深海運載器無動力縱傾上浮運動特性研究

趙志超,李天辰,谷海濤,高浩

(1.中國科學院 沈陽自動化研究所機器人學國家重點實驗室,遼寧 沈陽,110016;2.中國科學院 機器人與智能制造創新研究院,遼寧 沈陽,110169;3.中國科學院大學,北京,100049;4.海軍研究院,北京,100161)

0 引言

深海運載器是一種將無人機等任務載荷從深海環境快速投送到指定海域的運載工具。運載器攜帶任務載荷時,采用無動力上浮方式可有效節省能源消耗,但由于缺少動力裝置推進,僅依靠壓載和浮力調節產生的有限凈浮力驅動上浮,存在大深度上浮耗時長的特點。無動力上浮按運動形式可分為無縱傾上浮、縱傾上浮和空間螺旋上浮。通常水下運載器采用無縱傾上浮和空間螺旋上浮比縱傾上浮產生的垂向速度小,如蛟龍號載人潛水器通過調整上浮壓載水艙,可實現無縱傾上浮,最大上浮垂向速度約0.813 m/s[1];水下滑翔機最大滑翔速度不超過1.3 m/s,而空間螺旋上浮垂向速度不超過0.5 m/s[2-3]。無縱傾上浮、小縱傾上浮或空間螺旋上浮形式無法保證深海無動力運載器快速上浮8 kn 以上的速度要求。為此,文中研究以大縱傾角或垂直姿態上浮方式,實現運載器快速上浮垂向速度的要求。

深海運載器大深度上浮過程中的水動力和環境擾動復雜,增大了運載器無動力上浮運動預報難度。目前,水下運載器上浮運動預報研究主要采用模型試驗法、計算流體力學(computational fluid dynamics,CFD)計算法以及數學模型方法[4]。其中模型試驗法和CFD 數值計算方法較為成熟。張天健等[4]采用數值計算和快速預報方法,研究了大深度浮力驅動式運載器上浮運動規律。張海洋等[5]采用數值計算方法,研究了無動力運載器自身比重、重浮心位置等對縱傾上浮狀態的影響。由于大深度上浮運動預報受模型試驗條件和CFD 數值計算規模限制,無法快速完整地分析大深度上浮過程浮力變化和洋流擾動等對運載器實時和總體上浮狀態的影響,因此相關研究逐漸采用數學模型方法。采用數學模型方法進行深海運載器的大深度縱傾上浮運動預報的主要難點涉及:歐拉角描述的空間運動方程在大縱傾角或垂直上浮時姿態求解奇異問題、大深度上浮過程中浮力變化和洋流干擾的數學建模[6]。針對上述問題已有相關研究:徐正武等[6]將四元數法應用于水下航行器的運動建模,有效避免了使用歐拉法描述空間運動的奇異問題。王海濤等[7]建立了隨機海浪擾動模型,并使用四元數法解決了運載器垂直出水姿態解算奇異問題,研究了不同海況與主浪向角對運載器垂直出水狀態的影響;耿斌斌等[8]基于大量水動力試驗數據,構建了無動力水下運載器的六自由度數學仿真模型,討論了不同初始狀態下偏轉、速度變化等因素對運載器運動狀態的影響;高偉等[9]基于自主水下航行器(autonomous undersea vehicle,AUV)空間運動方程,建立了穩態無動力下潛運動的仿真方法,揭示了AUV 各狀態量與控制量及海洋環境之間的變化規律。但上述類似研究未探究無動力運載器采用大縱傾角或垂直姿態進行大深度上浮過程中,洋流、浮力變化和發射條件影響下的上浮運動特性。

為此,文中以某型回轉體AUV 為計算模型,基于四元數法和AUV 空間運動方程,構建了運載器空間運動仿真模型,并添加大深度上浮過程洋流和浮力變化干擾,在該模型基礎上探究了凈浮力、重浮心距離、舵角、發射條件以及洋流和浮力變化擾動下,運載器做大縱傾角和垂直姿態上浮時的運動特性。

