王凱東， 王 毅， 張明志

(北京交通大學(xué)電氣工程學(xué)院， 北京 100044)

12kV真空斷路器半雙穩(wěn)態(tài)永磁機構(gòu)的設(shè)計

王凱東， 王 毅， 張明志

(北京交通大學(xué)電氣工程學(xué)院， 北京 100044)

應(yīng)用于真空斷路器的永磁操動機構(gòu)一般分為雙穩(wěn)態(tài)和單穩(wěn)態(tài)永磁機構(gòu)。對于單穩(wěn)態(tài)永磁機構(gòu)，通過調(diào)整分閘彈簧在分閘位的預(yù)拉力，可以實現(xiàn)對分閘特性的調(diào)節(jié)。增大預(yù)拉力可以縮短分閘時間，降低分閘彈跳，但預(yù)拉力過大會導(dǎo)致合閘狀態(tài)時的保持合力減小，可能造成合閘的不可靠，也會對合閘動態(tài)特性造成不利影響，如合閘時間增加等。本文提出了應(yīng)用于12kV真空斷路器的半雙穩(wěn)態(tài)永磁機構(gòu)的設(shè)計方法，該機構(gòu)在分閘狀態(tài)由較小的永磁保持力和彈簧力共同實現(xiàn)分閘保持。分閘位保持力大有助于抑制分閘彈跳，同時永磁保持力在動鐵芯離開分閘位置后迅速減小，對合閘保持以及合閘動態(tài)特性幾乎沒有不利影響。利用Ansoft Maxwell軟件建立永磁機構(gòu)模型，進行靜態(tài)和動態(tài)的仿真。根據(jù)設(shè)計結(jié)果制作實際樣機，對其進行測試，實驗結(jié)果驗證了設(shè)計與仿真的正確性。

永磁機構(gòu)； 半雙穩(wěn)態(tài)； 設(shè)計； 真空斷路器

1 引言

永磁操動機構(gòu)真空斷路器具有免維護、壽命長、可靠性高、可以頻繁操作等眾多優(yōu)點，其應(yīng)用領(lǐng)域愈來愈廣泛。20世紀(jì)90年代末，ABB Calor Emag公司推出了VMI型永磁式真空斷路器，引起了國內(nèi)外的普遍關(guān)注。永磁操動機構(gòu)根據(jù)其工作原理可分為雙穩(wěn)態(tài)和單穩(wěn)態(tài)永磁機構(gòu)，二者在合閘特性方面比較相似，但分閘特性有較大差異。雙穩(wěn)態(tài)永磁機構(gòu)與斷路器的分閘負載特性不相匹配，而單穩(wěn)態(tài)永磁機構(gòu)的分閘速度特性與彈簧操動機構(gòu)較相似，具有剛分點前加速、剛分點后減速的優(yōu)點[1]，廣泛地應(yīng)用在中壓斷路器中。本文提出一種半雙穩(wěn)態(tài)永磁機構(gòu)的設(shè)計方法，所謂半雙穩(wěn)態(tài)，即分合閘共用一個線圈，采用電磁合閘與彈簧分閘，合閘狀態(tài)永磁保持，分閘狀態(tài)由較小的永磁保持力和彈簧力共同實現(xiàn)分閘保持。

2 永磁機構(gòu)設(shè)計前處理

圖1為配半雙穩(wěn)態(tài)永磁機構(gòu)的真空斷路器結(jié)構(gòu)示意圖。左側(cè)為真空滅弧系統(tǒng)，采用某公司的TGD-12/4000-31.5UH3型真空開關(guān)管固封極柱，額定工作電流4000A，額定短路開斷電流為31.5kA，表1給出了該型號真空滅弧室的主要技術(shù)參數(shù)。

1—靜觸頭; 2—動觸頭; 3—觸頭彈簧; 4—連桿; 5—分閘彈簧; 6—動鐵心; 7—永磁體; 8—導(dǎo)磁環(huán); 9—線圈; 10—磁軛； 11—驅(qū)動桿圖1 配半雙穩(wěn)態(tài)永磁機構(gòu)的真空斷路器示意圖Fig.1 Schematic diagram of vacuum circuit breaker with half bistable state permanent magnetic actuator

表1 真空滅弧室主要技術(shù)參數(shù)
Tab.1 Main technical parameters of vacuum arc extinguishing chamber

