Motion Characteristics Analysis of DC Arc on Arcing Horn
-
摘要:
接地极线路是直流输电系统的重要组成部分，是直流系统不平衡电流和大地回流的入地通道. 接地极线路遭遇雷击时，入地电流会在招弧角间隙形成稳定电弧，由于直流电流不存在周期性过零点，直流电弧很难熄灭，进而破坏线路绝缘，严重威胁直流输电系统安全. 针对接地极线路招弧角处于野外开放空间、电弧运动受多场耦合影响的特点，建立了招弧角电弧磁流体动力学二维仿真模型，研究气流速度、方向以及招弧角结构对直流电弧运动特性的影响. 研究表明：招弧角电极电弧主要受电磁力作用沿电极扩张方向运动，通过吹弧和拉伸，降低电弧温度，提高电弧电压，使电弧更利于熄灭；气流环境对电弧动态特性产生较大影响，同方向风速有利于电弧的吹离和疏导；同等风速下，水平方向气流吹弧效果更显著；电极样式对电弧的拉伸有重要影响，同等间隙距离下，双羊角电极对电弧的拉伸作用比单羊角电极更强；在入地电流持续注入的情况下，电弧易重燃，且难以彻底熄灭.
Abstract:Grounding electrode line is an important part of the DC power transmission system, and it is a channel for the unbalanced current and the grounding current in the DC system. When the grounding electrode line is attacked by lightning, the grounding current will form a stable arc in the gap. Since the DC current has no periodic zero crossing point, the DC arc is difficult to extinguish, which damages the line insulation and seriously threatens the safety of the entire system. As the arcing horn of the grounding electrode line is in an open space, and the arc motion is affected by multi-field coupling, a two-dimensional simulation model of the arc horn based on magnetohydrodynamics is built to study the effects of the airflow velocity, direction and the structure of arcing horn on the DC arc motion. The results show that the arc is mainly driven by electromagnetic force and moves along the electrode. Through the arc blowing and stretching, the temperature is reduced, and the voltage is increased, which are beneficial to extinguishing arc. The airflow has a greater influence on the dynamic characteristics of the arc, and the wind speed in the same direction is beneficial to the blowing and dredging of the arc. At the same wind speed, the normal airflow plays a major role in the arc blowing. Electrode types have an important effect on the stretching of the arc. With the same gap distance, the double-horn electrode has a more significant stretching effect on the arc than the single-horn electrode. When the DC ground current is continuously injected, the arc is easy to reignite and difficult to extinguish completely.
-
Key words:
- grounding electrode line /
- arcing horn /
- DC arc /
- magneto hydro dynamics /
- motion characteristics
-
中国经济发展与能源分布极不平衡，负荷中心与能源基地相距遥远，发展大容量、长距离、高电压等级输电方式成为解决这一矛盾的有效方法[1]. 近年来，超特高压直流输电技术快速发展. 截至2021年底，我国已建成特高压（± 800 kV及以上电压等级）直流输电工程18个.
接地极线路是超特高压直流输电系统的重要组成部分，是直流系统不平衡电流入地通道，在直流系统以大地回流方式运行时，则通过与极线电流同等大小的电流. 当直流输电系统处于以上运行方式时，一旦接地极线路遭遇雷击，入地电流会沿着雷电放电通道形成续流，进而破坏线路绝缘，严重威胁直流输电系统安全. 通常情况下，接地极线路在绝缘子串两端安装有招弧角（并联间隙），通过将电弧引向末端使其远离绝缘子串，从而对绝缘子串起到保护作用，以维护直流系统正常运行. 但是，由于直流电流不存在周期性过零点，接地极线路续流形成的电弧很难熄灭，导致实际运行过程中，招弧角两端电弧无法熄灭，进而对线路绝缘子、金具造成严重烧蚀，引发断线、掉串等故障. ±500 kV伊穆直流输电接地极线路和 ±800 kV宾金直流接地极线路均发生过绝缘间隙击穿后未能及时有效熄弧，导致绝缘子、导线烧毁和脱落，严重影响了电力输送通道的正常运转[2-3].
