波浪滑翔器被動(dòng)撲翼機(jī)構(gòu)推進(jìn)效率分析

孫秀軍, 劉金成, 桑宏強(qiáng), 李 燦

波浪滑翔器被動(dòng)撲翼機(jī)構(gòu)推進(jìn)效率分析

孫秀軍1, 2, 5, 劉金成1, 桑宏強(qiáng)3, 李 燦4

(1. 河北工業(yè)大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院, 天津, 300130; 2. 中國(guó)海洋大學(xué)物理海洋教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室, 山東 青島, 266100; 3. 天津工業(yè)大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院, 天津, 300387; 4. 中國(guó)海洋大學(xué)海洋高等研究院, 山東 青島, 266100; 5. 青島海洋科學(xué)與技術(shù)試點(diǎn)國(guó)家實(shí)驗(yàn)室, 山東 青島, 266237)

波浪滑翔器的被動(dòng)撲翼機(jī)構(gòu)是為其提供前向驅(qū)動(dòng)的核心模塊, 其推進(jìn)效率直接影響波浪滑翔器的前進(jìn)速度和控位精度。文中搭建了完整的被動(dòng)撲翼推進(jìn)效率分析構(gòu)架, 建立了被動(dòng)撲翼推進(jìn)運(yùn)動(dòng)計(jì)算流體力學(xué)(CFD)仿真模型, 重點(diǎn)對(duì)二級(jí)海況下的被動(dòng)撲翼加載扭簧情況進(jìn)行了仿真研究, 并對(duì)部分仿真數(shù)據(jù)加以試驗(yàn)驗(yàn)證。CFD仿真結(jié)果表明, 扭簧剛度對(duì)被動(dòng)撲翼推進(jìn)性能具有重要影響, 在二級(jí)海況下, 扭簧剛度為6 N·m·rad-1時(shí)被動(dòng)撲翼具有較高的推進(jìn)效率和推進(jìn)速度。CFD仿真數(shù)據(jù)與試驗(yàn)數(shù)據(jù)具有相同的趨勢(shì), CFD仿真模型可靠度較高, 對(duì)波浪滑翔器被動(dòng)撲翼機(jī)構(gòu)設(shè)計(jì)具有指導(dǎo)意義。

波浪滑翔器; 被動(dòng)撲翼; 推進(jìn)效率; 扭簧剛度

0 引言

波浪滑翔器是一種新型海洋移動(dòng)觀測(cè)平臺(tái), 其由水面母船及水下?tīng)恳龣C(jī)兩部分組成, 可以將波浪能轉(zhuǎn)換為前向驅(qū)動(dòng)動(dòng)能, 具有長(zhǎng)期自主觀測(cè)能力, 目前廣泛應(yīng)用于水文氣象數(shù)據(jù)觀測(cè)、環(huán)境監(jiān)測(cè)、生物追蹤、遠(yuǎn)程預(yù)警及通信中繼等方面[1-3]。

水下?tīng)恳龣C(jī)是波浪滑翔器的驅(qū)動(dòng)裝置, 撲翼機(jī)構(gòu)對(duì)稱排布于水下?tīng)恳龣C(jī)兩側(cè), 是波浪滑翔器的動(dòng)力轉(zhuǎn)換機(jī)構(gòu)。如何提升波浪滑翔器運(yùn)動(dòng)速度及推進(jìn)效率是國(guó)內(nèi)外學(xué)者研究的重點(diǎn)。探究最優(yōu)機(jī)構(gòu)參數(shù)下被動(dòng)撲翼機(jī)構(gòu)的推進(jìn)性能成為提升波浪滑翔器運(yùn)動(dòng)性能的重中之重。

