李隆球 劉偉民 陳萌 張廣玉 張雪敏 柏合民

(1 哈爾濱工業(yè)大學(xué)機電學(xué)院，哈爾濱 150001) (2 上海市空間飛行器機構(gòu)重點實驗室，上海 210016)

非合作目標(biāo)拖拉式對接機構(gòu)設(shè)計與分析

李隆球1,2劉偉民1陳萌2張廣玉1張雪敏1柏合民2

(1 哈爾濱工業(yè)大學(xué)機電學(xué)院，哈爾濱 150001) (2 上海市空間飛行器機構(gòu)重點實驗室，上海 210016)

針對非合作目標(biāo)對接技術(shù)的要求和特點，提出了一種以衛(wèi)星遠地點噴管為對接接口的非合作目標(biāo)拖拉式對接機構(gòu)方案。設(shè)計了拖拉式對接機構(gòu)的具體結(jié)構(gòu)并建立其三維CAD模型，根據(jù)此模型，對機構(gòu)進行了包絡(luò)范圍的求解；使用ADAMS軟件對機構(gòu)進行了動力學(xué)仿真，分析了對接過程中目標(biāo)星與機械臂的動態(tài)特性，分析了對接過程中捕獲力與關(guān)節(jié)受力情況。計算與仿真結(jié)果表明，提出的對接機構(gòu)能夠?qū)δ繕?biāo)進行有效、可靠的對接捕獲，碰撞接觸力小于280 N，不會造成本體及目標(biāo)的破壞。與以往對接機構(gòu)相比，此拖拉式對接機構(gòu)具有結(jié)構(gòu)簡單、可靠性高、捕獲范圍大、控制方法簡單等優(yōu)點，且機構(gòu)受力合理，適合作為空間非合作目標(biāo)對接的捕獲裝置。

非合作目標(biāo)；對接機構(gòu)；拖拉式；運動學(xué)分析；動力學(xué)仿真；衛(wèi)星

1 引言

非合作目標(biāo)對接，是指與沒有預(yù)裝對接接口及應(yīng)答裝置的目標(biāo)航天器進行對接，這就增加了對目標(biāo)進行識別、測量和抓捕等操作的技術(shù)難度。非合作目標(biāo)對接技術(shù)在軍用和民用方面都具有較大的應(yīng)用價值，對空間安全意義重大[1]。

目前，該技術(shù)研究尚處于起步階段，研究大都停留在理論研究階段，僅有少數(shù)實驗研究。德國航天局開展了以無人在軌維修和裝配為目的的TECSAS/DEOS(Technology Satellite for Demonstration and Verification of Space Systems/Deutsche Orbital Servicing Mission)研究計劃[2]。美國的FREND(Front End Robotics Enabling Near-term Demonstration)計劃以星箭對接接口作為對接目標(biāo)接口，對目標(biāo)衛(wèi)星進行抓捕，并進行軌道修正等操作[3-5]。在FREND項目的基礎(chǔ)上美國又提出了針對GEO衛(wèi)星的重用計劃“鳳凰計劃”，該計劃設(shè)想從一顆退役衛(wèi)星上剝離大型天線，并重新構(gòu)造一顆新衛(wèi)星置于GEO軌道[6]。

文獻[7-9]以地球同步軌道衛(wèi)星為對接捕獲目標(biāo)進行了一系列設(shè)計與研究,研究選擇的對接接口為遠地點發(fā)動機噴管，提出了關(guān)節(jié)型三臂對接機構(gòu)、耦合桿型三臂對接機構(gòu)以及欠驅(qū)動型三臂對接機構(gòu)等，選用的三臂型包絡(luò)捕獲方案合理高效，有很高的研究與應(yīng)用價值。這些機構(gòu)結(jié)構(gòu)簡單，但大都存在可靠性低、速度慢等缺點。

本文在結(jié)合非合作目標(biāo)對接技術(shù)要求、特點及現(xiàn)有對接機構(gòu)優(yōu)缺點的基礎(chǔ)上，以衛(wèi)星遠地點噴管為對接接口，提出了一種拖拉式非合作目標(biāo)對接機構(gòu)方案。該方案結(jié)構(gòu)簡單，可靠性高，容錯能力強，控制方法簡單。

2 對接機構(gòu)捕獲原理及方案

2.1 對接捕獲原理

表1 噴管尺寸參數(shù)表

本拖拉式對接機構(gòu)選擇同步軌道衛(wèi)星為目標(biāo)，該類衛(wèi)星數(shù)量眾多，種類齊全，研究也最具有代表性，且衛(wèi)星至少都有一個近似錐形的衛(wèi)星遠地點發(fā)動機噴管,其尺寸范圍如表1所示[11-12]。

