充氣展開(kāi)反射面天線動(dòng)態(tài)特性試驗(yàn)研究

余建新，譚惠豐，衛(wèi)劍征

充氣展開(kāi)反射面天線動(dòng)態(tài)特性試驗(yàn)研究

余建新1，2，譚惠豐1?，衛(wèi)劍征1

（1．哈爾濱工業(yè)大學(xué)復(fù)合材料與結(jié)構(gòu)研究所，哈爾濱150080；2．哈爾濱工業(yè)大學(xué)分析測(cè)試中心，哈爾濱150001）

充氣展開(kāi)反射面天線的結(jié)構(gòu)動(dòng)力學(xué)參數(shù)，可用于預(yù)測(cè)天線在外界激勵(lì)下的動(dòng)態(tài)響應(yīng)、調(diào)整空中姿態(tài)和振動(dòng)主動(dòng)控制等。采用試驗(yàn)?zāi)B(tài)方法對(duì)反射面天線進(jìn)行試驗(yàn)研究，分析了充氣展開(kāi)后反射面天線在地面環(huán)境下的動(dòng)態(tài)特性參數(shù)。通過(guò)增大力錘錘頭面積和提高激勵(lì)點(diǎn)局部剛度來(lái)激發(fā)柔性天線結(jié)構(gòu)全局振動(dòng)，分組移動(dòng)和對(duì)稱(chēng)分布加速度傳感器來(lái)減小測(cè)試系統(tǒng)的附加質(zhì)量影響。結(jié)果表明：天線在充氣環(huán)內(nèi)壓力15 kPa時(shí)的整體彎曲振動(dòng)基頻為2? 86 Hz，同時(shí)獲得天線整體振動(dòng)的前三階固有頻率、模態(tài)阻尼比和模態(tài)振型等參數(shù)，測(cè)試結(jié)果可為有限元模型驗(yàn)證和在軌動(dòng)態(tài)響應(yīng)預(yù)報(bào)提供基礎(chǔ)。

充氣展開(kāi)結(jié)構(gòu)；反射面天線；動(dòng)態(tài)特性；模態(tài)參數(shù)

1 引言

空間展開(kāi)反射面天線的發(fā)展受反射面大幾何尺寸需求、運(yùn)載器體積和重量限制、展開(kāi)方法的可靠性和系統(tǒng)穩(wěn)定性要求等因素的影響。相對(duì)傳統(tǒng)的機(jī)械展開(kāi)結(jié)構(gòu)，充氣展開(kāi)結(jié)構(gòu)具有更大的收納比，而且通過(guò)合理折疊方式可實(shí)現(xiàn)結(jié)構(gòu)的有序可控展開(kāi)，且展開(kāi)可靠性高。隨著天線口徑進(jìn)一步增大，充氣展開(kāi)技術(shù)的優(yōu)勢(shì)更加明顯。

