弱温差下水下热滑翔机参数对相变过程的影响

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温差能驱动的水下滑翔机工作过程数值模拟

态将热能释放到海洋中，同时体积收缩．中通过其
一
放热能．在蓄放热过程中，相变材料发生固液变化而使体积发生变化，而改变水下滑翔机的浮力从大小，现上下运动Ｅ２．实１本文基于焓法模型，温－］将
度场和液相分数场解耦，用全隐式有限差分对采
个液压换向装置，相变材料的体积变化转化使
成滑翔机的整体体积变化，而改变整机的浮力从
变化，产生上下运动的同时，在经作用在机翼上的
分力而产生向前运动．此，变过程的传热特性因相
号凝胶为贮能材料，究了对流换热系数、能容器半径对相变过程的影响．研储
关键词：下滑翔机；洋温差能；变；法模型水海相焓
中图法分类号：７．Ｐ５１ＤＯＩ１．９３ｊｉｓ．０６２２．０１０．０：０３６／．ｓｎ１０ — ８３２ｌ．２０２
大影响．下滑翔器的结构外形如图１所示，中水其相变材料装在机体外侧的贮能管中．
效导热系数来表示熔解过程液相自然对流对相变过程的影响．几种不同的相变材料进行传热分对析，出不同材料、同结构尺寸、同对流换热得不不
系数对相变过程的影响，滑翔机动力系统储能为装置的设计提供依据．

新型温差能驱动水下滑翔器系统设计

SHIP ENGINEERING 船舶工程V ol.31 No.3 2009 总第31卷，2009年第3期新型温差能驱动水下滑翔器系统设计王延辉，张宏伟，武建国摘要：温差能驱动水下滑翔器使用海洋温差能作为驱动能源，只使用少部分电能用于控制和传感系统，其巡航范围和工作时间远远大于其它种类的水下航行器，与电能驱动水下滑翔器相比也具有明显优势.文章给出了温差能驱动水下滑翔器各功能模块设计和试验，并进行了总体系统的水域试验，验证了系统设计的有效性.关键词：水下航行器；水下滑翔器；温差能；驱动中图分类号：P715.5, TP24 文献标识码：A 文章编号：1000-6982 (2009) 03-0051-04Design of a new type underwater glider propelled by temperaturedifference energyW ANG Y an-hui, ZHANG Hong-wei, WU Jian-guo(School of Mechanical Engineering, Tianjin University, Tianjin 300072, China)Abstract:The underwater glider which is driven by temperature difference energy uses little electric energy to the control and communication system. Thus its cruise range is much longer than other kinds of Underwater V ehicles. And also it has many advantages than the underwater glider driven by electric energy. The main modules designs and experiments are analyzed. And the effectiveness of the whole underwater glider system is verified by the tests in the water area.Key words: Underwater V ehicle; underwater glider; temperature difference energy; drive0 引言水下滑翔器是在自持式中性浮标的基础上发展的一种海洋观测技术，以补充漂流浮标不具有自主水平运动和定向航行的功能.1978年，Woods Hole海洋研究所（Woods Hole Oceanographic Institution，简称WHOI）讨论把SOFAR浮标改进，增加水平移动的功能[1].水下滑翔器的原始概念由海洋学家Henry Stommel于1989年正式提出[2]，并由海洋科学家Doug Webb等人于1995年研制出水下滑翔器，命名为Slocum，用于海洋参数测量[3-4].作为一种新型的海洋传感器搭载和运输平台，水下滑翔器不同于传统的水下机器人，它通过改变自身体积与重力的比例实现升沉运动，并通过尾舵摆动[4]或改变横滚姿态实现转向运动[5-6].这种工作方式使得水下滑翔器巡航范围和时间均有显著提高，增加了海洋监测的能力.目前水下滑翔器浮力驱动系统的能源供给形式分为两种，一种是使用电能驱动，另一种则利用海洋表层与深水层的温度差实现浮力改变.与电能驱动的水下滑翔器比较，温差能驱动水下滑翔器由于使用海洋环境能源作为系统的驱动能源，其巡航范围和时间又有显著提高，同时由于不使用功率较大的电机作为动力源，其水下运行平稳安静，具有极小的噪音和扰动，更适于海洋环境监测[4].表1给出了典型的水下航行器、Slocum电能驱动水下滑翔器和Slocum 温差能驱动水下滑翔器的性能.温差能驱动水下滑翔器自概念提出，受到海洋科学家普遍关注，其技术也有了快速发展.2000年10月，温差能驱动水下滑翔器第一次成功实现了水域测试.收稿日期：2008-09-23；修回日期：2009-04-13基金项目：国家自然科学基金重点项目（50835006）；国家自然科学基金青年基金（50705063）；天津市应用基础及前沿技术研究计划重点项目（09JCZDJC23400）.作者简介：王延辉（1979-），男，博士后，主要研究方向：水下机器人和海洋装备.此后，其技术一直进行改进 [7].我国对温差能驱动水下滑翔器的研究开始于2004年，天津大学和国家海洋技术中心合作，成功研制了温差能驱动水下滑翔器试验样机，并进行了水域试验.此滑翔器在空气中整体质量约为50 kg ，工作深度可达100 m ，携带温度传感器获取运动水域的温度信息.此外，滑翔器可以利用水域表面与深水层约10℃的温差产生浮力驱动，浮力调节量为±0.5 N ，并通过电能控制，调整耐压壳体内部姿态控制机构的状态，使滑翔器重心与浮心产生相对位移，以控制滑翔器的姿态.1 系统设计温差能驱动水下滑翔器整体布局如图1所示，根据功能，其结构主要分为以下4个功能模块：主体模块，包括耐压壳体及其附件，姿态调整模块，控制与通讯模块，浮力调节模块.本文对各功能模块分别进行设计.图1 温差能驱动水下滑翔器系统布局示意图1.1 主体模块设计水下滑翔器的主体结构可产生内部耐压舱，以保护舱内的仪器和设备不受外部水域条件干扰.主体模块设计主要包括：耐压壳体的型体优化设计、壳体材料选择、各舱段密封形式设计、内部装配空间优化设计、加工成型制造工艺研究、外部附体设计.水下滑翔器的耐压壳体外形及其附件决定了滑翔器的水动力特性，很大程度上影响了滑翔器的运动性能.为此，在已知排水量的情况下，兼顾内部构造与内部空间的利用情况，设计需要尽可能优化水阻力，提高滑翔器性能.水下滑翔器采用中间舱段为圆柱壳体，两端舱体为半椭球壳体设计，圆柱壳体直径200 mm ，椭球截面的偏心率为3.5，壳体长度为1 860 mm ，壳体壁厚6mm .考虑到加工的工艺性和水下滑翔器的工作环境，耐压壳体材料选用硬铝合金材料.后端舱体为浸水设计，用于安装外皮囊和部分测量传感器，减少水阻力，同时用于固定垂直尾翼.外皮囊与水下滑翔器外部的环境直接接触，通过改变外皮囊的体积来改变整个滑翔器的体积，进而改变浮力.1.2 姿态调整模块设计姿态调整模块是水下滑翔器系统的重要组成部分，机构的合理设计是水下滑翔器能够实现预定的运动规律和良好运动性能的前提.姿态调整机构主要包括俯仰姿态调整机构以及滚转姿态调整机构，它们共同安装在一个方形导轨上.对于俯仰姿态调整机构，选取平移机构总重量5 kg ，可实现在平衡位置前后20 cm 的平移运动，运动最大速度可达0.011 m/s .其运动通过安装在平移重物上的齿轮和固定于导轨上的齿条之间的啮合来实现.滚转姿态调整机构的整体重量5 kg ，偏心量（偏心旋转机构的重心与旋转轴的距离）0.1 m ，可实现绕导轨的±40°的偏转.其运动通过安装在偏心重物上的齿轮和固定于导轨上的齿轮啮合实现.俯仰姿态调整机构和滚转姿态调整机构的设计结构如图2和图3所示.1.3 控制与通讯模块设计控制与通讯模块具有水下滑翔器运动状态监控功能，用于控制姿态调整机构，获得理想的航行状态，同时模块具有接收指令，规划航迹，发送存储数据等水下滑翔器整体固紧件TCM 电子罗盘加强肋偏心旋转重物偏心旋转重物末端定位件俯仰姿态调整机构驱动电机控制电路板和电机驱动器支架固定端蓄能腔工作腔外皮囊外压力传感器固定垂直尾翼温度传感器电磁阀内皮囊内部压力传感器固定水平翼支架平移重物耐压壳体滚转驱动电机电池前耐压舱功能.根据水下滑翔器的功能要求，文章选择分布式控制系统结构，将其自上而下分为组织层、协调层和执行层.然后根据选定的结构，研究电路硬件系统的实现，并对硬件编程，进行软件设计，实现预定功能.图2 俯仰姿态调整机构结构示意图图3 滚转姿态调整机构结构示意图1.4 浮力调节模块设计温差能驱动浮力调节模块利用一套类似于热机的液压系统，通过和水域环境的热量交换，获得驱动能量，使水下滑翔器浮力改变，进而实现系统整体水中的升沉运动.浮力调节模块中含有两种介质：工作介质和传递介质.工作介质用于感受外界环境变化，常温下即可发生固－液两态的相变，并产生相应的体积变化.传递介质用于把工作介质的体积变化通过液压系统传递给外皮囊，使外皮囊体积发生相应改变.其工作原理如图4所示[8-9]，工作腔（1）感受环境温度变化.工作腔（2）为蓄能器，预充压力略高于滑翔器的设定工作深度压力，本文给定1.2MPa.滑翔器下沉过程中，环境温度的降低使得工作介质体积缩小，内皮囊内的传递介质流入工作腔（1）.上升过程中，工作介质体积膨胀，传递介质从工作腔（1）流入蓄能器（2）中，为滑翔器系统储能，以用于下一次外皮囊体积涨大做功.工作腔设计承压为1.2MPa，采用夹层圆柱壳体，工作介质放于圆柱夹层中，其中夹层的外壁作为中后端耐压壳体，与外部环境直接接触，夹层的内壁用来固定安装水下滑翔器内部器件，此设计使得滑翔器的结构更加紧凑，工作介质与环境的热量交换效率更高.蓄能腔和内、外皮囊均选隔膜蓄能器和蓄能器专用皮囊，并通过电磁阀和液压管路连接，完成设计.图4 热机系统工作原理[8,9]2 主要功能模块单元试验2.1 姿态调整模块试验姿态调整模块的联调试验主要根据水下滑翔器的工作特点，选取典型角度0°、±15°、±20°、±30°作为滑翔器滚转姿态角的参考值，观察姿态调整系统的调整误差.试验装置如图5所示，具体过程为：设定水下滑翔器需要保持的一组横滚角度，分别为0°、±15°、±20°、±30°，在此基础上根据姿态调整模块的实际姿态角驱动伺服电机，进而调节偏心旋转重物的角度，以使模块达到预设偏转角度.图5 姿态调整模块联调试验装置图根据试验结果，可以得到横滚角的误差与初始角、目标角的关系，如图6所示.图中曲线代表各不同的初始角状态.由试验结果可以看到，姿态调整模块的横滚角度在-30°~30°的工作范围内，其角度误差基本在1°左右，满足设计要求.方形导轨被动锥齿轮主动锥齿轮驱动电机齿轮支架固定齿条传动对称直齿轮末端定位件固定大齿轮小齿轮驱动电机工作介质（1）传递介质外皮囊真空阀门两位两通电磁阀（4）流量控制装置内皮囊单向阀蓄能器（2）（3）图6 姿态调整模块试验曲线2.2 浮力调节模块单元试验试验主要用于验证温差能浮力调节模块的做功能力，在海洋环境小温差下，其浮力改变的实现情况.通过模拟海洋环境温度，实现获得外皮囊体积变化率与时间和环境温度的关系.图7为皮囊体积膨胀率与温度和时间的关系.由试验结果可以看出，此模块能够利用温度差产生系统的浮力改变，达到了预期的设计目标.图7 外皮囊体积变化试验结果3 系统水域试验为验证新型温差能驱动水下滑翔器的总体性能，将上述各功能模块在单元试验的基础上进行集成，并选择我国千岛湖水域进行了样机的宽水域试验.试验过程中获取了多组千岛湖水域夏季垂直剖面温度数据，图8为其中的8组数据.图8 千岛湖温度剖面试验数据分析数据可以看出，夏季千岛湖水域在水深5 m~15 m 之间，存在明显温度跃变，由表层的约30℃温度变化为深水层的10℃左右，这为新型温差能驱动的水下滑翔器提供了理想的工作环境.试验过程和结果验证了温差能驱动水下滑翔器的设计目标，样机能够利用千岛湖的水域温差实现动力驱动.4 结论温差能驱动水下滑翔器作为一种新型的水下自航行器，使用海洋表层与一定的深水层温度差产生动力驱动，而只使用一小部分电能用于控制和通讯，因而其航程和航行时间均大大增加.同时由于温差能驱动水下滑翔器噪音和振动小，使其成为海洋长期监测的理想平台.本文给出了一种新型的温差能驱动水下滑翔器的整体设计，并分别讨论了各主要模块的设计过程和功能试验.通过整机的水域试验验证了设计的有效性，为温差能驱动水下滑翔器进一步技术发展提供了经验.参考文献：[1] Webb D. SOFAR floats for POL YMODE [C]//Proc.Oceans’77 Conf., Los Angeles, CA., U.S.A., 1977, 2: 44B - 1-44-B-5.[2] Stommel H. The Slocum mission [J]. Oceanography, 1989,2 (1): 22-25.[3] Simonetti P .. SLOCUM glider: design and 1991 field trials[R]//Webb Research Corp., Woods Hole Oceanographic Institution, Office of Naval Technology, Contract No. N00014- 90C-0098, 1992.[4] W ebb D., Simonetti P ., and Jones C. SLOCUM: anunderwater glider propelled by environmental energy [J]. IEEE Journal of Oceanic Engineering, 2001, 26(4): 447-452. [5] Eriksen C. C., Osse T. J., Light R. D., et al. Seaglider: along-rangeautonomousunderwatervehicleforoceanographic research [J]. IEEE Journal of Oceanic Engineering, 2001, 26(4):424-436.[6] Sherman J., Davis R. E., Owens W . B., et al. The auto-nomo us underwater glider “Spray” [J]. IEEE Journal of Oceanic Engineering, 2001, 26(4): 437-446.[7] XRA Y fling wing glider [EB/OL]. [2008-07-]. http:// www./projects/xray/summary.html.[8] 王延辉，王树新，谢春刚.基于温差能源的水下滑翔器动力学分析与设计[J].天津大学学报，2007, 40(2): 133-138. [9] 王树新，王延辉，张大涛，等.温差能驱动的水下滑翔器设计与试验研究[J].海洋技术，2006, 25(1): 1-5.1.50 1.00 0.50 0.00 -0.50 -1.00 -1.50-2.00 -40 -30 -20 -10 0 10 20 -30°40-20°-15°0°15° 20°30°目标角度/(°)误差角度/(°)30 时间/min 体积膨胀变化率/% 5101520 25 30 35-35 -30 -25 -20 -15 -10 -5 0 温度/℃深度/m。

