126kV投切電容器組負荷開關(guān)的設(shè)計

1、126kV投切電容器組負荷開關(guān)的設(shè)計李心一1，鄭佳歡2，劉偉1，劉罡2，賀平軍1，修士新2（1西安西電高壓開關(guān)有限責任公司, 陜西省 西安市 ；2西安交通大學 電氣工程學院, 陜西省 西安市 ）摘要：本文從投切電容器組的要求入手，分析了負荷開關(guān)應(yīng)該滿足的技術(shù)條件，提出了投切電容器組的負荷開關(guān)設(shè)計的思路及方案，包括負荷開關(guān)的整體結(jié)構(gòu)、操縱機構(gòu)、滅弧室結(jié)構(gòu)及分合閘速度特性等。并對設(shè)計得到的負荷開關(guān)進行了電場的仿真分析。關(guān)鍵詞：電容器組；SF6；負荷開關(guān)；設(shè)計方案中圖分類號： TM51 文獻標識碼：AThe Design Scheme of 126kV Load Switch for Capacit

2、or Banks SwitchingLI Xin-yi1, ZHENG Jia-huan2, LIU wei1, Liu Gang2, HE Ping-jun1, Xiu Shi-xin2（1. Xian XD High Voltage Apparatus Co. Ltd, Shaanxi, ,China; 2 School of Electrical Engineering, Xian Jiaotong University, Xian, Shaanxi, , China）Abstract According to the requirements for capacitor switchi

3、ng, the technical conditions for load switch are analyzed and the design scheme is put forward in this paper. The overall structure, operation mechanism, arc chamber and velocity characteristics are designed. After the load switch was designed, the electric field in arc chamber was simulated and ana

4、lyzed.Key words capacitor banks;SF6; load switch; design scheme0引言負荷開關(guān)在投切并聯(lián)電容器組時，可能會發(fā)生重燃而產(chǎn)生重燃過電壓。負荷開關(guān)開斷后，斷口電壓超過負荷開關(guān)介質(zhì)恢復(fù)強度，就會發(fā)生負荷開關(guān)重燃而使電路接通，由于電容器初始電壓與其穩(wěn)態(tài)電壓不同，回路中會產(chǎn)生暫態(tài)振蕩過程，從而出現(xiàn)較高水平的過電壓。為了抑制分閘過電壓的產(chǎn)生，就要采取措施快速提高負荷開關(guān)斷口的介質(zhì)恢復(fù)強度，避免分閘重燃的發(fā)生。同時，當并聯(lián)電容器合閘投運時,將對電容器組進行充電,這時會產(chǎn)生幅值很大頻率很高的暫態(tài)過電流，即合閘沖擊涌流，當合閘涌流較大時，也會對觸頭造成

5、一定的燒蝕，影響負荷開關(guān)的開斷性能1-3。因此，需要設(shè)計專用負荷開關(guān)結(jié)構(gòu)，使其能夠承受電容器組的合閘涌流，同時分閘時斷口的介質(zhì)恢復(fù)強度足夠高，避免重燃的發(fā)生。負荷開關(guān)的設(shè)計要先從整體出發(fā)，結(jié)合所使用的場合對負荷開關(guān)的總體進行設(shè)計，包括整體結(jié)構(gòu)、操縱機構(gòu)、傳動方案等的選取；其次，還要對滅弧室的結(jié)構(gòu)進行設(shè)計，包括行程配合、觸頭結(jié)構(gòu)等。1負荷開關(guān)的技術(shù)要求本文所設(shè)計的負荷開關(guān)投切的電容器組的額定參數(shù)為：額定電壓126 kV，額定電容器組開斷電流1600 A，額定電容器組關(guān)合涌流9.3 kA。參考DL/T6151997交流高壓負荷開關(guān)參數(shù)選用導(dǎo)則，本次設(shè)計的負荷開關(guān)的工頻耐受電壓，斷口間為275 kV

