基于多級鋁蜂窩緩沖器的新型著陸器性能分析

賈 山，錢佳程，陳金寶，周金華，徐雅男，張 勝，肖赟辰，陳 姮

（1.南京航空航天大學 航天學院，江蘇 南京 210016；2.深空星表探測機構技術工信部重點實驗室，江蘇南京 210016；3.航天進入減速與著陸技術航天科技集團重點實驗室，江蘇南京 210016；4.智能感知與無損著陸技術聯合實驗室，江蘇南京 210016）

0 引言

深空探測是人類探索宇宙奧秘、開發天體資源、拓展空間疆域、實施技術創新的重要領域。重返月球和載人火星探測并列為21 世紀的深空探測目標，對月球實現成功探測，是進行火星等更遠深空探測的必要基礎［1］。目前，世界主要航天大國與機構的探月軟著陸系統采用的主要構型有“倒三角式”，如1966 年美國發射的Surveyor1［2］；“懸臂式”，如1969 年美國成功發射的世界上一個載人登月著陸器Apollo11［3］。

雖然這些典型登月航天器的著陸系統能很好地實現軟著陸緩沖，但是著陸后只能固定在著陸點，無法對著陸后自身的位置與姿態做出進一步的修正，且探測范圍被限制在著陸點附近很小的區域內，同時也很難為上升器創造最佳的起飛姿態，所以在構型上需要做進一步改進。因此，近幾年各航天大國對著陸器的多功能化提出了更高要求，特別是針對集著陸、緩沖、行走為一體的著陸器研究，已經成為未來深空探測研究裝備的熱點之一。如2004 年，美國“星座”計劃提出的可移動探月著陸器的概念，其著陸機構為42 自由度六足式機構［4］；香港大學基于機器人技術提出的星表移動方案，著陸后變形為基于4 搖臂8 輪的移動機構將所攜帶的密封艙送往指定位置，具備一定的路面適應性［5］。但是，一方面可行走探月著陸器的構型具有特殊性，無法運用傳統構型上的緩沖裝置作為緩沖；另一方面，目前的鋁蜂窩壓縮吸能方式局限于兩級鋁蜂窩的搭配方式，其在緩沖過程中，沖擊平臺反向加速度峰值在過渡階段明顯增高，并且目前針對鋁蜂窩的多級緩沖設計，基本都局限于半經驗公式，計算精度較低，沒有一定的理論計算依據。

為了滿足對著陸后姿態調整和移動的要求，需要在已有的腿足式軟著陸機構的基礎上對緩沖機構進行設計，提出一種可移動探月軟著陸裝置的創新型構型方案；也亟需一種新型多級鋁蜂窩緩沖裝置與可行走探月著陸器相結合，以滿足著陸緩沖要求以及著陸緩沖完成后需進行行走的行程要求；而緩沖裝置的內部多級鋁蜂窩則需要通過建立計算精度更高的蜂窩結構力學特性模型，對多級蜂窩的搭配方式進行優化。將構型與優化結果相結合進行驗證，為后續開展的載人登月、月表基地建設等工程實施提供技術支撐。

1 整機設計簡述

著陸器整機按照傳統著陸腿構型可分為倒三角式和懸臂式兩種［6-7］。為適應目前傳統著陸要求下需要進行可行走著陸器的特點，則需要對著陸器的基本構型進行設計，如圖1 所示。著陸緩沖機構部分參照懸臂式機構進行設計，整機包括4 套緩沖機構、一套機構由一個緩沖驅動一體化主減震器、2 個緩沖驅動一體化輔助減震器組成。其中，著陸器本體質量為1 200 kg。采用推桿設計將傳統軟著陸裝置位于機械腿上的主緩沖支柱轉移至推桿與軟著陸裝置本體之間，將傳統軟著陸裝置主緩沖支柱的壓縮吸能變為拉伸吸能。該構型可保證作為行走機構的機械腿在緩沖前后的運動學特性的一致性，有利于之后的動力學建模與控制，通過單腿與整機運動學分析進行基于收攏包絡尺寸限制、斜坡地形適應性與越障能力要求的優化。

