李靜, 袁志曹, 曹云東, 劉樹(shù)鑫, 于龍濱

(1.沈陽(yáng)工業(yè)大學(xué) 特種電機(jī)與高壓電器教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,遼寧 沈陽(yáng) 110870; 2.遼寧省電力有限公司電力科學(xué)研究院,遼寧 沈陽(yáng) 110006)

0 引 言

直流空氣接觸器常用于頻繁通斷大容量控制電路以及主電路[1]。近年來(lái),隨著我國(guó)新能源汽車(chē)領(lǐng)域發(fā)展,電動(dòng)機(jī)車(chē)驅(qū)動(dòng)電機(jī)功率不斷增大,直流接觸器作為其主回路控制電器,升級(jí)發(fā)展面臨著大容量、小型化的要求。直流空氣接觸器以空氣為滅弧介質(zhì),輔以滅弧柵片提升弧壓實(shí)現(xiàn)開(kāi)斷,由于其滅弧室結(jié)構(gòu)復(fù)雜,實(shí)驗(yàn)難以觀測(cè)滅弧室內(nèi)部的電弧現(xiàn)象及電弧現(xiàn)象背后復(fù)雜的物理過(guò)程,因此電弧模型成為了當(dāng)前研究直流空氣電弧開(kāi)斷問(wèn)題的有效手段。

磁流體動(dòng)力學(xué)(magnetohydrodynamics,MHD)模型通過(guò)一組描述電弧變化的偏微分方程組,實(shí)現(xiàn)了流體流動(dòng)—電流—磁場(chǎng)之間的多物理場(chǎng)耦合,能夠遵循電弧現(xiàn)象發(fā)生背后最根本的物理本質(zhì),成為了研究電弧問(wèn)題的最有效方法?？諝鉁缁∈医Y(jié)構(gòu)復(fù)雜,MHD模型求解難度較大,早期針對(duì)直流空氣電弧的MHD模型多以高度簡(jiǎn)化的平板電極為主,分析直流空氣電弧開(kāi)斷過(guò)程中的基本物理規(guī)律[2-4],文獻(xiàn)[5]建立了直流繼電器簡(jiǎn)化極板電弧開(kāi)斷模型,研究了金屬蒸氣以及加裝柵片對(duì)直流空氣電弧開(kāi)斷的影響。文獻(xiàn)[6]基于實(shí)際斷路器產(chǎn)品結(jié)構(gòu),研究了氣流場(chǎng)驅(qū)動(dòng)作用以及柵片材料對(duì)滅弧性能的影響,但電弧演變背后的物理場(chǎng)變化未能體現(xiàn),文獻(xiàn)[7-8]從電弧現(xiàn)象發(fā)生背后物理場(chǎng)變化的角度揭示了電弧演變機(jī)理,包括磁場(chǎng)、氣流場(chǎng)和溫度場(chǎng)及場(chǎng)量耦合關(guān)系。通過(guò)柵片鞘層建立近極壓降是直流滅弧的有效手段,由于近極區(qū)物理過(guò)程的復(fù)雜性,在早期MHD模型中近極過(guò)程常被忽略,文獻(xiàn)[9]在早期MHD模型的基礎(chǔ)上,引入鞘層有效電導(dǎo)率假設(shè),建立了塑殼斷路器三維MHD模型;文獻(xiàn)[10]考慮了非線性近極鞘層產(chǎn)生近極壓降的過(guò)程,建立了空氣斷路器MHD模型。MHD電弧模型的發(fā)展對(duì)認(rèn)識(shí)直流空氣電弧開(kāi)斷起到了較大作用,但由于其計(jì)算復(fù)雜,費(fèi)時(shí)長(zhǎng),實(shí)現(xiàn)觸頭運(yùn)動(dòng)特性與MHD模型的耦合依然比較困難,所以現(xiàn)有MHD模型求解中常忽略復(fù)雜的機(jī)械運(yùn)動(dòng),以?xún)煞N方法簡(jiǎn)化計(jì)算:一是忽略觸頭運(yùn)動(dòng)過(guò)程,在仿真初始時(shí)刻假設(shè)電弧分布于上下跑弧道之間;二是忽略觸頭的變速運(yùn)動(dòng),取動(dòng)觸頭運(yùn)動(dòng)的平均速度作勻速運(yùn)動(dòng)假設(shè)[7,11]。

