1、断路器操动机构的发展与应用教程来源：网络 作者：未知 点击：76 更新时间：2009-8-13 9:39:17 摘要：概述了断路器操动机构的分类，分析了 CY3 型液压机构运行中的问题，提出了处理其常见问题的方法，阐述了应用于 CY3 液压机构的故障诊断系统。展望了永磁操动机构的发展动态。 0 断路器操动机构 断路器由三部分组成：断路器本体、操动机构、电源。作为断路器主要部件的断路器本 体，它的功能是切断负载或短路电流。按其灭弧所采用的介质来分，可分为油断路器，真空断路器和 SF6 断路器。操动机构的功能是通过电动方式或手动方式实现 断路器触头的开合及满足触头开合特性的各种要求。因此，虽然操动
2、机构在断路器总造价中占较低的比率，但其在断路器的开合特性起着至关重要的位置。电源部件 的功能是为断路器以电动方式开合提供足够的能源。就真空断路器而言，目前真空技术已很“成熟”，世界上已经有了可断开100kA 短路电流的真空断路 器。因此，对配电网开关设备而言，人们关心的技术参数，已不是它的开断容量，而更主要的是关注高可靠性和免维护设计。而对于真空断路器而言，就目前的制造 水平，包括我国自行设计和生产的产品，真空灭弧室的可靠性已经达到相当高的水平，它的平均无故障时间已可达到 25年，然而在实际运行中，配电网开关设备的 可靠性却并不乐观，远远低于真空无弧室已达到的可靠性水平。统计资料表明：设备故障
3、中有 70%90%以上为操动机构的机械故障。传统的真空断路器，其操 动机构主要是电动弹簧机构和电磁操动机构。对于机械电动弹簧机构，它所暴露出来的缺点是机械结构十分复杂，零件数量多，且要求加工精度高，制造工艺复杂， 成本高，产品的可靠性不易保证。对于电磁操动机构，其结构复杂程度和工作可靠性比电动弹簧储能机构要有所改善，但其致命的问题是合闸线圈消耗功率太大， 要求配置价格昂贵的蓄电池组，以及电磁机构结构笨重，动作时间较长。因此想依靠这两种操动机构的改进，来提高断路器的可靠性和免维护水平，以及实现开关设 备的自动化、运动化和智能化。这种设想是难以实现的。 从国外的产品发展趋势看，10kV 以下的真空
4、断路器还是以采用电磁机构为主，而 10kV 以上的真空 断路器以采用电动弹簧机构为主。随着真空断路器的迅速发展，对配套使用的弹簧操动机构有了更高的要求。早先的电磁操动机构，因合闸功率大、合闸速度低等逐 渐被弹簧操动机构取代。CT8 是我国开发研制的第一代弹簧操动机构产品，在此基础上，衍生出 CT10、CT12 等弹簧操动机构，得到了广泛的推广使用。 20 世纪 7080 年代，我国还没有适合于真空断路器使用的长寿命弹簧操动机构。1992 年以后发展了几种长寿命弹簧操动机构，我国开发第二代 CT17、 CT19 等新一代弹簧操动机构。它们的输出特性与真空断路器的反力特性有较好的匹配，输出功能满足
5、大容量真空断路器的要求，机械寿命已达到 30000 次。多数真空断路器用的操动机构 (包括电磁机构和弹簧机构)是集中布置的，即机构被设计成独立的元件，自成一体，这样做便于操动机构的集中生产，有利于保证产品质量。 1 CY3 型液压机构工作原理 110，220 kV 的少油断路器均采用 CY3 型液压操动机构，其液压部份如图 1 所示。贮压筒上部充以高压氮气，贮压筒下部充以航空油。由于氮气贮存了大量能量，于是航空 油便成了具有操作能量的压力油，通过油路进入液压操动机构部分，控制断路器的分、合闸。在运行中，由于油渗漏或操作中使用了一定量的压力油，使贮压筒中活 塞下移，氮气空间变大，压强降低，此时利
6、用活塞杆下移触动微动开关 2YJ，使之闭合，接通油泵启动回路，油泵便将油通过油路注入贮压筒下部，使活塞上移， 于是恢复了氮气的压强，亦即恢复了压力油的压强，当活塞杆上移过程中离开微动开关 1YJ 时，1YJ 断开，断开油泵启动回路，停止打油。图 1 中微动开关 3YJ 是重合闸闭锁开关，4YJ 是合闸闭锁开关，5YJ 是分闸闭锁或自动分闸开关，分 别接于相应的二次回路部份。2 CY3 型液压机构运行中存在的问题分析及处理2.1 油泵启动频繁 (1)故障现象;断路器的液压机构在没有任何操作的情况下，规程规定油泵电机每天启动的次数一般不得超过 25 次。我公司部分变电站多次出现 CY3 型液压机构
