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X 形全动舵十字形鳍布局高速水下航行器设计参数对操纵性影响分析张锐(武警海警学院 舰艇指挥系,浙江 宁波,315000)摘要:针对 X 形全动舵十字形鳍布局的高速水下航行器外形结构,采用部件叠加原理建立了航行器流体动力系数与各部分尺寸之间的函数模型,建立了航行器流体动力、操纵稳定性和机动性与流体动力系数的关系。在给定各部件尺寸范围的前提下,通过优化超立方拉丁抽样得到设计变量的样本区间,采用试验设计思想分析了设计参数对航行器机动性能的影响程度,以及操纵性能对设计参数变化的灵敏度。结果表明,当设计参数在约束范围变化时,X 形全动舵十字形鳍布局的高速水下航行器纵平面稳定度 Gy和侧平面的动稳定度 Gz均在 0.4 以上,具有良好的机动能力;航行器的负浮力大小与重心和浮心相对位置对航行器的 Gy、Gz影响比较明显且呈现负效应;全动舵的舵截面弦长和展长对航行器机动性能影响最大,且全动舵宜设计为大展弦比舵并尽量安装在靠近尾部的位置。关键词:高速水下航行器;机动性;灵敏度;X 形全动舵;十字形鳍中图分类号:TJ630.1;U674 文献标识码:A 文章编号:2096-3920(2023)05-0750-10DOI:10.11993/j.issn.2096-3920.2022-0057InfluenceofDesignParametersofHigh-SpeedUnderseaVehicleswithX-ShapedAll-MovableRudderandCross-ShapedFinonManeuverabilityZHANGRui(Department of Warship Command,China Coast Guard Academy,Ningbo 315000,China)Abstract:Parameterized shape of the undersea vehicle with X-shaped full-rudder and cross-shaped fin layout wasestablished.The function of the fluid dynamic coefficient of the undersea vehicle with the size of each part was established bythe principle of component superposition.The relationship between the fluid dynamics,steering stability,maneuverability ofthe vehicle and the hydrodynamic coefficient was established.Under the premise of the size range of each component,thesample interval of the design variables was obtained by optimizing the hypercube Latin sampling.The experimental designidea was used to analyze the influence degree of the design parameters on the maneuverability of the vehicle,the sensitivity ofmaneuverability to changes in design parameters was analyzed as well.The results showed that the high-speed underseavehicle with X-shaped full-rudder and cross-shaped fin layout has good maneuverability.When the design parameters changewithin the