液路浮动断接器安装精度及优化控制方法

李 喆，王伟臣，李兴乾，柏林厚，郑 昊

（中国空间技术研究院 载人航天总体部，北京 100094）

0 引言

为延长长期在轨航天器的运行寿命并提高其综合效益，推进剂在轨加注已经成为此类航天器设计中的必选项。在加注航天器和被加注航天器通过对接机构连接为刚性组合体之后，须使用液路浮动断接器将加注管路连通，形成密封的通道，从而具备推进剂在轨加注的条件。液路浮动断接器的主、被动端分别安装在两个航天器上，两航天器间和航天器内部均存在安装误差，因此液路浮动断接器需具备一定的浮动能力以适应在插合过程中各安装环节引起的总误差[1-2]。本文旨在通过对各安装环节的误差分析，科学、合理地制定液路浮动断接器浮动能力指标，并探求减少误差传递链路从而对安装精度进行优化控制的方法。

1 液路浮动断接器工作原理

如图1所示，液路浮动断接器采用插入式结构，分为主动端和被动端。被动端安装于被加注航天器上，采用简单的套筒结构以提高对接可靠性。主动端安装在加注航天器上，由插入管、驱动模块和浮动模块3 部分组成。插入管是推进剂通路，在驱动模块驱动下伸出且插入到被动端的套筒内。插入管上设置有密封圈，与被动端的套筒内壁接触并压紧，以实现密封连接。驱动模块负责驱动插入管和浮动模块的推出或拉回，实现插合和分离功能。浮动模块实现对插入管横向和角度的浮动，以适应对接误差[3-4]。

图1 液路浮动断接器结构示意 Fig.1 Configuration of the fluid floating coupling

设液路浮动断接器横向浮动能力为ΔO，角度浮动能力为Δα。当主动端基准点与被动端基准点横向位移≤ΔO，且主动端基准线与被动端基准线夹角≤Δα时，插入管可以可靠地插入套筒内（如图2所示）。

图2 液路浮动断接器横向浮动和角度浮动示意 Fig.2 Lateral and angular floating ability of the fluid floating coupling

2 坐标系定义

2.1 对接机构坐标系

定义主、被动对接机构坐标系Odaxdaydazda，Odpxdpydpzdp，如图3、图4所示[5-6]。

图3 主动对接机构坐标系 Fig.3 Coordinate system of the active docking mechanism

图4 被动对接机构坐标系 Fig.4 Coordinate system of the passive docking mechanism

2.2 液路浮动断接器坐标系

定义液路浮动断接器主、被动端坐标系Ofaxfayfazfa，Ofpxfpyfpzfp，如图5、图6所示。

图5 液路浮动断接器主动端坐标系 Fig.5 Coordinate system of the active end of the fluid floating coupling

图6 液路浮动断接器被动端坐标系 Fig.6 Coordinate system of the passive end of the fluid floating coupling

2.3 液路浮动断接器安装支架坐标系

定义液路浮动断接器主、被动端支架坐标系Ohaxhayhazha，Ohpxhpyhpzhp，如图7、图8所示。

图7 液路浮动断接器主动端支架坐标系 Fig.7 Coordinate system of the active-end holder

图8 液路浮动断接器被动端支架坐标系 Fig.8 Coordinate system of the passive-end holder

3 安装环节及误差源分析

由于存在安装误差，导致Ofa和Ofp存在位移 误差并且xfa轴和xfp轴存在角度误差，而这两项误差将直接关系液路浮动断接器在轨是否能可靠插合。本文研究的对象即为这两项误差，以及导致这两项误差的各环节安装误差。

