独立电力系统大容量爆炸式高速分断机构

张 利，郭 泉，曾令东，戴 超

（1.海军航空工程学院七系，山东 烟台 264001；2.91515部队，海南 三亚 572016）

0 引言

大型舰船、洞库和地铁等独立电力系统通常容量较大，同时又具有电气距离短，线路阻抗低的特点。因此，其短路电流上升率很高，可达到20A/μs以上，通常在几ms 内就能上升到峰值[1-2]。传统的框架式断路器的分断时间通常在10 ms 左右，巨大的短路电流将使得断路器在分断时强烈拉弧，触头严重烧蚀，大大缩短了断路器的使用寿命，降低了系统的安全性与可靠性。所以，必须采用分断速度很高的装置对短路电流进行限制和分断，目前技术最为成熟、使用最为广泛的方式是利用猛炸药产生的爆轰波做功来切断电路[3-4]。由于猛炸药含能密度高、能量释放快且控制简单，其分断速度相对于一般的机械储能机构而言具有无法比拟的优势，通常从发出指令到开始分断只需要100 μs 左右，全分断时间在2 ms 内。

由于爆炸式高速分断机构优越的特性，从上世纪50年代至今，国内外研究机构对其开展了大量的研究工作并研制出了多种结构形式的爆炸式高速分断机构[5-7]。比较有代表性的有ABB 公司的爆炸桥式高速器Is-Limter、Ferraz 公司的爆炸活塞式高速器Pyristor和G&W 公司的爆炸母线式高速器CLip。从发展历史来说，Is-limiter 出现最早，于1952年在德国开发成功。CLip 于20世纪70年代中期由美国的Phoenix Electric Corporation 开发，英国电力研究所EPRI在70年代后期对其进行了进一步的研究。Pyristor 出现较晚，最早的文献报道为1984年。国内对于爆炸式高速分断机构的研究起步较晚，出于市场需求或研究需要，一些公司和科研院所对国外产品进行了仿制和研究[8-14]。

本文针对舰船、洞库和地铁等应用环境温湿度高、空间密闭不易散热等特点，从温升和分断特性两个方面综合考虑，已设计出适用于独立电力系统的大容量爆炸桥式高速分断机构，并通过样机试验对所得出的结论进行验证。

1 温升及动力学模型

爆炸桥式高速分断机构的结构如图1所示，主要包括接线端子1和6、绝缘外壳2、桥体3、电起爆器及炸药4、法兰5。爆炸桥体结构图如图2所示，主要包括桥管壁1、径向引导凹槽2和轴向引导窄缝3、内腔4，炸药安装在内腔靠近径向引导槽的位置。当炸药引爆时，桥管受爆轰波的作用向外膨胀，径向引导槽位置应力最为集中并最先断裂，桥管被轴向引导窄缝分成多瓣向两侧翻转，从而达到形成开距分断电路的目的。由于爆炸桥式高速分断机构中接线端子的截面是根据其额定电流来设计的，通常为2 A/mm2，设计中需要确定的主要参数有：桥管长度、桥管外径和内径、径向引导凹槽的深度和宽度。此外，整个机构中最为关键的参数就是装药量多少。本小节首先采用有限元分析软件建立起爆炸桥式高速分断机构的温升模型和动力学模型，在此基础上对上述几个参数仿真和计算，以得到参数的设计依据。

图1 爆炸桥式高速分断机构结构图

图2 桥体结构图

1.1 温升模型

为了便于分析，首先对爆炸桥式高速分断机构的温升模型进行如下假设：

1)由于机构本身为轴对称结构，可近似认为垂直于轴的截面是等温面，温度仅沿轴向变化，仅建立1/2模型，而将中心面设定为绝热。这样既可以节省计算时间，还可以方便地看到机构内部尤其是装药处的温升分布；

2)机构在实际工作过程中，两侧均连接了较长的汇流排，这是机构最主要的散热途径。为便于对比，按照国军标中关于温升试验的相关规定，在机构两端各连接与额定电流相对应截面的3 m 长汇流排，忽略连接处的接触电阻和接触热阻；

