帶自控翼穿浪雙體船縱向運動研究

劉 偉,侯國祥,許 晟,王永寧,楊 帥,吳啟瑞

(1.華中科技大學 船舶與海洋工程學院，湖北 武漢 430074；2.中國艦船研究設計中心, 湖北 武漢 430064)

帶自控翼穿浪雙體船縱向運動研究

劉 偉1,侯國祥1,許 晟2,王永寧2,楊 帥2,吳啟瑞2

(1.華中科技大學 船舶與海洋工程學院，湖北 武漢 430074；2.中國艦船研究設計中心, 湖北 武漢 430064)

減小穿浪雙體船在波浪上的縱向運動對提高其性能具有非常重要的意義。本文在傳統固定水翼和尾壓浪板的基礎上引入自控翼系統，根據切片理論，利用Matlab編程計算穿浪雙體船的縱向運動。根據計算和試驗結果分析得到水翼的最佳運動控制方式，進而得到穿浪雙體船帶自控翼時的縱向運動。對比結果表明，自控翼系統可以較大地減小穿浪雙體船的縱搖幅值。

穿浪雙體船;減搖效果;自控翼;切片理論

0 引 言

船舶在波浪中的運動性能是衡量其性能是否優良的一個重要標志，而縱向運動性能對穿浪型雙體船來說尤為重要，過大的縱向運動幅值將嚴重損害船的航行性能指標。在雙體船上設置前后穩定鰭[1-3]，不但能保證船的縱向運動穩定性，而且還能改進船在迎浪航行時的運動性能，進而消減船的縱向運動，減小其在波浪上運動的幅值。

為進一步改進穿浪雙體船的縱向運動性能，必須對前后鰭施加控制，從而使鰭產生的升力和恢復力矩始終與波浪擾動力矩相反。通常需要設計一個反饋控制系統，根據設置在船上某些特定位置的傳感器所測得的船運動的位移、速度和加速度信號，按一定規律對鰭的控制執行機構發出動作指令，控制鰭的運動，達到消減縱向運動的目的，這正是本文所要研究的自控翼系統。

1 基本理論

加水翼和尾壓浪板控制后船的縱向運動方程為：

該方程是在微幅波及細長體理論假設下的二階常微分方程組，表示船舶在微幅規則波中逆浪運動時縱搖和升沉的耦合運動。

由于水翼和尾壓浪板的作用，原方程左邊各水動力系數發生了變化，這些水動力系數由船運動引起的勢流運動、粘性作用、水翼和尾壓浪板的水動力效應組成。其中，勢流引起的可按切片理論計算，粘性和鰭所產生的水動力系數是以試驗和半經驗半理論方法推出的[4-5]。

方程右邊加進了由水翼和尾壓浪板工作提供的恢復力和恢復力矩，其中Ff(t)為鰭升力所產生的恢復力，Mf(t)為鰭升力產生的力矩，用以抵消波浪擾動力矩，達到消減縱向運動的目的。

設水翼力矩導前縱搖運動的相位為εθf，縱搖滯后于波浪力矩的相位為εθw，則水翼的力矩為可表示為：

Mf(t)=Mfae-i(wet-εθw+εθf)。

其中縱搖滯后于波浪力矩相位εθw可由船的縱向運動方程組解得：

εθw=tan-1(-ξ5S/ξ5C)。

由于水翼和尾壓浪板分別位于船的首尾部，為了使二者產生的力矩都能夠抵消波浪干擾力矩，需要保持壓浪板與水翼運動方向相反，即相位差始終為180°。因此問題的關鍵就是確定水翼力矩導前縱搖相位角εθf。當保持水翼的運動周期與船的遭遇周期相同時，水翼的轉角可以設為

