殷康程 ，永 強(qiáng) ，霍銀龍 ，謝曉光 *，李小冬

（1. 中國科學(xué)院長春光學(xué)精密機(jī)械與物理研究所，吉林長春130033；2. 中國科學(xué)院大學(xué)，北京100049；3. 中國科學(xué)院國防科技創(chuàng)新天基動態(tài)快速光學(xué)成像技術(shù)重點(diǎn)實(shí)驗室，吉林長春130033）

1 引 言

星載天線處于衛(wèi)星通訊系統(tǒng)的最前端，其性能指標(biāo)的好壞直接影響著衛(wèi)星通訊的質(zhì)量，在衛(wèi)星通訊系統(tǒng)中起著重要作用。反射面天線因其具有頻率范圍寬、增益高、旁瓣低等特點(diǎn)，成為星載天線研究的熱點(diǎn)。

在工程上通常根據(jù)饋源與反射面的相對位置，將反射面天線分為前饋天線與后饋天線兩種。前饋天線具有方向性好、結(jié)構(gòu)簡單等優(yōu)點(diǎn)，但增益較小，同時較長的饋線也會使噪聲溫度有所提高。后饋天線存在主、副兩個反射面，以較短的縱向尺寸實(shí)現(xiàn)了長焦距拋物面天線的性能，具有結(jié)構(gòu)緊湊、增益高、主瓣尖銳等優(yōu)點(diǎn)，同時由于饋源后饋，縮短了饋線長度，使噪聲溫度得到降低；但在結(jié)構(gòu)上天線副反射面會對主反射面產(chǎn)生明顯遮擋，嚴(yán)重降低天線口面效率。雙反射面偏置天線是截取后饋天線的一部分所構(gòu)成，在結(jié)構(gòu)上天線副反射面偏離主反射面的正前方，避免了對主反射面的遮擋，大大提高了天線的口面效率，同時保留了后饋天線結(jié)構(gòu)緊湊，高增益的優(yōu)點(diǎn)［1-4］，在航天系統(tǒng)中具有極大的應(yīng)用前景。

近年來，隨著衛(wèi)星技術(shù)的不斷發(fā)展，為提高衛(wèi)星天線機(jī)動靈活的工作能力，星載天線通常要求具有兩維或更多維度轉(zhuǎn)動和定位的功能，即進(jìn)行天線指向機(jī)構(gòu)的設(shè)計。國內(nèi)目前常用的星載天線指向機(jī)構(gòu)大多為兩維并且主要適用于前饋與后饋天線，雙反射面偏置天線指向機(jī)構(gòu)在航天系統(tǒng)中由于偏置角難以裝調(diào)與固定，機(jī)構(gòu)強(qiáng)度、剛度以及輕量化設(shè)計要求高等原因，目前只在地面系統(tǒng)中應(yīng)用較多，如中國電子科技集團(tuán)公司第54 研究所研制的 SKA 中國驗證天線［5］；國外針對雙反射面偏置天線指向機(jī)構(gòu)的研究相對成熟，如OneWeb 公司設(shè)計生產(chǎn)的雙反射面偏置天線指向機(jī)構(gòu)已成功應(yīng)用于低軌衛(wèi)星互聯(lián)網(wǎng)計劃中的OneWeb 星座中［6］。

本文討論了國內(nèi)傳統(tǒng)天線指向機(jī)構(gòu)構(gòu)型設(shè)計的優(yōu)點(diǎn)和弊端，并借鑒國外先進(jìn)設(shè)計經(jīng)驗，針對雙反射面偏置天線的結(jié)構(gòu)特點(diǎn)和航天系統(tǒng)的特殊要求設(shè)計了一種以雙軸連桿為基礎(chǔ)的雙反射面偏置天線可展開雙軸指向機(jī)構(gòu)，并詳細(xì)介紹了雙軸指向機(jī)構(gòu)的組成以及雙軸連桿，鎖緊釋放裝置等關(guān)鍵部件的優(yōu)化設(shè)計，最后通過對指向機(jī)構(gòu)原理樣機(jī)進(jìn)行振動試驗及振動試驗后雙軸夾角精度的測量，完成了指向機(jī)構(gòu)設(shè)計的合理性驗證。

