剛性風帆無人艇方案設計

摘 要：隨著人類對海洋領域的不斷開發，海洋調查領域對新型海上作業平臺的需求愈發急迫。一種新型的，具備自主航行能力的，可執行特定任務的無人平臺能夠較好地滿足海洋調查任務對自持力，續航力的需求，并能作為平臺搭載不同儀器進行相應海洋作業。本文選擇美國Saildrone公司設計的剛性風帆無人艇作為母型參考，對其進行特征提取及實體建模，依次開展逐步近似過程設計、母型改造、自行設計和計算機輔助設計，依照風帆艇的設計螺旋線，完成剛性風帆艇的設計。其次，對于子模塊設計，主要聚焦于剛性風帆的升力性能和測線布設優化方面。基于傳統結構，為提高風帆整體升力性能，本作品利用CFD模擬最佳Magnus旋轉圓柱尺寸，并優化了其控制系統。對于航線規劃，本文利用了Matlab軟件進行算法優化，并模擬了不同海洋地形下的工作情況。隨著人類對海洋領域的不斷開發，海洋調查領域對新型海上作業平臺的需求愈發急迫。一種新型的，具備自主航行能力的，可執行特定任務的無人平臺能夠較好的滿足海洋調查任務對自持力，續航力的需求，并能作為平臺搭載不同儀器進行相應海洋作業。

關鍵詞：剛性風帆；無人艇；Magnus旋轉圓柱

中圖分類號：U662.2

1 緒 論

1.1研究背景及意義

剛性風帆無人艇是一種利用風力進行推進的無人駕駛船只，具有自主航行和執行特定任務的能力，可以完成海上氣象觀測、海底測繪、測量海洋水溫等海洋監測任務。現有剛性風帆無人艇具有以下問題：（1）在應對復雜海況或緊急情況時，無人艇難以正常工作，需要完善風帆設計；（2）現有剛性風帆自動控制系統不完善，自適應性有待完善；（3）在規定抗縱彎剛度條件下，現有無人艇穩心低，初穩性不佳，需要優化結構設計；（4）傳統海底聲吶測繪技術精確度不夠高，需要采用其它測繪技術或改進算法。

相較于傳統剛性風帆，自平衡剛性風帆具有更好的空氣動力學性能，可以提高航行穩定性；相較于傳統無人艇，自平衡剛性風帆無人艇利用風能作為推進，不受燃料限制，可以減少環境污染、充分滿足觀測作業對續航力的需求；相較于載人作業和浮標測量這兩種觀測方法，無人艇觀測可以提高靈活性、降低成本；通過多波束聲吶成像技術提高海洋監測任務的精確性，提高了剛性風帆無人艇的工作效率。

1.2 剛性風帆艇發展現狀

目前，國內外的剛性風帆無人艇設計豐富多樣，針對不同用途優化了無人艇的性能，見表1。

目前，對于剛性風帆船艇的設計方法大體有母型船改造法、規范設計法以及自行設計法3種，針對船體的設計依舊采用逐步近似的過程。剛性風帆船艇需要額外考慮風帆的設計，包括帆具與桅桿兩部分。目前，剛性風帆設計流程包括風帆截面設計、帆具高度寬度等主要尺度設計、材料與結構設計以及重量校核。桅桿的設計主要包括高度與直徑等幾何參數的確定以及桅桿底座的設計。在完成剛性風帆的設計之后，將其納入整船進行重量重心校核，不斷調整風帆的高寬比來保證船舶穩性。

1.3 剛性風帆艇設計研究內容

分析原理：深入了解剛性風帆無人艇及海洋監測的基本原理，研究母型船Saildrone，掌握船舶，風帆翼型設計相關設計原理以及海洋監測相關理論。

結構設計：將本項目產品期望應用的水域環境信息進行整合，并以此為參考確定船體的各項物理指標。通過相關軟件如CFD，Comsol等，并結合論文設計船體，并使船體能夠達到適應五級海況的指標。同時，將對無人艇的風帆系統進行優化。除母型所具備的主翼帆，尾翼帆外，本產品將探索引入額外結構提高風帆升力的可能性，并使剛性風帆具備母型欠缺的自適應性。