圖1 新型著陸器整機構型Fig.1 Mechanisms of the new type lander

在緩沖器部分，作為著陸緩沖機構的關鍵部件，既承擔著緩沖吸能的作用又承擔著驅動行走的功能，在結構設計上相對于傳統的緩沖器而言，具有一定的特殊性。緩沖驅動一體化緩沖器如圖2 所示。在沖擊過程中，通過雙向拉壓組件來對鋁蜂窩進行壓縮，壓縮完成后需要進行行走功能，則需要通過驅動系統組件對絲杠螺母機構進行驅動，在含減速器的驅動電機、驅動系統組件、絲杠和雙向拉壓組件的相互作用下，為緩沖器實現伸縮功能。

圖2 緩沖驅動一體化緩沖器Fig.2 Buffer drive integrated buffer

2 多級鋁蜂窩設計

緩沖器作為行星探測器著陸過程中最重要的吸能裝置，承擔吸收大部分沖擊動能以及保護行星探測器的本體結構和有效載荷不受到沖擊破壞的任務。鋁蜂窩作為緩沖器的重要組成部分，利用其結構變形來實現吸收沖擊動能的目的［8-12］。緩沖器的設計由兩塊核心內容組成，即緩沖設計和強度設計［13］。在緩沖設計部分，鋁蜂窩具有密度低、壓潰強度弱、壓縮變形大且空間適應性強等優點。鋁蜂窩根據其結構壓縮特性，可將其壓縮過程分為異面壓縮和面內壓縮，如圖3 所示，沿著Z方向壓縮即為異面壓縮，沿著X、Y方向即為面內壓縮。由于異面壓縮時產生的平均應力遠遠大于面內壓縮時產生的平均應力［14］，所以通常情況下，在鋁蜂窩緩沖器中，由鋁蜂窩來承受異面壓縮方向的沖擊載荷。

圖3 鋁蜂窩材料異面方向示意圖Fig.3 Diagram of different directions of aluminum honeycomb materials

文獻［15］利用Hex-web 公司的兩種強度的鋁蜂窩串聯作為緩沖器的2 級緩沖材料，以研究分析2 級鋁蜂窩緩沖裝置的緩沖特性。而在文獻［12］中指出，在選取Hex-web 公司的兩種強度的鋁蜂窩作為緩沖材料的基礎上，又對3 級、4 級和5 級進行仿真分析，確定最佳吸能緩沖級數為3 級。但是，上述3 級蜂窩緩沖器僅局限于兩種材料的鋁蜂窩，且其仿真結果如圖4 所示。在當第1 級蜂窩材料完全壓縮時，探測器反向加速度發生突變，造成探測器過載突然增大，容易對探測器本體及有效載荷產生不利影響。這一情況下，為緩和探測器反向加速度發生突變的情況，在兩種材料的鋁蜂窩之間再添加一種強度適中的鋁蜂窩材料作為搭配，且本體質量為1 200 kg，則相對于載人探測器本體質量而言，所要求的鋁蜂窩強度也發生了一定程度上的改變。而在制造方面，3003 和5052 是最為常見的兩種鋁箔材料，其特點在于：3003 易于加工，強度和成本較低；5052 相對3003 加工難度大，強度和成本較高。本文選取了3 種規格的鋁蜂窩材料，與傳統鋁蜂窩不同的是，為適應在行走過程中絲杠傳動需要讓鋁蜂窩留有一定的內徑。鋁蜂窩材料參數見表1。

圖4 探測器反向加速度曲線［12］Fig.4 Inverse acceleration curve of the detector［12］

表1 鋁蜂窩材料參數Tab.1 Aluminum honeycomb material parameters

為了驗證在靜態異面壓縮作用下鋁蜂窩材料的力學特性，以及對材料的試驗數據進行采集，分別對3 種規格的鋁蜂窩進行準靜態壓縮試驗。為便于對試驗材料進行標定，需對表1 中的材料名稱重新命名，序號1 對應H004-3003，序號2 對應H005-3003，序號3 對應H005-5052。本試驗采用微機電子控制萬能試驗機進行試驗，工作環境溫度為22 ℃。

在試驗設置中，采用上下壓盤對鋁蜂窩進行固定，將壓頭的壓縮速率設為5 mm/min，如圖5 所示。壓縮完成前后的試件對比如圖6 所示。

圖5 鋁蜂窩靜態壓縮試驗Fig.5 Static compression test of aluminum honeycomb

圖6 壓縮完成前后的試件對比Fig.6 Specimen comparison before and after compression

將試驗得到的3 種規格的鋁蜂窩材料參數數據進行整理，載荷-位移之間的變化關系如圖7 所示。鋁蜂窩H004-3003 在準靜態壓力作用下，發生了3 個階段的變形，即初始彈性變形階段（彈性區）、穩定塑性坍塌階段（平臺區）以及密實壓縮段（壓實區），且在穩定階段的載荷與理想要求保持基本一致。

