повышение эффективности контактно

На правах рукописи
ВОРОНИН Александр Анатольевич
ПОВЫШЕНИЕ ЭФФЕКТИВНОСТИ
КОНТАКТНО-ДУГОГАСИТЕЛЬНЫХ СИСТЕМ
СИЛЬНОТОЧНЫХ КОММУТАЦИОННЫХ АППАРАТОВ
С УДЛИНЯЮЩЕЙСЯ ДУГОЙ
Специальность 05.09.01-«Электромеханика и электрические аппараты»
АВТОРЕФЕРАТ
диссертации на соискание ученой степени
кандидата технических наук
Самара - 2009
Работа выполнена в Государственном образовательном учреждении высшего профессионального образования «Самарский государственный технический университет» на кафедре «Электрические станции».
Научный руководитель:
– доктор технических наук, профессор
Кулаков Павел Алексеевич,
ГОУ ВПО Самарский государственный
технический университет
Официальные оппоненты: – доктор технических наук, профессор
Беляев Владимир Львович,
ГОУ ВПО Северо-Западный государственный
заочный технический университет,
г.Санкт-Петербург
– кандидат технических наук, профессор
Петинов Олег Всеволодович,
ГОУ ВПО Тольяттинский государственный
университет, г. Тольятти
Ведущее предприятие:
– ФГОУ ДПО Петербургский энергетический
институт повышения квалификации,
г.Санкт-Петербург
Защита состоится «____»_________2009 г. в ____час. 00 мин. на заседании
диссертационного совета Д 212.217.04 ГОУВПО Самарский государственный
технический университет (СамГТУ) по адресу: г. Самара, ул.Первомайская,
д.18, 1-й корпус, ауд. 4.
С диссертацией можно ознакомиться в библиотеке СамГТУ, с авторефератом – на официальном сайте СамГТУ www.samgtu.ru
Отзывы по данной работе в двух экземплярах, заверенные печатью, просим направлять по адресу: Россия, 443100, г. Самара, Молодогвардейская ул.
244, Главный корпус, ГОУВПО Самарский государственный технический
университет, ученому секретарю диссертационного совета Д 212.217.04,
тел.: (846) 278-44-96, факс (846) 278-44-00, e-mail: [email protected].
Автореферат разослан «____» _______________ 2009 года.
Ученый секретарь
диссертационного совета Д 212.217.04
кандидат технических
наук, доцент
Е.А. Кротков
3
ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ
Актуальность работы. Коммутационные аппараты являются наиболее
распространенным средством автоматизации производственных процессов. С
их помощью производится распределение электрической энергии, регулируются режимы работы, производится защита электроустановок. В зависимости
от той функции, которую выполняет коммутационный аппарат, строится конструкция контактно-дугогасительной системы аппарата.
Гашение сильноточной дуги в коммутационных аппаратах постоянного
тока низкого напряжения в основном осуществляется за счет механического,
электромагнитного растягивания дуги или комбинации таких воздействий на
дугу.
Увеличение номинального тока и коммутационной способности коммутационных аппаратов в этом случае возможно путем введения параллельных
цепей. Поэтому решение задачи гашения дуги в контактно-дугогасительной
системе, которая состоит из параллельных цепей, без использования дополнительных средств на этапе дугогашения является актуальной.
Одной из наиболее сложных проблем является разработка быстродействующих сильноточных коммутационных аппаратов, обеспечивающих синхронное переключение тока из цепи индуктивного накопителя в цепь нагрузки. Эти аппараты должны иметь возможность осуществлять как многократную, а так и периодическую коммутацию цепи. Перспективным направлением в решении этой проблемы является использование многоступенчатой
коммутации, при которой аппараты различных ступеней удовлетворяют
ограниченному набору требований по уровню напряжения, длительности
протекания тока, падению напряжения. Для создания аппаратов осуществляющих периодическую коммутацию цепи (частотных коммутаторов) необходимо разработать новые контактные узлы, дугогашение в которых осуществляется за счет растяжения дуги.
Целью работы является:
Повышение эффективности контактно-дугогасительных систем сильноточных коммутационных аппаратов постоянного тока с удлиняющейся дугой
за счет использования параллельного дугогашения.
Задачи исследований:
1. Разработать математическую модель электрической дуги отключения в
коммутационных аппаратах с удлиняющейся дугой.
2. Разработать методику определения параметров моделей электрической дуги по результатам пассивного эксперимента.
3. Определить условия, обеспечивающие устойчивость горения параллельных
дуг в процессе коммутации цепи на стадии токоограничения.
4. Провести анализ токонесущей способности струи жидкого металла.
5. Разработать методику расчета и оптимизации контактно-дугогасительных
систем частотных коммутаторов с жидкометаллическими контактами и сильноточного шунтирующего выключателя.
4
6. Разработать новые сильноточные коммутационные аппараты с высокой
коммутационной способностью и малым контактным сопротивлением в рабочем режиме.
Методы исследования. Математическое моделирование электрической
дуги отключения осуществляется с помощью обыкновенных дифференциальных уравнений. Задача определения параметров моделей дуги сформулирована как задача нелинейного оценивания и решена методами нелинейной оптимизации. Оптимизация проведена с использованием метода наименьших
квадратов, метода скорейшего спуска, метода неопределенных множителей
Лагранжа в виде условий Куна-Таккера. Устойчивость в малом исследовалась
с применением алгебраических критериев.
Основные положения, выносимые на защиту.
- структура динамической модели электрической дуги отключения с изменяющимися геометрическими размерами;
- методика определения параметров модели электрической дуги отключения, по результатам пассивного эксперимента, применимая к широкому классу интегральных моделей дуги;
- результаты анализа отключения электрической цепи как многостадийного процесса;
- результаты решения задачи по определению термической и электродинамической стойкости струи жидкого металла;
- методика расчета основных параметров сильноточных коммутационных