參數(shù)數(shù)值額定電壓Ur/kV12額定電流Ir/A4000額定短路開斷電流Isc/kA31.5觸頭自閉力/N220±50額定觸頭壓力/N3100±200觸頭初壓力/N2200±200觸頭開距/mm9±1超行程/mm4±1額定開距下的觸頭反力/N320±50真空開關(guān)管運動部分質(zhì)量/kg2.5

觸頭初壓力、終壓力、開距和超行程是開關(guān)電器的4個主要觸頭參數(shù)，是對開關(guān)電器操動機構(gòu)設(shè)計的依據(jù)。根據(jù)表1，12kV真空滅弧室觸頭開距取9mm，超行程取3mm，觸頭自閉力取220N，觸頭初壓力取2200N，觸頭終壓力取3100N，采用這些參數(shù)進行計算。該永磁機構(gòu)的動鐵心行程設(shè)計為22mm，故永磁機構(gòu)傳動系統(tǒng)的傳動比，即斷路器觸頭側(cè)導(dǎo)桿長度與永磁機構(gòu)側(cè)的導(dǎo)桿長度之比為6/11。分閘彈簧個數(shù)為2，每個彈簧的彈性系數(shù)為19N/mm。

首先，將滅弧室側(cè)參數(shù)折算到操動機構(gòu)側(cè)，結(jié)果如表2所示。

表2 滅弧室側(cè)參數(shù)折算到操動機構(gòu)側(cè)的值Tab.2 Parameter values of operating mechanism converted from parameters of arc extinguishing chamber

根據(jù)上述參數(shù)計算永磁體保持力F：

F=(1+k)[ni(F1-F2+m1g)-m2g+F3]

(1)

式中，k為安全系數(shù)，根據(jù)經(jīng)驗選取范圍在0.2～0.3，本文取0.3；n為斷路器相數(shù)，若為單相則取1，三相取3，本方案取1；i為傳動系統(tǒng)的傳動比，若為直動式結(jié)構(gòu)則取1，本方案取為6/11；m1為真空開關(guān)管運動部分質(zhì)量， 2.5kg；m2為操動機構(gòu)運動部分質(zhì)量，包括動鐵心和驅(qū)動桿，根據(jù)經(jīng)驗近似取5kg；F1為額定觸頭壓力， 3100N；F2為滅弧室自閉力， 220N；F3為分閘彈簧在合閘位置時的拉力，計算為1216N。將以上參數(shù)值代入式(1)求得F為3600N，本文取保持力為4000N。

3 半雙穩(wěn)態(tài)永磁操動機構(gòu)結(jié)構(gòu)設(shè)計

3.1 動鐵心與驅(qū)動桿尺寸設(shè)計

本文所設(shè)計的永磁機構(gòu)為圓形機構(gòu)，動鐵心采用電工純鐵，利用麥克斯韋電磁吸力公式可計算動鐵心截面積，如式(2)所示：

(2)

式中，B1為工作氣隙的磁通密度；S為動鐵心的表面導(dǎo)磁面積；μ0為真空磁導(dǎo)率，4π×10-7H/m。

工作氣隙的磁通密度B1的選擇很重要，通常取動鐵心所用材料的磁化曲線膝點附近的數(shù)值[2]，本文取1.5T。計算求得動鐵心表面導(dǎo)磁面積S=4468mm2。驅(qū)動桿的直徑取為14mm，其材料為不銹鋼。動鐵心的半徑R1可通過式(3)求得：

S1=S+S2

(3)

式中，S為動鐵心的表面導(dǎo)磁面積；S1為動鐵心總面積，S1=πR12；S2為驅(qū)動桿截面積，S2=πR22，其中R2為驅(qū)動桿半徑。

代入數(shù)值求得動鐵心的半徑R1為39mm，則合閘保持時氣隙磁通為：

Φ=B1S=6.94×10-3Wb

(4)

3.2 永磁體尺寸設(shè)計

永磁機構(gòu)的性能、設(shè)計制造特點等都與永磁材料的性能密切相關(guān)。本文的永磁體選用釹鐵硼材料，是目前磁性能最好的永磁材料。其退磁曲線全部為直線，回復(fù)線與退磁曲線基本重合[3]，可以使永磁機構(gòu)的磁性能在運行過程中保持穩(wěn)定。圖2為釹鐵硼的退磁曲線。

