淺水域探測型無人水下航行器海洋動能發電裝置特性研究

丁文俊,宋保維,毛昭勇,趙曉哲

(1.西北工業大學航海學院, 710072, 西安; 2.西北工業大學水下航行器研究所, 710072, 西安;3.海軍大連艦艇學院訓練部, 116013, 遼寧大連)

淺水域探測型無人水下航行器海洋動能發電裝置特性研究

丁文俊1,2,宋保維1,2,毛昭勇1,2,趙曉哲3

(1.西北工業大學航海學院, 710072, 西安; 2.西北工業大學水下航行器研究所, 710072, 西安;3.海軍大連艦艇學院訓練部, 116013, 遼寧大連)

為了解決淺水域探測型無人水下航行器探測模塊長時連續工作時對能源的需求,設計了基于海洋動能的晃動發電裝置,根據拉格朗日方程建立了航行器與晃動擺耦合的運動方程,最后根據簡化的運動方程,采用龍格庫塔方法求解并分析了影響晃動發電性能的因素,研究了不同海況下航行器運動幅度、周期、擺長、質量、轉動慣量等參數以及不同運動耦合對發電性能的影響。在2級海況下,最佳電機阻尼系數為5.4 N·m·s/rad,3種激勵運動耦合時發電裝置平均功率能夠達到0.5 W。研究分析表明,提出的基于海洋動能發電裝置模型是合理可行的,在一般海況下,能夠滿足探測模塊的能源需求,同時發現運動幅度、周期、擺長、質量以及耦合橫搖運動對發電性能影響較大,轉動慣量以及耦合垂蕩運動對其影響較小。研究結果為后期晃動發電機的研制、工程試驗及優化,提供了一定的理論基礎與借鑒。

海洋動能;發電;晃動發電機;水下航行器

為了實現航行器具有長時間執行任務的能力,國內外相關機構、學者對航行器新型能源技術異常重視,美國、俄羅斯等國已開展了多項圍繞適合航行器的新型能源技術的研究工作,主要集中在溫差能、太陽能等環境能源在航行器上的應用,并取得了一定的研究成果[1-4]。如美國 Webb實驗室研制了溫差能驅動的Slocum Thermal水下滑翔機[2-3],俄羅斯研制了太陽能水下航行器[4]。在國內,如天津大學、中國科學院沈陽自動化所、國家海洋技術中心、西北工業大學等一些研究所和高校也相繼開展了有關航行器能源技術的研究工作[5-8]。

目前對溫差能的利用,水下滑翔機需要穿越不同的等差層,為了達到較大的溫差需要穿越的深度比較深,且不適合定點監測。太陽能的利用隨天氣變化波動較大,另外采用太陽能,為了增加吸收太陽能的面積,航行器的外形結構比較特殊,同樣不適合常規結構外形的水下航行器。

本文涉及的淺水域探測型無人水下航行器為常規外形,采用艦艇常規水下發射方式發射,當其進入工作地點后,通過錨鏈系留或者懸停于近水面,并轉換工作狀態進入探測模式。其主要工作為在沿海淺水域完成信息收集、環境監測、情報偵查等軍事或民用任務。探測模塊的功耗一般為150mW,常規能源模式為電池供電,服務期多為半年。為了延長服務期,上述新型能源方式無法應用到本探測型航行器上,因此本文開展了基于海洋動能的晃動發電裝置的研究。

本文根據淺水域探測型無人水下航行器的特點,設計了基于海洋動能的晃動發電裝置,以解決探測型無人水下航行器在探測模式下的能源自給問題。此發電裝置能夠利用海洋中波浪起伏、海流擾動、潮汐等海洋動能,通過晃動擺的慣性作用將其轉化并儲存,為航行器內部探測模塊電子設備提供能源補給。本文的理論研究以及分析結果可以指導海洋動能晃動發電裝置的理論研究,并為隨后的工程應用提供依據。

1 海洋動能晃動發電裝置設計

海洋動能晃動發電裝置主要由晃動擺和永磁發電機組成,其結構如圖1所示。永磁發電機固定安裝在航行器內部支承板上,晃動擺固定安裝在永磁發電機的轉子上,見圖2。其主要作用是通過晃動擺的慣性收集海洋動能,兩者中間可以增加增速機構以提高轉速,改進永磁發電機的發電性能。

