王飛鳴， 張 彬， 田 勇， 郎福成

（1.國網(wǎng)遼寧省電力有限公司電力科學研究院，遼寧 沈陽 110006；2.國網(wǎng)高電壓強電流實驗室，遼寧 沈陽 110006）

特高壓電容器組開關觸頭燒蝕對開斷特性的影響研究

王飛鳴1，2， 張 彬1，2， 田 勇1，2， 郎福成1，2

（1.國網(wǎng)遼寧省電力有限公司電力科學研究院，遼寧 沈陽 110006；2.國網(wǎng)高電壓強電流實驗室，遼寧 沈陽 110006）

特高壓電容器組斷路器開斷電氣壽命要求3 000～5 000次，頻繁的投切操作使得斷路器弧觸頭燒蝕磨損嚴重，直接影響斷路器開斷性能及電氣壽命。為尋求弧觸頭燒蝕程度對斷路器開斷特性的影響規(guī)律，從斷路器滅弧室絕緣特性和壓氣特性兩方面開展研究。針對特高壓電容器組斷路器額定1 600 A電流開斷工況，給出最佳的開斷策略和弧觸頭所能承受的最大燒蝕程度。結果表明：弧觸頭燒蝕程度越大，開斷電流值越大，弧后發(fā)生重燃的幾率越大；弧觸頭所能承受的最大燒蝕角為82°；為保證弧后不發(fā)生重擊穿，燃弧時間應小于2 ms，開斷相角應在 ［0，0.8π］∪ ［π，1.8π］。研究結果可直接用于特高壓電容器組開關的設計研發(fā)。

SF6；特高壓；電容器組斷路器；觸頭燒蝕；介質恢復特性

特高壓交流輸電線路采用投切主變壓器第三繞組側的電容器組來控制系統(tǒng)電壓平衡，導致電容器組專用斷路器操作頻繁，負荷高峰時每天額定1 600 A負荷電流開斷可達3～4次，要求電氣壽命3 000～5 000次［1－4］。 由于斷路器在關合過程中，幾千安培的關合涌流電弧以及弧觸頭間的磨損會造成觸頭表面燒蝕、變形，改變滅弧室電場分布，降低弧后介質恢復特性。在瞬態(tài)恢復電壓TRV的作用下，極易發(fā)生重擊穿現(xiàn)象，產生操作過電壓，嚴重損害斷路器的開斷性能和相鄰設備的絕緣性能，導致開斷失敗［5－6］。因此，斷路器弧觸頭的燒蝕是影響開斷性能和電氣壽命的關鍵因素。

為了提高電容器組斷路器弧后介質絕緣強度恢復速度，必須有效控制關合預擊穿時間，減小9.3 kA的關合涌流電弧對弧觸頭的燒蝕作用，增加斷路器的電氣壽命。其次，針對小電流短燃弧的工況，熄弧時刻應具有較大的介質絕緣距離，增加弧后介質恢復，降低重燃弧幾率。為實現(xiàn)這種有效控制，需要明確弧觸頭不同燒蝕程度下弧后介質恢復特性，給出保證斷路器開斷特性前提下的弧觸頭最大燒蝕程度和開斷相角范圍。

本文針對特高壓電容器組專用126 kV SF6斷路器，分析斷路器觸頭燒蝕對弧后介質絕緣強度恢復特性和滅弧室絕緣特性的影響規(guī)律，給出不同工況下保證斷路器開斷特性的弧觸頭最大燒蝕角度和開斷相角范圍。研究結果可對我國特高壓電容器組專用斷路器設計研發(fā)提供理論基礎。

1 弧觸頭燒蝕對滅弧室絕緣特性的影響

特高壓電容器組開關為126 kV SF6氣體斷路器，滅弧室結構如圖1所示。斷路器采用彈簧操動機構，運動結構為動、靜弧觸頭同時運動的雙動式，動、靜弧觸頭間的相對合閘速度為6.6 m／s，分閘速度為9.6 m／s；靜弧觸頭材質為銅鎢合金，直徑為19 mm，動弧觸頭為插拔式六瓣形觸指；弧觸頭相對行程為200 mm，超程為50 mm；額定關合涌流值為9 300 A，開斷額定電流為AC 1 600 A。

