(a) d=10mm(7%开距)

(b) d=107mm(100%开距)
图1　灭弧室内的电位分布
Fig.1 The electric potential in the chamber at different distance of gap
(7 percent and 100 percent of clearance between open contacts)

    图2示出了LW6-126型SF6断路器灭弧室内电场不均匀系数f与触头间距d的关系。可以看出，随着d的增大，电场不均匀系数f也不断增加。因此，在一定范围内通过增加开距的方法来提高断口耐压时，必须改善电场结构，否则就达不到较好的效果。在开发设计超高压断路器时更应注意电场均匀性问题，这对缩短断路器的开距、减小断路器体积、提高断路器性能有较大意义。
 

图2　电场不均匀系数f随触头间距d的变化
Fig.2 The evolution of the non-uniform coefficient of
electric field with the distance of gaps

    对电场的一系列计算还表明，此类型SF6断路器电场最集中的部分在静弧触头附近区域，设计时必须给予足够的重视，许多研究结果都证明了类似情况[5,6]。

4　SF6断路器空载分闸过程的模拟计算
　　模拟计算根据文[7]所述的方法进行。
　　系统的运动方程为：

式中：m为运动系统归化质量，kg;w为系统运动速度，m/s；F为操作力，N；ΔP为压气室内外的压力差，Pa;S为压气室的有效作用面积，m2。
　　灭弧室内气流控制方程组用通式可表示为：

式中ρ为气体密度，kg/m3；Φ为气体的参数变量，Γ、SΦ分别为对应的扩散项和源项。在灭弧室轴对称条件下，变量Φ及相应的Γ、SΦ的具体意义见表1。其中U、V分别为气体的轴向速度和径向速度，m/s；μ为气体粘度，kg*s/m2；k为热导率，w/(m2*K)；Cp为等压比热容，J/(kg*k)；p为气体压力，Pa。

表1　Φ、Γ、SΦ的具体意义
Tab.1 The varible Φ、Γ、SΦ
 

方程 Φ Γ S_Φ 质量连续性 1 0 0 轴向动量守恒 U μ -dp/dz 径向动量守恒 V μ -dp/dr 能量守恒 h k/C_p 0

SF6气体的状态方程：
p＝ρRT      （7）
　　对气流场求解的方法较多，主要有FLIC法、SIMPLE算法及有限元法等等，本文采用有限元法，具体求解原理见文[8]。
　　将上面的方程联立进行求解，便可得到断路器分闸过程中有关参数随时间的变化规律。
　　下面给出对LW6-126型SF6压气式断路器模拟的部分结果。图3示出了触头行程、压气室内气体压力随时间的变化，图4是静弧触头端部SF6气体密度随时间的变化，图5为弧触头分离10ms后灭弧室内气体的流速矢量图(图3、4中的零时刻为触头刚分时刻，图4中1pu为断路器的充气密度)。这些是在操动机构操作油压为25.8MPa、灭弧室充气压力为0.6MPa下的结果。

图3　压气室气体压力P和行程l随时间t的变化
Fig.3 The evolution of pressure and travel with time

图4　静弧触头端部气体密度的变化
Fig.4 The evolution of gas density at the tip of fixing contact

图5　触头分离10ms后灭弧室内的气体速度矢量图
Fig.5 The velocity vector of gas in chamber 10ms
after contacts separation

5　冷态介质恢复特性的计算及分析
　　对静弧触头端部附近区域进行考查，根据上述计算，便可获得LW6-126型断路器的介质恢复特性，本文中Kf取0.7，α取18，β取0.73，结果见图6，其中操作油压分别为25.8MPa、27.4MPa和32.6MPa，充气压力为0.6MPa。
 

图6　不同操作油压下的冷态介质恢复特性
Fig.6 The dielectric recovery characteristics without load
at different operating oil pressure

