分叉波导开裂问题结构改进设计

王夏虎，王烨，王阔，戴志强

（中国船舶集团有限公司第八研究院，扬州 225001）

引言

波导是用来定向引导电磁波的结构，是指一种用来传输无线电波的管状装置。主要用作微波频率的传输线，在雷达设备中常用来将微波发送器和接收机与它们的天线相连[1]。某雷达天线系统的分叉波导结构安装于馈源下端，用于支撑馈源和传递多频段微波信号。分叉波导强度要足够大，才能满足用于支撑馈源的需求，同时分叉波导要在实际工作环境中，受到雷达天线系统主体结构的振动激励后不受到破坏，发生开裂或断裂等情况。

理论分析与试验分析相结合是当前处理结构特性设计问题的有效方法。用有限元分析软件，借助计算机分析计算，可以确保产品设计的合理性，优化设计，找出产品设计最佳方案减少设计成本，缩短设计和分析周期。模态分析用来研究结构件的动力学特性，分析结构件的固有频率，避免结构共振。振动分析是为了确定结构的响应，验证设备是否能克服疲劳和其它振动的影响[2]。

本文针对分叉波导在工作中发生开裂这一现象，提出了三种结构优化方案，对三种结构改进方案进行模态和振动仿真分析，对比三种方案的一阶模态和最大应力值得出该分叉波导的最佳结构改进方案，并试验验证方案的有效性，最终消除分叉波导开裂现象。

1 分叉波导结构

分叉波导结构如图1 所示，分叉波导主要由1-法兰盘a，2-波导管a，3-法兰盘b,4-加强筋a,5-法兰盘c,6-波导管b，7-加强筋b 组成。

图1 分叉波导三维示意图

该分叉波导安装在馈源与雷达天线系统主体结构之间，起支撑馈源和传递微波信号的作用。如图2 所示，分叉波导通过法兰盘a、法兰盘b 与馈源相连，通过法兰盘c 与雷达座天线主体相连。

图2 分叉波导安装示意图

2 仿真分析

2.1 分叉波导开裂现象分析

铜波导的电阻损耗小，能够在很宽的频段内传输微波信号并且对外部电磁干扰敏感度低，所以该分叉波导材质为铜材。铜材和钢材结构的力学性能如表1 所示。

表1 铜和钢的力学性能参数[3]

耐久试验用于检查试验样品在环境振动下是否满足产品规定的功能和性能要求。根据国军标GJB 1060.1-91A 中规定,各类舰艇桅杆区设备耐久试验振动要求如表2 所示。

表2 各类舰艇桅杆区设备耐久试验

将某天线系统放置于振动试验台进行如表2 所示的耐久试验，并在分叉波导处粘贴传感器，测出天线系统在表2所示条件下振动时在双平频段波导处的实际响应。振动方向如图3 所示。

图3 分叉波导振动方向示意图

结果测得双平频段波导处的横向、纵向振动实际响应如图4 所示。

图4 分叉波导横向、纵向响应图

对分叉波导进行模态和振动仿真，边界条件为固定法兰盘c 上与雷达天线系统主体结构相连的6 个光孔。在法兰盘a 和法兰盘b 上方的位置施加质量为1.5 kg 的质量点来替代馈源，对分叉波导横向和纵向分别施加图4 所示的振动响应曲线。

国军标GJB 1060.1-91A 中规定安装在各类舰艇桅杆区设备的耐久试验振动频率为（2～50）Hz，根据动力学仿真结果，分叉波导前3 阶模态依次为63.1 Hz，125.9 Hz，361.4 Hz，其中分叉波导1 阶模态为63.1 Hz，较为接近耐久试验最大频率50 Hz，所以需要通过结构改进提高分叉波导1 阶模态。同时，根据图5 所示分叉波导横向、纵向应力云图可知，波导管b 管口处横向振动时应力较大，为74.4 Mpa（该处也为实际裂缝产生处），而铜的拉压疲劳极限约为88 MPa[7]。该分叉波导在波导管b 管口的应力值较为接近铜的拉压疲劳极限，安全系数仅为1.18。且分叉波导是由波导管a、b，加强筋a、b 及法兰盘a、b、c 焊接成型，焊接质量的好坏，焊接变形会降低该分叉波导结构件的强度。同时分叉波导管与雷达天线系统主体结构以及馈源的三处接口均为硬连接，结构件精度偏差较大时，装配后容易导致分叉波导长期处于受力状态。综上所述，该分叉波导开裂可能为多方原因综合作用导致振动时分叉波导局部产生的应力大于材料的疲劳极限，在此工况下累计工作超过其疲劳寿命时造成破坏，所以需对该分叉波导进行结构改进设计增加其强度，减小其最大应力值。

2.2 分叉波导开裂改进方案分析

结构改进要求改进后的分叉波导结构强度要得到加强，放大分叉波导的强度裕度，确保分叉波导不会开裂。整个改进设计的原则为不改变天线系统原结构形式，保持其他零件不需更改，只对分叉波导进行改进设计，并且改进后的分叉波导要强度高、可靠性和工艺性好、加工成本低。为提高该分叉波导强度，消除分叉波导开裂现象，从而提高产品合格率，提出了三种结构改进方案。