設(shè)計的對接機構(gòu)工作原理如圖1所示。該機構(gòu)安裝在本體衛(wèi)星上，并在其下部安裝提升機構(gòu)，可對對接機構(gòu)實現(xiàn)上下提升。

圖1 對接機構(gòu)原理Fig.1 Principle sketch of the docking mechanism

在本體衛(wèi)星與目標(biāo)衛(wèi)星完成交會后，對接過程如下：

首先，通過位置傳感器與圖像傳感器等設(shè)備確定目標(biāo)衛(wèi)星噴管的位置與尺寸等信息，啟動對接機構(gòu)；然后，電動機驅(qū)動機械臂執(zhí)行機構(gòu)快速張開，形成能夠使目標(biāo)噴管自由進入的包絡(luò)空間；提升機構(gòu)驅(qū)動對接機構(gòu)靠近目標(biāo)衛(wèi)星，此時緩沖機構(gòu)進入噴管內(nèi)部，位置檢測裝置確定相對位置關(guān)系后，電動機反向驅(qū)動機械臂執(zhí)行機構(gòu)收攏，將噴管包絡(luò)在包絡(luò)空間內(nèi)；機械臂執(zhí)行機構(gòu)在緩沖對心機構(gòu)的協(xié)助下將噴管拖拉至?？科脚_，使噴管與對接機構(gòu)軸線對齊并鎖緊；最后，提升機構(gòu)將對接結(jié)構(gòu)與噴管一起拉近本體衛(wèi)星，完成捕獲對接。

2.2 對接機構(gòu)方案設(shè)計

整體機械結(jié)構(gòu)分為5部分：

1)對噴管進行抓取的機械臂與和噴管直接進行接觸的末端機構(gòu)組成的執(zhí)行機構(gòu)；

2)具有緩沖減震作用的緩沖機構(gòu)；

3)驅(qū)動整個機構(gòu)的傳動系統(tǒng)；

4)對機架提供軸向移動量的提升機構(gòu)；

5)機架。

根據(jù)總體對接捕獲原理與方案以及總體設(shè)計，本文使用Pro/E對捕獲機構(gòu)進行了詳細設(shè)計，具體結(jié)構(gòu)如圖2所示。

3 對接機構(gòu)的運動學(xué)分析

3.1 機械臂的運動軌跡求解

圖3 對接機構(gòu)工作簡圖Fig.3 Schematic diagram of the docking mechanism

對接機構(gòu)的執(zhí)行機構(gòu)采用平行四桿機構(gòu)。該機構(gòu)的特點是連桿AD與連桿BC以相同的角速度同時轉(zhuǎn)動，連桿CD作平行移動。機械臂能夠順利張開與收回，依賴于安裝在機械臂內(nèi)的扭簧與外殼體的聯(lián)合作用。對接機構(gòu)工作簡圖如圖3所示。

滾子安裝在上殼體上(見圖2)，機械臂收回時，電動機旋轉(zhuǎn)帶動螺桿絲杠旋轉(zhuǎn)，繼而帶動機械臂整體向下運動。由于外殼體上的滾子的限制，平行四桿機構(gòu)不僅繞A點旋轉(zhuǎn)，也會沿著滾子向下運動，CD桿作平面運動，直到AD桿與AB垂直。由于BC桿與AB桿之間安裝了一個扭簧，致使AD桿不再繞A點旋轉(zhuǎn)，只沿滾子向下運動(見圖3)。

根據(jù)對接機構(gòu)簡圖，可得：

(1)

式中LyBF、LyEF分別為BF、EF在y軸上投影的長度；LzEF為EF在z軸投影的長度；L2為桿BC的長度；h為B點到電動機距離在z軸的值；v為四桿機構(gòu)的垂直速度；t為時間；α為桿到DA與y軸的夾角。

