基于多重雷击保护的灭弧机理研究

2018-12-14

电瓷避雷器 2018年6期

(广州供电局有限公司，广州 510620)

0 引言

随着我国电网建设加快、特高压工程相继投入，铺网面积日益扩大，高电压等级线路杆塔越架越高，导线电压幅值大，容易感应迎面先导，落雷概率增大[1-2]。由雷击输、配电线路引发的高频率跳闸、断线等事故已然成为威胁电力系统稳定运行的主要安全隐患之一。近年来，雷击跳闸约占总跳闸事故的60%以上[3]，多重雷击的频发更是屡见不鲜，愈发引起重视。

长期以来，我国防雷的顶层设计基本集中在对单次雷击的防护而对多重雷击的防护措施鲜有研究。防雷效果受到雷击种类、雷击方式以及雷击强度的复杂性与多样性的共同制约。以至于现有基于综合措施(雷电拦截技术、地网降阻技术与绝缘强化技术的综合效果)下的绝缘闪络抑制防雷理念难以实现所有雷击工况的防雷保护。原因如下：首先在传统电气几何模型理论下导线与避雷线库仑力竞争将扩大理想绕击弧[4]，因此某些强雷击发生时仍存在一定概率的绕击，而且对多重小雷击基本没有防护作用，导致雷电拦截不可控。其次，地网电阻受到土壤电阻率的制约，冲击接地电阻难以调和，实际降阻效果难以达到理想状态[5]，经常造成耐雷水平“欠账”运行。再次，绝缘强化技术受到绝缘子长度限制等因素的制约，而且加强绝缘后的线路无意中提高了雷电入侵波的幅值，对变电站内设备已有的绝缘配合构成威胁。综合来看，传统防雷技术对行业既定防雷指标在一定程度上缺乏支撑度，多重雷击破坏已危及到国民经济生活的各个方面，因此，新型防雷措施的研究刻不容缓。

绝缘子并联间隙是一种依靠绝缘配合使雷电流沿间隙泄入大地的“疏导型”防雷保护方法[6-9]，有效保护了绝缘子被灼烧损坏，依靠重合闸保证线路正常供电。但该措施也降低了线路的绝缘强度与耐雷水平，并且是一种牺牲雷击跳闸率来减少事故率的做法[10-11]。更严重的是，并联间隙没有主动熄弧的能力，导致间隙电极被烧短而破坏绝缘配合，此外，在等待已形成的后续工频电弧自动熄灭的同时若发生多重雷击，将导致电弧持续烧蚀、自动重合闸失败，引发破坏性的电网事故。

针对上述问题，笔者提出一种由雷电脉冲触发爆轰反应气流产物主动吹弧的灭弧方法，能够实现在多重雷击的叠加作用下一对一多次可靠地截断电弧，使雷击跳闸率降到零点，是一种在所有雷击工况下更为可靠的防雷保护。文章对多重雷击的爆轰反应灭弧过程进行了理论分析和仿真研究，求得反应冲击波的状态参数，建立了气流场与重复建弧的流体耦合模型，并与实验结果进行对比分析，验证本文提出的灭弧方法能够实现在多重雷击下防雷保护的可靠性。

1 灭弧原理

在并联间隙与线路绝缘子的可靠绝缘配合下，通过雷电脉冲触发灭弧装置，利用固体装药的爆轰反应在灭弧腔内产生数百MPa的压强，猛烈压缩沿间隙闪络的电弧，加速带电粒子的去游离过程，使空气间隙绝缘恢复进程加快，后续工频续流能量在灭弧腔维持的强压环境下难以支撑电弧的持续烧蚀，最终电弧在短时内迅速熄灭。绝缘配合固相灭弧装置原理见图1。

图1 灭弧原理示意图Fig.1 Schematic diagram of arc-extinguishing mechanism

2 数学模型分析

建立数学模型分析的目的是研究爆轰反应产生的气流场对电弧的作用效果，以及气流场正压维持时间对多重雷击建弧的抑制效果。

2.1 爆轰反应

2.1.1 装药反应过程

把密度为1 650 kg/m3的TNT装进直径为2 cm的球形中。设t=0时刻开始爆炸，则当炸药发展到t=t1时刻将出现已反应炸药区与未反应炸药区，在两个区域之间的爆轰波阵面上状态参数将发生阶跃。下面以此为临界面建立反应参数的求解模型。

考虑反应气流为一维等熵流动，取爆轰波阵面上一面积为S的微元，设其压强为PD，密度为ρD，质点速度为vD，内能为ED，温度为TD，爆轰波阵面速度为D。在t=t1时刻，未反应装药压强为PW，密度为ρW，质点速度为vW，内能为EW，大气中质点速度v0=0。

根据爆炸前后的质量差与密度关系建立质量守恒定律：

D·ds·dt·ρW=(D-vD)ds·dt·ρD

(1)

动量守恒定律：

(PD-PW)ds·dt=D·ds·dt·ρW(vD-vW)

(2)

且注意到未反应区质点速度：

vW=0

(3)

设爆轰波阵面上极薄反应区炸药的爆热为QW，由能量守恒定律有

(4)