3.1 安装环节分析

液路浮动断接器共存在5 个安装环节，如图9所示：

A——液路浮动断接器主动端与其支架的安装环节；

B——主动对接机构与液路浮动断接器主动端支架的安装环节；

C——主动对接机构与被动对接机构的在轨对接环节；

D——被动对接机构与液路浮动断接器被动端支架的安装环节；

E——液路浮动断接器被动端与其支架的安装环节。

图9 液路浮动断接器安装环节 Fig.9 Installation links of the fluid floating coupling

3.2 误差源分析

3.2.1 液路浮动断接器相对支架的安装误差分析

假设液路浮动断接器主、被动端与其各自支架的安装界面的加工等级和安装方式相同，因此主、被动端与支架之间按照相同的安装误差进行分析，下面以主动端为例展开分析。

如图10(a)所示，将液路浮动断接器坐标系原点Ofa与其在支架坐标系下理论安装点之间沿zha轴的位移误差定义为支架坐标系下液路浮动断接器z轴误差，设其最大值为ΔOhL；将沿yha轴的位移误差定义为支架坐标系下液路浮动断接器y轴误差，设其最大值为ΔOhU。

如图10(b)所示，将液路浮动断接器坐标系xfa轴与支架坐标系xha轴之间的夹角定义为支架坐标系下液路浮动断接器角度误差，设其最大值为Δαhf。

图10 液路浮动断接器与支架相对安装误差 Fig.10 Installation error between the fluid floating coupling and its end holder

液路浮动断接器与支架通常采用组合加工，ΔOhL、ΔOhU、Δαhf相对容易控制，因此这三者对Ofa和Ofp的位移误差以及xfa轴和xfp轴的角度误差影响较小。

3.2.2 液路浮动断接器支架相对对接机构的安装 误差分析

假设液路浮动断接器主/被动端支架与主/被动对接机构的安装界面的加工等级和安装方式相同，因此主/被动端与主/被动对接机构之间按照相同的安装误差进行分析，下面以主动端为例展开分析。

如图11(a)所示，将支架坐标系原点Oha与其在对接机构坐标系下理论安装点之间沿yda轴的位移误差定义为对接机构坐标系下支架y轴误差，设其最大值为ΔOdU；将沿zda轴的位移误差定义为对接机构坐标系下支架z轴误差，设其最大值为ΔOdL。

如图11(b)所示，将支架坐标系xha轴与对接机构坐标系xda轴之间的夹角定义为对接机构坐标系下支架角度误差，设其最大值为Δαdh。

图11 支架与对接机构相对安装误差 Fig.11 Installation error between the docking mechanism and the holder

ΔOdU、ΔOdL在安装过程中可通过调整垫片和螺钉与支架通孔间的间隙，从而保持在相对较小的范围内，因此ΔOdU、ΔOdL对Ofa和Ofp的位移误差影响相对较小。

支架与对接机构之间为L 型安装面，安装形式的不对称性和L 型安装面导致的角度不易调整，使Δαdh成为影响xfa轴和xfp轴之间角度误差的最大因素。

3.2.3 主、被动对接机构的在轨对接误差分析

1）对接机构横向误差及其影响

将主、被动对接机构锁紧后两对接机构坐标系原点Oda和Odp的位移误差定义为对接机构横向误差，设其最大值为ΔOd，则有

式中：c为对接机构导向销/套两边最小间隙；d为导向销/套在对接机构上径向分布误差。由导向销/套两边间隙导致的横向误差为c/cos 30°，由导向销/套在对接机构上径向分布误差导致的横向误差为2dsin 30°，如图12和图13所示。

图12 导向销/套配合间隙 Fig.12 Fitting clearance between the guide pin and the guide cage

图13 导向销/套径向分布误差 Fig.13 Radial distribution errors of the guide pin and the guide cage

为了保证导向销、导向套和导向销套顺利插合，且插合力和分离力的大小适当，通常c的取值较大，对d的要求也相对宽松，导致ΔOd较大，从而对Ofa和Ofp的位移误差影响较大。

2）对接机构轴向误差及其影响

将主、被动对接机构锁紧后两对接机构坐标系yda轴和ydp轴的角度误差定义为对接机构轴向误差，设单个导向销（导向套、导向销套）轴向最大分布误差为Δδ，则对接机构轴向误差最大值为2Δδ，如图14所示。

