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摘要： 针对某新型航天器携带有效载荷的基本结构形式——装载结构，研究其结构构型对其力学性能的影响.建立该装载结构的有限元模型，量化分析其内部支撑形式、支点数和关键结构件截面性能等结构特征参数对其强度、基频和质量等结构力学特性与性能的影响.结果表明，内部支撑形式对装载结构动力学特性贡献明显；合理的内部支撑形式可以用较小的质量代价实现基频要求，并可以减少支点数量，方便在轨安装操作.
关键词： 航天器； 装载结构； 构型； 内部支撑； 有限元
中图分类号： V414.1； TB115.1 文献标志码： B
Analysis on structure features and mechanics characteristics of
spacecraft payload module
ZHOU Qiang， LIU Gang， JIN Weiwei， LAI Songbai， YOU Jin
（Beijing Space Technology Research and Test Center， Beijing 100094， China）
Abstract： As to the payload module which is the basic structure of carrying payload in a new spacecraft， the effect of its structure configuration on its mechanics performance is studied. The finite element model is built for the payload module， and the effect of the structure feature factors（inner support structure， total number of support points， section properties of key structure parts and so on） on the mechanics characteristics and performance， such as strength， fundamental frequency， mass and so on， is quantitatively analyzed. The results show that the inner support structures make a significant contribution to the dynamics characteristics of the payload module， and a proper inner support structure archives an acceptable mass to satisfy the requirement of fundamental frequency， which can also reduce the total number of support points and provide easier installation operation in orbit.
Key words： spacecraft； payload module； configuration； inner structure； finite element
收稿日期： 2013-06-14 修回日期： 2013-07-15
作者简介： 周强（1980—），男，辽宁大连人，工程师，博士，研究方向为航天器构型设计和力学分析，（E-mail）qzhou.dl@gmail.com
0 引 言
在某航天器设计中，发展一种新型装载结构作为装载有效载荷的基本结构形式.该装载结构满足各个舱段的通用化要求，可适应不同载荷要求，承载能力强，并可进行在轨翻转以利于在轨操作.因此，在保证装载结构刚度、强度的基础上，需要尽量减少与航天器结构本体连接点的数量，并将结构质量代价降至最低.[1]
为实现上述目的，需要在构型设计层面保证结构形式合理、传力路径简单，分析构型形式、支点数和关键结构件参数等对结构力学特性的影响，总结构型设计的关键因素.
本文通过建立该结构有限元模型，通过数值分析方法得到上述参数与动力特性间的定量关系，分析不同构型方案和关键参数的影响，并借鉴国内外相似结构的构型设计理念[2-5]，确定该装载结构的构型方案和支撑点数目.
1 基本结构形式
本文新型装载结构基本构型（构型I）见图1.框架结构为铝合金材料2A12制成，各层仪器板为夹层结构板，其中，中间板可以改动或移除，以适应载荷具体需求.根据航天器本身结构特性，要求结构1阶频率高于40 Hz.
图 1 装载结构构型
Fig.1 Configuration of payload module
构型I的有限元模型见图2.框架以梁单元模拟，仪器板以壳单元模拟，支撑点处理为3平动自由度约束.
图 2 构型I有限元模型
Fig.2 Finite element model of configuration I
分析结果显示，该设计状态结构基频为18.4 Hz.构型I结构1阶模态振型见图3，不满足动力特性要求.
图 3 构型I结构1阶模态振型
Fig.3 Vibration shape of first order modal of configuration I
上述分析表明，该装载结构的基本构型不能满足动力特性要求.仪器板振动为面部弯曲振动，加强框架的厚度对于提高基频的效果有限，且势必付出相当大的质量代价.因此，需要对构型设计进行相应调整. 2 内部支撑结构和动力特性
本文新型结构的构型与ATV货架类似，解决刚度问题也可以借鉴ATV货架设计的经验.
