閆晨光，徐 徹，曹 培，高 凱，朱述友，衛(wèi)譽(yù)洲，武炬臻，李凌南

(1.西安交通大學(xué)電氣工程學(xué)院，陜西 西安 710049； 2.國網(wǎng)上海市電力公司電力科學(xué)研究院，上海 200437； 3.北京中瑞和電氣有限公司，北京 101300； 4.國網(wǎng)經(jīng)濟(jì)技術(shù)研究院有限公司，北京 102209)

1 引言

變壓器是電力系統(tǒng)中的關(guān)鍵設(shè)備之一，其可靠性和穩(wěn)定性很大程度上影響著電網(wǎng)的安全[1,2]。機(jī)械式瓦斯保護(hù)由于其能夠直接、全面地反映被保護(hù)設(shè)備的運(yùn)行狀態(tài)且靈敏度較高，一直作為變壓器的主保護(hù)使用[3]。然而，近年來裝設(shè)有瓦斯保護(hù)的大容量、高電壓等級(jí)油浸式電力設(shè)備在內(nèi)部電弧故障下起火、爆炸事故時(shí)有發(fā)生，造成嚴(yán)重經(jīng)濟(jì)損失的同時(shí)威脅電力系統(tǒng)安全可靠運(yùn)行，機(jī)械式瓦斯繼電器的保護(hù)性能受到質(zhì)疑?；诖?，有必要探究瓦斯繼電器在故障油流沖擊下的暫態(tài)動(dòng)作過程，揭示瓦斯繼電器可能存在的性能或結(jié)構(gòu)缺陷。

國內(nèi)外對(duì)瓦斯繼電器擋板動(dòng)作機(jī)理的研究相對(duì)較少，關(guān)于瓦斯繼電器的文獻(xiàn)多是具體故障原因的分析。萬書亭、韋教玲等學(xué)者分析了瓦斯繼電器的結(jié)構(gòu)與原理，提出了一種基于擋板轉(zhuǎn)角的變壓器運(yùn)行狀態(tài)監(jiān)測(cè)方法，并通過改進(jìn)繼電器的部分結(jié)構(gòu)實(shí)現(xiàn)轉(zhuǎn)角信號(hào)的提取[4]。蘭昊、張思青等學(xué)者通過CFD仿真技術(shù)對(duì)重瓦斯報(bào)警的過程進(jìn)行數(shù)值模擬，對(duì)流場(chǎng)的運(yùn)動(dòng)規(guī)律進(jìn)行研究并對(duì)其整定值進(jìn)行校驗(yàn)[5]；楊賢、張麗等學(xué)者分析了區(qū)外故障重瓦斯保護(hù)動(dòng)作的原因，提出了防止重瓦斯保護(hù)誤動(dòng)的保護(hù)延時(shí)跳閘策略[6,7]。萬書亭等學(xué)者提出了一種基于擋板旋轉(zhuǎn)初始角加速度的非電量保護(hù)方法，推導(dǎo)了不同能量下?lián)醢宓某跏技铀俣萚8]。此外，本課題組基于故障條件下油壓驟增、正常和非正常運(yùn)行條件下油壓波動(dòng)的特征，提出了基于壓力特征的數(shù)字式非電量保護(hù)原理和實(shí)現(xiàn)手段[9]，為非電量保護(hù)的數(shù)字化提供參考借鑒。

本文依據(jù)瓦斯繼電器擋板-浮子-彈簧式機(jī)械結(jié)構(gòu)，建立其力矩平衡模型對(duì)油流沖擊下的擋板運(yùn)行進(jìn)行理論建模，同時(shí)搭建適用于有限元/有限體積法分析的幾何模型，在Fluent平臺(tái)中對(duì)故障油流涌動(dòng)中的擋板運(yùn)動(dòng)特性進(jìn)行仿真計(jì)算。比對(duì)不同故障條件下?lián)醢濉⒂土鬟\(yùn)動(dòng)特性，揭示瓦斯繼電器機(jī)械結(jié)構(gòu)所存在的固有延遲缺陷。

