用于特高压直流的断路器开断小容性电流能力提升研究

许猛 ，陈宇 ，高洋 ，沈丰慧

(1.辽宁高压电器产品质量检测有限公司，辽宁 沈阳 110025； 2.新东北电气集团高压开关有限公司，辽宁 沈阳 110025)

0 引言

我国能源分布的地域特点是西部多、东部少，而负荷分布是西部少、东部多，为解决这个不对等问题，国家制定了西电东送的战略方针，特高压±800 kV和±1 100 kV直流输电技术是解决能源与负荷逆向分布的关键途径。800 kV交流SF6断路器在换流站滤波器场中是最为关键的一环，运行工况十分苛刻[1-3]。根据相关参数计算，整个断路器承受的恢复电压峰值达到2 200 kV，是交流输电系统中的1.4倍。如此高的恢复电压极易引起重燃弧，在输电系统中会产生危险的过电压，严重危害其他电力设备，影响电网安全[4-10]。

目前，对断路器开断小容性电流的研究有很多，文献[11-12]研究了220 kV断路器开断交流系统空载长线小容性电流的能力；文献[13]研究了800 kV断路器在交流系统中开断容性小电流的能力；文献[14]对一起断路器开断小电流工况失败的原因进行分析。多数的研究是在交流输电系统环境下的理论分析且电压等级不是很高，对断路器开断特高压直流输电系统±800 kV和±1 100 kV滤波器组小容性电流的研究非常少。在具体的型式试验中，对于断路器的设计或者改进仅仅是定性分析，然后进行型式试验，这种方式无法保证断路器一次性通过型式试验的成功率，造成不必要的损失。

燃弧时间越短、动静弧触头之间的距离越小、恢复电压作用的时间越早，灭弧室越容易发生重燃弧，所以对断路器来说最苛刻的工况是最短燃弧时间为0 ms。本文根据标准及实验室条件，利用仿真分析软件对800 kV交流SF6断路器开断特高压直流输电系统滤波器组小容性电流的能力进行分析计算，主要包括以下五方面内容：一是根据断路器的开断特点制定数值采集方案；二是对现有断路器的单断口进行气流场和电场的数值计算，并分析数据规律；三是对断路器的开断能力采用流注理论进行分析判断；四是根据理论分析和数值计算的结果，确定3种优化设计方案并逐一计算；最后对比各个方案的计算结果，找到介质强度最弱的点的位置及影响介质强度的关键因素，并确定进行型式试验的优化设计方案。

1 数据采集方案设计

根据流注理论，断路器在开断小容性电流的过程中，整个弧隙区域介质强度最弱区域决定电弧熄灭后断口是否发生重击穿，而介质强度取决于断路器开断过程中断口间的每一点的气体密度和电场强度。由于断路器的开距和恢复电压都随时间变化，再加上气吹的作用，灭弧室弧隙区域内每一点的电场强度和气体密度都随时间变化。为了准确地计算出介质强度的数值，计算量也不过于大，数据采集方式需要合适的时间间隔、取点位置及数量。

通过不同的取点方式进行计算，发现如下的取点方式采集到的气体密度值和电场强度值可以准确地表征弧隙区域的信息。

1)时间间隔：从动静弧触头刚分时刻开始，每隔1 ms取一次电场强度值和气体密度值。

2)取点位置及数量：如图1所示，图中X坐标轴为负方向，Y坐标轴是正方向，虚线范围内是取点区域。水平方向上每5 mm取一点，竖直方向上最上面2行每1.1 mm取一点(由于动弧触头和喷口边界几何形状比较复杂，所以最上面2行间距较小)外，其余每2 mm取一点，静弧触头端部取点位置靠近金属边缘。

整个弧隙区域一共取325个点，为了方便分析说明，将这些点进行编号，点1位置为坐标原点，点325坐标为(-170，15.1)，点的序号是从右向左、从下向上依次增大，从1到325。

图1 灭弧室内取点图

2 气流场计算

2.1 计算模型及设置

800 kV交流SF6断路器是双断口结构，两个灭弧室是相同的轴对称结构。对单断口进行气流场计算，采用二维轴对称模型，如图2所示。其中序号1、3、4、6为运动边界，从右向左运动，其余边界静止。SF6密度由密度压力求解软件计算，比热容为665.18 J/(kg·℃)，导热系数为0.012 06 W/(m·℃)，黏度系数为1.42×10-5kg/(m·s)。

注：1-压气缸边界；2-轴对称中心线；3-动弧触头边界；4-辅助喷口边界；5-静弧触头边界；6-主喷口边界；7、8-出口边界。

气流场仿真计算关键的一步就是网格设置，不仅决定着计算的成败，也影响着计算的精度。灭弧室的动侧结构比较复杂，如果网格划分不合理，极易产生奇异点、负体积等畸形突变，使动网格运动失败[15-16]。

