朱佳林，殷新喆，朱 汪，吳 瓊，韓潤(rùn)奇，柳翠翠，曾福明，劉 芃

(北京空間飛行器總體設(shè)計(jì)部，北京 100094)

0 引 言

深空探測(cè)采樣任務(wù)完成后，返回器需以穩(wěn)定的姿態(tài)再入返回(返回器重新進(jìn)入地球大氣層，并在地球著陸的過(guò)程稱(chēng)為再入返回)，以確保安全、平穩(wěn)落入地面指定區(qū)域[1]。某深空探測(cè)采樣因其獨(dú)特的空間構(gòu)型布局和任務(wù)的復(fù)雜性，要求返回器(不具備姿態(tài)控制能力)以起旋(返回器與主探測(cè)器分離時(shí)，繞其分離軸線旋轉(zhuǎn))分離的方式實(shí)現(xiàn)再入姿態(tài)穩(wěn)定。如美國(guó)[2-3]發(fā)射的“星塵號(hào)”、“起源號(hào)”和“OSIRIS-REx”，日本[4]發(fā)射的“隼鳥(niǎo)”和“隼鳥(niǎo)2號(hào)”，以及歐空局[5]未來(lái)發(fā)射的“MarcoPolo-R號(hào)”等深空探測(cè)采樣返回任務(wù)，其返回器均采用起旋式分離，實(shí)現(xiàn)再入穩(wěn)定。

航天器在軌起旋分離方法主要有兩種：1)再入返回前,主探測(cè)器帶動(dòng)返回器同時(shí)旋轉(zhuǎn)，轉(zhuǎn)速達(dá)到預(yù)設(shè)時(shí)通過(guò)彈射機(jī)構(gòu)將其彈推，如“星塵號(hào)”和“起源號(hào)”任務(wù)返回器；2)通過(guò)設(shè)置在主探測(cè)器和返回器之間的分離機(jī)構(gòu)(如“隼鳥(niǎo)號(hào)”和“隼鳥(niǎo)2號(hào)”)或是助推小火箭點(diǎn)火，實(shí)現(xiàn)返回器在軌起旋分離要求，如“實(shí)踐十號(hào)”[6]返回式衛(wèi)星。前者對(duì)主探測(cè)器性能要求較高，且自旋速度較低，需要消耗能源來(lái)實(shí)現(xiàn)，不利于主探測(cè)器的后續(xù)拓展任務(wù)。而助推小火箭方法主要針對(duì)大型返回式衛(wèi)星，可實(shí)時(shí)調(diào)節(jié)在軌姿態(tài)，但對(duì)返回器位置安裝有嚴(yán)格要求。相比之下，針對(duì)深空探測(cè)再入返回任務(wù)，采用無(wú)源式起旋分離機(jī)構(gòu)具有質(zhì)量輕、深空環(huán)境適應(yīng)性強(qiáng)、簡(jiǎn)單可靠、安裝要求低等優(yōu)點(diǎn),因此具有更好的應(yīng)用前景。

航天器在軌分離一般采用多剛體系統(tǒng)動(dòng)力學(xué)分析方法研究其分離姿態(tài)及特性。文獻(xiàn)[7]研究了分離機(jī)構(gòu)不同設(shè)計(jì)方法和分離策略，確保微納雙星在軌分離性能的穩(wěn)定性；文獻(xiàn)[8]建立了星箭分離數(shù)學(xué)模型，分析了皮衛(wèi)星質(zhì)心偏離量、分離彈簧與艙門(mén)扭簧彈性系數(shù)對(duì)入軌初始姿態(tài)影響，且在軌飛行數(shù)據(jù)驗(yàn)證了仿真的正確性；文獻(xiàn)[9]針對(duì)月球取樣返回器傘艙蓋彈射分離過(guò)程的安全性進(jìn)行了仿真研究，研究結(jié)果表明傘艙蓋彈射分離速度合理，分離安全可靠。綜上所述，參考文獻(xiàn)中所研究的航天器均為線性分離，即采用彈簧分離推桿機(jī)構(gòu)，實(shí)現(xiàn)兩器在軌直線式分離，無(wú)起旋要求。目前，國(guó)內(nèi)嫦娥五號(hào)[10]深空探測(cè)采用跳躍式成功實(shí)現(xiàn)了再入返回，且返回艙設(shè)有主動(dòng)調(diào)姿功能，而起旋式再入返回因其獨(dú)特的任務(wù)要求和技術(shù)難度，還未曾有過(guò)驗(yàn)證。

