鮑光海 王金鵬 王毅龍

磁保持繼電器多物理場耦合模型設(shè)計與觸頭彈跳影響因素分析

鮑光海1,2王金鵬1王毅龍1

（1. 福州大學電氣工程與自動化學院 福州 350108 2. 福建省新能源發(fā)電與電能變換重點實驗室 福州 350108）

觸頭彈跳引起的觸點磨損和觸點粘接等故障對繼電器電壽命有重要影響?？紤]磁保持繼電器在簧片彈性形變和觸頭碰撞的相互作用下觸頭復雜的彈跳情況，將模型定義為剛體的處理方法不能還原柔性體簧片的實際運動狀態(tài)。通過Ansys LS-DYNA，基于運動方程、材料本構(gòu)方程和邊界條件建立繼電器動力學數(shù)學模型。通過Ansys Maxwell，基于麥克斯韋方程組建立繼電器電磁學模型。通過Matlab交換不同物理場模型數(shù)據(jù)，實現(xiàn)相同時間域內(nèi)兩種模型多物理場的耦合計算和數(shù)據(jù)交互。通過與實驗數(shù)據(jù)對比驗證了仿真模型的準確性。在仿真基礎(chǔ)上，探究靜簧片彈性模量、鐵心線圈電壓和常閉靜簧片預壓力對觸頭彈跳的影響。證明了通過三維瞬態(tài)多物理場耦合仿真能夠真實地還原繼電器產(chǎn)品的工作狀態(tài)，縮短產(chǎn)品的開發(fā)設(shè)計周期。

磁保持繼電器 動態(tài)特性 Ansys LS-DYNA 觸頭彈跳

0 引言

繼電器作為一種電控開關(guān)器件，廣泛應用在生產(chǎn)生活的各個領(lǐng)域，其性能影響用電設(shè)備的可靠性與穩(wěn)定性。觸頭的接觸情況對繼電器的穩(wěn)定性具有重要的影響[1]，可能導致觸點電氣磨損和觸點熔焊等故障[2]。繼電器觸頭彈跳主要來自于觸頭碰撞和簧片振動。張高延等[3]根據(jù)梁彎曲理論得到簧片的振動特性，在產(chǎn)品設(shè)計中避免簧片發(fā)生共振。李亞峰等[4]提出了觸頭彈跳分段振動微分方程并通過仿真得到驗證。Jiang Li等[5]通過粒子群優(yōu)化算法和遺傳算法相結(jié)合的方式得出繼電器結(jié)構(gòu)參數(shù)的最優(yōu)解，以減少碰撞和降低成本。為了保證繼電器的可靠動作，一些學者不改變繼電器的結(jié)構(gòu)參數(shù)，從電器控制的角度來抑制彈跳。吳敬軒等[6]基于無模型自適應控制方法，通過電器在線數(shù)據(jù)實時優(yōu)化電磁機構(gòu)控制策略來抑制彈跳。除此之外，隨著計算機軟件的不斷發(fā)展，通過三維動態(tài)仿真技術(shù)研究繼電器彈跳的影響因素可以有效地提升產(chǎn)品設(shè)計質(zhì)量和效率，具有重要的實際應用價值。李興文等[7]借助Ansys建立三維有限元電磁模型，通過插值查表獲取各個時刻電磁吸力，再對ADAMS進行二次開發(fā)，實現(xiàn)電路、電磁場和機械運動方程的耦合求解[8-10]。林抒毅、何曉燕等[11-12]在電磁學模型的處理上采取同樣的插值方式，針對動力學模型引入了基于連續(xù)介質(zhì)力學有限元法的Ansys LS-DYNA分析觸頭彈跳。游穎敏等[13]使用Ansys LS-DYNA模擬動觸頭的碰撞過程。翟國富、楊文英等[14-15]分別在彈簧-振子模型和Kelvin-Voigt模型的基礎(chǔ)上，結(jié)合模型運動方程和電磁機構(gòu)有限元模型，通過Flux和ADAMS建立模型，研究觸頭的彈跳現(xiàn)象，付饒等[16]基于此方法模擬觸點超程退化過程。Yu Hao等[17]利用有限元仿真軟件對電磁系統(tǒng)和接觸彈簧系統(tǒng)建模，研究電磁系統(tǒng)和彈簧系統(tǒng)關(guān)鍵參數(shù)的變化對電動勢的影響，最終得出結(jié)構(gòu)優(yōu)化參數(shù)。Liu Lanxiang等[18]建立了基于剛體碰撞的繼電器彈跳模型，計算了固定接觸和運動接觸之間的非線性接觸力，并給出了不同參數(shù)下觸頭彈跳變化規(guī)律。蘇秀蘋、喬延華等[19-20]借助ADAMS分析了磁保持繼電器的動態(tài)性能，并進行了優(yōu)化設(shè)計。

