受潮避雷器溫升分布特性仿真分析

曾 國，王 曉，劉守文，劉 斌，張 崧，劉 波，隗 震，王 卓，黎淑娟

（1.國網湖北省電力有限公司黃石供電公司，湖北 黃石435000；2.國網湖北省電力有限公司，湖北 武漢430074；3.南瑞集團有限公司（國網電力科學研究院有限公司），湖北 武漢430074；4.哈爾濱供電公司，黑龍江 哈爾濱150006）

0 引言

金屬氧化鋅避雷器（MOV）作為一種釋放過電壓能量的裝置，連接于導線與地之間，與被保護設備并聯，可保護發電機、變壓器、輸電線路等免受操作過電壓及雷電過電壓的侵害，因此，大量的避雷器被投入電網運行［1-4］。避雷器性能的優劣關系著電網運行的安全與穩定［5-6］，所以對于投運時間過久的避雷器，掌握其運行狀態（是否存在受潮、老化現象或氧化鋅電阻片的非線性發生變化等）至關重要。

受潮、老化、短路和異常運行等事件是避雷器發生絕緣故障的主要原因［1］，其中避雷器電阻片受潮主要由密封不嚴和制造工藝問題引起，使得流過避雷器的泄漏電流異常增大，即導致電阻片有功損耗增大，可能造成熱擊穿或爆炸［7］；另外，避雷器長期運行的過程中，由于雜散電容的存在或短路的發生使得避雷器電阻片上電位分布不均勻，導致部分電阻片承受過高電壓，引起發熱，同時，也會使避雷器的伏安特性發生相應改變，進而引起電阻片老化［8-10］；除此之外，異常運行會引起避雷器表面電位不相等，導致避雷器內外形成較大的電勢差，造成避雷器內部局部放電［11］，甚至損壞，嚴重影響電網的安全穩定運行［12］。

避雷器能否可靠運行，是影響電力系統安全穩定運行的重要因素。而對運行中的避雷器進行狀態在線監測是保證其安全運行的重要手段。紅外檢測技術具有不停電、不取樣、不接觸、成本低、實用性強等優點，已廣泛應用于電力設備的故障診斷［13-15］。因此，基于紅外熱像檢測技術，對避雷器的故障進行在線監測，對有效延長避雷器的使用壽命、降低人力成本和物力損失具有重要意義。關于避雷器溫度場的計算，1980 年Tominage 等［16］假設電阻片功率損耗為溫度的指數函數，外套散熱為溫度的線性函數，利用發-散熱曲線分析了避雷器的平衡狀態；Lat 等［17］為了分析避雷器的熱特性，提出了用類似求解電路的方法對由熱壓源、熱阻和熱容組成的熱路模型進行近似計算，熱路各組成部分對應避雷器的各元件。目前，對避雷器溫升的計算主要基于試驗［18-19］和熱路模型法［20］。近年來，隨著數值計算技術的發展，有限元法、熱電耦合法在電氣設備的溫度場計算中得到了廣泛的應用［21-25］。

何金良等利用有限元法計算了合成套ZnO限壓器的二維溫度場；楊雅倩等利用有限元法對500 kV 及1 000 kV 變電站用氧化鋅避雷器模型進行熱電耦合，仿真計算了MOV在正常工況、閥片老化及受潮3種情況下的電位、場強及溫度分布，通過綜合分析電位、場強及溫度分布判別避雷器的絕緣狀態；張丕沛根據500 kV 和1 000 kV 變電站用及800 kV 直流母線避雷器實際結構，搭建了三維有限元計算模型，分析了避雷器不同位置短路及不同節受潮時的電位分布；楊青利用有限元法分析了MOA外表面的溫度分布規律，同時考慮了環境溫度、風速、太陽輻射等因素對避雷器內部傳熱及外表面溫度分布的影響；溫慧等結合避雷器熱傳遞過程，闡述了有限元法計算避雷器溫度場的原理，針對新型避雷器模型進行瞬態溫度場仿真，分析了避雷器的溫度分布和散熱規律［26-30］。

綜上所述，雖然國內外對MOV溫升特性開展了大量研究，但針對受潮程度對避雷器溫升的影響缺乏系統的研究。因此有必要對避雷器在不同受潮故障類型下的溫升特性開展系統研究，從而為避雷器運行狀態的紅外熱像診斷提供理論依據。

1 避雷器溫升計算方法

針對500 kV 變電站用氧化鋅避雷器，采樣電-熱耦合方法，仿真分析氧化鋅避雷器不同位置受潮時的溫升特性，具體計算流程如圖1所示。

圖1 氧化鋅避雷器穩態溫度仿真計算流程Fig.1 Steady state temperature simulation calculation process of Zinc oxide arrester

電磁場分析的要點是麥克斯韋方程組，其描述了變化的電場會激發磁場，而變化的磁場也會感應產生電場，電場、磁場不是獨立的，它們彼此相互聯系、相互影響進而構成一個統一體，即電磁場。麥克斯韋方程組微分形式為：

