论文部分内容阅读
摘 要：GSP-245EH型SF6断路器在运行中发现存在一合即分即非全相动作的误动作隐患，本文为找出该类型设备误动作的原因，对该断路器G1B-252型液压机构动作过程进行了数值计算及机理分析。通过分析，本文认为断路器进行合闸操作时，合闸线圈顶针失电退出后，高油压区控制阀左右两侧表面处压强差值过大是导致此次缺陷的主要原因，通过延长合闸线圈的受电时间降低合闸线圈顶针退出后高油压区控制阀左右两侧表面处压强差，可提高设备合闸动作的可靠性。
关键词：断路器；220kV；GIS；误动作
1 引言
在多年的应用中，GIS设备在运行中依旧暴露出了一定的安全问题。以南方电网和南方地区发电站为例，到目前为止已发生多起由于电力GIS断路器绝缘故障引起的变电站事故，例如韶关和溪电站的110kV GIS、江门的220kV和500kV GIS、大亚湾的400kV GIS、云南临沧大朝山500kV GIS等都发生过设备事故[1]。其中，GSP-245EH型SF6断路器是一种被广东地区各供电单位广泛使用的220kV GIS开关设备。2011年初，多个供电单位在进行传动试验时，发现采用GSP-245EH型SF6断路器的开关在进行合闸测试时，出现一合即分即非全相动作的误动作，存在设备运行安全隐患。因此，本文为找出该类型设备误动作的原因，从GSP-245EH型断路器G1B-252型液压机构动作机理出发，对该型号断路器的动作过程及相关参数影响因素进行了分析。
2 G1B-252型液压机构合闸保持条件分析
2.1 活塞合闸保持条件分析
G1B-252型液压机构合闸过程大致如下：液压操作缸处于分闸状态时，当合闸指令一经给出，合闸线圈受电，控制阀被合闸顶针向左推动，如图1（b）控制阀位置所示。此时高压油的流向可由图1（b）所示，高压油从贮压器流到操作缸中活塞的上部，此时操作缸中活塞的两侧都充有高压油。操作机构的工作原理为活塞压力差（差动式）原理，即活塞上侧的表面积大于传动杆侧的截面积，于是活塞向下移动（合闸方向）。当活塞到达底部时，借助于如上所说的压力差，于是活塞稳定的保持在合闸位置。
（a） 分闸状态 （b） 合闸过程
B-1：操作缸 B-26：油标 B-2：液压操作活塞 B-27：油过滤器
B-3：控制阀 B-30：泄压阀B-4：传动杆 B-31：排油阀（常闭状态）
B-9：分合闸指示器 B-40：贮压器 B-10：分闸线圈B-50：油压开关
B-11：合闸线圈 B-55：油箱 B-20：油泵单元 B-60：油压表
B-21：液压油泵 B-24：油泵电机 B-22：通气孔盖 B-25：逆止阀
图1. 操作机构合闸动作示意图
图2. 液压活塞图示
液压活塞受力可表示为：
液压操作活塞向下方向受力： Fs-下=Sh-上·p上 （1）
液压操作活塞向上方向受力： Fs-上=Sh-下 ·p下+f （2）
式中，Fs-下，Fs-上分别为合程过程中液压操作活塞向下方向和向上方向的作用力，N；Ss-上，Ss-下分别为活塞上下两侧水平表面面积，m2，如图2所示；p上，p下，分别为合闸过程中活塞上下表面油压，Pa，其压力值在合闸过程中是变量；f为传动杆在合闸过程中的反作用力，其由活塞摩擦力、合闸缓冲器提供的缓冲力、动静触头咬合后的摩擦力等组成。
当合闸结束后，活塞上下表面油压差 非常微小，近似于0，活塞受力平衡，各方向受力为0，于是得：
（3）
即为
（4）
活塞合闸稳定后合闸方向的压力大小为 ，反向力f与其相等，方向相反，主要由油缸对活塞的支撑力以及动静触头咬合的摩擦力提供。
当活塞或连杆受到一个扰动使活塞回退 x时，由于油缸对活塞的支撑力减小， ，而合闸方向出力 ，其值变化量极小，同时上下表面压强差 依然约为0，因此有
（5）
因此，活塞能够快速恢复到稳定合闸状态。
另一方面，从式（5）可以看出，可从以下几个方面提高合闸状态保持的稳定性：
（1） 增大比值 或 ，与提高合闸速度的原理相同，增大活塞上下表面面积之差 Sh，以及减小活塞上下表面面积Sh-上和Sh-下，可减小合闸过程中因油压差 p产生的反向力，增大合闸方向作用力。
