【doc】喷口电弧物理模型与ELF SL系列SF6断路器的压力...

【doc】喷口电弧物理模型与ELF SL系列SF6断路器的压力... 喷口电弧物理模型与ELF SL系列SF6断路 器的压力... 热到等离体的温度.因为在炽热的电弧中气 体密度很小,故与电弧外围的气量相比,流八 电弧中的气量也很小.因此,可把电弧近似 地看成圆柱状障碍物,于是,使喷口的有效排 气通道载面积减小了.由于电弧面积随着电 流(包括在同一峰值电流按正弦曲线)的变化 而变化(包括热区),当电弧面积达到喷口直 径时,则冷气流几乎被截断. 反之,在给定电弧电流时,气流的特性也 同样影响着电弧的形状和大小,冷气流中的 气压分布既决定气体在电弧中的速度,也决 定着冷气流分子进入电弧中的量.电弧温度 与电弧直径彼此制约.如上述,使经热边层 向外析出的幅射能量正好足够加热进入电弧 中的气体.如果在自由开弧中,则电孤直径 将大大增加【I_. 2.喷口中电弧的能量交换 根据L.S.Frost和R.W.Lieberm. an气流电弧模型嗍,在稳态时喷口中能量平 衡式为; IVc)=yCf(h+C)yCM 式中I一电弧电流} Vz,电弧电压; Y,电弧气体密度, C,电弧气体速度; f,电弧面积, h一电弧气体焓. S.Tominaga绐出了更为确切的表达 式ta_I 『口dv=C.h.df.+JIhdfb= I.?c?ht+w,(2) 式中.一电导率; E一弧电压梯度; dV一无穷小电弧体积元; df一无穷小电弧面积元. 由式(2)可以画成图1所示的能量交换 ?2? 图1喷口热堵塞时能量交换币意 1——剩余弧能2——喷口3——弧芯4——热区 示意图.其中W,表示通过电弧热边界 层沿着径向每单位面积的净能量散失,而 , IDw,dz是沿着电弧表面的总的径向:能量J 散失,由它产生了一个包围弧芯的热区,即电 弧可以近似地看成二部分参数不同的区域组 成,见图2所示.其中孤芯区气体温度大约 孤击 拈 《一 0,l 图2电弧温度径向分布环意 20000.K,具有高电导的极高速度(约4000m/ s)的气流,它是一个极强的发光体.而热区则 是几乎无电导的高速(约lO00m/s)气流,其 温度约在3000~7000.K.由圈3更为清晰地 看出:当电弧(包括弧芯和热区)面积小于喷 口面积时,在轴向气流中的电孤弧芯区几个 毫米内的能量散失主要是热幅射,它几-'7-~t 进人热边界层的冷气体所吸收而变成热区气 流,它大约散失了全部电弧热量的2O%左 右,而其余的8O%能量由弧芯气流所带走, 而动能迁移和热传导几乎可以略去不计.当 热区面积大于喷口面积时,则有一部分剩余 弧能将会积累在上游压气室中,见图l中阴 .. 围冷气流速度间存在着很大的速度梯度,导 致周围边界层上明显的湍流,见图4a所示. (2)电流过零期:当电流接近零点附近 时,上下游电孤存着更大的差别,上游仍呈园 柱状,下游区由于受到强烈的揣流影响,湍流 区电弧被分裂成单个独立小圈,最严重处在 离喷口喉部下游几个毫米处,但在影响较弱 处,电弧面积又重新增大,见图4b所示.事 实上即使电流过零,弧芯直径仍有Irnm左 右,那里温度仍高于10000~I5o00Ko,而且, 由于热堵塞的阻滞效应,热区并来立郾全部 消失(见图l2所示). 4.负载压力上升机理 如所周知,负载时压力上升大大于空载 时值,特别是在采用热堵塞原理的结构中,见 图5所示,其中喷口喉部压力P随着电流而 变化,有时甚至超过压气室压力P..且就在 这时,P也急剧上升由测量和分析表明 Pt的上升速度超过了假定当喷口完全堵塞, 压气室作绝热压缩条件下所得的计算值.为 此,这里将探讨一下,这个额外压力上升的机 理: (1)Y.Yoshiokaetal认为l由于剩 汽化的气体 余弧能作用使喷口汽化,而 又被剩余弧能加热,于是汽化的汽体便达翻 童曩J上异 国5压气宝压力上升现象示意 Pt压气室压力Pt喷口喉部压力 Pz宄气压力i开断电流 ?3? 