随着国网对电压治理要求的不断提升，干式真空有载调压变压器因其防火、防爆、自动调压的优势得到了广泛使用，而传统干式真空有载调压开关切换采用弹簧操作机构，机构运作中均有磨损情况，在长期运作中难以保证状态稳定。永磁机构作为新型驱动机构，采用永久磁铁进行终端位置的保持，动作元件和零部件数目明显减少，因而可靠性大大提高[1]。新型干式真空有载分接开关通过采用双稳态永磁机构实现快速切换，并有效减小开关体积，提升了运行可靠性。

双稳态永磁机构是指开关无论在分闸位置还是合闸位置，其保持力都由永久磁铁提供[2]。分合闸操作分别通过分合闸线圈来实现。

1、双稳态永磁机构工作原理

如图1(a）所示，在合闸位置时动铁芯仅受到永磁铁产生的磁场作用，让其牢牢保持在机构的上部。在执行分闸操作时，如图1(b）所示，外部的激励电路会给下部的分闸线圈通以如图所示的电流，随着分闸电流的逐步增大，动铁芯便开始动作，一旦动铁芯中心越过了永磁体的中心，动铁芯就会受到永磁体对其向下的磁力，进而继续加速直到分闸动作完成，最终保持下分闸位置。图1(c）为分闸位置原理图。而对于双稳态永磁机构来说，合闸操作和分闸操作类似，即给合闸线圈通电，如图1(d）所示，便可完成合闸操作[3]。

图1双稳态永磁机构结构工作原理示意图

2、双稳态永磁机构设计计算

2.1设计预处理

本文设计的永磁机构是为分接开关真空灭弧室服务，需根据分接开关真空灭弧室的技术参数和对永磁机构的要求展开设计。分接开关真空灭弧室的技术参数如表1所示。

2.2动铁芯和操动杆设计

2.2.1分合闸永磁保持力F

F=ni P(1+k)+G-Q=363 N，根据方案取值500 N式中：n为相数，三相取值3;i为传动比，杠杆式传动机构取值一般为0.6～0.8，本设计直动式取1;P为触头终压力，取120 N;k为安全系数，取值范围0.2～0.3，本设计取0.3;G为传动系统总重量，系统采取水平布局，取0 N;Q为触头自闭力，取35×3=105 N。

表1分接开关真空灭弧室主要参数

2.2.2动铁芯行程L

式中：i为传动比，取1;L0为触头开距，取2 mm;L1为触头超程，取1 mm。

2.2.3动铁芯磁表面积Sm

式中：μ0为真空磁导率，取4π×10-7H/m;B为动铁芯磁通密度，本设计取硅钢材料磁化曲线拐点值1.6 T。

2.2.4动铁芯半径R1

式中：R2为操动杆半径，取5 mm。

2.2.5动铁芯气隙磁通Φp

式中：B1为动静铁芯之间的气隙磁密，等于动铁芯磁通密度B，取1.6 T;S1为动静铁芯之间的气隙截面积，等于动铁芯磁表面积Sm，为490.6 mm2。

2.3静铁芯参数设计

2.3.1静铁芯端盖厚度h1

式中：R1为动铁芯半径，取13.5 mm。

2.3.2磁轭截面积S2

式中：R4为磁轭外半径；R3为磁轭内半径。

2.4永磁体参数设计

永磁体选用的是钕铁硼材料，这里选择的永磁体为N42M型钕铁硼，其剩余磁感应强度Br=1.301 T，矫顽力HC=996 k A/m，最大磁能积328.2 k J/m3。

由于最大磁能积的工作磁密很难达到很高的数值，因此本设计采用永磁体的工作磁密B2=75%Br=0.976 T[4]，即工作点（250 k A/m,0.976 T）。

2.4.1永磁体截面积S3

式中：B2为永磁体的工作磁密，取值0.976 T。

2.4.2永磁体高度hy

式中：R3为永磁体内径，一般取永磁体内径比动铁芯外径多1 mm气隙，取值14.5 mm。

2.4.3磁路消耗的总磁势IN

磁路消耗的磁动势主要包括两个方面：1）气隙消耗的磁动势；2）动铁芯与磁轭等部件消耗的磁动势[1]。与气隙消耗的磁动势相关的两个量是磁通密度B和气隙长度δ。动铁芯与静铁芯之间的工作气隙δ1=0.1 mm，两个非工作气隙，静铁芯与导磁体之间的非工作气隙δ2=0.2 mm，永磁体与动铁芯之间的非工作气隙δ3=1 mm。设非工作气隙磁通密度B3=1.2 T。气隙消耗的磁动势IN1为：