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）　Ｖｏｌ３５Ｎｏ２Ａｐｒ．２０２１ＤＯＩ：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：Ｕ６７４９４１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．Ｅｍａｉｌ：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．ＲｅｓｅａｒｃｈｏｎｔｈｅｉｎｆｌｕｅｎｃｅｏｆｓｈａｐｅｐａｒａｍｅｔｅｒｓｏｎｔｈｅｈｉｇｈｌｉｆｔｔｏｄｒａｇｒａｔｉｏｏｆｕｎｄｅｒｗａｔｅｒｇｌｉｄｅｒｗｉｔｈｂｌｅｎｄｅｄｗｉｎｇｂｏｄｙＺＨＡＮＧＤａｉｙｕ，ＷＡＮＧＺｈｉｄｏｎｇ，ＬＩＮＧＨｏｎｇｊｉｅ，ＺＨＵＸｉｎｙａｏ（ＳｃｈｏｏｌｏｆＮａｖａｌＡｒｃｈｉｔｅｃｔｕｒｅａｎｄＯｃｅａｎＥｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ，ＪｉａｎｇｓｕＵｎｉｖｅｒｓｉｔｙｏｆＳｃｉｅｎｃｅａｎｄＴｅｃｈｎｏｌｏｇｙ，Ｚｈｅｎｊｉａｎｇ２１２１００，Ｃｈｉｎａ）Ａｂｓｔｒａｃｔ：Ｆｏｒｔｈｅｕｎｄｅｒｗａｔｅｒｇｌｉｄｅｒｗｉｔｈｂｌｅｎｄｅｄｗｉｎｇｂｏｄｙ，ｔｈｅｉｎｆｌｕｅｎｃｅｏｆｖａｒｉｏｕｓｓｈａｐｅｐａｒａｍｅｔｅｒｓｏｎｔｈｅｌｉｆｔｔｏｄｒａｇｒａｔｉｏｉｓｓｔｕｄｉｅｄｔｏｉｍｐｒｏｖｅｔｈｅｄｅｓｉｇｎｅｆｆｉｃｉｅｎｃｙ．Ｆｉｒｓｔｌｙ，ａｑｕｉｃｋｃａｌｃｕｌａｔｉｏｎｍｅｔｈｏｄｏｆｌｉｆｔｔｏｄｒａｇｒａｔｉｏｉｓｐｒｏｐｏｓｅｄｂａｓｅｄｏｎｔｈｅｐｏｔｅｎｔｉａｌｆｌｏｗｔｈｅｏｒｙａｎｄｖｉｓｃｏｕｓｉｔｙｃｏｒｒｅｃｔｉｏｎ，ｗｈｉｃｈｃａｎｒｅａｌｉｚｅｔｈｅｌａｒｇｅｄｅｆｏｒｍａｔｉｏｎｏｆｔｈｅｓｈａｐｅｐａｒａｍｅｔｅｒｓｏｆｔｈｅｕｎｄｅｒｗａｔｅｒｇｌｉｄｅｒｗｉｔｈｂｌｅｎｄｅｄｗｉｎｇｂｏｄｙ．Ｓｅｃｏｎｄｌｙ，ｔｈｅｏｐｔｉｍａｌＬａｔｉｎｈｙｐｅｒｃｕｂｅｄｅｓｉｇｎｉｓｕｓｅｄｔｏｅｆｆｉｃｉｅｎｔｌｙａｎｄｕｎｉｆｏｒｍｌｙｓａｍｐｌｅｔｈｅｓｈａｐｅｐａｒａｍｅｔｅｒｓ，ａｎｄｔｈｅｍｕｌｔｉｖａｒｉａｔｅｑｕａｄｒａｔｉｃｒｅｇｒｅｓｓｉｏｎｍｏｄｅｌｉｓｅｓｔａｂｌｉｓｈｅｄｔｏｐｅｒｆｏｒｍｔｈｅｌｅａｓｔｓｑｕａｒｅｓｆｉｔｔｉｎｇｏｎｔｈｅｓａｍｐｌｅｄａｔａ．Ｆｉｎａｌｌｙ，ｔｈｅｏｒｄｅｒｏｆｉｎｆｌｕｅｎｃｅｏｆｓｈａｐｅｐａｒａｍｅｔｅｒｓｏｎｔｈｅｌｉｆｔｔｏｄｒａｇｒａｔｉｏｉｓｏｂｔａｉｎｅｄａｃｃｏｒｄｉｎｇｔｏｔｈｅｎｏｒｍａｌｉｚｅｄｒｅｇｒｅｓｓｉｏｎｍｏｄｅｌｃｏｅｆｆｉｃｉｅｎｔｓ．Ｔｈｅｒｅｓｕｌｔｓｓｈｏｗｔｈａｔｔｗｉｓｔａｎｇｌｅ，ａｎｇｌｅｏｆａｔｔａｃｋａｎｄｔｈｅｉｒｃｏｕｐｌｉｎｇｐａｒａｍｅｔｅｒｓｈａｖｅｔｈｅｍｏｓｔｓｉｇｎｉｆｉｃａｎｔｉｎｆｌｕｅｎｃｅｏｎｔｈｅｌｉｆｔｔｏｄｒａｇｒａｔｉｏ，ｗｈｉｃｈｓｈｏｕｌｄｂｅａｄｊｕｓｔｅｄｐｒｅｆｅｒｅｎｔｉａｌｌｙｉｎｔｈｅｓｈａｐｅｄｅｓｉｇｎｏｆｂｌｅｎｄｅｄｗｉｎｇｂｏｄｙｕｎｄｅｒｗａｔｅｒｇｌｉｄｅｒ．Ｋｅｙｗｏｒｄｓ：ｕｎｄｅｒｗａｔｅｒｇｌｉｄｅｒ，ｃａｌｃｕｌａｔｉｏｎｏｆｌｉｆｔｔｏｄｒａｇｒａｔｉｏ，ｏｐｔｉｍａｌＬａｔｉｎｈｙｐｅｒｃｕｂｅｄｅｓｉｇｎ，ｍｕｌｔｉｐｌｅｑｕａｄｒａｔｉｃｒｅｇｒｅｓｓｉｏｎｍｏｄｅｌ海洋占地球表面积的７１８％，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　Ｓｈａｐｅｏｆｂｌｅｎｄｅｄｗｉｎｇｂｏｄｙｕｎｄｅｒｗａｔｅｒｇｌｉｄｅｒ２　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．２１　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．２２　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．２３　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　Ｓｕｒｆａｃｅｇｒｉｄｏｆｂｌｅｎｄｅｄｗｉｎｇｂｏｄｙｕｎｄｅｒｗａｔｅｒｇｌｉｄｅｒ图３　翼身融合水下滑翔机表面的压力系数分布Ｆｉｇ．３　Ｐｒｅｓｓｕｒｅｃｏｅｆｆｉｃｉｅｎｔｄｉｓｔｒｉｂｕｔｉｏｎｏｆｂｌｅｎｄｅｄｗｉｎｇｂｏｄｙｕｎｄｅｒｗａｔｅｒｇｌｉｄｅｒ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　ＲｅｓｕｌｔｃｏｍｐａｒｉｓｏｎｏｆｌｉｆｔｔｏｄｒａｇｒａｔｉｏｃｏｍｐｕｔｅｄｂｙＦｌｕｅｎｔａｎｄｔｈｅｐｒｅｓｅｎｔｅｄｍｅｔｈｏｄ攻角／（°）升阻比Ｆｌｕｅｎｔ文中方法２２１１２１５４２７８２７３６２５９２５４８２１８２２１１０１８６１９１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．３１　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［０８，１２］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．３２　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　Ｐａｒｅｔｏｄｉａｇｒａｍｏｆｔｈｅｉｎｆｌｕｅｎｃｅｏｆｖａｒｉｏｕｓｐａｒａｍｅｔｅｒｓｏｎｔｈｅｌｉｆｔｔｏｄｒａｇｒａｔｉｏ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．Ｏｃｅａｎｒｅｓｅａｒｃｈｅｎａｂｌｅｄｂｙｕｎｄｅｒｗａｔｅｒｇｌｉｄｅｒｓ［Ｊ］．ＡｎｎｕａｌＲｅｖｉｅｗｏｆＭａｒｉｎｅＳｃｉｅｎｃｅ，２０１６，８（１）：５１９－５４１．ＤＯＩ：１０．１１４６／ａｎｎｕｒｅｖｍａｒｉｎｅ－１２２４１４－０３３９１３．［２］　ＦＡＮＳ，ＷＯＯＬＳＥＹＣＡ．Ｄｙｎａｍｉｃｓｏｆｕｎｄｅｒｗａｔｅｒｇｌｉｄｅｒｓｉｎｃｕｒｒｅｎｔｓ［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．Ａｓｉｍｐｌｉｆｉｅｄｓｈａｐｅｏｐｔｉｍｉｚａｔｉｏｎｓｔｒａｔｅｇｙｆｏｒｂｌｅｎｄｅｄｗｉｎｇｂｏｄｙｕｎｄｅｒｗａｔｅｒｇｌｉｄｅｒｓ［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．Ｐａｒａｍｅｔｒｉｃｇｅｏｍｅｔｒｉｃｍｏｄｅｌａｎｄｈｙｄｒｏｄｙｎａｍｉｃｓｈａｐｅｏｐｔｉｍｉｚａｔｉｏｎｏｆａｆｌｙｉｎｇｗｉｎｇｓｔｒｕｃｔｕｒｅｕｎｄｅｒｗａｔｅｒｇｌｉｄｅｒ［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．Ｅｆｆｅｃｔｓｏｆｓｔｒｕｔｆｏｒｍｏｎａｄｄｅｄｒｅｓｉｓｔａｎｃｅａｎｄｍｏｔｉｏｎｒｅｓｐｏｎｓｅｏｆｔｈｅｓｍａｌｌｗａｔｅｒｐｌａｎｅａｒｅａｔｗｉｎｈｕｌｌ［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．Ｓｈａｐｅｄｅｓｉｇｎａｎｄｈｙｄｒｏｄｙｎａｍｉｃｃｈａｒａｃｔｅｒｉｓｔｉｃｓａｎａｌｙｓｉｓｏｆｔｈｅｂｌｅｎｄｅｄｗｉｎｇｂｏｄｙｕｎｄｅｒｗａｔｅｒｇｌｉｄｅｒ［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．Ｈｙｄｒｏｄｙｎａｍｉｃｃｈａｒａｃｔｅｒｉｓｔｉｃｓａｎｄｍｏｔｉｏｎｓｉｍｕｌａｔｉｏｎｏｆｆｌｙｉｎｇｗｉｎｇｄｉｓｈｓｈａｐｅｄａｕｔｏｎｏｍｏｕｓｕｎｄｅｒｗａｔｅｒｇｌｉｄｅｒ［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．ＬＭｅｎｇ，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．Ｍａｎｕｆａｃｔｕｒｉｎｇｐｒｏｃｅｓｓｂａｓｅｄｓｔｏｒａｇｅｄｅｇｒａｄａｔｉｏｎｍｏｄｅｌｌｉｎｇａｎｄｒｅｌｉａｂｉｌｉｔｙａｓｓｅｓｓｍｅｎｔ［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．Ａｐａｒａｌｌｅｌａｅｒｏｓｔｒｕｃｔｕｒａｌｏｐｔｉｍｉｚａｔｉｏｎｆｒａｍｅｗｏｒｋｆｏｒａｉｒｃｒａｆｔｄｅｓｉｇｎｓｔｕｄｉｅｓ［Ｊ］．ＳｔｒｕｃｔｕｒａｌＭｕｌｔｉｄｉｓｉｃＯｐｔｉｍｉｚａｔｉｏｎ，２０１４，５０（６）：１０７９－１１０１．ＤＯＩ：１０．１００７／ｓ００１５８－０１４－１１０８－９．［１５］　ＱＩＮＮ，ＶＡＶＡＬＬＥＡ，ＭＯＩＧＮＥＡＬ，ｅｔａｌ．Ａｅｒｏｄｙｎａｍｉｃｃｏｎｓｉｄｅｒａｔｉｏｎｓｏｆｂｌｅｎｄｅｄｗｉｎｇｂｏｄｙａｉｒｃｒａｆｔ［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。