2 指向機(jī)構(gòu)構(gòu)型設(shè)計

2.1 指向機(jī)構(gòu)設(shè)計指標(biāo)

針對某衛(wèi)星星載雙反射面偏置天線可展開雙軸指向機(jī)構(gòu)的需求，指向機(jī)構(gòu)設(shè)計應(yīng)滿足如下指標(biāo)要求：

（1）由于天線指向機(jī)構(gòu)需要在衛(wèi)星艙板上進(jìn)行安裝，受到衛(wèi)星發(fā)射時整流罩尺寸包絡(luò)的約束，要求機(jī)構(gòu)外形尺寸不能過大，應(yīng)小于800 mm×500 mm×300 mm；

（2）雙軸指向機(jī)構(gòu)設(shè)計要求機(jī)構(gòu)負(fù)載中副反射面重量不大于0.2 kg，主反射面重量不大于1kg，并要求機(jī)構(gòu)總質(zhì)量（不含負(fù)載）不大于3 kg；

（3）雙反射面偏置天線雙軸指向機(jī)構(gòu)對雙軸的工作角度范圍要求如下：軸 1：0°～163°，軸 2：0°～360°連續(xù)旋轉(zhuǎn)；

（4）為避免雙軸指向機(jī)構(gòu)的低階模態(tài)與火箭或衛(wèi)星的固有模態(tài)重疊或相近，導(dǎo)致發(fā)生共振，指向機(jī)構(gòu)必須具有優(yōu)良的動力學(xué)性能，應(yīng)滿足在帶負(fù)載條件下，壓緊狀態(tài)一階固有頻率大于100 Hz；

（5）為保證雙軸指向機(jī)構(gòu)在經(jīng)歷了衛(wèi)星發(fā)射等嚴(yán)酷的運(yùn)載力學(xué)環(huán)境后，指向機(jī)構(gòu)在軌運(yùn)行期間仍具有極高的雙軸夾角精度，要求在完成地面振動試驗后機(jī)構(gòu)雙軸夾角偏差小于30″。

2.2 指向機(jī)構(gòu)設(shè)計方案確定

經(jīng)查閱相關(guān)資料發(fā)現(xiàn)，國內(nèi)目前常用的星載天線指向機(jī)構(gòu)大多為兩維，一般由兩個相同的一維驅(qū)動組件和相應(yīng)的結(jié)構(gòu)支架構(gòu)成，且主要適用于前饋天線與后饋天線，指向機(jī)構(gòu)構(gòu)型可大致分為兩種：方位-俯仰型與X-Y型［7］，如圖 1 所示。

圖1 常用指向機(jī)構(gòu)構(gòu)型Fig.1 Common pointing mechanism

方位-俯仰型指向機(jī)構(gòu)結(jié)構(gòu)相對簡單，重量、口徑較小，能達(dá)到較高的結(jié)構(gòu)精度，無需增加兩軸之間的間距就可取得較大運(yùn)動范圍，但其天頂附近有跟蹤盲區(qū)，影響對目標(biāo)的過頂連續(xù)跟蹤。

X-Y型指向機(jī)構(gòu)不存在天頂盲區(qū)，可以進(jìn)行過頂連續(xù)跟蹤，但其不易做到靜平衡，要取得較大運(yùn)動范圍需增加兩軸間距，導(dǎo)致結(jié)構(gòu)不緊湊，嚴(yán)重犧牲體積和重量［8］。

針對雙反射面偏置天線的特點(diǎn)，指向機(jī)構(gòu)需在天線主、副反射面之間按照偏置角進(jìn)行固定，若按上述常用機(jī)構(gòu)構(gòu)型進(jìn)行設(shè)計，很難在取得較大運(yùn)動范圍的同時，兼顧指向機(jī)構(gòu)的體積和重量。

