張曉峰, 張哲源, 徐 晉, 李 斌, 王利桐, 陳雨含, 王 灝

(1.天津大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院, 天津 300354;2.天津大學(xué) 電氣與自動(dòng)化學(xué)院, 天津 300354;3.天津航天機(jī)電設(shè)備研究所 天津市微低重力環(huán)境模擬技術(shù)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室, 天津 300458)

隨著國(guó)內(nèi)外對(duì)深空探測(cè)的重視程度日益提高，空間技術(shù)研究變得愈來(lái)愈廣泛，微重力環(huán)境的模擬變得非常關(guān)鍵.由于大型可展機(jī)構(gòu)的尺寸要求、結(jié)構(gòu)性質(zhì)和質(zhì)量限制等問(wèn)題，大型可展機(jī)構(gòu)進(jìn)行微重力模擬試驗(yàn)時(shí)主要采用氣懸浮法、懸吊法和磁懸浮法[1].懸吊法是利用單根或多根吊絲將測(cè)試機(jī)構(gòu)懸掛起來(lái)，通過(guò)吊絲的拉力在三維空間內(nèi)實(shí)現(xiàn)重力補(bǔ)償[2-4].懸吊法又可分為被動(dòng)跟隨、主動(dòng)跟隨和主被動(dòng)混合3種形式[5].哈爾濱工業(yè)大學(xué)的空間伸展臂低重力系統(tǒng)[6]和英國(guó)劍橋大學(xué)的可折疊太陽(yáng)帆板展開機(jī)構(gòu)[7]是典型的被動(dòng)隨動(dòng)類的懸吊系統(tǒng).日本的Sato教授等[8]開發(fā)的恒張力空間機(jī)械臂微重力補(bǔ)償系統(tǒng)是典型的主動(dòng)跟隨式懸吊系統(tǒng).卡內(nèi)基梅隆大學(xué)為SM2機(jī)械臂設(shè)計(jì)低重力實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)則采用了主、被結(jié)合的隨動(dòng)懸吊系統(tǒng)[9].

被動(dòng)跟隨系統(tǒng)中隨動(dòng)裝置的運(yùn)動(dòng)被動(dòng)地受測(cè)試機(jī)構(gòu)的牽引[10]，采用低摩擦的導(dǎo)軌支撐，因此該懸吊方式經(jīng)常通過(guò)犧牲試驗(yàn)裝置的慣性和摩擦去間接地降低誤差，但也會(huì)導(dǎo)致低重力模擬精度不高[11].而主動(dòng)式的懸吊方法需要采用精密的伺服控制系統(tǒng)來(lái)保證懸吊繩索始終保持在豎直方向上[12]，這對(duì)傳感器的精度和靈敏性提出較高要求，因此主動(dòng)式懸吊方法的穩(wěn)定性較差[13].在懸吊系統(tǒng)中常常采用高精度低摩擦的平行導(dǎo)軌來(lái)提供航天展開器的懸掛支承點(diǎn)，這對(duì)于需要增設(shè)懸吊點(diǎn)以及大跨度導(dǎo)軌的變形情況均產(chǎn)生不利的影響.

氣懸浮法的優(yōu)點(diǎn)是系統(tǒng)摩擦力極小，缺點(diǎn)是三維空間模擬中存在困難.而被動(dòng)式跟隨系統(tǒng)中的摩擦力是導(dǎo)致低重力模擬精度不高的重要原因.提高被動(dòng)式懸吊系統(tǒng)精度的核心問(wèn)題是如何在懸吊系統(tǒng)中如何引入無(wú)摩擦的二維運(yùn)動(dòng)裝置以提高微重力模擬的精度.為此，本研究中創(chuàng)新地提出，結(jié)合氣浮法和懸吊法的優(yōu)點(diǎn)，采用倒懸氣磁混合式地面零重力卸載方案，設(shè)計(jì)了一款氣磁混合懸吊單元原理樣機(jī)，以解決機(jī)械式吊掛摩擦干擾力大及重力卸載精度低等問(wèn)題.

