利用開斷模型分析引弧板對(duì)低壓斷路器電弧運(yùn)動(dòng)的影響

季良,劉穎異,周翔,蘇玲,王家凱

(1.西安交通大學(xué)電氣工程學(xué)院,710049,西安;2.全球能源互聯(lián)網(wǎng)研究院,102200,北京;3.北京航空航天大學(xué)自動(dòng)化科學(xué)與電氣工程學(xué)院,100191,北京;4.國家電網(wǎng)公司,100031,北京)

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利用開斷模型分析引弧板對(duì)低壓斷路器電弧運(yùn)動(dòng)的影響

季良1,2,劉穎異3,周翔4,蘇玲2,王家凱2

(1.西安交通大學(xué)電氣工程學(xué)院,710049,西安;2.全球能源互聯(lián)網(wǎng)研究院,102200,北京;3.北京航空航天大學(xué)自動(dòng)化科學(xué)與電氣工程學(xué)院,100191,北京;4.國家電網(wǎng)公司,100031,北京)

為了描述電弧在跑弧道上運(yùn)動(dòng)的動(dòng)態(tài)過程,得出引弧板對(duì)低壓斷路器滅弧性能的影響規(guī)律,提出了一種基于開斷模型的描述電弧在跑弧道(含引弧板)上運(yùn)動(dòng)全過程的分析方法。首先建立了一種基于多場(chǎng)耦合的對(duì)低壓斷路器開斷過程進(jìn)行仿真的方法,該方法通過對(duì)多體動(dòng)力學(xué)仿真軟件ADAMS進(jìn)行二次開發(fā),實(shí)現(xiàn)了開斷過程中電路、電弧、氣吹、電動(dòng)斥力、復(fù)雜機(jī)械運(yùn)動(dòng)等多場(chǎng)域的相互耦合;然后以某帶引弧板的低壓斷路器為分析對(duì)象,利用所提出的仿真方法,對(duì)電弧從起燃、運(yùn)動(dòng)、轉(zhuǎn)移到熄滅的全過程進(jìn)行了計(jì)算仿真,分析了不同引弧板形狀對(duì)低壓斷路器開斷性能的影響,并通過實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證。計(jì)算與實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明,鉤狀引弧板的弧形輪廓在迎著電弧運(yùn)動(dòng)方向上具有更大的接觸面積,且弧角朝柵片方向彎曲符合電弧的整體運(yùn)動(dòng)趨勢(shì),有利于電弧在弧根轉(zhuǎn)移后進(jìn)一步進(jìn)入滅弧柵片,從而減少觸頭的燒蝕和提升電弧進(jìn)入柵片的效果。

低壓斷路器;引弧板;開斷模型

開斷能力作為考核低壓斷路器性能的關(guān)鍵指標(biāo),一直是低壓斷路器的主要研究方向。長期以來,為了提高低壓斷路器的開斷性能,許多學(xué)者作了大量的研究工作。文獻(xiàn)[1-2]研究了弧柱壓降對(duì)低壓斷路器限流性能的影響,分析了利用雙向斥開觸頭系統(tǒng)提高低壓斷路器限流性能的機(jī)理。文獻(xiàn)[3]分析了低壓斷路器的大電流開斷技術(shù),并分別研究了橫向磁場(chǎng)及觸頭材料對(duì)其開斷性能的影響。文獻(xiàn)[4-5]不考慮機(jī)構(gòu)運(yùn)動(dòng),分別研究了柵片形狀和出氣孔對(duì)低壓斷路器開斷大電流時(shí)電弧特性的影響。除了優(yōu)化滅弧室結(jié)構(gòu)參數(shù)外,大量研究工作還從優(yōu)化設(shè)計(jì)操作機(jī)構(gòu)的角度,提出了各種提升低壓斷路器開斷性能的方法。文獻(xiàn)[6-7]研究了分?jǐn)鄰椈伞㈥P(guān)鍵軸位置、桿件質(zhì)心位置和質(zhì)量等對(duì)操作機(jī)構(gòu)性能的影響,并通過對(duì)這些參數(shù)的優(yōu)化設(shè)計(jì),提高了機(jī)構(gòu)的打開速度。文獻(xiàn)[8-10]研究了電動(dòng)斥力等對(duì)操作機(jī)構(gòu)打開速度的影響。在不考慮短路電流作用的情況下,文獻(xiàn)[11-12]通過改進(jìn)操作機(jī)構(gòu)中的連桿參數(shù),提出了一種提高低壓斷路器在小電流下開斷性能的優(yōu)化方法。實(shí)際上,除了上述影響因素外,滅弧室中經(jīng)特殊設(shè)計(jì)的引弧板,同樣對(duì)低壓斷路器的開斷性能產(chǎn)生非常重要的影響。關(guān)于這方面的研究工作,國內(nèi)外的文獻(xiàn)報(bào)道并不多見,尤其是利用數(shù)值方法描述電弧在跑弧道(含引弧板)上運(yùn)動(dòng)的全過程,從而得出引弧板對(duì)低壓斷路器滅弧性能的影響規(guī)律的相關(guān)研究更是鮮有開展。

