某型252kV自能式SF6断路器不同燃弧时间下的开断性能仿真分析

郭 瑾 姜 旭

某型252kV自能式SF6断路器不同燃弧时间下的开断性能仿真分析

郭 瑾1姜 旭2

（1. 陕西职业技术学院电子信息工程学院，西安 710038；2. 西安西电开关电气有限公司，西安 710077）

本文基于磁流体理论，采用真实气体模型和动网格模拟，建立252kV自能式SF6断路器的仿真模型，分别进行不同开断电流和不同燃弧时间下的气流场计算。从气体压力曲线变化比较膨胀室的增压情况。在关键区域选取7个监测点，观察气体压力、温度、速度和马赫数的变化特征。40kA、50kA和63kA短路电流下的计算结果表明，在相同电流条件下，短路电流对增压的影响较小，膨胀室的气体压力增量接近；气流场、气体压力的分布和燃弧时间的关系更密切；燃弧时间越长，气体压力的上升幅度越大；在电流最终过零时刻，较大短路电流下的温度远高于较小电流。因此，为满足市场需求，应根据大电流开断条件下长燃弧时间的性能进行更多的改进。

SF6断路器；电弧等离子体特性；燃弧时间；开断仿真

0 引言

电弧现象是SF6高压断路器的一种瞬态特性。近年来，SF6断路器的开断仿真技术在世界范围内迅速发展，并取得了很大的进步。ABB公司将仿真技术应用于自能式SF6断路器，设计了开断电流200kA[1]以下的断路器。利物浦大学在喷口尺寸和喷口上下游压力不同的基础上，对断路器的热开断能力进行了研究。针对喷口上下游三种不同的压力比，预测计算得到的弧后电流，并将其与实测结果[2]进行比较。韩国电器研究公司对145kV自能式SF6断路器的热开断能力进行了计算研究，最后对热开断能力进行了预测，且与实验结果接近[3]。文献[4]通过仿真计算验证了从实验中得到的电弧参数。越来越多的学者关注电极、喷口、辐射、气压等因素，文献[5]研究了SF6断路器灭弧室内电弧特性参数间的相互关系，文献[6]对电极烧蚀的电弧净辐射系数设置方法进行了研究，文献[7]建立了多物理场耦合的电弧模型。但是，对燃弧时间与开断性能影响分析的文章并不多。文献[8]只是在一种燃弧时间下，针对不同等级开断电流展开研究。文献[9-11]都是基于一种燃弧时间和一种开断电流的条件展开研究，从气流场角度分析了对断路器开断性能的影响。文献[12-14]从不同燃弧时间开断试验的角度进行分析，但缺少仿真研究。

燃弧时间对电弧熄灭起着重要的作用，断路器出厂型式试验都有对燃弧区间也就是短燃弧时间、长燃弧时间的要求。本文在相同电弧模型条件下，比较不同电流等级下、不同燃弧时间下的电弧特性，SF6的属性由FLUENT用C语言编写的用户定义模型输入，从温度、压力和速度三个方面分析电弧的动态特性，讨论在电流最终过零时刻的电弧特性。

1 电弧模型

本文基于含能量源项的可压缩流体的Navier- Stokes方程，考虑焦耳热、洛伦兹力和辐射的影响，建立二维轴对称磁流体弧模型。源项方程为

在表1中，为轴向速度分量，为径向速度分量，l为层流粘度，t为湍流粘度，r为径向电流密度，为气压，z为轴向电流密度，为磁感应强度，为焓，l为层流热导率，t为湍流热导率，c为比定压热容，为电导率，为电场强度，为净辐射。辐射模型采用Liverpool模型，文献[15-19]对Liverpool模型已有详细介绍，此处不再赘述。

表1 方程项

2 计算结果与分析

断路器简化结构如图1所示，为了分析电弧等离子体特性，在膨胀室、主喷口和辅助喷口及喷口下游设置监测点，其中P1位于喷口座与膨胀室连接处，P2位于大喷口与小喷口通道中部，P3位于小喷口末端，P4位于小喷口前端，P5位于大喷口喉部，P6位于大喷口第一张角处，P7位于大喷口第二张角处。一条截线Line1位于动弧触头的前端，另一条截线Line2位于小喷口的前端。由于这些地方的温度和气体流动比较复杂需要重点监测，采用设置监测点和截线的方式获取数据。膨胀室充气气压0.6MPa，初始温度300K。从不同电流等级、不同燃弧时间等多角度对比温度、气压等电弧等离子体特性。

图1 断路器简化结构

仿真采用自能式252kV SF6断路器。短路电流有效值分别为40kA、50kA、63kA，灭弧持续时间分别为13ms、18ms、21ms。电弧区域的网格尺寸在靠近轴的位置足够小，便于更好地计算电弧的中心温度。活塞和触头的运动速度采用试验机械特性。

图2为不同开断电流、相同燃弧时间下电流最终过零时刻的温度云图比较。从图中可以看出在63kA开断电流条件下，红色高温区域分布最多，气体最高温度超过3 000K，分为两部分：一部分位于动弧触头的前方，靠近喷口下游；少部分位于静弧触头上游。由于静弧触头下游导电部件多，温度升高会造成流体电导率低，容易造成电击穿，不利于动、静弧触头间隙内电介质的恢复。

