真空灭弧室绝缘分析（共4篇）
真空灭弧室绝缘分析 篇1
1 真空断路器的发展趋势与存在的问题
真空断路器的优越性不仅是无油化设备, 而且还表现在它具有较长的电寿命、机械寿命、开断绝缘能力大、连续开断能力强、体积小、重量轻、可频繁操作、免除火灾、运行维护少、故障率低等优点, 是无人值守变电所较为理想的电气设备。目前国内外都在大量开发和使用, 并完全替代油灭弧介质。目前, 变电所大多采用了多功能微机保护装置, 综合自动化程度也随之提高, 达到无人值守的要求已经基本具备。因此, 对主电气设备要求具有一定的在线检测 (自检) 功能, 真空断路器也不应例外。
真空断路器的常见故障主要表现有两大部分。
1.1 机械故障
由于这类故障率与电气故障率相比, 几率较小, 要实施在线检测还待有关部门进一步在构造、尺寸、组合方式上统一方案。
1.2 电气故障
这类故障是直接威胁电网安全持久稳定运行的主要问题, 而且它的几率不容忽视。
就真空断路器的一次电气故障与机械故障相对而言, 不仅故障性质严重而且有较大的隐蔽性、突发性、随机性、并且难以及时预报。因此, 也常见到厂家在出厂报告中提醒用户观察真空灭弧室的断弧物理现象。因此, 这类故障不仅威胁电网的安全也是极易造成人身、国民经济损失的主要问题。
2 解决真空断路器的在线检测方法
目前, 有关真空断路器的在线检测方法不少, 常见的有下列几种: (1) 电容感应法; (2) 人工中性点法; (3) 高压电场感应法; (4) 阻容分压法; (5) 光电遥感法。
除此以外还有利用潘宁放电原理 (电磁风) 构成的真空断路器在线测量方法。
概括起来看, 各有特点。它们虽然也能在特定的情况下, 获取真空灭弧室因漏气而导致真空断路器断口开断能力下降的信号, 经过电化处理达到告警、闭锁的目的。若要全面推广使用还有许多问题可以商榷。
就人工中性点法的方法来看, 如图1所示。
图1中的C、R用高压电容或者高值电阻来形成人工中性点, 尽管整体回路阻 (抗) 值或很大 (用高压电容构成时容抗很大) , 在正常工作状态下对整个系统确实没有多大影响。用高压电位与N (接地) 点参考来进行真空断路器是否完好状态的检测, 是有一定道理和特点。如果该类方法大量使用, 而部分真空断路器检修或者故障时, 显而易见它们是主系统与地之间形成的一个虚拟接地点, 因此在安全工作和继电保护的定值计算, 运行配网的组织方案上是不能不考虑的。至于其他的方案也不免存在体积大、结构繁、抗干扰差、抗震能力低、数据不易远传以及只能对玻璃外壳或者便于观察的真空断路器有效等。因此使这些方法在普及和实际采纳时都要认真考虑实际影响和可行性。
其实, 真空断路器的在线检测也是可以用其他方法实现的, 而且也不算十分复杂。这个课题的兴趣是测量真空灭弧室的负压变化情况。它的要点是在线检测装置本身不仅要有较好的电气绝缘能力和较小的体积、可靠的运行性能, 还要尽量具备安全规范、标准合理、使用方便、维护最少、周期稳定。此外, 还要具有数据远传和就地告知的双重功能, 通讯方面也要具备标准的传输特点, 不能象继电保护那样各树一帜。
要搞好真空断路器灭弧室在线检测的工作必须符合当前电网的运行机制和反馈要求, 否则一相情愿的结果也只能解决一个局部问题而带来一些不必要的重复工作或累赘。
3 具体方法的实现
实现的基本方法是利用机械传感器来改变光纤传输光信号的折射角度和导通量, 以改变接受端光纤的传送量, 然后经过后续处理电路来判别、处理、传讯等工作, 从而达到在线检测的目的。利用这个方法的好处是:
(1) 可以很好地解决高压电器对地的绝缘问题。
(2) 检测灵敏度不但实际而且比较高。
(3) 对光电、磁场、辐射、震动以及环境污染等都有比较强的抗拒能力。
(4) 结构简单, 与真空灭弧室自成一体。
(5) 使用非常方便, 基本无需检修。
(6) 具有实现就地和远方监控的基本条件。
(7) 寿命持久, 基本与真空灭弧室同等寿命。
(8) 成本低廉。
