基于有限元法的艦船繼電器振動(dòng)沖擊響應(yīng)特性

張明遠(yuǎn)， 楊 森， 張春輝， 張曉友

(1. 沈陽(yáng)工業(yè)大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院， 沈陽(yáng) 110870； 2. 海軍研究院， 北京 100071)

繼電器是船用電器中十分常見(jiàn)的電器元件之一，其觸點(diǎn)通斷狀態(tài)的改變可實(shí)現(xiàn)對(duì)電力拖動(dòng)設(shè)備、電力系統(tǒng)的自動(dòng)控制和保護(hù)等功能，在艦船上起著十分重要的作用，繼電器一旦不能正常工作，將直接影響艦船控制及安全性能，甚至造成控制系統(tǒng)失靈的嚴(yán)重后果，現(xiàn)如今對(duì)繼電器的要求更加嚴(yán)格.

國(guó)內(nèi)外對(duì)于繼電器觸簧系統(tǒng)耐力學(xué)可靠性研究相對(duì)較少.李哲等[1]對(duì)繼電器進(jìn)行模態(tài)分析和諧響應(yīng)分析，得到了電磁繼電器的耐力學(xué)特性；Chambega[2]分析了繼電器內(nèi)彈簧組的固有頻率，得出當(dāng)電磁繼電器暴露在振動(dòng)條件下時(shí)，釋放電流增加的結(jié)論；閆明等[3]研究了簧片式觸點(diǎn)開關(guān)在沖擊載荷下的根部應(yīng)變，并討論了負(fù)波延遲對(duì)沖擊響應(yīng)的影響；強(qiáng)浩垚[4]給出了加速度響應(yīng)譜能夠模擬水下非接觸爆炸沖擊環(huán)境，并將其作為艦用設(shè)備的抗沖擊設(shè)計(jì)與考核指標(biāo)；曹艷玲等[5]通過(guò)仿真計(jì)算，所提抗振動(dòng)模型比傳統(tǒng)模型更能體現(xiàn)出抗振動(dòng)性能，保證了最終所建模型的穩(wěn)定性及準(zhǔn)確性；王乾勛等[6]得出了最大加速度響應(yīng)、偽速度響應(yīng)、最大位移響應(yīng)三者的沖擊破壞潛能特性；馮麟涵等[7]發(fā)現(xiàn)增加預(yù)緊力可以改善簧片開關(guān)的抗沖擊性能；Wattiaux等[8]介紹了一種檢測(cè)電磁繼電器在高強(qiáng)度機(jī)械沖擊下的電氣和機(jī)械性能的方法；陳依澤等[9]通過(guò)仿真得到了觸頭密度等參數(shù)變化對(duì)鐵路信號(hào)繼電器動(dòng)靜觸頭間接觸力的影響情況；肖斌等[10]通過(guò)有限元法得到了繼電器靜態(tài)電磁吸力及磁場(chǎng)分布情況，并繪制了繼電器的吸力特性曲線.

目前，國(guó)內(nèi)外學(xué)者針對(duì)繼電器的研究多集中于繼電器繼電保護(hù)、失效機(jī)理以及壽命預(yù)測(cè)等方面，而對(duì)于繼電器的機(jī)械振動(dòng)響應(yīng)及沖擊響應(yīng)方面研究較少.艦船設(shè)備在河海上所承受的環(huán)境條件相比于在陸地要復(fù)雜惡劣得多，其中振動(dòng)、沖擊對(duì)繼電器觸簧系統(tǒng)的影響最為明顯，振動(dòng)、沖擊往往會(huì)引起繼電器的觸點(diǎn)接觸不良、誤動(dòng)作甚至損壞、失效，由此帶來(lái)非常嚴(yán)重的后果.本文對(duì)繼電器觸簧系統(tǒng)的振動(dòng)、沖擊響應(yīng)特性進(jìn)行了研究.

