高壓開關(guān)柜溫度流場仿真研究

王辰旭， 李永華， 彭志敏

(1. 華北電力大學(xué)能源動力與機(jī)械工程學(xué)院， 河北 保定 071000； 2. 清華大學(xué)熱能工程系， 北京 100084)

1 引言

高壓開關(guān)柜是電力系統(tǒng)中主要電氣設(shè)備之一，在電力系統(tǒng)的安全、協(xié)調(diào)、可靠運行中起著重要的作用。當(dāng)前廣泛采用能夠負(fù)載高電壓、大電流的金屬封閉式手車開關(guān)柜，其空間狹小不利于內(nèi)部器件散熱，長期工作溫度處于35～60 ℃，會加速設(shè)備老化，而且部分發(fā)熱位置不便于溫度監(jiān)測，不及時處理可能誘發(fā)設(shè)備嚴(yán)重故障，導(dǎo)致開關(guān)柜燒毀，嚴(yán)重影響廠內(nèi)安全性和運行經(jīng)濟(jì)性[1,2]。因此，對柜內(nèi)溫度監(jiān)控和溫度場的模擬尤為必要。

當(dāng)前針對高壓開關(guān)柜的模擬多基于Maxwell的熱-電耦合模塊，分析柜體和導(dǎo)體溫度分布情況[3,4]，研究母線布置間距等問題[5]，忽略了柜內(nèi)空氣流場對導(dǎo)電體的散熱作用，僅通過簡單設(shè)置導(dǎo)體表面的對流換熱系數(shù)，難以得到開關(guān)柜內(nèi)部復(fù)雜空氣流動影響下溫度場的準(zhǔn)確模擬。當(dāng)前有一些研究團(tuán)隊采用計算流體力學(xué)(Computational Fluid Dynamics，CFD)描述多物理場的耦合，學(xué)者蘇毅利用等效柱體代替梅花觸頭發(fā)熱，改變熱功率密度，模擬空氣型高壓開關(guān)柜正常運行及發(fā)熱故障的溫度場分布，但發(fā)熱觸頭及斷路器回路過于簡化，可能與實際結(jié)構(gòu)存在偏差[6]；王秉政團(tuán)隊以母線連接、斷路器回路等位置的接觸電阻為變量研究故障分析問題，但忽略了電流流通產(chǎn)生的導(dǎo)通電阻影響[7]；此外采用仿真軟件CFX對母線室進(jìn)行模擬，研究母線發(fā)熱情況有重要意義，但對于開關(guān)柜極易發(fā)熱的斷路器部分和整體柜內(nèi)發(fā)熱情況缺乏完整的模擬分析[8]；也有研究人員采用熱電耦合結(jié)合流體仿真的方式，對絕緣空氣型高壓開關(guān)柜進(jìn)行耦合仿真，取得了較為準(zhǔn)確的模擬結(jié)果，并分析了不同模塊間的優(yōu)缺點[9,10]。

目前光纖光柵無源測溫技術(shù)憑借其光纖光柵結(jié)構(gòu)尺寸小、測溫準(zhǔn)確、響應(yīng)快速、無源傳輸?shù)忍攸c，通過布置在高壓開關(guān)柜內(nèi)部發(fā)熱部位，可代替?zhèn)鹘y(tǒng)觀察示溫蠟油、柜殼溫度的方式，提高巡檢效率，在高壓開關(guān)柜溫度監(jiān)測領(lǐng)域廣泛應(yīng)用[11,12]。但受限于開關(guān)柜狹小空間，部分發(fā)熱源難以布置光纖探頭。準(zhǔn)確的模擬結(jié)果能直觀展現(xiàn)開關(guān)柜整體溫度分布情況，同時可指導(dǎo)設(shè)置測溫系統(tǒng)的溫度報警范圍。

本文以寧夏某電廠KYN-28A-12(Z)型6 kV出線高壓開關(guān)柜為研究對象，布置光纖光柵測溫預(yù)警系統(tǒng)如圖1所示。該系統(tǒng)溫度感知模塊中的光纖光柵探頭采用248 nm紫外光刻制，99陶瓷進(jìn)行絕緣封裝，其中心波長范圍為1 525～1 565 nm，波長反射率可達(dá)到90%以上，測溫量程在-40～120 ℃；溫度解調(diào)模塊使用64通道25 Hz工業(yè)級光纖解調(diào)儀，波長分辨率0.1 pm，波長精度±1 pm，溫度分辨率達(dá)0.01 ℃，精度為±1 ℃。