аппаратов с удлиняющейся дугой с элементами оптимизации их контактнодугогасительных систем.
Научная новизна.
1. Предложена математическая модель электрической дуги, позволяющая
анализировать многостадийные процессы коммутации при изменении геометрических размеров дуги.
2. Определены условия, обеспечивающие устойчивость горения параллельных дуг в процессе коммутации цепи на стадии токоограничения.
3. Проведен анализ токонесущей способности струи жидкого металла.
4. Разработаны методики расчета и оптимизации контактно-дугогасительных систем сильноточных коммутационных аппаратов.
Практическая ценность работы.
1. Предложена методика определения параметров моделей электрической
дуги по результатам пассивного эксперимента.
2. Разработаны новые сильноточные коммутационные аппараты с высокой
коммутационной способностью и малым контактным сопротивлением в рабочем режиме без использования дополнительных средств на этапе дугогашения.
Внедрение результатов в промышленности и учебном процессе.
Результаты представленной диссертационной работы внедрены в ФИАЭ
им.И.В.Курчатова, ОАО «Волжская ТГК», ООО Управляющая компания
«Электощит»-Самара».
5
Результаты работы использовались при выполнении госбюджетной НИР
министерства образования РФ по теме «Исследования адаптивных электродинамических моделей электрической дуги в электрических аппаратах» и в
учебном процессе ГОУ ВПО «Самарский государственный технический университет».
Обоснованность и достоверность научных положений, выводов и рекомендаций, а также практических выводов подтверждены экспериментальной
проверкой на макетных образцах разработанных коммутационных аппаратов,
а также результатами моделирования на ЭВМ.
Апробация работы. Основное содержание и отдельные положения диссертационной работы докладывались и обсуждались на Всесоюзной научнотехнической конференции «Специальные коммутационные элементы»,
г.Рязань, 1984; Пятой Всесоюзной научно-технической конференции «Состояние и перспективы развития производства аппаратов низкого напряжения»,
г.Ульяновск, 1985г.; Всесоюзном научно-техническом совещании «Пути повышения качества и надежности электрических контактов», г.Ленинград,
1986 г.; X, XI Всесоюзных конференциях «Генераторы низкотемпературной
плазмы», г.Каунас, 1986 г., г.Новосибирск, 1989 г.; Всесоюзном семинаре
«Пути повышения качества и надежности жидкометаллических контактов»,
г.Каунас, 1987 г.; III Всесоюзной научно–технической конференции «Проблемы нелинейной электротехники», г.Киев, 1988 г.; областной научнотехнической конференции, посвященной 60-летию института, г.Куйбышев,
1990 г.; Всесоюзном семинаре «Нестационарные дуговые и приэлектродные
процессы в электрических аппаратах и плазмотронах», г.Улан-Удэ, 1991 г.;
региональном межотраслевом семинаре «Автоматизация информационных,
технологических и управленческих процессов», г.Самара, 1991 г.; Международном симпозиуме по электрическим контактам, г.Алма-Ата, 1993 г.; Международной конференции «Электрические контакты», г.Санкт-Петербург,
1996 г.; 2-ом Международном симпозиум по энергетике, окружающей среде и
экономике, г.Казань, 1998 г.; Международной конференции «Надежность и
качество в промышленности, энергетике и на транспорте», г.Самара, 1999 г.;
Всероссийской научно-технической конференции «Проблемы электротехники, электроэнергетики и электротехнологии», г.Тольятти, 2004 г.; Международной конференции «Электрические контакты и электроды», г.Кацивели,
2005, 2007 г.г.; IX Симпозиуме «Электротехника 2030 год», Московская обл.,
2007 г.
Публикации. По теме диссертационной работы опубликовано 27 печатных работы, в том числе: 2 в изданиях по списку ВАК, 4 авторских свидетельства на изобретения.
Структура и объем работы. Диссертация состоит из введения, пяти глав,
заключения, списка литературы, включающего 131 наименование; содержит
178 страниц основного текста, 54 иллюстрации, 14 таблиц, 20 стр. приложений.
6
КРАТКОЕ СОДЕРЖАНИЕ РАБОТЫ
Во введении обоснована актуальность темы диссертации, сформулированы цель работы и основные задачи исследования. Показана научная новизна и
практическая ценность работы, приводятся основные положения, выносимые
на защиту, сведения об апробации и внедрении результатов работы.
Первая глава диссертации посвящена обзору существующих интегральных динамических моделей электрической дуги отключения. Динамические
модели дуги с постоянными параметрами получены в работах Майра О., Касси А., Заруди М.Е., Крижанского С.М., Новикова О.Я. Для более точного количественного описания процесса дугогашения Копплин Х, Шмидт Э., Новиков О.Я. предложили ввести в модель Майра-Касси статическую характеристику дуги в выключателе или плазмотроне, а Шварц Дж., Хохрайнер А., Авдонин А.В., Егоров В.Г, Серяков К.И. в ряде работ показали, что параметры
моделей дуги являются функциями переменных состояния цепи (проводимости, тока, напряжения).
Проведен анализ известных методов определения параметров моделей
электрической дуги отключения, разработанных Анке Э., Таевым И.С., Авдониным А.В., Егоровым В.Г, Серяковым К.И., Цуклером К. Показано, что существующие модели электрической дуги не в полной мере могут описать
коммутационные процессы в контактно-дугогасительных системах сильноточных коммутационных аппаратов с растягивающейся дугой, а все расчетные методы определения параметров дуги ориентированы на двухпараметрические модели Майра О. и Хохрайнера А.
Рассмотрены вопросы устойчивости электрической дуги отключения, критерии устойчивости.
Во второй главе получены математическая модель электрической дуги с
изменяющимися геометрическими размерами и методика определения параметров динамических моделей дуги.
При построении модели дуги использовалось уравнение теплового баланса для столба дуги и экспоненциальная зависимость удельной проводимости
дуги от удельного теплосодержания столба дуги:
 1 dl 
g l  1 dS 
gl 
1 dg Po 4  U I
1  ln