（2） 提高高油压油油压p，由于合闸稳定时，活塞上下表面油压差极小，两侧的压强均与p相近，因此由于 Sh的存在，提高p可增加合闸方向作用力。
（3） 严格控制上下表面油压差 p，当控制阀低压侧阀口密封不好，有较严重的内漏发生时，导致 p增大，从式可以看出，该种情况下，极有可能会使得合闸方向作用力小于0，即活塞朝分闸方向运动，合闸状态无法保持，导致偷跳事故。
2.2 控制阀合闸保持条件分析
当合闸信号一经给出，合闸线圈受电，如图图3所示，合闸顶针将控制阀向左推，此时阀体向左的作用力（即为合闸方向）以及其反向作用力的分别为：
合闸过程合闸方向： （6）
合閘过程反方向： （7）
式中，SDW，SDN，SGN，SGW分别为图3中控制阀竖直方向的表面面积，m2；pDW，pDN，pGN，pGW分别为上述4个阀体表面油压压强，Pa；f阀合为合闸顶针提供的作用力，N；f合反为缸体对控制阀的支撑力，N；
当合闸过程结束后，合闸顶针作用力退出，于是液压油对控制阀的作用力可表示为：
（8）
式中， SG和 SD分别为高、低油压区控制阀左右两侧的面积差，即为 SG=SGN-SGW， SD=SDW-SDN，m2； pG和 pD分别为高、低油压区控制阀左右两侧表面处压强差，即为 pG=pGW-pGN， pD=pDN-pDW，Pa。
要使控制阀处于稳定合闸位置，式（8）需要满足F合油>0，并且其值越大，处于合闸位置的控制阀状态就越稳定。因此，可通过以下方法提高控制阀处于合闸状态的稳定性：
（1） 减小高、压油压区的油压差 pG和 pD；由于合闸过程的末期，活塞上表面侧压强尚未完全稳定，依然有油流存在，因此控制阀空间内有压力差存在。可通过适当延长合闸线圈的受电时间，使控制阀内油压稳定后再退出。
（2） 由于高油压区控制阀两侧表面面积存在差值 SG，因此可通过提高系统油压，使得pGN增大，从而增大控制阀合闸方向的作用力。
（3） 增大高油压区控制阀两侧表面面积存在差值 SG；该方法主要为设备设计时采用，在油压一定的情况下，增大 SG可加强控制阀合闸方向的作用力。
3 设备缺陷原因及反事故措施分析
该断路器分合闸动作主要由活塞以及控制阀受力动作完成，而缺陷设备在动作时其机械特性完全符合要求，活塞在分合闸过程中运行正常。因此，此次的缺陷是由于控制阀在合闸过程中，因某种原因导致其无法保持合闸状态而导致断路器偷跳动作。经分析，在合闸过程中，要使合闸线圈退出后，控制阀依然保持在合闸状态，必须满足以下条件：
（9）
式中， SG和 SD分别为高、低油压区控制阀左右两侧的面积差，即为，
SG=SGN-SGW， SD=SDW-SDN，m2，如图3所示； pG和 pD分别为高、低油压区控制阀左右两侧表面处压强差，即为 pG=pGW-pGN， pD=pDN-pDW，Pa。f扰动为合阀过程中的反向干扰作用力，如分闸线圈误动作其顶针出力，控制阀在合闸移动时卡位等，N。
基于上述控制阀合闸保持条件，本文认为主要有以下几种原因导致合闸偷跳动作：
（1） 油压差 pG超过设计值；合闸线圈顶针退出后，由于活塞上方表面油压尚未稳定，因此高压油区内尚有油压差存在，高油压区控制阀左右两侧表面处压强差 pG不为零， pG当过大时，产生的反作力会影响控制阀合闸的稳定性。
（2） 合阀时控制阀低压阀口高压油内漏；当控制阀合闸方向作用力不够大时，控制阀对低压阀口的密封效果减弱，这会造成高压油从阀口内漏，一方面，会使低压油区控制阀左右两侧表面处压强差 pD增加，另一方面，会使SDN增大，从而使 SD减小，这两个因素进一步使控制阀合闸方向作用力F合减小，进而影响其稳定性。
（3） 高油压区控制阀左右两侧的面积差 SG设计值以及油压pGN过小；合闸线圈顶针退出后，主要由高压区的油压pGN和 SG形成的合阀方向作用力来保持，当这两者形成的作用力不够大时，控制阀的稳定性会减弱。
