真空断路器机械特性分析论文
真空断路器特性分析论文
真空断路器特性分析论文摘要：通过对实际工作经验的总结，论述了永磁机构传动方式、保持力大小以及与真空断路器匹配时确定永磁机构的合、分闸功及动作特性的原理。
关键词：断路器永磁机构特性配合1断路器与机构传动方式配合目前，国内外生产的永磁机构（双稳态）动铁心行程（即动铁心与磁轭之间气隙）都比较小（通常不大于25mm），远小于常规电磁、弹簧、液压和空压操动机构的行程。
因此，目前它还只能配用在触头行程较小的中压真空断路器上。
如果单从满足断路器行程方面要求，可以通过放大传动机构的输出行程，满足大行程断路器要求。
但是，目前国内外生产的永磁机构的分、合闸力也较小，通常在2000～4000N，最大也不大于6000N。
在将它与断路器配用中，往往只能利用传动机构的行程缩小、作用力放大，而不能利用行程放大、作用力缩小的功能。
12kV真空灭弧室的触头开距一般约为10mm，当触头弹簧直接设在动触杆上，超程约3mm时，真空灭弧室要求行程（触头开距加超程）为13mm左右。
如果选用行程为25mm的永磁机构，就需设计中间传动机构使行程匹配，而且在设计传动比时必须考虑行程损失因素。
40.5kV真空灭弧室触头要求行程约25mm（开距约20mm，超程约4.5mm），正好与行程为25mm的永磁机构相匹配，可采用操动机构与真空灭弧室动触杆同轴连接的传动方式。
这样不仅可以减少行程损失，而且有利于抑制合闸弹跳。
2永磁机构分、合闸状态保持力的选择永磁机构结构简单，动作可靠性高，无需合分闸位置机械保持和脱机装置，它是由永久磁铁产生的吸力使断路器保持在分、合闸位置[1]。
真空断路器要求一定的触头接触压力，因此，永磁机构的吸力不仅要能克服触头弹簧的反作用力和其他反力，而且还必须具有足够的合闸位置有效保持力，防止受到外界可能因素作用下（机械震动、电动力等）出现自动误分闸。
该保持力的大小不仅决定了断路器合闸保持性能，而且还决定了分闸功及分闸速度等重要参数。
根据试验得出合闸有效保持力:当开断电流为20kA及以下者，宜选择在500～700N；开断电流为31.5kA及以上者，宜选择在700～1000N。
真空断路器毕业论文
摘要真空断路器作为一种优点较多的开关设备，不管是在电力系统还是牵引供电系统中，都得到了广泛的应用。
因为其灭弧能力强、电气寿命长、现场维护方便、技术含量高等优点，在中低压设备中常作为首选。
但是在我多年的工作中，也遇到了许许多多真空断路器存在的问题，例如由于真空断路器灭弧能力过强导致其用在电容补偿系统中时就经常产生截流过电压，从而导致电容器的损坏，引起母线避雷器的频繁动作。
真空灭弧室在工作中需要保持较高的真空状态，而大气压力的存在对其密封性提出了很高的要求。
由于真空灭弧室漏气的问题仍然不能解决，现在的技术监测手段又不过关，周期性的预防性试验又不能与时的发现真空灭弧室运行中存在的隐患，所以真空断路器在运行中因真空灭弧室真空度下降引起的故障时有发生。
我在朔黄铁路肃宁分公司工作的几年中共发生了5起因灭弧室真空度降低导致的灭弧失败而引发真空断路器烧毁，保护越级动作，事故围扩大。
在机械结构上，由于真空灭弧室动静触指采用的是面接触，这就要求开关闭合后需要一定的超程来保证接触压力，使断路器的结构变得复杂，操动机构容易损坏，分合闸偶尔出现拒动等问题。
本文通过阐述真空断路器的工作原理和部分事故案例，探讨解决这些问题的方法和措施，以达到电力系统安全运行的目的。
关键词：真空断路器；真空灭弧室；真空度下降；事故案例分析目录摘要I目录I第一章真空断路器的结构和工作原理11.1真空断路器的基本组成11.2真空灭弧室的构成与作用1第2章真空断路器存在的问题22.1真空灭弧室的问题22.1.1 事故案例一22.1.2 事故案例二42.2操动机构的问题72.2.1合闸弹跳对真空断路器的影响72.2.2 超行程与接触压力对真空断路器的影响8 第3章故障原因分析83.1故障原因分析一83.2故障原因分析二83.3故障原因分析三9第4章解决问题的对策94.1提高真空灭弧室的生产工艺94.2提高断路器的整体装配质量104.3选择合适的操动机构和真空灭弧室104.4避免开关柜主回路磁场对灭弧室磁场的影响104.5增加真空度在线监测装置104.5.1 灭弧室真空度在线监测工作原理104.5.2 在线监测解决的现场问题124.5.3 我的在线监测设计思路12结论14参考文献14致14个人简介错误!未定义书签。
真空断路器性能分析与优化
真空断路器性能分析与优化摘要：在电力系统中，高压真空断路器是一个比较关键的开关设备，它不仅控制着电网的运转还对电网的安全性起到了重要的保护作用。
保证高压断路器的良好性能、稳定可靠是电力系统关系到整个系统的安全稳定运行，十分重要。
本文对真空断路器性能分析与故障优化进行阐述。
关键词：高压真空断路器；主要特性；故障优化1 真空断路器性能分析及作用判断一个真空断路器是否满足要求，应对其合分闸时间、合分闸速度、燃弧时间、超行程和触头烧损厚度等其它一些参数进行确定和判定。
通过优化和筛选，对真空断路器的机械、电气特性作出全面评价。
1.1 合闸弹跳对真空断路器而言，动、静触头闭合时不要弹跳是最理想的情况。
可是在很多情况下，减小触头的弹跳时间是为保证触头高质量地工作，但不能更换的真空触头仍然希望消除振动。
从断路器机械方面和电气方面讲，要求减小合闸弹跳时间是合理的。
一方面，触头弹跳时间长则说明合闸时的冲力过大，多余的能量只能消耗于断路器框架等处，以微小的变形和振动为代价，长此以往，只能有害无益。
另一方面，弹跳时间长则触头的磨损量也大。
当然，抑制合闸弹跳，也并不是说完全没有弹跳便是最优，实际上，合闸电动排斥力是消除合闸弹跳的有效手段。
1.2 真空断路器的超行程由于真空断路器的触头都是对接式触头，其超行程的作用主要有以下几点：1.2.1 保证触头在一定的烧损厚度内仍有一定的接触压力，以保持可靠的接触，并可减少主回路的接触电阻值，以降低温升；1.2.2 使动触头在断路器分闸时获得一定的初始冲击动能，提高动触头的初始分离速度，拉断动、静触头间的熔焊点；1.2.3 使断路器在合闸时能够借助触头压力（既弹簧力）得到缓冲，以减少弹跳；1.2.4 可以利用运行中的真空断路器超行程的数量值来确定触头压力的大小。
通常，对一些不能直接测量触头烧损厚度的真空断路器，可通过超行程的累计改变量来计算触头烧损的厚度，并以此间接地估算真空断路器的剩余电寿命。
对VS1(VD4)真空断路器特性试验问题的分析--论文
