航天器氣閘艙方形貨艙門與門框結(jié)構(gòu)一體化設(shè)計

張濤濤 張琳 夏祥東 高峰 成志忠

(北京空間飛行器總體設(shè)計部，北京 100094)

航天器氣閘艙的貨艙門是實現(xiàn)運輸航天貨物出入空間站的重要通道，為了滿足運輸貨物較大尺寸規(guī)格的要求，氣閘艙的艙門及艙體側(cè)壁開口尺寸與艙體直徑比需大于0.55。由于艙體大開口原因，艙門與門框在內(nèi)壓載荷下相對滑移變形量達到了11 mm、結(jié)構(gòu)的最大應(yīng)力超過了材料的許用值，進一步影響艙門的密封性能及結(jié)構(gòu)的安全性，因此需開展艙門與門框相互約束的一體化設(shè)計。航天器氣閘艙由于貨物運輸原因，需要在圓柱形氣閘艙的側(cè)壁安裝方形艙門[1-2]。為了節(jié)省艙內(nèi)空間及滿足貨物運輸較大尺寸規(guī)格要求，外艙門需要設(shè)計為緊貼開口側(cè)壁的方形弧面形狀，且氣閘艙的艙門及艙壁開口尺寸需盡可能增大。與“國際空間站”的整體氣閘艙設(shè)計理念[3]不同，艙門通道類氣閘艙的貨艙門由于艙門剛度弱，因此，大開口補強設(shè)計是氣閘艙結(jié)構(gòu)設(shè)計的重點和難點之一。

文獻[4-5]介紹了空間站及航天飛機上氣閘艙及其艙門的大小及尺寸。例如，航天飛機上用于宇航員出入的艙門呈D字形，直徑為1 m。文獻[6]進行了飛機艙門與門框結(jié)構(gòu)強度剛性與艙門密封性能影響關(guān)系的分析，得出了飛機艙門在60 kPa氣密極限載荷下門體門框的變形數(shù)據(jù)，得出門體最大變形約為8 mm，門框最大變形約為4 mm。文獻[7]以飛機貨艙門為例，開展了復(fù)合材料應(yīng)用于貨艙門的輕量化設(shè)計，以艙門剛度為約束條件，包括最大變形量、間隙等多種剛度要求，提出了一種考慮多種剛度約束的復(fù)合材料艙門優(yōu)化設(shè)計方法。文獻[8]在艙門最大變形要求不超過6.5 mm的約束條件下，開展了復(fù)合材料艙門的優(yōu)化設(shè)計及靜強度校核。文獻[9]提出了一種有效提高艙門剛度，抑制其大變形的立筋。文獻[10]針對民用飛機艙門的特點，提出了采用蜂窩夾層結(jié)構(gòu)形式的設(shè)計艙門方法，對比了不同內(nèi)外蒙皮厚度、不同蜂窩高度等參數(shù)對艙門剛度的影響。文獻[11]針對民用飛機機身不同區(qū)域貨艙的功能需求和設(shè)計要求，對比了機身上剪力式與堵塞式兩種不同形式的貨艙門與門框的設(shè)計方法的優(yōu)缺點。文獻[12]提出了民機客改貨的貨艙門結(jié)構(gòu)設(shè)計需要考慮的因素。上述文獻針對飛機艙門設(shè)計及分析開展的研究較多，而針對航天器的貨物通道艙門的設(shè)計與分析尚未發(fā)現(xiàn)。

本文針對航天器氣閘艙的艙門構(gòu)型需求，首先介紹了氣閘艙艙門的結(jié)構(gòu)構(gòu)型，以及艙體大開口弱剛度的門框補強以及限位裝置的設(shè)計方法，其次對比了內(nèi)壓載荷下門框補強及增加限位裝置前后艙門及艙體的相對變形及應(yīng)力水平，驗證了門框補強以及限位裝置的設(shè)計方法的有效性，可為我國空間站氣閘艙的構(gòu)型設(shè)計提供參考。

1 氣閘艙艙門構(gòu)型及設(shè)計

1.1 艙門構(gòu)型形式介紹

圓柱形氣閘艙及其側(cè)壁艙門構(gòu)型如圖1所示。氣閘艙為圓柱形形狀，高為L，直徑為D。為了滿足航天貨物進出空間站需求，綜合考慮貨物箱體的形狀及尺寸要求，須在圓柱形艙的側(cè)壁正中間位置開一個LN×LN的方形開口，用于貨物的運輸通道，其中開口與直徑比LN/D≥0.55。在貨物運輸完成后，需要關(guān)閉艙門，在艙內(nèi)重新充一個大氣壓，使得與整個空間站連通。從F1-F1和F2-F2剖視圖中看出，艙門沿母線方向剖視圖為直線型，沿環(huán)向方向為弓形截面。考慮密封及門框設(shè)計要求，艙門尺寸需大于開口尺寸，為LM×LM(考慮兩側(cè)門框?qū)挾?。艙門與艙體除口框位置外為縱環(huán)向網(wǎng)格筋，艙體壁厚d，艙體開口口框及艙門邊緣框壁厚h/d，方形艙門四角圓角r/LN(r為艙門門框圓角半徑)。艙門口框的外壁與艙體口框的內(nèi)壁接觸，在接觸面進行密封處理。

