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                   1　引言
　　永磁操動機構結構簡單、零件數量少、可靠性高，非常適合于操動真空斷路器。它于1998年投放市場，已引起國內外普遍關注，并被成功地配用在中壓真空斷路器上，目前有12 kV、17．5 kV和24 kV額定電壓等級的產品。較高電壓等級的產品一直都在研究，但尚未見到有關其研究和應用的報道［1，2］。高壓真空滅弧室有較長的運動行程，并需要較高的分、合閘速度，例如72．5 kV高壓真空滅弧室需要的觸頭開距在50 mm左右，需要的分、合閘速度分別是2．5 m／s和1．8 m／s，與12 kV中壓斷路器的真空滅弧室相比，開距為其6倍左右，分、合閘速度為其2倍左右。由于氣隙磁阻與氣隙長度成正比，故在較長的開距下，動鐵芯通常不易獲得滿足高壓真空滅弧室開斷要求的機械力，這給配用永磁操動機構帶來了相當的難度。
　　本文提出了一種72．5kV高壓真空斷路器永磁操動機構的方案，在基本上不增加磁系統體積的前提下，通過在分閘線圈工作氣隙區域內設置磁分路，使動鐵芯在較長的運動行程下獲得了足以能驅使其運動的機械力。通過仿真進行了虛擬測試，結果表明其力輸出特性和速度特性均符合要求。
2　結構與原理
　　永磁操動機構的電磁系統主要由動鐵芯、靜鐵芯、永久磁鐵、分閘線圈及合閘線圈所組成，永久磁鐵和分、合閘線圈分別環繞在動鐵芯和橫軛及動鐵芯和上、下側柱之間。當動鐵芯位于合閘位置或分閘位置時，永久磁鐵的磁場主要作用在動鐵芯的閉合端，產生足以克服來自于真空滅弧室和機械傳動系統的負載反力的電磁保持力，從而使觸頭保持分斷或接通。當分閘線圈或合閘線圈通電受勵后，激磁線圈的外加磁場與永久磁鐵的磁場相抵消，電磁保持力隨激磁電流上升而下降，當激磁電流達到觸動值后，電磁保持力小于負載反力，動鐵芯從一個終端位置運動到另一個終端位置上，帶動觸頭動作。激磁線圈外加磁場對動鐵芯的作用強度與其所鏈磁路的氣隙長度成反比，氣隙越長，激磁線圈外加磁場對動鐵芯的作用強度越弱。為使有較長運動行程的電磁鐵能在運動初始階段從激磁線圈的外加磁場中獲得充足的動能，本設計在分閘線圈的工作氣隙區域內設置一由導磁材料構成的磁分路，圖1所示為帶有磁分路的永磁操動機構電磁系統的結構示意
　　圖。引入磁分路后，進入磁極端面的磁通被分為工作氣隙主磁通和工作氣隙邊緣磁通，動鐵芯的電磁吸力特性趨于平坦［3］。這樣長行程的電磁鐵同樣也能在分閘運動的初始階段從分閘線圈的外加激磁磁場中獲得足夠的能量而運動。但在運動的后半程及在分閘位置上，由于磁分路的存在，激磁線圈外加磁場和永久磁鐵的磁場對動鐵芯的作用效果將大大降低，電磁保持力將會減少。

　　真空滅弧室及其機械傳動系統的負載力主要包括：真空滅弧室的自閉力、觸頭彈簧壓力、合閘電動力和零件重力及其運動的摩擦力，其中觸頭彈簧壓力和合閘電動力只在超程階段才起作用，因此分閘位置上的負載反力遠遠小于合閘位置上的負載反力［4］。對于72．5 kV的真空斷路器，合閘位置上的負載反力大約是 4000N／相；而分閘位置上的負載反力只有200N／相左右。雖然在分閘位置上設置磁分路使永久磁鐵作用于動鐵芯上的電磁保持力有較大幅度的降低，但仍足以保證觸頭可靠地分斷。
　　在合閘位置上，需要永久磁鐵的磁場能提供足夠的電磁保持力以克服來自真空滅弧室的自閉力和機械傳動系統的負載反力，因此不宜在此位置上設置磁分路。由于分閘工作氣隙的磁分路削弱了永久磁鐵在分閘位置上作用于動鐵芯上的電磁保持力，故在合閘運動過程的初始階段，合閘線圈外加激磁磁場所要克服的負載力相對較小，盡管其所鏈磁路有較大的工作氣隙，但動鐵芯仍能獲得所需的動能。
3　磁場的計算模型和計算方程
　　永久磁鐵利用磁性材料的剩磁工作，計算時可以將其等效為一個套在磁導體上的具有恒定磁勢Ip的面電流線圈（匝數N＝1）。經這樣處理后，永久磁場或磁路的計算問題就被歸化為一般磁場或磁路的計算問題，凡適用于直流電磁系統計算的各種方法均可應用于永磁電磁系統的磁場或磁路計算。

