郭 偉，郭 峰

（1.廣東電網(wǎng)責(zé)任有限公司汕頭供電局，廣東 汕頭 515800；2.福建省電力勘測設(shè)計院，福州 350003）

自能式分段滅弧系統(tǒng) （MGS）滅弧性能研究

郭 偉1，郭 峰2

（1.廣東電網(wǎng)責(zé)任有限公司汕頭供電局，廣東 汕頭 515800；2.福建省電力勘測設(shè)計院，福州 350003）

自能式分段滅弧系統(tǒng) （MGS）是一種具有多間隙、多拐點的新型縱吹滅弧裝置，主要適用于35 kV電壓等級以下的輸電線路。為研究其滅弧性能，建立了電弧磁流體動力模型，并利用有限元分析軟件Fluent對溫度場進行仿真，得出氣流與電弧在不同參數(shù)下的交換狀況，并且給出溫度場分布和不同監(jiān)視區(qū)域的溫度變化曲線，證明工頻電弧在發(fā)展最初期即受到了強烈抑制。為了確定此系統(tǒng)的續(xù)流猝滅效率以及仿真的準確性，對MGS進行滅弧性能試驗，試驗結(jié)果表明：電弧電壓沒有削減為零，還有殘壓存在，電弧在300 μs左右產(chǎn)生劇烈的電壓降，能量分段的工頻暫態(tài)電弧受縱吹氣流作用在大約900 μs后緩慢衰減完畢，重燃率基本為零，由此證明仿真結(jié)果的正確性和這種滅弧方式的有效性和可靠性。表明MGS對電弧存在強烈的抑制作用，避免發(fā)展完全的電弧對絕緣設(shè)備的損害。

自能式分段滅弧系統(tǒng)；縱吹滅??；膨脹氣流；滅弧性能；重燃率

0 引言

根據(jù)目前架空輸電線路的運行情況分析，雷擊事故已成為我國電力系統(tǒng)事故中的主要部分，隨著電力系統(tǒng)技術(shù)迅速發(fā)展，大量SF6開關(guān)、微機化繼電保護和重合閘裝置已經(jīng)大量使用，但此類防雷保護措施顯現(xiàn)出很多的不足之處[1-3]。安裝線路避雷器具有很好的防雷效果，但避雷器對封裝工藝要求高，費用太高，收到紫外線和電弧共同作用下易老化，導(dǎo)致受潮發(fā)生爆炸，無法大面積推廣[4-5]。

針對雷擊事故頻繁多發(fā)性，我國已經(jīng)開始全面研究并聯(lián)間隙，并取得了很多研究成果[6-13]，一系列并聯(lián)間隙防雷保護裝置已被成功研制，并試運行于實際輸電線路。雖然并聯(lián)間隙可降低雷擊跳閘率，減少事故率，但是由于并聯(lián)間隙不具備滅弧功能，雷擊閃絡(luò)發(fā)生時工頻續(xù)流電弧得不到有效熄滅，導(dǎo)致在實際運行中曾出現(xiàn)并聯(lián)間隙金屬電極遭到電弧嚴重?zé)龘p以及導(dǎo)線斷線等事故。在研究并聯(lián)間隙的基礎(chǔ)上已研究出一種主動滅弧裝置 “氣吹滅弧防雷間隙”[14-16]。但由于生產(chǎn)工藝與經(jīng)濟條件限制，其僅限于35 kV以上電壓等級輸電線路使用。在文獻[17]提出了基于沿面放電效應(yīng)的具有多電極系統(tǒng)的長閃絡(luò)避雷器，雖然它們可以用于中壓架空線路的雷電保護，但他們相當(dāng)大的外形尺寸不適合其高電壓應(yīng)用。