本文針對(duì)某深空探測(cè)采樣返回器，起旋式分離實(shí)現(xiàn)再入姿態(tài)穩(wěn)定的任務(wù)，在完成起旋分離機(jī)構(gòu)參數(shù)設(shè)計(jì)與優(yōu)化后，針對(duì)影響返回器分離姿態(tài)相關(guān)參數(shù)進(jìn)行了分析。通過(guò)建立返回器起旋分離動(dòng)力學(xué)仿真分析模型，并基于綜合敏度的分析方法，進(jìn)而識(shí)別系統(tǒng)參數(shù)對(duì)返回器初始分離姿態(tài)及其性能的影響。最后，通過(guò)開(kāi)展最為敏感設(shè)計(jì)參數(shù)偏差耦合分析以及多參數(shù)偏差覆蓋性仿真分析，驗(yàn)證了系統(tǒng)參數(shù)選擇的合理性。

1 起旋分離過(guò)程簡(jiǎn)述

深空探測(cè)采樣返回任務(wù)設(shè)立起旋分離機(jī)構(gòu)2位于主探測(cè)器1和返回器3之間，且中間穿插有連接主探測(cè)器和返回器的電纜連接器24，如圖1所示。起旋分離機(jī)構(gòu)主要由手指組件21、壓緊組件22、滾輪組件23、起旋組件25和起旋彈簧26組成。

圖1 起旋分離機(jī)構(gòu)工作原理Fig.1 Working principle of the spin mechanism

起旋分離機(jī)構(gòu)通過(guò)剛性連接與主探測(cè)器下沉凹孔相連，返回器則通過(guò)壓緊組件連接在主探測(cè)器支撐結(jié)構(gòu)上，以承受發(fā)射段振動(dòng)載荷。主探測(cè)器支撐結(jié)構(gòu)內(nèi)部設(shè)有起旋組件與手指組件剛性連接，且手指組件與返回器底端溝槽為接觸安裝。

再入返回時(shí)，首先電纜連接器斷電解鎖。其次火工解除壓緊組件約束，位于底部的起旋彈簧(初始受壓)施加起旋組件沿x軸方向推力，此時(shí)起旋組件(外側(cè)周?chē)?20°均布三個(gè)由直線段→圓角段→螺旋段依次過(guò)渡的滑槽,其中滑槽形狀如圖2右側(cè))外側(cè)滑槽在滾輪組件(滑槽與滾輪組件的位置關(guān)系如圖2左側(cè))的約束下，實(shí)現(xiàn)直線運(yùn)動(dòng)過(guò)渡到螺旋運(yùn)動(dòng)。其中，直線段運(yùn)動(dòng)是為確保能夠完全脫開(kāi)電纜連接器，以免對(duì)返回器分離姿態(tài)造成影響；圓角段運(yùn)動(dòng)是為了使起旋組件能夠平滑過(guò)渡到螺旋段，以免滾輪組件發(fā)生強(qiáng)碰撞接觸而卡滯；螺旋段運(yùn)動(dòng)是為實(shí)現(xiàn)起旋組件通過(guò)手指組件撥動(dòng)返回器繞x軸方向旋轉(zhuǎn)，進(jìn)而達(dá)到起旋目的。當(dāng)起旋彈簧到達(dá)最大工作行程時(shí)，起旋組件機(jī)械限位停止運(yùn)動(dòng)，而返回器將在慣性的引導(dǎo)下繼續(xù)螺旋運(yùn)動(dòng)，此時(shí)手指組件將從返回器低端的溝槽中退出，進(jìn)而實(shí)現(xiàn)返回器起旋后與主探測(cè)器分離。

圖2 滑槽與滾輪組件位置及滑槽形狀示意Fig.2 Location relation of roller assembly and chute assembly

返回器采用彈道直接再入返回，與主探測(cè)器分離后，就無(wú)法再進(jìn)行任何姿態(tài)及軌道調(diào)整[11]。因此，為精確預(yù)報(bào)落點(diǎn)，返回器與主探測(cè)器在實(shí)現(xiàn)安全可靠分離的前提下，對(duì)其初始分離姿態(tài)及性能提出了相關(guān)要求，見(jiàn)表1。

