賈 山，錢佳程，陳金寶，周金華，徐雅男，張 勝，肖赟辰，陳 姮

（1.南京航空航天大學(xué) 航天學(xué)院，江蘇 南京 210016；2.深空星表探測機(jī)構(gòu)技術(shù)工信部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，江蘇南京 210016；3.航天進(jìn)入減速與著陸技術(shù)航天科技集團(tuán)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，江蘇南京 210016；4.智能感知與無損著陸技術(shù)聯(lián)合實(shí)驗(yàn)室，江蘇南京 210016）

0 引言

深空探測是人類探索宇宙奧秘、開發(fā)天體資源、拓展空間疆域、實(shí)施技術(shù)創(chuàng)新的重要領(lǐng)域。重返月球和載人火星探測并列為21 世紀(jì)的深空探測目標(biāo)，對月球?qū)崿F(xiàn)成功探測，是進(jìn)行火星等更遠(yuǎn)深空探測的必要基礎(chǔ)［1］。目前，世界主要航天大國與機(jī)構(gòu)的探月軟著陸系統(tǒng)采用的主要構(gòu)型有“倒三角式”，如1966 年美國發(fā)射的Surveyor1［2］；“懸臂式”，如1969 年美國成功發(fā)射的世界上一個(gè)載人登月著陸器Apollo11［3］。

雖然這些典型登月航天器的著陸系統(tǒng)能很好地實(shí)現(xiàn)軟著陸緩沖，但是著陸后只能固定在著陸點(diǎn)，無法對著陸后自身的位置與姿態(tài)做出進(jìn)一步的修正，且探測范圍被限制在著陸點(diǎn)附近很小的區(qū)域內(nèi)，同時(shí)也很難為上升器創(chuàng)造最佳的起飛姿態(tài)，所以在構(gòu)型上需要做進(jìn)一步改進(jìn)。因此，近幾年各航天大國對著陸器的多功能化提出了更高要求，特別是針對集著陸、緩沖、行走為一體的著陸器研究，已經(jīng)成為未來深空探測研究裝備的熱點(diǎn)之一。如2004 年，美國“星座”計(jì)劃提出的可移動(dòng)探月著陸器的概念，其著陸機(jī)構(gòu)為42 自由度六足式機(jī)構(gòu)［4］；香港大學(xué)基于機(jī)器人技術(shù)提出的星表移動(dòng)方案，著陸后變形為基于4 搖臂8 輪的移動(dòng)機(jī)構(gòu)將所攜帶的密封艙送往指定位置，具備一定的路面適應(yīng)性［5］。但是，一方面可行走探月著陸器的構(gòu)型具有特殊性，無法運(yùn)用傳統(tǒng)構(gòu)型上的緩沖裝置作為緩沖；另一方面，目前的鋁蜂窩壓縮吸能方式局限于兩級鋁蜂窩的搭配方式，其在緩沖過程中，沖擊平臺(tái)反向加速度峰值在過渡階段明顯增高，并且目前針對鋁蜂窩的多級緩沖設(shè)計(jì)，基本都局限于半經(jīng)驗(yàn)公式，計(jì)算精度較低，沒有一定的理論計(jì)算依據(jù)。

為了滿足對著陸后姿態(tài)調(diào)整和移動(dòng)的要求，需要在已有的腿足式軟著陸機(jī)構(gòu)的基礎(chǔ)上對緩沖機(jī)構(gòu)進(jìn)行設(shè)計(jì)，提出一種可移動(dòng)探月軟著陸裝置的創(chuàng)新型構(gòu)型方案；也亟需一種新型多級鋁蜂窩緩沖裝置與可行走探月著陸器相結(jié)合，以滿足著陸緩沖要求以及著陸緩沖完成后需進(jìn)行行走的行程要求；而緩沖裝置的內(nèi)部多級鋁蜂窩則需要通過建立計(jì)算精度更高的蜂窩結(jié)構(gòu)力學(xué)特性模型，對多級蜂窩的搭配方式進(jìn)行優(yōu)化。將構(gòu)型與優(yōu)化結(jié)果相結(jié)合進(jìn)行驗(yàn)證，為后續(xù)開展的載人登月、月表基地建設(shè)等工程實(shí)施提供技術(shù)支撐。