由此可见,随着Wtla的上升,Gh将下 降,这就是热堵塞现象的物理机制. 0)定量分析;根据电弧物理模型,负载 时喷口流量分为三部分(即;冷气流,弧芯气 流,热区气流),见图7-[-a所示.当电弧温 度确定后,就可以确定通过喷口流量的大小. 随着开断电流和喷口面积的大小不同,喷口 气流状态可分为三种状况(即:未堵塞,临界 堵塞,严重堵塞),见图7一I,II,III中各对 应状态.其中7I中(a)为电流较小,G.较 大,P略有上升|(b)为电流处于临界状态, G.曾一度出现停止;(c)为严重堵塞,G停止 一 段时间,甚至产生局部回流,喉部压力上升 很高,导致压气室压力有所上升.图7-III表 示相应状态的弧芯,热区和冷区的气流面积. 根据式(1),(t4)可求得弧芯和热区的面积 r16) (17) 08) (19) 喷口 知,仅管在式08)中C.,C很高,但因其相 应的,很小,导致G.+o.1G.即 在作为定性分折及近似计算喷IZI流量时,几 乎可以略去G+Gh之值,这样,我们可以把 计算喷IZI流量问题变化成求取电孤面积,从 而使问题大为简化,而产生的误差又是可以 接受的,这也是本文所提出的计算核心 所在. \/ 川f小.禾堵塞 r2?辛c收 }'^朴 \/'\/ 口,…-:,.L-.-. 厂,,/ ,, 喷口参数变化示意III.喷口排气通道面积示意 Pz一喉口压力P'一压气室压力) 电弧状态分析与计算摸型示意 3——热区气流或面积4——件气流或面积5——喷日 . j叠盘酒驾;谴 表1 TOKh×tOJ/kgvkg/m'Cm/sY.ckg/m0.s 2g30.1g5.g31a4T9,1.6 T00020.3g0.03622062T4.64 ~000011g.g0.00655428628.1 三,热堵塞时压气室能量 平衡方程及其解 为了对负载时压气室物理过程进一步剖 析,必须从压气室能量平衡方程式入手; 1.能量平衡方程 由热力学第一定律可得压气宝中能量平 衡方程式为: dQ=du+CTdG+dW(21) 式中dQ一在热堵塞时,电弧对气体加热的能 量 dQ=W: q.,综台热效率系数I dl一压气室内能增量. du=d(GC.T)=C.TdG+CGdTf22) CTdG,压气室内焓变化 dW,绝热压缩时,外界对压气室作功 dW=一PdV=Pf~v (1)喷口热堵方程式: 因喷咀发生热堵塞,故假定dGO,将 气态方程(6)代入式(21),整理后得: GC一导RTw0(23) 式中v一压气室平均速度 fP一压气室承压面积;' CP,C--SF.定压,定容比热 C:590+1.45(T一293)(24) 很显然,由式(23)可以确定由剩余弧能引起 的压气室温升特性. (2)喷口瞬时打开方程式: 当电流过零时,喷口解堵而打开,则 W.x0.因而就不存在温升.反之,当气体 向外流出时,可能出现微小的温降现象.这 时可将压气室看作有限容器向外界绝热排气 和绝热压缩过程的综台.显然,当进行绝热 (定容)排气时,由喷口气流带走的内焙正是 使压气室中的气体的内能减少,从而导致压 气室温度下降.由于喷口打开时间极少,流 走气量很少,因此式(22)中CTdG顶可以 略去不计,则由式(22),(21)归并得温降计算 式为: dT:(25) 应该指出,如在进行空载计算时,由于喷 口始终打开,排气时间又较长,因此dG较 大,则式(22)中GTdG不能忽略,于是温度 计算式应变为 (2Sa) dT=(K_1)孚 2.能量平衡方程的解 由于式(23)中W,G,,C.等参数 均在变化,直接求解十分困难,但可在所求范 围内进行逐次近似计算.另外,断路器的 = fit)及压气缸的承压面积为已知条 件.剩余弧能见式(4).今以ELFSL系歹u SFe断路器为例进行方程求解.其结构见图 8所示,其中项1为主喷口,项2为静弧触头, 项3为付喷口,项4为动弧触头. 