仿生水翼推進(jìn)系統(tǒng)研制與實(shí)驗(yàn)研究

張銘鈞，劉曉白，儲定慧，郭紹波，徐建安

(1.哈爾濱工程大學(xué) 機(jī)電工程學(xué)院，黑龍江 哈爾濱 150001;2.中國艦船研究院，北京 100192)

水翼法推進(jìn)作為水中生物主要推進(jìn)方式之一，具有靈活性好、噪聲低等優(yōu)點(diǎn)［1］.以海龜為代表的前肢水翼法推進(jìn)從生物學(xué)角度融合了飛行和游動兩種運(yùn)動，有別于昆蟲飛行的高頻氣動特性和魚尾游動的單驅(qū)動特性，具有高機(jī)動、低噪聲等特點(diǎn).研究水翼法推進(jìn)仿生載體技術(shù)，解析水翼推進(jìn)操縱方式為不同類型仿生水下機(jī)器人的研究提供技術(shù)支撐.

加拿大 Dudek等人研制的水陸兩棲機(jī)器龜“AQUA”，具有6套鰭狀推進(jìn)裝置，通過控制鰭狀板的相位可實(shí)現(xiàn)本體六自由度運(yùn)動，適航于多種水域環(huán)境［2］;美國 Stephen等人研制的“Flapping Foil AUV”，由8個(gè)二自由度撲翼推進(jìn)，各撲翼間可獨(dú)立或耦合運(yùn)動，實(shí)驗(yàn)表明，撲翼推進(jìn)器較同功率螺旋槳推進(jìn)器具有更高的推進(jìn)效率［3］;美國Long等人研制的水下仿生移動平臺“Madeleine”，由4個(gè)能夠擺動的鰭板實(shí)現(xiàn)推進(jìn)，試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)，4鰭推進(jìn)相比于2鰭，在穩(wěn)定航速成倍提高的同時(shí)能耗并沒有成倍增長［4］;此外，Shyy等從生物學(xué)角度研究柔性翼空中推進(jìn)機(jī)理，研究低雷諾數(shù)下?lián)湟磉\(yùn)動和柔性對飛行的影響［5］;Dickinson等研究昆蟲機(jī)械翅操縱機(jī)理，推導(dǎo)昆蟲由延后失速、旋轉(zhuǎn)環(huán)流與尾流捕獲作用下的高升力機(jī)理［6］等，這些研究成果都為水翼法仿生推進(jìn)技術(shù)研究提供了參考和借鑒.

基于海龜水翼法推進(jìn)機(jī)理研究［7］，本文研制了一種仿生水翼推進(jìn)系統(tǒng)(以下簡稱“仿生系統(tǒng)”)，包括推進(jìn)執(zhí)行系統(tǒng)、控制與感知系統(tǒng)和通訊與能源系統(tǒng)等，并對其進(jìn)行直航及轉(zhuǎn)艏運(yùn)動性能測試實(shí)驗(yàn)，結(jié)果驗(yàn)證了數(shù)值模擬中水翼運(yùn)動水動力對于系統(tǒng)運(yùn)動的影響，為仿生系統(tǒng)運(yùn)動控制策略研究提供依據(jù).

1 仿生系統(tǒng)研制

基于水翼法運(yùn)動機(jī)理分析，確定本文所研制的“Leonardo”號仿生水翼推進(jìn)系統(tǒng)采用流線型耐壓結(jié)構(gòu)，形態(tài)參照太平洋綠海龜外體特征，總體布局如圖1所示.

