孫中興 唐力偉 汪 偉 趙家豐 沈晨暉 孫也尊

(1.軍械工程學院火炮工程系， 石家莊 050003； 2.駐二四七廠軍事代表室， 太原 030000)

考慮土壤滑轉流動的柔性履帶應力分布研究

孫中興1唐力偉1汪 偉1趙家豐1沈晨暉1孫也尊2

(1.軍械工程學院火炮工程系， 石家莊 050003； 2.駐二四七廠軍事代表室， 太原 030000)

履帶-地面相互作用力學研究在履帶機構設計、優(yōu)化、控制與仿真方面具有重要的作用，其中柔性履帶應力分布是目前該項研究的難點。本文將地面力學廣泛應用的半經驗法與土槽實驗方法相結合，首先在KARAFIATH構想的基礎上分析了履帶行進過程中土壤的剪切流動及滑移線分布規(guī)律，提出了滑轉流動導致的土壤流失量的計算方法，并在引入履帶應力分布的研究中，實現了對傳統(tǒng)履帶-地面應力分布模型的修正和改進。利用履帶機構-土壤實驗系統(tǒng)進行相關測試，結合實驗測量擬合得到履帶段各點的下陷量曲線，代入本文模型中計算得到機構各處的正應力與切應力的分布情況。在載荷6 kg，滑動率從0.23增加到0.71時，履帶機構豎直方向正應力的計算值與實驗測量平均相對誤差不超過15%，相關系數不小于0.83。模型可用于柔性履帶地面耦合動力學建模與特性分析。

柔性履帶； 應力分布； 剪切流動； 履帶-地面力學

引言

近年來隨著科學技術的發(fā)展和人類活動領域的不斷擴大，對工程機械的環(huán)境適應能力提出了更高的要求。對于在野外復雜地面環(huán)境下工作的可移動機構更要具備很強的地面通過性和穩(wěn)定性[1]。履帶式機構憑借其下陷量小、牽引力足、越障性能好等優(yōu)勢在自行化裝備中得到了廣泛的應用[2]。大到坦克、自行火炮、各種工程及農用機械，小到移動機器人等機構大部分都采用了履帶式結構[3]。由于野外地面環(huán)境的復雜性，履帶式車輛行駛時經常出現滑轉沉陷以及縱向、側向滑移等問題，導致牽引能力降低，甚至會出現機構陷入泥土中無法前行的問題[4]。要分析解決這些問題則必須依靠履帶地面力學。其中車輛動力學和剛性履帶地面力學已較為成熟，而柔性履帶地面力學本質上屬于剛柔耦合多體系統(tǒng)力學問題，是履帶式機構動力學研究的關鍵，已引起國內外學者的關注[5]。

基于應力分布模型計算地面作用于車輛的掛鉤牽引力、前進阻力矩、支持力等集中力與力矩，將剛柔耦合問題轉化為多體力學問題，是一種被廣泛采用的方法，應力分布研究是該方法的重點[6]。傳統(tǒng)的柔性履帶應力分布研究中，BEKKER首創(chuàng)了履帶與地面間壓力分布的理論性研究，在其研究中考慮了小車重力、履帶寬度、壓力-地陷關系，然而僅分析了2個輪子之間的履帶，并且把履帶簡化為刀刃狀的支撐，土壤的壓力-地陷關系也呈線性關系。WONG等[7]發(fā)現了此缺陷并在BEKKER模型基礎上進行了改進，但是忽視了多個輪子依次經過地面時重復加載的影響；后來WONG進一步修正了模型，考慮了重復加載的影響，但是仍然假設在履帶不與輪子接觸的部分沒有剪切應力；WYK等[8]針對履帶坦克建立了詳細的履帶-地面數學模型，將履帶系統(tǒng)分成了承重輪部分和履帶部分，更加符合連續(xù)履帶機構的受力情況；OKELLO等[9]在WYK等的基礎上進一步簡化了履帶部分的模型，采用數值迭代的方法，可以對車輛的動態(tài)過程進行分析。KARAFIATH等[10]考慮了柔性履帶下土壤的塑形流動，理論上分析了滑移線場的分布規(guī)律，并首次提出了運用滑移線場有關速度場的計算來計算土壤滑轉流動位移向量的思想，但由于當時科研條件的限制僅進行了概念性的分析，未進行任何實驗研究和定性分析，也未得到計算應力分布的相關理論。

