新型著陸器單腿動力學仿真模型碰撞參數(shù)修正

吳宏宇， 王春潔,2， 丁建中， 王巨濤， 滿劍鋒， 羅 敏(. 北京航空航天大學 機械工程及自動化學院, 北京 009； 2. 虛擬現(xiàn)實技術與系統(tǒng)國家重點實驗室, 北京 009； . 北京空間飛行器總體設計部, 北京 00094)

在嫦娥三號任務中，我國利用腿式著陸器將探測機器人送達月球表面，順利完成月球探測任務。隨著空間探測技術的進步，我國將開展其它星球的探測計劃，而腿式著陸器作為一種可靠性較高的著陸緩沖裝置，有必要持續(xù)對其進行研究[1]。出于減少物理樣機試驗成本的目的，對著陸器的著陸沖擊過程進行仿真分析顯得非常必要[2-3]。為了初步檢驗新型著陸緩沖機構的可靠性，并降低仿真建模與計算的復雜度，本文建立著陸器的單腿動力學仿真模型以模擬著陸沖擊過程，著陸器與著陸面的碰撞利用非線性阻尼彈簧模型模擬[4-5]。針對著陸器的一種特定構型，為了提高仿真模型計算結果的準確性，需要根據(jù)有限次的物理樣機試驗結果，對碰撞模型的參數(shù)進行修正。

目前，模型修正技術廣泛應用于機械、建筑等領域。文獻[5]應用重復仿真的方法，實現(xiàn)月球著陸器動力學模型的修正，修正后模型仿真得到的著陸器整機質(zhì)心距翻倒墻最小距離與試驗值更加貼近。文獻[6-10]通過構造不同類型的響應面，實現(xiàn)汽車制動盤和橋梁等結構有限元模型的修正，修正后的模型預測精度顯著提高。文獻[11]運用響應面法，實現(xiàn)數(shù)控機床主軸系統(tǒng)熱模型的多目標修正。文獻[12-13]應用Kriging代理模型，實現(xiàn)拱橋結構和五層框架建筑結構有限元模型的修正，驗證了該方法的合理性。

有鑒于此，為了提升計算效率，同時保證模型修正的準確性，本文應用估計方差最小的無偏估計模型Kriging代理模型，針對著陸器停穩(wěn)后主體下降距離與投放高度之差、輔助支柱最大緩沖行程兩項著陸性能指標值，實現(xiàn)著陸器單腿動力學仿真模型參數(shù)修正。將修正后的參數(shù)代入仿真模型驗證，兩項著陸性能指標的仿真結果與物理樣機試驗結果更加吻合。修正后的參數(shù)也可為著陸器整機動力學仿真模型的碰撞參數(shù)提供參考。

1 新型著陸器動力學建模

新型著陸器由主體結構和四套對稱分布在主體周圍的緩沖機構組成。主體結構作為動力學分析中的負載。四套緩沖機構構型與尺寸完全相同，均由主支柱、輔助支柱、足墊和緩沖桿組成，用以吸收著陸器與著陸面碰撞時產(chǎn)生的沖擊能量，其具體構型如圖1所示。緩沖機構中，主支柱起支撐作用；輔助支柱利用內(nèi)外筒之間的緩沖元件吸收沖擊能量；足墊用以增大著陸器與著陸面的接觸面積，防止著陸時緩沖機構過度下陷；緩沖桿與主體固連，當其受到?jīng)_擊時會發(fā)生彎曲變形，吸收沖擊能量，防止主體受力過大。

(a)側視圖(b)軸測圖

圖1 著陸緩沖機構

Fig.1 Landing gear

為了驗證緩沖機構的著陸緩沖性能，有必要進行著陸沖擊過程的仿真分析，考慮四套緩沖機構完全相同，為了降低仿真分析的復雜度以提升分析效率，本文建立具有單套緩沖機構的著陸器動力學仿真模型進行著陸沖擊的模擬[2]。仿真模型中主體上僅安裝一套緩沖機構，著陸器整體只能沿重力方向運動，將模型中的足墊距著陸面的豎直高度(h)進行參數(shù)化，可模擬多組著陸沖擊過程。模型示意圖，如圖2所示。

