高壓斷路器有限轉角永磁電機操動機構兩種定子結構

李永祥 林 莘 徐建源

（沈陽工業大學電氣工程學院 沈陽 110870）

1 引言

高壓斷路器是電力系統中最重要的保護和控制設備。操動機構作為斷路器的組成部分具有重要地位，它不但要保證斷路器長期的動作可靠性，而且要滿足滅弧特性對操動機構的要求。目前比較常用的操動機構主要有電磁操動機構、彈簧操動機構和液壓操動機構等[1]。

為了克服傳統操動機構的局限性,提高斷路器的操作性能,有必要進行高壓斷路器新型操動機構的開發。本文研究了一種應用于高壓斷路器的有限轉角永磁電機操動機構，這種新型的操動機構只有一個轉動的電機轉子部件,運動的部件和直接撞擊的部位少、噪聲小。該操動機構用電容器代替彈簧或壓縮空氣來存儲控制操動機構的能量,能量從儲能電容器經過電力電子器件組成的逆變器輸出,直接驅動斷路器動觸頭,進行分合閘操作,減少了中間的傳動機構,有較高的效率和可靠性。

對于高壓斷路器而言，電動機操動機構采用了一種全新的工作原理。它有以下的優點：①由于運動部件只有一個，因此簡單可靠；②采用電容器作為操作能源,其操作能耗比較小，還具有較高的效率；③具有較高的快速響應能力和較高的精度，從而符合真空斷路器的特性要求；④采用了現代的控制理論和基于微處理器的數字控制系統，使電機的運動過程可控，可以精確的控制斷路器的開斷和關合的時間，而且還可以按照預定的曲線運動。能夠很方便的實現通信、實時監測和故障診斷功能，符合斷路器的智能化對操動機構的要求[2-7]。

2 有限轉角永磁電機操動機構

2.1 高壓斷路器電機操動機構

本文設計的 40.5kV配電機操動機構的真空斷路器結構簡圖如圖1所示。這種電機操動機構由一臺有限轉角永磁電機直接驅動傳動主軸——轉軸，電機通過法蘭與斷路器轉軸連接。操動機構與斷路器之間通過四連桿機構連接。

圖1 40.5kV配永磁電機操動機構真空斷路器結構簡圖Fig.1 Structure of 40.5kV equipped motor operating mechanism VCB

對于高壓斷路器而言，每次分合閘時間只有幾十個毫秒，所以要求電機的響應速度快，在線路發生故障時能夠迅速動作。對于電機操動機構而言，電機的響應速度也不是越快也好。以斷路器的分閘為例，在分閘前期，要求響應的速度較高，使得動觸頭具有很高的剛分速度，以保證斷路器的滅弧能力。在分閘末期，要求響應速度較低，目的是為了減小動觸頭的速度以削弱對斷路器的沖擊。由于真空斷路器配有觸頭彈簧，在合閘過程結束時觸頭彈簧被壓縮，一方面為觸頭提供預緊力，克服短路電動力的影響；另一方能夠提供一部分分閘能量。但在合閘過程中，電機機構必須能夠克服觸頭彈簧的反力[8]。

2.2 驅動電機的設計

有限轉角永磁電動機本體結構如圖2所示。

圖2 有限轉角永磁無刷電機的結構圖Fig.2 Structure of limited angle permanent magnetic brushless DC motor

2.2.1 轉子結構選取

有限轉角永磁電動機永磁體安裝在轉子上，常見的轉子結構主要有兩種如圖3所示。與矩形永磁體切向磁化永磁電機相比，瓦形永磁體徑向充磁結構的永磁電機，由于電樞磁勢通過永磁體，永磁體磁導率接近空氣，所以這種電機電樞反應電感小，對氣隙磁場畸變小，機械特性硬[9-10]。本文設計的電機轉子結構采用瓦形永磁體徑向充磁結構。

圖3 有限轉角永磁電機轉子結構Fig.3 Rotor structure of limited angle permanent magnet motor

2.2.2 定子結構選取

定子鐵心結構與普通的同步電動機及異步電動機相同，本文分析了兩種定子結構，如圖4所示。

圖4 定子結構圖Fig.4 Structure of stator

通過有限元的方法對兩種定子結構電機的齒槽轉矩進行了分析，齒槽轉矩如圖5所示。由圖可以看出，多槽結構的電機齒槽轉矩小，周期為一個齒距，周期較短，對電機的轉矩影響較小。雖然少槽結構的定子去除了不放繞組的槽，有利于減小電機體積、重量，但結構的不平衡使得齒槽轉矩較大，且周期為一個極距，周期較長。

