開關(guān)柜內(nèi)部熱點溫度非接觸反演計算研究

陳 雋, 任劼帥, 何 松, 吳泳聰, 李勁彬, 牛博瑞

(1.國網(wǎng)湖北省電力有限公司電力科學(xué)研究院, 湖北 武漢 430077; 2.武漢大學(xué)電氣與自動化學(xué)院, 湖北 武漢 430072)

1 引言

開關(guān)柜內(nèi)過熱缺陷通常來自于斷路器手車隔離開關(guān)觸頭、母排栓接與電纜栓接處的局部過熱,其主要原因是施工質(zhì)量、運行振動與操作不到位等造成的觸頭彈簧、螺栓松動,進而減少接觸力度與接觸面積、緩慢增加接觸電阻、增加發(fā)熱量[1-10]。長達數(shù)小時到數(shù)日的接觸過熱,會導(dǎo)致接觸點氧化腐蝕,進一步增加接觸電阻形成惡性循環(huán),進而發(fā)展為觸頭融化、絕緣件失效等故障,甚至引發(fā)閃絡(luò)與火災(zāi)。因此內(nèi)部熱點溫度監(jiān)測對開關(guān)柜安全穩(wěn)定運行與主網(wǎng)供電可靠性意義重大,尤其在長時間大負荷的迎峰度夏期間。最新版GB/T 11022—2020《高壓開關(guān)設(shè)備和控制設(shè)備標(biāo)準(zhǔn)的共用技術(shù)要求》中也對開關(guān)類設(shè)備各部分的溫升提出了明確限制。

目前開關(guān)柜的測溫方法包括接觸式測溫與非接觸式測溫兩種。接觸式測溫法通常通過柜內(nèi)觸頭附近安裝的光纖光柵、熱電偶、熱電阻等傳感器實現(xiàn),具有結(jié)果直觀與響應(yīng)快速的優(yōu)點,但也存在如下局限性,尤其限制了其在大批存量開關(guān)柜中的應(yīng)用:

(1)傳感器可靠性不高。接觸式傳感器位于觸頭等高電位、強振動的惡劣環(huán)境處,其壽命遠小于開關(guān)柜本身壽命。以湖北省某市多個變電站的114個柜內(nèi)接觸式傳感器為例,安裝1～2年內(nèi),即有30%以上出現(xiàn)了數(shù)據(jù)間歇性中斷、嚴(yán)重偏離正常溫度、長期無輸出的問題。

(2)帶來開關(guān)柜的絕緣隱患。目前上述的接觸式溫度傳感器并未與開關(guān)柜一起通過型式試驗與出廠試驗,因此存在因傳感器的安裝方式、安裝質(zhì)量等影響導(dǎo)電回路絕緣裕度的安全隱患[3,4,9,10]。

(3)在運存量開關(guān)柜改造困難。接觸式溫度傳感器的安裝與維修均需停電進行,而大批存量開關(guān)柜的停電改造增加變電站的計劃停電時間,故在對供電連續(xù)性要求越來越高的當(dāng)下[11]推廣受限。

基于紅外測溫的非接觸人工巡檢法無需停電進行,是一種安全高效的日常巡檢方式。但該方式無法定量測得開關(guān)柜內(nèi)部觸頭的熱點溫度,僅能根據(jù)開關(guān)柜表面紅外圖譜,結(jié)合巡檢人員經(jīng)驗定性地診斷柜內(nèi)過熱缺陷。因此,需研究一種結(jié)合柜外非接觸測溫與熱點溫度定量測算的新方法,該方法的本質(zhì)屬于通過易于測定的外部物理量反演計算難于測定的內(nèi)部物理量問題。

