10kV 高壓開(kāi)關(guān)柜安全性能的提升方法

董 盼 楊 鑫 賈鵬飛 雷佳成 劉 瑤

（1.長(zhǎng)沙理工大學(xué)電氣與信息工程學(xué)院 長(zhǎng)沙 410114 2.中國(guó)電力科學(xué)研究院 北京 100192 3.國(guó)網(wǎng)北京市電力公司 北京 100031）

0 引言

隨著電力系統(tǒng)配電網(wǎng)的快速發(fā)展，穩(wěn)定、可靠的電能供應(yīng)成為配電網(wǎng)供電的不斷追求，10kV 高壓開(kāi)關(guān)柜以其運(yùn)行可靠、操作方便等特點(diǎn)，在配電網(wǎng)中被廣泛使用[1]。然而，由于操作不當(dāng)或廠家制造工藝存在缺陷等問(wèn)題易導(dǎo)致10kV 開(kāi)關(guān)柜發(fā)生內(nèi)部短路電弧故障，引發(fā)爆炸事故[2]。

為了減少短路電弧故障引發(fā)的爆炸事故造成的二次傷害，開(kāi)關(guān)柜大都采用隔離艙室設(shè)計(jì)[3]，每個(gè)獨(dú)立艙室均配有獨(dú)立的泄能通道[4]。GB 3906—2006把10kV 開(kāi)關(guān)柜內(nèi)部短路電弧燃弧試驗(yàn)列為強(qiáng)制性試驗(yàn)[5]，以此檢驗(yàn)開(kāi)關(guān)柜的安全性能是否達(dá)標(biāo)。

盡管10kV 高壓開(kāi)關(guān)柜已有配套的安全設(shè)計(jì)和測(cè)試標(biāo)準(zhǔn)，開(kāi)關(guān)柜因爆炸引發(fā)的二次傷害事故仍時(shí)有發(fā)生。據(jù)統(tǒng)計(jì)，僅手車柜型式的開(kāi)關(guān)柜，全國(guó)每年因短路電弧燒毀就多達(dá)200 多面，多數(shù)造成了柜體破裂或柜門被沖開(kāi)[6]?？梢?jiàn)，10kV 開(kāi)關(guān)柜內(nèi)部短路電弧故障引發(fā)的爆炸事故仍不可忽視。

通過(guò)了安全測(cè)試的開(kāi)關(guān)柜仍可能被短路電弧引發(fā)的爆炸沖擊波破壞，主要原因在于負(fù)荷電流可能超過(guò)額定值，導(dǎo)致短路電弧能量過(guò)大[7]。為了提升10kV 開(kāi)關(guān)柜的安全性能，國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)于因短路電弧引起的開(kāi)關(guān)柜爆裂問(wèn)題展開(kāi)研究，對(duì)實(shí)際開(kāi)關(guān)柜在短路燃弧沖擊載荷作用下柜體的強(qiáng)度進(jìn)行分析，獲得柜體強(qiáng)度的校核方法與流程。文獻(xiàn)[8-11]提出了開(kāi)關(guān)柜柜門強(qiáng)度校核方法，在獲得爆炸沖擊波造成的壓力升后，分析柜體鉚釘、鉸鏈、螺栓等是否符合安全設(shè)計(jì)要求。文獻(xiàn)[12-13]通過(guò)對(duì)壓力作用后薄板的應(yīng)力場(chǎng)分析，結(jié)合材料的臨界應(yīng)力，提出了柜體耐受強(qiáng)度的數(shù)值計(jì)算方法。文獻(xiàn)[14-16]通過(guò)對(duì)泄壓通道進(jìn)行改進(jìn)，提出了增加緩沖室、金屬網(wǎng)格吸收器、負(fù)壓室等措施對(duì)短路電弧沖擊過(guò)程中產(chǎn)生的高溫、高壓氣體升進(jìn)行疏導(dǎo)和抑制，以提升開(kāi)關(guān)柜在發(fā)生短路電弧沖擊過(guò)程中的安全性能。

綜合上述文獻(xiàn)，目前，開(kāi)關(guān)柜隔離艙室的安全性能，主要取決于柜體和柜門安全裕度值，因此，傳統(tǒng)開(kāi)關(guān)柜安全性能提升方法主要采用“堵”的思路，即在現(xiàn)有柜門螺栓數(shù)上繼續(xù)增加螺栓使用數(shù)量以及柜門、柜體的厚度，以提升開(kāi)關(guān)柜的安全性能。雖然可以起到增加安全裕度的效果，但缺乏針對(duì)性，并且邊際效應(yīng)明顯，不利于開(kāi)關(guān)柜向輕質(zhì)化方向發(fā)展。