在真空灭弧室的顶或地盖部有一个压力检测部件———传感器 (波纹管、弹性薄膜或者其他弹性元件下同) , 在其内部设有一个辅助张力元件, 以增强检测器件的抗疲劳能力。在检测器件顶部还设有调整装置和信息传递元件一道构成信息传感器。在正常情况下, 压力检测部件 (在真空灭弧室内部呈现高度真空状态下) 受外界自然大气压的作用呈现高度压缩状态。当真空灭弧室有泄漏后 (外界大气进入) , 将会改变真空灭弧室的内部真空度压力, 从而迫使压力检测部件改变它的压缩状态, 启动信息传感器、改变发射与接收光纤的光源传递接合部;改变光纤B接受光纤A的照射量。后继处理电路的光电转换器G1随着光纤B的传送量改变而改变IC1 (运算放大器) 的输出参量, 如图2所示。然后经过后继处理电路对此参量进行再一次加工, 以最终达到报警、闭锁目的。
该方法的可行性不仅具有选材方便、整体设计结构合理、电气绝缘能力较高的优点, 而且实现方法简单和即使断路器严重事故时也不会因为检测装置的存在而给电网造成额外影响。该方法可实施的理由是:
用特殊材料制造的检测器件具有自由恢复钢度好, 测量能力可以达到10-7;
有机光纤具有较好的导光性能 (短距) , 并且自身转换特性具有一定的线性能力;
有机光纤具有较好的电气绝缘能力, 平均可以达到每厘米千伏以上;
有机光纤在短距离内传送信号不需要做专门的光电转换工作;
有机光纤的柔韧性、防腐能力、阻燃能力比较好, 比较适合此项目使用。
摘要：阐述了真空断路器的发展趋势, 分析了真空断路器常见的故障, 叙述了解决真空断路器的在线检测方法, 阐述真空断路器在线检测的先进方法。
关键词：灭弧室真空度,在线检测,方法
真空灭弧室绝缘分析 篇2
真空灭弧室内部的绝缘水平主要由内部电场分布决定, 对于真空灭弧室内部的电场分布的分析是一项复杂的动态绝缘问题, 因此这里从真空灭弧室内部静电场分析着手, 运用Ansoft Maxwell软件中的静电场分析功能, 对真空灭弧室内部元件, 在不同形状和结构时的静电场进行分析比较, 根据分析结果进行调整, 使其内部电场分布满足设计要求, 进而得出绝缘性能良好的真空灭弧室优化设计[2]。
1 真空灭弧室组成及其工作原理
真空灭弧室也叫真空泡或真空开关管, 是真空断路器的核心器件之一。真空灭弧室内密封了一对的电极和其它一些零件, 利用真空中优良的熄弧能力和绝缘性能, 实现电路的合分。在电源被切断后, 真空灭弧室内的电弧能快速熄灭, 电流被抑止, 其主要的组成部分如图1所示。
如图1所示, 真空灭弧室的主要构成部分包括绝缘外壳、屏蔽罩、波纹管和触头等[3]。其中外壳和绝缘筒保证了优良的绝缘强度与气密性;而波纹管既保证了灭弧室内部的全密封, 又是灭弧室外部操动触头运动不可或缺的部分;屏蔽罩采用中封式的结构将有利于改善灭弧室内部的磁场分布, 从而提高其绝缘强度;触头作为灭弧室中最重要的构件之一, 决定着真空灭弧室的电气寿命与开关能力。
真空断路器的工作原理和其他型式的断路器不同, 是指触头在高真空中关合、开端电路的开关设备[4]。真空断路器所采用的绝缘介质和灭弧介质是高真空[5]。当动触头在操动机构作用下合闸时, 动、静触头闭合, 电源与负载接通, 电流流过负载, 真空电弧依靠触头上蒸发出来的金属蒸汽维持。当工频电流过零时, 金属蒸汽将停止蒸发, 同时由于真空电弧的等离子体快速向四周扩散, 电弧就被熄灭, 触头间隙很快速地变为绝缘体, 于是电流被分断[6]。
2 影响电场分布的因素分析
设计的真空灭弧室的结构模型如图2所示, 满开距为9±1 mm。
真空灭弧室内的各部分材料的相对介电常数如表1所示。
在计算模型中, 屏蔽罩是由金属导体制成, 可以看作是等位体。同时由于真空灭弧室内部结构的对称性, 在利用有限元法进行分析时只需要对灭弧室内部场域的1/2部分进行计算, 所以灭弧室内部的电场计算原理和边界条件是[7]:
(1) 灭弧室内部电位满足
(2) 外界空气与绝缘外壳交界面上的电位满足
(3) 悬浮屏蔽罩上的电位
(4) 动静触头与各个连接部件上电位
式中, φ1和φ2是相邻的两种介质中的电位值;ε1和ε2是相邻的两种介质的介电常数;Qi为第i个悬浮导体上的电位值;Si为第i个悬浮导体的表面积;Ui为求解的电位值。静电场情况下, 悬浮屏蔽罩的正负感应电荷量相等, 即Q=0。
