面向在軌維修的電動工具沖擊機構(gòu)設計

陳 洋，傅 浩，于 洋，郭 濤

（1.北京衛(wèi)星環(huán)境工程研究所，北京 100094；2.哈爾濱工業(yè)大學 機器人技術(shù)與系統(tǒng)國家重點實驗室，哈爾濱 150001；3.可靠性與環(huán)境工程技術(shù)重點實驗室，北京 100094）

0 引言

當空間站上重要電子設備或有效載荷等在軌可替換單元（orbital replacement units, ORU）達到預期壽命時，通常需要航天員進行艙外活動（extravehicular activities, EVA）予以維修更換[1]。根據(jù)航天器裝配力矩控制要求，部分大型ORU 的安裝力矩高達40 N·m，航天員必須依靠大力矩輸出電動工具來完成螺釘?shù)牟鹧b操作；受艙外航天服的運動約束限制和微重力環(huán)境影響，航天員的艙外操作條件與地面存在顯著差異[2]。常見的地面電動工具傳動方式輸出轉(zhuǎn)速高、反作用力大、沖擊振動強烈，無法直接應用于空間站艙外在軌維修作業(yè)。因此，針對大型ORU 的在軌維修任務，開發(fā)滿足工效學要求的大力矩輸出艙外電動工具具有重要意義。

NASA 在過去40 年中開發(fā)了幾款基于不同傳動方式的大力矩輸出艙外電動工具，其內(nèi)部結(jié)構(gòu)復雜，力矩控制方式尚不清晰。其中：電動棘輪工具（power ratchet tool, PRT）[3]采用棘輪離合器的傳動方式，最大輸出力矩為33.9 N·m，曾應用于通信衛(wèi)星的部署以及“哈勃”太空望遠鏡（HST）的維修任務；手槍型電動工具（pistol grip tool, PGT）[4-5]由PRT 改進而來，最大輸出力矩為34.57 N·m，力矩控制精度10%，主要應用于國際空間站（ISS）和HST 的維修任務；大力矩電動工具（high torque power tool）[6]采用鋸齒型機械離合器的傳動方式，最大輸出力矩為34.9 N·m，曾計劃用于“自由號”空間站（SSF）的維修任務；旋轉(zhuǎn)沖擊電動工具（rotary impact power tool）[6]采用慣性沖擊的傳動方式，最大輸出力矩為40.6 N·m，專門用于釋放被卡住的小規(guī)格螺釘。

針對中國空間站某大型ORU 的在軌維修任務，航天員需要使用大力矩輸出艙外電動工具連續(xù)安裝和拆卸擰緊力矩高達40 N·m 的M10 螺釘。而當前我國首款在軌應用的手槍型電動工具（pistol power tool, PPT）可以滿足常規(guī)M5 螺釘?shù)牟鹧b操作，最大輸出力矩為12 N·m，且受限于電池輸出功率和電機額定電流，無法進一步增大輸出力矩。為了保證維修任務的正常進行，亟需開發(fā)一種基于沖擊方式傳動且適合航天員在軌艙外操作的電動工具沖擊機構(gòu)。為此，本文設計一種低轉(zhuǎn)速離合器式?jīng)_擊機構(gòu)以實現(xiàn)電動工具的小反作用力、低沖擊振動和大力矩輸出，并搭建在軌維修地面模擬試驗平臺和EVA 模擬裝置進行功能驗證試驗和工效學試驗。

1 離合器式?jīng)_擊機構(gòu)

沖擊電動工具的離合器式?jīng)_擊機構(gòu)（如圖1 所示）主要包括主軸、彈簧、沖擊塊、鋼球、滑環(huán)和扳軸等關(guān)鍵部件。沖擊機構(gòu)正常工作時，電機及減速器組件驅(qū)動主軸以恒定速度低速旋轉(zhuǎn)，帶動沖擊塊旋轉(zhuǎn)沖擊、軸向提升及回落，以及彈簧壓縮及快速釋放等；鋼球沿主軸和沖擊塊上的V 形螺旋槽滾動，帶動沖擊塊進行周期性的軸向往復和周向旋轉(zhuǎn)。采用滑環(huán)及彈簧兩端的軸承減小機構(gòu)內(nèi)部的摩擦阻力，通過控制螺旋槽升角使鋼球在V 形螺旋槽底部平緩過渡，實現(xiàn)較小的反作用力。

