基于整體模型的油阻尼斷路器性能分析

喬延華， 蘇秀蘋， 侯立杰(. 電磁場(chǎng)與電器可靠性省部共建重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室， 河北工業(yè)大學(xué)， 天津 30030；2. 信息與自動(dòng)化學(xué)院， 天津天獅學(xué)院， 天津 30700)

1 引言

油阻尼斷路器利用油阻尼脫扣器(也稱液壓式電磁脫扣器)來(lái)實(shí)現(xiàn)過(guò)載保護(hù)，可克服熱磁式斷路器脫扣特性受環(huán)境溫度影響較大的缺點(diǎn)，因此應(yīng)用在航空、航天、風(fēng)電等多種重要領(lǐng)域[1]。隨著油阻尼斷路器應(yīng)用越來(lái)越廣泛，對(duì)其工作性能和其他參數(shù)的研究越來(lái)越重要。

近年來(lái)，國(guó)內(nèi)外學(xué)者針對(duì)斷路器做了很多研究工作[2-10]，但對(duì)油阻尼斷路器的研究主要是對(duì)脫扣器和操作機(jī)構(gòu)進(jìn)行單獨(dú)的研究，而對(duì)其整體的性能研究比較少。日本學(xué)者Yoshihiro Kawase[11]分析了油阻尼脫扣器的交流最小脫扣電流和直流最小脫扣電流，闡明了交流和直流下最小脫扣電流的不同；日本學(xué)者 Satoshi Suzuki[12]根據(jù)運(yùn)動(dòng)物體的位置不斷改變網(wǎng)格剖分的方法分析電磁式油阻尼脫扣器的動(dòng)作性能，最后通過(guò)對(duì)電磁式油阻尼脫扣器的動(dòng)態(tài)分析驗(yàn)證了這個(gè)方法的有效性；張益滔[13]建立了油阻尼脫扣器參數(shù)化模型，通過(guò)改變脫扣器油杯中鐵心的尺寸并對(duì)模型進(jìn)行仿真，分析鐵心尺寸對(duì)脫扣器過(guò)載特性的影響；周榮偉[14]通過(guò)仿真對(duì)油阻尼脫扣器的動(dòng)作特性進(jìn)行了研究，研究過(guò)程考慮了作用于鐵心的電磁力、油液阻力和彈簧力，推導(dǎo)了鐵心運(yùn)動(dòng)方程，驗(yàn)證了仿真方法的可行性；郭會(huì)娟、蘇秀蘋等人[15]綜述了粘滯阻尼器的應(yīng)用及研究現(xiàn)狀、粘滯流體的分類，給出了電磁式脫扣器阻尼力方程，為電磁式脫扣器的實(shí)際工程應(yīng)用提供了依據(jù)；夏曉磊[16]對(duì)油阻尼脫扣器進(jìn)行了研究，通過(guò)仿真計(jì)算和分析數(shù)據(jù)得到油杯中油阻尼力大小與鐵心在速度、硅油粘度下的關(guān)系，為油阻尼脫扣器的過(guò)載反時(shí)限特性提供了數(shù)據(jù)計(jì)算依據(jù)。文獻(xiàn)[11-16]單獨(dú)分析脫扣器的各種特性，再將得到的脫扣力單獨(dú)加在鎖扣上進(jìn)行操作機(jī)構(gòu)的動(dòng)作性能分析，沒(méi)有將斷路器作為一個(gè)整體進(jìn)行分析，存在一定的誤差。因此對(duì)油阻尼斷路器的整體性能分析很有意義。

本文改進(jìn)了以往對(duì)油阻尼斷路器分離開(kāi)來(lái)的研究方法，建立了油阻尼斷路器整體仿真模型，對(duì)不同電流倍數(shù)下的模型進(jìn)行了動(dòng)態(tài)仿真及特性分析，還對(duì)分離模型中不能解決的鐵心位置問(wèn)題進(jìn)行了分析，通過(guò)將整體模型仿真結(jié)果、分離模型的仿真結(jié)果和實(shí)驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，證明了整體模型仿真的優(yōu)勢(shì)，為油阻尼斷路器的研究開(kāi)發(fā)提供了新的設(shè)計(jì)手段。

