高壓電纜接頭防爆保護裝置的泄能孔優化設計方法

雷佳成, 楊 鑫, 秦 睿, 仇 煒, 董 盼, 蔣凌峰

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

1 引言

電力電纜因其傳輸容量大、敷設簡單等優點已經成為城市配電網的主導部分[1]。電力電纜附件由于內部結構復雜、現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節[2,3]。據不完全統計,超過75%的故障發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行造成破壞,影響電力系統的安全穩定性。

目前,國內外研發使用的電纜接頭防爆保護裝置主要分為玻璃鋼型和金屬型,其中金屬型防爆保護裝置材料以鋁鎂合金為主[5]。玻璃鋼保護裝置在使用時通常在裝置內灌注環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行緩沖,使得對殼體的沖擊大為減小,可以達到防爆的效果[6]。由于玻璃鋼材料的破裂應力有限,限制了防爆裝置的防爆強度。

對于35 kV及以上電壓等級,由于載流量大,電壓等級高,短路產生的電弧能量巨大,爆炸沖擊波對保護裝置的沖擊力強,一般應采用鋁鎂合金材料的金屬型保護裝置[7]。鋁鎂合金保護裝置與電纜接頭之間一般無填充,僅為空氣間隙,爆炸產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度和高韌度,使金屬型保護裝置具有較高的防爆強度。但由于短路電弧有一定的持續時間,如果沒有泄能裝置,持續增大的沖擊波將會對保護裝置的殼體造成極大的考驗[8]。因而,對金屬型保護裝置來說,設置合理的泄能孔和泄能方式是實現其防爆功能的關鍵。

泄能孔的設置與裝置內部壓力升密切相關[9],因此,需要在保護裝置內部電纜接頭發生短路故障時,對電弧的爆炸過程進行有效的仿真計算。文獻[10-12]介紹了開關柜和開關設備內部發生電弧爆炸引起內部壓力升的數值計算方法,但這些方法對設備內部的局部壓強分布無法體現。文獻[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,對實際的爆炸沖擊過程體現較少,因而對電弧爆炸保護應用場景有限;因此,需要采取適用的計算方法,兼顧計算量和計算精度。

針對泄能孔的設計方法主要集中在泄能孔的開口位置和開口數量上,對泄能孔的開口尺寸的研究較少。文獻[16]介紹了金屬型保護裝置泄能孔開口數量對保護裝置的影響,綜合防水和防爆性能,提出雙泄能孔為最佳開口方式。文獻[17]設計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,但其設計模型為二維軸對稱,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[18]對10 kV電纜接頭防爆裝置的方形泄能孔設計方案進行了計算,但僅用公式計算泄能孔尺寸缺少優化設計和一定的針對性。因此,迫切需要研究高電壓等級金屬型防爆保護裝置泄能孔的優化設計方法;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計鮮有涉及,需給出35 kV單芯電纜接頭防爆裝置的泄能孔設計。

綜上,本文在現有電纜接頭保護裝置的設計基礎上,基于溫度場-流體場的多物理場耦合計算方法[19],運用熱源等效理論建立球體等效熱源模型,對保護裝置內部發生的短路電弧引起的裝置內部爆炸沖擊過程進行了仿真計算。根據防爆保護裝置泄能孔的優化設計方法,得到不同泄能孔半徑下的最大壓強分布關系,并結合泄壓面積閾值,得到保護裝置關鍵部位泄能孔的尺寸最優設計。以35 kV電壓等級單芯電纜接頭為例,給出了金屬型保護裝置的泄能孔尺寸,可為35 kV及以上的電纜接頭保護裝置的泄能孔優化設計提供理論基礎和方法指導。

2 高壓電纜接頭防爆保護裝置的泄能孔設計方法

2.1 高壓電纜接頭防爆保護裝置的防爆原理

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裝置廣泛應用于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裝置的防爆功能體現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裝置材料大多為磁導率較低、電導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 保護裝置內部結構剖面圖Fig.1 Internal structure profile of protection device