隨著多物理場仿真與人工智能技術(shù)的發(fā)展,上述反演計算問題已在諸多領(lǐng)域具備了理論與實踐基礎(chǔ)[2,5,12-16]。如以電場、電路為物理基礎(chǔ),用支持向量機(Support Vector Machine, SVM)分類建立降階模型的變壓器繞組變形檢測[15]與油紙絕緣檢測[5];以磁場為物理基礎(chǔ),用支持向量機回歸(Support Vector Regression, SVR)建立降階模型的漏磁法油管缺陷檢測[16];以滲流為物理基礎(chǔ),用遺傳算法優(yōu)化的SVR建立降階模型的石壩滲壓檢測[13]等。在開關(guān)柜溫度特性研究方面,雖然存在大量基于溫度流體場計算與實驗的溫度分布研究與優(yōu)化方案設(shè)計的研究[2,6-8,17-20],也有基于純大數(shù)據(jù)、人工智能等數(shù)據(jù)驅(qū)動的缺陷診斷模型研究[21-23],但尚無基于外部物理量測量對內(nèi)部溫度進行測算的方法。

為此,本文首先建立KYN28-12A型630 A開關(guān)柜的溫度流體場仿真模型,通過流線分析得出開關(guān)柜表面?zhèn)鞲衅鞯臏y點,再基于正交計算得出不同工況、不同缺陷下開關(guān)柜內(nèi)熱點溫度、負荷電流與開關(guān)柜表面測點溫度的關(guān)系作為樣本,最后基于SVR方法完成樣本訓(xùn)練,得出適用于溫度反演計算的降階模型并進行現(xiàn)場驗證。本文的方法可作為開關(guān)柜非接觸溫度巡檢的定量化提升方案。

2 開關(guān)柜溫度流體場模型構(gòu)建

本節(jié)介紹開關(guān)柜溫度流體場的三維實體建模、模型簡化與材料、缺陷、熱源等參數(shù)的設(shè)置。

2.1 開關(guān)柜溫度流體場計算理論基礎(chǔ)

本文研究對象KYN28-12A型630 A開關(guān)柜屬于自然冷卻型開關(guān)柜,其內(nèi)部的傳熱過程屬于溫度場和流體場的耦合問題,需考慮熱傳導(dǎo)、熱對流、熱輻射三種形式的傳熱。

熱傳導(dǎo)區(qū)域包含導(dǎo)體、接觸電阻處的熱源對自身、殼體、絕緣件等固體區(qū)域的傳導(dǎo),控制方程為:

(1)

式中,?T/?n為熱流方向上的溫度梯度;K為各材料的導(dǎo)熱系數(shù);A為換熱面積。

熱對流區(qū)域包含柜內(nèi)的母線室、斷路器室與電纜室,其對流散熱控制方程為:

Qcv=hA(T1-T2)

(2)

式中,h為各材料的對流換熱系數(shù);T1為固體表面溫度;T2為固體附近流體溫度?？諝庵械臒釋α鬟^程滿足流體連續(xù)性方程(式(3))、動量守恒方程(式(4))與能量守恒方程(式(5)):

(3)

(4)

(5)

式中,u、v、w分別為流體流速在x、y、z方向上的分量;T為流體溫度;P為流體壓強;ρ為流體密度;μ為流體動黏性系數(shù);c為流體的比熱容;Su、Sv、Sw為動量守恒方程廣義源項;k為熱導(dǎo)率。

熱輻射區(qū)域包含柜內(nèi)各部件相互之間的熱輻射與柜外壁面向外界的熱輻射。控制方程為:

Qr=δ0Aεst(T14-T24)

(6)

式中,δ0為玻爾茲曼常數(shù);A為輻射表面積;εst為材料的發(fā)射率。因內(nèi)部銅排等主要熱源發(fā)射率較小,輻射散熱相比對流散熱基本可忽略,所以本文輻射散熱主要考慮開關(guān)柜外殼對外界環(huán)境的散熱,此時T1為外殼各點溫度;T2為環(huán)境溫度。