圖1 電動工具沖擊機構(gòu)的基本結(jié)構(gòu)Fig.1 Basic structure of impact mechanism of the power tool

沖擊塊的受力分析如圖2 所示，沖擊塊的軸向和周向動力學方程分別為：

圖2 沖擊塊的受力分析Fig.2 Force analysis of impactor

式(1)和式(2)中：m為沖擊塊的質(zhì)量；X為沖擊塊的軸向位移；F為鋼球?qū)β菪鄣恼龎毫?；α為螺旋槽的升角；P為彈簧的預壓力；K為彈簧的剛度；J為沖擊塊的轉(zhuǎn)動慣量；θc為沖擊塊的旋轉(zhuǎn)角度；R為主軸半徑。

沖擊塊和主軸的相對位移關(guān)系滿足

式中θz是主軸的旋轉(zhuǎn)角度。

根據(jù)式(1)～式(3)，得到?jīng)_擊機構(gòu)的運動微分方程

該微分方程的求解表明沖擊機構(gòu)具有簡諧運動的特征，因此可以通過定義關(guān)鍵位置對沖擊機構(gòu)的整個運動狀態(tài)進行分析。假設扳軸固定不動，將沖擊塊在單個碰撞周期內(nèi)的相對位移分為運動起點、彈簧最大壓縮點、返回運動起點以及碰撞點4 個關(guān)鍵軸向位置，如圖3 所示，圖中，ωc0～ωc3為沖擊塊的角速度，v0～v3為沖擊塊的軸向速度。

圖3 沖擊機構(gòu)的4 個關(guān)鍵位置Fig.3 Four key locations of impact mechanism

在運動起點位置，沖擊塊凸牙與扳軸在軸向方向上剛好重合，沖擊塊向右運動壓縮彈簧；當沖擊塊運動至極限位置，即到達彈簧最大壓縮位置后，其軸向速度v1衰減為0，隨后彈簧快速釋放推動沖擊塊向左加速；經(jīng)過一段時間后，沖擊塊重新返回至運動起點位置，此時軸向速度v2與v0方向相反，沖擊塊繼續(xù)向左加速；最終沖擊塊凸牙與扳軸在軸向方向上完全重合，沖擊塊的角速度和軸向速度均達到最大，與扳軸發(fā)生側(cè)面碰撞，此后沖擊塊經(jīng)過反彈重新恢復至運動起點位置。沖擊塊的軸向位移?時間曲線和角速度?時間曲線如圖4 所示，圖中t0、t1、t2和t3分別為沖擊塊到達4 個關(guān)鍵位置所對應的時刻。整個運動過程的實質(zhì)是彈簧彈性勢能與沖擊塊動能的相互轉(zhuǎn)化，目的是使沖擊塊以最大角速度與扳軸發(fā)生側(cè)撞產(chǎn)生沖擊力矩。

圖4 沖擊塊的軸向位移/角速度?時間曲線Fig.4 Axial displacement/angular velocity-time curve of the impactor

2 關(guān)鍵設計參數(shù)對極限沖擊力矩的影響

碰撞瞬間彈簧處于最小壓縮位置，由于碰撞時間極短，彈簧不發(fā)生明顯變形且摩擦造成的能量損失較低。以螺釘?shù)臄Q緊過程為例，沖擊機構(gòu)第i次沖擊的能量守恒方程為

當沖擊機構(gòu)達到穩(wěn)定運行狀態(tài)，沖擊塊的碰撞角速度達到最大且每次碰撞均保持不變時，沖擊機構(gòu)產(chǎn)生的沖擊力矩達到最大，即Mi=Mi?1，螺釘被完全擰緊且不會隨著沖擊次數(shù)的增加而發(fā)生旋轉(zhuǎn)擰動。沖擊機構(gòu)產(chǎn)生的沖擊力矩大小與沖擊塊碰撞時的運動參數(shù)有關(guān)，根據(jù)式(3)獲得沖擊塊的碰撞角速度為

