驅(qū)動(dòng)模式和轉(zhuǎn)速對某星載天線擾動(dòng)特性的影響

楊 可，陳 薄，賈清健，古忠濤

（1.西南科技大學(xué) 制造科學(xué)與工程學(xué)院 制造過程測試技術(shù)教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，四川 綿陽 621010；2.西安空間無線電技術(shù)研究所，陜西 西安 710100）

0 引言

空間天線（包括星載天線）是典型的高柔性、低阻尼結(jié)構(gòu)，在其姿態(tài)調(diào)整過程中，驅(qū)動(dòng)單元（電機(jī)和減速器系統(tǒng)）輸出產(chǎn)生的擾動(dòng)經(jīng)天線結(jié)構(gòu)傳遞并最終作用于航天器本體［1-3］。如這一擾動(dòng)過大或與航天器的運(yùn)動(dòng)耦合，將對航天器的指向精度和運(yùn)行穩(wěn)定性造成嚴(yán)重影響，進(jìn)而影響航天器的在軌工作性能［4-5］。因此，分析空間天線結(jié)構(gòu)的擾動(dòng)特性，可為天線的微振動(dòng)設(shè)計(jì)提供理論參考依據(jù)，進(jìn)而提升航天器系統(tǒng)的微振動(dòng)控制水平，具有顯著的學(xué)術(shù)和工程意義。

空間天線擾動(dòng)的頻率范圍寬、振動(dòng)幅值小、影響因素較多，且與天線的結(jié)構(gòu)有較大關(guān)系［6-10］，受限于理論分析技術(shù)和試驗(yàn)條件。截至目前，研究人員對空間天線的擾動(dòng)特性和所涉及關(guān)鍵技術(shù)的理解仍較為有限。MEGURO 等［11-14］開展某大型天線開展過程的動(dòng)力學(xué)響應(yīng)地面測試試驗(yàn)，測量天線展開和關(guān)閉過程中若干環(huán)節(jié)的擾動(dòng)加速度、擾動(dòng)力和力矩，與天線在軌動(dòng)力學(xué)響應(yīng)對比，指出合理的地面測試試驗(yàn)可定性預(yù)測天線的在軌動(dòng)力學(xué)響應(yīng)。SHEN 等［15］采用Abaqus 和Admas 軟件協(xié)同仿真的方法展開分析，得出通過薄膜天線中薄膜型面的固有頻率和振型，發(fā)現(xiàn)薄膜型面的固有頻率與其預(yù)應(yīng)力的平方根成正比。KORNIENKO［16］建立天線驅(qū)動(dòng)單元的數(shù)學(xué)模型，借助驅(qū)動(dòng)單元輸出轉(zhuǎn)矩試驗(yàn)，利用系統(tǒng)參數(shù)辨識方法，獲取數(shù)學(xué)模型中的關(guān)鍵參數(shù)，對比輸出轉(zhuǎn)矩計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果的時(shí)域和頻域，驗(yàn)證模型的正確性。伍時(shí)建等［17-18］建立某中繼天線驅(qū)動(dòng)單元（步進(jìn)電機(jī)和諧波減速器）的數(shù)學(xué)模型，利用Matlab/Simulink 仿真分析驅(qū)動(dòng)單元輸出角加速度的擾動(dòng)幅頻特性，與天線簡化結(jié)構(gòu)的擾動(dòng)力幅頻特性試驗(yàn)結(jié)果對比，揭示驅(qū)動(dòng)單元與天線系統(tǒng)擾動(dòng)的定性映射關(guān)系。朱仕堯［19］采用Nastran 和Adams 軟件建立某數(shù)傳天線的動(dòng)力學(xué)分析模型，分析天線單軸驅(qū)動(dòng)和雙軸驅(qū)動(dòng)模式下安裝界面的擾動(dòng)力和力矩變化規(guī)律，結(jié)果表明，相較于單軸驅(qū)動(dòng)，雙軸驅(qū)動(dòng)時(shí)天線擾動(dòng)呈現(xiàn)一定程度的疊加。王朋朋等［20］研究某大型可展天線的擾動(dòng)特性，分析影響擾動(dòng)基頻的關(guān)鍵因素，通過結(jié)構(gòu)優(yōu)化設(shè)計(jì)，降低星體擾動(dòng)對天線結(jié)構(gòu)的敏感度。戴宇航等［21］針對一種可折展式空間天線，采用有限元分析的方法，研究折展機(jī)構(gòu)中桿件尺寸對天線固有頻率的影響，結(jié)果表明，折展機(jī)構(gòu)中上下支桿和斜撐桿尺寸對天線結(jié)構(gòu)固有頻率影響較大。王輝等［22］采用仿真分析與試驗(yàn)相結(jié)合的方法，研究某型中繼天線中驅(qū)動(dòng)電機(jī)、驅(qū)動(dòng)單元（電機(jī)和減速器等）及天線結(jié)構(gòu)的擾動(dòng)特性，探討驅(qū)動(dòng)單元輸出頻率與天線固有頻率對天線結(jié)構(gòu)擾動(dòng)頻率的影響。