充氣展開(kāi)反射面天線的動(dòng)態(tài)特性采用固有頻率、模態(tài)阻尼和模態(tài)振型等模態(tài)參數(shù)描述，這些參數(shù)對(duì)軌道姿態(tài)調(diào)整和結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性控制非常重要，可通過(guò)試驗(yàn)方法獲得。Ruggiero［1］和譚惠豐［2?3］等對(duì)空間薄膜結(jié)構(gòu)的動(dòng)態(tài)特性分析和試驗(yàn)方法進(jìn)行了總結(jié)。早期對(duì)充氣結(jié)構(gòu)的動(dòng)態(tài)特性研究主要集中在充氣圓環(huán)，如2006年Lew［4］采用激振器研究十二邊形聚酯充氣環(huán)在不同溫度和不同激勵(lì)幅值下動(dòng)態(tài)特性變化規(guī)律，但激振器連接的附加剛度影響不容忽視。2001年P(guān)ark［5］對(duì)直徑為1? 8 m的Kapton聚酯薄膜充氣環(huán)進(jìn)行動(dòng)態(tài)測(cè)試，驗(yàn)證了智能傳感器用于結(jié)構(gòu)動(dòng)態(tài)特性的可行性。Lew?is［6］采用微型激振器分段掃頻激勵(lì)，比較加速度傳感器和智能傳感器的差別，兩者識(shí)別的頻率基本一致，但模態(tài)振型存在差別。Ruggiero［7］對(duì)智能材料進(jìn)行輕質(zhì)柔性空間薄膜結(jié)構(gòu)的動(dòng)態(tài)測(cè)試進(jìn)行總結(jié)，指出對(duì)于輕質(zhì)薄膜結(jié)構(gòu)進(jìn)行動(dòng)態(tài)測(cè)試時(shí)，采用傳統(tǒng)激振器激勵(lì)造成的附加質(zhì)量和附加剛度影響不容忽視。智能傳感器輸出能量相對(duì)較小，無(wú)法對(duì)大型結(jié)構(gòu)進(jìn)行整體激勵(lì)。為了降低測(cè)試系統(tǒng)對(duì)結(jié)果的影響，2006年Song［8］采用非接觸聲音激勵(lì)和激光位移響應(yīng)測(cè)試表面蜂窩結(jié)構(gòu)組成的自支撐薄膜環(huán)的動(dòng)態(tài)特性，試驗(yàn)識(shí)別的前兩階模態(tài)是彈性體模態(tài)，但第三階面內(nèi)和面外振動(dòng)模態(tài)卻無(wú)法合理解釋。2011年P(guān)azhooh［9］針對(duì)Song的薄膜環(huán)，在微小內(nèi)壓下用電磁渦流非接觸激勵(lì)的方式獲得了更多的模態(tài)，但渦流激勵(lì)輸出功率有限，不適合大型結(jié)構(gòu)的動(dòng)態(tài)測(cè)試。相對(duì)而言，對(duì)于復(fù)雜的充氣展開(kāi)結(jié)構(gòu)，采用力錘激勵(lì)能避免激振器的附加剛度影響，提供比智能傳感器和非接觸測(cè)試方法更多的能量。2002年Griffith［10］通過(guò)增大錘頭與試樣的接觸面積來(lái)盡量減小局部變形，同時(shí)提供充氣環(huán)全局振動(dòng)的所需的能量，獲得了結(jié)構(gòu)前兩階面內(nèi)和面外振動(dòng)模態(tài)。余建新等［11］采用改進(jìn)力錘和加速度傳感器獲得了輕質(zhì)薄膜充氣環(huán)的面內(nèi)振動(dòng)和面外振動(dòng)模態(tài)。

充氣展開(kāi)天線的動(dòng)態(tài)測(cè)試方法與充氣環(huán)的測(cè)試方法大致相同，但也面臨許多新的問(wèn)題。充氣展開(kāi)天線主要包括充氣環(huán)／環(huán)等支撐結(jié)構(gòu)、薄膜等功能部件以及張拉力控制系統(tǒng)。在地面環(huán)境對(duì)充氣展開(kāi)天線的動(dòng)態(tài)特性進(jìn)行測(cè)試時(shí)，地球重力、空氣阻尼、幾何非線性、結(jié)構(gòu)非線性因素更加明顯。如充氣展開(kāi)結(jié)構(gòu)在地面測(cè)試時(shí)由于自重引起結(jié)構(gòu)內(nèi)應(yīng)力分布不均勻，張拉繩發(fā)生應(yīng)力松弛，薄膜的局部褶皺，以及大口徑天線在重力作用下的幾何大變形等，這些因素使得準(zhǔn)確獲得結(jié)構(gòu)的動(dòng)態(tài)測(cè)試變得復(fù)雜。2003年Smalley［12］等對(duì)5 m動(dòng)態(tài)特性進(jìn)行測(cè)試，采用激振器激勵(lì)支撐結(jié)構(gòu)，用激光掃頻測(cè)試儀采集各靶點(diǎn)的響應(yīng)數(shù)據(jù)，充氣壓力4? 5 Pa，基頻振型為側(cè)向偏轉(zhuǎn)。Leigh［13］對(duì)太陽(yáng)熱量推進(jìn)器進(jìn)行了動(dòng)態(tài)測(cè)試，充氣壓力分別為1? 72 kPa、3? 45 kPa、6? 89 kPa。采用輕質(zhì)加速度計(jì)采集響應(yīng)信號(hào)進(jìn)行實(shí)驗(yàn)分析并與非線性有限元仿真結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，得到的整體結(jié)構(gòu)模態(tài)振型仿真和實(shí)驗(yàn)值吻合較好。

