針對月球探測任務的新型對接方式研究

郝俊杰張崇峰邱華勇

(1.上海宇航系統工程研究所,上海201109；2.上海航天技術研究院,上海201109；3.中國航天科技集團有限公司空間結構與機構技術實驗室,上海201109)

1 引言

空間對接技術是載人航天的一項基本技術,是開展空間站和大型空間設施的組裝建設、人員輪換、物資補給以及在軌維修和服務的基本技術,也是載人登月及深空探測所必需的支撐技術[1]。我國載人航天工程計劃在2020年前后建成和運營近地空間站,并掌握近地空間站長期載人飛行技術,具備長期開展近地空間站有人參與的科學技術實驗和綜合開發利用太空資源的能力[2]。

目前載人航天器對接機構大多采用周邊式或錐桿式對接,這些傳統的碰撞式對接機構經歷了幾十年的發展和在軌驗證,演變出了多種形式,技術也非常成熟。但是,錐桿式需要較大的沖擊載荷且需要手動操作建立轉移通道,周邊式的機械式傳動緩沖裝置比較復雜,體積和質量較大[3]。錐桿式對接機構(以聯盟-禮炮飛船為例)的主動件質量約為230 kg,周邊式對接機構(以APAS-89為例)的主動件質量約為330 kg[4]。

自20世紀90年代開始,美國研制出一種停靠式對接機構,主要利用空間機械臂抓取等待在停靠走廊內的目標飛行器,將其移動到連接位置輔助對接[4]。空間機械臂主要應用在航天飛機和空間站上,其自由度通常不小于6個,應用領域從最初的在軌組裝逐漸拓展至在軌維護、航天員出艙活動、輔助對接等,且任務日趨精細化。目前主要應用的空間機械臂有美國/加拿大的加拿大臂(Ⅰ和Ⅱ)、俄羅斯/歐空局的機械臂(ERA)、日本機械臂(JEMRMS)等[5-6]。但是,各國研制使用的空間機械臂在質量、體積等方面都比較大,如加拿大臂Ⅰ的質量約為412 kg,長15.2 m；加拿大臂Ⅱ的質量約為1640 kg,長17.6 m。而且采用細長桿的設計會在十幾米的機械臂末端產生較大的累積誤差,雖然依靠一些控制方式進行補償,但付出的代價不小。對于中低質量級的單個飛行器來說,較大的機械臂系統應用較為困難,代價較高,不具有可行性。

本文根據未來載人探月工程對接機構輕量化、智能化、簡單可靠的要求,針對傳統型對接機構質量和體積較大、裝配較復雜以及停靠式對接機構使用的大型機械臂很難應用在單個飛行器的問題,提出一種基于主動控制方式、采用小型智能捕獲機構實現自主對接的新型對接方式,并從總體方案、捕獲機構的構型、布局和控制策略等方面來實現自主對接的功能,最后通過仿真來驗證方案的可行性。

2 總體方案

2.1 需求分析

依據月球探測任務需求,新型對接機構需滿足如下要求：

1)對接的來訪飛行器約4～10 t,被對接飛行器約 8～25 t；

2)需適應碰撞對接和停靠對接兩種對接方式；

3)考慮月球探測任務未來有空間站艙段對接以及載人飛船和登月艙等需求,還有應急救援需求,因此對接機構應按照異體同構全配置設計,以保證任意兩飛行器可實施對接。

2.2 對接方案

2.2.1 總體方案

新型對接方式的對接過程主要從目標進入智能捕獲機構的視覺測量范圍開始,到拉回對接完成截止,主要以對接開始、捕獲和緩沖為節點,設定3個距離點,兩飛行器相距2 m時對接開始；相距1 m時準備捕獲；相距0.5 m時基本完成緩沖,每個距離段都有特定的對接任務,對接過程如圖1所示。