圖1 光纖光柵測溫系統(tǒng)布置圖

仿真使用SpaceClaim繪制模型，再導(dǎo)入Fluent模塊進(jìn)行流固耦合仿真分析，溫度流場仿真結(jié)果便于直觀、準(zhǔn)確地分析柜內(nèi)母線、動靜觸頭等部件的溫度及空氣流動情況，驗證光纖測溫系統(tǒng)應(yīng)用可靠性，為高壓開關(guān)柜無源測溫系統(tǒng)的安裝提供模擬依據(jù)。

2 仿真過程理論分析

本文采用的Fluent分析模塊，基于溫度場和流速場兩類方程進(jìn)行數(shù)值模擬，再根據(jù)設(shè)置的發(fā)熱源功率值，實現(xiàn)對開關(guān)柜溫度流場分布模擬。

2.1 溫度場控制方程

高壓電流經(jīng)過開關(guān)柜內(nèi)各電器元件時，電器元件由于自身電阻而產(chǎn)生的熱量通過三種方式進(jìn)行熱量交換：固件之間根據(jù)傅里葉定律通過熱傳導(dǎo)的方式進(jìn)行溫度傳遞；固件與空氣、柜體與室內(nèi)空氣之間根據(jù)牛頓冷卻公式通過對流換熱的方式散熱；母線、斷路器與開關(guān)柜柜體等通過熱輻射方式進(jìn)行換熱，滿足斯忒藩-玻爾茲曼定律。

(1)

Φ2=hc(tw-tf)

(2)

(3)

式中，Φ1為熱傳導(dǎo)換熱量；Φ2為對流換熱量；Φ3為熱輻射換熱量；λ為導(dǎo)熱系數(shù)；hc為對流換熱系數(shù)；ε為物體輻射率；σ0為黑體的輻射常數(shù)；A為換熱面積；n為等溫線上的法向單位矢量；t為物體溫度；tw為固體表面溫度；tf為流體溫度；t1為物體1的表面溫度；t2為物體2的表面溫度。

2.2 流速場控制方程

流速場的構(gòu)建基于質(zhì)量守恒、能量守恒和動量守恒，由此可推導(dǎo)出連續(xù)性方程、能量方程和動量方程。

連續(xù)性方程：

(4)

能量方程：

(5)

動量方程：

(6)

(7)

(8)

式中，ρ為流體密度；V為流體速度；u、v、w為x、y、z方向的速度分量；K為流體溫度；p為流體壓力；μ為流體動力粘度；cp為定壓比熱容；ST為粘性耗散項；Fu、Fv、Fw為動量守恒方程廣義源項。

3 仿真計算與分析

3.1 建立模型

廠內(nèi)安裝的封閉式高壓開關(guān)柜結(jié)構(gòu)分為母線室、電纜室、手車室、儀表室四部分，柜內(nèi)未加裝風(fēng)機(jī)風(fēng)扇，僅通過自然風(fēng)散熱。柜體尺寸為2 300 mm(高)×1 500 mm(深)×800 mm(寬)，主母線采用2根截面積為125 mm×10 mm的TMY矩形銅排，分支母線采用截面積為125 mm×8 mm的TMY矩形銅排，開關(guān)柜結(jié)構(gòu)如圖2所示。

A—母線室；B—電纜室；C—斷路器室；D—儀表室；1—主母線；2—分支母線；3—靜觸頭；4—梅花觸臂；5—動觸頭；6—真空滅弧室；7—斷路器手車；8—可抽出式水平隔板；9—靜觸頭盒；10—電流互感器；11—電纜； 12—接地開關(guān)；13—避雷器；14—零序電流互感器

由于實際開關(guān)柜內(nèi)部結(jié)構(gòu)較為復(fù)雜，在模型繪制過程中，可對類似觸臂等結(jié)構(gòu)復(fù)雜部位進(jìn)行適當(dāng)簡化分析，如實際采用的梅花觸頭是64個觸臂兩兩一對由彈簧固定并聯(lián)而成，模型繪制中將一對合為一體，柜體及母線按等比例繪制，三維模型如圖3所示。

