图1 半密闭腔室雷电冲击联合工频电压试验平台
Fig.1 The lightning impulse combined with power frequency voltage test platform of semienclosed chamber
摘要 多腔室快速灭弧装置具有响应速度快、灭弧性能良好、能有效抑制雷电冲击闪络引起的线路跳闸等优点，作为一种新型配电网线路防雷措施备受关注。然而，半密闭腔室作为多腔室快速灭弧装置的基本单元，腔室内冲击放电电弧稳定转换为工频续流电弧的过程尚不明确，缺乏对半密闭腔室工频建弧率的深入研究。为分析半密闭腔室工频建弧过程及建弧率的影响因素，该文搭建半密闭腔室雷电冲击联合10 kV工频电压试验平台，测量了半密闭腔室冲击击穿后的电压、电流波形，探究了冲击放电电弧稳定转换为工频续流电弧的过程，对比分析普通间隙与半密闭腔室间隙的建弧率，并进一步探究半密闭腔室串联后的效果，发现多腔室灭弧结构可通过快速吹弧有效抑制冲击放电电弧向工频续流电弧的转变，将其工频建弧率限制在较低水平。同时，为了探究半密闭腔室建弧率的影响因素，该文通过改变腔室结构和电极半径分析其对工频建弧率的影响，结果表明，适当地增大腔室体积及气流量有助于防止高温气体在腔室内的堵塞，促进工频续流电弧的能量耗散，降低工频建弧率；一定程度地减小电极半径有助于增强冲击放电电弧的磁缩效应，抑制电弧弧柱直径的发展，降低工频建弧率。
关键词：半密闭腔室 工频建弧过程 建弧率 腔室结构 电极半径 气体堵塞 磁缩效应
多腔室快速灭弧装置具有响应速度快、灭弧性能良好、能有效抑制雷电冲击闪络引起的线路跳闸等优点，受到了国内外学者的关注[1-4]。半密闭腔室作为多腔室快速灭弧装置的基本单元，其腔室内冲击放电电弧稳定转换为工频续流电弧的概率尚不清楚，缺乏对半密闭腔室工频建弧率的深入研究。因此，分析半密闭腔室的工频建弧过程以及建弧率的影响因素，对提升多腔室快速灭弧装置的熄弧性能具有重要的参考意义。
目前在有关多腔室灭弧装置快速熄弧能力优化及结构参数设计的研究中，俄罗斯学者G.V. Podporkin等通过搭建包括串联谐振装置以及雷电冲击电压发生器的联合实验平台，分析了多腔室避雷器的工频续流淬灭效率，验证了装置的工频续流淬灭效率与残余电压有关，残余电压随着多腔室避雷器的腔室数量增加而线性增长，且残余电压越高，对工频续流电弧的抑制效果越好，越有利于电弧的熄灭[5]。为降低线路雷击跳闸率，广西大学王巨丰团队研制了喷射气流灭弧防雷间隙[6-7]，并针对装置进行了灭弧实验，分析了装置的建弧率抑制效果，验证了通过增大喷射气流速度，可将绝缘建弧率限制在1.5%以内。为分析多间隙灭弧结构的灭弧过程及熄弧方式，武汉大学郭婷等建立了多间隙灭弧结构击穿后的电弧动态模型，并通过搭建雷电冲击与工频续流试验相结合的试验平台，对多间隙灭弧结构开展联合试验，验证了多间隙灭弧结构通过拉长电弧，减小续流电弧的时间常数，增大续流电弧的能量耗散，促进多间隙灭弧结构在工频续流阶段的第一个过零点时刻快速熄灭电弧[8]。为选择10 kV多腔室间隙的额定遮断工频续流值，中国电科院沈海滨等通过搭建线路短路故障计算模型，结合装置的试验数据，提出不同类型线路区段多腔室间隙的额定遮断工频续流值[9]。上述研究主要针对多腔室灭弧装置的工频续流遮断能力展开研究，未明确灭弧装置的工频建弧过程，有关建弧率的研究不够深入，限制了多腔室灭弧装置进一步的优化设计。
为实现“击穿不稳定建弧”的有益效果，需明确半密闭腔室工频建弧率的影响因素。目前有关半密闭腔室熄弧影响因素的研究中，广西大学王巨丰团队通过搭建多断口结构二维磁流体模型，分析了断口深度、断口宽度、灭弧通道偏离角度对灭弧通道温度、电导率的影响[10-11]，认为合理地改进断口深度、断口宽度、灭弧通道偏离角度可促进电弧的熄灭。现有研究表明，通过改进灭弧室空间结构，对冲击放电电弧进行机械压缩，可减小电弧的注入能量速率，对工频建弧过程产生阻断及抑制效果[12]。快速吹弧装置将电弧约束在半密闭腔室内，电弧燃烧加热腔内气体，生成高速气流反作用于电弧，在驱动电弧朝向腔室外运动的同时压缩弧柱直径，促进电弧能量的快速耗散[13]。通过改变灭弧腔室内的放电电极结构，可使冲击电流流过半密闭腔室时感应出与极间电弧正交的横向磁场，横向磁场作用于电弧产生的洛伦兹力始终指向腔室出口，电弧受到气吹与洛伦兹力的共同作用，缩短了电弧喷出腔室的时间，也加快了电弧的冷却[14]。