基于IEC安全火花試驗(yàn)裝置的電感分?jǐn)喾烹婋姌O熱-電耦合的數(shù)值研究

成福群,吳 疆,趙永秀,王 瑤

(1.重慶電力高等?？茖W(xué)校,重慶 400053;2.國(guó)網(wǎng)重慶綜合能源服務(wù)有限公司,重慶 400024;3.西安科技大學(xué)電氣與控制工程學(xué)院,陜西 西安 710054)

應(yīng)用于煤礦井下等危險(xiǎn)性環(huán)境中的低壓小電流電子電路,若發(fā)生電感分?jǐn)喾烹?可能引燃爆炸性氣體,威脅電子電路及人身安全。國(guó)家標(biāo)準(zhǔn)規(guī)定,應(yīng)采用國(guó)際電工委員會(huì)(international electrotechnical commission,IEC)安全火花試驗(yàn)裝置對(duì)該感性電路分?jǐn)嚯娀》烹娺M(jìn)行試驗(yàn)研究[1]。此裝置中鎢絲-鎘盤試驗(yàn)電極的表面熱效應(yīng)伴隨著電弧發(fā)展的整個(gè)過(guò)程。特別是電極剛開(kāi)始分離時(shí),電極表面溫度變化和極間金屬液橋的形成直接決定著液橋斷裂后極間金屬蒸汽含量和蒸汽壓大小[2-3],是電弧形成的重要階段。同時(shí),電極表面熔化將導(dǎo)致電極材料發(fā)生轉(zhuǎn)移,嚴(yán)重影響電極的表面微觀形貌,進(jìn)而決定陰極表面斑點(diǎn)大小[4-6],對(duì)于陰極電子發(fā)射具有重要影響作用。因此,研究感性電路分?jǐn)嗷∏半姌O表面溫度變化及極間金屬液橋的形成,對(duì)于研究陰極電子產(chǎn)生機(jī)制和電弧形成機(jī)理具有重要的理論指導(dǎo)意義。

對(duì)于弧前電極表面熱過(guò)程的研究,主要包括對(duì)金屬液橋的溫度和電勢(shì)分布的研究,以及電流對(duì)液橋溫度的影響規(guī)律。弧前金屬液橋的形成對(duì)于電極表面溫度分布具有重要影響[7]。付思等[8]對(duì)100～150 A高壓斷路器數(shù)值計(jì)算了Cu觸點(diǎn)分?jǐn)嗨查g的熱過(guò)程,得出了極間金屬液橋形成過(guò)程的溫度變化。蒲凱等[9]針對(duì)20～50 A繼電器,探究了真空環(huán)境下金屬液橋熔化時(shí)間隨負(fù)載電流的變化規(guī)律,但未考慮電極表面形貌等因素產(chǎn)生的影響。國(guó)外學(xué)者利用高速攝像機(jī)觀測(cè)了初始電流為1 000 A時(shí),Cr和W觸點(diǎn)分?jǐn)嗟碾娀⌒纬蛇^(guò)程,討論了弧前熔融金屬液橋的形成和斷裂現(xiàn)象[10]。以上研究均在大電流條件下進(jìn)行。

在低壓小電流場(chǎng)合,Kudo等[11]研究了電源電壓為25 V、電流為2.5 A時(shí),Au觸點(diǎn)從開(kāi)始分?jǐn)嗟饺刍乃矐B(tài)現(xiàn)象,得出了其電壓和電流的瞬態(tài)響應(yīng)特性。文獻(xiàn)[12]針對(duì)合金觸頭AgNi10,運(yùn)用有限元方法得出觸頭分?jǐn)噙^(guò)程中金屬液橋形成的時(shí)間及熔化電壓,并指出中心節(jié)點(diǎn)溫度與分離時(shí)間呈指數(shù)變化關(guān)系。熊蘭等[13-14]根據(jù)φ-θ關(guān)系和Wiedemann-Franz定律,推導(dǎo)出相同觸頭材料電接觸時(shí),接觸斑點(diǎn)溫升與斑點(diǎn)兩端電壓的關(guān)系式,并計(jì)算出了多種常見(jiàn)純金屬材料如Pd、Al等的軟化、熔化和沸點(diǎn)電壓。Miyanaga等[15]探究了低壓場(chǎng)合不同觸頭材料組合下形成金屬液橋的電壓波形,并分析了熱導(dǎo)率對(duì)液橋斷裂的影響。以上研究?jī)H從電特性對(duì)金屬液橋的形成過(guò)程進(jìn)行分析,未直觀體現(xiàn)金屬液橋的相變過(guò)程,且不同電極材料分?jǐn)鄬?duì)金屬液橋的形成過(guò)程影響也不相同。