3.2 參數(shù)設(shè)置

參考該開關(guān)柜說明書以及相關(guān)文獻(xiàn)內(nèi)容[13]，主母線、分支母線、靜觸頭、觸臂以及動觸頭均采用銅材質(zhì)，模型柜體采用鍍鋅鋼板，母線絕緣套管、觸頭盒、電流互感器等使用環(huán)氧樹脂材料，三種材料的物理參數(shù)見表1。

表1 材料物理參數(shù)

3.3 熱源分析

高壓開關(guān)柜發(fā)熱的原因主要有兩方面：一是電流輸入時經(jīng)過母線等導(dǎo)體，在自身電阻作用下產(chǎn)生載流熱損耗；二是在母線搭接處、觸臂與動靜觸頭接觸處等連接部位存在接觸電阻，電流通過也會產(chǎn)生焦耳損耗。

載流導(dǎo)體電阻可根據(jù)式(9)進(jìn)行計算，主母線需要考慮集膚效應(yīng)帶來的附加損耗，集膚效應(yīng)系數(shù)Kjf為1.21[14]。

(9)

P=KjfI2R

(10)

式中，S為導(dǎo)體截面積；ρl為導(dǎo)體的電阻率；L為導(dǎo)體長度；P為電阻損耗功率；I為通過導(dǎo)體的電流；R為導(dǎo)體直流電阻。

接觸電阻Rj根據(jù)式(11)計算得到，其中影響系數(shù)Kc與接觸材料有關(guān)，銅材料連接部位設(shè)置系數(shù)為130，梅花觸臂采用鍍銀銅材料影響系數(shù)為80[4]；Fj為接觸壓力，母線連接處、母線與觸頭連接處等部位采用M16螺栓固定，緊固力矩為78.5 N·M，螺栓直徑為0.016 m，假定接觸面為干燥的粗加工表面Kc經(jīng)驗數(shù)值為0.3[15]；32對并聯(lián)梅花觸臂采用彈簧固定，單根彈簧對一對觸臂的作用力約300 N；m與接觸形式有關(guān)，面接觸可取1，觸臂接觸面簡化為面接觸形式。

(11)

計算過程參照現(xiàn)場某出線柜實測電流1 250 A(工況一)和2 000 A(工況二)，并模擬額定電流3 150 A(工況三)為輸入電流，計算所得開關(guān)柜各部位等效電阻和發(fā)熱熱源功率見表2。

表2 各部位等效熱阻及發(fā)熱功率

3.4 網(wǎng)格劃分

本文使用Workbench進(jìn)行網(wǎng)格劃分，在體積小的觸臂部位采用5 mm網(wǎng)格細(xì)化處理，對于母線、觸頭等發(fā)熱部位同樣采用細(xì)密網(wǎng)格進(jìn)行劃分，能夠保證能量求解的精確度?？倖卧獢?shù)約325萬個，單元最小質(zhì)量為0.22，單元最大斜率為0.83，達(dá)到網(wǎng)格劃分質(zhì)量要求。動靜觸頭、斷路器回路及整體結(jié)構(gòu)的網(wǎng)格劃分情況如圖4所示。

市場環(huán)境下考慮主動管理措施的雙層綜合能源規(guī)劃方法//徐雨田,廖清芬,劉滌塵,田園園,陳懿,陳煒//(18):114

圖4 網(wǎng)格劃分

3.5 設(shè)置求解器

將網(wǎng)格文件導(dǎo)入到Fluent中進(jìn)行參數(shù)設(shè)置。根據(jù)機(jī)組配電室環(huán)境溫度情況，設(shè)置模擬環(huán)境溫度為20 ℃。由于室內(nèi)空氣擾動小，并結(jié)合其他學(xué)者對自然對流換熱開關(guān)柜的模擬結(jié)果，下柜進(jìn)口流速可取為0.1 m/s[16]，外部空氣環(huán)境穩(wěn)定外殼與四周空氣換熱系數(shù)采用層流經(jīng)驗值10 W/(m2·℃)，輻射換熱系數(shù)為0.8。