表1 返回器起旋分離技術(shù)指標(biāo)Table 1 Technical indicators of the spin separation

2 動(dòng)力學(xué)建模與分析

2.1 動(dòng)力學(xué)建模

起旋分離機(jī)構(gòu)螺旋傳動(dòng)幾何參數(shù)對(duì)分離角速度具有直接影響，而起旋彈簧力學(xué)參數(shù)作為唯一動(dòng)力源將直接影響起旋后的分離速度。根據(jù)圖1所示的機(jī)構(gòu)原理對(duì)上述參數(shù)進(jìn)行初步設(shè)計(jì)。

在主探測(cè)器上，以返回器和主探測(cè)器的分離面中心構(gòu)建參考坐標(biāo)系O-xyz；坐標(biāo)原點(diǎn)O為分離面中心，垂直于分離面從主探測(cè)器指向返回器方向?yàn)閤軸正向；y,z方向平行于分離面且遵循右手定則。返回器質(zhì)心坐標(biāo)系為Om-xmymzm，坐標(biāo)原點(diǎn)Om為返回器質(zhì)心位置，三軸與參考坐標(biāo)系同向。

當(dāng)返回器沿x軸方向分離時(shí)，在不考慮起旋彈簧阻尼、結(jié)構(gòu)為剛體無(wú)變形且接觸絕對(duì)光滑條件下，根據(jù)動(dòng)量守恒、動(dòng)能定理和角動(dòng)量守恒，在參考坐標(biāo)系下有：

(1)

式中：M和m分別為主探測(cè)器與返回器的質(zhì)量；v1x和v2x分別為主探測(cè)器與返回器沿x方向速度分量；v1x0和v2x0分別為主探測(cè)器與返回器在參考坐標(biāo)系下的初始速度分量，其中兩器相對(duì)于參考坐標(biāo)系初始速度分量為0，即v1x0=v2x0=0；K為起旋彈簧彈性系數(shù);x1和x2分別為起旋彈簧工作始末對(duì)應(yīng)的壓縮量；JMx和Jmx分別為主探測(cè)器與返回器x方向的轉(zhuǎn)動(dòng)慣量；ωMx和ωmx分別為主探測(cè)器與返回器沿x方向的角速度分量，ωMx0和ωmx0分別為主探測(cè)器與返回器在參考坐標(biāo)系下的初始角速度分量，其中兩器相對(duì)于參考坐標(biāo)系初始角速度分量為0，即ωMx0=ωmx0=0。

根據(jù)式(1)可知，兩器在x方向分離過(guò)程中的相對(duì)速度Vx為：

Vx=v2x-v1x

(2)

將螺旋滑槽展開(kāi)并根據(jù)螺旋傳動(dòng)定理可知：

(3)

式中：λ為螺旋滑槽的螺旋升角；θmx為返回器沿x軸的起旋角度；H為螺旋高度；dp為螺旋中徑。

對(duì)式(3)進(jìn)行時(shí)間t求導(dǎo)如下：

(4)

將系統(tǒng)簡(jiǎn)化為單自由度簡(jiǎn)諧振蕩模型，則起旋分離時(shí)間t為：

(5)

根據(jù)上式即可確定起旋分離機(jī)構(gòu)螺旋傳動(dòng)幾何參數(shù)、起旋彈簧參數(shù)和兩器分離時(shí)間。

返回器質(zhì)心位置的不對(duì)中會(huì)存在慣性張量，進(jìn)而存在各向分離姿態(tài)的變化。為進(jìn)一步分析起旋分離各向姿態(tài)角及角速度，根據(jù)剛體動(dòng)力學(xué)動(dòng)量定理和角動(dòng)量定理有[8]：

(6)

式中：v=[vxvyvz]T為返回器分離速度；ω=[ωxωyωz]T為返回器角速度，ω×為對(duì)應(yīng)的叉乘矩陣;L=[LxLyLz]T為角動(dòng)量；Fext=[FxFyFz]T為返回器外力;Mext=[MxMyMz]T為返回器外力矩。角動(dòng)量由下式可得：

(7)

式中：Ixx,Iyy,Izz分別為繞返回器質(zhì)心各坐標(biāo)軸的轉(zhuǎn)動(dòng)慣量；Ixy,Iyz,Ixz,Iyx，Izy，Izx分別為慣性積，其中Ixy=Iyx，Iyz=Izy，Ixz=Izx。

根據(jù)式(6)和式(7)可得：

(8)