圖1 仿生水翼推進(jìn)系統(tǒng)總體布局Fig.1 The structure of bio-hydrofoil propulsion system

本仿生系統(tǒng)采用非變排水量升沉方式，設(shè)置仿生內(nèi)殼為單層耐壓艙體;頭部安裝丙烯酸高分子錐形觀察窗，其載荷臨界壓力遠(yuǎn)大于CF×p值(相對最大工作壓力)［8］，內(nèi)部安裝視覺CCD;胸部對稱安裝兩套仿水翼機(jī)構(gòu);股部設(shè)置兩套仿蹼翼機(jī)構(gòu);尾部連接通訊模塊.內(nèi)殼頂部搭載深度計(jì)、電子羅盤和EVA塑膠浮材，其上覆蓋流線型仿生龜盾，降低首尾粘壓阻力.系統(tǒng)總排水量36.5 L，重、浮心垂懸于腰部，穩(wěn)心高度11 cm，設(shè)計(jì)指標(biāo)如下:體積為590 mm×450 mm×250 mm;凈重為36.2 kg;最大潛深為10 m;最大航速為0.8 kn;能源系統(tǒng)為12 V/ 24 V直流穩(wěn)壓電源，DC/DC轉(zhuǎn)換模塊，PNP常開PK接近開關(guān);計(jì)算機(jī)系統(tǒng)為PC-104嵌入式工控機(jī)，數(shù)據(jù)采集擴(kuò)展卡;傳感器系統(tǒng)為HMR3000數(shù)字羅盤，絕壓液位變送器(深度計(jì))，DDC攝像頭;通訊方式為SRWF無線數(shù)傳模塊;運(yùn)動單元為直流伺服電動及驅(qū)動器;直流步進(jìn)電機(jī)及驅(qū)動器;安全檢測系統(tǒng)為電量檢測模塊，漏水檢測模塊.

1.1 本體結(jié)構(gòu)

仿生系統(tǒng)本體結(jié)構(gòu)主要包括仿水翼運(yùn)動機(jī)構(gòu)、仿蹼翼運(yùn)動機(jī)構(gòu)、仿生肢體及內(nèi)外殼體等部分.

本文通過分析海龜運(yùn)動特征，提取海龜水翼(前肢)繞肩軸線及其垂線的位旋與拍旋運(yùn)動為有效推力運(yùn)動，并從運(yùn)動功能仿生出發(fā)，將之簡化為肩點(diǎn)驅(qū)動的拍、位旋二自由度空間半球8字形擾動，由此確定了仿水翼運(yùn)動機(jī)構(gòu)的兩旋轉(zhuǎn)自由度垂直輸出形式;同時(shí)為滿足大力矩和高頻啟動特性，遵循潛器設(shè)計(jì)中動密封最少原則，將兩旋轉(zhuǎn)自由度同軸輸出，如圖2(a)所示.因拍旋為推力輸出運(yùn)動，位旋為受力分配運(yùn)動，故要求拍旋功率較大，且兩旋運(yùn)動互不干涉，同時(shí)要求位旋運(yùn)動范圍較寬，因此設(shè)計(jì)了雙伺服電機(jī)驅(qū)動的二自由度并聯(lián)水翼機(jī)構(gòu)，如圖2(b)所示.其中，位旋為1級運(yùn)動，軸線與肩軸平行，幅值360°;拍旋為第2級運(yùn)動，幅值180°，兩者可分別控制實(shí)現(xiàn)耦合或交替運(yùn)轉(zhuǎn).

圖2 仿水翼運(yùn)動機(jī)構(gòu)Fig.2 The bio-hydrofoil motion mechanism

后肢仿蹼翼運(yùn)動機(jī)構(gòu)起舵翼功能，啟動特性與反饋精度要求較低，因要求其擺旋運(yùn)動的軸線與股軸垂直，且翻蹼角度盡可能最大，本文采用步進(jìn)電機(jī)驅(qū)動的二自由度串聯(lián)旋轉(zhuǎn)機(jī)構(gòu)，如圖3(a)所示.翻蹼運(yùn)動幅值360°，擺旋運(yùn)動幅值180°，通過錐齒輪副驅(qū)動整個(gè)翻蹼機(jī)構(gòu)，其原理如圖3(b)所示.

仿生肢體包括仿生水翼和仿生蹼翼.從功能仿生角度，仿生水翼輪廓及質(zhì)地均模擬海龜前肢，展弦比約4∶1，前緣呈0.94 rad外凸，后緣呈0.75 rad內(nèi)凹.水翼前緣骨架采用鋁合金材料，后緣膚質(zhì)采用天然乳膠成分，以保證水翼拍動過程中前緣渦卷起和后緣渦順利脫瀉.仿生蹼翼輪廓近似于龜蹼，展弦比約2∶1，蹼趾處以較大扇形過渡，蹼面由踝至趾逐步展開.為強(qiáng)調(diào)后肢舵翼功能，本文采用鋁合金材料順紋軋制蹼翼，使其脫渦紊流渦系最小，較小展弦比和較大迎水面積增強(qiáng)對流體作用能力.

