董冰冰 郭志遠(yuǎn)

氣體間隙開關(guān)噴射等離子體觸發(fā)性能劣化及剩余觸發(fā)壽命預(yù)測研究

董冰冰 郭志遠(yuǎn)

（合肥工業(yè)大學(xué)電氣與自動化工程學(xué)院 合肥 230009）

噴射等離子體誘導(dǎo)型氣體間隙開關(guān)用于電力系統(tǒng)過電壓防護(hù)具有明顯優(yōu)勢，但高注入觸發(fā)能量下多次放電累積效應(yīng)引起的觸發(fā)失效問題嚴(yán)重，極限可觸發(fā)次數(shù)具有不確定性，亟須開展觸發(fā)壽命與觸發(fā)有效參數(shù)的關(guān)聯(lián)規(guī)律以及剩余觸發(fā)壽命預(yù)測研究。為此該文搭建了氣體間隙開關(guān)觸發(fā)壽命研究平臺。結(jié)果表明，低容值觸發(fā)電路可迅速建立觸發(fā)放電主通道，電弧電流可達(dá)3.7 kA；高容值觸發(fā)電路提高了用于解離產(chǎn)氣材料而形成噴射等離子體的能量，顯著提升了觸發(fā)腔等離子體噴射觸發(fā)能力。觸發(fā)回路電容1距2放電時延Δ0、擊穿時延Δ1、觸通時延Δ2可分別用于表征觸發(fā)一級腔、二級腔、氣體開關(guān)導(dǎo)通性能的劣化程度，其變化過程可用于表征氣體開關(guān)觸發(fā)失效的閾值范圍。以等離子體噴射高度作為預(yù)測因子，建立了氣體開關(guān)剩余觸發(fā)壽命預(yù)測模型ARIMA(1, 1, 2)，預(yù)測值與試驗結(jié)果基本吻合，剩余觸發(fā)壽命預(yù)測誤差在10%以內(nèi)。研究結(jié)果可為氣體間隙開關(guān)實現(xiàn)穩(wěn)定觸通及觸發(fā)壽命預(yù)測提供理論參考和工程應(yīng)用指導(dǎo)。

氣體間隙開關(guān) 等離子體噴射 觸發(fā)失效 壽命預(yù)測 過電壓與接地

0 引言

隨著我國特高壓交直流混合輸電系統(tǒng)電壓等級的不斷提高以及安全穩(wěn)定運行的需要，輸電系統(tǒng)的過電壓防護(hù)水平亟待提高[1-2]?；诓⒙?lián)旁路開關(guān)的可控避雷器技術(shù)，可在系統(tǒng)過電壓情況下控制開關(guān)快速閉合，將避雷器受控閥柱短接，動態(tài)改變可控避雷器的伏安特性以降低殘壓，達(dá)到深度限制過電壓的目的[3-4]。傳統(tǒng)的空氣間隙型控制開關(guān)易受外界因素影響，動作不穩(wěn)定且不可控[5]。常規(guī)旁路控制開關(guān)動作時間長（工程中要求可控避雷器快速旁路開關(guān)的動作時間在1 ms以內(nèi)），存在時序配合問題[6-7]。由功率器件組合、搭配的控制開關(guān)動作迅速、穩(wěn)定，但結(jié)構(gòu)復(fù)雜且工作場景具有局限性[8-9]?；谧贤忸A(yù)電離、激光預(yù)電離、場畸變等觸發(fā)的氣體開關(guān)，導(dǎo)通時延可低至μs內(nèi)、抖動低、動作可靠性高，但工作系數(shù)較高，觸發(fā)條件參數(shù)嚴(yán)格[10-12]。而基于電弧消融毛細(xì)管產(chǎn)生等離子體噴射觸發(fā)的氣體間隙開關(guān)，可在亞ms內(nèi)快速導(dǎo)通、可控性強，通過調(diào)節(jié)觸發(fā)條件參數(shù)即可適用于不同工作場景，滿足可控避雷器的動作需求。將其用于限制系統(tǒng)過電壓，在保障輸電系統(tǒng)安全、穩(wěn)定運行方面具有顯著優(yōu)勢[13-15]。