圖2 釹鐵硼的退磁曲線Fig.2 Demagnetization curve of NdFeB

永磁體選用某公司生產(chǎn)的N38型燒結(jié)釹鐵硼。其剩余磁感應(yīng)強度Br為1.26T，矯頑力Hc為899kA/m，其工作點的確定是設(shè)計的關(guān)鍵。

圖3 釹鐵硼工作點的確定Fig.3 Determination of working point of NdFeB

(1)永磁體高度h的確定

一些文獻常用最大磁能積作為設(shè)計依據(jù)，還有一些文獻所用永磁體的工作磁密為剩磁的75%[4]，本文選擇永磁體的工作磁密B2為剩磁Br的60%，則永磁體的截面積S3為：

(5)

永磁體采用扇形結(jié)構(gòu)，每塊跨圓周45°，共八塊。圖1中，用兩個導(dǎo)磁環(huán)把永磁體固定，取內(nèi)導(dǎo)磁環(huán)與動鐵心的間隙為1mm，并設(shè)內(nèi)導(dǎo)磁環(huán)的厚度為7mm，則永磁體的高度計算公式為：

(6)

式中，D為永磁體的內(nèi)徑，為94mm。求得永磁體的高度h為31mm。

(2)永磁體厚度l的確定

在合閘位置，要保證動鐵心與靜鐵心之間有足夠的吸力，永磁體必須能供給足夠的磁動勢。所以首先需估算磁路消耗的磁動勢，其包括以下兩方面。

1)氣隙消耗的磁動勢

氣隙消耗的磁動勢與磁通密度B和氣隙長度δ相關(guān)。如圖4所示，動鐵心與靜鐵心間的主氣隙δ1=0.1mm。4個非主氣隙[5]分別為：動鐵心與內(nèi)導(dǎo)磁環(huán)之間的氣隙δ2=1mm，內(nèi)導(dǎo)磁環(huán)與永磁體之間的氣隙δ3，永磁體與外導(dǎo)磁環(huán)之間的氣隙δ4，磁軛與下端蓋板之間的氣隙δ5，且δ3=δ4=δ5=0.1mm。主氣隙的磁密B1=1.5T，設(shè)非主氣隙的磁密B2=1.1T，則磁路氣隙消耗的磁動勢IN1為：

(7)

圖4 主氣隙與非主氣隙示意圖Fig.4 Schematic diagram of main air gap and non main air gap

2)動鐵心和磁軛等磁路部件消耗的磁動勢

各磁路部件消耗的磁動勢與磁通密度B的大小和材料性質(zhì)有關(guān)。本文選取Q235鋼作為導(dǎo)磁材料。設(shè)動鐵心磁密為B3，其余磁路部件磁密為B4，則各部件消耗的磁動勢IN2為：

(8)

式中，μr為Q235鋼的相對磁導(dǎo)率；l1為磁路在動鐵心中的長度；l2為磁路在其余導(dǎo)磁部件中的長度。

由于磁軛和動鐵心的全部尺寸還未知，所以需要假設(shè)磁路消耗的總磁動勢IN為1800A。則l的計算公式為：

(9)

式中，H為永磁體的工作點處的磁場強度，大小為359.6kA/m，代入求得永磁體的厚度l=5mm。

最后確定永磁體的高度h為31mm，厚度l為5mm，每塊跨圓弧45°，共八塊。

3.3 線圈的設(shè)計

本文設(shè)計的是單線圈永磁機構(gòu)，即合分閘共用一個線圈。分閘時，只需通以與合閘操作時方向相反的電流即可。下面首先分析操動機構(gòu)的反力特性。

合閘過程中涉及到的反力主要為觸頭的自閉力、滅弧室側(cè)和操動機構(gòu)側(cè)運動部件的重力、分閘彈簧拉力、觸頭彈簧壓力等。根據(jù)滅弧室側(cè)歸算到操動機構(gòu)側(cè)的參數(shù)值，可求得操動機構(gòu)的反力特性。

在合閘過程中，設(shè)動鐵心的位移為x(mm)，則x∈[0，22]。觸頭反力可以看成是一個彈性阻尼，隨著觸頭的閉合逐漸減小[6]，剛合閘時觸頭反力減為零，折算后可以表示為175-10.6x(N)。分閘彈簧的彈力公式為：380+38x(N)。

