不同故障條件下500 kV金屬氧化鋅避雷器溫度分布特性

黎 鵬， 屈瑩瑩， 方蓓貝， 王 宇， 吳 田， 普子恒

(1.三峽大學(xué)電氣與新能源學(xué)院， 宜昌 443002； 2.湖北省輸電線路工程技術(shù)研究中心， 宜昌 443002；3.南瑞集團(tuán)有限公司(國網(wǎng)電力科學(xué)研究院有限公司)， 南京 211106； 4.國網(wǎng)電力科學(xué)研究院武漢南瑞有限責(zé)任公司， 武漢 430074；5.電網(wǎng)雷擊風(fēng)險(xiǎn)預(yù)防湖北省重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室， 武漢 430074)

金屬氧化物避雷器(metal oxide arrester，MOA)作為限制過電壓的重要保護(hù)設(shè)備，被廣泛應(yīng)用于電力系統(tǒng)，而避雷器長期運(yùn)行過程中，由于老化、受潮、短路等故障造成異常發(fā)熱，最終導(dǎo)致其損壞的事故時(shí)有發(fā)生[1]。因此，掌握不同故障條件下避雷器的溫升特性，對指導(dǎo)避雷器運(yùn)行狀態(tài)的紅外檢測具有重要意義。

關(guān)于避雷器溫升計(jì)算方法主要有熱路模型法[2-4]和有限元法[5-7]等。楊雅倩等[8]建立了500 kV變電站用MOA電熱耦合模型，計(jì)算了正常工況、閥片損壞情況下的電位及溫度分布，通過綜合分析電位及溫度分布判別避雷器的絕緣狀態(tài)；He等[9]采用有限元方法，分析了110 kV 和220 kV全絕緣聚合型MOA模型的散熱特性和熱穩(wěn)定性能；鄧維等[10]、史志強(qiáng)等[11]、魏紹東等[12]結(jié)合試驗(yàn)和紅外檢測技術(shù)，研究了500 kV MOA單節(jié)受損、受潮及老化情況下的溫度分布特性。目前，針對閥片受潮、受損等故障條件下避雷器的溫升特性開展了較多研究，但故障設(shè)置部位較為單一，主要考慮整節(jié)故障，未考慮故障位置差異對溫升分布的影響，而分析避雷器不同部位故障時(shí)的溫升分布特性對指導(dǎo)紅外檢測、判斷故障部位具有重要意義。

現(xiàn)建立500 kV變電站用MOA電-熱耦合計(jì)算模型，分析避雷器在正常和不同位置受潮、短路等異常運(yùn)行狀態(tài)下閥片和表面的溫度分布，研究可為避雷器運(yùn)行狀態(tài)的紅外在線檢測提供理論依據(jù)。

1 計(jì)算模型及方法

1.1 避雷器溫升計(jì)算模型

500 kV氧化鋅避雷器型號為：Y20W-444/1106，耐受溫度約為120 ℃[1]，其二維模型如圖1(a)所示。MOA主要組成部分包括：閥片(ZnO)、套管(玻璃纖維)、環(huán)氧管(環(huán)氧樹脂)、瓷套、法蘭(鐵)(A、B、C、D)、均壓環(huán)等。為了分析避雷器內(nèi)外溫升特性的差異，主要選取圖1(b)所示閥片軸向路徑1和避雷器表面路徑2的溫升進(jìn)行分析，其中，O為路徑起點(diǎn)，L為路徑終點(diǎn)(O位于MOA底部，L位于MOA法蘭A上端頂點(diǎn)，OL=5.625 m)。

