基于有限元法的艦船繼電器振動沖擊響應特性

張明遠， 楊 森， 張春輝， 張曉友

(1. 沈陽工業大學 機械工程學院， 沈陽 110870； 2. 海軍研究院， 北京 100071)

繼電器是船用電器中十分常見的電器元件之一，其觸點通斷狀態的改變可實現對電力拖動設備、電力系統的自動控制和保護等功能，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，甚至造成控制系統失靈的嚴重后果，現如今對繼電器的要求更加嚴格.

國內外對于繼電器觸簧系統耐力學可靠性研究相對較少.李哲等[1]對繼電器進行模態分析和諧響應分析，得到了電磁繼電器的耐力學特性；Chambega[2]分析了繼電器內彈簧組的固有頻率，得出當電磁繼電器暴露在振動條件下時，釋放電流增加的結論；閆明等[3]研究了簧片式觸點開關在沖擊載荷下的根部應變，并討論了負波延遲對沖擊響應的影響；強浩垚[4]給出了加速度響應譜能夠模擬水下非接觸爆炸沖擊環境，并將其作為艦用設備的抗沖擊設計與考核指標；曹艷玲等[5]通過仿真計算，所提抗振動模型比傳統模型更能體現出抗振動性能，保證了最終所建模型的穩定性及準確性；王乾勛等[6]得出了最大加速度響應、偽速度響應、最大位移響應三者的沖擊破壞潛能特性；馮麟涵等[7]發現增加預緊力可以改善簧片開關的抗沖擊性能；Wattiaux等[8]介紹了一種檢測電磁繼電器在高強度機械沖擊下的電氣和機械性能的方法；陳依澤等[9]通過仿真得到了觸頭密度等參數變化對鐵路信號繼電器動靜觸頭間接觸力的影響情況；肖斌等[10]通過有限元法得到了繼電器靜態電磁吸力及磁場分布情況，并繪制了繼電器的吸力特性曲線.

目前，國內外學者針對繼電器的研究多集中于繼電器繼電保護、失效機理以及壽命預測等方面，而對于繼電器的機械振動響應及沖擊響應方面研究較少.艦船設備在河海上所承受的環境條件相比于在陸地要復雜惡劣得多，其中振動、沖擊對繼電器觸簧系統的影響最為明顯，振動、沖擊往往會引起繼電器的觸點接觸不良、誤動作甚至損壞、失效，由此帶來非常嚴重的后果.本文對繼電器觸簧系統的振動、沖擊響應特性進行了研究.

1 觸簧系統模型與計算過程

1.1 研究對象

繼電器觸簧系統主要由動簧片、動觸點、靜簧片、靜觸點及底部插座構成，其中動靜簧片為懸臂結構，如圖1所示.繼電器各部分的材料特性如表1所示.

圖1 觸簧系統簡化模型Fig.1 Simplified model of contact spring system

表1 材料屬性Tab.1 Material properties

圖2為繼電器觸簧系統的有限元模型.在底部插座處施加位移約束，在動簧片前端施加0.55 N預緊力，此時動靜觸點間接觸力約為0.25 N，切向摩擦系數為0.2.

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

1.2 施加預緊力

繼電器工作時，由于動簧片前端施加預緊力的作用，使得動觸點與靜觸點相接觸，產生接觸力，施加接觸力后的動靜觸點接觸應力如圖3所示.

圖3 動靜觸點表面接觸應力Fig.3 Surface contact stress of static and dynamic contacts

在預緊力完全加載后，靜簧片前端位移為1.87 mm，說明預應力使得動靜觸點在穩定閉合狀態下最大行程為1.87 mm，如圖4所示(單位：mm).

圖4 穩定閉合狀態的觸簧系統Fig.4 Contact spring system in stably closed state

1.3 含預接觸的模態分析

為了解觸簧系統的一階固有頻率，在施加預緊力后，對其進行有預接觸的模態分析.根據模態結果可知，其前三階固有頻率為65.5、394.5和408.8 Hz，模態振型如圖5所示.

圖5 觸簧系統前三階模態振型Fig.5 First three order modal shapes of contact spring system

2 振動特性分析

為模擬真實情況下振動試驗臺的振動，不可以對底座施加加速度激勵信號，原因是會造成底座變加速運動，與實際振動臺情況不符.應采取對底座施加某一固定頻率的位移激勵信號，施加信號方向為豎直方向.進行振動特性分析可以檢測該結構在固定頻率下，特別是在靠近共振頻率下，繼電器觸簧系統的振動響應特性.

通過模態分析可知，觸簧系統的一階固有頻率為65.5 Hz，對底座分別施加加速度為1g，頻率為60、65.5、70 Hz的振動載荷，該信號下觸點接觸力曲線如圖6～8所示.

