仿生水翼推進系統研制與實驗研究

張銘鈞，劉曉白，儲定慧，郭紹波，徐建安

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

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

加拿大 Dudek等人研制的水陸兩棲機器龜“AQUA”，具有6套鰭狀推進裝置，通過控制鰭狀板的相位可實現本體六自由度運動，適航于多種水域環境［2］;美國 Stephen等人研制的“Flapping Foil AUV”，由8個二自由度撲翼推進，各撲翼間可獨立或耦合運動，實驗表明，撲翼推進器較同功率螺旋槳推進器具有更高的推進效率［3］;美國Long等人研制的水下仿生移動平臺“Madeleine”，由4個能夠擺動的鰭板實現推進，試驗發現，4鰭推進相比于2鰭，在穩定航速成倍提高的同時能耗并沒有成倍增長［4］;此外，Shyy等從生物學角度研究柔性翼空中推進機理，研究低雷諾數下撲翼運動和柔性對飛行的影響［5］;Dickinson等研究昆蟲機械翅操縱機理，推導昆蟲由延后失速、旋轉環流與尾流捕獲作用下的高升力機理［6］等，這些研究成果都為水翼法仿生推進技術研究提供了參考和借鑒.

基于海龜水翼法推進機理研究［7］，本文研制了一種仿生水翼推進系統(以下簡稱“仿生系統”)，包括推進執行系統、控制與感知系統和通訊與能源系統等，并對其進行直航及轉艏運動性能測試實驗，結果驗證了數值模擬中水翼運動水動力對于系統運動的影響，為仿生系統運動控制策略研究提供依據.

1 仿生系統研制

基于水翼法運動機理分析，確定本文所研制的“Leonardo”號仿生水翼推進系統采用流線型耐壓結構，形態參照太平洋綠海龜外體特征，總體布局如圖1所示.

圖1 仿生水翼推進系統總體布局Fig.1 The structure of bio-hydrofoil propulsion system

本仿生系統采用非變排水量升沉方式，設置仿生內殼為單層耐壓艙體;頭部安裝丙烯酸高分子錐形觀察窗，其載荷臨界壓力遠大于CF×p值(相對最大工作壓力)［8］，內部安裝視覺CCD;胸部對稱安裝兩套仿水翼機構;股部設置兩套仿蹼翼機構;尾部連接通訊模塊.內殼頂部搭載深度計、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.系統總排水量36.5 L，重、浮心垂懸于腰部，穩心高度11 cm，設計指標如下: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;能源系統為12 V/ 24 V直流穩壓電源，DC/DC轉換模塊，PNP常開PK接近開關;計算機系統為PC-104嵌入式工控機，數據采集擴展卡;傳感器系統為HMR3000數字羅盤，絕壓液位變送器(深度計)，DDC攝像頭;通訊方式為SRWF無線數傳模塊;運動單元為直流伺服電動及驅動器;直流步進電機及驅動器;安全檢測系統為電量檢測模塊，漏水檢測模塊.

1.1 本體結構

仿生系統本體結構主要包括仿水翼運動機構、仿蹼翼運動機構、仿生肢體及內外殼體等部分.

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

圖2 仿水翼運動機構Fig.2 The bio-hydrofoil motion mechanism

后肢仿蹼翼運動機構起舵翼功能，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，本文采用步進電機驅動的二自由度串聯旋轉機構，如圖3(a)所示.翻蹼運動幅值360°，擺旋運動幅值180°，通過錐齒輪副驅動整個翻蹼機構，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內凹.水翼前緣骨架采用鋁合金材料，后緣膚質采用天然乳膠成分，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.為強調后肢舵翼功能，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對流體作用能力.

圖3 仿蹼翼運動機構及其原理Fig.3 The bio-palmiped motion mechanism and its sketch

仿生水翼推進系統配置雙層殼體，內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.內殼最小壁厚5 mm，安全系數2.0，可靠承受經典小撓度概念推導下的失穩壓力及中低強度無規律撞擊.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，以增強前進過程中前、后緣渦流誘導作用.內外殼體上下鉸接，形狀上拱下平，與生物原型相似，使流體邊界層粘性流動區最小，利于渦旋脫瀉，降低首位壓差.

1.2 控制與感知系統

鑒于仿生水翼推進系統的多肢協調控制特點，本文采用集中式控制方案，并注重系統可靠性.以PC-104工控機為核心處理模塊，通過ADT800擴展板實現對仿生系統速度閉環控制，并采用CAN總線連接控制系統各模塊，控制系統框圖如圖4所示.

圖4 控制系統框圖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速度及加速度信息.選擇HMR3000空間電子羅盤測量仿生系統運行姿態，艏向角度信息差分后得到轉艏角速度，進入系統閉環控制;搭載絕壓液位變送器(深度計)，實時獲取系統運行深度信息.

