分叉波導開裂問題結構改進設計

王夏虎，王燁，王闊，戴志強

（中國船舶集團有限公司第八研究院，揚州 225001）

引言

波導是用來定向引導電磁波的結構，是指一種用來傳輸無線電波的管狀裝置。主要用作微波頻率的傳輸線，在雷達設備中常用來將微波發送器和接收機與它們的天線相連[1]。某雷達天線系統的分叉波導結構安裝于饋源下端，用于支撐饋源和傳遞多頻段微波信號。分叉波導強度要足夠大，才能滿足用于支撐饋源的需求，同時分叉波導要在實際工作環境中，受到雷達天線系統主體結構的振動激勵后不受到破壞，發生開裂或斷裂等情況。

理論分析與試驗分析相結合是當前處理結構特性設計問題的有效方法。用有限元分析軟件，借助計算機分析計算，可以確保產品設計的合理性，優化設計，找出產品設計最佳方案減少設計成本，縮短設計和分析周期。模態分析用來研究結構件的動力學特性，分析結構件的固有頻率，避免結構共振。振動分析是為了確定結構的響應，驗證設備是否能克服疲勞和其它振動的影響[2]。

本文針對分叉波導在工作中發生開裂這一現象，提出了三種結構優化方案，對三種結構改進方案進行模態和振動仿真分析，對比三種方案的一階模態和最大應力值得出該分叉波導的最佳結構改進方案，并試驗驗證方案的有效性，最終消除分叉波導開裂現象。

1 分叉波導結構

分叉波導結構如圖1 所示，分叉波導主要由1-法蘭盤a，2-波導管a，3-法蘭盤b,4-加強筋a,5-法蘭盤c,6-波導管b，7-加強筋b 組成。

圖1 分叉波導三維示意圖

該分叉波導安裝在饋源與雷達天線系統主體結構之間，起支撐饋源和傳遞微波信號的作用。如圖2 所示，分叉波導通過法蘭盤a、法蘭盤b 與饋源相連，通過法蘭盤c 與雷達座天線主體相連。

圖2 分叉波導安裝示意圖

2 仿真分析

2.1 分叉波導開裂現象分析

銅波導的電阻損耗小，能夠在很寬的頻段內傳輸微波信號并且對外部電磁干擾敏感度低，所以該分叉波導材質為銅材。銅材和鋼材結構的力學性能如表1 所示。

表1 銅和鋼的力學性能參數[3]

耐久試驗用于檢查試驗樣品在環境振動下是否滿足產品規定的功能和性能要求。根據國軍標GJB 1060.1-91A 中規定,各類艦艇桅桿區設備耐久試驗振動要求如表2 所示。

表2 各類艦艇桅桿區設備耐久試驗

將某天線系統放置于振動試驗臺進行如表2 所示的耐久試驗，并在分叉波導處粘貼傳感器，測出天線系統在表2所示條件下振動時在雙平頻段波導處的實際響應。振動方向如圖3 所示。

圖3 分叉波導振動方向示意圖

結果測得雙平頻段波導處的橫向、縱向振動實際響應如圖4 所示。

圖4 分叉波導橫向、縱向響應圖

對分叉波導進行模態和振動仿真，邊界條件為固定法蘭盤c 上與雷達天線系統主體結構相連的6 個光孔。在法蘭盤a 和法蘭盤b 上方的位置施加質量為1.5 kg 的質量點來替代饋源，對分叉波導橫向和縱向分別施加圖4 所示的振動響應曲線。

國軍標GJB 1060.1-91A 中規定安裝在各類艦艇桅桿區設備的耐久試驗振動頻率為（2～50）Hz，根據動力學仿真結果，分叉波導前3 階模態依次為63.1 Hz，125.9 Hz，361.4 Hz，其中分叉波導1 階模態為63.1 Hz，較為接近耐久試驗最大頻率50 Hz，所以需要通過結構改進提高分叉波導1 階模態。同時，根據圖5 所示分叉波導橫向、縱向應力云圖可知，波導管b 管口處橫向振動時應力較大，為74.4 Mpa（該處也為實際裂縫產生處），而銅的拉壓疲勞極限約為88 MPa[7]。該分叉波導在波導管b 管口的應力值較為接近銅的拉壓疲勞極限，安全系數僅為1.18。且分叉波導是由波導管a、b，加強筋a、b 及法蘭盤a、b、c 焊接成型，焊接質量的好壞，焊接變形會降低該分叉波導結構件的強度。同時分叉波導管與雷達天線系統主體結構以及饋源的三處接口均為硬連接，結構件精度偏差較大時，裝配后容易導致分叉波導長期處于受力狀態。綜上所述，該分叉波導開裂可能為多方原因綜合作用導致振動時分叉波導局部產生的應力大于材料的疲勞極限，在此工況下累計工作超過其疲勞壽命時造成破壞，所以需對該分叉波導進行結構改進設計增加其強度，減小其最大應力值。

2.2 分叉波導開裂改進方案分析

結構改進要求改進后的分叉波導結構強度要得到加強，放大分叉波導的強度裕度，確保分叉波導不會開裂。整個改進設計的原則為不改變天線系統原結構形式，保持其他零件不需更改，只對分叉波導進行改進設計，并且改進后的分叉波導要強度高、可靠性和工藝性好、加工成本低。為提高該分叉波導強度，消除分叉波導開裂現象，從而提高產品合格率，提出了三種結構改進方案。

