鄭雪松，丁麗娜，王文炎，張洪偉,3，羅 磊，劉婧宇，吉 俐，王榮飛，劉 賁

（1. 中國航天宇航元器件工程中心，北京 100094；2. 貴州航天電器股份有限公司，貴陽 550009；3. 國防科技大學 計算機學院，長沙 410073）

0 引言

空間用長壽命自浮動電連接器是空間機械臂必不可少的重要元器件，是實現(xiàn)空間機械臂末端連接的重要通道，其可靠性直接關系機械臂能否穩(wěn)定運行[1-2]。

空間用長壽命自浮動電連接器長期暴露于低地球軌道空間環(huán)境中[3-4]，原子氧侵蝕效應是導致其性能退化的主要因素[5-7]。表征原子氧侵蝕行為的理論模型[8]有物理濺射模型、沖擊誘發(fā)和增強表面化學刻蝕機制、掏蝕模型、反射性散射模型、結合鍵方向性模型、分子隨機動力學模型、化學反應動力學模型以及量子力學模型等?，F(xiàn)階段對于原子氧侵蝕效應的研究主要包括地面模擬試驗及計算機仿真分析：地面模擬試驗主要針對材料級樣品或小型器件在原子氧侵蝕下的質(zhì)損行為；計算機仿真分析可針對航天器大型及異形部件的原子氧輻照通量進行計算[8-12]，并結合材料原子氧侵蝕試驗的數(shù)據(jù)，對大型部件各處的侵蝕特征進行計算分析，且較之模擬試驗具有費用低、周期短的優(yōu)勢。

本文以空間機械臂用長壽命自浮動電連接器為研究對象，通過地面模擬及計算機仿真對空間原子氧侵蝕效應進行研究，為空間站用電連接器的設計及壽命預測提供參考。

1 研究對象

試驗樣品采用貴州航天電器股份有限公司生產(chǎn)的某型空間用長壽命自浮動電連接器。該連接器的插頭與插座采用直插連接、直拔分離，殼體插合端設置有大倒角對接導向機構，可實現(xiàn)六自由度大容差對接導向功能；插頭或插座上設置有自浮動歸中機構，可實現(xiàn)六自由度大容差浮動功能，確保插頭與插座的精準對接，并可在兩者分離后實現(xiàn)自動復位；插頭或插座上設置有超行程彈性退讓機構，可保護連接器免受超額插合力破壞，并在外力卸除后實現(xiàn)自動復位，連接器的外形如圖1 所示。原子氧侵蝕行為研究的主要對象為連接器上與空間環(huán)境直接接觸的表面材料——聚苯硫醚（pps）和硅橡膠。

2 原子氧通量計算

計算采用蒙特卡羅法及光學追蹤技術，實現(xiàn)低地球軌道空間原子氧與電連接器交互作用的模擬，獲取電連接器三維空間原子氧通量分布；同時借助材料原子氧侵蝕地面試驗數(shù)據(jù)，將剝蝕率數(shù)據(jù)代入模擬計算過程中，針對電連接器插針、針孔等異型結構的侵蝕行為進行計算。

2.1 原子氧通量表達式

空間環(huán)境中原子氧的濃度c可以通過航天器所在位置確定。如圖2 所示，設某時刻航天器表面某微元的面積為dS，法向矢量為n，氧原子相對于航天器的運動速度為vtot，則航天器該處表面的原子氧通量密度（定義為單位面積單位時間內(nèi)到達表面的原子氧總數(shù)目）可以表示為

圖2 微元表面原子氧通量Fig. 2 Atomic oxygen flux on the surface of the micro element

從式(1)可以看出，航天器當前所處環(huán)境的原子氧濃度和原子氧相對于航天器的運動速度是計算原子氧通量的重要參數(shù)，前者可以由低地球軌道大氣模型確定，后者需要結合航天器軌道參數(shù)、航天器運行位置和原子氧熱運動來確定。航天器表面微元的法向矢量也是關鍵參數(shù)，由航天器運行姿態(tài)和航天器形狀確定。

2.2 原子氧計算環(huán)境模型驗證

本文采用自主編寫的空間原子氧侵蝕計算軟件針對電連接器原子氧侵蝕行為進行計算，而計算過程中的一項關鍵就是正確構建航天器所處空間位置的原子氧濃度。本文研究中，采用國家軍用標準GJB 544A—2000《地球大氣模式（90～2500 km）》[13]規(guī)定的模型對地球高空大氣模式進行了建模，得到了低地球軌道不同位置的大氣原子氧濃度，用于式(1)的計算。