圖5 兩種定子結構的齒槽轉矩Fig 5 Cogging torque of two stator structures

2.2.3 電負荷、磁負荷的選取[11]

電機既要滿足斷路器性能要求，又要保證電機體積小，結構合理。電機在能夠滿足斷路器性能要求的情況下，電機體積設計得越小越好，一方面符合高壓斷路器小型化的趨勢，另一方面，電機成本低、重量輕、安裝方便。由于電機的運行時間比較短，所以設計中可以將電機電負荷和磁負荷設計到最大，電機的體積也將大大減小。

一般來說中小功率永磁電機電負荷設計在100～300A/cm，中等功率永磁電機電負荷設計在300A/cm，本電機屬于中小型電機，由于短時運行，可以忽略電機發熱的影響。電負荷可以取得很高，本設計預取電負荷1000A/cm，相當于普通電機過載5倍運行。

永磁電機磁負荷指氣隙磁通密度，普通永磁電機氣隙磁通密度在 0.4～0.6T，好的能達到 0.8T以上，為節省永磁體的用量，提高永磁體的利用率，永磁電機將永磁體工作點設計在磁能積最大處，設計時一般取0.6～0.8T。電機電負荷、磁負荷越高，功率密度越大，電機體積越小。本文為了獲得高功率密度的電機，因此將永磁體工作點設計在1.0T，為普通永磁電機的2倍，大大提高電機磁負荷。同時，永磁體厚度的增加能夠降低電樞反應電感，減小電樞反應對氣隙磁場的畸變，提高電機的伺服性能以及獲得較硬的機械特性。

2.2.4 極對數、氣隙及極弧系數的選取[11]

對于有限轉角永磁電機而言，電機極數直接影響電機的轉動范圍。對于電機操動機構，其轉動范圍為60°，若p＞3，最大轉動范圍小于60°，不符合電機操動機構的要求；取 p=3，最大轉動范圍為60°機械角，起始轉矩系數較小，不利于電機的起動；取 p=2，最大轉動范圍為 90°機械角，電機轉動 60°，設計繞組分布范圍為 30°，電機轉動過程中轉矩系數基本不變，有利于電機的控制。取p=1。最大轉動范圍為180°機械角，電機轉動60°，繞組分布范圍可設計120°。與4極電機相比，每極磁路較長，定子軛部磁通密度較大，不利于氣隙磁通密度的提高。因此本文的電機設計為4極電機。

對于永磁電機，極弧系數越大，電機出力越大，轉矩脈動越小。綜合考慮了電機結構、機械強度等各方面因素本設計取極弧系數為0.9。氣隙是電機中機電能量轉換的場所，氣隙的設計非常關鍵。一方面由于氣隙磁導率很低，氣隙越大、氣隙磁通密度越小，因此氣隙應該盡可能小；另一方面，氣隙越大電樞反應對氣隙磁場的影響越小，電樞磁勢對永磁體去磁的影響越小，氣隙越小，對加工的要求越高，安裝也越困難。因此綜合考慮，氣隙設計為1mm。

2.2.5 長細比的設計

電機功率和體積有關，同樣的電磁負荷，電機的體積越大，功率也越大。當電機的電磁負荷和電機的功率確定時，電機就有確定的體積。電機在確定的體積下，電機的外形可以做成扁粗型，或者細長型。兩種形狀的電機出力大小一樣，但細長型電機轉子轉動慣量小于扁粗型，轉動慣量小意味著響應速度快，對于斷路器而言，要求電機響應越快越好。因此本電機的設計選用細長型。普通電機長細比一般在0.9～1.0，本設計取長細比λ =2，為普通電機設計時的兩倍，系統慣量降低一半，有利于響應速度及伺服性能的提高。

3 兩種定子結構永磁電機的仿真分析

本文采用有限元方法對兩種定子結構的電機進行有限元分析和二維動態特性仿真。通過有限元分析和動態特性仿真，驗證電機設計是否合理，同時確保電機操動機構性能滿足斷路器的要求[12-16]。

3.1 有限元分析

3.1.1 空載情況

圖6為空載時少槽電機和多槽電機的磁通密度分布及氣隙磁通密度圖。從圖6可看出，少槽電機的部分定子軛部磁通密度為1.7T，轉子部分軛部磁通密度為1.6T，部分齒部磁通密度達到1.9T。多槽電機的部分轉子軛部磁通密度較高，達到2.0T，定子部分磁路磁通密度達到1.8T，由于增大了定子外徑，定子部分磁路磁通密度達到1.4T，齒部磁通密度也達到了1.8T。總體而言，電機各部分的磁通密度都偏高，由于電機是工作在短時過負載狀態下，因此，可以允許各部分磁通密度偏高。

