载人月面移动系统着陆行进一体化设计与验证

王 康，辛鹏飞，王 储，潘 博

(北京空间飞行器总体设计部空间智能机器人系统技术与应用北京市重点实验室，北京 100094)

0 引 言

载人登月是实现人类星际航行的第一步,建设月球基地更是实现人类移民外星球梦想的基石[1]。近年来,载人登月再次成为国际热点,美国、俄罗斯及日本均提出了月球基地建设规划[1-3]。载人登月任务的主要科学目标是能够获取更加丰富的月面资源信息和开展更加深入的科学研究和技术验证,而载人月面移动系统能够显著扩大航天员在月面的探测范围,因此无论是月面短期驻留还是长期的月球基地建设和运营,载人月面移动系统都是提高月球探测效率必不可少的重要工具[4]。

同时,为保证载人月面移动系统成功登陆月球,需进行软着陆,通常有效的软着陆方式是随着陆器实现软着陆,如美国“阿波罗”计划的载人月球车、中国嫦娥三号的玉兔一号月球车[5-6]等。目前,航天器主要采用着陆缓冲腿、缓冲气囊和制动发动机3种方式实现软着陆[7],如中国嫦娥五号探测器和祝融号火星车采用着陆缓冲腿方式、美国“机遇”火星车采用缓冲气囊方式、美国“毅力”火星车采用“天空起重机”的发动机制动方式。国际上尚无星球车采用移动系统直接实现缓冲软着陆案例,主要是由于目前的无人星球车移动速度较慢(不超过0.2 km/h),移动系统本身无弹性阻尼缓冲系统;但对于载人月面系统,一般要求移动速度较高(高于10 km/h以上),移动系统本身必须具有弹性阻尼系统,所以采用包括悬架在内的移动系统自身实现软着陆成为可能,且更有利于移动系统整体的轻量化设计。目前已有多个研究机构提出了移动式着陆器的概念设计,由移动系统实现月面软着陆,如美国波音公司提出的火星货运着陆器(MCL)[8],中国空间技术研究院提出的轮腿式可移动载人月面着陆器[9]等。本文根据载人月面移动居住舱着陆缓冲和大范围移动的需求,提出了一种可调姿、变阻尼着陆行进一体化移动系统,既可以实现大冲击着陆缓冲,又可以在月面实现快速平顺移动。

1 载人月面移动系统需求分析

载人月面移动系统按照服务对象分类可归结为非增压式和增压式两大类[10-11]。对于无增压的敞篷式载人月面移动系统,航天员身穿航天服操控移动系统,受航天服供给能力的限制,移动系统活动范围受限;而对于增压式载人月面移动系统,航天员不必穿航天服可直接在增压舱内操控移动系统,可有效扩大其月面移动范围。

本文重点针对增压式载人月面移动系统,其具备保障2名航天员的月面驻留功能。整体系统质量达6 000 kg以上,主要由居住舱体和移动系统两大部分组成,如图1所示,移动系统每个车轮连接的悬架具有升降功能,可实现舱体的姿态调整。整器着陆时,需要由移动系统实现缓冲软着陆;着陆完成后,航天员登陆居住舱实现最大速度10 km/h的平顺性移动。

图1 载人月面移动系统组成Fig.1 Composition of the manned lunar surface mobile system

增压式载人月面移动系统需负载/搭载多种科学载荷,着陆时应满足载荷不受损坏;着陆后通过姿态调整保证与着陆器对接精度,以便于航天员由着陆器顺利转移到居住舱体;载人行驶过程中最大速度为10 km/h,应保证航天员行驶舒适性/平顺性。综合以上几方面要求,确定载人月面移动系统功能要求如表1所示。

表1 移动系统性能要求Table 1 Performance requirements for the mobile systems

2 移动系统着陆行进一体化设计

2.1 移动系统设计

根据上述性能要求,开展移动系统设计。与特种地面车辆设计相比,载人月面移动系统具有以下特点:

1)月面重力环境与地面不同,移动性能(尤其是平顺性等人因相关属性)需要特殊设计与分析;

2)温度、真空、月壤等工作环境不同,单机及部件设计需要满足月面工作需要;

3)使用场景包括着陆缓冲和移动,需要针对短时、大行程、大冲击悬架开展特殊设计,并进行分析验证。

参考特种地面车辆设计理念,载人月面移动系统设计由前车桥系统和后车桥系统两部分组成,如图2所示,两套车桥系统采用模块化设计思路,技术状态一致,直接安装于居住舱体底部。每套车桥系统包括两套左右对称的着陆行进一体化悬架系统。

图2 移动系统组成Fig.2 Composition of the mobile system

通过4个悬架的升降功能可实现居住舱体的姿态调整,如图3所示,可调整角度与悬架升降行程正相关。轴距L设计为3 300 mm,轮距B设计为3 400 mm,前后悬架同时调整时可实现俯仰调姿,调整行程为;L·tanα左右悬架同时调整时可实现偏航调姿,调整行程为B·tanβ。以5°的调姿要求为例,悬架升降不小于297.5 mm。

图3 居住舱体姿态调整示意图Fig.3 Diagram of attitude adjustment of the habitat

2.2 着陆行进一体化悬架系统设计

着陆行进一体化悬架系统需要兼容着陆和行驶两类区别很大的工作状态。着陆时,因受到大冲击力作用,悬架行程大,但作用时间很短;行驶是悬架工作常态,其悬架行程和动载荷远小于着陆状态,但需要满足移动平顺性要求。根据任务需求,悬架系统设计由悬架单元和金属弹性车轮两部分组成,如图4所示。

图4 着陆行进一体化悬架组成Fig.4 Composition of the landing-moving integrated suspension

其中,悬架单元的组成和原理如图5所示。悬架采用双横臂形式,下横臂连接弹簧弹性元件,上横臂转动副连接摩擦式减振器阻尼元件。整体主要由调姿组件、转向组件和驱动组件3大部分组成。各部分设计如下:

图5 悬架单元组成Fig.5 Composition of the suspension unit

1)调姿组件由调姿电动缸、弹簧、上下横臂组成,其中调姿电动缸通过导轨推动弹簧的上连接件移动,从而由弹簧的下连接件推动悬架下横臂摆动,实现整个悬架的上下摆动;

2)转向组件由转向电动缸、转向拉杆和转向节组成,其中转向拉杆两端由球副分别连接转向节和转向电动缸,转向电动缸通过导轨推拉转向拉杆移动,从而实现转向节的转动;

3)驱动组件由万向节、车轮转接件组成,通过万向节驱动车轮转接件转动。

根据悬架系统设计状态,悬架单元能够以标称态位置为基础可实现车轮向上调70 mm,向下调330 mm,如图6所示,调姿总行程400 mm,大于实现移动系统5°调姿要求的297.5 mm行程的要求。

图6 悬架单元调姿状态Fig.6 Suspension unit in attitude adjustment state

悬架系统中,摩擦式减振器设计为可随悬架姿态调整摩擦阻力矩大小。为实现这一设计目标,采用碟片弹簧组合方式实现其非线性阻尼特性。当悬架处于标称状态附近时,摩擦力矩较小,适用于移动系统行驶移动;当随着悬架下调车轮时(设计使用下调330 mm状态),摩擦阻力矩逐渐增大,更利于移动系统在着陆时以大摩擦力矩和大行程耗散冲击能量,起到缓冲、软着陆作用。

考虑月面特殊环境,车轮设计为双轮面一体化结构,保证车轮使用寿命。为满足强度、刚度和质量要求,车轮采用金属弹性车轮,如图7所示,模拟地面双轮胎结构,车轮由弹簧钢片成形双轮辋连接于铝合金轮毂,并由轮刺连接双轮辋,既增加整个车轮的侧向刚度又提高车轮与月壤间的附着系数,同时显著降低了车轮质量。

