近年来，由于资源开发、地貌勘探等民用需求和侦测、攻击等军用需求的不断增加，各类无人水下航行器（unmanned undersea vehicle，UUV）不断涌现，其中仿生UUV因高效率、高稳定性、高机动性和低噪音等优点而备受关注^[1]. 蝠鲼相对其他鱼类有机动灵活、胸鳍推进力大等优点，被称为高效的游泳者^[2-4]；此外，蝠鲼的扁平状体型有利于UUV内部结构的布置，对UUV的外形轮廓设计具有重要的参考价值^[5].

目前国内外学者对仿生蝠鲼UUV展开了相关研究，并取得了一定的成果. 李吉等^[6]根据蝠鲼胸鳍的波动规律研制了具有双柔性胸鳍的仿生鱼BH-RAY3，该装置利用刚性胸鳍前缘的拍动和柔性胸鳍的被动变形产生运动，最大航速为450 mm/s. Wang等^[7-9]设计了形状记忆合金丝驱动的仿生蝠鲼机器鱼，利用记忆合金丝的变形拉动柔性鳍面运动，最大直线游动速度为79 mm/s，最小转弯半径为118 mm. Chen等^[10-11]利用离子聚合物-金属复合材料作为人造胸鳍的致动器以模拟蝠鲼的拍动过程，设计了2种带有人造胸鳍的UUV，航速分别为0.055 BL/s（每秒0.055倍体长）和0.067 BL/s. Zhou等^[12-14]结合蝠鲼胸鳍拍动和滑翔原理设计并改进仿生UUV RoMan-Ⅱ，最大航速为400 mm/s. Gao等^[15]在分析蝠鲼胸鳍运动特征和骨骼结构的基础上，设计了带有柔性硅胶胸鳍的机器鱼，最大航速为1.4 BL/s. Chew等^[16]分析蝠鲼胸鳍运动机理并设计了仿蝠鲼摆动推进的机器鱼，最大航速为1.783 BL/s. Wang等^[17]基于蝠鲼的结构外形，设计了由浮力驱动的仿生蝠鲼水下滑翔机，并利用仿真软件分析装置浮力等随重心位置的变化情况. 现有的研究成果大多仅涉及仿生蝠鲼胸鳍的运动机理、机构设计等，较少涉及到装置在直线行驶和转弯等状态下的稳定性分析，而UUV在各状态下的稳定性恰恰是限制航行器性能的重要因素. 此外，现有仿生装置柔性胸鳍的运动大多仅由刚性胸鳍前缘拍动来带动，无法实现对胸鳍弦向方向柔性部位局部性状的精确控制，装置运动的灵活性受限.

本研究设计由多根鳍条驱动的仿生胸鳍摆动推进机构，实现机构摆动幅度与急回系数的解耦，建立该机构的运动学方程，并通过软件仿真和实验验证分析该胸鳍在仿生装置各运动状态下的水动力学性能.

蝠鲼是生活在热带和亚热带海底的软骨鱼类，身体扁平，呈菱形，拥有肥厚如翼状的胸鳍和细长的尾鳍，可以通过胸鳍的摆动实现远程洄游、凌空飞跃等运动，行动敏捷. 如图1所示，蝠鲼胸鳍的摆动包括外展、内收和前缘叠拢等一系列运动过程，可以分解为弦向和展向2个方向的波动运动，其中弦向波动是胸鳍推进力的主要来源，而展向波动主要用于提高系统的运动稳定性. 蝠鲼胸鳍的摆动属于典型的升力运动模式，相对划动运动等阻力运动模式在高速运动时更为高效. 研究发现，在蝠鲼胸鳍扇动过程中弦向波数约为0.4，且在下拍过程中存在急回运动，因而其弦向波形并非单纯的正弦波.

