摘 要：

操動(dòng)機(jī)構(gòu)分閘彈簧設(shè)計(jì)時(shí)，為解決分閘彈簧出力特性和負(fù)載特性不匹配帶來的分閘保持不住、分閘速度過大或過小等問題，提出一種分閘彈簧的優(yōu)化設(shè)計(jì)方法。首先計(jì)算出分閘過程中的力矩與功，然后根據(jù)功能原理計(jì)算出各位移點(diǎn)的分閘速度，最后根據(jù)分閘速度和能量要求等因素對分閘彈簧進(jìn)行優(yōu)化。結(jié)果表明，優(yōu)化后的分閘彈簧可使分閘過程中的出力特性和負(fù)載特性合理匹配，保證機(jī)構(gòu)可靠分閘的同時(shí)，得到滿足要求的分閘速度。通過理論計(jì)算和試驗(yàn)驗(yàn)證證明了所提優(yōu)化方法的可行性，為真空斷路器彈簧操動(dòng)機(jī)構(gòu)的分閘彈簧優(yōu)化設(shè)計(jì)提供了有益指導(dǎo)。

關(guān)鍵詞：

分閘彈簧; 真空斷路器; 分閘速度; 優(yōu)化設(shè)計(jì); 功能原理; 可靠分閘

中圖分類號： TM561.2

文獻(xiàn)標(biāo)志碼： A

文章編號： 2095-8188（2024）09-0029-05

DOI：

10.16628/j.cnki.2095-8188.2024.09.005

Optimal Design Method for Opening Spring of Vacuum Circuit Breaker Spring Operating Mechanism

LI Yanyan， ZHANG Jie， WANG Junwei

（XJ Electric Co.，Ltd.， Xuchang 461000， China）

Abstract：

In order to solve the problem that the opening spring can’t be maintained and the opening speed is too large or too small due to the mismatch between the output and load characteristics of the opering spring when designing the opening spring of the operating mechanism， an optimization design method for the opening spring is proposed.Firstly， the torque and power during the opening process are calculated， and then the opening speed of each shift point is calculated according to the function principle.Finally， according to the speed and energy requirements and other factors， the opening spring is optimized.The optimized opening spring can make the output characteristics and load characteristics match reasonably during the opening process， ensure the reliable opening of the mechanism， and obtain the opening speed that meets the requirements.The feasibility of the optimization method is proved by theoretical calculation and experimental verification， which provides a useful guidance for the optimal design of the opening spring of the vacuum circuit breaker spring operating mechanism.

Key words：

opening spring; vacuum circuit breaker; opening speed; optimization design; principle of work and energy; reliable switching

0 引 言

分閘速度是真空斷路器機(jī)械性能中的一個(gè)重要參數(shù)，對真空斷路器的開斷能力有很大的影響［1］。真空斷路器彈簧操動(dòng)機(jī)構(gòu)設(shè)計(jì)時(shí)，滅弧室已選定，設(shè)計(jì)出滿足要求的分閘速度的關(guān)鍵在于分閘彈簧的設(shè)計(jì)。目前真空斷路器彈簧操動(dòng)機(jī)構(gòu)的分閘彈簧設(shè)計(jì)時(shí)，基本不對分閘過程中的力矩與功進(jìn)行計(jì)算，無法保證所設(shè)計(jì)分閘彈簧的出力特性和負(fù)載特性合理匹配，可能導(dǎo)致分閘保持不住、分閘速度過大或過小的情況，需要進(jìn)行反復(fù)試驗(yàn)驗(yàn)證才能得到合適的分閘彈簧。

本文以某40.5 kV真空斷路器彈簧操動(dòng)機(jī)構(gòu)為例，提出了一種分閘彈簧的優(yōu)化設(shè)計(jì)方法。首先依據(jù)同類型操動(dòng)機(jī)構(gòu)用分閘彈簧，計(jì)算出分閘過程中不同位移點(diǎn)的輸出力矩和阻力矩，得到分閘過程中的動(dòng)力和阻力做功;再根據(jù)功能原理，計(jì)算出各位移點(diǎn)的分閘速度;最后根據(jù)滅弧室的分閘速度要求及分閘過程中的力矩和能量要求等因素對分閘彈簧進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計(jì)，并通過實(shí)際試驗(yàn)驗(yàn)證該方法的可行性，為真空斷路器彈簧操動(dòng)機(jī)構(gòu)的分閘彈簧優(yōu)化設(shè)計(jì)提供了有益指導(dǎo)。