constraint range,the dynamic stability of the longitudinal plane Gy and the lateral plane Gz are both above 0.4.Themaneuverability of the vehicle as well as the negative buoyancy of the vehicle and the relative position of the center of gravityand the center of buoyancy have a significant impact on the Gy and Gz,and have a negative effect presented;the chord lengthand the length of the rudder section of the full rudder have the greatest impact on the maneuverability of the vehicle.Therudder section chord length and extension have the greatest influence on the maneuverability of the vehicle,and the full ruddershould be designed as a large aspect ratio rudder and installed as close as possible to the tail.收稿日期:2022-09-14;修回日期:2022-11-22.作者简介:张锐(1991-),男,博士,讲师,主要研究方向为兵器发射与动力推进技术.第 31 卷第 5 期水下无人系统学报Vol.31 No.52023 年 10 月JOURNAL OF UNMANNED UNDERSEA SYSTEMSOct.2023引用格式 张锐.X 形全动舵十字形鳍布局高速水下航行器设计参数对操纵性影响分析 J.水下无人系统学报,2023,31(5):750-759.750 Journal of Unmanned Undersea Systems sxwrxtxb.xml-Keywords:high-speed undersea vehicle;maneuverability;sensitivity;X-shaped all-movable rudder;cross-shaped fin0引言水下航行器高速运动过程中,良好的操纵性能能够保证航行器具有较强的航向控制能力和姿态改变能力,而流体动力布局和衡重参数配置往往对航行器的机动性具有较大影响。常见的水下航行器推进方式有喷气推进1-3、矢量螺旋桨推进4-6、喷水推进7-9以及矢量舵控制10-11等。高速水下航行器主体多采用回转体外形,流体动力布局形式也各不相同12,流体动力布局和设计参数的改变对其机动性能具有较大影响。常见的回转体形高速航行器尾部流体动力布局如图 1 所示。带端板的 X 形翼端舵泵喷推进器壳体壳体全动舵对转桨后缘舵十字形鳍对转桨副翼安定面壳体一字型可伸缩的矩形翼后缘舵壳体十字形框形鳍对转桨壳体十字形鳍对转桨后缘舵壳体十字形鳍环翼后缘舵对转桨壳体六面鳍对转桨后缘舵端圆柱泵喷推进器后缘舵十字形鳍端板图1常见高速水下航行器流体动力布局Fig.1Fluiddynamiclayoutofcommonhigh-speedunder-seavehicle 2从操纵性能看,全动舵可提高航行器的机动能力,但稳定性有所降低;十字形鳍可提高航行器的稳定性,但机动能力有所降低。从控制能力看,十字形舵控制相对简单,但控制力相对较小;X 形舵结构复杂,但提供的控制力约为十字形舵的倍。从推进器和舵布局情况看,推进器和舵相互影响,舵对推进器伴流有一定影响,推进器对舵效也有一定影响。从推进器的形式看,对转螺旋桨不需要导管和定子,安装布置相对简单,但噪音较大;泵喷推进器推进效率相对较高,噪音相对较小,但结构复杂。