不同故障條件下500 kV金屬氧化鋅避雷器溫度分布特性

黎 鵬， 屈瑩瑩， 方蓓貝， 王 宇， 吳 田， 普子恒

(1.三峽大學電氣與新能源學院， 宜昌 443002； 2.湖北省輸電線路工程技術研究中心， 宜昌 443002；3.南瑞集團有限公司(國網(wǎng)電力科學研究院有限公司)， 南京 211106； 4.國網(wǎng)電力科學研究院武漢南瑞有限責任公司， 武漢 430074；5.電網(wǎng)雷擊風險預防湖北省重點實驗室， 武漢 430074)

金屬氧化物避雷器(metal oxide arrester，MOA)作為限制過電壓的重要保護設備，被廣泛應用于電力系統(tǒng)，而避雷器長期運行過程中，由于老化、受潮、短路等故障造成異常發(fā)熱，最終導致其損壞的事故時有發(fā)生[1]。因此，掌握不同故障條件下避雷器的溫升特性，對指導避雷器運行狀態(tài)的紅外檢測具有重要意義。

關于避雷器溫升計算方法主要有熱路模型法[2-4]和有限元法[5-7]等。楊雅倩等[8]建立了500 kV變電站用MOA電熱耦合模型，計算了正常工況、閥片損壞情況下的電位及溫度分布，通過綜合分析電位及溫度分布判別避雷器的絕緣狀態(tài)；He等[9]采用有限元方法，分析了110 kV 和220 kV全絕緣聚合型MOA模型的散熱特性和熱穩(wěn)定性能；鄧維等[10]、史志強等[11]、魏紹東等[12]結合試驗和紅外檢測技術，研究了500 kV MOA單節(jié)受損、受潮及老化情況下的溫度分布特性。目前，針對閥片受潮、受損等故障條件下避雷器的溫升特性開展了較多研究，但故障設置部位較為單一，主要考慮整節(jié)故障，未考慮故障位置差異對溫升分布的影響，而分析避雷器不同部位故障時的溫升分布特性對指導紅外檢測、判斷故障部位具有重要意義。

現(xiàn)建立500 kV變電站用MOA電-熱耦合計算模型，分析避雷器在正常和不同位置受潮、短路等異常運行狀態(tài)下閥片和表面的溫度分布，研究可為避雷器運行狀態(tài)的紅外在線檢測提供理論依據(jù)。

1 計算模型及方法

1.1 避雷器溫升計算模型

500 kV氧化鋅避雷器型號為：Y20W-444/1106，耐受溫度約為120 ℃[1]，其二維模型如圖1(a)所示。MOA主要組成部分包括：閥片(ZnO)、套管(玻璃纖維)、環(huán)氧管(環(huán)氧樹脂)、瓷套、法蘭(鐵)(A、B、C、D)、均壓環(huán)等。為了分析避雷器內(nèi)外溫升特性的差異，主要選取圖1(b)所示閥片軸向路徑1和避雷器表面路徑2的溫升進行分析，其中，O為路徑起點，L為路徑終點(O位于MOA底部，L位于MOA法蘭A上端頂點，OL=5.625 m)。

圖1 避雷器溫升計算模型Fig.1 Arrester temperature rise calculation model

1.2 電-熱耦合計算方法

采用電-熱耦合方法對MOA的溫度分布進行計算，分析MOA不同位置受潮、短路時的溫升特性，具體計算流程如圖2所示。

圖2 MOA溫度場計算流程Fig.2 Temperature field calculation process of the MOA

為減少計算量，采用圖1所示軸對稱模型進行分析。首先通過時諧場計算，獲得閥片熱功率，以閥片產(chǎn)生的熱功率作為發(fā)熱源，對避雷器的溫度場進行計算，實現(xiàn)電-熱耦合求解。

由于MOA承受的工頻電壓頻率較低，可視為電準靜態(tài)場[13]，因此，感應電場與庫倫電場相比可忽略不計，即不考慮由變化磁場產(chǎn)生的電場，其中，頻域形式的電準靜態(tài)場方程可表示為

(1)

式(1)中：E為電場強度矢量，V/m；H為磁場強度矢量，A/m；Jc為傳導電流密度矢量，A/m2；D為電位移矢量，C/m2；ρ為電荷密度，C/m3；w為角頻率，rad/s；j為虛數(shù)單位。