圖1 晃動發電裝置結構圖

圖2 晃動發電裝置安裝及航行器系留圖

晃動發電裝置工作原理為:航行器在近水面將受到波浪、潮汐、洋流等海洋動能的擾動,通過慣性使晃動擺擺動,從而旋轉永磁發電機轉子,切割永磁發電機定子,使之產生感應電動勢。該發電裝置有如下優點。

(1)該裝置結構簡單,無需改變航行器的結構外形,所有零部件可以作為一個獨立部件安裝在航行器內部,這樣可以使該發電裝置與外部海洋環境隔離,保護其不受海水腐蝕、動密封、海洋生物附著等影響,這將大大降低其成本。

(2)該裝置的晃動擺是一個圓弧形偏心慣性擺,能夠圍繞旋轉軸作整圈旋轉,而且不損毀航行器和發電裝置,即使在惡劣的海況下,該發電裝置也擁有極強的生存能力。

2 航行器與晃動擺運動方程

假設入射擾動為二維擾動,且垂直于航行器,晃動擺旋轉軸線與航行器縱軸重合,在此假設下航行器的縱蕩、首搖和縱搖運動對晃動擺的運動不產生影響,因此航行器與晃動擺的耦合運動只與航行器的垂蕩、橫蕩和橫搖有關。

在水平面建立地面坐標系xoy,令x為航行器的橫蕩運動,y為航行器的垂蕩運動,假設航行器重心G位于航行器縱軸上,θ為航行器的橫搖運動,γ為晃動擺相對于航行器的搖擺運動,見圖3。晃動發電裝置的發電性能主要取決于晃動擺相對于航行器的搖擺運動γ。令I為航行器的轉動慣量,Ip為晃動擺的轉動慣量,l為晃動擺的擺動旋轉中心點到晃動擺質心的距離,m為航行器的質量,mp為晃動擺的質量,g為重力加速度。

圖3 晃動擺坐標系

設r=(x,y,θ,γ)T為位置矢量,在時域內,根據拉格朗日方程推導建立系統的運動方程為

(1)

式中:Fex為激勵力及力矩矩陣,主要由入射波、衍射波、潮汐等海洋動能因素產生;FH為航行器在黏性流體中運動受到的阻尼力及力矩矩陣;λ為航行器的附加質量矩陣,與航行器的外形有關;Fm為錨鏈作用力及力矩矩陣(懸停時為零矩陣);FPTO為永磁發電機產生的電磁力及力矩矩陣;M為航行器與晃動擺系統的質量矩陣,包含了航行器與晃動擺的耦合運動項,其表達式如下

(2)

Fg為重力作用力

(3)

Fc為由于旋轉運動產生的科氏力

(4)

FPTO為永磁發電機產生的電磁轉矩,在永磁發電機后端負載確定的情況下,可以假設電磁阻矩為一個阻尼器[9],其后端負載等影響可以簡化為阻尼系數C對晃動發電系統的影響,表達式為

(5)

其晃動發電功率P便可以表示為

(6)

Fex、FH、λ、Fm矩陣只與航行器的參數有關,與晃動擺的運動方程無關,它們的表達式可以參照相關專業書籍及文獻建立[10-12]。本文側重于發電裝置特性研究,分析各種參數對其發電性能的影響,探索發電裝置技術方案的可行性。本文初步研究時,參考文獻[13]的相關研究結果,航行器在波浪中的流體特性有待進一步研究。因此,系統的運動方程可以簡化為多參數激勵下的晃動擺的非線性運動方程

(7)

本文采用MATLAB中的四階龍格庫塔法對該參數激勵下的非線性方程進行數值求解。

本文直接采用文獻[13]中水下航行器模型,并引用文中的研究結果(見表1)來分析晃動擺在多參數激勵下的運動響應、晃動發電裝置的發電性能及對晃動發電性能的影響因素。

表1 水下航行器近水面懸停受波浪的影響

3 晃動發電性能研究

根據文獻[13]的研究結果,水下航行器懸停時,其橫蕩與垂蕩周期及幅度都差別不大,不考慮初始相位,并假設橫搖的激勵周期與橫蕩、垂蕩相同,則可假設各自的激勵方程,其中橫蕩運動方程為

x=xG+Xcos(2πt/T)

垂蕩運動方程為

y=yG+Ysin(2πt/T)

橫搖運動方程為

θ=Θsin(2πt/T)

3.1 晃動頻率與幅度對發電性能的影響

首先分析水下航行器只有橫蕩運動的情況,選取表2中數據,并適當變動相應參數,分析水下航行器晃動發電裝置中晃動擺的運動響應,以及橫蕩幅度、橫蕩周期、電機阻尼系數對發電性能的影響。假設l為0.25 m,mp為10kg,Ip為0.03kg/m2。