广东电力科学院王流火等通过实验分析了电极直径与电弧电压的关系，验证了增大电极直径可使电极中心的磁场增强，进而抑制等离子体向外扩散的速度，使得电弧直径减小，电弧电阻增大，电弧电压升高[15]。此外，本文前序工作通过搭建半密闭腔室电弧磁流体模型，仿真分析了不同腔室结构参数对气吹过程电弧温度分布、最大气流速度的影响规律，发现腔室开口直径、腔室开口壁长对电弧能量耗散的影响最为明显[16-18]，并提出多级收敛发散结构以提高气流速度，加速电弧熄灭。综上所述，灭弧装置的腔室结构参数及电极参数均会影响其熄弧特性，需要分析半密闭腔室的结构参数及电极参数对其工频建弧率的影响规律，为多腔室快速灭弧装置的优化设计提供参考。
因此，本文首先通过搭建半密闭腔室雷电冲击联合工频电压试验平台，研究了冲击放电电弧稳定转换为工频续流电弧的过程，统计了普通间隙与半密闭腔室间隙建弧率的差异；然后通过改变腔室结构参数及电极参数分析了其对半密闭腔室工频建弧率的影响规律；最后分析了多个半密闭腔室串联组成的多腔室灭弧结构的建弧率随腔室数量的变化规律，可为半密闭腔室结构的优化设计提供参考。
为分析半密闭腔室的工频建弧过程及建弧率的影响因素，本文搭建了半密闭腔室雷电冲击联合工频电压试验平台，如图1所示。试验平台主要由交流电源、冲击电流发生器、测量设备及相应的保护元件组成。为避免持续的交流电压影响冲击电源，并避免将交流电压施加在试品两端，在试品与冲击电源之间串联了一对隔离球隙[19]。为防止雷电冲击电压对交流电源的损坏，在变压器的高压输出端与试品之间串联了限流水电阻，并防止升压变压器发生匝间击穿。为更好地研究半密闭腔室内冲击放电电弧稳定转换为工频续流电弧的概率，在试验方案中选择相对分析法来探究半密闭腔室的工频建弧过程及建弧率的影响因素。
试验时，工频电压施加在试品两端，接着电容器以整流方式并联充电，点火球隙被击穿，雷电冲击电压叠加在试品两端，试品击穿放电，流过幅值为1.8 kA、波形为12/25 µs的冲击放电电流。采用
图1 半密闭腔室雷电冲击联合工频电压试验平台
Fig.1 The lightning impulse combined with power frequency voltage test platform of semienclosed chamber
带宽为160 Hz～4 MHz的电流互感器采集电弧电流波形，并以此作为示波器的触发信号，实现叠加电压信号、工频续流电流信号的同步测量。采用带宽为1 MHz、分压比为2 000:1的电容分压器测量试品两端的叠加电压，采用测量电阻Rc来测量工频续流Ip，通过采集测量电阻上的电压信号Uc，根据Ip=Uc/Rc计算得到工频续流。测量电阻的阻值为2 kW。
考虑多腔室快速灭弧装置中半密闭腔室的常见结构和尺寸，本文设计如图2所示的两种试品结构，用以探究普通间隙与半密闭腔室间隙的工频建弧率。图2a所示结构为由球-球电极构成的普通间隙，其中电极间距D=3 mm，球电极半径R=4 mm。图2b所示结构为球-球电极与收敛-扩张结构组成的半密闭腔室间隙，腔室长度L=18 mm，出口直径d1=6 mm，腔室高度H=8 mm，喉部直径d2=4 mm。
图2 普通间隙结构与半密闭腔室间隙结构
Fig.2 Ordinary gap structure and semienclosed chamber gap structure
本文所搭建的试验平台可实现在工频电压不同相位处叠加雷电冲击电压，雷电冲击电压叠加在工频电压的0°相位、45°相位、90°相位、270°相位的波形如图3所示。
图3 雷电冲击联合工频电压试验平台输出波形
Fig.3 The output waveforms of the lightning impulse combined with power frequency voltage test platform
为探究半密闭腔室内冲击放电电弧稳定地转换为工频续流电弧的过程，本文依托所搭建的试验平台测量了半密闭腔室冲击击穿后的电压、电流波形。