當要分析的電磁場接近于穩態時，位移電流密度與傳導電流密度的值比較起來可以完全被忽略，即忽略由變化的電場產生的磁場，則麥克斯韋方程組（1）表示為：

引入輔助方程：

式（3）中：σ為避雷器電阻片的電導率，S/m。

把電場強度E 作為待求解物理量，則避雷器在正弦時變場中電場的傳播過程為：

由于功率損耗為計算溫升的“熱源”，則避雷器電阻片單位面積功率損耗P可表示為：

對于避雷器穩態溫度場的傳熱分析，根據傳熱學理論，避雷器的熱傳導過程包括：電阻片、套管、環氧管、傘裙、法蘭等固體之間的導熱和法蘭、傘裙與環境之間的自然對流換熱，而避雷器的熱傳導遵循傅里葉定律：

2 避雷器模型及參數設置

本文采用型號為Y20W-444/1106 的500 kV 氧化鋅避雷器模型。MOV主要組成部分有：電阻片、套管、環氧管、硅橡膠傘裙、法蘭（A、B、C、D）、均壓環等，其材料屬性見表1所示。為具體研究避雷器內外部溫升分布特性，后續主要取電阻片軸向路徑m-n 和避雷器外表面路徑fs 兩條路徑進行分析。氧化鋅避雷器模型、主要組成部分以及路徑如圖2所示。

圖2 氧化鋅避雷器模型、組成部分、路徑示意圖Fig.2 Zinc oxide arrester model,components and path diagram

時諧場計算時，采用軸對稱模型進行分析，避雷器各組成部分相對介電常數及電阻率的設置如表1所示，對法蘭A 及均壓環加載正弦交流電壓，幅值為500/ 3 × 2 kV，頻率為50 Hz，法蘭D 加載0 V；通過時諧場計算獲得電阻片熱功率后，以電阻片產生的熱功率作為發熱源，計算避雷器的溫度場，環境溫度設置為20 ℃，MOV 外表面的對流換熱系數取4 W/（m2·℃）。

表1 避雷器電-溫度場仿真材料屬性Table 1 Material properties of arrester's electrical-temperature field simulation

3 避雷器溫升計算

3.1 正常條件下避雷器溫升特性

正常條件下，避雷器的溫度分布如圖3所示，最高溫度為20.011 7 ℃，溫升僅為0.011 7 ℃，可見在正常運行情況下，避雷器的溫升較低；相關研究表明：330～500 kV 的MOV 在最高運行電壓下可能出現的最高溫升一般不超過4.0～5.3 ℃。

圖3 正常避雷器的溫度分布Fig.3 Normal temperature distribution of arrester

圖4為避雷器電阻片路徑m-n和外表面路徑fs上的溫度分布，由圖4可知：避雷器上節電阻片整體溫度高于下兩節，最大溫度約為20.01153 ℃，這是因為避雷器對地存在雜散電容，使得靠近高壓端的上節電阻片承受的電壓較高，有功損耗更大，導致上節電阻片的整體溫度更高；3節電阻片中，溫度最大值均出現在中間位置且向兩端減小，這是由于電阻片兩端的法蘭散熱效果較好，故靠近法蘭的電阻片溫度較低。避雷器外表面法蘭溫度明顯高于傘裙，最大溫度為20.007 ℃，且上節避雷器兩端法蘭A 和B 的溫度更高，避雷器內部的溫升約是外表面溫升的1.6倍。

圖4 路徑m-n和fs上的溫度分布Fig.4 Temperature distribution on paths M-N and FS

3.2 故障設置方法

當MOV因各種原因造成內部受潮時，會導致電阻片側面或瓷套內壁沿面放電，引起局部輕度發熱，嚴重時會產生沿面閃絡。在避雷器受潮早期，水分進入避雷器內部，使得流過避雷器的泄漏電流增大，導致避雷器溫度升高；當避雷器嚴重受潮時，電阻片的電導率增大，使流過MOV 的阻性電流分量接近或超過容性電流，從而導致溫度升高。為此，將避雷器的受潮程度分為：輕度受潮和嚴重受潮兩種情況。當避雷器輕度受潮時，大量水珠以水帶的形式凝結在電阻片表面，輕度受潮的避雷器經過適當處理還可以繼續使用；當避雷器嚴重受潮時，電阻片的電阻將會減小，避雷器嚴重受潮節的電阻約減小99.3%，嚴重受潮的避雷器應立即采取措施消缺或退出運行。

為了模擬MOV輕度受潮時的溫升特性，將厚度為3 mm 的圓環形水帶附著在電阻片表面，其模型如圖5示。根據規程：正常運行時，35 kV及以上避雷器絕緣電阻應不低于2 500 MΩ，為了模擬MOV嚴重受潮時的溫升特性，取電阻片電阻約為0.23 MΩ。

