0 引言
航天器发射上升段的载荷环境复杂、恶劣,包括噪声、低频振动、高频随机振动、冲击、加速度过载等,这些力学环境对航天器电子产品的工作性能、稳定性和可靠性影响很大[1-2]。抗力学环境设计就是在对作用在产品上的静载荷、动载荷及其他载荷充分分析的基础上,结合结构部件进行静力分析和动力分析结果,通过有针对性的强度设计和刚度设计来提高结构强度和刚度的工作[3]。通过抗力学环境设计提高产品结构抵抗破坏和变形的能力,保障结构安全性,提高结构自身固有频率以避免与外界振动频率相耦合。
螺旋天线具有圆极化和宽波束特性,广泛应用于卫星测控天线和相控阵天线等星载通信系统。某星载天线阵反射板上有11个大长细比结构的螺旋天线,细长结构对各种力学环境载荷具有明显放大作用,在保证螺旋天线电性能的前提下,其力学性能是否能够满足星载应用环境的要求成为关键的设计要素。另外,天线在轨运行期间,各部件工作温度变化梯度较大,容易产生热应力破坏。针对该问题本文对螺旋天线阵开展了抗力学环境设计,进行了力学分析和试验,分析和试验结果表明该螺旋天线抗力学环境设计合理、有效。
1 某星载螺旋天线阵结构
某螺旋天线单元采用轴向模螺旋天线实现电磁波的发射,每个螺旋天线单元由螺旋天线、介质支撑筒、圆形反射罩杯、阻抗变换器及射频连接器等部件组成。
螺旋天线采用Ø1.3 mm的铍青铜丝绕制而成,采用介质支撑筒支撑以保形,天线单元总高度486 mm,最大螺旋直径36 mm,为典型的长细比结构形式。
11个螺旋天线单元安装在一个M55J碳纤维/环氧复合材料天线反射板上,组成一个天线阵,天线阵外形如图1所示。
图1 螺旋天线阵示意图
2 螺旋天线阵抗力学环境设计
2.1 抗力学设计要求和难点
螺旋天线阵安装在卫星舱板上,为星体舱外设备,对重量、刚度、强度及空间宽温环境适应性等要求如下:
1)重量要求:单个天线单元重量不超过0.55 kg,且支撑筒重量不超过0.13 kg;
2)刚度要求:平行于安装面方向,结构基频不小于50 Hz,垂直于安装面方向基频不小于80 Hz;
3)强度要求:在规定的鉴定级力学环境试验条件下,结构强度满足安全裕度要求,不发生结构强度破坏,即对于金属屈服强度安全裕度(M.S.)≥0,对于树脂基复合材料首层失效安全裕度(M.S.)≥0.25;
4)动态响应要求:结构响应在可控范围之内,各螺旋天线单元之间不发生物理干涉;
5)空间宽温环境适应性要求:结构件及材料应能满足-170℃变化到+90℃的空间宽温环境的要求;
6)电性能要求:介质支撑筒采用透波材料,而圆形反射罩杯需采用导电性良好的铝合金材料。
抗力学设计难点则主要体现在以下3个方面:
1)振动环境非常严苛,在考虑反射板的放大效应后,天线单元的鉴定级正弦振动量级为13g,随机振动振动量级为17.3grms。在水平方向振动时,天线单元为细长的介质支撑筒为悬臂结构,振动从天线阵反射面传递到介质支撑筒顶部,会被明显放大,若设计不合理会导致介质支撑筒由于刚强度不够而发生折断或者响应过大两两之间物理上发生碰撞;受到重量的限制。
2)重量指标为关键指标,透波的非金属介质支撑筒和导电的铝合金反射罩杯须采用薄壁结构,且应满足刚强度、稳定性及加工工艺性的要求。
3)在轨期间,天线阵会经历较大的温度变化,一个轨道周期内最大温差高达260℃。在如此高的温差作用下,天线阵不同材料各部件之间的热应力匹配、热应力释放以及连接结构的可靠性需特别关注。
2.2 抗力学环境设计
2.2.1 介质支撑筒