1 某40.5 kV真空斷路器彈簧操動(dòng)機(jī)構(gòu)的分閘動(dòng)作原理

某40.5 kV真空斷路器彈簧操動(dòng)機(jī)構(gòu)合閘保持時(shí)的結(jié)構(gòu)圖如圖1所示。

圖1中，拐臂1、拐臂2、拐臂4、拐臂5固定在機(jī)構(gòu)主軸上，其分閘動(dòng)作原理為分閘脫扣滾輪與分閘脫扣拐臂分離后，合閘保持大摯子和合閘保持小摯子讓位，在分閘彈簧和觸頭簧的作用下，拐臂5順時(shí)針轉(zhuǎn)動(dòng)，帶動(dòng)主軸順時(shí)針轉(zhuǎn)動(dòng)，進(jìn)而帶動(dòng)拐臂2、連桿和拐臂3運(yùn)動(dòng)，拐臂3帶著滅弧室驅(qū)動(dòng)銷向左運(yùn)動(dòng)，直到斷路器到達(dá)剛分位;之后主軸只在分閘彈簧的驅(qū)動(dòng)下轉(zhuǎn)動(dòng)，同時(shí)拐臂4順時(shí)針轉(zhuǎn)動(dòng)，帶動(dòng)油緩沖滾輪運(yùn)動(dòng)，直到油緩沖滾輪與油緩沖接觸，并穩(wěn)定停下，機(jī)構(gòu)到達(dá)分閘位。從斷路器的分閘動(dòng)作原理可知，剛分后斷路器的分閘動(dòng)力為分閘彈簧，因此斷路器到達(dá)分閘位時(shí)能否克服滅弧室的觸頭反力保持在分閘位，并具有滿足要求的分閘速度，主要在于分閘彈簧的輸出力特性與滅弧室的反力特性能否合理匹配［2］。

2 分閘彈簧的優(yōu)化設(shè)計(jì)方法

2.1 分閘彈簧設(shè)計(jì)原則

真空斷路器在分閘過程中，動(dòng)力為分閘彈簧和觸頭簧，負(fù)載為滅弧室的觸頭反力及摩擦力等。真空斷路器到達(dá)剛分位前，分閘彈簧和觸頭簧同時(shí)克服阻力做功;從剛分位到分閘位，只有分閘彈簧做功［3-4］。滅弧室一旦確定，觸頭簧和滅弧室的觸頭反力特性也即確定，要使機(jī)構(gòu)具有理想的分閘速度且能夠可靠保持在分閘位，主要在于優(yōu)化分閘彈簧及其輸出力的特性。因此，分閘彈簧設(shè)計(jì)時(shí)要滿足以下條件：① 分閘彈簧在分閘位的出力要盡可能低，但要保證在分閘位能克服滅弧室的觸頭反力;② 具有合適的輸出力特性，以獲得最佳分閘速度、分閘反彈等特性。觸頭簧和滅弧室技術(shù)參數(shù)如表1所示。

2.2 操動(dòng)機(jī)構(gòu)傳動(dòng)的數(shù)學(xué)模型

某40.5 kV真空斷路器彈簧操動(dòng)機(jī)構(gòu)分閘狀態(tài)時(shí)的傳動(dòng)數(shù)學(xué)模型如圖2所示。圖2中以固定點(diǎn)D點(diǎn)為坐標(biāo)原點(diǎn)，以動(dòng)觸頭E點(diǎn)的運(yùn)動(dòng)方向?yàn)閄軸正向。幾何參數(shù)如表2所示。

2.3 分閘過程能量計(jì)算方法

根據(jù)連桿驅(qū)動(dòng)斷路器分閘過程能量關(guān)系分析可知，在分閘過程中，動(dòng)力為分閘彈簧和觸頭簧，負(fù)載為滅弧室的觸頭反力及摩擦力。采用微積分的計(jì)算方法，在動(dòng)觸頭分閘過程中，每隔一小段位

移取1個(gè)點(diǎn)，由已知的幾何參數(shù)和負(fù)載參數(shù)，可分別計(jì)算得到分閘彈簧和觸頭簧的輸出力特性及滅弧室觸頭反力的負(fù)載特性。

2.3.1 分閘彈簧能量計(jì)算

由圖2的傳動(dòng)數(shù)學(xué)模型可知，找到分閘彈簧與主軸拐臂連接點(diǎn)H位置與E點(diǎn)位移關(guān)系，即可計(jì)算出不同位移點(diǎn)分閘彈簧的力值和位移變化量［5-7］，根據(jù)轉(zhuǎn)矩計(jì)算公式T=Fd（F為力的大小，d為力臂長度，即作用點(diǎn)到軸線的垂直距離），即可計(jì)算出分閘過程中不同位移點(diǎn)分閘彈簧對A點(diǎn)的轉(zhuǎn)矩。