國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)此都進(jìn)行了大量的探究, Javed等[4]建立了二維撲翼的半被動(dòng)運(yùn)動(dòng)數(shù)值模型, 以彈簧和阻尼器同時(shí)限制豎直方向運(yùn)動(dòng), 并輸入正弦形式的俯仰激勵(lì), 重點(diǎn)探究了雷諾數(shù)、彈簧剛度和外部激勵(lì)頻率對(duì)撲翼能量獲取行為的影響。Matthieu等[5]建立了二維全被動(dòng)流體結(jié)構(gòu)數(shù)值模型, 分別以扭簧和彈簧的形式對(duì)撲翼俯仰和升沉運(yùn)動(dòng)進(jìn)行限制, 以撲翼的運(yùn)動(dòng)響應(yīng)和驅(qū)動(dòng)效率作為評(píng)判指標(biāo), 探究了撲翼質(zhì)量、撲翼轉(zhuǎn)動(dòng)慣量、阻尼系數(shù)、彈簧剛度及扭簧剛度等多個(gè)參數(shù)對(duì)撲翼推進(jìn)性能的影響。Young等[6]基于N-S方程建立了撲翼被動(dòng)運(yùn)動(dòng)流體仿真模型, 探究了俯仰角與攻角的控制方法, 同時(shí)將渦流對(duì)撲翼推進(jìn)性能影響的機(jī)理進(jìn)行了描述, 探究結(jié)果表明在俯仰角與攻角控制下?lián)湟砟芰揩@取效率提升明顯且與前人研究結(jié)果吻合性較好。Ansersen等[7]以數(shù)值分析與渦流實(shí)驗(yàn)相結(jié)合的方式對(duì)二維對(duì)稱撲翼在自由流下的推進(jìn)性能進(jìn)行了探究, 分別對(duì)撲翼純俯仰與純升沉2種運(yùn)動(dòng)模式下的推進(jìn)性能進(jìn)行了探索, 并對(duì)尾渦結(jié)構(gòu)差異進(jìn)行了比對(duì)。Yang等[8]探究了在一定速度范圍內(nèi), 轉(zhuǎn)軸位置和扭簧剛度對(duì)二維撲翼推進(jìn)性能的影響, 然后通過(guò)改變撲翼振幅和扭簧剛度, 對(duì)二維和三維6對(duì)串列翼進(jìn)行了參數(shù)化研究。李燦[9]通過(guò)仿真方法分析了撲翼的最優(yōu)運(yùn)動(dòng)方式、撲翼回復(fù)彈簧的剛度系數(shù)以及撲翼運(yùn)動(dòng)夾角的極限位置對(duì)波浪滑翔器推進(jìn)速度的影響。當(dāng)前關(guān)于波浪滑翔器撲翼的探究, 以單撲翼的主動(dòng)運(yùn)動(dòng)或者原地被動(dòng)運(yùn)動(dòng)為主, 對(duì)于在波浪作用下的前向驅(qū)動(dòng)運(yùn)動(dòng)探究較少, 探究方法也多限于計(jì)算流體力學(xué)(computational fluid dynamics, CFD)仿真研究, 將推進(jìn)撲翼的仿真內(nèi)容進(jìn)行實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證的探究較少。

文中以“海哨兵”波浪滑翔器的被動(dòng)撲翼機(jī)構(gòu)為研究對(duì)象, 參考相關(guān)機(jī)構(gòu)參數(shù), 首先建立了完整的推進(jìn)效率分析模型, 然后利用FLUENT仿真軟件創(chuàng)新性地對(duì)二級(jí)海況作用下被動(dòng)撲翼前向驅(qū)動(dòng)運(yùn)動(dòng)進(jìn)行仿真, 并在此基礎(chǔ)上較為全面地探究了給定海況下的最優(yōu)扭簧剛度, 最后針對(duì)仿真模型設(shè)計(jì)了水池實(shí)驗(yàn), 并將CFD仿真數(shù)據(jù)與水池實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行了對(duì)比分析, 驗(yàn)證仿真模型的可靠性, 為波浪滑翔器的后續(xù)設(shè)計(jì)提供參考。

