火星車主動(dòng)懸架的幾何參數(shù)優(yōu)化

陶灼 陳百超 賈陽

(北京空間飛行器總體設(shè)計(jì)部，北京 100094)

火星車主動(dòng)懸架的幾何參數(shù)優(yōu)化

陶灼 陳百超 賈陽

(北京空間飛行器總體設(shè)計(jì)部，北京 100094)

火星表面地形復(fù)雜，給火星車的移動(dòng)帶來困難。為解決火星車在火星表面的高性能移動(dòng)問題，我國火星車在主副搖臂的基礎(chǔ)構(gòu)型上加入主動(dòng)環(huán)節(jié)，成為主動(dòng)懸架火星車。主動(dòng)主副搖臂懸架為一種新型懸架，存在其特有的設(shè)計(jì)需求。為使火星車主搖臂張角調(diào)節(jié)過程中車廂俯仰角最小，抬輪工作模式下抬輪抗傾翻力矩最大，離合器所受力矩最小，以這3個(gè)參數(shù)作為優(yōu)化目標(biāo)，對(duì)主動(dòng)主副搖臂懸架的尺寸參數(shù)進(jìn)行優(yōu)化。由于優(yōu)化函數(shù)和約束條件均很復(fù)雜，故選用遺傳算法進(jìn)行優(yōu)化，最終給出優(yōu)化結(jié)果，并對(duì)優(yōu)化目標(biāo)進(jìn)行仿真分析，對(duì)優(yōu)化后的尺寸進(jìn)行靈敏度分析。

火星車；主動(dòng)懸架；運(yùn)動(dòng)學(xué)；準(zhǔn)靜力學(xué)；遺傳優(yōu)化

1 引言

火星探測(cè)是近年來國內(nèi)外深空探測(cè)的熱點(diǎn)之一。火星車懸架是火星車移動(dòng)系統(tǒng)重要組成部分，懸架各桿件的尺寸參數(shù)對(duì)懸架的性能具有顯著影響。

2008—2011年哈爾濱工業(yè)大學(xué)的侯緒研[1]、李博[2]等人分別對(duì)被動(dòng)主副搖臂懸架跨越臺(tái)階障礙的高度和能耗進(jìn)行了單目標(biāo)優(yōu)化，李所軍[3]對(duì)被動(dòng)主副搖臂懸架的越障電機(jī)輸出功率、崎嶇工況車體垂直位移及俯仰角進(jìn)行了多目標(biāo)優(yōu)化，但均未涉及主動(dòng)懸架的優(yōu)化問題。雖然2009年哈爾濱工業(yè)大學(xué)的陶建國[4]對(duì)主動(dòng)懸架進(jìn)行了尺寸優(yōu)化，但其優(yōu)化目標(biāo)為水平地面占據(jù)包絡(luò)空間最小，未涉及運(yùn)行過程中主動(dòng)重構(gòu)對(duì)懸架運(yùn)動(dòng)性能的影響。2003年美國噴氣推進(jìn)實(shí)驗(yàn)室(JPL)設(shè)計(jì)了用于取樣返回任務(wù)的主動(dòng)懸架火星車，并對(duì)主動(dòng)懸架控制進(jìn)行了研究，以提高主動(dòng)懸架的抗側(cè)翻性能[5]，然而并未進(jìn)行主動(dòng)懸架尺寸參數(shù)的優(yōu)化。

本文針對(duì)上述問題，以車輪載荷均衡性、火星車收攏包絡(luò)尺寸、靜態(tài)穩(wěn)定角等為約束條件，開展主動(dòng)懸架尺寸參數(shù)優(yōu)化，以實(shí)現(xiàn)火星車主動(dòng)運(yùn)動(dòng)過程中運(yùn)動(dòng)平順性(車體俯仰角±1°)和抬輪穩(wěn)定性(抬輪抗傾翻力矩大于30 N·m)，以及主副搖臂鉸接點(diǎn)處離合器所受力矩控制不超過150 N·m的目標(biāo)。