当雷电冲击电压叠加在工频电压峰值时，半密闭腔室间隙被击穿，形成放电电弧。同时较大的工频能量注入电弧通道，形成工频续流电弧。由于此时冲击电流尚未衰减为0，冲击能量分量与工频能量分量共同维持续流电弧燃烧，续流电弧在腔室内由于能量沉积，温度升高产生高温高压气体，驱动电弧向腔室出口膨胀运动至外界与低温气体进行热交换，加速电弧能量耗散，促使续流电弧在第一个工频半周期内熄灭，如图4所示。
图4 半密闭腔室冲击击穿后电压、电流波形（工频续流电弧被截断）
Fig.4 The voltage and current waveforms after impulse breakdown in the semienclosed chamber (the power frequency follow current is cut off)
当半密闭腔室的吹弧作用未及时加快工频续流电弧的能量耗散时，将导致续流电弧不能在第一个工频半周期内被熄灭，工频续流电弧会稳定建立，持续在腔室内燃烧。稳定建立的工频续流电弧电压、电流处于实时变化的状态，不断重复“击穿—建弧—熄弧”的过程，若无外部控制，腔室内的工频放电会持续进行，难以自行熄灭。工频续流电弧与交流电弧的特性相似，其电弧电流具有明显的“零休”阶段[20]，如图5所示。
图5 半密闭腔室冲击击穿后电压、电流波形（工频续流电弧稳定建立）
Fig.5 The voltage and current waveforms after impulse breakdown in the semienclosed chamber (the power frequency follow current established stably)
通过分析图4、图5中第一个工频半周期的电弧电压波形可知，当电弧熄灭时，半密闭腔室放电间隙由导电状态转变为绝缘状态，电弧电阻趋于无穷大，电源电动势直接施加在半密闭腔室结构两端。由于电源电动势高于电弧电压，半密闭腔室结构两端电压会出现瞬时抬升的现象，即出现熄弧尖峰。理论上熄弧尖峰结束时刻应严格对应电流过零时刻，但考虑到杂散参数对示波器采样信号的干扰，使得图4、图5中的电流过零时刻略滞后于熄弧尖峰结束时刻。
由于燃弧时间及熄弧尖峰电压影响放电间隙的介质强度恢复特性[21-23]，为明确半密闭腔室内冲击放电电弧稳定转换为工频续流电弧的过程，统计了10次相同试验条件下，不同状态续流电弧在第一个工频半周期的燃弧时间以及熄弧尖峰电压，结果见表1、表2。
表1及表2的统计结果表明，不同状态工频续流电弧在第一个工频半周期的燃弧时间以及熄弧尖峰电压存在明显差异，稳定建立的工频续流电弧在第一个工频半周期的燃弧时间较长、熄弧尖峰电压较低，而被截断的工频续流电弧在第一个工频半周期的燃弧时间较短、熄弧尖峰电压较高。半密闭腔室可发挥吹弧作用迅速拉长电弧，提升续流电弧电阻，减小电弧时间常数，加快电弧的能量耗散，从而减小电弧燃弧时间、提升熄弧尖峰电压。因此，在本文的试验参数下，当半密闭腔室的吹弧作用将续流电弧第一个工频半周期的燃弧时间限制在 4.0 ms以下，并保证续流电弧第一个工频半周期的熄弧尖峰电压不低于1.7 kV时，可有效地抑制冲击放电电弧稳定转换为工频续流电弧，促进电弧快速熄灭。
表1 第一个工频半周期的燃弧时间及熄弧尖峰电压（工频续流电弧被截断）
Tab.1 The arcing time and arc extinction peak voltage of the first power frequency half cycle (the power frequency follow current is cut off)
序号燃弧时间/ms熄弧尖峰电压/kV 13.11.4 23.21.5 36.01.7 45.11.9 53.21.8 63.31.8 75.01.6 84.52.4 93.01.5 104.01.7 均值4.01.7
表2 第一个工频半周期的燃弧时间及熄弧尖峰电压（工频续流电弧稳定建立）
Tab.2 The arcing time and arc extinction peak voltage of the first power frequency half cycle (stable establishment of power frequency follow current)
序号燃弧时间/ms熄弧尖峰电压/kV 17.01.3 28.01.3 36.01.2 48.81.2 57.71.2 66.01.2 78.01.4 88.41.2 98.41.4 106.51.4 均值7.51.3