（4） 存在较大的反向作用力f扰动；当合阀时出现分闸线圈受电分闸顶针误动作，或者控制阀在合闸移动时受到卡顿时，会严重破坏控制阀合闸状态。
经多次观察测试，第（4）项的可能性可以排除，而 SG设计值在设备出厂时已确定，无法更改。因此，为降低设备隐患，可采取的措施为通过延长合闸线圈的受电时间，使高压油有足够时间注入活塞上方区域，从而使原因（1）中提及的油壓差 pG减小到设备可靠运行的范围内，同时使合阀时控制阀两端压力差足够大而避免原因（2）中的条件产生，从而提高合闸可靠性。
4结论与建议
本文针对GSP-245EH型SF6断路器出现的合闸偷跳缺陷，首先对该型号断路器G1B-252型液压机构的动作原理进行了分析，通过液压机构相关部件在分合过程及在分合闸稳定状态下的受力情况分析，找出了影响分合闸机械特性及保持状态的影响因素，并以此为基础对GSP-245EH型SF6断路器合闸偷跳缺陷及反事故措施进行了研究，得出以下结论：
（1） 该型号断路器的在合闸过程中，当合闸线圈顶针退出的时刻，由于油缸内压强分布沿未稳定，高油压区控制阀左右两侧表面处压强差 pG过大极有可能是造成此次设备缺陷的主要原因。
（2） 延长动静触头连接后合闸线圈的受电时间，可有效降低合闸线圈顶针退出后高油压区控制阀左右两侧表面处压强差 pG，从而提高合闸可靠性。
（3） 该型号设备在高油压区控制阀左右两侧的面积差 SG设计值以及合闸过程中油压pGN设计值过小是设备可靠性低的另一个重要因素，对该部分设计进行改良可有效提高 pG值的变化范围，从而提高设备合闸的可靠性。
参考文献
[1] 李虹波，商越. 《电力GIS设备故障综合诊断系统的设计》[J]. 黑龙江科技信息. 2008 （32）：56.
[2] 伍中宇. 《超高压断路器液压操动机构特性研究》[D]. 浙江大学硕士学位论文. 2008.
[3] 魏忠永. 《超高压断路器液压操动机构的优化设计》[D]. 浙江大学硕士学位论文. 2010.
[4] 河南平高东芝高压开关有限公司. 《GSP-252EH型断路器安装使用说明书》[M].
[5] 王连鹏，王尔智. 《SF6断路器空载开断下液压操动机构与灭弧室联合仿真研究》[J]. 中国电机工程学报， 2005， 25（20）： 118-123.
关键词：断路器；220kV；GIS；误动作
1 引言
在多年的应用中，GIS设备在运行中依旧暴露出了一定的安全问题。以南方电网和南方地区发电站为例，到目前为止已发生多起由于电力GIS断路器绝缘故障引起的变电站事故，例如韶关和溪电站的110kV GIS、江门的220kV和500kV GIS、大亚湾的400kV GIS、云南临沧大朝山500kV GIS等都发生过设备事故[1]。其中，GSP-245EH型SF6断路器是一种被广东地区各供电单位广泛使用的220kV GIS开关设备。2011年初，多个供电单位在进行传动试验时，发现采用GSP-245EH型SF6断路器的开关在进行合闸测试时，出现一合即分即非全相动作的误动作，存在设备运行安全隐患。因此，本文为找出该类型设备误动作的原因，从GSP-245EH型断路器G1B-252型液压机构动作机理出发，对该型号断路器的动作过程及相关参数影响因素进行了分析。
2 G1B-252型液压机构合闸保持条件分析
2.1 活塞合闸保持条件分析
G1B-252型液压机构合闸过程大致如下：液压操作缸处于分闸状态时，当合闸指令一经给出，合闸线圈受电，控制阀被合闸顶针向左推动，如图1（b）控制阀位置所示。此时高压油的流向可由图1（b）所示，高压油从贮压器流到操作缸中活塞的上部，此时操作缸中活塞的两侧都充有高压油。操作机构的工作原理为活塞压力差（差动式）原理，即活塞上侧的表面积大于传动杆侧的截面积，于是活塞向下移动（合闸方向）。当活塞到达底部时，借助于如上所说的压力差，于是活塞稳定的保持在合闸位置。
（a） 分闸状态 （b） 合闸过程
B-1：操作缸 B-26：油标 B-2：液压操作活塞 B-27：油过滤器
