開(kāi)關(guān)柜溫升影響因素的仿真與試驗(yàn)研究

杜麗 丁永生 石維東 劉 進(jìn) 陸 軍

（1. 南瑞集團(tuán)公司（國(guó)網(wǎng)電力科學(xué)研究院），南京 211000；2. 江蘇南瑞帕威爾電氣有限公司，南京 211000；3. 上海置信電氣股份有限公司，上海 200335）

開(kāi)關(guān)柜的溫升設(shè)計(jì)對(duì)于開(kāi)關(guān)柜能否長(zhǎng)期穩(wěn)定運(yùn)行至關(guān)重要。開(kāi)關(guān)柜由于體積小、結(jié)構(gòu)復(fù)雜，柜內(nèi)元器件的散熱條件比較惡劣，導(dǎo)致溫升容易超標(biāo)。元器件溫度過(guò)高會(huì)導(dǎo)致開(kāi)關(guān)柜內(nèi)設(shè)備提前老化，造成設(shè)備損壞和用戶停電[1]。

近年來(lái)，許多學(xué)者對(duì)開(kāi)關(guān)柜的溫升問(wèn)題進(jìn)行了研究。一些學(xué)者采用仿真分析或建立微積分?jǐn)?shù)學(xué)模型的方法對(duì)開(kāi)關(guān)柜的局部元件如觸頭、母線、電纜及斷路器等進(jìn)行了傳熱、溫升的數(shù)值仿真分析[2-10]。開(kāi)關(guān)柜整體的溫升是受各部件綜合影響的，一些學(xué)者和同行利用有限元分析軟件進(jìn)行了仿真分析，得到了開(kāi)關(guān)柜整體的溫度場(chǎng)分布[11-14]，且溫升試驗(yàn)結(jié)果表明仿真分析與試驗(yàn)數(shù)據(jù)有較好的一致性。

1 開(kāi)關(guān)柜溫升的影響因素

開(kāi)關(guān)柜的溫升由發(fā)熱和散熱情況綜合決定。其中開(kāi)關(guān)柜的主要發(fā)熱原因是柜體產(chǎn)生的電阻損耗，公式由式（1）給出。開(kāi)關(guān)柜的散熱有熱傳導(dǎo)、熱對(duì)流、熱輻射3種情況。傅里葉定律（Fourier’s law）對(duì)熱傳導(dǎo)現(xiàn)象做出了較為明確的表達(dá)，其表達(dá)式如式（2）所示。熱對(duì)流遵循牛頓冷卻定律（Newton’s law of cooling），表達(dá)式如式（3）所示。熱福射遵循斯蒂芬一波爾茲曼定律，其數(shù)學(xué)公式如式（4）所示。

式中，P為電阻損耗功率，W；Ka為附加損耗系數(shù)；I為額定電流，A；R為導(dǎo)體電阻，包括回路內(nèi)導(dǎo)體的直流電阻和電接觸電阻兩部分，Ω。

式中，Φ 為熱流率，W；λ 為導(dǎo)熱系數(shù)，W/（m·K）；t為溫度，K；x為在導(dǎo)熱面上的坐標(biāo)，m。

式中，Φ 為熱流率，W；hc為對(duì)流傳熱系數(shù)，W/（m2·℃）；A 為散熱面積，m2；tw為物體表面溫度，℃；tf為流體溫度，℃。

式中，Φ 為熱流率，W；ε 為輻射率，其中 0＜輻射率＜1；σ 為斯蒂芬-波爾茲曼常數(shù)，其值為 5.67×10-8W/（m2·K4）；A1為為輻射面 1 的面積，m2；F12為形狀系數(shù)；T1為輻射面 1的溫度，K；T2為輻射面2的溫度，對(duì)于空氣絕緣開(kāi)關(guān)柜KYN96，即為空氣毗鄰開(kāi)關(guān)柜零部件處的溫度，K。

在散熱方面，由式（3）、式（4）可看出，熱對(duì)流散熱量與部件表面和空氣間的溫差成正比例關(guān)系；熱輻射散熱量與 （ T14- T24）成正比關(guān)系， T14-T4= ΔT4+ 4 T ΔT3+ 6 T2Δ T2+ 4 T3ΔT ，其中 Δ T=T - T ，12也就是說(shuō)，環(huán)境溫度對(duì)開(kāi)關(guān)柜的輻射散熱是有影響的。在發(fā)熱方面，由式（1）來(lái)看，發(fā)熱量與柜體的電阻成正比例關(guān)系。因此，柜體結(jié)構(gòu)中影響電阻的參數(shù)（如銅排規(guī)格、導(dǎo)體材料）都將影響到開(kāi)關(guān)柜的發(fā)熱量。

2 樣機(jī)與研究方法簡(jiǎn)述

本文以典型開(kāi)關(guān)結(jié)構(gòu)KYN96-12的出線柜為研究對(duì)象，開(kāi)展了環(huán)境溫度、結(jié)構(gòu)參數(shù)（銅排規(guī)格、導(dǎo)體材料）對(duì)開(kāi)關(guān)柜溫升影響的仿真分析與試驗(yàn)研究。