國內(nèi)外科學(xué)家近幾年研究出了一種“自能式”的滅弧防雷間隙，此間隙的研究和應(yīng)用是利用工頻電弧觸發(fā)滅弧壓力和能量，作用于工頻電弧并將其熄滅。到目前為止，研發(fā)并應(yīng)用的各種類型自能式滅弧防雷間隙均屬于“工頻電弧誘導(dǎo)型”，主要包括以下幾種代表類型：管式滅弧避雷器；磁吹避雷器；自能式滅弧間隙裝置。這幾種自能式滅弧間隙結(jié)構(gòu)均具有自身無法克服的缺陷，其根本原因是：這幾種自能式滅弧間隙均是利用高溫工頻電弧作為滅弧氣流的觸發(fā)來源和能量來源，屬于“工頻電弧誘導(dǎo)型”自能式滅弧間隙。

針對上述“工頻電弧誘導(dǎo)型”自能式滅弧間隙的缺陷及瓶頸，本文研究了一種利用沖擊電弧能量抑制工頻建弧率的新型自能式分段滅弧系統(tǒng)（MGS）。這種滅弧結(jié)構(gòu)能夠優(yōu)先吸引、控制和改變電弧的發(fā)展軌跡，形成極度壓縮形態(tài)的沖擊電弧，而相鄰壓縮管道之間將形成大角度的電弧彎折。壓縮管道內(nèi)部將迅速集中地積累沖擊電弧能量，并使電弧所受的徑向壓力轉(zhuǎn)化為軸向壓力，將電弧縱向噴射出外部空間，相鄰管道之間的沖擊電弧由于氣流對沖和急速彎折將使電弧的突變拐點變?yōu)槟芰看嗳觞c，并直接受到縱吹氣流的作用。

筆者通過對此間隙的滅弧機構(gòu)、機理進行分析，從理論上證明MGS滅弧的有效性和可行性，建立電弧磁流體模型，利用有限元分析軟件及Fluent軟件對壓力、溫度場進行仿真，求解壓力、溫度的時變特性，為了驗證仿真結(jié)果與自能式分段滅弧防雷間隙的作用效果，在此將采用20 kA及40 kA的沖擊電流幅值范圍進行試驗。通過試驗中的電壓、滅弧通道數(shù)量等數(shù)據(jù)對其實際滅弧效果進行現(xiàn)場驗證，綜合分析滅弧裝置的實際意義。

1 自能式分段滅弧系統(tǒng) （多間隙系統(tǒng)MGS）的機理分析

1.1 電弧發(fā)展軌跡控制及壓縮機理

圖1 設(shè)計的自能式滅弧間隙結(jié)構(gòu)示意Fig.1 Structural schematic of self-energy arc-extinguishing gap

圖1 所示為設(shè)計的一種空間滅弧結(jié)構(gòu)的示意圖，整個滅弧結(jié)構(gòu)的是由一系列單元滅弧壓縮管道組成，各個單元壓縮管道按照特定的方式進行排列從而形成一種特殊的類似螺旋狀（如圖1）的空間幾何結(jié)構(gòu)，這種壓縮管道的內(nèi)直徑為10 mm，外直徑14 mm，長60 mm，兩端設(shè)有石墨電極，管道由特剛性絕緣材料組成（如圖2），能夠抵御電弧的高溫侵蝕和超強壓力。并且各個壓縮管道的兩端均裝有導(dǎo)電電極，當(dāng)絕緣保護間隙被沖擊電壓擊穿后，由于管道導(dǎo)電極與間隙電極的庫侖力作用，沖擊電弧將優(yōu)先進入滅弧結(jié)構(gòu)管道內(nèi)，并被迫按照滅弧管道的特殊空間結(jié)構(gòu)發(fā)展，沖擊電弧的發(fā)展軌跡因此受到強迫控制，在各個相鄰滅弧管道之間將產(chǎn)生巨大的弧柱彎曲和突變拐點，沖擊電弧將由此產(chǎn)生極度不規(guī)則的空間發(fā)展形態(tài)，并且在受到壓縮管道的強烈約束后受到極度壓縮效應(yīng)。由于自膨脹橫吹氣流沿滅弧壓縮管道將直接作用于沖擊電弧，因此只要縱吹氣流具有一定的壓力和速度，就能夠迫使弧柱的能量微弱點運動加速，迫使其剩余熱量或電磁能量瞬時耗散至盡。雷電過電壓結(jié)后，借助MGS的幫助電流通過桿塔直接流入大地，會發(fā)生一個沒有任何續(xù)流的放電沖擊熄滅，從而使接觸系統(tǒng)繼續(xù)工作而不產(chǎn)生故障。

