郭 威 孫洪鳴,2 徐高飛 李廣偉 周 悅 王敏健,

1.中國(guó)科學(xué)院深?？茖W(xué)與工程研究所, 三亞, 5720002.中國(guó)科學(xué)院大學(xué), 北京, 1000493. 上海海洋大學(xué)工程學(xué)院, 上海, 201306

0 引言

全海深著陸車是為滿足深淵海底大范圍移動(dòng)考察、定點(diǎn)位精細(xì)作業(yè)和強(qiáng)負(fù)載作業(yè)等需求，將履帶式移動(dòng)底盤與傳統(tǒng)水下機(jī)器人相結(jié)合的一種新型水下機(jī)器人[1]。近年來，美國(guó)、日本和德國(guó)均加緊開展對(duì)深海著陸型機(jī)器人的研制工作[2]。美國(guó)研發(fā)的Benthic Rover深海著陸機(jī)器人[3]，其潛浮組件僅配有一級(jí)壓載鐵，無法控制其著底時(shí)的姿態(tài)與速度；德國(guó)TRAMPER深海著陸機(jī)器人經(jīng)絞車吊放至海底[4]，對(duì)母船依賴較大且操作復(fù)雜；德國(guó)Wally和VIATOR以及日本的ABISMO均通過光電復(fù)合纜與基站進(jìn)行信息能源交互[5-7]，其復(fù)合纜也限制了自身科考范圍。本研究中全海深著陸車采用獨(dú)立自由下潛方式，且配有兩級(jí)壓載鐵控制其著底沖擊狀態(tài)，具有潛浮性能好、操作便捷和作業(yè)范圍廣等優(yōu)點(diǎn)，但由于海底的復(fù)雜性和著陸車的自由下潛方式，需對(duì)著底姿態(tài)及沖擊特性進(jìn)行深入研究。

對(duì)著陸沖擊響應(yīng)的研究在航空航天領(lǐng)域較為普遍。FLUGGE等[8]早在1954年就分析了飛機(jī)起落架著陸沖擊載荷響應(yīng)，為飛機(jī)相關(guān)結(jié)構(gòu)的優(yōu)化設(shè)計(jì)提供了參考。在飛船返回艙著陸沖擊分析方面，馬春生等[9]對(duì)返回艙著陸速度及姿態(tài)進(jìn)行了討論，王宇翔等[10]對(duì)比分析了飛船返回艙著水和著陸兩種情況的響應(yīng)特性。WU等[11]通過對(duì)比太空著陸器自由和低速時(shí)的動(dòng)力學(xué)模型，提出基于主機(jī)推力的穩(wěn)定著陸方式，以提高其著陸過程的安全性。洪煌杰等[12]建立了裝備-氣囊有限元模型，對(duì)空投裝備著陸時(shí)初速度、側(cè)傾角和俯仰角與氣囊最大壓力的關(guān)系進(jìn)行了研究。在海洋裝備領(lǐng)域，胡勇等[13]分別對(duì)載人潛水器沖擊巖石和軟沉積物海底進(jìn)行了安全性分析，并提出了安全坐底建議。胡永利等[14]針對(duì)重載作業(yè)型遙控潛水器水下升降裝置進(jìn)行了著底碰撞仿真，對(duì)比了5種著底工況的仿真結(jié)果，分析了著底速度對(duì)碰撞結(jié)構(gòu)動(dòng)力響應(yīng)的影響。對(duì)于深海著陸型機(jī)器人，文獻(xiàn)[15-17]都聚焦于海底泥土受力模型和爬行運(yùn)動(dòng)性能研究，而對(duì)著底過程的運(yùn)動(dòng)和沖擊響應(yīng)研究較少。為把握著底沖擊過程的一般規(guī)律，對(duì)可控速度與姿態(tài)的著陸車進(jìn)行著底特性分析并改進(jìn)顯得尤為重要。

