董華軍 楊海軍 郭英杰 向 川 康 凱 郭方準

(1.大連交通大學機械工程學院 大連 116028 2.大連理工大學電氣工程學院 大連 116024 3.大連海事大學電氣工程學院 大連 116026)

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一種具有橫縱磁場的新型真空滅弧室觸頭三維磁場仿真

董華軍1，2楊海軍1郭英杰1向 川3康 凱1郭方準1

(1.大連交通大學機械工程學院 大連 116028 2.大連理工大學電氣工程學院 大連 116024 3.大連海事大學電氣工程學院 大連 116026)

對一種由螺旋槽橫磁觸頭和杯狀縱磁觸頭并聯(lián)組成的新型真空滅弧室觸頭結構進行了磁場仿真，該觸頭內(nèi)部的橫磁觸頭和環(huán)形觸頭片材料為CuCr50，外部的縱磁觸頭的杯座材料為不銹鋼。建立了三維觸頭結構模型，采用有限元分析方法對電流處于峰值時和電流過零時動、靜觸頭表面和觸頭間隙中心處的靜態(tài)磁場和瞬態(tài)磁場進行仿真，瞬態(tài)磁場計算過程中考慮到了渦流的影響。結果表明，該結構觸頭產(chǎn)生的縱向磁場在動、靜觸頭表面及觸頭間隙中心處分布較均勻且磁通密度滿足要求，有效磁通密度區(qū)域占觸頭表面積較大，電流過零后剩余磁場少，磁場滯后時間小，且導體電阻小。

真空滅弧室 觸頭結構 三維磁場 仿真

0 引言

斷路器作為電力輸電系統(tǒng)中一個重要部件，對電力系統(tǒng)安全運行起到了控制和保護的雙重作用[1，2]，當今真空斷路器憑借其優(yōu)越的性能在中壓領域得到了廣泛應用[3]。目前在高壓領域仍以SF6氣體斷路器為主，由于SF6氣體是極強的溫室效應氣體，《京都議定書》中提出要限制其使用，因此在當前形勢下研制大容量和高電壓等級的真空斷路器已得到學術界的廣泛關注[4-12]。

真空滅弧室是真空斷路器的核心部件，其開斷故障電流的能力決定了真空斷路器的可靠性，觸頭又是真空滅弧室的關鍵部件，觸頭的結構對真空滅弧室的開斷性能起著決定性作用。利用電流流過觸頭產(chǎn)生的磁場來控制真空電弧的技術已得到廣泛使用[13]。產(chǎn)生的磁場主要分為兩種，一種是利用觸頭產(chǎn)生橫向磁場并施加在真空電弧上來驅(qū)使集聚型電弧在洛倫茲力的作用下在觸頭的表面高速移動。典型的觸頭結構是橫向磁場觸頭(有杯狀和螺旋槽兩種結構)[7，9，10]，該結構利用觸頭盤產(chǎn)生橫向磁場，電流流通路徑為由陽極導電桿流向陽極觸頭，再經(jīng)陰極觸頭返回陰極導電桿，電流流通路徑短，導通電阻小，因此可獲得較大載流能力[14-17]。然而橫向磁場不能避免大故障電流集聚型電弧對觸頭表面的燒蝕，若觸頭表面燒蝕嚴重則在電流過零時刻觸頭間的金屬蒸氣濃度較高，在恢復電壓的作用下易復燃，導致電弧不能成功熄滅[4，5]。另一種是利用觸頭產(chǎn)生縱向磁場并作用在真空電弧上，使電弧在大電流下仍保持擴散型從而減小電弧能量，減輕對電極表面燒蝕的程度，該技術可提高觸頭的開斷能力，典型的觸頭結構主要有1/2匝線圈、1/3匝線圈以及杯狀縱磁觸頭[8，14]?？v向磁場觸頭主要是通過電流流經(jīng)觸頭杯座或線圈產(chǎn)生縱向磁場，電流的流通路徑為由陽極導電桿流向縱磁杯座或線圈，經(jīng)縱磁杯座或線圈流向陽極縱磁觸頭盤，在陰極側(cè)經(jīng)過與陽極相反的電流路徑流向陰極導電桿，電流流經(jīng)路徑較長，觸頭閉合時導通電阻較大，熱損耗較大，因此采用縱向磁場控制技術的滅弧室結構額定電流受到限制[17，18]。由于真空滅弧室觸頭的整個生命周期中大多數(shù)時間處于閉合狀態(tài)，因此在設計觸頭結構時不但要提高開斷能力，同時還應考慮盡量增大其通流的能力，降低其回路電阻。縱向磁場控制電弧技術廣泛用于開斷大電流的真空滅弧室中，但其結構存在機械強度低、電流流通路徑長、回路電阻大等缺點[6-8]。

