孫秀軍, 劉金成, 桑宏強, 李 燦

波浪滑翔器被動撲翼機構推進效率分析

孫秀軍1, 2, 5, 劉金成1, 桑宏強3, 李 燦4

(1. 河北工業(yè)大學 機械工程學院, 天津, 300130; 2. 中國海洋大學物理海洋教育部重點實驗室, 山東 青島, 266100; 3. 天津工業(yè)大學 機械工程學院, 天津, 300387; 4. 中國海洋大學海洋高等研究院, 山東 青島, 266100; 5. 青島海洋科學與技術試點國家實驗室, 山東 青島, 266237)

波浪滑翔器的被動撲翼機構是為其提供前向驅(qū)動的核心模塊, 其推進效率直接影響波浪滑翔器的前進速度和控位精度。文中搭建了完整的被動撲翼推進效率分析構架, 建立了被動撲翼推進運動計算流體力學(CFD)仿真模型, 重點對二級海況下的被動撲翼加載扭簧情況進行了仿真研究, 并對部分仿真數(shù)據(jù)加以試驗驗證。CFD仿真結果表明, 扭簧剛度對被動撲翼推進性能具有重要影響, 在二級海況下, 扭簧剛度為6 N·m·rad-1時被動撲翼具有較高的推進效率和推進速度。CFD仿真數(shù)據(jù)與試驗數(shù)據(jù)具有相同的趨勢, CFD仿真模型可靠度較高, 對波浪滑翔器被動撲翼機構設計具有指導意義。

波浪滑翔器; 被動撲翼; 推進效率; 扭簧剛度

0 引言

波浪滑翔器是一種新型海洋移動觀測平臺, 其由水面母船及水下牽引機兩部分組成, 可以將波浪能轉(zhuǎn)換為前向驅(qū)動動能, 具有長期自主觀測能力, 目前廣泛應用于水文氣象數(shù)據(jù)觀測、環(huán)境監(jiān)測、生物追蹤、遠程預警及通信中繼等方面[1-3]。

水下牽引機是波浪滑翔器的驅(qū)動裝置, 撲翼機構對稱排布于水下牽引機兩側(cè), 是波浪滑翔器的動力轉(zhuǎn)換機構。如何提升波浪滑翔器運動速度及推進效率是國內(nèi)外學者研究的重點。探究最優(yōu)機構參數(shù)下被動撲翼機構的推進性能成為提升波浪滑翔器運動性能的重中之重。

國內(nèi)外學者對此都進行了大量的探究, Javed等[4]建立了二維撲翼的半被動運動數(shù)值模型, 以彈簧和阻尼器同時限制豎直方向運動, 并輸入正弦形式的俯仰激勵, 重點探究了雷諾數(shù)、彈簧剛度和外部激勵頻率對撲翼能量獲取行為的影響。Matthieu等[5]建立了二維全被動流體結構數(shù)值模型, 分別以扭簧和彈簧的形式對撲翼俯仰和升沉運動進行限制, 以撲翼的運動響應和驅(qū)動效率作為評判指標, 探究了撲翼質(zhì)量、撲翼轉(zhuǎn)動慣量、阻尼系數(shù)、彈簧剛度及扭簧剛度等多個參數(shù)對撲翼推進性能的影響。Young等[6]基于N-S方程建立了撲翼被動運動流體仿真模型, 探究了俯仰角與攻角的控制方法, 同時將渦流對撲翼推進性能影響的機理進行了描述, 探究結果表明在俯仰角與攻角控制下?lián)湟砟芰揩@取效率提升明顯且與前人研究結果吻合性較好。Ansersen等[7]以數(shù)值分析與渦流實驗相結合的方式對二維對稱撲翼在自由流下的推進性能進行了探究, 分別對撲翼純俯仰與純升沉2種運動模式下的推進性能進行了探索, 并對尾渦結構差異進行了比對。Yang等[8]探究了在一定速度范圍內(nèi), 轉(zhuǎn)軸位置和扭簧剛度對二維撲翼推進性能的影響, 然后通過改變撲翼振幅和扭簧剛度, 對二維和三維6對串列翼進行了參數(shù)化研究。李燦[9]通過仿真方法分析了撲翼的最優(yōu)運動方式、撲翼回復彈簧的剛度系數(shù)以及撲翼運動夾角的極限位置對波浪滑翔器推進速度的影響。當前關于波浪滑翔器撲翼的探究, 以單撲翼的主動運動或者原地被動運動為主, 對于在波浪作用下的前向驅(qū)動運動探究較少, 探究方法也多限于計算流體力學(computational fluid dynamics, CFD)仿真研究, 將推進撲翼的仿真內(nèi)容進行實驗驗證的探究較少。