基于以上分析,对于有尺寸约束的高速水下航行器可采用十字形鳍进行管装定位,同时保证航行过程的稳定性。对于航行器尾部收缩段,舵距离推进器过近会对推进器进流流场产生较大扰动,使鳍和舵的相互干扰作用加强,对推进效率和流噪声产生较大影响。舵安装位置前移会减小鳍、桨和舵之间的相互干扰,但是舵的展长将大大减小,舵效也会随之降低。因此对于具有尺寸约束的高速水下航行器,研究壳体+X 形折叠式全动舵+十字形鳍+泵喷推进器布局形式的流体动力特性具有十分重要的意义。101010Jeon 等13分析了反鱼雷鱼雷(anti-torpedo tor-pedo,ATT)设计参数对其动力学特性的影响,进一步利用线性回归方法得到了 ATT 参数对机动能力影响的多项式;Dantas 等14考虑了控制面偏转角度对水下航行器机动性能的影响,结果显示航行器的侧滑角和控制面偏转角度呈非线性关系,与航行器控制面失速角呈线性关系;Saeidinezhad 等15对长细比为 8.7、具有不对称头部形状的潜艇外形航行器进行了俯仰运动的流体动力特性分析,结果表明其俯仰角 z在时变化规律近似线性,z时俯仰力矩渐进稳定但出现了无规律的侧向力、偏航力矩以及无规律横滚,可为回转体航行器流体动力特性仿真提供参考;Azarsina等16基于经验公式以及水池试验对水下自主航行器操纵性进行仿真,结果表明,随着航行器机动性的增强,其流体动力系数表现出非线性变化。基于此,针对 X 形全动舵十字形鳍布局的水下航行器设计参数对其机动性的交互影响，以及航行器机动性对设计参数变化的灵敏度进行研究,为水下高速航行且机动性要求较高的航行器流体动力布局及总体设计提供理论参考。1参数化模型航行器主壳体采用回转体外形,鳍、舵及推进装置位于航行器尾部,具体结构如图 2 所示。图中相关符号说明见表 1。2023 年 10 月张锐:X 形全动舵十字形鳍布局高速水下航行器设计参数对操纵性影响分析第 5 期水下无人系统学报 sxwrxtxb.xml- 751全动舵头部曲线段平行中段尾部曲线段推进器XGXGDDFLnoseBG0LTRspanFspanDtrailXraxisLtrailCrudderXfhCftipDERspan图2航行器结构示意图Fig.2Underwatervehiclestructure 表1航行器尺寸参数符号及含义Table1Symbols and meanings of size parameters ofunderseavehicle符号含义符号含义Xfh水平鳍板压心距离前端面距离XG重浮心距离,重心在浮心前为正LT水平鳍板后端面距离前端面距离DE尾部曲线后部收缩段直径G航行器重心B航行器浮心Rspan全动舵展长Fspan水平鳍展长Cftip鳍梢弦长Cfhole鳍缺口长度Crudder全动舵截面弦长Ltrail尾部曲线段长度Dtrail尾部后端面直径Lnose头部曲线段长度DF头部平头端面直径0鳍板前缘后掠角 航行器壳体头部和尾部采用格兰维尔曲线表示17。头部无量纲函数关系表示为y2=2r0R(x)+ks1Ks1(x)+Q(x),0 x 1R(x)=x+x16(5x321x2+35x35)Ks1(x)=16x(x1)3Q(x)=1(x1)4(1)尾部无量纲函数关系表示为y=KRSRAS(x)+KAKS1(x)+Q(x)RAS(x)=x(x1)4KS1(x)=16x2(x1)3Q(x)=1(x1)4(4x+1)(2)式中,x,y 的取值范围均为 01,将无量纲关系式转变成有量纲关系式这里不再列出。式(1)和(2)中的相关参数取值范围见图 3。1 个拐点区无拐点区2 个拐点区0.40.50.60.70.81=0.91=0.81=0.71=0.71=0.61=0.80.10.20.302468101214161820123542R0Ks1(a)头部参数可行域(b)尾部参数可行域无拐点区2 个拐点区0.60.70.80.90.2048121620242832343612374KRsKA5610.650.550.50.450.40.350.30.101 个拐点区图3曲线段参数可行域Fig.3Feasiblerangeofcurvesegmentparameters 航行器主壳体部分由头部曲线段、平行中段和尾部曲线段组成,全动舵位于十字形鳍的前面,全动舵展长以舵的实际展长为准,鳍板的展长以鳍梢至壳体轴线的距离为准。