李 博 包涌泉 彭振東 楊晨光 沙新樂

基于改進型直流真空斷路器弧后暫態(tài)仿真及介質(zhì)恢復特性分析

李 博 包涌泉 彭振東 楊晨光 沙新樂

（武漢船用電力推進裝置研究所船舶綜合電力技術重點實驗室 武漢 430064）

應用于大電流、高d/d分斷環(huán)境的直流真空斷路器，以絕緣恢復為主要特征的弧后暫態(tài)過程直接影響其分斷特性。在鞘層發(fā)展過程中，弧后陰極表面電場強度及功率密度是引起電弧重燃的兩種因素，為探究熄弧后真空斷路器恢復電壓變化規(guī)律，該文首先從提升弧后介質(zhì)恢復能力的角度出發(fā)，在燃弧電流峰值約23kA、熄弧電流變化率約300A/ms的等級上先后開展不同試驗方案，并在連續(xù)過渡型鞘層數(shù)學建?；A上做出一定修繕，引入觸頭開距動態(tài)變化過程和電弧有效直徑變量，依據(jù)改進后電弧模型指導換流回路參數(shù)設計。最后將PSCAD/EMTDC電磁暫態(tài)仿真與分斷試驗現(xiàn)象進行等價對比分析，顯示試驗過程中真空斷路器弧后電弧重燃趨勢與仿真結(jié)果較為貼合，且通過仿真結(jié)果可判定重擊穿的類別，從而驗證了改進后真空斷路器弧后電磁暫態(tài)建模的精確性。

分斷特性 弧后 電場強度 功率密度 介質(zhì)恢復 電弧重燃

0 引言

隨著柔性直流輸電及直流配電網(wǎng)的概念不斷深入人心，真空斷路器（Vacuum Circuit Breaker, VCB）逐步取代SF6斷路器成為中高壓電力系統(tǒng)直流領域的環(huán)保型故障保護裝置。在快速切斷故障電流的基礎上，采用有源LC強迫換流方式為直流真空斷路器制造人工過零點必然使其過零附近的電流變化率及電壓變化率都較大[1-5]，導致弧后等離子體濃度及暫態(tài)恢復電壓急劇升高，嚴重影響直流開斷性能。直流真空斷路器整體分斷過程大致經(jīng)歷“電弧燃燒-粒子碰撞—電弧熄滅—電流過零”四個階段，當電弧熄滅后帶電粒子運動在弧后新陰極附近，形成正離子鞘層，介質(zhì)恢復（Dielectric Recovery, DR）過程與鞘層發(fā)展速度與外部輸入功率密切相關，當陰極表面電場強度或者功率密度短時間內(nèi)幅值過高時，便會發(fā)生電弧重燃[6-10]。為研究弧后介質(zhì)恢復特性，Andrews構(gòu)建了單斷口真空斷路器連續(xù)過渡模型，提取弧后介質(zhì)恢復參量，進而指導真空間隙發(fā)生重擊穿的判據(jù)。文獻[11]應用該模型描述了擴散性真空電弧開斷過程中電流零區(qū)現(xiàn)象，并評估了真空斷路器的開斷能力。文獻[12-13]在該模型基礎上探究了直流真空斷路器弧后鞘層發(fā)展規(guī)律并指導換流參數(shù)優(yōu)化。文獻[14]基于該模型分析了電力系統(tǒng)不同短路故障條件對真空斷路器弧后電流及暫態(tài)恢復電壓的影響。連續(xù)過渡模型中將電弧直徑及觸頭開距等參數(shù)均設置為優(yōu)化常量[15]，而忽略了該參量在燃弧、熄弧及弧后階段的動態(tài)變化過程。