7、油泵电机启动频繁的故障，最多达到 70 次/天。 (2)原因分析;根据统计资料发现，油泵电机启动频繁问题具有一定的规律性，也就是夏季问题开始暴露，秋、冬季又趋于正常，这是由于液压油的温度过高导致密封圈的性能下降引起的，所以一定要注意保证机构箱的通风良好，加强设备的巡视。其主要原因有： 管路接头有漏油处; 一、二级阀钢珠密封不严，从泄油孔中渗油; 油泵出口的高压逆止阀有可能不严; 如果机构在分闸状态，油泵也启动频繁，这说明合闸的二级阀钢珠密封不严 放油阀关闭不严; 工作缸活塞密封圈密封不好; 液压油内有杂质，卡滞在各密封圈部位，导致密封不好。 (3)处理方法 处理漏油、渗油部位，更换全部密封圈;
8、 检查工作缸活塞连杆，如果存在纵向划痕，根据情况进行更换或用细砂纸轻轻打磨至光滑; 对液压油进行过滤或更换; 2.2 液压系统不能正常建压 (1)故障现象;断路器在分闸操作后再度合闸操作时，油泵电机长时间打压，压力升不到停泵压力。 (2)原因分析，主要原因有： 油泵内各高压密封圈损坏或球阀密封不良，滤油器有脏物堵塞，影响油通过; 高压放油阀没有复位，高压油直接放到油箱中; 油泵低压侧有空气;油泵大修后，柱塞在组装时没有注入适量液压油或柱塞杆及珠塞座没有擦干净，柱塞间隙配合过大，吸油阀钢珠不复位;一、二级阀密封不严，可能存在阀口磨损或球托翻倒;。 (3)处理方法 清洗滤油器及油泵;更换全部密封圈
9、; 检查高压放油阀是否复位，如损坏应更换; 多次打压排出油泵内空气;应重新组装各级分、合闸阀。 2.3 液压操动机构压力异常升高或异常降低 (1)故障现象;断路器在运行中出现压力异常，严重时导致高压闭锁分、合闸或压力降低至零位。 (2)压力异常升高原因分析 微动开关 1YLJ(1CK)失灵，使储压罐活塞杆超过 1YLJ 位置时，电机电源无法切断，继续打压; 储压罐密封圈损坏或者罐壁有磨损，液压油进入储气罐; 压力表失灵或存在误差; 中间继电器“粘住”，其触点断不开; 接触器卡滞，电机始终处于运转状态。(3)压力异常降低原因分析 压力表失灵或存在误差; 机构箱内有大量漏油处，阀体被油中脏物“垫起
10、”或胶圈损坏(此时油泵会连续运转); 如储压罐连杆在正常停止位置而压力继续降低，则是压力罐焊缝处可能存在渗漏现象; 氮气缸上单向逆止阀密封不严漏气或储压罐活塞杆头部两个密封圈损坏，使氮气进入油中。 (4)处理方法 信息请登陆 :输配电设备网 检查微动开关、压力表、中间继电器、接触器，如损坏应更换，对微动开关触点进行打磨; 检查储压罐，如罐体损坏应更换;更换全部密封圈; 2.4 故障现象;压力低于重合闸或合闸闭锁值 (1)油压远低于重合闸闭锁值，接近合闸闭锁值。 (2)原因分析：CY3 型液压操动机构在运行中，当室外温度发生较大变化时，由于氮气的热胀冷缩 (航空油的热胀冷缩系数极小，可以忽略不记
11、)现象，使氮气压强随温度变化而变化，即使压力油压随着变化，此时活塞杆几乎不会上下移动。微动开关 2YJ 的位 置是在常温(25) 下调整好的，在零下 10时，氮气压强下降 2.92 MPa。该装置设定油泵启动值为 27.3 MPa，停泵值为27.9 MPa，假设温度降低 35，则油压降低到 24.38 MPa，油泵才能启动打油，但此 时的油压远低于重合闸闭锁值，接近合闸闭锁值，对设备的安全运行构成威胁。 (3)改进措施;设备制造厂在解决这个问题时，采用在贮压筒下部安装一个发热器，但在实际运行中，天气冷时发热器由于长期频繁加热，容易烧毁，实用价值不是很大。建议采用下述两种方法消，效果较好。 文献
12、1采取消用微动开关 2YJ 控制油泵启动，改用接在油路上的压力开关 1YK 控制 ;取消用微 动开关 1YJ 控制油泵停运，改用接在油路上的压力开关 2YK 控制。在实际应用中，由于油路压力开关 1YK、2YK 的启停参数具体设定时，控制系统的滞后较 大，并受扰动的因素较多易造成压力异常，故采用2YJ 和 1YK，1YJ 和 2YK 串联的方式控制油泵的启停，提高了油压控制系统的可靠性。 根据文献1对贮压筒进行改造，如图 2 所。在贮压筒上部加装一个调压活塞贮压筒顶部改用密封盖 板密封，密封盖板与贮压筒用加密封垫螺栓联接，在调压活塞与密封盖板之间加一个调压弹簧，其空间充灌润滑脂(注意要保留一定