2 油阻尼斷路器工作原理

油阻尼斷路器的結(jié)構(gòu)如圖1所示。左側(cè)是脫扣機(jī)構(gòu)，右側(cè)是操作機(jī)構(gòu)。脫扣機(jī)構(gòu)由一個(gè)電流傳感線圈和一組觸頭串聯(lián)組成，線圈內(nèi)是一個(gè)非磁性延時(shí)管，即油阻尼管(油杯)，管內(nèi)有鐵心、彈簧和阻尼液；操作機(jī)構(gòu)主要包括手柄、支架、銜鐵、上連桿、下連桿、跳扣、動(dòng)靜觸頭臂、動(dòng)靜觸頭。

1—手柄；2—上連桿；3—下連桿；4—?jiǎng)佑|頭；5—靜觸頭；6—靜觸頭臂；7—?jiǎng)佑|頭臂；8—跳扣；9—鐵心；10—油杯；11—銜鐵；12—支架圖1 油阻尼斷路器結(jié)構(gòu)Fig.1 Structure of circuit breaker with oil dashpot

其工作原理為：合閘時(shí)，向右扳動(dòng)手柄。手柄會(huì)以手柄和支架之間的轉(zhuǎn)軸為中心向右旋轉(zhuǎn)，手柄旋轉(zhuǎn)的同時(shí)，會(huì)帶動(dòng)上連桿和下連桿轉(zhuǎn)動(dòng)，此時(shí)跳扣因?yàn)榕せ傻淖饔?，不?huì)發(fā)生旋轉(zhuǎn)，使得上下連桿保持鎖定狀態(tài)，手柄-上下連桿-動(dòng)觸頭臂構(gòu)成四連桿機(jī)構(gòu)。最終，動(dòng)觸頭臂帶動(dòng)動(dòng)觸頭與靜觸頭接觸，機(jī)構(gòu)處于穩(wěn)定狀態(tài)，斷路器完成合閘動(dòng)作。當(dāng)電流小于或等于斷路器的額定電流值時(shí)，線圈的磁通量不足以將鐵心吸至極靴，觸頭保持閉合狀態(tài)，如圖2所示；當(dāng)電流大于斷路器的額定電流值時(shí)，銜鐵受到增大的電磁吸力的作用發(fā)生旋轉(zhuǎn)，旋轉(zhuǎn)結(jié)束時(shí)，銜鐵會(huì)與油杯的極靴處發(fā)生接觸。銜鐵在旋轉(zhuǎn)的同時(shí)，銜鐵的尾端會(huì)敲擊在跳扣上，導(dǎo)致跳扣逆時(shí)針轉(zhuǎn)動(dòng)，上下連桿解鎖。機(jī)構(gòu)從支架-手柄-上下連桿-動(dòng)觸頭臂構(gòu)成的四連桿系統(tǒng)變成了支架-手柄-上連桿-下連桿-動(dòng)觸頭臂組成的五連桿系統(tǒng)，機(jī)構(gòu)不再處于穩(wěn)定狀態(tài)，動(dòng)觸頭在機(jī)構(gòu)的動(dòng)作帶動(dòng)下與靜觸頭分離，斷路器達(dá)到切斷電流、保護(hù)故障電路的目的，如圖3所示。與此同時(shí)，線圈的吸力增大，使鐵心開(kāi)始向極靴方向運(yùn)動(dòng)，油阻尼管中的磁阻逐漸減小，磁場(chǎng)力逐漸增大，彈簧被壓縮，阻尼液產(chǎn)生的阻力會(huì)使鐵心的運(yùn)動(dòng)產(chǎn)生延時(shí)，從而實(shí)現(xiàn)延時(shí)保護(hù)功能；當(dāng)線路中出現(xiàn)短路電流時(shí)，線圈瞬時(shí)產(chǎn)生足夠大的磁通量，即使鐵心還未動(dòng)，仍能迅速將銜鐵吸引至極靴面。

圖2 斷路器完成合閘Fig.2 Circuit breaker closing

圖3 斷路器完成分閘Fig.3 Circuit breaker tripping

3 建立整體動(dòng)力學(xué)仿真模型

首先利用三坐標(biāo)測(cè)量?jī)x測(cè)量油阻尼斷路器各零部件尺寸，然后利用Pro/ENGINEER軟件建立油阻尼斷路器整體三維模型，再將模型導(dǎo)入到ADAMS軟件，需要完成如下步驟的工作。

3.1 修改物理參數(shù)

