灭弧室开断试验结果分析与改进

表9-5中列出两个灭弧室的结构参数，灭弧室A为成熟定型的126kV 40kA单气室自能式灭弧室，B为新设计的252kV 40kA单气室自能式灭弧室。

表 9-5

灭弧室B在进行40kA×90%的近区故障（SLF）电流开断时，出现多次恢复电压峰值前电击穿，开断电流过零初期弧隙介质恢复良好。SLF开断出现电击穿是一般断路器极难观察到的现象，而B灭弧室多次出现这种特殊现象，当然隐藏着该灭弧室设计缺陷的必然性。

1.采用近似量化类比分析法可以分析出SLF开断失败的必然性。

分析步骤如下（下标a、b…代表各种灭弧室）：

（1）电弧能量系数K₁

假定两灭弧室开断40kA时电弧电压梯度和燃弧时间t_a基本相同，w=I_sE_gl_g（w为电弧能量，I_s为开断电流，E_g为电弧电压梯度，l_g为电弧长度）。

K₁=l_gb/l_ga=v_fb/v_fa=7/4.6=1.52

（2）恢复电压峰值（U_c）比K₂

K₂=U_cb/U_ca=2

（3）气缸的电弧能量增压系数K₃

分析时假设两灭弧室短路开断时电弧堵塞喷口的时间t_d是相同的。K₃将与环形截面积S_e和气缸容积S_cl成反比，与电弧能量系数K₁成正比。

灭弧室B增大了S_e和S_cl对利用电弧增压是不利的。

（4）机械压气增益系数K₄

K₄与气缸容积的变量S_cv_ft_a成正比（假设两灭弧室燃弧时间t_a相同）：

B灭弧室增大了v_f和S_cv_f都加强了气缸的气吹作用。

（5）开距增益系数K₅

B灭弧室增大了全行程及开距对提高弧隙介质强度的恢复当然是有利的，在相同燃弧时间条件下，开距增益系数可以近似认为与分闸速度成正比。

K₅=v_fb/v_fa=7/4.6=1.52

（6）喷口流量增益系数K₆

B灭弧室增大了喷口及喷口流量，使灭弧室内的电弧能量能快速排放，这对熄弧是有利的，K₆应与S_k成正比（假定两灭弧室气吹压力相同）。

K₆=S_kb/S_ka=28²/23²=1.48

（7）气缸压力衰减速度比K₇

假定两灭弧室气吹速度基本相同，气缸内压力衰减速度与气缸容积成反比、与喷口截面成正比。

对于任一灭弧室，系数K₁、K₂及K₇的增大都是不利于开断的，K₃、K₄、K₅及K₆的增长都有利于电弧的熄灭。以A灭弧室为基础，比较B灭弧室开断SLF时承受恢复电压峰值的能力——或称为耐受恢复电压峰值的成功几率x₁，计算x₁时将一切有利于熄弧的因素置于分子，不利于熄弧的因素置于分母：(www.zuozong.com)

x₁＜1，说明252kV B型灭弧室开断同等SLF电流时承受恢复电压峰值（U_cb）的能力比A灭弧室承受U_ca时的能力要差，因此试验时B灭弧室多次出现恢复电压峰值前电击穿是必然的。

两种灭弧室在电流过零后初期承受锯齿形恢复电压的能力之比用x₂表示。

在电流过零后1～2_μs内，恢复电压第一个锯齿波增长速度dU/dt（在开断SLF电流都是40kA时）是相同的，都是7.2kV/μs，因此：

x₂＞1，说明252kV B灭弧室承受dU/dt的能力比A灭弧室强很多，试验表明B灭弧室开断SLF时从未发生电流过零后热重燃。

2.B灭弧室的改进措施

加大气缸至ϕ118mm，增大喷口的电弧堵塞时间（原设计t_db=8.4ms，改后为t_dc=10ms），企图在分闸速度不变的前提下，增大气缸的机械压气能力和减慢气缸压力衰减速度，以便在恢复电压峰值时喷嘴有足够的气吹作用，防止电击穿发生。改进后称为C灭弧室。

首先将灭弧室C与B作比较，看承受U_c的能力是否有显著的提高：

电弧能量增压系数K₃因喷口堵塞时间t_d的增长而增大，因气缸直径增大而变小，其综合效果通过近似线性量化计算发现变小了：

调整机构保持分闸速度不变，机械压气增益系数K₄因气缸直径加大而增大（前提v_f不变）：

气缸压力衰减系数K₇因喷口不变、气缸直径加大而变小了：

灭弧室C相对于B，其承受U_c的能力应显著提高：

第二步，再将灭弧室C与定型的灭弧室A进行类比分析：

K₃因S_e增大而变小、因D_c增大及l增大而变小，且与K₁成正比：

K₄因D_c及v_f增大而增大：

K₇因D_c及l增大而变小、因D_k增大而增大：

得到灭弧室C开断SLF电流时成功几率x₁为

x₁＞1，说明C灭弧室开断40kA×90%的SLF电流时，承受住U_cb的可能性比已经定型的A灭弧室还稍大一些，亦开断SLF时不会发生电击穿。

以上从两方面的对比分析，其结论是一致的。经SLF开断试验证明，C灭弧室开断能力是合格的。近似量化类比分析结论与开断试验结果一致。