高壓電纜接頭防爆保護(hù)裝置的泄能孔優(yōu)化設(shè)計(jì)方法

雷佳成, 楊 鑫, 秦 睿, 仇 煒, 董 盼, 蔣凌峰

(1. 長沙理工大學(xué)電氣與信息工程學(xué)院, 湖南 長沙 410114; 2. 廣東電網(wǎng)有限責(zé)任公司珠海供電局, 廣東 珠海 519000)

1 引言

電力電纜因其傳輸容量大、敷設(shè)簡單等優(yōu)點(diǎn)已經(jīng)成為城市配電網(wǎng)的主導(dǎo)部分[1]。電力電纜附件由于內(nèi)部結(jié)構(gòu)復(fù)雜、現(xiàn)場接頭制作的工藝要求精密,使得電纜接頭部位成為電纜線路的絕緣薄弱環(huán)節(jié)[2,3]。據(jù)不完全統(tǒng)計(jì),超過75%的故障發(fā)生在電纜中間接頭部位[4]。為保證電纜接頭的安全失效模式,需采取在電纜接頭的外層加裝保護(hù)裝置的方式,以起到防爆、防火、滅火作用,避免電纜接頭故障對周圍電纜線路的運(yùn)行造成破壞,影響電力系統(tǒng)的安全穩(wěn)定性。

目前,國內(nèi)外研發(fā)使用的電纜接頭防爆保護(hù)裝置主要分為玻璃鋼型和金屬型,其中金屬型防爆保護(hù)裝置材料以鋁鎂合金為主[5]。玻璃鋼保護(hù)裝置在使用時(shí)通常在裝置內(nèi)灌注環(huán)氧樹脂或聚氨酯組合防水AB軟膠,灌注的固化材料對爆炸沖擊首先進(jìn)行緩沖,使得對殼體的沖擊大為減小,可以達(dá)到防爆的效果[6]。由于玻璃鋼材料的破裂應(yīng)力有限,限制了防爆裝置的防爆強(qiáng)度。

對于35 kV及以上電壓等級,由于載流量大,電壓等級高,短路產(chǎn)生的電弧能量巨大,爆炸沖擊波對保護(hù)裝置的沖擊力強(qiáng),一般應(yīng)采用鋁鎂合金材料的金屬型保護(hù)裝置[7]。鋁鎂合金保護(hù)裝置與電纜接頭之間一般無填充,僅為空氣間隙,爆炸產(chǎn)生的氣體沖擊波被鋁鎂合金殼體阻擋,由于鋁鎂合金材料的高強(qiáng)度和高韌度,使金屬型保護(hù)裝置具有較高的防爆強(qiáng)度。但由于短路電弧有一定的持續(xù)時(shí)間,如果沒有泄能裝置,持續(xù)增大的沖擊波將會對保護(hù)裝置的殼體造成極大的考驗(yàn)[8]。因而,對金屬型保護(hù)裝置來說,設(shè)置合理的泄能孔和泄能方式是實(shí)現(xiàn)其防爆功能的關(guān)鍵。

泄能孔的設(shè)置與裝置內(nèi)部壓力升密切相關(guān)[9],因此,需要在保護(hù)裝置內(nèi)部電纜接頭發(fā)生短路故障時(shí),對電弧的爆炸過程進(jìn)行有效的仿真計(jì)算。文獻(xiàn)[10-12]介紹了開關(guān)柜和開關(guān)設(shè)備內(nèi)部發(fā)生電弧爆炸引起內(nèi)部壓力升的數(shù)值計(jì)算方法,但這些方法對設(shè)備內(nèi)部的局部壓強(qiáng)分布無法體現(xiàn)。文獻(xiàn)[13-15]提出采用基于多物理場耦合的磁流體仿真,精確地搭建電弧放電通道,建立電弧等離子體仿真模型,但其主要針對毫米級電弧的特征分析,對實(shí)際的爆炸沖擊過程體現(xiàn)較少,因而對電弧爆炸保護(hù)應(yīng)用場景有限;因此,需要采取適用的計(jì)算方法,兼顧計(jì)算量和計(jì)算精度。