本文采用熱源等效和分艙建模方式，利用多物理場(chǎng)耦合的有限元仿真計(jì)算方法，對(duì)開(kāi)關(guān)柜在短路電弧沖擊作用下的安全裕度進(jìn)行仿真計(jì)算。通過(guò)對(duì)柜體和柜門安全裕度值的比較，指出影響開(kāi)關(guān)柜安全裕度的薄弱部位；提出在影響安全裕度的薄弱部位覆蓋能起緩和、均衡短路電弧沖擊作用力的高分子復(fù)合材料，提高薄弱部位的安全裕度，進(jìn)而提升開(kāi)關(guān)柜的整體安全性能。與傳統(tǒng)提升方法相比，更具針對(duì)性，促進(jìn)設(shè)備向輕質(zhì)化發(fā)展，為提升10kV 開(kāi)關(guān)柜安全等級(jí)提供了新的解決思路與方法。

1 開(kāi)關(guān)柜短路電弧沖擊過(guò)程仿真計(jì)算方法

1.1 基于多物理場(chǎng)耦合的仿真計(jì)算原理

開(kāi)關(guān)柜短路電弧沖擊過(guò)程，從物理過(guò)程上看，是溫度場(chǎng)、流體場(chǎng)和應(yīng)力場(chǎng)相互耦合的結(jié)果。電弧高溫引起溫度升高，氣體膨脹，然后通過(guò)開(kāi)關(guān)柜頂部的泄壓裝置釋放[17-18]。

基于以上分析，開(kāi)關(guān)柜短路電弧沖擊仿真過(guò)程中的溫度場(chǎng)、流體場(chǎng)和應(yīng)力場(chǎng)之間的耦合作用關(guān)系如圖1 所示。針對(duì)耦合機(jī)制，本文基于多物理場(chǎng)耦合的有限元方法進(jìn)行數(shù)值計(jì)算。

圖1 耦合作用形式 Fig.1 Coupling effect form

由于實(shí)際的開(kāi)關(guān)柜內(nèi)部短路電弧發(fā)生過(guò)程是一個(gè)復(fù)雜多變的物理及化學(xué)過(guò)程[19]。它是快速時(shí)變和空間分布過(guò)程，其中有較多高度非線性參數(shù)[20]，同時(shí)它又涉及可壓縮氣體的流動(dòng)、熱量的發(fā)散與吸收、物體性質(zhì)的變化、物質(zhì)的組成、電磁場(chǎng)的分布等。為了降低計(jì)算復(fù)雜度，以等體積密度原則，將10kV 開(kāi)關(guān)柜電纜室內(nèi)燃弧故障產(chǎn)生的電弧等效為熱源球體。

文獻(xiàn)[21]對(duì)10kV 開(kāi)關(guān)柜內(nèi)燃弧的電弧能量進(jìn)行了測(cè)量。采用規(guī)格為寬800mm、高2 250mm、深1 400mm 的開(kāi)關(guān)柜，試驗(yàn)測(cè)試時(shí)間為1s，測(cè)試的沖擊電流等級(jí)為31.5kA。通過(guò)測(cè)量?jī)?nèi)燃弧試驗(yàn)中三相電弧電流、電壓數(shù)據(jù)，對(duì)得到的隨時(shí)間變化的電弧電壓和電流進(jìn)行積分，估算出開(kāi)關(guān)柜電纜室總的電弧能量為30.6×107J。因而，仿真中首先將電弧等效為半徑為4.4mm 的熱源球體，對(duì)應(yīng)的電弧能量換算至該球體的能量熱損耗密度Q。

式中，P為功率；V為球體體積。由式（1）得Q=8.578×1013W/m3。

熱源位置設(shè)置在實(shí)際易發(fā)生故障的部位。以電纜室為例，由于電纜室短路電弧多是由于電纜終端接頭絕緣故障造成。為了使仿真結(jié)果和爆炸實(shí)際情況更為相符，將熱源位置設(shè)置在電纜室的電纜中間相終端接頭處。

1.2 基于多物理場(chǎng)耦合的仿真計(jì)算建模

由圖2 所示的KYN28—12 型開(kāi)關(guān)結(jié)構(gòu)剖面圖的剖析圖可知，開(kāi)關(guān)柜被分為電纜室、主母線室、小車室、繼電器室4 個(gè)獨(dú)立艙室[22]。其中發(fā)生內(nèi)部短路電弧故障的隔室主要為電纜室、小車室和主母線室。作為安全設(shè)計(jì)的關(guān)鍵三個(gè)高壓艙室上蓋板均裝設(shè)了泄壓板，泄壓板鉚釘分布示意圖如圖3 所示。

圖3 泄壓板鉚釘分布圖 Fig.3 Distribution diagram of pressure relief plate rivets

由圖3 可知，在泄壓板上固定有6 個(gè)鉚釘，其中3 個(gè)為?4mm尼龍鉚釘，3 個(gè)為?4mm金屬鉚釘，并分兩端排列。當(dāng)發(fā)生內(nèi)部短路電弧沖擊爆炸時(shí)，由于柜內(nèi)壓強(qiáng)驟增，在內(nèi)外壓差作用下尼龍鉚釘發(fā)生斷裂，泄壓板翻轉(zhuǎn)，釋放艙室內(nèi)高溫高壓氣體。

