用于特高壓直流的斷路器開斷小容性電流能力提升研究

許猛 ，陳宇 ，高洋 ，沈豐慧

(1.遼寧高壓電器產品質量檢測有限公司，遼寧 沈陽 110025； 2.新東北電氣集團高壓開關有限公司，遼寧 沈陽 110025)

0 引言

我國能源分布的地域特點是西部多、東部少，而負荷分布是西部少、東部多，為解決這個不對等問題，國家制定了西電東送的戰略方針，特高壓±800 kV和±1 100 kV直流輸電技術是解決能源與負荷逆向分布的關鍵途徑。800 kV交流SF6斷路器在換流站濾波器場中是最為關鍵的一環，運行工況十分苛刻[1-3]。根據相關參數計算，整個斷路器承受的恢復電壓峰值達到2 200 kV，是交流輸電系統中的1.4倍。如此高的恢復電壓極易引起重燃弧，在輸電系統中會產生危險的過電壓，嚴重危害其他電力設備，影響電網安全[4-10]。

目前，對斷路器開斷小容性電流的研究有很多，文獻[11-12]研究了220 kV斷路器開斷交流系統空載長線小容性電流的能力；文獻[13]研究了800 kV斷路器在交流系統中開斷容性小電流的能力；文獻[14]對一起斷路器開斷小電流工況失敗的原因進行分析。多數的研究是在交流輸電系統環境下的理論分析且電壓等級不是很高，對斷路器開斷特高壓直流輸電系統±800 kV和±1 100 kV濾波器組小容性電流的研究非常少。在具體的型式試驗中，對于斷路器的設計或者改進僅僅是定性分析，然后進行型式試驗，這種方式無法保證斷路器一次性通過型式試驗的成功率，造成不必要的損失。

燃弧時間越短、動靜弧觸頭之間的距離越小、恢復電壓作用的時間越早，滅弧室越容易發生重燃弧，所以對斷路器來說最苛刻的工況是最短燃弧時間為0 ms。本文根據標準及實驗室條件，利用仿真分析軟件對800 kV交流SF6斷路器開斷特高壓直流輸電系統濾波器組小容性電流的能力進行分析計算，主要包括以下五方面內容：一是根據斷路器的開斷特點制定數值采集方案；二是對現有斷路器的單斷口進行氣流場和電場的數值計算，并分析數據規律；三是對斷路器的開斷能力采用流注理論進行分析判斷；四是根據理論分析和數值計算的結果，確定3種優化設計方案并逐一計算；最后對比各個方案的計算結果，找到介質強度最弱的點的位置及影響介質強度的關鍵因素，并確定進行型式試驗的優化設計方案。

1 數據采集方案設計

根據流注理論，斷路器在開斷小容性電流的過程中，整個弧隙區域介質強度最弱區域決定電弧熄滅后斷口是否發生重擊穿，而介質強度取決于斷路器開斷過程中斷口間的每一點的氣體密度和電場強度。由于斷路器的開距和恢復電壓都隨時間變化，再加上氣吹的作用，滅弧室弧隙區域內每一點的電場強度和氣體密度都隨時間變化。為了準確地計算出介質強度的數值，計算量也不過于大，數據采集方式需要合適的時間間隔、取點位置及數量。

通過不同的取點方式進行計算，發現如下的取點方式采集到的氣體密度值和電場強度值可以準確地表征弧隙區域的信息。

1)時間間隔：從動靜弧觸頭剛分時刻開始，每隔1 ms取一次電場強度值和氣體密度值。

2)取點位置及數量：如圖1所示，圖中X坐標軸為負方向，Y坐標軸是正方向，虛線范圍內是取點區域。水平方向上每5 mm取一點，豎直方向上最上面2行每1.1 mm取一點(由于動弧觸頭和噴口邊界幾何形狀比較復雜，所以最上面2行間距較小)外，其余每2 mm取一點，靜弧觸頭端部取點位置靠近金屬邊緣。

