呂敬高

一種新型快速隔離開關(guān)的觸頭系統(tǒng)熱計(jì)算

呂敬高

(海裝駐武漢地區(qū)軍事代表局駐湘潭地區(qū)軍事代表室，湖南省湘潭市 411100)

作為高壓直流輸配電系統(tǒng)中的重要保護(hù)設(shè)備，混合式高壓直流斷路器的開斷時(shí)間主要由其快速機(jī)械開關(guān)決定。本文針對(duì)一種可用于混合式高壓直流斷路器的新型快速隔離開關(guān)的觸頭系統(tǒng)進(jìn)行了熱計(jì)算。熱計(jì)算過程中使用可調(diào)電阻區(qū)域?qū)?dòng)、靜觸頭之間的接觸電阻進(jìn)行了等效處理，從而計(jì)算得到在不同觸頭壓力條件下，整個(gè)觸頭區(qū)域的溫度分布。通過對(duì)實(shí)物模型進(jìn)行溫升試驗(yàn)，得到了該觸頭結(jié)構(gòu)下的實(shí)際溫升數(shù)據(jù)，并驗(yàn)證了熱計(jì)算結(jié)果的準(zhǔn)確性。

快速隔離開關(guān) 熱計(jì)算 溫升 接觸電阻

0 引言

直流輸配電系統(tǒng)具有電能損耗小、易于調(diào)控、能量密度高的優(yōu)點(diǎn)，是未來電網(wǎng)的發(fā)展方向，在軌道交通、船用電力系統(tǒng)、分布式發(fā)電等領(lǐng)域具有廣闊的應(yīng)用前景[1]。直流開關(guān)設(shè)備作為直流系統(tǒng)保護(hù)中的關(guān)鍵設(shè)備，其性能直接影響到整個(gè)直流系統(tǒng)的供電可靠性。

混合式中高壓開關(guān)設(shè)備綜合了固態(tài)開關(guān)和機(jī)械開關(guān)的優(yōu)勢(shì)，具有通態(tài)損耗低，開斷速度快的特點(diǎn)[2,3]。當(dāng)短路故障發(fā)生時(shí)，半導(dǎo)體器件換流回路率先動(dòng)作，主回路電流迅速降低并轉(zhuǎn)移至換流支路。由于電流幅值大幅降低，對(duì)主回路機(jī)械開關(guān)的開斷能力要求大幅降低，可以使用高壓直流快速隔離開關(guān)。

研制的160 kV/2.5 kA高速隔離開關(guān)采用了一種特殊的觸頭系統(tǒng)結(jié)構(gòu)以滿足超快速分合閘的要求。為了確定觸頭壓力等其他參數(shù)，本文對(duì)高速隔離開關(guān)觸頭系統(tǒng)在額定工作狀態(tài)下的溫升進(jìn)行了計(jì)算，并通過溫升試驗(yàn)對(duì)計(jì)算結(jié)果進(jìn)行了檢驗(yàn)。

1 新型觸頭系統(tǒng)模型

新型隔離開關(guān)的觸頭系統(tǒng)采用多斷口串聯(lián)設(shè)計(jì)，以降低運(yùn)動(dòng)部分質(zhì)量，提高隔離分閘速度，其結(jié)構(gòu)如圖1所示。系統(tǒng)包含并列排列的5個(gè)靜觸頭單元與上下均為2×4對(duì)稱排列的16個(gè)動(dòng)觸頭單元。多斷口結(jié)構(gòu)會(huì)導(dǎo)致整個(gè)觸頭系統(tǒng)的接觸電阻大幅提高，進(jìn)而使觸頭通流時(shí)的溫升提高。為了確定該觸頭系統(tǒng)實(shí)際工作時(shí)的溫度分布，本文對(duì)其開展了一系列熱計(jì)算與溫升試驗(yàn)，目的主要是：(1)確定觸頭系統(tǒng)在最嚴(yán)酷與最大允許溫升條件下的接觸電阻值；(2)根據(jù)實(shí)際環(huán)境參數(shù)及接觸電阻等條件確定最大溫升數(shù)值及位置。

圖1 一種新型的隔離開關(guān)觸頭系統(tǒng)

