直流斷路器在短路電流下穩(wěn)定性分析

沈 文，李治軍，鐘積科

應(yīng)用研究

直流斷路器在短路電流下穩(wěn)定性分析

沈 文，李治軍，鐘積科

（武漢船用電力推進裝置研究所，武漢 430064）

當電力系統(tǒng)發(fā)生短路故障時，斷路器主回路觸頭會產(chǎn)生很大的電動斥力，可能會造成斷路器觸頭機械變形或熔焊，從而無法切斷短路電流實現(xiàn)保護功能。本文以某型直流斷路器為研究對象，提出了一種具有電動力補償功能的觸頭結(jié)構(gòu)，分析了其在短路電流下動穩(wěn)及熱穩(wěn)定性，并對其電動斥力及瞬態(tài)溫升進行有限元仿真計算，最后斷路器通過了短時耐受短路電流試驗，驗證了仿真計算方法的可行性。

短路故障 電動斥力 瞬態(tài)溫升

0 引言

當電力系統(tǒng)出現(xiàn)短路故障時，斷路器主回路觸頭系統(tǒng)將產(chǎn)生巨大的電動斥力，這種電動斥力會使動、靜觸頭間觸頭壓力減小，接觸電阻增加，從而導(dǎo)致觸頭間溫升也隨之瞬間增大，嚴重時甚至會使觸頭發(fā)生熔焊或者機械變形，從而導(dǎo)致斷路器無法正常分斷短路電流。因此，提高斷路器觸頭系統(tǒng)的電動穩(wěn)定性具有重大意義[1]。

本文提出一種具有電動力補償功能的直流斷路器觸頭結(jié)構(gòu)（如圖1所示），由主觸頭（包括動主觸頭及靜主觸頭）、弧觸頭（包括動弧觸頭及靜弧觸頭）及杠桿等組成。由圖1所示電流流向可知，流經(jīng)杠桿與靜弧觸頭部分電流方向相反，從而使靜弧觸頭受到一個與動弧觸頭間電動斥力方向相反的電磁力，以補償動、靜觸頭接觸處的電動斥力，達到增加觸頭壓力，提高電動穩(wěn)定性的作用。當斷路器的動靜觸頭處于閉合位置時，電動斥力由兩部分組成，一部分為動觸頭在回路自感應(yīng)磁場所受的洛倫茲力，另一部分為動靜觸頭之間因接觸點的電流收縮而產(chǎn)生的霍爾姆力（HOLM力），方向為觸頭斥開方向，大小與觸頭承載電流、觸頭結(jié)構(gòu)、觸頭材料、觸頭接觸狀況等有關(guān)[2]。

圖1 觸頭系統(tǒng)結(jié)構(gòu)

本文研究了斷路器觸頭系統(tǒng)在短路故障電流下動穩(wěn)及熱穩(wěn)定性，并利用有限元仿真軟件對觸頭系統(tǒng)電動斥力及瞬態(tài)溫升進行了仿真計算，同時分析了動、靜觸頭電動斥力對觸頭系統(tǒng)熱穩(wěn)定性的影響，最后試制樣機通過了短時短路電流耐受能力試驗。

1 短路電流下動穩(wěn)定性分析

1.1 觸頭系統(tǒng)電動力理論分析

1）洛侖茲力F的計算

利用上式對動觸頭上所有單元的洛倫茲力力矩求和即可得到整個觸頭桿洛倫茲力力矩：

觸頭受到的等效洛倫茲力如式（4）所示：

2）霍爾姆力F的計算

電流在通過動、靜觸頭接觸處時，由于電流線在接觸面附近發(fā)生收縮，因而在電流流過兩個觸點時會出現(xiàn)電動斥力，該斥力就是霍爾姆力。

對于霍爾姆力（HOLM力），一般采用公式（5）進行計算：

式中：μ-真空磁導(dǎo)率；-觸頭承載電流（A）；-觸頭等效半徑；-導(dǎo)電斑點半徑；F-觸頭終壓力(N)；x-觸頭的接觸系數(shù)，為0.3～0.6，一般取0.45；-材料的布氏硬度。