圖2 單元滅弧管道結(jié)構(gòu)Fig.2 Unit arc-extinguishing pipe structure

2 溫度場模型

由于自膨脹縱吹氣流沿滅弧壓縮管道將直接作用于沖擊電弧的突變拐點或能量微弱點，因此只要縱吹氣流具有一定的壓力和速度，就能夠迫使弧柱的能量微弱點運動加速，迫使其剩余熱量或電磁能量瞬時耗散至盡。對于電弧弧柱能量微弱點的受迫運動，可利用溫度最大值的運動來進行定義和度量。

設(shè)沖擊電弧弧柱的運動速度為Va，弧柱溫度最大值的運動速度為Vm，容易得出，兩者在實驗室坐標下是相等的。當(dāng)縱吹氣流以相對于實驗室坐標以速度V在弧柱中運動，則縱吹氣流所經(jīng)歷的溫度可表示為：

設(shè)縱吹氣流所經(jīng)歷的弧柱的溫度梯度為T，則其所經(jīng)歷的溫度梯度變化為：

由于縱吹氣流的速度明顯高于弧柱及其溫度最大值的運動速度，并可以瞬時迫使其加速運動，并最終幾乎達到同步運動。因此，這里縱吹氣流與弧柱最大溫度值可近似等效為一起運動，那么縱吹氣流所經(jīng)歷的就是弧柱溫度最大值的溫度梯度Δ

mT，并且此溫度梯度對于時間的變化率應(yīng)為零，由此可得：

此式可等效轉(zhuǎn)化為：

電弧的能量可通過電弧的伏安特性參數(shù)來表征，因此其能量變化過程可通過其伏安特性參數(shù)的變化過程來反映。當(dāng)沖擊電弧發(fā)生能量分段時，電弧的溫度等參數(shù)必然已經(jīng)產(chǎn)生相應(yīng)地方變化。

3 仿真

筆者利用Fluent軟件對溫度場進行仿真，求解溫度的時變特性，其能夠針對每一種復(fù)雜流場的固有特點進行仿真模擬，高效地處理復(fù)雜邊界運動過程，并大大提高了求解精度。

3.1 仿真幾何建模

由于電弧壓縮管道是平直均勻的，因此可假設(shè)沖擊電弧進入壓縮管道后，其能量積累可集中等效在一個位于管道中部的橢圓幾何區(qū)域，這一區(qū)域?qū)⒆鳛榧訜峁艿纼?nèi)空氣的溫度源（或內(nèi)熱源），此熱源具有很高的溫度增長率，能在初始階段即達到溫度峰值，從而能夠近似地表述沖擊電弧能量在管道內(nèi)迅速積累形成熱源的過程。由于電弧在相鄰兩個管道之間的急劇彎折區(qū)域由極度壓縮空間而進入開放自由空間，電弧將產(chǎn)生瞬態(tài)擴張、弧柱射流、急劇彎折等一系列不規(guī)則的形態(tài)變化，因此目前還無法利用軟件建模對電弧的實際動態(tài)變化過程進行精確的模擬。

由于本次仿真的意義在于分析電弧的能量分段特性及自膨脹氣流的滅弧效果，因此可對電弧的以上微觀形態(tài)變化可不作完整細致的模擬，而通過建立一個連接兩個壓縮管道的急劇彎折管道，從而控制電弧的彎折路徑，從而實現(xiàn)對急劇彎折電弧的近似規(guī)則的、理想化的建模，其幾何建模的基本方式如圖3所示。