开断过程分为二个阶段.在刚分阶段(见 图8上半部);?动弧触头内喷口f:和静弧 触头内喷口f-打开?弧长由0上升至lu,弧 能在变化,电孤面积幅值也在变化.在熄弧阶 段t见图8下半部)t?上游弧长不变为lu,电 孤面积幅值不变.?下游弧长在变化,因此, 下游区电弧面积幅值在逐渐扩大?主喷口在 .逐渐打开 给计算带来 假定平均弧 出相应的电 地用区样的 (1)剩 (2)方程式求解:将式(29),(34)代入 式(23)后整理简化得; ?8? [().】(42) 喷口直径,严格地讲,EF焓流电孤物理模 型不太适用,因该模型中电弧被限制在喷口 最小截面内.但是,我们研究的主要目标是 喷口前电孤,且假定压力是相对恒定的,因 此,EF焙流摸型还可近似地被采用. 2.数据处理: (1)综合热效率系数的求取在热堵塞 时,如果剩余孤能全部用来加热压气室中的 气体时,则由式(21)得到: dT=! U, 由气体状态方程式(6)得到: dP=TRdT=R=(K-I) _0.07 当压力单位化成MPa时有: AP=0.07—(MPa)(48) 式中W的单位为kWs,V有压气室体积 dm.另外由式(5)所示为实际压力上升值, 表明式(48)中系数偏大,事实上不可能剩余 孤能全部用来加热气体,其中存在着一个比 例系数,由式(5)与式(48)对比表明,这个比 侧系数为0.71,O.78.因而本文所取的综 合效率系数为0.72,而其余的28可能通 过喷口,压气缸壁传导而散失.而且,由此所 得的与文[53所推荐的系数为0.6,O,8 也相接近的. (2)电弧温度的选取:根据L.S.Frost 和R.W.~Lieberman的电孤焙流模型,在求 取电孤截面时仅取弧芯之值,这样将给压力 特性的计算产生很大误差.事实上电弧径向 剖面应为图2所示,近似地存在着二个温度 范围.柳文悟等认为选取2000O/5000OK【,S. Tominaga认为取20000/3000K较合理, 西德也Kopplin选择20000/6700.Kin,国 内在这方面基础研究极少,当然,对不同灭弧 室可能应取不同的数据,例如在自由燃烧中 ? g? 『 应予调证,详见图9,10所示.其中图9a c,d表示在7000.K时的,hh,Ch,ah 而图10a.b.c.d表示在20000~K时的 }/? ;/} /! '酊 /} / ;/ / i l . ;' I \ ,,\ 褂 \ 图口T000.K时电孤特性参数 \ \ , \ \ ,, / / / / ? 10? 图口7000.K时电弧特性参数 l l// /l /l /l, c^ \i \I\ \l I 图1020000K时电弧特性参数 P (4)电弧电压梯度选取:计算中采用 ELFSL压气式灭弧室开断试验时实测值, 见图11所示.由此可计算得弧电压梯度Eg 为3ov/cm,与一些学者提出的数据相接近, 与定开距式灭弧室实测值4ov/cm相近. , / , 图儿宴测电孤电压值 一'一一…一…一 (5)热滞迟影响:一些学者认为,在电源 过零时会出现热滞迟现象,特别是热区的消 失滞后零点较多(仅管孤芯几乎与电源同时 过零),见图12所示为条纹摄影照片ES].其 中(a)为大电流期,(b)为过零前15.2s,,c) b) 碱圈(c)(d) (a)大电流期(b)零前16.2 (c)零前15【d)零后5s 1——电弧热区2——喷口 a——屏蔽环4——电极 图l2电流过零时弧区条纹摄影照片示意 为过零前1.5s,而(d)为过零后5s.据介 绍,即使在50,60s仍有一定体(面)积热 区,且随着不同结构将有不同滞迟,这就给计 算带来了相当难度.在本计算中未考虑此影 …ii 圈Ij《 幸目Jjqi{I} 凸.^.计再碍f._Jj d.,lJl,.挖{l1, — 徊i哇{ lI塑!:坚l lJ{l l粕Bz.舰I]油I i ,II ——— 丽L1工 ;j 图l3计算程序框图j lu,lu-luz.