0 引言
混合型限流熔断器相对其他限流装置[1-4]，具有限流能力强[5-6]、分断速度快[7-8]、可靠性高[9-11]及体积小巧等优点。高速开断器是一种适用于混合型限流熔断器的线路开断装置，主要功能是实现线路由通流状态向燃弧状态的快速转换。正常工况下由高速开断器承担额定电流，通态损耗低；发生短路故障时，高速开断器收到电流传感检测单元发出的分断信号迅速分断，将故障电流转换至与其并联的熔断器或固态开关等限流开断装置，相当于将限流开断装置插入故障回路，从而实现故障电流保护。目前，应用较多的高速开断器为爆炸式开断器[12-14]。
爆炸式开断器是依靠炸药爆炸产生的冲击波来进行驱动[15-18]，炸药迅速爆炸分断载流体从而实现电流转移和电气间隙形成。采用炸药驱动存在如下局限性：①炸药驱动威力大，对结构破坏力强、噪声大同时伴有火花，需要使用金属密闭式箱体封装，致使整机体积大且质量重；②炸药起爆所需能量高，必须由起爆器和雷管配合使用将其引爆，致使整个爆炸单元结构复杂、体积大、价格十分昂贵，经济性差。本文针对炸药型开断器存在的问题，设计了采用燃烧做功的火药辅助分断的新型开断器方案。该机构是一种利用火药燃烧产生高温高压气体的快速驱动机构，其具有结构简单、体积小巧、质量轻、噪声小、经济性好和分断速度快等优点。
为了实现快速分断，火药辅助分断（Propellant-Assisted Interruption, PAI）式开断器应该具有尽量短的刚分时间，同时开断后应能立即建立较高的弧压，便于短路电流由开断器支路向灭弧熔断器支路快速转移。同时，混合型限流熔断器方案中，额定通流主要由开断器承担，设计时应考虑其温升特性。本文在建立开断器的热电耦合模型和非线性动力学模型的基础上，优化了开断栅片的倒角方式及开断器银片的开孔形式。设计了火药辅助分断式混合型限流熔断器试验方案，完成了菱形开孔、三角形开孔这两种银片设计下的整机分断试验，并对比分析试验结果。试验获取的开断器结构设计对于开断特性的影响规律，可用于指导火药辅助分断式开断器的优化设计。
1 火药辅助分断式开断器设计
1.1 火药辅助分断式混合型限流熔断器方案
图1 所示为火药辅助分断式开断器的限流熔断器组成，其由电子测控单元、火药辅助分断式开断器和灭弧熔断器三部分构成；电子测控单元由霍尔芯片配合单片机组成，火药辅助分断式开断器由两根铜排和焊接在两者之间的银片、运动栅片、火药、橡胶灭弧室组成。火药辅助分断式开断器在正常状态下用来通过主回路电流，短路发生时通过点火电路引爆火药实现开断器的快速分断，开断器电弧在运动栅片与灭弧室内的橡胶垫片挤压能迅速建立弧压完成换流，后续冷却并熄灭开断器电弧，使得开断器电流过零后介质恢复强度迅速提高。
图1 基于火药辅助分断式开断器的限流熔断器组成
Fig.1 Composition of current limiting fuse based on PAI
限流熔断器在正常工作时，电流i 主要从开断器上流过，几乎不从灭弧熔断器上流过；t0 时刻短路发生，电子测控单元迅速向点火回路发出信号，开断器分断形成断口并产生弧压Uf，该Uf 迫使故障电流向灭弧熔断器转移。经过时间tc 后，换流结束，开断器进入介质恢复，经过时间tz 灭弧熔断器起弧，短路电流在弧压Uarc 作用下迅速下降并在t4时刻过零，分断过程结束。在时间段tc，开断器快速顺利完成换流对于后续介质恢复过程十分重要。其分断过程波形如图2 所示。
图2 限流熔断器分断过程的典型电流、电压示意图
Fig.2 Typical current and voltage diagrams of current limiting fuse during interruption
1.2 火药辅助分断式开断器方案
开断器弧压对于短路电流由开断器支路转移到灭弧熔断器支路至关重要，由文献[1]推得换流时间与弧压的关系如式（1）所示，可见弧压越高，换流时间越短。
式中，Tcom 为换流时间；Uf 为开断器弧压；I0 为回路电流；L、R 分别为灭弧熔断器支路的电感与电阻。
