126kV真空斷路器分離磁路式永磁操動機構

孫麗瓊 王振興 何塞楠 馬立超 耿英三 劉志遠

（電力設備電氣絕緣國家重點實驗室（西安交通大學） 西安 710049）

0 引言

真空斷路器（Vacuum Circuit Breaker,VCB）因其優異的開斷性能及可靠性，在中壓領域獲得了廣泛的應用[1]，而SF6斷路器在72kV 以上電壓等級市場占主導地位[2]。為減少SF6氣體所帶來的強溫室效應，研究和開發環境友好型輸電等級真空開關具有重要意義[3]。

操動機構通過絕緣拉桿驅動真空滅弧室動觸頭運動，是真空斷路器的關鍵部件。通過調節操動機構的動態特性曲線可以有效提高真空滅弧室的滅弧性能[4,5]。由于126kV 電壓等級的輸電系統對真空斷路器有很高的要求，因此相應的操動機構應配合滅弧室達到最優的動態特性。

永磁操動機構（Permanent Magnetic Actuator,PMA）具有較強可控性，在分合閘位置，通過永磁體產生的永磁保持力將永磁機構可靠地保持在分合閘位置，在分合閘操作時，通過通電線圈產生的電磁力驅動動觸頭運動，從而達到關合或開斷線路的目的。永磁機構一般分為單穩態機構和雙穩態機構兩種。但是，傳統的永磁機構由于動作速度較低，目前報導僅限于較小開距（8～22mm）的中壓（3.6～40.5kV）真空斷路器中。

為了提高永磁機構的速度特性，國內外的研究者開展了大量的研究工作[6-10]。Lequesne B 為滿足速度要求，提出了一種大開距下雙彈簧螺線管結構[6]。R.Jong-Suk 等人提出了一種分離磁路的永磁操動機構以提高線圈工作效率[7]，但未實現磁路完全分離，分合閘保持或分合閘線圈通電時磁路會存在干擾。Cai Z.Y.等人嘗試通過在傳統雙穩態永磁機構結構形式下，引入輔助線圈方式提高速度特性[8]。Kang 等人采用三連桿傳動機構提高永磁機構速度特性[9]。Wang Z.X.等人采用分合閘線圈同時通電方式提高機構分閘速度特性[10]。但是，126kV 真空斷路器的開距（約80mm）遠高于中壓真空斷路器（＜30mm），而且126kV 真空斷路器對動觸頭運動速度較高，要求分閘時動靜觸頭在分開后 6～7ms 內開距達到18～20mm（對應分閘速度約2.5～3.3m/s），在12～13ms時開距達到36～40mm（對應分閘速度約2.7～3.3m/s）。因此要滿足126kV 真空斷路器的速度特性具有很大的難度。

本文的研究目標是提出一種分離磁路永磁操動機構以滿足126kV 真空斷路器速度特性要求。該永磁機構為雙穩態結構形式，具有獨立的永磁保持磁路和電磁驅動磁路。本文采用數值仿真方法計算了永磁機構的靜態及動態特性，并根據計算結果制作了樣機。樣機的實驗結果與仿真結果具有較好的一致性，并證明了本設計的可行性。

1 分離磁路永磁機構的結構及工作原理

傳統永磁機構結構原理如圖1所示。永磁體安置于靜鐵心中，永磁體產生的磁力線與線圈產生的磁力線共用磁路，這樣的設計可以減小機構的體積。但是，由于它們共用磁路，在分閘操作起始階段，永磁體產生的磁力會部分抵消線圈的電磁力，造成剛分速度難以提高。同時，線圈產生的電磁力既通過動鐵心的上端面（見磁力線Ⅱ），也通過動鐵心的下端面（見磁力線Ⅰ），造成線圈產生的電磁力一個拉動鐵心運動，另一個阻礙鐵心運動，降低線圈的工作效率。

圖1 傳統永磁機構原理圖Fig.1 Schematic of conventional PMA

本文提出的新型永磁機構采用軸對稱結構，具有獨立的驅動部分和保持部分，結構原理如圖2所示，通過不導磁墊片7 將保持部分和驅動部分磁路進行隔離；同時，磁軛部分通過不導磁墊片12 將分閘和合閘過程的磁路進行隔離。