1  ln
 , (1)

 1 



 l dt 
g dt Qo
 o S  S dt 
 o S 
S  Po l 4 S

где g, U, I, l, S – проводимость, напряжение, ток, длина, площадь поперечного
сечения дуги.
Модель, описываемая уравнением (1), содержит три неизвестных параметра. Это величина теплоотвода от единицы поверхности дуги – Po, Вт/м2 ;
Q о – количество тепла, при выносе которого из единицы объема столба (или
подводе к столбу), удельная проводимость дуги изменяется в е = 2.7 раза,
Дж/м3; коэффициент o , имеющий размерность удельной проводимости,
См/м. Все три параметра Po , Qo , o , входящие в модель (1), определяются
по результатам эксперимента и принимаются постоянными.
7
Для ряда характерных способов стабилизации дугового разряда в пространстве можно приблизительно считать либо сечение дуги неизменным,
либо ее длину. При этом модель (1) несколько упрощается. Так модель дуги с
изменяющейся длиной при S = const имеет вид:
 1 dl 
1 dg Po 4  UI
gl 
1  ln
.
(2)

 1 


g dt Qo S  Pol 4S
 o S 
 l dt 
Для получения универсальной методики определения параметров моделей
дуги, задача по их определению была сформулирована в следующем виде.
Модель дуги представлена в виде системы дифференциальных уравнений:

 
xi  f i ( x , a , t ), i  1, 2, ..., n
(3)

где a – вектор определяемых параметров, например, в случае модели Майра
– это постоянная времени дуги и мощность теплоотвода от ствола дуги.
Часть переменных хi , например, такие как проводимости дуги, не может
быть непосредственно получена в эксперименте, а определялась по наблюдаемым переменным yj , например, току и напряжению дуги:


хi = h ( ( у ( t ),  ) ,

где  - вектор случайных величин, влияющих на измерения в момент времени t.

Форма функций fi и hj и статистические свойства  полагались извест
ными а, задача заключалась в нахождении оценки для вектора параметра a

по наблюдаемым значениям y . Оценивание параметров производилось методом наименьших квадратов. Для получения оценок вектора параметров
методом наименьших квадратов необходимо минимизировать функцию суммы квадратов невязок:
2
n 
 

 
 ( а )    f k  x , a , t   xk 
(4)
k 1


Задача нелинейного оценивания, выраженная в форме условия минимума
функции (4), является задачей оптимизации в пространстве параметров, когда


величины хk и x k считаются заданными, а параметры a - переменными.
По предлагаемой методике были определены параметры модели Майра с
использованием тестовых осциллограмм I и U, которые представляли собой
точные значения тока и напряжения и значения напряжения с наложенным
«шумом». Относительные погрешности параметров дуги, найденные по незашумленным осциллограммам составили для Ро – 0.014%, для Qo – 0.17%.
Эти погрешности вызваны тем, что производные проводимости дуги по времени определялись численным методом. Погрешности I и U, рассчитанные с
учетом полученных значений параметров модели Майра, находились в интер-
8
вале 0.01  2.24%. В середине выборки погрешность меньше, в начале и в
конце выборки – больше. Наложение «шума» на тестовые значения напряжения привело к тому, что погрешность воспроизведения зависимостей I и U
увеличилась до 81%. То есть, при незашумленных исходных данных с помощью предлагаемой методики можно получить достаточно точные значения
оценок параметров моделей дуги.
Параметры модели дуги с изменяющейся длиной (2) определялись по осциллограммам I(t) и U(t), полученным при испытаниях частотного коммутатора со скользящим контактом. Зависимость l(t) задавалась аналитически,
исходя из закона движения контактов. Для ограниченной выборки значений
тока и напряжения были рассчитаны дисперсии параллельных опытов и по
критерию Кохрена доказана гипотеза об их однородности. С помощью критерия Фишера была доказана адекватность модели (2) и возможность использования модели с изменяющейся длиной для описания дуги отключения в частотных коммутаторах.
В третьей главе рассмотрены контактно-дугогасительные системы при
многостадийной коммутации. При разработке математических моделей процессов в контактно-дугогасительных системах сильноточных коммутационных аппаратов целесообразно выделить из полного цикла включенного и отключенного состояния контактной системы аппарата отдельные этапы или
стадии функционирования. На каждой стадии один из протекающих процессов является доминирующим относительно других процессов. Поэтому важно
определить условия либо для сохранения этого режима (условия устойчивости режима), либо выявить условия нарушающие устойчивость режима. На
предыдущей стадии формируются начальные условия для следующей стадии.
В коммутационных аппаратах широко используется параллельное и последовательное соединение электрических дуг с целью повысить ресурс выключателя и его коммутационную способность. Последовательное соединение применяется в модульных конструкциях высоковольтных выключателей
и в дугогасительных решетках низковольтных аппаратов. Параллельное дугогашение используется для повышения коммутационной способности контактно-дугогасительной системы коммутационного аппарата.
При отключении на дугогасительных контактах, включенных параллельно, загораются дуги. Если не принять специальных мер для обеспечения
устойчивости горения параллельных дуг они гаснут и отключение цепи происходит лишь на одной паре контактов, на которых горит последняя дуга.
Горение дуги на стадии токоограничения в этом случае может привести к
сильной эрозии контактной системы выключателя. В связи с этим возникает
необходимость выявления условий, которые могут обеспечить устойчивость
горения параллельных дуг на начальной стадии процесса коммутации цепи.
Использование параллельных дуг для уменьшения эрозии контактов возможно только при выполнении ряда условий. Во-первых, загорание дуг отклюючения во всех параллельных дугогасительных камерах. Во-вторых,
устойчивое горение параллельных дуг до тех пор, пока сопротивление дуг от-
9
ключения не ограничит величину коммутируемого тока до безопасной величины.
Коммутационные аппараты с параллельными дугами представляют собой
сложные многоконтурные цепи, полное описание процессов в которых требует привлечения систем дифференциальных уравнений больших размерностей.
Основным приемом для снижения размерности исходных систем дифференциальных уравнений является разделение движений на быстрые и медленные.
Выделение быстрых переменных осуществляется путем оценки коэффициентов перед производными. Малые постоянные времени соответствуют большим скоростям изменения переменных. Такие переменные образуют быструю подсистему, которая исследуется на устойчивость при «замороженных»
медленных переменных. Для проведения анализа условий, при которых будет
обеспечиваться устойчивое горение параллельных дуг, рассматривалась система уравнений активно-индуктивной цепи и нескольких параллельных дуг
(рис. 1):
dio
io
1
(5)