2 火星車主動(dòng)懸架組成及工作模式

2.1 懸架組成

主動(dòng)臂懸架由兩側(cè)主副搖臂懸架及差動(dòng)機(jī)構(gòu)組成，兩側(cè)懸架通過差動(dòng)機(jī)構(gòu)相連，差動(dòng)機(jī)構(gòu)與車廂固連，單側(cè)懸架由主、副搖臂組成，主、副搖臂相互鉸接，鉸接點(diǎn)處加裝離合器，用于必要時(shí)鎖死主、副搖臂間夾角，主搖臂分為主搖臂長(zhǎng)臂和主搖臂短臂，主搖臂長(zhǎng)臂和短臂間設(shè)有張角調(diào)節(jié)機(jī)構(gòu)。張角調(diào)節(jié)機(jī)構(gòu)安裝在差動(dòng)機(jī)構(gòu)內(nèi)，為一臺(tái)電機(jī)加一組齒輪系，可以完成主搖臂長(zhǎng)、短臂相對(duì)于差動(dòng)軸的定比例運(yùn)動(dòng)。主動(dòng)懸架的機(jī)構(gòu)組成及懸架與車廂、車輪的連接方式如圖1所示[6]。

圖1 火星車主動(dòng)懸架簡(jiǎn)圖(實(shí)線部分)Fig.1 Diagram of active suspension Martian rover(real line part)

2.2 主動(dòng)懸架工作模式

火星車的主動(dòng)工作模式可以分為：火星車折展工作模式、蠕動(dòng)行進(jìn)工作模式、抬輪工作模式。

(1)火星車折展工作模式及蠕動(dòng)行進(jìn)工作模式。火星車折展和蠕動(dòng)行進(jìn)過程當(dāng)中，離合器不工作，通過張角調(diào)節(jié)機(jī)構(gòu)的運(yùn)動(dòng)完成，如圖2、圖3所示。

圖2 火星車折展工作模式Fig.2 Folding and opening operating mode

圖3 蠕動(dòng)行進(jìn)工作模式Fig.3 Inching operating mode

(2)抬輪工作模式，可分別將前、中、后輪抬起。前、中、后輪抬起的過程分別為將車體質(zhì)心調(diào)節(jié)到中輪和后輪、后輪和前輪、中輪和前輪之間，鎖死離合器，調(diào)節(jié)主搖臂張角，抬起相應(yīng)車輪，如圖4(a)、圖4(b)、如圖4(c)所示。

圖4 三種抬輪工作模式Fig.4 Three kinds of wheel lifting operating mode

3 主動(dòng)懸架運(yùn)動(dòng)學(xué)建模

為研究主動(dòng)運(yùn)動(dòng)過程中，火星車懸架各部分的運(yùn)動(dòng)關(guān)系，對(duì)主動(dòng)懸架進(jìn)行運(yùn)動(dòng)學(xué)建模。定義車廂離地間隙為h0時(shí)車體的位姿為標(biāo)稱位姿，定義火星車首次展開至標(biāo)稱位姿時(shí)在世界坐標(biāo)系中的位置為標(biāo)稱位置，此時(shí)刻為標(biāo)稱時(shí)刻。

采用Denavit與Hartenberg提出的DH模型建立主動(dòng)主副搖臂懸架的單側(cè)DH坐標(biāo)系，如圖5所示(左側(cè)懸架)。圖5(a)定義了主動(dòng)懸架的DH坐標(biāo)系，D為差動(dòng)器坐標(biāo)系，O為車廂質(zhì)心坐標(biāo)系，標(biāo)稱時(shí)刻xO、xD軸水平指向車后，zO、zD軸指向火星車左側(cè)。A1、A2、A3分別為左側(cè)后、中、前輪輪心坐標(biāo)系，ρ為主副搖臂鉸接點(diǎn)坐標(biāo)系，這4個(gè)坐標(biāo)系的方向均按照DH坐標(biāo)系的定義法則[7]定義。W為世界坐標(biāo)系，即與大地固連的坐標(biāo)系，標(biāo)稱時(shí)刻，世界坐標(biāo)系原點(diǎn)在地面上車輪1正后方，距離輪1輪心r，即輪1輪心在世界坐標(biāo)系中坐標(biāo)為 (r,r,0)，r為車輪半徑，xW軸指向車前，zW軸指向火星車左側(cè)[6]。圖5(b)定義了車輪i(i=1,2,3)的固連坐標(biāo)系A(chǔ)is，在標(biāo)稱位置時(shí)，xAis軸水平指向車前，zAis軸指向火星車左側(cè)。以上坐標(biāo)系均為右手坐標(biāo)系。

