考慮彈簧應力松弛的高壓斷路器運動特性

黎小峰，巫世晶，李小勇,2，趙燈，李巧全，李星

(1.武漢大學水射流理論與新技術湖北省重點實驗室，湖北武漢，430072；2.武漢大學蘇州研究院，江蘇蘇州，215123；3.烽火通信科技股份有限公司，湖北武漢，430205)

高壓斷路器是高壓電力輸送體系中重要的控制和保護設備，其主要功能是在收到控制信號時及時可靠地分合閘動作，完成電路的切斷和接通，其運行狀態(tài)直接影響整個電力系統(tǒng)的穩(wěn)定性和可靠性[1]。高壓斷路器在分合高壓線路時，動靜觸頭間會產(chǎn)生高溫高壓電弧。如果分合閘時間長于斷路器分合閘安全操作技術標準，或在規(guī)定時間內(nèi)動、靜觸頭分合不徹底，會造成觸頭熔焊，線路燒毀等故障。高壓斷路器分合閘動作由內(nèi)部的操動機構驅(qū)動，按照動力源的不同可分為電磁操動機構、彈簧操動機構、氣動操動機構及液壓操動機構等。其中彈簧操動機構因其操作靈活，不存在漏油和漏氣等優(yōu)點，在10～35 kV 電壓等級的高壓斷路器中被廣泛采用[2]。作為彈簧操動機構核心部件的分合閘彈簧為斷路器的分合閘運動提供驅(qū)動力，其性能關系到斷路器分合閘動作可靠性[3-4]。高壓斷路器一般只在線路故障以及檢修時才進行分合閘動作，其操動機構動作不頻繁甚至常年不動。分合閘彈簧長期處于靜止的伸長狀態(tài)，會發(fā)生過程緩慢且難以被直觀監(jiān)測的應力松弛現(xiàn)象，致使彈簧操動機構驅(qū)動力不足，最終導致斷路器無法正常分合閘動作，嚴重影響電力系統(tǒng)的安全運行。高壓斷路器分合閘的滅弧過程對動觸頭速度要求極高，而應力松弛將導致彈簧彈性消退，降低分合閘操動功，給分合閘運動帶來不利影響[5]。國內(nèi)外學者通過對比合金試件在蠕變前后的微觀金相組織結構以及金屬微觀組織在蠕變過程中的演變規(guī)律，對蠕變和應力松弛的機理展開了深入研究[6-9]。根據(jù)以往的研究，蠕變是材料內(nèi)部位錯運動及重新排列，使得組織趨向于均勻化、穩(wěn)定化的過程，且呈現(xiàn)三階段特征[10-12]。封先河[13]將蠕變過程中的可動位錯視為獲得足夠能量的活化粒子，從能量的角度推導了彈簧的蠕變動力學方程，并對所研究彈簧壽命進行了評估。所推導的彈簧蠕變動力學方程中的未知參數(shù)較多，需要通過多組不同溫度下的彈簧蠕變試驗才能最終確定，限制了其使用。應力松弛機理與蠕變微觀機理相同，但表現(xiàn)形式不同，應力松弛是固定形變條件下應力降低，蠕變是高應力條件下部分彈性應變轉(zhuǎn)變?yōu)椴豢苫謴妥冃蔚男巫冞^程，二者數(shù)值可以相互轉(zhuǎn)換，亦有學者深入研究了應力松弛和蠕變之間的數(shù)值轉(zhuǎn)換關系，指出了通過短期應力松弛試驗數(shù)據(jù)獲得彈簧蠕變本構模型中未知參數(shù)的方法[14-17]。國外有學者建立了彈簧的應力松弛有限元模型，并對影響應力松弛速率的溫度、載荷、材料等因素展開了進一步研究[18-19]。以上研究者多采用試驗研究手段，對應力松弛與蠕變的發(fā)生機理、影響因素以及二者之間的數(shù)值轉(zhuǎn)換進行了研究，而關于彈簧應力松弛對高壓斷路器分合閘運動的影響研究較少。有研究者通過仿真研究指出，分合閘彈簧是高壓斷路器機械故障的敏感因素，彈簧應力松弛對高壓斷路器分合閘運動特性的影響不可忽略[20]。本文作者選用Norton蠕變本構模型研究ZN12型高壓斷路器分合閘彈簧的應力松弛問題。該本構模型忽略溫度對蠕變速率的影響，未知參數(shù)較少，適合于戶內(nèi)高壓斷路器分合閘彈簧的研究。通過短期應力松弛試驗獲得本構模型中的未知參數(shù)，并求解彈簧服役后期的應力松弛結果。最后采用機械動力學仿真軟件ADAMS研究分合閘彈簧應力松弛對該型斷路器分合閘運動特性的影響。