招弧角具有拉长和疏导电弧，从而起到保护绝缘子，进而保护接地极线路的作用，对保证直流输电系统安全可靠运行具有重要意义. 处于开放空间下的招弧角电极直流电弧受电极型式、环境等因素影响，其运动过程极为复杂. 因此，有必要对招弧角电极直流电弧运动特性进行深入研究，解释开放空间长间隙直流电弧运动规律，为改善招弧角导弧和耐烧蚀性能，研制适用于直流系统的招弧角提供支撑，提高我国直流输电系统安全运行水平.
国内外专家学者对于招弧角开展了很多研究工作，比如关于招弧角绝缘配合[4]、招弧角冲击和燃弧试验[5-8]、招弧角结构对电弧运动规律的影响[9-11]、以及招弧角优化设计[12-15]等研究，然而这些研究工作主要针对于交流输电系统，未涉及直流输电系统. 考虑到当前特高压直流输电技术的发展，以及交直流电弧的差异，所以针对接地极线路招弧角电极直流电弧的研究不能直接照搬交流电弧的研究结果.
由于电弧运动是一个耦合热、电、磁、力等多个物理场的复杂过程，仅依靠实验手段无法揭示其背后机理，而且超特高压直流输电系统接地极线路招弧角燃弧试验条件要求较高，通过实验获取接地极招弧角运动特性周期长且不方便. 近年来，随着计算机软件和电弧等离子体数学模型研究工作的不断发展，建模和仿真成为研究电弧的重要手段. 本文针对直流输电系统接地极线路招弧角，开展基于磁流体模型的电弧仿真研究，着重研究了不同气流环境下以及不同结构招弧角电极直流电弧的运动特性.
1. 模型描述
招弧角作为一种保护金具并联安装在绝缘子串两端，以空气为绝缘介质构成保护间隙，间隙的冲击放电特性低于绝缘子串. 当线路遭受雷击，保护间隙击穿放电，电弧在招弧角两端燃烧，并在电动力和热应力等的作用下，通过招弧角电极的延伸引至端部，从而避免对绝缘子的灼烧. 电弧燃弧过程中，其内部各种粒子在热场、流场、电磁场作用下发生强烈的质量、动量和能量反应，将电磁场、热场、流场构建为磁流体动力学方程组进行求解.
1.1 几何模型
本文采用的仿真几何模型如图1所示，其几何尺寸见表1. 采用悬垂式双羊角招弧角电极模型，电极材料为铜，电极最小间隙距离为300 mm，电极夹角为135°，延伸电极长度为400 mm. 电弧空气区域的尺寸为2.5 m×2.5 m，电弧初始长度设置为300 mm.
表 1 仿真模型几何尺寸Table 1. Dimensions of simulation model边界 类别 尺寸/cm AB、DE 电极 25 BC、EF 电极 40 GH、IJ 开放边界 250 GJ、HI 开放边界 250 BE 空气间隙 30 1.2 电弧模型
招弧角电弧燃烧区域处于热力学平衡状态，电弧区域的流动处于层流状态. 基于磁流体动力学理论建立招弧角电弧模型，控制方程包含流体动力学方程、电磁场方程. 其中，流体动力学方程包含质量守恒方程、动量守恒方程与能量守恒方程；采用Maxwell方程组对电磁场进行描述[16].
1.2.1 流体动力学方程
流体动力学方程包含质量守恒方程、动量守恒方程与能量守恒方程.
1） 质量守恒方程
\frac{{\partial \rho }}{{\partial t}} + {\bf{\nabla}} {\text{•}} \left( {\rho {\boldsymbol{u}}} \right) = 0, (1) 式中：ρ为电弧密度；u为流场速度矢量；t为时刻.
2） 动量守恒方程
\rho \frac{{\partial {{\boldsymbol{u}}}}}{{\partial t}} + \rho ( {{\boldsymbol{u}}{\text{•}} \nabla } ){\boldsymbol{u}} = \nabla {\text{•}} ( - p{\boldsymbol{I}} + {\boldsymbol{K}}) +{\boldsymbol{ F}} + \rho {\boldsymbol{g}}, (2) {\boldsymbol{K}} = \mu \left( {\nabla {\boldsymbol{u}} + {{\left( {\nabla {\boldsymbol{u}}} \right)}^{\rm{T}}}} \right) - \frac{2}{3}\mu \left( {\nabla {\text{•}} {\boldsymbol{u}}} \right){\boldsymbol{I}}, (3) 式中：p为压强；I为单位张量；μ为动力黏度；F为洛伦兹力.
