我國載人航天器結構與機構系統設計與優化

陳同祥 施麗銘 張琳 劉峰 臧曉云 常潔 馬凱 梁東平 孫維 石文靜 夏祥東 王波 王寧 羅毅欣 周志勇

(北京空間飛行器總體設計部，北京 100094)

結構與機構系統是載人航天器關鍵分系統之一，實現總體構型，為航天員提供生命安全保障，為其它各系統提供支撐。在“第一步”神舟飛船研制中，研發了蒙皮加筋焊接的返回艙結構、軌道艙結構和艙門，突破了以H88/H96為主材的低密度防熱結構技術和耐1000 ℃以上高溫的舷窗密封結構技術，開發了以火工鎖I、火工鎖II、拋底鎖、非電傳爆裝置為代表的艙段連接分離技術；研發了航天員座椅和座椅緩沖系統。在“第二步”交會對接與在軌補加技術驗證階段，突破了以天宮一號目標飛行器為代表的整體壁板密封艙結構設計與制造技術、長壽命低漏率密封技術和以天舟一號為代表的輕量化標準貨架結構技術，研制了帶舷窗的對接艙門，這些技術全面應用于后續空間站結構與機構系統研制中。在“第三步”空間站建造階段，研制了承載23 t、壽命要求15年以上的天和核心艙、問天實驗艙I、夢天實驗艙II三大結構與機構系統，進一步識別了密封艙長壽命的影響因素，掌握了密封艙長壽命機理、設計及驗證技術，開發了填充式空間碎片防護結構和密封艙在軌健康監測系統，根據任務需要研發了1 m通徑的出艙艙門和1.3 m×1.3 m通徑的手動方艙門和電動方艙門，研發了小型停泊機構和可展開貨物氣閘艙結構，以保證空間站長期在軌開展科學試驗和運營維護。從8.5 t載人飛船到13.5 t貨運飛船，再到23 t空間站的3個飛行器，結構分析與優化技術、大型艙段力學特性驗證技術得到突破性發展。從神舟飛船階段的二維CAD模型到空間站階段全面三維CAD/CAE/CAM協同設計制造，設計手段在不斷提升。載人航天30年結構與機構分系統為型號做出了重要貢獻，結構與機構技術取得了一個又一個飛躍發展[1]。

1 神舟飛船結構與機構系統

1.1 系統設計與飛行驗證

1992年底，啟動神舟飛船的論證與研制。系統總體通過多輪論證，神舟飛船采用軌道艙在前、返回艙居中、推進艙在后總高8 m的三艙構型，飛船總質量8噸級。神舟一號結構與機構組成如圖1所示，為了完成總體任務與功能要求，飛船主體結構由推進艙結構、返回艙結構、軌道艙結構和附加段結構組成。返回艙與軌道艙結構為密封艙結構，提供航天員生活與工作的密封環境，承受各種力學載荷，返回艙外層為防熱結構，承受再入時的氣動熱與氣動力載荷，附加段與推進艙結構為非密封承力結構。配置軌道艙與返回艙之間、返回艙與推進艙之間艙段連接、解鎖機構實現艙段連接與在軌分離，設置返回艙艙門、軌道艙側艙門實現航天員進出神舟飛船。為航天員配置了適合生理承載特點的座椅和座椅緩沖器。

圖1 神舟一號結構與機構系統組成Fig.1 Structure and mechanism system composition of Shenzhou-1

神舟飛船結構與機構系統是系統最復雜、功能要求多、可靠性和安全性要求最高的分系統之一，艙體密封、再入防熱、艙段連接分離的可靠性直接關系到航天員的安全。通過初樣設計和研制，1999年11月，神舟一號飛船發射并成功返回，驗證了結構力學特性、突破了返回艙再入防熱技術和艙段連接分離技術。在此后的三艘無人飛船研制中，進一步完善與載人安全相關的設計并配置不同的附加段結構，神舟三號改進了拋底鎖設計，從神舟四號起配套通氣閥和艙門快速檢漏儀。2003年神舟五號實現我國首次載人飛行取得圓滿成功。神舟六號，航天員在軌打開返回艙艙門，進入軌道艙，實現了艙門在軌“打得開、關得上、檢漏通得過”的驗證。從神舟七號開始，軌道艙側艙門改為通徑850 mm的出艙艙門，實現了中國航天員首次出艙。神舟八號載人二期工程開始，增加軌道艙前艙門，結構進行了進一步減重優化設計，神舟飛船結構與機構系統作為空間站建造和運營階段載人運輸飛船的狀態基本定型。

1.2 神舟飛船結構與機構系統取得的技術成就

1.2.1 突破返回艙再入防熱技術

再入防熱技術是神舟飛船首要突破的關鍵技術之一。通過攻關研究，采用了低密度燒蝕材料為主的防熱結構設計方案，將返回艙側壁防熱結構設計成等厚度、變密度的形式，即背風面的H88材料密度比迎風面的H96還要低，這樣，既保證了返回艙的氣動外形又滿足了不同部位不同熱流密度的需要，還實現了進一步減重。在熱流密度最大的防熱大底處，則全部采用迎風面材料密度，在法蘭與端框邊緣采用中等密度的MD2材料。研制階段，通過多次試驗和工藝攻關，解決了返回艙側壁殼體結構輪廓度、材料匹配、膠接強度等一系列難題。返回艙上配置的兩個舷窗采用雙密封圈、雙層鋼化玻璃加一層耐1000℃以上高溫的石英玻璃設計，研制了多種防污染涂層，通過地面和飛行試驗優選其中一種，確保著陸冷卻過程中將燒蝕污染物脫落，保證航天員返回地面后的觀察需要。

在不能進行整艙燒蝕試驗的條件下，通過對傘艙蓋、俯仰發動進艙蓋、防熱大底鈦管、舷窗等熱流密度大、形狀特殊的局部結構進行燒蝕試驗，獲得試驗數據并修正分析模型，摸索出一套適合我國國情的防熱結構研制方法。1999年11月神舟一號飛行試驗的成功，全面驗證了以低密度材料為主的返回艙防熱結構設計。通過神舟二號到神舟七號的飛行試驗，對燒蝕結果和防熱結構內部測溫數據分析再加上局部試驗，從神舟八號開始，進一步優化了原有迎風面和背風面的分界線，H88低密度材料膠接區域兩側分別增加了30°。圖2為再入燒蝕后的返回艙。