    从图6可以看出，在其他条件不变的情况下，所计算得的冷态介质强度在触头刚分后一段时间内随时间近似线性增长，后增长速度减慢呈渐饱和趋势而达到最大值，继而又有所下降到某一值，最后又有所缓慢回升至一稳定值。触头刚分时，电场不均匀系数f较小，喷口被堵塞，气体密度因压气作用在不断增加，且触头间距增加，介质强度近似线性增长。随着开距的增大，电场不均匀系数f虽仍在增大，但从图2可看出已渐趋饱和；此时动弧触头运动已使静弧触头不再堵塞喷口，使喷口逐渐打开至最大，灭弧室内被压缩的高压力SF6气体从喷口喷出。这一阶段是一个复杂的动态气吹过程，使介质恢复强度出现了先仍缓慢上升至最大值，后又下降至某值的一个“波动”过程。最后断路器分闸完毕，动触头停止运动，气吹过程渐趋结束，整个灭弧室内气体又趋静止，内部的气体密度将趋于平衡的原始状态。因此最后的介质恢复强度即为断路器在断开位置时静止状态下的耐受电压，显然这一数值应是断路器在静止状态下的最大介质强度(或称最大静态介质强度)，本例的计算值为878kV。
　　从图6还可以看出，在不同的操作条件下，断路器的无载介质强度恢复按不同的曲线变化，最终达到同一值，即断路器在断开位置时静止状态下的耐受电压，不同的操作特性只是改变了动态特性。不同的分闸速度有不同的介质恢复强度，随着分闸速度的提高(操作油压升高)，断路器的介质强度增加越快，在一定条件下，提高断路器的分闸速度在某种程度上也提高了断路器的开断性能。同时可以看出，在分闸过程中某一段时间内断路器的动态介质强度高于断路器的最大静态介质强度，分闸速度越高，这种现象越明显。

6　试验验证
6.1　断路器空载分闸时行程特性的测量
　　用本文所述方法计算出LW6-126型SF6断路器在操作压力分别为25.8MPa、32.6MPa，灭弧室充气压力为0.6MPa(20℃)时空载分闸的行程特性，并与实测值作了比较，见图7。可以看出，计算值与实测值比较一致。
 

图7　LW6-126的空载分闸特性
┄┄test ——calculation
Fig.7 The opening characteristic of LW6-126 without load

6.2　断路器断开位置时的冲击耐压试验
　　对LW6-126型SF6断路器在断开位置时(静止状态)按式(2)进行预测，当灭弧室充气压力为0.4MPa时，其冲击击穿电压可计算得640kV；而对该断路器在相同条件下进行冲击耐压试验表明，其耐受电压为653kV。计算值略低于试验值，误差约为2%，这说明计算结果不仅能较好的预测，而且按计算结果制造的断路器更能满足实际试验的要求。
　　作为对比，对上述断路器在同样条件下按流注理论计算得的击穿电压为2000kV，这显然与实际试验结果相差太远。

7　结论
　　(1) 计算了SF6断路器灭弧室中电场不均匀系数f随触头间距的变化，分析了电场不均匀系数对断路器断口耐压的影响，这对超高压断路器的研制有很大意义。
　　(2) 提出了一种获得SF6断路器无载介质恢复特性的方法，即通过对SF6断路器空载分闸过程中的模拟，利用高电压技术中稍不均匀电场的击穿理论进行计算。其中，对SF6断路器空载分闸过程的模拟是对断路器进行仿真分析的一部分，为进一步建立并完善断路器开断性能仿真分析及断路器CAD系统奠定了基础。
　　(3) 在一定条件下，加快断路器的分闸速度可提高断路器的介质恢复强度。
　　(4) 在LW6-126型压气式SF6断路器空载分闸过程中某一时间内的动态介质强度大于断路器的静态介质强度。

8　参考文献
1  陈慈萱，马志瀛.高压电器.北京：水利电力出版社，1987
2　朱德恒，严璋.高电压绝缘.北京：清华大学出版社，1992
3　邱毓昌，施围，张文元.高电压工程.西安：西安交通大学出版社，1992
4　盛剑霓.工程电磁场数值分析.西安：西安交通大学出版社，1991
5　神正幸 et al.GISの遮断性能技术.明电时报.1993，232(5):13～23
6 Shin Y J,Park K Y,Chang K C et al.Development of 800kV Model Interrupter for UHV Transmission System.In:Proc.of 11th Int.Conf.on Gas Discharge and Their Application.Tokyo,1995,424～427
7 Zhang X,Ma Z Y,Wang G.Mathematics Simulation of Breaking Characteristics of an SF6 Puffer Interrupter with a Hydraulic Operating Mechanism.In:Proc.of 2th Int.Conf.on ECAAA.Xian,1993,79～82
8 刘希云，赵润祥.流体力学中的有限元与边界元法.上海：上海交通大学出版社，1993