3） 能量守恒方程
\rho {C_{\rm{P}}}\frac{{\partial T}}{{\partial t}} + \rho {C_{\rm{P}}}{\boldsymbol{u}} {\text{•}} \nabla T + \nabla {\text{•}} {\boldsymbol{q}} = Q + {q_0} + {Q_{\rm{P}}} + {Q_{{\rm{vd}}}}, (4) {\boldsymbol{q}} = - k\nabla T, (5) 式中：CP为恒压热容；T为温度；k为热导率；Q为焦耳热源；q0为向内热通量；QP为辐射热源；Qvd为黏性耗散.
1.2.2 电磁场方程
电弧等离子体内部发生着复杂的电磁场变化. 通过麦克斯韦方程组，可以计算电位、电流密度和磁矢位之间的耦合，通过式（6）求解得到电位
\varphi .\nabla {\text{•}} \left( {\sigma \nabla \varphi } \right) = 0, (6) 式中：σ为电导率.
电流密度为
\boldsymbol J = - \sigma \nabla \varphi. (7) 本文利用磁矢位计算电弧磁场B，如式（8）和式（9）所示.
\nabla {\text{•}} \left( {\nabla {\boldsymbol{A}}} \right) = - \mu_0\boldsymbol J, (8) {\boldsymbol{B}} = \nabla \times {\boldsymbol{A}} ， (9) 式中：A为磁矢位；μ0为真空磁导率.
1.3 边界条件
招弧角稳定燃弧过程中的招弧角电弧仿真边界条件如下：
1） 对于热边界条件，外部空气域初始温度为293 K，边界GH、IJ、GJ、HI为开放边界.
2） 对于流体流动边界条件，空气区域外部边界CD、DE、EF、FC设置为开放边界.
3） 对于电磁场边界条件，上电极边界A设为电流密度边界，下电极边界D设置为接地. 其中，上电极边界A侧电流密度为
\boldsymbol J = {\boldsymbol I_{\rm{r}}}/{S}, (10) 式中：Ir为电弧电流；S为面积.
2. 仿真结果与分析
采用磁流体动力学建立招弧角电极电弧模型，分别仿真了水平方向气流速度为0、3、5、10 m/s以及斜向45° 气流速度为10 m/s时的招弧角电弧运动特性.
2.1 招弧角电弧运动特性
接地电流为2 000 A，不存在外界气流影响时，电弧运动特性如图2所示. 当招弧角遭受过电压后，电极间隙击穿产生电弧，接地极线路电流通过间隙、金具和杆塔进入大地，形成续流. 电弧形成初期，其形态没有明显变化，弧柱半径较小，接近电极两端温度最高，约为15 000 K，弧柱整体温度约为9 000 K. 随后，电弧向四周扩散，电极间空气被迅速加热，弧柱直径迅速增大.
1） t=20 ms时，弧柱直径较初期有了明显增长，且由于金具、导线以及电弧自身磁场的影响，受到向左的洛伦兹力，弧柱整体向左侧弯曲.
2） t=40 ms时，受电磁力作用弧根已离开初始放电位置，弧柱弯曲程度增大、半径增大，电弧最高温度降至13 000 K.
3） t=60 ms时，弧根运动至电极扩张段，随着电极扩张方向，电弧进一步拉伸变长. 电弧最高温度降至12 000 K，弧柱整体温度继续降低至7 000 K.
4） t=80 ms时，弧柱直径进一步扩张，弧根运动至电极扩张段中点，电弧长度不断增大.
5） t=100 ms时，电弧弧根运动到接近电极末端的位置，弧柱平均温度降低至6 000 K，电弧显著拉长，超过200 cm.
6） t=104 ms时，在洛伦兹力作用下，弧根运动到电极最左端，电弧拉长整体呈“
\subset ”形，弧柱中心水平移动距离超过150 cm. 同时，随着热浮力作用，电弧整体往上飘移.7） t=108 ms时，随着弧柱长度的增长，电弧电压上升，达到5 689 V，如图3所示，为电弧电压（V）和电弧初始位置温度随时间的变化. 从图3中可看到：随着电极初始位置处电流的上升，温度相应升高，进一步增大了这一区域空气的电导率，形成预击穿导电通道.
