电容器组投切用SF6断路器介质恢复特性数值计算与试验研究

林 莘 夏亚龙 刘卫东 王飞鸣 徐建源 李志兵

(1.沈阳工业大学电气工程学院 沈阳 110870 2.清华大学电机系 北京 100084 3.中国电力科学研究院 北京 100192)



电容器组投切用SF6断路器介质恢复特性数值计算与试验研究

林 莘1夏亚龙1刘卫东2王飞鸣1徐建源1李志兵3

(1.沈阳工业大学电气工程学院 沈阳 110870 2.清华大学电机系 北京 100084 3.中国电力科学研究院 北京 100192)

针对126 kV电容器组专用SF6断路器介质恢复特性进行数值计算与试验研究。对断路器灭弧室电场和气流场进行数值计算，依据流注理论，得到断路器触头间击穿电压曲线；搭建试验回路对断路器触头间隙动态击穿特性进行试验，测量断路器合闸和分闸过程中的击穿电压；结合数值计算与试验结果，分析不同压强对断路器合、分闸过程击穿电压的影响，给出高压SF6断路器介质恢复特性的变化规律。研究结果表明：对于同样的触头间隙，合闸过程(平均速度4.7 m/s)击穿电压大于分闸过程(平均速度9.6 m/s)。

SF6断路器 气流场 动态击穿 介质恢复

0 引言

随着特高压电网的快速发展，对特高压工程无功补偿中投切电容器组用SF6断路器的要求较高，由于投切频繁，SF6断路器电气寿命不足的问题十分突出[1-4]。电容器组SF6断路器开断过程恢复电压高，易发生重击穿，关合过程涌流幅值大(可达额定电流的十几倍)、频率高(可达几千赫兹)，易造成触头严重烧损，是制约电容器组SF6断路器电气寿命不能大幅提高的主要原因[5-9]。为降低断路器开断过程弧后重击穿几率，提高电容器组专用SF6断路器电气寿命，研究开断和关合过程介质恢复特性非常重要[10-13]。

SF6断路器合闸和分闸过程是一个十分复杂的物理、化学过程，是一个多场耦合问题，计算断路器介质恢复特性曲线是一项非常庞大的任务[11-17]。目前国内外学者利用流体力学计算软件对断路器介质恢复特性及其相关理论研究有了很大进步。文献[18，19]测量了电弧电流过零后弧隙介质强度随时间的变化特性，同时建立相应的二维非定常电弧数学模型，通过求解数学模型中质量守恒、动量守恒及能量守恒方程组，获得弧柱内气流速度分布和温度分布关于时间的函数特性，得到介质恢复强度特性的理论计算结果。文献[20，21]开展了SF6断路器小电流开断过程研究，建立了非平衡态等离子体电弧数学模型，并将数学模型应用到气流场计算结果中，采用流注理论击穿判据计算得到断路器触头间击穿电压曲线，同时分析了触头烧损对介质恢复特性的影响。

断路器进行分、合闸操作时，随着触头的运动，一方面，触头间不均匀程度的改变引起电场分布发生非线性变化；另一方面，断路器内气体流动具有跨音速、可压缩、有粘性及流路复杂等特点，触头间SF6气体密度分布是一个动态变化过程[22-27]，目前在SF6断路器触头间击穿电压的数值计算过程中，电场与气流场数学模型仍建立在大量假设基础上，存在较大的近似性，很难保证计算结果的准确度，而开展相应的试验研究却很少。为了获得一条准确度较高的触头间击穿电压曲线，指导人们进行断路器的设计与优化，同时为理论研究提供参考依据，中国电力科学研究院、清华大学和沈阳工业大学等多家单位合作，开展了高压SF6断路器触头间隙动态击穿特性试验，得到触头间击穿电压动态变化曲线。

通过电场与气流场计算得到断路器触头间隙击穿电压数值计算曲线，搭建断路器触头间隙动态击穿特性试验回路，测量合闸和分闸过程中触头间击穿电压值，得到击穿电压随开距变化的分布曲线，结合数值计算与试验曲线，分析不同压强对击穿电压的影响，给出高压SF6断路器介质恢复规律。