目前科研人員已開始研究在不削減縱向磁通密度的同時減少觸頭體電阻，常采用的方法是增大觸頭橫截面積和線圈厚度，但這將會增加觸頭質(zhì)量同時使縱向磁場區(qū)域變窄。基于此，本文采用了一種新型觸頭結構，該結構可克服上述缺點，其優(yōu)勢在于增加了通流的橫截面積，縮短了電流的流通路徑，導電回路電阻小，觸頭表面利用率明顯大于傳統(tǒng)觸頭，在不增大觸頭直徑的前提下有效降低導電回路電阻及溫升，提高了真空斷路器的額定載流能力。

1 新型TMF-AMF同軸雙觸頭結構

新型TMF-AMF同軸雙觸頭結構主要由兩部分組成，具體結構如圖1所示[17]。內(nèi)部螺旋槽橫磁觸頭材料為CuCr50，外部杯狀縱磁觸頭由不銹鋼杯座和CuCr50環(huán)形觸頭片組成。該設計優(yōu)點是當兩觸頭接觸時電流流經(jīng)內(nèi)部螺旋槽觸頭，此時觸頭體電阻較小，具有導通大額定電流能力；當觸頭斷開后電流流經(jīng)不銹鋼杯狀觸頭，產(chǎn)生較強的縱向磁場，具有開斷大的短路電流能力。同時在對每個觸頭進行設計及選擇材料時會有很大的靈活性。本文中仿真時電弧模型假設成直徑與觸頭直徑相同、高度與觸頭最大開距相同的圓柱體[8-11，16]。觸頭模型部分參數(shù)如表1所示。

表1 觸頭模型參數(shù)Tab.1 Contact model parameter

圖1 TMF-AMF同軸雙觸頭結構Fig.1 New TMF-AMF double-contact system

與普通的縱磁觸頭結構相比，新型TMF-AMF同軸雙觸頭結構具有以下優(yōu)點：①觸頭處于關合狀態(tài)時電流流通路徑短，觸頭體電阻較小(電流流經(jīng)內(nèi)部螺旋槽觸頭)；②其開斷能力與一般的縱磁觸頭結構差別不大(由外部杯狀觸頭產(chǎn)生縱向磁場)；③杯座采用不銹鋼材質(zhì)，觸頭的機械強度大大增強；④同一般的縱磁觸頭結構相比，杯壁厚度明顯減小，觸頭質(zhì)量輕；⑤由于杯壁厚度減小，杯座內(nèi)徑增大，因此增大了縱向磁場的有效區(qū)域范圍，增加了觸頭表面的利用率。

2 三維靜態(tài)磁場仿真結果分析

本文中瞬態(tài)仿真采用的電流有效值為50 kA，最大值為70.7 kA，為了驗證新型觸頭開斷大電流的能力，本文中靜態(tài)磁場仿真時采用的開斷電流值取80 kA。保證電弧擴散所需的臨界磁場值計算公式[20]

Bcrit=3.2(IP-9)

(1)

式中，Bcrit為臨界磁場值，mT；Ip為電流最大值，kA。由式(1)計算得到，當電流為80 kA時，臨界縱向磁場Bcrit=227.2 mT，此時只需磁通密度大于該值則可保證電弧是擴散型真空電弧。為了論證新型觸頭結構的合理性，本文對一種與新型觸頭結構尺寸相同的普通縱向磁場觸頭進行了三維靜態(tài)磁場仿真，并將結果與新型結構進行了對比分析。

