12kV真空滅弧室觸頭合閘沖擊下疲勞壽命研究

董華軍 李東恒 鐘建英 朱 曄 郭方準

12kV真空滅弧室觸頭合閘沖擊下疲勞壽命研究

董華軍1,2李東恒1鐘建英2朱 曄1郭方準1

（1. 大連交通大學機械工程學院 大連 116028 2. 平高集團有限公司 平頂山 467001）

真空滅弧室合閘過程中，觸頭往往會承受較大的合閘沖擊，在多次合閘操作后，觸頭極有可能產生疲勞破壞，從而影響真空滅弧室的工作性能。該文建立VS1型真空斷路器操動機構動力學仿真模型，對斷路器合閘過程中動觸頭動態(tài)特性進行計算；并利用三維非線性顯示動力學分析軟件LS-DYNA對杯狀縱磁觸頭合閘沖擊碰撞過程進行模擬，得到觸頭結構在合閘沖擊作用下各時刻的應力應變結果；在nCode軟件中建立真空滅弧室觸頭結構疲勞壽命分析流程，對觸頭結構疲勞壽命危險區(qū)域進行預測，并對支撐盤結構進行優(yōu)化以提高觸頭結構疲勞壽命。結果表明：在沖擊載荷作用下，杯狀縱磁觸頭杯指及觸頭片開槽處會產生應力集中現象，易發(fā)生破壞；三種支撐盤結構中，凸臺型支撐盤能使觸頭結構應力分布更加合理，可有效提高觸頭疲勞壽命。

VS1真空斷路器 真空滅弧室 合閘沖擊 觸頭疲勞壽命

0 引言

滅弧室合閘過程中的觸頭沖擊碰撞現象是一個極其復雜的非線性程度很高的問題。沖擊載荷作用下，觸頭結構內部應力以波的形式高速傳播，在遇到界面尺寸改變時將產生反射、疊加等現象，在結構內部形成復雜的應力應變狀態(tài)，對觸頭結構疲勞壽命有著重大影響。在研究觸頭沖擊碰撞問題時最直觀的方法是實驗法，通過搭建實驗裝置可直接對觸頭合閘沖擊力及觸頭壽命進行測量，但測量結果受實驗裝置的影響較大，需要大量實驗數據進行驗證以避免測量結果偶然性。韓國輝等[10]利用LS-DYNA軟件計算了觸頭合閘沖擊力，并分析了合閘速度、材料彈性模量等因素對合閘沖擊力的影響，但關于觸頭結構沖擊疲勞壽命的研究相對較少，有待進一步研究。長期以來結構疲勞壽命的計算方法為應力疲勞壽命法，王顯會等[11]利用該方法計算了車架結構在承受不同沖擊工況下的疲勞壽命，但是該方法只適用于計算結構在沖擊時無明顯塑性變形產生情況下的疲勞壽命，滅弧室觸頭結構因觸頭片及杯座處開槽的存在，在合閘碰撞過程中往往出現應力高度集中現象，當最大應力值超過材料屈服強度的80%時，觸頭極可能產生不可恢復的塑性變形，故該方法并不適用于計算合閘沖擊下觸頭的疲勞壽命。白凡等[12]對承受水下沖擊的管路結構，基于應變疲勞理論，采用瞬態(tài)分析方法與nCode軟件相結合的方法對其疲勞壽命進行了計算；鄧賽幫等[13]采用ABAQUS瞬態(tài)動力學計算與nCode軟件耦合的方法計算出車門的疲勞壽命；王建華等[14-16]利用顯示動力學分析軟件和nCode軟件對真空斷路器操動機構關鍵零部件沖擊工況下的疲勞壽命進行了計算。以上學者在對沖擊載荷作用下易發(fā)生塑性變形的結構疲勞壽命的研究中大多基于應變疲勞理論，采用瞬態(tài)響應計算與累積疲勞損傷理論相結合的方法，其研究對象與本文的真空滅弧室觸頭結構雖不相同，但研究思路對本文觸頭疲勞壽命研究工作有著很好的借鑒意義。

