傳動桿變形狀態(tài)下CT14型斷路器彈簧操動機構(gòu)應力分布研究

蘇君濱，李汶航，曹倩，鐘聲，梁盛樂，吳坤和，王揚泓，豆龍江

(1.海南電網(wǎng)有限責任公司，海南 ?？?570100；2.南方電網(wǎng)調(diào)峰調(diào)頻發(fā)電有限公司，廣東 廣州 510630；3.河北省電力機械裝備健康維護與失效預防重點實驗室(華北電力大學)，河北 保定 071003)

高壓斷路器作為電力系統(tǒng)的關鍵設備，其性能是確保電力系統(tǒng)是否可靠的關鍵[1-3]。大量統(tǒng)計數(shù)據(jù)表明，在高壓斷路器故障中有43%～45%是由機械故障引起的[4]。機械設備中的某個運動元件發(fā)生疲勞損傷，將導致機構(gòu)整體應力分布不合理，易造成威脅到斷路器設備安全乃至電網(wǎng)運行穩(wěn)定的嚴重故障；因此，有必要對機構(gòu)中易損運動元件的運動特性和應力分布進行分析[5-13]。

文獻[14]通過對高壓斷路器中的彈簧建立可靠度計算模型和強度退化模型，探究了彈簧的可靠度與其本身的尺寸、材料和外部載荷狀態(tài)的關系，為高壓斷路器失效問題的分析提供思路。文獻[15]通過對高壓斷路器分合閘運動狀態(tài)與其電流的實時監(jiān)測，得到斷路器中彈簧的瞬時運動狀態(tài)，再結(jié)合實時監(jiān)測斷路器分合閘中的彈簧性能和疲勞程度，解決了彈簧在運行狀態(tài)下的測量難題。文獻[16]通過有限元仿真軟件建立彈-塑性動力模型，研究存在間隙的高壓斷路器彈簧機構(gòu)在分合閘過程中的非線性動力特性，分析在瞬間沖擊應力的作用下間隙的大小對機構(gòu)產(chǎn)生變形和損壞的影響。文獻[17]提出針對高壓斷路器的瞬態(tài)熱路仿真模型，通過計算和分析得到斷路器的動作時間會隨著電流諧波含量的增長而減少的結(jié)論。文獻[18]利用有限元仿真軟件對直流真空斷路器進行運動仿真分析，驗證了機械聯(lián)動開斷操作在直流真空斷路器中的可行性。文獻[19]利用有限元仿真軟件分別對2種永磁直流驅(qū)動電機的結(jié)構(gòu)、基本特性和起動的動態(tài)過程進行仿真分析與改進，分析得出旋轉(zhuǎn)電機的起動運行時間大于直線電機，旋轉(zhuǎn)電機更易實現(xiàn)斷路器智能化的結(jié)論。

傳動桿變形故障是CT14操動機構(gòu)的典型故障，該故障對其他關鍵零部件應力及形變的影響尚不清楚。本文對上述問題進行研究，利用Hy.perMesh軟件構(gòu)建CT14型斷路器彈簧操動機構(gòu)的有限元模型，在其傳動桿已發(fā)生變形故障的條件下，分別分析包括凸輪、滾輪、傳動系統(tǒng)在內(nèi)的各機構(gòu)敏感單元在分合閘運動時的應力分布和彈塑性變形情況。再結(jié)合實驗對比真實數(shù)據(jù)，驗證所建有限元模型與仿真分析情況的準確性。對比分析的結(jié)果對后續(xù)進行CT14型斷路器彈簧操動機構(gòu)的優(yōu)化升級與日常維護工作具有指導意義。

1 CT14型彈簧操動機構(gòu)有限元建模

1.1 實體模型描述

CT14型彈簧操動機構(gòu)具有較好的機械性能，可重復使用多次，通常投產(chǎn)時間為10年。CT14型彈簧操動機構(gòu)在35 kV SF6高壓斷路器中的應用較為廣泛[20]。

