一种具有横纵磁场的新型真空灭弧室触头三维磁场仿真

董华军 杨海军 郭英杰 向 川 康 凯 郭方准

(1.大连交通大学机械工程学院 大连 116028 2.大连理工大学电气工程学院 大连 116024 3.大连海事大学电气工程学院 大连 116026)



一种具有横纵磁场的新型真空灭弧室触头三维磁场仿真

董华军1，2杨海军1郭英杰1向 川3康 凯1郭方准1

(1.大连交通大学机械工程学院 大连 116028 2.大连理工大学电气工程学院 大连 116024 3.大连海事大学电气工程学院 大连 116026)

对一种由螺旋槽横磁触头和杯状纵磁触头并联组成的新型真空灭弧室触头结构进行了磁场仿真，该触头内部的横磁触头和环形触头片材料为CuCr50，外部的纵磁触头的杯座材料为不锈钢。建立了三维触头结构模型，采用有限元分析方法对电流处于峰值时和电流过零时动、静触头表面和触头间隙中心处的静态磁场和瞬态磁场进行仿真，瞬态磁场计算过程中考虑到了涡流的影响。结果表明，该结构触头产生的纵向磁场在动、静触头表面及触头间隙中心处分布较均匀且磁通密度满足要求，有效磁通密度区域占触头表面积较大，电流过零后剩余磁场少，磁场滞后时间小，且导体电阻小。

真空灭弧室 触头结构 三维磁场 仿真

0 引言

断路器作为电力输电系统中一个重要部件，对电力系统安全运行起到了控制和保护的双重作用[1，2]，当今真空断路器凭借其优越的性能在中压领域得到了广泛应用[3]。目前在高压领域仍以SF6气体断路器为主，由于SF6气体是极强的温室效应气体，《京都议定书》中提出要限制其使用，因此在当前形势下研制大容量和高电压等级的真空断路器已得到学术界的广泛关注[4-12]。

真空灭弧室是真空断路器的核心部件，其开断故障电流的能力决定了真空断路器的可靠性，触头又是真空灭弧室的关键部件，触头的结构对真空灭弧室的开断性能起着决定性作用。利用电流流过触头产生的磁场来控制真空电弧的技术已得到广泛使用[13]。产生的磁场主要分为两种，一种是利用触头产生横向磁场并施加在真空电弧上来驱使集聚型电弧在洛伦兹力的作用下在触头的表面高速移动。典型的触头结构是横向磁场触头(有杯状和螺旋槽两种结构)[7，9，10]，该结构利用触头盘产生横向磁场，电流流通路径为由阳极导电杆流向阳极触头，再经阴极触头返回阴极导电杆，电流流通路径短，导通电阻小，因此可获得较大载流能力[14-17]。然而横向磁场不能避免大故障电流集聚型电弧对触头表面的烧蚀，若触头表面烧蚀严重则在电流过零时刻触头间的金属蒸气浓度较高，在恢复电压的作用下易复燃，导致电弧不能成功熄灭[4，5]。另一种是利用触头产生纵向磁场并作用在真空电弧上，使电弧在大电流下仍保持扩散型从而减小电弧能量，减轻对电极表面烧蚀的程度，该技术可提高触头的开断能力，典型的触头结构主要有1/2匝线圈、1/3匝线圈以及杯状纵磁触头[8，14]。纵向磁场触头主要是通过电流流经触头杯座或线圈产生纵向磁场，电流的流通路径为由阳极导电杆流向纵磁杯座或线圈，经纵磁杯座或线圈流向阳极纵磁触头盘，在阴极侧经过与阳极相反的电流路径流向阴极导电杆，电流流经路径较长，触头闭合时导通电阻较大，热损耗较大，因此采用纵向磁场控制技术的灭弧室结构额定电流受到限制[17，18]。由于真空灭弧室触头的整个生命周期中大多数时间处于闭合状态，因此在设计触头结构时不但要提高开断能力，同时还应考虑尽量增大其通流的能力，降低其回路电阻。纵向磁场控制电弧技术广泛用于开断大电流的真空灭弧室中，但其结构存在机械强度低、电流流通路径长、回路电阻大等缺点[6-8]。