式中ωz為主軸旋轉(zhuǎn)角速度。

由圖4 可知，沖擊塊的動能包括軸向的平動動能和周向的轉(zhuǎn)動動能，由于沖擊塊在碰撞前后的軸向速度方向相反但大小相等，即平動動能不發(fā)生變化，故可將沖擊機構(gòu)在穩(wěn)定運行過程中的能量守恒方程簡化為

式中：e為碰撞恢復系數(shù)，表明非彈性碰撞過程中考慮了摩擦和阻尼影響；沖擊機構(gòu)產(chǎn)生的極限沖擊力矩為

表明極限沖擊力矩由被沖擊組件的等效扭轉(zhuǎn)剛度、沖擊塊的轉(zhuǎn)動慣量、碰撞恢復系數(shù)及沖擊塊碰撞角速度4 部分組成，其中，碰撞恢復系數(shù)受材料屬性影響，其余3 部分均受沖擊機構(gòu)的結(jié)構(gòu)參數(shù)影響。

根據(jù)航天員在軌維修的操作狀態(tài)[7]，為了保證工具有較低的沖擊振動頻率以及航天員單手操作的穩(wěn)定性，工具的輸出轉(zhuǎn)速必須限定在一定范圍內(nèi)；為了保證航天員手部承受的反作用力較小，碰撞時鋼球應平緩過渡，即螺旋槽的升角不宜過大；同時工具輸出端的外形還應結(jié)構(gòu)緊湊、體積小巧。因此，將主軸轉(zhuǎn)速、主軸半徑、沖擊塊半徑以及螺旋槽升角作為沖擊機構(gòu)的關(guān)鍵設計參數(shù)，結(jié)合PPT 的研制經(jīng)驗，初步確定各關(guān)鍵設計參數(shù)的取值范圍，在其余設計參數(shù)不變的條件下，將各單因素離散后分析它們對極限沖擊力矩的影響，結(jié)果如圖5所示。

在圖5(a)中，當主軸轉(zhuǎn)速限定在60～300 r/min時，隨著主軸轉(zhuǎn)速增大，極限沖擊力矩近似呈線性增大。原因是沖擊塊的碰撞角速度和軸向速度均與主軸轉(zhuǎn)速呈正相關(guān)，且極限沖擊力矩與沖擊塊碰撞角速度呈線性正相關(guān)。但是應注意，當沖擊電動工具的輸出轉(zhuǎn)速較高時，相應的沖擊頻率較高，容易產(chǎn)生較大的振動暴露量，會對航天員的手臂系統(tǒng)造成不利影響[8]。

在圖5(b)中，當主軸半徑限定在0.01～0.02 m時，在沖擊塊半徑不變的條件下，主軸半徑越小，沖擊塊的質(zhì)量和轉(zhuǎn)動慣量越大；同時根據(jù)式(6)，主軸半徑越小，沖擊塊的碰撞角速度越大，導致極限沖擊力矩變大。

在圖5(c)中，當沖擊塊半徑限定在0.03～0.06 m時，隨沖擊塊半徑的增大，極限沖擊力矩變大，其根本原因是沖擊塊的質(zhì)量和轉(zhuǎn)動慣量的增大。

在圖5(d)中，當螺旋槽升角限定在20°～50°時，螺旋槽升角越大，沖擊塊的動能損失越大，碰撞角速度越小，導致極限沖擊力矩變小。因此螺旋槽升角應采用滿足鋼球平緩過渡且不發(fā)生滑脫的較小值。

圖5 關(guān)鍵設計參數(shù)對極限沖擊力矩的影響Fig.5 Influence of key design parameters on ultimate impact torque

彈簧預壓力作為配合沖擊機構(gòu)發(fā)生最佳碰撞的設計條件，其變化趨勢與極限沖擊力矩相同。原因是：在沖擊塊軸向碰撞深度不變的條件下，彈簧剛度越大，彈性勢能轉(zhuǎn)化為沖擊塊的動能則越大，導致極限沖擊力矩變大。