圖5 避雷器輕度受潮時的水膜模型Fig.5 Water film model of arrester under mild damp

3.3 輕度受潮時避雷器溫升結果

當MOV輕度受潮時，得到避雷器的溫度分布如圖6 所示，可明顯看出，受潮節電阻片的溫度較正常節高；避雷器上、中、下3 節分別受潮時的最高溫度分別為23.864 2 ℃、21.221 ℃、20.982 7 ℃，溫升分別為3.864 2 ℃、1.221 ℃、0.982 7 ℃，上節受潮時的溫升最大。整體來看，輕度受潮時避雷器的溫升較小，其最大溫升在允許的最高溫升之內，可認為輕度受潮對避雷器的溫升影響較小。

圖6 避雷器輕度受潮時的溫度分布Fig.6 Temperature distribution of arrester under mild damp

避雷器電阻片路徑m-n和外表面路徑fs上的溫度分布如圖7所示，當避雷器上、中、下3節分別受潮時，避雷器內部最大溫升分別為3.83 ℃、1.21 ℃、0.97 ℃，避雷器外表面上最大溫升分別為2.186 ℃、0.441 ℃、0.574 ℃，避雷器內部最高溫升是外表面溫升的1.69～2.74 倍；當避雷器上節受潮時，法蘭A、B 上的溫度升高，法蘭A 上溫升最大，約為2.186 ℃；中節受潮時，法蘭B、C 上溫升增加，兩者的溫升差14.3%；下節受潮時，法蘭C、D 上溫升增大，法蘭D 上溫升最大，溫升值約為0.574 ℃。

圖7 路徑m-n和fs上的溫度分布Fig.7 Temperature distribution on paths M-N and FS

3.4 重度受潮時避雷器溫升結果

當避雷器嚴重受潮時，得到避雷器溫度分布如圖8所示，避雷器上、中、下3節分別受潮時的最大溫度分別為62.481 ℃、39.6393 ℃、31.3607 ℃，溫升分別為42.481 ℃、19.639 3 ℃、11.360 7 ℃，上節受潮時溫升最明顯。避雷器嚴重受潮時溫度明顯增大，可見嚴重受潮對避雷器的溫升影響較大。

圖9為避雷器電阻片路徑m-n和外表面路徑fs上的溫度分布，當避雷器上、中、下3節分別嚴重受潮時，避雷器內部最大溫升分別為42.32 ℃、19.5 ℃、11.26 ℃，外表面最大溫升分別為24.227 ℃、7.095 ℃、6.595 ℃，避雷器內部溫升是外表面溫升的1.71～2.75倍；當避雷器上節受潮時，法蘭A、B上的溫度升高，法蘭A 上溫升最大，且其溫升值較大，為24.227 ℃；中節受潮時，法蘭B、C 上溫升增加，兩者的溫升差15.7%；下節受潮時，法蘭C、D 上溫升增大，法蘭D 上溫升最大，其溫升值為6.595 ℃。

圖8 避雷器重度受潮時的溫度分布Fig.8 Temperature distribution of arrester under severe damp

圖9 路徑m-n和fs上溫度分布Fig.9 Temperature distribution on paths M-N and FS

3.5 小結

如圖10 所示，避雷器輕度受潮時，電阻片上的最高溫升為3.83 ℃，與正常電阻片上的溫升0.01153 ℃相比，溫升較小；重度受潮時，電阻片上最高溫度為42.32 ℃，與正常電阻片上的溫升相比，溫升非常明顯。當避雷器輕度受潮時，上節受潮時內部溫升比其他兩節受潮時高2.6 ℃～2.8 ℃；當避雷器嚴重受潮時，上節受潮時內部溫升比其他兩節受潮時高22.8～31.1 ℃，表明上節受潮時引起的溫升更為明顯。

圖11為正常與受潮時避雷器外表面的溫升變化。當避雷器上節、中節、下節輕度受潮時，外表面最大溫升分別約為2.186 ℃、0.441 ℃、0.574 ℃，雖然與正常避雷器外表面溫升0.007 ℃相比，溫升并不是很明顯，但該溫升仍在紅外熱像儀的檢測精度范圍之內，若能采用相關措施提高紅外檢測技術的精度，可對輕度受潮故障進行檢測。

圖10 路徑m-n上溫度對比Fig.10 Temperature comparison on path M-N

圖11 路徑fs上溫度對比Fig.11 Temperature comparison on path FS

而當避雷器上、中、下3 節分別嚴重受潮時，外表面的最大溫升分別為24.227 ℃、7.095 ℃、6.595 ℃，與正常避雷器外表面溫升相比，溫升增大極為明顯，采用紅外檢測可有效判斷避雷器的重度受潮缺陷。

4 結語

本文從理論上分析了避雷器溫度分布特性，結合500 kV典型避雷器參數搭建仿真模型，設置故障模型等效受潮避雷器，并進行仿真。仿真結果表明，正常避雷器及受潮避雷器在溫升分布上存在明顯差異。通過避雷器外表面溫升的變化及整體溫升分布，可檢測避雷器各節的受潮情況，但針對輕度受潮溫升分部差別不大，需采用相關措施提高紅外的檢測精度。相關結論可為后續避雷器組紅外檢測缺陷診斷提供理論依據。

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