1 數學模型

1.1 坐標系定義

為描述深海運載器縱傾上浮運動,可引入慣性坐標系E-ξηζ和體坐標系G-xyz,慣性坐標系原點位于海平面,體坐標系原點位于運載器浮心位置,各坐標軸均按右手系確定,如圖1 所示。運載器的六自由度運動可通過以下向量描述:慣性系中運載器浮心位置坐標η1=[ξ η ζ]T,速度VE=[VξVηVζ]T,姿態角η2=[φ θ ψ]T,體坐標系下浮心速度V=[u v w]T,角速度 Ω=[p q r]T,運載器所受合外力F=[X Y Z]T,合外力矩M=[K M N]T。

圖1 深海運載器坐標系示意圖Fig.1 Coordinate system of a deep-sea vehicle

1.2 四元數法

文中研究的深海運載器采用大縱傾角或垂直姿態上浮,即上浮縱傾角接近或超過90°。運用四元數法描述水下航行器的姿態,能夠克服歐拉角描述的空間運動方程奇異性的缺點[10]。四元數是Hamilton 于1843 年提出的一種超復數。20 世紀70 年代四元數開始在控制工程中得到應用。四元數包含一個三維矢量和一個標量。根據歐拉旋轉定理,剛體繞固定點的任意位移可以繞通過此點的某一軸轉動某一角度而得到。四元數的矢量部分表示轉動軸的方向,其標量部分則與繞轉動軸轉過的角度有關,因此定義單位四元數為

式中:λ為轉動軸的單位矢量;β為繞轉動軸轉過的角度。

1.3 基于四元數法的運載器空間運動方程

使用四元數法代替歐拉角描述運載器浮心運動的關系式為

描述運載器浮心旋轉的運動學方程,通過四元數微分方程(4)實現,其中E2(ε)如式(5)[10],即

將式(2)和式(4)表示為矩陣形式,得到基于四元數的運載器空間運動學方程

深海運載器在無動力上浮過程中,所受的合外力(矩)包括:水靜力(矩)、水動力(矩)以及舵的操縱力(矩)。根據文獻[10-12],深海運載器的動力學方程可表示為

式中:M為深海運載器質量、轉動慣量、慣性水動力系數和重浮心距離組成的系數矩陣,如式(8);Fhs和Mhs為運載器重力和浮力作用產生的水靜力和力矩[10];Fhd和Mhd為運載器受到的粘性水動力和力矩;Fop和Mop為運載器操縱舵產生的力和力矩;Fτ和Mτ為浮力變化等外部環境擾動產生的力和力矩。

式中:P和B分別為航行器所受到的重力和浮力;xg、yg和zg為運載器重心在體坐標系中的位置;xb、yb和zb為浮心在體坐標系中的位置。

粘性水動力和力矩可表示為[11]

1.4 四元數姿態解算

任意時刻運載器姿態都是確定的,因此歐拉角和四元數方法表示的姿態參數可以相互轉換。運載器初始姿態定義和實時姿態解算過程中常用到歐拉角與四元數之間的轉換關系。歐拉角表示的動坐標系向慣性坐標系的坐標變換矩陣[10]為

由于任意時刻四元數和歐拉角表示運載器姿態的坐標變化矩陣等價,對比式(3)和式(18)中的第1 列和第3 行元素可知

化簡得四元數到歐拉角轉換關系為

運載器的初始姿態可通過初始四元數定義,初始姿態角φ,θ,ψ到初始四元數σ1,σ2,σ3,η的轉換關系為[13]

1.5 海洋環境擾動模型

1.5.1 洋流擾動模型

洋流的周期性約為幾個月的量級,因此可以認為在給定的海況中,流速在大小和方向上不隨時間變化,洋流的強度和方向只在不同深度的水層中會發生變化[14]。深海運載器大深度上浮過程中,若不考慮渦流和海流垂向的干擾,洋流速度隨深度變化的規律[15]如圖2 所示。洋流干擾可通過體坐標系中的相對速度Vr=[urvrwr]T施加到運載器本體上。假設慣性坐標系中的洋流速度Vc=[ucvcwc]T且=0,則運載器在體坐標系中相對洋流的速度[10]