電纜室相比于其他兩個(gè)高壓室（主母線室、小車室）整體位置偏下，有較為狹長(zhǎng)的泄壓通道，故障電弧發(fā)生部位一般位于底部電纜接頭處。在現(xiàn)有泄壓裝置下，電纜室發(fā)生內(nèi)燃弧故障后底部高溫高壓氣體距離泄壓板相比其他兩個(gè)高壓室較遠(yuǎn)，并需經(jīng)一相對(duì)較窄的泄壓通道，才能排出室外。電纜室柜體距離熱源位置更近，在泄壓板未動(dòng)作的時(shí)間內(nèi)，電纜室柜體一直受到高溫、高壓氣體的沖擊，更易發(fā)生損壞。因此，本文選擇電纜室為隔離艙室的計(jì)算模型進(jìn)行仿真計(jì)算（其他兩個(gè)艙室的仿真建模和計(jì)算方法與此相同）。

本文參考KYN28—12 型開(kāi)關(guān)柜電纜室的實(shí)際幾何尺寸，根據(jù)廠家生產(chǎn)原型以及材料承受的電場(chǎng)強(qiáng)度，在多物理場(chǎng)耦合有限元計(jì)算仿真軟件中按照1:1 的比例建立了電纜室三維仿真模型。

KYN28—12 型開(kāi)關(guān)柜電纜室柜體結(jié)構(gòu)一般采用覆鋁鋅優(yōu)質(zhì)鋼板，熱源的位置坐標(biāo)為（x=400mm,y=250mm,z=400mm），其余具體參數(shù)如圖4 所示。

圖4 電纜室三維仿真模型 Fig.4 3D simulation model of the cable room

1.3 仿真簡(jiǎn)化計(jì)算條件

由于實(shí)際開(kāi)關(guān)柜結(jié)構(gòu)復(fù)雜且尺度較大，不同類型的零部件眾多，直接對(duì)實(shí)際開(kāi)關(guān)柜進(jìn)行仿真計(jì)算，不僅建模復(fù)雜而且模型的網(wǎng)格剖分將過(guò)于細(xì)化，大大提高了計(jì)算復(fù)雜度。因此，有必要對(duì)實(shí)際開(kāi)關(guān)柜的結(jié)構(gòu)在不影響準(zhǔn)確范圍的條件下，進(jìn)行簡(jiǎn)化處理，以適應(yīng)開(kāi)關(guān)柜內(nèi)部短路電弧沖擊過(guò)程的仿真計(jì)算[23]。

1）由于開(kāi)關(guān)柜發(fā)生短路電弧故障至泄壓板打開(kāi)時(shí)間較短，因此不考慮柜門、柜體等處的微小氣縫泄漏作用，對(duì)孔隙作封閉處理。

2）為了更直觀地體現(xiàn)高溫、高壓氣體對(duì)開(kāi)關(guān)柜柜體、柜門沖擊效果，實(shí)現(xiàn)較嚴(yán)苛條件下的仿真計(jì)算，對(duì)開(kāi)關(guān)柜內(nèi)部作空腔處理，以此來(lái)校驗(yàn)柜體、柜門的極限抵受性能。

3）多物理場(chǎng)中溫度場(chǎng)所采用的邊界條件是最外層設(shè)置為物體表面與周圍環(huán)境進(jìn)行的表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)；流體場(chǎng)所采用的邊界條件是設(shè)置邊界為壁[24]；位移場(chǎng)采用的邊界條件為開(kāi)關(guān)柜表面設(shè)置為壁[25]。

4）根據(jù)開(kāi)關(guān)柜內(nèi)燃弧試驗(yàn)規(guī)范可知，開(kāi)關(guān)柜底部在試驗(yàn)過(guò)程中固定不動(dòng)，因此，仿真中應(yīng)在模型底部施加的邊界條件為固定約束[12]。

1.4 計(jì)算方法的可靠性驗(yàn)證

采用圖4 所示模型建模和上述仿真計(jì)算方法，能量熱損耗密度設(shè)為Q=8.578×1013W/m3，開(kāi)關(guān)柜電纜室柜體采用2mm 厚優(yōu)質(zhì)鋼板，計(jì)算得到后柜門需20 個(gè)M10 螺栓，才能滿足內(nèi)部短路電弧沖擊過(guò)程的安全設(shè)計(jì)要求，即柜體不被撕裂，柜門不被沖開(kāi)。

文獻(xiàn)[21]選擇ZC 型開(kāi)關(guān)柜（ZC 型開(kāi)關(guān)柜為KYN28—12 型開(kāi)關(guān)柜的改進(jìn)型開(kāi)關(guān)柜）對(duì)其電纜室按GB3096—2006《3.6～40.5kV 交流金屬封閉開(kāi)關(guān)設(shè)備和控制設(shè)備》的要求進(jìn)行內(nèi)燃弧試驗(yàn)。