方案一在产生裂缝的波导管b 管口的裂缝附近处焊接厚度为3 mm 的三角形加强筋增加该裂缝处的结构强度。加三角形加强筋后分叉波导如图6 所示。

图6 加三角形加强筋后分叉波导结构示意图

加三角形加强筋后分叉波导仿真分析条件与原分叉波导相同，计算结果显示加三角形加强筋后分叉波导的前3 阶模态依次为67.4 Hz，127.1 Hz，372.8 Hz，比较加三角形加强筋后的分叉波导与原分叉波导1 阶模态变化不大，仅从63.1 Hz 增加到67.4 Hz。而由图7 所示加三角形加强筋后分叉波导横向、纵向应力云图可知，加三角形加强筋后在三角形加强筋处应力较为集中，最大应力出现在横向振动时的加强筋顶部67.6 MPa，与原分叉波导应力74.4 MPa 相比，该处最大应力值有所下降但下降程度有限。

图7 加三角形加强筋后分叉波导横向、纵向振动应力云图

方案二在方案一的基础上将加强筋改为具有一定厚度的板材，加强筋在产生裂缝的波导管b 侧边，高度从法兰盘b 上表面至法兰盘c 的下底面，该支撑加强筋与波导管b、法兰盘b、c 焊接。加支撑加强筋后分叉波导如图8 所示。

图8 加支撑加强筋后分叉波导结构示意图

加支撑加强筋后分叉波导仿真分析条件与原分叉波导相同，计算结果显示加支撑加强筋后分叉波导的前3阶模态依次为67.5 Hz，120.7 Hz，371.2 Hz，比较加支撑加强筋后分叉波导与原分叉波导1 阶模态变化，仅从63.1 Hz 增加到67.5 Hz。而由图9 所示加支撑加强筋后分叉波导横向、纵向应力云图可知，加支撑加强筋后在波导管b 与法兰盘c 交界处应力较为集中，最大应力出现在横向振动时，为124.1 MPa，远超过铜的拉压疲劳极限约为88 MPa，可知该改进方案不合适。

图9 加支撑加强筋后分叉波导横向、纵向振动应力云图

方案三在法兰盘b 与法兰盘c 之间增加两个厚度为2 mm 的半圆形支撑柱，支撑柱选用钢材,支撑柱通过螺钉与法兰盘b 和法兰盘c 相连，加入半圆形支撑柱后分叉波导结构如图10 所示。

图10 加半圆形支撑柱后分叉波导结构示意图

加半圆形支撑柱后分叉波导仿真分析条件与原分叉波导相同，计算结果显示加半圆形支撑柱后分叉波导的前3 阶模态依次为77.2 Hz，139.6 Hz，429 Hz，比较加支撑加强筋后分叉波导与原分叉波导1 阶模态变化，从63.1 Hz 增加到77.2 Hz，远大于耐久试验最大频率50 Hz，能够有效地避免耐久试验时达到分叉波导的一阶固有频率，避免形成共振。而由图11 所示加半圆形支撑柱后分叉波导横向、纵向振动应力云图可知，加半圆形支撑柱后，最大应力值在波导管b 管口附近，最大应力值出现在横向振动时，仅为59.6 MPa，比较原分叉波导的74.4 MPa 应力大大减少，分叉波导强度得到了很大的提高。

图11 加半圆形支撑柱后分叉波导横向、纵向振动应力云图

2.3 分叉波导开裂改进方案比较

如表3 中所示为三种结构改进方案与原分叉波导力学性能对比，从表3 中可看出在原模型的基础上，方案一第1 阶模态有所提升，结构强度有所提高，最大应力值有所下降，但下降程度不大；方案二第1 阶模态有所提升，但最大应力值远超过铜的拉压疲劳极限，该方案不可取；方案三第1 阶模态从63.1 Hz 提高到77.2 Hz 有了较大提高，可以更有效避免共振现象，而且结构强度有了较大提高，最大应力值从74.4 MPa 降至59.6 MPa，使得该分叉波导力学性能有了显著提高。

表3 分叉波导力学性能对比

3 试验验证

对分叉波导加半圆形支撑柱，该半圆形支撑柱由钢板拼焊成型，使焊接后的支撑柱高度尺寸有盈余，再对完成焊接的半圆形支撑柱加工，以保证支撑柱与分叉波导的配合尺寸，最终保证支撑柱装配状态良好，不出现拉、压、扭等状态。对分叉波导加半圆形支撑柱能对较为薄弱的分叉波导的波导管b 进行有效保护，避免其受过大应力造成破坏。同时原分叉波导结构、工艺及接口尺寸不受影响，从而不影响整个天线系统状态，保证了分叉波导的电性能不变。并且半圆形支撑柱质量较轻，总质量仅增加约0.1 kg，支撑柱加工简便，生产成本较低。

将原天线系统的分叉波导加半圆形支撑柱后进行按照国军标GJB 1060.1-91A 中规定进行耐久试验验证。先在（2～50）Hz 频率范围内进行10 次扫频循环，找出该频率范围内的危险频率点，再在危险频率点上进行持续2 h 的耐振试验。耐震试验结束后对天线系统馈线进行气密试验，对馈线系统充入压力为49 kPa 的干燥清洁空气，密封观察30 min，最终结果馈线系统压力没有降，表明显示馈线系统完好，分叉波导管耐振试验后没有开裂。

4 结论

本文针对应用于某雷达天线系统的分叉波导开裂问题，通过试验测出分叉波导的实际响应，提出了三种结构改进方案，对三种结构改进方案进行模态和振动仿真分析，对比三种方案的一阶模态和振动应力云图得出提高该种分叉波导结构强度的最佳改进方案，并试验验证该方案的有效性，最终消除分叉波导开裂现象。