3 仿真模型及结果
本文利用有限元分析软件Ansoft Maxwell进行静态的二维电磁场仿真。在断路器实际额定工作状况下, 分别计算有无悬浮屏蔽罩与触头距离不同情况下灭弧室内部的电场与电位分布。
Ansoft Maxwell中建立的真空灭弧室仿真模型如图3所示。
图3中上部触头为动触头, 材料为铜, 设置电位为48 k V;下部触头为静触头, 材料为铜, 设置电位为0 V, 两触头间距离为9 mm;屏蔽罩材料为铜, 设置电位为缺省值, 真空灭弧室内部材料设置为真空。
图4和图5分别给出了悬浮屏蔽罩对真空灭弧室内部电位和电场分布影响的仿真结果。
通过图4中电位分布图的比较可以看出, 没有屏蔽罩的情况下, 电位线主要集中在动静触头之间的空隙内, 容易引起放电, 添加了屏蔽罩后, 电位线沿着灭弧室轴向扩展, 大幅提高了灭弧室内部空间的利用率, 并且瓷壳沿面上的电位梯度变化比较均匀, 有利于降低瓷壳沿面的击穿率[8]。
通过图5中有无屏蔽罩情况下电场分布图的比较, 可以看出屏蔽罩对灭弧室内部电场分布起到了一定的改善作用, 使得真空灭弧室内部的电场分布更加均匀, 同时场强最大值的所在位置从导电杆上转移到触头表面附近, 这有利于真空灭弧室的绝缘[9]。
图6给出了有屏蔽罩情况下增加触头距离到19 mm后真空灭弧室内部电位和电场强度分布的仿真结果。
通过图6和上面未增加触头距离时灭弧室内部电场电位图比较可以看出, 最大电位依旧处在触头表面附近, 场强分布仍然比较均匀, 故触头距离增大后对灭弧室内部的电场电位影响不大。在实际情况中, 触头的开距主要取决于真空断路器的额定电压和耐压要求, 一般额定电压低时触头开距选得较小。但开距过小会影响分断能力和耐压水平[10]。开距过大, 虽然可以提高耐压水平, 但会使真空灭弧室的波纹管寿命下降。设计时一般在满足运行的耐压要求下尽量将开距选得小一些。
4 结束语
在真空灭弧室中设置屏蔽罩能够有效减少真空灭弧室绝缘外壳处的场强, 同时使得内部的电位分布更加均匀。触头开距对于真空灭弧室内部电场分布影响不大, 开距的大小应当根据实际情况选择合适的距离。Ansoft Maxwell仿真软件的应用, 为设计者提供了依据, 缩短了设计周期, 经过Ansoft Maxwell仿真软件优化过的真空灭弧室, 内部绝缘水平得到了大幅提高, 进一步满足了市场的需要。
摘要：真空灭弧室对于真空断路器的性能有具重要作用, 为了了解真空灭弧室内部的电场分布情况, 文中采用Ansoft Maxwell仿真软件搭建了真空灭弧室的电场数学模型, 并利用有限元分析法进行分析, 通过Ansoft Maxwell仿真软件得出的结果表明, 有无屏蔽罩对真空灭弧室电场分布有着较大影响。
关键词：真空灭弧室,电场分布,屏蔽罩,Ansoft Maxwell仿真
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真空灭弧室绝缘分析 篇3
动、静触头之间的开距关系着触头间是否发生绝缘击穿, 从而直接影响了真空灭弧室的绝缘性能;真空灭弧室内部的绝缘性能又与触头和屏蔽罩等部件的结构和尺寸关系很大。对此, 本文采用ANSYS有限元分析软件, 运用有限元分析方法, 对中压真空灭弧室内部电场进行仿真研究, 并在仿真结果的基础上, 改变真空灭弧室中动、静触头之间的开距、触头和悬浮屏蔽罩的形状等因素, 以确定不同因素对真空灭弧室内部电场分布的影响, 从而使中压真空灭弧室的绝缘性能得到改善。
1 电场仿真模型的建立
假设在整个中压真空灭弧室内部电场的计算区域内没有分布自由电荷, 满足Laplace方程, Laplace方程为
边界条件为
式中:φ为电位;L1为静触头边界;L2为动触头边界;L3为中轴线和无限远边界。
伽辽金法得出电势弱解方程为
式中, s是由L1、L2、L3围成的封闭区域。
求解上述有限元方程得到各节点的电位, 再由E=-gradφ公式便可得到相应的电场强度[4]。
真空灭弧室中的悬浮屏蔽罩所满足的方程为
式中:φ、S和Q分别为悬浮屏蔽罩的电位、表面积和所带的电荷量。