文中以“海哨兵”波浪滑翔器的被動撲翼機構為研究對象, 參考相關機構參數(shù), 首先建立了完整的推進效率分析模型, 然后利用FLUENT仿真軟件創(chuàng)新性地對二級海況作用下被動撲翼前向驅(qū)動運動進行仿真, 并在此基礎上較為全面地探究了給定海況下的最優(yōu)扭簧剛度, 最后針對仿真模型設計了水池實驗, 并將CFD仿真數(shù)據(jù)與水池實驗數(shù)據(jù)進行了對比分析, 驗證仿真模型的可靠性, 為波浪滑翔器的后續(xù)設計提供參考。

1 工作原理

波浪滑翔器能夠通過自身的純機械結構獲得波浪動力, 實現(xiàn)正弦式滑翔前進, 其工作原理示意圖如圖1所示。水面母船隨波浪升沉而產(chǎn)生上下運動, 通過臍帶纜帶動水下牽引機豎直方向運動, 水下牽引機在被動撲翼機構作用下產(chǎn)生水平方向拉力, 帶動母船沿其運動方向前進。當水面母船隨波浪上升時, 帶動水下牽引機上升, 同時水下牽引機的被動撲翼機構產(chǎn)生水平方向的拉力, 使波浪滑翔器產(chǎn)生整體向前的推力; 當水面母船隨波浪下降時, 水下牽引機構受自身重力和水動力共同作用, 使被動撲翼機構產(chǎn)生水平方向推力, 同樣帶動水面母船沿牽引機的運動方向滑翔運動。

圖1 波浪滑翔器工作原理圖

2 模型建立

2.1 運動描述

由工作原理分析可知, 撲翼的升沉運動導致?lián)湟砝@轉(zhuǎn)動軸的旋轉(zhuǎn)運動和前向運動, 文中撲翼的升沉運動由系統(tǒng)主動施加, 其運動形式遵循規(guī)則波浪的運動規(guī)律, 且假設對波浪的運動響應為100%, 則撲翼升沉運動可表示為

2.2 受力分析

圖2 撲翼上升階段受力

除重力和浮力外, 撲翼所受外力為其所受升阻力, 可分解為水平和豎直2個方向

2.3 效率分析

對于被動撲翼機構的推進性能來說, 單純的推進力及推進速度并不能準確對其評估, 而從功能的角度對系統(tǒng)進行效率分析是一種更為客觀的評判方法, 因此引入推進效率的概念。

從功能關系來看, 撲翼上升或下降過程中都包含吸收能量與釋放能量的過程, 而吸收能量的過程決定了撲翼的平均推進速度, 因此文中著重對撲翼吸收能量的過程進行效率分析。

則撲翼在有效周期內(nèi)的平均輸入功率

撲翼在有效周期內(nèi)輸出平均前向推力

撲翼在有效周期內(nèi)輸出平均水平速度

撲翼推進效率

2.4 數(shù)值模型建立

使用CFD軟件FLUENT對二維撲翼進行仿真, 采用SST-湍流模型進行計算,對NC0012翼型

的一對撲翼進行仿真, 其特征參數(shù)如表1所示。

表1 撲翼特征參數(shù)

以撲翼特征弦長作為衡量尺度, 網(wǎng)格劃分如圖4所示, 計算域尺寸為40×20, 初始位置及運動極限位置均保證撲翼質(zhì)心距離壁面大于5, 減小計算域壁面對撲翼運動造成的影響。應用動網(wǎng)格技術, 結合用戶自定義函數(shù)(user defined function, UDF)實現(xiàn)撲翼被動運動, 并獲取每個時間節(jié)點的運動學及動力學數(shù)據(jù), 仿真參數(shù)設置如表2所示。

