不同操作功與滅弧室不同基壓對滅弧室內(nèi)氣體壓力的影響

不同操作功與滅弧室不同基壓對滅弧室內(nèi)氣體壓力的影響

0不同基壓下滅弧室氣體壓力特性的變化近年來，基于這種新型弧段法開發(fā)的大型自能授權(quán)電氣毀斷器型產(chǎn)品。自能式滅弧室在開斷過程中通過電弧的加熱,使滅弧室內(nèi)的氣體壓力增加,產(chǎn)生足夠的壓力吹弧。電弧加熱氣體的方式可以減小滅弧室的體積并且降低了操動機(jī)構(gòu)的操作功,使開斷過程更加穩(wěn)定可靠。對于滅弧室來說,氣吹的壓力是一個很重要的參數(shù),直接影響了滅弧室的開斷能力,因此,為了獲得更好的開斷效果,對于滅弧室內(nèi)氣體壓力的研究是很重要的。計算機(jī)的發(fā)展與各種計算軟件的開發(fā)應(yīng)用,使得滅弧室壓力特性的理論計算有了很大的發(fā)展。由于基壓的變化可以導(dǎo)致滅弧室狀態(tài)參數(shù)的變化,所以斷路器滅弧能力受基壓的影響,一般情況下滅弧性能會隨壓力的升高而增大,并呈現(xiàn)出飽和的趨勢。本文建立了不同操作功和不同基壓下滅弧室內(nèi)氣體壓力特性數(shù)學(xué)模型,采用Fortran語言編寫程序,計算了負(fù)載情況下滅弧室開斷過程中的氣體壓力特性曲線。并比較分析了不同操作功與不同基壓對滅弧室內(nèi)氣體的最高壓力與電流零點壓力的影響。1初始條件及參數(shù)本文以一臺252kV自能式SF6斷路器為例進(jìn)行分析研究,圖1為斷路器滅弧室結(jié)構(gòu)示意圖。斷路器主要參數(shù)為:斷路器幾何行程183mm;開距136mm;幾何超程47mm;電接觸超程39mm;靜觸頭直徑9mm;動觸頭直徑12mm;缸體直徑120mm;噴口直徑18mm。初始狀態(tài)參數(shù)的設(shè)定條件是:滅弧室充氣壓力分別為0.4、0.5、0.6MPa;初始溫度為293K;時間取0點。2氣體流量計算將滅弧室分成3個部分,如圖1所示,各部分氣體按理想氣體考慮。采用熱力學(xué)第一定律描述各部分氣體參數(shù)式中:?E為系統(tǒng)內(nèi)能變化;W′為對系統(tǒng)作的功;Q為向系統(tǒng)傳遞的熱量。對于滅弧室1部分,計算方程可寫為對于滅弧室第2部分,計算方程可寫為式中:G1i為滅弧室上游區(qū)1部分流向下游的2、3部分的氣體質(zhì)量流量;Gi0為滅弧室2、3部分流向外界的氣體質(zhì)量流量。3不同控制電流的電弧衰減變化根據(jù)歐姆定律可得到電弧的能量方程式中:σ(T)為電導(dǎo)率,為溫度T的函數(shù),溫度在4000K以下時電導(dǎo)率為10-1S/m;i(t)為開斷的電流值,A;SARC為電弧的截面積,mm2;LARC為電弧的長度,m。通過弧隙放電為阻尼形式的,將電流取為衰減變化的形式,如式(5)所示式中:為衰減時間常數(shù)。由文獻(xiàn)可知簡化的開斷電流密度(kA/cm2)式中:α為滅弧室下游區(qū)與上游區(qū)的壓力比;β為調(diào)節(jié)系數(shù),且β=10。電弧的截面積式中:SN為噴口喉道截面積,當(dāng)SARC<SN,即電弧的截面積小于噴口的截面積時,噴口未發(fā)生堵塞;當(dāng)SARC>SN,即電弧的截面積大于噴口的截面積時,噴口發(fā)生了堵塞。當(dāng)觸頭運(yùn)動在47~61mm之間時,電弧長度LARC=x-47;當(dāng)觸頭運(yùn)行大于61mm時,LARC=14mm,電弧能量的利用率為0.45;當(dāng)觸頭運(yùn)行大于74.2mm時,存在13.2mm長度的電弧能量作用噴口喉道部分,電弧能量利用率為0.4。4氣體密度法。