圖3 滅弧單元結(jié)構(gòu)仿真幾何建模的基本方式Fig.3 Basic method of geometry modeling of arc-extinguishing simulation

首先在Fluent軟件中建立本次仿真幾何模型，如圖4所示。

圖4 仿真模擬的幾何建模Fig.4 Geometry modeling of simulation

由于電弧流體的變化具有極大的不規(guī)則性，結(jié)構(gòu)網(wǎng)格很難適應(yīng)電弧狀態(tài)的劇烈變化的在此對幾何單元進行非結(jié)構(gòu)型的網(wǎng)格劃分，以更加準確的模擬電弧的實際變化。

對單元滅弧結(jié)構(gòu)實施非結(jié)構(gòu)化的網(wǎng)格劃分，網(wǎng)格劃分的整體及局部示意如圖5所示。

圖5 滅弧單元結(jié)構(gòu)的網(wǎng)格劃分整體示意Fig.5 Global schematic of grid division of arc-extinguishing unit structure

為了分析滅弧單元內(nèi)的典型區(qū)域電弧的物理特性變化，在滅弧單元內(nèi)設(shè)置了三個監(jiān)視點，如圖6所示，分別為位于熱源區(qū)域的a點，位于壓縮管道與彎折管道連接處的b點以及位于彎折管道頂點處的c點，通過計算分析不同監(jiān)視點的物理特性而得出電弧的變化過程。

基于上述幾何建模、網(wǎng)格劃分及模型設(shè)置，運行Fluent求解器進行迭代計算，即可得出電弧與氣流耦合流場的溫度參量的變化特性。

3.2 電弧耦合氣流溫度場仿真結(jié)果及分析

本次仿真設(shè)定滅弧管道個數(shù)為30，與試驗一致。沖擊電弧在0 μs時刻開始進入壓縮管道內(nèi)，并使熱源區(qū)域開始產(chǎn)生溫度增長，因此各物理場的分布云圖均從 0μs開始，間隔步長為 50μs，直到 1 400 μs。這樣的間隔步長對于關(guān)鍵時間區(qū)域的電弧變化能夠十分細致的描述出來，同時其對應(yīng)于各個時刻滅弧單元內(nèi)各物理量的分布曲線，并由此分析出耦合場溫度的變化規(guī)律。

圖6 滅弧單元結(jié)構(gòu)的監(jiān)視點及參數(shù)設(shè)置Fig.6 Installation of monitoring points and parameters of arc-extinguishing unit structure

沖擊電弧進入壓縮管道后，在熱源區(qū)域迅速產(chǎn)生能量積累，并通過傳熱的形式觸發(fā)產(chǎn)生自膨脹氣流，使自身產(chǎn)生能量分段，并抑制工頻電弧的發(fā)展。這一系列變化過程均表現(xiàn)為管道內(nèi)溫度場的劇烈變化，因此通過分析以下仿真得出的電弧耦合流場溫度分布云圖、空間分布曲線及時變曲線，可以從總體上掌握電弧及氣流的大體變化規(guī)律。

圖7 各監(jiān)視點區(qū)域的溫度變化曲線Fig.7 Temperature changing curves of each monitoring points field

