王飞鸣， 张 彬， 田 勇， 郎福成

（1.国网辽宁省电力有限公司电力科学研究院，辽宁 沈阳 110006；2.国网高电压强电流实验室，辽宁 沈阳 110006）

特高压电容器组开关触头烧蚀对开断特性的影响研究

王飞鸣1，2， 张 彬1，2， 田 勇1，2， 郎福成1，2

（1.国网辽宁省电力有限公司电力科学研究院，辽宁 沈阳 110006；2.国网高电压强电流实验室，辽宁 沈阳 110006）

特高压电容器组断路器开断电气寿命要求3 000～5 000次，频繁的投切操作使得断路器弧触头烧蚀磨损严重，直接影响断路器开断性能及电气寿命。为寻求弧触头烧蚀程度对断路器开断特性的影响规律，从断路器灭弧室绝缘特性和压气特性两方面开展研究。针对特高压电容器组断路器额定1 600 A电流开断工况，给出最佳的开断策略和弧触头所能承受的最大烧蚀程度。结果表明：弧触头烧蚀程度越大，开断电流值越大，弧后发生重燃的几率越大；弧触头所能承受的最大烧蚀角为82°；为保证弧后不发生重击穿，燃弧时间应小于2 ms，开断相角应在 ［0，0.8π］∪ ［π，1.8π］。研究结果可直接用于特高压电容器组开关的设计研发。

SF6；特高压；电容器组断路器；触头烧蚀；介质恢复特性

特高压交流输电线路采用投切主变压器第三绕组侧的电容器组来控制系统电压平衡，导致电容器组专用断路器操作频繁，负荷高峰时每天额定1 600 A负荷电流开断可达3～4次，要求电气寿命3 000～5 000次［1－4］。 由于断路器在关合过程中，几千安培的关合涌流电弧以及弧触头间的磨损会造成触头表面烧蚀、变形，改变灭弧室电场分布，降低弧后介质恢复特性。在瞬态恢复电压TRV的作用下，极易发生重击穿现象，产生操作过电压，严重损害断路器的开断性能和相邻设备的绝缘性能，导致开断失败［5－6］。因此，断路器弧触头的烧蚀是影响开断性能和电气寿命的关键因素。

为了提高电容器组断路器弧后介质绝缘强度恢复速度，必须有效控制关合预击穿时间，减小9.3 kA的关合涌流电弧对弧触头的烧蚀作用，增加断路器的电气寿命。其次，针对小电流短燃弧的工况，熄弧时刻应具有较大的介质绝缘距离，增加弧后介质恢复，降低重燃弧几率。为实现这种有效控制，需要明确弧触头不同烧蚀程度下弧后介质恢复特性，给出保证断路器开断特性前提下的弧触头最大烧蚀程度和开断相角范围。

本文针对特高压电容器组专用126 kV SF6断路器，分析断路器触头烧蚀对弧后介质绝缘强度恢复特性和灭弧室绝缘特性的影响规律，给出不同工况下保证断路器开断特性的弧触头最大烧蚀角度和开断相角范围。研究结果可对我国特高压电容器组专用断路器设计研发提供理论基础。

1 弧触头烧蚀对灭弧室绝缘特性的影响

特高压电容器组开关为126 kV SF6气体断路器，灭弧室结构如图1所示。断路器采用弹簧操动机构，运动结构为动、静弧触头同时运动的双动式，动、静弧触头间的相对合闸速度为6.6 m／s，分闸速度为9.6 m／s；静弧触头材质为铜钨合金，直径为19 mm，动弧触头为插拔式六瓣形触指；弧触头相对行程为200 mm，超程为50 mm；额定关合涌流值为9 300 A，开断额定电流为AC 1 600 A。

图1 断路器灭弧室结构示意图

给出断路器电寿命试验中分、合闸操作200次和1 300次后弧触头实物照片，如图2所示，可以看出弧触头表面烧蚀明显，静弧触头尖端严重变形，使得触头变尖。分别测量不同操作次数下的触头表面烧蚀角度为 θ200＝70°和 θ1300＝76°， 烧蚀角度示意图如图3所示。根据特高压电容器组断路器电寿命试验测试结果，分别计算静弧触头表面烧蚀角70°、76°和82°的灭弧室电场分布，给出电场最大值的空间位置和变化曲线。文献 ［7－10］中给出电场计算数学模型，采用轴对称的方式对灭弧室进行建模，动主触头和动弧触头为一类边界条件施加1 V电压；静弧触头、静主触头及屏蔽罩边界为一类边界条件，电位为0 V。计算结果如图4、图5所示。