1 斷路器操動機構簡介

ZN12 型高壓真空斷路器為三相交流50 Hz 的戶內(nèi)高壓開關，具有開斷能力強和操作功能齊全等優(yōu)點，在電力系統(tǒng)中應用廣泛。圖1所示為該型高壓斷路器的某一相彈簧操動機構結構示意圖，該彈簧操動機構由一組多連桿機構和分合閘彈簧組成，連桿之間通過鉸接副連接(圖1中A，B，C，D，E，F(xiàn)和G處)。傳動機構內(nèi)安裝有3種不同尺寸圓柱螺旋彈簧，分別為合閘彈簧、分閘彈簧和觸頭彈簧，彈簧材料均為60Si2Mn。其中觸頭彈簧為壓縮彈簧，僅起到緩沖作用，不作為本文的研究重點。本文所研究的分合閘彈簧均為拉伸彈簧，彈簧參數(shù)如表1所示。

表1 ZN12高壓斷路器彈簧基本參數(shù)Table 1 Basic parameters of spring for ZN12 high voltage circuit breaker

高壓斷路器在收到合閘信號時，處于伸長狀態(tài)的合閘彈簧10釋放并帶動凸輪1順時針旋轉(zhuǎn)。凸輪撞擊連桿2；連桿2 在受拉凸輪1 的作用下，通過連桿機構的傳動，驅(qū)動動觸頭向上運動，最終與靜觸頭9抱合完成合閘動作。同理，高壓斷路器在收到分閘信號時，伸長狀態(tài)的分閘彈簧11 釋放，驅(qū)動下拐臂順時針旋轉(zhuǎn)；動觸頭8 向下運動促使動觸頭8 和靜觸頭9分離完成分閘動作。

圖1 ZN12型高壓斷路器彈簧操動機構原理圖Fig.1 Schematic diagram of spring operating mechanism ofhigh voltage circuit breaker

2 斷路器仿真模型建立與驗證

2.1 仿真模型建立

對于簡單機構如四連桿機構和曲柄滑塊機構，基于牛頓定理和拉格朗日方程，通過建立機構的動力學微分方程組進行求解，能夠得到機構的動力學輸出特性[21-22]。然而，高壓斷路器系統(tǒng)結構復雜，直接建立動力學方程組并進行數(shù)值求解其動觸頭的時間-位移曲線較困難，且難以同時考慮運動副的接觸，導致計算結果誤差較大[23]。機械動力學仿真軟件ADAMS基于拉格朗日方程和虛功原理，能夠準確建立斷路器的實體模型并分析斷路器動力學狀態(tài)。本文以ZN12型高壓斷路器為研究對象，在ADAMS下建立該型高壓斷路器的動力學仿真模型，研究彈簧應力松弛對高壓斷路器分合閘運動特性的影響，建模過程如圖2所示。

主要建模過程如下。

1) 設置工作環(huán)境和材料屬性。在ADAMS/View中導入操動機構三維模型后，調(diào)整工作網(wǎng)格、重力加速度方向以及坐標軸等工作環(huán)境，同時把相互之間沒有相對運動的構件耦合固定聯(lián)接，以減少模型構件數(shù)目，并對簡化后模型的構件重命名及定義其材料屬性。

2) 添加約束副。為構件定義材料屬性后，再定義各構件之間的相對位置和相對運動方式，即對模型添加約束，將各構件聯(lián)接，使其組成一個機械系統(tǒng)，模擬機械的實際運行狀況。將高壓斷路器存在碰撞的構件之間采用接觸進行聯(lián)接，其余構件均采用ADAMS提供的約束副聯(lián)接。

3) 施加力與載荷。根據(jù)前述機構的工作原理可知，操動機構的動力元件為彈簧，因此，在模型中施加的力主要為彈簧力，包括壓縮彈簧、拉伸彈簧，其中，分合閘彈簧為拉簧，觸頭彈簧為壓簧。通過以上步驟即完成操動機構動力學仿真模型的前處理工作，所建立的彈簧操動機構分合閘仿真模型如圖3所示。

