配電網真空斷路器小型化電機操動機構的設計與分析

史可鑒，代子闊，張新宇，田 野

(1.國網遼寧省電力有限公司電力科學研究院，遼寧 沈陽 110006；2.國網遼寧省電力有限公司，遼寧 沈陽 110006)

40.5 kV斷路器作為高壓配電網中重要開關設備，在實際運行中起到開斷故障電流、縮小停電范圍等作用，直接影響配電網安全、可靠、穩定運行。

操動機構斷路器分合閘操作動能的主要來源對操作速度、動作時間穩定性、合閘彈跳程度均有較大影響。目前，彈簧操動機構、液壓操動機構已廣泛應用于高壓配電網，但在實際工況中仍存在結構復雜、動作時間穩定性差、操作過程難以控制和調節等問題[1-4]。電機操動機構作為高壓斷路器的新

型操動機構，僅利用1臺特種電機直接驅動斷路器觸頭運動，具有機械結構簡單、調速方式靈活、控制性能優良、體積小等優點，是提高斷路器可靠性的有效途徑，也是斷路器智能化操作的發展方向[5-7]。

本文以真空斷路器為研究對象，根據斷路器的負載反力和分合閘速度要求，設計一種永磁無刷直流電機操動機構，分析了不同繞組線徑和匝數下的電機性能，從提高電機功率密度、機械特性以及伺服性能等方面完成電機的整體設計，滿足小型化要求。采用數值仿真計算方法對新型小型化電機操動機構和傳統電機操動機構的電磁、機械、力學特性進行對比分析，結果表明，新型電機操動機構具有較好的操動性能。

1 電機操動機構概述

應用于高壓配電網真空斷路器的電機操動機構基本原理如圖1所示，主要包括電機本體、多組傳動機構和控制裝置。控制裝置發出指令驅動電機旋轉，電機旋轉帶動傳動主軸轉動，在主軸拐臂、絕緣拉桿和三角拐臂的聯合作用下推動動觸頭做直線運動，實現斷路器的分合閘操作[8]。

圖1 真空斷路器的電機操動機構原理

真空斷路器操動機構的負載反力主要包括觸頭彈簧力、滅弧室自閉力和運動部件自身重力，將上述各個反力經過傳動機構歸算到驅動電機主軸側，即可得到操動機構的動態負載反力[9]，見圖2。從圖2中可以看出，在斷路器剛合、剛分時刻驅動電機主軸側負載反力發生躍變，負載轉矩最大值約為310 N·m，這是由于觸頭彈簧存在預壓力，在剛合時刻動靜觸頭接觸，預壓力瞬間加載到電機主軸上引起的。

圖2 驅動電機主軸側動態負載反力

40.5 kV真空斷路器主要技術參數如表1所示，開距為25 mm，接觸行程為5 mm，絕緣拉桿行程為30 mm，傳動連桿長93 mm。通過電機操動機構與斷路器動力學分析，計算得到電機主軸旋轉角度與傳動機構橫向位移之間的特征關聯，如圖3所示，可以看出，在合閘操作過程中，絕緣拉桿橫向位移30 mm，電機主軸旋轉75°(開距為0°～38.3°，超程為38.3°～75°)。

(a)運動原理圖

(b)角位移與直線位移關系圖3 動觸頭行程與電機轉角的關系

表1 40.5 kV真空斷路器的主要技術參數

2 驅動電機設計

2.1 設計方法研究

由40.5 kV真空斷路器電機操動機構的機械特性可知：驅動電機運行時間極短，轉動角度有限，只工作在起動階段，所以不能采用常規電機的設計方法。本文基于斷路器的負載反力和操作速度要求、從電機輸出力矩角度、采用目標值方法，設計1臺有限轉角永磁無刷直流電機作為該斷路器電機操動機構的驅動電機。其設計思路如圖4所示。

圖4 驅動電機的設計思路

采用參數協同對比方法對驅動電機設計方案進行評定，當驅動電機體積減小20%以上，且動作特性滿足高壓配電網斷路器操作性能要求，則判定設計方案合理。

2.2 驅動電機結構設計

以永磁無刷直流電機為基礎機型進行二次設計與開發，采用瓦形徑向充磁結構的釹鐵硼(NdFe35)永磁材料，氣隙磁場畸變程度較小。電機繞組采用星形連接方式，在繞制導線時進行整距配置，反電動勢呈梯形波形式，具有更好的機械特性。采用霍爾傳感器實時檢測驅動電機轉子位置，按照預設邏輯圖譜，控制電子器件依次導通，儲能電容釋放電能，形成磁勢交聯作用，驅動電機轉子運動。驅動電機基本結構如圖5所示。

圖5 有限轉角永磁無刷直流電機結構

2.3 驅動電機主要參數

a.驅動電機的主要尺寸

高壓配電網真空斷路器運動時間為毫秒級，驅動電機設計過程中應忽略次要因素，將設計重點集中在高功率密度、高輸出轉矩、高動作時間穩定性等方面，實現體積小、功率密度高，轉速高，速度可調范圍廣等設計目標。

