126kV投切电容器组负荷开关的设计

1、126kV投切电容器组负荷开关的设计李心一1，郑佳欢2，刘伟1，刘罡2，贺平军1，修士新2（1西安西电高压开关有限责任公司, 陕西省 西安市 ；2西安交通大学 电气工程学院, 陕西省 西安市 ）摘要：本文从投切电容器组的要求入手，分析了负荷开关应该满足的技术条件，提出了投切电容器组的负荷开关设计的思路及方案，包括负荷开关的整体结构、操纵机构、灭弧室结构及分合闸速度特性等。并对设计得到的负荷开关进行了电场的仿真分析。关键词：电容器组；SF6；负荷开关；设计方案中图分类号： TM51 文献标识码：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引言负荷开关在投切并联电容器组时，可能会发生重燃而产生重燃过电压。负荷开关开断后，断口电压超过负荷开关介质恢复强度，就会发生负荷开关重燃而使电路接通，由于电容器初始电压与其稳态电压不同，回路中会产生暂态振荡过程，从而出现较高水平的过电压。为了抑制分闸过电压的产生，就要采取措施快速提高负荷开关断口的介质恢复强度，避免分闸重燃的发生。同时，当并联电容器合闸投运时,将对电容器组进行充电,这时会产生幅值很大频率很高的暂态过电流，即合闸冲击涌流，当合闸涌流较大时，也会对触头造成

5、一定的烧蚀，影响负荷开关的开断性能1-3。因此，需要设计专用负荷开关结构，使其能够承受电容器组的合闸涌流，同时分闸时断口的介质恢复强度足够高，避免重燃的发生。负荷开关的设计要先从整体出发，结合所使用的场合对负荷开关的总体进行设计，包括整体结构、操纵机构、传动方案等的选取；其次，还要对灭弧室的结构进行设计，包括行程配合、触头结构等。1负荷开关的技术要求本文所设计的负荷开关投切的电容器组的额定参数为：额定电压126 kV，额定电容器组开断电流1600 A，额定电容器组关合涌流9.3 kA。参考DL/T6151997交流高压负荷开关参数选用导则，本次设计的负荷开关的工频耐受电压，断口间为275 kV

6、，相间为275 kV;雷电冲击耐受电压断口间和相间均为650 kV。2 负荷开关的总体设计 在设计负荷开关时，考虑到投切电容器组操作频繁等特点，首先设计了开关整体结构、操纵机构和传动方案。2.1 整体结构设计 在整体结构的选择中，传统的电气联动机构受外界影响较多，非全相动作对电网冲击较大，同时对设备也有一定的损伤，这是一定要避免的。而负荷开关的操作较为频繁，更需要考虑机械寿命以及机械操作的稳定性，因而本设计采用较成熟的三相机械联动方案，提高三相同期性。其外形结构及主要尺寸如图1所示。图1 负荷开关试品外形图Fig.1 The outline drawing of the load switch

7、2.2操纵机构的选择 结合仿真计算和耦合分析的结果，首先对负荷开关的机械特性进行了选择。合闸速度的确定要考虑操动机构和传动机构的设计以及机械可靠性的要求，为了减小合闸预击穿造成的触头烧蚀，适当提高了合闸速度，确定合闸速度为7 m/s，相应增大了合闸操作功；而考虑到机械寿命和操作的稳定性分闸速度确定为5 m/s。1.安装框架 2.机构输出 3.机构框架4.分合闸继电器 5.加热板 6.碟簧组图2 操纵机构外形图Fig.2 The outline drawing of the operating mechanism 在确定负荷开关的机械特性之后，结合选定的分合闸速度对负荷开关使用的操纵机构进行选择

8、。本次设计的负荷开关设计选用技术成熟的液压操纵机构4。最终确定采用CYA6型液压碟簧操动机构，机构外形如图2所示。2.3传动方案设计 由于该负荷开关设计中分合闸速度较高，机构分合闸操作功能量较大，所以对操纵机构的传动机构也就提出了更高的要求，为了增强系统机械强度及稳定性，传动机构采用水平双拉杆结构，其示意图见如图3所示。1.本体 2.安装板 3.连板 4.水平拉杆 5.边相拐臂 6.中间相拐臂图3 传动机构示意图Fig.3 The schematic diagram of the transmission mechanism3 灭弧室结构设计 本文设计的灭弧室采用混合式结构，压气与热膨胀在一个

