一种新型月壤水冰采样系统设计及试验验证

马如奇，张伟伟，姜水清，姜生元

(1. 北京空间飞行器总体设计部，北京 100094；2. 哈尔滨工业大学机器人技术与系统国家重点实验室，哈尔滨 150001)

0 引 言

从1961年Watson等[1]首次提出月球上可能存在水冰以来,月球极区水冰物质的存在性及来源性问题一直是月球探测备受关注的焦点问题[2-3],各种遥感技术被广泛应用于月球极区探测,但受月壤矿物组分、基岩分布、地形特征等因素影响,目前的遥感探测数据尚不能给出月球极区存在水冰的直接证据[4-5]。随着月球探测活动的再次兴起,美国、俄罗斯、欧盟等相继制定了月球极区水冰就位探测计划,美国“挥发物调查极地探测巡视器”(VIPER)、俄罗斯Luna-25月球探测器等均已进入工程实施阶段。我国已成功获取了月球中低纬度地区月壤样品,后续亦将对极区永久阴影坑进行就位采样探测,以期对水冰存在性进行原位证认[6-8]。

月球极区遥感数据表明,永久阴影坑具备水冰长期赋存的温度及环境条件,且水冰在表层、次表层均有较高分布概率,故水冰就位证认的关键是获取永久阴影坑表层及次表层月壤样品。地外天体次表层采样方式主要包括铲挖采样、钻进采样、静力贯入等:1)铲挖采样:通过铲挖方式分层逐步暴露次表层物质,比较适用于密实度低、内聚力较小的松散星壤样品采集,如嫦娥五号、“凤凰号”的采样机械臂等均采用铲挖方式[9-10];2)钻进采样:是目前地外天体深层采样的主要方式,其技术原理是利用螺旋钻具的回转、冲击和进给动作,实现钻进和取样,技术成熟度较高,但存在质量与体积较大、作业时间长、作业功耗高、作业反力大等劣势,通常适用于平台质量较大、土壤密实度相对较高、硬度适中、星表驻留时间长、采样深度较大的探测任务,嫦娥五号等采用了该种方式,获取了1 m量级深度的月壤样品[11-13];3)静力贯入:以静力挤压方式将机具贯入路径上的星壤向周围挤压以达到潜入目的,潜入速度通常较小,比较适用于对大孔隙率、低密实度星壤纵深剖面的长周期原位探测,“洞察号”探测器上的“鼹鼠”即类似此类探测方式[14-16]。从地外天体采样技术特点及典型应用中可以看出,采样技术途径选择与采样对象特性紧密相关。

与月球中低纬度采样任务相比,永久阴影坑独特的光照条件、深低温环境对含水月壤特性影响极大,深低温环境下的含水月壤样品采集获取将面临诸多全新困难:1)探测器飞跃进入永久阴影坑后,受光照条件限制无法获得能源补充,探测器平台需在优先维持整器存活的条件下开展采样探测任务,故对采样系统的作业功耗与作业时间要求极为苛刻;2)永久阴影坑月壤水冰可视为水冰与不同级配月壤颗粒的粘聚体,在深低温环境条件下存在冰壤胶结硬化效应,硬度和机械强度很高,常规的铲挖、钻进、静力贯入等技术手段,无法适应月球极区永久阴影坑月壤水冰采样探测任务面临的轻量化、低功耗、需快速完成任务等工程需求。

针对永久阴影坑采样探测任务面临的上述工程难题,本文设计了全新的次表层高硬度月壤低耗快速采样系统:基于化学能能量密度高、能量释放快的特点,通过化学能向动能的高效转化,以动能侵彻方式实现对次表层高硬度月壤水冰物质的快速暴露,并采用机械臂与采样工具实现暴露区孔洞侧壁及孔底样品的精确采集。该采样系统对次表层高硬度月壤剖面的成孔与暴露方式,与传统采样方式具有原理性区别,可有效解决高强度月壤水冰对象的快速获取难题,目前该技术国外尚无相关报道[17],具有独特的新颖性和实用性。本文重点阐述动能侵彻造孔方式的实现原理、样机研制及试验效果。