ZC 型10kV 開(kāi)關(guān)柜的柜體厚度2mm，電纜室后柜門采用20 個(gè)M10 螺栓固定（包含鉸鏈），與仿真設(shè)置條件相同。試驗(yàn)電源容量655MV·A，頻率50Hz，電壓12kV，電流31.5kV，電抗標(biāo)幺值0.22(pu)，功率因數(shù)cosθ＜0.15，中性點(diǎn)不接地。試驗(yàn)電源持續(xù)時(shí)長(zhǎng)為1s。試驗(yàn)測(cè)試回路如圖5 所示。

圖5 開(kāi)關(guān)柜內(nèi)燃弧試驗(yàn)測(cè)試回路示意圖 Fig.5 Circuit diagram of arc test in switch cabinet

試驗(yàn)電源的三相接入電纜室的三個(gè)電纜接頭處，使用0.5mm 金屬線在相間短接電纜接頭，形成人工短路回路。按相關(guān)規(guī)程規(guī)定進(jìn)行時(shí)長(zhǎng)為1s 的內(nèi)部電弧燃弧試驗(yàn)。內(nèi)燃弧試驗(yàn)現(xiàn)場(chǎng)照片如圖6 所示。

圖6 內(nèi)燃弧試驗(yàn)現(xiàn)場(chǎng)照片 Fig.6 Internal combustion arc test site photos

經(jīng)測(cè)試，在燃弧過(guò)程中，電纜室泄壓板完全打開(kāi)，并伴隨有大量黑煙，高溫、高壓氣體通過(guò)泄壓通道排出。試驗(yàn)后檢查柜體狀態(tài)發(fā)現(xiàn)：柜體外殼沒(méi)有開(kāi)裂和燒穿的現(xiàn)象，蓋板固定完好，后柜門沒(méi)有打開(kāi)。電纜室試驗(yàn)前后照片如圖7 所示。

圖7 電纜室試驗(yàn)前后照片 Fig.7 Photos before and after the cable room test

測(cè)試證明該開(kāi)關(guān)柜的電纜室滿足 GB3096—2006《3.6～40.5kV 交流金屬封閉開(kāi)關(guān)設(shè)備和控制設(shè)備》的內(nèi)部電弧燃弧試驗(yàn)規(guī)定，從而驗(yàn)證了本文所提出熱源等效和分艙建模方式，利用多物理場(chǎng)耦合的有限元計(jì)算方法的可靠性。

2 10kV 開(kāi)關(guān)柜隔離艙室安全裕度計(jì)算

為了找到影響開(kāi)關(guān)柜安全性能的薄弱環(huán)節(jié)，本節(jié)利用第1 節(jié)給出的開(kāi)關(guān)柜內(nèi)部短路電弧沖擊過(guò)程仿真計(jì)算方法，計(jì)算10kV 開(kāi)關(guān)柜各隔離艙室安全裕度值，找出影響安全裕度的因素，為提高各隔離艙室的整體安全裕度值提供依據(jù)。

2.1 隔離艙室安全裕度的計(jì)算方法

短路電弧爆炸持續(xù)過(guò)程中，泄壓板未動(dòng)作時(shí)，可以將隔離艙室看成一個(gè)密閉的環(huán)境。電弧能量會(huì)迅速擴(kuò)散，使周圍環(huán)境溫度驟然升高，隔離艙室內(nèi)壓強(qiáng)驟增，在內(nèi)外壓差的持續(xù)作用下，可能導(dǎo)致柜體撕裂或隔離艙室的柜門被沖開(kāi)，嚴(yán)重威脅到周圍工作人員的生命安全和設(shè)備的正常運(yùn)行。因此，隔離艙室的安全裕度計(jì)算關(guān)鍵在于柜體和柜門安全裕度值，并以柜體、柜門二者安全裕度值較小值作為整個(gè)艙室的安全裕度。

隔離艙室安全裕度計(jì)算方法：

（1）確定爆炸后泄能板的動(dòng)作時(shí)刻tmax。計(jì)算電纜室從發(fā)生短路電弧產(chǎn)生后，電纜室上蓋板的泄壓板尼龍鉚釘處應(yīng)力隨時(shí)間變化函數(shù)關(guān)系，以尼龍鉚釘極限斷裂應(yīng)力作為依據(jù)，得到泄壓板的動(dòng)作時(shí)間tmax。

（2）柜體（柜門）的安全裕度計(jì)算。計(jì)算從短路電弧產(chǎn)生后，柜體（柜門）承受的應(yīng)力σg（或壓強(qiáng)pg）最大點(diǎn)隨時(shí)間變化曲線，得到tmax時(shí)刻對(duì)應(yīng)的σg（或pg）；柜體（或柜門）材料能承受的極限斷裂應(yīng)力σj（或Pj）。柜體（或柜門）安全裕度Kσ由式（2）計(jì)算得到。