簧片彈性形變和觸頭碰撞的相互作用，增大了觸頭運動狀態(tài)的分析難度。準確地模擬簧片的運動狀態(tài)是保證動態(tài)特性仿真結(jié)果具有可靠參考價值的重要前提。對于簧片式繼電器的動態(tài)特性仿真，使用多體動力學軟件將模型定義為剛體的動態(tài)特性仿真方法不能還原柔性體簧片的實際運動狀態(tài)，無法準確得到觸頭彈跳情況，需要考慮簧片在發(fā)生彈性形變時的非線性變形。通過建立繼電器剛?cè)狁詈蟿恿W模型能夠保證動態(tài)特性仿真的準確性與可靠性。傳統(tǒng)的模型剛?cè)狁詈戏椒ㄊ墙柚鶤nsys有限元軟件獲取建立柔性體所需的模態(tài)中性文件MNF，通過將模態(tài)中性文件導入ADAMS的剛體模型中實現(xiàn)剛?cè)崮Ｐ偷鸟詈稀３瞬牧蠈傩酝?，柔性體的形變還會受到模態(tài)階數(shù)和模態(tài)中性文件導出關(guān)鍵點的影響，其柔性體的計算精度還可以進一步提升。

本文在以上研究的基礎(chǔ)上，采用有限元軟件Ansys LS-DYNA建立動力學模型。通過Ansys LS-DYNA處理簧片的非線性變形，實現(xiàn)剛性體與柔性體的動力學分析。采用Ansys Maxwell求解繼電器電磁模型，通過Matlab建立動力學模型和電磁學模型的數(shù)據(jù)交互通道，完成多物理場耦合繼電器動態(tài)特性求解。利用示波器測試繼電器電壓電流波形，驗證仿真模型的準確性。最后利用上述模型分析觸頭彈跳的影響因素，指導繼電器產(chǎn)品設(shè)計，進一步提升產(chǎn)品設(shè)計效率。

1 磁保持繼電器數(shù)學模型

磁保持繼電器的優(yōu)勢在于：僅需要在繼電器動作時提供電流，永磁體可維持繼電器的穩(wěn)定狀態(tài)，能夠避免持續(xù)通電線圈熱能的積累，提升了繼電器的工作效率和安全可靠性[21]。本文研究的磁保持繼電器的三維有限元網(wǎng)格模型如圖1所示，主要包括靜簧片、動簧片、靜觸頭、動觸頭、傳動部件（滑動塊、轉(zhuǎn)動塊）、銜鐵、軛鐵和鐵心等部件。繼電器線圈參數(shù)見表1。

圖1 磁保持繼電器有限元網(wǎng)格圖

表1 繼電器線圈參數(shù)

Tab.1 Relay coil parameters

磁保持繼電器電磁系統(tǒng)結(jié)構(gòu)示意圖如圖2所示。穩(wěn)定狀態(tài)下，線圈中無電流，依靠永磁體磁場在銜鐵和軛鐵間產(chǎn)生電磁吸力，使銜鐵穩(wěn)定吸合。當線圈中通入產(chǎn)生相反方向磁場的電流時，永磁體磁場被電流反向磁場削弱，磁路中總磁場逐漸減小，直至線圈電流磁場強于永磁體磁場后，銜鐵與軛鐵間的電磁力由吸力狀態(tài)轉(zhuǎn)變?yōu)槌饬顟B(tài)，銜鐵開始轉(zhuǎn)動，與軛鐵分離。當銜鐵轉(zhuǎn)動至水平位置時，電磁力對銜鐵的作用也達到平衡，但在銜鐵慣性的作用下，會繼續(xù)向另一側(cè)轉(zhuǎn)動。超過水平位置后，永磁體磁場與線圈電流磁場同向，電磁力表現(xiàn)為吸力狀態(tài)，促使銜鐵加速轉(zhuǎn)動，直至穩(wěn)定吸合。最終撤去線圈電流，由永磁體磁場保持銜鐵穩(wěn)定吸合。

