曾惠忠，董彥芝，盛 聰，張 玲

(北京空間飛行器總體設計部，北京 100094)

0 引 言

嫦娥五號探測器完成了我國月面無人自動采樣返回任務，嫦娥五號上升器是嫦娥五號探測器系統(tǒng)所屬的一個航天器。嫦娥五號上升器位于嫦娥五號探測器系統(tǒng)最頂端，其任務是經過地面發(fā)射、地月轉移、近月制動飛行后，隨著陸器在月面著陸月面實施采樣、月面起飛、月球軌道交會對接和樣品轉移。上升器基本參與探測器所有需要消耗大量燃料的飛行任務。因此，上升器結構輕量化設計對探測器系統(tǒng)輕量化設計具有重大意義，直接決定了整體任務的成敗。上升器結構需要參與月面無人自動采樣封裝和月球軌道無人交會對接，采樣相關有效載荷、交會對接相關有效載荷的結構安裝精度實現(xiàn)以及精度預測直接決定上述任務的成敗。因此，為保障嫦娥五號探測器任務成功實施，迫切需求研制出高精度上升器結構。

上升器整器重769 kg，從重量分類上屬于小衛(wèi)星。對于整星重量接近800 kg的小衛(wèi)星，其結構占整星重量比例為10%～20%，例如整星重量接近800 kg的中法海洋衛(wèi)星、高分一號衛(wèi)星、環(huán)境一號C星、委內瑞拉光學遙感衛(wèi)星結構占整星重量比例分別為17.0%、12.8%、16.8%、17.1%。但上升器結構重量要求小于51 kg，即占整器重量比例低于6.6%，其輕量化要求非常嚴苛。

嫦娥五號探測器月面無人自動采樣和交會對接任務對上升器結構提出極高的精度要求，相關有效載荷最高安裝平面度為400 mm×400 mm區(qū)域小于或等于0.05 mm。阿波羅載人月球探測器的月球采樣和交會對接任務均有宇航員參與，對應有效載荷的安裝精度要求低于月面無人自動采樣和交會對接任務[1-2]。常規(guī)小衛(wèi)星結構高精度有效載荷安裝平面度通常為200 mm×200 mm區(qū)域小于或等于0.1 mm；例如文獻[3]設計的小衛(wèi)星結構的有效載荷直接安裝在星箭連接接頭所在的底板上，且星箭連接接頭附近的結構連接點可以依據(jù)主頻調整需求進行取舍，其底板精度最高不會超過200 mm×200 mm區(qū)域小于或等于0.1 mm。因此，上升器結構高精度設計，面臨的技術難度也很大。

針對我國首次月球軌道交會對接所需的有效載荷高指向精度控制和預示分析要求，當前已有的預示分析方法無法滿足，因為這些方法通常只考慮有效載荷安裝處的航天器結構變形對有效載荷指向精度的影響。例如已有文獻[4]，基于測試數(shù)據(jù)進行有效載荷安裝結構指向精度預示。但該方法存在以下不足：1)用有效載荷安裝結構指向代替有效載荷指向，忽略了有效載荷自身和安裝結構在空間在軌環(huán)境下相互耦合對指向的影響效應，基于測試數(shù)據(jù)獲取的有效載荷安裝結構指向和有效載荷實際指向之間會有不可忽略的差異；2)基于測試數(shù)據(jù)進行有效載荷安裝結構指向精度預示，實際地面數(shù)據(jù)僅作為初始值，對其在軌變化趨勢的影響基本可以忽略，但為了預示指向精度需要進行實物測試，工作量大且過程繁瑣；3)基于測試數(shù)據(jù)進行有效載荷安裝結構指向精度預示，只能等到航天器結構以及有效載荷整體研制完成之后才能開展，時間較為滯后，不利于及早發(fā)現(xiàn)問題并提出改進設計措施。

綜上所述，國內外已有技術無法解決我國月面無人自動采樣返回所需極高的輕量化設計和精度保持預測要求的難題。為解決該難題，本文探索出一套輕量化高精度月面起飛上升器結構設計技術，該技術具體包括三部分：1)采用至頂向下的結構減重優(yōu)化技術完成輕量化設計，滿足月面無人自動采樣返回所需的輕量化結構要求；2)運用壓緊和精度保持功能分離、雙坐標系分級實現(xiàn)高精度的結構設計技術，滿足月面無人自動采樣封裝和月球軌道無人交會對接的高精度要求；3)基于結構和有效載荷耦合作用下的有效載荷指向精度預測技術，對交會對接任務相關的有效載荷在軌指向變化進行預測，滿足月球軌道無人交會對接的高精度要求。

