田昀，王曉北，劉立成，謝文，李咚咚

(1.北京衛(wèi)星制造廠有限公司，北京 100094；2.中國空間技術(shù)研究院，北京 100094)

1 引言

針對目前航天任務(wù)中連接環(huán)節(jié)多，火工品多，沖擊大等問題，設(shè)計(jì)了一種非火工、低沖擊連接和分離裝置(簡稱分離裝置)，該裝置是一種基于能量正交轉(zhuǎn)換原理的記憶合金(Shape Memory Alloys， SMA)觸發(fā)分離裝置，如圖1所示，主要由SMA觸發(fā)機(jī)構(gòu)和連接分離機(jī)構(gòu)兩部分組成。SMA觸發(fā)機(jī)構(gòu)用SMA絲提供觸發(fā)力，再通過傳動機(jī)構(gòu)依次釋放和傳遞驅(qū)動力矩，從而解除對非自鎖分離螺母的限位。連接分離機(jī)構(gòu)則是裝置中承載連接力約束的功能執(zhí)行部件，由主承力螺桿和分離螺母組成非自鎖梯形螺紋副配合[1]。

當(dāng)分離螺母解除限位后，螺母旋轉(zhuǎn)推動主承力螺桿沿分離方向運(yùn)動，從而實(shí)現(xiàn)被連接件的分離，工作原理如圖2所示。根據(jù)分離裝置承載力要求選用AXK4565型推力滾針軸承作為分離螺母的軸向支承軸承， 推力滾針軸承的摩擦阻力會阻礙解鎖狀態(tài)下分離螺母的回轉(zhuǎn)，從而影響解鎖時間、分離沖擊等分離性能?；趥鹘y(tǒng)計(jì)算方法得到的軸承摩擦阻力矩是定值，但實(shí)際應(yīng)用中發(fā)現(xiàn)不同工況下的摩擦阻力矩不同，這會影響機(jī)構(gòu)裝置解鎖動作的穩(wěn)定性與可靠性。在此基于分離裝置中推力滾針軸承摩擦阻力矩的產(chǎn)生機(jī)理，建立摩擦阻力矩計(jì)算模型，并結(jié)合試驗(yàn)對摩擦阻力矩進(jìn)行分析。

1—SMA觸發(fā)機(jī)構(gòu)；2—連接組件；3—主承力螺桿；4—推力滾針軸承；5—飛輪螺母。

(a)壓緊狀態(tài) (b)分離狀態(tài)

2 推力滾針軸承摩擦阻力矩理論計(jì)算

2.1 產(chǎn)生機(jī)理

軸承摩擦阻力矩會影響系統(tǒng)的運(yùn)行效率，給系統(tǒng)帶來不必要的能量損失。對于航天器空間環(huán)境的特殊性，分離裝置用推力滾針軸承常采用的潤滑方式為軸承座圈表面粘接MoS2形成固體潤滑膜。根據(jù)其潤滑方式，該軸承摩擦阻力矩主要包括[2]：1)滾針與滾道之間因材料的彈性滯后引起的摩擦阻力矩；2)滾針與滾道之間的相對滑動引起的摩擦阻力矩；3)滾針與保持架之間的接觸引起的摩擦阻力矩。

2.2 理論計(jì)算模型

2.2.1 運(yùn)動分析

在解鎖狀態(tài)下，軸承座圈與殼體處于靜止?fàn)顟B(tài)，其角速度ωh=0，軸圈隨分離螺母以角速度ωs轉(zhuǎn)動的同時會帶動滾針以角速度ωr繞自身軸線自轉(zhuǎn)。滾針與軸圈和座圈的相對運(yùn)動分別如圖3和圖4所示[3]，圖中：r為滾針半徑，Lwe為滾針有效長度，ri，re分別為軸承軸線距滾針的最短和最長半徑，ωc為滾針與保持架的公轉(zhuǎn)角速度。根據(jù)運(yùn)動關(guān)系，可得軸圈速度v1、滾針在半徑y(tǒng)處的速度v2分別為

v1=yωs，

(1)

v2=rωr+yωc。

(2)