圖1 對接過程示意圖Fig.1 Schematic diagram of docking process

2.2.2 自主捕獲

當目標進入視覺測量范圍內時,智能捕獲機構主動尋的,通過安裝在目標飛行器上的合作靶標識別將要捕獲的目標；然后由視覺測量系統實時測量空間中目標相對捕獲機構基座的位姿和速度等信息,以此來驅動機構按照規劃好的軌跡來運動；讓末端工具運動到距離目標較近的位置,比如200 mm左右,方便跟隨目標,隨時準備捕獲；跟隨期間,在實時測量下,做出誤差補償,縮小末端和捕獲接口間的距離；當捕獲接口進入末端執行器的捕獲域,迅速完成捕獲。采取的捕獲策略是先捕獲,將目標飛行器上的捕獲接口控制在一定范圍的閉合區域內,防止目標逃逸即可,不直接鎖緊,而是邊碰撞,邊收縮,進入自主緩沖階段。自主捕獲的控制方案如圖2所示。

圖2 自主捕獲的控制方案Fig.2 Control scheme of autonomous capture

在視覺測量工具的選型上,測量刷新率要至少高對接的殘余速度一個量級,保證捕獲機構跟得上目標,并將位置和速度等偏差量逐漸減小,最終成功捕獲。

2.2.3 自主緩沖

捕獲以后,大質量的目標飛行器會產生很大的力和力矩,作用在智能捕獲機構和末端工具上,若不進行緩沖,機構可能因無法承受載荷而發生破壞。此外,通過主動控制的方式緩沖,可以將機構的桿件直徑做的足夠小,對電機的要求也會相應降低,滿足經濟性和輕量化的要求。

本方案采取較為成熟的阻抗控制策略,并基于位置量控制,通過調節機構末端與外界接觸處的虛擬機械阻抗,建立末端運動與外界作用力的動態關系。通過安裝在機構末端六維力傳感器的測量反饋,將末端六維力轉換成末端沿著力/力矩方向的位移增量,再由逆解得到關節空間的增量驅動機構運動,從而將力和力矩降至合理范圍內,并通過電機摩擦發熱將對接能量散發到太空中,最終實現自主緩沖的功能。控制方案如圖3所示[7-8],圖中M、B、K分別為等效質量、等效阻尼和等效剛度。

圖3 自主緩沖的控制方案Fig.3 Control scheme of autonomous buffer

2.3 對接初始條件及偏差計算

主被動對接機構接近時,由于控制及測量誤差,它們之間存在相對同軸的位置和姿態偏差以及偏差的一階導數,所有偏差值的可能取值范圍稱為對接初始條件[4]。參考傳統碰撞式對接機構,由于捕獲緩沖系統由捕獲機構代替,并引入了視覺測量,因此需給出新的對接初始條件。

以變量表示對接初始條件：軸向速度Vx、橫向偏移橫向速度俯仰、偏航和滾轉方向的角度偏移Δθ、Δψ和Δφ,角速度ωθ、ωψ和ωφ。由于視覺測量時間、捕獲機構的反應時間和捕獲時間存在一定的遲滯性,在初始偏差的基礎上,引入遲滯時間Δt帶來的偏差D,兩航天器在Δt內可能會繼續擴大對接偏差；在角度偏移和角速度作用下,也會反映在位置偏差。最終的偏差量是由初始位置偏差、遲滯時間引入的偏差、角度以及角速度這四者疊加得到的。給定初始位置矩陣T,利用旋轉矩陣得到3個角度疊加后的位置偏移P,如式(1)：

3個角度在Δt內的偏移為 Δθ+Δt·ωθ、Δψ+Δt·ωψ和Δφ+Δt·ωφ,因為偏差的正負性,共有8組不同的組合,分別代入式(1),得出8組位置偏差。選取出3個方向各自最大的偏移量dX、dY和dZ,再與初始偏差和Δt內產生的偏差D疊加可得3個方向的最終位置偏差L,如式(2),不同組合情況下的橫向偏差范圍如圖4所示。

圖4 不同情況下的橫向偏差范圍Fig.4 The range of crosswise deviations in different cases

2.4 智能捕獲機構的構型設計

2.4.1 串并聯選擇

由于并聯機構質量和體積較大,工作空間較小,靈活性和適應性較低；串聯機構的應用廣泛,且工作空間大,靈活性強,采用小型機構,累積誤差小。故選用串聯機構。

2.4.2 自由度

考慮通用性,一般選擇6個自由度或更多；但考慮經濟性和實用性,則應根據具體的工作任務要求來選擇[9]。在確定自由度之前,先確定智能捕獲機構的個數。由于單個機構承載大且存在偏載,捕獲緩沖后的位姿校正和拉回的實現難度較大,可靠性較低；而過多的機構會增加控制的難度,整個系統冗余和復雜,因此選擇雙串聯機構系統,即兩個獨立的分支機構。