本文所设计的开断器结构如图3 所示，银片与铜排之间的连接采用储能电焊机焊接，其焊接效果好，银片与铜排之间的接触电阻小，仅为2～3μΩ。开断器银片厚度仅为0.15mm，且对于银片进行了弱化槽设计以形成应力集中点，便于运动栅片顺利切断完成刚分过程。运动栅片由环氧材料加工而成，其绝缘性能好、机械强度高且密度小，总质量约为10g，在火药力的驱动下可高速运动。橡胶灭弧室由富有弹性的硅橡胶组成，其所形成的灭弧通道的宽度大于环氧栅片尖部的厚度，与栅片根部同宽，该部分设计既能保证运动栅片顺利进入灭弧室又能挤压弧道形成较高的弧压。正常工作时，电流经铜排和银片流通；发生短路故障时引燃火药，推动运动栅片撞击银片，银片的薄弱环节被拉断，运动栅片进入橡胶灭弧室形成开距，完成电路分断。
图3 火药辅助分断式开断器结构
Fig.3 Structure of PAI
2 模型的建立
由开断器的工作原理可知，开断过程中主要是运动栅片撞击银片，因此这两部分的结构设计直接影响了开断器的开断特性，其具有如下特点：
（1）运动栅片的端部倒角所形成尖端，切割开断器银片，其结构设计应与银片薄弱环节相配合。
（2）开断器银片承担着额定通流和短路分断的双重功能，其薄弱环节的设计应该兼顾稳态温升低和开断性能优。
综上可知，结构设计主要是针对运动栅片和银片开展。通过合理化的设计，减小开断器的刚分时间，同时提高开断器分断过程中的弧压，减小换流时间，增强开断器性能。根据前期的工程经验主要提出了两种设计思路，如图4 所示。
图4 两种新型开断器结构设计
Fig.4 Structural design of two types of PAI
图 4 左侧结构设计为银片菱形开孔配合栅片双边倒角，该结构设计中银片开孔狭颈尺寸考虑了其通流能力，同时分断过程中双边倒角栅片尖部可有效拉断菱形开孔银片狭颈。图4 右侧结构设计为银片三角形开孔及栅片单边倒角，该结构设计中考虑了银片狭颈的通流能力，同时在分断过程中单边倒角栅片尖部能第一时间切割三角形开孔银片狭颈。
2.1 热电耦合模型
2.1.1 稳态电热场的数学模型
开断器温升过程实质上是一个稳态电热场耦合问题，忽略开断器辐射散热，可得到稳态电热场方程为
式中，
为梯度；
为散度；γ 和λ 分别为材料的电导率和热导率；φ 为任意一点的电位；T 为温度。
2.1.2 COMSOL Multiphysics 建模
本研究选用Thermoelectric Effect 模块，热电效应物理场耦合了固体传热模块与电流模块。为模拟实际的温升试验条件，建立包含试品和温升铜排几何模型，如图5 所示，其中温升铜排长3m，截面积为70mm2。
图5 火药辅助分断式开断器及温升铜排几何模型
Fig.5 Geometric model of PAI and temperature rising bus
仿真中开断器银片材料为纯银，其余部件为T2纯铜，二者的温升物性参数见表1[19-20]。自然对流表面传热系数上下及侧面分别为14、7 和28W/(m2·K)，环境温度设置为25℃，通流300A，利用所建模型可以清晰地分析参数变化对于机构温升的影响。
表1 温升模型物性参数
Tab.1 Physical parameters of temperature rise model
参 数 T2 纯铜 纯银 20℃时γ /（S/m） 150℃时γ /（S/m） 20℃时λ /[W/(m·K)] 150℃时λ /[W/(m·K)] 5.71×107 3.12×107 385 380 6.17×107 4.13×107 429 425 ρ /(kg/m3) 8 960 10 490 c/[J/(kg·℃)] 386 232
2.2 非线性动力学模型
由新型开断器的分断原理可知，分断过程中发生了复杂的物理、化学过程。具体包括火药燃烧生成高温高压气体推动运动栅片切割银片。由此，数学建模涵盖火药做功及金属材料两部分。
2.2.1 火药做功的数学模型
火药燃烧产生高温高压气体推动运动栅片切断开断器银片，在分析此过程的基础上，根据火药燃烧、气体生成、状态变化、能量转换等燃烧和热力学过程，结合对开断器运动栅片受力状态的分析，建立能量方程、状态方程、燃烧方程和栅片运动等方程[21]。
火药气体燃烧增加药腔内能，推动栅片运动的能量方程为
式中，Uc 为药腔内能；Qe 为火药燃烧热能；Lt 为栅片动能。
气体状态方程为
式中，P 为压力；V 为体积；n 为物质的量；R 为热力学常数；T 为热力学温度。
根据热力学原理，火药燃烧产生的燃烧热变化量为
