半密闭腔室内冲击闪络电弧观测及弧后气体逸散过程研究

袁 涛 杨泽文 司马文霞 邓明海 任健行 刘良顺

半密闭腔室内冲击闪络电弧观测及弧后气体逸散过程研究

袁 涛1杨泽文1司马文霞1邓明海1任健行1刘良顺2

（1. 输变电装备技术全国重点实验室（重庆大学） 重庆 400044 2. 国网重庆市电力有限公司奉节供电公司 重庆 404600）

多腔室灭弧装置可保护绝缘子、抑制故障电弧存续，具有成为配电网线路防护增补措施的潜力。半密闭腔室作为多腔室灭弧装置的基本单元，腔室内冲击闪络电弧演变进程尚缺乏完备的观测手段和针对不同电极结构的直观对比，以及弧后气体状态的量化分析。为进一步完善半密闭腔室内电弧演变过程观测方法，优化结构设计，该文搭建了用于观测半密闭腔室电弧及弧后气体演变的高速纹影系统，对比分析了开放气隙与半密闭腔室气隙、U型电极和球形电极下半密闭腔室内冲击闪络电弧演变过程，根据纹影图像数据定义密度恢复率，并采用光流法探讨了弧后气体逸散过程中气体密度恢复和速度场分布。电弧演变过程的纹影图像表明，半密闭腔室较开放气隙具有主动“吹弧”作用，由于自感应磁场的分布差异，U型电极较球形电极加速腔室内电弧运动；弧后气体演变为近似涡环结构，促使腔室出口邻近区域气体密度率先恢复，空气自恢复能力得到提升。

半密闭腔室 纹影观测 电弧演变 电极结构 弧后气体密度

0 引言

配电网线路分布广泛，但防护措施欠缺，绝缘子易受过电压或雷击诱发冲击闪络电弧，造成断路器跳闸、绝缘子破裂和线路断线等故障，尤其在山区复杂地形下越加频发，危及供电安全[1-4]。为抑制闪络电弧存续，国内外学者提出由多个半密闭腔室串联的多腔室灭弧装置，其淬弧效果及半密闭腔室结构如图1所示[5]。半密闭腔室由两端金属电极、与外界相通的极间气隙和绝缘材料包覆构成。线路遭受雷击或过电压时，装置先于绝缘子闪络，并将线路间隙内的长电弧截断为若干段短电弧，腔室内气体受热膨胀进而加速电弧与外界气体对流耗散，实现保护线路绝缘子、抑制间隙闪络向工频续流电弧转变的目的[6]。

半密闭腔室作为多腔室灭弧装置的基本单元，优化腔室设计对提升多腔室灭弧装置的灭弧性能具有重要意义。俄罗斯学者基于扩张结构和管型结构腔室设计了适用于不同电压等级的多腔室系统，并通过与绝缘子结合构成多腔室绝缘子[5,7]。武汉大学郭婷等通过仿真分析了工频电弧在管型腔室内的运动特性，实验验证了以该结构为基本单元的多间隙结构熄灭工频电弧的可行性[8-9]。广西大学王巨丰团队通过二维磁流体模型研究了腔室断口宽度和深度对电弧温度和气流速度的影响，认为合理改进腔室断口宽度和深度能促进电弧熄灭[10-11]。重庆大学司马文霞团队通过磁流体电弧模型仿真分析了电弧温度分布、气流运动速度随不同腔室结构参数的变化趋势和所受影响程度，发现其中腔室直径和腔室长度对电弧能量耗散起主要作用，并提出了多级收敛发散结构以提高气流速度，加速电弧熄灭[12-14]。同样以熄灭电弧为目的，在断路器灭弧室的设计中除优化腔室结构增强气体对流外，改进触头结构以提升电流中断性能和开断容量已有相关研究。断路器触头采用不同的设计结构，使电流流经触头时感应横向磁场或轴向磁场作用于电弧，增强断路器灭弧可靠性。通过对不同磁场分布下电弧演变过程的观测，横向磁场作用下电弧在触头表面旋转移动呈现多弧柱或单一弧柱射流模式[15-16]。电弧的光学形态显示，轴向磁场驱使电弧呈柱状扩散，使触头表面电流密度均匀分布，直至熄灭[17-18]。目前在多腔室灭弧装置的研究中以优化腔室结构参数提升灭弧效果为主，取得了诸多有益成果，但不同电极结构下闪络电弧演变和灭弧效果的对照观测却鲜有涉及。

