直流断路器过电流脱扣器结构优化设计

凌 炜，王金龙，岳 金,3

直流断路器过电流脱扣器结构优化设计

凌 炜1，王金龙2，岳 金2,3

(1.广州地铁集团有限公司，广州 510000；2.武汉长海电气科技开发有限公司，武汉 430064；3.武汉船用电力推进装置研究所，武汉 430064)

在电力系统元件中断路器承载着分断短路故障电流保护其它元器件不受损坏的作用，其中过电流脱扣器起着至关重要的作用，其结构设计的好坏制约着断路器分断过电流和短路电流的可靠性，本文研究了传统过电流脱扣器的结构设计，发现其存在吸力侧偏及调节力值范围较窄的缺点，后对其进行结构改进，解决了上述问题，并通过仿真及试验证实了优化方案的可行性。

断路器 过电流脱扣器 短路电流 结构优化

0 引言

脱扣器作为电力系统断路器的保护元件，其迅速、准确、可靠的动作，直接影响着断路器保护性能。按使用工况，脱扣器分为过电流脱扣器、分励脱扣器、失压与欠压脱扣器、热脱扣器等。而过电流脱扣器是直流断路器必不可少的元件，直接影响着断路器分断故障电流的能力。设计动作迅速、准确、可靠的过电流脱扣器一直以来都是直流断路器研发的重点内容。

传统的脱扣器是基于电磁原理，依靠主电路电流串联励磁的电磁铁，当故障电流达到整定值时，在磁场的作用下，电磁铁中的动铁芯朝着气隙减小的方向运动，同时克服弹簧反力带动脱扣装置使机构分闸。而当脱扣器的结构设计定型后，其中的反力弹簧的行程和刚度是一定的，反力弹簧反力达到了其承受的上限时，主回路中通入电流超过一定值时，脱扣装置不能按照整定电流值要求动作。为了扩大整定电流范围，满足产品多种使用工况，对脱扣器的电磁机构进行了改进，保证脱扣器在给定的整定电流值下可靠动作。

如图1所示，为某型断路器用的过电流脱扣装置，在静磁轭的侧边设计成一圆孔，通过在电磁回路中形成漏磁，使动铁芯产生的吸力减小，不足以克服反力弹簧反力带动脱扣装置动作。需主电路中通入更大的电流才能保证动铁芯有足够的吸力克服反力弹簧反力带动脱扣装置动作。该种方案虽达到了目标，扩大了整定电流范围，但同时动铁芯上也产生偏向圆孔侧向力。该侧向力导致动铁芯带动的脱扣装置与侧壁有摩擦，会使整定值发生偏移，影响其准确性。为解决此问题，本文中对脱扣器静磁轭进行了优化改进解决了上述动铁芯存在侧向力导致整定值漂移以及扩大了整定电流值范围。

图1 传统的过电流脱扣器

1 结构原理

目前过电流脱扣器结构如图2所示，主要由静磁轭、动铁芯、反力弹簧、反力弹簧力值调节装置及脱扣装置组成，其工作原理可简述如下：承载主电路中电流通过铜排从静磁轭中穿过，根据所需的整定值预先调节反力弹簧反力值，当铜排承载电流为额定电流时，反力弹簧反力大于动铁芯在磁场中产生的电磁力，动铁芯保持不动；当出现短路工况时，电流迅速上升到整定值时，动铁芯所受到的电磁力大于弹簧反力，动铁芯向上运动并带动脱扣装置一起动作，使得断路器脱扣分闸，切除故障以保护系统。

1-动铁芯；2-静磁轭；3-铜排；4-反力弹簧

2 传统过电流脱扣器特性计算与分析

本文中为更加准确反映脱扣器结构存在的缺陷。文中的所使用的模型只在优化处进行了修改(见图3、图8)，模型中静磁轭侧部设计成空心圆柱，圆柱半径已为设计中的最大值，模型中动铁芯材料为Q235，静磁轭采用叠加成的硅钢片，材料为50WW350，Q235与50WW350的BH曲线均为非线性，当电流施加到一定值后均存在磁饱和的现象。

1-动铁芯；2-静磁轭；3-铜排

本文分析动铁芯在初值位置(气隙最大)时的受力情况，研究电流为600-3600 A时，动铁芯力值大小及电磁机构磁场分布情况。得到了如图4、图5所示的静态受力特性。

图4 两种结构脱扣器动铁芯静态受力特性

图5 两种结构脱扣器动铁芯水平方向上受到的吸力

针对本脱扣器反力弹簧的实际工况，其提供的最大反力为100 N，由图4可知传统的电磁机构不做优化时，铜排上流过的电流大于1500 A，动铁芯受到的吸力大于100 N，脱扣装置会立即脱扣，即整定值调节上限为1500 A。而当传统的电磁机构采用优化结构（静磁轭侧边设计成空心圆孔）时，铜排上流过的电流大于3200 A，动铁芯受到的吸力才大于100 N，说明整定值调节的上限通过该优化方式能扩展到3200 A，提高了整定调节范围，满足了产品不同的使用工况。然而，实际使用中整定值的调节是通过调节反力弹簧的形变量来实现的，反力弹簧的最大形变量依据产品小型化的要求来设计，一般较小，则在一个较大的整定值范围内调节出准确的整定值会存在较高的难度，例如上述中优化后脱扣器整定范围为600-3200 A，若整定值需求为1500 A，可能会存在无论如何调节，能调节出1400 A和1600 A整定值，但1500 A不能调出的现象。对此，该传统优化方案存在该弊端。

