某型252kV自能式SF6斷路器不同燃弧時間下的開斷性能仿真分析

郭 瑾 姜 旭

某型252kV自能式SF6斷路器不同燃弧時間下的開斷性能仿真分析

郭 瑾1姜 旭2

（1. 陜西職業技術學院電子信息工程學院，西安 710038；2. 西安西電開關電氣有限公司，西安 710077）

本文基于磁流體理論，采用真實氣體模型和動網格模擬，建立252kV自能式SF6斷路器的仿真模型，分別進行不同開斷電流和不同燃弧時間下的氣流場計算。從氣體壓力曲線變化比較膨脹室的增壓情況。在關鍵區域選取7個監測點，觀察氣體壓力、溫度、速度和馬赫數的變化特征。40kA、50kA和63kA短路電流下的計算結果表明，在相同電流條件下，短路電流對增壓的影響較小，膨脹室的氣體壓力增量接近；氣流場、氣體壓力的分布和燃弧時間的關系更密切；燃弧時間越長，氣體壓力的上升幅度越大；在電流最終過零時刻，較大短路電流下的溫度遠高于較小電流。因此，為滿足市場需求，應根據大電流開斷條件下長燃弧時間的性能進行更多的改進。

SF6斷路器；電弧等離子體特性；燃弧時間；開斷仿真

0 引言

電弧現象是SF6高壓斷路器的一種瞬態特性。近年來，SF6斷路器的開斷仿真技術在世界范圍內迅速發展，并取得了很大的進步。ABB公司將仿真技術應用于自能式SF6斷路器，設計了開斷電流200kA[1]以下的斷路器。利物浦大學在噴口尺寸和噴口上下游壓力不同的基礎上，對斷路器的熱開斷能力進行了研究。針對噴口上下游三種不同的壓力比，預測計算得到的弧后電流，并將其與實測結果[2]進行比較。韓國電器研究公司對145kV自能式SF6斷路器的熱開斷能力進行了計算研究，最后對熱開斷能力進行了預測，且與實驗結果接近[3]。文獻[4]通過仿真計算驗證了從實驗中得到的電弧參數。越來越多的學者關注電極、噴口、輻射、氣壓等因素，文獻[5]研究了SF6斷路器滅弧室內電弧特性參數間的相互關系，文獻[6]對電極燒蝕的電弧凈輻射系數設置方法進行了研究，文獻[7]建立了多物理場耦合的電弧模型。但是，對燃弧時間與開斷性能影響分析的文章并不多。文獻[8]只是在一種燃弧時間下，針對不同等級開斷電流展開研究。文獻[9-11]都是基于一種燃弧時間和一種開斷電流的條件展開研究，從氣流場角度分析了對斷路器開斷性能的影響。文獻[12-14]從不同燃弧時間開斷試驗的角度進行分析，但缺少仿真研究。

燃弧時間對電弧熄滅起著重要的作用，斷路器出廠型式試驗都有對燃弧區間也就是短燃弧時間、長燃弧時間的要求。本文在相同電弧模型條件下，比較不同電流等級下、不同燃弧時間下的電弧特性，SF6的屬性由FLUENT用C語言編寫的用戶定義模型輸入，從溫度、壓力和速度三個方面分析電弧的動態特性，討論在電流最終過零時刻的電弧特性。

1 電弧模型

本文基于含能量源項的可壓縮流體的Navier- Stokes方程，考慮焦耳熱、洛倫茲力和輻射的影響，建立二維軸對稱磁流體弧模型。源項方程為

在表1中，為軸向速度分量，為徑向速度分量，l為層流粘度，t為湍流粘度，r為徑向電流密度，為氣壓，z為軸向電流密度，為磁感應強度，為焓，l為層流熱導率，t為湍流熱導率，c為比定壓熱容，為電導率，為電場強度，為凈輻射。輻射模型采用Liverpool模型，文獻[15-19]對Liverpool模型已有詳細介紹，此處不再贅述。

表1 方程項

2 計算結果與分析

斷路器簡化結構如圖1所示，為了分析電弧等離子體特性，在膨脹室、主噴口和輔助噴口及噴口下游設置監測點，其中P1位于噴口座與膨脹室連接處，P2位于大噴口與小噴口通道中部，P3位于小噴口末端，P4位于小噴口前端，P5位于大噴口喉部，P6位于大噴口第一張角處，P7位于大噴口第二張角處。一條截線Line1位于動弧觸頭的前端，另一條截線Line2位于小噴口的前端。由于這些地方的溫度和氣體流動比較復雜需要重點監測，采用設置監測點和截線的方式獲取數據。膨脹室充氣氣壓0.6MPa，初始溫度300K。從不同電流等級、不同燃弧時間等多角度對比溫度、氣壓等電弧等離子體特性。

