氣體間隙開關噴射等離子體觸發性能劣化及剩余觸發壽命預測研究

董冰冰 郭志遠

氣體間隙開關噴射等離子體觸發性能劣化及剩余觸發壽命預測研究

董冰冰 郭志遠

（合肥工業大學電氣與自動化工程學院 合肥 230009）

噴射等離子體誘導型氣體間隙開關用于電力系統過電壓防護具有明顯優勢，但高注入觸發能量下多次放電累積效應引起的觸發失效問題嚴重，極限可觸發次數具有不確定性，亟須開展觸發壽命與觸發有效參數的關聯規律以及剩余觸發壽命預測研究。為此該文搭建了氣體間隙開關觸發壽命研究平臺。結果表明，低容值觸發電路可迅速建立觸發放電主通道，電弧電流可達3.7 kA；高容值觸發電路提高了用于解離產氣材料而形成噴射等離子體的能量，顯著提升了觸發腔等離子體噴射觸發能力。觸發回路電容1距2放電時延Δ0、擊穿時延Δ1、觸通時延Δ2可分別用于表征觸發一級腔、二級腔、氣體開關導通性能的劣化程度，其變化過程可用于表征氣體開關觸發失效的閾值范圍。以等離子體噴射高度作為預測因子，建立了氣體開關剩余觸發壽命預測模型ARIMA(1, 1, 2)，預測值與試驗結果基本吻合，剩余觸發壽命預測誤差在10%以內。研究結果可為氣體間隙開關實現穩定觸通及觸發壽命預測提供理論參考和工程應用指導。

氣體間隙開關 等離子體噴射 觸發失效 壽命預測 過電壓與接地

0 引言

隨著我國特高壓交直流混合輸電系統電壓等級的不斷提高以及安全穩定運行的需要，輸電系統的過電壓防護水平亟待提高[1-2]。基于并聯旁路開關的可控避雷器技術，可在系統過電壓情況下控制開關快速閉合，將避雷器受控閥柱短接，動態改變可控避雷器的伏安特性以降低殘壓，達到深度限制過電壓的目的[3-4]。傳統的空氣間隙型控制開關易受外界因素影響，動作不穩定且不可控[5]。常規旁路控制開關動作時間長（工程中要求可控避雷器快速旁路開關的動作時間在1 ms以內），存在時序配合問題[6-7]。由功率器件組合、搭配的控制開關動作迅速、穩定，但結構復雜且工作場景具有局限性[8-9]。基于紫外預電離、激光預電離、場畸變等觸發的氣體開關，導通時延可低至μs內、抖動低、動作可靠性高，但工作系數較高，觸發條件參數嚴格[10-12]。而基于電弧消融毛細管產生等離子體噴射觸發的氣體間隙開關，可在亞ms內快速導通、可控性強，通過調節觸發條件參數即可適用于不同工作場景，滿足可控避雷器的動作需求。將其用于限制系統過電壓，在保障輸電系統安全、穩定運行方面具有顯著優勢[13-15]。

噴射等離子體誘導型氣體間隙開關是在沿面電弧的焦耳熱作用下，燒蝕觸發腔內壁產氣材料，形成高溫、高電導率、高速噴射的等離子體射流，誘導氣體開關快速觸通。工程中可控避雷器長期運行時要求控制開關能夠穩定、可靠地觸通，這就需要提高觸發能量，以提升噴射觸發性能[16-17]。但高注入能量下多次放電累積效應明顯，氣體間隙開關的等離子體噴射特性及觸發性能都會隨著觸發腔的燒蝕累積而發生不可逆的劣化，從而導致氣體開關誘導擊穿失效問題嚴重，其可靠觸發次數存在不確定性。目前，國內外對噴射等離子體誘導型氣體間隙開關的觸發壽命預測研究尚少，主要集中在消融控制電弧產生等離子體作用機理以及觸發終止研究。文獻[18]提及一種雙層燒蝕模型，電弧電流一方面以輻射的方式傳遞能量，使絕緣材料表面氣化形成一層過渡蒸氣層；另一方面則以焦耳熱作用，使得過渡蒸氣層中的氣體分子發生解離形成等離子體，不斷匯聚形成射流。文獻[19-20]認為電極燒蝕和觸發腔放電通道炭化是影響觸發壽命的主要因素，燒蝕產物累積導致高壓脈沖無法擊穿觸發通道而引起觸發失敗。文獻[21]通過監測沿面閃絡電壓、導通時延隨觸發次數的變化過程反映觸發腔狀態，結果表明觸發腔內壁劣化是氣體間隙開關壽命終止的主要原因。文獻[22-23]指出電極燒蝕產物的附著、污染降低了開關絕緣性能，縮短了開關壽命。文獻[24-25]認為多次放電后，燒蝕產物的附著污染了絕緣材料，其絕緣表面狀態呈現軸向分布特性，易引起表面電壓分布不均和局部電場強度增大，導致觸發失效概率增大。文獻[26]指出觸發腔內壁因沿面電弧燒蝕而逐漸變形，使得觸發通道內等離子體噴射發展受阻，引起觸發困難甚至熄弧。