目前科研人员已开始研究在不削减纵向磁通密度的同时减少触头体电阻，常采用的方法是增大触头横截面积和线圈厚度，但这将会增加触头质量同时使纵向磁场区域变窄。基于此，本文采用了一种新型触头结构，该结构可克服上述缺点，其优势在于增加了通流的横截面积，缩短了电流的流通路径，导电回路电阻小，触头表面利用率明显大于传统触头，在不增大触头直径的前提下有效降低导电回路电阻及温升，提高了真空断路器的额定载流能力。

1 新型TMF-AMF同轴双触头结构

新型TMF-AMF同轴双触头结构主要由两部分组成，具体结构如图1所示[17]。内部螺旋槽横磁触头材料为CuCr50，外部杯状纵磁触头由不锈钢杯座和CuCr50环形触头片组成。该设计优点是当两触头接触时电流流经内部螺旋槽触头，此时触头体电阻较小，具有导通大额定电流能力；当触头断开后电流流经不锈钢杯状触头，产生较强的纵向磁场，具有开断大的短路电流能力。同时在对每个触头进行设计及选择材料时会有很大的灵活性。本文中仿真时电弧模型假设成直径与触头直径相同、高度与触头最大开距相同的圆柱体[8-11，16]。触头模型部分参数如表1所示。

表1 触头模型参数Tab.1 Contact model parameter

图1 TMF-AMF同轴双触头结构Fig.1 New TMF-AMF double-contact system

与普通的纵磁触头结构相比，新型TMF-AMF同轴双触头结构具有以下优点：①触头处于关合状态时电流流通路径短，触头体电阻较小(电流流经内部螺旋槽触头)；②其开断能力与一般的纵磁触头结构差别不大(由外部杯状触头产生纵向磁场)；③杯座采用不锈钢材质，触头的机械强度大大增强；④同一般的纵磁触头结构相比，杯壁厚度明显减小，触头质量轻；⑤由于杯壁厚度减小，杯座内径增大，因此增大了纵向磁场的有效区域范围，增加了触头表面的利用率。

2 三维静态磁场仿真结果分析

本文中瞬态仿真采用的电流有效值为50 kA，最大值为70.7 kA，为了验证新型触头开断大电流的能力，本文中静态磁场仿真时采用的开断电流值取80 kA。保证电弧扩散所需的临界磁场值计算公式[20]

Bcrit=3.2(IP-9)

(1)

式中，Bcrit为临界磁场值，mT；Ip为电流最大值，kA。由式(1)计算得到，当电流为80 kA时，临界纵向磁场Bcrit=227.2 mT，此时只需磁通密度大于该值则可保证电弧是扩散型真空电弧。为了论证新型触头结构的合理性，本文对一种与新型触头结构尺寸相同的普通纵向磁场触头进行了三维静态磁场仿真，并将结果与新型结构进行了对比分析。

静触头片上纵向磁场三维分布及沿径向方向的二维分布如图2所示。仿真结果表明，在静触头表面中心区域的纵向磁场分布出现一个向下的凹陷，从三维分布图中可看出类似一个“火山口”形状，这是由于内部的横磁触头在轴向也会产生一个很强的轴向分量。最大的纵向磁通密度值为0.359 T，出现在环形触头片的开槽处。从图2b中可看出新型触头纵向磁通密度值较大区域占触头表面的大部分位置，满足条件的区域占整个触头表面的74.4%，整体上纵向磁通密度大于同尺寸的普通纵向磁场触头，普通纵磁触头满足最小磁场要求的区域占触头表面的58.9%。

图2 纵向磁场在静触头片表面分布Fig.2 AMF distribution on the static contact surface

触头间隙中心平面处纵向磁场三维分布及径向方向二维分布如图3所示。仿真结果表明，在触头间隙中心平面的中心处纵向磁通密度分布出现一个略向下的凹陷，除此区域外纵向磁通密度值变化不大，最大数值出现在外部环状触头片区域内，最大纵向磁通密度值为0.315 T。从图3b中可看出新型触头结构纵向磁通密度值较大区域占触头表面的大部分位置，满足最小磁通密度值要求的区域占整个触头表面的73.5%，普通纵磁触头结构产生的磁通密度整体低于新型结构，其满足临界磁场值要求的面积占触头表面的58.6%。