2 瓦斯保護(hù)動(dòng)作原理及特點(diǎn)分析

2.1 瓦斯保護(hù)動(dòng)作原理

典型雙浮球-擋板瓦斯繼電器瓦斯動(dòng)作原理如圖1所示。當(dāng)變壓器油箱內(nèi)部發(fā)生某些輕微故障時(shí)，會(huì)造成原本溶解在油中的少量氣體析出以及少部分絕緣油分解產(chǎn)生氣體，這些氣體由于密度很小，因而逐漸上浮并積聚于瓦斯繼電器頂部集氣室內(nèi)，造成繼電器頂部油面下降，進(jìn)而導(dǎo)致上浮子下降，當(dāng)集氣室內(nèi)累積的氣體體積達(dá)到250～300 mL的預(yù)設(shè)值時(shí)，上浮子下降到預(yù)定高度，觸發(fā)輕瓦斯接點(diǎn)動(dòng)作，從而發(fā)出輕瓦斯告警信號(hào)。當(dāng)變壓器內(nèi)部發(fā)生嚴(yán)重過熱或短路故障時(shí)，故障點(diǎn)附近溫度劇增將汽化、分解周圍大量絕緣油生成故障氣泡，并迫使主油箱內(nèi)部絕緣油通過頂部連接管涌向油枕，油流沖擊瓦斯繼電器擋板使其翻轉(zhuǎn)，當(dāng)擋板翻轉(zhuǎn)至某一角度位置時(shí)，觸發(fā)重瓦斯接點(diǎn)動(dòng)作，進(jìn)而發(fā)出跳閘信號(hào)。通常，瓦斯繼電器可靈敏感知電弧故障引起的油流涌動(dòng)。尤其是對(duì)于變壓器小匝數(shù)匝間短路故障，由于故障功率較小，僅憑電壓、電流變化的電量保護(hù)往往難以靈敏甄別。因此，長期以來瓦斯保護(hù)配合變壓器差動(dòng)保護(hù)做主保護(hù)使用。

圖1 瓦斯繼電器重瓦斯動(dòng)作示意圖Fig.1 Severe gas relay operation

通過上述對(duì)于瓦斯繼電器動(dòng)作機(jī)理的闡述可知，瓦斯保護(hù)依靠變壓器油箱內(nèi)部發(fā)生各種類型故障時(shí)會(huì)產(chǎn)生故障氣體進(jìn)而導(dǎo)致油流涌動(dòng)的這一關(guān)鍵特征來進(jìn)行保護(hù)配置和故障判別。輕微故障下故障氣體較少，產(chǎn)氣速率較慢，油流涌動(dòng)較為微弱，故輕瓦斯保護(hù)主要體現(xiàn)輕微故障產(chǎn)氣的一個(gè)積累過程，允許變壓器內(nèi)部輕微故障的短時(shí)間存在，主要著眼于防止輕微故障向嚴(yán)重故障的轉(zhuǎn)變；而嚴(yán)重故障下所產(chǎn)生的故障氣體較多，產(chǎn)氣速率較快，油流涌動(dòng)劇烈，可能會(huì)對(duì)變壓器箱體結(jié)構(gòu)產(chǎn)生較大沖擊，甚至引發(fā)變壓器箱體爆炸起火事故。因而，重瓦斯保護(hù)主要甄別變壓器內(nèi)部嚴(yán)重電弧故障，保證變壓器本體安全。

2.2 重瓦斯保護(hù)缺陷分析

目前廣泛使用的瓦斯保護(hù)依然沿用百年前瓦斯繼電器的基本原理與機(jī)械結(jié)構(gòu)，但隨著數(shù)十年來電力系統(tǒng)的高速發(fā)展，現(xiàn)有機(jī)械式瓦斯繼電器在保護(hù)大容量、高電壓等級(jí)電力變壓器時(shí)存在明顯的缺陷，主要有以下四方面原因：

(1)故障特征理論建模困難。變壓器不同運(yùn)行條件下內(nèi)部流場(chǎng)變化機(jī)理紛繁復(fù)雜，針對(duì)重瓦斯油流涌動(dòng)物理、化學(xué)變化過程的理論建模與數(shù)值計(jì)算涉及內(nèi)容廣、研究難度大。以內(nèi)部電弧故障為例：電弧能量的準(zhǔn)確計(jì)算需要獲取準(zhǔn)確的電弧壓降、電弧電流密度以及環(huán)境壓強(qiáng)，絕緣油的汽化和分解則需要建立描述相變過程的熱力學(xué)模型，氣泡運(yùn)動(dòng)引起變壓器內(nèi)部油流涌動(dòng)的過程則涉及氣泡動(dòng)力學(xué)與流體-結(jié)構(gòu)耦合的聯(lián)合建模求解。因此，在瓦斯保護(hù)作為變壓器主保護(hù)使用的近百年時(shí)間里，鮮有關(guān)于重瓦斯保護(hù)理論建模及數(shù)值計(jì)算的研究報(bào)道。