图2 弧触头烧蚀照片

图3 静弧触头烧蚀角示意图

通过计算可以看出，弧触头表面烧蚀造成电场最大值都出现在静弧触头磨损后的尖角上。相同开距下，烧蚀角度越大，电场值越大，如图4所示。图5为弧触头不同烧蚀角度下电场最大值变化曲线，可以看出，电场最大值在20 mm开距内变化明显。弧触头无烧蚀工况下，随着开距的增大，灭弧室电场最大值由1mm开距的10.7 V／mm下降为20 mm开距的0.21 V／mm。弧触头烧蚀角82°工况下，灭弧室电场最大值由1 mm开距的2.82 V／mm下降为20 mm开距的0.22 V／mm。可以看出，开距1 mm时，无烧蚀工况电场值要大于烧蚀角82°工况，这主要是由于在10 mm开距内，弧触头的烧蚀磨损造成弧触头间的绝对距离增大，使得电场值下降。开距大于10 mm，触头烧蚀使得电场集中现象明显，烧蚀角度越大，电场值越大。

图4 弧触头不同烧蚀程度下的电场分布

图5 灭弧室电场随开距变化曲线

2 弧触头烧蚀对断路器压气特性的影响

断路器分闸过程中，拉杆、压气缸、喷口整体向右运动，带动连杆向右运动，通过拨叉的杠杆转向，带动静侧触头向左运动，从而实现动、静弧触头双向运动。断路器平均分闸速度为9.6 m／s，灭弧室内SF6气体充气压力0.7 MPa，初始温度300 K。断路器灭弧室内，SF6气体为非定常、可压缩的流动，利用有限单元体积法对其数学模型进行离散。通过自编程实现弧触头间电弧能量的加载，电弧的电导通过程序实时监测电弧等离子体区的温度与压气的值同步求得，仿真过程可较为准确的描述断路器开断过程中电弧的动态发展趋势。电弧额定电流为AC 1 600 A，开断相角为π／2，应用文献 ［11－16］中的气流场计算数学模型，得出灭弧室内气体温度、密度以及压强的动态分布，如图6、图7所示。

计算弧触头无烧蚀和烧蚀角82°工况下压气室与电弧等离子体区的平均压强变化曲线，如图8、图9所示。可以看出，烧蚀使得断路器的超程缩短23 mm、分闸时间提前2.822 ms，压气室的高压气体压强未得到充分的建立，平均压强峰值由1.426MPa下降到1.333 MPa；电弧等离子体区的平均压强峰值由1.276 MPa下降到1.201 MPa。烧蚀使得弧触头刚分后大量的高压SF6气体提前进入电弧等离子体区域。容易造成能量较小的电弧在电流过零前熄灭，引起重击穿现象，降低短燃弧时断路器的开断性能；烧蚀使得电弧等离子体区域压强在大喷口打开位置前，即15.4 ms时开始迅速下降，下降幅度为0.22 MPa，其后随着压气室内的高气压气体的进入，平均压强值上升到1.13 MPa，烧损造成压气室内的高压气体提前泄出，减弱断路器气吹强度，不利于弧后介质快速恢复。

图6 灭弧室内温度与密度分布

图7 灭弧室内压强分布

图8 电弧等离子体区的平均压强

图9 断路器压气室的平均压强

3 弧触头烧蚀对弧后介质恢复特性的影响

文献 ［16－21］中给出断路器负载开断弧后介质绝缘强度恢复过程数学模型，应用数学模型计算不同开断相角工况下的弧后击穿电压曲线。IEC 62271－100：2008中给出126 kV断路器容性开断工况下瞬态恢复电压 （TRV） 为［22］