整個弧隙區域一共取325個點，為了方便分析說明，將這些點進行編號，點1位置為坐標原點，點325坐標為(-170，15.1)，點的序號是從右向左、從下向上依次增大，從1到325。

圖1 滅弧室內取點圖

2 氣流場計算

2.1 計算模型及設置

800 kV交流SF6斷路器是雙斷口結構，兩個滅弧室是相同的軸對稱結構。對單斷口進行氣流場計算，采用二維軸對稱模型，如圖2所示。其中序號1、3、4、6為運動邊界，從右向左運動，其余邊界靜止。SF6密度由密度壓力求解軟件計算，比熱容為665.18 J/(kg·℃)，導熱系數為0.012 06 W/(m·℃)，黏度系數為1.42×10-5kg/(m·s)。

注：1-壓氣缸邊界；2-軸對稱中心線；3-動弧觸頭邊界；4-輔助噴口邊界；5-靜弧觸頭邊界；6-主噴口邊界；7、8-出口邊界。

氣流場仿真計算關鍵的一步就是網格設置，不僅決定著計算的成敗，也影響著計算的精度。滅弧室的動側結構比較復雜，如果網格劃分不合理，極易產生奇異點、負體積等畸形突變，使動網格運動失敗[15-16]。

根據分閘過程中的速度變化，將形狀復雜的吹弧區域和需要數據采集的弧隙區域進行1 mm的高密度劃分，其余部分采用4 mm的自由劃分，如圖3所示。在氣流場仿真計算時，采用用戶自定義功能(UDF)的方式，將斷路器的分閘過程離散成足夠小的區間運動。氣流場仿真計算的初始條件為：滅弧室出口邊界壓力為斷路器的充氣壓力，常溫，滅弧室內氣體無運動，滅弧室動側初始速度為0。

圖3 模型網格劃分

2.2 計算結果及分析

如圖4所示，先按現斷路器的行程曲線1和充氣壓力為0.6 MPa進行計算，并根據數據采集方案進行點的密度值采集。

圖4 行程曲線

動靜弧觸頭剛分后第4 ms、6 ms、8 ms、10 ms滅弧室內的密度如圖5所示?？梢园l現，在動靜弧觸頭剛分的初期0～5 ms，弧隙區域SF6的密度逐漸變大，隨著主噴口逐漸打開，弧隙區域氣體噴出位置有一個密度很高的球形區域，以該區域為中心氣體密度逐漸向兩側遞減，然后上升到分閘開始時刻的密度。靜弧觸頭和主噴口形成了一個類似于拉法爾管形狀的環形區域，而且該環形區域兩側有一定的壓力差，使得主噴口直徑變大位置有一個氣體密度非常小的區域，一直持續約8 ms。在8 ms時刻，雖然類似于拉法爾管的環形區域仍然存在，但是由于兩側的壓力差非常小，環形區域截面變大，該環形區域無法形成高速的氣吹，從而氣體密度逐漸變大。

(a)剛分后4 ms(b)剛分后6 ms

(c)剛分后8 ms(d)剛分后10 ms

靜弧觸頭前端圓弧附近的氣體密度的變化規律是：由下到上，密度越來越小。整個開斷過程中，弧隙區域內每一點的氣體密度均有一個先變大再變小，最后恢復到分閘之前的密度的過程，且軸線上的氣體密度變化范圍最大。

3 電場計算

3.1 計算模型和邊界條件

根據圖4中行程曲線1，計算不同開距下氣體的電場強度，并根據數據采集方案進行電場強度值的采集。將斷路器簡化成二維軸對稱模型，如圖6所示。 各個部分的相對介電常數如下：SF6氣體是1，序號6是2.2，序號3中的絕緣筒是5，其余零部件是1×1011[17-18]。

考慮到目前實驗室實驗條件，需要采用單相單斷口方式進行實驗。根據斷路器分閘的機械特性，斷口間不均勻系數取1.05，所以單相單斷口實驗電壓峰值為1 155 kV[19]，恢復電壓一個周期的波形如圖7所示。斷口右側的靜側屏蔽罩、靜側固定支撐和靜弧觸頭加載恢復電壓，其余零部件加載零電壓。斷口開距根據行程曲線1進行變化，每隔1 ms計算一次，恢復電壓和斷口開距一一對應。