3.6 仿真結(jié)果分析

3.6.1 溫度場分析

三種工況溫度場模擬結(jié)果如圖5所示，B相截面溫度分布情況如圖6所示。模擬結(jié)果表明，靠近設(shè)置出風(fēng)口的A相主母線平均溫度比B、C相主母線低1 ℃左右；主母線接頭在接觸電阻作用下，發(fā)熱明顯；斷路器回路溫度最高，這是由于回路接觸電阻較大，且安置在真空滅弧室內(nèi)，不與外界流動空氣交換散熱；梅花觸臂結(jié)構(gòu)尺寸較小，且在彈簧作用下與觸頭接觸，熱阻大，使得相近的觸頭等部位溫度較高；下柜隔板開有進(jìn)風(fēng)孔，通風(fēng)效果好，上柜較封閉，上下靜觸頭間溫差最大可達(dá)10 ℃，且電流越大，上下柜溫差越大，由于進(jìn)風(fēng)口布置在下柜，而上下柜各室由封閉隔板隔開，不利于溫度較高的母線室散熱，應(yīng)當(dāng)考慮在隔板上增加通孔，使散熱更均勻。

圖5 開關(guān)柜三維溫度分布

圖6 B相截面溫度分布

3.6.2 流速場分析

三種工況的流速場模擬如圖7所示。柜內(nèi)空氣流速不高，最高流速部位在下觸頭盒進(jìn)口處，為1.9 m/s。這是由于上觸頭盒開孔向上，朝向出口方向且空氣上升，上觸頭盒內(nèi)部吸力小于下觸頭盒；靠近進(jìn)出口部位的流速也較大。

圖7 流速場分布

在迭代完全的情況下，三種工況下的流速矢量分布差別不大，圖8為工況三(3 150 A)的矢量分布情況。由圖8可見，靠近發(fā)熱壁面部位流線密集；各室接近封閉狀態(tài)，在角落位置存在回流現(xiàn)象。

圖8 流速矢量分布

4 溫度對比分析

在廠內(nèi)開關(guān)柜的光纖測溫模塊布置結(jié)構(gòu)如圖9所示。測點布置在母線接頭、上分支母線、下分支母線和電纜連接處，在布置溫度傳感模塊前，通過恒溫水浴的方式進(jìn)行溫度校準(zhǔn)，誤差滿足測溫系統(tǒng)±0.5 ℃的標(biāo)準(zhǔn)，測溫結(jié)果切實可信。

圖9 光纖測點布置圖

模擬結(jié)果溫度值與實際光纖光柵溫度系統(tǒng)測得的溫度對比情況見表3，其中工況三為模擬電流工況，實際運行過程中未出現(xiàn)電流達(dá)到最大額定電流運行工況。工況一、二下實測與模擬測點溫度對比及三類模擬工況溫度對比如圖10所示。

表3 仿真與實測對比

圖10 溫度對比圖

由表3溫度對比情況可發(fā)現(xiàn)，實際母線接頭處在各測點中溫度最高，可能現(xiàn)場母線搭接部位存在老化、少許積灰現(xiàn)象，導(dǎo)致實際溫度更高一些。模擬2 000 A時主母線平均溫度為40 ℃，與文獻(xiàn)[17]仿真結(jié)果相近，由于該文獻(xiàn)作者采用的母線尺寸較本文長、窄、薄，其導(dǎo)通電阻更大，故溫度結(jié)果較本文要高一些。

通過溫度對比可知，實際溫度要比模擬高，實際主母線溫度最高，這是由于現(xiàn)場廠房與外界持續(xù)通風(fēng)，且寧夏地區(qū)風(fēng)中沙塵較多，灰塵經(jīng)散熱孔進(jìn)入柜中，沉積在母線接頭縫隙，導(dǎo)致母線接頭處的接觸電阻增大，而靜觸頭放在觸頭盒內(nèi)對灰塵有一定阻擋作用，溫度誤差不大；另外實際開關(guān)柜A相母線上的通風(fēng)孔可能較少，導(dǎo)致散熱困難，熱空氣上浮，使得A相母線溫度稍高；電纜接頭處實際的接觸電阻可能大于模擬值，對此處熱功率的計算存在一定偏差，低于實際值；隨著高壓開關(guān)柜使用時間增長，接觸件存在老化、接觸不良的可能，使得整體溫度升高，較為貼合模擬結(jié)果。