压气室(包括动触头)运动速度1 V可由巳知行程曲线求得,见图14b所示. 其中曲线1为闭锁气压下空载特性,曲线2I 为负载情况下速度特性.对新的断路器{ 可用运动方程式求得. 2)电弧特性参数计算:在假定P"后, 利用EF电弧物理模型,由图9,10查得相j 应电弧参数,然后求取电弧面积f--,f.丑-,i famz,fh丑z,由判别式S确定喷口堵塞与否,I 并求得相应的剩余弧能在上游区的积累系数】 乏.鼋 }{t}1j . ' 一 ,一:…,… 一.一_一: //\I fI一 }圳删…IIIII《I-ll . .r_j f:__::- }:瑚:r.1..t l;_,/I『_.1?hl_f(a)! _一 I }鲰-.一^ }毛茗, r 啦/z 上,/ / f'—|l 7I,, }/f|}|\/{\l. / 上' }图14ELFsL系列SF?断路器开断sLF时实测值 —— 要兰曼....付助开关恢复电压3——电流回路电流l——合成回路电流5——电弧 电压e—— sF'后断路器恢复电压T——负载压力渡形8——分闸线圈电流一一一 :l闭锁气压上的空载速度特性2负载下速度特性 Bt,Bzl'DI,D和T,如计算值与假设 :值T"一致或接近则计算下一步,否则重新五,ELFSL系歹l】断路器 计算 ,……,,.. 压力实测值与计算值之比较5) 根据式(45),(46)求解热堵塞对的压.………一 力特性.如果与假设值一致,则进行下,步1. 计算结果与实测值比较一. 计算,如果超出误差程度范围,则重新假设图14是瑞士Baden试验站实测的ELF| P:再行计算,直至满意为止.其中式(46)中SL系列SE断路器在近区故障情况下开断f?T 按式(25)计算.示波图. 其中曲线2为辅助开关恢复.'压 I,.6]当喷口瞬时打开(解堵)对,压力特性l是负载下行程特性,3是电流源电流, 4是竺釜式(47),(46)进行计算.但式(46)中AT合成电流,28.5kA,5是电弧电压,6是被 应按式(.5a)计算.试断路器恢复电压 ,7是负载压力特性曲, 燃弧时间为23ms,8是分闸线圈电流.为了 t.- 零墨一 { \ !},/, i ,l ,3 7 ,l{ {}{t |l 刚}// t 7 l /士:;, 乡r /,, 一:,,-/, /一\ ' , \,?/. 图15ELFSL系列SF6后断路器负载压力特性的计算与实测的比较 l——要酗值(2Sins)2计算值(23皿9)3——实铷值(Z0ms)4——计算值(20ms)5一 实测值(宣藏) 6——计算值(空载)1——温升蔓化(2Om皂)B电流波形【23m曲g——电流波形 (toms) 便于比较,将图14中曲线7转换到与计算值 同一座标系中,见图15中曲线1所示.而曲 线2即为tg=23ms时计算值.图l5中还绘 入了tg=20ms对实际值为曲线3,计算值 为曲线4,空载实测值为曲线5,计算值为 曲线6.由这6条曲线比较表明,在略去因 汽化引起的附加压力上升值时,(事实上.我 们在进行开断试验时,在喷口上游的TeF10? 的汽化量确是极少量的),计算值与实'测值基 率上一毁. 2.计算结果分析 '1)由于喷口电流度J密仅为4kA/cm~, 堵塞程度并不明显,因而温升不高,见图15中 曲线7所示为tg一2ores时值,且在电流过 零肘,由于瞬时打开了喷口,导致温度瞬时下 降,又由于气量的瞬时流失,导致过零时压力 略有下降现象,见图l5中曲线l,2,5,4所 示.很显然,如果当J偏大肘,温升将上升很 大,那时,可能由温升T来主宰压气压的压力 上升,而流量影响几乎可略去不计. (2)电流过零时,所计算的温度下降现 象呈偏正误差,这是由于式(25)中略去了项 CTdG所致. (3)由实测和计算值均表明.