　　本文采用有限元法對永磁操動機構電磁系統的靜磁場進行了數值計算。因其磁場分布具有軸對稱性，故采用圓柱坐標（r、θ、z），r坐標為半徑方向，z坐標為對稱軸，因其以θ＝0 平面為對稱面，故取1／2場域為計算域。計算場域Ω如圖2所示（點劃線表示邊界），邊界面上的矢量磁位A＝0。

　　經上述處理后，根據麥克斯韋爾方程組，可導出在圓柱坐標系的r－z平面上待求矢量磁位A的數學模型
　　式中　μ為磁導率；J為電流密度。

　　與式（1）邊值問題等價的能量泛函為

　　求解過程為將電磁場離散，將整個求解場域劃分成E個三角形單元和n個節點，這樣恒定磁場的矢量磁位A被離散成A1，A2，…，An等n個節點的矢量磁位；將各單元的能量泛函對每一個節點的A求導，并令其和為0，得到n個線性方程；代入已知的邊界節點的A值，解線性方程組即可求得待求節點的A。因磁導率與矢量磁位有關，故須反復計算靜磁場并修正磁導率，迭代數次方可得到整個場域的矢量磁位A。
　　根據B=▽×A可求出圓柱坐標系中三角形單元內任一點磁感應強度B。
　　由麥克斯韋公式，可計算出磁場作用于動鐵芯上的靜態吸力

　　式中　n為沿該表面法線方向的單位矢量；S為包圍動鐵芯的封閉表面。
4　動態過程方程式及其仿真
　　驅使動鐵芯運動操作能量來自于電容器的電場儲能，電容器預先被充以一定的電壓，當進行操作時，它向激磁線圈釋放能量，這樣電場能量被轉換成磁場能量，磁場能量再被轉換為動鐵芯運動的機械能。電磁系統的通斷過程不是處于穩態，而是處于動態，只有計算動態過程，方能合理確定電磁系統的結構參數和電容器的電氣參數，以保證永磁操動機構能可靠地工作。
　　4．1　動態過程方程式
　　永磁操動機構有2個線圈，即合閘線圈和分閘線圈，這2個線圈不同時操作，它們各自構成一個獨立的電磁系統。二者動態過程方程式的表達形式雖相同，但具體參數有所不同。
　　4．1．1　激磁線圈回路的電路方程式
　　激磁線圈的能量由儲能電容器提供，并通過功率器件來控制其通斷。由于動鐵芯位移會使永久磁鐵的磁場發生改變，故永久磁鐵的磁場與激磁線圈的磁場相耦合。如不考慮渦流，激磁線圈回路的等效電路如圖3所示。
　　若不計晶閘管的正向導通壓降，線圈回路的電路方程式為

　　式中　uC為電容器兩端的電壓；i為激磁線圈的電流；R為激磁線圈的電阻；Ψ為激磁線圈的磁鏈；L為激磁線圈的自感；M為永久磁鐵等效面電流線圈與激磁線圈間的互感；C為電容器的電容。

　　電路的初始條件為

　　式中　U0為電容器的預充電壓。
　　由式（4）和式（5）推導可得

　　4．1．2　動鐵芯的運動方程式
　　動鐵芯在運動過程中，運動部分的位移方程式為

　　式中　m（x）為動鐵芯運動部分的歸化質量；x為動鐵芯的位移;Ff（x）、Ff為與運動部分的位移和速度有關的反力。
　　4．1．3　吸力方程式
　　假設磁系統是線性的，磁場能量為


　　4．2　動態過程的仿真
　　上述方程組不能用嚴密的解析方法求解，本文應用MATLAB語言的SIMUlink工具箱對動態
　　過程方程組進行了仿真，不僅可以獲得動態過程的時域解，而且可以方便地修正儲能電容器和激磁線圈的電氣參數。圖4所示為動態過程的仿真模型。

　　圖4中有2個子系統，即電磁吸力仿真模型子系統和激磁電流仿真模型子系統，它們分別是式（9）和式（6）在SIMUlink中的表示，如圖5和圖6所示。

　　仿真所需的電磁參數位移x的函數，仿真前可用有限元法或其它磁場或磁路計算方法求出。負載反力特性和歸算質量也是位移x的函數，也在仿真前計算出來，這些函數在仿真模型中用各自的子函數表示。
　　當t＝0時，動鐵芯的位移為0；當動鐵芯位移到終端位置時，用STOP模塊結束仿真。由此可獲得動鐵芯在整個運動行程中線圈的激磁電流、電容器的放電電壓、運動部分的位移和速度等隨時間或位移而變化的特性曲線。

