高分多模卫星并联隔振装置设计与验证

罗敏 杨文涛 吴琼 罗文波

(1 北京空间飞行器总体设计部，北京 100094) (2 中国空间技术研究院遥感卫星总体部，北京 100094)

高分多模卫星是中型敏捷遥感卫星公用平台首发星，也是我国首颗民用分辨率达到亚米级、同时具有多种敏捷成像模式的光学遥感卫星。为了实现高机动敏捷成像、高分辨率综合成像，星上配置了控制力矩陀螺群[1](Control Moment Gyroscopes, CMGs)用于实现卫星在轨姿态控制和敏捷机动能力。然而，由于转子静态和动态不平衡以及安装误差，CMGs在轨运行时，不可避免地对航天器上的有效载荷造成微振动干扰[2]。导致有效载荷或其他敏感设备的扰动，从而降低成像质量[3-4]。因此，为了保证有效载荷分辨率达到亚米级，必须减少传播到卫星中的CMGs引起的微振动。国外同类型和同量级分辨率光学遥感卫星，如美国的世界观测一号(Worldview I)、世界观测二号(Worldview II)[5]和法国的昴宿星(Pleiades-HR)[6]等卫星，均使用隔振系统来隔离CMGs引起的干扰。

CMGs用大型隔振系统不仅需要隔离干扰，还用于将CMGs组件连接到卫星结构。因此，隔振系统不仅要满足微振动隔离的要求，还要确保CMGs在发射过程中的安全可靠。卫星发射环境由准静态和低频动态载荷组成，如过载加速度，发动机振动，噪声，发动机启停[7]。过高的发射段载荷可能对控制力矩陀螺(CMG)造成永久性损害。因此用于在CMG和航天器结构之间连接的振动隔离系统，应具有将输入到CMG的发射载荷限制在CMG最大允许过载之下的能力。

然而，对于CMGs用大型隔振系统设计而言，在轨隔离微振动时要求隔振系统采用低固有频率、低阻尼设计，以提高隔离频域的微振动衰减率；而发射段承载时要求隔振系统采用高固有频率、高阻尼设计，以减小CMG在发射段的过载。为了同时满足这些相互矛盾的设计要求，一般需要在隔振系统中增加一个锁定-释放机构，通常采用火工品、电机等作为锁定释放动作的致动器。该机构在发射时锁定，以增加连接刚度从而提高隔振系统的固有频率，在入轨后解锁释放，起到降低连接刚度从而降低隔振系统的固有频率的作用。国外同类隔振系统如隔离和抑制系统(VISS)[8]，微型隔振系统(MVIS-II)[9]均采用了这种发射锁机构。然而，这种锁定-释放机构重量大且复杂，一旦解锁后在轨时就没有任何使用价值。此外，致动器的解锁冲击也会增加CMG内部损坏的风险。

为了解决上述问题，高分多模卫星首次采用了一种称为“并联隔振装置”的大型整体隔振装置，这种装置采用了特殊设计的对输入负载高度敏感的“微动隔振器”，实现了发射段输出高阻尼以保护CMG安全，在轨后提供低阻尼用于隔离CMG微振动干扰。与现有隔离系统相比，并联隔振装置具有高承载、高隔振效率，简单可靠的优点。本文对并联隔振装置的设计方案、技术特点、特殊工艺、地面试验和在轨验证情况进行了介绍。

1 并联隔振装置系统设计

1.1 并联隔振装置系统布局与组成

传统的遥感卫星平台，CMG一般分散布置在卫星结构舱体周边，要对CMG采取隔振措施，就需要对每台CMG都配置单独的隔振装置。同时，单个CMG分别隔振的方式，存在多个CMG扰振频率相互耦合，以及CMG扰振频率和结构频率耦合，导致隔振效率下降等问题。为了解决上述问题，高分多模卫星采用集群布局的方式将多台CMG组装在一起，如图1所示。

图1 高分多模卫星CMGs隔振方案Fig.1 PMIS for CMGs of GFDM-1 satellite

由图1可知，卫星平台部分由设备舱、推进模块、驱动控制模块、服务舱和太阳翼等组成，其中，驱动控制模块由多台CMG组成。多个CMG组合安装在CMG支架上，CMG支架四角分别通过2根隔振杆与卫星主体结构相连，每根隔振杆都安装了一台微动隔振器，在轴向提供非线性阻尼和特定刚度。8根隔振杆组成的隔振系统称为“并联隔振装置”，利用内置微动隔振器的刚度和阻尼，以及8根隔振杆的构型角度，可以优化配置整星结构的动力学特性，从而在特定的频率上实现对CMG微振动扰动的隔离。这种集群布置CMG，利用并联隔振装置实现整体隔振的系统布局方式，将所有CMG放在一起并与卫星平台隔离开来，与对每个CMG独立隔振相比，需要更少的隔振器就能实现六自由度方向的隔振，可以减少隔振系统的空间和质量，另外也避免了CMG之间扰振频率相互耦合的问题。

