賈 山， 趙建華， 廖萬斌， 陳金寶， 周向華， 張 勝

（南京航空航天大學a.航天學院；b.深空星表探測機構(gòu)技術(shù)工信部重點實驗室；c.航天進入減速與著陸技術(shù)實驗室，南京211106）

0 引 言

隨著嫦娥5號于近期準備發(fā)射，我國探月工程3步走戰(zhàn)略的第3步也即將實現(xiàn)探月采樣返回，火星探測器也已于今年7月發(fā)射，后續(xù)將繼續(xù)實施載人登月和小行星探測等任務(wù)［1-3］，其中星表軟著陸機構(gòu)作為深空星表著陸器的關(guān)鍵技術(shù)之一，將對任務(wù)的成敗有著直接的影響［4-6］。著陸器在完成初始設(shè)計后必須進行縮比樣機沖擊試驗，以測試整機和緩沖裝置的力學性能及觸地前后的姿態(tài)變化［7-8］。文獻［9］中詳盡闡述了3種可模擬月球重力場的試驗裝置，并將著陸器著陸沖擊試驗分為原尺寸（模擬的月球重力場下）和1/6模型試驗（地球重力場下）兩類，研究表明兩種試驗結(jié)果之間有良好的一致性，但試驗數(shù)據(jù)與真實著陸數(shù)據(jù)存在一定差異；文獻［10］中設(shè)計了一種用于單腿沖擊試驗的落震平臺，可測試著陸器單腿沖擊緩沖性能；文獻［11］中提出了一種可用于做整機落震沖擊試驗的吊掛釋放裝置，完成了吊具承載能力試驗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的水平速度影響，由于采用柔性帶實現(xiàn)吊掛承力功能，使得實際情況下的姿態(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］，當姿控發(fā)動機發(fā)生故障或姿控效果不佳時會以非理想姿態(tài)觸地，這對緩沖吸能系統(tǒng)提出了嚴苛的設(shè)計要求，所以有必要設(shè)計一種釋放姿態(tài)可控的地面試驗裝置來驗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)計前提，以釋放姿態(tài)可控為設(shè)計目標，提出一種用于著陸器縮比樣機落震沖擊試驗的新型地面試驗裝置。

1 懸吊釋放裝置機構(gòu)

1.1 總體方案

本裝置主要包括臺架、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：臺架系統(tǒng)對其他各系統(tǒng)起到支撐作用；提升系統(tǒng)主要用電動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)對姿態(tài)控制系統(tǒng)起到固定和拖拽作用，在試驗時可實現(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；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，分別用來采集縮比樣機著陸緩沖過程中的觸地沖擊力和姿態(tài)變化，該地面試驗裝置的結(jié)構(gòu)布局如圖1所示。

圖1 整機構(gòu)型

以某著陸器的幾何尺寸為參照，根據(jù)著陸器縮比樣機全工況落震試驗要求，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，以實現(xiàn)觸地時垂直速度為4 m/s，解鎖過程耗時0.5 s，最大釋放傾角為12°，可承載的縮比樣機最大質(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滑動，第1電動機通過聯(lián)軸器驅(qū)動滾珠絲杠轉(zhuǎn)動，絲杠螺母與水平滑塊固定，實現(xiàn)了水平滑塊的橫向移動。

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)動機構(gòu)原理，第2電動機驅(qū)動小齒輪盤帶動大齒輪盤轉(zhuǎn)過固定角度，實現(xiàn)4根導(dǎo)桿的同時縮回和伸出，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)動過度，導(dǎo)桿內(nèi)部端面為半球形，配合轉(zhuǎn)動套使之在解鎖脫落時更為順滑，如圖4（b）、（c）所示。

圖4 懸吊釋放系統(tǒng)

2 動力學建模與分析

2.1 絲杠驅(qū)動部分

地面試驗裝置可承載著陸器縮比樣機最大質(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)驗電動機所需驅(qū)動扭矩：

式中：Fa為絲杠螺母對絲杠的切向壓力；I為絲杠導(dǎo)程，32 mm；n為絲杠正效率，0.94。水平運行下直線軸承的動摩擦因數(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機所需輸出的驅(qū)動扭矩為95.6 N·mm。

2.2 姿控和懸吊釋放系統(tǒng)

