SF6斷路器重合閘后開斷瞬態(tài)恢復電壓的研究

劉 洋，林 莘

（遼寧省電網(wǎng)安全運行與監(jiān)測重點實驗室（沈陽工業(yè)大學），遼寧 沈陽 110870）

專論

SF6斷路器重合閘后開斷瞬態(tài)恢復電壓的研究

劉 洋，林 莘

（遼寧省電網(wǎng)安全運行與監(jiān)測重點實驗室（沈陽工業(yè)大學），遼寧 沈陽 110870）

針對高壓斷路器重合閘于故障狀態(tài)后的開斷過程，依托特高壓交流輸電系統(tǒng)，對斷路器重合閘后二次開斷瞬態(tài)恢復電壓（TRV）進行了研究。首先對重合閘前后兩次開斷暫態(tài)過程進行理論分析，再根據(jù)流注理論氣體臨界擊穿判據(jù)及不同開距下的斷路器電場分布，建立合閘預擊穿電弧模型，并利用電磁暫態(tài)仿真程序ATP／EMTP，計算了故障后第一次開斷及重合閘后二次開斷TRV，同時研究了重合閘相角和故障類型及位置對TRV的影響。研究結(jié)果表明，重合閘后二次開斷TRV峰值及上升陡度（RRRV）均高于第一次開斷，開斷難度增大；對于近區(qū)單相接地故障，重合閘相角為60°時，RRRV達到2.81 kV／μs（標準3 kV／μs）；需要加以限制。

SF6；重合閘；電弧模型；瞬態(tài)恢復電壓

在超、特高壓輸電線路當中，斷路器是極為重要也是制造難度大的設備之一［1-3］。其瞬態(tài)特性的確定，對其制造及輸電系統(tǒng)的安全運行具有重大意義。斷路器的瞬態(tài)特性主要包括斷路器開斷之后的瞬態(tài)恢復電壓以及開斷短路電流過程中短路電流過零點漂移問題［4-6］。目前，國內(nèi)外學者對斷路器開斷瞬態(tài)特性進行了大量的研究。文獻［7］研究了特高壓斷路器開斷短路電流及失步情況下的瞬態(tài)恢復電壓問題。文獻［8］對近區(qū)故障開斷特性進行了機理分析及仿真分析，并與斷路器端部故障開斷特性進行了比較。文獻［9］對加入串聯(lián)補償裝置后的開斷瞬態(tài)恢復電壓特性進行了研究，并結(jié)合國內(nèi)多個特高壓串補工程對各種TRV的抑制措施進行了比較分析。以上研究都針對斷路器單次開斷TRV特性的分析，但對于斷路器重合閘后二次開斷的TRV特性研究較少。在超特高壓線路中，單相接地故障率高達90%以上，單相自動重合閘的應用可以有效提高系統(tǒng)的穩(wěn)定性及供電的可靠性，但若重合于永久性故障，斷路器合閘過程會出現(xiàn)預擊穿的情況，增加了二次開斷的難度，應予以重視。

本文對斷路器重合閘前后開斷暫態(tài)過程進行了理論分析，并根據(jù)流注理論氣體臨界擊穿判據(jù)以及斷路器不同開距下的電場分布，得到故障狀態(tài)下合閘過程中的預擊穿位置，提出重合閘預擊穿電弧模型，同時結(jié)合特高壓交流輸電系統(tǒng)，計算了斷路器在重合閘預擊穿條件下開斷的TRV，分析了合閘相角和故障點位置對TRV的影響。

1 斷路器重合閘后開斷瞬態(tài)過程分析

瞬態(tài)恢復電壓是斷路器開斷電弧熄滅后，出現(xiàn)在觸頭兩端具有瞬態(tài)特性的電壓，本文結(jié)合故障中斷路器動作過程，對重合閘前后兩次開斷的瞬態(tài)過程進行分析，圖1為接地故障等效示意圖。圖中，Rs、Ls、Cs為斷路器電源測的電阻、電感與對地電容；R1、L1、C1為線路側(cè)電阻、電感與對地電容。若線路每km的電阻、電感及對地電容分別為r1、l1、c1，則離斷路器S（km）處發(fā)生短路時，R1＝r1S，L1＝l1S，C1＝c1S。

