تحلیل کیفیت توان و مدل‌سازی انرژی آرک در قطع‌کننده‌های ۶۰ کیلو ولت

چکیده

تکامل خواص الکتریکی و انرژی آرک‌های الکتریکی در زمان باز شدن پل‌ها در یک قطع‌کننده (CB) با استفاده از مدل‌های ریاضی غیرخطی تشریح می‌شود. بیشتر این مدل‌ها، از نوع ابعادی هستند و قادر به توصیف تعامل بین آرک و شبکه در مرحله قطع نیستند. هدف از این مقاله تعیین انرژی مورد نیاز برای تولید آرک در زمان باز شدن یک قطع‌کننده با ولتاژ بالا به کمک مدل جعبه سیاه است. این مدل به ما اجازه می‌دهد ویژگی‌های ذاتی آرک را به قدرت دمش (خاموش‌کننده) خارجی مرتبط کنیم. همچنین، این مدل حل فوری و پایداری را ارائه می‌دهد که برای استفاده از ابعاد فضایی قطع‌کننده نیازی ندارد. این مدل بر روی یک قطع‌کننده خطی با نتایج تجربی مستند در ادبیات موجود مورد آزمون قرار گرفته است. دو مرحله از تکامل خاموش شدن آرک شناسایی شده‌اند: فاز انرژی ثابت و سپس فاز کاهش انرژی. مدل مبتنی بر Kema، تحلیل دقیق‌تری از خاموش‌شدن پلاسما را ارائه می‌دهد، که نتایج حاصل به خوبی با داده‌های تجربی همخوانی دارد، به طوری که انرژی حرارتی بخش عمده‌ای از آن را تشکیل می‌دهد.

مقدمه

قطع‌کننده‌های الکتریکی با ولتاژ بالا (CB) از اجزای حیاتی برای حفاظت از شبکه‌های الکتریکی به شمار می‌آیند. در هر دو نوع شبکه با ولتاژ پایین و بالا، روش‌های مختلفی برای قطع وجود دارد که از آرک الکتریکی به عنوان روشی برای تخلیه انرژی بهره می‌برند. علاوه بر این، زمان‌های قطع کوتاه، که معمولاً کمتر از چند میلی‌ثانیه هستند، به همراه انرژی بالایی که در زمان تشکیل آرک الکتریکی در قطع‌کننده‌های ولتاژ بالا آزاد می‌شود، اندازه‌گیری‌ها را دشوار و گاه پرهزینه می‌کند. توسعه و ساخت قطع‌کننده‌های HV نیازمند درک دقیقی از مکانیزم‌های انتقال حرارتی است که در هنگام خاموش شدن آرک به وقوع می‌پیوندد. با وجود اهمیت و جذابیت این پدیده‌ها، تنها مقالات محدودی به بررسی آن‌ها پرداخته‌اند.

برای خاموش کردن آرک الکتریکی که در زمان باز شدن یک قطع‌کننده ولتاژ بالا ایجاد می‌شود، تمام انرژی الکترومغناطیسی ذخیره شده در شبکه باید به شکلی کنترل‌شده پراکنده شود. با توجه به این که انرژی بالای ژول که در زمان باز شدن قطع‌کننده آزاد می‌شود، ممکن است به ۳۰۰۰۰ ژول برسد، آرک می‌تواند به مدد دمش قوی یک گاز مناسب سرد شود.

مکانیزم‌های تشکیل آرک الکتریکی

در نتیجه وقوع جریان خطا و با توجه به یک سیستم مکانیکی، الکترودهای قطع‌کننده ولتاژ بالا در یک محفظه خاموش‌کننده از یکدیگر جدا می‌شوند. اما پس از این جداشدگی، آرک بلافاصله شکل می‌گیرد و جریان همچنان ادامه می‌یابد. در حضور یک گاز، این آرک به حالت پلاسما تعامل پیدا می‌کند.

گاز پرکننده معمولاً SF6 است که به دلیل خواص حرارتی و دی‌الکتریک فوق‌العاده‌اش انتخاب شده است. آرک الکتریکی در ناحیه‌ای با چگالی بالا از یون‌ها و الکترون‌ها که ناشی از محیط میان تماس‌ها یا بخارات فلزی از پل‌های قطع‌کننده است، ایجاد می‌شود. نواحی پیوندی که ستون آرک را به تماس‌ها متصل می‌کنند، در دماهای نزدیک به نقطه ذوب فلز قرار دارند؛ بدین ترتیب، انتشار ترموایونیک ممکن است به وقوع بپیوندد.