( Eo  io ro 
) ,
j

k
gj
dt
Lo

j 1 1  g j r j
dg j
dt

gj
j
(
i 2j
g jN j
 1) 
r0
g j dl j
l j dt
 (1  ln
g jl j
 oj S j
)
g j dS j
S j dt
r1
g1
rk
gk
(1  ln
g jl j
 oj S j
) (6)
L0
E0
Рис. 1. Схема цепи с параллельными дугами.
Уравнения (5) составлены по законам Кирхгофа, уравнения (6) описывают
параллельно включенные ветви с дугами, представленными моделью дуги с
изменяющимися геометрическими размерами (1). Общее число уравнений
системы равно k + 1. В уравнениях (5), (6) использованы следующие обозначения: io , ro , Lo , Eo – ток, сопротивление, индуктивность и ЭДС цепи, в которой установлен коммутационный аппарат; rj – балластные сопротивления
10
ветвей с параллельными дугами, g j , l j , S j ,  oj – проводимость, длина, площадь поперечного сечения и удельная проводимость j-ой параллельной дуги,
которая горит на дугогасительных контактах; k – число параллельных дуг,
Qo S j
– постоянная времени j-ой дуги, с; N j  Po  l j  4S j – веPo 4
личина теплоотвода от ствола j-ой дуги, Вт. Скорость растяжения дуги dlj /dt
задается законом функционирования приводного устройства.
Если быстрая система устойчива, то есть малые параметры не являются
существенными, то при анализе устойчивости медленной подсистемы можно
использовать статические характеристики быстрой подсистемы. Таким образом, исследование устойчивости разбивается на два этапа – анализ устойчивости быстрой и медленной систем. Пренебрежение одним из них может приводить к неверным результатам. Для многодуговых систем пренебрежение
анализом устойчивости быстрой системы и использование лишь статических
характеристик параллельно включенных дуг с падающими вольт-амперными
характеристиками приводит к ошибочному выводу, что режим горения
устойчив в цепи с общим балластным сопротивлением.
По результатам анализа устойчивости быстрой подсистемы и медленной
подсистемы, вырабатывается критерий устойчивости исходной системы с
учетом параметров электрической цепи, в которой установлен коммутационный аппарат.
При рассмотрении устойчивости системы активно-индуктивной цепи с
тремя параллельными дугами было выявлено, что подсистема быстрых движений устойчива, если Rdj  r j  0 . Условия устойчивости медленной подj 
системы менее жесткие: ro  ( Rdj  r j ) / 3  0 . Следовательно, доминирующими являются условия устойчивости быстрой подсистемы.
Как показано в работах Белкина Г.С., Раховского В.И. для вакуумных дуг
в диапазоне токов 10 – 1000 А, а в работе Кулакова П.А., Новикова О.Я., Тимошевского А.Н. для воздушных параллельных дуг в диапазоне токов 150 –
400 А дифференциальное сопротивление дуги является положительным. То
есть, параллельные дуги как в вакууме, так и воздухе могут устойчиво гореть
вплоть до приближения тока к нулю и эффективно выполнять токоограничивующую роль за счет увеличения своего сопротивления.
Дифференциальное сопротивление дуги с изменяющимися геометрическими размерами определяется по формуле:
dS
dS 
gl
 dl
2Qol
 Qo  S  l
 Pol 4S
 ln
dt
dt
dt