較為準(zhǔn)確的天線擾動(dòng)特性分析有賴于精確的動(dòng)力學(xué)模型和微重力環(huán)境下的地面臺架試驗(yàn)。本文針對某型星載雙軸指向天線，采用Ansys 和Adams 軟件聯(lián)合仿真的方法，建立其多柔體系統(tǒng)動(dòng)力學(xué)分析模型，通過天線微重力環(huán)境下的地面微振動(dòng)測試，驗(yàn)證動(dòng)力學(xué)分析模型的可靠性。基于多柔體系統(tǒng)動(dòng)力學(xué)分析模型，分析不同驅(qū)動(dòng)模式與轉(zhuǎn)速條件下的天線擾動(dòng)特性，為此型天線的微振動(dòng)設(shè)計(jì)與抑振策略制定提供技術(shù)支持。

1 天線的動(dòng)力學(xué)分析模型

1.1 天線結(jié)構(gòu)

本文分析的星載雙軸指向天線主要由展開支座、展開臂、X/Y雙軸轉(zhuǎn)動(dòng)機(jī)構(gòu)和反射器組件、饋源組件及附屬部件組成，如圖1 所示。其中，展開支座是天線與衛(wèi)星本體的分界面，同時(shí)也是天線的安裝固定件，控制天線的展開與鎖定；展開臂是天線的支承部件，其兩端分別連接展開支座與X/Y雙軸轉(zhuǎn)動(dòng)機(jī)構(gòu)；X/Y雙軸轉(zhuǎn)動(dòng)機(jī)構(gòu)包含X軸轉(zhuǎn)動(dòng)單元、Y軸轉(zhuǎn)動(dòng)單元及對應(yīng)的轉(zhuǎn)動(dòng)支架，轉(zhuǎn)動(dòng)單元驅(qū)動(dòng)轉(zhuǎn)動(dòng)支架運(yùn)動(dòng)，實(shí)現(xiàn)反射器組件繞X和Y這2 個(gè)轉(zhuǎn)動(dòng)軸雙自由度轉(zhuǎn)動(dòng)。天線姿態(tài)調(diào)整過程中，轉(zhuǎn)動(dòng)單元（電機(jī)和諧波減速器）產(chǎn)生擾動(dòng)（微振動(dòng)），經(jīng)轉(zhuǎn)動(dòng)機(jī)構(gòu)、展開臂和展開支座，最終傳遞至衛(wèi)星本體。