中压真空灭弧室内部电场的计算模型如图1所示。为确保计算结果的准确性, 建立的计算模型和灭弧室样品均按照1∶1的比例建立, 触头之间的开距按照额定值8 mm进行设定。
模型由屏蔽罩、静导电杆、动导电杆、触头座、触头支撑和触头片几部分构成。其中:屏蔽罩的长度为138 mm, 外径为102.5 mm;触头片的直径为79 mm, 触头片的厚度为5 mm, 触头片上的径向直槽的宽度为2 mm, 长度为22 mm;触头座的高度为22 mm, 杯壁厚度为9 mm, 触头座的杯指与水平面的夹角为25°。
2 材料属性和边界条件的设置
完成模型的建立后, 需要对各个部分设置相应的材料特性。其中:导电杆、触头座、母排和套接的材料均为纯铜;触头支撑的材料为不锈钢;触头片的材料为Cu Cr50;屏蔽罩的材料为不锈钢。模型所用的材料属性如表1所示 (真空的相对介电常数为1) 。
边界条件的设置:对静触头及其金属连接件施加高电位 (12 k V) , 动触头及其金属连接件为零电位;主屏蔽罩设置为悬浮导体;计算场域为模型的5倍, 无限远边界处设置为零电位。
3 电场仿真计算结果
将电场仿真计算模型导入ANSYS有限元分析软件, 然后按照材料属性和边界条件进行计算, 得到中压真空灭弧室内部的电场分布, 电场仿真模型纵向剖面的电场分布云图如图2所示。
从图2可以看出, 电场分布最密集的区域为触头间隙和触头片表面边缘处。为了更直接地显示电场分布, 分别选取静触头表面沿直径方向的路径、动触头表面沿直径方向的路径和触头中心平面沿直径方向的路径, 将这三条路径上的电场分布进行对比, 触头表面与触头中心平面径向的电场分布曲线如图3所示。其中:静、动触头表面沿直径方向路径的取值位置为从触头表面的中心处沿触头表面径向方向到触头表面的外缘;触头中间平面沿直径方向路径的取值位置为从仿真模型的中心处沿触头中心平面径向方向到模型外缘。
从图3可以看出:1) 动、静触头之间中心平面的电场强度虽然比较大 (最大值为1.5×106V/m) , 但是这部分区域的电场分布比较均匀, 不易发生放电。2) 真空灭弧室内部电场强度的最大值出现在静触头表面边缘处, 也就是触头间隙的边缘位置, 最大值为1.62×106V/m, 超过了动、静触头之间的中心平面的电场强度最大值。3) 动、静触头表面的电场分布不均匀, 在距离触头表面中心35 mm处, 电场强度出现了快速的增大。4) 静触头表面的电场强度大于动触头表面的电场强度。这是因为:以灭弧室样品的实际模型为基础建立的电场仿真模型的静端组件与动端组件不完全对称, 静导电杆的长度小于动导电杆, 而且静导电杆完全封闭在屏蔽罩内部, 从而静端组件 (静端触头和静导电杆) 周围的电场全部集中在屏蔽罩内部。
4 真空灭弧室内部电场分布影响因素的分析
真空灭弧室绝缘性能的好坏主要取决于灭弧室内部的电场分布。研究真空灭弧室内部电场分布的影响因素, 需要采用不同的电场模型进行对比仿真计算。在真空灭弧室长期的设计和应用实践中, 表面光滑的电极在高真空度 (P≤6.6×10-2Pa) 间隙的电场耐受强度为107V/m。考虑到电场的不均匀系数、电极表面的状态和绝缘裕度等因素, 在实际的真空灭弧室设计中, 真空灭弧室内部的最大电场强度不应该高于8×106V/m[5,6]。然而, 真空灭弧室的绝缘性能不仅单纯与电场强度有关, 更取决于灭弧室内部电场强度的最大值与最小值之差, 即电场分布的均匀性, 场强差越小, 说明电场的分布越均匀, 真空灭弧室的绝缘性能也越好。因此, 采用对比计算的方式, 阐述真空灭弧室中动静触头的开距、触头和悬浮屏蔽罩的形状等因素对灭弧室内部电场分布的影响。
4.1 触头开距对电场分布的影响
在之前的设计中, 动、静触头之间的开距为8 mm。现改变触头开距, 使其分别为8 mm、10 mm和11 mm, 对从仿真模型中心处沿触头中心平面径向方向到模型外缘的区域和从静触头表面中心处沿触头表面径向方向到触头表面外缘路径的电场强度分别进行对比, 得到不同触头开距下触头中心平面径向电场分布曲线和不同触头开距下静触头表面径向电场分布曲线如图4和图5所示。