基于此，本文首先對真空斷路器操動機構合閘動態(tài)特性進行了計算；然后在LS-DYNA中根據觸頭結構設計接觸關系，建立觸頭結構有限元模型，并將動、靜觸頭碰撞時刻的速度作為初始條件，計算了觸頭結構在合閘碰撞過程中各時刻的應力應變；最后在nCode軟件中建立觸頭疲勞壽命分析流程，并將觸頭碰撞過程應力應變計算結果、材料E-N曲線輸入到nCode軟件中，通過雨流計數法對沖擊載荷歷程進行計數統(tǒng)計，計算出觸頭合閘沖擊下的疲勞累計損傷及分布，預測出觸頭疲勞壽命及危險區(qū)域，并針對觸頭支撐盤結構進行了優(yōu)化改進。論文研究可為觸頭結構疲勞壽命預測及優(yōu)化提供理論參考。

1 操動機構合閘過程動力學分析

1.1 操動機構動力學模型建立

根據表1中12kV真空斷路器技術要求，利用ADAMS建立VS1型操動機構動力學模型如圖1所示。操動機構主要由傳動連桿系統(tǒng)、儲能保持系統(tǒng)、合閘保持系統(tǒng)、合閘、分閘及觸頭彈簧系統(tǒng)和緩沖系統(tǒng)組成。在ADAMS環(huán)境中，根據各部件之間實際接觸情況建立接觸副和碰撞關系，將所有運動副的連接視為剛性連接，僅設置主軸、凸輪軸等主要構件之間的摩擦力。

表1 12kV真空斷路器技術特性

Tab.1 Technical parameters of vacuum circuit breaker

圖1 VS1操動機構動力學仿真模型

1—真空滅弧室 2—觸頭彈簧系統(tǒng) 3—絕緣拉桿 4—主軸 5—分閘彈簧系統(tǒng) 6—緩沖系統(tǒng) 7—合閘保持系統(tǒng) 8—凸輪 9—儲能保持系統(tǒng) 10—合閘彈簧系統(tǒng) 11—傳動連桿系統(tǒng)

Fig.1 Dynamics model of VS1 operating mechanism

設置仿真初始條件為觸頭彈簧預壓力為3 000N，剛度為400N/mm；合閘彈簧剛度20N/mm，預拉力1 000N；分閘彈簧預拉力200N，剛度50N/mm；滅弧室觸頭自閉力簡化為拉開一段的彈簧，剛度為7N/mm，預拉力為280N。模型中緩沖系統(tǒng)實際情況下多采用油緩沖器，因其阻尼參數難以獲取，本文將其簡化為阻尼彈簧，通過合理調整其剛度和阻尼可以達到與油緩沖器類似的緩沖效果。

1.2 動力學仿真結果

操動機構合閘保持系統(tǒng)及動觸頭在合閘初始時刻（=0ms）、剛合時刻（=23ms）、合閘結束時刻（=30ms）的運動狀態(tài)如圖2所示。圖3為合閘過程中動觸頭位移與速度曲線。

圖2 合閘過程操動機構各部分運動狀態(tài)

圖3 合閘過程中動觸頭位移和速度曲線

在=0ms時，機構處于合閘啟動階段，此時斷路器處于分閘位置，滾輪與合閘保持摯子相接觸，動觸頭與靜觸頭處于分開的狀態(tài)，觸頭間距離即為滅弧室的開距10mm。

1)TF(Term Frequency)。文檔的詞頻是指關鍵詞在文檔中出現的頻率。關鍵詞在文中出現的頻率越高，表明它對整個文檔越重要，它就越趨于文檔的主題，甚至有些出現高的詞匯能代表一篇文檔的主題。

在12ms時刻，凸輪與滾子產生接觸碰撞，帶動主軸旋轉，再經過傳動連桿系統(tǒng)的動力傳遞驅動拉桿及動觸頭運動；在23ms時，動靜觸頭迅速碰撞在一起，進入剛合階段，動觸頭碰撞時速度約為1.6m/s，平均合閘速度為0.9m/s。此后動觸頭在碰撞反力的作用下壓縮觸頭彈簧，發(fā)生回彈，最終經過數次彈跳后在觸頭彈簧和大氣壓差提供的觸頭自閉力的作用下在30ms時刻趨于穩(wěn)定。