圖2 再入燒蝕后的返回艙外觀Fig.2 Appearance of reentry module after ablation

經過神舟一號到神舟十四號的飛行，返回艙低密度防熱結構、舷窗結構等經歷了在軌一周、一個月、三個月和六個月的飛行考核，防熱結構性能、與金屬殼體結構之間的材料匹配性、工藝匹配性和工藝過程控制日益成熟，為確保航天員安全起到了至關重要的作用[2-3]。

1.2.2 研制成功適應載人航天要求的結構密封系統

軌道艙與返回艙結構的密封性是5個影響宇航員生命安全的首要因素。兩艙結構采用了蒙皮加筋焊接結構。軌道艙、返回艙艙體的密封面長達70多米，共200多處密封接口，比聯盟號飛船密封接口多；返回艙上20多個大開孔，其數量也超過聯盟號。對于返回前需要分離的密封面，如軌道艙與返回艙之間、傘艙蓋與傘艙體之間，從保證密封性能和連接剛度來說，連接的火工機構數量應多一些，而為了保證分離可靠，連接的火工機構則數量應少一些。返回艙上的舷窗、光學窗口，則要解決熱密封耦合問題。

在研制中，對密封壓縮率參數的選取、密封壓緊力的合理分配等方面進行了深入的探索。在密封材料的選擇方面進行了大量的試驗。通過篩選，選定了適應環境溫度為-60～+200 ℃，其真空揮發物、可凝物指標和無毒性要求達到國際標準、滿足載人航天安全性要求的密封材料體系。對密封件的加工積累了經驗，研制成功直徑小至8 mm、大到2.3 m共40多種規格的密封件。返回艙上最大的密封圈直徑近2.3 m,是當時國內航天器結構中直徑最大的密封圈。神舟飛船結構密封設計中大部分密封接口采用“O”形圈，而在直徑較大的部位選用矩形圈。對艙門這種經常開關的密封環節，則采用雙道“蕾形”密封圈，保證密封的可靠性。對艙體上200多處結構密封面，大部分采取了整艙組合加工的方法，以確保密封面的精度；對全船80多米長的結構焊縫，則采用嚴格的“雙百”檢驗措施以保證質量。通過各種地面試驗多次檢測和多次飛行試驗驗證，神舟飛船結構艙體密封指標優于設計指標5倍以上。

1.2.3 研制成功滿足人機工效學要求的密封艙門

神舟一號起配置通徑650 mm返回艙艙門和通徑750 mm的軌道艙側艙門，在神舟七號階段，軌道艙側艙門改為850 mm通徑的出艙艙門并沿用至“三期工程”。這3種艙門采用中心開關施力、周邊壓緊的機構形式。艙門是航天員直接操作的機構，其設計需考慮人機功效特點，能從艙內外方便地開關，并要求開關力小、開關時間短，還需承受地面反復開啟、關閉的操作，艙門又是艙體的重要動密封部位，航天員一旦進入飛船，艙門是最后一道密封環節，其密封的好壞直接關系到航天員的安全。

艙門采用傳動機構用來實現內外開關及與艙體間的密封，采用了較高的齒輪傳動比使開關操作力減小。為確保艙門密封可靠，艙門主軸與主軸安裝座之間設三道密封圈，研制中解決了門軸轉動密封壓縮率與開關力之間的矛盾。門體與艙體之間設雙道“蕾形”密封圈，確保密封可靠。設有防誤操作的提手和鎖定機構，確保航天員操作的安全性。從神舟四號開始，設計了艙門快速檢漏儀，使地面工作人員和航天員在艙門關閉后，能在10 min之內確認艙門關閉后的密封性，在返回艙艙門上設置了壓力平衡閥，通過航天員手動控制可以實現兩艙之間的壓力平衡，方便艙門打開。

1.2.4 高可靠艙段連接分離技術

1)返回艙與軌道艙之間的連接與分離

返回艙與軌道艙之間的連接機構需承受發射時特別是逃逸時的巨大載荷，保證連接強度與整船剛度、保證兩艙之間的密封和解鎖可靠性、同步性。通過權衡分析各種約束條件，選擇設置12把火工鎖Ⅰ實現連接強度剛度和密封壓緊力，設置4個火工分離推桿提供合適的分離速度。為了提高分離可靠性，火工鎖I采用了鈍感型雙點火器及雙執行機構設計，分離推桿也采用雙點火器設計，在對接面上設置的電路、氣路和液路斷接器按對稱原則布置，實現分離阻力的均勻性，研制了2路非電傳爆裝置實現12個火工機構鎖Ⅰ的同時起爆和4個火工分離推桿的延時引爆，大大提高了艙段解鎖、分離的可靠性，降低了對火工品電源瞬時電流的要求。

2)返回艙與推進艙連接與分離

返回艙與推進艙之間設置5個火工鎖II實現連接與解鎖。火工鎖II的布置與返回艙側壁5根桁條位置對應，實現傳力路徑的連續性，火工鎖Ⅱ一端與防熱大底上預埋的5個鈦管相連，另一端與推進艙上端框相連，彈簧分離推桿固定在推進艙上端框。從防熱設計考慮，艙段分離后，鈦管及火工鎖II留在鈦管內的部分屬于突起物，必須在返回艙再入初期快速燒掉避免災難性后果，而鈦管的壁厚、火工鎖II的壁厚是保證連接強度、整船剛度的關鍵尺寸。為此，火工鎖II采用溝槽式雙爆炸螺栓結構提高解鎖可靠性，主承力件采用了高強高韌TM210A合金鋼，保證單鎖的承載能力在120 kN左右。采用5個組合式彈簧分離推桿實現分離，其中I象限處彈簧力小于另外4處以適用返回艙質心偏移確保分離時的平穩性。同樣為了避免在熱流密度最大的防熱大底上開孔，返回艙與推進艙之間的電、氣、液路連接與分離采用了在返回艙背風面I象限下方設置分離密封板組件。在設計時除解決連接、分離可靠性之外，還解決了再入防熱、密封以及擺桿機構反彈的問題。