圖5 左側(cè)懸架的DH坐標(biāo)系Fig.5 DH coordinate frames for rover’s left side

主動(dòng)懸架桿件長(zhǎng)度及相對(duì)角度的定義見圖6。圖6中引入了輔助線L1、L2，設(shè)定直線L1與左側(cè)差動(dòng)軸固連，當(dāng)懸架在標(biāo)稱位置時(shí)，該直線豎直向下；直線L2始終垂直于前輪、中輪輪心連線。l1、l2、l3、l4為主動(dòng)懸架四個(gè)桿件桿長(zhǎng)，η1、η2、η3、η4為標(biāo)稱時(shí)刻各桿件與輔助線L1、L2夾角，θ1、θ2、θ3為運(yùn)動(dòng)過程中各車輪轉(zhuǎn)角，ξ1、ξ2為運(yùn)動(dòng)過程中主搖臂長(zhǎng)臂、短臂與車廂夾角變化量，ρ1為副搖臂相對(duì)主搖臂夾角變化量。

由此，便可利用齊次陣之間的轉(zhuǎn)換關(guān)系，求出各DH坐標(biāo)系在世界坐標(biāo)系中的位置及轉(zhuǎn)角。

圖6 DH參數(shù)中物理量示意圖Fig.6 Physic Values in DH Parameters

4 主動(dòng)懸架的優(yōu)化計(jì)算

主動(dòng)懸架的優(yōu)化是多目標(biāo)優(yōu)化問題，根據(jù)對(duì)主動(dòng)懸架工作模式的需求，通過建立運(yùn)動(dòng)學(xué)及準(zhǔn)靜力學(xué)模型，對(duì)傳統(tǒng)主副搖臂懸架進(jìn)行尺寸優(yōu)化，使其符合主動(dòng)懸架的需求。

4.1 優(yōu)化參數(shù)

優(yōu)化參數(shù)以標(biāo)稱時(shí)刻的位姿為基礎(chǔ)，優(yōu)化懸架各桿件長(zhǎng)度，及桿件與車廂的夾角，即優(yōu)化圖6中尺寸參數(shù)：

(1)

式中：x0為車廂質(zhì)心到差動(dòng)軸的水平距離；其余各參數(shù)的物理意義見圖6。

4.2 主動(dòng)懸架優(yōu)化目標(biāo)

主動(dòng)懸架優(yōu)化包括3個(gè)目標(biāo)：①車廂俯仰角最小，②抬輪工作模式抗傾翻力矩最大，③抬輪工作模式離合器作用力矩最小。

4.2.1 車廂俯仰角最小

由于張角調(diào)節(jié)機(jī)構(gòu)采用齒輪系，對(duì)主搖臂長(zhǎng)臂和主搖臂短臂相對(duì)差動(dòng)軸轉(zhuǎn)速進(jìn)行成比例調(diào)節(jié)，這樣的調(diào)節(jié)方法，在火星車折展工作模式及蠕動(dòng)工作模式中，將帶來車廂的俯仰。若俯仰過大將產(chǎn)生車廂觸地危險(xiǎn)，不利于設(shè)備工作。在設(shè)計(jì)過程中，應(yīng)深入設(shè)計(jì)桿件長(zhǎng)度，使主動(dòng)工作模式調(diào)節(jié)帶來的俯仰角最小。

由DH坐標(biāo)系，可求得車廂俯仰角τ與主搖臂長(zhǎng)臂角度變化量ξ1的關(guān)系為

(2)

由此，設(shè)計(jì)優(yōu)化目標(biāo)函數(shù)為

(3)

即，優(yōu)化目標(biāo)為

(4)

式中：ξ1(max)、ξ1(min)分別為主搖臂長(zhǎng)臂角度變化量ξ1的最大、最小值。

4.2.2 抬輪工作模式抗傾翻力矩最大

抬輪工作模式的抗傾翻力矩是指，前輪和后輪抬升后，使火星車抬起的前輪或后輪落下而使未抬起的后輪或前輪抬起的最小力矩。由火星車的抬輪方法可知，抬輪工作模式的抗傾翻力矩的主要影響因素為差動(dòng)軸相對(duì)于中輪的水平位移，因而將差動(dòng)軸相對(duì)于中輪的水平位移最長(zhǎng)作為優(yōu)化目標(biāo)。

由DH坐標(biāo)系可得，差動(dòng)軸移動(dòng)至中、后輪之間，距離中輪最遠(yuǎn)時(shí)，相對(duì)于中輪的最大水平位移為

max(DXrear)=

(5)