圖3 滾針與軸圈的相對運(yùn)動示意圖

圖4 滾針與座圈的相對運(yùn)動示意圖

滾針與軸圈的相對滑動速度為

vs=yωs-(rωr+yωc)，

(3)

滾針與座圈的相對滑動速度為

vh=yωc-rωr。

(4)

在滾動過程中滾針沿其徑向的偏移(圖5)會導(dǎo)致滾針與保持架因接觸變形而產(chǎn)生彈性碰撞力，采用切片法[4]將滾針切為n片，則每片寬度為

w=Lwe/n，

(5)

第i片滾針的偏移量為

(6)

式中：β為滾針歪斜角；Δz為滾針偏移量。

圖5 滾針徑向偏移

第i片滾針對保持架的作用力為

(7)

A=1.36η0.9,

式中：Kc為常量,由試驗(yàn)確定，對于推力滾針軸承,Kc=67/Cp;Cp為保持架兜孔直徑；η為保持架與滾針之間的綜合彈性常數(shù)。

2.2.2 材料彈性滯后引起的摩擦阻力矩

在運(yùn)轉(zhuǎn)過程中，推力滾針軸承會因材料彈性滯后引起能量損失[5]，軸承與軸圈和座圈材料彈性滯后引起的能量損失分別為

(8)

式中：ξ為彈性滯后系數(shù)，對于AXK4565軸承，其值取0.01；Ffs，F(xiàn)fh分別為滾針與軸圈、座圈的法向接觸力；gs，gh分別為滾針與軸圈、座圈的彈性接觸變形量。

根據(jù)能量守恒定律，因材料彈性滯后引起的軸承摩擦阻力矩為

(9)

2.2.3 相對滑動引起的摩擦阻力矩

滾針與軸圈和座圈相對滑動引起的能量損失分別為[6]

式中：μ為滑動摩擦因數(shù)；Ft為滾針?biāo)茌d荷。

根據(jù)能量守恒定律，因相對滑動引起的軸承摩擦阻力矩為

(11)

2.2.4 滾針與保持架接觸引起的摩擦阻力矩

在運(yùn)轉(zhuǎn)過程中，滾針因偏移會與保持架接觸，進(jìn)而產(chǎn)生磨損，其能量損失[7]為

(12)

式中：Δvi為第i片滾針與保持架兜孔之間的相對滑動速度。

根據(jù)能量守恒定律，因接觸引起的軸承摩擦阻力矩為

(13)

2.2.5 總摩擦阻力矩

推力滾針軸承總摩擦阻力矩為

MT=Md+Ms+Mc。

(14)

上述理論分析表明：對于使用工況復(fù)雜的分離裝置，在考慮同一軸承自身屬性參數(shù)變化不明顯的條件下，摩擦因數(shù)μ和軸承所受外載荷Ft會隨工況變化而變化，尤其是空間環(huán)境溫度變化較大，上述理論分析并不完全適用于空間機(jī)構(gòu)運(yùn)動全生命周期的軸承摩擦阻力矩計(jì)算，需結(jié)合試驗(yàn)分析。

3 推力滾針軸承摩擦阻力矩試驗(yàn)分析

3.1 試驗(yàn)條件

根據(jù)空間環(huán)境使用需求，結(jié)合上述軸承摩擦阻力矩理論分析，對分離裝置進(jìn)行驅(qū)動冗余設(shè)計(jì)，即在預(yù)緊力驅(qū)動下實(shí)現(xiàn)螺紋副分離的同時，還要使分離彈簧也提供驅(qū)動力，其驅(qū)動力足以克服軸系摩擦阻力，使螺桿完全脫離分離螺母實(shí)現(xiàn)分離功能。但在樣機(jī)進(jìn)行高低溫(-70～+85 ℃)試驗(yàn)時，發(fā)現(xiàn)分離裝置在常溫和高溫階段分離功能正常，但在低溫段(-70～0 ℃)分離遲滯，說明低溫環(huán)境對分離裝置的軸系影響顯著，需對主要產(chǎn)生摩擦阻力距的軸承進(jìn)行分析?？紤]到分離裝置一般作為航天器艙段或載荷的壓緊釋放機(jī)構(gòu)在真空大預(yù)緊力和寬溫域下的空間環(huán)境下工作，對軸承進(jìn)行固體潤滑，由于推力滾針軸承主要承受軸向載荷，為防止大預(yù)緊力下出現(xiàn)冷焊，只涂覆推力滾針軸承的上下座圈，滾針和支架不潤滑。選用同一型號的普通滾針軸承和粘接MoS2薄膜的滾針軸承進(jìn)行試驗(yàn)，溫度從常溫(25 ℃)逐漸降至低溫(-70 ℃)，根據(jù)分離裝置工作原理設(shè)置不加載和分離彈簧加載70 N(分離彈簧理論設(shè)計(jì)最大值)2種工況。

