張玲瑄，邵濟(jì)明，鄒懷武，張崇峰

(1.上海宇航系統(tǒng)工程研究所，上海201108；2.上海市空間飛行器機(jī)構(gòu)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，上海201108；3.上海航天技術(shù)研究院，上海201109)

弱撞擊式對(duì)接機(jī)構(gòu)力傳遞及運(yùn)動(dòng)性能分析與優(yōu)化

張玲瑄1，2，邵濟(jì)明1，2，鄒懷武1，2，張崇峰3

(1.上海宇航系統(tǒng)工程研究所，上海201108；2.上海市空間飛行器機(jī)構(gòu)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，上海201108；3.上海航天技術(shù)研究院，上海201109)

為提高弱撞擊式對(duì)接機(jī)構(gòu)的靜態(tài)力傳遞特性及運(yùn)動(dòng)靈巧性，分析了弱撞擊式對(duì)接機(jī)構(gòu)的力輸出特性，建立了綜合對(duì)接機(jī)構(gòu)運(yùn)動(dòng)學(xué)性能及力傳遞性能的優(yōu)化模型，結(jié)合對(duì)接機(jī)構(gòu)的運(yùn)動(dòng)靈巧空間對(duì)其基本結(jié)構(gòu)布局參數(shù)進(jìn)行了優(yōu)化，并且分析得出弱撞擊式對(duì)接機(jī)構(gòu)單支桿驅(qū)動(dòng)力指標(biāo)。研究結(jié)果可為弱撞擊式對(duì)接機(jī)構(gòu)的設(shè)計(jì)與技術(shù)應(yīng)用提供依據(jù)。

弱撞擊式對(duì)接機(jī)構(gòu)；力傳遞穩(wěn)定性；運(yùn)動(dòng)靈巧度；結(jié)構(gòu)參數(shù)優(yōu)化

1 引言

目前，我國通過載人航天二期工程的實(shí)施，已初步掌握了空間交會(huì)對(duì)接技術(shù)[1-2]，但現(xiàn)有的異體同構(gòu)周邊式對(duì)接機(jī)構(gòu)在其技術(shù)方案上仍具有一定的局限性，例如機(jī)械系統(tǒng)較復(fù)雜、緩沖性能相對(duì)固定、對(duì)接撞擊力較大等[3]。為了提高對(duì)接機(jī)構(gòu)的靈活性、簡(jiǎn)化機(jī)械系統(tǒng)的復(fù)雜度，NASA和ESA借鑒了異體同構(gòu)周邊式對(duì)接機(jī)構(gòu)的設(shè)計(jì)和使用經(jīng)驗(yàn)，聯(lián)合開發(fā)了控制型弱撞擊式對(duì)接系統(tǒng)(LIDS/IBDM)，基于機(jī)電一體化先進(jìn)思想，依靠碰撞力主動(dòng)柔順控制技術(shù)，實(shí)現(xiàn)完全柔性的主動(dòng)力控制式?？颗c對(duì)接，并可顯著減小對(duì)接撞擊力[4]。弱撞擊式對(duì)接機(jī)構(gòu)兼具?？颗c對(duì)接多種工作模式，可以適應(yīng)不同的飛行器特性和操作對(duì)接特性，具有很強(qiáng)的飛行器適應(yīng)性和對(duì)接能力。弱撞擊式對(duì)接技術(shù)目前雖然尚處于原理樣機(jī)研制階段，但在國際航天領(lǐng)域已被認(rèn)為是下一代的空間對(duì)接機(jī)構(gòu)，其機(jī)電一體化設(shè)計(jì)思想也代表了空間機(jī)構(gòu)的發(fā)展方向[4]。我國對(duì)于弱撞擊式對(duì)接機(jī)構(gòu)的研制尚處于起步階段，目前尚無成熟的設(shè)計(jì)與研制經(jīng)驗(yàn)可以借鑒。