王長(zhǎng)國(guó)等［14］提出一種新型充氣展開(kāi)反射面天線結(jié)構(gòu)，并進(jìn)行了肋板結(jié)構(gòu)初始形狀設(shè)計(jì)和結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性分析。本文在此基礎(chǔ)上，在大氣環(huán)境下進(jìn)行大尺寸充氣展開(kāi)反射面天線的動(dòng)態(tài)特性試驗(yàn)研究，通過(guò)分析結(jié)構(gòu)整體響應(yīng)，以識(shí)別天線整體振動(dòng)的基頻，并獲得低階模態(tài)對(duì)應(yīng)的固有頻率、模態(tài)阻尼比和模態(tài)振型等結(jié)構(gòu)動(dòng)力學(xué)參數(shù)。

2 充氣展開(kāi)反射面天線

圖1是充氣展開(kāi)反射面天線示意圖，由中心輪轂、充氣環(huán)、支撐肋板和張拉系統(tǒng)組成［14］。其中輪轂采用輕質(zhì)鋁合金材料，肋板數(shù)目18片，采用碳纖維層合板設(shè)計(jì)。充氣環(huán)直徑5 m，管徑20 mm，圓環(huán)采用Kapton薄膜材料保證密封性，外面包覆熱固化樹(shù)脂基Kelar纖維布提高自身剛度。輪轂在中心位置，支撐肋板在中心輪轂周?chē)鶆蚍植疾⑴c充氣環(huán)相連，通過(guò)張力控制系統(tǒng)提高肋板的支撐剛度，通過(guò)合理設(shè)計(jì)支撐肋板的形狀保證反射面表面精度。首先肋板藏繞在中心輪轂減少發(fā)射體積，到達(dá)預(yù)定軌道后釋放并解開(kāi)約束，肋板通過(guò)存儲(chǔ)的彈性應(yīng)變能展開(kāi)初始設(shè)計(jì)形狀，同時(shí)通過(guò)圓環(huán)內(nèi)部充氣，進(jìn)一步提高支撐系統(tǒng)剛度并達(dá)到最終設(shè)計(jì)形狀。

3 動(dòng)態(tài)測(cè)試流程

圖2 為參照試驗(yàn)?zāi)B(tài)分析方法［15］給出的充氣展開(kāi)反射面天線動(dòng)態(tài)測(cè)試流程圖，考慮到結(jié)果可靠性特點(diǎn)，采用線性振動(dòng)理論的試驗(yàn)?zāi)B(tài)分析方法對(duì)天線反射面結(jié)構(gòu)進(jìn)行動(dòng)態(tài)測(cè)試，獲取充氣展開(kāi)反射面天線完全展開(kāi)并充氣鋼化后狀態(tài)的固有頻率、模態(tài)阻尼比和模態(tài)振型等模態(tài)參數(shù)。表1為試驗(yàn)過(guò)程中激勵(lì)點(diǎn)及響應(yīng)測(cè)點(diǎn)分布。