圖1 斷路器簡化結構

仿真采用自能式252kV SF6斷路器。短路電流有效值分別為40kA、50kA、63kA，滅弧持續時間分別為13ms、18ms、21ms。電弧區域的網格尺寸在靠近軸的位置足夠小，便于更好地計算電弧的中心溫度。活塞和觸頭的運動速度采用試驗機械特性。

圖2為不同開斷電流、相同燃弧時間下電流最終過零時刻的溫度云圖比較。從圖中可以看出在63kA開斷電流條件下，紅色高溫區域分布最多，氣體最高溫度超過3 000K，分為兩部分：一部分位于動弧觸頭的前方，靠近噴口下游；少部分位于靜弧觸頭上游。由于靜弧觸頭下游導電部件多，溫度升高會造成流體電導率低，容易造成電擊穿，不利于動、靜弧觸頭間隙內電介質的恢復。

圖2 不同開斷電流、相同燃弧時間下電流最終過零時刻溫度云圖對比

圖3和圖4為電流最終過零時刻，不同條件下氣體溫度沿方向（圖1中Line1與對稱線交點1開始向右的方向）和方向（圖1中Line2與對稱線交點2開始向上的方向）的對比曲線。由圖3可以看出，長燃弧時間21ms條件下的軸向氣體溫度高于中燃弧時間18ms和短燃弧時間13ms下的氣體溫度。隨著短路電流的增加，在任意燃弧時間內，氣體溫度也呈上升趨勢。動弧觸頭與氣體接觸面為流固耦合面，此處溫度最高，溫度沿對稱軸也就是電弧中軸線逐漸下降，接近靜弧觸頭時，由于氣道變窄，溫度又開始上升。由于63kA的短路電流過大，在13ms的短燃弧時間下，熱氣流耗散不夠，此時對應曲線出現高于中燃弧時間的現象。此外，長燃弧時間下，動靜弧觸頭內近一半區域的溫度較高，約為5 000K，表明熄滅這些電弧較困難。

圖3 過零時刻溫度沿X方向比較

圖4 過零時刻溫度沿Y方向比較

由圖4可以看出，在三種燃弧時間和不同短路電流條件下，沿方向的氣體溫度值均在3 000K以下，說明沿靜觸頭上游方向熱擊穿可能性不大。與軸向規律一樣，長燃弧時間電弧具有較高的溫度，短路電流越大，氣體溫度越高。此外，還可以觀察到氣體溫度從電弧中心到噴口邊界緩慢下降，從以上分析可以得出，短路電流對增壓的影響較小。長燃弧時間可以增加膨脹室的氣壓，但會導致更多的熱氣體停留在動靜弧觸頭之間。對于較大的短路電流或較長燃弧時間，應通過更好的結構設計來提高氣體的冷卻效果。

圖5為監測點P1的氣壓對比。由圖5（a）可以看出，40kA、50kA、63kA三種短路電流下的氣壓峰值分別為1.21MPa、1.25MPa和1.32MPa。膨脹室內三次短路電流的氣體壓力增量接近。這是因為在相同的燃弧時間內，較大短路電流和較小短路電流條件下，單向閥關閉和開啟的次數接近；另一個原因是減壓閥會調節膨脹室內的氣體壓力。由圖5（b）可以看出同樣的規律，40kA、50kA、63kA三種短路電流下的氣壓峰值分別為1.36MPa、1.41MPa和1.48MPa。

圖5 監測點P1氣壓對比

圖6給出了膨脹室氣壓與燃弧時間的關系。短路電流為50kA時，長燃弧時間下的氣體氣壓增量高于短燃弧時間下的氣體氣壓增量。長燃弧時間的最大氣壓高于短燃弧時間的最大氣壓。對應圖6中4ms，長燃弧時間21ms膨脹室建壓超過泄壓閥閾值，泄壓閥動作，膨脹室氣壓降低。8ms后，活塞運動加快，噴口與靜弧觸頭間存在兩個小通道，熱氣會通過兩個通道進入膨脹室，提升膨脹室建壓。膨脹室建壓遠高于動弧觸頭側流出的氣體量，此時氣壓曲線開始上升，氣壓曲線出現了一個較小峰值。當膨脹室氣壓超過泄壓閥閾值，泄壓閥動作，出現氣壓下降。但是中燃弧時間、長燃弧時間下由于噴口喉部對熱氣的阻塞作用，熱氣不斷進入膨脹室，膨脹室增壓多于泄壓閥泄壓，氣壓仍然處于增長狀態。隨著噴口下游與動弧觸頭的通道打開，熱氣體從下游通道大量排出，膨脹室建壓下降。因此泄壓閥閾值的設定對于膨脹室建壓影響很大，在設計中要重點考慮泄壓閥閾值的設定。