S


o
Rd 
.
(7)
dS 
 dl
I 2  gQo  S  l

dt 
 dt
Были произведены расчеты по выражению (7) зависимости дифференциального сопротивления дуги Rd от тока гашения дуги I для дуг, растягивае-
11
мых с различными скоростями (рис.2). Анализируя расположение кривых на
рис. 2, можно сделать заключение, что в начальный период горения дуги при
определенных скоростях ее растяжения и положительного знака перед производной поперечного сечения дуги условие устойчивости параллельных дуг Rdj
+ rj > 0 можно обеспечить даже без дополнительных балластных сопротивлений rj в ветвях с дугами.
Rd , O M
0.010
0.009
0.008
0.007
0.006
0.005
5.6
2
0.004
0.003
4
8
0.002
0.001
0
550
560
570
580
590
I ,A
Рис. 2. Зависимость дифференциального сопротивления дуги от тока
гашения. Цифрами обозначены скорости разведения контактов, м/с.
Таким образом, применение при анализе процесса дугогашения модели
дуги с изменяющимися геометрическими размерами, а так же использование
подхода, при котором процесс дугогашения разбивается на стадии, позволило
получить условия самостабилизации процесса горения параллельных дуг.
Показано, что решение задачи повышения коммутационной способности аппаратов, требует комплексного учета как конструктивных особенностей их
контактно-дугогасительной системы, так и скоростных характеристик приводного устройства.
В четвертой главе рассмотрены коммутационные аппараты, работающие
в повторно-кратковременном режиме. При разработке мощных импульсных
энергетических систем индуктивных накопителей, преобразователей постоянного тока в переменный серьезной проблемой является создание коммутационной аппаратуры, обеспечивающей переключение тока шунтирующей
ветви в ветвь нагрузки с заданной частотой при высокой коммутационной
способности.
Перспективным направлением в решении этой проблемы является использование многоступенчатой коммутации, при которой аппараты различных
ступеней удовлетворяют ограниченному набору требований по уровню
напряжения, длительности протекания тока, падению напряжения.
12
В качестве коммутационных аппаратов первой ступени могут быть использованы частотные коммутаторы с жидкометаллическими контактами, то
есть аппараты, работающие в режиме повторно-кратковременной нагрузки.
Для создания частотных коммутаторов необходимо организовать жидкометаллический контакт, ограниченный во времени и пространстве. В зависимости от длины жидкометаллического токопровода и конструкции контактного узла выделены струйный, скользящий, катящий зонные контакты.
Струйные частотные коммутаторы наиболее просто по сравнению с другими конструкциями позволяют осуществлять периодическую коммутацию
сильноточных цепей. Основным токонесущим элементом в струйном частотном коммутаторе является струя жидкого металла.
В результате решения задачи распространения тепла в струе жидкого металла и с учетом того, что процесс нагрева струи является адиабатическим,
получено выражение для величины минимального термически стойкого сечения струи для заданного времени нагрева:
I
SТ   t н
,
(8)
a
где I – ток в струе, А, t н – время нагрева струи, с, a – параметр, зависящий от
физических свойств жидкого металла, определяется по следующему выражению:
a

 пл  спл  1    (T1  Tпл )
1 1    (T1  Tпл ) 
 (    ) T1  To  ln
ln

 пл    1    (To  Tпл )
 1    (Т о  Т пл ) 

 Т 2  Т о2
1    (T1  Tпл )  
1
1
     1
 (  Т пл )  (Т1  Т о )  2 ln
 
2

1    (Т о  Т пл )  


(9)
В выражении (9)  пл , с пл ,  пл – плотность, удельная теплоемкость, удельное сопротивление жидкого металла при температуре плавления Т пл ;  , β ,
– температурные коэффициенты удельного сопротивления, удельной теплоемкости и плотности жидкого металла; То – начальная температура жидкого
металла.
Конечная температура Т1 принимается различной в зависимости от конструкции и режима работы частотного коммутатора. Она может быть равна
либо температуре кипения жидкого металла, либо какой-либо меньшей температуре. Из зависимостей, приведенных на рис. 3 видно, что при одних и тех
же значениях конечной температуры нагрева, параметр a имеет максимальные величины для галлия и эвтектического сплава галлий-индий-олово. Поэтому, исходя из выражения (8) можно сделать вывод, что при использовании в качестве рабочего тела галлия и эвтектического сплава галлий-индийолово струя жидкого металла может иметь термически стойкое сечение с
наименьшим сечением, то есть в этом случае при прочих равных условиях
достигается наименьший расход жидкого металла.
13
Из выражения (8) и при tи ≥ tн и tн = l/v следует, что максимальная плотность тока термической стойкости в струе жидкого металла равна:
v
,
(10)
l
где l – длина жидкометаллической струи, м, v – скорость жидкого металла в
струе, м/с, t и – время импульса, с.
То есть, плотность тока термической стойкости зависит как от теплофизических свойств жидкого металла, характеризуемых параметром a , так и от
длины струи и скорости жидкого металла в струе. Так как теплофизические
свойства жидких металлов зависят от температуры, то и плотность тока термической стойкости будет иметь температурную зависимость. На рис. 4 показаны кривые, отражающие эту зависимость для некоторых жидких металлов.
T  a 
Плотность тока электродинамической и
9
термической стойкости, А/м 2 10
9
1
2
Величина параметра a, Ас2 107
м
10
8
7
6
5
4
-1
-2
-3
-4
3
2
1
0
400
800
1200
1600
Конечная температура, °С
Рис. 3. Зависимость параметра а от
конечной температуры нагрева при
начальной температуре То = 30С
для различных жидких металлов.
1–Ga, 2–Ga-In-Sn, 3–Hg, 4–Na-K.
2000
2
-1
-2
-3
1,5
-4
-5
-6
1
0,5
0
400
800
1200
1600
2000
Температура жидкого металла, °С
Рис. 4. Зависимость плотности тока
электродинамической (1, 2, 3) и
термической (4, 5, 6) стойкости от
температуры жидкого металла для
l=0,05м, v=50м/с, d=0,01 м.
1, 4–Ga-In-Sn, 2, 5–Hg, 3, 6–Na-K.
Выражение для определения плотности тока электродинамической стойкости получено из условия, что струя жидкого металла с протекающим по
ней током не сжимается до нуля за время импульса:
э 
2v