爆炸力学理论指出，密度为ρw>1 000 kg/m3的液、固态炸药，有范德瓦尔斯状态方程[18]

(5)

式中：γ为广义气体常数，对于空气γ=8314/M，空气相对分子质量M=29；v∞为在无限高压下的最小比容；ρD为可爆气体的密度。

又由内能方程：

(6)

式中，Cv是等容比热。

且认为密度不变时，有

(7)

最后利用C-J方程确定边界条件：

(8)

式中，cπD是可爆气体中的声速。

联立式(1)—式(8)，可解得

(9)

式中，k=Cp/Cv=1.16-1.33，由装药种类与密度而定。对于密度为1 650 kg/m3的TNT，k取1.18，最小比容v∞=0，爆轰波阵面速度D=7 km/s[12]。PW近似为标准大气压强，相较于爆轰反应气体产物剧烈膨胀所产生的压强可忽略不计。

于是解得爆轰波向空气冲击的两个初始状态参数

(10)

2.1.2 气流膨胀过程

当爆轰波临近装药与空气介质的分界面时，反应产物将在短时内释放出大量的能量并向四周飞散，迅猛压缩周围介质形成高强载荷的空气冲击波。为消纳该能量并使其与电弧等离子体充分耦合，设计一刚性灭弧装置将爆轰气流场约束于内，由此形成的超高压刚性空间具有极高的介电强度，电弧从弧根处被截断，灭弧结构见图1。

由于爆轰反应过于迅速，其产物在膨胀时绝热指数随着压力的降低不断减小。直接求解较为困难，从而用朗道与斯达纽柯维奇提出的等熵式[13-14]进行分阶段近似描述。

(11)

式中：P1，P2为气体不同状态下的压强；V1，V2为气体不同状态下的体积；γ为绝热指数。

第一阶段：从爆轰波接触空气介质瞬间膨胀到某一临界压强PL，对于中等威力炸药当压力P≥200 MPa时，绝热指数取γ≈3[12]，即有第一个等熵式：

(12)

式中：P0为爆炸产物爆轰波临近空气介质的初始压强；V0为球形装药的初始体积(即此时爆炸气体产物体积)；PL为在达到临界压强之前爆炸产物体积膨胀到VL时的压强。

VL=7.427×10-4(m3)

(13)

第二阶段：反应产物从第一阶段的临界体积膨胀到充满整个灭弧腔的过程，根据(11)提出的等熵式有

(14)

式中：Pm为爆炸产物充满灭弧腔时的压强；Vm为灭弧腔内气体体积；考虑灭弧腔的容积约为1 L,绝热指数取γ=1.4[12]，联立式(13)和式(14)可解得

Pm=131.86(MPa)

(15)

即当反应产物膨胀至整个灭弧腔时，其内部压强为131.86 MPa，约为1 319倍标准大气压强。在此高压下，电弧游离态是难以维持的。

2.2 空气冲击波的正压作用时间

空气冲击波正压作用时间是衡量爆轰反应对目标破坏程度的重要参数，也即反应膨胀产物在灭弧腔内对电弧的作用时间，由爆炸相似律通过实验方法建立的经验公式确定[12]，忽略等离子体电弧的体积，考虑在刚性面爆炸，有

(16)

式中:W为装药质量；R为离装药中心的距离。

带入参考数据，解得t+=2.85 ms，即灭弧腔内部压强大于131.86 MPa的时间至少能持续2.85 ms，且对于时间间隔在正压作用时间以内的重复雷击防护具有更高的耐雷水平，因为此时气压极高，灭弧腔内部空间介电强度极大，间隙难以被击穿。

3 仿真

仿真的目的是研究爆轰反应产生的空气冲击波的冲击载荷强度，即吹弧强度；以及对重复雷击建弧过程的抑制效果，即灭弧效果。

3.1 仿真准备

笔者采用ANSYS仿真系统，模拟主要要素包括：TNT，灭弧腔，电弧流体。TNT参数严格按照第二节中建立的数学模型取值，灭弧腔采用刚性无滑移材料，电弧使用高温等离子流体模拟。

重复雷击建弧频率设定为1ms/次，选择雷诺应力模型作为湍流模型，考虑三系数模型的动力粘度系数，流体耦合控制方程采用N-S方程，求解器用非稳态时间步长迭代求解。

3.2 仿真结果

3.2.1 爆轰反应过程

爆轰反应过程见图2，反应产物几乎瞬时转换成高压态气流场并剧烈压缩周围介质，在0.06 ms时刻充满灭弧腔，其真实压强可达到169.2 MPa，见图2(d)。依靠灭弧气流场响应时间的快速性与灭弧压力远大于电弧维持力的不对称性，使得电弧尚处在工频建弧过程的极早脆弱期被迅速截断。