針對泄能孔的設(shè)計(jì)方法主要集中在泄能孔的開口位置和開口數(shù)量上,對泄能孔的開口尺寸的研究較少。文獻(xiàn)[16]介紹了金屬型保護(hù)裝置泄能孔開口數(shù)量對保護(hù)裝置的影響,綜合防水和防爆性能,提出雙泄能孔為最佳開口方式。文獻(xiàn)[17]設(shè)計(jì)一種彈簧拉緊式高壓電纜接頭防爆裝置,給出的泄能孔建議尺寸為80 mm,但其設(shè)計(jì)模型為二維軸對稱,含有泄能孔的防爆裝置已不滿足軸對稱建模條件,需要建立三維模型。文獻(xiàn)[18]對10 kV電纜接頭防爆裝置的方形泄能孔設(shè)計(jì)方案進(jìn)行了計(jì)算,但僅用公式計(jì)算泄能孔尺寸缺少優(yōu)化設(shè)計(jì)和一定的針對性。因此,迫切需要研究高電壓等級金屬型防爆保護(hù)裝置泄能孔的優(yōu)化設(shè)計(jì)方法;由于35 kV單芯電纜的用量更大,針對35 kV單芯電纜接頭的防爆設(shè)計(jì)鮮有涉及,需給出35 kV單芯電纜接頭防爆裝置的泄能孔設(shè)計(jì)。

綜上,本文在現(xiàn)有電纜接頭保護(hù)裝置的設(shè)計(jì)基礎(chǔ)上,基于溫度場-流體場的多物理場耦合計(jì)算方法[19],運(yùn)用熱源等效理論建立球體等效熱源模型,對保護(hù)裝置內(nèi)部發(fā)生的短路電弧引起的裝置內(nèi)部爆炸沖擊過程進(jìn)行了仿真計(jì)算。根據(jù)防爆保護(hù)裝置泄能孔的優(yōu)化設(shè)計(jì)方法,得到不同泄能孔半徑下的最大壓強(qiáng)分布關(guān)系,并結(jié)合泄壓面積閾值,得到保護(hù)裝置關(guān)鍵部位泄能孔的尺寸最優(yōu)設(shè)計(jì)。以35 kV電壓等級單芯電纜接頭為例,給出了金屬型保護(hù)裝置的泄能孔尺寸,可為35 kV及以上的電纜接頭保護(hù)裝置的泄能孔優(yōu)化設(shè)計(jì)提供理論基礎(chǔ)和方法指導(dǎo)。

2 高壓電纜接頭防爆保護(hù)裝置的泄能孔設(shè)計(jì)方法

2.1 高壓電纜接頭防爆保護(hù)裝置的防爆原理

由于故障短路電弧能量巨大,金屬型高壓電纜接頭防爆保護(hù)裝置廣泛應(yīng)用于35 kV及以上電壓等級電力電纜線路,如圖1和圖2所示。金屬型高壓電纜接頭保護(hù)裝置的防爆功能體現(xiàn)在抗爆和泄能兩個方面:①防爆裝置的金屬外殼承受爆炸沖擊;②防爆裝置的泄能孔快速釋放出爆炸沖擊能量。目前市面上的金屬型防爆保護(hù)裝置材料大多為磁導(dǎo)率較低、電導(dǎo)率較高的鋁鎂合金材料,其抗爆性能較好、渦流損耗較小[20]。

圖1 保護(hù)裝置內(nèi)部結(jié)構(gòu)剖面圖Fig.1 Internal structure profile of protection device

圖2 金屬型保護(hù)裝置實(shí)物圖Fig.2 Physical image of metal protection device

2.2 防爆保護(hù)裝置的泄能孔設(shè)計(jì)基礎(chǔ)

金屬型防爆保護(hù)裝置設(shè)計(jì)的關(guān)鍵在于泄能孔的設(shè)計(jì)[20]。泄能孔的設(shè)計(jì)在于將裝置內(nèi)產(chǎn)生的高溫高壓氣體進(jìn)行及時(shí)有效地泄壓,以減小對裝置主體和電纜接頭的沖擊作用。防爆保護(hù)裝置的壁厚設(shè)計(jì)也與泄能孔的設(shè)計(jì)相關(guān)[21]。

