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图1 肢腿履带足机构整体结构

1—履带足；2—下肢腿；3—上肢腿；4—支撑平台；5—上回转装置；6—一级电动推杆；7—二级电动推杆；8—下回转装置。

Fig.1 Overall structure of limb-leg crawler foot mechanism

当肢腿履带足机构抬腿工作时，其抬起腿的结构强度受扭矩的影响最大，故对其抬腿工况的动力学特性进行分析。如图1所示，当肢腿履带足机构位于水平地面且单腿（肢腿c）抬起时，肢腿c的一、二级电动推杆从初始位置收缩到极限位置，使其履带足抬至最高状态，其余5条肢腿均处于支撑状态，此时整个机构的质心位置在x方向上的变化情况如图2所示（质心初始位置为-62.125 mm处）。分析肢腿c在抬起过程中的位姿变化情况，结果如图3所示。其中，1为初始位姿，2为终止位姿。由图可知，在肢腿c抬起过程中，整个肢腿履带足机构的质心会发生偏移：从初始状态开始，电动推杆加速启动导致整个机构的质心沿x正向最大偏移0.14 mm；随着电动推杆的收缩，抬起腿出现晃动，从而导致整个机构的质心偏移；当一、二级电动推杆收缩至极限位置时，整个机构趋于稳定，其质心回到初始位置。

图2

图2 单腿抬起工况下肢腿履带足机构的质心位置（x方向）

Fig.2 Centroid position of limb-leg crawler foot mechanism under single leg lifting condition (x direction)

图3

图3 肢腿c的抬起过程及其位姿变化情况

Fig.3 Lifting process of leg c and its position and posture changes

1.2　单肢腿系统动力学建模与分析

为了研究在肢腿履带足机构单腿抬起工况下其抬起腿（忽略下回转装置弹簧力作用）关节的受力情况，以便于后续的强度分析，以单肢腿系统为研究对象，采用拉格朗日法^［18-19］建立其抬起工况的动力学模型，从而求解其关节的驱动力矩。如图4所示，以上肢腿与上回转装置的铰接点I为原点构建直角坐标系。图中：θ₁为上肢腿与水平方向的夹角，θ₂为下肢腿与水平方向的夹角；l_B为上肢腿的长度；l_C为上、下肢腿铰接点M到下肢腿与履带足铰接点Q的距离；l₃为履带足质心与铰接点Q的竖直距离。

图4

图4 单肢腿系统抬起工况动力学模型

Fig.4 Dynamics model of single limb-leg system under lifting condition

由图4可得，在单肢腿系统抬起的过程中，其上肢腿的动能T_B为：

T_{B} = \frac{1}{2} m_{B} l_{1}^{2} {\dot{θ}}_{1}^{2}

(1)

式中： $m_{B}$ 为上肢腿的质量；l₁为上肢腿质心与坐标系原点的距离。

上肢腿的势能V_B为：

V_{B} = m_{B} g l_{1} s i n θ_{1}

(2)

式中：g为重力加速度。

下肢腿的动能T_C为：

\begin{array}{l} T_{C} = \frac{1}{2} m_{C} [l_{B}^{2} {\dot{θ}}_{1}^{2} + 2 l_{2} l_{B} {\dot{θ}}_{1} ({\dot{θ}}_{1} + {\dot{θ}}_{2}) \times \\ s i n θ_{1} s i n (θ_{1} + θ_{2}) + l_{2}^{2} ({\dot{θ}}_{1}^{2} + 2 {\dot{θ}}_{1} {\dot{θ}}_{2} + {\dot{θ}}_{2}^{2}) + \\ 2 l_{2} l_{B} {\dot{θ}}_{1} ({\dot{θ}}_{1} + {\dot{θ}}_{2}) c o s θ_{1} c o s (θ_{1} + θ_{2})] \end{array}

(3)