1 氣磁混合懸吊單元

1.1 氣磁混合懸吊單元工作原理

氣磁混合懸吊單元受力分析如圖1所示.永磁-電磁模塊產(chǎn)生向上的吸力Fm，用于吸附混合懸吊單元本體和懸吊物的重力G，提供豎直方向的微重力環(huán)境.多孔質(zhì)氣浮軸承則通過(guò)供氣后，產(chǎn)生豎直向下的氣浮斥力Fq將推動(dòng)懸吊單元使其處于懸浮狀態(tài).此時(shí)在多孔質(zhì)氣浮軸承上端面和導(dǎo)磁氣浮工作臺(tái)下表面之間形成1層氣膜.由于氣膜的自潤(rùn)滑特性，懸吊單元的水平移動(dòng)阻力極小，不會(huì)影響下方展開機(jī)構(gòu)的水平受力，并能被動(dòng)跟隨下方展開機(jī)構(gòu)的運(yùn)動(dòng)軌跡，從而實(shí)現(xiàn)大型可展開機(jī)構(gòu)的微重力模擬.

Fig.1 Force analysis of air-magnetic hybrid suspension unit圖1 氣磁混合懸吊單元受力分析

1.2 氣磁模塊布局方案

根據(jù)氣磁混合懸吊單元的工作原理，懸吊單元中應(yīng)包含有氣浮軸承和磁吸力單元2個(gè)主體部分.氣體止推軸承可以設(shè)置1個(gè)，也可設(shè)置多個(gè)，同理，電磁-永磁單元也可設(shè)置1個(gè)或多個(gè).根據(jù)以上分析，可能的氣體止推軸承與磁吸力單元的布局方式如圖2所示.

Fig.2 Layout plan of air-magnetic suspension unit圖2 氣磁混合單元布局方案圖

其中方案a采用1個(gè)磁吸力單元與3個(gè)氣浮軸承配合，方案b采用中央1個(gè)氣浮軸承與3個(gè)磁吸力單元配合，方案c采用4個(gè)氣浮軸承-磁吸力單元配合，方案d采用環(huán)形的氣浮軸承與中央1個(gè)磁吸力單元配合組成，方案e則與d相反，采用中央1個(gè)氣浮軸承被環(huán)形的磁吸力單元環(huán)繞的方式.

氣浮軸承的承載能力需要與磁吸力單元的磁吸力相配合.氣浮軸承總體的特點(diǎn)是承載能力與供氣壓力和潤(rùn)滑面積相關(guān)，面積越大，承載能力越高.但與電磁-永磁單元相比，單位面積的承載能力遠(yuǎn)小于磁吸力單元的單位面積吸力.同時(shí)，氣體止推軸承的抗傾覆能力較弱，當(dāng)載荷偏離軸承中心時(shí)，軸承易發(fā)生傾覆，與工作表面發(fā)生刮擦.

受展開機(jī)構(gòu)體積的限制，懸吊點(diǎn)之間的間距有嚴(yán)格的限制，需要懸吊單元具備較小的體積，綜合分析后，選定方案d，即采用環(huán)形氣體止推軸承與中央磁吸力單元組合的結(jié)構(gòu)形式.

2 氣磁混合懸吊單元特性分析

2.1 電磁吸力特性分析

氣磁混合懸吊單元中，磁吸力單元由電磁-永磁混合磁模塊提供，永磁部分提供基礎(chǔ)磁吸力，電磁部分可增強(qiáng)或削弱磁場(chǎng)強(qiáng)度，用以在外載劇烈變化時(shí)，提高系統(tǒng)穩(wěn)定性，模塊結(jié)構(gòu)如圖3所示.其工作氣隙長(zhǎng)度范圍選為0.3~1.0 mm進(jìn)行有限元建模仿真.圖4(a)所示為電磁線圈不通電、通電助磁以及通電消磁3種情況下磁力隨氣隙長(zhǎng)度的變化圖.圖4(b)所示為電磁線圈不通電、通電助磁以及通電消磁3種情況下混合磁單元?jiǎng)偠入S氣隙長(zhǎng)度的變化圖.可以看出，在此氣隙長(zhǎng)度變化范圍內(nèi)，3種情況對(duì)應(yīng)的磁力和剛度均隨著氣隙長(zhǎng)度增大而減小.電磁線圈不通電情況下，氣隙長(zhǎng)度為0.65 mm左右時(shí)，磁力為2 kN左右，滿足氣磁懸吊系統(tǒng)的設(shè)計(jì)要求，通電消磁情況下，在氣隙長(zhǎng)度大于0.60 mm時(shí)，磁力和剛度衰減趨勢(shì)都減小，因此用于氣磁懸吊系統(tǒng)的電磁-永磁混合磁單元的工作氣隙選擇為0.60 mm.