由于动铁芯与磁轭的尺寸未知，不能确定动铁芯与磁轭等部件消耗的磁动势，根据经验和仿真计算，气隙消耗的磁动势比动铁芯与磁轭等部件消耗的磁动势大得多，设动铁芯与磁轭等部件消耗的磁动势IN2约为527 AT，则气隙和磁轭等部件消耗的总磁动势IN为：

2.4.4永磁体厚度LY

式中：HY为永磁体工作点磁场强度，取250 k A/m。

所以，最终得到永磁体的内径为14.5×2=29 mm，外径为43 mm，高度为9 mm。

2.5分合闸线圈参数设计

线圈的激磁方式采用串激。线圈的结构形式采用骨架方式，由漆包线绕制而成，外层浇注环氧树脂。线圈供电方式采用充电电容放电方式，供电电压为DC220 V。

2.5.1合闸线圈参数设计

1）合闸过程初始阶段线圈提供的电磁吸力F合：

F合=F-Q-F反=215 N

式中：F为永磁保持力，取500 N;Q为触头自闭力，取35×3=105 N;F反为触头反力，取60×3=180 N。

2）合闸线圈在主气隙中的磁感应强度B合：

式中：μ0为真空磁导率，取4π×10-7H/m;F合为合闸线圈初始阶段提供的电磁吸力，取215 N;S1为主气隙截面积，取490.6 mm2。

3）合闸线圈在气隙中产生的磁势IN合1:

式中：μ0为真空磁导率，取4π×10-7H/m。

4）合闸线圈在磁路中产生的总磁势IN合：

式中：IN合2为合闸线圈在动静铁芯中产生的磁势降，一般为气隙磁势降的0.2～0.55倍，本设计取0.2，故取值为750 AT。

5）合闸线圈匝数N合：

式中：I合为合闸电流，一般取值为5～20 A，本设计取15 A。

6）合闸线圈平均直径DA合：

合闸线圈根据动铁芯及永磁体的尺寸，初步设定其内半径为13.5+1=14.5 mm，线圈厚度取7 mm，线圈外半径为21.5 mm。因此，合闸线圈的内直径为29 mm，外直径为43 mm，平均直径DA合=36 mm。

7）合闸线圈线径d合：

式中：ρ为铜的电阻率，20℃时为1.75×10-8Ω·m，一般线圈在40～60℃时其铜导线的电阻率为0.020 29Ω·mm2/m;U为电源供电电压，为DC220 V。

计算得到线径为0.718 mm。根据GB 6109.1—1990中对低压断路器操动机构线圈的规定，选取线径为0.670 mm，按照二级厚漆膜处理后，线圈的漆包线直径为0.720 mm。

8）合闸线圈尺寸：

根据前面计算，合闸线圈匝数N合=300匝，线圈幅向排布匝数为线圈厚度/线径=7/0.720≈9.7匝，近似为10匝，轴向匝数为300/10=30匝，因此线圈高度为21 mm，高度与厚度的比为3.0，符合线圈的比值系数。

2.5.2分闸线圈参数设计

1）分闸过程初始阶段线圈提供的电磁吸力F分：

式中：F为永磁保持力，取500 N。

2）合闸线圈在主气隙中的磁感应强度B分：

式中：μ0为真空磁导率，取4π×10-7H/m;F分为分闸线圈初始阶段提供的电磁吸力，取500 N;S1为主气隙截面积，取490.6 mm2。

3）分闸线圈在气隙中产生的磁势IN分1:

IN分1=1μ0[1.6×（3+0.1)+1.2×（1+0.2)]=5 093 AT,

式中：μ0为真空磁导率，取4π×10-7H/m。

4）分闸线圈在磁路中产生的总磁势IN分：

式中：IN分2为分闸线圈在动静铁芯中产生的磁势降，一般为气隙磁势降的0.2～0.55倍，本设计取0.2，故取值为1 040 AT。

5）分闸线圈匝数N分：

式中：I分为分闸电流，一般取值为15～80 A，本设计取45 A。

6）分闸线圈平均直径DA分：

分闸线圈根据动铁芯及永磁体的尺寸，初步设定其内半径为13.5+1=14.5 mm，线圈厚度取7 mm，线圈外半径为21.5 mm。因此，分闸线圈的内直径为29 mm，外直径为43 mm，平均直径DA分=36 mm。

7）分闸线圈线径d分：

式中：ρ为铜的电阻率，20℃时为1.75×10-8Ω·m;U为电源供电电压，为DC220 V。

计算得到线径为0.845 mm。选取线径为0.92 mm，按照二级厚漆膜处理后，线圈的漆包线直径为0.96 mm。

8）分闸线圈尺寸：

根据前面计算，分闸线圈匝数N分=140匝，线圈幅向排布匝数为线圈厚度/线径=7/0.96≈7.3匝，近似为7匝，轴向匝数为140/7=20匝，因此线圈高度为21 mm，高度与厚度的比为3.0，符合线圈的比值系数。