1 采样系统设计

1.1 采样系统组成

采样系统主要由采样机械臂、侵彻单元、采样单元三部分组成。其中,侵彻单元负责月壤剖面的低耗、快速、高效造孔;采样单元布置在采样机械臂末端,既可直接对表层低硬度月壤进行采集,也可进入侵彻空洞内实施月壤水冰样品的定点采集;此外,采样单元具备暂存不小于1.5 cm3样品的能力,并可利用集成的含水预判载荷对采样区月壤样品是否含水进行快速预判[18];采样机械臂负责侵彻单元与采样单元精确定位及样品向探测器平台科学分析载荷设备的精准转移。采样系统组成及典型作业过程如图1中所示。

图1 采样系统组成及典型工作过程示意图Fig.1 Schematic diagram of the composition and typical working process of the sampling system

1.2 在轨工作流程

根据采样系统的组成及典型工作过程,在探测器系统飞跃进入永久阴影坑后,在永久阴影坑内的就位采样探测任务可划分为采样区域选址、次表层样品暴露、暴露区样品采集、月壤样品转移释放、月壤样品原位分析等共计5个子任务段:

1)预判选址:根据遥感数据分析,月壤水冰在永久阴影坑表层及次表层均有分布,但并非连续分布,具有一定的随机性;故探测器进入永久阴影坑后,需要在光谱等科学载荷的预判下进行采样选址,尽可能选择有价值的区域开展采样探测;

2)侵彻成孔:选址确定后,机械臂运动至目标采样位置并触月支撑以保持构型,为侵彻单元建立工作条件;侵彻单元作动并将其内置爆燃剂的化学能转换为侵彻体动能,侵彻体以动能侵彻方式完成对冰壤胶结体的撞击破碎,快速暴露次表层高硬度月壤水冰样品,以为采样单元快速构建开放的次表层采样孔道;与此同时,侵彻单元的结构部分反向飞离机械臂,以消除侵彻单元工作过程中后坐力对采样机械臂的影响;

3)样品采集:在采样机械臂的辅助下,采样单元对侵彻单元构建的暴露区域进行二次清除处理,并利用集成的传感器对暴露区域月壤的含水特性进行初判,对高含水概率的月壤样品进行定点采集,并暂存采集的月壤样品;

4)样品转移:机械臂携带采样单元运动至探测器平台科学分析载荷接样口,由采样单元将采集暂存的月壤样品精准释放进载荷设备,实现月壤样品的转移与释放;

5)样品分析:科学载荷在收到月壤样品后对样品进行预处理,并对样品的含水特性及其他挥发份进行进一步的精确分析。

上述永久阴影坑月壤水冰就位采样探测任务的在轨工作流程可以看出,采样系统获取月壤样品的关键是侵彻单元以动能侵彻方式对可能存在的次表层高强度月壤水冰进行侵彻破坏,快速、低耗的暴露次表层月壤水冰,以达到为采样单元构建开放式采样区域的目的。为此,本文将重点对基于动能侵彻的采样区域快速构建技术进行研究与验证。

2 侵彻单元设计

2.1 侵彻单元组成

侵彻单元主要由侵彻体、作动模块、结构模块等组成,如图2中所示。其中,作动模块包括机电接口、点火器、高能爆燃剂及相关密封组件;结构模块为中空管状结构,主要由高硬度合金钢身管及碳纤维增强层组成;侵彻体安装在结构模块内部。

图2 侵彻单元组成示意图Fig.2 Schematic diagram of the penetration unit

侵彻单元的工作过程为:作动电流经机电接口传输至点火器后引发点火器点火,点火器点火后即可引爆其内部预置的高能爆燃剂,爆燃剂高速燃烧产生的高压气体推动侵彻体在结构模块内加速后射出,并对采样区域可能存在的高硬度月壤水冰物质进行侵彻破碎,以实现对次表层月壤样品的快速暴露。因侵彻体动能完全来源于侵彻单元预置的爆燃剂化学能,故可大幅降低采样系统对探测器平台的电能需求,有效缓解了探测器平台进入永久阴影坑后能源无法补给的工程难题。