由于具有主動(dòng)力控制功能，弱撞擊式對(duì)接機(jī)構(gòu)在設(shè)計(jì)階段除了要考慮機(jī)構(gòu)可達(dá)的運(yùn)動(dòng)空間以適應(yīng)對(duì)接初始偏差條件以外，還要考慮機(jī)構(gòu)運(yùn)動(dòng)的靈巧性及輸出力傳遞過程中的穩(wěn)定性[5]，這些都與對(duì)接機(jī)構(gòu)的基本布局參數(shù)有關(guān)，須在設(shè)計(jì)時(shí)綜合考慮。本文基于對(duì)接機(jī)構(gòu)的構(gòu)型及對(duì)接初始條件，給出了弱撞擊式對(duì)接機(jī)構(gòu)的運(yùn)動(dòng)靈巧空間，對(duì)機(jī)構(gòu)在運(yùn)動(dòng)靈巧空間內(nèi)任一位姿下的力傳遞性能進(jìn)行了分析，并建立了綜合弱撞擊式對(duì)接機(jī)構(gòu)運(yùn)動(dòng)學(xué)性能及力輸出性能的優(yōu)化模型，結(jié)合對(duì)接機(jī)構(gòu)的運(yùn)動(dòng)靈巧空間對(duì)其基本結(jié)構(gòu)布局參數(shù)進(jìn)行了優(yōu)化，同時(shí)給出驅(qū)動(dòng)關(guān)節(jié)的最大驅(qū)動(dòng)力指標(biāo)。

2 弱撞擊式對(duì)接機(jī)構(gòu)基本方案

2.1 構(gòu)型方案

弱撞擊式對(duì)接機(jī)構(gòu)是主動(dòng)控制式對(duì)接機(jī)構(gòu)，目的是以有效的控制來取代復(fù)雜的機(jī)構(gòu)。在構(gòu)型上，弱撞擊式對(duì)接機(jī)構(gòu)繼承了周邊式對(duì)接機(jī)構(gòu)的構(gòu)型，采用六自由度Stewart并聯(lián)機(jī)構(gòu)的形式，去掉了周邊式對(duì)接機(jī)構(gòu)復(fù)雜的絲杠聯(lián)系系統(tǒng)，將六根支桿作為獨(dú)立驅(qū)動(dòng)的直線作動(dòng)器。六根作動(dòng)器上支點(diǎn)連接對(duì)接機(jī)構(gòu)的對(duì)接環(huán)，下支點(diǎn)連接對(duì)接機(jī)構(gòu)的對(duì)接框，其構(gòu)型示意圖如圖1所示，圖中b1～b6代表直線作動(dòng)器上支點(diǎn)，B1～B6代表直線作動(dòng)器下支點(diǎn)，H代表對(duì)接環(huán)上端面與下支點(diǎn)分布圓的距離(即對(duì)接環(huán)推出距離)，建立在對(duì)接環(huán)上端面的坐標(biāo)系o′-x′y′z′為動(dòng)坐標(biāo)系，建立在對(duì)接框底面的坐標(biāo)系o-xyz為固定坐標(biāo)系。

2.2 運(yùn)動(dòng)約束條件

弱撞擊式對(duì)接機(jī)構(gòu)直線作動(dòng)器的上、下支點(diǎn)分布示意圖如圖2所示，其中r1、r2分別為上下支點(diǎn)分布圓半徑，d1、d2分別為上下支點(diǎn)間距。根據(jù)對(duì)接接口尺寸初始要求及對(duì)接環(huán)內(nèi)元器件的分布，直線作動(dòng)器上支點(diǎn)的分布圓半徑為固定值r1＝575 mm。另外，對(duì)接環(huán)的運(yùn)動(dòng)還具有以下約束條件：(a)根據(jù)對(duì)接機(jī)構(gòu)緩沖行程需求，六根直線作動(dòng)器的運(yùn)動(dòng)范圍確定為450～737 mm；(b)六根直線運(yùn)動(dòng)作動(dòng)器在運(yùn)動(dòng)空間內(nèi)不能與對(duì)接框相接觸碰撞。

圖1 弱撞擊式對(duì)接機(jī)構(gòu)構(gòu)型示意圖Fig·1 Configuration diagram of low impact docking mechanism

圖2 弱撞擊式對(duì)接機(jī)構(gòu)支點(diǎn)分布示意圖Fig·2 Pivot distribution diagram of low impact docking mechanism