3.2 試驗(yàn)方法

基于現(xiàn)有力矩試驗(yàn)設(shè)備條件，參考ASTMD 1478：2018 “Low-temperature torque of ball bearing”的測試原理(圖6)，測量AXK4565推力滾針軸承摩擦阻力矩?；贙1885扭矩試驗(yàn)機(jī)進(jìn)行試驗(yàn)，方案如圖7所示，傳感器量程為0～7 N·m，扭矩精度為0.001 N·m，箱內(nèi)溫度為-72.5～0 ℃，輸出軸承為D204深溝球軸承。輸出軸通過轉(zhuǎn)接軸帶動被測軸承旋轉(zhuǎn)，被測軸承摩擦阻力矩作為驅(qū)動力矩帶動轉(zhuǎn)接環(huán)旋轉(zhuǎn)，轉(zhuǎn)接環(huán)帶動軸承安裝板旋轉(zhuǎn)。此時，軸承安裝板掛柱上的拉繩會產(chǎn)生拉力，阻止軸承安裝板旋轉(zhuǎn)，力傳感器測量值與作用力臂的乘積即為輸出軸承和被測軸承摩擦阻力矩之和。

1—電動機(jī)；2—減速器；3—連接繩；4—傳感器；5—低溫箱；6—被測軸承。

1—輸出軸；2—輸出軸承；3—軸承安裝板；4—掛柱；5—被測軸承；6—轉(zhuǎn)接軸；7—連接環(huán)；8—拉繩；9—力傳感器；10—軸承安裝板。

3.3 結(jié)果分析

通過圖7的試驗(yàn)方案，首先在不安裝被測軸承情況下得到輸出軸承的摩擦阻力矩MO，然后安裝被測軸承測試輸出軸承和被測軸承的摩擦力矩之和MZ，則被測軸承的摩擦阻力矩MT=MZ-MO。不同溫度下AXK4565軸承的摩擦阻力矩測量結(jié)果如圖8所示：

1)彈簧加載下的軸承摩擦阻力矩大于未加載。這是因?yàn)檩d荷增加會使?jié)L針?biāo)艿妮d荷Ft增加，滾針與軸圈和座圈之間的法向接觸力Ff和彈性變形量g增加，使材料彈性滯后引起的摩擦阻力矩Md和相對滑動引起的摩擦阻力矩Ms增大，則總摩擦阻力矩增大。在分離裝置軸向分離力提供驅(qū)動力的同時，也增加了軸承摩擦阻力矩，兩者要同時考慮，以免裝置分離性能下降。

2)低溫下的軸承摩擦阻力矩大于常溫。這是因?yàn)闇囟葘oS2潤滑特性的影響[8]，導(dǎo)致25～-70 ℃時MoS2的摩擦因數(shù)逐漸增大，相對滑動引起的摩擦阻力矩Ms和接觸引起的摩擦阻力矩Mc增大,軸承總摩擦阻力矩增大。

3)鍍膜軸承的摩擦阻力矩大于未鍍膜軸承。這是由于雖然MoS2鍍膜后的軸承摩擦因數(shù)減小，但鍍膜后的軸承表面MoS2結(jié)構(gòu)疏松，硬度和承載能力有限，且易在大氣環(huán)境中氧化成MoO3[9]，使軸承表面硬度降低，滾針與軸圈和座圈的接觸角增大，總摩擦阻力矩增大。涂覆后的軸承摩擦因數(shù)與涂覆工藝、試驗(yàn)環(huán)境和試驗(yàn)方法的不確定性有關(guān)，在工程應(yīng)用中要根據(jù)實(shí)際情況優(yōu)化。