水下滑翔机动力系统工作性能的研究

了依据，证了滑翔机动力系统循环工作的特性。保
关键词：温差能水下滑翔机；感温工质；固液相变；态分析；工作特性动
中图分类号：Ｔ２Ｐ４文献标识码：Ａ
文章编号：１７７４（０８００８０ＤＯ：０３０／．ｓｎ１７７４．０８０．１６２— ６９２０）３— ０２— ６Ｉ１．４４ｊｉ．６２— ６９２０．３０５ｓ
远高于冷水层航程；据相变的过程特征，力系统在一个锯齿形航行轨迹中，分为６个工作过程加以研究；析感根动可分温工质液态和固态的保持时间，可确定滑翔机的航行深度范围，为动力系统的控制和单向阀的动作时序控制提供也
（ｔｔＫｙＬｂｒｔｙｏｃａｎｉｅｉｇＳａｇａＪｏｏｇＵｉｅｓｙＳａｇａ２０３，ｈｎ）ＳａｅｅａｏａｒｆｅｎＥｇｅｒ，ｈｎｈｉｉｔｎｖｒｉ，ｈｎｈｉ０００ＣｉａｏＯｎｎａｎｔ
ｐｏｅｏｄｉｉｅｔｅｗｏｋｎｒｃｓｆｔｅｄｉｅｓｓｅｉｔｉｒｓｄｒｎｇｏｅｚｇａｌｎｇｐｔｃｏｄ— ｒｐｒｔｖｄｈｒｉｇｐｏｅｓｏｈｒｖｙｔｍｎｏｓｘｐａｔｕｉｎｉｚｇｇｉｄｉａｈａｃｒｉｇｔｈｂｔｉｅｐａｅｒｎｆｒａｉｎｃａａｔｒＴｈｏｇｈｉｎｏｔｅｏａｎｄｈｓｔａｓｏｍｔｏｈｒｃｅ．ｒｕｈｔｅｓｍｕｌｔｎ，ｈｃｕａｅｌｎｔｆｐｅｉｄａｉｏｔｅａｃｒｔｅｇｈｏｒｏ

翼身融合水下滑翔机外形设计与水动力特性分析

翼身融合水下滑翔机外形设计与水动力特性分析翼身融合水下滑翔机是一种新型的水下机器人，它结合了飞机的翼和鱼类的身体，可以在水下自由滑动和滑翔。

因其独特的外观和卓越的水动力特性，翼身融合水下滑翔机成为了水下研究领域的重要研究对象。

一、外形设计翼身融合水下滑翔机的外形设计是其性能优良的重要前提。

它的外形需要充分考虑流体的流动特性和水下机器人的运行需求。

具体的设计要点有：1. 翼型设计翼型是翼身融合水下滑翔机的核心设计之一，它的形状和厚度对水动力性能影响较大。

一般来说，翼型需要具备较好的升力特性，并且在水下滑翔时能够产生足够的升力和稳定性。

目前，研究表明NACA0015翼型是翼身融合水下滑翔机比较优秀的选择，但也可以根据实际需求进行设计。

2. 圆滑的外形翼身融合水下滑翔机的外形应该尽可能的圆滑，以减少水流湍流和阻力。

光滑的外表面还能增强翼身融合水下滑翔机的推进效率，提高其运动稳定性。

3. 融合设计翼身融合是翼身融合水下滑翔机的重要特征之一，最早是借鉴了鱼类的身体结构。

在翼身融合设计中，翼面和身体形成一个平滑的过渡，从而减小水动力拖力，提高运行效率。

这种设计优于传统的摩擦阻力较大的平面翼和圆柱状的机身。

二、水动力特性翼身融合水下滑翔机的水动力特性是其性能的一个关键因素，直接影响其运动的稳定性和效率。

在设计翼身融合水下滑翔机时，需要考虑以下几个方面：1. 升力和阻力升力和阻力是翼身融合水下滑翔机的关键水动力特性，它们直接影响翼身融合水下滑翔机的滑行和滑翔能力。

通过改变机身的翼型、融合和截面等参数，可以达到改变升力和阻力的目的。

2. 稳定性和灵敏度稳定性和灵敏度是翼身融合水下滑翔机的另外两个关键水动力特性。

稳定性是指翼身融合水下滑翔机的倾向于保持一定的方向和姿态，而灵敏度是指翼身融合水下滑翔机对于外界的变化的反应速度。

这些特性也可以通过调整翼身结构和相关参数来实现。

3. 操纵性操纵性是指翼身融合水下滑翔机的人类操纵时的反应以及机器人自动控制时的定向变化速度。

温差能水下滑翔机实验水池温度梯度的理论验证与实验

１８．２２３５．６３２１．７６５２．２１６
ＪｃｌｄＴ，＞
式中： — —相变温度； ‘ ｃ — — 相变材料的比热；
固相密度／液相密度／固相导热系数／液相导热系数／（ｋｇ・ｍ）（ｋｇ・ｍＩ３）［ｗ・（ｍ・ ℃）］［ｗ・（ｍ・ ℃）］
机具有重要意义。
图１相变材料凝固过程
１水池所需温度梯度的理论分析
１．１相变过程模型的建立
水下热滑翔机的相变材料储存在圆柱体的水
平管中。相变材料在储能管中的两种主要状态见图１、２，即滑翔机下潜时的凝固过程与滑翔机上升时的融化过程。在温差能滑翔机航程中，圆管容器始终暴露在海水中，管内相变材料通过器壁与海水进行热交换，获取温差能。建立数学模型，对相变材料进行以下假设。１）相变工质为纯物质，且各向同性。２）相变工质的比热、潜热和密度等物理参数固相和液相之间不同，且不随温度和压力而变化。３）相变材料性能稳定，无性能退化、过冷和
（上海交通大学海洋工程国家重点实验室，上海２００２４０）
摘要：为使试验水池能为研究温差能水下运载器提供稳定可靠的实验环境，根据滑翔机相变材料相过程变模型的数值求解，得出实验水池温度梯度控制目标，并以此为目标设计出一套基于西门子Ｓ７— ２００ＰＬＣ的温度梯度控制的实验台架，实验表明，水池在长度方向上有１／３区域可获得理想的温度梯度。关键词：温差能水下滑翔机；实验水池；温差梯度；ＰＬＣ

基于流体力学的水下滑翔机设计研究

基于流体力学的水下滑翔机设计研究随着科技的不断发展和人们对深海环境的探索需求日益增长，水下滑翔机的应用越来越受到关注。

水下滑翔机是一种能够在水下长时间滑翔的自主推进设备，具有较低的能耗和较高的控制精度，被广泛应用于海洋环境监测、海底矿产勘探、深海生态调查等领域。

本文将利用流体力学的知识，介绍水下滑翔机的基本原理和设计研究进展，并探讨其未来的发展方向与应用前景。

一、水下滑翔机的基本原理和结构水下滑翔机是一种能够通过改变自身重心位置而进行垂直上升和下降的设备，其工作原理类似于滑翔机。

水下滑翔机的结构主要由机身、翅膀和尾翼等组成，其中机身内部放置有各种传感器和控制器。

水下滑翔机采用的是激光测距控制技术，可在海底深度达到数千米的极端环境下完成自主控制任务。

二、水下滑翔机的流场分析水下滑翔机在水中滑行时，会遇到水的阻力和滑翔过程中产生的涡流等流体问题，因此流场分析是设计与优化水下滑翔机的重要工作之一。

首先，水下滑翔机在水中运动时受到的阻力包括湍流阻力和摩擦阻力等多种类型。

要降低阻力，需要减小机身和翅膀的阻力面积，并且采用流线型外形设计。

其次，在水下滑翔机运动过程中会产生诸如涡流、流磨砺、剪切力等复杂的物理现象。

这些流场问题会影响到滑翔机的稳定性和控制精度，需要在设计阶段通过流场模拟和实验来研究并解决。

三、水下滑翔机的应用前景和发展趋势水下滑翔机近年来在海洋环境监测、深海资源勘探、深海生态调查等领域得到广泛应用。

其在海洋环境监测中可以通过测量水温、盐度、水位等参数来监测海洋环境的变化；在深海资源勘探中，可以通过激光测距和探测仪器来获得地质结构信息，并进一步开展深海矿产资源开发；在深海生态调查中，可以对深海生物进行采样，研究海洋生态与保护。

未来，水下滑翔机的应用前景依然广阔。

在工业应用方面，水下滑翔机可以用于管道、基础设施的巡检和监控，也可以用于海底沉积物、矿产的采集和勘探。

在科学研究领域，水下滑翔机可以用于海洋生态与生物多样性研究、深海环境观测和地球探测等领域。

海洋水下滑翔机浮力调节系统的设计与实验

海洋水下滑翔机浮力调节系统的设计与实验刘雁集;马捷【摘要】目的提高海洋滑翔机浮力调节系统的可靠性,进一步降低系统功耗,设计气压与液压结合的低功耗浮力调节系统.方法基于理论分析确定系统的体积控制量,设计气压调节模块以保证高压油泵的正常工作与回油的顺利进行.利用有限元方法分析承压管路的可靠性,通过实验测试,验证浮力系统的响应性能.结果浮力系统的排油效率随着外压的增大而减小,2 MPa的压力会使出油率降低3％左右,同时功耗增加50％左右.在大气压力环境下,依靠系统内负压,400 s即可完成回油600 mL,完成上浮到下潜的转换.结论设计的浮力调节系统的气压调节装置能以较低的功耗保障主泵的正常工作,同时保障回油过程的通畅,满足海洋滑翔机对浮力调节的要求,可以应用于一般海洋深度的水下滑翔机.【期刊名称】《装备环境工程》【年(卷),期】2018(015)012【总页数】5页(P45-49)【关键词】水下滑翔机;浮力调节系统;气压增压;压力实验【作者】刘雁集;马捷【作者单位】上海交通大学海洋工程国家重点实验室,上海 200240;上海交通大学海洋工程国家重点实验室,上海 200240【正文语种】中文【中图分类】U674.83水下滑翔机作为一种航程远、续航能力强的水下航行器，已经被广泛应用于海洋探测。

