單穩(wěn)態(tài)永磁機(jī)構(gòu)的動(dòng)態(tài)特性仿真及性能優(yōu)化

張 超，淡淑恒，李翔宇，唐新龍

(1.上海電力學(xué)院，上海 200090;2.江蘇邳州供電局，江蘇 邳州 221300)

近年來(lái)，一種用于真空斷路器的永磁保持、電子控制的電磁操動(dòng)機(jī)構(gòu)(永磁操作機(jī)構(gòu))備受關(guān)注.根據(jù)其工作原理可以分為雙穩(wěn)態(tài)和單穩(wěn)態(tài)永磁機(jī)構(gòu)，由于單穩(wěn)態(tài)永磁機(jī)構(gòu)的分閘速度特性具有剛分點(diǎn)前加速、剛分點(diǎn)后減速的優(yōu)點(diǎn)，在12 kV中壓真空斷路器中得到了逐步應(yīng)用，而且單穩(wěn)態(tài)永磁機(jī)構(gòu)通過(guò)合理設(shè)計(jì)彈簧，采用永磁保持、電磁合閘及彈簧分閘，較完美地實(shí)現(xiàn)了斷路器不同操動(dòng)技術(shù)的理想結(jié)合［1］.

在傳統(tǒng)的單穩(wěn)態(tài)永磁機(jī)構(gòu)中，永磁體提供的永磁吸力不參與合閘過(guò)程，而且提供阻力，因此要求電源提供較大的勵(lì)磁電流.另外，勵(lì)磁線圈和永磁體為上下布置，為了得到較大的合閘保持力，必須加大永磁體的體積，這將直接影響永磁操動(dòng)機(jī)構(gòu)的整體體積，不利于真空斷路器的小型化.

1 改進(jìn)型單穩(wěn)態(tài)永磁機(jī)構(gòu)

本文針對(duì)直動(dòng)式12 kV真空斷路器，介紹了一種勵(lì)磁線圈和永磁體左右布置的改進(jìn)型單穩(wěn)態(tài)永磁機(jī)構(gòu)［2］，如圖 1 所示.

圖1 兩種單穩(wěn)態(tài)永磁機(jī)構(gòu)原理

傳統(tǒng)的VM1型永磁機(jī)構(gòu)驅(qū)動(dòng)桿通過(guò)拐臂與真空滅弧室連接，在分閘位置靠永磁體提供的靜態(tài)永磁吸力保持.改進(jìn)型單穩(wěn)態(tài)永磁機(jī)構(gòu)的動(dòng)鐵芯通過(guò)絕緣拉桿直接連接滅弧室側(cè)的動(dòng)導(dǎo)電桿，在分閘位置時(shí)由預(yù)壓縮的分閘彈簧提供保持力，改進(jìn)型單穩(wěn)態(tài)永磁機(jī)構(gòu)如圖2所示.

圖2 改進(jìn)型單穩(wěn)態(tài)永磁機(jī)

在利用Ansoft Maxwell軟件包［3］對(duì)單穩(wěn)態(tài)永磁機(jī)構(gòu)動(dòng)鐵芯瞬態(tài)電磁場(chǎng)動(dòng)態(tài)過(guò)程分析的基礎(chǔ)上，基于 ADAMS虛擬樣機(jī)技術(shù)，在 Matlab Simulink平臺(tái)上進(jìn)行了多場(chǎng)耦合仿真.

2 動(dòng)態(tài)聯(lián)合仿真模型的建立

單穩(wěn)態(tài)永磁機(jī)構(gòu)分合閘的動(dòng)態(tài)過(guò)程，是由電磁場(chǎng)、電路和運(yùn)動(dòng)多場(chǎng)耦合作用的過(guò)程.動(dòng)鐵芯所受的電磁力Fmag和線圈耦合磁鏈φ可以描述為:

式中:s——?jiǎng)予F心位移;

i——?jiǎng)?lì)磁電流.

使用Ansoft中的瞬態(tài)磁場(chǎng)分析模塊，通過(guò)Maxwell Circuit Editor將勵(lì)磁電路耦合，求解動(dòng)鐵芯電磁力和線圈耦合磁鏈.通過(guò)二維數(shù)據(jù)網(wǎng)格變換和3次樣條非線性擬合技術(shù)獲得永磁機(jī)構(gòu)動(dòng)態(tài)特性仿真所需的上述關(guān)系.

改進(jìn)型單穩(wěn)態(tài)永磁機(jī)構(gòu)分合閘時(shí)共同使用一個(gè)勵(lì)磁線圈，其等效電路如圖3所示.

