蘇君濱，李汶航，曹倩，鐘聲，梁盛樂，吳坤和，王揚(yáng)泓，豆龍江

(1.海南電網(wǎng)有限責(zé)任公司，海南 ?？?570100；2.南方電網(wǎng)調(diào)峰調(diào)頻發(fā)電有限公司，廣東 廣州 510630；3.河北省電力機(jī)械裝備健康維護(hù)與失效預(yù)防重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室(華北電力大學(xué))，河北 保定 071003)

高壓斷路器作為電力系統(tǒng)的關(guān)鍵設(shè)備，其性能是確保電力系統(tǒng)是否可靠的關(guān)鍵[1-3]。大量統(tǒng)計(jì)數(shù)據(jù)表明，在高壓斷路器故障中有43%～45%是由機(jī)械故障引起的[4]。機(jī)械設(shè)備中的某個(gè)運(yùn)動元件發(fā)生疲勞損傷，將導(dǎo)致機(jī)構(gòu)整體應(yīng)力分布不合理，易造成威脅到斷路器設(shè)備安全乃至電網(wǎng)運(yùn)行穩(wěn)定的嚴(yán)重故障；因此，有必要對機(jī)構(gòu)中易損運(yùn)動元件的運(yùn)動特性和應(yīng)力分布進(jìn)行分析[5-13]。

文獻(xiàn)[14]通過對高壓斷路器中的彈簧建立可靠度計(jì)算模型和強(qiáng)度退化模型，探究了彈簧的可靠度與其本身的尺寸、材料和外部載荷狀態(tài)的關(guān)系，為高壓斷路器失效問題的分析提供思路。文獻(xiàn)[15]通過對高壓斷路器分合閘運(yùn)動狀態(tài)與其電流的實(shí)時(shí)監(jiān)測，得到斷路器中彈簧的瞬時(shí)運(yùn)動狀態(tài)，再結(jié)合實(shí)時(shí)監(jiān)測斷路器分合閘中的彈簧性能和疲勞程度，解決了彈簧在運(yùn)行狀態(tài)下的測量難題。文獻(xiàn)[16]通過有限元仿真軟件建立彈-塑性動力模型，研究存在間隙的高壓斷路器彈簧機(jī)構(gòu)在分合閘過程中的非線性動力特性，分析在瞬間沖擊應(yīng)力的作用下間隙的大小對機(jī)構(gòu)產(chǎn)生變形和損壞的影響。文獻(xiàn)[17]提出針對高壓斷路器的瞬態(tài)熱路仿真模型，通過計(jì)算和分析得到斷路器的動作時(shí)間會隨著電流諧波含量的增長而減少的結(jié)論。文獻(xiàn)[18]利用有限元仿真軟件對直流真空斷路器進(jìn)行運(yùn)動仿真分析，驗(yàn)證了機(jī)械聯(lián)動開斷操作在直流真空斷路器中的可行性。文獻(xiàn)[19]利用有限元仿真軟件分別對2種永磁直流驅(qū)動電機(jī)的結(jié)構(gòu)、基本特性和起動的動態(tài)過程進(jìn)行仿真分析與改進(jìn)，分析得出旋轉(zhuǎn)電機(jī)的起動運(yùn)行時(shí)間大于直線電機(jī)，旋轉(zhuǎn)電機(jī)更易實(shí)現(xiàn)斷路器智能化的結(jié)論。

傳動桿變形故障是CT14操動機(jī)構(gòu)的典型故障，該故障對其他關(guān)鍵零部件應(yīng)力及形變的影響尚不清楚。本文對上述問題進(jìn)行研究，利用Hy.perMesh軟件構(gòu)建CT14型斷路器彈簧操動機(jī)構(gòu)的有限元模型，在其傳動桿已發(fā)生變形故障的條件下，分別分析包括凸輪、滾輪、傳動系統(tǒng)在內(nèi)的各機(jī)構(gòu)敏感單元在分合閘運(yùn)動時(shí)的應(yīng)力分布和彈塑性變形情況。再結(jié)合實(shí)驗(yàn)對比真實(shí)數(shù)據(jù)，驗(yàn)證所建有限元模型與仿真分析情況的準(zhǔn)確性。對比分析的結(jié)果對后續(xù)進(jìn)行CT14型斷路器彈簧操動機(jī)構(gòu)的優(yōu)化升級與日常維護(hù)工作具有指導(dǎo)意義。

