有載分接開關(guān)真空管操動(dòng)機(jī)構(gòu)力學(xué)特性動(dòng)態(tài)仿真

摘要：真空管操動(dòng)機(jī)構(gòu)是換流變有載分接開關(guān)的核心部件，其機(jī)械結(jié)構(gòu)較為復(fù)雜，且因其頻繁操作常導(dǎo)致機(jī)械機(jī)構(gòu)發(fā)生塑性形變與損傷，從而發(fā)生換流變故障。研究有載分接開關(guān)真空管操動(dòng)機(jī)構(gòu)力學(xué)特性動(dòng)態(tài)仿真能夠彌補(bǔ)傳統(tǒng)測試手段無法直觀展示應(yīng)力分布的不足，并為真空管操動(dòng)機(jī)構(gòu)的設(shè)計(jì)與改進(jìn)提供理論基礎(chǔ)。首先，在ANSYS 中建立了基于隱式非線性動(dòng)力學(xué)的真空管操動(dòng)機(jī)構(gòu)瞬態(tài)動(dòng)力學(xué)仿真模型，采用Von Mises 屈服準(zhǔn)則與等向硬化模型計(jì)算模型等效應(yīng)力；其次通過有限元分析了操動(dòng)機(jī)構(gòu)整體的應(yīng)力分布情況；最后針對性地分析了凸轉(zhuǎn)盤、凸桿、支撐機(jī)構(gòu)和真空管的應(yīng)力分布情況，從而便于深入分析分接開關(guān)在各種工況下的工作原理，并有助于根據(jù)應(yīng)力分布情況有效改進(jìn)操動(dòng)機(jī)構(gòu)機(jī)械結(jié)構(gòu)，并在設(shè)計(jì)階段預(yù)見并避免可能的故障模式。

關(guān)鍵詞：真空管操動(dòng)機(jī)構(gòu)；應(yīng)力；有限元分析；瞬態(tài)動(dòng)力學(xué)

中圖分類號：TM 403.4 文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A

有載分接開關(guān)（on-load tap changer，OLTC）是換流變的核心部件之一，其通過逐級切換觸頭分接實(shí)現(xiàn)調(diào)壓功能，承擔(dān)著調(diào)節(jié)無功功率、穩(wěn)定電網(wǎng)電壓的重要作用[1–3]。對于高壓直流輸電系統(tǒng)的換流變壓器而言，有載分接開關(guān)的頻繁調(diào)壓操作等常導(dǎo)致變壓器故障發(fā)生。其主要分為兩大類：電氣故障和機(jī)械故障。其中機(jī)械故障占比較大，并且若分接開關(guān)出現(xiàn)機(jī)械故障后還繼續(xù)運(yùn)行，往往還將導(dǎo)致二次電氣故障[4–6]。真空管操動(dòng)機(jī)構(gòu)是換流變有載分接開關(guān)的核心部件，通過精確控制真空管的開合，實(shí)現(xiàn)在變壓器不停電的情況下安全地切換分接頭。但由于其機(jī)械結(jié)構(gòu)較為復(fù)雜，且對應(yīng)其在整個(gè)服役周期內(nèi)操作次數(shù)達(dá)百萬次以上，因而真空管操動(dòng)機(jī)構(gòu)動(dòng)作后的機(jī)械性能變化為本文的研究重點(diǎn)。

