船舶中壓交流真空斷路器結構抗沖擊性能研究

黃 鐳， 王華敏， 涂 煜， 王 威， 沙新樂， 徐庭偉

(1.武漢船用電力推進裝置研究所 艦船綜合電力技術國防科技重點實驗室，武漢 430064;2.西安交通大學 電力設備電氣絕緣國家重點實驗室，西安 710049)

為了使船舶機電設備適應非接觸爆炸工況下嚴酷的沖擊環境，需要對設備的抗沖擊性能進行評估。船舶中壓斷路器作為船舶中壓電力系統的核心設備，起著電能分配和故障切除等重要作用，其可靠性關乎船舶電力系統的生命力。因此，研究斷路器的抗沖擊性能具有重要意義。

船舶斷路器的抗沖擊性能考核方法主要有實船爆破、沖擊機試驗和數值仿真分析3種，考慮經濟性和環境因素制約，目前主要以沖擊機試驗和數值仿真分析為主。其中，沖擊機試驗是考核船舶機電設備抗沖擊性能較為普遍、高效的方法[1]，該方法按照GJB 150.18—1986《軍用設備環境試驗方法 沖擊試驗》[2]規定流程對設備進行考核，雖然考核結果具有較高的可靠性，但是無法給出設備結構在沖擊載荷作用下的瞬態響應特性，且受限于體積、尺寸要求，并不是所有設備都可以進行沖擊機試驗。

隨著計算機技術和有限元理論的發展，數值仿真分析成為研究設備抗沖擊性能的重要手段。基于大量實際試驗數據，船舶機電設備的抗沖擊設計理論方法逐漸從靜態發展到動態，從線性趨向于非線性。目前主要通過加載頻域沖擊譜或時歷載荷曲線對設備抗沖擊性能進行研究。頻域載荷的動態設計分析方法[3]能夠快速、較為準確的得到設備響應最劇烈時的應力分布情況[4-5]，但該方法忽略了設備的非線性效應，對于有隔沖設備的模型分析結果偏差較大。時域載荷的分析方法[6]考慮了設備的間隙效應，且可以得到設備結構在沖擊載荷作用下各個時刻的瞬態響應，但對建模和計算要求較高[7-9]。文獻[10-11]運用頻域、時域載荷分別研究了船用機電設備的抗沖擊性能，文中分析方法對研究相關設備具有參考意義；文獻[12]以潛艇艙室為研究對象，通過有限元法研究了不同安裝方式設備的沖擊譜隨質量和剛度的變化以及譜跌效應，并將獲得的沖擊譜與GJB 1060.1—1991《艦船環境條件要求 機械環境》中參考沖擊譜進行比較，提出不同頻段間的差異性。

為了研究斷路器的抗沖擊性能，采用沖擊試驗機對設備進行實際沖擊試驗，并通過數值仿真方法對設備模型進行仿真分析，確定設備的瞬態響應特性，提出了改進結構的方法并對其進行驗證。研究結果適用于同類船舶設備的抗沖擊性能研究，具有實際工程意義，同時為設備的抗沖擊設計及后續沖擊隔離設計提供了數據支撐。

1 斷路器沖擊試驗

1.1 試驗設備

沖擊試驗的試驗設備為中壓交流真空斷路器，設備從功能上可分為操作機構和主回路兩部分。圖1(a)機構箱內為操作機構，負責斷路器的分合操作；機構箱左側為主回路，負責承載電流和熄弧；機構箱與主回路間為絕緣子，起到絕緣和支撐作用。由于樣機設計安裝情況為底板螺栓懸掛安裝，因此補充設計試驗架來模擬樣機實際安裝情況，裝配后如圖1(b)所示。

(a)

1.2 試驗裝置

本次試驗的試驗裝置為錘式中型沖擊試驗機。該試驗機主要由沖擊錘、沖擊臺面、電磁制動器和控制臺組成。試驗設備用安裝夾具固定在沖擊臺面上，試驗過程中，沖擊錘下落繞軸撞擊沖擊臺面底部波形器，使沖擊臺面獲得一個垂向沖擊載荷。沖擊錘最高落點1.68 m，沖擊臺面垂向最大沖擊速度為3.4 m/s、脈寬約為1.2 ms，最大允許位移為76 mm。