1 CT14型彈簧操動機(jī)構(gòu)有限元建模

1.1 實(shí)體模型描述

CT14型彈簧操動機(jī)構(gòu)具有較好的機(jī)械性能，可重復(fù)使用多次，通常投產(chǎn)時(shí)間為10年。CT14型彈簧操動機(jī)構(gòu)在35 kV SF6高壓斷路器中的應(yīng)用較為廣泛[20]。

本文建立CT14型操動機(jī)構(gòu)的三維模型，為突出本課題研究的重點(diǎn)內(nèi)容，不再過多描述建模過程，而是直接展示出該高壓斷路器機(jī)構(gòu)三維視圖。如圖1為CT14型操動機(jī)構(gòu)的總體裝配圖，圖2為關(guān)鍵零件展示，圖3為關(guān)鍵部件的裝配圖展示。

圖1 CT14操動機(jī)構(gòu)的總體裝配

圖2 關(guān)鍵零件

圖3 關(guān)鍵部件的裝配

將已有的操動機(jī)構(gòu)的三維實(shí)體模型導(dǎo)入有限元分析軟件Hy.perMesh中，并對導(dǎo)入的模型進(jìn)行幾何清理、裝配調(diào)整、合理簡化等操作。最終導(dǎo)入Hy.perMesh的模型如圖4所示。

圖4 導(dǎo)入Hy.perMesh的模型

1.2 材料屬性

將Hy.perMesh的系統(tǒng)單位分別設(shè)置為mm、ms、kg、kN、GPa，CT14型斷路器彈簧操動機(jī)構(gòu)中主要金屬材料的參數(shù)見表1。

表1 金屬材料參數(shù)

1.3 網(wǎng)格劃分

CT14斷路器彈簧操動機(jī)構(gòu)各個(gè)零部件網(wǎng)格劃分方式如下：對連接方式是固定或是鉸鏈的部分，需首先進(jìn)行區(qū)分，然后分別通過一維的rigids單元和beam單元來進(jìn)行網(wǎng)格劃分；對于板殼類零件，采用二維的mixed quads和mixed trias單元進(jìn)行網(wǎng)格劃分，其中零件的接觸表面應(yīng)采用contactsurfs進(jìn)行二維網(wǎng)格分析；對于一些實(shí)體單元和外形復(fù)雜的零件，采用三維的solid map進(jìn)行網(wǎng)格劃分。圖5為進(jìn)行網(wǎng)格劃分后的CT14機(jī)構(gòu)有限元模型。

圖5 CT14彈簧操動機(jī)構(gòu)有限元模型

1.4 設(shè)置約束、載荷和求解控制

對已構(gòu)建好的操動機(jī)構(gòu)有限元模型添加約束并設(shè)定適當(dāng)摩擦系數(shù)：三層夾板視為固定狀態(tài)，對其添加固定副約束；轉(zhuǎn)動連接處添加轉(zhuǎn)動副；連桿直線平動部分添加滑動副；凸輪-滾輪接觸部分添加接觸副。

CT14型彈簧操動機(jī)構(gòu)的合閘驅(qū)動力由4根大彈簧和4根內(nèi)嵌的小彈簧組成的合閘彈簧提供。2根小彈簧可近似等效為1根大彈簧，即相當(dāng)于該彈簧操動機(jī)構(gòu)兩側(cè)各有3根大彈簧。圖6所示為單根大彈簧的拉力-變形量曲線。操動機(jī)構(gòu)彈簧儲能后的伸長量為120 mm，拉力不低于4.554 kN，初始載荷設(shè)定為4.554 kN×3=13.662 kN，加載曲線如圖7所示[21]。合閘運(yùn)動過程中，操動機(jī)構(gòu)的動、靜觸頭之間會產(chǎn)生主要由洛倫茲力和霍爾姆力組成的相互作用力。本文仿真過程取該電動力的平穩(wěn)階段[5]，電動力取值為FD=725 N。設(shè)置重力及其方向，重力加速度為9.81 m/s2。