圖1 斷路器滅弧室結構示意圖

給出斷路器電壽命試驗中分、合閘操作200次和1 300次后弧觸頭實物照片，如圖2所示，可以看出弧觸頭表面燒蝕明顯，靜弧觸頭尖端嚴重變形，使得觸頭變尖。分別測量不同操作次數(shù)下的觸頭表面燒蝕角度為 θ200＝70°和 θ1300＝76°， 燒蝕角度示意圖如圖3所示。根據(jù)特高壓電容器組斷路器電壽命試驗測試結果，分別計算靜弧觸頭表面燒蝕角70°、76°和82°的滅弧室電場分布，給出電場最大值的空間位置和變化曲線。文獻 ［7－10］中給出電場計算數(shù)學模型，采用軸對稱的方式對滅弧室進行建模，動主觸頭和動弧觸頭為一類邊界條件施加1 V電壓；靜弧觸頭、靜主觸頭及屏蔽罩邊界為一類邊界條件，電位為0 V。計算結果如圖4、圖5所示。

圖2 弧觸頭燒蝕照片

圖3 靜弧觸頭燒蝕角示意圖

通過計算可以看出，弧觸頭表面燒蝕造成電場最大值都出現(xiàn)在靜弧觸頭磨損后的尖角上。相同開距下，燒蝕角度越大，電場值越大，如圖4所示。圖5為弧觸頭不同燒蝕角度下電場最大值變化曲線，可以看出，電場最大值在20 mm開距內變化明顯?；∮|頭無燒蝕工況下，隨著開距的增大，滅弧室電場最大值由1mm開距的10.7 V／mm下降為20 mm開距的0.21 V／mm?；∮|頭燒蝕角82°工況下，滅弧室電場最大值由1 mm開距的2.82 V／mm下降為20 mm開距的0.22 V／mm?？梢钥闯?，開距1 mm時，無燒蝕工況電場值要大于燒蝕角82°工況，這主要是由于在10 mm開距內，弧觸頭的燒蝕磨損造成弧觸頭間的絕對距離增大，使得電場值下降。開距大于10 mm，觸頭燒蝕使得電場集中現(xiàn)象明顯，燒蝕角度越大，電場值越大。

圖4 弧觸頭不同燒蝕程度下的電場分布

圖5 滅弧室電場隨開距變化曲線

2 弧觸頭燒蝕對斷路器壓氣特性的影響

斷路器分閘過程中，拉桿、壓氣缸、噴口整體向右運動，帶動連桿向右運動，通過撥叉的杠桿轉向，帶動靜側觸頭向左運動，從而實現(xiàn)動、靜弧觸頭雙向運動。斷路器平均分閘速度為9.6 m／s，滅弧室內SF6氣體充氣壓力0.7 MPa，初始溫度300 K。斷路器滅弧室內，SF6氣體為非定常、可壓縮的流動，利用有限單元體積法對其數(shù)學模型進行離散。通過自編程實現(xiàn)弧觸頭間電弧能量的加載，電弧的電導通過程序實時監(jiān)測電弧等離子體區(qū)的溫度與壓氣的值同步求得，仿真過程可較為準確的描述斷路器開斷過程中電弧的動態(tài)發(fā)展趨勢。電弧額定電流為AC 1 600 A，開斷相角為π／2，應用文獻 ［11－16］中的氣流場計算數(shù)學模型，得出滅弧室內氣體溫度、密度以及壓強的動態(tài)分布，如圖6、圖7所示。