对接机构半径较大，因此导向销、导向套和导向销套轴向分布误差Δδ对Ofa和Ofp的位移误差影响较大。

图14 主、被动对接机构锁紧后轴向误差 Fig.14 Axial error of the docking mechanism

3）对接机构角度误差及其影响

图15中，将主、被动对接机构锁紧后两对接机构坐标系xda轴和xdp轴的角度误差定义为对接机构角度误差，设其最大值为Δαd，则有

式中：e为主、被动对接机构锁紧后对接面的最大间隙；f为主、被动对接机构对接框平面度；L为对接框直径。

图15 主、被动对接机构角度误差 Fig.15 Angular error of the docking mechanism

L相对e、f较大，因此Δαd值相对较小，对xfa轴和xfp轴的角度误差影响较小。

4 最大误差传递分析

根据上述误差源分析可知，地面各安装环节的误差可在同一方向累加，也可在相反方向上抵消，因此，在分析过程中需按照误差同向放大进行分析，来确定液路浮动断接器的浮动能力指标；在实际安装过程中，则应该按照将误差反向抵消的原则进行控制，以确保安装误差小于液路浮动断接器的浮动能力。下面按照误差同向放大原则进行位移误差和角度误差分析。

4.1 Ofa 和Ofp 的最大位移误差分析

在主/被动对接机构锁紧后对接机构横向误差、对接机构坐标系下支架z轴误差、支架坐标系下液路浮动断接器z轴误差均为同向的极限情况下，Ofa和Ofp的位移误差达到最大，如图16所示。

图16 液路浮动断接器横向极限误差 Fig.16 The extreme lateral error of the fluid floating coupling

1）A、C分别代表液路浮动断接器主、被动端理论位置点，若A点偏离至C点，则表征为ΔOd，且有ⅠJ=DE=AC=OP=ΔOd；

2）若C点偏离至F点，∠CPF=2Δδ，则有JL=EH=CF≈LΔδ（注：Δδ为弧度）；

3）若F点偏离至Z点，则表征为ΔOdL和ΔOdU影响，LT=HG=KF≈ΔOdL，VP=KZ≈ΔOdU；

4）同样地，被动端UⅠ=BD≈ΔOdL，SV=AD≈ΔOdU；

5）若Z点偏离至M点，则表征为ΔOhL和ΔOhU影响，RT=ZP≈ΔOhL，PM=ΔOhU； 6）同样地，被动端UN≈ΔOhL，RS=UB=ΔOhU； 7）则有MN=[(ΔOd+LΔδ+2ΔOhL+2ΔOdL)2+4(ΔOhU+ΔOdU)2]1/2。

综上，在二维平面下，Ofa和Ofp的位移误差最大为[(ΔOd+LΔδ+2ΔOhL+2ΔOdL)2+4(ΔOhU+ΔOdU)2]1/2。

4.2 xfa 轴和xfp 轴的最大角度误差分析

在极限情况下，当Δαd、Δαdh、Δαhf均为向同一方向产生误差时，xfa轴和xfp轴的角度误差最大，为2Δαdh+2Δαhf+Δαd，即2Δαdh+2Δαhf+2arcsin [e/(2L)]+ 2arctan(f/L)。液路浮动断接器角度浮动能力应≥2Δαdh+ 2Δαhf+2arcsin[e/(2L)]+2arctan(f/L)。

4.3 立体模型分析

对接机构是个空间机构，而上述分析仅采用二维分析法，因此液路浮动断接器安装误差还需从空间立体角度考虑。对接面存在间隙，导致液路浮动断接器主动端插入管伸出后延伸一段距离才可到达被动端柱塞口。结合液路浮动断接器主、被动端存在的角度误差，要求液路浮动断接器增大一定的横向浮动能力来克服此误差，具体为图17中h所示。因L≫g，所以h≈L(1-cosΔαd)。

综上，液路浮动断接器横向浮动能力应≥[(ΔOd+LΔδ+2ΔOhL+2ΔOdL)2+4(ΔOhU+ΔOdU)2]1/2+L(1- cosΔαd)。

图17 立体模型分析下的液路浮动断接器横向误差 Fig.17 Lateral error of the fluid floating coupling by 3D model analysis

5 安装精度控制措施

在实际安装过程中，可按上述分析过程在各个安装环节进行精度测量和安装精度控制。但若对各个环节均进行精测和控制，所带来的测量基准转换误差和测量误差产生积累，将影响最终误差判断的准确性和控制精度[7-15]。