3)防熱大底的連接分離

設計5個集連接、解鎖、分離于一體的拋底火工鎖，保證返回艙與推進艙之間傳力路線的連續性。拋底火工鎖采用雙點火器單執行機構設計，點火器位于返回艙內部，神舟一號飛行試驗驗證了分離機構設計正確性，神舟三號暴露艙內一氧化碳超標后，拋底鎖改用了密封性更好的FSJ2-13E點火器，并增加了有害氣體排放槽。

4)艙段連接分離可靠性驗證

在初樣研制階段，首先對各火工機構的裝藥量進行了大量的試驗，然后進行單機的各種性能試驗，設計了模擬艙段進行接口匹配和分離同步性等驗證，再用結構II開展真實艙體地面分離試驗。在神舟五號載人飛行前，通過單邊點火等加嚴方式完成了所有火工鎖的可靠性試驗，確保分離可靠性滿足0.999 9以上。到目前為止，神舟飛船已經完成14次飛行驗證，火工鎖類關鍵產品的關鍵特性識別、全鏈條過程管控日趨規范，艙段連接分離的可靠性在不斷提高。

1.2.5 突破座椅、座椅緩沖器著陸緩沖技術

神舟飛船的著陸緩沖功能由結構與機構系統的密封大底、座椅緩沖器、座椅與束縛裝置以及航天員系統的賦形墊實現。著陸前座椅緩沖器提升到一定高度，著陸時沖擊能量通過密封大底的塑性變形降低到一定程度，傳遞到座椅緩沖器，座椅緩沖器向下運動，內部的緩沖元件工作，吸收縱向能量，賦形墊實現橫向緩沖，保證航天員在硬著陸時的安全，如圖3所示。座椅結構采用人體屈膝半躺式賦形設計，通過頭靠部件支撐航天員頭部，通過椅背、椅盆支撐航天員背部和臀部，腿部彎曲蹬在腳踏板上，配置一套能固定肩部、腰部和腿部的束縛安全帶幫助航天員承受過載。座椅頭靠、椅背、椅盆采用特制7475材料高溫超塑成型，由于人機功效要求，三個部件形狀復雜，在1996年首次采用三維設計、無紙化下廠。座椅緩沖器的緩沖能力是設計的難點和要點，對兩種緩沖吸能原理的產品進行了深入的研究，一種是利用金屬切削吸收沖擊能量，簡稱“拉刀式”；另一種是利用金屬材料的塑性變形和摩擦來吸收能量，簡稱“脹環式”。通過大量的對比試驗與分析，發現“脹環式”座椅緩沖器緩沖性能穩定，對加工、裝配精度要求不高，并且對橫向沖擊不敏感，緩沖能力具有很好的可設計性。通過分系統人椅系統試驗和總體組織的多架次返回艙硬著陸試驗，充分驗證了作為安全性備份手段的著陸緩沖系統性能，從神舟五號開始使用“脹環式”座椅緩沖器。從神舟七號開始，改用氣體提升代替原來的火工品提升座椅緩沖器，進一步提高了系統的安全性。

圖3 座椅與座椅緩沖器示意圖Fig.3 Sketch of seat and seat buffer

2 天宮一號結構與機構系統

2.1 系統設計與飛行驗證

2002年7月，啟動載人航天第二步工程論證，研制天宮一號目標飛行器和改進型神舟飛船，突破交會對接等載人航天關鍵技術，另一個重要目標是為未來空間站奠定技術基礎。2004年底，總體經過多方論證，確定了目標飛行器采用實驗艙和資源艙組成的兩艙構型，如圖4所示，總高9.6 m，發射質量8.5 t，在軌壽命大于3年，密封艙漏率要求從飛船的1 kg/d降低為0.1 kg/d～0.2 kg/d。

圖4 天宮一號結構組成Fig.4 Structure composition of Tiangong-1

天宮一號結構與機構系統配置密封實驗艙結構、對接艙門及艙門檢漏儀、非密封的資源艙結構，兩艙之間采用螺接方案。資源艙結構繼承了神舟八號鉚接結構方案，采用5A90蒙皮桁條與2A14端框、中間框鉚接而成。

實驗艙為我國首個長壽命載人密封艙，是繼續采用神舟飛船成熟的蒙皮加筋點焊結構還是采用國際先進的整體壁板結構存在較大爭議疑問。前一種設計、工藝方法成熟，并經過多次飛行試驗考核，但此種結構形式由于加強筋的剛度遠大于蒙皮的剛度，在焊點處不可避免產生裝配應力集中，對于長期在軌運行的載人密封艙，焊點處的應力腐蝕和結構的疲勞問題不容忽視。另外點焊加筋結構零件多、焊點多，又無法實施自動焊導致生產制造周期長。整體壁板式結構采用厚板材一體化加工形成，網格加筋設置在艙壁外面，艙體由若干段環焊而成，每一段僅由幾個板塊對焊。此種結構形式由于最大限度地減少了焊縫同時沒有點焊的隱患，密封可靠性大大提高，而我國未來空間站的壽命要求更長，點焊結構更不可取，但是，國內航天器還沒有采用整體壁板結構的先例。

長壽命、低漏率密封技術是天宮一號5項關鍵技術之一，由于飛行時間增加到3年，系統泄漏量要求越小越好，總體要求小于0.20 kg/d。此指標比神舟飛船的密封指標要高得多，這也是為未來空間站打基礎的技術之一。

經過模樣攻關和初樣研制，突破了以上兩項關鍵技術，天宮一號目標飛行器2011年9月發射，完成了與神舟八號、九號、十號載人飛船的交會對接與組合飛行，在軌穩定運行4年多，實驗艙壁板結構技術和長壽命、低漏率密封關鍵技術得到充分的驗證。