模型導(dǎo)入到ADAMS后，在對(duì)模型進(jìn)行仿真之前，首先需要修改各個(gè)零件的名稱和物理特性。在零件體積確定的情況下，需要添加各個(gè)零件的精確質(zhì)量參數(shù)。每個(gè)零件的質(zhì)量由多功能電子天平測(cè)量得到，測(cè)量折疊連桿上連桿的質(zhì)量以及對(duì)上連桿的物理特性賦值如圖4所示。其他零件都按此方式進(jìn)行賦值。

圖4 上連桿的物理特性Fig.4 Physical characteristics of upper connecting rod

3.2 添加運(yùn)動(dòng)副約束

在修改完各個(gè)零件的物理特性后，需要使用約束副將它們連接起來(lái)，以定義物體之間的相對(duì)運(yùn)動(dòng)，常用的約束包括固定副、旋轉(zhuǎn)副和滑移副等。在ADAMS中添加的部分約束情況如表1所示。

表1 部分約束副配對(duì)表Tab.1 Partial constraint pairing

3.3 添加載荷

在ADAMS中添加了運(yùn)動(dòng)副約束后，還需要對(duì)模型添加載荷，主要包括碰撞接觸力、作用力、柔性連接力等。

(1)碰撞接觸力的添加

當(dāng)兩個(gè)零件的表面之間發(fā)生接觸時(shí)，這兩個(gè)零件就會(huì)在接觸的位置產(chǎn)生接觸力。在ADAMS中添加接觸力時(shí)要根據(jù)零件的運(yùn)動(dòng)情況和限位位置來(lái)添加，部分接觸力添加情況如表2所示。

表2 部分接觸副配對(duì)表Tab.2 Partial contact pairing

(2)作用力的添加

根據(jù)模型的實(shí)際受力情況，添加如下作用力：

1)根據(jù)經(jīng)驗(yàn)在手柄上添加一個(gè)在0～20ms作用力大小為5N的向右的合閘力，使斷路器實(shí)現(xiàn)合閘。

2)給鐵心添加油阻尼力，大小由流體力學(xué)仿真軟件FLUENT計(jì)算得到[16-18]，部分結(jié)果如表3所示。

表3 部分不同速度下的硅油阻尼力Tab.3 Partial silicone oil damping force under different speeds

3)給鐵心施加向下的彈簧力，經(jīng)測(cè)量，彈簧長(zhǎng)度和壓縮力關(guān)系如表4所示。

表4 不同彈簧長(zhǎng)度下彈簧力大小Tab.4 Spring force under different length

4)給鐵心添加向上的電磁吸力，鐵心受到的電磁吸力由有限元分析軟件ANSYS計(jì)算得到，銜鐵也受到電磁力產(chǎn)生的力矩作用，本文計(jì)算了在1.05IN(額定電流)、1.2IN、1.25IN、2IN、4IN、6IN時(shí)不同氣隙、不同旋轉(zhuǎn)角度下的力矩和電磁吸力值。1.2IN下的部分力矩和電磁吸力如表5所示。

表5 1.2IN下電磁吸力和力矩Tab.5 Electromagnetic force and torque under 1.2IN

(3)柔性連接力的添加

對(duì)四個(gè)扭簧進(jìn)行賦值，扭簧分別作用在手柄-支架、跳扣-下連桿、動(dòng)觸頭臂-支架、銜鐵-支架上。扭簧的剛度和初始力根據(jù)天津華林彈簧研究所出具的產(chǎn)品技術(shù)評(píng)審報(bào)告得到，如表6所示。

表6 扭簧參數(shù)值Tab.6 Torsion spring parameters

在修改完零件的名稱和物理特性，并對(duì)模型添加完運(yùn)動(dòng)副和載荷后，油阻尼斷路器的整體動(dòng)力學(xué)仿真模型就建立完成了，如圖5所示。

圖5 整體動(dòng)力學(xué)仿真模型Fig.5 Integrated dynamic simulation model

4 仿真分析

利用ADAMS對(duì)整體模型進(jìn)行仿真分析，在ADAMS/Solver的求解過(guò)程中，系統(tǒng)會(huì)根據(jù)用戶按實(shí)際情況添加的約束、驅(qū)動(dòng)、載荷，自動(dòng)形成虛擬樣機(jī)模型的動(dòng)力學(xué)方程(微分-代數(shù)方程)：

(1)