本文針對(duì)正在研制的全海深著陸車原理樣機(jī)，闡述其下潛著底組件的工作原理，分析著陸車著底過程運(yùn)動(dòng)規(guī)律，對(duì)其不同速度與角度的著底沖擊進(jìn)行數(shù)值模擬，進(jìn)而對(duì)關(guān)鍵部件進(jìn)行改進(jìn)設(shè)計(jì)，以確保著陸車平穩(wěn)著底，提高設(shè)備安全性。

1 下潛與著底過程

全海深著陸車下潛著底過程受底盤前部一級(jí)壓載、后部二級(jí)壓載以及重心和浮心連成的軸線位置的應(yīng)急推進(jìn)器控制。在目標(biāo)作業(yè)海域，著陸車經(jīng)母船吊放裝置布放至海面，脫離母船后在兩級(jí)壓載鐵的作用下以無動(dòng)力的方式開始下潛，在距海底一定高度時(shí)拋棄一級(jí)壓載鐵，同時(shí)其姿態(tài)調(diào)整為水平并降低速度完成著底。著陸車自由下潛過程如圖1所示。

圖1 著陸車自由下潛過程Fig.1 The free diving process of state of landing vehicle

圖2所示為著陸車一級(jí)拋載前狀態(tài)，其重心CG與浮心CB垂向軸線相距l(xiāng)，穩(wěn)心高度h；圖3所示為著陸車一級(jí)拋載后狀態(tài)，其重心CG與浮心CB位于同一垂向軸線；結(jié)束海底科考任務(wù)后拋棄二級(jí)壓載鐵，著陸車艉部翹起并實(shí)現(xiàn)離底上浮。在著底和離底過程中，推進(jìn)器將作為應(yīng)急裝置，為著陸車提供著底和助力上浮的保障。

圖2 著陸車一級(jí)拋載前狀態(tài)Fig.2 State of landing vehicle before first ballast unloading

圖3 著陸車一級(jí)拋載后狀態(tài)Fig.3 State of landing vehicle after first ballast unloading

采用文獻(xiàn)[1]的優(yōu)化設(shè)計(jì)結(jié)果：一級(jí)壓載鐵距中軸線距離xa為0.38 m，質(zhì)量ma為53 kg；二級(jí)壓載鐵距中軸線距離xb為0.58 m，質(zhì)量mb為50 kg；著陸車其他主要技術(shù)參數(shù)如表1所示。

2 著底模型分析

在著陸車結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)中，對(duì)整體結(jié)構(gòu)和安裝布局作了對(duì)稱設(shè)計(jì)，且留有安裝空間，可完成整體對(duì)

表1 主要技術(shù)參數(shù)Tab.1 Main technical parameters

稱微調(diào)，因此其著底過程為相對(duì)大地坐標(biāo)系EXYZ在EXZ平面的直線運(yùn)動(dòng)和相對(duì)運(yùn)動(dòng)坐標(biāo)系exyz繞y軸的旋轉(zhuǎn)運(yùn)動(dòng)。著陸車著底過程平衡狀態(tài)主要包括一級(jí)拋載前的初平衡和一級(jí)拋載后的再平衡，著底過程受力分析如圖4所示，在EXZ平面內(nèi)著陸車受豎直方向的負(fù)浮力F、相反于運(yùn)動(dòng)方向的阻力D、垂直于運(yùn)動(dòng)方向的升力L及繞y軸的縱傾力矩My共同作用下完成穩(wěn)定下潛著底。

圖4 著底過程受力分析Fig.4 Stress analysis during landing

著陸車著底過程中的兩種平衡狀態(tài)應(yīng)滿足以下函數(shù)關(guān)系：

L1,2sinα1,2+F1,2sinθ1,2-D1,2cosα1,2=0

(1)

L1,2cosα1,2+D1,2sinα1,2-F1,2cosθ1,2=0

(2)

(m+ma+mb)g(hsinθ1,2-lcosθ1,2)=My1,2

(3)