13、空间)。调压弹簧对调压活塞作 用的压强值为原装置油泵停运时的油压值，即调压弹簧的弹力选择为调压活塞截面积与原装置油泵停运时的油压值的乘积。当由于装置油渗漏或断路器操作中使用了一定体积的压力油时，活塞同样正常向下移动。为保证油泵能正 常打油补充，此措施可以在油压下降时，由于调压活塞两边压差的作用，调压活塞向下运动，压缩氮气体积，提高氮气压强，保证了油压基本恒定。当环境温度改变 时，氮气压强改变，调压活塞亦能上、下运动自动调节氮气压强，保证油压基本恒定。润滑脂主要用来作为调压活塞与贮压筒内壁间的密封，防止氮气泄漏，当运行时间过长，调压弹簧弹力降低时，可拆开密封盖板更换调压弹簧。使用该改进装置，任何
14、情况下油压基本恒定，提高了断路器运行中的安全可靠性。 3 永磁操动机构的发展概况 自 1989 年英国曼彻斯特大学系统与能量组为 GEC 公司设计了第一台永磁操动机构模型起，永磁操动 机构就成了世界各国开发的热点。永磁操动机构的显著优点是：结构简单零部件少，可靠性高及操作能耗小。当其与真空断路器配合使用，组成自动重合器系统，应 用于变电站(开关柜)和柱上开关，使配电网的可靠性和自动化程度有很大提高。在欧洲市场已出现以电池作为操作能源，可 10 年免维护的永磁操动机构及控制系 统。上世纪末，国际上永磁操动机构的发展概况大致如下： ABB Calor Emag 开关设备公司，在 1997 年开发了
15、一种新型利用永磁操动机构的 VM1 型真空断路器。操动机构是永磁方形双线圈结构，仅用 7 个活动元件代替了由数百 个零件组成的传统结构。在 10 万次操作寿命中不需维修，是传统操动机构的 3 倍。目前 VM1 真空断路器的额定电压为 12175 和24kV，额定电流为 20003150A，额定开断电流为 2550kA。 英国 IPEC 公司的永磁操动机构采用圆粒形双线圈结构，并且把永磁体由静铁芯移到了动铁芯。 荷兰 Holec 公司的 MMS 型真空断路器采用的永磁操动机构其特点是：合闸、合闸保持和分闸的磁路是分开的，只有合闸位置靠永磁体保持，机构的终止位置是分闸位置，分闸 操作仅靠开关触头的
16、弹簧力和分闸弹簧力，通过合闸线圈使之释放能量。它的短路开断电流为 31.5kA，分合闸时间偏差不超过1ms。 国内在近一、二年里，一些高等院校、研究机构及从事高压断路器产品开发制造的公司，正开展永磁操动机构的研制，也已开发出了一些初级阶段的产品，还未形成系列化产品，性能也很不稳定。 根据专家的估计，国际上这一领域内系统的理论还远未成熟，还有许多实验研究工作要做。国内的理论及实验研究工作还刚刚起步。因此这种使用新材料、新工艺及新原理，使真空断路器的磁力驱动装置实现低能耗，高可靠性的永磁操动机构的研究发展前景及市场前景将是十分宽阔的。传统的电动弹簧操动机构及电磁操动机构，由于它们的结构复杂，可靠性
17、低，能耗大，成为提高真空断路器的可靠性和提高其免维护水平的障碍。同时，由于断路器是实现配电网控制的关键电气设备，因而传统操动机构也制约了配电网自动化，运动化和智能化的发展。 而永磁操动机构比传统操动机构，其结构大为简单，合、分闸能耗大大降低，从而能极大的提高了真空断路器的运行可靠性和免维护水平，并为配电网实现自动化、运动化、智能化提供了必要的技术条件。 参考文献： 1. 王明俊，于尔铿，刘广一，配电系统自动化及其发展，中国电力出版社，1998.1 2. 张冠生，电器学，机械工业出版社，1980.11 作者简介：周志敏(1957-)，男，高级工程师，主要从事高压电气设备试验及检测工作。 双稳态永
18、磁操动机构与真空断路器的特性配合问题探讨 作者：魏本纪 时间：2007-11-25 12:05:00 来源：论文天下论文网摘要： 通过对实际工作经验的总结，论述了永磁机构传动方式、保持力大小以及与真空断路器匹配时确定永磁机构的合、分闸功及动作特性的原理。 关键词： 断路器 永磁机构 特性 配合 1 断路器与机构传动方式配合目前，国内外生产的永磁机构（双稳态） 动铁心行程（即动铁心与磁轭之间气隙） 都比较小（通常不大于 25 mm） ，远小于常规电磁、弹簧、液压和空压操动机构的行程。因此，目前它还只能配用在触头行程较小的中压真空断路器上。如果单从满足断路器行程方面要求，可以通过放大传动机构的输出