直流接觸器操動(dòng)機(jī)構(gòu)帶動(dòng)觸頭分?jǐn)嘈纬呻娀?電弧在機(jī)構(gòu)的帶動(dòng)下,運(yùn)行進(jìn)入到滅弧室中,完成弧根在跑弧道運(yùn)動(dòng),進(jìn)入柵片熄滅全過(guò)程。觸頭運(yùn)動(dòng)特性對(duì)滅弧性能的影響至關(guān)重要[12-13]。西安交通大學(xué)學(xué)者打破傳統(tǒng)操動(dòng)機(jī)構(gòu)動(dòng)力學(xué)仿真與電弧仿真的壁壘,采用鏈?zhǔn)诫娀∧Ｐ蛯?shí)現(xiàn)了低壓斷路器開(kāi)斷過(guò)程中復(fù)雜機(jī)械運(yùn)動(dòng)、弧根運(yùn)動(dòng)數(shù)學(xué)描述、電磁場(chǎng)和電路瞬態(tài)的多場(chǎng)域耦合,并研究了操動(dòng)機(jī)構(gòu)結(jié)構(gòu)件參數(shù)等變量對(duì)開(kāi)斷性能的影響[14-16]。雖然這些研究有效地反映了開(kāi)斷過(guò)程中動(dòng)觸頭運(yùn)動(dòng)特性對(duì)電弧特性的影響,但由于鏈?zhǔn)诫娀∧Ｐ褪且粋€(gè)高度簡(jiǎn)化的宏觀模型[17],不能精準(zhǔn)描述開(kāi)斷過(guò)程中電弧現(xiàn)象背后的復(fù)雜物理場(chǎng)量變化,因此,推進(jìn)操動(dòng)機(jī)構(gòu)動(dòng)力學(xué)模型與滅弧室MHD模型耦合仿真是直流空氣開(kāi)關(guān)研究領(lǐng)域亟待解決的問(wèn)題。

綜上,在前期空氣電弧MHD模型研究的基礎(chǔ)上[7],建立直流空氣接觸器電磁操動(dòng)機(jī)構(gòu)與滅弧系統(tǒng)聯(lián)合仿真模型,將觸頭分?jǐn)噙^(guò)程動(dòng)力學(xué)仿真與MHD電弧模型相結(jié)合,并引入近極鞘層假設(shè),對(duì)直流接觸器電弧開(kāi)斷過(guò)程進(jìn)行仿真,求解電弧開(kāi)斷全動(dòng)態(tài)發(fā)展過(guò)程,探尋電弧演變機(jī)理。在此基礎(chǔ)上討論操動(dòng)機(jī)構(gòu)不同構(gòu)件參數(shù)對(duì)直流電弧開(kāi)斷影響,并分析開(kāi)斷過(guò)程中滅弧室內(nèi)多物理場(chǎng)的變化情況,建立觸頭運(yùn)動(dòng)特性與電弧重?fù)舸┈F(xiàn)象發(fā)生背后物理場(chǎng)變化之間的聯(lián)系。

1 物理過(guò)程與仿真流程

使用直流空氣接觸器樣機(jī)建立操動(dòng)機(jī)構(gòu)—滅弧系統(tǒng)聯(lián)合仿真模型,操動(dòng)機(jī)構(gòu)驅(qū)動(dòng)觸頭運(yùn)動(dòng)完成開(kāi)斷操作,開(kāi)斷過(guò)程產(chǎn)生的電弧受洛倫茲力及氣流場(chǎng)驅(qū)動(dòng)進(jìn)入滅弧系統(tǒng),滅弧系統(tǒng)將電弧熄滅,其具體過(guò)程如下:

直流接觸器操動(dòng)機(jī)構(gòu)線圈斷電失去對(duì)銜鐵的吸引作用,銜鐵在反力彈簧和觸頭彈簧的作用下被彈開(kāi),動(dòng)觸頭通過(guò)連桿被銜鐵帶動(dòng)遠(yuǎn)離靜觸頭,動(dòng)靜觸頭分離后,電弧形成,弧柱通道帶電粒子流向陰極、陽(yáng)極運(yùn)動(dòng),機(jī)構(gòu)帶動(dòng)觸頭運(yùn)動(dòng),電弧被拉長(zhǎng),弧根向引弧片跳躍,在滅弧室內(nèi)溫度場(chǎng)、電磁場(chǎng)與氣流場(chǎng)的共同作用下,電弧被滅弧柵片切割,建立近極壓降,完成開(kāi)斷,其物理過(guò)程可用圖1表示。

圖1 直流接觸器開(kāi)斷物理過(guò)程

針對(duì)操動(dòng)機(jī)構(gòu)采用多體動(dòng)力學(xué)仿真,計(jì)算出動(dòng)觸頭在開(kāi)斷過(guò)程中任意時(shí)刻的位移,采用移動(dòng)網(wǎng)格技術(shù),將動(dòng)觸頭位移—時(shí)間曲線耦合到直流接觸器滅弧室MHD模型中,進(jìn)行多物理場(chǎng)仿真求解,得到直流接觸器開(kāi)斷過(guò)程中動(dòng)靜觸頭兩端的電壓電流變化趨勢(shì)以及滅弧室內(nèi)溫度場(chǎng)、氣流場(chǎng)的實(shí)時(shí)分布情況,實(shí)現(xiàn)直流接觸器開(kāi)斷過(guò)程操動(dòng)機(jī)構(gòu)—滅弧系統(tǒng)聯(lián)合仿真,仿真流程如圖2所示。