差動(dòng)軸移動(dòng)至中、前輪之間，相對(duì)中輪最遠(yuǎn)時(shí)，相對(duì)于中輪的最大水平位移為

(6)

差動(dòng)軸整體相對(duì)于中輪移動(dòng)的最大位移為

(7)

式(5)、(6)中：l2、l3、η2、η3的物理意義見圖6；ρ1是主搖臂短臂與副搖臂間夾角變化量，是主搖臂長(zhǎng)臂相對(duì)差動(dòng)軸的角度變化量ξ1的函數(shù)ρ1(ξ1)，ξ1(min)、ξ1(max)分別為ξ1的最小值和最大值；h0為標(biāo)稱位姿下火星車車廂離地間隙。

目標(biāo)函數(shù)：f2(X)=DXmax；優(yōu)化目標(biāo)：maxf2(X)=DXmax。

4.2.3 抬輪工作模式離合器作用力矩最小

為使主動(dòng)懸架工程可實(shí)現(xiàn)性好，離合器器件選擇容易，抬輪工作模式安全，要求在抬輪工作模式下主副搖臂鉸接點(diǎn)離合器作用力矩最小。

由于火星車運(yùn)動(dòng)速度較慢，因此，可以用準(zhǔn)靜力學(xué)對(duì)火星車受力情況進(jìn)行分析。由準(zhǔn)靜力學(xué)分析可得，離合器受力矩最大值將產(chǎn)生在前輪離開地面時(shí)。由DH坐標(biāo)及準(zhǔn)靜力學(xué)分析可得前輪抬起時(shí)離合器最大力矩為

(8)

式中：N2為前輪離開地面時(shí)中輪所受地面支撐力，可由DH坐標(biāo)及準(zhǔn)靜力學(xué)分析求得，Gwh為車輪在火星上所受重力，其余各量的物理意義見圖6。

目標(biāo)函數(shù)：f3(X)=Mchor,max；優(yōu)化目標(biāo)：minf3(X)=Mchor,max。

4.2.4 多目標(biāo)函數(shù)的建立

優(yōu)化目標(biāo)中既有最大值優(yōu)化也有最小值優(yōu)化，為方便優(yōu)化目標(biāo)的進(jìn)一步處理，將所有優(yōu)化目標(biāo)轉(zhuǎn)換為最小值優(yōu)化，即優(yōu)化目標(biāo)二變更為

(9)

采用加權(quán)函數(shù)法進(jìn)行多目標(biāo)優(yōu)化，取目標(biāo)函數(shù)為

(10)

式中：wj(j=1,2,3)為第j個(gè)優(yōu)化目標(biāo)的加權(quán)因數(shù)。

為使多個(gè)優(yōu)化目標(biāo)具有相同的量綱和量級(jí)，而不至于在優(yōu)化計(jì)算過程中由于數(shù)值差距過大而過早收斂于某一個(gè)優(yōu)化目標(biāo)，加權(quán)因數(shù)選擇為各個(gè)目標(biāo)的單目標(biāo)優(yōu)化最優(yōu)值，即

(11)

4.3 約束條件

為滿足火星車設(shè)計(jì)及主動(dòng)工作模式需求，將水平地面車輪載荷均衡、火星車收攏尺寸小于收攏包絡(luò)、靜態(tài)穩(wěn)定角滿足火星環(huán)境需求等指標(biāo)作為優(yōu)化約束條件，以保證火星車的性能和設(shè)計(jì)要求。約束條件如下：

(1)車輪觸地約束：l1cosη1=l2cosη2+l3cosη3,l1cosη1=l2cosη2+l4cosη4；

(2)車輪載荷均衡約束：2(l2sinη2-x0)=l1sinη1+x0,l3sinη3=l4sinη4；

(3)差動(dòng)軸高度約束：hdiff,min≤l1cosη1+r≤hdiff,max；

(4)差動(dòng)軸豎直行程約束：l2cosη2+l2≥h0；

(6)靜態(tài)穩(wěn)定角約束：l1sinη1+x0≥hc,l2sinη2+l4sinη4-x0≥hc；

其中，hdiff,min和hdiff,max分別為在車廂包絡(luò)尺寸約束下標(biāo)稱位姿差動(dòng)軸高度可取得的最小值和最大值；Le為收攏狀態(tài)水平方向最大包絡(luò)尺寸；hc為標(biāo)稱位姿下車廂質(zhì)心的高度；其余各量物理意義見圖6。

