受潮避雷器温升分布特性仿真分析

曾 国，王 晓，刘守文，刘 斌，张 崧，刘 波，隗 震，王 卓，黎淑娟

（1.国网湖北省电力有限公司黄石供电公司，湖北 黄石435000；2.国网湖北省电力有限公司，湖北 武汉430074；3.南瑞集团有限公司（国网电力科学研究院有限公司），湖北 武汉430074；4.哈尔滨供电公司，黑龙江 哈尔滨150006）

0 引言

金属氧化锌避雷器（MOV）作为一种释放过电压能量的装置，连接于导线与地之间，与被保护设备并联，可保护发电机、变压器、输电线路等免受操作过电压及雷电过电压的侵害，因此，大量的避雷器被投入电网运行［1-4］。避雷器性能的优劣关系着电网运行的安全与稳定［5-6］，所以对于投运时间过久的避雷器，掌握其运行状态（是否存在受潮、老化现象或氧化锌电阻片的非线性发生变化等）至关重要。

受潮、老化、短路和异常运行等事件是避雷器发生绝缘故障的主要原因［1］，其中避雷器电阻片受潮主要由密封不严和制造工艺问题引起，使得流过避雷器的泄漏电流异常增大，即导致电阻片有功损耗增大，可能造成热击穿或爆炸［7］；另外，避雷器长期运行的过程中，由于杂散电容的存在或短路的发生使得避雷器电阻片上电位分布不均匀，导致部分电阻片承受过高电压，引起发热，同时，也会使避雷器的伏安特性发生相应改变，进而引起电阻片老化［8-10］；除此之外，异常运行会引起避雷器表面电位不相等，导致避雷器内外形成较大的电势差，造成避雷器内部局部放电［11］，甚至损坏，严重影响电网的安全稳定运行［12］。

避雷器能否可靠运行，是影响电力系统安全稳定运行的重要因素。而对运行中的避雷器进行状态在线监测是保证其安全运行的重要手段。红外检测技术具有不停电、不取样、不接触、成本低、实用性强等优点，已广泛应用于电力设备的故障诊断［13-15］。因此，基于红外热像检测技术，对避雷器的故障进行在线监测，对有效延长避雷器的使用寿命、降低人力成本和物力损失具有重要意义。关于避雷器温度场的计算，1980 年Tominage 等［16］假设电阻片功率损耗为温度的指数函数，外套散热为温度的线性函数，利用发-散热曲线分析了避雷器的平衡状态；Lat 等［17］为了分析避雷器的热特性，提出了用类似求解电路的方法对由热压源、热阻和热容组成的热路模型进行近似计算，热路各组成部分对应避雷器的各元件。目前，对避雷器温升的计算主要基于试验［18-19］和热路模型法［20］。近年来，随着数值计算技术的发展，有限元法、热电耦合法在电气设备的温度场计算中得到了广泛的应用［21-25］。

何金良等利用有限元法计算了合成套ZnO限压器的二维温度场；杨雅倩等利用有限元法对500 kV 及1 000 kV 变电站用氧化锌避雷器模型进行热电耦合，仿真计算了MOV在正常工况、阀片老化及受潮3种情况下的电位、场强及温度分布，通过综合分析电位、场强及温度分布判别避雷器的绝缘状态；张丕沛根据500 kV 和1 000 kV 变电站用及800 kV 直流母线避雷器实际结构，搭建了三维有限元计算模型，分析了避雷器不同位置短路及不同节受潮时的电位分布；杨青利用有限元法分析了MOA外表面的温度分布规律，同时考虑了环境温度、风速、太阳辐射等因素对避雷器内部传热及外表面温度分布的影响；温慧等结合避雷器热传递过程，阐述了有限元法计算避雷器温度场的原理，针对新型避雷器模型进行瞬态温度场仿真，分析了避雷器的温度分布和散热规律［26-30］。

综上所述，虽然国内外对MOV温升特性开展了大量研究，但针对受潮程度对避雷器温升的影响缺乏系统的研究。因此有必要对避雷器在不同受潮故障类型下的温升特性开展系统研究，从而为避雷器运行状态的红外热像诊断提供理论依据。

1 避雷器温升计算方法

针对500 kV 变电站用氧化锌避雷器，采样电-热耦合方法，仿真分析氧化锌避雷器不同位置受潮时的温升特性，具体计算流程如图1所示。

图1 氧化锌避雷器稳态温度仿真计算流程Fig.1 Steady state temperature simulation calculation process of Zinc oxide arrester

电磁场分析的要点是麦克斯韦方程组，其描述了变化的电场会激发磁场，而变化的磁场也会感应产生电场，电场、磁场不是独立的，它们彼此相互联系、相互影响进而构成一个统一体，即电磁场。麦克斯韦方程组微分形式为：