圖2 仿真流程圖

2 數(shù)學(xué)模型與假設(shè)條件

2.1 操動(dòng)機(jī)構(gòu)數(shù)學(xué)模型

1)剛?cè)狍w控制方程。

直流接觸器電磁操動(dòng)機(jī)構(gòu)中連接件、觸頭等剛體可采用拉格朗日運(yùn)動(dòng)方程描述:

(1)

式中:Kg為系統(tǒng)動(dòng)能;qj為系統(tǒng)廣義坐標(biāo)向量;Fj為廣義力列陣;ψi為系統(tǒng)的約束方程;λi為拉格朗日乘子矩陣。

彈簧柔性體運(yùn)動(dòng)控制方程為

(2)

式中:ξ為柔性體整體坐標(biāo);M為質(zhì)量矩陣;K為剛度系數(shù)矩陣;fg為重力;D為模態(tài)阻尼矩陣;Ψ為約束方程;λ為拉格朗日系數(shù);Q為柔性體受到的作用力。

2)電磁動(dòng)態(tài)特性方程。

操動(dòng)機(jī)構(gòu)的電磁動(dòng)態(tài)過(guò)程遵循以下方程:

(3)

式中:φ為電位;σ為電導(dǎo)率;E為電場(chǎng)強(qiáng)度;A為矢量磁位。

(4)

式中:Us為線圈電壓;R為線圈電阻;i(t)為線圈電流;ψ(t)為系統(tǒng)磁鏈;FZ為銜鐵所受磁力;Ff(t)為銜鐵所受反力;z為銜鐵位移;m為銜鐵質(zhì)量。

3)反力計(jì)算。

機(jī)構(gòu)的反力特性曲線可由下式及表1中彈簧參數(shù)計(jì)算得到:

(5)

表1 反力彈簧和觸頭彈簧參數(shù)

式中:Fk、Fc為動(dòng)觸頭行程階段、超程階段的反力;K1、K2為反力彈簧、觸頭彈簧的剛度系數(shù);zm為動(dòng)觸頭行程;zn為超程;F1、F2為反力彈簧、觸頭彈簧裝配預(yù)壓力。

彈簧的裝配預(yù)壓力F1、F2可由下式計(jì)算得到:

(6)

式中:L1、L2為彈簧的原長(zhǎng);Lf1、Lf2為彈簧在裝配位置的長(zhǎng)度。

2.2 電弧MHD模型與假設(shè)條件

電弧模型基于MHD方法提出,電弧等離子體被描述為流體,由于電弧物理現(xiàn)象復(fù)雜性,并考慮到實(shí)際研究對(duì)象的物理屬性,對(duì)模型作如下假設(shè):

1)由于研究對(duì)象為低壓直流接觸器,開(kāi)斷過(guò)程中滅弧室溫度并不高,在此忽略觸頭熔蝕以及引弧片、滅弧柵片材料相變形成的金屬蒸汽;2)空氣電弧在考慮小尺度滅弧室空間以層流為主,因此電弧等離子體視為牛頓流體;3)近極鞘層假設(shè):在實(shí)際直流空氣電弧開(kāi)斷過(guò)程中,由于非平衡效應(yīng)的存在,使得在空氣與金屬柵片交界處存在高于空氣電導(dǎo)率的近極鞘層[18],根據(jù)前人研究[19-21],通過(guò)設(shè)置空氣與金屬柵片交界處厚度為0.1 mm的高電導(dǎo)率非線性電阻區(qū)域來(lái)描述近極鞘層壓降。

電弧控制方程如下所示。

1)動(dòng)量守恒方程為:

(7)

式中:p為流體微元上的壓力;μ為流體的動(dòng)力黏度;I為單位矩陣;F為洛倫茲力;J為電流密度;B為磁通密度。

2)質(zhì)量守恒方程為

(8)

式中:ρ為電弧等離子體等效成流體的密度;V為電弧等離子體的速度矢量。

3)能量守恒方程為:

(9)

式中:H為熱焓;λ為熱導(dǎo)率;Cp為恒壓比熱;T為熱力學(xué)溫度;SH為等離子熱源。等離子體熱源SH包括3項(xiàng),第1項(xiàng)為焦耳熱,第2項(xiàng)為總體積輻射項(xiàng),第3項(xiàng)為電子焓傳遞項(xiàng);kB為波爾茲曼常數(shù);e為元電荷。