國外Oneweb 公司針對雙反射面偏置天線指向機(jī)構(gòu)的研究相對成熟，并且已成功應(yīng)用于低軌衛(wèi)星互聯(lián)網(wǎng)計劃中OneWeb 星座中，如圖2所示。

圖2 Oneweb 星座低軌衛(wèi)星Fig.2 Low-earth orbit satellite of Oneweb

本文借鑒國外先進(jìn)技術(shù)經(jīng)驗，將雙軸間的連桿同時作為支撐和運(yùn)動傳遞組件，設(shè)計如圖3 所示指向機(jī)構(gòu)構(gòu)型，該構(gòu)型具有運(yùn)動范圍廣、結(jié)構(gòu)緊湊、體積小、重量輕等優(yōu)點(diǎn)。對雙反射面偏置天線而言，對比常用的方位-俯仰型和X-Y型構(gòu)型，該指向機(jī)構(gòu)構(gòu)型更適合高度尺寸和重量有限制的星載衛(wèi)星通訊場景。

圖3 雙反射面偏置天線雙軸指向機(jī)構(gòu)組成圖Fig.3 Structure of biaxial pointing mechanism for double reflector offset antenna

雙反射面偏置天線可展開雙軸指向機(jī)構(gòu)包含了轉(zhuǎn)動單元軸1 與軸2、軸系框架、支架1、支架2、雙軸連桿以及鎖緊釋放裝置等。指向機(jī)構(gòu)工作狀態(tài)下，軸1 電機(jī)驅(qū)動雙軸連桿、軸2 及主、副反射面一同繞軸1 旋轉(zhuǎn)，并通過機(jī)械限位方式保證0°～163°的工作角度范圍；軸2 電機(jī)驅(qū)動主反射面繞軸2 進(jìn)行360°連續(xù)旋轉(zhuǎn)，二者相互配合共同完成指向機(jī)構(gòu)的天線角度定位工作。機(jī)構(gòu)組成中支架1 用來將雙軸指向機(jī)構(gòu)與衛(wèi)星本體進(jìn)行固定安裝，支架2 及鎖緊釋放裝置在發(fā)射狀態(tài)下用于將雙軸指向機(jī)構(gòu)及負(fù)載固定在衛(wèi)星艙板上。軸2 輸出法蘭盤亦通過鎖緊釋放裝置進(jìn)行固定，保證發(fā)射狀態(tài)下，對主反射面旋轉(zhuǎn)自由度的可靠約束。

2.3 指向機(jī)構(gòu)材料選擇

考慮到衛(wèi)星發(fā)射成本，在進(jìn)行機(jī)械結(jié)構(gòu)設(shè)計時，結(jié)構(gòu)件應(yīng)在保證優(yōu)良動力學(xué)性能的前提下，進(jìn)行輕量化設(shè)計；同時由于指向機(jī)構(gòu)在軌運(yùn)行時具有一定的溫度波動，這要求支撐有效載荷的機(jī)械結(jié)構(gòu)件的線脹系數(shù)相互匹配，避免因環(huán)境溫度變化導(dǎo)致配合精度下降，影響機(jī)構(gòu)正常工作。

綜合考慮材料的機(jī)械性能、經(jīng)濟(jì)適用性以及與有效載荷的線脹系數(shù)相匹配的原則，指向機(jī)構(gòu)在材料選擇上對結(jié)構(gòu)剛度要求較高的主支撐部分采用高強(qiáng)度、高模量的碳纖維復(fù)合材料，軸系支撐部分為減輕機(jī)構(gòu)整體重量采用質(zhì)量較輕的硬質(zhì)鋁合金材料，對精度要求較高的旋轉(zhuǎn)軸系部分采用比強(qiáng)度高、耐熱性好的鈦合金材料。