ATV货架[6]的早期设计中评估多种方案，包括碳复材、铝合金等不同材质，以及箱式、桁架式等不同构型.考虑到成本是最重要的设计约束之一，决定使用金属材料；考虑到货物存取的便利性，决定使用由臂梁组成的开放式构型.最后确定采用金属框架结构，后侧采用铝板和蜂窝夹层板加固的主体方案.此外，考虑到刚度，还增加支撑杆，并在货架前增加面板.
货架设计为一个组合式的次级结构，见图4.
图 4 ATV货架示意
Fig.4 Schematic diagram of ATV rack
货架上的适配板和内板采用质量较轻的蜂窝夹层板加工而成.适配板和内板除负载货物外，还起到加强货架刚度的重要作用.如果没有适配板和内板，货架基频将降低17.7 Hz.
借鉴ATV机柜利用附属结构提高结构刚度的措施，对装载结构构型进行修改，见图5.
图 5 带有内部支撑的装载结构
Fig.5 Payload module with inner support
有限元分析结果显示，其基频可以达到60 Hz，模态振型见图6.
图 6 装载结构1阶模态振型
Fig.6 Vibration shape of first order modal of payload module
这种结构形式将2层仪器板相连，提供多重传力路径，极大地提高结构整体抗弯刚度.上述分析表明，适当布置内部结构并设计合理传力路径，可以有效提高结构刚度.
3 构型分析
通过几个主要指标分析数据，确定具有内部附属结构的结构设计基线.考虑结构设计的主要参数基频、支反力和屈曲载荷因数等3个参数.同时考虑构型（见图7），承载质量（分别为300，500和700 kg），支点数（见表1）和梁截面（见表2）等主要因素以及参数的影响.
（c）构型IV
图 7 构型
Fig.7 Configurations
表 1 支点
Tab.1 Support points
表 2 梁截面
Tab.2 Beam sections3.1 基频
在不同承载条件（300，500和700 kg）下，3种构型形式的装载结构分别采用4支点、6支点或10支点方案时，模型1阶频率随梁截面惯性矩的变化情况见图8.
图 8 基频与梁截面的关系
Fig.8 Relation between basic frequency and beam section
由图8可知，在构型形式和支点数量相同的情况下，结构承重越大，其纵向1阶频率越低；各种工况下，随着梁截面惯性矩的增大，结构基频逐渐增大，但增大幅度逐渐减小，表明在梁的抗弯刚度提升到一定水平后，通过继续增大梁截面惯性矩以提高刚度的效率不高.
支点数量的不同对构型II和IV结构刚度的影响较大.支点为4时，刚度很低；支点数量为6或10时，2类构型各形式结构刚度相近.梁截面惯性矩较小时，构型II纵向刚度略小于构型IV；梁截面惯性 矩较大时，构型II纵向刚度略大于构型IV.承载700 kg时，采用4支点连接的构型II和IV的基频均小于40 Hz.
构型III结构刚度受支点数量变化的影响相对最小：后部增加支点数量（即6支点或10支点方案），不会显著提高结构基频.
3.2 支反力
当承载300 kg时，3种构型形式的装载结构分别为4支点、6支点或10支点方案时，各支点的最大支反力随梁截面惯性矩的变化情况见图9（a）.
图 9 支反力与梁截面的关系
Fig.9 Relation between support reaction and beam section
对于各种构型形式，随着梁截面惯性矩的增大，最大支反力逐渐增大.其中，构型II支点数量对最大支反力影响最显著：（1）4支点，最大支反力约为8 000 N；（2）6支点，最大支反力约为15 000 N；（3）10支点，最大支反力约为12 000 N.
在4支点连接情况下，结构状态类似三边简支板受均布载荷状态，各支点处支反力分布较为均匀，因此，最大支反力水平最低.在6支点连接情况下，由于中间隔板的刚度较大，大部分载荷通过中隔板传递到连接框，导致该处支反力较大，而各支撑点处支反力分布不均.在10支点连接情况下，尽管支反力分布不均的情况仍存在，但支撑点数目的增加减小最大支反力，其最大支反力处于次高水平.