因此,為了探究基于IEC安全火花試驗(yàn)裝置在低壓(36 V以下)、小電流(3 A以下)感性電路分?jǐn)鄷r(shí)金屬液橋的形成過(guò)程,建立鎢絲-鎘盤電極二維軸對(duì)稱熱-電耦合計(jì)算模型。數(shù)值模擬極間形成的金屬液橋,本文得出了試驗(yàn)電極分?jǐn)噙^(guò)程液橋的溫度、形變及電壓變化特性,并探討了電感、電流及電極間的初始接觸壓力對(duì)液橋的影響。這為進(jìn)一步探究低壓、小電流感性電路分?jǐn)嚯娀⌒纬珊鸵紮C(jī)理奠定了理論基礎(chǔ)。

1 基于IEC安全火花試驗(yàn)裝置的感性電路分?jǐn)喾烹姾暧^特性分析

1.1 試驗(yàn)及電極表面特征分析

利用IEC安全火花試驗(yàn)裝置對(duì)感性電路進(jìn)行分?jǐn)喾烹娫囼?yàn),如圖1所示。圖1中,G為火花試驗(yàn)裝置,Ui、R0和L分別為電源電壓、測(cè)試電阻和電感,iarc(t)和uarc(t)分別為電感分?jǐn)喾烹婋娏骱碗妷骸?/p>

圖1 電感電路分?jǐn)喾烹妼?shí)驗(yàn)圖

由于試驗(yàn)電極表面形貌是影響真空電弧弧前特性的一個(gè)重要因素,因此,需先深入分析鎢絲-鎘盤電極的微觀表面形貌。通過(guò)掃描電鏡分別對(duì)鎢絲和鎘盤的微觀表面進(jìn)行觀察,得到三維的電極表面微觀形貌模型如圖2所示。

(a)鎢絲

由圖2可見(jiàn),鎢絲電極表面較光滑,鎘盤電極表面形貌不規(guī)則性較強(qiáng),存在細(xì)微突起。因此鎢絲與鎘盤兩電極閉合時(shí),其電極接觸面只有少數(shù)區(qū)域?qū)嶋H發(fā)生了機(jī)械接觸,這種實(shí)際機(jī)械接觸區(qū)域通常被稱為“接觸斑點(diǎn)”。由于金屬表面通常都覆有多層電導(dǎo)率極低的膜,因此在接觸斑點(diǎn)內(nèi),只有更小的形成了有效金屬接觸的區(qū)域才能傳導(dǎo)電流,這些區(qū)域即為“導(dǎo)電斑點(diǎn)”(a-spot,即a斑)。

在電極分離初期,隨著接觸壓力的降低,a斑數(shù)量逐漸減少,接觸電阻相應(yīng)增大,電流集中在a斑上流過(guò),導(dǎo)致a斑處的電流密度迅速上升,焦耳熱增大,從而使最后分離的a斑及其周圍部分固態(tài)金屬熔化,并開(kāi)始形成金屬液態(tài)橋。隨著電極繼續(xù)分離,液橋長(zhǎng)度增加,接觸電阻隨之增大,導(dǎo)致觸點(diǎn)壓降增大,液橋溫度不斷上升,至金屬沸點(diǎn)后液橋開(kāi)始蒸發(fā)至完全斷裂,極間充滿金屬蒸氣,進(jìn)而產(chǎn)生電弧。