圖1 接地故障等效示意圖

斷路器第一次開斷過程如圖2所示，當斷路器電流過零前，電弧未熄滅，設電弧電壓很低，斷器端口A、B的對地電壓相同，即UA＝UB＝UAm。斷路器中電流過零電弧熄滅之后，UA和UB分別按照電源側(cè)回路及線路側(cè)回路所規(guī)定的暫態(tài)規(guī)律變化。

圖2 斷路器第一次開斷等效電路圖

對于電源測回路，電源電壓u＝Umsin（ωt＋φ），uA為電容Cs上的電壓，可得下列微分方程：

對微分方程（2）求解，解得：

式中：K1＝［1-e-δt（a1cosωst＋a2sinωst）］。

電弧熄滅時的起始條件為t＝0，uc＝UAm，ic＝0。代入式（3）中可求出a1、a2，得到uA：

若電路中δ?ω0，則ωs≈ω0，式（4）還可簡化為：

線路側(cè)回路同理，uB為電容C1上的電壓，iC1

式（6）是以uB為未知量的RLC串聯(lián)電路放電過程的二階齊次微分方程，解得：

當斷路器重合預擊穿后，Cs與電源對線路側(cè)振蕩放電。重合閘暫態(tài)過程如圖3所示。

Cs對線路側(cè)進行放電作用，求得電源側(cè)的電壓為

圖3 斷路器重合閘等效電路圖

二次開斷暫態(tài)過程如圖4所示。斷路器第二次打開時，電源測、線路側(cè)和斷口間電壓分別為

圖4 斷路器第二次開斷等效電路圖

由式（9）、（13）可知，斷路器斷口間的瞬態(tài)恢復電壓由電源側(cè)和線路側(cè)恢復電壓決定。二次開斷加入重合閘暫態(tài)過程后，電源測和線路側(cè)恢復電壓u″A、u″B高于一次開斷電壓uA、uB，故二次開斷斷口間瞬態(tài)恢復電壓u″tr要高于一次開斷utr。另外，線路側(cè)恢復電壓還與線路參數(shù)有關(guān)，故障點位置距斷路器越遠，線路側(cè)電壓衰減越慢，斷口間瞬態(tài)恢復電壓也越小。

2 斷路器合閘預擊穿過程

2.1 SF6斷路器臨界擊穿場強計算

為了判斷斷路器合閘過程預擊穿位置，建立斷路器合閘預擊穿過程，首先需要計算出斷路器的臨界擊穿場強。對于斷路器滅弧室這樣非均勻電場，SF6氣體的擊穿過程可以根據(jù)流注理論來解釋。Pedersen給出了臨界擊穿判據(jù)：

式中：α為電離系數(shù)；β為電子吸附系數(shù)；K＝18，積分沿場線貫穿整個區(qū)域。γ＝α-β稱為有效電離系數(shù)，它與電場強度E和粒子密度N的（E／N）成近似直線關(guān)系，對應于γ＝0的（E／N）稱為臨界（E／N）?，對于SF6氣體來說，（E／N）?＝3.56× 10-15，根據(jù)試驗擊穿判據(jù)對（E／N）?進行修正，即式（18）所表示的擊穿判據(jù)可簡化為

按照流注理論，整個弧隙的介質(zhì)強度按照介質(zhì)

式中：k＝0.795 5，RSF6為SF6氣體的分子量，即146.07 g／mol；R0為阿伏加德羅常數(shù)，即6.02× 1023／mol；將式（17）帶入式（16）中可得電場的擊穿判據(jù)為最薄弱的一點（E／ρ最大的一點）計算，氣體擊穿判據(jù)為