Fig.3 Structure of electromagnetic permanent magnet hybrid magnetic module圖3 電磁-永磁混合磁模塊結(jié)構(gòu)

Fig.4 Variation of magnetic force and stiffness of hybrid magnetic unit with different air gap圖4 不同氣隙長(zhǎng)度下混合磁單元的磁力及剛度變化圖

2.2 多孔質(zhì)氣體軸承特性分析

由于多孔質(zhì)氣體軸承供氣面積大，壓力場(chǎng)分布均勻，較傳統(tǒng)氣體靜壓軸承具有承載能力和剛度大、穩(wěn)定性好以及結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)單的優(yōu)點(diǎn).同時(shí)，多孔質(zhì)節(jié)流器應(yīng)用于止推軸承主要有2種形式，1種是將多孔材料制成小塊嵌于止推板中，優(yōu)點(diǎn)是對(duì)多孔材料制備要求較低，缺點(diǎn)是不同多孔材料塊之間的滲透率均一性要求較高；另一種是將止推板設(shè)計(jì)成全多孔材料的形式，優(yōu)點(diǎn)是承載能力大且結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)單，但大塊多孔材料制備非常不容易.本文中多孔質(zhì)氣浮單元采用大塊多孔質(zhì)石墨材料制備.

本文中采用有限元法對(duì)多孔質(zhì)氣體潤(rùn)滑區(qū)域進(jìn)行求解，其優(yōu)點(diǎn)是能更好地適應(yīng)復(fù)雜邊界，可以在任意位置加密有限元單元體，能夠提高計(jì)算精度.本文中使用商用前處理軟件進(jìn)行網(wǎng)格劃分，基于C++自行編制的有限元軟件進(jìn)行壓力分布、承載能力和剛度的求解[14-16].

在初始設(shè)計(jì)過(guò)程中，氣浮單元的內(nèi)徑d1=110 mm，外徑d2=230 mm.多孔材料滲透率為K=1×10-13m2，厚度H=8 mm，供氣壓力為0.3 MPa.為確定合適的有限元單元數(shù)量，對(duì)該尺度的氣浮單元分別劃分為550、1 600、2 520和4 960個(gè)節(jié)點(diǎn).

根據(jù)以上參數(shù)計(jì)算得到的分析結(jié)果如圖5所示，圖5(a)所示為有限元仿真得到的多孔質(zhì)止推軸承壓力分布圖.改變氣隙長(zhǎng)度，其余參數(shù)不變，得到的止推軸承的承載能力隨氣隙長(zhǎng)度變化而變化的仿真結(jié)果如圖5(b)所示.

Fig.5 Porous thrust bearing pressure distribution diagram and load capacity curve圖5 多孔質(zhì)止推軸承壓力分布圖及承載能力曲線

從圖5(b)中可以看出，隨著節(jié)點(diǎn)數(shù)的增加，節(jié)點(diǎn)數(shù)1 600以上分析模型在小氣膜間隙下的承載能力差異很小，最終分析模型劃分節(jié)點(diǎn)數(shù)為1 600.當(dāng)氣隙長(zhǎng)度為20 μm時(shí)，氣浮單元的承載能力為5 kN左右，該尺寸的多孔質(zhì)氣體軸承能夠滿足氣磁混合懸吊系統(tǒng)的設(shè)計(jì)需要.

圖6所示為氣浮單元在多孔材料不同滲透率下的承載能力及剛度曲線，氣浮單元的內(nèi)外徑、滲透率、厚度和供氣壓力等參數(shù)與初始設(shè)計(jì)相同.從圖6中可以看出，多孔材料滲透率對(duì)軸承的靜態(tài)性能影響較大，氣隙長(zhǎng)度為2.5~20 μm之間時(shí)，多孔材料滲透率越大，其承載能力越高.多孔材料滲透率K=1×10-13和1×10-14m2時(shí)，隨著氣隙長(zhǎng)度的增大，剛度也在隨之增大.但當(dāng)多孔材料滲透率K=1×10-15m2時(shí)，在氣隙長(zhǎng)度為7 μm左右，剛度取得最大值，之后剛度便越來(lái)越小.