圖6 彈簧拉力

圖7 加載曲線

臨界時(shí)間步長Δt由LS-DYNA自動計(jì)算：

(1)

式中：Δt單位為ms；l為單元長度，單位為mm；c為材料特性系數(shù)；η為比例系數(shù)，式中η取缺省值0.9。

2 傳動桿變形故障下關(guān)鍵零部件應(yīng)力分布

傳動桿在分合閘過程中起到傳遞運(yùn)動的作用，一旦傳動桿發(fā)生變形，必會影響運(yùn)動的傳遞過程，進(jìn)而影響彈簧操動機(jī)構(gòu)關(guān)鍵零部件的應(yīng)力特性。

通過已有的斷路器Pro/E實(shí)體模型可知，傳動桿的初始長度為400 mm。傳動桿的變形形狀有較多可能性，本文為了便于仿真，以傳動桿長度縮減來模擬其變形故障。根據(jù)變電站運(yùn)維人員檢修操動機(jī)構(gòu)數(shù)據(jù)，模擬傳動桿在正常、變形8 mm、變形12 mm共3種狀態(tài)下操動機(jī)構(gòu)關(guān)鍵零部件的應(yīng)力分布。在進(jìn)行傳動桿仿真分析前，先在Pro/E軟件中對傳動桿模型長度分別進(jìn)行縮減8 mm、12 mm的變形處理，然后導(dǎo)入Hy.perMesh中進(jìn)行網(wǎng)格劃分等操作。

2.1 滾輪與凸輪的應(yīng)力分析

滾輪仿真結(jié)果如圖8所示,凸輪仿真結(jié)果如圖9所示，應(yīng)力值大小見表2。

圖8 滾輪應(yīng)力分布

圖9 凸輪應(yīng)力分布

表2 凸輪與滾輪應(yīng)力值

分析仿真結(jié)果可知，當(dāng)傳動桿變形時(shí)，滾輪的應(yīng)力會出現(xiàn)相應(yīng)的變化，但未超過其材料(20CrMnTi)的屈服極限(0.85 GPa)。當(dāng)變形量為8 mm時(shí)，滾輪的最大應(yīng)力值為0.475 3 GPa，相比正常狀態(tài)下滾輪的最大應(yīng)力值(0.582 4 GPa)減小了18.3%；當(dāng)變形量為12 mm時(shí)，滾輪的最大應(yīng)力值為0.470 3 GPa，相比正常狀態(tài)下滾輪的最大應(yīng)力值(0.582 4 GPa)減小了19.2%。隨著傳動桿變形量的增加，滾輪的應(yīng)力值逐漸減小。

與正常狀態(tài)時(shí)的滾輪相比，滾輪的應(yīng)力隨傳動桿故障程度的加深逐漸惡化。應(yīng)力增大加劇變形、磨損，使?jié)L輪更加容易出現(xiàn)疲勞失效現(xiàn)象，影響操動機(jī)構(gòu)的穩(wěn)定輸出。

對比傳動桿正常時(shí)的凸輪應(yīng)力與傳動桿變形時(shí)的凸輪應(yīng)力可知，當(dāng)傳動桿出現(xiàn)由小到大的變形故障時(shí)，彈簧操動機(jī)構(gòu)中凸輪所受應(yīng)力略有增加，但都滿足低于其材料(45鋼)的屈服極限(0.355 0 GPa)要求。當(dāng)變形量為8mm時(shí)，凸輪的最大應(yīng)力值為0.207 6 GPa，相比正常狀態(tài)下最大應(yīng)力值(0.200 5 GPa)增大了3.5%；當(dāng)變形量為12 mm時(shí)，凸輪的最大應(yīng)力值為0.213 6 GPa，相比正常狀態(tài)下的最大應(yīng)力值(0.200 5 GPa)增大了6.5%。由以上分析可知，當(dāng)傳動桿出現(xiàn)變形故障時(shí)，隨著傳動桿變形量增加，凸輪應(yīng)力值峰值也增加，并且隨著變形的增大，最大應(yīng)力值的增率也明顯上升。

通過比較可得出結(jié)論：傳動桿在變形故障狀態(tài)下，其滾輪的應(yīng)力分布值均小于正常狀態(tài)，凸輪的應(yīng)力分布值均大于正常狀態(tài)。