1 工作原理

波浪滑翔器能夠通過(guò)自身的純機(jī)械結(jié)構(gòu)獲得波浪動(dòng)力, 實(shí)現(xiàn)正弦式滑翔前進(jìn), 其工作原理示意圖如圖1所示。水面母船隨波浪升沉而產(chǎn)生上下運(yùn)動(dòng), 通過(guò)臍帶纜帶動(dòng)水下?tīng)恳龣C(jī)豎直方向運(yùn)動(dòng), 水下?tīng)恳龣C(jī)在被動(dòng)撲翼機(jī)構(gòu)作用下產(chǎn)生水平方向拉力, 帶動(dòng)母船沿其運(yùn)動(dòng)方向前進(jìn)。當(dāng)水面母船隨波浪上升時(shí), 帶動(dòng)水下?tīng)恳龣C(jī)上升, 同時(shí)水下?tīng)恳龣C(jī)的被動(dòng)撲翼機(jī)構(gòu)產(chǎn)生水平方向的拉力, 使波浪滑翔器產(chǎn)生整體向前的推力; 當(dāng)水面母船隨波浪下降時(shí), 水下?tīng)恳龣C(jī)構(gòu)受自身重力和水動(dòng)力共同作用, 使被動(dòng)撲翼機(jī)構(gòu)產(chǎn)生水平方向推力, 同樣帶動(dòng)水面母船沿牽引機(jī)的運(yùn)動(dòng)方向滑翔運(yùn)動(dòng)。

圖1 波浪滑翔器工作原理圖

2 模型建立

2.1 運(yùn)動(dòng)描述

由工作原理分析可知, 撲翼的升沉運(yùn)動(dòng)導(dǎo)致?lián)湟砝@轉(zhuǎn)動(dòng)軸的旋轉(zhuǎn)運(yùn)動(dòng)和前向運(yùn)動(dòng), 文中撲翼的升沉運(yùn)動(dòng)由系統(tǒng)主動(dòng)施加, 其運(yùn)動(dòng)形式遵循規(guī)則波浪的運(yùn)動(dòng)規(guī)律, 且假設(shè)對(duì)波浪的運(yùn)動(dòng)響應(yīng)為100%, 則撲翼升沉運(yùn)動(dòng)可表示為

2.2 受力分析

圖2 撲翼上升階段受力

除重力和浮力外, 撲翼所受外力為其所受升阻力, 可分解為水平和豎直2個(gè)方向

2.3 效率分析

對(duì)于被動(dòng)撲翼機(jī)構(gòu)的推進(jìn)性能來(lái)說(shuō), 單純的推進(jìn)力及推進(jìn)速度并不能準(zhǔn)確對(duì)其評(píng)估, 而從功能的角度對(duì)系統(tǒng)進(jìn)行效率分析是一種更為客觀的評(píng)判方法, 因此引入推進(jìn)效率的概念。

從功能關(guān)系來(lái)看, 撲翼上升或下降過(guò)程中都包含吸收能量與釋放能量的過(guò)程, 而吸收能量的過(guò)程決定了撲翼的平均推進(jìn)速度, 因此文中著重對(duì)撲翼吸收能量的過(guò)程進(jìn)行效率分析。

則撲翼在有效周期內(nèi)的平均輸入功率

撲翼在有效周期內(nèi)輸出平均前向推力

撲翼在有效周期內(nèi)輸出平均水平速度

撲翼推進(jìn)效率

2.4 數(shù)值模型建立

使用CFD軟件FLUENT對(duì)二維撲翼進(jìn)行仿真, 采用SST-湍流模型進(jìn)行計(jì)算,對(duì)NC0012翼型

的一對(duì)撲翼進(jìn)行仿真, 其特征參數(shù)如表1所示。

表1 撲翼特征參數(shù)