以胸鳍前沿延长线与中线交点为坐标原点o，弦向运动方向为x轴正方向，展向运动方向为y轴正方向建立坐标系. 为了简化模型，假设胸鳍为柔性薄板，且鳍面运动波形为正弦波，则蝠鲼胸鳍摆动的表达式^[18]为

(1) $ \begin{split} \!\!\!\!{z\left( {x,y,t} \right) \!=\! {A_{\rm{c}}}\left( x \right)\sin\; \!\left( {{\rm{\omega }}t \!-\! {k_1}x \!+\! \Delta\varphi} \right) } {{A_{\rm{s}}}\!\left( y \right)\sin\; \!\left( {{\rm{\omega }}t \!-\! {k_2}{y}} \right).} \end{split} $

式中：A_c(x)、A_s(y)分别为弦向和展向波幅， ${A_{\rm{c}}}\left( x \right) = \sum\nolimits_{m = 1}^\infty {{a_m}{x^{m - 1}}} $， ${A_{\rm{s}}}\left( y \right) = \sum\nolimits_{n = 1}^\infty {{a_n}{y^{n - 1}}} $；t为时间；x、y分别为鳍面弦向、展向坐标； ${\rm{\omega }}$为胸鳍摆动角频率； $\Delta \varphi $为弦向波动与展向波动间的相位差； ${k_1} = 2{\text{π}}/{\lambda _1}$， ${k_2} = 2{\text{π}}/{\lambda _2}$分别为弦向和展向运动波数，其中 ${\lambda _1}$、 ${\lambda _2}$分别为对应的波长.

所研究的仿生蝠鲼胸鳍推进机构旨在通过模仿蝠鲼的外形和胸鳍摆动模式，实现与蝠鲼胸鳍相似的摆动推进性能. 如图2所示，结构尺寸参照蝠鲼^[18]进行等比例缩放，体长为500 mm，展宽l=1 000 mm. 外形轮廓结合稳定性较好的扁平型轮廓和阻力性能较好的鱼雷型轮廓，并考虑到主体内部模块安装的需求，将纵截面设计为主体部分翼型各不相同、胸鳍部分翼型相同的翼型结构.

如图3所示，推进机构模仿蝠鲼以鳍条带动鳍面运动的形式，采用多根刚性鳍条以一定初相位差带动柔性硅胶板鳍面运动，从而实现鳍面特定的波动运动. 为了实现鳍条特定规律的摆动，对比分析常见的凸轮式、曲柄式和正弦式等能将转动运动转换为摆动运动的机构方案. 凸轮式机构可实现多种摆动规律，但摆动幅度较小；曲柄式相对凸轮式耗材较少，且不存在较大幅度下的干涉现象；正弦式通常由曲柄滑块和摆杆等机构组合而成，机构尺寸较大，且难以满足急回特性需求. 综上，曲柄式转化机构相对较好. 常用的曲柄式转换机构有曲柄导杆机构、曲柄滑块机构和曲柄摆杆机构等. 曲柄导杆机构的摆杆初端尺寸较大，对流体特性有较大影响；当曲柄滑块机构的摆杆做对称摆动时，其摆动幅度与急回系数相互耦合，无法针对特定幅度设计特定急回系数；曲柄摆杆机构能通过改变连杆长度设计出相同摆动幅度、不同急回系数的转换机构，实现机构摆动幅度与急回系数的解耦. 综合考虑推进能力与机构尺寸等因素，认为单侧单电机驱动曲轴联合曲柄摆杆机构是相对较优的选择.

建立胸鳍机构的运动学模型，确定电机输出参数与胸鳍运动参数之间的数学关系. 以右侧胸鳍为例，基本运动关系如图4所示. 图中，l₁为曲柄长度；l₂为连杆长度；l₃为鳍条长度；l₄为基座间距； $\phi {\text{、}}{\varphi _1}{\text{、}}{\varphi _2}{\text{、}}{\varphi _3}{\text{、}}{\varphi _{{\rm{DB}}}}{\text{、}}{l_{{\rm{DB}}}}$均为中间转换量； $\theta \left( t \right)$为鳍条摆动角度.

由三角函数关系可得

(2) $ {\varphi _2} = {\rm{arccos}} \;\left[\left( {l_3^2 + l_{{\rm{DB}}}^2 - l_2^2} \right)\Big/\left( {2{l_3}{l_{{\rm{DB}}}}} \right)\right]. $