2.2 傳動機(jī)構(gòu)的應(yīng)力分析

2.2.1 傳動桿的應(yīng)力分析

傳動桿的應(yīng)力分布如圖10所示。傳動桿變形易導(dǎo)致整個(gè)機(jī)構(gòu)出現(xiàn)受力不均的現(xiàn)象，其中傳動桿自身是受到影響最大的零部件之一。傳動桿發(fā)生8 mm變形時(shí)，最大應(yīng)力值為0.494 2 GPa，相比正常狀態(tài)下傳動桿的最大應(yīng)力值(0.543 4 GPa)減小了9.0%；傳動桿發(fā)生12 mm變形時(shí)，最大應(yīng)力值為0.453 5 GPa，相比正常狀態(tài)下傳動桿的最大應(yīng)力值(0.543 4 GPa)減小了16.5%，均未超過材料(45鋼)的抗拉強(qiáng)度(0.6 GPa)。分析發(fā)現(xiàn)傳動桿的應(yīng)力分布主要集中在右側(cè)，這導(dǎo)致桿本身出現(xiàn)受力不均和局部增大的現(xiàn)象，影響機(jī)構(gòu)運(yùn)動的正常實(shí)現(xiàn)，甚至可能危害機(jī)構(gòu)運(yùn)行安全。

圖10 傳動桿應(yīng)力分布

2.2.2 拐臂的應(yīng)力分析

拐臂的應(yīng)力分布如圖11所示?？梢缘贸鼋Y(jié)論：在符合材料(Q235A)抗拉強(qiáng)度小于0.5 GPa的條件下，傳動桿發(fā)生變形故障后拐臂處的應(yīng)力明顯低于其在正常狀態(tài)時(shí)的應(yīng)力分布值。傳動桿變形8 mm時(shí)，拐臂的最大應(yīng)力值為0.250 5 GPa，僅比正常狀態(tài)下的應(yīng)力最大值(0.253 5 GPa)減少了1.2%，幾乎保持不變；傳動桿變形12 mm時(shí)，拐臂的最大應(yīng)力值為0.217 2 GPa，比正常狀態(tài)時(shí)的最大應(yīng)力值(0.253 5 GPa)減少了14.3%，應(yīng)力減小較為明顯。由此可知，當(dāng)傳動桿產(chǎn)生變形時(shí)，拐臂所能承受的應(yīng)力隨著變形量的增大而逐漸減小，尤其在變形量大于8 mm之后，拐臂所能承受的最大應(yīng)力迅速減小。

圖11 拐臂應(yīng)力分布

2.2.3 彎板和扇形板的應(yīng)力分析

彎板的應(yīng)力分布如圖12所示，扇形板的應(yīng)力分布如圖13所示。經(jīng)過分析比較可知，傳動桿發(fā)生變形故障后，彎板和扇形板的應(yīng)力值與正常狀態(tài)下的應(yīng)力值差別不大，且均滿足強(qiáng)度要求。因此可以得出結(jié)論：傳動桿變形的故障對彎板和扇形板的影響較小。

圖12 彎板應(yīng)力分布

圖13 扇形板應(yīng)力分布

2.2.4 小結(jié)

卡滯狀態(tài)下，傳動機(jī)構(gòu)各個(gè)零部件在轉(zhuǎn)動副處的應(yīng)力值見表3。

表3 傳動機(jī)構(gòu)應(yīng)力值

通過分析可以發(fā)現(xiàn)：機(jī)構(gòu)中出現(xiàn)傳動桿變形故障，使得整個(gè)機(jī)構(gòu)大部分零部件的應(yīng)力分布普遍降低。而且隨著變形量的增加，零部件的應(yīng)力持續(xù)減小，導(dǎo)致各個(gè)零部件之間不能實(shí)現(xiàn)有效的能量傳遞，合閘操作也就難以實(shí)現(xiàn)。

