72.5 kV真空灭弧室绝缘水平提升技术研究

齐大翠,薛从军，李小钊，刘世柏，赵芳帅，柴娜

(平高集团有限公司，河南 平顶山 467000)

鉴于SF6气体的强温室效应，采用环境友好型开关替代SF6开关成为当前电力设备领域的研究热点。72.5 kV开关设备主要应用于66 kV电压等级电网中，而我国66 kV电压等级电网主要分布于东北高寒地区，SF6在高寒地区的液化现象较为普遍，严重影响开关设备的绝缘及开断能力，甚至会酿成电力事故。真空开断技术虽然在中压等级已占据主导地位，但应用于高电压等级还面临一系列的挑战。真空间隙的绝缘特性随着间隙距离的增加会趋于饱和，单纯依靠增大开距来提高绝缘很难起到良好的效果。

利用有限元电场仿真软件进行真空灭弧室内部电场结构设计越来越受到研究人员的重视，不但可以模拟灭弧室内部电压和电场的分布，还可以根据电场的分布对灭弧室的内部结构进行调整，达到结构优化的目的[1]。通过研究发现，真空灭弧室的绝缘除了真空间隙的耐压强度外，瓷壳的沿面场强也是非常关键的影响因素。在真空灭弧室中，真空间隙和瓷壳沿面是2个并联的绝缘系统，任何一个发生击穿，都会导致真空灭弧室绝缘失效。所以，在设计灭弧室时要非常重视真空灭弧室瓷壳沿面场强的大小，它也是影响真空灭弧室绝缘的主要因素。瓷壳的沿面场强大小与真空灭弧室屏蔽罩的位置关系非常密切。主屏蔽罩的两端收口处离瓷壳的距离、端屏蔽罩的长短与离瓷壳的距离都对瓷壳的沿面场强有明显影响。然而，传统电场仿真分析方法一般只对灭弧室内部的总电场进行仿真分析，本文在此基础上增加了沿面场强分析，可以更全面地评估真空灭弧室内部绝缘电场的分布情况，有效避免金属化瓷壳表面的放电击穿现象，进而提高产品的绝缘性能。

确定真空灭弧室的外形尺寸后，真空灭弧室内部的尺寸空间也就确定了，合理设计内部零件尺寸及结构能够有效提高真空灭弧室的绝缘性能[2-4]。影响真空灭弧绝缘性能的主要零件包括动静触头、主屏蔽罩、端屏蔽罩和波纹管屏蔽罩等[5-7]。合理改变真空灭弧室元件的外形、尺寸及位置，尽量避免几何尖端、棱角的出现，从而减少电场强度集中，使得灭弧室内部的电场分布均匀[8-10]。最后结合电场仿真分析和实验检测，对不同形状间隙的绝缘特性进行深入研究，确定最佳的触头间隙与屏蔽结构。

1 仿真分析研究方法

72.5 kV真空灭弧室的二维模型如图1所示，其外径180 mm，长度498 mm(动导电棒除外)，主要由动静触头棒、动静盖板、主屏蔽罩、端屏蔽罩和波纹管屏蔽罩等组成。电场仿真计算中使用的材料属性[11]见表1，施加的电压为动触头棒439 kV，静触头棒0 kV，主屏蔽罩为悬浮电位。

2 电场仿真结果分析

2.1 端屏蔽罩几何形状和场强关系的研究

当主屏蔽罩长度为225 mm、主屏蔽罩端部收口直径为115 mm、端屏蔽罩直径为122 mm时，调整端屏蔽罩的长度后进行电场仿真分析，得到端屏蔽罩长度与沿面场强最大值、总电场的场强(以下简称“总场强”)最大值的关系曲线，如图2、图3所示。

图1 72.5 kV真空灭弧室二维模型Fig.1 Two-dimensional model of 72.5 kV vacuum arc extinguishing chamber

表1 电场仿真计算的材料属性Tab.1 Material properties for simulation calculation

图2 端屏蔽罩长度对沿面场强最大值的影响Fig.2 Influence of the length of end shield on the maximum value of surface field strength

图3 端屏蔽罩长度对总场强最大值的影响Fig.3 Influence of the length of end shield on the maximum value of total electric field