介质支撑筒结构为长细比结构,其抗水平振动能力较差,刚强度设计要求高,主要从材料、构型及工艺实现三个方面上开展设计。
1)材料
Kevlar49/环氧复合材料具有电磁波透过性能,具有密度小、高强度、高模量、耐热性能好、阻尼性能好等特点,化学稳定性和热稳定性好,具有良好的尺寸稳定性,为金属螺旋天线较为理想的介质支撑材料。Kevlar 49芳纶的主要性能如表1所示[4]。
表1 Kevlar 49芳纶的主要性能
2)构型
为降低损耗,改善其抗大功率特性,螺旋天线与介质支撑之间采用点接触的结构形式[5]。介质支撑筒为三角形薄壁结构,螺旋天线仅与三角形截面棱角上伸出的筋条接触。
充分利用复合材料的可设计特性,支撑筒三角形薄壁结构按照等强度设计原则,采用渐变厚度设计,顶部的质量尽可能小,由上至下逐步增加厚度(从0.8 mm到2.4 mm),但同截面处壁厚一致以确保具备好的工艺性,对安装面及根部区域采取局部加厚、过渡处倒圆角的方式以减小应力集中。
3)工艺实现方式
三维编织复合材料的突出特点是增强纤维呈空间多向分布,克服了层板复合材料的厚度方向力学性能差、层间剪切强度低、易分层开裂等致命缺陷。三维整体编织技术能编织异型整体织物,可以一次成型复杂的零部件。编织复合材料还具有优良的性能可设计性,通过改变编织纱线的密度和方向角来达到理想的力学性能[6]。
基于此,介质支撑筒采用以三维编织纤维预制体为增强体的整体复合材料结构,然后用树脂传递模塑工艺(RTM)成型。Kevlar49/环氧复合材料三维织物随炉件强度典型实测数据如表2所示。
表2 三维织物随炉件强度典型实测数据
2.2.2 反射罩杯
介质支撑筒安装在反射罩杯上,反射罩杯采用高强度铝合金7A04-T6。
反射罩杯安装在天线反射面上,采用6个孔位的游离安装结构形式,即中心1个螺钉完全固定,周边5个螺钉孔采取径向腰形孔的连接方式,将周边5个螺钉孔位置的径向位移进行释放,以主动释放热变形,减小热应力。
2.2.3 天线阵反射板
11个长细比结构的螺旋天线介质支撑筒安装在天线阵反射板上,反射板的垂向抗弯刚度大小对介质支撑筒响应影响非常大,若刚度不足将造成支撑筒响应明显放大,因此反射板的抗力学设计主要从提高其垂向抗弯刚度考虑。
天线阵反射板采用蒙皮/蜂窝夹层复合材料结构,其蒙皮为M55J碳纤维/环氧复合材料,夹层结构的芯材为LF2铝蜂窝材料。在控制重量的前提下,对蒙皮厚度、蜂窝芯高度等进行综合设计,确定蒙皮铺设4层(0°/45°/90°/-45°),厚度为0.5 mm,铝蜂窝厚度为25 mm。
3 力学分析
3.1 分析工况及环境条件
采用有限元分析方法,对螺旋天线阵进行抗力学性能分析。
分析工况有模态分析、加速度过载、频率响应分析、随机振动分析,具体的力学环境试验条件如下:
1)加速度为9g,保持时间5 min;
2)正弦扫频,5～16 Hz位移单峰值9.7 mm,16～120 Hz加速度10g,扫频速率为2 oct/min;
3)随机振动,10～200 Hz按照+6 dB/oct增加,200～1 500 Hz功率谱密度为0.13g2/Hz,1 500～2 000 Hz按照-12 dB衰减,总均方根加速度14.5g。
3.2 有限元模型说明
根据螺旋天线阵的结构形式,对天线介质支撑筒、反射板蒙皮等复合材料与金属反射罩杯采用壳单元进行模拟,蜂窝芯采用实体单元进行模拟,天线阵内其余部件以质量单元进行模拟。有限元模型如图2所示。
图2 有限元模型
边界条件设置为天线反射安装孔位置约束全部自由度,10个M5的螺钉安装点。