1 计算模型

1.1 双动机构高压SF6断路器

图1为126 kV电容器组SF6断路器灭弧室结构示意图。断路器采用双动机构，关合过程中，静主触头保持不动，动主触头、动弧触头、大喷口及小喷口等结构整体向左运动，静弧触头由于拨叉的杠杆转向向右运动，实现动、静弧触头双向运动。同理，开断过程中，静主触头保持不动，动主触头、动弧触头、大喷口及小喷口等结构整体向右运动，静弧触头向左运动。断路器弧触头间的行程为200 mm，超程为50 mm，图2给出了断路器主触头间与弧触头间相对运动速度与行程曲线。

图1 灭弧室结构示意图1—SF6；2—静主触头；3—大喷口；4—动主触头；5—压气室；6—静弧触头；7—屏蔽罩；8—小喷口；9—动弧触头；10—活塞Fig.1 The structure diagram of arc extinguish chamber

图2 断路器速度和行程曲线Fig.2 The speed and stroke curve of circuit breaker

断路器合闸和分闸过程中，随着触头的运动，触头间的电场分布和气流场流动状况都会发生变化，引起SF6气体介质强度的变化。目前可通过对触头运动过程中气流场和电场的计算得到不同时刻灭弧室内气体密度和电场强度分布，运用流注理论预测触头间隙的介质恢复强度。文献[21]给出了SF6气体的临界击穿电压Ub与触头间密度ρ和电场强度E之间的关系

(1)

式中：Ub为临界击穿电压，kV；ρ为触头间密度，kg/m3；E为单位电压1 V下的电场强度，V/mm。

1.2 气流场数学模型

断路器灭弧室内SF6气体流动遵守流体力学基本控制方程，包括质量守恒方程、动量守恒方程及能量守恒方程[28]。

质量守恒方程为

(2)

动量守恒方程为

(3)

式中：u、v、w分别为SF6气体流速在x、y、z轴方向的分量，m/s；p、f分别为作用在SF6气体微团上的表面力和体积力，Pa；τ为SF6气体流动过程中受到的切应力，Pa。斯托格斯给出了牛顿流体中切应力τ与分子粘性系数μ与第二粘性系数λ之间的关系

(4)

能量守恒方程为

(5)

式中：q为单位质量SF6的体积加热率，W/m3；k为热导率，W/(m·K)；T为SF6气体微团的温度，K；e为 SF6分子流动过程中单位质量上的内能，J/m3。

假设SF6气体在流动过程中满足理想气体状态方程

P=ρRT

(6)

式中：P为SF6气体压强，Pa；R为气体常数。

1.3 电场数学模型

灭弧室内电场计算，求解区域D内满足拉氏方程，其数学表达式为[21]

(7)

式中：D为求解区域；S1为一类边界条件；S2为二类边界条件；φ为电位，V。电场强度E与电位φ的关系为E=-gradφ，大小为

(8)

2 断路器介质恢复特性数值计算

2.1 气流场计算结果

开断过程中，触头分开后，高速流动的SF6气体使得弧触头间形成一个低压区域，引起弧触头间密度下降。当开距为17.7 mm时，触头间隙密度最小值下降到最低值24.6 kg/m3(0.7 MPa)、17.41 kg/m3(0.5 MPa)。合闸过程气吹作用较小，触头间隙密度变化不大，一直保持在41.97 kg/m3(0.7 MPa)、29.98 kg/m3(0.5 MPa)附近。图3为不同压强下断路器合闸和分闸过程中触头间隙密度最小值随开距变化曲线。图4和图5是压强分别为0.7 MPa及0.5 MPa，断路器开距为17.7 mm时密度和压强分布云图。

图3 触头间隙密度最小值计算曲线Fig.3 The numerical curve of minimum density between arc contact

图4 压强0.7 MPa、开距17.7 mm密度和压强分布云图Fig.4 Density and pressure contours when pressure is 0.7 MPa and clearance is 17.7 mm

图5 压强0.5 MPa、开距17.7 mm密度和压强分布云图Fig.5 Density and pressure contours when pressure is 0.5 MPa and clearance is 17.7 mm