假設(shè)彈簧對(duì)中安裝，則有：

(9)

式中：Cmy為返回器y向質(zhì)心位置；Cmz為返回器z向質(zhì)心位置；Δx為起旋彈簧分離過(guò)程中的變形量。

假設(shè)電纜連接器插拔過(guò)程中所需x方向外力Fe為：

(10)

式中：Fp為電連接器分離力;FV為電連接器插針/孔分離力；sx為返回器沿x軸方向的分離位移。

從動(dòng)力學(xué)方程可以看出，只要知道返回器質(zhì)量、質(zhì)心位置和主慣性矩及慣性積，通過(guò)多次迭代即可求得在理想狀態(tài)下(不考慮接觸摩擦、碰撞及軌道形狀等)返回器的初始分離姿態(tài)。

2.2 動(dòng)力學(xué)分析

起旋分離機(jī)構(gòu)中存在許多接觸和約束，且螺旋滑槽的形狀由直線段依次過(guò)渡到圓角段和螺旋段。因此，基于剛體動(dòng)力學(xué)動(dòng)量定理和角動(dòng)量定理的理論解析計(jì)算，將無(wú)法充分反映實(shí)際運(yùn)動(dòng)情況。基于上述動(dòng)力學(xué)理論模型，在ADAMS軟件中完成起旋分離機(jī)構(gòu)三維實(shí)體建模，其中模型的屬性及參數(shù)定義見(jiàn)表2，并構(gòu)建各組件之間的摩擦接觸和約束，見(jiàn)表3。

表2中動(dòng)力回轉(zhuǎn)軸為起旋彈簧中心線相對(duì)返回器繞x軸回轉(zhuǎn)軸線的安裝位置，標(biāo)稱(chēng)設(shè)計(jì)值為0 mm，即為彈簧中心線與返回器繞x軸回轉(zhuǎn)軸線重合。返回器與手指組件的接觸、滾輪組件與起旋組件的接觸均賦予摩擦屬性，其中靜摩擦系數(shù)設(shè)置為0.3，動(dòng)摩擦系數(shù)設(shè)置為0.1。

表3 動(dòng)力學(xué)仿真分析邊界設(shè)置Table 3 Boundary condition setting of simulation analysis

表3中主探測(cè)器設(shè)為零重力環(huán)境下的自由邊界，能夠真實(shí)模擬返回器與主探測(cè)器在軌分離狀態(tài)。

電纜連接器在斷電解鎖后，需起旋分離機(jī)構(gòu)在初始直線段5 mm運(yùn)動(dòng)時(shí)，提供45 N力將其拔開(kāi)。為確保電纜連接器完全脫開(kāi)，另設(shè)插針在插孔內(nèi)5 mm距離,脫開(kāi)需額外力5 N。針對(duì)標(biāo)稱(chēng)設(shè)計(jì)工況(參數(shù)見(jiàn)表2)進(jìn)行分析，仿真時(shí)間設(shè)為0.3 s，仿真步數(shù)設(shè)為1000。各項(xiàng)指標(biāo)分析結(jié)果見(jiàn)表4。

表4 標(biāo)稱(chēng)工況下在兩器分離時(shí)刻的仿真分析結(jié)果Table 4 Simulation analysis results of nominal conditions

如圖3所示，從分離開(kāi)始，返回器相對(duì)主探測(cè)器速度Vx逐漸增加，到0.0975 s直線段行程結(jié)束。在0.0975～0.104 s期間，起旋組件進(jìn)入圓角過(guò)渡段，速度Vx逐漸降低，而角速度ωx逐漸增加至穩(wěn)定值90.04(°)/s。進(jìn)入螺旋段時(shí)線速度Vx又開(kāi)始逐漸增加至882.68 mm/s分離結(jié)束。分離時(shí)間t為0.177 s，線速度Vx和角速度ωx分別為0.883 m/s和90.04(°)/s，在標(biāo)稱(chēng)工況下均滿(mǎn)足指標(biāo)要求。

圖3 返回器線速度Vx和角速度ωx時(shí)域關(guān)系Fig.3 The relation of Vxand ωxof the returner

如圖4所示，起旋組件在直線段和螺旋段時(shí)，返回器姿態(tài)角速度ωy和ωz較為平穩(wěn)。而在圓角處時(shí)由于滑槽與滾輪組件存在間隙，使得起旋組件與滾輪組件發(fā)生接觸碰撞，導(dǎo)致返回器姿態(tài)角速度瞬間上升，接觸穩(wěn)定后瞬間下降至平穩(wěn)。分離時(shí)刻，返回器姿態(tài)角速度ωy和ωz分別為-0.2871(°)/s和0.1258(°)/s，合成姿態(tài)角速度ωyz為0.3134(°)/s<1(°)/s，滿(mǎn)足指標(biāo)要求。

