劉家華，邢嘉路，張梁娟，李齊兵

(南京電子技術(shù)研究所，江蘇 南京 210039)

機(jī)載雷達(dá)機(jī)箱作為機(jī)載雷達(dá)的重要部件，集成了雷達(dá)射頻、信號處理、供電等多種重要功能，其結(jié)構(gòu)可靠性對于雷達(dá)整機(jī)性能具有關(guān)鍵影響。機(jī)載環(huán)境由于載機(jī)發(fā)動(dòng)機(jī)結(jié)構(gòu)形式及運(yùn)行條件不可避免地產(chǎn)生了嚴(yán)苛的振動(dòng)沖擊環(huán)境條件，對于艙內(nèi)雷達(dá)機(jī)箱而言，隨機(jī)振動(dòng)已經(jīng)成為影響設(shè)備結(jié)構(gòu)可靠性的關(guān)鍵環(huán)境因素[1-2]。隨著數(shù)字化設(shè)計(jì)仿真技術(shù)的發(fā)展，雷達(dá)設(shè)備結(jié)構(gòu)可靠性已逐漸由經(jīng)驗(yàn)設(shè)計(jì)發(fā)展為數(shù)字化仿真設(shè)計(jì)，國內(nèi)外相關(guān)學(xué)者已對該問題進(jìn)行了大量研究。

目前針對機(jī)載雷達(dá)設(shè)備動(dòng)力學(xué)可靠性的研究主要集中在對設(shè)備結(jié)構(gòu)應(yīng)力仿真結(jié)果最大點(diǎn)的校核，試驗(yàn)主要以耐久振動(dòng)驗(yàn)證為主，缺少對機(jī)箱關(guān)鍵位置的動(dòng)力學(xué)響應(yīng)測試及與仿真結(jié)果的對比分析。機(jī)載雷達(dá)機(jī)箱結(jié)構(gòu)一般采用焊接成型，焊縫位置的應(yīng)力值雖然可能并非是全局最大，但由于其焊接缺陷不可避免、焊縫易發(fā)生疲勞斷裂等特點(diǎn)，焊縫處往往會(huì)成為整個(gè)設(shè)備結(jié)構(gòu)的薄弱環(huán)節(jié)[3]。對于液冷機(jī)箱，液冷流道位置焊縫失效可能引起冷卻液泄漏，最終導(dǎo)致電子設(shè)備失效，從而影響雷達(dá)工作甚至飛機(jī)飛行安全，因此有必要對機(jī)載雷達(dá)設(shè)備焊縫結(jié)構(gòu)疲勞問題進(jìn)行研究。本文針對某型機(jī)載雷達(dá)機(jī)箱，提出了機(jī)箱焊縫結(jié)構(gòu)的動(dòng)力學(xué)響應(yīng)分析方法，通過數(shù)值計(jì)算研究了機(jī)箱焊縫位置在隨機(jī)振動(dòng)載荷下的響應(yīng)，再通過試驗(yàn)對焊縫多個(gè)關(guān)鍵點(diǎn)應(yīng)力值響應(yīng)進(jìn)行測試，并與數(shù)值計(jì)算結(jié)果進(jìn)行比較，驗(yàn)證了機(jī)箱焊縫位置仿真結(jié)果的可靠性。

1 機(jī)載雷達(dá)機(jī)箱焊縫結(jié)構(gòu)疲勞分析方法

1.1 隨機(jī)振動(dòng)響應(yīng)分析

隨機(jī)振動(dòng)作為一種不確定的振動(dòng)，其規(guī)律無法直接用確定的函數(shù)描述，一般用概率統(tǒng)計(jì)方法來描述其隨機(jī)過程。根據(jù)隨機(jī)過程理論，對于穩(wěn)態(tài)隨機(jī)過程可用功率譜密度函數(shù)對其頻域響應(yīng)進(jìn)行描述，其表征了隨機(jī)過程在各頻率能量分布的情況[4]。自功率譜密度函數(shù)Sx(f)可由自相關(guān)函數(shù)進(jìn)行傅里葉變換得到：

(1)

式中：Rx(τ)為時(shí)域隨機(jī)信號；j為虛數(shù)單位；f為頻率；τ為延遲時(shí)間。

實(shí)際問題中只考慮非負(fù)頻率域，因此單邊自功率譜密度函數(shù)Gx(f)可表示為:

Gx(f)=2Sx(f)f≥0

(2)

對于多自由度系統(tǒng)，其動(dòng)力學(xué)方程可表示為：

(3)

(4)

Sy(ω)=H*(ω)Sx(ω)H(ω)

(5)

式中：H(ω)為系統(tǒng)的頻率響應(yīng)矩陣；H*(ω)為H(ω)復(fù)共軛矩陣。

1.2 疲勞壽命分析方法

目前在隨機(jī)振動(dòng)條件下常用的疲勞壽命分析方法主要分為頻域法和時(shí)域法[4]，本文采用基于功率譜密度的頻域法進(jìn)行分析?；诠β首V密度的疲勞壽命預(yù)測方法主要有Dirlik模型、Wirsehing模型、Rice模型、Bendat模型等[5]，其計(jì)算過程較為復(fù)雜，計(jì)算量大，不適合用于工程實(shí)際中復(fù)雜結(jié)構(gòu)的疲勞壽命評估，因此本文采用Steinberg提出的三區(qū)間模型對疲勞壽命進(jìn)行估計(jì)[6]。

由Miner線性損傷理論可得，對于n個(gè)應(yīng)力載荷引起的疲勞損傷累計(jì)(即總疲勞損傷)D為：

(6)

式中：Di為第i個(gè)載荷引起的疲勞損傷；ni為第i個(gè)載荷引起的循環(huán)次數(shù)；Ni為結(jié)構(gòu)在第i個(gè)載荷作用下破壞的循環(huán)次數(shù)。

當(dāng)n個(gè)應(yīng)力載荷引起的總疲勞損傷D=1時(shí)，認(rèn)為結(jié)構(gòu)發(fā)生破壞。Steinberg提出由于結(jié)構(gòu)隨機(jī)振動(dòng)應(yīng)力一般服從高斯分布，因此結(jié)構(gòu)產(chǎn)生3σ應(yīng)力的概率為99.73%，應(yīng)力幅值在3σ應(yīng)力范圍外的占比很小，假定其對結(jié)構(gòu)不產(chǎn)生疲勞損傷。將3σ范圍內(nèi)應(yīng)力分為[-σ,+σ]、[-2σ,-σ)∪(+σ,+2σ]、[-3σ,-2σ)∪(+2σ,+3σ] 3個(gè)區(qū)間，應(yīng)力分布于以上3個(gè)區(qū)間的概率分別為68.30%、27.10%、4.33%。結(jié)合Miner理論可得由3個(gè)區(qū)間應(yīng)力引起的疲勞損傷為：

(7)

式中：nσ,n2σ,n3σ分別表示應(yīng)力范圍為[-σ,+σ]、[-2σ,-σ)∪(+σ,+2σ]、[-3σ,-2σ)∪(+2σ,+3σ]的實(shí)際循環(huán)次數(shù)；Nσ,N2σ,N3σ分別為該應(yīng)力值對應(yīng)的疲勞損傷循環(huán)次數(shù)。

對于高斯隨機(jī)過程，預(yù)期的單位時(shí)間內(nèi)應(yīng)力循環(huán)數(shù)f+可通過式(8)進(jìn)行計(jì)算[7]：

(8)

式中：m2和m0分別為2階和0階中心矩。n階中心矩mn定義如下：

(9)

式中：G(f)為頻率f處的單邊功率譜密度函數(shù)。

材料S-N曲線可表達(dá)為：

SmNS=C

(10)

其中：S為應(yīng)力值；NS為應(yīng)力值為S時(shí)的疲勞應(yīng)力循環(huán)次數(shù)；m,C為材料相關(guān)常量。因此結(jié)構(gòu)在時(shí)間Tf內(nèi)總疲勞損傷為：

(11)