式中，Eq 为火药燃烧效率；Qb 为火药单位质量的燃烧热值；mc 为火药燃烧质量。
根据火药燃烧规律，则火药柱的燃烧方程为
式中， u10 为火药在单位压力下的燃烧速度，其取值由火药性质决定；SY 为燃烧过程中，火药柱的表面积；ρ为火药的密度；Pc 为火药腔中的压力。
推动栅片运动动能功率方程为
式中，Sh 为栅片表面积；vp 为栅片运动速度。
2.2.2 金属材料的数学模型
金属材料采用了Johnson-Cook 本构模型，该模型描述了由应变硬化和绝热升温带来的软化效应，能分析材料在大应变、高应变率以及高温环境下强度极限及失效过程，其状态方程为[22-23]
式中，A2 为参考应变率下的屈服强度；B2 为应变硬化系数；n 为应变硬化指数；C 为应变率硬化系数；m 为热软化指数；
为有效塑性应变；
为归一化有效塑性应变率；T*为同系物温度。
2.2.3 Explicit Dynamics 建模
Ansys Workbench 的Explicit Dynamics 模块是目前广泛应用的显式动力分析有限元程序，包含多种材料模型和用于描述材料在高速、高压碰撞下体积变形的状态方程，以及ALE、Euler、Lagrange 算法，可以满足各种非线性求解问题，因此本文采用Explicit Dynamics 对火药辅助分断式开断器开断过程进行数值分析。
运用Solidworks 建模工具建立三维模型，如图6 所示。
图6 火药辅助分断式开断器动力学模型 Fig.6 Dynamics model of PAI
3 仿真与分析
3.1 银片菱形开孔及栅片双边倒角结构
针对开断器银片菱形开孔结构，先是进行机构的温升仿真，可得机构电阻为38μΩ，端子温升40K，符合温升设计要求。
然后进行了机构的动力学仿真，从仿真中可得知，栅片运动拉伸银片，在后处理中通过读取机构运动过程中的位移场可获得银片的刚分时间及断裂伸长量，当所有狭颈均发生断裂时，认定该时刻为刚分时刻，从0 时刻到刚分时刻所用时为刚分时间，该时刻显示银片断裂质点的平均位移量即为断裂伸长量。
经过141μs 的刚分时间，银片断裂，此时其伸长量为1.14mm，如图7 所示。菱形开孔设计，狭颈位于银片中部，栅片拉伸过程中，狭颈两侧银片均发生变形，致使断裂时整个伸长量大，影响刚分时间。
图7 菱形开孔刚分时刻应力云图
Fig.7 The stress nephogram at breaking time in the case of diamond openings
开断器刚分后，栅片继续运动拉伸开断器电弧。由于栅片端部为双边倒角设计，倒角斜面不能第一时间与橡胶灭弧室接触形成电弧挤压。只有当后期栅片未倒角根部部分与灭弧室接触，此时t=156μs，才能有效挤压弧道，如图8 所示。在开断器刚分到栅片有效挤压弧道的过程中，开断器电弧自由发展，致使电弧及周边弧室温度升高，对建立开断器弧压 存在不利影响。
图8 菱形开孔挤压弧道时刻应力云图
Fig.8 The stress nephogram at extrusion arc time in the case of diamond openings
3.2 银片三角形开孔及栅片单边倒角结构
采用同本文3.1 节的方法，对于银片三角形开孔及栅片单边倒角模型进行温升与动力学仿真分析。温升仿真结果显示整机电阻同为38μΩ，端子温升40K，符合温升设计要求。
进行机构的动力学仿真显示，栅片运动切割开断器银片，单边倒角的尖部作用在狭颈上，经过121μs 的刚分时间，银片断裂，此时银片的伸长量为0.62mm，如图9 所示。狭颈与其近端铜排距离短，栅片拉伸银片过程中，该端参与的银片长度小，断裂时伸长量小。刚分后，单边倒角的栅片可第一时间与灭弧室挤压弧道，增大开断器弧压。
图9 三角形开孔刚分时刻应力云图
Fig.9 The stress nephogram at breaking time in the case of triangular openings
4 样机的对比试验分析
为验证仿真与分析的正确性，设计了额定800V/300A 装置样机，对上述两种结构进行对比试验。所进行的温升试验结果见表2，试验结果与仿真一致性好。
表2 温升试验结果
Tab.2 Temperature rise test results
