基于CFD 的瓦斯繼電器反向油流動(dòng)作研究

李勝男，韓冬冬，周 鑫，張思青，蘭 昊

（1. 云南電網(wǎng)公司電力科學(xué)研究院，云南 昆明 650217；2. 昆明理工大學(xué) 冶金與能源工程學(xué)院，云南 昆明 650093）

在生產(chǎn)過程中電力系統(tǒng)會(huì)發(fā)生各類故障，而一旦發(fā)生故障往往會(huì)造成嚴(yán)重后果。如果故障處有較大的短路電流，其所產(chǎn)生的電弧會(huì)燒壞電氣設(shè)備，還可能破壞發(fā)電機(jī)的并列運(yùn)行穩(wěn)定性，引起電力系統(tǒng)震蕩甚至使整個(gè)系統(tǒng)失去穩(wěn)定繼而瓦解。變壓器瓦斯繼電器安裝在變壓器本體與儲(chǔ)油柜之間并用管道連接，它是變壓器的主要保護(hù)原件之一。瓦斯繼電保護(hù)裝置是變壓器系統(tǒng)的重要組成部分，對保證變壓器電力系統(tǒng)的安全經(jīng)濟(jì)運(yùn)行，防止事故發(fā)生和擴(kuò)大起到關(guān)鍵性的作用。由于變壓器電力系統(tǒng)的特殊性，變壓器故障的發(fā)生不可避免。一旦發(fā)生了局部電網(wǎng)和變壓器設(shè)備事故，又得不到有效控制，就會(huì)造成對電網(wǎng)穩(wěn)定的破壞和大面積停電事故?，F(xiàn)代化電網(wǎng)對瓦斯繼電保護(hù)的依賴性很強(qiáng)，對其動(dòng)作正確率的要求更高。因此，對瓦斯繼電器正常事故動(dòng)作流場數(shù)值模擬分析及誤動(dòng)作分析研究有著重要的意義。

目前，有較多研究人員對變壓器重瓦斯誤動(dòng)事故原因進(jìn)行了分析研究，但大多數(shù)都是從電氣角度來分析論證［1］。本文以主變壓器中標(biāo)準(zhǔn)瓦斯繼電器為研究對象，進(jìn)行重瓦斯事故動(dòng)作前過程的流場流動(dòng)三維數(shù)值模擬及反向油流沖擊過程三維數(shù)值模擬，分析反向油流沖擊導(dǎo)致重瓦斯誤動(dòng)作的可能性。

1 數(shù)值模擬

1.1 流場區(qū)域模型及網(wǎng)格模型的建立

本文以德國EMB 公司生產(chǎn)的BF80/10（雙浮子瓦斯繼電器）為研究對象，其三維模型結(jié)構(gòu)如圖1 所示。

圖 1 變壓器重瓦斯繼電器結(jié)構(gòu)示意圖Fig. 1 Schematic diagram of transformer heavy gas relay structure

應(yīng)用三維計(jì)算軟件PROE 的布爾運(yùn)算功能，求差得到瓦斯繼電器流場區(qū)域，如圖2（a）所示。為了獲得更好的網(wǎng)格質(zhì)量和更小的數(shù)值擴(kuò)散，使流場區(qū)域的求解更加精確，將復(fù)雜的流場區(qū)域劃分為若干塊，采用多塊結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，在繼電器上、下浮子的擋板附近及中間一些模型中相當(dāng)不規(guī)則的區(qū)域采用非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格并進(jìn)行加密。大部分區(qū)域采用結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，只有極少數(shù)區(qū)域采用非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，這樣處理的優(yōu)勢是生成的網(wǎng)格質(zhì)量好、數(shù)據(jù)結(jié)構(gòu)簡單且區(qū)域光滑，與實(shí)際模型更接近，在節(jié)約計(jì)算時(shí)間的同時(shí)能精確地反映出整個(gè)流場的細(xì)節(jié)［2］。瓦斯繼電器整個(gè)流場區(qū)域的網(wǎng)格模型如圖2（b）所示，網(wǎng)格數(shù)為1 305 200，為采用非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格的1/5。

1.2 重瓦斯動(dòng)作過程及反向油流沖擊

1.2.1 重瓦斯動(dòng)作

變壓器匝間和層間短路、繞組內(nèi)部斷線及絕緣劣化時(shí)，變壓器內(nèi)部高能放電，電弧使變壓器油快速分解產(chǎn)生氣體，由此產(chǎn)生的壓力波使得強(qiáng)烈的涌流沖向油枕方向。當(dāng)沖擊油路中的擋板位置超過其整定值時(shí)，中心擋板向油流方向翻轉(zhuǎn)，導(dǎo)致開關(guān)系統(tǒng)動(dòng)作，發(fā)出跳閘信號(hào)［3-5］。

