電弧故障時分體式有載分接開關結構失效風險仿真研究

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收稿日期：2023-10-15。

作者簡介：邵宇航（1998—），男，碩士生；劉軒東（通信作者），男，教授，博士生導師。

基金項目：國家重點研發(fā)計劃資助項目（2021YFB2402100）。

網(wǎng)絡出版時間：2024-03-12""" 網(wǎng)絡出版地址：https：∥link.cnki.net/urlid/61.1069.T.20240311.1733.002

摘要：為研究新型分體式有載分接開關（OLTC）電弧故障時的應力分布并驗證其布置可靠性，基于電弧能量和電弧故障的產(chǎn)氣特性，計算了電弧故障起始過程的沖擊壓力與氣泡膨脹階段的壓力；進而建立電弧故障的壓力波傳輸模型，采用聲固耦合仿真方法對壓強場-應力場的耦合作用進行計算，實現(xiàn)了流體壓力波與固體彈性波的相互轉(zhuǎn)換；同時構建分體式OLTC內(nèi)部燃弧故障的壓力傳播模型，得到了切換油室和分體油箱的內(nèi)部壓強和結構應力分布特征。計算結果表明：電弧故障后油室頂部和底部的壓強峰值分別為1.59、2.95MPa，對應的油室頂部和底部結構的應力峰值分別為90、440MPa，明顯存在油室底部開裂風險；在油室底部泄漏的情況下，油箱頂部應力峰值超過250MPa會造成油室底部破壞，從而嚴重威脅油箱結構的可靠性。相關結論可為分析OLTC油室結構破裂故障和完善新型OLTC分體式布置的設計提供理論依據(jù)。

關鍵詞：有載分接開關；電弧故障；分體式布置；應力分布

中圖分類號：TM403.4" 文獻標志碼：A

DOI：10.7652/xjtuxb202407012" 文章編號：0253-987X（2024）07-0129-10

Simulation Study on the Risk of Structural Failure in Separate Type

On-Load Tap Changers During Arc Faults

SHAO Yuhang1， L Xiaolu2， LI Jinzhong3， LIANG Fan1， WANG Ke2，

ZHANG Qiaogen1， LIU Xuandong1

（1. School of Electrical Engineering， Xi’an Jiaotong University， Xi’an 710049， China; 2. China Electric Power

Research Institute， Beijing 100192， China; 3. State Grid Corporation of China， Beijing 100031， China）

Abstract：To study the stress distribution in the new separate on-load tap changers （OLTC） during arc faults and verify the reliability of OLTC separate arrangement， the impact pressure during arc fault initiation and bubble expansion stage are calculated based on arc energy and gas production characteristics. The pressure wave transmission model of the arc faults is established. The acousto-solid coupling simulation method is used to calculate the coupling effect of pressure field and stress field， realizing the conversion between fluid pressure wave and solid elastic wave. Additionally， the pressure transmission model for internal arc faults in separate OLTCs is established to obtain the internal pressure and structural stress distribution characteristics of switching oil chamber and split oil tank. The results show that the peak pressures at the top and bottom of the oil chamber after the arc fault are 1.59MPa and 2.95MPa respectively. The corresponding peak structural stresses at the top and bottom of the oil chamber are about 90MPa and 440MPa respectively， presenting a risk of cracking at the bottom of the oil chamber. In the case of leakage at the bottom of the oil chamber， the peak stress of over 250MPa at the top of the oil chamber will result in the damage at the bottom of the oil chamber， further threatening the reliability of the oil chamber structure. The conclusions of this paper can provide a theoretical basis for the failure analysis of OLTC oil chamber structure rupture and the refinement of the design of new OLTC separate arrangement.