目前，對毛細管放電燒蝕產生等離子體的物理發展過程以及氣體開關觸發終止研究已較為全面，但缺乏對氣體開關觸發腔電弧燒蝕特征量與觸發有效性特征參數的關聯規律研究，未考慮高注入能量下多次放電累積效應引起的觸發失效問題以及能量注入速率影響的觸發穩定性問題。鑒于此，本文搭建了噴射等離子體誘導型氣體間隙開關觸發壽命試驗平臺，研究多次觸發放電作用下氣體開關觸發有效性特征參數變化規律，提取表征觸發性能劣化進程的強關聯參數，進而提出剩余壽命預測模型，并進行試驗驗證，為氣體間隙開關穩定觸通及觸發壽命預測提供理論參考和工程應用指導。

1 氣體間隙開關觸發壽命研究平臺

氣體間隙開關觸發壽命試驗研究平臺拓撲及試驗腔內部結構如圖1所示，主要由回路控制模塊、觸發試驗模塊和數據采集模塊組成。

回路控制模塊由觸發信號控制板、自動充電回路和計算機等組成，實現試驗回路的通斷、電容充放電和觸發次數記錄等功能。觸發試驗模塊主要由試驗腔、氣體間隙開關樣機、儲能電容1、脈沖電容2、晶閘管SCR1與SCR2、脈沖變壓器、直流高壓發生器等組成。氣體開關觸發腔為兩級沿面接續式觸發結構，由針電極施加高壓脈沖在一級腔（針電極、聚四氟乙烯（Polytetrafluoroethylene, PTFE）、中間電極組成）內發生放電，當少量等離子體貫穿二級腔（中間電極、PTFE、地電極組成）時，1釋放能量，燒蝕內壁材料產生大量等離子體，形成集聚噴射，誘導氣體開關觸發導通。數據采集模塊包括高壓探頭（Tektronix P6015A）、羅氏線圈（Pearson 4997）、示波器（Tektronix DPO2024B）、高速相機（Photron SAZ）等，在試驗過程中監測氣體開關高壓電極電壓、回路電流、氣體開關導通時延和等離子體射流形態。試驗過程中，以施加在開關高壓電極上的直流電壓信號是否跌落，來判定氣體開關是否成功觸通。

圖1 氣體間隙開關觸發壽命研究平臺拓撲及其內部結構

氣體間隙開關成功觸通的典型放電波形如圖2所示。圖中，0為2放電時刻，即氣體開關觸發動作的起始時刻。1為1放電時刻，此時主通道電弧電流形成，沿面燒蝕觸發腔內壁產氣材料形成大量等離子體，噴射出觸發腔，同步控制高速相機拍攝等離子體射流形態的發展過程。因此，1也是等離子體射流形成的初始時刻。2時刻氣體開關觸通，3時刻主通道電弧熄滅，沿面電弧燒蝕過程終止。Δ0為2與1間的放電間隔，Δ1為主間隙誘導擊穿時延，Δ2為氣體開關觸通時延，Δ3為主放電通道電弧電流的持續時間。