بنابراین، آرک الکتریکی شامل پلاسما متشکل از گاز یونیزه و بخارات فلزی است.

مدل‌های خاموشی آرک

مدل‌های خاموشی آرک که در منابع [۱۴, ۱۶-۲۰] یافت می‌شوند، همواره بر پایه معادلات ماکسول، قانون اهم و معادلات بقای جرم و انرژی شکل گرفته‌اند. دلالوندر و همکاران [۲۱] یک کد دوبعدی برای شبیه‌سازی فرایند قطع و وصل در قطع‌کننده‌های فشار قوی توسعه دادند. آن‌ها توانستند میدان‌های دما و پتانسیل را به مقادیری نزدیک به نتایج تجربی برسانند. شوریه و همکاران در [۲۲] یک مدل آرک مخصوص قطع و وصل برای قطع‌کننده‌های فشار ضعیف ارائه کردند، در حالی که لیندمایر و همکاران [۲۳] یک مدل سه‌بعدی برای یک قطع‌کننده فشار ضعیف توسعه داده‌اند که حرکت آرک را به‌عنوان تابعی از دما و فشار پیش‌بینی می‌کند. علاوه بر این، گونزالس [۱۴] یک کد تجاری به نام Fluent را برای تحلیل رفتار پلاسمای حرارتی در قطع‌کننده‌های فشار ضعیف تطبیق داده است. کَسی و مِیر، لووک و همکاران [۲۴] و وانگ و همکاران [۲۵] تغییرات دوبعدی دما و رسانایی آرک‌های خاموش‌شونده در هوا و SF6 را مدل‌سازی کرده‌اند. از سوی دیگر، شِیوِیمِیکر و همکاران [۱۸] و گواردادو و همکاران [۱۹] نشان داده‌اند که برای دنبال کردن تکامل ولتاژ آرک در قطع‌کننده‌های فشار قوی، یک مدل صفر بعدی کفایت می‌کند.

توازن انرژی آرک الکتریکی

کتابشناسی غنی درباره انتقال انرژی که در منابع [۲۶-۳۳] موجود است، نشان می‌دهد که مدل‌های انرژی بر پایه معادلات بقای جرم و انرژی استوار هستند.

در این معادله، ρ و H به ترتیب نشان‌دهنده چگالی و آنتالپی پلاسما، v→ سرعت آن، j→ چگالی جریان، B→ القای میدان مغناطیسی، Pray توان تلف‌شده توسط تشعشع و T دمای ترمودینامیکی است.

اندازه‌گیری‌های تجربی نشان داده‌اند که عبارت (j→ Λ B→) که معرف جریان القایی در آرک است، اغلب ناچیز است [۱۴]، مگر در قطع‌کننده‌های خلأ [۳۴]. ظهور آرک الکتریکی با جریان i(t) در لحظه جداسازی کنتاکت‌ها، ولتاژی به نام U(t) ایجاد می‌کند که یک انرژی گرمایی اولیه ژول به اندازه dW را در مدت زمان dt تعیین می‌کند و در نتیجه افزایش دمای بسیار بالایی به وجود می‌آورد. این انرژی به صورت زیر بیان می‌شود:

تعادل انرژی در واحد زمان، یا همان تعادل توان گزارش‌شده به آرک در غیاب مغناطش، با رابطه زیر بیان می‌شود:

در این رابطه، Parc توان الکتریکی کل، PJ توان ژول تأمین‌شده به آرک است که در افزایش دمای آرک نقش دارد، P ظرفیت خنک‌کنندگی ناشی از دمش گاز SF6، PC توان تلف‌شده توسط رسانش گرمایی و Pray توان تلف‌شده توسط تشعشع است.

عبارت PC را می‌توان به‌عنوان تابعی از دمای آرک T و دمای محیط خارجی T0 با رابطه زیر بیان کرد:

که در آن K رسانایی گرمایی آرک و r شعاع آن است.

هرچند ارزیابی این تلفات ضروری است [۳۵, ۳۶]، اما عبارات Pray و PC معمولاً در محاسبات مدل‌های جعبه سیاه نادیده گرفته می‌شوند [۱۸]. برای نمونه، Pray و PC در [۲۱] حدود ۱% برآورد شده‌اند. راچارد و همکاران [۲۹] گزارش کرده‌اند که انرژی گرمایی تلف‌شده توسط رسانش تأثیر متوسطی بر تعادل توان دارد.