圖7 H004-3003 在靜壓力環境下載荷-位移曲線Fig.7 Load-displacement curve of H004-3003 under static pressure

文獻［16］提出了六邊形蜂窩結構模型，該模型是依據蜂窩結構具有一定的對稱性，則將單個胞元“Y”進行提取分析研究，如圖8 所示。其中，該文獻將六邊形的蜂窩結構簡化，厚度為t，長度為l/2，胞元的相鄰夾角為α。本文借鑒六邊形蜂窩結構分析模型，分別對H004-3003、H005-3003、H005-5052 三種規格的鋁蜂窩進行最大有效吸能分析。

圖8 六邊形蜂窩結構分析模型Fig.8 Analysis model of hexagonal honeycomb structure

文獻［16］中，經過一系列推導與計算，可得單個“Y”胞元最大有效吸能公式為

式中：σ0為材料初始屈服強度，MPa；t為胞元厚度，mm；k為有效壓縮行程系數k=0.82；v0為著陸沖擊速度；k1為高度補償系數，在Gibson 關于蜂窩結構壓縮時的極限應變研究中，通常可在1.4～1.6 之間取值［14］，本文取1.6；根據文獻［17-19］對已有不同材料的D、p值的研究，本文中采用的鋁蜂窩結構，擬采用D=34 295.5；l=w為胞元邊長；p=1.904。

根據文獻［20］所給出的著陸沖擊模型及參數確定的方法，選用探測器本身1/4 質量對鋁蜂窩進行異面沖擊（因為探測器本身如果為四腿結構，主緩沖支柱和輔助緩沖支柱分別承擔縱向和橫向載荷，豎向沖擊主要靠主緩沖支柱來吸收，每條主緩沖支柱承擔約1/4 的沖擊質量），沖擊模型如圖9所示。

圖9 T 向沖擊簡化模型Fig.9 Simplified impact model in the T-direction

將H004-3003、H005-3003、H005-5052 的 相 關參數分別導入式（1）中，分別可得單個胞元吸收的能量，通過總面積與單個胞元面積相除，以得到相關系數。將該系數分別與3 個胞元吸收的能量相乘可 得w1總=6.067×L1，w2總=10.225 9×L2，w3總=11.233 1×L3，其中，L1、L2、L3分別為H004-3003、H005-3003、H005-5052 的搭配長度。依據能量守恒定律可得

式中：v為質量塊的接觸速度；m為質量塊的質量；H壓縮為Z方向上的壓縮位移量。

計算本體1/4 的質量，即300 kg，代入式（2），計算可得在300 kg 質量塊對多級蜂窩壓縮的過程中表現出的蜂窩長度與能量之間的守恒關系為

根據上一章得出的蜂窩長度與能量之間的守恒關系，并不能確定每種規格所需的具體長度，因此需要進一步優化。優化目標在于：1）壓縮后的鋁蜂窩剩余長度最小，以保證緩沖完成后在行走過程中有足夠的行程空間；2）每一節規格的蜂窩長度應當大于0，以保證在緩沖過程中著陸器本體的反向加速度不會發生突變；3）滿足300 kg、4 m/s 沖擊速度下，蜂窩長度與能量之間的守恒關系。可得目標函數與約束條件為

在Matlab 中利用linprog 函數線性規劃進行求解，可得L1=L2=L3=90.101 9 mm。考慮到在壓縮過程中，實際壓縮率與理論壓縮率存在一定誤差，誤差系數（實際壓縮率與理論壓縮率之間的比值）可通過不同材料的鋁蜂窩壓縮進行計算，計算結果分別為1.170、1.215、1.231，因此，在正常工況下分別取L1=105.42 mm，L2=109.47 mm，L3=110.91 mm。而實際情況下，為滿足安全裕度要求（即不能全部被壓縮），也便于后期試驗材料的選購，分別選取長度為120 mm。