图1 多腔室灭弧装置淬弧效果及半密闭腔室结构

同时，在前述不同腔室结构的多腔室灭弧装置实验过程中，研究人员多采用高速摄像机拍摄电弧光学形态，但当电弧不再发光而温度较高时，高速摄像机无法拍摄其演变过程，进而难以观测后续的气体运动和密度状态，且缺乏对弧后气体逸散过程的量化表征，无法实现对电弧演变和气体状态恢复的完整过程观测[19]。

作为一种流场可视化的手段，高速纹影拍摄将气体密度或温度分布的非均匀性转换为图像的亮度差异[20]。该方法在开放空间内间隙放电及通道形态演变的研究中已有诸多应用。学者B. Singh利用纹影技术拍摄棒-棒间隙火花放电产生的冲击波，并对电弧形态变化产生的影响进行研究，发现冲击波分离后气体涡流促进电弧等离子体冷却并抑制其膨胀[21]。学者S. B. Leonov采用纹影技术，观测到间隙击穿后放电通道的射流现象，并对其物理机制进行了分析[22]。华中科技大学何俊佳团队采用高速纹影系统，观测了长空气间隙击穿后放电通道的形态演化[23]，对其气体运动特性与密度恢复特性展开分析[19,24-25]。综上可知，采用纹影观测能够实现电弧及弧后气体演变过程的完整观测，可尝试用于半密闭腔室冲击闪络电弧演变和弧后气体逸散过程的研究。

因此，本文搭建了用于观测半密闭腔室电弧及弧后气体演变的高速纹影拍摄系统，同时对半密闭腔室外串开放气隙、U型电极和球形电极半密闭腔室内冲击闪络电弧演变进行对比分析，并根据纹影图像量化分析弧后气体逸散过程中气体密度恢复程度和速度场分布。

1 实验配置

1.1 实验观测平台

本文搭建的半密闭腔室淬弧实验观测平台如图2所示，其可分为冲击电流发生器和高速纹影观测系统两部分。冲击电流发生器由0.3 μF/100 kV充电电容、放电球隙、125 μH调波电感和15 Ω调波电阻构成。实验中经调压器升压整流对电容器并联充电，产生幅值为2 kA、波形为8/20 μs的电弧电流，模拟配电网线路因感应过电压闪络时的冲击电流。电容分压器电压比为2 000:1，罗氏线圈电流比为40:1，实验所用RIGOLMSO5000示波器最高采样率为8 GS/s，可满足实验中的电流、电压波形采集要求。

图2 半密闭腔室淬弧实验观测平台

为防止色散并增强观测对象的对比度，高速纹影观测系统由中心波长为550 nm的绿色光源、透镜（准直透镜和汇聚透镜）、刀口和高速摄像机共轴排列组成。单色光源发光经准直透镜形成平行背景光场，由汇聚透镜聚焦于刀口处，随后入射摄像机镜头；透镜口径为150 mm，焦距为260 mm，高速摄像机型号为Photron FASTCAM SA5，最高拍摄帧率为106帧/s。为满足对电弧演变过程的观测，高速摄像机的拍摄帧率调整至150 000帧/s，曝光时间设为2 μs。设置示波器电压通道下降沿为触发信号，当腔室极间气隙击穿时示波器采集电压、电流信号，并同步发送方波触发高速摄像机拍摄纹影图像，从而实现电流、电压波形数据和纹影图像的同步采集。

1.2 实验试品结构

考虑多腔室灭弧装置中半密闭腔室的常见结构和尺寸，本文设计如图3所示的三种实验试品结构，以探究开放气隙与半密闭腔室气隙、U型电极与球形电极半密闭腔室电弧演变及弧后气体逸散过程。图3a所示结构上部为球-球电极构成的20 mm开放气隙，下部为球-球电极与直管腔室构成的半密闭腔室，电极间距为4 mm，腔室直径为6 mm；图3b所示为采用U型电极和球形电极构成的两个串联半密闭腔室，两个腔室结构参数相同，电极间距均为 3 mm，腔室直径为4 mm；图3c为U型电极构成的单个半密闭腔室，电极间距为3 mm，腔室直径为 4 mm。图3中所示球形电极直径均为8 mm，腔室轴向长度为15 mm，腔室外壁由透明环氧树脂固化脱模制作，便于对电弧进行观测。