αf(t)=αfe-j(ωet-εθw+εθf)。

其中αf為水翼運動的幅值。

在小攻角下，鰭的升力可表示為：

式中：A(f)為水翼的投影面積；CLα為水翼的升力曲線斜率；ρ為水密度；U為船速。

假定水翼壓力中心位于水翼導緣后1/4平均弦長與展長中線的交點(l,0,-d1(l))，不計船體和水翼對波的繞射效應，在小攻角假設下， 水翼壓力點的攻角為：

當水翼的轉角為αf(t)=αfe-j(ωet-εθw+εθf)，水翼壓力點的攻角[6]為：

αf·e-j(ωet-εθw+εθf)。

水翼的慣性力可表達為：

水翼的橫向粘性阻力可表達為：

由水翼引起的縱搖力矩為：

則縱向運動由水翼引起的水動力系數和波浪擾動力為：

2 控制系統

2.1 系統布局情況

水翼和尾板位置如圖1所示，水翼的構造以及尾板伺服機構如圖2所示。控制過程中，主水翼固定，襟翼和尾板根據命令轉動。控制系統設備布局情況如圖3所示。

圖1 水翼和尾板安裝位置Fig.1 Installation location of hydrofoil and stern flap

圖2 水翼和尾板結構Fig.2 Structure of hydrofoil and stern flap

圖3 設備布置Fig.3 Equipment layout

2.2 系統工作原理

系統工作原理如圖4所示，通過監控計算機接收并顯示水翼艇當前的姿態、前水翼的轉角、后尾板位置。然后可以由操作人員通過監控計算機下達前翼、后尾板的轉角指令(遙控)，或根據控制程序自主控制并且準確定位(自控)。進而同步到控制器進行伺服控制，并將電機運動和編碼器信息反饋到同步控制器。控制系統如圖5所示。

圖4 工作原理框圖Fig.4 Working principle diagram

圖5 控制系統框圖Fig.5 Control system block diagram

3 水翼導前縱搖相位角研究

3.1 模型參數

文中研究的某穿浪雙體船為WPC-X，船模與實船縮尺比是1∶25，船模主要尺度和參數如表1所示。

表1 WPC-X船模參數表Tab.1 Parameter table of WPC-X

3.2 程序可靠性驗證

穿浪雙體船WPC-X在迎浪狀態下，實船航速35kn(Fn=0.597)，光體和帶固定翼的縱搖運動幅值響應函數計算值與試驗值的比較分別如圖6和圖7所示。從圖中可以看出，計算和試驗結果吻合較好，因此該程序能夠較好地預報穿浪雙體船的縱搖運動。

圖6 WPC-X光體縱搖頻響曲線比較Fig.6 Pitch frequency response curve of light body model

圖7 WPC-X帶固定翼縱搖頻響曲線比較Fig.7 Pitch frequency response curve of WPC-X model with fixed wing

3.3 導前縱搖相位角研究

通過程序計算得到雙體船在不同的導前縱搖相位角εθf時的縱搖運動如圖8所示。

圖8 計算得到的縱搖幅值與導前縱搖相位角關系Fig.8 Relationship between pitching amplitude and the phase angle ahead pitching by calculating

由計算結果可以看出，水翼運動導前縱搖相位角εθf=90°時能達到最好的減縱搖效果。而在實際問題中，由于控制系統在工作過程中存在一定的延遲問題，往往最佳的導前縱搖相位角是需要大于90°的。于是通過模型試驗來探究最佳的導前縱搖相位角同時證明理論計算的可靠性。

圖9 試驗得到的縱搖幅值與導前縱搖相位角關系Fig.9 Relationship between pitching amplitude and the phase angle ahead pitching by tests

其中波長5m，水翼超前縱搖相位角0°和100°時的縱傾角度和水翼返回角度關系如圖10和圖11所示(圖中幅值較小的為縱搖角度，較大的為水翼返回角度)。

圖10 εθf=0°時縱搖角和水翼角度關系Fig.10 Relationship between pitching angle and hydrofoil angle when εθf=0°

圖11 εθf=100°時縱搖角和水翼角度關系Fig.11 Relationship between pitching angle and hydrofoil angle when εθf=100°

