湯樹人　陳寶東　劉　仲　康志宇　唐　平

上海宇航系統(tǒng)工程研究所，上海，201109

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空間對接機(jī)構(gòu)捕獲鎖優(yōu)化設(shè)計(jì)

湯樹人陳寶東劉仲康志宇唐平

上海宇航系統(tǒng)工程研究所，上海，201109

摘要：空間對接機(jī)構(gòu)是實(shí)現(xiàn)航天器空間交會對接的關(guān)鍵系統(tǒng)。捕獲鎖作為對接機(jī)構(gòu)的關(guān)鍵組成部件，具有實(shí)現(xiàn)兩航天器間捕捉和釋放的功能。其中的鎖舌彈簧機(jī)構(gòu)是典型的多體系統(tǒng)動力學(xué)機(jī)構(gòu)，具有一定的設(shè)計(jì)難度。針對該問題，分析了鎖舌運(yùn)動規(guī)律，簡化由分析力學(xué)建立的非線性微分方程組，建立了滿足工程精度需求的數(shù)學(xué)模型；接著采用懲罰函數(shù)法和隨機(jī)順序配對機(jī)制改進(jìn)標(biāo)準(zhǔn)遺傳算法，并編制程序完成參數(shù)求解；隨后應(yīng)用ADAMS軟件進(jìn)行動力學(xué)仿真。捕獲鎖試驗(yàn)結(jié)果表明，捕獲力顯著減小，性能獲得提高。所研制的捕獲鎖圓滿通過了國內(nèi)載人航天交會對接飛行試驗(yàn)，證明該產(chǎn)品優(yōu)化設(shè)計(jì)工作獲得了成功。

關(guān)鍵詞：空間對接；捕獲鎖；多體系統(tǒng)；遺傳算法；仿真

0引言

空間對接機(jī)構(gòu)是實(shí)現(xiàn)載人航天器空間交會對接，以及開展在軌服務(wù)的關(guān)鍵系統(tǒng)[1-3]，其中周邊式對接機(jī)構(gòu)捕獲鎖具有實(shí)現(xiàn)兩航天器間捕捉和釋放的功能[4-5]。型號產(chǎn)品研制過程中，對捕獲鎖上的鎖舌彈簧機(jī)構(gòu)有如下要求：對接捕獲階段，要求鎖舌能夠在卡板器較小的作用力下就壓入，并快速彈出完成對卡板器的捕獲；對接拉緊階段，捕獲鎖能夠可靠自鎖并承受數(shù)千牛的拉力；對接分離階段，捕獲鎖解鎖后，要求對卡板器僅有數(shù)牛的脫離阻力。就空間對接而言，完成捕獲是實(shí)現(xiàn)對接的先決條件，因此裝配在對接機(jī)構(gòu)對接環(huán)上的三套捕獲鎖的性能至關(guān)重要。前期經(jīng)過多輪仿真參數(shù)試湊、摸索試驗(yàn)，不斷修配鎖舌滑槽形狀，調(diào)整鎖舌彈簧機(jī)構(gòu)扭簧和拉簧參數(shù)，所設(shè)計(jì)的捕獲鎖單個鎖舌壓入力達(dá)34 N。為減小捕獲鎖鎖舌壓入力，避免由于捕獲力過大而無法快速捕獲，并使得空間兩飛行器碰撞彈開而導(dǎo)致空間對接失敗，就需要對捕獲鎖開展優(yōu)化設(shè)計(jì)工作，從而提高空間對接捕獲一次成功率。

1優(yōu)化設(shè)計(jì)數(shù)學(xué)建模

為滿足上述空間對接捕獲各項(xiàng)要求，采用圖1所示的捕獲鎖結(jié)構(gòu)[6]：鎖舌位于捕獲鎖中部，其受卡板器垂直向下壓力，運(yùn)動軌跡由拉簧、扭簧和卡板器外力綜合決定；與此同時，在卡板器下壓到底后，由拉簧和扭簧形成的組合彈簧機(jī)構(gòu)提供鎖舌自動回彈動力。設(shè)計(jì)銷軸和鎖舌等參數(shù)，使得處于圖1所示位置時，鎖舌在銷軸約束下處于自鎖鎖緊狀態(tài)；在解鎖工況時，通過轉(zhuǎn)動手動解鎖手柄破壞偏心軸自鎖條件，或由電動解鎖機(jī)構(gòu)驅(qū)動銷軸使鎖舌脫離自鎖位置，卡板器就可以克服拉簧和扭簧較小的阻力而脫離捕獲鎖鎖舌的鎖定狀態(tài)。