電磁場(chǎng)方程如式(3)所示。

在陰極和陽(yáng)極,根據(jù)電子與離子的能量守恒方程,得出陰極的熱邊界條件如下:

(10)

式中:Uion為等離子體電離電位;Jion為離子電流密度;Jelec為電子流密度;φc為陰極材料表面功函數(shù);|J·n|為面電流密度模;AR為理查德森常數(shù);φeff為電極表面有效逸出功;JR(T)為電流密度。

陽(yáng)極的熱邊界條件為

-n·(-λ▽T)=|J·n|φs。

(11)

式中φs為陽(yáng)極材料表面功函數(shù)。

3 幾何模型與仿真參數(shù)

3.1 電磁操動(dòng)機(jī)構(gòu)幾何模型與仿真參數(shù)

直流接觸器樣機(jī)操動(dòng)機(jī)構(gòu)如圖3所示,其中觸頭彈簧與反力彈簧參數(shù)如表1所示,動(dòng)觸頭開(kāi)距為8 mm,超程為2 mm。

圖3 操動(dòng)機(jī)構(gòu)幾何模型

電磁模型中:線圈匝數(shù)為3 600匝;最大工作氣隙δ為10 mm;線圈加載外部電路電壓為24 V;線圈電阻為39 Ω。

3.2 滅弧室二維幾何模型與仿真參數(shù)

參照直流接觸器實(shí)物滅弧室,忽略電弧在垂直紙面方向的變化,建立如圖4所示滅弧室二維幾何模型。

圖4 滅弧室二維幾何模型

滅弧室由動(dòng)觸頭、靜觸頭、滅弧柵片、上下引弧片、強(qiáng)磁鐵構(gòu)成,在模型中:1)外部電路接440 V電壓源,1 Ω純阻性負(fù)載;2)滅弧室內(nèi)填充空氣,設(shè)置空氣氣壓為1 atm,滅弧室右側(cè)入口、柵片左側(cè)出口為開(kāi)邊界;3)設(shè)置區(qū)域差異磁場(chǎng),滅弧室入口區(qū)為80 mT,觸頭區(qū)、柵片區(qū)為50 mT,方向垂直紙面向外。

4 仿真結(jié)果分析

4.1 接觸器開(kāi)斷過(guò)程及電弧演變

進(jìn)行動(dòng)力學(xué)仿真得到的接觸器分?jǐn)噙^(guò)程中動(dòng)觸頭坐標(biāo)—時(shí)間曲線如圖5(a)所示,線圈斷電失去電磁吸力后,銜鐵釋放首先要經(jīng)過(guò)超程,然后帶動(dòng)動(dòng)觸頭使之與靜觸頭分離,分?jǐn)噙^(guò)程末期,銜鐵返回到吸合初始位置時(shí),動(dòng)觸頭由于慣性的原因,會(huì)繼續(xù)向前運(yùn)動(dòng)壓縮觸頭彈簧,然后在觸頭彈簧反力的作用下,動(dòng)觸頭最終穩(wěn)定在平衡位置。由于分?jǐn)喑跗阢曡F進(jìn)行超程運(yùn)動(dòng),并未帶動(dòng)觸頭向前運(yùn)動(dòng);在分?jǐn)嗄┢谟|頭振動(dòng)現(xiàn)象發(fā)生時(shí)電弧已經(jīng)熄滅,這一現(xiàn)象對(duì)電弧開(kāi)斷沒(méi)有影響,因此忽略這一現(xiàn)象導(dǎo)致的觸頭位移—時(shí)間曲線波動(dòng),并進(jìn)行坐標(biāo)變換,得到分?jǐn)噙^(guò)程中觸頭位移—時(shí)間曲線如圖5(b)所示?？梢钥闯?動(dòng)觸頭的位移—時(shí)間曲線是一條微曲的曲線,動(dòng)觸頭在運(yùn)動(dòng)過(guò)程中的速度變化對(duì)接觸器開(kāi)斷性能影響不可忽視。

圖5 觸頭分?jǐn)辔灰啤獣r(shí)間曲線

將反力彈簧預(yù)壓力為6.32 N,觸頭彈簧預(yù)壓力為15.4 N條件下分?jǐn)噙^(guò)程中動(dòng)觸頭位移—時(shí)間曲線賦予到MHD模型的動(dòng)觸頭,仿真得到開(kāi)斷過(guò)程中動(dòng)靜觸頭兩端弧壓變化曲線如圖6所示。如圖所示開(kāi)斷過(guò)程中,弧壓變化分為3個(gè)階段:Ⅰ初期電弧拉長(zhǎng)階段、Ⅱ重?fù)舸╇A段、Ⅲ后期電弧充分切割階段,其產(chǎn)生原因可由開(kāi)斷過(guò)程中電弧溫度分布云圖7來(lái)解釋。