直接開口方式的保護(hù)裝置在開口處安裝有一層薄膜,兼顧防塵、防雜物的功能,爆炸時(shí)很小的沖擊壓力就能沖破防爆膜,以達(dá)到最佳泄能效果。對泄能孔的設(shè)計(jì),主要針對開孔數(shù)量、開孔位置、開孔大小。綜合防水、防爆性能和工藝制造等因素,35 kV及以上電壓等級的金屬型高壓電纜接頭保護(hù)裝置建議采用單向式雙泄能孔設(shè)計(jì)方式。

根據(jù)35 kV及以上電壓等級的電纜接頭故障的解體分析,應(yīng)力錐和半導(dǎo)電層往往是電弧擊穿的部位,容易受到外界的影響而出現(xiàn)故障[22],電纜接頭內(nèi)部的剖面結(jié)構(gòu)如圖3所示。因此,將保護(hù)裝置的泄能孔設(shè)計(jì)在接頭應(yīng)力錐端頭部位,以便最大程度上保證保護(hù)裝置的泄能效果。

圖3 應(yīng)力錐位置Fig.3 Location of stress cone

2.3 泄能孔尺寸大小的設(shè)計(jì)方法

在確定了泄能孔的數(shù)量和位置后,關(guān)鍵需要確定泄能孔的尺寸。為了得到泄能孔尺寸的最優(yōu)結(jié)果,首先需要研究泄能孔尺寸的設(shè)計(jì)原則,再結(jié)合理論和仿真計(jì)算,采用熱源等效方式,基于多物理場耦合的有限元仿真對不同情況下爆炸壓力進(jìn)行計(jì)算,進(jìn)而得到最優(yōu)化的開口尺寸。

2.3.1 泄能孔尺寸的設(shè)計(jì)原則

泄能孔的開口尺寸直接決定了保護(hù)裝置的泄壓能力,從而影響整個裝置的防爆效果,因此設(shè)計(jì)的關(guān)鍵因素在于泄能孔的尺寸確定。由壓力容器的相關(guān)防爆要求,壓力容器的泄壓裝置的設(shè)計(jì)原則如下:

(1)泄壓面積應(yīng)該足夠大以滿足裝置的防爆要求。

(2)泄壓裝置的設(shè)計(jì)應(yīng)當(dāng)防止大量爆炸物泄出,即泄壓面積不易太大。

綜合上述兩個設(shè)計(jì)原則,保護(hù)裝置泄能孔的尺寸設(shè)計(jì)應(yīng)該滿足以上原則,因而需要確定一個最優(yōu)的尺寸,能滿足泄壓要求和減少爆炸噴濺物的功能。

2.3.2 泄能孔尺寸的優(yōu)化方法

(1)泄能孔尺寸閾值的確定方法

按2.3.1節(jié)泄能孔的設(shè)計(jì)原則(1),泄能孔的尺寸需要滿足最小閾值要求。根據(jù)GB/T 15605—2008和NFPA 68∶1988《爆燃泄壓指南》等相關(guān)規(guī)定,密閉容器的防爆必須配備跟容器爆炸類型相匹配的泄壓面積,即閾值面積A。A可由式(1)確定,得到防爆保護(hù)裝置的最小泄能面積,進(jìn)而得到雙泄能孔式防爆保護(hù)裝置的最小開孔尺寸。

(1)

式中,pmax為裝置密閉狀態(tài)下內(nèi)部的最大爆炸壓力;Kmax為電弧爆炸參數(shù)特性值;pred.max為裝置泄能時(shí)的最大泄爆壓力;pstat為泄壓裝置的靜開啟壓力;V為裝置的容積。以鋁鎂合金外殼和防爆膜的防爆強(qiáng)度,一般取Kmax=30,pstat=0.05 MPa。

(2)泄能孔尺寸的優(yōu)化設(shè)計(jì)方法

由2.3.1節(jié)泄能孔的設(shè)計(jì)原則(2)可知,泄能孔的面積也不宜太大,以避免過多的爆炸噴濺物濺出?；诜辣Ｗo(hù)裝置最大壓力和泄能孔大小之間呈指數(shù)函數(shù)遞減的規(guī)律,本文對泄能孔開孔尺寸大小的優(yōu)化設(shè)計(jì),同樣需要通過有限元仿真計(jì)算方法得到,具體的優(yōu)化步驟如下:

(1)通過有限元計(jì)算,得到裝置內(nèi)不同部位壓強(qiáng)分布與開孔半徑間的函數(shù)關(guān)系。

(2)結(jié)合理論計(jì)算得到的泄能孔尺寸閾值和仿真分析的最佳尺寸,最終實(shí)現(xiàn)對泄能孔的開孔尺寸的確定與優(yōu)化。

3 電纜接頭保護(hù)裝置內(nèi)部短路電弧沖擊過程仿真計(jì)算方法

由2.3節(jié)的分析可知,泄能孔大小的確定,仍需要:①裝置密閉狀態(tài)下內(nèi)部的最大爆炸壓力pmax和泄能時(shí)的最大泄爆壓力pred.max;②泄能狀態(tài)下,泄能孔的大小與裝置內(nèi)最大泄爆壓力pred.max之間的函數(shù)關(guān)系,進(jìn)而進(jìn)行閾值確定和優(yōu)化設(shè)計(jì)。而上述數(shù)據(jù)的獲得,需要通過建立實(shí)際有限元仿真模型進(jìn)行仿真計(jì)算得到。

3.1 多物理場耦合方式

電纜接頭發(fā)生短路故障,高溫電弧擊穿絕緣層[22],進(jìn)而引起裝置內(nèi)溫度急劇升高和氣體增多膨脹,隨即保護(hù)裝置開始泄壓;保護(hù)裝置內(nèi)發(fā)生電弧爆炸的泄壓過程中,各物理場之間的耦合關(guān)系如圖4所示。通過前期基于磁流體動力學(xué)仿真計(jì)算得到電弧發(fā)展的能量損耗,將其作為溫度場計(jì)算的熱源載荷輸入。

圖4 耦合作用形式Fig.4 Coupling effect form

3.2 仿真計(jì)算的耦合方程及邊界條件

(1)溫度場控制方程

根據(jù)能量守恒定律,一切傳熱問題都可以用能量守恒方程來描述,而溫度場的目標(biāo)就是求解得到傳熱方程中的溫度T=T(x,y,z,t),溫度T是關(guān)于空間和時(shí)間變化的量。為了求解變量T,就有對應(yīng)的溫度場控制方程組為:

(2)

(3)

(4)

式中,ρ為密度;Q為熱源;Cp為熱容;u為速度場;k為導(dǎo)熱系數(shù);T0為初始溫度;n為邊界法向向量;h為傳熱系數(shù);Text為外部溫度。保護(hù)裝置內(nèi)部空氣初始溫度為293.15 K;保護(hù)裝置外部殼體表面與外界環(huán)境有對流散熱,對流熱通量設(shè)置為不流通空間對流熱通量10 W/(m2·K);熱源等效球體設(shè)為溫度場熱源。

(2)流體場控制方程

流體是連續(xù)介質(zhì)在剪切應(yīng)力下發(fā)生相應(yīng)的變形,流體場是研究流體及其應(yīng)力-應(yīng)變響應(yīng)的物理場,計(jì)算流體力學(xué)的平衡方程分為質(zhì)量守恒方程和動量守恒方程,這兩個方程就構(gòu)成了流體場的Navier-Stokes方程:

(5)

(6)

式中,p為裝置內(nèi)部壓強(qiáng);I為單位向量;F為裝置內(nèi)流體的體積力;τ為裝置殼體所受的應(yīng)力。流體場主要考慮層流的作用,空氣為可壓縮流動,將保護(hù)裝置殼體設(shè)置為壁,泄能孔開口處設(shè)為開放邊界。

(3)非等溫流動及耦合機(jī)制

電纜接頭短路電弧的能量巨大,短時(shí)的氣體溫升大到足以對流場造成實(shí)質(zhì)性的影響,此時(shí)的溫度場和流體場之間通過相互耦合形成非等溫流,非等溫流的耦合方程為:

(7)