在進(jìn)行有載分接開關(guān)真空管操動(dòng)機(jī)構(gòu)的應(yīng)力應(yīng)變分析時(shí)，傳統(tǒng)實(shí)驗(yàn)法雖然直觀但成本高、耗時(shí)長，限制了其在復(fù)雜結(jié)構(gòu)中的應(yīng)用。此外，實(shí)驗(yàn)法難以獲取內(nèi)部詳細(xì)應(yīng)力分布，特別是難以觸及的區(qū)域，這影響了對結(jié)構(gòu)薄弱點(diǎn)的準(zhǔn)確識別[7-8]。鑒于上述局限性，本文采用虛擬仿真的方法來進(jìn)行有載分接開關(guān)真空管操動(dòng)機(jī)構(gòu)的應(yīng)力應(yīng)變分析。對于應(yīng)力應(yīng)變虛擬仿真分析，多個(gè)領(lǐng)域已有相當(dāng)廣泛的應(yīng)用。李麗麗[9] 通過對鑄造過程應(yīng)力場的數(shù)值模擬來預(yù)測鑄件的變形和殘余應(yīng)力。滕彥磊[10] 使用非線性模型研究了水庫大壩防滲墻應(yīng)力變形特性。丁雅博等[11] 利用ABAQUS 對比分析了鋼筋輕骨料混凝土梁的試驗(yàn)數(shù)據(jù)并驗(yàn)證了損傷塑性模型的準(zhǔn)確性。萬一品[12] 用ANSYS 分析了橋殼的靜力學(xué)特性，從而得到橋殼結(jié)構(gòu)的振動(dòng)特性。續(xù)俊[13] 用ANSYS 研究了壓力容器的工作狀態(tài)下的應(yīng)力和變形，得到壓力容器的應(yīng)力及變形分布情況。時(shí)圣占等[14] 通過ABAQUS 分析了C 型鋼-混凝土組合梁的承載力和剛度。彭正等[15] 采用ANSYS 對移動(dòng)式秸稈顆粒機(jī)車架進(jìn)行靜力學(xué)和模態(tài)分析，驗(yàn)證了車架的應(yīng)力變形和穩(wěn)定性。

綜上所述，在復(fù)雜工況下，尤其是多軸應(yīng)力作用時(shí)，虛擬檢測進(jìn)行應(yīng)力應(yīng)變分析高效可靠。該方法能細(xì)致模擬真空管操動(dòng)機(jī)構(gòu)在靜態(tài)、動(dòng)態(tài)負(fù)載、溫度變化及材料老化等條件下的力學(xué)行為，并揭示其長期性能演變[16–18]。通過構(gòu)建精確的三維模型，虛擬檢測可全面考慮各部件（如凸轉(zhuǎn)盤、彈簧、連接件）的相互作用，準(zhǔn)確計(jì)算應(yīng)力集中區(qū)、應(yīng)變分布和潛在疲勞破壞點(diǎn)[19–24]。此外，這種方法有助于識別設(shè)計(jì)中的薄弱環(huán)節(jié)，評估材料極限承載能力，并提出結(jié)構(gòu)優(yōu)化策略，如調(diào)整部件尺寸、形狀或材料，引入緩沖或加強(qiáng)結(jié)構(gòu)，優(yōu)化動(dòng)態(tài)特性，從而提升系統(tǒng)穩(wěn)定性和耐用性。虛擬檢測的后處理功能還能以彩色云圖、等值線圖等形式直觀展示應(yīng)力應(yīng)變分布，幫助理解工作原理，預(yù)見并避免故障模式，減少維護(hù)成本和風(fēng)險(xiǎn)[25-26]。

本文使用ANSYS 有限元分析軟件建立了基于隱式非線性動(dòng)力學(xué)的真空管操動(dòng)機(jī)構(gòu)的瞬態(tài)動(dòng)力學(xué)仿真模型。在計(jì)算中采用了Von Mises 屈服準(zhǔn)則和等向硬化模型來確定等效應(yīng)力。通過有限元分析，研究了操動(dòng)機(jī)構(gòu)整體的應(yīng)力分布，并特別關(guān)注了凸轉(zhuǎn)盤、凸桿、支撐機(jī)構(gòu)和真空管的應(yīng)力分布情況。進(jìn)一步分析了這些組件材料在疲勞損傷后的力學(xué)性能變化，這對于真空管操動(dòng)機(jī)構(gòu)的設(shè)計(jì)驗(yàn)證與優(yōu)化具有重要意義。

1 操動(dòng)機(jī)構(gòu)動(dòng)態(tài)應(yīng)力應(yīng)變模擬原理

在每次開斷過程中，真空泡、觸點(diǎn)、彈簧和傳動(dòng)機(jī)構(gòu)等關(guān)鍵部件會經(jīng)歷快速位移和變形，產(chǎn)生瞬時(shí)應(yīng)力，特別是在觸點(diǎn)接觸和斷開時(shí)，局部應(yīng)力集中明顯。長期反復(fù)應(yīng)力作用會導(dǎo)致材料累積應(yīng)變，引起微觀結(jié)構(gòu)變化，如晶粒滑移、裂紋萌生和擴(kuò)展，最終可能引發(fā)材料疲勞，影響機(jī)械性能。此外，觸點(diǎn)的頻繁接觸和分離還會導(dǎo)致摩擦和磨損，增加接觸電阻，甚至造成觸點(diǎn)熔焊或粘連，影響分合閘速度和穩(wěn)定性。磨損產(chǎn)生的微粒還可能加劇內(nèi)部磨損。