圖7 恢復電壓波形

3.2 計算結果及分析

不同時刻電場強度如圖8所示，從圖中發現，電場強度的大小隨著恢復電壓的增加而增加，不同的點都在不同的時刻達到峰值，并且離靜弧觸頭越近，電場強度越高，達到峰值的時間越短，靜觸頭前端的氣體離軸線越近，電場強度越高。隨著時間的變化，從靜弧觸頭附近氣體的電場強度大于動弧觸頭附近氣體的電場強度，到這二者大小關系相反。

(a)剛分后4 ms (b)剛分后6 ms

(c)剛分后8 ms (d)剛分后10 ms

4 介質強度計算

4.1 氣體擊穿判據

根據流注理論，SF6氣體擊穿判據[20]是：

E/N>3.56×10-15V/cm

(1)

式中：E為電場強度，V/cm；N為SF6氣體每立方厘米氣體粒子的數量。

為了方便對比，將SF6氣體擊穿判據做轉換如下：

(2)

式中：K為計算的電場強度E*和SF6粒子密度N*的商與SF6氣體擊穿判據之間的比值，K如果大于或等于1，則SF6氣體被擊穿。

4.2 K值的計算

根據電場計算和氣流場計算采集的數據，計算每一點的K值，提取每一時刻所有點的最大值，結果見表1，表中TRV(transient recovery voltage)為瞬態恢復電壓。K值、恢復電壓、開距與時間的變化曲線如圖9所示。

表1 K值的計算結果

圖9 不同時刻K值的變化曲線

從圖9中發現，K值的整體變化趨勢同恢復電壓的變化一致，但是出現峰值的時間不同。從表1中可以發現，雖然每一時刻K值的最大值位置隨著時間的變化而變化，但是大部分出現在電場強度較高的靜弧觸頭附近。K值的最大值是0.86，出現在7 ms時刻，位于點248，如圖9所示。從圖5和圖8中發現，該位置和該時刻并不是動、靜弧觸頭之間的電場強度最大值點和氣體密度最小值點。

現斷路器K值的最大值為0.86，小于SF6氣體被擊穿的判據1，安全系數為1.16。該安全系數有以下幾點不滿足斷路器長期安全運行的要求：1)零部件的批量生產及裝配的離散性會降低斷路器的性能；2)斷路器頻繁地開斷操作會造成觸頭燒損等問題，從而降低斷路器的性能；3)可能因型式試驗過程中容性恢復電壓的調節精度等問題，對斷路器的開斷性能考核加嚴；4)有限元計算普遍存在一定的誤差。

因此須提高安全系數，根據大量型式試驗的經驗和眾多在運產品的運行經驗，該安全系數應為1.5左右，所以現斷路器不滿足要求，需要進行改進。

5 優化設計分析

根據前面的計算結果得到點248不同時刻的電場強度變化和密度變化曲線如圖10和圖11所示。7 ms是該點氣體密度最小和電場強度最大時刻。提高斷路器的分閘速度，可以使得該點的密度最小值提前1 ms出現，這樣在之后的4 ms左右的時間內該位置都有一個很高的密度值。而且根據拉普拉斯方程，在同一開距下，由于恢復電壓值低于7 ms時刻的電壓值，所以分閘速度的提高也使得該點同一時刻的電場強度降低。

此外根據理想氣體狀態方程，可以提高充氣壓力來提高氣體密度。因此想要降低K值的大小可以從提高分閘速度和充氣壓力兩個方面考慮。

圖10 點248密度變化

圖11 點248電場強度變化

5.1 優化設計方案

根據前面的分析，提高分閘速度后的行程曲線(圖4行程曲線2)平均分閘速度提高了5.7%，該曲線滿足剛分后7 ms的開距等于行程曲線1剛分后8 ms的開距?？紤]到現有罐體機械強度的安全裕度，斷路器的充氣壓力可提高至0.7 MPa。