对VS1（VD4）真空断路器特性试验问题的分析摘要：随着电力设备的不断更新，少油开关已基本淘汰，在10千伏真空断路器大量使用的情况下，特别是中置柜的大量使用下，出现了VS1（VD4）等型号开关的现场特性试验，主要是测速难题。
并强调了高压真空断路器的分、合闸时间和分、合闸速度是两个不同的技术参数．绝对不能用测量分、合闸时间来代替测量分、合闸速度。
通过对VS1一l2、VD4真空断路器结构的研究分析，提出了现场测量分、合闸速度的方法。
关键词：真空断路器特性试验；分、合闸时间；分、合闸速度l、前言由于VS1—12真空断路器为复合绝缘封闭式结构，它的真空灭弧室、绝缘拉杆，触头弹簧、传动触头的拐臂均被封闭在绝缘筒和金属箱体内．产品在制造厂完总装调试后，就测试不到动触头（包括绝缘拉杆可动部分）的运动速度为此，向有关制造厂提出，希望对产品结构进行改进，提供测速部位和测速方法。
有人认为该型号断路器可以通过测量分、合闸时间来反映分、合闸速度是否合格，并称“只要测得的分、合闸时间在合格范围内，就可以认为分、合闸速度不会有问题”我认为这种观念是十分错误的，在这种错误观念误导下，再加上VS1—12和VD4断路器确实也很难测量可动触头速度，因此目前使用部门基本上在现场不测量其速度，甚至也有些开关厂对生产的VS1—12断路器也不测量速度。
如2007年9月在中置柜检修比武中，由于现场提供的VS1—12断路器条件限制而未能进行速度测量，为此引起了系统内有关方面的重视，要求尽快设法解决这个问题。
2、分合闸时间与分合闸速度的差异断路器的分、合闸时间不能反映分、合闸速度断路器的分、合闸时间和分、合闸速度是两个不同的重要技术参数。
分、合闸时间其长短关系到分合故障电流的性能；如果分合闸严重不同期，将造成线路或变压器的非全相接入或切断，从而可能出现危害绝缘的过电压。
分、合闸速度：直接影响到断路器分合短路电流的能力。
对于三极断路器．分闸时间是指从发出分闸指令(分闸线圈通电)开始至三极动、静触头全部分开为止的时间：分闸时间是指从发出合闸指令(合闸线圈通电)开始至三极动、静触头全部闭合为止时间分闸时间它包括了分闸电磁铁动作时间、操作机构和传动机构固有动作时间、动触头从开始运动至与静触头分开(即运动接触行程)的3个时间之和，对于真空断路器由于接触程很小(约3 mm)，动触头运动该接触行程的时间约6 ms(平均速度按0.5 m／s计算)只占整个分闸时间(40-50 ms)很小一部。
考虑电动斥力的真空断路器刚柔耦合系统机械特性研究
第２７卷㊀第３期２０２３年３月㊀电㊀机㊀与㊀控㊀制㊀学㊀报Ｅｌｅｃｔｒｉｃ㊀Ｍａｃｈｉｎｅｓ㊀ａｎｄ㊀Ｃｏｎｔｒｏｌ㊀Ｖｏｌ ２７Ｎｏ ３Ｍａｒ.２０２３㊀㊀㊀㊀㊀㊀考虑电动斥力的真空断路器刚柔耦合系统机械特性研究董华军１ꎬ２ꎬ㊀孙鹏１ꎬ２ꎬ㊀李东恒１ꎬ㊀陈培军１ꎬ２ꎬ㊀郭方准１(１.大连交通大学机械工程学院ꎬ辽宁大连１１６０２８ꎻ２.平高集团有限公司ꎬ河南平顶山４６７００１)摘㊀要:针对真空断路器分闸过程涉及到的灭弧室侧电磁力与操动机构侧机械运动的耦合计算问题ꎬ结合Ｍａｙｒ￣Ｃａｓｓｉｅ混合式电弧模型㊁灭弧室电磁场模型以及操动机构刚柔耦合动力学模型提出一种断路器分断过程电－磁－机械动态特性耦合计算方法ꎮ基于真空断路器分断过程动态特性计算结果ꎬ通过显式动力学方法对分闸过程中触头弹簧系统的冲击碰撞现象进行模拟计算ꎬ并结合应变寿命理论及Ｍｉｎｅｒ累计损伤理论计算触头弹簧结构的工作寿命ꎬ在此基础上对触头弹簧结构进行优化改进工作ꎮ研究结果表明:在断路器分闸过程中电动力方向并不总是为触头斥开方向ꎬ在超程阶段结束之前动触头承受的电动力为斥开方向ꎬ在超程结束后动触头承受电动力为闭合方向ꎻ在承受分闸冲击时ꎬ优化前的触头弹簧结构应力危险范围在弹簧销与导向套的接触界面处ꎬ应力数值为２７３.２８ＭＰａꎬ其疲劳寿命为２０２７次ꎬ优化后的触头弹簧结构疲劳寿命为１２０３０次ꎬ满足断路器产品额定机械寿命的要求ꎮ关键词:电动斥力ꎻ电弧模型ꎻＶＳ１真空断路器ꎻ分闸特性ꎻ触头弹簧ꎻ疲劳寿命ＤＯＩ:１０.１５９３８/ｊ.ｅｍｃ.２０２３.０３.０１４中图分类号:ＴＭ５６１文献标志码:Ａ文章编号:１００７－４４９Ｘ(２０２３)０３－０１４７－１１㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀收稿日期:２０２１－１２－０３基金项目:国家自然科学基金(５１４７７０２３)ꎻ辽宁省自然科学基金计划项目(２０１９－ＭＳ－０３６)作者简介:董华军(１９７８ )ꎬ男ꎬ博士ꎬ教授ꎬ博士生导师ꎬ研究方向为真空开关电弧基础理论㊁图像处理及识别ꎻ孙㊀鹏(１９７７ )ꎬ男ꎬ博士研究生ꎬ研究方向为真空开关电弧基础理论ꎻ李东恒(１９９６ )ꎬ男ꎬ博士研究生ꎬ研究方向为真空开关电弧基础理论ꎻ陈培军(１９７７ )ꎬ女ꎬ博士研究生ꎬ研究方向为真空开关电弧基础理论ꎻ郭方准(１９７０ )ꎬ男ꎬ博士ꎬ教授ꎬ博士生导师ꎬ研究方向为超高真空科研装备的研发ꎮ通信作者:董华军Ｒｅｓｅａｒｃｈｏｎｓｔｒｕｃｔｕｒａｌｃｈａｒａｃｔｅｒｉｓｔｉｃｓｏｆｒｉｇｉｄ￣ｆｌｅｘｉｂｌｅｃｏｕｐｌｉｎｇｓｙｓｔｅｍｏｆＶＣＢｃｏｎｓｉｄｅｒｉｎｇｅｌｅｃｔｒｏ￣ｄｙｎａｍｉｃｒｅｐｕｌｓｉｏｎｆｏｒｃｅＤＯＮＧＨｕａ￣ｊｕｎ１ꎬ２ꎬ㊀ＳＵＮＰｅｎｇ１ꎬ２ꎬ㊀ＬＩＤｏｎｇ￣ｈｅｎｇ１ꎬ㊀ＣＨＥＮＰｅｉ￣ｊｕｎ１ꎬ２ꎬ㊀ＧＵＯＦａｎｇ￣ｚｈｕｎ１(１.ＳｃｈｏｏｌｏｆＭｅｃｈａｎｉｃａｌＥｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇꎬＤａｌｉａｎＪｉａｏｔｏｎｇＵｎｉｖｅｒｓｉｔｙꎬＤａｌｉａｎ１１６０２８Ｃｈｉｎａꎻ２.ＰｉｎｇｇａｏＧｒｏｕｐＣｏ.ꎬＬｔｄ.ꎬＰｉｎｇｄｉｎｇｓｈａｎ４６７００１ꎬＣｈｉｎａ)Ａｂｓｔｒａｃｔ:Ａｉｍｉｎｇａｔｔｈｅｃｏｕｐｌｉｎｇｐｒｏｂｌｅｍｏｆｅｌｅｃｔｒｏｍａｇｎｅｔｉｃｆｏｒｃｅｏｎｖａｃｕｕｍｉｎｔｅｒｒｕｐｔｅｒａｎｄｍｅｃｈａｎｉｃａｌｍｏｔｉｏｎｏｎｏｐｅｒａｔｉｎｇｍｅｃｈａｎｉｓｍꎬａｃｏｕｐｌｉｎｇｃａｌｃｕｌａｔｉｏｎｍｅｔｈｏｄｏｆｅｌｅｃｔｒｏ￣ｍａｇｎｅｔｉｃ￣ｍｅｃｈａｎｉｃａｌｄｙｎａｍｉｃｃｈａｒａｃｔｅｒｉｓｔｉｃｓｏｆｃｉｒｃｕｉｔｂｒｅａｋｅｒｗａｓｐｒｏｐｏｓｅｄｂａｓｅｄｏｎＭａｙｒ￣Ｃａｓｓｉｅａｒｃｍｏｄｅｌꎬｅｌｅｃｔｒｏｍａｇｎｅｔｉｃｍｏｄｅｌｏｆｉｎｔｅｒｒｕｐｔｅｒａｎｄｄｙｎａｍｉｃｍｏｄｅｌｏｆｏｐｅｒａｔｉｎｇｍｅｃｈａｎｉｓｍ.