噴射等離子體誘導(dǎo)型氣體間隙開關(guān)是在沿面電弧的焦耳熱作用下，燒蝕觸發(fā)腔內(nèi)壁產(chǎn)氣材料，形成高溫、高電導(dǎo)率、高速噴射的等離子體射流，誘導(dǎo)氣體開關(guān)快速觸通。工程中可控避雷器長期運行時要求控制開關(guān)能夠穩(wěn)定、可靠地觸通，這就需要提高觸發(fā)能量，以提升噴射觸發(fā)性能[16-17]。但高注入能量下多次放電累積效應(yīng)明顯，氣體間隙開關(guān)的等離子體噴射特性及觸發(fā)性能都會隨著觸發(fā)腔的燒蝕累積而發(fā)生不可逆的劣化，從而導(dǎo)致氣體開關(guān)誘導(dǎo)擊穿失效問題嚴(yán)重，其可靠觸發(fā)次數(shù)存在不確定性。目前，國內(nèi)外對噴射等離子體誘導(dǎo)型氣體間隙開關(guān)的觸發(fā)壽命預(yù)測研究尚少，主要集中在消融控制電弧產(chǎn)生等離子體作用機理以及觸發(fā)終止研究。文獻(xiàn)[18]提及一種雙層燒蝕模型，電弧電流一方面以輻射的方式傳遞能量，使絕緣材料表面氣化形成一層過渡蒸氣層；另一方面則以焦耳熱作用，使得過渡蒸氣層中的氣體分子發(fā)生解離形成等離子體，不斷匯聚形成射流。文獻(xiàn)[19-20]認(rèn)為電極燒蝕和觸發(fā)腔放電通道炭化是影響觸發(fā)壽命的主要因素，燒蝕產(chǎn)物累積導(dǎo)致高壓脈沖無法擊穿觸發(fā)通道而引起觸發(fā)失敗。文獻(xiàn)[21]通過監(jiān)測沿面閃絡(luò)電壓、導(dǎo)通時延隨觸發(fā)次數(shù)的變化過程反映觸發(fā)腔狀態(tài)，結(jié)果表明觸發(fā)腔內(nèi)壁劣化是氣體間隙開關(guān)壽命終止的主要原因。文獻(xiàn)[22-23]指出電極燒蝕產(chǎn)物的附著、污染降低了開關(guān)絕緣性能，縮短了開關(guān)壽命。文獻(xiàn)[24-25]認(rèn)為多次放電后，燒蝕產(chǎn)物的附著污染了絕緣材料，其絕緣表面狀態(tài)呈現(xiàn)軸向分布特性，易引起表面電壓分布不均和局部電場強度增大，導(dǎo)致觸發(fā)失效概率增大。文獻(xiàn)[26]指出觸發(fā)腔內(nèi)壁因沿面電弧燒蝕而逐漸變形，使得觸發(fā)通道內(nèi)等離子體噴射發(fā)展受阻，引起觸發(fā)困難甚至熄弧。

目前，對毛細(xì)管放電燒蝕產(chǎn)生等離子體的物理發(fā)展過程以及氣體開關(guān)觸發(fā)終止研究已較為全面，但缺乏對氣體開關(guān)觸發(fā)腔電弧燒蝕特征量與觸發(fā)有效性特征參數(shù)的關(guān)聯(lián)規(guī)律研究，未考慮高注入能量下多次放電累積效應(yīng)引起的觸發(fā)失效問題以及能量注入速率影響的觸發(fā)穩(wěn)定性問題。鑒于此，本文搭建了噴射等離子體誘導(dǎo)型氣體間隙開關(guān)觸發(fā)壽命試驗平臺，研究多次觸發(fā)放電作用下氣體開關(guān)觸發(fā)有效性特征參數(shù)變化規(guī)律，提取表征觸發(fā)性能劣化進(jìn)程的強關(guān)聯(lián)參數(shù)，進(jìn)而提出剩余壽命預(yù)測模型，并進(jìn)行試驗驗證，為氣體間隙開關(guān)穩(wěn)定觸通及觸發(fā)壽命預(yù)測提供理論參考和工程應(yīng)用指導(dǎo)。

1 氣體間隙開關(guān)觸發(fā)壽命研究平臺

氣體間隙開關(guān)觸發(fā)壽命試驗研究平臺拓?fù)浼霸囼炃粌?nèi)部結(jié)構(gòu)如圖1所示，主要由回路控制模塊、觸發(fā)試驗?zāi)K和數(shù)據(jù)采集模塊組成。

回路控制模塊由觸發(fā)信號控制板、自動充電回路和計算機等組成，實現(xiàn)試驗回路的通斷、電容充放電和觸發(fā)次數(shù)記錄等功能。觸發(fā)試驗?zāi)K主要由試驗腔、氣體間隙開關(guān)樣機、儲能電容1、脈沖電容2、晶閘管SCR1與SCR2、脈沖變壓器、直流高壓發(fā)生器等組成。氣體開關(guān)觸發(fā)腔為兩級沿面接續(xù)式觸發(fā)結(jié)構(gòu)，由針電極施加高壓脈沖在一級腔（針電極、聚四氟乙烯（Polytetrafluoroethylene, PTFE）、中間電極組成）內(nèi)發(fā)生放電，當(dāng)少量等離子體貫穿二級腔（中間電極、PTFE、地電極組成）時，1釋放能量，燒蝕內(nèi)壁材料產(chǎn)生大量等離子體，形成集聚噴射，誘導(dǎo)氣體開關(guān)觸發(fā)導(dǎo)通。數(shù)據(jù)采集模塊包括高壓探頭（Tektronix P6015A）、羅氏線圈（Pearson 4997）、示波器（Tektronix DPO2024B）、高速相機（Photron SAZ）等，在試驗過程中監(jiān)測氣體開關(guān)高壓電極電壓、回路電流、氣體開關(guān)導(dǎo)通時延和等離子體射流形態(tài)。試驗過程中，以施加在開關(guān)高壓電極上的直流電壓信號是否跌落，來判定氣體開關(guān)是否成功觸通。

圖1 氣體間隙開關(guān)觸發(fā)壽命研究平臺拓?fù)浼捌鋬?nèi)部結(jié)構(gòu)