3 串聯式多級鋁蜂窩的仿真與試驗驗證

3.1 仿真驗證

為了驗證上文計算的理論結果是否正確，則需要進行仿真分析。本文利用有限元軟件Ansys 對300 kg 環境（正常工況）進行建模并生成k 文件，利用Ansys Ls-Dyna 對其k 文件進行計算，并采用Ls-Prepost 軟件對計算結果進行后處理分析。在建模過程中，分別對材料進行定義，其中，鋁蜂窩材料采用Ansys 軟件中特定的Honeycomb 材料進行定義。Ansys 環境中的有限元模型（300 kg）如圖10 所示，總長為360 mm。為了提高計算精度，降低計算時長，在質量塊部分劃分網格尺寸較大，而在重點研究的鋁蜂窩部分劃分網格較密。邊界條件設為底部約束，質量塊為4 m/s 的接觸速度，接觸動靜摩擦系數均設為0.3。

圖10 ANSYS 環境中的有限元模型（300 kg）Fig.10 Finite element model in the ANSYS environment（300 kg）

Ls-Prepost 中后處理壓縮前模型如圖11（a）所示，壓縮完成后模型如圖11（b）所示。此刻，鋁蜂窩模型幾乎完全被壓縮，質量塊的能量被完全吸收。壓縮過程中蜂窩吸能曲線變化圖如圖12 所示。從曲線可知，1 級蜂窩鋁材緩沖材料達到最大吸能量后，2 級蜂窩鋁材緩沖材料開始吸能，2 級蜂窩鋁材緩沖材料達到最大吸能量后，3 級蜂窩鋁材緩沖材料開始吸能，表示1、2、3 級蜂窩在被質量塊沖擊的過程中依次進行壓縮吸能，且單個鋁蜂窩和總吸收能量與理論基本保持一致。

圖11 Ls-Prepost 中后處理模型（300 kg）Fig.11 Post-processing model in Ls-Prepost（300 kg）

圖12 蜂窩能量吸能曲線（300 kg）Fig.12 Honeycomb energy absorption curve（300 kg）

在后處理過程中對質量塊的反向加速度峰值進行研究，質量塊的反向加速度峰值對著陸器本身的緩沖性能判斷具有著重要意義。如圖13 所示，其在壓縮過程中，最大過載保持在5.5g以內，滿足過載要求（10g），且在壓縮完成后，質量塊Z方向的壓縮位移占總長度的75%以上，為理想狀態下的壓縮率，滿足壓縮要求。

圖13 質量塊的反向加速度曲線（300 kg）Fig.13 Reverse acceleration curve of the mass block（300 kg）

3.2 試驗驗證

試驗所用設備采用蘇試試驗公司的CL-100 沖擊試驗臺，該試驗臺由質量加載區、加速度傳感器、質量塊、釋放裝置、液壓提升裝置、滑動導軌和緩沖材料放置區組成，如圖14 所示。該裝置通過液壓提升裝置將質量塊提升到一定的高度，通過釋放裝置對質量塊進行釋放，質量塊沿著導軌做自由落體運動，對緩沖材料放置區的材料進行沖擊，再通過加速度傳感器對質量塊的反向加速度進行測量。由于在該裝置試驗過程中無法模擬月球重力加速度，所以需要利用能量法對加載質量進行重新計算，即在地球重力環境下，接觸速度與月球環境下接觸速度保持一致，均為4 m/s，吸收能量也保持一致，計算得出加載質量為230 kg。

圖14 CL-100 沖擊試驗臺Fig.14 CL-100 impact test platform

實驗試件由上下導向環、3 種強度的鋁蜂窩材料、隔板以串聯的形式組成，如圖15 所示。試驗環境溫度為30oC，質量塊提升至一定高度（即接觸鋁蜂窩的時刻速度為4 m/s），采樣頻率為8 000 Hz。將該串聯式多強度鋁蜂窩試驗件放置于CL-100 沖擊試驗臺的緩沖材料放置區正中心，確保避免質量塊在壓縮過程中不會出現大幅度偏移，從而導致試驗數據不準確的問題。

圖15 串聯式多強度鋁蜂窩試驗件Fig.15 Series multi-strength aluminum honeycomb specimens

在質量塊接觸鋁蜂窩并壓縮的過程中，強度較小的鋁蜂窩H004-3003 先發生壓潰變形，且幾乎被完全壓潰，后依次對中強度蜂窩H005-3003 進行壓縮，壓縮至2/3 處時停止壓縮，而高強度蜂窩H005-5052 只發生了微小變形，并未有大程度上的壓縮，其壓縮完成后的狀態如圖16 所示。