為了全面理解多次開斷后的機(jī)械性能變化，從應(yīng)力應(yīng)變角度進(jìn)行研究非常重要。這通常結(jié)合有限元分析和材料試驗(yàn)，建立模型模擬應(yīng)力分布和應(yīng)變發(fā)展，預(yù)測損傷程度，并通過疲勞和磨損試驗(yàn)驗(yàn)證結(jié)果，為設(shè)計(jì)優(yōu)化和壽命預(yù)測提供數(shù)據(jù)支持。

1.1 有限元模型建立

以某高壓有載分接開關(guān)真空管操動(dòng)機(jī)構(gòu)為原型建立簡化模型，采用ANSYS 進(jìn)行仿真，有載分接開關(guān)實(shí)物及簡化二維模型如圖1 所示。為方便研究正常運(yùn)行下的應(yīng)力分布仿真，本文對仿真部位進(jìn)行了簡化，重點(diǎn)關(guān)注凸轉(zhuǎn)盤的4 個(gè)凸臺和真空管下的杠桿機(jī)構(gòu)。因而去除了不重要的主驅(qū)動(dòng)軸和真空管上方的一系列結(jié)構(gòu)部位，對真空管部位下方的彈簧簡化，利用邊界載荷來模擬彈簧，對凸轉(zhuǎn)盤下方的底座圓盤進(jìn)行簡化。簡化后的模型包括4 個(gè)部分：凸轉(zhuǎn)盤、支撐機(jī)構(gòu)、凸桿和真空管。中央凸盤通過旋轉(zhuǎn)帶動(dòng)凸桿上下運(yùn)動(dòng)，從而驅(qū)動(dòng)真空管進(jìn)行分合閘操作。

本次仿真在真空管操動(dòng)機(jī)構(gòu)的絕大部分部位劃分3 mm 三角形網(wǎng)格，在連接與碰撞處等關(guān)鍵部位劃分超細(xì)化的0.5 mm 三角形網(wǎng)格，以通過調(diào)整網(wǎng)格的大小和密度，可以在不同區(qū)域上實(shí)現(xiàn)更精確和高效的仿真結(jié)果。針對0.25 s 的瞬態(tài)仿真過程，設(shè)置時(shí)間步長為0.01 ms，共25 000 個(gè)時(shí)間步，共耗時(shí)128 h，保證了計(jì)算結(jié)果準(zhǔn)確性與計(jì)算量之間的平衡。

1.2 邊界條件

凸轉(zhuǎn)盤、凸桿、真空管材料都是45 號鋼，支撐機(jī)構(gòu)的材料是酚醛玻璃纖維4330-2，其密度、彈性模量、泊松比、屈服強(qiáng)度、拉伸強(qiáng)度如表1所示。

由于其中凸轉(zhuǎn)盤的下方還有一個(gè)圓形底座，在有載分接開關(guān)實(shí)際運(yùn)行下是固定于底座的，所以施加固定邊界條件；凸轉(zhuǎn)盤的下方底座禁止其平移，約束平移運(yùn)動(dòng)，釋放繞軸進(jìn)行旋轉(zhuǎn)的自由度；同時(shí)給轉(zhuǎn)軸內(nèi)部施加固定邊界條件；給凸轉(zhuǎn)盤約束平移自由度，釋放其繞軸旋轉(zhuǎn)的自由度，讓凸轉(zhuǎn)盤可以繞軸進(jìn)行自轉(zhuǎn)。

按照凸轉(zhuǎn)盤在100 ms內(nèi)轉(zhuǎn)過90。，角加速度 為α = 18 000°/s2，凸轉(zhuǎn)盤轉(zhuǎn)軸已具有的轉(zhuǎn)速為 ω=22.32md/s，將此速度作為模型的初始轉(zhuǎn)速。

由于凸轉(zhuǎn)盤旋轉(zhuǎn)帶動(dòng)凸桿運(yùn)動(dòng)，因而需在關(guān)鍵部位接觸或連接處設(shè)置摩擦，初始摩擦系數(shù)設(shè)為0.1，共需要設(shè)置5 處，分別為凸轉(zhuǎn)盤和凸桿接觸處、凸桿和支撐機(jī)構(gòu)連接處、凸桿和真空管接觸處、凸桿和真空管連接處和凸桿與支撐機(jī)構(gòu)接觸處，如圖2 所示。