2.2 电场计算结果

电场数值计算时，动弧触头和动主触头施加第一类边界条件为：φ1=0V；静主触头、静弧触头及屏蔽罩施加第一类边界条件为：φ2=1V。图6为不同开距下灭弧室电场强度分布云图。当断路器开距小于15mm时，触头间场强最大值下降速度较快，15mm后场强最大值下降速度趋于缓慢。图7为弧触头间场强最大值随开距的分布曲线。

图6 不同开距下灭弧室场强分布云图Fig.6 Electric field strength contours of arc extinguish chamber under different clearances

图7 触头间场强最大值计算曲线Fig.7 The numerical curve of maximum electric field strength between arc contact

2.3 击穿电压计算结果

将气流场计算密度结果与电场计算场强结果带入式(1)，得到如图8所示断路器触头间击穿电压曲线。分闸过程SF6气体的高速流动，使得触头间密度最小值小于合闸过程，导致同样的触头间隙下，分闸过程击穿电压值低于合闸过程。灭弧室压强降低也使得断路器触头间最小密度下降，引起触头间击穿电压值降低。

图8 触头间击穿电压分布曲线Fig.8 Breakdown voltage curve between contacts

3 断路器动态击穿特性的试验

3.1 试验回路设计

为获得断路器触头间动态击穿电压曲线，作为判断断路器开断过程弧后是否发生重击穿以及关合过程关合相角确定和控制的依据，搭建如图9所示断路器触头间隙动态击穿特性试验电路，完成触头间击穿电压的测量。

图9 断路器触头间隙动态击穿特性试验电路Fig.9 The experimental circuit of dynamic breakdown characteristics of gap between arc contacts

IEC62271-100∶2008中规定额定电压126kV的电容器组断路器，瞬态恢复电压(TRV)的要求为

t=8.7 ms

(9)

因此，试验过程中，断路器整个关合和开断过程中C5的电压应不低于281 kV，考虑试验中C5电荷不断释放，电压不断降低，选择电压降低系数为0.8，则C5上的起始电压应不低于281/0.8=351 kV，电容C5=0.5 μF，C6=200 pF，C7=4 μF。据此，选择高压试验变压器VT的额定输出电压100 kV，构成直流倍压回路的电容C1、C2、C3、C4的额定工作电压为200 kV，高压硅堆VD1、VD2、VD3、VD4的反向耐受电压为300 kV，高压电容C5和C6的额定电压为400 kV。

断路器关合过程中：

1)随着断路器触头间隙减小，弧触头间SF6介质在C6两端的电压下击穿。

2)击穿过程产生电弧，使得C6内的电荷迅速释放，C6两端电压快速下降，当C6两端电压不足以维持断路器触头间电弧燃弧时，电弧熄灭。

3)熄弧后，C5通过R对C6充电，C5≫C6，C5两端电压下降较低，C6电压迅速上升。

4)当C6电压上升到一定数值时，再次导致触头间隙击穿。

5)上述充电、击穿、放电、熄弧、再充电过程的重复，形成断路器关合过程重复击穿过程。

6)随着触头开距的不断减小，击穿电压减小，直至断路器完成关合过程。

7)测量触头间隙击穿电压随时间的变化，得到断路器关合过程的触头间隙动态击穿特性。

同理可测得断路器开断过程触头间隙击穿电压随时间的变化特性。断路器触头间隙动态击穿特性试验现场及试验断路器如图10所示。试验过程中，调整VD1、VD2、VD3和VD4方向，使试验回路中产生正电压施加在断路器静弧触头侧为试验正极性，反之，则为试验负极性。

图10 断路器触头间隙动态击穿特性试验现场Fig.10 The experimental field of dynamic breakdown characteristics of gap between arc contact

3.2 击穿特性试验结果

压强分别为0.7 MPa及0.5 MPa时，正、负极性各进行12组试验。图11a为正极性第1组试验测量结果，试验测量结果与分压比相乘并进行降噪处理，得到降噪后断路器合闸和分闸过程中行程与击穿电压曲线如图11b所示，图11c、图11d分别为断路器合闸、分闸击穿过程中行程与击穿电压曲线。图12为负极性第1组试验行程与击穿电压曲线。图13、图14分别为压强0.5 MPa时，断路器触头间行程与击穿电压试验曲线。