算法引入：將所需要的算法導入相應系統，并在相應功能模塊進行優化處理，建立合適的數學模型以針對多波束聲吶測線公式進行處理效率和精度上的提高，最終提高項目產品海洋監測的準確性和穩定性。

優化觀測：研究對海洋監測無人艇作業能力的提升，通過對傳感器系統和通訊系統的優化，使得海洋監測系統能夠實時反映海洋監測各類型數據，保證數據的準確性及時效性。

實體整合：針對上述理論結果，通過3D打印的方式做出相應的實體，并通過實驗的方式找出產品的不足進行優化調整，在迭代中實現性能優化。

2 無人艇主體結構設計

2.1 設計要求

本文主要設計為面向海洋監測的剛性風帆無人艇，需具備相應任務功能，有完成海洋監測任務能力。設計無人艇適用于無限海域，在3級海況下具有巡航作業能力，在5級海況下具有適應性。

2.2 主尺度

本文采用改造母型法，通過收集由美國Saildrone公司所設計的船型Saildrone Voyager無人艇的數據對無人艇主尺度進行確定。其母型船主尺度數據見表2。

由此確定無人艇主尺度，如表3所示。將設計好的無人艇導入MAXSURF MODELER，通過主尺度進行進一步計算，并結合相關公式計算出棱形系數、方形系數、中橫剖面系數、水線面系數等：

L：船長

B：船寬

D：吃水

Cp：棱形系數

Cb：方形系數

AMC：中橫剖面面積

CMC：中橫剖面系數

Awp：水線面積

Cwp：水線面系數

由此得到其各項參數，見表4。

2.3 載荷計算與艇身設計

2.3.1重心垂向加速度

在高速船舶的設計中，波浪對船體結構產生的沖擊力是一個重要的考慮因素，這種沖擊力在所有外部載荷中占據了顯著的比例。這種波浪沖擊載荷的大小直接關聯到船體重心位置的垂直方向加速度。在設計過程中，會依據重心的垂直加速度來估算波浪沖擊載荷，這個估算值對于確定船體結構的承載能力至關重要。船體重心的垂直加速度與特定波高的顯著波高（有義波高）以及在該波高下船只能夠達到的最高航行速度有著密切的聯系，它們之間的關系可以通過特定的公式來描述：

KT：波浪載荷系數（取決于船體幾何形狀和波浪條件，此處取KT=1.0）

VH：船體航速

L：船體長度

H1：有義波高（通常取所有波浪高度的平均值）

BWL：船體水線高度

β：船底升角（取βmin=10°，βmax=30°）

Δ：船舶排水量

g：重力加速度（取g=9.81m/s2）

根據所設計的無人艇數據可得：acg=12.69m/s2

2.3.2 波浪沖擊載荷

基于滿載狀態，根據船底波浪沖擊載荷公式，對船中、船艉、甲板、艙壁處載荷進行進行計算：

Kl：波浪載荷系數，（取決于船體幾何形狀和波浪條件，此處舯前取Kl=1.0，尾端取Kl=0.5）

Δ：船舶排水量

β：船底升角（取βmin=10°，βmax=30°）

βX：縱向傾斜角

dw：水線處船體直徑（取dw=1.0）

A：船體橫截面積

n：船體吃水深度

經過計算可得：船中處波浪沖擊載荷為P=16.16 kN/m2；

船艉處波浪沖擊載荷為P=8.08 kN/m2；甲板處壓力為

P=4.5 kN/m2；艙壁處計算壓力為P=2.5 kN/m2。

2.3.3最小板厚值

使用板厚度公式，通過板的彎曲強度確定最小板厚。將波浪沖擊載荷與材料的屈服強度進行比較，來計算所需的船體板厚。公式中的系數和尺寸用于調整計算結果，以適應特定的船體設計和材料特性。