合閘過程中動鐵心向下運動，整個過程可分為以下兩部分。

1)當(dāng)0≤x≤16.5時，此階段存在的反力為觸頭自閉力、觸頭反力、分閘彈簧拉力、滅弧室側(cè)運動部件折算到操動機構(gòu)側(cè)的重力、操動機構(gòu)側(cè)運動部件重力。故此階段的反力公式可表示為：

(10)

2)當(dāng)16.5≤x≤22時，此階段存在的反力為觸頭自閉力、分閘彈簧拉力、操動機構(gòu)側(cè)運動部件重力、觸頭彈簧的反力。此階段的反力公式可表示為：

(11)

綜上，可得到操動機構(gòu)的反力函數(shù)方程：

(12)

根據(jù)式(12)，可以得出歸算后的操動機構(gòu)反力特性，如圖5所示。

圖5 歸算后的操動機構(gòu)反力特性Fig.5 Reaction force characteristic of operating mechanism after conversion

圖6為永磁機構(gòu)吸力與反力特性圖。曲線A為合閘過程中動鐵心受到的電磁吸力，曲線B為歸算后的操動機構(gòu)反力特性，曲線C為永磁體產(chǎn)生的吸力，曲線D為A與C兩方面的力疊加后的總合閘吸力特性?？梢钥闯?，從合閘起始位置至觸頭剛合位置所需要的合閘力較小，一旦觸頭彈簧開始壓縮，所需要的合閘力會突然增大。

圖6 永磁機構(gòu)吸力與反力特性Fig.6 Suction and counter force characteristics of permanent magnetic actuator

真空斷路器與永磁機構(gòu)兩者理想的合閘配合，不僅要求點b高于點a，點f高于點g，而且要求obce的面積大于oahgde的面積[7]。

線圈勵磁方式采用電容放電勵磁，以合閘過程為例，在分閘位置，線圈提供的電磁吸力要足以克服永磁體在分閘位置的保持力和各種機械反力，才能保證斷路器成功合閘。

合閘過程初始需要線圈提供的電磁合閘力F合為：

F合=F永-(F2+F4-m1g)i-m2g+F分

(13)

式中，F(xiàn)永為分閘狀態(tài)時永磁體的保持力，大小取為1500N；F2為觸頭自閉力，220N；F4為觸頭反力，320N；m1為真空開關(guān)管運動部分質(zhì)量，2.5kg；m2為操動機構(gòu)運動部分質(zhì)量，5kg；i為傳動系統(tǒng)的傳動比， 6/11；F分為分閘彈簧預(yù)拉力， 380N。經(jīng)計算，得出F合=1450N。

線圈向氣隙提供的磁動勢包括：主氣隙中的磁壓降、非主氣隙的磁壓降和各導(dǎo)磁部件的磁壓降，即

IN=INδ+∑(IN)δ′+∑(IN)1

(14)

式中，INδ為主氣隙中的磁壓降；∑(IN)δ′為非主氣隙的磁壓降總和；∑(IN)1為各導(dǎo)磁部件的磁壓降總和。

根據(jù)麥克斯韋電磁吸力公式F合=Bδ2S/(2μ0)，可求出線圈向氣隙提供的磁密Bδ為0.9T，再由公式：

(15)

求得主氣隙中的磁壓降INδ為15756A。

初步設(shè)計時，一般取非工作氣隙的磁壓降與導(dǎo)磁體各部分磁壓降為氣隙磁壓降的0.2～0.55倍[8]。本文取0.4，則線圈向氣隙提供的磁動勢為：

IN=1.4INδ=22058(A)

(16)

設(shè)合閘線圈通過的工作電流峰值Im為30A，則線圈匝數(shù)為：

(17)

這里取整數(shù)，選為700匝。

動鐵心與線圈間隙取1mm，線圈的內(nèi)徑為80mm，并設(shè)其厚度為20mm，則線圈的外徑為120mm，線圈的平均直徑D1為100mm。利用式(18)可以求得線圈導(dǎo)線直徑：

(18)

整理后得到線圈銅導(dǎo)線直徑d的公式為：

(19)

式中，d為線圈銅導(dǎo)線的直徑；lpj為線圈平均匝長，lpj=πD1；ρ為銅的電阻率， 0.02029Ω·mm2/m；U為線圈的電壓， 220V；IN為線圈提供的磁動勢。