式中：m_C为下肢腿的质量；l₂为下肢腿质心与铰接点M的距离。

下肢腿的势能V_C为：

V_{C} = m_{C} g l_{B} s i n θ_{1} + m_{C} g l_{2} s i n (θ_{1} + θ_{2})

(4)

履带足的动能T_D为：

\begin{array}{l} T_{D} = \frac{1}{2} m_{D} [l_{B}^{2} {\dot{θ}}_{1}^{2} + 2 l_{C} l_{B} {\dot{θ}}_{1} ({\dot{θ}}_{1} + {\dot{θ}}_{2}) \times \\ s i n θ_{1} s i n (θ_{1} + θ_{2}) + l_{C}^{2} ({\dot{θ}}_{1}^{2} + 2 {\dot{θ}}_{1} {\dot{θ}}_{2} + {\dot{θ}}_{2}^{2}) + \\ 2 l_{C} l_{B} {\dot{θ}}_{1} ({\dot{θ}}_{1} + {\dot{θ}}_{2}) c o s θ_{1} c o s (θ_{1} + θ_{2})] \end{array}

(5)

式中： $m_{D}$ 为履带足的质量。

履带足的势能V_D为：

V_{D} = m_{D} g l_{B} s i n θ_{1} + m_{D} g [l_{C} s i n (θ_{1} + θ_{2}) + l_{3}]

(6)

由此可得，单肢腿系统的总动能T为：

\begin{array}{l} T = T_{B} + T_{C} + T_{D} = \frac{1}{2} m_{B} l_{1}^{2} {\dot{θ}}_{1}^{2} + \\ \frac{1}{2} m_{C} [l_{B}^{2} {\dot{θ}}_{1}^{2} + 2 l_{2} l_{B} {\dot{θ}}_{1} ({\dot{θ}}_{1} + {\dot{θ}}_{2}) s i n θ_{1} s i n (θ_{1} + θ_{2}) + \\ l_{2}^{2} ({\dot{θ}}_{1}^{2} + 2 {\dot{θ}}_{1} {\dot{θ}}_{2} + {\dot{θ}}_{2}^{2}) + 2 l_{2} l_{B} {\dot{θ}}_{1} ({\dot{θ}}_{1} + {\dot{θ}}_{2}) \times \\ c o s θ_{1} c o s (θ_{1} + θ_{2})] + \frac{1}{2} m_{D} [l_{B}^{2} {\dot{θ}}_{1}^{2} + 2 l_{C} l_{B} {\dot{θ}}_{1} \times \\ ({\dot{θ}}_{1} + {\dot{θ}}_{2}) s i n θ_{1} s i n (θ_{1} + θ_{2}) + l_{C}^{2} ({\dot{θ}}_{1}^{2} + 2 {\dot{θ}}_{1} {\dot{θ}}_{2} + {\dot{θ}}_{2}^{2}) + \\ 2 l_{C} l_{B} {\dot{θ}}_{1} ({\dot{θ}}_{1} + {\dot{θ}}_{2}) c o s θ_{1} c o s (θ_{1} + θ_{2})] \end{array}

(7)

单肢腿系统的总势能V为：

\begin{array}{l} V = V_{B} + V_{C} + V_{D} = \\ m_{B} g l_{1} s i n θ_{1} + m_{C} g l_{B} s i n θ_{1} + \\ m_{C} g l_{2} s i n (θ_{1} + θ_{2}) + m_{D} g l_{B} s i n θ_{1} + \\ m_{D} g [l_{C} s i n (θ_{1} + θ_{2}) + l_{3}] \end{array}

(8)