（3）開(kāi)關(guān)柜隔離艙室安全裕度的確定。比較柜體和柜門的安全裕度值，以較小值作為艙室的安全裕度值K。

2.2 計(jì)算實(shí)例

本節(jié)計(jì)算實(shí)例以1.2 節(jié)的電纜室模型為計(jì)算實(shí)例，采用能量熱損耗密度Q=8.578×1013W/m3，柜體規(guī)格為寬為800mm、高為2 250mm、深為1 400mm的開(kāi)關(guān)柜，柜體厚度為2mm 的優(yōu)質(zhì)鋼板。模型的具體參數(shù)參見(jiàn)1.2 節(jié)圖4。

2.2.1 短路電弧泄壓板動(dòng)作時(shí)刻tmax計(jì)算

通過(guò)有限元三層迭代，得到的泄壓板尼龍鉚釘所在位置的應(yīng)力隨時(shí)間變化（尼龍鉚釘1、3 由于位置對(duì)稱，應(yīng)力變化規(guī)律一致）如圖8 所示。根據(jù)尼龍鉚釘?shù)膶?shí)際數(shù)據(jù)，得到其極限斷裂應(yīng)力為σx=0.25×106N/m2。

由圖8 可知，在t=9.9ms 時(shí)刻，尼龍鉚釘2處的應(yīng)力值為σ2=0.258×106N/m2大于σx=0.25× 106N/m2，尼龍鉚釘2 斷裂；在t=10.5ms 時(shí)刻，尼龍鉚釘 1 處的應(yīng)力值為σ2=0.251×106N/m2，大于σx=0.25×106N/m2，尼龍鉚釘1 斷裂。由于尼龍鉚釘1、3 的位置對(duì)稱，應(yīng)力變化規(guī)律一致，尼龍鉚釘1達(dá)到斷裂應(yīng)力時(shí)刻，也為尼龍鉚釘3 發(fā)生斷裂的時(shí)刻。此時(shí)，泄壓板完全打開(kāi)，內(nèi)部膨脹氣體迅速釋 放，柜體內(nèi)承受的壓強(qiáng)迅速下降。即0～10.5ms 的時(shí)間段，艙室處于密封狀態(tài)，內(nèi)部氣壓持續(xù)上升，則短路電弧泄壓板動(dòng)作時(shí)刻tmax=10.5ms。

圖8 泄壓板尼龍鉚釘處應(yīng)力隨時(shí)間變化圖 Fig.8 The stress of the nylon rivet of the pressure relief plate changes with time

2.2.2 電纜室柜體安全裕度計(jì)算

通過(guò)仿真計(jì)算，找到泄壓板完全打開(kāi)時(shí)刻對(duì)應(yīng)tmax=10.5ms 柜體應(yīng)力最大點(diǎn)σg，如圖9 所示。由圖9 可知，電纜室內(nèi)壁應(yīng)力畸變最明顯的位置為電纜室正面中部斜板連接處，應(yīng)力畸變最大點(diǎn)的位置坐標(biāo)為（x=70mm,y=1 730mm,z=396mm）。

圖9 柜體應(yīng)力最大點(diǎn)分布圖 Fig.9 Distribution diagram of the maximum point of cabinet stress。

在確認(rèn)了電纜室發(fā)生短路電弧沖擊的最大應(yīng)力點(diǎn)分布后，計(jì)算從短路電弧產(chǎn)生后，應(yīng)力σg隨時(shí)間變化曲線，如圖10 所示。得到tmax=10.5ms 時(shí)刻，柜體應(yīng)力最大點(diǎn)對(duì)應(yīng)的σg=1.54×108N/m2。

圖10 柜體應(yīng)力最大點(diǎn)隨時(shí)間變化曲線 Fig.10 The curve of the maximum stress of the cabinet body over time

由于開(kāi)關(guān)柜柜體一般采用優(yōu)質(zhì)鋼板，σj一般取值為3.2×108N/m2。通過(guò)式（2）可得電纜室柜體的安全裕度Kσ=51%。

2.2.3 電纜室柜門安全裕度計(jì)算

通過(guò)對(duì)柜門壓強(qiáng)分布進(jìn)行計(jì)算，得到泄壓板完全打開(kāi)時(shí)刻tmax=10.5ms 時(shí)刻對(duì)應(yīng)柜門壓強(qiáng)最大點(diǎn)pg所在位置，如圖11 所示。由圖11 可知，后柜門壓強(qiáng)最大點(diǎn)pg位置位于柜門左下側(cè)處，位置坐標(biāo)為（y=72.36mm,z=671.32mm）。

圖11 柜門所受壓強(qiáng)最大點(diǎn)分布圖 Fig.11 Distribution of the maximumpressure on the cabinet door