1 整機(jī)設(shè)計(jì)簡述

著陸器整機(jī)按照傳統(tǒng)著陸腿構(gòu)型可分為倒三角式和懸臂式兩種［6-7］。為適應(yīng)目前傳統(tǒng)著陸要求下需要進(jìn)行可行走著陸器的特點(diǎn)，則需要對著陸器的基本構(gòu)型進(jìn)行設(shè)計(jì)，如圖1 所示。著陸緩沖機(jī)構(gòu)部分參照懸臂式機(jī)構(gòu)進(jìn)行設(shè)計(jì)，整機(jī)包括4 套緩沖機(jī)構(gòu)、一套機(jī)構(gòu)由一個(gè)緩沖驅(qū)動(dòng)一體化主減震器、2 個(gè)緩沖驅(qū)動(dòng)一體化輔助減震器組成。其中，著陸器本體質(zhì)量為1 200 kg。采用推桿設(shè)計(jì)將傳統(tǒng)軟著陸裝置位于機(jī)械腿上的主緩沖支柱轉(zhuǎn)移至推桿與軟著陸裝置本體之間，將傳統(tǒng)軟著陸裝置主緩沖支柱的壓縮吸能變?yōu)槔煳?。該?gòu)型可保證作為行走機(jī)構(gòu)的機(jī)械腿在緩沖前后的運(yùn)動(dòng)學(xué)特性的一致性，有利于之后的動(dòng)力學(xué)建模與控制，通過單腿與整機(jī)運(yùn)動(dòng)學(xué)分析進(jìn)行基于收攏包絡(luò)尺寸限制、斜坡地形適應(yīng)性與越障能力要求的優(yōu)化。

圖1 新型著陸器整機(jī)構(gòu)型Fig.1 Mechanisms of the new type lander

在緩沖器部分，作為著陸緩沖機(jī)構(gòu)的關(guān)鍵部件，既承擔(dān)著緩沖吸能的作用又承擔(dān)著驅(qū)動(dòng)行走的功能，在結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)上相對于傳統(tǒng)的緩沖器而言，具有一定的特殊性。緩沖驅(qū)動(dòng)一體化緩沖器如圖2 所示。在沖擊過程中，通過雙向拉壓組件來對鋁蜂窩進(jìn)行壓縮，壓縮完成后需要進(jìn)行行走功能，則需要通過驅(qū)動(dòng)系統(tǒng)組件對絲杠螺母機(jī)構(gòu)進(jìn)行驅(qū)動(dòng)，在含減速器的驅(qū)動(dòng)電機(jī)、驅(qū)動(dòng)系統(tǒng)組件、絲杠和雙向拉壓組件的相互作用下，為緩沖器實(shí)現(xiàn)伸縮功能。

圖2 緩沖驅(qū)動(dòng)一體化緩沖器Fig.2 Buffer drive integrated buffer

2 多級鋁蜂窩設(shè)計(jì)

緩沖器作為行星探測器著陸過程中最重要的吸能裝置，承擔(dān)吸收大部分沖擊動(dòng)能以及保護(hù)行星探測器的本體結(jié)構(gòu)和有效載荷不受到?jīng)_擊破壞的任務(wù)。鋁蜂窩作為緩沖器的重要組成部分，利用其結(jié)構(gòu)變形來實(shí)現(xiàn)吸收沖擊動(dòng)能的目的［8-12］。緩沖器的設(shè)計(jì)由兩塊核心內(nèi)容組成，即緩沖設(shè)計(jì)和強(qiáng)度設(shè)計(jì)［13］。在緩沖設(shè)計(jì)部分，鋁蜂窩具有密度低、壓潰強(qiáng)度弱、壓縮變形大且空間適應(yīng)性強(qiáng)等優(yōu)點(diǎn)。鋁蜂窩根據(jù)其結(jié)構(gòu)壓縮特性，可將其壓縮過程分為異面壓縮和面內(nèi)壓縮，如圖3 所示，沿著Z方向壓縮即為異面壓縮，沿著X、Y方向即為面內(nèi)壓縮。由于異面壓縮時(shí)產(chǎn)生的平均應(yīng)力遠(yuǎn)遠(yuǎn)大于面內(nèi)壓縮時(shí)產(chǎn)生的平均應(yīng)力［14］，所以通常情況下，在鋁蜂窩緩沖器中，由鋁蜂窩來承受異面壓縮方向的沖擊載荷。

圖3 鋁蜂窩材料異面方向示意圖Fig.3 Diagram of different directions of aluminum honeycomb materials