本文建立CT14型操動機構(gòu)的三維模型，為突出本課題研究的重點內(nèi)容，不再過多描述建模過程，而是直接展示出該高壓斷路器機構(gòu)三維視圖。如圖1為CT14型操動機構(gòu)的總體裝配圖，圖2為關鍵零件展示，圖3為關鍵部件的裝配圖展示。

圖1 CT14操動機構(gòu)的總體裝配

圖2 關鍵零件

圖3 關鍵部件的裝配

將已有的操動機構(gòu)的三維實體模型導入有限元分析軟件Hy.perMesh中，并對導入的模型進行幾何清理、裝配調(diào)整、合理簡化等操作。最終導入Hy.perMesh的模型如圖4所示。

圖4 導入Hy.perMesh的模型

1.2 材料屬性

將Hy.perMesh的系統(tǒng)單位分別設置為mm、ms、kg、kN、GPa，CT14型斷路器彈簧操動機構(gòu)中主要金屬材料的參數(shù)見表1。

表1 金屬材料參數(shù)

1.3 網(wǎng)格劃分

CT14斷路器彈簧操動機構(gòu)各個零部件網(wǎng)格劃分方式如下：對連接方式是固定或是鉸鏈的部分，需首先進行區(qū)分，然后分別通過一維的rigids單元和beam單元來進行網(wǎng)格劃分；對于板殼類零件，采用二維的mixed quads和mixed trias單元進行網(wǎng)格劃分，其中零件的接觸表面應采用contactsurfs進行二維網(wǎng)格分析；對于一些實體單元和外形復雜的零件，采用三維的solid map進行網(wǎng)格劃分。圖5為進行網(wǎng)格劃分后的CT14機構(gòu)有限元模型。

圖5 CT14彈簧操動機構(gòu)有限元模型

1.4 設置約束、載荷和求解控制

對已構(gòu)建好的操動機構(gòu)有限元模型添加約束并設定適當摩擦系數(shù)：三層夾板視為固定狀態(tài)，對其添加固定副約束；轉(zhuǎn)動連接處添加轉(zhuǎn)動副；連桿直線平動部分添加滑動副；凸輪-滾輪接觸部分添加接觸副。

CT14型彈簧操動機構(gòu)的合閘驅(qū)動力由4根大彈簧和4根內(nèi)嵌的小彈簧組成的合閘彈簧提供。2根小彈簧可近似等效為1根大彈簧，即相當于該彈簧操動機構(gòu)兩側(cè)各有3根大彈簧。圖6所示為單根大彈簧的拉力-變形量曲線。操動機構(gòu)彈簧儲能后的伸長量為120 mm，拉力不低于4.554 kN，初始載荷設定為4.554 kN×3=13.662 kN，加載曲線如圖7所示[21]。合閘運動過程中，操動機構(gòu)的動、靜觸頭之間會產(chǎn)生主要由洛倫茲力和霍爾姆力組成的相互作用力。本文仿真過程取該電動力的平穩(wěn)階段[5]，電動力取值為FD=725 N。設置重力及其方向，重力加速度為9.81 m/s2。

圖6 彈簧拉力

圖7 加載曲線

臨界時間步長Δt由LS-DYNA自動計算：

(1)

式中：Δt單位為ms；l為單元長度，單位為mm；c為材料特性系數(shù)；η為比例系數(shù)，式中η取缺省值0.9。

2 傳動桿變形故障下關鍵零部件應力分布

傳動桿在分合閘過程中起到傳遞運動的作用，一旦傳動桿發(fā)生變形，必會影響運動的傳遞過程，進而影響彈簧操動機構(gòu)關鍵零部件的應力特性。

通過已有的斷路器Pro/E實體模型可知，傳動桿的初始長度為400 mm。傳動桿的變形形狀有較多可能性，本文為了便于仿真，以傳動桿長度縮減來模擬其變形故障。根據(jù)變電站運維人員檢修操動機構(gòu)數(shù)據(jù)，模擬傳動桿在正常、變形8 mm、變形12 mm共3種狀態(tài)下操動機構(gòu)關鍵零部件的應力分布。在進行傳動桿仿真分析前，先在Pro/E軟件中對傳動桿模型長度分別進行縮減8 mm、12 mm的變形處理，然后導入Hy.perMesh中進行網(wǎng)格劃分等操作。