圖1 星載雙軸指向天線結(jié)構(gòu)Fig.1 Structure of the dual-axis spaceborne antenna

1.2 天線結(jié)構(gòu)的有限元模型

天線結(jié)構(gòu)幾何建模時(shí)省略構(gòu)件中對擾動(dòng)特性影響較小的饋源組件和局部微小結(jié)構(gòu)（如零件中的工藝圓角等），對軸承、標(biāo)準(zhǔn)連接件（螺栓、螺釘?shù)龋┑龋鶕?jù)作用等效原則進(jìn)行結(jié)構(gòu)簡化處理。基于此，經(jīng)簡化處理后的天線幾何模型如圖2 所示。

圖2 簡化后的天線模型Fig.2 Simplified antenna model

采用Ansys 軟件建立天線結(jié)構(gòu)有限元模型，考慮到多柔體動(dòng)力學(xué)模型中構(gòu)件間的運(yùn)動(dòng)學(xué)和動(dòng)力學(xué)關(guān)系，將天線結(jié)構(gòu)分為支承部件、轉(zhuǎn)動(dòng)部件和反射部件3 部分并獨(dú)立建模。其中，支承部件包括展開支座、展開臂、X軸轉(zhuǎn)動(dòng)單元和X軸支承支4 大組件；轉(zhuǎn)動(dòng)部件包括Y軸轉(zhuǎn)動(dòng)單元與X軸轉(zhuǎn)動(dòng)支架；反射部件包括反射器組件和Y軸轉(zhuǎn)動(dòng)支架。天線反射器型面的厚度遠(yuǎn)小于其他2 個(gè)方向尺寸，屬于典型的殼體結(jié)構(gòu)，因此有限元模型中將其簡化為殼單元，其余結(jié)構(gòu)按實(shí)體建模。展開臂為類似方管結(jié)構(gòu)，結(jié)構(gòu)較為簡單，采用六面體網(wǎng)格，反射型面采用四邊形網(wǎng)格，其余部分采用四面體網(wǎng)格，天線結(jié)構(gòu)的各部件的網(wǎng)格模型如圖3 所示。

圖3 天線結(jié)構(gòu)的3 大部件Fig.3 Three parts of the antenna

天線結(jié)構(gòu)中大多數(shù)構(gòu)件采用的材料均為鋁合金，反射器型面采用的材料為蜂窩夾層板，是一種復(fù)合材料，其蒙皮為碳纖維M40J（密度為1.77×103kg·m-3），厚度為0.1 mm；蜂窩芯材為鋁合金，厚度為15.0 mm。在有限元模型中，準(zhǔn)確地描述其材料特性較為困難，根據(jù)文獻(xiàn)［23-26］，將蜂窩夾層板等效為各向同性的均質(zhì)薄板，其等效彈性模量Eeq為

式中：E為蜂窩芯材的彈性模量，Pa；hf為蒙皮板的厚度，mm；hc為鋁蜂芯材的厚度，mm。

等效密度ρeq為

式中：ρf為碳纖維M40J 蒙皮的密度，kg·m-3；ρs、t分別為蜂窩芯材的密度和壁厚，mm。

由式（1）、式（2）可得蜂窩夾層板等效后的彈性模量和密度，有限元模型中所涉及的材料及其主要物理特征參數(shù)見表1。

表1 天線零部件的材料及主要物理特性參數(shù)Tab.1 Material and physical characteristic parameters of the antenna parts

1.3 天線結(jié)構(gòu)的多柔體系統(tǒng)動(dòng)力學(xué)分析模型

采用MSC.Adams 軟件，構(gòu)建天線結(jié)構(gòu)的多柔體系統(tǒng)動(dòng)力學(xué)分析模型，分析動(dòng)力學(xué)瞬態(tài)響應(yīng)。首先在Ansys 軟件中，分別將支承部件、轉(zhuǎn)動(dòng)部件和反射部件的有限元模型轉(zhuǎn)換為模態(tài)中性文件，然后通過Adams 軟件中的Adams/Flex 接口，將模態(tài)中性文件依次導(dǎo)入工作空間，經(jīng)組裝形成動(dòng)力學(xué)分析的天線結(jié)構(gòu)模型。其約束條件定義如下：

