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(jìn)裝置研究所，武漢 430064）

當(dāng)電力系統(tǒng)發(fā)生短路故障時(shí)，斷路器主回路觸頭會(huì)產(chǎn)生很大的電動(dòng)斥力，可能會(huì)造成斷路器觸頭機(jī)械變形或熔焊，從而無(wú)法切斷短路電流實(shí)現(xiàn)保護(hù)功能。本文以某型直流斷路器為研究對(duì)象，提出了一種具有電動(dòng)力補(bǔ)償功能的觸頭結(jié)構(gòu)，分析了其在短路電流下動(dòng)穩(wěn)及熱穩(wěn)定性，并對(duì)其電動(dòng)斥力及瞬態(tài)溫升進(jìn)行有限元仿真計(jì)算，最后斷路器通過(guò)了短時(shí)耐受短路電流試驗(yàn)，驗(yàn)證了仿真計(jì)算方法的可行性。

短路故障 電動(dòng)斥力 瞬態(tài)溫升

0 引言

當(dāng)電力系統(tǒng)出現(xiàn)短路故障時(shí)，斷路器主回路觸頭系統(tǒng)將產(chǎn)生巨大的電動(dòng)斥力，這種電動(dòng)斥力會(huì)使動(dòng)、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(yán)重時(shí)甚至?xí)褂|頭發(fā)生熔焊或者機(jī)械變形，從而導(dǎo)致斷路器無(wú)法正常分?jǐn)喽搪冯娏?。因此，提高斷路器觸頭系統(tǒng)的電動(dòng)穩(wěn)定性具有重大意義[1]。

本文提出一種具有電動(dòng)力補(bǔ)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(dòng)主觸頭及靜主觸頭）、弧觸頭（包括動(dòng)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(gè)與動(dòng)弧觸頭間電動(dòng)斥力方向相反的電磁力，以補(bǔ)償動(dòng)、靜觸頭接觸處的電動(dòng)斥力，達(dá)到增加觸頭壓力，提高電動(dòng)穩(wěn)定性的作用。當(dāng)斷路器的動(dòng)靜觸頭處于閉合位置時(shí)，電動(dòng)斥力由兩部分組成，一部分為動(dòng)觸頭在回路自感應(yīng)磁場(chǎng)所受的洛倫茲力，另一部分為動(dòng)靜觸頭之間因接觸點(diǎn)的電流收縮而產(chǎn)生的霍爾姆力（HOLM力），方向?yàn)橛|頭斥開(kāi)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(dòng)穩(wěn)及熱穩(wěn)定性，并利用有限元仿真軟件對(duì)觸頭系統(tǒng)電動(dòng)斥力及瞬態(tài)溫升進(jìn)行了仿真計(jì)算，同時(shí)分析了動(dòng)、靜觸頭電動(dòng)斥力對(duì)觸頭系統(tǒng)熱穩(wěn)定性的影響，最后試制樣機(jī)通過(guò)了短時(shí)短路電流耐受能力試驗(yàn)。

1 短路電流下動(dòng)穩(wěn)定性分析

1.1 觸頭系統(tǒng)電動(dòng)力理論分析

1）洛侖茲力F的計(jì)算

利用上式對(duì)動(dòng)觸頭上所有單元的洛倫茲力力矩求和即可得到整個(gè)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(jì)算

電流在通過(guò)動(dòng)、靜觸頭接觸處時(shí)，由于電流線在接觸面附近發(fā)生收縮，因而在電流流過(guò)兩個(gè)觸點(diǎn)時(shí)會(huì)出現(xiàn)電動(dòng)斥力，該斥力就是霍爾姆力。

對(duì)于霍爾姆力（HOLM力），一般采用公式（5）進(jìn)行計(jì)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(diǎn)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(jì)算斷路器觸頭導(dǎo)電斑點(diǎn)半徑時(shí)，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(duì)斷路器觸頭系統(tǒng)洛侖茲力F進(jìn)行計(jì)算。在得到洛侖茲力F的計(jì)算結(jié)果后，再通過(guò)公式（5）、（6）以迭代的計(jì)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(jì)算，分析觸頭是否會(huì)被斥開(kāi)。

1.2 洛侖茲力仿真計(jì)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(shí)尖角和過(guò)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(jì)算時(shí)建立了一個(gè)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(jì)算

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

通過(guò)觸頭接觸電阻實(shí)測(cè)結(jié)果，分別對(duì)主觸頭回路和弧觸頭回路的電流按照比例進(jìn)行分配，計(jì)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(jì)算結(jié)果見(jiàn)表1。主觸頭洛侖茲力為-43.2 N方向?yàn)橛|頭斥開(kāi)方向；由于弧觸頭具有電動(dòng)力補(bǔ)償功能，洛侖茲力計(jì)算結(jié)果為17.5 N，方向?yàn)橛|頭相吸引方向。

