车载式冲击电压发生器的设计研究(5)
刘思逸(1993—),男,硕士,工程师。主要从事变压器试验技术研究、输变电设备带电检测等方面的研究工作
姜宇航(1992—),男,硕士,工程师。主要从事高电压试验技术与试验设备研发等方面的研究工作
0 引 言电力系统中的电气设备在运行过程中可能会遭受雷电过电压或操作过电压的冲击,对电气设备带来诸如绝缘损坏等危害[1],冲击电压发生器可产生电力设备试验所需的雷电波形和操作过电压波形[2]。电气设备在投运之前,需经过冲击电压试验来检验其在雷电过电压和操作过电压下的绝缘特性或保护性能[3-6]。传统的高输出参数的冲击电压发生器设备的体积和重量庞大,需分级拆装运输,如文献[7]研制的户外冲击电压发生器高达20.5 m;传统结构3 000 kV/300 kJ冲击电压发生器的典型尺寸为长4 800 mm×宽2 800 mm×高12 300 mm,试验前现场安装过程不仅需要厂家专业技术人员配合,且准备时间较长,费用较高,效率低下[8-10]。因此,对具有高输出能力且机动灵活性的高电压试验设备的需求日益强烈。车载式冲击电压发生器是解决传统冲击电压发生器运输转移不便的有效手段,但其相关报道较少。文献[11]研制了一种移动式冲击电压试验装置,可输出230 kJ冲击能量的2 100 kV振荡冲击雷电波和1 800 kV振荡冲击操作波。文献[12]设计了一款采用封闭式气体绝缘结构的3 000 kV/300 kJ紧凑型冲击电压发生器,其使用车载运输,无需现场拼装。综合分析可得,已有研制的空气绝缘型车载式冲击电压发生器的输出能力较弱,标称电压一般不超过3 000 kV,而采用绝缘气体封闭式结构的冲击电压发生器又存在充气、漏气等问题。因此,文章研制了一台采用主体结构一体化设计的3 000 kV/300 kJ车载式冲击电压发生器,其输出能力为3 000 kV,该装置采用卧式运输、立式使用设计方案。通过对该车载式冲击电压发生器本体的端部挠度、弯曲应力、液压缸选型的机械强度计算和三维电压电场强度分布仿真,实现了满足该型式冲击电压发生器机械性能和电气性能的各关键部件和主体结构的设计,并进行了同步性能试验、充电电压校核、波形调节试验、抗干扰试验、弱阻尼分压器阶跃波响应试验、弱阻尼分压器刻度因数校准、弱阻尼分压器短期稳定性试验、弱阻尼分压器线性度试验、测量装置干扰试验、带负载试验共十项型式试验,验证了该型式冲击电压发生器的功能可行性。1 车载式冲击电压发生器结构设计1.1 整体结构设计本装置的结构模式采用回路紧凑、电感较小的四柱型结构,由四只法兰构成的钢体支架平行外挂两只电容器,因此采用双边充电的Marx回路结构[13-16],电气原理如图1所示。图1中T是充电变压器、输出电压为200 kV、D1、D2是高压硅堆、R1、R2是电阻分压器、K是接地开关,、R0是充电保护电阻、R是充电电阻、G是多级点火装置、C是主电容器、Rf和Rt分别为波头电阻和波尾电阻、C1、C2是弱阻尼电容分压器。冲击电压发生器设计为15级结构,每级升压单元可以升压200 kV,共可将冲击电压升到3 000 kV,当多级点火装置同时闭合时可输出额定电压3 000 kV的冲击电压。图1 电气原理图Fig.1 Electrical schematic diagram装置采用主体结构一体化设计,运输过程中冲击电压发生器本体横卧在拖车上,便于移动运输。工作使用时,利用液压装置使冲击电压发生器本体竖立起来,以进行相应的冲击试验和绝缘试验等,装置的运输和使用状态如图2所示。图2 车载式冲击电压发生器位置状态示意图Fig.2 Schematic diagram of position state ofvehicle-mounted impulse voltage 组成部件设计本车载式冲击电压发生器主要由直流充电装置、冲击电压发生器本体和弱阻尼电容分压器3部分组成。直流充电装置结构如图3所示,装置的充电变压器为铁外壳油浸式变压器,采用双边对称式充电,额定参数为30 kV·A/160 kV,换极性装置安装在变压器内部,极大的缩短了底盘长度。