圖2 金屬型保護裝置實物圖Fig.2 Physical image of metal protection device

2.2 防爆保護裝置的泄能孔設計基礎

金屬型防爆保護裝置設計的關鍵在于泄能孔的設計[20]。泄能孔的設計在于將裝置內產生的高溫高壓氣體進行及時有效地泄壓,以減小對裝置主體和電纜接頭的沖擊作用。防爆保護裝置的壁厚設計也與泄能孔的設計相關[21]。

直接開口方式的保護裝置在開口處安裝有一層薄膜,兼顧防塵、防雜物的功能,爆炸時很小的沖擊壓力就能沖破防爆膜,以達到最佳泄能效果。對泄能孔的設計,主要針對開孔數量、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裝置建議采用單向式雙泄能孔設計方式。

根據35 kV及以上電壓等級的電纜接頭故障的解體分析,應力錐和半導電層往往是電弧擊穿的部位,容易受到外界的影響而出現故障[22],電纜接頭內部的剖面結構如圖3所示。因此,將保護裝置的泄能孔設計在接頭應力錐端頭部位,以便最大程度上保證保護裝置的泄能效果。

圖3 應力錐位置Fig.3 Location of stress cone

2.3 泄能孔尺寸大小的設計方法

在確定了泄能孔的數量和位置后,關鍵需要確定泄能孔的尺寸。為了得到泄能孔尺寸的最優結果,首先需要研究泄能孔尺寸的設計原則,再結合理論和仿真計算,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行計算,進而得到最優化的開口尺寸。

2.3.1 泄能孔尺寸的設計原則

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

(1)泄壓面積應該足夠大以滿足裝置的防爆要求。

(2)泄壓裝置的設計應當防止大量爆炸物泄出,即泄壓面積不易太大。

綜合上述兩個設計原則,保護裝置泄能孔的尺寸設計應該滿足以上原則,因而需要確定一個最優的尺寸,能滿足泄壓要求和減少爆炸噴濺物的功能。

2.3.2 泄能孔尺寸的優化方法

(1)泄能孔尺寸閾值的確定方法

按2.3.1節泄能孔的設計原則(1),泄能孔的尺寸需要滿足最小閾值要求。根據GB/T 15605—2008和NFPA 68∶1988《爆燃泄壓指南》等相關規定,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,得到防爆保護裝置的最小泄能面積,進而得到雙泄能孔式防爆保護裝置的最小開孔尺寸。

(1)

式中,pmax為裝置密閉狀態下內部的最大爆炸壓力;Kmax為電弧爆炸參數特性值;pred.max為裝置泄能時的最大泄爆壓力;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度,一般取Kmax=30,pstat=0.05 MPa。

(2)泄能孔尺寸的優化設計方法

由2.3.1節泄能孔的設計原則(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裝置最大壓力和泄能孔大小之間呈指數函數遞減的規律,本文對泄能孔開孔尺寸大小的優化設計,同樣需要通過有限元仿真計算方法得到,具體的優化步驟如下:

(1)通過有限元計算,得到裝置內不同部位壓強分布與開孔半徑間的函數關系。

(2)結合理論計算得到的泄能孔尺寸閾值和仿真分析的最佳尺寸,最終實現對泄能孔的開孔尺寸的確定與優化。

3 電纜接頭保護裝置內部短路電弧沖擊過程仿真計算方法

由2.3節的分析可知,泄能孔大小的確定,仍需要:①裝置密閉狀態下內部的最大爆炸壓力pmax和泄能時的最大泄爆壓力pred.max;②泄能狀態下,泄能孔的大小與裝置內最大泄爆壓力pred.max之間的函數關系,進而進行閾值確定和優化設計。而上述數據的獲得,需要通過建立實際有限元仿真模型進行仿真計算得到。