式中：ρ為氣體介質(zhì)密度，即：

當觸頭間電場強度E＞1.167 ρ kV／mm時，有效電離系數(shù)γ＞0，弧隙可能被擊穿。由于斷路器合閘動作沒有吹弧過程，故假設合閘過程斷路器內(nèi)SF6氣體密度不變，SF6額定氣體壓力0.6 MPa下，根據(jù)理想氣體狀態(tài)方程，取氣體密度32.2 kg／mm3，得到臨界擊穿場強為37.58 kV／mm。

2.2 電場計算

為了建立斷路器重合閘預擊穿過程，計算出斷路器不同開距下的電場分布，根據(jù)臨界擊穿場強判斷斷路器預擊穿的位置。本文針對1 100 kV SF6斷路器研究了其在不同開距下的電場分布，滅弧室結(jié)構(gòu)如圖5所示，主要技術(shù)參數(shù)如表1所示。

圖5 滅弧室結(jié)構(gòu)示意圖1——動弧觸頭；2——噴口；3——靜弧觸頭；4——動主觸頭；5——SF6氣體；6——靜主觸頭

表1 斷路器主要技術(shù)參數(shù)

電場計算以有限元法為基礎，采用軸對稱建模方式，智能網(wǎng)格剖分方法。假設滅弧室內(nèi)不存在金屬蒸汽且靜弧觸頭光滑，噴口材料聚四氟乙烯的介電常數(shù)ε1＝2.1，SF6氣體介電常數(shù)ε2＝1.002 4。動弧觸頭和動主觸頭邊界的一類邊界條件為：φ1＝1 000 kV；靜主觸頭、靜弧觸頭邊界的一類邊界條件為φ2＝0 kV。開距為16 mm時滅弧室內(nèi)電場分布如圖6所示。不同開距下電場分布如圖7所示。

圖6 開距16 mm下電場分布

圖7 不同開距下電場分布

經(jīng)過計算，電場強度的最大值出現(xiàn)在動弧觸頭及靜弧觸頭表面且電場變化梯度較大，易發(fā)生絕緣擊穿。在開距為16 mm時，動弧觸頭與靜弧觸頭間場強達到了臨界擊穿場強值37.58 kV／mm，說明已經(jīng)達到擊穿條件。進而對16.1～16.5 mm開距下的場強進行計算，從圖7可以看出，在開距為16.1 mm時，動弧觸頭與靜弧觸頭間的場強剛好達到擊穿場強值，故認為斷路器在開距為16.1 mm時發(fā)生合閘預擊穿。斷路器的全開距為167 mm，斷路器合閘時間取50 ms，因此合閘預擊穿為45.2 ms。

2.3 斷路器合閘電弧模型

以往對斷路器的開斷特性研究時，僅考慮故障發(fā)生后單次開斷的TRV特性，由于單相自動重合閘的應用，會出現(xiàn)斷路器重合于故障狀態(tài)，需要二次開斷的情況。而二次開斷不應簡單地模擬一次開斷，還應考慮斷路器重合故障電流發(fā)生預擊穿的情況對二次開斷TRV特性的影響。參照隔離開關(guān)合閘的燃弧過程，將電弧等效為一個時變電阻的形式［10］，即電弧電阻用指數(shù)函數(shù)近似為下式：

結(jié)合斷路器在合閘45.2 ms發(fā)生燃弧的結(jié)果，式中時間常數(shù)τ＝1 ms，靜態(tài)燃弧電阻r0＝0.5 Ω，斷路器在起弧前的電阻R0＝1015Ω。本文用該模型來等效開關(guān)合閘時，動靜觸頭的預擊穿過程中電弧電阻阻值隨合閘動作發(fā)生變化，斷路器完成合閘操作后，電弧電阻為0，故電弧電阻變化曲線圖如圖8所示。