1.2 感性電路分?jǐn)喾烹姴ㄐ畏治?/h3>

基于圖1所示電路進(jìn)行大量分?jǐn)嘣囼?yàn),可得典型波形圖如圖3所示。圖3中,I0為測(cè)試電路初始電流,I1、U1和Uarc,min分別為截弧電流、電壓和最小建弧電壓。

圖3 感性電路分?jǐn)喾烹姷湫筒ㄐ螆D

由圖3可見(jiàn),電感分?jǐn)嚯娀》烹娺^(guò)程分為建弧(Ⅰ)、電弧放電(Ⅱ)及輝光放電(Ⅲ)3個(gè)階段。其特點(diǎn)是:分?jǐn)嗲半姌O閉合,初始電流為I0;電極分離后,極間電壓迅速增大至最小建弧電壓Uarc,min(10～11 V),其大小由電極材料特性決定,當(dāng)電極間電壓超過(guò)Uarc,min時(shí),便形成電弧,該階段持續(xù)時(shí)間為納秒級(jí);隨著極間距離增大,進(jìn)入電弧放電階段,極間電壓繼續(xù)增大至截弧電壓U1,電流則減小至截弧電流I1,此階段電壓電流波形基本呈上下對(duì)稱狀;輝光放電階段,極間電流迅速減小至0,電感兩端因此產(chǎn)生很大的感應(yīng)電動(dòng)勢(shì),但最終經(jīng)若干周期衰減穩(wěn)定在電源電壓Ui,此時(shí)電極完全分離。

結(jié)合1.1和1.2節(jié)分析可知,建弧階段時(shí)間極短,并且建弧前伴隨著復(fù)雜的熱-電耦合效應(yīng),難以從宏觀角度分析其形成的內(nèi)在機(jī)理。因此,為了研究基于IEC安全火花試驗(yàn)裝置的電感分?jǐn)嗷∏靶纬傻奈⒂^特性,需建立該試驗(yàn)電路中鎢絲-鎘盤電極熱-電耦合數(shù)值模型,分析極間金屬液橋形成過(guò)程。

2 真空環(huán)境下試驗(yàn)電極熱-電耦合數(shù)值模型

根據(jù)上述試驗(yàn)電極表面微觀形貌及分?jǐn)嗵匦缘姆治?在建立基于IEC安全火花試驗(yàn)裝置的感性電路分?jǐn)嚯姌O熱-電耦合數(shù)值模型時(shí),可做相應(yīng)近似處理?；诹黧w動(dòng)力學(xué)理論,分別建立電極熱-電耦合的幾何模型和數(shù)學(xué)模型。

2.1 試驗(yàn)電極熱-電耦合幾何模型

建立試驗(yàn)電極幾何模型時(shí)做如下假設(shè):

1)只考慮鎘盤表面的微凸起,同時(shí)忽略膜電阻的影響,故可假設(shè)鎘盤表面的微凸起即為a斑;

2)由掃描電鏡觀察可知,鎘盤表面單個(gè)微凸起高度約為5 μm,直徑與高度基本相同,因此這里假定初始接觸區(qū)域即為鎘盤表面單個(gè)微凸起,其高度與直徑均為5 μm;

3)由于弧前過(guò)程為納秒尺度的瞬態(tài)過(guò)程,故金屬液橋的拉橋距離與鎘盤表面微凸起的高度相比可以忽略。

基于上述假設(shè),建立鎢絲-鎘盤電極熱-電耦合的二維軸對(duì)稱幾何模型如圖4所示。圖中ABCD區(qū)域和EHIJ區(qū)域分別為固態(tài)鎢絲電極和鎘盤電極,AJ為對(duì)稱軸,初始接觸區(qū)域?yàn)镈GFE,假設(shè)模型此時(shí)初始接觸壓力為無(wú)窮大,近似完全接觸。