在低壓斷路器的開斷過程中,電弧從起燃、運(yùn)動(dòng)、轉(zhuǎn)移到熄滅的動(dòng)態(tài)過程受操作機(jī)構(gòu)與動(dòng)導(dǎo)桿相互運(yùn)動(dòng)關(guān)系、滅弧室結(jié)構(gòu)、電動(dòng)斥力、吹弧磁場(chǎng)和氣吹滅弧等多種因素的影響。其中,電動(dòng)斥力、吹弧磁場(chǎng)和氣吹滅弧等又通過電流、電壓、氣流等參數(shù)受到電路瞬態(tài)、電磁場(chǎng)、電弧過程等的影響。因此,為了描述電弧在跑弧道(含引弧板)上運(yùn)動(dòng)的全過程,必須首先建立適用的低壓斷路器多場(chǎng)耦合開斷仿真模型,以綜合考慮以上因素。

圍繞低壓斷路器的開斷模型,很多學(xué)者做了大量的工作。一些學(xué)者利用磁流體動(dòng)力學(xué)(MHD)電弧數(shù)學(xué)模型,研究了固定平板電極間的電弧運(yùn)動(dòng)特性,得出了開斷過程中電弧電壓、電流等動(dòng)態(tài)參數(shù)的變化規(guī)律[13-18]。最近,研究人員成功將觸頭運(yùn)動(dòng)過程與電弧數(shù)學(xué)模型相耦合,建立了基于MHD電弧模型的低壓斷路器動(dòng)態(tài)開斷模型[19-21]。但是,考慮到觸頭運(yùn)動(dòng)過程(受操作機(jī)構(gòu)等因素影響)的復(fù)雜性,上述研究工作將觸頭運(yùn)動(dòng)速度假設(shè)為恒定值。對(duì)于包含碰撞、連桿轉(zhuǎn)換、凸輪運(yùn)動(dòng)等復(fù)雜形態(tài)的低壓斷路器操作機(jī)構(gòu)的運(yùn)動(dòng)過程,尚不能實(shí)現(xiàn)與MHD電弧數(shù)學(xué)模型的耦合計(jì)算。因此,雖然MHD電弧模型是當(dāng)前公認(rèn)的最接近電弧實(shí)際形態(tài)的數(shù)學(xué)模型,但是由于其計(jì)算比較復(fù)雜、耗時(shí)過長,且不能實(shí)現(xiàn)與復(fù)雜機(jī)械運(yùn)動(dòng)的耦合,并不適用于含復(fù)雜機(jī)械運(yùn)動(dòng)的低壓斷路器開斷過程的仿真。也就是說,對(duì)于諸如電弧在跑弧道(含引弧板)上運(yùn)動(dòng)的全過程仿真,考慮到其受觸頭運(yùn)動(dòng)的影響較大,不適合采用MHD電弧模型來描述電弧動(dòng)態(tài)特性。

一種可行的解決辦法是利用鏈?zhǔn)诫娀∧Ｐ吞娲鶰HD電弧模型。鏈?zhǔn)诫娀∧Ｐ陀晌墨I(xiàn)[22]首先提出,假定電弧由許多圓柱形的電流元連接而成,電弧的運(yùn)動(dòng)由各個(gè)電流元的單獨(dú)運(yùn)動(dòng)、電流元之間的相互作用所共同決定。以此形象地模擬電弧在滅弧室中被拉長和彎曲的過程,較接近電弧的實(shí)際形態(tài)。鏈?zhǔn)诫娀∧Ｐ碗m然在本質(zhì)上不是一種場(chǎng)的方法,但它能較好地模擬電弧在滅弧室中的運(yùn)動(dòng)過程,是除MHD電弧模型外最接近電弧實(shí)際形態(tài)的數(shù)學(xué)模型。值得指出的是,MHD電弧模型的某些缺點(diǎn)恰好是鏈?zhǔn)诫娀∧Ｐ偷膬?yōu)點(diǎn)。例如,鏈?zhǔn)诫娀∧Ｐ途哂泻唵?、靈活、計(jì)算速度快,且能夠?qū)崿F(xiàn)與復(fù)雜機(jī)械運(yùn)動(dòng)相耦合等特點(diǎn),因而作為實(shí)際應(yīng)用來說,仍是目前最適合描述電弧性態(tài)的數(shù)學(xué)模型。

圍繞基于鏈?zhǔn)诫娀∧Ｐ偷牡蛪簲嗦菲鏖_斷過程仿真,同樣開展了大量的研究工作。文獻(xiàn)[23]基于Horinouchi的鏈?zhǔn)诫娀∧Ｐ?采用自開發(fā)程序,實(shí)現(xiàn)了考慮電磁機(jī)構(gòu)、開關(guān)機(jī)構(gòu)和電弧運(yùn)動(dòng)的低壓斷路器開斷過程仿真。但是,上述模型的機(jī)械運(yùn)動(dòng)部分只適用于某種特定結(jié)構(gòu)的斷路器,程序可移植性稍差,且對(duì)于具有更為復(fù)雜機(jī)械系統(tǒng)的計(jì)算(例如運(yùn)動(dòng)中有碰撞、凸輪運(yùn)動(dòng)等)不易實(shí)現(xiàn)。文獻(xiàn)[24]通過對(duì)多體動(dòng)力學(xué)軟件ADAMS的二次開發(fā),成功解決了復(fù)雜機(jī)械運(yùn)動(dòng)與鏈?zhǔn)诫娀∧Ｐ偷南嗷ヱ詈蠁栴},建立了耦合鏈?zhǔn)诫娀∧Ｐ汀?fù)雜機(jī)械運(yùn)動(dòng)、電磁場(chǎng)和電路瞬態(tài)的低壓斷路器開斷模型。但是,作為組成開斷過程的物理過程之一,在開斷模型中未能考慮氣吹滅弧過程,需進(jìn)一步完善。

