著陸器小型樣機(jī)三維落震實(shí)驗(yàn)裝置的設(shè)計(jì)與仿真

賈 山， 趙建華， 廖萬斌， 陳金寶， 周向華， 張 勝

（南京航空航天大學(xué)a.航天學(xué)院；b.深空星表探測(cè)機(jī)構(gòu)技術(shù)工信部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室；c.航天進(jìn)入減速與著陸技術(shù)實(shí)驗(yàn)室，南京211106）

0 引 言

隨著嫦娥5號(hào)于近期準(zhǔn)備發(fā)射，我國探月工程3步走戰(zhàn)略的第3步也即將實(shí)現(xiàn)探月采樣返回，火星探測(cè)器也已于今年7月發(fā)射，后續(xù)將繼續(xù)實(shí)施載人登月和小行星探測(cè)等任務(wù)［1-3］，其中星表軟著陸機(jī)構(gòu)作為深空星表著陸器的關(guān)鍵技術(shù)之一，將對(duì)任務(wù)的成敗有著直接的影響［4-6］。著陸器在完成初始設(shè)計(jì)后必須進(jìn)行縮比樣機(jī)沖擊試驗(yàn)，以測(cè)試整機(jī)和緩沖裝置的力學(xué)性能及觸地前后的姿態(tài)變化［7-8］。文獻(xiàn)［9］中詳盡闡述了3種可模擬月球重力場(chǎng)的試驗(yàn)裝置，并將著陸器著陸沖擊試驗(yàn)分為原尺寸（模擬的月球重力場(chǎng)下）和1/6模型試驗(yàn)（地球重力場(chǎng)下）兩類，研究表明兩種試驗(yàn)結(jié)果之間有良好的一致性，但試驗(yàn)數(shù)據(jù)與真實(shí)著陸數(shù)據(jù)存在一定差異；文獻(xiàn)［10］中設(shè)計(jì)了一種用于單腿沖擊試驗(yàn)的落震平臺(tái)，可測(cè)試著陸器單腿沖擊緩沖性能；文獻(xiàn)［11］中提出了一種可用于做整機(jī)落震沖擊試驗(yàn)的吊掛釋放裝置，完成了吊具承載能力試驗(yàn)以及吊掛釋放裝置與著陸沖擊數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)的聯(lián)合調(diào)試，但無法模擬著陸器著陸時(shí)的水平速度影響，由于采用柔性帶實(shí)現(xiàn)吊掛承力功能，使得實(shí)際情況下的姿態(tài)控制并不理想。此外，月表、火星、小行星等地外天體表面環(huán)境惡劣、地形復(fù)雜［12］，當(dāng)姿控發(fā)動(dòng)機(jī)發(fā)生故障或姿控效果不佳時(shí)會(huì)以非理想姿態(tài)觸地，這對(duì)緩沖吸能系統(tǒng)提出了嚴(yán)苛的設(shè)計(jì)要求，所以有必要設(shè)計(jì)一種釋放姿態(tài)可控的地面試驗(yàn)裝置來驗(yàn)證以不同釋放傾角觸地后著陸器的緩沖性能及姿態(tài)變化。

本文基于凸輪連桿等機(jī)構(gòu)的工作原理，以便于加工制造、低成本、高可靠性為設(shè)計(jì)前提，以釋放姿態(tài)可控為設(shè)計(jì)目標(biāo)，提出一種用于著陸器縮比樣機(jī)落震沖擊試驗(yàn)的新型地面試驗(yàn)裝置。

1 懸吊釋放裝置機(jī)構(gòu)

1.1 總體方案

本裝置主要包括臺(tái)架、提升、水平框架、姿態(tài)控制、懸吊釋放和載荷及圖像采集等系統(tǒng)。其中：臺(tái)架系統(tǒng)對(duì)其他各系統(tǒng)起到支撐作用；提升系統(tǒng)主要用電動(dòng)葫蘆將水平框架系統(tǒng)提升到預(yù)定高度；水平框架系統(tǒng)對(duì)姿態(tài)控制系統(tǒng)起到固定和拖拽作用，在試驗(yàn)時(shí)可實(shí)現(xiàn)模擬水平速度；姿態(tài)控制系統(tǒng)可使懸吊釋放系統(tǒng)水平或傾斜預(yù)定角度；懸吊釋放系統(tǒng)用于固定并解鎖釋放縮比樣機(jī)；載荷采集系統(tǒng)主要包括安裝于地面的沖擊力傳感器和高速攝像機(jī)，分別用來采集縮比樣機(jī)著陸緩沖過程中的觸地沖擊力和姿態(tài)變化，該地面試驗(yàn)裝置的結(jié)構(gòu)布局如圖1所示。

