馬云龍，宋樂，周秀，劉威峰，田天，羅艷，李秀廣

(1.國網(wǎng)寧夏電力有限公司電力科學研究院，寧夏 銀川 750011 2.國網(wǎng)寧夏電力有限公司寧東供電公司，寧夏 銀川 750411)

隨著工業(yè)的發(fā)展，對電力基礎設施的實用性和可靠性的需求日益迫切，快速真空斷路器以其動作速度快、可靠性高、動作分散性小等優(yōu)點成為近期斷路器發(fā)展的熱點[1-2]，在電網(wǎng)短路電流限制[3-4]、配電網(wǎng)接地故障快速轉(zhuǎn)移[5]等方面得到了廣泛應用，不僅可以避免故障造成的經(jīng)濟損失，而且提高了供電可靠性。變壓器在空載投入時有一定概率會出現(xiàn)較大勵磁涌流，對電網(wǎng)產(chǎn)生不良影響，在特別不利的情況下，合閘勵磁涌流達到20倍的額定電流，會使得變壓器繞組變形、繼電保護誤動作、惡化電能質(zhì)量[6]。除傳統(tǒng)的變壓器消磁技術(shù)外，可以通過斷路器精準合閘降低變壓器空載勵磁涌流?，F(xiàn)有SF6斷路器存在觸頭行程長及操動機構(gòu)易受壓力、環(huán)境溫度影響，觸頭預擊穿不可控等因素影響，難以滿足精準分合閘要求[7]；因此，可利用快速真空斷路器快速精準動作的特性，實現(xiàn)勵磁涌流的限制，但真空斷路器的耐壓水平與間隙長度呈非線性關(guān)系，限制了其在110 kV及以上電壓等級的應用。為在高電壓等級中進行應用，真空快速斷路器多采用多斷口方式。文獻[8]對采用雙斷口結(jié)構(gòu)真空斷路器的電壓分配機理進行了研究，對均壓電容的選擇提出了建議。文獻[9-12]提出新型多斷口結(jié)構(gòu)，并通過仿真和試驗驗證了其性能。文獻[13]中對斷路器的內(nèi)部電場、機械特性進行了有限元仿真分析，說明采用有限元分析對性能驗證的有效性，從而實現(xiàn)設計的優(yōu)化。

本文以126 kV雙斷口、罐式結(jié)構(gòu)的快速真空斷路器的設計結(jié)構(gòu)為例，采用ANSYS和COMSOL建立仿真模型，獲得電場、磁場和溫度場分布特征，并分析其中控制值與設計值的差異，為設計優(yōu)化提供依據(jù)。

1 電場仿真

1.1 仿真模型設置

圖1為126 kV快速真空斷路器整機實物樣機模型，將此模型直接用于電場仿真計算時，由于較多(連接)部件細節(jié)(如螺母、小倒角)導致網(wǎng)格剖分時占用過多的計算資源，而該部分對整機所關(guān)注部分的電場分析結(jié)果并不產(chǎn)生影響，因此，需對樣機模型進行一定的簡化分析，去掉CT接線端子、罐體內(nèi)部氣壓檢測的密度計等部件，對罐體外殼外部部分倒圓角進行了處理(倒圓角修改為多邊形倒角)，避免限定最大網(wǎng)格尺寸時，其模型內(nèi)部自由網(wǎng)格剖分密度在此部分的過分集中。

圖1 整機仿真計算模型

仿真模型中各部分材料屬性設置如表1所示。

表1 各部件材料屬性設置

整機絕緣分析邊界條件的施加與滅弧室電場仿真分析類似，需要添加激勵、接地、邊界條件等，不同之處在于滅弧室仿真計算采用二維對稱模型，而整機絕緣分析由于模型整體電氣結(jié)構(gòu)屬非對稱模型(由于各滅弧室斷口對地雜散電容的不同所引起)，因此無法采用對稱分析法進行。整機電場分析邊界條件和機理的施加，如圖2所示，包含整機斷路器分閘狀態(tài)和合閘狀態(tài)下的電場分析。

