典型艙段連接件多軸振動安全性與有效性驗(yàn)證

王肇喜，利云云，盛 鵬，吳欣凱，黃躍進(jìn)

（上海航天精密機(jī)械研究所，上海 201600）

0 引 言

振動試驗(yàn)是鑒定產(chǎn)品在真實(shí)使用環(huán)境下適應(yīng)性和可靠性的有效方法。傳統(tǒng)振動試驗(yàn)采用單軸向振動應(yīng)力施加的方式，通過依次變換產(chǎn)品振動軸向來模擬產(chǎn)品實(shí)際的多維振動環(huán)境。這種傳統(tǒng)的單軸向單點(diǎn)激勵(lì)振動環(huán)境模擬手段具備較為成熟的試驗(yàn)方法、試驗(yàn)標(biāo)準(zhǔn)與試驗(yàn)設(shè)備，在過去的幾十年中，為我國武器產(chǎn)品的研制做出了極大的貢獻(xiàn)［1］。

近年來，元器件的質(zhì)量水平和制造工藝水平飛速提升，產(chǎn)品制造過程中引入潛在缺陷的機(jī)會越來越小。常規(guī)試驗(yàn)方法激發(fā)埋藏較深的微小缺陷的能力較為薄弱，導(dǎo)致通過試驗(yàn)的產(chǎn)品在實(shí)際使用過程中仍然會出現(xiàn)由制造引入的早期故障，產(chǎn)品的使用可靠性差且返修頻繁，保障維修費(fèi)用居高不下。另外，常規(guī)試驗(yàn)的時(shí)間周期往往較長，作為大批量產(chǎn)品的試驗(yàn)手段，漫長的試驗(yàn)時(shí)間不僅大大增加了產(chǎn)品生產(chǎn)周期，拖慢了產(chǎn)品生產(chǎn)進(jìn)度，還占用了大量的設(shè)備和人力資源，造成了制造成本的大幅增加。常規(guī)試驗(yàn)手段的缺陷日益明顯，已經(jīng)無法適應(yīng)快速研制與生產(chǎn)的需求。為了適應(yīng)軍工領(lǐng)域眾多被試產(chǎn)品可靠性的定量評定，并且能夠在地面驗(yàn)證環(huán)境下給型號產(chǎn)品提供更加真實(shí)的振動激勵(lì)環(huán)境，提高振動應(yīng)力分布的合理性與響應(yīng)的均勻性，同時(shí)滿足型號產(chǎn)品內(nèi)引信、陀螺、慣導(dǎo)裝置等非線性敏感元件對振動應(yīng)力施加方向的要求，有效激發(fā)和暴露系統(tǒng)的設(shè)計(jì)缺陷和工藝缺陷，急需開展多軸多激勵(lì)振動試驗(yàn)技術(shù)研究與應(yīng)用。但多軸振動試驗(yàn)對產(chǎn)品的破壞性影響仍不可預(yù)測，這是其推廣應(yīng)用的巨大阻礙［2-5］。

本文針對某典型艙段三軸振動試驗(yàn)過程中，內(nèi)部標(biāo)準(zhǔn)件、接插件等連接件所承受應(yīng)力情況進(jìn)行分析，從安全性與有效性兩個(gè)方面針對艙段三軸振動試驗(yàn)的可靠性進(jìn)行驗(yàn)證與評估。首先通過應(yīng)力失效機(jī)理分析，確定零部件敏感應(yīng)力以及在復(fù)雜應(yīng)力條件下的失效模式，為檢測條件的制定提供依據(jù)；然后通過三軸振動試驗(yàn)條件制定研究方法，結(jié)合失效機(jī)理；最后采用仿真分析與試驗(yàn)驗(yàn)證相結(jié)合的方式，判斷三軸振動試驗(yàn)的安全性，并通過基于可植入缺陷的艙段產(chǎn)品篩選效率驗(yàn)證的方法，完成艙段產(chǎn)品三軸振動有效性分析。通過上述方法，進(jìn)一步完善我國武器裝備可靠性試驗(yàn)檢測技術(shù)體系，提升武器裝備研制產(chǎn)品篩選效率與可靠性。