从图4和图5可以看出:随着动、静触头之间开距的增大, 触头中心平面的电场强度减小, 静触头表面的电场强度和灭弧室内部电场强度的最大值也随之减小, 但是电场强度的分布趋势没有明显改变。这说明:改变触头之间的开距, 只是可以降低灭弧室内部的电场强度, 但是不能改变灭弧室内部的电场分布, 不能降低场强差。所以, 单纯改变动、静触头之间的开距, 不能明显改善真空灭弧室的绝缘性能。
4.2 不同电极对电场分布的影响
虽然真空灭弧室动、静触头之间的电位差最大, 场强较强, 但是由于这部分区域的面积较大, 因此电场分布比较均匀, 耐压性能较好, 动、静触头之间不易发生击穿。然而静触头表面的电场分布不均匀, 在距离触头表面中心35 mm处 (即触头边缘倒角处) 电场强度出现了快速的增大, 是真空灭弧室内部电场分布的最强点。分别对触头边缘为直角、倒圆角 (半径1 mm和半径1.5 mm) 情况下的电场模型进行计算, 对从静触头表面中心处沿触头表面径向方向到触头表面外缘路径的电场强度进行对比, 得到不同电极的静触头表面径向电场分布曲线如图6所示。
从图6可以看出:1) 触头外形中的棱边做圆倒角处理后, 静触头表面的电场强度明显下降, 电场分布更加均匀。2) 触头外形中的棱边做圆倒角处理后, 真空灭弧室内部的电场强度也明显减小, 改善了真空灭弧室的绝缘性能。3) 在一定范围内, 随着触头边缘棱边圆倒角半径的增大, 静触头表面的电场强度呈下降趋势。但需要的注意的是:在实际的设计中, 要综合考虑各种因素来选择触头边缘圆倒角的半径, 不能一味增大圆倒角的半径。这是因为:圆倒角半径的增大会减小触头之间实际的接触面积, 引起触头表面电流密度的增大, 导致真空电弧难以开断, 从而影响真空灭弧室的开断性能。
4.3 屏蔽罩对电场分布的影响
触头与屏蔽罩之间的区域和屏蔽罩边缘区域的电场分布比较不均匀, 影响了灭弧室的绝缘性能。因此, 有必要分析屏蔽罩尺寸、翻边开口处的半径与朝向对灭弧室内部电场分布的影响, 以使上述区域的电场分布更加均匀。
4.3.1 屏蔽罩半径对内部电场分布的影响
为研究屏蔽罩尺寸对真空灭弧室内部电场分布的影响, 当其他条件不变时, 只改变屏蔽罩的半径, 对比计算真空灭弧室内部的电场分布。分别取屏蔽罩半径为46.25、48.75和51.25 mm时的情况进行分析, 对从静触头下端面外缘处沿径向到屏蔽罩内侧路径的电场强度进行对比, 得到不同屏蔽罩半径的真空灭弧室沿路径方向的电场分布曲线如图7所示。
从图7可以看出:1) 从三条曲线的趋势来看, 在静触头下端面的外缘处附近, 电场强度快速上升, 但是随着与静触头距离的增大, 电场强度逐渐下降, 并且最终趋于平缓。这是因为在静触头下端面的外缘处附近区域的面积较小, 导致这部分区域的电荷分布相对集中, 所以这部分区域的电场强度会快速上升。但随着与静触头距离的增大, 电荷分布逐渐均匀, 电场强度逐步下降, 最终趋于平缓。2) 屏蔽罩半径为46.25 mm时, 所选路径最大电场强度为1.23×106V/m;而屏蔽罩半径增加到51.25 mm时, 最大电场强度下降为6.75×105V/m。所以, 在一定范围内, 随着屏蔽罩半径的增大, 屏蔽罩与触头之间的电场强度明显减小而且电场分布更加均匀。
4.3.2 屏蔽罩翻边开口处半径对内部电场分布的影响
为了研究屏蔽罩翻边开口处半径对周围电场分布的影响, 当其他条件不变时, 只改变屏蔽罩翻边开口处的半径, 对比计算真空灭弧室内部的电场分布。取屏蔽罩翻边开口处半径分别为2.5、3和3.5 mm时的情况进行分析, 对从屏蔽罩翻边处开口处内侧沿径向到屏蔽罩外缘的路径的电场强度进行对比, 得到不同屏蔽罩翻边开口处半径的真空灭弧室沿路径方向的电场分布曲线如图8所示。