根据分闸过程中的速度变化，将形状复杂的吹弧区域和需要数据采集的弧隙区域进行1 mm的高密度划分，其余部分采用4 mm的自由划分，如图3所示。在气流场仿真计算时，采用用户自定义功能(UDF)的方式，将断路器的分闸过程离散成足够小的区间运动。气流场仿真计算的初始条件为：灭弧室出口边界压力为断路器的充气压力，常温，灭弧室内气体无运动，灭弧室动侧初始速度为0。

图3 模型网格划分

2.2 计算结果及分析

如图4所示，先按现断路器的行程曲线1和充气压力为0.6 MPa进行计算，并根据数据采集方案进行点的密度值采集。

图4 行程曲线

动静弧触头刚分后第4 ms、6 ms、8 ms、10 ms灭弧室内的密度如图5所示。可以发现，在动静弧触头刚分的初期0～5 ms，弧隙区域SF6的密度逐渐变大，随着主喷口逐渐打开，弧隙区域气体喷出位置有一个密度很高的球形区域，以该区域为中心气体密度逐渐向两侧递减，然后上升到分闸开始时刻的密度。静弧触头和主喷口形成了一个类似于拉法尔管形状的环形区域，而且该环形区域两侧有一定的压力差，使得主喷口直径变大位置有一个气体密度非常小的区域，一直持续约8 ms。在8 ms时刻，虽然类似于拉法尔管的环形区域仍然存在，但是由于两侧的压力差非常小，环形区域截面变大，该环形区域无法形成高速的气吹，从而气体密度逐渐变大。

(a)刚分后4 ms(b)刚分后6 ms

(c)刚分后8 ms(d)刚分后10 ms

静弧触头前端圆弧附近的气体密度的变化规律是：由下到上，密度越来越小。整个开断过程中，弧隙区域内每一点的气体密度均有一个先变大再变小，最后恢复到分闸之前的密度的过程，且轴线上的气体密度变化范围最大。

3 电场计算

3.1 计算模型和边界条件

根据图4中行程曲线1，计算不同开距下气体的电场强度，并根据数据采集方案进行电场强度值的采集。将断路器简化成二维轴对称模型，如图6所示。 各个部分的相对介电常数如下：SF6气体是1，序号6是2.2，序号3中的绝缘筒是5，其余零部件是1×1011[17-18]。

考虑到目前实验室实验条件，需要采用单相单断口方式进行实验。根据断路器分闸的机械特性，断口间不均匀系数取1.05，所以单相单断口实验电压峰值为1 155 kV[19]，恢复电压一个周期的波形如图7所示。断口右侧的静侧屏蔽罩、静侧固定支撑和静弧触头加载恢复电压，其余零部件加载零电压。断口开距根据行程曲线1进行变化，每隔1 ms计算一次，恢复电压和断口开距一一对应。

图7 恢复电压波形

3.2 计算结果及分析

不同时刻电场强度如图8所示，从图中发现，电场强度的大小随着恢复电压的增加而增加，不同的点都在不同的时刻达到峰值，并且离静弧触头越近，电场强度越高，达到峰值的时间越短，静触头前端的气体离轴线越近，电场强度越高。随着时间的变化，从静弧触头附近气体的电场强度大于动弧触头附近气体的电场强度，到这二者大小关系相反。

(a)刚分后4 ms (b)刚分后6 ms

(c)刚分后8 ms (d)刚分后10 ms

4 介质强度计算

4.1 气体击穿判据

根据流注理论，SF6气体击穿判据[20]是：

E/N>3.56×10-15V/cm

(1)

式中：E为电场强度，V/cm；N为SF6气体每立方厘米气体粒子的数量。

为了方便对比，将SF6气体击穿判据做转换如下：

(2)

式中：K为计算的电场强度E*和SF6粒子密度N*的商与SF6气体击穿判据之间的比值，K如果大于或等于1，则SF6气体被击穿。

4.2 K值的计算

根据电场计算和气流场计算采集的数据，计算每一点的K值，提取每一时刻所有点的最大值，结果见表1，表中TRV(transient recovery voltage)为瞬态恢复电压。K值、恢复电压、开距与时间的变化曲线如图9所示。

表1 K值的计算结果

图9 不同时刻K值的变化曲线

从图9中发现，K值的整体变化趋势同恢复电压的变化一致，但是出现峰值的时间不同。从表1中可以发现，虽然每一时刻K值的最大值位置随着时间的变化而变化，但是大部分出现在电场强度较高的静弧触头附近。K值的最大值是0.86，出现在7 ms时刻，位于点248，如图9所示。从图5和图8中发现，该位置和该时刻并不是动、静弧触头之间的电场强度最大值点和气体密度最小值点。

现断路器K值的最大值为0.86，小于SF6气体被击穿的判据1，安全系数为1.16。该安全系数有以下几点不满足断路器长期安全运行的要求：1)零部件的批量生产及装配的离散性会降低断路器的性能；2)断路器频繁地开断操作会造成触头烧损等问题，从而降低断路器的性能；3)可能因型式试验过程中容性恢复电压的调节精度等问题，对断路器的开断性能考核加严；4)有限元计算普遍存在一定的误差。

