图1 三断口真空断路器结构示意图
Fig.1 Structure diagram of the triple-break vacuum circuit breaker
摘要 环保型罐式多断口真空断路器是未来高压真空断路器的发展趋势之一，但目前对罐式多断口真空断路器的均压配置问题研究不足。该文建立罐式多断口真空断路器三维电场模型，对比分析了罐式与传统柱式真空断路器的结构电压、电场分布和等效电容参数的差异，发现罐式结构对地杂散电容增大造成其电压分布更加不均匀。研究了罐式多断口真空断路器的单边、双边、三边和圆筒状的不同均压电容配置结构对断口间电压分布、罐体内部电场强度的影响规律。研究表明：不同均压配置结构的断口间均压效果由优到差依次为圆筒状、单边、三边、双边，圆筒状均压配置金属连接件处最大电场强度为3kV/mm，远小于其他方式的15～20kV/mm，该研究为罐式多断口真空断路器均压配置提供了参考依据。
关键词：罐式断路器 多断口真空断路器 均压电容 电压分布 电场分布
真空与SF6是断路器领域广泛应用的灭弧与绝缘介质[1-2]，而《京都议定书》与欧盟“禁氟令”都对SF6的使用提出严格的限制。而真空断路器长间隙存在绝缘饱和问题，使其难以向高压超高压领域发展。寻求环境友好的SF6替代气体和开发高压真空断路器是高压开关领域亟待解决的热点问题。
多个真空短间隙串联组成多断口真空断路器，是将真空断路器推向更高电压等级的有效手段[3]。罐式结构多断口真空断路器符合模块化变电站建设需求，是未来替代SF6断路器的发展方向之一。多断口真空断路器广泛应用于交流输电、机械式高压直流开断等领域[4]，目前T型、U型、直立型等结构的多断口真空断路器已在204kV以下电压等级的工程中得到应用[5-7]。
大连理工大学研发了基于40.5kV光控模块式真空开关单元串联构成126kV智能多断口真空断路器技术方案，并在武汉汤山变电站挂网运行[8]。华中科技大学联合南方电网公司研制的机械式高压直流断路器应用于广东电网±160kV南澳多端柔性直流输电系统中[9]。西安交通大学针对投切电容器组时重击穿概率高的问题，研制了40.5kV双断口真空投切电容器组专用固封极柱[10]。以上多断口断路器多为柱式结构，存在占地面积大、集成化水平低的问题，超/特高压组合电器（GIS/HGIS）的发展是未来行业发展的趋势。
由于杂散电容的存在，多断口断路器断口间分压并不均匀[11-14]，这直接影响断路器的开断能力。为消除杂散电容的影响，一般采取外并均压电容的方式保证断口间电压分布均匀，而过大的均压电容不利于断路器发生重燃后灭弧室内部介质恢复过程。文献[15]研究了模块化多断口真空断路器电位与电场分布特性，得出三断口真空断路器高压端承受电压超过60%。文献[16]计算了模块化三断口真空断路器等效电容参数，分压特性实验验证了计算结果的正确性。文献[17]从静、动态均压两方面对均压电容的选取进行了理论与实验研究。文献[18]提出了一种全新SF6气体绝缘的363kV真空断路器，采用40.5kV真空灭弧室的串并联结构，并进行了电场仿真分析。文献[19]控制双断口真空断路器的开断速度，改善断路器电压分布情况。文献[20]提出不同灭弧室的组合方式影响双断口灭弧室电压分布，合理的组合方式可起到一定的自均压效果。
现有研究主要针对传统户外柱式结构，对罐式结构均压配置研究围绕超特高压SF6罐式断路器，而罐式多断口真空断路器均压配置问题有必要进行深入探索。集合环保气体绝缘、3～5个真空灭弧室开断、罐式结构兼容HGIS/GIS的全环保型罐式多断口真空断路器，能够较好满足开关设备环保化、模块化的技术需求。作者前期对罐式结构整体电场分布与优化进行研究[21]，本文建立126kV环保型罐式多断口真空断路器电压与电场强度仿真模型，计算其等效电容分布参数。针对断口间电压分布不均问题，设计不同并联电容配置结构，对比分析不同电容配置结构电场强度和电压分布情况，得到并联电容的容值与绝缘布置方案，为环保型罐式多断口真空断路器均压配置设计提供参考依据。
环保型罐式三断口真空断路器结构如图1a所示，主要考虑套管、导电杆、环保型绝缘气体、绝缘拉杆、操动机构、真空灭弧室、支柱绝缘子、支撑台等。罐体外壳、操动机构外壳材料为不锈钢，绝缘套管的外部绝缘材料为环氧树脂，灭弧室支撑采用环氧树脂，母线等导电部件材料为铜，灭弧室触头为铜铬合金[15-17,21]。模型中金属的相对介电常数取105，环氧树脂相对介电常数取3.5，灭弧室外壳材料为氧化铝陶瓷，相对介电常数为6.2。环保型罐式多断口真空断路器罐体长度为2 350mm，罐体半径为300mm，其灭弧室与灭弧室之间的距离为100mm，绝缘拉杆与灭弧室的距离为100mm。
图1 三断口真空断路器结构示意图