圖2 洋流速度隨深度變化剖面圖Fig.2 Ocean current velocity at different depths

1.5.2 浮力變化模型

深海運載器上浮過程浮力變化由載體排水體積和工作環境的海水密度決定[16]。運載器上浮過程周圍海水溫度、鹽度和壓力等參數隨深度不斷改變,引起運載器排水體積和海水密度變化,進而產生浮力改變。浮力變化計算依據遙控水下航行器(remote operated vehicle,ROV)Okeanos Explorer于2016 年6 月對馬里亞納海溝探測得到的6000 m溫鹽深傳感器(conductivity,temperature,depth,CTD)數據[17],繪制海水溫度和鹽度隨深度的變化關系,如圖3 所示。海水的溫度T和鹽度S均在0～1000 m內變化劇烈,之后趨于平緩。鹽度總體變化量較小,最大變化量約為1.13‰。

圖3 海水溫度和鹽度隨深度變化曲線Fig.3 Temperature and salinity values at different depths

假設深度ζ處海水的平均密度為ρζ,可用海水平均密度ρa近似代替。不考慮溫度和鹽度變化,則海水的壓強變化量為

海水溫度、鹽度和壓力對運載器上浮過程浮力變化ΔB的綜合影響可表示為[18]

式中:ΔρT、ΔVT、ΔρP、ΔVp分別表示運載器上浮過程溫度和壓力變化引起的海水密度和排水體積的變化量;ΔS為鹽度變化量。ROV 的耐壓艙和結構件的材料幾乎全是鋁合金[16],這里將運載器作為同一材質考慮,浮力變化計算的相關參數,如表1[16,18]所示。

表1 運載器浮力變化計算參數Table 1 Calculation parameters of the buoyancy change of the vehicle

由表1 和式(16)可得,深海運載器上浮過程所受浮力變化如圖4 所示,上浮過程深度從6000～644.2 m,浮力變化量為正,運載器所受凈浮力增加了4.478 N;從深度644.2 m 上浮至水面過程中,浮力變化量為負,運載器所受凈浮力減小了1.979 N,上浮過程運載器所受浮力增加約2.5 N。深度在1500～6000 m 區間內,運載器所受浮力變化量與深度呈正相關。

圖4 浮力隨深度變化曲線Fig.4 Buoyancy change at different depths

1.6 仿真建模

REMUS 100 AUV 主體是采用Myring 艇體輪廓方程的回轉體外形,艉部十字形布置安裝有4 個相同的NACA 0012 舵,其動力學模型準確性已通過多次海上試驗驗證,可作為文中研究的計算模型,其主要參數[11]:特征長度1332.7 mm,回轉體最大直徑191 mm,質量30.479 kg,全排水體積約0.0315 m3,總浮力約317 N,浮心距離艏部頂點0.611m,轉動慣量為Ixx=0.177 kg·m2、Iyy=3.45 kg·m2、Izz=3.45 kg·m2?；谒脑獢捣āUV空間運動方程和海洋環境擾動模型,使用Simulink和S 函數建立了深海運載器空間運動仿真模型,模型結構及各模塊組成如圖5 所示。

圖5 深海運載器空間運動仿真模型Fig.5 Space motion simulation model of the deep-sea vehicle

2 無動力縱傾上浮運動仿真分析

2.1 模型驗證

為驗證深海運載器空間運動仿真模型對大縱傾角上浮運動預報的準確性,基于STAR-CCM+及其動態流體相互作用(dynamic fluid body interaction,DFBI)數值計算方法,對運載器大縱傾角上浮運動進行動態仿真。CFD 模型設置平均海水密度ρ=1024 kg/m3,動力黏度μ=8.887×10-4Pa·s,湍流模型采用可實現的k-ε兩層模型,入口速度和出口壓力均設為0,運載器表面為無滑移壁面,并采用棱柱層網格進行劃分,邊界條件如圖6(a)所示。運載器表面網格棱柱層數15 層,棱柱層延伸系數1.501,棱柱層厚度0.01 m,最大網格單元尺寸0.2 m,面網格最小尺寸0.05 m,面網格增長率1.3,最終得到網格單元總數92.283 萬,面網格數量274.826 萬,網格劃分場景如圖6(b)所示。DFBI設置中運載器六自由度體初始參數配置為重浮心縱向距離xgb=0.15 m,徑向距離ygb=0.0196 m,凈浮力W=18.069 N,深度ζ=6000 m,初速度u0=1 m/s垂直姿態發射,穩態垂向速度云圖如圖6(c)所示。

圖6 基于STAR-CCM+的無動力縱傾上浮運動仿真Fig.6 Simulation of trim ascent motion of unpowered vehicle based on STAR-CCM+