考慮到觸頭結(jié)構(gòu)的高度對(duì)稱性，使用觸頭系統(tǒng)的1/4模型進(jìn)行熱計(jì)算，計(jì)算模型如圖2所示，電流幅值根據(jù)模型比例設(shè)置為625 A。接觸電阻常用一定厚度的導(dǎo)體圓柱進(jìn)行等效，但考慮觸頭間接觸區(qū)域?qū)嶋H形狀，模型中使用6 mm×1 mm×1 mm的導(dǎo)體方塊來等效動(dòng)、靜觸頭之間的接觸電阻con，其阻值可通過改變導(dǎo)體方塊的電阻率來實(shí)現(xiàn)[4,5]。動(dòng)、靜觸頭和母排的電阻率根據(jù)實(shí)際材料設(shè)置為1.72?10-8Ω?m (20°C)，且計(jì)算過程中考慮溫度系數(shù)。

圖2 (a)觸頭系統(tǒng)1/4模型 (b)動(dòng)、靜觸頭接觸電阻等效模型

熱計(jì)算時(shí)假設(shè)隔離開關(guān)工作在最嚴(yán)酷的條件下，包括：

1) 初始環(huán)境溫度較高，為40°C；

2) 觸頭表面對(duì)流散熱散熱條件較差，對(duì)流散熱系數(shù)α=8~10 W/(m2·K)；

3) 假設(shè)觸頭系統(tǒng)熱量無法通過母排熱傳導(dǎo)到觸頭系統(tǒng)外部。

2 最大接觸電阻計(jì)算

根據(jù)前述計(jì)算模型，通過改變接觸區(qū)域方塊的電阻率，計(jì)算得到模型在不同的接觸電阻con下的穩(wěn)態(tài)溫度分布，特定位置的溫度與接觸電阻之間的關(guān)系如圖3。當(dāng)con阻值較低時(shí)，母排區(qū)域的溫度會(huì)高于動(dòng)、靜觸頭的溫度。隨著接觸電阻的增加，母排和動(dòng)、靜觸頭的溫度均不斷上升，其中動(dòng)、靜觸頭的溫度上升率十分接近，且要高于母排區(qū)域。

圖3 不同大小的接觸電阻時(shí)觸頭系統(tǒng)溫度分布

圖4為計(jì)算模型分別在con=0 μΩ以及con=30 μΩ時(shí)的溫度分布。當(dāng)con=0 μΩ時(shí)，母排與觸頭單元相比，電流密度大而對(duì)流散熱面積較小，最高溫度max=62°С，如圖4(a)所示。當(dāng)con=30 μΩ時(shí)，觸頭區(qū)域的熱功率密度由于接觸電阻增大而大幅增加，當(dāng)其溫度持續(xù)上升直至對(duì)流換熱功率與觸頭區(qū)域熱功率相等，此時(shí)max=100°С，位于動(dòng)、靜觸頭間的接觸電阻位置，如圖4(b)所示。

圖4 不同大小的接觸電阻時(shí)觸頭系統(tǒng)溫度分布

根據(jù)相關(guān)行業(yè)標(biāo)準(zhǔn)和設(shè)計(jì)需求，鍍銀銅觸頭允許的最大溫升不應(yīng)超過60°С?？紤]設(shè)計(jì)裕量后的觸頭系統(tǒng)的最大溫升應(yīng)控制在50°С以內(nèi)，此時(shí)根據(jù)圖3曲線可得接觸電阻的最大阻值應(yīng)低于22.5 μΩ。

3 觸頭樣機(jī)熱計(jì)算

為了驗(yàn)證觸頭實(shí)際溫升，需要搭建觸頭系統(tǒng)樣機(jī)。樣機(jī)基本結(jié)構(gòu)如圖4所示，主要由動(dòng)觸頭、靜觸頭、調(diào)節(jié)觸頭壓力的彈簧機(jī)構(gòu)以及固定用的絕緣支架組成。觸頭樣機(jī)包含一個(gè)完整的觸頭單元，通過對(duì)其進(jìn)行溫升試驗(yàn)并分析其試驗(yàn)數(shù)據(jù)有利于分析和計(jì)算整個(gè)觸頭系統(tǒng)在額定狀態(tài)下的溫度分布。

圖5 溫升試驗(yàn)樣機(jī)結(jié)構(gòu)圖 1-母排，2-靜觸頭，3-動(dòng)觸頭，4-動(dòng)觸頭壓力彈簧，5-調(diào)節(jié)螺母