B-3：控制阀 B-30：泄压阀B-4：传动杆 B-31：排油阀（常闭状态）
B-9：分合闸指示器 B-40：贮压器 B-10：分闸线圈B-50：油压开关
B-11：合闸线圈 B-55：油箱 B-20：油泵单元 B-60：油压表
B-21：液压油泵 B-24：油泵电机 B-22：通气孔盖 B-25：逆止阀
图1. 操作机构合闸动作示意图
图2. 液压活塞图示
液压活塞受力可表示为：
液压操作活塞向下方向受力： Fs-下=Sh-上·p上 （1）
液压操作活塞向上方向受力： Fs-上=Sh-下 ·p下+f （2）
式中，Fs-下，Fs-上分别为合程过程中液压操作活塞向下方向和向上方向的作用力，N；Ss-上，Ss-下分别为活塞上下两侧水平表面面积，m2，如图2所示；p上，p下，分别为合闸过程中活塞上下表面油压，Pa，其压力值在合闸过程中是变量；f为传动杆在合闸过程中的反作用力，其由活塞摩擦力、合闸缓冲器提供的缓冲力、动静触头咬合后的摩擦力等组成。
当合闸结束后，活塞上下表面油压差 非常微小，近似于0，活塞受力平衡，各方向受力为0，于是得：
（3）
即为
（4）
活塞合闸稳定后合闸方向的压力大小为 ，反向力f与其相等，方向相反，主要由油缸对活塞的支撑力以及动静触头咬合的摩擦力提供。
当活塞或连杆受到一个扰动使活塞回退 x时，由于油缸对活塞的支撑力减小， ，而合闸方向出力 ，其值变化量极小，同时上下表面压强差 依然约为0，因此有
（5）
因此，活塞能够快速恢复到稳定合闸状态。
另一方面，从式（5）可以看出，可从以下几个方面提高合闸状态保持的稳定性：
（1） 增大比值 或 ，与提高合闸速度的原理相同，增大活塞上下表面面积之差 Sh，以及减小活塞上下表面面积Sh-上和Sh-下，可减小合闸过程中因油压差 p产生的反向力，增大合闸方向作用力。
（2） 提高高油压油油压p，由于合闸稳定时，活塞上下表面油压差极小，两侧的压强均与p相近，因此由于 Sh的存在，提高p可增加合闸方向作用力。
（3） 严格控制上下表面油压差 p，当控制阀低压侧阀口密封不好，有较严重的内漏发生时，导致 p增大，从式可以看出，该种情况下，极有可能会使得合闸方向作用力小于0，即活塞朝分闸方向运动，合闸状态无法保持，导致偷跳事故。
2.2 控制阀合闸保持条件分析
当合闸信号一经给出，合闸线圈受电，如图图3所示，合闸顶针将控制阀向左推，此时阀体向左的作用力（即为合闸方向）以及其反向作用力的分别为：
合闸过程合闸方向： （6）
合閘过程反方向： （7）
式中，SDW，SDN，SGN，SGW分别为图3中控制阀竖直方向的表面面积，m2；pDW，pDN，pGN，pGW分别为上述4个阀体表面油压压强，Pa；f阀合为合闸顶针提供的作用力，N；f合反为缸体对控制阀的支撑力，N；
当合闸过程结束后，合闸顶针作用力退出，于是液压油对控制阀的作用力可表示为：
（8）
式中， SG和 SD分别为高、低油压区控制阀左右两侧的面积差，即为 SG=SGN-SGW， SD=SDW-SDN，m2； pG和 pD分别为高、低油压区控制阀左右两侧表面处压强差，即为 pG=pGW-pGN， pD=pDN-pDW，Pa。
要使控制阀处于稳定合闸位置，式（8）需要满足F合油>0，并且其值越大，处于合闸位置的控制阀状态就越稳定。因此，可通过以下方法提高控制阀处于合闸状态的稳定性：
（1） 减小高、压油压区的油压差 pG和 pD；由于合闸过程的末期，活塞上表面侧压强尚未完全稳定，依然有油流存在，因此控制阀空间内有压力差存在。可通过适当延长合闸线圈的受电时间，使控制阀内油压稳定后再退出。
（2） 由于高油压区控制阀两侧表面面积存在差值 SG，因此可通过提高系统油压，使得pGN增大，从而增大控制阀合闸方向的作用力。
（3） 增大高油压区控制阀两侧表面面积存在差值 SG；该方法主要为设备设计时采用，在油压一定的情况下，增大 SG可加强控制阀合闸方向的作用力。
3 设备缺陷原因及反事故措施分析