Ｔｈｅｃｏｌｌｉｓｉｏｎｐｈｅｎｏｍｅｎｏｎｏｆｃｏｎｔａｃｔｓｐｒｉｎｇｄｕｒ￣ｉｎｇｏｐｅｎｉｎｇｐｒｏｃｅｓｓｗａｓｃａｌｃｕｌａｔｅｄｂｙｅｘｐｌｉｃｉｔｄｙｎａｍｉｃｍｅｔｈｏｄ.Ｔｈｅｆａｔｉｇｕｅｌｉｆｅｏｆｃｏｎｔａｃｔｓｐｒｉｎｇｗａｓｃａｌ￣ｃｕｌａｔｅｄꎬａｎｄｔｈｅｓｔｒｕｃｔｕｒｅｏｆｃｏｎｔａｃｔｓｐｒｉｎｇｗａｓｏｐｔｉｍｉｚｅｄ.Ｆｒｏｍｔｈｅｒｅｓｕｌｔｗｅｃａｎｓｅｅ:ｔｈｅｅｌｅｃｔｒｏｄｙｎａｍ￣ｉｃｆｏｒｃｅｏｆｔｈｅｍｏｖｉｎｇｃｏｎｔａｃｔｉｓｉｎｔｈｅｒｅｐｕｌｓｉｏｎｄｉｒｅｃｔｉｏｎｉｎｔｈｅｏｖｅｒ￣ｒａｎｇｅｓｔａｇｅꎬａｎｄｔｈｅｅｌｅｃｔｒｏｄｙｎａｍｉｃｆｏｒｃｅｏｆｔｈｅｍｏｖｉｎｇｃｏｎｔａｃｔｉｓｉｎｔｈｅｃｌｏｓｅｄｄｉｒｅｃｔｉｏｎａｆｔｅｒｔｈｅｏｖｅｒ￣ｒａｎｇｅｓｔａｇｅ.Ｔｈｅｈｉｇｈｓｔｒｅｓｓｏｆｔｈｅｃｏｎ￣ｔａｃｔｓｐｒｉｎｇｉｓａｔｔｈｅｃｏｎｔａｃｔｉｎｔｅｒｆａｃｅｂｅｔｗｅｅｎｔｈｅｓｐｒｉｎｇｐｉｎａｎｄｔｈｅｇｕｉｄｅｓｌｅｅｖｅꎬｗｈｅｒｅｔｈｅｓｔｒｅｓｓｉｓ２７３.２８ＭＰａꎬｔｈｅｆａｔｉｇｕｅｌｉｆｅｉｓ２０２７ｔｉｍｅｓｂｅｆｏｒｅｏｐｔｉｍｉｚａｔｉｏｎ.Ｔｈｅｆａｔｉｇｕｅｌｉｆｅｏｆｔｈｅｃｏｎｔａｃｔｓｐｒｉｎｇｓｔｒｕｃｔｕｒｅｉｓ１２０３０ｔｉｍｅｓａｆｔｅｒｏｐｔｉｍｉｚａｔｉｏｎꎬｗｈｉｃｈｍｅｅｔｓｔｈｅｒｅｑｕｉｒｅｍｅｎｔｏｆｍｅｃｈａｎｉｃａｌｌｉｆｅ.Ｋｅｙｗｏｒｄｓ:ｅｌｅｃｔｒｏｄｙｎａｍｉｃｒｅｐｕｌｓｉｏｎｆｏｒｃｅꎻａｒｃｍｏｄｅｌꎻＶＳ１ｖａｃｕｕｍｃｉｒｃｕｉｔｂｒｅａｋｅｒꎻｏｐｅｎｉｎｇｃｈａｒａｃｔｅｒｉｓ￣ｔｉｃｓꎻｃｏｎｔａｃｔｓｐｒｉｎｇꎻｆａｔｉｇｕｅｌｉｆｅ０㊀引㊀言真空断路器作为控制和保护设备广泛应用于中压配电系统中ꎬ当真空断路器分闸时ꎬ分闸弹簧作为动力支持驱动绝缘拉杆向下运动ꎬ直至触头到达分闸位置经缓冲装置作用而停止运动ꎮ此期间操动机构作为真空断路器的驱动单元ꎬ其动态特性对断路器的开断能力有着决定性影响[１－３]ꎮ但是真空断路器的分闸过程并不是一个简单的机械动力学问题ꎬ当断路器分断电流较大时ꎬ若操动机构提供的动力输出与灭弧室灭弧特性的匹配性较差ꎬ灭弧室触头间产生的温度极高的真空电弧将难以熄灭ꎬ导致触头㊁动导杆等导电部件在分断电流及其产生的磁场作用下产生电动力ꎬ而触头等部件产生的电动力又反过来会对机构分闸运动造成影响ꎮ因此真空断路器的分闸过程本质上是一个灭弧室侧电磁场与操动机构侧机械运动的多领域耦合问题ꎮ此外当机构分闸速度过大时ꎬ部分零件极有可能在循环冲击载荷下产生疲劳破坏ꎬ进而影响到断路器的工作稳定性ꎮ因此对断路器系统在分断大电流时的电－磁－机械特性进行研究ꎬ有着十分重要的意义ꎮ断路器开断过程主要涉及到电流ꎬ磁场ꎬ电动力及机械运动的多方向耦合问题ꎮ目前大多学者采用ＡＤＡＭＳ刚体动力学仿真分析方法来计算断路器空载条件下的分闸运动特性ꎬ该方法可较为方便地计算出触头㊁拉杆等运动部件的速度㊁位置等信息ꎬ但关于操动机构部件在分闸工作过程中承受冲击载荷时的应力变化及其易发生失效破坏的位置等信息却无法得到ꎮ后来王建华等人在此基础上采用显示动力学仿真分析方法来处理操动机构合分闸过程中部件的冲击碰撞问题ꎬ并利用ＬＳ￣ＤＹＮＡ以及Ｎｃｏｄｅ软件耦合对真空断路器动静铁心以及合闸保持机构等部件在合分闸冲击过程中的应力应变及疲劳寿命进行了计算[４]ꎬ对本文断路器机构刚柔耦合动力学模型的建立以及疲劳寿命计算有着很好的借鉴意义ꎮ但以上学者在对断路器合分闸过程进行研究时ꎬ较少考虑触头电动斥力对机构运动特性产生的影响ꎮ陈德桂㊁李兴文等[５－７]人针对触头系统电动斥力进行了试验研究ꎬ然后在此基础上引入圆柱导电桥模型利用有限元仿真方法对触头电动斥力进行了计算ꎮ这种有限元电磁耦合仿真方法也是目前触头电动斥力计算所采用的主流方法ꎬ但目前研究对象多为直流继电器㊁塑壳断路器等开关电器的触头系统的电动斥力ꎬ关于结构更为复杂的真空灭弧室触头系统电动斥力的研究却相对较少ꎻ此外大多学者研究较多的是触头闭合情况下的电动斥力ꎬ较少将电动斥力与机构的运动过程联系起来进行耦合计算ꎮ后来纽春萍㊁荣命哲㊁李兴文等[８－１０]人采用ＡＤＡＭＳ二次开发方法ꎬ将电动斥力以静态数据网格的形式ꎬ通过用户子程序加载到断路器机构运动模型上ꎬ实现了断路器分断过程电路方程㊁电磁场以及机构运动方程的耦合求解ꎬ但是该方法理论性较强ꎬ且对开发人员的编程水平要求相对较高ꎬ难以被大多技术人员所掌握ꎬ因此在以上学者研究基础上开发出一种更为简洁的断路器分闸过程电－磁－机械运动特性耦合计算方法就显得尤为重要ꎮ基于此ꎬ本文首先对１２ｋＶ真空灭弧室导电部分的电流密度㊁磁场进行仿真计算ꎬ在此基础上分析了不同开距和电流下导电回路洛伦兹力的变化及触头闭合时电流对霍尔姆力的影响ꎮ然后建立Ｍａｙｒ￣Ｃａｓｓｉｅ混合式电弧模型ꎬ对灭弧室短路开断过程中电流动态过程进行仿真计算ꎻ建立ＶＳ１型真空断路器操动机构刚柔耦合动力学仿真模型ꎬ通过ＭＡＴ￣ＬＡＢ编程技术将电动斥力施加到断路器机构动力学计算模型上ꎬ实现断路器机构载流条件下分断过程电－磁－机械动态特性耦合计算ꎻ最后利用显示动力学方法计算触头弹簧结构在承受分闸冲击时的应力㊁应变情况ꎬ并将动态计算结果与Ｎｃｏｄｅ软件耦合ꎬ计算出触头弹簧结构的分闸操作寿命及寿命危险区域ꎬ为触头弹簧结构的优化设计工作提供理论参考ꎮ１㊀触头结构电动力计算１.１㊀触头洛伦兹力计算触头在断开时刻计算洛伦兹力时需要在动静触头间建立电弧模型ꎬ这里选取电弧产生的主要区域８４１电㊀机㊀与㊀控㊀制㊀学㊀报㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀第２７卷㊀将其视为一圆柱体导体[１１－１３]ꎮ真空电弧电导率设置为２.８ˑ１０３Ｓ/ｍꎬ相对磁导率为１ꎬ其直径与触头外径一致ꎬ为７８ｍｍꎬ厚度为灭弧室开距１０ｍｍꎮ加载电流的方向是由静触头流向动触头ꎬ大小为４０ｋＡꎬ此时触头导电回路电流密度㊁磁场分布以及电动力分布计算结果分别如图１㊁图２㊁图３所示ꎮ图１㊀电流密度分布Ｆｉｇ.１㊀Ｄｉｓｔｒｉｂｕｔｉｏｎｏｆｃｕｒｒｅｎｔｄｅｎｓｉｔｙ图２㊀磁场分布Ｆｉｇ.２㊀Ｄｉｓｔｒｉｂｕｔｉｏｎｏｆｍａｇｎｅｔｉｃｆｉｅｌｄ在图１(ａ)中ꎬ电流在杯壁触指处分布较为密集ꎬ在电弧和触头片处电流密度较小ꎻ动静触头杯座上电流流向基本一致ꎬ因此在表１电动斥力计算结果中ꎬ杯座之间的洛伦兹力为互相吸引的力ꎻ而图１(ｂ)中动静触头片上电流流向则相反ꎬ导致触头片之间的洛伦兹力为互相排斥的力ꎮ图３㊀电动力分布Ｆｉｇ.