觸頭運動特性對直流接觸器開斷性能影響

李靜, 袁志曹, 曹云東, 劉樹鑫, 于龍濱

(1.沈陽工業大學 特種電機與高壓電器教育部重點實驗室,遼寧 沈陽 110870; 2.遼寧省電力有限公司電力科學研究院,遼寧 沈陽 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,隨著我國新能源汽車領域發展,電動機車驅動電機功率不斷增大,直流接觸器作為其主回路控制電器,升級發展面臨著大容量、小型化的要求。直流空氣接觸器以空氣為滅弧介質,輔以滅弧柵片提升弧壓實現開斷,由于其滅弧室結構復雜,實驗難以觀測滅弧室內部的電弧現象及電弧現象背后復雜的物理過程,因此電弧模型成為了當前研究直流空氣電弧開斷問題的有效手段。

磁流體動力學(magnetohydrodynamics,MHD)模型通過一組描述電弧變化的偏微分方程組,實現了流體流動—電流—磁場之間的多物理場耦合,能夠遵循電弧現象發生背后最根本的物理本質,成為了研究電弧問題的最有效方法?？諝鉁缁∈医Y構復雜,MHD模型求解難度較大,早期針對直流空氣電弧的MHD模型多以高度簡化的平板電極為主,分析直流空氣電弧開斷過程中的基本物理規律[2-4],文獻[5]建立了直流繼電器簡化極板電弧開斷模型,研究了金屬蒸氣以及加裝柵片對直流空氣電弧開斷的影響。文獻[6]基于實際斷路器產品結構,研究了氣流場驅動作用以及柵片材料對滅弧性能的影響,但電弧演變背后的物理場變化未能體現,文獻[7-8]從電弧現象發生背后物理場變化的角度揭示了電弧演變機理,包括磁場、氣流場和溫度場及場量耦合關系。通過柵片鞘層建立近極壓降是直流滅弧的有效手段,由于近極區物理過程的復雜性,在早期MHD模型中近極過程常被忽略,文獻[9]在早期MHD模型的基礎上,引入鞘層有效電導率假設,建立了塑殼斷路器三維MHD模型;文獻[10]考慮了非線性近極鞘層產生近極壓降的過程,建立了空氣斷路器MHD模型。MHD電弧模型的發展對認識直流空氣電弧開斷起到了較大作用,但由于其計算復雜,費時長,實現觸頭運動特性與MHD模型的耦合依然比較困難,所以現有MHD模型求解中常忽略復雜的機械運動,以兩種方法簡化計算:一是忽略觸頭運動過程,在仿真初始時刻假設電弧分布于上下跑弧道之間;二是忽略觸頭的變速運動,取動觸頭運動的平均速度作勻速運動假設[7,11]。

直流接觸器操動機構帶動觸頭分斷形成電弧,電弧在機構的帶動下,運行進入到滅弧室中,完成弧根在跑弧道運動,進入柵片熄滅全過程。觸頭運動特性對滅弧性能的影響至關重要[12-13]。西安交通大學學者打破傳統操動機構動力學仿真與電弧仿真的壁壘,采用鏈式電弧模型實現了低壓斷路器開斷過程中復雜機械運動、弧根運動數學描述、電磁場和電路瞬態的多場域耦合,并研究了操動機構結構件參數等變量對開斷性能的影響[14-16]。雖然這些研究有效地反映了開斷過程中動觸頭運動特性對電弧特性的影響,但由于鏈式電弧模型是一個高度簡化的宏觀模型[17],不能精準描述開斷過程中電弧現象背后的復雜物理場量變化,因此,推進操動機構動力學模型與滅弧室MHD模型耦合仿真是直流空氣開關研究領域亟待解決的問題。

綜上,在前期空氣電弧MHD模型研究的基礎上[7],建立直流空氣接觸器電磁操動機構與滅弧系統聯合仿真模型,將觸頭分斷過程動力學仿真與MHD電弧模型相結合,并引入近極鞘層假設,對直流接觸器電弧開斷過程進行仿真,求解電弧開斷全動態發展過程,探尋電弧演變機理。在此基礎上討論操動機構不同構件參數對直流電弧開斷影響,并分析開斷過程中滅弧室內多物理場的變化情況,建立觸頭運動特性與電弧重擊穿現象發生背后物理場變化之間的聯系。