经过多年的发展与完善，水下滑翔机已经发展出多种成熟的机型，如Slocum[1]、Seaglider[2]、Spray[3]、SeaExplorer[4]、海翼[5]、海燕号等[6]。

随着海洋探索的深入，对水下滑翔机的要求越来越高，要求更强的续航力与更深的下潜深度。

为提高续航力，Slocum Thermal滑翔机利用能量转换装置将温差能转换为机械能与电能驱动滑翔机运动[7]。

Seaglider通过加入合理的死区非线性环节间歇性地开启控制器降低系统能耗。

浮力调节系统是滑翔机的主要动力部件，其能耗约占系统总能耗的70%，合理降低浮力调节系统的能耗可以提高续航能力。

水下滑翔机动力学建模及PID控制

水下滑翔机动力学建模及PID控制随着人们对海洋资源的日益渴求，水下探测技术的发展成为了一种重要的技术手段。

水下滑翔机作为一种水下探测设备，具有探测范围大、时间长、能耗低等优势，但其控制难度大、自稳性差等问题也需要得到解决。

本文将结合水下滑翔机的运动学建模，对其动力学建模及PID控制进行探讨。

一、水下滑翔机运动学建模水下滑翔机本质上是一种受力平衡的物体，它的运动学模型可以通过欧拉-拉格朗日方程建模描述。

其中，当水下滑翔机沿着水平方向前进时，其位置坐标可表示为：X = [x, y, z]T其中，x、y、z分别表示水下滑翔机在X、Y、Z轴方向上的位置坐标。

水下滑翔机在水平方向的运动速率可表示为：V = [u, v, w]T其中，u、v、w分别表示水下滑翔机在X、Y、Z轴方向上的速度。

滑翔机在水面之下的深度可以表示为：Z = z由于滑翔机受到的杆翼力的作用，故受力方程为：F = - D - L - W其中，F表示所受到的总力，D表示阻力，L表示升力，W表示重力。

根据欧拉-拉格朗日方程，我们可以得出如下的滑翔机运动学模型：[物体质量矩阵][加速度矩阵] = [受力矩阵] - [惯性力矩阵]其中，物体质量矩阵为：M = [m 0 0 0 0 00 m 0 0 0 00 0 m 0 0 00 0 0 Ix 0 00 0 0 0 Iy 00 0 0 0 0 Iz]加速度矩阵为：a = [du/dt dv/dt dw/dt domega_x/dt domega_y/dt domega_z/dt]T 受力矩阵为：F = [U V W L M N]T其中，U、V、W分别为水下滑翔机在uvw坐标系下的速度，L、M、N分别表示滑翔机的滚转、俯仰和偏航力矩。

惯性力矩阵为：G = [0 0 0 0 -mw mv0 0 0 mw 0 mu0 0 0 -mu -mv 0]二、PID控制PID控制是一种基于比例、积分、微分优化的传统控制方法。

滑翔机的能源效率与持续飞行研究

滑翔机的能源效率与持续飞行研究绪论：滑翔机作为一种无动力飞行器，通过巧妙设计的机翼形状和优化的飞行技术，能够实现在没有任何动力源的情况下持续飞行。

在过去的几十年里，人们对滑翔机的研究日益深入，尤其是对其能源效率和持续飞行能力的研究。

本文将探讨滑翔机的能源效率与持续飞行研究的相关内容。

一、滑翔机的能源效率研究1.1 滑翔机的动能转换滑翔机的能源来源主要是来自重力势能和空气动力学效应。

在下滑阶段，滑翔机通过转化高度上的重力势能为动能，实现向前飞行。

因此，研究如何优化动能转换的效率是提高滑翔机能源效率的一个重要方面。

1.2 机翼的设计与气动性能滑翔机的机翼设计是影响能源效率的关键因素之一。

通过改变机翼的形状、翼展、激流面以及多孔状表面，可以改善滑翔机的气动性能，从而减少滑翔阻力和提高升力效率，降低能量消耗。

1.3 能源管理系统的优化滑翔机的能源管理系统对于提高能源效率也起到至关重要的作用。

通过采用先进的能源存储技术，例如电池、燃料电池等，以及有效的能量转换和控制系统，可以使滑翔机在飞行过程中更加有效地利用能量。

二、滑翔机持续飞行研究2.1 滑翔机的气象条件选择在进行滑翔机持续飞行研究时，选择适合的气象条件是一个重要的因素。

理想的气象条件应该具备稳定的热气流、适度的风速和方向，以及较长的热天气窗口。

通过对气象条件的研究与预测，可以提高滑翔机持续飞行的成功率。

2.2 空气动力学与控制系统研究滑翔机的控制系统对于实现持续飞行至关重要。

通过研究滑翔机的空气动力学参数、稳定性和控制特性，可以提供指导设计更加稳定和高效的控制系统，保证滑翔机能够在持续飞行期间保持稳定的姿态和飞行状态。

2.3 降低滑翔阻力与提高升力在滑翔机持续飞行的研究中，降低滑翔阻力和提高升力的研究是非常重要的。

通过优化机翼设计、减小飞机表面的阻力系数并控制飞行速度等手段，可以降低滑翔阻力，从而减少能量损耗，实现滑翔机的持续飞行。

三、滑翔机能源效率与持续飞行的应用滑翔机的能源效率与持续飞行研究不仅仅是理论上的一种科学探索，它也具有重要的实际应用价值。

温差能驱动的水下滑翔机工作过程数值模拟

温差能驱动的水下滑翔机工作过程数值模拟
孔巧玲;马捷
【期刊名称】《武汉理工大学学报（交通科学与工程版）》
【年(卷),期】2011(035)002
【摘要】将焓法模型稍做变换后,用于求解温差能驱动水下滑翔机动力装置的相变过程,将温度场与液相分数场解耦,液相分数值由温度场确定.引入有效热导率来表示液相对流对相变过程的影响,计算结果与实验值吻合.对几种不同性质的材料进行了数值模拟分析,分别计算了比相变温度高5℃和10℃温差下,量纲一的量相界面的移动规律、液相分数随时间的变化情况,以及相变材料储能速率.结果表明,外界环境温度在5～30℃范围内,十六号凝胶性能优于其他材料.此外,以十六号凝胶为贮能材料,研究了对流换热系数、储能容器半径对相变过程的影响.
【总页数】5页(P223-227)
【作者】孔巧玲;马捷
【作者单位】上海交通大学海洋工程国家重点实验室,上海,200030;上海交通大学海洋工程国家重点实验室,上海,200030
【正文语种】中文
【中图分类】P75.1
【相关文献】
1.温差能水下滑翔机实验水池温度梯度的理论验证与实验 [J], 陈晖;马捷
2.混合驱动无人水下滑翔机耦合运动响应数值预报 [J], 凌宏杰;王志东;孙玉山;刘
彦
3.海洋温差能供电水下滑翔机的液电转换过程建模与效率分析 [J], 王国晖;杨亚楠;王延辉;王树新
4.海洋温差能供电水下滑翔机的液电转换过程建模与效率分析 [J], 王国晖;杨亚楠;王延辉;王树新
5.一种基于低速、小振幅周期运动CFD数值模拟的水下滑翔机附加质量求解方法[J], 张连洪;张宇航;杨绍琼;马伟;牛文栋;侯鹏荣
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一种高容积阻力比水下热滑翔机壳体外形设计

一种高容积阻力比水下热滑翔机壳体外形设计周徐斌;马捷【摘要】海洋温跃层的温差小,可利用的温差能的能量品质低,水下热滑翔机的热机效率较低,因此需要寻找最低阻力特性的热滑翔机壳体外形.利用水动力数值计算方法,分析了水下热滑翔机4种壳体外形的阻力成因和各自的优缺点,并采用2种不同的求解器对4种壳体外形阻力进行数值计算,不同求解器的计算结果最大偏差小于5％.提出了一个“容积阻力比”的无量纲系数,以此作为评判水下热滑翔机壳体外形综合性能的指标;将纺锤体外形与椭球体首尾外形的优点相结合,提出了水下热滑翔机的新型壳体外形.相比先前讨论的4种壳体外形,该外形具有最大的容积阻力比系数,表明该外形设计在水下热滑翔机的低阻特性与装载能力2种性能之间取得了较好的平衡和兼容.%The thermocline of ocean has small differences in temperature that results in low quality of energy available for the underwater thermal glider, and therefore the efficiency of the thermal engine of the underwater thermal glider is not satisfactory. For this reason, it is necessary to design a kind of hull form with minimum drag performance. Based on numerical calculation of hydrodynamics, the hydrodynamic resistances of four common hull forms were analyzed, and their advantages and disadvantages were compared. Then two different hydrodynamic solvers were used to perform the numerical calculations. The results showed fair agreement with each other, while the largest deviation between them was less than 5 percent. Thus, a none-dimensional coefficient known as "capacity to drag ratio" was introduced, and the ratio was taken as the criterion to evaluate the overall performance of hull form.Furthermore, a new shape which combined spindle shape and shape with eclipse head and tail was proposed. The new designed shape has higher ratio of capacity to drag, in comparison with the other four common hull forms, and provides a good balance and compatibility in low-drag property and capacity performance.【期刊名称】《中国舰船研究》【年(卷),期】2012(007)004【总页数】7页(P41-47)【关键词】容积阻力比系数;水下热滑翔机;壳体外形设计;数值计算【作者】周徐斌;马捷【作者单位】海洋工程国家重点实验室上海交通大学,上海 200240;海洋工程国家重点实验室上海交通大学,上海 200240【正文语种】中文【中图分类】U661.10 引言水下热滑翔机是一种高效环保、浮力驱动、低噪声的自主式水下运载器，可广泛应用于海洋科学考察以及军事领域。