4)鍍膜軸承在低溫-10 ～-70 ℃下摩擦阻力矩呈明顯增大的趨勢。

圖8 不同溫度下AXK4565軸承的摩擦阻力矩

較為代表性的軸承運(yùn)轉(zhuǎn)時的摩擦阻力矩如圖9、圖10所示，隨試驗(yàn)的進(jìn)行，摩擦阻力矩有增大趨勢，而在低溫、加載條件下這一現(xiàn)象更明顯。這是因?yàn)殡S試驗(yàn)的進(jìn)行，軸承內(nèi)部溫度升高，材料膨脹導(dǎo)致軸承內(nèi)部間隙減小，滾針與保持架的磨損加劇，摩擦阻力矩Mc增大，軸承總摩擦阻力矩增大；但由于溫度的變化對軸承材料的變形量影響較小，由內(nèi)部間隙變化引起的軸承摩擦阻力矩Mc增幅較小[10-11]。

圖9 MoS2鍍膜軸承在常溫25 ℃下運(yùn)轉(zhuǎn)時的摩擦阻力矩

圖10 MoS2 鍍膜軸承在低溫-70 ℃和彈簧加載條件下 運(yùn)轉(zhuǎn)時的摩擦阻力矩

綜上分析可知：在相同潤滑狀態(tài)下，環(huán)境溫度降低和外載荷增加是導(dǎo)致分離裝置機(jī)構(gòu)運(yùn)動過程中摩擦阻力矩增加的主要因素。在分離裝置機(jī)構(gòu)的空間環(huán)境適用性設(shè)計(jì)中，增大克服摩擦阻力矩的驅(qū)動力時，軸承摩擦阻力矩也會增加；故在分離裝置設(shè)計(jì)時要合理設(shè)計(jì)分離彈簧驅(qū)動力的裕度，既要保證驅(qū)動力克服軸承摩擦阻力距實(shí)現(xiàn)螺桿分離，也要滿足螺桿克服阻力脫出后的剩余動能最小來降低分離沖擊。

4 結(jié)論

基于摩擦阻力矩理論計(jì)算模型和試驗(yàn)，分析了不同環(huán)境溫度、潤滑以及受力狀態(tài)下非自鎖螺紋連接和分離裝置AXK4565推力滾針軸承的摩擦阻力矩，結(jié)論及分離機(jī)構(gòu)優(yōu)化設(shè)計(jì)的工程措施如下：

1)低溫條件下軸承摩擦阻力矩大于常溫，加載條件下軸承摩擦阻力矩大于未加載，在設(shè)計(jì)分離驅(qū)動力時，分離彈簧在提供裝置冗余分離驅(qū)動力的同時也產(chǎn)生了相應(yīng)的軸承摩擦阻力矩。根據(jù)實(shí)測軸系摩擦阻力矩的1.25倍裕度設(shè)計(jì)，可以保證分離裝置在寬溫域工況下克服摩擦阻力矩，實(shí)現(xiàn)可靠分離。

2)隨試驗(yàn)的進(jìn)行，軸承摩擦阻力矩呈增大趨勢，在低溫、加載條件下這一現(xiàn)象更明顯。在產(chǎn)品可重復(fù)使用設(shè)計(jì)時，要合理加大驅(qū)動力的設(shè)計(jì)裕度，以滿足長壽命使用要求。

此外，鍍膜軸承在低溫、加載條件下的試驗(yàn)結(jié)果有異常，摩擦阻力矩陡增，并不是簡單的線性關(guān)系。對于需要保證在低溫下穩(wěn)定運(yùn)行的航天機(jī)構(gòu)部件，后續(xù)應(yīng)根據(jù)產(chǎn)品的實(shí)際構(gòu)型、使用條件以及選用的材料屬性等影響因素，結(jié)合試驗(yàn)進(jìn)一步分析。