رویکرد مدل انرژی جدید

مدل‌های آرک را می‌توان به دو گروه اصلی طبقه‌بندی کرد: مدل‌های فیزیکی که مبتنی بر کدهای هیدرودینامیکی برگرفته از معادلات ناویر-استوکس هستند، و مدل‌های جعبه سیاه که در آن‌ها خواص محلی میانگین‌گیری می‌شود و معادلات حاکم شامل عبارات دیفرانسیلی بر روی متغیرهای مکانی نیستند. به همین دلیل به مدل‌های جعبه سیاه، مدل‌های صفر بعدی می‌گویند که شامل مدل‌های مِیر، کَسی و کما [۱۱, ۱۳] می‌شوند.

برای دنبال کردن انرژی Q که باعث ایجاد آرک در یک قطع‌کننده در طول فاز خاموشی آن می‌شود، فرضیات زیر اتخاذ می‌شود. این فرضیات که توسط چندین نویسنده [۱۱, ۱۳, ۳۷] در مدل‌های صفر بعدی استفاده شده است، به شرح زیر هستند:

• ستون آرک به شکل استوانه‌ای در نظر گرفته می‌شود.
• مقاومت الکتریکی ثابت است و سطح مقطع آرک در طول خاموشی کاهش می‌یابد.
• میدان الکتریکی درون آرک ثابت فرض می‌شود.
• انرژی ایجاد آرک متناسب با سطح پایه آن است.

برای ایجاد یک مدل ساده که بر تشکیل آرک حاکم باشد، باید فرض کرد که رسانایی g تنها به‌عنوان تابعی از انرژی Q که برای این تشکیل آرک استفاده می‌شود، بیان می‌شود.

Q به صورت ماکروسکوپی نشان‌دهنده انرژی یونش پلاسما است [۱۱, ۱۳].

با کمک یک معادله دیفرانسیل، می‌توانیم بنویسیم که تفاوت بین توان الکتریکی تأمین‌شده توسط شبکه (u ⋅ i) و توان خنک‌کنندگی P که توسط دمش تزریق می‌شود، برای ایجاد آرک استفاده می‌شود.

در این معادله، P کل توان خنک‌کنندگی تأمین‌شده به آرک، u ولتاژ آرک، i جریان عبوری از آرک و dt/dQ توان لازم برای ایجاد آرک است. با بیان دیفرانسیل معادله (۵) به‌عنوان تابعی از زمان و با ضرب و تقسیم بر کمیت یکسان dQ، به دست می‌آوریم:

قانون اهم برای یک میدان الکتریکی ثابت E و یک جریان i(t) که از یک آرک با هندسه استوانه‌ای و شعاع R عبور می‌کند، برای مقاومت الکتریکی ρ به صورت زیر است:

رسانایی در واحد طول یک آرک استوانه‌ای را می‌توان به صورت زیر بیان کرد:

که در آن S سطح مقطع ستون آرک است. سپس سطح مقطع آرک را می‌توان نتیجه گرفت:

S = g x ρ

سطح آرک که در فرض کَسی [۲۲] فرض شده است، برای تعیین انرژی Q لازم برای ایجاد آرک استفاده می‌شود:

سپس به دست می‌آید:

بنابراین، داریم:

و با جایگزینی مقدار Cc با Q/S و مقدار g با S/ρ، به دست می‌آوریم:

این معادله را می‌توان با عبارات لگاریتمی بین Q و g جایگزین کرد:

سه مدل صفر بعدی (جعبه سیاه) برای توصیف تکامل عبارت Q از طریق g استفاده می‌شوند. با استفاده از معادله مِیر، عبارت زیر را به دست می‌آوریم:

که در آن P توان دمش بر حسب وات و τ ثابت دیونیزاسیون گاز دمنده (SF6) است.

به طور مشابه، Q را می‌توان با معادله کَسی که با عبارت زیر داده می‌شود، دنبال کرد:

که در آن uc ولتاژ ثابت کَسی است. با استفاده از معادله کما، سپس به دست می‌آید:

که در آن P توان دمش خارجی و P1 یک ضریب تنظیم برابر ۰.۹۹۴۳ است. تکامل متوالی سطح مقطع ستون آرک در شکل ۱ نشان داده شده است.