圖3 改進(jìn)型單穩(wěn)態(tài)永磁機(jī)構(gòu)控制電路

以合閘過(guò)程為例，勵(lì)磁回路電壓平衡方程為:

式中:Uc——電容電壓;

i——?jiǎng)?lì)磁電流;

s——?jiǎng)予F芯位移;

C1——合閘電容.由式(2)和式(5)可以推導(dǎo)出電流關(guān)于位移與速度的函數(shù)關(guān)系式［4］:

ADAMS技術(shù)采用了廣泛流行的多剛體動(dòng)力學(xué)理論中的拉格朗日方程方法，建立系統(tǒng)的動(dòng)力學(xué)方程［5］.本文設(shè)計(jì)的永磁機(jī)構(gòu)用于開(kāi)斷的電流為12.5 kA，動(dòng)觸頭行程為12 mm，超程為5 mm的12 kV真空斷路器，根據(jù)觸頭接觸壓力與開(kāi)斷電流大小的關(guān)系［6］，取觸頭壓力為500 N，相應(yīng)的觸頭彈簧剛度系數(shù)為110 N/mm，觸頭彈簧剛度系數(shù)為40 N/mm.按照?qǐng)D2所示在ADAMS view中建立幾何模型，并在運(yùn)動(dòng)部件上添加滑移副，同時(shí)在動(dòng)導(dǎo)電桿與動(dòng)觸頭之間添加阻尼彈簧，在動(dòng)觸頭與靜觸頭之間定義碰撞力.將生成的adams_sub模塊作為控制模塊導(dǎo)入Matlab Simulink進(jìn)行聯(lián)合仿真.根據(jù)式(6)建立電磁模塊Subsystem子系統(tǒng)，由動(dòng)鐵芯位移和速度計(jì)算出電流值，二維查表模塊根據(jù)位移和電流值查找到相對(duì)應(yīng)的電磁力，并將該電磁力作為adams_sub模塊的輸入值，最后將經(jīng)過(guò)聯(lián)合仿真輸出的動(dòng)鐵芯位移和動(dòng)鐵芯速度反饋到電磁模塊中.聯(lián)合仿真模型見(jiàn)圖4.

圖4 動(dòng)態(tài)聯(lián)合仿真模型

3 觸頭彈簧對(duì)機(jī)構(gòu)分合閘的影響

觸頭彈簧的合理配置對(duì)真空斷路器分合閘特性的影響非常大.在動(dòng)觸頭合閘之前，由于觸頭彈簧為柔性連接件，永磁機(jī)構(gòu)輸出的力通過(guò)觸頭彈簧再傳遞給動(dòng)觸頭，從而使動(dòng)觸頭在閉合前產(chǎn)生振動(dòng)，即預(yù)振動(dòng).預(yù)振動(dòng)不但會(huì)使開(kāi)距不按永磁機(jī)構(gòu)動(dòng)鐵芯行程預(yù)訂的規(guī)律變化，而且對(duì)合閘彈跳有直接影響.ADAMS中對(duì)彈簧的模型描述為:

式中:k——彈簧的剛度系數(shù);

r，r0——彈簧的長(zhǎng)度和初始長(zhǎng)度;

c——阻尼系數(shù);

f——預(yù)載荷.

在不考慮阻尼系數(shù)時(shí)，得到的合閘過(guò)程中動(dòng)鐵芯和動(dòng)觸頭的位移速度曲線如圖5所示.由圖5可知，無(wú)阻尼時(shí)動(dòng)鐵芯和動(dòng)觸頭的同步性很差，不滿足真空斷路器的動(dòng)作要求.設(shè)置阻尼系數(shù)為固定值時(shí)，得到兩者的速度曲線見(jiàn)圖6.

圖5 無(wú)阻尼時(shí)動(dòng)鐵芯和動(dòng)觸頭的位移

圖6 阻尼系數(shù)恒定時(shí)動(dòng)鐵芯和動(dòng)觸頭的速度

從圖6可以看出，合閘前動(dòng)觸頭和動(dòng)鐵芯的速度相差很小，但是由于阻尼系數(shù)比較大，使得動(dòng)鐵芯超程階段花費(fèi)時(shí)間較長(zhǎng)，且碰撞后有很大速度的反彈.