3.1 多物理場耦合方式

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

圖4 耦合作用形式Fig.4 Coupling effect form

3.2 仿真計算的耦合方程及邊界條件

(1)溫度場控制方程

根據能量守恒定律,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是關于空間和時間變化的量。為了求解變量T,就有對應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為導熱系數;T0為初始溫度;n為邊界法向向量;h為傳熱系數;Text為外部溫度。保護裝置內部空氣初始溫度為293.15 K;保護裝置外部殼體表面與外界環境有對流散熱,對流熱通量設置為不流通空間對流熱通量10 W/(m2·K);熱源等效球體設為溫度場熱源。

(2)流體場控制方程

流體是連續介質在剪切應力下發生相應的變形,流體場是研究流體及其應力-應變響應的物理場,計算流體力學的平衡方程分為質量守恒方程和動量守恒方程,這兩個方程就構成了流體場的Navier-Stokes方程:

(5)

(6)

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

(3)非等溫流動及耦合機制

電纜接頭短路電弧的能量巨大,短時的氣體溫升大到足以對流場造成實質性的影響,此時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

本文以實際研發的35 kV電纜接頭保護裝置為研究對象建立了三維仿真模型[23]。本文模型中,保護裝置的殼體采用鋁鎂合金材料,保護裝置的整體長度為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,由于故障往往發生在應力錐處,因而爆炸熱源設在裝置內部正對泄能孔處。裝置設計圖如圖5所示。

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

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

根據標準 GB 3096—2006《3.6～40.5 kV 交流金屬封閉開關設備和控制設備》,對35 kV電壓等級電氣設備燃弧試驗的內部燃弧電流規定為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內總的電弧能量,按磁流體動力學模型的計算結果為3.98×106J[23,24]。

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

根據課題組前期研究發現,高壓電纜接頭的絕緣擊穿電弧發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算得到的能量損耗作為熱源載荷,對應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 仿真計算流程

對于有限元計算來說,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求解方法來進行求解,計算流程如圖6所示。

圖6 計算流程圖Fig.6 Calculation flow chart

3.5 計算方法可靠性的試驗驗證

為了驗證本文運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,設計了測量爆炸沖擊波的220 kV人工短路燃弧試驗,并對泄能孔溢出的爆炸沖擊波能進行測量對比[26]。

人工短路燃弧試驗的電源額定電壓為12 kV、額定電流為50 kA,試驗時間為130 ms。試驗設置的短路連線測試回路如圖7所示。

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

高壓電纜接頭燃弧試驗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

試驗針對電弧爆炸產生的沖擊波采用沖擊波超壓傳感器和反射壓力傳感器進行監測。大電流燃弧試驗及傳感器現場布置情況如圖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 爆炸壓力測試的現場布置圖Fig.9 Field layout of explosive wave energy test

通過傳感器的監測對從泄能孔噴出的爆炸沖擊波進行測量。測試得到的反射壓力監測結果如圖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,依據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果Fig.10 Test results of reflection pressure sensor

為了驗證電纜接頭保護裝置內部短路電弧沖擊過程仿真計算方法的可靠性,按照人工燃弧試驗的測量原型進行建模,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

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

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

由仿真計算的爆炸沖擊波能與試驗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算可以準確地模擬電纜接頭短路故障時裝置內部的爆炸沖擊過程。

4 35 kV高壓電纜接頭防爆保護裝置的泄能孔優化設計

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計未見報道。因此,本文以35 kV單芯電纜接頭鋁鎂合金保護裝置為計算實例,通過上文提出的泄能孔優化設計的方法,對35 kV保護裝置泄能孔的開口尺寸進行優化設計。

4.1 電纜接頭保護裝置內部短路電弧沖擊過程仿真分析

本文的仿真假設電弧爆炸從t=0時刻開始,等效熱源持續向周圍空氣釋放大量能量,裝置內氣壓逐漸升高,泄能孔的泄壓作用會一定程度上降低裝置內壓強。保護裝置內部發生電弧短路故障時的泄壓效果如圖13所示。