圖2 氣體間隙開關典型放電波形

隨著觸發放電次數的增加，氣體間隙開關等離子體噴射性能逐漸降低，易引起觸發不穩定現象，甚至觸發失敗。因此，為獲得氣體開關觸發性能劣化及其特征參數的漸變過程，在給定觸發條件下進行連續觸發試驗，直至觸發失效。為簡化觸發試驗操作與數據記錄，設計了一套自動充放電與觸發計數電路，其拓撲結構如圖3所示。

以儲能電容1的充放電過程為例，在觸發實驗開始時按下起動按鈕SB1：

圖3 自動充放電觸發計數回路拓撲

1）中間繼電器KA1線圈、斷電延時時間繼電器KT2線圈得電，KA1常開觸點K1閉合，兩個KT2常開觸點閉合，此時1開始充電。

2）通電延時時間繼電器KT1線圈得電后，經過預設時延c1后，KT1常閉觸點斷開、常開觸點閉合，此時1充電至預設電壓。

3）KA1線圈、KT2線圈失電，常開觸點K1復位，1充電回路斷開，經過預設延時（由1、2充電至預設電壓所需時間以及相鄰2次觸發放電試驗間隔組成，試驗中設置為3 min），控制模塊發出觸發命令，控制SCR1和SCR2導通，2、1相繼放電，氣體開關觸通。計數器回路經歷1次開斷，數顯式電子計數器計數1次。斷電延時時間繼電器常開觸點KT2復位，進入下一次充放電試驗。

2 試驗結果與分析

2.1 能量釋放速率對等離子體噴射特性影響

噴射等離子體誘導型氣體間隙開關的動作穩定性主要取決于觸發腔噴射等離子體特征參數。等離子體噴射特性主要由儲能電容釋放能量及其速率決定。由前期研究可知，高注入能量下的噴射等離子體特性參數得到顯著提升，可實現較短時間和較低噴射高度下氣體開關的穩定觸發導通[14,16]。

由圖1氣體開關拓撲結構可知，儲能電容1通過中間電極沿著主放電通道的放電回路近似等效為放電回路，電容能量釋放速率與放電回路的時間常數有關，主要取決于放電回路電阻及容值的大小。因此，固定觸發能量86.4 J不變，即1為40～240 μF、充電電壓相應為2.08～0.85 kV，研究能量釋放速率對等離子體噴射特性的影響規律，并分析氣體開關導通性能的影響特性。噴射等離子體特性參數的提取方法及時空演化過程參考文獻[14,16]。觸發腔內部主放電通道的電壓、電流、電功率波形如圖4所示，噴射等離子體特征參數如圖5所示。

分析圖4和圖5可知：

1）觸發回路容值越小，能量釋放速率越快，觸發腔內部電弧燒蝕的持續時間越短，電流波形的上升率明顯大于下降率，且增大容值引起電流的下降率隨之減小。在40 μF低容值下，主通道電弧電流的持續時間為55.0 μs，電流峰值可達3.7 kA，放電瞬時功率最高可達3.6 MW，電流上升階段的弧道沉積能量為26.6 J，下降階段為28.7 J；而在240 μF高容值下，放電時間為124.8 μs，電流峰值為2.93 kA，放電瞬時功率最高為1.21 MW，電流上升與下降階段的弧道沉積能量分別為20.2 J和36.7 J。

圖5 不同能量釋放速率下噴射等離子體特征參數

2）不同能量釋放速率下，氣體開關觸通過程中噴射等離子體特性參數的初始演化速率較為接近，隨后變化速率存在明顯差異。高容值240 μF下，等離子噴射面積在105.6 μs時達到峰值417.5 mm2，噴射高度為45.0 mm，發展至38.76 mm時即可誘導氣體開關觸通；而在低容值40 μF下僅需63 μs即達到峰值168.3 mm2，噴射高度僅為28.1 mm，此時無法誘導氣體開關主間隙擊穿，即觸發失敗。