以撲翼特征弦長(zhǎng)作為衡量尺度, 網(wǎng)格劃分如圖4所示, 計(jì)算域尺寸為40×20, 初始位置及運(yùn)動(dòng)極限位置均保證撲翼質(zhì)心距離壁面大于5, 減小計(jì)算域壁面對(duì)撲翼運(yùn)動(dòng)造成的影響。應(yīng)用動(dòng)網(wǎng)格技術(shù), 結(jié)合用戶自定義函數(shù)(user defined function, UDF)實(shí)現(xiàn)撲翼被動(dòng)運(yùn)動(dòng), 并獲取每個(gè)時(shí)間節(jié)點(diǎn)的運(yùn)動(dòng)學(xué)及動(dòng)力學(xué)數(shù)據(jù), 仿真參數(shù)設(shè)置如表2所示。

圖4 單撲翼網(wǎng)格劃分示意圖

表2 仿真參數(shù)設(shè)置

3 數(shù)值計(jì)算仿真與分析

復(fù)雜多變的海洋環(huán)境, 增加了系統(tǒng)性仿真的難度, 為簡(jiǎn)化仿真并更為直觀地發(fā)現(xiàn)定量規(guī)律, 文中采用西北太平洋海域二級(jí)海況進(jìn)行仿真波浪輸入條件簡(jiǎn)化, 波高選用0.4 m, 波周期選用4 s。仿真數(shù)據(jù)選取了2個(gè)周期內(nèi)的數(shù)值, 在此基礎(chǔ)上,分析了不同扭簧剛度對(duì)撲翼水平速度、前向驅(qū)動(dòng)力及推進(jìn)效率等一系列運(yùn)動(dòng)性能參數(shù)的影響。

圖5為二級(jí)海況下, 不同剛度扭簧加載撲翼的水平速度隨時(shí)間變化的曲線, 從曲線圖形分析可知, 水平速度隨著撲翼豎直方向的正弦運(yùn)動(dòng)表現(xiàn)出明顯的正弦波動(dòng)性, 且速度值全部為正值, 表明撲翼在前向運(yùn)動(dòng)過(guò)程中出現(xiàn)有規(guī)律的加速與減速運(yùn)動(dòng)。撲翼運(yùn)動(dòng)前半個(gè)周期的速度峰值明顯小于后半個(gè)周期, 分析原因?yàn)閾湟硐禄^(guò)程中受重力矩影響, 相對(duì)于上滑過(guò)程可以產(chǎn)生比較大的轉(zhuǎn)動(dòng)幅度, 在未失速的情況下, 撲翼擺動(dòng)幅度越大推進(jìn)力越大, 導(dǎo)致推進(jìn)速度越大。從數(shù)值方面分析, 自扭簧剛度為18 N?m?rad-1開(kāi)始, 隨著扭簧剛度的減小, 撲翼水平速度在周期內(nèi)出現(xiàn)了顯著增長(zhǎng), 當(dāng)扭簧剛度到達(dá)6 N?m?rad-1時(shí), 水平速度增長(zhǎng)趨勢(shì)到達(dá)峰值, 隨著扭簧剛度的繼續(xù)減小, 水平速度出現(xiàn)了減小的趨勢(shì)。