式中，P為系統(tǒng)的廣義動(dòng)量；H為外力的坐標(biāo)變換矩陣；T為系統(tǒng)廣義坐標(biāo)表達(dá)的動(dòng)能；q為廣義坐標(biāo)；λ為拉格朗日乘子；F為系統(tǒng)的廣義外力陣列；φq為φ關(guān)于q的Jacobi矩陣；φ為系統(tǒng)的約束函數(shù)陣列。

為了研究油阻尼斷路器在正常情況、過(guò)載情況和短路情況下的動(dòng)作特性，分別在1.05IN、1.2IN、1.25IN、2IN、4IN以及6IN下進(jìn)行仿真。為了更好地使仿真情況與斷路器實(shí)際工作狀態(tài)接近，對(duì)斷路器通入電流的時(shí)間進(jìn)行了如下設(shè)置：

(1)在0～20ms時(shí)間內(nèi)，斷路器進(jìn)行合閘操作，不通入電流，模擬手動(dòng)合閘過(guò)程。

(2)20～40ms時(shí)間段內(nèi)，斷路器通入額定電流，模擬斷路器在正常電流下的工作狀態(tài)。

(3)在40ms之后通入相應(yīng)倍數(shù)的電流，模擬斷路器在正常工作下電流突然變化時(shí)的情況。

(4)如果斷路器發(fā)生分閘，在分閘后電路斷開(kāi)，電流變?yōu)?，表示電流被切斷。如未發(fā)生分閘，則保持通入上一步的電流值不變。

4.1 1.05IN動(dòng)態(tài)仿真結(jié)果

圖6～圖9為斷路器在1.05IN下工作時(shí)的銜鐵轉(zhuǎn)角、鐵心受力情況、氣隙變化以及動(dòng)觸頭位移的變化情況。

圖6 1.05IN下銜鐵轉(zhuǎn)角Fig.6 Armature rotation under 1.05IN

圖7 1.05IN下鐵心受力Fig.7 Core force under 1.05IN

圖8 1.05IN下鐵心氣隙Fig.8 Core gap under 1.05IN

圖9 1.05IN下動(dòng)觸頭位移Fig.9 Dynamic contact displacement under 1.05IN

由圖6可以看出，銜鐵在斷路器不通電的前20ms內(nèi)因扭簧的作用保持不動(dòng)，在20ms通入額定電流后銜鐵緩緩轉(zhuǎn)動(dòng)直到尾端接觸到跳扣，并因跳扣扭簧的作用無(wú)法繼續(xù)向下轉(zhuǎn)動(dòng)，然后銜鐵在一個(gè)小角度的彈跳后保持不動(dòng)直到仿真結(jié)束。

由圖7可以看出，鐵心受到電磁吸力、油阻尼力、彈簧力、重力的作用。以垂直向上為正方向，鐵心受到的電磁吸力在通入電流之后開(kāi)始作用，數(shù)值大于0，在20ms通入額定電流和40ms通入1.05IN時(shí)發(fā)生了兩次突變，最后保持在0.0461N不變；油阻尼力與鐵心的速度有關(guān)，所以它在仿真開(kāi)始時(shí)因鐵心調(diào)整平衡位置有變化外，一直為0；鐵心受到壓簧的作用力的數(shù)值在-0.05N左右；上述三個(gè)作用力的合成力約為-0.003N。鐵心質(zhì)量為1.304g，故鐵心所受重力約為-0.0128N，與鐵心所受重力合成計(jì)算后得到鐵心受到的合力為-0.0158N，小于0。

由圖8也可以看出，鐵心在0.05s時(shí)完成了平衡位置的調(diào)整后在油杯底部保持靜止。在圖9可以看出，動(dòng)觸頭在閉合完成之后保持靜止，因此斷路器在1.05IN時(shí)不會(huì)分閘。

根據(jù)仿真結(jié)果可知，油阻尼斷路器在1.05IN下不會(huì)進(jìn)行分閘動(dòng)作，斷路器所保護(hù)的電路在1.05IN下可正常工作。

4.2 1.2IN動(dòng)態(tài)仿真結(jié)果

當(dāng)斷路器在1.2IN下工作時(shí)，前兩階段與1.05IN時(shí)動(dòng)作情況相同。在40ms通入1.2IN后，斷路器鐵心受力情況、鐵心速度變化、銜鐵轉(zhuǎn)角及鐵心氣隙變化、動(dòng)觸頭位移變化情況分別如圖10～圖13所示。