圖4 返回器姿態(tài)角速度時(shí)域關(guān)系Fig.4 The relation of the attitude angular rates of the returner

如圖5所示，采用滾輪組件在起旋組件外周?chē)嫉娜齻€(gè)螺旋滑槽里進(jìn)行接觸，并約束起旋組件的運(yùn)動(dòng)軌跡。當(dāng)位于起旋組件下方的起旋彈簧采用理想對(duì)中安裝方式時(shí)，會(huì)使得返回器從初始到分離時(shí)刻，姿態(tài)角Ay,Az的變化幅值較小。其中，返回器姿態(tài)角Ay和Az在分離時(shí)刻為-0.0026°和-0.0101°，均小于0.1°，滿(mǎn)足指標(biāo)要求。

圖5 返回器姿態(tài)角Ay和Az時(shí)域關(guān)系Fig.5 The relation of the Ay and Az of the returner

3 綜合敏度分析

3.1 綜合敏度分析理論

為合理設(shè)計(jì)起旋分離機(jī)構(gòu)工程樣機(jī)，在后續(xù)裝配和試驗(yàn)過(guò)程中提供技術(shù)指導(dǎo)，本文針對(duì)表2中的影響參數(shù)進(jìn)行綜合敏度分析?；谏鲜鰟?dòng)力學(xué)仿真模型，建立起旋分離機(jī)構(gòu)參數(shù)化分析模型。影響參數(shù)的取值區(qū)間選取為標(biāo)稱(chēng)值(表2各參數(shù)的初始設(shè)計(jì)值)的±40% 進(jìn)行敏度分析。設(shè)響應(yīng)函數(shù)為fik(ai1，…，aij，…，ain)，則每個(gè)影響參數(shù)ai相對(duì)fik的敏度Sik如下：

(11)

其中，fik為響應(yīng)矩陣(k=1，2，3，4，5分別為線速度Vx、角速度ωx、姿態(tài)角Ay、姿態(tài)角Az以及合成姿態(tài)角速度ωyz的響應(yīng)矩陣);k為響應(yīng)矩陣編號(hào)；m為影響參數(shù)的個(gè)數(shù)，本文共分析18個(gè)影響參數(shù)，即m=18;i為影響參數(shù)的編號(hào)；n為每個(gè)影響參數(shù)在標(biāo)稱(chēng)值±40%區(qū)間內(nèi)的取值個(gè)數(shù)，本文采取標(biāo)稱(chēng)值的5%為設(shè)計(jì)增量進(jìn)行依次取值，每個(gè)影響參數(shù)均在區(qū)間內(nèi)取值為17個(gè)，即n=17;j為影響參數(shù)取值個(gè)數(shù)的編號(hào)；Δaij為影響參數(shù)ai在取值區(qū)間的增量。

為分析影響參數(shù)ai(i=1，2，…，m)在響應(yīng)函數(shù)fik(k=1，2，…，5)的比重，對(duì)上述敏度分析結(jié)果進(jìn)行歸一化處理，得到綜合靈敏度Uik(即敏度占比，為無(wú)量綱百分比常數(shù))如下：

(12)

綜合敏度分析結(jié)果中，正值代表設(shè)計(jì)響應(yīng)矩陣與影響參數(shù)為正相關(guān)，負(fù)值即為負(fù)相關(guān)。

3.2 線速度Vx敏度分析

線速度綜合敏度Ui1(i=1，2，…，m；m=18)分析結(jié)果如圖6所示。起旋彈簧初始載荷對(duì)線速度影響最大，占所有設(shè)計(jì)參數(shù)比重的43%。返回器質(zhì)量、轉(zhuǎn)動(dòng)慣量Ixx和彈簧彈性系數(shù)分別占比-28%、-12%和-9%，且呈負(fù)相關(guān)，其他變量影響相對(duì)較小。起旋組件在進(jìn)入螺旋段時(shí)，返回器產(chǎn)生與線速度成定比關(guān)系的旋轉(zhuǎn)運(yùn)動(dòng)，這使得轉(zhuǎn)動(dòng)慣量Ixx對(duì)返回器線速度具有顯著的敏度效應(yīng)。