氣體間隙開關(guān)成功觸通的典型放電波形如圖2所示。圖中，0為2放電時刻，即氣體開關(guān)觸發(fā)動作的起始時刻。1為1放電時刻，此時主通道電弧電流形成，沿面燒蝕觸發(fā)腔內(nèi)壁產(chǎn)氣材料形成大量等離子體，噴射出觸發(fā)腔，同步控制高速相機拍攝等離子體射流形態(tài)的發(fā)展過程。因此，1也是等離子體射流形成的初始時刻。2時刻氣體開關(guān)觸通，3時刻主通道電弧熄滅，沿面電弧燒蝕過程終止。Δ0為2與1間的放電間隔，Δ1為主間隙誘導(dǎo)擊穿時延，Δ2為氣體開關(guān)觸通時延，Δ3為主放電通道電弧電流的持續(xù)時間。

圖2 氣體間隙開關(guān)典型放電波形

隨著觸發(fā)放電次數(shù)的增加，氣體間隙開關(guān)等離子體噴射性能逐漸降低，易引起觸發(fā)不穩(wěn)定現(xiàn)象，甚至觸發(fā)失敗。因此，為獲得氣體開關(guān)觸發(fā)性能劣化及其特征參數(shù)的漸變過程，在給定觸發(fā)條件下進(jìn)行連續(xù)觸發(fā)試驗，直至觸發(fā)失效。為簡化觸發(fā)試驗操作與數(shù)據(jù)記錄，設(shè)計了一套自動充放電與觸發(fā)計數(shù)電路，其拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)如圖3所示。

以儲能電容1的充放電過程為例，在觸發(fā)實驗開始時按下起動按鈕SB1：

圖3 自動充放電觸發(fā)計數(shù)回路拓?fù)?/p>

1）中間繼電器KA1線圈、斷電延時時間繼電器KT2線圈得電，KA1常開觸點K1閉合，兩個KT2常開觸點閉合，此時1開始充電。

2）通電延時時間繼電器KT1線圈得電后，經(jīng)過預(yù)設(shè)時延c1后，KT1常閉觸點斷開、常開觸點閉合，此時1充電至預(yù)設(shè)電壓。

3）KA1線圈、KT2線圈失電，常開觸點K1復(fù)位，1充電回路斷開，經(jīng)過預(yù)設(shè)延時（由1、2充電至預(yù)設(shè)電壓所需時間以及相鄰2次觸發(fā)放電試驗間隔組成，試驗中設(shè)置為3 min），控制模塊發(fā)出觸發(fā)命令，控制SCR1和SCR2導(dǎo)通，2、1相繼放電，氣體開關(guān)觸通。計數(shù)器回路經(jīng)歷1次開斷，數(shù)顯式電子計數(shù)器計數(shù)1次。斷電延時時間繼電器常開觸點KT2復(fù)位，進(jìn)入下一次充放電試驗。

2 試驗結(jié)果與分析

2.1 能量釋放速率對等離子體噴射特性影響

噴射等離子體誘導(dǎo)型氣體間隙開關(guān)的動作穩(wěn)定性主要取決于觸發(fā)腔噴射等離子體特征參數(shù)。等離子體噴射特性主要由儲能電容釋放能量及其速率決定。由前期研究可知，高注入能量下的噴射等離子體特性參數(shù)得到顯著提升，可實現(xiàn)較短時間和較低噴射高度下氣體開關(guān)的穩(wěn)定觸發(fā)導(dǎo)通[14,16]。

由圖1氣體開關(guān)拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)可知，儲能電容1通過中間電極沿著主放電通道的放電回路近似等效為放電回路，電容能量釋放速率與放電回路的時間常數(shù)有關(guān)，主要取決于放電回路電阻及容值的大小。因此，固定觸發(fā)能量86.4 J不變，即1為40～240 μF、充電電壓相應(yīng)為2.08～0.85 kV，研究能量釋放速率對等離子體噴射特性的影響規(guī)律，并分析氣體開關(guān)導(dǎo)通性能的影響特性。噴射等離子體特性參數(shù)的提取方法及時空演化過程參考文獻(xiàn)[14,16]。觸發(fā)腔內(nèi)部主放電通道的電壓、電流、電功率波形如圖4所示，噴射等離子體特征參數(shù)如圖5所示。

分析圖4和圖5可知：

1）觸發(fā)回路容值越小，能量釋放速率越快，觸發(fā)腔內(nèi)部電弧燒蝕的持續(xù)時間越短，電流波形的上升率明顯大于下降率，且增大容值引起電流的下降率隨之減小。在40 μF低容值下，主通道電弧電流的持續(xù)時間為55.0 μs，電流峰值可達(dá)3.7 kA，放電瞬時功率最高可達(dá)3.6 MW，電流上升階段的弧道沉積能量為26.6 J，下降階段為28.7 J；而在240 μF高容值下，放電時間為124.8 μs，電流峰值為2.93 kA，放電瞬時功率最高為1.21 MW，電流上升與下降階段的弧道沉積能量分別為20.2 J和36.7 J。

圖5 不同能量釋放速率下噴射等離子體特征參數(shù)

