自能式分段灭弧系统 （MGS）灭弧性能研究

郭 伟，郭 峰

（1.广东电网责任有限公司汕头供电局，广东 汕头 515800；2.福建省电力勘测设计院，福州 350003）

自能式分段灭弧系统 （MGS）灭弧性能研究

郭 伟1，郭 峰2

（1.广东电网责任有限公司汕头供电局，广东 汕头 515800；2.福建省电力勘测设计院，福州 350003）

自能式分段灭弧系统 （MGS）是一种具有多间隙、多拐点的新型纵吹灭弧装置，主要适用于35 kV电压等级以下的输电线路。为研究其灭弧性能，建立了电弧磁流体动力模型，并利用有限元分析软件Fluent对温度场进行仿真，得出气流与电弧在不同参数下的交换状况，并且给出温度场分布和不同监视区域的温度变化曲线，证明工频电弧在发展最初期即受到了强烈抑制。为了确定此系统的续流猝灭效率以及仿真的准确性，对MGS进行灭弧性能试验，试验结果表明：电弧电压没有削减为零，还有残压存在，电弧在300 μs左右产生剧烈的电压降，能量分段的工频暂态电弧受纵吹气流作用在大约900 μs后缓慢衰减完毕，重燃率基本为零，由此证明仿真结果的正确性和这种灭弧方式的有效性和可靠性。表明MGS对电弧存在强烈的抑制作用，避免发展完全的电弧对绝缘设备的损害。

自能式分段灭弧系统；纵吹灭弧；膨胀气流；灭弧性能；重燃率

0 引言

根据目前架空输电线路的运行情况分析，雷击事故已成为我国电力系统事故中的主要部分，随着电力系统技术迅速发展，大量SF6开关、微机化继电保护和重合闸装置已经大量使用，但此类防雷保护措施显现出很多的不足之处[1-3]。安装线路避雷器具有很好的防雷效果，但避雷器对封装工艺要求高，费用太高，收到紫外线和电弧共同作用下易老化，导致受潮发生爆炸，无法大面积推广[4-5]。

针对雷击事故频繁多发性，我国已经开始全面研究并联间隙，并取得了很多研究成果[6-13]，一系列并联间隙防雷保护装置已被成功研制，并试运行于实际输电线路。虽然并联间隙可降低雷击跳闸率，减少事故率，但是由于并联间隙不具备灭弧功能，雷击闪络发生时工频续流电弧得不到有效熄灭，导致在实际运行中曾出现并联间隙金属电极遭到电弧严重烧损以及导线断线等事故。在研究并联间隙的基础上已研究出一种主动灭弧装置 “气吹灭弧防雷间隙”[14-16]。但由于生产工艺与经济条件限制，其仅限于35 kV以上电压等级输电线路使用。在文献[17]提出了基于沿面放电效应的具有多电极系统的长闪络避雷器，虽然它们可以用于中压架空线路的雷电保护，但他们相当大的外形尺寸不适合其高电压应用。

国内外科学家近几年研究出了一种“自能式”的灭弧防雷间隙，此间隙的研究和应用是利用工频电弧触发灭弧压力和能量，作用于工频电弧并将其熄灭。到目前为止，研发并应用的各种类型自能式灭弧防雷间隙均属于“工频电弧诱导型”，主要包括以下几种代表类型：管式灭弧避雷器；磁吹避雷器；自能式灭弧间隙装置。这几种自能式灭弧间隙结构均具有自身无法克服的缺陷，其根本原因是：这几种自能式灭弧间隙均是利用高温工频电弧作为灭弧气流的触发来源和能量来源，属于“工频电弧诱导型”自能式灭弧间隙。

针对上述“工频电弧诱导型”自能式灭弧间隙的缺陷及瓶颈，本文研究了一种利用冲击电弧能量抑制工频建弧率的新型自能式分段灭弧系统（MGS）。这种灭弧结构能够优先吸引、控制和改变电弧的发展轨迹，形成极度压缩形态的冲击电弧，而相邻压缩管道之间将形成大角度的电弧弯折。压缩管道内部将迅速集中地积累冲击电弧能量，并使电弧所受的径向压力转化为轴向压力，将电弧纵向喷射出外部空间，相邻管道之间的冲击电弧由于气流对冲和急速弯折将使电弧的突变拐点变为能量脆弱点，并直接受到纵吹气流的作用。