1 典型艙段內(nèi)連接件多軸振動應(yīng)力失效分析

1.1 艙段有限元模型建立

以某典型艙段結(jié)構(gòu)研究對象。為提高ANSYS 計(jì)算效率，對電子艙模型進(jìn)行合理的簡化處理。艙段結(jié)構(gòu)的網(wǎng)格采用人工控制劃分與自動網(wǎng)格劃分共存，以確保網(wǎng)格劃分的有效性和合理性［6］。整體網(wǎng)格劃分結(jié)果如圖1 所示［7］。分析艙段在三軸振動過程中的最大應(yīng)力分布位置。

圖1 艙段模型整體網(wǎng)格劃分Fig.1 The grid division of the section model

1.2 艙段內(nèi)標(biāo)準(zhǔn)件、緊固件失效機(jī)理分析

本文通過艙段內(nèi)十字槽沉頭螺釘、內(nèi)六角圓柱頭螺釘?shù)葮?biāo)準(zhǔn)件以及J30J、J29A、CDb、SJ-621 等接插件進(jìn)行故障模式影響分析（failure mode，effects and criticality analysis，F(xiàn)MECA），明確了三類失效模式：連接失效、強(qiáng)度失效、疲勞失效。

在艙段上按照GJB1032 相關(guān)標(biāo)準(zhǔn)梯形振動譜對標(biāo)準(zhǔn)件、接插件進(jìn)行X、Y、Z三軸隨機(jī)振動分析，發(fā)現(xiàn)艙段內(nèi)標(biāo)準(zhǔn)件、連接件等最主要的失效為連接失效，強(qiáng)度失效與疲勞失效，對艙段上標(biāo)準(zhǔn)件、接插件的影響不大。同時(shí)，得到標(biāo)準(zhǔn)件、接插件上的最大應(yīng)力分布區(qū)域，如圖2～3所示。

圖2 艙段上螺釘應(yīng)力最大區(qū)域等效應(yīng)力云圖Fig.2 The equivalent stress nephogram of the maximum stress zone on the screws in the section

分別對標(biāo)準(zhǔn)件、接插件上最大應(yīng)力分布區(qū)域的松動過程進(jìn)行模擬分析，得到應(yīng)力最大區(qū)域?qū)?yīng)的1σvon-Mises 應(yīng)力變化曲線如4～5 所示［8-9］，其中，σ表示標(biāo)準(zhǔn)差。

從圖4可以看出，三軸隨機(jī)振動環(huán)境下，根據(jù)標(biāo)準(zhǔn)件松動過程中的結(jié)構(gòu)動力響應(yīng)變化程度可將松動歷程劃分為以下三個(gè)階段。

圖3 艙段上接插件應(yīng)力最大區(qū)域等效應(yīng)力云圖Fig.3 The equivalent stress nephogram of the maximum stress zone on the connectors in the section

圖4 艙段內(nèi)標(biāo)準(zhǔn)件在三軸振動下最大應(yīng)力區(qū)域的1σ von-Mises應(yīng)力曲線Fig.4 The 1σ von-Mises stress curve of the maximum stress zone on the standard parts in the section under the triaxial vibration

1）穩(wěn)定區(qū)：K 點(diǎn)的1σvon-Mises 應(yīng)力不隨預(yù)緊力矩的大小發(fā)生變化，雖然螺釘發(fā)生松動，但沒有影響各零件的正常連接，隨機(jī)振動響應(yīng)保持穩(wěn)定。

2）過渡區(qū)：螺釘?shù)乃蓜映潭仍黾?，螺釘松動?dǎo)致螺釘K 點(diǎn)的1σvon-Mises 應(yīng)力持續(xù)減小，隨機(jī)振動響應(yīng)快速發(fā)生變化，螺釘連接可靠性迅速降低。

3）松動區(qū)：螺釘松動程度進(jìn)一步增加，螺釘K 點(diǎn)的1σvon-Mises 應(yīng)力穩(wěn)定在較低水平，螺釘發(fā)生松動失效。

從圖5 可以看出，根據(jù)三軸隨機(jī)振動環(huán)境下接插件松動過程中的結(jié)構(gòu)動力響應(yīng)變化程度可將松動歷程劃分以下為三個(gè)階段。