1 上升器結構輕量化設計

采用至頂向下的方法開展上升器結構輕量化設計，該設計方法依次包括以下五方面：整器結構構型設計減重、主傳力路徑設計減重、結構連接方式優(yōu)化減重、底板關鍵部件優(yōu)化減重、蜂窩夾層結構板預埋件優(yōu)化減重。

通過輕量化設計得到的上升器結構由球冠形底板、4塊隔板、頂板、8塊外側板、4個中心角盒組成,如圖1所示。底板為碳纖維增強樹脂薄壁加筋殼結構，頂板為鋁面板鋁蜂窩芯子夾層結構板，其余結構板為碳纖維增強樹脂面板鋁蜂窩芯子夾層結構板，中心角盒為鋁合金板殼結構。

圖1 上升器結構組成Fig.1 Constitution of the ascender structure

1.1 整器結構構型設計減重

結合上升器結構輕量化設計需求，提出在方案階段以結構板面積最小為準則，開展基于結構構型優(yōu)化的結構減重設計，最終實現(xiàn)結構減重4.8 kg。

1)基于方案設計初期確定的整器八棱柱構型，將貯箱安裝法蘭設計成中部偏上，貯箱通過其安裝法蘭從下往上安裝于底板的大開口下沿，貯箱大部分都暴露在艙外，上升器其余有效載荷主要放置在艙內頂板下表面。如圖2所示，貯箱通過居中法蘭半外露安裝方式相比貯箱被艙板完全包圍安裝方式的結構板面積顯著減小，貯箱通過偏置法蘭大半外露安裝方式進一步減小結構板面積，這種布局能充分利用艙內貯箱到頂板下表面之間的有效空間(與文獻[3]通過變截面結構構型設計實現(xiàn)星內安裝空間充分利用的效果類似)，減小上升器整器結構板面積，從而減小上升器結構重量。

圖2 減小結構板面積的貯箱安裝布局方式比較Fig.2 Contrast for different tank mounting configurations to reduce the surface of structural panel

2)通過對上升器支架和貯箱安全距離以及底板自身強度剛度的研究分析，確定底板采用球冠形。如圖3所示，采用下凸底板相比平板和上凸底板，能在保持相同艙內可用有效載荷安裝空間前提下，側板面積大幅度減少、隔板面積基本不變，因此整體上能進一步大幅減小上升器整器結構板面積，從而減小結構重量。

圖3 底板下凸和平板、上凸底板布局方式比較示意圖Fig.3 Contrast for different bottom panel configurations including concave, even and heave

3)基于上述結構板面積最小的貯箱外露且底板下凸構型，艙內大部分有效載荷放置在貯箱到頂板之間，將有散熱需求的有效載荷安裝面選在頂板，頂板集中解決熱管導熱問題需要采用鋁面板；其余有效載荷安裝面選在隔板或側板上，使得這些結構板不需要考慮熱管導熱問題，從而能將其面板材料由鋁合金改為碳纖維增強樹脂材料，對應的結構面板重量減少三分之一。

1.2 主傳力路徑設計減重

早期上升器結構設計方案，四個隔板通過中心環(huán)形框架連為一體，中心環(huán)形框架重量為5 kg。如圖4所示(圖中展示了力流傳遞情況)，分析了上升器結構主傳力路徑后，基于傳力路徑最短的原則[5]，確定整器根部對外主承力接頭選取在隔板下沿中點附近，使得每塊隔板底部基本能完全承受自身傳遞載荷，而不需要隔板之間通過大承力結構傳遞載荷；進而確定中心環(huán)形框架不屬于主傳力路徑上的結構，其主要提供3000 N發(fā)動機噴管和樣品容器安裝接口。為此進行輕量化方案設計，最后確定采用圖1所示組合形式的中心角盒，加上裝配連接環(huán)節(jié)重量，不超過1.6 kg,相比中心環(huán)形框架減輕了3.4 kg。

圖4 采用中心環(huán)形框架與中心角盒方案比較Fig.4 Contrast for center circle frame and center angle bead configurations

1.3 底板關鍵部件優(yōu)化減重

上升器底板需要承受460 kg有效載荷，同時作為主傳力結構，還需要將上升器整器慣性力傳遞到著陸器上。因此底板屬于上升器結構的關鍵部件。方案設計階段，設計了3種強度、剛度滿足要求的底板方案：預埋加強梁的蜂窩夾層結構板(16 kg)、鋁合金整體機加成型的加筋殼結構(24.5 kg)和碳纖維增強樹脂材料整體成型的加筋殼結構(16.9 kg)。

