用于深空探測的大承載高燃重比薄壁貯箱一體化結(jié)構(gòu)設(shè)計

李彥之，陳昌亞，黃 帆

(1.上海市深空探測技術(shù)重點實驗室,上海 201109； 2.上海衛(wèi)星工程研究所,上海 201109)

用于深空探測的大承載高燃重比薄壁貯箱一體化結(jié)構(gòu)設(shè)計

李彥之1,2，陳昌亞1,2，黃 帆1,2

(1.上海市深空探測技術(shù)重點實驗室,上海 201109； 2.上海衛(wèi)星工程研究所,上海 201109)

針對某空間科學探測器采用木星借力方式進入太陽極軌，若采用CZ-5運載火箭與上面級組合發(fā)射，探測器允許質(zhì)量無法滿足有效載荷需求的情況，為確保探測器質(zhì)量可達1 350 kg，創(chuàng)新提出大承載高燃重比薄壁貯箱一體化結(jié)構(gòu)設(shè)計。先確定貯箱構(gòu)型為6只球形貯箱焊接形成六邊形整體。再通過分析承力桿內(nèi)傾角、數(shù)量、是否貫穿貯箱內(nèi)部等因素對承力效果的影響，確定承力桿最佳構(gòu)型為正八邊形構(gòu)型，承力桿內(nèi)傾25°，電子儀器貯箱各自與2根承力桿連接，內(nèi)部貫穿；推進劑貯箱對應(yīng)的承力桿不貫穿，變?yōu)橘A箱上下兩端的接頭。既有貯箱組合承力，又有桿件集中承力。對整器的模態(tài)分析和一體化球形貯箱的靜力分析表明均滿足結(jié)構(gòu)強度要求。燃重比從傳統(tǒng)推進結(jié)構(gòu)的12.5提高至20.7，增幅為65.6%，滿足木星、太陽等深空探測任務(wù)變軌攜帶大量推進劑的需求。

木星飛越； 一體化結(jié)構(gòu)； 大承載； 高燃重比； 輕質(zhì)化； 薄壁貯箱； 分離式； 太陽極軌

0 引言

深空探測與空間科學是我國“十三五”規(guī)劃中的重點發(fā)展方向之一，火星全球遙感與著陸巡視探測工程已正式獲得國家批準，并計劃在2030年前實現(xiàn)火星取樣返回、小行星取樣返回、木星系探測等。太陽是距離地球最近的恒星，也是支撐人類活動的最重要能源。全方面地深入觀測太陽，對研究太陽系的基本規(guī)律、宇宙的形成和演化、人類生命的起源與進化等有重要的實踐和指導意義。為更好地對太陽活動進行觀測，探測器最好脫離黃道面，進入太陽極軌軌道進行觀測。太陽距離地球1個天文單位，采用地球發(fā)射木星飛越的方式實現(xiàn)日心大傾角軌道，軌道設(shè)計包括地球-木星轉(zhuǎn)移軌道和木星借力軌道兩部分，其中地木轉(zhuǎn)移軌道采用從地球直接向木星發(fā)射的方式，C3能量需求約110 km2/s2，發(fā)射窗口約每400 d出現(xiàn)1次[1-2]。因探測器發(fā)射窗口間隔長，發(fā)射成本高，希望一次探測任務(wù)可實現(xiàn)較多的科學探測目標，故需攜帶足夠的有效載荷。某空間科學探測器攜帶太陽磁像儀、萊曼阿爾法和可見光日冕儀、日球成像儀、多波段成像儀和X射線成像儀等多種有效載荷，設(shè)計總重1 350 kg。若采用CZ-5運載火箭與上面級組合發(fā)射，探測器總重限制為1 050～1 150 kg，無法滿足探測需求[3]。因上面級有獨立的計算機、控制系統(tǒng)、導航設(shè)備等，故在能量分配上并不經(jīng)濟[4]。與上面級相比，推進艙減少了獨立的設(shè)備，作為探測器分系統(tǒng)的一部分，依靠探測器本身的控制系統(tǒng)、導航設(shè)備、供電和測控設(shè)備等工作。為使探測器總重可達1 350 kg的設(shè)計值，發(fā)射方案改為直接使用CZ-5運載火箭發(fā)射，將探測器視為載荷艙，并在原有基礎(chǔ)上，添加可分離推進艙[5]。傳統(tǒng)的探測器平臺推進系統(tǒng)采用承力結(jié)構(gòu)和貯箱分離的模式，結(jié)構(gòu)質(zhì)量大，燃重比小。貯箱采用非承力式設(shè)計，貯箱壁僅是貯箱的外殼，主要承受內(nèi)壓載荷，結(jié)構(gòu)利用效率低[6]。本文創(chuàng)新提出大承載高燃重比薄壁貯箱一體化結(jié)構(gòu)設(shè)計，將貯箱與承力結(jié)構(gòu)進行融合，貯箱的薄壁結(jié)構(gòu)參與承力，在存儲推進劑的同時還具有承受載荷、安裝設(shè)備等功能。在CZ-5運載火箭運載能力約束下，使探測器質(zhì)量達到1 350 kg的設(shè)計值[7]。