3 傳動桿變形實(shí)驗(yàn)?zāi)M

3.1 測點(diǎn)布置

將應(yīng)變片粘貼在斷路器操動機(jī)構(gòu)的傳動桿、拐臂、彎板、扇形板、凸輪以及滾輪這6個(gè)關(guān)鍵部位，作為測量點(diǎn)。

在進(jìn)行粘貼應(yīng)變片操作過程之前，首先要清除粘貼位置表面的油漆、氧化層等污漬；其次要用粗砂紙和細(xì)砂紙順序打磨測點(diǎn)表面，排除凹坑、砂眼等異常，使其表面光滑；打磨完畢之后，用干凈的棉紗蘸取少量易揮發(fā)性溶劑如丙酮溶液，對粘貼處進(jìn)行多次擦洗，直至棉球上無污垢；待表面的清洗劑揮發(fā)后，將少量膠水均勻涂抹于粘貼位置，粘貼應(yīng)變片，并用鑷子調(diào)整其位置和角度；定位完成后，在應(yīng)變片上方墊一層聚乙烯或者四氟乙烯薄膜，用手指輕輕擠壓出多余的膠水和氣泡，直到膠水開始固化。粘貼好應(yīng)變片的操動機(jī)構(gòu)如圖14所示。

圖14 應(yīng)變片布置方式

粘貼好應(yīng)變片后開始連線操作。首先需將采集儀的輸入端連接應(yīng)變片，再將無線AP(access point)安裝上天線，并通過以太網(wǎng)線與電腦相連，最后將采集儀的天線安裝至采集儀上，檢查后啟動采集儀。

3.2 故障實(shí)驗(yàn)

為了研究傳動桿發(fā)生不同程度變形故障對CT14型斷路器合閘操作的影響，本文對傳動桿變形故障進(jìn)行實(shí)驗(yàn)?zāi)M。

在實(shí)際實(shí)驗(yàn)操作中，通過調(diào)節(jié)傳動桿長度來模擬其變形。在正常狀態(tài)下和傳動桿變形故障狀態(tài)下的合閘過程中，多次采集機(jī)構(gòu)零部件的應(yīng)力數(shù)據(jù)，剔除不正常數(shù)據(jù)后，保留5組正常數(shù)據(jù)。表4為傳動桿正常狀態(tài)下的各測試點(diǎn)應(yīng)力數(shù)據(jù)，表5為傳動桿發(fā)生8 mm變形故障下的各測試點(diǎn)應(yīng)力數(shù)據(jù)，表6為傳動桿發(fā)生12 mm變形故障下的各測試點(diǎn)應(yīng)力數(shù)據(jù)。

表4 正常狀態(tài)下測試點(diǎn)應(yīng)力數(shù)據(jù)

表5 8 mm變形故障狀態(tài)下測試點(diǎn)應(yīng)力數(shù)據(jù)

表6 12 mm變形故障狀態(tài)下測試點(diǎn)應(yīng)力數(shù)據(jù)

整理分析表4—6中的數(shù)據(jù)，得到各測試點(diǎn)的數(shù)據(jù)對比如圖15所示。當(dāng)傳動桿發(fā)生故障變形時(shí)，傳動桿和凸輪處的應(yīng)力變化較為明顯。其中傳動桿在發(fā)生8 mm、12 mm變形時(shí)，傳動桿和凸輪處的應(yīng)力均有所降低。

圖15 不同狀態(tài)下各測試點(diǎn)應(yīng)力數(shù)據(jù)

由于實(shí)驗(yàn)操作中是在機(jī)構(gòu)裝配完畢之后才粘貼應(yīng)變片，所測數(shù)據(jù)忽略了零部件安裝產(chǎn)生的初應(yīng)力。在仿真過程中所得到的應(yīng)力值是初應(yīng)力和測試應(yīng)力的總和，機(jī)構(gòu)的應(yīng)力值從0開始變化。為了降低初應(yīng)力對誤差分析的影響，采用故障狀態(tài)下的應(yīng)力值與正常狀態(tài)下的應(yīng)力值的差值變化來進(jìn)行誤差分析。

(2)

式中：Ea為應(yīng)力變化率；F1為故障狀態(tài)下的仿真應(yīng)力；F2為正常狀態(tài)下的仿真應(yīng)力；S1為故障狀態(tài)下的實(shí)驗(yàn)應(yīng)力值均值；S2為正常狀態(tài)下的實(shí)驗(yàn)應(yīng)力值均值。