图3 实验试品结构尺寸

2 不同结构下电弧形态观测结果

2.1 半密闭腔室外串开放气隙电弧形态对比

利用前述搭建的实验观测平台，采用图3a所示结构，对比观测半密闭腔室与开放气隙中电弧的形态演变。其典型的电弧及弧后气体形态演变如图4所示。

图4 半密闭腔室外串开放气隙电弧演变纹影图像

在0 μs时可见开放气隙中出现流注，随后半密闭腔室极间气隙击穿。在腔室内部，初始电弧位于极间最短处，随着电流增大，气体温度上升，气压增大，促使弧柱向出口方向运动拉伸，弧根向出口侧移动[9,13]，并伴随剧烈白光形成光晕。在33.3 μs时，灭弧腔室内受热膨胀的高温高压气体将电弧喷射出腔室。在53.3 μs时可见激波与高温高压的电弧等离子体开始分离。在73.3 μs时清晰可见激波与气体分离，并伴随着开放气隙内的电弧光学形态直径减小。由于高速电弧射流与出口处冷空气发生强烈对流换热，加速等离子体能量逸散与冷却复合，从而温度降低，反映为纹影图像中半密闭腔室出口处电弧较腔室内部亮度降低。由图4e明显可见半密闭腔室的“吹弧”作用，电弧弧根位于电极上腔室出口一侧，弧柱沿腔室上下壁分布并向喷口外拉伸，印证了文献[9]中的论述。在106.7 μs时半密闭腔室内已无明显弧光，弧后气体继续向远离出口方向运动。直至606.7 μs开放气隙内电弧弧光消失，较半密闭腔室内电弧熄灭时刻相差500 μs。

开放气隙与半密闭腔室内电弧弧光消失时差验证了半密闭腔室抑制电弧存续、加速电弧熄灭的有效性。半密闭腔室内电弧加热腔室气体，促使电弧膨胀向外界高速运动，与外界气体发生强烈对流，增强电弧与外界的能量耗散；而开放气隙电弧弧柱呈径向膨胀，弧柱和弧根位置固定于电极轴线处，未能发挥“吹弧”作用。若以多个半密闭腔室串联截断长电弧，将加速电弧整体的能量耗散，缩短熄灭时间。

2.2 U型电极与球形电极下腔室电弧形态对比

采用图3b所示串联腔室结构开展实验，以对比分析不同电极结构下电弧演变过程的差异。调节冲击电流发生器充电电压以施加幅值为2 kA的电弧电流，典型时刻电弧形态如图5所示。

图5 U型电极与球形电极串联半密闭腔室电弧演变纹影图像

串联半密闭腔室内极间气隙击穿后，电弧初始阶段纹影图像与图4中前期相似，电弧周围伴随着强烈光晕。在53.4 μs时刻，电弧已喷出腔室，U型电极结构下电弧锋面超前于球形电极间电弧锋面，二者距腔室出口平面差值为4.5 mm，并随着时间进一步增加，在73.4 μs时达到7.6 mm。在113.4 μs时刻，球形电极腔室的弧后气体锋面已明显滞后于U型电极腔室弧后气体；153.4 μs时刻U型电极腔室电弧熄灭，弧后气体进一步扩散加速冷却。

电流自下向上流过U型电极和球形电极时的磁场分布如图6所示。因U型电极与球形电极结构不同，实验电流流经电极和电极间的电弧时，根据安培定则，将感应出不同的磁场分布。电流垂直流经球形电极时，感应出环绕两球电极中心轴线分布的磁场，该磁场整体表现为对电弧起箍缩作用[26]；电流通过U型电极腔室两端的平行段时，将感应出与极间电弧正交的横向磁场，磁场方向与电弧段在相同位置感应的磁场方向一致，增强电极侧磁场强度，且该横向磁场作用于电弧的洛伦兹力方向始终指向出口，受磁场和气体膨胀的影响，U型电极腔室电弧锋面超前于球形电极腔室。

图6 电流流经U型电极与球形电极磁场分布

串联腔室极间气隙可认为在同一时刻击穿，U型电极间电弧锋面超前球形电极表明：一方面，U型电极腔室电弧的运动速度高于球形电极腔室；另一方面，验证了电弧运动从电热驱动向电磁驱动的可能性。观察电弧纹影图像，U型电极结构腔室下电弧光学形态面积大于球形电极腔室，且电弧的亮度更强，这可能是因为U型电极腔室电弧等离子体具有较高的能量，且受磁场影响急剧向外界膨胀，随后与周围低温气体接触换热并转移能量[27]。