本文以某帶引弧板的微型斷路器為研究對(duì)象,在文獻(xiàn)[24]的基礎(chǔ)上,通過對(duì)ADAMS和有限元軟件ANSYS進(jìn)行二次開發(fā),實(shí)現(xiàn)了低壓斷路器開斷過程中,氣流場(chǎng)模型、鏈?zhǔn)诫娀∧Ｐ秃蛷?fù)雜機(jī)械運(yùn)動(dòng)的相互耦合,建立了一種可耦合復(fù)雜機(jī)械運(yùn)動(dòng)、電路瞬態(tài)、電磁場(chǎng)、氣流場(chǎng)以及電弧過程的低壓斷路器開斷模型。利用該模型,仿真了電弧從起燃、運(yùn)動(dòng)、轉(zhuǎn)移到熄滅的全過程,分析了引弧板形狀對(duì)斷路器開斷過程的影響,并通過實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證。

圖3 耦合氣流場(chǎng)模塊的低壓斷路器開斷過程綜合仿真模型

1 分析對(duì)象

本文的分析對(duì)象為某型號(hào)微型斷路器(MCB),圖1為該斷路器的滅弧室與觸頭系統(tǒng)結(jié)構(gòu)。圖2給出動(dòng)導(dǎo)桿打開過程中隨著弧根的轉(zhuǎn)移引起的電流走向變化。在動(dòng)導(dǎo)桿運(yùn)動(dòng)過程的初始階段、電弧未轉(zhuǎn)移到引弧板之前,電流在觸頭系統(tǒng)中的流向如圖2a所示;當(dāng)動(dòng)導(dǎo)桿打開到一定角度時(shí),電弧發(fā)生弧根轉(zhuǎn)移,當(dāng)弧根脫離動(dòng)觸頭轉(zhuǎn)移到引弧板時(shí),電流的流向如圖2b所示。

圖1 某型號(hào)微型斷路器的滅弧室與觸頭系統(tǒng)結(jié)構(gòu)圖

(a)弧根未轉(zhuǎn)移到上引弧板 (b)弧根轉(zhuǎn)移到上引弧板圖2 開斷過程的電流走向

2 分析方法

2.1 開斷過程綜合仿真模型

低壓斷路器的開斷過程涉及機(jī)械運(yùn)動(dòng)、電弧、電路、磁場(chǎng)、氣流場(chǎng)等多種物理量的變化。開斷過程中的各個(gè)物理量之間并不是相互孤立的,而是存在相互影響和耦合的關(guān)系。本文對(duì)這些物理量以及它們之間的相互作用關(guān)系進(jìn)行了綜合考慮,建立起如圖3所示的低壓斷路器開斷過程的綜合仿真模型。在該模型中,復(fù)雜機(jī)械運(yùn)動(dòng)利用ADAMS求解,而各個(gè)物理過程之間的耦合則通過對(duì)ADAMS用戶子程序進(jìn)行二次開發(fā)的方法解決。在ADAMS用戶子程序中,將各個(gè)物理過程組成綜合微分方程組,并調(diào)用ANSYS的CFD模塊求解氣流場(chǎng)模型的控制方程組。

如圖3所示,通過二次開發(fā)接口,可從ADAMS中獲得某時(shí)刻t對(duì)應(yīng)的動(dòng)導(dǎo)電桿轉(zhuǎn)角θt;在ADAMS用戶子程序中調(diào)用ANSYS/CFD模塊并計(jì)算相關(guān)的氣流參數(shù),連同此時(shí)刻的電弧電流等參數(shù),利用ADAMS用戶子程序求解微分方程組,計(jì)算出t+Δt時(shí)刻的動(dòng)導(dǎo)桿受力Ft+Δt,并返回到ADAMS中。通過這種雙向迭代計(jì)算,即可仿真出低壓斷路器的整個(gè)開斷過程。同時(shí),利用ADAMS用戶子程序,將數(shù)據(jù)結(jié)果動(dòng)態(tài)保存在本地文件中,通過自行編寫的可視化后處理程序,可實(shí)時(shí)觀看電弧的運(yùn)動(dòng)軌跡以及電弧電壓和電流的變化規(guī)律。

2.2 各物理場(chǎng)的子模型

圖4 電流元鏈 圖5 單個(gè)電流元

在開斷過程中,組成鏈?zhǔn)诫娀∧Ｐ偷母鱾€(gè)電流元在磁吹力和氣吹力的綜合作用下,以不同的速度朝各個(gè)方向運(yùn)動(dòng),從而引起整個(gè)鏈條的拉長和彎曲?？紤]到電弧運(yùn)動(dòng)的實(shí)際情況,在計(jì)算電流元的運(yùn)動(dòng)過程時(shí)作以下近似處理。