当要分析的电磁场接近于稳态时，位移电流密度与传导电流密度的值比较起来可以完全被忽略，即忽略由变化的电场产生的磁场，则麦克斯韦方程组（1）表示为：

引入辅助方程：

式（3）中：σ为避雷器电阻片的电导率，S/m。

把电场强度E 作为待求解物理量，则避雷器在正弦时变场中电场的传播过程为：

由于功率损耗为计算温升的“热源”，则避雷器电阻片单位面积功率损耗P可表示为：

对于避雷器稳态温度场的传热分析，根据传热学理论，避雷器的热传导过程包括：电阻片、套管、环氧管、伞裙、法兰等固体之间的导热和法兰、伞裙与环境之间的自然对流换热，而避雷器的热传导遵循傅里叶定律：

2 避雷器模型及参数设置

本文采用型号为Y20W-444/1106 的500 kV 氧化锌避雷器模型。MOV主要组成部分有：电阻片、套管、环氧管、硅橡胶伞裙、法兰（A、B、C、D）、均压环等，其材料属性见表1所示。为具体研究避雷器内外部温升分布特性，后续主要取电阻片轴向路径m-n 和避雷器外表面路径fs 两条路径进行分析。氧化锌避雷器模型、主要组成部分以及路径如图2所示。

图2 氧化锌避雷器模型、组成部分、路径示意图Fig.2 Zinc oxide arrester model,components and path diagram

时谐场计算时，采用轴对称模型进行分析，避雷器各组成部分相对介电常数及电阻率的设置如表1所示，对法兰A 及均压环加载正弦交流电压，幅值为500/ 3 × 2 kV，频率为50 Hz，法兰D 加载0 V；通过时谐场计算获得电阻片热功率后，以电阻片产生的热功率作为发热源，计算避雷器的温度场，环境温度设置为20 ℃，MOV 外表面的对流换热系数取4 W/（m2·℃）。

表1 避雷器电-温度场仿真材料属性Table 1 Material properties of arrester's electrical-temperature field simulation

3 避雷器温升计算

3.1 正常条件下避雷器温升特性

正常条件下，避雷器的温度分布如图3所示，最高温度为20.011 7 ℃，温升仅为0.011 7 ℃，可见在正常运行情况下，避雷器的温升较低；相关研究表明：330～500 kV 的MOV 在最高运行电压下可能出现的最高温升一般不超过4.0～5.3 ℃。

图3 正常避雷器的温度分布Fig.3 Normal temperature distribution of arrester

图4为避雷器电阻片路径m-n和外表面路径fs上的温度分布，由图4可知：避雷器上节电阻片整体温度高于下两节，最大温度约为20.01153 ℃，这是因为避雷器对地存在杂散电容，使得靠近高压端的上节电阻片承受的电压较高，有功损耗更大，导致上节电阻片的整体温度更高；3节电阻片中，温度最大值均出现在中间位置且向两端减小，这是由于电阻片两端的法兰散热效果较好，故靠近法兰的电阻片温度较低。避雷器外表面法兰温度明显高于伞裙，最大温度为20.007 ℃，且上节避雷器两端法兰A 和B 的温度更高，避雷器内部的温升约是外表面温升的1.6倍。

图4 路径m-n和fs上的温度分布Fig.4 Temperature distribution on paths M-N and FS

3.2 故障设置方法

当MOV因各种原因造成内部受潮时，会导致电阻片侧面或瓷套内壁沿面放电，引起局部轻度发热，严重时会产生沿面闪络。在避雷器受潮早期，水分进入避雷器内部，使得流过避雷器的泄漏电流增大，导致避雷器温度升高；当避雷器严重受潮时，电阻片的电导率增大，使流过MOV 的阻性电流分量接近或超过容性电流，从而导致温度升高。为此，将避雷器的受潮程度分为：轻度受潮和严重受潮两种情况。当避雷器轻度受潮时，大量水珠以水带的形式凝结在电阻片表面，轻度受潮的避雷器经过适当处理还可以继续使用；当避雷器严重受潮时，电阻片的电阻将会减小，避雷器严重受潮节的电阻约减小99.3%，严重受潮的避雷器应立即采取措施消缺或退出运行。

为了模拟MOV轻度受潮时的温升特性，将厚度为3 mm 的圆环形水带附着在电阻片表面，其模型如图5示。根据规程：正常运行时，35 kV及以上避雷器绝缘电阻应不低于2 500 MΩ，为了模拟MOV严重受潮时的温升特性，取电阻片电阻约为0.23 MΩ。