表2 橫蕩參數比較

圖4 橫蕩運動下平均發電功率圖

由圖4可知,航行器橫蕩幅度和周期的變化對裝置平均發電功率均有影響,具體分析如下。

(1)當橫蕩幅度增大時,平均發電功率增大。

(2)當橫蕩周期變小時,平均發電功率增大,而且增大非常明顯。

(3)當海況級別增大時,平均發電功率反而減小,其原因是海況增加,雖然橫蕩幅度增大,但是橫蕩周期同樣也增大,周期對發電性能的影響比幅度的影響大,所以平均發電功率反而減小。

(4)不管橫蕩幅度和周期的變化,平均發電功率在電機阻尼系數為5.4時達到最大值,在2級海況下,能夠達到0.2 W。在變動周期為2 s時,其平均發電功率可以達到0.8 W。在變動幅度為0.25 m時,其平均發電功率可以達到0.3W,基本上都滿足探測模塊的功率需求。

在橫蕩幅度為0.178 6m、周期為2.6s的2級海況條件下,假設l為0.25 m、Ip為0.03kg/m2、mp為10kg、C為5.4 N·m·s/rad時,晃動擺的運動響應圖及其功率圖如圖5和圖6所示。

圖5 晃動擺運動響應

圖6 發電功率圖

由圖6可知,在2級海況下,發電功率能夠達到0.35 W,但是功率波動比較大,表明該發電裝置需要較高的過載能力,并需要增加電子系統來減少功率波動。

在分析水下航行器只有橫搖運動時,選取2級海況下的3種工況,幅度為π/18、周期為2 s,幅度為π/18、周期為2.6s,幅度為3π/36、周期為2.6s,來分析橫搖幅度、橫搖周期以及電機阻尼系數對裝置發電性能的影響。分析中假設l為0.25 m,mp為10kg,Ip為0.03kg/m2。

圖7 橫搖運動下平均發電功率圖

從圖7中分析可知,在橫搖運動影響下,幅度與周期對裝置發電功率均有影響,具體如下。

(1)當橫蕩幅度增大時,平均發電功率增大。

(2)當橫蕩周期變小時,平均發電功率也增大。

(3)與圖4相比可知,裝置的最佳功率點發生在阻尼系數為5.4 N·m·s/rad時,并且其阻尼系數不隨激勵條件而改變。同時,在2級海況下,幅度為π/18、周期為2.6s時裝置的最低功率能夠達到0.35 W,能夠滿足其探測模塊要求。

3.2 晃動擺質量對發電性能的影響

在橫蕩幅度為0.178 6m、周期為2.6s下,l為0.25 m,Ip為0.03kg/m2,不同質量對裝置發電性能的影響如圖8所示。從圖8中分析可知,在2級海況、不同質量條件下,當電機阻尼系數在0～2 N·m·s/rad范圍內時,質量的影響基本上可以忽略,當電機阻尼系數大于2 N·m·s/rad后,質量對平均發電功率的影響隨質量增加而增大,在電機阻尼系數達到一定值時,影響比較明顯。

圖8 質量對裝置平均發電功率的影響

3.3 晃動擺轉動慣量對發電性能的影響

在橫蕩幅度為0.178 6m、周期為2.6s的條件下,l為0.25 m,mp為10kg,不同轉動慣量Ip對裝置發電性能的影響如圖9所示。從圖9中分析可知,在2級海況下,晃動擺的轉動慣量對裝置平均發電功率的影響可以忽略。

圖9 轉動慣量對裝置平均發電功率的影響

3.4 晃動擺擺長對發電性能的影響

在橫蕩幅度為0.178 6m、周期為2.6s下,mp為10kg,Ip為0.03kg/m2,不同擺長對裝置發電性能的影響如圖10所示。從圖10中分析可知,在2級海況下,晃動擺的擺長變化在電機阻尼系數為0～4.3N·m·s/rad范圍內時,對平均發電功率的影響不大,但在阻尼系數達到4.3N·m·s/rad后,隨擺長增大,其平均發電功率相應增大。

