柱狀鐵芯結構縱磁觸頭三維磁場仿真分析

郭英杰，楊海軍，康凱，董華軍1,,3

(1.國家電網平高集團有限公司，河南 平頂山 467001； 2.大連交通大學 機械工程學院，遼寧 大連 116028； 3.大連理工大學 電氣工程學院，遼寧 大連 116024)

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柱狀鐵芯結構縱磁觸頭三維磁場仿真分析

郭英杰1，2，楊海軍2，康凱2，董華軍1,2,3

(1.國家電網平高集團有限公司，河南 平頂山 467001； 2.大連交通大學 機械工程學院，遼寧 大連 116028； 3.大連理工大學 電氣工程學院，遼寧 大連 116024)

建立了形狀為圓柱狀形鐵芯結構的杯狀縱磁真空滅弧室觸頭三維模型，采用有限元分析方法對不同個數柱狀鐵芯下的磁場進行了仿真分析，計算得到了觸頭間隙中心平面處電流峰值時縱向磁場、電流過零時剩余磁場以及磁場滯后時間，并與無鐵芯結構的杯狀縱磁觸頭進行了對比.從仿真結果可得到以下結論：電流峰值時有鐵芯結構比無鐵芯結構的磁場大，有鐵芯結構的磁場強度隨鐵芯個數增加依次增強；電流過零時帶有12個鐵芯的觸頭結構剩余磁場最小、磁場滯后時間也最小;電流峰值和電流過零時12個鐵芯的觸頭結構磁場特性都是最佳的.

真空滅弧室;觸頭;三維磁場;仿真

0 引言

真空斷路器憑借著優越的性能在中壓領域得到廣泛應用的同時也不斷地向低壓領域和高壓領域滲透[1- 2].當今高壓領域普遍采用SF6氣體斷路器，但SF6氣體是一種極強的溫室效應氣體，《京都議定書》明確提出要限制其使用，真空斷路器與其比較具有壽命長、易于維護、環境污染小以及可靠性高等優點，因此受到了國內外學者的高度關注，將來有望在高壓領域替代SF6氣體斷路器[3].

真空滅弧室作為真空斷路器的核心部件之一決定了真空斷路器的開斷能力，其利用電流流經觸頭產生的磁場來控制電弧，觸頭開槽方式的不同可產生不同方向的磁場，目前廣泛使用的觸頭結構有橫向磁場觸頭和縱向磁場觸頭.橫向磁場觸頭結構產生與電弧軸向垂直的磁場，由于集聚型真空電弧在該磁場中受到洛倫茲力的作用而在觸頭的表面以極高的速度運動[4]，因此減小了陰極斑點和陽極斑點對電極表面的作用時間；縱向磁場觸頭結構能夠產生與電弧軸向平行的磁場，該磁場施加在真空電弧上可降低電弧電流密度，減小弧壓，使真空電弧在大電流情況下仍然保持擴散形態[5- 6].縱向磁場觸頭結構簡單、可靠性高、制造方便、生產成本低，在開斷大電流的真空斷路器中使用的較多.縱向磁場觸頭結構主要有1/2匝線圈、1/3匝線圈以及杯狀縱磁觸頭，目前得到廣泛應用的是杯狀縱磁觸頭結構.為了提高磁場強度和真空滅弧室的可靠性，常在觸頭杯中加入鐵磁材料制成的鐵芯，鐵芯結構各不相同，鐵磁材料的加入在增大了磁場的同時使電流過零時剩余磁場也增大了，這將不利于電流過零后觸頭間隙金屬等離子體蒸氣的散去，在恢復電壓的作用下極易發生復燃致使觸頭不能成功開斷，因此，好的鐵芯結構應滿足增大磁場同時盡量減小剩余磁場.

本文采用的是圓柱狀鐵芯結構，將鐵芯固定在支撐盤上，每個鐵芯互不相連，鐵芯圓周方向布置，此種方法布置的鐵芯可將鐵芯中的渦流降到最低，減小了電流過零后的剩余磁場以及磁場滯后時間.為了分析鐵芯個數對磁場的影響，本文分別對8、10、12個鐵芯的觸頭結構進行仿真分析，并同無鐵芯結構觸頭進行了對比.