2.2 侵彻体设计

侵彻体的几何形状是影响其侵彻潜入效能的主要因素。考虑尖卵形结构的侵彻体在侵彻过程中阻力较小,在同样出射速度下可达到更大的侵彻深度,有利于实现更深层月壤水冰的侵彻暴露,故本文将侵彻体头部形状设计为尖卵状,其侵彻头部CRH(曲径比)设计为2。考虑月壤水冰可能具有不均匀特性,侵彻体在侵彻的过程中易产生偏转而影响侵彻效能,为确保侵彻体在侵彻过程中具有较好的抗月壤各向异性力扰动性能,本文采用有限元方法计算了不同长径比(侵彻体长度l与直径d的比值)下侵彻体在侵彻过程中的偏转特性(如图3),以对侵彻体的长径比进行优化设计。从计算数据可以看出:随着侵彻体长径比的增加,侵彻体的偏转角随之变小,且当长径比达到5后,长径比增加时对偏转角的影响甚微,在综合考虑侵彻体尺寸及减重需求的基础上,确定侵彻体长径比为5;为保证侵彻体在对高强度月壤水冰侵彻过程中不发生碰撞变形失效或结构分解,侵彻体选用高强、高韧的镍钨合金材料;综合考虑侵彻体与采样单元的尺寸匹配性,优化后的侵彻体直径为15 mm,根据长径比计算侵彻体长度为75 mm。

图3 不同长径比侵彻特性分析Fig.3 Analysis of the penetration characteristics with different length-diameter ratios

2.3 作动模块设计

作动模块主要由机电接口、点火器、高能爆燃剂及密封组件等组成,作为整个侵彻单元的能量来源,在作动模块设计时应该综合考虑如下各项需求:1)作动模块需有足够的能量,以为侵彻体提供足够的侵彻动能;2)爆燃剂需具有高能量密度,以减少爆燃剂药用量,减小作动模块体积及自身重量;3)作动模块需具有极高的可靠性,需确保整个任务过程中不存在意外点火。

针对上述需求,本文采用高燃速与高火药力的钝感型发射药作为作动模块的爆燃剂,爆燃剂的主要成分及能量示性数如表1及表2所示。

表1 爆燃剂主要成分Table 1 Main components of the propellant

表2 爆燃剂能量示性数Table 2 Energy parameters of the propellant

在侵彻单元工作过程中,爆燃剂的化学能转化为侵彻体动能及系统内能,即作动模块爆燃剂装药量是影响侵彻体侵彻速度的关键因素,故需对作动模块爆燃剂的装药量进行精确设计。根据侵彻单元内弹道运动特性,建立侵彻体速度与时间、侵彻体膛内行程与速度关系如式(1)与式(2)所示。

(1)

(2)

式中:S为结构模块内腔面积;P为弹道膛压值;m为侵彻体质量;φ为侵彻体质量修正系数,取1～1.3;tp为静力燃烧开始算起的时间;ν为任意瞬时的侵彻体运动速度。

侵彻单元的膛压值过大不利于侵彻单元工作过程的安全性,膛压值过小则不足以为侵彻体提供足够侵彻动能,故需对侵彻体侵彻速度、膛压、结构尺寸进行综合设计。本文根据布拉文内弹道计算经验公式及气体状态能量转换基本方程,建立了侵彻单元内弹道学基本方程,如式(3),将式(1)(2)代入式(3)中,可得式(4)。

(3)

(4)

根据爆燃剂特性参数与侵彻单元结构参数,采用四阶龙格库塔迭代算法对其内弹道学方程进行求解,得到侵彻单元内弹道特性曲线如图4所示。依据内弹道特性曲线,综合考虑后确定侵彻体膛内行程长度L为200 mm、发射药装药量为24 g,此时侵彻体速度约为350 m/s。