3)把机构、汇流排及周围空气作为一个系统进行考虑，将汇流排表面的辐射换热和对流换热进行综合，并根据试验结果对等效换热系数进行拟合。

经过上述假设之后，可以比较方便地建立爆炸桥式高速分断机构的温升模型。根据传热学原理，机构温升稳定后的能量平衡公式[9]如下：

式(1)、(2)中：T为温升；K为导热系数；S为截面积；P为截面周长；I为电流；ρ为电阻率；hr为等效换热系数。

由于爆炸桥式高速分断机构的形状不是规则和均匀的，且温升计算过程是非线性的，因此其稳态温升适合采用有限元分析软件来进行求解。本文采用有限元分析软件ANSYS 对其进行求解，模型选用SOLID69 热电耦合单元，单元形状为8节点六面体，有温度、电位两个自由度。设材料属性时采用纯铜材料的物理参数，密度为8 900 kg/m3，比热容234 J/(kg⋅K)，考虑电阻率及热导率随温度的变化，以表格的方式输入在不同温度下的值，在20℃时的电阻率为1.694×10-6Ω⋅cm，200℃时的电阻率为2.93×10-6Ω⋅cm。仿真模型如图3所示

图3 仿真模型及云图

1.2 动力学模型

本文采用显式动力分析软件LS-DYNA970 建立装置的动力学模型，见图4。与温升模型相同，为提高效率，首先对动力学模型进行简化：①模型中不包括不参与分断过程的部件，如：外壳和两侧接线端子等，仅考虑桥体、炸药和空气3部分，并在此基础上对模型进行一定的简化；②由于爆炸桥体为圆柱形结构，可将其简化为厚度为2 mm的切片，并在两侧施加y方向的位移约束；③分断过程中可认为桥体两端铜盘在外壳和接线端子的固定作用下是不动的，通过施加x和z方向的位移约束来体现。

本文中对金属部件采用Lagrange算法，空气和炸药采用Euler算法，桥体和炸药之间采用流固耦合算法。

图4 爆炸桥式高速分断机构动力学模型

2 仿真及结构优化

2.1 桥管长度影响分析

桥管长度(设为a)一定程度上决定了分断机构的开距，机构电压等级越高，所要求的开距就越大，桥管长度也越长。本小节利用前面所建立的模型，分析桥管长度的变化对温升和分断特性的影响，从而为该参数的选取提供依据。其中温升特性考察桥管中央装药处温升T和机构电阻2个指标，分断特性上主要考察分断时间和分断速度2个指标。共进行了5组不同桥管长度的仿真，模型中桥管长度分别为40 mm、60 mm、80 mm、100 mm、120 mm。

图5为桥体温升及机构电阻随桥管长度变化曲线，从曲线中可以看出，温升和电阻大致上随桥管长度增大呈线性上升，当桥管长度为120 mm时，装药处的温升达到了43 K，超过了预期值。

图5 温升及电阻与桥体长度关系曲线

图6为机构的分断时间和分断速度随桥管长度变化的曲线，从图中可以看出，随着桥管长度的增大，分断时间明显延长，分断速度也显著下降。分析其主要原因是炸药爆炸所产生的爆炸压强与爆炸室的容积有关，相同炸药量下容积越大，爆炸压强越小，桥管壁所受的作用力也越小，从而导致了分断时间延长，分断速度下降。

图6 分断时间及速度与桥体长度关系曲线

综上所述，设计中桥管长度应该越短越好，既可以降低电阻又可以缩短分断时间、提高分断速度。因此，桥体的长度取值可以在满足开距的前提下取最小值。

2.2 桥管内外径影响分析

桥管的内径和外径决定了桥体的截面积，因此对机构温升影响较大；此外，桥管内径决定了内腔的大小，一定程度上影响着炸药起爆后的爆压，桥管的厚度也影响着分断时间和分断速度。因此，有必要深入研究这两个参数对于机构特性的影响。共进行5组仿真，其中1～3组内径不变外径增大，3～5组外径不变内径增大。

桥管内外径变化对机构温升、电阻、分断时间和分断速度等性能的影响如表1所示，桥管内外径差越大，即截面积越大，温升越低电阻越小。在桥管厚度相同的情况下，内径越小分断时间越短，分断速度越高。其原因前面已经分析过，内径越小内腔容积越小，从而炸药爆炸产生的爆压越高，对桥管壁的作用力也越大。