圖1 整機(jī)構(gòu)型

以某著陸器的幾何尺寸為參照，根據(jù)著陸器縮比樣機(jī)全工況落震試驗(yàn)要求，水平承力桿長度不少于5 m，提升到預(yù)定高度后縮比著陸器足墊距地表0.8 m，以實(shí)現(xiàn)觸地時(shí)垂直速度為4 m/s，解鎖過程耗時(shí)0.5 s，最大釋放傾角為12°，可承載的縮比樣機(jī)最大質(zhì)量為500 kg，水平滑塊、姿態(tài)控制系統(tǒng)和懸吊釋放系統(tǒng)的總質(zhì)量為50 kg。

1.2 主要分系統(tǒng)介紹

如圖2所示，水平框架系統(tǒng)可整體豎直移動(dòng)以調(diào)整到預(yù)定高度，前后懸掛板之間固定有兩根水平承力桿，通過第2直線軸承與水平滑塊相對(duì)滑動(dòng)，第1電動(dòng)機(jī)通過聯(lián)軸器驅(qū)動(dòng)滾珠絲杠轉(zhuǎn)動(dòng)，絲杠螺母與水平滑塊固定，實(shí)現(xiàn)了水平滑塊的橫向移動(dòng)。

圖2 水平框架系統(tǒng)

如圖3所示，姿態(tài)控制系統(tǒng)中的頂板與圖2所示水平框架中的水平滑塊固定，2根豎直承力桿上端與頂板固定連接，下端為球鉸鏈，電動(dòng)推桿上下均安裝球鉸鏈。

圖3 姿態(tài)控制系統(tǒng)

如圖4（a）所示，懸吊釋放系統(tǒng)應(yīng)用了凸輪連桿聯(lián)動(dòng)機(jī)構(gòu)原理，第2電動(dòng)機(jī)驅(qū)動(dòng)小齒輪盤帶動(dòng)大齒輪盤轉(zhuǎn)過固定角度，實(shí)現(xiàn)4根導(dǎo)桿的同時(shí)縮回和伸出，釋放滑塊的鎖定和解鎖釋放，釋放滑塊與縮比樣機(jī)固定（此固定方式依著陸器構(gòu)型而定），其中大齒輪盤上有限位凹槽防止轉(zhuǎn)動(dòng)過度，導(dǎo)桿內(nèi)部端面為半球形，配合轉(zhuǎn)動(dòng)套使之在解鎖脫落時(shí)更為順滑，如圖4（b）、（c）所示。

圖4 懸吊釋放系統(tǒng)

2 動(dòng)力學(xué)建模與分析

2.1 絲杠驅(qū)動(dòng)部分

地面試驗(yàn)裝置可承載著陸器縮比樣機(jī)最大質(zhì)量為500 kg，水平滑塊、姿態(tài)控制和懸吊釋放系統(tǒng)的總質(zhì)量為50 kg，根據(jù)經(jīng)驗(yàn)電動(dòng)機(jī)所需驅(qū)動(dòng)扭矩：

式中：Fa為絲杠螺母對(duì)絲杠的切向壓力；I為絲杠導(dǎo)程，32 mm；n為絲杠正效率，0.94。水平運(yùn)行下直線軸承的動(dòng)摩擦因數(shù)為0.003，重力加速度取9.8 m/s2。在不考慮加速度情況下電動(dòng)機(jī)所需輸出的驅(qū)動(dòng)扭矩為95.6 N·mm。

2.2 姿控和懸吊釋放系統(tǒng)

地面試驗(yàn)裝置可實(shí)現(xiàn)的最大釋放傾角為12°，分別取0°、2°、4°、6°、8°、10°、12°為傾斜釋放的預(yù)設(shè)角度進(jìn)行分析，建立主承力塊、釋放滑塊和縮比樣機(jī)間的簡化力學(xué)模型，如圖5所示。圖中：α為預(yù)設(shè)傾斜角度；F1、F2為間隙配合引起的主承力塊對(duì)釋放滑塊的接觸彈力（忽略之間的摩擦力）；G為縮比樣機(jī)的質(zhì)量重力；Fp為導(dǎo)桿對(duì)釋放滑塊的提升力。釋放滑塊與縮比樣機(jī)固定。若水平滑塊、姿控和懸吊釋放系統(tǒng)部分保持靜止或水平勻速，則由于在釋放時(shí)主承力塊內(nèi)側(cè)對(duì)釋放滑塊外壁的微小間隙存在點(diǎn)接觸彈力（即F1、F2）的作用，使得在釋放后釋放滑塊和縮比樣機(jī)整體會(huì)發(fā)生與調(diào)姿方向相反的翻轉(zhuǎn)。若施加一向右的加速度，可使主承力塊對(duì)釋放滑塊只起到限定姿態(tài)的作用，而不會(huì)對(duì)釋放后的姿態(tài)變化產(chǎn)生明顯影響，其原理與光滑斜面上的滑塊運(yùn)動(dòng)相似，如圖6所示，若斜面固定或以勻速運(yùn)動(dòng)，則滑塊沿斜面向下有絕對(duì)加速度B，其中：