图4 侵彻单元内弹道特性曲线Fig.4 Internal ballistic characteristic curves of the penetration unit

2.4 结构模块设计

结构模块是整个侵彻单元的结构主体,在侵彻单元工作过程中,作动模块运动密封组件与结构模块共同行成封闭腔体,爆燃剂燃烧产生的高压气体推动密封组件与侵彻体在结构模块腔管内加速运动,即在工作过程中结构模块需承受极高的膛压,故结构模块的设计重点是结构安全性设计。为保证结构模块在较轻质量需求下能够可靠承受作动膛压,结构模块采用了双层结构:为适应侵彻单元作动过程中高温、高摩擦工况,结构模块内层结构选用了超高强度钢(40CrNi2SiMoVA)材料;为减轻结构模块整体重量,外层设计了碳纤维包覆层,以进一步增强结构模块结构强度。考虑模块的结构安全裕度,根据图4中的内弹道P-L曲线,在作动模块设计参数下,侵彻单元膛压不超过450 MPa,计算可得优化后的结构模块标称内径为15 mm,外径为30 mm,结构包络长度为350 mm。

2.5 侵彻深度预计

侵彻深度是影响次表层月壤样品暴露深度的关键影响因素,故是侵彻单元工作效率的主要评价指标。本文根据经典终点弹道学理论,采用Forrestal公式侵彻深度进行计算,如式(5)所示。

(5)

式中:D为侵彻深度;m为弹体质量;d为弹体直径;ρ为靶体密度;N为弹形系数;V为侵彻速度;S为靶体强度系数;fc为靶体单轴抗压强度。按照摩尔库伦屈服准则,S与靶体单轴抗压强度的关系可近似由式(6)描述。

S=82.6(fc/106)-0.544

(6)

根据式(5)与式(6),计算可得在350 m/s的侵彻速度下,侵彻单元对不同强度月壤的侵彻深度曲线如图5所示。

图5 不同强度月壤水冰侵彻深度Fig.5 Penetration depth of lunar soil with different UCS

3 试验验证

3.1 样机研制

在对采样系统总体方案及侵彻单元进行设计的基础上,为验证侵彻单元设计可行性及工程实用性,本文设计并研制了3套侵彻单元工程样机,未包覆碳纤维增强层的侵彻单元实物如图6所示。侵彻单元整体重量约1.24 kg,包络尺寸为Φ40×350 mm,爆燃剂标准装药量为24 g,理论最小侵彻深度可达187 mm,样机详细设计参数如表3所示。

图6 侵彻单元实物图Fig.6 Physical prototype of the penetration unit

表3 侵彻单元设计参数Table 3 Design parameters of the penetration unit

3.2 月壤水冰力学特性测试

力学特性是影响月壤水冰就位采样的关键特性,也是直接影响侵彻单元侵彻效能的关键因素。故为准确验证侵彻单元的设计可行性及工程实用性,需获取较为准确的月壤水冰机械特性,为此本文对月壤水冰的机械特性进行了试验研究。

月壤水冰的抗侵彻破坏特性可用其单轴抗压强度表征,其影响因素主要包括月壤的矿物组成、粒径级配、密实度、含水率、温度等。与中低纬度干月壤的聚集状态不同,月壤水冰可视为水与不同级配月壤颗粒的混合物,其在极区深低温环境条件下存在冰壤胶结硬化效应,力学特性较干月壤得到大幅增强。为更准确获取月壤水冰力学特性,本文根据月球极区月壤矿物组成以斜长岩为主的特点,采用斜长岩与玄武岩质模拟月壤按照7∶3的比例制备了密实度为99%的不同含水率、不同温度条件下的模拟月壤水冰样本,并对样本的无侧限压单轴抗压强度进行试验研究,样本单轴抗压强度测试过程如图7所示,模拟月壤水冰样本具体参数如表4所示。