2.2 天宮一號結構與機構系統取得的技術成就

2.2.1 突破載人密封艙整體壁板結構設計與制造技術

通過研究和分析，識別了全壽命周期的各種約束條件，提出了我國整體壁板載人密封艙結構9條設計準則，除了各種載荷下的強度、剛度、穩定性、精度保持等常規要求以外，新的準則第一是立足于國產原材料的供應能力與性能水平，保證大型壁板和大型框原材料100%國產化；第二是結構具有抵抗微流星與空間碎片(M/OD)撞擊能力，確保密封艙不發生瞬態裂紋擴展。從國產原材料成熟度和大尺寸鍛環生產能力來說，5A06和2219均可選，而5A06的斷裂韌性明顯優于2219，具有良好的抗裂紋擴張能力；從工藝性比較，5A06鋁合金成型性能和焊接性能優良，一級焊縫系數優于0.9，而2219只有0.6～0.7；從長期在軌的抗應力腐蝕性能來說，5A06的防腐蝕性能良好，而2219在自然狀態下不具備防銹能力，需要在焊接、機加后進行表面處理提高抗腐蝕性能。綜上所述，確定實驗艙整體壁板結構的主體材料優選國產5A06鋁合金。

通過對圖5所示4種加強筋形式進行內壓強度、成型塑性應變、殘余應力等對比分析，確定在同等質量下正置正交壁板形式更優。通過內壓強度、發射載荷下的靜強度、局部穩定性分析，首次開展臨界裂紋長度分析與試驗，結合M/OD撞擊下的不被擊穿的概率要求、工藝可實現性研究，設計確定了實驗艙殼體正置正交壁板蒙皮厚度δ、壁板總厚度H、網格寬度尺寸b×b、網格筋寬度c以及各種過渡圓角設計參數(Ra為網絡筋圓角)[4]，整艙設置三個中間框和兩個連接框，安裝內部結構與設備，如圖6所示，對質量占比大的連接框和中間框，首次建立了截面優化軸對稱分析模型，采用彈塑性分析理論對各框的每一個尺寸進行了優化。為了提高抵抗M/OD撞擊能力，首次在實驗艙外壁設計了單板防護結構，開展仿真分析與打靶試驗，確保密封艙的安全性。

圖5 四種壁板加強筋形式Fig.5 Four types of wall panel stiffeners

圖6 天宮一號實驗艙壁板結構Fig.6 Wall panel structure of Tiangong-1 lab module

研制過程中，突破了壁板高速銑加工技術和無應力裝夾技術，大大提高了壁板零件的制造精度和效率，解決了網格壁板滾彎成型過程中變形與殘余應力消除等難題，研發了變極性等離子弧焊接(VPPAW)技術工藝方案，確保了所有對接焊縫零缺陷，為密封艙結構的長壽命奠定了基礎。

2.2.2 突破長壽命、低漏率密封關鍵技術

經過兩年時間的攻關，首次建立了基于變形、邊界、本構關系非線性的各種密封件有限元模型，獲取了不同設計狀態下密封接觸應力特性；對神舟飛船研發的滿足載人安全性、空間環境要求的S42、5881等密封材料開展老化試驗，并通過典型密封結構各種狀態下的漏率測試，獲得了密封失效判據，制定了長壽命下的低漏率密封結構設計規范。初樣階段2個實驗艙的實測漏率遠遠低于攻關前要求的指標，達到0.03 kg/d，由此，正樣階段為艙體補氣配置的氣瓶數量由初樣的8個(每個20 kg)減少為3個。經過天宮一號和之后的天宮二號飛行試驗，用于艙體補氣所用氣體非常少，為空間站設計提供了技術基礎。

2.2.3 實現實驗艙內部結構輕量化

天宮一號實驗艙后錐段安裝重達500 kg的“三合一”光學相機，實驗艙內部安裝2000 kg左右設備，通過壁板殼體上設置的5個框搭建內部安裝結構，2007年初樣階段，采用了鋁合金承力框架梁系結構以便滿足熱控通風要求，該種結構形式連接環節多，結構超重700 kg，為此，結構與機構系統開展了一輪大規模的優化減重設計，內部梁系結構改為鋁蜂窩結構板形式，同時熱控通風方案也進行了改進；后錐段相機大梁由鋁合金機加梁改成了M55碳纖維復合材料梁系，內部結構減重70%，相機大梁結構減輕了64%，總體還取消了實驗艙壁板上800 mm×650 mm的操作口蓋來降低總質量。此次減重優化的教訓深刻，但由此獲得的技術途徑全面應用于天舟貨運飛船和我國空間站密封艙內部結構設計。

3 天舟貨運飛船結構與機構系統設計

2010年，啟動空間實驗室階段的論證工作，通過發射貨運飛船與空間實驗室對接，突破在軌補加等關鍵技術。總體經過多輪論證，確認天宮二號空間實驗室利用天宮一號備份器進行了適應性改造；而天舟貨運飛船采用天宮一號構型，大大縮短了研制周期、降低了研制經費。

天舟貨運飛船結構與機構系統配置密封貨物艙結構、對接艙門以及非密封推進艙結構。貨物艙殼體結構與密封設計繼承天宮一號實驗艙，為了發射時安裝特殊貨物，恢復了實驗艙初樣設計的800 mm×650 mm的操作口。資源艙結構繼續采用鋁合金鉚接形式。天舟貨運飛船需要解決以下難題：第一，整船質量由天宮一號的8.5 t增大到13.5 t，結構承載能力需大幅提高；第二，每艘貨船運送物資重點不同，有的船運推進劑為主、配置8個貯箱；有的船運送航天員補給為主，在貨物艙裝5.5 t貨物，有時包括3套航天服，這使得整船質心高度變化大，對整船剛度的影響較大；第三，軟貨包占整船質量的40%，其安裝固定方式和動力學特性是個全新的課題；第四，推進主模塊重達4 t以上，其安裝與傳力對推進艙結構是個難點。

通過數十種方案對比分析，將后錐段與推進艙桁條從32根增加到48根，并在后錐段外壁設置8組桁條解決整船強度和穩定性問題和試驗載荷靈活安裝問題；推進艙結構設置上下2個2A14整體鍛造的T形框與推進主模塊的上下法蘭連接，下T框直接與運載火箭相連，實現保證傳力路徑最短和結構質量最低。