从图8可以看出:1) 从三条曲线的趋势来看, , 在屏蔽罩翻边开口处附近电场强度快速上升, 并且达到最大值, 但随着与屏蔽罩翻边开口处距离的增大, 电场强度逐步下降, 最终趋于平缓。这是因为屏蔽罩翻边开口处的面积很小, 这部分区域的电场分布也相对集中。虽然这部分区域的电场强度远低于动、静触头之间的电场强度, 但是由于屏蔽罩翻边开口处的材料比较薄, 绝缘性能比较差, 所以此处也是真空灭弧室绝缘性能的薄弱点。2) 屏蔽罩翻边开口处半径为2.5 mm时, 所选路径最大电场强度为1.64×105V/m;而屏蔽罩翻边开口处的半径增加到3.5 mm时, 最大电场强度下降为1.4×105V/m。所以, 在一定范围内, 随着屏蔽罩翻边开口处的半径的增大, 屏蔽罩翻边开口处附近区域的电场强度略有减小而且电场分布更加均匀。
4.3.3 主屏蔽罩翻边开口朝向对内部电场分布的影响
为了研究屏蔽罩翻边开口朝向对周围电场分布的影响, 在其余部分结构和条件不变的情况下, 只改变屏蔽罩翻边开口的朝向, 对比计算真空灭弧室内部的电场分布。分别取屏蔽罩翻边内翻与外翻时的情况进行分析, 对屏蔽罩与静导电杆之间中线位置的路径的电场强度进行对比, 得到不同屏蔽罩翻边朝向情况下沿路径方向的电场分布曲线如图9所示。
从图9可以看出:当保证同样绝缘间隙时, 屏蔽罩翻边开口朝向灭弧室外侧时, 所选路径的最大电场强度为3.37×105V/m;而屏蔽罩翻边开口朝向灭弧室内侧时, 最大电场强度上升为3.52×105V/m。因此, 屏蔽罩翻边开口朝向灭弧室外侧时, 屏蔽罩与静导电杆之间区域的电场强度比较小。
5 结论
1) 真空灭弧室内部电场强度的最大值出现在静触头表面边缘处, 此处是绝缘的薄弱点。
2) 单纯改变动、静触头之间的开距, 真空灭弧室的绝缘性能不能得到明显改善。
3) 在一定范围内, 随着屏蔽罩半径的增大, 屏蔽罩与触头之间的电场强度明显减小。
4) 屏蔽罩翻边开口外翻时的屏蔽罩周围区域的电场分布比内翻时小, 而且随着蔽罩翻边开口处半径的增大, 翻边开口处附近区域的电场强度下降。
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真空灭弧室绝缘分析 篇4
1 磁场仿真模型的建立
本文运用有限元分析法计算中压真空灭弧室内部的磁场分布, 其原理:将所处理的对象划分为有限个单元 (包含若干个节点) , 根据磁场偏微分方程求解一定边界条件与初始条件下每个节点处的矢量磁势, 从而求解出磁场的其他物理量[2,3]。矢量磁势为
式中:B为磁感应强度;A为矢量磁势。
矢量磁势式 (1) 满足了高斯磁通定律和法拉第电磁感应定律, 所以应用高斯电通定律和安培环路定律, 就得到了磁场偏微分方程和拉普拉斯算子:
式中:B为磁感应强度;A为电流密度。
为了保证计算结果的准确性, 本文应用Pro/Engineer软件, 按照1∶1的比例建立真空灭弧室内部温度场计算的仿真模型。中压真空灭弧室内部磁场的计算模型如图1所示。
在图1中, 触头之间的开距按照额定值10 mm进行设定, 触头片的直径为79 mm, 触头片的厚度5 mm, 触头片上的径向直槽的宽度为2 mm, 长度为22 mm;触头座的高度为22 mm, 杯壁厚度为9 mm, 触头座的杯指与水平面的夹角为25°。
2 材料属性和边界条件的设置
建立模型后, 对仿真模型的各个部分设置相应的材料属性。其中, 导电杆、触头座、母排和套接的材料均为纯铜;触头支撑的材料为不锈钢;触头片的材料为Cu Cr50;电弧的等效材料的电导率按照经验公式进行计算, 本文将其设置为2800 S/m[4], 模型所用的材料属性表如表1所示。
由于没有在触头座中加入铁芯, 因此计算模型中所有材料的相对磁导率为1。边界条件的设置:输入电流为交流电流, 频率为50 Hz, 有效值为3150 A, 分别选取2个导电杆的端面作为电流的输入和输出面。计算场域为模型的5倍, 边界磁势为0。对于瞬态磁场:通入电流的时间为1/2工频周期, 即0.01 s。
3 磁场仿真计算结果
磁场仿真计算所关注的区域是电弧模型, 所以选择弧柱中心平面, 即与触头片平面平行、与两触头片表面距离相等的平面。本文所给出的仿真计算结果均为弧柱中心平面纵向磁场的分布情况。其中, Bz表示纵向磁场, 即沿z轴方向的轴向磁场。取坐标轴x方向为沿着阳极触头片开槽的方向, 而y方向为与x方向正交的方向。