首先,要保證末端的空間位置可達性,至少需要3個自由度；其次,為了讓末端工具在捕獲時能夠正對捕獲接口,需再增添一個姿態,另外兩個姿態考慮由末端工具的容差來補償。即初步確定自由度分配為：基座的滾轉,肩關節、肘關節以及腕關節的俯仰共4個自由度,后3個關節的軸線處于平行位置,得到一個如圖5所示的4自由度串聯機構。

圖5 自由度的配置Fig.5 Configuration of freedom degree

2.4.3 長度

長度的確定受多方面因素影響,如圖6,具體包括：①對接初始條件：伸展長度應滿足最遠位置要求,工作空間要能覆蓋對接偏差范圍；②布局：根據智能捕獲機構基座和捕獲接口的安裝位置及相互關系以及和對接框的位置關系來進一步確定長度及其分配,比如基座高度要低于對接框的高度,在完成對接任務時不能與對接框發生碰撞等；③緩沖行程：工作空間要略大于對接偏差范圍,為緩沖留出足夠的空間,避免發生碰撞。

圖6 智能捕獲機構的長度確定依據Fig.6 The basis for determining the length of intelligent capture mechanism

2.4.4 末端執行器捕獲

目標的方式有碰撞式捕獲、直接捕獲和先捕獲后碰撞。比如錐桿式屬于碰撞式捕獲,電磁捕獲式屬于直接捕獲,抱爪式通過容差設計保證捕獲后才發生碰撞,屬于先捕獲后碰撞。根據已確定的捕獲方案,擬采取先捕獲后碰撞的方式,先將目標控制在一定范圍的閉合區域內,防止逃逸,末端執行器再逐漸收縮至鎖緊,讓它和捕獲接口在碰撞過程中實現緩沖耗能。故初步確定末端執行器選用抱爪式,它可具有較大的容差適應另外兩個姿態,并通過雙臂的配合適應6個自由度的對接偏差,實現捕獲、緩沖、校正和拉回,對應的捕獲接口選用圓柱形的鎖柄,如圖7所示。

圖7 抱爪與鎖柄示意圖Fig.7 Schematic diagram of claw and lock handle

2.5 安裝布局

根據選用的雙捕獲機構方案,2個機構安裝在追蹤飛行器上,鎖柄安裝在目標飛行器上,均呈180°分布在對接框兩邊,安裝布局如圖8所示。另外,考慮到機構只有4個自由度及其配置,當基座中心和鎖柄中心正對時,若目標飛行器在對接坐標系的y向有偏移,則機構的關節1最大需轉動90°才能到達目標位置,而此時抱爪的閉合方向與鎖柄開口方向相互垂直,無法完成捕獲任務。因此,在布局時需要將機構的基座和鎖柄在橫向位置錯開一定的距離h,具體大小需根據式(2)中的對接初始條件來確定,如式(3)。

圖8 對接系統安裝布局圖Fig.8 Layout of docking system installation

為了實現捕獲的自主性,需要引入視覺測量系統,采用圖8所示的末端相機,通過實時測量,不斷更新目標的位姿信息,做出誤差補償。

為了配合視覺測量系統,目標飛行器的捕獲接口附近要安裝相應的合作靶標,靶標中心即為捕獲接口,方便視覺測量系統識別,保證目標識別的準確性。

2.6 運動學分析

根據選定的4自由度捕獲機構,為實現自主捕獲任務,對該機構進行運動學分析。

2.6.1 正運動學

根據機構的構型建立其D-H連桿坐標系如圖9所示,其中Ai代表各關節軸線,zi指向關節軸線方向。D-H參數表如表1所示,通過連續右乘A矩陣,得到捕獲機構末端的位姿0T4,如式(4),將表1中的4組D-H參數代入式(5),可求解得到4個A矩陣。