圖4 單撲翼網(wǎng)格劃分示意圖

表2 仿真參數(shù)設置

3 數(shù)值計算仿真與分析

復雜多變的海洋環(huán)境, 增加了系統(tǒng)性仿真的難度, 為簡化仿真并更為直觀地發(fā)現(xiàn)定量規(guī)律, 文中采用西北太平洋海域二級海況進行仿真波浪輸入條件簡化, 波高選用0.4 m, 波周期選用4 s。仿真數(shù)據(jù)選取了2個周期內(nèi)的數(shù)值, 在此基礎上,分析了不同扭簧剛度對撲翼水平速度、前向驅(qū)動力及推進效率等一系列運動性能參數(shù)的影響。

圖5為二級海況下, 不同剛度扭簧加載撲翼的水平速度隨時間變化的曲線, 從曲線圖形分析可知, 水平速度隨著撲翼豎直方向的正弦運動表現(xiàn)出明顯的正弦波動性, 且速度值全部為正值, 表明撲翼在前向運動過程中出現(xiàn)有規(guī)律的加速與減速運動。撲翼運動前半個周期的速度峰值明顯小于后半個周期, 分析原因為撲翼下滑過程中受重力矩影響, 相對于上滑過程可以產(chǎn)生比較大的轉(zhuǎn)動幅度, 在未失速的情況下, 撲翼擺動幅度越大推進力越大, 導致推進速度越大。從數(shù)值方面分析, 自扭簧剛度為18 N?m?rad-1開始, 隨著扭簧剛度的減小, 撲翼水平速度在周期內(nèi)出現(xiàn)了顯著增長, 當扭簧剛度到達6 N?m?rad-1時, 水平速度增長趨勢到達峰值, 隨著扭簧剛度的繼續(xù)減小, 水平速度出現(xiàn)了減小的趨勢。

圖5 不同扭簧剛度下水平速度仿真曲線

圖6為二級海況下, 不同剛度扭簧加載撲翼的水平驅(qū)動力隨時間的變化曲線。該曲線同樣具有正弦波動性, 但相比于水平速度曲線, 水平驅(qū)動力曲線的峰值更加平緩, 可以解釋為: 撲翼運動到某一時刻時水動力力矩與扭簧扭矩達到平衡, 出現(xiàn)了短暫的撲翼滑翔過程, 此時的水平驅(qū)動力達到峰值, 滑翔過程結束后水平驅(qū)動力開始降低。撲翼水平驅(qū)動力曲線前半個周期的峰值小于后半個周期的峰值, 進一步驗證了上文關于周期內(nèi)速度峰值差異的分析。從數(shù)值來看, 扭簧剛度的變化對水平驅(qū)動力有較大影響, 這種影響導致的差異在曲線峰值附近區(qū)域較為顯著, 從扭簧剛度為18 N?m?rad-1開始, 隨著扭簧剛度的減小前向驅(qū)動力曲線峰值逐漸增大, 在扭簧剛度為6 N?m?rad-1時, 前向驅(qū)動力曲線峰值達到最大, 隨著扭簧剛度的繼續(xù)減小, 曲線峰值變化不再明顯, 甚至出現(xiàn)減小的趨勢。

圖6 不同扭簧剛度下水平驅(qū)動力仿真曲線

圖7為撲翼的扭簧剛度-平均水平速度曲線, 通過對流場穩(wěn)定后的有效周期內(nèi)速度求積分平均得到, 由曲線可以直觀地觀察到: 隨著扭簧剛度的增大, 平均水平速度出現(xiàn)了先增大后減小的現(xiàn)象, 表明在當前仿真條件下, 扭簧剛度有最優(yōu)值, 當數(shù)值為6 N?m?rad-1時, 可以獲得最大的平均水平速度0.66 m/s。

圖7 扭簧剛度-平均水平速度仿真曲線

圖8為撲翼在有效周期內(nèi)扭簧剛度-平均水平驅(qū)動力曲線, 隨著扭簧剛度的減小, 平均水平驅(qū)動力逐漸增大, 在扭簧剛度為6 N?m?rad-1時達到峰值, 隨著扭簧剛度的繼續(xù)減小, 平均水平驅(qū)動力出現(xiàn)減小趨勢。

圖9為撲翼的扭簧剛度-推進效率曲線, 由分析可知, 隨著扭簧剛度的增加, 撲翼推進效率逐漸降低, 在扭簧剛度為3 N?m?rad-1和6 N?m?rad-1時推進效率較高, 分別為25.47%和19.68%, 當扭簧剛度大于6 N?m?rad-1時, 隨著扭簧剛度繼續(xù)增加, 推進效率急劇降低。

