72．5kV高压真空断路器永磁操动机构的方案设计

1　引言 　　永磁操动机构结构简单、零件数量少、可靠性高，非常适合于操动真空断路器。它于1998年投放市场，已引起国内外普遍关注，并被成功地配用在中压真空断路器上，目前有12 kV、17．5 kV和24 kV额定电压等级的产品。较高电压等级的产品一直都在研究，但尚未见到有关其研究和应用的报道［1，2］。高压真空灭弧室有较长的运动行程，并需要较高的分、合闸速度，例如72．5 kV高压真空灭弧室需要的触头开距在50 mm左右，需要的分、合闸速度分别是2．5 m／s和1．8 m／s，与12 kV中压断路器的真空灭弧室相比，开距为其6倍左右，分、合闸速度为其2倍左右。由于气隙磁阻与气隙长度成正比，故在较长的开距下，动铁芯通常不易获得满足高压真空灭弧室开断要求的机械力，这给配用永磁操动机构带来了相当的难度。 　　本文提出了一种72．5kV高压真空断路器永磁操动机构的方案，在基本上不增加磁系统体积的前提下，通过在分闸线圈工作气隙区域内设置磁分路，使动铁芯在较长的运动行程下获得了足以能驱使其运动的机械力。通过仿真进行了虚拟测试，结果表明其力输出特性和速度特性均符合要求。 2　结构与原理 　　永磁操动机构的电磁系统主要由动铁芯、静铁芯、永久磁铁、分闸线圈及合闸线圈所组成，永久磁铁和分、合闸线圈分别环绕在动铁芯和横轭及动铁芯和上、下侧柱之间。当动铁芯位于合闸位置或分闸位置时，永久磁铁的磁场主要作用在动铁芯的闭合端，产生足以克服来自于真空灭弧室和机械传动系统的负载反力的电磁保持力，从而使触头保持分断或接通。当分闸线圈或合闸线圈通电受励后，激磁线圈的外加磁场与永久磁铁的磁场相抵消，电磁保持力随激磁电流上升而下降，当激磁电流达到触动值后，电磁保持力小于负载反力，动铁芯从一个终端位置运动到另一个终端位置上，带动触头动作。激磁线圈外加磁场对动铁芯的作用强度与其所链磁路的气隙长度成反比，气隙越长，激磁线圈外加磁场对动铁芯的作用强度越弱。为使有较长运动行程的电磁铁能在运动初始阶段从激磁线圈的外加磁场中获得充足的动能，本设计在分闸线圈的工作气隙区域内设置一由导磁材料构成的磁分路，图1所示为带有磁分路的永磁操动机构电磁系统的结构示意 　　图。引入磁分路后，进入磁极端面的磁通被分为工作气隙主磁通和工作气隙边缘磁通，动铁芯的电磁吸力特性趋于平坦［3］。这样长行程的电磁铁同样也能在分闸运动的初始阶段从分闸线圈的外加激磁磁场中获得足够的能量而运动。但在运动的后半程及在分闸位置上，由于磁分路的存在，激磁线圈外加磁场和永久磁铁的磁场对动铁芯的作用效果将大大降低，电磁保持力将会减少。

　　真空灭弧室及其机械传动系统的负载力主要包括：真空灭弧室的自闭力、触头弹簧压力、合闸电动力和零件重力及其运动的摩擦力，其中触头弹簧压力和合闸电动力只在超程阶段才起作用，因此分闸位置上的负载反力远远小于合闸位置上的负载反力［4］。对于72．5 kV的真空断路器，合闸位置上的负载反力大约是 4000N／相；而分闸位置上的负载反力只有200N／相左右。虽然在分闸位置上设置磁分路使永久磁铁作用于动铁芯上的电磁保持力有较大幅度的降低，但仍足以保证触头可靠地分断。 　　在合闸位置上，需要永久磁铁的磁场能提供足够的电磁保持力以克服来自真空灭弧室的自闭力和机械传动系统的负载反力，因此不宜在此位置上设置磁分路。由于分闸工作气隙的磁分路削弱了永久磁铁在分闸位置上作用于动铁芯上的电磁保持力，故在合闸运动过程的初始阶段，合闸线圈外加激磁磁场所要克服的负载力相对较小，尽管其所链磁路有较大的工作气隙，但动铁芯仍能获得所需的动能。 3　磁场的计算模型和计算方程 　　永久磁铁利用磁性材料的剩磁工作，计算时可以将其等效为一个套在磁导体上的具有恒定磁势Ip的面电流线圈（匝数N＝1）。经这样处理后，永久磁场或磁路的计算问题就被归化为一般磁场或磁路的计算问题，凡适用于直流电磁系统计算的各种方法均可应用于永磁电磁系统的磁场或磁路计算。