反射罩杯为高强铝合金7A04-T6。介质支撑筒采用三维编织Kevlar纤维/环氧树脂复合材料构成,由于目前三维编织复合材料的力学模型尚没有成熟的工程化模拟方式,按照常规层合结构进行近似模拟。具体来说,支撑筒按照4层铺设,每层等厚且各层之间无铺设角度,沿着筒长度方向为其材料的纵向,近似后保证单个介质支撑筒振动特性的计算值与试验值相一致。Kevlar三维编织件的材料性能取材料试验实测数据。
天线反射板为蒙皮/铝蜂窝夹层复合材料,其蒙皮为M55J碳纤维/环氧复合材料,铺设4层,厚度为0.5 mm。夹层结构的芯材为铝蜂窝材料,厚度为25 mm。有限元模型中反射板蒙皮的铺层设计如图3所示,其中t为厚度,PLY-N(N=1～4)为铺层名称。
图3 天线反射板蒙皮铺层建模示意图
材料的力学性能参数如表3所示。
表3 材料力学性能表
3.3 仿真分析
3.3.1 模态分析
为了验证结构的动刚度是否满足设计要求,对结构进行模态分析,同时模态分析也是随机振动和谐响应分析的基础。根据计算结构提取300 Hz之内的模态信息,如表4所示。分析结果显示100 Hz以内模态都为天线支撑筒的局部模态,振动方向为水平方向,其中横向的一阶基频为61 Hz,垂向的一阶基频为166 Hz,为天线反射板的弯曲变形模式。分析结果满足横向基频大于50 Hz、垂向基频大于80 Hz的动刚度设计要求。
表4 模态频率与振形描述
3.3.2 加速度过载分析
为了验证结构静态刚强度,根据加速度过载试验条件对结构进行过载分析。3个方向上加速度过载的计算结果如表5所示。由分析结果可见,3个方向加速度过载下,反射面最大变形为1.02 mm,静刚度好,各材料的最大应力远小于材料允许的强度,天线结构在静态载荷下有较大的安全余量。
表5 加速度过载下的计算结果
3.3.3 随机振动分析
在模态分析的基础上,运用模态叠加法,取临界阻尼比0.05,分别计算天线阵在3个方向上随机激励下的振动响应。3个方向上加速度过载的计算结果如表6所示。分析结果可见,3个方向随机振动下,天线阵的最大总均方根相对位移为0.43 mm,即3倍总均方根相对位移为1.29 mm,则可以认为随机振动下天线阵面的最大位移为1.29 mm,变形在可接受范围内。蒙皮3倍的最大总均方根单向应力为140.6 MPa,按照复合材料的最大拉伸/压缩破坏准则考虑,远小于材料破坏强度。
表6 随机振动下的计算结果
3.3.4 谐响应分析
结构的正弦扫频频率从15 Hz到100 Hz,而由前面模态分析可知,100 Hz以内结构的模态都是沿着横向上介质支撑筒的弯曲模态,而垂向的基频较高,因此在进行谐响应分析时主要在水平方向上进行。汇总水平方向正弦振动分析结果如表7所示。由分析结果可见,两个方向正弦振动作用下,最大变形为9.6 mm,位于支撑筒的顶端,支撑筒之间不会发生碰撞,变形在可接受范围内。单向最大应力为55.6 MPa,按照复合材料的最大拉伸/压缩破坏准则考虑,远小于材料破坏强度。
X,Y向谐响应下天线单元顶点加速度最大值分别达到182.3g,176.2g,分别如图4、图5所示。
表7 谐响应分析结果
图4X向谐响应下介质支撑筒顶点加速度
图5Y向谐响应下介质支撑筒顶点加速度
3.3.5 热应力分析
为验证游离安装方式对热变形的释放作用,对游离安装方式和全约束安装方式的热应力情况进行了仿真分析和对比,分别如图6、图7所示。与全约束安装方式相比,采用游离安装方式后,反射罩杯的最大热应力从979 MPa下降到207 MPa。
图6 全约束安装方式热应力云图
图7 游离安装方式热应力云图
3.4 仿真结果分析