当电流过 零时压力值均很高,且持续一定时间,这正是 由于热堵塞效应作用所致,从而在关键时刻, 以较高的压力进行强烈的吹弧,确保熄弧. (4)计算表明最大的压力值并不一定在 电流峰值附近,但是,此时却有最大的压力上 升梯度. {iij.j . 一一…,—…一一—一印一一孵嘲嘲 (5)当充气压力P.增加时,温升?T略 减少,而压气室Pt却略有上升. (6)负载压力上升值比空载压力值大得 多. (7)在电流过零时,误差偏大,这可能是 由于未考虑热时迟和热区的流量散失所致. (8)由实测值表明:当利用堵塞效应而 产生回流时,在压气室中的压力将产生振荡, 见图14a曲线7所示.这是由于压气室在操 动机构作用下压力上升,从而使得喷口处在 出现回流后叉将出现正流.该过程多次反复, 导致了压力振荡.显然,堵塞效应越严重,振 荡越厉害.在本文计算中,尚未计及这种振 荡,所列之值乃指这种压力振荡的平均值. 六,ELFSL系列灭弧室 压力与开断特性的分析与研究 根据对ELFSL系列S断路器压力 特性的计算和实列值的比较以及开断试验的 结果表明,该灭弧室确具有良好的开断性能. 当252kV级双断口不加并联电容器时,能开 断SLF90I及2.5U下失步电流,在 50kA,D.C50也能开断.为此,这里将 分析一下它的结构特点; 1.恰当地利用喷口热堵塞效应 过去一段相当时期内,人们往往根据空 气断路器的习惯观念,认为热堵塞会: (1)引起冷气流的显着减少,可能导致 电流过零时不能很快地重新建立; (2)由于压力迅速上升,可能使压气室 弧区高温气体随之扩大,在电 运动速度骤蜂, 流过零时,还受到残余炽热气体的影响,从而 可能降低弧后介质强度的恢复建率; (3)在喷口堵塞期,触头或喷口烧伤严 重,污染弧遘空间,可能影响介质强度等. 然而,在这种变开距结构中,由于进气侧 的气压主要取决于操动机构的特巨,电流大 小,燃弧时间,而介质恢复区喷出的是废气, ?"? 特别是弧长(包括上游和下游)和燃弧时问较 长的特点(定开距仅3o~4omm)因而能够{(】)母学地利用电弧过零前幕阜时内 的热堵塞效应(相当于少油断路器利用电弧 自身能量产气加热效应)来加热SF日气体, 以提高压气室压力,特别是在过零后?晕担 当时间内保持有较高的气压,见图15曲线 1,4所示,保证强有力吹弧效应; (2)对一个有限容积的压气室,利用热 堵塞效应可适当地节制气量,在呤芾气吹时 给以足够的气量(即同步吹弧)来熄灭电弧, 从而大大提高了熄弧能力.ELF就是利用 这种热堵塞效应来熄弧的: 由图l5曲线5,6与曲线1,4相比,负 载时压力特性大大提高.由曲线5,6知,当 断路器刚分时,压气室内外(上,下游)压力比 P/e.1.2,按常规断路器设计Pt/P.?1.7 相差甚远,即使在分闸未了,也勉强达到 J.7.可以设想,如果不利用热堵塞效应,开 断性能是极差的.然而负载时,在第二次过 零时,燃弧时间(tg=23ms)时,实测在 2.4,2.7倍,计算得2.65,比空载时增高 60%以上,这是一个十分可观的数值.在短 燃弧时间(t;=13ms)时,比值也达1.7 倍以上.另外,在反相开断时,分断时压力比 也达1.7以上.总之,该灭弧室对关键几档 (诸如SLF,反相,全容量,D.C50等) 均在确保一定的P/eo值的同时,还特别注 意堵塞的"分寸,因为一切事均无不具有二 重性,过分的堵塞将为前述,可能影响过零庸 弧道及上游热气体的排气困难而导致介质强 度的下降.因而在ELFSL系列中,尽管灭 弧的结构型式基本一致(为了系列化, 化),有相同的超程,行程,但是,有的产品开 断电流40kA.有的为5okA,有的断口电压 较高,有的较低.为了协调它们闻的关系,唯 喷口的截面积fc不完全相同,当开断电流较 大,断口单元电压较高时,喷口形状虽相同, 但它们的fc偏大,在结构上有意按排了一个 繁一一…一'一." 环形问隙,即在空载操作时,只要动触头剐与 静触头脱离(走完超程),压气室已开始排气, 实质上已在(人为地)漏气.