圖5 不同扭簧剛度下水平速度仿真曲線

圖6為二級(jí)海況下, 不同剛度扭簧加載撲翼的水平驅(qū)動(dòng)力隨時(shí)間的變化曲線。該曲線同樣具有正弦波動(dòng)性, 但相比于水平速度曲線, 水平驅(qū)動(dòng)力曲線的峰值更加平緩, 可以解釋為: 撲翼運(yùn)動(dòng)到某一時(shí)刻時(shí)水動(dòng)力力矩與扭簧扭矩達(dá)到平衡, 出現(xiàn)了短暫的撲翼滑翔過(guò)程, 此時(shí)的水平驅(qū)動(dòng)力達(dá)到峰值, 滑翔過(guò)程結(jié)束后水平驅(qū)動(dòng)力開(kāi)始降低。撲翼水平驅(qū)動(dòng)力曲線前半個(gè)周期的峰值小于后半個(gè)周期的峰值, 進(jìn)一步驗(yàn)證了上文關(guān)于周期內(nèi)速度峰值差異的分析。從數(shù)值來(lái)看, 扭簧剛度的變化對(duì)水平驅(qū)動(dòng)力有較大影響, 這種影響導(dǎo)致的差異在曲線峰值附近區(qū)域較為顯著, 從扭簧剛度為18 N?m?rad-1開(kāi)始, 隨著扭簧剛度的減小前向驅(qū)動(dòng)力曲線峰值逐漸增大, 在扭簧剛度為6 N?m?rad-1時(shí), 前向驅(qū)動(dòng)力曲線峰值達(dá)到最大, 隨著扭簧剛度的繼續(xù)減小, 曲線峰值變化不再明顯, 甚至出現(xiàn)減小的趨勢(shì)。

圖6 不同扭簧剛度下水平驅(qū)動(dòng)力仿真曲線

圖7為撲翼的扭簧剛度-平均水平速度曲線, 通過(guò)對(duì)流場(chǎng)穩(wěn)定后的有效周期內(nèi)速度求積分平均得到, 由曲線可以直觀地觀察到: 隨著扭簧剛度的增大, 平均水平速度出現(xiàn)了先增大后減小的現(xiàn)象, 表明在當(dāng)前仿真條件下, 扭簧剛度有最優(yōu)值, 當(dāng)數(shù)值為6 N?m?rad-1時(shí), 可以獲得最大的平均水平速度0.66 m/s。

圖7 扭簧剛度-平均水平速度仿真曲線

圖8為撲翼在有效周期內(nèi)扭簧剛度-平均水平驅(qū)動(dòng)力曲線, 隨著扭簧剛度的減小, 平均水平驅(qū)動(dòng)力逐漸增大, 在扭簧剛度為6 N?m?rad-1時(shí)達(dá)到峰值, 隨著扭簧剛度的繼續(xù)減小, 平均水平驅(qū)動(dòng)力出現(xiàn)減小趨勢(shì)。

圖9為撲翼的扭簧剛度-推進(jìn)效率曲線, 由分析可知, 隨著扭簧剛度的增加, 撲翼推進(jìn)效率逐漸降低, 在扭簧剛度為3 N?m?rad-1和6 N?m?rad-1時(shí)推進(jìn)效率較高, 分別為25.47%和19.68%, 當(dāng)扭簧剛度大于6 N?m?rad-1時(shí), 隨著扭簧剛度繼續(xù)增加, 推進(jìn)效率急劇降低。

圖8 扭簧剛度-平均水平驅(qū)動(dòng)力仿真曲線

圖9 扭簧剛度-推進(jìn)效率仿真曲線

基于上述對(duì)于幾種撲翼運(yùn)動(dòng)性能曲線的分析, 作出如下總結(jié)與機(jī)理分析:

1) 撲翼的水平速度曲線和水平驅(qū)動(dòng)力曲線都呈現(xiàn)出周期性正弦變化, 表明撲翼推進(jìn)運(yùn)動(dòng)中存在明顯的加速與減速過(guò)程, 且隨著扭簧剛度變化曲線幅值變化明顯。

2) 隨著扭簧剛度的增加, 撲翼平均水平速度和平均水平驅(qū)動(dòng)力都呈現(xiàn)先增加后減小的趨勢(shì), 并在扭簧剛度為6 N?m?rad-1時(shí)出現(xiàn)峰值。

3) 隨著扭簧剛度的增加, 撲翼推進(jìn)效率逐漸減小, 扭簧剛度為3 N?m?rad-1和6 N?m?rad-1時(shí),具有相對(duì)較高的推進(jìn)效率。