溫度場的變化影響著流體場中的材料屬性,而流體的速度場u會影響溫度場傳熱的變化;對應(yīng)在控制方程中就是傳熱方程的溫度T作用于Navier-Stokes方程中的ρ,Navier-Stokes方程中的速度場u用于傳熱方程。

3.3 裝置建模

本文以實(shí)際研發(fā)的35 kV電纜接頭保護(hù)裝置為研究對象建立了三維仿真模型[23]。本文模型中,保護(hù)裝置的殼體采用鋁鎂合金材料,保護(hù)裝置的整體長度為1 600 mm,主體直徑為300 mm,泄能方式為雙泄能孔直接開口方式,由于故障往往發(fā)生在應(yīng)力錐處,因而爆炸熱源設(shè)在裝置內(nèi)部正對泄能孔處。裝置設(shè)計(jì)圖如圖5所示。

圖5 金屬型保護(hù)裝置三維仿真模型Fig.5 3D simulation model of metal protective device

35 kV電纜線路發(fā)生故障后,繼電保護(hù)動作的時(shí)間在130 ms內(nèi),也就是從發(fā)生接地短路故障到繼電保護(hù)動作和切斷故障線路的總時(shí)長為130 ms,因此在計(jì)算過程中選取的電弧能量值為t=0 ms至t=130 ms之間產(chǎn)生的電弧能量值。

根據(jù)標(biāo)準(zhǔn) GB 3096—2006《3.6～40.5 kV 交流金屬封閉開關(guān)設(shè)備和控制設(shè)備》,對35 kV電壓等級電氣設(shè)備燃弧試驗(yàn)的內(nèi)部燃弧電流規(guī)定為31.5 kA。針對燃弧電流為31.5 kA的35 kV電纜接頭短路電弧在130 ms內(nèi)總的電弧能量,按磁流體動力學(xué)模型的計(jì)算結(jié)果為3.98×106J[23,24]。

根據(jù)熱源等效理論,將熱源的復(fù)雜幾何形狀和熱傳遞特性簡化為一個等效的熱源模型,以便于進(jìn)行熱傳遞分析和計(jì)算,使得在同樣的邊界條件下,等效模型和實(shí)際模型的熱行為表現(xiàn)相同。大大簡化熱源模型的建模和計(jì)算,提高分析效率和準(zhǔn)確性。

根據(jù)課題組前期研究發(fā)現(xiàn),高壓電纜接頭的絕緣擊穿電弧發(fā)展通道大致為直徑為2.2 mm,高度為24 mm(絕緣層厚度)的圓柱體通道[24]。因而,將電弧等效為半徑4.4 mm的球體熱源[25],將此作為本文仿真的爆炸熱源輸入。將磁流體電弧模型計(jì)算得到的能量損耗作為熱源載荷,對應(yīng)的電弧能量換算至該球體的體積能量損耗密度為8.58×1013W/m3。

3.4 仿真計(jì)算流程

對于有限元計(jì)算來說,各個物理場之間存在著相互作用和耦合,就需要采用耦合場瞬態(tài)求解方法來進(jìn)行求解,計(jì)算流程如圖6所示。

圖6 計(jì)算流程圖Fig.6 Calculation flow chart

3.5 計(jì)算方法可靠性的試驗(yàn)驗(yàn)證

為了驗(yàn)證本文運(yùn)用的基于多物理場耦合的短路電弧沖擊過程仿真方法的可行性,設(shè)計(jì)了測量爆炸沖擊波的220 kV人工短路燃弧試驗(yàn),并對泄能孔溢出的爆炸沖擊波能進(jìn)行測量對比[26]。

人工短路燃弧試驗(yàn)的電源額定電壓為12 kV、額定電流為50 kA,試驗(yàn)時(shí)間為130 ms。試驗(yàn)設(shè)置的短路連線測試回路如圖7所示。

圖7 人工燃弧試驗(yàn)測試回路圖Fig.7 Artificial arc burning test circuit

高壓電纜接頭燃弧試驗(yàn)過程中記錄的電壓電流波形如圖8所示。

圖8 燃弧電壓電流波形圖Fig.8 Waveform of voltage and current in internal arc test of cable joint

