摘要：在直流接触器的磁吹灭弧系统中，当电弧燃烧时常采用永磁体拉长电弧致其熄灭，而熄弧时间又直接影响到产品的寿命次数。研究表明永磁体磁感应强度越强，熄弧时间越短，但触点中心磁感应强度与永磁体的几何中心磁感应强度有直接关系。通过仿真优化常用磁吹灭弧系统结构形式，减小单个永磁体几何中心磁感应强度，提高磁吹灭弧系统空间磁感应强度，以提升直流接触器产品的生产效率及寿命次数。

关键词：电磁场；电弧行为；影响；优化控制

引言

随着特高压电网的建设与发展，系统中电气设备的容量和体积不断增大。在进行设备耦合物理场有限元分析时，为了实现高精度计算，必须对电气模型进行较为精细剖分，网格数量的庞大使得计算规模变大，消耗大量的计算资源和计算时间。为了提升有限元计算效率，学者们在网格剖分、方程组求解、并行计算等方面做了很多研究。

1计算模型

1.1几何模型与假设条件

文中将直流接触器的桥式触头系统以及灭弧室的实际模型进行简化，建立二维几何模型作为直流接触器电弧的仿真对象，主要是通过直流电压源、电阻和接触器主回路构成整个电路的导通，电压源的电压为450V，为了得到400A的电路电流需要设置外电路的电阻，阻值大小为1.125Ω。本模型为桥式触头结构的接触器模型，灭弧室长为47mm，高度为20mm，桥式触头的两个静触头的直径都为10.5mm，动触头的长度以及高度分别为30mm和3mm，触头的材料为铜，其余部分为气体域，材料为纯氢气。位于动静触头之间，初始间距约为0.4mm。由于文中希望探讨磁场强度对接触器熄弧时间的影响，因此建模时将磁场强度作为变量，研究不同磁场强度下接触器熄弧时间的变化，模型材料相关参数见表1。模型中触头运动速度取1.33m/s，该速度在常用商用直流接触器的设计范围内。文中并未研究速度变化对熄弧时间的影响，在未来研究中将予以考虑。考虑到接触器内部的电弧的仿真计算是一个涉及到外部负载电路、触头运动以及外部永磁磁场等因素对接触器开断的问题，耦合了电场、电流分布、焦耳热源、温度热力学以及流体动力学的复杂的多物理场的仿真计算，为了尽可能在保证仿真结果的前提下降低仿真的计算成本以及复杂程度，在仿真模型建立过程中提前假设了如下几个前提：（1）不考虑电弧最初的形成微观过程，从电弧的稳定燃烧开始进行电弧的分析计算。（2）本模型的电弧部分为平衡态的等离子体，满足局部热力学平衡，且物性参数为随温度变化的函数。

1.2初始条件设置

在本模型当中，温度初始条件除了电弧区域初始温度为10000K外，其余气体域以及触头的初始温度都设置为300K；本模型的参考压力为1atm（1atm=101kPa），设置气体域的初始压力为4atm，流体设置为可压缩流体，由于本模型为密闭型接触器，因此长47mm宽度20mm的灭弧室边界设置为无滑移壁面；另外还要设置外电路作为与本模型的电路连接，因此设置左边静触头顶部边界为终端，右侧静触头上部边界为接地边界，见图2。磁场部分由于实际的磁块放置位置导致实际的磁场并非大小不变的磁场，为了得到实际触头间隙附近的磁场大小，以动静触头间隙取一参考水平线，将不同磁钢厚度下的磁场强度导入Comsol作为外部磁场施加条件。

