魏本剛,吳楠楠,任曉明,戴明秋
(1. 國網(wǎng)上海市電力公司 電力科學研究院,上海 200437;2. 上海賽璞樂電力科技有限公司,上海 200437;3. 上海電機學院 電氣學院,上海 201306;4. 上海交通大學 電氣與電子工程學院,上海 200240)
由于戶內(nèi)及地下變電站中的變壓器處于封閉環(huán)境內(nèi),對散熱有著特殊的要求。常規(guī)的冷卻方式已無法滿足地下變壓器的冷卻要求,而分體式冷卻方式的散熱器安裝位置可以遠離變壓器本體,有利于冷卻效率的提高,且安裝簡單、經(jīng)濟實用。目前,國內(nèi)大型城市戶內(nèi)及地下變電站中分體冷卻式變壓器使用較多,但相關的試驗與仿真研究很少,對于不同分體式冷卻方式的布置位置對繞組熱點及整體溫升的影響沒有準確的研究結(jié)論,無法定量分析分體式冷卻方式的冷卻效能。近年來,國內(nèi)關于油浸式變壓器的溫度場數(shù)值模擬分析多處于二維模型階段,相比精確的三維模型,其無法全方位得到油浸式變壓器整體的溫度分布,在計算結(jié)果上也無法確保精確性。有些研究雖然進行了三維模擬計算,但并未考慮散熱器的仿真模型。隨著戶內(nèi)變電站和地下變電站的大力發(fā)展,分體式冷卻技術的比例將逐漸增大,因此通過有限體積法求解三維分體冷卻式變壓器內(nèi)部溫度場,定量分析不同分體式冷卻布置方式下繞組熱點溫度具有十分重要的工程意義。
本文對一臺640 kV·A、10 kV的油浸式變壓器(冷卻方式:ONAF)進行分體式冷卻改造,基于不同的分體式冷卻布置方式進行了3次溫升試驗,并用變壓器頂部油溫計、熱電偶和紅外熱成像儀測量了全面的溫度數(shù)據(jù),然后通過網(wǎng)格拋分軟件分別對3種分體式冷卻方式進行模型搭建,利用熱學仿真計算軟件求解三維溫度場;分析不同分體式冷卻布置方式對繞組熱點溫度和設備整體溫度分布的影響;最后對比試驗數(shù)據(jù)、仿真數(shù)據(jù)、IEEE標準計算數(shù)據(jù),驗證了本文仿真模型的可靠性和工程實用性。
油浸式變壓器內(nèi)部的主要熱源為繞組、鐵芯和一些金屬結(jié)構件內(nèi)的損耗。了解變壓器內(nèi)部發(fā)熱特性,分析變壓器的損耗構成和產(chǎn)生損耗的原因十分重要。由于附加損耗與其他損耗相比對整體溫升的影響極小,本文忽略此損耗。油浸式變壓器的總損耗表達式為:
P=P0+Pk
(1)
其中,P0和Pk分別為鐵芯損耗和繞組損耗(單位為W)。
在仿真計算中,單位熱源的表達式為:
Q=P/V
(2)
其中,V為繞組或鐵芯的體積。
變壓器和散熱器的散熱行為主要是對流散熱和輻射散熱。對流散熱表達式為:
φ=hA(Tf-Tw)
(3)
其中,φ為對流換熱熱流量(單位為W);h為對流散熱系數(shù),也稱表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)(單位為W/(m2·K));A為固體壁面對流散熱表面積(單位為m2);Tw為壁面溫度(單位為K);Tf為流體溫度(單位為K)。
輻射散熱是實際物體向外轄射的熱流量,其滿足斯特藩-玻爾茲曼定律:
φ=εAδT4
(4)
其中,ε為物體的發(fā)射率(即黑度);δ為斯特藩-玻爾茲曼常數(shù);T為物體的熱力學溫度。
有限體積法即從守恒定理出發(fā),劃分不重復的控制體積,用待求解的微分方程對其進行積分,最終得到離散方程組。有限體積法求解方便,易于得到直觀的物理解釋。
本文首先對640 kV·A、10 kV油浸式變壓器進行改造,在不改變變壓器本身線圈及外部結(jié)構的情況下將變壓器原有的冷卻管進行切除并封堵。在變壓器上、下部選取合適位置開孔,用聯(lián)接管道將變壓器從開孔處連接至片式散熱器,連接管長度可更換以便調(diào)節(jié)不同散熱器的位置。改造后的變壓器見圖1。該油浸式變壓器參數(shù)為:高壓繞組外徑18 cm、內(nèi)徑 15 cm;低壓繞組外徑 13 cm、內(nèi)徑11 cm;繞組高73 cm;油箱尺寸為137 cm×63 cm×160 cm,散熱器共有21片散熱片,單片厚1 cm、高175 cm、寬31 cm,每片均有5個油道,片間距4.7 cm;采用自然油循環(huán)冷卻。