依托所搭建的试验平台分析普通间隙与半密闭腔室间隙在冲击击穿后的建弧率，固定施加的雷电冲击电压的幅值（70 kV）以及10 kV线路相电压峰值（8.165 kV）不变，针对每一种工况反复进行30次试验，根据电压、电流波形判断放电间隙是否发生稳定的工频建弧。工频建弧率P的计算公式为
（1）
式中，N0为工频建弧次数；N为同一工况下的试验次数（30次）。试验得到不同电极间距下普通间隙与半密闭腔室间隙的建弧率如图6所示。
图6 不同电极间距下普通间隙与半密闭腔室间隙的工频建弧率
Fig.6 The power frequency arc-establishing rate of ordinary gap and semienclosed chamber gap under different electrode spacings
进一步得到同一电极间距（2.5 mm）下，不同相位处普通间隙与半密闭腔室间隙的工频建弧率如图7所示。
上述试验结果表明，在不同电极间距下、不同相位处，普通间隙的工频建弧率始终大于半密闭腔室间隙的建弧率，且建弧率相差1倍以上。这是由于半密闭腔室可将续流电弧快速吹出腔室外与外部空气进行热交换，加强电弧冷却效果，加速电弧能量耗散，促进续流电弧在第一个工频半周期内熄灭，从而有效地降低其工频建弧率。
图7 不同相位处普通间隙与半密闭腔室间隙的工频建弧率
Fig.7 The power frequency arc-establishing rate of ordinary gap and semienclosed chamber gap at different phases
2.3.1 腔室结构参数对半密闭腔室建弧率的影响
为探究不同腔室结构参数对半密闭腔室建弧率的影响规律，本文制备了不同结构的半密闭腔室试品，采用高速摄像机观测弧后气体逸散形态。根据弧后气体逸散过程计算弧后气体运动速度，间接地反映半密闭腔室喷射气流速度的强弱。在保持电极间距3 mm不变的条件下，设置了五种半密闭腔室结构参数组合，具体设置方案见表3。
表3 腔室结构参数设置方案
Tab.3 Setting scheme of chamber structure parameters
序号腔室长度L/mm腔室出口直径d1/mm 117.08.50 217.06.80 318.06.00 418.05.14 519.04.75
通过冲击电弧淬灭试验平台在半密闭腔室试品两端施加波形为12/25 ms、幅值为1.8 kA的雷电流，采用数字式示波器测量的雷电流波形如图8所示。
图8 冲击电弧淬灭试验施加的雷电流波形
Fig.8 The current waveform applied in the impact arc quenching experiment
在试验中，设置超高速摄像机的拍摄速度为1.5×105帧/s，即每帧照片间隔时间约为6.67 μs，拍摄获得t1=13.3 µs、t2=73.3 µs时刻弧后气体逸散过程的图像分别如图9、图10所示。
图9 t1时刻弧后气体逸散图像
Fig.9 The image of post-gas dissipation at t1
图10 t2时刻弧后气体逸散图像
Fig.10 The image of post-gas dissipation at t2
依据弧后气体逸散过程图像，首先根据V=l1/ (t2-t1)计算不同腔室结构参数下的弧后气体平均运动速度，其中l1为t1～t2时间段内高速气体从腔室出口处运动的距离，如图10所示；然后根据Q=SV1（S为腔室出口截面积，V1为气体流速）来计算不同结构腔室的出口气流量。由于气流量与腔室出口截面每个点的气流速度有关，且每个点的气流速度都处于实时变化的状态，为简化计算，选择腔室出口截面最大速度来代替腔室出口截面平均速度，并对腔室出口截面最大速度在时间尺度上进行平均，来近似替代公式中的气体流速V1。估算得到不同结构参数下弧后气体平均运动速度及腔室出口气流量如图11所示。
图11 不同腔室结构参数下弧后气体平均运动速度及气流量变化曲线
Fig.11 The curves of post-arc gas average velocity and gas flow rate under different chamber structure parameters