2.6其他部件设计

考虑到实际工程中，每个部件都预留一点气隙，同时线圈骨架也有一定的厚度，线圈浇注环氧树脂也有厚度，最终确定：

1）分合闸线圈的尺寸为内半径14 mm，外半径22 mm，高度22 mm。

2）动铁芯外半径为13.5 mm，导杆半径为5 mm。

3）永磁体内半径为14.5 mm，外半径为21.5 mm，高度为9 mm。

4）因此，动铁芯高度为22+22+9-3.2=49.8 mm。

5）端盖厚度为6 mm。

6）磁轭内半径R3为线圈外半径=22 mm，磁轭外半径=25.3 mm，取值25.5 mm，磁轭厚度为3.5 mm。磁轭高度=22+22+9=53 mm。

7）盖板外半径为25.5 mm。

3、驱动电路及充电储能电容选择

3.1驱动电路的选择

目前，永磁机构常见的驱动电路有两种：全桥型和直驱开关型[5]。结合项目的实际控制需求，由于项目需要控制多个永磁机构，并且永磁机构之间有复杂的时序控制逻辑，故本开关采用直驱开关型驱动电路。

常见的直驱开关型永磁机构分合闸线圈驱动电路如图2所示。

图2中，C为充电储能电容，R0为充电电阻，U为DC220 V模块电源，其功率由电容C的充电电流和充电时间决定，L和R为分合闸线圈等效电感和电阻。V0、V1是绝缘栅极晶体管，V0控制充电回路投入，控制电源模块U通过充电电阻R0给C充电；V1控制储能电容C给分合闸线圈供电，以驱动分合闸动作。D1、D2是续流二极管，D1保护V1不被反向击穿，D2在V1关断后给线圈续流。

图2直驱开关型永磁机构分合闸线圈驱动电路示意图

3.2充电储能电容最小电容量的获取

永磁机构的激磁电路可等效为RLC串联电路，根据RLC等效电路知识可知电路可能出现阻尼放电和振荡放电，若仅考虑激磁时间长短对永磁机构的影响而不考虑其他因素，电容放电电流与时间的关系如图3所示。

若激磁时间较长，此时振荡放电的激磁电流方向会出现反向的情况。如图3(b）所示，放电电流反向后，激磁线圈中的磁场方向与永磁体的磁场方向相同，此时不但不能使动铁芯运动，反而会使其所受到的保持力增大，这在永磁机构中是不允许出现的。因此永磁机构的激磁放电电流只能是阻尼放电的情形，因为阻尼放电过程中不会出现电流反向的问题，如图3(a）所示，这是正确的激磁放电方式。

同时，永磁机构动作的必要条件是使得动铁芯的合力大于等于永磁机构固有的阻力，动铁芯便开始运动。将动铁芯刚好运动时的激磁电流记作临界动作电流，激磁电流一旦达到该临界电流时，动铁芯便可以动作。由RLC等效电路分析可知，在振荡放电过程中激励电流等于临界动作电流时，激磁回路所需的储能电容容量最小，因此以此条件作为计算最小储能电容的条件。

永磁机构的激励电路等效RLC串联电路，可得振荡放电电流需满足：

图3激磁放电电流曲线图

式中：i为电容的放电电流；U0为电容的初始两端电压；ω为电容放电回路的震荡角频率；L为励磁线圈的等效电感；δ为电容放电回路的阻尼系数；t为电容放电时间；C为储能放电电容；R为放电回路的等效电阻。

并且在振荡放电过程中最大激励电流恰好等于永磁机构动作的临界动作电流，从而求得最小电容参考值为1 078.76μF，取1 100μF。

4、永磁机构仿真分析

4.1仿真模型的建立

根据本文第2章节永磁机构结构计算参数，使用仿真软件进行永磁机构的电磁暂态及运动仿真。

取1倍、2倍、3倍的最小电容参考值（1 100μF）分别进行带结构负载仿真分析。

导入分合闸激磁线圈外部驱动电路，外部驱动电路的激励连接如图4所示，根据分合闸工况，断开或闭合电路中的开关。

4.2仿真分析结果

1）合闸过程中的磁密矢量分布如图5所示。

2）合闸过程中合闸线圈电流曲线如图6所示。

图4分合闸激磁线圈外部驱动电路连接图

图5分闸到合闸过程磁密矢量分布图

图6合闸过程中合闸线圈电流曲线

3）合闸过程中动铁芯合闸位移曲线如图7所示。

4）合闸过程中动铁芯合闸速度曲线如图8所示。

5）分闸过程中分闸线圈电流曲线如图9所示。

6）分闸过程中动铁芯分闸位移曲线如图10所示。

7）分闸过程中动铁芯分闸速度曲线如图11所示。

4.3仿真分析结论

由仿真结果可以看出，电容容量越大，线圈电流也越大，动铁芯的速度也会变大。但是分、合闸电流过大，容易烧坏线圈，如果速度太快，还容易产生过大的碰撞力，使真空灭弧室损坏。