在封閉式小考慮電弧對氣流速度與流量的影響,根據(jù)能量第一定律,同時考慮弧柱阻塞,又引入弧能熱阻效應(yīng)公式,經(jīng)過數(shù)學(xué)推導(dǎo)可寫出氣體質(zhì)量流量G式中:ρ0為滅弧室內(nèi)上游氣體密度;P0為滅弧室內(nèi)上游氣體壓力;Pe為滅弧室下游氣體壓力;5工作基本過程壓力液壓彈簧機(jī)構(gòu)結(jié)構(gòu)如圖2所示。電動液壓泵3將油加壓使得儲能彈簧2儲能,彈簧的壓縮量反映了所加油壓的大小。合閘時,合閘電磁閥4動作,轉(zhuǎn)換閥切換,堵塞工作活塞頂端與低壓儲油箱的通路,同時接通工作活塞頂端側(cè)與高壓儲油箱的通路。因為工作活塞頂端的面積大于工作活塞側(cè)的面積,活塞頂端的壓力大于活塞桿側(cè)的壓力,此壓力差推動工作活塞運(yùn)動到合閘位置。分閘電磁閥4動作,轉(zhuǎn)換閥切換到初始位置,即堵塞住高壓油路,接通低壓油路,此刻工作活塞桿側(cè)的高壓與工作活塞頂端的低壓形成壓差,工作活塞即運(yùn)動到分閘位置。6壓力特性仿真分析本文選取了在不同滅弧室基壓下試驗測得的2組觸頭速度特性曲線。如圖3所示,曲線1、2及3分別是操動機(jī)構(gòu)油壓為44.9MPa且滅弧室基壓為0.6、0.5、0.4MPa時測得的觸頭速度特性曲線;曲線4、5及6分別是操動機(jī)構(gòu)油壓為38.6MPa且滅弧室基壓分別為0.6、0.5、0.4MPa時測得的觸頭速度特性曲線。根據(jù)試驗測得的動觸頭速度行程曲線可以得到斷路器動觸頭的平均開斷速度,即式(2)中活塞的相對運(yùn)動速度v。計算程序在FortranPowerStation4.0上運(yùn)行后得到壓力的離散值,并在Matlab繪圖程序上仿真得出壓力特性曲線。其中橫軸為時間軸,縱軸表示壓力值。如圖4和圖5所示,操動油壓分別為38.6、44.9MPa時,曲線1、2、3分別為滅弧室基壓在0.4、0.5、0.6MPa時計算得到的壓力特性曲線。由圖可知,經(jīng)過19ms動靜弧觸頭分離,由于電弧能量的作用,使熱膨脹室內(nèi)壓力快速上升,并分別達(dá)到了1.62、1.94、2.2MPa。但隨著電弧直徑的減小,熱膨脹室內(nèi)的氣體會流向下游區(qū)導(dǎo)致氣體的壓力減小,當(dāng)再次發(fā)生噴口阻塞時熱膨脹室內(nèi)的壓力繼續(xù)升高,分別達(dá)到2.07、2.35、2.67MPa,在噴口處形成了壓力差,在噴口完全打開時,高壓氣體吹向下游區(qū)熄滅電弧,膨脹室內(nèi)壓力迅速下降。從圖4與圖5中可以看出,當(dāng)操動機(jī)構(gòu)油壓相同時,滅弧室基壓越大,開斷過程中膨脹室的氣體壓力上升值越大,表明滅弧室的基壓大,有利于滅弧室內(nèi)壓力的建立。滅弧室的基壓對于觸頭的運(yùn)動速度有影響,滅弧室內(nèi)的基壓越小,觸頭的開斷速度越大,電流過零點時的滅弧室壓力大小與其有關(guān)。因此會存在一個最佳的基壓值可以提高滅弧室的開斷性能。圖6、7、8分別為在相同基壓、不同操動機(jī)構(gòu)油壓下滅弧室內(nèi)壓力特性的曲線比較。曲線1為操動機(jī)構(gòu)油壓在38.6MPa時滅弧室內(nèi)氣體壓力特性曲線;曲線2為操動機(jī)構(gòu)油壓在44.9MPa時滅弧室內(nèi)氣體壓力特性曲線。比較曲線1與曲線2,在相同基壓下,較大的操作力能夠提高觸頭的運(yùn)動速度、相同燃弧時間下使觸頭間距離增加。從圖中可以看出,最高壓力受操作功影響較大。但是當(dāng)操動機(jī)構(gòu)油壓大即操作功大時,電流過零點時的滅弧室壓力卻不一定最大,即,雖然操作功可以提高最高壓氣壓力,但并不是增加電流零點的壓力。通過討論可以判斷出操作功存在一個最佳值,即:操作功適中時可以在電流過零時,滅弧室具有較大的氣體壓力。7氣體壓力特性本文建立了負(fù)載情況下252kV自能式SF6斷路器開斷過程中的滅弧室壓力特性的數(shù)學(xué)模型,并通過理論計算得到