由图2可知，随着端屏蔽罩长度的增加，真空灭弧室瓷壳沿面场强呈现先减小后增大的趋势，端屏蔽罩长度为53 mm时最小，这说明端屏蔽罩长度小于53 mm时，无法有效保护三交面。端屏蔽罩长度大于53 mm时，随着端屏蔽罩长度变大，端屏蔽罩与主屏蔽罩的间距变小，无屏蔽罩屏蔽的瓷壳长度变小，这样会加大此部分瓷壳的压降，导致瓷壳沿面场强变大。所以，在保证三交面完全屏蔽的前提下，端屏蔽罩设计越短越好。由图3可知，总场强最大值随端屏蔽罩长度增大的变化趋势不明显。由此可知，端屏蔽罩长度的最佳值为53 mm，此时瓷壳沿面场强最大值为2.60 kV/mm，总场强最大值为24.20 kV/mm。

当主屏蔽罩长度为225 mm、主屏蔽罩端部收口直径为115 mm、端屏蔽罩长度为53 mm时，调整端屏蔽罩的端部收口直径后进行电场仿真分析，得到直径与沿面场强最大值、总场强最大值的关系曲线，如图4、图5所示。

图4 端屏蔽罩端部收口直径对沿面场强最大值的影响Fig.4 Influence of the end closing diameter of end shield on the maximum value of surface field strength

图5 端屏蔽罩端部收口直径对总场强最大值的影响Fig.5 Influence of the end closing diameter of end shield on the maximum value of total electric field

由图4可知，随着端屏蔽罩端部直径变大，真空灭弧室瓷壳沿面场强变大，因此要想降低沿面场强，可以适当缩小端屏蔽罩端部的收口直径，使得端部远离瓷壳。但是，这样会增大端屏蔽罩的变径比，使得零件难于加工。因此，端屏蔽罩端部收口直径的尺寸在适当范围内越小，越有利于降低瓷壳的沿面场强。由图5可知，随着端屏蔽罩端部直径增大，真空灭弧室总场强的变化趋势不明显，这是因为真空灭弧室的总场强最大值一般出现在动静触头之间，距离端屏蔽罩的位置较远，使得端屏蔽罩端部直径的变化对总场强最大值影响不大。因此，端屏蔽罩端部收口直径最佳值为105 mm，此时瓷壳沿面场强值最大值为2.56 kV/mm，总场强最大值为21.90 kV/mm。

2.2 主屏蔽罩几何形状和场强关系研究

当端屏蔽罩长度为53 mm、端屏蔽罩端部收口直径为105 mm、主屏蔽罩端部收口直径为115 mm时，调整主屏蔽罩的长度后进行电场仿真分析，得到主屏蔽罩长度与沿面场强最大值、总场强最大值的关系曲线，如图6、图7所示。

图6 主屏蔽罩长度对沿面场强最大值的影响Fig.6 Influence of the length of the main shield on the maximum value of surface field strength

图7 主屏蔽罩长度对总场强最大值的影响Fig.7 Influence of the length of the main shield on the maximum value of total electric field

由图6可知，随着主屏蔽罩长度变大，瓷壳沿面场强逐渐增大，并在增大到一定程度时，出现沿面场强增大速度加快的现象。因此，在保证主屏蔽罩对触头燃弧区域起到良好的屏蔽和保护作用的前提下，为了降低瓷壳的沿面场强，主屏蔽罩设计越短越好。由图7可知，随着主屏蔽罩长度增加，真空灭弧室总场强最大值稍有增大，但是变化不明显。因此，主屏蔽罩长度最佳值为208 mm，此时瓷壳沿面场强值最大值为2.13 kV/mm，总场强最大值为20.50 kV/mm。

当端屏蔽罩长度为53 mm、端屏蔽罩端部收口直径为105 mm、主屏蔽罩长度为208 mm时，调整主屏蔽罩的两端端部收口直径后进行电场仿真分析，得到主屏蔽罩端部收口直径与沿面场强最大值、总场强最大值的关系曲线，如图8、图9所示。

图8 主屏蔽罩端部收口直径对沿面场强最大值的影响Fig.8 Influence of the end closing diameter of the main shield on the maximum surface field strength

图9 主屏蔽罩端部收口直径对总场强最大值的影响Fig.9 Influence of the end closing diameter of the main shield on the maximum value of total electric field

由图8可知，随着主屏蔽罩端部收口直径增大，沿面场强逐渐增大，其增大的速率先大后小。由此可见，为了降低瓷壳的沿面场强，主屏蔽罩端部的收口直径越小越好，但是也会使得主屏蔽罩的变径比加大，增大零件的加工难度。由图9可知，随着主屏蔽罩端部收口直径增加，真空灭弧室的总场强最大值变小。因此，主屏蔽罩端部收口的直径并不是越小越好，收口直径越小，其距离动静触头棒的距离越短，导致总场强最大值增大。因此，主屏蔽罩端部收口直径最佳值为114 mm，此时瓷壳沿面场强值最大值为1.86 kV/mm，总场强最大值为18.93 kV/mm。