圖2 仿真模型示意圖

本文應用多體動力學分析軟件ADAMS建立單腿動力學仿真剛體模型，并實現(xiàn)沖擊過程的仿真計算。其中，輔助支柱內(nèi)部的緩沖元件通過在輔助支柱內(nèi)外筒之間施加與內(nèi)、外筒相對位移(D)有關的力(FD)加以模擬，D與FD關系曲線如圖3所示。

圖3 緩沖元件的力學特性

考慮單腿動力學仿真模型中緩沖桿發(fā)生側向彎曲的可能性很小，本文采用如圖4所示的方法對緩沖桿進行剛體等效。

圖4 緩沖桿等效方法

首先，參照緩沖桿的實際質(zhì)量特性將其分為兩段剛性桿，桿1與主體之間添加轉動副，即桿1僅可繞轉軸o轉動，桿1和桿2之間添加移動副，即桿2只能沿桿1的軸線做直線運動；之后，建立測量函數(shù)以實時測量桿1相對于轉軸o的轉角(θ)，并在桿1的轉軸位置施加與轉角(θ)相關的轉矩(M)，以模擬緩沖桿受彎時產(chǎn)生的緩沖彎矩，在桿2上施加與θ相關、沿桿1軸線方向的運動(S)，以保證等效模型受力時自由端位置變化與真實情況相符；之后，在有限元軟件Dytran中建立緩沖桿模型，施加轉矩，測得θ與M，θ與S關系曲線如圖5、圖6所示，導出數(shù)據(jù)文件，以Spline函數(shù)的形式賦給ADAMS模型中的M與S，最終實現(xiàn)緩沖桿剛體等效模型的建立。

圖5 θ-M關系曲線

圖6 θ-S關系曲線

著陸器與著陸面實際的碰撞過程十分復雜，為了便于進行仿真計算，將足墊與著陸面的相互作用力分解為法向碰撞力(Fn)和切向摩擦力(Ff)，利用非線性阻尼彈簧碰撞模型描述Fn，表達式如下

(1)

式中：K，e，C為分別表示著陸面的剛度系數(shù)、非線性指數(shù)和阻尼系數(shù)；δ表示著陸面變形量。

Ff利用庫倫摩擦方程描述，表達式如下

Ff=μFn

(2)

式中：μ為足墊與著陸面間的摩擦因數(shù)。

根據(jù)參考文獻[5,14]并結合工程經(jīng)驗設定K，e，C的初值，并確定鋁合金質(zhì)試驗足墊與著陸面的摩擦因數(shù)μ，各參數(shù)取值如表1所示。

表1 參數(shù)初值

2 沖擊試驗與仿真計算

2.1 沖擊試驗

為了檢驗仿真模型的準確性，需進行著陸器單腿樣機的沖擊試驗。試驗裝置參照仿真模型建立，主要由一套緩沖機構、吊籃及配重、導軌、起吊裝置、釋放機構和著陸面組成，如圖7所示。緩沖機構與裝有配重的吊籃相連接，吊籃相當于著陸器主體通過釋放機構與起吊裝置相連，可沿導軌豎直滑動。在地球重力試驗環(huán)境下，通過改變吊籃的投放高度，可實現(xiàn)多次著陸沖擊試驗。試驗裝置裝有傳感器，以記錄緩沖機構的各項性能指標。

圖7 著陸沖擊試驗裝置正視圖

試驗序號投放高度/mHexpi/mDexpi/m10.30.0850.02020.50.1230.03230.70.1590.04440.90.1930.055510.2110.06161.10.2250.06671.20.2390.072

2.2 仿真計算及誤差分析

表3 仿真結果

為了定量地檢驗仿真結果相較于試驗結果的準確程度，選取第1、3、4、5、7組試驗結果與仿真結果，相應計算出兩項性能指標的相對誤差之和，如式(3)、式(4)所示。另外兩組試驗結果用來驗證后續(xù)模型修正結果的正確性。

(3)

(4)

