)設(shè)計及水動力性能分析

      2.1 尾舵翼型分析

      本文針對3種常見的對稱翼型包括NACA、平板、WZF魚尾翼型進(jìn)行水動力分析,為尾舵選擇合適的翼型,翼型模型如圖7所示。

      定義翼型升力系數(shù)與阻力系數(shù)如下:

      式中:C為翼型弦長,LC與DC分別為翼型升力和阻力。各翼型弦長均取C=100 mm,分別構(gòu)建NACA0012翼型、4 mm厚平板翼型以及WZF魚尾翼型3種典型對稱翼型的仿真模型,研究中魚尾翼型厚度與NACA0012翼型保持一致。1 kn航速下,在0~20° 攻角內(nèi)對以上模型進(jìn)行水動力仿真,各翼型升阻比仿真結(jié)果如圖8所示。

      圖8 各翼型升阻比仿真結(jié)果Fig.8 Simulation results of lift-drag ratio of different airfoils

      仿真結(jié)果分析:各翼型升阻比均有最大值,其中平板翼型的最大升阻比所對應(yīng)的攻角最小,為 5°左右;NACA0012翼型與WZF魚尾翼型最大升阻比所對應(yīng)的攻角最大,為 11° 左右。各攻角下 NACA翼型升阻比均比平板翼型和WZF魚尾翼型大。

      選取3種翼型在10°攻角時的速度云圖和壓力云圖,如圖9所示。NACA翼型在攻角較大時翼型周圍流場發(fā)生分離的程度最小,而平板翼型與WZF魚尾舵翼型背流面發(fā)生分離的程度較大,所以會在背流面產(chǎn)生較大的低壓區(qū),增大航行的阻力。雖然升力也隨之增加,但是翼型整體的升阻比是下降的。

      圖9 3種翼型速度云圖和壓力云圖Fig.9 Velocity contour and pressure contour of three airfoils

      綜上所述,在不同攻角下WZF魚尾翼型的升力和阻力均比較大,所以其能提供較大的轉(zhuǎn)向力矩,但其在0°攻角下的阻力值較大,對航行的效率會造成較大影響。平板翼型的升阻比在較小攻角下即可達(dá)到最大值,但整體升阻比過小。所以本文中所設(shè)計的尾舵選取了NACA0012翼型。

      2.2 尾舵展弦比參數(shù)分析

      為了研究展弦比λ對尾舵水動力的影響,選定NACA0012尾舵翼型,針對不同展弦比λ進(jìn)行不同攻角下的仿真,仿真結(jié)果如圖10所示。

      圖10 不同展弦比下升力系數(shù)與升阻比Fig.10 Lift coefficient and lift-drag ratio under different aspect ratios

      仿真結(jié)果分析如下:

      1)面積一定的情況下,較大的展弦比λ可以提供更大的升力系數(shù),且升力系數(shù)曲線斜率也會增加,但其臨界攻角會相對較小。當(dāng)展弦比λ=2.5時,臨界攻角約為20°,在達(dá)到臨界攻角之后升力系數(shù)下降較快。

      2)展弦比越大,其對應(yīng)的最大升阻比也相對較大,且最大升阻比對應(yīng)的攻角較小。當(dāng)展弦比λ= 2.5時,最大升阻比對應(yīng)的攻角約為7°,在達(dá)到最大升阻比后,攻角繼續(xù)增加,升阻比下降較快。隨著展弦比λ的增加,最大升阻比增加的幅度有減小的趨勢。

      對于水下滑翔機(jī)來說,尾舵的展弦比λ應(yīng)該控制在一定的范圍內(nèi),適當(dāng)?shù)恼瓜冶圈丝梢栽黾游捕娴纳蜕璞?,提高尾舵的工作效率。若展弦比λ過大,其臨界攻角較小,且當(dāng)展弦比λ達(dá)到2之后,最大升阻比變化不明顯;同時,展長的增加會導(dǎo)致尾舵在工作過程中,產(chǎn)生較大的橫傾力矩,影響水下滑翔機(jī)的穩(wěn)定性。