2）不同能量釋放速率下，氣體開關(guān)觸通過程中噴射等離子體特性參數(shù)的初始演化速率較為接近，隨后變化速率存在明顯差異。高容值240 μF下，等離子噴射面積在105.6 μs時達(dá)到峰值417.5 mm2，噴射高度為45.0 mm，發(fā)展至38.76 mm時即可誘導(dǎo)氣體開關(guān)觸通；而在低容值40 μF下僅需63 μs即達(dá)到峰值168.3 mm2，噴射高度僅為28.1 mm，此時無法誘導(dǎo)氣體開關(guān)主間隙擊穿，即觸發(fā)失敗。

分析其原因主要為：當(dāng)固定注入能量不變，在低容值觸發(fā)回路中，能量迅速釋放，在瞬態(tài)高電壓作用下建立了觸發(fā)腔沿面電弧燒蝕主放電通道，電弧電流迅速達(dá)到kA級，瞬時功率達(dá)MW級。根據(jù)電弧燒蝕產(chǎn)生等離子體的兩區(qū)域模型可知，電弧燒蝕觸發(fā)腔內(nèi)壁絕緣材料時以輻射的方式傳遞能量，一方面絕緣材料發(fā)生氣化，形成過渡蒸氣層；另一方面過渡蒸氣層中的氣體分子受焦耳熱作用發(fā)生解離形成等離子體[18]。因此，放電電流波形的前半段釋放的能量主要用于建立燒蝕通道、氣化產(chǎn)氣材料；而后半段用于解離快速形成等離子體。在40 μF容值下，能量釋放速率快，高溫?zé)g環(huán)境瞬間建立，等離子體射流迅速形成并噴射出腔。但主通道電弧電流作用于觸發(fā)通道的時間較短，產(chǎn)氣材料未得到充分燒蝕，過渡蒸氣層內(nèi)的氣體分子未完全解離形成等離子體，等離子體射流的電導(dǎo)率較低，且在較短的燒蝕時間內(nèi)積聚形成的氣動力不足，故等離子體的噴射持續(xù)時間與特征參數(shù)下降，無法誘導(dǎo)氣體開關(guān)觸通。而相同能量下的240 μF高容值放電回路中，電弧電流燒蝕作用時間較長，用于解離形成等離子體的能量增大，觸發(fā)腔噴射能力得到增強，等離子體噴射特性得到明顯提升，可以實現(xiàn)氣體開關(guān)的穩(wěn)定觸通。

2.2 氣體開關(guān)噴射等離子體觸發(fā)性能劣化過程

隨著觸發(fā)次數(shù)累積，觸發(fā)腔電弧燒蝕引起氣體開關(guān)觸發(fā)性能逐漸劣化，因此固定開關(guān)主間隙為 40 mm，工作電壓為20 kV，儲能電容1、脈沖電容2分別為120 μF、20 μF，充電電壓均為1.2 kV，在0.35 MPa干燥空氣下開展觸發(fā)壽命試驗，通過監(jiān)測氣體開關(guān)觸發(fā)性能劣化過程，提取影響觸發(fā)壽命強相關(guān)的觸發(fā)有效性特征參數(shù)，進(jìn)而對觸發(fā)性能劣化過程予以表征。以任意100次試驗中出現(xiàn)2次觸發(fā)失敗作為觸發(fā)壽命終止。氣體間隙開關(guān)觸通時延觸通時延Δ2、擊穿時延Δ1、電容1與2間的放電時延Δ0、等離子體噴射高度、噴射面積變化如圖6和圖7所示。

分析圖6和圖7可得：

1）隨著觸發(fā)次數(shù)的增加，放電時延（Δ0, Δ1, Δ2）均逐漸增大。至觸發(fā)壽命終止時，Δ0由196ms增至426ms，增大近1.2倍；Δ2由270ms增至565ms，增大了近1.1倍。壽命初期的Δ0變化較為平緩，隨后其增長率與抖動性迅速增大；至壽命中后期，增長率與分散性均有所下降。Δ1的增長率整體變化較小，增大近67%，觸發(fā)1 500次后的時延抖動性明顯增大，Δ1出現(xiàn)明顯波動。Δ2呈快速增長趨勢，但觸發(fā)壽命初期與中期出現(xiàn)緩慢增長現(xiàn)象。

圖6 氣體開關(guān)放電時延隨觸發(fā)次數(shù)的變化

2）隨著觸發(fā)次數(shù)的增加，噴射等離子體特性參數(shù)迅速衰減，噴射高度由40 mm減小至29 mm，下降了27.5%；噴射面積由348.86 mm2下降至143.60 mm2，減小了約59%。觸發(fā)1 200次之前，噴射面積呈線性衰減，分布較為集中；而至觸發(fā)壽命中后期，分散性明顯增大。觸發(fā)壽命初期等離子體射流可達(dá)開關(guān)高壓電極，至1 800次后噴射高度低于29 mm，無法穩(wěn)定誘導(dǎo)氣體開關(guān)主間隙擊穿，導(dǎo)致觸發(fā)失敗。

