0 引言

基于混合型拓扑方案的直流断路器是目前直流开断技术的重要发展方向^[1-6]，该类型断路器将机械开关的低通态损耗和电力电子开关的快速关断优点充分结合^[7]。混合式直流断路器关断时电流变化梯度极大，在线路杂散电感或其他感性器件的影响下，关断瞬间机械开关的触头间隙须承受一定的瞬时过电压，故机械开关分闸速度的快慢以及分闸过程的稳定性是影响混合式直流断路器开断性能的关键要素^[8-9]。随着中压直流配电系统迈向大容量电力传输时代，混合式直流断路器将承载更大的电流^[10-11]，电网故障时也将承受更高幅值的瞬态恢复电压。大电流快速开关要求其触头接触电阻非常小，同时须满足短路工况下的动热稳定要求，因此在机械特性上要求合闸时机构对触头的压力非常大，分闸时速度非常快。

为保证大电流快速开关在合闸位置时有足够大的接触压力，目前普遍采用永磁操动机构^[12-14]，保持位置永磁体吸力大且稳定，并且永磁操动机构运动部件简单、分合闸电流小，对操作电源要求较低；同时，为保证分闸速度足够快，电磁斥力机构得以广泛应用^[15-17]，通过电磁涡流效应，放电线圈与斥力板之间产生快速反向磁场，电磁斥力推动斥力板快速运动，放电线圈电流上升梯度越大，斥力板所受斥力增加越快。因此，基于永磁操动和电磁斥力双动机构设计的快速开关是适用于大容量中压混合式直流断路器的可行方案^[18-23]。但由于2种操动机构涉及的元件及参数众多，在配合使用时，受到电磁、热、位移等多物理场相互作用，运动过程复杂，如果设计稍有缺陷，特别是在中压大电流真空开关触头开距小并且运动部件质量大的情况下，易导致分闸过程不稳定，出现触头回弹、反弹等问题。因此，双动机构操作线圈是否同时投入、如何相互配合、线圈电流参数如何设计等成为制约大电流快速开关分闸稳定性的主要难题。

文中利用有限元计算方法，针对基于双弹簧永磁操动和电磁斥力双动机构的快速开关分闸过程进行建模。通过改变2种机构操作线圈配合方式以及操作线圈电流大小，对基于双动机构的快速开关分闸过程进行电磁场、热场及位移场的多物理场耦合仿真计算，分析其对开关分闸过程的影响规律，并进行试验验证，为大电流快速开关的合理设计提供指导依据。

1 产品设计及工作原理

基于双弹簧永磁操动机构和电磁斥力机构的大电流快速开关设计结构如图 1所示。其中动触头、连杆、带凸台的运动导杆和斥力盘是机械硬连接，作为一个整体，文中称为主运动部件；分闸弹簧和触头弹簧通过带凸台的运动导杆将力传递到主运动部件上；主运动部件与动铁芯通过触头弹簧进行连接。

永磁操动和电磁斥力机构的控制驱动原理如图 2所示，主要包括永磁操动机构的驱动电路和电磁斥力机构的驱动电路。D₁₁为控制晶闸管；D₁₂为续流二极管；R₀、R₁分别为驱动线圈和分闸线圈的引线电阻。开关在合闸位置时，永磁操动机构动静铁芯吸合，通过带凸台的运动导杆压缩触头弹簧给予触头一定的压力。开关分闸动作时，控制器控制永磁操动机构驱动电路中的绝缘栅双极型晶体管(insulated gate bipolar transistor，IGBT)导通，使得储能电容C₀以一定大小的电流对驱动线圈放电，驱动线圈产生与永磁体相反的持续磁场，抵消永磁力。同时，控制器控制晶闸管D₁₁使储能电容C₁₁向分闸线圈放电，从而在分闸线圈中产生一个毫秒级的脉冲电流，脉冲电流在线圈周围产生变化的磁场，由于电磁感应现象的存在，在靠近驱动线圈斥力盘的内部感应出一个与线圈电流相反的涡流，从而在斥力盘中产生电磁斥力推动运动部件加速。

2 多物理场耦合建模 2.1 几何模型

按照样机机构设计需求，建立近似1 ∶1的仿真几何模型进行计算分析。由于实际机构沿轴心对称，故文中采用轴对称模型进行等效计算，仿真几何模型如图 3所示。

为最大限度地接近实际结构，几何模型中相关参数的设定与样机结构一致，其核心部件几何尺寸和材料属性设计如下。

(1) 永磁操动机构：永磁体内径54 mm，外径63 mm，高度40 mm，材料为钕铁硼；驱动线圈内径47 mm，外径63 mm，高度40 mm，线径4 mm²，匝数200，材料为铜；静铁芯内径25 mm，外径75 mm，高度80 mm，材料为软铁；动铁芯内径25 mm，外径75 mm，高度24 mm，材料为软铁。

