趙建利，姚樹華，劉 卓，劉建軍

（1.內(nèi)蒙古電力科學研究院，呼和浩特 010020；2.內(nèi)蒙古自治區(qū)高電壓與絕緣技術企業(yè)重點實驗室，呼和浩特 010020；3.北京化工大學，北京 100029）

0 引言

罐式斷路器[1]是滅弧室處在1 個接地金屬箱中的斷路器，作為重要電力設備，在電力系統(tǒng)中被廣泛應用。套管是罐式斷路器主要部件之一，主要作用是將設備內(nèi)部高低壓引線引到外部、固定引線和作為引線對地絕緣部件，其安全穩(wěn)定運行關系到電網(wǎng)的安全。在500 kV系統(tǒng)中，罐式斷路器套管包括瓷質(zhì)套管和復合套管兩類，其典型結(jié)構(gòu)為雙屏蔽結(jié)構(gòu)和單屏蔽結(jié)構(gòu)[2-4]。雙屏蔽結(jié)構(gòu)套管由均壓環(huán)、中心導體、復合套管（瓷質(zhì)套管）、中間屏蔽、接地屏蔽、絕緣支撐等構(gòu)成。其中，中間屏蔽由鋁質(zhì)材料制作而成，采用懸空設計，不人為施加電壓，起分壓作用，使中心導體和接地屏蔽間的電場均勻分布；接地屏蔽經(jīng)金屬法蘭與大地相連，實現(xiàn)對地等電位。單屏蔽結(jié)構(gòu)只有接地屏蔽而沒有中間屏蔽，雖然單屏蔽套管結(jié)構(gòu)簡單、安裝制作方便、成本較低，但是單屏蔽套管場強較雙屏蔽套管大、難以控制，需進行更加精準的場強分布設計。

目前，為了嚴格控制套管內(nèi)場強過高及分布不均等問題，國內(nèi)外各大生產(chǎn)廠在瓷質(zhì)套管結(jié)構(gòu)參數(shù)設計過程中均利用ANSYS 電磁場仿真軟件對套管內(nèi)部場強分布進行嚴格的仿真計算分析和結(jié)構(gòu)優(yōu)化設計。同樣，對于高壓開關所配瓷質(zhì)套管場強分布問題，國內(nèi)外各高校和研究機構(gòu)也開展了相關建模與仿真計算工作，文獻[5]對套管內(nèi)電場三維分布進行了仿真分析，文獻[6-8]研究了套管內(nèi)電場強度優(yōu)化設計問題，研究成果在斷路器用套管場強設計裕度分析及場強分布對套管安全穩(wěn)定運行影響等方面具有指導意義。

本文以某500 kV 變電站罐式斷路器瓷質(zhì)套管炸裂故障為例，根據(jù)現(xiàn)場采集到的瓷質(zhì)碎塊數(shù)據(jù)，從瓷塊拋射速度計算、瓷質(zhì)套管炸裂能量估算等方面，進行了3D 動態(tài)模擬及仿真計算，為其他類似故障處理提供參考。

1 故障概況

2016-12-17，天氣晴，氣溫-20 ℃以下，某500 kV變電站罐式斷路器V相主變壓器側(cè)瓷質(zhì)套管在防爆膜未破裂、正常運行條件下發(fā)生炸裂，炸裂產(chǎn)生的瓷質(zhì)碎塊散落于周圍60 m范圍內(nèi)，造成多臺電力一次設備受損，嚴重影響了電網(wǎng)安全穩(wěn)定運行。此次故障發(fā)生時，故障斷路器未發(fā)生SF6低氣壓告警且監(jiān)測系統(tǒng)運行正常，設備額定壓力為0.6 MPa，現(xiàn)場只有炸裂拋射的陶瓷碎塊及個別內(nèi)表面釉面燒蝕的瓷塊。

2 炸裂瓷質(zhì)碎塊數(shù)據(jù)測量及拋射速度計算

500 kV 罐式斷路器的日常運維工作依據(jù)相關規(guī)程開展，瓷質(zhì)套管作為斷路器主要部件，其結(jié)構(gòu)尺寸隨斷路器設備制造廠家不同而不同，日常運維工作僅進行傘裙和金屬法蘭粘接部位的外觀檢查。此次炸裂故障事先無征兆，故障原因分析較為困難。從爆炸所需能量角度，對此次套管炸裂原因進行分析，收集故障現(xiàn)場散落的具有典型特征的瓷質(zhì)碎塊，現(xiàn)場共采樣14個點，含方位（粗略估計）、拋射距離（激光測距儀）和碎塊質(zhì)量（電子體重秤）。由于碎塊飛行速度較低，空氣阻力可以忽略且瓷質(zhì)套管基本呈豎直狀態(tài)，所以炸裂碎塊拋射角很小，基本是水平拋射。炸裂套管距離地面高度約為6 m，通過現(xiàn)場勘察瓷質(zhì)碎塊到炸裂點的水平距離，依據(jù)瓷質(zhì)碎塊運動的動力學方程[9-11]，可得各瓷質(zhì)碎塊的水平初速度，其質(zhì)量加權平均速度為22.36 m/s，采集的炸裂現(xiàn)場陶瓷碎塊分布及相關數(shù)據(jù)如表1所示。

表1 炸裂現(xiàn)場陶瓷碎塊分布及相關數(shù)據(jù)

由表1可見，在采樣范圍內(nèi)，5號碎塊最重，位于爆心正北方向；14 號為次重碎塊，位于爆心東南方向。表1中，大于10 kg的陶瓷碎塊共5塊，均位于爆心的東北和東南方向，由此推測套管的炸裂方位可能在套管偏東側(cè)位置。