2 真空滅弧室觸頭結構沖擊碰撞仿真

2.1 觸頭碰撞模型建立

滅弧室在合閘過程中，動觸頭以一定速度撞擊靜觸頭，由于觸頭表面在微觀下是凹凸不平的，因此可將觸頭接觸情況假設為一個具有曲率的球狀面和一個平面接觸；觸頭片表面越光滑，則觸頭球狀面圓弧半徑越大，觸頭形狀也就越接近平板。觸頭接觸模型如圖4所示。

圖4 觸頭模型

本文利用顯示動力學分析軟件LS-DYNA模擬杯狀縱磁觸頭合閘過程中的沖擊碰撞現象。建立觸頭片模型直徑78mm，厚度3mm，材料為CuCr50；支撐盤簡化為實心圓柱體，材料為不銹鋼；導桿及杯座簡化為一體，杯座直徑78mm，高度35mm，厚度為8mm，材料為無氧銅。LS-DYNA材料庫自帶不銹鋼及無氧銅材料，可直接調用；CuCr50可參考相關文獻自行創(chuàng)建[10]。各材料屬性見表2。

設置觸頭彈簧預壓力為3 000N，剛度為400N/mm，依據動力學仿真結果施加速度初始條件，對滅弧室觸頭合閘沖擊碰撞過程進行分析。

表2 材料參數

Tab.2 Material parameters

2.2 觸頭沖擊碰撞計算結果

觸頭合閘沖擊力如圖5所示，當設置合閘速度為1.5m/s時，觸頭在第一次碰撞過程中沖擊力峰值計算結果約為37kN；在此后碰撞周期內沖擊力峰值逐漸減小，觸頭趨于穩(wěn)定。文獻[10]中有學者指出觸頭動態(tài)沖擊力峰值約為靜態(tài)接觸壓力的10倍；文獻[17]中有學者通過實驗測得觸頭沖擊力峰值約為靜態(tài)接觸壓力的15倍；本文觸頭合閘沖擊力峰值計算結果約為靜態(tài)接觸力的12.3倍，與相關學者實驗結論基本一致。

圖5 觸頭合閘沖擊力

在完整的合閘過程中，第一次碰撞沖擊對觸頭結構的破壞最大，第一次碰撞周期內各時刻觸頭結構內部Von-Mises應力分布云圖如圖6所示。

圖6a中，動、靜觸頭尚未接觸，但由于重力和觸頭彈簧的存在，所以動觸頭內部存在應力但數值較??；圖6b為=0.44ms時的應力云圖，可看出動觸頭已經與靜觸頭相碰撞，在接觸表面形成了多層環(huán)形的應力集中區(qū)域；圖6c～圖6e為觸頭碰撞過程中產生的應力以環(huán)狀波的形式向杯座及支撐盤等部件傳遞的過程，此時應力主要集中在動靜觸頭片接觸區(qū)域，呈現兩個斑點區(qū)域；圖6f對應觸頭結構應力最大時刻，此時動觸頭切入深度最大，兩觸頭接觸界面最寬，此時由于靜觸頭端平面為無約束的自由變形區(qū)域，因此觸頭表面極有可能發(fā)生塑性變形；圖6g為動觸頭碰撞回彈階段，此階段動靜觸頭接觸區(qū)域應力值隨著動觸頭回彈距離增加逐漸減?。粓D6h階段動靜觸頭完全分離，觸頭結構殘余應力較小，且主要集中在觸頭杯座開槽處。

在碰撞時刻=0.5ms時，觸頭結構最大應力分布如圖7所示。觸頭結構中觸頭片中心處應力值最大約為244MPa，支撐盤應力最大值為200MPa。由于CuCr50屈服強度為250MPa，不銹鋼的屈服強度為207MPa，可知合閘過程中觸頭結構沖擊應力已經接近其材料屈服極限，極易產生塑性變形。因此為判斷觸頭結構的機械性能是否符合設計要求，需要對其疲勞壽命進行計算。

圖7 觸頭結構最大應力分布

3 觸頭結構沖擊疲勞壽命分析

3.1 應力應變疲勞理論及累積損傷理論

根據以上應力計算結果可知，合閘過程觸頭結構承受的最大應力接近其材料屈服極限，結構可能會產生不可恢復的塑性變形，故觸頭的沖擊疲勞分析應采用應變疲勞理論。根據M-C-B模型可知，總應變是彈性應變和塑性應變之和，故材料應變與疲勞壽命之間的關系為[18]