6、，相間為275 kV;雷電沖擊耐受電壓斷口間和相間均為650 kV。2 負荷開關(guān)的總體設(shè)計 在設(shè)計負荷開關(guān)時，考慮到投切電容器組操作頻繁等特點，首先設(shè)計了開關(guān)整體結(jié)構(gòu)、操縱機構(gòu)和傳動方案。2.1 整體結(jié)構(gòu)設(shè)計 在整體結(jié)構(gòu)的選擇中，傳統(tǒng)的電氣聯(lián)動機構(gòu)受外界影響較多，非全相動作對電網(wǎng)沖擊較大，同時對設(shè)備也有一定的損傷，這是一定要避免的。而負荷開關(guān)的操作較為頻繁，更需要考慮機械壽命以及機械操作的穩(wěn)定性，因而本設(shè)計采用較成熟的三相機械聯(lián)動方案，提高三相同期性。其外形結(jié)構(gòu)及主要尺寸如圖1所示。圖1 負荷開關(guān)試品外形圖Fig.1 The outline drawing of the load switch

7、2.2操縱機構(gòu)的選擇 結(jié)合仿真計算和耦合分析的結(jié)果，首先對負荷開關(guān)的機械特性進行了選擇。合閘速度的確定要考慮操動機構(gòu)和傳動機構(gòu)的設(shè)計以及機械可靠性的要求，為了減小合閘預(yù)擊穿造成的觸頭燒蝕，適當提高了合閘速度，確定合閘速度為7 m/s，相應(yīng)增大了合閘操作功；而考慮到機械壽命和操作的穩(wěn)定性分閘速度確定為5 m/s。1.安裝框架 2.機構(gòu)輸出 3.機構(gòu)框架4.分合閘繼電器 5.加熱板 6.碟簧組圖2 操縱機構(gòu)外形圖Fig.2 The outline drawing of the operating mechanism 在確定負荷開關(guān)的機械特性之后，結(jié)合選定的分合閘速度對負荷開關(guān)使用的操縱機構(gòu)進行選擇

8、。本次設(shè)計的負荷開關(guān)設(shè)計選用技術(shù)成熟的液壓操縱機構(gòu)4。最終確定采用CYA6型液壓碟簧操動機構(gòu)，機構(gòu)外形如圖2所示。2.3傳動方案設(shè)計 由于該負荷開關(guān)設(shè)計中分合閘速度較高，機構(gòu)分合閘操作功能量較大，所以對操縱機構(gòu)的傳動機構(gòu)也就提出了更高的要求，為了增強系統(tǒng)機械強度及穩(wěn)定性，傳動機構(gòu)采用水平雙拉桿結(jié)構(gòu)，其示意圖見如圖3所示。1.本體 2.安裝板 3.連板 4.水平拉桿 5.邊相拐臂 6.中間相拐臂圖3 傳動機構(gòu)示意圖Fig.3 The schematic diagram of the transmission mechanism3 滅弧室結(jié)構(gòu)設(shè)計 本文設(shè)計的滅弧室采用混合式結(jié)構(gòu)，壓氣與熱膨脹在一個

9、氣室內(nèi)完成，負荷開關(guān)分閘時，拉桿帶動開關(guān)氣缸的活塞高速運動，當動觸頭和靜觸頭分離時，電流沿著仍然關(guān)合的弧觸頭流動，當動弧觸頭和靜弧觸頭分離時，由于電壓的存在，動、靜弧觸頭之間會產(chǎn)生電弧5。 分閘運動過程中，一方面壓氣缸內(nèi)的SF6氣體被壓縮增壓，同時電弧堵塞噴口；另一方面，電弧產(chǎn)生熱量同樣會對壓氣缸內(nèi)的SF6氣體增壓。在分閘過程中，高速的SF6氣體通過噴口將氣體聚集，吹向電弧，以便對電弧進行冷卻，電弧在過零點熄滅，此后只要SF6的介質(zhì)恢復(fù)強度大于斷口間的電壓恢復(fù)強度6，電弧就被成功開斷，圖4為滅弧原理圖。1.靜主觸頭 2.靜主觸頭 3.噴口 4.電弧5.動弧觸頭 6.動主觸頭7.支持件 8.壓氣

10、缸圖4 滅弧原理圖Fig.4 The principle diagram of arc extinguishing chamber 滅弧室設(shè)計的重點在于滿足負荷開關(guān)的開合要求，同時能夠達到高的機械和電氣壽命，在設(shè)計時除考慮正常的開合性能以外，還重點考慮了弧觸頭的燒蝕問題。 主觸頭處采用插接式結(jié)構(gòu)，保證開關(guān)正常通流能力；弧觸頭處采用插入式結(jié)構(gòu)，減小弧觸頭因頻繁燒蝕后導(dǎo)致?lián)舸﹫鰪娊档偷挠绊?，保證開關(guān)的開斷性能，同時改善了電場。負荷開關(guān)總行程為150 mm，其中超程為32 mm。滅弧室整體結(jié)構(gòu)如圖5所示。圖5 滅弧室結(jié)構(gòu)圖Fig.5 The structure diagram of the arc