图11表明，随着半密闭腔室的腔室长度增大、出口直径减小，弧后气体平均运动速度增大，气流量减小。依托所搭建的试验平台，分析不同弧后气体平均运动速度下半密闭腔室的建弧率见表4。
表4 不同结构半密闭腔室的建弧率
Tab.4 Arc-establishing rate of semienclosed chambers with different structures
弧后气体平均运动速度V/(m/s)建弧率P(%) 386.714 430.731 462.757 484.080 516.088
由表4可看出，随着腔室体积减小，弧后气体平均运动速度增大，半密闭腔室的工频建弧率提高。这是由于腔室体积减小时，气流量也随之减小，易造成高温气体在腔室内的堵塞，减弱冲击放电电弧的去游离作用，导致工频能量更容易注入电弧通道，使得半密闭腔室的建弧率提高。因此，需将弧后气体运动速度限制在一定范围内，增大气吹过程的气流量，以降低半密闭腔室的建弧率，单纯地提高气流喷射速度不利于半密闭腔室熄弧性能的提升。
通过总结本文前期工作中半密闭腔室结构尺寸的优化选择范围[16, 24]，结合工频建弧率试验结果，确定半密闭腔室的优化结构尺寸如图12所示。
图12 半密闭腔室的优化结构尺寸
Fig.12 The optimized structure size of semienclosed chamber
2.3.2 放电电极参数对半密闭腔室建弧率的影响
为研究不同电极参数对半密闭腔室建弧率的影响程度，在保证腔室结构参数以及电极间距不变的情况下，制备了不同电极半径的半密闭腔室试品，试验得到不同电极半径下半密闭腔室的建弧率见表5。
表5 不同电极半径半密闭腔室的建弧率
Tab.5 Arc-establishing rate of semienclosed chambers with different electrode radius
电极半径R/mm建弧率P(%) 336 460 571 678 783
由表5可看出，随着电极半径由3 mm增大到7 mm，半密闭腔室的建弧率由36%增加到83%，证明放电电极半径增大，会诱导半密闭腔室建弧率的提升。为探究电极半径增大引起建弧率提升的原因，本文通过搭建半密闭腔室电弧磁流体模型，分析不同电极半径下半密闭腔室的磁场分布，获得冲击电流自下向上流过电极时半密闭腔室的磁场分布云图如图13所示。根据安培定则，冲击电流感应出环绕放电电极中心轴线的磁场分布，该磁场整体表现为对电弧的箍缩作用，致使弧柱直径被压缩[25-26]。当电极半径为3 mm时，磁场分布较均匀，电弧周围磁力线分布密集，增强了电弧弧柱中心由外向内的洛伦兹力，电弧的自磁压缩效应提升。当电极半径为4 mm时，磁场分布发生畸变，电弧左侧形成磁场旋涡，磁场旋涡减弱了电弧所受的洛伦兹力，降低了电弧的自磁压缩效应。当电极半径为5 mm时，磁场分布畸变严重，电弧两侧均有磁场旋涡形成，且磁力线分布较稀疏，电弧的自感应磁场强度进一步减弱。
图13 不同电极半径下半密闭腔室的磁场分布云图
Fig.13 Magnetic field distribution cloud diagram of semienclosed chamber under different electrode radius
进一步计算得到放电间隙中心的磁感应强度B如图14所示。由图14可知，随着电极半径的增加，间隙中心的磁感应强度减小。上述结果表明，减小电极半径有助于增强放电电弧的磁场分布，提升电弧的自磁压缩效应，从而抑制电弧弧柱直径的发展。
图14 放电间隙中心的磁感应强度
Fig.14 Magnetic induction intensity at the center of discharge gap
为分析不同腔室数量灭弧结构建弧过程的差异，在保证间隙总长度为3 mm不变的条件下，改变腔室数量及间隙距离，对比分析不同腔室数量灭弧结构冲击击穿后的电压、电流波形。
测量得到雷电冲击电压叠加在工频电压不同相位处时，单腔室结构冲击击穿后的电压、电流波形如图15所示。