72.5 kV真空灭弧室的最佳场强分布如图10所示。由图10可知72.5 kV真空灭弧室的沿面场强最大值出现在端屏蔽罩和主屏蔽未屏蔽的位置之间，总场强最大值出现触头端部倒角位置，符合产品设计要求。

2.3 触头开距对总场强最大值的影响

通过仿真分析，得到触头开距对真空灭弧室总场强最大值的影响如图11所示。

图10 真空灭弧室最佳场强分布Fig.10 The best electric field intensity distribution of the vacuum arc extinguishing chamber

图11 触头开距对真空灭弧室总场强最大值的影响Fig.11 Influence of the contact distance on the maximum electric field of vacuum arc extinguishing chamber

由图11可知，随着触头开距增加，真空灭弧室总场强最大值逐渐减小，触头开距为25 mm时，总场强最大值为24.90 kV/mm，触头开距增大到35 mm时，总场强最大值为19.80 kV/mm，在25～35 mm区域范围内，总场强最大值下降速度明显。随着触头开距的继续增大，总场强最大值下降速度相对缓慢。由此可见，对于72.5 kV真空灭弧室来说，其开距的设定最好大于35 mm，而且开距越大越有利于降低总场强最大值，绝缘效果也越好。但是，开距设定值越大，对断路器的行程、开断速度等要求也越高，会增大断路器设计结构的复杂程度，对灭弧室波纹管的长度要求也越高。因此初步设定72.5 kV真空灭弧室的最佳触头开距为(37±2)mm。

3 绝缘试验检测结果

72.5 kV真空灭弧室产品的工频耐受电压及雷电冲击耐受电压很高，灭弧室自身外绝缘不能满足使用要求，因此将72.5 kV真空灭弧室样品安装到绝缘套筒中，并在套筒内部充入0.25 MPa的N2，以此增加真空灭弧室瓷壳表面的外绝缘。

3.1 工频耐受电压试验

对3只优化设计的72.5 kV真空灭弧室样品进行不同开距下工频耐受电压测试，试验现场照片如图12所示，试验结果如图13所示。

图12 工频耐受电压试验现场Fig.12 Photo of power frequency withstand voltage test

图13 不同开距下工频耐受电压试验结果Fig.13 Power frequency withstand voltage test results under different distances

由图13可知，72.5 kV真空灭弧室工频耐受电压随着触头开距的增大逐渐增大，并在开距大于37 mm时增速变缓，由此可知72.5 kV真空灭弧室的绝缘性能在开距为37 mm时已趋于饱和，无法通过增大产品的开距来提高其绝缘性能，这与电场仿真分析结果一致，验证了仿真分析方法的正确性。在开距为37 mm时，3只72.5 kV真空灭弧室样品均可耐受230 kV的工频耐受电压，远高于市场同规格产品的额定工频耐受电压(其中一端加压160 kV、一端加压42 kV)，满足产品的使用要求。

3.2 雷电冲击耐受电压试验

在不同开距下对3只样品进行极限雷电冲击耐受电压试验，以进一步验证产品的绝缘性能，试验现场如图14所示，试验结果如图15所示。

图14 雷电冲击耐受电压试验现场Fig.14 Power frequency lightning impulse test detection

图15 不同开距下雷电冲击耐受电压试验结果Fig.15 Lightning impulse withstand voltage test results under different distances

由图15可知，72.5 kV真空灭弧室的极限雷电冲击耐受电压随着触头开距的增大逐渐增大，在开距为37 mm时，3只样品均可以耐受±600 kV的雷电冲击电压，远高于市场同规格产品额定雷电冲击耐受电压(其中一端加压380 kV、一端加压59 kV)。由此可知，通过电场仿真优化设计的72.5 kV真空灭弧室产品的绝缘性能优异，满足产品的使用要求。

4 结论

通过对72.5 kV真空灭弧室电场进行仿真分析及试验研究，得出以下结论。

a)72.5 kV真空灭弧室的最佳屏蔽罩尺寸为：端屏蔽罩长度53 mm，端屏蔽罩端部收口直径105 mm，主屏蔽罩长度208 mm，主屏蔽罩端部收口直径114 mm。优化后瓷壳沿面场强最大值为1.86 kV/mm，总场强最大值为18.93 kV/mm。

b)对优化设计的72.5 kV真空灭弧室样品进行绝缘性能检测，试验结果为：在开距为37 mm时，工频耐受电压高达230 kV，雷电冲击耐受电压高达±600 kV，远高于常规72.5 kV真空灭弧室的绝缘水平。