1 探測器總體設(shè)計與關(guān)鍵技術(shù)

1.1航天器總體構(gòu)型

探測器設(shè)計質(zhì)量1 350 kg，在地球同步轉(zhuǎn)移軌道近地點處加速進入地木轉(zhuǎn)移軌道，速度增量約4.92 km/s，發(fā)動機比沖3 041.6 m/s， CZ-5運載火箭地球轉(zhuǎn)移軌道(GTO)發(fā)射能力為14 000 kg，計算得航天器推進劑需求量達11 000 kg[8]。借鑒俄羅斯Fregat系列上面級中容積相近的分離組合式設(shè)計，航天器總體構(gòu)型如圖1所示[9]。航天器分為載荷艙(即原探測器)和推進艙兩大模塊。推進艙上端通過載荷艙連接環(huán)與載荷艙相連，下端通過星箭連接環(huán)與運載火箭相連，發(fā)動機支架懸掛發(fā)動機的同時，連接推進艙內(nèi)部模塊。推進艙結(jié)構(gòu)分為上下兩個模塊，上層模塊為一體化球形貯箱模塊，根據(jù)探測器任務(wù)推進劑需求量大的特點，添加下層附加環(huán)形貯箱模塊。文獻[5]認為，從工程應(yīng)用角度來說，分離式設(shè)計可帶來易擴展、標準化和產(chǎn)品化優(yōu)勢，在攜帶相同推進劑量的前提下，采用分離式設(shè)計的空間飛行器可提供更大的速度增量用于軌道維持，同時提高了承載能力。

1.2關(guān)鍵技術(shù)

本文研究了一種一體化球形貯箱設(shè)計，其特點是：貯箱存儲推進劑的同時，需作為主承力結(jié)構(gòu)承受作用于航天器的各種載荷，并滿足運載對航天器固有頻率的要求[9]。為衡量貯箱結(jié)構(gòu)的利用效率，定義燃重比為貯箱存儲的推進劑質(zhì)量與安裝貯箱必需的結(jié)構(gòu)質(zhì)量(含貯箱本身)的比值。

傳統(tǒng)的衛(wèi)星平臺推進系統(tǒng)貯箱不參與承力，而是類似于載荷安裝在貯箱板或承力筒上。當貯箱容積與自身質(zhì)量較小時，對安裝貯箱所需的結(jié)構(gòu)強度要求較低，對航天器整體影響較小。因此，主要分析大容積貯箱的承載結(jié)構(gòu)，典型安裝方式如下。

a)貯箱平鋪，赤道法蘭安裝在有埋框的貯箱板上。通過垂直于貯箱板的十字形隔板與承力筒連接，并提升貯箱支承結(jié)構(gòu)縱向剛度。以EPS上面級為代表，如圖2所示。某深空探測器采用該種結(jié)構(gòu)，承載能力約5 000 kg，推進劑質(zhì)量2 500 kg，安裝貯箱必需的結(jié)構(gòu)包括貯箱殼體、有埋框的貯箱板與十字形隔板，質(zhì)量200 kg，計算得燃重比為12.5。

b)貯箱懸掛安裝在承力筒上。該種安裝方式可視為貯箱板的變形，如圖3所示。某航天器推進艙采用該種結(jié)構(gòu)，推進劑質(zhì)量為2 500 kg，安裝貯箱必需的結(jié)構(gòu)為承力筒，質(zhì)量250 kg，計算得燃重比為10。

c)貯箱均勻分布緊密連接。Fregat上面級有6只類球形貯箱緊密連接，貯箱有一定的承載能力，承載能力約7 710 kg，如圖4所示。其中：推進劑質(zhì)量5 350 kg，球形貯箱模塊干重592 kg，推算GNC、電源等非結(jié)構(gòu)件質(zhì)量約350 kg，則安裝貯箱必需的結(jié)構(gòu)質(zhì)量約242 kg，計算得燃重比為22.1。