(1)每段電流元的長度不超過0.5 mm,當(dāng)超過時(shí)將此電流元分裂為兩個(gè)新的電流元,這一限制可及時(shí)對(duì)電弧的彎曲和拉長狀態(tài)作出反應(yīng)。

(2)當(dāng)任意兩個(gè)電流元之間的距離過近時(shí),依據(jù)電流元的導(dǎo)體性質(zhì),這兩個(gè)電流元將發(fā)生短路,而鏈接在它們之間的其他電流元將消失。

(3)電流元鏈的兩端應(yīng)始終位于動(dòng)、靜觸頭或跑弧道表面。當(dāng)不是電流元鏈端部的某個(gè)電流元與觸頭或跑弧道表面接觸時(shí),依據(jù)電流元的導(dǎo)體性質(zhì),這個(gè)電流元將和觸頭或跑弧道發(fā)生短路,在此電流元和鏈條端部之間的所有電流元將不復(fù)存在,這個(gè)電流元將成為新的鏈條端部,并直接與短路點(diǎn)接觸,從而發(fā)生弧根的轉(zhuǎn)移。

電弧等離子體的溫度以弧柱中心為最高,并沿徑向逐漸降低。在弧柱內(nèi)部區(qū)域,電弧能量以熱傳導(dǎo)和輻射方式從弧柱中心沿徑向傳遞。在弧柱邊界面上,由于弧柱和空氣之間存在較高的相對(duì)運(yùn)動(dòng)速度及較大的溫度差,電弧能量主要以對(duì)流的方式向周圍空氣傳遞。為了描述電弧在滅弧室中運(yùn)動(dòng)的物理過程,如圖6所示,將空氣介質(zhì)中的電流元?jiǎng)澐譃?個(gè)區(qū)域:區(qū)域Ⅰ為導(dǎo)電圓柱體區(qū)域,其電導(dǎo)率σ為溫度的函數(shù);區(qū)域Ⅱ?yàn)閲@區(qū)域Ⅰ的高溫?zé)徇吔鐚?電導(dǎo)率為零;區(qū)域Ⅲ為包圍在區(qū)域Ⅱ之外的空氣。

圖6 電流元的區(qū)域劃分

對(duì)于區(qū)域Ⅰ和區(qū)域Ⅱ,其控制方程如下

區(qū)域Ⅰ

(1)

區(qū)域Ⅱ

(2)

對(duì)于區(qū)域Ⅲ,采用ANSYS的CFD模塊求解其控制方程組,并作如下假定:

(1)不考慮因化學(xué)反應(yīng)導(dǎo)致的滅弧室氣體組分變化;

(2)電弧作為一個(gè)對(duì)滅弧室氣體進(jìn)行能量輸入的源項(xiàng);

(3)滅弧室內(nèi)的氣體為理想氣體;

(4)忽略重力加速度。

在開斷過程中,電弧與滅弧室氣流場(chǎng)相互耦合作用。首先,電弧是引起滅弧室氣流場(chǎng)波動(dòng)的強(qiáng)擾動(dòng)源。電弧產(chǎn)生后,由于將外電路能量輸入到滅弧室氣體中,導(dǎo)致其所在位置的氣體壓力、溫度等急劇上升,即電弧對(duì)周圍氣體產(chǎn)生了很強(qiáng)的擾動(dòng)。其次,滅弧室氣流場(chǎng)的強(qiáng)烈波動(dòng)會(huì)反過來影響電弧的運(yùn)動(dòng)。如圖7所示,對(duì)于組成鏈?zhǔn)诫娀∧Ｐ偷母鱾€(gè)電流元,運(yùn)動(dòng)情況受周圍氣體的壓力、溫度、流速等參數(shù)的影響:在t時(shí)刻,電弧在位置Lt處將部分能量(KpPel)t輸入給滅弧室氣體,導(dǎo)致滅弧室氣流參數(shù)由(pc,Tc,uc)t變?yōu)?pc,Tc,uc)t+Δt,新的氣流參數(shù)將驅(qū)動(dòng)電弧運(yùn)動(dòng)到新的位置Lt+Δt;在t+Δt時(shí)刻,電弧在Lt+Δt處繼續(xù)將部分能量(KpPel)t+Δt往滅弧室輸送,導(dǎo)致滅弧室氣流參數(shù)再一次改變,并且反過來驅(qū)動(dòng)電弧運(yùn)動(dòng)到更新的位置。以上過程周而復(fù)始,直到整個(gè)開斷過程結(jié)束。

圖7 電弧與氣流場(chǎng)之間的耦合作用關(guān)系

單個(gè)電流元在洛倫茲力和空氣阻力的綜合作用下的運(yùn)動(dòng)速度為

[23]

(3)

式中:k為滅弧室氣體絕熱指數(shù);pc、Tc和uc分別為滅弧室內(nèi)的氣壓、溫度和流速;I為電弧電流;Bz為電流元重心處磁場(chǎng)的z方向分量。

歐姆定律的積分形式為

(4)

聯(lián)合求解控制方程組,即可得到每個(gè)電流元的電導(dǎo)率σi和電場(chǎng)強(qiáng)度Ei,從而得到電弧電壓的計(jì)算式

(5)