构型IV结构支点的数量对最大支反力的影响与构型II规律一致.构型III在4支点、6支点或10支点情况下的最大支反力水平基本相同，均为6 000 N左右，表明对于该构型，支点数量的变化引起支反力分布不均的程度最小.
当承载500 kg时，3种构型形式的装载结构支点分别采用4支点、6支点或10支点方案时，各支点的最大支反力随梁截面惯性矩的变化情况见图9（b）.最大支反力随梁截面惯性矩增大的变化趋势与承载300 kg的情况相似，存在先增大再略微减小的情况，支点数量对最大支反力的影响与承载300 kg的情况基本相同，但由于承载质量的增大，各种情况下最大支反力的水平增大.
当承载700 kg时，3种构型形式的装载结构支点分别采用4支点、6支点或10支点方案时，各支点的最大支反力随梁截面惯性矩的变化情况见图9（c）.最大支反力随梁截面惯性矩增大的变化趋势与承载500 kg的情况基本相同，支点数量对最大支反力的影响与承载500 kg的情况基本相同，由于承载质量的增大，各种情况下最大支反力的水平进一步增大. 3.3 屈曲载荷因数
当承载为300，500和700 kg时，3种构型形式的装载结构分别采用4支点、6支点或10支点方案时，各结构屈曲因数随梁截面惯性矩的变化情况见图10.
图 10 屈曲载荷因数与梁截面的关系
Fig.10 Relation between buckling load factor and beam section
由图10可知，所有构型形式屈曲载荷因数均远大于2，且随着梁截面惯性矩的增大而增大.上述结果表明，结构本体发生整体屈曲的可能性很小，但在详细结构设计中仍应注意局部结构的屈曲问题.
3.4 构型、支点数量和基频
上述所有工况的基频与支点数量、承载能力的关系见图11.构型II和IV的基频特性对支点数量较为敏感，在支点数目为6和10工况下，刚度明显好于支点数目为4的工况；构型III对支点数量不敏感，随着承载质量的增大，基频下降明显.
由上述分析可知，基频是该型结构设计中最难满足的要求之一.由于结构设计承载面法线与发射方向平行，为加强面内刚度，必须付出相应的质量代价.因此，以较小的质量代价有效地提高基频是方案筛选的关键.
图 11 基频与支点数量、承载能力的关系
Fig.11 Relation among basic frequency， number of support
points， and bearing performance3.4.1 700 kg工况分析
从承载700 kg，基频>40 Hz，且基频/结构质量>0.75的统计表明，只有构型II满足上述条件.其中，6支点连接方案2种，10支点连接方案3种；构型III无任何工况满足上述要求；构型IV由于多一层仪器板，故效率较构型II差，亦无工况满足要求.相对6支点连接，10支点连接对结构效率的提高有限，但可有效降低集中载荷水平.
3.4.2 500 kg工况分析
以承载500 kg，基频>40 Hz，基频/结构质量>0.85作为阈值，3种构型均有若干工况满足要求.比较而言，构型II工况较多，有5种工况满足；构型III集中载荷小，最大合理不足10 000 N；构型IV效率较高，30×30梁截面即可满足要求，节省空间.
3.4.2 300 kg工况分析
承载300 kg，基频>40 Hz，基频/结构质量>1.0的工况统计显示，构型II有2种，构型III有4种满足要求；构型IV由于多一层板梁结构，基频/结构质量这一指标较构型II和III差.
在构型III中，有2种4支点连接工况满足要求，说明构型III在轻载条件下可以用较少的支点完成基频指标.
3.5 综合分析
（1）各个工况的屈曲载荷因数均远大于2，不作为比较构型II，III和IV设计的因素.