圖2 磁保持繼電器電磁系統(tǒng)結(jié)構(gòu)示意圖

1.1 動力學模型方程

由于整體運動過程在毫秒級時間內(nèi)發(fā)生，所以忽略模型中摩擦、接觸及碰撞產(chǎn)生的熱能。為了準確得到繼電器接觸碰撞引起的簧片形變和觸頭彈跳，采用運動方程、本構(gòu)方程和邊界條件對繼電器運動組件的運動過程進行約束。

1.1.1 初始條件

在=0時，初始條件為

1.1.2 本構(gòu)方程

由廣義胡克定律表示，本構(gòu)方程參數(shù)受觸頭、銜鐵及傳動部件的材料影響。

表2 觸頭材料參數(shù)

Tab.2 Contact material parameters

1.1.3 運動方程

一切物體的運動都需要滿足質(zhì)量守恒定律、動量守恒定律和能量守恒定律。以“三定律”構(gòu)建繼電器動力學模型的運動方程。

1）質(zhì)量守恒方程

2）動量方程

3）能量方程

1.1.4 邊界條件

應力邊界條件

位移邊界條件

接觸邊界條件

根據(jù)動力學問題有限元方法，離散化的結(jié)構(gòu)動力方程為

對于上述離散化動力方程，采用顯式的中心差分方法求解，其遞推格式為

其中

對彈性形變的靜簧片進行模態(tài)分析，求取其前六階模態(tài)固有頻率，見表3。根據(jù)模態(tài)分析結(jié)果和結(jié)構(gòu)實際振動結(jié)果對比，選取其最低階固有頻率。

表3 靜簧片前六階模態(tài)固有頻率

Tab.3 The first six modes natural frequencies of the stator reed

繼電器觸頭是兩個弧形面相接觸，其接觸形式可看作點接觸。采用對稱罰函數(shù)法計算接觸力。首先在有可能產(chǎn)生接觸的部件之間定義主從接觸。在進行每一步長的計算時，檢查每個從節(jié)點是否穿過主界面，沒有出現(xiàn)穿透的從節(jié)點不做處理；出現(xiàn)穿透的從節(jié)點和主界面之間引入接觸力。該接觸力的大小與穿透深度、主界面剛度成正比。其物理意義是在從節(jié)點和主界面之間等效一個法向彈簧，以限制穿透。以此類推，再檢查每個主節(jié)點對從界面的穿透情況，計算接觸力，其表達式為

應用顯式計算方法可無需計算迭代，為了保持數(shù)值穩(wěn)定性，采用變步長積分法，每一時刻的積分步長取決于網(wǎng)格中最小單元的尺寸，提高了計算效率。

1.2 電磁學模型方程

三維瞬態(tài)電磁模型是在邊界條件和初始條件的約束下，依托麥克斯韋方程產(chǎn)生。

1）電壓平衡方程

當銜鐵在電磁轉(zhuǎn)矩的作用下發(fā)生轉(zhuǎn)動后，電壓平衡方程可改寫為

2）時變電磁場方程組

三維電磁模型中的電磁轉(zhuǎn)矩由線圈勵磁磁場產(chǎn)生，根據(jù)麥克斯韋定律，時變電磁場控制方程為

電磁轉(zhuǎn)矩通過虛位移法求得。假設(shè)物體在受力方向上發(fā)生微小“虛位移”，根據(jù)磁場能量、力、力矩之間的關(guān)系可求得電磁轉(zhuǎn)矩為

2 多物理場耦合計算系統(tǒng)設(shè)計

磁保持繼電器動態(tài)過程可分為電磁動態(tài)過程和動力學動態(tài)過程。分別建立三維瞬態(tài)電磁場模型和動力學模型，兩者在時間域內(nèi)保持一致。在每一個時間步內(nèi)，耦合計算結(jié)果，實現(xiàn)機-電-磁多物理場耦合的瞬態(tài)模型仿真[22]。

2.1 三維瞬態(tài)電磁場模型建立

將電磁場三維實體模型導入Ansys Maxwell；設(shè)置線圈激勵源，利用Simplorer搭建線圈外電路，耦合外電路與電磁場模型；根據(jù)銜鐵的實際運動狀態(tài)設(shè)定轉(zhuǎn)動參數(shù)，繪制運動域及空氣包，借助Simplorer中運動控制器件控制銜鐵的運動狀態(tài)；采用動態(tài)網(wǎng)格劃分技術(shù)，每步求解后重新生成網(wǎng)格；劃分求解域；設(shè)定求解參數(shù)。最終將耦合的Ansys Maxwell和Simplorer導入Simulink函數(shù)模塊，通過對Simulink的控制實現(xiàn)對三維瞬態(tài)電磁場模型的控制，得出電磁系統(tǒng)動態(tài)特性，獲取電磁轉(zhuǎn)矩、線圈電流等參數(shù)。