本文在KARAFIATH構想的基礎上運用土力學理論分析履帶行進過程中土壤的剪切流動及滑移線分布規(guī)律，推導滑轉流動導致的土壤流失量的計算方法，進而修正履帶機構-地面應力分布模型，結合實驗測得的履帶各點下陷量計算應力分布，并利用實驗數據進行驗證。

1 履帶機構-地面相互作用實驗

1.1 實驗方法

為研究履帶機構的運動規(guī)律，參照吉林大學工程仿生教育部重點實驗室研制的新式土槽實驗系統(tǒng)[11]的設計思想設計了履帶式機構-土壤實驗系統(tǒng)，如圖1所示，主要由土槽、履帶式臺車裝置及其配套的驅動元件和實時測試系統(tǒng)組成。土槽的總體尺寸為2 000 mm×300 mm×200 mm；負重輪共有3個，直徑均為69 mm；履帶寬度為20 mm；臺車無配重砝碼時的質量為5.6 kg；裝置下陷量的可測范圍為0～200 mm。

圖1 履帶式機構-土壤實驗系統(tǒng)Fig.1 Experimental system of track-soil1.實驗電源 2.數據采集儀 3.動態(tài)扭矩傳感器 4.光電編碼器1 5.阻力砝碼 6.尾架 7.激光測距儀 8.轉盤 9.拉線位移傳感器 10.土槽 11.水平直線導軌 12.實驗臺車 13.光電編碼器2 14.電動機

履帶式臺車裝置結構見圖2，其在履帶中心線所確定的二維平面(以下簡稱履帶平面)內具有3個自由度(水平運動、垂直運動、旋轉運動)，可模擬履帶機構直線行駛時的運動情況。通過改變左右砝碼架上配重砝碼質量實現對臺車質量的調控，放置砝碼時應合理調整其在砝碼架上的位置以保證臺車重心落在履帶平面上(實際上臺車的設計已保證重心保持在支架中心線所在的垂直平面(以下簡稱支架平面)內，調整砝碼便可使機構重心落在支架平面與履帶平面的交線上)。臺車運行時會發(fā)生滑轉沉陷和車體傾斜，通過改變阻力砝碼的質量可以改變臺車穩(wěn)定行駛過程中的掛鉤牽引力和滑動率。

測試系統(tǒng)具有實時在線測試能力，其配備轉矩傳感器、水平位移傳感器(滾輪編碼器)、垂直位移拉線傳感器、傾角光電編碼器、轉速光電編碼器等，可實時測試臺車裝置由啟動到平穩(wěn)運行階段電動機驅動力矩、臺車水平位移、臺車行駛過程中的下陷量、車體傾斜角、電動機轉速等參量及其變化情況。在履帶下埋設膜盒式壓力傳感器來測量履帶地面接觸處向下的壓力分布情況。實時滑動率可根據臺車位移、電動機轉速和機構傳動比計算得到，實時掛鉤牽引力可根據電動機驅動力矩、車體傾角和傳動比計算得到。

在實驗臺一側設置激光測距儀測量不與負重輪接觸的履帶的形態(tài)變化，將測量結果乘以激光測距儀與豎直面夾角的余弦值再減去測距儀的豎向坐標值便可得到履帶各處的下陷量。