當(dāng)D<1時(shí)認(rèn)為結(jié)構(gòu)在該時(shí)間內(nèi)不會(huì)發(fā)生疲勞破壞。

1.3 機(jī)載雷達(dá)機(jī)箱焊縫隨機(jī)振動(dòng)疲勞壽命評估方法

機(jī)載雷達(dá)設(shè)備大量采用焊接成型，在隨機(jī)振動(dòng)條件下焊縫的可靠性對設(shè)備結(jié)構(gòu)可靠性具有重要影響。由于焊縫具有易發(fā)生疲勞失效的特點(diǎn)，焊縫位置應(yīng)力值雖然可能并非全局最大，但焊縫處疲勞強(qiáng)度一般低于母材，因此必須對焊縫位置的疲勞壽命進(jìn)行校核。本文結(jié)合隨機(jī)振動(dòng)響應(yīng)及疲勞壽命計(jì)算方法，提出機(jī)載雷達(dá)設(shè)備焊縫隨機(jī)振動(dòng)可靠性評估方法如下：1)根據(jù)機(jī)箱結(jié)構(gòu)及其焊接方法，建立包含焊縫的有限元模型；2)通過有限元方法求解機(jī)箱模態(tài)及隨機(jī)振動(dòng)響應(yīng)，獲得焊縫位置應(yīng)力響應(yīng)，找到焊縫位置應(yīng)力最大點(diǎn)；3)根據(jù)焊縫位置隨機(jī)振動(dòng)應(yīng)力響應(yīng)，采用三區(qū)間法計(jì)算焊縫疲勞壽命；4)通過對設(shè)備進(jìn)行隨機(jī)振動(dòng)試驗(yàn)，對比試驗(yàn)開始及結(jié)束時(shí)關(guān)鍵焊縫位置應(yīng)力變化情況，驗(yàn)證設(shè)備焊縫結(jié)構(gòu)可靠性。

2 機(jī)載雷達(dá)機(jī)箱焊縫結(jié)構(gòu)可靠性仿真分析

2.1 機(jī)箱焊接結(jié)構(gòu)介紹

機(jī)載雷達(dá)機(jī)箱作為電子設(shè)備載體，集成了信號處理、數(shù)據(jù)處理、射頻綜合等功能。目前機(jī)載雷達(dá)機(jī)箱大部分采用風(fēng)冷或液冷方式進(jìn)行電子設(shè)備冷卻，液冷機(jī)箱冷卻能力強(qiáng)，廣泛用于大功率機(jī)載雷達(dá)機(jī)箱結(jié)構(gòu)中，因此本文選擇液冷機(jī)箱進(jìn)行研究。某典型雷達(dá)機(jī)箱結(jié)構(gòu)如圖1所示，機(jī)箱通過前面3個(gè)螺釘和后面2個(gè)定位銷套與飛機(jī)連接。由于箱體內(nèi)部結(jié)構(gòu)復(fù)雜，無法通過機(jī)加工直接成型，需要通過冷板焊接、冷板機(jī)加工、機(jī)箱焊接、機(jī)箱機(jī)加工、機(jī)箱裝配以及電裝等多道復(fù)雜工藝才能完成。焊縫結(jié)構(gòu)可靠性直接影響雷達(dá)整機(jī)可靠性，因此需要對焊縫結(jié)構(gòu)可靠性進(jìn)行分析。

圖1 某機(jī)載機(jī)箱焊接結(jié)構(gòu)

2.2 設(shè)備有限元模型建立

本文采用ANSYS Workbench軟件對某典型機(jī)載雷達(dá)機(jī)箱進(jìn)行有限元分析，機(jī)箱結(jié)構(gòu)如圖2所示，主要由機(jī)箱箱體及內(nèi)部模塊組成，箱體采用鋁合金焊接成型。由于原設(shè)備結(jié)構(gòu)較為復(fù)雜，需對其結(jié)構(gòu)進(jìn)行簡化，同時(shí)將設(shè)備內(nèi)部模塊采用等厚實(shí)心塊代替，并對模塊進(jìn)行質(zhì)量等效。焊縫位置采用網(wǎng)格共節(jié)點(diǎn)處理。箱體與模塊均采用高階四面體及六面體實(shí)體單元進(jìn)行網(wǎng)格劃分，單元數(shù)為239 693個(gè)，節(jié)點(diǎn)數(shù)為533 030個(gè)。箱體及模塊材料均為鋁合金5A06(H112)，其彈性模量為70 GPa，泊松比為0.33，抗拉強(qiáng)度為295 MPa，屈服強(qiáng)度為135 MPa。

圖2 某機(jī)載雷達(dá)機(jī)箱結(jié)構(gòu)及有限元模型

2.3 模態(tài)分析

對機(jī)箱進(jìn)行模態(tài)分析，得到其在載荷頻率范圍內(nèi)的固有頻率及振型。機(jī)箱前10階模態(tài)固有頻率見表1。前10階模態(tài)的質(zhì)量參與系數(shù)之和大于90%，因此取前10階模態(tài)足以保證仿真的準(zhǔn)確性。前3階模態(tài)振型如圖3所示。