2.1 滾輪與凸輪的應力分析

滾輪仿真結(jié)果如圖8所示,凸輪仿真結(jié)果如圖9所示，應力值大小見表2。

圖8 滾輪應力分布

圖9 凸輪應力分布

表2 凸輪與滾輪應力值

分析仿真結(jié)果可知，當傳動桿變形時，滾輪的應力會出現(xiàn)相應的變化，但未超過其材料(20CrMnTi)的屈服極限(0.85 GPa)。當變形量為8 mm時，滾輪的最大應力值為0.475 3 GPa，相比正常狀態(tài)下滾輪的最大應力值(0.582 4 GPa)減小了18.3%；當變形量為12 mm時，滾輪的最大應力值為0.470 3 GPa，相比正常狀態(tài)下滾輪的最大應力值(0.582 4 GPa)減小了19.2%。隨著傳動桿變形量的增加，滾輪的應力值逐漸減小。

與正常狀態(tài)時的滾輪相比，滾輪的應力隨傳動桿故障程度的加深逐漸惡化。應力增大加劇變形、磨損，使?jié)L輪更加容易出現(xiàn)疲勞失效現(xiàn)象，影響操動機構(gòu)的穩(wěn)定輸出。

對比傳動桿正常時的凸輪應力與傳動桿變形時的凸輪應力可知，當傳動桿出現(xiàn)由小到大的變形故障時，彈簧操動機構(gòu)中凸輪所受應力略有增加，但都滿足低于其材料(45鋼)的屈服極限(0.355 0 GPa)要求。當變形量為8mm時，凸輪的最大應力值為0.207 6 GPa，相比正常狀態(tài)下最大應力值(0.200 5 GPa)增大了3.5%；當變形量為12 mm時，凸輪的最大應力值為0.213 6 GPa，相比正常狀態(tài)下的最大應力值(0.200 5 GPa)增大了6.5%。由以上分析可知，當傳動桿出現(xiàn)變形故障時，隨著傳動桿變形量增加，凸輪應力值峰值也增加，并且隨著變形的增大，最大應力值的增率也明顯上升。

通過比較可得出結(jié)論：傳動桿在變形故障狀態(tài)下，其滾輪的應力分布值均小于正常狀態(tài)，凸輪的應力分布值均大于正常狀態(tài)。

2.2 傳動機構(gòu)的應力分析

2.2.1 傳動桿的應力分析

傳動桿的應力分布如圖10所示。傳動桿變形易導致整個機構(gòu)出現(xiàn)受力不均的現(xiàn)象，其中傳動桿自身是受到影響最大的零部件之一。傳動桿發(fā)生8 mm變形時，最大應力值為0.494 2 GPa，相比正常狀態(tài)下傳動桿的最大應力值(0.543 4 GPa)減小了9.0%；傳動桿發(fā)生12 mm變形時，最大應力值為0.453 5 GPa，相比正常狀態(tài)下傳動桿的最大應力值(0.543 4 GPa)減小了16.5%，均未超過材料(45鋼)的抗拉強度(0.6 GPa)。分析發(fā)現(xiàn)傳動桿的應力分布主要集中在右側(cè)，這導致桿本身出現(xiàn)受力不均和局部增大的現(xiàn)象，影響機構(gòu)運動的正常實現(xiàn)，甚至可能危害機構(gòu)運行安全。

圖10 傳動桿應力分布

2.2.2 拐臂的應力分析

拐臂的應力分布如圖11所示?？梢缘贸鼋Y(jié)論：在符合材料(Q235A)抗拉強度小于0.5 GPa的條件下，傳動桿發(fā)生變形故障后拐臂處的應力明顯低于其在正常狀態(tài)時的應力分布值。傳動桿變形8 mm時，拐臂的最大應力值為0.250 5 GPa，僅比正常狀態(tài)下的應力最大值(0.253 5 GPa)減少了1.2%，幾乎保持不變；傳動桿變形12 mm時，拐臂的最大應力值為0.217 2 GPa，比正常狀態(tài)時的最大應力值(0.253 5 GPa)減少了14.3%，應力減小較為明顯。由此可知，當傳動桿產(chǎn)生變形時，拐臂所能承受的應力隨著變形量的增大而逐漸減小，尤其在變形量大于8 mm之后，拐臂所能承受的最大應力迅速減小。