驅動電機的主要尺寸是指電樞直徑Di1和電樞長度lef，其數學關系為[10-11]

(1)

40.5 kV真空斷路器的分合閘操作時間為數十毫秒，驅動電機僅運行在起動與制動階段，電機設計時忽略溫升問題，因此可取較高的電磁負荷，本設計電負荷A取120 A/mm，磁負荷Bδ取0.9 T；最大計算電磁轉矩Temax取平均負載反力的3倍，即264 N·m，長徑比lef/Di1為2，計算可得到電機定子的內徑和長度。得到新型驅動電機主要結構參數設計如表2所示，與課題組前期研制的電機對比可以看出，新型電機體積比已有電機體積減小了23%。

表2 驅動電機主要結構參數

b.定子槽數、繞組相數的選取

當驅動電機電樞繞組由2套獨立的繞組線圈并聯組成，則由于驅動電機僅工作在起動狀態，在相同的工作電壓下，采用星型并聯式繞組結構，具有諧波損耗小、起動轉矩大、動態特性好等特點。本文設計的驅動電機定子槽數為36，繞組相數為3。

c.氣隙長度的選擇

驅動電機氣隙的設計直接影響輸出轉矩、動態響應特性、動作時間穩定性等關鍵性能。氣隙長度與氣隙內磁通密度呈反比關系，與驅動電機電樞反應呈正比關系，綜合考慮上述因素，本文設計的驅動電機氣隙為1 mm。

d.極對數和極弧系數的選擇

驅動電機轉子極數與電機鐵芯磁場交變頻率呈正比，增加極數會造成鐵耗成比例增加，且對電子開關設備影響較大。本文設計的驅動電機轉子極數為2。

對于永磁電機，極弧系數越大，氣隙內空載平均磁密越大，電機出力越大，轉矩脈動越小；但極弧系數越大，繞組利用率越低，材料利用率下降，制作成本增加。綜合考慮了電機結構、機械特性等方面因素，本設計取極弧系數為0.9。

e.永磁體厚度的計算

永磁體厚度hM的計算參考式(2)和式(3)，式中，BM為考慮了氣隙磁場邊緣效應的永磁體磁密，1.052為經驗參數；Br為所用永磁體的剩磁密度，本文選擇的永磁體為釹鐵硼NdFe35，剩磁密度為1.23 T，計算可得hM=8.65 mm≈9 mm。在此基礎上，為進一步降低電機電樞反應對氣隙磁場的畸變作用，設計永磁厚度為10 mm。

(2)

BM=1.052·Bδ

(3)

2.4 繞組線徑與匝數分析設計

槽滿率一定時(通常為75%)，繞組線徑大小與匝數成反比，線徑越大單位長度繞組電阻越小，匝數越大繞組自感越大。因此，繞組線徑和匝數的配合關系是影響電機動態特性的關鍵因素之一。在其他參數確定情況下，以200 V操作電壓下斷路器合閘過程為例，分別對表2中3種電機方案進行仿真，結果如圖6所示。

(a)驅動電機角位移曲線

(b)驅動電機輸出轉矩曲線圖6 電機角位移和輸出轉矩仿真結果

由表2和圖1可以看出：電機完成斷路器合閘操作轉動75°，方案1的繞組線徑為1.35 mm、匝數為24，該電機方案運動行程歷時最短為45 ms，平均速度最大為272 r/min，電磁轉矩峰值在500～550 N·m范圍內，平均輸出轉矩最高，電機輸出功率最大、功率密度最高。方案2與方案3電機樣機出力較小、運行速度較低。因此確定方案1作為驅動電機繞組線徑和匝數設計方案，完成電機整體設計，其主要參數見表4。

表3 不同繞組線徑和匝數方案的電機及仿真結果

表4 新型驅動電機的主要參數

以200 V操作電壓下，40.5 kV真空斷路器的合閘過程為例：新型驅動電機與已有驅動電機的動態行程和輸出轉矩仿真結果對比如圖7所示，可以看出，新型驅動電機運動行程歷時最短，斷路器平均分閘速度為1.1 m/s，滿足40.5 kV真空斷路器的主要技術參數，且輸出轉矩、平均轉速分別提高了53.4 N·m和38 r/min。

(a)驅動電機角位移曲線

(b)驅動電機輸出轉矩曲線圖7 2臺驅動電機動態特性對比

3 結論

a.繞組線徑和匝數配合關系是影響驅動電機動態特性的重要因素，斷路器合閘過程分別對3種不同繞組線徑和匝數的樣機進行分析，結果表明：繞組線徑為1.35 mm、匝數為24的樣機運動行程歷時最短為45 ms，平均速度較大，電磁轉矩峰值在500～550 N·m范圍內，平均輸出轉矩較高。

b.高壓配電網真空斷路器新型電機操動機構的分合閘速度分別為1.8 m/s、1.1 m/s，滿足操作特性要求。

c.新型電機操動機構輸出轉矩、平均轉速分別提高了53.4 N·m和38 r/min，具有體積小、出力大、速度可調范圍廣等特性。