江 雄，毛春見，孔桂清

(1. 中國電子科技集團(tuán)公司第三十六研究所， 浙江 嘉興 314033；2. 南京航空航天大學(xué)航空宇航學(xué)院， 江蘇 南京 210016)

玻璃鋼天線彎曲破壞分析與改進(jìn)*

江 雄1，毛春見2，孔桂清1

(1. 中國電子科技集團(tuán)公司第三十六研究所， 浙江 嘉興 314033；2. 南京航空航天大學(xué)航空宇航學(xué)院， 江蘇 南京 210016)

某玻璃鋼天線的載荷條件發(fā)生了較大改變，文中對其進(jìn)行了彎曲破壞分析及設(shè)計改進(jìn)。利用ANSYS完成靜載荷計算，使用Tsai-Wu強度準(zhǔn)則進(jìn)行強度校核，計算發(fā)現(xiàn)在60%的極限載荷下天線根部會出現(xiàn)破壞現(xiàn)象，靜力試驗驗證了仿真的準(zhǔn)確性。根據(jù)有限元分析結(jié)果對結(jié)構(gòu)進(jìn)行了改進(jìn)，應(yīng)力較大的底座使用鈦合金材料制作，底座和蒙皮之間采用螺釘連接，改進(jìn)后的天線順利通過了試驗考核。在設(shè)計階段進(jìn)行有限元分析可提前發(fā)現(xiàn)問題，節(jié)省研制時間，降低后續(xù)試驗的風(fēng)險。

玻璃鋼天線；有限元；Tsai-Wu準(zhǔn)則；靜力試驗

引 言

復(fù)合材料是由2種或2種以上不同物質(zhì)以不同方式組合而成的材料，能發(fā)揮各種材料的優(yōu)點，克服單一材料的缺陷，擴(kuò)大材料的應(yīng)用范圍。作為一種新型材料，復(fù)合材料具有重量輕，比強度、比模量高，加工成型方便，耐腐蝕性能強等優(yōu)異性能，已廣泛應(yīng)用于航空航天、汽車、電子等領(lǐng)域[1-4]。

機載天線工作環(huán)境復(fù)雜，既要滿足電性能要求，在氣動載荷下有足夠的剛度和強度，還要滿足產(chǎn)品的重量重心布局要求。因此需在產(chǎn)品研制階段利用有限元軟件進(jìn)行剛強度校核，滿足設(shè)計要求后再進(jìn)行試樣制作與試驗，以縮短產(chǎn)品研制周期[5]。

某機載天線罩體使用玻璃鋼制作而成。樣件制作完成后，載荷條件發(fā)生了較大變化，有限元分析發(fā)現(xiàn)在結(jié)構(gòu)根部會出現(xiàn)破壞現(xiàn)象。靜力試驗驗證了此情況，計算結(jié)果與試驗結(jié)果吻合得較好。根據(jù)有限元分析結(jié)果，在重量允許的情況下，將天線底座材料改為鈦合金，蒙皮仍使用玻璃鋼制作，底座與蒙皮使用螺釘連接。改進(jìn)后的天線順利通過了試驗考核。

1 天線靜力試驗及仿真計算

天線由天線罩、輻射體和射頻接頭等組成。為避免外界溫度變化導(dǎo)致天線罩內(nèi)氣壓變化，輻射體與天線罩之間使用PMI材料進(jìn)行整體灌封。天線結(jié)構(gòu)如圖1所示。

圖1 天線結(jié)構(gòu)示意圖

天線罩整體采用玻璃纖維/氰酸脂復(fù)合材料制作，材料參數(shù)見表1。蒙皮厚度從根部往上逐步減小，最厚處為6 mm，最薄處為2.5 mm，鋪層時織物徑向與罩體高度方向平行。

表1 玻璃纖維/氰酸脂復(fù)合材料力學(xué)參數(shù)

注：表中E11為橫向彈性模量；E22為縱向彈性模量；v12為面內(nèi)泊松比；G12為面內(nèi)剪切模量；XT為橫向拉伸強度；XC為橫向壓縮強度；YT為縱向拉伸強度；YC為縱向壓縮強度；SXY為面內(nèi)剪切強度。

1.1天線靜力試驗

天線通過試驗工裝固定在承力墻上。沿罩體高度方向載荷通過砝碼單獨加載，另外2個方向通過液壓作動器進(jìn)行加載，利用杠桿系統(tǒng)進(jìn)行載荷分配，以保證2個方向的載荷值及加載中心與要求一致。試驗現(xiàn)場如圖2所示。

