一种高压换流变套管的制作方法

1.本实用新型涉及一种高压换流变绝缘装置，特别是一种针对外绝缘设计的高压换流变套管。


背景技术：

2.在工频和冲击电压下，套管的电气性能要求空气中的空心复合绝缘子外表面、油中的套管芯子外表面均不能发生闪络放电，套管内外绝缘的相互配合与芯子主绝缘对外绝缘的调节作用是套管外绝缘设计的关键。
3.对于高压换流变套管的设计，多是对空心复合绝缘子进行特殊设计考虑，空心复合绝缘子主体的外表面采用大小伞结构交替的方式排列，而现有的设计多是考虑在大小伞结构的表面设计特殊的材料来避免发生闪络放电，例如文献cn112530645a，其公开的一种空心复合绝缘子便是对大小伞结构以及空心复合绝缘子表面材料的特殊组合设计。该种设计方式增加了套管结构的复杂度，也增加了套管制备的难度，制作成本较高。


技术实现要素：

4.本实用新型的发明目的在于：针对上述存在的问题，提供一种高压换流变套管，该套管从空心复合绝缘子的干闪络距离方向考虑，针对空心复合绝缘子主体上大小伞结构本身结构的特殊设计，来避免高压换流变套管发生闪络放电的问题。
5.本实用新型采用的技术方案如下：
6.一种高压换流变套管，包括空心复合绝缘子、电容芯子和导电管，所述电容芯子位于所述空心复合绝缘子内，所述导电管位于所述电容芯子内，所述空心复合绝缘子、电容芯子和导电管同轴；
7.所述空心复合绝缘子包括空心复合绝缘子主体、第一法兰和第二法兰，所述第一法兰连接所述空心复合绝缘子主体的第一端，所述第二法兰连接所述空心复合绝缘子主体的第二端；
8.沿所述空心复合绝缘子的轴向、在所述空心复合绝缘子主体外表面交替设置有大伞裙和小伞裙，所述大伞裙靠所述空心复合绝缘子主体的第一端的一面，与所述大伞裙靠所述空心复合绝缘子主体的第二端的一面的夹角为6-10度，所述大伞裙宽度与相邻大伞裙间距的比值为0.90-0.95。
9.进一步的，所述大伞裙的宽度为50mm，相邻大伞裙间距为55mm。
10.进一步的，所述小伞裙与靠所述空心复合绝缘子主体的第一端的、相邻的大伞裙的距离为24mm，所述小伞裙的宽度为34mm。
11.进一步的，所述大伞裙的外径为835mm，所述小伞裙的外径为803mm。
12.进一步的，所述空心复合绝缘子主体的长度为7490mm、内筒径为687mm。
13.进一步的，所述空心复合绝缘子主体靠所述第二法兰的一端套设有均压环。
14.进一步的，所述电容芯子的尾部为环氧浸纸固体结构。
15.进一步的，所述电容芯子的尾部连接有均压球，所述导电管靠所述均压球的端部延伸出有载流端子，所述载流端子伸入所述均压球。
16.综上所述，由于采用了上述技术方案，本实用新型的有益效果是：
17.1、本设计的高压换流变套管从空心复合绝缘子主体外表层的大小伞结构的形状、尺寸、间距进行设计，相较于对局部材料的特殊设计，一方面可以减轻制作难度以及制作成本，另一方面也可以避免因多种材料的不稳定性而影响套管的性能。
18.2、本设计的高压换流变套管在尾部增设了均压球，可以避免最大场强出现在载流端子表面，即避免出现在套管尾部的狭小区域而出现电场不均匀现象，并且还能显著降低场强。
附图说明
19.图1是空心复合绝缘子在空气中的闪络电压与绝缘距离的关系图。
20.图2是空心复合绝缘子的示意图。
21.图3是大小伞结构的局部放大图。
22.图4是空心复合绝缘子内表面场强分布图。
23.图5是高压换流变套管尾部结构示意图。
24.图6是套管油中下轴向长度与油中闪络电压的关系图。
25.图7是套管尾部安装均压球与否的三维电场分布对比图。
26.图8是高压换流变套管实际运行的三维场强分布图。
27.图9是高压换流变套管实际运行中低压端的三维场强分布图。
28.图10是高压换流变套管出现电晕放电的示意图。
具体实施方式
29.下面结合附图，对本实用新型作详细的说明。
30.为了使本实用新型的目的、技术方案及优点更加清楚明白，以下结合附图及实施例，对本实用新型进行进一步详细说明。应当理解，此处所描述的具体实施例仅仅用以解释本实用新型，并不用于限定本实用新型。
31.高压换流变套管空心复合绝缘子的干闪络电压接近于上法兰与中间法兰间的空气间隙击穿电压，其主要决定于干闪络距离ld。如图1所示为标准大气压下各闪络电压值与干闪络距离的关系，在图1中，曲线1对应雷电全波冲击干/湿闪络电压；曲线2对应正操作波干/湿闪络电压，曲线3对应工频干闪络电压(有效值)；曲线4对应工频湿闪络电压(有效值)。