2.2 動力學模型建立

將動力學三維實體模型導入Ansys LS-DYNA進行前處理。首先根據(jù)物體實際運動狀態(tài)繪制模型網(wǎng)格。為了減少計算單元數(shù)量提高計算效率，選擇繪制六面體單元網(wǎng)格，在模型發(fā)生彎曲變形和接觸碰撞的位置細化網(wǎng)格，在其余靜止或剛性體運動部位繪制稍稀疏網(wǎng)格。其次設(shè)定材料參數(shù)，根據(jù)模型的實際運動狀態(tài)添加約束、設(shè)定接觸對，對銜鐵施加載荷。最后設(shè)定求解條件，參數(shù)與電磁學模型相匹配。為了提高建模效率和仿真的自動化程度，以上操作均通過APDL實現(xiàn)。

2.3 模型耦合設(shè)計

通過電磁場模型獲取銜鐵受到的電磁轉(zhuǎn)矩，通過動力學模型計算出在簧片反力下銜鐵的轉(zhuǎn)動情況。建立Ansys Maxwell/Simplorer/Simulink和Ansys LS-DYNA之間的數(shù)據(jù)接口，即可實現(xiàn)相同時間域下三維瞬態(tài)電磁場模型和動力學模型的數(shù)據(jù)交互和動態(tài)耦合。聯(lián)合仿真流程如圖3所示。

圖3 聯(lián)合仿真流程

1）第1個步長

設(shè)銜鐵初始轉(zhuǎn)速為0，在第一個時間步內(nèi)，啟動三維瞬態(tài)電磁學模型，將初始轉(zhuǎn)速通過Simulink賦給Simplorer運動控制器件，在此轉(zhuǎn)速下，通過Simulink指令控制電磁學模型運行一個步長后暫停，并將此時的轉(zhuǎn)矩曲線導出至后臺文本文件中。通過APDL中VREAD指令，將生成的轉(zhuǎn)矩文件導入動力學模型，并作為銜鐵的轉(zhuǎn)矩載荷，在求解一個步長的時間后停止動力學模型，并對動力學模型進行后處理，計算在此轉(zhuǎn)矩驅(qū)動下銜鐵的轉(zhuǎn)速，并輸出至后臺文本中，第一步結(jié)束。

2）第2個步長

在第二個時間步長開始時，通過Simulink讀取后臺銜鐵轉(zhuǎn)速值，再次賦給Simplorer運動控制器件，控制Ansys Maxwell中銜鐵運動，得出電磁轉(zhuǎn)矩曲線，再暫停。動力學模型利用Ansys LS-DYNA的重啟動功能，在上一個步長計算的基礎(chǔ)之上，讀取此時的轉(zhuǎn)矩曲線，并對后臺計算文件進行修改，然后進行重啟動，取得下一個步長的銜鐵轉(zhuǎn)速。

3）步長循環(huán)

當累積的總時間步長達到所設(shè)定的總仿真時間時，計算停止。電磁學模型在Simulink的控制下，可在每步長任意啟動和暫停來刷新參數(shù)，但在Ansys LS-DYNA基礎(chǔ)上的動力學模型，無法暫停計算刷新數(shù)據(jù)，所以采用重啟動功能，在上一步長的基礎(chǔ)上更新計算文件并重啟動計算，保證計算過程的連續(xù)性。全過程仿真控制程序由Matlab編寫實現(xiàn)。

3 結(jié)果驗證

3.1 電流曲線

圖4 動態(tài)特性測試實驗裝置

仿真得到磁保持繼電器線圈電流曲線如圖5所示。將仿真電流曲線與實測電流曲線進行比較。實驗測得繼電器電流曲線拐點時刻為7.25ms，仿真求得曲線拐點出現(xiàn)時刻為7.10ms，與實測曲線相比誤差為2.11%。鐵心、銜鐵等鐵磁材料在繼電器工作過程中被勵磁線圈產(chǎn)生的磁場磁化，由于磁滯效應和磁路中永磁體的影響，使鐵磁材料內(nèi)部存在剩磁。當繼電器重復動作時，由于剩磁的存在，鐵磁材料的磁化曲線將出現(xiàn)偏移，模型中鐵磁材料非線性的磁化曲線難以被精確模擬。上述原因使得仿真電流曲線在ab電流上升階段與實驗結(jié)果存在差異。