F1,2=(ma0+mb0+m0)g

(4)

l=xama/(m+ma+mb)

(5)

ma0=ma-ρhma/ρs

(6)

mb0=mb-ρhmb/ρs

(7)

式中，L1,2、D1,2、My1,2分別為著陸平衡狀態(tài)的升力、阻力和縱傾力矩；α為攻角；θ為縱傾角；m為主體質(zhì)量；m0為主體正浮力質(zhì)量；ma0為一級(jí)壓載鐵負(fù)浮力質(zhì)量；mb0為二級(jí)壓載鐵負(fù)浮力質(zhì)量；ρh為所處深度海水密度，ρs為壓載鐵密度,ρs=7800 kg/m3；同一物理量的下標(biāo)1和2分別表示初平衡狀態(tài)和再平衡狀態(tài)。

由文獻(xiàn)[18]的水動(dòng)力分析法可知，著陸車平衡狀態(tài)阻力D1,2、升力L1,2和縱傾力矩My1,2的方程分別為

(8)

(9)

(10)

式中，V為著陸過程潛航速度；KD0、KD、KL0、KL、KM0、KM為著陸車模型參數(shù)，根據(jù)文獻(xiàn)[1]，KD0=405.8，KD=402.4，KL0=598.2，KL=-130.8，KM0=267.5，KM=-40.9。

基于著陸車著底過程平衡狀態(tài)分析，將式(4)～式(10)代入式(1)～式(3)整理得到:

[(m+ma+mb)ρshcosα1,2-maxaρssinα1,2]AD- [(m+ma+mb)ρshsinα1,2+maxaρscosα1,2]AL-

[(ma+mb)(ρs-ρh)-ρsm0](KM0+KMα1,2)=0

(11)

(12)

(13)

AD=KD0+KDα1,2AL=KL0+KLα1,2

由式(11)～式(13)可獲得著陸車初平衡狀態(tài)和再平衡狀態(tài)時(shí)縱傾角θ、航跡角β及潛航速度V的大小。

為分析著陸車初平衡和再平衡狀態(tài)所處不同深度時(shí)，其水密度變化對(duì)狀態(tài)參數(shù)值的影響，將討論下潛至8000 m和11 000 m各狀態(tài)參數(shù)變化量的大小。由文獻(xiàn)[19]蛟龍?zhí)?000 m海試所獲數(shù)據(jù)經(jīng)光順處理后可知海水密度ρh隨深度H的線性變化關(guān)系，并可將其關(guān)系近似為ρh=0.005H+1025，計(jì)算得不同深度平衡狀態(tài)縱傾角θ1,2、航跡角β1,2及航速V1,2大小及變化量，如表2所示。

由表2可知，在距海底一定范圍內(nèi)，不同深度的海水密度對(duì)平衡狀態(tài)參數(shù)大小的影響可忽略不計(jì)，因此本文著陸車初平衡和再平衡狀態(tài)各參數(shù)取為11 000 m海水密度計(jì)算所得數(shù)值。

表2 不同下潛深度平衡狀態(tài)參數(shù)Tab.2 Parameters of balanced state for differentdepths of diving

3 沖擊特性分析

由以上分析可知，著陸車?yán)硐胫走^程包括：初平衡狀態(tài)、調(diào)整狀態(tài)和再平衡狀態(tài)三個(gè)階段，且在距海底一定高度時(shí)拋棄一級(jí)壓載鐵開始著底。但鑒于海試過程著底時(shí)機(jī)的不確定性，將初平衡狀態(tài)作為擬著底狀態(tài)1，再平衡狀態(tài)作為擬著底狀態(tài)6，利用插值法將兩邊界狀態(tài)參數(shù)處理成6個(gè)擬著底狀態(tài)，并分別對(duì)其進(jìn)行沖擊響應(yīng)分析，各擬著底狀態(tài)參數(shù)如表3所示。