圖5 艙段內(nèi)接插件在三軸振動下最大應(yīng)力區(qū)域的1σ von-Mises應(yīng)力曲線Fig.5 The 1σ von-Mises stress curve of the maximum stress zone on the connectors in the section under the triaxial vibration

1）穩(wěn)定區(qū)：結(jié)構(gòu)應(yīng)力響應(yīng)變化緩慢，應(yīng)力大小保持在一定水平，接插件處于正常接通狀態(tài)。

2）過渡區(qū)：接插件的松動程度迅速增加，接插件連接可靠性迅速降低，此時(shí)即便插針有微小的軸向退出，也可使插針插孔間的應(yīng)力大大降低。

3）松動區(qū)：應(yīng)力響應(yīng)變化經(jīng)歷過渡區(qū)之后，應(yīng)力大小降至較低水平，接插件的松動已經(jīng)影響到設(shè)備的正常接通。

確定艙段內(nèi)標(biāo)準(zhǔn)件、緊固件的失效機(jī)理，為艙段三軸試驗(yàn)有效性驗(yàn)證提供缺陷植入依據(jù)。

2 艙段多軸振動試驗(yàn)控制方法

本文以標(biāo)準(zhǔn)梯形篩選譜為基礎(chǔ)，如表1所示，結(jié)合艙段內(nèi)部緊固件及接插件的失效情況，從應(yīng)力、加速度、疲勞損傷［10-12］三方面針對艙段內(nèi)緊固件、接插件的響應(yīng)情況進(jìn)行等效剪裁。綜合考慮該三方面因素在三軸向振動與單軸依次振動過程中的響應(yīng)效果，以單軸振動梯形控制譜為基準(zhǔn)，以三個(gè)軸向梯形響應(yīng)譜頻率范圍及各拐點(diǎn)的頻率值不變?yōu)樵瓌t，求解與之等效的三軸振動控制譜的剪裁系數(shù)，確定艙段三軸篩選試驗(yàn)條件，并確保形成的三軸篩選試驗(yàn)條件能夠滿足某艙段艙體篩選要求。

表1 現(xiàn)行艙段篩選試驗(yàn)條件譜型Tab.1 The stress screening vibration test spectrum

將艙段分別在三軸夾具（圖6）與單軸向振動夾具（圖7）上進(jìn)行載荷識別分析，將識別出的單軸、三軸載荷譜分別加載到單軸、三軸夾具底部，模擬單軸、三軸振動試驗(yàn)。

圖6 艙體三軸振動夾具Fig.6 The triaxial vibrating fixture of the section body

圖7 艙體單軸向振動夾具Fig.7 The uniaxial vibrating fixture of the section body

本文重點(diǎn)關(guān)注艙段內(nèi)部的緊固件及接插件的失效情況，且經(jīng)仿真分析，三軸隨機(jī)振動下最大von-Mises 等效應(yīng)力點(diǎn)出現(xiàn)在電器控制盒上的螺釘位置C點(diǎn)，如圖8所示，后續(xù)試驗(yàn)條件剪裁研究均以該點(diǎn)為研究對象。

圖8 隨機(jī)振動下等效應(yīng)力的分析結(jié)果Fig.8 The analysis results of the equivalent stress under random vibration

2.1 三軸振動譜應(yīng)力、加速度、疲勞損傷等效剪裁

2.1.1三軸振動應(yīng)力等效剪裁分析

應(yīng)力等效的原則為：三軸振動時(shí)關(guān)鍵節(jié)點(diǎn)C 處的等效應(yīng)力與三個(gè)軸向單獨(dú)振動時(shí)節(jié)點(diǎn)C處的最大等效應(yīng)力相等，且三個(gè)軸向梯形響應(yīng)譜頻率范圍及各拐點(diǎn)的頻率值不變。以單軸振動梯形控制譜為基準(zhǔn)，求解與之等效的三軸振動控制譜的剪裁系數(shù)，實(shí)現(xiàn)對三軸振動載荷譜的適當(dāng)剪裁，具體流程如圖9所示。