4) 設置求解器。高壓斷路器仿真模型中包含力與碰撞等動力學問題，因此，選擇動力學求解器，其積分器為常用的GSTIFF積分器、積分格式選擇求解精度較高的SI2積分格式、積分誤差降低至系統(tǒng)默認誤差的下一數(shù)量級即10-4。取合閘仿真時間為0.04 s，步數(shù)為600 步；分閘仿真時間為0.03 s，步數(shù)為500步。

2.2 試驗驗證

高壓斷路器分合閘過程中，動觸頭時間、位移是最重要的參數(shù)，是彈簧操動機構作用下的最終輸出性能指標，是決定動觸頭和靜觸頭能否可靠開斷、關合的關鍵。只有在規(guī)定的時間內(nèi)完成充分的分合閘運動，才能實現(xiàn)可靠的滅弧，實現(xiàn)高壓輸電線路的開斷與關合。本試驗測量該型斷路器操動機構的輸出端動觸頭時間、位移，并與仿真結果進行對比驗證，所搭建的試驗測試系統(tǒng)如圖4所示。仿真模型對高壓斷路器本體進行了一定簡化，且設置的仿真參數(shù)與真實斷路器工況存在一定誤差，所建立的仿真模型需要通過分合閘試驗進行進一步驗證。

圖2 高壓斷路器仿真建模流程圖Fig.2 Flow chart of simulation modeling for high voltage circuit breaker

圖3 ZN12高壓斷路器仿真模型Fig.3 Simulation models of ZN12 high voltage circuit breaker

在該分合閘試驗中，首先通過固定支架將高壓斷路器支起在斷路器底部，將位移、速度傳感器固定安裝于輔助支撐上，該輔助支撐與支架固定。在斷路器機架底部上開孔并通過連接套筒，將傳感器的測量頭與高壓斷路器操動機構的動觸頭相連，實現(xiàn)對動觸頭的位移測量。所得輸出端的分合閘位移曲線如圖5所示。

從圖5可以看出：高壓斷路器仿真位移曲線與試驗測試位移曲線趨勢基本一致，但因仿真模型存在一定簡化，所以，無法完全準確模擬機構運動過程中的摩擦力等阻力，導致合閘運動后期的仿真曲線的上升趨勢略快于試驗曲線的上升趨勢。從圖5還可以看出：試驗所得位移曲線波動較大，這是試驗誤差和機構本身性能退化所導致。合閘位移曲線在t=0.023 s發(fā)生最大偏離，仿真結果與試驗結果的相對誤差為5.7%，分閘位移曲線在t=0.009 s 發(fā)生最大偏離，仿真結果與試驗結果的相對誤差為6.4%，仿真和試驗所得位移曲線的相對誤差均控制在10%以內(nèi)。當分合閘運動完成時，合閘仿真與試驗位移終點分別為12.1 mm 和12.0 mm，完成時間均為23.5 ms；分閘仿真與試驗位移終點分別為12 mm，完成時間均為21 ms，仿真結果與試驗結果總體吻合程度較高，且運動行程和時間均符合該型高壓斷路器的技術標準。由此可知：在ADAMS中所建立的高壓斷路器仿真模型具有較高的準確度，能夠真實模擬實際機構的運動過程。

圖4 斷路器分合閘試驗系統(tǒng)Fig.4 Operation experiments for circuit breaker

圖5 動觸頭位移曲線Fig.5 Displacement curves of moving contact

通常高壓斷路器產(chǎn)品在設計、制造、裝配完成后，彈簧操動機構動觸頭時間、位移也是確定的。然而，在斷路器服役過程中，分合閘彈簧不可避免地會發(fā)生應力松弛，使得分合閘過程中的動觸頭的時間-位移曲線受到影響。當合閘完成時間超過規(guī)定的臨界閾值的下限時，合閘運動會出現(xiàn)慢合故障，即在要求合閘時間閾值區(qū)間范圍不能實現(xiàn)電路電流的接通，從而增加合閘過程的預擊穿時間，有可能導致觸頭熔焊現(xiàn)象。而當分閘速度超過臨界閾值的下限時，分閘運動會出現(xiàn)慢分故障，短路電流導致燃弧時間的增加造成觸頭燒毀。為此，深入研究高壓斷路器分合閘應力松弛問題可以提高斷路器產(chǎn)品可靠性，以便對斷路器操動機構的設計和產(chǎn)品檢修提供理論指導。