在此算例中共有4個(gè)等式對(duì)優(yōu)化參量取值進(jìn)行約束，可以將等式約束轉(zhuǎn)換為各參量間關(guān)系，建立關(guān)系方程，將其中4個(gè)參量轉(zhuǎn)換為其余參量的函數(shù)，從而消去4個(gè)優(yōu)化參量，對(duì)優(yōu)化問題進(jìn)行簡(jiǎn)化。

對(duì)于不等式約束，采用懲罰函數(shù)法對(duì)約束進(jìn)行處理[8]。

4.4 優(yōu)化結(jié)果

火星車主動(dòng)懸架的優(yōu)化目標(biāo)函數(shù)關(guān)系式復(fù)雜，且存在不可導(dǎo)點(diǎn)，不能用梯度法等解析法對(duì)該問題進(jìn)行優(yōu)化；其復(fù)雜的約束條件，使得利用已有信息和再生信息進(jìn)行迭代搜索的直接法受初值影響大，更易收斂為局部極值而非最優(yōu)值。因而，選用遺傳算法解決火星車主動(dòng)懸架的優(yōu)化問題[9-10]。

對(duì)火星車主動(dòng)懸架的優(yōu)化采用MATLAB編程實(shí)現(xiàn)，優(yōu)化的算法流程如圖7。優(yōu)化結(jié)果為

(12)

式中：l10、l20、l30、l40分別為各桿件優(yōu)化前的桿長(zhǎng)，單位為mm；η10、η20、η30、η40分別為優(yōu)化前標(biāo)稱位姿時(shí)各桿件與豎直方向的夾角，單位為(°)；x00為優(yōu)化前車廂質(zhì)心相對(duì)于差動(dòng)軸的水平距離，單位為mm。

為方便后續(xù)表達(dá)，將優(yōu)化后的參數(shù)向量X中的各個(gè)分量對(duì)應(yīng)命名如下：

(13)

圖8中列出了計(jì)算過程中，每代的多目標(biāo)函數(shù)值優(yōu)化結(jié)果。最終得到優(yōu)化結(jié)果的結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)圖如圖9所示。

圖7 遺傳算法流程圖Fig.7 Genetic optimization arithmetic process

圖8 多目標(biāo)函數(shù)值變化曲線Fig.8 Multi-objects function value course curve

圖9 優(yōu)化后的主動(dòng)懸架結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)圖(實(shí)線部分)Fig.9 Active suspension after optimization(real line part)

表1 優(yōu)化前后優(yōu)化目標(biāo)值對(duì)比

優(yōu)化前后，抬輪傾翻力仿真結(jié)果如圖2所示。經(jīng)過ADAMS仿真表明，優(yōu)化前的懸架前輪無法穩(wěn)定抬起；后輪抬起10cm時(shí)，使火星車傾翻的力矩為15N·m。優(yōu)化后的主動(dòng)懸架，前輪抬起10cm時(shí)，使火星車傾翻的力矩為38N·m；后輪抬起10cm時(shí)，使火星車傾翻的力矩為53N·m。優(yōu)化后的主動(dòng)懸架抬輪工作模式較未優(yōu)化的懸架穩(wěn)定性大為提升，且在火星表面傾翻力矩較大的松軟沙地上，車輪受到的轉(zhuǎn)矩一般為10～20N·m，表明該優(yōu)化結(jié)果可以保證抬輪后火星車的正常行駛。

表2 抬輪傾翻力仿真結(jié)果

4.5 靈敏度分析

在實(shí)際工程中，火星車懸架的生產(chǎn)和裝配都會(huì)產(chǎn)生誤差，因此，需要對(duì)火星車各尺寸的變化對(duì)優(yōu)化目標(biāo)的影響程度進(jìn)行分析，分析方法采用靈敏度分析法，對(duì)于影響較大的尺寸參數(shù)，在制造及裝配過程中應(yīng)對(duì)其誤差限進(jìn)行嚴(yán)格控制。

在尺寸參數(shù)向量X的第i個(gè)分量xi有微小變化量Δxi時(shí)，分量xi對(duì)多目標(biāo)函數(shù)F(X)的靈敏度為

(14)

