高海拔微型断路器分断性能的数值仿真分析及应用

2022-06-08杨文强张蓬鹤张保亮

电测与仪表 2022年6期

杨文强，张蓬鹤,2，张保亮,2

(1.中国电力科学研究院有限公司，北京 100192；2.西藏羊八井高海拔电气安全与电磁环境国家野外科学观测研究站，拉萨 851517)

0 引言

微型断路器发生短路故障时产生大电流，由电磁脱扣器瞬时分断在内部引起高能量的电弧，对断路器本体造成巨大危害，且大电流对电力系统产生热效应和电动力效应，易引发系统故障和电气火灾。微型断路器内以空气为介质，高海拔环境下，电子平均自由行程加长，碰撞分子产生新电子的概率加大，且空气传热能力下降，电弧冷却速度下降，加大了灭弧难度，大电流危害增加。目前国家标准《特殊环境条件高原电工电子产品第1部分：通用技术要求》和《特殊环境条件高原用低压电器技术要求》只定性指出高海拔环境下断路器分断性能下降，没有给出具体的修正方法。文献[1]在断路器工作电压与分断性能二次拟合函数中引入工作电压海拔降低系数，综合得到海拔高度、电压以及分断性能三者的关系。文献[2-6]探讨了包括大电流、功率因数、合闸角度、触点开距和电弧电压的状态参数对开关电器电弧能量的影响。国外学者也研究了高海拔地区具有的自然气候条件对电气设备的使用与绝缘性能的影响[7-8]。尚没有针对高海拔环境下断路器大电流分断过程中燃弧能量、焦耳积分和峰值电流带来危害的全面评估的研究。文献[9]由断路器触头分离前的电流和导体压降波形计算附加回路阻抗值，再结合燃弧阶段的电流值消除断路器内部导电回路压降。文献[10-13]运用磁流体动力学模型仿真分析不同驱弧方式、驱动力作用下电弧运动及形态变化的规律。文献[14-16]则通过改变栅片数量、触头开距探讨断路器分断性能优化的方法。文献[17-20]试验分析引弧片、栅片和出气口的改进设计对分断性能的提升作用。尚没有开展高海拔环境下的断路器分断性能下降程度量化分析及改善设计的研究。文中根据高海拔环境下电弧电压的变化将微型断路器分断过程划分为4个阶段，给出相应的电弧电压电流数值方程，并理论分析电流大小、合闸相角、电弧电压和气压对灭弧过程的影响，再求解数值方程得到不同条件下的分断电弧电流电压曲线，计算灭弧时间、电弧能量、电弧电流峰值和焦耳积分，并试验验证数值模拟结果，分别以燃弧能量、焦耳积分和综合指标的增加百分数评估高海拔环境对分断性能的劣化作用，数值计算触头分离时刻电流设计为原值的0.8倍、栅片电压提高40V以及两因素同时作用对分断性能的提升效果，并试验验证断路器优化设计后大电流危害的下降程度。

1 高海拔环境下分断数值分析

1.1 分断数值方程

动静触头的材质包括铜和银，其熔点只有上千开尔文，远低于电弧温度，阴阳极电子发射中热发射比例低，主要电离形式为强场发射，高海拔环境下电子碰撞电离的概率增大，弧柱热电离程度加大，空间电荷密度上升，电弧内部场强E下降，电弧电压峰值Uam下降，可由式(1)求得，压强对电弧密度的影响大于其对电导率的影响，相同温度下，密度ρ和压强成正比，因此可近似认为电弧电压峰值与压强的m次方成正比例关系，对于空气来说m取为0.22[21]。

如图1所示。

图1 电弧运动示意图

高海拔环境下交流断路器分断时，依据电弧电压ua的变化情况其分断可分为4个过程：(1)通电至动静触头分离前，尚未产生电弧，其电压电流满足一阶电路方程；(2)起弧并停滞期间，电弧电压ΔU≈20 V，附加该电压至电路方程即可；(3)ts时刻电弧循着引弧通道开始运动至进入灭弧栅期间，电弧拉长速度受电流大小作用，电弧电压与弧长成比例增长，与气压正相关，进入灭弧栅后到达峰值Uam，其电压电流满足式(2)；(4)tf时刻电弧进入栅片被切割成数段熄灭期间，理想状态下电弧电压维持为峰值，其电压电流满足式(3)，直至电流ia为零[22]。在相同负载条件下，电压初始值随θ增大而增大，电流上升加快，但总的分断初始相角(wta+θ)是增大的，在正弦函数作用下分断电流自然过零点的时间缩短，但当θ增大到某个角度时，通电时电源电压过低，电流增长速度慢，触头在电流过渡到负半周才发生分断，在正弦函数负半周电流可能在分断后继续升高，延长自然过零点的时间。预期分断电流越大，电弧功率越大，灭弧时间延长。在相同预期大电流条件下，气压越低，电弧电压越低，分断期间电流下降越慢，电流自然过零点的时间越长，其灭弧时间越长，在电路中产生的焦耳热更多；电流峰值越大，对电气设备的电动力作用越大；同时产生的电弧能量越大，对断路器内部的侵蚀作用越严重。