圖6 接觸器開(kāi)斷過(guò)程中弧壓變化曲線

圖7 電弧溫度分布云圖

動(dòng)觸頭分?jǐn)喑跗?電弧隨著動(dòng)靜觸頭的分離而被拉長(zhǎng),電弧的弧阻隨著弧長(zhǎng)的增加而升高,而觸頭兩端弧壓隨著弧阻的升高而升高,如圖6所示,此過(guò)程一直持續(xù)到電壓數(shù)值升高為110 V左右,在這一階段,動(dòng)觸頭的分?jǐn)嗨俣仍礁咴嚼诮佑|器開(kāi)斷;弧壓數(shù)值升高為110 V左右后,電弧演變進(jìn)入第二階段,觸頭運(yùn)動(dòng)速度繼續(xù)升高,如圖7所示,t=6.3 ms時(shí)電弧進(jìn)入滅弧柵片,弧壓迅速上升,隨即滅弧室內(nèi)發(fā)生了劇烈的重?fù)舸┈F(xiàn)象,重?fù)舸┈F(xiàn)象使得弧壓迅速下降,這種現(xiàn)象非常不利于直流空氣電弧的開(kāi)斷;如圖7所示,t=6.8 ms陰極弧根從動(dòng)觸頭轉(zhuǎn)移到下引弧片,而后電弧演變進(jìn)入第三階段,電弧在洛倫茲力及氣流場(chǎng)的作用下充分進(jìn)入滅弧柵片,電弧被分為多段串聯(lián)短弧,最終觸頭兩端電壓上升到電源電壓,開(kāi)斷完成。

4.2 彈簧預(yù)壓力對(duì)接觸器開(kāi)斷性能的影響

改變操動(dòng)機(jī)構(gòu)中反力彈簧和觸頭彈簧的預(yù)壓力即可改變接觸器開(kāi)斷過(guò)程中動(dòng)觸頭的運(yùn)動(dòng)特性。通常,操動(dòng)機(jī)構(gòu)反力曲線要和動(dòng)態(tài)吸力曲線要滿足一定的配合關(guān)系才能滿足工作要求,因此首先進(jìn)行操動(dòng)機(jī)構(gòu)電磁動(dòng)態(tài)特性仿真以確定合理的反力設(shè)計(jì)范圍[22]。

進(jìn)行電磁操動(dòng)機(jī)構(gòu)動(dòng)態(tài)過(guò)程仿真得到操動(dòng)機(jī)構(gòu)吸合過(guò)程中的動(dòng)態(tài)吸力曲線與反力曲線配合如圖8所示。在吸合過(guò)程中工作氣隙小于2 mm時(shí),銜鐵進(jìn)入超程,此時(shí)彈簧的反力大于電磁吸力,吸反力曲線出現(xiàn)一段交叉面積,這樣的配合可以減緩銜鐵對(duì)靜鐵心的沖擊。在吸合動(dòng)作完成后,電磁吸力遠(yuǎn)大于彈簧反力以保障銜鐵吸合的可靠性。

圖8 操動(dòng)機(jī)構(gòu)吸反力配合

最終,根據(jù)接觸器操動(dòng)機(jī)構(gòu)的尺寸限制以及吸反力配合關(guān)系的要求,在彈簧剛度系數(shù)不變的情況下,通過(guò)改變彈簧的自由長(zhǎng)度和彈簧裝配時(shí)的壓縮長(zhǎng)度來(lái)改變彈簧的預(yù)壓力,結(jié)合式(6),確定反力彈簧和觸頭彈簧預(yù)壓力的參數(shù)取值范圍如表2所示。選取兩彈簧不同預(yù)壓力組合,得到操動(dòng)機(jī)構(gòu)在4組不同彈簧預(yù)壓力條件下的反力曲線如圖9所示。

表2 彈簧預(yù)壓力參數(shù)取值范圍

圖9 操動(dòng)機(jī)構(gòu)在4組不同彈簧預(yù)壓力條件下的反力曲線

動(dòng)力學(xué)仿真得到動(dòng)觸頭分?jǐn)辔灰啤獣r(shí)間曲線如圖10所示,其中F1為反力彈簧預(yù)壓力,F2為觸頭彈簧預(yù)壓力。從圖中可以看出,當(dāng)觸頭彈簧預(yù)壓力不變,減小反力彈簧的預(yù)壓力,動(dòng)觸頭的運(yùn)動(dòng)速度減慢,觸頭分?jǐn)鄷r(shí)間變長(zhǎng),減小觸頭彈簧的預(yù)壓力導(dǎo)致觸頭的初分速度減小。