图 3 电弧电压与电极初始位置温度随时间变化情况Figure 3. Arc voltage and temperature at electrode initial position changing over time8） t=112 ms时，电极间隙再次击穿形成新的放电通道.
通过仿真得到无风情况下不同时刻弧柱沿间隙水平中轴线的温度分布，如图4所示. 可看到：无风情况下，电弧主要受洛伦兹力作用远离间隙. 在这一过程中不断加速，并随着电极的扩张拉长变形，能量通过热传递逸散到空气中. 因此，电弧运动速度逐渐增大，弧柱温度随电弧运动逐渐降低.
图 4 无风情况下不同时刻弧柱温度分布Figure 4. Temperature field distribution of arc column without wind at different time pointst=50 ms前，电弧速度较小，形态变化不大，弧柱没有明显拉长，电压维持在450～600 V；此后，电弧进入电极扩张区，迅速拉长；t=108 ms 时，电压达到5 600 V；t=112 ms时间隙再次击穿，电压迅速下降至500 V以下. 这是由于电弧运动过程中，电弧等离子体无法立即消散，间隙处还残留有电子、离子以及金属蒸汽，导致间隙绝缘强度低于电弧发生前的状态. 随着电弧沿着电极扩张方向拉长变形，电弧电压迅速上升，作用于上、下电极间，以致将间隙重新击穿，形成新的电弧. 新的电弧放电通道与原有电弧等离子体形成并联通路，造成电弧电阻骤降，电弧电压瞬时大幅跌落. 根据图像边缘提取算法计算各时刻电弧长度（L）及电位梯度，如表2所示，可看到：电弧从初始长度30.0 cm增长至505.9 cm，增长达15倍，电位梯度保持在1.1～1.5 V/mm. 根据现有研究，电弧电位梯度范围为1.0～10.0 V/mm，本文计算值与实际相近.
表 2 电弧长度变化Table 2. Arc lengths at different time pointst/ms 电弧电压/
V电弧长度/
cm电位梯度/
（V·mm−1）20 478 30.9 1.5 40 476 36.3 1.3 60 671 53.9 1.2 80 956 89.0 1.1 100 2957 263.2 1.1 110 5409 505.9 1.1 2.2 气流速度对电弧运动特性的影响
水平方向不同气流作用下，电弧运动速度具有明显差别. 如图5所示为电弧电流2 000 A时，风速（v）分别为0、3、5、10 m/s时60 ms时刻电弧温度场分布. 随着风速增大，电弧位移距离越大. 在t=60 ms时，风速为0下电弧弧柱运动距离为25 cm，温度为8 400 K；10 m/s风速下电弧弧根已运动至电极末端，弧柱水平位移达200 cm，且温度降低至7 000 K，如图6所示为不同风速下弧柱沿间隙水平中轴线的温度分布. 随着风速的增大，电弧运动速度越大，温度降低越快，气流的吹弧作用也更为明显，如图7所示. 弧柱和弧根运动速度随风速的增大而增大，但不管有无气流，弧柱运动速度远大于弧根运动速度，如图8和图9所示.
图 5 不同风速下电弧温度分布（t=60 ms）Figure 5. Temperature field distribution of arc under different wind speeds （t=60 ms）
图 6 不同风速下弧柱温度分布（t=60 ms）Figure 6. Temperature field distribution of arc column under different wind speeds （t=60 ms）
图 7 不同风速下弧柱温度随时间变化趋势Figure 7. Variation trend of arc column temperature with time under different wind speeds从图10和图11可看到：同方向下，随着风速增大，电弧长度增长越迅速，电弧电压上升越快，并率先发生重击穿现象，造成电弧重燃. 这是由于风有助于吹弧作用，一方面加速热量扩散，降低电弧温度；另一方面加快电弧拉长过程，迅速提高电弧电压. 但是，由于直流电弧没有自然过零点，在电流持续注入情况下，间隙往往发生重击穿，对电极反复烧蚀.
2.3 气流方向对电弧运动特性的影响
如图12所示为电弧电流2 000 A、45° 斜方向、气流速度为10 m/s情况下的电弧温度分布，与图5相比可知：随着气流方向与电弧运动方向夹角的增大，电弧形态与温度分布发生明显变化，电弧形态更加不规则，阴阳极弧根运动速度存在明显差异，受气流影响上电极弧根速度更快，最先到达电极端点.