2023 年 10 月水下无人系统学报第 31 卷752 Journal of Unmanned Undersea Systems sxwrxtxb.xml-航行器的机动能力衡量标准主要有平衡特性、水平面和纵平面的动稳定度以及最小回转半径,而这 3 个指标又与其外形、流体动力布局以及质量分布密切相关。进行航行器机动能力分析时,常采用多学科优化方法进行研究,将与机动性有关的指标划分为流体动力学科、平衡特性学科和操纵性学科18-19。2学科模型2.1流体动力学科eh航行器航行过程中由于存在攻角 和,其壳体总会受到颠覆力矩的影响,其中 为航行器速度矢量在纵向对称面上投影与航行器纵轴的夹角,会导致航行器产生升力;为航行器速度矢量与垂直对称面的夹角,会引起航行器侧向力。由于航行器关于水平面和纵平面对称,因而所受升力和侧向力表达形式相同,受力分析主要针对竖直平面内。对侧平面受力和力矩进行分析时将 换成,将水平舵角换成竖直舵角即可。航行器航行过程中所受的力主要有位置力、阻尼力以及附加质量力,所受力矩主要有位置力矩、阻尼力矩和附加质量力矩。进行机动能力分析的前提是建立流体动力系数、外形参数以及航行姿态之间的关系。航行器的流体动力系数即为用最大横截面积表示的无量纲系数。2.1.1升力系数航行器升力主要包括位置升力和阻尼升力,其中位置升力由航行姿态变化引起。1)位置升力系数 航行器壳体零升阻力系数计算航行器零升阻力主要为摩擦阻力和压差阻力,表面摩擦阻力系数 Cf用 1957ITTC 公式计算,即Cf=0.075(lg(Re)2)2(3)Re式中,为雷诺数。不带附体的航行器壳体阻力系数表示为20Cfb=Cf1+60(DLT)3+0.002 5(LTD)SbScs(4)D/LT0.002 5(LT/D)式中:D 为航行器直径,LT为航行器长度,为航行器细长比;为以长细比表示的压SbScs差阻力部分;为航行器壳体沾湿面积;为航行器最大横截面积。当考虑航行器壳体和鳍、舵交互影响时,航行器阻力系数表述为与壳体相关的阻力系数和考虑航行器壳体与鳍、舵相互影响的修正项。与壳体相关的阻力系数表述为Cdb=0.029Cfb(DED)3(5)航行器尾部的鳍主要起固定导管和提高航行器稳定性的作用,尾部开口空间较小,因此阻力系数计算参照尾部没有开口的鳍的计算公式,即Cfd=Cf1+Lct+100t4RfbSfSta(6)CfdLctLcRfbSfSta式中:为鳍的阻力系数;为最大厚度相对于弦长的位置;为鳍厚度和弦长的比值,对于矩形截面鳍可以认为=0;为鳍和航行器壳体相互影响因子;为鳍的沾湿面积;为航行器总沾湿面积。Crd全动舵的阻力系数和鳍的阻力系数计算方式相同,记全动舵和航行器壳体相互影响下阻力系数为。则用航行器壳体沾湿面积表示的零升阻力系数可以表示为壳体俯仰阻尼力矩系数表示为Cx0=Cfd+Crd+CfbScsStaRfrb+CdbScsSta(7)航行器总升力系数计算航行器的总升力系数采用部件叠加法进行计算,表示为航行器壳体升力系数和考虑鳍-舵-壳体干扰修正之后鳍和舵的升力系数以及由舵角变化产生的舵升力。(a)航行器壳体升力系数当航行器在一定攻角下航行时,其升力系数可以表示成攻角的一次函数Cyb=22k(12k)Cx0(8)kk=0.15 0.2 k式中:为伴流产生的影响系数,;为航行器尾部曲线段的收缩比。(b)航行器鳍位置升力系数航行器的鳍尾部有缺口,类似于框形结构鳍,考虑壳体对鳍的干扰作用,鳍的升力系数计算采用布拉格公式的演变形式21,即2023 年 10 月张锐:X 形全动舵十字形鳍布局高速水下航行器设计参数对操纵性影响分析第 5 期水下无人系统学报 sxwrxtxb.xml- 753Cyfh=5.62.752.75+5.62SfS(9)Sf式中:为展弦比;为扣除鳍缺口的鳍板面积;S 为航行器最大横截面积。(c)X 形舵升力系数对于十字形鳍+X 形舵+泵喷射推进器这种结构形式,当舵角为零时舵面上的流体动力随航行器的 和 也会不断变化,X 形舵的位置升力系数可以表示为22Cyrh=2SVSV+2.22ASVS(10)SV式中,为 X 形舵的展弦比。