圖8 扭簧剛度-平均水平驅(qū)動力仿真曲線

圖9 扭簧剛度-推進效率仿真曲線

基于上述對于幾種撲翼運動性能曲線的分析, 作出如下總結與機理分析:

1) 撲翼的水平速度曲線和水平驅(qū)動力曲線都呈現(xiàn)出周期性正弦變化, 表明撲翼推進運動中存在明顯的加速與減速過程, 且隨著扭簧剛度變化曲線幅值變化明顯。

2) 隨著扭簧剛度的增加, 撲翼平均水平速度和平均水平驅(qū)動力都呈現(xiàn)先增加后減小的趨勢, 并在扭簧剛度為6 N?m?rad-1時出現(xiàn)峰值。

3) 隨著扭簧剛度的增加, 撲翼推進效率逐漸減小, 扭簧剛度為3 N?m?rad-1和6 N?m?rad-1時,具有相對較高的推進效率。

從推進速度方面分析, 被動撲翼的推進主要依靠水流在撲翼上下不對稱作用而產(chǎn)生的升力, 因此撲翼角度的控制直接影響了推進速度的大小, 而扭簧的作用可以理解為撲翼角度控制模塊, 在限定波浪條件下, 扭簧剛度有最優(yōu)值可以實現(xiàn)撲翼角度的最優(yōu)控制; 從推進效率方面分析, 擺角控制直接影響撲翼推進系統(tǒng)的輸入與輸出功率, 彈簧越軟, 則達到同等起伏運動狀態(tài)所需輸入功率越小, 輸出功率與上述推進力直接相關, 而效率上則會出現(xiàn)高輸出功率對應較低效率以及高效率對應較低輸出功率的狀況, 需要根據(jù)不同的波浪輸入功率選取對應扭簧剛度。

4 水池試驗與數(shù)據(jù)對比分析

4.1 試驗平臺設計

試驗裝置如圖10所示, 主要由主體框架、滑動導軌、氣動裝置和撲翼機構等幾部分組成, 其中, 氣動裝置包含氣缸、氣泵和控制器, 通過調(diào)節(jié)氣壓與氣缸運動控制器, 可以改變撲翼運行的行程和周期。撲翼機構在氣動裝置驅(qū)動下實現(xiàn)起伏運動, 產(chǎn)生前向驅(qū)動力, 進而實現(xiàn)沿導軌縱向的運動。在撲翼運動方向上安裝有HF-500拉力測試儀, 可以在定點測試的狀態(tài)下實時接收撲翼驅(qū)動力數(shù)據(jù)。

圖10 試驗裝置實物圖

4.2 試驗結果與分析

試驗通過固定氣缸行程為0.4 m, 調(diào)整運行周期為4s, 分別對撲翼加載扭簧剛度為3 N?m?rad-1、6 N?m?rad-1和10 N?m?rad-1的3種情況進行對比試驗。試驗利用拉力測試儀獲取了撲翼在上述3種扭簧剛度下的瞬時水平驅(qū)動力, 對水平驅(qū)動力曲線進行積分平均, 同時將試驗與仿真的撲翼平均水平速度進行比對, 驗證仿真結果的準確性。

圖11為試驗結果與仿真結果對比的扭簧剛度-平均水平驅(qū)動力曲線, 從曲線分析可知, 試驗結果與仿真結果曲線走勢相同, 兩者峰值出現(xiàn)在同一扭簧剛度下, 但數(shù)值方面略有差異。分析其原因, 為重力的作用導致試驗過程中撲翼下落平均速度明顯大于上升時的平均速度, 而在仿真中下落平均速度與上升平均速度差異較小, 試驗輸入功率高于仿真輸入功率。另一方面, 較快的下落速度導致?lián)湟砜梢援a(chǎn)生更大的擺角, 在未到達失速角之前擺角越大產(chǎn)生的推力越大?；谏鲜鲈? 需要對試驗數(shù)據(jù)進行有效修正, 才能使得試驗數(shù)據(jù)在與仿真數(shù)據(jù)對比時有效。針對多次數(shù)據(jù)比對處理, 得到規(guī)律性較為明顯的修正系數(shù), 并對圖示試驗數(shù)據(jù)進行比例修正, 圖中黑色曲線代表修正后的試驗結果。經(jīng)過比對, 修正后試驗結果與仿真結果的最大偏差小于6.5%, 試驗結果的可靠性較高。在試驗過程中觀察到明顯的撲翼驅(qū)動加速與減速過程, 推測出水平驅(qū)動力是正負交替變化的, 這與仿真的水平驅(qū)動力數(shù)據(jù)一致。