K1：與船體結構和材料屬性相關的參數

C1：取決于船體幾何形狀和波浪條件的系數

C2：取決于船體局部細節和構造的系數

s：船體板寬

P：波浪沖擊載荷

σsw：船體材料的屈服強度

通過計算可得：船底板最小板厚為3.17 mm，甲板處最小板厚為1.87 mm，艙壁處最小板厚為1.17 mm。

2.3.4骨材剖面模數

K2：與船體結構和材料屬性相關的參數

通過計算可得：船骨剖面模數為1.41 cm3肋骨剖面模數1.65 cm3，強構件剖面模數1.65 cm3。甲板縱骨剖面模數為

0.55 cm3，肋骨剖面模數0.64 cm3，強構件剖面模數0.64 cm3。艙壁扶強材剖面模數為0.23 cm3，強構件剖面模數0.28 cm3。

2.3.5骨材剪切強度

通過計算可得：板縱桁有效剪切面積為0.18 cm2；板縱骨有效剪切面積為0.06 cm2；船底縱骨有效剪切面積為0.22 cm2；船底縱桁有效剪切面積為0.66 cm2。

2.3.6參數設計結果

在進行船舶結構設計時，需確保所選構件尺寸符合最低要求以保障結構安全。經綜合考量，確定船底板厚度為5 mm，

甲板板厚度為3 mm，艙壁板厚度為3 mm。對于縱骨與扶強材，選用尺寸為高度60 mm、球寬18 mm、厚度4 mm的球扁鋁材質。而縱桁則采用腹板高度80 mm、厚度2.5 mm，帶板寬度40 mm、厚度2.5 mm的T型鋁材。

2.3.7艇身設計

在船舶上劃分艙室時，有必要考慮船舶相關設備的結構設計與布局等。無人艇的設計特點為艇身長且寬度窄，剛性風范占據了相當大的重量。如果艇體設備布設不集中，垂向重心位置高，則控制水平重心位置的難度將大大增加。因此，主艙應布設于艇體內部，以充分利用水線以下的空間。要以結構設計作為優先考慮進行艙壁的設置，使之位于堅固部件處，以確保結構強度。根據上述依據，對無人艇的艙室設置為主機艙、控制艙、傳感器設備艙和應急艙，以水密性作為其他艙室的首要設計要求，艙室劃分如圖1所示。

無人艇相關設備的總布設要保證其重心始終與浮心維持在同一垂線上，結合艇體重心，保證艇體的初穩性。總布置如圖2所示。

2.4 風帆系統設計

2.4.1翼型選擇

翼型選擇應該充分考慮空氣動力性能。剛性風帆翼型應對左右舷側來風都能有良好的性能來推進無人艇，故翼型選擇應該為對稱型。項目中期選取Profili軟件進行2種對稱翼型曲線，NACA0016與NACA0018的極曲線圖分析。首先對2種風帆類型分別進行多雷諾數分析，目的在于得到主翼風帆（對應Re=400 000）與副翼風帆（對應Re=200 000）2種不同雷諾數下的極曲線圖。如圖3、圖4所示。

后對主翼風帆與副翼風帆分別進行多翼型分析，目的在于直觀比對不同翼型曲線的優劣。如圖5、圖6所示。

在極曲線圖中，線條越靠左說明阻力系數越小，線條開口大則說明適用的迎角范圍大，曲線的最左側則基本說明了此翼型適合于在哪一個升力系數下使用。最終確立NACA0018為最佳主翼風帆翼型與最佳副翼風帆翼型。