為了更準確反映弧后恢復電壓建立趨勢及電弧重燃時刻，本文在連續(xù)過渡模型基礎上做出一定改善，通過模型改進及數(shù)據(jù)擬合等措施引入上述參量的動態(tài)變化過程[16-19]，并同時搭建相同電氣參數(shù)的仿真及試驗平臺，將仿真中弧后新陰極表面電場強度及功率密度變化規(guī)律與試驗中發(fā)生重擊穿時刻進行對比分析，引導發(fā)掘試驗中真空斷路器電流零區(qū)重擊穿的類型及趨勢[20-23]。另外，在同一時間軸中放入改進前后電場強度、功率密度及恢復電壓、弧后真空間隙電流的變化曲線，發(fā)現(xiàn)模型改進后電場強度與功率密度的峰值與電弧重燃時間更為吻合，從而證實了改善后電磁暫態(tài)仿真模型的有效性，對后續(xù)直流真空斷路器本體結(jié)構(gòu)設計及拓撲方案優(yōu)化具有重要指導意義。

1 電弧模型描述及改進

1.1 鞘層增長模型

絕緣恢復階段，在陰極形成正離子鞘層并向陽極逐步發(fā)展，間隙開始建立承受極間電壓的能力，若在離子鞘層發(fā)展過程中，極間能夠穩(wěn)定承受住恢復電壓，即能成功切斷電路。因此，鞘層的發(fā)展速度表征弧后介質(zhì)恢復能力，為描述電弧電流過零后鞘層增長規(guī)律，建立連續(xù)過渡型模型。新陰極和等離子體之間的正離子鞘層長度、鞘層邊界上的電位0和弧后電流h分別為

式中，0為真空介電常數(shù)；為單位電荷量；為離子平均電荷數(shù)；i為鞘層邊界上的離子濃度；s為斷口暫態(tài)恢復電壓；i為銅離子質(zhì)量；i為鞘層邊界上的離子平均速度；為電弧有效直徑。上述變量相互制約，促進了鞘層穩(wěn)定發(fā)展。

1.2 離子濃度模型

真空斷路器電流過零后隨即進入穩(wěn)定燃弧階段，該階段在真空間隙不斷注入大量等離子體，直接影響弧后開始時刻離子濃度，弧后初始電流及離子濃度分別為

（5）

式中，d/d為真空斷路器電流過零時刻的電流變化率；0為真空斷路器電流過零時刻；為離子濃度衰減時間常數(shù)；AMP為離子濃度從弧后陰極到弧后陽極的空間分布因子；gap為觸頭開距；D為穩(wěn)定燃弧持續(xù)時間，對于不大于5mm真空間隙開距，D= 100ns。

1.3 重擊穿判據(jù)

在介質(zhì)恢復階段，有兩種物理機理能導致間隙重擊穿：斷口暫態(tài)恢復電壓上升速度超過介質(zhì)恢復速度而引起的電場擊穿和輸入新陰極表面的功率密度過高引起的功率擊穿[15]?；『箨帢O表面的電場強度c及功率密度d分別為

當c及d超過觸頭電極材料特性所決定的閾值時，便會發(fā)生重擊穿。

1.4 引入改進變量

連續(xù)過渡模型中分斷過程中觸頭開距和電弧直徑均是在試驗優(yōu)化基礎上取的經(jīng)驗值。針對本文特定嚴酷的大電流、高d/d工況，該模型與試驗結(jié)果存在一定偏差，因此，改進后引入了觸頭開距和電弧有效直徑求取模型。

試驗中VCB弧室為橫磁結(jié)構(gòu)，采用基于電磁斥力原理的分閘操縱機構(gòu)，燃弧過程中電弧特性應由集聚態(tài)向擴散態(tài)轉(zhuǎn)移，當觸頭剛分到最佳開距時間段，電弧呈現(xiàn)集聚態(tài)，電弧有效直徑較??；隨著觸頭間距增大，電弧呈現(xiàn)擴散態(tài)，電弧有效直徑急劇增大。根據(jù)高速攝影儀拍攝操縱機構(gòu)的位移特性曲線，并擬合數(shù)學表達式后在PSCAD軟件中求取燃弧過程中觸頭開距及電弧直徑動態(tài)變化規(guī)律如圖1所示。