根据单肢腿系统的总动能与总势能，求解其拉格朗日函数：

\begin{array}{l} L = T - V = \\ \frac{1}{2} m_{B} l_{1}^{2} {\dot{θ}}_{1}^{2} + \frac{1}{2} m_{C} [l_{B}^{2} {\dot{θ}}_{1}^{2} + 2 l_{2} l_{B} {\dot{θ}}_{1} ({\dot{θ}}_{1} + {\dot{θ}}_{2}) \times \\ s i n θ_{1} s i n (θ_{1} + θ_{2}) + l_{2}^{2} ({\dot{θ}}_{1}^{2} + 2 {\dot{θ}}_{1} {\dot{θ}}_{2} + {\dot{θ}}_{2}^{2}) + \\ 2 l_{2} l_{B} {\dot{θ}}_{1} ({\dot{θ}}_{1} + {\dot{θ}}_{2}) c o s θ_{1} c o s (θ_{1} + θ_{2})] + \\ \frac{1}{2} m_{D} [l_{B}^{2} {\dot{θ}}_{1}^{2} + 2 l_{C} l_{B} {\dot{θ}}_{1} ({\dot{θ}}_{1} + {\dot{θ}}_{2}) s i n θ_{1} \times \\ s i n (θ_{1} + θ_{2}) + l_{C}^{2} ({\dot{θ}}_{1}^{2} + 2 {\dot{θ}}_{1} {\dot{θ}}_{2} + {\dot{θ}}_{2}^{2}) + \\ 2 l_{C} l_{B} {\dot{θ}}_{1} ({\dot{θ}}_{1} + {\dot{θ}}_{2}) c o s θ_{1} c o s (θ_{1} + θ_{2})] - \\ \{m_{B} g l_{1} \underset{}{s i n} θ_{1} + m_{C} g l_{B} s i n θ_{1} + m_{C} g l_{2} \times \\ s i n (θ_{1} + θ_{2}) + m_{D} g l_{B} s i n θ_{1} + \\ m_{D} g [l_{C} s i n (θ_{1} + θ_{2}) + l_{3}]\} \end{array}

(9)

单肢腿系统作为一种二连杆机构，在其抬起工况动力学模型中，以θ₁和θ₂为广义坐标所对应的关节广义驱动力矩可用式（10）进行求解：

τ_{i} = \frac{d}{d t} \frac{\partial L}{\partial {\dot{θ}}_{i}} - \frac{\partial L}{\partial θ_{i}}, i = 1, 2

(10)

将式（9）代入式（10），可得上肢腿与上回转装置的铰接点I以及上、下肢腿铰接点M处的广义驱动力矩表达式：

\begin{array}{l} τ_{1} = m_{B} l_{1}^{2} {\ddot{θ}}_{1} + l_{B}^{2} (m_{C} + m_{D}) {\ddot{θ}}_{1} + \\ (m_{C} l_{2}^{2} + m_{D} l_{C}^{2}) ({\ddot{θ}}_{1} + {\ddot{θ}}_{2}) - \\ l_{B} (m_{C} l_{2} + m_{D} l_{C}) {\dot{θ}}_{2} (2 {\dot{θ}}_{1} + {\dot{θ}}_{2}) s i n θ_{2} + \\ l_{B} (m_{C} l_{2} + m_{D} l_{C}) (2 {\ddot{θ}}_{1} + {\ddot{θ}}_{2}) c o s θ_{2} + \\ \{m_{B} g l_{1} \underset{}{c o s} θ_{1} + m_{C} g l_{B} c o s θ_{1} + \\ m_{C} g l_{2} c o s (θ_{1} + θ_{2}) + m_{D} g l_{B} c o s θ_{1} + \\ m_{D} g [l_{C} c o s (θ_{1} + θ_{2}) + l_{3}]\} \end{array}