在計算斷路器觸頭導(dǎo)電斑點半徑時，觸頭終壓力F由式（6）確定：

式中，F為觸頭預(yù)壓力，F為觸頭洛侖茲力，F為觸頭HOLM力。

因此本文需首先采用三維有限元法對斷路器觸頭系統(tǒng)洛侖茲力F進行計算。在得到洛侖茲力F的計算結(jié)果后，再通過公式（5）、（6）以迭代的計算方式求得觸頭間的 HOLM 力F，并將洛侖茲力F、HOLM 力F以及彈簧預(yù)壓力F疊加計算，分析觸頭是否會被斥開。

1.2 洛侖茲力仿真計算及分析

1）有限元模型建立及網(wǎng)格剖分

為避免網(wǎng)格剖分時尖角和過小單元，將原模型尖角鈍化處理，并填充了部分圓孔。觸頭有限元模型網(wǎng)格劃分如下圖3所示。仿真計算時建立了一個5倍于觸頭系統(tǒng)模型大小的圓柱形空氣域（未在圖2中顯示）將觸頭系統(tǒng)包裹其中。

圖2 觸頭有限元模型網(wǎng)格劃分

2）洛侖茲力F仿真計算

根據(jù)斷路器短時短路電流耐受能力參數(shù)要求，在觸頭進、出線端加載DC50 kA電流，并根據(jù)斷路器樣機可確定主觸頭片為純銀材料，其余均為純銅材料。

通過觸頭接觸電阻實測結(jié)果，分別對主觸頭回路和弧觸頭回路的電流按照比例進行分配，計算得到主觸頭回路和弧觸頭回路的電流密度分布如圖3所示，洛侖茲力計算結(jié)果見表1。主觸頭洛侖茲力為-43.2 N方向為觸頭斥開方向；由于弧觸頭具有電動力補償功能，洛侖茲力計算結(jié)果為17.5 N，方向為觸頭相吸引方向。

表1 洛侖茲力計算結(jié)果

圖3 電流密度分布

1.3 HOLM力計算

通過實測斷路器樣機得到動、靜觸頭預(yù)壓力F分別約為150 N、320 N，并查閱相關(guān)資料得到觸頭材料純銀和純銅的布氏硬度后，可根據(jù)公式（5）、（6）通過反復(fù)迭代的方法來計算HOLM 斥力大小，計算結(jié)果見表2。

表2 觸頭HOLM力計算結(jié)果

1.4 電動力計算結(jié)果分析

將表1、表2電動力計算結(jié)果代入公式（6）計算觸頭終壓力F。計算可得弧觸頭終壓力約為121.6 N，主觸頭終壓力約為59.3 N，主、弧終壓力均大于零，因此觸頭不會斥開。

電動斥力會使斷路器動、靜觸頭的觸頭壓力減小，從而導(dǎo)致觸頭接觸電阻增大。因此，電動斥力是否會引起主、弧觸頭溫升過高而熔焊仍需做進一步的探究。

2 短路電流下熱穩(wěn)定性分析

2.1 熱分析模型的建立

1）發(fā)熱分析

要對斷路器觸頭系統(tǒng)進行數(shù)值熱分析首先須分析其發(fā)熱。主回路發(fā)熱源可由兩部分組成，一部分為電流流過回路導(dǎo)體時的焦耳熱，另一部分為動靜觸頭接觸處由于接觸電阻的存在而導(dǎo)致的熱損耗[3]。其中，動、靜觸頭接觸處電阻是回路的主要熱源，其模型的建立對于溫度場的準確分析非常重要。本斷路器的弧觸頭接觸方式為線接觸，而主觸頭的靜主觸頭平面與動主觸頭圓弧面相切，因此，斷路器觸頭系統(tǒng)存在兩種接觸電阻導(dǎo)電橋模型。在仿真計算時，可以賦予導(dǎo)電橋不同的電阻率來調(diào)整接觸電阻數(shù)值大小。

2）散熱分析

直流斷路器產(chǎn)生的熱損耗可通過傳導(dǎo)、對流和輻射三種形式散失到周圍介質(zhì)中去[3]。由于斷路器對外輻射散熱只占總散熱的很小比重，因此在進行熱分析時只考慮熱傳導(dǎo)、對流的影響。

為了便于計算作以下假設(shè)：a)斷路器處于無限大空間；b)材料各物理性能參數(shù)各向同性；c)斷路器觸頭外表面的對流散熱為自然對流散熱；d)環(huán)境溫度為恒定室溫20℃。