圖2 分離磁路永磁機構原理圖Fig.2 Schematic of separated magnetic PMA

當真空斷路器處于分閘或合閘位置時，保持靜鐵心中的永磁體提供磁力即保持動鐵心可靠保持在分/合閘位置。當斷路器需要合/分閘操作時，電磁操動部分給合/分閘線圈通電，產生的電磁力驅動動鐵心與保持動鐵心一起運動，一旦保持動鐵心與保持靜鐵心間氣隙的大小超過靜鐵心中開槽所開氣隙的寬度，則永磁體的磁力線會通過鐵心中的氣隙形成回路。這能快速降低保持動鐵心所受的保持力，同時也降低了分、合閘初始階段的反力，可以有效提供剛分速度。同時，由于合閘線圈和分閘線圈之間存在用非鐵磁材料填充的氣隙，可以保證磁力線只通過動鐵心的上端面或下端面，克服了傳統機構在動鐵心的上、下端面均存在兩個磁力線回路問題，因此能有效提高線圈的工作效率。

此外，設計中考慮了緊急分閘的需要。當緊急情況發生時，按下緊急分閘去磁環9 可以有效降低合閘保持力，幫助實現手動分閘，解決了傳統永磁機構手動分閘困難的問題。

2 仿真方法

永磁機構特性仿真包含靜態特性仿真和動態特性仿真。永磁機構靜態特性分析是永磁機構結構設計的理論依據，同時也是動態特性分析的基礎。本文采用Ansoft 有限元電磁仿真軟件完成靜態特性計算，分析了各參數對永磁機構電磁場的影響，從而選擇工作性能最佳的參數，完成了永磁機構的結構設計。

永磁機構的運動過程包含了電路、磁場和機械運動等多個物理過程。永磁機構運動過程是電磁和機械綜合的過渡過程決定的，它在電路上必須遵循電壓平衡方程，在運動上遵循達朗貝爾方程，在磁場上遵循麥克斯韋方程，通過對這些動態方程的耦合求解，如式（1）所示，得到機構的動態特性[11,12]。

式中，ψ是永磁機構線圈產生的磁鏈；UC是放電電容器兩端的電壓；R是線圈電阻；i是線圈電流；v是運動部分的運動速度；F是電磁力；m是運動部分質量；x是運動部分的位移；C是電容器的容量。

為求解機構運動特性，首先，借助Ansoft 有限元分析軟件輔助設計，建立機構靜態特性計算的仿真模型，得到永磁機構動鐵心在不同位置和不同線圈電流下所對應的電磁力和磁鏈數據，建立的數據網格。

然后，在Adams 軟件中建立動態仿真模型，如圖3所示。模型中包含真空滅弧室、永磁機構及觸頭簧。觸頭簧將動觸頭和永磁機構連接在一起，并且僅在動觸頭與靜觸頭接觸時才起作用。在合閘過程中，觸頭簧起阻力作用；在分閘過程中，觸頭簧起助力作用。

圖3 126kV 真空斷路器動態仿真模型Fig.3 Simulation model of 126kV VCB

動態系統模型中的運動是依靠永磁機構提供的電磁力驅動的，通過永磁機構靜態特性求解得到的動鐵心在不同位置和不同線圈電流下所對應的電磁力和磁鏈數據，F=f(i,x)、ψ=ψ(i,x)，在Fortran編譯器中編寫求解程序，通過Runge-Kutta 求解偏微分方程組（1），計算電壓UC、磁鏈ψ值；應用二元二次插值法，根據氣隙x、磁鏈ψ查表插值求出電磁力F和電流i值。利用Adams 軟件的用戶自定義功能將求解程序導入Adams 模型中，仿真中通過調用電磁力求解程序為模型加載力約束，電磁力驅動模型運動部件不斷改變狀態，從而完成整個運動過程仿真。

3 仿真結果

3.1 靜態特性

永磁機構在分閘位置和合閘位置的磁力線分布如圖4所示。因為在機構設計時將保持部分和驅動部分磁路進行了完全分離，因此，在仿真中，將保持部分和驅動部分作為獨立部分進行考慮。分離磁路設計方法對永磁體和線圈參數的設計更靈活。