表1 激勵(lì)點(diǎn)和測(cè)點(diǎn)分布Table 1 Distribution of excitations and responses

圖3為測(cè)試系統(tǒng)示意圖，采用力錘和加速度傳感器分別采集激勵(lì)力信號(hào)和加速度響應(yīng)信號(hào)，用動(dòng)態(tài)信號(hào)分析儀器采集并保存時(shí)間響應(yīng)數(shù)據(jù)，通過(guò)快速傅里葉變換，獲得力信號(hào)和加速度信號(hào)頻域特征，并進(jìn)一步計(jì)算各測(cè)點(diǎn)對(duì)應(yīng)的加速度頻響函數(shù)，最后用曲線擬合方法識(shí)別結(jié)構(gòu)的動(dòng)態(tài)特性參數(shù)。在試驗(yàn)過(guò)程中，由于采用氣泵對(duì)充氣環(huán)內(nèi)部充氣，采用壓力表檢測(cè)環(huán)內(nèi)壓力。由于要采集所有測(cè)點(diǎn)的響應(yīng)，為了保證充氣環(huán)內(nèi)部壓力，需要外部氣源持續(xù)加壓。在地面進(jìn)充氣展開(kāi)結(jié)構(gòu)動(dòng)態(tài)測(cè)試，將受到地球重力的影響，Leipold［16］通過(guò)在充氣結(jié)構(gòu)上懸掛氦氣球，利用空氣浮力來(lái)補(bǔ)償?shù)厍蛑亓??？紤]到本文充氣結(jié)構(gòu)尺寸較大，在試驗(yàn)測(cè)試時(shí)，在中心鼓位置用鐵鏈懸掛，通過(guò)滑輪調(diào)整高度的方法來(lái)補(bǔ)償?shù)厍蛑亓ΑＡ硗庠跍y(cè)試過(guò)程中，通過(guò)調(diào)整力錘激勵(lì)方向進(jìn)行垂直方向、水平方向和法向激勵(lì)載荷。

4 方法分析

為了獲得充氣展開(kāi)天線的結(jié)構(gòu)動(dòng)力學(xué)參數(shù)，特別是確認(rèn)結(jié)構(gòu)整體振動(dòng)的基頻，本文開(kāi)展兩次試驗(yàn)測(cè)試和一次有限元仿真分析。

第一次試驗(yàn)采用力錘對(duì)主肋和充氣環(huán)進(jìn)行激勵(lì)，分區(qū)域布置加速度傳感器，通過(guò)分組移動(dòng)傳感器獲得所有測(cè)點(diǎn)的響應(yīng)，數(shù)據(jù)采集參數(shù)設(shè)置低通濾波器，最后獲得所有測(cè)點(diǎn)頻響函數(shù)，通過(guò)中國(guó)航天科技集團(tuán)公司第一研究院研發(fā)的數(shù)據(jù)采集與分析軟件DSPS，識(shí)別反射面天線完全展開(kāi)并充氣鋼化后的模態(tài)參數(shù)。主要目的是獲得結(jié)構(gòu)的整體振動(dòng)特性，驗(yàn)證試驗(yàn)?zāi)B(tài)分析方法進(jìn)行充氣展開(kāi)結(jié)構(gòu)動(dòng)態(tài)測(cè)試的可行性。

第二次試驗(yàn)對(duì)試驗(yàn)測(cè)試方法進(jìn)行改進(jìn)，因?yàn)樵囼?yàn)過(guò)程發(fā)現(xiàn)靠近激勵(lì)位置的加速度響應(yīng)幅值較大，而遠(yuǎn)離激勵(lì)位置處的加速度傳感器響應(yīng)幅值較小，衰減的時(shí)間也縮短，這也說(shuō)明振動(dòng)的傳遞過(guò)程中耗散了能量。

圖4中采用鋁片局部增強(qiáng)激勵(lì)點(diǎn)，增大錘頭接觸面積，設(shè)計(jì)L型板進(jìn)行X、Y和Z方向激勵(lì)。主要是考慮到傳統(tǒng)力錘的錘頭在激勵(lì)時(shí)接觸面積較小，較小的激勵(lì)力無(wú)法激勵(lì)結(jié)構(gòu)整體振動(dòng)，而較大的激勵(lì)力又造成充氣環(huán)的局部變形。設(shè)計(jì)“L型板的目的是保證激勵(lì)方向的一致性。當(dāng)加速度響應(yīng)和力錘激勵(lì)方向相同時(shí)，頻率響應(yīng)幅值大，峰值點(diǎn)清晰，激勵(lì)方向和響應(yīng)測(cè)量方向的一致性，能有效提高響應(yīng)數(shù)據(jù)的信噪比。為了最大限度減小加速度傳感器及連接導(dǎo)線的重量對(duì)測(cè)試結(jié)果的影響，采用傳感器分組移動(dòng)和對(duì)稱(chēng)布置策略，這是因?yàn)楸M量減少傳感器和導(dǎo)線的重量，另外將傳感器沿中心輪轂對(duì)稱(chēng)布置，可降低測(cè)試設(shè)備對(duì)結(jié)構(gòu)對(duì)稱(chēng)性的影響。數(shù)據(jù)采集分析的頻率帶寬0～63 Hz，信號(hào)采樣頻率為160 Hz，頻率分析譜線為800線，時(shí)域點(diǎn)數(shù)為2048點(diǎn)，每一幀數(shù)據(jù)分析2048個(gè)點(diǎn)大約需要6? 25 s。為了最大限度減少泄漏，在力信號(hào)通道1＃設(shè)置矩形窗，加速度響應(yīng)通道2－8＃設(shè)置指數(shù)窗。同時(shí)增加充氣展開(kāi)反射面主肋中間位置測(cè)點(diǎn)分布，獲得更加光滑的模態(tài)振型圖。將所有采集的頻響函數(shù)導(dǎo)入MESCOPE模態(tài)分析軟件，采用擬合曲線估計(jì)固有頻率、模態(tài)阻尼比和模態(tài)振型。