自身安全狀態是仿生系統試驗的保障，本文利用采光CCD視覺單元實現視頻實時反饋的同時，自行研制了雙層漏水檢測系統，對水密泄漏事故提供數字信號和報警燈雙重警報.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，探針導通后，輸出端變為低電平.將第1組的兩路裸露金屬探針平行環布于內殼底部，當滲入水滴匯聚約1 mL時，引起探針短路，發出橙色報警信號.第1組探針上方2 cm處重復環布第兩組探針，當漏水高度超過橙色警報線2 cm時，系統發出紅色警報，構成上下雙層漏水檢測系統.

1.3 通訊與能源系統

作為水中運動載體，仿生水翼推進系統要求與陸基/母船之間可實現無線實時通訊，由SRWF－ 507數傳模塊和AT系列SMA天線組成本文研制的通訊系統.AT－1吸盤天線置于仿生系統隨動浮標之上，避免水流對電磁波造成衰減，信號通過USB接口與內部控制系統相通;數傳模塊連接路基/母船PC，數據傳輸采用基于TCP/IP的套接字，控制方式采用Client/Server模式，以增強傳輸可靠性.

為減小電流波動干擾，采取驅動電機和控制系統分開供電方式，各模塊均為寬輸入，具有短路保護及自恢復能力.仿生系統內部均采用12/24 V直流穩壓電源供電，可維持系統不間斷運行3 h.

鑒于水下供電的特殊性，在系統主供電源處設計了串聯型PNP常開PK近接開關電路.入水和充電前，確認系統安全無誤后，擰緊接近安全蓋，PNP常閉開關導通，啟動電源;出水和運輸時，松開安全蓋，斷開供電，以提高系統安全性.

2 數值模擬分析

在水翼運動分析基礎上，就水翼簡諧拍動進行受力分析，發現左右水翼同頻同相同幅運動時所受水動力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，Fn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)分別為水翼運動的升力和推力系數.

再將式(1)進行坐標變換，可得仿生系統運動在載體坐標系下的水動力方程如下:

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

分析式(1)、(2)可知，參數中的拍旋頻率f和位旋幅值β直接影響水翼推進水動力性能，而拍旋頻率f又直接對應拍旋角速度ω1.本文通過分析認為，水翼拍旋角速度ω1和位旋幅值β是調節水翼推進水動力的重要動態參數，影響整個仿生系統的運動性能.為探討水翼運動參數與仿生系統推進受力之間的關系，本文改變ω1和β的輸入值，基于數值模擬仿真實驗，進行水翼運動水動力分析，研究其對于系統直航和轉艏運動的影響.相關參數為水翼展長0.44 m，弦長0.12 m，運動周期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對于系統直航推力的影響，取ω1分別為1.26、1.36和1.46 rad/s，周期內位旋占空比τ為0.4，下拍位旋角30°，進行數值模擬仿真，得水翼法推進產生推力如圖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ω1從1.26 rad/s變化至1.46 rad/s時，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，但上揮階段峰值遠大于下拍階段，如 ω1為1.36 rad/s時，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而提高系統直航速度.

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，周期內位旋占空比τ為0.4，數值模擬仿真得到水翼法推進所受推力如圖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上，兩階段產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，水翼各運動階段內推力隨著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，系統平均縱向加速度最大.因此，只要調節β值大小，即可在一定范圍內決定下拍和上揮階段的推力分布，進而調節系統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 艏向轉矩分析

左右水翼差動是系統產生艏向轉矩的主要原因，拍旋角速度ω1不同是產生左右水翼差動的主要形式.現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，仿真得到系統艏向轉矩如圖8所示.

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

圖8中，規定仿生系統所受順時針方向的轉矩為正值，可見，有效艏向轉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，相同下拍時間內左翼幅值較大，導致左翼在下拍后半程瞬時水動力縱向分量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所受轉矩皆呈正弦波形式分布，期間產生了小加速和小減速輪替的轉艏.俯旋階段調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，此時左右兩翼“8”型回程產生了全程加速，故上揮階段無艏向力矩振蕩出現，且轉矩大幅增加.圖8中，兩水翼ω1相差越大，產生艏向轉矩越大，如差動從0.06 rad/s增加到0.16 rad/s時，艏向轉矩由0.9 N·m增大為2.3 N·m，轉矩變化梯度保持相對穩定(尤其在上揮階段)，即拍旋角速度在較寬范圍內可以有效控制艏向運動.

3 仿生系統實驗研究

3.1 直航實驗

在水翼法運動機理研究和上節水動力分析基礎上，分別改變水翼運動拍旋角速度ω1和位旋幅值β的輸入參數，進行仿生系統水池直航實驗，對上述分析及數值模擬結果進行驗證.

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，水翼運動周期3.5 s，進行仿生系統變拍旋角速度ω1的直航速度對比實驗結果如圖9所示，經差分得到加速度變化曲線，如圖10所示.