(2)傳統(tǒng)的瓦斯保護(hù)存在原理缺陷。長久以來，傳統(tǒng)的瓦斯繼電器通過簡單的彈簧機(jī)械結(jié)構(gòu)實(shí)現(xiàn)油流流速感應(yīng)，但對(duì)于高電壓等級(jí)的變壓器，外部短路對(duì)內(nèi)部繞組沖擊較為嚴(yán)重，這種情況下繞組會(huì)劇烈振動(dòng)引發(fā)油箱內(nèi)顯著的油流涌動(dòng)，引起重瓦斯保護(hù)的誤動(dòng)進(jìn)一步導(dǎo)致停電事故。因此，簡單的彈簧機(jī)械式瓦斯繼電器越來越難以區(qū)分故障與非故障差異。

(3)傳統(tǒng)的瓦斯保護(hù)缺少嚴(yán)格的門檻值整定方法。瓦斯保護(hù)與電力系統(tǒng)中其他電氣量保護(hù)不同，其保護(hù)門檻值并非通過嚴(yán)格的整定計(jì)算得到，而是根據(jù)變壓器油枕連接管的管路內(nèi)徑，在一個(gè)較為寬泛的整定范圍內(nèi)憑經(jīng)驗(yàn)選取[10]。這種缺少嚴(yán)格整定方法得到的重瓦斯保護(hù)門檻，一旦應(yīng)用在實(shí)際的電力系統(tǒng)中將帶來巨大的拒動(dòng)、誤動(dòng)風(fēng)險(xiǎn)。

(4)瓦斯繼電器的機(jī)械式結(jié)構(gòu)會(huì)對(duì)其動(dòng)作性能產(chǎn)生明顯的影響。相比于電氣量保護(hù)在經(jīng)歷了多次更新?lián)Q代，瓦斯保護(hù)始終停留在利用彈簧、擋板等機(jī)械構(gòu)件感應(yīng)重瓦斯油流。這種機(jī)械結(jié)構(gòu)存在兩個(gè)明顯的問題。一方面，彈簧擋板結(jié)構(gòu)由于慣性存在明顯的延遲現(xiàn)象；另一方面，其機(jī)械結(jié)構(gòu)長期浸泡在絕緣油中，氧化物脫落以及絕緣油劣化而產(chǎn)生的油泥將附著在繼電器擋板、浮子或者彈簧等機(jī)械構(gòu)件上，嚴(yán)重影響其動(dòng)作的準(zhǔn)確性和靈敏性。

3 瓦斯繼電器擋板動(dòng)作過程建模

瓦斯繼電器擋板在油流涌動(dòng)沖擊下轉(zhuǎn)動(dòng)是一個(gè)復(fù)雜的運(yùn)動(dòng)過程。瓦斯繼電器擋板上端部與調(diào)節(jié)旋鈕之間彈簧連接，擋板轉(zhuǎn)軸與擋板呈鉸連接的連接方式，因此在擋板下部受油流沖擊出現(xiàn)一向偏轉(zhuǎn)時(shí)，擋板上部則反方向運(yùn)動(dòng)。此時(shí)，連接于擋板上部與調(diào)節(jié)旋鈕之間的彈簧拉伸，擋板上部會(huì)受到油流方向的彈力作用，反映于擋板下部則等效為與反方向阻力作用。擋板在故障過程中的受力分析如圖2所示。設(shè)擋板質(zhì)量為m，擋板重心到轉(zhuǎn)軸點(diǎn)的垂直距離為a，轉(zhuǎn)軸點(diǎn)上部擋板長度為L2，下部擋板長度為L1，彈簧初始長度為L3，彈性系數(shù)為k，彈簧與擋板連接點(diǎn)與轉(zhuǎn)軸的距離為b，彈簧與固定支架連接點(diǎn)與轉(zhuǎn)軸點(diǎn)距離為c。設(shè)在某一時(shí)刻擋板在受油流沖擊下轉(zhuǎn)動(dòng)至某一位置，轉(zhuǎn)角為θ，彈簧拉伸后長度為L4，轉(zhuǎn)動(dòng)后彈簧與擋板連接點(diǎn)和轉(zhuǎn)軸點(diǎn)連線與彈簧新位置的夾角為δ，這一連線與彈簧和固定支架連接點(diǎn)與轉(zhuǎn)軸點(diǎn)連線c的夾角為γ，擋板底部端點(diǎn)分別在X、Y方向發(fā)生了x、y的位移。