圖2 電場分析邊界條件設置

1.2 仿真結(jié)果分析

裝置合閘狀態(tài)時的標準雷電沖擊耐受電壓作用下的場強分析，主要關(guān)注裝置內(nèi)導電部件對罐體的絕緣性能。當126 kV快速真空斷路器處于合閘位置時，其在標準雷電耐受電壓550 kV作用下的電位分布和場強分布計算結(jié)果如圖3所示。可見高電壓主要集中于進、出線套管內(nèi)的導桿部分，其最大電場強度主要集中于進、出線套管導桿聯(lián)接端子部位，最大值為33.5 kV/mm。中間導桿部分對筒壁電位分布和場強分布最大場強為3.5 kV/mm。

圖3 雷電沖擊合閘狀態(tài)電場分布

裝置分閘狀態(tài)時的標準雷電沖擊耐受電壓作用下的電場分析，主要考察裝置內(nèi)部斷口的絕緣性能。當126 kV斷路器置處于分閘位置時，其在標準雷電耐受電壓550 kV作用下的電位分布和場強分布計算結(jié)果如圖4所示。可見高電壓主要集中于高壓側(cè)進線套管內(nèi)的導桿部分，其最大電場強度主要集中于進線套管導桿聯(lián)接端子部位，最大值為36 kV/mm。結(jié)合圖4中整機電位分布可知，出線端套管電位分布主要為感應電位分布，其出線端套管內(nèi)部和滅弧室斷口電場強度的分布相對較高，最大場強集中點位于套管出線端聯(lián)接端子部位，最大值為12.5 kV/mm。在無均壓措施的條件下，由圖4中計算結(jié)果可知，聯(lián)接導桿部分的感應電壓為45 kV；導桿對筒壁最大場強為0.5 kV/mm。

圖4 雷電沖擊分閘狀態(tài)電場分布

2 磁場仿真分析

2.1 仿真設置

由于整機電氣結(jié)構(gòu)采用硅橡膠套管與導電桿電氣聯(lián)接結(jié)構(gòu)，其機械強度可滿足標準抗拉和抗扭力矩要求；因此，整機裝置的磁場分析主要集中于真空滅弧室短路開斷條件下觸頭磁場的仿真分析。

由于縱磁觸頭結(jié)構(gòu)真空滅弧室短路電流開斷性能優(yōu)于橫磁觸頭和平板觸頭，因此選用具有杯狀縱磁觸頭結(jié)構(gòu)的40.5 kV真空滅弧室。為驗證滅弧室短路電流開斷過程中所需磁場強度是否足以對電弧進行控制，使之盡快由觸頭剛分時的及強電弧模式轉(zhuǎn)變?yōu)閿U散態(tài)模式，并盡可能避免燃弧過程真空陽極斑點的形成，需對滅弧室觸頭磁場進行分析。

設置觸頭的直徑為80 mm，觸頭片厚4 mm，觸指傾角20.5°，觸頭片開6槽，旋轉(zhuǎn)角度90°，觸頭杯壁設置6個斜槽，導電桿直徑44 mm，滿開距為20 mm。觸頭結(jié)構(gòu)如圖5所示，觸頭各部件材料參數(shù)見表2。

圖5 杯狀觸頭結(jié)構(gòu)

表2 觸頭各部件材料屬性

2.2 仿真結(jié)果

在三維渦流場分析中，可求得不同電流相位下觸頭間的磁場向量信息，再求得該磁場向量在Z軸(電流方向)上的投影大小即為觸頭間的縱向磁感應強度Bz。

通入電流31.5 kA，余弦50 Hz的交流，對杯狀觸頭結(jié)構(gòu)進行磁場計算分析。動觸頭、靜觸頭、觸頭中心的磁場分布仿真結(jié)果如圖6所示。