從模型試驗結果可看出，當設定的水翼轉角導前縱搖相位角為100°左右時，實際水翼的轉角剛好超前縱搖運動90°相位，此時的減縱搖效果最明顯。因此在后面的試驗中都將控制系統中的水翼導前縱搖相位角設為100°。

4 自控翼系統減縱搖效果比較

4.1 規則波結果

穿浪雙體船WPC-X在迎浪狀態下，實船航速35kn(Fn=0.597)，采用前述最佳導前縱搖相位角自控翼系統時的規則波縱搖計算與實驗頻響曲線如圖12所示。圖中計算值與實驗值吻合較好，說明該程序不僅可以計算光體和帶固定翼的狀態，對帶自控翼狀態也有較好的計算精度。

WPC-X迎浪狀態時，實船航速35 kn(Fn=0.597)，在規則波中試驗得到的各狀態縱搖幅值頻響曲線如圖13所示。

圖12 WPC-X 帶自控翼縱搖頻響曲線比較Fig.12 Pitch frequency response curve of WPC-X model with automatic control flap

圖13 規則波試驗結果比較Fig.13 Comparing of regular wave test results

4.2 非規則波結果

WPC-X迎浪狀態下，實船航速35 kn(Fn=0.597)，5級海況非規則波試驗得到的各狀態縱搖有義幅值及減搖效果如表2所示。

表2 縱搖角有義幅值對比表Tab.2 The comparison table of pitch angle amplitude

5 結 語

程序計算結果與模型試驗的結果能較好地吻合，可以看出該程序不僅能夠很好的預報穿浪雙體船光體或加固定翼時的縱向運動，同時也能較好的模擬加自控翼后雙體船的縱向運動。從試驗和計算結果可以看出，自控翼系統能夠較大幅度地降低穿浪雙體船的縱搖幅值，在對縱向耐波性能要求較高的船上有很好的應用前景。

[1] 常進.帶T型翼的穿浪船運動姿態控制系統研究[D].武漢：武漢理工大學，2012.

[2] 朱海燁.小水線面雙體船穩定鰭優化設計研究[D].哈爾濱：哈爾濱工程大學，2007.

[3] 李元暉.小水線面雙體船減搖鰭系統控制分析與初步設計[D].哈爾濱：哈爾濱工程大學，2006.

[4] 劉應忠，繆國平.船舶在波浪上的運動理論[M].上海：上海交通大學出版社，1987.

[5] LEE C M.Prediction of motion，stability，and wave loads of small-waterplane-area twin-hull ships[J].Trans.SNAME，1977，85:94-130.

[6] 蔡新功，李積德.加裝減縱搖組合附體艦船運動預報[J] .水動力學研究與進展(A輯)，2003(2):25-32.

CAI Xin-gong，LI Ji-de.Prediction of motion of ships with built-up stabilizing appendage[J].Journal of Hydrodyn-amics(A series)，2003(2):25-32.

Research on longitudinal motion of WPC with automatic control flap

LIU Wei1,HOU Guo-xiang1,XU Sheng2,WANG Yong-ning2,YANG Shuai2,WU Qi-rui2

(1.School of Naval Architecture and Ocean Engineering, Huazhong University of Science and Technology, Wuhan 430074,China；2.China Ship Development and Design Center,Wuhan 430064,China)

To reduce the longitudinal motion in waves of wave piercing catamaran is very important for improving its performance. In this paper,automatic control flap system is introduced based on the traditional hydrofoil and stern flap. The Matlab program based on strip theory is written for calculating longitudinal motion of WPC. Optimal mode of motion of flap can be found according to the calculation and experiment analysis. Then the longitudinal motion of WPC with automatic control flap can be

. The comparison results show that, automatic control flap system can greatly reduce the pitching amplitude of WPC.

WPC；damping effect；automatic control flap；strip theory

2013-10-12；

2013-12-16

劉偉(1990-)，男，碩士研究生，研究方向為船舶與海洋結構物設計制造。

U661

A

1672-7649(2014)06-0026-05

10.3404/j.issn.1672-7649.2014.06.005