海洋水下滑翔機浮力調(diào)節(jié)系統(tǒng)的設計與實驗

劉雁集，馬捷

（上海交通大學 海洋工程國家重點實驗室，上海 200240）

水下滑翔機作為一種航程遠、續(xù)航能力強的水下航行器，已經(jīng)被廣泛應用于海洋探測。經(jīng)過多年的發(fā)展與完善，水下滑翔機已經(jīng)發(fā)展出多種成熟的機型，如 Slocum[1]、Seaglider[2]、Spray[3]、SeaExplorer[4]、海翼[5]、海燕號等[6]。

隨著海洋探索的深入，對水下滑翔機的要求越來越高，要求更強的續(xù)航力與更深的下潛深度。為提高續(xù)航力，Slocum Thermal滑翔機利用能量轉(zhuǎn)換裝置將溫差能轉(zhuǎn)換為機械能與電能驅(qū)動滑翔機運動[7]。Seaglider通過加入合理的死區(qū)非線性環(huán)節(jié)間歇性地開啟控制器降低系統(tǒng)能耗。浮力調(diào)節(jié)系統(tǒng)是滑翔機的主要動力部件，其能耗約占系統(tǒng)總能耗的70%，合理降低浮力調(diào)節(jié)系統(tǒng)的能耗可以提高續(xù)航能力。Slocum、Seaglider、Spray等傳統(tǒng)滑翔機利用耐壓艙內(nèi)負壓實現(xiàn)油液的自動回流，節(jié)省回油過程的能耗[8]。為提高下潛深度，以適應探索深海的需求，滑翔機通常配置具有高壓工作能力的柱塞泵作為主泵驅(qū)動油液外流，但柱塞泵的自吸能力通常較差，在泵的出口具有高壓的情況下，容易造成吸油失效，尤其在柱塞泵入口有氣泡的情況下。為保證主泵的正常工作，需要在主泵前加入初級增加泵增加主泵的入口壓力，但增壓泵會增加一定的能耗[9-10]。

為了保證主泵的正常工作，同時合理降低初級增壓系統(tǒng)的能耗，文中設計低功耗的空氣增壓系統(tǒng)。系統(tǒng)采用空氣泵作為主要動力原件，利用兩個微型氣動三通電磁閥實現(xiàn)抽壓與增壓的轉(zhuǎn)換，一個正負壓傳感器反饋增壓艙內(nèi)的壓力變化，反饋數(shù)據(jù)為壓力的控制提供依據(jù)。

浮力系統(tǒng)的響應性能受外部水壓影響大。較大的外部壓力，不僅增加主泵電機的能耗，而且降低主泵的工作效率。為充分研究外壓對浮力系統(tǒng)的影響，設計壓力可調(diào)的小型海洋壓力模擬裝置，在其中測試不同壓力條件下浮力系統(tǒng)的響應。

1 浮力系統(tǒng)分析與設計

1.1 浮力系統(tǒng)參數(shù)分析

滑翔機通過浮力量的調(diào)節(jié)控制航行速度，當航速達到一定量時，水動力的合力與浮力的分量平衡，滑翔機勻速運動?；铏C在垂直平面內(nèi)穩(wěn)定下潛和穩(wěn)定上浮運動過程中的受力分析如圖1所示，圖中m0g為滑翔機凈浮力（m0為滑翔機總質(zhì)量與排水質(zhì)量之差）；D為滑翔機所受的阻力；L為滑翔機所受的升力；V為滑翔機在垂直平面內(nèi)的速度大?。沪葹楦┭鼋?，昂艏為正，俯艏為負；α為攻角，自V向e1逆時針旋轉(zhuǎn)為正，順時針旋轉(zhuǎn)為負。ξ為滑翔角，定義為ξ=θ－α，且與θ同向。

由圖1可知，

類比于海軍系數(shù)法（Admiralty Coefficient），把滑翔機所受的阻力用式（2）表示[11]：

式中：Δ為滑翔機排水量，kg；CD為阻力系數(shù)，根據(jù)現(xiàn)有滑翔機參數(shù)，可用數(shù)據(jù)計算其值約為0.8。

根據(jù)式（1）與式（2），得到浮力量的表達式：

根據(jù)現(xiàn)有滑翔機數(shù)據(jù)，水下滑翔機一般排水量在55 kg左右，常規(guī)最大滑翔速度0.3 m/s，滑翔角度一般在±（20°～40°）之間，將數(shù)值帶入式（3），得到需要的浮力調(diào)節(jié)量為0.18～0.25 kg?？紤]在水下時的浮力損失，設計20%的余量，確定浮力系統(tǒng)的浮力調(diào)節(jié)量為-0.3～0.3 kg。