1 觸頭結構模型

文中仿真所用的觸頭模型如圖1所示，觸頭杯均有4個杯指，開槽角度17°，為了減小觸頭片上產生的渦流，在觸頭片上開有四個周向均勻布置的徑向直槽.觸頭外徑尺寸為78 mm，壁厚11 mm，弧柱直徑與觸頭外徑尺寸相同，鐵芯個數分別為8、10、12，鐵芯直徑6 mm，仿真模型中觸頭開距取10 mm，杯座材料選無氧銅，支撐盤材料選不銹鋼， 觸頭片材料選CuCr50，鐵芯材料選電工純鐵DT4，其電導率1.0×107S/m[3]，電弧電導率2 800 S/m[7]， CuCr50的電導率1.044×107S/m[8].計算過程中觸頭流過的電流有效值為31.5 kA，頻率為50 Hz.

圖1 觸頭結構模型

2 仿真結果分析

2.1 無鐵芯時磁場分布情況

無鐵芯觸頭結構電流峰值時縱向磁場在觸頭間隙中心平面的分布如圖2所示，從圖中可看出縱向磁場分布出現四個突起，分別對應出現在觸頭片開槽的位置，而且槽的一側大于另一側，這是由于渦流作用導致的結果，但是從整體來看除平面邊緣處磁場變化較大以外，中心區域大部分面積的磁場變化不是很大.在平面中心區域磁場強度略微小于突起處，邊緣處的磁場強度迅速減小，最大磁場強度值為0.311 7 T，最小磁場強度值為0.072 T.

圖2 無鐵芯結構電流峰值時開距中心處磁場分布

無鐵芯觸頭結構電流過零時縱向磁場在觸頭間隙中心平面的分布如圖3所示，從圖中可看出電流過零時剩余磁場在平面中心區域最大，邊緣處剩余磁場最小，剩余磁場分布出現一個類似于“十”形狀的突起，兩個突起之間的剩余磁場小，此處對應觸頭片開槽的位置，中間區域剩磁大是由于沒有開槽，渦流影響大，開槽位置對應處的剩磁小說明開槽有效的抑制了渦流，剩余磁場的最大值為0.103 2 T，最小值為0.014 T.

圖3 無鐵芯結構電流過零時開距中心處磁場分布

2.2 加入鐵芯后磁場分布情況

圖4所示是加入8個柱狀鐵芯后電流過零時觸頭開距中心平面處縱向磁場分布情況，從圖中可看出在加入鐵芯的位置對應處的磁場強度要強于無鐵芯的位置，平面中心區域的磁場分布出現略微向下的凹陷，邊緣處磁場強度減小明顯，與無鐵芯結構相比磁場強度稍微有所增加，最大磁場強度值為0.341 6 T，最小縱向磁場強度值為0.061 7 T.

圖4 帶鐵芯結構電流峰值時開距中心處磁場分布

加入8個柱狀鐵芯后電流過零時觸頭開距中心平面處縱向磁場分布情況如圖5所示，從三維分布結果來看，加入8個鐵芯之后的結構在電流過零時剩余磁場與無鐵芯結構時的剩余磁場差別不大，由于渦流的影響在觸頭間隙平面中心區域處的剩余磁場值最大，最大值為0.103 6 T，其次是在對應于觸頭片上槽與槽之間的位置，在邊緣處的剩余磁場值最小，最小值為0.021 3 T，由于鐵芯的加入導致最小值比無鐵芯時稍大一些.

圖5 帶鐵芯結構電流過零時開距中心處磁場分布

2.3 鐵芯個數對磁場的影響

為了更進一步了解鐵芯個數對磁場分布的影響，本文對不同鐵芯個數的結構分別進行了仿真分析，從圖6可看出無鐵芯結構觸頭電流峰值時該路徑上縱向磁場強度最小，隨著鐵芯個數的增加磁場強度增加，在觸頭間隙中心平面的中心區域無鐵芯、8鐵芯和10鐵芯三種結構的磁場強度值幾乎無差別，12鐵芯結構在該位置的磁場值明顯大于其他三種結構，在鐵芯對應的位置無鐵芯、8鐵芯和10鐵芯三種結構隨鐵芯個數增加依次增加，但當鐵芯個數為12個時，此處的磁場與10鐵芯結構無較大差別，在觸頭邊緣處有無鐵芯時磁場強度變化不大，因此從圖6中可以得出，12個鐵芯結構的觸頭較為理想.

圖6 沿觸頭片徑向方向電流峰值時磁場強度分布

圖7給出的是電流過零時不同觸頭結構在相同路徑上剩余磁場強度分布結構，從圖中可看出無鐵芯結構與8鐵芯結構在該路徑上的剩磁分布差別不是很大，當鐵芯個數增加到10個時在鐵芯對應的位置剩余磁場稍微變大，當鐵芯個數為12個時電流過零時的剩余磁場明顯減小，整體都小于其他三種結構，剩余磁場越小越有利于電流過零時電弧的熄滅，因此從電流過零時剩余磁場的角度來看12個鐵芯的結構優于其他三種結構.無論哪種觸頭結構剩余磁場的最大值都出現在中心區域.