2.1 樣機(jī)參數(shù)

該出線柜樣機(jī)額定電流為1250A，尺寸為（寬×深×高）800mm×1500mm×2240mm；樣機(jī)引出排規(guī)格為80mm×10mm，上分支排規(guī)格為80mm×10mm，下分支排規(guī)格為 80mm×8mm。引出排伸出柜外500mm?；芈冯娮铚y(cè)試儀測(cè)得三相導(dǎo)體的回路電阻分別為 68μΩ、63μΩ、62μΩ；其中配套斷路器 NPV-12的三相回路電阻分別為30μΩ、30μΩ、29μΩ。

樣機(jī)中觸頭盒安裝板與穿墻套管安裝板的材料為不銹鋼板，電纜拼板材料為鋁板，其他殼體材料為敷鋁鋅板；斷路器觸臂材料為鋁，其他導(dǎo)體材料為銅。

2.2 仿真分析簡(jiǎn)介

將簡(jiǎn)化的出線柜模型導(dǎo)入電磁分析軟件，刪除絕緣件（不導(dǎo)電，不產(chǎn)生歐姆損耗）后進(jìn)行熱損耗分析，得到熱源分布。仿真電流大小與試驗(yàn)電流相等，為 1.1倍的額定電流。然后將模型導(dǎo)入熱分析軟件，導(dǎo)入熱源后進(jìn)行穩(wěn)態(tài)熱分析，得到整柜的溫度場(chǎng)分布情況。

模型簡(jiǎn)化與仿真方法參考文獻(xiàn)[12]，與文獻(xiàn)[12]不同之處在于，本文進(jìn)行了出線柜整柜的穩(wěn)態(tài)熱分析。圖1為出線柜樣機(jī)簡(jiǎn)化后的三維模型，包含殼體、導(dǎo)體及必要的絕緣件。圖2為出線柜的歐姆損耗分布云圖。圖3為出線柜的溫度仿真云圖。為清晰顯示柜內(nèi)部件云圖，圖 2、圖 3已將部分殼體零件設(shè)置為“不顯示”狀態(tài)。

圖1 出線柜的簡(jiǎn)化模型

圖2 出線柜的歐姆損耗

圖3 出線柜的溫度仿真

2.3 溫升試驗(yàn)簡(jiǎn)介

按行業(yè)標(biāo)準(zhǔn)DL 404—2007《3.6kV～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)行溫升試驗(yàn)，對(duì)出線柜的三相導(dǎo)體施加相位相差120°、大小為 1.1倍額定電流的試驗(yàn)電流，觀察記錄儀器上的溫度變化情況，達(dá)到穩(wěn)定狀態(tài)后記錄探頭處的溫度數(shù)據(jù)。溫升測(cè)試儀為上海松寶科技發(fā)展有限公司的SBWS-01，記錄裝置型號(hào)為SBWS-32L，探頭采用熱電偶溫度傳感器。圖4顯示了溫升試驗(yàn)中梅花觸頭上的測(cè)點(diǎn)布置情況。

圖4 溫升試驗(yàn)系統(tǒng)框圖

總體來(lái)說(shuō)，出線柜梅花觸頭處的溫升隨初始環(huán)境溫度升高而降低，但降幅不大。因此，環(huán)境溫度對(duì)1250A出線柜的溫升情況有一定的影響，但影響較小。溫升仿真數(shù)據(jù)與試驗(yàn)數(shù)據(jù)最大誤差出現(xiàn)在 A相下觸頭處，絕對(duì)誤差4.2℃，相對(duì)誤差6.5%。

3.2 銅排規(guī)格對(duì)溫升的影響

樣機(jī)其他結(jié)構(gòu)保持不變，僅將引出排規(guī)格由80mm×10mm 分別修改為 100mm×10mm、120mm×10mm，對(duì)3種規(guī)格引出排的出線柜進(jìn)行溫升仿真，

由于溫升試驗(yàn)本身具有一定的誤差，因此對(duì)于相近環(huán)境溫度、相同結(jié)構(gòu)的多次試驗(yàn)結(jié)果取平均值，然后進(jìn)行分析研究。

3 環(huán)境與結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)溫升的影響

分別改變環(huán)境溫度與樣機(jī)的引出排規(guī)格、斷路器觸臂材料，通過(guò)進(jìn)行仿真分析與溫升試驗(yàn)，研究對(duì)開(kāi)關(guān)柜溫升性能造成的影響。因?yàn)槊坊ㄓ|頭是開(kāi)關(guān)柜裸露導(dǎo)體中溫升最高的部位，所以對(duì)各相梅花觸頭處的溫升進(jìn)行比較分析。