在溫升試驗(yàn)前，對(duì)該實(shí)驗(yàn)樣機(jī)進(jìn)行了熱計(jì)算。計(jì)算中僅保留了動(dòng)、靜觸頭和與其相連的金屬結(jié)構(gòu)，而忽略了距離較遠(yuǎn)或熱導(dǎo)率較低的非金屬部分，模型如圖5所示，電阻率和熱導(dǎo)率等參數(shù)按照實(shí)際樣機(jī)的材料設(shè)置。在動(dòng)、靜觸頭接觸處以及靜觸頭與母排連接處設(shè)置與圖2模型相同的可調(diào)電阻方塊。圖6為所建模型示意圖，圖7中字母標(biāo)示位置為熱計(jì)算過程中的參數(shù)測(cè)量點(diǎn)，黑色方塊為樣機(jī)中難以計(jì)算的接觸電阻或焊接電阻，建模中使用一定體積的導(dǎo)體方塊來進(jìn)行等效，方塊的阻值通過改變?cè)搮^(qū)域的電阻率來實(shí)現(xiàn)。

為確定這些導(dǎo)體方塊的電阻率參數(shù)，采用伏安法對(duì)實(shí)際樣機(jī)中圖7所示的特定位置之間的電阻進(jìn)行測(cè)量，不同觸頭壓力下的測(cè)量結(jié)果如表1所示。由觸頭系統(tǒng)結(jié)構(gòu)和和圖7示意圖有BC=coppe+2con/4,其中copper為B與C之間除去接觸電阻后的銅電阻，其數(shù)值不隨接觸壓力大小改變而改變。通過將模型中con阻值調(diào)至0，計(jì)算到得到copper的理論值為3.1 μΩ，進(jìn)而可以得到不同的觸頭壓力下的實(shí)際接觸電阻con。考慮到系統(tǒng)對(duì)短時(shí)耐受等其他方面的要求，觸頭壓力不應(yīng)低于250 N，此時(shí)觸頭間的接觸電阻con=12.2 μΩ，觸頭系統(tǒng)樣機(jī)具有最大溫升。

圖6 溫升試驗(yàn)樣機(jī)仿真模型

圖7 可調(diào)區(qū)域與測(cè)量點(diǎn)示意圖

同樣通過調(diào)整靜觸頭與母排之間的可調(diào)電阻阻值，使AD的計(jì)算值與實(shí)際測(cè)量值相等，得到母排與靜觸頭之間的焊接電阻AB與CD約為5.73 μΩ。

表1 不同觸頭壓力下的測(cè)量電阻

圖8 觸頭壓力為250 N時(shí)的溫升分布

根據(jù)表1中觸頭壓力為250 N狀態(tài)下的相關(guān)計(jì)算結(jié)果，對(duì)樣機(jī)在環(huán)境溫度20°С，電流1250 A，導(dǎo)體表面對(duì)流散熱系數(shù)為α=8.8 W/(m2·K)條件下的溫度場(chǎng)進(jìn)行了仿真計(jì)算，結(jié)果如圖8所示(對(duì)模型中的母排進(jìn)行了適當(dāng)延長(zhǎng)以補(bǔ)償實(shí)際樣機(jī)與外部電路連接部分對(duì)散熱的影響)。

仿真結(jié)果顯示觸頭上的最大溫升為23.7°С，出現(xiàn)于觸頭接觸電阻位置，是整個(gè)系統(tǒng)中溫升最高的位置，表明較高的接觸電阻會(huì)帶來較大發(fā)熱功率，導(dǎo)致該處溫度明顯上升。母排上的最大溫升為20°С，出現(xiàn)在母排與靜觸頭連接處，且隨著與觸頭最大溫升位置的距離增加而降低。

4 樣機(jī)溫升試驗(yàn)

為了驗(yàn)證前節(jié)熱計(jì)算結(jié)果的準(zhǔn)確性，按仿真模型搭建了如圖9所示1:1的觸頭系統(tǒng)樣機(jī)。樣機(jī)中的導(dǎo)電材料為鍍銀黃銅。其中靜觸頭直接固定在樣機(jī)的絕緣支架上，一端與母排焊牢。動(dòng)觸頭則是通過彈簧和螺桿固定在絕緣支架上，且可通過調(diào)節(jié)螺母改變彈簧壓力，進(jìn)而改變接觸電阻值。

圖9 觸頭系統(tǒng)樣機(jī)