由图4中关系可得

(3) $\left. \begin{array}{c} \!\!\!\!\!\!{\varphi _3} \!\!=\!\! {\text{π}}\! - \!{\varphi _{{\rm{DB}}}}\! - \!{\varphi _2}\!\!=\!\! {\text{π}} \!-\! {\rm{arctan}}\!\!\;\left[\left( {\sin\;{\varphi _1}} \right)\!\!/\!\left( {P \!-\! \cos\; {\varphi _1}} \right)\right] \!-\!\! \\ {\rm{arccos}}\;\left[\left( {Q - K{\rm{cos}}\;{\varphi _1}} \right)/{\left( {H - \cos \;{\varphi _1}} \right)^{1/2}}\right],\\ P = {l_4}/{l_1},\\ Q = (l_3^2 + l_1^2 + l_4^2 - l_2^2)\Big/\left[ {2{l_3}{{\left( {2{l_1}{l_4}} \right)}^{1/2}}} \right],\\ K = {\left( {2{l_1}{l_4}} \right)^{1/2}}/\left( {2{l_3}} \right),\\ H = \displaystyle{{{l_1}}}/({{2{l_4}}}) +\displaystyle {{{l_4}}}/({{2{l_1}}}). \end{array}\right\} $

式中：P、Q、K、H为与结构尺寸相关的常量，用于简化公式结构.

当曲柄AB匀速转动时，

(4) ${\varphi _1}\left( t \right) = {\rm{\omega }}_1{t} + {\varphi _0}.$

式中： ${\rm{\omega_1 }}$为曲柄角频率， ${{\rm{\varphi }}_0}$为初始相位角. 鳍条的摆动角度为

(4) $ \begin{split} \theta \left( t \right) \!=\! {\text{π}} - \phi - {\varphi _3} \!=\! {\rm{arctan}} \;\left[\left( {{\rm{sin}}\;{\varphi _1}} \right)/\left( {P - \cos \;{\varphi _1}} \right)\right] + \\ {\rm{arccos}} \;\left[\left( {Q - K{\rm{cos}}\;{\varphi _1}} \right)/{\left( {H - \cos \;{\varphi _1}} \right)^{1/2}}\right] - \phi . \end{split} $

假设

(5) $ {f_1}\left( t \right) = {\rm{arctan}}\;\left[\left( {{\rm{sin}}\;{\varphi _1}} \right)/\left( {P - \cos \;{\varphi _1}} \right)\right], $

(6) $ {f_2}\left( t \right) = {\rm{arccos}}\;\left[\left( {Q - K{\rm{cos}}\;{\varphi _1}} \right)/{\left( {H - \cos \;{\varphi _1}} \right)^{1/2}}\right] - \phi . $

鳍条的摆动方程可以写为

(7) $ \theta \left( t \right) = {f_1}\left( t \right) + {f_2}\left( t \right). $

式中： $\theta \left( t \right)$为以 $\omega_1 $为角频率，以 ${{\rm{\varphi }}_0}$为初相位的周期函数； ${f_1}\left( t \right)$为急回部分分量； ${f_2}\left( t \right)$为类正弦部分分量.

鳍面运动由多根不同初始相位角的鳍条连续变化组成. 假设鳍面运动的波长为 $\lambda $，则鳍面弦向任意截面转角为

(8) $ \theta \left( {t,x} \right) = g\left( {\omega_1 {t} + {\varphi _0}} \right) = g\left( {\omega_1 {t} + 2{\text{π}} x/\lambda } \right). $

设 $\left( {{x_0},{y_0},{z_0}} \right)$为鳍面上某点的初始值，则鳍面运动方程为

(9) $ {\begin{array}{*{20}{l}} {x = {x_0}},\;{y = {y_0}\cos\;\theta },\; {z = y\tan \;\theta + {z_0}}. \end{array}} $

采用较为流行的计算流体动力学（computational fluid dynamics，CFD）分析软件Fluent作为仿真软件，并利用动网格技术，通过用户自定义函数（user defined functions, UDF）编程控制胸鳍的摆动运动，以获得所需的翼展面流场信息，从而研究翼展面形状对胸鳍推进性能的影响.

因胸鳍厚度相对翼展面积对推力的影响可忽略不计，假设胸鳍为无厚度曲面，胸鳍鳍基线为静止基准线. 根据式（4）、（9），取胸鳍摆动频率为2 Hz，波长为0.75 m，则鳍面运动周期T的运动序列如图5所示. 为了使仿真流场充分发展，应在来流方向取相对较长的长度，其余方向取较小的长度以减少计算量，本研究计算流域尺寸为6 000 mm×4 000 mm×2 000 mm；考虑到计算精度和计算时间的平衡，将计算流域分为内域和外域，内域采用非结构化四面体网格以适应复杂的模型特征，外域采用结构化网格以节省计算时间，网格划分结果如图6所示，网格规模约为480万. 进口边界采用速度边界，出口边界采用压力出口，壁面采用无滑移壁面. 采用有限体积法求解三维流域的雷诺平均N-S方程，湍流模型采用对复杂曲面运动有较好适应性的Realizablek- ${\rm{\varepsilon }}$模型，空间离散方法应用二阶迎风格式，速度-压力采用SIMPLEC格式进行耦合. 采用UDF编程控制网格更新，时间步长设为0.001 s，计算总时间为3T，残差收敛条件设为1.0×10⁻⁵.