2.2 計算模型構(gòu)建

本文研究對象開關(guān)的柜體尺寸為1 800 mm(深)×1 000 mm(寬)×2 300 mm(高),母排規(guī)格為10 mm×125 mm×3 mm,額定電壓為12 kV,額定電流為630 A,其3D模型如圖1(a)所示(隱藏了左側(cè)的壁面和部分與計算無關(guān)部件)。為簡化計算,需對模型做如下簡化[2,17,18]:①保留影響柜內(nèi)流體場分布的部件,包括主回路、觸頭盒、支柱絕緣子、手車等非載流部件,尤其是斷路器手車隔離開關(guān)觸頭、母排與電纜栓接處等易產(chǎn)生缺陷部位;②忽略對載流回路發(fā)熱和散熱影響小的部分,如儀器儀表室、連接件等機構(gòu);③細節(jié)簡化,如螺栓孔填充,將復(fù)雜的梅花觸頭或栓接處等機構(gòu)簡化為總電阻相同的圓柱或方片結(jié)構(gòu)。

1—電纜室 2—母線室 3—斷路器室 4—儀器儀表室 5—電纜接頭 6—電流互感器 7—母排 8—斷路器 9—手車圖1 KYN28-12A開關(guān)柜仿真模型Fig.1 Simulation model of KYN28-12A switchgear cabinet

2.3 計算模型參數(shù)設(shè)置

模型參數(shù)設(shè)置方面,開關(guān)柜的架空進線母排、上分支母排、下分支母排的導(dǎo)電回路材質(zhì)為銅,支撐絕緣子、斷路器外殼以及觸頭盒的材質(zhì)為環(huán)氧樹脂;手車、隔板、柜門的材質(zhì)為鍍鋅鋼板,其物理參數(shù)見表1[19]。

表1 材料物理參數(shù)(20 ℃)Tab.1 Physical parameters of materials (20 ℃)

熱源方面,開關(guān)柜內(nèi)部的熱源包括主回路載流導(dǎo)體發(fā)熱Pm和電接觸部位的焦耳熱Pc[19,20]。為提升多次仿真的計算速度,本文計算額定電流IN下的發(fā)熱額定值PmN與PcN值,并結(jié)合式(7)計算不同負荷電流I下的損耗。對于斷路器手車隔離開關(guān)、電纜栓接與母排栓接處這些重點缺陷部位的接觸電阻,本文采用虛擬材料法的接觸電阻模型[2,6,8],通過調(diào)節(jié)被等效為等電阻圓柱或方片結(jié)構(gòu)的觸頭、栓接處虛擬材料的電阻率來控制其整體電阻值。其中斷路器上下手車隔離開關(guān)接觸電阻設(shè)為相等數(shù)值。觸頭、栓接處整體電阻取值從正常情況下的5～10 μΩ到缺陷時的最大340 μΩ[7,19]。

(7)

根據(jù)表1的物理參數(shù)設(shè)置,以接觸電阻正常的情況為例,所計算出的開關(guān)柜內(nèi)外部溫度場和流體場如圖2所示(負荷電流取0.22IN)。之后分別計算在負荷電流相同的情況下,接觸電阻正常與異常時開關(guān)柜表面溫度場,結(jié)果如圖3所示。此處的異常情況以B相斷路器隔離開關(guān)上下觸頭接觸電阻均增大到340 μΩ為例。由圖3可知,柜內(nèi)接觸過熱使得柜頂外表面不同點處溫度變化趨勢有較大差異?？紤]到開關(guān)柜通常并柜擺放,且前后兩面不易設(shè)置固定式的溫度傳感器,因此可通過在開關(guān)柜頂部設(shè)置溫度傳感器測量不同測點溫度,結(jié)合開關(guān)柜負荷電流信息,判斷柜內(nèi)是否存在因接觸點過熱而造成的缺陷。

圖2 接觸電阻正常時柜內(nèi)溫度流體場計算結(jié)果Fig.2 Calculation results of temperature and fluid field inside cabinet when contact resistance is normal

圖3 接觸電阻正常與異常時柜外溫度場計算結(jié)果Fig.3 Calculation results of temperature outside cabinet at normal and abnormal contact resistance

3 開關(guān)柜外部溫度測點布置與反演計算樣本生成

本節(jié)首先對圖2中的開關(guān)柜流體場模型計算結(jié)果進行流線分析,得出開關(guān)柜表面與內(nèi)部熱源處相關(guān)聯(lián)的測點;再通過計算不同工況與缺陷下,以開關(guān)柜外部測點溫度與三相電流為輸入,以內(nèi)部三個隔室熱點溫度為輸出量的樣本集作為降階模型的基礎(chǔ)。