圖16 沖擊完成后狀態Fig.16 State after impact

試驗壓縮后的剩余長度為與理想狀態下的壓縮剩余長度相比存在一定的誤差，考慮是質量塊與導軌之間存在一定的摩擦系數，非完全自由落體狀態，且試驗臺本身與地面連接部分處于有些許懸空，會導致沖擊過程中替代一部分緩沖作用，而致使強蜂窩部分無法被完全壓縮，也能充分保障著陸器在實際的沖擊過程中有足夠的安全裕度。質量塊反向加速度的仿真與試驗結果對比曲線如圖17所示，質量塊的反向加速度趨勢基本保持一致，而最大加速度峰值，在實際情況下為6.5g左右，仿真最大加速度峰值控制在5.5g左右，實際試驗相對仿真峰值較大的原因：一方面在于加速度傳感器本身存在上下0.5g左右的誤差波動；另一方面在于在實際過程中鋁蜂窩頂部安裝了導向環，質量塊與導向環之間存在剛性碰撞，而仿真過程中則直接接觸忽略了導向環對其反向加速度的影響。

圖17 仿真與試驗結果對比Fig.17 Comparison of simulation and test results

4 整機仿真驗證

在Adams 環境中，建立可行走探月著陸器的多體動力學模型，如圖18 所示。結構上由本體、腿桿、主輔緩沖支柱以及足墊組成，連接方式主要由萬向節連接、轉動副連接以及球餃連接等方式進行連接。其中，主緩沖支柱模型主要通過模擬的鋁蜂窩力學模型吸收豎直方向的載荷，通過輔助緩沖支柱來吸收水平方向的載荷。為了對鋁蜂窩的壓潰力模擬，建立4 個摩擦塊，利用摩擦力來模擬鋁蜂窩壓潰［19］。建模方法：內筒與兩摩擦塊建立接觸副，兩個摩擦塊之間建立平面副，且均與外筒存在滑移副，方向沿內筒軸向，并且存在摩擦。鋁蜂窩的摩擦塊建模形式如圖19 所示，鋁蜂窩在不同階段的壓潰力如圖20 所示。而足墊與剛性地面接觸時，設置足墊和月壤之間的接觸系數和摩擦系數，見表2 和表3。另外還需設置未進行優化的兩級鋁蜂窩作為壓潰力，即只有弱蜂窩（H004-3003）和強蜂窩（H005-5052），蜂窩總長與優化后的蜂窩總長保持一致。

圖18 可行走探月著陸器的多體動力學模型Fig.18 Multi-body dynamic model of a walking lunar lander

圖19 鋁蜂窩壓潰模擬Fig.19 Aluminum honeycomb crushing simulation

圖20 ADAMS 環境中設計的弱中強鋁蜂窩吸能示意圖Fig.20 Schematic diagram of aluminum cellular energy absorption in the ADAMS environment

表2 足墊與月壤之間的接觸參數［21-22］Tab.2 Contact parameters between foot pad and lunar soil［21-22］

表3 足墊與月壤之間的摩擦參數［21，23］Tab.3 Friction parameters between foot pad and lunar soil［21，23］

四腿同時著地時的緩沖前后狀態如圖21 所示。在工況1 環境中，質心加速度響應極限工況下著陸器機體姿態為四腿同時著地，其觸地速度為4 m/s，本體質量為1 200 kg，引力環境為1.63 m/s2，優化前后的本體質心加速度如圖22 所示，著陸器足墊觸地后，通過鋁蜂窩壓潰進行吸能減速。優化前的新構型的多級鋁蜂窩緩沖著陸器最大質心加速度出現在0.355 s，amax=57.1 m/s2；優化后新構型的多級鋁蜂窩緩沖著陸器，其最大質心加速度出現在0.35 s，amax=50 m/s2，本體底端位移如圖23 所示，本體在安全范圍內，未觸地，在該環境下主支柱的拉伸位移量如圖24 所示，均未超過有效行程。而未經優化的兩種強度鋁蜂窩在整機環境中表現出的緩沖性能突變更為明顯，沒有優化后的加速度曲線平滑柔順。

圖21 工況1（四腿同時著地）Fig.21 Working condition 1（landing on all four legs simultaneously）

圖22 本體質心反向加速度曲線（工況1）Fig.22 Inverse acceleration curve of the mass gravity center（working condition 1）

圖23 本體底端位移曲線（工況1）Fig.23 Displacement curve of the body bottom（working condition 1）