(11)

\begin{array}{l} τ_{2} = l_{B} (m_{C} l_{2} + m_{D} l_{C}) {\ddot{θ}}_{1} c o s θ_{2} - \\ l_{B} (m_{C} l_{2} + m_{D} l_{C}) {\dot{θ}}_{1} {\dot{θ}}_{2} s i n θ_{2} + \\ ({\ddot{θ}}_{1} + {\ddot{θ}}_{2}) (m_{D} l_{C}^{2} + m_{C} l_{2}^{2}) - m_{C} l_{2} l_{B} \times \\ ({\dot{θ}}_{1}^{2} + {\dot{θ}}_{1} {\dot{θ}}_{2}) s i n θ_{2} - m_{D} l_{C} l_{B} ({\dot{θ}}_{1}^{2} + {\dot{θ}}_{1} {\dot{θ}}_{2}) \times \\ s i n θ_{2} - \{m_{C} g l_{2} \underset{}{c o s} (θ_{1} + θ_{2}) + \\ m_{D} g [l_{C} c o s (θ_{1} + θ_{2}) + l_{3}]\} \end{array}

(12)

为验证所构建的基于拉格朗日法的单肢腿系统抬起工况动力学模型的正确性，利用ADAMS软件对单肢腿系统抬起工况进行动力学仿真。在开始仿真前，在单肢腿系统的铰接点I、M处分别添加角度驱动，其对应的函数分别为step（time， 0， 0， 10， 0.234 5）和step（time， 0， 0， 10， 0.375 9）。提取抬腿周期内单肢腿系统铰接点I、M在不同时刻的角度、角速度和角加速度等运动参数，并将其输入MATLAB软件以求解这2处的驱动力矩。基于ADAMS动力学仿真和MATLAB求解获得的单肢腿系统铰接点I、M处的驱动力矩如表1所示。对比表1中数据可知，在单肢腿系统抬起2 s时，铰接点I、M处驱动力矩的相对偏差较小；随着θ₁、θ₂的增大，铰接点I、M处驱动力矩的相对偏差增大，但2种求解方式所得结果的变化趋势一致，由此验证了所构建动力学模型的正确性。

表1 单肢腿系统铰接点 I 、 M 处的驱动力矩对比

Table 1 Comparison of driving torque at the hinge points I and M of single limb-leg system

时刻 t/s	驱动力矩计算值/(N·m)		驱动力矩仿真值/(N·m)		相对偏差/%
时刻 t/s	点I	点M	点I	点M	点I	点M
2	81.46	65.34	64.39	50.43	20.95	22.83
4	80.48	62.17	63.34	49.46	21.30	20.44
6	88.32	63.84	61.89	48.06	29.93	24.72

2 肢腿履带足机构抬腿工况动力学仿真

为模拟复杂地形下肢腿履带足机构单腿抬起时的受力情况，从而为其肢腿系统的强度校核提供动载荷数据，采用ADAMS软件进行动力学仿真^［20］。构建的肢腿履带足机构单腿（肢腿c）抬起工况动力学仿真模型如图5所示。

图5

图5 肢腿履带足机构单腿抬起工况动力学仿真模型

Fig.5 Dynamics simulation model of single leg lifting condition of limb-leg crawler foot mechanism

仿真前，在肢腿c的一、二级电动推杆处添加移动副，其余铰接点处添加转动副。根据电动推杆的初始位置，测得肢腿c的一、二级电动推杆分别收缩53 mm和50 mm后可达到极限位置，故按速度方式设置其驱动函数，如表2所示。肢腿履带足机构单腿抬起工况动力学仿真模型的约束参数如表3所示。

表2 肢腿c电动推杆的驱动函数

Table 2 Driving function of electric push rod of leg c

部件	驱动函数
一级电动推杆	step(time,0,0,0.2,5)+step(time,9.0,0,9.2,-5)
二级电动推杆	step(time,0,0,0.2,5)+step(time,7.6,0,7.8,-5)

表3 肢腿履带足机构单腿抬起工况动力学仿真模型约束参数

Table 3 Constraint parameters of dynamics simulation model of single leg lifting condition of limb-leg crawler foot mechanism

