金属氧化物限压器压力释放过程热力参数分析

刘羿辰,彭 珑,方泳皓,周 玮,董勤晓,王晨星、马鑫晟,刘慧林

(1.国网冀北电力有限公司电力科学研究院, 北京 100045;2.中国电力科学研究院有限公司,北京 100192)

0 引言

金属氧化物限压器(Metal Oxide Varistor,简称限压器或MOV)是串补装置中重要的过电压保护设备[1-4]。其并联连接在电容器组两端,具有非线性伏安特性,在线路故障导致电容器组电压过高时,呈现低阻状态,可限制电容器组电压过快增长。由于线路短路能量较大,串补限压器组需要较大的容量才能起到限制电容器组电压过快增长的作用,一般多台并联成组运行[5-6]。但当某一个限压器单元存在内部缺陷时,发生贯穿性击穿故障。此时线路电流、电容器组放电电流均从故障的限压器单元中流过,电流能量巨大,在密闭的限压器单元内部所产生瞬时的、极高的热量,使限压器内部气体温度急剧升高、气体体积急剧膨胀,引发限压器压力释放,即限压器发生剧烈的爆炸[7-10]。除限压器产品的型式试验外,国内外尚无相关研究报道。由于限压器故障时内部电流幅值(高达500 kA以上)和能量远远超出型式试验的工况[11-13],试验室不具备此状况下的试验能力,亟需开展限压器在不同工况下的压力释放过程研究。通过瞬态热气流场仿真对其热力参数分析是一种可行的方法。

目前针对瞬态热气流场仿真进行热力分析问题,相关领域学者进行了研究,郭凤仪[14]等人提出了载流滑动摩擦副温度场瞬态特性仿真研究,通过构建仿真模型,计算接触面的温度场瞬态过程,可以看出滑板存在周期性小峰值,初始阶段的接触区温度较高,温度梯度较大,运行后期接触区温度降低。余文杰[15]等人提出了汽车后视镜区域瞬态流场及气动噪声数值仿真,利用分离涡模拟对整车外流场的三维瞬态进行仿真分析,获取车身表面压力脉动,通过构建FW-H声学模型,仿真分析气动噪声,可以看出不同后视镜工况下,后视镜区域瞬态流场的表面压力脉动较大,验证了仿真实验的准确性。但目前,针对串补MOV在100 kA至500 kA不同电流工况下,电弧燃烧造成的密闭空间内空气急剧升温和压力释放过程的研究较少。本研究建立了瞬态热气流场模型,对此过程的热力参数进行了仿真计算和分析。

1 MOV压力释放瞬态热气流场模型

1.1 限压器物理模型

笔者根据国内某串补站的MOV实际结构为建模对象,一种是A-无垫块结构MOV,另一种是改进后B-加垫块结构的MOV,见图1。该MOV结构主要是在原有MOV的顶盖和底板处分别加入垫块。考虑到受力强度和通流要求,该垫块设计为圆柱体,高度为30 mm。

图1 两种结构的MOV外形结构Fig.1 Outer structure of MOV for series capacitor

由于串补MOV的整体为圆柱形的[16-17],且内部气腔主体结构具备二维轴对称特征,综合考虑计算结果有效性及计算量,建立了2D轴对称仿真模型。

MOV压力释放时,法兰内外气体流动的通孔并非轴对称结构,将其按照通流面积相等的原则,换算到2D轴对称模型中,设置在原位置附近,如参数V、N、D,分别对应了法兰从内到外的通流孔以及加装的通流孔的等效尺寸。由于暂态电热过程中,瓷套、法兰和阀片的热传导对MOV内部气体压力和温度的影响微弱,因此将其设置为绝热体,计算范围仅取MOV内部的空气区域,见图2点状填充区域所示。

图2 计算模型简化图Fig.2 Simplified diagram of calculation model

计算模型结构相应的尺寸见表1, 各特征尺寸标识及主要尺寸见图3。

表1 计算模型结构相应的尺寸Table 1 The dimensions of calculation model

图3 计算模型主要尺寸标识(水平放置,单位:mm)Fig.3 The dimensions of calculation model(horizontal placement, unint:mm)

1.2 瞬态热气流场有限元计算原理

对于串补MOV压力释放瞬态流热场的有限元分析,是利用微分方程进行系统计算求解的过程,也是利用变分原理对数值计算的过程[18-20]。能量主要来源于电弧电流的热效应[21-22],由于压力释放过程时间极短,热量主要通过对流和辐射的方式在MOV内部空气中传递。瞬态流热场仿真计算过程中涉及的有限元方程式如下:

用温度T表征的能量守恒方程式为

(1)

流体动量守恒方程式为

(2)

电弧燃烧过程中,等离子体欧姆热S在其能量效应中占据主导地位:

S=J·E

(3)

其中J为电流密度分布,E为电场强度分布。

电流守恒方程式为

(4)

式中,ρ为净电荷密度,J为电流密度分布。

此外,考虑等离子体的热辐射效应方程式为

(5)

式中,qr是电流的热效应通量,对其进行积分可得到SR,即等离子体热辐射的能量损失项。ε和σ分别为表面辐射发射系数和斯忒藩-玻尔兹曼常数,Ai为单位截面自由电荷的通量,Fij为导体电流量,Ti和Tj是温度。

而等离子体能量效应的计算还需考虑电流中的焓SE:

(6)

式中,KB是玻尔兹曼常数,q是电子的电荷量。

因为等离子体电流的特殊性,其辐射主要为连续谱,且成分较为复杂,本计算中近似采用单能谱进行简化处理。所以式(1)中温度源项对应的能源项表示为

ET=S-SR+SE

(7)

式中,S为等离子体电流的欧姆热,SR为等离子体电流的辐射损失,SE为等离子体的焓输运量。

1.3 边界条件设置

在瞬态热气流场有限元模型计算中,设置3种边界条件,分别为

1.4 3种工况下电流及热源功率

为了模拟在型式试验和实际MOV运行工况下电流对MOV压力释放瞬态流热场的影响,本研究采用MOV型式试验、实际故障工况(某串补MOV实际故障电流)和极端工况下(线路短路电流达到63 kA时)的典型电流波形,分别作为仿真计算时电流输入。

图4为MOV型式试验工况(以下简称:工况1)下典型电流波形。图5为故障工况(以下简称:工况2)典型电流波形。图6为极端故障工况(以下简称:工况3)典型电流波形。从图中可知,实际故障工况和极端故障工况电流的幅值约为型式试验工况的5倍左右,达到500 kA以上,频率约3 kHz,但持续时间较短,约3 ms。型式试验电流峰值100 kA左右,持续时间为200 ms,频率50 Hz。

图4 MOV型式试验工况(工况1)典型电流波形Fig.4 The current waveform of MOV under type test condition (condition 1)

图5 故障工况型式(工况2)典型电流波形Fig.5 Typical current waveform under fault condition (condition 2)

图6 极端工况型式(工况3)典型电流波形Fig.6 Typical current waveform under extreme condition (condition 3)

体热源功率输入曲线分别见图7、图8和图9。极端工况功率密度峰值近2 TW/m3,约为型式试验工况的25倍。

图7 MOV型式试验工况(工况1)体热源功率输入曲线Fig.7 Power input curve of solid heat source under MOV type test condition (condition 1)

图8 故障工况型式(工况2)体热源功率输入曲线Fig.8 Power input curve of solid heat source under MOV fault condition (condition 2)

图9 极端工况型式(工况3)体热源功率输入曲线Fig.9 Power input curve of solid heat source under MOV extreme condition (condition 3)

1.5 网格剖分

在利用串补MOV的压力释放瞬态流热场进行仿真时,有限元划分网格划分的大小准确与否直接影响压力释放瞬态流热场的仿真效果[23-27]。

当有限元网格划分过密时,此时对于串补MOV的压力释放瞬态流热场计算更为准确,但同时计算量繁重;当有限元网格划分较为宽时,虽然计算量会随之减少,但是关于串补MOV的压力释放瞬态流热场计算结果不准确。因此,为了保证仿真试验的准确性,可以手动干预有限元网格的划分,通过对最大单元的增长率与曲率分析[28-30],改变网格的大小,根据狭窄区的分辨率改变网格的宽密程度,使最终效果达到最优。二维MOV几何模型较为规整,采用结构网格剖分,网格单元总数约为14万。计算网格局部放大图见图10。