1 觸簧系統(tǒng)模型與計(jì)算過(guò)程

1.1 研究對(duì)象

繼電器觸簧系統(tǒng)主要由動(dòng)簧片、動(dòng)觸點(diǎn)、靜簧片、靜觸點(diǎn)及底部插座構(gòu)成，其中動(dòng)靜簧片為懸臂結(jié)構(gòu)，如圖1所示.繼電器各部分的材料特性如表1所示.

圖1 觸簧系統(tǒng)簡(jiǎn)化模型Fig.1 Simplified model of contact spring system

表1 材料屬性Tab.1 Material properties

圖2為繼電器觸簧系統(tǒng)的有限元模型.在底部插座處施加位移約束，在動(dòng)簧片前端施加0.55 N預(yù)緊力，此時(shí)動(dòng)靜觸點(diǎn)間接觸力約為0.25 N，切向摩擦系數(shù)為0.2.

圖2 觸簧系統(tǒng)有限元模型Fig.2 Finite element model of contact spring system

1.2 施加預(yù)緊力

繼電器工作時(shí)，由于動(dòng)簧片前端施加預(yù)緊力的作用，使得動(dòng)觸點(diǎn)與靜觸點(diǎn)相接觸，產(chǎn)生接觸力，施加接觸力后的動(dòng)靜觸點(diǎn)接觸應(yīng)力如圖3所示.

圖3 動(dòng)靜觸點(diǎn)表面接觸應(yīng)力Fig.3 Surface contact stress of static and dynamic contacts

在預(yù)緊力完全加載后，靜簧片前端位移為1.87 mm，說(shuō)明預(yù)應(yīng)力使得動(dòng)靜觸點(diǎn)在穩(wěn)定閉合狀態(tài)下最大行程為1.87 mm，如圖4所示(單位：mm).

圖4 穩(wěn)定閉合狀態(tài)的觸簧系統(tǒng)Fig.4 Contact spring system in stably closed state

1.3 含預(yù)接觸的模態(tài)分析

為了解觸簧系統(tǒng)的一階固有頻率，在施加預(yù)緊力后，對(duì)其進(jìn)行有預(yù)接觸的模態(tài)分析.根據(jù)模態(tài)結(jié)果可知，其前三階固有頻率為65.5、394.5和408.8 Hz，模態(tài)振型如圖5所示.

圖5 觸簧系統(tǒng)前三階模態(tài)振型Fig.5 First three order modal shapes of contact spring system

2 振動(dòng)特性分析

為模擬真實(shí)情況下振動(dòng)試驗(yàn)臺(tái)的振動(dòng)，不可以對(duì)底座施加加速度激勵(lì)信號(hào)，原因是會(huì)造成底座變加速運(yùn)動(dòng)，與實(shí)際振動(dòng)臺(tái)情況不符.應(yīng)采取對(duì)底座施加某一固定頻率的位移激勵(lì)信號(hào)，施加信號(hào)方向?yàn)樨Q直方向.進(jìn)行振動(dòng)特性分析可以檢測(cè)該結(jié)構(gòu)在固定頻率下，特別是在靠近共振頻率下，繼電器觸簧系統(tǒng)的振動(dòng)響應(yīng)特性.

通過(guò)模態(tài)分析可知，觸簧系統(tǒng)的一階固有頻率為65.5 Hz，對(duì)底座分別施加加速度為1g，頻率為60、65.5、70 Hz的振動(dòng)載荷，該信號(hào)下觸點(diǎn)接觸力曲線如圖6～8所示.

通過(guò)圖6～8可知，當(dāng)振動(dòng)載荷施加于觸簧系統(tǒng)時(shí)，其觸點(diǎn)間接觸力曲線呈現(xiàn)明顯的周期振蕩型變化，出現(xiàn)拍振現(xiàn)象.當(dāng)振動(dòng)載荷頻率與觸簧系統(tǒng)固有頻率相距較遠(yuǎn)時(shí)，振動(dòng)載荷對(duì)觸簧系統(tǒng)觸點(diǎn)接觸力影響較小，接觸力變化不大.當(dāng)振動(dòng)載荷頻率與觸簧系統(tǒng)固有頻率相接近時(shí)，產(chǎn)生共振現(xiàn)象，觸點(diǎn)間接觸力發(fā)生劇烈抖動(dòng)，其拍振周期明顯增大，易造成觸點(diǎn)抖斷，影響其正常工作.