圖8曲線表示了整個合閘過程的電弧電阻的變化，包括兩個階段，即預擊穿階段（AB段）、電弧穩(wěn)態(tài)階段（BC段），C點代表完成合閘動作。

圖8 電弧電阻變化曲線

3 特高壓交流系統(tǒng)計算條件

本文針對特高壓交流輸電系統(tǒng)對斷路器切除短路電流后出現(xiàn)的瞬態(tài)恢復電壓以及斷路器重合閘后二次開斷的瞬態(tài)恢復電壓進行研究，圖9為特高壓系統(tǒng)故障示意圖。

圖9 特高壓系統(tǒng)故障示意圖

發(fā)電機機端母線電壓為1 078 kV，輸電線路長2 300 km，每100 km的充電功率為315.5 Mvar，輸電容量為3 000 MVA。線路左側(cè)部分為GIS變電站，變電站斷路器母線側(cè)的參數(shù)對TRV的峰值和上升率有很大的影響。母線側(cè)的參數(shù)主要包括與母線直接相連的特高壓系統(tǒng)、母線上各元件的對地電容、變壓器的入口電容和高中壓繞組之間的電容等構(gòu)成。考慮到雜散電容對系統(tǒng)參數(shù)的影響，表2給出了雜散電容值。

表2 變電站設備雜散電容值

4 重合閘開斷的仿真計算與分析

4.1 重合閘開斷TRV特性分析

針對特高壓線路，利用電磁暫態(tài)仿真軟件ATP／EMTP，建立仿真模型，來研究發(fā)電廠側(cè)斷路器CB1兩次開斷TRV特性。在所建立的模型中設：輸電線路首端在0.01 s發(fā)生單相接地故障，0.058 5 s斷路器CB1斷開，0.06 s斷路器CB2斷開，在0.069 s電壓相角為60°時CB1重合閘，加入動態(tài)預擊穿電弧模型，0.098 6 s進行二次開斷。母線側(cè)電容總和為19 400 pF，線路側(cè)電容總和為11 570 pF。圖10給出了故障后斷路器CB1二次開斷TRV波形，圖11給出了二次開斷電流波形。圖12、圖13分別給出了CB1一、二次開斷TRV波形。

圖10 單相接地故障斷路器兩次開斷TRV波形圖

圖11 單相接地故障斷路器兩次開斷電流波形圖

圖12 單相接地故障斷路器首次開斷TRV波形圖

圖13 單相接地故障斷路器重合閘二次開斷TRV波形圖

由圖10、圖11可以看出，重合閘前后兩次開斷單相接地故障的暫態(tài)過程，瞬態(tài)恢復電壓有所不同。從圖12、圖13可知，考慮斷路器重合閘預擊穿過程后，二次開斷電源側(cè)和線路側(cè)瞬態(tài)恢復電壓峰值分別為1 157kV和175.8 kV，明顯大于第一次開斷峰值1 046.6 kV和104.8 kV，故二次開斷斷口間恢復電壓峰值1 239.3 kV也高于第一次的峰值1095.6kV，計算結(jié)果與理論分析相符；而二次開斷與首次開斷到達第一個峰值所用的時間分別為262 μs和287 μs，雖然二次開斷的第一個電壓峰值為736.7 kV略低于第一次開斷的751.6 kV，但重合閘后上升率2.81 kV／μs仍高于首次開斷的2.62 kV／μs，開斷難度更大。

4.2 不同重合閘相位對重合閘開斷TRV的影響

研究表明，斷路器重合閘的預擊穿過程對斷路器的開斷TRV特性有一定的影響，而重合閘的相位直接影響預擊穿過程，進而影響斷路器的開斷TRV特性。表3給出了線路首端故障時開斷瞬態(tài)恢復電壓與重合閘電壓相角的關(guān)系。

從表3可以看出，重合閘電壓相角在0°～90°之間變化時，瞬態(tài)恢復電壓的幅值及上升率也隨之改變。在合閘相角為60°時，瞬態(tài)恢復電壓的幅值和上升率均達到最大值，此時斷路器的開斷難度也最大。