式中，為總應變幅；e為彈性應變幅；p為塑性應變幅；為疲勞強度系數；為循環(huán)彈性模量；f為材料應變疲勞壽命；為材料疲勞強度指數；為疲勞延性系數；為疲勞延性指數。

本文中合閘沖擊為非對稱應變循環(huán)載荷，可采用Morrow平均應力修正應變疲勞壽命經驗公式，修正后經驗公式為

式中，m為平均應力。

在缺乏試驗數據的情況下，可通過經驗公式估算材料的應變疲勞壽命曲線，其中改進的四點關聯(lián)法具有較高的估算精度[19]。

式中，f為真實斷裂強度系數；b為強度極限；f為真實斷裂延性系數。

3.2 觸頭疲勞壽命計算結果

將觸頭結構碰撞過程中應力-應變隨時間變化結果導入nCode軟件中，基于Miner線性疲勞累積損傷理論可對合閘沖擊下觸頭的疲勞壽命進行計算，結果如圖8所示。

圖8 圓柱支撐盤觸頭結構疲勞壽命及損傷分布

帶圓柱支撐盤的觸頭結構疲勞壽命較低區(qū)域主要分布在觸頭片及杯座開槽根處，其中觸頭片開槽末端區(qū)域單次沖擊作用下的損傷最大，約為3.71×10-5，該部位對應的疲勞壽命約為10 830次；與應力計算結果對比可知，低壽命基本出現在高應力區(qū)域，這些區(qū)域基本可以視為觸頭沖擊時易產生裂紋的區(qū)域。根據斷路器機械性能要求，滅弧室額定壽命為10 000次，上述觸頭結構壽命僅超過額定壽命要求8.3%，由于實際設計時需要考慮一定的裕量，故該觸頭結構并不符合壽命設計要求。

由能量守恒定律可知，速度一定時，觸頭質量越大，合閘沖擊越強，故降低觸頭質量是一種較為有效的提高觸頭疲勞壽命的方式。杯狀縱磁觸頭主要通過電流流經杯座產生的縱向磁場來控制真空電弧保持在擴散型狀態(tài)[20]，觸頭杯座及觸頭片結構對滅弧室的開斷能力起著著決定性作用，不可輕易改動，因此降低觸頭質量可從支撐盤結構入手?，F將支撐盤結構由圓柱型改成圓筒型，使支撐盤質量減小，計算此觸頭結構合閘沖擊作用下?lián)p傷分布及疲勞壽命分布如圖9所示。

圖9 圓筒支撐盤觸頭結構疲勞壽命及損傷分布

當支撐盤結構為圓筒型時，觸頭單次沖擊下?lián)p傷最大處位于杯座開槽根處，約為6.7×10-5，該部位疲勞壽命為5 594次，相比圓柱型支撐盤結構，其壽命降低約48%。盡管觸頭總體合閘沖擊隨著觸頭質量減少而有所降低，但是由于圓筒型支撐盤與觸頭片接觸面積過小，支撐能力嚴重不足，使得杯壁承載了較多合閘沖擊，故在杯座開槽根處形成了應力高度集中區(qū)，導致觸頭沖擊疲勞壽命降低。

針對這種現象，可將支撐盤與觸頭片的接觸區(qū)域增大，將支撐盤結構更改為凸臺型，此觸頭結構合閘損傷分布及疲勞壽命分布如圖10所示。

當支撐盤結構為凸臺型時，最大損傷位于支撐盤直徑改變處，該處單次沖擊損傷為2.95×10-5，疲勞壽命為13 970次；與圓柱型支撐盤及圓筒型支撐盤觸頭結構相比，該觸頭結構疲勞壽命分別增加近30%和150%。文獻[21]中，有學者針對126kV真空斷路器觸頭彈簧銷的疲勞壽命進行了仿真計算及機械耐久性試驗。初始彈簧銷的疲勞測試數據為178次，對應仿真數據為81次；改進后彈簧銷的疲勞壽命測試數據達到2 000次以上，仿真數據為4.7×106次。其仿真計算結果與實際疲勞測試結果在數值上雖有一定誤差，但總體上變化趨于一致，仿真計算結果在一定程度上可為結構疲勞壽命預測工作提供參考。故可認為在三種類型支撐盤中，凸臺型支撐盤對觸頭疲勞壽命的提升效果最佳，并且相較于機械額定壽命，超出了將近40%，基本可視為滿足額定壽命要求。

