硬X射線調制望遠鏡衛星結構設計與驗證

張曉莉 閆亮 錢志英

(北京空間飛行器總體設計部,北京 100094)

硬X射線調制望遠鏡(HXMT)衛星是基于資源二號衛星平臺的我國首顆大型天文衛星,其有效載荷為中科院高能所創新研制的硬X射線調制望遠鏡,望遠鏡總質量達970 kg,安置于衛星頂端,是目前資源二號平臺衛星中質量最大的有效載荷,因此對衛星結構的局部承載能力要求更高;6組動量輪集中安裝在動量輪安裝支架,引起動量輪安裝支架的動態特性改變,對振動環境下動量輪的動力學響應產生很大影響;為滿足硬X射線調制望遠鏡的熱控要求而設計的遮陽板,由于其面積大、高懸臂等安裝特性,導致其剛度低而容易產生頻率耦合及動力學環境下的較大變形。

本文結合上述總體構型及有效載荷的特點,針對結構的設計難點,開展了整星結構主傳力路徑設計,望遠鏡安裝連接設計,大面積、高懸臂遮陽板結構設計,高剛度一體化動量輪安裝支架結構設計等工作,并最終通過了整星力學仿真分析、地面試驗及在軌飛行試驗的驗證。

1 結構技術特點

HXMT衛星結構組成如圖1所示。其結構功能、性能等方面雖然與資源二號平臺衛星基本相同,但是由于總體構型及有效載荷的較大差異,使其結構設計存在以下特點,需要在衛星結構研制過程中進行重點設計和驗證。

(1)衛星結構需要為有效載荷硬X射線調制望遠鏡提供良好的主傳力路徑,設計合理的連接方式,以確保其安裝強度和剛度,從而為有效載荷提供良好的力學環境。[1]

(2)動量輪安裝支架的一體化設計以及與承力筒的安裝連接設計,均需要充分考慮其在動力學環境下的適應性,避免頻率耦合和局部連接強度不足。

(3)遮陽板結構的安裝既不能妨礙有效載荷安裝,又要懸臂在星體之外很大面積,因此其連接方式的設計一方面要保證拆卸方便,另一方面也要保證其剛度、強度。[2]

圖1 整星結構組成Fig.1 Composition of HXMT structure

2 結構設計與驗證

2.1 有效載荷安裝及主傳力路徑設計與驗證

衛星結構與望遠鏡的連接接口設置在載荷艙頂部,要求平臺結構提供40個連接孔及2個定位銷。望遠鏡底座連接接口如圖2所示。

圖2 望遠鏡與平臺結構接口示意圖Fig.2 Interface between telescope and structure

HXMT衛星結構設計的基本原則之一就是為有效載荷提供最直接、簡短的主傳力路徑,確保整星結構的強度和剛度,從而為有效載荷提供良好的力學環境。因此,為了更好、更優地實現有效載荷硬X射線空間望遠鏡的安裝,在方案論證和設計階段,載荷艙結構設計突破資源二號衛星平臺以往的金屬構架＋箱板式結構構型,采用了全新的承力筒＋箱板式的構型。為了實現載荷艙承力筒與有效載荷硬X射線空間望遠鏡、服務艙之間的傳力連續,載荷艙承力筒設計為倒錐殼結構,起到承上啟下的作用。載荷艙承力筒結構如圖3所示。[3]

圖3 載荷艙承力筒示意圖Fig.3 Cylinder of payload module

載荷艙承力筒、服務艙承力筒和對接段構成了HXMT衛星的主傳力路徑。在發射狀態下,占整星質量35%的硬X調制望遠鏡所產生的載荷均勻、直接地通過主傳力路徑傳遞到星箭連接面,有效避免了單點承受載荷過大而引起的局部加強設計等問題。

通過MSC/Patran、Nastran有限元分析軟件進行整星力學仿真,結果表明:

(1)運載準靜態載荷環境下,對應望遠鏡安裝部位的載荷艙承力筒上框最大應力139 MPa,安全裕度1.58,蒙皮最大應力71.9 MPa,安全裕度10.7,滿足設計規范要求。