分析其原因主要為：當固定注入能量不變，在低容值觸發回路中，能量迅速釋放，在瞬態高電壓作用下建立了觸發腔沿面電弧燒蝕主放電通道，電弧電流迅速達到kA級，瞬時功率達MW級。根據電弧燒蝕產生等離子體的兩區域模型可知，電弧燒蝕觸發腔內壁絕緣材料時以輻射的方式傳遞能量，一方面絕緣材料發生氣化，形成過渡蒸氣層；另一方面過渡蒸氣層中的氣體分子受焦耳熱作用發生解離形成等離子體[18]。因此，放電電流波形的前半段釋放的能量主要用于建立燒蝕通道、氣化產氣材料；而后半段用于解離快速形成等離子體。在40 μF容值下，能量釋放速率快，高溫燒蝕環境瞬間建立，等離子體射流迅速形成并噴射出腔。但主通道電弧電流作用于觸發通道的時間較短，產氣材料未得到充分燒蝕，過渡蒸氣層內的氣體分子未完全解離形成等離子體，等離子體射流的電導率較低，且在較短的燒蝕時間內積聚形成的氣動力不足，故等離子體的噴射持續時間與特征參數下降，無法誘導氣體開關觸通。而相同能量下的240 μF高容值放電回路中，電弧電流燒蝕作用時間較長，用于解離形成等離子體的能量增大，觸發腔噴射能力得到增強，等離子體噴射特性得到明顯提升，可以實現氣體開關的穩定觸通。

2.2 氣體開關噴射等離子體觸發性能劣化過程

隨著觸發次數累積，觸發腔電弧燒蝕引起氣體開關觸發性能逐漸劣化，因此固定開關主間隙為 40 mm，工作電壓為20 kV，儲能電容1、脈沖電容2分別為120 μF、20 μF，充電電壓均為1.2 kV，在0.35 MPa干燥空氣下開展觸發壽命試驗，通過監測氣體開關觸發性能劣化過程，提取影響觸發壽命強相關的觸發有效性特征參數，進而對觸發性能劣化過程予以表征。以任意100次試驗中出現2次觸發失敗作為觸發壽命終止。氣體間隙開關觸通時延觸通時延Δ2、擊穿時延Δ1、電容1與2間的放電時延Δ0、等離子體噴射高度、噴射面積變化如圖6和圖7所示。

分析圖6和圖7可得：

1）隨著觸發次數的增加，放電時延（Δ0, Δ1, Δ2）均逐漸增大。至觸發壽命終止時，Δ0由196ms增至426ms，增大近1.2倍；Δ2由270ms增至565ms，增大了近1.1倍。壽命初期的Δ0變化較為平緩，隨后其增長率與抖動性迅速增大；至壽命中后期，增長率與分散性均有所下降。Δ1的增長率整體變化較小，增大近67%，觸發1 500次后的時延抖動性明顯增大，Δ1出現明顯波動。Δ2呈快速增長趨勢，但觸發壽命初期與中期出現緩慢增長現象。

圖6 氣體開關放電時延隨觸發次數的變化

2）隨著觸發次數的增加，噴射等離子體特性參數迅速衰減，噴射高度由40 mm減小至29 mm，下降了27.5%；噴射面積由348.86 mm2下降至143.60 mm2，減小了約59%。觸發1 200次之前，噴射面積呈線性衰減，分布較為集中；而至觸發壽命中后期，分散性明顯增大。觸發壽命初期等離子體射流可達開關高壓電極，至1 800次后噴射高度低于29 mm，無法穩定誘導氣體開關主間隙擊穿，導致觸發失敗。

主要原因在于電容1距2的放電時延Δ0由觸發設置時延和主放電通道建立的時間組成。試驗中觸發設置時延為20ms，由于重復觸發的累積效應，一級腔產氣性能受到不可逆轉的劣化，電弧燒蝕產生的等離子體量及其噴射速度逐漸減小，導致其在二級腔內短接中間電極與地電極建立主放電通道的時間變長，進而導致1放電時間不斷滯后。氣體開關主間隙的擊穿時延Δ1由1放電釋放能量開始，至等離子體射流發展至一定高度誘導主間隙擊穿為止。觸發初期，在高注入能量作用下，噴射速度可達1.6～1.8 km/s，迅速發展至高壓電極附近，能可靠誘導開關主間隙擊穿放電。而重復觸發累積效應下絕緣材料的產氣能力與弧道能量利用率下降，導致等離子體射流產生的氣動力降低，噴射初始速度衰減至0.66 km/s，射流發展至誘導擊穿高度的時間延長，故Δ1增大。由于等離子體噴射高度減小，引起開關主間隙背景電場的畸變效應減弱，無法誘導氣體開關主間隙擊穿，觸通失敗。