（2）在惯性载荷作用下，构型III支点的最大支反力水平较构型II和IV低，构型II和IV的6支点、10支点工况支反力水平较高；构型II的6支点连接状态下对结构的集中载荷较大，需要采取一定措施分散载荷，并且加强连接点强度.
（3）构型、承载能力以及支点数量综合分析的结果说明，在承载500和700 kg情况下，构型II可相对高效地实现基频指标.
（4）与中间框6支点和10支点连接，对提高基频的作用不明显.
本文新型装载结构构型设计主要考核结构效率、动力特性以及对结构产生的集中载荷等因素.鉴于上述分析结果，并考虑到构型II对内部空间的利用较构型III和IV灵活，故选择构型II作为结构构型方案的设计基础，并采用6支点方案.
4 结 论
借助有限元数值计算数据，以动力特性指标主要因素，兼顾支反力、结构效率和集中载荷等因素，对某新型装载结构构型的关键设计因素进行分析，结果表明：
（1）该装载结构基本构型（即构型I）刚度特性较差，不推荐作为结构设计基线；
（2）比较构型II，III和IV，构型II的6支点连接设计可以用较低的结构质量实现结构基频指标，可作为构型方案的设计基线；
（3）10支点方案可作分散载荷措施.参考文献：
[1] 袁家军. 卫星结构设计与分析[M]. 北京： 中国宇航出版社， 2004： 143-186.
[2] 范剑峰. 空间站工程概论[M]. 哈尔滨： 哈尔滨工业大学出版社， 1990： 120-140.
[3] 王大鹏. 有效载荷机柜结构优化设计[J]. 航天器工程， 2010， 19（2）： 34-39.
WANG Dapeng. Optimization for payload rack structure design[J]. Spacecraft Eng， 2010， 19（2）： 34-39.
[4] HASHIMOTO Hidekazu， FUKATSU Tsutomu， ANO Yoshiaki. Development of international standard payload rack structure for space station science operations[R]. AIAA-98-0466， 1998.
[5] AGUIRRE C. Seismic behavior of rack structures[J]. J Constructional Steel Res， 2005， 61（5）： 607-624.
[6] MASSOBRIO E， NGUYEN U. The ATV cargo rack， an expendable sub-carrier for ISS resupply[R]. IAF-00-I.6.02
（编辑 陈锋杰）
关键词： 航天器； 装载结构； 构型； 内部支撑； 有限元
中图分类号： V414.1； TB115.1 文献标志码： B
Analysis on structure features and mechanics characteristics of
spacecraft payload module
ZHOU Qiang， LIU Gang， JIN Weiwei， LAI Songbai， YOU Jin
（Beijing Space Technology Research and Test Center， Beijing 100094， China）
Abstract： As to the payload module which is the basic structure of carrying payload in a new spacecraft， the effect of its structure configuration on its mechanics performance is studied. The finite element model is built for the payload module， and the effect of the structure feature factors（inner support structure， total number of support points， section properties of key structure parts and so on） on the mechanics characteristics and performance， such as strength， fundamental frequency， mass and so on， is quantitatively analyzed. The results show that the inner support structures make a significant contribution to the dynamics characteristics of the payload module， and a proper inner support structure archives an acceptable mass to satisfy the requirement of fundamental frequency， which can also reduce the total number of support points and provide easier installation operation in orbit.
Key words： spacecraft； payload module； configuration； inner structure； finite element
收稿日期： 2013-06-14 修回日期： 2013-07-15
作者简介： 周强（1980—），男，辽宁大连人，工程师，博士，研究方向为航天器构型设计和力学分析，（E-mail）qzhou.dl@gmail.com
0 引 言
在某航天器设计中，发展一种新型装载结构作为装载有效载荷的基本结构形式.该装载结构满足各个舱段的通用化要求，可适应不同载荷要求，承载能力强，并可进行在轨翻转以利于在轨操作.因此，在保证装载结构刚度、强度的基础上，需要尽量减少与航天器结构本体连接点的数量，并将结构质量代价降至最低.[1]
为实现上述目的，需要在构型设计层面保证结构形式合理、传力路径简单，分析构型形式、支点数和关键结构件参数等对结构力学特性的影响，总结构型设计的关键因素.