如果不利用堵塞 原理,这一点简直是不可思议的.在该结构 中,这种堵塞的.恰当程度,可用喷口的电流 密度j(在额定开断电流下)来表示,即当 J=5~6kA/cm达到了最佳效果,与E93推 荐值相仿. 2.喷口形状 如所周知,喷口的形状对熄灭性能也具 有重大影响.该灭弧室喷特点是: (1)由于短喷口.即使在中等马赫数(佣 M=3)时,在出口处将出现激波,使孤道上 的介质强度下降.故本结构采用长喷口(比 系FA系列和日立公司0FPT结构还长 2o~30mm)因此,即使在热堵塞时,经常有 马赫数M=3,在出口处基本上仍是均匀气 流,不会产生激渡而使气流从喷口壁分离出 来,弧道上的气流速率和密度变化不大,使冷 却效果加强 (2)采用较小的扩散角(比FA系列和 日立公司0FPT的结构均小):由于在拉伐 尔喷口中,介质强度主要依赖于喷口的扩散 部分的气体密度,因而防止喷口出口与静止 区密度比降得太低是很重要的,因此,一般要 求喷口出口的马赫数近于2,从而将有最小 的介质恢复时间【,即Ae/At~2.同时, 也减少了出口处过高马赫而引起的澈波,防 止出口区气流从喷口壁分离,使整个弧道呈 均匀气流.以利于SLF的开断,因为热恢复 后断口介质强度是由整个孤道来决定的,该 结构斑Ac/At?2.4. (3)入口形状:一般认为,KEI角应较大, 该主喷口入口处为弯曲状,使冷气流呈涡旋 状,加速了上游区电弧表面与冷气流问的热 交换,带走的能量也增大,有利于熄弧.又, 在动弧触头处设置了副喷口,改善了气流方 向,(FA系列及OFPT结构无此零件),使 弧根易于进入孤触头内部,使其端面烧伤减 轻,从而也使电场分布略有改善. 3.喷口区全打开时间 该灭弧室为了充分利用有限的气量,除 了利用堵塞原理外,从机械结构上也作了适 当考虑.由试验表明,它的最小熄孤时间约 7ms左右.而从计算表明,喷1:3区的垒打开 时间恰巧就在这个对候,就是说,在这之 前,喷口斜ilii~扩散角较小,打开得较慢(对 小电流或太电流过零而言,最小截面积发 生在这里),从而可以节制部分气量.但当达 到最小熄孤距(时间)后,喷口区斜1:3部分打 开面积才与主喷1:3尺寸相当,即达到完全 打开,从而使.气吹恰到好处,得以有效熄 弧. 4.运动特性和时间 ELFSL4—2.结构充分考虑了热堵塞 效应的影响,因而从总体上讲从空载与负载 时的运动速度和和动作时间变化不大.如果 从走完全行程的9O%左右的时间来看,空 载时该时间t为22ms,在开断5OkA,20% D,C时当tg=16.5ms,则增加l?ls.当 开断50kA,D.C50%时,tg=19.5ms时t 增加4ms.速度值仅下降(5,10)%.在定 开距结构中,我们在开断40kA时曾由于喷 口取得过小,导致严重热堵塞,使运动速度上 降3O,结果导致开断失败. 5.气吹时间 这种长喷口变开距有一个优点;几乎在 整个行程段上的极大部分时间内一直在进行 气吹,而且,随着开断电流的增大,运动速度 的下降,该时间也略有增大,见表2所示.开 断短路电流时由于短燃孤时问tgf9, :tOms.因此,t有效:19m3巳足够满足要 求.在开断SLF时,tg,=13ms,则在 tg…=23ms时,一方面.一般气吹时间已 增至24.5ms,而且设复电压为U址.耐 压条件较开断短路电流时1.5U.要轻松, 因而也能开断 6.弧道介质恢复特性 ',… 表2这里. }.\\时间m目大燃弧时间一般气吹时闻时间增量以ELFSL4—2型开断SLF为例,l\ 开断状况tgt一般At .J蜃t,,-, }S.LF.2324.51.5 }100IZD.C_~20,喵16.521.50.5 100菇Ik19. 52a走毫盎,_瓯圈 D.C=50 ;反相19210_{,却 }注:ELFsL4一z的空载时一般气吹时间2I咖.有l 效气吹时19m8鼍————一.. —'-__--v^, 一 见图16所示,将整个喷口区分为三个一 }区域:疽孽j自i! lc自.