在上述研究基礎上，氣體開關觸發腔表面形貌燒蝕變化如圖8所示，沿面電弧累積燒蝕引起觸發腔形態特征量變化見表1。

圖8 觸發腔表面形貌隨觸發次數的變化

表1 觸發腔形態特征量變化

Tab.1 Triggers a change in the amount of cavity morphology characteristics

分析圖8和表1可知，氣體開關觸發腔一級腔的形貌變化分為兩個階段：第1階段（0～1 000次），在高壓脈沖與1釋放部分能量的作用下，一級腔表面及內部通道有明顯的黑色燒蝕產物附著，其內壁燒蝕產物累積，引起表面粗糙度增大，可見明顯的燒蝕凹坑，噴口直徑由2 mm增至4.27 mm，燒蝕量為217.9 mg；第2階段（1 000～1 800次），一級腔噴口處呈類圓臺狀熔化，越靠近針電極處，燒蝕融化現象越嚴重，一級腔沿面燒蝕產物附著減少，噴口直徑則從4.27 mm增大至5.82 mm，燒蝕量為156.7 mg。整個觸發過程中，二級腔整體呈圓柱狀燒蝕熔化，噴口直徑增大了近2.3倍，電弧燒蝕產物量高達437.2 mg，但未有明顯黑色燒蝕產物附著。

產生上述現象的主要原因在于氣體開關觸發腔經過大能量的電弧燒蝕累積后，其結構和性能均發生了不可逆的劣化。一級腔絕緣材料在高壓脈沖放電和儲能電容釋放部分能量的燒蝕下發生熔化，易液化飛濺，碰撞中間電極后降溫而附著于一級腔內壁及其外表面上；二級腔由于等離子體高氣壓、高速噴射，導致燒蝕產物未及時冷卻、附著，而隨著等離子體射流噴射出觸發腔。觸發放電過程中，一級腔放電主要起“點火”作用，放電電弧能量較小，其噴口直徑與燒蝕量變化較小；而二級腔是電弧燒蝕形成等離子體射流的主要場所，放電電流峰值達3.1 kA，能量釋放和電弧燒蝕過程劇烈，絕緣材料不斷熔解氣化形成大量等離子體，致其燒蝕量與噴口直徑發生顯著變化。在重復觸發放電作用下，聚四氟乙烯抗燒蝕能力下降，導致一級腔形貌變化呈現兩個階段。觸發壽命后期，二級腔內積聚的焦耳熱經過中間電極的熱傳遞作用，導致一級腔外表面也出現熔化現象。二級腔在大電流焦耳熱的作用下整體燒蝕熔化，燒蝕情況較為連續，觸發通道也被沿面電弧燒蝕熔化，進一步制約了等離子體噴射觸發能力。

2.3 基于ARIMA模型的剩余觸發壽命預測模型

時間序列模型是通過分析歷史數據，對未來趨勢進行直接預測的方法[27]。由2.2節可知，表征氣體開關觸發性能劣化過程的特征參數隨時間（觸發次數）的變化具有明顯的趨勢性和序列相關性。因此，采用非平穩隨機過程預測的非平穩時間序列ARIMA(,,)模型[28]，對氣體間隙開關剩余觸發壽命進行預測評估，其主要步驟[27-28]如下：

1）觸發壽命的平穩化處理。時間序列模型只適用于平穩序列，因此需要對數據序列進行平穩化處理。

2）模型參數識別。對數據樣本進行自相關函數（Auto-Correlation Function, ACF）和偏自相關函數（Partial Auto-Correlation Function, PACF）檢驗，選擇合適的自回歸階數和移動平均階數。