圖1 避雷器溫升計(jì)算模型Fig.1 Arrester temperature rise calculation model

1.2 電-熱耦合計(jì)算方法

采用電-熱耦合方法對MOA的溫度分布進(jìn)行計(jì)算，分析MOA不同位置受潮、短路時(shí)的溫升特性，具體計(jì)算流程如圖2所示。

圖2 MOA溫度場計(jì)算流程Fig.2 Temperature field calculation process of the MOA

為減少計(jì)算量，采用圖1所示軸對稱模型進(jìn)行分析。首先通過時(shí)諧場計(jì)算，獲得閥片熱功率，以閥片產(chǎn)生的熱功率作為發(fā)熱源，對避雷器的溫度場進(jìn)行計(jì)算，實(shí)現(xiàn)電-熱耦合求解。

由于MOA承受的工頻電壓頻率較低，可視為電準(zhǔn)靜態(tài)場[13]，因此，感應(yīng)電場與庫倫電場相比可忽略不計(jì)，即不考慮由變化磁場產(chǎn)生的電場，其中，頻域形式的電準(zhǔn)靜態(tài)場方程可表示為

(1)

式(1)中：E為電場強(qiáng)度矢量，V/m；H為磁場強(qiáng)度矢量，A/m；Jc為傳導(dǎo)電流密度矢量，A/m2；D為電位移矢量，C/m2；ρ為電荷密度，C/m3；w為角頻率，rad/s；j為虛數(shù)單位。

以避雷器閥片的體熱功率P作為計(jì)算溫升的熱源，則P可表示為

(2)

MOA的傳熱過程包括：閥片、套管、環(huán)氧管、瓷套、法蘭等固體之間的熱傳導(dǎo)以及法蘭、瓷套與環(huán)境之間的自然對流換熱。

熱傳導(dǎo)遵循傅里葉定律：

(3)

式(3)中：q*為熱流密度，W/m2；λ為導(dǎo)熱系數(shù)，W/(m·℃)；dT/dn為沿n方向的溫度梯度，負(fù)號表示熱量流向溫度降低的地方。

熱對流可用式(4)描述為

q*=h(T1-T0)

(4)

式(4)中：h為對流換熱系數(shù)，W/(m2·℃)；T1為瓷套表面的溫度，℃；T0為環(huán)境溫度，℃。

由于穩(wěn)態(tài)熱傳遞中，任一節(jié)點(diǎn)的溫度保持恒定且與時(shí)間無關(guān)，則熱平衡微分方程為

(5)

式(5)中：q為熱生成率，W/m3；T為溫度，℃。

1.3 MOA受潮和短路故障模擬方法

MOA受潮早期，水分進(jìn)入避雷器內(nèi)部，閥片表面釉層和電鍍層的憎水性導(dǎo)致大量水分以水膜的形式凝結(jié)在閥片表面[15]，導(dǎo)致避雷器受潮部位閥片的等效電阻變小，造成容性電流減小、阻性電流增大，從而引起避雷器的發(fā)熱功率增大。避雷器重度受潮時(shí)，閥片電導(dǎo)率增大[9]，使MOA的阻性電流分量接近或超過容性電流，從而導(dǎo)致溫度升高。為了分析不同受潮情況下避雷器的溫升特性，將受潮程度分為輕度受潮和重度受潮兩種情況[16]。

(1)MOA輕度受潮模擬：將厚度為3 mm的圓環(huán)形水膜(電阻率1 000 Ω·m[17])附著在閥片表面，其等效模型如圖3所示。

圖3 輕度受潮模型Fig.3 Mildly damped model

(2)MOA重度受潮模擬：文獻(xiàn)[16]表明：單節(jié)避雷器重度受潮時(shí)，其電阻約減小99.9%，因此，計(jì)算時(shí)將閥片的電阻率改為0.23 MΩ·m。

避雷器部分閥片出現(xiàn)短路失效后，短路部分的閥片相當(dāng)于導(dǎo)體，使剩余閥片承受電壓過高，導(dǎo)致發(fā)熱量增加。對MOA短路故障模擬計(jì)算時(shí)，只需將故障區(qū)域閥片表面節(jié)點(diǎn)的電位自由度進(jìn)行耦合即可。