圖6 返回器線速度Vx綜合敏度柱狀圖Fig.6 The histogram of the comprehensive sensitivity of the returner linear velocity Vx

3.3 角速度ωx敏度分析

角速度綜合敏度Ui2(i=1，2，…，m；m=18)分析結(jié)果如圖7所示。起旋彈簧初始載荷對(duì)角速度的影響最大，占所有設(shè)計(jì)參數(shù)比重的32%。返回器質(zhì)量、返回器y向質(zhì)心、彈簧彈性系數(shù)和轉(zhuǎn)動(dòng)慣量Ixx分別占比23%、5%、5%和4.8%，其他變量影響相對(duì)較小。

圖7 返回器角速度ωx綜合敏度柱狀圖Fig.7 The histogram of the comprehensive sensitivity of the angular velocity ωx of the returner

3.4 姿態(tài)角Ay敏度分析

姿態(tài)角Ay綜合敏度Ui3(i=1，2，…，m；m=18)分析結(jié)果如圖8所示。返回器z向質(zhì)心和慣性積Ixy對(duì)姿態(tài)角Ay的影響最大，占所有設(shè)計(jì)參數(shù)比重的60%，其他參數(shù)所占的比重相對(duì)較小。起旋組件在進(jìn)入螺旋段時(shí)，返回器的反向質(zhì)心和慣性積對(duì)其自身分離的姿態(tài)角具有顯著的敏度效應(yīng)。

圖8 返回器姿態(tài)角Ay綜合敏度柱狀圖Fig.8 The histogram of the comprehensive sensitivity of the attitude angle Ay of the returner

3.5 姿態(tài)角Az敏度分析

姿態(tài)角Az綜合敏度Ui4(i=1，2，…，m；m=18)分析結(jié)果如圖9所示。返回器y向質(zhì)心和慣性積Izx對(duì)姿態(tài)角Az的影響最大，占所有設(shè)計(jì)參數(shù)比重的61%，其他參數(shù)所占的比重相對(duì)較小。起旋組件在進(jìn)入螺旋段時(shí)，返回器的反向質(zhì)心和慣性積對(duì)其自身分離的姿態(tài)角具有顯著的敏度效應(yīng)，這與姿態(tài)角Ay綜合敏度分析結(jié)果相對(duì)應(yīng)。

圖9 返回器姿態(tài)角Az綜合敏度柱狀圖Fig.9 The histogram of the comprehensive sensitivity of the attitude angle Az of the returner

3.6 合成姿態(tài)角速度ωyz敏度分析

合成姿態(tài)角速度敏度Ui5(i=1，2，…，m；m=18)分析結(jié)果如圖10所示。z向動(dòng)力回轉(zhuǎn)軸偏差對(duì)合成姿態(tài)角速度的影響最大，占所有設(shè)計(jì)參數(shù)比重的17%。y向動(dòng)力回轉(zhuǎn)軸偏差、返回器z向質(zhì)心、慣性積Ixy占比在5%～12%之間。其他設(shè)計(jì)參數(shù)占比相對(duì)較小，平均為1%～5%之間。

圖10 合成姿態(tài)角速度ωyz綜合敏度柱狀圖Fig.10 The histogram of synthetic attitude angular velocity ωyz comprehensive sensitivity

根據(jù)敏度分析結(jié)果顯示，返回器合成姿態(tài)角速度受多參數(shù)綜合影響。從敏度占比成分來(lái)看，針對(duì)起旋分離機(jī)構(gòu)單機(jī)產(chǎn)品，控制其動(dòng)力回轉(zhuǎn)軸偏差對(duì)降低合成姿態(tài)角速度具有更好的效果，而控制機(jī)構(gòu)接觸摩擦系數(shù)，追求更高的潤(rùn)滑表面對(duì)有效降低合成姿態(tài)角速度貢獻(xiàn)相對(duì)較小。針對(duì)供配電分系統(tǒng)，電纜連接器插拔力對(duì)返回器姿態(tài)影響甚小。針對(duì)返回器分系統(tǒng)，有效控制返回器y,z方向質(zhì)心偏差和慣性積Ixy可以有效降低合成姿態(tài)角速度。為進(jìn)一步指導(dǎo)工程設(shè)計(jì)，本文將針對(duì)最為敏感的參數(shù)，即動(dòng)力回轉(zhuǎn)軸偏差和返回器質(zhì)心偏差進(jìn)行耦合分析。