综合加速度过载、随机振动分析和谐响应分析,各部件最大应力结果如表8所示。
表8 各材料部件最大应力
取设计安全系数1.5,根据分析结果和各部分材料的许用应力计算了各部件的强度安全裕度,如表9所示。分析结果表明各项指标均满足设计要求,且有一定的设计余量。
表9 力学性能符合表
4 力学环境试验验证情况
4.1 天线单元
对3件天线单元试验件进行正弦振动试验,同时考虑天线单元在天线阵反射板的响应放大效应,按照仿真分析结果确定天线单元鉴定级正弦振动环境试验条件为:5～16 Hz位移单峰值10.5 mm,16～120 Hz加速度13g,扫频速率为2 oct/min。3件天线单元试验件均通过正弦振动环境试验的考核,一阶频率分别为62.8,62.3和63.1 Hz。对比模态分析结果,支撑筒的一阶频率分布在61.4～64.1 Hz的区间内。试验和分析的误差在10%以内,运用上述材料参数和建模方式建立的支撑筒有限元模型进行动力学分析是有效的。
4.2 天线阵
为了对天线阵的结构设计、力学分析及制造进行验证,考核其承受鉴定级随机振动和正弦振动环境试验条件的能力,对天线阵试验件开展鉴定级的随机振动和正弦振动环境试验,并且在每次方向正式试验前后进行特征级扫频试验(10～500 Hz,量级0.5g,扫频速率为4 oct/min),以监测结构的健康状态。
按照X,Y,Z向的顺序,在各个方向均先作正弦振动后再作随机振动,试验后天线阵外观无任何损伤,电性能测试正常,性能指标前后一致。并且在试验前后的特征扫频试验中,天线阵面上不同位置处天线单元上布置的测点的特征级扫频响应谱对应峰值频率的最大频差都很小,频率偏移小于2%,可见试验前后结构特性和健康状态没有发生明显的变化,试验件通过了环境试验的考核。另外,几个天线单元的峰值频率都在62 Hz左右,一致性较好,这说明天线阵经过鉴定级三维编制复合材料支撑筒的加工离散性较小。以X向试验为例,表10为试验前后特征扫频曲线峰值频率频差表,图8为测点1的特征扫频曲线对比图。
表10X向振动试验前后特征扫频的峰值频率对比
图8X向振动试验前后测点1特征扫频曲线对比
5 结束语
星载天线在发射过程中经历复杂的力学环境,进行抗力学环境设计和分析以保障其经历复杂力学环境后可靠工作具有十分重要的意义。本文结合一种大细长比星载螺旋天线阵进行了抗力学环境设计,利用有限元方法对其进行模态、加速度过载、谐响应和随机振动分析,对其结构基频和各部件安全裕度要求进行对比考核,各项指标均满足设计要求。最后对设计产品进行试验验证,试验结果显示天线单元的峰值频率在62 Hz左右,试验结果与分析结果一致性较好,并且试验前后特征曲线峰值频率的频差较小,天线单元的结构特征和健康状态没有发生明显变化,螺旋天线阵抗力学环境设计合理、有效。
参考文献:
[1]张鹏,赖松柏,张萃.航天器水箱连接件抗力学环境能力研究[J].强度与环境,2014,41(3):21-28.
[2]刘晨,刘天雄,姜万杰,等.航天器电子产品抗随机振动环境设计方法研究[J].航天器工程,2016,25(3):80-87.
[3]袁家军.卫星结构设计与分析[M].北京:中国宇航出版社,2004.
[4]陈祥宝.聚合物基复合材料手册[M].北京:化学工业出版社,2004.
[5]吕庆立,王勇,崔兆云,等.螺旋天线大功率耐受通用设计方法[J].空间电子技术,2013(2):55-57.
[6]孙慧玉.三维编织复合材料力学行为研究进展[J].材料科学与工程学报,2010,28(1):140-144.