圖2 履帶式臺車裝置結構簡圖Fig.2 Structure diagram of tracked vehicle1.支架 2.誘導輪 3.尾架 4.阻力架 5.曲柄 6.負重輪 7.履帶 8.底板 9.同步帶輪1 10.同步帶 11.同步帶輪2 12.驅動輪 13.直線軸承 14.水平直線導軌 15.實驗臺 16.拉線位移傳感器 17.光電編碼器1 18.動態(tài)扭矩傳感器 19.底板 20.配重 21.電動機 22.磅秤砝碼架 23.軸承 24.直線軸承導軌

為避免臺車橫梁與負重輪等機構的遮擋導致部分履帶段不可測量的現象，在測距儀的固定裝置上增設轉盤，先將轉盤逆時針旋轉一定角度，在履帶臺車勻速前行過程中進行測量得到部分履帶段的下陷量，然后再順時針旋轉一定角度轉盤進行測量得到部分履帶段的下陷量，若測量結果不能包含所有不與負重輪接觸的履帶部分，則旋轉轉盤繼續(xù)測量直至履帶的所有部分均已測量為止，以互相關數值為標準將各履帶段進行拼接便得到了履帶各處的形態(tài)及下陷情況。

1.2 實驗結果

將臺車質量調整為6 kg，滑動率調整為0.3，合理放置激光測距儀的位置使激光測距儀工作時臺車處于勻速運動階段，進行30次以上的重復測量并從中選取相互接近的30次實驗數據，對下陷量和車體傾角的測量結果求取均值作為最后的結果，并進一步推導得到各負重輪的位置。將測量得到的各履帶段進行拼接得到履帶各處的形態(tài)，如圖3所示。選擇與兩側負重輪相切的六次曲線運用最小二乘方法進行擬合得到如圖3所示的曲線，并以此進行后續(xù)應力分布的計算。

圖3 履帶各處下陷量的實驗測量結果及擬合曲線Fig.3 Experimental measurement results and matched curve of track’s sinkage

2 履帶應力分布計算

2.1 柔性履帶滑移線場分布與土壤縱向滑轉流動機理

根據KARAFIATH構想，分析土壤滑轉流動時可假定履帶下面的土壤完全處于塑形狀態(tài)[12]，柔性履帶向上撓曲允許發(fā)展被動區(qū)，而在負重輪下面的履帶部分則明顯地向下施加壓力，產生主動區(qū)，這樣，履帶線面的主動區(qū)和被動區(qū)將相互交錯，之間通過過渡區(qū)聯接，且以分界面應力保持連續(xù)的方式結合，具體滑移線場的分布如圖4所示。首個負重輪作用角θ大于0°的弧段履帶緊貼負重輪表面，對土壤的剪切破壞形式與剛性輪大致相同，故其作用部分的土壤滑移線場存在2個剪切流動破壞區(qū)，即圖4中的KFA和KIE[13]，圖中θm為K點對應的角度，也是負重輪首輪與地面作用的最大應力角。區(qū)域KFA的土壤顆粒與履帶運動方向相同，在負重輪前形成凸起，該區(qū)域土壤顆粒呈循環(huán)流動狀態(tài)，不存在明顯的土壤流失，故負重輪AK段應力分布滿足REECE正應力分布模型[14]。區(qū)域KIE(首輪后端滑移線場)的土壤顆粒與履帶運動方向相反，故不能實現顆粒循環(huán)流動，土壤沿滑移線方向由主動區(qū)向被動區(qū)流動，造成土壤在主動區(qū)流失和在被動區(qū)堆積的現象。

圖4 被動區(qū)完全發(fā)展時履帶機構下的滑移線場及土壤剪切流動示意圖Fig.4 Slip-line field and soil shear flow when passive region was completely developed

末個負重輪由于后端沒有履帶的束縛，徑向區(qū)在地表面收縮到奇點位置。但在其他負重輪后端履帶所處滑移線場中由于土壤的內聚性，即便地表面負荷為零在奇點也會出現應力的不連續(xù)，在這種情況下，唯有在該點的最大主應力方向不發(fā)生任何變化的條件下，才能消除應力不連續(xù)，最大主應力方向的多值性被單一值所取代，這一單一值相當于界面摩擦角等于土壤內摩擦角[15]。