相同工況下,使用基于Simulink 的空間運動仿真模型對運載器上浮運動進行預報,并與STARCCM+數值計算方法所得結果對比,如圖7 所示,2 種方法計算所得穩態上浮垂向速度分別為-3.732 m/s 和-3.633 m/s,穩態縱傾角分別為81.085°和81.975°。上浮垂向速度和深度隨時間的變化曲線基本吻合,穩態縱傾角計算結果相對誤差小于1°,因此基于Simulink 的空間運動仿真模型,其計算精度滿足工程應用要求。

圖7 深海運載器縱傾上浮運動仿真對比驗證Fig.7 Comparison verification of trim ascent motion of the deep-sea vehicle

為驗證CFD 數值計算方法本身的準確性,配置運載器重浮心縱向距離xgb=0.15 m,徑向距離ygb=0,凈浮力W分別為0.05V,0.10V,0.15V,深度ζ=6000 m,初速度u0=1 m/s 垂直姿態發射。當運載器垂直上浮阻力等于凈浮力時,上浮垂向速度達到最大,之后以最大速度保持穩態勻速運動,根據式(25)[11]可得不同凈浮力條件下的模型阻力系數及其平均值,如表2 所示。已知REMUS 100 AUV拖曳水池試驗測得的模型平均阻力系數Cd=0.12[11],而數值計算方法得到的阻力系數平均值與水池試驗測得的結果誤差較小,僅為1.873%,至此該數值計算方法本身的準確性得到了驗證。

表2 不同凈浮力下運載器阻力系數Table 2 The axial drag coefficient of vehicle at different net buoyancy

式中:W為凈浮力;Af為最大投影面積。

綜上所述,基于Simulink 建立的深海運載器空間運動仿真模型計算精度滿足工程應用要求,具有較高的準確性,能夠用于運載器大縱傾角和垂直上浮運動的特性研究。

2.2 控制量對縱傾上浮運動的影響

深海運載器縱傾上浮是指通過配置一定上浮參數,運載器上浮運動達到穩態后保持大縱傾角,以實現較大上浮垂向速度的運動形式。首先探究深海運載器在無海洋環境干擾下的縱傾上浮運動特性。采用控制變量法,通過調整運載器的重浮心縱向距離xgb、徑向距離ygb、凈浮力W、水平舵角δs、初始速度大小u0及初始縱傾角θ0,共6 個控制量,分析各控制量對運載器縱傾上浮狀態參數的作用規律。

2.2.1 凈浮力與重浮心縱向距離

凈浮力和重浮心縱向距離是實現運載器縱傾上浮的主要控制量。忽略海洋環境擾動,縱傾上浮運動過程中保持運載器δs=10°和ygb=0 不變,以初始速度u0=1 m/s 垂直姿態發射,通過調整運載器的凈浮力W=0～0.15V和重浮心縱向距離xgb=0～0.25L中的一系列固定值,計算運載器上浮運動達到穩態后的狀態參數,探究運載器W和xgb對穩態上浮時縱傾角θ和垂向速度Vζ的作用規律,如圖8 和圖9 所示。

圖8 穩態縱傾角與凈浮力、重浮心縱向距離的關系Fig.8 Relationship among steady trim angle,net buoyancy,longitudinal distance between center of gravity and buoyancy

圖9 穩態垂向速度與凈浮力、重浮心縱向距離的關系Fig.9 Relationship among steady vertical velocity,net buoyancy,longitudinal distance between center of gravity and buoyancy

凈浮力和重浮心縱向距離對穩態縱傾角的影響,主要通過水靜力矩,粘性和慣性力矩及操縱力矩相互作用產生。由圖8 可知,重浮心縱向距離一定時,穩態縱傾角隨著凈浮力的增大而減小。這是因為模型凈浮力的調整是通過保持浮力不變減小重力實現的。假設運載器舵角不變,以某一穩態縱傾角穩態運動,此時通過減小重力增大凈浮力的方式會導致水靜力瞬時回復力矩減小,運載器在瞬時水動力作用下縱傾角逐漸減小,最終運載器在舵的操縱力矩、水靜力回復力矩和水動力縱傾力矩平衡時以更小的穩態縱傾角實現了新的穩態運動。凈浮力一定時,穩態縱傾角隨著重浮心縱向距離的增大而增大。凈浮力配置越小時,重浮心縱向距離對穩態縱傾角的作用范圍越大,更易通過改變重浮心縱向距離,調整運載器的上浮姿態。凈浮力越大時,運載器穩態縱傾角作用范圍越小,此時重浮心縱向距離對穩態縱傾角調節范圍越有限。