Fig.1 Structure diagram of the triple-break vacuum circuit breaker
利用COMSOL软件选择AD-DC模块进行仿真分析，根据麦克斯韦方程组，对于静电场相当于无旋场[22]，满足微分方程为
（1）
（2）式中，
为电场强度；
为电势；
为介电常数；
为体电荷密度。
设置柱式多断口真空断路器（以下简称为柱式断路器）高压端灭弧室静触头为110kV，低压端动触头为接地。环保型罐式多断口真空断路器（以下简称为罐式断路器）高压端灭弧室静触头为110kV，低压端动触头与罐体为接地，其余金属导电部分为悬浮电位。柱式和罐式结构各断口分压比见表1。
表1 柱式和罐式结构各断口分压比
Tab.1 The percentage of static voltage distribution between column and tank structure （%）
断口分压比 柱式罐式 高压端60.874.0 中间18.019.0 低压端21.27.0
由表1可知，两种结构断路器各断口间电压分布不均匀，罐式断路器电压分布不均匀度高于柱式断路器，高压端断口分压超过70%。三断口真空断路器电压与电场分布如图2所示。由图2c和图2d分析得出，柱式断路器电场强度较大处集中于灭弧室触头、屏蔽罩端部、接线法兰、绝缘拉杆与灭弧室连接处；罐式断路器电场强度较大处位于进线导电杆拐角、灭弧室边缘、屏蔽罩端部、灭弧室连接绝缘拉杆处、支柱绝缘子支腿处等。电场仿真结果表明，柱式断路器各断口最大电场强度为6.62kV/mm、1.45kV/mm、1.21kV/mm；罐式断路器各断口最大电场强度为7.92kV/mm、1.94kV/mm、0.54kV/mm。
图2 三断口真空断路器电压与电场分布
Fig.2 Voltage and electric field distributions of triple-break vacuum circuit breaker
罐式与柱式断路器各断口分压比不同，为分析杂散电容对断路器电压分布产生的影响，需对柱式断路器与罐式断路器进行电容等效模型的计算。三断口真空断路器为多导体系统[22-24]，以罐式三断口真空断路器为例，设置高压端真空灭弧室的静触头为电极1；高压端真空灭弧室的悬浮屏蔽罩为电极2；高压端真空灭弧室的动触头、灭弧室间连接法兰和中间真空灭弧室静触头为电极3；中间真空灭弧室屏蔽罩为电极4；中间真空灭弧室动触头、灭弧室间连接法兰和低压端真空灭弧室静触头为电极5；低压端真空灭弧室屏蔽罩为电极6；低压端真空灭弧室动触头、罐式腔体及地面设置电极7。图3所示为三断口真空断路器电容等效模型，Cij为电极i、j之间互电容，CS1、CS2、CS3为各灭弧室屏蔽罩对地杂散电容，CE1、CE2为各断口对地杂散电容。
图3 三断口真空断路器电容等效模型
Fig.3 Capacitance equivalence model of triple-break vacuum circuit breaker
利用COMSOL软件计算断路器等效电容参数，电极设置为终端，求解方法为稳态源扫描研究提取集总参数矩阵，计算电极间互电容矩阵。罐式和柱式结构等效电容参数见表2。
表2 罐式和柱式结构等效电容参数
Tab.2 Capacitance distribution parameters under two circuit breaker structures
电容断路器类型 瓷柱式罐式 C12/pF10.51610.418 C13/pF2.6862.637 C14/pF0.1130.001 C15/pF0.1080.000 1 C16/pF0.0490.000 000 3 C17/pF1.4102.848 C23/pF10.9929.637 C24/pF0.2490.021 C25/pF0.2050.002 C26/pF0.0850.000 04 CS1/pF1.8786.286 C34/pF10.95610.642
（续）
电容断路器类型 瓷柱式罐式 C35/pF2.9242.654 C36/pF0.1990.002 CE1/pF2.6087.491 C45/pF10.9559.638 C46/pF0.2440.021 CS2/pF1.6396.062 C56/pF10.97510.639 CE2/pF2.5827.479 C67/pF10.7459.581 CS3/pF1.8046.144