表3 擬著底狀態(tài)參數(shù)Tab.3 Parameters of imitated landing state

3.1 碰撞理論

著底沖擊是一個(gè)動(dòng)態(tài)、復(fù)雜的碰撞過程，系統(tǒng)除了具有結(jié)構(gòu)和材料的非線性以外，還有接觸界面的非線性，通常采用顯式積分算法對(duì)著陸車著底沖擊的瞬態(tài)動(dòng)力學(xué)過程進(jìn)行數(shù)值模擬分析[20]。

在總體坐標(biāo)系下，著陸車碰撞方程表示為

Ma+Cv+Kd=Fex

式中,M為結(jié)構(gòu)質(zhì)量矩陣；C為結(jié)構(gòu)的阻尼矩陣；K為結(jié)構(gòu)的剛度矩陣；a為加速度向量；v為速度向量；d為位移向量；Fex為包括碰撞力在內(nèi)的外力向量。

內(nèi)部力向量

Fin=Cv+Kd

(15)

慣性力向量

Fre=Fex-Fin

(16)

碰撞方程可寫為

Ma=Fre

(17)

若碰撞結(jié)構(gòu)采用集中質(zhì)量，即質(zhì)量矩陣M為對(duì)角矩陣，則各自由度方程將相互獨(dú)立為

(18)

采用中心差分的顯式格式對(duì)式(18)進(jìn)行時(shí)間積分可得速度vi，再積分可得位移di。在總體坐標(biāo)系下，碰撞運(yùn)動(dòng)方程可表示為

vn+1/2=vn-1/2+an(Δtn+1/2+Δtn-1/2)/2

(19)

dn+1=dn+vn+1/2·Δtn+1/2

(20)

Δtn+1/2=(Δtn+Δtn+1)/2

整個(gè)時(shí)域范圍內(nèi)，由式(19)、式(20)可求得各離散時(shí)間點(diǎn)處的速度和位移，顯式積分法不需要矩陣分解或求逆，也不存在收斂性問題，因此可利用顯式有限元法對(duì)著陸車沖擊模型進(jìn)行數(shù)值模擬分析。

3.2 有限元建模

建立合理有限元模型是數(shù)值模擬的前提。考慮到著陸車自身結(jié)構(gòu)非線性和著底環(huán)境多變性，在建模過程中對(duì)沖擊模型進(jìn)行適當(dāng)簡(jiǎn)化：①忽略著陸車內(nèi)部部件結(jié)構(gòu)特征，重點(diǎn)分析主框架沖擊響應(yīng)特性；②忽略著底點(diǎn)海底地面多變性，選擇以普通平板地面為沖擊目標(biāo)。

首先利用SolidWorks軟件建立著陸車著底模型，簡(jiǎn)化并刪去與著底沖擊無關(guān)的特征，著陸車著底簡(jiǎn)化模型如圖5所示，包括浮力材、主框架、履帶和海底，然后利用Workbench LS-DYNA進(jìn)行數(shù)值求解。

圖5 著陸車著底簡(jiǎn)化模型Fig.5 Simplified model of lading vehicle

為保證計(jì)算結(jié)果精度，縮短數(shù)值求解時(shí)間，對(duì)碰撞區(qū)域結(jié)構(gòu)的網(wǎng)格進(jìn)行加密，履帶和主框架網(wǎng)格單元尺寸大小分別為0.01 m和0.015 m，其他兩部分網(wǎng)格單元尺寸皆為0.04 m。著陸車有限元模型如圖6所示，其整體網(wǎng)格節(jié)點(diǎn)數(shù)為82 654，單元數(shù)為136 205，網(wǎng)格正交質(zhì)量為0.76，扭曲度為0.25，總體網(wǎng)格質(zhì)量評(píng)價(jià)為優(yōu)[20]。

