喷射气流灭弧防雷间隙气流通道优化

0 引言

一直以来，雷电灾害是电网安全运行的重大威胁[1]。其中，架空输电线路雷击故障占电网总事故的比例居高不下，成为长期困扰电网可靠供电的普遍难题[2]。架空输电线路杆塔高且尖，输电走廊面积大，通常需要穿越高山、峡谷等雷电密度较高的地区，并且由于输电导线上存在电荷库仑力的影响，使得架空输电线路成为巨大的引雷体，极易遭受雷击。因此，架空输电线路防雷工作对于保障电力系统安全稳定运行显得尤为重要[3 - 5]。

然而，现有的传统防雷措施都存在固有缺陷。它们大部分基于“闪络抑制”的传统防雷理念，如雷电拦截、地网降阻和加强绝缘等方法[6 - 8]，这类方法都存在不可控的局限性[9 - 10]。且现阶段防雷产品的供给侧处于一个较低水准，导致防雷效果很不理想，难以保障电网的输电安全，长久来看，很容易造成人力和物力的浪费[11]。近年来，国内外开展了以保护间隙为基础的开放空间“疏导式”防雷方法研究[12 - 14]。传统并联保护间隙能起到限制雷击闪络通道、保护绝缘子免受工频电弧烧灼的作用，但由于其缺少灭弧功能，需要和自动重合闸配合使用，造成了线路跳闸率的升高，在一定程度上降低了电网的供电可靠性。

基于上述情况，广西大学高压课题组研制出了一种能大幅降低输电线路雷击跳闸率的喷射气流灭弧防雷间隙[15 - 17]。该装置兼顾传统并联间隙优点的同时，增设了气体灭弧环节，在继电保护动作前熄灭工频电弧并阻止电弧重燃，有效解决了雷击跳闸的矛盾。喷射气流灭弧防雷间隙作用的关键在于喷射气流的发展以及气流对电弧的去电离过程。为了优化装置性能，有必要探究气流通道管控长度差异对其灭弧效果的影响。本文基于电弧的能量平衡方程，分析了喷射气流灭弧防雷间隙的灭弧原理，通过COMSOL Multiphysics仿真平台搭建了装置灭弧通道的二维几何模型，并对喷射气流与电弧的耦合过程进行模拟仿真，探究了不同通道管控长度下气流对电弧的抑制效果，以期为后续喷射气流灭弧防雷间隙的优化改进提供理论参考。

1 喷射气流灭弧防雷间隙原理

喷射气流灭弧防雷间隙的结构如图1所示。喷射气流装置安装于线路杆塔的横担上，装置的气流出口处为气流管控部件。高压电极固定在导线端，空间上与喷射气流装置的气流管控部件对齐。在实际安装过程中，通过调整装置与高压电极间的间隙距离，使喷射气流灭弧防雷间隙的绝缘击穿电压低于绝缘子串，从而满足防雷装置与绝缘子之间的绝缘配合，实现将电弧路径管控于灭弧通道内的目的。

图1 喷射气流灭弧防雷间隙结构图
Fig.1 Structure diagram of jet stream arc-quenching lightning protection gap

装置的具体工作原理是：当雷击线路时，喷射气流灭弧防雷间隙优先闪络击穿，形成冲击闪络通道，雷电能量由通道泄放入地并触发喷射气流装置动作，以此激活内置弹丸爆炸来释放高速高压的灭弧气流。再通过对气流通道的约束和管控，使喷射气流直接作用于电弧通道，气流将与后续的工频续流电弧充分耦合，使得电弧被拉长、截断，不断压制电弧的发展。由于在喷射气流状态下，弧隙的去游离作用和介质强度的恢复速度都得到了有效提升，电弧最终在继电保护动作前熄灭。

2 电弧在气流通道的发展模型

工频电弧的燃烧是由不断注入的工频能量维持的，同时，此过程也伴随着以热量传递为主的能量耗散，热量传递的方式分为对流、辐射和传导3种。喷射气流和电弧的耦合可看作能量耦合的过程，本文对电弧能量变化进行探讨。

单位体积下的电弧，其工频电流焦耳热能量的输入功率为：

P=JE

(1)