1.扭簧　2.擺桿　3.鎖舌　4.拉簧　5.銷軸　6.卡板器7.偏心軸　8.手動解鎖手柄　9.電動解鎖機(jī)構(gòu)圖1　捕獲鎖結(jié)構(gòu)圖

捕獲鎖功能在于實(shí)現(xiàn)自動捕獲和自鎖鎖緊。鎖舌除兩彈簧外無約束的運(yùn)動可以減小鎖舌自動捕獲時的壓入力，從而使其達(dá)到最大的靈活性。因此，建立的數(shù)學(xué)模型以拉簧的剛度kL、原長l0和扭簧的剛度kN、初始扭矩M04個參數(shù)為優(yōu)化設(shè)計(jì)對象。預(yù)期目標(biāo)為：確保捕獲鎖的自動捕獲和自鎖鎖緊功能，并使鎖舌在除兩彈簧外無其他約束的情況下，具有最大的運(yùn)動靈活性，反映在測量指標(biāo)上就是鎖舌壓入力的值最小。

基于以上想法，首先建立關(guān)于鎖舌壓入力的方程，并將此方程作為目標(biāo)函數(shù)；其次由初始和最終力學(xué)平衡關(guān)系建立兩個約束方程；之后以鎖舌回彈時間限制所確定的方程為第三個約束方程。按照文獻(xiàn)[7-9]方法建立以上數(shù)學(xué)模型，其中采用分析力學(xué)建立的第三個約束方程為非線性微分方程組，為實(shí)現(xiàn)快速求解，故采取簡化措施，以建立符合工程精度要求的快速可解模型。

1.1末位置平衡態(tài)目標(biāo)函數(shù)的建立

根據(jù)鎖舌受到卡板器作用力后運(yùn)動的連續(xù)性，以及現(xiàn)有試驗(yàn)數(shù)據(jù)曲線的直觀顯示，可以假定鎖舌與卡板器相分離、回彈前的那一片刻獲得最大的鎖舌壓入力(該假設(shè)由后續(xù)的仿真加以初步驗(yàn)證，如果仿真情況與此不符，再進(jìn)行該目標(biāo)函數(shù)的修改)。根據(jù)這一時刻的力學(xué)平衡關(guān)系，建立壓入力目標(biāo)函數(shù)和約束方程。對應(yīng)鎖舌、連桿的受力分析如圖2所示。

圖2　末位置平衡態(tài)受力分析

圖2中，坐標(biāo)原點(diǎn)O為擺桿旋轉(zhuǎn)軸中心，A為鎖舌滾輪中心點(diǎn)，B為鎖舌與擺桿連接點(diǎn)，C為鎖舌與拉簧連接點(diǎn)，D為拉簧與捕獲鎖基體連接點(diǎn)，圖中鎖舌處于自鎖位置時與銷的接觸點(diǎn)E未標(biāo)識。

假設(shè)擺桿OB與x軸正向夾角為θ，且如圖2所示逆時針方向?yàn)檎?；鎖舌簡化邊線BC與y軸正向的夾角為α，同理假定逆時針方向?yàn)檎?；拉簧DC與x軸正向夾角為β，同理假定逆時針方向?yàn)檎?/p>

本文中，以l0代表拉簧原長，以θ0代表扭簧不產(chǎn)生扭矩時相對標(biāo)定零度的轉(zhuǎn)角，以M0代表扭簧預(yù)緊扭矩；此外以下標(biāo)“1”表示初始狀態(tài)量，以下標(biāo)“2”表示末狀態(tài)量。以下捕獲鎖的基本設(shè)計(jì)參數(shù)為已確定的設(shè)計(jì)定值：擺桿OB長lOB、鎖舌上BC長lBC、AB長lAB、D點(diǎn)坐標(biāo)(xD，yD)、θ1、α1。