表1 模態(tài)分析結(jié)果 單位：Hz

2.4 隨機(jī)振動(dòng)分析

隨機(jī)振動(dòng)分析是以模態(tài)分析為基礎(chǔ)，采用模態(tài)疊加法進(jìn)行計(jì)算。機(jī)箱隨機(jī)振動(dòng)輸入PSD(power spectrum density，功率譜密度 )曲線為設(shè)備安裝的載機(jī)環(huán)境條件，如圖4所示，耐久振動(dòng)時(shí)長Tf=3 h。對機(jī)箱施加Z方向隨機(jī)振動(dòng)載荷，材料阻尼比設(shè)置為0.03，求解得到機(jī)箱隨機(jī)振動(dòng)應(yīng)力響應(yīng)，其3σ應(yīng)力分布云圖如圖5所示，可以看出設(shè)備全局應(yīng)力最大點(diǎn)出現(xiàn)在后支耳根部，本文重點(diǎn)對焊縫位置應(yīng)力進(jìn)行研究。

圖3 機(jī)箱前3階模態(tài)振型

圖4 隨機(jī)振動(dòng)輸入條件

圖5 隨機(jī)振動(dòng)應(yīng)力分布

提取4條焊縫位置的隨機(jī)振動(dòng)應(yīng)力分布(焊縫位置如圖6所示)，輸出4條焊縫上節(jié)點(diǎn)沿焊縫路徑3σ應(yīng)力值分布曲線(如圖7所示)，路徑方向?yàn)閺那懊姘宓胶竺姘?，橫坐標(biāo)為節(jié)點(diǎn)位置在路徑上的百分比。從圖7中可以看出,焊縫2、焊縫3應(yīng)力水平高于焊縫1、焊縫4，同時(shí)靠近后面板處焊縫應(yīng)力明顯升高。最大應(yīng)力出現(xiàn)在焊縫2靠近后面板處，應(yīng)力值為20.9 MPa。焊縫2最大應(yīng)力點(diǎn)處的應(yīng)力在Y,Z方向分量PSD曲線如圖8所示，可以看出2個(gè)方向應(yīng)力功率譜峰值均出現(xiàn)在頻率176 Hz附近，結(jié)合模態(tài)分析結(jié)果可知，焊縫最大應(yīng)力響應(yīng)主要來自于1階固有頻率處發(fā)生的共振。

圖6 箱體焊縫位置

圖7 不同焊縫位置應(yīng)力分布

圖8 焊縫最大應(yīng)力點(diǎn)Y,Z向應(yīng)力分量響應(yīng)PSD曲線

2.5 焊縫疲勞分析

根據(jù)焊縫處隨機(jī)振動(dòng)分析結(jié)果，對焊縫位置進(jìn)行疲勞分析。由隨機(jī)振動(dòng)計(jì)算結(jié)果可得，焊縫位置最大應(yīng)力點(diǎn)的3σ應(yīng)力值為20.9 MPa。根據(jù)文獻(xiàn)[8]中5A06鋁合金焊縫疲勞極限41.80 MPa及S-N曲線，對機(jī)箱焊縫最大應(yīng)力位置進(jìn)行疲勞壽命分析。根據(jù)該點(diǎn)應(yīng)力響應(yīng)可得：1σ應(yīng)力對應(yīng)S-N曲線循環(huán)次數(shù)Nσ=∞；2σ應(yīng)力對應(yīng)S-N曲線循環(huán)次數(shù)N2σ=∞；3σ應(yīng)力對應(yīng)S-N曲線循環(huán)次數(shù)N3σ=∞。

由圖7中焊縫位置應(yīng)力響應(yīng)PSD曲線及式(8)可得，預(yù)期單位時(shí)間內(nèi)應(yīng)力循環(huán)數(shù)f+為：

式中m2和m0通過隨機(jī)振動(dòng)得到的Z向焊縫最大應(yīng)力點(diǎn)PSD計(jì)算得到。因此由式(11)可以得到結(jié)構(gòu)在時(shí)間Tf內(nèi)總疲勞累計(jì)損傷為：