9、气室内完成，负荷开关分闸时，拉杆带动开关气缸的活塞高速运动，当动触头和静触头分离时，电流沿着仍然关合的弧触头流动，当动弧触头和静弧触头分离时，由于电压的存在，动、静弧触头之间会产生电弧5。 分闸运动过程中，一方面压气缸内的SF6气体被压缩增压，同时电弧堵塞喷口；另一方面，电弧产生热量同样会对压气缸内的SF6气体增压。在分闸过程中，高速的SF6气体通过喷口将气体聚集，吹向电弧，以便对电弧进行冷却，电弧在过零点熄灭，此后只要SF6的介质恢复强度大于断口间的电压恢复强度6，电弧就被成功开断，图4为灭弧原理图。1.静主触头 2.静主触头 3.喷口 4.电弧5.动弧触头 6.动主触头7.支持件 8.压气

10、缸图4 灭弧原理图Fig.4 The principle diagram of arc extinguishing chamber 灭弧室设计的重点在于满足负荷开关的开合要求，同时能够达到高的机械和电气寿命，在设计时除考虑正常的开合性能以外，还重点考虑了弧触头的烧蚀问题。 主触头处采用插接式结构，保证开关正常通流能力；弧触头处采用插入式结构，减小弧触头因频繁烧蚀后导致击穿场强降低的影响，保证开关的开断性能，同时改善了电场。负荷开关总行程为150 mm，其中超程为32 mm。灭弧室整体结构如图5所示。图5 灭弧室结构图Fig.5 The structure diagram of the arc

11、chamber4 负荷开关电场仿真分析在完成了负荷开关的基本结构设计之后，本文利用有限元分析软件ANSYS对负荷开关的电场进行仿真分析，仿真的内容主要为雷电冲击电压时的电场、工频耐压条件下的电场以及整个分闸过程的电场7-10。在电场计算中，具体计算条件为：动弧触头、动主触头、动侧结构部件金属连接件以及无穷远边界0=0，而静弧触头、静主触头及静侧结构部件金属连接件处的电压根据计算内容的不同设置不同电压数值。4.1雷电冲击电压条件下的电场仿真本文计算了雷电冲击电压时的电场分布情况，此时的静弧触头、静主触头及静侧结构部件金属连接件处的电压为650 kV。雷电冲击电压的计算结果如图6和图7所示。 图6

12、 雷电冲击电压条件下的电场分布图 图7 雷电冲击电压条件下动弧触头处电场分布图 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由仿真结果可知，雷电冲击电压时，灭弧室内的电场主要分布在触头之间。灭弧室内电场强度的最大值为17.32 kV/mm，最大值出现在动弧触头处。此时的电场强度最大值小于SF6气体的击穿场强2

13、9 kV/mm，说明灭弧室的绝缘强度可以满足雷电冲击电压条件下的要求。4.2工频耐压条件下的电场仿真 在开关的额定绝缘水平的计算中，除了雷电冲击电压条件外，还需要计算工频耐压条件下的电场分布情况。在计算负荷开关内部工频耐压条件下的电场分布时，具体条件为静弧触头、静主触头及静侧结构部件金属连接件处的电压为275 kV。工频耐压条件下的电场计算结果如图8和图9所示。 图8 工频耐压条件下的电场分布图 图9 工频耐压条件下动弧触头处电场分布图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 由仿真结果可知，在工频耐压条件下灭弧室内的电场主要分布在触头之间。灭弧室内电场强度的最大值为7.33 kV/mm，最大值出现在静主触头处。工频耐压条件下电场强度的最大值也未达到SF6气体的击穿场强，满足灭弧室的绝缘强度要求。4.3整个分闸过程的电场仿真在负荷开关分闸过程中，电流通过动、静主触头接通,在开断过程中，动、静弧触头先分离，电流由主触头转移到弧触头上流通，动、静弧触头分离后产生电弧。为了保证电弧复燃后仍产生于动静弧触头之间，在