2.3 運(yùn)動(dòng)靈巧空間需求

在弱撞擊式對(duì)接機(jī)構(gòu)原理樣機(jī)研制階段，初步假定對(duì)接機(jī)構(gòu)需滿足的對(duì)接初始條件如表1所示。因此，對(duì)接環(huán)在其運(yùn)動(dòng)空間內(nèi)，必須在特定高度處(即對(duì)接位置)實(shí)現(xiàn)表1所示的姿態(tài)偏差。

表1 對(duì)接初始條件Table 1 Initial docking conditions

根據(jù)對(duì)接初始偏差條件，綜合考慮對(duì)接機(jī)構(gòu)運(yùn)動(dòng)約束及緩沖行程需要，規(guī)劃弱撞擊式對(duì)接機(jī)構(gòu)的運(yùn)動(dòng)靈巧空間如圖3所示，其中靈巧空間高度同圖1中的H，靈巧空間半徑為對(duì)接環(huán)在任一高度處上端面中心點(diǎn)的運(yùn)動(dòng)平面半徑。

圖3 弱撞擊式對(duì)接機(jī)構(gòu)運(yùn)動(dòng)靈巧空間Fig·3 Dexterity space of low impact docking mechanism

3 力傳遞性能分析

在捕獲與緩沖過程中，弱撞擊式對(duì)接機(jī)構(gòu)對(duì)接環(huán)所受到的碰撞力/力矩會(huì)直接作用于六根支桿上，另外對(duì)接環(huán)所輸出的阻抗力/力矩也來源于六根支桿的驅(qū)動(dòng)力，因此對(duì)弱撞擊式對(duì)接機(jī)構(gòu)的力輸入-輸出特性，即力傳遞特性進(jìn)行分析和研究具有重要的意義。

假設(shè)f是弱撞擊式對(duì)接機(jī)構(gòu)的直線作動(dòng)器驅(qū)動(dòng)力向量，F(xiàn)＝(fF，T)T為對(duì)接環(huán)的負(fù)載力和力矩，則弱撞擊式對(duì)接機(jī)構(gòu)驅(qū)動(dòng)力與負(fù)載的關(guān)系如式(1)：

其中，J為弱撞擊式對(duì)接機(jī)構(gòu)的力雅可比矩陣。將f自身點(diǎn)積后，得式(2)：

由于J是滿秩矩陣，JTJ可對(duì)角化，因此可得式(3)：

其中，V為6階正交矩陣，V∈?6×6，λi2為JTJ的特征值，i＝1，2，…，6。因此，式(2)可寫為式(4)：

由式(3)可知，當(dāng)直線作動(dòng)器的驅(qū)動(dòng)力f為單位向量時(shí)，式(4)表示單位力輸出兩個(gè)橢球體[6]，其中第一個(gè)橢球體代表對(duì)接機(jī)構(gòu)在工作點(diǎn)的輸出力矢量包絡(luò)，該橢球體的三個(gè)軸是的平方根，方向是對(duì)應(yīng)的特征向量；另一個(gè)橢球體代表對(duì)接機(jī)構(gòu)在工作點(diǎn)的輸出力矩矢量包絡(luò)，該橢球體的三個(gè)軸是的平方根，方向是對(duì)應(yīng)的特征向量；VTF是形成這兩個(gè)橢球體的矢量，由于F和VTF是正交變換，因此輸出力/力矩F在變換過程中模不變，則在力/力矩輸出橢球體中，其最短軸的長度就是對(duì)接機(jī)構(gòu)在該工作點(diǎn)的最小輸出力/力矩的模，即λfmin＝min(λ1，λ2，λ3)，λtmin＝min(λ4，λ5，λ6)。