断路器静弧触头无烧蚀和有烧蚀情况下，开断相角θ分别为0.5π、0.6π、0.7π和0.8π时，计算断路器弧后临界击穿电压变化曲线，如图10所示。

图10 不同烧蚀程度介质恢复特性变化曲线

针对AC 1 600 A额定负荷电流开断，不同开断相角下的燃弧时间各不相同。开断相角为0.5π、0.6π、0.7π和0.8π时，燃弧时间分别为4.27 ms、3.47 ms、2.67 ms和1.34 ms。电弧弧道电流在过零前迅速下降，只有几安培大小，在气吹和对流的作用下，存在过零前熄弧现象。对比分析弧触头不同烧蚀下的击穿电压曲线，可以看出触头烧蚀对弧后介质恢复特性影响明显，烧蚀角越大，弧后击穿电压值越低。特别是短燃弧工况下，烧蚀角度越大，弧后重击穿几率越大。燃弧时间1.34 ms（开断相角0.8π）时，弧触头无烧蚀和烧蚀角70°时，弧后TRV与击穿电压曲线无交点，无重击穿现象；小喷口打开前，烧蚀角76°和82°工况下，弧后分别在0.6ms（烧蚀角76°） 和0.4ms（烧蚀角82°）发生重击穿；大喷口打开后，烧蚀角82°工况下，弧后12.53 ms发生重击穿现象。短燃弧工况下，所能承受的最大烧蚀角为76°。开断相角 0.5π、0.6π和0.7π时，弧触头无烧蚀、烧蚀角 70°和76°工况下弧后无重击穿现象；烧蚀角82°分别在弧后9.26 ms、10.2 ms和11.13 ms处发生重击穿现象。因此，燃弧时间大于2 ms的工况下，断路器所能承受的最大烧蚀角为82°通过对断路器灭弧室绝缘特性和压气特性的分析可以看出，刚分后20 mm开距内，电场最大值和电场分布变化明显，随着开距的增大电场最大值迅速下降，弧触头烧蚀程度越大，电场集中现象越明显。因此，短燃弧工况下，烧蚀角76°和82°弧后1 ms内极易出现重击穿现象。弧触头烧蚀对压气特性的影响主要表现在大喷口打开后，触头烧蚀使得气吹强度的减弱，气流对弧后介质热扩散作用降低，导致介质恢复速度下降。在电场变化的共同作用下，烧蚀角82°工况大喷口打开后出现重击穿现象。

4 开断电流对弧后介质恢复特性的影响

通过调整开断电流值来改变电弧能量，分别计算开断电流400 A、800 A、1 600 A、3 200 A和6 400 A下的弧后介质恢复特性，设定开断相角为0.5π，开断速度为9.6m／s，灭弧室压强为0.7 MPa，分析静弧触头不同烧蚀下的介质恢复特性。

通过计算可知，随着开断电流值的增大，燃弧时间和熄弧开距增大，如表1所示。电弧能量越小，电弧越容易熄弧，熄弧时刻触头间的瞬态恢复电压 （TRV）快速上升，针对126 kV断路器C2级容性开断工况，TRV上升速率为32.3 kV／ms，在8.7 ms时达到峰值281 kV。图11为不同开断电流下介质恢复特性曲线，开断电流为400 A时，弧后0.7ms出现重击穿现象，此时弧触头间开距为15mm，小喷口没有打开，吹弧作用不明显，熄弧后电弧残余能量仅靠介质间的热传导扩散。由于电弧能量较小，熄弧时刻电弧残余能量不大，弧后介质密度在0.7 ms内恢复到5.5 kg／m3，弧后电场在静弧触头无烧蚀情况下恢复到0.22 V／mm。通过灭弧室绝缘特性分析结果可以看出，由于熄弧开距较短，弧后电场值较大，使得弧触头间临界击穿电压值小于TRV，发生重击穿。熄弧后12.2 ms时，大喷口完全打开，在压气缸压气过程的作用下产生强烈的气吹，使得介质在运动过程中密度快速下降到20 kg／m3；在静弧触头无烧蚀的情况下，击穿电压值远大于TRV，但随着静弧触头烧蚀程度的增加，击穿电压值逐渐下降，直到烧蚀角达到82°时，发生重击穿现象。