5 進(jìn)口風(fēng)速對溫度場的影響

經(jīng)上述分析研究可知，當(dāng)開關(guān)柜處于3 150 A的大電流工況下運行時，柜內(nèi)溫度較高，存在事故可能性，為此考慮在進(jìn)口加裝功率風(fēng)機(jī)，在不同的進(jìn)口風(fēng)速下，分析柜內(nèi)溫度場的分布情況。

參照相關(guān)學(xué)者研究4 000 A額定電流開關(guān)柜溫度場，出口位置加裝型號為180 FZY2-S、風(fēng)量為10 m3/min兩臺軸流風(fēng)機(jī)時，入口風(fēng)速模擬結(jié)果約為5 m/s[18]。本文分別對加裝一臺時風(fēng)速2.5 m/s和兩臺時風(fēng)速5 m/s情況下的溫度場進(jìn)行模擬，并與自然對流散熱時0.1 m/s的情況進(jìn)行溫度場對比，研究入口風(fēng)速對溫度場的影響。

本節(jié)研究的目的在于不同進(jìn)口風(fēng)速對溫度場的影響，根據(jù)模擬結(jié)果以及第4節(jié)相同工況下三相不同測點的溫度對比，可看出三相之間的溫差在±5 ℃內(nèi)。為便于數(shù)據(jù)分析，可對某一相在不同流場下的測點溫度變化進(jìn)行數(shù)據(jù)處理。以處于中間位置的B相為例，在不同流速下該相四個測點的溫度情況見表4和圖11所示。

表4 不同流速下的B相測點溫度

由圖11可知，加裝風(fēng)機(jī)提高進(jìn)口風(fēng)流速會對柜內(nèi)溫度產(chǎn)生較為明顯的散熱效果，風(fēng)速越大降溫效果越好，風(fēng)速5 m/s時最多可降溫15 ℃，能有效解決大電流運行下柜內(nèi)溫度過高的問題；此外，進(jìn)風(fēng)口布置在下柜，使得下柜測點降溫明顯，在風(fēng)速為2.5 m/s時就能實現(xiàn)很好的降溫效果。

圖11 不同流速下的B相測點溫度

6 結(jié)論

本文以6 kV高壓開關(guān)柜為研究對象，通過計算導(dǎo)通電阻和接觸電阻的方式，設(shè)置熱源功率，采用Fluent模塊對不同電流工況下柜內(nèi)溫度流場進(jìn)行模擬與分析，得到以下結(jié)論：

(1)繪制模型過程中，對觸臂結(jié)構(gòu)進(jìn)行簡化處理，能夠極大地優(yōu)化網(wǎng)格質(zhì)量，便于求解器的分析運算，提高模擬效率和精度。

(2)運行電流越大的工況，內(nèi)部溫度越高，且高溫部位處于斷路器回路部分，存在接觸電阻的動、靜觸頭等部位溫度也較高，熱空氣上升，使得上柜溫度要高于下柜。

(3)在自然對流的空氣流動下，不同工況下內(nèi)部溫度變化對空氣流速會產(chǎn)生影響，但流速最大的位置均處于下觸頭盒部位，約為1.9 m/s。

(4)長期運行下，實際開關(guān)柜內(nèi)部存在接觸部位磨損老化、積灰等問題導(dǎo)致接觸電阻高于計算結(jié)果，實測溫度值較模擬結(jié)果高，但誤差在10%以內(nèi)，在工程角度上溫度差別不大，能夠提供一定的參考作用。

(5)基于大電流下長期高溫運行帶來的風(fēng)險，可加裝軸流風(fēng)機(jī)，提高入口風(fēng)速，能夠極大改善柜內(nèi)溫度環(huán)境，避免高溫帶來柜內(nèi)器件老化的問題。

本文電阻采用公式計算的方式，對于熱源設(shè)置過于簡單。實際還需要考慮影響溫度變化的內(nèi)外兩部分原因：內(nèi)部存在接觸部位磨損老化、積灰現(xiàn)象帶來的接觸電阻過大的問題，后續(xù)研究可對接觸電阻進(jìn)行單獨分析設(shè)置；外部則是對實際運行工況電流及環(huán)境溫度設(shè)置的考慮。