3 機(jī)構(gòu)關(guān)鍵部件設(shè)計及優(yōu)化

為了驗證雙軸指向機(jī)構(gòu)設(shè)計的合理性，本文利用Hypermesh 軟件建立了指向機(jī)構(gòu)的有限元模型如圖4 所示。為簡化模型，減少計算時間，將天線負(fù)載用附加轉(zhuǎn)動慣量的質(zhì)量點(diǎn)代替；為保證計算準(zhǔn)確度，網(wǎng)格劃分主體部分采用六面體單元建模，部分復(fù)雜零件采用二階四面體單元建模，并在關(guān)鍵的力傳遞路徑上，對網(wǎng)格進(jìn)行加密劃分處理，最后采用Nastran 求解器進(jìn)行模態(tài)求解［9］。

圖4 雙軸指向機(jī)構(gòu)有限元模型Fig.4 Finite element mode of biaxial pointing mechanism

經(jīng)靈敏度分析可知，該指向機(jī)構(gòu)雙軸連桿與底部鎖緊釋放裝置處對機(jī)構(gòu)整體的動力學(xué)性能影響最大，為指向機(jī)構(gòu)的關(guān)鍵組成部件，下面將對這兩處部件進(jìn)行理論分析與優(yōu)化設(shè)計。

3.1 雙軸連桿結(jié)構(gòu)優(yōu)化設(shè)計

雙軸連桿作為指向機(jī)構(gòu)的關(guān)鍵支撐與運(yùn)動傳遞部件，連桿設(shè)計應(yīng)繞開天線運(yùn)動包絡(luò)，在充分考慮系統(tǒng)剛度的前提下，盡量縮減翻繞路徑和總長；考慮到在軌運(yùn)行期間溫度梯度的影響，連桿采用正、負(fù)線脹系數(shù)相異的碳纖維絲交錯鋪設(shè)而成，兩端與轉(zhuǎn)軸采用線脹系數(shù)較低的鈦合金埋件進(jìn)行連接，保障機(jī)械加工精度和連接穩(wěn)定性，其設(shè)計方案如圖5 所示。

圖5 雙軸碳纖維連桿結(jié)構(gòu)示意圖Fig.5 Structure of connecting rod

為增加雙軸連桿的剛度，使機(jī)構(gòu)的整體基頻得到提升，本文在保證其他參數(shù)不變的前提下基于OptiStruct 軟件對連桿的截面尺寸進(jìn)行優(yōu)化，其優(yōu)化設(shè)計數(shù)學(xué)模型可以表示為：

其中d1，d2分別為雙軸連桿的內(nèi)徑與外徑尺寸，f［d1，d2］為機(jī)構(gòu)第一階固有頻率的函數(shù)［10］。

根據(jù)上述約束條件，以獲得最大第一階固有頻率為目標(biāo)，在進(jìn)行尺寸優(yōu)化迭代計算后，對得到的結(jié)果進(jìn)行統(tǒng)計，得到如圖6 所示機(jī)構(gòu)基頻隨連桿截面尺寸變化示意圖。

根據(jù)圖6 變化曲線可總結(jié)出如下規(guī)律：

（1）計算范圍內(nèi)，當(dāng)雙軸連桿內(nèi)外徑尺寸差值（厚度）相同時，機(jī)構(gòu)基頻與連桿內(nèi)外徑尺寸大小成正相關(guān)。

圖6 機(jī)構(gòu)基頻隨連桿截面尺寸變化示意圖Fig.6 The first order mode changes with connecting rod size

（2）當(dāng)雙軸連桿內(nèi)外徑尺寸差值（厚度）較小時，機(jī)構(gòu)基頻與厚度的大小成正相關(guān)，此時增加連桿壁厚可提高機(jī)構(gòu)剛度，使指向機(jī)構(gòu)基頻得以提升；當(dāng)壁厚達(dá)到一定值時指向機(jī)構(gòu)基頻達(dá)到最大，繼續(xù)增加壁厚相當(dāng)增加負(fù)載，機(jī)構(gòu)基頻開始降低。