由以上結(jié)果可知該機(jī)箱焊縫強(qiáng)度能夠滿足耐久振動(dòng)要求，無疲勞破壞風(fēng)險(xiǎn)。

3 焊縫隨機(jī)振動(dòng)試驗(yàn)研究

為了對上述仿真計(jì)算結(jié)果進(jìn)行驗(yàn)證，同時(shí)探究焊縫位置實(shí)際振動(dòng)過程中的應(yīng)力響應(yīng)，本文對該機(jī)載機(jī)箱進(jìn)行隨機(jī)振動(dòng)耐久試驗(yàn)，耐久振動(dòng)條件如圖4所示，振動(dòng)時(shí)間為X，Y，Z3方向各40 h，累計(jì)120 h振動(dòng)時(shí)間等效雷達(dá)全壽命周期工作情況。在振動(dòng)過程中，采用動(dòng)態(tài)應(yīng)變儀對機(jī)箱關(guān)鍵焊點(diǎn)位置進(jìn)行應(yīng)力采集，根據(jù)仿真結(jié)果，共設(shè)置4個(gè)測點(diǎn)，測點(diǎn)粘貼位置如圖9所示。本文主要以焊縫最大應(yīng)力處Z向?yàn)槔M(jìn)行分析。

圖9 應(yīng)力采集測點(diǎn)位置

按圖4給出的環(huán)境條件輸入隨機(jī)振動(dòng)載荷，進(jìn)行Z方向40 h隨機(jī)振動(dòng)試驗(yàn)并采集各測點(diǎn)應(yīng)變值，采集時(shí)間為10 min。測點(diǎn)采用直角應(yīng)變花對焊縫處YZ平面的應(yīng)力狀態(tài)進(jìn)行測量，采樣頻率為5 000 Hz，得到應(yīng)變值后按式(12)～式(14)對各向應(yīng)力進(jìn)行計(jì)算：

(12)

(13)

(14)

式中：σy和σz分別為平面Y,Z方向應(yīng)力值；E為材料彈性模量；μ為泊松比；εy和εz為Y,Z方向應(yīng)變值；ε45°為45°方向應(yīng)變值；τyz為YZ平面內(nèi)切應(yīng)變值。

由各向應(yīng)力計(jì)算得到各測點(diǎn)時(shí)域內(nèi)Von Mises應(yīng)力值，如圖10所示，為保證結(jié)果精度需剔除3σ范圍外的應(yīng)力值。將各測點(diǎn)Von Mises峰值應(yīng)力與仿真測點(diǎn)位置峰值應(yīng)力結(jié)果進(jìn)行對比，見表2，可以看出測點(diǎn)2、測點(diǎn)4應(yīng)力高于測點(diǎn)1、測點(diǎn)3峰值應(yīng)力，最大應(yīng)力出現(xiàn)在測點(diǎn)2位置，該位置為焊縫2靠近后面板位置處，與仿真結(jié)果一致。同時(shí)試驗(yàn)與仿真峰值應(yīng)力值基本符合，表明仿真結(jié)果能夠一定程度上反映焊縫真實(shí)受力情況。

圖10 測點(diǎn)2時(shí)域Von Mises應(yīng)力

表2 各測點(diǎn)峰值應(yīng)力值 單位：MPa

為反映焊縫位置應(yīng)力在頻域內(nèi)的響應(yīng)，將采集得到的時(shí)域應(yīng)力信號進(jìn)行處理得到焊縫位置應(yīng)力PSD響應(yīng)。本文采用Welch法對時(shí)域應(yīng)力信號進(jìn)行功率譜估計(jì)。由于篇幅限制，以測點(diǎn)2Y向應(yīng)力分量響應(yīng)為例進(jìn)行說明。測點(diǎn)2Y向應(yīng)力分量PSD曲線如圖11所示，PSD峰值響應(yīng)出現(xiàn)在148 Hz附近，該頻率值與仿真結(jié)果1階模態(tài)頻率較為接近，可以認(rèn)為1階模態(tài)共振是造成峰值應(yīng)力響應(yīng)的主要原因。

圖11 測點(diǎn)2 Y向分應(yīng)力PSD響應(yīng)

由圖可以看出,試驗(yàn)值PSD峰值響應(yīng)頻率點(diǎn)與仿真值較為接近，兩條曲線整體趨勢基本一致；計(jì)算得到試驗(yàn)值PSD總均方根值為2.98 MPa，仿真值為2.76 MPa，仿真與試驗(yàn)結(jié)果能夠較好吻合，仿真結(jié)果較為可靠。