ارائه شبکه الکتریکی استفاده‌شده

شبکه الکتریکی فشارقوی مورد استفاده برای شبیه‌سازی

شبکه الکتریکی فشارقوی (HV) که برای شبیه‌سازی آرک قطع به کار رفته، در شکل ۲ نشان داده شده است. این روش برای لحاظ کردن پارامترهای خارجی قطع‌کننده (CB) شامل توپولوژی شبکه و بارهای متصل [۳۸، ۳۹] بسیار مناسب است. قطع‌کننده مدل‌سازی شده ویژگی‌هایی مشابه با قطع‌کننده‌ای دارد که توسط Schavemaker و همکاران [۱۸] استفاده شده است؛ یعنی امپدانس طولی شامل مقاومت و راکتانس به ازای واحد طول خط، به همراه دو ادمیتانس عرضی. این شبکه توسط یک نیروی محرکه الکتریکی e = ۶۰ کیلوولت تغذیه می‌شود. مشخصات شبکه به شرح زیر است:

• اندوکتانس (Inductance) L = ۵/۳ × ۱۰^-۳ هنری (H)
• مقاومت (Resistance) R = ۳۰ اهم (Ω)
• ظرفیت خازنی (Capacitance) C = ۶-۱۰ × ۲ فاراد (F)

فرکانس شبکه نیز ۵۰ هرتز (Hz) تنظیم شده است. شکل ۲ نمودار سینوپتیک متلب سیمولینک (Matlab Simulink) از شبکه مورد مطالعه را نشان می‌دهد. تمامی شبیه‌سازی‌ها با استفاده از ابزار SIMpower SYSTEM انجام پذیرفته‌اند.

شکل ۱. رفتار فیزیکی خاموش شدن آرک

شبیه‌سازی (Simulation)

در این پژوهش روی یک قطع‌کننده معمولی SF۶ فشارقوی که در پست‌ها به کار می‌رود تمرکز کرده‌ایم؛ قطع‌کننده‌ای که نتایج تجربی آن در منابع [۱۳، ۱۴، ۱۶-۱۹] [۱۹، ۱۸] [۱۸] در مرجع ‌، نتایج … که در [۱۳] در [۳۸] [۳] در مرجع در [۳]، در … در مرجع در [۳] در. [۳] … [۳] … که در مرجع. [۳] … که در. [۳] … [۳] که … {]، … که در مرجع. [۳] .

شکلنت با in … {این … … که‌شکل کند … {در … که‌شود … {در … {در … {در … {در … {در … {در … {در … {در … {در … {در … {در … {در … {در … {در … {در … {در … {در … {در … {

شکل ۳. بلوک DEE مورد استفاده برای حل مدل مایر (Mayr Model)

زمان باز شدن قطع‌کننده ۰.۰۲ ثانیه (s) تعیین شد. برای جلوگیری از ایجاد اختلال در مدار شبیه‌سازی و ورود سیگنال‌های ناخواسته، از بلوک‌های مناسب استفاده شده است. با استفاده از بلوک Step سیمولینک که مقدار پله‌ای آن با زمان باز شدن قطع‌کننده هماهنگ است، این فرایند شبیه‌سازی شد. بازه زمانی شبیه‌سازی بین ۰ تا ۰.۰۳ ثانیه تنظیم گردید تا امکان مقایسه با نتایج تجربی موجود در منابع فراهم شود. چندین حل‌کننده معادلات دیفرانسیل آزمایش شدند تا بهترین همگرایی جواب حاصل شود و در نهایت حل‌کننده ode45/Matlab با گام زمانی متغیر (variable time step) برای رسیدن به تلورانس نسبی (relative tolerance) ۱۰^-۳ برگزیده شد.

حل معادلات دیفرانسیل مایر (Mayr)، کسی (Cassie) و کوما (Kema) با استفاده از بلوک ویرایشگر معادله دیفرانسیل (DEE) انجام شد. هدایت الکتریکی (conductance) با متغیر x و جریان با عبارت u(۱).exp(x) جایگزین گردید. جواب‌های معادلات در بلوک DEE به صورت جریان‌هایی تولید می‌شوند که سپس به شبکه تزریق می‌گردند. مراحل انجام‌شده برای حل مدل مایر در ادامه ارائه شده است. بدین ترتیب، معادله دیفرانسیل در متغیر u(۲) ضرب شد که برای کنترل زمان باز شدن قطع‌کننده معرفی شده است؛ این متغیر تا پیش از رسیدن زمان باز شدن، سیگنال صفر ارسال می‌کند.

با قرار دادن ln(g) = x، به دست می‌آوریم:

dx/dt = (1/τ) * ( (u(1) * exp(x)) / (P * exp(x) / Q₀ + … ) – 1 ) * u(2)

u(2)=0 برای زمان کمتر از زمان باز شدن قطع‌کننده.

u(2)=1 برای زمان بزرگتر یا مساوی زمان باز شدن قطع‌کننده.