15、进行断口间绝缘结构设计时一定要使同一时刻的动，静弧触头表面场强高于动，静主触头表面最大场强。为此，本文计算了整个分闸过程中灭弧室内的电场强度分布情况，研究其结构是否能满足断口间的绝缘配合。由于本文设计的负荷开关是用于投切电容器组，因此其开断的电流为容性电流，在分闸过程中，静弧触头、静主触头及静侧结构部件金属连接件处施加的电压为瞬态恢复电压。根据相关的国家标准，瞬态恢复电压的具体施加方法为，刚分后每毫秒电压增加35.3 kV，时间持续到刚分后8.7 ms，此后的电压为工频电压。图10为分闸过程中刚分后1 ms的电场强度分布情况。由于负荷开关的分闸速度为7 m/s，故此时的开距为7 mm，断口间的

16、电压为35.3 kV。图10 分闸过程中刚分后1 ms的电场分布图Fig.10 The electric field distribution at 1 ms after opening 由图10可以看出，在刚分后1 ms时，灭弧室内部的电场主要集中在触头区域，电场强度最大值为5.566 kV/mm，出现在动弧触头处。图11为分闸过程中刚分后8.7 ms的电场强度分布情况，此时的开距为60.9 mm，断口间的电压为307.11 kV。图11 分闸过程中刚分后8.7 ms的电场分布图Fig.11 The electric field distribution at 8.7 ms after in

17、stant of contacts separating由图11可以看出，在刚分后8.7 ms时，灭弧室内部的电场也主要集中在触头区域，电场强度最大值达到了14.01 kV/mm，出现在动弧触头处。通过对负荷开关分闸过程的电场的仿真计算，可以得到整个分闸过程的电场强度最大值变化情况。图12为刚分后8.7 ms前电场强度最大值随开距变化的曲线。图12 刚分后8.7 ms内电场强度最大值变化曲线Fig.12 The maximum of the electric field intensity in 8.7 ms after instant of contacts separating由刚分后8.

18、7 ms前各个时间的电场仿真结果，可以发现，在刚分后8.7 ms前，随着瞬态恢复电压的增大，灭弧室内的电场强度始终集中在触头区域，并且随着分闸过程的进行，电场强度最大值逐渐增大，8.7 ms时电场强度的最大值达到了14.01 kV/mm，始终小于SF6气体的击穿场强。刚分8.7 ms以后，由于触头间所加的电压为126 kV的工频电压，相比于8.7 ms时的307.11 kV小很多，所以这个阶段内灭弧室内的电场强度相比8.7 ms之前减小很多，并且随着开距的增大，电场强度逐渐减小。图13为刚分后8.8 ms时的电场分布图。图13 刚分后8.8 ms时的电场分布图Fig.13 The electr

19、ic field distribution at 8.8 ms after instant of contacts separating随着开距的增大，灭弧室内的电场逐渐减小，在开距达到118 mm时，灭弧室内电场强度最小。开距达到118 mm时的电场强度的分布图如图14所示。图14 触头完全打开时的电场分布图Fig.14 The electric field distribution of the contacts opening completely由仿真结果可知，由于8.7 ms以后，触头间所加电压一直为126 kV的工频电压，随着开距的增加，灭弧室内的电场强度不断减小。行程达到118 mm时，灭弧室内的电场强度达到最小，为3.35 kV/mm，此时电场强度最大值出现在静触头处。因此在整个分闸过程中，灭弧室内电场强度的最大值始终出现在弧触头处，大于主触头处的电场强度，满足设计要求。5总结本文根据用于投切电容器组的负荷开关参数，对负荷开关各部分结构逐步进行了设计，提出了满足实际使用要求的设计方案。通过对设计方案的雷电冲击下以及工频耐压下的电场进行仿真计算，发现电场最集中的点处的电场强度小于SF6气体的击穿场