按照基本幾何學(xué)和力學(xué)分析可得：

B點(diǎn)坐標(biāo)(xB、yB)為

(lOBcosθ,lOBsinθ)

C點(diǎn)坐標(biāo)(xC、yC)為

(lOBcosθ+lBCsinα,lOBsinθ+lBCcosα)

A點(diǎn)坐標(biāo)(xA、yA)為

(lOBcosθ+lABcos(α-α1),lOBsinθ+lABsin(α-α1))

扭簧力矩為

M=M0+kN(θ-θ1)

拉簧力為

F′=kL(l-l0)

拉簧長度為

拉簧力F′與x軸的夾角為

β=arcsin((yD-yC)/(xD-xC))

拉簧力F′對于B點(diǎn)力矩長為

lBF=lBCsin(90°-α+β)=lBCcos(α-β)

拉簧力F′對于O點(diǎn)力矩為

MF′O=yCF′cosβ-xCF′sinβ

外力F對于B點(diǎn)力矩長為

lBH=lABsin(45°+α-α1)

外力F對于O點(diǎn)力矩為

MFO=xAFcos45°+yAFsin45°

對B點(diǎn)建立力矩平衡式為

MF′B=MFB

即

F′lBF=FlBH

(1)

對O點(diǎn)建立力矩平衡式為

MF′O+M=MFO

(2)

將以上分析求得量代入相對B點(diǎn)建立的力矩平衡式(1)，整理求得

(3)

將末位置時的參數(shù)θ2、α2、β2及A、C點(diǎn)末坐標(biāo)代入式(3)，并令：

從而得到由末位置確定的目標(biāo)函數(shù)：

F=akL(l2-l0)

(4)

1.2保持末位置平衡約束方程的建立

受力分析及各參量定義、確定與建立末位置平衡態(tài)目標(biāo)函數(shù)時相同。

將所求得的各個分析量代入相對O點(diǎn)建立的力矩平衡式(2)，整理求得

(5)

將末位置時的參數(shù)θ2、α2、β2及A、C點(diǎn)末坐標(biāo)代入式(5)，并令：

由此得

F=bkL(l2-l0)+cM0+dkN

(6)

顯然，末位置平衡態(tài)時，通過相對B點(diǎn)建立力矩平衡式和相對O點(diǎn)建立的力矩平衡式所求得的力大小應(yīng)該相等，所以由式(6)和式(4)得到一個力平衡約束方程：

g1=(b-a)kL(l2-l0)+cM0+dkN=0

(7)

1.3保持初始位置平衡約束方程的建立

在地面試驗(yàn)時，因?yàn)橛兄亓Φ挠绊?，要求拉簧和扭簧具有一定的初始拉力和扭矩，否則可能會出現(xiàn)鎖舌自然下擺一定角度而無法定位在所要求的初始位置的情況。當(dāng)然，在空間失重條件下，這一個約束條件并不存在。因此，當(dāng)加入此約束不會較大影響鎖舌壓入力這一個關(guān)鍵指標(biāo)時，為方便重力環(huán)境下試驗(yàn)則接受該約束；反之，將酌情考慮是否加入該約束。考慮重力環(huán)境下初始平衡狀態(tài)結(jié)構(gòu)圖見圖3。圖3中：m1為擺桿質(zhì)量，r1為擺桿重心到O點(diǎn)距離，m2為鎖舌質(zhì)量，r2為鎖舌重心到過B點(diǎn)鉛垂線的距離。

圖3　初始位置平衡態(tài)受力分析

要防止鎖舌和擺桿重力條件下的自然下擺，只需要拉簧力F′和扭簧M 對O點(diǎn)產(chǎn)生的力矩大于重力產(chǎn)生的力矩即可；當(dāng)有超過時，鎖舌受到下端E 處銷子的作用力而平衡。

由以上分析結(jié)合1.1節(jié)分析所得已知量，拉簧力F′和扭簧M 對O點(diǎn)產(chǎn)生的力矩為

M′=M0+kL(l1-l0)cosβ1(lBC+lOBsinθ1)-

kL(l1-l0)sinβ1lOBcosθ1

(8)