水下滑翔机平衡式浮力驱动技术及其效率分析

水下滑翔机平衡式浮力驱动技术及其效率分析摘要：本文首先阐述了水下滑翔机的运动机理，然后分析了当前主流滑翔机小型化的原因，创新性的提出平衡式浮力驱动技术来解决水下滑翔机大驱动力的问题，扩大了水下滑翔机的运用领域。

并对其浮力驱动效率进行分析，结果表明当滑翔机机翼升阻比一定时，选择合适的滑翔角，能使其驱动效率达到最高，为水下滑翔机的设计奠定了基础。

关键词：水下滑翔机；浮力驱动效率；升阻比10 引言水下滑翔机(Autonomous underwater glider简称AUG)是一种小型可重复使用的水下航行器，几十公斤的体积重量却能在深海大洋中航行几千公里。

水下滑翔机之所以能以娇小的身躯完成穿越大洋的壮举，是依靠浮力驱动的结果。

浮力驱动主要特点是浮力可调和重心可变，这种简单低能耗航行原理是由美国海洋学家Henry Stommel[1]于1989年发现的。

一些生物学家推测，海豚正是由于具有类似的能力而能够在水下游相当长的距离。

在保证自身重量不变的前提下，通过改变排水体积，产生剩余浮力变化，结合高效的流体动力布局，将深度空间上重力或浮力势能，反复转化为前进的动能，通过锯齿状滑行，完成高效率的受控航行。

水下滑翔机一经发明就深受科学家和军方青睐，已获得了相当广泛的应用。

近几年国内有多家单位对水下滑翔机的浮力驱动系统进行研究，浮力驱动系统的安装位置和大小对水下滑翔机的工作能力有较大影响。

例如天津大学的“海燕”号滑翔机将浮力驱动系统布置在头部，提高了滑翔机的机动性，适用于浅海的测量任务；沈阳自动化研究所的“海翼”号滑翔机将浮力驱动系统布置在艉部，有利于滑翔机滑翔过程中的控制精度和稳定性，适用于深海大深度的观测任务[2]；“海燕”[3]和“海翼”[4]的重量都在60kg左右，其浮力改变量为±0.5L。

本文在参考国内外几大典型水下滑翔机设计方案的基础上，分析水下滑翔机小型化的原因，从研究水下滑翔机浮力驱动系统入手，创新性的提出平衡式浮力驱动技术来解决水下滑翔机大驱动力的问题，扩大了水下滑翔机的运用领域，并通过对水下滑翔机浮力驱动效率的分析，得出浮力驱动效率主要受滑翔角和升阻比的影响，为水下滑翔机的后续设计提供了重要参考。