圖9 應(yīng)力等效剪裁流程Fig.9 The clipping process of the equivalent stress

C 點(diǎn)在三軸隨機(jī)振動時(shí)的等效應(yīng)力大于任一方向單軸隨機(jī)振動的等效應(yīng)力，而X軸單獨(dú)振動時(shí)的等效應(yīng)力值與三軸振動的等效應(yīng)力值最接近，故要將三軸的等效應(yīng)力縮減到X軸單軸振動時(shí)的應(yīng)力值，如式（1）所示。

式中：grms為剪裁前標(biāo)準(zhǔn)梯形控制譜的加速度均方根值，為6.056g（g為重力加速度）；g′rms為剪裁后梯形控制譜的均方根值。

剪裁后的梯形譜均方根值為g′rms=0.215 7×grms=1.306，剪裁前后梯形譜對比如表2 所示，其中PSD（power spectrum density）為功率譜密度。

表2 應(yīng)力等效剪裁前后梯形控制譜對比Tab.2 The comparison of the control spectrum before and after the equivalent stress clipping

2.1.2三軸振動加速度等效剪裁分析

加速度響應(yīng)等效原則為：三軸振動時(shí)關(guān)鍵節(jié)點(diǎn)C處各軸向加速度響應(yīng)均方根值與三個(gè)軸向單獨(dú)振動時(shí)節(jié)點(diǎn)C處的對應(yīng)方向上加速度響應(yīng)均方根值分別相等，且三個(gè)軸向梯形響應(yīng)譜頻率范圍以及各拐點(diǎn)的頻率值不變。以單軸振動梯形控制譜為基準(zhǔn)，求解與之等效的三軸振動各方向振動控制譜的剪裁系數(shù)，具體流程如圖10所示。

圖10 加速度等效剪裁流程Fig.10 The clipping process of the equivalent acceleration

通過對節(jié)點(diǎn)C 分別開展三軸向同時(shí)振動與X、Y、Z各單軸向依次振動的仿真分析，得到其在單軸、三軸振動時(shí)三個(gè)方向的加速度響應(yīng)均方根值如表3～5 所示。

表3 艙段螺釘C點(diǎn)處單軸與三軸振動的X向加速度均方根值比較Tab.3 The comparison of the X acceleration root mean value of the C point in the section screws between the uniaxial vibration and triaxial vibration

表4 艙段螺釘C點(diǎn)處單軸與三軸振動的Y向加速度均方根值比較Tab.4 The comparison of the Y acceleration root mean value of the C point in the section screws between the uniaxial vibration and triaxial vibration

表5 艙段螺釘C點(diǎn)處單軸與三軸振動的Z向加速度均方根值比較Tab.5 The comparison of the Z acceleration root mean value of the C point in the section screws between the uniaxial vibration and triaxial vibration

表6 加速度等效剪裁前后梯形控制譜對比Tab.6 The comparison of the control spectrum before and after the equivalent acceleration clipping

2.1.3 三軸振動疲勞損傷等效剪裁分析

疲勞壽命等效原則為：三軸振動時(shí)關(guān)鍵節(jié)點(diǎn)C 處的疲勞損傷量與三個(gè)軸向單獨(dú)振動時(shí)節(jié)點(diǎn)C處的累積總損傷量相等，且三個(gè)軸向梯形響應(yīng)譜頻率范圍及各拐點(diǎn)的頻率值不變。以單軸振動梯形控制譜為基準(zhǔn)，求解與之等效的三軸振動控制譜的剪裁系數(shù)，具體流程如圖11所示。

圖11 疲勞損傷等效剪裁流程Fig.11 The clipping process of the equivalent fatigue failure

由Miner準(zhǔn)則［13］可計(jì)算出艙段結(jié)構(gòu)在單軸振動下的疲勞壽命，在單軸依次加載下，單位時(shí)間內(nèi)關(guān)鍵部位總的疲勞損傷為D1=8.879 3×10-6，現(xiàn)根據(jù)此損傷量反推出三軸振動時(shí)C 點(diǎn)應(yīng)有的等效應(yīng)力σ′=52.952 3 MPa。

將三軸隨機(jī)振動時(shí)的等效應(yīng)力值縮減到應(yīng)力值σ′。記C 點(diǎn)在剪裁前三軸振動下的等效應(yīng)力為σ，剪裁前梯形譜的均方根值為grms，剪裁后的梯形譜均方根值為g′rms。由于該艙段為線性系統(tǒng)，則有