圖4 鎢絲-鎘盤電極熱-電耦合幾何模型

2.2 試驗(yàn)電極熱-電耦合數(shù)學(xué)模型

電極分?jǐn)嗨查g伴隨著復(fù)雜的熱-電耦合效應(yīng),試驗(yàn)電極表面的熱量在電極分離初期主要來(lái)自電流產(chǎn)生的焦耳熱。為得出極間初始接觸區(qū)域的溫度分布,需計(jì)算極間電場(chǎng)的變化。同時(shí)為探究金屬液橋的形變過(guò)程,考慮了熱膨脹力及馬蘭格尼效應(yīng)的影響。在建立鎢絲-鎘盤電極熱-電耦合的數(shù)學(xué)模型時(shí),做如下假設(shè):

2)由于鎘的熔點(diǎn)和沸點(diǎn)遠(yuǎn)低于鎢,因此僅考慮鎘盤電極的相變過(guò)程;

3)忽略磁場(chǎng)影響,僅考慮熱傳導(dǎo)和熱對(duì)流,忽略熱輻射;

4)在初始接觸區(qū)域,僅考慮電流流經(jīng)接觸域時(shí)的收縮電阻效應(yīng)。

2.2.1 溫度場(chǎng)數(shù)學(xué)模型

通過(guò)能量平衡數(shù)值求解液橋溫度變化,其方程為

(1)

式中:Cp為熱容;ρ為質(zhì)量密度;T為溫度;t為電極分離時(shí)間;Q為熱源;k為導(dǎo)熱系數(shù);u為流體速度場(chǎng)。

焦耳熱量為

(2)

式中:Qe為焦耳熱;J和σ分別為電流密度和電導(dǎo)率。

將式(2)代入式(1),可得:

(3)

由式(3)可知,為求解電極熱-電耦合模型的溫度分布,除了分析電場(chǎng)的變化,還需計(jì)算鎘電極發(fā)生相變時(shí)的物性參數(shù),即密度ρ、恒壓熱容Cp和導(dǎo)熱系數(shù)k的變化及接觸區(qū)域熔化后的速度場(chǎng)。

將鎘電極的熔化過(guò)程看成多孔Ⅱ介質(zhì)孔隙率的變化,熔化過(guò)程中的液相比采用近似階躍函數(shù)表示,這在簡(jiǎn)化數(shù)學(xué)模型的基礎(chǔ)上又較好地還原了相變過(guò)程[16]。鎘在熔化過(guò)程中液相比隨溫度的變化關(guān)系如圖5所示。當(dāng)鎘電極達(dá)到熔點(diǎn)Tm=594.15 K附近時(shí),液相比迅速?gòu)?變?yōu)?,其溫度轉(zhuǎn)變間隔為1 K,熔化潛熱為57 028.47 J/kg。

分析圖5可知,電極鎘的熔化過(guò)程可表示,即

θ1+θ2=1

(4)

式中,θ1和θ2分別為鎘的固態(tài)和液態(tài)體積分?jǐn)?shù)。

結(jié)合圖5,利用顯熱容法分別對(duì)鎘相變中的質(zhì)量密度ρ、熱容Cp和導(dǎo)熱系數(shù)k進(jìn)行近似處理為

ρ=θ1ρ1+θ2ρ2

(5)

(6)

k=θ1k1+θ2k2

(7)

式中:ρ1和ρ2分別為鎘的固態(tài)和液態(tài)質(zhì)量密度;Cp,1和Cp,2分別為鎘的固態(tài)和液態(tài)熱容;Lm和αm分別為熔化潛熱和相變質(zhì)量分?jǐn)?shù);k1和k2分別為鎘固態(tài)和液態(tài)的導(dǎo)熱系數(shù)。

當(dāng)鎢絲和鎘盤的起始接觸處發(fā)生熔化時(shí),計(jì)及接觸力和黏性的影響,借助質(zhì)量與動(dòng)量守恒方程描述不可壓縮液態(tài)鎘的流動(dòng),其控制方程為

動(dòng)量守恒方程:

(8)

連續(xù)性方程:

(9)

式中:p和u分別為流體的微元壓力和動(dòng)力黏度;I為單位矩陣。

2.2.2 電場(chǎng)數(shù)學(xué)模型

由恒定電流連續(xù)性方程可得電場(chǎng)的控制方程為

(10)

J=σE

(11)

(12)

為求解上述恒定電流連續(xù)性方程,得出接觸區(qū)域的電流密度J,利用“電接觸”邊界條件對(duì)接觸區(qū)域進(jìn)行設(shè)置?！半娊佑|”邊界設(shè)置如下:

n·J1=hc=[U1(t)-U2(t)]

(13)

n·J2=hc=[U2(t)-U1(t)]

(14)

式中:J1為上邊界(鎢絲)的電流密度;J2為下邊界(鎘盤)的電流密度;hc為收縮導(dǎo)熱率;U1(t)、U2(t)分別為上下邊界的電勢(shì)。

由2.1節(jié)假設(shè)可知,試驗(yàn)電極熱-電耦合模型中的初始接觸區(qū)域即為鎘盤表面微凸起,因此在初始接觸區(qū)域處僅考慮了鎢絲表面極小的粗糙度。

2.2.3 金屬液橋形變數(shù)學(xué)模型

計(jì)及鎢絲和鎘盤初始接觸時(shí),溫度增長(zhǎng)受熱膨脹力及表面張力作用,建立液橋發(fā)生形變的模型。當(dāng)僅計(jì)及熱應(yīng)變效應(yīng)時(shí),液橋位移變化控制方程為[17]

(15)

式中:x和εth分別為位移場(chǎng)和熱應(yīng)變;C和E分別為彈性張量和楊氏模量;ν和“：”分別為泊松比和雙點(diǎn)張量積。

熱應(yīng)變?chǔ)舤h為

εth=a(T)(T-Tref)

(16)

式中:a(T)為熱膨脹系數(shù);參考溫度Tref=293.15 K。

考慮馬蘭格尼效應(yīng)、壓力和黏性力,可得鎢絲和鎘盤接觸區(qū)域熔融邊界的表面張力為

(17)

式中,γ為液橋表面張力的溫度導(dǎo)數(shù)。

計(jì)及鎢絲和鎘盤電極發(fā)生相變時(shí),電極材料物理特性的變化及形變作用,可通過(guò)耦合求解模擬鎢絲-鎘盤電極熱-電耦合模型的熔化過(guò)程。

3 試驗(yàn)電極熱-電耦合數(shù)值仿真結(jié)果分析

3.1 試驗(yàn)參數(shù)

設(shè)電路參數(shù):電源電壓Ui=24 V,串聯(lián)電阻R=60 Ω,串聯(lián)電感L=1 mH,電極間初始接觸壓力p=400 Pa。IEC安全火花實(shí)驗(yàn)裝置中鎢絲-鎘盤電極材料物性參數(shù)如表1所示。

表1 鎢絲-鎘盤電極材料物性參數(shù)[18]

3.2 金屬液橋的溫度分布及形變過(guò)程

利用COMSOL有限元多物理場(chǎng)軟件數(shù)值求解出在不同時(shí)刻下金屬液橋的溫度分布及相變過(guò)程,如圖6所示。鎢和鎘材料的熱膨脹系數(shù)分別為4.5×10-61/K和31×10-61/K,液態(tài)鎘的表面張力為0.57-2.6×10-4(T-594.15) N/m。

