風機故障對開關柜熱點溫度場的影響

張 攀， 徐 康， 盧正中， 劉相群， 王波勇

(1.國網湖北省電力公司孝感供電公司 運維檢修部, 湖北 孝感 432000; 2.武漢大學 電氣與自動化學院, 武漢 430072; 3.武漢黌門電工科技有限公司 研發(fā)部, 武漢 430072)

開關柜作為電網中主要的一次設備，在變電站及配網開關站中的使用比例高，其可靠性直接關系到主變乃至變電站的安全穩(wěn)定運行。在實際運行中，開關柜工作電流大、操作頻繁、涉及負荷類型復雜、受外部壞境影響較大，缺陷率居高不下，由高壓開關設備導致的主變跳閘甚至損毀的事件時有發(fā)生[1]。開關柜內電接觸點眾多且結構多樣，包括母排-螺栓連接、電纜-母排聯(lián)結、梅花觸頭-觸臂-靜觸頭結構等。螺栓松動、彈簧疲勞、接觸面氧化等原因均會引起上述觸點接觸電阻異常進而引起溫升增加，嚴重時則會引起過熱現(xiàn)象。標準GB/T 11022—2011中規(guī)定了開關柜內各零部件的溫升限值要求[2]。長期過熱會導致觸頭燒蝕及絕緣材料老化，最終演變?yōu)榻^緣故障，輕則引起局部停電、開關柜報廢，重則引起大面積停電，甚至引發(fā)內部燃弧爆炸，威脅運維人員生命安全[3]。因此，掌握開關柜在各類工況下的發(fā)熱與散熱規(guī)律對于開關柜的負荷管理與運維檢修具有重要的意義。

試驗測定與仿真計算均是開關柜散熱分析與設計的重要手段，前者主要用于開關柜出廠與交接階段，通過測定主回路的溫度直接判斷開關柜是否存在接觸與過熱缺陷，但無法反映空氣氣流的流動與熱傳遞過程，難以用于散熱效率分析、散熱通道設計與復雜故障工況模擬。相比之下，數(shù)值仿真計算可以較低的成本對開關柜的溫度場與流體場進行模擬并實現(xiàn)可視化，展示開關柜的散熱過程，全面反映開關柜總體溫度分布與規(guī)律。國內外學者針對開關柜溫度場數(shù)值計算開展了大量研究。例如，文獻[4-5]利用有限元法求解主回路固體部分的熱傳導方程進而獲得了主回路上的溫度分布，并分析了接觸電阻對于觸點溫升的影響；文獻[6-7]利用有限元法求解了27.5 kV GIS開關柜母線室的流體動力學方程，獲得了母線室內溫度場和氣流場特征，并確定了熱點溫度位置；文獻[8-12]利用有限體積法求解了KYN型開關柜的溫度-流體耦合計算模型，并對開關柜散熱結構進行了優(yōu)化；文獻[13-14]分析了KYN28A-12 kV/4 000 A開關柜分別在單柜與并柜條件下的發(fā)熱狀態(tài)，通過加入流量-壓強關系描述了風機引起的強迫風冷作用，并結合氣流路徑對主回路上的溫度分布進行了分析。上述研究展示了開關柜內的對流散熱過程與特征，為開關柜發(fā)熱狀態(tài)分析提供了有效的數(shù)據支撐。

然而，現(xiàn)有研究分析主要集中于對開關柜正常運行工況以及由部分觸點接觸不良引起的故障工況，對于由風機故障引起的過熱工況并未有詳細的分析報道。風機是大額定電流開關柜重要的散熱措施之一，其故障必然引起開關柜內散熱過程與對流路徑的改變，因此，有必要對風機故障的影響進行詳細分析。

為此，本文以KYN28A-12 kV/4 000 A開關柜為例，首先建立考慮內部強迫對流的溫度-流體場計算模型，并通過開展穩(wěn)態(tài)溫升試驗對仿真計算結果進行了驗證，隨后，進一步分析了風機故障對開關柜的氣流場與溫度場的影響，為開關柜故障分析與運維檢修提供了數(shù)據參考。

1 計算模型及其試驗驗證

本節(jié)闡述流體動力學方程的基本原理，并以此為基礎建立開關柜溫度-流體耦合數(shù)值計算模型，隨后通過穩(wěn)態(tài)溫升試驗對計算模型進行驗證。