靜觸頭片上縱向磁場三維分布及沿徑向方向的二維分布如圖2所示。仿真結果表明，在靜觸頭表面中心區(qū)域的縱向磁場分布出現(xiàn)一個向下的凹陷，從三維分布圖中可看出類似一個“火山口”形狀，這是由于內(nèi)部的橫磁觸頭在軸向也會產(chǎn)生一個很強的軸向分量。最大的縱向磁通密度值為0.359 T，出現(xiàn)在環(huán)形觸頭片的開槽處。從圖2b中可看出新型觸頭縱向磁通密度值較大區(qū)域占觸頭表面的大部分位置，滿足條件的區(qū)域占整個觸頭表面的74.4%，整體上縱向磁通密度大于同尺寸的普通縱向磁場觸頭，普通縱磁觸頭滿足最小磁場要求的區(qū)域占觸頭表面的58.9%。

圖2 縱向磁場在靜觸頭片表面分布Fig.2 AMF distribution on the static contact surface

觸頭間隙中心平面處縱向磁場三維分布及徑向方向二維分布如圖3所示。仿真結果表明，在觸頭間隙中心平面的中心處縱向磁通密度分布出現(xiàn)一個略向下的凹陷，除此區(qū)域外縱向磁通密度值變化不大，最大數(shù)值出現(xiàn)在外部環(huán)狀觸頭片區(qū)域內(nèi)，最大縱向磁通密度值為0.315 T。從圖3b中可看出新型觸頭結構縱向磁通密度值較大區(qū)域占觸頭表面的大部分位置，滿足最小磁通密度值要求的區(qū)域占整個觸頭表面的73.5%，普通縱磁觸頭結構產(chǎn)生的磁通密度整體低于新型結構，其滿足臨界磁場值要求的面積占觸頭表面的58.6%。

圖3 縱向磁場在觸頭間隙中心處分布Fig.3 AMF distribution on the mid-gap of the contacts

動觸頭片上縱向磁場三維分布及徑向二維分布如圖4所示。仿真結果表明，縱向磁場在動觸頭片表面中心區(qū)域出現(xiàn)4個向上突起的高峰，這同樣是由于內(nèi)部的橫向磁場觸頭在軸向也會產(chǎn)生一個很強的軸向分量。最大的縱向磁通密度值為0.391 T，出現(xiàn)在內(nèi)部螺旋槽觸頭的開槽處。從圖4b中可看出新型觸頭結構產(chǎn)生的縱向磁通密度值較大區(qū)域占觸頭表面的大部分位置，除觸頭中心處外，其余位置的磁通密度分布情況較均勻，滿足最小縱向磁通密度值要求的區(qū)域占整個觸頭表面的74.2%，而普通縱磁觸頭結構產(chǎn)生的磁通密度整體小于新型結構，且滿足臨界磁場值的觸頭面積為61.6%。

圖4 縱向磁場在動觸頭片表面分布Fig.4 AMF distribution on the moving contact surface

從以上結果中可看出動、靜觸頭表面以及間隙中心處的磁通密度大于臨界磁場值的區(qū)域所占比例最小為73.5%，而同尺寸的普通縱磁觸頭在上述3個平面處有效區(qū)域最大的為61.6%，由此可看出新型觸頭結構的觸頭表面利用率高，磁場有效區(qū)域范圍廣，磁場在該3個平面上的分布較均勻，由此可得出該觸頭可有效控制真空電弧。新型觸頭結構動、靜觸頭表面中心區(qū)域磁場分布不同是由于電流在動、靜橫磁觸頭中電流方向相同，因此內(nèi)部橫磁觸頭上產(chǎn)生的軸向磁場在動、靜觸頭上有差別，在動觸頭一側(cè)增強，在靜觸頭一側(cè)磁場減弱。

3 三維瞬態(tài)磁場仿真結果分析

3.1 電流峰值時縱向磁場分布

當電流處于峰值時縱向磁場在動觸頭片上分布情況如圖5所示。仿真結果表明，電流處于峰值時動觸頭片上的縱向磁場分布和靜態(tài)縱向磁場的分布非常接近，同樣由于螺旋槽橫磁觸頭在軸向有一個很強的軸向分量導致觸頭中心處出現(xiàn)4個峰值，最大的縱向磁通密度值為0.332 T，對應出現(xiàn)在內(nèi)部螺旋槽觸頭的開槽處。除此處外觸頭表面的縱向磁場分布較為均勻，且有效縱向磁場所占觸頭的面積也很大。