对比柱式与罐式真空断路器电容分布参数，因对地杂散电容参数与断口间等效电容参数属于同一数量级，故造成各断口电压分布不均匀的原因为各断口对地杂散电容与各屏蔽罩对地杂散电容。而罐式真空断路器由于罐体结构大大缩减了电极对地距离，增加了屏蔽罩对地等效面积，使断口对地杂散电容CS1、CS2、CS3从1.878pF、1.639pF、1.804pF增加至6.286pF、6.062pF、6.144pF，屏蔽罩对地杂散电容CE1、CE2从2.608pF、2.582pF增加至7.491pF、7.479pF，造成罐式真空断路器高压断口承担74.0%的电压，高于柱式断路器高压断口承担60.8%的电压。
传统多断口真空断路器并联电容一般选择单边布置方式，均压电容选择参考现有高压交流SF6断路器标准的适用性有待商榷，故进行罐式断路器均压措施研究。针对环保型罐式三断口真空断路器外并均压电容，设计了单边、双边、三边、圆筒状电容布置方式如图4所示，单边电容采用柱状电容器，电容半径20mm，长度500mm。圆筒状并联电容为在灭弧室陶瓷外壳外侧增添内径72mm，外径80mm的筒状外壳，上、下为金属电极，材料选择介电陶瓷。基于不同均压电容配置结构，研究容值变化对均压效果的影响。
图4 不同均压电容配置方案
Fig.4 Different grading capacitors configurations
为研究电容值变化对断口分压的影响，设置不同陶瓷电容材料的介电常数，改变电容值进行仿真，容值变化范围为1～1500pF。由于不同均压电容配置存在对罐体的杂散电容，断口电压初始分布有所不同。不同电容配置结构均压效果如图5所示。
图5 不同电容配置结构均压效果
Fig.5 Voltage-sharing effect of different grading capacitors configurations
由图5可知，并联电容值增加至500pF后，均压效果变化平缓，电容值达到1 500pF，各断口电压变化率趋于饱和，且各断口电压分布不均匀系数小于1.05要求。采取圆筒状电容，各断口间电压分布随着容值的增加，电压变化率最快，与单边、双边、三边电容布置相比，圆筒状方式圆盘型电极形状增大了电极对地及电极间杂散电容，增强了均压效果。相比单边、双边、三边均压电容布置，相同均压效果下，各断口达到相同分压比时，圆筒状所需电容值略小。考虑罐式断路器电压分布不均匀度高于传统柱式断路器，故对于罐式断路器，单边、双边、三边电容布置方式下，均压电容容值至少选择1 000pF，圆筒状电容布置方式选择800pF即可。
外并均压电容对罐体内部电场分布产生的影响进行分析，得到不同均压电容配置结构电场强度分布如图6所示。由图6分析可知，外并均压电容会改变罐体内部电场强度的分布，电场强度较大处位于电容与导电连杆连接处、金属连接件边缘等。为进一步得到不同配置结构对环保型罐式多断口真空断路器的影响规律，需进行并联电容与灭弧室间距离、不同布置方式下灭弧室沿面、距灭弧室中心150mm截线以及断路器金属连接、电容沿面的电场分布研究。
图6 不同均压电容配置结构电场强度分布
Fig.6 Electric field distributions of different grading capacitors configurations
不同电容配置结构与灭弧室距离电场强度分布如图7所示。并联电容与灭弧室间距离指电容与灭弧室圆心之间水平距离，选取电容电极、金属连接件附近电场强度分布，电场强度最大值随着距离的增大先减小后增加。并联电容与灭弧室之间电场为稍不均匀电场，由于电容与高压端距离增大，电容电极、金属连接件附近最大电场强度在一定范围内减小。而电容进一步靠近罐体（接地），则导致金属连接件与罐体之间电场类似于极不均匀电场，引起电位线分布密集，电容电极、金属连接件附近最大电场强度随着距离的增大而增大。
图7 不同电容配置结构与灭弧室距离电场强度分布
Fig.7 The electric field distributions of different capacitors configurations with the distance from the interrupters
并联单边电容距离灭弧室145mm时电场强度较小，电容电极附近最大电场强度为10kV/mm，两边以及三边电容时选取距离灭弧室165mm时电场强度较小，电容电极附近最大电场强度为9.5kV/mm。同时，圆筒状电容在四种电容布置方式中电场强度分布最为均匀，电容电极附近最大电场强度为3kV/mm。为保证罐体内部紧凑及电场强度的均匀性，选择单边、双边及三边电容与灭弧室间距离145mm、165mm进行研究。