圖24 主支柱拉伸位移（工況1）Fig.24 Tensile displacement of the main pillar（working condition 1）

在工況2 環境中，質心加速度響應極限工況下著陸器機體姿態為兩腿先著地，著陸前狀態如圖25（a）所示，著陸后狀態如圖25（b）所示，其觸地速度為4 m/s，本體質量為1 200 kg，引力環境為1.63 m/s2，本體質心加速度如圖26 所示，著陸器足墊觸地后，通過鋁蜂窩壓潰進行吸能減速。優化前的新構型的多級鋁蜂窩緩沖著陸器最大質心加速度出現在0.424 s，amax=49.1 m/s2；優化后的新構型的多級鋁蜂窩緩沖著陸器，其最大質心加速度出現在0.418 s，amax=37.6 m/s2，本體底端位移量如圖27 所示，本體在安全范圍內，未觸地，在該環境下主支柱的拉伸位移量如圖28 所示，均未超過有效行程。

圖25 工況2（“2-2”式著地）Fig.25 Working condition 2（“2-2”landing）

圖26 本體質心反向加速度曲線（工況2）Fig.26 Inverse acceleration curve of the mass gravity center（working condition 2）

圖27 本體底端位移曲線（工況2）Fig.27 Displacement curve of the body bottom（working condition 2）

圖28 主支柱拉伸位移（工況2）Fig.28 Tensile displacement of the main pillar（working condition 2）

在工況3 環境中，質心加速度響應極限工況下著陸器機體姿態為一腿先著地，著陸前狀態如圖29（a）所示，著陸后狀態如圖29（b）所示，其觸地速度為4 m/s，本體質量為1 200 kg，引力環境為1.63 m/s2，本體質心加速度如圖30 所示，著陸器足墊觸地后，通過鋁蜂窩壓潰進行吸能減速。優化前的新構型的多級鋁蜂窩緩沖著陸器最大質心加速度出現在0.431 s，amax=31.7 m/s2；優化后的新構型的多級鋁蜂窩緩沖著陸器，其最大質心加速度出現在0.451 s，amax=27.6 m/s2，本體底端位移量如圖31 所示，本體在安全范圍內，未觸地，在該環境下主支柱的拉伸位移量如圖32 所示，也均未超過有效行程。

圖29 工況3（“1-2-1”式著地）Fig.29 Working condition 3（“1-2-1”landing）

圖30 本體質心反向加速度曲線（工況3）Fig.30 Inverse acceleration curve of the mass gravity center（working condition 3）

圖31 本體底端位移曲線（工況3）Fig.31 Displacement curve of the body bottom（working condition 3）

圖32 主支柱拉伸位移（工況3）Fig.32 Tensile displacement of the main pillar（working condition 3）

5 結束語

本文在傳統兩種強度鋁蜂窩材料的基礎之上，再添加一種強度的鋁蜂窩材料進行過渡，對這3 種材料的鋁蜂窩進行靜壓力試驗，采集相關材料參數，利用該參數和能量法相結合的計算方式對多級鋁蜂窩的搭配進行優化，并對其進行了仿真驗證。將優化結果應用于整機模型，基于Adams 仿真軟件分別進行了3 種工況下的仿真驗證，其驗證結果如下：

1）在傳統3 級鋁蜂窩緩沖器上添加另一種強度的鋁蜂窩材料進行過渡后，以質量為300 kg 的沖擊平臺對其進行沖擊，經研究對比發現其相對于傳統3 級鋁蜂窩緩沖器緩沖吸能特性更加良好，且在一級鋁蜂窩壓縮完成后，沖擊平臺反響加速度沒有明顯的突變，且其峰值也降低了不少，有利于降低探測器著陸過程中的損傷。

2）將新型的3 級蜂窩緩沖器，利用能量法的計算公式對多級鋁蜂窩進行優化設計，并經仿真和試驗驗證得出其搭配方式符合實際要求，為實際應用選取了一種最具有合理性的搭配方案。

3）將優化后的搭配方案應用于Adams 的整機環境中，在多種工況下進行仿真驗證，并與傳統兩種強度的串聯式鋁蜂窩緩沖器在整機中的緩沖性能做對比。其反向加速度峰值在一定的合理范圍之內，且加速度變化曲線相對于傳統兩級蜂窩曲線更加平滑柔順，在極端工況下表現性能則更為優異。因此，基于新型多級蜂窩緩沖器的探月著陸器是完全可行的。