(2) 电磁斥力机构：分闸线圈内径25 mm，外径107 mm，截面积1 mm×7 mm，匝数55，材料为铜；斥力盘半径90 mm，厚度15 mm，材料为铝。

2.2 数学模型

样机分闸过程涉及电磁场、热场和位移场，为完整、准确地模拟分闸过程，须基于这3种物理场进行耦合计算。3种物理场的数学方程如式(1)—式(10)所示。

2.2.1 电磁场方程

$ \nabla \times \boldsymbol{H}=\boldsymbol{J} $

(1)

$ \boldsymbol{B}=\nabla \times \boldsymbol{A} $

(2)

$ \boldsymbol{J}=\sigma \boldsymbol{E} $

(3)

$ \boldsymbol{E}=-\partial \boldsymbol{A} / \partial t $

(4)

$ \boldsymbol{B}=\mu \boldsymbol{H} $

(5)

$ \boldsymbol{D}=\varepsilon \boldsymbol{E} $

(6)

式中：H为磁场强度；J为电流密度；B为磁通密度；A为磁矢势；E为电场强度；D为电位移；σ为电导率；μ为磁导率；ε为介电常数。

2.2.2 热场方程

$ \rho C_{\mathrm{p}} \frac{\partial T}{\partial t}-\nabla k \nabla T=Q $

(7)

$ Q=\frac{1}{2} \sigma|\boldsymbol{E}|^2 $

(8)

式中：ρ为密度；C_p为定压比热；T为温度；k为热导率；Q为感应热源。

2.2.3 位移场方程

由于双弹簧永磁操动机构的运动导杆与动铁芯运动过程不同，所以将动触头、连杆、带凸台的运动导杆和斥力盘作为主运动部件进行整体运动分析，而将动铁芯作为另一部分进行运动分析。由于动铁芯相对于主运动部件质量较小，故在计算分析中忽略其本身重力的影响。文中不考虑在运动过程中产生的摩擦力。

$ \left\{\begin{array}{l} \frac{\partial v}{\partial t}=\frac{F_{\mathrm{em} 0}+F_{\mathrm{g}}+F_{\mathrm{f}}-F_{\mathrm{c}}-F_{\mathrm{z}}}{m_1} \ \ s=0 \\ \frac{\partial v}{\partial t}=\frac{F_{\mathrm{em} 0}+F_{\mathrm{g}}+F_{\mathrm{f}}-F_{\mathrm{em} 1}-F_{\mathrm{z}}}{m_1} \ \ s<0 \end{array}\right. $

(9)

$ \frac{\partial u}{\partial t}=v $

(10)

式中：v为斥力盘的速度；t为时间；F_em0为斥力盘受到的磁场力；F_g为主运动部件所受重力；F_f为主运动部件所受分闸弹簧的张力；F_c为主运动部件所受触头弹簧的张力；F_z为灭弧室自闭力；F_em1为动铁芯所受磁场合力；u为主运动部件从零时刻开始的位移量；s为动铁芯从零时刻开始的位移量；m₁为主运动部件质量。

3 仿真分析 3.1 不投入永磁机构驱动线圈对分闸特性的影响分析

为了研究不投入永磁机构驱动线圈对分闸特性的影响，对特定结构及参数的样机进行试验测试及仿真分析。分闸弹簧在合闸位置的预压力为2 000 N，弹性系数为50 N/mm；触头弹簧在合闸位置的预压力为6 000 N，弹性系数为1 000 N/mm，两者均为螺旋弹簧；电磁斥力机构中分闸线圈储能电容为2.5 mF，初始充电电压为1 000 V；斥力盘与分闸线圈之间的初始间隙为4 mm；主运动部件额定最大位移为12 mm，质量为10 kg；环境温度为293.15 K。

为了得到主运动部件分闸位移特性，对样机进行分闸操作试验，如图 4所示。可以看出，分闸线圈电流峰值约为2 900 A，持续半个周期(约2.1 ms)。分闸过程中主运动部件未达到额定最大位移，而是在产生分闸线圈4.5 ms后、位移约6 mm的位置发生了回弹。

针对上述分闸过程回弹现象进行仿真分析，仿真设置参数与试验保持一致。为仿真得到永磁体磁场稳定状态，在0 s—0.3 s仿真计算永磁机构的磁场分布，待磁场计算至稳态，从t=0.3 s时刻开始仿真计算双动机构的分闸过程。