圖5 履帶柔度受限時機構下的滑移線場及土壤剪切流動示意圖Fig.5 Slip-line field and soil shear flow when flexibility was limited

當履帶的跨度和柔度足夠大時，被動區(qū)在履帶下完全發(fā)展，被動區(qū)后依次存在JL和LP2個滑移線場。其中JL與KFA類似，土壤顆粒呈循環(huán)流動狀態(tài)，不存在明顯的土壤流失；LP與KIE類似，土壤沿滑移線方向由主動區(qū)向被動區(qū)流動。由于履帶有用的接觸面積隨履帶柔度的增加而減小，現實中為了增加機構的牽引性能往往需要對履帶柔度進行限制，故一般情況下的土壤流動情況如圖5所示，被動區(qū)并不能在履帶下面完全發(fā)展，未得以發(fā)展的被動區(qū)Ⅰ與主動區(qū)Ⅱ產生耦合，其土壤隨主動區(qū)Ⅱ的切削向后流動。在主動區(qū)Ⅱ中隨著履帶向后推移最大主應力與水平面的順時針方向夾角逐漸減小，可能會出現特征線與水平面的逆時針夾角為正的情況，這種情況下土壤顆粒由流失改為堆積，當主動區(qū)Ⅱ流失的土壤堆積完畢之后，由被動區(qū)Ⅰ流動過來的土壤可予以補充實現土壤的進一步堆積。其余負重輪及與其相連的履帶部分的土壤剪切流動與首個負重輪后端滑移線場大致類似。

2.2 柔性履帶等效滑移沉陷量計算

輪式機構的研究中滑轉沉陷可通過最大應力角體現[13]，但履帶機構由于履帶的連續(xù)作用無法按照剛性輪的方法通過最大應力角實現滑轉沉陷的體現，需運用土力學理論來計算。

以首輪后端滑移線場為例，最大主應力σ1的方向可由SOKOLOVSKII提出的計算式計算。

(1)式中，主動區(qū)k=-1，被動區(qū)k=1；δ=arctan(τ/σ+ccotφ)，其中φ為土壤內摩擦角；Δ=arctan(sinδ/sinφ)；n為任意整數，通常為0或±1。

2.2.1 主動區(qū)的滑移沉陷分析

由塑形力學理論可知特征線與最大主應力之間的夾角為Xc=π/4-φ/2。主動區(qū)負重輪與履帶的速度方向也就是與土壤接觸點處的滑移線方向，與特征線j的方向相同，因而可將主動區(qū)土壤與負重輪(或履帶)視為與負重輪(或履帶)緊貼在一起的實體，隨著負重輪(或履帶)與土壤體的轉動機構將產生附加的沉陷量，如圖6所示。

圖6 主動區(qū)滑移沉陷示意圖Fig.6 Slip sinkage sketches in active region

圖6中K點繞圓心旋轉dα的微元弧段后落在K′點所用時間為dt，機構前進的距離為dx。由幾何關系可得微元方程

(2)

式中v——沿特征線j的速度α——負重輪的作用角度i——機構滑轉率

易得滑轉沉陷量微元為

dzc1=r(cosα+i-1)tan(θ-Xc+α)dα=vc1dα

(3)

式中vc1——沉陷量關于負重輪作用角的導數

考慮到土壤的回彈特性，滑移線場下方的土壤會產生回彈來填補機構剪切導致的土壤流失，因而機構并不會產生實質性的下陷，土壤回彈位移微元為

dzc2=dzc1-r(cos(α-dα)-cosα)=
dzc1-rsinαdα=vc2dα

(4)

式中vc2——回彈量關于負重輪作用角的導數

同理可求得履帶主動區(qū)微元弧段的滑轉沉陷量和土壤回彈位移為

(5)