計(jì)算得各尺寸參量對(duì)多目標(biāo)函數(shù)影響的靈敏度見表3。

表3 尺寸靈敏度

表3給出了各尺寸參數(shù)對(duì)多目標(biāo)函數(shù)的影響情況。比較各長(zhǎng)度參數(shù)l1、l2、l3、l4、x0對(duì)多目標(biāo)函數(shù)的影響可發(fā)現(xiàn)：l3對(duì)多優(yōu)化目標(biāo)的影響最大，靈敏度達(dá)到0.008 4mm-1，x0對(duì)多優(yōu)化目標(biāo)的影響最小，靈敏度僅為0.000 58mm-1。說明若考慮對(duì)俯仰角、抗傾翻力矩和離合器所受力矩的綜合優(yōu)化結(jié)果進(jìn)行控制，應(yīng)嚴(yán)格控制l3的尺寸。仿真結(jié)果表明：當(dāng)l3控制在[l3,op-1.2 mm,l3,op+0.8 mm]區(qū)間內(nèi)時(shí)，可將多目標(biāo)函數(shù)的增量控制在0.006以內(nèi)。比較尺寸參數(shù)(η1+η2)和(η3+η4)對(duì)多目標(biāo)函數(shù)的影響可發(fā)現(xiàn)η1+η2(即標(biāo)稱位姿下主搖臂長(zhǎng)臂和短臂間夾角)對(duì)綜合優(yōu)化結(jié)果影響最大，靈敏度達(dá)到0.023 0(°)-1。當(dāng)(η1+η2)控制在[η1,op+η2,op-0.4°,η1,op+η2,op+0.2°]以內(nèi)時(shí)，可將多目標(biāo)函數(shù)的增量控制在0.006以內(nèi)。

5 結(jié)論

(1)本文通過對(duì)火星車懸架桿件長(zhǎng)度及夾角等尺寸參數(shù)的優(yōu)化，在滿足水平地面車輪載荷均衡、火星車收攏尺寸小于收攏包絡(luò)、靜態(tài)穩(wěn)定角滿足火星環(huán)境需求等約束條件下，實(shí)現(xiàn)了在火星車主動(dòng)運(yùn)動(dòng)過程中運(yùn)動(dòng)平順性(車體俯仰角變化范圍為[-0.87°,0.89°])，抬輪穩(wěn)定性(抬輪抗傾翻力矩最小為38 N·m)，和主副搖臂鉸接點(diǎn)處離合器所受力矩不大于127 N·m的綜合優(yōu)化目標(biāo)。

(2)經(jīng)過靈敏度分析可得，尺寸參數(shù)中，與中輪連接的副搖臂桿件長(zhǎng)度l3的變化對(duì)多目標(biāo)優(yōu)化結(jié)果的影響較大，因而應(yīng)對(duì)l3進(jìn)行較為嚴(yán)格的限制，應(yīng)限制在[l3,op-1.2 mm,l3,op+0.8 mm]范圍內(nèi)，其中l(wèi)3,op為l3優(yōu)化后的尺寸。

(3)各夾角參數(shù)中，標(biāo)稱位姿下主搖臂長(zhǎng)、短臂間夾角(η1+η2)的變化對(duì)多目標(biāo)優(yōu)化結(jié)果的影響較大，因此應(yīng)將其限制在[η1,op+η2,op-0.4°,η1,op+η2,op+0.2°]的范圍內(nèi)，其中(η1,op+η2,op)為(η1+η2)優(yōu)化后的尺寸。

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(編輯：張小琳)

Optimization of Geometric Parameters for Martian Rover Active Suspension

TAO Zhuo CHEN Baichao JIA Yang

(Beijing Institute of Spacecraft System Engineering,Beijing 100094,China)

The terrain on Martian is complex,leading difficulty for Martian rover to move. In order to improve performance of Martian rover mobility,Martian rover of China has been designed with active articulateness on the base of rocker-bogie suspension,and gained an active suspension. The active suspension is a new kind of suspension,which has its own special requirements. In order to minimize the body pitch,maximize the anti-tilting moment of wheel lifting operating mode and minimize the torque of the clutch between rocker and bogie,by selecting these three parameters as optimization objects,parameters of the suspension has been optimized. Because of the complex optimization function and the complex multi-constraints,genetic optimization has been selected as optimization method. The solution has been given,correlative simulations have been done,and the sensitivity of each suspension parameter has been analyzed.

Martian rover; active suspension; kinematics; quasi-state force theory; genetic optimization

2015-12-02；

2016-11-11

陶灼，女，碩士，研究方向?yàn)轱w行器總體設(shè)計(jì)。Email:taozhuo90@foxmail.com。

V448.2

A

10.3969/j.issn.1673-8748.2016.06.008