圖9 捕獲機構的D-H連桿坐標系Fig.9 D-H link-pole coordinate system of capture mechanism

表1 捕獲機構D-H參數表Table 1 D-H parameters of the capture mechanism

式中,R為末端相對基座的姿態變換矩陣；P為末端相對基座的位置變換矩陣；i-1Ai如式(5)所示,為關節i相對關節i-1的位姿變換矩陣,式中Trans為平移矩陣。

2.6.2 逆運動學

該捕獲機構的逆運動學求解較為特別,它具有3個平行關節。如圖10,可以采用幾何方法進行求解[10]。

圖10 機構后3個關節的平面幾何關系Fig.10 Plane geometric relationship of the mechanism's rear three joints

先通過坐標變換,將末端位姿0T4平移距離a4至點P,得到點P的位置,計算如式(6)：

在O1坐標系中,P點的二維坐標為(yp,zp)=(-a4ay+py,-a4az+pz-d1), 連接O1P, 在ΔO1O2P中,利用余弦定理求解θ3如式(7)：

為求解θ2,需建立圖10中φ和β角的表達式。應用二幅角反正切公式得式(8)：

再利用余弦定理解出φ如式(9)：

從而可得到θ2的解如式(10)：

由于θ2、θ3和θ4角處在同一平面,且平面內的角度可以相加,則3個角度之和即為末端工具的姿態。為了使捕獲時的末端抱爪保持正對目標,其末端姿態應為-90°,則θ4如式(11)：

后3個關節組成捕獲機構的平面工作空間,而關節1是為了保證三維工作空間的形成,則θ1的求解如式(12)所示：

2.6.3 路徑規劃

根據機構的操作任務要求,確定各自由度的運動路徑的過程為路徑規劃,分為關節空間和笛卡爾空間路徑規劃。本方案采用了關節空間路徑規劃,為使各個關節的速度和加速度平穩過渡,不存在較大的突變,使用了式(13)所示的5次多項式進行路徑規劃：

3 運動學仿真

利用ADAMS和Matlab/Simulink進行聯合仿真,在ADAMS中建立對接系統模型,如圖11所示,包括主被動飛行器,2個4自由度的捕獲機構,抱爪和目標鎖柄等；在Matlab中編寫算法,搭建Simulink控制模型。

選定一種典型工況進行運動學仿真,設定3個初始位置偏差,姿態偏差較小暫不考慮。工況為：軸向(x向)距離1150 mm,軸向速度50 mm/s,橫向(y向)偏移 450 mm,橫向(z向)偏移-350 mm,橫向速度30 mm/s。換算成鎖柄中心到對應的捕獲機構基座中心的偏移距離是：

捕獲機構1：軸向(z向)距離1500 mm,橫向(y向)偏移-550 mm,橫向(x向)偏移-450 mm；

捕獲機構2：軸向(z向)距離1500 mm,橫向(y向)偏移150 mm,橫向(x向)偏移450 mm。

圖11 對接系統的ADAMS模型Fig.11 ADAMS model of docking system

自主捕獲過程如圖12所示。子圖(a)表示兩飛行器距離2 m以內時,捕獲機構由收緊狀態展開擺出初始構型,待令做好捕獲目標前的準備,并開始主動尋的。子圖(b)表示在殘余速度下,兩飛行器相互靠近。控制系統根據視覺測量反饋,計算出規劃時間內兩飛行器新的相對位姿并對捕獲機構做出路徑規劃,驅動機構在相應時間內運動到據目標較近的位置(軸向200 mm),使抱爪靠近鎖柄,開始跟隨。子圖(c)表示在實時測量下,捕獲機構跟蹤目標,當鎖柄進入抱爪的容差內時驅動抱爪閉合,實施抓捕。要求雙捕獲機構同時捕獲,避免一方捕獲而另一方捕獲困難或無法捕獲。子圖(d)表示捕獲成功,進入自主緩沖的階段。