图11 压强0.7 MPa正极性击穿电压与行程试验曲线Fig.11 Breakdown voltage and stroke curve when pressure is 0.7 MPa under positive polarity

图12 压强0.7 MPa负极性行程与击穿电压试验曲线Fig.12 Breakdown voltage and stroke curve when pressure is 0.7 MPa under negative polarity

图13 压强0.5 MPa正极性行程与击穿电压试验曲线Fig.13 Breakdown voltage and stroke curve when pressure is 0.5 MPa under positive polarity

图14 压强0.5 MPa负极性击穿电压与行程试验曲线Fig.14 Breakdown voltage and stroke curve when pressure is 0.5 MPa under negative polarity

4 结果与分析

4.1 数值计算与试验结果

图15和图16是压强分别为0.7 MPa和0.5 MPa时弧触头间击穿电压的数值计算曲线与试验拟合曲线。开距在15～22 mm时，由于触头间隙密度最小值先下降后上升，击穿电压数值计算结果也随之出现先下降后上升的现象。对比数值计算与试验结果可知，分闸过程击穿电压数值计算结果与试验结果吻合较好，合闸过程数值计算结果整体低于试验结果。在相同的触头开距，开距较小时正、负极性击穿电压相差不大，达到一定开距后，正极性击穿电压值大于负极性，断路器灭弧室内SF6气体表现出“反极性”效应。

图15 压强0.7 MPa数值计算与试验结果Fig.15 The numerical and experimental results when pressure is 0.7 MPa

图16 压强0.5 MPa数值计算与试验结果Fig.16 The numerical and experimental results when pressure is 0.5 MPa

关于计算结果与试验数据有偏差以及灭弧室内出现“反极性”效应，现有的流注理论不够完善也不能很好地解释。研究断路器合闸和分闸过程SF6气体动态过程击穿机理，完善数值计算方法将是下一步工作的重要内容。

图17为断路器在开断过程中介质恢复特性曲线。压强分别为0.7 MPa和0.5 MPa时，触头间击穿电压值大于TRV值，击穿电压上升率(平均97.8 kV/ms)也高于TRV上升率(32.3 kV/ms)，断路器具有优良的空载开断特性。

图17 开断过程介质恢复特性曲线1—0.7 MPa正极性试验击穿电压；2—0.7 MPa负极性试验击穿电压；3—0.5 MPa正极性试验击穿电压；4—0.5 MPa负极性试验击穿电压；5—0.7 MPa计算击穿电压；6—0.5 MPa计算击穿电压；7—TRV。Fig.17 Dielectric recovery curve of breaking process

4.2 合闸和分闸过程对介质恢复特性的影响

针对不同压强下的试验结果，分别提取12组试验测量击穿点的电压值及对应开距，采用分段样条平滑方法对各击穿点数据进行拟合，得到触头间隙击穿电压值随开距动态变化拟合曲线。断路器开断过程中，平均速度为9.6 m/s，由气流场计算结果可知，触头刚分不久后，触头间SF6气体密度下降，而关合过程平均速度仅为4.7 m/s，触头间SF6气体密度变化不大。当开距一定时，触头间电场分布相差不大，因此，SF6气体密度以及合、分闸速度的不同使得合闸过程击穿电压Uh明显高于分闸过程击穿电压Uf，灭弧室内气体压强越大，现象越明显，图18、图19分别为合、分闸过程击穿电压试验结果。当断路器开距为10 mm时：①P=0.7 MPa、正极性，Uh=256.1 kV，Uf=143.7 kV；②P=0.7 MPa、负极性，Uh=224.9 kV，Uf=133.5 kV；③P=0.5 MPa、正极性，Uh=141.1 kV，Uf=130.8 kV；④P=0.5 MPa、负极性，Uh=173.1 kV，Uf=110.8 kV。