图 12 45° 斜方向气流下电弧温度分布Figure 12. Temperature field distribution of arc under oblique airflow of 45°同等风速下，水平方向气流比斜方向气流对电弧的吹弧作用更大，水平方向气流下弧柱温度整体小于斜方向气流下电弧温度，如图13所示. 水平方向气流使电弧电压上升越快，对于电弧的拉伸作用更明显，对于电弧的吹弧效应越明显，如图14所示.
图 13 斜方向和水平方向风速下 弧柱温度对比（v=10 m/s）Figure 13. Comparison of arc column temperature under oblique and horizontal directions of wind speed (v=10 m/s)从图12可以看到：t=40 ms左右电极电弧有明显的弧根跳跃现象，这是由于在斜方向气流作用下，电弧在运动过程中向斜上方弯曲变形，高温游离气体顺着电极扩张方向在电极顶端聚集，降低了电极端部的绝缘强度，电极端部附近空气电导率增大，形成电弧放电通道，新的电弧放电通道与原有电弧等离子体形成并联通路，降低了电弧电阻，延缓了电弧电压上升趋势，随着新的放电通道电流越来越大，最终达到电弧电流大小，形成新的弧根，如图15所示.
图 14 斜方向和水平方向风速下 电弧电压对比（v=10 m/s）Figure 14. Comparison of arc voltage under oblique and horizontal directions of wind speed (v=10 m/s)2.4 电极结构对电弧运行特性影响
同间隙距离情况下，单羊角型电极由于向上扩张，电弧受热浮力作用更为显著. t=30 ms左右，由于热浮力作用，电弧沿着电极方向不断向上运动延伸，使得电极顶端附近温度上升，电导率增大，导致电弧通道和电极发生短路或桥接，引起弧根跳跃，如图16所示.
图 16 单羊角型电极电弧温度分布Figure 16. Temperature field distribution of single-horn electrode arc相比较双羊角型电极，单羊角型电极电弧受热浮力作用，热量扩散更为迅速，弧柱温度总体上较低，如图17所示. 单羊角型电极由于只有一边扩张段，在电弧运动过程中，对电弧的疏导作用不如双羊角型电极，电弧更容易发生弧根跳跃和重燃现象，电弧电压幅值易跌落，电弧拉伸强度较弱，电压增长不如双羊角电极，如图18所示.
图 17 不同电极样式下弧柱温度对比Figure 17. Comparison of arc column temperature under different electrode styles
图 18 不同电极样式下电弧电压对比Figure 18. Comparison of arc voltage under different electrode styles3. 结 论
1） 招弧角电极电弧主要受电磁力作用沿电极扩张方向运动，一方面使电弧远离绝缘子，避免对绝缘子、金具的灼烧；另一方面通过吹弧和拉伸，降低电弧温度，提高电弧电压，使电弧更利于熄灭. 电弧运动到电极端部时间为104 ms，弧柱温度降幅超过1 000 K.
2） 气流对招弧角电极电弧运动特性具有重要影响，同方向风速有利于电弧的吹离和疏导. 10 m/s风速下，电弧运动到电极端部时间为60 ms，弧柱温度降幅超过1 500 K. 风加速电弧能量逸散，气流速度越大，电弧运动速度越高，温度下降越快，对电弧运动的拉伸与疏导作用更强，对电极的烧蚀影响也会越小.
3） 同等风速下，随着气流方向与电弧运动方向夹角的增大，电弧运动形态越不规则，气流偏向的电弧弧根运动速度更快，但水平方向气流对吹弧起主要作用.
4） 电极样式和电极延伸方向对电弧的拉伸有重要影响，同等间隙距离下，双羊角电极对电弧的拉伸作用比单羊角电极更显著，可将电弧拉伸至间隙距离的15倍以上.
5） 在直流电流持续注入的情况下，招弧角间隙易发生重击穿，在电极间隙处产生新的电弧，易对电极进行反复的烧蚀.