為提高燃重比，在采用創(chuàng)新結(jié)構(gòu)設(shè)計的同時，須選取密度小、強度高的材料。與常用鋁合金LF6等相比，鋁鋰合金1460的密度更小、強度更高，能以較少的自身結(jié)構(gòu)重量存儲較多的推進劑，其材料屬性為密度2.60 g/cm3；抗拉強度568 MPa；屈服強度470 MPa；彈性模量80 GPa[10]。經(jīng)計算采用鋁鋰合金1460貯箱主體壁厚不超過2.5 mm，有效保證了結(jié)構(gòu)的輕質(zhì)化。

一體化球形貯箱模塊的主要功能如下[11]。

a)存儲推進劑。推進劑貯箱的大體積設(shè)計可適于木星及其以遠的行星探測或推進劑需求大的探測任務(wù)。

b)承受載荷。保證在各種載荷作用下結(jié)構(gòu)不產(chǎn)生材料強度破壞或結(jié)構(gòu)失穩(wěn)破壞；滿足運載火箭對航天器基頻的要求，以避免發(fā)射時產(chǎn)生過大的動力耦合載荷；保證在載荷作用下結(jié)構(gòu)不產(chǎn)生不容許的變形。

c)安裝設(shè)備。電子儀器貯箱可為各設(shè)備提供安裝空間和位置、安裝界面和接口，以及具體的安裝方式和連接件。提供和改善設(shè)備對空間環(huán)境的防護能力。

d)提供構(gòu)型。為航天器提供基本骨架構(gòu)造；為航天器提供基本外部形狀和尺寸大??；為航天器提供各種接口關(guān)系和連接形式，如與運載火箭和展開附件等的連接。

2 大承載高燃重比薄壁貯箱與衛(wèi)星結(jié)構(gòu)一體化設(shè)計

大承載高燃重比薄壁貯箱設(shè)計的關(guān)鍵是結(jié)構(gòu)的一體化，貯箱與結(jié)構(gòu)的一體化設(shè)計包括兩方面：一是貯箱與貯箱焊接形成一體；二是貯箱與承力桿組合形成一體。

2.1貯箱一體化設(shè)計

先確定貯箱構(gòu)型。雙組元推進劑共需貯箱4只，借鑒蜂窩六邊形結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性好的特點，一體化球形貯箱設(shè)計成6只貯箱形成正六邊形結(jié)構(gòu)，如圖5所示。其中：A1，A2為兩只電子儀器貯箱，用于放置少量電子儀器，同時橫向連接其他貯箱，貯箱兩側(cè)大開孔；B1，B2為兩只第一類推進劑貯箱，貯箱為完整球形；C1，C2為兩只第二類推進劑貯箱，貯箱與B型貯箱連接的一側(cè)大開孔。同類推進劑對角線存儲，保證加注后結(jié)構(gòu)關(guān)于中心軸線成中心對稱。相鄰貯箱焊接形成一體化構(gòu)型[12]。焊接處采用增加壁厚方式以降低因推進劑重量過載引起的應(yīng)力增加和結(jié)構(gòu)焊縫系數(shù)的補償[13]。圖5中：R1為各球形貯箱球心所構(gòu)成的圓半徑；R2為各球形貯箱半徑。R1，R2大小由推進劑需求確定，R1=1 000 mm，R2=650 mm。

2.2承力桿構(gòu)型分析

貯箱作為壓力容器，其球形外形與焊接方式無法再行設(shè)計，而貯箱與承力桿的組合方案有多種，承力效果受承力桿內(nèi)傾角、數(shù)量、桿徑、是否貫穿貯箱內(nèi)部等因素的影響。逐次改變以上因素，分析出一體化貯箱與承力桿組合的最佳構(gòu)型。

a)內(nèi)傾角對承力效果的影響

在承力桿數(shù)量、桿徑、組合方式相同的條件下，考慮僅改變傾角情況。內(nèi)傾角α定義為承力桿與水平面夾角的余角。承力桿經(jīng)過球心貫穿各球形貯箱，如圖6所示[14]。當α過大時，縱向穩(wěn)定性較差，故α取值為0°～30°。載荷艙以集中質(zhì)量形式連接至貯箱頂部，載荷以9g的縱向過載計算，貯箱內(nèi)部不加推進劑，可得各內(nèi)傾角對應(yīng)的應(yīng)力最大值。用MSC.Patran/Nastran進行有限元分析，結(jié)果如圖7所示[15]。