图7 金属弹性车轮结构组成Fig.7 Structure of metal elastic wheels

3 移动系统分析模型建立与分析

3.1 悬架参数建模与分析

移动系统共有4套悬架,以单套悬架(1/4车体)建立简化多自由度力学分析模型,如图8所示,其中m1为簧上质量(1/4车体质量),k1为悬架弹簧刚度,c1为减振器摩擦阻尼,m2为车轮质量(簧下质量),k2为车轮刚度,x1和x2分别是m1和m2的独立位移,Fc1为减震器摩擦阻尼力。

图8 单悬架力学模型Fig.8 Single suspension mechanical model

移动系统着陆或行驶时的单悬架力学关系如下:

(1)

(2)

根据地面车辆设计经验,悬架偏频范围通常为1～1.5 Hz,阻尼比范围为0.2～0.4[12]。结合悬架调姿行程和缓冲行程,确定悬架偏频为1.16 Hz,簧下质量为50 kg,簧上质量为1 450 kg,由此确定悬架刚度77 000 N/m;确定阻尼比为0.3,行驶动行程为40 mm,行驶时悬架阻尼力为700 N。

综合考虑着陆缓冲和行驶需求,最终确定的着陆行进一体化悬架的力-位移曲线如图9所示,悬架位移为0时是指悬架下调极限状态(如图6(a)),此时减振器产生的摩擦阻力为最高8 000 N,着陆过程中随着悬架位移的增加,摩擦阻力逐渐降低,弹簧力逐渐增加,可使二者合力以较小斜率增加,保护悬架承载安全。着陆完成后,可由调姿组件将悬架调整到减振器处于低位力矩的位置,此时对应悬架阻尼力700 N,保证行驶平顺性。图10为悬架阻尼力随悬架位移的变化曲线,图11为减振器扭矩随上横臂摆角的变化曲线。

图9 悬架单元力-位移曲线Fig.9 Force-displacement curve of the suspension unit

图10 减振器扭矩随上横臂摆角的变化曲线Fig.10 Curve of the absorber torque with the upper transverse swing angle

图11 悬架阻尼力随悬架位移的变化曲线Fig.11 Curve of suspension damping force with suspension displacement

3.2 平顺性建模与分析

建立了载人月面移动系统七自由度平顺性仿真计算模型。该模型将车架与上装简化为一个刚体(车身,又称簧上质量),4个车轮简化为质点(簧下质量),车轮与车身之间有悬架弹性元件和阻尼元件相连。如图12所示。考虑簧上质量的竖直方向的位移和俯仰、侧倾两个转动,共3个自由度。4个簧下质量为集中质量,只考虑其竖直方向的位移。

图12 移动系统多自由度振动模型Fig.12 Multi-degree-of-freedom vibration model of the mobile system

(3)

考虑到金属车轮阻尼很小,根据多自由度系统随机激励理论,式(3)通过傅里叶变换可以求得4个车轮对应的功率谱矩阵SQQ(ω),如下:

SQQ(ω)=C0(ω)+G(ω)

(4)

式中:C0(ω)为相干矩阵;G(ω)为路面高程的功率谱。根据路面不同,C0(ω),G(ω)有不同的表达形式。由车轮功率谱矩阵,进而可以获得驾驶员处加速度和加权加速度均方根值。同时,根据理论公式,能够开展悬架与车轮间最大位移、各轮相对动载等参数设计。