1.2 浮力系統(tǒng)設計

如圖2所示，設計的浮力調(diào)節(jié)主要包含內(nèi)油囊、外油囊、油路、空氣增壓系統(tǒng)等4個部分。當滑翔機達到設定深度開始上浮時，出油油路工作，主泵轉(zhuǎn)動并且空氣系統(tǒng)增壓，將油液從低壓環(huán)境下的內(nèi)油囊輸送到高壓環(huán)境下的外油囊，此時機體浮力變大。為防止油液回流，在主泵的出口管路上設計有單向閥?；赜陀吐返耐〝嗤ㄟ^一個常閉式電磁閥控制，當滑翔機接近水面時，回油油路工作，電磁閥通電開啟，并且空氣增壓系統(tǒng)降壓，內(nèi)油囊整體密封于氣動增壓系統(tǒng)中，此時油液從高壓的外油囊經(jīng)過回油油路回流到具有一定負壓的內(nèi)油囊。若油液不潔凈，不能達到油泵的用油標準，將影響系統(tǒng)的正常運行，因此在主泵入口前，配備一個20 μm孔徑的過濾器濾除雜質(zhì)。

根據(jù)以上的設計分析，設計浮力調(diào)節(jié)機構如圖3所示。內(nèi)油囊與空氣增壓系統(tǒng)密封在浮力機構主殼體內(nèi)，壓力調(diào)節(jié)范圍為-0.036～0.065 MPa的抽打一體空氣泵FNY6003用于艙體內(nèi)的氣壓調(diào)節(jié)。增壓系統(tǒng)的一個端口置于浮力系統(tǒng)殼體內(nèi)，另一個端口通過密封件連接到浮力系統(tǒng)殼體外。兩個氣動三通電磁閥與一個氣路閥座實現(xiàn)換向功能，控制抽氣打氣的切換。油路置于浮力系統(tǒng)殼體外，與內(nèi)油囊通過高壓油管連接。采用正負壓力傳感器PT65測量主殼體內(nèi)的空氣壓力，量程為-0.03～0.05 MPa，采用直線位移傳感器Novotechnik TX2-100測量油囊液位，量程為10 cm。

主泵系統(tǒng)的微型高壓泵選擇柱塞泵HydroLeduc PB32.5，極限工作壓力為 35 MPa，理論上可以在3500 m的海洋深度工作，排量為45 mm3/r，最大轉(zhuǎn)速為5000 r/min。驅(qū)動電機選擇EC-max 40，最大轉(zhuǎn)速為8040 r/min，最大扭矩為89.6 N·m。浮力調(diào)節(jié)機構的浮力調(diào)節(jié)量為 225 mL/min。設計的原理樣機最大調(diào)節(jié)量為0.6 L，則外油囊體積由0 L調(diào)節(jié)到0.6 L的最短時間為160 s。

2 系統(tǒng)校核與實驗

2.1 耐壓部件強度分析

浮力調(diào)節(jié)系統(tǒng)通過控制油液在內(nèi)皮囊與外皮囊之間的流動來控制機體的浮力，系統(tǒng)的外皮囊與海水接觸，來自海水的壓力通過油液傳導到管路上，電磁閥、單向閥與泵等動力部件阻礙壓力的進一步傳導，因此，出油油路是系統(tǒng)的承壓部分。出油管路由模塊化的結構組合而成，需要校驗強度，以保證系統(tǒng)的正常運行。

利用有限元方法對出油油路進行計算。建模軟件為 Abaqus6.12-3 CAE，解算軟件為 Abaqus6.12-3 Standard。對出油油路內(nèi)表面施加3 MPa壓力，觀察形變和應力等情況。部件的建模如圖 4a所示。采用Tex網(wǎng)格劃分，如圖 4b所示。根據(jù)結構自身情況定義邊界條件及受力面，如圖4c所示。從圖4d中可看出，最大應力在閥塊部件，為16.1 MPa；從圖4e中可以看出，最大位移在主泵座部件，為0.000 24 mm；從圖 4f中可看出，最大應變在閥塊部件，為0.0002 mm。材料使用的7075-t6鋁合金，抗拉強度為530 MPa，取安全系數(shù)為0.65，則許用應力為344 MPa，最大應力遠小于許用應力。從以上分析可知，設計的管路具有較高的耐壓能力。

2.2 浮力系統(tǒng)性能實驗研究

為研究浮力調(diào)節(jié)系統(tǒng)在實際工作環(huán)境下的性能，在壓力環(huán)境下測試系統(tǒng)的響應能力。壓力環(huán)境模擬裝置主要由耐壓筒體與加壓裝置組成，通過針閥手動調(diào)節(jié)筒體內(nèi)壓力。設計的壓力裝置可以模擬0.1～6 MPa的壓力環(huán)境。實驗時，浮力系統(tǒng)的尾部結構安裝于筒體端蓋的安裝口，浮力系統(tǒng)的艙外部分整體置于壓力筒內(nèi)，如圖5所示。