綜合考慮材料特性以及加工裝調(diào)等因素，最終選擇內(nèi)徑18 mm，外徑23 mm 作為雙軸連桿的尺寸參數(shù)，此狀態(tài)下指向機(jī)構(gòu)一階頻率為98.3 Hz，此時雙軸連桿部分不再是指向機(jī)構(gòu)的設(shè)計薄弱環(huán)節(jié)，薄弱環(huán)節(jié)轉(zhuǎn)變?yōu)檩S2 底部鎖緊釋放部件，后文將對此處進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計以滿足指向機(jī)構(gòu)一階頻率大于100 Hz 的設(shè)計指標(biāo)。

3.2 鎖緊釋放裝置分析及優(yōu)化設(shè)計

為避免指向機(jī)構(gòu)在衛(wèi)星發(fā)射階段的振動和沖擊載荷的作用下發(fā)生劇烈振動而損壞，需要鎖緊釋放裝置對天線展開方向進(jìn)行鎖緊。傳統(tǒng)火工品鎖緊釋放裝置普遍存在沖擊力大，清潔度低，易爆，不易存儲和運(yùn)輸?shù)热秉c(diǎn)，可靠性較低；為提高天線展開工作的可靠性與安全性，本文采用沖擊小、無污染的非火工品類記憶合金驅(qū)動器作為指向機(jī)構(gòu)的鎖緊釋放裝置［11-12］。

由模態(tài)分析可知機(jī)構(gòu)軸2 底部鎖緊釋放處繞X軸擺動方向剛度較弱，即繞X軸方向抵抗傾覆的能力較弱，故需要對底部鎖緊釋放裝置進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計。為簡化天線鎖緊支撐避免冗余設(shè)計，本文基于SMA（形狀記憶合金）直線型雙程偏置驅(qū)動器對鎖緊釋放裝置與結(jié)構(gòu)支撐進(jìn)行一體化設(shè)計。

為找到影響機(jī)構(gòu)抗傾覆力矩性能的影響因素，對鎖緊釋放與結(jié)構(gòu)支撐一體化結(jié)構(gòu)處進(jìn)行簡化，并對機(jī)構(gòu)支架施加傾覆力矩M，假設(shè)各處均為點(diǎn)接觸，對機(jī)構(gòu)進(jìn)行如圖7 所示的靜力學(xué)分析。

圖7 鎖緊處機(jī)構(gòu)支架受力分析圖Fig.7 Force analysis diagram of bracket

結(jié)合圖7 受力分析圖，由靜力平衡理論可得如下3 個等式：

其中：FN為錐座支反力，f為接觸面摩擦力，F(xiàn)S為記憶合金鎖緊釋放裝置提供的鎖緊力，L為力作用線到轉(zhuǎn)動軸的垂直距離，θ為錐面與豎直方向的夾角。

將式（1）帶入式（3）得到：

取接觸面滑動時的臨界狀態(tài)可得：

其中μ為接觸面摩擦系數(shù)，將式（5）帶入式（1）：

將式（5），式（6）帶入式（2）得到：

將式（7）帶入式（4）得到：

根據(jù)式（8）可得到傾覆力矩M、鎖緊力FS、力臂L以及錐面夾角θ四者間的力學(xué)關(guān)系，力學(xué)分析表明在鎖緊力FS與力臂L已確定的情況下，傾覆力矩M的大小只與θ有關(guān)。

為防止鎖緊釋放裝置錐臺配合處對指向機(jī)構(gòu)的展開形成干涉，對指向機(jī)構(gòu)展開路徑進(jìn)行分析得到機(jī)構(gòu)展開示意圖如圖8 所示。