文獻(xiàn)［15］利用Hex-web 公司的兩種強(qiáng)度的鋁蜂窩串聯(lián)作為緩沖器的2 級緩沖材料，以研究分析2 級鋁蜂窩緩沖裝置的緩沖特性。而在文獻(xiàn)［12］中指出，在選取Hex-web 公司的兩種強(qiáng)度的鋁蜂窩作為緩沖材料的基礎(chǔ)上，又對3 級、4 級和5 級進(jìn)行仿真分析，確定最佳吸能緩沖級數(shù)為3 級。但是，上述3 級蜂窩緩沖器僅局限于兩種材料的鋁蜂窩，且其仿真結(jié)果如圖4 所示。在當(dāng)?shù)? 級蜂窩材料完全壓縮時(shí)，探測器反向加速度發(fā)生突變，造成探測器過載突然增大，容易對探測器本體及有效載荷產(chǎn)生不利影響。這一情況下，為緩和探測器反向加速度發(fā)生突變的情況，在兩種材料的鋁蜂窩之間再添加一種強(qiáng)度適中的鋁蜂窩材料作為搭配，且本體質(zhì)量為1 200 kg，則相對于載人探測器本體質(zhì)量而言，所要求的鋁蜂窩強(qiáng)度也發(fā)生了一定程度上的改變。而在制造方面，3003 和5052 是最為常見的兩種鋁箔材料，其特點(diǎn)在于：3003 易于加工，強(qiáng)度和成本較低；5052 相對3003 加工難度大，強(qiáng)度和成本較高。本文選取了3 種規(guī)格的鋁蜂窩材料，與傳統(tǒng)鋁蜂窩不同的是，為適應(yīng)在行走過程中絲杠傳動(dòng)需要讓鋁蜂窩留有一定的內(nèi)徑。鋁蜂窩材料參數(shù)見表1。

圖4 探測器反向加速度曲線［12］Fig.4 Inverse acceleration curve of the detector［12］

表1 鋁蜂窩材料參數(shù)Tab.1 Aluminum honeycomb material parameters

為了驗(yàn)證在靜態(tài)異面壓縮作用下鋁蜂窩材料的力學(xué)特性，以及對材料的試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行采集，分別對3 種規(guī)格的鋁蜂窩進(jìn)行準(zhǔn)靜態(tài)壓縮試驗(yàn)。為便于對試驗(yàn)材料進(jìn)行標(biāo)定，需對表1 中的材料名稱重新命名，序號1 對應(yīng)H004-3003，序號2 對應(yīng)H005-3003，序號3 對應(yīng)H005-5052。本試驗(yàn)采用微機(jī)電子控制萬能試驗(yàn)機(jī)進(jìn)行試驗(yàn)，工作環(huán)境溫度為22 ℃。

在試驗(yàn)設(shè)置中，采用上下壓盤對鋁蜂窩進(jìn)行固定，將壓頭的壓縮速率設(shè)為5 mm/min，如圖5 所示。壓縮完成前后的試件對比如圖6 所示。

圖5 鋁蜂窩靜態(tài)壓縮試驗(yàn)Fig.5 Static compression test of aluminum honeycomb

圖6 壓縮完成前后的試件對比Fig.6 Specimen comparison before and after compression

將試驗(yàn)得到的3 種規(guī)格的鋁蜂窩材料參數(shù)數(shù)據(jù)進(jìn)行整理，載荷-位移之間的變化關(guān)系如圖7 所示。鋁蜂窩H004-3003 在準(zhǔn)靜態(tài)壓力作用下，發(fā)生了3 個(gè)階段的變形，即初始彈性變形階段（彈性區(qū)）、穩(wěn)定塑性坍塌階段（平臺(tái)區(qū)）以及密實(shí)壓縮段（壓實(shí)區(qū)），且在穩(wěn)定階段的載荷與理想要求保持基本一致。

圖7 H004-3003 在靜壓力環(huán)境下載荷-位移曲線Fig.7 Load-displacement curve of H004-3003 under static pressure

