某型前艙振動夾具試驗與位標器故障研究

范東林，王學謙，李東升，段曉飛，王瑛

（1.國營洛陽丹城無線電廠，洛陽 471000；2.空軍勤務學院，徐州 221000）

前言

某型產品前艙在使用振動夾具進行振動試驗時出現消耗電流異常情況，經對位標器故障進行檢查與故障定位，發現轉動時存在陀螺卡滯的情況，且萬向支架邊軸承支撐柱（小軸）松動，內、外框之間活動間隙不對稱。萬向支架組件結構如圖1所示，本體與陀螺定子固結，本體通過一對小軸、邊軸承與外框連接，外框可繞小軸相對本體轉動；外框再通過成對小軸、邊軸承與內框組成轉動副，內框可繞小軸相對外框轉動。

圖1 某產品外框架結構圖

位標器故障產生的原因是由于振動使萬向支架邊軸承上小軸與外框的螺紋膠松動，小軸發生轉動，使萬向支架松動或陀螺轉子偏心，陀螺轉子旋轉中導磁環與萬向支架發生摩擦，引起陀螺轉速下降，而陀螺電機為永磁同步電動機，正常轉動中，定子繞組形成的旋轉磁場拖動轉子旋轉，而轉子永久磁場作用定子繞組形成反電勢（感抗），起到阻止定子電流增加的作用，若陀螺轉速下降，上述反電勢（感抗）將減小或消失，陀螺電機直接作為電感元件接入電源，電流將會異常增大。

1 振動夾具的設計

某航空產品為細長桿結構，在產品前端內部安裝有位標器，前端外部設計有反安定面（前翼），其后是舵面，為典型雙鴨式氣動布局，見圖1所示。

1.1 振動夾具的設計

在對產品進行環境應力篩選的振動試驗時，設計了專用振動夾具，用于對產品進行Y、Z兩個方向的振動。夾具由底板、側板以及三組夾環組成，材料為LY12，采用螺紋連接形式，每組夾環又由中分的內卡環、外卡環構成。為避開產品前端反安定面，夾環1為相差180 °的兩段圓弧夾持，約占整個圓形區域的1/4，與產品接觸面積小、正交方向連接剛度差；夾環2、3夾持面占比均約為整個圓形區域的4/5，與產品接觸面積較大。振動夾具在設計時，三組夾環均由與產品艙表面接觸的可分開式內卡環，以及用于固定內卡環的的外卡環組成。外卡環未固緊時，與艙表面直接連接的內卡環可繞水平X軸旋轉，以實現產品Y、Z兩個方向的振動。

從圖3可以看出，振動夾具設計結構較為復雜，從底板到與艙表面連接的內卡環環節過多，降低了振動夾具的整體剛度。尤其夾環1，因與產品接觸面積小且在圖3所示水平（Z向）振動時，水平方向缺少支撐弧段，造成振動傳遞性欠佳。

圖3 某產品振動夾具

1.2 振動夾具的動態響應

為評估振動夾具的動態特性，將振動夾具安裝到振動臺上，對振動夾具進行隨機振動試驗，測試的2號夾環處主振動方向響應曲線見圖4所示。

圖4 2號卡環加速度響應譜

由圖可以看出，振動夾具的一階固有頻率約為180 Hz，不滿足不小于500 Hz要求，且2號卡環在180 Hz頻率點處共振峰值極大，傳遞率超過300，超過3 dB的累計帶寬約為100 Hz，品質因數Q值約為15。

圖2 某產品氣動布局圖

對于超過3 dB帶寬、Q值指標要求，由于國內對美軍標規定理解的不同，幾種文獻中規定并不一致，相關規定最早出現在MIL-STD-810B中，但兩項指標在后續MIL-STD-810G，并未做相關規定[1,2]。一些文獻指出，傳遞性一般僅規定Q值極值不大于10，即使超差，尚可進一步通過與產品聯合調試來判斷夾具是否可用[3]。

2 新振動夾具的改進設計

2.1 新振動夾具的結構設計

針對某產品所改進設計的振動夾具如圖5所示，夾具采用鑄造式結構，由底板、側板、加強板、上下夾環等組成，材質為鋁合金。根據振動試驗，某產品前艙與振動夾具夾持部位與反安定面重合時傳遞性最佳，振動時不易對位標器敏感器件造成損傷。按照傳統設計方案，若前、后上夾環與底座夾角和水平面重合時，某產品前艙無法從振動夾具上部裝入，若沿某產品前艙軸向安裝會與前艙艙體上元器件的干涉。后上夾環、前上夾環通過連接螺釘和墊圈與振動夾具底座連接，結合面與水平面夾角設計為30 °，如圖6所示，某產品前艙安裝時，可在振動夾具上部沿與鉛垂面夾角（15～30）°方向裝入，某產品前艙有反安定面4個，與鉛垂面夾角45 °，僅通過90 °旋轉某產品前艙而不必更換夾環，便可實現對雙鴨式氣動布局產品前艙“Y”、“Z”向的振動。