剪裁后的梯形控制譜的均方根值g′=0.221 4×g=1.340 6，在保證輸出梯形譜掃頻范圍以及各拐點(diǎn)的頻率值不變的情況下，剪裁前后梯形譜對比如表7所示。

表7 疲勞損傷等效剪裁前后梯形控制譜對比Tab.7 The comparison of the trapezoid control spectrum before and after the equivalent fatigue failure clipping

2.2 綜合等效剪裁

綜合考慮三種等效結(jié)果，通過建立不同的權(quán)重函數(shù)，對上述三種等效原則得到的剪裁譜型進(jìn)行加權(quán)賦值，從而剪裁得到滿足試驗(yàn)要求的綜合等效剪裁譜型。綜合剪裁系數(shù)應(yīng)滿足下述條件：

1）剪裁系數(shù)的大小即為結(jié)構(gòu)在單軸振動與三軸振動時(shí)響應(yīng)差異的度量，應(yīng)力、加速度及疲勞三個(gè)等效量所對應(yīng)的剪裁系數(shù)各不相同；

2）某一等效量對應(yīng)的剪裁系數(shù)越小意味著該等效量在兩種工況下的響應(yīng)差別越大，即該等效量在綜合剪裁系數(shù)中所占權(quán)重越大。

設(shè)應(yīng)力剪裁系數(shù)為C1，對應(yīng)權(quán)重系數(shù)為a1；加速度剪裁系數(shù)為C2，對應(yīng)權(quán)重系數(shù)為a2；疲勞剪裁系數(shù)為C3，對應(yīng)權(quán)重系數(shù)為a3。則權(quán)重系數(shù)應(yīng)滿足

剪裁后的梯形譜均方根值為g′rms=0.251 8×grms=1.524 7，剪裁前后梯形譜對比如表8所示。

表8 剪裁前后梯形控制譜對比Tab.8 The comparison of the trapezoid control spectrum before and after the equivalent clipping

綜合剪裁前后的控制譜對比如圖12所示。

圖12 剪裁前后梯形控制譜對比Fig.12 The comparison of the trapezoid control spectrum before and after the equivalent clipping

3 三軸振動試驗(yàn)安全性驗(yàn)證

為了防止艙段三軸振動試驗(yàn)的實(shí)施過程中可能出現(xiàn)的過試驗(yàn)，充分保證模擬艙段內(nèi)緊固件、接插件以及儀器設(shè)備的正常使用壽命，需要進(jìn)行艙段三軸振動試驗(yàn)安全性驗(yàn)證。為了充分驗(yàn)證艙段三軸應(yīng)力篩選振動試驗(yàn)的安全性，本文利用表8 中的三軸振動綜合剪裁譜，從有限元仿真計(jì)算與艙段試驗(yàn)測試進(jìn)行安全性評價(jià)。

3.1 艙段三軸振動安全性仿真分析

通過仿真分析，艙段隨機(jī)振動分析結(jié)果如圖13所示，剪裁后三軸隨機(jī)振動下最大von-Mises 等效應(yīng)力點(diǎn)同樣在電器控制盒上的螺釘位置C 處，見圖13（a），依次對艙段進(jìn)行X、Y、Z單軸振動分析，該螺釘上最大von-Mises 等效應(yīng)力點(diǎn)位置分別如圖13（b）～（d）。三軸與單軸振動下，螺釘最大等效應(yīng)力值如表9所示。

圖13 隨機(jī)振動下等效應(yīng)力的分析結(jié)果Fig.13 The analysis results of the equivalent stress under random vibration

表9 三軸與單軸振動下螺釘最大等效應(yīng)力Tab.9 The maximum equivalent stress in the screws under the triaxial vibration and uniaxial vibration

由表中數(shù)據(jù)可知，等效應(yīng)力均遠(yuǎn)小于A2-70 不銹鋼螺釘?shù)脑S用應(yīng)力538.46 MPa，驗(yàn)證了剪裁后多軸振動應(yīng)力篩選試驗(yàn)的安全性。