1）定義反射部件與轉(zhuǎn)動(dòng)部件之間、轉(zhuǎn)動(dòng)部件與支承部件之間為轉(zhuǎn)動(dòng)約束。

2）實(shí)際情況下，展開支座底面（測試面）是與航天器固定連接的，因此展開支座底面設(shè)置為全約束，即約束底面所有自由度。

轉(zhuǎn)動(dòng)單元輸出轉(zhuǎn)矩的波動(dòng)產(chǎn)生天線結(jié)構(gòu)的擾動(dòng)激勵(lì)，結(jié)構(gòu)動(dòng)力學(xué)瞬態(tài)響應(yīng)分析時(shí)，轉(zhuǎn)動(dòng)單元實(shí)驗(yàn)得到輸出轉(zhuǎn)矩為驅(qū)動(dòng)力矩。X軸單軸驅(qū)動(dòng)時(shí)，在X軸轉(zhuǎn)動(dòng)單元輸出軸端對應(yīng)的轉(zhuǎn)動(dòng)約束位置施加驅(qū)動(dòng)轉(zhuǎn)矩，Y軸轉(zhuǎn)動(dòng)單元輸出軸端對應(yīng)的轉(zhuǎn)動(dòng)約束位置則設(shè)置為全約束；Y軸單軸驅(qū)動(dòng)時(shí)，處理方式與X軸相反；雙軸同時(shí)驅(qū)動(dòng)時(shí)，上述2 個(gè)轉(zhuǎn)動(dòng)約束位置同時(shí)施加驅(qū)動(dòng)轉(zhuǎn)矩。由于天線在軌運(yùn)行時(shí)處于微重力環(huán)境，因此分析中不考慮重力影響。通過上述技術(shù)處理，得到天線結(jié)構(gòu)的多柔體系統(tǒng)動(dòng)力學(xué)分析模型，如圖4 所示。

圖4 天線多柔體系統(tǒng)分析模型Fig.4 Analysis model of the multi-flexible-body system for the antenna

2 天線結(jié)構(gòu)的微振動(dòng)試驗(yàn)

天線微振動(dòng)測試試驗(yàn)裝置如圖5 所示，主要由氣浮裝置、天線本體（拆除反射器組件）、轉(zhuǎn)接工裝、配重塊、高精度平臺、6 自由度力傳感器（型號：KISTLER9119AA2）和計(jì)算機(jī)等組成。將6 自由度力傳感器設(shè)置于天線展開支座底部，通過轉(zhuǎn)接工裝分別與天線支座和固定裝置固接；固定裝置是試驗(yàn)裝置中的承載結(jié)構(gòu)，固定轉(zhuǎn)接工裝，同時(shí)懸臂支承天線本體；氣浮裝置安裝于高精度平臺上，安裝位置為天線本體正下方。

圖5 天線微振動(dòng)測試試驗(yàn)裝置Fig.5 Test devices for measuring the micro-vibration of the antenna

試驗(yàn)在地面重力環(huán)境下進(jìn)行，天線的驅(qū)動(dòng)模式為X軸單軸驅(qū)動(dòng)，驅(qū)動(dòng)轉(zhuǎn)速為0.4 °/s。由于反射器組件體積較大，安裝調(diào)試過程較為復(fù)雜，試驗(yàn)過程中拆除天線結(jié)構(gòu)的反射器組件，將其影響等效為具有相同轉(zhuǎn)動(dòng)慣量的配重塊，施加于轉(zhuǎn)動(dòng)機(jī)構(gòu)。為模擬太空微重力環(huán)境，采用氣浮升力平衡重力的作用，根據(jù)試驗(yàn)裝置的重量調(diào)整氣浮升力的大小。采用6 自由度力傳感器，測量X軸轉(zhuǎn)動(dòng)單元（電機(jī)+諧波減速器組件）驅(qū)動(dòng)天線轉(zhuǎn)動(dòng)過程中引起的天線結(jié)構(gòu)微振動(dòng)，測量結(jié)果經(jīng)采集后傳輸至計(jì)算機(jī)中存儲(chǔ)。測量結(jié)果經(jīng)濾波降噪、傅里葉變換后，得到擾動(dòng)力和擾動(dòng)力矩試驗(yàn)結(jié)果。