通过水动力学仿真胸鳍在静水中的运动，得到在周期T内，在如图5所示运动序列下的鳍面压力云图序列，如图7所示. 图中，p为胸鳍拍动时上表面压力. 由图7可知，在胸鳍拍动过程中，鳍面上交替出现高压中心和低压中心. 由图7（a）~（c）可见，高压中心逐渐向鳍尖移动并趋于消失，同时低压中心开始出现；由图7（d）~（f）可见，低压中心产生并逐渐扩散至胸鳍中部；由图7（f）~（g）可见，低压中心向鳍尖收缩并逐渐消失；由图7（h）~（a）可见，高压中心开始产生并逐渐扩散至胸鳍中部. 综上所述，在胸鳍拍动过程中，高压中心和低压中心均从胸鳍前端开始出现并逐步移向鳍尖，鳍条能够较好地带动鳍面整体运动；此外，胸鳍尖部压力变化较大，根部压力变化较小，因而鳍根处的摆动对推进性能的影响较小.

当仿生蝠鲼胸鳍在水下运动时，右侧鳍面受力示意图如图8所示. 设鳍面上每一单元节点相对于流体的速度为 ${{{V}}_k}\left(k = 0,1,2, \cdots ,n\right)$， ${{{V}}_k}$由该点主动运动速度和来流速度共同决定. 将沿 ${{{V}}_k}$反方向产生的流体动力称为阻力 ${{{F}}_{kx}}$，沿 ${{{V}}_k}$垂直方向产生的流体动力称为升力 ${{{F}}_{ky}}$，沿 ${{{V}}_k}$侧方向产生的流体动力称为侧向力 ${{{F}}_{kz}}$. 单元k的节点可表示为 $\left( {{x_k},{y_k},{z_k}} \right)$，则单元k的拍动力矩为

(10) $ \begin{split} \!\!{{M}_k} \!=\! \left( {{{F}_{kx}},{{F}_{ky}},{{F}_{kz}}} \right) \times \left( {x_k},{y_k},{z_k} \right) \!=\! \left( {{{M}_{kx}},{{M}_{ky}},{{M}_{kz}}} \right). \end{split} $

式中：M_kx、M_ky、M_kz分别为相对坐标原点的滚转力矩、俯仰力矩和偏航力矩.

设胸鳍拍动时来流速度为U，则单侧胸鳍的推进效率为

(11) $ \eta_{\rm{p}} = \frac{{TU{F_{x{\rm{m}}}}}}{{{\rm{ }}\int_0^T {\left( {\sum\nolimits_{k = 1}^n {\left| {{{{M}}_{kx}}\left( t \right)} \right|} \left| {{{\dot \theta }_{kx}}\left( t \right)} \right|} \right){\rm{d}}t} }}. $

式中：F_xm为胸鳍水平推力平均值，θ_kx为单元k在x方向上的摆角. 则胸鳍推进效率与滚转力矩的绝对值直接相关，且在推进力均值和推进速度均值一定时，与绝对扭转力矩均值 ${\left| {{{{M}}_x}} \right|_{\rm{m}}}$成反比. 取胸鳍各水动力均值作为仿生胸鳍推进装置评价参数，表达式为

(12) $\left. \begin{aligned} & {{{F}}_{x{\rm{m}}}} = \int_{{t_0}}^{{t_0} + T} {{{{F}}_x}\left( t \right){\rm{d}}t}/T, \\ & {{{F}}_{y{\rm{m}}}} = \int_{{t_0}}^{{t_0} + T}{{{{F}}_y}\left( t \right){\rm{d}}t}/T, \\ & {{{F}}_{z{\rm{m}}}} = \int_{{t_0}}^{{t_0} + T} {{{{F}}_z}\left( t \right){\rm{d}}t}/T, \\ & {\left| {{{{M}}_x}} \right|_{\rm{m}}} = \int_{{t_0}}^{{t_0} + T} {\left| {{{{M}}_x}} \right|\left( t \right){\rm{d}}t}/T, \\ & {{{M}}_{y{\rm{m}}}} = \int_{{t_0}}^{{t_0} + T} {{{{M}}_y}\left( t \right){\rm{d}}t}/T, \\ & {{{M}}_{z{\rm{m}}}} = \int_{{t_0}}^{{t_0} + T} {{{{M}}_z}\left( t \right){\rm{d}}t}/T. \end{aligned} \right\}$