که در آن g هدایت الکتریکی آرک، u(۱) ولتاژ آرک و i جریان آرک است.

سیگنال خروجی تابعی از نوع y = exp(x(۱)) * u(۱) است. برای تبدیل آن به یک جریان قابل استفاده، یک منبع جریان کنترل‌شده (controlled current source) در خروجی بلوک DEE قرار داده شده است. شکل ۳ نمودار حل اتخاذ شده در محیط سیمولینک را نشان می‌دهد.

نتایج و تفسیرها (Results and Interpretations)

تغییرات ولتاژ آرک در SF۶ از طریق سه مدل مایر، کسی و کوما برای τ = ۰.۳ میکروثانیه (μs) در شکل ۴ رسم شده است. تحلیل نتایج نشان می‌دهد که مدل مایر با مدل کوما سازگاری بالایی دارد، در حالی که مدل کسی ولتاژهای ثابت آرک را بازتولید می‌کند. یک پیک ولتاژ حدود ۸۰ کیلوولت (kV) مشاهده می‌شود که ناشی از هم‌پوشانی ولتاژ بازیابی گذرا (TRV) با ولتاژ محاسبه‌شده عددی است و تطابق خوبی با مقادیر تجربی اندازه‌گیری‌شده توسط Schavemeker و همکاران [۱۸] و Guardado و همکاران [۱۹] دارد. این پژوهشگران اندازه‌گیری‌های ولتاژ آرک را هنگام باز شدن یک قطع‌کننده فشارقوی انجام داده‌اند و افزایش ناگهانی ولتاژ را در لحظه باز شدن قطب‌ها نیز مشاهده کرده‌اند. در شکل ۵، انرژی ایجاد آرک در طول خاموش شدن از طریق مدل مایر ارائه شده است. می‌توان کاهش ناگهانی انرژی را در میلی‌ثانیه‌های اول پس از ایجاد آرک مشاهده کرد. شکل منحنی‌های به دست آمده تا حد زیادی به توان خنک‌کنندگی خارجی P وابسته است، به طوری که برای P = ۳۰۹۰۰ وات (W) یک کاهش سریع دیده می‌شود. جواب عددی Q بر اساس مدل کوما برای سه توان مختلف در شکل ۶ ارائه شده است. این شبیه‌سازی دو فاز را در تکامل آرک نشان می‌دهد: در فاز اول، انرژی ایجاد ثابت می‌ماند، در حالی که در فاز دوم، کاهشی در این انرژی مشاهده می‌شود. قابل توجه است که جفت شدن انرژی با مدل کوما بهتر از مدل مایر است. علاوه بر این، از نتایج گزارش‌شده در شکل ۷، به نظر می‌رسد که مدل کسی نیز برای شبیه‌سازی Q چندان مناسب نیست.

شکل ۸ و ۹ نیز گویای همین موضوع‌اند و این نکته را تأیید می‌کنند. شکل ۱۰ نیز در همین زمینه ارائه شده است.

مدل جدید انرژی ایجاد آرک در قطع‌کننده‌های ولتاژ بالا

یک مدل جدید برای انرژی ایجاد آرک در هنگام باز شدن قطع‌کننده‌های ولتاژ بالا توسعه داده شده است که بر پایه فرضیات قابل قبولی استوار است. برای یافتن بهترین پیوند بین انرژی و رسانایی، سه مدل رسانایی (Conductance) پیاده‌سازی و در محیط سیمولینک متلب (Matlab-Simulink) شبیه‌سازی شدند. نتایج شبیه‌سازی‌ها نشان می‌دهد که در مرحله خاموش شدن آرک، انرژی ایجاد آرک کاهش می‌یابد.

روش هیبرید توسعه‌یافته از این مزیت برخوردار است که برای حل دقیق معادلات انرژی به ابعاد فضایی نیاز ندارد. افزون بر این، معادلات آن به سادگی پیاده‌سازی می‌شوند و حل آن‌ها از تمام روش‌های عددی ارائه شده توسط نرم‌افزارهای تجاری سریع‌تر و پایدارتر است.

مدل مبتنی بر Kema در تحلیل برخط (آنلاین) خاموش‌سازی پلاسما دقت بسیار بیشتری نسبت به سایر مدل‌ها دارد. در این مدل، دو مرحله مشخص در تکامل خاموش‌سازی آرک دیده می‌شود: مرحله انرژی ثابت و به دنبال آن مرحله کاهش انرژی. نتایج شبیه‌سازی با داده‌های تجربی همخوانی خوبی نشان می‌دهند، به‌گونه‌ای که انرژی حرارتی سهم غالب را دارد.