整流方面采用高压硅堆整流技术,电动转换极性。充电保护电阻采用漆包镍铬丝绕制而成,直流电阻分压器为100 kV/200 MΩ。接地开关采用电磁铁分合接地机构,试验停止时自动接地。冲击电压发生器本体的横截面如图4所示,其中GR为底盘、DQ为多极点火装置、R为充电电阻、C为脉冲电容器、IS为绝缘支柱、Rf为波头电阻、Rt为波尾电阻、JD为接地装置。主电容采用干式圆柱形脉冲电容器,单台脉冲电容器为2 μF/100 kV,电容器固有电感≤0.2 μH,可以承受0.5 g加速度或减速度,连接处确保无损坏现象或变形。充电电阻采用漆包镍铬丝绕制而成,雷电波波头电阻和波尾电阻采用无感绕制方式,接头均为弹簧压接式。本体整体为4柱H型一体化设计,四周安装绝缘拉杆,拆装检修方便,整体结构稳定。图3 直流充电装置结构图Fig.3 DC charging device structure diagram图4 发生器本体截面图Fig.4 Sectional view of the generator弱阻尼电容分压器如图5所示,其额定电压为±3 000 kV,由4节脉冲电容器串联组成,阻尼电阻采用分段式分布,电容器为无感结构,高压臂电容量400 pF,低压臂由独石电容并联组成。绝缘外壳采用环氧玻璃丝缠绕筒,自带伞裙,增加了沿面爬电距离。其技术参数为部分响应时间≤100 ns,过冲≤20%,测量不确定度≤%。图5 弱阻尼分压器Fig.5 Under-damping divider2 机械性能分析2.1 支柱端部挠度计算该冲击电压发生器本体高度可达10.5 m,在由水平放置转换为垂直放置过程中,由于本体的重量,支柱结构件会发生弯曲,所以需要计算支柱的端部挠度,即最大弯曲距离。主体支柱截面如图6所示,其中,支柱外径D=φ140 mm,内径d=φ90 mm。图6 支柱截面图Fig.6 Sectional view of the brace其中,支柱自身惯性矩为:(1)单只支柱截面积为:(2)4只圆筒构成桁架时的惯性矩为:I1=4S1×(1510/2)2=2×1010mm4(3)侧拉板的惯性矩为:(4)横拉板的惯性矩为:I3=S(l/2)2=5.49×109mm4(5)总惯性矩为:I总=I0+I1+I2+I3=2.89×1010mm4(6)故,端部挠度为:Ymax=(q×l4)/(8E×I总)=75 mm(7)即支柱筒端部的最大弯曲距离约为75 支柱弯曲应力计算装置起落过程中,环氧支柱需要承担冲击电压发生器本体的重量,所以必须计算其弯曲应力满足环氧材料的抗弯强度,才能保证装置足够的机械强度。装置本体重量约为8.5 T,但是由于本体均布载荷不受底盘影响,除去底盘最终本体取重量G=7.5 T计算,本体高度l=10 500 mm,施加局部载荷q=G/l,支柱弯曲应力计算如图7所示。图7 支柱弯曲应力计算图Fig.7 Calculation chart of column bending stress其中,支柱最大弯矩M为:M=(ql2)/2=3.94×108N·mm(8)计算图7中4根立柱自身截面(A-A)、绝缘筒截面以及四周环氧板组成的框架的抗弯系数分别如下:W1=4W1′=π(D4-d4)/32D=8.92×105mm3(9)W2=4W2′=s(l′/2)=π/4(D4-d4)(l′/2)=6.81×106mm3(10)W3=(BH3-bh3)/(6H)=1.93×107mm3(11)所以,总的抗弯截面系数为:W总=W1+W2+W3=4.74×107mm3(12)故总的弯曲应力б=M/W总=8.3 MPA。根据实用工程材料技术手册[17]要求环氧材料弯曲应力б≤60 MPA即可,所以冲击电压发生器本体的起落过程中均能够承受自身重量,不会损坏,且其具有足量的安全裕度υ=60/8.3=7. 液压缸选型无论装置的起立过程还是下落过程,都需要液压缸来出力发挥作用,所以要保证两侧液压缸的出力满足装置两种状态变化的要求,即两种状态下液压缸的力矩要大于装置自身重力的力矩,装置自身重力W约为85 000 N。图8和图9分别表示装置由垂直到水平过程和由水平到垂直过程中液压缸的状态结构图。