图13为戈壁路面下驾驶员处的加速度均方根值随车速的变化,结果表明驾驶员处的加速度均方根值不大于0.3 m/s2,满足平顺性许用值要求。

图13 驾驶员处加速度均方根值Fig.13 Root mean square value of acceleration at the driver

4 移动系统仿真分析

为了验证移动系统着陆行进一体化悬架方案设计的有效性,本文使用Adams软件建立移动系统高精度的动力学数值仿真模型,对移动系统着陆缓冲和行驶平顺性等典型工况进行动力学仿真。移动系统动力学模型的主要参数设置为:移动系统的轴距为3 300 mm,轮距为3 400 mm,总质量为6 000 kg(包括舱体和移动系统),悬架刚度77 000 N/m,阻尼比为0.3,悬架单元力-位移曲线满足图9设计约束。

4.1 着陆缓冲仿真分析

移动系统着陆缓冲过程为:移动系统以一定高度和水平速度自由下落与8°斜坡月面接触,通过悬架吸能完成移动系统的着陆缓冲。调整移动系统初始下落高度,使得移动系统自由落体、触碰瞬间垂直下落速度为2.5 m/s,水平速度设置为0.5 m/s,移动系统与月面摩擦系数设置为0.8(考虑车轮沉陷增加摩擦系数),重力加速度为月面低重力环境1.63 m/s2,仿真时间为5 s,仿真步长为0.001 s。

移动系统着陆缓冲仿真过程如图14所示。随着着陆缓冲过程进行,移动系统四轮先后完成着陆,并在设计行程内完成缓冲,未发生倾覆和侧翻。仿真结果表明,移动系统可以适应最恶劣的8°斜坡着陆缓冲工况。

图14 移动系统8°斜坡工况着陆缓冲仿真过程Fig.14 Simulation of landing buffer under 8° slope condition of the mobile system

着陆缓冲过程车体质心竖直方向加速度仿真结果如图15所示,从中可以得到着陆缓冲过程中车体在竖直方向上最大加速度为10.35 m/s2。

在教育领域，核心素养概念的提出给传统教育理念带来很大转变，很多国家组织哲学、社会学和教育学等方面的专家和学者，力图改变以往重视教学方式和教学内容的传统教学理念，开始探究核心素养理念下的高等教育新模式构建，以达到提升教育教学质量的最终目的。

图15 8°斜坡工况着陆缓冲下的车体质心加速度Fig.15 Centroid acceleration of vehicle body landing under 8° slope condition

4.2 行驶平顺性仿真分析

车辆行驶平顺性是车辆行驶动力学的重要研究内容之一,它是指车辆以正常车速行驶时能保证乘坐者不致因车身振动而产生不适和疲乏并能保持运载货物完整无损的性能。平顺性评价有客观评价法和主观评价法,本文中采用客观评价法,即通过对有关数据分析并与相关标准比较来进行评价。文献[13]中规定,当人体总加权加速度均方根值小于0.315 m/s2时,人的主观感觉是“没有不舒服”,即满足平顺性要求。其中加权加速度的计算公式为

(5)

(6)

式中:aRMS为质心处总加速度均方根值;aX为质心处X轴加速度均方根值;aY为质心Y轴加速度均方根值;aZ为质心处Z轴加速度均方根值;aw为座椅处总加速度均方根值。

对于移动平顺性指标,当前缺乏车辆在月表上的行驶信息。戈壁路面地形地势与月表近似,因此常被用于评估月面移动平顺性。以图16所示戈壁路谱为仿真输入条件,进行移移动系统平顺性仿真分析。

图16 戈壁路谱Fig.16 Gobi road spectrum

对于1.5 m/s的移动速度,进行170 s的平顺性仿真,车体质心在3个方向上的加速度仿真结果如图17所示。

通过Adams/PostProcessor后处理工具可得到质心处各轴加速度均方根值,根据式(3)、式(4)计算得到10 km/h行驶工况下座椅处总加速度均方根值为0.269 m/s2。因此,载人月面移动系统设计方案满足乘员座椅支撑面加权加速度均方根值不大于0.315 m/s2的平顺性许用值要求。