為實現運載器大縱傾角快速上浮,減小上浮過程垂向阻力,在有限凈浮力條件下,可配置較大的重浮心縱向距離,以增大穩態上浮縱傾角。根據圖9,當采用較大重浮心縱向距離時,凈浮力與穩態上浮垂向速度存在二次關系。運載器固定水平舵角10°,當采用凈浮力0.10V、重浮心縱向距離0.25L時,穩態上浮垂向速度可達到-3.598 m/s。綜合考慮,對于大縱傾角快速上浮運動,可將運載器配置為凈浮力0.10V,重浮心縱向距離0.25L,以實現較大的上浮垂向速度。

2.2.2 重浮心徑向距離與水平舵角

忽略海洋環境干擾,運載器上浮過程保持δr、W=0.10V,xgb=0.25L不變,通過配置重浮心徑向距離ygb分別為0.05D、0.15D和0.25D,水平舵角δs依次取-20°～+20°內固定值,計算運載器上浮運動達到穩態后的狀態參數,探究重浮心徑向距離和水平舵角對運載器穩態上浮參數的作用規律,如圖10 所示。

由圖10(a)可知,水平舵角一定時,重浮心徑向距離對穩態縱傾角的影響較小,隨著運載器重浮心徑向距離增加,穩態縱傾角呈小幅減小的趨勢。重浮心徑向距離固定不變,穩態縱傾角隨正向舵角的減小而增大,隨負向舵角的減小而減小。若運載器配置重浮心縱向距離0.25L、徑向距離0D,通過調整水平舵角為-20°～20°,可控制運載器穩態縱傾角在40°～140°之間。

重浮心徑向距離一定時,穩態上浮垂向速度與水平舵角之間具有二次關系,如圖10(b)。水平舵角從-20°減小到0°,后從0°增加到+20°過程中,穩態垂向上浮速度先增大后減小,并在0°舵角附近達到最大。最大穩態上浮垂向速度對應的水平舵角,隨重浮心徑向距離的增大而增大。

圖10 穩態上浮參數與重浮心徑向距離、水平舵角的關系Fig.10 Relationship among steady parameters,radial distance between center of gravity and buoyancy,rudder angle

當運載器配置凈浮力0.1V、重浮心縱向距離0.25L、徑向距離0D、水平舵角0°,運載器達到穩態上浮時的縱傾角為90°的垂直姿態,此時穩態上浮垂向速度達到最大-4.424 m/s。

2.3 環境擾動對縱傾上浮運動的影響

2.3.1 洋流擾動

忽略洋流對運載器的垂向干擾,將洋流擾動簡化為均勻水平流,研究洋流擾動對運載器上浮運動軌跡的影響。運載器參數配置為W=0.1V、xgb=0.25L、ygb=0.1D,δs=0°,深度ζ=6000 m,以初速度u0=1 m/s 垂直姿態發射。對運載器本體施加不同方向的洋流速度擾動,得到運載器在不同方向來流下的浮心運動軌跡,Eζ軸數據取負值,如圖11 所示。

圖11 洋流影響下的運載器浮心運動軌跡Fig.11 Motion trajectory of vehicle under ocean current

對比不同來流干擾下,運載器在大縱傾角上浮運動過程中產生的水平漂移距離,如表3 所示。無偏順流時,水平面縱向漂移距離最遠;無偏逆流作用下,水平面縱向漂移距離最小。橫向洋流擾動即順流90°或逆流90°時,橫向漂移距離與無洋流干擾時的縱向漂移距離相等;斜向45°順流縱向距離相比斜向45°逆流時偏大,而橫向漂移距離相等。

表3 洋流擾動下的深海運載器水平面漂移距離Table 3 Horizontal drift distance of deep-sea vehicles under the disturbance of ocean current

常見無動力運載器做大深度上浮運動的水平面漂移距離如表4 所示。其中載人潛水器采用空間螺旋下潛方式的水平漂移距離最小,但垂向速度受到極大限制;相對于采用小縱傾角上浮方式的水下滑翔機和深海AUV,深海運載器采用大縱傾角或垂直姿態上浮方式在保證快速上浮垂向速度要求的同時,能有效減少其水平面漂移距離。