3 結(jié)果分析與討論

航天器的擾動(dòng)（微振動(dòng)）特性通常用結(jié)構(gòu)的擾動(dòng)力和擾動(dòng)力矩評價(jià)，本文采用天線展開支座底部的擾動(dòng)力和擾動(dòng)力矩描述天線結(jié)構(gòu)的擾動(dòng)特性展開分析。Fx、Fy和Fz分別表示支座底部X、Y和Z3 個(gè)坐標(biāo)方向的擾動(dòng)力，Mx、My和Mz分別表示對應(yīng)坐標(biāo)方向的擾動(dòng)力矩。

3.1 試驗(yàn)結(jié)果與動(dòng)力學(xué)分析結(jié)果的對比

X軸單軸驅(qū)動(dòng)模式下，驅(qū)動(dòng)轉(zhuǎn)速為0.4 °/s 時(shí)，擾動(dòng)力及擾動(dòng)力矩的試驗(yàn)結(jié)果與動(dòng)力學(xué)分析結(jié)果的幅頻曲線如圖6 和圖7 所示。

圖6 擾動(dòng)力動(dòng)力學(xué)分析結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果的頻譜特性對比Fig.6 Comparison of the spectral characteristics of the disturbance force obtained by calculations and tests

圖7 擾動(dòng)力矩動(dòng)力學(xué)分析結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果的頻譜特性對比Fig.7 Comparison of the spectral characteristics of the disturbance torque obtained by calculations and tests

由圖6 和圖7 可知，擾動(dòng)力和擾動(dòng)力矩的動(dòng)力學(xué)分析結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果的譜峰值差異性較大，但主要譜峰值對應(yīng)的頻率均主要集中在頻率f=0～50 Hz低頻段，較為符合空間天線這類大柔性結(jié)構(gòu)的微振動(dòng)頻率特性，在一定程度上證明了本文所述動(dòng)力學(xué)分析模型的可靠性。動(dòng)力學(xué)分析結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果的較大差異，是多因素綜合影響的結(jié)果：①天線結(jié)構(gòu)擾動(dòng)能量微小且較為敏感，不但需要精密的測量儀器，同時(shí)測量較為困難且易于受環(huán)境干擾，測量結(jié)果含有大量噪聲信號；② 測量結(jié)果的數(shù)據(jù)處理難度較大，濾波降噪難以完全消除噪聲信號，試驗(yàn)結(jié)果中不可避免地存在噪聲信號，因此試驗(yàn)結(jié)果存在不確定性；③動(dòng)力學(xué)分析中對天線結(jié)構(gòu)的簡化處理，使得動(dòng)力學(xué)分析模型與實(shí)際結(jié)構(gòu)存在固有差異，一定程度上影響計(jì)算結(jié)果的準(zhǔn)確性。因此，動(dòng)力學(xué)分析結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果存在一定的差異性。