Fig.6 Load-bearing characteristics curve of air floatation unit at different permeability圖6 不同滲透率下氣浮單元承載特性曲線

圖7所示為氣浮單元在多孔材料不同供氣壓力下的承載能力及剛度曲線，多孔厚度H=6 mm，多孔材料滲透率K=1×10-15m2，內(nèi)徑、外徑與初始設(shè)計(jì)時(shí)保持相同.可以看出，隨著供氣壓力的增大，氣浮單元的承載能力和剛度均增大，同時(shí)，在不同的供氣壓力下，氣浮單元達(dá)到最大剛度對(duì)應(yīng)氣隙長(zhǎng)度均在7 μm左右.

Fig.7 Load-bearing characteristics curve of air floatation unit under different air supply pressure圖7 不同供氣壓力下氣浮單元承載特性曲線

結(jié)合上述分析，用于磁氣懸吊系統(tǒng)的多孔質(zhì)氣浮單元的參數(shù)選擇：氣浮單元的內(nèi)徑d1=110 mm，軸承外徑尺寸d2=230 mm.多孔材料滲透率范圍為K=1×10-15~5×10-15m2，厚度H=8 mm，供氣壓力為0.5 MPa.氣浮單元的工作氣隙長(zhǎng)度為20 μm左右，氣浮單元的承載能力在2~3 kN左右，剛度最大值出現(xiàn)在氣隙長(zhǎng)度為7 μm左右，其值為1 kN/μm左右.

3 氣磁混合懸吊單元結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)與試驗(yàn)

3.1 氣磁混合懸吊單元結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)

由于氣浮單元與混合磁單元的工作氣隙長(zhǎng)度不同，氣浮單元和混合磁單元的上表面距離導(dǎo)磁平板的距離不一致，用以保證滿足各自的工作氣隙，磁氣懸吊系統(tǒng)的剖視圖如圖8所示，其中，紅色方框表示混合磁單元上表面要低于氣浮單元，藍(lán)色方框是電磁-永磁混合磁單元，綠色方框是底部外殼.

Fig.8 Cutaway view of the air-magnetic hybrid suspension unit圖8 磁氣懸吊系統(tǒng)的剖視圖

如圖9所示，氣磁混合懸吊裝置由電磁-永磁混合單元和多孔質(zhì)氣浮軸承2個(gè)部分組合完成.多孔質(zhì)氣浮軸承包括軸承外殼和多孔材料板，軸承外殼由鋁合金材料制成，軸承外殼的上端面上開設(shè)有環(huán)狀槽，軸承外殼的底面沿軸向開設(shè)有供氣孔，供氣孔與環(huán)狀槽相通，多孔材料板與軸承外殼上端面的環(huán)狀槽配合，并用環(huán)氧膠粘接.

Fig.9 3D model of air-magnetic hybrid suspension unit圖9 磁氣懸吊單元三維模型圖

3.2 氣磁混合懸吊單元性能試驗(yàn)驗(yàn)證

此次研制共制備了3套氣磁混合懸吊單元，如圖10所示，所采用的多孔石墨材料測(cè)試結(jié)果列于表1中.多孔材料滲透率測(cè)試以達(dá)西定律為基礎(chǔ)，在一定壓差作用下，讓已知運(yùn)動(dòng)黏度的流體以層流狀態(tài)通過(guò)多孔質(zhì)材料，并對(duì)流量進(jìn)行測(cè)定.在層流條件下，氣體滲透通過(guò)材料時(shí)，可表示為

表1 多孔材料滲透率測(cè)試結(jié)果Table 1 Permeability test results of porous material

Fig.10 Physical diagram of air-magnetic unit圖10 氣磁混合單元實(shí)物圖

式中，Q為通過(guò)材料的質(zhì)量流量，A為材料的橫截面積，L為材料的厚度，P1和P2分別為氣體流入和流出材料處的絕對(duì)壓力，μ為試驗(yàn)溫度下氣體的運(yùn)動(dòng)黏度，K為材料的滲透率，T為當(dāng)前環(huán)境溫度，R為氣體常數(shù).