圖1 觸頭開距及電弧直徑動態(tài)變化規(guī)律

2 分斷電路設計

2.1 仿真及試驗平臺搭建

為保證試驗及仿真的等價性，搭建如圖2所示的電磁仿真及試驗平臺。仿真電路中合成回路采用1-1模擬故障電流，TVS為合成回路真空觸發(fā)開關，VCB為待分斷真空斷路器；換流支路采用2-2為VCB注入反向單頻脈沖電流，VT為控制用脈沖晶閘管；吸能支路采用相應電壓等級的壓敏電阻RV吸收系統(tǒng)能量。黑盒模型中，p為斷路器分布電容；arc和arcf分別為燃弧電阻和弧后電阻；SV為VCB通流支路真空開關，S1為燃弧電阻支路開關，S2為弧后電阻支路開關。仿真中，S1、S2及SV均取理想開關。

圖2 仿真及試驗平臺

2.2 換流回路參數(shù)設計

換流儲能電容預充電電壓保持10kV不變，現(xiàn)通過改變換流電容2與換流調(diào)波電感2的參數(shù)對弧后介質(zhì)恢復過程中的特征參量變化規(guī)律的影響，來優(yōu)化選取最佳換流回路參數(shù)。首先確保換流回路放電電流峰值大于主回路電流峰值，且保持充足的余量才能使真空斷路器電流過零可靠分斷，有

式中，U2為換流支路儲能電容預置電壓；i1為主回路電流；為裕量系數(shù)，=1.6。

應用于高d/d條件下的真空斷路器具有高效分斷速動性，且能滿足真空間隙較短燃弧時間，為保證300A/ms及以上的換流速率等級，提出約束條件為

因此，換流電感應滿足條件2＜35mH，真空斷路器電流過零時刻d/d為

可見，在確定的換流電感值條件下，換流電容值越小，真空斷路器過零時刻d/d越小，越有利于弧后介質(zhì)恢復。聯(lián)立方程式（8）可確定3組待選換流回路參數(shù)：A：2=500mF，2=30mH；B：2=350mF，2=20mH；C：2=200mF，2=10mH。不同參數(shù)下弧后鞘層、新陰極表面的電場強度和功率密度發(fā)展規(guī)律如圖3所示。

由圖3可知，隨著換流參數(shù)值增大，對應的換流電流變化率急劇減小，真空開關處于長時間燃弧狀態(tài)，使得弧后真空間隙金屬蒸汽密度變大，鞘層初期階段增長變慢，整體發(fā)展完成時間增長；但弧后階段等離子濃度減小，新陰極表面的電場強度及功率密度幅值及陡度顯著降低，有利于介質(zhì)的可靠恢復。另外，該換流參數(shù)條件下，新陰極表面電場強度及功率密度均在鞘層發(fā)展初期階段迅速增大至峰值，因此鞘層發(fā)展時間增大不會對真空斷路器弧后發(fā)生重擊穿帶來影響。在選取換流參數(shù)，預充電電壓U2(0)=10kV、換流儲能電容2=500mF、換流調(diào)波電感2=30mH的條件下，有利于弧后介質(zhì)快速恢復。

試驗和仿真電路元件參數(shù)一致，見表1。根據(jù)參數(shù)制定控制開關動作時序：首先導通真空觸發(fā)開關TVS投入1-1脈沖電流源，考慮到斷路器觸頭動作延時，在1-1投入后2.5ms時刻觸頭開始動作，此時斷開黑盒模型中SV開關，同時閉合燃弧電阻支路開關S1，此過程arc由斷口間燃弧電壓及真空間隙燃弧電流的比值求取，合成回路投入后在4ms處電流達峰值，此時觸發(fā)導通晶閘管VT投入換流回路，經(jīng)過短時換流及穩(wěn)定燃弧過程后進入弧后階段，此時斷開S1并閉合弧后電阻支路開關S2，此過程arcf由斷口間恢復電壓及真空間隙弧后電流的比值求取。當換流電容電壓超過壓敏電阻開通閾值時，RV開始吸收能量并將換流電容電壓維持在殘壓值附近。

表1 電路元件參數(shù)