重力對O點(diǎn)產(chǎn)生的力矩為

M″=m1gr1cosθ1+m2g(r2+lOBcosθ1)

(9)

由M′-M″>0得到第二個約束方程如下：

g2=M0+kL(l1-l0)cosβ1(lBC+lOBsinθ1)-

kL(l1-l0)lOBsinβ1cosθ1-

m1gr1cosθ1-m2g(r2+lOBcosθ1)>0

(10)

令：

q=(lBC+lOBsinθ1)cosβ1-lOBsinβ1cosθ1

n=m1gr1cosθ1+m2g(r2+lOBcosθ1)

由此得到第二個約束方程：

g2=M0+qkL(l1-l0)-n>0

(11)

1.4鎖舌回彈時間約束方程的建立

顯而易見，捕獲鎖捕獲運(yùn)動構(gòu)件構(gòu)成了一個二自由度系統(tǒng)，要求得其受到兩根彈簧作用力時的準(zhǔn)確運(yùn)動軌跡并最終求得回彈至自鎖位置時的時間，可以采用最為基本的分析力學(xué)方法。鎖舌受力分析如圖4所示。圖4中，r3為鎖舌重心O2與B點(diǎn)距離，φ為BO2與鉛垂線方向夾角，J1為擺桿對O點(diǎn)轉(zhuǎn)動慣量，J2為鎖舌對B點(diǎn)轉(zhuǎn)動慣量。

圖4　鎖舌受力分析

系統(tǒng)動能為

(12)

系統(tǒng)勢能(在此僅考慮空間失重情況)為

V=0

(13)

由以上得拉格朗日函數(shù):

(14)

拉簧主動力F′(θ,φ)與扭簧主動力矩M(θ)對此系統(tǒng)的虛功δW為

δW=M(θ)δθ+F′(θ,φ)(lOBδθsinθ+lBCδφcosφ)

(15)

為簡化工程設(shè)計(jì)，鑒于實(shí)際拉簧與水平夾角β變化很小這一現(xiàn)實(shí)情況，在本文中假設(shè)其只提供水平方向拉力。

由此得到廣義力如下：

Qθ=M(θ)+F′(θ,φ)lOBsinθ

(16)

Qφ=F′(θ,φ)lBCcosφ

(17)

將以上各方程代入拉格朗日方程：

計(jì)算化簡得

(18)

式(18)即為該系統(tǒng)動力學(xué)方程，對其求解后理論上可以得到各個時刻位置對應(yīng)的相關(guān)量，前后運(yùn)動時間也可以對其進(jìn)行積分運(yùn)算而得到。然而，由于式(18)是頗為復(fù)雜的非線性微分方程組，實(shí)際求解較為困難，考慮到計(jì)算效率以及實(shí)際工程計(jì)算精度需求等各方面因素，提出如下近似回彈時間的計(jì)算方法。

首先，實(shí)際設(shè)計(jì)和現(xiàn)有產(chǎn)品鎖舌繞B點(diǎn)的旋轉(zhuǎn)角度較小，即φ的始末差值并不大，可將扭簧回復(fù)到原始位置的時刻視為鎖舌回彈的終止時刻，并不考慮鎖舌繞自體旋轉(zhuǎn)所具有的動能，即相當(dāng)于取消了B處的這一個自由度；然后，將兩根彈簧前后的能量差轉(zhuǎn)化為鎖舌和擺桿到達(dá)終點(diǎn)位置時所具有的動能，由此求得末角速度ω，取其一半為平均角速度?，由θ前后角度差Δθ除以?即可求得近似的回彈時間。顯而易見，由此造成的直接影響是計(jì)算所得的鎖舌回彈角速度過大，因此最后將限定回彈時間乘以一個系數(shù)η加以修正?；谝陨纤悸?，計(jì)算步驟如下：

兩彈簧始末位置能量差為

(19)

由M0=kN(θ1-θ0)可以求得

(20)

鎖舌和擺桿在末位置時的近似動能為

(21)

由W=T最終求解得

(22)

則鎖舌和擺桿回彈時間為

(23)