因此须提高安全系数，根据大量型式试验的经验和众多在运产品的运行经验，该安全系数应为1.5左右，所以现断路器不满足要求，需要进行改进。

5 优化设计分析

根据前面的计算结果得到点248不同时刻的电场强度变化和密度变化曲线如图10和图11所示。7 ms是该点气体密度最小和电场强度最大时刻。提高断路器的分闸速度，可以使得该点的密度最小值提前1 ms出现，这样在之后的4 ms左右的时间内该位置都有一个很高的密度值。而且根据拉普拉斯方程，在同一开距下，由于恢复电压值低于7 ms时刻的电压值，所以分闸速度的提高也使得该点同一时刻的电场强度降低。

此外根据理想气体状态方程，可以提高充气压力来提高气体密度。因此想要降低K值的大小可以从提高分闸速度和充气压力两个方面考虑。

图10 点248密度变化

图11 点248电场强度变化

5.1 优化设计方案

根据前面的分析，提高分闸速度后的行程曲线(图4行程曲线2)平均分闸速度提高了5.7%，该曲线满足刚分后7 ms的开距等于行程曲线1刚分后8 ms的开距。考虑到现有罐体机械强度的安全裕度，断路器的充气压力可提高至0.7 MPa。

综上，优化设计方案共有以下3种：方案1，分闸速度按行程曲线2，充气压力为0.6 MPa；方案2，分闸速度按行程曲线1，充气压力为0.7 MPa；方案3，分闸速度按行程曲线2，充气压力为0.7 MPa。

将这3种方案的计算结果与前面的计算结果对比，就可以分析出不同的充气压力和不同的分闸速度对K值的影响，从而确定试验断路器的充气压力和行程曲线。

5.2 计算结果与分析

不同方案下的计算结果见表2。表2中K1位置、K2位置和K3位置代表不同时刻K值最大值的点号，根据表2绘制的不同方案下K值的变化曲线如图12所示。

表2 三种方案的计算结果

图12 不同方案下K值的计算结果

通过对比发现，同一压力下速度越大K值越小，提高速度后K值不仅变小，而且曲线变化率变小，曲线更加光滑，K值的峰值到达时间也提前1 ms。同一速度不同压力下，K值的变化趋势相同，峰值大小不同。从表1和表2发现，各个方案中K值的最大值位置都是点248，速度和压力的变化都不能影响K值最大值的位置。

点248在静弧触头边缘，相邻的点有5个，如图13所示，这5个点在不同方案下的K值达到最大值见表3。从表3中可以看出，从左下到右上，K值先增大后减小。采用点212、点248和点282的K值及相互之间的弧线长度用多项式做极值图，如图14所示，从图中发现点248的K值与该区域的极值相差无几，可以认为点248的介质强度是所在区域的最大值。

表3 点248的相邻点在不同方案下的K值

图14 不同方案下K值的极值图

不同方案下K值最大值对比见表4。充气压力提高16.7%，K值最大值降低了14%；平均分闸速度提高5.7%，K值最大值降低了26.7%。很明显充气压力对K值的影响低于分闸速度对K值的影响，进而得到电场强度对K值的影响大于密度对K值的影响。

表4 不同方案下K值最大值对比表

方案2虽然降低了K值的最大值，但是安全系数只有1.35；方案1和方案3明显减小了K值，方案1的安全系数已经达到1.59，根据经验该方案可以进行滤波器组容性电流的开断试验，无须再进行其他方式的优化分析设计。

6 试验结果

在某检测中心，采用方案1的条件进行800 kV SF6断路器开断滤波器组小容性电流的试验，开断试验过程中的最高恢复电压峰值达到1 200 kV，开断电流为400 A，最短燃弧时间为0.5 ms，试验过程中未发生一次重燃弧，该试验顺利通过。

7 结论

本文对800 kV SF6断路器开断滤波器组容性电流的能力进行气流场和电场的仿真计算，通过数据对比和理论分析得到如下结论：

1)现有的800 kV SF6断路器的介质强度的安全裕度无法满足恢复电压峰值1 155 kV的小容性电流开断的要求，将平均分闸速度提高5.7%进行型式试验，该试验顺利通过，说明本文采用的分析方法对定量分析断路器开断小容性电流的能力有实际的指导意义。

2)对于本文中这种常用的自能式灭弧室，在分闸过程中，介质强度最弱的点的位置不受分闸速度和充气压力的影响，且是固定不变的，位于高压侧静弧触头端部斜上方位置。受限于零部件机械强度的影响，分闸速度和充气压力的提高都有固定的范围，当达到极限仍然不满足需要时，可以对静弧触头端部的几何形状进行优化，改变电场强度的分布规律来提高介质强度最小值。

改进后的800 kV SF6断路器顺利通过了型式试验，为特高压直流输电±800 kV 和±1 100 kV系统可靠运行提供了必要的技术保障，为用于更高电压等级直流输电系统的断路器研发提供理论参考。