為了分析故障發(fā)生位置對溫升的影響，將單節(jié)避雷器分為2個(gè)區(qū)域，如圖4所示。其中，區(qū)域1為上半部分，區(qū)域2為下半部分，通過在不同區(qū)域設(shè)置受潮和短路故障，模擬故障分布對溫升的影響。

圖4 避雷器故障區(qū)域Fig.4 Arrester fault area

2 避雷器受潮故障下的溫度分布

2.1 單節(jié)避雷器受潮時(shí)的溫度分布

圖5為MOA上節(jié)不同區(qū)域受潮時(shí)的溫度分布。由圖5可知：正常避雷器的溫度分布比較均勻，最高溫度位于上節(jié)避雷器中部，最大溫升僅為0.006 ℃。相關(guān)研究表明：330～500 kV的MOA正常運(yùn)行下可能出現(xiàn)的最高溫升一般不超過4.0～5.3 ℃[18]，可見，正常運(yùn)行狀態(tài)下避雷器的溫升較低。

圖5 上節(jié)避雷器不同區(qū)域受潮時(shí)的溫度分布Fig.5 Temperature distribution under the condition of damp in different section of the upper arrester

與正常避雷器的溫度分布相比，避雷器受潮區(qū)域的溫度明顯升高；上節(jié)區(qū)域1受潮時(shí)，避雷器最高溫度位于區(qū)域1的中部，而區(qū)域2受潮時(shí)，最高溫度位于區(qū)域2的中部。

圖6為避雷器單節(jié)不同區(qū)域和不同受潮程度下閥片(圖1所示路徑1)的溫升變化。由圖6可知：受潮區(qū)域中間位置的溫度最大，且向兩端逐漸減小，這是由于避雷器兩端法蘭的散熱效果較好，故靠近法蘭的閥片溫度較低。

圖6 不同區(qū)域受潮時(shí)路徑1上的溫升Fig.6 Temperature rise on path 1 when different areas are damp

避雷器不同區(qū)域和不同受潮程度下閥片的最大溫升如表1所示。上節(jié)、中節(jié)及下節(jié)區(qū)域1輕度受潮時(shí)，最大溫升分別為0.745、0.345、0.145 ℃，重度受潮時(shí)，最大溫升分別為13.371、7.102、2.912 ℃。區(qū)域2輕度受潮時(shí)，最大溫升分別為0.407、0.243、0.157 ℃，重度受潮時(shí)，最大溫升分別為8.199、5.032、2.913 ℃。全部區(qū)域輕度受潮時(shí)，最大溫升分別為2.996、0.961、0.752 ℃，重度受潮時(shí)，最大溫升分別為32.798、15.374、8.667 ℃?？傻贸鲆韵陆Y(jié)論：

(1)MOA上節(jié)全部區(qū)域受潮時(shí)，最大溫升高于中節(jié)全部區(qū)域受潮時(shí)的最大溫升，且中節(jié)全部區(qū)域受潮時(shí)得到的最大溫升高于下節(jié)全部區(qū)域受潮時(shí)的最大溫升，這是由于避雷器對地存在部分電容，使得靠近高壓端的閥片承受的電壓較高，有功損耗更大，從而導(dǎo)致靠近上節(jié)區(qū)域閥片受潮時(shí)MOA的溫度更高。

(2)MOA上節(jié)、中節(jié)區(qū)域1受潮與區(qū)域2受潮相比，其最大溫升更高，而下節(jié)區(qū)域2受潮時(shí)得到的最大溫升卻略大于下節(jié)區(qū)域1受潮時(shí)的最大溫升，這是因?yàn)樵谙嗤膶α鲹Q熱條件下，與下節(jié)區(qū)域2相比，區(qū)域1附近的法蘭散熱面積更大，散發(fā)熱量更多，導(dǎo)致其溫度略低。