圖10 動(dòng)觸頭位移—時(shí)間曲線對(duì)比

將多組觸頭位移—時(shí)間曲線賦予到滅弧室MHD模型,仿真得到不同彈簧預(yù)壓力作用下接觸器開(kāi)斷過(guò)程弧壓變化曲線如圖11所示,當(dāng)反力彈簧和觸頭彈簧的預(yù)壓力都最大時(shí),弧壓在上升到一定值后發(fā)生由電弧背后的重?fù)舸?dǎo)致的弧壓下降現(xiàn)象,當(dāng)彈簧預(yù)壓力減小到一定程度,電壓下降現(xiàn)象消失,重?fù)舸┈F(xiàn)象的發(fā)生情況與彈簧預(yù)壓力的關(guān)系如表3所示,彈簧預(yù)壓力增大使觸頭分?jǐn)嗨俣仍黾?分?jǐn)嗨俣仍黾邮闺娀‰妷荷仙俣燃涌?同時(shí)分?jǐn)嗨俣冗^(guò)高會(huì)使開(kāi)斷過(guò)程發(fā)生重?fù)舸┈F(xiàn)象。

表3 不同預(yù)壓力條件下的開(kāi)斷特性

圖11 不同預(yù)壓力條件下電弧電壓變化

4.3 柵片入口處重?fù)舸┈F(xiàn)象分析

為建立重?fù)舸┈F(xiàn)象發(fā)生原因與觸頭運(yùn)動(dòng)特性之間的聯(lián)系,在4組觸頭位移—時(shí)間曲線中選取具有對(duì)比意義的F1=6.32 N、F2=15.4 N為1號(hào)曲線、F1=1.896 N、F2=15.4 N為2號(hào)曲線,通過(guò)二者開(kāi)斷過(guò)程中氣流場(chǎng)與溫度場(chǎng)的變化對(duì)電弧重?fù)舸┈F(xiàn)象的發(fā)生原因進(jìn)行分析。

1、2號(hào)動(dòng)觸頭位移—時(shí)間曲線如圖12(a)所示,曲線作用下接觸器開(kāi)斷過(guò)程中弧壓變化趨勢(shì)對(duì)比如圖12(b)所示。在電弧演變至Ⅱ階段,1號(hào)曲線作用下電弧發(fā)生了重?fù)舸┈F(xiàn)象,這一現(xiàn)象會(huì)導(dǎo)致弧壓劇烈下降,而2號(hào)曲線沒(méi)有發(fā)生這一現(xiàn)象,動(dòng)觸頭運(yùn)動(dòng)速度較慢的2號(hào)曲線其熄弧時(shí)間反而快于1號(hào)曲線0.5 ms,由此可見(jiàn)重?fù)舸┈F(xiàn)象對(duì)直流開(kāi)斷影響顯著。

在開(kāi)斷過(guò)程中,電弧受到的驅(qū)動(dòng)氣流由滅弧室右側(cè)開(kāi)口流向滅弧室內(nèi),動(dòng)觸頭位于這個(gè)開(kāi)口之間,驅(qū)動(dòng)氣流的流通路徑被動(dòng)觸頭一分為二,分別是以靜觸頭和動(dòng)觸頭為邊界的上方通道,以及以動(dòng)觸頭和下引弧片為邊界的下方通道。觸頭分?jǐn)嗨俣炔煌瑫r(shí),由于電弧演變過(guò)程差異以及動(dòng)觸頭位置不同導(dǎo)致的氣流通道寬度不同,所以氣流場(chǎng)分布也有差異。取電弧初期拉長(zhǎng)階段1號(hào)曲線和2號(hào)曲線作用下的電弧形態(tài)、洛倫茲力及氣流場(chǎng)對(duì)比如圖13,由于1號(hào)曲線作用下觸頭運(yùn)動(dòng)速度比較快,所以2號(hào)曲線作用下這一階段要比1號(hào)曲線滯后0.7 ms,在這兩個(gè)時(shí)刻,1號(hào)曲線和2號(hào)曲線作用下動(dòng)靜觸頭間氣流場(chǎng)分布大致相同,但正是由于0.7 ms滯后時(shí)間的存在,2號(hào)曲線作用下的電弧受洛倫茲力作用時(shí)間長(zhǎng),因此2號(hào)曲線作用下的電弧要先于1號(hào)曲線與下引弧片充分接觸,并先于1號(hào)曲線完成陰極弧根轉(zhuǎn)移。