5　計算結果及其分析
　　圖7所示為激磁線圈未通電時計算所得的場域磁位分布圖。在圖7（a）所示的合閘位置上，磁力線幾乎全部穿過動鐵芯的端面，產生相應的電磁保持力；而在圖 7（b）所示的分閘位置上，由于設置了磁分路，一部分磁通從動鐵芯的側面穿過，另一部分磁通穿過動鐵芯的端面，故此位置上的電磁保持力較合閘位置上的電磁保持力小得多。
　　氣隙磁阻與氣隙長度成正比，故永久磁鐵作用于動鐵芯端面的電磁保持力隨氣隙增加而減小，表1為不同氣隙下永久磁鐵作用于動鐵芯閉合端的電磁保持力的計算值。

　　由表1可見，在分閘或合閘的終端位置附近，電磁保持力變化很陡。在合閘位置附近，只要工作氣隙長度不大于1．0 mm，就足以保證觸頭可靠閉合；在分閘位置附近，由于真空滅弧室及機械傳動系統的負載反力僅為200N／相左右，盡管磁分路的作用使電磁保持力大大降低，但仍能保證觸頭可靠分斷。

　　圖8所示為激磁線圈通以恒定磁勢時磁位分布。在圖8（a）所示的合閘位置上，受分閘線圈外加磁場作用，動鐵芯閉合端的磁場被削弱；在分閘線圈的工作氣隙區域附近，磁分路的設置使氣隙磁阻減少，漏磁也較無磁分路時少，磁通集中于動鐵芯外端面及外側邊緣。在分閘線圈外加激磁磁勢作用下，使動鐵芯保持合閘的電磁力被抵消，動鐵芯趨于向分閘位置運動。在圖8（b）所示的分閘位置上，盡管合閘線圈有較長的工作氣隙，其外加激磁磁勢作用于合閘線圈端的磁場較弱，但在分閘工作氣隙區域附近，由于設有磁分路，永久磁鐵和合閘線圈外加磁場有一部分作用于動鐵芯的側邊緣區域，端面上通過的磁通相對較少，因而使動鐵芯保持分閘的電磁力較小，動鐵芯趨于向合閘位置運動。
　　應用本文所建立的仿真模型對設計樣機進行了仿真，并根據仿真結果評價其性能，以便對電磁參數進行實時修正。圖9所示為仿真得到的動態特性。

　　為使永磁操動機構能得到較大的輸出機械力而快速動作，電磁系統的結構參數和電源參數都應合理設計和正確選擇。為保證激磁電流能達到所需值，儲能電容器的預充電壓U0應較高，電容C也應較大；同時在線圈通電期間內，為使激磁線圈的外加磁場能與永久磁鐵的磁場相抵消，應減小放電回路的阻尼振蕩角頻率，這也要求電容C足夠大。分、合閘線圈各自配有一個預充電壓為100 V、電容值為0．1 F的儲能電容。

　　為保證斷路器能按要求完成一個完整的O－C－O操作，提供分閘能量的電容應能連續二次放電。圖9所示的特性曲線1和3分別為分閘電容的預充電壓為 100V和90V時的動態特性，通過比較圖9（b）、圖9（c）和圖9（d）可以看出，由于第二次放電時電容兩端的預充電壓已經降低了一些，故動鐵芯運動時間（主要是觸動時間）略有增加，但分閘線圈的激磁電流值和動鐵芯的分閘速度值幾乎沒有變化，足以保證可靠分閘；比較圖9（e）的曲線1和曲線3可以看出，即使電容器的預充電壓不同，但只要能維持放電，動鐵芯的速度位移特性幾乎是相同的。
　　根據圖9（e）的行程速度特性曲線可見，由于在分閘線圈的工作氣隙附近設置了磁分路，動鐵芯在分閘運動過程中的電磁吸力特性較平坦，這使動鐵芯的分閘速度上升速率先陡后緩，有利于保證觸頭按最佳分閘位移特性曲線運動；合閘線圈的工作氣隙附近未設置磁分路，動鐵芯在合閘運動過程中的電磁吸力特性較陡，合閘末速度較高，有助于減小合前預擊穿。
　　在相同的窗口面積及填充系數下，線徑越細，線圈匝數越多，線圈的電感和線圈回路的電阻越大，線圈中的電流和磁通增加得越慢，銜鐵運動時間越長。若線圈中的電流不能達到觸動電流，則銜鐵拒動；反之亦然。所以減少線圈匝數有助于提高分、合閘速度。
6　結論
　　本文提出了一種配用于72．5 kV高壓真空滅弧室的永磁機構的設計方案，通過在分閘線圈工作氣隙區域內設置磁分路，使銜鐵在較長的運動行程下也獲得充足的動能。仿真和計算結果表明，用這種方法設計的永磁操動機構能滿足72．5 kV真空滅弧室的開斷要求。
參考文獻：
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