l2

 (1  2  2 ) .
l
o
d
(11)
Здесь  о – магнитная постоянная, d – диаметр струи.
По виду выражения (11) можно сделать вывод о том, чем выше плотность
жидкого металла, тем выше электродинамическая стойкость его струи. Известно, что плотность металла является функцией от температуры. А так как
из выражения (11) видно, что плотность тока электродинамической стойкости
14
зависит от плотности жидкого металла, то и последняя будет функцией температуры. Поэтому с ростом температуры струи жидкого металла плотность
тока электродинамической стойкости будет снижаться, как это и видно на
рис. 4.
С ростом длины жидкометаллической струи плотность тока электродинамической стойкости сначала уменьшается, а по достижении определенной
величины, которая зависит от диаметра струи, скорости металла в ней и вида
металла, становится практически неизменной.
Таким образом, можно сделать вывод, что при определении предельных
значений плотности тока в струе жидкого металла необходимо проводить
проверку как термической, так и электродинамической стойкости струи.
Причем пределы этой стойкости зависят от теплофизических свойств жидкого металла, его температуры, скорости металла в струе, геометрических размеров струи. Поэтому расчет параметров струйных частотных коммутаторов
необходимо проводить с учетом всех этих факторов.
В пятой главе рассмотрены примеры реализации сильноточных коммутационных аппаратов, оптимизации их параметров с учетом ограничений,
накладываемых критериями устойчивости дуги, электродинамической и термической стойкости контактной системы аппарата, приведены результаты
испытаний разработанных коммутационных аппаратов.
В коммутационных аппаратах с параллельными дугогасительными контактами необходимо обеспечить не только минимальный износ дугогасительной системы в целом, но и равномерность износа параллельных контактов в
процессе коммутации. Поэтому в качестве одного из ограничений при оптимизации конструкции дугогасительной системы использованы условия
устойчивости медленной и быстрой подсистем с учетом влияния цепи, в которой установлен аппарат. Для отыскания минимума целевой функции, при
наличии ограничений в виде равенств, использовался метод неопределенных
множителей Лагранжа:
a
L T Tсл
 I 
  [(1  ao )  K1T  (1  a)  k  t  ц    ]  (1  q) T 
n
T 1
 n2 
 I 
     (   1)  N   
 n2 
 1
 2
,
(12)
0
L
I
 rj    N   
 b 2j  0
.
(13)

n
Здесь Тсл – срок службы коммутационного аппарата, ao – отчисления на
амортизацию и обслуживание, К1 – капитальные вложения в контактнодугогасительную систему аппарата с одной парой дугогасительных контактов, ц – удельная стоимость металла контактов, a, k,  – коэффициенты, q годовой норматив приведения (дисконтирования), N – отводимая от ствола
15
дуги мощность, n – число параллельных дугогасительных контактов, rj – балластное сопротивление одной из параллельных ветвей,bj – ослабляющая переменная.
Система (12), (13) решалась относительно числа параллельных дугогасительных контактов n для конкретных значений токов I и времени горения
дуги t.
При оптимизации параметров струйного частотного коммутатора в качестве целевой функции выбран расход жидкого металла за один цикл работы
аппарата, а в качестве ограничений условия термической и электродинамической стойкости струйного контакта:
min
a
tи