使用Fluent仿真分析確定此翼型在升力方面的可靠性。將NACA0018的二維翼型導入Workbench中，完成網格劃分，隨后設置流體性質和風帆邊界條件，如入口速度、出口壓力。假設風帆為完全剛性無形變的，假設在仿真時間內為恒定風速與風向，假設流體為不可壓縮的穩定流動空氣，并忽略復雜的海風、洋流對風帆性能的影響。通過仿真分析后處理，得到翼型的靜壓力分布與速度分布圖，如圖7（a）、圖7（b）所示。

仿真分析時設置的攻角角度較小，因此攻角角度與升力系數可以近似為線性關系。根據升力系數公式，得到相關攻角角度隨升力系數的變化趨勢曲線圖，如圖8所示。

根據上述分析可知：翼型在設計條件下能夠產生升力，且升力隨攻角的增加而增加，直到達到失速點。翼型周圍的流動特征，如壓力和速度分布，與理論預期一致，即翼型上表面低壓、高流速，下表面高壓、低流速。仿真過程中的殘差下降趨勢表明仿真解是穩定的，且仿真已經收斂，仿真誤差已經被控制在可接受范圍內，此仿真結果具有可靠性。關于NACA0018的翼型特性仿真分析將用于下文中的仿真對比中。

2.4.2 Magnus圓柱直徑的升阻特性分析

Magnus效應原理為當一個圓柱體在流體中旋轉時，會帶動周圍的流體做圓周運動，流體的速度隨著到柱面的距離增大而減小。在圓柱體上，與來流方向相同的旋轉一側，流體流速加快；與來流方向相反的旋轉一側，流體流速減小。根據伯努利方程，流速增大處壓強減小，流速減小處壓強增大，從而在圓柱體兩側產生壓力差，形成一個與來流方向和圓柱體旋轉方向均垂直的橫向力，即Magnus力。Magnus效應被廣泛應用于流體領域。

在主翼帆設計中采用前緣Magnus圓柱，當艇體行進時，Magnus圓柱通過旋轉帶動周圍空氣，使得與圓柱同向旋轉的一側空氣速度增加、壓力減小，在圓柱兩側形成壓力差，產生與風向垂直的升力，推動船舶前進。其直徑大小對風帆系統的升阻特性具有重要影響。

而Magnus圓柱對于風帆特性的影響主要取決于圓柱直徑（D）、圓柱偏心距離（LOC）、圓柱縫隙（G），其相關參數示意圖如9所示。

選取攻角范圍為0°到30°，以每5°作為采樣點，對每種特定條件的風帆類型進行不同攻角角度的工況分析，如圖10所示，展示了直徑為50 mm，偏心距為15 mm，縫隙為

4 mm的馬格努斯翼型在5°～30°的壓力云圖。

選定偏心距離15 mm，縫隙4 mm，分別對Magnus圓柱的不同直徑進行仿真模擬計算，以得到相關的壓力云圖和升阻系數曲線。圓柱直徑分別選取為D1=50 mm，D2=75 mm，D3=100 mm。

經過仿真計算后，得到如圖11所示的在攻角角度為5°時的風帆壓力云圖。

通過觀察圖11所示的不同直徑對應的壓力云圖，可以發現在風帆前端的流體與主翼帆的貼合程度隨著圓柱直徑的變大而變得更低，部分流體流過縫隙后與主翼帆上端相切流動，圓柱直徑越大，與主翼帆上端的貼合程度越低。由此可知，Magnus風帆系統的直徑與主翼帆翼面的壓差成反比，減小圓柱直徑利于提升風帆系統的氣動性能。

對不同攻角角度的風帆系統進行升阻特性分析，得到如圖12所示的升阻系數曲線圖。

由圖12（a）可知，風帆系統的升力系數與Magnus圓柱直徑成反比例，且受圓柱直徑的變化影響很大，當風帆攻角角度達到15°以上時，具備更小直徑的Magnus圓柱能更好的提高風帆的升力系數。

由圖12（b）可知，風帆系統的阻力系數與Magnus圓柱直徑成正比例，且受圓柱直徑在一定程度上的影響，當風帆攻角角度達到20°以上時，具備更小直徑的Magnus圓柱能更好的降低風帆的阻力系數。