圖6 1g加速度下60 Hz振動(dòng)載荷下接觸力Fig.6 Contact force at 60 Hz vibration load and acceleration of 1g

圖7 1g加速度下65.5 Hz振動(dòng)載荷下接觸力Fig.7 Contact force at 65.5 Hz vibration load and acceleration of 1g

圖8 1g加速度下70 Hz振動(dòng)載荷下接觸力Fig.8 Contact force at 70 Hz vibration load and acceleration of 1g

圖9～10為1g加速度下65.5 Hz振動(dòng)載荷下動(dòng)簧片端部位移和根部應(yīng)力.當(dāng)振動(dòng)載荷與觸簧系統(tǒng)固有頻率相接近時(shí)，動(dòng)簧片端部位移與根部應(yīng)力曲線形狀相似，均表現(xiàn)為“金魚型”曲線，因共振導(dǎo)致端部位移曲線與根部應(yīng)力曲線產(chǎn)生了明顯的拍振現(xiàn)象，變化十分劇烈，工作可靠性降低.此時(shí)端部位移最大達(dá)到6 mm，根部應(yīng)力最大為150 MPa.

圖9 1g加速度下65.5 Hz振動(dòng)載荷下動(dòng)簧片端部位移Fig.9 End displacement of moving spring under 65.5 Hz vibration load at acceleration of 1g

圖10 1g加速度下65.5 Hz振動(dòng)載荷下動(dòng)簧片根部應(yīng)力Fig.10 Stress at root of moving spring under 65.5 Hzvibration load and acceleration of 1g

3 沖擊特性分析

國(guó)軍標(biāo)規(guī)定可用正、負(fù)三角形波來(lái)表示水下非接觸爆炸沖擊載荷，如圖11所示.本文使用該沖擊載荷進(jìn)行計(jì)算.在沖擊載荷作用下，動(dòng)靜觸點(diǎn)間的接觸力會(huì)發(fā)生大幅度變化，若接觸力降低則說(shuō)明觸簧系統(tǒng)的可靠性降低，若接觸力接近于零則說(shuō)明動(dòng)靜觸點(diǎn)將要分離，影響艦船電氣設(shè)備正常工作.

圖11 沖擊載荷Fig.11 Shock loading

對(duì)底部插座施加10 ms正波脈寬和25 ms負(fù)波脈寬的沖擊載荷，其正波幅值為30g、60g和90g.計(jì)算可得動(dòng)靜觸點(diǎn)接觸力變化曲線與動(dòng)靜簧片根部應(yīng)力變化曲線，如圖12～13所示.由圖12～13可知，在沖擊載荷作用下，動(dòng)靜觸點(diǎn)發(fā)生了劇烈的抖動(dòng)，簧片根部應(yīng)力變化較為明顯.隨著沖擊加速度幅值的增大，其波動(dòng)的幅值增大.在隨后的響應(yīng)階段逐步呈現(xiàn)周期性，且振動(dòng)的頻率大致接近其一階固有頻率，不隨沖擊幅值的變化而改變.

圖12 接觸力變化曲線ⅠFig.12 Contact force variation curves Ⅰ

圖13 簧片根部應(yīng)力變化曲線ⅠFig.13 Stress change curvesⅠof spring root

選取正波幅值為30g的情況，可得到其動(dòng)靜觸點(diǎn)的滑移量，即Y方向二者的位移量，如圖14所示.從圖14中可以看出，因在預(yù)緊力的作用下，動(dòng)靜觸點(diǎn)產(chǎn)生切向滑移，初始狀態(tài)下Y方向位移量差為0.14 mm，而在沖擊階段動(dòng)觸點(diǎn)Y方向位移量陡然上升，隨后呈現(xiàn)周期性衰減，表明在沖擊階段切向滑移量較大，易出現(xiàn)觸點(diǎn)分離導(dǎo)致設(shè)備故障.