3 U型电极腔室内电弧观测及弧后气体逸散过程分析

3.1 电弧形态及弧后气体逸散过程灰度纹影图像

为避免弧后气体之间相互混合，采用图3c中所示由U型电极构成的单个半密闭腔室结构，观测电弧演变和弧后气体的逸散过程，灰度化后的纹影图像如图7所示。

由图7可见，电极间气隙电离击穿后电弧发光传热，在腔室内完成能量沉积，气体内能增加，温度急剧上升，并不断膨胀压强增大，促使电弧向腔室出口方向运动。电弧进入开放空间后进一步膨胀增大，与开放空间气体接触混合，通过对流与传导耗散电弧能量，其形态由半球形逐渐转变为呈“蘑菇”状的弧后气体射流。从而形成腔室内电弧能量沉积，致使其向出口膨胀运动，从而形成由腔室内喷出电弧与开放空间气体混合，并完成能量耗散的过程。

图7 U型电极腔室电弧及弧后气体演变灰度纹影图像

3.2 弧后气体密度恢复过程分析

气体间隙击穿放电后弧后气体的密度恢复过程影响气隙的绝缘恢复程度[24,28]。根据纹影系统的成像原理，观测区域中气体密度或温度在空间非均匀分布引起气体折射率的差异，进而形成灰度分布不均的纹影图像，对比电弧出现前后的灰度纹影图像可反映弧后气体密度恢复的时空分布。

电弧膨胀吹出腔室后弧光泯没，演变为温度较高的弧后气体。由图7c可知，在=73.4 µs时刻，腔室出口前端的电弧光学形态面积大于腔室内电弧区域，其后高温发光区域主要集中在前端；且高温气体沿腔室出口轴向运动，腔室内形成负压促使出口两侧低温气体注入腔室，腔室出口前端区域的密度恢复滞后于腔室内气体密度恢复，出口邻近区域的气体密度状态可近似反映腔室内的气体密度状态。

本节选取腔室出口轴向3个15 mm×10 mm的矩形标记区域，如图7f所示，通过对比同一区域内电弧出现前后所定义的表征量判断该区域内弧后气体的密度恢复状态。根据图像结构相似性原理[29]，定义密度恢复率e，以衡量标记区域内弧后气体密度恢复程度，其表达式为

观察图8中不同区域密度恢复率随时间的变化趋势可知，在有限时间内，标记区域对应的密度恢复率先后达到0.95后逐渐趋于平缓，此后密度恢复减慢，因此可认为当密度恢复率达到0.95时，区域内气体密度已恢复至电弧出现前的状态。标记区域1、2和3内气体密度分别在放电1.24、4.62和5.95 ms后恢复至放电前的状态。图9为标记区域1与2内密度恢复率先后达到0.95时对应的纹影图像。从图9中可以看出，标记区域内亮度分布均匀，且与周围未存在弧后气体的区域一致。

图9 不同恢复时间下弧后气体纹影图像

本节将密度恢复率到0.95的时刻定义为该区域的密度恢复时间re，选取了5次相同实验条件下的结果统计不同区域的密度恢复时间，见表1。结合表1中数据及图8中曲线，其上升斜率在一定程度上反映区域内气体密度的恢复速率。弧后气体密度在空间分布上呈现距离腔室出口较近的区域内密度率先恢复；从时间尺度上，腔室出口邻近区域的气体密度恢复时间在数千微秒内，且距离腔室出口较近的区域密度恢复速率较快，距腔室出口较远的区域密度恢复时间则较长。

表1 不同区域内弧后气体密度恢复时间

Tab.1 The recovery time of post-arc gas density in different areas

3.3 弧后气体速度分布分析

借鉴文献[19]对灰度纹影图像的光流计算方法，针对半密闭腔室弧后气体轴向运动的同时沿径向膨胀扩散的特点，在其基础上对光流约束方程求解过程和图像分割进行改进，实现弧后气体流场速度定量和可视化，进而分析电弧及弧后气体演变的速度场分布，具体的计算流程如图10所示。

1）输入纹影图像序列，采用中值滤波去除电弧高亮导致相机过曝带来的噪点，并将图像转换为灰度图像。

2）根据金字塔L-K光流算法，首先对相邻两帧原始图像生成图像金字塔，并对顶层（第1层）光流进行初始化；其后自上而下逐层迭代求解光流约束方程，获取该层图像光流和仿射矩阵，由此估算下一层图像的光流初始值，不断递归迭代，直至求解出第层（原始图像）的光流场。