2)阻尼升力系数阻尼升力为航行器在纵平面俯仰运动引起的升力,可以分为航行器壳体阻尼升力和鳍阻尼升力,航行器壳体阻尼升力系数表示为Czyb=0.4Cyb(11)水平面鳍产生的阻尼力矩系数为Czyfh=CyfhLhfLT(1)(12)式中,为伴流系数。3)舵角产生的升力系数1234航行器航行过程中,操纵面为全动舵,壳体和鳍交互作用的升力系数和阻力系数在一定姿态下可根据攻角和侧滑角计算得到。当舵角变化时,舵面产生升力和阻力,进而改变航行器所受的力和力矩,航行器全动舵通过 4 舵联动产生改变其姿态所需的水平面舵角、垂直面舵角和差动舵角,从航行器尾部向头部看,航行器 4 个舵面布置形式如图 4 所示,对 4 个舵分别编号、和。45.0234zy1O图4全动舵操舵示意图Fig.4All-movableruddersteeringerderd定义航行器编号为 1、3 的舵向右下方打舵为正,编号为 2、4 的舵向左下方打舵为正,记航行器的水平面舵角、垂直面舵角以及差动舵角分别表示为、和,则 4 舵联动时为了产生等效舵角、和,舵角计算公式为1234=111111111111erd(13)eeoy当水平面舵角为时,由式(14)可得航行器全动舵 4 个舵面均需要转动角度,因而航行器沿的升降力可以表示为 4 个舵的作用力合力,4 舵联动时的舵导数为Cey=2r1r+224SrScos45(14)r12式中:为单个舵面的展弦比;和为考虑鳍舵相互影响作用后的修正系数。Cey=Crz由于航行器结构对称,有。由式(9)式(15)可以得到航行器航行过程中总升力系数为Cy=Cyb+kf(r)Cyfh+kr(f)Cyrh+Cey(15)CybCyfhCyrhCypkf(r)kr(f)式中:、和分别表示航行器壳体、鳍、舵及推进器的升力对攻角的 1 阶导数;和分别为鳍舵之间相互干扰系数,参考文献 20的结论,二者近似相等,取值为 0.8。2.1.2航行器力矩系数当航行器在航行过程中线加速度和角加速度不变时,所受力矩主要为姿态变化引起的位置力矩、旋转角速度引起的阻尼力矩和操舵引起的旋转力矩。由于航行器的结构对称性,偏航力矩系数和俯仰力矩系数的表达形式相同,文中主要求解俯仰力矩系数。1)位置力矩系数壳体的俯仰力矩系数可以表示为mzb=2(0.62+0.013LTD)(16)式中,为航行器壳体的丰满度。航行器鳍引起的阻尼俯仰力矩系数可表示为mzfh=CyfhLhfLT(17)Lhf式中,为水平鳍产生的升力作用点和航行器浮2023 年 10 月水下无人系统学报第 31 卷754 Journal of Unmanned Undersea Systems sxwrxtxb.xml-心的距离。2)阻尼力矩系数阻尼力矩系数分为壳体俯仰运动引起的阻尼力矩和水平面鳍作用下航行器俯仰运动引起的阻尼力矩。壳体俯仰阻尼力矩系数表示为壳体俯仰阻尼力矩系数表示为mzzb=0.2Cyb(18)水平面鳍俯仰阻尼力矩系数为mzzfh=mzfhLhfLT(1)(19)3)舵角变化引起的俯仰力矩系数为mezfh=CeyLhrLT(20)Lhr式中,为水平舵角产生的舵升力作用点相对航行器浮心的距离。2.2平衡特性学科航行器稳定性和机动性可用平衡特性衡量。平衡特性通过航行器定长直线运动过程需要的平衡攻角和平衡舵角反映,平衡攻角越大,航行阻力越大;平衡舵角越大,操纵过程的有效舵角越小。定义平衡舵角和平衡攻角的比值为平衡系数,平衡系数越小越好。平衡攻角0=Gmez+GxcCey(Cy+Cxs0)mez+Ceymz2Scsv2(21)水平平衡舵角h0=GmzGxc(Cy+Cxs)(Cy+Cxs0)mez+Ceymz2Scsv2(22)平衡系数kh=e00=GmzGxc(Cy+Cxs)Gmhz+GxcChy(23)mezmzCeyCyGxcxc=G/Gmz/Cy式中:,分别为俯仰力矩对水平面舵角和攻角的 1 阶导数;、分别为升力系数对水平舵角和攻角的 1 阶导数;为负浮力;为航行器质心和浮心距离与壳体总长度的比值,其中,。2.3操纵性学科航行器的操纵性主要包括稳定性和机动性,稳定性表征航行器保持当前运动状态的能力,用动稳定度表示;机动性表征航行器改变运动姿态的能力,用最小回转半径或最大转弯角速度表示。