根據(jù)以上各監(jiān)視點的時變曲線（圖7）、電弧耦合流場溫度分布云圖（圖8），可以看出，在大約300 μs以內(nèi)的最初時間內(nèi)，b、c兩點區(qū)域的溫度接近常溫，且?guī)缀鯖]有變化，但熱源區(qū)域（a點處）的溫度出現(xiàn)急劇上升，并在300 μs左右達到峰值（高達70 000k以上），表明沖擊電弧在此區(qū)域產(chǎn)生了有效的能量積累。但隨后熱源將觸發(fā)氣體產(chǎn)生自膨脹，因此其溫度出現(xiàn)大幅度下降，而b、c兩點區(qū)域溫度降逐漸升高，但其溫度增長較為緩慢，其在大約400～500 μs之間出現(xiàn)的溫度峰值僅有2 000～3 000k，如此溫度范圍無法維持電弧的發(fā)展。其原因是此區(qū)域的溫度增長是電弧耦合氣流擴散產(chǎn)生的效果，而在此區(qū)域出現(xiàn)的電弧出現(xiàn)了能量分段，其發(fā)展始終是微弱的，不穩(wěn)定的，并很快衰減。在到達600 μs左右，管道內(nèi)各部分的溫度開始趨于均勻，各區(qū)域的溫度差很小，表明熱源能量已經(jīng)幾乎耗散完畢。在800 μs以后，各區(qū)域的壓力將再次緩慢的小幅度地升高，此現(xiàn)象是由工頻續(xù)流電弧的微弱重燃所引起，此時溫度梯度將再次由彎管中心指向周圍區(qū)域。但隨即在1 100 μs后，溫度再次開始衰減，并逐步降至接近大氣壓。這表明工頻電弧在發(fā)展最初期即受到了強烈抑制，其能量并未產(chǎn)生明顯的增長和積累即迅速衰減完畢。此結(jié)果在試驗中也得到了有力證明。

圖8 電弧耦合氣流溫度場的分布云圖Fig.8 Distribution cloud charts of temperature field of arc coupling airflow

4 多間隙系統(tǒng)（MGS）測試

4.1 滅弧試驗方案設(shè)計及步驟

為了驗證仿真結(jié)果與自能式分段滅弧防雷間隙的作用效果，在此將采用20 kA及40 kA的沖擊電流幅值范圍進行試驗。本文以沖擊電流及工頻續(xù)流疊加形式對裝置進行試驗。本試驗過程利用CCD高速攝像機及數(shù)字示波器采集記錄了自能式滅弧間隙的動作過程及電弧電壓變化波形，據(jù)此以分析沖擊電弧及工頻續(xù)流電弧的變化過程及規(guī)律。為了確定MGS的續(xù)流猝滅效率，利用了如下的一個試驗設(shè)備，它包括一個50 Hz振蕩器和高壓雷電沖擊發(fā)生器。為了滿足35 kV及以下配網(wǎng)線路的工頻短路電流幅值范圍，本次試驗中選取了幅值0.5 kA、1 kA及2 kA的工頻電流電弧進行試驗驗證。滅弧管道個數(shù)為30。

該測試設(shè)備的電路圖如圖9所示。

圖9 測試設(shè)備的電路圖Fig.9 Circuit diagram of test facility

為了使測試的MGS運行，250 kV脈沖輸出發(fā)生器通過電阻Rg與避雷器相連。交流電壓Ua由一個電容電感振蕩電路（L0，C0）產(chǎn)生，其振蕩頻率接近50 Hz。能量首先被儲存在Uch的電容器組C0內(nèi)。工頻電壓由振蕩電路的C0、L0來保證，而后者是通過由脈沖發(fā)生器產(chǎn)生的過電壓沖擊使避雷器S0動作。最大可用電流幅值為5 kA和電壓幅值為32 kV。測試的MGS通過電阻R和電抗器L連接到50 Hz振蕩器。電抗器L是用來使在電壓恢復(fù)頻率下滅弧瞬間電容C0從MGS中斷開。電阻Rg模擬在線避雷器線路的電阻，如桿塔基礎(chǔ)電阻。共進行了Rg＝0歐姆和10歐姆兩個值的試驗。Rg＝0歐姆對應(yīng)架空線的直接雷擊及相對相短路的情況，而Rg＝0歐姆對應(yīng)非直接雷擊，也就是中壓（如10 kV）架空線路中不同桿塔和不同相上所安裝的避雷器的感應(yīng)過電壓和閃絡(luò)。測試電路參數(shù)可使雷電沖擊電流最大值在1～30 kA的范圍內(nèi)變化。對于大于2 kA的電流脈沖持續(xù)時間（半波值）可達500微秒，對于30 kA的可達55微秒。最大脈沖電壓值是250 kV。