綜上，優化設計方案共有以下3種：方案1，分閘速度按行程曲線2，充氣壓力為0.6 MPa；方案2，分閘速度按行程曲線1，充氣壓力為0.7 MPa；方案3，分閘速度按行程曲線2，充氣壓力為0.7 MPa。

將這3種方案的計算結果與前面的計算結果對比，就可以分析出不同的充氣壓力和不同的分閘速度對K值的影響，從而確定試驗斷路器的充氣壓力和行程曲線。

5.2 計算結果與分析

不同方案下的計算結果見表2。表2中K1位置、K2位置和K3位置代表不同時刻K值最大值的點號，根據表2繪制的不同方案下K值的變化曲線如圖12所示。

表2 三種方案的計算結果

圖12 不同方案下K值的計算結果

通過對比發現，同一壓力下速度越大K值越小，提高速度后K值不僅變小，而且曲線變化率變小，曲線更加光滑，K值的峰值到達時間也提前1 ms。同一速度不同壓力下，K值的變化趨勢相同，峰值大小不同。從表1和表2發現，各個方案中K值的最大值位置都是點248，速度和壓力的變化都不能影響K值最大值的位置。

點248在靜弧觸頭邊緣，相鄰的點有5個，如圖13所示，這5個點在不同方案下的K值達到最大值見表3。從表3中可以看出，從左下到右上，K值先增大后減小。采用點212、點248和點282的K值及相互之間的弧線長度用多項式做極值圖，如圖14所示，從圖中發現點248的K值與該區域的極值相差無幾，可以認為點248的介質強度是所在區域的最大值。

表3 點248的相鄰點在不同方案下的K值

圖14 不同方案下K值的極值圖

不同方案下K值最大值對比見表4。充氣壓力提高16.7%，K值最大值降低了14%；平均分閘速度提高5.7%，K值最大值降低了26.7%。很明顯充氣壓力對K值的影響低于分閘速度對K值的影響，進而得到電場強度對K值的影響大于密度對K值的影響。

表4 不同方案下K值最大值對比表

方案2雖然降低了K值的最大值，但是安全系數只有1.35；方案1和方案3明顯減小了K值，方案1的安全系數已經達到1.59，根據經驗該方案可以進行濾波器組容性電流的開斷試驗，無須再進行其他方式的優化分析設計。

6 試驗結果

在某檢測中心，采用方案1的條件進行800 kV SF6斷路器開斷濾波器組小容性電流的試驗，開斷試驗過程中的最高恢復電壓峰值達到1 200 kV，開斷電流為400 A，最短燃弧時間為0.5 ms，試驗過程中未發生一次重燃弧，該試驗順利通過。

7 結論

本文對800 kV SF6斷路器開斷濾波器組容性電流的能力進行氣流場和電場的仿真計算，通過數據對比和理論分析得到如下結論：

1)現有的800 kV SF6斷路器的介質強度的安全裕度無法滿足恢復電壓峰值1 155 kV的小容性電流開斷的要求，將平均分閘速度提高5.7%進行型式試驗，該試驗順利通過，說明本文采用的分析方法對定量分析斷路器開斷小容性電流的能力有實際的指導意義。

2)對于本文中這種常用的自能式滅弧室，在分閘過程中，介質強度最弱的點的位置不受分閘速度和充氣壓力的影響，且是固定不變的，位于高壓側靜弧觸頭端部斜上方位置。受限于零部件機械強度的影響，分閘速度和充氣壓力的提高都有固定的范圍，當達到極限仍然不滿足需要時，可以對靜弧觸頭端部的幾何形狀進行優化，改變電場強度的分布規律來提高介質強度最小值。

改進后的800 kV SF6斷路器順利通過了型式試驗，為特高壓直流輸電±800 kV 和±1 100 kV系統可靠運行提供了必要的技術保障，為用于更高電壓等級直流輸電系統的斷路器研發提供理論參考。