该断路器分合闸动作主要由活塞以及控制阀受力动作完成，而缺陷设备在动作时其机械特性完全符合要求，活塞在分合闸过程中运行正常。因此，此次的缺陷是由于控制阀在合闸过程中，因某种原因导致其无法保持合闸状态而导致断路器偷跳动作。经分析，在合闸过程中，要使合闸线圈退出后，控制阀依然保持在合闸状态，必须满足以下条件：
（9）
式中， SG和 SD分别为高、低油压区控制阀左右两侧的面积差，即为，
SG=SGN-SGW， SD=SDW-SDN，m2，如图3所示； pG和 pD分别为高、低油压区控制阀左右两侧表面处压强差，即为 pG=pGW-pGN， pD=pDN-pDW，Pa。f扰动为合阀过程中的反向干扰作用力，如分闸线圈误动作其顶针出力，控制阀在合闸移动时卡位等，N。
基于上述控制阀合闸保持条件，本文认为主要有以下几种原因导致合闸偷跳动作：
（1） 油压差 pG超过设计值；合闸线圈顶针退出后，由于活塞上方表面油压尚未稳定，因此高压油区内尚有油压差存在，高油压区控制阀左右两侧表面处压强差 pG不为零， pG当过大时，产生的反作力会影响控制阀合闸的稳定性。
（2） 合阀时控制阀低压阀口高压油内漏；当控制阀合闸方向作用力不够大时，控制阀对低压阀口的密封效果减弱，这会造成高压油从阀口内漏，一方面，会使低压油区控制阀左右两侧表面处压强差 pD增加，另一方面，会使SDN增大，从而使 SD减小，这两个因素进一步使控制阀合闸方向作用力F合减小，进而影响其稳定性。
（3） 高油压区控制阀左右两侧的面积差 SG设计值以及油压pGN过小；合闸线圈顶针退出后，主要由高压区的油压pGN和 SG形成的合阀方向作用力来保持，当这两者形成的作用力不够大时，控制阀的稳定性会减弱。
（4） 存在较大的反向作用力f扰动；当合阀时出现分闸线圈受电分闸顶针误动作，或者控制阀在合闸移动时受到卡顿时，会严重破坏控制阀合闸状态。
经多次观察测试，第（4）项的可能性可以排除，而 SG设计值在设备出厂时已确定，无法更改。因此，为降低设备隐患，可采取的措施为通过延长合闸线圈的受电时间，使高压油有足够时间注入活塞上方区域，从而使原因（1）中提及的油壓差 pG减小到设备可靠运行的范围内，同时使合阀时控制阀两端压力差足够大而避免原因（2）中的条件产生，从而提高合闸可靠性。
4结论与建议
本文针对GSP-245EH型SF6断路器出现的合闸偷跳缺陷，首先对该型号断路器G1B-252型液压机构的动作原理进行了分析，通过液压机构相关部件在分合过程及在分合闸稳定状态下的受力情况分析，找出了影响分合闸机械特性及保持状态的影响因素，并以此为基础对GSP-245EH型SF6断路器合闸偷跳缺陷及反事故措施进行了研究，得出以下结论：
（1） 该型号断路器的在合闸过程中，当合闸线圈顶针退出的时刻，由于油缸内压强分布沿未稳定，高油压区控制阀左右两侧表面处压强差 pG过大极有可能是造成此次设备缺陷的主要原因。
（2） 延长动静触头连接后合闸线圈的受电时间，可有效降低合闸线圈顶针退出后高油压区控制阀左右两侧表面处压强差 pG，从而提高合闸可靠性。
（3） 该型号设备在高油压区控制阀左右两侧的面积差 SG设计值以及合闸过程中油压pGN设计值过小是设备可靠性低的另一个重要因素，对该部分设计进行改良可有效提高 pG值的变化范围，从而提高设备合闸的可靠性。
参考文献
[1] 李虹波，商越. 《电力GIS设备故障综合诊断系统的设计》[J]. 黑龙江科技信息. 2008 （32）：56.
[2] 伍中宇. 《超高压断路器液压操动机构特性研究》[D]. 浙江大学硕士学位论文. 2008.
[3] 魏忠永. 《超高压断路器液压操动机构的优化设计》[D]. 浙江大学硕士学位论文. 2010.
[4] 河南平高东芝高压开关有限公司. 《GSP-252EH型断路器安装使用说明书》[M].
[5] 王连鹏，王尔智. 《SF6断路器空载开断下液压操动机构与灭弧室联合仿真研究》[J]. 中国电机工程学报， 2005， 25（20）： 118-123.