图3 纵向磁场在触头间隙中心处分布Fig.3 AMF distribution on the mid-gap of the contacts

动触头片上纵向磁场三维分布及径向二维分布如图4所示。仿真结果表明，纵向磁场在动触头片表面中心区域出现4个向上突起的高峰，这同样是由于内部的横向磁场触头在轴向也会产生一个很强的轴向分量。最大的纵向磁通密度值为0.391 T，出现在内部螺旋槽触头的开槽处。从图4b中可看出新型触头结构产生的纵向磁通密度值较大区域占触头表面的大部分位置，除触头中心处外，其余位置的磁通密度分布情况较均匀，满足最小纵向磁通密度值要求的区域占整个触头表面的74.2%，而普通纵磁触头结构产生的磁通密度整体小于新型结构，且满足临界磁场值的触头面积为61.6%。

图4 纵向磁场在动触头片表面分布Fig.4 AMF distribution on the moving contact surface

从以上结果中可看出动、静触头表面以及间隙中心处的磁通密度大于临界磁场值的区域所占比例最小为73.5%，而同尺寸的普通纵磁触头在上述3个平面处有效区域最大的为61.6%，由此可看出新型触头结构的触头表面利用率高，磁场有效区域范围广，磁场在该3个平面上的分布较均匀，由此可得出该触头可有效控制真空电弧。新型触头结构动、静触头表面中心区域磁场分布不同是由于电流在动、静横磁触头中电流方向相同，因此内部横磁触头上产生的轴向磁场在动、静触头上有差别，在动触头一侧增强，在静触头一侧磁场减弱。

3 三维瞬态磁场仿真结果分析

3.1 电流峰值时纵向磁场分布

当电流处于峰值时纵向磁场在动触头片上分布情况如图5所示。仿真结果表明，电流处于峰值时动触头片上的纵向磁场分布和静态纵向磁场的分布非常接近，同样由于螺旋槽横磁触头在轴向有一个很强的轴向分量导致触头中心处出现4个峰值，最大的纵向磁通密度值为0.332 T，对应出现在内部螺旋槽触头的开槽处。除此处外触头表面的纵向磁场分布较为均匀，且有效纵向磁场所占触头的面积也很大。

图5 电流峰值纵向磁场在动触头片上分布Fig.5 AMF distribution on the moving contact surface at peak current

电流处于峰值时触头间隙中心平面处纵向磁场的分布如图6所示。仿真结果表明，电流处于峰值时纵向磁场和静态纵向磁场在触头间隙中心平面分布情况相差不大，在触头间隙中心区域的中心处的纵向磁通密度出现一个略向下的凹陷，除此处区域外纵向磁通密度值变化不大，最大数值对应出现在外部触头区域内，最大纵向磁通密度值为0.279 T。纵向磁场在接近触头边缘的地方强度值减小明显。从图6中可看出触头表面的大部分区域被有效纵向磁场所覆盖。

图6 电流处于峰值时触头间隙中心处纵向磁场的分布Fig.6 AMF distribution on the mid-gap of the contacts at peak current

图7 电流峰值纵向磁场在静触头片上分布Fig.7 AMF distribution on the static contact surface at peak current

电流处于峰值时纵向磁场在静触头片上的分布情况如图7所示。仿真结果表明，静触头表面上电流处于峰值时纵向磁场和静态纵向磁场的强度值变化不大，从图7中可看出磁通密度分布类似于一个“火山口”形状，触头中心处出现向下的凹陷，这是由于螺旋槽横向磁场触头在轴向有一个很强的轴向分量。纵向磁场最强的地方在外部触头区域，最大的纵向磁通密度值为0.279 T，最大值出现在环形触头片的开槽处。从图7中可看出纵向磁通密度值较大区域所占触头的面积较大。

3.2 电流过零时纵向磁场分布

电流过零时动触头片上纵向磁场分布情况如图8所示。仿真结果表明，电流过零时，纵向磁场主要集中在触头的中心区域，且分布较均匀，从图8中可看出类似一个“平顶帐篷”形状，触头边缘处剩余磁场几乎为零，对应外部触头的环形触头片开槽处出现凹陷，剩余纵向磁场最大值为0.043 T。

图8 电流过零时纵向磁场在动触头片上分布Fig.8 AMF distribution on the moving contact surface at current zero

电流过零时刻触头间隙中心平面处的纵向磁场分布情况如图9所示。仿真结果表明，电流过零时，纵向磁场在触头间隙中心处强度值较小，且主要集中在触头中心部位，纵向磁场分布较均匀，从图9中可看出类似一个“平顶帐篷”形状，其余大部分触头表面磁通密度值接近于零，纵向磁通密度最大值为0.033 T。