３㊀Ｄｉｓｔｒｉｂｕｔｉｏｎｏｆｅｌｅｃｔｒｏｄｙｎａｍｉｃｆｏｒｃｅ在图２中ꎬ总体上来说触头杯指处磁场较大ꎬ导杆处磁场较小ꎻ在电弧中心平面上ꎬ触头产生的纵向磁场沿触头半径方向分布较为均匀ꎬ呈现出先略微升高后迅速下降的趋势ꎬ电弧中心平面上磁场最大的环形区域对应着触头片上开槽末端位置ꎮ表１㊀触头结构洛伦兹力计算结果Ｔａｂｌｅ１㊀ＣａｌｃｕｌａｔｉｏｎｒｅｓｕｌｔｓｏｆＬｏｒｅｎｔｚｆｏｒｃｅ零件洛伦兹力/Ｎ触头片－３３.５２６杯座㊀２７３.２３支撑盘－０.０３２合力㊀２３９.６７２当触头断开时ꎬ触头杯座开槽处也即是触指处洛伦兹力密度最大ꎬ由于杯座互相吸引的力要大于触头片互相排斥的力ꎬ因此动触头产生的洛伦兹力方向为触头合闸方向ꎮ利用参数化仿真可分析开距和电流对触头洛伦兹力的影响ꎬ改变电流与开距时触头结构洛伦兹力变化如图４所示ꎮ图４㊀触头洛伦兹力与开距和电流的关系Ｆｉｇ.４㊀ＲｅｌａｔｉｏｎｓｈｉｐｂｅｔｗｅｅｎＬｏｒｅｎｔｚｆｏｒｃｅａｎｄｄｉｓｔａｎｃｅａｎｄｃｕｒｒｅｎｔ９４１第３期董华军等:考虑电动斥力的真空断路器刚柔耦合系统机械特性研究在相同电流条件下ꎬ触头结构洛伦兹力随着触头间开距的增加而减小ꎬ在２ｍｍ处有明显拐点ꎮ在０~２ｍｍ范围内洛伦兹力随开距减小的趋势较大ꎬ２ｍｍ后曲线变化幅度较小ꎮ通过以上建立的洛伦兹力数据网格ꎬ灭弧室触头在任意时刻所对应的电流㊁触头开距下的洛伦兹力均可在ＭＡＴＬＡＢ中通过二元插值功能来计算ꎮ１.２㊀触头霍尔姆力计算当动静触头闭合时ꎬ仅有少数的导电斑点相接触ꎬ这就导致触头流过电流时ꎬ电流会在动㊁静触头的接触斑点处发生收缩ꎬ触头间会产生互相排斥的霍尔姆力[１４]ꎮ假设全部导电斑点集中在触头中心ꎬ此时触头实际受力情况需要同时考虑触头预压力㊁洛伦兹力和霍尔姆力３个力ꎬ触头间在垂直接触面的方向上霍尔姆力可通过经验计算公式得到ꎬ即ＦＨ＝μ０４πＩ２ｌｎＲｒ＝μ０４πＩ２ｌｎξＨπＲ２ＦＫ＋ＦＨ＋ＦＬꎮ(１)式中:Ｉ为流经收缩区导体的电流ꎬＡꎻＲ为动触头的截面半径ꎻμ０为真空磁导率ꎻξ为与触头表面接触状况有关的系数ꎬ其范围在０.３~１之间ꎻＨ为材料的布氏硬度ꎬＮ/ｍｍ２ꎻＦＫ为触头间接触力ꎬＮꎻＦＨ为霍尔姆力ꎬＮꎻＦＬ为洛伦兹力ꎬＮꎻ其中以触头合闸压力方向为正方向ꎮ式(１)为隐性公式ꎬ触头接触力可在后续计算中利用动力学模块求解ꎮ２㊀灭弧室开断过程电弧模型研究２.１㊀Ｍａｙｒ￣Ｃａｓｓｉｅ混合式电弧模型当灭弧室开断短路电流时ꎬ触头间会有短暂的燃弧现象ꎮ目前常用的电弧黑盒模型通常有Ｍａｙｒ模型㊁Ｃａｓｓｉｅ模型和Ａｙｒｔｏｎ模型等ꎬ由于各种电弧模型对电弧本身性质的不同设定ꎬ所以各种电弧模型具有不同的适应范围ꎮＭａｙｒ在电弧电流较小ꎬ电弧电阻较大时对电弧特性的描述较为准确ꎬ而Ｃａｓｓｉｅ则更适用于电弧电流大ꎬ电弧电阻小的情况ꎮ为实现在短路电流开断过程中ꎬ电流大小不同时能切换Ｍａｙｒ和Ｃａｓｓｉｅ模型ꎬ在相关研究文献中ꎬ有部分学者在Ｍａｙｒ电弧模型基础上ꎬ引入连接函数利用组合形式建立Ｍａｙｒ￣Ｃａｓｓｉｅ混合式电弧模型[１５－１８]ꎬ可对不同范围电流下的电弧模型进行准确描述ꎬ对电弧模型建立工作有着很好的借鉴意义ꎮＭａｙｒ电弧模型可描述为１ｇ(ｔ)ｄｇ(ｔ)ｄｔ＝ｄｌｎ(ｇ)ｄｔ＝１τｕ(ｔ)ｉ(ｔ)Ｐｌｏｓｓ－１()ꎮ(２)式中:ｇ(ｔ)为电弧电导ꎻｉ(ｔ)㊁ｕ(ｔ)分别为电弧的电流和电压ꎻτ为电弧时间常数ꎻＰｌｏｓｓ为电弧耗散功率ꎬ与电弧直径㊁径向运动速度以及电流有关ꎬＷ/ｍꎮＣａｓｓｉｅ电弧模型可描述为１ｇ(ｔ)ｄｇ(ｔ)ｄｔ＝ｄｌｎ(ｇ)ｄｔ＝１τｕ２(ｔ)ｕ２ｃ－１()ꎮ(３)式中ｕｃ为电弧电压常数ꎮｇａｒｃ＝１－ｅｘｐ－ｉ２Ｉ２０()[]ｇｃ＋ｅｘｐ－ｉ２Ｉ２０()ｇｍ＝１－ｅｘｐ－ｉ２Ｉ２０()[]ｕｉｕ２ｃ－τｄｇ(ｔ)ｄｔ()＋ｅｘｐ－ｉ２Ｉ２０()ｉ２(ｔ)Ｐｌｏｓｓ(ｔ)－τｄｇ(ｔ)ｄｔ()ꎮ(４)式中:ｇａｒｃ为总电弧电导ꎻｇｍ㊁ｇｃ为Ｍａｙｒ和Ｃａｓｓｉｅ电弧电导ꎻｉ为实际电弧电流ꎻＩ０为过渡电流ꎬ一般在５~７Ａ范围内ꎮ当电弧电流较小时ꎬＭａｙｒ电弧模型电导在总电导中所占比例系数较大ꎬ故Ｍａｙｒ电弧模型在总电弧模型中起主要作用ꎻ而当电弧电流较大时ꎬＣａｓｓｉｅ电弧模型在总电弧模型中起主要作用[１９]ꎮ基于此ꎬ本文在Ｓｉｍｕｌｉｎｋ中搭建了Ｍａｙｒ￣Ｃａｓｓｉｅ混合式电弧模型及外载电路ꎬ对１２ｋＶ真空灭弧室短路开断过程中电流动态过程进行仿真计算ꎮ２.２㊀电弧仿真结果分析施加的三相电源频率为５０Ｈｚꎬ其中以Ａ相电流过零时刻０.０２ｓ为开断时刻ꎮ电弧模型主要参数:初始电导为１ˑ１０４ꎻＰｌｏｓｓ为１.５ˑ１０６Ｗ/ｍꎻτ为０.１ｍｓꎻＩ０为５Ａꎻｕｃ为２０Ｖꎮ灭弧室开断过程电流仿真结果如图５所示ꎮ图５㊀混合式电弧开断仿真结果Ｆｉｇ.５㊀Ｒｅｓｕｌｔｏｆｈｙｂｒｉｄａｒｃｂｒｅａｋｉｎｇ０５１电㊀机㊀与㊀控㊀制㊀学㊀报㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀第２７卷㊀在０.０２ｓ时刻ꎬ动静触头分离ꎬ触头间将产生真空电弧ꎮ由于电路断开时刻Ａ相中电流为０ꎬ故Ａ相中虽然也会产生真空电弧ꎬ但电弧燃烧阶段的电流数值相对小ꎻＢ㊁Ｃ两相在断开时刻的电流数值较大ꎬ故在真空电弧燃烧阶段内ꎬ两相电弧电流并不会立刻减少至０ꎬ而是呈现逐渐减小的趋势ꎮ而在各相主电路电流过零瞬间ꎬ触头产生的金属蒸汽将不足以维持真空电弧的燃烧ꎬ各相的电弧也将熄灭ꎮ３㊀操动机构合闸过程动力学分析３.１㊀操动机构刚柔耦合动力学模型建立断路器刚柔耦合动力学模型建立过程可分为４部分:首先利用ＡＤＡＭＳ建立ＶＳ１型操动机构动力学模型ꎬ如图６所示ꎮ图６㊀ＶＳ１操动机构动力学仿真模型Ｆｉｇ.６㊀ＤｙｎａｍｉｃｓｍｏｄｅｌｏｆＶＳ１ｏｐｅｒａｔｉｎｇｍｅｃｈａｎｉｓｍ然后根据各部件之间实际接触情况建立接触副和碰撞关系ꎻ其次利用有限元软件ＡＮＳＹＳ对关键零件进行模态分析ꎬ建立关键零部件模态分析文件ꎻ最后在ＡＤＡＭＳ中读入模态文件ꎬ并对断路器系统中刚性零部件进行替换ꎮ所建的操动机构刚柔耦合动力学模型中ꎬ缓冲部分实际情况下多采用油缓冲器ꎬ因其阻尼参数难以获取ꎬ故将其简化为阻尼弹簧ꎬ通过合理调整其刚度和阻尼可以达到与油缓冲器类似的缓冲效果ꎮ３.