(a) 35 ns

由圖6可見(jiàn),初始接觸區(qū)域溫度在t=35 ns時(shí)達(dá)到鎘的熔點(diǎn),接觸區(qū)域中心處的鎘電極材料開(kāi)始熔化發(fā)生相變,液橋開(kāi)始形成,此時(shí)接觸區(qū)域的變形主要受熱膨脹作用影響。當(dāng)t=205 ns時(shí),接觸區(qū)域均達(dá)到鎘材料熔點(diǎn),該位置的材料已基本熔化,此時(shí),金屬液態(tài)橋受馬蘭格尼效應(yīng)與熱膨脹的共同作用,且馬蘭格尼效應(yīng)占主導(dǎo)作用,因此接觸面與鎢絲電極結(jié)合的區(qū)域開(kāi)始出現(xiàn)相對(duì)收縮現(xiàn)象,同時(shí)相變區(qū)域逐漸增大。當(dāng)t=283 ns時(shí),金屬液橋內(nèi)部溫度達(dá)到鎘材料的沸點(diǎn),液橋開(kāi)始蒸發(fā),初始接觸區(qū)域受馬蘭格尼效應(yīng)作用的面積稍有增加,收縮區(qū)域略微向下移動(dòng)。當(dāng)t=352 ns時(shí),接觸區(qū)域的溫度全部達(dá)到鎘材料的沸點(diǎn),金屬液橋完全斷裂,在完全斷裂的瞬間,接觸電阻快速減小,因此相變區(qū)域有明顯的增加,此時(shí),初始接觸區(qū)域的變形現(xiàn)象十分顯著。

通過(guò)上述分析可發(fā)現(xiàn),模型的最高溫度出現(xiàn)在電接觸區(qū)域的中心處。這是由于電流從較寬區(qū)域的鎢絲電極流向鎘盤表面極小的a斑上時(shí),電接觸區(qū)域處的電流密度變得相對(duì)集中,因此該處的焦耳熱相對(duì)較大,溫度上升較快,由此也可判斷出金屬液橋的斷裂發(fā)生在電接觸區(qū)域處。此外,金屬液橋面積在焦耳熱的作用下不斷增大,表面張力和熱膨脹力共同作用使液橋變形。

3.3 金屬液橋電壓特性

數(shù)值求解得到的金屬液橋電壓特性如圖7所示?？梢?jiàn),金屬液橋完全斷裂前可分為電極熔化、液橋穩(wěn)定和液橋斷裂3個(gè)階段。

圖7 金屬液橋電壓特性

第Ⅰ階段:電極熔化階段。電極剛開(kāi)始分離時(shí),電壓迅速上升到鎘材料的熔點(diǎn)電壓Um(1.83 V)。這是由于電流通過(guò)鎘盤表面上極小的a斑時(shí),電流密度相對(duì)集中,該處的焦耳熱相對(duì)較大,溫度上升較快,溫度升高不僅導(dǎo)致該區(qū)域電阻率增加,并降低了接觸面壓力和接觸面積,使接觸電阻增大、電壓上升。

第Ⅱ階段:液橋穩(wěn)定階段。初始接觸區(qū)域在電接觸模型的最高溫度達(dá)到鎘的熔點(diǎn)后開(kāi)始融化,由于存在潛熱,鎘金屬材料在熔化過(guò)程中會(huì)吸收熱量,但溫度并不會(huì)升高,因此接觸電阻保持不變,電壓基本維持恒定直至接觸區(qū)域全部熔化。隨著接觸區(qū)域溫度的升高,液橋體積增加,電阻增大,極間電壓繼續(xù)升高,直至溫度達(dá)到鎘的沸點(diǎn),液橋開(kāi)始不穩(wěn)定,此時(shí),沸點(diǎn)電壓Up=6.4 V。

第Ⅲ階段:液橋斷裂階段。隨著溫度的進(jìn)一步升高,接觸區(qū)域的溫度均達(dá)到鎘材料沸點(diǎn),最終導(dǎo)致金屬液橋完全斷裂,此時(shí)極間電壓值U1=10.1 V。該電壓值與試驗(yàn)測(cè)量所得建弧電壓范圍相符,因此可得液橋完全斷裂時(shí)電弧開(kāi)始形成。

4 金屬液橋影響因素

金屬液橋的溫度隨時(shí)間發(fā)生變化的同時(shí),還受諸如電路電感、電極初始接觸壓力與初始電流等外電路參數(shù)的影響。遂探究電感、初始電流及電極初始接觸壓力對(duì)電極的熔化時(shí)間、金屬液橋的蒸發(fā)時(shí)間及完全斷裂時(shí)間的影響。