3 分合閘彈簧應力松弛參數(shù)研究

3.1 彈簧蠕變本構模型

彈簧蠕變過程中，溫度是影響彈簧蠕變的重要因素，蠕應變速率與彈簧所處溫度及應力正相關[24]?？紤]本文研究的ZN12高壓斷路器為變電站戶內(nèi)高壓斷路器，其分合閘彈簧服役環(huán)境溫度為室溫，溫度變化較小，故本文將溫度看作常數(shù)，采用下式所示Norton蠕變本構模型研究彈簧應力松弛現(xiàn)象：

式中：為蠕應變速率；A為與材料和微結構相關的常量；σ(t)為材料當前應力；N為蠕變應力指數(shù)。該蠕變本構模型中的未知參數(shù)A和N可以通過應力松弛試驗確定。蠕變過程緩慢，可以根據(jù)靜力狀態(tài)下彈簧拉力計算簧絲軸截面上的當前應力σ(t)：

式中：σ(t)為彈簧軸截面當前應力；F(t)為試驗所得當前彈簧拉力；d為彈簧簧絲直徑；C為彈簧旋繞比。

在確定彈簧的蠕變本構模型參數(shù)后，根據(jù)胡克定理得

式中：σ(t)′為應力對時間的變化率：E為彈性模量；ε′為總應變對時間的變化率；εc′為蠕應變對于時間的變化率。應力松弛過程中，彈簧保持總應變不變，構件內(nèi)應力隨時間的推移而下降，因此，Eε′=0。將式(1)代入式(3)得

進一步對式(4)進行積分可以得到彈簧內(nèi)應力與時間的關系表達式：

關于蠕變過程的應變數(shù)據(jù)與應力松弛過程的應力數(shù)據(jù)的轉(zhuǎn)換已經(jīng)得到充分研究，閆五柱等[17]提出通過應力松弛試驗獲得材料的蠕變參數(shù)，該方法中應力松弛比定義如下：

式中：σ(t0)為初始應力。彈簧當前蠕變量與當前應力之間的關系可以表示為

式中：εc(t,σ)為彈簧當前蠕變變形量。

3.2 應力松弛試驗

ZN12 型高壓斷路器彈簧操動機構結構緊湊，分合閘彈簧安裝空間狹小，難以直接在斷路器上開展相關實驗。因此，本文將分合閘彈簧從高壓斷路器本體拆離，然后進行應力松弛試驗。搭建的試驗臺如圖6所示?？紤]到該型高壓斷路器分合閘彈簧長期處于靜置的儲能狀態(tài)，本文設計的試驗臺將分合閘彈簧拉長至實際工況下的伸長位移后保持彈簧的伸長量不變，研究該型高壓斷路器分合閘彈簧在實際工況位移載荷作用下的應力松弛規(guī)律。本文設計的試驗臺在待測彈簧上布置了多個拉力傳感器用于檢測彈簧拉力，彈簧移動端是一套絲桿螺母機構，整個移動端組件通過聯(lián)軸器與減速器連接。減速器側(cè)輸入軸轉(zhuǎn)動，通過絲桿螺母機構傳動將彈簧拉長實現(xiàn)加載，同時可以微調(diào)單根彈簧的拉伸長度，保證多根試驗彈簧所受的拉力一致。該試驗臺可以同時對多根彈簧進行應力松弛試驗，且在試驗過程中不需要重復取下試驗彈簧進行測量，避免彈簧重復裝夾與加載產(chǎn)生較大試驗誤差。

試驗臺信號采集系統(tǒng)包括高精度拉壓力傳感器、電壓信號放大器、多線路采集板卡和功能主機等。力傳感器實時檢測彈簧拉力的變化，并將各組彈簧力的變化轉(zhuǎn)換成可測量的電壓信號，通過放大器將傳感器檢測到的信號放大后，采集板卡對多路信號進行采樣并將信號傳輸至功能主機中進行分析處理。

圖6 彈簧應力松弛試驗臺Fig.6 Spring stress relaxation experiment

3.3 試驗結果分析

該信號采集系統(tǒng)每間隔1 h 自動采集左端拉力傳感器測得的彈簧載荷數(shù)據(jù)，將1 d所取得的24個拉力數(shù)據(jù)取平均值作為該彈簧當天應力松弛后的拉力，獲得ZN12高壓斷路器分合閘彈簧在實際工況位移載荷作用下的1月的拉力結果如圖7所示。