圖7為避雷器單節(jié)不同區(qū)域受潮時(shí)法蘭表面上的溫升變化。正常情況下，法蘭A、B的溫度較高，但最大溫升僅為0.003 ℃左右，而受潮后避雷器表面的溫升明顯增大，且法蘭表面的溫度明顯高于傘裙。受潮區(qū)域兩端法蘭的溫升較大，如上節(jié)受潮時(shí)，法蘭A、B的溫升較大；且單節(jié)全部區(qū)域和區(qū)域1受潮時(shí)，靠近受潮區(qū)域的上法蘭溫升最大，而區(qū)域2受潮時(shí)，靠近受潮區(qū)域的下法蘭溫升較大。

圖7 不同區(qū)域受潮時(shí)路徑2上法蘭的溫升Fig.7 Temperature rise of the flange on path 2 when different areas are damp

避雷器不同區(qū)域和不同受潮程度時(shí)表面的最大溫升如表1所示。由表1可知：避雷器表面的溫升變化與內(nèi)部閥片的溫升變化規(guī)律基本一致。避雷器上節(jié)全部區(qū)域輕度受潮時(shí)，瓷套表面的最大溫升達(dá)到了DL/T 664中規(guī)定的紅外檢測告警溫差0.5 ℃；不同區(qū)域重度受潮時(shí)，避雷器表面的最大溫升均達(dá)到了紅外檢測告警溫差。

表1 單節(jié)避雷器不同區(qū)域受潮時(shí)的最大溫升Table 1 Maximum temperature rise of the single arrester in different areas damp

2.2 兩節(jié)避雷器受潮時(shí)的溫度分布

考慮兩節(jié)避雷器不同區(qū)域受潮時(shí)，分為上中節(jié)、上下節(jié)及中下節(jié)三種組合，兩節(jié)的受潮區(qū)域進(jìn)行同步設(shè)置。

不同受潮程度下避雷器閥片的最大溫升如表2所示。上中節(jié)、上下節(jié)及中下節(jié)區(qū)域1輕度受潮時(shí)，閥片的最大溫升分別為1.112、0.817、0.457 ℃，重度受潮時(shí)，最大溫升分別為17.776、14.222、8.632 ℃；區(qū)域2輕度受潮時(shí)，最大溫升分別為0.549、0.453、0.355 ℃，重度受潮時(shí)，最大溫升分別為10.176、8.762、6.344 ℃。可知：區(qū)域1受潮時(shí)的最大溫升高于區(qū)域2，輕度受潮時(shí)，最大溫升較小，對避雷器的影響較小，而重度受潮時(shí)，閥片溫升明顯增加，對避雷器的影響增大。

兩節(jié)避雷器不同區(qū)域受潮時(shí)法蘭表面上的溫升變化如圖8所示，上中節(jié)受潮時(shí)，法蘭A、B、C溫升明顯；上下節(jié)受潮時(shí)，法蘭A、B、C、D溫升均較大；中下節(jié)受潮時(shí)，法蘭B、C、D溫升較高。與單節(jié)避雷器受潮相比，兩節(jié)受潮時(shí)避雷器的表面整體溫升和發(fā)熱明顯的法蘭數(shù)量明顯增加。隨著受潮區(qū)域的擴(kuò)大和受潮程度的增加，受潮缺陷對避雷器溫升的影響增大，但最大溫升仍在MOA耐受范圍。

圖8 不同區(qū)域受潮時(shí)路徑2上法蘭的溫升Fig.8 Temperature rise of the flange on path 2 when different areas are damp

不同受潮程度下避雷器表面的最大溫升如表2所示。上中節(jié)、上下節(jié)和中下節(jié)的區(qū)域1輕度受潮時(shí)，避雷器表面最大溫升分別為0.611、0.456、0.138 ℃，重度受潮時(shí)，最大溫升分別為9.579、7.851、2.555 ℃。區(qū)域2輕度受潮時(shí)，最大溫升分別為0.187、0.135、0.164 ℃，重度受潮時(shí)，最大溫升分別為3.401、2.556、2.552 ℃。全部區(qū)域輕度受潮時(shí)，最大溫升分別為6.125、2.139、2.778 ℃，重度受潮時(shí)，最大溫升分別為22.372、16.673、9.246 ℃?？傻贸鲆韵陆Y(jié)論。