笔者通过对此间隙的灭弧机构、机理进行分析，从理论上证明MGS灭弧的有效性和可行性，建立电弧磁流体模型，利用有限元分析软件及Fluent软件对压力、温度场进行仿真，求解压力、温度的时变特性，为了验证仿真结果与自能式分段灭弧防雷间隙的作用效果，在此将采用20 kA及40 kA的冲击电流幅值范围进行试验。通过试验中的电压、灭弧通道数量等数据对其实际灭弧效果进行现场验证，综合分析灭弧装置的实际意义。

1 自能式分段灭弧系统 （多间隙系统MGS）的机理分析

1.1 电弧发展轨迹控制及压缩机理

图1 设计的自能式灭弧间隙结构示意Fig.1 Structural schematic of self-energy arc-extinguishing gap

图1 所示为设计的一种空间灭弧结构的示意图，整个灭弧结构的是由一系列单元灭弧压缩管道组成，各个单元压缩管道按照特定的方式进行排列从而形成一种特殊的类似螺旋状（如图1）的空间几何结构，这种压缩管道的内直径为10 mm，外直径14 mm，长60 mm，两端设有石墨电极，管道由特刚性绝缘材料组成（如图2），能够抵御电弧的高温侵蚀和超强压力。并且各个压缩管道的两端均装有导电电极，当绝缘保护间隙被冲击电压击穿后，由于管道导电极与间隙电极的库仑力作用，冲击电弧将优先进入灭弧结构管道内，并被迫按照灭弧管道的特殊空间结构发展，冲击电弧的发展轨迹因此受到强迫控制，在各个相邻灭弧管道之间将产生巨大的弧柱弯曲和突变拐点，冲击电弧将由此产生极度不规则的空间发展形态，并且在受到压缩管道的强烈约束后受到极度压缩效应。由于自膨胀横吹气流沿灭弧压缩管道将直接作用于冲击电弧，因此只要纵吹气流具有一定的压力和速度，就能够迫使弧柱的能量微弱点运动加速，迫使其剩余热量或电磁能量瞬时耗散至尽。雷电过电压结后，借助MGS的帮助电流通过杆塔直接流入大地，会发生一个没有任何续流的放电冲击熄灭，从而使接触系统继续工作而不产生故障。

图2 单元灭弧管道结构Fig.2 Unit arc-extinguishing pipe structure

2 温度场模型

由于自膨胀纵吹气流沿灭弧压缩管道将直接作用于冲击电弧的突变拐点或能量微弱点，因此只要纵吹气流具有一定的压力和速度，就能够迫使弧柱的能量微弱点运动加速，迫使其剩余热量或电磁能量瞬时耗散至尽。对于电弧弧柱能量微弱点的受迫运动，可利用温度最大值的运动来进行定义和度量。

设冲击电弧弧柱的运动速度为Va，弧柱温度最大值的运动速度为Vm，容易得出，两者在实验室坐标下是相等的。当纵吹气流以相对于实验室坐标以速度V在弧柱中运动，则纵吹气流所经历的温度可表示为：

设纵吹气流所经历的弧柱的温度梯度为T，则其所经历的温度梯度变化为：

由于纵吹气流的速度明显高于弧柱及其温度最大值的运动速度，并可以瞬时迫使其加速运动，并最终几乎达到同步运动。因此，这里纵吹气流与弧柱最大温度值可近似等效为一起运动，那么纵吹气流所经历的就是弧柱温度最大值的温度梯度Δ

mT，并且此温度梯度对于时间的变化率应为零，由此可得：

此式可等效转化为：

电弧的能量可通过电弧的伏安特性参数来表征，因此其能量变化过程可通过其伏安特性参数的变化过程来反映。当冲击电弧发生能量分段时，电弧的温度等参数必然已经产生相应地方变化。