1 物理過程與仿真流程

使用直流空氣接觸器樣機建立操動機構—滅弧系統聯合仿真模型,操動機構驅動觸頭運動完成開斷操作,開斷過程產生的電弧受洛倫茲力及氣流場驅動進入滅弧系統,滅弧系統將電弧熄滅,其具體過程如下:

直流接觸器操動機構線圈斷電失去對銜鐵的吸引作用,銜鐵在反力彈簧和觸頭彈簧的作用下被彈開,動觸頭通過連桿被銜鐵帶動遠離靜觸頭,動靜觸頭分離后,電弧形成,弧柱通道帶電粒子流向陰極、陽極運動,機構帶動觸頭運動,電弧被拉長,弧根向引弧片跳躍,在滅弧室內溫度場、電磁場與氣流場的共同作用下,電弧被滅弧柵片切割,建立近極壓降,完成開斷,其物理過程可用圖1表示。

圖1 直流接觸器開斷物理過程

針對操動機構采用多體動力學仿真,計算出動觸頭在開斷過程中任意時刻的位移,采用移動網格技術,將動觸頭位移—時間曲線耦合到直流接觸器滅弧室MHD模型中,進行多物理場仿真求解,得到直流接觸器開斷過程中動靜觸頭兩端的電壓電流變化趨勢以及滅弧室內溫度場、氣流場的實時分布情況,實現直流接觸器開斷過程操動機構—滅弧系統聯合仿真,仿真流程如圖2所示。

圖2 仿真流程圖

2 數學模型與假設條件

2.1 操動機構數學模型

1)剛柔體控制方程。

直流接觸器電磁操動機構中連接件、觸頭等剛體可采用拉格朗日運動方程描述:

(1)

式中:Kg為系統動能;qj為系統廣義坐標向量;Fj為廣義力列陣;ψi為系統的約束方程;λi為拉格朗日乘子矩陣。

彈簧柔性體運動控制方程為

(2)

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

2)電磁動態特性方程。

操動機構的電磁動態過程遵循以下方程:

(3)

式中:φ為電位;σ為電導率;E為電場強度;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為銜鐵質量。

3)反力計算。

機構的反力特性曲線可由下式及表1中彈簧參數計算得到:

(5)

表1 反力彈簧和觸頭彈簧參數

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

彈簧的裝配預壓力F1、F2可由下式計算得到:

(6)

式中:L1、L2為彈簧的原長;Lf1、Lf2為彈簧在裝配位置的長度。

2.2 電弧MHD模型與假設條件

電弧模型基于MHD方法提出,電弧等離子體被描述為流體,由于電弧物理現象復雜性,并考慮到實際研究對象的物理屬性,對模型作如下假設:

1)由于研究對象為低壓直流接觸器,開斷過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:在實際直流空氣電弧開斷過程中,由于非平衡效應的存在,使得在空氣與金屬柵片交界處存在高于空氣電導率的近極鞘層[18],根據前人研究[19-21],通過設置空氣與金屬柵片交界處厚度為0.1 mm的高電導率非線性電阻區域來描述近極鞘層壓降。

電弧控制方程如下所示。

1)動量守恒方程為:

(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為熱導率;Cp為恒壓比熱;T為熱力學溫度;SH為等離子熱源。等離子體熱源SH包括3項,第1項為焦耳熱,第2項為總體積輻射項,第3項為電子焓傳遞項;kB為波爾茲曼常數;e為元電荷。

電磁場方程如式(3)所示。

在陰極和陽極,根據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;|J·n|為面電流密度模;AR為理查德森常數;φeff為電極表面有效逸出功;JR(T)為電流密度。

陽極的熱邊界條件為

-n·(-λ▽T)=|J·n|φs。

(11)

式中φs為陽極材料表面功函數。

3 幾何模型與仿真參數

3.1 電磁操動機構幾何模型與仿真參數

直流接觸器樣機操動機構如圖3所示,其中觸頭彈簧與反力彈簧參數如表1所示,動觸頭開距為8 mm,超程為2 mm。

圖3 操動機構幾何模型

電磁模型中:線圈匝數為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

參照直流接觸器實物滅弧室,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

滅弧室由動觸頭、靜觸頭、滅弧柵片、上下引弧片、強磁鐵構成,在模型中:1)外部電路接440 V電壓源,1 Ω純阻性負載;2)滅弧室內填充空氣,設置空氣氣壓為1 atm,滅弧室右側入口、柵片左側出口為開邊界;3)設置區域差異磁場,滅弧室入口區為80 mT,觸頭區、柵片區為50 mT,方向垂直紙面向外。