在典型頻率下，天線結(jié)構(gòu)擾動(dòng)力和擾動(dòng)力矩試驗(yàn)結(jié)果與動(dòng)力學(xué)分析結(jié)果的對比見表2 和表3。表中的標(biāo)準(zhǔn)頻率為天線結(jié)構(gòu)的主要結(jié)構(gòu)頻率，是微振動(dòng)分析中的關(guān)注的重要頻率點(diǎn)。由表2 和表3 可知，在絕大多數(shù)典型頻率點(diǎn)，擾動(dòng)力和擾動(dòng)力矩的動(dòng)力學(xué)分析結(jié)果均小于試驗(yàn)結(jié)果，僅在頻率f=7.430±0.5 Hz 時(shí)，出現(xiàn)動(dòng)力學(xué)分析結(jié)果大于試驗(yàn)結(jié)果的情況。頻率f=7.324 Hz 時(shí)，擾動(dòng)力Fx和擾動(dòng)力矩Mx的動(dòng)力學(xué)分析結(jié)果大于試驗(yàn)結(jié)果，但前者的動(dòng)力學(xué)分析結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果相差不大，均在同一數(shù)量級，而后者的動(dòng)力學(xué)分析結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果之間相差較大，動(dòng)力學(xué)分析結(jié)果比試驗(yàn)結(jié)果大一個(gè)數(shù)量級。綜上所述，動(dòng)力學(xué)計(jì)算結(jié)果可反映天線結(jié)構(gòu)的微振動(dòng)特性。

表2 典型頻率下天線結(jié)構(gòu)擾動(dòng)力動(dòng)力學(xué)分析結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果的對比Tab.2 Comparison between the dynamic analysis results and test data of the antenna disturbance force at typical frequencies

表3 典型頻率下天線結(jié)構(gòu)擾動(dòng)力矩動(dòng)力學(xué)分析結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果的對比Tab.3 Comparison between the dynamic analysis results and test data of the antenna disturbance torque at typical frequencies

3.2 驅(qū)動(dòng)轉(zhuǎn)速對天線擾動(dòng)特性的影響

X軸和Y軸單軸驅(qū)動(dòng)模式下，以及XY雙軸同時(shí)驅(qū)動(dòng)模式下，驅(qū)動(dòng)轉(zhuǎn)速對天線擾動(dòng)的影響相似，因此分析驅(qū)動(dòng)轉(zhuǎn)速對天線擾動(dòng)特性的影響時(shí)，僅給出X軸單軸驅(qū)動(dòng)模式的動(dòng)力學(xué)分析結(jié)果。

動(dòng)力學(xué)分析獲得的X軸單軸驅(qū)動(dòng)模式下，驅(qū)動(dòng)轉(zhuǎn)速對擾動(dòng)力和擾動(dòng)力矩的影響如圖8 和圖9所示。

圖8 驅(qū)動(dòng)轉(zhuǎn)速對擾動(dòng)力的影響Fig.8 Effects of the driving rotational speed on the disturbance force

圖9 驅(qū)動(dòng)轉(zhuǎn)速對擾動(dòng)力矩的影響Fig.9 Effects of the driving rotational speed on the disturbance torque

由圖8 可知，3 種驅(qū)動(dòng)轉(zhuǎn)速下，X、Y和Z3 個(gè)方向擾動(dòng)力的主要頻率分布較為相似，即驅(qū)動(dòng)轉(zhuǎn)速并未對天線的擾動(dòng)頻率產(chǎn)生影響。驅(qū)動(dòng)轉(zhuǎn)速主要影響的是擾動(dòng)力幅值，即擾動(dòng)強(qiáng)度，當(dāng)驅(qū)動(dòng)轉(zhuǎn)速n=0.2 °/s 時(shí)，天線結(jié)構(gòu)低頻段內(nèi)，較多頻率點(diǎn)的擾動(dòng)力幅值是3 種轉(zhuǎn)速中最大的，表明在此驅(qū)動(dòng)轉(zhuǎn)速下，轉(zhuǎn)動(dòng)單元的微振動(dòng)與天線結(jié)構(gòu)產(chǎn)生了一定程度的耦合，使得天線結(jié)構(gòu)的擾動(dòng)加強(qiáng)。