4 敏感偏差耦合分析

根據(jù)綜合敏度分析結(jié)果，為進(jìn)一步分析起旋分離機(jī)構(gòu)動(dòng)力回轉(zhuǎn)軸y,z向偏差，返回器y,z向質(zhì)心偏差分別對(duì)合成姿態(tài)角速度ωyz的綜合影響，需要對(duì)其進(jìn)行耦合分析。

4.1 動(dòng)力回轉(zhuǎn)軸各向偏差耦合分析

動(dòng)力回轉(zhuǎn)軸偏差和返回器質(zhì)心位置偏差調(diào)節(jié)量均設(shè)為±0.5 mm，如圖11所示。在設(shè)計(jì)偏差0±0.5 mm區(qū)間內(nèi)，y向動(dòng)力回轉(zhuǎn)軸向負(fù)向偏移，z向動(dòng)力回轉(zhuǎn)軸分別向正向偏移時(shí)，有效降低合成姿態(tài)角速度的75.3%。向相反方向偏移時(shí)，對(duì)合成姿態(tài)角速度影響較大，甚至可能會(huì)超過(guò)技術(shù)指標(biāo)要求。因此，起旋分離機(jī)構(gòu)在工程設(shè)計(jì)與裝配中，有意偏移動(dòng)力回轉(zhuǎn)軸位置，使其落在第二象限較為適中。但僅限于區(qū)間0±0.5 mm之間，本文經(jīng)過(guò)分析得到,如擴(kuò)大偏差范圍會(huì)使得姿態(tài)角速度急劇上升。

圖11 動(dòng)力回轉(zhuǎn)軸各向偏差對(duì)角速度ωyz耦合影響Fig.11 The influence of the dynamic rotation axis deviation on the coupling of angular velocity ωyz

4.2 返回器橫向質(zhì)心偏差耦合分析

如圖12所示。返回器y,z向質(zhì)心同時(shí)向負(fù)向偏移時(shí)，有效降低合成姿態(tài)角速度的84.6%。向相反方向偏移時(shí)，對(duì)合成姿態(tài)角速度影響較大，甚至可能會(huì)超過(guò)技術(shù)指標(biāo)要求。因此，返回器分系統(tǒng)在配質(zhì)心時(shí)可有意使其落在第四象限。但僅限于區(qū)間0±0.5 mm之間，本文經(jīng)過(guò)分析得到,如擴(kuò)大偏差范圍會(huì)使得姿態(tài)角速度急劇上升。

圖12 返回器橫向質(zhì)心偏差對(duì)角速度ωyz耦合影響Fig.12 The influence of the deviation of the transverse centroid of the returner on the coupling of angular velocity ωyz

5 多參數(shù)覆蓋性分析

標(biāo)稱(chēng)值仿真只能預(yù)測(cè)各設(shè)計(jì)參數(shù)在理想狀態(tài)下的起旋分離機(jī)構(gòu)動(dòng)力學(xué)特性。在工程裝配和實(shí)施過(guò)程中，各參數(shù)會(huì)在一定偏差范圍內(nèi)波動(dòng)。為更真實(shí)模擬在軌環(huán)境以及對(duì)產(chǎn)品性能的預(yù)測(cè)，確保在各項(xiàng)偏差條件下滿(mǎn)足技術(shù)指標(biāo)要求，僅進(jìn)行標(biāo)稱(chēng)仿真還無(wú)法滿(mǎn)足評(píng)估條件。本文基于上述仿真進(jìn)一步采用蒙特卡洛方法，驗(yàn)證起旋分離機(jī)構(gòu)在多參數(shù)偏差影響下的分離特性。各參數(shù)偏差范圍設(shè)置見(jiàn)表5，其中所有參數(shù)均按照服從正態(tài)分布設(shè)置。

表5 蒙特卡洛仿真各設(shè)計(jì)參數(shù)偏差取值范圍Table 5 Monte Carlo simulation parameter deviation range