計(jì)算從短路電弧產(chǎn)生后，柜門所受壓強(qiáng)最大點(diǎn)pg隨時(shí)間變化曲線，如圖12 所示。得到tmax=10.5ms時(shí)刻對(duì)應(yīng)的pg=1.01MPa。

開(kāi)關(guān)柜電纜室柜門一般采用20 個(gè)高強(qiáng)度M10螺栓固定，每個(gè)M10 螺栓的應(yīng)力截面為58mm2，螺栓抗拉強(qiáng)度為800MPa，則20 個(gè)M10 螺栓的最大拉裂力F=9.28×105N，柜門面積S=0.9mm2，柜門的耐受沖擊壓強(qiáng)pj=1.03MPa。

由圖12 可知，在tmax=10.5ms 時(shí)刻，開(kāi)關(guān)柜柜門最大壓強(qiáng)pg=1.01MPa，此刻柜門的耐受沖擊壓強(qiáng)為pj=1.03MPa。通過(guò)式（2）可得電纜室柜門的安全 裕度值僅為KP=2%，遠(yuǎn)小于柜體的安全裕度值。

圖12 柜門所受壓強(qiáng)最大點(diǎn)隨時(shí)間變化曲線 Fig.12 The curve of the maximum pressure on the door of the cabinet with time

2.2.4 電纜室安全裕度的確定及安全性分析

由2.2.2 小節(jié)和2.2.3 小節(jié)可知，電纜室柜體的安全裕度為Kσ=51%，柜門的安全裕度為KP=2%，由于KP＜Kσ，因此開(kāi)關(guān)柜電纜室的安全裕度值為K=2%。由此可知，由于電纜室柜門的安全裕度值較低，導(dǎo)致整個(gè)電纜室的安全裕度大打折扣。

該計(jì)算結(jié)果也解釋了國(guó)內(nèi)外10kV 開(kāi)關(guān)柜由于內(nèi)部短路電弧引起的爆炸事故造成的二次傷害大都因柜門被沖開(kāi)造成。因而，提升柜門的安全裕度是提升開(kāi)關(guān)柜整體安全等級(jí)的關(guān)鍵。

目前，開(kāi)關(guān)柜柜門安全裕度提升主要采用“堵”的思路，即在現(xiàn)有柜門螺栓數(shù)上繼續(xù)增加螺栓使用數(shù)量。螺栓數(shù)增加，耐受沖擊壓強(qiáng)pj將持續(xù)增大，由式（2）可知，柜門的安全裕度隨之提升。

然而，隨著螺栓數(shù)的增加，雖然可以起到增加安全裕度的效果，但缺乏針對(duì)性，一方面不利于開(kāi)關(guān)柜的運(yùn)行檢修操作，另一方面，由于內(nèi)部短路電弧引起的爆炸沖擊波作用于柜門上，導(dǎo)致柜門受力不均勻，會(huì)導(dǎo)致局部螺栓失效，進(jìn)而引起柜門局部破裂。因此，迫切需要探索有效的柜門安全裕度提升方法。

3 覆蓋高分子材料提升柜門安全裕度設(shè)計(jì)方法

由仿真計(jì)算可知，在相同氣體沖擊力下，材料的楊氏模量對(duì)沖擊力分布的影響較大。選擇覆蓋低楊氏模量的材料（多為高分子材料）能夠有效緩和、均衡部分爆炸沖擊波產(chǎn)生的沖擊力，從而達(dá)到提升薄弱環(huán)節(jié)的耐受沖擊抵受性能。

為提高開(kāi)關(guān)柜柜門的安全裕度，本文采用在柜門內(nèi)側(cè)壓強(qiáng)分布集中的區(qū)域覆蓋高分子材料，緩和、均衡柜門所受沖擊力，提升柜門的耐沖擊抵受性能，從而提高柜門的安全裕度。

3.1 覆蓋高分子材料的選擇

由材料特性對(duì)沖擊抵受性能的影響及考慮開(kāi)關(guān)柜的運(yùn)行工況要求，所選擇的高分子覆蓋材料應(yīng)滿足：①具有較低的楊氏模量；②具有防火阻燃性能；③成本低、易加工。綜合考慮這些因素，本文選用陶瓷化硅橡膠高分子復(fù)合耐火材料為覆蓋層。材料圖如圖13 所示。

圖13 陶瓷化硅橡膠高分子復(fù)合耐火材料 Fig.13 Ceramic silicon rubber polymer composite refractory

陶瓷化硅橡膠高分子復(fù)合耐火材料，是利用硅基材料特性，以硅橡膠為基料及載體，經(jīng)過(guò)高溫爐或火焰的燒結(jié)成陶瓷化體。具備良好的電絕緣性能，可以達(dá)到1 200℃～1 500℃不燃燒，加工工藝簡(jiǎn)單、價(jià)格較低[26]。陶瓷化高分子復(fù)合耐火硅橡膠的建模參數(shù)見(jiàn)表1。