3 仿真

笔者利用Fluent软件对温度场进行仿真，求解温度的时变特性，其能够针对每一种复杂流场的固有特点进行仿真模拟，高效地处理复杂边界运动过程，并大大提高了求解精度。

3.1 仿真几何建模

由于电弧压缩管道是平直均匀的，因此可假设冲击电弧进入压缩管道后，其能量积累可集中等效在一个位于管道中部的椭圆几何区域，这一区域将作为加热管道内空气的温度源（或内热源），此热源具有很高的温度增长率，能在初始阶段即达到温度峰值，从而能够近似地表述冲击电弧能量在管道内迅速积累形成热源的过程。由于电弧在相邻两个管道之间的急剧弯折区域由极度压缩空间而进入开放自由空间，电弧将产生瞬态扩张、弧柱射流、急剧弯折等一系列不规则的形态变化，因此目前还无法利用软件建模对电弧的实际动态变化过程进行精确的模拟。

由于本次仿真的意义在于分析电弧的能量分段特性及自膨胀气流的灭弧效果，因此可对电弧的以上微观形态变化可不作完整细致的模拟，而通过建立一个连接两个压缩管道的急剧弯折管道，从而控制电弧的弯折路径，从而实现对急剧弯折电弧的近似规则的、理想化的建模，其几何建模的基本方式如图3所示。

图3 灭弧单元结构仿真几何建模的基本方式Fig.3 Basic method of geometry modeling of arc-extinguishing simulation

首先在Fluent软件中建立本次仿真几何模型，如图4所示。

图4 仿真模拟的几何建模Fig.4 Geometry modeling of simulation

由于电弧流体的变化具有极大的不规则性，结构网格很难适应电弧状态的剧烈变化的在此对几何单元进行非结构型的网格划分，以更加准确的模拟电弧的实际变化。

对单元灭弧结构实施非结构化的网格划分，网格划分的整体及局部示意如图5所示。

图5 灭弧单元结构的网格划分整体示意Fig.5 Global schematic of grid division of arc-extinguishing unit structure

为了分析灭弧单元内的典型区域电弧的物理特性变化，在灭弧单元内设置了三个监视点，如图6所示，分别为位于热源区域的a点，位于压缩管道与弯折管道连接处的b点以及位于弯折管道顶点处的c点，通过计算分析不同监视点的物理特性而得出电弧的变化过程。

基于上述几何建模、网格划分及模型设置，运行Fluent求解器进行迭代计算，即可得出电弧与气流耦合流场的温度参量的变化特性。

3.2 电弧耦合气流温度场仿真结果及分析

本次仿真设定灭弧管道个数为30，与试验一致。冲击电弧在0 μs时刻开始进入压缩管道内，并使热源区域开始产生温度增长，因此各物理场的分布云图均从 0μs开始，间隔步长为 50μs，直到 1 400 μs。这样的间隔步长对于关键时间区域的电弧变化能够十分细致的描述出来，同时其对应于各个时刻灭弧单元内各物理量的分布曲线，并由此分析出耦合场温度的变化规律。

图6 灭弧单元结构的监视点及参数设置Fig.6 Installation of monitoring points and parameters of arc-extinguishing unit structure

冲击电弧进入压缩管道后，在热源区域迅速产生能量积累，并通过传热的形式触发产生自膨胀气流，使自身产生能量分段，并抑制工频电弧的发展。这一系列变化过程均表现为管道内温度场的剧烈变化，因此通过分析以下仿真得出的电弧耦合流场温度分布云图、空间分布曲线及时变曲线，可以从总体上掌握电弧及气流的大体变化规律。

图7 各监视点区域的温度变化曲线Fig.7 Temperature changing curves of each monitoring points field