試驗(yàn)針對電弧爆炸產(chǎn)生的沖擊波采用沖擊波超壓傳感器和反射壓力傳感器進(jìn)行監(jiān)測。大電流燃弧試驗(yàn)及傳感器現(xiàn)場布置情況如圖9所示。其中,沖擊波傳感器安裝在距離爆心2.186 m的固定裝置上,反射壓力傳感器采用TP-1MP型反射壓力傳感器,布置在距離爆心1.786 m的固定裝置上。

圖9 爆炸壓力測試的現(xiàn)場布置圖Fig.9 Field layout of explosive wave energy test

通過傳感器的監(jiān)測對從泄能孔噴出的爆炸沖擊波進(jìn)行測量。測試得到的反射壓力監(jiān)測結(jié)果如圖10所示,反射壓力傳感器測量到的反射壓力峰值為0.252 MPa,考慮到反射超壓的放大效應(yīng),依據(jù)理論推算此處的空氣沖擊波超壓為0.31 MPa。

圖10 反射壓力傳感器測試結(jié)果Fig.10 Test results of reflection pressure sensor

為了驗(yàn)證電纜接頭保護(hù)裝置內(nèi)部短路電弧沖擊過程仿真計(jì)算方法的可靠性,按照人工燃弧試驗(yàn)的測量原型進(jìn)行建模,模型如圖11所示。

圖11 爆炸波能測量的仿真模型Fig.11 Simulation model of explosive wave detection

爆源能量按試驗(yàn)電源的等效能量確定,按本文給出的有限元仿真計(jì)算方法得到試驗(yàn)中的測量探頭位置(距離爆心1.768 m)的壓力沖擊波的仿真結(jié)果,如圖12所示。

圖12 爆炸波能檢測仿真結(jié)果圖Fig.12 Simulation results of explosive wave detection

由仿真計(jì)算的爆炸沖擊波能與試驗(yàn)傳感器測量得到的沖擊波能對比可知,仿真得到的爆炸沖擊波能為0.295 MPa和試驗(yàn)得到的0.31 MPa基本相符,偏差小于5%。因而,說明基于溫度場、流體場耦合的有限元仿真計(jì)算可以準(zhǔn)確地模擬電纜接頭短路故障時(shí)裝置內(nèi)部的爆炸沖擊過程。

4 35 kV高壓電纜接頭防爆保護(hù)裝置的泄能孔優(yōu)化設(shè)計(jì)

對于35 kV及以上電壓等級來說,35 kV電纜有單芯和三芯之分,而110 kV和220 kV電纜只有單芯。相對三芯同軸電纜,35 kV單芯電纜的用量更大,針對35 kV單芯電纜接頭的防爆設(shè)計(jì)未見報(bào)道。因此,本文以35 kV單芯電纜接頭鋁鎂合金保護(hù)裝置為計(jì)算實(shí)例,通過上文提出的泄能孔優(yōu)化設(shè)計(jì)的方法,對35 kV保護(hù)裝置泄能孔的開口尺寸進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計(jì)。

4.1 電纜接頭保護(hù)裝置內(nèi)部短路電弧沖擊過程仿真分析

本文的仿真假設(shè)電弧爆炸從t=0時(shí)刻開始,等效熱源持續(xù)向周圍空氣釋放大量能量,裝置內(nèi)氣壓逐漸升高,泄能孔的泄壓作用會一定程度上降低裝置內(nèi)壓強(qiáng)。保護(hù)裝置內(nèi)部發(fā)生電弧短路故障時(shí)的泄壓效果如圖13所示。

圖13 保護(hù)裝置泄能孔泄壓效果圖Fig.13 Pressure relief effect diagram of energy discharge hole of protection device

為了探究泄能孔開口大小對整個裝置的泄壓作用,本文設(shè)置不同半徑大小的泄能孔,探究不同半徑大小的泄能孔的泄壓效果。因此,選取裝置內(nèi)壁作為觀測截線,測出截線處壓強(qiáng)在內(nèi)壁弧長上的分布情況,如圖14所示,其中r為泄能孔半徑。