(1)上中節(jié)全部區(qū)域受潮時(shí)，MOA表面的最大溫升均高于上下節(jié)和中下節(jié)全部區(qū)域受潮時(shí)的最大溫升，與單節(jié)避雷器受潮時(shí)的規(guī)律類似。

(2)與單節(jié)受潮相比，兩節(jié)區(qū)域1、區(qū)域2和全部區(qū)域輕度受潮時(shí)，避雷器表面的最大溫升分別增加31.8%、35.3%、77.6%；重度受潮時(shí)，最大溫升分別增加22.9%、30.0%、32.1%。

(3)MOA上中節(jié)的區(qū)域1、全部區(qū)域及上下節(jié)、中下節(jié)的全部區(qū)域輕度受潮時(shí)，表面的最大溫升達(dá)到了紅外檢測告警溫差0.5 ℃，不同區(qū)域重度受潮時(shí)，避雷器表面的最大溫升均達(dá)到了紅外檢測告警溫差。

3 避雷器短路故障下溫度分布

圖9為避雷器不同位置短路故障時(shí)的溫度分布。由圖9可知：避雷器上節(jié)、中節(jié)、下節(jié)區(qū)域1短路時(shí)，MOA最大溫升分別為0.007、0.007、0.006 ℃；全部區(qū)域短路時(shí)，最大溫升分別為0.010、0.009、0.007 ℃，可見：上節(jié)短路時(shí)的最大溫升大于中節(jié)和下節(jié)短路時(shí)的最大溫升，且隨著短路范圍的擴(kuò)大，避雷器溫升增加，但溫升很小，與正常MOA的溫升相比，最大溫升僅高0.004 ℃。

圖9 避雷器不同位置短路時(shí)的溫度分布Fig.9 Temperature distribution of arrester at different locations during short-circuit

圖10為不同區(qū)域短路時(shí)避雷器法蘭表面上的溫升變化。上節(jié)、中節(jié)、下節(jié)區(qū)域1短路時(shí)，表面的最大溫升分別為0.002、0.003、0.002 ℃；全部區(qū)域短路時(shí)，最大溫升分別為0.002、0.004、0.003 ℃?？梢姡簠^(qū)域1、全部區(qū)域短路時(shí)避雷器的最大溫升相差較小，且最大溫升均未達(dá)到紅外檢測告警溫差0.5 ℃。

圖10 不同區(qū)域短路時(shí)路徑2上的法蘭溫升Fig.10 Temperature rise of the flange on path 2 when different areas are short-circuit

4 結(jié)論

針對500 kV變電站用氧化鋅避雷器，仿真計(jì)算了不同位置受潮、短路情況下的溫度分布。得到了以下結(jié)論。

(1)MOA單節(jié)輕度受潮時(shí)，表面溫升較小，比正常MOA的最大溫升高0.043～1.370 ℃；重度受潮時(shí)，溫升較大，最大溫度升高了0.881～15.183 ℃；與單節(jié)受潮時(shí)的溫升相比，MOA兩節(jié)受潮時(shí)的溫升更高，且不同區(qū)域受潮時(shí)法蘭表面的發(fā)熱特征存在明顯差異。

(2) MOA單節(jié)短路時(shí)，外表面溫升較小，僅比正常MOA最高溫升高0.002 ℃左右。

(3)根據(jù)MOA故障時(shí)的溫升結(jié)果，無法檢測出單節(jié)短路失效故障，但可檢測出部分輕度受潮故障和全部重度受潮故障，且根據(jù)避雷器受潮時(shí)的溫升和發(fā)熱特征，可以區(qū)分受潮故障的發(fā)生部位。研究可為后續(xù)避雷器受潮故障紅外檢測提供參考。