本文通过建立该结构有限元模型，通过数值分析方法得到上述参数与动力特性间的定量关系，分析不同构型方案和关键参数的影响，并借鉴国内外相似结构的构型设计理念[2-5]，确定该装载结构的构型方案和支撑点数目.
1 基本结构形式
本文新型装载结构基本构型（构型I）见图1.框架结构为铝合金材料2A12制成，各层仪器板为夹层结构板，其中，中间板可以改动或移除，以适应载荷具体需求.根据航天器本身结构特性，要求结构1阶频率高于40 Hz.
图 1 装载结构构型
Fig.1 Configuration of payload module
构型I的有限元模型见图2.框架以梁单元模拟，仪器板以壳单元模拟，支撑点处理为3平动自由度约束.
图 2 构型I有限元模型
Fig.2 Finite element model of configuration I
分析结果显示，该设计状态结构基频为18.4 Hz.构型I结构1阶模态振型见图3，不满足动力特性要求.
图 3 构型I结构1阶模态振型
Fig.3 Vibration shape of first order modal of configuration I
上述分析表明，该装载结构的基本构型不能满足动力特性要求.仪器板振动为面部弯曲振动，加强框架的厚度对于提高基频的效果有限，且势必付出相当大的质量代价.因此，需要对构型设计进行相应调整. 2 内部支撑结构和动力特性
本文新型结构的构型与ATV货架类似，解决刚度问题也可以借鉴ATV货架设计的经验.
ATV货架[6]的早期设计中评估多种方案，包括碳复材、铝合金等不同材质，以及箱式、桁架式等不同构型.考虑到成本是最重要的设计约束之一，决定使用金属材料；考虑到货物存取的便利性，决定使用由臂梁组成的开放式构型.最后确定采用金属框架结构，后侧采用铝板和蜂窝夹层板加固的主体方案.此外，考虑到刚度，还增加支撑杆，并在货架前增加面板.
货架设计为一个组合式的次级结构，见图4.
图 4 ATV货架示意
Fig.4 Schematic diagram of ATV rack
货架上的适配板和内板采用质量较轻的蜂窝夹层板加工而成.适配板和内板除负载货物外，还起到加强货架刚度的重要作用.如果没有适配板和内板，货架基频将降低17.7 Hz.
借鉴ATV机柜利用附属结构提高结构刚度的措施，对装载结构构型进行修改，见图5.
图 5 带有内部支撑的装载结构
Fig.5 Payload module with inner support
有限元分析结果显示，其基频可以达到60 Hz，模态振型见图6.
图 6 装载结构1阶模态振型
Fig.6 Vibration shape of first order modal of payload module
这种结构形式将2层仪器板相连，提供多重传力路径，极大地提高结构整体抗弯刚度.上述分析表明，适当布置内部结构并设计合理传力路径，可以有效提高结构刚度.
3 构型分析
通过几个主要指标分析数据，确定具有内部附属结构的结构设计基线.考虑结构设计的主要参数基频、支反力和屈曲载荷因数等3个参数.同时考虑构型（见图7），承载质量（分别为300，500和700 kg），支点数（见表1）和梁截面（见表2）等主要因素以及参数的影响.
（c）构型IV
图 7 构型
Fig.7 Configurations
表 1 支点
Tab.1 Support points
表 2 梁截面
Tab.2 Beam sections3.1 基频
在不同承载条件（300，500和700 kg）下，3种构型形式的装载结构分别采用4支点、6支点或10支点方案时，模型1阶频率随梁截面惯性矩的变化情况见图8.