圖3 仿蹼翼運(yùn)動機(jī)構(gòu)及其原理Fig.3 The bio-palmiped motion mechanism and its sketch

仿生水翼推進(jìn)系統(tǒng)配置雙層殼體，內(nèi)殼采用仿龜殼八棱型耐壓腔體，重排比(W/V)＞0.45，有效空間增大.內(nèi)殼最小壁厚5 mm，安全系數(shù)2.0，可靠承受經(jīng)典小撓度概念推導(dǎo)下的失穩(wěn)壓力及中低強(qiáng)度無規(guī)律撞擊.主封口位于殼體頂端，采用壓蓋式接觸密封方式，密封材料泊松比v＞0.48.外殼為流線型龜盾式非耐壓殼，以增強(qiáng)前進(jìn)過程中前、后緣渦流誘導(dǎo)作用.內(nèi)外殼體上下鉸接，形狀上拱下平，與生物原型相似，使流體邊界層粘性流動區(qū)最小，利于渦旋脫瀉，降低首位壓差.

1.2 控制與感知系統(tǒng)

鑒于仿生水翼推進(jìn)系統(tǒng)的多肢協(xié)調(diào)控制特點(diǎn)，本文采用集中式控制方案，并注重系統(tǒng)可靠性.以PC-104工控機(jī)為核心處理模塊，通過ADT800擴(kuò)展板實(shí)現(xiàn)對仿生系統(tǒng)速度閉環(huán)控制，并采用CAN總線連接控制系統(tǒng)各模塊，控制系統(tǒng)框圖如圖4所示.

圖4 控制系統(tǒng)框圖Fig.4 The control system block diagram

本文采用自行研制的水下二維測速儀檢測仿生系統(tǒng)速度及加速度信息.選擇HMR3000空間電子羅盤測量仿生系統(tǒng)運(yùn)行姿態(tài)，艏向角度信息差分后得到轉(zhuǎn)艏角速度，進(jìn)入系統(tǒng)閉環(huán)控制;搭載絕壓液位變送器(深度計(jì))，實(shí)時(shí)獲取系統(tǒng)運(yùn)行深度信息.

自身安全狀態(tài)是仿生系統(tǒng)試驗(yàn)的保障，本文利用采光CCD視覺單元實(shí)現(xiàn)視頻實(shí)時(shí)反饋的同時(shí)，自行研制了雙層漏水檢測系統(tǒng)，對水密泄漏事故提供數(shù)字信號和報(bào)警燈雙重警報(bào).自行研制了基于LM 311比較器的漏水檢測模塊，電路原理如圖5所示.

圖5 漏水檢測原理圖Fig.5 The schematic of water leakage detection system

圖5中A1、A2為兩路探針，正常情況下輸出端口P23-2為高電平，探針導(dǎo)通后，輸出端變?yōu)榈碗娖?將第1組的兩路裸露金屬探針平行環(huán)布于內(nèi)殼底部，當(dāng)滲入水滴匯聚約1 mL時(shí)，引起探針短路，發(fā)出橙色報(bào)警信號.第1組探針上方2 cm處重復(fù)環(huán)布第兩組探針，當(dāng)漏水高度超過橙色警報(bào)線2 cm時(shí)，系統(tǒng)發(fā)出紅色警報(bào)，構(gòu)成上下雙層漏水檢測系統(tǒng).

1.3 通訊與能源系統(tǒng)

作為水中運(yùn)動載體，仿生水翼推進(jìn)系統(tǒng)要求與陸基/母船之間可實(shí)現(xiàn)無線實(shí)時(shí)通訊，由SRWF－ 507數(shù)傳模塊和AT系列SMA天線組成本文研制的通訊系統(tǒng).AT－1吸盤天線置于仿生系統(tǒng)隨動浮標(biāo)之上，避免水流對電磁波造成衰減，信號通過USB接口與內(nèi)部控制系統(tǒng)相通;數(shù)傳模塊連接路基/母船PC，數(shù)據(jù)傳輸采用基于TCP/IP的套接字，控制方式采用Client/Server模式，以增強(qiáng)傳輸可靠性.

為減小電流波動干擾，采取驅(qū)動電機(jī)和控制系統(tǒng)分開供電方式，各模塊均為寬輸入，具有短路保護(hù)及自恢復(fù)能力.仿生系統(tǒng)內(nèi)部均采用12/24 V直流穩(wěn)壓電源供電，可維持系統(tǒng)不間斷運(yùn)行3 h.