19、行程，满足大行程断路器要求。但是，目前国内外生产的永磁机构的分、合闸力也较小，通常在 2 0004 000 N ，最大也不大于 6 000 N。在将它与断路器配用中，往往只能利用传动机构的行程缩小、作用力放大，而不能利用行程放大、作用力缩小的功能。12 kV 真空灭弧室的触头开距一般约为 10 mm ，当触头弹簧直接设在动触杆上，超程约 3 mm 时，真空灭弧室要求行程（触头开距加超程） 为 13 mm 左右。如果选用行程为 25 mm 的永磁机构，就需设计中间传动机构使行程匹配，而且在设计传动比时必须考虑行程损失因素。40. 5 kV 真空灭弧室触头要求行程约 25 mm（开距约 20 mm
20、 ，超程约 4. 5 mm） ，正好与行程为 25 mm 的永磁机构相匹配，可采用操动机构与真空灭弧室动触杆同轴连接的传动方式。这样不仅可以减少行程损失，而且有利于抑制合闸弹跳。2 永磁机构分、合闸状态保持力的选择永磁机构结构简单，动作可靠性高，无需合分闸位置机械保持和脱机装置，它是由永久磁铁产生的吸力使断路器保持在分、合闸位置1 。真空断路器要求一定的触头接触压力，因此，永磁机构的吸力不仅要能克服触头弹簧的反作用力和其他反力，而且还必须具有足够的合闸位置有效保持力，防止受 到外界可能因素作用下（机械震动、电动力等） 出现自动误分闸。该保持力的大小不仅决定了断路器合闸保持性能，而且还决定了分闸
21、功及分闸速度等重要参数。根据试验得出合闸有效保持力:当开断电流为 20 kA 及以下者，宜选择在500700N ；开断电流为 31. 5 kA 及以上者，宜选择在 7001000 N。因为双线圈永磁机构不需要装设全行程的分闸弹簧，操动机构只需要不太大的保持力就可使断路器可靠地保持在分闸状态。考虑永磁机构必须有足够大的合闸功才 能保证断路器具有足够的关合能力。所以，永磁机构的分闸保持力也不能太小。根据试验得出永磁机构的分闸有效保持力宜选择在 2 0003 000 N。永磁机构的永久磁铁回路通常是按吸力要求最大的一侧（合闸侧） 设计的，而另一侧必须采取减小其吸力的措施，在动铁心与磁轭吸合面之间加隔
22、磁片及减小其有效吸合面积；在分闸侧装设短程弹簧抵消一部分分闸保持力，才能同时满足断路器分、合闸的特性要求。3 断路器与永磁机构分、合闸功的选配配用永磁机构的真空断路器所需要的合闸功如图 1 中的 oabcde 阴影部分面积。从合闸起始位置至触头刚闭合位置所需要的合闸力较小，一旦触头弹簧开始压缩，所需要的合闸力突然增大。abcd 是断路器需要的合闸力特性。它所输出的合闸功如图 1 中的 ofge 阴影部分面积；曲线 A 为机构永久磁铁产生的合闸力， B 为合闸电磁铁产生的合闸力， C 为 A 和 B 两方面力合成后的总合闸力输出特性。真空断路器与永磁机构两者理想的合闸配合，不仅要求 C 始终高于
23、 abcd 曲线， 而且还要求 ofge 的面积适当大于 oabcde 的面积。配用永磁机构的真空断路器所需要的分闸功为图 2 中 oabc 阴影部分的面积，它主要由断路器可动部分质量和真空灭弧室触头额定反力所构成， 呈均匀上升分闸力曲线，如图 2 中的 ab 曲线。释放出的分闸功如图 2 中的 ofgh 的阴影部分面积。永磁机构分闸操作时输出的分闸功如图 2 中的 odec 阴影部分面积。曲线A 为触头弹簧产生的分闸力， 曲线 B 为操动机构永久磁铁产生的分闸力，曲线 C 为分闸电磁铁产生的分闸力， D 是 A 、B 、C 合成后的总分闸力输出特性曲线。真空断路器与永磁机构两者理想的分闸配合