由图15a可看出，当雷电冲击电压叠加在工频电压峰值时，单腔室结构内极间击穿，形成冲击放电电弧，工频能量注入电弧通道，放电电弧有一定的概率稳定转换为工频续流电弧。当雷电冲击电压叠加在工频电压过零点时，冲击放电电弧熄灭后，腔室内会残留一部分空间电荷，使得腔内气体具有一定的导电性，在后续工频电压的作用下，腔室内有泄漏电流流过，当泄漏电流过大时，会出现重燃电弧，如图15b所示。重燃电弧在半密闭腔室结构的气吹作用下快速进行能量耗散，在工频半周期内熄灭。上述结果表明在本文的试验参数下，间隙距离较大的单腔室结构难以完全抑制冲击放电电弧稳定地转换为工频续流电弧。
图15 雷电冲击电压叠加在工频电压不同相位处的电压、电流波形（单腔室结构）
Fig.15 The voltage and current waveforms of lightning impulse voltage superimposed on different phases of power frequency voltage (single-chamber structure)
测量得到雷电冲击电压叠加在工频电压不同相位处，两腔室结构冲击击穿后的电压、电流波形如图16所示。
由图16a可知，当雷电冲击电压叠加在工频电压峰值时，两腔室结构内极间击穿形成冲击放电电弧，工频能量注入电弧通道，形成工频续流电弧。在两腔室结构中电弧被截断，每段电弧都由阴极位降区域、弧柱和阳极位降区域组成[27]，增大了电弧燃烧时的电压，减小了注入的工频能量，且每个燃弧阶段均有气吹作用来促进电弧能量耗散，使得工频续流电弧在燃弧1.5个周期后熄灭。图16b表明，当雷电冲击电压叠加在工频电压过零点时，腔室内冲击放电电弧形成后，由于注入的工频能量极低，电弧在气吹作用下快速熄灭。上述结果表明在本文的试验参数下，雷电冲击电压叠加在工频电压的任何相位时，两腔室结构中均无稳定的工频续流电弧形成。
图16 雷电冲击电压叠加在工频电压不同相位处的电压、电流波形（两腔室结构）
Fig.16 The voltage and current waveforms of lightning impulse voltage superimposed on different phases of power frequency voltage (two-chamber structure)
测量得到雷电冲击电压叠加在工频电压不同相位处，三腔室结构冲击击穿后的电压、电流波形如图17所示。
由图17a可看出，当雷电冲击电压叠加在工频电压峰值时，三腔室结构内极间击穿形成冲击放电电弧后，工频能量注入受限，无工频续流电弧形成，在电压恢复阶段间隙发生多次重击穿，随着灭弧结构两端工频电压降低，间隙的介质绝缘强度恢复。图17b表明当雷电冲击电压叠加在工频电压过零点时，冲击放电电弧在气吹作用下快速熄灭。
图17 雷电冲击电压叠加在工频电压不同相位处的电压、电流波形（三腔室结构）
Fig.17 The voltage and current waveforms of lightning impulse voltage superimposed on different phases of power frequency voltage (three-chamber structure)
通过对比不同腔室数量灭弧结构冲击击穿后的电压、电流波形可知，腔室数量越多，对工频能量注入的限制效果越好，越有利于抑制腔室内冲击放电电弧稳定地转换为工频续流电弧。
为研究多腔室结构分断电弧作用对于工频建弧率的抑制效果，在保证腔室总间隙距离为3 mm不变的情况下，通过减小单个腔室极间距离，增大腔室数量，研究腔室数量为1、2、3、4、5的灭弧结构的建弧率情况见表6。
表6 不同腔室数量灭弧结构的建弧率
Tab.6 Arc-establishing rate of arc extinguishing structure with different numbers of chamber
腔室数量/个建弧率P(%) 164 227 310 47 55
由表6可看出，在保证间隙总长度不变的条件下，随着腔室数量的增加，多腔室灭弧结构的建弧率由64%降低到5%。多腔室灭弧结构通过将电弧截断成短电弧，提升电弧燃烧时的压降，限制工频能量注入电弧通道。每段电弧在气吹作用下快速进行能量耗散，从而有效地抑制工频建弧率，且腔室数量越多，对工频建弧率的抑制效果越好。实际应用的多腔室灭弧结构由多层螺旋结构单元组成，每层螺旋结构单元由7个半密闭腔室串联而成，各半密闭腔室呈逆时针排列，上下层之间有一个层间腔室。以9层多腔室灭弧结构为例，其内部多个半密闭腔室布置方式的示意图和模拟试验实物图如图18所示。