式中 dztr1——滑轉沉陷量 dztr2——土壤回彈位移rp——履帶段的曲率半徑β——法線與豎直面的夾角

2.2.2 過渡區(qū)與被動區(qū)的滑移沉陷分析

根據滑移線場的速度場理論，由于過渡區(qū)與被動區(qū)的滑移線為平行的直線，故特征線方向的速度為恒定的。根據速度場的連續(xù)性，過渡區(qū)的速度應與主動區(qū)、過渡區(qū)交界處(圖7所示D點)相等。

圖7 過渡區(qū)與被動區(qū)滑移沉陷示意圖Fig.7 Slip sinkage sketch in transition and passive regions

由式(5)可得D點的沉陷微元為

dzD=rpD(cosβD+i-1)tan(θD-Xc-βD)dβ

(6)

式中βD——D點的法線與豎直線的夾角

易得

(7)

式中 dh——圖7所示DM方向上的單位微元vq——過渡區(qū)沉陷量沿DM方向的增長速度

則過渡區(qū)的沉陷量為

dztra1=vqdh=rp(cosβD+i-1)tan(θ-Xc-βD)·

sin(θ-Xc-βD+β)/sin(θ-Xc)dβ=vtra1dβ

(8)

式中vtra1——沉陷量關于β的導數

過渡區(qū)的回彈量為

dztra2=dztra1+rpsinβdβ=vtra2dβ

(9)

根據塑性土壤流量守恒可得

vqlEQ=vnlEN

(10)

式中l(wèi)EQ、lEN——EQ、EN的長度vn——被動區(qū)沉陷量沿EN方向的增長速度

被動區(qū)的沉陷量微元為

(11)

式中 dn——DN方向上的單位微元vp1——沉陷量關于β的導數

被動區(qū)的回彈量微元為

dzp2=dzp1+rpsinβdβ=vp2dβ

(12)

式中vp2——回彈量關于β的導數

2.2.3 滑移沉陷量與回彈量計算

對沉陷量微元和回彈量微元進行積分運算便可得到沉陷量ΔZ1與回彈量ΔZ2。

以第k個負重輪下的沉陷量與回彈量為例，其計算公式為

(13)

式中αk——第k個負重輪的作用角vc1(2)——負重輪主動區(qū)沉陷量(回彈量)導數vtr1(2)——履帶主動區(qū)沉陷量(回彈量)導數vtra1(2)——履帶過渡區(qū)沉陷量(回彈量)導數vp1(2)——履帶被動區(qū)中沉陷量(回彈量)的導數

θkm——第k個負重輪最大應力角

αk2——第k個負重輪離去角

βk——第k條履帶主動區(qū)與過渡區(qū)交界處法線與豎直線夾角

βak——過渡區(qū)與被動區(qū)交界處的作用角

βpk——被動區(qū)結束點的作用角

βik——第k+1個負重輪后主動區(qū)在負重輪前端履帶開始點的法線與豎直線夾角

當第k+1個負重輪后主動區(qū)開始點落在負重輪上時，βik=α(k+1)1；當其落在負重輪前端履帶時，θkm=αk1；當第k條履帶被動區(qū)不能完全發(fā)展時，βpk=βik。其他區(qū)域的沉陷量、回彈量與負重輪下的計算類似，不再贅述。

為判斷被動區(qū)是否完全發(fā)展，特提出以下判斷方法

(14)

式中αk1——第k個負重輪的進入角

求解上述方程得到βb，若βb<αk1則被動區(qū)可以完全發(fā)展且結束點的作用角為βb，土壤流動如圖4所示；否則被動區(qū)不可以完全發(fā)展，土壤流動如圖5所示。

2.3 應力分布模型修正

綜合考慮履帶機構的滑轉沉陷和土壤重復加載特性，在Wong重復加載模型的基礎上得到修正模型

(15)