圖5 仿真與實測電流曲線

圖6 轉(zhuǎn)動塊-滑動塊連接處結(jié)構(gòu)圖

3.2 繼電器靜簧片形變

觸頭壓力及位移測量裝置如圖7所示，在繼電器觸頭端施加壓力，使用數(shù)顯推拉力計測量觸頭受到壓力大小和觸頭位移量。分別使用傳統(tǒng)模型剛?cè)狁詈戏椒ê虯nsys LS-DYNA對簧片受力及形變情況進行模擬（兩種方法均采用六面體網(wǎng)格單元、柔性體網(wǎng)格數(shù)量相近、仿真步長相同、在同一臺計算機上運行），仿真及實驗結(jié)果如圖8所示。

圖7 觸頭壓力及位移測量裝置

由圖8可知，傳統(tǒng)方式的觸頭位移結(jié)果約為實測位移的二分之一；Ansys LS-DYNA仿真的觸頭位移結(jié)果與實測結(jié)果基本一致。不同仿真方法結(jié)果對比見表4。在觸頭受到相同壓力的情況下，傳統(tǒng)方式的觸頭位移平均相對誤差為53.11%，簧片形變偏小，簧片表現(xiàn)較硬；Ansys LS-DYNA仿真的觸頭位移平均相對誤差為1.36%。二者仿真所用時間相差不大。

圖8 不同建模方法及實驗結(jié)果對比

表4 不同仿真方法結(jié)果對比

Tab.4 Comparison of results of different simulation methods

綜合以上數(shù)據(jù)，相比于傳統(tǒng)方式，Ansys LS-DYNA對于柔性體簧片的計算結(jié)果更加精準。當柔性體形變對實物的運動狀態(tài)有較大影響時，如觸頭彈跳的影響因素，選用Ansys LS-DYNA能夠得出更精確的簧片形變量。

3.3 動觸頭運動軌跡

動觸頭被固定在較厚動簧片上與傳動部件固連，靜觸頭被固定在較薄靜簧片上。隨著銜鐵轉(zhuǎn)動帶動傳動機構(gòu)和動觸頭運動，并與靜觸頭發(fā)生碰撞，引起靜簧片擺動。

一幀高速攝像機拍攝的繼電器運動過程如圖9 所示。在繼電器動靜觸頭上粘貼標記點，通過高速攝像機拍攝繼電器運動過程，分別提取圖片中觸頭標記點位置和參考標記點位置，參考標記點實際圓心距為2mm，利用相似原理，得出動靜觸頭的運動軌跡如圖10所示。

圖9 繼電器運動過程（一幀）

圖10 仿真與實測動靜觸頭位移情況

由于粘貼的參考標記點形狀與正圓存在差距，在圖形識別時標記點圓心坐標存在誤差；并且在觸頭運動過程中，粘貼在觸頭上的標記點隨簧片擺動會存在一定角度的傾斜，攝像機拍攝視角與標記點不完全垂直，導致實測運動軌跡存在細微誤差。比較兩組實測與仿真曲線，動觸頭和靜觸頭的運動趨勢基本一致。

3.4 觸頭彈跳

在繼電器同一組靜觸頭上外接一5V/5.1kΩ的負載。動靜觸頭斷開時，同組靜觸頭兩端電壓為負載電壓5V；動靜觸頭吸合時，動簧片將同組靜觸頭連接起來，此時觸頭兩端電壓為0V，以此觀察繼電器觸頭的彈跳情況。實驗測得繼電器的彈跳時間見表5。實測觸頭平均彈跳時間為3.074ms。