鎖舌回彈時間上限tmax的計(jì)算思路為：假定回彈開始那一時刻，與卡板器端角接觸點(diǎn)即A點(diǎn)的縱坐標(biāo)為yA，其值可由該時刻θ和α值代入上文中A點(diǎn)坐標(biāo)公式求得；卡板器向下運(yùn)行至終點(diǎn)時，其端角Z點(diǎn)縱坐標(biāo)yZ不難從現(xiàn)有設(shè)計(jì)圖紙中獲得；從飛船對接初始條件中可以找到所需要的對接速度，在此加嚴(yán)設(shè)計(jì)，取卡板器向下運(yùn)行速度最大值為v ；由此得到鎖舌回彈時間上限計(jì)算式：

(24)

將以上各式代入t <ηtmax(可以先取η值為0.85，視后續(xù)應(yīng)用遺傳算法優(yōu)化計(jì)算結(jié)果再行修改)，運(yùn)算化簡得

(25)

令：

e=l2-l1f=l2+l1

g=(θ2-θ1)2h=2(θ2-θ1)

由此得到第三個約束方程為

g3=ekL(f-2l0)+gkL+hM0-p>0

(26)

1.5待定變量消參

綜合整理可以看出：以上各個分量和方程式在終止位置θ2和α2確定時都可以唯一確定，由此對末態(tài)值后續(xù)應(yīng)用算法模糊預(yù)估時就能進(jìn)行程序運(yùn)算。

進(jìn)一步由鎖舌與卡板器結(jié)構(gòu)簡圖(圖5)可以分析得到，鎖舌產(chǎn)生回彈動作時，鎖舌與卡板器接觸點(diǎn)A，都在圖示過卡板器角點(diǎn)F(xF、yF)的鉛垂線上(考慮鎖舌上滾輪半徑r的影響則應(yīng)為xF-r)。由此可以依據(jù)幾何運(yùn)動關(guān)系將θ2與α2中的一個量用另一個來表示，從而減少算法模糊預(yù)估參數(shù)數(shù)量。

圖5　鎖舌與卡板器結(jié)構(gòu)簡圖

由結(jié)構(gòu)簡圖可以列出以下關(guān)系式：

xF-r=xA2=lOBcosθ2+lABcos(α2-α1)

(27)

解得：

(28)

由以上分析得出如下結(jié)論：在對拉簧剛度kL、原長l0和扭簧剛度kN、初始扭矩M04個參數(shù)進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計(jì)的時候，只需要輸入終止位置估計(jì)量α2，就可以實(shí)現(xiàn)目標(biāo)函數(shù)、約束方程求解。

2遺傳算法優(yōu)化求解

遺傳算法(geneticalgorithm,GA)是把自然遺傳學(xué)和計(jì)算機(jī)科學(xué)結(jié)合起來的優(yōu)化方法，可以在整個可行域里進(jìn)行隨機(jī)尋優(yōu),能夠很好地解決一般優(yōu)化算法所存在的局部最優(yōu)問題，典型遺傳算法流程包含選擇、交叉和變異等運(yùn)算[10-11]。為使遺傳算法與所述的工程問題實(shí)現(xiàn)銜接，按照所建立的數(shù)學(xué)模型，設(shè)計(jì)捕獲鎖適應(yīng)度函數(shù)如下：

G=100-AF-A1g1-A2g2-A3g3

(29)

即設(shè)定適應(yīng)度最大值為100；同時按照F、g1、g2和g3項(xiàng)目的緊要程度設(shè)定A、A1、A2和A34個對應(yīng)權(quán)系數(shù)數(shù)值。

在遺傳算法中，由于運(yùn)算中的選擇對應(yīng)的是整個群體，因此需要設(shè)計(jì)一個好的算法，使得選擇運(yùn)算盡可能隨機(jī)，從而避免多代優(yōu)化后，在整個群體內(nèi)顯示出“近親繁殖”的規(guī)律，導(dǎo)致運(yùn)算收斂性不佳[12]。與此同時，為提高程序計(jì)算效率，選擇運(yùn)算只有兼具隨機(jī)性和規(guī)律性，才能使所編制的遺傳算法程序在實(shí)現(xiàn)運(yùn)算收斂性的同時，又能高效性運(yùn)行。對于該選擇算法設(shè)計(jì)難題，本文設(shè)計(jì)基于隨機(jī)順序配對機(jī)制的選擇算法流程[13]。