為兼顧溫度環(huán)境適應性和滿足輕量化要求，底板采用上述第3種設計方案。在此基礎上，采用與復合材料力學性能相當?shù)母飨蛲圆牧辖⒂邢拊Ｐ?，通過拓撲優(yōu)化、尺寸拓撲優(yōu)化和形貌優(yōu)化確定底板主承載區(qū)域，基于傳力路徑最短的設計準則確定主承載區(qū)域加強筋的布局，通過尺寸優(yōu)化確定殼體厚度和加強筋的高度及壁厚，然后結合以往成功的復合材料結構設計經驗對優(yōu)化設計結果進行校驗和細化，最終設計出強度裕度和剛度都滿足要求的底板[6-9]。最終底板重11.8 kg，相比于優(yōu)化前的16.9 kg減輕30.2%。最終產品照片如圖 5所示。

圖5 底板實際產品Fig.5 Practicality of the bottom panel

1.4 結構連接方式優(yōu)化減重

上升器結構詳細設計階段，在比較研究了以往衛(wèi)星結構連接方式基礎上，針對上升器結構特點，確定了上升器結構連接方式優(yōu)化減重原則：盡量減少結構連接環(huán)節(jié)，結構板采取直接連接而不是通過角條間接連接，最終實現(xiàn)整器結構減重3.1 kg。

頂板原有方案是采用3塊結構板裝配形成，裝配設計方案需要2條拼接棱，每條棱15個連接點，每個連接點兩個螺紋連接需要30 g，每條棱角條120 g，總共需要分配重量1.14 kg。為減少結構連接環(huán)節(jié)，將其設計為一體結構，折彎處面板和芯子都需要拼接，拼接面板所需重量130 g，芯子拼接所需發(fā)泡膠重量110 g，總共需要分配0.24 kg。相比裝配連接方案，減輕了0.9 kg。

上升器結構整體形狀為八棱柱，大側板和斜側板夾角為135°，二者之間需要設計結構連接。早期設計方案是通過角條將大側板和斜側板連接為一體，這種方案需要8條棱，每條棱8個連接點，每個連接點兩個螺紋連接需要30 g，每條棱角條70 g，總共需要分配重量2.48 kg。結合上升器結構連接點承力分析，采用大側板和斜側板直接連接方式，大側板上設計安裝孔軸線與板面法線成45°夾角的特殊孔套，斜側板上設計輕型側向螺紋埋件，這種方式每個連接點需要1個螺釘和2個埋件，每個連接點需要占用大約20 g，因此這種連接方案總共需要分配1.28 kg，相比于角條連接方式，減輕了1.2 kg。

以往的衛(wèi)星結構連接都采用M5螺釘，為減輕重量，在分析其承力大小前提下，將其設計為M4螺釘。相對采用M5螺釘方案，采用M4螺釘方案的每個螺釘減輕1 g、埋件減輕3 g，整器大約250個結構連接點，則總共減輕1 kg。

1.5 蜂窩板埋件設計減重

結合已有通用埋件承力大小試驗數(shù)據(jù)，將有效載荷安裝點的M3、M4和M5螺紋埋件及其發(fā)泡膠填充方式進行優(yōu)化減重設計，相對通用的螺紋埋件，每個減輕埋件能減重3 g，整器大約700個，減輕2.1 kg。

M5輕量化螺紋預埋件構型和發(fā)泡膠填充方式如圖6所示。該預埋件設計為僅能容納螺紋孔的圓柱體、螺紋端部直徑相對圓柱體大3 mm的翻邊和若干個周向均布的翅片組合，具體翅片數(shù)量需要與蜂窩芯格大小匹配，確保具體實施時每個翅片端部很容易落在一個完整的蜂窩芯格中，翅片高度只需要略大于螺紋孔螺紋段深度；這樣有效載荷慣性力就能通過預埋件螺紋孔直接傳遞到翅片端部。發(fā)泡膠在預埋件圓柱體和翅片一周包裹一層，蜂窩芯子中心開口接近圓柱段直徑，同時蜂窩芯子沿著翅片方向增加徑向開口(開口端部基本接近翅片端部)，并在與翅片端部相交的蜂窩芯格內填充保證固化后能充滿這個蜂窩芯格的發(fā)泡膠；實現(xiàn)用最少的發(fā)泡膠，將預埋件傳遞的有效載荷慣性力分散到更大范圍的蜂窩芯子，從而實現(xiàn)輕量化設計。對于少量有更大承力的預埋件，可以在翅片端部所在圓周往外沿著翅片方向的蜂窩芯格增加發(fā)泡膠，讓更多的蜂窩芯格參與承力，從而提高預埋件的整體承力水平。

