文中以弹性模量仪器化压入测试方法的力学模型、传感器性能指标对测试结果的影响、数据处理方法对测试结果的影响为切入点,对三种仪器化压入测试方法进行分析比较。纯能量方法建立的力学模型准确地解释了仪器化压入过程,对测试传感器性能参数和数据处理方法的敏感程度较低,具有一定的鲁棒性。

通过逐次加载扭矩的方法测试谐波齿轮传动装置扭转刚度，所获得的扭转刚度曲线揭示出了摩擦效应对其正反加、卸载测量值准确性的影响。对研究谐波齿轮传动刚度具有指导意义。

文中利用有限元数值分析方法对渐开线轮齿的啮合过程进行分析,结果表明轮齿在一对齿啮合过渡为两对齿啮合、两对齿啮合过渡为一对齿啮合过程中皆可导致瞬时传动比的突变。文中工作对于高速重载齿轮传动设计具有指导意义。

参照六足昆虫和四足哺乳动物的腿部结构,文中设计了一种能够适应复杂地形的仿生六足步行平台。对腿部结构进行了设计和运动学分析,最后简要介绍了运动规划的方法。

使用高精度压入仪分别测试氮化硅陶瓷、氧化锆陶瓷的仪器化压入硬度，并通过测量压痕对角线长度计算两种陶瓷材料的维氏硬度。结果表明：氮化硅陶瓷、氧化锆陶瓷的仪器化压入硬度均高于维氏硬度，两种硬度比值分别为。1.225、1．130，基本符合文献所提比值1．195倍的关系，据此，陶瓷材料的维氏硬度可由仪器化压入测试获得，解决了小载荷硬度测试情况下因压痕不够清晰导致的压痕对角线测量困难问题。

以典型陶瓷材料立方氮化硅为例，应用Ma方法和自主研发的高精度宏观仪器化压入仪对立方氮化硅材料弹性模量进行仪器化压入测试。结果表明，立方氮化硅材料的弹性模量测试值与相应文献参考值相当，从而验证了文中对立方氮化硅弹性模量测试方法的有效性。利用面角为136°的v{ekerls压头和面角为85°的四棱锥压头分别对立方氮化硅材料进行仪器化压入实验，并结合有限元数值分析方法，确定了立方氮化硅材料的塑性参数（屈服强度和应变硬化指数），从而为进一步研究陶瓷材料力学性能参数仪器化压入识别方法提供一定的理论基础。

基于有限元数值分析模型对维氏压入过程中产生的压痕形貌进行仿真.以6061铝合金为例,对其有限元仿真压痕与实验测量压痕的对角线半长和压痕中心与边沿距离进行对比,结果表明,6061铝合金的有限元仿真压痕与实验测量压痕对角线半长和压痕中心与边沿距离差别分别为0.99％和-0.75％,且随着压头与材料间的摩擦因数由0变化至0.5,有限元仿真压痕与实验测量压痕的对角线半长和压痕中心与边沿距离差别分别变化为4.556％和8.891％.据此可知,材料维氏压入压痕形貌可由有限元数值仿真方法获得,从而解决了小载荷硬度测试情况下因压痕不够清晰导致的压痕形貌测量难题,为探索基于压痕形貌识别材料弹塑性参数的可能性提供技术基础.

利用有限元软件ABAQUS,结合仪器化压入识别材料弹性模量的Ma方法,分析了仪器化压入仿真中金刚石压头与被测材料接触面间摩擦因数对陶瓷材料弹性模量识别精度的影响。结果显示,对于两种典型陶瓷材料Si3N4和Al2O3,当摩擦因数在0~0.4范围内,识别误差随摩擦因数的增大而减小,最大误差分别为5.06%和12.38%;当摩擦因数在0~0.15之间,识别误差对其变化较为敏感,摩擦因数超过0.15后,误差值分别稳定于为3.5%和5.8%左右。说明对于陶瓷材料弹性模量的仪器化压入仿真计算,当设置压头与陶瓷材料接触面摩擦因数不小于0.15时,仿真识别精度较高且比较稳定。

文中利用有限元软件ABAQUS分别对基于刚性压头和弹性压头的仪器化压入模型进行了建立与计算,并将刚性压头的模型仿真所得的压入比功We/Wt及仪器化压入Oliver-Pharr硬度HO-P与理想弹性压头的模型仿真结果进行对照。结果表明,刚性压头模型仿真识别压入比功We/Wt的相对误差变化范围为-2.6%～-31.8%,Oliver-Pharr硬度HO-P的相对误差变化范围为-0.3%～26.5%,其中对低强度材料进行仿真的结果与弹性压头模型相近,误差一般不超过5%,而随着材料强度的升高,其仿真误差显著增大,对于超高强度的材料的仿真计算压头弹性不可忽略,刚性压头模型应谨慎选用。

基于压痕断裂有限元仿真，提出了以LEM压痕断裂模型为基础的断裂韧性计算公式，并通过对典型陶瓷材料试样的Vickers压入实验，对比了新公式与传统压痕断裂解析公式的断裂韧性测试精度。结果表明新公式克服了传统压痕断裂解析公式测试精度随材料比功值变化而显著变化的系统性误差问题，适用材料范围更广泛，整体测试精度提高到±20%以内，解决了传统解析公式断裂韧性测试结果偏差过大、可靠性差的问题。