圖2 沖擊試驗系統圖

Fig.2 Impact test system

1.3 試驗方案

根據國軍標GJB 150.182—1986《軍用設備環境試驗方法 沖擊試驗》規定，試驗設備至少需要施加6次沖擊，按照試驗設備的安裝方式，將試驗分為A組(傾斜安裝)、B組(水平安裝)，依據沖擊臺面上試驗設備重量范圍選定沖擊錘下落高度，按照試驗次序限定沖擊臺面行程，每組試驗要求如表1所示。安裝方式如圖3所示。

表1 試驗要求

(a) 傾斜安裝

1.4 沖擊試驗結果分析

1.4.1 結構破壞情況

A組試驗后，機構箱底板側面出現變形，如圖4(a)所示。B組試驗后，底板變形程度并未加大；支撐底座與底板焊接部位出現裂痕；觸臂與模擬靜觸頭接觸位置出現1～2 cm位移，如圖4(b)所示。

(a) A組試驗后

1.4.2 結構局部變形對斷路器技術參數的影響

斷路器開距為動、靜觸頭斷開時最小距離。斷路器超程為斷路器完全閉合后，動觸頭所能移動的距離。在試驗前后分別測量斷路器三相開距和超程。其中，三相開距無明顯變化，約為10 mm；三相超程出現明顯變化，如表2所示，其中A相超程在試驗后變為1.1 mm，低于3～5 mm超程要求。超程不足會導致觸頭壓力不足，一方面使觸頭可能在短路電流較大時刻出現彈開現象，一方面使觸頭接觸電阻較大導致觸頭出現溫升過高現象。

表2 超程測量結果

2 有限元模型的建立及模態分析

2.1 有限元模型

建立模型時，用等效質點替代機構箱內零件，將觸臂結構外側的壓簧等效為定載荷壓力加載于觸指與模擬靜觸頭的接觸部分；將連桿簡化為桿-彈簧-桿連接并進行軸向運動約束。模型部件間接觸大部分設置為Bonded接觸；對觸臂的觸點與模擬靜觸頭接觸面設置Frictional接觸，選用銀鍍層摩擦因數；對螺栓連接件間的接觸面設置Rough接觸，以滿足接觸件間因應力過大可能出現的分離變形現象；對所保留的螺栓連接采用Joints聯結中的固定類型，并對作用在大面積零件的螺栓連接設置映射面，以此模擬墊片效果；將部分相關聯零件合并為部件，以此減少接觸數量[13]。完成建模后，模型如圖5所示，模型材料設置如表3所示，有限元模型質量為844.17 kg，樣機實測質量為833 kg。

圖5 有限元模型

表3 材料物性參數

2.2 有限元模型模態分析

模態分析是動力學分析的基礎，無論是沖擊載荷的求取還是數值仿真的計算都基于模態分析結果，因此，首先對斷路器模型進行模態分析，求取模型的固有特性。考慮模型所受載荷力對模型整體固有特性的影響，設置觸指等效彈簧力和模型自重力，并對試驗架底板做固定約束[14-15]。依據模態分析理論對模型進行模態分析，模型前十二階固有頻率如表4所示。

表4 模型固有頻率表

通過模態分析計算可以看出，斷路器模型的網格節點相互關聯，且不存在變形過度單元；模型部件間接觸設置正確；網格整體質量合格。由于各階模態的有效質量將用于計算該階對應沖擊設計值，依據GJB 1060.1—1991《艦船環境條件要求 機械環境》規定，所求各階有效質量總和需至少占模型總質量80%，以保證沖擊設計譜的準確性。經過反復求解，X、Y、Z方向有效質量占比分別為87.3%、80.5%、92.1%，以此確定模態分析求解階數滿足后續計算要求。