2分析过程

高压直流接触器由电磁系统、接触系统、灭弧系统和外壳组合四个部分组成。通过上述分析得知产品出现低温失效不是因为电磁系统、灭弧系统和外壳组合，因此造成该失效模式的发生原因很可能来自接触系统。接触器的接触系统由静触点、陶瓷罩、接触桥、接触桥绝缘垫圈、卡环、超程弹簧、导磁体绝缘垫圈、垫片、导磁体、排气管、静铁芯、衔铁、复原弹簧、衔铁罩壳等十四个零件组成，线圈通电后电磁系统产生的电磁力将衔铁推动到与静铁芯闭合，衔铁与静铁芯吸合过程中通过传动杆将接触桥推动到与静触点闭合，从而实现两静触点间的导通。线圈掉电后电磁系统失去电磁力，衔铁在复原弹簧和超程弹簧反力的作用下返回初始位置，衔铁释放过程中通过传动杆将接触桥与静触点分离，从而使两静触点间断开。通过分析接触器接触系统的结构以及上述试验结果可以推测造成产品低温失效的原因有以下三种可能：一、产品静触点裸露在空气中部分在低温箱中结霜，造成线圈接通额定电压而两静触点间不导通。二、低温环境下线圈接通额定电压，衔铁正常运动，但接触桥与静触点不能正常闭合，造成线圈接通额定电压而两静触点间不导通。三、低温环境下线圈接通额定电压，衔铁正常运动，接触桥与静触点能正常闭合，但接触桥或静触点间凝结了某些物质，造成线圈接通额定电压而两静触点间不导通。上述分析的三种情况中的一种或几种有可能是造成产品低温失效的原因，但具体是何种原因需要进一步试验验证和分析。将一组（三只）新产品套入密封袋中，重新进行上述低温环境试验，结果为低温储存168h后，产品仍然出现线圈正常导通但触点不导通的现象。将产品套上密封袋以后，低温试验箱中的湿气已不能在静触点裸露表面结霜了，但产品仍然出现失效。该试验表明，造成产品低温存储后触点不导通的原因不是“产品静触点裸露在空气中部分在低温箱中结霜，造成线圈接通额定电压而两静触点间不导通”。产品的失效是其它原因造成的。将-55℃低温储存168h后失效产品迅速拆壳，给线圈通额定电压，发现线圈正常通电，能听见衔铁闭合的声音，且接触桥与静触点正常闭合。经-55℃低温储存168h后，给线圈通额定电压，衔铁能正常闭合，接触桥与静触点也能正常闭合，过程中未发现明显异常，这表明-55℃低温储存168h后复原弹簧和超程弹簧并未因低温而发生失效，也进一步表明-55℃低温储存168h后产品整体的机械结构是正常的。因此，该试验表明造成产品失效的原因不是“低温环境下线圈接通额定电压，衔铁正常运动，但接触桥与静触点不能正常闭合，造成线圈接通额定电压而两静触点间不导通”。产品的失效是其它原因造成的。在陶瓷密封腔中填充的气体为95%H2+5%He组成，H2的液化温度为-253℃，He的液化温度为-269℃，在环境温度为-55℃的试验条件下均远未达到H2和He的液化温度，因此不可能是H2和He液化造成接触桥与静触点间不能正常接通，更不可能是H2和He固化结霜造成接触桥与静触点间不能正常接通。而接触系统中除了填充的气体外就只有接触桥绝缘垫圈和导磁体绝缘垫圈两个塑料件可能会挥发产生气体，其余零件均为金属零件，不可能产生挥发气体。因此两个塑料件挥发产生的气体在低温环境中凝结在接触桥和触点表面，造成线圈接通额定电压，衔铁正常运动，接触桥与静触点能正常闭合，但接触桥或静触点间不导通，成为最有可能导致产品失效的原因。该推测是否正确需要进行试验验证。重新组装两组产品（每组产品三只）分别标号为一组和二组，一组产品按正常的装配工序组装，二组产品增加两道装配工序，一是接触桥绝缘垫圈和导磁体绝缘垫圈使用前放入真空烘箱进行120℃焙烘24h，二是接触桥绝缘垫圈和导磁体绝缘垫圈装配完成后接触系统密封前，放入真空烘箱进行85℃焙烘2h，其余工序和一组产品完全一致。产品装配完成后，将一组和二组产品同时放置在-55℃度的低温环境下进行储存168h后，给线圈通额定电压。试验结果为一组产品触点不导通，而二组产品正常导通。二组产品组装过程只比一组产品装配工序多两道焙烘工序，就造成二组产品低温合格而一组产品不合格，说明通两道焙烘过程塑料间中能挥发的气体大部分已经挥发完了，产品装配完成后进行低温试验时已不足以凝结成阻碍触点与接触桥接通的绝缘层。接触桥绝缘垫圈与导磁体绝缘垫圈使用的材料是聚对苯二甲酸丁二醇脂（PBT），该材料以精对苯二甲酸和1，4-丁二醇（BDO）为原料聚合而成的一种高聚物，被广泛应用于工程塑料和纺丝领域。该材料所含的主要杂质为H2O和四氢呋喃（C4H8O）。而四氢呋喃（C4H8O）的熔点为-108.5℃，因此在-55℃该杂质不可能固化成固态物质阻碍触点与接触桥的导通，因此造成高压直流接触器-55℃低温失效的原因为：高压直流接触器接触系统中接触桥绝缘垫圈与导磁体绝缘垫圈两塑料件中含有H2O，产品组装后部分H2O蒸发形成气态水，-55℃低温环境下气态水在静触点与接触桥两金属表面固化形成冰，从而导致-55℃低温环境下给高压直流接触器线圈通额定电压，线圈正常通电，衔铁正常运动，但两静触点间不导通的情况。