圖14 動(dòng)靜觸點(diǎn)Y方向位移量ⅠFig.14 Y-direction displacementⅠof static and dynamic contacts

對(duì)底部插座施加5 ms正波脈寬和20 ms負(fù)波脈寬的沖擊載荷，其正波幅值為60g、90g和132g.計(jì)算可得動(dòng)靜觸點(diǎn)接觸力變化曲線與動(dòng)靜簧片根部應(yīng)力變化曲線，如圖15～16所示.由圖15～16可知，由沖擊引發(fā)的接觸力劇烈抖動(dòng)，接觸力最低時(shí)為0 N，極易造成觸點(diǎn)失效現(xiàn)象，故可將132g視為該工況下的臨界沖擊載荷.簧片根部應(yīng)力變化曲線與前一種沖擊載荷下變化接近，但幅值不同.

圖15 接觸力變化曲線ⅡFig.15 Contact force change curves Ⅱ

圖16 簧片根部應(yīng)力變化曲線ⅡFig.16 Stress change curves Ⅱ of spring root

按照上述方法，選取正波幅值為132g的情況，可得到該正波幅值下其動(dòng)靜觸點(diǎn)的滑移量，即Y方向二者的位移量，如圖17所示.

圖17 動(dòng)靜觸點(diǎn)Y方向位移量ⅡFig.17 Y-direction displacement Ⅱ of static and dynamic contacts

分別選取靜觸點(diǎn)面積為15、17和19 mm2的觸簧系統(tǒng)模型，根據(jù)上述方法對(duì)其加載兩種不同正波脈寬和負(fù)波脈寬的沖擊載荷，不斷調(diào)試正波幅值大小，當(dāng)觸點(diǎn)接觸力為零時(shí)，認(rèn)定其為當(dāng)前工況下的臨界沖擊載荷，計(jì)算結(jié)果如表2所示.

表2 不同脈寬時(shí)間下的臨界沖擊載荷Tab.2 Critical shock load under different pulse duration

由表2可以看出，當(dāng)正波脈寬與負(fù)波脈寬變化時(shí)，其臨界沖擊載荷也會(huì)隨之變化；當(dāng)靜觸點(diǎn)面積逐漸增大時(shí)，其臨界沖擊載荷也會(huì)逐步增大.由以上計(jì)算結(jié)果可知，說(shuō)明繼電器觸簧系統(tǒng)的靜觸點(diǎn)面積越大，其抗正負(fù)雙波沖擊載荷的性能越好.

4 結(jié) 論

本文通過(guò)分析得出以下結(jié)論：

1) 在振動(dòng)載荷作用下，觸簧系統(tǒng)的動(dòng)靜觸點(diǎn)抖動(dòng)劇烈，會(huì)產(chǎn)生明顯的拍振現(xiàn)象，當(dāng)載荷頻率接近觸簧系統(tǒng)固有頻率時(shí)，拍振周期顯著提高，呈現(xiàn)“金魚型”曲線，易造成觸點(diǎn)抖斷，影響工作穩(wěn)定性.艦船繼電器工作環(huán)境應(yīng)盡可能遠(yuǎn)離觸簧系統(tǒng)的固有頻率，以減弱拍振造成的負(fù)面影響.

2) 隨著沖擊載荷的幅值增加，動(dòng)靜簧片根部應(yīng)力變化曲線的幅值變大，說(shuō)明沖擊載荷的增大，會(huì)加重動(dòng)靜簧片根部的變形，導(dǎo)致繼電器觸簧系統(tǒng)失效的幾率增高.

3) 因初始預(yù)緊力的作用，動(dòng)靜觸點(diǎn)產(chǎn)生切向滑移，施加沖擊載荷后，切向滑移量陡然上升，隨后呈現(xiàn)周期性衰減，說(shuō)明沖擊載荷會(huì)引起動(dòng)靜觸點(diǎn)滑移而導(dǎo)致觸點(diǎn)分離，使繼電器觸簧系統(tǒng)發(fā)生故障.

4) 增大靜觸點(diǎn)面積可有效提高觸簧系統(tǒng)抗沖擊性能，改善工作穩(wěn)定性.