圖12 自主捕獲過程圖Fig.12 The process of autonomous capture

由仿真結果得知,該方案在捕獲機構的工作空間覆蓋對接偏差的情況下,能夠順利完成自主捕獲的任務。

4 動力學仿真

雙捕獲機構同時完成捕獲后,需要對碰撞力/力矩進行自主緩沖,并消耗對接能量。根據控制方案,在Simulink中建立阻抗控制模型,選定捕獲工況,進行雙捕獲機構的自主緩沖仿真。分別做純碰撞和有阻抗控制的仿真,通過前后對比得到阻抗控制的作用和緩沖效果。純碰撞仿真時,設定位移增量始終為0,即切斷阻抗控制反饋,監測末端六維力和電機力矩的信息；做有阻抗控制的仿真時,恢復控制回路,位移增量實時變化,再次監測所需的信息。由于2個機構可以共用同1個阻抗控制模型,只是阻抗參數和對接偏差不同,這里只給出其中1個機構的仿真結果。

1)純碰撞

對捕獲機構1做純碰撞仿真,得到末端6維力和各關節的電機力矩曲線如圖13、14所示,0～12 s為自主捕獲階段,12 s以后發生碰撞。

通過圖13、14可以看出,在純碰撞下,末端六維力和電機力矩的量級較大,如Fy最大值為6300 N,關節2電機力矩最大值為4700 Nm,曲線存在有尖峰,頻率很高,時間很短,對捕獲機構和抱爪的沖擊很大。

圖13 捕獲機構1純碰撞下的末端六維力圖Fig.13 Terminal six dimensional force of capture mechanism1 under pure collision

圖14 捕獲機構1純碰撞下的電機力矩圖Fig.14 Motor torque of capture mechanism1 under pure collision

2)有阻抗控制的仿真

通過調節阻尼和剛度以及期望力的大小,得到有阻抗控制的仿真曲線如圖15、16所示。

圖15 捕獲機構1阻抗控制的末端六維力圖Fig.15 Terminal six dimensional force of capture mechanism1 under impedance control

圖16 捕獲機構1阻抗控制的電機力矩圖Fig.16 Motor torque of capture mechanism1 under impedance control

通過圖15、16可以看出,經過阻抗控制后,末端六維力和電機力矩的峰值明顯降低,如Fy最大值降至 200 N,關節 2電機力矩最大值降至280 Nm,考慮工程化問題,可通過減速器實現力矩放大,并非電機直接輸出。曲線雖然有尖峰,但頻率明顯下降,并且可通過在關節處添加彈簧阻尼器有效地消除尖峰,最終對捕獲機構和抱爪的沖擊降低,緩沖效果較為明顯。

通過表2可以看出,捕獲機構在經過阻抗控制后,末端六維力和電機力矩的最大值均有大幅度降低,驗證了該阻抗控制模型的可行性,并且在僅對末端三維力設定緩沖行程的情況下,末端三維力矩也有效地實現緩沖,因此,若為滿足設計要求,可以考慮僅對三維力進行緩沖。之后可繼續通過優化達到更優的結果。

表2 捕獲機構1在純碰撞和阻抗控制下末端六維力和電機力矩的前后對比Table 2 Contrast of terminal six dimensional force and motor torque of capture mechanism1 under pure collision and impedance control

如圖17,通過自主緩沖的仿真動畫截圖看出,緩沖結束后,兩飛行器的相對位姿發生了改變,但在兩個捕獲機構的互相配合下,給定兩飛行器同軸時兩個捕獲機構各自的目標位姿,驅動機構運動即可完成相對位姿的校正,控制難度也較低。

圖17 自主緩沖的仿真動畫截圖Fig.17 Simulated animation screenshot of autonomous buffer

5 結論

1)該對接方式具有智能化和輕量化的優勢。

2)捕獲和緩沖等任務均由智能捕獲機構完成,相比傳統碰撞式對接省去了復雜的機械式傳動緩沖裝置和對接環,降低了機構組成的復雜度；相比機械臂輔助式對接極大地減小了機械臂的質量和體積,采用小型的捕獲機構,累積誤差減小,降低控制難度,提高交會對接的靈活性和安全性。

3)對接機構簡化至只有剛性對接框,有利于增加現有對接機構的通道直徑,為大型貨物的轉移提供了可能。減小了對接機構整體的質量和體積,且有望在后續工作中通過迭代優化而實現更高程度的輕量化。