4.1 電感對(duì)金屬液橋的影響

不同電感條件下,電極熔化、金屬液橋蒸發(fā)及完全斷裂所需時(shí)間變化曲線如圖8所示。可見(jiàn),隨著電感值的增加,電接觸模型溫度上升到鎘材料熔點(diǎn)所需時(shí)間基本維持不變,升高到金屬液橋蒸發(fā)點(diǎn)及完全斷裂溫度所需時(shí)間呈緩慢上升趨勢(shì),基本保持恒定。

圖8 電感對(duì)金屬液橋形成過(guò)程的影響

4.2 電極初始接觸壓力對(duì)金屬液橋的影響

不同電極初始接觸壓力下,電極熔化、金屬液橋蒸發(fā)及完全斷裂所需時(shí)間變化曲線如圖9所示?？梢?jiàn),電極初始電極接觸壓力越小,電極熔化、金屬液橋蒸發(fā)及完全斷裂所需時(shí)間就越短。這是由于減小電極初始接觸壓力后,初始接觸位置實(shí)際傳導(dǎo)電流的面積減小,電流密度增大,產(chǎn)生的焦耳熱增加,時(shí)間也就越短。

圖9 電極初始接觸壓力對(duì)金屬液橋形成過(guò)程的影響

4.3 電流對(duì)金屬液橋的影響

不同初始電流條件下,電極熔化、金屬液橋蒸發(fā)及完全斷裂所需時(shí)間變化曲線如圖10所示。

圖10 初始電流對(duì)金屬液橋形成過(guò)程的影響

由圖10可見(jiàn),通過(guò)電極初始接觸區(qū)域的初始電流越大,電極接觸面產(chǎn)生的焦耳熱越高,溫度達(dá)到熔點(diǎn)和金屬液橋蒸發(fā)及完全斷裂所需的時(shí)間越短。

綜上可知,電感的大小對(duì)金屬液橋的形成無(wú)明顯影響。電流與電極初始接觸壓力的變化會(huì)影響電極熔化、金屬液橋蒸發(fā)及完全斷裂所需時(shí)間,根本原因是其改變了電流通過(guò)電接觸面時(shí)產(chǎn)生的焦耳熱大小。由此推斷,這些因素的變化將會(huì)直接影響電極的熔化量、金屬液橋的蒸發(fā)量及液橋斷裂后陰極斑點(diǎn)的形成,而電弧形成取決于陰極斑點(diǎn)的產(chǎn)生及極間金屬蒸氣的含量。因此,探究金屬液橋的影響因素對(duì)研究電弧形成的微觀機(jī)理具有重要意義。

5 結(jié)論

本文基于流體動(dòng)力學(xué)建立了鎢絲-鎘盤電極熱-電耦合數(shù)學(xué)模型,數(shù)值模擬了鎢絲與鎘盤在電接觸時(shí)液橋的形成過(guò)程。主要結(jié)論如下所示。

1)模型最高溫度出現(xiàn)在接觸區(qū)域中心處;在焦耳熱作用下,液橋的表面積逐漸擴(kuò)大,其形變受表面張力與熱膨脹共同作用,而液橋斷裂發(fā)生在電接觸區(qū)域。

2)建弧前可分為電極熔化、金屬液橋穩(wěn)定和斷裂3個(gè)階段;液橋電壓先上升,保持平穩(wěn)一段時(shí)間后又快速上升;液橋完全斷裂時(shí)的電壓值與實(shí)驗(yàn)測(cè)試建弧電壓值相符,由此推斷,液橋完全斷裂時(shí),電弧開(kāi)始形成。

3)電路串聯(lián)電感對(duì)液橋形成基本沒(méi)有影響,增大初始電流或減小電極初始接觸壓力均可縮短電極熔化、液橋蒸發(fā)和完全斷裂所需時(shí)間。