貨物艙內部結構在天宮一號鋁蜂窩板結構基礎上進行多輪優化設計，進行了貨架與軟貨包幾十種狀態的振動試驗，獲得了結構安裝軟貨包的動態特性，為確定貨架結構設計和貨包的安裝方式提供了依據，形成了可以靈活安裝20 kg/40 kg/80 kg標準貨包的“貨架結構”，在角格區設計了楔形、T形貨包安裝結構。初樣階段對不同運貨狀態的動力學特性開展深入分析與各種狀態的振動試驗，獲取了整船基頻的變化范圍。天舟一號于2017年4月發射，圓滿完成與2016年10月發射的天宮二號的對接與在軌補加任務。在之后空間站組建階段發射的天舟二號至天舟五號，涵蓋了不同的運貨裝載狀態，整船剛度與運載匹配，結構與機構承載能力和適應性強的特點得到很好的考核。根據空間站運營需要，從天舟六號開始，將后錐段鉚接結構改為密封壁板結構，可以提供更大的運貨空間。

4 天宮空間站結構與機構系統

4.1 系統設計與飛行驗證

2010年，在二期工程實施的同時啟動了載人三期空間站論證，我國天宮空間站由天和核心艙(簡稱核心艙)、問天實驗艙I(簡稱問天艙)、夢天實驗艙I(簡稱夢天艙)依次發射、在軌對接組裝而成，每個飛行器質量在23 t，在軌壽命15年以上。

首先發射的核心艙是整個空間站的生活控制中心，采用了圖7所示結構構型。結構本體總長15.5 m，艙體最大尺寸4.1 m。在節點艙前向及I象限設置2個對接口，用于對接來訪飛行器，II及IV象限設置2個停泊口用于問天艙和夢天艙在軌停靠組裝，III象限設置出艙口，艙壁安裝交會對接設備，艙內安放出艙航天服等。小柱段、大柱段及后端通道形成密封的生活控制艙，艙外安裝機械臂及太陽翼、輻射器和CMG等，艙內安裝平臺設備和空間應用載荷并設置睡眠區和衛生區。后端通道尾部安裝對接機構對接貨運飛船，非密封資源艙安裝推進氣瓶和燃料貯箱等，提供與運載實施對接接口。

圖7 天和核心艙結構組成Fig.7 Structure composition of Tianhe core module

問天艙構型如圖8所示，由密封的工作艙、氣閘艙和非密封艙的資源艙組成，結構本體總長15 m左右。工作艙直徑4.1 m，總長9 m多，是三飛行器中最長的密封艙，艙內安裝再生生保等平臺設備，艙外安裝輻射器，前端安裝對接機構，并設一個高500 mm非密封段與運載對接。氣閘艙外徑2650 mm，在I象限設置通徑為Ф1000 mm的出艙艙門，艙外安裝小機械臂、大型可展開天線和方形暴露平臺結構及設備。資源艙主要安裝推進貯箱、氣瓶和雙自由度驅動機構及柔性太陽翼。

圖8 問天實驗艙I結構組成Fig.8 Structure composition of Wentian lab module I

夢天艙構型如圖9所示，結構本體總長15.45 m，與問天艙不同之處在與氣閘艙鑲嵌在載荷艙內，載荷艙外徑4100 mm，與工作艙端框連接，集中安裝艙外載荷，設置展開式暴露平臺，鑲嵌在內的貨物氣閘艙直徑2200 mm，與工作艙密封連接，在貨物氣閘艙I象限設置1.3 m×1.3 m方形貨物艙門，支持貨物載荷進出密封艙，而工作艙內安裝十幾個重達500 kg左右的科學試驗機柜，資源艙安裝的主要設備與問天艙相同。

圖9 夢天實驗艙II結構組成Fig.9 Structure composition of Mengtian lab module II

核心艙、問天艙、夢天艙結構與機構分系統配置如圖7、圖8、圖9所示的8個密封和4個非密封艙，其中夢天載荷艙在I、III象限設置2 m×2.5 m左右在軌可展開暴露平臺，實現科學試驗載荷在軌安裝與更換，配置9個通徑850 mm圓形艙門、2個通徑1000 mm圓形艙門、2個1300 mm×1300 mm方形艙門和艙門快速檢漏裝置，密封艙配置防護結構，每個艙配置結構健康監測子系統，在3個艙外還設置了5個小型停泊機構被動端，可以在空間站運營階段上行停泊機構主動端與之對接，實現科學試驗載荷的艙外固定。

空間站核心艙、問天艙、夢天艙結構與機構系統設計面臨新的挑戰如下：第一，飛行器壽命從天宮一號的3年上升到15年以上，3個飛行器有8大密封艙最大直徑增大到4.1 m，密封艙門直徑從二期工程的850 mm增加到1000 mm和全新的1.3 m口徑的手動方艙門以及電動弧形方艙門，密封艙和密封艙門是保證空間站長期可靠運行的關鍵，其設計、制造和驗證面臨新課題；第二，首次設計單艙重達23 t以上的飛行器，運載發射能力從論證階段的25 t到初樣階段的23 t，每個飛行器安裝17～18 t其它分系統產品，這些產品很多也處于攻關階段，很多設備在100～500 kg，其安裝結構復雜，并與艙體結構設計高度耦合，協調迭代難度大。總體對結構設計提出了一輪又一輪的減重要求，而結構設計、生產是整個型號主線和短線，在研制過程中不允許出現顛覆性力學問題，對力學分析的正確性和試驗驗證方案的合理性、有效性提出嚴峻挑戰。

在系統分析3個飛行器結構與機構系統的共性與差異之后，制定了以下系統設計思想：第一，充分識別影響密封艙長壽命的各種影響因素，3個飛行器共性技術統一研究再兼顧各艙差異和特殊要求進行詳細設計與驗證；第二，借助CAD-CAE-CAM一體化技術，采用三維協同設計，保證方案優化迭代與總體布局變化、設備變化協調一致；結構設計與工藝設計同步進行，確保研制進度；開展各種優化分析，力保分系統質量最輕、力學試驗一次通過。