鑒于水下供電的特殊性，在系統(tǒng)主供電源處設(shè)計(jì)了串聯(lián)型PNP常開PK近接開關(guān)電路.入水和充電前，確認(rèn)系統(tǒng)安全無誤后，擰緊接近安全蓋，PNP常閉開關(guān)導(dǎo)通，啟動電源;出水和運(yùn)輸時(shí)，松開安全蓋，斷開供電，以提高系統(tǒng)安全性.

2 數(shù)值模擬分析

在水翼運(yùn)動分析基礎(chǔ)上，就水翼簡諧拍動進(jìn)行受力分析，發(fā)現(xiàn)左右水翼同頻同相同幅運(yùn)動時(shí)所受水動力F的橫向作用分量因等值反向而互相抵消，垂向和縱向分量表示如下:

式中:Fp為垂向分量，F(xiàn)n為縱向分量，ρ為流體密度，c為水翼弦長，αmax為拍旋極限幅值，f為拍旋頻率，l為水翼展長，CL(φ)、CT(φ)分別為水翼運(yùn)動的升力和推力系數(shù).

再將式(1)進(jìn)行坐標(biāo)變換，可得仿生系統(tǒng)運(yùn)動在載體坐標(biāo)系下的水動力方程如下:

式中:Fx為縱向水動力，是系統(tǒng)運(yùn)動的主推力來源; Fy為橫向水動力，因左右水翼對稱運(yùn)動而抵消為零;Fz為垂向水動力，是系統(tǒng)升力來源;α為水翼拍旋幅值;β為水翼位旋幅值.

分析式(1)、(2)可知，參數(shù)中的拍旋頻率f和位旋幅值β直接影響水翼推進(jìn)水動力性能，而拍旋頻率f又直接對應(yīng)拍旋角速度ω1.本文通過分析認(rèn)為，水翼拍旋角速度ω1和位旋幅值β是調(diào)節(jié)水翼推進(jìn)水動力的重要動態(tài)參數(shù)，影響整個(gè)仿生系統(tǒng)的運(yùn)動性能.為探討水翼運(yùn)動參數(shù)與仿生系統(tǒng)推進(jìn)受力之間的關(guān)系，本文改變ω1和β的輸入值，基于數(shù)值模擬仿真實(shí)驗(yàn)，進(jìn)行水翼運(yùn)動水動力分析，研究其對于系統(tǒng)直航和轉(zhuǎn)艏運(yùn)動的影響.相關(guān)參數(shù)為水翼展長0.44 m，弦長0.12 m，運(yùn)動周期3.5 s，位旋角速度3 rad/s，水翼初始迎角90°.

2.1 直航推力分析

研究拍旋角速度ω1對于系統(tǒng)直航推力的影響，取ω1分別為1.26、1.36和1.46 rad/s，周期內(nèi)位旋占空比τ為0.4，下拍位旋角30°，進(jìn)行數(shù)值模擬仿真，得水翼法推進(jìn)產(chǎn)生推力如圖6所示.推力隨ω1增加而增大，但非線性增加，如在下拍階段(周期前半階段)，當(dāng)ω1從1.26 rad/s變化至1.46 rad/s時(shí)，推力峰值 Fx-max分別為8、10.5和12 N，增長率從31%降至14%.水翼下拍和上揮階段均形成推力波峰，但上揮階段峰值遠(yuǎn)大于下拍階段，如 ω1為1.36 rad/s時(shí)，下拍和上揮階段推力峰值力分別為10.5 N和20.5 N，原因是上揮位旋角更緊接于90°所致(垂向分量極小).可見，增加ω1的取值可直接增大水翼推力進(jìn)而提高系統(tǒng)直航速度.

圖6 拍旋角速度ω1變化下的水翼推力Fig.6 The hydrofoil thrust curves under different stroke spin angular velocities ω1

研究位旋幅值β對于直航推力的影響，取水翼下拍位旋角βd分別為30°、45°和60°，拍旋速度ω1為1.46 rad/s，周期內(nèi)位旋占空比τ為0.4，數(shù)值模擬仿真得到水翼法推進(jìn)所受推力如圖7所示.