由圖9 可知，驅(qū)動(dòng)轉(zhuǎn)速對擾動(dòng)力矩的影響較為復(fù)雜。3 種驅(qū)動(dòng)轉(zhuǎn)速下，在主要頻率點(diǎn)，擾動(dòng)力矩Mx驅(qū)動(dòng)轉(zhuǎn)速增大，呈逐漸增大的趨勢。擾動(dòng)力矩My受驅(qū)動(dòng)轉(zhuǎn)速的影響無明顯的規(guī)律性，但可以看出，驅(qū)動(dòng)轉(zhuǎn)速n=0.2 °/s 時(shí)，天線的擾動(dòng)力矩Mx和My最大，即該驅(qū)動(dòng)轉(zhuǎn)速增大了天線的擾動(dòng)力矩。另外，相對于Mx和My，擾動(dòng)力矩Mz是較小的（小一個(gè)數(shù)量級），從擾動(dòng)力矩來看，X方向和Y方向擾動(dòng)更為激烈。

綜上所述，單軸驅(qū)動(dòng)模式下，X軸和Y軸方向的擾動(dòng)更為劇烈，天線結(jié)構(gòu)的擾動(dòng)特性由這2 個(gè)方向的擾動(dòng)力和擾動(dòng)力矩主導(dǎo)。

3.3 驅(qū)動(dòng)模式對天線擾動(dòng)特性的影響

為研究驅(qū)動(dòng)模式對天線結(jié)構(gòu)擾動(dòng)特性的影響，計(jì)算驅(qū)動(dòng) 轉(zhuǎn)速n=0.4 °/s 條件 下，X軸單 軸驅(qū)動(dòng)、Y軸單軸驅(qū)動(dòng)及XY雙軸同時(shí)驅(qū)動(dòng)3 種驅(qū)動(dòng)模式的天線動(dòng)力學(xué)響應(yīng)。

3 種驅(qū)動(dòng)模式下擾動(dòng)力和力矩的動(dòng)力學(xué)分析結(jié)果如圖10 和圖11 所示。

圖10 驅(qū)動(dòng)模式對擾動(dòng)力的影響Fig.10 Effects of the driving mode on the disturbance force

圖11 驅(qū)動(dòng)模式對擾動(dòng)力矩的影響Fig.11 Effects of the driving mode on the disturbance torque

由圖10 可知，3 種驅(qū)動(dòng)模式下，X、Y和Z3 個(gè)方向的擾動(dòng)力主要頻率分布較為接近，表明驅(qū)動(dòng)模式對結(jié)構(gòu)的主要頻率未產(chǎn)生明顯影響。Y軸單軸驅(qū)動(dòng)時(shí)的擾動(dòng)力明顯大于X軸單軸驅(qū)動(dòng)，表明單軸驅(qū)動(dòng)時(shí)，Y軸單軸驅(qū)動(dòng)的擾動(dòng)更為劇烈。相對于單軸驅(qū)動(dòng)，XY雙軸同時(shí)驅(qū)動(dòng)時(shí)，X和Z方向的擾動(dòng)力Fx和Fz在f=0～50 Hz 的低頻段更大，而Y方向的擾動(dòng)力Fy的變化則較為復(fù)雜，某些頻率點(diǎn)雙軸同時(shí)驅(qū)動(dòng)的擾動(dòng)力反而小于Y軸單軸驅(qū)動(dòng)，即擾動(dòng)力得到一定程度的抑制。綜合分析X、Y和Z3 個(gè)方向的擾動(dòng)力可知，相對于單軸驅(qū)動(dòng)，XY雙軸同時(shí)驅(qū)動(dòng)時(shí)，天線的擾動(dòng)得到一定程度的疊加。

由圖11 可知，3 種驅(qū)動(dòng)模式下，Z方向的擾動(dòng)力矩Mz最小，與X和Y方向的擾動(dòng)力矩Mx和My相差1 個(gè)數(shù)量級，天線的擾動(dòng)力矩主要受Mx和My影響。擾動(dòng)力矩Mx和My與驅(qū)動(dòng)模式的關(guān)系不同，擾動(dòng)力矩Mx在Y軸單軸驅(qū)動(dòng)時(shí)更大，而擾動(dòng)力矩My在XY雙軸同時(shí)驅(qū)動(dòng)時(shí)更大。