τk(z)=(c+σk(z)tanφ)(1-e-j/K)

(16)

式中σk——第k個負重輪或履帶的正應力τk——第k個負重輪或履帶的切應力Zuk——z-ΔZ2在第k個負重輪后主動區(qū)的最大值

j——剪切變形模量

j的計算公式為

(17)

2.4 柔性履帶應力分布的數值計算

實驗用土壤選用松軟干砂，其地面力學參數的測量值為：n=1.1,c=1.0 kPa,Kc=0.9 kPa/mn-1,Kφ=1 502.8 kPa/m,K=0.025 m,φ=29.6°。利用實驗測得的下陷量和車體傾斜角計算得到各負重輪的下陷深度，結合1.2節(jié)擬合得到的履帶的形態(tài)函數得到柔性履帶各點的下陷深度，將各項參數代入本文所建立的應力分布模型中，通過數值計算得到柔性履帶各點的滑轉沉陷量及正應力、切應力的分布情況，結果如圖8所示。

圖8 數值計算結果Fig.8 Numerical calculation results

由圖8可以看出被動區(qū)Ⅰ與被動區(qū)Ⅱ結束點滑轉沉陷量均未回降至零，被動區(qū)都未充分發(fā)展，從而允許主動區(qū)Ⅱ與末輪主動區(qū)中的沉陷量減少量大于增加量。根據式(8)，主動區(qū)Ⅰ與過渡區(qū)Ⅰ交點處最大主應力與水平線的夾角大于Xc，過渡區(qū)與主動區(qū)滑轉沉陷量平滑連接，均呈上升趨勢；而主動區(qū)Ⅱ與過渡區(qū)Ⅱ交點處最大主應力與水平線的夾角小于Xc，沉陷量變化在交點處出現反折，由下降轉為上升，在正應力與切應力的相對應位置也可以看到明顯的折點。由本文分析的滑移線場的分布規(guī)律可知，不論滑轉沉陷量還是正應力與側應力，在過渡區(qū)與被動區(qū)交點處均具有明顯的折點，這在圖示的計算結果中得到很好的反映。

3 模型實驗驗證與誤差分析

單純的正應力或者切應力的測量都比較困難，本文通過在履帶下埋設膜盒式壓力傳感器來測量履帶地面接觸處向下的壓力分布情況，將壓力除以傳感器的受力面積得到豎直向下的應力分布，結果如圖9所示。分別運用本文應力分布模型與REECE正應力分布模型、WONG重復加載模型計算得到履帶機構的正應力與切應力分布，代入公式

(18)

式中θ——負重輪的作用角

計算得到豎直向下的應力如圖9所示。

圖9 數值計算結果與實驗數據對比Fig.9 Comparisons between numerical and experiment results

圖9中M1、M2、M3分別代表運用本文模型、REECE正應力分布模型、WONG重復加載模型計算得到的豎直應力分布情況。從對比結果不難看出采用本文的應力分布模型得到的計算結果與實測數據最為接近，計算誤差最大不超過7 kPa，平均相對誤差小于8%，相關系數大于0.9，且在實驗結果中能夠看到過渡區(qū)與被動區(qū)交點處以及主動區(qū)Ⅱ與過渡區(qū)Ⅱ交點處存在明顯的折點，與計算結果吻合性較好，進一步驗證了本文滑移線場分布、土壤縱向滑移流動以及應力分布計算方法的合理性。運用REECE正應力分布模型、WONG重復加載模型得到的計算值偏離實驗值較大，反映了滑轉沉陷對應力分布的重要影響。

為驗證本文所建立模型的普適性，分別對不同滑轉率下的計算結果與實驗結果進行比較，結果如表1所示。由表可以看出各滑轉率下的平均相對誤差均小于15%，相關系數不小于0.83。

表1 不同滑轉率下的模型計算誤差與相關系數
Tab.1 Calculation error and correlation coefficient at different slip rates