圖2 擋板受力分析圖Fig.2 Force analysis of baffle

對(duì)這一運(yùn)動(dòng)過程可通過力矩平衡原理建立數(shù)學(xué)模型。通過對(duì)擋板運(yùn)動(dòng)機(jī)理的分析可知，擋板在轉(zhuǎn)動(dòng)過程中主要受到重力矩、油流沖擊力矩以及彈簧阻力矩三種形式的力矩[11,12]。其中重力矩可表示為：

Mg=mgasinθ

(1)

針對(duì)彈簧的阻力力矩，根據(jù)力矩定義并結(jié)合胡克定律可以表示為：

Mt=bk(L4-L3)sinδ

(2)

式(2)中，b與L3為已知量，可通過擋板在初始狀態(tài)下測(cè)得，因此還需要對(duì)δ和L4進(jìn)行處理。根據(jù)三角形正弦定理有：

(3)

式(3)中c也為已知量，可通過擋板的初始狀態(tài)下測(cè)得，由此可以將求解角δ的問題轉(zhuǎn)化為求解角γ與彈簧拉伸后長度L4的問題。根據(jù)所作的輔助線，可知角γ為擋板旋轉(zhuǎn)角θ和角β兩個(gè)部分求解,根據(jù)余弦定理可得：

(4)

上述b、c和L3均為已知量，可解得角β。由此，可將角γ表示為擋板旋轉(zhuǎn)角θ的函數(shù)。對(duì)彈簧拉伸后長度L4進(jìn)行處理，根據(jù)余弦定理可得：

(5)

針對(duì)一個(gè)平面所受到的面應(yīng)力，應(yīng)為矢徑與面單位矢量的函數(shù)，由此可列寫擋板所受的流體沖擊阻力矩為：

Ml=l×(-n·P)dS

(6)

式中，l為擋板上任意(x,y,z)一點(diǎn)到轉(zhuǎn)軸點(diǎn)(x0,y0,z0)的矢徑，l=(x-x0,y-y0,z-z0)；n為微元面dS的單位法向量；P為流體的應(yīng)力張量。由于在擋板轉(zhuǎn)動(dòng)這一問題中擋板時(shí)刻繞轉(zhuǎn)軸轉(zhuǎn)動(dòng)，因此其只涉及XY平面的流體沖擊力矩，又認(rèn)為流體方向始終為水平方向，故在求解時(shí)只需考慮X方向的沖擊力矩即可，式(6)又可寫成：

(7)

由此即完成對(duì)于重力矩、彈簧阻力矩以及流體沖擊力矩的處理，根據(jù)力矩的定義，力矩正方向規(guī)定為使物體沿逆時(shí)針的方向轉(zhuǎn)動(dòng)，因此流體沖擊力矩為正方向，重力矩和彈簧阻力矩為負(fù)方向，總力矩即可寫成：

M=Ml-Mg-Mt

(8)

總力矩除以擋板的轉(zhuǎn)動(dòng)慣量為擋板轉(zhuǎn)動(dòng)的角速度，用差分格式表示為：

(9)

式中，ωn為當(dāng)前時(shí)刻角速度;I為擋板沿轉(zhuǎn)軸的慣量，由此即可形成完整的求解閉環(huán)。

4 仿真分析

4.1 瓦斯繼電器的幾何模型及網(wǎng)格剖分

根據(jù)瓦斯繼電器的裝配體模型，基于Ansys SpaceClaim平臺(tái)搭建可用于仿真計(jì)算的瓦斯繼電器流體域的幾何模型，如圖3所示。在幾何模型中，忽略原模型中的部分細(xì)小結(jié)構(gòu)包括對(duì)仿真計(jì)算影響不大的結(jié)構(gòu)如輕重瓦斯磁力接點(diǎn)等。針對(duì)瓦斯繼電器流體域幾何模型進(jìn)行網(wǎng)格剖分，剖分結(jié)果如圖4所示。