(1)

(2)

(3)

(4)

式中xd为动触头到栅片的距离；ε为发射系数；k为辐射传输系数；σ为空气电导率；ρ为低气压下空气密度；ρ0为常压下的空气密度；断路器结构相关常数β由式(4)计算得到[22]；x为电弧长度；is为电弧开始运动时的电流；L为回路电感值；R为回路电阻值；Um为系统电压峰值；w为角频率；t为通电时间；θ为合闸相角；if为电弧电压达到峰值时的电流。

1.2 大电流危害分析

短路故障发生时，大电流作用下导体短时间内会产生大量的焦耳热，影响电气设备的热稳定度，其大小由焦耳积分IJ来表征；峰值电流则影响设备的动稳定度，其大小由电流峰值Im来表征；同时，分断过程中电弧直接灼烧断路器本体产生危害，其大小由燃弧能量Ea来表征。因此，对断路器分断性能的综合评估应包括这三方面因素的影响，可由式(5)～式(7)分析高海拔环境对断路器分断性能的劣化作用，不同场景下各因素的设置权重不同。

(5)

(6)

d∈=uEdE+uJdJ+uIdI

(7)

式中te为通电至熄弧间隔时间；t0为通电至起弧间隔时间；dε为大电流危害综合增加值；uE和dE分别为燃弧能量权重和增加值；uJ和dJ分别为焦耳积分权重和增加值；uI和dI分别为峰值电流权重和增加值。

1.3 数值分析结果

1.3.1 合闸相角影响分析

低压配电网用微型断路器的尺寸分为100 A以下和100 A及以上两大类，内部器件形状大体相同，尺寸随电流大小变化，因此可选取常用的额定电流63 A和100 A的样品作为典型结构的微型断路器，由式(4)计算其结构参数。断路器分断仿真依据电弧电流电压分为4个阶段，第3阶段满足多元微分方程，采用ode45算法求得数值解；其余阶段满足一元微分方程，推导求得解析解；联合各阶段的求解结果即得分断电弧电流电压全波形。因正弦波正负半周对称，只求解不同电流下、合闸相角在[0°,180°]区间内取值时的数值方程，得到大电流分断过程中的电流电压波形，其中100 A样品仿真结果如图2所示，随着合闸相角增大，电流上升速度增大、电弧电压出现时间提前，1 kA大电流下电弧参量在合闸相角90°左右出现极值，3 kA大电流下的起弧时间较1 kA下的值明显缩短，在合闸相角120°左右出现极值，之后合闸相角再增大，电流从正值过渡到负的较大值后才出现电弧电压，总的电流上升速度减慢、电弧电压出现时间延迟，合闸相角增大到180°时，电流电压全程在零值以下，其变化规律和合闸相角为0°时类似。可以得到，1 kA大电流条件下对应最长断路器通电时间的合闸相角在[120°,150°]区间内，3 kA大电流条件下对应最长断路器通电时间的合闸相角在[150°,180°]区间内，6 kA大电流条件下电压电流变化规律与3 kA的类似，其对应通电时间峰值的合闸相角也在该区间。63 A样品电弧电流电压随合闸相角改变的规律与100 A样品大体相同。

图2 不同合闸相角100 A样品分断电弧电流电压

1.3.2 气压影响分析

分别在1 kA、3 kA和6 kA大电流对应最长断路器通电时间的合闸相角下开展不同气压下的大电流分断仿真分析，因人类长期居住地区气压基本在[50 kPa,101.3 kPa]区间内，只分析该气压范围内的大电流分断过程。其中100 A样品仿真结果如图3所示，随着气压下降，1 kA分断电流下的电弧电压峰值下降，电弧电流下降速度减慢，灭弧时间延长，短路危害增大，3 kA和6 kA大电流条件下电压电流随气压变化规律与1 kA的类似。63 A样品电弧电流电压随气压改变的规律与100 A样品大体相同。

图3 不同气压下100 A样品分断电弧电流电压

2 大电流分断试验验证

2.1 高海拔大电流试验装置

如图4所示，高海拔大电流试验装置由10 kV线路和冲击试验变压器独立供电，根据不同试验条件负载电流调节范围分为[1.5 kA,25 kA]和[0.5 kA,12.5 kA]两种区间，由上下级阻抗联合控制，功率因数调节范围为[0.20,0.98]，合闸相角由选相开关调节，范围在[0°,360°]内，试品放置在高海拔模拟试验箱中开展试验，由高频采集系统测取分断过程中的电压电流参量，电压电流测取范围分别为[0 V,1 500 V]和[0 kA,100 kA]，采样频率范围为[0 MHz,100 MHz]。