图8所示为不同采样点位置示意图。不同电容配置结构灭弧室沿面电场强度分布如图9所示。由图9结果分析，提取灭弧室沿面电场强度分布，不同均压电容配置结构，灭弧室沿面电场分布有所差异。未加、单边、双边、三边电容布置方式，灭弧室两端边缘处电场强度最大，灭弧室与支柱绝缘子接触面电场强度较大，圆筒状电容两端边缘处电场强度较大。单边电容电场强度分布优于双边、三边、未加电容，最大电场强度为0.4kV/mm，圆筒状电容布置方式，改善了灭弧室端部电场分布，且灭弧室沿面最大电场强度为2.8×10-3kV/mm，远小于其他电容布置方式。
图8 不同采样点位置示意图
Fig.8 Schematic diagram of different sampling points
图9 不同电容配置结构灭弧室沿面电场强度分布
Fig.9 The electric field distributions of different capacitors configurations with the surface of interrupters
为研究不同均压配置结构对罐体内部电场的影响，选取罐体内部不同位置，即距灭弧室中心150mm截线与沿金属连接、电容表面，不同电容配置结构距灭弧室150mm截线电场强度分布如图10所示。由图10分析可知，外并均压电容会导致罐体内部150mm截线处电场发生改变，圆筒状电容布置总体电场强度分布最为均匀，最大电场强度最小，为0.55kV/mm。单边、双边、三边电容布置方式在截线首、尾端电场强度最大，最大电场强度为2.3kV/mm，金属连接件边缘对应截线附近电场强度较大，其余部分电场强度分布小于0.5kV/mm。
图10 不同电容配置结构距灭弧室150mm截线电场强度分布
Fig.10 The electric field distributions of different capacitors configurations with 150mm from interrupters
不同电容配置结构沿金属连接、电容表面电场强度分布如图11所示。由图11仿真结果可知沿罐体内部导电连杆、金属连接件、电容表面电场强度分布情况。单边、双边、三边均压电容，电场分布不均匀度高，最大电场强度位于金属连接件边缘处，可达18kV/mm，且电场存在多处畸变，不利于环保型罐式多断口真空断路器整机内部绝缘配置要求。圆筒状电容金属连接件、电容沿面电场强度分布最为均匀，其最大电场强度为3kV/mm，有利于提升整机绝缘裕度。
图11 不同电容配置结构沿金属连接、电容表面电场强度分布
Fig.11 The electric field distributions of different capacitors configurations with metal connection and capacitors surface
罐体长度2 350mm，罐体半径300mm，拟采用CO2气体作为罐体内部绝缘气体[25-26]，则并联单边电容时，配置电容距离灭弧室145mm，采用0.6MPa的CO2气体可满足内部绝缘要求；并联双边、三边电容时，电容距离灭弧室165mm，采用0.8MPa的CO2气体可满足内部绝缘要求；而圆筒状电容配置结构，仅采用大于/等于0.5MPa的CO2气体即可满足电容配置的绝缘要求。
以上电压、电场分析以及参数选择满足环保型罐式多断口真空断路器静态均压要求，为实际并联电容选取提供一定理论依据以及指导意义，但最终并联电容配置方案，还需进一步研究环保型罐式多断口真空断路器动态均压机理以及介质恢复过程。
本文针对环保型罐式多断口真空断路器静态电压分布与分布电容参数进行研究，得到其不同并联电容配置结构电压与电场分布特征，对结果分析总结得出以下结论：
1）对比多断口真空断路器罐式结构与户外瓷柱式结构电位分布情况可知，罐式结构电压分布不均匀度高于瓷柱式断路器，其各断口间电压分布为74%、19%、7%；由于罐体结构缩短了电极对地距离，其断口和屏蔽罩对地杂散电容明显增大，由瓷柱式的1.6～2.6pF增加至6.1～7.5pF，是造成两种断路器电压分布存在差异的主要原因。
2）不同并联电容配置结构电容值的变化对均压效果影响基本一致，单边、双边、三边电容布置方式下，均压电容容值至少选择1 000pF；由于圆筒状电容电极形状与布置措施，在一定程度上增强了电容均压效果，圆筒状电容布置方式选择800pF即可，继续增大电容值均压效果趋于饱和。
3）常规单边、双边、三边并联电容配置，电场强度较大处位于金属连接件处与灭弧室沿面，金属连接件处最大电场强度为15～20kV/mm，而圆筒状均压电容金属连接件部分最大电场强度为3kV/mm。圆筒状电容配置其电场强度分布最为均匀，符合罐式断路器紧凑型设计需求，后续将进一步深入研究一体化集成的串联用自均压真空灭弧室。