電壓恢復(fù)頻率可由線圈Lf和電容Cf來設(shè)置。對于MGS，Cf，Lf線路60歐姆的阻抗，設(shè)計電壓恢復(fù)頻率設(shè)定在50 kHz。借助于電容分壓器（Cf和C2）、電流并聯(lián)電阻器Rsh、連接電纜和一個數(shù)字存儲示波器來測量和記錄MGS的電流和電壓。

圖10所示為CCD高速攝像機拍攝的本文自能式滅弧間隙在幅值2 kA工頻電弧條件下的動作過程，整個過程持續(xù)時間1 200 μs。試驗所用CCD高速攝像機所設(shè)置的拍攝頻幀為20 000 fps。為提高對外界環(huán)境的絕緣強度及避免干擾，滅弧間隙的外表面覆蓋了一層特殊的有機絕緣材料。

圖10 高速攝像機拍攝記錄的滅弧圖像Fig.10 Recorded arc-extinguishing images by high-speed camera

可以看出，沖擊電弧進入滅弧間隙后，其發(fā)展軌跡就受到了強烈控制，并完全沿著滅弧間隙的空間結(jié)構(gòu)形成螺旋式發(fā)展，并出現(xiàn)連續(xù)的極度彎曲轉(zhuǎn)折。滅弧管道中明顯產(chǎn)生了較高的軸向壓力梯度，沖擊電弧由此在弧柱射流的效果下沿各個滅弧單元管道口噴向外部空間，整個沖擊電弧能量不再連續(xù)而逐步形成分段。沖擊電弧的能量已經(jīng)大幅度衰減，并形成了一系列很明顯的孤立斷裂狀弧柱，沖擊電弧已經(jīng)完全轉(zhuǎn)變?yōu)槟芰糠侄涡问健?/p>

在工頻電弧衰減過程中，由于弧柱失去了外界注入能量并形成了大尺度的能量空間分段，不但大大加速了能量耗散速率，而且完全避免了重燃的可能性。

在電容器組充電到特定的Uch水平，它與電網(wǎng)電壓峰值相對應(yīng)（見圖11a）。在滅弧情況下，電壓Uch升到下一級（一般為1 kV），測試進行到非滅弧階段。此外，非滅弧之后，電壓Uch通過半級（通常為0.5 kV）降低并重復(fù)試驗。Uch的最高值應(yīng)是最后的電網(wǎng)電壓“滅弧”峰值。在沖擊滅弧情況下（圖11a）各電網(wǎng)的實際相電壓可從方程獲得。在零點滅弧情況下，U滅弧為其中Uamp是下個半周期的峰值電壓。

a）沖擊滅弧；b）零點滅弧；t1-AC電壓和雷電沖擊的作用；t2的雷電沖擊的滅??；t3-電力續(xù)流的滅弧。由試驗可知，在沖擊中滅弧發(fā)生在Uch的值較低時，但在零點時滅弧發(fā)生在Uch增加時。無論是沖擊滅?。▓D11a）還是零點滅弧（圖11b），電壓沒有削減為零，就象發(fā)生在標準棒-平面和棒-棒間隙之間并且還有相當(dāng)大的殘壓存在對于零點滅弧，這個殘壓是電弧通道的電壓降Urarc，而在沖擊滅弧它是一個脈沖火花放電通道電壓降Ursp。

圖12是試驗中獲得的各種滅弧通道數(shù)量（m）的示波圖。曲線1對應(yīng)m＝40，曲線2對應(yīng)m＝30，曲線3對應(yīng)m＝20。從圖中可以看出：電弧在300 μs左右產(chǎn)生劇烈的電壓降，與標準的雷電波形完全不一樣，電弧電壓在向波峰發(fā)展的過程中驟降，在400 μs左右達到波谷，并保持波谷狀態(tài)，隨后出現(xiàn)緩慢回升，這與仿真中的溫度、壓力變化基本對應(yīng)，在850 μs～1 100 μs內(nèi)會出現(xiàn)驟升達到第二次波峰，隨后逐漸降低，圖中曲線1對應(yīng)滅弧管道數(shù)是40，與仿真管道個數(shù)相同，其電壓降低時間在仿真中也得到了有力證明。圖12表明MGS對電弧存在強烈的抑制作用，在其能量上升過程中中斷了能量供給，避免發(fā)展完全的電弧對絕緣設(shè)備的損害。另外隨著間隙個數(shù)的增多，滅弧效果越好，說明在同一電壓等級和保證電弧軌跡按照設(shè)計要求路勁通過的條件下，間隙越多電弧抑制效果越佳。