在对接机构坐标系下直接控制液路浮动断接器的安装精度，可以将精测和控制环节由5 个减至3 个，从而简化安装精度控制设计，使复杂系统的误差传递链路达到最小，如图18所示。

图18 各环节均控制与优化控制方法的链路对比 Fig.18 Optimized links for the installation control of fluid floating coupling

优化控制方法后考虑的3 个安装环节为：

1）液路浮动断接器主动端与主动对接机构的安装环节；

2）液路浮动断接器被动端与被动对接机构的安装环节；

3）主动对接机构与被动对接机构的在轨对接环节。

5.1 优化控制方法

如图19所示，在对接机构坐标系的Odaydazda平面内，设液路浮动断接器坐标系的Ofa理论位置为图中的红点。实际安装过程中，在对接机构坐标系下直接测量液路浮动断接器坐标系的Ofa坐标，并通过调整液路浮动断接器支架与对接机构的 安装环节或者调整液路浮动断接器与支架的安装环节，控制Ofa与理论位置间的误差沿yda轴向保持在ΔU以内，沿zda轴向保持在ΔL以内，则必然有：ΔU≤ΔOhU+ΔOdU且ΔL≤ΔOhL+ΔOdL。

图19 断接器在对接机构坐标系下的安装精度控制Fig.19 Installation error of fluid floating coupling in docking mechanism coordinates

在对接机构坐标系下直接测量液路浮动断接器坐标系xfa轴与xda轴的夹角，并通过调整液路浮动断接器与支架的安装环节，控制该夹角保持在Δαdf以内，且Δαdf≤Δαdh+Δαhf。

5.2 横向浮动能力分析

在主、被动对接机构锁紧后横向误差与在对接机构坐标系下液路浮动断接器z轴误差重合的极限情况下讨论液路浮动断接器的横向浮动能力，如 图20所示。

图20 液路浮动断接器横向误差 Fig.20 Lateral error of the fluid floating coupling

1）A、C分别代表液路浮动断接器主、被动端的理论位置点，若A点偏离至C点，则表征为ΔOd，且有DE=AC=OP=ΔOd；

2）若C点偏离至F点，∠CPF=2Δδ，则有EH=CF≈LΔδ（注：Δδ为弧度）；

3）若F点偏离至Z点，则表征为ΔL和ΔU影响，HG=KF≈ΔL，KZ≈ΔU；

4）同样地，被动端BD≈ΔL，AD≈ΔU；

5）则有BZ=[(ΔOd+LΔδ+2ΔL)2+4ΔU2]1/2。

同时考虑对接机构立体模型，在上述控制方法控制下，Ofa和Ofp的最大位移误差为[(ΔOd+LΔδ+ 2ΔL)2+ 4ΔU2]1/2+L(1-cosΔαd)。

5.3 角度浮动能力分析

在极限情况下，Δαdf和Δαd均为向同一方向产生误差时，xfa轴和xfp轴的角度误差最大，为2Δαdf+Δαd，即2Δαdf+2arcsin[e/(2L)]+2arctan(f/L)。

6 试验验证

按上述分析结果确定某加注和被加注载人航天器液路浮动断接器的横向浮动能力和角度浮动能力，并按照精度优化控制措施实际采用液路浮动断接器和对接机构产品进行了安装验证。精测结果表明，液路浮动断接器主、被动端的相对横向和角度误差均小于其浮动能力。

进一步在液路浮动断接器系统级插合/分离试验中进行验证。试验结果表明，在对接机构多次锁紧且锁紧误差随机的情况下，液路浮动断接器均可正常完成插合、分离操作，其性能指标满足设计要求，证明本文提出的方法有效。

7 结束语

文章建立了液路浮动断接器安装精度分析模型，对每个安装环节的误差源以及误差传递链路进行分析，按照各环节极限误差累积的方法确定液路浮动断接器浮动能力要求，并且提出了在对接机构坐标系下直接控制液路浮动断接器安装精度的控制措施，可使复杂系统的误差传递链路达到最小，且确保液路浮动断接器实际安装精度小于或等于其浮动能力，从而保障其在轨顺利插合、分离。