因此，開關(guān)內(nèi)部三維熱傳導(dǎo)方程為：

式中：為物體的溫度；為導(dǎo)熱系數(shù)；為單位體積內(nèi)熱源的生成熱。

邊界條件為開關(guān)外表面散熱邊界條件。

式中：為表面散熱系數(shù)；T為發(fā)熱體溫度；T為環(huán)境溫度。

公式（7）、（8）為斷路器熱分析數(shù)學模型，確定熱源、表面的散熱系數(shù)和導(dǎo)熱系數(shù)后，利用有限元軟件基于三維有限元方法求解式（7）、（8）即可對開關(guān)的溫度場進行分析[4]。

2.2 短路電流下瞬態(tài)溫升計算

利用有限元分析軟件對本斷路器觸頭系統(tǒng)進行熱電耦合瞬態(tài)溫度場仿真計算，加載事故短路電流為50 kA，作用時間0.25 s。

在不考慮觸頭電動斥力影響下，測得主、弧觸頭總接觸電阻約為15Ω（弧觸頭接觸電阻設(shè)定為60 μΩ，主觸頭接觸電阻設(shè)定為20 μΩ），環(huán)境溫度設(shè)定為20℃。通過仿真計算得到觸頭系統(tǒng)在短路電流下瞬態(tài)溫度場分布云圖如圖4所示。

如圖4可知，斷路器觸頭進、出線端溫升變化較小，而主、弧觸頭接觸部位的溫升變化較為顯著。溫升值最高處在主觸頭接觸處，為177.8 K，弧觸頭接觸處最高點溫升為138.5 K。

查閱相關(guān)資料可知純銅熔點為1083.4℃，純銀熔點為961.8℃，因此，主觸頭與弧觸頭在短路電流50 kA /0.25 s下不會發(fā)生熔焊。

2.3 電動斥力對觸頭溫升的影響

逐漸增大斷路器主、弧觸頭接觸電阻的阻值，并通過仿真計算得到斷路器觸頭系統(tǒng)最高點溫升在不同接觸電阻阻值變化曲線圖如圖5所示，由電動斥力導(dǎo)致觸頭間接觸電阻的增加，對斷路器觸頭系統(tǒng)最高點溫升影響較大。

圖4 短路電流（50 kA/0.25 s）下溫度場分布

圖5 不同接觸電阻下最高點溫升曲線

3 試驗驗證

為了驗證上述電動力及瞬態(tài)溫升計算的可行性，本文通過試制樣機按參數(shù)50 kA/0.25 s進行了短時耐受短路電流能力試驗，得到了短時耐受短路電流試驗波形如圖6所示。試驗后，斷路器觸頭系統(tǒng)無熔焊或機械變形現(xiàn)象。

4 結(jié)論

本文通過對某型直流斷路器主回路觸頭系統(tǒng)動穩(wěn)定性及熱穩(wěn)定性仿真計算分析樣機試驗驗證，得到了以下結(jié)論：

1）提出一種具有電動力補償功能的弧觸頭結(jié)構(gòu)，其在短路電流下的洛侖茲力F為觸頭相吸方向，以補償動、靜弧觸頭接觸處的電動斥力。

2）電動斥力導(dǎo)致動、靜觸頭接觸電阻變大，較為影響斷路器觸頭系統(tǒng)最高點溫升。

圖6 短時耐受短路電流試驗波形

[1] 李興文, 陳德桂, 劉洪武, 等. 觸頭間電動斥力的三維有限元分析[J]. 高壓電器, 2004, 40(1): 53-55.

[2] 周英姿, 尹天文, 孫吉升．分片式觸頭系統(tǒng)電動力的三維有限元分析［J］．低壓電器, 2011(14): 1-4．

[3] 劉樹華, 樂洪有, 駱文平. 基于ANSYS的直流斷路器溫度場數(shù)值分析[J]. 船電技術(shù), 2016(3): 45-49.

[4] 馮璟, 李景新, 陳正馨. 萬能式斷路器散熱技術(shù)研究[J]. 電器與能效管理技術(shù), 2015(3): 14-18.

Stability analysis of the DC breaker at short-circuit current

Shen Wen, Li Zhijun, Zhong Jike

(Wuhan Institute of Marine Electric Propulsion, Wuhan 430064, China)

TM564

A

1003-4862（2022）05-0025-04

2021-10-13

沈文（1989-），男，工程師。研究方向：直流斷路器。E-mail:549601989@qq.com