1—熱電偶測量點, 2—變壓器本體, 3—溫包溫度計測量點4—閥門控制器, 5—熱電偶測量點, 6—聯(lián)接管7—熱電偶測量點, 8—片式散熱器圖1 改造后的變壓器結(jié)構示意圖Fig.1 Schematic diagram of reconstructive transformer
溫升試驗采用變壓器頂部溫包、熱電偶和紅外熱成像儀測量溫度及溫度分布情況,其中,熱電偶布置在圖1所示變壓器的進出口處及側(cè)壁。最終的試驗對比數(shù)據(jù)采用了變壓器頂部溫包測試數(shù)據(jù),熱電偶數(shù)據(jù)和紅外測量溫度作為輔助參考數(shù)據(jù)。
溫升試驗中對變壓器施加1.1倍負載,當變壓器測量點每小時溫升小于1 K且持續(xù)3 h時,則判定為穩(wěn)定狀態(tài)。針對3種分體式冷卻方式進行試驗:
a. 變壓器、散熱器處于同一平面,散熱器中心垂直高度為1.25 m、聯(lián)接管道長度為7 m;
b. 變壓器、散熱器處于同一平面,聯(lián)接管道長度為3.5 m;
c. 散熱器中心垂直高度為3.25 m,管道長度為7 m。
以圖1所示設備為整體計算對象進行三維流-固-熱耦合計算分析,通過修正邊界條件提高數(shù)據(jù)精度,使仿真結(jié)果收斂。仿真收斂條件設定為:
a. 試驗中設定油箱后壁處的測量點為數(shù)據(jù)對比點,該點的仿真值不再隨著計算步數(shù)的增加而變化;
b. 各個參數(shù)的殘差隨著計算步數(shù)的增加而降低,最后趨于平緩。
當仿真結(jié)果滿足條件a、b時,則判定為收斂。
仿真結(jié)果收斂后,搭建另一種試驗方式下的仿真模型,但不再改變相關的邊界條件,重新進行計算。計算流程圖如圖2所示。
圖2 計算流程圖Fig.2 Calculation flowchart
由于三維溫度場的計算要求較高,網(wǎng)格數(shù)量較多時,計算極為復雜,因此本文對仿真模型進行適當簡化:減小散熱器高度,減少散熱片的片數(shù)與每片散熱片的油道數(shù),為了保證散熱總量不變,根據(jù)式(3)按比例提高散熱片的散熱系數(shù);同時忽略絕緣層對模型溫度分布的影響。根據(jù)變壓器主要參數(shù)和模型簡化建立的基礎三維模型如圖3所示。
圖3 基礎三維模型Fig.3 Basic 3-D models
本文對溫度場進行以下合理假設:
a. 設定外界空氣溫度恒定不變;
b. 忽略墊塊、拉板等構件和油箱厚度影響;
c. 單位體積的發(fā)熱量是均勻分布的;
d. 當發(fā)熱與散熱達到熱平衡及穩(wěn)定狀態(tài)時,繞組及油的溫度、速度分布不隨時間變化。
3.2.1 邊界條件設置
分體式冷卻變壓器通過變壓器箱體外壁和散熱器外壁與周圍空氣進行對流換熱和輻射散熱。由于實際試驗環(huán)境隨著時間而改變,因此根據(jù)式(3)計算的對流散熱系數(shù)需要經(jīng)過仿真計算的修正。
本文對邊界條件的主要設定為:變壓器油箱的下表面與地面接觸,其不考慮對流散熱系數(shù);經(jīng)過邊界條件的修正后設置油箱表面的對流散熱系數(shù)為6.2 W/(m2·K);散熱器表面的對流散熱系數(shù)初步假設為18 W/(m2·K);環(huán)境對設備表面的輻射率均采用0.95 W/(m2·sr);忽略聯(lián)接管的輻射散熱,聯(lián)接管表面的對流散熱系數(shù)設為2 W/(m2·K)。
3.2.2 材料屬性設置
油浸式變壓器與片式散熱器整體三維流-固-熱耦合計算中,環(huán)境溫度設為298.15 K,變壓器油流采用層流模型。根據(jù)設備說明書分別設置整體的材料和相關參數(shù)見表1,變壓器油的物性參數(shù)見表2。
表1 結(jié)構件材料屬性Table 1 Material properties of structural components
表2 變壓器油的物性參數(shù)Table 2 Physical parameters of transformer oil
3.2.3 熱源
根據(jù)實驗現(xiàn)場變壓器的實際運行負載,結(jié)合相關參數(shù),通過式(2)計算可得施加的負載見表3。