参数	量值
弹簧刚度系数	4.52 N/mm
弹簧阻尼系数	0.045 N/(mm/s)
接触刚度系数	2 855.0
阻尼系数	10.0 N/(mm/s)
穿透深度	0.1 mm
静摩擦系数	0.3
动摩擦系数	0.1
静滑移速度	100.0 mm/s
动滑移速度	1 000.0 mm/s

通过提取动力学仿真数据得到肢腿c履带足质心的加速度和其余肢腿（支撑腿）铰接点Q处受力（可反映履带足支撑力的变化趋势）随时间的变化曲线，分别如图6和图7所示。

图6

图6 肢腿c履带足质心加速度随时间的变化曲线

Fig.6 Variation curve of acceleration of leg c crawler foot centroid with time

图7

图7 各支撑腿铰接点Q处受力随时间的变化曲线

Fig.7 Variation curve of force at hinge point Q of each support leg with time

由图6和图7可知，在肢腿c抬起过程中，其履带足质心处的加速度在不同时刻会发生突变，对应时刻下各支撑腿铰接点Q处的受力也会变化；在肢腿c从开始抬起至0.20 s阶段，由于其电动推杆处于启动阶段，整个肢腿履带足机构的质心在重力作用下瞬间下移且该阶段的速度增量过小，造成其履带足的加速度急剧下降，从而导致肢腿b、d的铰接点Q处受力的下降幅度比肢腿a、e小；在肢腿c抬起的0.22—0.72 s阶段，由于其电动推杆的速度达到最大以及下回转装置的弹簧逐渐被压缩，使得肢腿a、b、d、e的铰接点Q处受力均呈先下降再上升的趋势；在肢腿c抬起的1.10—8.80 s阶段，各支撑腿铰接点Q处的受力出现突变是由肢腿c履带足的运动惯性以及整条肢腿的势能所产生的冲击载荷而导致的；在肢腿c抬起的9.20—9.60 s阶段，其电动推杆的速度均已减小至0 mm/s，下回转装置弹簧的压缩程度以及其运动惯性均已达到最大，这些因素共同导致该阶段各支撑腿铰接点Q处的受力突变。在整个抬腿过程中，由于肢腿f与肢腿b、d共同支撑整个肢腿履带足机构，故其铰接点Q处受力的变化趋势与肢腿b、d的相反或相同且幅度较小。由图7还可知，在肢腿c抬起的整个过程中，肢腿b、d的铰接点Q处受力最大，平均合力为726 N，这是因为肢腿b、d关于肢腿c对称且距离肢腿c最近，在肢腿c抬起过程中，肢腿履带足机构的质心偏向肢腿b、d；同理，肢腿a、e也关于肢腿c对称但其距离肢腿c较远，故其铰接点Q处的受力最小，平均合力为318 N；肢腿f、c位于肢腿履带足机构的横向对称中心线上，其与肢腿b、d分别构成三角支撑状态，以确保在肢腿c抬起过程中整个肢腿履带足机构不会侧翻，其铰接点Q处的受力较肢腿b、d的小，平均合力为718 N。