(a)動觸頭上Bz云圖

(b)靜觸頭上Bz云圖

(c)觸頭中心平面Bz云圖

從圖6可知：在電流峰值時，觸頭開槽口附近縱向磁場變化很大，最大縱向磁感應強度位于開槽區(qū)域內(nèi)，動觸頭和靜觸頭上的最大縱向磁場感應強度分別為132 mT和130 mT，觸頭中心平面的最大縱向磁場感應強度為96 mT，觸頭片邊緣處縱向磁感應強度最?。涣硗?，縱向磁場在觸頭間隙中間平面的分布較均勻，由中間向邊緣呈緩慢減少趨勢，磁感應強度的最大值和最小值分別位于觸頭間隙中間平面的中心和邊緣處。

在電流過零時刻，動、靜觸頭及觸頭中心的縱向磁感應強度最大處位于觸頭中心，動、靜觸頭的最大縱向磁場感應強度約55 mT，觸頭中心平面最大縱向磁場感應強度為39 mT，如圖7所示。

在電流過零時，仍會存在剩余磁場。變化的縱向磁場會在觸頭中感應出渦流，渦流又會產(chǎn)生一定的縱向磁場，該磁場將產(chǎn)生反作用約束電弧等離子體擴散；因此，當剩余縱向磁場越大、持續(xù)時間越長，將造成真空電弧集聚時間增長，使觸頭表面燒蝕嚴重，從而使成功開斷的可能性降低。從圖7可以看出，電流過零時，觸頭中心平面縱向磁感應強度最大值位于觸頭中心，最大值為39 mT，縱向磁感應強度從中間向觸頭兩側(cè)迅速減小。

(a)動觸頭上Bz云圖

(b)靜觸頭上Bz云圖

(c)觸頭中心平面Bz云圖

通過仿真分析得知，在電流峰值時，縱向磁場在觸頭表面分布比較均勻，在觸頭中心處的值也較大，使得中心處的磁場能夠很好地控制電弧。觸頭間隙中間平面的縱向磁場值略小于觸頭表面的值。通過計算，該杯狀觸頭結(jié)構(gòu)滿足縱向磁場的要求。

3 溫度場仿真分析

3.1 仿真模型建立

依據(jù)126 kV真空快速斷路器的設計方案，整機采用了罐式結(jié)構(gòu)，包括導電銅排、接線端子、真空滅弧室觸頭、真空滅弧室導電桿、連接螺栓等部件，每個部件所允許的溫度限度要求不同。滅弧室的回路電阻是造成溫升的主要貢獻因素之一，因此需要著重考慮滅弧室的接觸情況。觸頭系統(tǒng)密封于真空滅弧室內(nèi)，由回路產(chǎn)生的熱量只能通過動、靜導電桿向外部散熱，而動導電桿、靜導電桿的導熱路徑較長，所以散熱效率有限，從而導致真空滅弧室內(nèi)的溫度偏高，高溫會影響真空滅弧室內(nèi)波紋管的疲勞強度，導致波紋管的使用壽命縮短，進而影響滅弧室的真空度。

單臺斷路器的導電及傳導散熱部件如圖8所示，在額定工作情況下，有電流經(jīng)過的導體會產(chǎn)生焦耳熱，熱量通過熱傳導、熱輻射和熱對流的方式進行傳遞。在斷路器中主要的熱源為導電銅排、觸頭、接線端子，主要的散熱面也即是銅排、接線端子以及接線端子表面。斷路器的下接線端子與支撐箱的上表面接觸，由金屬構(gòu)成的上表面有良好的導熱能力和散熱能力，可以為斷路器降低溫升。

圖8 載流及傳導散熱部件結(jié)構(gòu)

3.2 仿真結(jié)果

設置2.5 kA(有效值)的工頻電流從上接線端子流入，從下接線端子流出。真空滅弧室內(nèi)近似為真空條件，因此動靜導桿和觸頭的表面可認為滿足絕熱邊界條件，在計算中，其熱量通過自然對流和輻射的方式由上下兩端散出。