3设计改进

3.1TVS选型分析

TVS的参数主要包括额定反向关断电压VRWM、最大钳位电压VC（MAX）、最大峰值脉冲功率PPK。选型时，以12V电气系统为列，TVS额定反向关断电压VRWM需要大于被保护电路的最大工作电压VCC，一般最大工作电压VCC=16V，VRWM＞16V，可取VRWM=18V。最大钳位电压VC（MAX）应满足驱动回路不超过其耐压值VMAX，驱动回路耐压值VMAX一般选择其最大工作电压的1.8倍，即VMAX=1.8×VCC=28.8V，VC（MAX）＜28.8V，可取VC（MAX）=26V。最大峰值脉冲功率PPK=VC（MAX）×IP，IP为驱动回路最大电流，即IP=VCC/R，R为驱动回路电阻，近似为线圈电阻，所以PPK=VC（MAX）×（VCC/R）。若线圈电阻R=24Ω，则PPK=26×（16÷24）≈17.3W。综上所述，选择的TVS管参数为：VRWM=18V，VC（MAX）=26V，PPK=17.3W。可选型号为SMAJ16A-E3/61。

3.2仿真分析

为了对比2种方案对触点开断速度的影响，使用Multisim软件进行仿真，仿真电路如图5所示。使用电阻和电感串联模拟接触器线圈，R1与L1模拟接触器线圈1，两端并联二极管D1，R2与L2模拟接触器线圈2，两端并联二极管D3和TVS管D4，三极管Q3、Q1通过开关S1控制断开，使用示波器测量R1、R2电阻两端电压。以R1、R2两端电压到达0V时作为接触器触点完全断开的时间。以一个常用的额定电流200A，额定驱动电压12V的高压直流接触器为例，电源V1电压设置为12V，R1、R2阻值设置为24Ω，电感L1、L2电感值设置为130mH，D4型号为SMAJ16A-E3/61，额定反向关断电压VRWM为16V，最大钳位电压VC（MAX）为26V，最大峰值脉冲功率PPK为400W。闭合S1，使Q3、Q1导通，待R1、R2两端电压稳定后，断开S1，使Q3、Q1断开，观察示波器波形，记录电压从12V衰减到0V的时间。仿真结果显示，仅并联续流二极管的方案，电压从12V衰减到0V耗时大约12.5ms，并联二极管加TVS管的方案，电压从12V衰减到0V耗时大约2.4ms。显然并联二极管和TVS管的线圈电流衰减更快，从而触点分断也更快速。

4优化对比验证

制作３个实物进行对比验证。方案１采用优化过后的触点无极性的磁吹灭弧方案，将４块永磁体放置在触点前后及两侧。方案２采用优化前的方案，将２块永磁体放置在触点两侧。由前论述，优化前在电弧移动到触点边缘时，由于磁感应强度降低，电弧所有的力变小，增加一个优化前方案，将触点中心磁感应强度提高到６０ｍＴ，进行对比。３个方案中心磁场参数。由于磁场分布不同，将３个方案采用额定负载试验条件进行寿命验证，通过验证，方案１可完成满足１万次额定负载寿命，而方案２可完成约５０００次额定负载寿命，方案３可完成约７０００次额定负载寿命。根据试验数据，优化后的磁吹灭弧结构不但降低了单个永磁体中心磁感应强度，使得装配更加便捷，同时也提高了产品的寿命指标。

结语

本文使用循环展开对程序进行加速，但为了确定其中关键性因素———最佳展开因子，使用机器学习模型对数据集进行建模预测和分析。为了达到良好的预测效果，对比了多种机器学习模型和提升算法，通过比较而得Stacking方法的准确度最高，采用此方法建立最后的时间预测模型，由此得到最佳的影响计算速度的特征和最佳展开因子的数据集。通过建立一个神经网络模型进行最后的多分类预测。

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