同時(shí)，由于真空管實(shí)際與上方裝置相連接，故將真空管約束為僅可上下運(yùn)動(dòng)，且初始受到豎直向上的500 N 負(fù)載。

1.3 基于隱式非線性動(dòng)力學(xué)的操動(dòng)機(jī)構(gòu)運(yùn)行原理

由于分合閘期間有載分接開關(guān)真空管操動(dòng)機(jī)構(gòu)機(jī)械結(jié)構(gòu)不斷運(yùn)動(dòng)并發(fā)生碰撞，其應(yīng)力應(yīng)變隨時(shí)間不斷發(fā)生改變，因而采用瞬態(tài)仿真模擬其運(yùn)動(dòng)過程，并研究其應(yīng)力應(yīng)變變化。為確定有載分接開關(guān)真空管操動(dòng)機(jī)構(gòu)隨時(shí)間變化的載荷作用下的動(dòng)力學(xué)響應(yīng)，即確定結(jié)構(gòu)在靜載荷、瞬態(tài)載荷和簡諧載荷的隨意組合作用下的隨時(shí)間變化的位移、應(yīng)變、應(yīng)力等，本文采用Newmark 隱式積分法進(jìn)行計(jì)算。

式中：σy是當(dāng)前的屈服應(yīng)力；σy，0是初始屈服應(yīng) 力；H是硬化模量，代表材料的硬化能力；εp是累積塑性應(yīng)變。

綜上，等向硬化模型的增量型本構(gòu)方程為

Δσ = E·Δεel +Δσpl （7）

式中：Δσ是應(yīng)力增量；E是彈性模量；Δεel是彈性 應(yīng)變增量；Δσpl是塑性應(yīng)力增量。

代入45 號鋼相關(guān)參數(shù)，可模擬真空管操動(dòng)機(jī)構(gòu)應(yīng)力應(yīng)變情況。計(jì)算流程如圖3 所示。

2 仿真結(jié)果設(shè)置中央

設(shè)置中央凸轉(zhuǎn)盤轉(zhuǎn)速為22.32 rad/s，摩擦系數(shù)均為0.1，真空管負(fù)載為500 N，開展模型的瞬態(tài)仿真，研究其運(yùn)行一圈，即凸桿運(yùn)動(dòng)經(jīng)過4 個(gè)凸臺，共歷經(jīng)0.25 s 的應(yīng)力應(yīng)變分布情況。

2.1 整體模型等效應(yīng)力分析

真空管操動(dòng)機(jī)構(gòu)的平均等效應(yīng)力可體現(xiàn)出整體模型中應(yīng)力的分布趨勢，由于4 個(gè)凸臺形狀大小均相同，故取凸桿經(jīng)過單個(gè)凸臺進(jìn)行研究。又因?yàn)樵谡婵展懿賱?dòng)機(jī)構(gòu)運(yùn)行初期，凸轉(zhuǎn)盤速度從0 逐步升至22.32 rad/s，故其初始運(yùn)行狀態(tài)并未穩(wěn)定，為模擬分合閘過程中模型的應(yīng)力變化，本文取凸桿經(jīng)過凸轉(zhuǎn)盤第三個(gè)凸臺，即155 ～195 ms時(shí)刻整體模型應(yīng)力進(jìn)行分析。其中155～167 ms 凸桿未撞擊凸臺，167～174 ms 凸桿撞擊凸臺并運(yùn)行在凸臺上升面，174～187 ms 凸桿運(yùn)行在凸臺平面部分，187～194 ms 凸桿運(yùn)行在凸臺下降面。

圖4 為整體模型在凸轉(zhuǎn)盤運(yùn)行一周后的等效應(yīng)力云圖，如圖4 所示，最大等效應(yīng)力出現(xiàn)在真空管與連接機(jī)構(gòu)接觸處，其次較大應(yīng)力集中于凸轉(zhuǎn)盤的4 個(gè)凸臺，尤其集中于凸桿碰撞凸臺后的上升階段和平面運(yùn)動(dòng)階段。應(yīng)力集中往往導(dǎo)致材料的疲勞壽命下降，從而導(dǎo)致磨損、斷裂等問題。此處應(yīng)力集中主要來源于凸桿所受來源于真空管的向下彈力，為保證結(jié)構(gòu)的正常運(yùn)行，該應(yīng)力不可避免，因而為降低結(jié)構(gòu)損傷，可以在設(shè)計(jì)過程中加以考慮，如采取適當(dāng)降低凸臺角度、適當(dāng)降低真空管彈力等措施。真空管操動(dòng)機(jī)構(gòu)的最小應(yīng)力分布在凸轉(zhuǎn)盤的內(nèi)側(cè)，其并未直接受到外力作用。