代入數(shù)據(jù)得d=0.902mm，按照漆包線國家標(biāo)準(zhǔn)GB6109.1-90的規(guī)定，取銅導(dǎo)體的直徑為0.9mm，將其按照二級漆膜處理后，得到漆包線的外徑為0.989mm。

由于線圈厚度為20mm，取橫向繞16層，縱向匝數(shù)為44匝，線圈高度為55mm。

3.4 上下端蓋和磁軛的設(shè)計

磁軛的內(nèi)半徑Rcn可以根據(jù)3.3節(jié)所求的線圈外半徑來決定，為60mm，取其厚度為15mm，則外半徑Rcw為75mm，磁軛導(dǎo)磁面積為：

(20)

Sc大于動鐵心的導(dǎo)磁面積S，符合要求。上下端蓋的半徑為75mm，因分閘永磁保持力比合閘保持力小得多，故上端蓋材料應(yīng)選為導(dǎo)磁材料，且動鐵心在分閘位置時與上端蓋的接觸面積應(yīng)小于合閘時與下端蓋的接觸面積。由于接觸面積小，設(shè)計時需將此接觸部分做成凸起的空心圓臺，上端蓋其余部分與動鐵心留有約5mm的氣隙。動鐵心受到反向的永磁保持力，而此反向保持力可有效減小斷路器的分閘反彈，以避免分閘后重燃引起事故。兩端蓋由于會受到動鐵心的撞擊，二者的厚度暫取15mm。下端蓋還需固定線圈，所以需要設(shè)計臺階定位，具體尺寸可根據(jù)仿真結(jié)果再繼續(xù)調(diào)整。上下端蓋和磁軛的材料統(tǒng)一使用Q235鋼。

4 永磁機構(gòu)的動靜態(tài)仿真

按照第3節(jié)設(shè)計的結(jié)構(gòu)參數(shù)，用Ansoft Maxwell軟件建立永磁機構(gòu)的模型[9,10]，然后對其進行動靜態(tài)的仿真。

4.1 永磁機構(gòu)靜態(tài)吸力特性

永磁機構(gòu)的二維和三維模型如圖7所示。永磁機構(gòu)的靜態(tài)吸力特性如圖8所示。

圖7 永磁機構(gòu)模型Fig.7 Model of permanent magnetic actuator

圖8 動鐵心在行程不同位置時所受到的永磁吸力Fig.8 Permanent magnetic suction force of moving iron core in different position

永磁體單獨作用且機構(gòu)線圈中無電流通過時，動鐵心處于行程不同位置時磁場的分布情況如圖9所示。

圖9 永磁體單獨作用時機構(gòu)的靜態(tài)磁場分布Fig.9 Static magnetic field distribution with single action of permanent magnet

4.2 機構(gòu)驅(qū)動電路模型

動態(tài)特性仿真時，通過Maxwell Circuit Editor編輯外電路，如圖10所示。其中C為電容，R和L分別為線圈的等效電阻和等效電感。永磁機構(gòu)在工作時，電容被預(yù)先儲能，通過回路對線圈進行放電，線圈獲得電流后產(chǎn)生的磁動勢推動鐵心運動。電容初始電壓為250V，電容大小為10000μF。

圖10 電容供電的勵磁電路Fig.10 Excitation circuit with capacitive power supply

4.3 動態(tài)特性

對永磁機構(gòu)的合閘與分閘過程分別進行仿真，得到動鐵心從分閘位置運動到合閘位置所需時間為29.5ms，從合閘位置運動到分閘位置所需時間為20ms。合閘過程中線圈峰值電流為18.6A，分閘過程中線圈的峰值電流為5.37A。

5 實驗結(jié)果及分析

5.1 永磁機構(gòu)靜態(tài)保持力測試

永磁機構(gòu)靜態(tài)吸力測試的裝置如圖11所示。根據(jù)設(shè)計，在機構(gòu)中放置8塊永磁體，測得的合閘保持力為4800N，分閘保持力為1900N，數(shù)值都偏大。調(diào)整永磁體的數(shù)量為7塊，測得的合閘保持力為4100N，分閘保持力為1600N。

圖11 永磁機構(gòu)靜態(tài)保持力測試裝置圖Fig.11 Testing device diagram for static retaining force of permanent magnetic actuator