圖14 不同開口尺寸下壓強(qiáng)隨弧長變化情況Fig.14 Variation of pressure with arc length at different opening sizes

通過對裝置上側(cè)內(nèi)壁在不同泄能孔半徑下壓強(qiáng)大小的對比可以得知:泄能孔位置的壓強(qiáng)遠(yuǎn)低于內(nèi)壁壓強(qiáng),泄能孔的泄壓效果明顯;隨著泄能孔半徑的增加,泄壓效果明顯增強(qiáng),但會逐漸趨于平緩,但尺寸過大同樣會帶來安全隱患。為了找到泄壓效果最好的泄能孔的尺寸,需要對不同半徑下泄能裝置的整體泄能效果進(jìn)行定量分析。

4.2 35 kV金屬型高壓電纜接頭防爆保護(hù)裝置泄壓面積閾值的計(jì)算

4.2.1 最大爆炸壓力pmax

在保護(hù)裝置完全密閉情況下,短路電弧持續(xù)燃燒,裝置內(nèi)氣壓隨之不斷增加,由于斷路器的動作時(shí)間最大為130 ms,選取130 ms內(nèi)裝置內(nèi)壓升作為35 kV電纜接頭短路的最大爆炸壓力。以裝置內(nèi)最大壓強(qiáng)處三維截點(diǎn)作為裝置內(nèi)整體壓強(qiáng)的觀測點(diǎn),觀察到保護(hù)裝置內(nèi)氣體壓力隨時(shí)間變化情況如圖15所示,由圖15可得最大爆炸壓力pmax為0.32 MPa。

圖15 密閉情況下保護(hù)裝置內(nèi)部壓強(qiáng)隨時(shí)間變化圖Fig.15 Variation of internal pressure of protective device with time under airtight condition

4.2.2 最大泄爆壓力pred.max

當(dāng)泄能孔部位的壓力達(dá)到薄膜開啟壓力時(shí),泄能孔開始泄壓。泄能孔泄壓時(shí),裝置內(nèi)的最大壓強(qiáng)隨時(shí)間變化情況如圖16所示。

圖16 泄能孔開啟時(shí)裝置內(nèi)部壓強(qiáng)隨時(shí)間變化圖Fig.16 Diagram of pressure change with time in device with opened discharge hole

由圖16可知,裝置內(nèi)的壓強(qiáng)會因泄能孔的泄壓作用而降低,但短路電弧持續(xù)爆炸燃燒會使壓強(qiáng)不斷升高;綜合之下,減緩了保護(hù)裝置泄能時(shí)壓力上升速率,使保護(hù)裝置內(nèi)的短路電弧爆炸壓力上升至最大值,即最大泄爆壓力pred.max=0.13 MPa。隨爆炸時(shí)間的不斷延續(xù),保護(hù)裝置內(nèi)的壓強(qiáng)持續(xù)降低,如果泄壓面積足夠大,使得泄爆壓力的上升速率下降至零,甚至是負(fù)值,裝置內(nèi)壓強(qiáng)也隨之不斷降低至安全值。

4.2.3 泄壓面積閾值的計(jì)算

將仿真計(jì)算得到短路電弧最大爆炸壓力pmax=0.32 MPa和最大泄爆壓力pred.max=0.13 MPa,代入式(1)計(jì)算得到保護(hù)裝置的泄壓面積閾值為A=0.021 7 m2,對應(yīng)雙孔圓形泄能孔半徑為58.7 mm,后續(xù)的泄能孔尺寸以此閾值作為基礎(chǔ)進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計(jì)。

4.3 泄能孔尺寸的優(yōu)化設(shè)計(jì)

由圖16可以看出,裝置內(nèi)壁壓強(qiáng)從0時(shí)刻開始上升,到t=20 ms時(shí)刻左右達(dá)到最大值,此時(shí)裝置泄能孔的泄能效果等于氣體的膨脹效果。在泄能孔的泄壓作用下,裝置內(nèi)的壓強(qiáng)逐漸減小。因此可以認(rèn)為t=20 ms時(shí)刻為裝置內(nèi)最大壓強(qiáng)出現(xiàn)時(shí)刻。