2021年4月，核心艙發射升空，2022年7月和10月，問天實驗艙、夢天實驗艙相繼發射并轉位組裝成T字構型天宮空間站，夢天暴露平臺順利展開。天舟二號、三號、四號、五號相繼發射對接于核心艙，神舟十二號、十三號、十四號、十五號載人飛船每次乘坐3名航天員與節點艙前向或徑向對接口，12名航天員乘組依次進入空間站密封艙工作生活已超過一年半，航天員乘組通過節點艙出艙艙門和問天一米出艙艙門完成多次出艙任務，空間站結構與機構系統成為航天員在太空安全生活、快樂工作的太空家園。

4.2 天宮空間站結構與機構分系統技術突破與成就

4.2.1 突破長壽命大型密封艙結構設計、制造與驗證技術

1)選材

密封艙結構的長壽命是空間站15年長壽命的基礎。根據天宮一號的奠定的設計、制造技術基礎，8個密封艙殼體結構采用正置正交整體壁板結構方案。對于選材問題，方案階段對5A06和5B70再次進行了分析與對比，基于5B70材料成熟度不夠未予采用，繼續采用5A06厚板材料和鍛環材料作為密封艙材料，采取對原材料進行嚴格的超聲檢查，確保原材料不存在初始缺陷。

2)密封艙壁板結構參數優選

針對空間站4100 mm/2650 mm/2200 mm/1800 mm四種密封艙直徑規格，按照天宮一號設計流程，開展內壓強度、發射載荷下的靜強度、局部穩定性分析，重點對各個艙段的臨界裂紋長度開展了深入分析和大量試驗，結合抗應力腐蝕要求、M/OD撞擊下的不被擊穿的概率要求，綜合確定各直徑密封艙壁板設計參數組合，包括壁板蒙皮厚度δ、壁板總厚度H、網格寬度尺寸b×b、網格筋寬度c等，然后根據各個艙段設備布局需求和制造工藝約束，確定各艙中間框數量與間距，再進行整器剛度分析，在滿足所有約束條件下選擇質量最輕的組合作為設計參數。

對于核心艙節點艙，方案階段對球形、半球加圓柱的兩種構型進行了全方位的對比分析，最后采用了球形構型，避免了馬鞍形門框及空間曲線焊縫，減輕質量120 kg左右。針對球形構型特點和其上焊接5個艙門法蘭的要求，其壁板結構采用了三角網格設計，如圖10所示。

圖10 節點艙結構Fig.10 Structure of node module

通過結構與機構系統多輪分析并與運載協調確定的剛度指標，核心艙、夢天艙按上述研究確定的壁板參數和中間框數量，其剛度指標都能滿足要求。但是，由于問天艙構型的特殊性，進行了調整設備布局、在資源艙與工作艙之間增加碳纖維撐桿、調整工作艙與氣閘艙壁板參數等幾十種方案分析對比之后，最后采用了工作艙靠近運載的2跨壁板蒙皮比其他大艙增厚0.5 mm、氣閘艙壁板蒙皮全部增厚1.5 mm的最優技術途徑。

后端通道鑲嵌在資源艙內、夢天氣閘艙鑲嵌在載荷艙內，M/OD撞擊和臨界裂紋長度約束不明顯，壁板參數采用了非常輕量化的設計。后端通道初樣靜力試驗后，強度雖滿足要求，但艙壁上的支架精度卻難以保證，最終進行了壁板的適當加厚；夢天氣閘艙壁安裝1.3 m通徑的電動艙門，在選定的壁板參數下，為了解決大開口補強并保證艙門與艙體法蘭密封面的貼合，通過多輪優化分析，對門框壁板進行了局部加厚設計并在門框兩側設置螺接加強筋補強，如圖11所示。

圖11 貨物氣閘艙結構Fig.11 Structure of cargo airlock

3)密封環節長壽命設計與驗證

首先通過采用壁板式結構最大限度地減少艙體焊縫，通過變極性等離子弧焊接工藝和焊縫質量控制，保證焊縫零缺陷，從根本上保證艙體的密封性。所有安裝在密封艙壁的設備，其密封接口設計繼承天宮一號長壽命、低漏率密封設計規范，并由結構與機構分系統統一配備長壽命密封圈；對天宮一號研發的密封件的原材料、配方和硫化工藝進行了更深入的研究，研發了預期壽命達25年的長壽命密封件，并開展了典型密封結構的加速老化試驗；對于直徑2650 mm以上的大尺寸密封圈，采用了整體硫化工藝代替神舟飛船短期使用的分段硫化工藝以確保密封件的長壽命。初樣與正樣階段3個飛行器密封艙實測漏率優于總體提出指標的10倍以上。

4)金屬艙體結構的長壽命設計與驗證

通過技術攻關，識別了影響艙體結構長壽命的因素歸結為抗疲勞損傷、抗意外損傷、抗應力腐蝕三類損傷模式下壽命的評估及驗證問題。在設計參數選擇上，充分考慮了這些因素并開展了材料級疲勞特性、組件級止裂特性試驗，確保每個艙體的臨界裂紋長度大于艙體壁板網格尺寸；研究了焊縫與5A06母材的抗腐蝕差異，開展了多種材料防腐效果和大型密封艙工藝可實現性的研究，最終研發了防腐效果好、實施工藝簡單、外觀完美的焊縫防腐涂層。開展了焊縫處理與否的抗應力腐蝕、疲勞強度對比試驗，獲得了焊縫處理與保護的技術途徑，有效提高了密封艙的在軌壽命。另外，還開展了電偶應力腐蝕研究，梳理了與密封艙體直接接觸的設備、緊固件、管路、電連接器等所用材料，開展了這些材料與5A06艙體結構材料間的電偶電流密度測試并對其電偶腐蝕兼容性進行了評價，對于與密封艙主體結構材料不兼容的材料，采用更換或者隔離、防護等措施，從而保證密封艙艙體長期在軌的可靠性和安全性。