如圖11所示，氣磁混合懸吊單元的性能測(cè)試時(shí)，由于會(huì)加載到永磁-電磁模塊的最大磁吸力附近，考慮到測(cè)試人員安全性，防止大質(zhì)量負(fù)載在測(cè)試過(guò)程中發(fā)生脫落造成安全事故，最終采用倒扣拉力法模擬大質(zhì)量負(fù)載.此時(shí)，將導(dǎo)磁工作平臺(tái)倒扣與地面，氣磁混合單元倒置吸附于導(dǎo)磁工作平面.如圖12所示，將氣磁單元同外接氣缸連接，由氣缸提供拉力，從而測(cè)試氣磁混合單元極限承載能力及承載-位移特性.

Fig.11 Reverse tension method detection schematic圖11 倒扣拉力法檢測(cè)示意圖

Fig.12 Reverse tension method test platform physical diagram圖12 倒扣拉力法檢測(cè)平臺(tái)實(shí)物圖

首先進(jìn)行的是氣磁混合單元的極限承載能力測(cè)試，將氣磁混合單元放置在導(dǎo)磁平臺(tái)上，氣浮軸承供氣，氣缸逐步調(diào)高供氣壓力，直至氣磁混合單元完全脫離導(dǎo)磁平板，拉力傳感器記錄過(guò)程中的最大拉力.氣磁混合單元的極限承載能力列于表2中.

表2 氣磁混合單元極限承載能力測(cè)試結(jié)果Table 2 Ultimate load capacity test results of air-magnetic hybrid unit

在承載-位移特性測(cè)試過(guò)程中，拉力傳感器采集氣磁混合單元的受力數(shù)據(jù)，氣磁混合單元中心的電渦流傳感器采集位移數(shù)據(jù)，測(cè)試結(jié)果如圖13所示.

Fig.13 Load-displacement curve of air-magnetic hybrid unit圖13 氣磁混合單元承載-位移曲線

根據(jù)氣磁混合單元的原理，其受力情況在倒扣拉力的狀態(tài)下，通過(guò)式(2)計(jì)算：

式中，F(xiàn)a為氣體軸承承載，F(xiàn)m為磁吸力，G為單元自重7 kg，F(xiàn)Load為氣磁混合懸吊單元承載.磁吸力的確定有2種方式，一是假設(shè)磁吸力受磁隙變化影響較小，為恒定值Fm-const，此時(shí)氣體軸承的承載能力由式(3)確定.

二是考慮磁吸力受磁隙變化的影響，根據(jù)圖4(a)磁吸力的特性曲線進(jìn)行擬合，建立磁吸力隨磁隙變化的模型，進(jìn)而確定在相應(yīng)氣膜處的磁吸力.此時(shí)氣體軸承的承載能力由式(4)確定，式中Fm-fitmodel為基于擬合模型擬合的磁吸力，h為無(wú)外載下磁場(chǎng)間隙，Δh為承載后間隙變化量.

根據(jù)磁吸力求取的2種方法，獲得的氣體軸承的承載能力位移曲線如圖14所示.

Fig.14 Comparison of the air film carrying capacity in the air-magnetic hybrid unit with the theoretical analysis results圖14 氣磁混合單元中氣膜承載能力與理論分析結(jié)果比較圖

由圖14(a)、(b)和(c)中3臺(tái)樣機(jī)的試驗(yàn)測(cè)試結(jié)果顯示，磁吸力使用非線性假設(shè)進(jìn)行計(jì)算，得出的氣膜承載能力與理論分析符合非常好.

4 結(jié)論

本研究中創(chuàng)新地提出采用倒懸氣磁混合式地面零重力卸載方案，設(shè)計(jì)了1款氣磁混合懸吊單元原理樣機(jī)，并試制了3臺(tái)樣機(jī)，對(duì)樣機(jī)進(jìn)行了最大極限載荷和載荷-位移特性測(cè)試.通過(guò)設(shè)計(jì)過(guò)程及測(cè)試結(jié)果分析，本文中的結(jié)論如下：

a.氣磁混合懸吊單元中采用了多孔石墨氣體止推軸承，在20 μm氣膜厚度處，承載能力在2.5 kN以上.

b.試制的樣機(jī)其最大極限承載能力均在2.4 kN以上，在安全系數(shù)3的條件下，可以承載80 kg的重物懸掛.

c.試驗(yàn)測(cè)試結(jié)果顯示，磁吸力應(yīng)當(dāng)使用非線性假設(shè)進(jìn)行計(jì)算，得出的氣膜承載能力與理論分析非常符合.