3）模型參數擇優。通過赤池信息準則（Akaike Information Criterion, AIC）、貝葉斯信息準則（Bayesian Information Criterion, BIC）、優劣指標值（Hannan-Quinn, HQ）等信息準則檢驗，對模型參數進行擇優。

4）模型檢驗。對模型進行顯著性檢驗，判斷模型殘差是否為白噪聲，即模型是否可用。

5）剩余壽命預測。建立訓練集和預測集，進行氣體開關觸發壽命預測。

2.3.1 預測因子的選取

本文2.2節獲得的等離子體噴射高度、噴射面積峰值，放電時延（Δ2, Δ1, Δ0）及觸發腔燒蝕量等特征參數均可表征氣體開關觸發性能的劣化過程。但較多的特征參數增加了模型的復雜度，且較多的冗余信息和弱關聯的特征量也會影響預測精度。因此，需對特征參數進行篩選以確定合適的預測因子。利用Spearman相關系數檢驗特征參數的相關性熱力圖如圖9所示，各特征參數序列的離散度檢驗結果見表2。

圖9 Spearman相關系數相關性分析熱力圖

表2 特征參數離散度校驗

Tab.2 Characteristic parameter dispersion calibration

分析圖9和表2可知，噴射高度峰值與觸發次數之間呈強負相關性，相關系數高達-0.881。而且噴射高度峰值的標準差與方差均為最小，即序列內個體取值離散度低、數據分散性小、序列相關性強。因此，選取噴射高度峰值作為預測模型的預測因子。

2.3.2 數據平穩化檢驗

時間序列模型搭建的前提是采集的表征觸發壽命的數據是平穩序列。因此采用單位根檢驗中的ADF（augmented Dickey Fuller）檢驗方法對觸發壽命數據進行檢驗，其基本檢驗過程[29]如下。

1）模型1：無漂移項自回歸

2）模型2：有漂移項自回歸

3）模型3：帶趨勢項自回歸

表3 ADF檢驗表

Tab.3 ADF test table

①此值代表1%的顯著性水平。

由表3可知，原始序列（差分階數為0）的T檢驗結果值遠大于90%置信水平下的臨界值-2.56，因此無法拒絕序列不平穩的原假設。此外序列值為0.939，不滿足顯著性水平，說明該序列為不平穩時間序列，需進行平穩化處理。基于1階、2階差分處理后的序列ADF檢驗可知，此時序列的T檢驗值和顯著性水平值均遠小于1%的置信度臨界值，即序列有99%的置信水平拒絕原假設，為平穩序列。赤池信息準則AIC用于衡量模型的擬合優異性，在滿足序列平穩性要求的基礎上，1階差分序列的AIC值最小，擬合效果更優，因此選取1階差分序列進行模型搭建，即模型中的值為差分階數1階。

2.3.3 模型參數估計

對處理后的數據依次進行ACF和PACF檢驗，根據數據截尾、拖尾特性選擇合適的和。基于1階差分序列的ACF、PACF及滯后階數檢驗結果如圖10所示。

圖10 相關系數檢驗

ACF與PACF檢驗結果在較大滯后階數下仍有一定的振蕩趨勢，但ACF在滯后2期，PACF在滯后3期時已接近0，因此可取值1、2，取值1、2、3來搭建模型。利用信息準則對參數進行擇優，其檢驗結果見表4。

表4 信息準則檢驗

Tab.4 Information criterion test

依據信息準則越小越優判據，綜合比較AIC、施瓦茲準則（Schwarz Criterion, SC）、HQ結果發現，模型ARIMA(1, 1, 2)表現最優，因此確立此參數為后續預測模型參數并進行殘差檢驗。

2.3.4 模型檢驗

基于1階差分序列，擬合的模型結果為ARIMA(1, 1, 2)，模型公式為

將搭建的模型進行顯著性檢驗，檢驗模型是否適配樣本信息，同時要求剩余殘差項不含樣本信息，為白噪聲序列且服從正態分布，否則需要重新建模。ARIMA(1, 1, 2)模型顯著性檢驗結果見表5。殘差序列的ACF、PACF、正態假設檢驗如圖11所示。