表1 洛侖茲力計(jì)算結(jié)果

圖3 電流密度分布

1.3 HOLM力計(jì)算

通過(guò)實(shí)測(cè)斷路器樣機(jī)得到動(dòng)、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(guò)反復(fù)迭代的方法來(lái)計(jì)算HOLM 斥力大小，計(jì)算結(jié)果見(jiàn)表2。

表2 觸頭HOLM力計(jì)算結(jié)果

1.4 電動(dòng)力計(jì)算結(jié)果分析

將表1、表2電動(dòng)力計(jì)算結(jié)果代入公式（6）計(jì)算觸頭終壓力F。計(jì)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(huì)斥開(kāi)。

電動(dòng)斥力會(huì)使斷路器動(dòng)、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(dòng)斥力是否會(huì)引起主、弧觸頭溫升過(guò)高而熔焊仍需做進(jìn)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(duì)斷路器觸頭系統(tǒng)進(jìn)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(guò)回路導(dǎo)體時(shí)的焦耳熱，另一部分為動(dòng)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(dòng)、靜觸頭接觸處電阻是回路的主要熱源，其模型的建立對(duì)于溫度場(chǎng)的準(zhǔn)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(dòng)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(jì)算時(shí)，可以賦予導(dǎo)電橋不同的電阻率來(lái)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(guò)傳導(dǎo)、對(duì)流和輻射三種形式散失到周?chē)橘|(zhì)中去[3]。由于斷路器對(duì)外輻射散熱只占總散熱的很小比重，因此在進(jìn)行熱分析時(shí)只考慮熱傳導(dǎo)、對(duì)流的影響。

為了便于計(jì)算作以下假設(shè)：a)斷路器處于無(wú)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(duì)流散熱為自然對(duì)流散熱；d)環(huán)境溫度為恒定室溫20℃。

因此，開(kāi)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(kāi)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(xué)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(duì)開(kāi)關(guān)的溫度場(chǎng)進(jìn)行分析[4]。

2.2 短路電流下瞬態(tài)溫升計(jì)算

利用有限元分析軟件對(duì)本斷路器觸頭系統(tǒng)進(jìn)行熱電耦合瞬態(tài)溫度場(chǎng)仿真計(jì)算，加載事故短路電流為50 kA，作用時(shí)間0.25 s。

在不考慮觸頭電動(dòng)斥力影響下，測(cè)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(guò)仿真計(jì)算得到觸頭系統(tǒng)在短路電流下瞬態(tài)溫度場(chǎng)分布云圖如圖4所示。

如圖4可知，斷路器觸頭進(jìn)、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(diǎn)溫升為138.5 K。

查閱相關(guān)資料可知純銅熔點(diǎn)為1083.4℃，純銀熔點(diǎn)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(huì)發(fā)生熔焊。

2.3 電動(dòng)斥力對(duì)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(guò)仿真計(jì)算得到斷路器觸頭系統(tǒng)最高點(diǎn)溫升在不同接觸電阻阻值變化曲線圖如圖5所示，由電動(dòng)斥力導(dǎo)致觸頭間接觸電阻的增加，對(duì)斷路器觸頭系統(tǒng)最高點(diǎn)溫升影響較大。

圖4 短路電流（50 kA/0.25 s）下溫度場(chǎng)分布

圖5 不同接觸電阻下最高點(diǎn)溫升曲線

3 試驗(yàn)驗(yàn)證

為了驗(yàn)證上述電動(dòng)力及瞬態(tài)溫升計(jì)算的可行性，本文通過(guò)試制樣機(jī)按參數(shù)50 kA/0.25 s進(jìn)行了短時(shí)耐受短路電流能力試驗(yàn)，得到了短時(shí)耐受短路電流試驗(yàn)波形如圖6所示。試驗(yàn)后，斷路器觸頭系統(tǒng)無(wú)熔焊或機(jī)械變形現(xiàn)象。

4 結(jié)論

本文通過(guò)對(duì)某型直流斷路器主回路觸頭系統(tǒng)動(dòng)穩(wěn)定性及熱穩(wěn)定性仿真計(jì)算分析樣機(jī)試驗(yàn)驗(yàn)證，得到了以下結(jié)論：

1）提出一種具有電動(dòng)力補(bǔ)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(bǔ)償動(dòng)、靜弧觸頭接觸處的電動(dòng)斥力。

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

圖6 短時(shí)耐受短路電流試驗(yàn)波形

[1] 李興文, 陳德桂, 劉洪武, 等. 觸頭間電動(dòng)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(dòng)力的三維有限元分析［J］．低壓電器, 2011(14): 1-4．

[3] 劉樹(shù)華, 樂(lè)洪有, 駱文平. 基于ANSYS的直流斷路器溫度場(chǎng)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(wàn)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