装置由垂直到水平状态,液压缸出力计算为:F缸1>(W×1400)/418≈28.5WN(13)装由水平到垂直状态,液压缸出力计算为:F缸2>(W×5250)/1479≈30 WN(14)图8 下落过程液压缸状态结构图Fig.8 Hydraulic cylinder state structure diagramof falling process图9 起立过程液压缸状态结构图Fig.9 Hydraulic cylinder state structure diagram inthe standing process所以选取工程液压缸HSGK-180/100E,其缸径D=180 mm,杆径d=100 mm,行程1 800 mm,计算两侧液压缸出力为:F缸(15)式中p为压力10 MP~13 MP之间,取11 MP进行计算。所以,选用的工程液压缸出力F缸=38.6 WN>F缸1=28.3 WN,且F缸>F缸2=30 WN,满足设计要求,并且留有裕度υ=38.6/30≈1.3倍,保证起落的安全可靠。3 电气性能分析为了确保3 000 kV/300 kJ车载式冲击电压发生器具有良好的电气绝缘性能,需要对装置的本体进行电场仿真计算。由于试验设备本身的尺寸受到了现场测试环境的限制,内部各器件间及整体电场分布必须满足设计需求,根据装置本体的实际尺寸,采用多物理场有限元分析软件INFOLYTICA 搭建了该装置的三维电场仿真分析模型,如图10所示。图10 发生器本体三维仿真模型Fig.10 3-D simulation model of generator采用有限元分析的方法仿真计算本装置的电场分布。在模型输出端加载3 000 kV(该装置最高工作电压为3 000 kV)直流激励电压模拟满电压时的工作状态,计算采用Newton-Rapson法求解节点电位的非线性代数方程组,设定Newton-Rapson方程的收敛次数为20,误差范围为1%,电位函数采用三阶近似多项式,收敛梯度为10-10,得到装置的电位和场强分布如图11所示。图11 装置的电位分布和场强分布图Fig.11 Potential distribution and field intensity distributionof the device由图11可得,该装置的最高电位为3 000 kV,位于顶部第一级回路,之后电位以200 kV/级逐级下降分布,至接地电位为0 V。从场强分布图可以看出,本装置的空间电场分布在顶部前3级位置场强较高,场强高点主要集中在连接脉冲电容与电阻的金属法兰处以及电容、电阻等元器件的固定连接处。选取具有代表性的部件连接部位,其局部表面场强如图12所示。图12 装置局部连接处表面场强分布图Fig.12 Surface electric field intensity distributiondiagram of local connection of the device分析图12可知,脉冲电容与电阻的金属法兰连接处的最大场强为20.4 kV/cm,低于空气击穿场强,不会发生局部击穿放电现象,保证了该车载式冲击电压发生器的电气绝缘性能。4 型式试验设计研制的3 000 kV/300 kJ车载式冲击电压发生器必须通过全部型式试验才能正式投入生产使用,冲击电压发生器本体的技术参数如表1所示。依据GB/T .1-2011、GB/T .2-2013等标准对本成套试验装置进行了如下试验:同步性能试验、充电电压校核、波形调节试验、抗干扰试验、弱阻尼分压器阶跃波响应试验、弱阻尼分压器刻度因数校准、弱阻尼分压器短期稳定性试验、弱阻尼分压器线性度试验、测量装置干扰试验、带负载试验。表1 车载式冲击电压发生器技术参数表Tab.1 Technical parameter list of vehicle-mountedimpulse voltage generator参数值标称电压±3 000 kV标称能量300 kJ总级数15级冲击总电容0.067 μF额定级电压±200 kV每级电容量1 μF尺寸2 000 mm×2 000 mm×10 456 mm重量8 500 kg型式试验结果如下:试验1:同步性能试验单级充电电压30 kV~160 kV,自放电概率约为5%。