從推進(jìn)速度方面分析, 被動(dòng)撲翼的推進(jìn)主要依靠水流在撲翼上下不對(duì)稱作用而產(chǎn)生的升力, 因此撲翼角度的控制直接影響了推進(jìn)速度的大小, 而扭簧的作用可以理解為撲翼角度控制模塊, 在限定波浪條件下, 扭簧剛度有最優(yōu)值可以實(shí)現(xiàn)撲翼角度的最優(yōu)控制; 從推進(jìn)效率方面分析, 擺角控制直接影響撲翼推進(jìn)系統(tǒng)的輸入與輸出功率, 彈簧越軟, 則達(dá)到同等起伏運(yùn)動(dòng)狀態(tài)所需輸入功率越小, 輸出功率與上述推進(jìn)力直接相關(guān), 而效率上則會(huì)出現(xiàn)高輸出功率對(duì)應(yīng)較低效率以及高效率對(duì)應(yīng)較低輸出功率的狀況, 需要根據(jù)不同的波浪輸入功率選取對(duì)應(yīng)扭簧剛度。

4 水池試驗(yàn)與數(shù)據(jù)對(duì)比分析

4.1 試驗(yàn)平臺(tái)設(shè)計(jì)

試驗(yàn)裝置如圖10所示, 主要由主體框架、滑動(dòng)導(dǎo)軌、氣動(dòng)裝置和撲翼機(jī)構(gòu)等幾部分組成, 其中, 氣動(dòng)裝置包含氣缸、氣泵和控制器, 通過(guò)調(diào)節(jié)氣壓與氣缸運(yùn)動(dòng)控制器, 可以改變撲翼運(yùn)行的行程和周期。撲翼機(jī)構(gòu)在氣動(dòng)裝置驅(qū)動(dòng)下實(shí)現(xiàn)起伏運(yùn)動(dòng), 產(chǎn)生前向驅(qū)動(dòng)力, 進(jìn)而實(shí)現(xiàn)沿導(dǎo)軌縱向的運(yùn)動(dòng)。在撲翼運(yùn)動(dòng)方向上安裝有HF-500拉力測(cè)試儀, 可以在定點(diǎn)測(cè)試的狀態(tài)下實(shí)時(shí)接收撲翼驅(qū)動(dòng)力數(shù)據(jù)。

圖10 試驗(yàn)裝置實(shí)物圖

4.2 試驗(yàn)結(jié)果與分析

試驗(yàn)通過(guò)固定氣缸行程為0.4 m, 調(diào)整運(yùn)行周期為4s, 分別對(duì)撲翼加載扭簧剛度為3 N?m?rad-1、6 N?m?rad-1和10 N?m?rad-1的3種情況進(jìn)行對(duì)比試驗(yàn)。試驗(yàn)利用拉力測(cè)試儀獲取了撲翼在上述3種扭簧剛度下的瞬時(shí)水平驅(qū)動(dòng)力, 對(duì)水平驅(qū)動(dòng)力曲線進(jìn)行積分平均, 同時(shí)將試驗(yàn)與仿真的撲翼平均水平速度進(jìn)行比對(duì), 驗(yàn)證仿真結(jié)果的準(zhǔn)確性。