منابع

• [1] T. Chmielewski, P. Oramus, M. Szewczyk, T. Kuczek, W. Piasecki, Circuit breaker models for simulations of short-circuit current breaking and slow-front overvoltages in HV systems, Electric Power Systems Research, 143 (2017) 174-181. DOI: 10.1016/j.epsr.2016.10.046
• [2] V. Abbasi, A. Gholami, K. Niayesh, The Effects of SF6-Cu Mixture on the Arc Characteristics in a Medium Voltage Puffer Gas Circuit Breaker due to Variation of Thermodynamic Properties and Transport Coefficients, Plasma Science and Technology, 15 (2013) 586-592. https://doi.org/10.1088/1009-0630/15/6/18
• [3] F. Yang, Y. Wu, M.Z. Rong, H. Sun, A.B. Murphy, Z. Ren, C. Niu, Low-voltage circuit breaker arcs—simulation and measurements J. Phys. D: Appl. Phys. 46 (2013) 273001. https://doi.org/10.1088/0022-3727/46/27/273001
• [4] M. Mürmann, A. Chusov, R. Fuchs, A. Nefedov, H. Nordborg, Modeling and simulation of the current quenching behavior of a line lightning protection device, J. Phys. D: Appl. Phys. 50 (2017) 105203. doi:10.1088/1361-6463/aa560e
• [5] J. Valenta, M. Samohejl, M. Fendrych, P. Kloc, L. Dostál, Diagnostics of Various Phenomena in LV Devices under Real Switching Conditions, Plasma Physics and Technology 4 (2017) 257–260. doi:10.14311/ppt.2017.3.257
• [6] T. Cheng, W. Gao, W. Liu and R. Li, Evaluation method of contact erosion for high voltage SF6 circuit breakers using dynamic contact resistance measurement, Electric Power Systems Research, 163 (2017) 725-732. DOI: 10.1016/j.epsr.2017.08.030
• [7] D. Dufournet, G.F. Montillet, Transient recovery voltages requirements for system source fault interrupting by small generator circuit breakers, IEEE Trans. Power Delivery, 17 (2002) 474-478. DOI: 10.1109/61.997921
• [8] E.A.L. Vianna, A.R. Abaide, L.N. Canha, V. Miranda, Substations SF6 circuit breakers: Reliability evaluation based on equipment condition, Electric Power Systems Research, 142 (2017) 36-46. DOI: 10.1016/j.epsr.2016.08.018
• [9] Y. Wu, H. Sun, Y. Tanaka, K. Tomita, M. Rong, F. Yang, Y. Uesugi, T. Ishijima, X. Wang, Y. Feng, Influence of the gas flow rate on the nonchemical equilibrium N2 arc behavior in a model nozzle circuit breaker, J. Phys. D: Appl. Phys., 49 (2016) 425202. https://doi.org/10.1088/0022-3727/49/42/425202
• [10] Y. Wu, Y. Cui, J. Duan, H. Sun, C. Wang and C. Niu, Influence of arc current and pressure on non-chemical equilibrium air arc behavior, Plasma Science and Technology, 20 (2017) 014021. https://doi.org/10.1088/2058-6272/aa9325
• [11] S. Vacquié, Arc électrique, Techniques de l’Ingénieur, Traité de Génie Electrique D 2870, 1995.
• [12] V. Abbasi, A. Gholami, K. Niayesh, Impact of radial external magnetic field on plasma deformation during contact opening in SF6 circuit breakers, Journal of Physics D: Applied Physics, 45 (2012) 415201. https://doi.org/10.1088/0022-3727/45/41/415201
• [13] CIGRE Working Group 13-01, Applications of Black Box Modelling to Circuit Breaker, Electra, 149 (1993) 41-71.
• [14] J.J. Gonzalez, F. Lago, P. Freton, M. Masquère, X. Franceries, Numerical modelling of an electric arc and its interaction with the anode : Part ii. the three-dimensional model-influence of external forces on the arc column., J. Phys. D : Appl. Phys., 38 (2005) 306–318. https://doi.org/10.1088/0022-3727/38/2/016
• [15] X. Liu, S. Wang, Y. Zhou, Z. Wu, K . Xie, N. Wang, Thermal radiation properties of PTFE plasma, Plasma Science and Technology, 19 (2017) 064012. https://doi.org/10.1088/2058-6272/aa65e8
• [16] A. Ziani, H. Moulai, Extinction properties of electric arcs in high voltage circuit breakers, Journal of Physics D: Applied Physics, 42 (2009) 105205. https://doi.org/10.1088/0022-3727/42/10/105205
• [17] A. Ziani, H. Moulai, 0D Model of thermal exchanges at the opening of an SF6 high voltage circuit breaker, ACTA Press, Proc. of the Int. Conf. on Power and Energy Systems, September 7–9, 2009, Palma de Mallorca, Spain, paper 681-056. http://www.actapress.com/Abstract.aspx?paperId=35434
• [18] P.H. Schavemeker, L. Van der Sluis, An improved Mayr type arc model based on current zero measurement, IEEE Trans. Power Delivery, 15 (2000) 580-584. DOI: 10.1109/61.852988
• [19] J.L. Guardado, S.G. Maximov, E. Melgoza, J.L. Naredo, P. Moreno, An Improved Arc Model Before Current Zero Based on the Combined Mayr and Cassie Arc Models, IEEE Trans. Power Delivery, 20 (2005) 138-142. DOI: 10.1109/TPWRD.2004.837814
• [20] J.B. Belhaouari, Modélisation de l’extinction d’un arc de SF6 hors d’équilibre thermodynamique local, Doctorat thesis, Paul Sabatier university, Toulouse III, France, N°2780, 1997. tel-00003150v2
• [21] O. Simonin, C. Delalondre, P.L. Viollet, Modelling in thermal plasma and electric arc column, Pure and Appl. Chem., 64 (1992) 623–628,. DOI: 10.1351/pac199264050623
• [22] P. Chévrier, M. Barrault, C. Fiévet, J. Maftoul, J.M. Frémillon, Industrial applications of high-, medium- and low-voltage arc modelling. J. Phys. D: Appl. Phys., 30 (1997) 1346–1355. https://doi.org/10.1088/0022-3727/30/9/010