因此，设计中在温升允许的前提下，应该尽可能地减小桥管壁的厚度以及桥管的内径，这样可以有效缩短分断时间。

表1 桥管内外径变化仿真结果

2.3 径向引导凹槽宽度及厚度影响分析

径向引导凹槽是桥管中最薄弱的环节，额定通流下其电流密度最高，分断过程中应力最为集中，使得桥管最先从该处断裂。因此，凹槽的尺寸对整个装置的影响较大，必须进行深入研究。本小节同样通过5组仿真来分析引导凹槽的宽度及厚度变化对机构性能的影响。其中1～3组保持凹槽厚度不变，改变凹槽宽度，3～5组保持凹槽宽度不变，改变凹槽厚度，由此来观察这两个参数的变化对装置特性的影响。

表2为温升及分断特性仿真结果，从仿真结果可以得出如下结论：径向引导凹槽的尺寸变化对温升及电阻的影响很小，几乎可以忽略，设计中可以不用考虑。凹槽的宽度变化对分断时间和分断速度影响很小，说明分断时间和分断速度主要由截面积决定，而凹槽的厚度变化对分断时间和分断速度的影响较大，厚度越大分断时间越长，分断速度越慢。

综上所述，设计中可减小凹槽厚度以获得较快的分断速度，同时考虑到桥管的机械强度，可采用较小的凹槽宽度。

表2 径向引导凹槽影响仿真结果

2.4 装药量分析与计算

为了选取一个较为合适的装药量，本小节利用所建立的动力学模型对不同装药量下机构的分断特性进行仿真研究。

表3为不同装药量下机构的分断时间和分断速度仿真结果，从结果中可以看出，随着装药量增大，机构的分断时间缩短，分断速度提高，但变化趋势越来越不明显。也就是说，装药量并不是越大越好，还要综合考虑安全等因素，装药量过大会导致桥瓣断裂，甚至使得外壳破裂，危及周边设备及人身安全。

表3 不同装药量下机构的分断特性

3 样机设计与实验

根据前面所得出的结论设计了380V/2 500A 爆炸桥式高速分断结构参数为：外径50 mm，内径30 mm，长度80 mm，径向引导凹槽宽度2 mm，厚度1 mm。温升仿真结果如图7所示，装药处温升为38.3 K，电阻为8.5 μΩ。分断时间为210 μs，桥瓣翻转到位时间约为1 112 μs。

图7 温升仿真结果

分断试验如图8所示，爆炸式限流分断机构，470 Ω 电阻R和DC9V 电源构成了一个回路。分断机构由点火开关K 控制给出触发信号，触发板上电容瞬间脉冲放电，由触发板上脉冲变压器输出给起爆雷管，引爆炸药并使机构分断。触发电容采用2个47 μF/450 V 电解电容并联，充电至220 V。示波器的3个测量通道分别连到触发装置点火开关K 两端、分断机构起爆雷管点火线两端以及电阻两端测量各自电压，通过记录3个信号的波形来确定从点火信号发出到炸药起爆的时间以及炸药起爆到分断机构断开的时间。

图8 爆炸桥体分断时间测试试验电路图

试验波形如图9所示(横坐标为50 μs/格)，其中：测量波形CH1为点火开关K 两端电压，测量波形CH2为触发板脉冲变压器副边输出电压，测量波形CH3为串联电阻两端电压，由此可以看出，从点火开关K 按下(CH1的下降沿)到炸药起爆(CH2的峰值)大约为40 μs；从炸药起爆到触头组件分断(CH3 过零)大约为180 μs；总的分断时间约为220 μs。与仿真结果基本相符。

图9 分断时间测试试验波形

4 结论

本文建立了爆炸桥式高速分断机构的温升模型和动力学模型，通过仿真分析得出了其关键参数的设计原则。在此基础上设计了额定380V/2 500A的爆炸桥式高速分断机构样机，进行了温升和分断试验，试验结果和仿真相符，同时也验证了设计原则的有效性。爆炸桥式高速分断机构全分断时间仅为1010μs，能够有效限制短路电流，保护大容量独立电力系统的安全，大大提高系统可靠性和供电品质。

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