圖8 機(jī)構(gòu)展開示意圖Fig.8 Schematic diagram of mechanism deployment

由圖8 可知，指向機(jī)構(gòu)在展開過程中錐臺與錐座不發(fā)生干涉的條件是θ+90°≥118°，即θ≥28°。

采用 Matlab 軟件畫出 1/sin 2θ的曲線圖，如圖9 所示。

由函數(shù)變化圖可知函數(shù)在［0°，45°］為減函數(shù)，在［45°，90°］為增函數(shù)，錐面夾角θ為 45°時抵抗傾覆力矩M能力最弱，其中當(dāng)θ≤28°處由于與展開路徑形成干涉，屬于非設(shè)計區(qū)。

由于錐面夾角偏小更有利于抵抗橫向滑移，故錐面夾角不宜設(shè)計過大，考慮到加工和裝調(diào)誤差等工程實(shí)際因素，錐面夾角最終設(shè) 計 為 30°。

圖 9 1/sin 2θ 函數(shù)變化圖Fig.9 Change of 1/sin 2θ

4 仿真分析與試驗驗證

4.1 有限元仿真分析

根據(jù)優(yōu)化參數(shù)對有限元模型進(jìn)行修改，優(yōu)化后機(jī)構(gòu)總重量為2.73 kg，滿足整機(jī)重量不大于3 kg 的設(shè)計要求。利用Lanczos 法提取指向機(jī)構(gòu)的模態(tài)，其中前4 階模態(tài)結(jié)果如表1 與圖10所示。

表1 指向機(jī)構(gòu)前4 階模態(tài)分析結(jié)果Tab.1 First 4-order modes of pointing mechanism

從模態(tài)分析結(jié)果可知天線指向機(jī)構(gòu)的一階固有頻率為106.6 Hz，其相應(yīng)振型為軸2 及其支架繞X軸擺動。分析結(jié)果表明機(jī)構(gòu)組件的動態(tài)剛度足夠高，在低頻正弦激勵作用下不會與載體發(fā)生共振，滿足指向機(jī)構(gòu)一階固有頻率大于100 Hz 設(shè)計要求。

4.2 試驗驗證

為驗證有限元仿真結(jié)果的正確性，保證偏置天線雙軸指向機(jī)構(gòu)鎖緊狀態(tài)下，在經(jīng)歷衛(wèi)星發(fā)射等嚴(yán)酷的運(yùn)載力學(xué)環(huán)境后指向機(jī)構(gòu)無損壞并可以正常工作，研制出了指向機(jī)構(gòu)原理樣機(jī)并對其進(jìn)行相關(guān)振動試驗以及完成振動試驗后重力補(bǔ)償條件下的雙軸夾角精度的測量工作［13］。

圖10 雙軸指向機(jī)構(gòu)前4 階模態(tài)Fig.10 First 4-order mode of biaxial pointing mechanism

試驗過程中首先對原理樣機(jī)進(jìn)行了0.2g的正弦加速度試驗，指向機(jī)構(gòu)與工作臺之間通過試驗工裝進(jìn)行轉(zhuǎn)接，在振動試驗過程中指向機(jī)構(gòu)和工裝作為一個整體，其連接關(guān)系保持不變。試驗開始前，需要粘貼2 個三軸加速度傳感器，粘貼位置如圖 11 所示，試驗在X，Y，Z3 個方向分別進(jìn)行，試驗結(jié)果如圖12 所示。

圖11 傳感器粘貼位置Fig.11 Sensor sticking position

對圖12 中三向掃頻的結(jié)果進(jìn)行統(tǒng)計發(fā)現(xiàn)，在Y向特征掃頻曲線中，測點(diǎn)1 在103 Hz 附近有明顯峰值，且此頻率為雙軸指向機(jī)構(gòu)一階固有頻率。試驗結(jié)論與有限元仿真結(jié)果一階固有頻率為106.6 Hz 進(jìn)行對比，誤差約為3%，結(jié)果表明有限元模型具有足夠的精度，驗證了有限元仿真結(jié)果的正確性。