表5 模型顯著性檢驗

Tab.5 Model significance test

圖11 殘差檢驗

分析表5與圖11可知：

1）延遲6期的Q統計量值遠小于其對應值，不呈現顯著性，不能拒絕模型殘差為純隨機序列的假設。根據Q統計量的值（值大于0.1為白噪聲序列）對模型殘差進行檢驗，說明該殘差序列為白噪聲序列；同時模型的擬合優度2高達0.915，接近于1，模型表現優秀，可滿足要求。

2）ACF與PACF的相關系數波動均在置信上限和置信下限內，表明ARIMA(1, 1, 2)模型的殘差為白噪聲序列。殘差分布直方圖的核密度曲線接近于正態分布密度函數，說明正態分布假設正確。正態分布Q-Q圖的殘差分位點集中在對角線，也說明符合正態分布假設。

綜上所述，ARIMA(1, 1, 2)模型的殘差為白噪聲序列，樣本信息提取充分，模型擬合優度高，可滿足要求。

2.3.5 預測結果分析

利用ARIMA(1, 1, 2)模型對氣體開關剩余觸發壽命進行預測。將噴射高度峰值序列劃分數據集，以80%的數據為訓練集，20%數據為測試集，進行剩余觸發壽命模型檢驗。模型預測結果如圖12所示，預測值與試驗值的校驗結果見表6。

圖12 噴射高度預測結果

表6 模型預測結果檢驗

Tab.6 Test of model prediction results

分析圖12與表6可知，平均絕對百分比誤差（Mean Absolute Percentage Error, MAPE）、均方誤差（Mean-Square Error, MSE）、方均根誤差（Root-Mean-Square Error, RMSE）和平均絕對值誤差（Mean Absolute Error, MAE）均小于1，預測值與試驗值之間的擬合度高。因此，ARIMA(1, 1, 2)預測模型具有較高的預測精度和較強的適應能力，可用于氣體開關剩余觸發壽命預測研究。

由2.2節可知，當等離子體噴射高度低于29 mm時，氣體開關觸通出現不穩定現象。因此，本部分以噴射高度小于29 mm作為氣體開關觸通失敗的臨界條件，即噴射高度預測值低于29 mm時，停止模型預測，模型迭代次數即為剩余觸發壽命次數。利用ARIMA(1, 1, 2)模型對剩余觸發剩余壽命分別進行單步、多步預測，其預測結果如圖13所示。

由圖13可知，單步預測時，氣體開關最終觸發壽命為1 838次，而多步預測為1 907次，與試驗結果1 800次相比，單步預測更準確。主要是因為單步預測是以前次實際值作為輸入來預測第+1次的值，多步預測是以第-1次實際值加上第次預測值予以計算。單步預測以樣本數據的實際值進行迭代，而多步預測以模型的預測值進行迭代，但隨著預測誤差的迭代累積，導致預測值偏差較大；而單步預測不存在上述誤差累積，因此預測值更接近于真實值。

圖13 剩余觸發壽命預測

綜上所述，基于ARIMA(1, 1, 2)模型的預測值與試驗值基本吻合，剩余觸發壽命預測誤差在10%以內，可以滿足氣體開關觸發壽命預測要求。

3 結論

1）高容值觸發回路中的氣體開關觸發腔絕緣內壁的電弧燒蝕持續時間延長了1.1倍，用于解離形成等離子體的能量增大了25%，顯著提升了觸發腔等離子體噴射觸發能力，可實現較低噴射高度下氣體間隙開關穩定觸發導通。

2）氣體間隙開關觸發壽命終止時，擊穿時延Δ1和觸通時延Δ2增大了67%和1.1倍，其變化規律用于表征觸發性能劣化；一、二級觸發腔噴口直徑增大了近1.9倍和2.3倍，致其等離子體噴射性能下降，可反映誘導擊穿能力降低。通過檢測上述特征量閾值，可判斷觸發性能劣化進程。

3）基于等離子體噴射高度與氣體間隙開關觸發性能劣化強相關規律，建立了剩余觸發壽命預測模型ARIMA(1, 1, 2)，模型預測值與實驗值較為吻合，可用于氣體開關觸發壽命預測。