表1 不同开断电流下熄弧开距与燃弧时间

开断电流为800 A和1 600 A时，熄弧时刻小喷口已经打开，气吹强度随着开距增大逐渐加大；在气流的作用下，弧后剩余能量被气体介质通过对流热传导作用快速带走，加快弧触头间介质密度恢复速度；小喷口打开后，开距大于20mm，弧触头无烧蚀灭弧室内电场最大值保持在0.2 kV／mm以下，因此熄弧后触头间击穿电压快速上升，上升速度分别为56.7 kV／ms （I＝800 A） 和 78.5 kV／ms （I＝1 600 A），大于TRV的上升速度32.3 kV／ms，可以保证弧后不发生重燃。考虑静弧触头烧蚀的情况下，击穿电压值随静弧触头烧蚀程度增大而下降，在烧蚀角为82°时，刚分后13.5 ms出现重击穿现象。

开断电流为3 200 A和6 400 A时，熄弧时刻小喷口已经完全打开，在气吹的作用下，熄弧后弧触头间击穿电压具有加大的上升率，分别为91 kV／ms（I＝3 200 A） 和 102 kV／ms （I＝6 400 A）， 大于TRV的上升速度32.3 kV／ms。由于开断电弧电流的增大使得电弧能量对压气缸内的气体介质的加热作用逐渐明显，大喷口上游区压强增大，因此大喷口打开后气吹强度增大，造成介质密度下降更为明显。随着静弧触头烧蚀角度的增大，介质恢复特性下降明显。开断电流为3 200 A时，静弧触头烧蚀角76°工况下，在刚分后16.5 ms时发生重击穿；静弧触头烧蚀角82°工况下，分别在刚分后13.7 ms、15.7 ms和22.3 ms时发生多次重击穿。

5 结论

a. 开断电流在400～3 200 A范围内，电流值越小燃弧时间越短，熄弧开距越短，弧后介质击穿电压上升率越小，发生重击穿现象的概率越大。考虑弧触头烧蚀对介质恢复特性的影响，弧触头烧蚀76°时，开断电流400～1 600 A之间弧后不发生重击穿现象，开断电流3 200 A和6 400 A在大喷口打开后存在重击穿现象；弧触头烧蚀82°使得不同开断电流在大喷口打开后都发生重击穿现象，且电流值越大重击穿次数越多；因此，电弧电流值越大，烧蚀作用对介质恢复特性的影响越明显。

图11 不同电流下介质恢复特性随时间变化曲线

b. 开断电流1 600 A，燃弧时间小于2 ms的工况下，即开断相角 ［0.8π，π］∪ ［1.8π，2π］，弧触头所能承受的最大烧蚀角度为76°；燃弧时间大于 2 ms的工况下，即开断相角 ［0，0.8π］∪ ［π，1.8π］，弧触头所能承受的最大烧蚀角度为82°。由于弧触头所能承受的烧蚀角度越大，断路器的电气寿命越长，因此针对特高压电容器组断路器要求具有3 000次以上的电气寿命要求，应避免断路器燃弧时间小于2 ms的工况下操作，建议分闸操作加装选相控制装置，增大断路器操作电气寿命。

［1］ 刘振亚.特高压交流输电系统过电压与绝缘配合 ［M］.北京：中国电力出版社，2008：33－37.

［2］ 黎 斌.SF6高压电器设计 ［M］.北京：机械工业出版社.2010： 109－111.

［3］ 林 莘.现代高压电器技术 ［M］.2版.北京：机械工业出版社， 2006： 323－334.

［4］ 林 莘，王飞鸣，刘卫东，等.高压SF6断路器冷态介质恢复特性试验研究 ［J］.中国电机工程学报，2016，36（14）：3 973－3 981.

［5］ 贾 磊，蔡汉生，胡上茂，等.500 kV串联电抗器对线路断路器开断能力的影响研究 ［J］.南方电网技术，2014，8（6）： 7－11.

［6］ 张若飞，杜黎明，张利燕.SF6高压断路器故障分析 ［J］.高压电器， 2010， 46 （2）： 99－102.

［7］ 林 莘，李鑫涛，王飞鸣，等.触头烧损对SF6断路器介质恢复特性的影响 ［J］.高电压技术，2014，40 （10）：3 125－3 134.

［8］ 王 亮.SF6断路器开断容性小电流介质恢复特性研究［D］.沈阳：沈阳工业大学，2014.

［9］ 林 莘，王飞鸣，刘卫东，等.高压SF6断路器关合预击穿特性计算与试验研究 ［J］.中国电机工程学报，2016，36（5）： 1445－1452.