圖6 著陸車有限元模型Fig.6 Finite element model of landing vehicle

由于建模過程中對(duì)實(shí)際結(jié)構(gòu)進(jìn)行簡(jiǎn)化，且著陸車水下負(fù)浮力質(zhì)量與空氣質(zhì)量相差較多，為保證著陸車實(shí)際重心位置和水中負(fù)浮力質(zhì)量保持不變，其浮力材、主框架和履帶各材料密度應(yīng)以質(zhì)量反算所得等效密度表示，其材料主要參數(shù)如表4所示。

表4 材料主要參數(shù)Tab.4 Main parameters of materials

3.3 沖擊響應(yīng)

為描述著底沖擊過程的能量轉(zhuǎn)化，把握著陸車應(yīng)力分布規(guī)律，分析車體結(jié)構(gòu)可靠性，以便進(jìn)行改進(jìn)設(shè)計(jì)，考慮著底點(diǎn)存在巖石地面和泥質(zhì)地面等情況，本節(jié)僅分析沖擊破壞性大的巖石地面。首先將巖石地面等效為剛性本構(gòu)模型，并添加剛性約束；其次賦予各結(jié)構(gòu)如表4所示的材料屬性，然后對(duì)分析模型施加重力場(chǎng)效應(yīng)以模擬著底環(huán)境，同時(shí)將著陸車內(nèi)部各結(jié)構(gòu)間設(shè)置為固連接觸，履帶與海底間為摩擦接觸，其摩擦因數(shù)為0.2；最后沖擊時(shí)間和分析步分別設(shè)置為0.03 s和40個(gè)等空間分布點(diǎn)。

著底沖擊能量轉(zhuǎn)化過程任選縱傾角θ為22.7°、航跡角β為43.64°以及潛航速度V為0.79 m/s(擬著陸狀態(tài)4)作為狀態(tài)指標(biāo)，其沖擊能量E隨時(shí)間t的變化關(guān)系如圖7所示，沖擊等效應(yīng)力分布見圖8。

圖7 沖擊能量-時(shí)間關(guān)系曲線Fig.7 Relationship between impacting energy and time

圖8 碰撞過程應(yīng)力云圖Fig.8 Stress distribution during the impacting

著底沖擊過程中，能量隨沖擊時(shí)間以不同形式存在，主要包括動(dòng)能、內(nèi)能和沙漏能。如圖7所示，區(qū)域Ⅰ為著底潛航階段，其總能量以動(dòng)能形式存在；區(qū)域Ⅱ?yàn)橹讻_擊階段，著陸車艏部接觸海底，其動(dòng)能從0.004 s開始迅速轉(zhuǎn)化為內(nèi)能和沙漏能；區(qū)域Ⅲ為著底調(diào)整階段，各能量在0.017 s之后趨于穩(wěn)定，其能量的微弱波動(dòng)，表征著陸車艉部姿態(tài)調(diào)整的能量轉(zhuǎn)換。整個(gè)過程中，三種主要能量轉(zhuǎn)換無異常波動(dòng)，且符合能量守恒定律，同時(shí)沙漏能所占總能量的比例不超過5%，符合工程實(shí)際經(jīng)驗(yàn)[21]，計(jì)算結(jié)果不失真。

由于著陸車著底姿態(tài)主要受兩級(jí)壓載控制，可設(shè)計(jì)著底沖擊過程基本為正縱傾角的姿態(tài)，保證張緊輪位置為初始接地點(diǎn)，其沖擊產(chǎn)生的能量經(jīng)履帶直接傳遞到張緊輪及其支架上，并向著陸車艉部擴(kuò)散，因此離張緊輪越遠(yuǎn)，傳遞到的應(yīng)力就越小。由圖8可見，在能量傳遞過程中，由于沖擊姿態(tài)和張緊輪位置，在張緊輪支架處產(chǎn)生了應(yīng)力集中，且張緊輪支架與履帶輪架間的剛性連接結(jié)構(gòu)易產(chǎn)生沖擊破壞，需對(duì)此敏感部位進(jìn)行改進(jìn)設(shè)計(jì)并分析其效果。