第三采用ANSYS進(jìn)行有限元分析，主要對(duì)比試驗(yàn)?zāi)B(tài)分析和有限元仿真分析獲得的固有頻率、模態(tài)振型等結(jié)構(gòu)動(dòng)力學(xué)參數(shù)，同時(shí)驗(yàn)證仿真模型的有效性，從而預(yù)測(cè)充氣展開(kāi)天線在軌運(yùn)行環(huán)境下的動(dòng)態(tài)特性。

5 結(jié)果分析

表2為第一次試驗(yàn)獲得的模態(tài)參數(shù)，識(shí)別的固有頻率為5? 78 Hz、7? 46 Hz和10? 00 Hz，模態(tài)阻尼比分別為6? 07%、5? 63%和5? 74%。圖5為對(duì)應(yīng)的前三階模態(tài)振型。根據(jù)充氣展開(kāi)反射面天線結(jié)構(gòu)和中心輪轂懸掛支撐的邊界條件，可以初步判斷反射面天線結(jié)構(gòu)的基頻模態(tài)為偏轉(zhuǎn)模態(tài)。但是根據(jù)線性振動(dòng)理論分析可知，識(shí)別的模態(tài)振型（圖5a）可能為二階彎曲振動(dòng)模態(tài)，原因?yàn)榻Y(jié)構(gòu)整體激勵(lì)不充分，導(dǎo)致第一階模態(tài)對(duì)應(yīng)的頻率沒(méi)有被激發(fā)而無(wú)法識(shí)別。

表2 壓力15 kPa時(shí)第一次試驗(yàn)?zāi)B(tài)參數(shù)Tabel 2 Modal parameters in the first test at 15 kPa

表3為第二次試驗(yàn)?zāi)B(tài)參數(shù)，圖6為第二次試驗(yàn)識(shí)別的模態(tài)振型圖，黑色實(shí)線為模態(tài)振型對(duì)應(yīng)的節(jié)點(diǎn)，節(jié)點(diǎn)處振動(dòng)位移最小。一階彎曲模態(tài)振型為整體偏轉(zhuǎn)，固有頻率為2? 86 Hz。第二、三階彎曲固有頻率分別為3? 84 Hz和7? 61 Hz，對(duì)應(yīng)的模態(tài)阻尼比分別為10? 8%、12? 2%和6? 74%。

表3 壓力15 kPa時(shí)第二次試驗(yàn)?zāi)B(tài)參數(shù)Table 3 Modal parameters in the second test at 15 kPa

將表1和表2進(jìn)行對(duì)比分析可知，第二次測(cè)試獲得的頻率相對(duì)第一次測(cè)試結(jié)果偏小，這是由于結(jié)構(gòu)經(jīng)過(guò)一次折疊?展開(kāi)過(guò)程，導(dǎo)致部分構(gòu)件性能下降。雖然兩次試驗(yàn)采用不同的數(shù)據(jù)采集分析儀器，但都基于試驗(yàn)?zāi)B(tài)分析方法，儀器的誤差可以忽略。兩次測(cè)試結(jié)果的差別主要來(lái)源外部激勵(lì)，沒(méi)有考慮充氣環(huán)局部增強(qiáng)時(shí)，力錘激勵(lì)導(dǎo)致結(jié)構(gòu)局部變形而消耗能量，從而無(wú)法全局激勵(lì)。通過(guò)薄鋁片進(jìn)行局部增強(qiáng)后，能避免結(jié)構(gòu)局部變形，從而激發(fā)全局振動(dòng)。對(duì)比測(cè)試結(jié)果可知，第二次試驗(yàn)測(cè)試結(jié)果更可信。