11、chamber4 負荷開關(guān)電場仿真分析在完成了負荷開關(guān)的基本結(jié)構(gòu)設(shè)計之后，本文利用有限元分析軟件ANSYS對負荷開關(guān)的電場進行仿真分析，仿真的內(nèi)容主要為雷電沖擊電壓時的電場、工頻耐壓條件下的電場以及整個分閘過程的電場7-10。在電場計算中，具體計算條件為：動弧觸頭、動主觸頭、動側(cè)結(jié)構(gòu)部件金屬連接件以及無窮遠邊界0=0，而靜弧觸頭、靜主觸頭及靜側(cè)結(jié)構(gòu)部件金屬連接件處的電壓根據(jù)計算內(nèi)容的不同設(shè)置不同電壓數(shù)值。4.1雷電沖擊電壓條件下的電場仿真本文計算了雷電沖擊電壓時的電場分布情況，此時的靜弧觸頭、靜主觸頭及靜側(cè)結(jié)構(gòu)部件金屬連接件處的電壓為650 kV。雷電沖擊電壓的計算結(jié)果如圖6和圖7所示。 圖6

12、 雷電沖擊電壓條件下的電場分布圖 圖7 雷電沖擊電壓條件下動弧觸頭處電場分布圖 Fig.6 The electric field distribution in the lightning impulse Fig.7 The electric field distribution of the moving arc voltage contact in the lightning impulse voltage由仿真結(jié)果可知，雷電沖擊電壓時，滅弧室內(nèi)的電場主要分布在觸頭之間。滅弧室內(nèi)電場強度的最大值為17.32 kV/mm，最大值出現(xiàn)在動弧觸頭處。此時的電場強度最大值小于SF6氣體的擊穿場強2

13、9 kV/mm，說明滅弧室的絕緣強度可以滿足雷電沖擊電壓條件下的要求。4.2工頻耐壓條件下的電場仿真 在開關(guān)的額定絕緣水平的計算中，除了雷電沖擊電壓條件外，還需要計算工頻耐壓條件下的電場分布情況。在計算負荷開關(guān)內(nèi)部工頻耐壓條件下的電場分布時，具體條件為靜弧觸頭、靜主觸頭及靜側(cè)結(jié)構(gòu)部件金屬連接件處的電壓為275 kV。工頻耐壓條件下的電場計算結(jié)果如圖8和圖9所示。 圖8 工頻耐壓條件下的電場分布圖 圖9 工頻耐壓條件下動弧觸頭處電場分布圖Fig .8 The electric field distribution in the power- Fig.9 The electric field di

14、stribution in the power- frequency frequency withstand voltage withstand voltage 由仿真結(jié)果可知，在工頻耐壓條件下滅弧室內(nèi)的電場主要分布在觸頭之間。滅弧室內(nèi)電場強度的最大值為7.33 kV/mm，最大值出現(xiàn)在靜主觸頭處。工頻耐壓條件下電場強度的最大值也未達到SF6氣體的擊穿場強，滿足滅弧室的絕緣強度要求。4.3整個分閘過程的電場仿真在負荷開關(guān)分閘過程中，電流通過動、靜主觸頭接通,在開斷過程中，動、靜弧觸頭先分離，電流由主觸頭轉(zhuǎn)移到弧觸頭上流通，動、靜弧觸頭分離后產(chǎn)生電弧。為了保證電弧復(fù)燃后仍產(chǎn)生于動靜弧觸頭之間，在