图7 模拟月壤水冰单轴抗压强度试验Fig.7 UCS test of simulated lunar water ice

表4 模拟月壤水冰参数Table 4 Parameters of the simulated lunar water ice

试验过程中,在深低温条件下模拟月壤水冰均表现为脆性破坏,测试数据统计结果如图8中所示。从试验结果可以看出:1)相同温度条件下,不同含水率样本的单轴抗压强度差异较为明显,且均随含水率增加而增大;2)模拟月壤水冰单轴抗压强度随温度降低而增大,但当温度低于100 K后,温度对月壤水冰的单轴抗压强度影响逐渐趋缓,40 K与80 K的模拟月壤水冰单轴抗压强度相当,本文中对模拟月壤水冰试验结论与国外相关科研机构一致。考虑LCROSS撞击任务对极区水冰含量的分析预测值为5.6±2.9wt%,故本文选10wt%含水率的模拟月壤水冰力学特性作为侵彻单元侵彻效能验证依据,其单轴抗压强度约为30 MPa。

图8 模拟月壤水冰单轴抗压强度测试数据Fig.8 UCS test data of simulated lunar water ice

3.3 力学等效靶体测试

根据月壤水冰力学特性研究结果,月壤水冰力学特性与赋存温度强相关,当模拟月壤水冰单轴抗压强度为30 MPa时,要求赋存环境温度低至40 K。考虑侵彻单元侵彻试验空间需求较大,在大尺度空间内构建40 K深低温环境极其困难,且侵彻单元侵彻性能主要受模拟月壤力学特性影响,故本文基于力学特性等效性的原理,在避免构建超低温环境的同时对侵彻单元的侵彻效能进行试验验证。考虑月球极区模拟月壤水冰和混凝土材料的力学特性较为相似,其破坏特性均可采用Mohr-Coulmb屈服准则进行描述,因此本文采用单轴抗压强度为30 MPa的混凝土靶体代替深低温月壤水冰开展侵彻试验。为确保力学特性等效准确性,试验前对混凝土靶体的单轴抗压强度进行取样测试,试验状态如图9所示。

图9 混凝土单轴抗压强度测试照片Fig.9 Photo ofthe lunar water ice prediction sensor

试验共获取靶体在3个不同区域的试样,各试样单轴抗压强度测试结果如表5所示,混凝土靶体平均单轴抗压强度值为31.98 MPa,略大于40 K时模拟月壤水冰单轴抗压强度强度测试值,能够达到力学等效的试验目标。

表5 靶体单轴抗压强度测试值Table 5 USC testing data of the penetrating target

3.4 侵彻试验

侵彻单元侵彻试验在室外靶场进行,试验系统组成及布局如图10中所示。侵彻单元实弹侵彻试验系统主要由侵彻单元、混凝土靶体、摄像系统、高速摄影系统、侵彻单元点火装置、数据采集系统及其他试验辅助工装组成。

图10 侵彻单元试验系统Fig.10 Testing system of the penetration unit

侵彻试验共进行3次,试验后靶体状态如图11所示。试验后依据高速摄像测量系统对侵彻体的发射速度进行计算,并对靶体侵彻破碎区域面积、侵彻深度、侵彻形状等进行测量,测试结果如表6所示。侵彻试验表明:1)在侵彻单元爆燃剂实际装药量为28 g时,侵彻体的实际出射速度可达353.13 m/s,与设计的侵彻速度(350 m/s)相符合;2)侵彻单元对混凝土靶体的实际侵彻深度最大约为234 mm,较理论预计侵彻深度偏大,经分析主要是实际装药量略大于设计值及混凝土靶体与模拟月壤水冰细观力学特性差异等因素所致;3)侵彻体表面存在摩擦划痕但结构完整,具备对较高硬度模拟月壤水冰进行侵彻成孔的能力;侵彻体及结构模块未发生结构变形或结构破坏,侵彻体能够可靠承受动能撞击,结构模块能够可靠承受工作膛压;4)混凝土靶体表面呈现脆性破碎,其破碎面积可达147 mm×130 mm,对次表层物质的暴露效果较好;5)侵彻单元实际工作时间均小于1 s,对次表层物质的暴露效率远高于铲挖、钻进、静力贯入等采样方式。