1.2 并联隔振装置动力学特性分析

为了优化配置整星结构的动力学特性，在特定的频率上实现对CMG微振动扰动的隔离，并联隔振装置设计过程开展了布局设计-构型优化-系统参数优化等工作，基于大量的动力学分析和优化迭代确定了拓扑构型和设计参数。

(1)在初步设计阶段，通过建立CMG模块和并联隔振装置如图2(a)所示的简化动力学模型，开展初步动力学仿真分析，给出并联隔振装置的动力学响应特性(模态分析结果及给定输入条件下的时域、频域内的响应结果)，分析验证了并联隔振装置的隔振特性，确定了主要构型参数和系统评估流程。

(2)在构型优化阶段，通过建立参数化并联隔振系统模型，如图2(b)所示，对各设计变量进行敏感度研究分析。将输入结构各轴向合成加速度幅值最小作为目标函数，将高敏感度参数作为优化设计的自变量，确定隔振杆的拓扑布局和构型尺寸。

(3)在详细设计阶段，结合产品详细设计和实际制造情况，建立精细有限元模型，对并联隔振装置模态特性、发射段响应、承载能力、隔振性能等各方面性能进行校核分析和计算，如图2(c)所示。

图2 并联隔振装置在不同阶段建立的分析模型Fig.2 PMIS analysis model in different periods

由于并联隔振系统和CMGs组成的驱动控制模块已经参与了整星结构的承载，并对整星结构产生了明显的动力学特性影响，因此在并联隔振装置设计分析中除了开展系统自身动力学分析之外，还在设计过程中开展了整星结构一体化分析。如图3所示，在整星模型中引入并联隔振系统模型，计算了在整星结构中的发射段和在轨的动力学响应，这种结构一体化设计分析方法，保证了并联隔振装置边界条件的真实性，确保了CMG扰振频率不会和整星结构耦合导致隔振效果下降。

图3 并联隔振装置基于整星一体化分析和隔振效果预估Fig.3 PMIS analysis based on satellite model and prediction of isolation

2 并联隔振装置技术特点

并联隔振装置是一种全新的整体隔振装置，实物照片如图4所示。在8根隔振杆内安装的微动隔振器，是实现并联隔振装置发射承载和在轨微振动隔振功能的主要单机。其主要技术特点如下。

图4 并联隔振装置产品Fig.4 Pictures of PMIS

(1)微动隔振器具有很强的非线性阻尼效应。在不同量级载荷输入下，微动隔振器输出阻尼随频率变化曲线如图5所示。在发射段高量级载荷条件下(隔振杆上受到1000 N以上的发射段振动载荷)隔振器输出阻尼大于6.5×106(N·s)/m，高阻尼输出能够有效抑制CMGs在发射段的振动响应，保障CMG的安全。CMG在轨工作时，CMG产生的微振动载荷低于100 N，此时隔振器输出阻尼降低到小于2×106(N·s)/m，低阻尼输出能够降低CMG扰振频率的振动传递率，提升隔振效果。因此，这种强非线性效应很好地解决了并联隔振装置发射段高阻尼输出，在轨时低阻尼输出，提高隔振效率的需求。

图5 不同外载荷下阻尼系数曲线Fig.5 Damping coefficient curves with different loads

(2)微动隔振器对微振动高度敏感：能够在0～50 μm的微米级振幅下，实现隔振器刚度在106～108N/m范围内可控调节，且误差不超过10%，从而起到精确调节系统刚度和阻尼的作用。另外，作为三参数隔振器，微动隔振器能够在中高频段上提供比常规隔振器更高的隔振效率，有效提升了并联隔振系统的隔振效率。

(3)微动隔振器内部无任何活动部件，能够有效应对空间应用时高真空、热交变的空间环境，具备长期在轨工作的长寿命和高可靠性，并具有高承载能力(轴向大于6000 N)，与美国同类型隔振器[10]相比，微动隔振器各项性能指标相当，在承载能力等部分指标上领先(见表1)。