計算弧觸頭無燒蝕和燒蝕角82°工況下壓氣室與電弧等離子體區(qū)的平均壓強變化曲線，如圖8、圖9所示?？梢钥闯?，燒蝕使得斷路器的超程縮短23 mm、分閘時間提前2.822 ms，壓氣室的高壓氣體壓強未得到充分的建立，平均壓強峰值由1.426MPa下降到1.333 MPa；電弧等離子體區(qū)的平均壓強峰值由1.276 MPa下降到1.201 MPa。燒蝕使得弧觸頭剛分后大量的高壓SF6氣體提前進入電弧等離子體區(qū)域。容易造成能量較小的電弧在電流過零前熄滅，引起重擊穿現(xiàn)象，降低短燃弧時斷路器的開斷性能；燒蝕使得電弧等離子體區(qū)域壓強在大噴口打開位置前，即15.4 ms時開始迅速下降，下降幅度為0.22 MPa，其后隨著壓氣室內的高氣壓氣體的進入，平均壓強值上升到1.13 MPa，燒損造成壓氣室內的高壓氣體提前泄出，減弱斷路器氣吹強度，不利于弧后介質快速恢復。

圖6 滅弧室內溫度與密度分布

圖7 滅弧室內壓強分布

圖8 電弧等離子體區(qū)的平均壓強

圖9 斷路器壓氣室的平均壓強

3 弧觸頭燒蝕對弧后介質恢復特性的影響

文獻 ［16－21］中給出斷路器負載開斷弧后介質絕緣強度恢復過程數(shù)學模型，應用數(shù)學模型計算不同開斷相角工況下的弧后擊穿電壓曲線。IEC 62271－100：2008中給出126 kV斷路器容性開斷工況下瞬態(tài)恢復電壓 （TRV） 為［22］

斷路器靜弧觸頭無燒蝕和有燒蝕情況下，開斷相角θ分別為0.5π、0.6π、0.7π和0.8π時，計算斷路器弧后臨界擊穿電壓變化曲線，如圖10所示。

圖10 不同燒蝕程度介質恢復特性變化曲線

針對AC 1 600 A額定負荷電流開斷，不同開斷相角下的燃弧時間各不相同。開斷相角為0.5π、0.6π、0.7π和0.8π時，燃弧時間分別為4.27 ms、3.47 ms、2.67 ms和1.34 ms。電弧弧道電流在過零前迅速下降，只有幾安培大小，在氣吹和對流的作用下，存在過零前熄弧現(xiàn)象。對比分析弧觸頭不同燒蝕下的擊穿電壓曲線，可以看出觸頭燒蝕對弧后介質恢復特性影響明顯，燒蝕角越大，弧后擊穿電壓值越低。特別是短燃弧工況下，燒蝕角度越大，弧后重擊穿幾率越大。燃弧時間1.34 ms（開斷相角0.8π）時，弧觸頭無燒蝕和燒蝕角70°時，弧后TRV與擊穿電壓曲線無交點，無重擊穿現(xiàn)象；小噴口打開前，燒蝕角76°和82°工況下，弧后分別在0.6ms（燒蝕角76°） 和0.4ms（燒蝕角82°）發(fā)生重擊穿；大噴口打開后，燒蝕角82°工況下，弧后12.53 ms發(fā)生重擊穿現(xiàn)象。短燃弧工況下，所能承受的最大燒蝕角為76°。開斷相角 0.5π、0.6π和0.7π時，弧觸頭無燒蝕、燒蝕角 70°和76°工況下弧后無重擊穿現(xiàn)象；燒蝕角82°分別在弧后9.26 ms、10.2 ms和11.13 ms處發(fā)生重擊穿現(xiàn)象。因此，燃弧時間大于2 ms的工況下，斷路器所能承受的最大燒蝕角為82°通過對斷路器滅弧室絕緣特性和壓氣特性的分析可以看出，剛分后20 mm開距內，電場最大值和電場分布變化明顯，隨著開距的增大電場最大值迅速下降，弧觸頭燒蝕程度越大，電場集中現(xiàn)象越明顯。因此，短燃弧工況下，燒蝕角76°和82°弧后1 ms內極易出現(xiàn)重擊穿現(xiàn)象?；∮|頭燒蝕對壓氣特性的影響主要表現(xiàn)在大噴口打開后，觸頭燒蝕使得氣吹強度的減弱，氣流對弧后介質熱擴散作用降低，導致介質恢復速度下降。在電場變化的共同作用下，燒蝕角82°工況大噴口打開后出現(xiàn)重擊穿現(xiàn)象。