-
图 3 电弧电压与电极初始位置温度随时间变化情况
Figure 3. Arc voltage and temperature at electrode initial position changing over time
图 4 无风情况下不同时刻弧柱温度分布
Figure 4. Temperature field distribution of arc column without wind at different time points
图 5 不同风速下电弧温度分布（t=60 ms）
Figure 5. Temperature field distribution of arc under different wind speeds （t=60 ms）
图 6 不同风速下弧柱温度分布（t=60 ms）
Figure 6. Temperature field distribution of arc column under different wind speeds （t=60 ms）
图 7 不同风速下弧柱温度随时间变化趋势
Figure 7. Variation trend of arc column temperature with time under different wind speeds
图 12 45° 斜方向气流下电弧温度分布
Figure 12. Temperature field distribution of arc under oblique airflow of 45°
图 13 斜方向和水平方向风速下 弧柱温度对比（v=10 m/s）
Figure 13. Comparison of arc column temperature under oblique and horizontal directions of wind speed (v=10 m/s)
图 14 斜方向和水平方向风速下 电弧电压对比（v=10 m/s）
Figure 14. Comparison of arc voltage under oblique and horizontal directions of wind speed (v=10 m/s)
图 16 单羊角型电极电弧温度分布
Figure 16. Temperature field distribution of single-horn electrode arc
图 17 不同电极样式下弧柱温度对比
Figure 17. Comparison of arc column temperature under different electrode styles
图 18 不同电极样式下电弧电压对比
Figure 18. Comparison of arc voltage under different electrode styles
表 1 仿真模型几何尺寸
Table 1. Dimensions of simulation model
边界 类别 尺寸/cm AB、DE 电极 25 BC、EF 电极 40 GH、IJ 开放边界 250 GJ、HI 开放边界 250 BE 空气间隙 30 
下载: 导出CSV
表 2 电弧长度变化
Table 2. Arc lengths at different time points
t/ms 电弧电压/
V电弧长度/
cm电位梯度/
（V·mm−1）20 478 30.9 1.5 40 476 36.3 1.3 60 671 53.9 1.2 80 956 89.0 1.1 100 2957 263.2 1.1 110 5409 505.9 1.1
下载: 导出CSV
-
[1] 刘振亚. 特高压交直流电网[M]. 北京: 中国电力出版社, 2013: 136-139. [2] 杨刚,李恒超,谭蓓,等. 层次极限学习机用于高光谱图像预测绝缘子污秽度[J]. 西南交通大学学报,2020,55(3): 579-587. doi: 10.3969/j.issn.0258-2724.20190093YANG Gang, LI Hengchao, TAN Bei, et al. Application of hierarchical extreme learning machine in prediction of insulator pollution degree using hyperspectral images[J]. Journal of Southwest Jiaotong University, 2020, 55(3): 579-587. doi: 10.3969/j.issn.0258-2724.20190093 [3] 刘守豹,皇甫成,余世峰,等. 特高压直流接地极线路过电压研究[J]. 高电压技术,2018,44(7): 2410-2417.LIU Shoubao, HUANGFU Cheng, YU Shifeng, et al. Study on overvoltage of UHV DC grounding line[J]. High Voltage Engineering, 2018, 44(7): 2410-2417. [4] 郑扬亮,冉学彬,刘更生. 直流输电接地极线路招弧角有关问题的分析[J]. 高电压技术,2008,34(7): 1513-1516.ZHENG Yangliang, RAN Xuebin, LIU Gengsheng. Research on arcing horns of HVDC electrode lines[J]. High Voltage Engineering, 2008, 34(7): 1513-1516. [5] 孙秋芹,周志成,刘洋,等. 特高压输电线路潜供电弧的燃弧特性[J]. 高电压技术,2014,40(12): 3895-3901.SUN Qiuqin, ZHOU Zhicheng, LIU Yang, et al. Arcing characteristics of secondary arc of UHV transmission lines[J]. High Voltage Engineering, 2014, 40(12): 3895-3901. [6] 廖一帆,胡传良,唐军,等. 污秽绝缘子安装并联间隙的雷电击穿特性分析[J]. 西南交通大学学报,2018,53(6): 1117-1122. doi: 10.3969/j.issn.0258-2724.2018.06.004LIAO Yifan, HU Chuanliang, TANG Jun, et al. Analysis of lightning breakdown characteristics of contaminated insulators in parallel clearance[J]. Journal of Southwest Jiaotong University, 2018, 53(6): 1117-1122. doi: 10.3969/j.issn.0258-2724.2018.06.004 [7] 陈维江,孙昭英,李国富,等. 110 kV和220 kV架空线路并联间隙防雷保护研究[J]. 