綜上所述，與單軸驅(qū)動(dòng)相比較，雙軸驅(qū)動(dòng)模式下天線結(jié)構(gòu)的擾動(dòng)更為劇烈，擾動(dòng)力和擾動(dòng)力矩的變化也更為復(fù)雜，表明X軸和Y軸轉(zhuǎn)動(dòng)單元同時(shí)驅(qū)動(dòng)時(shí)，可能引起一定程度上的擾動(dòng)疊加。

4 結(jié)束語

本文針對某型星載雙軸指向天線在典型工況下的擾動(dòng)特性展開研究。基于Ansys 軟件和Admas軟件，建立天線結(jié)構(gòu)的多柔體系統(tǒng)動(dòng)力學(xué)分析模型，計(jì)算典型驅(qū)動(dòng)條件下天線結(jié)構(gòu)的擾動(dòng)力和擾動(dòng)力矩，并通過天線地面微振動(dòng)物理試驗(yàn)，驗(yàn)證動(dòng)力學(xué)分析方法的可靠性，主要得出以下結(jié)論：

1）基于Ansys 和Admas 軟件，建立天線多柔體系統(tǒng)動(dòng)力學(xué)分析模型，明確預(yù)測天線結(jié)構(gòu)的擾動(dòng)特性，空間天線屬于高柔性、低阻尼結(jié)構(gòu)，擾動(dòng)主要集中在頻率f=0～50 Hz 低頻段。

2）天線結(jié)構(gòu)的擾動(dòng)頻率與驅(qū)動(dòng)轉(zhuǎn)速和驅(qū)動(dòng)模式無明顯的關(guān)系，驅(qū)動(dòng)轉(zhuǎn)速和驅(qū)動(dòng)模式主要影響擾動(dòng)的強(qiáng)度，即擾動(dòng)力和擾動(dòng)力矩的幅值；單軸驅(qū)動(dòng)模式下，驅(qū)動(dòng)轉(zhuǎn)速n=0.2 °/s 時(shí)，典型頻率點(diǎn)，天線的擾動(dòng)力和擾動(dòng)力矩最大，結(jié)構(gòu)的擾動(dòng)更為劇烈；相較于單軸驅(qū)動(dòng)，XY雙軸同時(shí)驅(qū)動(dòng)時(shí)，大多數(shù)典型頻率點(diǎn)的擾動(dòng)力和擾動(dòng)力矩更大，表明X軸和Y軸轉(zhuǎn)動(dòng)單元同時(shí)驅(qū)動(dòng)可能引起一定程度上的擾動(dòng)疊加。

3）擾動(dòng)力和擾動(dòng)力矩試驗(yàn)結(jié)果與動(dòng)力學(xué)分析結(jié)果的較大誤差，有望通過發(fā)展并完善測試方法和技術(shù)，同時(shí)建立精確的天線動(dòng)力學(xué)分析模型得到一定程度的改善。在微振動(dòng)試驗(yàn)中，通過嚴(yán)格控制試驗(yàn)裝置的裝配精度減小系統(tǒng)誤差，采用更為先進(jìn)的濾波降噪技術(shù)減少測試結(jié)果中的環(huán)境噪聲信號，有助于提升試驗(yàn)結(jié)果的可靠性；動(dòng)力學(xué)分析中，建立更加符合實(shí)際的天線結(jié)構(gòu)精確動(dòng)力學(xué)分析模型，提升動(dòng)力學(xué)分析結(jié)果的準(zhǔn)確性。上述措施是提升試驗(yàn)結(jié)果與動(dòng)力學(xué)分析結(jié)果吻合性較好的技術(shù)途徑。