主要原因在于電容1距2的放電時延Δ0由觸發(fā)設(shè)置時延和主放電通道建立的時間組成。試驗中觸發(fā)設(shè)置時延為20ms，由于重復(fù)觸發(fā)的累積效應(yīng)，一級腔產(chǎn)氣性能受到不可逆轉(zhuǎn)的劣化，電弧燒蝕產(chǎn)生的等離子體量及其噴射速度逐漸減小，導(dǎo)致其在二級腔內(nèi)短接中間電極與地電極建立主放電通道的時間變長，進(jìn)而導(dǎo)致1放電時間不斷滯后。氣體開關(guān)主間隙的擊穿時延Δ1由1放電釋放能量開始，至等離子體射流發(fā)展至一定高度誘導(dǎo)主間隙擊穿為止。觸發(fā)初期，在高注入能量作用下，噴射速度可達(dá)1.6～1.8 km/s，迅速發(fā)展至高壓電極附近，能可靠誘導(dǎo)開關(guān)主間隙擊穿放電。而重復(fù)觸發(fā)累積效應(yīng)下絕緣材料的產(chǎn)氣能力與弧道能量利用率下降，導(dǎo)致等離子體射流產(chǎn)生的氣動力降低，噴射初始速度衰減至0.66 km/s，射流發(fā)展至誘導(dǎo)擊穿高度的時間延長，故Δ1增大。由于等離子體噴射高度減小，引起開關(guān)主間隙背景電場的畸變效應(yīng)減弱，無法誘導(dǎo)氣體開關(guān)主間隙擊穿，觸通失敗。

在上述研究基礎(chǔ)上，氣體開關(guān)觸發(fā)腔表面形貌燒蝕變化如圖8所示，沿面電弧累積燒蝕引起觸發(fā)腔形態(tài)特征量變化見表1。

圖8 觸發(fā)腔表面形貌隨觸發(fā)次數(shù)的變化

表1 觸發(fā)腔形態(tài)特征量變化

Tab.1 Triggers a change in the amount of cavity morphology characteristics

分析圖8和表1可知，氣體開關(guān)觸發(fā)腔一級腔的形貌變化分為兩個階段：第1階段（0～1 000次），在高壓脈沖與1釋放部分能量的作用下，一級腔表面及內(nèi)部通道有明顯的黑色燒蝕產(chǎn)物附著，其內(nèi)壁燒蝕產(chǎn)物累積，引起表面粗糙度增大，可見明顯的燒蝕凹坑，噴口直徑由2 mm增至4.27 mm，燒蝕量為217.9 mg；第2階段（1 000～1 800次），一級腔噴口處呈類圓臺狀熔化，越靠近針電極處，燒蝕融化現(xiàn)象越嚴(yán)重，一級腔沿面燒蝕產(chǎn)物附著減少，噴口直徑則從4.27 mm增大至5.82 mm，燒蝕量為156.7 mg。整個觸發(fā)過程中，二級腔整體呈圓柱狀燒蝕熔化，噴口直徑增大了近2.3倍，電弧燒蝕產(chǎn)物量高達(dá)437.2 mg，但未有明顯黑色燒蝕產(chǎn)物附著。

產(chǎn)生上述現(xiàn)象的主要原因在于氣體開關(guān)觸發(fā)腔經(jīng)過大能量的電弧燒蝕累積后，其結(jié)構(gòu)和性能均發(fā)生了不可逆的劣化。一級腔絕緣材料在高壓脈沖放電和儲能電容釋放部分能量的燒蝕下發(fā)生熔化，易液化飛濺，碰撞中間電極后降溫而附著于一級腔內(nèi)壁及其外表面上；二級腔由于等離子體高氣壓、高速噴射，導(dǎo)致燒蝕產(chǎn)物未及時冷卻、附著，而隨著等離子體射流噴射出觸發(fā)腔。觸發(fā)放電過程中，一級腔放電主要起“點火”作用，放電電弧能量較小，其噴口直徑與燒蝕量變化較?。欢壡皇请娀g形成等離子體射流的主要場所，放電電流峰值達(dá)3.1 kA，能量釋放和電弧燒蝕過程劇烈，絕緣材料不斷熔解氣化形成大量等離子體，致其燒蝕量與噴口直徑發(fā)生顯著變化。在重復(fù)觸發(fā)放電作用下，聚四氟乙烯抗燒蝕能力下降，導(dǎo)致一級腔形貌變化呈現(xiàn)兩個階段。觸發(fā)壽命后期，二級腔內(nèi)積聚的焦耳熱經(jīng)過中間電極的熱傳遞作用，導(dǎo)致一級腔外表面也出現(xiàn)熔化現(xiàn)象。二級腔在大電流焦耳熱的作用下整體燒蝕熔化，燒蝕情況較為連續(xù)，觸發(fā)通道也被沿面電弧燒蝕熔化，進(jìn)一步制約了等離子體噴射觸發(fā)能力。

2.3 基于ARIMA模型的剩余觸發(fā)壽命預(yù)測模型

時間序列模型是通過分析歷史數(shù)據(jù)，對未來趨勢進(jìn)行直接預(yù)測的方法[27]。由2.2節(jié)可知，表征氣體開關(guān)觸發(fā)性能劣化過程的特征參數(shù)隨時間（觸發(fā)次數(shù)）的變化具有明顯的趨勢性和序列相關(guān)性。因此，采用非平穩(wěn)隨機過程預(yù)測的非平穩(wěn)時間序列ARIMA(,,)模型[28]，對氣體間隙開關(guān)剩余觸發(fā)壽命進(jìn)行預(yù)測評估，其主要步驟[27-28]如下：