3.1 稳态磁场仿真计算结果
杯状纵磁触头能够在触头间隙产生分布比较均匀的纵向磁场。文献[6-7]对纵向磁场的空间分布和滞后时间作了细致的分析研究。在此基础上, 本文将磁场仿真计算模型导入ANSYS有限元分析软件, 然后按照材料属性和边界条件进行计算, 得到了真空灭弧室内部弧柱中心平面的纵向磁场分布, 如图2所示。
从图2中可以看出, 杯状纵磁触头中心平面的纵向磁场最大有效值为12.35 m T, 杯状纵磁触头在电弧中心平面产生“圆台形” (即“钟形”) 的纵向磁场分布, 圆台顶部对应于触头的6个槽有6个略微突起的峰。触头中心平面的中心处纵向磁场强度较大, 最大有效值达到12.35 m T, 但是此区域的纵向磁场分布比较均匀, 触头边缘处的纵向磁场强度较小, 可以忽略不计。
涡流效应会引起滞后, 当滞后时间t大于一定值后, 电弧会集中烧蚀阳极表面, 致使阳极温度升高, 从而对真空断路器的开断性能造成影响。因此, 对滞后时间t的研究尤为重要。为了得到电弧中心平面纵向磁场的滞后时间, 首先应按电弧中心平面纵向磁场的磁感应强度随时间变化的表达式进行计算, 然后由其实部和虚部确认纵向磁场滞后于电流的相位角, 进而计算出纵向磁场的滞后时间t。电弧中心平面沿x轴径向的纵向磁场实部和虚部的分布曲线如图3所示。电弧中心平面沿x轴径向的纵向磁场滞后时间分布曲线如图4所示。
从图3中可以得出:电弧中心平面最大磁感应强度的有效值为12.35 m T, 相位滞后0.32 rad, 电弧中心平面上的纵向磁场的磁感应强度随时间变化的表达式为
式中:B为磁感应强度, m T。
从图4中可以看出, 在电弧中心平面的中心处纵向磁场的滞后时间最长, 最长滞后时间为1.01ms, 在电弧边缘处纵向磁场的滞后时间最短。
3.2 瞬态磁场仿真计算结果
通过对中压真空灭弧室内部稳态磁场的计算, 得到了在长期工作时间内灭弧室内部纵向磁场随时间变化的规律。但是, 这并不能准确反映出在特定的较短时间内纵向磁场的变化规律, 还需要进行瞬态磁场的仿真计算。所以, 本文具体分析在1/2工频电流周期 (0.01 s) 的特定时间内, 中压真空灭弧室内部纵向磁场的分布情况。
对磁场仿真模型施加1/2周期有效值为3150 A的工频交流电流, 分别得到在输入电流峰值时刻和过零时刻中压真空灭弧室内部电弧中心平面的纵向磁场分布。输入电流峰值时刻, 真空灭弧室内部电弧中心平面的纵向磁场分布如图5所示。电流峰值和过零时刻, 真空灭弧室内部电弧中心平面沿x轴径向纵向磁场的分布曲线如图6所示。
从图5和图6中可以看出:1) 在输入电流的峰值时刻, 电弧中心平面的纵向磁场呈“钟”形分布, 电弧中心平面的中心区域纵向磁场强度较大, 最大有效值达到17.9 m T, 但是此区域的纵向磁场分布比较均匀, 电极边缘处的磁感应强度较小, 可以忽略不计。2) 在输入电流的过零时刻, 电弧中心平面仍然存在最大值为5.9 m T的剩余磁场, 这部分纵向磁场是由涡流作用产生的。其中, 剩余磁场越小, 越有利于电流过零时绝缘介质强度的恢复, 从而越有利于电流的成功开断。
3.3 真空灭弧室内部纵向磁场分布影响因素的分析
3.3.1 触头支撑对磁场分布的影响
在以往的仿真计算中, 中压真空灭弧室的触头内部是有触头支撑的, 为了研究触头支撑对电弧中心平面纵向磁场分布的影响, 在其他计算条件不变的情况下, 分别对触头座中有无触头支撑进行对比计算, 在电流峰值时刻, 两种情况下的电弧中心平面沿x轴径向的纵向磁场分布曲线如图7所示。
从图7可以看出, 当去掉触头支撑后, 电弧中心平面的磁感应强度略微增大。这是因为触头支撑的材料为不锈钢, 不锈钢的电导率虽小于铜, 但仍会起到一定的分流作用。
3.3.2 动、静触头的位置对纵向磁场分布的影响
为了研究动、静触头的放置位置对电弧中心平面纵向磁场分布的影响, 在其他计算条件不变的情况下, 分别对动、静触头处于错开30°与错开0°的两种位置进行对比计算。在电流峰值时刻, 动、静触头处于错开30°时, 电弧中心平面的纵向磁场分布如图8所示。在电流峰值时刻, 动、静触头处于错开0°时, 电弧中心平面的纵向磁场分布如图9所示。