圖13 保護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,選取裝置內壁作為觀測截線,測出截線處壓強在內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

通過對裝置上側內壁在不同泄能孔半徑下壓強大小的對比可以得知:泄能孔位置的壓強遠低于內壁壓強,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,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行定量分析。

4.2 35 kV金屬型高壓電纜接頭防爆保護裝置泄壓面積閾值的計算

4.2.1 最大爆炸壓力pmax

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

圖15 密閉情況下保護裝置內部壓強隨時間變化圖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

當泄能孔部位的壓力達到薄膜開啟壓力時,泄能孔開始泄壓。泄能孔泄壓時,裝置內的最大壓強隨時間變化情況如圖16所示。

圖16 泄能孔開啟時裝置內部壓強隨時間變化圖Fig.16 Diagram of pressure change with time in device with opened discharge hole

由圖16可知,裝置內的壓強會因泄能孔的泄壓作用而降低,但短路電弧持續爆炸燃燒會使壓強不斷升高;綜合之下,減緩了保護裝置泄能時壓力上升速率,使保護裝置內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。隨爆炸時間的不斷延續,保護裝置內的壓強持續降低,如果泄壓面積足夠大,使得泄爆壓力的上升速率下降至零,甚至是負值,裝置內壓強也隨之不斷降低至安全值。

4.2.3 泄壓面積閾值的計算

將仿真計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)計算得到保護裝置的泄壓面積閾值為A=0.021 7 m2,對應雙孔圓形泄能孔半徑為58.7 mm,后續的泄能孔尺寸以此閾值作為基礎進行優化設計。

4.3 泄能孔尺寸的優化設計

由圖16可以看出,裝置內壁壓強從0時刻開始上升,到t=20 ms時刻左右達到最大值,此時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,裝置內的壓強逐漸減小。因此可以認為t=20 ms時刻為裝置內最大壓強出現時刻。

為了定量分析不同泄能孔尺寸設計下保護裝置內最大壓強的變化情況,將裝置內壓強最大處—靠近爆源的端頭折線部位作為研究對象,計算該部位在t=20 ms時刻的不同半徑下的壓強分布。35 kV高壓電纜保護裝置的壓強隨半徑變化的擬合曲線如圖17所示。

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

通過軟件對計算結果進行擬合,得到泄能孔的開孔尺寸與保護裝置內部最大壓強之間的擬合函數如下:

(8)

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

結合式(1)計算的泄壓面積所對應的泄壓孔半徑閾值為58.7 mm,綜合2.3節泄能孔的設計原則,同時考慮到保護裝置加工制作工藝和主體尺寸大小,在泄壓性能的最優下,35 kV金屬型保護裝置泄能孔半徑大小宜設計為60 mm。

5 結論

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計缺少理論和優化方法,本文提出了基于多物理場耦合仿真與泄壓面積規程法計算的閾值尺寸相結合的優化方法。相關結論如下:

(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算方法,對電纜接頭短路電弧爆炸沖擊過程保護裝置內部壓強變化進行仿真計算。并通過大電流燃弧試驗與仿真得到的爆炸波能的對比測試,驗證了基于溫度場-流體場耦合的多物理場計算方法仿真電纜接頭電弧爆炸沖擊過程的可行性和準確性,為電氣設備的防爆設計提供可行的計算思路。

(2)泄能孔的開口尺寸與裝置內的氣體壓強息息相關,針對泄能孔的開孔尺寸與保護裝置內部最大壓強之間的擬合關系,結合規程法計算的閾值面積A,最終確定保護裝置的泄能孔的開口尺寸。以35 kV保護裝置為例,泄能孔的最優設計尺寸半徑為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裝置的泄能孔設計提供了設計思路。35 kV電壓等級的電纜接頭鋁鎂合金型保護裝置的雙泄能孔的最小優化開孔尺寸為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。