圖10 1.2IN下鐵心受力Fig.10 Core force under 1.2IN

圖11 1.2IN下鐵心速度Fig.11 Core speed under 1.2IN

圖12 1.2IN下銜鐵轉(zhuǎn)角及鐵心氣隙Fig.12 Armature rotation and core gap under 1.2IN

圖13 1.2IN下動(dòng)觸頭位移Fig.13 Dynamic contact displacement under 1.2IN

由圖10可以看出，鐵心受到的電磁吸力隨著氣隙的減小而增大，并在25.84s時(shí)快速增大。這是因?yàn)槲﹄S著氣隙的減小而增大，當(dāng)氣隙大于1mm時(shí)，其增大的幅度比較小，氣隙小于1mm時(shí)，其快速上升。對(duì)應(yīng)圖12可知，在25.84s時(shí)氣隙小于1mm，所以突變情況符合電磁吸力與氣隙的關(guān)系。然后電磁吸力在斷路器斷電后變?yōu)?。鐵心受到的油阻尼力在鐵心向上移動(dòng)時(shí)為阻力，數(shù)值小于0，并在電磁吸力發(fā)生快速增大后也急速增大，因?yàn)殡姶盼υ龃髮?dǎo)致鐵心上移速度加大，進(jìn)而導(dǎo)致了油阻尼力增大。在斷路器分閘后，鐵心會(huì)緩緩向下移動(dòng)，此時(shí)油阻尼力反向，阻礙鐵心的運(yùn)動(dòng)，數(shù)值大于0。鐵心受到的壓簧作用力的數(shù)值在-0.05N開(kāi)始減小，直到鐵心停止向上移動(dòng)，此時(shí)達(dá)到最小值-0.117N，然后隨著鐵心回到原位置重新變?yōu)?0.05N。三個(gè)作用力的合成力在與重力合成后得到鐵心所受合力，合力從0.001N開(kāi)始增大到4.73N，并在斷路器分閘后變?yōu)樨?fù)值。

圖11為鐵心速度的變化情況。通過(guò)合力的變化情況可知，鐵心運(yùn)動(dòng)速度在電磁吸力出現(xiàn)后緩慢增大，并在氣隙小于1mm后速度急速增大，這與上述的分析相符合。

由圖12可以看出，銜鐵在通電開(kāi)始發(fā)生了8.85°的旋轉(zhuǎn)，然后等待鐵心上移。在25.91s鐵心到達(dá)油杯頂部，氣隙變?yōu)?，幾乎同時(shí)，增大的電磁吸力使得銜鐵繼續(xù)向下旋轉(zhuǎn)與極靴接觸。在電流為0后，銜鐵和鐵心在各自彈簧的作用下回復(fù)到初始位置，等待下一次的合閘。

由圖13可以看出，在銜鐵推動(dòng)跳扣逆時(shí)針旋轉(zhuǎn)后，機(jī)構(gòu)開(kāi)始動(dòng)作，動(dòng)觸頭臂向上轉(zhuǎn)動(dòng)，使得動(dòng)靜觸頭分離。動(dòng)觸頭臂在接觸到支架后向下轉(zhuǎn)動(dòng)，動(dòng)觸頭在25.96s時(shí)回到初始位置，分閘動(dòng)作完成。分閘從過(guò)載電流通入開(kāi)始到此時(shí)結(jié)束，所用時(shí)間為25.92s。