1.1 控制方程

根據流體動力學理論，溫度-流體場由質量守恒定律、動量守恒定律和能量守恒定律描述，控制方程分別為[15]

質量守恒方程

(1)

動量守恒方程

(2)

能量守恒方程

(3)

式中：ρ為氣體密度；v為流速矢量；f為體積力；p為壓強；T為溫度；μ為流體黏度；cp為流體比熱容；k為流體熱導率；β為轉化比例；Qe為內熱源；φ為黏性耗散項。

1.2 風機模型

在溫度-流體場中直接構建風機幾何結構無疑會顯著增加計算模型的網格數(shù)量，此外，固定的網格形式難以描述風機的旋轉運動。為此，本文通過將散熱風機的作用等效為改變該處流量與壓強關系的交界面，即空氣流經該界面時，流量Q及壓強p關系隨之改變，從而模擬風的產生。開關柜散熱風機等效靜壓—流量曲線如圖1所示。

圖1 風機等效靜壓(p)—流量(qV)曲線

1.3 計算模型

本文的研究對象為KYN28A-12 kV/4000 A型開關柜，其基本結構如圖2所示。柜體尺寸為1 800 mm(深)×1 000 mm(寬)×2 300 mm(高)，母排規(guī)格為10 mm×125 mm×3根，額定電壓為12 kV，額定電流為4 kA。3臺63 W軸流風機位于斷路器室頂部，且分別位于A、B、C相正上方，開關柜底部及隔板含有開孔，為空氣對流提供通道。采用有限體積法對上述模型的溫度-流體場進行求解，計算時由網格剖分軟件ICEMCFD生成計算網格，網格分布如圖3所示，網格總數(shù)為1 319×104，節(jié)點數(shù)為277×104。

圖2 KYN28A-12 kV型開關柜基本結構

圖3 溫度—流體場計算網格

1.4 計算參數(shù)與熱源

開關柜主回路材質為紫銅，絕緣子及觸頭盒的主要材質為環(huán)氧樹脂，開關柜隔板、外殼材質及接地刀閘為鋼，各材料的計算參數(shù)如表1所示。

表1 材料參數(shù)

當載流量為I時，單位長度矩形母排的熱生成率為

(4)

式中:R為母排的直流電阻，其長度為L、截面積為S。

交變電流作用下，趨膚效應會導致主回路熱源增加，文獻[16]中給出了母排趨膚效應系數(shù)K的計算式為

(5)

由式(5)可以計算得到125 mm×10 mm銅母排的趨膚效應系數(shù)K=1.21。將直流熱生成率H乘以系數(shù)K可得試驗電流I=4.4 kA時各元件熱生成率如表2所示。

表2 各元件熱生成率

正常工況下，各電氣接觸點扭矩可以認為是額定扭矩，則各觸點接觸電阻可以根據下式進行計算：

(6)

式中：Kc、m為與接觸材料及接觸形式相關的系數(shù)；Fj為外部壓力。由式(6)計算得到各觸點接觸電阻如表3所示。

表3 各觸點接觸電阻

1.5 計算模型的試驗驗證

本節(jié)對正常工況下開關柜的主回路溫度分布進行仿真計算并通過開展穩(wěn)態(tài)溫升試驗驗證模型的正確性。

1.5.1 仿真結果 根據試驗參數(shù)，取開關柜負荷4.4 kA，環(huán)境溫度11.9 ℃，計算得到開關柜中的溫度場及流體場分布如圖4所示。無接觸故障的情況下，由于風機均安裝在斷路器室頂部，形成的強迫對流難以影響架空進線母排處，散熱條件較差，而散熱條件較好的斷路器室部分溫度較低，從而形成了斷路器部分溫度低、架空進線處溫度高的分布特征，熱點出現(xiàn)在架空進線上端部。盡管正常接觸工況下，熱點溫度為84.7 ℃，未超過GB/T 11022—2011中規(guī)定的觸頭溫度105 ℃、螺栓聯(lián)結90 ℃的要求，但現(xiàn)有通風散熱設計無法在各個隔室形成較強的連通散熱路徑，存在散熱缺陷。