圖11 扭簧剛度-平均水平驅(qū)動力對比曲線

圖12為試驗結果與仿真結果對比的扭簧剛度-平均水平速度曲線, 由曲線分析可知試驗結果與仿真結果趨勢相近, 在數(shù)值方面試驗結果略低于仿真結果。由于試驗平臺前向運動在導軌上完成, 試驗裝置運行所產(chǎn)生的摩擦阻力降低了平均水平推進速度。另外, 試驗中引入了固定撲翼的試驗結構, 導致試驗裝置自身質(zhì)量會影響最終推進速度的大小?；谏鲜鲈? 試驗的平均水平速度曲線同樣需要修正, 采用與前文同樣的比例修正方法對圖示試驗數(shù)據(jù)進行修正, 圖中黑色曲線為經(jīng)過修正后的試驗數(shù)據(jù), 修正后試驗數(shù)據(jù)與仿真數(shù)據(jù)的最大偏差小于10%, 表明試驗數(shù)據(jù)具有較高的可靠性。

圖12 扭簧剛度-平均水平速度對比曲線

Fig. 12 Comparison curves of the torsion spring stiffness and the average horizontal velocity

試驗數(shù)據(jù)與仿真數(shù)據(jù)經(jīng)過對比可知, 仿真的數(shù)據(jù)具有較高的可靠性。在一定海況下, 扭簧剛度存在最優(yōu)值可以實現(xiàn)撲翼推進性能最優(yōu)化, 此結果可以為后續(xù)撲翼彈簧的設計提供一定的理論依據(jù), 另外由撲翼試驗數(shù)據(jù)的誤差分析可知, 撲翼機構的質(zhì)量直接影響撲翼推進速度, 因此設計撲翼機構應以輕便為原則, 不宜過重。

5 結束語

通過FLUENT仿真軟件對不同剛度扭簧加載撲翼的推進性能進行分析, 仿真結果表明, 扭簧剛度是影響被動撲翼推進性能的重要因素, 在二級海況下, 扭簧剛度為6 N?m?rad-1時撲翼具有最優(yōu)的推進性能, 平均水平速度可達0.66 m/s, 推進效率可達19.68%。通過建立試驗平臺, 將部分仿真數(shù)據(jù)與試驗數(shù)據(jù)進行比對, 發(fā)現(xiàn)由于試驗條件的影響導致數(shù)值存在一定的偏差, 經(jīng)過修正后試驗數(shù)據(jù)與仿真數(shù)據(jù)的誤差大大縮小, 仿真結果可靠性較高。

由于試驗條件的影響, 導致試驗數(shù)據(jù)的準確性存在一定的偏差, 在數(shù)據(jù)類型上也較為單一, 未能全面與仿真數(shù)據(jù)進行比對, 后續(xù)的研究工作需要進一步加強試驗平臺的精度, 同時提高平臺的數(shù)據(jù)探測范圍, 從而提升研究方法的可靠性。

[1] Daniel T, Manley J, Trenaman N. The Wave Glider: Enabling a New Approach to Persistent Ocean Observation and Research[J]. Ocean Dynamics, 2011, 61(10): 1509- 1520.

[2] Hine R, Willcox S, Hine G, et al. The Wave Glider: A Wave-Powered Autonomous Marine Vehicle[C]//Marine Technology for Our Future: Global and Local Challenges. USA: IEEE, 2009: 296-301.

[3] 廖煜雷, 李曄, 劉濤, 等. 波浪滑翔器技術的回顧與展望[J]. 哈爾濱工程大學學報, 2016, 37(9): 1227-1236.

Liao Yu-lei, Li Ye, Liu Tao, et al. Unmanned Wave Glider Technology: State of the Art and Perspective[J]. Journal of Harbin Engineering University, 2016, 37(9): 1227- 1236.