以避雷器閥片的體熱功率P作為計算溫升的熱源，則P可表示為

(2)

MOA的傳熱過程包括：閥片、套管、環(huán)氧管、瓷套、法蘭等固體之間的熱傳導以及法蘭、瓷套與環(huán)境之間的自然對流換熱。

熱傳導遵循傅里葉定律：

(3)

式(3)中：q*為熱流密度，W/m2；λ為導熱系數(shù)，W/(m·℃)；dT/dn為沿n方向的溫度梯度，負號表示熱量流向溫度降低的地方。

熱對流可用式(4)描述為

q*=h(T1-T0)

(4)

式(4)中：h為對流換熱系數(shù)，W/(m2·℃)；T1為瓷套表面的溫度，℃；T0為環(huán)境溫度，℃。

由于穩(wěn)態(tài)熱傳遞中，任一節(jié)點的溫度保持恒定且與時間無關，則熱平衡微分方程為

(5)

式(5)中：q為熱生成率，W/m3；T為溫度，℃。

1.3 MOA受潮和短路故障模擬方法

MOA受潮早期，水分進入避雷器內(nèi)部，閥片表面釉層和電鍍層的憎水性導致大量水分以水膜的形式凝結在閥片表面[15]，導致避雷器受潮部位閥片的等效電阻變小，造成容性電流減小、阻性電流增大，從而引起避雷器的發(fā)熱功率增大。避雷器重度受潮時，閥片電導率增大[9]，使MOA的阻性電流分量接近或超過容性電流，從而導致溫度升高。為了分析不同受潮情況下避雷器的溫升特性，將受潮程度分為輕度受潮和重度受潮兩種情況[16]。

(1)MOA輕度受潮模擬：將厚度為3 mm的圓環(huán)形水膜(電阻率1 000 Ω·m[17])附著在閥片表面，其等效模型如圖3所示。

圖3 輕度受潮模型Fig.3 Mildly damped model

(2)MOA重度受潮模擬：文獻[16]表明：單節(jié)避雷器重度受潮時，其電阻約減小99.9%，因此，計算時將閥片的電阻率改為0.23 MΩ·m。

避雷器部分閥片出現(xiàn)短路失效后，短路部分的閥片相當于導體，使剩余閥片承受電壓過高，導致發(fā)熱量增加。對MOA短路故障模擬計算時，只需將故障區(qū)域閥片表面節(jié)點的電位自由度進行耦合即可。

為了分析故障發(fā)生位置對溫升的影響，將單節(jié)避雷器分為2個區(qū)域，如圖4所示。其中，區(qū)域1為上半部分，區(qū)域2為下半部分，通過在不同區(qū)域設置受潮和短路故障，模擬故障分布對溫升的影響。

圖4 避雷器故障區(qū)域Fig.4 Arrester fault area

2 避雷器受潮故障下的溫度分布

2.1 單節(jié)避雷器受潮時的溫度分布

圖5為MOA上節(jié)不同區(qū)域受潮時的溫度分布。由圖5可知：正常避雷器的溫度分布比較均勻，最高溫度位于上節(jié)避雷器中部，最大溫升僅為0.006 ℃。相關研究表明：330～500 kV的MOA正常運行下可能出現(xiàn)的最高溫升一般不超過4.0～5.3 ℃[18]，可見，正常運行狀態(tài)下避雷器的溫升較低。

圖5 上節(jié)避雷器不同區(qū)域受潮時的溫度分布Fig.5 Temperature distribution under the condition of damp in different section of the upper arrester

與正常避雷器的溫度分布相比，避雷器受潮區(qū)域的溫度明顯升高；上節(jié)區(qū)域1受潮時，避雷器最高溫度位于區(qū)域1的中部，而區(qū)域2受潮時，最高溫度位于區(qū)域2的中部。

圖6為避雷器單節(jié)不同區(qū)域和不同受潮程度下閥片(圖1所示路徑1)的溫升變化。由圖6可知：受潮區(qū)域中間位置的溫度最大，且向兩端逐漸減小，這是由于避雷器兩端法蘭的散熱效果較好，故靠近法蘭的閥片溫度較低。

圖6 不同區(qū)域受潮時路徑1上的溫升Fig.6 Temperature rise on path 1 when different areas are damp