1）觸發(fā)壽命的平穩(wěn)化處理。時間序列模型只適用于平穩(wěn)序列，因此需要對數(shù)據(jù)序列進(jìn)行平穩(wěn)化處理。

2）模型參數(shù)識別。對數(shù)據(jù)樣本進(jìn)行自相關(guān)函數(shù)（Auto-Correlation Function, ACF）和偏自相關(guān)函數(shù)（Partial Auto-Correlation Function, PACF）檢驗，選擇合適的自回歸階數(shù)和移動平均階數(shù)。

3）模型參數(shù)擇優(yōu)。通過赤池信息準(zhǔn)則（Akaike Information Criterion, AIC）、貝葉斯信息準(zhǔn)則（Bayesian Information Criterion, BIC）、優(yōu)劣指標(biāo)值（Hannan-Quinn, HQ）等信息準(zhǔn)則檢驗，對模型參數(shù)進(jìn)行擇優(yōu)。

4）模型檢驗。對模型進(jìn)行顯著性檢驗，判斷模型殘差是否為白噪聲，即模型是否可用。

5）剩余壽命預(yù)測。建立訓(xùn)練集和預(yù)測集，進(jìn)行氣體開關(guān)觸發(fā)壽命預(yù)測。

2.3.1 預(yù)測因子的選取

本文2.2節(jié)獲得的等離子體噴射高度、噴射面積峰值，放電時延（Δ2, Δ1, Δ0）及觸發(fā)腔燒蝕量等特征參數(shù)均可表征氣體開關(guān)觸發(fā)性能的劣化過程。但較多的特征參數(shù)增加了模型的復(fù)雜度，且較多的冗余信息和弱關(guān)聯(lián)的特征量也會影響預(yù)測精度。因此，需對特征參數(shù)進(jìn)行篩選以確定合適的預(yù)測因子。利用Spearman相關(guān)系數(shù)檢驗特征參數(shù)的相關(guān)性熱力圖如圖9所示，各特征參數(shù)序列的離散度檢驗結(jié)果見表2。

圖9 Spearman相關(guān)系數(shù)相關(guān)性分析熱力圖

表2 特征參數(shù)離散度校驗

Tab.2 Characteristic parameter dispersion calibration

分析圖9和表2可知，噴射高度峰值與觸發(fā)次數(shù)之間呈強負(fù)相關(guān)性，相關(guān)系數(shù)高達(dá)-0.881。而且噴射高度峰值的標(biāo)準(zhǔn)差與方差均為最小，即序列內(nèi)個體取值離散度低、數(shù)據(jù)分散性小、序列相關(guān)性強。因此，選取噴射高度峰值作為預(yù)測模型的預(yù)測因子。

2.3.2 數(shù)據(jù)平穩(wěn)化檢驗

時間序列模型搭建的前提是采集的表征觸發(fā)壽命的數(shù)據(jù)是平穩(wěn)序列。因此采用單位根檢驗中的ADF（augmented Dickey Fuller）檢驗方法對觸發(fā)壽命數(shù)據(jù)進(jìn)行檢驗，其基本檢驗過程[29]如下。

1）模型1：無漂移項自回歸

2）模型2：有漂移項自回歸

3）模型3：帶趨勢項自回歸

表3 ADF檢驗表

Tab.3 ADF test table

①此值代表1%的顯著性水平。

由表3可知，原始序列（差分階數(shù)為0）的T檢驗結(jié)果值遠(yuǎn)大于90%置信水平下的臨界值-2.56，因此無法拒絕序列不平穩(wěn)的原假設(shè)。此外序列值為0.939，不滿足顯著性水平，說明該序列為不平穩(wěn)時間序列，需進(jìn)行平穩(wěn)化處理?；?階、2階差分處理后的序列ADF檢驗可知，此時序列的T檢驗值和顯著性水平值均遠(yuǎn)小于1%的置信度臨界值，即序列有99%的置信水平拒絕原假設(shè)，為平穩(wěn)序列。赤池信息準(zhǔn)則AIC用于衡量模型的擬合優(yōu)異性，在滿足序列平穩(wěn)性要求的基礎(chǔ)上，1階差分序列的AIC值最小，擬合效果更優(yōu)，因此選取1階差分序列進(jìn)行模型搭建，即模型中的值為差分階數(shù)1階。

2.3.3 模型參數(shù)估計

對處理后的數(shù)據(jù)依次進(jìn)行ACF和PACF檢驗，根據(jù)數(shù)據(jù)截尾、拖尾特性選擇合適的和。基于1階差分序列的ACF、PACF及滯后階數(shù)檢驗結(jié)果如圖10所示。

圖10 相關(guān)系數(shù)檢驗

ACF與PACF檢驗結(jié)果在較大滯后階數(shù)下仍有一定的振蕩趨勢，但ACF在滯后2期，PACF在滯后3期時已接近0，因此可取值1、2，取值1、2、3來搭建模型。利用信息準(zhǔn)則對參數(shù)進(jìn)行擇優(yōu)，其檢驗結(jié)果見表4。

表4 信息準(zhǔn)則檢驗

Tab.4 Information criterion test

依據(jù)信息準(zhǔn)則越小越優(yōu)判據(jù)，綜合比較AIC、施瓦茲準(zhǔn)則（Schwarz Criterion, SC）、HQ結(jié)果發(fā)現(xiàn)，模型ARIMA(1, 1, 2)表現(xiàn)最優(yōu)，因此確立此參數(shù)為后續(xù)預(yù)測模型參數(shù)并進(jìn)行殘差檢驗。