2.3.1稳定性稳定性衡量标准为纵平面稳定度和侧平面稳定度,由于航行器关于水平面和垂直面对称,攻角或者侧滑角变化以及水平面舵角和侧平面舵角变化对其运动稳定度影响相同,表示为Gy=1(SCzy)mzCy(Sxcmzz)Gz=1(SCyz)myCz(myySxc)(24)GyGzS=2m/(SLT)CzyCyzCz式中:和分别为航行器的纵向稳定度和侧向稳定度;为无因次质量;、分别为航行器的升力系数和侧向力系数对旋转角速度的旋转导数;为侧向力对侧滑角的 1 阶导数。2.3.2机动性衡量航行器机动性的指标可以确定为水平面相对回转半径,表示为LRzmin=CvzmyCzmvy(s+Cyz)my(myysxc)Czrmax(25)mvyCvzmyy式中:为偏航力矩对垂直舵角的 1 阶导数;为侧向力对垂直面舵角的 1 阶导数;为偏航力矩对偏航角速度的 1 阶导数。3航行器参数对操纵性影响分析在上文对航行器各学科模型建立的基础上,给定设计变量的变化范围以及约束条件变化范围,采用优化超立方拉丁抽样法23对设计参数空间进行抽样,进而对不同样本参数条件下航行器航行阻力、稳定系数和相对回转半径的影响进行分析24。绘制不同设计参数对设计目标的影响 pareto图,并对设计参数的灵敏度进行研究分析,分析过程所用到的相关参数及取值范围见表 2。3.1对动稳定度影响程度分析 3.1.1对 Gy的影响分析参数对航行器 Gy的影响,并绘制对应的 Pareto 图。由于变量较多,取对航行器 Gy影响较为明显的前 30 项因素进行绘图,结果如图 5 所示,图中影响因素主要有单个变量、变量的二次方项以及 2 个变量的交互影响。2023 年 10 月张锐:X 形全动舵十字形鳍布局高速水下航行器设计参数对操纵性影响分析第 5 期水下无人系统学报 sxwrxtxb.xml- 755 201001020影响程度/%123456789101112131415161718192021222324252627282930设计变量LtrailCftipRspanKsnKsnXGCftipLfholeCrudderXGLfinholeLtrailCftipRspanLtrailRspanCftipKsnCrudderLtrailCrudderRspanLfholeRspanKatLfholeKsnLfholeCftipKstLtrail0Cftip0DFCfintip2RNLnose0K2atL2fholeL2trailC2rudderC2ftip2RN图5参数对航行器 Gy影响程度 Pareto 图Fig.5ParetodiagramofinfluenceofparametersonGyofthevehicle 图 5 中横坐标零点左边变量对 Gy起负效应,零点右边变量对 Gy起正效应,根据图 5 可以看出:1)Ltrail、Cftip、Kat和 Rspan对航行器的 Gy影响明显高于其他参数的单一影响及交互影响,且影响呈正效应;C2fholeC2ftip2)、Ksn、和 XG对 Gy影响明显高于其他参数单一影响及交互影响,且呈负效应;3)全动舵的安装位置、鳍板的尺寸参数和航行器壳体可调参数 具有一定耦合效应,但对航行器 Gy影响相对较小。3.1.2Gy对参数的灵敏度分析Gy对参数的灵敏度如图 6所示,图中曲线斜率大小表示灵敏度高低。参数变化(/+1%)1.00.500.51.0Gy0.540.560.580.600.620.64CftipCrudderGXGDFDtrailFspanKatKsnKsqKstLfholeLnoseLtrailRspanXraxis2RN2RQ0图6Gy对参数的灵敏度Fig.6SensitivityofdynamicstabilityofGy 