根据以上各监视点的时变曲线（图7）、电弧耦合流场温度分布云图（图8），可以看出，在大约300 μs以内的最初时间内，b、c两点区域的温度接近常温，且几乎没有变化，但热源区域（a点处）的温度出现急剧上升，并在300 μs左右达到峰值（高达70 000k以上），表明冲击电弧在此区域产生了有效的能量积累。但随后热源将触发气体产生自膨胀，因此其温度出现大幅度下降，而b、c两点区域温度降逐渐升高，但其温度增长较为缓慢，其在大约400～500 μs之间出现的温度峰值仅有2 000～3 000k，如此温度范围无法维持电弧的发展。其原因是此区域的温度增长是电弧耦合气流扩散产生的效果，而在此区域出现的电弧出现了能量分段，其发展始终是微弱的，不稳定的，并很快衰减。在到达600 μs左右，管道内各部分的温度开始趋于均匀，各区域的温度差很小，表明热源能量已经几乎耗散完毕。在800 μs以后，各区域的压力将再次缓慢的小幅度地升高，此现象是由工频续流电弧的微弱重燃所引起，此时温度梯度将再次由弯管中心指向周围区域。但随即在1 100 μs后，温度再次开始衰减，并逐步降至接近大气压。这表明工频电弧在发展最初期即受到了强烈抑制，其能量并未产生明显的增长和积累即迅速衰减完毕。此结果在试验中也得到了有力证明。

图8 电弧耦合气流温度场的分布云图Fig.8 Distribution cloud charts of temperature field of arc coupling airflow

4 多间隙系统（MGS）测试

4.1 灭弧试验方案设计及步骤

为了验证仿真结果与自能式分段灭弧防雷间隙的作用效果，在此将采用20 kA及40 kA的冲击电流幅值范围进行试验。本文以冲击电流及工频续流叠加形式对装置进行试验。本试验过程利用CCD高速摄像机及数字示波器采集记录了自能式灭弧间隙的动作过程及电弧电压变化波形，据此以分析冲击电弧及工频续流电弧的变化过程及规律。为了确定MGS的续流猝灭效率，利用了如下的一个试验设备，它包括一个50 Hz振荡器和高压雷电冲击发生器。为了满足35 kV及以下配网线路的工频短路电流幅值范围，本次试验中选取了幅值0.5 kA、1 kA及2 kA的工频电流电弧进行试验验证。灭弧管道个数为30。

该测试设备的电路图如图9所示。

图9 测试设备的电路图Fig.9 Circuit diagram of test facility

为了使测试的MGS运行，250 kV脉冲输出发生器通过电阻Rg与避雷器相连。交流电压Ua由一个电容电感振荡电路（L0，C0）产生，其振荡频率接近50 Hz。能量首先被储存在Uch的电容器组C0内。工频电压由振荡电路的C0、L0来保证，而后者是通过由脉冲发生器产生的过电压冲击使避雷器S0动作。最大可用电流幅值为5 kA和电压幅值为32 kV。测试的MGS通过电阻R和电抗器L连接到50 Hz振荡器。电抗器L是用来使在电压恢复频率下灭弧瞬间电容C0从MGS中断开。电阻Rg模拟在线避雷器线路的电阻，如杆塔基础电阻。共进行了Rg＝0欧姆和10欧姆两个值的试验。Rg＝0欧姆对应架空线的直接雷击及相对相短路的情况，而Rg＝0欧姆对应非直接雷击，也就是中压（如10 kV）架空线路中不同杆塔和不同相上所安装的避雷器的感应过电压和闪络。测试电路参数可使雷电冲击电流最大值在1～30 kA的范围内变化。对于大于2 kA的电流脉冲持续时间（半波值）可达500微秒，对于30 kA的可达55微秒。最大脉冲电压值是250 kV。

电压恢复频率可由线圈Lf和电容Cf来设置。对于MGS，Cf，Lf线路60欧姆的阻抗，设计电压恢复频率设定在50 kHz。借助于电容分压器（Cf和C2）、电流并联电阻器Rsh、连接电缆和一个数字存储示波器来测量和记录MGS的电流和电压。

图10所示为CCD高速摄像机拍摄的本文自能式灭弧间隙在幅值2 kA工频电弧条件下的动作过程，整个过程持续时间1 200 μs。试验所用CCD高速摄像机所设置的拍摄频帧为20 000 fps。为提高对外界环境的绝缘强度及避免干扰，灭弧间隙的外表面覆盖了一层特殊的有机绝缘材料。