根據(jù)式(1)得出機械臂末端的軌跡散點結(jié)果，如表2所示。

表2 機械臂末端機構(gòu)軌跡散點結(jié)果

將機械臂的末端軌跡曲線按照誤差最小的原理擬合，曲線如圖4所示。

圖4 末端機構(gòu)軌跡圖Fig.4 Trajectory of the tip mechanis

以機械臂的上升過程為例，由軌跡曲線可知末端機構(gòu)在軸向先上升后下降，并同時向外側(cè)運動，符合前面所述的執(zhí)行機構(gòu)的運動規(guī)律。當(dāng)徑向位置為30.66 mm時，軸向位置為129.903 0 mm；當(dāng)徑向位置為98.87 mm時，軸向位置為128.665 4 mm。這表示由三個末端機構(gòu)張開的空間半徑可以達到98.87 mm，機械臂收攏并完成閉合時由三個末端機構(gòu)圍成的空間半徑為30.66 mm，與平臺的距離為202.903 0 mm。由前述提出的噴管尺寸可以得到，噴管上距離噴管末端202.903 0 mm處的直徑小于30 mm，噴管上的點與抓捕機構(gòu)中心最遠的距離為79 mm，最小噴管的最大直徑為80 mm。根據(jù)本文提出的抓捕原理可以得到，三個末端機構(gòu)張開的空間可以使所有噴管順利進入，閉合的空間可以將所有噴管包絡(luò)。

按多項式對軌跡進行擬合，得出：

(2)

式中y為末端機構(gòu)徑向位置數(shù)值；z為末端機構(gòu)軸向位置數(shù)值。

3.2 機械臂與緩沖柱聯(lián)合工作空間求解

機械臂的工作空間是末端機構(gòu)能到達的點的集合，是機械臂的活動范圍。求解機械臂與緩沖機構(gòu)聯(lián)合圍成的工作空間，能保證目標(biāo)噴管順利進入機械臂包絡(luò)范圍內(nèi)，以及將緩沖機構(gòu)順利伸入噴管腔內(nèi)，對于噴管成功捕獲顯得尤為重要。通過確定機械臂的工作空間來設(shè)計機械臂整體的結(jié)構(gòu)尺寸，可以保證機構(gòu)的合理性。由機械臂在圓周上以120°均勻分布，可以確定三個機械臂圍成的工作空間，將擬合出的式(2)以z軸為中心軸，旋轉(zhuǎn)360°得：

同理，緩沖機構(gòu)是由曲柄滑塊機構(gòu)組成，當(dāng)滑塊運動至上極限位置時，根據(jù)緩沖機構(gòu)的幾何尺寸求解緩沖機構(gòu)圍成的最大包絡(luò)空間為

金安區(qū)耕地質(zhì)量定級數(shù)據(jù)庫主要分為空間數(shù)據(jù)和屬性數(shù)據(jù)，其中空間數(shù)據(jù)主要包含定級單元圖斑及其加注；屬性數(shù)據(jù)包括必選因子與備選因子的質(zhì)量分值、定級指數(shù)、耕地級別及其相關(guān)輔助圖斑屬性。

當(dāng)滑塊運動至下極限位置時，圍成的空間最小為

表3 工作空間對比

根據(jù)初始對接條件以及對接原理，得出對目標(biāo)成功實施抓捕所需要的空間范圍，如表3所示。其中d1表示外部張開空間直徑，d2表示外部閉合空間直徑，d3表示外部上升高度，d4表示內(nèi)部最大張開空間直徑，d5表示內(nèi)部最小張開空間直徑。

通過對需求空間與實際工作空間的對比分析得出，機械臂與緩沖機構(gòu)形成的空間滿足成功抓捕目標(biāo)的條件，可以使所有噴管順利進入包絡(luò)空間內(nèi)。機械臂可以將噴管成功包絡(luò)，緩沖機構(gòu)起作用，與噴管、機械臂無干涉狀況。

4 對接捕獲過程的動力學(xué)仿真分析

不考慮對接機構(gòu)各構(gòu)件的自身變形等影響，將對接機構(gòu)各構(gòu)件簡化為剛體[13-14]，使用ADAMS軟件建立模型。

進入ADAMS環(huán)境，添加各個彈簧與旋轉(zhuǎn)約束，在限位與存在接觸的地方添加接觸力，在各個約束副處設(shè)置摩擦系數(shù)，添加摩擦力。模型包括62個構(gòu)件，23個旋轉(zhuǎn)副，38個固定副，3個移動副，2個螺旋副，3個點線副，1個圓柱副，2個電動機，11處接觸，3個扭簧與1個壓簧。接觸方式選擇impact，剛度系數(shù)設(shè)為2 855，阻尼系數(shù)設(shè)為0.57，力指數(shù)設(shè)為1.1，滲透深度設(shè)置為0.1，靜摩擦系數(shù)設(shè)為0.3。扭簧的剛度設(shè)為15 N/mm，扭簧預(yù)載為50 N，壓簧的剛度設(shè)為10 N/mm。

