嫦娥三号巡视器-着陆器释放分离过程关键力学问题分析

邹怀武，杨文淼，刘殿富，肖 杰，胡震宇

(上海宇航系统工程研究所，上海，201108)

0 引 言

嫦娥三号探测器是我国首个在地球以外天体表面实施软着陆的航天器，实现了探月工程二期“落”的任务目标。嫦娥三号探测器由着陆器和巡视器月球车两个组成部分，两器释放分离是整个任务的关键环节[1]。巡视器采用六轮摇臂式悬架结构，具备适应20°斜坡的能力及跨越200 mm高障碍或坑的能力[2]。着陆器通过连接解锁机构与转移机构实现巡视器的转移与分离，如图1所示。

探月工程在我国引起了广泛的关注与重视，针对着陆器与巡视器的仿真分析开展了大量的研究。文献[3]对载人月球车移动系统进行了综述，并对其中涉及的关键技术进行了分析。文献[4-6]主要研究轮壤相互作用数学模型，采用轮壤作用经验公式，对车轮在松软月面的运动性能以及爬坡能力开展研究。文献[7]利用ADAMS软件建立月球车的三维仿真模型及构建相对复杂地形模型,开展月球车在复杂地形上的动力学仿真分析,得到了月球车各部件和整车的动力学特性曲线。文献[8-9]建立着陆器的刚柔耦合动力学模型，对着陆器着陆的缓冲性能进行研究，并针对着陆器软着陆动力学仿真数学建模与分析方法提出指导性建议。文献[10-11]采用非线性有限元的方法对月球探测器软着陆动力学响应进行了研究。文献[12]针对着陆器发射阶段的恶劣动态环境，研究着陆器及关键机构收拢状态下的结构动力学特性。文献[13]介绍了基于轮地夹角的月球车六轮协调驱动控制算法并开展动力学建模与仿真验证。文献[14]提出了一种具有高通过性和载荷平台平稳性的新型月球车移动系统，并针对通过性能开展相关分析。文献[15]采用变换矩阵法建立月球车运动学模型，并对具有摇臂悬架结构的月球车运动性能进行了仿真分析。文献[16]基于ADAMS虚拟样机技术，构建了月球车遥操作仿真系统，实现了月面行走与探测仿真。

以上文献大都从着陆器着陆缓冲性能以及巡视器移动性能方面开展研究，而巡视器从着陆器上释放分离是整个探月任务的关键环节，对巡视器释放分离全过程进行关键力学分析具有重要的工程实际意义，该方面的研究尚未有公开文献发表。本文针对两器释放分离过程，讨论了释放分离过程的风险点和力学性能主要影响因素，并基于ADAMS软件，建立两器释放分离全过程动力学仿真模型。结合转移分离相关试验，开展两器释放分离动力学性能分析与试验验证，分析出巡视器安全分离着陆的边界姿态条件及相关性能，为两器释放分离提供理论支撑与依据。

1 两器释放分离过程分析

两器释放分离包括压紧释放分离、巡视器转移到转移机构悬梯、转移机构转移、巡视器驶离着陆器四个过程。两器释放分离主要运动过程以及存在的风险如图1所示。

图1中各数字标号为：①转移机构；②悬梯导轨；③着陆器；④板簧；⑤巡视器本体；⑥主摇臂；⑦副摇臂；⑧差动中心；⑨前轮；⑩中轮；后轮；钢丝绳；复杂月表地形。

两器分离四个环节分别有不同的性能要求，存在不同的风险点，任何环节出现问题都会导致整个任务失败。两器分离由巡视器和着陆器共同完成，接口及机理复杂，着陆器着陆姿态及巡视器着陆时的地形存在一定程度的不可预测性，难以通过试验穷举模拟。因此，开展两器释放分离关键力学性能主要影响因素分析，并进行各种复杂工况下的动力学仿真与试验研究十分必要。

2 压紧释放

月球车释放弹起由板簧实现，爆炸螺栓起爆，压紧板簧将月球车弹起，如果车轮弹起高度过高，超出着陆器侧挡(保护)有倾翻危险；在月球重力作用下，车轮重新压上板簧，板簧预紧力及刚度小，压紧耳片抬起高度不够则导致干涉无法移动，如图2。

月球车本体及各车轮的弹起高度受起爆螺栓的时延与时差、板簧刚度及阻尼、板簧预紧力、着陆器平台倾角影响。弹起降落过程中，主副摇臂铰接，主摇臂与车体铰接，是一个多体动力学过程。车轮耳片与压紧点高度d与车轮载荷与板簧预紧力及刚度有关；车体耳片与压紧点高度G影响因素更复杂，既与巡视器受力状态相关，还受差动轴的弹性及差动机构的间隙(空程)及整车结构弹性影响，差动轴刚度呈现一定非线性如图3所示。