為了定量分析不同泄能孔尺寸設(shè)計(jì)下保護(hù)裝置內(nèi)最大壓強(qiáng)的變化情況,將裝置內(nèi)壓強(qiáng)最大處—靠近爆源的端頭折線部位作為研究對象,計(jì)算該部位在t=20 ms時(shí)刻的不同半徑下的壓強(qiáng)分布。35 kV高壓電纜保護(hù)裝置的壓強(qiáng)隨半徑變化的擬合曲線如圖17所示。

圖17 最大壓強(qiáng)隨開口半徑變化情況Fig.17 Maximum pressure changes with opening radius

通過軟件對計(jì)算結(jié)果進(jìn)行擬合,得到泄能孔的開孔尺寸與保護(hù)裝置內(nèi)部最大壓強(qiáng)之間的擬合函數(shù)如下:

(8)

令裝置內(nèi)部的最大壓強(qiáng)隨開口半徑變化的變化率|k|為擬合函數(shù)式的斜率。由圖17和式(8)分析可知,開孔半徑由30 mm增大到40 mm時(shí),變化率|k|值由2.23×104降低到6.35×103,降低了一個數(shù)量級,說明此時(shí)裝置內(nèi)部氣體壓強(qiáng)變化程度較大。泄能孔尺寸半徑由60 mm增大至70 mm時(shí),變化率|k|值由1.01×103降低到7.11×102,并且由60 mm往后增大時(shí),變化率|k|變得極其平緩;并且泄能孔達(dá)到60 mm時(shí),裝置內(nèi)的壓強(qiáng)已經(jīng)下降到較低的水平。在該氣體壓強(qiáng)下,爆炸沖擊攜帶固體飛濺物的速度對周圍人員和設(shè)備的威脅大幅減小。

結(jié)合式(1)計(jì)算的泄壓面積所對應(yīng)的泄壓孔半徑閾值為58.7 mm,綜合2.3節(jié)泄能孔的設(shè)計(jì)原則,同時(shí)考慮到保護(hù)裝置加工制作工藝和主體尺寸大小,在泄壓性能的最優(yōu)下,35 kV金屬型保護(hù)裝置泄能孔半徑大小宜設(shè)計(jì)為60 mm。

5 結(jié)論

相對于目前金屬型高壓電纜接頭防爆裝置泄能孔的防爆設(shè)計(jì)缺少理論和優(yōu)化方法,本文提出了基于多物理場耦合仿真與泄壓面積規(guī)程法計(jì)算的閾值尺寸相結(jié)合的優(yōu)化方法。相關(guān)結(jié)論如下:

(1)提出了熱源等效和基于溫度場、流體場相互耦合的有限元計(jì)算方法,對電纜接頭短路電弧爆炸沖擊過程保護(hù)裝置內(nèi)部壓強(qiáng)變化進(jìn)行仿真計(jì)算。并通過大電流燃弧試驗(yàn)與仿真得到的爆炸波能的對比測試,驗(yàn)證了基于溫度場-流體場耦合的多物理場計(jì)算方法仿真電纜接頭電弧爆炸沖擊過程的可行性和準(zhǔn)確性,為電氣設(shè)備的防爆設(shè)計(jì)提供可行的計(jì)算思路。

(2)泄能孔的開口尺寸與裝置內(nèi)的氣體壓強(qiáng)息息相關(guān),針對泄能孔的開孔尺寸與保護(hù)裝置內(nèi)部最大壓強(qiáng)之間的擬合關(guān)系,結(jié)合規(guī)程法計(jì)算的閾值面積A,最終確定保護(hù)裝置的泄能孔的開口尺寸。以35 kV保護(hù)裝置為例,泄能孔的最優(yōu)設(shè)計(jì)尺寸半徑為60 mm。

(3)為35 kV及以上電壓等級的電纜接頭鋁鎂合金型保護(hù)裝置的泄能孔設(shè)計(jì)提供了設(shè)計(jì)思路。35 kV電壓等級的電纜接頭鋁鎂合金型保護(hù)裝置的雙泄能孔的最小優(yōu)化開孔尺寸為60 mm,隨著電壓等級增加,該尺寸值也隨著爆炸程度的增大而增大。