风机故障对开关柜热点温度场的影响

张 攀， 徐 康， 卢正中， 刘相群， 王波勇

(1.国网湖北省电力公司孝感供电公司 运维检修部, 湖北 孝感 432000; 2.武汉大学 电气与自动化学院, 武汉 430072; 3.武汉黉门电工科技有限公司 研发部, 武汉 430072)

开关柜作为电网中主要的一次设备，在变电站及配网开关站中的使用比例高，其可靠性直接关系到主变乃至变电站的安全稳定运行。在实际运行中，开关柜工作电流大、操作频繁、涉及负荷类型复杂、受外部坏境影响较大，缺陷率居高不下，由高压开关设备导致的主变跳闸甚至损毁的事件时有发生[1]。开关柜内电接触点众多且结构多样，包括母排-螺栓连接、电缆-母排联结、梅花触头-触臂-静触头结构等。螺栓松动、弹簧疲劳、接触面氧化等原因均会引起上述触点接触电阻异常进而引起温升增加，严重时则会引起过热现象。标准GB/T 11022—2011中规定了开关柜内各零部件的温升限值要求[2]。长期过热会导致触头烧蚀及绝缘材料老化，最终演变为绝缘故障，轻则引起局部停电、开关柜报废，重则引起大面积停电，甚至引发内部燃弧爆炸，威胁运维人员生命安全[3]。因此，掌握开关柜在各类工况下的发热与散热规律对于开关柜的负荷管理与运维检修具有重要的意义。

试验测定与仿真计算均是开关柜散热分析与设计的重要手段，前者主要用于开关柜出厂与交接阶段，通过测定主回路的温度直接判断开关柜是否存在接触与过热缺陷，但无法反映空气气流的流动与热传递过程，难以用于散热效率分析、散热通道设计与复杂故障工况模拟。相比之下，数值仿真计算可以较低的成本对开关柜的温度场与流体场进行模拟并实现可视化，展示开关柜的散热过程，全面反映开关柜总体温度分布与规律。国内外学者针对开关柜温度场数值计算开展了大量研究。例如，文献[4-5]利用有限元法求解主回路固体部分的热传导方程进而获得了主回路上的温度分布，并分析了接触电阻对于触点温升的影响；文献[6-7]利用有限元法求解了27.5 kV GIS开关柜母线室的流体动力学方程，获得了母线室内温度场和气流场特征，并确定了热点温度位置；文献[8-12]利用有限体积法求解了KYN型开关柜的温度-流体耦合计算模型，并对开关柜散热结构进行了优化；文献[13-14]分析了KYN28A-12 kV/4 000 A开关柜分别在单柜与并柜条件下的发热状态，通过加入流量-压强关系描述了风机引起的强迫风冷作用，并结合气流路径对主回路上的温度分布进行了分析。上述研究展示了开关柜内的对流散热过程与特征，为开关柜发热状态分析提供了有效的数据支撑。

然而，现有研究分析主要集中于对开关柜正常运行工况以及由部分触点接触不良引起的故障工况，对于由风机故障引起的过热工况并未有详细的分析报道。风机是大额定电流开关柜重要的散热措施之一，其故障必然引起开关柜内散热过程与对流路径的改变，因此，有必要对风机故障的影响进行详细分析。

为此，本文以KYN28A-12 kV/4 000 A开关柜为例，首先建立考虑内部强迫对流的温度-流体场计算模型，并通过开展稳态温升试验对仿真计算结果进行了验证，随后，进一步分析了风机故障对开关柜的气流场与温度场的影响，为开关柜故障分析与运维检修提供了数据参考。

1 计算模型及其试验验证

本节阐述流体动力学方程的基本原理，并以此为基础建立开关柜温度-流体耦合数值计算模型，随后通过稳态温升试验对计算模型进行验证。

1.1 控制方程

根据流体动力学理论，温度-流体场由质量守恒定律、动量守恒定律和能量守恒定律描述，控制方程分别为[15]

质量守恒方程

(1)

动量守恒方程

(2)

能量守恒方程

(3)

式中：ρ为气体密度；v为流速矢量；f为体积力；p为压强；T为温度；μ为流体黏度；cp为流体比热容；k为流体热导率；β为转化比例；Qe为内热源；φ为黏性耗散项。

1.2 风机模型

在温度-流体场中直接构建风机几何结构无疑会显著增加计算模型的网格数量，此外，固定的网格形式难以描述风机的旋转运动。为此，本文通过将散热风机的作用等效为改变该处流量与压强关系的交界面，即空气流经该界面时，流量Q及压强p关系随之改变，从而模拟风的产生。开关柜散热风机等效静压—流量曲线如图1所示。

图1 风机等效静压(p)—流量(qV)曲线

1.3 计算模型

本文的研究对象为KYN28A-12 kV/4000 A型开关柜，其基本结构如图2所示。柜体尺寸为1 800 mm(深)×1 000 mm(宽)×2 300 mm(高)，母排规格为10 mm×125 mm×3根，额定电压为12 kV，额定电流为4 kA。3台63 W轴流风机位于断路器室顶部，且分别位于A、B、C相正上方，开关柜底部及隔板含有开孔，为空气对流提供通道。采用有限体积法对上述模型的温度-流体场进行求解，计算时由网格剖分软件ICEMCFD生成计算网格，网格分布如图3所示，网格总数为1 319×104，节点数为277×104。

图2 KYN28A-12 kV型开关柜基本结构

图3 温度—流体场计算网格

1.4 计算参数与热源

开关柜主回路材质为紫铜，绝缘子及触头盒的主要材质为环氧树脂，开关柜隔板、外壳材质及接地刀闸为钢，各材料的计算参数如表1所示。

表1 材料参数

当载流量为I时，单位长度矩形母排的热生成率为

(4)