表5 實測觸頭彈跳時間

Tab.5 Measured contact bounce time

同一繼電器多次測量彈跳結(jié)果示意圖如圖11所示。5V（高電平）表示動靜觸頭斷開，0V（低電平）表示動靜觸頭吸合。除第三組之外，其余五組彈跳規(guī)律為：動靜觸頭初次碰撞—多次碰撞彈跳（約1ms）—吸合（約1ms）—多次碰撞彈跳（約1ms）—穩(wěn)定吸合。動靜觸頭的接觸面為弧面，分別提取動觸頭和靜觸頭弧面曲線軌跡，在同一時刻下，當兩條曲線相交則為動靜觸頭接觸，觸頭狀態(tài)記為0，反之觸頭斷開，觸頭狀態(tài)記為1。由此，得到仿真觸頭彈跳示意圖如圖12所示。仿真彈跳時間為3.264ms，相對誤差6.18%。與實測結(jié)果相比，約7～8ms內(nèi)，仿真斷開（高電平）次數(shù)較多；約8～9ms內(nèi)，仿真實測基本一致，觸頭保持吸合狀態(tài)；約9～10ms內(nèi)，仿真斷開（高電平）次數(shù)少于實測。仿真與實測彈跳次數(shù)不完全一致，但仿真彈跳趨勢與實測基本相同。

圖11 實測觸頭彈跳示意圖

圖12 仿真觸頭彈跳示意圖

通過對比電流曲線，觸頭運動軌跡和觸頭彈跳情況驗證了本文所采用的基于Ansys Maxwell/ Ansys LS-DYNA的多物理場耦合模型的準確性。在此基礎(chǔ)之上分析觸頭彈跳的影響因素。

4 觸頭彈跳影響因素

繼電器線圈通電后，產(chǎn)生電磁吸力驅(qū)動銜鐵帶動傳動機構(gòu)及觸頭運動。動靜觸頭碰撞時，引起“一次彈跳”。隨著動靜觸頭碰撞，靜簧片發(fā)生彎曲變形，之后在彈性作用下，恢復初始狀態(tài)，呈現(xiàn)上下擺動的運動狀態(tài)。在極短的時間下，銜鐵的實際轉(zhuǎn)動速度很快，所以在銜鐵和軛鐵第一次碰撞后，不會立即將自身動能全部損耗掉，會導致銜鐵回跳，經(jīng)過幾次碰撞后，銜鐵的能量都在碰撞中損耗盡后，銜鐵穩(wěn)定吸合。在銜鐵回跳時，也會帶動傳動機構(gòu)（動觸頭）上下運動，由此引發(fā)繼電器觸頭的“二次彈跳”。本文分別研究靜簧片彈性模量、鐵心線圈電壓和常閉靜簧片預壓力對觸頭彈跳的影響。

4.1 靜簧片彈性模量對觸頭彈跳的影響

動靜觸頭碰撞導致靜簧片產(chǎn)生彈性形變，推動動觸頭共同擺動，伴隨著擺動過程中各種能量損耗增加，直至靜簧片不再擺動，動靜觸頭穩(wěn)定吸合。在擺動過程中，動靜觸頭運動狀態(tài)不會完全相同，會產(chǎn)生多次微小碰撞，影響觸頭穩(wěn)定吸合時間。彈性模量影響簧片材料的應力應變情況，在其他參數(shù)條件相同下，本文分別計算了靜簧片彈性模量分別為125～160GPa下，觸頭的彈跳時間和最大位移，如圖13所示。

圖13 不同靜簧片彈性模量，觸頭彈跳時間和最大位移

從圖13中可以看出，靜簧片彈性模量與觸頭彈跳時間和最大位移不是單調(diào)變化關(guān)系。當靜簧片彈性模量在125～145GPa范圍內(nèi)，隨著彈性模量的增大，觸頭彈跳時間和最大位移隨之減小；靜簧片彈性模量在145～160GPa范圍內(nèi)，隨著彈性模量的增大，觸頭彈跳時間和最大位移隨之增大。樣機中靜簧片彈性模量為125GPa，由圖13中曲線可知，此種材料并非抑制觸頭彈跳的最佳材料。在繼電器優(yōu)化設(shè)計時，可通過選擇彈性模量在單調(diào)變化范圍內(nèi)的材料來調(diào)整觸頭的彈跳情況。

4.2 鐵心線圈電壓對觸頭彈跳的影響

對線圈施加電壓產(chǎn)生驅(qū)動銜鐵運動的電磁吸力，推動傳動機構(gòu)，使觸頭碰撞。不同的線圈電壓產(chǎn)生的電磁吸力不同，引起觸頭彈跳的劇烈程度也不相同。12～60V線圈電壓下觸頭的彈跳時間和最大位移如圖14所示。