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Study on Triggering Performance Degradation and Remaining Trigger Life Prediction of Gas Gap Switch Jet Plasma

Dong Bingbing Guo Zhiyuan

（School of Electrical Engineering and Automation Hefei University of Technology Hefei 230009 China）

The cumulative effect of multiple discharges at high injected trigger energy causes a serious problem of trigger failure of the Plasma-Jet-Triggered gas gap switch. In order to achieve stable triggering conduction of the gas switch, the experiment of the influence of the injection energy rate on the plasma injection characteristics and the study of the degradation of the gas switch triggering performance under repeated triggering were carried out t based on the gas switch trigger life research platform. Finally, a residual trigger life prediction model was established to predict the gas switch trigger life based on the law of gradual change of the trigger characteristic parameters.

The results are as follows:

(1) The energy release rate is fast under the 40 μF capacitive discharge circuit, the high-temperature ablation environment is instantly established, and the plasma jet is rapidly formed and ejected from the cavity, but the main channel arc current acts on the trigger channel for a short period of time, the gas-producing material is not fully ablated, the gas molecules in the ferry vapor layer are not completely dissociated to form plasma, the conductivity of the plasma jet is low, and the aerodynamic force of the plasma jet accumulated in the short ablation time is insufficient, so the plasma jet duration and characteristic parameters are reduced, and the gas switch touch-on cannot be induced. Under the 240 μF high-capacity trigger circuit, the arc ablation time is extended by 1.3 times and the energy used for dissociation to form plasma is increased by 24.4%, which significantly improves the plasma jet parameters (jet area, height, velocity, etc.) and enables stable trigger conduction of the gas gap switch at a lower jet height.

(2) Under repeated triggering, the ablation products on the inner wall of the first cavity accumulate, the surface roughness increases, the discharge path gradually deteriorates, resulting in the gradual deterioration of the triggering discharge performance of the first cavity, and the discharge time delay Δ0between capacitors1and2increases. Under the effect of intense ablation along the surface arc current, the diameter of the second cavity nozzle gradually increases, the pressure difference between the inside and outside of the trigger cavity nozzle decreases, and the cumulative effect of the insulation material gas production capacity and arc energy utilization decreases, which leads to a decrease in the plasma jet characteristics parameters, causing a weakening of the distortion effect of the background electric field of the main gap of the switch, resulting in an increase in the breakdown time delay Δ1. By the end of the trigger life, breakdown delay Δ1and on-time delay Δ2increased by 0.67 and 1.1 times, respectively. And the diameter of the first and second trigger cavity nozzles increased to nearly 1.9 and 2.3 times, respectively. Δ0, Δ1, Δ2can be used to characterize the degree of deterioration of the trigger first cavity, second cavity, and conduction performance, respectively. In practical applications, the threshold range in which the above characteristic quantities change can be detected to determine the superiority of the gas switch triggering performance and the trigger life stage.

(3) Based on the strong correlation law between plasma jet height and gas switch trigger performance degradation, the plasma jet height is used as the predictor. The gas switch trigger life prediction model ARIMA(1, 1, 2) was established after ADF test, ACF and PACF parameters identification, the information criterion judgment and significance test. The number of remaining trigger life predictions for the model is 398. The predicted values are basically consistent with the experimental results, and the remaining trigger life prediction error is within 10%, which can well meet the requirements of gas switch trigger life prediction.

Gas gap switch, plasma jet, trigger failure, life prediction, overvoltage and grounding

10.19595/j.cnki.1000-6753.tces.222320

TM470

國家自然科學基金（52107142）、中央高校基本科研業務費專項資金和高等學校學科創新引智計劃（BP0719039）資助項目。

2022-12-16

2023-02-15

董冰冰 男，1987年生，博士（后），副教授，研究方向為開關類設備及成套裝置研制、復雜環境下輸電線路外絕緣放電理論與試驗。E-mail：bndong@126.com（通信作者）

郭志遠 男，1999年生，碩士研究生，研究方向為脈沖功率等離子體技術。E-mail：gyadded@163.com

（編輯 李 冰）