文獻(xiàn)［16］提出了六邊形蜂窩結(jié)構(gòu)模型，該模型是依據(jù)蜂窩結(jié)構(gòu)具有一定的對稱性，則將單個(gè)胞元“Y”進(jìn)行提取分析研究，如圖8 所示。其中，該文獻(xiàn)將六邊形的蜂窩結(jié)構(gòu)簡化，厚度為t，長度為l/2，胞元的相鄰?qiáng)A角為α。本文借鑒六邊形蜂窩結(jié)構(gòu)分析模型，分別對H004-3003、H005-3003、H005-5052 三種規(guī)格的鋁蜂窩進(jìn)行最大有效吸能分析。

圖8 六邊形蜂窩結(jié)構(gòu)分析模型Fig.8 Analysis model of hexagonal honeycomb structure

文獻(xiàn)［16］中，經(jīng)過一系列推導(dǎo)與計(jì)算，可得單個(gè)“Y”胞元最大有效吸能公式為

式中：σ0為材料初始屈服強(qiáng)度，MPa；t為胞元厚度，mm；k為有效壓縮行程系數(shù)k=0.82；v0為著陸沖擊速度；k1為高度補(bǔ)償系數(shù)，在Gibson 關(guān)于蜂窩結(jié)構(gòu)壓縮時(shí)的極限應(yīng)變研究中，通常可在1.4～1.6 之間取值［14］，本文取1.6；根據(jù)文獻(xiàn)［17-19］對已有不同材料的D、p值的研究，本文中采用的鋁蜂窩結(jié)構(gòu)，擬采用D=34 295.5；l=w為胞元邊長；p=1.904。

根據(jù)文獻(xiàn)［20］所給出的著陸沖擊模型及參數(shù)確定的方法，選用探測器本身1/4 質(zhì)量對鋁蜂窩進(jìn)行異面沖擊（因?yàn)樘綔y器本身如果為四腿結(jié)構(gòu)，主緩沖支柱和輔助緩沖支柱分別承擔(dān)縱向和橫向載荷，豎向沖擊主要靠主緩沖支柱來吸收，每條主緩沖支柱承擔(dān)約1/4 的沖擊質(zhì)量），沖擊模型如圖9所示。

圖9 T 向沖擊簡化模型Fig.9 Simplified impact model in the T-direction

將H004-3003、H005-3003、H005-5052 的 相 關(guān)參數(shù)分別導(dǎo)入式（1）中，分別可得單個(gè)胞元吸收的能量，通過總面積與單個(gè)胞元面積相除，以得到相關(guān)系數(shù)。將該系數(shù)分別與3 個(gè)胞元吸收的能量相乘可 得w1總=6.067×L1，w2總=10.225 9×L2，w3總=11.233 1×L3，其中，L1、L2、L3分別為H004-3003、H005-3003、H005-5052 的搭配長度。依據(jù)能量守恒定律可得

式中：v為質(zhì)量塊的接觸速度；m為質(zhì)量塊的質(zhì)量；H壓縮為Z方向上的壓縮位移量。

計(jì)算本體1/4 的質(zhì)量，即300 kg，代入式（2），計(jì)算可得在300 kg 質(zhì)量塊對多級蜂窩壓縮的過程中表現(xiàn)出的蜂窩長度與能量之間的守恒關(guān)系為

根據(jù)上一章得出的蜂窩長度與能量之間的守恒關(guān)系，并不能確定每種規(guī)格所需的具體長度，因此需要進(jìn)一步優(yōu)化。優(yōu)化目標(biāo)在于：1）壓縮后的鋁蜂窩剩余長度最小，以保證緩沖完成后在行走過程中有足夠的行程空間；2）每一節(jié)規(guī)格的蜂窩長度應(yīng)當(dāng)大于0，以保證在緩沖過程中著陸器本體的反向加速度不會(huì)發(fā)生突變；3）滿足300 kg、4 m/s 沖擊速度下，蜂窩長度與能量之間的守恒關(guān)系。可得目標(biāo)函數(shù)與約束條件為

在Matlab 中利用linprog 函數(shù)線性規(guī)劃進(jìn)行求解，可得L1=L2=L3=90.101 9 mm?？紤]到在壓縮過程中，實(shí)際壓縮率與理論壓縮率存在一定誤差，誤差系數(shù)（實(shí)際壓縮率與理論壓縮率之間的比值）可通過不同材料的鋁蜂窩壓縮進(jìn)行計(jì)算，計(jì)算結(jié)果分別為1.170、1.215、1.231，因此，在正常工況下分別取L1=105.42 mm，L2=109.47 mm，L3=110.91 mm。而實(shí)際情況下，為滿足安全裕度要求（即不能全部被壓縮），也便于后期試驗(yàn)材料的選購，分別選取長度為120 mm。

