电力开关柜温度场分布及其散热影响因素

2021-11-30陈德敏

安徽工业大学学报（自然科学版） 2021年4期

王昭，陈德敏，汤凯，陆彪

（安徽工业大学建筑工程学院，安徽马鞍山 243032）

电力开关柜是电力输配环节的重要基础部件，可用于实现电流的分流与输送，其主要包括开关柜外壳与母线两部分。在电力开关柜实际运行过程中，由于电流的通过母线一直处于发热状态，母线是电力开关柜内主要的发热源。母线电阻损耗越大，表面温升就越高，母线温升是电力开关柜能否安全稳定运行的重要因素，过高的温升会影响母线的电流荷载能力。因此，有必要对影响电力开关柜散热的因素进行研究。

电力开关柜母线温度场分布与母线间距、母线偏转角度、通风口面积等因素密切相关。对于电力开关柜母线温升的研究主要集中于温度场计算方面，对母线温度场影响因素的研究较少。常见分析母线温度场的数值计算方法主要为有限元法与有限体积法。对于有限元法，王秉政等模拟分析了开关柜内母线接头温度变化规律，结果表明开关柜内温度高的地方接触电阻大，温度与接触电阻呈正线性相关；贾文卓建立了40.5 kV高压开关柜数值模型，但将高压开关柜模型设置为全封闭，模拟结果与实验结果存在误差；李晶等对金属封闭高压开关柜手车触头温度场进行模拟分析，结果表明开关柜手车触头对开关柜的安全稳定运行至关重要，但建模过程中采用综合换热系数代替对流与辐射效应，计算结果与实验测试值存在一定误差。对于有限体积法，张俊民等在综合考虑电力开关柜热对流和热辐射的基础上，通过引入壁函数处理气-固界面换热问题，建立了27.5 kV GⅠS 电力开关柜温度场数学模型；Zhao构建了电力开关柜温度场-速度场相互耦合的数学模型，通过修改壁面边界条件优化数值计算周期；任君鹏等建立了10 kV 高压开关柜三维数值模型，分析了机械通风开关柜内部各部件温度及柜内流场分布，结果表明机械通风条件下开关柜内温度分布不均匀，电气设备接头处温度较高，原因在于所建数学模型中未考虑辐射效应对开关柜温度场的影响。鉴于此，考虑对流换热和辐射换热对母线表面温度的影响，建立热流耦合模型，模拟分析电力开关柜温度场分布及其散热性能的影响因素，为优化电力开关柜结构提供参考。

1 电力开关柜热流耦合模型构建

1.1 基本假设

1）忽略母线温度滞后于负荷变化的因素，母线温度场近似稳态；

2）母线导体材料的导热系数等物性参数不随温度的变化而变化；

3）空气为理想气体，即空气密度、黏性等物性参数不随温度发生变化；

4）忽略母线之间磁场的相互影响。

1.2 求解域

选取Ryfa 等所述的模型为分析对象，电力开关柜母线的求解域与几何参数如图1。母线截面为100 mm×10 mm，间距为25 mm，电力开关柜物理模型由母线、电力开关柜外壳及壳内外空气区域构成（中相母线L中心点为坐标原点，即电力开关柜中心点）。

图1 电力开关柜结构模型（单位：mm）Fig.1 Structure model of power switch cabinet（Unit：mm）

1.3 流体力学控制方程及边界条件

电力开关柜内流体力学控制方程由能量方程、连续性方程及动量方程组成。对于稳态条件下不可压缩流体，其微分形式为：

式中：∇为哈密顿算子；

为母线热传导系数；

为流体温度；

为比定压热容；

为密度；

为速度矢量；·

表示

在

方向3个方向的散度；

为动力黏度；

为压力；

为重力加速度；

为母线发热功率；

为母线体积；

为母线荷载电流；

为母线电阻；

为母线截面积；

为母线长度；

为母线电阻率；

为单位体积母线热生产率，采用式（4）求解并映射至流体场进行热分析。控制方程边界条件：在电力开关柜外壳施加无滑移边界条件，即

= 0；施加

轴方向重力加速度。

1.4 辐射换热模型及边界条件

母线表面与电力开关柜内部空气、电力开关柜外壳及环境温度之间存在辐射换热，辐射换热

表达式为

式中：

为斯蒂芬-玻尔兹曼常数，为5.67×10W/（m·K）；

为辐射发射率，母线表面取0.2，电力开关柜外壳取0.97；

为物体表面温度；

为周围流体温度。辐射换热边界条件：将辐射换热边界条件施加在母线导体与电力开关柜外壳上；给定电力开关柜外壳所处环境温度。

2 模拟结果与分析

2.1 网格划分

为进一步提高数值模型的准确性，对建立的电力开关柜物理模型进行结构化网格划分和网格无关性验证。在结构化网格划分过程中，对母线等温度梯度变化大的区域施加加密网格，网格无关性验证结果如图2。结合网格数量越少计算时间越短的特点，选择网格数为25万左右的网格模型进行数值模拟。