通過圖6～8可知，當振動載荷施加于觸簧系統時，其觸點間接觸力曲線呈現明顯的周期振蕩型變化，出現拍振現象.當振動載荷頻率與觸簧系統固有頻率相距較遠時，振動載荷對觸簧系統觸點接觸力影響較小，接觸力變化不大.當振動載荷頻率與觸簧系統固有頻率相接近時，產生共振現象，觸點間接觸力發生劇烈抖動，其拍振周期明顯增大，易造成觸點抖斷，影響其正常工作.

圖6 1g加速度下60 Hz振動載荷下接觸力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振動載荷下動簧片端部位移和根部應力.當振動載荷與觸簧系統固有頻率相接近時，動簧片端部位移與根部應力曲線形狀相似，均表現為“金魚型”曲線，因共振導致端部位移曲線與根部應力曲線產生了明顯的拍振現象，變化十分劇烈，工作可靠性降低.此時端部位移最大達到6 mm，根部應力最大為150 MPa.

圖9 1g加速度下65.5 Hz振動載荷下動簧片端部位移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振動載荷下動簧片根部應力Fig.10 Stress at root of moving spring under 65.5 Hzvibration load and acceleration of 1g

3 沖擊特性分析

國軍標規定可用正、負三角形波來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行計算.在沖擊載荷作用下，動靜觸點間的接觸力會發生大幅度變化，若接觸力降低則說明觸簧系統的可靠性降低，若接觸力接近于零則說明動靜觸點將要分離，影響艦船電氣設備正常工作.

圖11 沖擊載荷Fig.11 Shock loading

對底部插座施加10 ms正波脈寬和25 ms負波脈寬的沖擊載荷，其正波幅值為30g、60g和90g.計算可得動靜觸點接觸力變化曲線與動靜簧片根部應力變化曲線，如圖12～13所示.由圖12～13可知，在沖擊載荷作用下，動靜觸點發生了劇烈的抖動，簧片根部應力變化較為明顯.隨著沖擊加速度幅值的增大，其波動的幅值增大.在隨后的響應階段逐步呈現周期性，且振動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，可得到其動靜觸點的滑移量，即Y方向二者的位移量，如圖14所示.從圖14中可以看出，因在預緊力的作用下，動靜觸點產生切向滑移，初始狀態下Y方向位移量差為0.14 mm，而在沖擊階段動觸點Y方向位移量陡然上升，隨后呈現周期性衰減，表明在沖擊階段切向滑移量較大，易出現觸點分離導致設備故障.

圖14 動靜觸點Y方向位移量ⅠFig.14 Y-direction displacementⅠof static and dynamic contacts

對底部插座施加5 ms正波脈寬和20 ms負波脈寬的沖擊載荷，其正波幅值為60g、90g和132g.計算可得動靜觸點接觸力變化曲線與動靜簧片根部應力變化曲線，如圖15～16所示.由圖15～16可知，由沖擊引發的接觸力劇烈抖動，接觸力最低時為0 N，極易造成觸點失效現象，故可將132g視為該工況下的臨界沖擊載荷.簧片根部應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靜觸點的滑移量，即Y方向二者的位移量，如圖17所示.

圖17 動靜觸點Y方向位移量ⅡFig.17 Y-direction displacement Ⅱ of static and dynamic contacts

分別選取靜觸點面積為15、17和19 mm2的觸簧系統模型，根據上述方法對其加載兩種不同正波脈寬和負波脈寬的沖擊載荷，不斷調試正波幅值大小，當觸點接觸力為零時，認定其為當前工況下的臨界沖擊載荷，計算結果如表2所示.

表2 不同脈寬時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，當正波脈寬與負波脈寬變化時，其臨界沖擊載荷也會隨之變化；當靜觸點面積逐漸增大時，其臨界沖擊載荷也會逐步增大.由以上計算結果可知，說明繼電器觸簧系統的靜觸點面積越大，其抗正負雙波沖擊載荷的性能越好.

4 結 論

本文通過分析得出以下結論：

1) 在振動載荷作用下，觸簧系統的動靜觸點抖動劇烈，會產生明顯的拍振現象，當載荷頻率接近觸簧系統固有頻率時，拍振周期顯著提高，呈現“金魚型”曲線，易造成觸點抖斷，影響工作穩定性.艦船繼電器工作環境應盡可能遠離觸簧系統的固有頻率，以減弱拍振造成的負面影響.

2) 隨著沖擊載荷的幅值增加，動靜簧片根部應力變化曲線的幅值變大，說明沖擊載荷的增大，會加重動靜簧片根部的變形，導致繼電器觸簧系統失效的幾率增高.

3) 因初始預緊力的作用，動靜觸點產生切向滑移，施加沖擊載荷后，切向滑移量陡然上升，隨后呈現周期性衰減，說明沖擊載荷會引起動靜觸點滑移而導致觸點分離，使繼電器觸簧系統發生故障.

4) 增大靜觸點面積可有效提高觸簧系統抗沖擊性能，改善工作穩定性.