圖7中，βd從30°變化至60°過程中，周期內(nèi)下拍和上揮階段推力峰值趨于平衡，分別由12、24 N變化至17、23.5 N再至21、22 N.推力作用到仿生系統(tǒng)上，兩階段產(chǎn)生的平均縱向加速度差值由0.32 m/s2縮小至0.03 m/s2;而周期內(nèi)的平均縱向加速度則由0.21 m/s2上升至0.26 m/s2，分析其原因，是由于下拍位旋角和上揮位旋角之間差值逐步縮小趨零所致.通過仿真看出，水翼各運(yùn)動階段內(nèi)推力隨著β值的變化呈反向變化趨勢，并在βd和βu(水翼上揮位旋角)取值相同時(shí)，系統(tǒng)平均縱向加速度最大.因此，只要調(diào)節(jié)β值大小，即可在一定范圍內(nèi)決定下拍和上揮階段的推力分布，進(jìn)而調(diào)節(jié)系統(tǒng)直航的平均縱向加速度.

圖7 位旋幅值β變化下的水翼推力Fig.7 The hydrofoil thrust curves under the different azimuth spin amplitude β

2.2 艏向轉(zhuǎn)矩分析

左右水翼差動是系統(tǒng)產(chǎn)生艏向轉(zhuǎn)矩的主要原因，拍旋角速度ω1不同是產(chǎn)生左右水翼差動的主要形式.現(xiàn)取左右水翼拍旋角速度的3對差動組合分別為 1.46 rad/s與 1.4 rad/s，1.46 rad/s與1.36 rad/s，1.46 rad/s與1.3 rad/s，下拍位旋角βd均30°，位旋占空比τ為0.4，仿真得到系統(tǒng)艏向轉(zhuǎn)矩如圖8所示.

圖8 拍旋角速度ω1差動下的仿生系統(tǒng)艏向轉(zhuǎn)矩Fig.8 The bionic system yawing torque curves during the differential of hydrofoil stroke spin angular velocity ω1

圖8中，規(guī)定仿生系統(tǒng)所受順時(shí)針方向的轉(zhuǎn)矩為正值，可見，有效艏向轉(zhuǎn)矩作用在水翼下拍和上揮階段.由于拍旋速度左翼大于右翼，相同下拍時(shí)間內(nèi)左翼幅值較大，導(dǎo)致左翼在下拍后半程瞬時(shí)水動力縱向分量Fx－L要小于右翼分量，從而引起水翼下拍前后半程左右推力的差值反向，如圖中周期前半階段系統(tǒng)所受轉(zhuǎn)矩皆呈正弦波形式分布，期間產(chǎn)生了小加速和小減速輪替的轉(zhuǎn)艏.俯旋階段調(diào)整水翼上揮的起始位置，上揮位旋角約為90°使得垂向分量Fz極小，此時(shí)左右兩翼“8”型回程產(chǎn)生了全程加速，故上揮階段無艏向力矩振蕩出現(xiàn)，且轉(zhuǎn)矩大幅增加.圖8中，兩水翼ω1相差越大，產(chǎn)生艏向轉(zhuǎn)矩越大，如差動從0.06 rad/s增加到0.16 rad/s時(shí)，艏向轉(zhuǎn)矩由0.9 N·m增大為2.3 N·m，轉(zhuǎn)矩變化梯度保持相對穩(wěn)定(尤其在上揮階段)，即拍旋角速度在較寬范圍內(nèi)可以有效控制艏向運(yùn)動.

3 仿生系統(tǒng)實(shí)驗(yàn)研究

3.1 直航實(shí)驗(yàn)

在水翼法運(yùn)動機(jī)理研究和上節(jié)水動力分析基礎(chǔ)上，分別改變水翼運(yùn)動拍旋角速度ω1和位旋幅值β的輸入?yún)?shù)，進(jìn)行仿生系統(tǒng)水池直航實(shí)驗(yàn)，對上述分析及數(shù)值模擬結(jié)果進(jìn)行驗(yàn)證.

取ω1值分別為1.06、1.68和2.34 rad/s，拍旋幅值120°，位旋角速度2.7 rad/s，水翼運(yùn)動周期3.5 s，進(jìn)行仿生系統(tǒng)變拍旋角速度ω1的直航速度對比實(shí)驗(yàn)結(jié)果如圖9所示，經(jīng)差分得到加速度變化曲線，如圖10所示.