图5 避雷器轻度受潮时的水膜模型Fig.5 Water film model of arrester under mild damp

3.3 轻度受潮时避雷器温升结果

当MOV轻度受潮时，得到避雷器的温度分布如图6 所示，可明显看出，受潮节电阻片的温度较正常节高；避雷器上、中、下3 节分别受潮时的最高温度分别为23.864 2 ℃、21.221 ℃、20.982 7 ℃，温升分别为3.864 2 ℃、1.221 ℃、0.982 7 ℃，上节受潮时的温升最大。整体来看，轻度受潮时避雷器的温升较小，其最大温升在允许的最高温升之内，可认为轻度受潮对避雷器的温升影响较小。

图6 避雷器轻度受潮时的温度分布Fig.6 Temperature distribution of arrester under mild damp

避雷器电阻片路径m-n和外表面路径fs上的温度分布如图7所示，当避雷器上、中、下3节分别受潮时，避雷器内部最大温升分别为3.83 ℃、1.21 ℃、0.97 ℃，避雷器外表面上最大温升分别为2.186 ℃、0.441 ℃、0.574 ℃，避雷器内部最高温升是外表面温升的1.69～2.74 倍；当避雷器上节受潮时，法兰A、B 上的温度升高，法兰A 上温升最大，约为2.186 ℃；中节受潮时，法兰B、C 上温升增加，两者的温升差14.3%；下节受潮时，法兰C、D 上温升增大，法兰D 上温升最大，温升值约为0.574 ℃。

图7 路径m-n和fs上的温度分布Fig.7 Temperature distribution on paths M-N and FS

3.4 重度受潮时避雷器温升结果

当避雷器严重受潮时，得到避雷器温度分布如图8所示，避雷器上、中、下3节分别受潮时的最大温度分别为62.481 ℃、39.6393 ℃、31.3607 ℃，温升分别为42.481 ℃、19.639 3 ℃、11.360 7 ℃，上节受潮时温升最明显。避雷器严重受潮时温度明显增大，可见严重受潮对避雷器的温升影响较大。

图9为避雷器电阻片路径m-n和外表面路径fs上的温度分布，当避雷器上、中、下3节分别严重受潮时，避雷器内部最大温升分别为42.32 ℃、19.5 ℃、11.26 ℃，外表面最大温升分别为24.227 ℃、7.095 ℃、6.595 ℃，避雷器内部温升是外表面温升的1.71～2.75倍；当避雷器上节受潮时，法兰A、B上的温度升高，法兰A 上温升最大，且其温升值较大，为24.227 ℃；中节受潮时，法兰B、C 上温升增加，两者的温升差15.7%；下节受潮时，法兰C、D 上温升增大，法兰D 上温升最大，其温升值为6.595 ℃。

图8 避雷器重度受潮时的温度分布Fig.8 Temperature distribution of arrester under severe damp

图9 路径m-n和fs上温度分布Fig.9 Temperature distribution on paths M-N and FS

3.5 小结

如图10 所示，避雷器轻度受潮时，电阻片上的最高温升为3.83 ℃，与正常电阻片上的温升0.01153 ℃相比，温升较小；重度受潮时，电阻片上最高温度为42.32 ℃，与正常电阻片上的温升相比，温升非常明显。当避雷器轻度受潮时，上节受潮时内部温升比其他两节受潮时高2.6 ℃～2.8 ℃；当避雷器严重受潮时，上节受潮时内部温升比其他两节受潮时高22.8～31.1 ℃，表明上节受潮时引起的温升更为明显。

图11为正常与受潮时避雷器外表面的温升变化。当避雷器上节、中节、下节轻度受潮时，外表面最大温升分别约为2.186 ℃、0.441 ℃、0.574 ℃，虽然与正常避雷器外表面温升0.007 ℃相比，温升并不是很明显，但该温升仍在红外热像仪的检测精度范围之内，若能采用相关措施提高红外检测技术的精度，可对轻度受潮故障进行检测。

图10 路径m-n上温度对比Fig.10 Temperature comparison on path M-N

图11 路径fs上温度对比Fig.11 Temperature comparison on path FS

而当避雷器上、中、下3 节分别严重受潮时，外表面的最大温升分别为24.227 ℃、7.095 ℃、6.595 ℃，与正常避雷器外表面温升相比，温升增大极为明显，采用红外检测可有效判断避雷器的重度受潮缺陷。

4 结语

本文从理论上分析了避雷器温度分布特性，结合500 kV典型避雷器参数搭建仿真模型，设置故障模型等效受潮避雷器，并进行仿真。仿真结果表明，正常避雷器及受潮避雷器在温升分布上存在明显差异。通过避雷器外表面温升的变化及整体温升分布，可检测避雷器各节的受潮情况，但针对轻度受潮温升分部差别不大，需采用相关措施提高红外的检测精度。相关结论可为后续避雷器组红外检测缺陷诊断提供理论依据。

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