图10 计算网格局部放大图Fig.10 Local enlarged view of computational grid

2 MOV瞬态热力仿真结果分析

采用瞬态可压缩空气模型模拟MOV压力释放过程,并选用Realizable k-epsilon两方程湍流模型开展分析和计算。考虑热辐射和重力作用,热源以能量源的形式通过加载导入。MOV瓷套腔体内初始物理条件压力设置为0.1 MPa,温度288 K,速度为0,壁面设置为绝热边界,出口与外部大气连通,设定一个大气压。各工况计算总时长40 ms。

2.1 MOV瓷壁最大压强

MOV瓷壁最大压强变化曲线见图11,压强峰值统计数据见表2。

表2 不同工况和结构下MOV瓷壁的最大压强Table 2 Maximum pressure of MOV porcelain wall under different working conditions and structures

图11 A、B结构MOV瓷壁最大压强变化曲线图Fig.11 The pressure curve of the MOV′s porcelain wall

A、B结构MOV实际故障电流比型式试验电流下MOV瓷壁上压强高40%和83%,峰值时间从7 ms～9 ms大幅提前至2 ms以内。

3种电流工况下,B-有垫块的MOV比A-无垫块结构的MOV瓷壁所受最高压力峰值分别降低40%,21%和20%。

电弧燃烧30 ms后,瓷壁压强降至接近常压水平。因此,电弧初期30 ms内的电弧能量注入水平对MOV瓷套的影响极大。在这段时间内,故障电流注入瓷套内的能量要远远大于型式试验工况。故障电流下压强的峰值约为型式试验工况的1.6倍。

2.2 MOV顶盖最大压强

A、B结构MOV顶盖最大压强变化曲线见图12,最大压强统计见表3。

表3 不同工况和结构下MOV顶盖的最大压强Table 3 Maximum pressure of MOV top cover under different working conditions and structures

图12 A、B结构MOV顶盖最大压强变化曲线图Fig.12 The pressure curve of MOV top cover

各工况MOV顶盖所受最大压强的总体趋势与瓷壁类似,无论是A结构还是B结构,均是在电弧能量释放初期,随着电弧能量的不断输入而整体增加,经过一段时间后,由于MOV泄压口的压力释放,顶盖所受压强整体呈下降趋势。

A、B结构实际故障电流比型式试验电流下MOV顶盖上压强分别高60%和267%,峰值时间从7 ms～9 ms大幅提前至2 ms以内。

3种电流工况下,B-有垫块的MOV比A-无垫块结构的MOV瓷壁所受最高压力峰值分别降低70%,31%和29%。

2.3 MOV内部温度

MOV内部空气平均温度见图13。

图13 MOV内部的空气平均温度Fig.13 Average air temperature inside MOV

流场温度在电弧能量释放初期,由常温条件受热迅速升高至1万K量级水平,之后随着能量输入的周期变化而存在一致周期的波动。型式试验工况,温度达到10 000 K用时5 ms以上,而实际故障电流下温度达到10 000 K的时间提前至1 ms以内。

3 结论

本研究通过对串补MOV压力释放过程的热力参数进行了有限元分析,建立了A-无垫块和B-有垫块两种结构串补MOV计算模型,对MOV在不同电流工况下、压力释放过程的热力参数分析,结论如下:

1)MOV压力释放过程中,MOV内部压强增大的同时,伴随着空气温度的急剧升高,是MOV瓷套损坏的主要原因。

2)电弧初期30 ms内的电弧能量注入水平对MOV瓷套内部压强的影响极大。在这段时间内,故障电流注入瓷套内的能量要远远大于型式试验工况。

3)相比型式试验工况,实际故障电流下MOV压力释放过程中的内部压强和温度的峰值显著提高,峰值时刻大幅提前,对MOV压力释放不利。

4)MOV加装垫块后,瓷壁和顶盖最大压强显著降低,有利于压力释放性能的改善。

4 展望

串补故障时,MOV故障单元压力释放过程中电流峰值高达数百千安,远超国内外现有试验站的试验能力,难以开展真实工况下的试验研究,而且瞬态压力、压强及温度无法准确地测量。本研究通过瞬态热气流场仿真的方法对串补MOV压力释放过程进行了开创性探索,仿真结果与定性分析结果基本相符,对MOV结构设计改进起到非常重要的作用,有助于提高国内串补MOV、可控避雷器、大容量并联限压吸能装置的可靠性。随着试验技术和测量技术的不断发展,瞬态热气流场仿真模型的不断优化,串补MOV压力释放过程的热力参数分析将愈加准确和精细,并将成为指导电力设备设计及选型的重要依据。