表1 微动隔振器技术指标和美国同类产品对标Table 1 Performance indexes contrast between micro-vibration isolator and D-Strut isolator

3 并联隔振装置地面试验

在并联隔振装置研制过程中，为了验证隔振装置刚度阻尼输出特性、承载能力、隔振能力等各项指标，开展了隔振器性能测试、力学环境试验、微振动试验等多种地面试验工作。

3.1 隔振器性能试验

如前所述，并联隔振装置技术特点要求其内置的微动隔振器能够在微米级微振动载荷输入下提供稳定可控的刚度和阻尼。然而，如何在微米级微振动条件下精确测试隔振器的刚度、阻尼性能具有相当的技术难度，我国之前还没有开展过类似的隔振器试验。为此，在高分多模卫星研制过程中开展了专项试验技术攻关，通过反复优化试验方案和使用特殊的反馈控制算法，实现了在0～200 Hz范围内，精确测定微米级振幅下隔振器刚度和阻尼随频率的性能变化。图6给出了微动隔振器精密刚度阻尼测试系统，以及该系统在±5 μm振幅上给定频率激励下精确测定出的隔振器阻尼迟滞环曲线。阻尼迟滞环曲线长轴斜率表征了隔振器在该激振频率下的刚度，阻尼迟滞环曲线包络面积表征了隔振器在该激振频率下的阻尼。利用该系统，可得到隔振器在微米级振幅下隔振器刚度和阻尼随频率的性能。

图6 微动隔振器精密刚度阻尼测试系统和实测±5 μm阻尼迟滞环Fig.6 Stiffness-damp testing system and the damping loop with ±5μm amplitude of micro-vibration isolator

3.2 并联隔振装置力学环境试验

为了确认发射环境下并联隔振装置的承载能力以及对CMG发射时的保护作用，开展了并联隔振装置力学环境试验。图7给出了并联隔振装置和CMGs在振动测试台进行正弦振动测试的照片和不同量级激励下CMG安装点的正弦振动响应结果。振动试验表明：由于微动隔振器的非线性阻尼效应，并联隔振装置在发射段对CMG的振动放大系数随着输入激励负载的增加而减小，有效抑制了CMG在发射段的动力学响应，保障了CMG发射时的安全。

图7 并联隔振装置正弦振动试验和响应曲线Fig.7 Sinusoidal vibration test and the response curve of PMIS

3.3 并联隔振装置微振动试验

为了验证并联隔振装置在轨时对CMG微振动的隔振效果，开展了并联隔振装置地面微振动试验，该试验是我国首次对卫星大型整体隔振系统进行的微振动性能标定和测试。图8是微振动地面测试现场。由CMGs、CMG安装支架和并联隔振装置组成的驱动控制模块安装在空气悬浮平台上。利用连接在并联隔振装置和地面支架之间的高精度力传感器测量CMG的扰动力输出。通过多种工况的组合测试，全面评估并联隔振装置对CMG群组的隔振能力。试验结果表明： 采用并联隔振装置能够将CMG输出到卫星结构的微振动载荷降低90%以上。

图8 并联隔振装置微振动试验Fig.8 Miro- vibration test of PMIS

4 并联隔振装置在轨应用

2020年7月13日，高分多模卫星成功发射，星上安装了在轨微振动测量系统，通过对隔振杆两端加速度数据在轨测量，能够验证并联隔振装置实际在轨的工作性能。图9给出了并联隔振装置4组隔振杆，隔振前后在轨实测加速度的统计值，结果表明：隔振装置在轨隔振效率超过85%。

图9 并联隔振装置在轨隔振实测结果Fig.9 Isolation results based on the flying data

5 结束语

高分多模卫星首次采用了并联式大型承载隔振技术的“并联隔振装置”，对CMGs在轨微振动干扰进行整体隔离。本文给出了并联隔振装置系统组成布局、技术特点和试验验证。在轨应用结果表明：并联隔振装置在轨隔振效率超过85%，是高分多模卫星实现民用亚米级分辨率、具备多种敏捷成像模式能力的关键技术之一。在并联隔振装置研制过程中，突破了非线性阻尼系统建模设计、隔振系统整星下拓扑优化分析等多项设计技术，开发了具有高承载、长寿命、良好空间环境适应性的“微动隔振器”，掌握了微幅高精度隔振器测试、大型隔振系统地面试验等试验方法，有力地促进了我国高精度卫星平台隔振技术的发展，为我国后继高分辨率遥感卫星的研制开发提供了良好的技术基础。