3 沖擊載荷

3.1 頻域載荷

3.1.1 動態設計分析方法

動態設計分析方法(dynamic design analysis method,DDAM)是一種基于主模態理論的沖擊載荷等效方法，用于分析船舶設備的抗沖擊性能。其原理是將多自由度系統轉化為多個單自由度系統，通過建立平衡方程組分析系統中各個單元的響應。該方法根據船舶類型、設備裝載位置、設備安全等級、設備質量等多個因素定義設備的沖擊環境，并以沖擊設計譜的形式從3個正交方向分別對設備進行沖擊響應分析。

3.1.2 DDAM沖擊頻譜

依據國軍標GJB 1060.1—1991《艦船環境條件要求 機械環境》中動力學分析章節的規定，結合該型斷路器的安裝位置和抗沖擊等級要求，選用設計加速度公式與設計速度公式

(1)

(2)

式中:ma為有效質量,t;A0為設計加速度，m/s2；v0為設計速度，m/s。

由于中壓交流斷路器的結構均為沖擊后不產生永久變形或產生微小永久變形設備，因此依據標準選用彈性設計準則，即3個正交方向上的設計加速度和設計速度根據表5計算。

表5 輸入設計加速度表

關于輸入設計加速度的選用，依據GJB 1060.1—1991《艦船環境條件要求 機械環境》，當固有頻率小于臨界頻率時，設計加速度為ωva；當固有頻率大于臨界頻率時，設計加速度為Aa。其中，臨界頻率如下

(3)

根據模態分析結果和沖擊載荷計算公式，可以得到模型三向加速度設計頻譜，如圖6所示。

(a) 橫向沖擊載荷頻譜

3.2 時域載荷

相比于頻域載荷，時域載荷考慮設備的非線性效應和間隙效應，且能夠了解設備在沖擊載荷作用下的響應趨勢，這有助于設備的抗沖設計和隔沖設計，因此將沖擊載荷轉化為時域載荷，對設備進行瞬態響應分析。

依據德軍標BV043-85[16]，將設計頻譜值轉化為正負波形組合，并選用更接近于沖擊響應的三角形脈沖來表示非接觸爆炸的時域沖擊載荷，如圖7所示。

圖7 時域沖擊載荷

圖7中：a2為正脈沖峰值；a4為負脈沖峰值；t3為正脈沖脈寬；t5～t3為負脈沖脈寬。時域載荷轉化公式為

a2=0.6Aa,v2=0.75va

t3=2v2/a2,t2=0.4t3,

a4=-a2t3/(t5-t3),t4=t3+0.6(t5-t3)

(4)

式中：Aa為設計加速度值；va為設計速度值;Da為最大相對位移值。

依據模態分析結果和GJB 1060.1—1991《艦船環境條件要求 機械環境》確定沖擊譜設計參數如表6所示。

表6 沖擊譜設計參數表

由時域轉化公式所得時域沖擊載荷曲線的各項參數如表7所示。

表7 正、負三角波參數表

4 沖擊響應分析

4.1 頻域載荷：DDAM法

4.1.1 響應結果

將圖6載荷加載于有限元模型，得到模型整體應力分布情況如圖8所示。以及主要部件的應力峰值如表8所示。其中，斷路器模型應力較大部位出現在底板、支撐底座、觸臂、主軸及連桿。

(a) 橫向載荷作用下斷路器峰值應力分布云圖

表8 斷路器部件應力峰值表

4.1.2 許用應力校核

在外界載荷作用下，材料的強度會隨應變率的提高而提高(應變率強化效應)，因此，理論上材料的許用應力值應有所提高。通過參考相關文獻[17]，并結合模型實際載荷工況，得出在該沖擊載荷作用下，模型材料應變率處于弱敏感區，應變率強化效應對材料的屈服強度僅有較小提升，因此可以在后續分析中忽略該效應造成的影響，且不考慮該效應的校核結果更為嚴苛。