4 仿真結果分析

4.1 接觸器開斷過程及電弧演變

進行動力學仿真得到的接觸器分斷過程中動觸頭坐標—時間曲線如圖5(a)所示,線圈斷電失去電磁吸力后,銜鐵釋放首先要經過超程,然后帶動動觸頭使之與靜觸頭分離,分斷過程末期,銜鐵返回到吸合初始位置時,動觸頭由于慣性的原因,會繼續向前運動壓縮觸頭彈簧,然后在觸頭彈簧反力的作用下,動觸頭最終穩定在平衡位置。由于分斷初期銜鐵進行超程運動,并未帶動觸頭向前運動;在分斷末期觸頭振動現象發生時電弧已經熄滅,這一現象對電弧開斷沒有影響,因此忽略這一現象導致的觸頭位移—時間曲線波動,并進行坐標變換,得到分斷過程中觸頭位移—時間曲線如圖5(b)所示?？梢钥闯?動觸頭的位移—時間曲線是一條微曲的曲線,動觸頭在運動過程中的速度變化對接觸器開斷性能影響不可忽視。

圖5 觸頭分斷位移—時間曲線

將反力彈簧預壓力為6.32 N,觸頭彈簧預壓力為15.4 N條件下分斷過程中動觸頭位移—時間曲線賦予到MHD模型的動觸頭,仿真得到開斷過程中動靜觸頭兩端弧壓變化曲線如圖6所示。如圖所示開斷過程中,弧壓變化分為3個階段:Ⅰ初期電弧拉長階段、Ⅱ重擊穿階段、Ⅲ后期電弧充分切割階段,其產生原因可由開斷過程中電弧溫度分布云圖7來解釋。

圖6 接觸器開斷過程中弧壓變化曲線

圖7 電弧溫度分布云圖

動觸頭分斷初期,電弧隨著動靜觸頭的分離而被拉長,電弧的弧阻隨著弧長的增加而升高,而觸頭兩端弧壓隨著弧阻的升高而升高,如圖6所示,此過程一直持續到電壓數值升高為110 V左右,在這一階段,動觸頭的分斷速度越高越利于接觸器開斷;弧壓數值升高為110 V左右后,電弧演變進入第二階段,觸頭運動速度繼續升高,如圖7所示,t=6.3 ms時電弧進入滅弧柵片,弧壓迅速上升,隨即滅弧室內發生了劇烈的重擊穿現象,重擊穿現象使得弧壓迅速下降,這種現象非常不利于直流空氣電弧的開斷;如圖7所示,t=6.8 ms陰極弧根從動觸頭轉移到下引弧片,而后電弧演變進入第三階段,電弧在洛倫茲力及氣流場的作用下充分進入滅弧柵片,電弧被分為多段串聯短弧,最終觸頭兩端電壓上升到電源電壓,開斷完成。

4.2 彈簧預壓力對接觸器開斷性能的影響

改變操動機構中反力彈簧和觸頭彈簧的預壓力即可改變接觸器開斷過程中動觸頭的運動特性。通常,操動機構反力曲線要和動態吸力曲線要滿足一定的配合關系才能滿足工作要求,因此首先進行操動機構電磁動態特性仿真以確定合理的反力設計范圍[22]。

進行電磁操動機構動態過程仿真得到操動機構吸合過程中的動態吸力曲線與反力曲線配合如圖8所示。在吸合過程中工作氣隙小于2 mm時,銜鐵進入超程,此時彈簧的反力大于電磁吸力,吸反力曲線出現一段交叉面積,這樣的配合可以減緩銜鐵對靜鐵心的沖擊。在吸合動作完成后,電磁吸力遠大于彈簧反力以保障銜鐵吸合的可靠性。

圖8 操動機構吸反力配合

最終,根據接觸器操動機構的尺寸限制以及吸反力配合關系的要求,在彈簧剛度系數不變的情況下,通過改變彈簧的自由長度和彈簧裝配時的壓縮長度來改變彈簧的預壓力,結合式(6),確定反力彈簧和觸頭彈簧預壓力的參數取值范圍如表2所示。選取兩彈簧不同預壓力組合,得到操動機構在4組不同彈簧預壓力條件下的反力曲線如圖9所示。

表2 彈簧預壓力參數取值范圍

圖9 操動機構在4組不同彈簧預壓力條件下的反力曲線

動力學仿真得到動觸頭分斷位移—時間曲線如圖10所示,其中F1為反力彈簧預壓力,F2為觸頭彈簧預壓力。從圖中可以看出,當觸頭彈簧預壓力不變,減小反力彈簧的預壓力,動觸頭的運動速度減慢,觸頭分斷時間變長,減小觸頭彈簧的預壓力導致觸頭的初分速度減小。