圖4 溫度場與流體場分布

1.5.2 試驗驗證 開關柜穩(wěn)態(tài)溫升試驗布置與測溫點位置如圖5所示。試驗時，將三相主回路首末相連形成回路，隨后，將大電流發(fā)生器的感應線圈套入回路中并感應出大電流實現(xiàn)加熱，通過調壓器調整感應線圈的輸出，實現(xiàn)負荷調節(jié)[17]。試驗過程中，采用電流互感器對所施加的負荷進行監(jiān)測，采用錫箔膠帶將溫度傳感器粘貼在測溫點上進行溫度監(jiān)測。當0.5 h內溫度變化不超過1 ℃時，認為開關柜溫度達到穩(wěn)定狀態(tài)。取1.1倍額定電流進行試驗，試驗電流4.4 kA，環(huán)境溫度11.9 ℃。仿真與試驗結果對比如表4所示。對比結果表明，仿真與試驗結果最大絕對誤差為6.0 ℃，滿足工程要求，反映了仿真計算結果的合理性，可用于后續(xù)對于風機故障的計算與分析。

圖5 穩(wěn)態(tài)溫升試驗布置與測溫點布置

表4 仿真與試驗結果對比

2 風機故障對開關柜熱點溫度場的影響

本節(jié)以所建立的開關柜溫度-流體場計算模型為基礎，進一步分析風機故障對開關柜熱點溫度場的影響。為便于對比，計算時仍然以1.1倍額定電流(4.4 kA)進行加載，環(huán)境溫度11.9 ℃。

2.1 單臺風機故障

以A相頂部風機發(fā)生故障為例進行分析，對應工況下主回路溫度分布及流速分布如圖6所示。對比圖6(b)與圖4(b)可知，A相風機故障后，該風機充當了進風口，由開關柜底部進風口進入開關柜的空氣流量降低，斷路器室頂部的空氣流速減小，散熱通道被完全改變，開關柜內的強迫對流散熱作用減弱。由此可見，故障風機不但沒有起到原有加強對流的作用，而且進一步破壞了原有的散熱通道，主回路最高溫點溫升由72.8 ℃增加至90.8 ℃(增加24.7%)，最低溫點溫升由28.1 ℃增加至44.0 ℃(增加56.6%)。此時，母排與觸頭溫升均未超過標準中的溫度限值要求。

圖6 單臺風機故障主回路溫度分布與流速分布

2.2 兩臺風機故障

當A、C兩相頂部風機發(fā)生故障，主回路溫度分布及流速分布如圖7所示。該工況下，B相頂部風機為空氣出口，A相與C相故障風機為空氣進口，開關柜內空氣流量減少，強迫對流隨著故障風機數(shù)量增加而進一步減弱，熱量無法有效散失，主回路最高溫點溫升進一步增加至97.8 ℃(增加34.3%)，最低溫點溫升增加至69.2 ℃(增加146.3%)。此時，母排與觸頭溫升均超過標準中的溫度限值要求，應及時對開關柜進行停電檢修。

圖7 兩臺風機故障主回路溫度分布與流速分布

2.3 3臺風機故障

當所有風機均發(fā)生故障時，主回路溫度分布及流速分布如圖8所示。由圖中可以看出，由于安裝在斷路器室頂部的風機均發(fā)生故障，開關柜內部依賴自身發(fā)熱產生的自然對流進行散熱，主回路溫度分布發(fā)生顯著變化，熱點位置轉移至斷路器梅花觸頭處，同時，由于隨空氣運動至開關柜頂部的熱量減少，進線母排上端部溫度反而有所降低。此時，主回路最高溫點溫升為104.8 ℃(增加44.0%)，最低溫點溫升為77.0 ℃(增加174.0%)。

圖8 3臺風機故障主回路溫度分布與流速分布

3 結 論

本文對KYN28A-12 kV型開關柜建立了溫度-流體耦合數(shù)值計算模型，獲得了開關柜內溫度場與流體場分布并通過了試驗驗證。對比結果表明，仿真與試驗結果最大絕對誤差為6.0 ℃，反映了仿真計算結果的合理性。利用上述模型進一步分析了不同風機故障情況對開關柜熱點溫度場的影響。分析表明，故障風機不但沒有起到原有加強對流的作用，而且會破壞原有散熱通道，使開關柜主回路溫度顯著增加。當風機故障數(shù)量分別為1臺、2臺及3臺時，主回路最高溫點溫升分別增加24.7%、34.3%、44.0%，最低溫點溫升分別增加56.6%、146.3%、174.0%。當兩臺風機同時發(fā)生故障時，應及時對開關柜進行停電檢修，避免過熱故障進一步發(fā)展為絕緣故障。