水下滑翔机浮力调节系统设计及动态性能研究

第43卷第10期2009年10月浙　江　大　学　学　报(工学版)Journal of Zhejiang University (Engineering Science )Vol.43No.10Oct.2009收稿日期:2008207226.浙江大学学报(工学版)网址:/eng基金项目:国家自然科学基金重点资助项目(40637037);国家自然科学基金资助项目(50675198).作者简介:赵伟(1978-),男,内蒙古赤峰人,博士生,从事海洋环境监测设备的研究.E 2mail :gotozw @通信联系人:杨灿军,男,教授.E 2mail :ycj @DOI :10.3785/j.issn.10082973X.2009.10.005水下滑翔机浮力调节系统设计及动态性能研究赵　伟,杨灿军,陈　鹰(浙江大学流体传动及控制国家重点实验室,浙江杭州310027)摘　要:通过动力学分析,确定水下滑翔机的体积变化范围达到±200mL 就可以保持滑翔运动.比较水下滑翔机经常采用的两类改变体积的方法,选用液压方式的浮力调节系统为水下滑翔机提供动力.浮力调节系统由外部油囊、内部油缸、双向泵、单向阀和电磁开关阀组成,采用AM ESim 软件的仿真分析结果表明,浮力调节系统工作时间稳定、排量变化均匀.实验结果表明,水下滑翔机的体积变化可以准确测量,集成于内部油缸的传感器使体积变化的分辨率达到0176mL ,在012～115MPa 的环境压力下,浮力调节系统的排油和回油时间稳定在80s 左右,其工作性能符合水下滑翔机运动需求.关键词:海洋环境监测;水下滑翔机;浮力调节中图分类号:X834 文献标志码:A 文章编号:10082973X (2009)1021772205Design and dynamic perform ance study of buoyancy regulatingsystem of autonomous underw ater gliderZHAO Wei ,YAN G Can 2jun ,C H EN Y ing(S tate Key L aboratory of Fl ui d Power T ransmission and Cont rol ,Zhej i ang Universit y ,H angz hou 310027,China )Abstract :Dynamic analysis shows t hat an autonomo us underwater glider can keep gliding as long as t he range of volume changes up to ±200mL.There are two kinds of met hods to change t he volume of t he autonomous underwater glider.The autonomous underwater glider is driven by an elect ro 2hydraulic buoy 2ancy regulating system ,which consisting of outer bladder ,inner tank ,two 2way p ump ,one 2way valve and electromagnetic switch valve.Simulation wit h t he AM ESim software indicated t hat t he working time and t he volume change rate of t he buoyancy regulating system were kept well.The volume change of t he autonomous underwater glider was measured accurately by t he sensors built in t he inner tank ,and it s reso 2lution was 0176mL.The working time while oil drain and oil absorption approximates to 80s under the pressure from 012MPa to 115MPa.The dynamic performance of the buoyancy regulating system meets the demands of autonomous underwater glider.K ey w ords :ocean environment monitoring ;autonomous underwater glider ;buoyancy regulating 水下滑翔机是一种能够实现大范围、大深度运动的海洋环境监测平台.它由自身携带的电池供电,通过改变载体在海水中的净浮力来提供上升和下潜的驱动力;通过改变重心位置调整姿态(俯仰角、横滚角),配合低阻力外壳和侧翼的作用,可以在水中连续做锯齿形曲线运动.与其他水下机器人相比,水下滑翔机的能源利用率高,具有作业时间长、航行距离长、投放与回收简便等优点[126].本文针对水下滑翔机的运动需求,提出了一种新型的浮力调节系统方案,通过对该系统的仿真和实验研究,成功研制了水下滑翔机的浮力调节系统,为水下滑翔机的成功开发奠定了坚实基础.1　水下滑翔机定常运动动力学分析由于受到剖面探测任务和低功耗指标的约束,在水下滑翔机的一个运动周期中,只有锯齿形滑翔轨迹的顶部和底部进行浮力和姿态的调节,而在其余绝大多数时间里做定常下潜(上浮)滑翔运动.水下滑翔机在水中所受到的合外力F 可用下式表示:F =F F +B +G.(1)式中:F F 为作用在水下滑翔机上的水动力,包含升力L 、阻力D ;B 为水下滑翔机的浮力;G 为水下滑翔机的重力.水下滑翔机在水中所受到的合外力矩可用下式表示:M =M F +M B +M G .(2)式中:M F 、M B 和M G 分别为水动力、浮力和重力产生的力矩.如图1所示,为使水下滑翔机做定常下潜运动,重心(GC )必须位于浮心(BC )下方5mm 以保证稳定性,箭头标示了运动速度v 、俯仰角θ、攻角α,图中把水动力等效为作用点在浮心的升力L 和阻力D ,以及浮心力矩M F [728].当水下滑翔机定常下潜(上浮)时,在运动剖面内受力平衡,重力、浮力与水动力对浮心力矩平衡.在定常滑翔运动状态下,滑翔速度图1　水下滑翔机下潜运动受力图Fig.1　Force diagram of autonomous underwater gliderwhile submergence随净浮力单调增大,而攻角、俯仰角等参数受净浮力影响很小[9211].水下滑翔机重52kg ,设定定常下潜(上浮)速度为0125m/s.为了给载体的下潜(上浮)提供足够的动力,须考虑载体运动的可控性,要求浮力调节系统在100s 内能产生绝对值为400mL 的体积变化,从而产生约为2N (-2N )的净浮力变化.2　浮力调节系统设计浮力调节系统不仅为水下滑翔机的下潜(上浮)提供动力,同时也是深度控制的内层环节,如图2.为了达到快速、准确的浮力调节,需要测量净浮力值作为反馈量,与浮力控制器和浮力调节系统组成闭环[12213].水下滑翔机的浮力调节系统本质上是通过改变外部油囊的体积来改变净浮力.目前,水下滑翔机有两类改变体积的办法:一类是利用液压泵来改变外部油囊体积的液压方法[324];另一类是通过相变材料的热胀冷缩来改变外部油囊体积的热机方法[5,14],例如slocum t hermal glider.热机方法可以直接从环境中获得实现自身沉浮所需要的能量,极大地减少了自身能量的消耗,但是,它受不同海域主跃温层深度的限制.液压方法也有多种形式,有单冲程柱塞泵方式(slocum electric glider )和往复式活塞泵方式(seaglider 、spray glider ).本文所提出的浮力调节系统原理图如图3所示,该系统是一个密闭式的电液系统,由直流电机、双向泵、单向阀、电磁开关阀、内部油缸和外部油囊组成.内部油缸被密封在耐压舱内,外部油囊裸露在外部海水中.将内部油缸的油输送到外部油囊(如图3中实线箭头所示油路),则外部油囊膨胀变大,水下滑翔机在质量不变的情况下受到正浮力,载体将上浮.虚线箭头指示的是产生负浮力的油路,与产生正浮力的过程相反.单向阀与开关阀组合作用,为向外排油、向内回油提供油路.当停止调节浮力时,单向阀和关闭的电磁开关阀起到长时间保压的作用,此时关闭浮力调节系统的电源,达到节能的目的.图2　深度、浮力控制框图Fig.2　Deep and buoyancy control block diagram3771第10期赵伟,等:水下滑翔机浮力调节系统设计及动态性能研究图3　浮力调节系统液压回路Fig.3　Hydraulic circuit of buoyancy regulating system 如图4所示,设计了适合放置在耐压舱内的内部油缸.内部油缸主要由外壳、滚动膜片、上端盖与滚动膜片围成的可变油腔、油路接口以及线型位移传感器组成.油缸整体为圆柱形,外径与耐压舱内径接近,便于节省耐压舱内的空间.滚动膜片由橡胶材料制作,它的底部与硬质衬底做成一体,随着油的吸入(排出),膜片底部做远离(接近)油路接口的平行移动,改变可变油腔的容积.在膜片底部连有两个线性位移传感器的拉线引出端,这种对称的结构使膜片底部受力平衡,同时提高了所输出位移信号的准确性.