利用經歷過天宮一號、天宮二號初樣結構熱控試驗的實驗艙首次開展了整艙加速壽命試驗。通過類比分析和加嚴考核準則，分析試驗艙段與天宮空間站各個密封艙艙段在應力集中水平、應力梯度分布、尺寸效應影響、加工工藝方面有可能存在的差異，引入設計差異安全系數進行試驗載荷工況設計，將試驗艙段改裝成涵蓋所有影響艙體壽命的因素狀態，包括艙門、舷窗、焊縫處理、預置初始缺陷等進行試驗，試驗為期9個月的整艙加速疲勞試驗，共完成了3萬余次循環，通過4倍安全系數試驗、6倍安全系數試驗，依次實現對艙段15年設計壽命、22.5年延壽能力的考核，試驗過程中及試驗后多次無損探傷和密封檢漏表明，壁板密封艙結構密封性能良好，艙體未產生新生缺陷和明顯的裂紋擴展，密封艙壽命滿足要求。

4.2.2 研制成功系列化長壽命密封艙門

艙門是載人密封艙配置的重要功能產品，是航天員進出密封艙的安全通道，也是保證艙體密封的關鍵機構產品，密封艙門的研發也經歷了“三步走”的過程。進入空間站階段，核心艙、問天艙、夢天艙配置了8個850 mm對接艙門及出艙艙門、一個850 mm雙向承壓艙門、一個1000 mm出艙艙門和一個1000 mm段間艙門，在夢天艙上配置了1.3 m×1.3 m手動方艙門和1.3 m×1.3 m弧形外艙門以利貨物進出密封艙，如圖12和13所示。密封艙門的尺寸越來越大，規格越來越多，壽命越來越長。

圖12 手動方艙門Fig.12 Manual square hatch

在艙門的研制中，需要解決的難題是密封可靠性、操作方便性和安全性，對于空間站所配置的艙門，還需解決15年以上的長壽命難題，既包括密封的長壽命又包括運動部件的長壽命。在天宮一號和神舟八號對接艙門的研制中，優化了傳動比，使艙門操作更加靈便。在1 m圓艙門和1.3 m手動方艙門設計中，密封長壽命與機構運動設計的矛盾更加突出，研制中采用增加壓緊點、進一步提高機構傳動比和細化機構零件受力分析，有效地解決了技術難題。而在1.3 m×1.3 m長壽命外艙門研制中，采用了電機驅動艙門沿導軌貼著艙內壁滑移的開啟方案，這比其他手動艙門翻轉開關的方式復雜得多，研制過程中解決了門框變形剛度問題、艙門開關對弧形密封面上密封圈的磨損問題、繩索長壽命等問題，設置了旋變軟件控制、到位傳感器、機械限位三道措施保證艙門滑移打開的安全性。在空間站研制階段，還研發了防靜電吸附的艙門端面密封圈以及壽命25年以上的耐磨軸向密封圈。艙門采用雙道或三道密封圈冗余設計，設置快速檢漏儀對艙門關閉后的密封狀態進行快速判斷。對門軸組件、驅動組件、典型齒輪部件、各種潤滑狀態、繩索組件、密封環節開展壽命研制試驗，同時，不同設計原理和不同尺寸的艙門進行了上千次開關門試驗，對于夢天艙外艙門，進行了安裝在試驗氣閘艙上的上百次真實泄復壓開關試驗。對于出艙艙門，設置了開門助力機構，保證在氣閘艙泄壓不需達到完全真空時打開艙門，避免了出艙活動開門前的長時間等待。

圖13 電動弧形艙門Fig.13 Electric arc hatch

4.2.3 突破長壽命舷窗設計與驗證

舷窗是載人密封艙特有的功能結構，通過舷窗航天員可以“看天看地”。從神舟飛船起，在軌道艙和返回艙都配置了密封的舷窗，采用雙層鋼化玻璃密封裝配而成，確保在軌承受內壓的情況下，玻璃一直處于壓應力狀態。返回艙的舷窗在承壓玻璃外面還設計了一層耐1000℃以上的石英玻璃，確保再入返回的安全性。天宮一號實驗艙舷窗經受了在軌4年半的考核。進入空間站研制階段，對舷窗玻璃耐15年以上空間環境進行了深入分析與全面試驗，開發了耐長期輻照的鈰玻璃，以保證其15年以上的透光率。為了保護舷窗抵御空間碎片的撞擊，設計了透明的舷窗保護組件并可在軌進行更換。而在問天氣閘艙處的舷窗，還在舷窗內側增加了一層鍍覆金屬網柵的防微波石英玻璃，以保護航天員不受微波傷害，開展了舷窗組件5年以上的耐壓試驗和±100℃溫度交變試驗和微流星撞擊打靶試驗。

4.2.4 首次設計填充式防護結構和在軌健康檢測系統

為了抵抗長期在軌的M/OD撞擊風險，在天宮一號單層薄鋁防護屏基礎上，空間站各密封艙在外屏與艙壁之間設計了填充層，通過分析仿真和超高速撞擊試驗驗證，獲得了填充層的材料、層數，以及外屏、填充層、艙壁之間的最佳間距，研制了全國產化玄武巖纖維與高強度纖維織物組成的復合填充層，通過打靶試驗，達到國際同類產品水平。填充式防護結構可使空間碎片更徹底地破碎并降低殘存碎片的速度，保證密封艙的安全，大幅度提高了空間站密封艙的非擊穿概率。

為了檢測空間站密封艙長期在軌運行的安全性，結構與機構系統配置了結構健康檢測子系統，這是一個全新設計的子系統，通過布置在艙壁的超聲傳感器，感知M/OD撞擊的沖擊波，再用算法分析軟件和數據處理軟件獲得可能的撞擊位置，必要時可以通過航天員出艙查看與維修。另外，還研發了光纖應力檢測子系統對密封艙典型部位的應力進行檢測，對比入軌初期的應力水平，輔助判斷結構運行情況，為空間站在軌長期穩定運行提供檢測手段。