斥力盘位移、速度和分闸线圈电流仿真曲线如图 5所示。

可以看出分闸线圈电流峰值约为2 970 A，持续半个周期(约2 ms)。主运动部件在产生分闸线圈4.6 ms后位移至6.5 mm处发生回弹，其运动速度趋势先随着电磁斥力的增大而迅速增大，当电磁斥力减小时，其速度增加变缓；达到最大值以后，随着电磁斥力的消失，速度逐渐减小至0；此后，斥力盘回弹，速度向上增大，直至回弹至合闸初始位置。通过对比图 4与图 5，可以看出仿真结果与实测结果具有较好的一致性。

样机分闸过程中的磁通密度分布如图 6所示。可以看出，分闸过程中永磁机构的磁场分布基本不变，而电磁斥力机构在产生分闸线圈1 ms后磁场迅速增大，快速变化的磁场在斥力盘中感应出涡流，使得电磁斥力迅速增大，此时动铁芯位置未发生变化而斥力盘快速向下运动；当电磁斥力机构的磁场消失以后，动铁芯出现向下运动趋势，这说明分闸过程中斥力盘带动动触头先动作而动铁芯后动作。其原因是电磁斥力直接作用于斥力盘，斥力盘直接带动主运动部件快速运动，而主运动部件通过触头弹簧与动铁芯间接连接，动铁芯始终受到永磁吸力的作用，在分闸时，主运动部件通过触头弹簧将向下的张力逐渐传递给动铁芯，由于弹簧压缩形变过程较慢，所以只有当触头弹簧向下的张力大于永磁吸力时，动铁芯才会开始运动。

样机分闸过程中的温度场分布如图 7所示。可以看出，温升主要出现在斥力盘上表面附近，瞬时的温升最大可以达到3 K。这主要是由感应涡流的集肤效应引起的，即当斥力盘处于快速变化的电磁场中时，斥力盘内部的电流分布不均匀，电流主要集中在其表面的薄层，越靠近表面，电流密度越大，因此斥力盘上表面的电流密度要远远大于其他位置，所以热量主要产生在斥力盘上表面附近。为了保证计算的准确性，在计算过程中不可忽略温度场的耦合。

主运动部件受力以及加速度曲线如图 8所示。

由式(9)分析可知，当动铁芯位移s=0时，主运动部件主要受到电磁斥力、分闸弹簧张力和触头弹簧张力。电磁斥力虽然远大于触头弹簧张力，但作用时间较短，并且随着主运动部件向下运动，触头弹簧压缩量不断增大，所以当电磁斥力与分闸弹簧张力之和小于触头弹簧张力时(产生分闸线圈1.5 ms的时刻)，主运动部件受力方向由向下改为向上，加速度方向随着力的方向和大小变化，至此速度由最大值开始减小；当动铁芯位移s < 0时，此时触头弹簧的张力已经大于永磁吸力，使得动铁芯开始向下运动，所以此时主运动部件主要受到分闸弹簧张力和永磁吸力，加速度方向向上，速度继续减小至0，随后发生回弹。从以上分析可以得出，在电磁斥力消失(产生分闸线圈2 ms的时刻)以后，导致主运动部件回弹现象出现的主要原因是动铁芯所受永磁吸力通过触头弹簧抑制主运动部件向下运动，因此只有在分闸过程中快速抵消动铁芯所受的永磁吸力才能避免分闸回弹现象的发生。

3.2 投入永磁机构驱动线圈对分闸特性的影响分析

为了快速抵消永磁吸力，分闸时在永磁机构驱动线圈中通以一定电流，该电流使线圈产生与永磁体极性相反的磁场，以此来削弱铁磁回路的磁场，降低永磁体对动铁芯的剩余磁力^[24-28]。为此，设定永磁操动机构驱动线圈储能电容为10 mF，初始充电电压为360 V。

永磁操动机构驱动线圈与电磁斥力机构分闸线圈同时投入情况下得到的分闸线圈电流、驱动线圈电流、斥力盘位移和速度仿真曲线如图 9所示。

对比图 5可以看出，在其他条件相同的情况下，投入永磁操动机构驱动线圈时，速度方向始终向下，斥力盘位移曲线未出现回弹现象，可知驱动线圈产生的磁场抵消部分永磁吸力，可以避免该条件下分闸回弹现象的发生。

永磁操动机构驱动线圈与电磁斥力机构分闸线圈同时投入情况下得到的主运动部件受力以及加速度曲线如图 10所示。和图 8对比可以看出，动铁芯动作时间提高了近1 ms，这是由于永磁操动机构驱动线圈产生的磁场削弱了永磁吸力，降低了永磁吸力对动铁芯的阻力，从而加快了动铁芯动作。当动铁芯向下运动后，由于驱动线圈磁场力持续作用，继续抵消永磁吸力，从而使主运动部件所受的向上阻力迅速减小至0，避免了分闸回弹现象的发生。