32.图1可看出，高压换流变套管空心复合绝缘子闪络电压随绝缘距离的增加而上升，且存在饱和效应。对图1的曲线进行定量拟合处理，得到以下关系式：
[0033][0034]
式(1)中，u
f50
—闪络电压值(放电概率为50％)/kv；ld—绝缘子外部干闪络距离/m；a和b—待定系数。
[0035]
拟合结果如下表(1)所示：
[0036]
表(1)复合绝缘子在空气中的闪络电压与绝缘距离的定量拟合关系
[0037][0038]
考虑到试验的重复性和再现性(计入了试验设备误差、读数误差及复合绝缘子制造误差等因素的影响)，取耐受概率为99.9％的电压值作为额定耐受电压，各种闪络电压值(放电概率为50％)与耐受电压的比值为1/(1-3.08σ)，σ的取值如表(2)所示
[0039]
表(2)闪络电压计算值与额定耐受电压值的推荐关系
[0040]
(额定耐受电压为100％)
[0041][0042]
因此耐受电压值u
fn
与绝缘距离ld的关系可修正为式(2)：
[0043][0044]
高压换流变套管的雷电波冲击电压为2405kv，代入式(2)中反推可得ld约为5400mm。同理将工频干耐受试验电压1100kv(有效值)、操作冲击试验电压1843kv的相关参数代入式(2)中得到各种电压下所需的绝缘距离ld分别为5230mm、7350mm，因此高压换流变套管空心复合绝缘子的干闪络距离至少应大于7350mm。
[0045]
本实施例在高压换流变套管的空心复合绝缘子上，采用了一种开放式大小伞结构的设计。
[0046]
空心复合绝缘子包括空心复合绝缘子本体，在空心复合绝缘子本体的两端分别连接有一法兰。如图3所示，空心复合绝缘子本体1的一端连接第一法兰21，另一端连接第二法兰22，为便于区别方向，令空心复合绝缘子本体1连接第一法兰21的一端为其第一端，连接第二法兰22的一端为其第二端。
[0047]
如图2所示，一组大小伞结构包括一个大伞裙11和一个小伞裙12，大伞裙11和小伞裙12交替布置，所有伞裙均向第二法兰22方向形成喇叭状的敞口。假设靠第一法兰21的方向为顶端，靠第二法兰22的方向为底端，有：小伞裙12的顶面与大伞裙11的顶面平行，小伞裙12的底面与大伞裙11的底面平行，大伞裙12的顶面与空心复合绝缘子主体2的横截面成16-20度夹角，大伞裙12的底面与空心复合绝缘子主体2的横截面成8-12度夹角，值得注意的是，需要保证大伞裙12的顶面与底面之间保持6-10度的角度差。如图2所示，在一个具体实施方式中，大伞裙12的顶面与空心复合绝缘子主体2的横截面成18度夹角，大伞裙12的底面与空心复合绝缘子主体2的横截面成10度夹角。
[0048]
另外，大伞裙宽度w1与相邻大伞裙间距h1的比值保持在0.90-0.95。同样如附图2所示，在一个具体实施方式中，所述大伞裙的宽度w1为50mm，小伞裙的宽度w2为34mm，相邻大伞裙间距h1为55mm，小伞裙12与靠第一法兰21端的、相邻的大伞裙11的间距为24mm，这
样，大伞宽度和相邻大伞间距的比值为0.91，这种设计的单组大小伞净增爬电距离为152mm。外绝缘的爬电距离l
x
可由下式(3)计算：
[0049]
l
x
＝nv h
ꢀꢀꢀꢀ
(3)
[0050]
式中：
[0051]
n—大小伞的组数；
[0052]
v—一组大小伞所增加的泄露距离/mm；
[0053]
h—空心复合绝缘子的绝缘距离/mm。
[0054]
再有，高压换流变套管的最小公称爬电距离lc可按下式(4)计算：
[0055]
lc＝λ
×
ur×
kdꢀꢀ
(4)
[0056]
式中：
[0057]
λ—最小公称爬电比距，单位为mm/kv。高压换流变套管运行区域的污秽等级达到iii级，根据gb/t 5582－1993《高压电力设备外绝缘污秽等级》中污秽等级与爬电比距的对应关系，此时λ取25kv/mm；
[0058]
ur——设备的额定电压，单位为kv，此时取800kv；
[0059]
kd——直径系数。按照iec/ts 60815－2001《污染条件用高压绝缘子的选择和尺寸选定》要求，对于绝缘子平均直径大于500mm的，需对爬电距离进行1.2倍修正。
[0060]
根据式(4)计算得到换流变套管的最小公称爬电距离lc为24000mm，技术条件中取一定的安全裕度，要求lc大于26630mm，因此在设计中拟采用136组大小伞，则空心复合绝缘子的绝缘距离应不小于5958mm，根据空心复合绝缘子的制造条件和规格最终将其绝缘高度设计为7490mm，大伞外径为835mm，小伞外径为803mm，且空心复合绝缘子的内筒径为687mm，该实施方式的结构示意图如图2所示。