3 串聯(lián)式多級鋁蜂窩的仿真與試驗(yàn)驗(yàn)證

3.1 仿真驗(yàn)證

為了驗(yàn)證上文計(jì)算的理論結(jié)果是否正確，則需要進(jìn)行仿真分析。本文利用有限元軟件Ansys 對300 kg 環(huán)境（正常工況）進(jìn)行建模并生成k 文件，利用Ansys Ls-Dyna 對其k 文件進(jìn)行計(jì)算，并采用Ls-Prepost 軟件對計(jì)算結(jié)果進(jìn)行后處理分析。在建模過程中，分別對材料進(jìn)行定義，其中，鋁蜂窩材料采用Ansys 軟件中特定的Honeycomb 材料進(jìn)行定義。Ansys 環(huán)境中的有限元模型（300 kg）如圖10 所示，總長為360 mm。為了提高計(jì)算精度，降低計(jì)算時(shí)長，在質(zhì)量塊部分劃分網(wǎng)格尺寸較大，而在重點(diǎn)研究的鋁蜂窩部分劃分網(wǎng)格較密。邊界條件設(shè)為底部約束，質(zhì)量塊為4 m/s 的接觸速度，接觸動(dòng)靜摩擦系數(shù)均設(shè)為0.3。

圖10 ANSYS 環(huán)境中的有限元模型（300 kg）Fig.10 Finite element model in the ANSYS environment（300 kg）

Ls-Prepost 中后處理壓縮前模型如圖11（a）所示，壓縮完成后模型如圖11（b）所示。此刻，鋁蜂窩模型幾乎完全被壓縮，質(zhì)量塊的能量被完全吸收。壓縮過程中蜂窩吸能曲線變化圖如圖12 所示。從曲線可知，1 級蜂窩鋁材緩沖材料達(dá)到最大吸能量后，2 級蜂窩鋁材緩沖材料開始吸能，2 級蜂窩鋁材緩沖材料達(dá)到最大吸能量后，3 級蜂窩鋁材緩沖材料開始吸能，表示1、2、3 級蜂窩在被質(zhì)量塊沖擊的過程中依次進(jìn)行壓縮吸能，且單個(gè)鋁蜂窩和總吸收能量與理論基本保持一致。

圖11 Ls-Prepost 中后處理模型（300 kg）Fig.11 Post-processing model in Ls-Prepost（300 kg）

圖12 蜂窩能量吸能曲線（300 kg）Fig.12 Honeycomb energy absorption curve（300 kg）

在后處理過程中對質(zhì)量塊的反向加速度峰值進(jìn)行研究，質(zhì)量塊的反向加速度峰值對著陸器本身的緩沖性能判斷具有著重要意義。如圖13 所示，其在壓縮過程中，最大過載保持在5.5g以內(nèi)，滿足過載要求（10g），且在壓縮完成后，質(zhì)量塊Z方向的壓縮位移占總長度的75%以上，為理想狀態(tài)下的壓縮率，滿足壓縮要求。

圖13 質(zhì)量塊的反向加速度曲線（300 kg）Fig.13 Reverse acceleration curve of the mass block（300 kg）

3.2 試驗(yàn)驗(yàn)證

試驗(yàn)所用設(shè)備采用蘇試試驗(yàn)公司的CL-100 沖擊試驗(yàn)臺(tái)，該試驗(yàn)臺(tái)由質(zhì)量加載區(qū)、加速度傳感器、質(zhì)量塊、釋放裝置、液壓提升裝置、滑動(dòng)導(dǎo)軌和緩沖材料放置區(qū)組成，如圖14 所示。該裝置通過液壓提升裝置將質(zhì)量塊提升到一定的高度，通過釋放裝置對質(zhì)量塊進(jìn)行釋放，質(zhì)量塊沿著導(dǎo)軌做自由落體運(yùn)動(dòng)，對緩沖材料放置區(qū)的材料進(jìn)行沖擊，再通過加速度傳感器對質(zhì)量塊的反向加速度進(jìn)行測量。由于在該裝置試驗(yàn)過程中無法模擬月球重力加速度，所以需要利用能量法對加載質(zhì)量進(jìn)行重新計(jì)算，即在地球重力環(huán)境下，接觸速度與月球環(huán)境下接觸速度保持一致，均為4 m/s，吸收能量也保持一致，計(jì)算得出加載質(zhì)量為230 kg。