3.1 環(huán)境溫度對(duì)溫升的影響

樣機(jī)結(jié)構(gòu)參數(shù)不變，研究環(huán)境溫度不同時(shí)開(kāi)關(guān)柜的溫升情況。分別將外界初始溫度設(shè)置為10℃、30℃，進(jìn)行出線柜的溫升仿真分析，得到穩(wěn)定狀態(tài)時(shí)的環(huán)境溫度分別為 13.2℃、32.4℃。進(jìn)行溫升試驗(yàn)時(shí)環(huán)境溫度不能精確控制，在不同季節(jié)共進(jìn)行了多次溫升試驗(yàn)，穩(wěn)定狀態(tài)下的環(huán)境溫度分別約為9℃、31℃。

圖5給出了仿真分析及溫升試驗(yàn)中出線柜梅花觸頭上的溫升對(duì)比。從中可看出，在仿真分析中，隨外界初始溫度從10℃上升至30℃，各相梅花觸頭處的溫升逐漸降低，降幅最大0.7℃；在溫升試驗(yàn)中，A相上、下觸頭，B相上觸頭及C相上、下觸頭5個(gè)探點(diǎn)的溫升都隨初始環(huán)境溫度的升高而有所降低，除A相下觸頭外，其他4處降幅都不大，B相下觸頭的溫度沒(méi)有明顯變化。得到的梅花觸頭溫升結(jié)果如圖6所示。對(duì)三種規(guī)格引出排的出線柜進(jìn)行溫升試驗(yàn)，得到的梅花觸頭溫升結(jié)果如圖7所示。

圖5 觸頭溫升-環(huán)境溫度不同

圖6 觸頭溫升仿真數(shù)據(jù)-銅排規(guī)格不同

圖7 觸頭溫升試驗(yàn)數(shù)據(jù)-銅排規(guī)格不同

在仿真數(shù)據(jù)和試驗(yàn)數(shù)據(jù)折線圖中，可發(fā)現(xiàn)共同規(guī)律為：引出排規(guī)格由80mm×10mm換成100mm×10mm時(shí)，各相上觸頭溫升降低，下觸頭溫升升高；引出排規(guī)格再換成120mm×10mm時(shí)，各相上、下觸頭溫升都有所降低。試驗(yàn)數(shù)據(jù)顯示，原本溫升較高的上觸頭溫升降幅較大，已降至標(biāo)準(zhǔn)以內(nèi)。引出排規(guī)格由 80mm×10mm修改為 120mm×10mm后，仿真分析中各相上觸頭溫升下降了 3℃以上，試驗(yàn)分析中則下降了4℃以上。

3.3 斷路器導(dǎo)體材料對(duì)溫升的影響

樣機(jī)引出排規(guī)格保持為80mm×10mm不變，僅將斷路器觸臂的材料由鋁改成銅，分別對(duì)柜體進(jìn)行溫升仿真和試驗(yàn)，得到的梅花觸頭溫升結(jié)果如圖 8所示。圖8中，從仿真結(jié)果來(lái)看，斷路器觸臂的材料由鋁變成銅后，梅花觸頭上各點(diǎn)的溫升降低了2℃～3℃；從試驗(yàn)結(jié)果來(lái)看，材料變化后，除 C相下觸頭之外，其他各觸頭上溫升降低了2℃～9℃。因此，將斷路器觸臂的材料由鋁質(zhì)變成銅質(zhì)，可使觸頭處的溫升至少降低2℃；試驗(yàn)中C相下觸頭溫升不降反升，認(rèn)為是溫升試驗(yàn)本身所具有的誤差導(dǎo)致。

圖8 觸頭溫升-觸臂材料不同

4 結(jié)論

本文以KYN96-12的出線柜為研究對(duì)象，利用仿真技術(shù)研究了環(huán)境溫度、銅排規(guī)格、導(dǎo)體材料三個(gè)因素對(duì)開(kāi)關(guān)柜溫升情況的影響，得出結(jié)論如下：

1）環(huán)境溫度對(duì)開(kāi)關(guān)柜溫升有一定的影響，但影響較小。開(kāi)關(guān)柜溫升隨初始環(huán)境溫度的升高而略有降低。

2）引出排規(guī)格對(duì)開(kāi)關(guān)柜溫升有較大影響。引出排規(guī)格由 80mm×10mm換成 100mm×10mm時(shí)，各相上觸頭溫升降低，下觸頭溫升升高；引出排規(guī)格再換成120mm×10mm時(shí)，各相上、下觸頭溫升都有所降低。引出排規(guī)格由80mm×10mm修改為120mm×10mm后，仿真分析中各相上觸頭溫升下降了3℃以上，試驗(yàn)分析中則下降了4℃以上。

3）斷路器觸臂材料對(duì)開(kāi)關(guān)柜溫升也有明顯影響。斷路器觸臂的材料由鋁變?yōu)殂~后，仿真分析表明，梅花觸頭上各點(diǎn)的溫升降低了2℃～3℃，試驗(yàn)結(jié)果表明，各觸頭溫升降幅在2℃以上。

4）仿真分析結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果相吻合，可用于指導(dǎo)開(kāi)關(guān)柜的溫升優(yōu)化及設(shè)計(jì)。