郭 威 孫洪鳴,2 徐高飛 李廣偉 周 悅 王敏健,

1.中國科學(xué)院深?？茖W(xué)與工程研究所, 三亞, 5720002.中國科學(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考察、定點位精細(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、日本和德國均加緊開展對深海著陸型機(jī)器人的研制工作[2]。美國研發(fā)的Benthic Rover深海著陸機(jī)器人[3]，其潛浮組件僅配有一級壓載鐵，無法控制其著底時的姿態(tài)與速度；德國TRAMPER深海著陸機(jī)器人經(jīng)絞車吊放至海底[4]，對母船依賴較大且操作復(fù)雜；德國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，但由于海底的復(fù)雜性和著陸車的自由下潛方式，需對著底姿態(tài)及沖擊特性進(jìn)行深入研究。

對著陸沖擊響應(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]對返回艙著陸速度及姿態(tài)進(jìn)行了討論，王宇翔等[10]對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]通過對比太空著陸器自由和低速時的動力學(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，對空投裝備著陸時初速度、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，對比了5種著底工況的仿真結(jié)果，分析了著底速度對碰撞結(jié)構(gòu)動力響應(yīng)的影響。對于深海著陸型機(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)動性能研究，而對著底過程的運(yùn)動和沖擊響應(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)動規(guī)律，對其不同速度與角度的著底沖擊進(jìn)行數(shù)值模擬，進(jìn)而對關(guān)鍵部件進(jìn)行改進(jìn)設(shè)計，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壓載、后部二級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，脫離母船后在兩級壓載鐵的作用下以無動力的方式開始下潛，在距海底一定高度時拋棄一級壓載鐵，同時其姿態(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)后拋棄二級壓載鐵，著陸車艉部翹起并實現(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 著陸車一級拋載前狀態(tài)Fig.2 State of landing vehicle before first ballast unloading

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

采用文獻(xiàn)[1]的優(yōu)化設(shè)計結(jié)果：一級壓載鐵距中軸線距離xa為0.38 m，質(zhì)量ma為53 kg；二級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)計中，對整體結(jié)構(gòu)和安裝布局作了對稱設(shè)計，且留有安裝空間，可完成整體對

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大地坐標(biāo)系EXYZ在EXZ平面的直線運(yùn)動和相對運(yùn)動坐標(biāo)系exyz繞y軸的旋轉(zhuǎn)運(yùn)動。著陸車著底過程平衡狀態(tài)主要包括一級拋載前的初平衡和一級拋載后的再平衡，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)動方向的阻力D、垂直于運(yùn)動方向的升力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為一級壓載鐵負(fù)浮力質(zhì)量；mb0為二級壓載鐵負(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，其水密度變化對狀態(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平衡狀態(tài)參數(shù)大小的影響可忽略不計，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)三個階段，且在距海底一定高度時拋棄一級壓載鐵開始著底。但鑒于海試過程著底時機(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個擬著底狀態(tài)，并分別對其進(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

著底沖擊是一個動態(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著陸車著底沖擊的瞬態(tài)動力學(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式(18)進(jìn)行時間積分可得速度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

整個時域范圍內(nèi)，由式(19)、式(20)可求得各離散時間點處的速度和位移，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?？紤]到著陸車自身結(jié)構(gòu)非線性和著底環(huán)境多變性，在建模過程中對沖擊模型進(jìn)行適當(dāng)簡化：①忽略著陸車內(nèi)部部件結(jié)構(gòu)特征，重點分析主框架沖擊響應(yīng)特性；②忽略著底點海底地面多變性，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，簡化并刪去與著底沖擊無關(guān)的特征，著陸車著底簡化模型如圖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 著陸車著底簡化模型Fig.5 Simplified model of lading vehicle

為保證計算結(jié)果精度，縮短數(shù)值求解時間，對碰撞區(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)量評價為優(yōu)[20]。

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

由于建模過程中對實際結(jié)構(gòu)進(jìn)行簡化，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，考慮著底點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，然后對分析模型施加重力場效應(yīng)以模擬著底環(huán)境，同時將著陸車內(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；最后沖擊時間和分析步分別設(shè)置為0.03 s和40個等空間分布點。

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，能量隨沖擊時間以不同形式存在，主要包括動能、內(nèi)能和沙漏能。如圖7所示，區(qū)域Ⅰ為著底潛航階段，其總能量以動能形式存在；區(qū)域Ⅱ為著底沖擊階段，著陸車艏部接觸海底，其動能從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，表征著陸車艉部姿態(tài)調(diào)整的能量轉(zhuǎn)換。整個過程中，三種主要能量轉(zhuǎn)換無異常波動，且符合能量守恒定律，同時沙漏能所占總能量的比例不超過5%，符合工程實際經(jīng)驗[21]，計算結(jié)果不失真。

由于著陸車著底姿態(tài)主要受兩級壓載控制，可設(shè)計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，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，需對此敏感部位進(jìn)行改進(jìn)設(shè)計并分析其效果。

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易產(chǎn)生破壞，這勢必嚴(yán)重危害整個著陸車的安全性，故對此部分結(jié)構(gòu)進(jìn)行改進(jìn)設(shè)計，并結(jié)合海底巖石地面和泥質(zhì)地面等情況分別對其改進(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

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)不會引起較大的波動，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)對其的影響規(guī)律，實驗將針對6種擬著底狀態(tài)，分別對改進(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處等效應(yīng)力-時間關(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，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)域為泥質(zhì)地面，為充分掌握各著底狀態(tài)沖擊特性，設(shè)計沖擊泥質(zhì)地面仿真實驗，并對泥質(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6種擬著底狀態(tài)，分別對其改進(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)地面接觸點處等效應(yīng)力-時間關(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-時間曲線可得：①在沖擊泥質(zhì)地面時，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拋載前的初平衡和一級拋載后的再平衡兩個邊界狀態(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)對其結(jié)構(gòu)進(jìn)行改進(jìn)設(shè)計。

(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)境對著底過程著陸車應(yīng)力集中點的影響，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)動模型，增加彈簧阻尼裝置后的穩(wěn)定性將通過多體動力學(xué)軟件對不同底盤參數(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。