（References）

[1] 张海涛,石德乐,李振宇.基于ADAMS 的空间断接器仿真研究[J].航天器工程,2010,19(3): 52-56 Zhang Haitao,Shi Dele,Li Zhenyu.Research of disconnect coupling simulation based on ADAMS[J].Spacecraft Engineering,2010,19(3): 52-56

[2] CARDIN J.A standardized spacecraft resupply interface,AIAA91-1841[R],1991

[3] Farrell W Jr.Fluid quick disconnect coupling for International Space Station Alpha,AIAA95-2353[R],1995

[4] 马海涛,陈健,魏青,等.一种在轨补加用浮动断接器设计[J].火箭推进,2011,37(4): 45-49 Ma Haitao,Chen Jian,Wei Qing,et al.Design of floating coupling for on-orbit resupply[J].Journal of Rocket Propulsion,2011,37(4): 45-49

[5] 刘志,崔宇新,张崇峰．国际对接系统标准探究[J].载 人航天,2014,20(2): 152-154 Liu Zhi,Cui Yuxin,Zhang Chongfeng.Study on international docking system standard[J].Manned Spaceflight,2014,20(2): 152-154

[6] 徐敏,聂宏,陈金宝,等.空间弱撞击对接机构工作空间与精度分析[J].机械设计与制造,2014(8): 130-133 Xu Min,Nie Hong,Chen Jinbao,et al.The workspace and kinematic analysis and simulation research of the low-impact mating system[J].Machinery Design ＆Manufacture,2014(8): 130-133

[7] 杨再华,孙刚,郭洁瑛.空间实验室的精度测量新方法[J].航天器环境工程,2009,26(5): 452-454 Yang Zaihua,Sun Gang,Guo Jieying.A new precision measurement method used in space lab assembling[J].Spacecraft Environment Engineering,2009,26(5): 452-454

[8] 杨再华.航天器总装精度测量方法分析[J].航天器环境工程,2007,24(6): 390-392 Yang Zaihua.An analysis of measurement technology in spacecraft assembly[J].Spacecraft Environment Engineering,2007,24(6): 390-392

[9] 任春珍,贾世锦,刘浩淼,等.激光跟踪仪在交会对接微波雷达多径试验中的应用[J].航天器环境工程,2013,30(5): 550-554 Ren Chunzhen,Jia Shijin,Liu Haomiao,et al.Laser tracker used in multi-radius test of microwave radar for rendezvous and docking[J].Spacecraft Environment Engineering,2013,30(5): 550-554

[10] 杨春生,向树红,孙刚,等．一种新的经纬仪测量算法在航天器总装中的应用研究[J].航天器环境工程,2009,26(5): 447-451 Yang Chunsheng,Xiang Shuhong,Sun Gang,et al.Application of a new measurement algorithm based on theodolite in spacecraft assembly[J].Spacecraft Environment Engineering,2009,26(5): 447-451

[11] 罗道江.一种相控阵天线安装精度检测与校准[J].电子机械工程,2011,27(4): 53-56 Luo Daojiang.Measurement and calibration of installation accuracy for a phased array antenna[J].Electro-Mechanical Engineering,2011,27(4): 53-56

[12] 沈祥开,向阳.激光跟踪仪在检测连铸机安装精度中的应用[J].冶金设备,2014(z1): 166-169 Shen Xiangkai,Xiang Yang.Application of laser tracker in installation accuracy inspection of continuous casting machine[J].Metallurgical Equipment,2014(s1): 166-169

[13] 吴旭维,吴志星,王东锋,等.大型LNG 低温储罐内罐安装精度控制技术[J].石油工程建设,2012,38(3): 67-69

[14] 马俊太,朱光辰,郝平.航天密封舱设备安装精度仿真分析方法[J].航天器工程,2014,23(3): 37-42 Ma Juntai,Zhu Guangchen,Hao Ping.Simulation analysis method of mounting accuracy of space sealed cabin equipment[J].Spacecraft Engineering,2014,23(3): 37-42

[15] 李凯,齐庆祝,武万斌.焊装白车身车门安装精度控制方法[J].汽车工程师,2012(5): 47-49 Li Kai,Qi Qingzhu,Wu Wanbin.Precision control methods of assembly of welding body in-white door[J].Auto Engineer,2012(5): 47-49