圖5 電流峰值縱向磁場在動觸頭片上分布Fig.5 AMF distribution on the moving contact surface at peak current

電流處于峰值時觸頭間隙中心平面處縱向磁場的分布如圖6所示。仿真結果表明，電流處于峰值時縱向磁場和靜態(tài)縱向磁場在觸頭間隙中心平面分布情況相差不大，在觸頭間隙中心區(qū)域的中心處的縱向磁通密度出現(xiàn)一個略向下的凹陷，除此處區(qū)域外縱向磁通密度值變化不大，最大數(shù)值對應出現(xiàn)在外部觸頭區(qū)域內(nèi)，最大縱向磁通密度值為0.279 T?？v向磁場在接近觸頭邊緣的地方強度值減小明顯。從圖6中可看出觸頭表面的大部分區(qū)域被有效縱向磁場所覆蓋。

圖6 電流處于峰值時觸頭間隙中心處縱向磁場的分布Fig.6 AMF distribution on the mid-gap of the contacts at peak current

圖7 電流峰值縱向磁場在靜觸頭片上分布Fig.7 AMF distribution on the static contact surface at peak current

電流處于峰值時縱向磁場在靜觸頭片上的分布情況如圖7所示。仿真結果表明，靜觸頭表面上電流處于峰值時縱向磁場和靜態(tài)縱向磁場的強度值變化不大，從圖7中可看出磁通密度分布類似于一個“火山口”形狀，觸頭中心處出現(xiàn)向下的凹陷，這是由于螺旋槽橫向磁場觸頭在軸向有一個很強的軸向分量。縱向磁場最強的地方在外部觸頭區(qū)域，最大的縱向磁通密度值為0.279 T，最大值出現(xiàn)在環(huán)形觸頭片的開槽處。從圖7中可看出縱向磁通密度值較大區(qū)域所占觸頭的面積較大。

3.2 電流過零時縱向磁場分布

電流過零時動觸頭片上縱向磁場分布情況如圖8所示。仿真結果表明，電流過零時，縱向磁場主要集中在觸頭的中心區(qū)域，且分布較均勻，從圖8中可看出類似一個“平頂帳篷”形狀，觸頭邊緣處剩余磁場幾乎為零，對應外部觸頭的環(huán)形觸頭片開槽處出現(xiàn)凹陷，剩余縱向磁場最大值為0.043 T。

圖8 電流過零時縱向磁場在動觸頭片上分布Fig.8 AMF distribution on the moving contact surface at current zero

電流過零時刻觸頭間隙中心平面處的縱向磁場分布情況如圖9所示。仿真結果表明，電流過零時，縱向磁場在觸頭間隙中心處強度值較小，且主要集中在觸頭中心部位，縱向磁場分布較均勻，從圖9中可看出類似一個“平頂帳篷”形狀，其余大部分觸頭表面磁通密度值接近于零，縱向磁通密度最大值為0.033 T。

圖9 電流過零時縱向磁場在觸頭間隙中心分布Fig.9 AMF distribution on the mid-gap of the contacts at current zero

電流過零時靜觸頭片上縱向磁通密度分布如圖10所示。仿真結果表明，電流過零時，靜觸頭表面的縱向磁通密度值較小，從圖10中可看出縱向磁場分布情況與電流過零時觸頭間隙中心平面上的縱向磁場的分布情況相似，縱向磁場主要分布在觸頭中心處，且分布非常均勻。觸頭其余部分磁通密度值接近于零，磁通密度最大值為0.035 T。

圖10 電流過零時縱向磁場在靜觸頭片上分布Fig.10 AMF distribution on the static contact surface at current zero

從以上結果中可得出瞬態(tài)磁場下，電流處于峰值時，動、靜觸頭表面及間隙中心處的磁場分布情況與靜態(tài)磁場分布情況比較相似，磁場均勻地分布在3個平面上，有效磁場占的面積廣，磁場的最大值位于動觸頭表面上，其次是靜觸頭表面，在觸頭間隙中心平面處最小。在電流過零時，剩余縱向磁場主要集中在觸頭中心區(qū)域，且分布較均勻，其余區(qū)域剩余縱向磁通密度值接近于零，有利于真空電弧的熄滅。