以肢腿c和受力最大的肢腿d为对象，分析其各铰接点处受力的变化曲线，结果分别如图8和图9所示。

图8

图8 肢腿c各铰接点处的受力情况

Fig.8 Force at each hinge point of leg c

图9

图9 肢腿d各铰接点处的受力情况

Fig.9 Force at each hinge point of leg d

由图8和图9可知，在一、二级电动推杆收缩至极限位置的过程中，肢腿c除铰接点Q处只受重力外，其他铰接点处的受力均与时间呈正比，而肢腿d各铰接点处的受力较平稳；这2条肢腿各铰接点处的受力均在不同时间段出现突变。其中：在5.47—6.10 s阶段，电动推杆收缩使得肢腿c出现振动，因振动产生的冲击载荷造成肢腿铰接点处的受力出现2次突变；在6.80—7.00 s阶段，肢腿铰接点处受力出现突变是因为肢腿c履带足在抬升过程中通过十字轴承向下滑转。当肢腿c抬至最高位置后，其重力全部作用在铰接点H、I处，鉴于一级电动推杆和上肢腿均为二力杆件，故铰接点I、K为肢腿c的受力支撑点；同理，其余5条肢腿承受了整个肢腿履带足机构的重力，其电动推杆处于锁止状态，因此支撑平台的重力作用在其铰接点I处。肢腿c的铰接点I、K处受力的变化趋势大致相同且最大，整体大于肢腿d铰接点I处的受力，该结果与理论分析结果一致。因此，须对抬起腿（肢腿c）进行强度校核，以验证其上、下肢腿在动载荷作用下的安全性与稳定性。

3 肢腿履带足机构抬起腿强度校核

3.1　强度有限元模拟

当肢腿履带足机构肢腿c抬至最高位置时，其上肢腿同时受到上回转装置和一级电动推杆的作用力，下肢腿受到二级电动推杆作用力和履带足重力。故在利用有限元软件ABAQUS对肢腿c的强度进行模拟时，将通过动力学仿真得到的动载荷作为边界载荷施加到肢腿上：上肢腿的铰接点G、K完全固定，对铰接点I、M施加动载荷；下肢腿铰接点M完全固定，对铰接点L、Q施加动载荷。鉴于ADAMS软件和ABAQUS软件中坐标系方向不同，对由动力学仿真获得的铰接点I、M、L、Q处x、y、z向的受力 $F_{x}^{}$ 、 $F_{y}^{}$ 、 $F_{z}^{}$ 按式（13）进行转换。

\{\begin{array}{l} F_{x}^{'} = - F_{x}^{} \\ F_{y}^{'} = F_{y} \\ F_{z}^{'} = - F_{z} \end{array}

(13)

式中： $F_{x}^{'}$ 、 $F_{y}^{'}$ 、 $F_{z}^{'}$ 分别为有限元模拟中肢腿c各铰接点处x、y、z向的受力。

在ABAQUS软件中分别对肢腿c的上、下肢腿的铰接点I、M、L、Q设置x、y、z向的单位力，并结合式（13）将由ADAMS动力学仿真所得的动载荷数据导入ABAQUS软件，进而实现动态力的加载。通过有限元模拟可得，在抬起工况下肢腿c的上、下肢腿在动载荷作用下的最大应力、最大应变云图分别如图10和图11所示。

图10

图10 抬起工况下肢腿c上肢腿的最大应力和最大应变云图

Fig.10 Nephogram of maximum stress and maximum strain of upper limb of leg c under lifing condition

图11

图11 抬起工况下肢腿c下肢腿的最大应力和最大应变云图

Fig.11 Nephogram of maximum stress and maximum strain of lower limb of leg c under lifing condition

由图10可知，在抬起工况下，肢腿c上肢腿的最大应力为165.9 MPa，危险截面出现在与受力杆组连接的左侧侧板的最右端限位槽边缘处，该侧板材料为7075铝合金，其屈服极限是505 MPa，则整个上肢腿结构的安全系数为3.04；最大应变出现在右侧侧板的最右端限位槽边缘处。由图11可知，下肢腿的最大应力为122.9 MPa，危险截面出现在上、下肢腿铰接点右侧的受力杆组的中心内孔边缘处，下肢腿的材料为Q345E，其屈服极限是345 MPa，则整个下肢腿结构的安全系数为2.81；最大应变出现在其与上肢腿铰接点附近的右侧侧板限位槽内孔边缘处。综上可知，抬起腿上、下肢腿的强度均满足动载荷作用下的要求。