15、進行斷口間絕緣結(jié)構(gòu)設(shè)計時一定要使同一時刻的動，靜弧觸頭表面場強高于動，靜主觸頭表面最大場強。為此，本文計算了整個分閘過程中滅弧室內(nèi)的電場強度分布情況，研究其結(jié)構(gòu)是否能滿足斷口間的絕緣配合。由于本文設(shè)計的負荷開關(guān)是用于投切電容器組，因此其開斷的電流為容性電流，在分閘過程中，靜弧觸頭、靜主觸頭及靜側(cè)結(jié)構(gòu)部件金屬連接件處施加的電壓為瞬態(tài)恢復(fù)電壓。根據(jù)相關(guān)的國家標準，瞬態(tài)恢復(fù)電壓的具體施加方法為，剛分后每毫秒電壓增加35.3 kV，時間持續(xù)到剛分后8.7 ms，此后的電壓為工頻電壓。圖10為分閘過程中剛分后1 ms的電場強度分布情況。由于負荷開關(guān)的分閘速度為7 m/s，故此時的開距為7 mm，斷口間的

16、電壓為35.3 kV。圖10 分閘過程中剛分后1 ms的電場分布圖Fig.10 The electric field distribution at 1 ms after opening 由圖10可以看出，在剛分后1 ms時，滅弧室內(nèi)部的電場主要集中在觸頭區(qū)域，電場強度最大值為5.566 kV/mm，出現(xiàn)在動弧觸頭處。圖11為分閘過程中剛分后8.7 ms的電場強度分布情況，此時的開距為60.9 mm，斷口間的電壓為307.11 kV。圖11 分閘過程中剛分后8.7 ms的電場分布圖Fig.11 The electric field distribution at 8.7 ms after in

17、stant of contacts separating由圖11可以看出，在剛分后8.7 ms時，滅弧室內(nèi)部的電場也主要集中在觸頭區(qū)域，電場強度最大值達到了14.01 kV/mm，出現(xiàn)在動弧觸頭處。通過對負荷開關(guān)分閘過程的電場的仿真計算，可以得到整個分閘過程的電場強度最大值變化情況。圖12為剛分后8.7 ms前電場強度最大值隨開距變化的曲線。圖12 剛分后8.7 ms內(nèi)電場強度最大值變化曲線Fig.12 The maximum of the electric field intensity in 8.7 ms after instant of contacts separating由剛分后8.

18、7 ms前各個時間的電場仿真結(jié)果，可以發(fā)現(xiàn)，在剛分后8.7 ms前，隨著瞬態(tài)恢復(fù)電壓的增大，滅弧室內(nèi)的電場強度始終集中在觸頭區(qū)域，并且隨著分閘過程的進行，電場強度最大值逐漸增大，8.7 ms時電場強度的最大值達到了14.01 kV/mm，始終小于SF6氣體的擊穿場強。剛分8.7 ms以后，由于觸頭間所加的電壓為126 kV的工頻電壓，相比于8.7 ms時的307.11 kV小很多，所以這個階段內(nèi)滅弧室內(nèi)的電場強度相比8.7 ms之前減小很多，并且隨著開距的增大，電場強度逐漸減小。圖13為剛分后8.8 ms時的電場分布圖。圖13 剛分后8.8 ms時的電場分布圖Fig.13 The electr

19、ic field distribution at 8.8 ms after instant of contacts separating隨著開距的增大，滅弧室內(nèi)的電場逐漸減小，在開距達到118 mm時，滅弧室內(nèi)電場強度最小。開距達到118 mm時的電場強度的分布圖如圖14所示。圖14 觸頭完全打開時的電場分布圖Fig.14 The electric field distribution of the contacts opening completely由仿真結(jié)果可知，由于8.7 ms以后，觸頭間所加電壓一直為126 kV的工頻電壓，隨著開距的增加，滅弧室內(nèi)的電場強度不斷減小。行程達到118 mm時，滅弧室內(nèi)的電場強度達到最小，為3.35 kV/mm，此時電場強度最大值出現(xiàn)在靜觸頭處。因此在整個分閘過程中，滅弧室內(nèi)電場強度的最大值始終出現(xiàn)在弧觸頭處，大于主觸頭處的電場強度，滿足設(shè)計要求。5總結(jié)本文根據(jù)用于投切電容器組的負荷開關(guān)參數(shù)，對負荷開關(guān)各部分結(jié)構(gòu)逐步進行了設(shè)計，提出了滿足實際使用要求的設(shè)計方案。通過對設(shè)計方案的雷電沖擊下以及工頻耐壓下的電場進行仿真計算，發(fā)現(xiàn)電場最集中的點處的電場強度小于SF6氣體的擊穿場