避雷器不同區(qū)域和不同受潮程度下閥片的最大溫升如表1所示。上節(jié)、中節(jié)及下節(jié)區(qū)域1輕度受潮時，最大溫升分別為0.745、0.345、0.145 ℃，重度受潮時，最大溫升分別為13.371、7.102、2.912 ℃。區(qū)域2輕度受潮時，最大溫升分別為0.407、0.243、0.157 ℃，重度受潮時，最大溫升分別為8.199、5.032、2.913 ℃。全部區(qū)域輕度受潮時，最大溫升分別為2.996、0.961、0.752 ℃，重度受潮時，最大溫升分別為32.798、15.374、8.667 ℃。可得出以下結論：

(1)MOA上節(jié)全部區(qū)域受潮時，最大溫升高于中節(jié)全部區(qū)域受潮時的最大溫升，且中節(jié)全部區(qū)域受潮時得到的最大溫升高于下節(jié)全部區(qū)域受潮時的最大溫升，這是由于避雷器對地存在部分電容，使得靠近高壓端的閥片承受的電壓較高，有功損耗更大，從而導致靠近上節(jié)區(qū)域閥片受潮時MOA的溫度更高。

(2)MOA上節(jié)、中節(jié)區(qū)域1受潮與區(qū)域2受潮相比，其最大溫升更高，而下節(jié)區(qū)域2受潮時得到的最大溫升卻略大于下節(jié)區(qū)域1受潮時的最大溫升，這是因為在相同的對流換熱條件下，與下節(jié)區(qū)域2相比，區(qū)域1附近的法蘭散熱面積更大，散發(fā)熱量更多，導致其溫度略低。

圖7為避雷器單節(jié)不同區(qū)域受潮時法蘭表面上的溫升變化。正常情況下，法蘭A、B的溫度較高，但最大溫升僅為0.003 ℃左右，而受潮后避雷器表面的溫升明顯增大，且法蘭表面的溫度明顯高于傘裙。受潮區(qū)域兩端法蘭的溫升較大，如上節(jié)受潮時，法蘭A、B的溫升較大；且單節(jié)全部區(qū)域和區(qū)域1受潮時，靠近受潮區(qū)域的上法蘭溫升最大，而區(qū)域2受潮時，靠近受潮區(qū)域的下法蘭溫升較大。

圖7 不同區(qū)域受潮時路徑2上法蘭的溫升Fig.7 Temperature rise of the flange on path 2 when different areas are damp

避雷器不同區(qū)域和不同受潮程度時表面的最大溫升如表1所示。由表1可知：避雷器表面的溫升變化與內(nèi)部閥片的溫升變化規(guī)律基本一致。避雷器上節(jié)全部區(qū)域輕度受潮時，瓷套表面的最大溫升達到了DL/T 664中規(guī)定的紅外檢測告警溫差0.5 ℃；不同區(qū)域重度受潮時，避雷器表面的最大溫升均達到了紅外檢測告警溫差。

表1 單節(jié)避雷器不同區(qū)域受潮時的最大溫升Table 1 Maximum temperature rise of the single arrester in different areas damp

2.2 兩節(jié)避雷器受潮時的溫度分布

考慮兩節(jié)避雷器不同區(qū)域受潮時，分為上中節(jié)、上下節(jié)及中下節(jié)三種組合，兩節(jié)的受潮區(qū)域進行同步設置。

不同受潮程度下避雷器閥片的最大溫升如表2所示。上中節(jié)、上下節(jié)及中下節(jié)區(qū)域1輕度受潮時，閥片的最大溫升分別為1.112、0.817、0.457 ℃，重度受潮時，最大溫升分別為17.776、14.222、8.632 ℃；區(qū)域2輕度受潮時，最大溫升分別為0.549、0.453、0.355 ℃，重度受潮時，最大溫升分別為10.176、8.762、6.344 ℃。可知：區(qū)域1受潮時的最大溫升高于區(qū)域2，輕度受潮時，最大溫升較小，對避雷器的影響較小，而重度受潮時，閥片溫升明顯增加，對避雷器的影響增大。

兩節(jié)避雷器不同區(qū)域受潮時法蘭表面上的溫升變化如圖8所示，上中節(jié)受潮時，法蘭A、B、C溫升明顯；上下節(jié)受潮時，法蘭A、B、C、D溫升均較大；中下節(jié)受潮時，法蘭B、C、D溫升較高。與單節(jié)避雷器受潮相比，兩節(jié)受潮時避雷器的表面整體溫升和發(fā)熱明顯的法蘭數(shù)量明顯增加。隨著受潮區(qū)域的擴大和受潮程度的增加，受潮缺陷對避雷器溫升的影響增大，但最大溫升仍在MOA耐受范圍。