找到2個(gè)相鄰位移點(diǎn)對應(yīng)的主軸轉(zhuǎn)動(dòng)角度θ，即可計(jì)算出相鄰位移點(diǎn)分閘彈簧的做功dW分閘彈簧，最后采用微積分方法，即可計(jì)算出整個(gè)分閘過程中分閘彈簧的做功W分閘彈簧，計(jì)算公式為

dW分閘彈簧=T1+T22·θ（1）

W分閘彈簧=∑dW分閘彈簧（2）

式中： T1、T2——2個(gè)相鄰位移點(diǎn)分閘彈簧對A點(diǎn)的轉(zhuǎn)矩。

2.3.2 滅弧室觸頭反力能量計(jì)算

由該斷路器分閘過程動(dòng)作原理可知，滅弧室的觸頭反力為分閘過程中的負(fù)載力，為了保證機(jī)構(gòu)能夠可靠停在分閘位，并使動(dòng)力特性與負(fù)載特性相匹配，需要根據(jù)轉(zhuǎn)矩計(jì)算公式T=Fd，計(jì)算出滅弧室觸頭反力等效到A點(diǎn)的轉(zhuǎn)矩，再根據(jù)功的計(jì)算公式和微積分原理，計(jì)算出觸頭反力在分閘過程中的做功W觸頭簧，計(jì)算公式為

dW觸頭簧=F1+F22·ΔS（3）

W觸頭簧=∑dW觸頭簧（4）

式中： F1、F2——2個(gè)相鄰位移點(diǎn)觸頭簧的力值;

ΔS——2個(gè)相鄰位移點(diǎn)的位移。

2.3.3 觸頭簧能量計(jì)算

由該斷路器分閘過程動(dòng)作原理可知，分閘過程中，觸頭簧只在剛分前做功。由于觸頭簧力和滅弧室反力都在E點(diǎn)、方向都在X軸上，觸頭簧的力矩與功計(jì)算方法和滅弧室反力計(jì)算方法相同，不再詳細(xì)說明，但觸頭簧的力矩和做功只取剛合前數(shù)據(jù)。

2.4 分閘速度計(jì)算方法

根據(jù)物理學(xué)中的功能原理，一個(gè)質(zhì)量為m、速度為v1的物體，在外力F-Fz的作用下，經(jīng)過行程h后速度為v2，則當(dāng)外力F-Fz為常數(shù)時(shí)，可以得出：

（F-Fz）h=12mv22-12mv21（5）

如果在運(yùn)動(dòng)過程中，外力F和Fz都在改變，則式（5）變?yōu)?/p>

∫h0（F-Fz）dh=12mv22-12mv21（6）

計(jì)算斷路器的運(yùn)動(dòng)速度時(shí)，運(yùn)動(dòng)部分總是由靜止?fàn)顟B(tài)開始運(yùn)動(dòng)的，因此在h=0行程開始處v1=0，任一行程h處的運(yùn)動(dòng)速度計(jì)算公式為

∫h0（F-Fz）dh=12mv2（7）

v= ∫h02m（F-Fz）dh= 2m（W-Wz）（8）

式中：" F——輸出力;

Fz——阻力;

W——行程0到h內(nèi)輸出力做的功;

Wz——行程0到h內(nèi)阻力做的功。

理論上利用式（8），只要知道輸出力F與阻力Fz的變化情況，或知道輸出力所作的功W與阻力消耗的功Wz，以及物體的質(zhì)量m，即能計(jì)算出任一行程h處的物體運(yùn)動(dòng)速度v。事實(shí)上由于斷路器的零件很多，當(dāng)動(dòng)觸頭運(yùn)動(dòng)時(shí)，克服各軸銷處的摩擦力也需要消耗一部分功Wm，考慮軸銷處的摩擦后，式（8）應(yīng)改寫為

v= 2m（W-Wz-Wm）（9）

由于各軸銷處的摩擦功計(jì)算煩瑣，準(zhǔn)確度也不高，通常將各軸銷處的摩擦影響用機(jī)械效率η表示，式（9）可改寫為

v= 2mη（W-Wz）（10）

一般情況下，η=0.7～0.9，本文取η=0.7［8-10］。

3 分閘彈簧優(yōu)化設(shè)計(jì)過程

3.1 優(yōu)化前分閘過程能量及分閘速度計(jì)算

優(yōu)化前分閘彈簧參數(shù)如表3所示。根據(jù)分閘過程能量計(jì)算方法，可得優(yōu)化前分閘過程中機(jī)構(gòu)的動(dòng)力矩、阻力矩及動(dòng)力做功和阻力做功。部分位移點(diǎn)及關(guān)鍵點(diǎn)優(yōu)化前力矩和做功值如表4所示。部分位移點(diǎn)及關(guān)鍵點(diǎn)優(yōu)化前分閘功和分閘速度如表5所示。