　　本文采用有限元法对永磁操动机构电磁系统的静磁场进行了数值计算。因其磁场分布具有轴对称性，故采用圆柱坐标（r、θ、z），r坐标为半径方向，z坐标为对称轴，因其以θ＝0 平面为对称面，故取1／2场域为计算域。计算场域Ω如图2所示（点划线表示边界），边界面上的矢量磁位A＝0。 　　经上述处理后，根据麦克斯韦尔方程组，可导出在圆柱坐标系的r－z平面上待求矢量磁位A的数学模型 　　式中　μ为磁导率；J为电流密度。 　　与式（1）边值问题等价的能量泛函为 　　求解过程为将电磁场离散，将整个求解场域划分成E个三角形单元和n个节点，这样恒定磁场的矢量磁位A被离散成A1，A2，…，An等n个节点的矢量磁位；将各单元的能量泛函对每一个节点的A求导，并令其和为0，得到n个线性方程；代入已知的边界节点的A值，解线性方程组即可求得待求节点的A。因磁导率与矢量磁位有关，故须反复计算静磁场并修正磁导率，迭代数次方可得到整个场域的矢量磁位A。 　　根据B=▽�A可求出圆柱坐标系中三角形单元内任一点磁感应强度B。 　　由麦克斯韦公式，可计算出磁场作用于动铁芯上的静态吸力

　　式中　n为沿该表面法线方向的单位矢量；S为包围动铁芯的封闭表面。 4　动态过程方程式及其仿真 　　驱使动铁芯运动操作能量来自于电容器的电场储能，电容器预先被充以一定的电压，当进行操作时，它向激磁线圈释放能量，这样电场能量被转换成磁场能量，磁场能量再被转换为动铁芯运动的机械能。电磁系统的通断过程不是处于稳态，而是处于动态，只有计算动态过程，方能合理确定电磁系统的结构参数和电容器的电气参数，以保证永磁操动机构能可靠地工作。 　　4．1　动态过程方程式 　　永磁操动机构有2个线圈，即合闸线圈和分闸线圈，这2个线圈不同时操作，它们各自构成一个独立的电磁系统。二者动态过程方程式的表达形式虽相同，但具体参数有所不同。 　　4．1．1　激磁线圈回路的电路方程式 　　激磁线圈的能量由储能电容器提供，并通过功率器件来控制其通断。由于动铁芯位移会使永久磁铁的磁场发生改变，故永久磁铁的磁场与激磁线圈的磁场相耦合。如不考虑涡流，激磁线圈回路的等效电路如图3所示。 　　若不计晶闸管的正向导通压降，线圈回路的电路方程式为 　　式中　uC为电容器两端的电压；i为激磁线圈的电流；R为激磁线圈的电阻；Ψ为激磁线圈的磁链；L为激磁线圈的自感；M为永久磁铁等效面电流线圈与激磁线圈间的互感；C为电容器的电容。 　　电路的初始条件为 　　式中　U0为电容器的预充电压。 　　由式（4）和式（5）推导可得 　　4．1．2　动铁芯的运动方程式 　　动铁芯在运动过程中，运动部分的位移方程式为 　　式中　m（x）为动铁芯运动部分的归化质量；x为动铁芯的位移;Ff（x）、Ff为与运动部分的位移和速度有关的反力。 　　4．1．3　吸力方程式 　　假设磁系统是线性的，磁场能量为 　　4．2　动态过程的仿真 　　上述方程组不能用严密的解析方法求解，本文应用MATLAB语言的SIMULINK工具箱对动态 　　过程方程组进行了仿真，不仅可以获得动态过程的时域解，而且可以方便地修正储能电容器和激磁线圈的电气参数。图4所示为动态过程的仿真模型。 　　图4中有2个子系统，即电磁吸力仿真模型子系统和激磁电流仿真模型子系统，它们分别是式（9）和式（6）在SIMULINK中的表示，如图5和图6所示。 　　仿真所需的电磁参数位移x的函数，仿真前可用有限元法或其它磁场或磁路计算方法求出。负载反力特性和归算质量也是位移x的函数，也在仿真前计算出来，这些函数在仿真模型中用各自的子函数表示。 　　当t＝0时，动铁芯的位移为0；当动铁芯位移到终端位置时，用STOP模块结束仿真。由此可获得动铁芯在整个运动行程中线圈的激磁电流、电容器的放电电压、运动部分的位移和速度等随时间或位移而变化的特性曲线。5　计算结果及其分析 　　图7所示为激磁线圈未通电时计算所得的场域磁位分布图。在图7（a）所示的合闸位置上，磁力线几乎全部穿过动铁芯的端面，产生相应的电磁保持力；而在图 7（b）所示的分闸位置上，由于设置了磁分路，一部分磁通从动铁芯的侧面穿过，另一部分磁通穿过动铁芯的端面，故此位置上的电磁保持力较合闸位置上的电磁保持力小得多。 　　气隙磁阻与气隙长度成正比，故永久磁铁作用于动铁芯端面的电磁保持力随气隙增加而减小，表1为不同气隙下永久磁铁作用于动铁芯闭合端的电磁保持力的计算值。 　　由表1可见，在分闸或合闸的终端位置附近，电磁保持力变化很陡。在合闸位置附近，只要工作气隙长度不大于1．0 mm，就足以保证触头可靠闭合；在分闸位置附近，由于真空灭弧室及机械传动系统的负载反力仅为200N／相左右，尽管磁分路的作用使电磁保持力大大降低，但仍能保证触头可靠分断。 　　图8所示为激磁线圈通以恒定磁势时磁位分布。