由圖7可知：在0°～30°范圍內(nèi)，α越大，最大應(yīng)力值就越小。當承力桿與貯箱垂直組合，即α為0°時，應(yīng)力最大值最大，承力效果最差。

α的變化導致承力桿所占空間的變化，同時導致一體化球形貯箱模塊整體包絡(luò)的變化。球形貯箱高度即直徑為1 300 mm，承力桿高度見表1。

表1 不同內(nèi)傾角對應(yīng)的承力桿尺寸

當α為0°～20°時，一體化貯箱高度以承力桿高度為準；當α為20°～30°時，一體化貯箱高度為1 300 mm，即球形貯箱高度，結(jié)構(gòu)更緊湊，穩(wěn)定性提高；當α為25°～30°時，承力桿底部構(gòu)成的圓直徑與運載提供的接口最接近，中間可不必設(shè)計過渡對接環(huán)，一定程度減小了航天器重量。故確定承力桿α在25°～30°之間，當α=25°時，承力桿底部構(gòu)成的圓直徑較大，利于與載荷艙連接。綜上，選定α為25°。

b)承力桿數(shù)量對承力效果的影響

貯箱的一體化構(gòu)型關(guān)于中心軸成中心對稱。為保證結(jié)構(gòu)的對稱性，承力桿也設(shè)計成關(guān)于中心軸對稱，數(shù)量可為6，8，12，分布如圖8所示。圖8中：n為承力桿數(shù)量；β為相鄰承力桿所在平面的夾角。

n分別為6，8，12時，承力桿頂部相應(yīng)構(gòu)成正六邊形、正八邊形和正十二邊形。在取α=25°，承力桿桿徑相同的條件下，僅改變承力桿數(shù)量，計算得承力桿數(shù)量變化對最大應(yīng)力和結(jié)構(gòu)質(zhì)量的影響，結(jié)果見表2。設(shè)計時注意貯箱承力桿與貯箱的相交干涉問題。

由表2可知：n越大，應(yīng)力最大值就越小。原因是桿數(shù)量的增加減小了單根承力桿承受的載荷，傳遞至貯箱殼體的載荷也相應(yīng)減小。n從6變?yōu)?的應(yīng)力降幅與8變?yōu)?2時相同，而質(zhì)量增幅僅為一 半。綜合比較后，本文取n為8根。此時確定的貯箱與承力桿一體化構(gòu)型如圖9所示。

c)承力桿組合方式對承力效果的影響

B、C型貯箱為推進劑貯箱，希望可保證貯箱內(nèi)部空間的完整性，同時容積盡可能大，以最大限度存儲推進劑。為實現(xiàn)此目的，B、C型貯箱對應(yīng)的承力桿采用不貫穿設(shè)計，變?yōu)橘A箱兩端接頭，即去除承力桿在貯箱內(nèi)部的部分，保留位于貯箱外部的部分，仍保持原正八邊形構(gòu)型，如圖10所示。

此設(shè)計導致承力桿原本承受的大部分載荷需通過貯箱薄壁結(jié)構(gòu)承受。在α=25°及采用正八邊形構(gòu)型的條件下，比較貫穿和不貫穿兩種組合方式的結(jié)構(gòu)受力見表3。

表2 承力桿數(shù)量變化對最大應(yīng)力和結(jié)構(gòu)質(zhì)量的影響

表3 兩種組合方式下結(jié)構(gòu)的受力

由表3可知：承力桿不貫穿貯箱時的應(yīng)力最大值較貫穿設(shè)計時有所增大，但仍小于表2中n為6時的最大值，且結(jié)構(gòu)質(zhì)量小于n為6，說明B、C型貯箱對應(yīng)的承力桿考慮采用不貫穿設(shè)計可行。由此，選定該種承力桿組合方式。