圖10 動觸頭位移—時間曲線對比

將多組觸頭位移—時間曲線賦予到滅弧室MHD模型,仿真得到不同彈簧預壓力作用下接觸器開斷過程弧壓變化曲線如圖11所示,當反力彈簧和觸頭彈簧的預壓力都最大時,弧壓在上升到一定值后發生由電弧背后的重擊穿導致的弧壓下降現象,當彈簧預壓力減小到一定程度,電壓下降現象消失,重擊穿現象的發生情況與彈簧預壓力的關系如表3所示,彈簧預壓力增大使觸頭分斷速度增加,分斷速度增加使電弧電壓上升速度加快,同時分斷速度過高會使開斷過程發生重擊穿現象。

表3 不同預壓力條件下的開斷特性

圖11 不同預壓力條件下電弧電壓變化

4.3 柵片入口處重擊穿現象分析

為建立重擊穿現象發生原因與觸頭運動特性之間的聯系,在4組觸頭位移—時間曲線中選取具有對比意義的F1=6.32 N、F2=15.4 N為1號曲線、F1=1.896 N、F2=15.4 N為2號曲線,通過二者開斷過程中氣流場與溫度場的變化對電弧重擊穿現象的發生原因進行分析。

1、2號動觸頭位移—時間曲線如圖12(a)所示,曲線作用下接觸器開斷過程中弧壓變化趨勢對比如圖12(b)所示。在電弧演變至Ⅱ階段,1號曲線作用下電弧發生了重擊穿現象,這一現象會導致弧壓劇烈下降,而2號曲線沒有發生這一現象,動觸頭運動速度較慢的2號曲線其熄弧時間反而快于1號曲線0.5 ms,由此可見重擊穿現象對直流開斷影響顯著。

在開斷過程中,電弧受到的驅動氣流由滅弧室右側開口流向滅弧室內,動觸頭位于這個開口之間,驅動氣流的流通路徑被動觸頭一分為二,分別是以靜觸頭和動觸頭為邊界的上方通道,以及以動觸頭和下引弧片為邊界的下方通道。觸頭分斷速度不同時,由于電弧演變過程差異以及動觸頭位置不同導致的氣流通道寬度不同,所以氣流場分布也有差異。取電弧初期拉長階段1號曲線和2號曲線作用下的電弧形態、洛倫茲力及氣流場對比如圖13,由于1號曲線作用下觸頭運動速度比較快,所以2號曲線作用下這一階段要比1號曲線滯后0.7 ms,在這兩個時刻,1號曲線和2號曲線作用下動靜觸頭間氣流場分布大致相同,但正是由于0.7 ms滯后時間的存在,2號曲線作用下的電弧受洛倫茲力作用時間長,因此2號曲線作用下的電弧要先于1號曲線與下引弧片充分接觸,并先于1號曲線完成陰極弧根轉移。

圖13 初期拉長階段電弧形態、洛倫茲力及氣流場對比

取1號曲線和2號曲線作用下,弧柱充分擠壓2、3號滅弧柵片階段時的電弧形態及滅弧室內氣流場對比如圖14所示,由于1號曲線作用下陰極弧根未轉移,由上方通道產生的逆時針氣流大量涌入下方通道;不同于1號曲線,此時2號曲線作用下的陰極弧根已經轉移,下方通道的氣流流向由外側流入滅弧室內,在下方通道產生氣流的擠壓作用下,導致2號曲線作用下的滅弧室內柵片右側逆時針氣流的主要流通路徑較于1號曲線整體靠上,這樣的不同最終導致圖15所示的上方通道氣流進入2、3號柵片之間的氣流量差異。

圖14 1號曲線和2號曲線作用下弧柱充分擠壓2、3號滅弧柵片時電弧形態及氣流場對比

圖15 1號曲線和2號曲線作用下電弧被2、3號柵片切割階段電弧形態及氣流場對比

取1號曲線和2號曲線作用下電弧處于被2、3號柵片切斷階段時的電弧形態、滅弧室內氣流場對比如圖15,此時1號曲線作用下上方通道產生的氣流在受到3號柵片的阻礙作用后主要流向左下方,極少部分氣流流向2號柵片與3號柵片之間,而2號曲線作用下的上方通道產生的氣流在受到3號柵片的阻礙作用后半數流向2號柵片與3號柵片之間,由于2號曲線作用下流入2、3號柵片之間的氣流分量較于1號曲線流速快、流量大,足以保持沿2、3號柵片的水平流向;而1號曲線作用下,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,等壓線對比如圖16所示,在2、3號柵片間右側形成氣壓空洞最終導致順時針氣流漩渦產生。