［10］ 厉天威，罗 兵，傅明利，等.550 kV交流滤波器断路器灭弧室电场计算 ［J］.南方电网技术，2016，10 （1）： 26－31.

［11］ Chervy， B.， A.Gleizes， and M.Razafinimanana. “Thermodynamic properties and transport coefficients in SF6－Cu mixtures at tempera-tures of 300－30 000 K and pressures of 0.1－1 MPa.” Journal of Physics D： Applied Physics 27.6（1994）： 1193.

［12］ LESLIE S.F， RICHARD W.L.Composition and Transport Properties of SF6and Their Use in a Simplified Enthalpy Flow Arc Model ［J］.PROCEEDINGS OF THE IEEE.1971， 59（4）： 474－485.

［13］ 魏俊梅，林 莘.SF6高压断路器压力特性与机械特性耦合数值模拟 ［J］.中国电机工程学报，2007，27（15）：110－116.

［14］ 何俊佳，袁 召，赵文婷，等.直流断路器技术发展综述［J］.南方电网技术， 2015， 9 （2）： 9－15.

［15］ 姜 旭，贾申利，李兴文，等.基于真实气体模型的SF6断路器中冷态气流场特性的仿真分析 ［J］.中国电机工程学报，2012，32 （7）：167－173.

［16］ 荣命哲，杨 茜，范春朵.高压自能式SF6断路器电弧能量作用过程仿真 ［J］.中国电机工程学报，2004，24（2）：92－97.

［17］ 王飞鸣.高压SF6断路器非平衡态电弧机理及开断特性研究 ［D］.沈阳：沈阳工业大学，2016.

［18］ LIN Xin， WANG Feiming， XU Jianyuan， et al.Study on the mathematicalmodel of dielectric recovery characteristics in high voltage SF6circuit breaker ［J］. Plasma Science and Technology， 2016， 18 （3）： 223－229.

［19］ 朱 凯，李兴文，赵 虎，等.高压气体断路器弧后电流特性的实验研究 ［J］.中国电机工程学报，2014，34（21）：3 512－3 517.

［20］ WANG Liang， LIN Xin， WANG Feiming， et al.“ Analysis of Arc Plasma During Small Capacitive Current Interruption in SF6Circuit Breaker.” Electric Power Equipment－Switching Technology（ICEPE－ST）， 2013 2st International Conference on.IEEE，2013.

［21］ Zhang Q，Yan JD，Fang M TC.Themodeling of an SF6arc in a supersonic nozzle：I.Cold flow features and dc arc characteristics ［J］.Journal of Physics D： Applied Physics， 2014， 47（21）： 215201.

［22］ 高压交流断路器：GB1984—2003［S］.

Study on Breaking Characteristics of SF6Circuit Breaker for Switching UHV Capacitor Bank Considering Contact Burning Loss

WANG Feiming1，2，ZHANG Bin1，2， TIAN Yong1，2，LANG Fucheng1，2

（1.Electric Power Research Institute of State Grid Liaoning Electric Power Co.， Ltd.， Shenyang， Liaoning 110006， China；2.High Voltage and Large Current Laboratory of State Grid Corporation，Shenyang 110006， China）

Ultra-high voltage capacitor bank circuitbreaker breaking electrical life is required to 3 000 ～ 5 000 times.Circuitbreaker arc contact ablation wear is caused by frequent switching operations，which will affect the circuit breaker breaking performance and electrical life.In order to find the influence rule of arc contact ablation degree，this paper studies the insulation characteristics and pressure characteristics of interrupter circuit breaker.For the special high voltage capacitor bank breaker rated 1 600 A current breaking conditions，it gives the best breaking strategy and arc contact can be themaximum degree of ablation.The results show that the greater degree of ablation of the arc contact.It has a better probability of breakdown after the arc and themaximum ablation angle of the arc contact can be 82 °.In order to avoid breaking down occurs again， the arcing time should be less than 2ms， and the breaking phase angle should be between［0， 0.8π］ ∪ ［π，1.8π］.The research results are applied directly to the design and developmentof UHV capacitor bank switches.

SF6； UHV； circuit breaker for switching capacitor bank； contact burning loss； dielectric recovery characteristic

TM564

A

1004－7913（2017）11－0004－08

王飞鸣 （1986），男，博士，工程师，研究方向为高压电器智能操作及暂态分析。

2017－07－07）