圖2 天線靜力試驗加載示意圖

試驗時在結(jié)構(gòu)上布置了應(yīng)變片測試天線的應(yīng)力水平，同時對天線位移進(jìn)行了測量(垂直于地面)。各測點的布置位置如圖3所示。

圖3 天線測點示意圖

試驗時逐級進(jìn)行加載，加載至60%極限載荷時，位移突變，載荷無法保持。天線根部上表面出現(xiàn)裂縫，下表面出現(xiàn)褶皺，對天線解剖發(fā)現(xiàn)上表面纖維斷裂。對應(yīng)的天線根部情況及各測點位移如圖4所示。

圖4 天線根部情況及各測點位移

測點1和測點2位于天線頂部，位移值最大；測點4靠近天線根部，位移值最小。在50%極限載荷前，各測點位移值線性度很好，天線處于小變形狀態(tài)。加載至60%極限載荷時，位移突變，對應(yīng)結(jié)構(gòu)遭到破壞。

1.2有限元計算

有限元模型在HyperMesh中建立，由于PMI填充材料對結(jié)構(gòu)剛度貢獻(xiàn)較小，因此建模時將其忽略。整個天線結(jié)構(gòu)使用殼單元模擬，自底部向上厚度逐步遞減。固定螺釘用梁單元模擬，螺釘與天線底座之間使用rbe3單元連接，計算時將螺釘?shù)撞抗潭ㄒ阅M實際試驗狀態(tài)。計算時加載區(qū)域與試驗時帆布帶粘貼區(qū)域一致，整個天線的有限元模型如圖5所示。

圖5 天線有限元模型

在結(jié)構(gòu)破壞前各測點位移值線性度很好，因此此處取50%和60%兩種載荷值進(jìn)行比較。在50%極限載荷值下，結(jié)構(gòu)各向應(yīng)力情況如圖6所示。材料縱向壓應(yīng)力最大為203 MPa，縱向拉應(yīng)力最大為195 MPa；橫向壓應(yīng)力最大為198 MPa，橫向拉應(yīng)力最大為185 MPa；縱橫剪切應(yīng)力最大為97.9 MPa。各向應(yīng)力均小于材料單向強度極限[6]。材料的Tsai-Wu指數(shù)最大值為0.84，出現(xiàn)在固定孔附近，結(jié)構(gòu)不會被破壞。

圖6 50%極限載荷下天線各向應(yīng)力及Tsai-Wu指數(shù)

提取相應(yīng)測點的位移和應(yīng)變情況，與試驗結(jié)果進(jìn)行對比，結(jié)果見表2和表3。計算的位移值及應(yīng)變值與試驗結(jié)果吻合得較好，仿真能較好地反映實際試驗情況。

表2 測點位移值比較

表3 測點應(yīng)變值比較

注：試驗時的γxy由幾何關(guān)系計算而得。

在60%極限載荷值下，縱向壓應(yīng)力最大為244 MPa，縱向拉應(yīng)力最大為221 MPa，橫向壓應(yīng)力最大為238 MPa，橫向拉應(yīng)力最大為214 MPa,均小于材料縱橫方向的拉壓強度?？v橫剪切應(yīng)力最大為117 MPa，超過縱橫剪切強度，用最大應(yīng)力準(zhǔn)則判斷會出現(xiàn)破壞現(xiàn)象。Tsai-Wu指數(shù)最大為1.14，出現(xiàn)在固定孔附近，預(yù)示結(jié)構(gòu)將被破壞，預(yù)示位置與實際破壞位置吻合得較好。限于篇幅，圖7僅給出了剪切應(yīng)力和Tsai-Wu指數(shù)分布圖。

圖7 60%極限載荷下天線應(yīng)力及Tsai-Wu指數(shù)

2 結(jié)構(gòu)改進(jìn)

從試驗及分析結(jié)果來看，天線根部應(yīng)力過大使結(jié)構(gòu)遭到破壞。由于天線與載機的機械接口已經(jīng)確定，無法通過增加底部厚度(加大截面慣性矩)來降低彎曲應(yīng)力，因此考慮天線底座部分改用金屬材料制作。分析發(fā)現(xiàn)鋁合金較輕但強度不滿足要求，而不銹鋼材料會使重量超過設(shè)計允許值。綜合考慮后將天線底座的制作材料更換為鈦合金材料，蒙皮仍使用玻璃鋼制作，底座和蒙皮之間采用螺釘連接。更改后的天線結(jié)構(gòu)如圖8所示。