除此之外，不難看出真空管操動(dòng)機(jī)構(gòu)凸桿亦承擔(dān)較大應(yīng)力，其主要來源于運(yùn)動(dòng)過程中各個(gè)結(jié)構(gòu)間的碰撞擠壓。而支撐部件和真空管所受應(yīng)力較小，表明分合閘期間其損耗較小。

圖5 描述的是整體模型所受最大等效應(yīng)力在此期間隨時(shí)間的變化，其表明，自分合閘運(yùn)動(dòng)開始，其最大等效應(yīng)力水平約為500 MPa，并隨凸桿撞擊凸臺出現(xiàn)最大應(yīng)力峰值。未撞擊時(shí)，最大等效應(yīng)力穩(wěn)定在463 MPa，在撞擊后陡增，并隨著在凸臺的平面和下降面上的運(yùn)動(dòng)逐步下降，最后在離開凸臺后最大等效應(yīng)力上升至原本水平。

2.2 各個(gè)部件等效應(yīng)力分析

針對真空管操動(dòng)機(jī)構(gòu)的各個(gè)部件，在分合閘過程中其所受應(yīng)力水平與峰值時(shí)間有所不同，其相應(yīng)損耗也會產(chǎn)生區(qū)別。因此，將模型拆分為凸轉(zhuǎn)盤、凸桿、支撐機(jī)構(gòu)和真空管4 個(gè)部分，分別（b） 整體提取其應(yīng)力分布水平云圖進(jìn)行分析。

首先，對凸轉(zhuǎn)盤等效應(yīng)力云圖和最大等效應(yīng)力進(jìn)行分析。圖6 為155～195 ms 期間，凸轉(zhuǎn)盤等效應(yīng)力最大值出現(xiàn)時(shí)的等效應(yīng)力分布云圖。不難看出，在運(yùn)動(dòng)過程中，凸轉(zhuǎn)盤的應(yīng)力分布具有明顯的不均勻性，其應(yīng)力集中分布于凸臺部分，絕大部分區(qū)域應(yīng)力極小。由此可見，凸臺區(qū)域尤其是上升面，為凸轉(zhuǎn)盤損耗最嚴(yán)重區(qū)域，其應(yīng)受到重點(diǎn)關(guān)注。

圖7 為155～195 ms 期間凸轉(zhuǎn)盤最大等效應(yīng)力的數(shù)值變化情況。凸轉(zhuǎn)盤最大等效應(yīng)力在碰撞后升高約50 MPa，其原因?yàn)樵诮?jīng)歷碰撞后凸轉(zhuǎn)盤與凸桿結(jié)構(gòu)發(fā)生一定量塑性變形，從而導(dǎo)致其形狀與物理性質(zhì)發(fā)生一定變化，因而促使最大等效應(yīng)力上升。

由圖7 可知，在155～195 ms 期間，凸轉(zhuǎn)盤所受應(yīng)力最大時(shí)刻為172.85 ms， 截取凸轉(zhuǎn)盤于172.85 ms 應(yīng)力最大的節(jié)點(diǎn)并記為A，其位于凸臺上升面，研究A 節(jié)點(diǎn)于155～195 ms 期間應(yīng)力變化情況。如圖8 所示，A 節(jié)點(diǎn)應(yīng)力在凸桿撞擊凸臺前保持極低水平，并在撞擊后極速升高，直至凸桿運(yùn)動(dòng)到A 節(jié)點(diǎn)時(shí)達(dá)到頂峰，并隨著凸桿離開A 節(jié)點(diǎn)下降并穩(wěn)定在220 MPa。