图18 多腔室灭弧结构的示意图和实物图
Fig.18 The schematic diagram and physical picture of multi-chamber arc extinguishing structure
本文搭建了半密闭腔室雷电冲击联合工频电压试验平台，测量了半密闭腔室间隙冲击击穿后的电压、电流波形，统计分析了普通间隙与半密闭腔室间隙的建弧率，探究了腔室结构参数及电极参数对半密闭腔室建弧率的影响规律，分析了多腔室灭弧结构分断电弧作用对建弧率的抑制效果，主要结论如下：
1）在本文试验参数下，通过试验得到普通间隙的建弧率与半密闭腔室的建弧率相差1倍以上，半密闭腔室通过发挥快速吹弧作用，促进工频续流电弧能量耗散，抑制工频续流电弧稳定建立，从而降低腔室内放电间隙的工频建弧率。
2）通过改变腔室结构参数，可调控弧后气体运动速度，适当地增大腔室体积及气流量，有利于防止高温气体在腔室内的堵塞，促进工频续流电弧的能量耗散，降低工频建弧率；通过改变电极半径，可调控放电间隙的磁场分布，电极半径越小，电弧的自磁压缩效应越明显，可有效地抑制弧柱直径的发展，降低工频建弧率。
3）采用多个半密闭腔室串联组成的多腔室灭弧结构，通过将电弧截断成多段短电弧，增大了电弧燃烧时的电压，减小了注入的工频能量。因此，增加腔室数量可以更好地抑制工频续流建弧，降低建弧率。
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Abstract Multi-chamber fast arc extinguishing device has the advantages of fast response speed, good arc extinguishing performance, and can effectively suppress the line tripping caused by lightning impulse flashover. However, the process of stable conversion of impact discharge arc into power frequency follow current in the device is not clear, there is lack of in-depth research on the power frequency arc-establishing rate of the device, which limits further optimal design of the device. In response to the above issues, a lightning impulse combined with 10 kV power frequency voltage test platform was built. The process of stable conversion of impulse discharge arc into power frequency follow current was explored, a comparative analysis of the arc-establishing rate of an ordinary gap versus a semienclosed chamber gap was carried out. The influence of structural parameters and electrode radius on the arc-establishing rate of semienclosed chamber was analyzed, and further exploring the inhibition effect of breaking arc of multi-chamber arc extinguishing structure on arc-establishing rate.