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Study on Voltage-Sharing Configuration of Environment-Friendly Tank Type Multi-Break Vacuum Circuit Breakers
Abstract Environment-friendly tank type multi-break vacuum circuit breakers(TMCBs) is one of the future trends of high voltage vacuum circuit breaker, but the current research on the voltage-sharing configuration of TMCBs was insufficient. First of all, this paper proposed a three-dimensional electric field simulation model of the TMCBs, and the difference of voltage, electric field and equivalent capacitance parameter between tank structure and traditional column structure were compared and analyzed. Becaus the stray capacitance of the tank structure increased, its voltage distribution between breaks were more nonuniform. Then we designed the unilateral, bilateral, trilateral and cylindrical configurations of different grading capacitors, and studied the influence of different configurations on the voltage distribution between breaks and the change law of electric field inside the tank. From excellent to poor, the research shows that the voltage equalization effect of different configurations is cylindrical capacitors, unilateral capcacitors, trilateral capacitors and bilateral capcacitors. The maximum electric field strength between metal connection of cylindrical capacitors is 3kV/mm, and is much less than 15～20kV/mm of other capacitors configurations. This research provides a reference for the voltage-sharing configuration of tank type multi-break vacuum circuit breakers.
keywords：Tank-type circuit breaker, multi-break vacuum circuit breakers, grading capacitor, voltage distribution, electricfield distribution
DOI：10.19595/j.cnki.1000-6753.tces.201670
中图分类号：TM561.2
程 显 男，1982年生，教授，博士生导师，研究方向为高压电器及高电压新技术，重点研究混合断路器技术、多断口真空开关技术。E-mail：chengxian@zzu.edu.cn
葛国伟 男，1987年生，博士，讲师，研究方向为智能化高压电器及高电压新技术，重点研究多断口真空开关技术、真空电弧动态恢复特性。E-mail：ggw@zzu.edu.cn（通信作者）
国家自然科学基金（51977195, 51777025）、中国博士后科学基金（2017M622370）和河南省高校重点科研项目（16A470014,19A470008）资助。
收稿日期 2020-12-21
改稿日期 2021-03-16
（编辑 郭丽军）