4 改進(jìn)與分析

由著陸車著底沖擊特性分析可見，著底沖擊應(yīng)力集中在張緊輪支架處，且當(dāng)張緊輪支架與履帶輪支架為剛性連接時(shí)易產(chǎn)生破壞，這勢(shì)必嚴(yán)重危害整個(gè)著陸車的安全性，故對(duì)此部分結(jié)構(gòu)進(jìn)行改進(jìn)設(shè)計(jì)，并結(jié)合海底巖石地面和泥質(zhì)地面等情況分別對(duì)其改進(jìn)前后沖擊應(yīng)力進(jìn)行數(shù)值模擬分析。

4.1 改進(jìn)設(shè)計(jì)

將張緊輪支架處的剛性連結(jié)改進(jìn)為以軸承為中間體的鉸接，并安裝彈簧阻尼器以消除應(yīng)力集中，且低速輕載的深海著陸車主要承重部件為支重輪，張緊輪改進(jìn)不會(huì)引起較大的波動(dòng)，圖9為張緊輪結(jié)構(gòu)改進(jìn)前后的示意圖。

圖9 張緊輪改進(jìn)結(jié)構(gòu)Fig.9 Improved structure of tension wheel

將張緊輪支架與履帶輪架之間的固連接觸改為摩擦接觸，并設(shè)摩擦因數(shù)為0.2，選取5種剛度系數(shù)K分別為80，120，160，200，240 N/mm的彈簧阻尼器，阻尼系數(shù)均設(shè)置為10 N·s/mm，以研究不同剛度的彈簧阻尼器對(duì)著底沖擊響應(yīng)的影響。

4.2 數(shù)值模擬分析

巖石地面著底最易對(duì)著陸車造成破壞，首先分析剛性本構(gòu)的硬質(zhì)地面沖擊響應(yīng)。為分析張緊輪支架改進(jìn)前后著底沖擊變化，研究彈簧阻尼器剛度系數(shù)對(duì)其的影響規(guī)律，實(shí)驗(yàn)將針對(duì)6種擬著底狀態(tài)，分別對(duì)改進(jìn)前的剛性連接與改進(jìn)后5種剛度彈簧阻尼器的鉸接共6種沖擊結(jié)構(gòu)進(jìn)行數(shù)值模擬[21]。著陸車沖擊巖石地面接觸點(diǎn)處等效應(yīng)力-時(shí)間關(guān)系如圖10所示。

由圖10所示張緊輪支架改進(jìn)前后沖擊響應(yīng)與不同剛度彈簧阻尼結(jié)構(gòu)的等效應(yīng)力-時(shí)間關(guān)系曲線可得：①改進(jìn)前的著陸車最大等效應(yīng)力出現(xiàn)在擬著底狀態(tài)3，其峰值約為95 MPa；②在沖擊巖石地面時(shí)，改進(jìn)后張緊輪支架具有明顯緩沖作用，其最大等效應(yīng)力約為改進(jìn)前的13%；③彈簧阻尼器剛度系數(shù)對(duì)沖擊應(yīng)力無明顯影響，可結(jié)合工程需求選擇合適剛度。

(a)擬著底狀態(tài)1 (b)擬著底狀態(tài)2 (c)擬著底狀態(tài)3

(d)擬著底狀態(tài)4 (e)擬著底狀態(tài)5 (f)擬著底狀態(tài)6 圖10 沖擊巖石地面等效應(yīng)力-時(shí)間關(guān)系曲線Fig.10 Relationship between equivalent stress and time during colliding rock ground

因海底大部區(qū)域?yàn)槟噘|(zhì)地面，為充分掌握各著底狀態(tài)沖擊特性，設(shè)計(jì)沖擊泥質(zhì)地面仿真實(shí)驗(yàn)，并對(duì)泥質(zhì)地面的材料本構(gòu)模型進(jìn)行近似處理。根據(jù)文獻(xiàn)[22]的研究，將泥質(zhì)海床近似處理為彈塑性模型，且取泥質(zhì)海底等效參數(shù)如表5所示。