膜片底部在轴线方向上的平行移动,直接反映在线性位移传感器的输出上,根据该信号可以准确的推算出净浮力的值.图5是水下滑翔机的照片,可以看到浮力调节流控系统位于滑翔机的尾部,与单冲程柱塞泵方式相比,笔者所设计的浮力调节系统结构紧凑,节省了耐压腔内的空间[324,9].内部油腔的有效体积变化范围是0～700mL ,考虑到水下滑翔机耐压腔的尺寸限制,选择滚动膜片的可测量行程为120mm ,内部直径为9414mm.根据电路设计,拉线式线型位移传感器在该可测量行程内的输出电压信号为500～1420mV ,测量电路的精度为1mV ,内部油腔体积测量分辨率可由下式表示:R V =V S =700mL920mV≈0.76L/V .(3)式中:R V 是内部油腔的体积测量分辨率,V 是内部油腔的体积,S 是传感器的输出信号.线性位移传感器是高精度的传感器件,配合高精度的数据采集电路,可以达到低于1mL 的油腔体积测量分辨率,完全满足滑翔机的控制需求.滚动膜片具有一定的变形量,但是在硬质衬底的约束下,滚动膜片在有效行程内,行程与体积变化能够保持良好的线性关系.3　系统仿真利用AM ESim 软件中的专用液压仿真模块对浮力调节系统进行建模仿真,仿真模型如图6所示.双向泵的排量为015mL/r ,电机额定转速为3300图6　浮力调节系统仿真框图(AMESim 软件)Fig.6　Simulation diagram of buoyancy regulating system(AM ESim software )r/min ,供电电压为24V.在齿轮泵和油箱之间加入一个阻尼模拟内部油缸的作用效果,使用一个单杆液压缸来代替外部油囊,并在活塞杆处加上一个作用力来模拟外部环境对油囊的作用力.液压缸入口处放置了一个流量测量模块,该模块的输出反映了外部油囊的体积变化,并作为齿轮泵和电磁开关阀控制算法的输入.设定排量变化范围在0～400mL ,油囊排油时所受环境压力为1MPa (100m 水深),排油(回油)到达临界点后,转为回油(排油)操作.仿真结果如图7所示,在浮力调节过程中,响应时间稳定,排量变化均匀.4771浙　江　大　学　学　报(工学版) 第43卷　图7　连续调节浮力时外部油囊体积变化的仿真曲线Fig.7　Simulation curve of volume change of outer bladderwhile continuously buoyancy regulating4　浮力调节实验浮力调节系统实验过程为:首先测量内部油缸线性位移传感器输出值与体积变化之间的线性关系,保证线性位移传感器的输出值能够准确地反映浮力变化;然后验证系统仿真结果,观察浮力调节系统常压下的工作稳定性;最后给外部油囊施加给定范围的外界环境压力,得出排油响应曲线,研究在不同深度下,浮力调节系统的工作性能.实验过程中,线性位移传感器输出信号的采集和液压元件的驱动由本实验室开发的水下滑翔机控制器和上位机软件配合完成.图8　传感器L1的输出信号与体积变化的关系曲线Fig.8　Relationship between output signal of sensor L 1and volume change用一个精度为1mL 的量筒来代替外部油囊,量筒的读数反映内部油缸的油量变化.图8、9中所示的曲线是内部油缸滚动膜片底部连接的两个线性位移传感器随油量变化的输出值.从图中可看出,连续排油(回油)3次,系统有轻微的滞环.数据分析表明,线性位移传感器的输出与体积变化的线性关系很好(约为1131V/L ).由弹性膜片变形造成的测量误差主要分布于零浮力点(<5mL ),而在±200mL 两个工作点附近,达到了2mL 的测量精度.由于器件的差异和装配的原因,线性位移传感器L 1的输出总是图9　传感器L 2的输出信号与体积变化的关系曲线Fig.9　Relationship between output signal of sensor L 2andvolume change比L 2的输出高出40mV 左右,两者的趋势一致.在常压下,采用连续调节浮力的方式来验证系统的仿真结果,线性位移传感器的输出和时间由控制器自动记录.连续排油(回油)3次,在每个排油和回油的转换处,停止约30s ,观察浮力保持的效果.从图10可以看出,排油和回油的时间基本保持在80s 左右,泵和阀关闭后,系统能够保持浮力.把外部油囊放置在压力舱中,调节压力舱中的压力,并控制排油,模拟水下滑翔机水下调节浮力时的工作情况[15].图11显示系统在不同外界环境压力(深度)下的排油响应曲线,在012M Pa (20m 水深)到115M Pa (150m 水深)压力范围内,排油时间稳定在80s 左右,表明浮力调节系统在该深度范围内能够保持稳定的工作性能.回油在水面附近进行,不需要克服外界环境压力.图10　连续调节浮力时L 1与L 2的输出曲线Fig.10　Curve of output of L 1and L 2while continuouslybuoyancy regulating5　结　语本文通过对滑翔机典型运动的分析,提出了一种新型的浮力调节系统方案.开发的浮力调节系统,具有结构紧凑、简单可靠的特点,可测量体积变化的内部油腔,保证了准确的浮力控制.实验证明,浮力5771第10期赵伟,等:水下滑翔机浮力调节系统设计及动态性能研究图11　在系列压力下排油时L1与L2的输出曲线Fig.11　Curve of output of L1and L2while draining oil under a series of pressure调节系统在设定压力范围内工作正常,为水下滑翔机提供了可靠的动力.参考文献(R eferences):[1]RUDNICK D L,DAV IS R E,ERIKSEN C C,et al.Underwater gliders for ocean research[J].Marine T ech2 nology Society Journal,2004,38(1):48259.[2]BACHMA YER R,L EONARD N E,GRAV ER J,et al.Underwater gliders:recent developments and f uture ap2 plications[C]∥Proceedings of the2004I nternational Symposium on U nderw aterT echnology.Tapei:IEEE, 2004:1952200.[3]SH ERMAN J,DAV IS R E,OWENS W B,et al.Theautonomous underwater glider“Spray”[J].IEEE Journal of Oceanic E ngineering,2001,26(4):4372446.[4]CHARL ES C,ERIKSEN T,J AM ES O,et al.Seaglid2er:a long2range autonomous underwater vehicle for oce2 anographic research[J].IEEE Journal of Oceanic E ngi2 neering,2001,26(4):4242436.[5]WEBB D C,SIMON ET TI P J,J ON ES C P.SLOCUM:an underwater glider propelled by environmental energy [J].IEEE Journal of Oceanic E ngineering,2001,26(4): 4472452.[6]GRIFFIT HS G,M ERC KELBACH L,SM EED D.Onthe performance of three deep2diving underwater gliders[C]∥OCEANS20072Europe.Aberdeen:IEEE,2007:125.[7]蒋新松,封锡盛,王隶棠.水下机器人[M].沈阳:辽宁科学技术出版社,2000:2922297.[8]吴旭光,徐德民.水下自主航行器动力学模型:建模和参数估计[M].西安:西北工业大学出版社,1998:15220. 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[14]王树新,王延辉,张大涛,等.温差能驱动的水下滑翔器设计与实验研究[J].海洋技术,2006,25(1):125.WAN G Shu2xin,WAN G Yan2hui,ZHAN G Da2tao,et al.Design and trial on an underwater glider propelled by thermal engine[J].Ocean T echnology,2006,25(1):125.[15]吴怀超,金波,杨灿军,等.海底热液长期原位探测器流控系统的设计与实现[J].浙江大学学报:工学版, 2008,42(3):5392543.WU Huai2chao,J IN Bo,YAN G Can2jun,et al.Design and implementation of fluid control system of long2time in2situ detector for seafloor hydrothermal flu2 id[J].Journal of Zhejiang U niversity:E ngineering Sci2 ence,2008,42(3):5392543.6771浙　江　大　学　学　报(工学版) 第43卷　。