綜上所述，極限沖擊力矩與主軸轉(zhuǎn)速和沖擊塊半徑呈正相關(guān)趨勢，與主軸半徑和螺旋槽升角呈負相關(guān)趨勢。為了使沖擊機構(gòu)同時滿足大力矩輸出和航天員在軌維修工效學要求，綜合平衡各設計參數(shù)后確定沖擊機構(gòu)的關(guān)鍵設計參數(shù)如表1 所示。

3 結(jié)構(gòu)瞬態(tài)動力學仿真

在沖擊機構(gòu)運行過程中，碰撞產(chǎn)生的較大變形將使沖擊塊凸牙提前與扳軸發(fā)生軸向頂撞而損耗動能，導致沖擊機構(gòu)無法滿足最佳碰撞條件，使極限沖擊力矩減小，甚至可能出現(xiàn)機構(gòu)卡滯，因此必須對碰撞時關(guān)鍵部件產(chǎn)生的變形進行定量分析。由于沖擊塊與扳軸的碰撞時間極短且單次碰撞能量較低，材料的多沖抗力主要取決于材料強度，忽略冷焊對沖擊機構(gòu)的影響，選用2Cr13 作為主要碰撞材料，對沖擊機構(gòu)的碰撞過程進行結(jié)構(gòu)瞬態(tài)動力學分析，結(jié)果如圖6 所示。

圖6 沖擊塊和扳軸的結(jié)構(gòu)強度分析Fig.6 Structural strength analysis of impactor and wrench shaft

結(jié)果表明：碰撞瞬間沖擊塊和扳軸的形變與應力均達到最大；沖擊塊的形變最大值0.001 36 mm出現(xiàn)在凸牙邊緣，應力最大值32.46 MPa 出現(xiàn)在凸牙與主體部分連接處；扳軸的形變最大值0.087 9 mm出現(xiàn)在其兩翼邊緣，應力最大值264.27 MPa 出現(xiàn)在四方頭與主體部分連接處。這說明兩者由于碰撞產(chǎn)生的實際變形量非常小，且應力均遠低于材料的屈服強度，不會對沖擊塊的軸向往復和周向旋轉(zhuǎn)產(chǎn)生影響。

4 功能驗證試驗

試驗搭建了一套由零重力模擬裝置和力矩測量裝置組成的在軌維修地面模擬試驗平臺，包括重力卸載裝置、模擬板、M10 螺釘、航天服手套、應變測力扳手及定力矩扳手等。試驗包括擰緊和擰松2 種工況，每種工況下分別進行6 組測試，每組測試中螺釘被安裝在豎直放置的模擬板上，沖擊電動工具被安裝在重力卸載裝置中模擬在軌零重力狀態(tài)，受試者單手握持工具手柄，確保輸出軸垂直于模擬板板面，持續(xù)對螺釘進行擰緊或擰松操作，如圖7 所示。

圖7 受試者手持沖擊電動工具進行功能驗證試驗Fig.7 Subject holding the impact power tool to perform functional verification test

在擰緊工況的每組測試中，受試者分別使用校準的40 N·m 定力矩扳手和沖擊電動工具各擰緊8 顆螺釘，然后使用應變測力扳手松開全部16 顆螺釘，采集每顆螺釘對應的擰松力矩值。在擰松工況的每組測試中，首先使用40 N·m 定力矩扳手將8 顆螺釘擰緊，然后使用沖擊電動工具進行擰松操作，記錄擰松的螺釘數(shù)量。為便于記錄，將使用定力矩扳手擰緊的螺釘稱為標定螺釘，使用沖擊電動工具擰緊的螺釘稱為試驗螺釘。