圖11 MGS m=30的電力續(xù)流滅弧試驗中電壓、電流和電阻的示波圖Fig.11 Voltage，current，and resistance oscillograms in power follow current arc-extinguishing tests of MGS m=30

圖12 具有不同電極數(shù)量的MGS示波圖Fig.12 Oscilloscope patterns for MGS with different electrode numbers

5 結(jié)論

1）滅弧管道能夠定位電弧發(fā)展路徑，并使電弧的導(dǎo)電橫截面大幅度縮小，使弧柱極度壓縮，沖擊電弧能夠在壓縮管道熱源區(qū)域完成能量積累，并觸發(fā)氣體開始自膨脹，自膨脹氣流幾乎完全轉(zhuǎn)化為軸向氣流，并與沖擊電弧耦合。

2）膨脹氣流的在大約400 μs左右出現(xiàn)壓力峰值可達500 kpa以上，能夠使沖擊電弧產(chǎn)生明顯的能量分段。沖擊電弧以分段能量形式與工頻續(xù)流電弧完成耦合與解耦，工頻電弧在暫態(tài)發(fā)展最初期即出現(xiàn)能量分段，能量增長非常緩慢。

3）能量分段的工頻暫態(tài)電弧受縱吹氣流作用在大約900 μs后緩慢衰減完畢，工頻電弧的內(nèi)能幾乎沒有增長，重燃概率幾乎為零，避免電弧發(fā)展完全后對電力設(shè)備的損害，由此證明了這種滅弧方式的有效性和可靠性。氣流速度對電弧的影響需進一步研究。

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Study on the Performance of Self-Energy Sectioned Arc-extinguishing System

GUO Wei1，GUO Feng2，
（1.Guangdong Power Grid Company Limited Shantou Power Supply Bureau，Shantou 515800，China；2.Fujian Electric Power Survey and Design Institute，F(xiàn)uzhou 350003，China）

Self-energy sectioned arc-extinguishing system is a new axial-blast arc-extinguishing device，which is mainly suitable for the transmission lines below 35 kV voltage grade，containing multiple clearance and multiple inflection point.In order to study arc-extinguishing performance，the arc magnetic fluid dynamic model is established，and the temperature field is simulated by finite element analysis software Fluent.The exchange conditions of gas flow and arc in different parameters are obtained，and the temperature curves of the temperature field in different monitoring area are given，which prove that the power frequency arc is strongly suppressed at the initial stage of development.In order to determine the system of the extinguishing efficiency and the accuracy of the simulation，the test on the arc-extinguishing performance of MGS is performed，the test results show that:arc voltage is not reduced to zero，and residual voltage is still exist，arc at 300 μs produced severe voltage drop，power frequency transient arc of sectioned energy due to axial-blast airflow，slow attenuation is completed in about 900 μs，and rekindling rate is almost zero，thus proving the correctness and the simulation results of the validity and reliability of the arc-extinguishing.MGS shows that the arc has a strong inhibition effect，avoiding the development of complete arc damage to insulation equipment.

self-energy sectioned arc-extinguishing system；axial-blast arc-extinguishing；expansion airflow；arc-extinguishing performance；re-ignition rate

10.16188/j.isa.1003-8337.2017.01.023

2016-00-0

郭偉 （1987—），男，碩士，研究方向為高電壓與絕緣技術(shù)等。