4 縱向磁場滯后時間分布

據(jù)縱向磁場隨時間變化規(guī)律可得到縱向磁場滯后時間[21]。觸頭間隙中間平面沿x軸方向的磁場滯后時間如圖11所示。從圖中可知，電流過零時觸頭間隙中心平面磁場大的地方磁場滯后時間也較大，總體來看磁場滯后時間分布類似于一個開口向下的拋物線，滯后時間最大值為0.407 ms，磁場滯后時間在觸頭邊緣處為負值，即電流在沒有過零時磁場先達到零值，這是由于兩個環(huán)形觸頭片開槽方向不同，在觸頭片上同樣會產(chǎn)生軸向磁場，動靜觸頭片產(chǎn)生的磁場相互疊加使觸頭邊緣處磁場在電流過零前先達到零值。不同路徑磁場滯后時間分布也不完全相同，本文給出的是典型路徑上的分布情況。

圖11 觸頭間隙中間平面沿x軸方向的磁場滯后時間分布Fig.11 AMF lag time radial distribution profile at the mid-gap of the contacts

5 新型觸頭電流分布及導體電阻計算

為了分析電流在新型觸頭結構中流動情況，本文對觸頭處于關合狀態(tài)和完全斷開狀態(tài)下(觸頭最大開距為10 mm)電流分布進行了仿真分析，電流密度在觸頭表面沿徑向方向分布情況如圖12所示，從圖中可清晰地看出當觸頭處于關合狀態(tài)時電流密度在觸頭中心區(qū)域(螺旋槽橫磁觸頭位置)分布集中，該位置處電流密度最大值約為4.704×108A/m2，平均電流密度值約為9.896×107A/m2，在與不銹鋼杯座相連的環(huán)狀觸頭片區(qū)域電流密度較小，該位置處最大電流密度值約為1.811×106A/m2，平均電流密度值約為5.589×105A/m2，計算結果表明觸頭關合狀態(tài)時電流主要流過內(nèi)部螺旋槽觸頭，這是因為CuCr50的電導率約為不銹鋼的十幾倍，且不銹鋼杯座的電流流通路徑長于內(nèi)部材料為CuCr50的螺旋槽橫磁觸頭；當觸頭處于斷開狀態(tài)時，電流密度在整個觸頭表面分布較均勻，內(nèi)部螺旋槽觸頭表面上最大電流密度約為2.139×107A/m2，平均電流密度約為1.142×107A/m2，外部與不銹鋼杯座相連的環(huán)狀觸頭片上電流密度最大值約為1.603×107A/m2，平均電流密度值約為1.006×107A/m2，計算結果表明當觸頭斷開時電流同時流過內(nèi)部螺旋槽觸頭和外部杯狀縱磁觸頭，這是因為當觸頭斷開時，觸頭間隙處充滿了電弧等離子體，電弧電導率約為2 800 S/m，遠小于CuCr50和不銹鋼。

圖12 電流密度分布Fig.12 Current density distribution

觸頭體電阻是指觸頭處于關合狀態(tài)下動靜觸頭的杯座、觸頭片以及導電桿等部件的整體電阻，當觸頭處于關合狀態(tài)時電阻越低觸頭產(chǎn)生的熱量就越小，這對有效控制斷路器的溫升有一定好處，尤其是在大容量真空斷路器中低電阻很有必要。觸頭體電阻可通過式(2)得到

P=I2R

(2)

式中，P為觸頭處于關合狀態(tài)時電流峰值時刻觸頭整體的損耗，W；I為電流最大值，A；R為導體電阻，Ω。

本文中瞬態(tài)仿真采用的電流有效值為50 kA，最大值為70.7 kA，通過仿真計算得到電流為最大值時觸頭整體產(chǎn)生的損耗值為55 570.51 W，由式(2)計算得到觸頭體電阻為11.12 μΩ。文獻[11]中的縱磁觸頭體電阻為28.25 μΩ，文獻[16]中的縱磁觸頭體電阻為16.88 μΩ，可見本文采用的新型觸頭結構具有回路電阻小的優(yōu)點，這是由于觸頭關合時電流主要流過內(nèi)部螺旋槽橫磁觸頭，電流流通路徑短。