滑轉率0.230.400.480.570.620.71平均相對誤差/%7.269.808.0714.2712.0313.34相關系數0.960.930.950.880.910.83

引起誤差的主要原因有：土壤的各地面參數不夠準確；滑轉沉陷量的推導過程中進行了一些假設和簡化；實驗過程中不可避免的測量誤差；首個負重輪在應力上升段與實驗偏差較大，可能是由于未考慮首個負重輪推土形成的弓形區(qū)域所致；計算結果大于實驗結果且越靠近機構后端模型的計算誤差越大的現象，可能是未考慮土壤側向流動的影響所致。但相對誤差小于15%，所建模型已較為準確地反映了履帶各點的應力分布情況。

4 結論

(1)分析了柔性履帶的滑移線場分布與土壤的縱向滑轉流動情況，并通過對實驗結果的觀察驗證了該分析的合理性。

(2)傳統(tǒng)的柔性履帶應力分布模型未考慮土壤滑轉流動造成的附加沉陷，使計算結果與實際具有較大偏差，本文運用塑性力學理論和微元分析的思想推導了履帶各處的滑轉沉陷量的計算方法。

(3)在WONG重復加載模型的基礎上，綜合考慮履帶機構的滑轉沉陷和土壤重復加載特性，得到了履帶機構應力分布的修正模型，在對豎直應力的計算過程中最大相對誤差不超過15%，具有較高的精確度。

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Flexible Track Stress Distribution Considering Slip Subsidence

SUN Zhongxing1TANG Liwei1WANG Wei1ZHAO Jiafeng1SHEN Chenhui1SUN Yezun2

(1.DepartmentofArtilleryEngineering,OrdnanceEngineeringCollege,Shijiazhuang050003,China2.RepresentativeOrganizationofFactory247,Taiyuan030000,China)

Track terramechanics, of which the track stress distribution is the bottleneck, plays an important role in the areas of track mechanism’s design, optimizing, control and simulation. Semi-empirical method and soil trough experiment were combined. Soil shear flow and distribution of slip line during the movement of track mechanism were analyzed on the basis of KARAFIATH concept. The algorithm of amount of soil loss caused by slip, which was used to correct the traditional track-terrain stress distribution model, was raised. Sinkage data of track gathered from soil trough experiment was input to the established model, and then the distributions of normal and shear stresses were obtained. The experimental system of track mechanism-soil interaction composed of soil trough and track-type trolley device as well as its supporting driving element and real-time test system through which can obtain parameters such as driving moment of the motor, horizontal displacement of trolley, sinkage in the traveling process of the trolley, inclined angle of the vehicle body, and motor speed, as well as the variation from the start to the smooth operation of the trolley device was designed and constructed according to the new test system of soil bin developed by the Key Laboratory of Bionic Engineering of Ministry of Education. Laser range finder was constructed with turnplate to realize the stage extraction of shape of track not in contact with a road wheel. The vehicle load, track width and slip rate were taken as experimental factors, the mechanism sinkage was taken as experimental index, and orthogonal experiment design method was adopted. The relative error between numerical calculation and experiment results of normal stress in vertical direction of track mechanism was less than 15%, and correlation coefficient was equal to or more than 0.83 when the weight was 6 kg and slip rate was varied from 0.23 to 0.71. The stress model can be used to build mathematical model of interaction between tracked vehicle and terrain.

flexible track; stress distribution; shear flow; terramechanics

10.6041/j.issn.1000-1298.2017.01.042

2016-10-01

2016-11-14

陸軍部通?？茖W基金項目(WG2016271S0007)

孫中興(1988—)，男，博士生，主要從事車輛地面力學研究，E-mail： sunzxcn@163.com

唐力偉(1961—)，男，教授，博士生導師，主要從事機械系統(tǒng)動態(tài)特性與故障診斷技術研究，E-mail： tom6115@163.com

O39； U469.6+94

A

1000-1298(2017)01-0317-08