1.2.2 反向油流沖擊

變壓器主體內(nèi)由于輕微故障或某些因素導(dǎo)致因主體內(nèi)的壓力升高形成的低速正向油流由變壓器主體經(jīng)瓦斯繼電器流向儲(chǔ)油柜，當(dāng)?shù)退僬蛴土魉俣任催_(dá)到整定值時(shí)擋板不動(dòng)作［6］。壓力升高導(dǎo)致壓力釋放閥門打開時(shí)變壓器本體油壓瀉放。壓力釋放閥門位于變壓器主體頂部，而儲(chǔ)油柜的油位遠(yuǎn)高于本體。當(dāng)壓力釋放時(shí)儲(chǔ)油柜中的油又經(jīng)瓦斯繼電器流向本體，形成反向油流。反向油流沖擊擋板不會(huì)導(dǎo)致?lián)醢鍎?dòng)作，但是反向油流沖擊下浮子時(shí)產(chǎn)生的力矩可導(dǎo)致下浮子向繼電器底部方向發(fā)生轉(zhuǎn)動(dòng)，如果雙浮子瓦斯繼電器的反向動(dòng)作啟動(dòng)值偏低時(shí)就可能會(huì)在小油流沖擊下導(dǎo)致重瓦斯誤動(dòng)作。

圖 2 瓦斯繼電器計(jì)算模型Fig. 2 Gas relay calculation model

1.3 邊界條件設(shè)定

反向小油流沖擊過程通常在100 ms 內(nèi)完成動(dòng)作，即在100 ms 內(nèi)油流速度由0 m·s-1增加至超過整定值，油流為不可壓縮流體［7-8］。

雷諾數(shù)、入口速度計(jì)算式分別為

式中：Re為雷諾數(shù)；ρo為變壓器油的密度；U為入口變速度，當(dāng)U＞ 0.672 m·s-1、Re＞ 2 300時(shí)油流進(jìn)入湍流狀態(tài)，可選擇湍流模型標(biāo)準(zhǔn)k-ε模型）；L為特征長度，此處指瓦斯繼電器入口直徑；μ為變壓器油的動(dòng)力黏度；u為瓦斯繼電器的入口變速度，其在100 ms 內(nèi)由0 m·s-1增加至1 m·s-1；a為加速度，值為10 m·s-2；t為瓦斯繼電器重瓦斯報(bào)警動(dòng)作時(shí)間；y為瓦斯繼電器入口y軸方向坐標(biāo)。

瓦斯繼電器安裝位置如圖3 所示。入口為速度入口，油流速度由油枕向變壓器體方向急劇增加。入口變速度可利用Fluent 軟件中的UDF（用戶自定義函數(shù)）定義邊界條件。在Fluent 軟件的標(biāo)準(zhǔn)模塊中，入口速度只能給定成一個(gè)常數(shù)，但在實(shí)際通道中速度呈拋物線形式分布，所以本文利用UDF 編寫呈拋物線分布的入口變速度的程序段（如圖4 所示）。出口為壓力出口，壓力為大氣壓，變壓器本體內(nèi)壓力為大氣壓。

圖 3 瓦斯繼電器安裝位置Fig. 3 Location of the gas relay

由式（2）可知，法蘭入口壁面處的速度為0 m·s-1, 法蘭中心的速度為v，它是隨時(shí)間變化的一個(gè)變速度。

1.4 數(shù)值計(jì)算及結(jié)果

本文對重瓦斯動(dòng)作前過程（100 ms 內(nèi)速度由0 m·s-1增加至整定值1.5 m·s-1）中的四個(gè)工況的壓力云圖、速度云圖及流線圖進(jìn)行了定性對比分析。

圖5 為y= 0 平面壓力云圖。在瓦斯繼電器變壓器內(nèi)部反向油流動(dòng)作過程中，隨著油流速度的急劇增加，壓力變化也十分明顯。油流速度較小時(shí)，在下浮子附近及瓦斯繼電器出口的下表面附近出現(xiàn)了明顯的低壓區(qū)；隨著油流速度的增加，低壓區(qū)范圍不斷擴(kuò)大，且壓力有所降低，從t= 20 ms 到t= 100 ms 時(shí)低壓區(qū)最低壓力由-1 032 Pa 變至-2 308 Pa，但是下浮子上方壓力變化顯得更平滑些。在油流速度未達(dá)到整定值的前過程中，因下浮子外形結(jié)構(gòu)等因素使下浮子本身的初始動(dòng)作力矩很小，下浮子上方壓力遠(yuǎn)小于下方壓力，所以在整個(gè)反向油流沖擊過程中下浮球并不會(huì)有向下的運(yùn)動(dòng)趨勢。

圖 4 UDF 拋物線形變速度入口程序段Fig. 4 UDF parabolic deformation speed entry block

圖 5 y = 0 平面壓力云圖Fig. 5 y = 0 plane pressure cloud

圖6 為瓦斯繼電器反向油流沖擊數(shù)值模擬過程中的4 個(gè)整數(shù)時(shí)刻的速度渲染云圖及流線圖。從圖可知，在100 ms 內(nèi)的反向油流沖擊過程中，油流沖擊對下浮子的影響比較明顯。從沖擊動(dòng)作過程不同時(shí)刻各個(gè)區(qū)域的速度