3.3 實(shí)驗(yàn)結(jié)果分析

分別對傳動桿處于8 mm和12 mm變形故障狀態(tài)下的CT14型斷路器進(jìn)行多次應(yīng)力采集，剔除異常數(shù)據(jù)后獲得的實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)與仿真數(shù)據(jù)對比結(jié)果見表7、表8。

表7 8 mm變形故障仿真與實(shí)驗(yàn)結(jié)果對比

表8 12 mm變形故障仿真與實(shí)驗(yàn)結(jié)果對比

從表7可以看出，與正常狀態(tài)相比，在8 mm變形故障下，除了滾輪的應(yīng)力值有所提高，其他零部件應(yīng)力值均有顯著下降的趨勢。機(jī)構(gòu)內(nèi)大部分零部件的應(yīng)力值降低，導(dǎo)致各個(gè)零部件間的能量傳遞效率降低，最終使得機(jī)構(gòu)動力傳遞和動作靈敏度降低。

從表8可以看出，與正常狀態(tài)相比，在12 mm變形故障下，除了滾輪的應(yīng)力值有所提高，其他零部件應(yīng)力值均有顯著下降的趨勢。與傳動桿產(chǎn)生8 mm變形故障時(shí)的結(jié)果相比，傳動桿在產(chǎn)生12 mm變形故障下，各零件應(yīng)力的下降值均有所增大。同樣地，與產(chǎn)生8 mm變形故障時(shí)的結(jié)論相似，傳動桿在發(fā)生變形時(shí)各部件的應(yīng)力降低，最終導(dǎo)致機(jī)構(gòu)合閘操作故障。

將實(shí)驗(yàn)采集到的數(shù)據(jù)與應(yīng)力仿真結(jié)果進(jìn)行對比分析可知：除12 mm變形傳動桿外，其他零部件的測量值與仿真值之間的誤差均不大于5%，在正常范圍內(nèi)；傳動桿的測量值與仿真值之間的誤差為7.7%，超出正常范圍。推斷出現(xiàn)這種現(xiàn)象的原因可能是：在進(jìn)行現(xiàn)場實(shí)驗(yàn)時(shí)，操作者無法準(zhǔn)確定位最大應(yīng)力值出現(xiàn)的具體位置，從而導(dǎo)致測量誤差；應(yīng)變片只能粘貼于零部件的表面，對實(shí)驗(yàn)結(jié)果產(chǎn)生一定影響。

為了使今后的實(shí)驗(yàn)及故障分析更加準(zhǔn)確、嚴(yán)謹(jǐn)，建議適當(dāng)增加測試點(diǎn)和實(shí)驗(yàn)次數(shù)。

3 結(jié)論

本文利用Hy.perMesh構(gòu)建了CT14型斷路器彈簧操動機(jī)構(gòu)的有限元模型，并對傳動桿變形故障進(jìn)行了仿真模擬，研究在傳動桿不同故障程度下，操動機(jī)構(gòu)各關(guān)鍵零部件的應(yīng)力分布變化情況，并通過實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證了模擬仿真的準(zhǔn)確性。通過本文研究得出以下結(jié)論：

a)相對于正常狀態(tài)，滾輪的應(yīng)力隨傳動桿故障程度的加深逐漸惡化，帶來變形磨損加劇，容易出現(xiàn)疲勞失效，影響操動機(jī)構(gòu)的穩(wěn)定輸出。當(dāng)高壓斷路器操動機(jī)構(gòu)出現(xiàn)傳動桿變形故障后，凸輪、傳動桿、拐臂、彎板和扇形板的應(yīng)力分布隨故障程度的加深而減小，導(dǎo)致機(jī)構(gòu)動力傳遞效率降低和動作靈敏度降低。

b)實(shí)際運(yùn)行維護(hù)時(shí)，應(yīng)定期檢查傳動桿、滾輪的運(yùn)行狀況。當(dāng)出現(xiàn)滾輪磨損時(shí)，除改善潤滑外，還應(yīng)考慮傳動桿變形帶來的連鎖反應(yīng)，以便快速有效地排查出彈簧操動機(jī)構(gòu)故障原因。