２㊀考虑电动斥力的断路器分闸过程计算将刚柔耦合动力学模型导入到Ｓｉｍｕｌｉｎｋ环境中ꎬ通过编写ＭＡＴＬＡＢＦｕｎｃｔｉｏｎ的形式计算分闸过程中触头电动斥力:１)由ＭＡＴＬＡＢ拟合图５中三相电流波形公式ꎬ并用该公式计算该时刻ｔ对应的电流值ꎬ同时由动力学模块返回该时刻对应的触头位移以及触头接触压力ꎮ２)已知该时刻电流以及触头接触压力情况下ꎬ可由经验公式(１)计算触头霍尔姆力ꎮ３)在已知该时刻电流和触头位移的条件下ꎬ采用二元插值方法在建立的洛伦兹力数据网格中查取对应电流以及触头开距下的触头洛仑兹力ꎮ４)将计算的霍尔姆力和洛仑兹力的合力作为总电动力通过接口函数返还到动力学模型中ꎬ其中霍尔姆力仅存在于触头接触行程阶段ꎬ即超行程阶段ꎬ而洛伦兹力存在于超行程结束后的分闸阶段ꎮ５)动力学模块接收到ｔ时刻的电动力后ꎬ进行机构动力学仿真ꎬ同时输出ｔ＋１时刻的触头位移及触头接触压力ꎬ用于下一个时间步内电动力的计算[２０－２１]ꎮ通过以上步骤的不断迭代计算ꎬ可将机械运动方程和电路㊁电磁场方程耦合求解ꎬ从而实现断路器的包含机构碰撞弹跳信息在内的整个分闸过程动态特性的计算ꎮ图７为机－电－磁耦合计算模块ꎮ图７㊀机－电－磁耦合计算模块Ｆｉｇ.７㊀Ｃｏｕｐｌｉｎｇｃａｌｃｕｌａｔｉｏｎｍｏｄｕｌｅｏｆｓｔｒｕｃｔｕｒａｌ￣ｅｌｅｃｔｒｉｃｉｔｙ￣ｍａｇｎｅｔｉｃ１５１第３期董华军等:考虑电动斥力的真空断路器刚柔耦合系统机械特性研究３.３㊀动力学仿真结果设置仿真初始条件为触头弹簧终压力为４５００Ｎꎬ刚度为４００Ｎ/ｍｍꎬ分闸弹簧预拉力２００Ｎꎬ刚度５０Ｎ/ｍｍꎬ触头额定开距为１０ｍｍꎬ接触行程为３ｍｍꎻ同时灭弧室触头自闭力简化为拉开一定距离的阻尼弹簧ꎬ刚度为１０Ｎ/ｍｍꎬ预拉力为２００Ｎ[２２]ꎮ以分闸时刻为Ａ相的电流过零点时刻ꎬ仿真得到操动机构分闸过程各部件运动状态以及触头分闸速度与位移曲线如图８㊁图９所示ꎮ图８㊀分闸过程操动机构各部分运动状态Ｆｉｇ.８㊀Ｍｏｔｉｏｎｓｔａｔｅｏｆｏｐｅｒａｔｉｎｇｍｅｃｈａｎｉｓｍｄｕｒｉｎｇｏｐｅｎｉｎｇｐｒｏｃｅｓｓ图９(ａ)中ꎬ在ｔ＝０时ꎬ机构处于分闸启动阶段ꎬ此时断路器处于合闸位置ꎬ绝缘拉杆在传动拐臂的动力传递下由分闸弹簧驱动着向下运动ꎬ但动触头在触头弹簧的作用下与静触头紧紧闭合在一起ꎮ在ｔ＝２.５ｍｓ时ꎬ超程阶段结束ꎬ动触头在绝缘拉杆的带动下开始向下运动ꎮ从图９(ｂ)中可看出此阶段动触头与拉杆的运动速度保持一致ꎬ二者的运动曲线几乎完全平行ꎮ在ｔ＝１０ｍｓ时ꎬ机构到达分闸位置ꎬ在缓冲器的作用下ꎬ动触头及拉杆经过一段时间的震荡后于ｔ＝３０ｍｓ时趋于稳定ꎮ在文献[２３－２６]中ꎬ有学者针对弹簧操动机构进行了分闸特性实验研究ꎬ测得灭弧室触头部件的分闸速度基本上呈现出先迅速增大然后在缓冲器作用下减小至０的变化趋势ꎬ这与文中动触头分闸速度仿真结果的变化趋势基本一致ꎻ只是文中缓冲器与相关文献中缓冲器的类型不同ꎬ并且进行了一定简化处理ꎬ故在分闸末期阶段动触头反向回弹的高度以及机构达到稳定状态所需的时间有所差别ꎮ图９㊀操动机构动力学计算结果Ｆｉｇ.９㊀Ｄｙｎａｍｉｃｃａｌｃｕｌａｔｉｏｎｒｅｓｕｌｔｓｏｆｏｐｅｒａｔｉｎｇｍｅｃｈａｎｉｓｍ分闸期间触头电动力变化如图１０所示ꎮ图１０㊀动触头分闸过程电动力随时间变化Ｆｉｇ.１０㊀Ｅｌｅｃｔｒｉｃｐｏｗｅｒｏｆｍｏｖｉｎｇｃｏｎｔａｃｔｓｃｈａｎｇｅｓｗｉｔｈｔｉｍｅｄｕｒｉｎｇｔｈｅｏｐｅｎｉｎｇｐｒｏｃｅｓｓ在触头超程阶段ꎬ动静触头尚未分离ꎻ此时由图５可知:Ａ㊁Ｃ两相电路中电流数值在减小ꎬ因此２５１电㊀机㊀与㊀控㊀制㊀学㊀报㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀第２７卷㊀图１０中超程阶段Ａ㊁Ｃ两相中的电动力也呈现减小趋势ꎻＢ相电路在超程阶段的电流数值不断增大ꎬ因此其电动力也呈上升趋势ꎮ但在超程阶段各相电路中触头电动力均为触头斥开方向ꎮ在动静触头分离瞬间ꎬ触头片上霍尔姆力迅速减小至０ꎬ触头总体电动力方向发生变化ꎬ此时触头电动力为杯座上的洛伦兹力ꎬ方向为触头闭合方向ꎮ最后随着动静触头间距离增大以及电流的减小ꎬ触头电动力减小至０ꎮ４㊀触头弹簧结构疲劳寿命计算在分闸阶段ꎬ导向套在触头弹簧反力作用下首先向下移动ꎬ动导杆侧则在触头弹簧压力作用下保持静止ꎻ在超行程阶段结束时ꎬ导向套开槽上端部分与弹簧销接触ꎬ弹簧销以及动导杆部分在拉杆驱动下开始向下运动ꎮ此期间触头弹簧销与导向套会产生冲击碰撞现象ꎬ对触头弹簧系统的机械寿命有着不利的影响ꎮ典型的触头弹簧结构如图１１所示ꎮ图１１㊀触头弹簧系统模型Ｆｉｇ.１１㊀Ｍｏｄｅｌｏｆｃｏｎｔａｃｔｓｐｒｉｎｇｓｙｓｔｅｍ本文建立了两种结构弹簧销模型ꎬ第一种在动导杆两侧开有４ｍｍ深的圆孔槽ꎬ弹簧销为两端小圆柱ꎬ插入动导杆孔内与之配合ꎻ第二种在动导杆处开一通孔ꎬ弹簧销插入孔内与动导杆配合[２７]ꎮ利用显示动力学软件ＬＳＤＹＮＡ可对两种弹簧销结构在分闸过程中的冲击碰撞现象进行模拟ꎮ仿真中ꎬ触头弹簧刚度为４００Ｎ/ｍｍꎬ终压力为４５００Ｎꎻ接触行程为３ｍｍꎻ速度初始条件为０ꎻ动导杆材料为无氧铜ꎬ轴套为不锈钢ꎬ弹簧销为Ｎｉ￣Ｃｒ￣Ｍｏ铁ꎬ各材料属性如表２所示ꎮ表２㊀材料参数Ｔａｂｌｅ２㊀Ｐａｒａｍｅｔｅｒｓｏｆｍａｔｅｒｉａｌｓ参数Ｎｉ￣Ｃｒ￣Ｍｏ不锈钢无氧铜密度/(ｋｇ/ｍ３)８５００７７５０８９４０弹性模量/Ｐａ２.０７ˑ１０１１１.９３ˑ１０１１１.１ˑ１０１１泊松比０.３２０.３１０.３４屈服应力/Ｐａ６.３ˑ１０８２.０７ˑ１０８１.９６ˑ１０８㊀㊀两种触头弹簧结构分闸过程中Ｖｏｎ￣Ｍｉｓｅｓ应力最大时的分布情况如图１２所示ꎮ图１２㊀弹簧销应力分布Ｆｉｇ.１２㊀Ｓｔｒｅｓｓｄｉｓｔｒｉｂｕｔｉｏｎｏｆｓｐｒｉｎｇｐｉｎ在两种结构弹簧销中ꎬ第一种弹簧销结构整体应力数值较大ꎬ在弹簧销与动导杆接触的端部位置产生了应力集中现象ꎮ第二种弹簧销结构最大应力数值较小ꎬ应力分布也相对均匀ꎬ弹簧销的应力集中范围出现在圆柱体中间部分ꎮ第二种弹簧销结构在分闸过程种应力变化如图１３所示ꎮ图１３(ａ)为合闸保持阶段ꎬ为保证动静触头间具有一定的接触压力ꎬ故拉杆及导向套部件需要给与弹簧销一定向上的压力ꎬ此时弹簧销与动导杆靠上部分接触区域应力较大ꎮ图１３(ｂ)阶段为超行程阶段ꎬ动导杆及弹簧销保持静止ꎬ导向套在拉杆及触头弹簧作用下向下运动ꎬ此阶段整体应力数值较小ꎮ图１３(ｃ)时刻弹簧销与导向套开槽上端部分刚接触ꎬ在接触区域应力数值开始增大ꎮ图１３(ｄ)时刻为弹簧销应力最大时刻ꎬ在导向套㊁动导杆与弹簧销的接触界面尺寸改变处形成应力集中区域ꎬ并且此刻可观察到弹簧销体产生了局部微小变形ꎮ图１３(ｅ)㊁图１３(ｆ)时刻ꎬ弹簧销变形已恢复ꎬ此时整体应力数值较小ꎬ无明显应力集中区域ꎻ弹簧销㊁动导杆与导向套三者之间保持相对静止状态ꎬ在拉杆驱动下继续完成分闸操作ꎮ３５１第３期董华军等:考虑电动斥力的真空断路器刚柔耦合系统机械特性研究图１３㊀开断过程弹簧销应力随时间变化Ｆｉｇ.