图4 高海拔大电流试验装置

2.2 合闸相角影响验证

设置合闸相角在[0°,180°]区间内变化，分别采用不同大小额定电流的样品在1 kA、3 kA和6 kA预期大电流下开展分断验证试验，每种情况下重复试验三次，计算灭弧时间ta、燃弧能量Ea、电流峰值Im和焦耳积分IJ平均值，其中100 A样品在不同分断电流情况下电弧电压和电流曲线、电弧参量计算值与实测值对比情况分别如图5和图6所示。从图5可以看出，预期分断电流越大，起弧时间越早，燃弧时间延长，电弧电压和电流峰值均显著增加，和理论分析结果相符。相比于灭弧时间和峰值电流，燃弧能量和焦耳积分更能表征断路器分断情况，因此取这两个参量综合表征大电流危害，其值越大，大电流危害更严重。从图6可以看出，1 kA分断条件下，100 A样品最恶劣的大电流合闸相角在150°附近；3 kA分断条件下，100 A样品最恶劣的大电流合闸相角在180°附近；6 kA分断条件下，100 A样品最恶劣的大电流合闸相角在60°附近。63 A样品分断电弧参量随合闸相角改变的规律与100 A样品大体相同。图5中曲线在合闸相角120°附近出现拐点是因为回路电流达到瞬时脱扣电流时电磁脱扣器才足以推动动触头杆发生分断，具有延时效应，合闸相角增加时，合闸时电源电压瞬时值增大，电流上升快，触头在电流的正半周上升阶段发生分离，有利于限流，且电流自然过零点时间缩短，燃弧能量和焦耳积分下降，120°以后合闸相角再增大，电源电压瞬时值显著下降，电流上升慢，触头延时到电流负半周才发生分离，电流自然过零点时间延长，燃弧能量和焦耳积分显著上升。数值模拟结果和实测值大体符合。

图5 100 A样品不同预期分断电流下电弧电流电压曲线

图6 100 A样品分断电弧参量计算值与实测值对比

2.3 高海拔环境影响验证

高海拔环境下等离子体电导率上升，碰撞电离、热电离的概率加大，电弧内部场强下降，端口电压低，灭弧时间延长。选取不同样品开展分断重复试验，每种情况下重复试验三次，其中63 A样品3kA分断试验结果如图7所示，气压降低时，端口电压随之下降。再在不同气压下开展大电流分断验证试验，计算焦耳积分和燃弧能量，其中100 A样品不同电流分断电弧参量计算值与实测值对比情况如图8所示。1 kA分断条件下，气压降低时，燃弧能量和焦耳积分均有所增加；3 kA和6 kA分断条件下，气压降低时，燃弧能量和焦耳积分均明显增加，数值模拟结果和实测值大体符合。63 A样品分断电弧参量随气压改变的规律与100 A样品大体相同。

图7 63 A样品3 kA分断端口电压曲线

图8 100 A样品分断电弧参量计算值与实测值对比

3 分断性能优化设计

3.1 高海拔环境劣化作用分析

由试验结果可知，高海拔环境下峰值电流只发生轻微波动，燃弧能量和焦耳积分变化明显，以常压下的数值为基准值，只计算焦耳积分和燃弧能量增加值的标幺值，设两因素权重均为0.5，代入式(7)计算大电流危害增加值表征分断性能的劣化程度。

从100 A样品的计算结果图9可以看出，随着气压下降，焦耳积分和燃弧能量均有增加，大电流危害加大，1 kA分断条件下，100 A样品大电流危害综合增加百分数为4.2%，以燃弧能量增加为主，增加百分数为8.4%；3 kA分断条件下，气压降至50 kPa时大电流危害综合增加百分数为28.5%，以燃弧能量增加为主，增加百分数为34.4%；6 kA分断条件下，气压降至50 kPa时大电流危害综合增加百分数为26.5%，焦耳积分上升较多，增加百分数为28.1%。63A样品大电流危害随气压的变化规律大体相同，大电流分断时大电流危害综合增加百分数大于30%。可以得到，高海拔环境条件下，断路器分断性能下降明显，大电流对本体和电力系统造成危害显著增大。

图9 100 A样品不同气压下大电流危害改变规律

3.2 优化设计验证

触头分离时刻越早，限流作用越显著，有利于减少焦耳积分；电弧电压越高，电流下降越快，有利于降低燃弧能量。在断路器尺寸不变的情况下，分别通过改变电磁脱扣线圈圈数、栅片数量开展验证实验，其中100 A样品不同结构下3kA分断电参量如表1所示，在原有2.5圈线圈的基础上，增加线圈有利于降低电流峰值，焦耳积分值发生波动；在原有12片栅片的基础上，增加栅片数量有利于降低燃弧能量和焦耳积分值，减少栅片数效果相反。为提升断路器在高海拔环境下的适应力，减少大电流危害，下面数值模拟触头分离时刻电流设计为原值的0.8倍、栅片电压提高40 V两因素同时作用对分断过程的影响，并通过增加电磁脱扣线圈圈数和灭弧栅片数量开展验证试验，其中100 A样品的计算值与实测值对比示于表2。原样品在3 kA和6 kA分断情况下高海拔环境分断的峰值电流分别为2.7 kA和4.8 kA，优化设计后降至2.2 kA和4.4 kA，峰值电压从不到330 V提高至360 V左右，分断性能显著改善，数值模拟结果和实测值大体符合。