图7合闸过程中动铁芯合闸位移曲线

图8合闸过程中动铁芯合闸速度曲线

图9分闸过程中分闸线圈电流曲线

通过仿真结果和设计裕度，最终确认电容容量为2 200μF。在2 200μF电容量情况下，其合闸过程中电流峰值为24.2 A，响应时间为1.4 ms，动作时间为6.0 ms，平均速度为0.5 m/s；其分闸过程中电流峰值为74.7 A，响应时间为0.6 ms，动作时间为5.0 ms，平均速度为0.6 m/s。

图1 0分闸过程中动铁芯分闸位移曲线

图1 1分闸过程中动铁芯分闸速度曲线

根据仿真分析结果，设计的双稳态永磁操动机构满足有载分接开关真空灭弧室的驱动要求，也满足其快速响应和小型化的要求。

5、试验结果及分析

5.1试验平台搭建

试验采用加入保护后的全桥型永磁机构驱动电路驱动，使用不同大小的电容器以及不同的电容充电时间来控制电容值。驱动电路如图12所示。

图12中C为充电储能电容，S1～S4为轻触开关，C1～C4为保护电容，L1、L2和R1、R2为分合闸等效电感和电阻，Ru为压敏电阻，D1、D2和Ro1、Ro2为保护电路的二极管及电阻。

图1 2加入保护后的永磁机构驱动电路

采用220 V交流电压为充电电容C充电，通过并联不同数量的电容器以及不同的电容充电时间来控制充电电容C的电容量。图13为检测不同电容量驱动永磁机构切换时间的试验平台。

图1 3永磁机构试验平台

参照电容量计算基本公式：

式中：C为电容的电容量；Q为电容所储存的电荷量；U为电容的两端电压。

可以通过检测电容两端电压的方式计算电容电荷量，在控制电容充电时间后采用微放电的方式对电容量进行微调，使用示波器对两端到位信号进行采集。

5.2试验方法

取仿真计算的0.5倍、1倍、2倍、3倍、略大于3倍最小电容进行驱动，共五组进行试验，对每组试验进行七次分、合操作检测，取平均值作为动铁芯运动耗时，平均电容电压计算电容量大小。表2为不同电容量采集运动耗时的试验结果。

表2电容量与动铁芯运动耗时关系

5.3试验结论

试验结果与仿真运动情况基本一致，选取电容量在小于最小电容量时无法运动，仅有轻微声响。电容量选取越大线圈电动力越强，动铁芯运动耗时越短。电容量选取过大时，虽然运动耗时会进一步缩短，但是在动铁芯达到稳态位置后会在一段时间内产生震荡现象。

6、结束语

本文介绍了一种干式有载调压开关用双稳态永磁机构的设计方法，并通过分步计算形成具体的设计参数。利用电磁分析软件对永磁机构的三维和二维模型进行静态分析和动态分析，从理论上验证了设计的合理性。并根据使用环境特点，结合仿真验证结果，明确了驱动电路和充电储能电容容量的选择。最后制作样机并进行测试试验，验证结果与仿真结果基本一致。本文为干式有载调压开关用双稳态永磁机构的设计提供了方法参考，其他相似结构用永磁机构设计也可以进行参照。

参考文献:

[1]李文宏,胡秋兰,孙彦良. 12 kV真空断路器双稳态永磁机构设计[J].煤炭技术,2018,37(2):226-229.

[2]李卫国,赵智忠.基于双稳态永磁操作机构的不同结构的电磁吸力分析[J].中国新技术新产品,2016(8):13-14.

[3]刘焱.真空断路器永磁操动机构性能分析与优化设计[D].北京:北京交通大学,2014.

[4]夏克鹏.开关电器中永磁操动机构设计与仿真分析[D].沈阳:沈阳工业大学,2010.

[5]徐喆明. 10 kV真空断路器永磁机构电磁特性研究[D].南京:东南大学,2015.

文章来源:张兴旺,高浩,高彬洋,等.干式真空有载分接开关用双稳态永磁机构及驱动设计[J].机电信息,2025,(01):1-7+11.