当电弧稳定燃烧时，输入功率和热量耗散功率达到平衡状态。即：

JE=PK+Pr+Ps

(2)

式中：J为电流密度；E为电场强度；Pk为对流传热功率；Pr为辐射传热功率；Ps为传导散热功率。

当热量耗散功率大于电流焦耳热能量的输入功率，说明外界补给能量不足以支持电弧燃烧，电弧最终熄灭。喷射气流状态下电弧热量耗散的主要方式为强迫对流散热，占总散热功率的80%以上，故此过程只考虑对流传热对电弧的作用。

当电弧处于稳定状态时，其对流散热的功率计算表达式为：

Pk=ρcpv∇T

(3)

式中：ρ为电弧密度；cp为气体的恒压热容；v为气流速度；∇T为温度梯度。

从式(3)可以看出，对流散热功率与气流速度呈正相关，即增大气流速度能促进对流散热作用，可作为熄灭电弧的主要方式。

在气流管控部件内，基于气体比例膨胀假设，气流发展的连续方程写成如式(4)所示。

(4)

式中：ρg为气流密度；u为内部气流流速。移项得：

(5)

与式(4)相比较，可得：

=K

(6)

对式(6)积分，得：

u=Kx+φ(t)

(7)

式中φ(t)为与时间相关的积分常数，由边值条件确定。将式(7)对时间进行微分，得：

(8)

又由=u， 则有：

(9)

即：

=K0x+Kφ(t)+φ′(t)

(10)

式中 从式(7)和(10)得出，在气流管控部件内，气流速度和加速度沿气流管控通道轴线方向呈线性规律分布。

综合以上公式可知，气流通道管控长度是影响气流速度发展的因素，故可通过调整气流通道管控长度来提高对流散热功率，从而改善其灭弧性能。

3 仿真分析

3.1 仿真模型及边界条件

本文利用COMSOL Multiphysics仿真软件建立喷射气流灭弧防雷间隙内灭弧通道的二维几何模型，如图2所示。其中，接地电极和高压电极之间的距离为0.38 m，气流管控部件的长度取0.2 m，通道内部及外部空间均为空气介质。并采用湍流场、电磁场和流体传热等多物理场的耦合，主要模拟分析此区域内电弧在气流作用下的放电传热特性。

图2 灭弧通道二维几何模型图
Fig.2 Two-dimensional geometric model of arc-quenching channel

边界条件：气流管控部件选用电绝缘材料，导热系数为0.26 W/(m·K)，恒压热容为1 700 J/(kg·K)，密度为1 150 kg/m3，边界设为绝热；高压电极和接地电极选用相同的铁磁材料，其恒压热容、导热系数、电导率和电极密度分别为900 J/(kg·K)、238 W/(m·K)、3.774 ×107 S/m、2 700 kg/m3。在仿真计算中，材料的熔解被忽略，为模拟雷击工况条件下产生工频续流的情况，在高压电极叠加1.2/50 μs标准雷电压冲击波和50 Hz工频电压，接地电极定义为零电势。在物理过程中，流体的层流仅存在于空气介质中，为不可压缩流动。ab边为气流入口，cd边为气流出口，其余边界设置无滑移壁，并且除绝缘材料外，所有材料都存在电流密度；传热过程可分为流体传热及固体传热，固体传热中不考虑对流和辐射项，在选定的计算区域内，初始温度设置为293.15 K。

3.2 仿真计算及结果

仿真设计及计算的流程如图3所示，本文仿真采用瞬态分析，步长设定为0.1 ms，仿真总时长取20 ms，并采用冲击电流和工频电流耦合的电弧模型，为模拟实际灭弧情况，将气流延时冲击电弧产生后0.3 ms喷射。