圖6 輕量化蜂窩夾層板螺紋連接預埋件設計方案Fig.6 The scheme of the lightweight pre-insert with screw thread used in honeycomb sandwich panel

此外，在研究結構連接點承力方式基礎上，對結構連接點所用的孔套、側向埋件及其發(fā)泡膠填充方式進行優(yōu)化，每個孔套大約減輕1 g，每個側向埋件大約減輕5 g，整器250個結構連接點，總共減輕重量1.5 kg。

2 上升器結構高精度設計

針對月面無人自動采樣任務需求，月面鉆取采樣機構需要通過1個連接分離螺栓對4個壓緊點高精度壓緊安裝，為此設計出一種金屬十字梁和蜂窩夾層結構板組合結構,如圖7所示，使得預緊力承受和月面鉆取采樣機構安裝接口精度保持功能分離，最終保證在預緊力作用下上升器結構還能提供月面鉆取采樣機構所需的高精度安裝接口。方案如下：

1)鉆取采樣機構和金屬十字梁分別安裝在蜂窩夾層結構板兩側；金屬十字梁4個端點處為壓緊點，鉆取采樣機構和金屬十字梁在4個壓緊點處通過蜂窩夾層結構板預埋的雙孔螺紋埋件連為一體，并通過中心連接分離螺栓將鉆取采樣機構壓緊安裝在蜂窩夾層結構板上；

2)4個壓緊點處蜂窩夾層結構板預埋的雙孔螺紋埋件兩端使用常溫固化膠粘貼墊片，通過組合加工雙孔螺紋預埋件兩端的墊片，保證每側墊片平面度小于0.05 mm，最終實現(xiàn)400 mm×400 mm區(qū)域的有效載荷安裝平面度小于0.05 mm，通過兩側墊片實現(xiàn)鉆取采樣機構和金屬十字梁在4個壓緊點貼合、除此以外部分懸空的壓緊安裝；

3)鉆取采樣機構壓緊的預緊力直接作用在蜂窩夾層結構板兩側的鉆取采樣機構和金屬十字梁，金屬十字梁在承受預緊力時，變形小于0.1 mm；鉆取采樣機構加速度產生的慣性力(較預緊力小1個數(shù)量級)，通過鉆取采樣機構和十字梁傳遞到蜂窩夾層結構板的雙孔螺紋埋件，最終由蜂窩夾層結構承受。

圖7 金屬十字梁和蜂窩夾層結構板組合結構Fig.7 The assembled structure consists of the metal cross beam and honeycomb sandwich panel

針對我國月面無人自動采樣及在月球軌道交會對接任務中很高的有效載荷安裝精度要求，提出一種基于兩套坐標系分級實現(xiàn)樣品容器、敏感器、采樣裝置、交會對接機構很高安裝接口精度的設計方法(400 mm×400 mm區(qū)域平面度達到0.05 mm)：

1)將相互之間有很高的形位精度要求的樣品容器、敏感器、采樣裝置、交會對接機構集中安裝在遠離整器坐標系原點處，其相對形位精度控制在新建立的采樣交會對接坐標系中實現(xiàn)，采樣交會對接坐標系基準面建立在中心角盒的樣品容器安裝面上。

2)采樣交會對接坐標系相對整器坐標系的精度只需要滿足采樣和交會對接任務以外常規(guī)飛行階段的需求，相對較低，通過常規(guī)的整器結構部裝裝配調整實現(xiàn)。

3)采樣交會對接涉及的敏感器a安裝面、敏感器b安裝面、敏感器c安裝面、敏感器d安裝面、采樣裝置安裝面、交會對接機構安裝面都設計在頂板上，具體為鋁合金預埋件突出頂板的端面,這些安裝面相對采樣交會對接坐標系的形位精度通過組合加工實現(xiàn)。

3 高精度有效載荷指向變化預示

上升器安裝的月球軌道交會對接相關的高指向精度要求的有效載荷為：星敏感器a、星敏感器b、星敏感器c、激光IMU(Inertial measurement unit慣性測量單元)、光纖IMU。需要分析零重力(代表理論設計值的初始狀態(tài))、1倍重力(地面狀態(tài))、在軌溫度場(在軌狀態(tài))3種狀態(tài)下，星敏感器a、星敏感器b、星敏感器c分別相對激光IMU和光纖IMU的3個基準軸的指向變化值。因此，提出一種高精度有效載荷指向變化預示方法，該方法能綜合考慮有效載荷自身和安裝結構系統(tǒng)整體效應、簡化分析方法、便于在設計早期開展預示工作，流程如圖8所示。