مراجع

[23] M. Lindmayer, E. Marzahn, A. Mutzke, M. Springstubbe, “Low-voltage switching arcs – experiments and modeling,” 15th Symposium on Physics of Switching Arc, Brno, Czech Republic, 2003.

[24] J.J. Lowke, R.E. Voshall, H.C. Ludwing, “Decay of electrical conductance and temperature of arc plasmas,” J Appl. Physics, 44 (1973) 3513–3523. DOI: 10.1063/1.1662795

[25] W.Z. Wang, J.D. Yan, M.Z. Rong, A.B. Murphy, J.W. Spencer, “Theoretical investigation of the decay of an SF6 gas-blast arc using a two-temperature hydrodynamic model,” Journal of Physics D: Applied Physics, 46 (2013) 065203. https://doi.org/10.1088/0022-3727/46/6/065203

[26] M. Razafinimanana, A. Gleizes, F. Mbolidi, S. Vacquié, D. Gravelle, “Experimental study of an SF6 arc in extinction,” J. Phys. D: Appl. Phys, 23 (1990) 1671. https://doi.org/10.1088/0022-3727/23/12/027

[27] J.C. Lee, Y.J. Kim, “SF6 arc plasma modelling for compact and environmental-friendly gas circuit breaker,” Surface and Coatings Technology, 201 (2007) 5641-5645. DOI: 10.1016/j.surfcoat.2006.07.110

[28] A. Ziani, H. Moulai, “Thermal Transfers of SF6 Electrical Arcs in High Voltage Circuit Breakers,” Acta Physica Polonica A, 123 (2012) 241-244. DOI: 10.12693/APhysPolA.123.241

[29] H. Rachard, P. Chévrier, D. Henry, D. Jeandel, “Numerical study of coupled electromagnetic and aerothermodynamic phenomena in circuit breaker electric arc,” Int. J. Heat and Mass Transfer, 42 (1999) 1723-1734. DOI: 10.1016/S0017-9310(98)00110-0

[30] A. Gleizes, A.M. Rahal, H. DeLacroix, P. Van Doan, “Study of a circuit-breaker arc with self-generated flow. I. Energy transfer in the high-current phase,” IEEE Transactions on Plasma Science, 16 (1989) 606 – 614. DOI: 10.1109/27.16548

[31] L. Van Der Sluis, W.R. Rutgers, C.G.A. Koreman, “A Physical Arc Model for the Simulation of Current Zero Behaviour of High-Voltage Circuit Breakers,” IEEE Trans. on Power Delivery, 7 (1992) 1016-1022. DOI: 10.1109/61.127112

[32] N. Osawa, Y. Yoshioka, “Analysis of nozzle ablation characteristics of gas circuit breaker,” IEEE Trans. Power Del., 25 (2003) 810 – 815. DOI: 10.1109/TDC.2003.1335379