由于弱撞擊式對(duì)接機(jī)構(gòu)在對(duì)接緩沖過程中，最嚴(yán)酷的受力為三個(gè)方向的緩沖力，而三個(gè)方向的轉(zhuǎn)矩相對(duì)較小，因此，在弱撞擊式對(duì)接機(jī)構(gòu)的力傳遞性能評(píng)價(jià)時(shí)，用輸出力橢球的特性來代表機(jī)構(gòu)的輸出力特性，并用輸出力橢球的最短軸表示該工作點(diǎn)力傳遞能力，然后將整個(gè)靈巧空間內(nèi)各工作點(diǎn)的力傳遞能力的最小值作為弱撞擊式對(duì)接機(jī)構(gòu)的靈巧空間力傳遞能力。假設(shè)和為弱撞擊式對(duì)接機(jī)構(gòu)在靈巧空間內(nèi)各工作點(diǎn)力傳遞能力的最大值和最小值，那么弱撞擊式對(duì)接機(jī)構(gòu)力傳遞能力的穩(wěn)定性可表示為式(5)：

此外，由式(4)可近似估計(jì)弱撞擊式對(duì)接機(jī)構(gòu)關(guān)節(jié)直線作動(dòng)器的最大驅(qū)動(dòng)力指標(biāo)。假設(shè)Fmax為弱撞擊式對(duì)接機(jī)構(gòu)在對(duì)接過程中承受最大的負(fù)載力，則機(jī)構(gòu)所需的最大關(guān)節(jié)驅(qū)動(dòng)力為式(6)：

4 運(yùn)動(dòng)性能分析

弱撞擊式對(duì)接機(jī)構(gòu)的性能分析除了考慮機(jī)構(gòu)的力輸出特性以外，還要兼顧機(jī)構(gòu)的運(yùn)動(dòng)學(xué)特性。力傳遞性能評(píng)價(jià)的是對(duì)接機(jī)構(gòu)力輸入-輸出的穩(wěn)定性，而各向同性度則用以反映對(duì)接機(jī)構(gòu)運(yùn)動(dòng)的均衡性，也能夠反映機(jī)構(gòu)輸入與輸出運(yùn)動(dòng)間的傳遞關(guān)系失真程度，因此各向同性度也是對(duì)接機(jī)構(gòu)運(yùn)動(dòng)性能好壞的重要指標(biāo)之一。

弱撞擊式對(duì)接機(jī)構(gòu)在某一工作點(diǎn)處的各向同性度可用機(jī)構(gòu)速度/力雅可比矩陣條件數(shù)的倒數(shù)表示[7]，而衡量弱撞擊式對(duì)接機(jī)構(gòu)靈巧空間內(nèi)的各向同性度需要分析機(jī)構(gòu)的全域性能。Gosselin[8]利用空間體積和雅可比矩陣條件數(shù)定義了全域性能指標(biāo)的表達(dá)式如式(7)：

其中W表示機(jī)構(gòu)的工作空間，d w表示機(jī)構(gòu)工作點(diǎn)附近的微小空間體積，c為機(jī)構(gòu)在工作點(diǎn)的雅可比矩陣條件數(shù)，c＝cond(Jv)＝cond(Jf)，即機(jī)構(gòu)在工作點(diǎn)的速度及力雅可比矩陣條件數(shù)相同。由于c∈[1，+∞]，因此η∈[0，1]；此外當(dāng)c越小時(shí)，對(duì)接機(jī)構(gòu)的各向同性度越好，因此在弱撞擊式對(duì)接機(jī)構(gòu)設(shè)計(jì)時(shí)希望全域性能指標(biāo)η越大越好。

5 弱撞擊對(duì)接機(jī)構(gòu)綜合性能評(píng)價(jià)及結(jié)構(gòu)參數(shù)優(yōu)化

5.1 綜合性能評(píng)價(jià)

弱撞擊式對(duì)接機(jī)構(gòu)的性能評(píng)價(jià)既要考慮機(jī)構(gòu)的力傳遞穩(wěn)定性，也要兼顧機(jī)構(gòu)運(yùn)動(dòng)的各向同性度。根據(jù)本文第3、4節(jié)的分析，弱撞擊式對(duì)接機(jī)構(gòu)在靈巧空間內(nèi)，力傳遞穩(wěn)定性越小越好，即希望σ→0，而運(yùn)動(dòng)各向同性度越大越好，即希望η→1。因此，綜合考慮上述兩項(xiàng)指標(biāo)，建立弱撞擊式對(duì)接機(jī)構(gòu)綜合性能評(píng)價(jià)指標(biāo)表達(dá)式為式(8)：