圖13 初期拉長(zhǎng)階段電弧形態(tài)、洛倫茲力及氣流場(chǎng)對(duì)比

取1號(hào)曲線和2號(hào)曲線作用下,弧柱充分?jǐn)D壓2、3號(hào)滅弧柵片階段時(shí)的電弧形態(tài)及滅弧室內(nèi)氣流場(chǎng)對(duì)比如圖14所示,由于1號(hào)曲線作用下陰極弧根未轉(zhuǎn)移,由上方通道產(chǎn)生的逆時(shí)針氣流大量涌入下方通道;不同于1號(hào)曲線,此時(shí)2號(hào)曲線作用下的陰極弧根已經(jīng)轉(zhuǎn)移,下方通道的氣流流向由外側(cè)流入滅弧室內(nèi),在下方通道產(chǎn)生氣流的擠壓作用下,導(dǎo)致2號(hào)曲線作用下的滅弧室內(nèi)柵片右側(cè)逆時(shí)針氣流的主要流通路徑較于1號(hào)曲線整體靠上,這樣的不同最終導(dǎo)致圖15所示的上方通道氣流進(jìn)入2、3號(hào)柵片之間的氣流量差異。

圖14 1號(hào)曲線和2號(hào)曲線作用下弧柱充分?jǐn)D壓2、3號(hào)滅弧柵片時(shí)電弧形態(tài)及氣流場(chǎng)對(duì)比

圖15 1號(hào)曲線和2號(hào)曲線作用下電弧被2、3號(hào)柵片切割階段電弧形態(tài)及氣流場(chǎng)對(duì)比

取1號(hào)曲線和2號(hào)曲線作用下電弧處于被2、3號(hào)柵片切斷階段時(shí)的電弧形態(tài)、滅弧室內(nèi)氣流場(chǎng)對(duì)比如圖15,此時(shí)1號(hào)曲線作用下上方通道產(chǎn)生的氣流在受到3號(hào)柵片的阻礙作用后主要流向左下方,極少部分氣流流向2號(hào)柵片與3號(hào)柵片之間,而2號(hào)曲線作用下的上方通道產(chǎn)生的氣流在受到3號(hào)柵片的阻礙作用后半數(shù)流向2號(hào)柵片與3號(hào)柵片之間,由于2號(hào)曲線作用下流入2、3號(hào)柵片之間的氣流分量較于1號(hào)曲線流速快、流量大,足以保持沿2、3號(hào)柵片的水平流向;而1號(hào)曲線作用下,這一小部分氣流由于流量小、流速慢,所以流向保持能力較弱,等壓線對(duì)比如圖16所示,在2、3號(hào)柵片間右側(cè)形成氣壓空洞最終導(dǎo)致順時(shí)針氣流漩渦產(chǎn)生。

圖16 1號(hào)曲線和2號(hào)曲線作用下電弧被2、3號(hào)柵片切割階段時(shí)等壓線對(duì)比

1號(hào)曲線作用下發(fā)生重?fù)舸┈F(xiàn)象時(shí)的電弧溫度云圖如圖17所示,由于2、3號(hào)柵片間產(chǎn)生的順時(shí)針氣流漩渦的存在,3號(hào)柵片右上方的弧柱受到反吹作用而向下彎曲,直至t=7.1 ms,弧柱在3號(hào)柵片右上側(cè)形成新的導(dǎo)電通道,電弧重?fù)舸┩瓿?。綜上,觸頭分?jǐn)嗨俣炔煌瑢?dǎo)致滅弧室內(nèi)氣流場(chǎng)分布產(chǎn)生差異,使滅弧室內(nèi)柵片入口處產(chǎn)生氣壓空洞并產(chǎn)生順時(shí)針氣流漩渦,最終導(dǎo)致此處電弧重?fù)舸┈F(xiàn)象發(fā)生。

4.4 仿真結(jié)果在實(shí)際產(chǎn)品優(yōu)化中的應(yīng)用

根據(jù)前文對(duì)電弧重?fù)舸┈F(xiàn)象的分析,可知重?fù)舸┈F(xiàn)象由氣流場(chǎng)、溫度場(chǎng)和磁場(chǎng)共同作用產(chǎn)生,在氣流場(chǎng)作用下柵片入口處產(chǎn)生氣流漩渦致使電弧周?chē)母邷貧怏w被吹到柵片右側(cè),最終在此處形成新的導(dǎo)電通道。通過(guò)改進(jìn)滅弧室區(qū)域磁場(chǎng)分布,防止柵片入口處順時(shí)針氣流漩渦的產(chǎn)生是提升開(kāi)斷性能的可行之路。同時(shí)結(jié)合前文對(duì)接觸器開(kāi)斷性能受彈簧預(yù)壓力影響的討論,在抑制氣流漩渦的條件下選擇使動(dòng)觸頭分?jǐn)嗨俣茸羁斓膹椈深A(yù)壓力組合有利于弧壓快速上升,實(shí)現(xiàn)接觸器快速開(kāi)斷。綜上,針對(duì)仿真所采用的某品牌直流接觸器產(chǎn)品,考慮到接觸器尺寸對(duì)彈簧預(yù)壓力以及磁場(chǎng)分布的限制,設(shè)計(jì)了一組更有利于電弧熄滅的優(yōu)化參數(shù)組合如表4所示,進(jìn)行MHD仿真得到兩組參數(shù)作用下接觸器開(kāi)斷過(guò)程中弧壓對(duì)比如圖18所示,優(yōu)化參數(shù)后的電弧演變過(guò)程如圖19所示。