      綜合考慮,本文中尾舵展弦比λ選擇2,這樣可以使尾舵保持較大的升力系數(shù)和升阻比,提高水下滑翔機(jī)轉(zhuǎn)向效率和航行經(jīng)濟(jì)性。

      2.3 尾舵后掠角參數(shù)分析

      保持展弦比λ=2,針對不同后掠角χ進(jìn)行不同攻角下的仿真,結(jié)果如圖11所示。

      圖11 不同后掠角下升力系數(shù)與升阻比Fig.11 Lift coefficient and lift-drag ratio under different sweep angles

      仿真結(jié)果分析如下:

      1)與尾舵展弦比參數(shù)相比,后掠角對尾舵升力系數(shù)以及升阻比的影響相對較小。

      2)不同后掠角下,尾舵最大升力系數(shù)與最大升阻比相對變化較小,升力系數(shù)臨界攻角和最大升阻比所對應(yīng)的攻角隨后掠角增大有所增加。在小攻角(0~8°)范圍內(nèi),后掠角越大其升阻比越小。在整個大范圍攻角(0~30°)內(nèi)考慮,后掠角20°的尾舵模型其升阻比均保持在較大值。

      因此,為了使尾舵在整個工作區(qū)間內(nèi)水動力效率較高,同時保證在較大的攻角下有較高的升阻比,本文中尾舵的后掠角χ=20°。尾舵相關(guān)參數(shù)匯總?cè)绫?所示。

      表3 尾舵相關(guān)參數(shù)Tab.3 The boundary conditions of simulation calculation

      2.4 尾舵舵軸位置分析

      尾舵偏轉(zhuǎn)時,來流作用在舵葉水動力中心的力會相對于舵軸產(chǎn)生一個水動力矩,稱之為鉸鏈力矩。在尾舵整個工作范圍內(nèi),舵葉水動力中心位置和作用在舵葉上的水動力會隨著尾舵偏轉(zhuǎn)角度的變化而變化。因此,選取尾舵舵軸位置的原則應(yīng)是在尾舵偏轉(zhuǎn)角度范圍內(nèi)鉸鏈力矩變化的幅度較小,且數(shù)值較小。

      本節(jié)中采用前文驗(yàn)證過的數(shù)值仿真方法對尾舵的水動力性能進(jìn)行分析,在變化來流攻角下求取不同舵軸位置xp處的鉸鏈力矩MR,仿真計算的尾舵鉸鏈力矩系數(shù)CMR如圖12所示,其中b為1.1中定義的平均弦長。

      仿真結(jié)果分析:尾舵軸在不同位置時,隨著攻角的變化,鉸鏈力矩系數(shù)CMR呈現(xiàn)不同的變化趨勢。當(dāng)xp=0.5b時,在各個來流攻角下尾舵鉸鏈力矩系數(shù)CMR數(shù)值都比較小,變化范圍在(–0.025,0.025)內(nèi)。因此,將尾舵舵軸設(shè)置在此處。

      3 泵噴推進(jìn)水下滑翔機(jī)轉(zhuǎn)向性能仿真

      利用課題組前期編寫的水下滑翔機(jī)動力學(xué)仿真軟件[8],開展泵噴推進(jìn)水下滑翔機(jī)和同尺度下的橫滾式水下滑翔機(jī)轉(zhuǎn)向性能仿真。

      設(shè)置浮力調(diào)節(jié)量為–200 mL,俯仰角為–15°,不同舵角下泵噴推進(jìn)水下滑翔機(jī)機(jī)動半徑仿真結(jié)果如圖13所示。仿真結(jié)果分析:舵角δr對水下滑翔機(jī)機(jī)動半徑的影響較大,在舵角逐漸增加的過程中,水下滑翔機(jī)的回轉(zhuǎn)半徑逐漸減小,符合客觀規(guī)律。在舵角δr大于20°之后,水下滑翔機(jī)的機(jī)動半徑變化幅度較小,當(dāng)δr=30°時,機(jī)動半徑達(dá)到最小值為9 m。