圖12 三向掃頻特征曲線Fig.12 Scanning frequency vibration curve in three axis

隨后對X，Y，Z3 個方向分別進(jìn)行了3.75g正弦振動試驗與5.95grms的隨機(jī)振動試驗；試驗過程中指向機(jī)構(gòu)的加速度響應(yīng)在X，Y，Z3 個方向上均有不同程度的放大，其中測點(diǎn)1 處最大放大倍率為3.6 倍，測點(diǎn)2 處最大放大倍率為1.95倍，放大倍率均在可接受范圍內(nèi)，滿足設(shè)計要求。

隨機(jī)振動試驗后再次進(jìn)行掃頻試驗，經(jīng)統(tǒng)計發(fā)現(xiàn)，各測點(diǎn)處峰值較振動試驗前漂移不大，最大頻率漂移小于2%，說明經(jīng)歷振動環(huán)境后機(jī)構(gòu)關(guān)鍵結(jié)構(gòu)部件并無損壞，動力學(xué)性能良好，指向機(jī)構(gòu)結(jié)構(gòu)強(qiáng)度符合設(shè)計要求。

雙軸夾角精度是雙反射面偏置天線指向機(jī)構(gòu)的重要精度指標(biāo)，為保證雙軸指向機(jī)構(gòu)在經(jīng)歷了衛(wèi)星發(fā)射等嚴(yán)酷的運(yùn)載力學(xué)環(huán)境后，在軌運(yùn)行期間仍具有極高的雙軸夾角精度，要求振動試驗后指向機(jī)構(gòu)雙軸夾角偏差小于30″。

由于空間失重環(huán)境的特殊性，指向機(jī)構(gòu)在軌運(yùn)行期間自身的重力對機(jī)構(gòu)的運(yùn)動特性影響很小，而傳統(tǒng)指向機(jī)構(gòu)進(jìn)行設(shè)計時，各零部件的重力通常不在考慮范圍之內(nèi)；本文天線指向機(jī)構(gòu)構(gòu)型設(shè)計中雙軸連桿在作為支撐部件的同時亦作為運(yùn)動傳遞部件，連桿結(jié)構(gòu)的細(xì)長特性要求在進(jìn)行機(jī)構(gòu)夾角精度測量時必須進(jìn)行相應(yīng)的重力補(bǔ)償［14-16］。

圖13 雙軸夾角精度測量試驗Fig.13 Measurement test of two-axis angle accuracy

結(jié)合指向機(jī)構(gòu)設(shè)計要求，本文在采用懸吊法進(jìn)行重力補(bǔ)償?shù)幕A(chǔ)上，對指向機(jī)構(gòu)振動試驗后的雙軸夾角精度進(jìn)行測量［17］，如圖 13 所示，測量結(jié)果顯示振動試驗后指向機(jī)構(gòu)雙軸夾角精度為21″，滿足雙軸指向機(jī)構(gòu)的設(shè)計指標(biāo)，驗證了指向機(jī)構(gòu)設(shè)計、分析與計算的合理性。

5 結(jié) 論

本文針對雙反射面偏置天線在航天領(lǐng)域中的應(yīng)用需求，設(shè)計了一種基于連桿連接的雙反射面偏置天線可展開雙軸指向機(jī)構(gòu)，同時為提升指向機(jī)構(gòu)的動力學(xué)性能并減輕機(jī)構(gòu)重量，用有限元方法對指向機(jī)構(gòu)中的關(guān)鍵部件進(jìn)行進(jìn)一步的理論分析與優(yōu)化設(shè)計，最后對指向機(jī)構(gòu)的原理樣機(jī)進(jìn)行了振動試驗與振動試驗后雙軸指向精度的測量，試驗結(jié)果表明壓緊狀態(tài)下指向機(jī)構(gòu)一階基頻為103 Hz，振動試驗后雙軸指向精度為21″，滿足指向機(jī)構(gòu)設(shè)計要求。