圖6 膨脹室氣壓與燃弧時間關系曲線

圖7為監測點P5的溫度對比。監測點P5位于噴口喉部周圍。當短路電流為40kA且接近峰值時，熱氣體充滿噴口，監測點P5的最高溫度約為18 000K，這個值與其他兩種短路電流下的溫度相似。

在第二個電流半波階段，電弧能量的累積呈現漸增趨勢，電弧熱區域范圍逐漸增大。但由于動觸頭下游有效的氣流流動面積小，氣流通道不暢通，熱氣流不能迅速排出，電弧能量多集中于噴口喉部燃燒。因此三種電流在這幾處壓力相近。

嚴重情況下，熱氣流的作用將對噴口或觸頭結構產生燒蝕。在開斷過程中，噴口對熱氣流的輸運起著至關重要的作用，開斷后期，形成強烈的雙向吹弧，有利于開斷。針對長燃弧開斷困難的情況，膨脹室的容積存在一最優值。噴口喉部長度越長，建壓效果越好，但由于噴口對熱氣堵塞作用也加強，不利于電流最終過零時刻的氣體冷卻，在長燃弧時間下，噴口下游張角越大，動弧觸頭上游壓力越大，有利于氣吹帶走越多的高溫氣體，同時動靜弧觸頭之間的氣壓差越大，有利于介質恢復。

針對該型252kV自能式SF6斷路器，采用增加噴口喉部長度與提升噴口下游張角的方式，成功通過了開斷試驗，試驗波形如圖8所示。

圖8 試驗波形

3 結論

本文以某型252kV自能式SF6斷路器的結構為基礎，分析不同開斷電流和燃弧時間下的氣流場變化。通過比較燃弧階段的氣壓和溫度，以及電流最終過零時刻的溫度、氣壓等電弧等離子特性可以得出，在電弧時間相同的情況下，短路電流為63kA時的溫度要高于短路電流為40kA和50kA時的溫度。在短路電流相同的情況下，長燃弧時間下的氣壓要高于中、短燃弧時間下的氣壓。短燃弧時間對增壓的影響較小。長燃弧時間可以增加膨脹室的氣壓，但同時會增加熱氣體停留動靜弧觸頭之間的時間，滅弧困難。從本文研究中得出氣壓差并不是決定斷路器開斷性能的惟一因素，電流最終過零時刻的電弧等離子特性最為關鍵，設計者需要從膨脹室體積、噴口喉部長度、噴口上游張角進行多組仿真以獲得最優值。

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Simulation analysis of breaking performance of a self-blast type 252kV SF6circuit breaker under different arcing times

GUO Jin1JIANG Xu2

(1. College of Electronic Information Engineering, Shaanxi Vocational and Technical College, Xi’an 710038;2. Xi’an XD Switchgear Electric Co., Ltd, Xi’an 710077)

Based on the MHD theory, a simulation model for 252kV self-blast SF6circuit breaker is established in this paper using the real gas model and the dynamic mesh method. The gas flow field at different breaking currents and different arcing times are acquired respectively. The pressurization in the expansion chamber is compared on emphasis from the angles of contours and curves. Seven analysis points at the key area are chosen for observing the variation characteristics of gas pressure, temperature, velocity and Mach number. The calculation results under 40kA, 50kAand 63kA currents show that the pressurizations are affected little by the breaking currents at the same current conditions, the increments of gas pressure are close at the expansion chamber. The distributions of gas flow field and the pressurizations are more related to the arcing times. More rising of gas pressure can be obtained with the long arcing time. Furthermore, the differences of the temperature are bigger at the larger current than that at the small current. So, more improvements should be carried out according to the long arcing time period under large current interruption for meeting the market demand.

SF6circuit breaker; arc plasma characteristics; arcing time; breaking simulation

陜西省重點研發項目（2019ZDLGY18-08）

2021-08-19

2021-09-20

郭 瑾（1984—），女，高級工程師，研究方向為高壓電弧仿真和嵌入式開發。