(2)運載主動段發射環境下,對應望遠鏡安裝部位的最大響應與試驗值比對情況見表1。結果表明,望遠鏡安裝部位的響應特性分析值與試驗值基本吻合。

表1 望遠鏡安裝部位最大響應Table 1 Maximum response of the telescope interface

整星振動試驗結果表明:X向正弦振動試驗中望遠鏡安裝面的響應為2.4 gn(驗收級),Y向正弦振動試驗中望遠鏡安裝面的響應為2.4gn(下凹至1/3驗收級),Z向正弦振動試驗中望遠鏡安裝面的響應為2.1gn(下凹至1/3驗收級),均未超出單機驗收級振動試驗條件,通過整星力學環境試驗考核。

2.2 動量輪支架一體化設計與驗證

與資源二號衛星平臺將動量輪分散安裝于服務艙頂板的方式不同,HXMT衛星將6組動量輪集中安裝在服務艙承力筒內部,并通過動量輪安裝支架實現多組動量輪的一體化安裝。因此,動量輪安裝支架的設計及安裝方式均需要重新進行設計與驗證。

HXMT衛星動量輪安裝支架設計采用鑄鎂件機加的形式,為了提高動量輪安裝支架與動量輪組合體的整體剛度,在服務艙承力筒連接中框與動量輪安裝支架之間除了通過安裝座連接之外,還在承力筒上框與動量輪安裝支架之間設置4根長度可調整的動量輪支架拉桿[4]。

動量輪安裝支架設計示意如圖4所示,動量輪安裝支架的連接如圖5所示。

圖4 動量輪安裝支架示意圖Fig.4 Bracket of momentum wheels

圖5 動量輪安裝支架與承力筒的連接Fig.5 Connections between cylinder and bracket of momentum wheels

為獲得動量輪安裝支架及動量輪組合體的動態響應特性,在初樣結構研制階段,設計并開展了動量輪安裝支架和動量輪組合體的低量級振動試驗。振動試驗結果如下。

(1)在X向加載時,沿－Y方向直接安裝到動量輪安裝支架上的動量輪響應放大較大,針對動量輪組合體的整體輸入,動量輪響應放大倍數為19倍左右(17.2gn),動量輪安裝面的放大倍數為13.2倍(11.9gn)。

(2)在Y向加載時,沿＋Y和＋Z方向直接安裝到動量輪安裝支架上的動量輪響應放大較大,針對動量輪組合體的整體輸入,動量輪響應放大倍數為20.9倍左右(18.8 gn),動量輪安裝面的放大倍數為6.7倍(6gn)。

通過對試驗數據的分析,可以推斷得出結論:這兩處直接安裝的動量輪及其安裝點的響應放大主要是由于動量輪安裝支架上對應安裝位置的工字梁截面抗扭轉性能較弱而引起。為此,對動量輪安裝支架上對應兩個直接安裝的動量輪安裝位置進行抗扭加強設計:①沿－Y方向直接安裝的動量輪安裝處進行了工字梁截面的翼板寬度漸變設計;②沿＋Y和＋Z方向直接安裝的動量輪安裝處增加縱向加強斜筋。動量輪安裝支架加強設計如圖6所示。

圖6 動量輪安裝支架加強設計Fig.6 Enhanced design for bracket of momentum wheels

整星力學仿真結果表明:由于動量輪安裝支架加強設計僅針對支架自身設計,因此在整星主頻處的響應基本無變化,但在動量輪安裝支架局部頻率處的響應量值相對降低5%～20%。整星振動試驗結果表明:X向正弦振動試驗中,動量輪安裝支架上6個動量輪安裝位置響應為4gn;Y向正弦振動試驗中,6個動量輪安裝位置響應為6.8 gn;Z向正弦振動試驗中6個動量輪安裝位置響應為3gn。均未超出單機驗收級振動試驗條件,順利通過整星力學環境試驗考核。

2.3 大面積、高懸臂遮陽板設計與驗證

HXMT對溫度有特別嚴格的要求,需要在載荷艙頂部設計一個用于遮擋陽光、減小有效載荷熱流的遮陽板。遮陽板尺寸為2100 mm×1500 mm(沿高度方向懸臂出星體外1500 mm),為了避免與有效載荷的安裝空間干涉,其與星體結構的連接不能采用連續支撐的方式。

在方案設計階段,遮陽板采用輕量化的鋁面板、鋁蜂窩夾層結構形式,連接設計采用連接角盒＋4組撐桿連接的形式,模態分析表明:遮陽板基頻27 Hz,與整星橫向基頻完全避開。遮陽板方案設計如圖7所示。