图2 电力开关柜进出口温差随网格数的变化Fig.2 Varivation of temperature difference between inlet and outlet of power switchgear with grid number

2.2 模拟结果

利用fluent 软件模拟分析负载电流1 200 A、环境温度292 K、电力开关柜外壳对流换热系数10 W/（m·K）时电力开关柜的温度场与速度场，结果见图3（电力开关柜沿中心剖面

zOx

（

=0）的温度云图与速度云图）。由图3 可知：由于负载母线热损耗及母线与周围环境进行热量传递，三相母线表面平均温度分别为318.60，320.30，318.50 K，三相母线中母线L散热环境较差，表面平均温度比其他相邻母线表面平均温度高约2 K；外界气流在热压的作用下流向三相母线，且由于受到母线的阻挡向母线

方向两端流动，致使电力开关柜内速度场分布不均匀。

图3 电力开关柜的速度场与温度场Fig.3 Velocity field and temperature field of power switchgear

2.3 模型验证

为验证建立模型的准确性，将模拟结果与Ryfa 等中电流为1 200 A 的实验结果进行对比（模拟与实验结果均取三相母线表面平均温度），结果如图4。由图4 可知，由于三相母线磁场的存在，母线实际热损耗大于式（4）的计算值，实验值与模拟值存在误差，但相对误差仅为2.4%，表明建立的电力开关柜热流耦合模型是可靠的。

图4 母线表面平均温度模拟值与实验值对比Fig.4 Comparison between the simulated and experimental values of busbar surface average temperature

3 电力开关柜散热影响因素分析

利用fluent 软件，以Ryfa 等的电力开关柜物理模型为初始模型，考察电流

=1 200 A 的条件下电力开关柜外壳上通风口面积比、母线间距及偏转角度等因素对电力开关柜母线散热特性的影响。

3.1 通风口面积

图5 为母线表面平均温度随通风口面积比

的变化规律。

，

为通风口变化后的面积，

为初始模型通风口面积。从图5 可看出，三相母线表面平均温度随通风口面积比变化不明显。这是由于自然对流条件下空气流速低，通风口面积比的变化无法显著改善母线表面对流换热能力。

图5 母线表面平均温度随a变化的规律Fig.5 Variation of busbar surface average temperature with a

3.2 母线间距

在电流

=1 200 A 的条件下，基于图1 中电力开关柜结构模型，对母线散热特性随间距变化过程进行分析。母线间距主要分为垂直间距与水平间距，母线间距具体变化过程见表1。

表1 不同间距下的母线中心点坐标（单位：mm）Tab.1 Busbar center point coordinate in different space interval（Unit：mm）

母线表面平均温度随间距变化模拟结果见图6。由图6 可看出：随三相母线间距的增大，母线表面平均温度呈先降低后逐渐保持稳定的趋势；存在使母线表面平均温度最低的垂直与水平间距，分别为150，50 mm。主要原因在于随三相母线间距的增大，母线表面对流换热系数增大，三相母线间距过小，影响母线对流散热通道，母线与周围空气间的热阻增大，母线温升增加；三相母线间距过大（本模型垂直与水平间距分别大于150，50 mm），母线与周围空气间温差波动较小，母线的对流换热能力不再显著提高，母线表面温度将趋于稳定。

图6 母线表面平均温度随间距变化的规律Fig.6 Variation of busbar surface average temperature with space interval

3.3 母线偏转角度

计算图1结构中三相母线沿顺时针偏转0°，30°，45°，60°，90°时电力开关柜母线表面平均温度的变化，结果如图7。从图7 可看出，电力开关柜内母线表面平均温度随母线偏转角度的增大先降低后增大，在偏转角度为45°时三相母线表面平均温度最低，分别为306.76，310.46，307.09 K。主要是因为偏转角度从0°变化到45°时，三相母线与通风进口之间的对流换热面积增大，三相母线表面平均温度降低；偏转角度达45°时，三相母线与通风进口之间的对流换热面积最大，三相母线表面平均温度最低；但偏转角度从45°变化到90°时，三相母线与通风进口之间对流换热面积减小，三相母线表面平均温度升高。