表1 陶瓷化硅橡膠高分子復(fù)合耐火材料參數(shù) Tab.1 Parameters of ceramicized silicone rubber polymer composite refractory materials

3.2 材料覆蓋方法

本文采用在柜門內(nèi)側(cè)覆蓋陶瓷化高分子復(fù)合耐火材料。為了不影響后續(xù)運(yùn)維，且達(dá)到最優(yōu)覆蓋效果，應(yīng)對(duì)材料的覆蓋區(qū)域和材料厚度進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計(jì)。

覆蓋區(qū)域的確定原則應(yīng)為：在柜門所承受較大壓強(qiáng)集中區(qū)域進(jìn)行覆蓋。材料覆蓋區(qū)域確定方法如下：

（1）通過(guò)仿真計(jì)算，找出泄能板動(dòng)作時(shí)刻tmax所在時(shí)間段內(nèi)，不同時(shí)刻柜門所受壓強(qiáng)較大區(qū)域，并進(jìn)行標(biāo)記。

（2）選取不同時(shí)刻柜門壓強(qiáng)較大區(qū)域所在位置的并集，作為高分子材料覆蓋區(qū)域，并繪制覆蓋區(qū)域示意圖Figx。

覆蓋的陶瓷化硅橡膠高分子復(fù)合耐火材料越厚，在相同條件下柜門所承受的沖擊壓強(qiáng)越小，但由于實(shí)際應(yīng)用場(chǎng)景的需要，不宜過(guò)厚。覆蓋層厚度的確定原則應(yīng)為：通過(guò)厚度的選擇使沖擊力均衡，使柜門的安全裕度值KP大于等于柜體的安全裕度值Kσ。

材料厚度選擇方法如下：

（1）選取不同厚度的陶瓷化硅橡膠高分子復(fù)合耐火材料對(duì)Figx中標(biāo)記的區(qū)域進(jìn)行覆蓋，分別計(jì)算在泄壓板動(dòng)作時(shí)刻tmax，柜門處所受最大壓強(qiáng)pg。

（2）繪制柜門所受最大壓強(qiáng)隨覆蓋層厚度的變化關(guān)系圖。

（3）計(jì)算不同覆蓋層厚度下柜門的安全裕度值，當(dāng)KP≥Kσ時(shí)，則符合要求，確定覆蓋層所需厚度d。

3.3 覆蓋層區(qū)域確定的計(jì)算實(shí)例

以1.2 節(jié)的電纜室模型為計(jì)算實(shí)例，通過(guò)仿真計(jì)算得到電纜室發(fā)生短路電弧沖擊過(guò)程中壓強(qiáng)點(diǎn)分布。當(dāng)tmax=10.5ms 時(shí)刻，在電纜室完全密封條件下，選擇能量熱損耗密度為Q=8.578×1013W/m3，選擇壁厚為2mm 進(jìn)行仿真，計(jì)算出不同時(shí)刻電纜室后柜門最大壓強(qiáng)點(diǎn)分布情況，如圖14 所示。

圖14 不同時(shí)刻柜門壓強(qiáng)較大區(qū)域分布 Fig.14 The distribution map of the area where the cabinet door pressure is larger at different times

由圖14 可知，柜門在不同時(shí)刻的短路電弧沖擊過(guò)程中，壓強(qiáng)最大區(qū)域均為圖中標(biāo)記處（顏色越深代表柜門所受壓強(qiáng)越大），由此可知，在整個(gè)沖擊過(guò)程中，柜門所受壓強(qiáng)較大區(qū)域都集中在柜門的側(cè)邊和底部區(qū)域，因此選擇不同時(shí)刻柜門壓強(qiáng)較大區(qū)域所在位置的并集，作為高分材料的覆蓋區(qū)域。高分子材料覆蓋區(qū)域示意圖如圖15 所示。

由圖15 所示，覆蓋區(qū)域?yàn)榘甲中?，左右兩?cè)覆蓋區(qū)域?qū)挾染鶠?50mm，底部覆蓋區(qū)域?qū)挾葹?00mm。

圖15 柜門覆蓋區(qū)域示意圖 Fig.15 Schematic diagram of cabinet door coverage area

3.4 覆蓋層厚度確定的計(jì)算實(shí)例

以1.2 節(jié)的建立的模型為基礎(chǔ)，在其模型柜門內(nèi)側(cè)，按照?qǐng)D15 所示標(biāo)識(shí)區(qū)域覆蓋陶瓷化硅橡膠高分子復(fù)合耐火材料。覆蓋陶瓷化硅橡膠高分子復(fù)合耐火材料后的模型如圖16 所示。

圖16 覆蓋材料后模型 Fig.16 Model picture after covering materia

通過(guò)仿真計(jì)算得到開(kāi)關(guān)柜電纜室發(fā)生短路電弧沖擊過(guò)程泄壓板動(dòng)作時(shí)刻為tmax=10.5ms。當(dāng)覆蓋層的厚度d=5mm 時(shí)，pg=0.11MPa；未覆蓋高分子材料時(shí)的最大壓強(qiáng)為1.01MPa，下降了89%。覆蓋后的柜門壓強(qiáng)分布云圖如圖17 所示，壓強(qiáng)最大點(diǎn)的位置坐標(biāo)為（y=355.65mm,z=292.59mm）。