圖7 遮陽板方案設計Fig.7 Preliminary design of sun visor

在初樣設計階段,為了滿足有效載荷視場需求,在遮陽板上方中心600 mm×300 mm范圍內,需要向星體外凸出至少20 mm。因此在上述方案設計的基礎上,遮陽板頂部增加了大開口＋鋁合金機加件進行連接。模態分析結果表明:遮陽板基頻17 Hz,與整星橫向基頻非常接近,存在頻率耦合后動力學響應異常放大的風險。遮陽板初樣階段的原始設計如圖8所示[5]。

導致遮陽板基頻低的因素有兩個:①遮陽板的邊界支撐條件差。作為2100 mm×1500 mm的薄壁結構,除底邊與星體頂板連接外,僅通過4根復合材料撐桿進行點式支撐。②遮陽板頂部安裝的1.4 kg鋁合金機加件,使其頂部出現了明顯的集中質量,從而導致基頻下降約10 Hz。

圖8 遮陽板初樣的原始設計Fig.8 Critical design of sun visor

遮陽板的響應特性與其結構形式、邊界條件和阻尼特性相關。作為懸臂結構,可以采用增加支撐或者提高阻尼的方法來降低其加速度響應。由于星上空間限制,增加遮陽板支撐來改善其邊界條件,從而提高其基頻并降低響應的方案難于實施;另一方面,提高遮陽板阻尼最有效的措施是進行約束阻尼處理(更換復合材料所提供的阻尼相對有限),而對于薄壁結構的遮陽板,進行任何的阻尼處理都會增加其自身質量,從而導致其基頻的進一步降低[6]。

因此,在遮陽板初樣設計階段,共考慮了以下3種改進設計方案,詳見表2。

遮陽板各種設計方案的模態分析結果見表3。分析結果表明:改進方案3可以將遮陽板本體基頻由17.8 Hz提高到32.5 Hz,與整星橫向基頻完全避開。

振動條件下,遮陽板頂部的位移響應見表4。分析結果表明:改進方案3可以顯著降低遮陽板位移,遮陽板位移響應降低到原來的27.6%。

由于遮陽板基頻較低,振動環境下的變形很容易引起其強度不足而發生破壞。因此在進行力學分析時,將振動環境下遮陽板本體在基頻處的變形作為強制位移,施加到遮陽板上來進行其在振動環境下的強度校核分析。表5中給出了遮陽板的應力及最小安全裕度。分析結果表明:改進方案3可以有效提高面板的局部失穩臨界應力,在鑒定級環境條件下,遮陽板最小安全裕度提高為2.39。

表2 初樣階段遮陽板各種設計方案Table 2 Multiple design of the sun visor

表3 遮陽板各種設計方案基頻Table 3 Frequencies and mode of sun visor

表4 遮陽板加速度及位移響應Table 4 Response of sun visor

表5 遮陽板應力及安全裕度Table 5 Stress and safety margin of sun visor

經過上述各項性能比對后,遮陽板設計采用改進方案3。整星振動試驗響應結果表明:X向正弦振動試驗中遮陽板最大響應29gn,Y向正弦振動試驗中遮陽板最大響應6.5gn,Z向正弦振動試驗中遮陽板最大響應為31.3gn,順利通過整星力學環境試驗考核。

3 結束語

HXMT衛星結構設計針對有效載荷及總體構型特點展開,以滿足有效載荷功能、性能要求為核心,尤其是滿足安裝剛度要求、精度要求、遮陽板設計要求等。

(1)通過整星主傳力設計來保證有效載荷的高精度、高剛度要求。充分考慮整星主傳力路徑的簡、短、直接性,保證以較少的結構代價,取得較優的結構占比、載干比(載干比＝有效載荷質量/(整星質量－燃料質量))。HXMT衛星結構占比僅為10%,整星載干比達39%。

(2)通過剛度解耦來保證大面積、高懸臂遮陽板的性能要求。在關注連接強度的同時,通過剛度設計實現其與整星結構的剛度解耦,有效減小其動力學響應及位移變形。

力學仿真分析、地面試驗及在軌飛行驗證結果表明:HXMT衛星結構設計在剛度、強度方面滿足有效載荷和運載的要求;動量輪安裝一體化設計有效降低了動量輪安裝處的動力學響應;大面積、高懸臂遮陽板設計成功解決了其與整星剛度耦合的問題。

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