图9 电流过零时纵向磁场在触头间隙中心分布Fig.9 AMF distribution on the mid-gap of the contacts at current zero

电流过零时静触头片上纵向磁通密度分布如图10所示。仿真结果表明，电流过零时，静触头表面的纵向磁通密度值较小，从图10中可看出纵向磁场分布情况与电流过零时触头间隙中心平面上的纵向磁场的分布情况相似，纵向磁场主要分布在触头中心处，且分布非常均匀。触头其余部分磁通密度值接近于零，磁通密度最大值为0.035 T。

图10 电流过零时纵向磁场在静触头片上分布Fig.10 AMF distribution on the static contact surface at current zero

从以上结果中可得出瞬态磁场下，电流处于峰值时，动、静触头表面及间隙中心处的磁场分布情况与静态磁场分布情况比较相似，磁场均匀地分布在3个平面上，有效磁场占的面积广，磁场的最大值位于动触头表面上，其次是静触头表面，在触头间隙中心平面处最小。在电流过零时，剩余纵向磁场主要集中在触头中心区域，且分布较均匀，其余区域剩余纵向磁通密度值接近于零，有利于真空电弧的熄灭。

4 纵向磁场滞后时间分布

据纵向磁场随时间变化规律可得到纵向磁场滞后时间[21]。触头间隙中间平面沿x轴方向的磁场滞后时间如图11所示。从图中可知，电流过零时触头间隙中心平面磁场大的地方磁场滞后时间也较大，总体来看磁场滞后时间分布类似于一个开口向下的抛物线，滞后时间最大值为0.407 ms，磁场滞后时间在触头边缘处为负值，即电流在没有过零时磁场先达到零值，这是由于两个环形触头片开槽方向不同，在触头片上同样会产生轴向磁场，动静触头片产生的磁场相互叠加使触头边缘处磁场在电流过零前先达到零值。不同路径磁场滞后时间分布也不完全相同，本文给出的是典型路径上的分布情况。

图11 触头间隙中间平面沿x轴方向的磁场滞后时间分布Fig.11 AMF lag time radial distribution profile at the mid-gap of the contacts

5 新型触头电流分布及导体电阻计算

为了分析电流在新型触头结构中流动情况，本文对触头处于关合状态和完全断开状态下(触头最大开距为10 mm)电流分布进行了仿真分析，电流密度在触头表面沿径向方向分布情况如图12所示，从图中可清晰地看出当触头处于关合状态时电流密度在触头中心区域(螺旋槽横磁触头位置)分布集中，该位置处电流密度最大值约为4.704×108A/m2，平均电流密度值约为9.896×107A/m2，在与不锈钢杯座相连的环状触头片区域电流密度较小，该位置处最大电流密度值约为1.811×106A/m2，平均电流密度值约为5.589×105A/m2，计算结果表明触头关合状态时电流主要流过内部螺旋槽触头，这是因为CuCr50的电导率约为不锈钢的十几倍，且不锈钢杯座的电流流通路径长于内部材料为CuCr50的螺旋槽横磁触头；当触头处于断开状态时，电流密度在整个触头表面分布较均匀，内部螺旋槽触头表面上最大电流密度约为2.139×107A/m2，平均电流密度约为1.142×107A/m2，外部与不锈钢杯座相连的环状触头片上电流密度最大值约为1.603×107A/m2，平均电流密度值约为1.006×107A/m2，计算结果表明当触头断开时电流同时流过内部螺旋槽触头和外部杯状纵磁触头，这是因为当触头断开时，触头间隙处充满了电弧等离子体，电弧电导率约为2 800 S/m，远小于CuCr50和不锈钢。

图12 电流密度分布Fig.12 Current density distribution

触头体电阻是指触头处于关合状态下动静触头的杯座、触头片以及导电杆等部件的整体电阻，当触头处于关合状态时电阻越低触头产生的热量就越小，这对有效控制断路器的温升有一定好处，尤其是在大容量真空断路器中低电阻很有必要。触头体电阻可通过式(2)得到

P=I2R

(2)