由图5可知，传统优化方案中，动铁芯横轴方向上易受向左的吸力，并且随着铜排通电电流值的增加，其吸力将增大。当铜排通电电流为3500 A时，其向左的吸力为35 N,为动铁芯纵向吸力的35%。较大的侧向吸力影响了反力弹簧的受力状态，反力弹簧易受到侧向摩擦力的影响，使得反力弹簧产生的反力值不稳定，导致整定值漂移，影响整定值调节的准确性。因此，该传统优化方案也存在该弊端。如图6、图7是传统优化结构的磁场强度云图分布，从图中可以看出静磁轭磁感应强度分布不对称，这是由于静磁轭右侧空心圆孔处存在漏磁导致的，使得动铁芯处的磁感应强度分布左右不对称，动铁芯左侧磁感应强度更大，因而易产生向左的吸力。

图7 传统优化结构外表面的磁感应强度云图分布

3 过电流脱扣器结构优化

为解决上述传统脱扣器优化结构带来的弊端，对脱扣器静磁轭结构进行了重新改进，在静磁轭下端设计成a×b的开口形状，如图8所示，该方案能解决动铁芯横轴方向上受力不平衡问题，但同时a×b为不同值时，动铁芯产生的吸力是不一样的，通过该方法可以提高脱扣器的整定范围。

1-动铁芯；2-静磁轭；3-铜排

3.1 静态特性计算

以a×b的开口形状为20×10 mm为例得到了如下图9所示的磁感应强度云图分布，从图中可以看出静磁轭横轴左右两侧的磁感应强度分布是对称的，这说明动铁芯在横轴上的力为零，解决了传统脱扣器优化后动铁芯横轴上力不为零的问题。从图中可以看出，开口处上方磁感应强度较大，这是因为此处磁通密度较大，绝大多数磁力线流经此处构成磁回路。

为分析开口截面大小对电磁吸力的影响，对开口为20×10 mm、20×25 mm、40×28 mm的电磁机构进行磁场仿真，得出了如下图10所示的静态特性曲线。

从图中可以看出：对比无开口与有开口时，可以看出当存在开口时，由于漏磁作用动铁芯受到的吸力降低了很多，相比传统优化方案，该方案也增大了整定调节范围；开口为20×10 mm时，最大调节整定电流为2300 A，开口为20×25 mm和开口为40×28 mm时，最大整点电流均能达到3500 A以上，说明开口截面越大，产生的漏磁越多，动铁芯受到的吸力越小。因此，为了达到上述所说的提高整定调节的准确度，可以将600—3600 A进行分段，每段对应不同开口的静磁轭，如600-1800 A整定调节范围可采用开口为20×10 mm的静磁轭，1800-3300 A整定调节范围可采用开口为20×25 mm的静磁轭；2700 A以上的整定调节范围可采用开口为28×40 mm的静磁轭.。为保证脱扣器反力弹簧使用寿命，在调节反力弹簧时，不能将其调节到其使用的上限100 N。

图9 开口为20×10 mm的脱扣器磁感应强度云图

图10 优化后的脱扣器动铁芯静态受力特性对比

表1 脱扣器整定试验记录

通过不同整定值要求选用不同开口的静磁轭，在反力弹簧形变量不变情况下，分段后的整定调节范围精度会明显提高。表1与图11是优化后脱扣器整定试验数据及波形，该结果证实了上述表述的真实性。

图11 实测整定电流波形

3.2 动态特性计算

为保证脱扣器脱扣装置能在较短的时间内迅速脱扣，对脱扣器电磁机构还需进行瞬态仿真来加以校核，以满足实际短路工况要求。依据标准《GB/T 21413.3-2008 铁路应用机车车辆电气设备第3部分：电工器件直流断路器规则》试验要求及轨道交通行业牵引系统要求该型断路器额定电压1800 V、短路电流30 kA、时间常数15 ms、整定电流值设定为1500 A，则在脱扣器开始动作至脱扣装置脱扣这段时间内，短路电流可用以下函数表示：

本脱扣装置校核的电磁机构选用开口为20×10 mm的静磁轭，动铁芯运动行程为2 mm，动铁芯质量0.07 kg，反力弹簧刚度归算到动铁芯处为12 N/mm，通过仿真计算得到了如图12所示位移曲线，仿真出的脱扣动作时间为3.8 ms，由于仿真时Band域空间设置要求，仿真设置的运动上限比实际2 mm要小一些，因而脱扣器脱扣动作时间预估为4 ms。根据该型直流断路器设计要求，脱扣装置的脱扣动作时间需在5 ms以下，因而上述校核满足要求，说明脱扣器电磁机构采用有开口的静磁轭方案合理有效。

4 总结

本文对直流断路器过电流脱扣器电磁机构进行仿真计算及验证，得到了以下结论：

1）脱扣器电磁机构由于受产品设计要求的限制致使整定电流调节范围受限，需对脱扣器电磁机构进行优化改进，给出了两种优化方案，并进行了对比，得出了相应结论；

2）传统的脱扣器电磁机构优化方案虽然提高了整定电流调节范围，但存在着以下两点弊端：一是调节精度不够，二是存在侧向力，影响脱扣动作可靠性；

3）脱扣器电磁机构采用静磁轭开口方案能提高整定电流调节范围，采用将整定电流分段的方式能提高整定精度，而且该方案动铁芯不存在侧向力作用。

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Structure Optimization Design of over Current Tripping Device for DC Circuit Breaker

Lin Wei1, Wang Jinlong2, Yue Jin2,3

（1. Guangzhou Metro Group Co., Ltd , Guangzhou 510000, China; 2. Wuhan Changhai Electrical Technology Development Co., Ltd., Wuhan 430064, China; 3. Wuhan Institute of Marine Electric Propulsion, Wuhan 430064, China）

TM564

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1003-4862（2021）08-0030-04

2021-01-26

凌炜（1977-），男，工程师。研究方向：城轨车辆。E-mail: yuejin@whchdq.com.cn