5 移动系统试验验证

移动系统试验验证的总体思路是在地面重力下,完成试验与仿真的数据对比验证,验证仿真方法的有效性。试验验证共包括着陆缓冲试验和平顺性试验两部分。

5.1 着陆缓冲试验验证

移动系统的着陆缓冲总体方案设计如图18所示,由悬吊解锁装置、配重工装、移动系统、土槽(内置模拟月壤,反映月壤特性)组成,由悬吊装置起吊移动系统距离模拟月壤一定高度,然后解锁悬吊装置(电磁铁断电释放),移动系统自由着陆在土槽内。土槽需要满足安全性要求,同时确保着陆试验后不会产生模拟月壤堆积现象。着陆过程中可由工装上的加速度测点监测冲击加速度,由高速相机监测移动系统的着陆缓冲过程。

以质量为6 000 kg的移动系统为例,当以2.5 m/s垂直速度和0.5 m/s水平速度着陆时,缓冲总能量为19 500 J;地面试验状态下,着陆高度为1.2 m,因此配重后地面试验移动系统质量设计为2 000 kg,缓冲总能量达23 520 J,缓冲能量可包络月面着陆总能量。

图19为地面移动试验系统着陆缓冲现场图片,着陆过程中质心加速度曲线如图20所示,最大加速度为59.7 m/s2。

图19 移动系统着陆缓冲Fig.19 Mobile system landing buffer

图20 着陆高度1.2 m质心加速度信号Fig.20 Centroid acceleration signal at landing altitude of 1.2 m

对地面着陆缓冲试验进行了相同条件的仿真分析,仿真分析获得的车体质心竖直方向加速度曲线如图21所示,其极值为63.6 m/s2,与试验值相对误差为6.53%,验证了设计和仿真的准确性。

图21 着陆高度1.2 m仿真质心加速度Fig.21 Simulated centroid acceleration at landing altitude of 1.2 m

5.2 平顺性试验验证

平顺性试验通过将路面高程功率谱曲线加载至车轮四轮,验证载人月面移动系统在类似地球重力下的月面路谱以最大速度10 km/h行驶时,上装驾驶员处加速度均方根值不高于0.3 m/s2。

根据NASA公布的三种月表高程功率谱曲线,所得到的3种月表的高程不平度时域曲线,进行地面道路模拟实验。3种道路不平度输入如图22所示。

图22 月面高程功率谱转化的几何高程曲线Fig.22 Geometric elevation curves transformed from lunar elevation power spectrum

施加10 km/h行驶速度条件,并提取左后簧上位置加速度响应进行对比分析。试验与仿真曲线如图23～图25所示,结果表明实测值与仿真值误差小,峰值误差不超过7.3%,验证了设计和仿真的准确性。

图23 平坦月面平顺性对比结果Fig.23 Comparison results of smoothness on the flat lunar surface

图24 崎岖月面平顺性对比结果Fig.24 Comparison results of smoothness on the rough lunar surface

图25 高地月面平顺性对比结果Fig.25 Comparison results of smoothness on the highland lunar surface

6 结 论

本文提出一种可适用于载人登月的月面移动系统着陆行进一体化设计方案,悬架系统采用双横臂悬架构型和变阻尼摩擦式减振器,有效兼顾大冲击着陆缓冲和移动平顺性要求。当移动系统准备着陆前,悬架调整到车轮下调330 mm的状态,减振器处于高位摩擦力矩状态,着陆时由悬架大行程和大摩擦力矩耗散能量;当移动系统着陆后由航天员驾驶行驶时,悬架调整到标称状态,减振器处于低位摩擦力矩状态,可保证行驶的平顺性。理论建模、仿真分析和试验验证了所提出方案的合理性和有效性:月面相当于1/6地面重力加速度环境中,以戈壁路路谱仿真行驶平顺性指标优于0.315 m/s2,着陆缓冲质心加速度不超过1.06倍地面重力加速度;并完成了地面移动系统样机的1.2 m高着陆缓冲试验和平顺性试验,通过仿真与试验的对比,验证了仿真结果的有效性。