Tab.1 Circuit component parameter values

為防止電極在長時間燃弧環(huán)境發(fā)生燒蝕現(xiàn)象，VCB在電流第1次過零處成功分斷視為最佳分斷性能，典型波形如圖4所示，圖中，m為壓敏電阻支路電流，f為主回路電流，t為換流支路電流，s為分斷支路電流，u為換流電容電壓，s為VCB斷口電壓。

圖4 最佳分斷性能下典型波形

3 仿真與試驗結(jié)合分析

3.1 弧后鞘層發(fā)展分析

鞘層發(fā)展過程如圖5所示，在大電流、高d/d的高頻條件下，鞘層發(fā)展較緩慢，發(fā)展過程大致經(jīng)歷三個階段：弧后階段開始后，在新陰極附近開始形成鞘層，鞘層發(fā)展初期階段，由于燃弧階段長久積累的中性金屬蒸氣粒子與熄弧階段注入的高濃度等離子體不斷發(fā)生彈性碰撞及電荷交換，離子能量衰減較慢，鞘層發(fā)展速度緩慢，由圖5可以看出，此階段鞘層邊界電位較大；隨后，隨著中性金屬蒸氣粒子的快速衰減，間隙溫度降低且離子-離子之間的相互作用使得離子不斷溢散出觸頭間隙[19]，中期階段鞘層發(fā)展迅速，鞘層邊界電位減??；后期階段由于斷口間延時較長的正向暫態(tài)恢復電壓強加在鞘層邊界上阻止了鞘層的進一步增長，因此發(fā)展速度再次下降，邊界電位再次上升并長時間穩(wěn)定在一定數(shù)值；直到最終鞘層發(fā)展完成，邊界電位降為0。從上述分析可知，該工況下鞘層發(fā)展完成需要幾百微秒甚至更長，鞘層邊界電位較小，不利于介質(zhì)的快速恢復，影響弧后鞘層增長速度主要有三種因素：燃弧電流等級和燃弧時間決定的中性金屬蒸氣濃度、由電弧電流下降率d/d決定的弧后等離子體密度以及與鞘層邊界電場方向相反的斷口間暫態(tài)恢復電壓。

圖5 鞘層發(fā)展過程

VCB在該嚴酷條件下直接分斷，由于弧后介質(zhì)恢復時間較短或介質(zhì)強度恢復速度較慢，使得VCB不能達到上述最佳分斷性能，因此在重復試驗下出現(xiàn)多次第2次過零分斷成功及分斷失敗的現(xiàn)象，VCB直接分斷弧后分析如圖6所示。試驗中，VCB在兩次電流過零附近均以階躍形式建立一定恢復電壓，且第1次過零附近建立恢復電壓幅值較大，對應VCB在電流第2次過零時可靠分斷次數(shù)較多。仿真結(jié)果顯示，兩次電流過零后新陰極電場強度及功率密度均在1ms內(nèi)達到峰值，僅依靠VCB直接分斷不能達到預期分斷性能。

圖6 VCB直接分斷弧后分析

3.2 增加VCB弧后介質(zhì)恢復時間

當發(fā)生弧后重擊穿后，主回路大電流再次注入真空間隙，急劇提高電弧能量，嚴重影響了介質(zhì)強度的快速恢復。因此，通過在分斷支路正向串聯(lián)二極管，若VCB在電流第1次過零時未能可靠分斷，利用二極管的反向截斷過程（真空間隙“零休”時間）阻止真空間隙大電流燃弧，為介質(zhì)恢復創(chuàng)造有利環(huán)境，極大地提升VCB在電流第2次過零的分斷性能。VCB串聯(lián)二極管弧后分析如圖7所示。圖7中，d為二極管電壓；s1和s2分別為有無串聯(lián)二極管情況下VCB電流第2次過零附近建立的恢復電壓；c2和c1分別對應基于連續(xù)過渡模型改進前后的新陰極電場強度仿真結(jié)果；0和1分別為二極管反向阻斷開始和結(jié)束時刻；2為VCB串聯(lián)二極管情況下恢復電壓峰值時刻。分析可知，若VCB未串聯(lián)二極管，在其電流第2次過零附近由于觸頭間極小的分布電容p與換流支路形成放電路徑，分布電容存在高頻分壓過程，恢復電壓建立速度極快，幾乎瞬變至峰值；而二極管反向截斷作用恰能阻止此過程，因此緩解了恢復電壓建立速度，分斷性能得到一定提升。另外多次試驗發(fā)現(xiàn)，在二極管反向截斷結(jié)束后約25ms，c1及s1均達到峰值，表明VCB串聯(lián)二極管，經(jīng)過一段“零休”時間后，在電流第2次過零附近新陰極表面的功率密度已降至最低，僅有電場擊穿的趨勢。