試驗(yàn)在開放環(huán)境下進(jìn)行，環(huán)境溫度為20°С，試驗(yàn)電流1260 A，彈簧壓力設(shè)置為250 N。實(shí)驗(yàn)前對(duì)樣機(jī)的電阻進(jìn)行了測(cè)量，得到電阻BC=9.2 μΩ，AD=20.8 μΩ。溫升試驗(yàn)的最后60 min內(nèi)的所有測(cè)量點(diǎn)的溫度變化均不高于0.5°С，可認(rèn)為此時(shí)樣機(jī)溫度已經(jīng)穩(wěn)定，整個(gè)過程中的通電時(shí)間為90 min。試驗(yàn)結(jié)束后的電阻以及熱電偶所測(cè)量得的各點(diǎn)溫度如表2所示。

表2 觸頭壓力為250 N時(shí)的溫升分布

試驗(yàn)后觸頭區(qū)域最大溫升為24.5°С，為整個(gè)區(qū)域最高，母排處最大溫升為20°С，兩處實(shí)際溫度與仿真計(jì)算的差值分別為0.8°С與0°С，驗(yàn)證了仿真計(jì)算結(jié)果的有效性。

5 結(jié)論

本文針對(duì)某新型結(jié)構(gòu)的160 kV高壓直流快速隔離開關(guān)的觸頭系統(tǒng)進(jìn)行了熱計(jì)算，得到了其在額定工況下的溫升分布，并通過溫升試驗(yàn)進(jìn)行了驗(yàn)證，得出了以下結(jié)論：

1）在最嚴(yán)酷的環(huán)境下(即不考慮觸頭系統(tǒng)對(duì)母排的熱傳導(dǎo)，觸頭對(duì)流散熱系數(shù)為最低)，要求觸頭系統(tǒng)不高于最大允許溫升且留有一定裕度時(shí)，動(dòng)、靜觸頭之間的接觸電阻阻值應(yīng)低于22.5 μΩ，這為接觸壓力的選取提供了依據(jù)。

2）通過建立單個(gè)觸頭結(jié)構(gòu)的模型，并根據(jù)部分實(shí)際參數(shù)對(duì)其進(jìn)行溫度場(chǎng)仿真，得到了觸頭壓力為250 N(即con=12.2 μΩ)情況下觸頭與母排的最大溫升分別為23.7°С與24°С。

3）根據(jù)2)中的仿真模型搭建了溫升試驗(yàn)樣機(jī)，并進(jìn)行了溫升試驗(yàn)。試驗(yàn)后觸頭與母排的實(shí)際溫升為24.5°С和20°С，與仿真結(jié)果高度一致，驗(yàn)證了計(jì)算方法和結(jié)果的有效性。

[1] Feltes, J.W., Gemmell, B.D., Retzmann, D.. From Smart Grid to Super Grid: Solutions with HVDC and FACTS for grid access of renewable energy sources[P]. Power and Energy Society General Meeting, 2011 IEEE, 2011.

[2] 何俊佳, 袁召, 趙文婷, 方帥, 喻新林, 潘垣. 直流斷路器技術(shù)發(fā)展綜述[J]. 南方電網(wǎng)技術(shù), 2015, 9(02): 9-15.

[3] 吳翊, 榮命哲, 鐘建英, 楊飛, 吳益飛, 韓桂全. 中高壓直流開斷技術(shù)[J]. 高電壓技術(shù), 2018, 44(02): 337-346.

[4] 管瑞良. 基于有限元分析的框架斷路器觸頭系統(tǒng)短路耐受能力校核[A]. 中國(guó)電工技術(shù)學(xué)會(huì)低壓電器專業(yè)委員會(huì). 中國(guó)電工技術(shù)學(xué)會(huì)低壓電器專業(yè)委員會(huì)第十三屆學(xué)術(shù)年會(huì)論文集[C]. 中國(guó)電工技術(shù)學(xué)會(huì)低壓電器專業(yè)委員會(huì): 中國(guó)電工技術(shù)學(xué)會(huì), 2007: 5.

[5] Paulke J, Weichert H, Steinhaeuser P. Thermal simulation of switchgear[J]. IEEE Transactions on Components and Packaging Technologies, 2002, 25(3): 434-439.

Analysis of the Effect of Electric Field Distribution on Arc Restrike of Air DC-circuit Breaker

Lyu Jinggao

（Xiangtan Representatives Office, Naval Wuhan Representatives Bureau, Xiangtan 411101, Hunan, China）

TM564.1

A

1003-4862（2019）12-006-04

2019-09-17

呂敬高（1973-），男，高級(jí)工程師。研究方向：電氣自動(dòng)化工程。E-mail: xpxfmm@163.com