式中，P为触头处于关合状态时电流峰值时刻触头整体的损耗，W；I为电流最大值，A；R为导体电阻，Ω。

本文中瞬态仿真采用的电流有效值为50 kA，最大值为70.7 kA，通过仿真计算得到电流为最大值时触头整体产生的损耗值为55 570.51 W，由式(2)计算得到触头体电阻为11.12 μΩ。文献[11]中的纵磁触头体电阻为28.25 μΩ，文献[16]中的纵磁触头体电阻为16.88 μΩ，可见本文采用的新型触头结构具有回路电阻小的优点，这是由于触头关合时电流主要流过内部螺旋槽横磁触头，电流流通路径短。

6 结论

本文利用有限元分析软件对一种具有横纵磁场的新型真空灭弧室触头三维模型进行仿真，分析了三维静态磁场、瞬态磁场、磁场滞后时间以及触头体电阻，得到如下结论：

1)静态磁场下，动触头表面上纵向磁通密度在内部螺旋槽触头处出现4个峰值，其余部分磁通密度较均匀；触头间隙中心平面纵向磁通密度分布很均匀，只是在中心部位略出现凹陷，在触头边缘磁场下降较快；纵向磁场在静触头表面上分布形状呈一个“火山口”形状，触头中心区域凹陷较深，触头边缘处磁场降低较明显，其他位置纵向磁场分布较为均匀。触头表面的利用率高。

2)瞬态磁场下，电流峰值时刻触头表面及触头间隙中心平面处的纵向磁通密度分布情况与静态磁场下的分布情况较相似；电流过零时，剩余纵向磁场主要集中在触头中心区域，且分布较均匀，从图8～图10中可看出分布呈“平顶帐篷”形状，其余区域剩余纵向磁通密度值接近于零，纵向磁场的最大值出现在动触头表面上，其次是静触头表面，在触头间隙中心平面处最小。

3)纵向磁场滞后时间分布与电流过零时剩余纵向磁场的分布相对应，剩余纵向磁场大的地方滞后时间也较大，磁场滞后时间分布类似于一个开口向下的抛物线，滞后时间最大值为0.407 ms。在触头边缘处由于触头片上产生的磁场相互叠加而出现磁场提前过零现象。

4)触头关合时电流主要流过内部螺旋槽横磁触头，触头断开时电流同时流过内部螺旋槽横磁触头和外部不锈钢杯座纵磁触头；通过计算得到该新型触头体电阻为11.12 μΩ，较小的体电阻有利于控制真空断路器的温升问题。

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3-D Magnetic Field Simulation of a New-type Contact with TMF-AMF for Vacuum Interrupters

DongHuajun1，2YangHaijun1GuoYingjie1XiangChuan3KangKai1GuoFangzhun1

(1.School of Mechanical Engineering Dalian Jiaotong University Dalian 116028 China 2.School of Electrical Engineering Dalian University of Technology Dalian 116024 China 3.School of Electrical Engineering Dalian Maritime University Dalian 116026 China)

In this paper，a new-type contact for vacuum interrupters is adopted for simulation，which consists of two coaxially arranged contacts，i.e.a screw-slotted transverse magnetic field (TMF) contact and a cup-shaped coil axial magnetic field (AMF) contact.The contact parts interacting with the arc for both TMF and AMF are made of CuCr50，and the stainless-steel cup used for the AMF contact can enhance the mechanical strength.A relevant 3-D contact model was built up.And the static field and the transient magnetic field concerning the eddy current effect were simulated by the 3-D finite element method (FEM).With the current at peak value and zero，the AMF distributions on the stationary and moving contact surfaces and on the mid-gap plane between the two surfaces as well as the lag time of AMF are all calculated.The simulation results show that the magnetic distribution is rather uniform on the contact surface，the mid-gap plane is with enough AMF strength，the effective AMF area is larger than that of the conventional AMF contacts，the AMF lag time is short，and the residual field and the resistance after current zero-crossing are small.

Vacuum interrupters，contact structure，3-D magnetic field，simulation

国家自然科学基金(51207016，51477023)，辽宁省高等学校优秀人才(LJQ2014046)和中国博士后基金(2012M521400)资助项目。

2014-11-06 改稿日期2015-01-11

TM561

董华军 男，1978年生，副教授，硕士生导师，研究方向为真空开关基础理论。(通信作者)

杨海军 男，1989年生，硕士研究生，研究方向为真空开关基础理论。