結(jié)合泥質(zhì)地面彈塑性本構(gòu)模型參數(shù)，針對(duì)6種擬著底狀態(tài)，分別對(duì)其改進(jìn)前的剛性連接和改進(jìn)后5種剛度彈簧阻尼器的鉸接等6種沖擊結(jié)構(gòu)進(jìn)行數(shù)值模擬。著陸車沖擊泥質(zhì)地面接觸點(diǎn)處等效應(yīng)力-時(shí)間關(guān)系如圖11所示。

表5 泥質(zhì)海底參數(shù)Tab.5 Parameters of muddy ground

(a)擬著底狀態(tài)1 (b)擬著底狀態(tài)2 (c)擬著底狀態(tài)3

(d)擬著底狀態(tài)4 (e)擬著底狀態(tài)5 (f)擬著底狀態(tài)6

圖11 沖擊泥質(zhì)地面等效應(yīng)力-時(shí)間關(guān)系曲線Fig.11 Relationship between equivalent stress and time during colliding muddy ground

由圖11所示張緊輪支架改進(jìn)前后沖擊響應(yīng)與不同剛度彈簧阻尼結(jié)構(gòu)的等效應(yīng)力-時(shí)間曲線可得：①在沖擊泥質(zhì)地面時(shí)，改進(jìn)后張緊輪支架具有明顯緩沖作用，其最大等效應(yīng)力約為改進(jìn)前的30%，且剛度系數(shù)對(duì)沖擊應(yīng)力無明顯影響；②在張緊輪支架改進(jìn)前，著陸車沖擊泥質(zhì)地面的應(yīng)力峰值明顯減小，約為巖石地面的7%；

③在張緊輪支架改進(jìn)后，著陸車沖擊泥質(zhì)地面的應(yīng)力峰值明顯減小，約為巖石地面的5%。

5 結(jié)論

(1)著陸車著底過程包括一級(jí)拋載前的初平衡和一級(jí)拋載后的再平衡兩個(gè)邊界狀態(tài)，且其平衡狀態(tài)參數(shù)受著底過程深度變化的影響可以忽略。

(2)著底沖擊過程中，著陸車張緊輪支架處產(chǎn)生了應(yīng)力集中現(xiàn)象，它與履帶輪架的剛性連接結(jié)構(gòu)易發(fā)生沖擊破壞，應(yīng)對(duì)其結(jié)構(gòu)進(jìn)行改進(jìn)設(shè)計(jì)。

(3)張緊輪支架改進(jìn)前和改進(jìn)后，其沖擊泥質(zhì)地面最大等效應(yīng)力遠(yuǎn)遠(yuǎn)小于沖擊巖石地面的最大等效應(yīng)力。且張緊輪支架改進(jìn)后著陸車最大等效應(yīng)力大大減小，有效地消除了應(yīng)力集中現(xiàn)象，提高了車體著底過程的安全性。

本文的研究方法為解決復(fù)雜動(dòng)力沖擊過程提供參考，其結(jié)果也為其他同類潛水器的研制提供理論依據(jù)。研究中忽略了深海復(fù)雜環(huán)境對(duì)著底過程著陸車應(yīng)力集中點(diǎn)的影響，后續(xù)研究需建立深海復(fù)雜海流干擾下更為精確的著陸速度和姿態(tài)的運(yùn)動(dòng)模型，增加彈簧阻尼裝置后的穩(wěn)定性將通過多體動(dòng)力學(xué)軟件對(duì)不同底盤參數(shù)和底質(zhì)地面進(jìn)行仿真分析，以獲取著陸車質(zhì)心的滑轉(zhuǎn)率、側(cè)移量和穩(wěn)定性等方面的影響關(guān)系，進(jìn)一步完善著著陸車的總體優(yōu)化設(shè)計(jì)。