其次，對凸桿等效應(yīng)力分布云圖和最大等效應(yīng)力進(jìn)行分析。圖9 為155～195 ms 期間，凸桿等效應(yīng)力最大值出現(xiàn)時(shí)的等效應(yīng)力分布云圖。不難看出，在運(yùn)動(dòng)過程中，凸桿與真空管接觸處應(yīng)力最大，除此之外，在凸桿的彎曲部位和連接處，應(yīng)力集中也比較明顯。這是因?yàn)檫@些地方與凸轉(zhuǎn)盤和真空管發(fā)生碰撞擠壓所導(dǎo)致。除了上述的應(yīng)力集中區(qū)域外，大部分區(qū)域的應(yīng)力分布相對較為均勻，顏色相對較淺。這表明在正常工作條件下，凸桿能夠較好地分散負(fù)載，保持整體結(jié)構(gòu)的穩(wěn)定性。

圖10 為155～195 ms 期間凸桿最大等效應(yīng)力的數(shù)值變化情況。其表明凸桿的最大等效應(yīng)力在與凸臺撞擊前保持不變，在撞擊的一瞬間飆升至最大值，并在經(jīng)歷上升、平動(dòng)和下降3 個(gè)階段后最大等效應(yīng)力波動(dòng)下降至原本應(yīng)力水平以下，平穩(wěn)后升至原本水平。

由圖10 可知，在155～195 ms 期間，凸桿所受應(yīng)力最大時(shí)刻為167.72 ms，截取凸桿于167.72 ms應(yīng)力最大的節(jié)點(diǎn)并記為B，其位于凸桿與真空管接觸處，研究B 節(jié)點(diǎn)于155～195 ms 期間應(yīng)力變化情況。如圖11 所示，B 節(jié)點(diǎn)應(yīng)力在凸桿撞擊凸臺前穩(wěn)定在160 MPa，并在撞擊后的凸臺上升面運(yùn)動(dòng)階段經(jīng)歷陡增與驟降，在凸臺平面階段應(yīng)力保持極低水平，在凸臺的下降面同樣經(jīng)歷陡增與驟降，最終回歸原本應(yīng)力水平。

接著，對支撐機(jī)構(gòu)等效應(yīng)力云圖和最大等效應(yīng)力進(jìn)行分析。圖12 為155～195 ms 期間，支撐機(jī)構(gòu)等效應(yīng)力最大值出現(xiàn)時(shí)的等效應(yīng)力分布云圖。如圖12 所示，在運(yùn)動(dòng)過程中，僅在支撐機(jī)構(gòu)與凸桿連接處，應(yīng)力集中較為明顯，其應(yīng)力最大值也出現(xiàn)在此處。除此之外，應(yīng)力均處于極低水平。

圖13 為155～195 ms 期間支撐機(jī)構(gòu)最大等效應(yīng)力的數(shù)值變化情況。其表明，支撐機(jī)構(gòu)最大等效應(yīng)力在凸桿與凸臺撞擊前保持36 MPa，撞擊后極速增長至128 MPa，并隨凸桿在凸臺上的運(yùn)行逐步降低，最終回歸原值。

由圖13 可知，在155～195 ms 期間，支撐機(jī)構(gòu)所受應(yīng)力最大時(shí)刻為167.98 ms，截取支撐機(jī)構(gòu)于167.98 ms 應(yīng)力最大的節(jié)點(diǎn)并記為C，其位于支撐機(jī)構(gòu)與凸桿連接處，研究C 節(jié)點(diǎn)于155～195 ms期間的應(yīng)力變化情況。如圖14 所示，C 節(jié)點(diǎn)應(yīng)力在凸桿撞擊凸臺前穩(wěn)定在20 MPa，并在撞擊后增長至128 MPa，總體應(yīng)力發(fā)展趨勢與圖13 中最大應(yīng)力發(fā)展趨勢相同，僅在撞擊前與離開凸臺后應(yīng)力水平不同。結(jié)合圖12 可知在凸桿運(yùn)行在凸臺期間，支撐機(jī)構(gòu)應(yīng)力數(shù)值從大到小由點(diǎn)C 向外輻射，即僅在點(diǎn)C 及附近損耗較大。

最后，對真空管等效應(yīng)力云圖和最大等效應(yīng)力進(jìn)行分析。圖15 為155～195 ms 期間，真空管等效應(yīng)力最大值出現(xiàn)時(shí)的等效應(yīng)力分布云圖。其表明運(yùn)動(dòng)過程中，僅在真空管與凸桿連接處，應(yīng)力集中較為明顯，其應(yīng)力最大值也出現(xiàn)在此處。除此之外，應(yīng)力均處于極低水平。