圖3 瓦斯繼電器流體域幾何模型Fig.3 Fluid domain geometric model of gas relay

圖4 瓦斯繼電器流體域網(wǎng)格剖分Fig.4 Gas relay fluid domain grid

通常來說，網(wǎng)格劃分較為粗糙時(shí)，網(wǎng)格相對(duì)較大，網(wǎng)格數(shù)量較少，迭代用時(shí)也相對(duì)較短，但同時(shí)其結(jié)果的誤差也會(huì)升高。當(dāng)網(wǎng)格劃分較為精細(xì)時(shí)，網(wǎng)格尺度較小，網(wǎng)格數(shù)量較大，計(jì)算準(zhǔn)確性通常來說會(huì)提高，但由于每一步計(jì)算時(shí)間變長因此需要花費(fèi)更多的時(shí)間。因此，為了平衡仿真的誤差與時(shí)間，需要進(jìn)行合理的網(wǎng)格劃分，保證網(wǎng)格的質(zhì)量；同時(shí)，考慮到計(jì)算機(jī)性能的限制，需要控制網(wǎng)格數(shù)量。

網(wǎng)格劃分方法主要分為四面體網(wǎng)格以及六面體網(wǎng)格。六面體網(wǎng)格的優(yōu)勢(shì)是：網(wǎng)格劃分結(jié)果非常整齊，網(wǎng)格質(zhì)量一般來說很高，計(jì)算速度相對(duì)較快，其缺點(diǎn)是只適用于規(guī)則的幾何體。四面體網(wǎng)格的優(yōu)勢(shì)在于可以對(duì)任意形狀的幾何進(jìn)行劃分，能夠較好地處理邊界問題，其缺點(diǎn)是網(wǎng)格填充效率不高，計(jì)算量較大。本文中瓦斯繼電器模型采用四面體網(wǎng)格進(jìn)行剖分，網(wǎng)格節(jié)點(diǎn)數(shù)為107 647，單元數(shù)為573 585，最小單元質(zhì)量0.186，最大單元質(zhì)量1，平均單元質(zhì)量0.833。根據(jù)有限元仿真計(jì)算中的模型剖分所得網(wǎng)格質(zhì)量的基本要求，流體域?yàn)闈M足Fluent軟件計(jì)算需求，其最小網(wǎng)格質(zhì)量應(yīng)大于0.01，而為保證計(jì)算精度流體域四面體網(wǎng)格平均網(wǎng)格質(zhì)量應(yīng)大于0.4。根據(jù)對(duì)仿真用瓦斯繼電器幾何模型的剖分結(jié)果來看，流體域網(wǎng)格已達(dá)到上述對(duì)于網(wǎng)格質(zhì)量的要求。

4.2 內(nèi)部流場(chǎng)特征典型仿真結(jié)果

本算例中，對(duì)變壓器內(nèi)部電弧故障進(jìn)行仿真，其故障電流峰值為20 kA，故障持續(xù)時(shí)間為97 ms，故障總能量為470 kJ。開展變壓器內(nèi)部故障下瓦斯繼電器油流涌動(dòng)特征的仿真計(jì)算，給出故障持續(xù)過程中不同時(shí)刻瓦斯繼電器內(nèi)部的三維流線圖和二維速度云圖，如圖5所示。