在出油實驗過程中，浮力系統(tǒng)向外油囊排油，會進一步增大壓力筒內(nèi)的壓力，為了保證穩(wěn)定的壓力環(huán)境，通過針閥手動調(diào)節(jié)壓力?；赜蛯嶒炘?.1 MPa大氣壓環(huán)境下進行，空氣增壓系統(tǒng)工作，使內(nèi)油馕表面壓力維持在-0.03 MPa左右，直至回油到指定狀態(tài)。

浮力調(diào)節(jié)系統(tǒng)依靠一個與內(nèi)油囊的移動端相連接的位移傳感器反饋油囊體積，對油囊體積的準確測量是后續(xù)研究的基礎。所采用的定排量柱塞泵具有穩(wěn)定輸出的優(yōu)良屬性，通過柱塞泵的轉(zhuǎn)速可以較準確地推算所輸送的油液體積。通過多組實驗數(shù)據(jù)，擬合出位移傳感器電阻值與油囊體積的對應關系，如圖6所示。從關系曲線中可以看出，位移變化量與體積變化量的關系并不是嚴格線性的，而是存在一定的非線性關系。該非線性是由波紋狀的皮囊容器造成的，如圖3所示。在油囊被壓縮時，波紋狀油囊內(nèi)部開始貼合在一起，使原有的空間迅速消失，造成此處實測值與理論值間的偏差較大；在油囊被拉伸時，油囊內(nèi)部不會因貼合而引起空間的快速消失，所以，此時的實測值較準確?？傮w來說，測量值與理論值的最大偏差小于油囊總體積的 2%，該偏差遠小于外壓造成的體積損失?？梢钥闯?，內(nèi)皮囊結構造成的缺陷對滑翔機的運動十分影響有限。位移傳感器具有毫米級別的分辨率，由于浮力系統(tǒng)工作時內(nèi)部油液的慣性及油囊的大橫截面的影響，造成系統(tǒng)對油囊體積的分辨率較低，經(jīng)多次測試，分辨率約為6 mL。在隨后的研究中，認為浮力系統(tǒng)體積的變化是線性的，并且測量是準確的。

浮力系統(tǒng)的回油依靠作用在內(nèi)皮囊上的負壓，回油時，先將內(nèi)皮囊上的大氣壓力控制在-0.03 MPa。開始回油的同時，空氣壓力調(diào)節(jié)系統(tǒng)不間斷工作，以位置腔內(nèi)的微弱負壓來保證回油的順利進行。系統(tǒng)回油過程內(nèi)皮囊體積的變化如圖7所示，可以看出，在回油開始時刻，回油速度較快。隨著回油量的增加，系統(tǒng)內(nèi)負壓減小，回油速度開始變慢。隨著回油量的進一步增加，系統(tǒng)內(nèi)空間越來越小，此時氣壓調(diào)節(jié)系統(tǒng)的調(diào)節(jié)作用相對變強，使系統(tǒng)以較快的速度回油?；赜瓦^程中，回油平均速度約90 mL/min，系統(tǒng)能耗穩(wěn)定在1 W以內(nèi)。

滑翔機運行在水下環(huán)境中時，浮力系統(tǒng)外皮囊受到海水壓力的直接作用，從而影響浮力系統(tǒng)的工作性能。在不同測試壓力下測試流量的變化，如圖8所示。在外壓為0.1、2、2.5 MPa的不同設置下，分別測試了電機在3000 r/min與4000 r/min條件下的流量曲線?？梢钥闯觯獠繅毫Ω×ο到y(tǒng)的工作效率有一定影響，隨著外壓的逐步增大，系統(tǒng)的流率有逐步減小的趨勢，在3000 r/min的條件下，流率最多下降了6 mL/min，降低了4.5%。4000 r/min的條件下，流率最多下降了5 mL/min，約占總流量的2.8%。由此可見，在外部壓力增大的情況下，泵的工作效率受到影響，達到設定值需要的時間更長。對于需要精確操控的水下滑翔機，可以基于這一實驗結果對理論值進行修正，以達到準確反映系統(tǒng)動態(tài)變化的目的。同時，電機通過增大自身功率的方式維持轉(zhuǎn)速，如圖 9所示。在0.1 MPa的大氣壓力環(huán)境下，電機以3000 r/min的轉(zhuǎn)速輸送油液需消耗9 W左右的能量，而當外部環(huán)境壓力為2.5 MPa時，功耗為30 W，比大氣壓力條件下輸油的功耗大了3倍多。

3 結論

筆者初步研究并設計了深?；铏C的浮力調(diào)節(jié)系統(tǒng)，基于理論模型確定浮力調(diào)節(jié)量參數(shù)，系統(tǒng)通過可以調(diào)節(jié)正負壓力的氣壓調(diào)節(jié)裝置調(diào)節(jié)浮力系統(tǒng)內(nèi)部壓力，以保證主泵的正常工作與系統(tǒng)的順利回油。對承壓管路的有限元強度計算分析有力保證了系統(tǒng)運行的安全性。最后模擬滑翔機實際運行時的外壓變化情況，在一個壓力模擬裝置中試驗研究了浮力系統(tǒng)的動態(tài)響應性能。