航天器氣閘艙方形貨艙門與門框結構一體化設計

張濤濤 張琳 夏祥東 高峰 成志忠

(北京空間飛行器總體設計部，北京 100094)

航天器氣閘艙的貨艙門是實現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格的要求，氣閘艙的艙門及艙體側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，艙門與門框在內壓載荷下相對滑移變形量達到了11 mm、結構的最大應力超過了材料的許用值，進一步影響艙門的密封性能及結構的安全性，因此需開展艙門與門框相互約束的一體化設計。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壁安裝方形艙門[1-2]。為了節省艙內空間及滿足貨物運輸較大尺寸規格要求，外艙門需要設計為緊貼開口側壁的方形弧面形狀，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，大開口補強設計是氣閘艙結構設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構強度剛性與艙門密封性能影響關系的分析，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據，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，開展了復合材料應用于貨艙門的輕量化設計，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合材料艙門優化設計方法。文獻[8]在艙門最大變形要求不超過6.5 mm的約束條件下，開展了復合材料艙門的優化設計及靜強度校核。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構形式的設計艙門方法，對比了不同內外蒙皮厚度、不同蜂窩高度等參數對艙門剛度的影響。文獻[11]針對民用飛機機身不同區域貨艙的功能需求和設計要求，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計方法的優缺點。文獻[12]提出了民機客改貨的貨艙門結構設計需要考慮的因素。上述文獻針對飛機艙門設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計與分析尚未發現。

本文針對航天器氣閘艙的艙門構型需求，首先介紹了氣閘艙艙門的結構構型，以及艙體大開口弱剛度的門框補強以及限位裝置的設計方法，其次對比了內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力水平，驗證了門框補強以及限位裝置的設計方法的有效性，可為我國空間站氣閘艙的構型設計提供參考。

1 氣閘艙艙門構型及設計

1.1 艙門構型形式介紹

圓柱形氣閘艙及其側壁艙門構型如圖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，需要關閉艙門，在艙內重新充一個大氣壓，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，沿環向方向為弓形截面?？紤]密封及門框設計要求，艙門尺寸需大于開口尺寸，為LM×LM(考慮兩側門框寬度)。艙門與艙體除口框位置外為縱環向網格筋，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壁接觸，在接觸面進行密封處理。

圖1 圓柱形氣閘艙及其側壁艙門的構型形式及尺寸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計

傳統的飛船、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、設計相關性不大，可以相對獨立開展艙門與艙體的設計分析。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構的安全性，艙門與門框需一體化設計。

本節提出的一體化設計方法如圖2所示。首先，在艙體大開口兩側的門框外側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，進一步在艙門內壁兩側增加四處限制艙門和艙體相對滑移的限位裝置，具體是在艙門側壁安裝限位鉤，艙體內壁安裝限位溝槽，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計方法的有效性，開展氣閘艙在內壓載荷下的艙門與艙體相對變形及應力水平分析。

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力情況，如圖3所示。采用六面體單元C3D8I建模，單元數量40萬，節點數49萬。在艙門與艙體、限位裝置的接觸面設置硬接觸(見圖3中A向和B向視圖)，摩擦系數0.2。

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

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 結果分析

本節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力水平。

1)艙門與艙體增加縱向梁剛度補強前的分析結果

艙門和艙體在未剛度補強、內壓載荷下的相對變形云圖見圖4所示。從圖4中可以看出，在內壓載荷下，最大變形位置位于沿圓柱艙體兩側口框的母線中心附近，這是由于內壓載荷引起的環向傳力路徑被大開口阻斷，引起門框兩側向外鼓包的變形(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，鼓包兩側發生了較大的滑移變形，相對滑移量達11 mm。從密封角度出發，若相對滑移量為11 mm，則艙門的密封橡膠條設計難度較大。

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

圖5為內壓載荷下的艙門和艙體的內側和外側面應力云圖。從圖5中可以看出，艙門和艙體的最大應力均位于方形艙門四角點和兩側口框的中間位置，這是由于內壓載荷下，對于弓型截面艙門，有向內凹的趨勢，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，口框兩側有向外掰的趨勢，引起了兩側口框的向外彎曲變形。艙體最大應力達到了403 MPa，艙門最大應力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計。

圖5 艙門與艙體應力云圖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力云圖及變形云圖。從圖6中看出，艙體的最大應力為161.9 MPa，位于艙體口框四角點位置附近；艙門的最大應力為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力水平。從應力水平分析，艙門與艙體的最大應力均小于鋁合金材料的屈服強度極限，已滿足設計要求，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艙門時需要橫向變形3.8 mm，對密封圈的密封性能產生的影響較大。

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增加限位裝置的相對滑移及應力水平。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，艙門與艙體的應力也趨于穩定，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。

圖7 限位裝置間隙量對艙門和艙體應力水平、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力云圖。從圖8中看出，限位鉤與限位槽的最大應力約為308.5 MPa，位于限位鉤的接觸內壁受拉一側以及限位槽的集中接觸區域，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時的限位裝置應力云圖Fig.8 Stress contour plot of limit device with gap of 1mm

3 結束語

本文針對航天器氣閘艙的艙門構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力水平，分析結果如下：①門框增加縱向梁剛度補強可有效降低氣閘艙結構的應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力水平越小，但限位裝置的應力越大。綜上所述，艙門與艙體的一體化設計能有效提高艙門的密封性能及結構的安全性，可為我國空間站氣閘艙的構型選型及參數設計提供參考。