4 I
 d 2
 l  d 2
4

0, l
  tи  v  d 2
4
,
g d
v2
 sin(2  arcsin
)0,
g
10  v

2
4 I

(d 2  2  v 2  t и2 ) 
0, d>0,v>0,
tи  d  o
 d 2
(14)
(15)
(16)
где d и l – диаметр и длина струи жидкого металла, м; tи – время импульса
(одного цикла работы ), с; v – скорость жидкого металла в струе, м/с.
В результате произведенных на ЭВМ расчетов для струй различной длины
и при разных значениях времени работы струи было установлено, что минимум объемного расхода жидкого металла достигается при таком соотношении
диаметра струи и скорости металла в ней, при котором наблюдается равенство диаметров струи, полученных из условий термической и электродинамической стойкости.
Для уменьшения расхода жидкого металла, как следует из выражения
(14), целесообразно использовать в частотных коммутаторах жидкометаллическую струю минимальной длины, вырождающуюся в скользящий зонный
жидкометаллический контакт. Как показали проведенные исследования, при
минимальных объемах промежуточного жидкометаллического рабочего тела,
достаточных для смазывания контактов частотного коммутатора, отсутствует
разбрызгивание жидкого металла, обеспечивается надежный контакт и
успешная коммутация.
Выбор в качестве подвижного контакта твердометаллического электрода
позволяет увеличить скорость размыкания контактов и обеспечить высокое
значение пробивного напряжения в межконтактном зазоре. Стендовые испытания макетных образцов частотных коммутаторов со cкользящим жидкометаллическим контактом подтвердили возможность создания сильноточных
электромеханических преобразователей постоянного тока с жидкометаллическим рабочим телом.
16
ЗАКЛЮЧЕНИЕ
Основные практические и научные результаты диссертационной работы
заключаются в следующем:
1.Получена математическая модель электрической дуги отключения с изменяющимися геометрическими размерами, которую можно использовать
при конструировании контактно-дугогасительных систем сильноточных коммутациионных аппаратов. Произведено статистическое обоснование адекватности математической модели дуги.
2.Разработана методика определения параметров математических моделей
дуги, применимая к широкому классу интегральных динамических моделей
дуги отключения, использующая в качестве исходных данных зависимости
тока и напряжения дуги от времени, полученные в результате пассивного
эксперимента.
3.Впервые выявлены условия, которые могут обеспечить устойчивость горения параллельных дуг в процессе коммутации цепи на стадии токоограничения. Показано, что в начальный период горения дуги при определенных
скоростях ее растяжения и положительном знаке перед производной поперечного сечения дуги, условие устойчивости для параллельных дуг можно
обеспечить даже без дополнительных балластных сопротивлений в ветвях с
дугами.
4.Проведен анализ токонесущей способности (устойчивости) жидкометаллической струи с учетом зависимости теплофизических характеристик жидкого металла от температуры. Получена зависимость максимальной плотности тока термической и электродинамической стойкости от физических
свойств жидкого металла, температуры, длины и скорости жидкометаллической струи.
5.Разработана методика расчета основных параметров струйного частотного коммутатора. Решены задачи по оптимизации параметров струйного
частотного коммутатора и контактно-дугогасительной системы сильноточного шунтирующего выключателя. Оптимизационные задачи были сведены к
задаче Куна-Таккера. В качестве целевой функции при этом использовались
стоимостные показатели контактных материалов, а ограничениями служили
условия термической и электродинамической стойкости жидкометаллических
струй и устойчивости горения параллельных дуг.
6.Предложены новые конструкции контактно-дугогасительных систем
коммутационных аппаратов, в которых гашение дуги осуществляется за счет
ее механического растяжения. Прошли успешные испытания модули электромеханических частотных коммутаторов с частотой коммутации 6÷30 Гц,
на номинальное напряжение 65 В и 120 В, коммутируемый ток 10÷5000 А и
сильноточного шунтирующего выключателя мостикового типа на номинальное напряжение 200 В, ток 24 кА, использующие в качестве промежуточного
жидкометаллического рабочего тела эвтектический сплав галлий-индийолово.
17
Основное содержание диссертации опубликовано в следующих работах:
В изданиях по списку ВАК:
1.Воронин А.А. Математические методы исследования динамики и проблемы управления низкотемпературной плазмой/ Новиков О.Я., Путько В.Ф.,
Танаев В.В., Воронин А.А. и др. – Новосибирск: Наука. Сиб. отд-ние, 1991.
257 с. – (Низкотемпературная плазма. Т.2).
2.Воронин А.А. Опыт использования жидкометаллического рабочего тела
в сильноточных коммутационных аппаратах и контактных соединениях/ Воронин А.А., Киреев К.В., Кулаков П.А., Приходченко В.И.// Электротехника.
– 2008. – № 8. – С.10 – 14.
В других научных изданиях:
3.Воронин А.А. Электромеханические преобразователи постоянного тока
с жидкометаллическим рабочим телом/ Воронин А.А., Кулаков П.А., Приходченко В.И.// Всесоюзная науч.-техн. конф. Специальные коммутационные
элементы. Секция «Слаботочные и сильноточные контакты с жидкометаллическим рабочим телом». Тез. докл. – Рязань, 1984. – С.14–15.
4.Воронин А.А. Сильноточные специальные коммутационные аппараты с
жидкометаллическим рабочим телом/ Воронин А.А., Кулаков П.А., Новиков
О.Я. и др.// Всесоюзная науч.-техн. конф. Специальные коммутационные
элементы. Секция «Слаботочные и сильноточные контакты с жидкометаллическим рабочим телом». Тез. докл. – Рязань, 1984. – С.18–19.
5.Воронин А.А. Анализ режимов работы жидкометаллических преобразователей, преобразователей, предохранителей и токоограничителей многократного действия/ Воронин А.А., Кулаков П.А., Новиков О.Я. и др.// Пятая
Всесоюзная науч.-техн. конф. Состояние и перспективы развития производства аппаратов низкого напряжения (Ульяновск, 14 – 16 мая 1985г.). Тез.
докл. – М: Информэлектро, 1985. – С.54–55.
6.Воронин А.А. Частотный коммутатор с жидкометаллическим контактом/