式中:M為電弧被柵片切割的段數(shù);U0為近極壓降;N為電流元數(shù)量;Li為每個(gè)電流元的長度。

2.2.2 其他物理場(chǎng)的子模型 在ADAMS用戶子程序中,除氣吹滅弧過程外,將組成開斷過程的其他物理場(chǎng)的子模型用一套微分方程組表達(dá),并采用四階龍格庫塔法計(jì)算電路的微分方程,采用積分方程法求解滅弧室的三維磁場(chǎng)分布,采用控制容積法求解鏈?zhǔn)诫娀∧Ｐ?并根據(jù)最終求解到的下一時(shí)刻的電流和從ADAMS獲得的動(dòng)導(dǎo)電桿位移等數(shù)據(jù),利用ANSYS提前計(jì)算的數(shù)據(jù)網(wǎng)格插值求出下一時(shí)刻動(dòng)導(dǎo)電桿的電動(dòng)斥力。

3 仿真結(jié)果

在微型斷路器中,引弧板的作用是將停留在觸頭上的弧根轉(zhuǎn)移到跑弧道上。一方面,有利于減少觸頭燒蝕;另一方面,弧根轉(zhuǎn)移到跑弧道后有利于電弧進(jìn)入柵片,從而提高低壓斷路器的限流能力。對(duì)于圖1所示的研究對(duì)象,本文研究了不同引弧板形狀對(duì)開斷過程電弧運(yùn)動(dòng)的影響。如圖8所示,在其他條件相同的情況下,分別取引弧板形狀為平板狀和鉤狀,并利用第2節(jié)所述的分析方法,計(jì)算得到兩種情形下的電弧運(yùn)動(dòng)結(jié)果。

(a)平板狀引弧板 (b)鉤狀引弧板圖8 兩種引弧板結(jié)構(gòu)

3.1 平板狀引弧板的電弧運(yùn)動(dòng)情況

如前所述,借助于自行開發(fā)的后處理程序,可以觀看開斷過程中電弧在滅弧室內(nèi)的運(yùn)動(dòng)過程。圖9為在8 kA預(yù)期短路電流下,采用平板狀引弧板的電弧在滅弧室中的運(yùn)動(dòng)情況,圖中選取了電弧運(yùn)動(dòng)過程中4個(gè)具有代表性時(shí)刻的運(yùn)動(dòng)情況。為便于觀察,僅繪制了電弧軸線的形狀及其弧柱中心在滅弧室中的位置,并未畫出整個(gè)電弧弧柱。從圖中可以看出,隨著動(dòng)靜觸頭的分離,電弧在觸頭間產(chǎn)生并被拉長,同時(shí)在磁吹和氣吹的作用下向滅弧柵片的方向深入。靜觸頭上的弧根沿著跑弧道逐漸向滅弧柵片的方向移動(dòng),而動(dòng)觸頭上的弧根由于沒能被引弧板轉(zhuǎn)移,所以始終停留在動(dòng)觸頭上?；「L時(shí)間停留在動(dòng)觸頭上會(huì)造成觸頭的燒蝕;另外,由于滅弧柵片距離觸頭有一定距離,電弧無法進(jìn)入柵片,限制了MCB的開斷性能。

(a) t=2.3 ms電弧 (b) t=2.5 ms弧根 產(chǎn)生初期 在靜觸頭上

(c) t=2.85 ms弧根 (d) t=3.05 ms弧根 進(jìn)入跑弧道 運(yùn)動(dòng)到最大距離圖9 平板狀引弧板的電弧運(yùn)動(dòng)情況(8 kA)

圖10給出對(duì)應(yīng)上述開斷過程的電弧電流及電壓波形。從電壓波形可以看到,由于電弧未能進(jìn)入柵片,所以電弧電壓基本上由弧柱壓降組成,弧壓波形呈現(xiàn)隨電流大小和電弧長度變化的饅頭狀。

(a)電弧電流

(b)電弧電壓圖10 平板狀引弧板的開斷計(jì)算波形(8 kA)

3.2 鉤狀引弧板的電弧運(yùn)動(dòng)情況

圖11為當(dāng)預(yù)期短路電流等于8 kA時(shí),帶鉤狀引弧板MCB的電弧在滅弧室中的運(yùn)動(dòng)情況。從圖中可以看到,由于鉤狀引弧板的引弧作用,當(dāng)動(dòng)導(dǎo)桿斥開到某一角度,且電弧距離引弧板足夠近時(shí),弧根將離開動(dòng)觸頭表面轉(zhuǎn)移到引弧板的圓弧段。接著,在磁吹和氣吹力的共同作用下,電弧弧根進(jìn)一步跳到引弧板的平板上,使電弧幾乎全部進(jìn)入滅弧柵片。圖12為對(duì)應(yīng)上述開斷過程的電弧電流及電壓波形。

3.3 對(duì)比分析

(a) t=3.03 ms電弧 (b) t=3.37 ms電弧 產(chǎn)生初期 拉長、彎曲

(c) t=3.51 ms弧根 (d) t=3.65 ms弧根 跳到圓弧段 進(jìn)一步轉(zhuǎn)移

(e) t=3.73 ms弧根 (f) t=3.82 ms弧根 跳到平板 到最終位置圖11 鉤狀引弧板的電弧運(yùn)動(dòng)情況(8 kA)

(a)電弧電流

(b)電弧電壓圖12 鉤狀引弧板的開斷計(jì)算波形(8 kA)