在图8（a）所示的合闸位置上，受分闸线圈外加磁场作用，动铁芯闭合端的磁场被削弱；在分闸线圈的工作气隙区域附近，磁分路的设置使气隙磁阻减少，漏磁也较无磁分路时少，磁通集中于动铁芯外端面及外侧边缘。在分闸线圈外加激磁磁势作用下，使动铁芯保持合闸的电磁力被抵消，动铁芯趋于向分闸位置运动。在图8（b）所示的分闸位置上，尽管合闸线圈有较长的工作气隙，其外加激磁磁势作用于合闸线圈端的磁场较弱，但在分闸工作气隙区域附近，由于设有磁分路，永久磁铁和合闸线圈外加磁场有一部分作用于动铁芯的侧边缘区域，端面上通过的磁通相对较少，因而使动铁芯保持分闸的电磁力较小，动铁芯趋于向合闸位置运动。 　　应用本文所建立的仿真模型对设计样机进行了仿真，并根据仿真结果评价其性能，以便对电磁参数进行实时修正。图9所示为仿真得到的动态特性。 　　为使永磁操动机构能得到较大的输出机械力而快速动作，电磁系统的结构参数和电源参数都应合理设计和正确选择。为保证激磁电流能达到所需值，储能电容器的预充电压U0应较高，电容C也应较大；同时在线圈通电期间内，为使激磁线圈的外加磁场能与永久磁铁的磁场相抵消，应减小放电回路的阻尼振荡角频率，这也要求电容C足够大。分、合闸线圈各自配有一个预充电压为100 V、电容值为0．1 F的储能电容。 　　为保证断路器能按要求完成一个完整的O－C－O操作，提供分闸能量的电容应能连续二次放电。图9所示的特性曲线1和3分别为分闸电容的预充电压为 100V和90V时的动态特性，通过比较图9（b）、图9（c）和图9（d）可以看出，由于第二次放电时电容两端的预充电压已经降低了一些，故动铁芯运动时间（主要是触动时间）略有增加，但分闸线圈的激磁电流值和动铁芯的分闸速度值几乎没有变化，足以保证可靠分闸；比较图9（e）的曲线1和曲线3可以看出，即使电容器的预充电压不同，但只要能维持放电，动铁芯的速度位移特性几乎是相同的。 　　根据图9（e）的行程速度特性曲线可见，由于在分闸线圈的工作气隙附近设置了磁分路，动铁芯在分闸运动过程中的电磁吸力特性较平坦，这使动铁芯的分闸速度上升速率先陡后缓，有利于保证触头按最佳分闸位移特性曲线运动；合闸线圈的工作气隙附近未设置磁分路，动铁芯在合闸运动过程中的电磁吸力特性较陡，合闸末速度较高，有助于减小合前预击穿。 　　在相同的窗口面积及填充系数下，线径越细，线圈匝数越多，线圈的电感和线圈回路的电阻越大，线圈中的电流和磁通增加得越慢，衔铁运动时间越长。若线圈中的电流不能达到触动电流，则衔铁拒动；反之亦然。所以减少线圈匝数有助于提高分、合闸速度。 6　结论 　　本文提出了一种配用于72．5 kV高压真空灭弧室的永磁机构的设计方案，通过在分闸线圈工作气隙区域内设置磁分路，使衔铁在较长的运动行程下也获得充足的动能。仿真和计算结果表明，用这种方法设计的永磁操动机构能满足72．5 kV真空灭弧室的开断要求。 参考文献： 　　［1］　 Dullni E．A vacuu m circuit－breaker with permanent magneticactuator for frequent operations［C］．IEEE18th Int．Sy mp．on 　DEIV，Eindhoven，1998：688－691． 　　［2］　李建基（LiJianji）．配永磁操动机构的真空断路器（Vacuu mcircuit－breaker with permanent magnetic actuator）［J］．高压开关行业通讯（Trade Journal of HVSwit chgear），1999，（10）：28－31． 　　［3］　马少华，等（Ma Shaohua，et al）．永磁操动机构应用于高压真空断路器上的可能性（Characteristic analysis＆feasibility of thebi－stable magnetic actuator fitted on high voltage vacuu mcircuitbreaker）［J］．高压电器（High Voltage Apparatus），2000，（4）：19－23． 　　［4］　苑舜（Yuan Shun）．真空断路器操动机构的设计与优化（Design　 and optimization of mechanical drive of vacuu mcircuit breaker）［M］．北京：中国电力出版社（Beijing：China Electric Power Press）,1998.