Воронин А.А., Гайнуллин Р.А., Кулаков П.А. и др.// Вибротехника. – Вильнюс, 1985. – № 3(47). – С.95–98.
7.Воронин А.А. Вопросы коммутации сильноточных электрических цепей
коммутационными аппаратами с жидкометаллическими контактами/ Воронин
А.А., Кулаков П.А., Новиков О.Я. и др.// Всесоюзное науч.-техн. совещание.
Пути повышения качества и надежности электрических контактов. Краткие
тез. докл. – Л., 1986. – С.92–93.
8.Воронин А.А. Определение параметров динамических моделей дуги/
Воронин А.А., Кулаков П.А., Новиков О.Я.// Генераторы низкотемпературной
плазмы. Тез. докл. X Всесоюзной конф.(Каунас, 16 – 18 сентября 1986г.). –
Минск, 1986. – Ч.2. – C.124–125.
9.Воронин А.А. Сильноточный коммутационный аппарат с шунтирующей
ветвью/ Воронин А.А., Игнатьев В.М., Кулаков П.А. и др.// Пути повышения
18
качества и надежности жидкометаллических контактов. Тез. докл. – Каунас,
1987. – C.120–121.
10.Воронин А.А. Идентификация и устойчивость электрической дуги/ Воронин А.А., Кулаков П.А., Новиков О.Я. // III Всесоюзная науч.–техн. конф.
Проблемы нелинейной электротехники. Тез. докл. – Киев, 1988. – Ч.3 – C.86–
88.
11.Воронин А.А. Идентификация электрической дуги по динамическим
вольт-амперным характеристикам/ Воронин А.А., Кулаков П.А., Новиков
О.Я. // ХI Всесоюзная науч.–техн. конф. Генераторы низкотемпературной
плазмы. Тез. докл.–Новосибирск: ИТФ СО АН СССР, 1989.–Ч.1–C.294–295.
12.Воронин А.А. Оптимизация жидкометаллических коммутационных аппаратов/ Воронин А.А., Кулаков П.А.// Тез.докл. областной науч.-техн. конф.,
посвященной 60-летию ин-та.–Куйбышев: КПтИ, 1990.–C.44–45.
13.Воронин А.А. Режимы работы сильноточных коммутационных аппаратов с жидкометаллическими контактами/ Воронин А.А., Кулаков П.А., Новиков О.Я. и др.// Нестационарные дуговые и приэлектродные процессы в электрических аппаратах и плазмотронах. Сб. докл. Всесоюзного семинара (24 –
29 июня 1991г., г.Улан-Удэ). – Алма-Ата: Гылым, 1991. – C.37–42.
14.Воронин А.А. Автоматизированная система определения параметров
моделей электрической дуги/ Воронин А.А.// Автоматизация информационных, технологических и управленческих процессов. Материалы регионального межотраслевого семинара. Самара: СООСНИО, 1991. – С.15–17.
15.Voronin A.A. The Switch Processes in the Heavy Current Devices with the
Liquid Metal Contacts/ Ignatiev V.M., Kulakov P.A., Novikov O.Ya., …, Voronin
A.A.// Proceedings of the International Symposium on Electrical Contacts. Theory
and Applications. ISECTA’93. Almaty: ITAM KNAS, 1993. – P.27–47.
16.Воронин А.А. Расчет термической и электродинамической стойкости
струи жидкого металла частотного коммутатора/ Воронин А.А.// Материалы
Междунар. конф. «Электрические контакты». – Санкт-Петербург: СПОМЭА,
1996. – С.49–51.
17.Воронин А.А. Влияние нестационарных элементов на периодический
режим короткого замыкания электроэнергетических систем/ Воронин А.А.,
Кулаков П.А., Приходченко В.И.// 2-ой Междунар. симпозиум по энергетике,
окружающей среде и экономике. Материалы докл. – Казань: КФ МЭИ, 1998.
– Т.1. – C.392–394.
18.Воронин А.А. Повышение надежности сильноточных коммутационных
аппаратов/ Воронин А.А., Кулаков П.А., Приходченко В.И.// Надежность и
качество в промышленности, энергетике и на транспорте. Тр. Междунар.
конф. – Самара: СамГТУ, НИИ ПНМС, 1999. – C.239–240.
19.Воронин А.А. Определение условий реализации стадии растяжения параллельных дуг в процессе коммутации/ Воронин А.А., Кулаков П.А.// Проблемы электротехники, электроэнергетики и электротехнологии. Тр. Всероссийской науч.-техн. конф. – Тольятти: ТГУ, 2004. – Ч.1. – С.46–48.
19
20.Воронин А.А. Определение условий устойчивого горения параллельных дуг в процессе коммутации/ Воронин А.А., Кулаков П.А., Приходченко
В.И.// Электрические контакты и электроды. Труды ИПМ НАН Украины. –
Киев: ИПМ НАНУ, 2006. – C.17–26.
21.Воронин А.А. Устойчивость параллельных дуг/Воронин А.А.,Кулаков
П.А. // IX Симпозиум «Электротехника 2030». Перспективные технологии
электроэнергетики. Сб.тез. – Московская область: ТРАВЭК, 2007. – С.139–
140.
22.Воронин А.А. Оптимизация контактно-дугогасительной системы шунтирующего выключателя/ Воронин А.А., Кулаков П.А., Приходченко В.И.//
Электрические контакты и электроды. Труды ИПМ НАН Украины. – Киев:
ИПМ НАНУ, 2008. – C.37–40.
23.Воронин А.А. Частотные коммутаторы с жидкометаллическим рабочим
телом/ Воронин А.А., Кулаков П.А., Приходченко В.И.// Электрические контакты и электроды. Труды ИПМ НАН Украины. – Киев: ИПМ НАНУ, 2008. –
C.66–70.
24. А.с. 1040541 СССР, МКИ3 Н 01 Н 29/28. Частотный коммутатор/
Н.А.Ахмеров, А.А.Воронин, П.А.Кулаков и др. (СССР). – 3 с.
25. А.с. 1089650 СССР, МКИ3 Н 01 Н 29/02. Частотный коммутатор/
А.А.Воронин, П.А.Кулаков, Л.Т.Николаева и др. (СССР). – 3 с.
26. А.с. 1115126 СССР, МКИ3 Н 01 Н 51/34. Частотный коммутатор/
А.А.Воронин, П.А.Кулаков, В.И.Приходченко (СССР). – 3 с.
27. А.с. 1379822 СССР, МКИ3 Н 01 Н 29/04.Жидкометаллическое контактное устройство/ А.В.Веретенков, А.А.Воронин, Н.К.Дулесов и др.(СССР).–3с.
Личный вклад автора. Все основные положения диссертации разработаны автором лично. В работах, написанных в соавторстве, автору принадлежат: разработка математических моделей и методики исследования [1(гл.1), 7,
10, 11, 22], постановочная часть [2, 12], расчетная часть [3], обработка результатов исследования [5], аналитические исследования [9, 13, 15], исследования и выводы [4, 6, 18, 23], разработка и моделирование алгоритма [8, 17],
определение условий устойчивости [19, 20, 21], формулировка пунктов и
принципов работы [24 – 27].
Автореферат отпечатан с разрешения диссертационного совета Д212.217.04 ГОУ ВПО
«Самарский государственный технический университет»
(протокол № 3 от 7 апреля 2009 г.)
Заказ № 308. Тираж 100 экз.
Отпечатано на ризографе.
ГОУ ВПО «Самарский государственный технический университет».
Отдел типографии и оперативной печати.
443100 г. Самара ул. Молодогвардейская, 244