圖11 拐臂應力分布

2.2.3 彎板和扇形板的應力分析

彎板的應力分布如圖12所示，扇形板的應力分布如圖13所示。經(jīng)過分析比較可知，傳動桿發(fā)生變形故障后，彎板和扇形板的應力值與正常狀態(tài)下的應力值差別不大，且均滿足強度要求。因此可以得出結(jié)論：傳動桿變形的故障對彎板和扇形板的影響較小。

圖12 彎板應力分布

圖13 扇形板應力分布

2.2.4 小結(jié)

卡滯狀態(tài)下，傳動機構(gòu)各個零部件在轉(zhuǎn)動副處的應力值見表3。

表3 傳動機構(gòu)應力值

通過分析可以發(fā)現(xiàn)：機構(gòu)中出現(xiàn)傳動桿變形故障，使得整個機構(gòu)大部分零部件的應力分布普遍降低。而且隨著變形量的增加，零部件的應力持續(xù)減小，導致各個零部件之間不能實現(xiàn)有效的能量傳遞，合閘操作也就難以實現(xiàn)。

3 傳動桿變形實驗模擬

3.1 測點布置

將應變片粘貼在斷路器操動機構(gòu)的傳動桿、拐臂、彎板、扇形板、凸輪以及滾輪這6個關鍵部位，作為測量點。

在進行粘貼應變片操作過程之前，首先要清除粘貼位置表面的油漆、氧化層等污漬；其次要用粗砂紙和細砂紙順序打磨測點表面，排除凹坑、砂眼等異常，使其表面光滑；打磨完畢之后，用干凈的棉紗蘸取少量易揮發(fā)性溶劑如丙酮溶液，對粘貼處進行多次擦洗，直至棉球上無污垢；待表面的清洗劑揮發(fā)后，將少量膠水均勻涂抹于粘貼位置，粘貼應變片，并用鑷子調(diào)整其位置和角度；定位完成后，在應變片上方墊一層聚乙烯或者四氟乙烯薄膜，用手指輕輕擠壓出多余的膠水和氣泡，直到膠水開始固化。粘貼好應變片的操動機構(gòu)如圖14所示。

圖14 應變片布置方式

粘貼好應變片后開始連線操作。首先需將采集儀的輸入端連接應變片，再將無線AP(access point)安裝上天線，并通過以太網(wǎng)線與電腦相連，最后將采集儀的天線安裝至采集儀上，檢查后啟動采集儀。

3.2 故障實驗

為了研究傳動桿發(fā)生不同程度變形故障對CT14型斷路器合閘操作的影響，本文對傳動桿變形故障進行實驗模擬。

在實際實驗操作中，通過調(diào)節(jié)傳動桿長度來模擬其變形。在正常狀態(tài)下和傳動桿變形故障狀態(tài)下的合閘過程中，多次采集機構(gòu)零部件的應力數(shù)據(jù)，剔除不正常數(shù)據(jù)后，保留5組正常數(shù)據(jù)。表4為傳動桿正常狀態(tài)下的各測試點應力數(shù)據(jù)，表5為傳動桿發(fā)生8 mm變形故障下的各測試點應力數(shù)據(jù)，表6為傳動桿發(fā)生12 mm變形故障下的各測試點應力數(shù)據(jù)。

表4 正常狀態(tài)下測試點應力數(shù)據(jù)

表5 8 mm變形故障狀態(tài)下測試點應力數(shù)據(jù)

表6 12 mm變形故障狀態(tài)下測試點應力數(shù)據(jù)

整理分析表4—6中的數(shù)據(jù)，得到各測試點的數(shù)據(jù)對比如圖15所示。當傳動桿發(fā)生故障變形時，傳動桿和凸輪處的應力變化較為明顯。其中傳動桿在發(fā)生8 mm、12 mm變形時，傳動桿和凸輪處的應力均有所降低。