如圖6所示，采用循環(huán)鏈表形式作為初始種群的初始數(shù)據(jù)庫表達(dá)結(jié)構(gòu)，從而構(gòu)成一個閉環(huán)的群體。利用隨機(jī)數(shù)生產(chǎn)函數(shù)，隨機(jī)選擇其中的一個個體，標(biāo)志為K。此后，沿順時針、逆時針兩個方向依次選擇個體，將個體K-1和K+1作為后續(xù)交叉和變異運(yùn)算的母體，依次類推順序配對。從該選擇算法可以看出，由于每代選擇運(yùn)算時，都是隨機(jī)抽取一點(diǎn)，可以避免選擇機(jī)制出現(xiàn)規(guī)律性，從而影響進(jìn)化運(yùn)算效果；同時又在確定該點(diǎn)之后，所有選擇均按照指針順序移動定位，從而保障了選擇運(yùn)算的高效性。

圖6　選擇算法流程

按照以上基于循環(huán)鏈表進(jìn)行初始種群選擇，構(gòu)建隨機(jī)順序配對機(jī)制，改進(jìn)的遺傳算法程序能在1 s內(nèi)完成程序自檢、運(yùn)算，輸出拉簧和扭簧各個優(yōu)化參數(shù)值，并求出對應(yīng)的鎖舌最大壓入力F=6.534 N。

3仿真分析復(fù)核

目前仿真技術(shù)已成為產(chǎn)品設(shè)計(jì)研究的有效手段，能夠有效降低系統(tǒng)研制成本，降低由于設(shè)計(jì)不當(dāng)就工程實(shí)施投產(chǎn)所存在的風(fēng)險[14-16]。對此，利用Pro/Engineer軟件構(gòu)建模型后，導(dǎo)入ADAMS動力學(xué)仿真系統(tǒng)，并將以上計(jì)算得到的優(yōu)化參數(shù)值作為仿真輸入，施加運(yùn)動副、約束和載荷等項(xiàng)目后，進(jìn)行捕獲鎖動力學(xué)仿真，仿真過程如圖7所示。

輸出仿真結(jié)果曲線，如圖8所示，且設(shè)定圖7a所示位置為卡板器垂直下行位移s的零點(diǎn)，在零點(diǎn)位置接觸瞬間，由于設(shè)定卡板器以200 mm/s下行運(yùn)動，與鎖舌發(fā)生碰撞，因此產(chǎn)生瞬間沖擊，該數(shù)值約5.451 N，之后振蕩衰減，符合碰撞效應(yīng)。

(a)卡板器下壓鎖舌(b)鎖舌最大運(yùn)動角

(c)鎖舌回彈(d)捕獲完成圖7　仿真過程

圖8　捕獲壓入力仿真曲線

從捕獲力仿真曲線可以看到鎖舌壓入力F峰值為6.197 N，相比遺傳算法程序6.534 N計(jì)算值，偏小近5%，分析其原因如下。

(1)輸入的終止位置α2為預(yù)估量，初始程序運(yùn)算與仿真測量值有差異，使得鎖舌的最大位移得以減小，表現(xiàn)在鎖舌壓入力上就是所得到的仿真值小于遺傳算法程序計(jì)算值；

(2)遺傳算法程序計(jì)算所對應(yīng)的數(shù)學(xué)模型，在鎖舌回彈時間約束方程的建立過程中，為避免求解復(fù)雜非線性微分方程，采用了工程簡化處理方法，因此將引入一定的計(jì)算偏差。

4優(yōu)化設(shè)計(jì)后試驗(yàn)

經(jīng)一系列優(yōu)化設(shè)計(jì)，投產(chǎn)并裝配三套捕獲鎖，每套捕獲鎖均采取雙鎖舌設(shè)計(jì)以提高捕獲可靠性，并研制測試裝置進(jìn)行測試工作，如圖9所示。

圖9　捕獲鎖及測試裝置設(shè)計(jì)