圖12（c）更直觀地體現了風帆系統的升阻特性，添加Magnus圓柱相比于普通的NACA0018翼型具有更好的升阻特性，Magnus圓柱的直徑變化對升阻比的影響相對較小。

綜上所述，更小直徑的Magnus圓柱對風帆系統的升阻特性具有更優的提升效果，故選取D1=50 mm作為Magnus風帆系統的圓柱直徑。

2.4.3 Magnus圓柱位置的升阻特性分析

同樣選取攻角范圍為0°到30°，以每5°作為采樣點，選定圓柱直徑50 mm，縫隙4 mm，分別對Magnus圓柱的不同偏心距離進行仿真模擬計算，以得到相關的壓力云圖和升阻系數曲線。偏心距離分別選取為LOC1=5mm，LOC2=10 mm，LOC3=15 mm。

經過仿真計算后，得到如圖13所示的在攻角角度為5°時的風帆壓力云圖。

通過觀察圖13所示的不同偏心距離對應的壓力云圖，可以發現，隨著偏心距離的增大，流體流經主翼帆與Magnus圓柱的過渡效果更平滑。由此可知，Magnus風帆系統的偏心距離與主翼帆翼面的壓差成正比，增大圓柱偏心距離利于提升風帆系統的氣動性能。

對不同攻角角度的風帆系統進行升阻特性分析，得到如圖14所示的升阻系數曲線圖。

由圖14（a）可知，風帆系統的升力系數與Magnus圓柱偏心距離成正比例，且受偏心距離的變化影響很大，當風帆攻角角度達到15°以上時，具備更大偏心距離的Magnus圓柱能更好的提高風帆的升力系數。

由圖14（b）可知，風帆系統的阻力系數與Magnus圓柱直徑成正比例，受偏心距離的影響較小，具備更大偏心距離的Magnus圓柱會小幅度提升風帆系統的阻力系數。

圖14（c）更直觀地體現了風帆系統的升阻特性，Magnus圓柱的偏心距離的增大對升阻比存在一定程度的提升效果。

綜上所述，更大偏心距離的Magnus圓柱對風帆系統的升阻特性具有更優的提升效果，故選取LOC3=15mm作為Magnus風帆系統的圓柱偏心距離。

2.4.4 Magnus圓柱縫隙的升阻特性分析

繼續選取攻角范圍為0°到30°，以每5°作為采樣點，選定圓柱直徑50 mm，偏心距離15 mm，分別對Magnus圓柱的不同縫隙進行仿真模擬計算，以得到相關的壓力云圖和升阻系數曲線。偏心距離分別選取為G1=4 mm，G2=6 mm，G3=8 mm。

經過仿真計算后，得到如圖15所示的在攻角角度為5°時的風帆壓力云圖。

通過觀察圖15所示的不同縫隙對應的壓力云圖，可以發現流體更容易通過具有更大縫隙的風帆系統，并在縫隙入口、出口處更明顯地擾動氣體，受擾動的氣體不利于氣體平滑流動于Magnus風帆系統的主翼帆上端。由此可知，具有更小縫隙的Magnus圓柱更利于提升風帆系統的升力、減小風帆系統的阻力。