对样机同时投入永磁操动机构驱动线圈与电磁斥力机构分闸线圈，在同等情况下进行试验，得到驱动线圈电流、分闸线圈电流和斥力盘的位移试验波形如图 11所示。驱动线圈电流波动主要是由IGBT频繁通断控制电容对线圈放电产生的。分闸时该电流须稳定在相应的目标值附近，以确保既能克服永磁吸力又不至于产生过大的反向作用力，当电流未达到目标值时，IGBT导通使电流增大；当电流即将高于目标值时，IGBT关断使电流下降。通过对比图 11和图 9，可以看出试验曲线变化趋势与仿真曲线基本一致，从而很好地验证了仿真计算的准确性。

3.3 不同永磁机构驱动线圈电流对分闸特性的影响分析

为了选择合适的驱动线圈电流，在其他条件和参数相同的情况下，对永磁操动机构驱动线圈分别通以20 A、30 A、50 A和150 A的电流进行仿真分析。

不同永磁操动机构驱动线圈电流情况下的动铁芯所受磁场力曲线如图 12所示。

可以看出，驱动线圈电流越大，所抵消永磁吸力的作用越明显，动铁芯所受磁场力之和减小越快。

不同永磁操动机构驱动线圈电流情况下的位移曲线和速度曲线如图 13和图 14所示。

可以看出，永磁操动机构的驱动线圈电流对产生分闸线圈电流2 ms内之前的位移和速度影响较小。对比图 8和图 10可知，这是由于在2 ms内的电磁斥力非常大，在该段时间内占据主导作用，所以初始分闸速度的快慢主要取决于电磁斥力机构。随着电磁斥力的消退，动铁芯所受电磁力的影响逐渐增大，永磁机构驱动线圈的电流越大，抵消永磁吸力的效果越明显，所以在产生分闸线圈电流2 ms之后，线圈电流越大，越快到达额定开距。同时，速度差异逐渐明显，在电流为20 A的情况下，运动部件发生了回弹现象；在电流为30 A、50 A、150 A的情况下，到达额定开距下的时间分别为12.5 ms、7.5 ms、6.0 ms，速度分别为0.6 m/s、1.4 m/s、2.3 m/s。适用于直流断路器的大电流快速开关其基本特点要求分闸前期速度快，分闸后期运动稳定，尤其达到额定开距位置时其速度应尽量小，避免分闸反弹现象的发生。故通过综合分析，设计时应确保分闸到位时间为8~13 ms，达到分闸位置的速度应小于1 m/s，因此文中仿真中驱动线圈电流选择30 A为最佳，电流较大不至发生回弹，且到达额定开距时速度小，稳定性好。研究结果适用于额定电压10 kV、额定电流2 000 A以上的直流断路器。

4 结论

利用有限元法对基于双弹簧永磁操动和电磁斥力双动机构的快速开关分闸特性进行电磁场、热场及位移场等多物理场仿真分析，并进行试验验证，得出如下结论：

(1) 在永磁操动机构驱动线圈不投入的情况下，由于电磁斥力做功时间较短，在斥力消失后动铁芯受到的永磁吸力仍然非常大，动铁芯所受永磁吸力通过触头弹簧作用于主运动部件，进而抑制了主运动部件向下运动，导致分闸回弹现象的发生。

(2) 在永磁操动机构驱动线圈与电磁斥力机构分闸线圈同时投入的情况下，驱动线圈产生的磁场可持续抵消永磁吸力，避免由于电磁斥力做功时间太短导致分闸回弹。

(3) 由于分闸初期电磁斥力非常大，永磁操动机构驱动线圈的投入对分闸初期的速度影响较小。在电磁斥力消失后，永磁操动机构的驱动线圈电流在一定范围内越大，抵消永磁吸力的效果越明显，但到达额定开距的速度也越大，所以为了防止分闸后期速度过快导致的分闸反弹，须合理选择驱动线圈电流。

(4) 通过设置相同条件下的样机试验与模型仿真进行对比，很好地验证了仿真计算的准确性。

(5) 基于双弹簧永磁操动和电磁斥力双动机构的大电流快速开关，通过使用永磁操动机构驱动线圈与电磁斥力机构分闸线圈同时投入的方法，可以克服中压大电流灭弧室开距小且运动部件质量大导致分闸速度慢和回弹的缺点，对于在额定电压10 kV、额定电流2 000 A以上的直流断路器应用中具有一定的优势。

致谢

本文得到中国电力科学研究院学科建设项目“应用于柔性直流配电网的经济型小型化中压直流开关关键技术研究及样机研制”(52420022000Y)资助，谨此致谢！