圖8 有效載荷在軌指向變化預示方法流程圖Fig.8 Flow chart of the payload in orbit pointing accuracy forecasting

1)依據(jù)有效載荷布局，獲取零重力狀態(tài)下指向矢量相對整器坐標系的單位向量。依據(jù)式(1)計算敏感器a、星敏感器b、星敏感器c的指向單位向量與激光IMU、光纖IMU的3個基準軸的相對夾角。

θ=arccos(V1·V2)

(1)

式中：θ為2個單位矢量夾角;V1,V2為需要計算夾角的2個單位矢量。

2)建立包含整器結構和上述高指向精度有效載荷的整器有限元模型[10]，整星有效載荷及其安裝結構的有限元模型用尺寸更小的有限單元進行模擬，在此基礎上以有效載荷自身結構上代表其指向的所有節(jié)點作為主節(jié)點、以主節(jié)點的幾何中心擬合點為從節(jié)點建立RBE3單元(一種多點約束單元)，并將RBE3單元的從節(jié)點定義為特征點，用特征點的轉動角度表征有效載荷指向變化；通過這種有限元建模方法，分析得到的有效載荷指向能包含有效載荷與其安裝結構耦合效應。

3)賦予所有有限單元的力學特性以及材料的線膨脹系數(shù)，對整星有限元模型分別施加1倍重力加速度和在軌溫度場，并分別開展靜力分析，輸出上述5個有效載荷的特征點角度位移。

4)基于已有5個有效載荷指向在整器坐標系中的單位向量和施加在軌預示環(huán)境之后各自特征點角位移，依據(jù)式(2)分別計算施加在軌預示環(huán)境之后所有有效載荷相對整器的指向單位向量，然后依據(jù)式(1)分別計算1倍重力加速度和在軌溫度場之后不同有效載荷指向單位向量之間相對夾角[11]。

(2)

式中：A為整器坐標系X0Y0Z0到有效載荷固連坐標系X1Y1Z1的方向余弦陣；α，β，γ分別為有效載荷固連坐標系X1Y1Z1繞整器坐標系X0Y0Z0的3個坐標軸的轉角——即特征點角位移；U0，U1分別為有效載荷指向單位矢量在整器坐標系X0Y0Z0,有效載荷固連坐標系X1Y1Z1中的坐標分量向量。

5)最后計算施加1倍重力加速度和在軌溫度場前、后不同有效載荷指向單位向量之間相對夾角的變化值。將星敏器相對IMU夾角變化換算成角秒，對應數(shù)值見表1。結果表明施加1倍重力場相對初始狀態(tài)下3個星敏器相對2個IMU指向變化最大值為122.76″，施加在軌溫度場相對初始狀態(tài)下3個星敏器相對2個IMU指向變化最大值為126.00″，均滿足任務需求，因此預示工作結束(預示結果經受了飛行驗證)。否則，如果不滿足要求，通過對有效載荷布局進行優(yōu)化、控制溫度環(huán)境、以特征點角度位移作為優(yōu)化目標開展基于有限元模型的結構數(shù)值優(yōu)化，最終保證有效載荷在軌指向變化滿足任務要求。

表1 1倍重力和在軌溫度場環(huán)境下的星敏器相對IMU基準軸夾角變化情況Table 1 Changes of reference axis angles between the star sensors and IMUs under gravity and temperature field in orbit

4 結 論

本文通過從方案到詳細設計的至頂向下、從整器結構構型到蜂窩板埋件的結構輕量化設計，實現(xiàn)上升器結構自重47.758 kg(占整器重量769 kg的6.2%)；提出承受預緊力和精度保持功能分離、基于兩套坐標系分級實現(xiàn)高精度有效載荷安裝接口的結構設計方法，保證上升器結構滿足月面無人自動采樣和月球軌道交會相關有效載荷的安裝接口400 mm×400 mm區(qū)域平面度小于或者等于0.05 mm的高精度要求；提出綜合了有效載荷自身和安裝結構耦合效應的有效載荷在軌指向變化預示方法，實現(xiàn)準確、高效、快速地對有效載荷在軌指向變化進行評估，滿足月球軌道交會相關有效載荷的在軌指向變化小于3′的高精度指向控制要求。

上升器結構設計已支持完成我國月面無人自動采樣返回任務，在此基礎上探索出一套大承力航天器結構輕量化、高精度設計方法，可為后續(xù)深空探測等航天領域提供參考。