The test platform consists of AC power supply, impact power supply, measurement equipment and corresponding protection components. During the test, the power frequency voltage is first applied to both ends of the specimen, then the capacitors are charged in parallel in a rectified fashion and the ignition gap breakdown, and lightning impact voltage is superimposed on both ends of the specimen. The specimen breakdown and flows an impact discharge current with amplitude of 1.8 kA and waveform of 12/25 µs, adopting a current transformer with a bandwidth of 160 Hz～4 MHz to capture arc current waveforms, and the arc current is used as trigger signal for the oscilloscope to realize the synchronous measurement of the superimposed voltage signal and the power frequency follow current signal.
The voltage and current waveforms after impulse breakdown in the semienclosed chamber show that when the air blowing effect of the semienclosed chamber can effectively accelerate the energy dissipation of the power frequency follow current, the arc can be extinguished within the first frequency half-cycle. The difference in arc-establishing rate between ordinary gap structures and semienclosed chamber gap structures is more than twice, and the air blowing effect of the semienclosed chamber can effectively reduce the arc-establishing rate. Limiting the movement speed of post-arc gas and increasing the airflow at the outlet of the chamber, which can reduce arc-establishing rate. Reducing the electrode radius enhances the self-magnetic compression effect of the arc and reduces the arc-establishing rate. Increasing the number of chambers effectively inhibits the injection of power frequency energy into the arc channel, limiting the arc-establishing rate to a very low level.
The following conclusions can be drawn from the analysis of the results: (1) The semienclosed chamber promotes the energy dissipation of the power frequency follow current and inhibits the establishment of power frequency follow current through the rapid air blowing effect, thus realizing the reduction of power frequency arc-establishing rate of the semienclosed chamber. (2) By changing the structural parameters of the chamber to regulate the movement speed of the post-arc gas, which can prevent the blockage of high-temperature gas in the chamber, reducing the arc-establishing rate. The magnetic field distribution of the discharge gap is regulated by reducing the electrode radius, which can effectively inhibit the development of the arc column diameter and reduce the arc-establishing rate. (3) Multi-chamber arc extinguishing structure by truncating the arc into multiple short arc segments to increase the arc pressure during the arc combustion, reducing the injected power frequency energy, which can inhibit the establishment of power frequency arc.
Keywords: Semienclosed chamber, establishment process of power frequency arc, arc-establishing rate, chamber structure, electrode radius, gas blockage, magnetic contraction effect
中图分类号：TM863
DOI: 10.19595/j.cnki.1000-6753.tces.240056
国家自然科学基金面上项目资助（51777020）。
收稿日期 2024-01-09
改稿日期 2024-04-07
袁 涛 男，1976年生，副教授，博士生导师，研究方向为电力系统过电压防护及防雷接地技术、电磁兼容技术。
E-mail：yuantao_cq@cqu.edu.cn（通信作者）
邓明海 男，1998年生，硕士研究生，研究方向为输电线路故障电弧防护。
E-mail：202111131122t@cqu.edu.cn
（编辑 李 冰）