表3 變壓器損耗Table 3 Transformer loss
采用有限體積法對3種不同冷卻方式進行仿真迭代求解,獲得的變壓器繞組溫度分布見圖4,繞組熱點溫度和上、下進出油口的溫差數(shù)據(jù)見表4、圖5。
圖4 3種冷卻方式下的變壓器繞組溫度分布Fig.4 Temperature distribution of transformer windings under three kinds of cooling modes
冷卻方式繞組熱點溫度/K上、下進出油口溫差/Ka364.810.9b368.97.8c356.25.6
圖5 3種方式下低壓繞組熱點分布圖Fig.5 Hot spots distribution of LV winding in three modes
仿真結(jié)果表明,變壓器熱點在低壓繞組處,這是由于低壓繞組的負載電流較大、單位熱量較大,且低壓繞組相對遠離變壓器上出油口,油流動較慢,從而散熱較差。繞組總體溫度分布從下至上呈拋物線狀,繞組上、下溫差在4 K以內(nèi),熱點均位于繞組上部80 %~90 %部位。這是因為油加熱后,密度變小,熱油從下往上流動,但由于繞組頂端油流速較快,加速帶走熱量,從而導致熱點位于繞組偏上端,而不是最上端。
由表4與圖5可以得到以下結(jié)論。
a. 聯(lián)接管道長度縮短3.5 m后,上、下進出油口溫差減小了3.1 K,繞組熱點溫度升高了4.1 K,這表明縮短聯(lián)接管道長度相當于縮短了冷卻回路的距離,同時也減少了油的體積,相當于減小了油的熱量傳輸,從而增加了繞組熱點溫度。
b. 將散熱器中心高度增加2 m,則上、下進出油口溫差減小了5.3 K,繞組熱點溫度降低了7.9 K,這是由于自然油循環(huán)的變壓器中油的流動是靠熱浮升力作用;發(fā)熱中心和散熱中心的高度差越大,熱浮升力越強,冷卻油的流動速度越大,更容易散熱,從而降低了繞組熱點溫度。
為了驗證油浸式自冷變壓器分體式冷卻仿真模型的準確性,本節(jié)采用在布置方式a下得到的試驗數(shù)據(jù)作為標準,分別對比繞組熱點溫度、頂層油溫升(對環(huán)境溫度)、熱點溫升(對環(huán)境溫度)的IEEE導則計算值、試驗值和采用本文模型得到的仿真值,對比結(jié)果如表5所示。
表5 計算數(shù)據(jù)對比Table 5 Comparison of calculated data
通過表5可知,繞組熱點溫升的IEEE導則計算值與試驗值相差21.9 K,仿真值與試驗值相差5.3 K,誤差縮小了16.6 K;頂層油溫升的IEEE導則計算值與試驗值相差16.4 K,仿真值與試驗值相差1.25 K,誤差縮小了15.15 K。根據(jù)這2組數(shù)據(jù)的對比,能夠看出本文的結(jié)果比IEEE導則計算結(jié)果更加接近試驗值,證明了本文提出的采用有限體積法計算的仿真模型具有一定的可信性,能夠提高仿真計算的準確性。
本文根據(jù)分體式冷卻試驗模擬裝置,利用有限體積法,建立了三維熱學仿真模型,通過調(diào)節(jié)邊界條件,提高模型的收斂性和最后結(jié)果的精確度。同時依據(jù)散熱器實際布置位置,改變仿真模型,重新計算溫度的分布。得到不同的分體式冷卻布置方式的冷卻效率。研究結(jié)論表明:
a. 繞組熱點溫度隨著散熱器與變壓器水平距離的減小而上升,管道長度從7 m減小到3.5 m,繞組熱點溫度上升了4.1 K;
b. 散熱器的中心高度增加2 m之后,繞組的熱點溫度下降了7.9 K,熱點溫度分布在繞組上部的80 %~90 %處;
c. 通過數(shù)據(jù)對比可知,本文的仿真計算結(jié)果比IEEE導則計算結(jié)果更加接近實際試驗值,驗證了本文仿真模型的準確性,因此在實際工程應用中,通過本文的數(shù)值計算方式,經(jīng)過多次改變分體式冷卻安裝方式可以確定最佳的分體式冷卻式變壓器的布置位置,提高分體式冷卻變壓器的冷卻效率。
由于研究中的變壓器模型較小,且建立的仿真模型具有一定局限性,后續(xù)研究中將獲取大型仿真模型及三維仿真模型,指導地下變壓器分體式冷卻系統(tǒng)的運行。
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