圖5 某產品前艙振動夾具

圖6 前艙與振動夾具安裝示意圖

2.2 新振動夾具的動態特性分析

在振動臺上，對新振動夾具進行隨機振動試驗，測試的夾環處主振動方向響應曲線見圖7所示，其中3號傳感器為主振方向響應，6號傳感器為水平軸方向振動響應（正交方向響應均方根值約為主振方向的0.44倍）。由圖8可以看出，振動夾具的一階固有頻率約為680 Hz，滿足不小于500 Hz要求；在主振方向上，（500～1 000）Hz之間有1個共振峰值，傳遞率約為30，超過3 dB的累計帶寬約為200 Hz，品質因數Q值約為6.8；（1 000～2 000）Hz之間有2個共振峰值，超過3 dB的累計帶寬約為200 Hz，振動夾具的品質因數Q值約為10。

圖7 新振動夾具動態特性測試

3 兩種振動夾具調試試驗對比

對于新研制的振動夾具，使用前必須進行聯合調試，確保產品各部位不發生欠振動、過振動[4]。新設計的振動夾具重點需降低前艙導引頭位標器加速度均方根值、功率譜密度曲線峰值的數值，盡可能將振動方向的加速度均方根值控制在輸入值的1.5倍之內、品質因數Q盡可能控制在10以內，避免前艙其余各處產生過振動、欠振動[5]。

新設計振動夾具既為解決位標器振動不合理帶來的邊軸承支撐柱（螺紋部分）松動問題，同時也盡可能避免欠振動。為此，有必要進行新振動夾具與原振動夾具的試驗效果對比。圖8、圖9為采用5點最大值控制、兩個振動方向上兩種振動夾具試驗時位標器響應的對比，其中均方根值大者為原振動夾具的位標器響應曲線。

圖8 兩種振動夾具安裝前艙后的標器響應對比（Y向）

圖9 兩種振動夾具安裝前艙后的位標器響應對比（Z向）

新振動夾具試驗時，位標器的響應從低頻、高頻都得到極大改善，180 Hz處功率譜密度峰值降低約50 %以上（淺色曲線），在中高頻處，功率譜密度峰值也得到明顯抑制，在整個試驗頻率范圍內，加速度均方根值也得到降低。

4 位標器失效討論

評定緊固件防松性能，國、內外普遍采用兩種標準的試驗方法。第一種是緊固件加速振動試驗方法：ISO標準或GJB 715.3A，第二種是緊固件橫向振動試驗方法：GB/T 10431，兩種都是加速緊固件松動的試驗方法。第一種方法目前在國內主要用于航空航天系統，而其他系統多采用第二種方法。由于橫向力是使螺紋連接產生松動的最苛刻外力，兩種試驗方法都是從垂直于螺紋軸線的方向施加足夠大的橫向振動，使螺紋件在短時間內產生松動。從試驗方法中加載頻率來說，第一種試驗方法振動頻率約為30 Hz，第二種振動頻率約為12.5 Hz，相比某產品前艙振動試驗，均可看作低頻加速振動試驗。從前艙振動加載方向來看，相對于邊軸承支撐柱軸線方向，水平X軸振動方向為恒定橫向振動（經監測，X向很小），主振方向由于萬向支架的高速旋轉可以看作沿邊軸承支撐柱軸線方向的正弦橫向力，會對螺紋松動貢獻分量，應適當控制分量大小，即應合理控制位標器的主振方向的響應。

某產品位標器萬向支架與外環通過邊軸承、邊軸承支撐柱組合到一起，邊軸承支撐柱與萬向支架采用螺紋連接方式，為避免螺紋松動，螺紋上涂有環氧類螺紋膠并固化。萬向支架邊軸承支撐柱松動是由于在振動環境下螺紋連接用螺紋膠發生失效引起；而螺紋膠失效應為首先在中低頻條件下螺紋膠破裂、粘合力喪失，繼而在高頻振動環境下，邊軸承支撐柱迅速發生松脫甚至退出。

螺紋膠的失效，可能在掛飛等條件下已經出現，也有可能在過振動試驗條件下產生。如果螺紋膠的失效是在掛飛等條件下發生，那么振動試驗一定程度上完成了對產品缺陷的篩選；如果螺紋膠的失效是在振動試驗中產生，也有必要控制過振動試驗。聯合調試正是基于上述分析，將位標器上180 Hz附近功率譜密度響應峰值有效降低，同時使高頻部分響應控制在合理范圍內，以便最大限度降低螺紋失效可能性[6]。

5 結論

針對位標器消耗電流異常故障，對產生故障的原因進行了排查分析，分析認為振動夾具引起的某產品局部過振動不能排除。根據對兩種振動夾具實際測試以及緊固件防松性能評定標準，認為引起位標器失效的是由于萬向支架邊軸承支撐柱松動是由于在振動環境下螺紋連接用螺紋膠發生失效引起；而螺紋膠失效應為首先在中低頻條件下螺紋膠破裂、粘合力喪失，繼而在高頻振動環境下，邊軸承支撐柱迅速發生松脫甚至退出。

因此，設計振動夾具時，除可參照MIL-STD-810B評價振動夾具動態特性，更應注重與產品的聯合調試，對于振動工程中出現的產品失效故障，應準確分析故障機理，聯合調試無法有效控制關鍵部位的振動量級時，有必要重新研制振動夾具。