對(duì)比帶平板狀和鉤狀引弧板MCB的電弧運(yùn)動(dòng)過程可以發(fā)現(xiàn),鉤狀引弧板相對(duì)于平板狀引弧板更易于將弧根轉(zhuǎn)移到跑弧道上,從而減少觸頭的燒蝕和提升電弧進(jìn)入柵片的效果。這是因?yàn)?電弧在磁吹和氣吹的作用下,整體朝著滅弧柵片的方向運(yùn)動(dòng)。在迎著電弧運(yùn)動(dòng)的方向上,鉤狀引弧板的弧形輪廓具有更大的接觸面積,增加了與電弧接觸的幾率,有利于弧根的轉(zhuǎn)移;另一方面,鉤狀引弧板的弧角朝著柵片方向彎曲,符合電弧的整體運(yùn)動(dòng)趨勢(shì),有利于電弧在弧根轉(zhuǎn)移后進(jìn)一步進(jìn)入滅弧柵片。因此,在開斷某些中等大小的預(yù)期短路電流,且電弧無法完全依靠電流的作用使弧根轉(zhuǎn)移時(shí),鉤狀引弧板可利用其結(jié)構(gòu)上的特點(diǎn),將某些無法在平板狀引弧板上轉(zhuǎn)移的弧根成功轉(zhuǎn)移到跑弧道上。表1為采用兩種引弧板結(jié)構(gòu)的MCB開斷參數(shù)對(duì)比。由表可見,鉤狀引弧板的電弧電壓峰值明顯比平板狀引弧板的高,且燃弧時(shí)間更短。這說明,對(duì)于微型斷路器而言,設(shè)計(jì)良好的引弧板結(jié)構(gòu)對(duì)提高其開斷性能有非常重要的作用。

表1 采用兩種引弧板結(jié)構(gòu)的開斷計(jì)算結(jié)果對(duì)比

4 實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證

為了對(duì)以上計(jì)算結(jié)果進(jìn)行驗(yàn)證,本文以某類似結(jié)構(gòu)的實(shí)際微型斷路器產(chǎn)品為對(duì)象,對(duì)其分別采用平板狀和鉤狀引弧板時(shí)的開斷過程進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)研究。實(shí)驗(yàn)在大電流合成實(shí)驗(yàn)回路上進(jìn)行,圖13給出短路電流開斷實(shí)驗(yàn)的實(shí)驗(yàn)線路及原理圖。實(shí)驗(yàn)前,斷開主合閘開關(guān)S2,閉合充電回路開關(guān)S1,調(diào)節(jié)調(diào)壓器T通過整流硅堆對(duì)電容器組C充電;充電至所需實(shí)驗(yàn)電壓后調(diào)壓器T回零斷開充電回路,實(shí)驗(yàn)準(zhǔn)備就緒。實(shí)驗(yàn)中,接通主合閘開關(guān)S2,由電容器組C、電感L、試品SP、分流器F構(gòu)成典型的單頻振蕩放電回路。電弧電壓由高壓探頭(TektronixP6015A)接在試品兩端測(cè)得,電弧電流由分流器(90 μΩ)測(cè)得。

(a)大電流合成實(shí)驗(yàn)回路

(b)單頻振蕩回路原理圖13 實(shí)驗(yàn)線路及其原理圖

實(shí)驗(yàn)取預(yù)期短路電流為8 kA,得到采用平板狀和鉤狀引弧板時(shí)的開斷實(shí)驗(yàn)波形如圖14所示。將其與圖10、圖12的計(jì)算波形對(duì)比,容易發(fā)現(xiàn)計(jì)算波形的形態(tài)與實(shí)驗(yàn)波形基本一致。

(a)平板狀引弧板

(b)鉤狀引弧板圖14 采用不同引弧板的開斷實(shí)驗(yàn)波形(8 kA)

表2為對(duì)實(shí)驗(yàn)波形的統(tǒng)計(jì)情況,對(duì)比表1的計(jì)算結(jié)果,同樣可以發(fā)現(xiàn)兩者對(duì)于反映不同引弧板帶來的開斷性能差異仍表現(xiàn)出較好的一致性。

表2 采用兩種引弧板結(jié)構(gòu)的開斷實(shí)驗(yàn)結(jié)果對(duì)比

圖15為采用兩種引弧板的柵片燒蝕情況的對(duì)比,可以看到,采用鉤狀引弧板的柵片燒蝕情況明顯比平板狀引弧板的嚴(yán)重,從而從另一個(gè)角度進(jìn)一步驗(yàn)證了仿真結(jié)果?？偟膩碚f,雖然實(shí)驗(yàn)樣機(jī)與計(jì)算樣機(jī)存在一些結(jié)構(gòu)上的細(xì)小差異,但就定性的角度驗(yàn)證計(jì)算結(jié)果而言,實(shí)驗(yàn)結(jié)果仍能較好地說明本文所提分析方法的有效性。