１３㊀Ｓｔｒｅｓｓｏｆｓｐｒｉｎｇｐｉｎｃｈａｎｇｅｓｗｉｔｈｔｉｍｅｄｕｒｉｎｇｂｒｅａｋｉｎｇ在ｔ＝３.１ｍｓ时导向套㊁动导杆与弹簧销三者之间的冲击碰撞现象较为严重ꎬ此时弹簧销结构应力值最大约为２７３ＭＰａꎮ弹簧销结构现多采用Ｎｉ￣Ｃｒ￣Ｍｏ铁材料ꎬ故弹簧销在分闸过程中应力已经接近其材料屈服极限ꎬ极易产生塑性变形[２８]ꎮ因此为判断触头弹簧结构的机械性能是否符合设计要求ꎬ需要对触头弹簧系统整体的疲劳寿命进行计算ꎮ本文采用Ｎｃｏｄｅ软件对弹簧销结构的寿命进行计算ꎮ其中在分闸过程中由于弹簧销的应力数值较大ꎬ且正常工作情况下断路器一般不会频繁开断ꎬ因此触头弹簧结构的疲劳寿命计算属于低周疲劳的范畴ꎬ在软件中需采用应变疲劳寿命求解器来计算ꎮ将ＬＳ￣ＤＹＮＡ计算的应力㊁应变结果导入到Ｎｃｏｄｅ软件中ꎬ基于局部应变寿命理论以及Ｍｉｎｅｒ线性疲劳累积损伤理论即可计算弹簧销结构的分闸操作寿命及寿命危险区域ꎬ如图１４所示ꎮ触头弹簧结构疲劳寿命较低区域主要分布在弹簧销与导向套接触界面处ꎬ该区域对应的疲劳寿命约为２０２７次ꎻ其中弹簧销结构的寿命危险区域在销体中间区域ꎬ与图１３中弹簧销的应力分布对比可知ꎬ弹簧销中间区域应力数值较大ꎬ分布较为集中ꎬ因此最容易产生疲劳破坏ꎮ导向套的寿命危险区域在其开槽的上端部ꎬ在分闸过程中ꎬ此处将与弹簧销直接产生接触碰撞ꎬ故寿命计算结果相对其他区域较低ꎮ动导杆结构的寿命危险区域主要分布在与弹簧销相配合的通孔处ꎬ弹簧销承受的冲击载荷将通过销与孔的接触界面传递到动导杆处ꎬ因此在动导杆上由通孔处向周围区域处寿命计算结果呈现由低到高的变化趋势ꎮ总体上来说ꎬ低寿命基本出现在高应力区域ꎬ这些区域基本可视为在分闸时触头弹簧结构易产生裂纹的区域ꎮ此外断路器产品的机械额定寿命为１００００次ꎬ以上触头弹簧结构的寿命计算结果与之相差较大ꎬ故对于本文所建立的真空断路器模型而言ꎬ该触头弹簧结构的设计并不合理ꎮ图１４㊀触头弹簧系统寿命计算结果Ｆｉｇ.１４㊀Ｆａｔｉｇｕｅｌｉｆｅｏｆｔｈｅｃｏｎｔａｃｔｓｐｒｉｎｇｓｙｓｔｅｍ上述结构疲劳寿命较低的因素主要为在弹簧销与导向套碰撞时ꎬ二者接触面积过小ꎬ使得产生的应力在接触界面处高度集中ꎬ导致触头弹簧结构极易发生破坏ꎮ因此本文对以上触头弹簧结构做出了改进ꎬ如图１５所示ꎮ图１５㊀改进后触头弹簧结构Ｆｉｇ.１５㊀Ｉｍｐｒｏｖｅｄｍｏｄｅｌｏｆｃｏｎｔａｃｔｓｐｒｉｎｇｓｙｓｔｅｍ由于改进后的触头弹簧结构在分闸碰撞时导向套与拉杆间接触界面的面积较大ꎬ因此可有效减弱应力集中现象ꎮ当仿真条件设置与第一种触头弹簧结构完全一致时ꎬ该结构在分闸冲击下的寿命计算结果如图１６所示ꎮ４５１电㊀机㊀与㊀控㊀制㊀学㊀报㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀第２７卷㊀图１６㊀改进后触头弹簧系统寿命计算结果Ｆｉｇ.１６㊀Ｆａｔｉｇｕｅｌｉｆｅｏｆｔｈｅｉｍｐｒｏｖｅｄｃｏｎｔａｃｔｓｐｒｉｎｇｓｙｓｔｅｍ从寿命计算结果来看ꎬ触头弹簧结构改变之后ꎬ机械寿命得到了较大增长ꎻ其寿命较低区域主要分布在动导杆与拉杆的直径变化处ꎬ该区域对应的最低疲劳寿命约为１２０３０次ꎮ与断路器产品额定机械寿命相比ꎬ优化后的触头弹簧结构超出了将近２０％ꎬ因此该结构基本上满足额定机械寿命要求ꎮ５㊀结㊀论本文运用ＡＤＡＭＳ￣Ｍａｘｗｅｌｌ￣Ｓｉｍｕｌｉｎｋ实现了考虑电动斥力的ＶＳ１型真空断路器分闸过程动态特性的计算ꎻ然后针对分闸过程中冲击碰撞现象较为严重的触头弹簧结构ꎬ运用显式动力学分析与应变疲劳寿命理论相结合的方法计算出该结构的分闸操作寿命ꎬ在此基础上对其结构进行了优化改进ꎮ得出以下结论:１)触头断开时受到的洛伦兹力主要来源于杯座和触头片ꎻ并且触头片上的洛伦兹力是使触头斥开方向ꎬ触头杯座上的洛伦兹力是使触头闭合方向ꎬ二者方向相反ꎮ此外由于触头结构具有上下对称的特点ꎬ因此触头上电流方向无论是由静端流向动端㊁还是由动端流向静端ꎬ触头结构产生的电动斥力的方向及大小均不会发生改变ꎮ２)断路器分断过程中ꎬ在超程阶段ꎬ动静触头处于闭合状态ꎬ此时动触头承受的的电动力主要来源于触头片上互相斥开的霍尔姆力ꎬ故动触头承受的电动力方向为斥开方向ꎻ超程阶段结束之后ꎬ动静触头完全分离ꎬ此时动触头承受的的电动力主要来源于杯座上互相吸引的洛伦兹力ꎬ故动触头承受的电动力方向为闭合方向ꎮ３)在承受分闸冲击时ꎬ优化前的触头弹簧结构中ꎬ弹簧销部件会产生应力集中现象ꎬ其机械寿命最低ꎬ为２０２７次ꎻ而在优化后的触头弹簧结构中ꎬ由于拉杆与导向套间碰撞界面面积较大ꎬ因此可有效减弱应力集中现象ꎮ改进后触头弹簧系统的机械寿命为１２０３０次ꎬ基本上满足断路器产品额定机械寿命的要求ꎮ本文建立的电－磁－机械动态特性耦合计算模型可计算出断路器机构载流条件下开断过程中机构的分闸动态特性㊁触头电动斥力变化以及机构部件的危险应力区域及其机械寿命ꎮ但论文所作研究仅是理论上仿真计算的结果ꎬ后续仍需要进一步开展相关实验进行验证ꎮ论文工作可在理论层面为断路器产品动态特性分析及其结构优化工作提供参考ꎮ参考文献:[１]㊀朱军ꎬ李波ꎬ阮江军ꎬ等.基于人工过零技术的直流真空分断过程分析及验证[Ｊ].电机与控制学报ꎬ２０１９ꎬ２３(１):６３.ＺＨＵＪｕｎꎬＬＩＢｏꎬＲＵＡＮＪｉａｎｇｊｕｎꎬｅｔａｌ.ＡｎａｌｙｓｉｓａｎｄｔｅｓｔｆｏｒｔｈｅＤＣｖａｃｕｕｍｉｎｔｅｒｒｕｐｔｉｏｎｐｒｏｃｅｓｓｂａｓｅｄｏｎｔｈｅａｒｔｉｆｉｃｉａｌｃｕｒｒｅｎｔｚｅｒｏｔｅｃｈｎｏｌｏｇｙ[Ｊ].ＥｌｅｃｔｒｉｃＭａｃｈｉｎｅｓａｎｄＣｏｎｔｒｏｌꎬ２０１９ꎬ２３(１):６３. [２]㊀张丽萍ꎬ石敦义ꎬ缪希仁.低压断路器振动特性分析及其故障诊断研究[Ｊ].电机与控制学报ꎬ２０１６ꎬ２０(１０):８２.ＺＨＡＮＧＬｉｐｉｎｇꎬＳＨＩＤｕｎｙｉꎬＭＩＡＯＸｉｒｅｎ.Ｒｅｓｅａｒｃｈｏｎｖｉｂｒａｔｉｏｎｓｉｇｎａｌｆｅａｔｕｒｅａｎａｌｙｓｉｓａｎｄｉｔｓｆａｕｌｔｄｉａｇｎｏｓｉｓ[Ｊ].ＥｌｅｃｔｒｉｃＭａ￣ｃｈｉｎｅｓａｎｄＣｏｎｔｒｏｌꎬ２０１６ꎬ２０(１０):８２.[３]㊀黄建ꎬ胡晓光ꎬ巩玉楠ꎬ等.高压断路器机械故障诊断专家系统设计[Ｊ].电机与控制学报ꎬ２０１１ꎬ１５(１０):４３.ＨＵＡＮＧＪｉａｎꎬＨＵＸｉａｏｇｕａｎｇꎬＧＯＮＧＹｕｎａｎꎬｅｔａｌ.Ｍａｃｈｉｎｅｒｙｆａｕｌｔｄｉａｇｎｏｓｉｓｅｘｐｅｒｔｓｙｓｔｅｍｆｏｒｈｉｇｈｖｏｌｔａｇｅｃｉｒｃｕｉｔｂｒｅａｋｅｒ[Ｊ].