3.1 基于流線分析的開關(guān)柜溫度測點估算

對于本文所研究的自然冷卻型開關(guān)柜,其內(nèi)部空氣在主回路、觸點等主要熱源處受熱后,會產(chǎn)生穩(wěn)定的特征流線并最終到達開關(guān)柜頂部,即為柜內(nèi)熱量傳輸?shù)耐緩?。因?本文根據(jù)各個隔室特征流線的流動路徑,將各組特征流線到達最高點時在外殼上的投影作為溫度測點。

特征流線在通過額定電流且無缺陷時開關(guān)柜溫度流體場的仿真結(jié)果中提取。在存在接觸點熱源的電纜室、母線室與斷路器室頂部的外表面分別選取2個、3個與2個測點(編號Tp1～Tp7)。測點數(shù)量選取的原則是在如斷路器手車隔離開關(guān)觸頭等發(fā)熱量較大處的頂部布置較少測溫點,因其熱故障較多且發(fā)熱相對明顯;而對于如電纜室等固定接口且熱特征相對不明顯處布置較多測溫點,以根據(jù)不同傳感器溫差提高精度并在一定程度上輔助定位。在測點位置方面,則從流場計算結(jié)果中提取經(jīng)過柜頂三個隔室縱向中間位置,且流速較高的流線,以便較為快速且有針對性地反映內(nèi)部熱點與外部測點之間的溫度關(guān)系。上述流線如圖4所示,通過流線分析獲取的測溫點坐標(biāo)如圖5所示。

圖4 開關(guān)柜內(nèi)三個隔室的特征流線Fig.4 Characteristic streamlines of the three compartments in switchgear cabinet

圖5 表面溫度測點位置Fig.5 Locations of surface temperature measurement points

3.2 基于正交計算的開關(guān)柜熱點溫度反演計算樣本生成

為保證降階模型的全面性,需遍歷多個自變量組合下開關(guān)柜的運行工況,包括負荷電流、環(huán)境溫度、單相的斷路器手車隔離開關(guān)、電纜栓接與母排栓接處的接觸電阻值,每個自變量取7組變量值。其中,考慮實際中較多出現(xiàn)的單相接觸電阻過大缺陷,此處以B相為例。為避免組合數(shù)量太多(75組),本文依據(jù)正交性原則[13-15],從5個自變量組合中選取具有均勻分散、可比性高特征點自變量組合進行正交計算。所選正交計算算例的水平組見表2。

表2 自變量水平組設(shè)置Tab.2 Horizontal group setting table of independent variable

根據(jù)表2水平組參數(shù)設(shè)置,通過正交計算方法得出了49組供反演計算使用的訓(xùn)練樣本,其中部分樣本見表3。樣本的輸入向量為負荷率、環(huán)境溫度與7個柜外測溫點溫度組成的9維向量,不包括實際中無法帶電測得的三組接觸電阻;輸出向量為回路最高溫度1維向量,該最高溫度即為設(shè)置了接觸電阻虛擬材料的三相斷路器隔離開關(guān)觸頭、電纜栓接處、母排栓接處溫度的最高值?，F(xiàn)場應(yīng)用中,需對三相均進行此正交計算。

表3 反演計算樣本輸入與輸出(部分)Tab.3 Inversion calculation sample input and output (part)

4 開關(guān)柜外部溫度測點布置與反演計算樣本生成

本文采用SVR方法,基于表3中的樣本訓(xùn)練出用于柜內(nèi)熱點溫度反演計算的降階模型。SVR回歸的基本原理是[24]:在高維特征空間中建立回歸函數(shù),即反演計算所用的降階模型為:

f(x,ω)=ωφ(x)+b

(8)

式中,ω為樣本向量的權(quán)矢量;b為函數(shù)偏置;φ(x)為將各輸入樣本向量從原先空間映射到高維特征空間核函數(shù),在SVR中通常選用徑向基核函數(shù):