4.3 不同故障點對重合閘開斷TRV的影響

由于瞬態(tài)恢復電壓的波形與線路阻尼值（電感、電容、電阻、波阻抗）及它們的分布情況有關(guān)，本文對單相接地故障、兩相接地故障、三相接地故障重合閘開斷進行了研究。表4給出了瞬態(tài)恢復電壓與不同故障類型不同故障點的關(guān)系。

表3 TRV隨重合閘電壓相角的變化

表4 TRV隨故障類型故障點的變化

由表4可知，幾種故障中，故障點在線路近區(qū)時，瞬態(tài)恢復電壓的幅值較高，且幅值隨著故障距離的增大而減小。發(fā)生兩相接地短路和三相接地故障時，斷路器TRV的峰值Uc以及第一個電壓峰值U1明顯大于發(fā)生單相接地故障，但由于發(fā)生兩相接地短路和三相接地故障達到第一個峰值時間t1和電壓峰值時間t2比單相接地故障達到峰值所用的時間長，因此兩相接地短路和三相接地故障RRRV要低于單相接地故障RRRV。計算表明，單相接地短路、兩相接地短路以及三相接地短路故障時，短路電流分別為37.58 kA、39.24 kA、41.66 kA，對應斷路器標準中的T60工況［11］。幾種接地故障中，TRV的最大值出現(xiàn)在線路首端三相接地短路中，大小為1 556.3 kV，低于標準值1 751 kV；對于單相和兩相接地故障，電壓峰值時間t2的值雖小于標準值1 752 μs，但電壓峰值及RRRV都低于標準時，仍能正常開斷；RRRV最大值為2.81 kV／μs，出現(xiàn)在線路單相故障中，雖然低于標準值3 kV／μs，但余度較小，為保證斷路器正常開斷，應加以限制。

5 結(jié)論

a.與故障后第一次開斷相比，考慮了合閘過程的二次開斷，斷路器兩側(cè)及斷口間TRV峰值及上升陡度更大，故開斷難度更大。

b.故障點位置和重合閘相角對斷路器的瞬態(tài)恢復電壓有一定影響，故障發(fā)生在斷路器首端且合閘相角達到60°時，瞬態(tài)恢復電壓的幅值及上升率最大，開斷難度也最大。

c.由表3可以得出，發(fā)生三相接地故障時，瞬態(tài)恢復電壓峰值為1 556.3 kV，低于標準值1 751 kV；發(fā)生單相接地故障時，重合閘二次開斷的上升陡度最大，達到2.81 kV／μs，低于標準值3 kV／μs，但余度較小，為保證斷路器正常開斷，需要加以限制。

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［11］ IEC62271-100，高壓交流斷路器［S］.

Research of SF6Circuit Breaker Transient Recovery Voltage after Reclosing

LIU Yang，LIN Xin
（Liaoning Province Key Lab of Power Grid Safe Operation and Monitoring（Shenyang University of Technology），Shenyang，Liaoning 110870，China）

According to the circuit breaker breaking process after reclosing in fault state，this paper investigates transient recovery volt?age of the second break after reclosing based on the UHV.According to the gas breakdown criterion and the circuit breaker electric field distribution，a pre?breakdown arc model is established.With ATP／EMTP program，transient recovery voltage in the first break and the second break are calculated.The result shows that the magnitude and the rise rate of the recovery voltage in the second break are higher.The maximum RRRV in single phase grounding fault can reach 2.81 kV／μs（standard 3 kV／μs）with a 60°reclosing an?gle，which needs to be restricted.

SF6；Reclose；Arc model；TRV

TM561.3

A

1004-7913（2015）03-0001-06

劉 洋（1989—），女，碩士，從事電力系統(tǒng)及高電壓相關(guān)仿真研究。

2014-12-22）