圖11為試驗(yàn)結(jié)果與仿真結(jié)果對(duì)比的扭簧剛度-平均水平驅(qū)動(dòng)力曲線, 從曲線分析可知, 試驗(yàn)結(jié)果與仿真結(jié)果曲線走勢(shì)相同, 兩者峰值出現(xiàn)在同一扭簧剛度下, 但數(shù)值方面略有差異。分析其原因, 為重力的作用導(dǎo)致試驗(yàn)過(guò)程中撲翼下落平均速度明顯大于上升時(shí)的平均速度, 而在仿真中下落平均速度與上升平均速度差異較小, 試驗(yàn)輸入功率高于仿真輸入功率。另一方面, 較快的下落速度導(dǎo)致?lián)湟砜梢援a(chǎn)生更大的擺角, 在未到達(dá)失速角之前擺角越大產(chǎn)生的推力越大?；谏鲜鲈? 需要對(duì)試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行有效修正, 才能使得試驗(yàn)數(shù)據(jù)在與仿真數(shù)據(jù)對(duì)比時(shí)有效。針對(duì)多次數(shù)據(jù)比對(duì)處理, 得到規(guī)律性較為明顯的修正系數(shù), 并對(duì)圖示試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行比例修正, 圖中黑色曲線代表修正后的試驗(yàn)結(jié)果。經(jīng)過(guò)比對(duì), 修正后試驗(yàn)結(jié)果與仿真結(jié)果的最大偏差小于6.5%, 試驗(yàn)結(jié)果的可靠性較高。在試驗(yàn)過(guò)程中觀察到明顯的撲翼驅(qū)動(dòng)加速與減速過(guò)程, 推測(cè)出水平驅(qū)動(dòng)力是正負(fù)交替變化的, 這與仿真的水平驅(qū)動(dòng)力數(shù)據(jù)一致。

圖11 扭簧剛度-平均水平驅(qū)動(dòng)力對(duì)比曲線

圖12為試驗(yàn)結(jié)果與仿真結(jié)果對(duì)比的扭簧剛度-平均水平速度曲線, 由曲線分析可知試驗(yàn)結(jié)果與仿真結(jié)果趨勢(shì)相近, 在數(shù)值方面試驗(yàn)結(jié)果略低于仿真結(jié)果。由于試驗(yàn)平臺(tái)前向運(yùn)動(dòng)在導(dǎo)軌上完成, 試驗(yàn)裝置運(yùn)行所產(chǎn)生的摩擦阻力降低了平均水平推進(jìn)速度。另外, 試驗(yàn)中引入了固定撲翼的試驗(yàn)結(jié)構(gòu), 導(dǎo)致試驗(yàn)裝置自身質(zhì)量會(huì)影響最終推進(jìn)速度的大小?；谏鲜鲈? 試驗(yàn)的平均水平速度曲線同樣需要修正, 采用與前文同樣的比例修正方法對(duì)圖示試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行修正, 圖中黑色曲線為經(jīng)過(guò)修正后的試驗(yàn)數(shù)據(jù), 修正后試驗(yàn)數(shù)據(jù)與仿真數(shù)據(jù)的最大偏差小于10%, 表明試驗(yàn)數(shù)據(jù)具有較高的可靠性。

圖12 扭簧剛度-平均水平速度對(duì)比曲線

Fig. 12 Comparison curves of the torsion spring stiffness and the average horizontal velocity

試驗(yàn)數(shù)據(jù)與仿真數(shù)據(jù)經(jīng)過(guò)對(duì)比可知, 仿真的數(shù)據(jù)具有較高的可靠性。在一定海況下, 扭簧剛度存在最優(yōu)值可以實(shí)現(xiàn)撲翼推進(jìn)性能最優(yōu)化, 此結(jié)果可以為后續(xù)撲翼彈簧的設(shè)計(jì)提供一定的理論依據(jù), 另外由撲翼試驗(yàn)數(shù)據(jù)的誤差分析可知, 撲翼機(jī)構(gòu)的質(zhì)量直接影響撲翼推進(jìn)速度, 因此設(shè)計(jì)撲翼機(jī)構(gòu)應(yīng)以輕便為原則, 不宜過(guò)重。

5 結(jié)束語(yǔ)