2.3燃重比計算

綜上，6只貯箱焊接形成正六邊形結(jié)構(gòu)。α為25°，A型電子儀器貯箱各自與2根承力桿連接，內(nèi)部貫穿；B、C型推進劑貯箱對應(yīng)的承力桿不貫穿，改為貯箱上下兩端的接頭，形成正八邊形構(gòu)型，既有貯箱組合承力，又有桿件集中承力。

在該設(shè)計中，一體化球形貯箱存儲的推進劑總質(zhì)量為5.6 t，承載考慮工程實際需在焊接部位、接頭處等進行適當增厚，結(jié)構(gòu)質(zhì)量在220 kg的基礎(chǔ)上有所增加，以50 kg計算，燃重比為20.7。與圖3、4中傳統(tǒng)貯箱安裝結(jié)構(gòu)相比，燃重比至少提高65.6%。承載能力約7 250 kg，與俄羅斯Fregat上面級相當。

3 設(shè)計驗證

結(jié)構(gòu)設(shè)計驗證可采用仿真計算與力學試驗兩種方式。對一體化球形貯箱來說，若采用1∶1實物模型驗證，單個球體的直徑與星上現(xiàn)有最大貯箱的直徑相當，制造成本較高，且6只球形貯箱與承力桿及接頭焊接連接的精度控制等存在一定難度；若采用縮比實物模型驗證，因縮比相當于一定程度增加了球形貯箱殼體厚度，故無法判斷是否能真實反映結(jié)構(gòu)性能。考慮上述因素，目前采用仿真計算方式對一體化球形貯箱進行結(jié)構(gòu)驗證，選用的仿真軟件為MSC.Patran/Nastran。

3.1整星模態(tài)分析

對包括載荷艙、一體化球形貯箱(含推進劑5.6 t)、環(huán)形貯箱(含推進劑5.6 t)在內(nèi)的航天器總體進行模態(tài)分析，結(jié)果見表4[16]。由表4可知:各階模態(tài)頻率均滿足運載火箭對衛(wèi)星的要求，橫向頻率不低于6 Hz，縱向頻率不低于20 Hz，說明航天器總體構(gòu)型設(shè)計可行。

表4 整星模態(tài)分析結(jié)果

3.2一體化球形貯箱靜力分析

對滿載推進劑的一體化球形貯箱模塊進行靜力分析，以驗證薄壁貯箱結(jié)構(gòu)的強度剛度特性。靜力分析載荷包括兩方面：一是主動段運載提供的過載，二是發(fā)動機點火時推進劑貯箱加壓將推進劑擠入燃燒室。

準靜載條件為衛(wèi)星發(fā)射時的靜載和動載的組合，見表5。

表5 準靜載條件

靜力分析工況應(yīng)全面覆蓋試驗條件，同時不能過大導致過設(shè)計。分別考慮每種狀態(tài)的極限值，并取安全系數(shù)為1.4，工況見表6。

表6 靜力分析工況

球形貯箱模塊底部固支，對結(jié)構(gòu)施加運載提供的過載。分析得各工況下結(jié)構(gòu)最大靜變形及最大應(yīng)力值，結(jié)果見表7。應(yīng)力最大值均發(fā)生在貯箱與承力桿焊接處。

表7 各工況結(jié)構(gòu)最大靜變形

當航天器與運載火箭分離后，對推進劑貯箱加壓，發(fā)動機點火，因此內(nèi)壓載荷邊界條件為承力桿頂端固支，內(nèi)壓載荷為1.5 MPa。因電子儀器貯箱A1、A2內(nèi)部無需加壓，僅在與推進劑貯箱焊接處會受少量載荷作用，故關(guān)注部位在推進劑貯箱B1、B2和C1、C2。為便于觀察，僅顯示推進劑貯箱的應(yīng)力和變形，結(jié)果分別如圖11、12所示。

由圖11可知：貯箱主體即壁厚為2.5 mm的部分應(yīng)力為210 MPa，部分焊接處由于預(yù)先增厚，應(yīng)力小于主體部分，應(yīng)力達最大值274 MPa。由圖12可知：變形最大值為2.67 mm，發(fā)生在推進劑貯箱殼體外側(cè)底部位置。變形后貯箱直徑最大增大量為5.34 mm，不超過直徑的0.5%，仍能保持構(gòu)型，承受內(nèi)壓。后續(xù)可對貯箱與貯箱、貯箱與承力桿焊接處增厚圈進一步優(yōu)化，使結(jié)構(gòu)達到應(yīng)力減小而增厚圈厚度最優(yōu)質(zhì)量最小狀態(tài)。