根據(jù)仿真結(jié)果可知，1.2IN下斷路器處于過(guò)載情況，分閘過(guò)程需要25.92s，斷路器仿真的合分閘動(dòng)作正常。

4.3 4IN動(dòng)態(tài)仿真結(jié)果

圖14～圖17為斷路器在40ms時(shí)通入4IN后的動(dòng)觸頭閉合速度、銜鐵轉(zhuǎn)角及鐵心氣隙、下連桿位移、動(dòng)觸頭位移情況。

圖14 4IN下動(dòng)觸頭閉合速度Fig.14 Dynamic contact closing speed under 4IN

圖15 4IN下銜鐵轉(zhuǎn)角及鐵心氣隙Fig.15 Armature rotation and core gap under 4IN

圖16 4IN下下連桿位移Fig.16 Down connecting rod displacement under 4IN

圖17 4IN下動(dòng)觸頭位移Fig.17 Dynamic contact displacement under 4IN

仿真開(kāi)始時(shí)，斷路器進(jìn)行合閘動(dòng)作。合閘過(guò)程動(dòng)觸頭的速度曲線如圖14所示。在7.2ms觸頭速度變?yōu)?，斷路器完成合閘。40ms時(shí)通入了4IN，因電流增大導(dǎo)致電磁吸力增大，銜鐵受到電磁吸力的影響，開(kāi)始向下旋轉(zhuǎn)，此時(shí)雖然鐵心仍未到油杯頂部，但因電磁力足夠大，使得銜鐵的吸力矩大于扭簧的反力矩，在0.0528s時(shí)銜鐵轉(zhuǎn)動(dòng)至與極靴接觸。

在銜鐵轉(zhuǎn)動(dòng)過(guò)程中，銜鐵尾端敲擊跳扣，使得跳扣轉(zhuǎn)動(dòng)，上下連桿解鎖。在0.0523s時(shí)下連桿開(kāi)始分閘動(dòng)作，下連桿位移過(guò)程如圖16所示。下連桿的轉(zhuǎn)動(dòng)帶動(dòng)動(dòng)靜觸頭分離，動(dòng)觸頭在0.0544s開(kāi)始動(dòng)作，直到0.0722s回到初始位置，此時(shí)分閘動(dòng)作結(jié)束。動(dòng)觸頭位移如圖17所示。因電路斷電，電磁吸力消失，銜鐵與鐵心也在各自反彈簧的作用下回到初始位置，等待下一次合閘?？梢钥闯?，斷路器在通入4IN時(shí)，斷路器發(fā)生瞬時(shí)分閘，從0.04s通入電流開(kāi)始，到0.0722s分閘動(dòng)作結(jié)束，分閘用時(shí)0.0322s。

4.4 其他倍數(shù)電流情況下動(dòng)態(tài)仿真結(jié)果

分別在1.25IN、2IN、6IN情況下對(duì)斷路器的動(dòng)態(tài)過(guò)程進(jìn)行了分析，下面結(jié)果進(jìn)行簡(jiǎn)要的說(shuō)明。

(1)在1.25IN情況下，鐵心所受合力增加為4.9N, 鐵心速度也相應(yīng)增大, 斷路器處于過(guò)載情況，從40ms通入1.25IN時(shí)開(kāi)始，到動(dòng)觸頭回到初始位置分閘結(jié)束，共用時(shí)16.64s。

(2)在2IN情況下，鐵心所受合力增加為5.54N，鐵心速度此時(shí)也相應(yīng)增大，直到到達(dá)油杯頂部。 從40ms通入2IN時(shí)開(kāi)始，到動(dòng)觸頭回到初始位置分閘結(jié)束，共用時(shí)1.704s。

(3)在6IN情況下，斷路器對(duì)電路進(jìn)行短路保護(hù)，動(dòng)作時(shí)間為29.5ms。

4.5 動(dòng)態(tài)性能仿真結(jié)果驗(yàn)證及分析

(1)仿真結(jié)果與實(shí)測(cè)結(jié)果的對(duì)比分析

為了驗(yàn)證仿真結(jié)果的正確性，對(duì)油阻尼斷路器進(jìn)行了實(shí)際測(cè)試，得到了斷路器的動(dòng)作時(shí)間，在4.1～4.5節(jié)仿真計(jì)算的基礎(chǔ)上，將油阻尼斷路器的整體模型仿真結(jié)果與文獻(xiàn)[10,15]中得到的分離模型的仿真數(shù)據(jù)以及實(shí)測(cè)平均值三者進(jìn)行對(duì)比，結(jié)果如圖18所示。此外，還對(duì)整體模型和分離模型的動(dòng)作時(shí)間進(jìn)行了誤差分析，如表7所示。

圖18 仿真數(shù)據(jù)和實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)對(duì)比Fig.18 Comparison of simulation data and measured data

表7 分離模型、整體模型仿真數(shù)據(jù)與實(shí)測(cè)結(jié)果對(duì)比Tab.7 Comparison of simulation data of separation model and integrated model with experimental results

由圖18可以看出，整體模型的仿真結(jié)果和實(shí)測(cè)結(jié)果吻合得比較好，而分離模型的仿真結(jié)果與實(shí)測(cè)結(jié)果的偏差較大。

