，可以得到抛物环面 整体平移量Δ Χ、Ay、Az和整体旋转量I、每段拟合抛物面焦点沿焦线的平移量 k ^ . . .，tN，以及各段拟合抛物面的焦点变化量Δ f1; Δ f2, . . . Δ fN和轴向移动，进而确定 最佳吻合面。
[0110] 步骤5,计算天线主反射面温度分布造成的天线指向偏差
[0111] 根据步骤4所得到的天线主反射面的最佳吻合面，假设此时天线的馈源和副反射 面位置不发生改变，仍在原来设计的位置上。利用反射面天线的机电耦合模型，计算天线主 反射面因温度分布造成热变形导致的天线指向在E面（即天线所在的局部坐标系的 X〇Z平 面）和H面（即天线所在的局部坐标系的yoz平面）的偏差。
[0112] 步骤6,计算天线副反射面横向移动及其转动所导致的指向偏差
[0113] 根据ANSYS软件计算得到的天线副反射面顶点在局部坐标系中的X〇Z平面（E面） 和yoz平面（H面）内的位移量或转动量，计算天线的副反射面在这两个平面内的横向移 动，假设天线主反射面处于理想情况下，并且天线副反射面只有移动而无转动或者只有转 动而无移动，根据这些条件，基于反射面天线的机电耦合模型，计算出天线因副反射面移动 或转动引起的在xoz平面和yoz平面的指向偏差。
[0114] 由于副反射面的口径较小，且刚度高，可认为副反射面不发生变形。温度造成副反 射面撑腿发生变形，导致天线副反射面发生旋转和顶点移动，由于天线副反射面顶点沿天 线轴向移动不影响天线的指向，所以计算撑腿变形导致的天线指向偏差时，只考虑天线副 反射面顶点的横向移动。根据步骤3得到的天线撑腿变形导致的副反射面转动角度及其顶 点的位移量，利用反射面天线的机电耦合模型，计算天线热变形引起的副反射面横向移动 及其转动所导致的指向偏差。
[0115] 步骤7,计算天线因热变形造成的总指向偏差
[0116] 将天线赋形主反射面和副反射面撑腿因热变形分别引起的局部坐标系中XOZ平 面（E面）和yoz平面（H面）内的指向偏差进行求和，计算局部坐标系中天线因热变形造 成的总指向偏差。
[0117] 步骤8,通过坐标转换，将局部坐标系下天线的总指向偏差转换为大地坐标系下天 线的指向调整量
[0118] 利用（7)计算得到的天线因热变形造成的总指向偏差进行坐标转换，如图6所示， 计算出天线因热变形导致的方位俯仰角的偏差量。坐标转换过程如下所示：
[0119] 设局部坐标系下Z轴上一点Pm，局部坐标为（0,0，1)，即表示天线在未发生变形 情况时的波束指向，设天线当前俯仰方位角为Θ。和?%，_某一时刻天线因热变性导致天线 指向在局部坐标系中xoz平面和yoz平面内的偏差分别为和d.o
[0120] 在局部坐标系中，经过计算，得到点Z轴上点Pm在指向发生偏差后的坐标位置， 记为P， 2，其坐标为（Xj2, yj2, Zj2)，卩，2和P，i的坐标关系为：
[0123] 分别将点P，i和点P，2经过坐标转换，得到这两个点在整体坐标系下对应的坐标， 分别记为点P，3和P，4,坐标为（Xq3, yq3, Zq3)和（xq4, yq4, Zq4)，P，占 P，3、P，2与P，4的转换关 系如下：
[0127] 得到整体坐标系下的点P，jP P，4后，利用直角坐标系转换为极坐标系的转换关 系，将两个点对应的角度^^转换为极坐标系下的角度θ 3、_和θ 4、料， 最终的方位角和俯仰角偏差分别为
[0129] 步骤9,比较天线补偿前后的电性能
[0130] 比较补偿前后的天线电性能，判断大型赋形双反射面天线补偿前后的天线电性能 提高量是否满足要求，如满足要求，则计算得到的变形大型赋形双反射面天线指向调整量 为能够补偿大型赋形双反射面天线电性能的指向调整量；否则，调整天线结构有限元模型 中的材料属性参数，重复步骤（3)~（9)，直至满足要求。
[0131] 本发明的优点可通过以下仿真进一步说明：
[0132] 1.在ANSYS中建立未变形双反射面天线架构有限元模型
[0133] 根据大型赋形双反射面天线的结构参数、工作频率及材料属性，在ANSYS软件中 建立未变形赋形双反射面天线有限元模型。
[0134] 反射面天线的主、副反射面面板、基座、中心体、套筒以及馈源选用壳单元，背架结 构以及支撑腿选用梁单元。模型中的梁单元采用beaml88,壳单元选用shell63,建成的 ANSYS结构模型如图2所示。天线的模型中的主反射面板采用的是YL12硬铝，其余的部件 均采用20钢，两种材料的具体参数如表1所示。