圖7 VCB串聯(lián)二極管弧后分析

3.3 減小VCB電流過零前di/dt

由式（4）、式（5）可知，VCB電流過零附近的d/d直接關系到弧后電流幅值，進而影響弧后初始離子濃度。現(xiàn)通過在分斷支路串入飽和電抗器的方式減小VCB電流過零附近d/d，VCB串聯(lián)飽和電抗器弧后分析如圖8所示。s為低d/d區(qū)域持續(xù)時間，在該時間段內(nèi)真空間隙的等離子體注入速率較小，提高了弧后介質(zhì)絕緣強度，因此新陰極表面功率密度大幅降低，顯著改善了弧后真空間隙功率擊穿效應。

圖8 VCB串聯(lián)飽和電抗器弧后分析

3.4 減小VCB電流過零后du/dt

由式（6）、式（7）可知，VCB斷口間的暫態(tài)恢復電壓與弧后新陰極表面的電場強度與功率密度關系密切?，F(xiàn)引入在VCB兩端并聯(lián)阻容吸收支路的方式改善其電流過零后的d/d使弧后介質(zhì)恢復速度大于斷口暫態(tài)恢復電壓上升速度，文獻[24]給出了阻容參數(shù)的選取方法。加裝s=2Ω、s=3mF的阻容參數(shù)后，圖9分別為VCB并聯(lián)阻容吸收支路后在電流第1次過零發(fā)生弧后功率擊穿和電場擊穿的典型波形。其中，d2和d1分別對應模型改進前、后的新陰極表面功率密度。試驗與仿真對比顯示，在VCB電流過零后約12ms時刻對應模型改進后的功率密度峰值，此時斷口間能明顯建立起峰值約-4kV的恢復電壓；在VCB電流過零后約8ms時刻對應模型改進后的電場強度峰值，此時斷口間能明顯建立起峰值約-2.5kV的恢復電壓，因此改進后的弧后電磁暫態(tài)模型與試驗現(xiàn)象貼合度更高。多次重復試驗后發(fā)現(xiàn)，在VCB電流過零后約12ms附近建立起恢復電壓的峰值均大于8ms附近建立起恢復電壓的峰值，且次數(shù)更多，由此表明，VCB加裝阻容吸收支路后，能有效地緩解弧后電場擊穿趨勢，僅出現(xiàn)少數(shù)弧后功率擊穿的現(xiàn)象。

圖9 VCB并聯(lián)阻容吸收支路弧后分析

3.5 增大開距及或觸頭直徑

在燃弧時間不變的條件下，提升電磁斥力機構(gòu)動作速度使VCB電流第1次過零時刻觸頭間距增大，或者增大觸頭的直徑，盡可能保證電弧處于擴散燃燒狀態(tài)。通過增大電弧有效直徑使弧后真空間隙等離子體密度減小，新陰極表面功率密度及電場強度峰值隨開距及觸頭直徑的變化關系如圖10和圖11所示，增大開距及觸頭直徑在一定程度上減小功率密度及電場強度峰值，但均存在一最佳值使VCB電流第1次過零時刻電弧恰能由集聚態(tài)轉(zhuǎn)變?yōu)閿U散態(tài)，此后繼續(xù)增大開距或觸頭直徑，改善趨勢已不再明顯，且對裝置成本、體積及電磁斥力機構(gòu)的機械壽命帶來巨大挑戰(zhàn)。仿真分析表明，試驗中取開距gap=3mm，觸頭直徑0=80mm為最佳值。