圖4 永磁機構磁力線分布Fig.4 Flux distribution of PMA

永磁體作用下機構的靜態吸力隨機構行程的變化關系如圖5所示。從圖中可以看出，機構分閘保持力約為2 000N，合閘保持力為7 300N。從永磁體的吸力特性曲線還可以看出當保持動鐵心離開分、合閘位置時，永磁體的磁力隨氣隙的變化急劇下降，也就是說，一旦動鐵心開始運動，保持力對動鐵心運動的阻礙將迅速減小，在幾個毫米內幾乎不再起作用。因此，動鐵心初始運動速度將被提高。

圖5 永磁體作用下靜態吸力隨機構行程的變化Fig.5 Permanent magnetic force vs.stroke

3.2 動態特性

126kV 真空斷路器仿真參數見表1。

表1 仿真參數Tab.1 Simulation parameters

圖6 合分閘過程的動觸頭位移及線圈電流曲線Fig.6 Displacement of movable contact and coil current curves during a closing and opening operation

圖6a 給出了合閘過程中的動觸頭位移曲線及線圈電流曲線，從曲線可以看出，動觸頭平均合閘速度為2.0m/s（剛合前20mm 平均值）。而126kV真空斷路器對此速度的要求為1.5m/s。從電流曲線可以看出，線圈通電后，電流開始指數上升，到達峰值后，動觸頭開始運動，電流隨之下降。線圈電流的峰值時為82A 左右。

分閘過程中的動觸頭位移曲線及線圈電流曲線如圖6b 所示。從圖中的分閘曲線可以看出，動觸頭的剛分速度為2.8m/s（剛分點后6ms 平均值），平均分閘速度為3.0m/s（剛分點后12ms 平均值），滿足126kV 真空斷路器速度要求。在分閘過程中電流到達峰值時觸頭還沒有開始運動，這是因為電流達到峰值時動鐵心即開始運動，然而，動觸頭要等觸頭簧釋放完超程后才開始運動。線圈電流的峰值為70A 左右。

3.3 供電電源影響

采用電容器組供電的方式作為勵磁電路，選擇不同的電容器充電電壓和容量，對新機構進行動態特性計算。線圈電阻R=1.52Ω，線圈的通電時間都為150ms，計算結果見表2 和表3，表中UC0為電容充電初始電壓，UC為動作結束后電容電壓，ΔU為電容壓降，C為供電電容容量，t1為從線圈通電到永磁機構動鐵心開始動作的時間，t2為機構動作結束的時間，Δt=t2?t1為機構整個運動過程的時間，v分為剛分點后12ms 平均值。

表2 電容器電壓對動態性能的影響（C=0.13F）Tab.2 The relationship between dynamic performance and capacitor voltage（C=0.13F）

表3 電容器容量對動態性能的影響（UC0=220V，R=1.52?）Tab.3 The relationship between dynamic performance and the capacitor capacitance

從表中數據可以看出，在其他參數不變的情況下，電容充電電壓越高，分閘速度越高；電容容量越大，分閘速度越高。

3.4 線圈參數影響

永磁機構中，勵磁線圈的參數對機構動態性能的影響很大，在永磁機構其他結構參數及永磁體體積大小不變時，永磁機構的動作速度主要由線圈參數決定。選擇不同的線圈線徑和線圈匝數，就能獲得不同的永磁機構動作和電流特性。表4 為不同的線圈參數對機構分閘特性的影響。表中IOmax為通過分閘線圈的峰值電流，t0為觸頭的啟動時間，t為觸頭分閘時間，v分為機構的平均分閘速度。

表4 線圈參數對機構分閘特性的影響（UC0=220V，C=0.13F）Tab.4 The relationship between dynamic performance and coil parameters