其中γ是加權(quán)因子，0≤γ≤1，γ越大，綜合評(píng)價(jià)指標(biāo)中力傳遞穩(wěn)定性比重增加，運(yùn)動(dòng)各向同性度比重減少，反之亦然。

5.2 參數(shù)優(yōu)化

由于弱撞擊式對(duì)接機(jī)構(gòu)對(duì)接環(huán)尺寸已固定，即直線作動(dòng)器上支點(diǎn)分布圓半徑r1＝575 mm，因此弱撞擊式對(duì)接機(jī)構(gòu)待優(yōu)化的結(jié)構(gòu)布局參數(shù)為直線作動(dòng)器下支點(diǎn)分布圓半徑r2、上支點(diǎn)間距d1及下支點(diǎn)間距d2。根據(jù)對(duì)接機(jī)構(gòu)尺寸包絡(luò)及裝配約束，各參數(shù)取值范圍為r2∈(530，600)mm，d1，d2∈(130，240)mm。

由式(8)可知，弱撞擊式對(duì)接機(jī)構(gòu)的兩項(xiàng)性能指標(biāo)σ和η都與機(jī)構(gòu)的雅可比矩陣有關(guān)，而機(jī)構(gòu)的結(jié)構(gòu)布局參數(shù)直接影響力/速度雅可比矩陣，因此可根據(jù)式(8)對(duì)弱撞擊式對(duì)接機(jī)構(gòu)的結(jié)構(gòu)布局參數(shù)進(jìn)行優(yōu)化。

根據(jù)對(duì)接初始條件、約束條件及緩沖行程需求，規(guī)劃弱撞擊式對(duì)接機(jī)構(gòu)的運(yùn)動(dòng)靈巧空間如圖3所示。由于對(duì)接機(jī)構(gòu)在靈巧空間內(nèi)不僅要使對(duì)接環(huán)中心點(diǎn)到達(dá)任意點(diǎn)，而且要同時(shí)滿足任意姿態(tài)角度偏差要求。這里，首先將對(duì)接機(jī)構(gòu)的位姿設(shè)置滾轉(zhuǎn)角度為5°，俯仰角度為5°，偏航角度為0°，然后以該姿態(tài)在全靈巧空間內(nèi)進(jìn)行遍歷，以綜合性能指標(biāo)作為評(píng)價(jià)，得到優(yōu)化后的結(jié)構(gòu)布局參數(shù)。

由于γ的取值影響力/運(yùn)動(dòng)性能比重，因此將γ分別取0.2、0.4、0.5、0.8，通過優(yōu)化計(jì)算，得到γ不同取值下的結(jié)構(gòu)布局參數(shù)優(yōu)化結(jié)果，經(jīng)圓整后如表2所示。

表2 不同γ取值下的優(yōu)化結(jié)果Table 2 Optimization results under differentγ

由表2結(jié)果可見，上、下支點(diǎn)間距的優(yōu)化結(jié)果是其取值區(qū)間的最小值，該結(jié)果表明上下支點(diǎn)間距越小，對(duì)接機(jī)構(gòu)各向特性越穩(wěn)定，因此綜合性能指標(biāo)越好。因此上下支點(diǎn)間距的最優(yōu)值為d1＝d2＝130 mm。而對(duì)于最優(yōu)的下支點(diǎn)分布圓半徑r2，利用弱撞擊式對(duì)接機(jī)構(gòu)的靈巧空間進(jìn)行校驗(yàn)。圖4(a)～(d)為r2取不同值時(shí)的靈巧空間檢驗(yàn)圖，其中綠色“o”表示對(duì)接機(jī)構(gòu)規(guī)劃的靈巧空間，紅色“?”表示對(duì)接機(jī)構(gòu)所達(dá)不到的靈巧空間的點(diǎn)。