图2 爆轰波不同时刻压力云图Fig.2 Pressure cloud at different times of detonation wave

3.2.2 气流场耦合多重雷击建弧过程

图3(a)-3(l)是在重复雷击多次建弧过程中，爆轰反应气流场熄弧效果的仿真等温图。图3(a)-3(d)描述了首次雷击闪络并触发爆轰气流场与电弧流体的耦合过程。以0.02 ms为时间步长迭代求解50次(即1 ms时间内)，由图中的电弧流体变化可观察到，由于反应产物在瞬间膨胀至充满整个灭弧腔，等离子弧柱流体在爆轰反应初期就受到巨大冲击载荷的猛烈压缩，电弧去游离过程加剧，灭弧腔内流体温度急剧下降，电弧被粉碎，见图3(a)-3(c)。反应0.5 ms以后高温等离子体几乎全部湮灭，由于随后灭弧腔内气压仍维持着足够高的强度，灭弧腔内气流达到的介电强度也远高于普通空气介质，所以没有发生电弧重燃现象，见图3(d)。

图3 灭弧腔内部等温图Fig.3 Isothermal diagram of arc extinguishing chamber

图3(e)-3(h)是2次雷击闪络后电弧与气流场的耦合过程，同样以0.02 ms为时间步长进行50次迭代求解，可以从等温图中观察到第2次流体耦合过程与第1次非常相似，只是此时灭弧腔内温度略高于第1次灭弧腔内的温度，这是由于经过一次灭弧过程后，灭弧腔没有得到足够的时间冷却的结果。高温电弧等离子体依然在短时内迅速湮灭，并没有发生重燃。然后进行第3次雷击模拟，灭弧过程同样取得了和前两次相似的良好效果，见图3(i)-3(l)。

图4是灭弧腔内平均温度变化波形，可观察到在每次爆轰气流场与电弧耦合作用后灭弧腔内平均温度都能降低到1 000 K以下，空气间隙逐渐恢复绝缘，工频续流能量已无法支撑电弧烧蚀，电弧熄灭。图中时间步长为0.01 s。

图4 灭弧腔内平均温度变化曲线Fig.4 Average temperature change curve of arc extinguishing chamber

此外，仿真过程中曾尝试在电弧未完全熄灭时进行2次雷击建弧过程，却出现了建弧失败导致仿真求解中断的结果。考虑因为在爆轰反应初期，气流场产生的气压过高，在灭弧腔内产生的介电强度过大，所以空气间隙无法被击穿。

4 灭弧实验

实验的目的是研究灭弧装置在多重雷击闪络时的灭弧效果及其耐受能力。

4.1 实验准备

实验回路见图5。

AC-交流电源；IVG-冲击电压发生器；TM-调压器；T-实验变压器；J-继电器；r-限流电阻；QP-保护球隙；R-测量电阻；DSO-数字示波器；JY-绝缘子；C-高速摄像机；K-闭合触点。图5 灭弧实验原理图Fig.5 Arc extinguishing experiment circuit

1)在事先测试好的绝缘子与间隙距离的绝缘配合比下，将工频电源耦合冲击电压发生器连接同一个复合绝缘子串并联间隙。

2)接通工频电源使回路正常工作，缓慢调节调压器与实验变压器，使变压器二次侧的电压逐渐升高，并控制二次侧回路的工频短路电流大小，本实验依次生成了0.5 kA、1 kA、2 kA 3种不同的工频短路电流进行验证。

3)在3种工频短路电流产生的同时，启动冲击电压发生器放电击穿间隙。至此，便完成了模拟雷击输电线路时冲击能量与工频能量的耦合叠加。

4)用高速摄像机与数字示波器记录实验结果。

4.2 实验结果

在图5所示实验回路3种不同的工频短路电流下用冲击电压发生器对并联间隙的绝缘子串连续放电15次，每次放电路径都被定位在并联灭弧装置的间隙通道上，灭弧装置动作15次，且电弧均在1 ms内被熄灭。实验后灭弧装置完好，电极端部触头没有被电弧烧短，间隙距离依旧能保证绝缘配合。如图6所示，上方电极为多次放电烧蚀后的石墨电极，可观察到石墨触头仅有轻微灼伤痕迹；下方电极为全新未使用的石墨电极。灭弧装置初始装药可以动作50次以上，实现5年以上的免维护。

图6 间隙电极使用前后对比Fig.6 The contrast of gap electrodes of before and after used

高速摄像机记录了其中一次灭弧过程，见图7(a)-7(i)，可观察到爆轰气流场响应后迅速膨胀并拉伸工频电弧，使其几何形态在强压环境下发生剧烈变化，弧柱等离子体加速复合、湮灭，最终电弧在t=0.4 ms时刻完全熄灭。

图7 高速摄像机拍摄的灭弧过程Fig.7 Arc extinguishing process for high-speed photography

雷电冲击放电波形见图8，间隙在雷电波达到波峰时刻之前被击穿，此时数字示波器开始检测到间隙电弧通道的电流参数变化，如图9所示，即此时为间隙开始起弧的时刻。灭弧装置在波尾几乎靠近波峰处动作，并将雷电全波截断，所以实验中标准雷电冲击放电波形尾部陡度发生明显变化，波尾由平缓降低变为急剧降低，如图8所示，灭弧装置响应时间在5 μs以内，能在电弧建立的最初始阶段触发灭弧能量作用于相对脆弱的“萌芽期”电弧，易于后续熄弧。