      針對同尺度下的橫滾式水下滑翔機(jī),設(shè)置浮力調(diào)節(jié)量為–200 mL,俯仰角為–15°,不同橫滾角下橫滾式水下滑翔機(jī)機(jī)動半徑仿真結(jié)果如圖14所示。仿真結(jié)果分析:水下滑翔機(jī)橫滾角越大,其機(jī)動半徑越小。當(dāng)橫滾角大于20°之后,水下滑翔機(jī)的機(jī)動半徑變化幅度較小,當(dāng)橫滾角達(dá)到40°時,水下滑翔機(jī)機(jī)動半徑達(dá)到最小值為21.2 m。

      圖14 橫滾式水下滑翔機(jī)在不同橫滾角下的機(jī)動半徑Fig.14 Maneuvering radius of underwater glider at different roll angles

      與圖13中尾舵式泵噴推進(jìn)水下滑翔機(jī)的機(jī)動半徑相比,橫滾式水下滑翔機(jī)在其橫滾角范圍內(nèi)(0~40°)所能達(dá)到的最小機(jī)動半徑為21.2 m,而尾舵式在其舵角范圍內(nèi)(0~30°)所能達(dá)到的最小機(jī)動半徑為9 m,可以發(fā)現(xiàn)尾舵式水下滑翔機(jī)的轉(zhuǎn)向能力明顯優(yōu)于橫滾式。

      4 結(jié)束語

      本文采用數(shù)值仿真方法,針對水下滑翔機(jī)尾舵的主要結(jié)構(gòu)參數(shù)包括翼型、展弦比、后掠角、舵軸位置等開展了水動力性能分析,完成了尾舵的水動力結(jié)構(gòu)設(shè)計,總結(jié)如下:

      1)NACA0012翼型與平板翼型和WZF魚尾舵翼型相比,其可以在較小的阻力下提供較大的操縱力矩,航行經(jīng)濟(jì)性較高;

      2)對比分析了不同展弦比與后掠角下的尾舵升力與升阻比性能,可以發(fā)現(xiàn)展弦比是影響尾舵水動力性能的最重要因素,最終選取了尾舵展弦比λ= 2,后掠角χ=20°;

      3)對比分析了舵軸位置對尾舵鉸鏈力矩的影響,舵軸位置為xp=0.5b時,尾舵在整個偏轉(zhuǎn)角度范圍內(nèi),其鉸鏈力矩變化幅度較小且數(shù)值也較小。

      利用動力學(xué)仿真方法,對比分析了泵噴推進(jìn)水下滑翔機(jī)在安裝尾舵結(jié)構(gòu)后與同尺度下橫滾式水下滑翔機(jī)的轉(zhuǎn)向性能,采用尾舵式轉(zhuǎn)向結(jié)構(gòu)的泵噴推進(jìn)水下滑翔機(jī)最小轉(zhuǎn)彎半徑仿真結(jié)果為9 m;同尺度下橫滾式水下滑翔機(jī)的最小轉(zhuǎn)彎半徑仿真結(jié)果為21.2 m,尾舵式結(jié)構(gòu)的轉(zhuǎn)向性能明顯優(yōu)于橫滾式。

      本文的研究成果可為水下滑翔機(jī)尾舵的結(jié)構(gòu)設(shè)計及參數(shù)優(yōu)選提供參考,對提高泵噴推進(jìn)水下滑翔機(jī)機(jī)動性,進(jìn)一步拓展其應(yīng)用場景具有重要意義,下一步工作將針對尾舵轉(zhuǎn)向性能及結(jié)構(gòu)可靠性等方面開展外場試驗(yàn)研究。

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