圖7 沿觸頭片徑向方向電流過零時磁場強度分布

2.4 磁場滯后時間分布

縱向磁場滯后時間可以根據磁場隨時間變化的規律得出[9]，圖8所示為觸頭間隙中心平面沿徑向磁場滯后時間分布，從圖中可看出無鐵芯、8鐵芯和10鐵芯三種結構的磁場滯后時間分布大體相同，觸頭邊緣處磁場滯后時間大，其次是觸頭間隙平面的中心區，磁場滯后時間大小依次為10鐵芯結構最大，其次是無鐵芯結構，8鐵芯結構次之.12個鐵芯觸頭結構磁場滯后時間最小，在觸頭間隙中心平面的中心區域處的最大值為0.333 8 ms.磁場滯后時間越小越有利于電弧的成功熄滅，因此12個鐵芯的觸頭結構優于其他三種觸頭結構.

圖8 觸頭間隙中心平面沿徑向磁場滯后時間分布

3 結論

本文利用有限元分析軟件對無鐵芯觸頭結構以及3種不同鐵芯個數的觸頭結構進行了仿真計算，計算過程考慮了渦流的影響.對電流處于峰值和過零時觸頭間隙中心平面處的磁場以及電流過零后的磁場滯后時間進行了對比分析，得出結論如下：

(1)從圖2和圖4中可看出加入鐵芯后電流峰值時在鐵芯位置處的磁場強度變大且更加均勻，最大值有0.311 7 T增加到0.341 6 T，觸頭間隙中心平面處的磁場略微減小，該處出現的凹陷變深；從圖3和圖5中可看出加入鐵芯后電流過零時的剩余磁場要大于無鐵芯的結構在槽與槽之間的位置處剩余磁場增大明顯；

(2)從圖6中可看出加入鐵芯后在觸頭間隙中心平面上沿觸頭徑向方向電流峰值時鐵芯對應位置的縱向磁場強度隨鐵芯個數增加依次增強，12個鐵芯的觸頭結構在中心區域的磁場強度最大，其他三種結構在該區域磁場強度值差別不大，在邊緣處各結構的磁場強度變化不大；圖7中可看出無鐵芯、8鐵芯和10鐵芯觸頭結構在電流過零時觸頭間隙中心平面上沿觸頭徑向方向的剩余磁場差別不大，當鐵芯個數到達12個時剩余磁場明顯減小.綜上所述，12個鐵芯的觸頭結構最佳；

(3)從圖8可看出無鐵芯、8鐵芯和10鐵芯觸頭結構在電流過零時觸頭間隙中心平面上沿觸頭徑向方向的磁場滯后時間變化不是很明顯，12個鐵芯的觸頭結構磁場滯后時間明顯小于其他三種結構，其最大值為0.333 8 ms.

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Analysis of 3-D Magnetic Field for Axial Magnetic Field Vacuum Interrupter Contact with Cylindrical Shaped Iron Core Structure

GUO Yingjie1，2,YANG Haijun2,KANG Kai2,DONG Huajun1,2,3

(1.State Grid Pinggao Group Com.,Ltd,Pingdingshan 467001,China; 2.School of Mechanical Engineering，Dalian Jiaotong University，Dalian 116028，China； 3.School of Electrical Engineering，Dalian University of Technology Dalian 116024，China)

A three-dimensional model of the axial magnetic field (AMF) vacuum interrupter contact with cylindrical shaped iron core structure is built up with circumferentially arranged iron cores.The three-dimensional finite element models with different number of iron cores are simulated and analyzed.With the current at peak value and zero,the AMF distributions on the mid-gap plane between the moving and stationary contact surfaces are all calculated,as well as the lag time of AMF,and the results are compared with no iron cores case.The simulation results show that the AMF of the structure with iron cores is higher than no iron cores structure at current peak.With the increment of the number of iron cores,the AMF is larger;the residual magnetic field and the lag time of the contact structure with 12 iron cores are the smallest at current zero.The magnetic field distribution of the contact structure with 12 iron cores is the best at current peak and at current zero.

vacuum interrupters;contact;3-D magnetic field;simulation

1673- 9590(2016)03- 0040- 04

2015- 09- 25

國家自然科學基金資助項目(51207016，51477023)；遼寧省教育廳高等學校科學研究計劃資助項目(LJQ2014046)

郭英杰(1974-),男,高級工程師,博士研究生，主要從事開關電弧基礎理論的研究E-mail:huajundong4025@163.com.

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