Keywords：on-load tap changer; arc fault; separate arrangement; stress distribution

有載分接開關（OLTC）是特高壓換流變壓器的核心部件之一，由切換開關和分接選擇器組成，可在電流不中斷且不發(fā)生分接頭間短路的情況下實現(xiàn)調(diào)壓，其運行穩(wěn)定性關乎換流變壓器的安全可靠運行［1-5］。然而，隨著調(diào)壓次數(shù)的增加，可能發(fā)生觸頭松動、傳動機構卡澀、主彈簧疲勞斷裂等故障，進而引起電氣事故，甚至形成持續(xù)的高能電弧，產(chǎn)生極高的熱量和壓強，導致變壓器發(fā)生燃爆事故［6-9］。為降低切換開關電弧故障對變壓器主體的影響，可將切換開關與分接選擇器分離，并將最易出現(xiàn)電弧故障的切換開關分置于主油箱外的附屬油箱［10］，形成分體式布置結構，但目前該結構的可靠性仍處于設計校核階段。可見，研究分體式布置OLTC電弧故障下內(nèi)部的壓力特征與結構失效風險，對于OLTC及油室結構優(yōu)化、非電量保護設計等具有重要意義。

油中電弧的產(chǎn)生涉及多個物理化學過程，包括形成放電通道、熱量釋放、絕緣油分解和汽化、氣泡膨脹、形成壓力波等［11-13］。為評估油中電弧故障引起油箱或油室內(nèi)部壓強升高帶來的危害，國內(nèi)外開展了大量有關油中電弧故障下壓強升高規(guī)律的研究。Perigaud等開發(fā)了一種用于電弧故障下變壓器爆炸過程的計算工具，模擬了電弧故障壓力的產(chǎn)生與傳播，并通過試驗驗證了仿真模型的有效性［14-15］，但該方法假定油箱為絕對剛體，忽略了結構彈性對壓力衰減和壓力波傳播的影響，無法計算流體壓強引起的結構應力變化。徐海軍等搭建了OLTC油室短路燃弧實驗平臺，并同步測量燃弧過程中的電弧電壓、電弧電流、內(nèi)部油壓，發(fā)現(xiàn)燃弧后內(nèi)部油壓呈先迅速升高后下降再波動升高的趨勢，然而該試驗研究模擬的電弧電流和燃弧能量仍未達到實際爆燃故障的水平，因此與實際大容量換流變OLTC電弧故障的壓力特征存在差異［16］。Tadokoro等研究了油中電弧在密閉容器中導致的壓升過程，結合油通量解釋了不同深度下的壓力波動規(guī)律，研究發(fā)現(xiàn)氣相和液相位置的壓升波形幾乎一致，但不同高度的壓力波動差異較大［17］。閆晨光等在假設油箱無壓力釋放的條件下，基于電弧能量與壓力震源間的關系，考慮壓力場與油箱結構力場的耦合關系，利用聲固耦合模型計算了不同故障能量和故障位置情況下，變壓器油箱內(nèi)部壓力和結構應力的分布，得到內(nèi)部油壓及油箱應力與故障能量間的正相關性［18-19］。劉澤洪等實測了變壓器升高座區(qū)域電弧故障引起的油壓變化，在有壓力釋放裝置與無壓力釋放裝置的升高座筒中分別設置電弧故障，測得兩種工況下的典型壓力曲線，試驗證明了壓力釋放裝置可以有效避免油箱內(nèi)部壓力的持續(xù)升高［20］。

總之，電弧放電導致的OLTC油室或變壓器油箱結構變形、燃爆事故時有發(fā)生，但迄今為止，針對OLTC電弧故障壓力下切換油室以及分體式油箱的應力特征和結構失效過程鮮有報道。本文以特高壓換流變OLTC切換油室及其分體油箱為研究對象，建立了含壓力釋放裝置的OLTC油室及分體油箱仿真模型，以實際電弧故障模擬試驗中的故障能量為例，計算分析了電弧故障下油室及分體油箱內(nèi)部的壓強分布，并采用試驗實測數(shù)據(jù)驗證了仿真的有效性。同時，基于聲固耦合法得到了油室結構完好和極端情況下，油室底座泄漏時分體結構的機械應力分布特征，并對分體布置的結構失效風險進行分析。相關結論可為OLTC非電量保護設計和分體式變壓器油箱優(yōu)化提供依據(jù)。