蒙特卡洛仿真時(shí)，在偏差區(qū)間范圍內(nèi)隨機(jī)抽取樣本5000次。根據(jù)標(biāo)稱(chēng)工況分析的起旋分離時(shí)間，設(shè)置仿真時(shí)間為0.3 s，對(duì)分析結(jié)果進(jìn)行統(tǒng)計(jì)，得到各響應(yīng)結(jié)果如表6、圖13-17所示。其中，返回器起旋分離時(shí)間t≤0.2 s，遠(yuǎn)小于指標(biāo)要求，限于篇幅，本文不再對(duì)分離時(shí)間進(jìn)行統(tǒng)計(jì)。

圖13 返回器線速度Vx統(tǒng)計(jì)分布Fig.13 Statistical distribution of the velocity Vx

圖14 返回器角速度ωx統(tǒng)計(jì)分布Fig.14 Statistical distribution of the angular velocity ωx

圖15 返回器姿態(tài)角度Ay統(tǒng)計(jì)分布Fig.15 The statistical distribution of the attitude angle Ay

圖16 返回器姿態(tài)角度Az統(tǒng)計(jì)分布Fig.16 The statistical distribution of the attitude angle Az

圖17 返回器合成姿態(tài)角速度ωyz統(tǒng)計(jì)分布Fig.17 The statistical distribution of the synthetic attitude angular velocity ωyz

根據(jù)表6數(shù)據(jù)統(tǒng)計(jì)結(jié)果可知：

1)線速度Vx和角速度ωx均服從正態(tài)分布?？紤]±3σ區(qū)間內(nèi)分別為878.80～948.18 mm/s和85.677～93.513(°)/s。由此可知，在多參數(shù)偏差影響下線速度和角速度均能滿(mǎn)足設(shè)計(jì)指標(biāo)。

2)返回器姿態(tài)角Ay和Az均服從正態(tài)分布?？紤]±3σ區(qū)間內(nèi)分別為-0.071～0.067°和-0.067～0.077°。由此可知，在多參數(shù)偏差影響下各向姿態(tài)角均能滿(mǎn)足設(shè)計(jì)指標(biāo)。

3)合成姿態(tài)角速度ωyz在±3σ區(qū)間內(nèi)為-0.235～1.073(°)/s，略超過(guò)技術(shù)指標(biāo)上限1(°)/s。根據(jù)圖17所示，合成姿態(tài)角速度ωyz并不服從正態(tài)分布?？砂窗俜治粩?shù)法統(tǒng)計(jì)，在5000次樣本點(diǎn)中，有98個(gè)樣本點(diǎn)超出1(°)/s，由此可知返回器合成姿態(tài)角速度ωyz有98.04%概率落在1(°)/s指標(biāo)范圍內(nèi)。

表6 蒙特卡洛仿真分析結(jié)果統(tǒng)計(jì)Table 6 Monte Carlo simulation analysis results statistics

6 結(jié) 論

返回器再入返回初始姿態(tài)對(duì)深空探測(cè)采樣返回任務(wù)具有重要影響。本文在起旋分離動(dòng)力學(xué)理論研究基礎(chǔ)上，通過(guò)建立返回器起旋分離ADAMS仿真分析模型，以評(píng)估多參數(shù)偏差對(duì)返回器初始分離姿態(tài)及性能的影響。

1)經(jīng)多參數(shù)綜合敏度分析,結(jié)果顯示，起旋分離機(jī)構(gòu)動(dòng)力回轉(zhuǎn)軸位置及返回器橫向質(zhì)心偏差，是影響返回器分離姿態(tài)的關(guān)鍵因素。因此，起旋分離機(jī)構(gòu)需嚴(yán)格控制動(dòng)力回轉(zhuǎn)軸線偏差，返回分系統(tǒng)需嚴(yán)格進(jìn)行質(zhì)心配平設(shè)計(jì)。

2)經(jīng)最為敏感參數(shù)偏差耦合分析,結(jié)果顯示，在有效偏差范圍內(nèi)，動(dòng)力回轉(zhuǎn)軸位置落在第二象限內(nèi)，可降低合成姿態(tài)角速度的75.3%；返回器質(zhì)心位置落在第四象限內(nèi)，可有效降低合成姿態(tài)角速度的84.6%。

3)經(jīng)多參數(shù)覆蓋性分析,結(jié)果顯示，除返回器合成姿態(tài)角速度98.04%的概率會(huì)落在1(°)/s指標(biāo)范圍內(nèi)，其他技術(shù)指標(biāo)均滿(mǎn)足要求，能夠?qū)崿F(xiàn)返回器再入返回初始姿態(tài)的穩(wěn)定性要求。