4 開斷電流對弧后介質恢復特性的影響

通過調整開斷電流值來改變電弧能量，分別計算開斷電流400 A、800 A、1 600 A、3 200 A和6 400 A下的弧后介質恢復特性，設定開斷相角為0.5π，開斷速度為9.6m／s，滅弧室壓強為0.7 MPa，分析靜弧觸頭不同燒蝕下的介質恢復特性。

通過計算可知，隨著開斷電流值的增大，燃弧時間和熄弧開距增大，如表1所示。電弧能量越小，電弧越容易熄弧，熄弧時刻觸頭間的瞬態(tài)恢復電壓 （TRV）快速上升，針對126 kV斷路器C2級容性開斷工況，TRV上升速率為32.3 kV／ms，在8.7 ms時達到峰值281 kV。圖11為不同開斷電流下介質恢復特性曲線，開斷電流為400 A時，弧后0.7ms出現(xiàn)重擊穿現(xiàn)象，此時弧觸頭間開距為15mm，小噴口沒有打開，吹弧作用不明顯，熄弧后電弧殘余能量僅靠介質間的熱傳導擴散。由于電弧能量較小，熄弧時刻電弧殘余能量不大，弧后介質密度在0.7 ms內恢復到5.5 kg／m3，弧后電場在靜弧觸頭無燒蝕情況下恢復到0.22 V／mm。通過滅弧室絕緣特性分析結果可以看出，由于熄弧開距較短，弧后電場值較大，使得弧觸頭間臨界擊穿電壓值小于TRV，發(fā)生重擊穿。熄弧后12.2 ms時，大噴口完全打開，在壓氣缸壓氣過程的作用下產生強烈的氣吹，使得介質在運動過程中密度快速下降到20 kg／m3；在靜弧觸頭無燒蝕的情況下，擊穿電壓值遠大于TRV，但隨著靜弧觸頭燒蝕程度的增加，擊穿電壓值逐漸下降，直到燒蝕角達到82°時，發(fā)生重擊穿現(xiàn)象。

表1 不同開斷電流下熄弧開距與燃弧時間

開斷電流為800 A和1 600 A時，熄弧時刻小噴口已經(jīng)打開，氣吹強度隨著開距增大逐漸加大；在氣流的作用下，弧后剩余能量被氣體介質通過對流熱傳導作用快速帶走，加快弧觸頭間介質密度恢復速度；小噴口打開后，開距大于20mm，弧觸頭無燒蝕滅弧室內電場最大值保持在0.2 kV／mm以下，因此熄弧后觸頭間擊穿電壓快速上升，上升速度分別為56.7 kV／ms （I＝800 A） 和 78.5 kV／ms （I＝1 600 A），大于TRV的上升速度32.3 kV／ms，可以保證弧后不發(fā)生重燃?？紤]靜弧觸頭燒蝕的情況下，擊穿電壓值隨靜弧觸頭燒蝕程度增大而下降，在燒蝕角為82°時，剛分后13.5 ms出現(xiàn)重擊穿現(xiàn)象。