地面試驗裝置可實現(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)角度進行分析，建立主承力塊、釋放滑塊和縮比樣機間的簡化力學模型，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釋放滑塊的接觸彈力（忽略之間的摩擦力）；G為縮比樣機的質(zhì)量重力；Fp為導(dǎo)桿對釋放滑塊的提升力。釋放滑塊與縮比樣機固定。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，則由于在釋放時主承力塊內(nèi)側(cè)對釋放滑塊外壁的微小間隙存在點接觸彈力（即F1、F2）的作用，使得在釋放后釋放滑塊和縮比樣機整體會發(fā)生與調(diào)姿方向相反的翻轉(zhuǎn)。若施加一向右的加速度，可使主承力塊對釋放滑塊只起到限定姿態(tài)的作用，而不會對釋放后的姿態(tài)變化產(chǎn)生明顯影響，其原理與光滑斜面上的滑塊運動相似，如圖6所示，若斜面固定或以勻速運動，則滑塊沿斜面向下有絕對加速度B，其中：

圖5 懸吊釋放系統(tǒng)的簡化力學模型

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速度和絕對加速度，斜面只起到對滑塊限定姿態(tài)的作用，而不影響豎直向下的運動。相似地，對于懸吊釋放裝置，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時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］獲得各個釋放傾角下水平滑塊的最優(yōu)加速度。由于動力學仿真軟件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。對模型進行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貢獻值的指數(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)的運動副和約束。

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對水平滑塊施加補償力，使得水平滑塊具備加速度A，懸吊釋放系統(tǒng)同時解鎖釋放，著陸器縮比樣機在重力作用下自由落體，仿真1.5 s時取縮比樣機的姿態(tài)絕對傾斜角，將姿態(tài)絕對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

為對圖9中的流程做進一步說明，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，為檢驗該計算結(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)，通過對數(shù)據(jù)進行分析，為進行更加細化的仿真，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°時對應(yīng)的加速度小區(qū)間內(nèi)姿態(tài)變化角下降較快，在遠離0°的區(qū)間內(nèi)變化趨勢不太明顯且有小幅抖動。

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，由于仿真軟件的計算誤差導(dǎo)致波動較為明顯，對所得到的姿態(tài)變化角數(shù)據(jù)進行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，取每個釋放傾角下姿態(tài)變化角最小時的加速度值，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）而得的理論計算值基本一致，證明了圖5中懸吊釋放系統(tǒng)力學模型的正確性。

表1 理論計算值與聯(lián)合仿真最優(yōu)加速度值對比

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姿態(tài)變化角曲線。

圖12 姿態(tài)變化角對比圖

由圖（12）可知：未施加加速度時，姿態(tài)變化角隨傾斜釋放角度的增大而逐漸增大，無法滿足對縮比樣機釋放姿態(tài)定量可控的試驗要求；施加了最優(yōu)水平加速度后的姿態(tài)變化角在每個傾斜釋放角度下均趨于0°，可在最佳程度上定量測得縮比樣機以預(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)加速度時電動推桿所需的自鎖力以及第2電動機解鎖釋放時所需的驅(qū)動扭矩，仿真數(shù)據(jù)表明，隨著傾斜釋放角度的增加，電動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)的縮比樣機部分回到平衡位置（水平）的趨勢越大，而這種趨勢被電動推桿的自鎖力阻止，施加的加速度雖然可以部分抵消恢復(fù)趨勢，但影響較??；電動機驅(qū)動扭矩維持在32～35 N·m左右，常用電動機即可滿足要求。

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現(xiàn)著陸器縮比樣機落震觸地姿態(tài)可控的地面試驗裝置，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)驗公式得到了第1電動機所需驅(qū)動扭矩；為了保證著陸器縮比樣機從釋放到觸地整個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間的力學模型的基礎(chǔ)上，推導(dǎo)得掛載著陸器縮比樣機試驗裝置中水平滑塊所應(yīng)具備的水平運動加速度解析解，并通過Matlab和Adams聯(lián)合仿真對該加速度解的正確性和有效性進行了核驗，得到了各釋放傾角下施加最優(yōu)加速度時電動推桿自鎖力和第2電動機驅(qū)動扭矩。仿真結(jié)果表明，當水平滑塊以接近理論模型求得的水平加速度運動的情況下進行釋放，著陸器縮比樣機將以較理想的觸地傾角完成落震緩沖，實現(xiàn)地面試驗中對著陸器樣機觸地姿態(tài)定量控制的要求，為發(fā)展?jié)M足未來深空星表探測任務(wù)需求的軟著陸裝置提供一種行之有效的地面試驗技術(shù)解決方案。