方案一在產生裂縫的波導管b 管口的裂縫附近處焊接厚度為3 mm 的三角形加強筋增加該裂縫處的結構強度。加三角形加強筋后分叉波導如圖6 所示。

圖6 加三角形加強筋后分叉波導結構示意圖

加三角形加強筋后分叉波導仿真分析條件與原分叉波導相同，計算結果顯示加三角形加強筋后分叉波導的前3 階模態依次為67.4 Hz，127.1 Hz，372.8 Hz，比較加三角形加強筋后的分叉波導與原分叉波導1 階模態變化不大，僅從63.1 Hz 增加到67.4 Hz。而由圖7 所示加三角形加強筋后分叉波導橫向、縱向應力云圖可知，加三角形加強筋后在三角形加強筋處應力較為集中，最大應力出現在橫向振動時的加強筋頂部67.6 MPa，與原分叉波導應力74.4 MPa 相比，該處最大應力值有所下降但下降程度有限。

圖7 加三角形加強筋后分叉波導橫向、縱向振動應力云圖

方案二在方案一的基礎上將加強筋改為具有一定厚度的板材，加強筋在產生裂縫的波導管b 側邊，高度從法蘭盤b 上表面至法蘭盤c 的下底面，該支撐加強筋與波導管b、法蘭盤b、c 焊接。加支撐加強筋后分叉波導如圖8 所示。

圖8 加支撐加強筋后分叉波導結構示意圖

加支撐加強筋后分叉波導仿真分析條件與原分叉波導相同，計算結果顯示加支撐加強筋后分叉波導的前3階模態依次為67.5 Hz，120.7 Hz，371.2 Hz，比較加支撐加強筋后分叉波導與原分叉波導1 階模態變化，僅從63.1 Hz 增加到67.5 Hz。而由圖9 所示加支撐加強筋后分叉波導橫向、縱向應力云圖可知，加支撐加強筋后在波導管b 與法蘭盤c 交界處應力較為集中，最大應力出現在橫向振動時，為124.1 MPa，遠超過銅的拉壓疲勞極限約為88 MPa，可知該改進方案不合適。

圖9 加支撐加強筋后分叉波導橫向、縱向振動應力云圖

方案三在法蘭盤b 與法蘭盤c 之間增加兩個厚度為2 mm 的半圓形支撐柱，支撐柱選用鋼材,支撐柱通過螺釘與法蘭盤b 和法蘭盤c 相連，加入半圓形支撐柱后分叉波導結構如圖10 所示。

圖10 加半圓形支撐柱后分叉波導結構示意圖

加半圓形支撐柱后分叉波導仿真分析條件與原分叉波導相同，計算結果顯示加半圓形支撐柱后分叉波導的前3 階模態依次為77.2 Hz，139.6 Hz，429 Hz，比較加支撐加強筋后分叉波導與原分叉波導1 階模態變化，從63.1 Hz 增加到77.2 Hz，遠大于耐久試驗最大頻率50 Hz，能夠有效地避免耐久試驗時達到分叉波導的一階固有頻率，避免形成共振。而由圖11 所示加半圓形支撐柱后分叉波導橫向、縱向振動應力云圖可知，加半圓形支撐柱后，最大應力值在波導管b 管口附近，最大應力值出現在橫向振動時，僅為59.6 MPa，比較原分叉波導的74.4 MPa 應力大大減少，分叉波導強度得到了很大的提高。

圖11 加半圓形支撐柱后分叉波導橫向、縱向振動應力云圖

2.3 分叉波導開裂改進方案比較

如表3 中所示為三種結構改進方案與原分叉波導力學性能對比，從表3 中可看出在原模型的基礎上，方案一第1 階模態有所提升，結構強度有所提高，最大應力值有所下降，但下降程度不大；方案二第1 階模態有所提升，但最大應力值遠超過銅的拉壓疲勞極限，該方案不可取；方案三第1 階模態從63.1 Hz 提高到77.2 Hz 有了較大提高，可以更有效避免共振現象，而且結構強度有了較大提高，最大應力值從74.4 MPa 降至59.6 MPa，使得該分叉波導力學性能有了顯著提高。

表3 分叉波導力學性能對比

3 試驗驗證

對分叉波導加半圓形支撐柱，該半圓形支撐柱由鋼板拼焊成型，使焊接后的支撐柱高度尺寸有盈余，再對完成焊接的半圓形支撐柱加工，以保證支撐柱與分叉波導的配合尺寸，最終保證支撐柱裝配狀態良好，不出現拉、壓、扭等狀態。對分叉波導加半圓形支撐柱能對較為薄弱的分叉波導的波導管b 進行有效保護，避免其受過大應力造成破壞。同時原分叉波導結構、工藝及接口尺寸不受影響，從而不影響整個天線系統狀態，保證了分叉波導的電性能不變。并且半圓形支撐柱質量較輕，總質量僅增加約0.1 kg，支撐柱加工簡便，生產成本較低。

將原天線系統的分叉波導加半圓形支撐柱后進行按照國軍標GJB 1060.1-91A 中規定進行耐久試驗驗證。先在（2～50）Hz 頻率范圍內進行10 次掃頻循環，找出該頻率范圍內的危險頻率點，再在危險頻率點上進行持續2 h 的耐振試驗。耐震試驗結束后對天線系統饋線進行氣密試驗，對饋線系統充入壓力為49 kPa 的干燥清潔空氣，密封觀察30 min，最終結果饋線系統壓力沒有降，表明顯示饋線系統完好，分叉波導管耐振試驗后沒有開裂。

4 結論

本文針對應用于某雷達天線系統的分叉波導開裂問題，通過試驗測出分叉波導的實際響應，提出了三種結構改進方案，對三種結構改進方案進行模態和振動仿真分析，對比三種方案的一階模態和振動應力云圖得出提高該種分叉波導結構強度的最佳改進方案，并試驗驗證該方案的有效性，最終消除分叉波導開裂現象。