水下滑翔机水动力性能分析及滑翔姿态优化研究

关键词 : 水下滑翔机 ;水动力学性能 ;滑翔姿态优化中图分类号 : TV131. 2 文献标识码 :A
Hydrodynamic analysis and optimization on the gliding attitude of the under water glider
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¨
式中 x 是沿 X 轴方向的加速度 , z 是沿 Z 轴方向的加
¨
速度 ,θ是旋转加速度。
因此
马冬梅 ,等 :水下滑翔机水动力性能分析及滑翔姿态优化研究
705
( F - G) ·sinθ = D t gθ = D/ L ( F - G) ·co sθ = L → G = F - L / co sθ (2)
角增大呈现减少趋势外 ,其他来流速度下 ,随攻角增角增大 ,机翼侧面靠后部分压力逐渐增高而接近外界
大呈现先增大后减小的趋势。最大阻力在 4°攻角左环境压力 ,致使机翼压阻力呈现减小趋势。但当来流
右 ,这与总阻力随攻角变化的趋势大体相同。说明翼速度较大时 (0. 8 m/ s) ,尾部涡对在很小攻角时就开
图 5 不同速度下阻力随攻角变化曲线
为了分析阻力变化趋势以及在水下滑翔机各部分阻力所占的比重 ,将计算结果中的阻力分解为艇体摩擦阻力、翼摩擦阻力、艇体压阻力和翼压阻力。结果如图 6 所示。
由图 6 中可以看出艇体摩擦阻力基本上是随攻
706
水动力学研究与进展 2007 年第 6 期
MA Do ng2mei , MA Zheng , ZHAN G Hua , YAO Hui2zhi
(China Ship Scientific Research Center , Wuxi 214082 , China)

滑翔机气动性能优化技术研究

滑翔机气动性能优化技术研究第一章前言随着航空技术的不断发展，滑翔机受到了越来越多的关注和研究。

滑翔机气动性能的优化是提高其飞行性能和安全性的重要手段。

本文将介绍滑翔机气动性能优化技术的研究现状和进展。

第二章滑翔机气动性能分析2.1 滑翔机气动特性分析滑翔机气动特性分析是提高其飞行性能和安全性的关键。

滑翔机的气动特性取决于其形状、材料和结构等因素。

为了优化滑翔机的气动性能，需要对其气动特性进行深入分析和研究。

2.2 滑翔机气动参数测量滑翔机气动参数的测量是分析滑翔机气动特性的基础。

目前，通用的滑翔机气动参数测量方法有多点压力测量法、流场可视化技术和风洞试验等。

2.3 滑翔机气动参数求解方法在滑翔机气动参数测量的基础上，需要对其进行求解。

目前，常用的滑翔机气动参数求解方法有实验测量方法、理论分析方法和计算机模拟方法等。

第三章滑翔机气动性能优化技术研究现状3.1 滑翔机机翼结构的优化设计机翼是滑翔机的主要气动部件，其结构设计对滑翔机气动性能的影响极大。

目前，针对滑翔机机翼结构的优化设计方案有多种，如变截面机翼设计、多种形状机翼设计等。

3.2 滑翔机前缘蒙皮设计滑翔机前缘蒙皮对其气动性能有着很重要的影响。

目前，针对滑翔机前缘蒙皮的设计研究已经很充分，如前缘蒙皮形状优化、材料选择等。

3.3 滑翔机翼尖气动形状设计滑翔机翼尖气动形状是影响其气动性能的重要因素。

合理的翼尖气动形状可以降低滑翔机的气动阻力，提高其升力和稳定性。

目前，针对滑翔机翼尖的优化设计方案有多种，如弯曲式翼尖、斜截式翼尖等。

第四章滑翔机气动性能优化技术研究进展4.1 仿生优化设计技术仿生学是研究自然界生物系统的工作原理以及其在生物进化过程中所获得的优良结构、功能和性能的学科。

仿生学技术能够通过模拟生物体的优秀形态、运动方式和行为习惯，设计出以这些仿生原理为基础的高性能产品。

将仿生原理应用于滑翔机气动性能优化设计方面，可以大大提高滑翔机的性能和安全性。

基于Sobol'法的Petrel-Ⅱ水下滑翔机能耗参数灵敏度分析

基于Sobol'法的Petrel-Ⅱ水下滑翔机能耗参数灵敏度分析王树新;宋扬;王延辉;牛文栋;雷智【期刊名称】《天津大学学报》【年(卷),期】2017(050)002【摘要】水下滑翔机作为一种新型水下航行器,可通过浮力驱动实现多剖面连续运动.由于其强大的续航能力和较高的隐蔽性,被广泛应用于海洋调查和军事探测等领域.商业化水下滑翔机大多由自身携带的电池提供能源,由于电量限制,需开发更低功耗的水下滑翔机.本文基于动力学和流体力学理论,结合水下滑翔机工作流程和单元试验数据,建立了Petrel-Ⅱ水下滑翔机的单剖面能耗模型,海试数据表明,模型计算误差仅为实际能耗的1.3%,.采用Sobol'全局灵敏度分析方法得到了航行参数和设计参数对水下滑翔机能耗的1阶灵敏度和总灵敏度.结果表明,滑翔机下潜深度h、俯仰角度θ 和航行速度V对单剖面能耗影响有着重要影响,其1阶灵敏度系数分别为0.388,8、0.227,2和0.138,0,总灵敏度系数分别为0.478,0、0.301,2和0.247,2.滑翔机纵向力系数Cx和横截面积S的灵敏度处于中间水平,其1阶灵敏度系数分别为0.044,0和0.034,5,总灵敏度系数分别为0.081,8和0.066,5.浮力驱动点位置lb、滑翔机总重G和垂向力系数Cy的1阶灵敏度系数和总灵敏系数均接近零,其值的波动对水下滑翔机单剖面能耗几乎不产生影响.%As a new type of underwater vehicle,underwater glider can be driven by buoyancy to realize the continu-ous movement of multi-profile.Due to its strong endurance and high concealment,it has been widely used in the fields of ocean investigation and military exploration.Most commercial underwater gliders are provided by their own batteries,whose limited capacity calls for thedevelopment of underwater gliders with lower power consumption.In this paper,based on the theories of dynamics and hydrodynamics and combined with the working process and unit test data of the underwater glider,the energy consumption model of a single profile of the Petrel-Ⅱunderwater glider is established.Sea trial data show that the calculation error of the model is only 1.3%, of the actual energy consump-tion.The first-order sensitivity and total sensitivity of navigation anddesign parameters towards energy consumption are calculated using Sobol' global sensitivity analysis method.The results demonstrate that the diving depthh,pitch angleθ and speedV of the glider have great influence on the energy consumption of a single profile with the first order sensitivity coefficients being 0.388,8,0.227,2 and 0.138,0 and total sensitivity coefficients being 0.478,0,0.301,2 and 0.247,2,respectively.The sensitivity of the longitudinal force coefficientCx and the sectional areaS of theglider is in the middle level with the first-order sensitivity coefficients being 0.044,0 and 0.034,5 and total sensitivity coeffi-cients being 0.081,8 and 0.066,5,respectively.The first-order sensitivity coefficients and total sensitivity coefficients of buoyancy-driven positionlb,total weightGand the vertical force coefficientCy are close to zero.Therefore,the fluctuation of their values has little effect on the energy consumption of single profile of underwater glider.【总页数】8页(P113-120)【作者】王树新;宋扬;王延辉;牛文栋;雷智【作者单位】天津大学机械工程学院,天津 300072;天津大学机构理论和装备设计教育部重点实验室,天津 300072;天津大学机械工程学院,天津 300072;天津大学机构理论和装备设计教育部重点实验室,天津 300072;天津大学机械工程学院,天津300072;天津大学机构理论和装备设计教育部重点实验室,天津 300072;天津大学机械工程学院,天津 300072;天津大学机构理论和装备设计教育部重点实验室,天津300072;天津大学机械工程学院,天津 300072;天津大学机构理论和装备设计教育部重点实验室,天津 300072【正文语种】中文【中图分类】TP242.3【相关文献】1.基于Sobol'法的轨道车辆平稳性的全局灵敏度分析 [J], 邵永生;李成;成明2.基于Sobol法的整体翼梁损伤容限设计参数灵敏度分析 [J], 尹俊杰;常飞;李曙林;杨哲;石晓鹏3.基于Sobol'法的白车身弯扭刚度灵敏度分析及优化设计 [J], 陈新4.基于Sobol'法的轨道车辆前端吸能结构灵敏度分析 [J], 陈秉智; 汪驹畅5.基于Sobol'法的可变形状空腔全局灵敏度分析 [J], 宁方立;张畅通;刘哲;丁辉;翟庆波;韦娟因版权原因，仅展示原文概要，查看原文内容请购买。