2.1仿真計算

天線在100%極限載荷情況下的位移及應(yīng)力分布如圖9所示。天線最大變形為14.3 mm，鈦合金底座上最大等效應(yīng)力為468 MPa，出現(xiàn)在蒙皮連接孔附近。所選用的鈦合金材料屈服強度為830 MPa，有較大的安全余量。蒙皮處縱向壓應(yīng)力最大為247 MPa，縱向拉應(yīng)力最大為193 MPa；橫向壓應(yīng)力最大為143 MPa，橫向拉應(yīng)力最大為121 MPa；縱橫剪切應(yīng)力最大為78 MPa。Tsai-Wu指數(shù)最大為0.72，出現(xiàn)在蒙皮與底座連接孔附近，該載荷下蒙皮不會被破壞。改進(jìn)后結(jié)構(gòu)能滿足設(shè)計要求。

圖8 更改后的天線模型

圖9 100%極限載荷下天線位移及應(yīng)力分布

2.2試驗結(jié)果

同前次試驗一樣布置了對應(yīng)的測點，表4給出了各測點位移的試驗值與計算值，兩者吻合得較好，驗證了仿真計算的準(zhǔn)確性。限于篇幅，各測點的應(yīng)變未列出。

表4 測點位移值比較

3 結(jié)束語

初次設(shè)計時，天線罩由玻璃鋼整體制作，隨后設(shè)計載荷值發(fā)生了較大的變化，仿真發(fā)現(xiàn)結(jié)構(gòu)無法滿足設(shè)計要求，通過靜力試驗驗證了仿真的準(zhǔn)確性。根據(jù)有限元分析的結(jié)果對結(jié)構(gòu)進(jìn)行了改進(jìn)，利用鈦合金制作底座，蒙皮部分仍使用玻璃鋼材料，改進(jìn)后結(jié)構(gòu)順利通過了靜力試驗考核。仿真發(fā)現(xiàn)改進(jìn)后鈦合金底座的最大等效應(yīng)力為468 MPa，有較大的安全余量，后續(xù)應(yīng)繼續(xù)對其進(jìn)行減重優(yōu)化。

[1] 沈軍, 謝懷勤. 航空用復(fù)合材料的研究與應(yīng)用進(jìn)展[J]. 玻璃鋼/復(fù)合材料, 2006(6): 48-54.

[2] 吉國明, 付珍娟, 寇飛行, 等. 兩種含天線復(fù)合材料結(jié)構(gòu)的性能對比[J]. 機械強度, 2011, 33(2): 312-316.

[3] 杜善義. 先進(jìn)復(fù)合材料與航空航天[J]. 復(fù)合材料學(xué)報, 2007, 24(1): 1-12.

[4] 王昭. 基于復(fù)合材料的天線結(jié)構(gòu)設(shè)計[J]. 電子機械工程, 2009, 24(1): 1-12.

[5] 宮能平, 夏源明, 毛天祥. 復(fù)合材料飛輪的三維應(yīng)力分析[J]. 復(fù)合材料學(xué)報, 2002, 19(1): 113-116.

[6] 沈觀林. 復(fù)合材料力學(xué)[M]. 北京: 清華大學(xué)出版社, 2006: 57-63.

江 雄(1985-)，男，工程師，主要從事電子設(shè)備結(jié)構(gòu)設(shè)計仿真工作。

FlexuralFailureAnalysisandImprovementofFiberglassAntenna

JIANGXiong1，MAOChun-jian2，KONGGui-qing1

(1.The36thResearchInstituteofCETC,Jiaxing314033,China；2.NanjingUniversityofAeronauticsandAstronautics,Nanjing210016,China)

The load condition changes a lot after the prototype of the fiberglass antenna has been produced. The static analysis is finished in ANSYS and Tsai-Wu strength criterion is applied. Simulation indicates that under 60% of the limit load, some parts of the antenna base will exceed the strength limit, which is verified by the static test. The antenna dome is improved according to the results of the finite element analysis. The material of the base part is replaced by the titanium alloy. The base and the skin are connected by screws. The improved structure has passed the static test. Finite element analysis in the design can help to find problems in advance, save the development time and reduce the risk of subsequent tests.

fiberglass antenna; FEM; Tsai-Wu criterion; static test

2016-12-21

TN82

A

1008-5300(2017)04-0031-04