劉世柏 李小釗 薛從軍 劉 暢 趙芳帥

（平高集團有限公司 天津平高智能電氣有限公司，天津300300）

1 研究背景

真空滅弧室作為開斷短路電流的核心元器件，在中壓領域占據了主流位置。隨著我國國民經濟和電力工業(yè)的迅速發(fā)展，城市用電負荷密度和供電半徑越來越大，傳統(tǒng)城市12kV 的供電越來越不能滿足高負荷密度供電需求，同時為了降低土地成本，對開關產品的小型化提出了要求。為了解決這一問題，24kV電壓等級在中壓配電網中的應用越來越受到人們的關注和重視，國內也開始借鑒國外的成熟經驗并率先在蘇州工業(yè)園區(qū)展開試點并取得良好效果。

本文設計了一種24kV 小型化真空滅弧室，但緊湊的結構帶來的是真空滅弧室內部電場分布不均，滅弧室內部主回路高電壓部分與瓷殼及主屏蔽罩電場分布惡化，容易產生放電，導致絕緣失效。筆者應用ANSYS 有限元分析軟件分析了24kV 小型化真空滅弧室內部電場分布，并對其內部絕緣結構進行了優(yōu)化，得出了滿足設計參數(shù)要求的的24kV 小型化真空滅弧室內部絕緣結構。

2 24kV 真空滅弧室內部電場分析與優(yōu)化

圖1 24kV 真空滅弧室優(yōu)化前內部結構示意圖

真空滅弧室典型結構如圖1 所示，本文僅在真空滅弧室外形尺寸、動管芯、靜管芯及瓷殼結尺寸不變的情況下，只改變內部端屏蔽罩和主屏蔽罩的形狀結構，對內部整體電場強度及瓷殼沿面強度進行仿真計算。電場強度計算中使用的材料屬性如表1 所示。

表1 材料電場仿真計算屬性

2.1 24kV 真空滅弧室結構優(yōu)化前內部電場強度分析

優(yōu)化前的24kV 真空滅弧室結構如圖2 所示。在動、靜管芯觸頭額定開距11mm、內部絕緣介質為真空情況下，按照額定雷電沖擊耐受電壓，對內部絕緣結構優(yōu)化前的真空滅弧室動管芯加載145kV 電壓，靜管芯加載0kV 電壓，進行電場仿真計算。其內部整體電場強度如圖2 所示，瓷殼內壁沿面電場強度如圖3所示。

圖3 優(yōu)化前內部整體電場強度

圖4 優(yōu)化前瓷殼沿面電場強度

由圖3、圖4 電場仿真計算結果，可得出真空滅弧室內部各間隙間電場值，如表3 所示。

表2 優(yōu)化前動端加載高壓時滅弧室內部各間隙電場強度

結構優(yōu)化前，動端加載高壓時，其整體電場強度最大值分布在主屏蔽罩靠上端部，數(shù)值為26.88kV/mm，超出真空滅弧室設計中電場強度＜25kV/mm 的要求；瓷殼沿面電場強度最大值分別分布在主屏蔽罩與動端屏蔽罩之間的瓷殼表面上，數(shù)值為2.92kV/mm，超出真空滅弧室設計中瓷殼沿面電場強度＜2.5kV/mm 的要求。

2.2 24kV 真空滅弧室結構優(yōu)化后內部電場強度分析

根據上述電場強度分析結果，對24kV 真空滅弧室內部的主屏蔽罩和端屏蔽罩進行了結構優(yōu)化。將電場強度最大值集中的主屏蔽罩上端部設計為圓角結構；同時更改端屏蔽罩結構，將加大端屏蔽罩圓弧與瓷殼間徑向間隙，如圖4 所示。

在動、靜管芯額定開距11mm、內部絕緣介質為真空情況下，按照額定雷電沖擊耐受電壓，對真空滅弧室動管芯加載145kV 電壓，靜管芯加載0kV 電壓，進行電場仿真計算。其內部整體電場強度如圖5 所示，瓷殼內壁沿面電場強度如圖6 所示。

圖5 優(yōu)化后的24kV 真空滅弧室內部結構

圖6 優(yōu)化后內部整體電場強度

由圖6、圖7 電場仿真計算結果可得出真空滅弧室內部各間隙間電場值，如表3 所示。

結構優(yōu)化后，動端加載高壓時，其整體電場強度最大值分布在動靜管芯觸頭圓角位置，數(shù)值為22.97kV/mm，其余各個間隙的電場強度均小于20kV/mm，符合真空滅弧室設計中電場強度＜24kV/mm 的要求；瓷殼沿面電場強度最大值分別分布在主屏蔽罩與靜端屏蔽罩之間的瓷殼表面上，數(shù)值為2.43kV/mm，符合真空滅弧室設計中瓷殼沿面電場強度＜2.5kV/mm 的要求。

圖7 優(yōu)化后瓷殼沿面電場強度

表3 優(yōu)化后動端加載高壓時滅弧室內部各間隙電場強度

3 結論

3.1 通過將主屏蔽罩電場強度集中的端部更改為圓角設計，可顯著降低其電場強度。

3.2 通過適當增大端屏蔽罩與瓷殼徑向間隙，配合主屏蔽罩端部圓角結構設計，可減小兩者之間瓷殼的沿面電場強度。

3.3 利用有限元仿真分析軟件ANSYS 建立真空滅弧室仿真計算模型，并進行優(yōu)化設計，其結果能滿足真空滅弧室設計的工程應用。