圖14 不同鐵心線圈電壓下觸頭的彈跳時間和最大位移

從圖14中可以看出，繼電器線圈勵磁電壓在12～60V間變化時，觸頭的最大位移隨著線圈電壓的增大而增大。并且隨著線圈電壓的增大，觸頭的彈跳時間與最大位移的變化趨勢幾乎相同。當線圈電壓取12V時，觸頭的最大位移為0.891mm，彈跳時間為3.074ms；當線圈電壓為24V時，觸頭的最大位移為1.02mm，增加了約14.5%，此時的彈跳時間為6.1ms，增加了約1倍。

12～60V線圈電壓下繼電器的動作時間見表6。線圈電壓越大，產(chǎn)生的電磁轉(zhuǎn)矩越大，從通電至動、靜觸頭第一次接觸的時間就越短。良好的繼電器性能需要快速可靠地動作。通過增大線圈電壓可以減小動作時間，但在線圈線徑和匝數(shù)不變的條件下會導致線圈發(fā)熱，存在安全隱患，并且額定線圈電壓值通常為定值，不能任意調(diào)節(jié)和改動。因此，通過調(diào)節(jié)勵磁電壓抑制彈跳優(yōu)化方式不便于應用在實際產(chǎn)品優(yōu)化中，可為理論分析提供參考。

表6 繼電器動作時間

Tab.6 Relay operation time

4.3 常閉靜簧片預壓力對觸頭彈跳的影響

繼電器常閉靜簧片在動靜觸頭斷開時處于形變的狀態(tài)，由永磁體產(chǎn)生的吸力壓縮簧片使其變形。當線圈電磁激勵抵消永磁體吸力時，在常閉靜簧片彈性形變和電磁系統(tǒng)吸力的作用下，驅(qū)動銜鐵轉(zhuǎn)動。預壓力是繼電器動作初期的推動力，常閉靜簧片的預壓力不同，將影響銜鐵轉(zhuǎn)動的速度和時間。不同預壓力下，電磁轉(zhuǎn)矩為0時銜鐵轉(zhuǎn)速見表7，預壓力越大，銜鐵轉(zhuǎn)速越快。

表7 不同預壓力下，電磁轉(zhuǎn)矩為0時銜鐵轉(zhuǎn)速

Tab.7 The armature speed under different precompressions when the electromagnetic torque is 0

在其他物理參數(shù)不變的條件下，本文分別計算了靜簧片預壓力在0.254～0.955N觸頭的彈跳時間和最大位移，如圖15所示。

圖15 不同常閉靜簧片預壓力下的彈跳時間和最大位移

由圖15可見，隨著常閉靜簧片預壓力不斷增大，觸頭的彈跳時間和最大位移隨之減小。原因在于：預壓力主要對繼電器動作初期運動狀態(tài)產(chǎn)生影響，縮短了動作時間中初始運動的時間。隨著電磁轉(zhuǎn)矩增大和預壓力消失，繼電器之后的運動狀態(tài)受電磁轉(zhuǎn)矩的影響。不同預壓力下觸頭閉合前銜鐵受到的電磁轉(zhuǎn)矩和動作時間如圖16所示。從圖16可以看出，預壓力越小，動作時間越長，電磁轉(zhuǎn)矩的增長越大。電磁轉(zhuǎn)矩的驅(qū)動越大，觸頭碰撞的彈跳情況越劇烈，彈跳時間和最大位移越大。因此，在常閉動靜觸頭能夠穩(wěn)定吸合的條件下，增大常閉靜簧片預壓力可以縮短動作時間，抑制觸頭彈跳。

圖16 不同常閉靜簧片預壓力下的動作時間和觸頭碰撞前銜鐵電磁轉(zhuǎn)矩

5 結(jié)論

本文通過建立磁保持繼電器的電磁學模型和動力學模型，實現(xiàn)多物理場的瞬態(tài)耦合仿真，求解繼電器動態(tài)特性，并以此模型對觸頭彈跳影響因素進行分析。結(jié)論如下：

1）采用Ansys LS-DYNA能夠?qū)崿F(xiàn)對繼電器柔性體簧片和其余剛體部件動力學仿真。在此基礎(chǔ)上通過Matlab建立Ansys Maxwell與Ansys LS-DYNA的數(shù)據(jù)交互接口，實現(xiàn)多物理場聯(lián)合仿真。

2）通過機-電-磁多物理場耦合仿真，得到磁保持繼電器的動態(tài)特性和觸頭的運動情況。通過與試驗結(jié)果對比，二者的吻合程度較好。

3）在常開動靜觸頭能夠穩(wěn)定吸合的前提下，選擇彈性模量較大的靜簧片材料可以抑制觸頭彈跳。

4）減小繼電器線圈電壓能夠抑制彈跳，增大繼電器線圈電壓能夠減小繼電器動作時間。但繼電器線圈電壓通常為固定值，不能隨意改動，改變線圈電壓抑制彈跳的優(yōu)化方式受到線圈電壓值的限制。因此，線圈電壓對彈跳的影響可作為理論分析的參考。