3.2 艙段三軸振動安全性試驗(yàn)驗(yàn)證

3.2.1三軸振動過程中應(yīng)力測試

為了直觀驗(yàn)證三軸振動過程中，艙段模擬件上標(biāo)準(zhǔn)件、緊固件、接插件承受的應(yīng)力大小，本文采用在艙段局部危險(xiǎn)部位粘貼應(yīng)變花的方式，測量實(shí)際的動態(tài)應(yīng)變值。

由于應(yīng)變花尺寸相對較大，且螺紋上存在螺牙，接插件空間過小，因此應(yīng)變片無法直接粘貼到螺釘或接插件針腳上測量應(yīng)變，只能將應(yīng)變片安裝到螺釘或接插件附近進(jìn)行測量。在前文中提到的最大應(yīng)力分布區(qū)附近粘貼了3 個(gè)應(yīng)變片，分別在艙段螺釘不同預(yù)緊力下，測得的應(yīng)變見表10。

表10 不同位置下應(yīng)變均值（單位：μm）Tab.10 The strain mean values of different positions （unit：μm）

根據(jù)表10 可以得出：最大的應(yīng)變出現(xiàn)在圖13（a）中的電器控制盒螺釘處，折算成應(yīng)力值為σ應(yīng)力=G被測物彈性模量×ε應(yīng)變=62.94 MPa，與 仿 真 計(jì) 算 值60.241 MPa 差異較小，均遠(yuǎn)小于M4 不銹鋼螺釘在安全系數(shù)內(nèi)的最大需用應(yīng)力538.46 MPa，從而驗(yàn)證了三軸振動篩選試驗(yàn)的安全性。

3.2.2試驗(yàn)后標(biāo)準(zhǔn)件、緊固件、接插件外觀檢查與金相分析

艙段三軸振動試驗(yàn)后，對模擬樣件緊固件、連接件外觀進(jìn)行檢查，即通過人眼或顯微鏡對緊固件、連接件進(jìn)行外觀測試，然后通過金相分析對各緊固件、連接件部位進(jìn)行檢測，通過射線對艙體關(guān)鍵部位進(jìn)行無損檢測，檢測結(jié)果如圖14～16所示。

圖14 各緊固件、接插件局部外觀檢查結(jié)果Fig.14 The local appearance inspection results of the various standard parts and connectors

經(jīng)確認(rèn)，艙段產(chǎn)品三軸振動試驗(yàn)后的模擬樣件中，各緊固件、連接件以及艙體關(guān)鍵部位未出現(xiàn)明顯缺陷損傷，證明了三軸振動試驗(yàn)的安全性。

圖15 各緊固件、連接件局部金相檢測結(jié)果Fig.15 The local metallographic inspection results of the various standard parts and connectors

圖16 各接插件局部金相檢測結(jié)果Fig.16 The local metallographic inspection results of the various connectors

4 有效性驗(yàn)證

三軸振動試驗(yàn)的有效性是指該試驗(yàn)?zāi)軌虺浞旨ぐl(fā)艙段產(chǎn)品的潛在缺陷。本文對已知植入缺陷的產(chǎn)品按照表8中的綜合剪裁譜進(jìn)行試驗(yàn)，并將三軸振動試驗(yàn)結(jié)果與傳統(tǒng)單軸向振動試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對比，確定三軸振動試驗(yàn)可充分激發(fā)艙段產(chǎn)品存在的潛在深層缺陷，充分說明三軸振動試驗(yàn)振動條件剪裁的有效性和合理性。

4.1 基于植入缺陷的有效性驗(yàn)證

有效性驗(yàn)證以艙段內(nèi)的緊固件、接插件為驗(yàn)證對象。具體步驟如下：

1）根據(jù)上述試驗(yàn)與仿真過程中的艙內(nèi)緊固件、接插件的失效模式進(jìn)行分析，確定艙段內(nèi)緊固件、接插件具有代表性的缺陷分布，確定典型植入缺陷。

2）在艙段中植入相應(yīng)的缺陷，加載綜合等效剪裁后的譜型，觀察結(jié)果。

3）根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果分析，觀察植入缺陷是否可在三軸等效剪裁條件下被檢出，從而驗(yàn)證試驗(yàn)的有效性。