模型修正前，f1，f2計算結果如表4所示。

表4 相對誤差之和

3 碰撞模型參數(shù)修正

3.1 Kriging代理模型的建立

在著陸器構型參數(shù)確認無誤的情況下，碰撞模型中剛度系數(shù)(K)，阻尼系數(shù)(C)及非線性指數(shù)(e)的取值將極大地影響仿真結果。上述參數(shù)的初值通常根據(jù)工程經(jīng)驗給出，與真實的著陸面參數(shù)存在一定偏差，因此本文選取上述參數(shù)作為模型修正參數(shù)。根據(jù)工程經(jīng)驗并結合參考文獻[5,14]，確定各參數(shù)的范圍如表5所示。

表5 模型修正參數(shù)取值范圍

為了提高計算效率，本文基于Kriging代理模型實現(xiàn)仿真模型的修正。采用優(yōu)化拉丁超立方實驗設計在表4所示各參數(shù)的取值范圍內(nèi)抽取40個樣本點，仿真計算出各樣本點對應的著陸器性能指標值，再由式(3)、式(4)計算出f1與f2。將修正參數(shù)值作為輸入，f1與f2作為響應，構造Kriging代理模型。

本文構造的Kriging代理模型由多項式回歸函數(shù)和隨機過程函數(shù)組成，其表示如下。

y(x)=fT(x)β+z(x)

(5)

式中:x表示修正參數(shù)向量；y(x)表示Kriging代理模型的響應函數(shù)，f(x)表示多項式回歸函數(shù)向量；β表示回歸系數(shù)向量；z(x)表示均值為0、方差為σ2的隨機過程函數(shù)，代理模型詳細構建過程詳見文獻[15]，在此不做贅述。

利用式(6)所示的決定系數(shù)R2和式(7)所示的均方根誤差相對值RMSE檢驗Kriging代理模型對仿真結果的擬合精度。

(6)

(7)

表6 Kriging代理模型誤差分析

3.2 參數(shù)修正

xL

(8)

式中：x=(K，C，e)T，代表設計變量；x(L)與x(U)分別表示設計變量的下界與上界。

本文利用第二代非劣排序遺傳算法(NSGA-Ⅱ)實現(xiàn)優(yōu)化計算，算法參數(shù)設置如表7所示。

表7 優(yōu)化參數(shù)設置

綜上，單腿動力學仿真模型修正流程如圖8所示。

經(jīng)過優(yōu)化計算，得到帕累托最優(yōu)解集如表8所示。以第1組解為例進行分析，將該組解代入動力學仿真模型，計算得到f1與f2的值，并與修正前結果對比，如表9所示。

表8 帕累托最優(yōu)解集

修正后模型仿真計算出著陸器的兩項性能指標值如表10所示。

表9 修正前后參數(shù)對比

表10 修正后模型仿真結果

針對用于修正模型的5組試驗高度，將模型修正前后的仿真結果與試驗結果做柱狀圖計較如圖9、圖10所示。

圖9 主體下降距離與投放高度之差結果對比

圖10 輔助支柱最大緩沖行程結果對比

針對模型修正過程中未用到的兩組試驗高度，將模型修正前后的仿真結果與試驗結果做柱狀圖計較如圖11、圖12所示。

圖11 主體下降距離與投放高度之差結果對比

圖12 輔助支柱最大緩沖行程結果對比

針對圖11、圖12所示的兩組試驗高度，計算得到著陸器主體下降距離與投放高度之差平均仿真誤差由修正前的29.4%降低到5.9%，輔助支柱最大緩沖行程平均仿真誤差由修正前的24.7%降低到8.4%。

4 結 論

(1) 本文建立了新型著陸器的單腿動力學仿真模型，著陸器與著陸面的碰撞采用非線性阻尼彈簧模型模擬。

(2) 為了高效地評估仿真模型的精度，針對模型中的碰撞參數(shù)，結合5組物理樣機的試驗結果，構造出著陸器兩項性能指標相對誤差之和的Kriging代理模型。

(3) 以最小化代理模型計算出的性能指標相對誤差之和作為目標，應用NSGA-Ⅱ算法尋優(yōu)，實現(xiàn)碰撞參數(shù)修正。將修正后的參數(shù)代入動力學仿真模型，另取2組試驗結果驗證，模型計算出的著陸器主體下降距離與投放高度之差誤差由修正前的29.4%降低到5.9%，輔助支柱最大緩沖行程誤差由修正前的24.7%降低到8.4%。

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