圖14 CL-100 沖擊試驗(yàn)臺(tái)Fig.14 CL-100 impact test platform

實(shí)驗(yàn)試件由上下導(dǎo)向環(huán)、3 種強(qiáng)度的鋁蜂窩材料、隔板以串聯(lián)的形式組成，如圖15 所示。試驗(yàn)環(huán)境溫度為30oC，質(zhì)量塊提升至一定高度（即接觸鋁蜂窩的時(shí)刻速度為4 m/s），采樣頻率為8 000 Hz。將該串聯(lián)式多強(qiáng)度鋁蜂窩試驗(yàn)件放置于CL-100 沖擊試驗(yàn)臺(tái)的緩沖材料放置區(qū)正中心，確保避免質(zhì)量塊在壓縮過程中不會(huì)出現(xiàn)大幅度偏移，從而導(dǎo)致試驗(yàn)數(shù)據(jù)不準(zhǔn)確的問題。

圖15 串聯(lián)式多強(qiáng)度鋁蜂窩試驗(yàn)件Fig.15 Series multi-strength aluminum honeycomb specimens

在質(zhì)量塊接觸鋁蜂窩并壓縮的過程中，強(qiáng)度較小的鋁蜂窩H004-3003 先發(fā)生壓潰變形，且?guī)缀醣煌耆珘簼?，后依次對中?qiáng)度蜂窩H005-3003 進(jìn)行壓縮，壓縮至2/3 處時(shí)停止壓縮，而高強(qiáng)度蜂窩H005-5052 只發(fā)生了微小變形，并未有大程度上的壓縮，其壓縮完成后的狀態(tài)如圖16 所示。

圖16 沖擊完成后狀態(tài)Fig.16 State after impact

試驗(yàn)壓縮后的剩余長度為與理想狀態(tài)下的壓縮剩余長度相比存在一定的誤差，考慮是質(zhì)量塊與導(dǎo)軌之間存在一定的摩擦系數(shù)，非完全自由落體狀態(tài)，且試驗(yàn)臺(tái)本身與地面連接部分處于有些許懸空，會(huì)導(dǎo)致沖擊過程中替代一部分緩沖作用，而致使強(qiáng)蜂窩部分無法被完全壓縮，也能充分保障著陸器在實(shí)際的沖擊過程中有足夠的安全裕度。質(zhì)量塊反向加速度的仿真與試驗(yàn)結(jié)果對比曲線如圖17所示，質(zhì)量塊的反向加速度趨勢基本保持一致，而最大加速度峰值，在實(shí)際情況下為6.5g左右，仿真最大加速度峰值控制在5.5g左右，實(shí)際試驗(yàn)相對仿真峰值較大的原因：一方面在于加速度傳感器本身存在上下0.5g左右的誤差波動(dòng)；另一方面在于在實(shí)際過程中鋁蜂窩頂部安裝了導(dǎo)向環(huán)，質(zhì)量塊與導(dǎo)向環(huán)之間存在剛性碰撞，而仿真過程中則直接接觸忽略了導(dǎo)向環(huán)對其反向加速度的影響。

圖17 仿真與試驗(yàn)結(jié)果對比Fig.17 Comparison of simulation and test results

4 整機(jī)仿真驗(yàn)證

在Adams 環(huán)境中，建立可行走探月著陸器的多體動(dòng)力學(xué)模型，如圖18 所示。結(jié)構(gòu)上由本體、腿桿、主輔緩沖支柱以及足墊組成，連接方式主要由萬向節(jié)連接、轉(zhuǎn)動(dòng)副連接以及球餃連接等方式進(jìn)行連接。其中，主緩沖支柱模型主要通過模擬的鋁蜂窩力學(xué)模型吸收豎直方向的載荷，通過輔助緩沖支柱來吸收水平方向的載荷。為了對鋁蜂窩的壓潰力模擬，建立4 個(gè)摩擦塊，利用摩擦力來模擬鋁蜂窩壓潰［19］。建模方法：內(nèi)筒與兩摩擦塊建立接觸副，兩個(gè)摩擦塊之間建立平面副，且均與外筒存在滑移副，方向沿內(nèi)筒軸向，并且存在摩擦。鋁蜂窩的摩擦塊建模形式如圖19 所示，鋁蜂窩在不同階段的壓潰力如圖20 所示。而足墊與剛性地面接觸時(shí)，設(shè)置足墊和月壤之間的接觸系數(shù)和摩擦系數(shù)，見表2 和表3。另外還需設(shè)置未進(jìn)行優(yōu)化的兩級鋁蜂窩作為壓潰力，即只有弱蜂窩（H004-3003）和強(qiáng)蜂窩（H005-5052），蜂窩總長與優(yōu)化后的蜂窩總長保持一致。