圖9 ω1變化下的仿生系統(tǒng)直航速度實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)Fig.9 The direct navigation speed experimental datas of bionic system under the different ω1

仿生系統(tǒng)直航運(yùn)動包括加速和勻速2個(gè)階段.由于水翼下拍和上揮為推進(jìn)受力過程，俯旋和仰旋時(shí)推力又有所下降，故系統(tǒng)所受加速度一直處于波動狀態(tài).因啟動階段阻力小于推力，此時(shí)加速度波動更為激烈，但主要處于正值區(qū)域，且產(chǎn)生了峰值，如圖10中，ω1為1.06 rad/s時(shí)，|amax|=0.055 m/s2; 1.68 rad/s時(shí)，|amax|=0.125 m/s2;2.34 rad/s時(shí)，|amax|=0.103 m/s2，這就導(dǎo)致了系統(tǒng)在啟動加速時(shí)，速度呈大幅上升和小幅下降的鋸齒型階梯增長，并在速度上升和下降交替時(shí)出現(xiàn)大的跳變，如圖9所示，驗(yàn)證了水翼推進(jìn)機(jī)理中旋轉(zhuǎn)環(huán)流和尾跡捕獲促使推力峰值出現(xiàn)的作用.3種ω1變化下的系統(tǒng)加速過程類似，經(jīng)歷大約25 s后進(jìn)入勻速階段，勻速階段因線纜拖曳縱向影響加劇而略顯速度下降.圖9中，3種勻速階段的平均速度分別為0.11、0.24、0.31 m/s，隨 ω1的增加而非線性增大，增幅由0.13 m/s逐漸減少至0.07 m/s，驗(yàn)證了2.1節(jié)中水翼推力隨ω1的增加而呈降加速度增長的分析結(jié)果.

圖10 ω1變化下的仿生系統(tǒng)直航加速度實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)Fig.10 The direct navigation acceleration experimental data of bionic system under the different ω1

圖11 β變化下仿生系統(tǒng)直航速度實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)Fig.11 The direct navigation speed experimental data of bionic system under the different β

位旋幅值β對于水翼運(yùn)動的推、升力分配有直接關(guān)系，從而影響系統(tǒng)直航速度.現(xiàn)分取 β值為100°、120°、140°，βd為60°，ω1為2 rad/s，拍旋幅值120°，位旋速度2.7 rad/s.仿生系統(tǒng)變β值的直航速度對比實(shí)驗(yàn)結(jié)果如圖11所示，加速度曲線如圖12所示.

圖11中，3種β值變化下的系統(tǒng)直航運(yùn)動過程與前面相似，系統(tǒng)在經(jīng)歷約30 s加速之后進(jìn)入勻速階段.但系統(tǒng)在速度上升和下降交替時(shí)所產(chǎn)生的加速度跳變值卻隨β值的增加而增大.圖12中，β為100°時(shí)，|amax|=0.08 m/s2;120°時(shí)，|amax|= 0.1 m/s2;140°時(shí)，|amax|=0.12 m/s2，呈現(xiàn)一定的線性增長規(guī)律.同時(shí)，勻速階段的速度振蕩幅度亦隨β值而略有所增，圖11中，β為100°時(shí)，振蕩幅度0.039 m/s;120°時(shí)，0.058 m/s;140°時(shí)，0.068 m/s，使系統(tǒng)速度穩(wěn)定性降低，這是由于β值的增大造成水翼位旋運(yùn)動作用時(shí)間增長，即無推力作用時(shí)間增長的緣故.位旋幅值β對于系統(tǒng)推進(jìn)的這種受力分配作用表明，位旋運(yùn)動參數(shù)很大程度上影響著系統(tǒng)運(yùn)行時(shí)的速度穩(wěn)定性.此外，β還對系統(tǒng)直航速度和加速度呈現(xiàn)先增后抑的影響趨勢，圖11、12中，β為100°時(shí)，系統(tǒng)平均速度約 0.2 m/s，平均加速度5.5×10－3m/s2;120°時(shí)，速度0.23 m/s，加速度5.7 ×10－3m/s2;140°時(shí)，速度0.16 m/s，加速度4.2× 10－3m/s2，驗(yàn)證了2.1節(jié)中水翼推力在周期各階段內(nèi)隨β值變化呈反向變化趨勢，且當(dāng)βd與βu相等時(shí)，系統(tǒng)平均縱向加速度最大的分析結(jié)果.