4 結(jié)論

1）針對本文提出的大電流、高d/d環(huán)境，傳統(tǒng)連續(xù)過渡弧后電磁暫態(tài)模型已不再適用，通過引入觸頭開距和電弧有效直徑等動態(tài)參量對模型進行優(yōu)化。

圖10 增大開距對介質(zhì)恢復的影響

圖11 增大觸頭直徑對介質(zhì)恢復的影響

2）搭建與試驗電氣參數(shù)等價的仿真平臺，運用改進后的弧后電磁暫態(tài)模型進行仿真，提取弧后參量變化過程，結(jié)合試驗分析表明，僅采用VCB直接分斷故障電流，不能達到預期性能。

3）通過在分斷支路串入二極管，提高真空間隙“零休”時間，二極管反向截斷過程結(jié)束后，弧后新陰極表面的功率密度已降至最低，為VCB電流第2次過零時刻創(chuàng)造了有利分斷條件；另外，串聯(lián)二極管后恢復電壓建立速度也得到改善，降低了弧后發(fā)生電場擊穿的概率。通過在分斷支路串入飽和電抗器，利用VCB電流過零前飽和電抗器的退磁作用大幅降低d/d，使弧后初始離子濃度減小，從而緩解功率擊穿效應。通過在VCB兩端并聯(lián)阻容吸收支路，在多次相同試驗條件下發(fā)現(xiàn)，弧后發(fā)生功率擊穿的次數(shù)遠超過電場擊穿的次數(shù)，且建立恢復電壓的峰值更大，表明VCB加裝阻容吸收支路后，由于其電流過零后恢復電壓上升速度得到改善，電場擊穿趨勢不再明顯，而功率擊穿才是VCB電流第1次過零后發(fā)生電弧重燃的主要因素。

4）通過將改進前后的電弧模型與試驗結(jié)果對比分析，模型改進后新陰極表面的功率密度及電場強度峰值與斷口建立恢復電壓的峰值時刻吻合度更高，驗證了改進后模型的精準性，并根據(jù)該電弧暫態(tài)模型判定弧后發(fā)生電弧重燃的類型，為后續(xù)改善VCB分斷特性具有重要指導意義。

5）優(yōu)化觸頭直徑及動作開距，可在一定程度上提升介質(zhì)恢復能力，通過仿真選取一組最佳值。

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Post-Arc Transient Simulation and Dielectric Recovery Analysis Based on Improved DC Vacuum Circuit Breaker

（Ship Integrated Power System Technology Key Laboratory Wuhan Institute of Marine Electric Propulsion Wuhan 430064 China）

For DC vacuum circuit breakers used in high current and high di/dt breaking environments, the post-arc transient process with insulation recovery as the main feature directly affects their breaking characteristics. During the development of the sheath, the electric field strength and power density of the cathode surface after the end of arcing are the two factors that cause arc reignition. From the perspective of improving the recovery capability of the medium after the arcing, different test schemes were carried out at the peak arc current of about 23kA and the rate of the arc-extinguishing current of about 300A/μs. Moreover, based on continuous transitional sheath modeling, the variables such as contact opening dynamic process and the effective diameter of the arc are introduced. The design of commutation circuit parameters is guided based on the improved arc model. Finally, the equivalent analysis of PSCAD/EMTDC electromagnetic transient simulation and test is carried out. It is shown that the arc re-ignition trend of the vacuum circuit breaker after the arcing in the test is consistent with the simulation results, and the type of re-strike can be determined through the simulation results. Therefore, the improved post-arc electromagnetic transient modeling of vacuum circuit breaker is verified.

Breaking characteristics, post-arc, electric field, strength power density, dielectric recovery, arc re-ignition

TM561.2

10.19595/j.cnki.1000-6753.tces.191731

2019-12-11

2020-02-24

李 博 男，1991年生，工程師，研究方向為中壓直流限流技術。E-mail: 429595691@qq.com

彭振東 男，1987年生，高級工程師，研究方向為新型直流分斷及限流技術。E-mail: bsd1987@163.com（通信作者）

（編輯 崔文靜）