1" OLTC電弧故障與分體式布置

1.1" OLTC電弧故障表現(xiàn)形式

OLTC切換開關的切換過程與電弧產(chǎn)生如圖1所示。在切換過程中，傳動軸轉(zhuǎn)動帶動驅(qū)動主軸并使動觸頭旋轉(zhuǎn)，從而控制動觸頭與靜觸頭的通斷，期間觸頭的斷口間將產(chǎn)生電弧和恢復電壓。

在正常運行情況下，OLTC開斷電弧的能量較低，然而由于調(diào)壓需求頻繁，導致?lián)Q流變OLTC長期運行后易出現(xiàn)機械系統(tǒng)故障，繼而引發(fā)電氣故障。機械故障引發(fā)電氣故障產(chǎn)生的電弧能量相對較高，相對正常運行產(chǎn)生的開斷電弧破壞性較強。文獻［21］在對某220kV變壓器的故障OLTC解體時發(fā)現(xiàn)，OLTC頂蓋破裂，動觸頭和靜觸頭嚴重燒蝕，絕緣油嚴重劣化并變黑；此外，分接開關部分連線受瞬間沖擊力影響被震斷，部分結構受沖擊發(fā)生變形。文獻［22］對相似型號的故障OLTC解體時也發(fā)現(xiàn)了類似的現(xiàn)象。

變壓器油中燃弧伴隨著高溫等離子體通道高速膨脹、油分解氣受熱膨脹等暫態(tài)過程，將對電弧故障位置附近的絕緣油產(chǎn)生劇烈的擠壓作用。由于絕緣油抗壓縮性較高，因此在劇烈形變過程中極易呈現(xiàn)極高的剛度，并形成極高的沖擊壓力波。OLTC油室腔體為封閉性結構，且相對于變壓器主油箱來說空間較小，各機械結構距離電弧爆源較近，因此，OLTC油室更容易被電弧故障產(chǎn)生的沖擊壓力波所破壞。圖2展示了壓力沒有及時泄放情況下油室頂部結構破裂的形貌，紅圈處為裂紋。

1.2" OLTC分體式布置

常用的OLTC布置在變壓器主油箱內(nèi)一側，圖3給出了典型的布置方式示意圖。切換開關芯子安裝在切換油室桶中，切換油室與繞組間僅靠變壓器油隔離。

圖4為OLTC切換/選擇分體布置示意圖。空間上，切換開關和選擇開關通過引線套管連接，油路被中間隔板和引線套管切斷，實現(xiàn)了切換部分與主油箱的空間隔離，降低了切換開關電弧故障破壞力對主油箱的波及程度。

2" OLTC電弧故障壓力特征

2.1" 計算模型

建立分體式OLTC試驗油箱三維模型，如圖5所示，其主體結構包括主油箱（以下簡稱A油箱）、附屬油箱（以下簡稱B油箱）、切換開關油室、引線套管。A、B油箱均采用結構鋼材質(zhì)，A油箱的尺寸為1 800mm×1 800mm×3 100mm，B油箱的尺寸為1 800mm×1 650mm×2 350mm，油箱外殼的厚度為15mm，A、B油箱間采用30mm的加厚隔板以增強對壓力波的隔離作用。切換開關油室桶壁采用玻璃纖維繞制并用環(huán)氧樹脂澆注，油室端蓋、法蘭和底座均采用鋁合金材料，引線套管主絕緣采用環(huán)氧樹脂材料，導桿為銅材質(zhì)。電弧故障源設置在切換油室中上部，距離油室底部1 140mm。泄壓閥出口位于油室頂蓋中心，喉徑為150mm。

為了便于計算，仿真中將切換開關油室桶壁簡化為環(huán)氧樹脂玻璃鋼復合材料，油箱和油室內(nèi)部填充滿變壓器油。為降低仿真計算對內(nèi)存的依賴，建模時對幾何模型進行了簡化。由于壓力多集中于B油箱，因此忽略A油箱中的高壓套管結構，同時忽略A、B油箱的人孔、注油管道、連接螺栓等結構。