图2 不同开断电流、相同燃弧时间下电流最终过零时刻温度云图对比

图3和图4为电流最终过零时刻，不同条件下气体温度沿方向（图1中Line1与对称线交点1开始向右的方向）和方向（图1中Line2与对称线交点2开始向上的方向）的对比曲线。由图3可以看出，长燃弧时间21ms条件下的轴向气体温度高于中燃弧时间18ms和短燃弧时间13ms下的气体温度。随着短路电流的增加，在任意燃弧时间内，气体温度也呈上升趋势。动弧触头与气体接触面为流固耦合面，此处温度最高，温度沿对称轴也就是电弧中轴线逐渐下降，接近静弧触头时，由于气道变窄，温度又开始上升。由于63kA的短路电流过大，在13ms的短燃弧时间下，热气流耗散不够，此时对应曲线出现高于中燃弧时间的现象。此外，长燃弧时间下，动静弧触头内近一半区域的温度较高，约为5 000K，表明熄灭这些电弧较困难。

图3 过零时刻温度沿X方向比较

图4 过零时刻温度沿Y方向比较

由图4可以看出，在三种燃弧时间和不同短路电流条件下，沿方向的气体温度值均在3 000K以下，说明沿静触头上游方向热击穿可能性不大。与轴向规律一样，长燃弧时间电弧具有较高的温度，短路电流越大，气体温度越高。此外，还可以观察到气体温度从电弧中心到喷口边界缓慢下降，从以上分析可以得出，短路电流对增压的影响较小。长燃弧时间可以增加膨胀室的气压，但会导致更多的热气体停留在动静弧触头之间。对于较大的短路电流或较长燃弧时间，应通过更好的结构设计来提高气体的冷却效果。

图5为监测点P1的气压对比。由图5（a）可以看出，40kA、50kA、63kA三种短路电流下的气压峰值分别为1.21MPa、1.25MPa和1.32MPa。膨胀室内三次短路电流的气体压力增量接近。这是因为在相同的燃弧时间内，较大短路电流和较小短路电流条件下，单向阀关闭和开启的次数接近；另一个原因是减压阀会调节膨胀室内的气体压力。由图5（b）可以看出同样的规律，40kA、50kA、63kA三种短路电流下的气压峰值分别为1.36MPa、1.41MPa和1.48MPa。

图5 监测点P1气压对比

图6给出了膨胀室气压与燃弧时间的关系。短路电流为50kA时，长燃弧时间下的气体气压增量高于短燃弧时间下的气体气压增量。长燃弧时间的最大气压高于短燃弧时间的最大气压。对应图6中4ms，长燃弧时间21ms膨胀室建压超过泄压阀阈值，泄压阀动作，膨胀室气压降低。8ms后，活塞运动加快，喷口与静弧触头间存在两个小通道，热气会通过两个通道进入膨胀室，提升膨胀室建压。膨胀室建压远高于动弧触头侧流出的气体量，此时气压曲线开始上升，气压曲线出现了一个较小峰值。当膨胀室气压超过泄压阀阈值，泄压阀动作，出现气压下降。但是中燃弧时间、长燃弧时间下由于喷口喉部对热气的阻塞作用，热气不断进入膨胀室，膨胀室增压多于泄压阀泄压，气压仍然处于增长状态。随着喷口下游与动弧触头的通道打开，热气体从下游通道大量排出，膨胀室建压下降。因此泄压阀阈值的设定对于膨胀室建压影响很大，在设计中要重点考虑泄压阀阈值的设定。

图6 膨胀室气压与燃弧时间关系曲线

图7为监测点P5的温度对比。监测点P5位于喷口喉部周围。当短路电流为40kA且接近峰值时，热气体充满喷口，监测点P5的最高温度约为18 000K，这个值与其他两种短路电流下的温度相似。

在第二个电流半波阶段，电弧能量的累积呈现渐增趋势，电弧热区域范围逐渐增大。但由于动触头下游有效的气流流动面积小，气流通道不畅通，热气流不能迅速排出，电弧能量多集中于喷口喉部燃烧。因此三种电流在这几处压力相近。

严重情况下，热气流的作用将对喷口或触头结构产生烧蚀。在开断过程中，喷口对热气流的输运起着至关重要的作用，开断后期，形成强烈的双向吹弧，有利于开断。针对长燃弧开断困难的情况，膨胀室的容积存在一最优值。喷口喉部长度越长，建压效果越好，但由于喷口对热气堵塞作用也加强，不利于电流最终过零时刻的气体冷却，在长燃弧时间下，喷口下游张角越大，动弧触头上游压力越大，有利于气吹带走越多的高温气体，同时动静弧触头之间的气压差越大，有利于介质恢复。

针对该型252kV自能式SF6断路器，采用增加喷口喉部长度与提升喷口下游张角的方式，成功通过了开断试验，试验波形如图8所示。

图8 试验波形

3 结论

本文以某型252kV自能式SF6断路器的结构为基础，分析不同开断电流和燃弧时间下的气流场变化。通过比较燃弧阶段的气压和温度，以及电流最终过零时刻的温度、气压等电弧等离子特性可以得出，在电弧时间相同的情况下，短路电流为63kA时的温度要高于短路电流为40kA和50kA时的温度。在短路电流相同的情况下，长燃弧时间下的气压要高于中、短燃弧时间下的气压。短燃弧时间对增压的影响较小。长燃弧时间可以增加膨胀室的气压，但同时会增加热气体停留动静弧触头之间的时间，灭弧困难。从本文研究中得出气压差并不是决定断路器开断性能的惟一因素，电流最终过零时刻的电弧等离子特性最为关键，设计者需要从膨胀室体积、喷口喉部长度、喷口上游张角进行多组仿真以获得最优值。

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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

陕西省重点研发项目（2019ZDLGY18-08）

2021-08-19

2021-09-20

郭 瑾（1984—），女，高级工程师，研究方向为高压电弧仿真和嵌入式开发。