圖6 空載時電機磁通密度分布和氣隙磁通密度Fig.6 The magnetic density and air-gap magnetic desity distribution of mutil-slot motor in no-load

由圖6可知，由于采用了特殊結構，使得磁路變化比較大，因此少槽電機的氣隙磁通密度變化比較大，在槽對應的氣隙下氣隙磁通密度為1.0T，其他為0.5T。與少槽電機相比，多槽電機磁路均勻，氣隙磁通密度近似為方波，氣隙平均磁通密度達到1.0T，略低于少槽電機齒槽對應部分氣隙磁通密度，但基本達到設計要求。

3.1.2 負載情況（最大電流作用下）

對于負載情況，本文給出了最大電流（150A）作用下少槽電機和多槽電機的磁通密度分布和氣隙磁通密度和兩種定子結構電機的轉矩和轉角的關系曲線。

圖7分別為最大（150A）電流作用下電機的磁通密度和氣隙磁通密度分布圖。由圖7可知，少槽電機的部分定子軛部磁通密度為1.6T，轉子部分軛部磁通密度為1.5T，部分齒部磁通密度達到1.8T。多槽電機的部分轉子軛部磁通密度較高，達到1.8T，定子部分磁路磁通密度達到1.7T，由于增大了定子外徑，定子部分磁路磁通密度達到1.3T，齒部磁通密度也達到了2.1T。

圖7 最大電流（150A）作用下電機磁通密度分布和氣隙磁通密度Fig.7 The magnetic density and air-gap magnetic desity distribution of mutil-slot motor in the maxmium current (150A)

由圖7可知，少槽電機和多槽電機在最大電流作用下氣隙磁通密度一部分被加強，一部分被削弱，對于少槽電機而言，被削弱部分氣隙磁通密度小于0.5T，對于多槽電機而言，被削弱部分氣隙磁通密度大于0.5T。但是電樞反應遠未達到使永磁體退磁的水平。

圖8為繞組通入150A時，兩種定子結構電機的轉子處于不同位置時電機的轉矩。由圖8可知，對于多槽結構的電機而言，電磁轉矩隨著轉動角度的變化，脈動幅值只有十幾N·m，轉矩逐漸變大，而后減小，在 30°附近達到最大值，轉矩存在脈動，脈動幅值較小。對于少槽結構的電機，轉矩隨著電機的轉動而降低，由于齒槽的影響，使得轉矩系數降低，機械特性變軟，輸出功較小，伺服性能變差。

因此相對于少槽結構的電機而言，多槽結構的電機轉矩系數變化相對較小，輸出功較大，機械特性較硬，伺服性能相對較好。

圖8 轉矩與轉角的關系Fig.8 Relationship between torque and angle

3.2 動態特性有限元仿真

針對型號為 TD12—40.5/1600—31.5戶內真空斷路器，額定短路開斷電流為31.5kA。通過對斷路器的分/合閘運動過程分析計算，等效到轉軸上的反力矩及運動部件的等效轉動慣量如圖9所示。對于真空斷路器而言，反力主要有觸頭彈簧的反力、真空滅弧室對觸頭的反力以及機械摩擦阻力等。超程階段觸頭彈簧提供的反力矩達到330N·m，在分閘時為動力，合閘時為阻力。觸頭運動階段滅弧室對觸頭的反力，在分閘時為阻力，合閘時為動力。相對來說摩擦阻力很小，且可以通過提高加工精度、潤滑等措施減小，因此在分析計算時忽略不計。由于超程階段三角拐臂和動觸頭不參與運動，因此系統等效轉動慣量較小，且在超程結束時有突變。

圖9 等效到轉軸上的反力矩及等效轉動慣量Fig 9 Counter-torque and equivalent rotating inertia reduced to the shaft

對于有限轉角永磁電機，每極每相槽數為3，定子繞組的并聯支路數取1，繞組中通單相電流，繞組的匝數為 120，漏電感為 0.1mH，繞組的電阻為1.125Ω，定子導磁材料選用的是 DW470硅鋼片，次級采用永磁體釹鐵硼N40和10號鋼。設置初始運動速度和初始電流為零，轉子的轉動慣量為0.07kg·m2。在分合閘時采用直流 200V 的電源。通過上述電機模型的參數進行分析計算，并考慮歸算到操動機構側的反力及等效轉動慣量，對兩種結構電機的動態特性進行了仿真。