图10 高速摄像机拍摄记录的灭弧图像Fig.10 Recorded arc-extinguishing images by high-speed camera

可以看出，冲击电弧进入灭弧间隙后，其发展轨迹就受到了强烈控制，并完全沿着灭弧间隙的空间结构形成螺旋式发展，并出现连续的极度弯曲转折。灭弧管道中明显产生了较高的轴向压力梯度，冲击电弧由此在弧柱射流的效果下沿各个灭弧单元管道口喷向外部空间，整个冲击电弧能量不再连续而逐步形成分段。冲击电弧的能量已经大幅度衰减，并形成了一系列很明显的孤立断裂状弧柱，冲击电弧已经完全转变为能量分段形式。

在工频电弧衰减过程中，由于弧柱失去了外界注入能量并形成了大尺度的能量空间分段，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。

在电容器组充电到特定的Uch水平，它与电网电压峰值相对应（见图11a）。在灭弧情况下，电压Uch升到下一级（一般为1 kV），测试进行到非灭弧阶段。此外，非灭弧之后，电压Uch通过半级（通常为0.5 kV）降低并重复试验。Uch的最高值应是最后的电网电压“灭弧”峰值。在冲击灭弧情况下（图11a）各电网的实际相电压可从方程获得。在零点灭弧情况下，U灭弧为其中Uamp是下个半周期的峰值电压。

a）冲击灭弧；b）零点灭弧；t1-AC电压和雷电冲击的作用；t2的雷电冲击的灭弧；t3-电力续流的灭弧。由试验可知，在冲击中灭弧发生在Uch的值较低时，但在零点时灭弧发生在Uch增加时。无论是冲击灭弧（图11a）还是零点灭弧（图11b），电压没有削减为零，就象发生在标准棒-平面和棒-棒间隙之间并且还有相当大的残压存在对于零点灭弧，这个残压是电弧通道的电压降Urarc，而在冲击灭弧它是一个脉冲火花放电通道电压降Ursp。

图12是试验中获得的各种灭弧通道数量（m）的示波图。曲线1对应m＝40，曲线2对应m＝30，曲线3对应m＝20。从图中可以看出：电弧在300 μs左右产生剧烈的电压降，与标准的雷电波形完全不一样，电弧电压在向波峰发展的过程中骤降，在400 μs左右达到波谷，并保持波谷状态，随后出现缓慢回升，这与仿真中的温度、压力变化基本对应，在850 μs～1 100 μs内会出现骤升达到第二次波峰，随后逐渐降低，图中曲线1对应灭弧管道数是40，与仿真管道个数相同，其电压降低时间在仿真中也得到了有力证明。图12表明MGS对电弧存在强烈的抑制作用，在其能量上升过程中中断了能量供给，避免发展完全的电弧对绝缘设备的损害。另外随着间隙个数的增多，灭弧效果越好，说明在同一电压等级和保证电弧轨迹按照设计要求路劲通过的条件下，间隙越多电弧抑制效果越佳。

图11 MGS m=30的电力续流灭弧试验中电压、电流和电阻的示波图Fig.11 Voltage，current，and resistance oscillograms in power follow current arc-extinguishing tests of MGS m=30

图12 具有不同电极数量的MGS示波图Fig.12 Oscilloscope patterns for MGS with different electrode numbers

5 结论

1）灭弧管道能够定位电弧发展路径，并使电弧的导电横截面大幅度缩小，使弧柱极度压缩，冲击电弧能够在压缩管道热源区域完成能量积累，并触发气体开始自膨胀，自膨胀气流几乎完全转化为轴向气流，并与冲击电弧耦合。

2）膨胀气流的在大约400 μs左右出现压力峰值可达500 kpa以上，能够使冲击电弧产生明显的能量分段。冲击电弧以分段能量形式与工频续流电弧完成耦合与解耦，工频电弧在暂态发展最初期即出现能量分段，能量增长非常缓慢。

3）能量分段的工频暂态电弧受纵吹气流作用在大约900 μs后缓慢衰减完毕，工频电弧的内能几乎没有增长，重燃概率几乎为零，避免电弧发展完全后对电力设备的损害，由此证明了这种灭弧方式的有效性和可靠性。气流速度对电弧的影响需进一步研究。

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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，Fuzhou 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

郭伟 （1987—），男，硕士，研究方向为高电压与绝缘技术等。