圖16 為155～195 ms 期間真空管最大等效應(yīng)力的數(shù)值變化情況。其顯示最大等效應(yīng)力開始未發(fā)生顯著變化，穩(wěn)定在48 MPa，并隨凸桿運(yùn)動(dòng)在40～58 MPa 之間波動(dòng)。

由圖16 可知，在155～195 ms 期間，真空管所受應(yīng)力最大時(shí)刻為167.11 ms，截取真空管于167.11 ms 應(yīng)力最大的節(jié)點(diǎn)并記為D，其位于真空管與凸桿連接處，研究D 節(jié)點(diǎn)于155～195 ms 期間應(yīng)力變化情況。如圖17 所示，D 節(jié)點(diǎn)應(yīng)力在凸桿撞擊凸臺前穩(wěn)定在48 MPa，并隨凸桿運(yùn)動(dòng)在34～58 MPa 之間波動(dòng)，總體應(yīng)力發(fā)展趨勢與圖16中最大應(yīng)力發(fā)展趨勢相同，僅在撞擊前與離開凸臺后應(yīng)力水平不同。結(jié)合圖15 可知在凸桿運(yùn)行在凸臺期間，真空管應(yīng)力數(shù)值從大到小由點(diǎn)D 向外輻射，即僅在點(diǎn)D 及附近損耗較大。

3 結(jié) 論

本文針對有載分接開關(guān)真空管操動(dòng)機(jī)構(gòu)分合閘期間應(yīng)力變化趨勢進(jìn)行了研究，借助ANSYS 虛擬仿真工具，通過對有載分接開關(guān)真空管操動(dòng)機(jī)構(gòu)分合閘運(yùn)動(dòng)的仿真模擬，得出并分析了操動(dòng)機(jī)構(gòu)整體和各個(gè)部件包括凸轉(zhuǎn)盤、凸桿、支撐機(jī)構(gòu)和真空管的應(yīng)力分布情況，得出如下結(jié)論。

a. 有載分接開關(guān)真空管操動(dòng)機(jī)構(gòu)分合閘過程中，最大等效應(yīng)力出現(xiàn)在凸桿與真空管連接處。從整體來看，凸轉(zhuǎn)盤凸臺部分和凸桿與其他部件連接部分應(yīng)力較大，所受損傷也較大。

b. 凸轉(zhuǎn)盤部分凸臺區(qū)域尤其是上升面，為凸轉(zhuǎn)盤損耗最嚴(yán)重區(qū)域，其整體應(yīng)力幅值在碰撞前后發(fā)生增長，可通過降低凸臺區(qū)域表面的抬升程度降低其應(yīng)力幅值。

c. 凸桿部分凸桿與真空管接觸處應(yīng)力最大，除此之外，在凸桿的彎曲部位和連接處，應(yīng)力集中也比較明顯，其損傷明顯。其整體應(yīng)力幅值在碰撞時(shí)產(chǎn)生峰值，可通過加裝墊片、改進(jìn)真空管材料防止應(yīng)力集中部位過度的疲勞損傷。

d. 支撐機(jī)構(gòu)部分整體應(yīng)力水平較低，并在碰撞時(shí)產(chǎn)生峰值，僅在支撐機(jī)構(gòu)與凸桿連接處，應(yīng)力明顯集中，較其余部分損傷較小，可降低連接處摩擦系數(shù)提升部件的疲勞壽命。

e. 真空管部分整體應(yīng)力水平最低，在碰撞時(shí)產(chǎn)生峰值，僅在真空管與凸桿連接處，應(yīng)力集中較為明顯，較其余部分損傷最小，可忽略不計(jì)。

綜上，本文對真空管操動(dòng)機(jī)構(gòu)單次運(yùn)行的應(yīng)力應(yīng)變情況進(jìn)行了仿真分析，有利于深入探討分接開關(guān)在不同工作條件下的運(yùn)行機(jī)制，同時(shí)根據(jù)應(yīng)力分布來優(yōu)化操動(dòng)機(jī)構(gòu)的機(jī)械設(shè)計(jì)，并且在設(shè)計(jì)初期就能識別并預(yù)防潛在的故障模式。

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（編輯：董偉）

基金項(xiàng)目：國家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目（52207166）