(a)平板狀引弧板 (b)鉤狀引弧板圖15 采用不同引弧板的柵片燒蝕情況

5 結(jié) 論

通過對(duì)多體動(dòng)力學(xué)軟件ADAMS進(jìn)行二次開發(fā),本文建立了基于改進(jìn)型鏈?zhǔn)诫娀∧Ｐ偷牡蛪簲嗦菲鏖_斷過程仿真模型,實(shí)現(xiàn)了鏈?zhǔn)诫娀∧Ｐ汀?fù)雜機(jī)械運(yùn)動(dòng)、氣流場(chǎng)、電磁場(chǎng)和電路瞬態(tài)的相互耦合。利用該模型,分析了引弧板形狀對(duì)某型號(hào)微型斷路器開斷過程的影響,并得出以下結(jié)論。

(1)對(duì)于帶平板狀引弧板的滅弧室,由于動(dòng)觸頭上的弧根沒能被引弧板轉(zhuǎn)移,所以始終停留在動(dòng)觸頭上,一方面造成觸頭燒蝕,另一方面導(dǎo)致電弧無法進(jìn)入柵片,限制了開斷性能的提升。

(2)相比較平板狀引弧板,鉤狀引弧板的弧形輪廓在迎著電弧運(yùn)動(dòng)方向上具有更大的接觸面積,增加了與電弧接觸的幾率,有利于弧根轉(zhuǎn)移;另外,鉤狀引弧板的弧角朝著柵片方向彎曲,符合電弧的整體運(yùn)動(dòng)趨勢(shì),有利于電弧在弧根轉(zhuǎn)移后進(jìn)一步進(jìn)入滅弧柵片,從而減少觸頭的燒蝕和提升電弧進(jìn)入柵片的效果。

[1] 陳德桂, 戴瑞成, 劉洪武. 弧柱壓降對(duì)塑殼斷路器限流性能的作用 [J]. 低壓電器, 2005(11): 6-9. CHEN Degui, DAI Ruicheng, LIU Hongwu. Effect of arc column voltage on the current limiting performance in molded case circuit breaker [J]. Low Voltage Apparatus, 2005(11): 6-9.

[2] 季良, 陳德桂, 劉穎異, 等. 利用電弧動(dòng)態(tài)數(shù)學(xué)模型的低壓斷路器開斷過程仿真分析 [J]. 中國電機(jī)工程學(xué)報(bào), 2009, 27(30): 20-25. JI Liang, CHEN Degui, LIU Yingyi, et al. Simulation of the interruption process of low voltage circuit breaker using dynamic mathematic arc model [J]. Proceedings of the CSEE, 2009, 27(30): 20-25.

[3] RENZ R. Thermodynamic models for RMF- and AMF-vacuum arcs [C]∥International Symposium on Discharges & Electrical Insulation in Vacuum. Piscataway, NJ, USA: IEEE, 2006: 443-446.

[4] WANG Qian, LI Xingwen, CHEN Degui. Simulation of the venting configuration effects on arc plasma motion in low voltage circuit breaker [J]. IEEE Transaction on Plasma Science, 2013, 38(9): 2300-2305.

[5] LIU Hongwu, GUAN Ruiliang. Low-voltage circuit breaker arcs-simulation and measurements [J]. IEICE Transactions on Electronics, 2013, 96(9): 1119-1123.

[6] 陳德桂, 劉慶江, 康艷. 塑殼斷路器操作機(jī)構(gòu)分?jǐn)嗨俣鹊挠绊懸蛩?[J]. 低壓電器, 2005(12): 9-12. CHEN Degui, LIU Qingjiang, KANG Yan. Effect of different factors to the operating velocity of molded case circuit breakers [J]. Low Voltage Apparatus, 2005(12): 9-12.

[7] CHEN Degui, JI Liang, WANG Yunfeng, et al. Analysis and optimization for the operating mechanism of air circuit breaker [J]. IEICE Transactions on Electronics, 2008, 91(8): 1280-1285.

[8] ITO S, KAWASE Y, MORI H. 3-D finite element analysis of repulsion forces on contact systems in low voltage circuit breakers [J]. IEEE Transactions on Magnetics, 1996, 32(3): 1677-1680.

[9] 紐春萍, 陳德桂. 電動(dòng)斥力作用下低壓斷路器分?jǐn)嗵匦缘难芯?[J]. 電工技術(shù)學(xué)報(bào), 2005(7): 34-38. NIU Chunping, CHEN Degui. Research on the breaking characteristics of low-voltage circuit breaker with the effect of electrodynamic repulsion force [J]. Transactions of China Electrotechnical Society, 2005(7): 34-38.

[10]李興文, 陳德桂, 汪倩, 等. 低壓塑殼斷路器三相短路開斷特性的仿真分析 [J]. 電工技術(shù)學(xué)報(bào), 2005, 20(10): 76-82. LI Xingwen, CHEN Degui, WANG Qian, et al. Simulation and analysis of the interruption characteristics of low voltage molded case circuit breakers under 3-phase short circuit [J]. Transactions of China Electrotechnical Society, 2005, 20(10): 76-82.

[11]JI Liang, CHEN Degui, LIU Yingyi, et al. Analysis and improvement of linkage transfer position for the operating mechanism of MCCB [J]. IEEE Transactions on Power Delivery, 2011, 26(1): 222-227.

[12]KIM Y S, RYU B J, AHN K Y. Development of a molded case circuit breaker with a spring-actuated linkage based on multi-body dynamics analysis [J]. Advanced Materials Research, 2013(117): 299-304.