圖12 β變化下仿生系統(tǒng)直航加速度實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)Fig.12 The direct navigation acceleration experimental data of bionic system under the different β

3.2 轉(zhuǎn)艏實(shí)驗(yàn)

仿生系統(tǒng)轉(zhuǎn)艏實(shí)驗(yàn)以右轉(zhuǎn)為例，右翼靜止，左翼游動，通過改變拍旋角速度ω1控制轉(zhuǎn)艏速度.設(shè)左翼拍旋幅值120°，位旋速度2.7 rad/s，運(yùn)動周期3.5 s，ω1分取1.06、1.3、1.68、2和2.34 rad/s，進(jìn)行仿生系統(tǒng)原地右轉(zhuǎn)艏實(shí)驗(yàn)，得到如圖13所示轉(zhuǎn)艏角速度分布曲線.

圖13中，5種ω1下的系統(tǒng)轉(zhuǎn)艏速度分別為5.28、5.61、6.18、6.98和8.68(°)/s，隨著ω1的增加而逐漸變大;其相對于ω1的變化率由1.35逐漸增大至5.01，呈加速增長趨勢，與直航運(yùn)動時(shí)相對于ω1的速度增長率0.21和0.11相比，ω1對于艏向角速度的影響顯得更大，驗(yàn)證了2.2節(jié)中兩水翼ω1相差越大，產(chǎn)生系統(tǒng)艏向轉(zhuǎn)矩越大的分析結(jié)果.

圖13 ω1變化下的原地右轉(zhuǎn)艏向角速度實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)Fig.13 The right yawing angular velocity experimental datas on the spot of bionic system under the different ω1

圖14 蹼翼偏置時(shí)原地右轉(zhuǎn)艏向角速度實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)Fig.14 The right yawing angular velocity experimental data on the spot of bionic system while the palmiped offset

為研究蹼翼運(yùn)動對仿生系統(tǒng)艏向控制的影響，本文進(jìn)行蹼翼偏置下的系統(tǒng)轉(zhuǎn)艏速度實(shí)驗(yàn).實(shí)驗(yàn)條件與上相同，左水翼拍旋角速度ω1取2.34 rad/s，左右蹼翼同向同幅向右偏置，偏置角度分別為15°、30°、45°、60°、75°，進(jìn)行系統(tǒng)右轉(zhuǎn)艏實(shí)驗(yàn)，得到蹼翼偏置下的系統(tǒng)右轉(zhuǎn)艏角速度曲線如圖14所示.

圖14中，仿生系統(tǒng)轉(zhuǎn)艏速度曲線呈余弦波形式分布，起始點(diǎn)為蹼翼偏置0°時(shí)的系統(tǒng)轉(zhuǎn)艏速度，當(dāng)蹼翼偏置0°～25°時(shí)，蹼翼偏置弱化了系統(tǒng)轉(zhuǎn)艏能力，艏向角速度由最初的8.68°/s逐漸下降，在15°左右達(dá)到波谷狀態(tài)8.25°/s，15°以后又有所提高; 25°～60°時(shí)，蹼翼偏置對系統(tǒng)轉(zhuǎn)艏速度開始呈現(xiàn)強(qiáng)化作用，并在42°時(shí)達(dá)到最高的9.12°/s;當(dāng)蹼翼偏置60°以上時(shí)，又對系統(tǒng)轉(zhuǎn)艏運(yùn)動起明顯阻礙作用，轉(zhuǎn)艏速度急劇下降，75°時(shí)已降至7.24°/s.以上分析表明，蹼翼偏置角度的不同對于同等水翼運(yùn)動條件下的系統(tǒng)轉(zhuǎn)艏速度有著較大影響，故不同的蹼翼偏置角度可作為控制仿生系統(tǒng)轉(zhuǎn)艏運(yùn)動速度的依據(jù).

4 結(jié)束語

為探討水下非螺旋槳推進(jìn)方式，該文研制了一種仿生水翼推進(jìn)系統(tǒng)，并對其進(jìn)行了數(shù)值模擬水動力分析，以及變參數(shù)下的直航和轉(zhuǎn)艏性能水池實(shí)驗(yàn).實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明水翼拍旋角速度、位旋幅值和蹼翼偏置角度對于仿生系統(tǒng)運(yùn)行速度及其速度穩(wěn)定性具有較大影響，為仿生系統(tǒng)控制策略研究提供了依據(jù).

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