(9)

式(9)中需要調(diào)節(jié)的參數(shù)為γ,γ為核函數(shù)參數(shù),數(shù)值大則訓(xùn)練準(zhǔn)確度高,但容易過擬合。為尋找式(8)中最優(yōu)的ω與b值,同時考慮到仿真計算與實際溫度傳感器測量誤差而可能產(chǎn)生的異常樣本點,故引入松弛變量ξi與懲罰因子C,構(gòu)建如式(10)的目標(biāo)函數(shù):

(10)

式中,ξi為松弛變量,表示允許異常樣本點的誤差范圍;C為懲罰系數(shù),表示對超過ξi范圍外樣本的容忍程度,數(shù)值大則容忍度低,精度高但同樣容易過擬合;yi為第i個樣本值。因此,該降階模型的訓(xùn)練重點在于核函數(shù)參數(shù)γ與懲罰系數(shù)C的尋優(yōu)。

本文采用Matlab軟件的LIBSVM工具包實現(xiàn)SVR過程,該工具包包含了多類SVM、SVR問題的訓(xùn)練、回歸函數(shù),也給定了大部分參數(shù)的優(yōu)化取值,所需人為優(yōu)化的參數(shù)較少,便于工程應(yīng)用。使用LIBSVM工具包中的gridSVMcgForRegress工具,可實現(xiàn)同時使訓(xùn)練樣本總體誤差最小,且懲罰系數(shù)C較小的(C,γ)參數(shù)網(wǎng)格化尋優(yōu),在不過擬合的情況下保證模型的訓(xùn)練精度,其尋優(yōu)結(jié)果如圖6所示。依據(jù)表3的訓(xùn)練樣本,所得優(yōu)化的懲罰系數(shù)C=8.068×104,核函數(shù)參數(shù)γ=0.217 6。

圖6 網(wǎng)格優(yōu)化法對SVR模型優(yōu)化的結(jié)果Fig.6 Result of mesh optimization for SVR model optimization

為驗證基于SVR反演計算降階模型的正確性,本文在圖1中的場域計算模型上加載與訓(xùn)練樣本數(shù)值完全不同但數(shù)值范圍類似的計算條件,并進行正交計算,形成的測試樣本集見表4。將測試樣本集代入反演計算模型,得出反演后的回路最高溫并與實際仿真所得的最高溫進行比較發(fā)現(xiàn),在溫度小于60 ℃時,絕對誤差在6.0 ℃以內(nèi);在大于60 ℃時誤差最高為9.38 ℃。

表4 反演計算模型驗證結(jié)果Tab.4 Verification results of inversion calculation model

因為本文方法是基于開關(guān)柜穩(wěn)態(tài)的溫度流體場仿真,所以在實際應(yīng)用時,應(yīng)選取當(dāng)日負荷較為穩(wěn)定的一段時間ts,將這段時間的平均電流Iav作為反演計算模型中負荷率的輸入值,并將這段時間末尾時段tend內(nèi)的各測點溫度值作為反演模型中溫度的輸入量,示意圖如圖7所示。圖7中,Tav為各溫度測點的平均值T0av～T7av中的某一個,iL為負載電流,T為測點Tp1～Tp7的溫度。

圖7 反演計算樣本的獲取示意圖Fig.7 Diagram of inversion calculation sample acquisition

在實際應(yīng)用中,根據(jù)上述誤差范圍與諸如GB/T 11022—2020中對空氣絕緣開關(guān)設(shè)備的鍍銀觸頭溫升最高75 K的限制,設(shè)置相對嚴(yán)格的溫升限值作為預(yù)警值,如65 K。另外,雖然存在此誤差值,但考慮到某一開關(guān)柜內(nèi)部熱缺陷的程度通常是在一個接觸點逐步發(fā)展嚴(yán)重的,所以可以根據(jù)單臺開關(guān)柜多日的反演計算結(jié)果,縱向?qū)Ρ葍?nèi)部熱點溫度變化的發(fā)展趨勢,如接近溫升限值且有增大趨勢則認為存在內(nèi)部接觸缺陷隱患;或者也可橫向?qū)Ρ蓉摵上嘟_關(guān)柜的內(nèi)部溫度以判斷不同開關(guān)柜的接觸狀態(tài)。