表4 水下航行器縱傾上浮水平漂移距離Table 4 Horizontal drift distance of trim ascent of the undersea vehicle

2.3.2 浮力變化擾動

深海運載器大深度上浮過程中水文參數不斷變化,所受浮力隨深度變化如圖4 所示。為研究浮力變化擾動特性,忽略洋流和初始發射條件對上浮狀態參數的影響。保持運載器初始參數配置W=0.1V、xgb=0.25L、ygb=0.1D,δs=0°不變,深度ζ=6000 m,以初速度1 m/s 垂直姿態發射。對比分析有無浮力變化對運載器上浮過程縱傾角、垂向速度、水平速度等狀態量的影響,如圖12 所示。

圖12 浮力變化對運載器縱傾上浮運動的影響Fig.12 The effect of buoyancy change on the trim ascent motion of vehicle

圖12 中負號表示無浮力變化,正號表示考慮浮力變化影響,結合圖4 可知,深海運載器能夠依據浮力變化對上浮運動狀態不斷調整,上浮過程運載器縱傾角隨浮力變化量的減小而增大,垂向和水平速度隨浮力變化量的減小而減小。上浮過程前20 min,運載器所處深度在626～6000 m,浮力變化量為正,縱傾角相比無浮力變化時偏小,水平和垂向速度相比無浮力變化時偏大。20 min 后,浮力變化量為負,縱傾角相比無浮力變化時偏大,水平和垂向速度相比無浮力變化時偏小。但由于上浮過程浮力整體變化量為正,運載器所受凈浮力總體增大,平均速度增加,因此上浮過程總耗時比無浮力變化時偏少。

2.3.3 初始發射條件

深海運載器的發射過程位于6000 m 深度海底,海底地形因素復雜多變。考慮海底地形導致運載器初始俯仰角偏差在±10°內,即初始俯仰角θ0=80°～100°,初始發射速度u0依次取1,3 和5 m/s,縱傾上浮過程保持W=0.1V、xgb=0.25L、ygb=0.1D、δs=δr=0°不變。忽略洋流和浮力變化干擾,探究初始俯仰角和發射速度對運載器縱傾上浮狀態的作用規律,如圖13 所示。

根據圖13(a)和(b),初始速度大小和初始俯仰角不影響運載器穩態運動后的上浮狀態參數。同一初始俯仰角發射,初始速度越大,縱傾角達到穩定前的擺動幅值越大,縱傾角穩定所需的時間就越長,但不影響運載器穩態上浮時的垂向速度和縱傾角。同一初始速度大小發射,初始俯仰角不影響運載器的穩態上浮垂向速度和縱傾角。

圖13 初始發射條件對縱傾上浮運動的影響Fig.13 The effect of initial lauch conditions on the trim ascent motion

由圖13(b)和(d)可知,運載器以初始俯仰角θ0=80°～100°發射,其上浮過程存在縱傾角等于或超過90°的情況,仿真模型仍能夠準確地對運載器的上浮狀態進行預報,驗證了基于四元數法的深海運載器空間運動仿真模型,在運載器采用大縱傾角或垂直姿態上浮的運動預報過程中,能有效避免歐拉角表示的空間運動方程姿態求解奇異問題,提高了運載器在上浮過程中縱傾角等于或超過90°時的運動預報精度。

3 結束語

基于四元數法、AUV 空間運動方程及大深度洋流和浮力變化擾動等數學模型,通過MATLAB/Simulink 建立了深海運載器空間運動仿真模型,并通過CFD 數值計算方法驗證了該模型的準確性?；谠撃Ｐ驮O計了一系列仿真工況,探究了上浮控制參數和海洋環境擾動對深海無動力運載器大縱傾角和垂直上浮狀態的作用規律。通過探究不同初始發射條件下運載器上浮狀態,驗證了四元數法在解決運載器大縱傾角和垂直上浮姿態求解奇異問題的有效性。相關研究為最終確定深海運載器的上浮形式、運動預報方法和總體布局提供了參考。后續需要進一步考慮洋流垂向擾動、波浪等環境因素對深海無動力運載器大深度縱傾和垂直上浮運動的影響。