1100kV快速接地开关短路关合试验研究

卢彦辉 张银穗 孙英杰 王之军

（平高集团有限公司）

0 引言

电力系统中接地开关是最重要的电力设备之一。在线路两端安装快速接地开关，其实质是将故障点的开放性电弧转化开关内压缩性电弧，使流经开关的电流大大减小，容易开断[1]。根据IEC 62271-102和GB 1985—2004对E1级接地开关的要求，快速接地开关应具有两次关合短路电流的能力，其中一次关合在额定电压波的峰值处，此时产生一个对称的短路电流以及最长的预击穿电弧，该电流为额定短路电流的对称分量；另一次关合在额定电压波零点处，此时无预击穿，产生一个完整的非对称短路电流，该电流为额定短路关合电流[2]。

某1100kV快速接地开关在短路关合试验时失败，动静触头烧毁严重，分析了试验失败的可能原因，提出了样机改进方案，增加触指接触压力和关合速度，优化后的样机顺利完成短路关合试验。

1 快速开关短路关合试验

该1100kV快速接地开关要求短路关合电流有效值63kA，电流峰值171kA。试验时第一次关合电流峰值148kA，有效值71.4kA，未能达到要求；第二次关合时电流峰值145kA，有效值73.1kA，机构弹簧只能分开一半，内部气压由0.41MPa迅速升至0.5MPa，壳体外壳温度急剧升高，试验终止。

试验样机解体后发现动触头烧损较轻，动触指基本上无烧损，如图1所示。静触头及静触指烧损严重，几乎完全熔化，如图2所示。

图1 动触头端烧损情况

图2 静触头端烧损情况

2 短路关合试验失败原因分析

从试验后样机解体情况可以看出，快速接地开关动触指几乎无烧损，动触头烧损较轻，静触头及静触指烧损非常严重。静触头端结构如图3所示。从现象分析可知，动触头合闸运动至预击穿位置时，动触头和静弧触头之间产生电弧，一方面可能合闸时间较长，电弧烧蚀时间长；另一方面动触头和静触指接触后由于触指抱紧力不够导致接触电阻较大，在短路电 流通过时发热严重。因此分析试验失败原因主要有三个方面：①静弧触头或静主触指通流能力不足；②触指接触压力太小；③合闸速度较低。

图3 静触头端结构

2.1 静弧触头和静主触指通流能力核算

由于产品之前已经顺利通过动热稳定试验，可以确定静主触指通流没有问题。

虽然合闸时电流从动触头经静主触指流走，但是合闸到位之前预击穿电弧经过静触头流走，因此静弧 触头必须有短路电流耐受能力。根据计 算[3]，式中短路电流稳定值Ig=63000A，短路的等效持续时间te=0.3s，材料的热稳定系数c=210，因此计算出最小通流面积Sg≥164mm2。经核算，静 弧触头实际最小截面积只有83mm2，不能满足要求，因此需要优化静弧触头，优化后的静弧触头最小通流面积302mm2，如图4所示。静主触指数量及布置做了相应修改，如图5所示。

图4 静弧触头优化前后（下方为优化后）

图5 静主触指优化前后（右方为优化后）

2.2 触指接触压力核算

触头通过短路电流时，电流流经接触点会出现电流收缩现象，产生收缩电动力[4-5]。准确计算短路电流产生的收缩电动力比较困难，因此常用实验得到的经验公式校核触头动稳定性。根据文献[6]中经验公式

式中，Im为每片触指流过的短路电流（峰值），A，本文中该值为7773A；Kb=5000，为铜-铜梅花触头系数；Fj为每个触点的向心抱紧力。由式（1）求得Fj≥23.7N。

为了得出板簧实际的压力值，选取新的板簧样品，通过压力测试仪器测得相关数据生成如图6压力与压缩量关系曲线。然后根据板簧工作时的压缩量，计算得出单片触指接触压力约为10.7N，明显小于最小要求值23.7N。

图6 压力测试仪测得的板簧压力值曲线

基于以上计算分析，对样机静触头端结构进行修改，增加板簧压缩量，同时，参照相关产品的接触压力，最后确定优化后的触指接触压力为41N。

2.3 合闸速度核算

短路关合试验时，触头电动力及触头接触压力形成的摩擦力是关合时的主要阻力，关合时合闸操作功必须大于阻力消耗的功才能可靠关合[2]，即

式中，m为动触头运动部件归化到动触头处的归化质 量，取4.1kg；FD为触头电动力；Fj为触头的总接 触压力；LC为动触头插入静触指的深度；FDH为预击穿时动触头的电动力；LDH为预击穿时动触头与静弧触头间的距离；f为摩擦系数。

式中，C为回路系数；Im为峰值短路电流。

因此，

因此，

由上式计算得出v≥3.76m/s，考虑到设计时需有一定安全系数，合闸速度取4.2m/s。

实际短路关合试验时合闸速度3.7m/s，速度较低，可能是试验失败的原因之一。为了增加快速接地开关合闸速度，需对弹簧机构进行调整改进。

3 样机优化设计与试验测试

根据以上原因分析，对样机进行了相应改进： ①由于静弧触头通流能力不足，改进了静弧触头尺寸，相应增加了触指数量；②由于测得的触指接触压力比计算得出的接触压力小得多，因此增加了触指接触压力，保证触头接触时接触电阻足够小；③鉴于实际试验时的合闸速度小于计算分析得出所需的合闸速度，因此通过增加弹簧预压缩量的方式提高了弹簧机构合闸速度。基于以上原因分析及改进措施，重新投制了相关零部件，样机重新装配后顺利完成短路关合试验。

图8 短路关合试验照片

4 结束语

通过对1100kV快速接地开关试验样机某次短路关合试验失败原因分析，提出优化改进措施。样机根据改进措施完成优化设计，并顺利通过短路关合试验。验证了分析的正确性，同时为以后快速接地开关设计提供参考。主要得出以下结论：

1）快速接地开关试验样机静触头最小截面积由83mm2增加为302mm2，保证了足够通流能力。

2）触指接触压力由10.7N增加为41N，关合短路电流时没有发生熔焊或熔化现象。

3）短路关合速度由3.7m/s提高到4.2m/s，实现安全可靠关合。

[1]林莘, 何柏娜, 徐建源. 特高压快速接地开关的研制[J]. 电器工业, 2007(4): 51-54.

[2]张猛, 马曾锐. ZF8-550/4000-63 GIS的研制[J]. 高压电器, 2007, 43(6): 440-443.

[3]DL/T 621—1997 交流电气装置的接地[S]. 1998.

[4]T. Yamada, et al. Feature articles, UHV A. C. transmission system[J]. Journal of IEE of Japan, 1982, 102(11): 1-83.

[5]S. Handa, S. Matsuda. Auto-extinction characteristics of secondary arc on UHV transmission lines[C]. CIREPI Peport 181023, January 1982.

[6]黎斌. SF6高压电器设计[M]. 北京: 机械工业出版社, 2010.