4 結(jié)束語

大承載高燃重比薄壁貯箱一體化結(jié)構(gòu)是一種全新的設(shè)計，不同于傳統(tǒng)衛(wèi)星平臺貯箱的非承力設(shè)計，而是利用薄壁結(jié)構(gòu)參與承力，兼有承載、存儲推進劑、提供構(gòu)型和安裝設(shè)備等功能，可有效提高燃重比，滿足后續(xù)木星及以遠行星、太陽等深空探測任務(wù)變軌攜帶大量推進劑的需求。本文分析了大承載高燃重比薄壁貯箱一體化結(jié)構(gòu)設(shè)計的必要性，基于某空間科學探測器變軌的燃料需求計算，設(shè)計了包含載荷艙和推進艙兩大模塊的整星構(gòu)型，并對球形貯箱進行了一體化結(jié)構(gòu)設(shè)計。一體化體現(xiàn)在兩個方面：一是貯箱與貯箱焊接形成一體，二是貯箱與承力桿組合形成一體。確定貯箱構(gòu)型為6只球形貯箱焊接形成六邊形整體；通過分析承力桿內(nèi)傾角、數(shù)量、是否貫穿貯箱內(nèi)部等因素對承力效果的影響，確定承力桿最佳構(gòu)型為正八邊形構(gòu)型，承力桿內(nèi)傾角25°；電子儀器貯箱各自與2根承力桿連接，內(nèi)部貫穿；推進劑貯箱的承力桿不貫穿，變?yōu)橘A箱上下兩端的接頭，既有貯箱組合承力，又有桿件集中承力。對整星的模態(tài)分析和一體化球形貯箱靜力分析結(jié)果表明：整星模態(tài)頻率滿足運載火箭提出的要求；一體化球形貯箱靜力分析結(jié)果滿足結(jié)構(gòu)強度要求。設(shè)計的大承載高燃重比薄壁貯箱一體化結(jié)構(gòu)燃重比從12.5提高至20.7，增幅為65.6%。后續(xù)可對貯箱與貯箱、貯箱與承力桿焊接處增厚圈的厚度、直徑等進一步優(yōu)化，并對實物進行力學試驗，以驗證結(jié)構(gòu)的可靠性。

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IntegratedStructureDesignofThin-WalledTankwithLargeBearingCapacityandHighPropellant-StructureMassRatioforDeepSpaceExploration

LI Yan-zhi1, 2， CHEN Chang-ya1, 2， HUANG Fan1, 2

(1. Shanghai Key Laboratory of Deep Space Exploration, Shanghai 201109, China;2. Shanghai Institute of Satellite Engineering, Shanghai 201109, China)

To solve the problem that the allowed mass of some solar polar probe would not satisfy the payload requirement when it would enter the sun polar orbit by Jupiter’s gravity-assist if the probe was launched by the combination of CZ-5 launching vehicle and up-stage, a novel integrated structure design of thin-walled tank with large bearing capacity and high propellant-structure mass ratio was put forward to guarantee that the design mass of a solar polar probe could reach 1 350 kg in this paper. First, 6 tanks were welded into an integrated regular hexagon configuration. The loading rods’ influence on load-carrying result under different inclined angles, amounts of rods and compound modes was analyzed. The optimal configuration of load carrying rod was regular octagon, whose inclined angle was 25°. Each electronic tank was connected with 2 rods, which run through the tanks totally. Meanwhile, instead of rods running through the tanks, each propellant tank had joints at the top and bottom. The mechanical analysis in two aspects of modal analysis for total spacecraft and static analysis for integrated sphere tank showed that both satisfied the demand of strength. The propellant-structure mass ratio increased from 12.5 to 20.7 by 65.6%. This design can increase the propellant-structure mass ratio efficiently, and meet the requirement of large propellant for following deep space exploration of Jupiter and the sun.

Jupiter flying-by; integrated structure; large bearing capacity; high propellant-structure mass ratio; low density; thin-walled tank; separation; solar polar

1006-1630(2017)05-0001-08

2016-12-29；

2017-05-22

國家自然科學基金資助(91438112)

李彥之(1992—)，女，碩士生，主要研究方向為衛(wèi)星總體設(shè)計。

V423.6

A

10.19328/j.cnki.1006-1630.2017.05.001