图 8 基频与梁截面的关系
Fig.8 Relation between basic frequency and beam section
由图8可知，在构型形式和支点数量相同的情况下，结构承重越大，其纵向1阶频率越低；各种工况下，随着梁截面惯性矩的增大，结构基频逐渐增大，但增大幅度逐渐减小，表明在梁的抗弯刚度提升到一定水平后，通过继续增大梁截面惯性矩以提高刚度的效率不高.
支点数量的不同对构型II和IV结构刚度的影响较大.支点为4时，刚度很低；支点数量为6或10时，2类构型各形式结构刚度相近.梁截面惯性矩较小时，构型II纵向刚度略小于构型IV；梁截面惯性 矩较大时，构型II纵向刚度略大于构型IV.承载700 kg时，采用4支点连接的构型II和IV的基频均小于40 Hz.
构型III结构刚度受支点数量变化的影响相对最小：后部增加支点数量（即6支点或10支点方案），不会显著提高结构基频.
3.2 支反力
当承载300 kg时，3种构型形式的装载结构分别为4支点、6支点或10支点方案时，各支点的最大支反力随梁截面惯性矩的变化情况见图9（a）.
图 9 支反力与梁截面的关系
Fig.9 Relation between support reaction and beam section
对于各种构型形式，随着梁截面惯性矩的增大，最大支反力逐渐增大.其中，构型II支点数量对最大支反力影响最显著：（1）4支点，最大支反力约为8 000 N；（2）6支点，最大支反力约为15 000 N；（3）10支点，最大支反力约为12 000 N.
在4支点连接情况下，结构状态类似三边简支板受均布载荷状态，各支点处支反力分布较为均匀，因此，最大支反力水平最低.在6支点连接情况下，由于中间隔板的刚度较大，大部分载荷通过中隔板传递到连接框，导致该处支反力较大，而各支撑点处支反力分布不均.在10支点连接情况下，尽管支反力分布不均的情况仍存在，但支撑点数目的增加减小最大支反力，其最大支反力处于次高水平.
构型IV结构支点的数量对最大支反力的影响与构型II规律一致.构型III在4支点、6支点或10支点情况下的最大支反力水平基本相同，均为6 000 N左右，表明对于该构型，支点数量的变化引起支反力分布不均的程度最小.
当承载500 kg时，3种构型形式的装载结构支点分别采用4支点、6支点或10支点方案时，各支点的最大支反力随梁截面惯性矩的变化情况见图9（b）.最大支反力随梁截面惯性矩增大的变化趋势与承载300 kg的情况相似，存在先增大再略微减小的情况，支点数量对最大支反力的影响与承载300 kg的情况基本相同，但由于承载质量的增大，各种情况下最大支反力的水平增大.
当承载700 kg时，3种构型形式的装载结构支点分别采用4支点、6支点或10支点方案时，各支点的最大支反力随梁截面惯性矩的变化情况见图9（c）.最大支反力随梁截面惯性矩增大的变化趋势与承载500 kg的情况基本相同，支点数量对最大支反力的影响与承载500 kg的情况基本相同，由于承载质量的增大，各种情况下最大支反力的水平进一步增大. 3.3 屈曲载荷因数
当承载为300，500和700 kg时，3种构型形式的装载结构分别采用4支点、6支点或10支点方案时，各结构屈曲因数随梁截面惯性矩的变化情况见图10.
图 10 屈曲载荷因数与梁截面的关系
Fig.10 Relation between buckling load factor and beam section
由图10可知，所有构型形式屈曲载荷因数均远大于2，且随着梁截面惯性矩的增大而增大.上述结果表明，结构本体发生整体屈曲的可能性很小，但在详细结构设计中仍应注意局部结构的屈曲问题.
3.4 构型、支点数量和基频
上述所有工况的基频与支点数量、承载能力的关系见图11.构型II和IV的基频特性对支点数量较为敏感，在支点数目为6和10工况下，刚度明显好于支点数目为4的工况；构型III对支点数量不敏感，随着承载质量的增大，基频下降明显.