3）同时，获取当前纹影图像与背景图像的差分图像，对差分图像采用Canny边缘检测算子标记弧后气体边缘轮廓，据此分割气体所在区域。

4）提取弧后气体轮廓内的光流场，同时，考虑拍摄帧率和空间尺寸比例，将光流矢量转换为实际运动的速度矢量，获得弧后气体运动的速度分布。

依据前述气体速度场计算流程，计算得到图7e中=293.4 μs时刻框选区域和=753.3 μs时刻的弧后气体速度分布如图11所示，图中箭头为弧后气体速度矢量，背景为对应区域的弧后气体灰度纹影图像。293.4 μs时刻弧后气体最大速度为91 m/s，峰面平均速度为51 m/s；753.3 μs时刻气体最大速度为69.3 m/s，峰面平均速度为31.6 m/s。观察图11a可知，293.4 μs时对应速度矢量场，弧后气体锋面两侧速度矢量指向侧后方，中间区域速度矢量整体指向前方，气体运动存在明显的卷吸现象；图11b中753.3 μs时弧后气体轴线两侧速度矢量形成环流，气体沿两侧向中心卷吸，中心轴线处保持持续向前运动，整体近似涡环结构。

图11 不同时刻弧后气体速度分布

在相同实验条件下重复实验，选取3组纹影图像序列分析电弧及弧后气体锋面运动速度。当电弧还未熄灭时，取前后两帧图像电弧锋面距离差的时均作为前一帧电弧锋面的平均速度；电弧熄灭后，采用光流法计算不同时刻弧后气体锋面的运动速度，得到不同时刻电弧及弧后气体锋面速度平均值，如图12所示，零时刻定义与图8中相同。

图12 气体锋面速度变化曲线

从图12中速度变化曲线可以看出，电弧出现后在腔室内沉积能量产生的高温高压气体以高于声速的速度向出口膨胀运动，在20 μs时速度约为475 m/s，随后电弧电流下降，注入能量减弱，电弧运动速度逐渐减弱，当电弧电流为零后，运动速度进一步降低，以12～17 m/s的速度向前运动出实验观测区域。电弧膨胀产生的激波以375 m/s的速度运动。

结合图7所示的电弧及弧后气体演变纹影图像，高温高压的电弧等离子体在运动出腔室后首先呈半球形，电弧中的沉积能量维持高温气体向开放空间中高速膨胀形成射流；在这一过程中，射流正前方与迎面气体发生挤压，其轴线两侧与周围空气接触摩擦产生剪切应力，带动内部气体形成环流，射流整体逐渐径向扩张，从半球形变成蘑菇状，并不断向前方运动。当电弧电流为零时，射流不再有能量沉积，且射流与周围气体接触面积逐渐增大，弧后气体受到剪切作用增强，内部环流向涡环结构演变，并在自身诱导作用下不断向前运动，其能量与周围气体不断耗散，从而强度减弱，以较低的速度向远离腔室出口的方向运动。

电流为零后电弧失去能量注入，弧后气体与周围气体摩擦促使局部气体周围形成剪切层，造成气体局部向内凹陷分离，后半部分气体逐渐演变为尾迹，前端头部则演变成近似涡环结构[30]，如图11中所示。在这一过程中，前端区域不断发生卷吸，其内部将积聚周围气体的能量，使能量集中于头部[31]，如图5c、图7d中所示，电流为零后，弧后气体头部亮度较高，距离腔室出口附近亮度则较低。这些能量转化为涡环维持转动和前进的动能，不断远离腔室出口。同时促进尾迹与涡环分离，加速气体后半部分的冷却和密度恢复，使得靠近腔室出口区域气体密度率先恢复。

4 结论

本文搭建了半密闭腔室淬弧过程纹影观测平台，主要由冲击电流发生器和高速纹影观测系统组成，对半密闭腔室外串开放气隙、U型电极和球形电极半密闭腔室串联和U型电极半密闭腔室电弧演变及弧后气体逸散过程开展观测分析，主要结论如下：

1）电弧演变过程的纹影图像表明半密闭腔室较开放气隙具有主动“吹弧”作用，其促使电弧与外界气体形成强烈对流，增强电弧能量耗散，缩短熄弧时间。

2）受电流流经U型电极时的感应磁场作用，电弧运动由电热驱动向电磁驱动转变，在多腔室灭弧装置的结构设计中采用U型电极较球形电极将有利于加速电弧熄灭。

3）以纹影灰度图像数据计算得到的密度恢复率表征密度恢复程度，表明腔室出口邻近区域气体密度恢复速率较快，距腔室出口较近区域恢复时间较短。

4）弧后气体运动过程中气体锋面两侧向内卷吸，演变为近似涡环结构，并与腔室出口邻近区域气体逐渐分离，促进腔室出口邻近区域密度恢复。

[1] 何金良, 曾嵘, 陈水明. 输电线路雷电防护技术研究(三): 防护措施[J]. 高电压技术, 2009, 35(12): 2917-2923.