通過(guò)FLUENT仿真軟件對(duì)不同剛度扭簧加載撲翼的推進(jìn)性能進(jìn)行分析, 仿真結(jié)果表明, 扭簧剛度是影響被動(dòng)撲翼推進(jìn)性能的重要因素, 在二級(jí)海況下, 扭簧剛度為6 N?m?rad-1時(shí)撲翼具有最優(yōu)的推進(jìn)性能, 平均水平速度可達(dá)0.66 m/s, 推進(jìn)效率可達(dá)19.68%。通過(guò)建立試驗(yàn)平臺(tái), 將部分仿真數(shù)據(jù)與試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行比對(duì), 發(fā)現(xiàn)由于試驗(yàn)條件的影響導(dǎo)致數(shù)值存在一定的偏差, 經(jīng)過(guò)修正后試驗(yàn)數(shù)據(jù)與仿真數(shù)據(jù)的誤差大大縮小, 仿真結(jié)果可靠性較高。

由于試驗(yàn)條件的影響, 導(dǎo)致試驗(yàn)數(shù)據(jù)的準(zhǔn)確性存在一定的偏差, 在數(shù)據(jù)類型上也較為單一, 未能全面與仿真數(shù)據(jù)進(jìn)行比對(duì), 后續(xù)的研究工作需要進(jìn)一步加強(qiáng)試驗(yàn)平臺(tái)的精度, 同時(shí)提高平臺(tái)的數(shù)據(jù)探測(cè)范圍, 從而提升研究方法的可靠性。

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Propulsion Efficiency Analysis ofPassive Flapping Foil Mechanism of Wave Glider

SUN Xiu-jun1, 2, 5, LIU Jin-cheng1, SANG Hong-qiang3, LI Can4

(1. School of Mechanical Engineering, Hebei University of Technology, Tianjin 300130, China; 2. Key Laboratory of Physical Oceanography. Moe. China, Ocean University of China, Qingdao 266100, China; 3. School of Mechanical Engineering, Tiangong University, Tianjin 300387, China; 4. Institute for Advanced Ocean Study, Ocean University of China, Qingdao 266100, China; 5. Pilot National Laboratory for Marine Science and Technology(Qingdao), Qingdao 266237, China)

The passive flapping foilmechanism of a wave glider is the key module that provides forward driving, and its propulsion efficiency directly affects the wave glider’s forward speed and position control accuracy. In this study, a complete analysis framework of the passive flapping foil propulsion efficiency was built, and a computational fluid dynamic(CFD) simulation model of the passive flapping foil propulsion motion is established. Simulation research on the passive flapping foil loaded with torsion spring under second-level sea state was conducted, and some simulation data were verified by experiments. The CFD simulation results show that the torsion spring stiffness has a significant impact on the propulsion performance of the passive flapping foil, and the passive flapping foil had a higher propulsion efficiency and speed when the torsion spring stiffness was 6 N·m·rad-1in the second-level sea state. This study shows that the CFD simulation and experimental data follow the same trend, and the reliability of the CFD simulation model is high, which has guiding significance for the design of the wave glider’s passive-flapping foil mechanism.

wave glider; passive flapping foil; propulsion efficiency; torsion spring stiffness

TP24; TB126

A

2096-3920(2021)03-0265-07

10.11993/j.issn.2096-3920.2021.03.003

孫秀軍, 劉金成, 桑宏強(qiáng), 等. 波浪滑翔器被動(dòng)撲翼機(jī)構(gòu)推進(jìn)效率分析[J].水下無(wú)人系統(tǒng)學(xué)報(bào), 2021, 29(3): 265-271.

2020-08-05;

2020-09-25.

國(guó)家重點(diǎn)研發(fā)計(jì)劃重點(diǎn)專項(xiàng)(2017YFC0305902); 山東省重大科技創(chuàng)新項(xiàng)目(2019JZZY020701); 青島海洋科學(xué)與技術(shù)國(guó)家實(shí)驗(yàn)室“問(wèn)海計(jì)劃”項(xiàng)目(2017WHZZB0101); 天津市自然科學(xué)基金重點(diǎn)基金(18JCZDJC40100).

孫秀軍(1981-), 男, 教授, 主要研究方向?yàn)椴ɡ嘶杵骷夹g(shù)及其海洋觀測(cè)應(yīng)用.

(責(zé)任編輯: 許 妍)