通過試驗(yàn)，測得三套捕獲鎖捕獲力曲線如圖10所示，從中可以看到雙鎖舌捕獲鎖的最大捕獲壓入力F為17.2 N，平均單鎖舌壓入力為8.6 N，相比理論值增大近30%。原因在于：為確保鎖舌回彈時間小于50 ms指標(biāo)要求，拉簧、扭簧參數(shù)均往上取整，以及由于鎖舌機(jī)構(gòu)運(yùn)動摩擦的存在，使捕獲壓入力增大?？傮w而言，相比早前單鎖舌壓入力34 N，大幅減小，顯著提高了捕獲鎖鎖舌的運(yùn)動靈活性。

圖10　捕獲鎖捕獲壓入力測試曲線

最后，將所研制的捕獲鎖裝配至周邊式對接機(jī)構(gòu)中，并于2011年11月在實(shí)現(xiàn)的“神舟八號”飛船與“天宮一號”目標(biāo)飛行器的首次交會對接中一次捕獲成功；后續(xù)所研制的捕獲鎖產(chǎn)品又在“神舟九號”和“神舟十號”中得以應(yīng)用，并圓滿完成飛行試驗(yàn)，表明捕獲鎖產(chǎn)品研制工作獲得了成功。

5結(jié)束語

本文對周邊式對接機(jī)構(gòu)捕獲鎖設(shè)計(jì)進(jìn)行分析，首先，建立數(shù)學(xué)模型；接著，在滿足工程需要的前提下，進(jìn)行了簡化處理，避免反復(fù)優(yōu)化計(jì)算時求解復(fù)雜非線性微分方程這一難題；隨后，利用循環(huán)鏈表、采用隨機(jī)順序配對機(jī)制，改進(jìn)編制遺傳算法程序，實(shí)現(xiàn)多參數(shù)優(yōu)化問題快速求解；之后，進(jìn)行產(chǎn)品仿真分析和試驗(yàn)測試工作，有效改善了捕獲鎖產(chǎn)品性能；最終，所研制的捕獲鎖產(chǎn)品成功完成了國內(nèi)首次交會對接等三次在軌飛行試驗(yàn)，為我國載人航天工程的順利實(shí)施和后續(xù)空間站工程的建設(shè)和運(yùn)營作出了貢獻(xiàn)。

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(編輯袁興玲)

Optimization Design of Capture Latch in Space Docking Mechanism

Tang ShurenChen BaodongLiu ZhongKang ZhiyuTang Ping

Aerospace System Engineering Shanghai，Shanghai，201109

Abstract：Space docking mechanism was an important portion to realize space docking between aircrafts. As a key component of docking mechanism, capture latches were used to carry out following actions: capture and release. The bolt-spring mechanism in capture latch was quite hard to design as a typical multi-object system. This paper analyzed the movement orderliness of bolt-spring mechanism and built its mathematics model, then simplified those nonlinear equations on the basis of engineering requirements. After that, penalty function and stochastic tactic distribution model were used to improve the standard genetic algorithm, and the calculations were completed and the results were checked by ADAMS simulation method. At last，capture latch tests indicate that capture force reduces and capability improves observably. Finally, capture latch put across China on-orbit space docking test, and attested upwards optimization design successfully.

Key words：space docking; capture latch; multi-object system; genetic algorithm; simulation

作者簡介：湯樹人，男，1981年生。上海宇航系統(tǒng)工程研究所高級工程師。主要研究方向?yàn)榭臻g機(jī)構(gòu)優(yōu)化與在軌服務(wù)總體設(shè)計(jì)。獲發(fā)明專利10項(xiàng)，發(fā)表論文10篇。陳寶東，男，1968年生。上海宇航系統(tǒng)工程研究所研究員。劉仲，男，1979年生。上海宇航系統(tǒng)工程研究所高級工程師?？抵居?，男，1976年生。上海宇航系統(tǒng)工程研究所研究員、博士。唐平，男，1970年生。上海宇航系統(tǒng)工程研究所研究員。

中圖分類號：TH122

DOI：10.3969/j.issn.1004-132X.2016.05.008

基金項(xiàng)目：國家載人航天空間交會對接工程;上海市科技人才計(jì)劃項(xiàng)目(14XD1423400)

收稿日期：2015-02-27