由表4可知，分閘彈簧優(yōu)化前，在分閘位的輸出力矩為60.7 N·m，遠(yuǎn)大于滅弧室觸頭反力的負(fù)載力矩35.7 N·m，雖然能保證機(jī)構(gòu)可靠停在分閘位，但是根據(jù)表5計(jì)算出的平均分閘速度可知，2.070 m/s大于滅弧室分閘速度要求的（1.75±0.2）m/s，證明分閘彈簧提供能量過大，存在能量過剩，需要對分閘彈簧進(jìn)行優(yōu)化。

3.2 優(yōu)化后分閘過程能量及分閘速度計(jì)算

為減小分閘彈簧提供的能量，對分閘彈簧進(jìn)行優(yōu)化。優(yōu)化后分閘彈簧參數(shù)如表6所示;優(yōu)化后力矩和做功值如表7所示;優(yōu)化后分閘功和分閘速度如表8所示。

由表7可知，分閘彈簧優(yōu)化后，在分閘位的輸出力矩為40.6 N·m，稍大于滅弧室觸頭反力的負(fù)載力矩35.7 N·m，同時(shí)根據(jù)表8計(jì)算出的平均分閘速度可知，1.818 m/s滿足滅弧室的分閘速度要求，優(yōu)化后的分閘彈簧提供的動(dòng)力既能保證機(jī)構(gòu)可靠分閘，又具有滿足要求的分閘速度，也從理論上證明了本文提出的分閘彈簧優(yōu)化設(shè)計(jì)方法可行。

4 試驗(yàn)驗(yàn)證

為了驗(yàn)證所提優(yōu)化設(shè)計(jì)方法的實(shí)際可行性，分別對分閘彈簧優(yōu)化前后的斷路器機(jī)構(gòu)進(jìn)行機(jī)械特性對比試驗(yàn)。為了保證可比性，試驗(yàn)采取在同一臺斷路器彈簧操動(dòng)機(jī)構(gòu)上分別安裝優(yōu)化前后的分閘彈簧，測試時(shí)機(jī)構(gòu)安裝在同一面柜體上。優(yōu)化前分閘曲線如圖3所示。其中，分閘速度為1.99～2.00 m/s。優(yōu)化后分閘曲線如圖4所示。其中，分閘速度為1.74 m/s，機(jī)構(gòu)能夠可靠分閘，且分閘速度完全達(dá)到技術(shù)條件要求，證實(shí)了該優(yōu)化設(shè)計(jì)方法的實(shí)際可行性。

5 結(jié) 語

目前真空斷路器彈簧操動(dòng)機(jī)構(gòu)分閘彈簧設(shè)計(jì)時(shí)，不計(jì)算分閘過程中的力矩與功，無法保證所設(shè)計(jì)分閘彈簧的出力特性和負(fù)載特性合理匹配，可能出現(xiàn)分閘保持不住、分閘速度過大或過小的現(xiàn)象。本文提出分閘彈簧的優(yōu)化設(shè)計(jì)方法，對分閘彈簧優(yōu)化前后真空斷路器彈簧操動(dòng)機(jī)構(gòu)的分閘速度進(jìn)行理論及試驗(yàn)對比。該機(jī)構(gòu)分閘彈簧優(yōu)化前的分閘速度為1.99～2.00 m/s，大于滅弧室分閘速度要求的（1.75±0.2）m/s，造成機(jī)構(gòu)能量過剩，增加機(jī)構(gòu)負(fù)擔(dān);優(yōu)化后的分閘速度為1.74 m/s，滿足技術(shù)要求，驗(yàn)證了該優(yōu)化方案的有效性及實(shí)際工程的可行性，為真空斷路器彈簧操動(dòng)機(jī)構(gòu)的分閘彈簧優(yōu)化設(shè)計(jì)提供參考。

【參 考 文 獻(xiàn)】

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收稿日期： 2024-07-05