圖5 懸吊釋放系統(tǒng)的簡化力學(xué)模型

圖6 滑塊斜面模型

式中：g為重力加速度；β為斜面傾斜角；Bx為加速度B沿水平方向分量，By為加速度B沿豎直方向分量。

若使得處于傾斜狀態(tài)的滑塊具備一向右的加速度B′x，則滑塊只有豎直向下的絕對(duì)速度和絕對(duì)加速度，斜面只起到對(duì)滑塊限定姿態(tài)的作用，而不影響豎直向下的運(yùn)動(dòng)。相似地，對(duì)于懸吊釋放裝置，根據(jù)圖5所示的幾何關(guān)系，可得

式中：Aα為姿態(tài)控制系統(tǒng)傾角為α?xí)r為不影響釋放滑塊被釋放后的姿態(tài)，主承力塊（或釋放滑塊）所需具備的理論加速度。

3 聯(lián)合仿真

為檢驗(yàn)上述理論模型的正確性，采用Adams和Matlab聯(lián)合仿真［13］獲得各個(gè)釋放傾角下水平滑塊的最優(yōu)加速度。由于動(dòng)力學(xué)仿真軟件Adams自身的建模能力較弱，所以在SolidWorks中按預(yù)設(shè)參數(shù)建模并裝配，將模型導(dǎo)入到Adams中［14］，如圖7所示。對(duì)模型進(jìn)行Adams前處理，圖4中大齒輪盤和小齒輪盤間的接觸力設(shè)置為碰撞［15］，其中剛度系數(shù)K=0.866 7

圖7 Adams仿真模型

GN·m-1、接觸法向力中材料剛度項(xiàng)貢獻(xiàn)值的指數(shù)為1.5、阻尼系數(shù)取值30 kN、穿透深度為0.1 mm。導(dǎo)桿和轉(zhuǎn)動(dòng)套之間、主承力塊和釋放滑塊之間的接觸力參數(shù)如圖8所示，其他部分添加相應(yīng)的運(yùn)動(dòng)副和約束。

圖8 接觸力參數(shù)設(shè)置

仿真0～0.5 s為姿態(tài)調(diào)整段，電動(dòng)推桿伸長，使主承力塊傾斜預(yù)定角度（如圖3示意），0.5～1 s對(duì)水平滑塊施加補(bǔ)償力，使得水平滑塊具備加速度A，懸吊釋放系統(tǒng)同時(shí)解鎖釋放，著陸器縮比樣機(jī)在重力作用下自由落體，仿真1.5 s時(shí)取縮比樣機(jī)的姿態(tài)絕對(duì)傾斜角，將姿態(tài)絕對(duì)傾斜角與釋放傾角相減，得到自由落體段的姿態(tài)變化角，求各釋放傾角下最優(yōu)加速度的具體流程如圖9所示。

圖9 聯(lián)合仿真流程

為對(duì)圖9中的流程做進(jìn)一步說明，以傾斜釋放角度2°為例，根據(jù)式（3）得到的理論加速度值為0.34 m/s2，為檢驗(yàn)該計(jì)算結(jié)果的正確性，在仿真中，以［-0.66，1.34］為加速度取值區(qū)間，以-1.66、-1.56、…、1.24、1.34為加速度具體取值賦到仿真模型中，得到姿態(tài)變化角的數(shù)據(jù)，通過對(duì)數(shù)據(jù)進(jìn)行分析，為進(jìn)行更加細(xì)化的仿真，以［0.14，0.54］為加速度取值區(qū)間，以0.14、0.15、…、0.53、0.54為加速度具體取值賦到仿真模型，觀察數(shù)據(jù)得到使得下落過程中姿態(tài)變化角最小時(shí)的水平滑塊最優(yōu)附加加速度。

4 仿真結(jié)果分析

通過在Matlab和Adams中的第1步聯(lián)合仿真，得到如圖10所示的加速度（取值間隔為0.1 m/s2）與姿態(tài)變化角的曲線。在姿態(tài)變化角趨于0°時(shí)對(duì)應(yīng)的加速度小區(qū)間內(nèi)姿態(tài)變化角下降較快，在遠(yuǎn)離0°的區(qū)間內(nèi)變化趨勢(shì)不太明顯且有小幅抖動(dòng)。