開斷電流為3 200 A和6 400 A時，熄弧時刻小噴口已經(jīng)完全打開，在氣吹的作用下，熄弧后弧觸頭間擊穿電壓具有加大的上升率，分別為91 kV／ms（I＝3 200 A） 和 102 kV／ms （I＝6 400 A）， 大于TRV的上升速度32.3 kV／ms。由于開斷電弧電流的增大使得電弧能量對壓氣缸內的氣體介質的加熱作用逐漸明顯，大噴口上游區(qū)壓強增大，因此大噴口打開后氣吹強度增大，造成介質密度下降更為明顯。隨著靜弧觸頭燒蝕角度的增大，介質恢復特性下降明顯。開斷電流為3 200 A時，靜弧觸頭燒蝕角76°工況下，在剛分后16.5 ms時發(fā)生重擊穿；靜弧觸頭燒蝕角82°工況下，分別在剛分后13.7 ms、15.7 ms和22.3 ms時發(fā)生多次重擊穿。

5 結論

a. 開斷電流在400～3 200 A范圍內，電流值越小燃弧時間越短，熄弧開距越短，弧后介質擊穿電壓上升率越小，發(fā)生重擊穿現(xiàn)象的概率越大?？紤]弧觸頭燒蝕對介質恢復特性的影響，弧觸頭燒蝕76°時，開斷電流400～1 600 A之間弧后不發(fā)生重擊穿現(xiàn)象，開斷電流3 200 A和6 400 A在大噴口打開后存在重擊穿現(xiàn)象；弧觸頭燒蝕82°使得不同開斷電流在大噴口打開后都發(fā)生重擊穿現(xiàn)象，且電流值越大重擊穿次數(shù)越多；因此，電弧電流值越大，燒蝕作用對介質恢復特性的影響越明顯。

圖11 不同電流下介質恢復特性隨時間變化曲線

b. 開斷電流1 600 A，燃弧時間小于2 ms的工況下，即開斷相角 ［0.8π，π］∪ ［1.8π，2π］，弧觸頭所能承受的最大燒蝕角度為76°；燃弧時間大于 2 ms的工況下，即開斷相角 ［0，0.8π］∪ ［π，1.8π］，弧觸頭所能承受的最大燒蝕角度為82°。由于弧觸頭所能承受的燒蝕角度越大，斷路器的電氣壽命越長，因此針對特高壓電容器組斷路器要求具有3 000次以上的電氣壽命要求，應避免斷路器燃弧時間小于2 ms的工況下操作，建議分閘操作加裝選相控制裝置，增大斷路器操作電氣壽命。

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Study on Breaking Characteristics of SF6Circuit Breaker for Switching UHV Capacitor Bank Considering Contact Burning Loss

WANG Feiming1，2，ZHANG Bin1，2， TIAN Yong1，2，LANG Fucheng1，2

（1.Electric Power Research Institute of State Grid Liaoning Electric Power Co.， Ltd.， Shenyang， Liaoning 110006， China；2.High Voltage and Large Current Laboratory of State Grid Corporation，Shenyang 110006， China）

Ultra-high voltage capacitor bank circuitbreaker breaking electrical life is required to 3 000 ～ 5 000 times.Circuitbreaker arc contact ablation wear is caused by frequent switching operations，which will affect the circuit breaker breaking performance and electrical life.In order to find the influence rule of arc contact ablation degree，this paper studies the insulation characteristics and pressure characteristics of interrupter circuit breaker.For the special high voltage capacitor bank breaker rated 1 600 A current breaking conditions，it gives the best breaking strategy and arc contact can be themaximum degree of ablation.The results show that the greater degree of ablation of the arc contact.It has a better probability of breakdown after the arc and themaximum ablation angle of the arc contact can be 82 °.In order to avoid breaking down occurs again， the arcing time should be less than 2ms， and the breaking phase angle should be between［0， 0.8π］ ∪ ［π，1.8π］.The research results are applied directly to the design and developmentof UHV capacitor bank switches.

SF6； UHV； circuit breaker for switching capacitor bank； contact burning loss； dielectric recovery characteristic

TM564

A

1004－7913（2017）11－0004－08

王飛鳴 （1986），男，博士，工程師，研究方向為高壓電器智能操作及暫態(tài)分析。

2017－07－07）