4.1 目標(biāo)星及機械臂動態(tài)特性分析

根據(jù)對接初始條件與對接要求，對不同初始條件下的對接捕獲情況進行仿真，以驗證對接機構(gòu)的適應(yīng)性與可靠性。本文以目標(biāo)衛(wèi)星偏離本體衛(wèi)星的最遠位置為初始條件進行對接。

兩衛(wèi)星徑向偏差為17 mm,軸向相對距離為70 mm,滾動角、俯仰角、偏航角均為5°,繞各軸轉(zhuǎn)動的相對角速度為0.8(°)/s。

對接包括伸展、包絡(luò)、拖拽、自鎖、收回等過程。對接過程中，末端機構(gòu)與噴管接觸時會產(chǎn)生接觸碰撞，這可能使機械臂失效或使目標(biāo)星逃脫，因此研究機械臂的運動軌跡以及受力情況顯得尤為重要。設(shè)置目標(biāo)衛(wèi)星質(zhì)量為50 kg，上電動機轉(zhuǎn)速為20 r/min。

仿真運行結(jié)果如圖5所示。

圖5 目標(biāo)星位移曲線Fig.5 Displacement of target satellite

圖5(a)所示為目標(biāo)噴管X、Y向位移變化規(guī)律。初始狀態(tài)目標(biāo)衛(wèi)星與本體衛(wèi)星有徑向偏差，在機械臂的抓捕與緩沖裝置的矯正作用下，徑向偏差最終為零。圖5(b)所示為目標(biāo)噴管Z向位移變化規(guī)律。目標(biāo)噴管Z向偏移量較大，衰減也較快。捕獲過程中，目標(biāo)噴管會與末端機構(gòu)和緩沖機構(gòu)發(fā)生碰撞而使Z向位移產(chǎn)生波動。

目標(biāo)星的轉(zhuǎn)速與速度曲線如圖6、圖7所示。

在57 s前與77 s后，目標(biāo)星的轉(zhuǎn)速在很小范圍內(nèi)波動。抓捕過程中目標(biāo)噴管與末端機構(gòu)和緩沖機構(gòu)發(fā)生碰撞，會使目標(biāo)噴管在XYZ方向上發(fā)生轉(zhuǎn)動，轉(zhuǎn)速在摩擦力的作用下逐漸減小為零。目標(biāo)噴管在20 s時與末端機構(gòu)發(fā)生接觸碰撞，轉(zhuǎn)速與速度產(chǎn)生波動，噴管向下運動；目標(biāo)噴管在40 s時與緩沖機構(gòu)發(fā)生接觸碰撞而回彈上升，與末端機構(gòu)接觸碰撞后重新向下運動。目標(biāo)衛(wèi)星在60 s時突然噴氣，產(chǎn)生150 N的逃逸力，速度達到40 mm/s。至75 s時發(fā)動機熄火。噴管在末端機構(gòu)與緩沖機構(gòu)的作用下，X、Y向的速度逐漸變?yōu)?，至90 s時抓捕完畢。

圖6 目標(biāo)星的轉(zhuǎn)速曲線Fig.6 Curve of the angular velocity of target satellite

圖7 目標(biāo)星各坐標(biāo)軸速度曲線Fig.7 Curve of the velocity of target satellite in every axis

末端機構(gòu)的軌跡曲線及速度曲線如圖8、圖9所示。

圖8 末端機構(gòu)的軌跡曲線Fig.8 Trajectory curve of the tip

圖9 末端機構(gòu)的速度曲線Fig.9 Curve of the velocity of the tip mechanism

圖8所示的末端機構(gòu)的軌跡曲線的仿真結(jié)果與理論分析結(jié)果相吻合。

由于扭簧的存在，末端機構(gòu)在與目標(biāo)噴管碰撞后發(fā)生振蕩，應(yīng)合理設(shè)置扭簧的剛度。由于噴管在三組機械臂的碰撞作用下左右運動，從而不斷與末端機構(gòu)碰撞，導(dǎo)致末端機構(gòu)Y向上的速度振動較大?？稍谀┒藱C構(gòu)上安裝阻尼彈簧減輕振蕩。在樣機制作中末端機構(gòu)安裝了彈簧，起到了緩沖作用。