圖18 可行走探月著陸器的多體動(dòng)力學(xué)模型Fig.18 Multi-body dynamic model of a walking lunar lander

圖19 鋁蜂窩壓潰模擬Fig.19 Aluminum honeycomb crushing simulation

圖20 ADAMS 環(huán)境中設(shè)計(jì)的弱中強(qiáng)鋁蜂窩吸能示意圖Fig.20 Schematic diagram of aluminum cellular energy absorption in the ADAMS environment

表2 足墊與月壤之間的接觸參數(shù)［21-22］Tab.2 Contact parameters between foot pad and lunar soil［21-22］

表3 足墊與月壤之間的摩擦參數(shù)［21，23］Tab.3 Friction parameters between foot pad and lunar soil［21，23］

四腿同時(shí)著地時(shí)的緩沖前后狀態(tài)如圖21 所示。在工況1 環(huán)境中，質(zhì)心加速度響應(yīng)極限工況下著陸器機(jī)體姿態(tài)為四腿同時(shí)著地，其觸地速度為4 m/s，本體質(zhì)量為1 200 kg，引力環(huán)境為1.63 m/s2，優(yōu)化前后的本體質(zhì)心加速度如圖22 所示，著陸器足墊觸地后，通過鋁蜂窩壓潰進(jìn)行吸能減速。優(yōu)化前的新構(gòu)型的多級鋁蜂窩緩沖著陸器最大質(zhì)心加速度出現(xiàn)在0.355 s，amax=57.1 m/s2；優(yōu)化后新構(gòu)型的多級鋁蜂窩緩沖著陸器，其最大質(zhì)心加速度出現(xiàn)在0.35 s，amax=50 m/s2，本體底端位移如圖23 所示，本體在安全范圍內(nèi)，未觸地，在該環(huán)境下主支柱的拉伸位移量如圖24 所示，均未超過有效行程。而未經(jīng)優(yōu)化的兩種強(qiáng)度鋁蜂窩在整機(jī)環(huán)境中表現(xiàn)出的緩沖性能突變更為明顯，沒有優(yōu)化后的加速度曲線平滑柔順。

圖21 工況1（四腿同時(shí)著地）Fig.21 Working condition 1（landing on all four legs simultaneously）

圖22 本體質(zhì)心反向加速度曲線（工況1）Fig.22 Inverse acceleration curve of the mass gravity center（working condition 1）

圖23 本體底端位移曲線（工況1）Fig.23 Displacement curve of the body bottom（working condition 1）

圖24 主支柱拉伸位移（工況1）Fig.24 Tensile displacement of the main pillar（working condition 1）

在工況2 環(huán)境中，質(zhì)心加速度響應(yīng)極限工況下著陸器機(jī)體姿態(tài)為兩腿先著地，著陸前狀態(tài)如圖25（a）所示，著陸后狀態(tài)如圖25（b）所示，其觸地速度為4 m/s，本體質(zhì)量為1 200 kg，引力環(huán)境為1.63 m/s2，本體質(zhì)心加速度如圖26 所示，著陸器足墊觸地后，通過鋁蜂窩壓潰進(jìn)行吸能減速。優(yōu)化前的新構(gòu)型的多級鋁蜂窩緩沖著陸器最大質(zhì)心加速度出現(xiàn)在0.424 s，amax=49.1 m/s2；優(yōu)化后的新構(gòu)型的多級鋁蜂窩緩沖著陸器，其最大質(zhì)心加速度出現(xiàn)在0.418 s，amax=37.6 m/s2，本體底端位移量如圖27 所示，本體在安全范圍內(nèi)，未觸地，在該環(huán)境下主支柱的拉伸位移量如圖28 所示，均未超過有效行程。