由上述分析可知，基频是该型结构设计中最难满足的要求之一.由于结构设计承载面法线与发射方向平行，为加强面内刚度，必须付出相应的质量代价.因此，以较小的质量代价有效地提高基频是方案筛选的关键.
图 11 基频与支点数量、承载能力的关系
Fig.11 Relation among basic frequency， number of support
points， and bearing performance3.4.1 700 kg工况分析
从承载700 kg，基频>40 Hz，且基频/结构质量>0.75的统计表明，只有构型II满足上述条件.其中，6支点连接方案2种，10支点连接方案3种；构型III无任何工况满足上述要求；构型IV由于多一层仪器板，故效率较构型II差，亦无工况满足要求.相对6支点连接，10支点连接对结构效率的提高有限，但可有效降低集中载荷水平.
3.4.2 500 kg工况分析
以承载500 kg，基频>40 Hz，基频/结构质量>0.85作为阈值，3种构型均有若干工况满足要求.比较而言，构型II工况较多，有5种工况满足；构型III集中载荷小，最大合理不足10 000 N；构型IV效率较高，30×30梁截面即可满足要求，节省空间.
3.4.2 300 kg工况分析
承载300 kg，基频>40 Hz，基频/结构质量>1.0的工况统计显示，构型II有2种，构型III有4种满足要求；构型IV由于多一层板梁结构，基频/结构质量这一指标较构型II和III差.
在构型III中，有2种4支点连接工况满足要求，说明构型III在轻载条件下可以用较少的支点完成基频指标.
3.5 综合分析
（1）各个工况的屈曲载荷因数均远大于2，不作为比较构型II，III和IV设计的因素.
（2）在惯性载荷作用下，构型III支点的最大支反力水平较构型II和IV低，构型II和IV的6支点、10支点工况支反力水平较高；构型II的6支点连接状态下对结构的集中载荷较大，需要采取一定措施分散载荷，并且加强连接点强度.
（3）构型、承载能力以及支点数量综合分析的结果说明，在承载500和700 kg情况下，构型II可相对高效地实现基频指标.
（4）与中间框6支点和10支点连接，对提高基频的作用不明显.
本文新型装载结构构型设计主要考核结构效率、动力特性以及对结构产生的集中载荷等因素.鉴于上述分析结果，并考虑到构型II对内部空间的利用较构型III和IV灵活，故选择构型II作为结构构型方案的设计基础，并采用6支点方案.
4 结 论
借助有限元数值计算数据，以动力特性指标主要因素，兼顾支反力、结构效率和集中载荷等因素，对某新型装载结构构型的关键设计因素进行分析，结果表明：
（1）该装载结构基本构型（即构型I）刚度特性较差，不推荐作为结构设计基线；
（2）比较构型II，III和IV，构型II的6支点连接设计可以用较低的结构质量实现结构基频指标，可作为构型方案的设计基线；
（3）10支点方案可作分散载荷措施.参考文献：
[1] 袁家军. 卫星结构设计与分析[M]. 北京： 中国宇航出版社， 2004： 143-186.
[2] 范剑峰. 空间站工程概论[M]. 哈尔滨： 哈尔滨工业大学出版社， 1990： 120-140.
[3] 王大鹏. 有效载荷机柜结构优化设计[J]. 航天器工程， 2010， 19（2）： 34-39.
WANG Dapeng. Optimization for payload rack structure design[J]. Spacecraft Eng， 2010， 19（2）： 34-39.
[4] HASHIMOTO Hidekazu， FUKATSU Tsutomu， ANO Yoshiaki. Development of international standard payload rack structure for space station science operations[R]. AIAA-98-0466， 1998.
[5] AGUIRRE C. Seismic behavior of rack structures[J]. J Constructional Steel Res， 2005， 61（5）： 607-624.
[6] MASSOBRIO E， NGUYEN U. The ATV cargo rack， an expendable sub-carrier for ISS resupply[R]. IAF-00-I.6.02
（编辑 陈锋杰）