表2设计变量及约束条件Table2Designvariablesandconstraints输入参数变量名称符号取值范围输入参数变量名称符号取值范围常值参数壳体长度/mLT1.6常值参数鳍厚度/mTfin0.005可调参数头部前端面直径/mDF0.05,0.08可调参数航行器重心和浮心距离/mXG0.005,0.015头部曲线可调参数12R0,0.5尾端面直径/mDtrail0.05,0.07头部曲线可调参数2Ksn4,12单块鳍板前缘后掠角/()015,30尾部曲线可调参数1Kst0,0.8X形舵展长/mRspan0.05,0.08尾部曲线可调参数2Kat2,8X形舵弦长/mCrudder0.03,0.06鳍梢弦长/mCftip0.1,0.15鳍板展长/mLfspan0.05,0.075头部曲线段长度/mLnose0.15,0.25鳍缺口长度/mCfhole0.06,0.08尾部曲线段长度/mLtrail0.25,0.4负浮力范围/NXG5,25尾部端面直径/mDtrail0.05,0.06输出参数航行器浮心距前端面距离/mXB输出参数水平面最小回转半径/mRmin纵平面动稳定度Gy侧平面动稳定度Gz平衡攻角/()0平衡舵角/()e0鳍压力中心距离前端面距离/mXfh舵力矩中心距离前端面距离/mLrh2023 年 10 月水下无人系统学报第 31 卷756 Journal of Unmanned Undersea Systems sxwrxtxb.xml-从图 6中可以看出:1)Gy对 Cftip、Ltrail、Cfhole以及 Crudder相对较为敏感;Lnose、Ltrail和其他可调参数的变化,对航行器 Gy影响相对较小;2)Cfhole小 幅 度 增 加 会 迅 速 降 低 Gy,Cftip、Ltrail和 Crudder的增加会迅速提升航行器 Gy;2)通过对 的影响规律可知,航行器头部越尖细、头部平头端面越小,Gy越高;尾部越丰满Gy越低。3.2对Rmin的影响 3.2.1对航行器 Rmin影响程度航行器航行过程中的 Rmin直接反映了其改变航行姿态的能力。航行器参数对 Rmin的影响程度如图 7 所示。影响程度/%15105051015设计变量123456789101112131415161718192021222324252627282930CrudderRspanXraxisCftipCrudderXraxisCrudderRspanLtrailRspanCrudderLtrailLfholeCftipRspanCftipCrudderCftipLtrailLfholeXraxisCrudderKatKatRspanKstRspanXraxisLtrailXraxisCrudderLfholeLfholeRspanLfholeLtrailCftipLfholeCftipXraxisCrudderKstKatL2trailC2rudderR2spanC2ftipR2trail图7参数对航行器 Rmin的交互影响Fig.7InteractioninfluenceofparametersontheRminofthevehicle 通过图 7 可以看出:L2trail1)Crudder、Rspan和对回转半径起主要影响,Crudder和 Rspan的增加均能有效减小 Rmin;2)全动舵、鳍板和尾部收缩段参数对 Rmin有较强交互影响,sv、Rspan、Crudder和 Ltrail的相互变化会一定程度增加 Rmin;3)Xraxis、sv和 Cftip对 Rmin有较强的负效应影响,Xraxis越小,Rmin越大;4)鳍板和航行器壳体、全动舵相互影响作用,一定程度上有利于减小 Rmin。3.2.2航行器 Rmin对参数灵敏度分析航行器 Rmin对参数的灵敏度如图 8所示。参数变化(/+1%)1.00.500.51.0Rmin/m68101214161820CftipCrudderGXGDFDtrailFspanKatKsnKsqKstLfholeLnoseLtrailRspanXraxis2RN2RQ0图8Rmin对参数的灵敏度Fig.8SensitivityoftheRmintoparameters 从图 8 可以看出:1)Rmin对 Crudder、Rspan、尾部收缩段长度和Cftip的变化较为灵敏,Rmin、Crudder、尾部收缩段长度以及 Cftip的减小均能快速引起 Rmin的增加,反之将引起 Rmin缓慢变小;2)Xraxis、Cfhole和尾部无量纲参数 Kst的增大会引起 Rmin减小,反之将引起 Rmin增大。