圖7 ～9為對(duì)應(yīng)的仿真分析模態(tài)振型，前三階彎曲振動(dòng)模態(tài)對(duì)應(yīng)的固有頻率分別為2? 82 Hz、3? 51 Hz和5? 42 Hz。對(duì)比仿真結(jié)果和第二次試驗(yàn)結(jié)果可知，前兩階固有頻率和模態(tài)振型基本相似，誤差主要源于有限元建模分析時(shí)，采用材料均勻性假設(shè)，并對(duì)連接部分做理想化處理。第三階模態(tài)誤差較大，原因是由于試驗(yàn)測(cè)試時(shí)主要將加速度響應(yīng)傳感器安裝在肋板和充氣環(huán)上，無(wú)法直接在薄膜上安裝，所以試驗(yàn)無(wú)法獲得薄膜局部振動(dòng)對(duì)應(yīng)的模態(tài)振型，在考慮反射面網(wǎng)面的局部振動(dòng)，計(jì)算得到的全局振動(dòng)頻率低于試驗(yàn)測(cè)試結(jié)果。

6 結(jié)論

經(jīng)過(guò)兩組試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比，可發(fā)現(xiàn)增大力錘錘頭面積，局部增強(qiáng)激勵(lì)位置和保證激勵(lì)方向一致性的方法可以準(zhǔn)確獲得結(jié)構(gòu)的動(dòng)態(tài)特性參數(shù)。通過(guò)對(duì)稱(chēng)分布加速度傳感器，可有效減小測(cè)試系統(tǒng)的附加質(zhì)量影響。當(dāng)充氣壓力為15 kPa時(shí)，充氣展開(kāi)反射面天線的基頻為2? 86 Hz，模態(tài)阻尼比為10? 8%，振型為一階彎曲振動(dòng)。

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（責(zé)任編輯：龍晉偉）

Experimental Study on Dynamic Properties of Inflatable Deployable Reflector Antenna

YU Jianxin1，2，TAN Huifeng1?，WEI Jianzheng1
（1．Center of Composite Materials and Structures，Harbin Institute of Technology，Harbin 150080，China；2．Center of Analysis and Measurement，Harbin Institute of Technology，Harbin 150001，China）

The structural dynamic parameters of the inflatable deployable reflector antenna are useful in predicting its dynamic responses under external excitation，adjusting the position in space as well as the positive suppressing of the structural vibration，etc．Experimental modal method was em?ployed for the experimental analysis，and the dynamic parameters of the inflatable deployable reflec?tor antenna under the ground environment were identified．Global vibration was excited by enlarging the hammer contact area and the stiffening local stiffness，while the adding mass effect of the test system was minimized by moving the accelerometers group by group and by placing the sensors on the structure symmetrically．The results indicated that，with the 15 kPa inner gas pressure in the in?flatable torus，the fundamental bending natural frequency was 2? 86 Hz．In addition，the natural fre?quencies，the modal damping and the mode shapes of the first three orders global vibrations were ex?tracted．The test results may lay a good foundation for validating the finite element model and pre?dicting the structural dynamic responses in space．

inflatable deployable structure；reflector antenna；dynamic properties；modal parame?ters

V416

A

1674?5825（2017）04?0506?06

2017?02?25；

2017?07?05

中央高校基本科研業(yè)務(wù)經(jīng)費(fèi)專(zhuān)項(xiàng)資金（HIT．MKSTISP．201609）

余建新，男，博士研究生，工程師，研究方向?yàn)榇蟪叽巛p質(zhì)柔性結(jié)構(gòu)動(dòng)態(tài)特性分析。E?mail：yujianxin03242＠163．com?通訊作者：譚惠豐，男，博士，教授，研究方向?yàn)榭臻g充氣展開(kāi)結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)。E?mail：tanhf＠hit．edu．cn