He Jinliang, Zeng Rong, Chen Shuiming. Lightning protection study of transmission line, part Ⅲ: protection measures[J]. High Voltage Engineering, 2009, 35(12): 2917-2923.

[2] He Jinliang, Gu Shanqiang, Chen Shuiming, et al. Discussion on measures against lightning breakage of covered conductors on distribution lines[J]. IEEE Transactions on Power Delivery, 2008, 23(2): 693-702.

[3] 许寅, 和敬涵, 王颖, 等. 韧性背景下的配网故障恢复研究综述及展望[J]. 电工技术学报, 2019, 34(16): 3416-3429.

Xu Yin, He Jinghan, Wang Ying, et al. A review on distribution system restoration for resilience enhancement[J]. Transactions of China Electrotechnical Society, 2019, 34(16): 3416-3429.

[4] 李蕊, 李跃, 苏剑, 等. 配电网重要电力用户停电损失及应急策略[J]. 电网技术, 2011, 35(10): 170-176.

Li Rui, Li Yue, Su Jian, et al. Power supply interruption cost of important power consumers in distribution network and its emergency management[J]. Power System Technology, 2011, 35(10): 170-176.

[5] Podporkin G V, Enkin E Y, Kalakutsky E S, et al. Overhead lines lightning protection by multi-chamber arresters and insulator-arresters[J]. IEEE Transactions on Power Delivery, 2011, 26(1): 214-221.

[6] 王巨丰, 黄上师, 王嬿蕾, 等. 架空线路用气体灭弧防雷发展综述[J]. 高电压技术, 2021, 47(9): 3189-3199.

Wang Jufeng, Huang Shangshi, Wang Yanlei, et al. Development of gas arc-extinguishing lightning protection in overhead lines[J]. High Voltage Engineering, 2021, 47(9): 3189-3199.

[7] Mürmann M, Chusov A, Fuchs R, et al. Modeling and simulation of the current quenching behavior of a line lightning protection device[J]. Journal of Physics D: Applied Physics, 2017, 50(10): 105203.

[8] Guo Ting, Zhou Wenjun, Su Ziming, et al. A multigap structure for power frequency arc quenching in 10-kV systems[J]. IEEE Transactions on Plasma Science, 2016, 44(11): 2622-2631.

[9] 郭婷, 周文俊, 黄海鲲, 等. 多间隙灭弧结构熄灭工频电弧的仿真与试验[J]. 中国电机工程学报, 2016, 36(10): 2853-2861.

Guo Ting, Zhou Wenjun, Huang Haikun, et al. Simulation and experiment on arc quenching structure with multi-gaps to quench the power frequency arc[J]. Proceedings of the CSEE, 2016, 36(10): 2853-2861.

[10] 王巨丰, 周鑫, 王中, 等. 自能式多断口结构对电弧抑制的仿真优化[J]. 电网技术, 2019, 43(2): 739-745.

Wang Jufeng, Zhou Xin, Wang Zhong, et al. Study on mechanism of self-energy arc suppression based on multi-break structure[J]. Power System Technology, 2019, 43(2): 739-745.

[11] Li Zijian, Wang Jufeng, Zhou Xin, et al. Influence of chamber structure on arc quenching in multigap system[J]. High Voltage, 2020, 5(3): 313-318.

[12] Jia Wenbin, Sima Wenxia, Yuan Tao, et al. Optimization and experimental study of the semi-closed short-gap arc-extinguishing chamber based on a magnetohydrodynamics model[J]. Energies, 2018, 11(12): 3335.

[13] Sima Wenxia, Jia Wenbin, Yuan Tao, et al. Dynamic evolution of arc plasma in a semi-enclosed arc-extinguishing chamber and its influencing factors[J]. Physics of Plasmas, 2021, 28(6): 063510.

[14] 贾文彬, 司马文霞, 袁涛, 等. 半密闭灭弧腔室内电弧运动特性的三维仿真和实验[J]. 电工技术学报, 2021, 36(增刊1): 321-329.

Jia Wenbin, Sima Wenxia, Yuan Tao, et al. 3D simulation and experiment research on arc motion characteristics in the semi-enclosed arc-extinguishing chamber[J]. Transactions of China Electrotechnical Society, 2021, 36(S1): 321-329.