样机参数 端子温升/K 热态电阻/μΩ 功耗/W银片菱形开孔 及栅片双边倒角结构 40 38.2 3.4 银片三角形开孔 及栅片单边倒角 40 38.1 3.4
对样机进行开断特性测试。短路分断试验电路如图10 所示，预充电的电容组C 与电感L 配合，可以模拟出不同电流上升率的短路电流，由晶闸管VT 触发，其中电容为C=30mF，充电电压800V，电感L=50μH；VD 为续流支路；控制策略：电流传感器检测到短路电流大于10kA 且持续200μs，电子测控单元向点火电路发出点火信号，引燃火药推动运动栅片分断建立弧压后，电流向灭弧熔断器转移，最后由事先设计好特定弧前时间为60μs 的灭弧熔断器起弧，分断短路电流。
图10 短路分断试验电路
Fig.10 The interrupting test circuit
4.1 银片菱形开孔及栅片双边倒角结构
菱形开孔分断试验波形如图11 所示，则显示发送电控点火信号到开断器打开，刚分时间 Tbreak1=148μs；其所建立的弧压峰值为55V，完成电流峰值10kA 的换流时间Tcom1=24μs。试验测得的刚分时间148μs 与仿真计算141μs 比较吻合。试验前后开断器银片如图12 所示，可以看出断裂点位于银片 正中部狭颈处，与仿真计算较为一致。
图11 菱形开孔分断试验波形
Fig.11 The interrupting test waveforms of the diamond openings
图12 菱形开孔试验前后图
Fig.12 Diagram before and after the diamond openings test
4.2 银片三角形开孔及栅片单边倒角
三角形开孔分断试验波形如图13 所示，图13显示发送电控点火信号到开断器打开，刚分时间Tbreak2=125 μs；其所建立的弧压峰值为79.5V，完成电流峰值10kA 的换流时间Tcom2=13μs。试验测得的刚分时间125μs 与仿真计算121μs 比较吻合。试验前后开断器银片如图14 所示，可以看出断裂点位于银片狭颈侧，与仿真计算较为一致。
图13 三角形开孔分断试验波形
Fig.13 The interrupting test waveforms of the triangular openings
图14 三角形开孔试验前后图
Fig.14 Diagram before and after the triangular openings test
在分断试验中，银片菱形开孔及双边倒角结构与银片三角形开孔及栅片单边倒角结构对比发现，前者银片从中间狭颈处断裂，其断裂伸长量大且后期由栅片根部挤压弧道建立弧压；后者银片从三角形狭颈处断裂，其断裂伸长量小且栅片尖部易于快速挤压弧道形成高弧压。
银片三角形开孔及栅片单边倒角结构相对银片菱形开孔及双边倒角结构，刚分时间由148μs 减小到125μs，降低了15.5%；弧压由55V 提高到79.5V，提升了30.8%；同时换流时间由24μs 减小到13μs，缩短了45.8%。该设计可用于更大的系统短路电流分断。
5 结论
针对现有炸药型开断器实际应用中存在的缺陷，本文提出了采用燃烧做功的火药辅助分断式的新型开断器方案。建立了新型开断器的热电耦合模型和非线性动力学模型，优化了开断栅片的倒角方式及开断器银片的开孔形式，完成了两种银片设计下的整机分断对比试验，主要结论如下：
1）本文所建立的非线性动力学仿真模型可以较为真实地模拟开断器运动栅片切割银片过程。
2）仿真显示银片菱形开孔及栅片双边倒角结构银片断裂伸长量大、刚分时间长，且栅片不能立即与灭弧室形成电弧挤压；银片三角形开孔及栅片单边倒角结构银片断裂伸长量小，刚分时间短，栅片第一时间与灭弧室形成弧道挤压，增大了开断器弧压。
3）设计了额定800V/300A 装置样机，对两种结构进行10kA 短路电流开断特性测试，结果显示银片三角形开孔及栅片单边倒角结构相对银片菱形开孔及双边倒角结构，刚分时间由 148μs 减小到125μs，降低了15.5%；弧压由55V 提高到79.5V，提升了30.8%；同时换流时间由24μs 减小到13μs，降低了45.8%。试验结果显示三角形开孔设计可用于更大的系统短路电流分断。
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