本体相对差动中心力矩为

(1)

(2)

前车体耳片间隙：

Δdq=G-θkL1+Δd

(3)

后车体耳片间隙

Δdh=G+θkL2+Δd

(4)

式(1)～式(4)中，m为本体质量，g为重力加速度，φ为平台倾角，d1和d2分别为质心与差动中心在平台切向和法向上的距离，θ1为重力矩产生的变形角，θ2为差动齿轮回差，θk为总扭转角，k1为差动轴刚度，L1和L2分别为差动中心与前后车体压紧耳片在平台切向上的距离，Δd为月面重力下结构弹性引起的压缩变形。

板簧的非线性通过分析得到，如图4所示。板簧两端释放扭转自由度，另一端释放水平方向平移自由度，获取不同加载力下(板簧受压状态)位移。

应用ADAMS建立释放分离过程模型。模型中忽略起爆螺栓的时延与时差(时差2 ms以内)，考虑板簧预紧力最大偏差(最大预紧力210 N，最小预紧力180 N)及非线性；着陆器顶板单方向最大倾角20°。巡视器弹起状态如图5所示，D代表车轮弹起高度，分析结果如图6所示。

分析得到着陆器顶板水平(姿态角为0°)，且各板簧压紧力一致时,37 mm≤D≤40 mm， 11.8 mm≤G≤11 mm,d≥ 9.3 mm，该工况安全性较好。着陆器顶板侧倾15°、俯仰-15°，右前轮板簧预紧力180 N，其它车轮板簧预紧力为210 N时,31 mm≤D≤76.2 mm(超出侧挡高度)，9.3 mm≤G≤15.3 mm，d≥ 4.89 mm，该工况为最危险工况。

3 转移过程

转移过程包括巡视器移动到转移机构悬梯导轨上(过程②)及静止在导轨上跟随导轨一起转移(过程③)。

巡视器通过车轮棘爪与导轨齿条啮合转移到导轨上，克服月面重力分量外，啮合牵引力还需有一定余量，用于意外情况拉脱电缆接头(按100 N设计)，如图7。啮合特性由车轮棘爪与导轨齿条形状、材料的摩擦特性决定。车轮棘爪与导轨齿条尺寸过大，移动过程中会导致棘爪不能顺次卡进齿槽中，可能出现棘爪与齿干涉,该情况牵引力只能由摩擦力产生；车轮棘爪与导轨齿条尺寸过小，可能出现车轮棘爪与导轨齿之间打滑。月球车机构构型与质量分布也对该过程产生影响，在月面重力、电缆接头拉力及车轮棘爪牵引力作用下，可能导致中轮翘起而翻车。

在ADAMS中通过接触力定义车轮棘爪与导轨齿条作用关系，调整着陆器顶板姿态，并在巡视器上模拟电缆拉力，仿真转移能力。单自由度偏差(俯仰20°)下，最大可提供201 N的牵引力；最大组合偏差(俯仰15°、侧倾15°)下，最大可提供233.6 N的牵引力。

转移过程中巡视器需保持稳定不翻倒(不出现车轮翘起失稳)，且在导轨上静止不滑移。稳定性影响因素包括构型尺寸、质量分布及车轮与转移导轨的摩擦。巡视器移动系统结构参数确定后，本体因载荷分布，本体等效质心出现一定偏差，稳定性需满足该偏差。导轨转移过程中，导轨倾角发生变化。着陆器平台初始俯仰20°，导轨刚着地时，导轨倾角达到最大为30.6°，两导轨着地地形高低差200 mm，出现异面，造成4.7°侧倾，如图8。按照各种初始条件计算出最严酷的纵向及侧向倾角，作为稳定性倾角设计条件。

转移过程中稳定性受力分析按纵向如图9和侧倾如图10开展。θ为平台倾角，导轨作用于车轮上的法向力Fn和切向力Fτ满足Fτ=Fntanθ。

纵向各车轮受力：

(5)

(6)

(7)

侧向各车轮受力：

上侧各车轮支撑力较小，前、中、后轮支撑力如下。

(8)

(9)

(10)

(11)