圖8 不同區(qū)域受潮時路徑2上法蘭的溫升Fig.8 Temperature rise of the flange on path 2 when different areas are damp

不同受潮程度下避雷器表面的最大溫升如表2所示。上中節(jié)、上下節(jié)和中下節(jié)的區(qū)域1輕度受潮時，避雷器表面最大溫升分別為0.611、0.456、0.138 ℃，重度受潮時，最大溫升分別為9.579、7.851、2.555 ℃。區(qū)域2輕度受潮時，最大溫升分別為0.187、0.135、0.164 ℃，重度受潮時，最大溫升分別為3.401、2.556、2.552 ℃。全部區(qū)域輕度受潮時，最大溫升分別為6.125、2.139、2.778 ℃，重度受潮時，最大溫升分別為22.372、16.673、9.246 ℃。可得出以下結論。

(1)上中節(jié)全部區(qū)域受潮時，MOA表面的最大溫升均高于上下節(jié)和中下節(jié)全部區(qū)域受潮時的最大溫升，與單節(jié)避雷器受潮時的規(guī)律類似。

(2)與單節(jié)受潮相比，兩節(jié)區(qū)域1、區(qū)域2和全部區(qū)域輕度受潮時，避雷器表面的最大溫升分別增加31.8%、35.3%、77.6%；重度受潮時，最大溫升分別增加22.9%、30.0%、32.1%。

(3)MOA上中節(jié)的區(qū)域1、全部區(qū)域及上下節(jié)、中下節(jié)的全部區(qū)域輕度受潮時，表面的最大溫升達到了紅外檢測告警溫差0.5 ℃，不同區(qū)域重度受潮時，避雷器表面的最大溫升均達到了紅外檢測告警溫差。

3 避雷器短路故障下溫度分布

圖9為避雷器不同位置短路故障時的溫度分布。由圖9可知：避雷器上節(jié)、中節(jié)、下節(jié)區(qū)域1短路時，MOA最大溫升分別為0.007、0.007、0.006 ℃；全部區(qū)域短路時，最大溫升分別為0.010、0.009、0.007 ℃，可見：上節(jié)短路時的最大溫升大于中節(jié)和下節(jié)短路時的最大溫升，且隨著短路范圍的擴大，避雷器溫升增加，但溫升很小，與正常MOA的溫升相比，最大溫升僅高0.004 ℃。

圖9 避雷器不同位置短路時的溫度分布Fig.9 Temperature distribution of arrester at different locations during short-circuit

圖10為不同區(qū)域短路時避雷器法蘭表面上的溫升變化。上節(jié)、中節(jié)、下節(jié)區(qū)域1短路時，表面的最大溫升分別為0.002、0.003、0.002 ℃；全部區(qū)域短路時，最大溫升分別為0.002、0.004、0.003 ℃。可見：區(qū)域1、全部區(qū)域短路時避雷器的最大溫升相差較小，且最大溫升均未達到紅外檢測告警溫差0.5 ℃。

圖10 不同區(qū)域短路時路徑2上的法蘭溫升Fig.10 Temperature rise of the flange on path 2 when different areas are short-circuit

4 結論

針對500 kV變電站用氧化鋅避雷器，仿真計算了不同位置受潮、短路情況下的溫度分布。得到了以下結論。

(1)MOA單節(jié)輕度受潮時，表面溫升較小，比正常MOA的最大溫升高0.043～1.370 ℃；重度受潮時，溫升較大，最大溫度升高了0.881～15.183 ℃；與單節(jié)受潮時的溫升相比，MOA兩節(jié)受潮時的溫升更高，且不同區(qū)域受潮時法蘭表面的發(fā)熱特征存在明顯差異。

(2) MOA單節(jié)短路時，外表面溫升較小，僅比正常MOA最高溫升高0.002 ℃左右。

(3)根據(jù)MOA故障時的溫升結果，無法檢測出單節(jié)短路失效故障，但可檢測出部分輕度受潮故障和全部重度受潮故障，且根據(jù)避雷器受潮時的溫升和發(fā)熱特征，可以區(qū)分受潮故障的發(fā)生部位。研究可為后續(xù)避雷器受潮故障紅外檢測提供參考。