依據GJB 1060.1—1991《艦船環境條件要求 機械環境》許用應力標準規定，彈性設計的設備若不允許有微小永久形變，應力不應超過材料屈服強度；若允許微小永久變形，應力不超過實際屈服強度。由于底板、支撐底座、主軸及連桿的微小永久變形可能引起斷路器三相開距和超程變化，因此這類部件不允許永久形變，其許用應力為靜屈服強度。

σ=σy

(5)

由于觸臂的微小永久變形不會影響斷路器電氣性能，因此該部件允許永久微小形變，其許用應力為實際屈服強度。

σ=σy+G(σb-σy)

(6)

式中:σy為材料屈服強度；σb為材料極限強度；G值選用0.5。

定義無量綱系數n，描述沖擊載荷作用下考核部位是否失效。

(7)

式中:σvon-mise為考核部位應力峰值；σ為屈服強度。

由表8和圖8可以看出:在垂向載荷作用下，可能出現應力過大的區域為底板、支撐底座、主軸及連桿、觸臂；在橫向載荷作用下，應力過大區域可能出現在底板、支撐底座。依據上述部件節點應力值計算出各節點安全系數如表9所示。

結合表9數據及表中部件應力分布情況可以看出，其中一部分節點相對孤立，且均存在與周圍節點應力值相差過大的問題。通過檢查這類節點相關聯網格的網格質量可以發現，這些節點所關聯的網格單元質量較差；若對這類節點所在區域的網格單元進行局部尺寸細化、類型調整，先前出現過大應力值的孤立節點所對應的應力值處于正常范圍以內，這說明此類節點應力峰值是由于部分網格節點畸變導致的應力值失真，其中，主軸及連桿、觸臂部分均出現上述情況。通過對比由頻域載荷轉化而來的時域載荷輸入沖擊加速度峰值與沖擊臺面的測量沖擊加速度峰值，可以看出兩種輸入載荷量級相同、數值相近，即可說明數值仿真結果與實際試驗結果之間具有相互參考意義。結合數值仿真網格質量校核結果，且對比樣機實際試驗結果，認為主軸及連桿、觸臂部分不存在結構危險區域。除了上述通過驗證可以排除危險的區域外，另一部分區域的節點應力呈現集中分布、較均勻過渡，該部分主要出現在底板和支撐底座，結合實際試驗結果，認為底板和支撐底座出現危險區域。由于觸臂結構并不存在應力值過大造成的材料變形問題，只是和模擬靜觸頭之間出現了相對位移，因此，對其施加限位裝置以解決位移問題，限位裝置如圖9所示。

表9 模型安全系數表

圖9 觸臂限位裝置

4.1.3 底板和支撐底座應力分析

三向載荷作用下底板和支撐底座的應力分布如圖10所示，其中，底板在橫向載荷作用下的應力集中區域主要出現在螺孔四周，而垂向主要出現在支撐底座與底板連接處；支撐底座在橫向載荷作用下的應力集中區域主要出現在支撐底座與絕緣子連接面上，而垂向主要出現在支撐底座與底板連接處。

圖10 三向載荷作用下底板和支撐底座應力分布云圖

分析上圖應力分布情況，通過增加底板厚度、增加支撐肋板來改善相關結構危險區域的應力分布。

選擇底板單側劃分多個區域如圖11(a)所示，并將不同區域應力值匯總至表10。

由表10可以看出，斷路器應力值在3、5、6區域較大，隨著底板厚度增加，各區域應力過載情況均得到改善，且當底板厚度達到8 mm時應力分布如圖11(b)所示，對比圖10(a)可以看出底板四周螺栓孔位周圍應力改善情況即可滿足要求。考慮斷路器部件間的裝配關系以及底板厚度對操作機構位置的影響，底板厚度選擇8 mm。

表10 底板區域應力匯總表

(a) 底板區域劃分

通過對底板與支撐底座連接部位增加肋板加固該處強度，肋板固定前后連接部位應力分布如圖12所示，可以看出加固后連接部位應力分布情況得到明顯改善。

改進后結構如圖12(c)所示，斷路器底板增至8 mm且底板和支撐底座間增加了肋板固定。對設備進行沖擊試驗，試驗結果表明結構問題均得到解決，且試驗前后三相超程未出現明顯變化，在3～5 mm內。