OLTC內(nèi)的電弧故障過程是恒容增溫過程［18］，因此要確定電弧爆源壓強和電弧能量間的關系，首先定義表征電弧能量的熱量轉(zhuǎn)化率的能量轉(zhuǎn)化系數(shù)α，表達式如下

α=Qheat/Warc （1）

式中：Qheat為電弧熱效應加熱氣體的熱量；Warc為電弧能量；Warc與Qheat的單位一致。早期研究［23］表明，α取值約為34.6%。

在氣體準靜態(tài)恒容增溫過程中，氣體內(nèi)部溫度的升高與氣體熱容cgas相關，可表示為

dQheat=cgasmgasdTgas （2）

式中：mgas為氣體質(zhì)量；Tgas為氣體溫度；cgas為氣泡混和氣體的比定容熱容，與電弧故障氣體組成成分有關。由于混合氣體溫度升高所吸收的熱量等于各氣體成分升高相同溫度時吸收的熱量之和，因此混合氣比熱容服從疊加規(guī)律，在本文中取值為2.16kJ/（kg·K）。

理想氣體狀態(tài)方程反映了一定量氣體在同一狀態(tài)下壓強、體積、溫度3個參量間的關系。對于油中電弧故障混合氣體，有

Vgasdpgas=mgasRdTgas （3）

式中：Vgas為混合氣體體積；pgas為氣體壓強；R為普適氣體常量。

式（3）反映了準靜態(tài)壓升過程中氣體壓強與溫度間的關系，其中，Vgas可采用巴西CEPEL公司在多次實驗中總結的經(jīng)驗公式［24］，表示為電弧能量的函數(shù)

Vgas=0.44ln（Warc+5 474.3）－3.8 （4）

根據(jù)式（4），燃弧期間產(chǎn)生的氣體體積為電弧能量的對數(shù)函數(shù)。由式（1）～式（4）可得故障氣泡壓強與電弧能量間的關系，表示為

dpt=RCgasαVgasdWarc （5）

式中：pt為內(nèi)部壓強，表示背景壓力和實際壓力變化的疊加。

由式（5）可知，在給定電弧能量輸入的情況下，即可得到恒容增溫過程的電弧爆源壓力。

電弧故障產(chǎn)生的壓強以球面壓力波的方式在變壓器油中傳播，壓力波在傳播過程中發(fā)生損耗。一方面，流體黏性使壓力波能量衰減，即黏性耗散；另一方面，壓力波傳輸至容器壁時，將在結構表面發(fā)生折射和反射，并使容器壁發(fā)生形變，壓力波最終因做功而損失能量。流體力學模型和流體力學衍生的壓力聲學模型已被驗證適用于計算與本文相似的電弧故障類型［18，25］，因此本文采用壓力聲學模型和聲固耦合法計算流體壓強和結構應力。

壓力波傳播的瞬態(tài)波動方程可寫為

1ρc22ptt2=Δ1ρΔpt－δρc2Δptt （6）

式中：ρ為流體密度；c為壓力波傳播速度；t為時間；δ為壓力波擴散率，與流體黏度相關，表示如下

δ=1ρ4μ3+μB（7）

其中，μ為流體動力黏度，μB為流體本體黏度。

為了對流體中的壓力波和固體中的彈性應力波間的相互作用建模，在流體與固體邊界設置了聲壓-結構力學耦合條件，用于描述壓力波對結構施加載荷造成彈性形變，以及壓力波能量的損耗。與此同時，固體結構將反作用于流體形成壓力波的反射波，其耦合方程可寫為

－n－1ρΔpt=－nutt

FA=ptn（8）

式中：utt為結構單元位移的二階導數(shù)，即加速度；n為結構表面的法向向量；FA為結構的面積載荷。

采用洛平條件控制泄壓閥出口的壓力傳輸阻抗，該條件在求解固體力學模型中用于指定變量及其梯度之間的關系。當出口壓強高于110kPa時，泄壓閥開啟，此時洛平條件將出口的邊界阻抗從變壓器油與金屬固體的耦合轉(zhuǎn)變?yōu)樽儔浩饔团c空氣的耦合，邊界阻抗的大幅降低使得油室內(nèi)的壓力從泄壓閥出口流出，并在一定程度上減小了反射。