ＥｌｅｃｔｒｉｃＭａｃｈｉｎｅｓａｎｄＣｏｎｔｒｏｌꎬ２０１１ꎬ１５(１０):４３. [４]㊀王建华ꎬ张国钢ꎬ闫静ꎬ等.高压开关电器发展前沿技术[Ｍ].北京:机械工业出版社ꎬ２０１９.[５]㊀刘颖异ꎬ陈德桂ꎬ李兴文ꎬ等.用三维有限元方法研究影响框架断路器电动斥力的因素[Ｊ].中国电机工程学报ꎬ２００５ꎬ２５(１６):６３.ＬＩＵＹｉｎｇｙｉꎬＣＨＥＮＤｅｇｕｉꎬＬＩＸｉｎｇｗｅｎꎬｅｔａｌ.Ｒｅｓｅａｒｃｈｏｎｆａｃｔｏｒｓａｆｆｅｃｔｉｎｇｅｌｅｃｔｒｏ￣ｄｙｎａｍｉｃｒｅｐｕｌｓｉｏｎｆｏｒｃｅｉｎａｉｒｃｉｒｃｕｉｔｂｒｅａｋｅｒｓｗｉｔｈｔｈｅｍｅｔｈｏｄｏｆ３￣Ｄｆｉｎｉｔｅｅｌｅｍｅｎｔ[Ｊ].ＰｒｏｃｅｅｄｉｎｇｓｏｆｔｈｅＣＳＥＥꎬ２００５ꎬ２５(１６):６３.[６]㊀李兴文ꎬ陈德桂ꎬ向洪刚ꎬ等.低压塑壳断路器中电动斥力的三维有限元非线性分析与试验研究[Ｊ].中国电机工程学报ꎬ２００４ꎬ２４(２):１５０.ＬＩＸｉｎｇｗｅｎꎬＣＨＥＮＤｅｇｕｉꎬＸＩＡＮＧＨｏｎｇｇａｎｇꎬｅｔａｌ.３￣Ｄｆｉｎｉｔｅｅｌ￣ｅｍｅｎｔｎｏｎｌｉｎｅａｒａｎａｌｙｓｉｓａｎｄｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔａｌｉｎｖｅｓｔｉｇａｔｉｏｎｏｆｅｌｅｃｔｒｏ￣ｄｙｎａｍｉｃｒｅｐｕｌｓｉｏｎｆｏｒｃｅｉｎｍｏｌｄｅｄｃａｓｅｃｉｒｃｕｉｔｂｒｅａｋｅｒｓ[Ｊ].Ｐｒｏ￣ｃｅｅｄｉｎｇｓｏｆｔｈｅＣＳＥＥꎬ２００４ꎬ２４(２):１５０.[７]㊀李兴文ꎬ陈德桂ꎬ李志鹏ꎬ等.考虑触头间电流收缩影响的低５５１第３期董华军等:考虑电动斥力的真空断路器刚柔耦合系统机械特性研究。
浅析真空断路器及弹簧操作机构的机械特性
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注：此表中的m。为刚分后到缓冲前阶段归化到动触头上的等效质 量×为分闸行程。其范围为3～9 mm。
浅析 真空 断路 器及弹 簧操 作机构 的机 械特 陛
李婉婷张春梅
( 郑州供电公司，河南郑州450016)
脯要] 文章对真空断路器的结构特征进行了简要的分析描述，对其机械缔洼进行了理论的分析计算；同时对弹簧操作机构在无机械故障
下的正常分合闸速度特征曲线的理论值和实测值进行了对比，这样的对比有弄13予浃速分析积械故障点，对断路器及其操作机构的故障诊断和 维护维修提供了理论支持，从而提高了断路器的可弗j 生，使配电网络更加安全、稳定。 陕嘲嗣】弹簧操作机构；真空断路嚣；分合闸；机械特性；可靠性
2分闸 速度计 算数 学模 型
应用物理学中的功能原理，我们把配弹簧操动机构的新型真空断 路器 的分 闸速 度特 性进 行计 算， 其数 学表 达式 为：
W—Wz=" 1／2( mv22一mvl 2)
(1)
式中：W为断路器分闸 时主动力所做的功： Wz 为断路器分闸时阻
力所做的功；m为 断路 器运动系统的 归化 质量：v，和V2分别为计算区 间的 初速 度和末 速度 。
21刚分∽3咖曲阶段
刚分阶段的分闸主动力有分闸弹簧力、触头弹簧力和运动系统的 重 力， 阻力 是各 初械 零件 连接 处的 摩擦 力。
236
衷1圭聋千j 脚印段饲吩静各力做功觚博I臌见
高压真空断路器机械特性故障诊断研究
高压真空断路器机械特性故障诊断研究摘要：国家电力工程事业的不断进步与发展，极大地促进了高压真空断路器应用技术的飞跃，研究高压真空断路器机械特性故障诊断问题，对于提升其实际应用效果有着极为关键的作用。
文章首先对相关内容做了概述，分析了确定高压真空断路器主要机械特性参数，并就高压真空断路器的常见问题展开了研究，望对相关工作的开展有所裨益。
关键词：高压真空断路器；机械特性；故障；诊断1前言随着高压真空断路器应用条件的不断变化，对其机械特性故障诊断提出了新的要求，因此有必要对其相关课题展开深入研究与探讨，以期用以指导相关工作的开展与实践，并取得理想效果。
基于此，本文从概述相关内容着手本课题的研究。
2概述高压真空断路器首先是一个挂件的开关设备，这一开关设备主要的作用就是控制整体电网的运转，在此基础上对于电网的正常运转起到一个保护的作用。
在实际的工作状态下它是主要是控制断路器的开合，通过断路器的开合来改变投入和切除的线路设备，最终改变了整体电网的运行状态。
如果在工作当中整体电网的某些线路设备出现了问题，那么高压断路器就可以将出现问题的线路设备和电网的联系进行切断，以此来保证电网的整体稳定以及运行的安全。
但是如果在某些线路设备出现问题的时候相应的高压断路器不能正常的工作或者是进行了错误的工作，那么就会让事态的严重性恶化，最终可能会导致整体的奔溃。
所以只有对于高压真空断路器进行很好的各种诊断才能够让电力系统整体保持良好的工作。
电磁、弹簧操作机构、真空灭弧室、支架以及其他的一些结构组成了高压真空断路器，在这个结构下，当结构当中的静触头和动触头通过操作机构的作用相互分离开来，动触头和静触头因为分开一段距离，在其之间就会产生电弧并且会产生高温使触头表面产生蒸汽，在电流通过触头的时候由于其结构的特殊性将会产生一个磁场，在磁场的作用电弧将会产生快速的运动，原来产生的蒸汽在金属的圆筒上凝结，电弧在此刻自然就过零熄灭了。
3确定高压真空断路器主要机械特性参数主要机械特性参数是通过对特性曲线的合理分析，从原理上阐明系统对断路器运行参数，反映的客观性和准确性。
浅谈高压真空断路器机械特性故障诊断
浅谈高压真空断路器机械特性故障诊断摘要：随着经济的快速发展，我国电网建设的规模越来越大，电力系统的安全运行就显得更加重要。
高压断路器本身具有保护与控制的作用，在保证电网安全运行中起着非常重要的作用。
但是在高压断路器中，也会出现一些故障问题，因此需要采取相应的对策，从而提高维修工作的施工效率，确保电力设备的正常运作状态。
基于此，文章就高压断路器故障诊断方法进行简要的分析，希望可以提供一个有效的借鉴。
关键词：高压断路器；故障；诊断方法1高压断路器的组成结构及工作原理根据高压断路器功能，一般可以被分为导电部分、绝缘部分和灭弧装置以及操作系统。
为了确保高压断路器功能正常，必须确保其能够依靠机械部件发生正常动作，因此，要求各个机械部件都具备较高的牢固性和可靠性。
断路器的基本结构包括操动机构、绝缘支撑、传动机构、导电回路、灭弧室以及支架这六部分。
断路器的传动链构成部分主要包括机构传动连杆、拐臂、主轴、绝缘推杆、三角拐臂和触头弹簧装置等。