[15] Feng Dingyu, Xiu Shixin, Liu Gang, et al. Experimental investigation of high-current vacuum arc instability modes under transverse magnetic field[J]. IEEE Transactions on Plasma Science, 2015, 43(12): 4161-4168.

[16] Iwata T, Nukaga J, Rokunohe T. Improving current-interruption performance by using spiral electrode for SF6disconnecting switch[J]. IEEE Transactions on Power Delivery, 2022, 37(3): 1523-1529.

[17] Shi Weixin, Wang Lijun, Lin Renjie, et al. Experimental investigation of triggered vacuum arc behavior under different composite structural contacts[J]. IEEE Transactions on Plasma Science, 2019, 47(1): 661-670.

[18] Lamara T, Gentsch D. Theoretical and experimental investigation of new innovative TMF-AMF contacts for high-current vacuum arc interruption[J]. IEEE Transactions on Plasma Science, 2013, 41(8): 2043-2050.

[19] 刘晓鹏, 董曼玲, 邓虎威, 等. 空气间隙击穿后放电通道内的气体运动特性[J]. 电工技术学报, 2021, 36(13): 2667-2674.

Liu Xiaopeng, Dong Manling, Deng Huwei, et al. Movement characteristics of the gas in discharge channel after air gap breakdown[J]. Transactions of China Electrotechnical Society, 2021, 36(13): 2667-2674.

[20] 朱德忠. 热物理激光测试技术[M]. 北京: 科学出版社, 1990.

[21] Singh B, Lalit K R, Vlachos P, et al. Shock generated vorticity in spark discharges[J]. Journal of Physics D: Applied Physics, 2021, 54(31): 315202.

[22] Leonov S B, Isaenkov Y I, Firsov A A, et al. Jet regime of the afterspark channel decay[J]. Physics of Plasmas, 2010, 17(5): 053505.

[23] 刘晓鹏, 赵贤根, 刘磊, 等. 长空气间隙放电通道的绝缘恢复特性[J]. 电工技术学报, 2021, 36(2): 380-387.

Liu Xiaopeng, Zhao Xiangen, Liu Lei, et al. Characteristics of the discharge channel during the relaxation process in the long air gap[J]. Transactions of China Electrotechnical Society, 2021, 36(2): 380-387.

[24] 董曼玲, 刘晓鹏, 郭磊, 等. 空气间隙击穿后放电通道内气体密度恢复特性[J]. 高电压技术, 2021, 47(12): 4162-4168.

Dong Manling, Liu Xiaopeng, Guo Lei, et al. Recovery characteristics of gas density in discharge channel after air gap breakdown[J]. High Voltage Engineering, 2021, 47(12): 4162-4168.

[25] 刘晓鹏, 赵贤根, 马御棠, 等. 空气间隙击穿后电弧通道的特性分析[J]. 中国电机工程学报, 2023, 43(13): 5302-5311.

Liu Xiaopeng, Zhao Xiangen, Ma Yutang, et al. Characteristics of the arc channel during the post-discharge stage in air gap[J]. Proceedings of the CSEE: 2023, 43(13): 5302-5311.

[26] 黄上师. 多断口压缩自灭弧结构熄弧及介质强度恢复研究[D]. 南宁: 广西大学, 2020.

Huang Shangshi. Study on arc-extinguishing and dielectric strength recovery of multi-fracture compression self arc-extinguishing structure[D]. Nanning: Guangxi University, 2020.

[27] 苏伟龙, 许志红. 高压直流继电器磁吹系统的建模与设计[J]. 电工技术学报, 2022, 37(6): 1583-1594.

Su Weilong, Xu Zhihong. Modeling and design of magnetic blowing system for high voltage direct current relay[J]. Transactions of China Electrotechnical Society, 2022, 37(6): 1583-1594.

[28] MacGregor S J, Tuema F A, Turnbull S M, et al. The operation of repetitive high-pressure spark gap switches[J]. Journal of Physics D: Applied Physics, 1993, 26(6): 954-958.

[29] Wang Zhou, Bovik A C, Sheikh H R, et al. Image quality assessment: from error visibility to structural similarity[J]. IEEE Transactions on Image Processing: a Publication of the IEEE Signal Processing Society, 2004, 13(4): 600-612.

[30] Ruiz L A, Whittlesey R W, Dabiri J O. Vortex-enhanced propulsion[J]. Journal of Fluid Mechanics, 2011, 668: 5-32.

[31] Gao L, Yu S C M. Development of the trailing shear layer in a starting jet during pinch-off[J]. Journal of Fluid Mechanics, 2012, 700: 382-405.