2.3.4 模型檢驗

基于1階差分序列，擬合的模型結(jié)果為ARIMA(1, 1, 2)，模型公式為

將搭建的模型進(jìn)行顯著性檢驗，檢驗?zāi)Ｐ褪欠襁m配樣本信息，同時要求剩余殘差項不含樣本信息，為白噪聲序列且服從正態(tài)分布，否則需要重新建模。ARIMA(1, 1, 2)模型顯著性檢驗結(jié)果見表5。殘差序列的ACF、PACF、正態(tài)假設(shè)檢驗如圖11所示。

表5 模型顯著性檢驗

Tab.5 Model significance test

圖11 殘差檢驗

分析表5與圖11可知：

1）延遲6期的Q統(tǒng)計量值遠(yuǎn)小于其對應(yīng)值，不呈現(xiàn)顯著性，不能拒絕模型殘差為純隨機序列的假設(shè)。根據(jù)Q統(tǒng)計量的值（值大于0.1為白噪聲序列）對模型殘差進(jìn)行檢驗，說明該殘差序列為白噪聲序列；同時模型的擬合優(yōu)度2高達(dá)0.915，接近于1，模型表現(xiàn)優(yōu)秀，可滿足要求。

2）ACF與PACF的相關(guān)系數(shù)波動均在置信上限和置信下限內(nèi)，表明ARIMA(1, 1, 2)模型的殘差為白噪聲序列。殘差分布直方圖的核密度曲線接近于正態(tài)分布密度函數(shù)，說明正態(tài)分布假設(shè)正確。正態(tài)分布Q-Q圖的殘差分位點集中在對角線，也說明符合正態(tài)分布假設(shè)。

綜上所述，ARIMA(1, 1, 2)模型的殘差為白噪聲序列，樣本信息提取充分，模型擬合優(yōu)度高，可滿足要求。

2.3.5 預(yù)測結(jié)果分析

利用ARIMA(1, 1, 2)模型對氣體開關(guān)剩余觸發(fā)壽命進(jìn)行預(yù)測。將噴射高度峰值序列劃分?jǐn)?shù)據(jù)集，以80%的數(shù)據(jù)為訓(xùn)練集，20%數(shù)據(jù)為測試集，進(jìn)行剩余觸發(fā)壽命模型檢驗。模型預(yù)測結(jié)果如圖12所示，預(yù)測值與試驗值的校驗結(jié)果見表6。

圖12 噴射高度預(yù)測結(jié)果

表6 模型預(yù)測結(jié)果檢驗

Tab.6 Test of model prediction results

分析圖12與表6可知，平均絕對百分比誤差（Mean Absolute Percentage Error, MAPE）、均方誤差（Mean-Square Error, MSE）、方均根誤差（Root-Mean-Square Error, RMSE）和平均絕對值誤差（Mean Absolute Error, MAE）均小于1，預(yù)測值與試驗值之間的擬合度高。因此，ARIMA(1, 1, 2)預(yù)測模型具有較高的預(yù)測精度和較強的適應(yīng)能力，可用于氣體開關(guān)剩余觸發(fā)壽命預(yù)測研究。

由2.2節(jié)可知，當(dāng)?shù)入x子體噴射高度低于29 mm時，氣體開關(guān)觸通出現(xiàn)不穩(wěn)定現(xiàn)象。因此，本部分以噴射高度小于29 mm作為氣體開關(guān)觸通失敗的臨界條件，即噴射高度預(yù)測值低于29 mm時，停止模型預(yù)測，模型迭代次數(shù)即為剩余觸發(fā)壽命次數(shù)。利用ARIMA(1, 1, 2)模型對剩余觸發(fā)剩余壽命分別進(jìn)行單步、多步預(yù)測，其預(yù)測結(jié)果如圖13所示。

由圖13可知，單步預(yù)測時，氣體開關(guān)最終觸發(fā)壽命為1 838次，而多步預(yù)測為1 907次，與試驗結(jié)果1 800次相比，單步預(yù)測更準(zhǔn)確。主要是因為單步預(yù)測是以前次實際值作為輸入來預(yù)測第+1次的值，多步預(yù)測是以第-1次實際值加上第次預(yù)測值予以計算。單步預(yù)測以樣本數(shù)據(jù)的實際值進(jìn)行迭代，而多步預(yù)測以模型的預(yù)測值進(jìn)行迭代，但隨著預(yù)測誤差的迭代累積，導(dǎo)致預(yù)測值偏差較大；而單步預(yù)測不存在上述誤差累積，因此預(yù)測值更接近于真實值。

圖13 剩余觸發(fā)壽命預(yù)測

綜上所述，基于ARIMA(1, 1, 2)模型的預(yù)測值與試驗值基本吻合，剩余觸發(fā)壽命預(yù)測誤差在10%以內(nèi)，可以滿足氣體開關(guān)觸發(fā)壽命預(yù)測要求。