2.2" 電弧故障壓力特征

以國家電網(wǎng)公司組織的某次63kA換流變OLTC切換油室電弧放電試驗中的電弧能量作為仿真中的能量輸入，模擬切換油室內(nèi)部電弧故障下的分體油箱壓力分布。試驗通過直徑為0.5mm、長度為30mm的銅絲引弧，電弧持續(xù)時間為80ms，累計電弧能量為4.1MJ，頂部安裝有機械式壓力釋放閥，開啟壓力為（110±5）kPa。試驗過程中的電弧電壓與電流曲線如圖6所示。

在電弧故障源對面的油室桶內(nèi)壁布置PCB113型動態(tài)壓力傳感器，帶寬為0～500kHz，實時監(jiān)測流體壓力的變化，在仿真計算的同一位置設置了測量點以提取壓力變化。試驗測量和仿真計算得到的切換油室內(nèi)壁壓強曲線如圖7所示，可以看出，由于泄壓閥及時釋放壓力，盡管在燃弧過程中電弧能量持續(xù)升高，但試驗測量壓強和仿真計算得到的壓強并不隨電弧能量積累而持續(xù)升高，而是先升高至峰值，隨后波動衰減。8.2ms時，試驗測量的內(nèi)部壓強達到峰值2.21MPa，仿真計算得到同一位置處的壓強峰值為2.26MPa，對應的時間為6.5ms。仿真得到的壓強峰值與試驗測量數(shù)值較為接近，且壓強隨時間的變化趨勢也具有較好的一致性，驗證了本文計算模型的有效性。

對于整個OLTC分體油箱來說，當切換開關發(fā)生燃弧故障時，油室內(nèi)部的壓力升高最為顯著，變壓器油在電弧熱量的作用下迅速汽化、分解，生成的氣泡團將劇烈擠壓周圍的變壓器油，形成幅值較高的沖擊波。圖8給出了電弧故障后部分時刻油室內(nèi)部的壓強分布云圖。需要強調(diào)的是，由于仿真計算中的壓強設置為相對壓強（以大氣壓為基準點計算的壓強，大于大氣壓強為正值，反之為負值），因此本文得到的壓強、應力均采用相對值。

由圖8可見，故障源附近產(chǎn)生壓強激增，以壓力波的形式向外傳播擴散，在燃弧故障時間為6.5ms時，油室內(nèi)的壓強達到較高水平，由于泄壓閥已開啟，油室頂部壓強得到釋放，因此壓力主要集中在油室底部，此時油室內(nèi)部峰值超過2.1MPa。隨著時間推移，泄壓閥持續(xù)開啟釋放壓力，壓力波的傳播使得壓力從高壓強區(qū)域向低壓強區(qū)域傳播，在油室內(nèi)部體現(xiàn)為壓力從油室底部傳播至油室頂部，再經(jīng)泄壓閥出口釋放。

圖9展示了切換油室底部和頂部壓強隨時間變化的計算結果。由圖可見，油室頂部壓強在6.5ms時達到峰值，約為1.59MPa，受壓力波傳輸距離和泄壓閥的共同作用，油室底部壓強峰值稍滯后于油室頂部，但幅值更高；在8ms時，油室底部壓強峰值達到2.95MPa。壓力釋放閥的持續(xù)開啟使油室內(nèi)部的壓強水平在整體上呈現(xiàn)下降趨勢，這一點在油室頂部和油室底部的壓強曲線上均有體現(xiàn)。

油室內(nèi)部壓力波與固體結構相互作用后，以振動和折射的形式影響A、B油箱內(nèi)部的油壓。與油室內(nèi)部壓強產(chǎn)生的原因不同，油箱內(nèi)部壓強產(chǎn)生的原因來自于油室、油箱等結構的形變和位移振動對變壓器油的擠壓。不同時刻油箱內(nèi)部壓強的分布如圖10所示。對比圖10中油箱的內(nèi)部壓強與圖8中油室的內(nèi)部壓強分布云圖可以發(fā)現(xiàn)，油箱內(nèi)部的整體壓強較油室內(nèi)部的壓強小1～2個數(shù)量級。由圖10可知，由于A、B油箱間設有加厚間隔板和引線套管，B油箱內(nèi)壓力波傳遞至此隔離結構時，壓力波大部分以反射形式返回B油箱，少部分轉(zhuǎn)化為隔離結構的固體彈性波并繼續(xù)轉(zhuǎn)化為A油箱內(nèi)部的壓力波，因此A油箱的壓強水平明顯小于B油箱。