利用绝缘拉杆、触头弹簧等同真空灭弧室的动导电杆连接操动机构，使其带动导电杆运动完成合、分闸操作。
高压断路器可以根据灭弧介质和方法分为油断路器、SF6断路器、真空断路器、压缩空气断路器、磁吹断路器。
其中油断路器在十九世纪三十年代我国电力系统中广泛应用，SF6断路器主要应用在超高压电力系统中，真空断路器具有重量轻、体积小、安全的优点，主要应用在10kV和35kV系统中操作频繁的场所，压缩空气断路器具有灭弧能力强、速度快的优点。
目前，为了减少高压断路器的故障，灭弧的方式多为无油或少油，随着科技的发展，真空断路器已近得到进一步完善，在高电压电力系统运营中发挥更大的作用。
2断路器常见故障2.1断路器误动在电网正常运行中，产生误动障碍主要有两方面原因，分别为二次回路接线和操动设备机械故障。
操动机构的闸有分合闸两种，当电磁处在电压低，且回路中二次接线直接与地面接触，出现漏电现象，导致断路器错误的关闭。
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真空断路器机械特性分析论文
1．分、合闸速度
真空断路器对分闸速度是有一定要求的，因为它影响燃弧时间和弧后介质强度的恢复速度。
不同型号的真空断路器速度特性曲线形状有差别，但变化大致相同，而且其曲线是唯一的。
由于加工质量和装配中的差异，同种真空断路器合闸前段和分闸后段会有不同，但合闸后段和分闸前段应当差异很小。
凸轮被空转储能簧拉动直至与滚子接触前的一段，这一段是空转。
理论上如无空转则真空灭弧室运动端速度从零开始（实际中为保证机构出力特性都有空转角度）。
按照动量守恒定律，空转角度变大初速度提高。
如CT19空转角度在8.396°-17.135°之间。
尽管对初速度影响不大，但对全行程所用时间影响却不小。
因为走过前1—2mm 空程所用时间占全行程时间的30%-40%。
对于分闸后段的速度差异则视缓冲特性而定。
其中分闸弹簧在全部分闸过程中都起作用，不仅影响断路器的刚分速度，而且还影响最大分闸速度分闸弹簧的力越大，释放能量越多，则刚分速度和最大速度越大。
触头弹簧只在超行程阶段起作用，因此对刚分速度有直接影响。
而且，触头本身的弹性及静触头系统的支撑部分的刚性也对分闸速度尤其是刚分速度有很大影响。
通常，具体速度的大小是通过试验进行测定的。
2．合闸弹跳
目前，真空断路器均采用对接式触头，且合闸速度较高，触头在合闸时就可能产生弹跳。
由于弹跳不但会使触头熔焊，产生过电压，而且还会使波纹管受强迫振动而出现裂纹，导致灭弧室漏气，所以合闸弹跳越小越好。
（1）合闸弹跳定义断路器在合闸时触头刚接触直至触头稳定接触瞬间为止的时间。
所有直读数据的开关特性测试仪都是按照这个定义来设计制造的。
影响灭弧室电寿命的是电弧，而电弧只有在动静触头不接触时才会产生，在动静触头接触时不会产生。
大量实践及理论分析均表明，真正对真空的电寿命有影响的因素是：合闸过程中，触头刚接触直至触头稳定接触瞬间为止，这期间的触头断开时间。
（2）合闸弹跳的危害合闸弹跳是真空断路器机械特性的一种重要参数，在
合闸弹跳过程中，触头断开距离小，电弧不会熄灭，导致触头电磨损加重，从而影响灭弧室的电寿命，但由于其存在时间较短，远小于合闸过程中电弧燃烧时间。
在一定范围内的弹跳最主要的危害在于加速了灭弧室触头的摩损，从而导致灭弧室电寿命的缩短。
（3）解决合闸弹跳的对策弹跳对真空灭弧室电寿命的危害到底有多大?在合闸过程中，由于动静触头的非弹性碰撞引起弹跳，弹跳值大小与诸多因素有关，如触头弹簧的弹力、合闸速度、开距以及真空断路器的触头材料等等，安装、调试质量、零部件如铝支座、灭弧室、轴销、换向器的加工精度都影响真空断路器合闸弹跳时间的长短。
为了把合闸弹跳减小到规定范围内，通常采取以下措施：（a）提高配件的加工精度，使铝支座与轴、换向器与钢销、轴等紧密配合，减小间隙。
（b）加强装配工艺质量控制，提高装配工艺质量，在真空断路器装配过程中，注意安装合理，不使真空灭弧室受到额外应力，调整导向管的位置，使灭弧室动触头运动轨迹，在灭弧室的轴心上，真空灭弧室动触头活动自如，无任何卡涩现象。
（c）适当加大触头超程弹簧预压力。
通过采取以上措施，可以基本上有效地控制弹跳时间。
3．合、分闸时间
从定义来看，合闸时间是指从接到合闸指令瞬间起到所有极触头都接触瞬间的时间间隔定义为高压断路器合闸时间。
而分闸时间则定义为从开关分闸操作（即接到分闸指令瞬间）起到所有极触头分离瞬间的时间间隔。
这对系统的继电保护的设置提供了可*的保证。
这在的产品中基本上都能够达到产品的技术条件标准。
但也有例外，一般是机构装配中产生的问题如：大轴卡涩、合闸辅助开关行程过长或角度调整在死点等。
总的来说时间问题这块相对稳定些。
4．同期
同期；定义为三相动触头与静触头最先合与最后合或最先分与后分之间的时间间隔。
如果不同期大，会严重影响真空断路器开断过电流的能力，影响断路器的寿
命，严重时能引起断路器爆炸。
不同型号的开关的不同期尽不相同，在常见的产品的不同期≤2ms，其具体的处理方法有：
(1)在保证行程、超行程的前提下，通过调整三相绝缘拉杆的长度使同期、弹跳测试数据在合格范围内；
(2)如果通过调整无法实现，则必须更换数据不合格相的真空泡，并重新调整到数据合格。
5．反弹
真空断路器反弹对灭弧室的影响。
真空断路器的触头多为对接式结构，在分合操作中可能产生不同程度的反弹现象。
不论分闸反弹还是合闸反弹都会给运行带来危害。
反弹可能导致：
（1）触头烧损严重，甚至熔焊。
（2）波纹管经受强迫振动可能产生裂纹，使灭弧室漏气。
（3）分闸时的冲击速度及冲击力较大发生反弹可能产生触头和导电杆的变形，甚至产生裂纹。
（4）切合电容器组的真空断路器如发生分闸弹跳还会导致电容器的损坏。
我国批量生产真空断路器已超过十年。
目前生产企业有数百家，技术人员远不止上千。
我们应当对所设计的产品，对重要技术特征----机械特性有个明确的理论分析。
通过大家的努力。
肯定会把产品质量提高到一个新的高度。
参考文献:
1.王远程，浅谈真空断路器的机械特性参数及调整[J],江西煤炭科技，1999
2.徐国政，张节容，钱家骊，等.高压开关原理和应用[M]，北京:清华大学出版社，2000
3.王季梅，吴维忠，真空开关[M]，北京：机械工业出版社，1983
摘要：断路器是关系到电网稳定运行和用电可*性的前提保障，它的性能关系到电网的每一刻运行。
本文分别从不同分合闸速度、合闸弹跳、合分闸时间、同期及反弹等五个方面对真空断路器机械特性进行了有意义的探讨。
关键词：真空断路器；机械；特性。