Study on Impluse Flashover Arc Observation and Post-Arc Gas Dissipation Process in the Semienclosed Chamber

Yuan Tao1Yang Zewen1Sima Wenxia1Deng Minghai1Ren JianXing1Liu Liangshun2

（1. State Key Laboratory of Power Transmission Equipment Technology Chongqing University Chongqing 400044 China 2. Fengjie Power Supply Company of State Grid Chongqing Electric Power Co. Ltd Chongqing 404600 China）

The multi-chamber arc-extinguishing device, which consists of multiple semienclosed chambers connected in series, protects insulators and inhibits the development of fault arcs on the distribution network lines; the current research on it mainly focuses on optimizing the structural parameters of the chamber to improve the arc-extinguishing effect. However, the comparative observation of the arc evolution and arc-extinguishing effect under different electrode structures is rarely involved. Meanwhile, when the arc is no longer glowing but its temperature is high, it’s difficult for the high-speed camera to observe the complete process of arc evolution and gas state recovery, and there is a lack of quantitative characterization of the post-arc gas dissipation process. To address these issues, a high-speed schlieren system for the semienclosed chamber has been developed. The arc evolution process of capacious air gap and semienclosed chamber with different electrodes is analyzed. And the gas density recovery and velocity field distribution are discussed by the optical flow method and the density recovery rate defined by the schlieren image data.

The observation platform for the semienclosed chamber quenching arc consists of two parts: an impulse current generator and a high-speed schlieren observation system. The impulse current generator produces an arc current with an amplitude of 2 kA waveform of 8/20 μs. Secondly, the high-speed schlieren observation system consists of a central wavelength 550 nm green light source, lenses (collimating and converging lenses), a blade, and a high-speed camera arranged coaxially. When the breakdown of air gap appears, the oscilloscope simultaneously sends a signal to trigger the high-speed camera to realize the simultaneous acquisition of current and voltage waveform data and schlieren images. As shown in Fig.3, the experimental objects are three different semienclosed chamber samples.

Arc evolution schlieren images of the semienclosed chamber connecting capacious air gap in series show that the semienclosed chamber exhibits the "arc-blowing" effect, with the arc column distributed along the upper and lower walls of the chamber and stretched outwards towards the nozzle. In Fig.4, at 106.7 μs there is no obvious arc in the chamber until 606.7 μs when the arc disappears in the open air gap, there exists a difference of 500μs compared to the arc extinguishing moment of the semienclosed chamber. The comparison of the arc form in the chamber with U-type and spherical electrodes indicates that, the arc frontal between the U-type electrodes structure overtakes the one between the spherical electrodes, with the interval gradually increasing with time. By comparing the density recovery rates at different moments in different regions and defining the gas density recovery time. The gas density recovery times in the regions tagged with 1, 2 and 3 are 1.24 ms, 4.62 ms and 5.95 ms respectively. The velocity distribution of the post-arc gas at different moments shows that the velocity vectors on both sides of the gas frontal point to the side and rear, while the other in the middle region point to the front as a whole, and there exists obvious entrainment phenomenon in the gas motion process, which approximates vortex-ring structure.

The following conclusions can be drawn from the result analysis: (1) The semienclosed chamber has an active “arc-blowing” effect compared with the open air gap, which promotes the arc to form strong convection with the external gas, enhances the arc energy dissipation, and shortens the arc-extinguishing time. (2) The transverse induced magnetic field appears when the current flows through the U-type electrodes, which accelerates the arc motion versus the spherical electrodes. In the design of the multi-chamber arc-extinguishing device, U-type electrodes will be more conducive to accelerating arc-extinguishing than spherical electrodes. (3) The gas density recovery rate in the vicinity of the semienclosed chamber outlet is faster, and where the recovery time is shorter. During the post-arc gas movement, the gas is entrained inward, which evolves into an approximate vortex-ring structure, and gets gradually separated from the gas in the vicinity of the chamber outlet, where the phenomenon promotes density recovery.

The semienclosed chamber,schlieren observation, arc evolution, electrode structure, post-arc gas density

TM863

10.19595/j.cnki.1000-6753.tces.222128

国家自然科学基金面上项目资助（51777020）。

2022-11-11

2022-12-20

袁 涛 男，1976年生，副教授，博士生导师，研究方向为电力系统过电压防护及防雷接地技术、电磁兼容技术。E-mail：yuantao_cq@cqu.edu.cn（通信作者）

杨泽文 男，1998年生，硕士研究生，研究方向为输电线路故障电弧防护。E-mail：202011021108t@cqu.edu.cn

（编辑 李 冰）