电网技术,2006,30(13): 70-75. doi: 10.3321/j.issn:1000-3673.2006.13.013CHEN Weijiang, SUN Zhaoying, LI Guofu, et al. Development of parallel gap lightning protection device for 110 kV and 220 kV overhead lines[J]. Power System Technology, 2006, 30(13): 70-75. doi: 10.3321/j.issn:1000-3673.2006.13.013 [8] 雷潇,曾宏,刘小江,等. 特高压直流接地极线路雷击闪络风险研究[J]. 电瓷避雷器,2017(2): 59-63.LEI Xiao, ZENG Hong, LIU Xiaojiang, et al. Research on the lightning flashover risk of UHVDC electrode lines[J]. Insulators and Surge Arresters, 2017(2): 59-63. [9] 司马文霞,张智,杨庆,等. 110 kV复合绝缘子棒形并联间隙工频电弧疏导过程的试验研究[J]. 中国电机工程学报,2012,32(31): 114-121,226.SIMA Wenxia, ZHANG Zhi, YANG Qing, et al. Experimental research on power frequency arc movement process of 110 kV composite insulators in rod shape parallel gap lightning protection devices[J]. Proceedings of the CSEE, 2012, 32(31): 114-121,226. [10] 司马文霞,谭威,杨庆,等. 基于热浮力–磁场力结合的并联间隙电弧运动模型[J]. 中国电机工程学报,2011,31(19): 138-145.SIMA Wenxia, TAN Wei, YANG Qing, et al. Long AC arc movement model for parallel gap lightning protection device with consideration of thermal buoyancy and magnetic force[J]. Proceedings of the CSEE, 2011, 31(19): 138-145. [11] 谷山强,何金良,陈维江,等. 架空输电线路并联间隙防雷装置电弧磁场力计算研究[J]. 中国电机工程学报,2006,26(7): 140-145. doi: 10.3321/j.issn:0258-8013.2006.07.026GU Shanqiang, HE Jinliang, CHEN Weijiang, et al. Magnetic force computation for the electric arc of parallel gap lightning protection device on overhead transmission lines[J]. Proceedings of the CSEE, 2006, 26(7): 140-145. doi: 10.3321/j.issn:0258-8013.2006.07.026 [12] GODA Y, IWATA M, IKEDA K, et al. Arc voltage characteristics of high current fault arcs in long gaps[J]. IEEE Transactions on Power Delivery, 2000, 15(2): 791-795. doi: 10.1109/61.853021 [13] TERZIJA V, PRESTON G, POPOV M, et al. New static “AirArc” EMTP model of long arc in free air[J]. IEEE Transactions on Power Delivery, 2011, 26(3): 1344-1353. doi: 10.1109/TPWRD.2010.2086082 [14] 陈锡阳,尹创荣,杨挺,等. 110 kV输电线路并联间隙防雷装置的设计与运行[J]. 电力建设,2011,32(6): 57-61.CHEN Xiyang, YIN Chuangrong, YANG Ting, et al. Design and operation on parallel gap lightning protection device of composite insulators for 110 kV overhead transmission line[J]. Electric Power Construction, 2011, 32(6): 57-61. [15] 王巨丰,李世民,闫仁宝,等. 可主动快速熄灭工频续流电弧的灭弧防雷间隙装置设计[J]. 高电压技术,2014,40(1): 40-45.WANG Jufeng, LI Shimin, YAN Renbao, et al. Arc-quenching lightning protection gap for fast extinction of power frequency arcs[J]. High Voltage Engineering, 2014, 40(1): 40-45. [16] 高国强,许潘,魏文赋,等. 带载工况下降弓电弧磁流体建模分析[J]. 高电压技术,2019,45(12): 3916-3923.GAO Guoqiang, XU Pan, WEI Wenfu, et al. Magneto hydrodynamics modeling analysis of arc under lowering pantograph with load condition[J]. High Voltage Engineering, 2019, 45(12): 3916-3923. 期刊类型引用(1)
1. 武稼祥，于丽琴，常东旭，张艺博，朱博，秦聪，葛国伟. 耦合磁吹和触头运动的直流接触器电弧特性研究. 高压电器. 2024(09): 212-220 . 
百度学术其他类型引用(2)
-
下载:
下载:
百度学术
点击查看大图
计量
- 文章访问数: 722
- HTML全文浏览量: 226
- PDF下载量: 29
- 被引次数: 3