(a) 加固前連接處應力分布云圖

4.2 時域載荷:瞬態響應分析

將時域三向沖擊載荷分別加載于有限元模型，得到模型加速度響應時歷曲線如圖13所示。

由圖13和圖14可以看出，斷路器模型在垂向沖擊載荷作用下整體響應較為劇烈，橫向、縱向較為平緩。三向沖擊載荷作用下的響應結果均存在明顯加速度峰值，且加速度響應主要集中在0.015 s內，在此之后加速度峰值呈逐漸衰減趨勢，并于0.150 s基本收斂。其中，垂向載荷衰減最為緩慢，橫向其次，縱向最快；即激勵越大響應越大，響應衰減越慢。由于斷路器設備在垂向載荷作用下響應較為劇烈，提取模型各部件在垂向載荷作用下的加速度響應，如圖14所示。其中，機構箱底板、支撐底座、出線板、觸臂的加速度響應較為劇烈，這是由于斷路器與外部安裝設備的主要接觸位置在底板螺孔和觸臂觸頭，沖擊載荷通過這兩處輸入設備。上述結果與試驗結果、頻域載荷仿真結果較為吻合。

圖13 三向沖擊載荷作用下斷路器整體加速度響應時歷曲線

圖14 垂向沖擊載荷作用下斷路器部件加速度響應時歷曲線

4.3 斷路器沖擊響應規律

對兩種載荷分別作用下的模型響應結果進行統計分析，其中，時域載荷響應結果選用應力峰值對應時刻作為分析對象。將有限元模型所有節點應力值視為總體，繪制模型三向載荷節點應力頻率分布直方圖，并在此基礎上擬合正態分布曲線，如圖15所示。

(a) 橫向頻域結果

對比圖15(a)、圖15(c)和圖15(e)，橫向、縱向載荷對應響應結果應力值整體較小，且主要集中在100 MPa以內，垂向結果其他兩項整體偏大，且不同應力區間的相對頻率相差較小；對比圖15(c)和圖15(d)，頻域結果應力值區間的相對頻率過度較為平緩，應力值差值較小。

對兩個總體進行T檢驗分析，結果如表11所示。其中，差異顯著性小于0.05，說明頻域法和時域法計算結果存在差異性；而頻域法的節點應力均值大于時域法，則說明頻域法計算結果整體大于時域法，使用頻域法計算結果研究斷路器沖擊響應更為保守。

表11 統計參數表

匯總斷路器各部件在不同載荷作用下應力值繪制于圖16可以看出，部件的兩種載荷對應應力峰值較為接近，該結果從模型應力值的角度互相驗證了兩種方法計算結果的合理性。

圖16 兩種載荷作用下節點應力峰值對比圖

5 結 論

文中采用沖擊試驗和數值仿真方法研究了船舶中壓交流真空斷路器的抗沖擊性能，得到如下結論：

(1) 斷路器結構的危險區域位于機構箱底板和支撐底座，接觸危險區域位于觸臂與模擬靜觸頭的連接部位。針對上述危險區域，依據數值仿真方法，分別采用增加底板厚度、連接處加固肋板和觸臂接觸部分增加限位裝置的方式解決問題，并對改進后設備進行沖擊試驗，驗證改進后設備滿足抗沖擊性能要求。

(2) 時域載荷作用下斷路器結構的瞬態響應特性呈現為垂向較為劇烈，橫向、縱向較為緩和。分析文中模型的加速度響應時歷曲線可以看出，斷路器整體結構和部件結構均在0.0150 s內響應最為劇烈，并最終于0.150 s趨于穩定。且斷路器沖擊載荷輸入位置的部件響應最劇烈。

(3) 運用數值統計方法對比頻域法和時域法的節點應力值計算結果，得出結論，在分析該型斷路器模型時，兩種方法分析結果較為接近，且頻域方法計算速度較快，應力值計算結果整體大于時域方法，因此，如果僅校核設備應力最大值，選用頻域法更加保守、快速。