式中： ${t_0}$为水动力求解结果稳定后的某一时刻； ${{F}}_x$、 ${{{F}}_y}$、 ${{{F}}_z}$分别为胸鳍水平推力、垂直升力、侧向力， ${{{M}}_x}$、 ${{{M}}_y}$、 ${{{M}}_z}$分别为滚转力矩、俯仰力矩、偏航力矩，可分别由各单元积分求得； ${{{F}}_{x{\rm{m}}}}$可作为胸鳍持续推进效果的衡量依据； ${{F}}_{y{\rm{m}}} $为胸鳍垂直升力平均值， ${{{M}}_{z{\rm{m}}}}$为胸鳍偏航力矩平均值，可作为胸鳍转弯效果的衡量依据； ${{{F}}_{z{\rm{m}}}}$、 ${{{M}}_{y{\rm{m}}}}$分别为侧向力均值和俯仰力矩均值，可作为仿生装置游动平稳性的衡量依据.

综合考虑推进力与效率，根据推力系数均值、升力系数均值分别与急回系数的关系，仿真得到最佳急回系数为0.56. 取仿生胸鳍的摆动频率为2 Hz，波长为0.75 m，分别对所设计的胸鳍采用式（9）的波动形式和正弦波动形式进行仿真计算，得到胸鳍在静水中各水动力参数变化曲线，如图9所示.

由图9可知，当采用式（9）的摆动形式时， ${F_x}$在1个周期内呈现峰值不等的双峰现象，原因是胸鳍上挥和下拍过程中所产生的推力不同，且在推进过程中几乎全程均在产生正向推力. 当采用正弦摆动形式时， ${F_x}$与正弦力同样呈现双峰现象，但峰值基本相同；当采用本研究的摆动方式时，胸鳍所产生的 ${F_{z{\rm{m}}}}$为较小负值，有利于抵消装置转弯时的离心力，且可在前进时由双侧胸鳍相互抵消，而较小的 ${M_{z{\rm{m}}}}$保证了装置的转弯灵活性；此外，装置的 ${M_{y{\rm{m}}}}$绝对值较小，也保证了装置运动的稳定性. 由图9中 ${F_x}$的变化曲线计算可得，所设计的摆动方式的 ${F_{x{\rm{m}}}}$为15.9 N，高于正弦摆动方式的推进力均值15.1 N；由图9中 ${M_x}$的变化曲线计算可得，两者的 ${\left| {{M_x}} \right|_{\rm{m}}}$均为8.7 N∙m. 根据式（11）可知，胸鳍的 ${\rm{\eta }}_{\rm{p}}$与 ${F_{x{\rm{m}}}}$成正比，与 ${\left| {{M_x}} \right|_{\rm{m}}}$成反比. 由此得出结论，相对正弦摆动方式，所设计的胸鳍摆动方式在该尺度下的推进力和推进效率方面有一定优势.

在相同条件下取不同的摆动频率，进行胸鳍在静水中的水动力学分析，仿真得到相应的水动力学参数随摆动频率f变化的关系曲线如图10所示. 由图可知，胸鳍的 ${F_{z{\rm{m}}}}$、 ${M_{y{\rm{m}}}}$在频率变化时约为零，说明装置在胸鳍摆动频率变化时能保持一定的稳定性； ${F_{x{\rm{m}}}}$、 ${\left| {{M_x}} \right|_{\rm{m}}}$均随频率的增大而增大，且比值总体略有上升趋势，说明仿生装置的推进能力和推进效率与频率成正相关.

设计实验样机，以验证仿生结构和胸鳍摆动方案的可行性. 主要验证仿生蝠鲼推进装置的推进能力、转向能力以及胸鳍摆动参数对装置游动能力的影响. 实验现场为人工湖，如图11所示. 利用高清摄像机对装置的运动姿态进行拍摄，然后通过图像处理得到装置的位姿数据，进而计算得到装置的运动速度等参数.