當線圈匝數一定時，線圈的線徑越大，由于線圈電阻越小，從而分閘時線圈中流過的電流越大，分閘的時間越短，速度越快。而當線圈線徑保持不變，線圈匝數越多，線圈電阻越大，線圈的電感也增大，使通過分閘線圈的電流增長變緩，電流峰值減小，分閘的時間變長，分閘速度降低。因此為提高分閘速度，一般采取減少線圈匝數、增大線圈線徑的方法。但是如果選擇較粗的導線線徑，同時線圈匝數太少，線圈峰值電流較大，對控制系統的要求也越高，成本相應增加。而選擇較細的導線，線圈電阻變大，雖然流過線圈中的電流變小，對控制系統電力電子元器件的參數要求也較低，但是以犧牲機構速度特性為代價的，可能會導致機構動態性能無法滿足斷路器要求。所以，要根據動態計算結果以及相關因素綜合考慮，選擇適當的導線匝數和線徑，以達到機構的優化設計。根據勵磁線圈參數仿真結果的比較分析，選擇合閘線圈線徑1.62mm，分閘線圈線徑2.10mm。分、合閘線圈匝數均為500 匝。

4 實驗裝置及實驗結果

126kV 真空斷路器永磁機構樣機及動態性能測試系統如圖7所示。永磁機構操作的供電電源為并聯電容器組。電容參數為：250V，22 000μF。將6 個電容器并聯起來，總容量為0.13F。電容充電模塊輸出100～240V 電壓。

圖7 126kV 真空斷路器永磁機構樣機及 動態性能測試系統Fig.7 Dynamic performance test system of PMA prototype for a 126kV VCB

為保障電網安全、可靠和經濟的運行，智能控制器除具備基本分、合閘功能外，還需具備諸如運行參數測量、故障判斷與處理及通信等功能。本文設計控制器總體框圖如圖8所示，由信號調理模塊、通信模塊、控制模塊、計算模塊、驅動模塊和人機交互模塊組成。信號采集模塊集成了所需測量信號的傳感器，傳感器輸出由信號調理模塊處理后進行A-D 轉換，輸出數字信號，并對一些開關量通過光電耦合器進行隔離。由計算模塊對采集到的數據進行分析處理，配合控制模塊實現保護功能。通信模塊通過以太網與上位機通信，同時將部分狀態通過指示燈與顯示屏進行顯示。控制模塊主要通過向IGBT 發出時間長度可控的導通信號而實現對分合閘操作的控制。本文選用 Altera 公司生產的Cyclone Ⅱ系列FPGA，DSP 選用TI 公司推出的TMS320C2000 系列。

圖8 智能控制器硬件框圖Fig.8 The block diagram of intelligent controller

驅動部分原理圖如圖9所示。驅動電路的工作過程是通過IGBT 的導通將分、合閘線圈與相應電容接通，依靠分、合閘線圈流過電流產生的電磁力驅動鐵心運動。同時，在IGBT 關斷后提供續流回路，防止線圈能量無法釋放產生的高電壓損壞器件。

圖9 驅動部分原理圖Fig.9 The schematic of driving part

圖10a 給出了動觸頭合閘位移曲線的實驗及仿 真結果。實驗結果與仿真結果基本一致，實驗測得的平均合閘速度為1.8m/s（觸頭閉合前20mm平均值），此速度略高于要求的1.5m/s，可以通過調節控制回路將其降低。

動觸頭分閘位移曲線的實驗及仿真結果如圖10b 所示。實驗測得的剛分速度為2.8m/s（剛分點后6ms 平均值），平均分閘速度為2.9m/s（剛分點后12ms 平均值）。

圖10 動觸頭合閘、分閘位移曲線實驗及仿真結果Fig.10 Displacement curves of the movable contact in a closing and opening operation compared with the calculated results

5 討論

5.1 傳統永磁機構與新型永磁機構靜態特性比較

傳統永磁機構和新型永磁機構靜態特性仿真結果如圖11所示。為保證兩種機構性能的可比性，兩個機構提供的合閘保持力（約7 300N）和分閘保持力（約2 000N）相同。但是，兩個機構中永磁力隨氣隙的變化曲線卻不同。從圖中可以看出，當永磁機構接近合、分閘位置時，新型永磁機構提供的永磁力快速上升。這意味著永磁力對機構運動影響較傳統機構更小，因為當動鐵心離開合、分閘位置后，永磁保持力迅速減小。