由圖4可見，當(dāng)r2為590 mm和570 mm時(shí)不能滿足靈巧空間要求；而r2為550 mm和530 mm可以完全滿足靈巧空間要求。而對(duì)于后兩個(gè)取值的優(yōu)劣可結(jié)合機(jī)構(gòu)的力傳遞能力和各向同性度來分析。

圖5是r2分別取不同數(shù)值時(shí)對(duì)接機(jī)構(gòu)在全靈巧空間工作點(diǎn)的力傳遞能力，其中藍(lán)色曲線代表r2＝530 mm的工況，紅色曲線代表r2＝550 mm的工況。從圖中可以直觀看出，紅色曲線整體處于藍(lán)色曲線上方，即r2＝550 mm時(shí)對(duì)接機(jī)構(gòu)的力傳遞能力較強(qiáng)。此外，當(dāng)r2＝530 mm時(shí)，對(duì)接機(jī)構(gòu)的力傳遞能力范圍為1.1540～1.4186，穩(wěn)定性為0.1865；而當(dāng)r2＝550 mm時(shí)，對(duì)接機(jī)構(gòu)的力傳遞能力范圍為1.1753～1.4196，穩(wěn)定性為0.1721。因此從弱撞擊式對(duì)接機(jī)構(gòu)力傳遞能力方面，取r2＝550 mm更優(yōu)。

圖4 r2取不同值時(shí)的靈巧空間檢驗(yàn)圖Fig·4 Dexterity space verification under different r2

圖6 是r2分別取不同數(shù)值時(shí)對(duì)接機(jī)構(gòu)在全靈巧空間工作點(diǎn)的各向同性度曲線圖，其中藍(lán)色曲線代表r2＝530 mm的工況，紅色曲線代表r2＝550 mm的工況。從圖中可以直觀看出，紅色曲線整體仍處于藍(lán)色曲線上方，即r2＝550 mm時(shí)對(duì)接機(jī)構(gòu)的各向同性度更好。此外，當(dāng)r2＝530 mm時(shí)，對(duì)接機(jī)構(gòu)的全域性能指標(biāo)為0.3364；而當(dāng)r2＝550 mm時(shí)，對(duì)接機(jī)構(gòu)的全域性能指標(biāo)為0.3419。因此從弱撞擊式對(duì)接機(jī)構(gòu)的運(yùn)動(dòng)性能方面，取r2＝550 mm更優(yōu)。

圖5 力傳遞能力曲線圖Fig·5 Curves of force transfer capacity

圖6 各向同性度曲線圖Fig·6 Curves of isotropic degree

綜上所述，弱撞擊式對(duì)接機(jī)構(gòu)的機(jī)構(gòu)布局參數(shù)優(yōu)化結(jié)果為r2＝550 mm、d1＝d2＝130 mm。此外，由于在該組參數(shù)下，弱撞擊式對(duì)接機(jī)構(gòu)的靈巧空間力傳遞能力為1.1753，假設(shè)對(duì)接最大撞擊力為1000 N，則弱撞擊式對(duì)接機(jī)構(gòu)所需的最大關(guān)節(jié)驅(qū)動(dòng)力可估算為｜fmax｜＝｜Fmax｜/Fmint＝1000/1.1753＝850.85 N，該結(jié)果可作為直線作動(dòng)器設(shè)計(jì)與電機(jī)組件選型的依據(jù)。

6 結(jié)論

靈巧的運(yùn)動(dòng)性能及穩(wěn)定的力傳遞性能是弱撞擊式對(duì)接機(jī)構(gòu)設(shè)計(jì)階段需要考慮的重要指標(biāo)，而上述兩項(xiàng)性能與弱撞擊式對(duì)接機(jī)構(gòu)的結(jié)構(gòu)布局參數(shù)密切相關(guān)。本文通過分析弱撞擊式對(duì)接機(jī)構(gòu)運(yùn)動(dòng)學(xué)性能建立的弱撞擊式對(duì)接機(jī)構(gòu)運(yùn)動(dòng)學(xué)綜合性能評(píng)價(jià)模型，能夠兼顧力傳遞穩(wěn)定性和運(yùn)動(dòng)各向同性；開展的弱撞擊式對(duì)接機(jī)構(gòu)的結(jié)構(gòu)參數(shù)優(yōu)化設(shè)計(jì)，使弱撞擊式對(duì)接機(jī)構(gòu)滿足運(yùn)動(dòng)靈巧空間的同時(shí)，具備最佳的力傳遞及運(yùn)動(dòng)性能，設(shè)計(jì)效果滿足高靈活性及穩(wěn)定性要求，并可用于進(jìn)一步估計(jì)弱撞擊式對(duì)接機(jī)構(gòu)最大關(guān)節(jié)驅(qū)動(dòng)力指標(biāo)。這些成果可作為弱撞擊式對(duì)接機(jī)構(gòu)后續(xù)工程樣機(jī)方案實(shí)施的依據(jù)。