3.2.1 分閘過程

通過對分閘過程的動態仿真計算，得到兩種定子結構的永磁電機機構在分閘時的電磁轉矩及電樞電流曲線如圖10所示。

圖10 分閘過程中電機的轉角及轉速曲線Fig.10 Torque and current curve of motor in breaker opening

從圖10可以看出，對于少槽結構的電機，電流最大達到 100A，最大轉矩為 300N·m。由于齒槽轉矩的影響，分、合閘過程中轉矩與電流的跟隨性都較差，不利于電機的伺服控制。對于多槽結構的電機而言，當電流最大達到 95A時，最大轉矩為230N·m。在分閘過程中電磁轉矩和電流的變化基本一致，有利于電機的伺服控制，轉矩有一定的波動。

電機的轉速及轉角特性曲線如圖 11所示。由圖 11可知，對于少槽結構的電機，超程階段只有10ms，分閘時間 9ms，整個分閘過程 19ms。在超程階段，轉速迅速增加達到最大值（1130r/min），由于超程結束后，運動部分的質量突然增加，所以速度會突然減小。對于多槽結構的電機，超程階段為12ms, 分閘時間8.5ms，分閘時電機轉速在超程結束前最大達到 1100r/min，分閘響應時間達到了21.5ms。

3.2.2 合閘過程

通過對合閘過程的動態仿真計算，得到兩種定子結構的永磁電機機構在合閘時的電磁轉矩及電樞電流曲線如圖12所示。

從圖12可以看出，對于少槽結構的電機，電流最大達到 130A，最大轉矩為 330N·m。在分閘過程中電磁轉矩和電流的變化相差比較大，跟隨性不好，轉矩有一定的波動。對于多槽結構的電機而言，當電流最大達到120A時，最大轉矩為300N·m。在分閘過程中電磁轉矩和電流的變化基本一致，轉矩有一定的波動。

由于分閘時觸頭彈簧提供部分分閘能量，合閘時需要觸頭彈簧儲存能量，所以合閘時的電磁轉矩和電流要比分閘時大。

圖12 合閘過程中電機的轉角及轉速曲線Fig.12 Torque and current curve of motor in breaker closing

電機的轉速及轉角特性曲線如圖13所示。由圖13可知，對于少槽結構的電機，超程階段只有9.5ms，合閘時間15.5ms，整個合閘過程24ms。轉速隨著時間逐漸的增大，達到合閘位置時速度達到最大值（700r/min），然后逐漸的減小。對于多槽結構的電機，超程階段為 11.5ms，合閘時間 19ms，合閘響應時間達到了30.5ms。轉速隨著時間逐漸的增大，達到合閘位置時速度達到最大值（600r/min）。

對于這兩種結構的電機操動機構，相比而言，采用少槽電機的機構響應更快，分合閘時間短，速度快。單從響應速度、分合閘快慢這方面來說，采用少槽電機的機構性能更好，但電機操動機構的研究主要解決以往操動機構結構復雜，運動過程不可控的缺點，提高斷路器智能化。電機操動機構不僅要滿足斷路器對分合閘的要求，還需要具有良好的伺服性能。因此應選擇多槽電機作為電機操動機構的驅動電機。

研制了多槽有限轉角永磁電機樣機，并且與斷路器進行了聯機性能試驗測得合閘過程中動觸頭的行程曲線如圖14所示。由圖14可知，運動行程達到了 25mm，合閘時間為 15ms，平均合閘速度為1.67m/s，基本滿足斷路器的合閘操作的要求。

圖13 合閘過程中電機的轉角及轉速曲線Fig.13 Angle and revolution curve of motor in brecker closing

圖14 合閘過程中觸頭的行程曲線Fig.14 The stroke curve of contact in breaker closing

4 結論

本文基于 40.5kV真空斷路器研究了電機操動機構。在電機設計方面，針對斷路器的操作的特點，提出了一種新型的有限轉角永磁電機機構，對于這種電機在結構和參數的設計給出了依據。在動態仿真分析方面，通過兩種定子結構永磁電機的有限元分析和動態的仿真，一方面驗證了電機設計比較合理，同時在動態特性方面，對于有限轉角永磁電機提供的機械特性基本滿足高壓斷路器分合閘操作的要求。

通過樣機與斷路器的聯機性能實驗，多槽永磁電機操動機構提供的機械特性能夠滿足斷路器的合閘操作特性要求，為進一步的研究電機操動機構提供了依據。

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