[33] I.M. Dudurych, T. J. Gallagher, E. Rosolowski, “Arc effect on single-phase reclosing time of a UHV power transmission line,” IEEE Trans. Power Delivery, 19 (2004) 854-860. DOI: 10.1109/TPWRD.2004.824404

[34] Y. Chen, F. Yang, H. Sun, Y. Wu, C. Niu, M. Rong, “Influence of the axial magnetic field on sheath development after current zero in a vacuum circuit breaker,” Plasma Science and Technology, 19 (2017) 064003. DOI: 10.1088/2058-6272/aa65c8

[35] C. Jan, Y. Cressault, A. Gleizes, K. Bousoltane, “Calculation of radiative properties of SF6–C2F4 thermal plasmas—application to radiative transfer in high-voltage circuit breakers modeling,” Journal of Physics D: Applied Physics, 47 (2014) 5204. DOI: 10.1088/0022-3727/47/1/015204

[36] S. Tsuda, K. Horinouchi, H. Yugami, “Enhancing the radiative heat dissipation from high-temperature SF6 gas plasma by using selective absorbers,” Journal of Physics D: Applied Physics, 50 (2017) 365601. DOI: 10.1088/1361-6463/aa7fd5

[37] A. Ziani, H. Moulai, “Hybrid model of electric arcs in high voltage circuit breakers,” Electric Power Systems Research, 92 (2012) 37-42. DOI: 10.1016/j.epsr.2012.04.021

[38] Joanna Budzisz, “The model of a vacuum circuit breaker for switching on capacitor bank,” Przegląd Elektrotechniczny, ISSN 0033-2097, R. 95 NR 2/2019, doi:10.15199/48.2019.02.31.

[39] Joanna Budzisz, Zbigniew Wróbleski, “The model of a vacuum circuit breaker in MATLAB software for the analysis of overvoltages and overcurrents in capacitive electrical circuits,” Przegląd Elektrotechniczny, ISSN 0033-2097, R. 92 NR2/2016, doi:10.15199/48.2016.02.37

اطلاعات نویسندگان و منبع انتشار

نویسندگان:

• دکتر صالح بلخیر (Dr. Salah Belkhir)، دانشگاه علوم و فناوری هواری بومدین (University of Science and Technology Houari Boumediene)، واقع در باب الزوار، الجزیره ۱۶۰۲۵، الجزائر؛ پست الکترونیکی: belkhir.s@hotmail.com
• پروفسور عبدالرحمن زیانی (Prof. Abderrahmane Ziani)، دانشگاه علوم و فناوری هواری بومدین، باب الزوار، الجزیره ۱۶۰۲۵، الجزائر؛ پست الکترونیکی: ziani08@yahoo.fr
• دکتر حکیم عزیزی (Dr. Hakim Azizi)، دانشگاه زیان عاشور (University Ziane Achour)، جلفا، ۱۷۰۰۰، الجزائر؛ پست الکترونیکی: azizihakimbilal@yahoo.fr
• پروفسور حسین مولای (Prof. Hocine Moulai)، دانشگاه علوم و فناوری هواری بومدین، باب الزوار، الجزیره ۱۶۰۲۵، الجزائر؛ پست الکترونیکی: hmoulai@usthb.dz

منبع و شناسه انتشار: PRZEGLĄD ELEKTROTECHNICZNY، ISSN ۰۰۳۳-۲۰۹۷، R. ۹۸ NR ۱۰/۲۰۲۲. doi:۱۰.۱۵۱۹۹/۴۸.۲۰۲۲.۱۰.۰۹

منتشر شده توسط: PQBlog

مهندس برق

مشاهده پست‌های بیشتر

پرسش‌های متداول

آرک الکتریکی چیست و چه کاربردی دارد؟

آرک الکتریکی یک پدیده طبیعی است که در وقوع جریان‌های شدید به وجود می‌آید و در قطع‌کننده‌های الکتریکی برای تخلیه انرژی استفاده می‌شود.

چگونه انرژی لازم برای خاموش کردن آرک محاسبه می‌شود؟

مدل‌های مختلفی وجود دارد که با توجه به خواص آرک و شرایط محیطی، انرژی لازم را محاسبه می‌کند.

SF6 چه ویژگی‌هایی دارد که از آن به عنوان گاز پرکننده استفاده می‌شود؟

SF6 به خاطر خواص خوب حرارتی و دی‌الکتریک خود، گزینه‌ای مناسب برای گاز پرکننده در قطع‌کننده‌ها است.

منبع: powerquality.blog