變化可以看出，下浮子流域速度變化大，速度梯度較大。上浮子流域速度變化小，梯度也相對較小。這也與上、下浮子的功能相對應(yīng)。上浮子部分主要作用于輕瓦斯報(bào)警，對速度變化不敏感；下浮子部分主要作用于重瓦斯報(bào)警，對油流速度變化較敏感。

從圖6 可以看出，隨著時(shí)間的推移，沖擊油速的增加，下浮子球面上、下部位的流場變化劇烈且越來越復(fù)雜，在下浮球的下表面附近和浮球擋板右上部分出現(xiàn)紊亂區(qū)。且隨著時(shí)間的遷移，渦街的強(qiáng)度越來越大。由于浮球下部渦街的擾動(dòng)，且擾動(dòng)強(qiáng)度隨時(shí)間變化，則有可能導(dǎo)致反向沖擊過程中重瓦斯誤動(dòng)作跳閘事故發(fā)生。

圖 6 速度渲染云圖及流線圖Fig. 6 Speed rendering cloud and streamline graph

2 誤動(dòng)分析

2.1 反向油流沖擊過程對控制點(diǎn)壓力監(jiān)測

反向油流沖擊控制點(diǎn)位置如圖7 所示。在下浮子球體的上表面附近偏離上表面5 mm 處安插了三個(gè)點(diǎn)（1、2、3），在下浮子處于重瓦斯動(dòng)作過程完成狀態(tài)時(shí)刻所處位置下表面（對應(yīng)靜油位置上表面三個(gè)點(diǎn)的位置）附近偏離下表面5 mm處也安插了三個(gè)點(diǎn)（1′、2′、3′）。在反向油流沖擊過程中監(jiān)測若干整數(shù)時(shí)刻的壓力并進(jìn)行對比，結(jié)果如表1 所示。

2.2 反向油流沖擊過程中下浮子力矩變化

在反向油流沖擊過程的數(shù)值模擬過程中，利用Fluent 軟件中監(jiān)測下浮子表面力力矩系數(shù)的變化，并通過下浮子的轉(zhuǎn)動(dòng)力矩系數(shù)反映反向油流沖擊下浮子的動(dòng)作。監(jiān)測數(shù)據(jù)如圖8 所示。反向油流沖擊過程下浮子力矩系數(shù)隨著時(shí)間的推移趨于降低，且降低速度越來越快。由此說明，在整個(gè)反向油流沖擊過程中，下浮子有保持靜油狀態(tài)時(shí)所處位置的能力，產(chǎn)生了向下的回位力，且該回位力隨著時(shí)間的推移變得越來越強(qiáng)。因此，在反向油流沖擊過程中隨時(shí)間的推移重瓦斯誤動(dòng)作的可能性急劇下降。

圖 7 反向油流沖擊控制點(diǎn)位置Fig. 7 Reverse oil flow control point position

表 1 反向油流沖擊過程控制點(diǎn)壓力分布Tab. 1 Reverse oil flow impact process control point pressure distribution table

圖 8 下浮子力矩系數(shù)變化Fig. 8 Under the float torque coefficient change map

從表1 中可知，在反向油流沖擊過程中控制點(diǎn)1、2、3 處的壓力都低于對應(yīng)控制點(diǎn)1′、2′、3′處的壓力，其中：20 ms 時(shí)壓力差最小，點(diǎn)3 處比點(diǎn)3′處低142.6 Pa；100 ms 時(shí)壓力差最大，點(diǎn)1 處比點(diǎn)1′處低350.7 Pa。由此可見，在整個(gè)反向油流沖擊過程中，下浮子上半部分的壓力總體遠(yuǎn)低于下半部分的壓力，上半部分壓力小，下半部分壓力大，油壓推動(dòng)著浮球向重瓦斯動(dòng)作的反方向運(yùn)動(dòng)。由此分析得出，在此過程中重瓦斯誤動(dòng)作的可能性很小。

3 結(jié) 論

對變壓器瓦斯繼電器事故動(dòng)作過程進(jìn)行了模擬仿真，結(jié)果發(fā)現(xiàn)：

（1）當(dāng)變壓器在油流沖擊其下浮子部分時(shí)，由于復(fù)雜的外形結(jié)構(gòu)，下浮球與下浮子擋板的阻隔，在下浮子下方和下浮子擋板的右上方產(chǎn)生渦旋區(qū)，從而產(chǎn)生了負(fù)壓，且低壓區(qū)的最低壓力由-1 032 Pa 變?yōu)?2 308 Pa，且隨著流動(dòng)時(shí)間的推移和速度的增長，漩渦強(qiáng)度增加，負(fù)壓范圍擴(kuò)大。

（2）在反向油流沖擊過程中，下浮子在靜油狀態(tài)所處位置時(shí)浮球的上表面附近壓力總是低于重瓦斯動(dòng)作結(jié)束位置處浮球下表面附近壓力。隨著速度的增加，壓力差也逐漸增大；反向油流沖擊過程中下浮子力矩趨向于使浮子保持在靜油狀態(tài)時(shí)下浮子所處位置，并產(chǎn)生向下的回位力，且該回位力隨著油流時(shí)間而增強(qiáng)。由此表明反向油流沖擊導(dǎo)致重瓦斯誤動(dòng)作的可能性很小。