圖10 第1步的姿態(tài)變化角隨加速度變化曲線

在第1步聯(lián)合仿真的基礎(chǔ)上，通過對(duì)所得數(shù)據(jù)觀察，縮小了加速度變量區(qū)間（取值間隔為0.01 m/s2），再次聯(lián)合仿真，由于仿真軟件的計(jì)算誤差導(dǎo)致波動(dòng)較為明顯，對(duì)所得到的姿態(tài)變化角數(shù)據(jù)進(jìn)行Savitzky-Golay濾波，得到如圖11所示的變化曲線。

圖11 第2步的姿態(tài)變化角隨加速度變化曲線

整體姿態(tài)變化角幅值相較于第1步而言有明顯縮小，取每個(gè)釋放傾角下姿態(tài)變化角最小時(shí)的加速度值，見表1，可見，聯(lián)合仿真得到的最優(yōu)加速度解與根據(jù)式（3）而得的理論計(jì)算值基本一致，證明了圖5中懸吊釋放系統(tǒng)力學(xué)模型的正確性。

表1 理論計(jì)算值與聯(lián)合仿真最優(yōu)加速度值對(duì)比

圖12所示為各傾斜釋放角度下施加最優(yōu)加速度和無加速度時(shí)姿態(tài)變化角曲線。

圖12 姿態(tài)變化角對(duì)比圖

由圖（12）可知：未施加加速度時(shí)，姿態(tài)變化角隨傾斜釋放角度的增大而逐漸增大，無法滿足對(duì)縮比樣機(jī)釋放姿態(tài)定量可控的試驗(yàn)要求；施加了最優(yōu)水平加速度后的姿態(tài)變化角在每個(gè)傾斜釋放角度下均趨于0°，可在最佳程度上定量測(cè)得縮比樣機(jī)以預(yù)定姿態(tài)觸地后的整體緩沖性能及姿態(tài)變化。

表2為各釋放傾角下，在姿態(tài)調(diào)整段后施加水平最優(yōu)加速度時(shí)電動(dòng)推桿所需的自鎖力以及第2電動(dòng)機(jī)解鎖釋放時(shí)所需的驅(qū)動(dòng)扭矩，仿真數(shù)據(jù)表明，隨著傾斜釋放角度的增加，電動(dòng)推桿所需的自鎖力逐漸增大，其原因是隨著釋放傾角的變大，釋放滑塊固結(jié)的縮比樣機(jī)部分回到平衡位置（水平）的趨勢(shì)越大，而這種趨勢(shì)被電動(dòng)推桿的自鎖力阻止，施加的加速度雖然可以部分抵消恢復(fù)趨勢(shì)，但影響較小；電動(dòng)機(jī)驅(qū)動(dòng)扭矩維持在32～35 N·m左右，常用電動(dòng)機(jī)即可滿足要求。

表2 最優(yōu)加速度下裝置所需性能

5 結(jié) 語

本文提出了一種可實(shí)現(xiàn)著陸器縮比樣機(jī)落震觸地姿態(tài)可控的地面試驗(yàn)裝置，并介紹了該裝置總體和各重要分系統(tǒng)的結(jié)構(gòu)組成和工作原理。由經(jīng)驗(yàn)公式得到了第1電動(dòng)機(jī)所需驅(qū)動(dòng)扭矩；為了保證著陸器縮比樣機(jī)從釋放到觸地整個(gè)過程中下落傾角不變，在所建立的滑塊斜面模型和主承力塊、釋放滑塊及縮比樣機(jī)間的力學(xué)模型的基礎(chǔ)上，推導(dǎo)得掛載著陸器縮比樣機(jī)試驗(yàn)裝置中水平滑塊所應(yīng)具備的水平運(yùn)動(dòng)加速度解析解，并通過Matlab和Adams聯(lián)合仿真對(duì)該加速度解的正確性和有效性進(jìn)行了核驗(yàn)，得到了各釋放傾角下施加最優(yōu)加速度時(shí)電動(dòng)推桿自鎖力和第2電動(dòng)機(jī)驅(qū)動(dòng)扭矩。仿真結(jié)果表明，當(dāng)水平滑塊以接近理論模型求得的水平加速度運(yùn)動(dòng)的情況下進(jìn)行釋放，著陸器縮比樣機(jī)將以較理想的觸地傾角完成落震緩沖，實(shí)現(xiàn)地面試驗(yàn)中對(duì)著陸器樣機(jī)觸地姿態(tài)定量控制的要求，為發(fā)展?jié)M足未來深空星表探測(cè)任務(wù)需求的軟著陸裝置提供一種行之有效的地面試驗(yàn)技術(shù)解決方案。