式中:R为母排的直流电阻，其长度为L、截面积为S。

交变电流作用下，趋肤效应会导致主回路热源增加，文献[16]中给出了母排趋肤效应系数K的计算式为

(5)

由式(5)可以计算得到125 mm×10 mm铜母排的趋肤效应系数K=1.21。将直流热生成率H乘以系数K可得试验电流I=4.4 kA时各元件热生成率如表2所示。

表2 各元件热生成率

正常工况下，各电气接触点扭矩可以认为是额定扭矩，则各触点接触电阻可以根据下式进行计算：

(6)

式中：Kc、m为与接触材料及接触形式相关的系数；Fj为外部压力。由式(6)计算得到各触点接触电阻如表3所示。

表3 各触点接触电阻

1.5 计算模型的试验验证

本节对正常工况下开关柜的主回路温度分布进行仿真计算并通过开展稳态温升试验验证模型的正确性。

1.5.1 仿真结果 根据试验参数，取开关柜负荷4.4 kA，环境温度11.9 ℃，计算得到开关柜中的温度场及流体场分布如图4所示。无接触故障的情况下，由于风机均安装在断路器室顶部，形成的强迫对流难以影响架空进线母排处，散热条件较差，而散热条件较好的断路器室部分温度较低，从而形成了断路器部分温度低、架空进线处温度高的分布特征，热点出现在架空进线上端部。尽管正常接触工况下，热点温度为84.7 ℃，未超过GB/T 11022—2011中规定的触头温度105 ℃、螺栓联结90 ℃的要求，但现有通风散热设计无法在各个隔室形成较强的连通散热路径，存在散热缺陷。

图4 温度场与流体场分布

1.5.2 试验验证 开关柜稳态温升试验布置与测温点位置如图5所示。试验时，将三相主回路首末相连形成回路，随后，将大电流发生器的感应线圈套入回路中并感应出大电流实现加热，通过调压器调整感应线圈的输出，实现负荷调节[17]。试验过程中，采用电流互感器对所施加的负荷进行监测，采用锡箔胶带将温度传感器粘贴在测温点上进行温度监测。当0.5 h内温度变化不超过1 ℃时，认为开关柜温度达到稳定状态。取1.1倍额定电流进行试验，试验电流4.4 kA，环境温度11.9 ℃。仿真与试验结果对比如表4所示。对比结果表明，仿真与试验结果最大绝对误差为6.0 ℃，满足工程要求，反映了仿真计算结果的合理性，可用于后续对于风机故障的计算与分析。

图5 稳态温升试验布置与测温点布置

表4 仿真与试验结果对比

2 风机故障对开关柜热点温度场的影响

本节以所建立的开关柜温度-流体场计算模型为基础，进一步分析风机故障对开关柜热点温度场的影响。为便于对比，计算时仍然以1.1倍额定电流(4.4 kA)进行加载，环境温度11.9 ℃。

2.1 单台风机故障

以A相顶部风机发生故障为例进行分析，对应工况下主回路温度分布及流速分布如图6所示。对比图6(b)与图4(b)可知，A相风机故障后，该风机充当了进风口，由开关柜底部进风口进入开关柜的空气流量降低，断路器室顶部的空气流速减小，散热通道被完全改变，开关柜内的强迫对流散热作用减弱。由此可见，故障风机不但没有起到原有加强对流的作用，而且进一步破坏了原有的散热通道，主回路最高温点温升由72.8 ℃增加至90.8 ℃(增加24.7%)，最低温点温升由28.1 ℃增加至44.0 ℃(增加56.6%)。此时，母排与触头温升均未超过标准中的温度限值要求。

图6 单台风机故障主回路温度分布与流速分布

2.2 两台风机故障

当A、C两相顶部风机发生故障，主回路温度分布及流速分布如图7所示。该工况下，B相顶部风机为空气出口，A相与C相故障风机为空气进口，开关柜内空气流量减少，强迫对流随着故障风机数量增加而进一步减弱，热量无法有效散失，主回路最高温点温升进一步增加至97.8 ℃(增加34.3%)，最低温点温升增加至69.2 ℃(增加146.3%)。此时，母排与触头温升均超过标准中的温度限值要求，应及时对开关柜进行停电检修。

图7 两台风机故障主回路温度分布与流速分布

2.3 3台风机故障

当所有风机均发生故障时，主回路温度分布及流速分布如图8所示。由图中可以看出，由于安装在断路器室顶部的风机均发生故障，开关柜内部依赖自身发热产生的自然对流进行散热，主回路温度分布发生显著变化，热点位置转移至断路器梅花触头处，同时，由于随空气运动至开关柜顶部的热量减少，进线母排上端部温度反而有所降低。此时，主回路最高温点温升为104.8 ℃(增加44.0%)，最低温点温升为77.0 ℃(增加174.0%)。

图8 3台风机故障主回路温度分布与流速分布

3 结 论

本文对KYN28A-12 kV型开关柜建立了温度-流体耦合数值计算模型，获得了开关柜内温度场与流体场分布并通过了试验验证。对比结果表明，仿真与试验结果最大绝对误差为6.0 ℃，反映了仿真计算结果的合理性。利用上述模型进一步分析了不同风机故障情况对开关柜热点温度场的影响。分析表明，故障风机不但没有起到原有加强对流的作用，而且会破坏原有散热通道，使开关柜主回路温度显著增加。当风机故障数量分别为1台、2台及3台时，主回路最高温点温升分别增加24.7%、34.3%、44.0%，最低温点温升分别增加56.6%、146.3%、174.0%。当两台风机同时发生故障时，应及时对开关柜进行停电检修，避免过热故障进一步发展为绝缘故障。