24、，不仅要求曲线 D 能够始终高于曲线 ab ，使断路器能够完成分闸操作， 而且还要求 odec 面积适当大于oabc 面积。4 如何获得理想的分、合闸速度特性永磁机构驱动真空断路器进行分、合闸操作的工作原理如图 3 所示。分闸或者合闸线圈从 a 点开始通电，线圈中电流经激磁时间 t 上升到最大值，b 点为操动机构动铁心开始运动，驱动断路器分闸或者合闸，线圈中电流下降到 c 点，断路器分闸或者合闸终了，线圈中电流又开始上升，直至电源被切断，断路器完成分闸或者合闸操作。试验表明，当操动机构的分闸或者合闸电磁铁回路结构、尺寸和形状，磁回路工作气隙，线圈的安匝数确定后，电 流上升陡度已确定，电流 i
25、值就取决于激磁时间 t 的长短，激磁时间愈长，电流愈大，操动机构输出的分闸或者合闸功就愈大，断路器的分闸或者合闸速度也愈快，反之亦然。同时，断路器处于合闸或分闸状态时永 磁机构必须提供合适的有效保持力。在通常情况下，有效保持力愈大，激磁时间愈长，电流也愈大。由于在分闸静态位置的有效保持力总是要比在合闸静态位置的有效保持力大得多（因为触头弹簧压力抵消了大部分合闸侧自保持力） ，如果不采取措施，断路器的合闸速度会偏大。根据实际工作经验，获得理想的分、合闸速度特性（不仅分、合闸速度在规定值，而且分闸速度不会出现明显的马鞍形） 具有很大难度。采取措施后才能获得相对理想的分、合闸速度特性（分闸速度仍有点
26、呈马鞍形） 。提高永磁操动机构的分闸输出功是一个难以解决的问题，目前也只有将额定短路开断电流较大的真空断路器，每相配一台操动机构，解决提高永磁机构分闸输出功而不使外形尺寸增大的难题，但这毫无疑问使得断路器结构复杂、调试困难和产品成本增加。断路器传动部件（包括传动杆、触头弹簧装配、导电夹、真空灭弧室可动部分等） 的质量大小，对断路器分、合闸速度都有不同程度影响，在分、合闸操作过程中可动部件的惯性明显地起到了阻止运动的作用，即不管对分闸还是对合闸都起负作 用。因此，在设计传动部件时应尽量优化结构和减轻部件质量。电源电压的降低对断路器的分、合闸速度影响远小于常规电磁操动机构，这是由于永磁 机构在操作
27、过程中，当电流未上升到一定值，电磁力尚未克服永久磁铁产生的有效保持力时，操动机构的动铁心根本不会运动。因此，电源电压虽然降低了，但只会 使激磁时间延长，而不会使电流明显减小，操动机构输出的分闸或者合闸功不会明显减小。例如，对某型真空断路器进行低电压操作试验，当电源电压降低至额定电压的 80 %时，断路器速度下降小于 10 % ，电源电压降低至额定电压 65 %时，断路器速度下降小于 20 %。分闸速度出现严重马鞍形，除了前述原因外，还与断路器不装设全行程的分闸弹簧有关。断路器在分闸过程中，当触头弹簧释放结束后，操动机构的动铁心又尚未 越过中间位置，永久磁铁回路的吸力仍是指向合闸方向，阻止铁心分
28、闸运动，此时分闸速度就会明显下降；当动铁心越过中间位置，磁铁吸力指向分闸方向，使铁心 加速分闸，分闸速度上升。图 4 是当 ZW- 40. 5/ 2000 - 31. 5 断路器的触头弹簧超程调整在 3 mm（弹簧终压力为 3 200 N） 时测得的分闸速度特性。尽管断路器全开距内平均速度符合技术条件要求，但在 69 mm 行程段（相当于操动机构可动铁心行程处在 912 mm 行程段） 内速度明显下降，从 10 mm 开始速度明显上升（相当于操动机构可动铁心行程 13 mm） ，分闸速度呈现严重的马鞍形，显然这对断路器开断性能不利。图 5 是当 ZW- 40. 5/ 2000 - 3. 15
29、断路器的触头弹簧超程调整到 4. 5 mm 时（弹簧的终压力仍为 3 200 N） 的分闸速度特性，分闸速度的马鞍形明显减小，说明在一定条件下适当增大触头弹簧超程可以有效地调整分闸速度特性。当触头弹簧超程为 3 mm 与 4. 5 mm ，它们对分闸所做的功显然不一样，后者所做的功要比前者所做的功大 40 % ，使运动部分获得更高的运动能量，正好使断路器在分闸过程 69 mm 开距段的分闸功不足得到了弥补，速度不再明显下降。但必须指出，断路器的触头弹簧超程也不能设计太大，否则永磁操动机构输出的行程就满足不了真空断路器触 头开距的要求。原则上超程占到操动机构动铁心行程的 20 %左右为宜，当铁心
