本文對單軸雙銷鉸鏈式大門機構進行了有限元靜態線性結構分析, 得出該大門機構的應力場和位移場分布, 討論了弧形加強覆板、前立柱和遠端彈性支撐裝置等對大門機構強度破壞和位移變形的影響, 并將分析討論的初步結果應用于單軸雙銷鉸鏈式大門機構處于極端工況下的可靠性分析, 分析結果證明該大門機構是可靠的。

　　鉸鏈式大門機構以其結構簡單的優點大量應用于大型容器中, 但在大型臥式真空容器的鉸鏈式大門機構中, 由于受力結構不對稱, 在生產裝配和長期運行過程中大門機構會由于自重過大產生較大的下沉變形, 致使大門關閉后密封性能嚴重下降, 強行關門時有可能對密封圈產生剪切和局部不對稱的擠壓破壞。

　　為補償變形后大門法蘭與艙體法蘭不能貼合的問題, 本文在雙轉軸鉸鏈式大門機構的原理上針對大型臥式容器的大門機構設計提出了一種新型單軸雙銷鉸鏈式大門機構, 并首次應用于北航在建的真空羽流試驗艙直徑5.5 m 的大門上。單軸雙銷鉸鏈式大門機構包括實現大門開閉的全轉軸和雙銷釘組成的限轉軸, 全轉軸實現大門機構的開閉, 全轉軸協同限轉軸用于補償兩法蘭端面不貼合的位移。

　　單軸雙銷鉸鏈式大門機構的鉸鏈機構通過弧形加強覆板與大門法蘭和艙體法蘭相連, 覆板用于分散大門法蘭和艙體法蘭上的局部應力集中, 整個大門的重力通過鉸鏈機構的傳遞最終作用到艙體法蘭上。為加強鉸鏈機構, 在單軸與銷軸之間、上下鉸鏈后梁之間分別設置了立梁, 使鉸鏈機構成為一個鋼架以提高整體剛度。為防止大門重力導致的過大變形, 在大門遠端與大門中軸面成60􀀂的大門法蘭底部, 設計了滾輪型彈性支撐裝置, 分擔大門重力對鉸鏈機構下沉變形的影響, 同時彈性支撐裝置上安裝有步進電機, 實現大門開閉的自動控制。

　　為評估弧形加強覆板、前立柱和遠端彈性支撐裝置的作用, 作者利用有限元分析方法( FEM) 對軸雙銷鉸鏈式大門機構進行了靜態線性結構分析, 評定鉸鏈機構的強度和位移變形對該機構的影響, 驗證單軸雙銷鉸鏈式大門機構的可靠性。

4、結論

　　本文對單軸雙銷鉸鏈式大門機構進行了有限元分析, 討論了該大門機構中弧形加強覆板、前立柱、遠端彈性支撐裝置等技術措施對該機構的強度和位移變形的影響, 分析得出結論如下:

　　(1) 單軸雙銷鉸鏈式大門機構的整體vonMises應力分布平均值較小, 在法蘭與鉸鏈連接處及其延伸區域出現局部應力集中, 但應力集中最大值仍在材料的屈服強度內。當封頭內施加集中載荷時, 法蘭與鉸鏈連接處的應力峰值會接近屈服極限, 且應力集中的范圍會向大門封頭內相應區域延伸, 上下鉸鏈處兩個分開的應力集中區域有連成一片的趨勢。當封頭內不施加集中載荷時, 整個大門機構的安全系數大于1.27, 當施加集中載荷時安全系數會進一步降低, 增大前立柱的截面尺寸和增加遠端彈性支撐能明顯降低鉸鏈與法蘭連接處的應力, 整個大門機構的最小安全系數提高到1.43。

　　(2) 弧形加強覆板一方面能分擔鉸鏈與法蘭連接處的應力集中, 一方面加強法蘭局部的剛度。無論有無弧板, 在鉸鏈與法蘭連接處的應力集中都存在, 弧板的長度只要蓋住鉸鏈連接處∃ 20的范圍應力集中值會明顯下降。在有弧板區域, 法蘭的翹曲變形( X 方向) 得到抑制, 但翹曲變形不會消失, 而是轉移到法蘭上剛度較弱的區域。

　　(3) 單軸雙銷鉸鏈式大門結構的失效形式不是強度不夠, 局部應力過大可以通過增加弧板和增大前立柱的截面尺寸降低其應力值, 該大門結構的主要失效形式是變形位移過大, 增加遠端彈性支撐是最有效的降低變形位移的方式, 可以使大門的下沉變形降到可接受的范圍。

　　(4) 由于大門重心與鉸鏈鋼架不共面, 前立柱受力較為復雜, 增大前立柱截面尺寸可以提高鉸鏈鋼架的剛度, 使得上鉸鏈連接件順時針翻轉、下鉸鏈連接件逆時針翻轉的角度變小, 在一定程度上抑制大門翹曲變形。

　　(5) 大門合位移主要是由大門重力導致的Y 方向位移構成, X , Z 方向的變形由于相對值較小而對合位移貢獻較小, X 方向位移主要是由大門重心與鉸鏈鋼架不共面造成的, 不施加遠端彈性支撐時, X方向分位移峰值發生位置與法蘭的剛度有關, 呈現不規則分布, 當施加遠端彈性支撐時, X 方向位移沿法蘭水平中性面規則分布, 該翹曲位移對法蘭平面度保持極為不利。

　　(6) 增大前立柱截面尺寸, 遠端彈性支撐的彈簧剛度取3 % 106N/ m 時, 即使大門封頭內施加20 kN 的集中載荷, 單軸雙銷鉸鏈式大門機構的合位移也能保證在12 mm 以下, 此時大門整體的最大vonMises 應力值遠低于材料的屈服強度, 大門能夠可靠工作。