一般而言，航天器在軌道中所處位置的原子氧濃度與軌道高度、實時位置所在的經(jīng)緯度、該時刻的太陽活動強度以及地磁場相關。本文研究中，航天器的實時位置（高度、經(jīng)緯度）通過對航天器作開普勒軌道假設，使用數(shù)值計算的方法得到。太陽活動強度是影響原子氧濃度的關鍵參數(shù)，一般采用10.7 cm 太陽射電通量（F107）來描述，該參數(shù)隨著太陽活動周期而變化，一段時間內(nèi)的實測值和預測值如圖3 所示。圖中以月為單位，將實測值平滑擬合，并根據(jù)實測曲線的趨勢預測未來某個月的F107值。從圖中可以看出，F(xiàn)107取值大約在70～150范圍之內(nèi)，平均值約為100。對于未來的航天任務，其執(zhí)行周期內(nèi)的原子氧濃度平均值取決于任務的時間段；對于研究而言，往往取最大值和最小值給出原子氧濃度的范圍用于器件的性能評估。本文為了驗證大氣模型給出的原子氧濃度的正確性，使用不同平均F107值計算了國際空間站軌道上的原子氧濃度，結果如圖4 所示。

圖3 10.7 cm 太陽射電通量變化趨勢Fig. 3 Evolution of solar radio flux with the wavelength of 10.7 cm

圖4 國際空間站軌道各位置原子氧濃度數(shù)值Fig. 4 Atomic oxygen concentration at different positions in the orbit of the International Space Station

圖4 中軌道高度為航天器在運行軌道實時位置距離地球表面的高度，本文計算中考慮了地球的橢球形狀，不同軌道位置的高度為實時位置距離地心的距離減去該位置地球表面到地心的距離，因而呈現(xiàn)出連續(xù)的起伏，其平均高度約為420 km。橫坐標為航天器在軌道平面的位置，以真近點角為參量。計算過程中以軌道近地點與地心連線為起始位置，此時真近點角為0°，航天器在軌道上運行1 圈，真近點角逐漸增加到360°。采用圖3 中F107的典型值，計算F107=75、100、125、150 下軌道各位置的原子氧濃度，該濃度值與軌道高度、經(jīng)緯度同時相關，呈現(xiàn)出連續(xù)變化的趨勢。圖中同時給出在軌道上運行1 圈的原子氧濃度平均值，對于F107=75、100、125、150，原子氧濃度的平均值分別為2.88×1013m-3、4.73×1013m-3、7.05×1013m-3、9.78×1013m-3。作為對比，圖中還給出NASA 文獻中420 km 高度的原子氧濃度（nAO(NASA)= 6.78×1013m-3），該值與nAO(125)基本相當，印證了本文采用的大氣模型及其編程實現(xiàn)的正確性。

本文在后續(xù)的研究中采用此大氣模型，對于任務時間段范圍內(nèi)取F107預測值的平均值作為太陽活動強度的預測，計算給定軌道上不同位置的原子氧濃度，以及連接器在服役過程中受到的原子氧累積通量。

2.3 相對運動速度計算

如圖5 所示，原子氧相對于航天器的運動速度可通過矢量運算表示為

圖5 原子氧相對于航天器的速度矢量合成示意Fig. 5 Composite diagram of the velocity vector of atomic oxygen relative to the spacecraft

式中：vorbital為由于航天器軌道運動導致的原子氧相對于航天器的速度，等于航天器軌道運動速度的反向矢量；vco-rotation為原子氧隨著地球自轉而具有的相對于地球坐標系的速度，在假設原子氧和地球自轉同步的情況下，可以用航天器的軌道高度在航天器所在緯度的投影乘以地球自轉角速度得到；vMaxwellian為原子氧由于熱運動導致的速度，其方向和大小均是隨機的，總體服從麥克斯韋分布，其平均值與航天器所處環(huán)境溫度有關。

由熱運動麥克斯韋分布和相對運動速度推導出來的原子氧通量解析表達式為

3 電連接器原子氧侵蝕行為計算

3.1 剝蝕率參數(shù)的獲得

在原子氧侵蝕行為特征計算的過程中，暴露于原子氧環(huán)境下材料的剝蝕率是一項關鍵參數(shù)——將原子氧通量與剝蝕率相結合可計算出材料的原子氧侵蝕厚度。原子氧剝蝕率一般通過材料數(shù)據(jù)庫或地面模擬試驗獲得。利用微波電子回旋共振（ECR）原子氧環(huán)境模擬技術，對某系列矩形自浮動電連接器所用材料進行原子氧試驗研究，結果如表1 所示。需要指出的是，電連接器的外殼材料為鋁，其表面存在致密的氧化膜，在原子氧侵蝕下剝蝕率為0；整個矩形自浮動電連接器的原子氧侵蝕集中在器件中心區(qū)域，插頭及插座的主要暴露材料分別為聚苯硫醚（pps）及硅橡膠，因此在模擬計算過程將這2 種材料的剝蝕率代入進行計算。