30、行程为 25 mm ，并采取直动式传动触头，超程在 4. 5 0. 5 mm 为好。试验结果说明，适当增大超程不仅可以减小断路器在分闸过程中速度的下降幅度，而且有利于减小合闸冲击力。5 真空断路器分、合闸时间的确定配用永磁机构的真空断路器分闸时间通常可达到 30 ms （激磁时间 25 ms 加触头超程运动时间 5 ms）左右，从 1240. 5 kV 配电网络要求出发，无需断路器具有这么短的分闸时间，通常具有 50 ms 分闸时间就足够了。当断路器分闸时间偏短时，很难在断路器或操动机构上采取延长分闸时间的措施，通常只有在分闸操作回路出口处增装延时继电器，使断路器分闸时间延长到 50 ms 左
31、右，断路器的合闸时间通常在 4045 ms （激磁时间 3035 ms 加触头开距运动时间 1520 ms） 。1240. 5 kV 中压断路器具有这么短的合闸时间也是少见的。合闸时间短一些对断路器和电力系统都没有什么负面作用，无需采取措施将其延长。电源电压的降低对断路器的分、合闸时间影响很大， 因为电源电压低， 激磁时间就长。例如，ZW- 12/ 630 - 20 真空断路器， 额定电压操作时分、合闸时间分别为30 ms 和 48 ms ；当分闸电压为额定电压的 65 %时，分闸时间增长到 40 ms ；当合闸电压为额定电压 80 %时，合闸时间增长到 64 ms。因此，在测试断路器分、合闸
32、时间时必须采用额定电压。6 断路器的分、合闸缓冲性能由于分、合闸操作过程中末速度都比较大（参见图 4 和图 5） ，机械冲击力很大，对断路器的机械寿命极为不利。（1） 分闸缓冲装置最好是直接设置在动铁心顶杆与基座箱之间，不仅结构简单、而且缓冲效果好。缓冲装置可采用碟形弹簧组成，操动机构处在分闸静态位置，碟形弹簧 压缩约 1 mm ，终压力可选择在 8001 000 N。碟形弹簧的终压力反作用到动铁心上，一方面使操动机构分闸保持力减小，另一方面在分闸接近终了位置吸收剩余动能，起到缓冲作用。（2） 真空断路器的触头弹簧在合闸过程中可以起到缓冲作用，只要触头弹簧参数设计合理，无需另外装设合闸缓冲装置
33、。参考文献:1 游一民，郑军，罗文科. 永磁机构及其发展的动态J . 高压电器，2001 ，37（1） :44 - 47.PIE101产品名称：开关控制器 所属类别： 装置类 产品说明：该开关控制器应用于高压真空断路器（重合器）控制操作机构，对断路器合闸、分闸过程进行控制，为合闸、分闸线圈提供合适的操作电压和电流。PIE101/T 型适合于普通弹簧操作机构，PIE101/M 型适合于永磁操作机构。该控制器采用先进的电力电子控制技术、主开关元件采用具有较高电压电流裕量的 IGBT，同时控制器具有自动检测功能对于装置内部故障和开关本体故障能够实时检测并及时告警和封锁开关操作。该控制器具有手动、遥控
34、两种控制方式，可以方便的同测控及保护装置连接，组成智能开关系统。该控制器内置 CPU，具有智能控制和通讯的功能，因此可以方便的设定其功能。该装置可以提供 RS-485 通讯接口，为开关智能化提供了条件。该控制器还具有完善的逻辑闭锁和防跳功能，根据我们国内的特殊要求，还设计有自由脱扣逻辑，完全满足我们国标的要求。当合闸回路电压低于要求值时，闭锁合闸出口并发出告警信息。尽可能防止误动作的发生。二、该控制器的主要特点：1、 无接触位置检测。解决了辅助开关粘连、松动等引起的开关拒分拒合故障。2、 灵活的定值设定。通过通讯接口可以方便的设定：控制脉冲的限制时间、合闸到位延时、控制电压欠压值等。3、 智能
35、通讯接口。装置具有智能通讯接口，可以完成三遥功能，满足电气设备智能化的要求。4、 开关智能监测（可选） 。能够对开关的工作情况（控制回路状况、控制电流电压幅值、开关触头烧蚀情况、开关真空度、开关关键部位温度检测、开关储能状态等）进行监测和记录。5、 方便的功能扩展。通过添加相应模块，可以方便得组成断路器智能控制系统、重合器智能控制系统。6、 符合国际标准的抗干扰能力。装置能够承受 IV 级快速瞬变，浪涌、冲击耐压等 EMI 试验，具有较强的就地工作能力。 通用的控制平台。永磁开关控制器、弹簧开关控制器采用通用平台，便于开关的升级换代。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
36、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、175 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 725 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25 ms 和 18 ms，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
37、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 725kV 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
38、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
39、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 725 kV 的真空断路器，合闸位置上的负载反力大约
40、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
41、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 N1）。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、z），r 坐标为半径方向，z 坐标为对称轴，因其以 0 平面为对称面，故取 12 场域为计算域。计算场域 如图 2 所示（点划线表示边界），边界面上的矢量磁位 A0。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 rz 平面上待求矢量磁位 A 的数学模型式
42、中 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
43、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。41 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。411
44、 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； 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412 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
45、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。413 吸力方程式假设磁系统是线性的，磁场能量为42 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
46、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 t0 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
47、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 10 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
48、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
49、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 01 F 的储能电容。为保证断路器能按要求完成一个完整的 OCO 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