由于文中式(11)是基于應(yīng)力分布為高斯分布的疲勞壽命估計(jì)方法，因此有必要對雷達(dá)設(shè)備焊縫位置應(yīng)力的概率密度分布進(jìn)行研究，判斷其是否符合高斯分布。對測點(diǎn)2Y向應(yīng)力值進(jìn)行統(tǒng)計(jì)，得到其概率分布圖并進(jìn)行高斯分布擬合，如圖12所示?？梢钥闯鯵向應(yīng)力值分布規(guī)律能夠較好地符合均值為1.36、標(biāo)準(zhǔn)差為2.96的高斯分布，因此能夠滿足Steinberg提出的三區(qū)間疲勞壽命計(jì)算方法條件。測點(diǎn)2 Von Mises應(yīng)力均值為7.8 MPa，標(biāo)準(zhǔn)差為5.9 MPa，因此該點(diǎn)1σ應(yīng)力值為13.7 MPa，2σ應(yīng)力值為19.6 MPa，3σ應(yīng)力值為25.5 MPa，由實(shí)測應(yīng)力循環(huán)得到單位時(shí)間內(nèi)應(yīng)力循環(huán)數(shù)f+=249.0 Hz，因此由式(11)可知焊縫疲勞壽命能夠滿足要求，與2.4節(jié)分析結(jié)果一致。

圖12 測點(diǎn)2 Y向分應(yīng)力概率密度分布

累計(jì)完成Z向40 h隨機(jī)振動(dòng)試驗(yàn)后目測結(jié)構(gòu)焊縫處無明顯損傷。采集設(shè)備最后10 min試驗(yàn)焊縫位置應(yīng)變，按上述方法對其數(shù)據(jù)進(jìn)行處理得到測點(diǎn)處應(yīng)力，與試驗(yàn)開始前10 min試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對比。以測點(diǎn)2為例，其Y向應(yīng)力PSD響應(yīng)如圖13(a)所示。經(jīng)過40 h隨機(jī)振動(dòng)試驗(yàn)后，測點(diǎn)2處最后10 min該處Y向應(yīng)力PSD響應(yīng)如圖13(b)所示?？梢钥闯鲈囼?yàn)前后測點(diǎn)2處PSD變化較小，該處應(yīng)力響應(yīng)未發(fā)生明顯變化。以該方法對X,Y向40 h振動(dòng)試驗(yàn)前后應(yīng)力進(jìn)行分析，結(jié)果與Z向一致，應(yīng)力響應(yīng)未發(fā)生明顯變化，因此可以認(rèn)為經(jīng)過120 h隨機(jī)振動(dòng)后機(jī)箱焊縫結(jié)構(gòu)未發(fā)生明顯變化，該機(jī)箱成功通過耐久振動(dòng)試驗(yàn)，證明機(jī)箱焊縫可靠性能夠滿足雷達(dá)全壽命周期工作要求。

4 結(jié)束語

本文針對機(jī)載雷達(dá)機(jī)箱焊縫在隨機(jī)振動(dòng)條件下可靠性問題，提出了機(jī)載雷達(dá)機(jī)箱焊縫可靠性分析方法，結(jié)合仿真及試驗(yàn)分析得到了典型機(jī)箱焊縫位置的動(dòng)力學(xué)響應(yīng)，并對焊縫危險(xiǎn)點(diǎn)疲勞壽命進(jìn)行了評估?？梢钥闯霰疚姆椒軌蛴行гu估典型機(jī)載雷達(dá)機(jī)箱焊縫可靠性，該方法較傳統(tǒng)焊縫疲勞預(yù)測方法計(jì)算簡單，更適用于工程實(shí)際；同時(shí)仿真結(jié)果在峰值應(yīng)力及頻域響應(yīng)上均能較好地符合試驗(yàn)結(jié)果，具有一定可靠性。該方法為機(jī)載產(chǎn)品焊接機(jī)箱設(shè)計(jì)制造提供了依據(jù)，具有較強(qiáng)的工程指導(dǎo)價(jià)值。

圖13 測點(diǎn)240 h試驗(yàn)前后Y向分應(yīng)力PSD響應(yīng)