圖5 典型算例二維截面速度云圖Fig.5 Two-dimensional sectional velocity diagram

分析仿真結(jié)果可以發(fā)現(xiàn)，從最初階段到故障發(fā)生20 ms之間，瓦斯繼電器尚未感受到油流沖擊作用，故其內(nèi)部絕緣油處于隨機(jī)運(yùn)動(dòng)狀態(tài)并未產(chǎn)生任何流速。故障發(fā)生20 ms后，瓦斯繼電器入口的油流涌動(dòng)加劇，其內(nèi)部流場(chǎng)即在進(jìn)口較大速度油流的推動(dòng)作用下，沿進(jìn)口到出口的方向流經(jīng)整個(gè)瓦斯繼電器內(nèi)部。t=40 ms時(shí)，進(jìn)口流速達(dá)到0.6 m/s，并帶動(dòng)繼電器內(nèi)部絕緣油速度提升。t=60 ms時(shí)，進(jìn)口速度降低至0.4 m/s，繼電器內(nèi)部絕緣油速度也相應(yīng)下降。如圖5所示，在故障發(fā)生后60 ms內(nèi)，瓦斯繼電器擋板均未發(fā)生明顯的轉(zhuǎn)動(dòng)，依然保持近似豎直狀態(tài)，絕緣油流經(jīng)瓦斯繼電器內(nèi)部結(jié)構(gòu)時(shí)則更多集中由擋板和上浮子之間的空隙流過，因而在此處流速值較大。而在70 ms時(shí)刻，瓦斯繼電器進(jìn)口流速已然超過門檻值0.8 m/s，繼電器擋板此時(shí)開始發(fā)生輕微的轉(zhuǎn)動(dòng)，而隨著進(jìn)口流速逐漸增大，油流的沖擊作用更為顯著，更大的沖擊力使得擋板在后續(xù)27 ms時(shí)間內(nèi)發(fā)生了較為明顯的轉(zhuǎn)動(dòng)，最終在第97 ms故障結(jié)束時(shí)刻，擋板水平位移達(dá)到10.63 mm，而轉(zhuǎn)動(dòng)角度達(dá)到11.88°。伴隨擋板明顯轉(zhuǎn)動(dòng)，部分絕緣油在流經(jīng)繼電器內(nèi)部結(jié)構(gòu)時(shí)也開始經(jīng)由擋板底部打開的空隙流過。故障結(jié)束后，由于絕緣油的慣性作用以及擋板在轉(zhuǎn)動(dòng)中保有的速度，在之后的一段時(shí)間內(nèi)擋板可能會(huì)繼續(xù)轉(zhuǎn)動(dòng)并產(chǎn)生更大的水平位移和轉(zhuǎn)動(dòng)角度，當(dāng)達(dá)到21.35°的動(dòng)作角度時(shí)，便會(huì)觸發(fā)瓦斯繼電器發(fā)出動(dòng)作信號(hào)。

4.3 擋板運(yùn)動(dòng)情況仿真結(jié)果

根據(jù)仿真計(jì)算結(jié)果，通過擋板水平位移與轉(zhuǎn)角關(guān)系的計(jì)算公式繪制出油流沖擊作用下0～97 ms故障時(shí)間內(nèi)瓦斯繼電器擋板的水平位移和轉(zhuǎn)角變化曲線如圖6所示。

圖6 擋板水平位移和轉(zhuǎn)動(dòng)角度曲線Fig.6 Baffle horizontal displacement and rotation angle

擋板在0～70 ms的故障時(shí)間內(nèi)基本未發(fā)生明顯的水平位移和角度轉(zhuǎn)動(dòng)；當(dāng)70 ms后入口流速逐漸增大到一定程度時(shí)，繼電器擋板開始出現(xiàn)明顯且持續(xù)的轉(zhuǎn)動(dòng)，在不到30 ms的時(shí)間內(nèi)發(fā)生了近12°的角度轉(zhuǎn)動(dòng)。這主要是由于擋板在初始狀態(tài)下其頂端會(huì)受到彈簧拉力的作用。油流沖擊力較小時(shí)，擋板在彈簧拉力和繼電器固定支架底端的立板作用下仍可保持靜止，而隨著入口流速的不斷增加，作用于擋板上的油流沖擊力逐漸增大，當(dāng)油流沖擊力矩大于彈簧拉力力矩時(shí)，擋板開始發(fā)生逆時(shí)針方向的轉(zhuǎn)動(dòng)，而隨著擋板朝逆時(shí)針方向轉(zhuǎn)動(dòng)，彈簧被進(jìn)一步拉伸，故作用于擋板上的彈簧拉力力矩又進(jìn)一步增大，倘若此時(shí)入口流速減小或增長較慢，便可能導(dǎo)致彈簧的拉力力矩再次大于油流的沖擊力矩，因而使擋板又朝著逆時(shí)針方向轉(zhuǎn)動(dòng)，圖6中的30～45 ms時(shí)間內(nèi)即發(fā)生了上述的力矩平衡變化。當(dāng)流速持續(xù)增大使得油流沖擊力矩持續(xù)大于彈簧拉力力矩時(shí)，擋板便會(huì)產(chǎn)生持續(xù)且明顯的逆時(shí)針轉(zhuǎn)動(dòng)，而對(duì)應(yīng)于轉(zhuǎn)角曲線圖則為約70～97 ms的階段。而在第97 ms時(shí)，擋板達(dá)到最大轉(zhuǎn)動(dòng)角度11.88°，由于小于瓦斯繼電器動(dòng)作所需的轉(zhuǎn)角21.35°，因此可以判定該算例在97 ms的故障時(shí)間內(nèi)重瓦斯保護(hù)未發(fā)出動(dòng)作信號(hào)。