[13]ZHANG Junmin, LAN Jian, TIAN Lei. Influence of DC component of short-circuit current on arc characteristics during the arcing period [J]. IEEE Transactions on Power Delivery, 2014, 29(1): 81-87.

[14]RUMPLER C, STAMMBERGER H, ZACHARIAS A. Low-voltage arc simulation with out-gassing polymers [C]∥IEEE 57th Holm Conference on Electric Contacts. Piscataway, NJ, USA: IEEE, 2011: 1-8.

[15]TARCZYNSKI W, DASZKIEWICZ T. Switching arc simulation [J]. Przeglad Elektrotechniczny, 2012, 88(7b): 60-64.

[16]REN Zhigang, WU Mingliang, YANG Fei, et al. Numerical study of the arc behavior in an air DC circuit breaker considering turbulence [J]. IEEE Transactions on Plasma Science, 2014, 42(10): 2712-2713.

[17]LINDMAYER M, MARZAHN E, MUTZKE A, et al. The process of arc-splitting between metal plates in low voltage arc chutes [C]∥IEEE 50th Holm Conference on Electric Contacts. Piscataway, NJ, USA: IEEE, 2004: 28-34.

[18]RONG Mingzhe, MA Ruiguang, CHEN Junxing, et al. Numerical investigation on arc behavior in low-voltage arc chamber considering turbulence effect [J]. IEEE Transactions on Plasma Science, 2014, 42(10): 2716-2717.

[19]WU Yi, RONG Mingzhe, YANG Fei, et al. Numerical modeling of arc root transfer during contact opening in a low-voltage air circuit breaker [J]. IEEE Transactions on Plasma Science, 2008, 36(4): 1074-1075.

[20]CHRISTIAN R, ALBERT Z, HARTWIG S, et al. Low-voltage circuit breaker arc simulation including contact arm motion [J]. IEEE Transactions on Plasma Science, 2014, 42(10): 2716-2717.

[21]LOIC R, OLIVIER C, GéRARD M. 3-D magnetostatic moment method dedicated to arc interruption process modeling [J]. IEEE Transactions on Magnetic, 2014, 50(2): 941-944.

[22]HORINOUCHI K, NAKAYAMA Y, KOHYAMA H, et al. Practical simulation method for magnetically driven arc in a gas [C]∥Proceedings of the 11th International Conference on Gas Discharges and Their Applications. Tokyo, Japan: Institute of Electrical Engineers of Japan, 1995: 102-105.

[23]張晉, 陳德桂, 付軍. 低壓斷路器滅弧室中磁驅(qū)電弧的數(shù)學(xué)模型 [J]. 中國電機(jī)工程學(xué)報(bào), 1999, 19(10): 22-26, 54. ZHANG Jing, CHEN Degui, FU Jun, et al. Mathematic model of magnetic field driven arc in arc chamber of low voltage circuit breaker [J]. Proceedings of the CSEE, 1999, 19(10): 22-26, 54.

[24]LIU Yingyi, YUAN Haiwen, CHEN Degui. Experiment and simulation research on influence of different main contact system on the interruption performance of control and protective switch [J]. IEEE Transactions on Power Delivery, 2010, 25(3): 1556-1563.

(編輯 杜秀杰)

Influence of Different Arc Run-on End Tab on the Arc Movement Process of Low Voltage Circuit Breaker with Interruption Model

JI Liang1,2,LIU Yingyi3,ZHOU Xiang4,SU Ling2,WANG Jiakai2

(1. School of Electrical Engineering, Xi’an Jiaotong University, Xi’an 710049, China; 2. Global Energy Interconnection Research Institute, Beijing 102200, China; 3. School of Automation Science and Electrical Engineering, Beihang University, Beijing 100191, China; 4. State Grid Corporation, Beijing 100031, China)

To describe the dynamic process of electric arc on the arc run-on plate to yield the influencing law of the arc run-on end tab on the breaker interruption performance, an analysis strategy based on the interruption model of low voltage circuit breaker is proposed for arc movement on the arc runner with arc run-on end tab. Firstly, a multi-field coupled calculation model that enables to simulate the interruption process of low voltage circuit breaker is constructed. Secondly developing the multi-body dynamic simulation software ADAMS, a set of differential equations describing the coupling relations among electric circuit, magnetic field, puffer effect, complex mechanical movement and dynamic arc model are established. This model is used to simulate the arc movement process undergoing arc striking, moving, transferring and extinguishing. The influences of different structures of arc run-on end tabs on the interruption performance of low voltage circuit breaker are analyzed and verified by the tests. Both calculation and experiment results demonstrate that the hook-like arc run-on end tab has a larger contact area than the flat end tab towards the arc movement direction, that the arc angle of the hook-like end tab bends to the direction of splitter plates conforming to the overall movement trend of the electric arc, and the arc root on hook-like end tab is thus easier to jump onto the arc run-on plate than on the flat end tab to consequently decrease the contact erosion.

low voltage circuit breaker; arc run-on end tab; interruption model

2016-01-15。

季良(1979—),男,高級(jí)工程師;劉穎異(通信作者),女,講師。

北京市自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(3163038);國家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(51207005)。

時(shí)間:2016-07-14

http:∥www.cnki.net/kcms/detail/61.1069.T.20160714.1730.018.html

10.7652/xjtuxb201610005

TM561

A

0253-987X(2016)10-0027-09