References)

[1] 陳寶東，唐平.空間對(duì)接機(jī)構(gòu)技術(shù)及其研制[J].上海航天，2005(5)：6-8. Chen Baodong，Tang Ping.The technology development of docking mechanism system[J].Aerospace Shanghai，2005 (5)：6-8.(in Chinese)

[2] 陳寶東，鄭云青，邵濟(jì)明，等.對(duì)接機(jī)構(gòu)分系統(tǒng)研制[J].上海航天，2011，28(6)：1-6. Chen Baodong，Zheng Yunqing，Shaojiming，et al.Development of docking subsystem[J].Aerospace Shanghai，2011，28(6)：1-6.(in Chinese)

[3] History of Docking System[EB/OL].2010[2015].http：// dockingstandard.nasa.gov/Documents/US_Docking_History_ Poster_20101005A_v3.ppt.

[4] James L.Lewis.Advanced Docking Berthing System[EB/ OL].2007[2015].http：//universityaffairs.jsc.nasa.gov/ PDF/Eng-3.pdf.

[5] 韓江義，游有鵬，虞啟凱.考慮力傳遞性能的力覺反饋手控器的優(yōu)化設(shè)計(jì)[J].機(jī)械設(shè)計(jì)，2012，29(7)：67-71. Han Jiangyi，You Youpeng，Yu Qikai.Optimize design of a hand controller with force sense feedback in considering force transmission performance[J].Journal of Machine Design，2012，29(7)：67-71.(in Chinese)

[6] Melchiorri C，Chiaccio P，Chiaverini S，et al.Comments on"Global task space manipulability ellipsoids for multiplearm systems“and further considerations”[J].Robotics and Automation，IEEE Transactions on，1993，9(2)：232-236.

[7] Satisburg J K，Craig J.Articulated hands：kinematic and force control issues[J].Journal of Robots Research，1982，1 (2)：4-17.

[8] Gosselin C，Angeles J.A global performance index for the kinematic optimization of robotic manipulators[J].ASME Journal of Mechanical Design，1991，113(3)：220-226.

Analysis and Optimization of Force Transmissibility and Kinematic Performance of Low Impact Docking Mechanism

ZHANG Lingxuan1，2，SHAO Jiming1，2，ZOU Huaiwu1，2，ZHANG Chongfeng3
(1.Aerospace System Engineering Shanghai，Shanghai201108，China；2.Shanghai Key Laboratory of Space Mechanism，Shanghai201108，China；3.Shanghai Aerospace Science and Technology Institute，Shanghai201109，China)

Low impact docking mechanism is the next generation space docking system.With a mechanical and electrical controlled buffer damping system，two spacecrafts can realize low impact docking using force active compliant technology.In this paper，the force output performance was analyzed on the basis of configuration scheme of low impact docking mechanism，and the optimization model was established combining kinematics and mechanical performance.Then，the structural parameters were optimized based on dexterity space of the docking mechanism，and the driving force indicator of the actuators was obtained.The analysis results gained in this paper could provide useful reference for the design and technology application of low impact docking mechanism.

low impact docking mechanism；force transfer stability；kinematic dexterity；parameter optimization

V19

A

1674-5825(2015)05-0462-06

2015-03-25；

2015-08-20

張玲瑄(1984-)，女，博士，工程師，研究方向?yàn)榭臻g智能操控機(jī)構(gòu)與控制。E-mail：amyindut＠hotmail.com