圖9 ω1變化下的仿生系統直航速度實驗數據Fig.9 The direct navigation speed experimental datas of bionic system under the different ω1

仿生系統直航運動包括加速和勻速2個階段.由于水翼下拍和上揮為推進受力過程，俯旋和仰旋時推力又有所下降，故系統所受加速度一直處于波動狀態.因啟動階段阻力小于推力，此時加速度波動更為激烈，但主要處于正值區域，且產生了峰值，如圖10中，ω1為1.06 rad/s時，|amax|=0.055 m/s2; 1.68 rad/s時，|amax|=0.125 m/s2;2.34 rad/s時，|amax|=0.103 m/s2，這就導致了系統在啟動加速時，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出現大的跳變，如圖9所示，驗證了水翼推進機理中旋轉環流和尾跡捕獲促使推力峰值出現的作用.3種ω1變化下的系統加速過程類似，經歷大約25 s后進入勻速階段，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，驗證了2.1節中水翼推力隨ω1的增加而呈降加速度增長的分析結果.

圖10 ω1變化下的仿生系統直航加速度實驗數據Fig.10 The direct navigation acceleration experimental data of bionic system under the different ω1

圖11 β變化下仿生系統直航速度實驗數據Fig.11 The direct navigation speed experimental data of bionic system under the different β

位旋幅值β對于水翼運動的推、升力分配有直接關系，從而影響系統直航速度.現分取 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.仿生系統變β值的直航速度對比實驗結果如圖11所示，加速度曲線如圖12所示.

圖11中，3種β值變化下的系統直航運動過程與前面相似，系統在經歷約30 s加速之后進入勻速階段.但系統在速度上升和下降交替時所產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，|amax|=0.08 m/s2;120°時，|amax|= 0.1 m/s2;140°時，|amax|=0.12 m/s2，呈現一定的線性增長規律.同時，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，振蕩幅度0.039 m/s;120°時，0.058 m/s;140°時，0.068 m/s，使系統速度穩定性降低，這是由于β值的增大造成水翼位旋運動作用時間增長，即無推力作用時間增長的緣故.位旋幅值β對于系統推進的這種受力分配作用表明，位旋運動參數很大程度上影響著系統運行時的速度穩定性.此外，β還對系統直航速度和加速度呈現先增后抑的影響趨勢，圖11、12中，β為100°時，系統平均速度約 0.2 m/s，平均加速度5.5×10－3m/s2;120°時，速度0.23 m/s，加速度5.7 ×10－3m/s2;140°時，速度0.16 m/s，加速度4.2× 10－3m/s2，驗證了2.1節中水翼推力在周期各階段內隨β值變化呈反向變化趨勢，且當βd與βu相等時，系統平均縱向加速度最大的分析結果.

圖12 β變化下仿生系統直航加速度實驗數據Fig.12 The direct navigation acceleration experimental data of bionic system under the different β

3.2 轉艏實驗

仿生系統轉艏實驗以右轉為例，右翼靜止，左翼游動，通過改變拍旋角速度ω1控制轉艏速度.設左翼拍旋幅值120°，位旋速度2.7 rad/s，運動周期3.5 s，ω1分取1.06、1.3、1.68、2和2.34 rad/s，進行仿生系統原地右轉艏實驗，得到如圖13所示轉艏角速度分布曲線.

圖13中，5種ω1下的系統轉艏速度分別為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，與直航運動時相對于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，驗證了2.2節中兩水翼ω1相差越大，產生系統艏向轉矩越大的分析結果.

圖13 ω1變化下的原地右轉艏向角速度實驗數據Fig.13 The right yawing angular velocity experimental datas on the spot of bionic system under the different ω1

圖14 蹼翼偏置時原地右轉艏向角速度實驗數據Fig.14 The right yawing angular velocity experimental data on the spot of bionic system while the palmiped offset

為研究蹼翼運動對仿生系統艏向控制的影響，本文進行蹼翼偏置下的系統轉艏速度實驗.實驗條件與上相同，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°，進行系統右轉艏實驗，得到蹼翼偏置下的系統右轉艏角速度曲線如圖14所示.

圖14中，仿生系統轉艏速度曲線呈余弦波形式分布，起始點為蹼翼偏置0°時的系統轉艏速度，當蹼翼偏置0°～25°時，蹼翼偏置弱化了系統轉艏能力，艏向角速度由最初的8.68°/s逐漸下降，在15°左右達到波谷狀態8.25°/s，15°以后又有所提高; 25°～60°時，蹼翼偏置對系統轉艏速度開始呈現強化作用，并在42°時達到最高的9.12°/s;當蹼翼偏置60°以上時，又對系統轉艏運動起明顯阻礙作用，轉艏速度急劇下降，75°時已降至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動條件下的系統轉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轉艏運動速度的依據.

4 結束語

為探討水下非螺旋槳推進方式，該文研制了一種仿生水翼推進系統，并對其進行了數值模擬水動力分析，以及變參數下的直航和轉艏性能水池實驗.實驗結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運行速度及其速度穩定性具有較大影響，為仿生系統控制策略研究提供了依據.

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