[0061]
应用高压换流变套管有限元计算全模型在雷电冲击试验电压2405kv下对空心复合绝缘子沿面场强分布进行校核计算，主绝缘电容芯子结构尺寸采用改进等裕度法优化设计结果。截取其内外表面场强的矢量和和切向分量，场强截取路径示于图2所示。场强分布情况示于图4中，其中，图4(a)对应绝缘子外表面，图4(b)对应绝缘子内表面，从图4可看出，空心复合绝缘子内外表面场强矢量和均大于切向场强，且外表面场强出现强烈振荡，主要是由于场强截取路径交替沿大小伞的表面，因此图4(a)的横坐标约等于空心复合绝缘子1的爬电距离l
x
；内表面场强的截取路径未穿过大小伞，因此曲线较为平滑，且图4(b)的横坐标约等于空心复合绝缘子1的绝缘高度ld。内、外表面场强矢量和的最大值分别为0.79kv
·
mm-1
、0.82kv
·
mm-1
，满足0.90kv
·
mm-1
的场强允许值；切向场强的最大值分别为0.17kv
·
mm-1
、0.38kv
·
mm-1
，满足0.40kv
·
mm-1
的切向场强允许值。
[0062]
下面对高压换流变套管尾部的设计进行计算与分析：
[0063]
为保证高压换流变套管在工频干耐受试验电压1100kv下，电容芯子尾部不发生轴向闪络，套管最大下轴向场强不大于0.90kv
·
mm-1
，前述主绝缘设计中轴向场强设定为0.6kv
·
mm-1
，因此其下台阶长之总和∑λ
2k
＝1455/0.6＝2418mm，可见高压换流变套管尾部绝缘距离不应小于2418mm。高压换流变套管尾部的结构如图5所示，套管油中下轴向长度与油中闪络电压的关系如图6所示，其中，曲线1对应极板埋于绝缘中，曲线2对应极板边缘敞开于油中。高压换流变套管芯子采用极板埋于绝缘中的结构型式，且结合实际干式套管芯子的卷制条件，将套管尾部的绝缘距离设计为3110mm，由图6可求得其油中闪络电压为
1741kv，较1100kv有1.58倍的安全裕度。
[0064]
如图5所示，高压换流变套管电容芯子尾部采用了环氧浸纸固体结构，外面均为变压器油，图中还标记出了极板边缘包络线7，该结构的高压换流变套管的绝缘强度高于空气的绝缘强度，因此套管尾部的绝缘距离小于空心复合绝缘子的绝缘距离。电容芯子3位于所述空心复合绝缘子主体1内，而在电容芯子3内设有导电管4，空心复合绝缘子主体1、电容芯子3、导电管4同轴，电容芯子3伸出中间法兰13，载流端子5伸出导电管4的尾部(即靠第一法兰21一端的端部)。而套管尾部包括的金属底座(即图5中电容芯子3尾部与均压球6相连部分)、金属导体(即导电管4)、环氧浸纸(即电容芯子3)、变压器油(电容芯子3周围部分)等，由于未做改动，在此不进行详细描述。
[0065]
上述结构的套管，套管尾部狭小区域内所包含的绝缘结构、绝缘介质众多，因此电场分布极不均匀，因此，在电容芯子3的尾部连接有均压球6，载流端子5没入该均压球6，以改善电场分布，避免电晕、闪络等绝缘事故的发生。加装均压球6和不加装均压球6条件下，换流变套管尾部的三维电场分布如图7所示，其中图7(a)对应不安装均压球6时的电场分布，图7(b)对应安装均压球6时的电场分布，施加电压为雷电冲击试验电压2405kv。图7中表明了不安装均压球6时，最大场强位于载流端子5表面，而安装均压球6时最大场强位于均压球6表面，且场强显著降低。
[0066]
如图8所示，高压换流变套管在实际运行中，在空心复合绝缘子主体靠所述第二法兰的一端套设有均压环8，而在低压端可不安装端部均压环8，原因在于实际运行中套管芯子最外层极板接地，其与接地法兰形成较好屏蔽区域，使套管复合护套与接地法兰间的三接触点处于低场强区，在三维仿真计算模型中加装端部均压环可等效代替最外层极板的屏蔽作用。图9表明复合护套表面最高场强出现在端部均压环8前端，这主要由于换流变套管内部芯子结构对外部电场分布的调制作用，若套管内部芯子设计不合理，将导致该区域场强值超过空气击穿场强而出现电晕放电，如图10所示。对于文中设计的高压换流变套管，其局部场强集中区域的场强为936v
·
mm-1
，远低于外界空气击穿场强，因此该换流变套管具有较合理的外绝缘设计。
[0067]
以上所述仅为本实用新型的较佳实施例而已，并不用以限制本实用新型，凡在本实用新型的精神和原则之内所作的任何修改、等同替换和改进等，均应包含在本实用新型的保护范围之内。