图3 仿真流程图
Fig.3 Simulation flow chart

图4—5分别为灭弧仿真过程的电导率云分布图和温度云分布图。

图4 电导率云分布图
Fig.4 Conductivity cloud distribution diagram

图5 温度云分布图
Fig.5 Temperature cloud distribution diagram

当t = 0.1 ms时，在高压电极与接地电极之间形成了冲击电弧通道；随后由于电弧通道不断注入工频能量，t = 1～3 ms时，冲击电弧开始转变为稳定的工频电弧燃烧，过程如图4(b)—(d)及图5(b)—(d)所示。根据装置感应雷电脉冲后触发气流喷射的过程，t = 0.3 ms时气流开始作用，高速气流持续作用于电弧，带走热量的同时加速弧柱中带电离子的复合，从图4(e)、图5(e)中可看到明显的电弧消散趋势；结合图4(f)和图5(f)可看出，t = 10 ms时，区域内无导电通道且灭弧通道内的温度已低于维持电弧燃烧的临界温度4 000 K[18]，此时可认为喷射气流已有效熄灭电弧。

3.3 气流通道管控长度对灭弧的影响

上述研究验证了喷射气流灭弧防雷间隙在雷击闪络后抑制工频续流电弧发展的有效性，其中气流发展是灭弧过程中的关键因素，因此，在前文的基础上，本研究考虑气流通道管控的长度对灭弧效果的影响。

基于图2的几何结构，改变气流管控部件长度，将其分为3组，分别取0.1 m、0.2 m和0.3 m，如图6所示。其余参数及边界条件参照上文设置，然后对3组模型进行灭弧仿真计算。

图6 3组灭弧通道几何模型图
Fig.6 Geometric model diagram of three groups of arc-quenching channels

对比3组仿真结果中得出各自区域电弧温度随时间变化的曲线，结果如图7所示。从图可知，3组灭弧仿真均达到了喷射气流作用下有效熄灭工频电弧的目的。在t=10 ms左右，区域电弧温度处于4 000 K附近，3组温度都出现了上升趋势，但在喷射气流的持续作用下，电弧重燃被成功抑制，实现了工频电弧过零时熄灭。通过对比分析，随着气流通道管控长度的增加，区域电弧温度降低到维持电弧燃烧的临界温度以下所需时间减少，温度下降趋势也更为明显，且最后的电弧温度维持在更低水平，这很大程度上能够降低电弧重燃的概率。仿真结果表明，增大气流通道管控长度能够促进气流发展，更加快速有效地熄灭电弧并阻止电弧重燃，进一步改善了喷射气流灭弧防雷间隙的熄弧性能。

图7 3组灭弧仿真的区域电弧温度对比
Fig.7 Comparison of regional arc temperature of three groups of arc-quenching simulations

4 实验验证

为了验证仿真分析的结果，本文在110 kV电压等级下分别设置了两组喷射气流装置的灭弧实验，并使用高速摄像机对实验的灭弧过程进行记录。第1组的装置气流管控部件的长度选用0.1 m；第2组将装置的气流管控部件延伸至整个间隙长度，此长度是气流作用电弧通道的最大有效长度。第1组实验的灭弧过程如图8(a)所示，高速摄像机记录的第2组灭弧实验过程如图8(b)所示。

图8 两组装置的灭弧实验过程
Fig.8 Arc-quenching experiment process of two sets of devices

从图8可以看出，由于气流管控部件的增长，气流充分发展并集中作用于电弧，第2组实验的整体灭弧时间小于第1组，灭弧性能得到了有效提升。

5 结论

本文为探究气流通道管控长度对喷射气流灭弧防雷间隙灭弧能力以及灭弧过程的影响，先对其进行理论推导，然后通过仿真计算模拟灭弧过程并得出对比分析，最后由灭弧实验进行验证，得到的结论如下。

1)从能量平衡的角度分析了喷射气流熄灭电弧的可行性。增大气流速度能增强对流散热功率，从而提高灭弧效率；理论推导出气流的速度和加速度与气流通道管控长度成正相关，故增大气流通道管控长度能够改善装置的灭弧性能。

2)利用COMSOL Multiphysics仿真软件搭建灭弧通道模型并模拟气流灭弧过程，表明了喷射气流熄灭电弧的有效性。然后通过改变气流管控部件长度，分别对其进行灭弧仿真计算后，得出的仿真结果对比与理论推导相符，证明了增大气流通道管控长度能够有效提升喷射气流灭弧防雷间隙的灭弧能力。

3)通过设置2组不同装置的灭弧实验，发现延长气流管控部件的装置其整体灭弧时间更短，灭弧效果得到了优化，从而验证了上述结论。