對不同攻角角度的風帆系統進行升阻特性分析，得到如圖16所示的升阻系數曲線圖。

由圖16（a）可知，風帆系統的升力系數與Magnus圓柱縫隙成反比例，但受縫隙變化的影響較小，具備更小縫隙的Magnus圓柱能小幅度提高風帆系統的升力系數。

由圖16（b）可知，風帆系統的阻力系數與Magnus圓柱直徑成反比例，但受縫隙變化的影響較小，具備更小縫隙的Magnus圓柱會小幅度提高風帆系統的阻力系數。

圖16（c）更直觀的體現了風帆系統的升阻特性，減小Magnus圓柱與主翼帆的縫隙可以一定程度地提高升阻比。

綜上所述，更小縫隙的Magnus圓柱對風帆系統的升阻特性具有更優的提升效果，故選取G1=4 mm作為Magnus圓柱與主翼帆之間的縫隙尺寸。

2.5設計方案可視化

利用SOLIDWORKS完成對艇體的建模，得到艇體的邊線圖，如圖17所示，與三維視圖，如圖18所示。

3 無人艇內部系統設計

3.1控制系統模塊總體設計

圖19是風帆控制系統的主要原理圖，該系統分別以視風，設定航向及航速作為輸入量，經過傳感器等各個模塊的調試最終輸出帆位角，航向及航速等3個決定帆船運行軌跡的立體單元。

其中設定航向及航速是由環境預測系統以及針對于帆船航行的路徑規劃系統生成，由于其本身于帆船的設計無關，故不在此模塊進行討論，本模塊主要針對于應用在特定模塊上的特殊算法進行討論及研究。

3.2 最佳操縱帆角曲線

在風帆操作力學中，最佳操帆曲線指的是通過調整帆的角度（即迎風角度），優化帆船的推進力與阻力之間的關系，從而提高帆船的操控效率。

針對于最佳操縱曲線，有下列公式：

CX=CLsinθ-CDcosθ=g（α，β，γ）sinθ-f（ α，β.γ）" cosθ

由上式可知在某一迎風角θ下，當改變攻角a的大小時，就可以得到攻角a與推力系數CX的關系曲線。一般情況下，在某一特定攻角a下，CX可達到最大值，這時候的帆位角?即為最佳的帆位角，對應此帆位角的攻角為最佳攻角。 從幾何上來看，最佳攻角aopt應該是CX-a曲線上的一極值點，可以根據下式求得在迎風角θ下的最佳攻角。

通過這些關系，我們可以確定在特定迎風角下最優的帆角度。公式提供了該最優攻角的數學表達式。最終，通過優化這些參數，可以使帆船獲得最大推進力，同時減少不必要的阻力，從而提升航行效率。

另外，最佳操帆曲線是一個經驗公式擬合而出的曲線，是由風洞模擬實驗得出的。

圖20是針對于帆角控制設計的風帆控制電路原理圖。

3.3自適應控制

在自適應控制模塊中我們主要針對參數估計器進行再設計。而由于在現代系統辨識技術中，比較成熟和完善的方式是采用最小二乘法估計參數。考慮到環境對船舶運動的擾動作用，可以采用增廣最小二乘參數估計算法結合CARMA模型進行設計，再設計過程中，我們假定白噪聲序列ξ（T）已知，則有向量形式。

其中

由上式的結構可以看出它是一個典型的最小二乘形式，但是在觀測向量?（t）中出現了ξ（t-i），其中i=1，2，…，它屬于未知量，在這里解決這個問題的方法是 用它的估計值ξ ? （t）來代替ξ（t），于是便得到了遞推增廣最小二乘的參數估計算法為：

其中，β被稱為遺忘因子，它的作用是可以“遺忘”舊的數據，突出新數據 中所包含的信息，達到實時跟蹤參數變化，進行估計的目的。一般取值為0.95≤β≤0.99，取值的主要依據是參數的變化率，當參數變化較快時取低值，相 反參數變化較慢時取高值。在實際系統的運行中，可以根據對過程特性認識的經驗或通過試驗來確定。

3.4測線布設模塊功能分析

本模塊基于控制模型中的風帆控制模塊進行的細化單元設計，其模塊實現邏輯設計包括多波束聲吶輸出，主控模塊，以及通信模塊的。測線布設模塊的結構邏輯為由多波束聲吶將海底聲波信息轉換為電信號，電信號通過通信模塊傳輸至主控模塊，主控制器的CPU經過分析計算把得到的電信號轉譯成方位信號，結合船身定位系統將其反饋到帆角控制模塊。