5.2 永磁機構(gòu)動態(tài)特性測試

對樣機進行合閘和分閘的測試，圖12為實驗與仿真的合閘動態(tài)曲線對比圖，圖13為實驗與仿真的分閘動態(tài)曲線對比圖。

圖12 合閘過程的電流與位移曲線Fig.12 Actual current and displacement curve of closing process

圖13 分閘過程的電流與位移曲線Fig.13 Actual current and displacement curve of opening process

在實際合閘測試中，合閘電流峰值為19A，合閘時間為32ms；分閘電流峰值為5.2A，分閘時間為22ms。表3為仿真與實測結(jié)果的誤差表。

表3 仿真與實測的誤差表Tab.3 Error table of simulation and actual measurement

由于實際的分合閘保持力比仿真結(jié)果偏大一些，這會導(dǎo)致實際的分合閘時間比仿真所得時間略長一些，再加上環(huán)境及實驗方法的影響，現(xiàn)場測試不可避免地會產(chǎn)生誤差，但從表3中可以得出，實測結(jié)果與仿真結(jié)果比較接近，誤差在允許范圍內(nèi)。

6 結(jié)論

本文介紹了一種半雙穩(wěn)態(tài)永磁機構(gòu)的設(shè)計方法，并通過Ansoft Maxwell軟件建立機構(gòu)模型，進行仿真，得到永磁機構(gòu)的靜態(tài)和動態(tài)特性。根據(jù)仿真結(jié)果確定的最后機構(gòu)參數(shù)，制作樣機進行實際測試，實測值與仿真結(jié)果吻合，說明了該設(shè)計方法的準(zhǔn)確性和仿真的可靠性。該機構(gòu)分閘狀態(tài)由較小的永磁保持力和彈簧力共同實現(xiàn)分閘保持，其需要的合閘保持力比僅由彈簧力提供相同分閘保持力的單穩(wěn)態(tài)機構(gòu)小。在合閘過程中，分閘端的彈簧預(yù)拉力很小，且永磁吸力迅速減小，相比于一直存在較大彈簧預(yù)拉力的單穩(wěn)態(tài)機構(gòu)，其合閘速度要快。在半雙穩(wěn)態(tài)永磁機構(gòu)中，動鐵心在分閘保持時受到反向永磁吸力，該反向保持力可有效減小斷路器的分閘反彈，從而避免分閘后重燃引起事故。本文為設(shè)計不同電壓等級或不同結(jié)構(gòu)的永磁機構(gòu)提供了較好的依據(jù)和參考。

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Design of half bistable permanent magnetic actuator used in 12kV vacuum circuit breaker

WANG Kai-dong, WANG Yi, ZHANG Ming-zhi

(School of Electrical Engineering, Beijing Jiaotong University, Beijing 100044, China)

The permanent magnetic actuator used in vacuum circuit breaker is generally divided into bistable state and single steady state permanent magnetic actuator. For the single steady state permanent magnetic actuator, it can achieve the regulation of break-brake characteristics by adjusting the pretension of the break-brake spring in the open position. Increasing the pretension can shorten the opening time and reduce the switch-off bounce. But if the pretension is too large, it will lead to the decrease of the resultant force in the closing state, and this may cause the unreliability of closing operation. The pretension will be also unfavourable to the dynamic characteristics of the closing process, such as the increase of the closing time,etc. This paper presents the design method of a half bistable permanent magnetic actuator used in 12kV vacuum circuit breaker, and the actuator maintains in the opening position by a small permanent magnetic retaining force and a spring force. Large retaining force in the open position helps to restrain the switch-off bounce. At the same time, the permanent magnetic retaining force decreases rapidly after the moving iron core leaves the open position, and it almost has no adverse effects on the closing retaining force and the dynamic characteristics of the closing process. Ansoft Maxwell software is used to establish the model of permanent magnetic actuator to carry out the static and dynamic simulation. An actual prototype has been made according to the results of the design, and it has been tested. The results have verified the correctness of the design and the simulation.

permanent magnetic actuator; half bistable state; design; vacuum circuit breaker

2016-05-20

王凱東(1991-)， 男， 河北籍， 碩士研究生， 研究方向為智能電器； 王 毅(1958-)， 男， 遼寧籍， 教授， 博士， 研究方向為智能電器、 電力設(shè)備在線監(jiān)測、 氣體放電在環(huán)保中的應(yīng)用等。

TM561

A

1003-3076(2017)04-0029-08