图18 压强0.7 MPa击穿电压试验曲线Fig.18 Breakdown voltage curve when pressure is 0.7 MPa

图19 压强0.5 MPa击穿电压试验曲线Fig.19 Breakdown voltage curve when pressure is 0.5 MPa

4.3 不同压强对介质恢复特性的影响

图20 正极性击穿电压试验曲线Fig.20 Breakdown voltage curve of positive polarity

图21 负极性击穿电压试验曲线Fig.21 Breakdown voltage curve of negative polarity

断路器灭弧室压强由0.5 MPa升高到0.7 MPa时，触头间隙SF6气体介质密度平均值上升12 kg/m3，触头间隙击穿电压值增大。图20、图21为压强分别0.5 MPa和 0.7 MPa时击穿电压随开距变化曲线。当断路器开距达到10 mm时，灭弧室压强从0.5 MPa升高到0.7 MPa，正极性合闸过程击穿电压值由141.0 kV上升到271.1 kV，分闸过程由129.6 kV上升到152.3 kV；负极性合闸过程击穿电压值由173.1 kV上升到233.5 kV，分闸过程由111.0 kV上升到138.1 kV。

5 结论

针对高压SF6断路器介质恢复特性，完成断路器触头间隙动态击穿电压的数值计算与试验测量。结合数值计算与试验结果，得到高压SF6断路器动态介质恢复特性规律。

1)对比数值计算与试验结果，分闸过程数值计算与试验结果吻合度较高，合闸过程数值计算结果整体低于试验结果。研究断路器合闸和分闸过程SF6气体动态过程击穿机理，完善数值计算方法将是下一步工作的重要内容。

2)SF6介质恢复过程中，当断路器开距较小时，正、负极性击穿电压相差不大，达到一定开距后，相同开距下正极性击穿电压大于负极性，表现出“反极性”效应。

3)断路器在相同的开距下，合闸过程(平均速度9.6 m/s)击穿电压值大于分闸过程(平均速度4.7 m/s)。工程实践中，往往认为合闸过程与分闸过程击穿电压相差不大，研究结果可为以后断路器设计与优化及相应试验工作提供参考。

4)断路器灭弧室压强增大，触头间的击穿电压上升，合闸过程击穿电压上升幅度大于分闸过程。当断路器压强由0.5 MPa增加到0.7 MPa，开距为10 mm时，正极性合闸过程击穿电压上升130.1 kV(92.27%)，分闸过程上升22.7 kV(17.52%)；负极性合闸过程击穿电压上升60.4 kV(34.89%)，分闸过程上升27.1 kV(24.41%)。

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The Numerical Computation and Experiment Research on Dielectric Recovery Characteristics of SF6Circuit Breaker for Switching Capacitor Bank

LinXin1XiaYalong1LiuWeidong2WangFeiming1XuJianyuan1LiZhibing3

(1.School of Electrical Engineering Shenyang University of Technology Shenyang 110870 China 2.Department of Electrical Engineering Tsinghua University Beijing 100084 China 3.China Electric Power Research Institute Beijing 100192 China)

The dielectric recovery characteristics of the capacitor bank SF6circuit breaker is studied through numerical computation and experiment.The electric field and the flow field of the arc quenching chamber is calculated，and then the breakdown voltage curve between contacts can be obtained based on the stream theory.The experimental circuit is set up for the experiment of gap dynamic breakdown characteristics between arc contacts，and the breakdown voltage is measured during the closing and breaking process of the circuit breaker.The numerical and experimental results are then combined to acquire the dielectric recovery characteristics of the SF6circuit breaker by analyzing the influence of different pressure on the breakdown voltage between contacts.The results show that the breakdown voltage of the closing process (with 4.7 m/s average speed) is greater than that of the breaking process (with 9.6 m/s average speed) for the same contact gap.

SF6circuit breaker，gas flow field，dynamic breakdown，dielectric recovery

国家自然科学基金(51277123、51177104)和国家电网公司科技项目(GY17201200063)资助。

2015-02-05 改稿日期2015-06-20

TM561

林 莘 女，1961年生，教授，博士生导师，研究方向为高压电器、高电压与绝缘技术、智能电器。

夏亚龙 男，1989年生，博士研究生，研究方向为高压电器理论及电工装备的设计。(通信作者)