圖1 圓柱形氣閘艙及其側(cè)壁艙門的構(gòu)型形式及尺寸Fig.1 Configuration and size of cylindrical airlock module and its side door

艙門艙體材料均為鋁合金，其中模量E=70 GPa，泊松比μ=0.3，屈服強度σs=220 MPa。

1.2 艙門與艙體一體化設(shè)計

傳統(tǒng)的飛船、空間站艙門由于尺寸較小，且安裝在艙體的位置剛性較好，因此艙門與艙體的相對滑移較小、設(shè)計相關(guān)性不大，可以相對獨立開展艙門與艙體的設(shè)計分析。由于貨物氣閘艙的艙門及艙壁開口尺寸與艙體直徑比超過了0.5，考慮到大開口弱剛度因素，為了不影響艙門的密封性能及結(jié)構(gòu)的安全性，艙門與門框需一體化設(shè)計。

本節(jié)提出的一體化設(shè)計方法如圖2所示。首先，在艙體大開口兩側(cè)的門框外側(cè)增加兩根沿艙體母線方向的工字型截面縱向梁,見圖2(a)；其次，進一步在艙門內(nèi)壁兩側(cè)增加四處限制艙門和艙體相對滑移的限位裝置，具體是在艙門側(cè)壁安裝限位鉤，艙體內(nèi)壁安裝限位溝槽，通過控制限位鉤與限位溝槽的間隙量δ來調(diào)整艙門與艙體的相對滑移量，見圖2(b)，限位鉤與限位槽采用鈦合金材料，彈性模量E=110 GPa，屈服強度σs=890 MPa。

圖2 艙體大開口剛度補強及限位裝置設(shè)計方法Fig.2 Design method of stiffness reinforcement and limit device for large opening of module

2 氣閘艙艙門與艙體變形分析驗證

為了驗證增加縱向梁剛度補強、增加限位裝置的一體化設(shè)計方法的有效性，開展氣閘艙在內(nèi)壓載荷下的艙門與艙體相對變形及應(yīng)力水平分析。

2.1 有限元模型

由于艙門的對稱性，采用1/4模型建模分析艙門與艙體的相對變形及應(yīng)力情況，如圖3所示。采用六面體單元C3D8I建模，單元數(shù)量40萬，節(jié)點數(shù)49萬。在艙門與艙體、限位裝置的接觸面設(shè)置硬接觸(見圖3中A向和B向視圖)，摩擦系數(shù)0.2。

邊界約束條件為在艙體和艙門的邊緣分別設(shè)置X、Y、Z向?qū)ΨQ性邊界條件,如圖3所示。載荷為在艙門和艙體的內(nèi)壁施加內(nèi)壓載荷p=151 kPa(考慮1.5倍安全系數(shù))，在艙體的上邊緣施加由內(nèi)壓引起的分布載荷q=Rp/2(R為艙體半徑，p為內(nèi)壓載荷)。

圖3 艙門與艙體有限元模型Fig.3 Finite element model of the cargo door and module

2.2 結(jié)果分析

本節(jié)對比分析了艙門與艙體在增加縱向梁剛度補強前后、增加限位裝置前后的艙門與艙體相對變形及應(yīng)力水平。

1)艙門與艙體增加縱向梁剛度補強前的分析結(jié)果

艙門和艙體在未剛度補強、內(nèi)壓載荷下的相對變形云圖見圖4所示。從圖4中可以看出，在內(nèi)壓載荷下，最大變形位置位于沿圓柱艙體兩側(cè)口框的母線中心附近，這是由于內(nèi)壓載荷引起的環(huán)向傳力路徑被大開口阻斷，引起門框兩側(cè)向外鼓包的變形(鼓包變形量沿徑向達20.6 mm)。在艙門和艙體口框接觸的條件下，鼓包兩側(cè)發(fā)生了較大的滑移變形，相對滑移量達11 mm。從密封角度出發(fā)，若相對滑移量為11 mm，則艙門的密封橡膠條設(shè)計難度較大。