试验2:充电电压校核试品单级充电电压示值与标准值的最大偏差<1%,充电电压测量不确定度Urel=6.0×10-3(k=2)。试验3:波形调节试验雷电全波,T1调节范围:(0.83~1.83) μs,T2调节范围:(40~60)μs;雷电振荡波上升时间约为12.33 μs,振荡频率约为30 kHz。操作全波Tp调节范围:(295~305) μs,T2调节范围:(2645~2657) μs,操作振荡波上升时间约为61 μs,振荡频率约为10.8 kHz。试验4:抗干扰试验棒板间隙间距为1 000 mm,发生器单级充电电压为55 kV时发生闪络3次,控制系统运行良好,干扰峰值为0.6 V,干扰幅值为实际输出电压的0.45%,满足标准要求。试验5:弱阻尼分压器阶跃波响应试验部分响应时间: 322.7 ns;试验响应时间: 193.7 ns;过冲:7.1%;稳定时间:4.0 μs。试验6:弱阻尼分压器刻度因数校准400 kV实测分压比的平均值为: 6 515:1,分压比测量结果的扩展不确定度Urel=1.8×10-2(k=2),时间参数测量结果的不确定度为:UT1=3.2×10-2(k=2),UT2=3.0×10-2(k=2);800 kV实测分压比的平均值为: 6 707:1,分压比测量结果的扩展不确定度为Urel=1.8×10-2(k=2),时间参数测量结果的不确定度为:UT1=3.2×10-2(k=2),UT2=3.0×10-2(k=2)。试验7:弱阻尼分压器短期稳定性试验在420 kV下重新校准分压器分压比,实测分压比的平均值为:6 477:1,前后两次校准的刻度因数变化-0.58%。试验8:弱阻尼分压器线性度试验从1 300 kV~2 200 kV电压区间内,负极性线性度变化0.6 %,正极性线性度变化为0.6 %。弱阻尼分压器线性度引入的不确定度分量uBlrel= 3.4×10-3。试验9:测量装置干扰试验单级充电电压为160 kV时,测量得到的干扰电压峰值2.0 V,约为实际测量电压的0.86%。试验10:带负载试验连接3 000 pF负载,施加雷电全波时输出电压效率约为113%,连接6 000 pF负载,施加雷电全波时输出电压效率约为94%,连接9 000 pF负载,施加操作波时输出电压效率约为89%,装置输出效率未见大幅度降低。5 结束语设计研制了一台采用主体结构一体化设计的3 000 kV/300 kJ车载式冲击电压发生器,分析了此型式冲击电压发生器的机械和电气特性,开展了十项型式试验进行论证校验,得到如下结论:(1)通过分析本装置的机械和电气特性得到,发生器本体支柱筒端部挠度为75 mm,弯曲应力为8.3 MPa,安全裕度达7.2倍,两侧液压缸出力为38.6 WN,安全裕度达1.3倍,设备的材料与机械结构设计能够满足该型式冲击电压发生器的机械要求;(2)该装置的最高电位位于顶部第一级回路,为3 000 kV,之后电位以200 kV/级逐级下降分布,至接地电位为0 V,装置的场强高点主要集中在连接脉冲电容与电阻的金属法兰处以及电容、电阻等元器件的固定连接处,其最大场强为20.4 kV/cm,不会发生局部击穿放电现象;(3)实现了输出参数为3 000 kV/300 kJ的车载式冲击电压发生器的研制,该装置采用结构一体化设计,卧式运输、立式使用,大大提高了冲击电压发生器的灵活机动性。参 考 文 献[1] 严璋, 朱德恒. 高电压绝缘技术.第3版[M]. 中国电力出版社, 2015.[2] 张仁豫, 陈昌渔, 王昌长. 高电压试验技术[M]. 北京: 清华大学出版社, 2009.[3] 李光范, 廖蔚明, 李庆峰, 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文章来源:《机械强度》 网址: http://www.jxqdzzs.cn/qikandaodu/2021/0305/502.html