表1 某系列矩形自浮動電連接器用材料的原子氧試驗結果Table 1 Results of atomic oxygen tests of materials for rectangular self-floating electrical connectors

3.2 原子氧侵蝕行為計算

電連接器在空間服役過程中存在各種工況，故原子氧撞擊器件時存在不同的攻角；受到器件外形遮擋效應的影響，不同攻角下的原子氧侵蝕行為并不相同，原子氧垂直撞擊材料表面時的原子氧侵蝕效應最為明顯。因此，本文針對最為嚴苛的工況，對軌道高度400 km、軌道傾角42°，在軌累計運行15 年的電連接器所受原子氧侵蝕進行模擬。圖6、圖7 所示分別為在原子氧垂直輻照下，某系列矩形自浮動電連接器內(nèi)部的累積原子氧通量和侵蝕厚度。

圖6 垂直撞擊下電連接器內(nèi)部累積原子氧通量Fig. 6 Cumulative atomic oxygen flux on electrical connector under vertical atomic oxygen attack

由圖7 可見，由于受到電連接器異型結構的影響，該款電連接器各部分的侵蝕厚度并不相同。受插頭孔內(nèi)形狀的影響，原子氧粒子在孔內(nèi)多次反射，使得孔內(nèi)的原子氧通量高于表面的，因此孔內(nèi)部的侵蝕厚度也大于表面的，最大約為69 μm；而受到鋁外殼反射效應的影響，外殼附近的原子氧侵蝕厚度也大于中心區(qū)域的。同樣，插座也受鋁外殼反射效應的影響，內(nèi)部的侵蝕厚度較外部的明顯增加，最大約為70 μm。但插座與插頭的最大侵蝕厚度均遠小于電連接器加工精度，不影響元器件性能指標。

圖7 原子氧垂直撞擊下電連接器內(nèi)部侵蝕厚度Fig. 7 Distributions of erosion thickness of electrical connector under vertical atomic oxygen attack

4 原子氧侵蝕行為驗證

利用蘭州空間技術物理研究所原子氧/紫外綜合環(huán)境模擬試驗設備YZY100-ZW 開展電連接器原子氧試驗：本底真空度不高于1.3×10-3Pa；原子氧能量5～8 eV，凈作用時間約1400 h，通量密度為1.5×1016cm-2?s-1（±10%），累積通量為7.83×1022cm-2（依據(jù)總體要求選?。７謩e在試驗前、試驗中和試驗后對試驗件進行外觀檢查，依據(jù)GJB 1217A—2009 中方法3003 進行室溫絕緣電阻測試，依據(jù)GJB 1217A—2009 中方法3001進行海平面介質(zhì)耐電壓測試[14]。

試驗前/后的試驗件外觀見圖8 中混裝的矩形電連接器。試驗后，試驗件除對接端面顏色變淺外，無其他肉眼可見的明顯變化，無裂紋、無變形；試驗件的室溫絕緣電阻大于1×105GΩ，海平面介質(zhì)耐電壓測試通過。

圖8 試驗前和試驗后的試驗件外觀Fig. 8 Appearances of samples before and after the test

5 結束語

本文針對某空間用長壽命自浮動電連接器的原子氧侵蝕行為進行計算機仿真研究，借助光線追蹤技術充分考慮電連接器結構對于原子氧粒子的遮擋與反射效應，結合電連接器用材料地面環(huán)境模擬試驗數(shù)據(jù)，針對服役周期為15 年最惡劣原子氧環(huán)境條件下的電連接器原子氧侵蝕行為進行模擬計算，仿真結果可直觀顯示電連接器表面各部分所受原子氧侵蝕的差異及相應的數(shù)值，亦得到地面模擬試驗的印證。

隨著航天任務的發(fā)展，對于空間原子氧侵蝕的研究從材料級向器件級部組件級轉變，而對于異形的器件級部組件來說，其表面形貌所引發(fā)的原子氧遮擋、反射等效應直接影響整體的侵蝕行為。傳統(tǒng)的材料級樣品的試驗結果并不能滿足實際航天器任務的需求。因此，針對異形部件乃至大型結構的原子氧侵蝕行為研究就需要將計算機模擬技術與地面模擬試驗相結合。經(jīng)驗證，本文提出的針對空間用電連接器原子氧侵蝕行為的計算方法正確有效，能夠避免過分冗余設計，可為后續(xù)LEO 航天器的原子氧防護優(yōu)化設計及開展環(huán)境試驗提供參考。