圖15 不同狀態(tài)下各測試點應力數(shù)據(jù)

由于實驗操作中是在機構(gòu)裝配完畢之后才粘貼應變片，所測數(shù)據(jù)忽略了零部件安裝產(chǎn)生的初應力。在仿真過程中所得到的應力值是初應力和測試應力的總和，機構(gòu)的應力值從0開始變化。為了降低初應力對誤差分析的影響，采用故障狀態(tài)下的應力值與正常狀態(tài)下的應力值的差值變化來進行誤差分析。

(2)

式中：Ea為應力變化率；F1為故障狀態(tài)下的仿真應力；F2為正常狀態(tài)下的仿真應力；S1為故障狀態(tài)下的實驗應力值均值；S2為正常狀態(tài)下的實驗應力值均值。

3.3 實驗結(jié)果分析

分別對傳動桿處于8 mm和12 mm變形故障狀態(tài)下的CT14型斷路器進行多次應力采集，剔除異常數(shù)據(jù)后獲得的實驗數(shù)據(jù)與仿真數(shù)據(jù)對比結(jié)果見表7、表8。

表7 8 mm變形故障仿真與實驗結(jié)果對比

表8 12 mm變形故障仿真與實驗結(jié)果對比

從表7可以看出，與正常狀態(tài)相比，在8 mm變形故障下，除了滾輪的應力值有所提高，其他零部件應力值均有顯著下降的趨勢。機構(gòu)內(nèi)大部分零部件的應力值降低，導致各個零部件間的能量傳遞效率降低，最終使得機構(gòu)動力傳遞和動作靈敏度降低。

從表8可以看出，與正常狀態(tài)相比，在12 mm變形故障下，除了滾輪的應力值有所提高，其他零部件應力值均有顯著下降的趨勢。與傳動桿產(chǎn)生8 mm變形故障時的結(jié)果相比，傳動桿在產(chǎn)生12 mm變形故障下，各零件應力的下降值均有所增大。同樣地，與產(chǎn)生8 mm變形故障時的結(jié)論相似，傳動桿在發(fā)生變形時各部件的應力降低，最終導致機構(gòu)合閘操作故障。

將實驗采集到的數(shù)據(jù)與應力仿真結(jié)果進行對比分析可知：除12 mm變形傳動桿外，其他零部件的測量值與仿真值之間的誤差均不大于5%，在正常范圍內(nèi)；傳動桿的測量值與仿真值之間的誤差為7.7%，超出正常范圍。推斷出現(xiàn)這種現(xiàn)象的原因可能是：在進行現(xiàn)場實驗時，操作者無法準確定位最大應力值出現(xiàn)的具體位置，從而導致測量誤差；應變片只能粘貼于零部件的表面，對實驗結(jié)果產(chǎn)生一定影響。

為了使今后的實驗及故障分析更加準確、嚴謹，建議適當增加測試點和實驗次數(shù)。

3 結(jié)論

本文利用Hy.perMesh構(gòu)建了CT14型斷路器彈簧操動機構(gòu)的有限元模型，并對傳動桿變形故障進行了仿真模擬，研究在傳動桿不同故障程度下，操動機構(gòu)各關鍵零部件的應力分布變化情況，并通過實驗驗證了模擬仿真的準確性。通過本文研究得出以下結(jié)論：

a)相對于正常狀態(tài)，滾輪的應力隨傳動桿故障程度的加深逐漸惡化，帶來變形磨損加劇，容易出現(xiàn)疲勞失效，影響操動機構(gòu)的穩(wěn)定輸出。當高壓斷路器操動機構(gòu)出現(xiàn)傳動桿變形故障后，凸輪、傳動桿、拐臂、彎板和扇形板的應力分布隨故障程度的加深而減小，導致機構(gòu)動力傳遞效率降低和動作靈敏度降低。

b)實際運行維護時，應定期檢查傳動桿、滾輪的運行狀況。當出現(xiàn)滾輪磨損時，除改善潤滑外，還應考慮傳動桿變形帶來的連鎖反應，以便快速有效地排查出彈簧操動機構(gòu)故障原因。