5 現(xiàn)場驗證

為驗證本文開關(guān)柜內(nèi)部熱點溫度反演計算方法的有效性,本文選取了湖北省電力有限公司下轄的某110 kV變電站10 kV開關(guān)柜室進行布點應(yīng)用。該變電站的多臺KYN28A-12 kV/630 A的開關(guān)柜中已在斷路器手車隔離開關(guān)觸頭處安裝了內(nèi)部觸頭接觸式測溫傳感器,因此可以用于對反演測溫的效果進行對比驗證。

選取其中一臺開關(guān)柜的測溫對比效果如圖8所示。圖8(a)為該開關(guān)柜一個月的負荷電流曲線。根據(jù)圖7中的操作方法,每日取負荷電流較穩(wěn)的8 h時間段ts的平均電流Iav作為反演電流輸入量,并取該時間段末尾的10 min作為求取柜外測溫平均值Tav時段tend的柜頂測溫值。圖8(b)中的散點即為每日的tend時段內(nèi),使用Iav與Tav作為反演算法輸入量的柜內(nèi)熱點溫度反演值,實線為柜內(nèi)各隔離開關(guān)觸頭溫度傳感器所測量溫度的最大值。

圖8 現(xiàn)場應(yīng)用效果比對Fig.8 Comparison of application effect

從圖8(b)的反演結(jié)果中可看出,除負荷極小時(小于0.05 pu),因表面溫度傳感器的隨機誤差而導(dǎo)致反演誤差較大;在較大負荷(0.3 pu以上)時,反演誤差在±7 ℃以內(nèi)。考慮到過熱缺陷僅在負荷較大時出現(xiàn),故可根據(jù)實際情況,合理設(shè)置反演計算功能開啟的負荷值下限。

6 結(jié)論

(1)本文以KYN28A-12 kV/630 A開關(guān)柜為例,通過基于溫度流體場的計算分析,得出了能較好反映開關(guān)柜內(nèi)部熱點溫度的開關(guān)柜表面溫度測點,再基于正交計算得出了開關(guān)柜負荷電流、外部測點溫度與內(nèi)部熱點溫度之間的關(guān)系樣本作為降階模型的數(shù)據(jù)源。

(2)本文基于SVR建立了負荷電流、外部測點溫度到內(nèi)部熱點溫度與接觸電阻的降階模型,完成了SVR的參數(shù)尋優(yōu),并通過仿真與實際現(xiàn)場應(yīng)用驗證了本文非接觸測量方法對開關(guān)柜內(nèi)部熱點溫度的反演計算結(jié)果有效。

(3)本文的反演方法可通過開關(guān)柜表面溫度傳感器、柜頂紅外測溫等多種方法實現(xiàn),對存量開關(guān)柜無需做改造,故可提升開關(guān)柜熱點溫度監(jiān)測的可靠性、推廣度與便捷性,尤其對于大量難以停電改造的存量開關(guān)柜;另外,本文以場域模型為物理基礎(chǔ)形成樣本,以智能算法構(gòu)建降階模型的反演計算思路可推廣到其他電力設(shè)備中難以直接監(jiān)測的內(nèi)部物理量的反演測量。

本文采用流體場流線分析獲取優(yōu)化表面測點的方式目前僅適用于額定電流較小的自冷型開關(guān)柜,對于強迫冷卻型則需進一步研究其測點布置,或通過構(gòu)建開關(guān)柜實驗平臺進行更加深入地研究。另外,對于實際中相鄰開關(guān)柜的溫度對待測開關(guān)柜的影響,也需進一步通過構(gòu)建基于相鄰開關(guān)柜負荷電流與柜頂溫度的溫度流體場計算模型與降階模型,測算出待測開關(guān)柜左右壁面的溫度修正值與對流換熱系數(shù),以實現(xiàn)更為準(zhǔn)確的熱點溫度反演計算。