分別對A、B油箱內(nèi)部的平均壓強進行計算，得到A、B油箱的平均壓強變化曲線，如圖11所示。由于A油箱距離故障源更遠，且受隔離結構保護，因此內(nèi)部壓強變化趨勢滯后于B油箱，且其內(nèi)部平均壓強在大多數(shù)時間低于B油箱。

3" 油室和油箱結構失效風險分析

3.1" 油室及油箱的結構應力分布

當油中壓力波傳遞至機械結構邊界時，將對結構邊界施加壓力，導致結構變形；同時，機械結構自身具有一定剛度，有抵消形變產(chǎn)生的趨勢，從而產(chǎn)生一定的結構應力。對于分體油箱，各機械構件連接處以及曲率較大的位置在承受高內(nèi)部壓強時易形成應力集中，成為結構應力弱點。

實際分接開關事故中，油室頂蓋和油室底座易發(fā)生破裂，這是因為油室桶狀結構的影響。電弧故障產(chǎn)生的壓力波經(jīng)過傳輸和反射后趨于向油室兩端集中，經(jīng)流固耦合作用后形成較高的應力，又由于油室頂蓋和油室底座均存在幾何突變，容易形成應力集中，因而導致結構破裂。圖12給出了油室頂蓋和油室底座達到最大應力時的應力分布云圖，7ms和8ms均表示電弧故障發(fā)生后的時間。

從圖12可以看出，油室頂蓋和油室底座均存在局部應力集中的現(xiàn)象，相比較而言，油室底座應力幅值較高，在放電后8ms時，油室底座的中心區(qū)域應力超過440MPa，已超出其鋁合金材料的耐受強度，有局部變形或破裂的風險；油室頂蓋應力峰值約90MPa，仍在材料強度的安全范圍內(nèi)；油室頂蓋應力水平明顯低于油室底座，這是由于油室頂蓋設有壓力釋放閥，使壓力傳播至油室頂部時壓力更多趨于從出口流出，大幅降低了壓力波對油室頂蓋的沖擊，降低了應力水平，而油室底座距離油室頂部較遠，短時間內(nèi)壓力來不及釋放，因此應力水平較高。這也說明了壓力釋放閥動作的可靠性對油室結構安全的重要性。

對分體油箱結構在燃弧過程中的應力變化進行分析，發(fā)現(xiàn)分體油箱各部位應力水平均在材料耐受強度范圍內(nèi)，但A、B油箱間隔板處、B油箱上蓋板以及B油箱L形拐角結構的連接處仍存在明顯的應力集中現(xiàn)象，分別發(fā)生在電弧故障發(fā)生后的7.5、10、14ms，如圖13所示。由圖可知，A、B油箱間隔板應力最大值約為25MPa，B油箱上蓋板最大應力約為90MPa，結合材料強度可知A、B油箱間隔板和B油箱上蓋板的最大應力均小于材料的屈服強度，但均在與相鄰結構連接位置處出現(xiàn)應力集中現(xiàn)象；B油箱L形結構應力水平相對較高，與B油箱上蓋板連接處的應力超過180MPa，且L形結構的拐角處有明顯的應力集中現(xiàn)象，但整體仍在材料可耐受強度范圍內(nèi)。