[4] Javed A, Djidjeli K, Xing J T. Low Reynolds Number Effect on Energy Extraction Performance of Semi-passive Flapping Foil[J]. Journal of Applied Fluid Mechanics, 2018, 11(6): 1613-1627.

[5] Matthieu B, Maxime P D, Guy D. A Parametric Study and Optimization of the Fully-passive Flapping-foil Turbine at High Reynolds Number[J]. Renewable Energy, 2020, 146: 1958-1975.

[6] Young J, Ashraf M A, Lai J C S, et al. Numerical Simulation of Fully Passive Flapping Foil Power Generation[J]. AIAA Journal, 2013, 51(11): 2727-2739.

[7] Andersen A, Bohr T, Schnipper T, et al. Wake Structure and Thrust Generation of a Flapping Foil in Two-dimensional Flow[J]. Journal of Fluid Mechanics, 2017, 812: R4-1-R4-12.

[8] Yang F M, Shi W C, Wang D Z. Systematic Study on Propulsive Performance of Tandem Hydrofoils for a Wave Glider[J]. Ocean Engineering, 2019, 179: 361-370.

[9] 李燦. 波浪滑翔器動力學分析及性能優(yōu)化[D]. 天津: 天津工業(yè)大學, 2018.

[10] Lopes D B S, Falc?o de Campos, Sarmento A. An Analytical Model Study of a Flapping Hydrofoil for Wave Propulsion[C]//International Conference on Offshore Mechanics and Arctic Engineering. Madrid, Spain: Natural Ocean Engineering Laboratory(NOEL), 2018: 1-8.

[11] Liu P, Su Y M, Liao Y L. Numerical and Experimental Studies on the Propulsion Performance of a Wave Glide Propulsor[J]. China Ocean Engineering, 2016, 30(3): 393- 406.

Propulsion Efficiency Analysis ofPassive Flapping Foil Mechanism of Wave Glider

SUN Xiu-jun1, 2, 5, LIU Jin-cheng1, SANG Hong-qiang3, LI Can4

(1. School of Mechanical Engineering, Hebei University of Technology, Tianjin 300130, China; 2. Key Laboratory of Physical Oceanography. Moe. China, Ocean University of China, Qingdao 266100, China; 3. School of Mechanical Engineering, Tiangong University, Tianjin 300387, China; 4. Institute for Advanced Ocean Study, Ocean University of China, Qingdao 266100, China; 5. Pilot National Laboratory for Marine Science and Technology(Qingdao), Qingdao 266237, China)

The passive flapping foilmechanism of a wave glider is the key module that provides forward driving, and its propulsion efficiency directly affects the wave glider’s forward speed and position control accuracy. In this study, a complete analysis framework of the passive flapping foil propulsion efficiency was built, and a computational fluid dynamic(CFD) simulation model of the passive flapping foil propulsion motion is established. Simulation research on the passive flapping foil loaded with torsion spring under second-level sea state was conducted, and some simulation data were verified by experiments. The CFD simulation results show that the torsion spring stiffness has a significant impact on the propulsion performance of the passive flapping foil, and the passive flapping foil had a higher propulsion efficiency and speed when the torsion spring stiffness was 6 N·m·rad-1in the second-level sea state. This study shows that the CFD simulation and experimental data follow the same trend, and the reliability of the CFD simulation model is high, which has guiding significance for the design of the wave glider’s passive-flapping foil mechanism.

wave glider; passive flapping foil; propulsion efficiency; torsion spring stiffness

TP24; TB126

A

2096-3920(2021)03-0265-07

10.11993/j.issn.2096-3920.2021.03.003

孫秀軍, 劉金成, 桑宏強, 等. 波浪滑翔器被動撲翼機構推進效率分析[J].水下無人系統(tǒng)學報, 2021, 29(3): 265-271.

2020-08-05;

2020-09-25.

國家重點研發(fā)計劃重點專項(2017YFC0305902); 山東省重大科技創(chuàng)新項目(2019JZZY020701); 青島海洋科學與技術國家實驗室“問海計劃”項目(2017WHZZB0101); 天津市自然科學基金重點基金(18JCZDJC40100).

孫秀軍(1981-), 男, 教授, 主要研究方向為波浪滑翔器技術及其海洋觀測應用.

(責任編輯: 許 妍)