本文選取的主要故障模式包含螺栓連接松動、接插件連接松動等。為了便于測量和標(biāo)記，最終確定植入20個(gè)缺陷的位置及缺陷類型分別為：

① 指令計(jì)算機(jī)與殼體連接螺釘松動（3個(gè)）；

② 電器控制盒與殼體連接螺釘松動（3個(gè)）；

③ 慣測組合與殼體連接螺釘松動（3個(gè)）；

④ 電源變換器與殼體連接螺釘松動（3個(gè)）；

⑤ 無線電引信與殼體連接螺釘松動（2個(gè)）；

⑥ 熱電池B與殼體連接螺釘松動（2個(gè)）；

⑦ 電池組件電連接器CDb-13ZS；

⑧ 戰(zhàn)斗部艙電連接器J29A-15ZKL20-C；

⑨ 無線電引信電連接器J30J-25ZKL-A；

⑩ 電器控制盒電連接器J29A-37ZKHL-D。

經(jīng)過20次三軸振動試驗(yàn)，每次試驗(yàn)樣本均植入上述20 個(gè)缺陷（共計(jì)400 個(gè)缺陷），試驗(yàn)共暴露366 個(gè)缺陷，缺陷檢出率為366/400=0.915，表明三軸振動對于所植入的缺陷具有很好的激發(fā)性，同時(shí)也驗(yàn)證了綜合剪裁振動譜的有效性。

4.2 基于三軸振動與單軸振動對比的有效性驗(yàn)證

結(jié)合三軸振動試驗(yàn)有效性的研究，針對植入相同缺陷的艙段產(chǎn)品開展單軸振動篩選試驗(yàn)，并與三軸振動篩選試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對比。

按照GJB—1032［14］規(guī)定的振動應(yīng)力篩選試驗(yàn)標(biāo)準(zhǔn)（施振軸取艙段的三個(gè)軸向，頻率范圍為20～2 000 Hz，最高功率譜密度值0.04 g2/Hz）和三軸振動篩選試驗(yàn)研究成果，分別制定了單軸振動和三軸振動對比試驗(yàn)方案，從篩選效率、缺陷檢出率兩方面比較兩種篩選試驗(yàn)的效果［15］。其中，單軸振動篩選試驗(yàn)對應(yīng)的試驗(yàn)剖面如圖17所示，三軸振動試驗(yàn)譜型與單軸振動試驗(yàn)譜型相似，具體參數(shù)見表11。

圖17 單軸振動試驗(yàn)條件Fig.17 The test condition of the uniaxial vibration

經(jīng)過5次三軸振動篩選與單軸振動篩選的對比試驗(yàn)，每次植入20個(gè)缺陷（總計(jì)100個(gè)缺陷），試驗(yàn)結(jié)果如表11所示。通過試驗(yàn)結(jié)果對比，可知三軸振動試驗(yàn)比單軸振動篩選試驗(yàn)具有更高的篩選效率和缺陷檢出率。

表11 單軸振動篩選與三軸振動篩選試驗(yàn)結(jié)果對比Tab.11 The comparison of the test results between the uniaxial vibration and triaxial vibration

5 結(jié) 論

通過針對艙段產(chǎn)品內(nèi)標(biāo)準(zhǔn)件、接插件等連接件開展的三軸振動試驗(yàn)可靠性分析評估，可以得到如下結(jié)論：

1）艙段內(nèi)標(biāo)準(zhǔn)件、接插件等連接件的失效模式主要有三類，分別為：連接失效、強(qiáng)度失效、疲勞失效。這三類失效模式是艙段內(nèi)標(biāo)準(zhǔn)件、緊固件與接插件存在的薄弱環(huán)節(jié)，其中連接失效的影響較明顯，強(qiáng)度失效、疲勞失效造成的損傷基本可忽略不計(jì)。

2）從應(yīng)力、加速度、疲勞損傷三個(gè)方面針對三軸振動試驗(yàn)譜進(jìn)行等效剪裁分析，獲得的剪裁譜均具備一定的偏向性，因此開展綜合剪裁研究，獲取綜合剪裁系數(shù)。

3）三軸振動試驗(yàn)相比于傳統(tǒng)單軸振動試驗(yàn)具備較高的缺陷檢出率，能夠縮短試驗(yàn)周期，同時(shí)剪裁后的綜合譜能夠確保艙段產(chǎn)品三軸振動試驗(yàn)的安全性。