從應力松弛試驗結果可知：雖然彈簧伸長量保持不變，在應力松弛作用下分合閘彈簧拉力均呈現(xiàn)緩慢減小趨勢，且在初期下降速率比后期要快，變化規(guī)律符合應力松弛的階段性特征[9]。將應力松弛試驗過程中采集到的拉力結果代入式(2)得到彈簧的當前應力，進一步通過式(6)和(7)得到彈簧的應力和蠕變量，將蠕變量對時間求導得到短期蠕變速率與當前應力曲線并繪制在雙對數(shù)坐標中。由式(1)可知：雙對數(shù)坐標下的線性擬合斜率即為材料的蠕變應力指數(shù)N，所得截距表示常數(shù)A。根據(jù)計算結果，合閘彈簧材料的常數(shù)A為1.65×10-20，應力指數(shù)N為3.1，分閘彈簧材料的常數(shù)A為2.45×10-20，應力指數(shù)N為3.1。根據(jù)式(5)計算得到分合閘彈簧服役12，24和48月后應力松弛量，如表2所示。

圖7 分合閘彈簧短期應力松弛結果Fig.7 Results of short-term stress relaxation of switching springs

表2 彈簧后期應力松弛結果Table 2 Later stress relaxation result of spring %

4 分合閘彈簧應力松弛對操動機構運動特性影響

將分合閘彈簧未發(fā)生應力松弛時以及表2中12，24 和48月的應力松弛結果加載至所建立的高壓斷路器分合閘仿真模型上，利用ADAMS軟件輸出操動機構動觸頭的時間-位移曲線，研究分合閘彈簧應力松弛對斷路器分合閘運動的影響結果如圖8所示。

圖8 不同應力松弛量下動觸頭位移特性Fig.8 Dynamic contact displacement characteristics under different stress relaxations

由圖8可知：合閘彈簧應力松弛前后，高壓斷路器分合閘過程中的動觸頭最終位移均為12 mm，這一現(xiàn)象說明應力松弛對斷路器分合閘過程中動觸頭的最終行程影響較小，但彈簧應力松弛以后的高壓斷路器分合閘完成時間將出現(xiàn)明顯延遲。初始狀態(tài)的分閘完成時間為21 ms，在應力松弛12，24 和48月后，分閘完成時間依次為23.4，25.7 和30.1 ms，呈現(xiàn)逐步遞增的趨勢。對于合閘運動，在應力松弛12，24 和48月后，合閘完成時間依次為24.8，26.4和30.8 ms。

以上研究表明：分合閘彈簧應力松弛對斷路器動觸頭的行程影響較小，但會使機構的運動產(chǎn)生延時效應。延時雖然只有幾毫秒，但考慮到斷路器分合閘動作過程是瞬時動作，本身動作時間很短，其可靠的分合閘動作對時間要求嚴格。不同應力松弛量所導致的合閘延遲占總合閘時間的比例依次為5.5%，12.3%和26.8%，分閘延遲占總分閘時間的比例依次為11.4%，22.3%和42.4%。由仿真結果可知：應力松弛對分閘過程的影響比合閘的大，這是因為在合閘運動過程中，分閘彈簧被拉長，儲存部分合閘彈簧的彈性勢能阻礙合閘過程。彈簧應力松弛以后，分閘彈簧消耗的合閘操動功減少；相比于未發(fā)生應力松弛的情況，合閘完成時間將縮短，抵消了部分合閘彈簧應力松弛產(chǎn)生的延時效應?？傮w而言，應力松弛導致延時效應會影響斷路器的正常分合閘運動，給線路的可靠運行帶來不利影響。

5 結論

1)介紹了ZN12型高壓斷路器的結構特點，建立了該斷路器的動力學仿真模型，并通過分合閘試驗驗證了仿真模型的準確性。

2) 通過彈簧短期應力松弛試驗研究，得到該斷路器分合閘彈簧在實際位移載荷工況下的Norton 蠕變本構模型中未知參數(shù)，進一步對所得蠕變本構模型進行求解分析，得到了分合閘彈簧后期的應力松弛情況。

3) 利用所建立的斷路器仿真模型和應力松弛求解結果，得到不同應力松弛量對分合閘運動的影響。分合閘彈簧應力松弛對斷路器操動機構的分合閘動作產(chǎn)生延時效應，且應力松弛對分閘過程影響更大。所導致的延時占總動作時間比例大，給高壓斷路器的分合閘動作帶來不利影響。