圖16 1號曲線和2號曲線作用下電弧被2、3號柵片切割階段時等壓線對比

1號曲線作用下發生重擊穿現象時的電弧溫度云圖如圖17所示,由于2、3號柵片間產生的順時針氣流漩渦的存在,3號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號柵片右上側形成新的導電通道,電弧重擊穿完成。綜上,觸頭分斷速度不同導致滅弧室內氣流場分布產生差異,使滅弧室內柵片入口處產生氣壓空洞并產生順時針氣流漩渦,最終導致此處電弧重擊穿現象發生。

4.4 仿真結果在實際產品優化中的應用

根據前文對電弧重擊穿現象的分析,可知重擊穿現象由氣流場、溫度場和磁場共同作用產生,在氣流場作用下柵片入口處產生氣流漩渦致使電弧周圍的高溫氣體被吹到柵片右側,最終在此處形成新的導電通道。通過改進滅弧室區域磁場分布,防止柵片入口處順時針氣流漩渦的產生是提升開斷性能的可行之路。同時結合前文對接觸器開斷性能受彈簧預壓力影響的討論,在抑制氣流漩渦的條件下選擇使動觸頭分斷速度最快的彈簧預壓力組合有利于弧壓快速上升,實現接觸器快速開斷。綜上,針對仿真所采用的某品牌直流接觸器產品,考慮到接觸器尺寸對彈簧預壓力以及磁場分布的限制,設計了一組更有利于電弧熄滅的優化參數組合如表4所示,進行MHD仿真得到兩組參數作用下接觸器開斷過程中弧壓對比如圖18所示,優化參數后的電弧演變過程如圖19所示。

表4 實際產品優化前后參數對比

圖18 優化前后參數作用下開斷過程弧壓對比

圖19 優化參數作用下開斷過程電弧演變

優化參數后,動觸頭快速分斷,電弧被快速拉長,并且通過增大柵片區磁場分布,如圖19所示,電弧進入2、3號柵片之間后快速運動到柵片之間左側,大量氣流徑直涌入2、3號柵片之間,這樣就避免了如圖17所示優化前參數作用下發生的柵片入口處氣流漩渦現象,所以開斷過程中沒有發生電弧重擊穿現象,因此優化后參數作用下接觸器滅弧時間提前1.75 ms。

5 結 論

建立了直流接觸器操動機構—滅弧系統聯合仿真模型,在滿足吸反力配合要求的前提下,改變操動機構彈簧預壓力分析了其對觸頭運動特性的影響以及觸頭運動特性對接觸器開斷性能的影響,得出以下結論:

1)接觸器開斷過程電弧演變分為3個階段,在電弧演變初期,觸頭的剛分速度決定了電弧初期拉長階段的電壓上升速度;電弧演變中期發生了電弧背后重擊穿現象,不利于直流開斷;電弧演變后期,電弧充分進入滅弧柵片切割為多段串聯短弧,動靜觸頭兩端電壓上升至電源電壓,開斷完成。

2)衡量開斷性能的指標有二:其一是電弧電壓上升率,其二是電弧背后重擊穿現象發生與否。隨著觸頭彈簧和反力彈簧預壓力的增大,觸頭分斷速度增加,分斷速度增加使得電弧電壓上升率變高,但分斷速度過高會導致電弧背后重擊穿現象的發生,因此觸頭分斷速度增加并不總是有利于滅弧。

3)分斷速度過高會導致開斷過程中電弧發生重擊穿現象,其主要原因是因為分斷速度變化導致弧柱充分擠壓左側滅弧柵片之后才發生陰極弧根轉移現象,使流入柵片間的氣流量變少,進而使柵片入口處產生順時針氣流漩渦,最終導致了重擊穿現象的發生。

4)在實際產品滅弧室優化工作中,為提升直流接觸器的開斷性能,通常要求動觸頭分斷速度要高,且在分斷速度過高的情況下不發生電弧重擊穿現象,可以通過改變滅弧室空間磁場分布來調控電弧的演變規律,進而抑制柵片入口處順時針氣流漩渦的產生,最終實現接觸器快速開斷。