式(8) ～(11)中,Fzyb为主摇臂铰点与本体沿平台法向作用力，Fyql、Fyhl、Fyhl分别为上侧前轮、后轮、中轮支撑力，Tall为所有质量相对下侧车轮与坡面接触点的力矩，mqzx为前转向质量，mzyb为主摇臂质量，mzl为中轮质量，mfyb为副摇臂质量，mhzx为后转向质量，mql为前轮质量，mzx为转向驱动质量，Txti为本体对主摇臂的作用力矩。

在结构参数一定时，车体质心在一定空间范围内变化时前车轮支撑力(上38°坡，质心沿平台法向高度为634 mm时)如图11所示，图中Y为偏离对称面(纸面法向)的距离。

分析表明，本体质心侧向偏移越大，另一侧车轮的支撑力越小，对纵向和侧向稳定性都不利；本体质心离地越高，对纵向稳定性和侧向稳定性都不利；本体质心离前轮轮心越远，对侧向稳定性和上坡状态的纵向稳定性不利，对下坡状态的静态稳定性有利。本体质心位置变化范围为：离前轮轮心(平台切向)：544 mm～590 mm；偏离对称面(纸面法向)0 mm～5 mm；离地面高度(平台法向)：634 mm～654 mm时，可满足纵向38°、侧向32°稳定。

4 复杂地形着陆能力分析

月面地形复杂，着陆时导轨末端接触月面，两根导轨末端地形差异造成两根导轨高低、倾角不同，出现异面；巡视器驶离导轨运行到月面上，遇到各种可能障碍。驶离导轨时，车轮棘爪与光滑导轨接触产生牵引力，其摩擦特性决定了转移过程中巡视器在导轨上是否会滑移；导轨侧挡与车轮接触使巡视器适应导轨倾角及异面的影响；着陆时车轮与月面通过轮壤作用产生牵引力来通过地形障碍，轮壤作用牵引性能决定其能否通过复杂地形。

通过车轮导轨齿条试验装置，测试车轮在不同载荷下车轮轮齿与转移导轨齿条的摩擦特性，如图12所示。

ADAMS中构造典型的复杂地形，轮壤作用基于Bekker承压与Janosi剪切理论建立。开展巡视器着陆过程动力学分析，着陆器平台按极限初始偏差设置(俯仰15°、侧倾15°)。图13(a)为平地着陆工况；图13(b)为单侧下200 mm高障碍工况；图13(c)为下导轨越200 mm高障碍工况；图13(d)为下导轨过250 mm深沟工况。

分析表明，巡视器驶离导轨着陆时可顺利下单/双边200 mm垂直台阶；可爬过250 mm深沟；单/双边越200 mm高障碍。

利用着陆器模拟试验平台，开展相应工况的模拟试验，巡视器本体通过配相同质量按吊挂的方式模拟低重力环境，着陆器模拟平台通过二维转台机构实现纵向俯仰角及侧倾角的模拟，如图14所示。

转移过程中导轨角度为31°时车轮驱动力矩仿真与试验对比如图15-17所示。图15(a)、16(a)、17(a)分别为前轮、中轮、后轮力矩仿真曲线，图15(b)、16(b)、17(b)分别为前轮、中轮、后轮力矩试验曲线，虚线所示为仿真曲线的采样时刻。

前轮驱动力矩为2.418 Nm、中轮驱动力矩为0.47 Nm与试验结果前轮为2.3 Nm，中轮为0.45 Nm比较接近，后轮驱动力矩为0.51 Nm比试验结果后轮约0.4 Nm略大。

5 结 论

针对巡视器释放分离这一探月任务关键环节，首次开展了两器释放分离全过程的关键力学性能及影响因素分析，主要包括压紧释放分离的稳定性及分离距离、巡视器转移到悬梯导轨的挂钩牵引力、转移机构转移过程的静态稳定性、复杂地形下巡视器驶离着陆器着陆能力。基于ADAMS软件平台开展两器释放分离过程动力学虚拟样机建模与仿真，利用着陆器模拟试验平台开展转移过程性能试验，仿真与试验数据吻合较好。

车体耳片离压紧点最小高度及车轮棘爪与导轨齿条啮合力能适应着陆器平台极限姿态边界:条件单向正负20°、组合俯仰正负15°/侧倾正负15°。由巡视器稳定性方程计算出巡视器可纵向正负38°/侧向正负32°稳定，能覆盖着陆器平台极限姿态边界条件，给出了保持稳定的巡视器本体质心空间范围；着陆器平台极限姿态边界条件下巡视器可适应复杂地形，可顺利下200 mm垂直台阶、过250 mm深沟、下导轨越200 mm高障碍。

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