為了獲得更加理想的結(jié)果，將阻尼系數(shù)定義為變系數(shù)，ADAMS中可以設(shè)置阻力系數(shù)為動(dòng)鐵芯運(yùn)動(dòng)速度的函數(shù).由式(7)可知，在合閘前提供給動(dòng)觸頭運(yùn)動(dòng)的力，僅由－c·dr/dt這一項(xiàng)提供.根據(jù)牛頓定律，使兩者都產(chǎn)生同樣的加速度，可求得動(dòng)觸頭受力為動(dòng)鐵芯受力的1/3，即c=Fmag/3v.通過(guò)ADAMS將阻尼系數(shù)c定義為SPLINE，并添加到彈簧屬性中進(jìn)行聯(lián)合仿真，優(yōu)化后合閘過(guò)程中動(dòng)鐵芯和動(dòng)觸頭的速度曲線如圖7所示.

圖7 優(yōu)化后動(dòng)鐵芯和動(dòng)觸頭的速度曲線

從圖7可以看出，動(dòng)鐵芯和動(dòng)觸頭的跟隨性顯著提高，動(dòng)鐵芯走完超程所花的時(shí)間明顯減少.

4 電容及分閘彈簧參數(shù)的影響

真空斷路器分合閘速度特性要求為:平均分閘速度和剛分速度分別為1.3～1.7 m/s和0.8～1 m/s，平均合閘速度為 0.75 ～0.95 m/s.表 1 為利用聯(lián)合仿真模型計(jì)算得到的仿真結(jié)果，其中動(dòng)觸頭彈簧安裝在導(dǎo)電桿與動(dòng)觸頭之間(動(dòng)端).

表1 不同電容和分閘彈簧組合時(shí)分合閘速度特性(動(dòng)端安裝觸頭彈簧)

由表1可知，當(dāng)分閘彈簧系數(shù)擴(kuò)大1倍，電容擴(kuò)大10倍時(shí)，平均合閘速度v合降低了33.63%;當(dāng)彈簧系數(shù)降低1倍，電容擴(kuò)大5倍時(shí)，平均合閘速度幾乎不變，這說(shuō)明分閘彈簧參數(shù)對(duì)合閘過(guò)程的影響較大.根據(jù)對(duì)合閘速度的要求，分閘彈簧系數(shù)一般在40～80 N·mm范圍較為合適.若最大剛分速度要求為1.7 m/s，則分閘彈簧剛度系數(shù)取60 N·mm為宜.綜合分合閘速度特性，此單穩(wěn)態(tài)永磁機(jī)構(gòu)分閘剛度系數(shù)取60 N·mm，合閘電容取220 mF時(shí)，得到優(yōu)化后的動(dòng)觸頭分合閘速度與行程的關(guān)系曲線如圖8所示.

圖8 動(dòng)觸頭分合閘速度與行程的關(guān)系

將觸頭彈簧安裝在滅弧室處(靜端)時(shí)，得到的仿真結(jié)果見(jiàn)表2.當(dāng)分閘彈簧剛度系數(shù)為40 mm，電容為22 mF時(shí)，動(dòng)觸頭剛分速度為1.16 m/s，平均分閘速度為1.24 m/s，平均合閘速度為1.08 m/s，這也滿足真空斷路器分合閘要求.與動(dòng)觸頭安裝在動(dòng)端側(cè)相比，平均分閘速度有所下降.

表2 不同電容和分閘彈簧組合時(shí)分合閘速度特性(靜端安裝觸頭彈簧)

5 結(jié)論

(1)在計(jì)算永磁機(jī)構(gòu)離散磁鏈φ(s，i)和吸力Fmag(s，i)數(shù)據(jù)方面，Ansoft瞬態(tài)電磁場(chǎng)有限元分析減少了工作量，提高了仿真的速度.

(2)在ADAMS與Matlab聯(lián)合仿真中，觸頭彈簧對(duì)真空斷路器的分合閘性能有不同程度的影響，在合閘過(guò)程中根據(jù)永磁機(jī)構(gòu)空載的出力特性確定觸頭彈簧的阻尼系數(shù)，可以減弱動(dòng)觸頭的預(yù)振動(dòng).

(3)單穩(wěn)態(tài)永磁機(jī)構(gòu)中，分閘彈簧的剛度系數(shù)對(duì)真空斷路器的分合閘特性有很大影響，合閘電容越大，平均合閘速度也越大.在滿足合閘速度要求時(shí)，選取適當(dāng)?shù)姆珠l彈簧可以提高剛分速度.

(4)通過(guò)對(duì)兩種觸頭彈簧安裝方式的仿真計(jì)算得知，觸頭彈簧安裝在動(dòng)端側(cè)有利于提高剛分速度，而安裝在靜端側(cè)有利于降低剛合速度，減少對(duì)真空滅弧室的沖擊力.

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