3.5 測線布設模塊設計與實現

海底地貌的測繪除了依賴于多波束聲吶的探測精度，還取決于測線布設的方向。其中，測線布設方向應與海底地貌等深線總方向相吻合。近年來，測繪實際作業表明了測線布設方向測定主要依賴測量工程師經驗。因此需要一種優化測線方向選取的方法。

3.5.1 測線布設梯度方向優化

目前測線布設基本遵循以下3條原則：（1）一般垂直于等深線總方向；（2）便于觀測系統工作；（3）避免在地形圖上布設過多短線。通過聲吶系統探測海底地形，通過擬合得出大致地形平面解析式。設海底在一定平面域內具有一階連續偏導數有：

為水深函數在點（x ， y）的梯度。在曲面f（x ， y）中，被一平面所截，截得曲線為水深a的等深線。對于等深線f（x ， y）=a上任一點P（x ， y）處法線斜率：

即梯度為等深線上P點法向量。由于布設測線深度方向一般垂直于等深線總方向，所以布設測線深度方向轉化為梯度總方向求算。

利用梯度總方向優化測線布設方向可以大大減少工作量，提高運行效率。可以通過討論海底主要地形對測向方向影響的貢獻度，來決定最終測線優化的總方向。

3.5.2 優化結果反饋

對于線性均勻變化與非線性平坦海底，可以通過計算梯度分量和，計算梯度總方向，如圖21、圖22所示。以下以線性均勻變化海底f（x，y）=3x+6y+10為例。

可計算得其梯度總方向為63.4349。通過模擬可知，對于非線性平坦海底與線性均勻變化海底，其均有決定測線布設方向得貢獻。而海底凹陷及凸包等類型海床在梯度分量和Sum（y）與Sum（x）上以及梯度總方向上對決定測線布設方向并無貢獻。

綜上，通過分析組成海床的基本海底形態，我們可以將海底擬合為線性均勻變化海底和非線性平坦海底的組合，并通過建模擬合求得梯度總方向，來優化測線布設方向。

4 總 結

本文首先根據已有的母型船，確定設計艇的主尺度，將母型船設計法與自主設計法相結合，在缺少相關母型船參數資料的情況下選擇合理的無人艇尺度進行艇型設計。基于Saildrone Voyager無人艇的數據，確定了船長、船寬、吃水、翼帆高度等主尺度參數，并計算了重心垂向加速度、波浪沖擊載荷、最小板厚值、骨材剖面模數和剪切強度等，確保艇身結構的安全性和可靠性。導入MAXSURF后導出無人艇型線圖。翼型上通過Profili軟件分析NACA0016與NACA0018兩種對稱翼型，最終選擇NACA0018作為最佳翼型。在風帆系統設計中，創新性地應用了Magnus效應，分析了Magnus圓柱直徑、偏心距離和縫隙對風帆系統升阻特性的影響，通過CFD仿真優化了其尺寸和位置，提升了風帆的升力性能。并綜上利用SOLIDWORKS完成建模，最終完成剛性無人艇的設計部分。

在內部系統方面本文設計了風帆控制系統的原理圖，包括視風、設定航向及航速作為輸入量，輸出帆位角、航向及航速等控制參數，通過公式推導和風洞模擬實驗，確定了最佳帆角控制曲線，優化了帆船的推進力與阻力關系，同時采用增廣最小二乘參數估計算法結合CARMA模型，設計了參數估計器，提高了系統的自適應能力。為了使航線設計更加合理，本文優化了測線布設方法，提出了基于梯度方向優化的方法，提高了海底測繪的效率和準確性，并利用Matlab軟件優化了航線規劃算法，模擬了海洋地形下的工作情況。

本文的研究成果為剛性風帆無人艇的設計提供了理論依據和技術支持，有助于推動海洋無人艇技術的發展。該無人艇可作為海洋調查的新型平臺，搭載多種儀器執行任務，具有重要的應用價值。

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