6 結論

本文利用有限元分析軟件對一種具有橫縱磁場的新型真空滅弧室觸頭三維模型進行仿真，分析了三維靜態(tài)磁場、瞬態(tài)磁場、磁場滯后時間以及觸頭體電阻，得到如下結論：

1)靜態(tài)磁場下，動觸頭表面上縱向磁通密度在內(nèi)部螺旋槽觸頭處出現(xiàn)4個峰值，其余部分磁通密度較均勻；觸頭間隙中心平面縱向磁通密度分布很均勻，只是在中心部位略出現(xiàn)凹陷，在觸頭邊緣磁場下降較快；縱向磁場在靜觸頭表面上分布形狀呈一個“火山口”形狀，觸頭中心區(qū)域凹陷較深，觸頭邊緣處磁場降低較明顯，其他位置縱向磁場分布較為均勻。觸頭表面的利用率高。

2)瞬態(tài)磁場下，電流峰值時刻觸頭表面及觸頭間隙中心平面處的縱向磁通密度分布情況與靜態(tài)磁場下的分布情況較相似；電流過零時，剩余縱向磁場主要集中在觸頭中心區(qū)域，且分布較均勻，從圖8～圖10中可看出分布呈“平頂帳篷”形狀，其余區(qū)域剩余縱向磁通密度值接近于零，縱向磁場的最大值出現(xiàn)在動觸頭表面上，其次是靜觸頭表面，在觸頭間隙中心平面處最小。

3)縱向磁場滯后時間分布與電流過零時剩余縱向磁場的分布相對應，剩余縱向磁場大的地方滯后時間也較大，磁場滯后時間分布類似于一個開口向下的拋物線，滯后時間最大值為0.407 ms。在觸頭邊緣處由于觸頭片上產(chǎn)生的磁場相互疊加而出現(xiàn)磁場提前過零現(xiàn)象。

4)觸頭關合時電流主要流過內(nèi)部螺旋槽橫磁觸頭，觸頭斷開時電流同時流過內(nèi)部螺旋槽橫磁觸頭和外部不銹鋼杯座縱磁觸頭；通過計算得到該新型觸頭體電阻為11.12 μΩ，較小的體電阻有利于控制真空斷路器的溫升問題。

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3-D Magnetic Field Simulation of a New-type Contact with TMF-AMF for Vacuum Interrupters

DongHuajun1，2YangHaijun1GuoYingjie1XiangChuan3KangKai1GuoFangzhun1

(1.School of Mechanical Engineering Dalian Jiaotong University Dalian 116028 China 2.School of Electrical Engineering Dalian University of Technology Dalian 116024 China 3.School of Electrical Engineering Dalian Maritime University Dalian 116026 China)

In this paper，a new-type contact for vacuum interrupters is adopted for simulation，which consists of two coaxially arranged contacts，i.e.a screw-slotted transverse magnetic field (TMF) contact and a cup-shaped coil axial magnetic field (AMF) contact.The contact parts interacting with the arc for both TMF and AMF are made of CuCr50，and the stainless-steel cup used for the AMF contact can enhance the mechanical strength.A relevant 3-D contact model was built up.And the static field and the transient magnetic field concerning the eddy current effect were simulated by the 3-D finite element method (FEM).With the current at peak value and zero，the AMF distributions on the stationary and moving contact surfaces and on the mid-gap plane between the two surfaces as well as the lag time of AMF are all calculated.The simulation results show that the magnetic distribution is rather uniform on the contact surface，the mid-gap plane is with enough AMF strength，the effective AMF area is larger than that of the conventional AMF contacts，the AMF lag time is short，and the residual field and the resistance after current zero-crossing are small.

Vacuum interrupters，contact structure，3-D magnetic field，simulation

國家自然科學基金(51207016，51477023)，遼寧省高等學校優(yōu)秀人才(LJQ2014046)和中國博士后基金(2012M521400)資助項目。

2014-11-06 改稿日期2015-01-11

TM561

董華軍 男，1978年生，副教授，碩士生導師，研究方向為真空開關基礎理論。(通信作者)

楊海軍 男，1989年生，碩士研究生，研究方向為真空開關基礎理論。