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)會發(fā)生各類故障，而一旦發(fā)生故障往往會造成嚴(yán)重后果。如果故障處有較大的短路電流，其所產(chǎn)生的電弧會燒壞電氣設(shè)備，還可能破壞發(fā)電機(jī)的并列運行穩(wěn)定性，引起電力系統(tǒng)震蕩甚至使整個系統(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)，對其動作正確率的要求更高。因此，對瓦斯繼電器正常事故動作流場數(shù)值模擬分析及誤動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)行重瓦斯事故動作前過程的流場流動三維數(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)用三維計算軟件PROE 的布爾運算功能，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，與實際模型更接近，在節(jié)約計算時間的同時能精確地反映出整個流場的細(xì)節(jié)［2］。瓦斯繼電器整個流場區(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 重瓦斯動作過程及反向油流沖擊

1.2.1 重瓦斯動作

變壓器匝間和層間短路、繞組內(nèi)部斷線及絕緣劣化時，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，中心擋板向油流方向翻轉(zhuǎn)，導(dǎo)致開關(guān)系統(tǒng)動作，發(fā)出跳閘信號［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)瓦斯繼電器流向儲油柜，當(dāng)?shù)退僬蛴土魉俣任催_(dá)到整定值時擋板不動作［6］。壓力升高導(dǎo)致壓力釋放閥門打開時變壓器本體油壓瀉放。壓力釋放閥門位于變壓器主體頂部，而儲油柜的油位遠(yuǎn)高于本體。當(dāng)壓力釋放時儲油柜中的油又經(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導(dǎo)致?lián)醢鍎幼鳎欠聪蛴土鳑_擊下浮子時產(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，如果雙浮子瓦斯繼電器的反向動作啟動值偏低時就可能會在小油流沖擊下導(dǎo)致重瓦斯誤動作。

圖 2 瓦斯繼電器計算模型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警動作時間；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常數(shù)，但在實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，它是隨時間變化的一個變速度。

1.4 數(shù)值計算及結(jié)果

本文對重瓦斯動作前過程（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，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，所以在整個反向油流沖擊過程中下浮球并不會有向下的運動趨勢。

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 個整數(shù)時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。從沖擊動作過程不同時刻各個區(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警，對速度變化不敏感；下浮子部分主要作用于重瓦斯報警，對油流速度變化較敏感。

從圖6 可以看出，隨著時間的推移，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，且擾動強(qiáng)度隨時間變化，則有可能導(dǎo)致反向沖擊過程中重瓦斯誤動作跳閘事故發(fā)生。

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

2 誤動分析

2.1 反向油流沖擊過程對控制點壓力監(jiān)測

反向油流沖擊控制點位置如圖7 所示。在下浮子球體的上表面附近偏離上表面5 mm 處安插了三個點（1、2、3），在下浮子處于重瓦斯動作過程完成狀態(tài)時刻所處位置下表面（對應(yīng)靜油位置上表面三個點的位置）附近偏離下表面5 mm處也安插了三個點（1′、2′、3′）。在反向油流沖擊過程中監(jiān)測若干整數(shù)時刻的壓力并進(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)動力矩系數(shù)反映反向油流沖擊下浮子的動作。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)隨著時間的推移趨于降低，且降低速度越來越快。由此說明，在整個反向油流沖擊過程中，下浮子有保持靜油狀態(tài)時所處位置的能力，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間的推移重瓦斯誤動作的可能性急劇下降。

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

表 1 反向油流沖擊過程控制點壓力分布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1、2、3 處的壓力都低于對應(yīng)控制點1′、2′、3′處的壓力，其中：20 ms 時壓力差最小，點3 處比點3′處低142.6 Pa；100 ms 時壓力差最大，點1 處比點1′處低350.7 Pa。由此可見，在整個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，油壓推動著浮球向重瓦斯動作的反方向運動。由此分析得出，在此過程中重瓦斯誤動作的可能性很小。

3 結(jié) 論

對變壓器瓦斯繼電器事故動作過程進(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，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，且隨著流動時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)所處位置時浮球的上表面附近壓力總是低于重瓦斯動作結(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間而增強(qiáng)。由此表明反向油流沖擊導(dǎo)致重瓦斯誤動作的可能性很小。