4.2 對接機構(gòu)捕獲抓取力及關(guān)節(jié)受力的仿真分析

圖10所示為末端機構(gòu)接觸力曲線。

對接初始條件下目標(biāo)星與本體衛(wèi)星有一定的徑向與角度偏差，所以目標(biāo)噴管與末端機構(gòu)碰撞之初三個末端機構(gòu)接觸力差異較大，且由于初始速度較小，所以碰撞力較小。隨著執(zhí)行機構(gòu)向下運動，逐漸將噴管包絡(luò)在一個較小范圍內(nèi)。在對接過程第60 s時噴管噴氣，接觸力增大，峰值為250 N左右，噴氣過程中末端機構(gòu)始終與目標(biāo)星噴管在小范圍內(nèi)接觸碰撞。噴氣結(jié)束后，在機械臂的拖拽與緩沖機構(gòu)的緩沖作用下，接觸力逐漸減小且趨于穩(wěn)定，在圖10中表現(xiàn)為受力曲線逐漸趨于平滑。為將噴管壓緊，末端機構(gòu)受力最終穩(wěn)定在10 N左右，三組機械臂受力趨于一致。至抓捕完畢，兩星體之間相對靜止，通過梯形絲杠的自鎖功能實現(xiàn)對噴管的鎖緊。

三個機械臂關(guān)節(jié)處鉸鏈?zhǔn)芰η闆r如圖11所示。

圖10 末端機構(gòu)的接觸力曲線Fig.10 Curve of the contact force of the tip mechanism

圖11 機械臂的關(guān)節(jié)受力曲線Fig.11 Curve of the force of the joints

15s左右時末端機構(gòu)與噴管開始接觸，末端機構(gòu)接觸力先增大后減小，使得機械臂關(guān)節(jié)受力先增大后減小。60 s左右噴管噴氣后關(guān)節(jié)受力增大至峰值(約為1 200 N)，不會給整個機械臂帶來破壞。噴氣結(jié)束后，關(guān)節(jié)處的受力值在50 N范圍內(nèi)波動。

5 結(jié)束語

1)根據(jù)空間非合作目標(biāo)對接的條件與特點，提出了包絡(luò)捕獲的對接原理，并設(shè)計了一種新型的以平行四桿機構(gòu)為基礎(chǔ)的拖拉式對接機構(gòu)。該對接機構(gòu)結(jié)構(gòu)簡單、可靠性高、控制簡便。

2)非合作目標(biāo)拖拉式對接機構(gòu)捕獲范圍大，能對現(xiàn)有研究的同步衛(wèi)星噴管進行有效捕獲，由執(zhí)行機構(gòu)與緩沖機構(gòu)聯(lián)合構(gòu)成的工作空間最大直徑為197.6 mm，最小直徑為60.4 mm。

3)拖拉式對接機構(gòu)在對目標(biāo)進行捕獲時，目標(biāo)衛(wèi)星會在一定范圍內(nèi)振動，但是在緩沖機構(gòu)的緩沖對心作用下，最終噴管與對接機構(gòu)軸線對齊、相對速度為零，成功完成捕獲對接。

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(編輯：高珍)

Design and Analysis of Non-cooperative Target Drag-and-drop Docking Mechanism

LI Longqiu1,2LIU Weimin1CHEN Meng2ZHANG Guangyu1ZHANG Xuemin1BAI Hemin2

(1 School of Mechatronics Engineering, Harbin Institute of Technology, Harbin 150001)

(2 Shanghai Key Laboratory of Spacecraft Institutions, Shanghai 210016)

According to the requirements of the non-cooperative target docking technology, a type of non-cooperative target drag-and-drop docking mechanism was proposed. The drag-and-drop docking mechanism is more reliable compared to the previous docking mechanisms. A three-dimensional model of the drag-and-drop docking mechanism was established. The range of the envelope space of the docking mechanism was determined. Kinematics and dynamics simulations were performed for the docking mechanism using the ADAMS software, to identify the dynamic characteristics of the docking process between the target satellite and the docking mechanism, and the capture force and the stress on the joints in the docking process. The simulation results show that the drag-and-drop docking mechanism can capture the target satellite effectively and reliably, and is suitable as a potential non-cooperative target docking mechanism.

Non-cooperative target;Docking mechanism;Drag-and-drop;Kinematic analysis;Dynamic simulation;Satellite

上海市空間飛行器機構(gòu)重點實驗室開放課題基金(06DZ22105)，哈爾濱工業(yè)大學(xué)科研創(chuàng)新基金(HIT.NSRIF.2014052)資助項目

2014-08-28。收修改稿日期：2014-12-19

10.3780/j.issn.1000-758X.2015.02.006

李隆球 1982年生，2010年獲哈爾濱工業(yè)大學(xué)航空宇航制造工程博士學(xué)位，副教授。研究方向為航天地面裝備與測試技術(shù)、微納機電系統(tǒng)控制與分析技術(shù)、石油裝備機電一體化技術(shù)。