3.2　应力测试

为测试肢腿履带足机构肢腿系统的抗破坏及抗变形能力，对抬起工况下单肢腿系统的上、下肢腿开展应力测试，以验证有限元模拟结果的正确性。根据有限元模拟结果，在上、下肢腿侧分别选取5个测点（包含最大应力位置）以及在铰接点附近选取10个测点，以开展应力测试实验。在实验前，单肢腿系统的初始状态为一、二级电动推杆部分伸出，使得上肢腿水平、下肢腿与地面垂直；开始实验时，电动推杆在0.20 s内加速到0.5 mm/s后保持匀速，最终在0.20 s内减速收缩至极限位置。通过采样频率为1 000 Hz的JZZ 2019-2557多通道采集仪及型号为BE120-3AA-P500、电阻为（120.6±0.1） Ω、灵敏系数为2.22±0.01的应变片（见图12）共同采集应力数据。

图12

图12 单肢腿系统应力测试现场

1—履带足；2—数据处理系统；3—测试系统；

4—下肢腿；5—上肢腿。

Fig.12 Stress test site of single limb-leg system

抬起工况下单肢腿系统上、下肢腿的应力测试曲线如图13所示，其中，正值表示受拉，负值表示受压。对比上、下肢腿铰接点处最大应力的模拟值和测试值，结果如表4所示。

图13

图13 抬起工况下单肢腿系统的应力测试曲线

Fig.13 Stress test curve of single limb-leg system under lifting condition

表4 抬起工况下单肢腿系统各测点处最大应力比较

Table 4 Comparison of maximum stress at each measuring point of single limb-leg system under lifting condition

部件	测点	应力模拟值/MPa		应力测试值/MPa		相对误差/%
部件	测点	左侧	右侧	左侧	右侧	左侧	右侧
上肢腿	1#	15.57	23.22	14.07	23.10	10.66	0.52
	3#	20.23	24.34	17.80	21.42	13.65	13.63
	4#	25.13	32.20	24.29	30.07	3.46	7.08
	5#	43.41	56.84	38.78	56.74	11.94	0.18
下肢腿	6#	7.33	9.16	6.70	7.80	9.40	17.44
	7#	7.72	9.34	7.21	9.25	7.07	0.97
	10#	4.54	4.19	3.90	3.90	16.41	7.43

由图12、表4可知，单肢腿系统左、右两侧对称测点的应力变化趋势基本一致且铰接点附近测点的最大应力与模拟结果的相对误差均在18%以内。模拟值与测试值存在误差的原因有：1）电动推杆实际测试速度与仿真的驱动设置存在误差；2）应变片与有限元模型所对应的节点位置不完全一致；3）有限元模型的简化、边界条件的处理方式及数据采集仪的测量误差等。

4 结论

针对肢腿履带足机构在单腿抬起工况下的运动特性，建立其单肢腿系统抬起工况的动力学方程，并对肢腿履带足机构进行抬腿工况动力学仿真，分析其抬起腿和支撑腿的受力趋势，得到了受力最大的抬起腿的各铰接点受力情况，并对抬起腿上、下肢腿进行了强度有限元模拟和应力测试，所得结论如下：

1）基于拉格朗日法对单肢腿系统抬起工况进行动力学建模，推导了其上、下肢腿关节驱动力矩的表达式。通过抬腿工况动力学仿真发现，当抬起腿的一、二级电动推杆收缩至极限位置时，受力最大的支撑腿为最靠近抬起腿两侧的肢腿，且抬起腿各铰接点处的整体受力比受力最大的支撑腿还要大；与抬起腿位于横向对称中心线上的支撑腿与受力最大的2条支撑腿所构成的三角支撑状态可使整个肢腿履带足机构在单腿抬起过程中始终保持稳定，结果验证了整个机构在抬腿工况下的稳定性。

2）通过对所受载荷最大的抬起腿的强度进行有限元模拟可得，其上肢腿的最大应力为165.9 MPa，安全系数为3.04；下肢腿的最大应力为122.9 MPa，安全系数为2.81，均满足单腿抬起过程中的强度要求；抬起腿各铰接点处最大应力的模拟值与测试值的最大相对误差均在18%以内，验证了有限元模拟结果的正确性。

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