3.2" 油室底部泄漏時B油箱的應力分布

對于分體式變壓器油箱來說，設計時需要考慮油室結構在電弧故障后發(fā)生破裂的情況，因為一旦油室結構損壞，壓力將從油室泄漏至B油箱，對B油箱結構以及A、B油箱間隔板造成威脅。由3.1節(jié)可知，油室底座應力幅值較高，存在變形和破裂風險，因此本文假設油室底座損壞，此時油室與B油箱中的變壓器油形成油路。通過仿真計算了這一極端情況下的結構應力分布情況，得到A、B油箱間隔板處、B油箱上蓋板、B油箱L形拐角結構的應力集中分別出現(xiàn)在電弧故障發(fā)生后的42、45.5、87ms，如圖14所示。

對比圖14和圖13可以發(fā)現(xiàn)，在油室底座破裂且無法隔離油路時，由于壓力涌入B油箱對各結構造成沖擊，使各結構的應力顯著增大。由圖14可以看出，A、B油箱間隔板的最大應力約為220MPa，稍低于其結構鋼材質(zhì)的屈服強度；B油箱上蓋板應力集中現(xiàn)象較明顯，應力最大值超過250MPa，稍稍高于結構鋼的屈服強度，存在變形風險；B油箱L形結構的拐角處局部應力最高，約為520MPa，遠超材料的屈服強度，有局部開裂風險。由此可見，B油箱L形結構是分體油箱最為關鍵的結構弱點，可考慮適當加入加強筋，以提高結構強度。

由上述分析可以得出，在油室底部結構損壞時，電弧故障壓力的破壞范圍將擴大，如果傳統(tǒng)的一體式OLTC油箱中發(fā)生類似事故，后果將不堪設想。對于分體油箱來說，A、B油箱間隔板為分體式油箱的重要隔離結構，能夠降低切換油室內(nèi)電弧故障壓力對主油箱的沖擊，同時其機械結構可靠性也關乎著主油箱的安全。計算表明間隔板結構承受的應力仍在安全范圍內(nèi)，進一步驗證了OLTC分體油箱在極端工況下的結構可靠性和合理性。

4" 結" 論

本文以分體式OLTC為研究對象，采用聲固耦合法，研究了OLTC分體式布置的內(nèi)部壓強和結構應力的分布特征，同時基于壓強和應力的計算結果，對分體油箱結構的可靠性和合理性進行評估，得到以下主要結論。

（1）通過比較油室內(nèi)壁同一位置油壓的仿真和測量結果，驗證了所建仿真模型的正確性。油室桶內(nèi)壁處壓強的試驗測量峰值為2.21MPa，仿真計算得到的結果為2.26MPa，仿真計算與試驗實測結果在幅值和變化趨勢上較為一致。切換油室內(nèi)部發(fā)生電弧故障后，泄壓閥及時開啟，內(nèi)部壓強在陡升后呈降低趨勢，而不是隨著電弧能量積累而持續(xù)增長。

（2）泄壓閥對油室上部的具有明顯的泄壓效果，使得油室底部的壓力峰值高于油室頂部。在燃弧故障后6.5ms時，油室頂部壓強峰值達到1.59MPa，在8ms時，底部壓強達到2.95MPa；由于固體結構對壓力波具有隔離作用，分體油箱內(nèi)部壓強較切換油室內(nèi)部壓強低1～2個數(shù)量級，且A油箱整體壓強水平低于B油箱。

（3）電弧故障產(chǎn)生的壓力對油室結構產(chǎn)生沖擊作用，在油室頂蓋和油室底座形成局部應力集中。油室底座應力較高，在故障后8ms時的最大值超過440MPa，存在破裂風險；分體油箱結構也存在應力集中現(xiàn)象，但由于內(nèi)部壓強水平不高，因此相應的應力均在材料屈服強度以下，無開裂風險。

（4）當油室底部結構破裂時，切換油室內(nèi)部與油箱內(nèi)部的變壓器油形成通路，電弧故障產(chǎn)生的壓力將涌入B油箱中。經(jīng)計算，在這一極端情況下，A、B油箱間隔板的峰值應力約為220MPa，低于材料屈服強度，B油箱上蓋板的最大應力超過250MPa，稍高出材料的屈服強度，B油箱L形結構的拐角處應力達到520MPa，存在破裂或變形的風險。

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（編輯" 亢列梅" 劉楊" 李慧敏）