^.1.c,哪卜埘 —I一...i'-.... I 目曩z? I 【 一 ,一一一 l—j刁=明;'下二一:嗣曩露滴童tj;j,,圈瀚嵫M田'栅j.一/o,,一勘? }磁rrI_.f/\I=l ….. \.:2甜.一' /o }图16喷口电弧物理模型塞现分区示意一z,'_, }l——静弧触*——主静触头 电弧 ?1,l叫制吧确豫厦憎}臣辅刀田,E忆雨况 }A区:上游区,存在着电弧加热和对流平衡|tg;.=13ms,此时行程14cm,开距仅 B区:喷口喉部医,即下游湍流极强区,对热9cm.考虑一个断口,一方面由电网特性知, }开断特别有效,即对SLF短燃弧熄灭电流过零后3.6ps内急速上升至25kV,另 ;特别敏感;一方面,喷口A,B区正以D.9kV/cm.ps逮 C区:大部分电压降区:与热开断和介质开度恢复[8],因此,可达耐压强度29kV左右, 断有关.使开断成功.同时,当tg…=23ms时, ;另外,从图17更明显看出,当电流过零时,沿已几乎走完全程95,此肘,能承受耐压 着整个弧道耐受的电场强度是极不均匀的.U之值(即U…的幅值). 在大电流期;A区上游电弧中的场强度最7.并联电容器 大,但上下游差别不大.电流过零前5s及在ELF22okv,11okV级均不采用并 过零后2s时,最大场强在喉部稍后的湍流联电容器,显示了它结构简单的优越性,然而 区(见图4b),即B区,虽然距离不大,但耐压在FA系列SF.断路器中,由于行程偏短, 值最高aC区虽然场强较小,但距离大,故能胃能加并联电容器来减小RRRV ,以满足 承受大部分恢复电压,介质开断主要发生在SLF开断性能,增加了结构的复杂性. ? ie? j 七,结语 1.本文根据电弧物理模型和热力学第 一 定律,导出了喷口热堵塞情况下温度变化 和压力特性的计算式,并与ELFSL型SF. 断路器的实测值进行了比较,结果表明基本 上一致.因而,所导出的计算式基本上适用 于工程计算的要求. 2.喷口的热堵塞效应必须恰当,才能 化弊为利.ELFSLSF.后断路器考虑得 比较巧妙.据计算,以喷口电流密度J=5, 6kA/cm~为较佳值 3.负载压力值大于空载压力值,设计时 务必考虑这一问题,以免使断路器的运动特 性发生明显变化而影响开断性能. 4.压力蜂值不一定在电流峰值之时,但 此时压力上升速率却是最大.当电流过零时, 压力特毪十分平坦,甚至有所下降(由电流密 度丁而定). 5.由本文的计算和进行开断试验的实 铡表明,因喷口TeFIon汽化而引起的附加 压力上升可以略去不计. 参考文献 [1】LlH.A.KingSF'断路器的灭弧研究 施文耀译?高压电器技术,1999.No2 [4]Y.Yoshiokaetal:压气室断路器负载压力上 升理论计算方法和应用施文耀译t高压电气译 盘'1981.No1 [6]H.Sa~aoetal:Mixingprocessofarced gascoldgaeinthecylinderofgaectr? cuitbreaker cIEEEPAS一101'1982No5. [6]揶文-悟:单压式五i/t断器0电流i/卞断时 流量解析开极特性 t电气学会i仑文B分册'1970No6. [T]H.Kopplin:StudyoftheArcandofthe IntereacttonBetweenArcandoperatlng MechanjeminSF'Puffer~ircuitBreakera tTran8aconBonplasmaSclen0ePS-0, No41980P301—030 【B】R.Molletal:'BthlntConf.ongagDi schargerandtheirApplicatione~1980 p18一lB. [口]J.F.Perking:评定气吹断路器开断性能用的 比僦准则 施文瞎译?高压电器译众,1901No0. ?l,? 蔓.