5）常閉靜簧片的預壓力與觸頭彈跳時間和最大位移成反比，在不影響繼電器觸頭通斷的前提下，增大常閉靜簧片預壓力能夠有效抑制觸頭彈跳。

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Design of Multi-Physical Field Coupling Model of Magnetic Latching Relay and Analysis of Influencing Factors of Contact Bounce

Bao Guanghai1,2Wang Jinpeng1Wang Yilong1

（1. College of Electrical Engineering and Automation Fuzhou University Fuzhou 350108 China 2. Fujian Key Laboratory of New Energy Generation and Power Conversion Fuzhou 350108 China）

Contact wear and contact adhesion caused by contact bounce have an important impact on the electrical life of relay. Considering the complex contact bounce of the magnetic latching relay under the interaction of elastic deformation of the reed and contact collision, the processing method defining the model as rigid body cannot restore the actual motion state of the flexible reed. The collision of the rigid body leads to the deformation of the spring of the flexible body, which affects the action time and bounce of the relay. The accurate simulation of the movement state of the reed is an important prerequisite to ensure that the simulation results of dynamic characteristics have reliable reference value.

In order to improve the accuracy and reliability of dynamic characteristics simulation, a rigid flexible coupling dynamic model is established to simulate the movement state of the relay. The traditional rigid flexible coupling method of model is to obtain the modal neutral file required for the establishment of flexible body with the aid of finite element software, and realize the coupling of rigid flexible model by importing the modal neutral file into the rigid body model of multi-body dynamics software. In addition to material properties, the deformation of flexible bodies is also affected by the mode order and the key points derived from the modal neutral file. Based on the motion equation, material constitutive equation and boundary conditions, the mathematical model of the motion field of the relay is established. Considering the impact of collision deformation of components on relay operation process, symmetrical penalty function method, hourglass coefficient and damping coefficient are used to deal with collision, contact and deformation of components. With the dynamics software Ansys LS-DYNA, the rigid flexible coupling model of relay electromagnetic system, contact system and transmission mechanism is established. Use APDL to build mechanical dynamics model. The electromagnetic model of relay is established based on Maxwell equations, the three-dimensional finite element model of electromagnetic system components is established by using the electromagnetic software Ansys Maxwell, and the external circuit of relay excitation coil is established by using the simulation software Ansys Simplorer. The electromagnetic system component model and the external circuit of the coil are coupled to form the relay electromagnetic model. Compared with the traditional circuit editor coupling mode, Ansys Simplorer has a stronger control function and a Simulink communication interface to receive the motion data of the relay. Simulink is used to control the start stop and data processing of the electromagnetic model. There is no ready-made data interaction channel between the electromagnetic model and the dynamic model. The Matlab program is used to control the data exchange of different physical field models, so as to realize the coupling calculation and data interaction of multiple physical fields of the two models in the same time domain.

The simulation results of the relay coil current curve, the reed shape variable of the dynamic model and the contact movement track are basically consistent with the measured results; Both the simulation and actual measurement of contact bounce show the phenomenon of bounce pull in bounce stable pull in, which verifies the accuracy of the multi physical field coupling model. On the basis of simulation, the influence of static spring elastic modulus, core coil voltage and normally closed static spring preload on contact bounce is investigated.

The 3D transient multi physical field coupling simulation can truly restore the working state of the relay product, simulate the dynamic characteristics of the relay and the contact movement. The larger elastic modulus and the larger pre pressure of the normally closed static spring can optimize the structural design of the relay and inhibit the contact bounce.

Magnetic latching relay, dynamic characteristics, Ansys LS-DYNA, contact bounce

10.19595/j.cnki.1000-6753.tces.211312

TM581.3

2021-08-17

2021-11-28

鮑光海 男，1977年生，博士，副教授，研究方向電器及其系統(tǒng)智能化與故障診斷。E-mail：19428733@qq.com（通信作者）

王金鵬 男，1995年生，碩士研究生，研究方向為電器多物理場耦合建模與虛擬樣機設(shè)計技術(shù)。E-mail：569936850@qq.com

（編輯 赫蕾）