表4 實(shí)際產(chǎn)品優(yōu)化前后參數(shù)對(duì)比

圖18 優(yōu)化前后參數(shù)作用下開(kāi)斷過(guò)程弧壓對(duì)比

圖19 優(yōu)化參數(shù)作用下開(kāi)斷過(guò)程電弧演變

優(yōu)化參數(shù)后,動(dòng)觸頭快速分?jǐn)?電弧被快速拉長(zhǎng),并且通過(guò)增大柵片區(qū)磁場(chǎng)分布,如圖19所示,電弧進(jìn)入2、3號(hào)柵片之間后快速運(yùn)動(dòng)到柵片之間左側(cè),大量氣流徑直涌入2、3號(hào)柵片之間,這樣就避免了如圖17所示優(yōu)化前參數(shù)作用下發(fā)生的柵片入口處氣流漩渦現(xiàn)象,所以開(kāi)斷過(guò)程中沒(méi)有發(fā)生電弧重?fù)舸┈F(xiàn)象,因此優(yōu)化后參數(shù)作用下接觸器滅弧時(shí)間提前1.75 ms。

5 結(jié) 論

建立了直流接觸器操動(dòng)機(jī)構(gòu)—滅弧系統(tǒng)聯(lián)合仿真模型,在滿足吸反力配合要求的前提下,改變操動(dòng)機(jī)構(gòu)彈簧預(yù)壓力分析了其對(duì)觸頭運(yùn)動(dòng)特性的影響以及觸頭運(yùn)動(dòng)特性對(duì)接觸器開(kāi)斷性能的影響,得出以下結(jié)論:

1)接觸器開(kāi)斷過(guò)程電弧演變分為3個(gè)階段,在電弧演變初期,觸頭的剛分速度決定了電弧初期拉長(zhǎng)階段的電壓上升速度;電弧演變中期發(fā)生了電弧背后重?fù)舸┈F(xiàn)象,不利于直流開(kāi)斷;電弧演變后期,電弧充分進(jìn)入滅弧柵片切割為多段串聯(lián)短弧,動(dòng)靜觸頭兩端電壓上升至電源電壓,開(kāi)斷完成。

2)衡量開(kāi)斷性能的指標(biāo)有二:其一是電弧電壓上升率,其二是電弧背后重?fù)舸┈F(xiàn)象發(fā)生與否。隨著觸頭彈簧和反力彈簧預(yù)壓力的增大,觸頭分?jǐn)嗨俣仍黾?分?jǐn)嗨俣仍黾邮沟秒娀‰妷荷仙首兏?但分?jǐn)嗨俣冗^(guò)高會(huì)導(dǎo)致電弧背后重?fù)舸┈F(xiàn)象的發(fā)生,因此觸頭分?jǐn)嗨俣仍黾硬⒉豢偸怯欣跍缁　?/p>

3)分?jǐn)嗨俣冗^(guò)高會(huì)導(dǎo)致開(kāi)斷過(guò)程中電弧發(fā)生重?fù)舸┈F(xiàn)象,其主要原因是因?yàn)榉謹(jǐn)嗨俣茸兓瘜?dǎo)致弧柱充分?jǐn)D壓左側(cè)滅弧柵片之后才發(fā)生陰極弧根轉(zhuǎn)移現(xiàn)象,使流入柵片間的氣流量變少,進(jìn)而使柵片入口處產(chǎn)生順時(shí)針氣流漩渦,最終導(dǎo)致了重?fù)舸┈F(xiàn)象的發(fā)生。

4)在實(shí)際產(chǎn)品滅弧室優(yōu)化工作中,為提升直流接觸器的開(kāi)斷性能,通常要求動(dòng)觸頭分?jǐn)嗨俣纫?且在分?jǐn)嗨俣冗^(guò)高的情況下不發(fā)生電弧重?fù)舸┈F(xiàn)象,可以通過(guò)改變滅弧室空間磁場(chǎng)分布來(lái)調(diào)控電弧的演變規(guī)律,進(jìn)而抑制柵片入口處順時(shí)針氣流漩渦的產(chǎn)生,最終實(shí)現(xiàn)接觸器快速開(kāi)斷。