(a)溫度分布

(b)溫度梯度分布

在真空滅弧室上端蓋、導桿觸頭連接處的電流密度和損耗比較集中。上接線端子的溫度為54.8 ℃，下接線端子為55 ℃，觸頭溫度為58.1 ℃，溫升符合國家標準[14]。對真空斷路器內(nèi)部溫度進行求梯度方法處理，可得到內(nèi)部的溫度梯度大小時空分布結(jié)果如圖9所示。在動、靜導電桿的與接線端子接觸的地方端溫度梯度較大，說明熱量的變化很快，導電桿產(chǎn)生的熱量只能通過接線端子向空氣中散熱。靜觸頭和動觸頭附近溫度梯度幾乎為0，溫度保持不變。在動導桿下部，溫度梯度急劇增加，溫度變化最為劇烈。實際運行中的斷路器會受到負荷電流、接觸電阻以及環(huán)境溫度變化的影響，因此有必要分析其影響因素，為斷路器的設計提供參考。

3.2.1 接觸電阻

銅排、上接線、端蓋、上接線等導體在連接時會存在接觸電阻。當真空斷路器閉合時，2個觸頭表面的接觸不是理想的面接觸，而是離散的若干個點接觸，也存在較大的接觸電阻。在真空斷路器長時間運行后，開斷過程中會產(chǎn)生觸頭的燒蝕情況，將導致接觸電阻增大，使得溫升情況加??；因此，需要考慮接觸電阻對溫升的影響。采用耦合面積法來模擬觸頭接觸面的接觸電阻[15]，在觸頭間的接觸面中心選取極小一部分圓面積，接觸半徑為R，電流只從該面內(nèi)流過，接觸面的其他地方設置為電絕緣，由此構(gòu)成電流收縮效應，進而模擬出接觸電阻。仿真得到的接觸面電流分布如圖10所示。

圖10 接觸面電流分布

接觸面積的大小將決定電流收縮作用的強弱，進而可以模擬不同接觸電阻值。圖11給出了不同接觸半徑時的觸頭溫度。由計算結(jié)果可知，接觸電阻對真空斷路器的溫升影響顯著。隨著接觸面積增大，電流收縮作用減弱，接觸電阻值變小，觸頭的溫度降低。隨著接觸面的繼續(xù)增大，變化率趨于平緩。對于實際真空滅弧室，需要增大接觸壓力，進而增大接觸面積，減少接觸發(fā)熱。

圖11 觸頭溫度隨接觸半徑變化

3.2.2 負載電流

斷路器溫度場計算的熱源來自于負載電流，當負載波動時，溫度分布和溫升值都會發(fā)生變化。確定導體電流與溫升之間的定量關(guān)系是確定和提升斷路器載流量的前提，圖12給出了在不同負載電流條件下斷路器的溫度變化情況。由圖12可知，導體和外殼溫度與負載電流呈非線性增長，并且溫度的增長率隨著負載電流的升高而逐漸增大，因為斷路器的散熱在空氣對流的情況下存在極限，此時需要外部增加散熱能力。

圖12 觸頭溫度隨負荷電流變化

4 結(jié) 論

采用有限元分析方法，對126 kV雙斷口快速真空斷路器進行合理簡化建模，進行了多種工況下的電場、磁場和溫度場計算，計算結(jié)果表明：

(1)采用罐式結(jié)構(gòu)的樣機，在550 kV標準雷電沖擊電壓下，整體結(jié)構(gòu)在合閘及分閘狀態(tài)下，都不會發(fā)生破壞性放電，滿足絕緣要求。

(2)真空滅弧室短路開斷條件下，在電流峰值和過零時刻，縱向磁場在觸頭表面分布比較均勻，使得中心處磁場能夠很好地控制電弧。

(3)裝置本體設計裕量較大，影響較大的因素為接觸電阻，當接觸電阻增大時，會導致發(fā)熱顯著增加，因此現(xiàn)場安裝時應做好接觸電阻的控制。