3 結(jié)論

1）高容值觸發(fā)回路中的氣體開關(guān)觸發(fā)腔絕緣內(nèi)壁的電弧燒蝕持續(xù)時間延長了1.1倍，用于解離形成等離子體的能量增大了25%，顯著提升了觸發(fā)腔等離子體噴射觸發(fā)能力，可實現(xiàn)較低噴射高度下氣體間隙開關(guān)穩(wěn)定觸發(fā)導(dǎo)通。

2）氣體間隙開關(guān)觸發(fā)壽命終止時，擊穿時延Δ1和觸通時延Δ2增大了67%和1.1倍，其變化規(guī)律用于表征觸發(fā)性能劣化；一、二級觸發(fā)腔噴口直徑增大了近1.9倍和2.3倍，致其等離子體噴射性能下降，可反映誘導(dǎo)擊穿能力降低。通過檢測上述特征量閾值，可判斷觸發(fā)性能劣化進(jìn)程。

3）基于等離子體噴射高度與氣體間隙開關(guān)觸發(fā)性能劣化強相關(guān)規(guī)律，建立了剩余觸發(fā)壽命預(yù)測模型ARIMA(1, 1, 2)，模型預(yù)測值與實驗值較為吻合，可用于氣體開關(guān)觸發(fā)壽命預(yù)測。

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Study on Triggering Performance Degradation and Remaining Trigger Life Prediction of Gas Gap Switch Jet Plasma

Dong Bingbing Guo Zhiyuan

（School of Electrical Engineering and Automation Hefei University of Technology Hefei 230009 China）

The cumulative effect of multiple discharges at high injected trigger energy causes a serious problem of trigger failure of the Plasma-Jet-Triggered gas gap switch. In order to achieve stable triggering conduction of the gas switch, the experiment of the influence of the injection energy rate on the plasma injection characteristics and the study of the degradation of the gas switch triggering performance under repeated triggering were carried out t based on the gas switch trigger life research platform. Finally, a residual trigger life prediction model was established to predict the gas switch trigger life based on the law of gradual change of the trigger characteristic parameters.

The results are as follows:

(1) The energy release rate is fast under the 40 μF capacitive discharge circuit, the high-temperature ablation environment is instantly established, and the plasma jet is rapidly formed and ejected from the cavity, but the main channel arc current acts on the trigger channel for a short period of time, the gas-producing material is not fully ablated, the gas molecules in the ferry vapor layer are not completely dissociated to form plasma, the conductivity of the plasma jet is low, and the aerodynamic force of the plasma jet accumulated in the short ablation time is insufficient, so the plasma jet duration and characteristic parameters are reduced, and the gas switch touch-on cannot be induced. Under the 240 μF high-capacity trigger circuit, the arc ablation time is extended by 1.3 times and the energy used for dissociation to form plasma is increased by 24.4%, which significantly improves the plasma jet parameters (jet area, height, velocity, etc.) and enables stable trigger conduction of the gas gap switch at a lower jet height.

(2) Under repeated triggering, the ablation products on the inner wall of the first cavity accumulate, the surface roughness increases, the discharge path gradually deteriorates, resulting in the gradual deterioration of the triggering discharge performance of the first cavity, and the discharge time delay Δ0between capacitors1and2increases. Under the effect of intense ablation along the surface arc current, the diameter of the second cavity nozzle gradually increases, the pressure difference between the inside and outside of the trigger cavity nozzle decreases, and the cumulative effect of the insulation material gas production capacity and arc energy utilization decreases, which leads to a decrease in the plasma jet characteristics parameters, causing a weakening of the distortion effect of the background electric field of the main gap of the switch, resulting in an increase in the breakdown time delay Δ1. By the end of the trigger life, breakdown delay Δ1and on-time delay Δ2increased by 0.67 and 1.1 times, respectively. And the diameter of the first and second trigger cavity nozzles increased to nearly 1.9 and 2.3 times, respectively. Δ0, Δ1, Δ2can be used to characterize the degree of deterioration of the trigger first cavity, second cavity, and conduction performance, respectively. In practical applications, the threshold range in which the above characteristic quantities change can be detected to determine the superiority of the gas switch triggering performance and the trigger life stage.

(3) Based on the strong correlation law between plasma jet height and gas switch trigger performance degradation, the plasma jet height is used as the predictor. The gas switch trigger life prediction model ARIMA(1, 1, 2) was established after ADF test, ACF and PACF parameters identification, the information criterion judgment and significance test. The number of remaining trigger life predictions for the model is 398. The predicted values are basically consistent with the experimental results, and the remaining trigger life prediction error is within 10%, which can well meet the requirements of gas switch trigger life prediction.

Gas gap switch, plasma jet, trigger failure, life prediction, overvoltage and grounding

10.19595/j.cnki.1000-6753.tces.222320

TM470

國家自然科學(xué)基金（52107142）、中央高?；究蒲袠I(yè)務(wù)費專項資金和高等學(xué)校學(xué)科創(chuàng)新引智計劃（BP0719039）資助項目。

2022-12-16

2023-02-15

董冰冰 男，1987年生，博士（后），副教授，研究方向為開關(guān)類設(shè)備及成套裝置研制、復(fù)雜環(huán)境下輸電線路外絕緣放電理論與試驗。E-mail：bndong@126.com（通信作者）

郭志遠(yuǎn) 男，1999年生，碩士研究生，研究方向為脈沖功率等離子體技術(shù)。E-mail：gyadded@163.com

（編輯 李 冰）