表6 侵彻试验数据Table 6 Testing data of the penetration unit

图11 侵彻试验后靶体状态Fig.11 Target state after penetration test

侵彻单元在工作过程中,侵彻体以动能侵彻方式实现对高硬度月壤的成孔侵彻,快速暴露次表层高硬度月壤样品,以为采样单元快速构建开放的次表层采样区域;与此同时,侵彻单元的结构部分反向飞离机械臂,以消除侵彻单元工作过程中后坐力对采样机械臂的扰动。在侵彻单元侵彻性能验证试验中,在模拟工装接口处安装有力传感器,数据采集系统实时采集侵彻单元对试验工装的力扰动,测试结果如图12中所示。试验过程中,前两次结构部分正常抛射,第三次因试验工装接口变形导致结构部分未正常抛射。从测试数据可以看出,在侵彻单元正常工作时,工作过程中的力扰动持续时间约200 ms,最大扰动力不超过150 N;而结构抛射失效时,扰动力将大幅增加。

图12 侵彻单元力扰动测试Fig.12 Force disturbance test of the penetration unit

侵彻试验结后,对靶体表面破碎区域进行清理,并采用硅胶对侵彻单元的成孔特性进行倒模验证,如图13所示。根据倒模形状可确认侵彻体在侵彻过程中未发生偏转,侵彻体长径比参数较为合理。

图13 侵彻体成孔状态Fig.13 Perforating state of the penetrator

4 结 论

针对月球极区永久阴影坑内高硬度、高强度月壤水冰快速高效采样难题,本文提出了一种侵彻式造孔与孔内采样的新方法,研制了工程样机并验证了30 MPa模拟样本的侵彻试验。相比于传统的铲挖、钻进等采样方式,具有轻量化、低能耗、高效率等突出优势,特别适用于高硬度月壤对象的快速突破与采样。纵观国际发展趋势和国家后续月球探测和资源利用创新发展需求,结合本文的研究过程和试验结果,获得如下结论:

1) 动能侵彻能够实现对高强度月壤对象的快速、低耗侵彻造孔,可用于月球极区永久阴影坑月壤水冰采样探测。永久阴影坑内无光照且温度极低,月壤水冰硬度和机械强度较高,铲挖、钻进等常规采样方式突破能力有限,存在采不动、时间长、功耗大等问题,难以满足任务对采样效率、采样时间、采样功耗的要求。通过本文的研究表明,爆燃剂化学能能量密度极高,爆燃后可获得阈值极高的动能,故侵彻单元可在毫秒级时间内实现对高硬度月壤的快速侵彻,构造出开放的暴露孔洞,为机械臂及采样工具建立较为宽裕的采样条件;技术具有独特的新颖性及较好的工程可行性与实用性。

2) 通过侵彻单元与机械臂的接口设计及侵彻单元结构反向抛射设计,可有效减小侵彻单元对机械臂的作用反力。在试验系统中,本文设计的侵彻单元通过弹性夹持式接口安装,为侵彻单元提供机械夹持及滑环式点火;爆燃剂起爆瞬间,侵彻体向前飞出侵彻至月壤剖面,结构体从弹性夹持接口中脱离并反向抛射,侵彻单元给机械臂的反作用力仅限于夹持摩擦力,且摩擦力大小可通过对弹性夹持接口的优化设计予以控制,以满足机械臂在轨安全作业需求,具有较好的工程应用潜力。

3) 通过调整侵彻体构型、结构单元尺寸、爆燃剂剂量等设计参数,侵彻单元可适应月壤组构及月壤水冰含水率等不确定性因素的影响。永久阴影坑月壤矿物组成、石块分布、粒径分布、密实度等均存在不确定性,且不同含水率、不同密实度月壤水冰的强度与可侵彻性也存在较大差异,通过调整爆燃剂剂量及优化设计参数,可有效消除月壤机械特性与赋存特性差异性对侵彻效能的影响。