由表7的相對(duì)誤差計(jì)算結(jié)果也可以看出，分離模型在2IN時(shí)相對(duì)誤差可達(dá)到67.3%，在1.25IN時(shí)相對(duì)誤差最小也為1.47%；而整體模型的相對(duì)誤差在1.2IN下最大為15.7%，在1.25IN時(shí)相對(duì)誤差最小，僅為0.665%。所以將油阻尼斷路器整體進(jìn)行仿真計(jì)算更能貼近斷路器的實(shí)際動(dòng)作過(guò)程，其比分離模型的仿真結(jié)果更符合實(shí)測(cè)值，仿真結(jié)果更準(zhǔn)確，對(duì)斷路器的研究工作更有幫助。

(2)鐵心位置分析

斷路器在過(guò)載電流下動(dòng)作時(shí)，銜鐵要等到鐵心上移，使得氣隙減小，電磁力矩增大到足以抵消扭簧的反力矩時(shí)才會(huì)推動(dòng)跳扣轉(zhuǎn)動(dòng)，進(jìn)而使機(jī)構(gòu)運(yùn)動(dòng)，完成分閘；而斷路器在短路電流下動(dòng)作時(shí)，因電流足夠大，使得銜鐵不必等鐵心動(dòng)作就會(huì)直接帶動(dòng)機(jī)構(gòu)完成分閘動(dòng)作。所以在不同的電流倍數(shù)下，斷路器在動(dòng)作的瞬間，鐵心的位置是不同的。分離模型無(wú)法測(cè)出操作機(jī)構(gòu)動(dòng)作時(shí)鐵心所在位置，而整體模型則可以測(cè)出操作機(jī)構(gòu)動(dòng)作時(shí)的鐵心位置，表8為不同電流下斷路器動(dòng)作時(shí)，鐵心距離油杯底部的距離。

表8 不同電流下動(dòng)作時(shí)的鐵心位置Tab.8 Core position under different current

由表8可以看出，在1.2IN和1.25IN下，斷路器會(huì)對(duì)電路進(jìn)行過(guò)載保護(hù)，銜鐵會(huì)在鐵心基本到達(dá)油杯頂部時(shí)開(kāi)始動(dòng)作；在4IN和6IN下銜鐵動(dòng)作時(shí)，鐵心仍在油杯底部未動(dòng)；而在斷路器分閘時(shí)，鐵心分別上移了0.34mm、0.012mm、0.004mm。

通過(guò)以上分析可知，整體模型的仿真比分離模型得到的結(jié)果更準(zhǔn)確，能提供分離模型不能提供的數(shù)據(jù)，且ADAMS仿真結(jié)果有效，符合真實(shí)情況。

5 結(jié)論

為更好地研究油阻尼斷路器的性能，本文將油阻尼斷路器整體作為研究對(duì)象，考慮了脫扣器和操作機(jī)構(gòu)兩部分動(dòng)作銜接的過(guò)程對(duì)斷路器性能的影響，并將整體模型仿真結(jié)果和分離模型仿真結(jié)果進(jìn)行了比較分析，主要結(jié)論有：

(1)使用三坐標(biāo)測(cè)量?jī)x對(duì)斷路器內(nèi)部尺寸進(jìn)行了實(shí)際測(cè)量，運(yùn)用三維建模軟件Pro/ENGINEER建立了油阻尼斷路器整體動(dòng)力學(xué)仿真模型。

(2)通過(guò)ADAMS對(duì)油阻尼斷路器整體模型在1.05IN、1.2IN、1.25IN、2IN、4IN以及6IN下進(jìn)行了仿真分析，得到了斷路器在正常、過(guò)載、短路電流下的鐵心受力、鐵心速度、氣隙、動(dòng)觸頭位移等動(dòng)態(tài)特性，并對(duì)分離模型不能解決的鐵心位置問(wèn)題進(jìn)行了分析，得到了不同電流下斷路器分?jǐn)鄷r(shí)的鐵心位置。

(3)對(duì)比分析整體模型仿真結(jié)果、分離模型仿真結(jié)果和實(shí)驗(yàn)測(cè)試結(jié)果可知，整體模型的仿真誤差比分離模型的仿真誤差平均降低了將近23%，證明了整體模型仿真結(jié)果的有效性，從而為油阻尼斷路器的研究開(kāi)發(fā)提供了新的設(shè)計(jì)手段。

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