4.2.5 研制成功在軌可擴展的結構與機構產品

天宮空間站作為國家太空實驗室，在15年或更長時間內開展太空科學研究，充分利用太空資源，結構與機構分系統設計了夢天在軌可展開載荷艙，如圖14所示，解決了發射時艙體結構強度、剛度和在軌可靠展開之間的矛盾，暴露平臺采用了剛度好質量輕的鋁蜂窩夾層結構，每個暴露平臺通過10個連接解鎖裝置和一個旋轉關節與艙體主結構相連，在軌解鎖后，通過電機驅動機構展開180°并鎖緊到位，載荷艙結構暴露平臺展開后提供了20多個載荷適配器的安裝位置。

圖14 載荷艙在軌展開后示意圖Fig.14 Sketch of load module after orbital deployment

研發了“單驅自鎖傳動、變剛度彈性隨動”的小型停泊機構，在核心艙、問天艙、夢天艙密封艙壁設置了5個小型停泊機構被動端，在空間站運營期間，其主動段可實現重1.5 t、2 m尺寸的大型試驗載荷與被動端對接，實現捕獲、校正、緩沖、鎖定，并長期停泊或根據需要更換主動端試驗載荷，再次對接使用。

4.2.6 突破23噸級大型結構系統研制技術

通過一期和二期工程的研制，結構系統在仿真分析與試驗驗證方案設計方面積累了比較豐富的經驗，但空間站核心艙、問天艙、夢天艙的高度均在15 m左右，直徑達到4.1 m，整艙最大發射質量達23 t，這是目前國內最大規模的航天器，還要在軌運行超過15年，各個分系統都面臨技術攻關，大型艙體結構作為型號的短線和主線，既要和總體一道與分系統不停迭代、優化，確保指標滿足要求下的質量最輕，更要確保分析仿真準確可靠，除了前面論述的共性技術外，每個艙就是一個獨立不同的結構系統，必須單獨開展設計協調迭代、分析優化迭代、制造工藝優化，再獨立開展試驗驗證并確保力學試驗一次通過。

面對空間站結構設計的巨大工作量和工作難度，與機械總體共同建立了“空間站總裝-結構三維協同設計規范”，提出了結構設計四層模型體系，實現了總體與結構之間數據的雙向互通，解決了密封艙內外幾千臺套設備的不斷更新迭代設計，保證了所有接口的協調性與正確性。在結構系統內部實現了CAD-CAE的一體化，基于設計模型直接提取結構的主要特征，分析建模過程更快速準確、計算結果也更快更準。同時，與北京衛星制造廠有限公司建立了“空間站壁板結構、儀器板結構、大型艙體部裝建模、下廠規范”，CAD-CAM實現了幾百塊壁板的無紙化設計“模型圖紙”下廠，在設計前期同步開展工藝工裝設計，實現了設計、生產、檢驗的一體化，利用“模型圖紙”直接進行零件的數控加工、面板的切割及打孔、艙段的部裝等，信息化手段的應用大幅度提升了空間站結構研制過程質量和效率。

研制過程中，充分識別了空間站從地面起吊到發射、長期在軌運行、飛行器對接與轉位、大型活動部件運動與轉移等過程的力學載荷與環境條件，開展了各種載荷下的艙段靜強度、整器剛度、穩定性等多輪優化迭代，細化模型下的壁板臨界裂紋長度分析、各種框的截面參數彈塑性優化。對艙外幾十種設備安裝支架進行了拓撲優化分析減輕質量，對重達120 kg的控制力矩陀螺進行安裝結構設計時，由于布局位置的特殊，每個支架需靠核心艙前錐壁板、前端框、拐角框借力，在對比了機加、焊接、鉚接等多種結構形式和力學后，發現難以實現，最后采用了鋁合金精密鑄造、一體化加筋的結構形式。對于夢天艙外艙門導軌安裝支架，則采用了3D打印的輕量化設計。對于承載十幾噸的每個密封艙內部安裝結構，在繼承天舟貨架結構高承載能力的鋁蜂窩箱板結構的基礎上，對大型設備如重達400 kg再生生保模塊、重達500 kg左右機柜提出了安裝結構與設備結構進行一體化設計分析，大大降低了系統的質量，改善了設備的力學條件。典型內部結構如圖15所示。

圖15 夢天工作艙內部結構Fig.15 Internal structure of Mengtian working module

核心艙配套的推進艙結構、問天艙、夢天艙的過渡段結構都需承受每個飛行器23 t的發射載荷，采用了5A90蒙皮、加筋桁條與端框鉚接的結構方案，通過靜強度分析、穩定性計算及整器剛度分析確定結構參數。問天艙、夢天艙的資源艙結構，同樣采用桁條隔框蒙皮鉚接結構，重點分析了雙軸驅動機構和柔性太陽翼箱板安裝結構剛度與強度。

初樣階段3個飛行器各投產一艘結構熱控器，完成各艙段靜力試驗、分艙段振動試驗、整器振動試驗和噪聲試驗，分析仿真的準確性確保了所有試驗一次成功，確保了型號的研制進度。在結構正樣產品交付后，獲知運載發射能力可提高500 kg，結構與機構系統通過準確分析，實現了增加500 kg載荷分散安裝的更改設計。

目前，核心艙、問天艙、夢天艙已經相繼發射成功，在軌穩定運行，經受了地面、發射和在軌多種載荷的考核，23噸級大型空間站結構系統研制取得圓滿成功。

5 結束語

載人航天“三步走”發展戰略，通過30年不懈奮斗，取得了舉世矚目的成就，結構與機構系統也走過了3個重要的發展階段，培養了一支專業化的隊伍，突破、解決了研制過程中諸多關鍵技術，產品的可靠性安全性穩步提升，隨著空間站建造與長期在軌運行，結構與機構系統將積累更多數據和使用經驗，并根據任務需要進一步開發半密封貨運飛船、小型停泊機構主動端產品的應用，并確保后續神舟載人飛船、貨運飛船分系統產品的可靠性與安全性。在后續載人月球探測任務中，將研發新型載人飛船、登月艙以及月面居住艙等，新的任務帶來新的挑戰，結構與機構系統在30年技術積累的基礎上，必將探索研發出更新的產品和更先進的技術。

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