圖10 擺長對裝置平均發電功率的影響

3.5 航行器耦合運動對發電性能的影響

取l為0.25 m、Ip為0.03kg/m2、mp為10kg。在2級海況下,航行器橫蕩幅度為0.178 6m,周期為2.6s;垂蕩幅度為0.178 6m,周期為2.6s;橫搖幅度為π/18,周期為2.6s。在橫蕩、垂蕩、橫搖相互耦合作用下,對裝置的發電性能影響的比較如圖11所示。

圖11 2級海況下裝置的平均功率

在4級海況下,航行器橫蕩幅度為0.778 4 m,周期為5.3s;垂蕩幅度為0.778 4 m,周期為5.3s;橫搖幅度為π/18,周期為5.3s。在橫蕩、垂蕩、橫搖相互耦合作用下,對裝置的發電性能影響的比較如圖12所示。

圖12 4級海況下裝置的平均發電功率

從圖11和圖12中分析可知,在2級海況和4級海況下,在航行器橫蕩運動的基礎上,航行器垂蕩運動和橫搖運動與其耦合對發電性能的影響中,橫搖的影響比較大,垂蕩的影響基本上可以忽略。

在近水面波浪作用下,航行器與系泊系統聯合作用,產生的耦合運動是十分復雜的,本文未對其進行深入分析,同時水深、系泊長度對耦合運動的影響也未加以考慮,這些問題有待于進一步研究。

4 結 論

本文根據淺水域探測型無人水下航行器的特點,提出了基于海洋動能的晃動發電技術,以解決探測型無人水下航行器探測模塊的能源自給問題。研究了不同海況,運動幅度、周期、擺長、質量、轉動慣量等參數以及不同運動耦合對發電性能的影響,結果如下。

(1)隨著運動幅度的增大,該裝置平均發電功率增大;隨著運動周期的減小,其平均發電功率是增大的,而且周期的變化對平均發電功率的影響較幅度變化的影響大。

(2)在該裝置結構參數不變的情況下,各種工況中隨著阻尼系數的增大,其平均發電功率先增大,在某個位置會達到最大值,且該阻尼系數的值不隨工況變化而改變,只與結構參數有關。

(3)在激勵條件一定時,改變裝置的質量、擺長對平均發電功率的影響較大,而改變轉動慣量對其影響較小。

(4)在耦合運動激勵下,橫搖對裝置平均發電功率影響比較大,而垂蕩的影響基本上可以忽略。同時,在2級海況下,3種運動耦合時裝置平均發電功率能夠達到0.5 W,基本能夠滿足探測模塊的能源需求。

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(編輯 杜秀杰)

ResearchonCharacteristicsofPowerGenerationDeviceforDetectionUUVbyOceanKineticEnergyinShallowWater

DING Wenjun1,2,SONG Baowei1,2,MAO Zhaoyong1,2,ZHAO Xiaozhe3

(1.School of Marine Science and Technology, Northwestern Polytechnical University, Xi’an 710072, China;2.Institute of Underwater Vehicle, Northwestern Polytechnical University, Xi’an 710072, China;3.Training Department, Dalian Naval Academy, Dalian, Liaoning 116013, China)

To deal with energy demand of detection module of a detection unmanned underwater vehicle (UUV) for long continuous operation in shallow water, a rocking energy generation device in terms of ocean kinetic energy is proposed.The coupled motion equations for the vehicle and the rocking pendulum are established according to Lagrange equation.The factors affecting rocking generation performance are analyzed by solving the simplified motion equation with Runge-Kutta method.The influence of parameters on the rocking generation is investigated over a range of sea state, such as vehicle movement amplitude, period, pendulum length, and mass and moment of inertia with different coupling motions.Under sea state 2, the optimum damping coefficient for maximum power output gets 5.4 N·m·s/rad, and the average power output under three coupling excited motions reaches 0.5 W.The proposed ocean kinetic energy generation device model is reasonable and feasible, which meets the energy demand of the detection module under the general sea state.It is found that the amplitude, period, length, mass and the coupling rolling motion exert obvious impact on the rocking generator, but the moment of inertia and coupling heaving motion affect slightly.

ocean kinetic energy; electricity power; rocking generator; underwater vehicle

2013-09-22。

丁文俊(1989—),男,博士生;宋保維(通信作者),男,教授,博士生導師。

國家自然科學基金資助項目(51179159);教育部高等學校博士學科點專項科研基金資助項目(20116102110009)。

時間:2014-02-24

10.7652/xjtuxb201404013

TK71;TJ61

:A

:0253-987X(2014)04-0073-06

網絡出版地址:http:∥www.cnki.net/kcms/detail/61.1069.T.20140224.1433.003.html