擰緊試驗中使用應變測力扳手松開螺釘時采集的平均擰松力矩如圖8 所示。結(jié)果表明：標定螺釘?shù)钠骄鶖Q松力矩為28.13 N·m，占其擰緊力矩（40 N·m）的70.33%；試驗螺釘?shù)钠骄鶖Q松力矩為29.28 N·m，略高于標定螺釘，通過反推獲得沖擊電動工具的擰緊力矩值為41.64 N·m，與理論結(jié)果接近。擰松試驗中所有標定螺釘均被擰松，表明沖擊電動工具可以對M10 螺釘進行有效的擰緊和擰松操作。

圖8 試驗螺釘與標定螺釘?shù)臄Q松力矩對比Fig.8 Comparison of loosening torque between test screw and calibration screw

5 工效學試驗

航天員進行在軌維修時必須著加壓艙外航天服，使操作動作的機動性和靈活性受限[9-10]；同時受微重力條件影響，航天員必須依靠自身和艙外輔助設施克服工具的反作用力[11]。因此須針對在軌實際操作狀態(tài)開展工效學試驗來檢驗沖擊電動工具是否適于航天員進行在軌操作，以保證艙外維修任務的安全性和高效性。

試驗搭建了一套由艙外航天服、重力卸載裝置、模擬板及M10 螺釘?shù)冉M成的EVA 模擬裝置。其中：航天服被懸吊于模擬板正前方，具備一定的水平空間活動能力；沖擊電動工具被安裝在重力卸載裝置中。受試者的身高、年齡及臂長等生理特征與航天員近似，且能夠熟練操作沖擊電動工具。試驗過程中，著加壓艙外航天服的受試者單手握持沖擊電動工具手柄，持續(xù)對模擬板上的螺釘進行拆裝操作。

試驗顯示：在沖擊電動工具與螺釘對準的條件下，受試者能夠快速完成多顆螺釘?shù)牟鹦逗桶惭b操作；操作過程中，受試者對沖擊電動工具手柄振動的感知極弱，試驗結(jié)束后其手臂系統(tǒng)未出現(xiàn)疲勞或不適；受試者能夠使用單手持續(xù)穩(wěn)定地握持工具手柄，且工具啟停和沖擊時航天服手套無晃動。

試驗數(shù)據(jù)表明：當沖擊機構(gòu)的主軸轉(zhuǎn)速設定為180 r/min 時，可以在一定程度上縮短航天員的操作時間，提高艙外作業(yè)效率；同時沖擊機構(gòu)在該轉(zhuǎn)速下產(chǎn)生的振動對受試者的干擾極小，原因可能是航天服手套內(nèi)部的柔性材料將部分振動能量吸收，使實際傳遞至航天員手部的振動量級大幅度減小。當螺旋槽升角為30°時，鋼球能夠在螺旋槽底部平緩過渡，使沖擊機構(gòu)產(chǎn)生的反作用力較小。

以上試驗結(jié)果表明本文所設計的沖擊電動工具可以滿足航天員安全、高效的在軌維修工效學要求。

6 結(jié)束語

針對空間站某大型ORU 的在軌維修需求，本文給出一種可實現(xiàn)低轉(zhuǎn)速、大力矩輸出的艙外電動工具離合器式?jīng)_擊機構(gòu)的設計：根據(jù)沖擊機構(gòu)的簡諧運動特征對其關(guān)鍵運動狀態(tài)進行了分析，通過影響因素分析確定了沖擊機構(gòu)的關(guān)鍵設計參數(shù)。仿真結(jié)果表明，沖擊塊和扳軸碰撞時的變形極小且強度足夠，沖擊機構(gòu)可以持續(xù)穩(wěn)定地產(chǎn)生沖擊力矩。模擬試驗結(jié)果表明，沖擊電動工具的擰緊力矩為41.64 N·m，能夠有效實現(xiàn)對M10 螺釘進行擰緊和擰松。同時該離合器式?jīng)_擊機構(gòu)的工作效率高、反作用力小，受試者手部承受的振動幅值較小，能夠滿足航天員的工效學要求。

該離合器式?jīng)_擊機構(gòu)可以為在軌沖擊型大力矩輸出電動工具的研制提供技術(shù)支撐，同時對地外鉆探技術(shù)的開發(fā)也具有一定的借鑒意義。