3 瓷質(zhì)套管炸裂能量估算

3.1 化學炸裂能量估算

依據(jù)空心柱體裝藥的格尼公式[6]，對瓷質(zhì)套管炸裂時所需等效炸藥量（TNT 炸藥當量）進行估算，見式（1）：

式中：V0—瓷質(zhì)套管的加權平均初速，m/s；

M—瓷質(zhì)套管的質(zhì)量，為650～850 kg；

C—炸藥的質(zhì)量，g；

由式（1）計算可得，瓷質(zhì)套管化學炸裂時所需TNT炸藥當量為55～75 g，威力較大，其對應的化學爆炸能量范圍為251～342 kJ（按1 kg TNT 釋放能量4200 kJ計算）。

3.2 物理炸裂能量估算

由文獻[12]可知，氣瓶物理炸裂是瓶內(nèi)氣體由炸裂前的高壓力迅速降至大氣壓的降壓膨脹過程，屬于永久氣體的爆破。由于爆破時間很短，可認為膨脹過程是在絕熱狀態(tài)下進行的，所以永久氣體的爆炸（瓷質(zhì)套管物理炸裂）能量也就是氣體膨脹時所做的功，可由式（2）表示：

式中：E1—氣體膨脹所做的功，kJ；

p—氣體壓力，MPa；

V —瓷瓶容積，m3；

K —SF6氣體的比熱容比。

將p=0.6 MPa，V=0.628 m3，K=1.095 代入式（2），可求得SF6氣體膨脹所做的功，即瓷質(zhì)套管物理炸裂的能量E1=57.1 kJ，遠小于瓷質(zhì)套管碎塊拋射估算的TNT 炸藥當量（251～342 kJ）。因此，可以判定此次瓷質(zhì)套管炸裂不是內(nèi)充高壓SF6氣體的物理爆炸，而應歸屬于化學爆炸。

4 瓷質(zhì)套管炸裂過程3D動態(tài)模擬及仿真計算分析

4.1 炸裂過程3D數(shù)值建模

利用AUTODYN 有限元程序，采用流固耦合方法對內(nèi)部炸藥爆炸條件下瓷質(zhì)套管殼體的破壞過程進行建模。建模過程中，炸藥和空氣（代替SF6氣體）使用歐拉算法，陶瓷使用拉格朗日算法，通過耦合作用建立軸對稱模型如圖1、圖2所示。使用單層網(wǎng)格，在對稱面上施加對稱約束，對整個模型施加厚度方向上的約束，采用cm-g-μs建模。

圖1 模擬炸藥（黃色）、陶瓷（綠色）及空氣（藍色）的有限元爆炸模型

圖2 炸藥（紅色）與瓷質(zhì)套管（綠色）的網(wǎng)格模型

4.2 炸裂過程3D動態(tài)模擬及仿真計算分析

在圖1、圖2 所示模型中，施加激勵模擬瓷質(zhì)套管炸裂過程，瓷質(zhì)套管起爆不同時刻套管殼體的應力和應變分布圖分別如圖3、圖4 所示。圖3（a）為54 ms時應力仿真效果圖、圖3（b）為84 ms時應力仿真效果圖、圖3（c）為230 ms時應力仿真效果圖、圖3（d）為1300 ms 時應力仿真效果圖、圖3（e）為1800 ms 時應力仿真效果圖、圖3（f）為2200 ms 時應力仿真效果圖；圖4（a）為93 ms時應變分布仿真效果圖、圖4（b）為415 ms時應變分布仿真效果圖、圖4（c）為1017 ms時應變分布仿真效果圖、圖4（d）為1330 ms時應變分布仿真效果圖、圖4（e）為1775 ms 時應變分布仿真效果圖、圖4（f）為2200 ms 時應變分布仿真效果圖。

圖4 瓷質(zhì)套管炸裂不同時刻的塑性應變分布圖

由圖3（b）和圖4（a）對比結(jié)果可以看出，沖擊波作用于瓷質(zhì)套管殼體時，壓力最大的位置與應變最大位置并不重疊；由圖3（b）所示結(jié)果可以看出，在距離爆炸中心最近的瓷質(zhì)套管殼體處壓力為零，而圖4（a）顯示該處應力最大且應力分布在殼體外表面，這是由于壓縮波傳播至殼體自由面后形成反射拉伸波，在殼體中形成拉應力的緣故；由圖3（f）和圖4（f）對比結(jié)果可以看出，瓷質(zhì)套管最終破裂產(chǎn)生于拉伸波疊加的位置。上述分析表明瓷質(zhì)套管炸裂是由爆炸產(chǎn)生沖擊波傳播至瓷質(zhì)套管殼體外表面形成的拉應力所致，而非普通的氣體壓力增大膨脹所致[13-17]。

5 結(jié)論

通過對現(xiàn)場采集的瓷質(zhì)碎塊數(shù)據(jù)，從瓷塊拋射速度計算，瓷質(zhì)套管炸裂能量估算和炸裂過程3D動態(tài)模擬及仿真計算，分析了套管炸裂的性質(zhì)和原因，得出以下結(jié)論。

（1）基于套管炸裂能量分析，根據(jù)碎片飛行軌跡，由爆炸力學經(jīng)驗公式推算出瓷質(zhì)套管炸裂威力為55～75 g的TNT當量，威力較大。

（2）從炸裂類型來看，瓷瓶內(nèi)壓產(chǎn)生的物理炸裂能量遠小于實際炸裂能量，可以排除物理炸裂的可能，判斷此次瓷瓶炸裂性質(zhì)屬于化學炸裂。