实验样机是对设计方案的比例缩放，总长为600 mm，翼展为1 060 mm，曲轴摆杆机构传动比约为1∶4，输出摆幅A约为24°，则曲轴所需输入力矩和功率表示式为

(13) $ {\begin{aligned} {M = {{\left| {{M_x}} \right|}_{\rm{m}}}/(4\eta_{\rm{t}}}), P = 2{\text{π}}{\left| {{M_x}} \right|}_{\rm{m}}n/(240 \eta_{{\rm{t}}}). \end{aligned}} $

式中: $\eta_{\rm{t}} $为曲轴机构传动效率， $\eta_{\rm{t}} $=0.92； $n $为曲轴转速.

根据图10中 ${\left| {{M_x}} \right|_{\rm{m}}}$与f的关系可得曲轴所需输入力矩和功率与转速之间的理论关系曲线，如图12所示. 由此可选择所需电机等器件，而装置外壳采用3D打印技术制作.

为了验证装置的推进性能，分别进行直线运动、转向运动、俯仰运动实验，结果如下. 1）直线运动. 如图13所示为当仿生装置胸鳍鳍条摆幅为15°、频率为15 Hz时的直线运动序列图. 在直线运动试验中，发现仿生装置存在左右偏转现象. 导致装置方向偏转的因素主要有胸鳍摆动波长、频率、幅度和初始相位等，其中波长、幅度、频率均可通过预先控制而保证较小误差，但各鳍条之间的初始相位较难保证. 分析对比仿真结果可知，单侧胸鳍在仿真实验中基本全程产生正向推力，因此想要保证直线运动的精度须使用精度较高的电机以控制鳍条的初始相位. 2）转向运动. 如图14所示为当鳍条最大摆幅为24°、频率为2 Hz时的转弯运动序列图. 结果表明装置转速约为35 °/s，不能实现原地转向，只能够实现较小半径的转向运动，分析认为是胸鳍向前和向后的推进力大小不同所致. 随着胸鳍摆动频率的增大，装置转向速度逐渐增大，而仿真结果表明胸鳍摆动频率与推进力成正相关，两者结果吻合较好. 因此，可以通过调整胸鳍的摆动频率来调整装置的机动能力. 3）俯仰运动. 在俯仰运动试验中，观察装置在直线运动时的升降情况和前端俯仰情况，发现其在运动过程中产生较小程度的上升、下降运动和前端俯仰运动. 对比仿真结果发现在胸鳍摆动过程中存在一定的升力分量和俯仰力矩，两侧胸鳍升力分量的叠加产生了装置的升降运动，而俯仰力矩的叠加产生了俯仰运动. 升降运动可以通过添加重心调节装置加以控制，而俯仰运动须通过改进胸鳍摆动方式来尽量消除，从而提高装置整体运动的稳定性. 实验进一步验证了摆动幅度和频率对胸鳍推进力的影响. 在实验中分别设置鳍条摆幅为6.0°、10.5°、15.0°、19.5°、24.0°这5个对照组，取一定梯度的鳍条摆动频率，通过测量装置的运动速度来间接测量胸鳍的推进力，装置的运动速度V与胸鳍摆动幅度、频率之间的关系如图15所示. 由图可以看出，胸鳍的推进力与摆动频率成正相关，且在一定范围内胸鳍推进力与摆幅成正相关.

（1）在仿生装置运动过程中，摆动机构能够通过多根鳍条驱动柔性鳍面整体按照预定的规律运动，但须采用较精密的控制方式对装置的运动过程进行控制，以提高装置的运动稳定性.

（2）在仿生装置前进运动过程中，仿生胸鳍摆动方式几乎能够全程产生正向推力，且相对正弦摆动方式有较大的推进力和较高的推进效率.

（3）在一定范围内，仿生胸鳍推进力的大小随摆动频率和摆动幅度的增加而逐渐增大.

（4）所设计的仿生蝠鲼胸鳍摆动形式的推进效率相对正弦摆动形式有一定的提高，但仍然和自然鱼类有一定差距. 下一步的工作将针对胸鳍的更多摆动方式和运动过程中胸鳍柔性部分具体状态对装置运动性能的影响进行进一步分析，以改善装置整体的水动力性能.