圖4 艙門與艙體變形云圖Fig.4 Deformation contour plot of the cargo door and module

圖5為內(nèi)壓載荷下的艙門和艙體的內(nèi)側(cè)和外側(cè)面應(yīng)力云圖。從圖5中可以看出，艙門和艙體的最大應(yīng)力均位于方形艙門四角點和兩側(cè)口框的中間位置，這是由于內(nèi)壓載荷下，對于弓型截面艙門，有向內(nèi)凹的趨勢，引起了艙門的口框中間彎曲變形和口框角點處擠壓變形；對于大開口艙體，口框兩側(cè)有向外掰的趨勢，引起了兩側(cè)口框的向外彎曲變形。艙體最大應(yīng)力達到了403 MPa，艙門最大應(yīng)力303 MPa，均已超過了鋁合金材料的屈服極限強度，所以大開口艙門與艙體須進一步補強設(shè)計。

圖5 艙門與艙體應(yīng)力云圖Fig.5 Stress contour plot of the cargo door and module

2)艙門與艙體增加縱向梁剛度補強后的分析結(jié)果

圖6給出了艙門與艙體增加縱向梁剛度補強后的艙門與艙體的應(yīng)力云圖及變形云圖。從圖6中看出，艙體的最大應(yīng)力為161.9 MPa，位于艙體口框四角點位置附近；艙門的最大應(yīng)力為106.4 MPa，位于艙門口框四角點位置附近；艙門與艙體的相對滑移變形3.8 mm。說明增加縱向梁的方法可有效降低艙門與艙體的相對滑移以及應(yīng)力水平。從應(yīng)力水平分析，艙門與艙體的最大應(yīng)力均小于鋁合金材料的屈服強度極限，已滿足設(shè)計要求，但此時相對滑移變形仍為3.8 mm，意味著密封圈在每次開關(guān)艙門時需要橫向變形3.8 mm，對密封圈的密封性能產(chǎn)生的影響較大。

圖6 增加縱向梁方法下的艙門與艙體的變形及應(yīng)力云圖Fig.6 Deformation and stress contour plot under the method of adding longitudinal beams

3)艙門與艙體增加限位裝置后的分析結(jié)果

為了進一步降低艙門與艙體相對滑移量和提高密封性能，分析了艙門與艙體的兩側(cè)增加限位裝置的相對滑移及應(yīng)力水平。圖7給出了增加限位裝置下的間隙量δ對艙門艙體相對滑移及應(yīng)力水平的影響。從圖7中看出，隨著限位裝置的間隙δ的增大，艙門與艙體的相對滑移以及最大應(yīng)力也增大，但限位裝置承載的載荷越小，意味著限位裝置的作用在減弱。當限位裝置的間隙量大于3.8 mm后，可以看出，限位裝置不再承載，艙門與艙體的應(yīng)力也趨于穩(wěn)定，說明間隙量已大于艙門與艙體的相對變形量，限位裝置不再起到限位作用，與只增加縱向梁剛度補強的方法相對應(yīng)。

圖7 限位裝置間隙量對艙門和艙體應(yīng)力水平、相對滑移及限位裝置承載力的影響Fig.7 Effect of clearance of limit device on the stress level, relative slip and bearing capacity of limit device

圖8為限位裝置的間隙量δ為1 mm時的限位鉤與限位槽的應(yīng)力云圖。從圖8中看出，限位鉤與限位槽的最大應(yīng)力約為308.5 MPa，位于限位鉤的接觸內(nèi)壁受拉一側(cè)以及限位槽的集中接觸區(qū)域，滿足限位裝置的鈦合金材料的強度極限。

圖8 間隙δ為1 mm時的限位裝置應(yīng)力云圖Fig.8 Stress contour plot of limit device with gap of 1mm

3 結(jié)束語

本文針對航天器氣閘艙的艙門構(gòu)型及大開口弱剛度特征，提出了門框增加縱向梁補強以及增加限位裝置的艙門艙體一體化設(shè)計方法。對比了剛度補強及增加限位裝置前后的艙門與艙體相對變形及應(yīng)力水平，分析結(jié)果如下：①門框增加縱向梁剛度補強可有效降低氣閘艙結(jié)構(gòu)的應(yīng)力水平及相對滑移量；②增加艙門與門框之間的限位裝置，可進一步有效降低艙體與艙門相對變形；③限位裝置的限位量越大，艙門與艙體的相對變形及應(yīng)力水平越小，但限位裝置的應(yīng)力越大。綜上所述，艙門與艙體的一體化設(shè)計能有效提高艙門的密封性能及結(jié)構(gòu)的安全性，可為我國空間站氣閘艙的構(gòu)型選型及參數(shù)設(shè)計提供參考。