[0135] 表1天线材料参数
[0137] 2.分段拟合
[0138] 在赋形双反射面天线的主反射面ANSYS模型中寻找一条母线。提取母线上的节点 坐标（因反射面为仰天放置，所以节点Z轴坐标按顺序排列，就可实现节点的坐标顺序排 列），母线上共有节点17个，间隔20. 219cm，分成N = 8段。根据式
[0139]
[0140] 进行编程求解，计算得到：
[0141] f (η)为：2512. 644, 2510. 326, 2509. 394, 2506. 994, 2503. 666, 2500. 468, 2499. 67 6, 2498. 892 (单位：mm，η = 1，2,…，8) 〇
[0142] ΔΗ(η)* :101. 105, 100. 460, 100. 536, 100. 798, 100. 448, 100. 720, 100. 220, 100. 4 86 (单位：mm，η = 1，2,…，8) 〇
[0143] 带入上述数据可得每个焦点的坐标为（0,0, f (η) + ΔΗω)。
[0144] 3.加载温度
[0145] 在ANSYS软件中对已经建立好的天线有限元模型加载温度载荷，计算天线的变 形情况，并提取天线主、副反射面的变形后的节点坐标信息及网格划分信息，同时得到天 线在局部坐标系中xoz和yoz 平面内的撑腿变形导致的副反射面转动角度偏差J务和 分别为（-4. 7407"，-4. 2922")，以及其顶点的位移量dx、dy、dz分别为（1. 7848_， L 5707mm，-L 5816mm)〇
[0146] 4.计算得到变形后天线主反射面的最佳吻合面
[0147] 根据所建立的吻合优化模型进行MATLAB编程，并利用优化软件调用该程序， 选择合适的优化算法进行计算，得到吻合过程中各调整参数A X、Ay、ΔΖ、氣、R以及 Δ If1, Δ f2, · · ·，Δ t η t2, · · ·，tN。由公式
[0149] 可以得到新焦线段上的每一个新焦点的位置，从而得到最佳吻合面。
[0150] 5.计算天线主面变形导致的指向偏差
[0151] 根据计算得到的变形后天线主反射面的最佳吻合面，通过如下机电耦合模型计 算仅主面变形后的天线电性能，其中k为传播常数，λ为工作波长，Δ Ζ为主反射面误差， f(L )为馈源的初级方向图函数，其它参数含义如图5所示。
[0152]
[0154] 对变形后天线的电性能进行计算，可得到主面变形导致天线指向偏差分别大小为 (-2. 9862"，-5. 3882")。
[0155] 6.计算天线副反射面横向移动及其转动所导致的指向偏差
[0156] 根据步骤3计算得到的天线副反射面顶点的位移量和转动角度，通过如下机电耦 合模型计算仅撑腿变形后的天线电性能，可得到副反射面横向移动及其转动所导致的指向 偏差的大小为（-3.0123〃，-4. 3621")。
[0157] 7.计算天线因热变形造成的总指向偏差
[0158] 将天线赋形主反射面和副反射面因热变形引起的指向偏差进行求和，得到天线因 热变形造成的总指向偏差为（-5. 9985"，-9. 7503)。
[0159] 8.对比之前已经计算得到的天线变形后的电性能
[0160] 表2天线未变形及补偿后的指向对比（单位均为"）
[0162] 将调整指向之后的天线的电性能与变形但未经过补偿的天线电性能进行对比，由 表2可以看出，补偿前天线在方位角为0°的平面（E面）内指向偏差量为-5.0234"，在方 位角为90°的平面（H面）内指向偏差量为-7. 1988"，调整后天线在E面内指向偏差量 为-0.288"，在H面内指向偏差量为-0.5047"，则调整前后天线在E面内指向偏差减小了 4.7354"，在H面内指向偏差减小了 6. 6941"，满足实际工程中天线对指向的要求。所以优 化后得到指向即为能够补偿天线电性能的最佳指向调整量。
[0163] 图7和图9为指向调整前后天线在方位角为0°的平面（E面）内和方位角为90° 的平面（H面）内天线方向图。图8和图10为其对应的局部方向图。
[0164] 通过该实施例所得到的补偿结果可以看出，采用本发明的方法，可以针对大型赋 形双反射面天线因热变形导致的天线波束指向偏差进行补偿，保障大型赋形双反射面天线 在恶劣环境条件下可靠、高效的工作。
【主权项】
1. 一种基于机电禪合的大型赋形双反射面天线指向调整方法