圖10 凸臺支撐盤觸頭結構疲勞壽命及損傷分布

4 結論

本文運用ADAMS建立VS1真空斷路器彈簧操動機構的虛擬樣機模型，對其合閘過程進行動態(tài)特性仿真分析。并在此基礎上利用LS-DYNA顯示動力學分析軟件計算出觸頭結構在合閘過程中各時刻的應力應變情況，并將計算結果與nCode軟件耦合，對觸頭結構在合閘沖擊下的疲勞壽命危險區(qū)域進行了預測，在此基礎上分析了支撐盤結構對觸頭疲勞壽命的影響，得出以下結論:

1)通過對滅弧室觸頭沖擊過程進行顯示動力學分析，可知觸頭合閘過程中杯座開槽根處及觸頭片開槽末端為高應力危險區(qū)域。

2)基于Miner累積損傷理論和局部應力應變疲勞理論，對觸頭結構進行疲勞壽命分析，可知觸頭疲勞壽命危險區(qū)域基本與高應力危險區(qū)域相對應，同為觸頭片及杯座開槽根處。

3)觸頭支撐盤結構對觸頭疲勞壽命的影響較大，其中當支撐盤為圓柱和圓筒型時，觸頭機械性能相對較差；支撐盤為凸臺型時，觸頭的機械性能較好，其疲勞壽命可達13 970次，基本滿足觸頭額定壽命要求。

本文在真空滅弧室沖擊疲勞研究中未考慮電動斥力、溫度等對觸頭結構疲勞壽命產生的影響，因此觸頭結構在載流環(huán)境下運行的壽命預測和評估工作仍需進一步研究和完善。

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Research on Fatigue Life of Contact in 12kV Vacuum Interrupter under Shocking

Dong Huajun1,2Li Dongheng1Zhong Jianying2Zhu Ye1Guo Fangzhun1

（1. School of Mechanical Engineering Dalian Jiaotong University Dalian 116028 China 2. Pinggao Group Co. Ltd Pingdingshan 467001 China）

In the closing process of vacuum interrupter, the contacts often bears large closing impact. After multiple closing operations, the contacts is likely to produce fatigue damage, which affects the performance of vacuum interrupter. In this study, the dynamic simulation model of the operating mechanism of VS1 vacuum circuit breaker is established to calculate the dynamic characteristics of the dynamic contact in the closing process of the circuit breaker. The 3D nonlinear dynamic analysis software LS-DYNA is used to simulate the closing impact collision of cup-shaped axial magnetic field contact, and the stress and strain results of the contact structure at each time under closing impact are obtained. The fatigue life analysis process of vacuum interrupter contact structure is established in nCode software, the dangerous area of contact structure fatigue life is predicted, and the support plate structure is optimized to improve the fatigue life of contact structure. From the results we can see: The slots of the contact plate and the cup fingers of cup-shaped axial magnetic field contact will produce stress concentration phenomenon under shocking, which is easy to be destroyed. The convex support plate can make the stress distribution of the contact structure more reasonable among the three kinds of support plate structures and it can effectively improve the fatigue life of the contact.

VS1 vacuum circuit breaker, vacuum interrupter, closing shock, fatigue life of contact

10.19595/j.cnki.1000-6753.tces.210724

TM561

國家自然科學基金（51477023）和遼寧省自然科學基金計劃（2019-MS-036）資助項目。

2021-05-18

2021-06-30

董華軍 男，1978年生，教授，博士生導師，研究方向為真空開關電弧基礎理論、圖像處理及識別。E-mail：huajundong4025@163.com（通信作者）

李東恒 男，1996年生，博士研究生，研究方向為真空開關動力學。E-mail：1714837026@qq.com

（編輯 李冰）