3.3对平衡特性影响分析航行器航行过程的 0和 e0直接关系航行器航行阻力和有效舵角大小,对航行器的机动性能有一定影响。当航行器 G 与 B 重合时,理论上具有良好的机动能力,但其稳定性能会受到较大影响。现实中航行器由于元件自身特性决定了 G 往往大于 B,因而往往将 G 调整至 B 前,在航行过程中以一定 0产生相应位置升力来平衡 G,以一定 e0产生一定的颠覆力矩来平衡航行器航行过程中由于 和 G 存在而产生的不平衡力矩。因而 kh直接反映了航行器航行过程的稳定性能。进行航行器平衡特性分析过程中通过给定航行器的 G 范围和 XG范围,分析设计参数对平衡特性的影响。航行器 0和 e0对参数的灵敏度如图 9 和图 10 所示。从图中可以看出:1)0和 e0对参数的灵敏度趋势完全相反,即同一设计变量,引起 0的减小,将进一步引起e0的增大,其中 G 和 XG对航行器 0和 e0的影响最大,平衡参数对 G 的变化更加敏感;2023 年 10 月张锐:X 形全动舵十字形鳍布局高速水下航行器设计参数对操纵性影响分析第 5 期水下无人系统学报 sxwrxtxb.xml- 7572)外形参数、鳍舵及其他附体对航行器平衡特性具有一定影响,但设计参数的变化对平衡参数影响相对较小。4结论建立了 X 形全动舵十字形鳍布局的高速水下航行器壳体外形以及流体动力布局参数化模型。采用试验设计方法分析了该流体动力布局的航行器机动性与设计参数之间的交互影响程度,探究了航行器平衡特性、稳定性和机动性对设计参数的灵敏度,结论如下:1)X 形全动舵十字形鳍形式的流体动力布局具有良好的航行稳定性和机动性,能够满足航行器高航速下的机动性要求;2)航行器的机动性对 Crudder、Rspan以及安装位置较为敏感,Crudder不宜过长,提高 sv更有利于提高机动能力;3)航行器 G 和 XG对航行器的 0和 e0影响程度较大,为保证航行器航行过程中具有较小的 0和 e0,应适当减小航行器的 G 及 XG。参考文献:孙明芳.水下火箭的推进原理和应用J.舰载武器,1995(4):19-25.1 王建儒,赵仕厂.水下固体火箭发动机尾流场计算J.固体火箭技术,2007,30(5):388-391.Wang Jianru,Zhao Shichang.Computations for solidrocket moter tail flow underwaterJ.Journal of SolidRocket Technology,2007,30(5):388-391.2 Busquets-Mataix J,Busquets-Mataix J V,Busquets-Mataix D.Combined gas-fluid buoyancy system for im-proved attitude and maneuverability control for applica-tion in underwaterJ.IFAC-PapersOnLine,2015,48(2):281-287.3 黄宇,林平,李雨田.基于单回转体矢量推进AUV的数学建模J.水雷战与舰船防护,2014,22(4):36-40.Huang Yu,Lin Ping,Li Yutian.Mathematical modelingof vector propulsion AUV based on single revolutionbodyJ.Mine Warfare&Ship Self-defence,2014,22(4):36-40.4 黄宇.基于矢量推进AUV的航行体运动控制研究D.北京:中国舰船研究院,2015.5 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参数变化(/+1%)1.00.500.51.0e0/rad10310505CftipCrudderGXGDFDtrailFspanKatKsnKsqKstLfholeLnoseLtrailRspanXraxis2RN2RQ0图10 e0对参数的灵敏