圖11 傳統永磁機構和新型永磁機構永磁力隨氣隙變化曲線（兩種機構合閘保持力約為7 300N，分閘保持力約2 000N）Fig.11 The static forces vs.gaps of conventional PMA and proposed PMA(the holding force in the closing position is～7 300N,and～2 000N in the opening position)

5.2 傳統永磁機構與新型永磁機構動態特性比較

在仿真得到兩種機構靜態特性數據的基礎上，進一步通過仿真得到其動態特性。兩種機構分合閘保持力幾乎一致。仿真結果位移曲線和電流曲線分別如圖12和圖13所示。如圖12所示，仿真得到傳統永磁機構平均分閘速度為2.5m/s，而新型機構平均分閘速度為3.0m/s。從圖13可以看出，新型機構的最大電流較傳統機構大。更大的電流意味著線圈能在機構運動中能提供更大的電磁力，這也是新型機構能提高分閘速度的另一個原因。

圖12 傳統機構和新型機構分閘動觸頭位移曲線Fig.12 The movable contact displacements of a conventional PMA and a proposed PMA during opening operations

圖13 傳統永磁機構和新型永磁機構分閘線圈電流曲線Fig.13 The opening currents of a conventional PMA and a proposed PMA during opening operations

6 結論

本文提出了一種具有分離磁路的126kV 真空斷路器永磁操動機構。該機構為雙穩態、軸對稱永磁機構，驅動部分、保持部分具有獨立磁路。本文計算了本機構的靜態特性及動態特性，并根據計算結果制作了樣機。樣機的合閘速度可達到1.8m/s（觸頭閉合前20mm 內平均速度），剛分速度為2.8m/s（觸頭分開后6ms 內平均速度），平均分閘速度為2.9m/s（觸頭分開后12ms 內平均速度）。此速度特性滿足126kV 真空斷路器的要求。同時對比傳統永磁機構和新型分離磁路永磁機構靜態特性及動態特性，新型機構較傳統機構分閘速度更高，電流更大。

[1]Slade P G.The vacuum interrupter:theory,design,and application[M].London:CRC,2008.

[2]Yanabu S,Zaima E,Hasegawa T.Historical review of high voltage switchgear developments in the 20th century for power transmission and distribution system in Japan[J].IEEE Transactions on Power Delivery,2006,21(2):659-664.

[3]Liu Z Y,Wang J M,Xiu S X,et al.Development of high-voltage vacuum circuit breakers in China[J].IEEE Transactions on Plasma Science,2007,35(4):856-865.

[4]Kong G W,Liu Z Y,Wang D,et al.High-current vacuum arc:the relationship between anode phenomena and the average opening velocity of vacuum interrupter[J].IEEE Transactions on Plasma Science,2011,39(6):1370-1378.

[5]Sun L Q,Yu L,Liu Z Y,et al.An opening displacement curve characteristic determined by high-current anode phenomena of a vacuum interrupter[J].IEEE Trans- actions on Power Delivery,2013,28(4):2585-2593.

[6]Lequesne B.Fast-acting long-stroke bistable solenoids with moving permanent magnets[J].IEEE Transactions on Industry Applications,1990,26(5):848-856.

[7]Ro J S,Hong S K,Jung H K.Characteristic analysis and design of a novel permanent magnetic actuator for a vacuum circuit breaker[J].IET Electric Power Appli- cations,2013,7(2):87-96.

[8]Cai Z Y,Ma S H,Wang J M.An approach of improve permanent magnetic actuator of vacuum circuit breaker[C].International Symposium on Discharges and Electrical Insulation in Vacuum,2008,1:165- 168.

[9]Kang J H,Kwak S Y,Kim R E,et al.The optimal design and dynamic characteristics analysis of electric actuator(EMFA)for 170kV/50kA VCB based on three- link structure[C].International Symposium on Disch- arges and Electrical Insulation in Vacuum,2008,1:177-180.

[10]Wang Z X,Yan P,Geng Y S,et al.Simulation of an improved operating method for vacuum circuit breakers with permanent magnetic actuators[J].International Journal of Applied Electromagnetics and Mechanics,2010,33(3-4):1373-1381.