圖25 工況2（“2-2”式著地）Fig.25 Working condition 2（“2-2”landing）

圖26 本體質(zhì)心反向加速度曲線（工況2）Fig.26 Inverse acceleration curve of the mass gravity center（working condition 2）

圖27 本體底端位移曲線（工況2）Fig.27 Displacement curve of the body bottom（working condition 2）

圖28 主支柱拉伸位移（工況2）Fig.28 Tensile displacement of the main pillar（working condition 2）

在工況3 環(huán)境中，質(zhì)心加速度響應(yīng)極限工況下著陸器機(jī)體姿態(tài)為一腿先著地，著陸前狀態(tài)如圖29（a）所示，著陸后狀態(tài)如圖29（b）所示，其觸地速度為4 m/s，本體質(zhì)量為1 200 kg，引力環(huán)境為1.63 m/s2，本體質(zhì)心加速度如圖30 所示，著陸器足墊觸地后，通過鋁蜂窩壓潰進(jìn)行吸能減速。優(yōu)化前的新構(gòu)型的多級鋁蜂窩緩沖著陸器最大質(zhì)心加速度出現(xiàn)在0.431 s，amax=31.7 m/s2；優(yōu)化后的新構(gòu)型的多級鋁蜂窩緩沖著陸器，其最大質(zhì)心加速度出現(xiàn)在0.451 s，amax=27.6 m/s2，本體底端位移量如圖31 所示，本體在安全范圍內(nèi)，未觸地，在該環(huán)境下主支柱的拉伸位移量如圖32 所示，也均未超過有效行程。

圖29 工況3（“1-2-1”式著地）Fig.29 Working condition 3（“1-2-1”landing）

圖30 本體質(zhì)心反向加速度曲線（工況3）Fig.30 Inverse acceleration curve of the mass gravity center（working condition 3）

圖31 本體底端位移曲線（工況3）Fig.31 Displacement curve of the body bottom（working condition 3）

圖32 主支柱拉伸位移（工況3）Fig.32 Tensile displacement of the main pillar（working condition 3）

5 結(jié)束語

本文在傳統(tǒng)兩種強(qiáng)度鋁蜂窩材料的基礎(chǔ)之上，再添加一種強(qiáng)度的鋁蜂窩材料進(jìn)行過渡，對這3 種材料的鋁蜂窩進(jìn)行靜壓力試驗(yàn)，采集相關(guān)材料參數(shù)，利用該參數(shù)和能量法相結(jié)合的計(jì)算方式對多級鋁蜂窩的搭配進(jìn)行優(yōu)化，并對其進(jìn)行了仿真驗(yàn)證。將優(yōu)化結(jié)果應(yīng)用于整機(jī)模型，基于Adams 仿真軟件分別進(jìn)行了3 種工況下的仿真驗(yàn)證，其驗(yàn)證結(jié)果如下：

1）在傳統(tǒng)3 級鋁蜂窩緩沖器上添加另一種強(qiáng)度的鋁蜂窩材料進(jìn)行過渡后，以質(zhì)量為300 kg 的沖擊平臺(tái)對其進(jìn)行沖擊，經(jīng)研究對比發(fā)現(xiàn)其相對于傳統(tǒng)3 級鋁蜂窩緩沖器緩沖吸能特性更加良好，且在一級鋁蜂窩壓縮完成后，沖擊平臺(tái)反響加速度沒有明顯的突變，且其峰值也降低了不少，有利于降低探測器著陸過程中的損傷。

2）將新型的3 級蜂窩緩沖器，利用能量法的計(jì)算公式對多級鋁蜂窩進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計(jì)，并經(jīng)仿真和試驗(yàn)驗(yàn)證得出其搭配方式符合實(shí)際要求，為實(shí)際應(yīng)用選取了一種最具有合理性的搭配方案。

3）將優(yōu)化后的搭配方案應(yīng)用于Adams 的整機(jī)環(huán)境中，在多種工況下進(jìn)行仿真驗(yàn)證，并與傳統(tǒng)兩種強(qiáng)度的串聯(lián)式鋁蜂窩緩沖器在整機(jī)中的緩沖性能做對比。其反向加速度峰值在一定的合理范圍之內(nèi)，且加速度變化曲線相對于傳統(tǒng)兩級蜂窩曲線更加平滑柔順，在極端工況下表現(xiàn)性能則更為優(yōu)異。因此，基于新型多級蜂窩緩沖器的探月著陸器是完全可行的。