4.4 不同故障條件下?lián)醢暹\(yùn)動(dòng)特征分析

本文進(jìn)行了多組不同故障能量條件下變壓器內(nèi)部絕緣油暫態(tài)流場(chǎng)與瓦斯繼電器擋板運(yùn)動(dòng)特征仿真計(jì)算，得到5組典型故障計(jì)算結(jié)果。將上述仿真計(jì)算所得結(jié)果進(jìn)行整理，對(duì)每組油流速度變化曲線和擋板動(dòng)作時(shí)刻進(jìn)行記錄見表1。

表1 不同故障條件下?lián)醢鍎?dòng)作時(shí)間統(tǒng)計(jì)表Tab.1 Statistics of baffle action time in each group

從表1中的仿真結(jié)果可以發(fā)現(xiàn)，仿真計(jì)算得到的流速達(dá)到門檻值時(shí)刻與擋板動(dòng)作時(shí)間有明顯的偏差，算例1、算例2、算例3中流速均在故障持續(xù)時(shí)間內(nèi)達(dá)到動(dòng)作門檻值，但是擋板到故障結(jié)束時(shí)刻還沒有達(dá)到動(dòng)作角度；算例4、算例5中，瓦斯繼電器安裝處流速在40 ms內(nèi)達(dá)到動(dòng)作門檻值，但由于瓦斯繼電器擋板機(jī)械特性的影響，算例4中擋板動(dòng)作時(shí)刻在94.5 ms，延時(shí)57.7 ms，算例5在77.4 ms時(shí)刻動(dòng)作，延時(shí)43.4 ms。

分析擋板的運(yùn)動(dòng)過程及仿真結(jié)果可以發(fā)現(xiàn)，瓦斯繼電器擋板的機(jī)械特性會(huì)導(dǎo)致?lián)醢鍎?dòng)作時(shí)刻與流速達(dá)到門檻值的時(shí)刻至少存在幾十毫秒的延遲，這主要是因?yàn)閾醢宕嬖趹T性，其轉(zhuǎn)動(dòng)過程并非瞬時(shí)完成，短時(shí)間的油流流速達(dá)到動(dòng)作門檻值也無法使擋板達(dá)到足夠的轉(zhuǎn)動(dòng)角度，只有當(dāng)油流較長時(shí)間內(nèi)達(dá)到門檻值才能將擋板推到動(dòng)作角度，從而使瓦斯繼電器發(fā)出跳閘信號(hào)。因此，瓦斯繼電器的擋板-浮子-彈簧式機(jī)械結(jié)構(gòu)動(dòng)作特性是導(dǎo)致重瓦斯保護(hù)無法及時(shí)動(dòng)作的重要原因之一。

5 結(jié)論

本文針對(duì)瓦斯繼電器擋板暫態(tài)運(yùn)動(dòng)特性開展理論建模，利用Fluent平臺(tái)對(duì)變壓器發(fā)生內(nèi)部故障下瓦斯繼電器內(nèi)部流場(chǎng)、擋板動(dòng)作進(jìn)行數(shù)值仿真。仿真結(jié)果表明，機(jī)械式瓦斯繼電器存在明顯動(dòng)作慣性，其轉(zhuǎn)動(dòng)至動(dòng)作角度需要油流流速持續(xù)大于門檻值，且動(dòng)作時(shí)間與流速達(dá)到門檻值的時(shí)間有幾十毫秒的延遲。本質(zhì)上，瓦斯繼電器擋板-浮子-彈簧結(jié)構(gòu)集流速感知、故障判別、動(dòng)作執(zhí)行于一體，具有較高靈敏性。但是，由于機(jī)械結(jié)構(gòu)動(dòng)作存在明顯延遲，瓦斯繼電器的保護(hù)性能越來越難以滿足當(dāng)前大容量、高電壓等級(jí)電力變壓器對(duì)其保護(hù)性能的要求。