由圖17 可知，覆蓋了高分子材料后，開(kāi)關(guān)柜后柜門的壓強(qiáng)分布集中區(qū)域發(fā)生了明顯變化，邊緣區(qū)域（即覆蓋區(qū)域）所受的沖擊力分布明顯改善，驗(yàn)證了高分子材料覆蓋的方法可以有效均衡、改善柜門所受沖擊力的分布。

圖17 覆蓋5mm 厚高分子材料后柜門壓強(qiáng)分布圖 Fig.17 The pressure distribution map of the rear cabinet door covered with 5mm thick polymer material

選取不同厚度的陶瓷化硅橡膠高分子復(fù)合耐火材料對(duì)圖16 所標(biāo)記區(qū)域進(jìn)行覆蓋，分別計(jì)算在泄壓板動(dòng)作時(shí)刻tmax，柜門處所受最大壓強(qiáng)pg。繪制最大壓強(qiáng)pg隨覆蓋高分子材料厚度變化關(guān)系，如圖18 所示。

圖18 柜門壓強(qiáng)隨覆蓋材料厚度關(guān)系變化曲線 Fig.18 The relationship between cabinet door pressure and covering material thickness

由圖18 可知，隨著覆蓋陶瓷化硅橡膠高分子復(fù)合耐火材料的厚度增加，柜門受到的壓強(qiáng)逐漸下降。在tmax=10.5ms 時(shí)刻，覆蓋陶瓷化硅橡膠高分子復(fù)合耐火材料厚度為3.0mm 時(shí)，其柜門最大壓強(qiáng)值為pg=0.3MPa，小于柜門螺栓所能承受的極限壓強(qiáng)值pj=1.03MPa，按式（2）計(jì)算，可得柜門的安全裕度值為70%，該安全裕度值已大于柜體51%的安全裕度，達(dá)到設(shè)計(jì)要求，即KP≥Kσ。

由圖18 得到的柜門最大壓強(qiáng)與覆蓋材料厚度的擬合關(guān)系曲線還可發(fā)現(xiàn)，當(dāng)選擇覆蓋3mm 厚高分子材料時(shí)，壓強(qiáng)變化率已趨近較小值，即當(dāng)繼續(xù)增加厚度，對(duì)壓強(qiáng)的改善情況相對(duì)不再明顯。因而，考慮技術(shù)指標(biāo)要求，經(jīng)濟(jì)性和實(shí)際運(yùn)行需要，覆蓋層厚度選擇為3.0mm。

4 結(jié)論

針對(duì)10kV 高壓開(kāi)關(guān)柜內(nèi)部短路電弧引發(fā)的爆炸造成二次傷害的問(wèn)題，本文從柜體和柜門安全裕度比較的角度，提出了提高開(kāi)關(guān)柜安全裕度的計(jì)算方法和設(shè)計(jì)建議。主要結(jié)論如下：

1）本文采用熱源等效和分艙建模方式，利用多物理場(chǎng)耦合的有限元仿真計(jì)算方法，對(duì)開(kāi)關(guān)柜在短路電弧沖擊作用下的安全裕度進(jìn)行仿真計(jì)算。以KYN28—12 型開(kāi)關(guān)柜電纜室為例，得到電纜室柜體和柜門的安全裕度分別為51%和2%，指出提升開(kāi)關(guān)柜安全裕度的關(guān)鍵在于提升電纜室柜門的安全裕度。

2）針對(duì)柜門壓強(qiáng)較大區(qū)域采取在柜門內(nèi)側(cè)壓強(qiáng)較大區(qū)域覆蓋陶瓷化硅橡膠高分子復(fù)合耐火材料的方法來(lái)提升柜門的安全裕度。以KYN28—12 型開(kāi)關(guān)柜電纜室為例，得出在柜門所受壓強(qiáng)較大區(qū)域需覆蓋3.0mm 厚陶瓷化硅橡膠高分子復(fù)合耐火材料，可以使柜門的安全裕度達(dá)到70%，大于柜體51%的安全裕度，從而提升開(kāi)關(guān)柜整體的安全性能。

3）本文采取對(duì)安全裕度薄弱的部位覆蓋高分子復(fù)合材料的方法以提高開(kāi)關(guān)柜的安全性能，與傳統(tǒng)方法相比，更具針對(duì)性，促進(jìn)設(shè)備向輕質(zhì)化發(fā)展，為開(kāi)關(guān)柜安全等級(jí)提升提供了新的解決思路與方法。后續(xù)需加強(qiáng)該方法在實(shí)際開(kāi)關(guān)柜中的測(cè)試和應(yīng)用。