从图8和图9中可以看出, 当动、静触头错开0°时, 电弧中心平面有6个比较明显的峰;当动、静触头错开30°时, 电弧中心平面的纵向磁场分布更加均匀。这是因为在触头片的开槽区域的涡流比较小, 导致在触头片的开槽区域的纵向磁场感应强度的较大所致。
3.3.3 触头的杯指与水平面的夹角对磁场分布的影响
在以往的仿真中, 真空灭弧室内部的触头的杯指与水平面的夹角为25°, 为了研究触头的杯指与水平面夹角对电弧中心平面纵向磁场分布的影响, 在其他计算条件不变的情况下, 分别改变触头的杯指与水平面的夹角, 进行对比计算。在电流峰值时刻, 杯指与水平面夹角为25°和27°时电流峰值时刻, 两种情况下的电弧中心平面沿x轴径向的纵向磁场分布曲线, 如图10所示。
从图10中可以看出, 触头的杯指与水平面的夹角越小, 电弧中心平面的纵向磁感应强度越大。这是因为触头的杯指与水平面的夹角小时, 杯中电流的水平分量要大于杯指与水平面的夹角大时的情形, 从而导致电弧中心平面的纵向磁场强度上升。
4 真空电弧特性实验
4.1 实验装置及主要实验设备
电弧特性实验的主线路如图11所示。实验在可拆卸式真空灭弧室内部进行, 灭弧室内部的气压为4×10-4~7×10-4Pa。实验电流由单频LC振荡回路提供, 频率为50 Hz。实验电极的位置:上面的触头为阳极, 下面的触头为阴极。
实验采用火花触发的方式产生电弧, 用高速摄影仪拍摄电弧的形态。电弧的电压和电流分别通过高压探头和分流器进行测量, 实验电极开距为10 mm。实验电流的有效值分别为5 k A、10 k A、15 k A、20 k A和25 k A。为了保证实验电极表面的清洁, 在加载实验电流前, 先对电极进行小电流电弧老炼处理。
4.2 不同开断电流下的电弧特性对比
为了对比不同开断电流等级下电弧特性, 不改变其他因素, 在开断电流有效值分别为5 k A、10 k A、15 k A、20 k A和25 k A的条件下对灭弧室样品中的触头进行一系列实验。获得了如图12所示的t=5 ms (电流峰值时刻) 和t=10 ms (电流过零时刻) 时不同电流等级下触头间的电弧形态图像。
从图12中可以看出, 随着电弧电流的逐步增大, 弧柱区由暗变亮, 触头之间阴极斑点的密度也相应的增大, 并且沿径向方向, 从弧柱中心区域到弧柱外缘, 阴极斑点密度的梯度随电流的增大而增大。当电弧电流I=5 k A时, 在电流峰值时刻, 弧柱区很暗, 只有阴极表面有比较明亮的阴极斑点分布;在电流过零时刻, 阴极表面基本没有阴极斑点的分布。当电弧电流I=10 k A时, 在电流峰值时刻, 弧柱区比较暗, 阴极表面分布着明亮的阴极斑点;在电流过零时刻, 阴极表面分布着比较暗淡的阴极斑点。当电弧电流I=15 k A时, 在电流峰值时刻, 弧柱区变得明亮, 而且最明亮的区域靠近阴极表面, 电弧在接近阳极位置有明显的收缩;在电流过零时刻, 阴极表面分布着比较明亮的阴极斑点。当电弧电流增大到I=20 k A时, 这样的分布更加明显, 阴极斑点密度的最大值出现在阴极中心区域, 而且越靠近阳极, 阴极斑点的密度越小, 电弧收缩更加明显。当电弧电流I=25 k A时, 在电流峰值时刻, 弧柱区最明亮, 而且最明亮的区域靠近阴极表面, 电弧在接近阳极位置有非常明显的收缩;在电流过零时刻, 阴极表面分布着明亮的阴极斑点。
5 结论
1) 在稳态情况下, 在触头中心平面产生“钟形”分布的纵向磁场, 纵向磁场的最长滞后时间为1.01 ms。
2) 在1/2工频电流周期内, 在电流峰值时刻, 触头中心平面的纵向磁场呈“钟形”分布;在电流过零时刻, 存在最大值5.9 m T的剩余纵向磁场。
3) 在触头中加入触头支撑时, 由于其分流作用, 电弧中心平面的磁感应强度略微减小;动、静触头错开30°时, 电弧中心平面的纵向磁场分布更加均匀;在一定范围内减小触头的杯指与水平面的夹角, 电弧中心平面的纵向磁感应强度增大。
4) 随着电弧电流的逐步增大, 弧柱区由暗变亮, 极间阴极斑点的密度也相应的增大。
参考文献