王子建　嚴(yán)　飛　侯智劍　王崇祜　徐志鈕

(1.華北電力大學(xué)河北省輸變電設(shè)備安全防御重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室　保定　071003 2.中國電力科學(xué)研究院　北京　100192　3.上海思源電力電容器有限公司　上?！?01108)

?

高壓全膜電容器熱穩(wěn)定性能試驗(yàn)條件下的溫度場特性

王子建1嚴(yán)飛2侯智劍1王崇祜3徐志鈕1

(1.華北電力大學(xué)河北省輸變電設(shè)備安全防御重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室保定071003 2.中國電力科學(xué)研究院北京1001923.上海思源電力電容器有限公司上海201108)

為了獲得高壓全膜電容器在熱穩(wěn)定性能試驗(yàn)條件下外殼與內(nèi)部的溫度分布，在Fluent15.0中建立了電容器溫度場仿真模型，并利用有限體積法進(jìn)行了求解。仿真結(jié)果表明：對于電容器外殼，其小側(cè)面溫度較高，外殼最熱點(diǎn)在小側(cè)面，而電容器最熱點(diǎn)則位于靠近尾部的中軸線上。由于電容器內(nèi)部結(jié)構(gòu)復(fù)雜，導(dǎo)致電容器外殼表面溫度分布不均勻，并非規(guī)則的溫度升高或降低的趨勢，而是存在局部較熱的區(qū)域。為了驗(yàn)證仿真模型的正確性，利用光纖光柵溫度傳感器及紅外成像儀分別對熱穩(wěn)定性能試驗(yàn)條件下的電容器內(nèi)部及外殼溫度進(jìn)行了實(shí)際測量，實(shí)測與仿真結(jié)果基本吻合從而驗(yàn)證了仿真模型的正確性。

高壓全膜電容器熱穩(wěn)定性能試驗(yàn)溫度場計(jì)算流體動力學(xué)紅外成像

0　引言

高壓并聯(lián)電容器[1，2]在電力系統(tǒng)中起著補(bǔ)償無功功率[3-5]、減少損耗和維持電壓穩(wěn)定[6，7]的作用，是電力系統(tǒng)中重要的電氣設(shè)備。電容器要求具有較高比特性、低介損、高性價(jià)比及長壽命?？紤]到這些要求，目前高壓全膜電容器是高壓并聯(lián)電容器中的主要類型[8]。

在選擇合適的材料、結(jié)構(gòu)、加工工藝和工作場強(qiáng)后，電擊穿[9]和電老化[10]受到了抑制，對電氣設(shè)備壽命的影響較小，電氣設(shè)備壽命主要由其絕緣材料的熱老化決定[11]。高壓全膜電容器絕緣材料主要由聚丙烯薄膜、芐基甲苯和絕緣紙組成，其中固體絕緣材料在耐熱等級上都屬于A級材料[11]，耐熱能力較差。因此，研究電容器在運(yùn)行情況下的溫度分布對于電容器的優(yōu)化設(shè)計(jì)和運(yùn)行維護(hù)都具有重要意義。

目前關(guān)于高壓全膜電容器在運(yùn)行情況下的溫度分布主要通過實(shí)驗(yàn)[12]或仿真[13-15]的手段獲得，相關(guān)研究文獻(xiàn)較少。文獻(xiàn)[13]基于發(fā)熱與散熱的平衡，根據(jù)電容器散熱系數(shù)和有效散熱面積探討了移相電容器外殼溫升以及最熱點(diǎn)溫升與外殼尺寸的關(guān)系，比較了立放與平臥時(shí)電容器的外殼溫升，獲得了電容器外殼溫升和心子最高溫升的計(jì)算方法，促進(jìn)了電容器溫升研究的進(jìn)步。但該方法更適合于最大溫升的估計(jì)，不能獲得整個(gè)溫度場的分布，且缺乏實(shí)驗(yàn)的進(jìn)一步驗(yàn)證。文獻(xiàn)[14，15]將外殼溫度假設(shè)為某值后根據(jù)發(fā)熱與散熱的平衡，獲得了外殼最熱點(diǎn)溫度與電容器內(nèi)部最熱點(diǎn)溫度的估算公式，根據(jù)該公式僅需要知道電容器容量、介損、尺寸和環(huán)境溫度即可得到外殼和內(nèi)部最熱點(diǎn)溫度。該方法較之文獻(xiàn)[13]簡單易行，便于現(xiàn)場工程人員掌握，但不足之處是不能獲得電容器內(nèi)部的溫度分布，且經(jīng)過一系列簡化后準(zhǔn)確性下降。除了高壓全膜電容器，也有文獻(xiàn)針對自愈式電容器[16，17]和超級電容器[18，19]溫度場分布開展過研究。文獻(xiàn)[16]應(yīng)用傳熱學(xué)的基本原理給出了交流電壓作用下自愈式電容器內(nèi)部最熱點(diǎn)溫度與環(huán)境溫度之間的溫差計(jì)算公式。文獻(xiàn)[17]研究了自愈式電容器在重復(fù)頻率脈沖情況下的溫升情況。文獻(xiàn)[18]采用計(jì)算流體力學(xué)建立并求解了超級電容器的溫度場模型，并用實(shí)驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行了驗(yàn)證。綜上所述，目前關(guān)于高壓全膜電容器溫度場的仿真及實(shí)驗(yàn)研究還相對較少，且大多是經(jīng)過一系列簡化的估算，并沒有建立詳細(xì)的仿真模型進(jìn)行計(jì)算，詳細(xì)模型的建立是目前高壓全膜電容器溫度場仿真建模中的難點(diǎn)?？傊?，如何建立完善的電容器溫度場仿真模型，并進(jìn)行實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證是目前需要解決的關(guān)鍵問題。

本文利用有限元軟件ANSYS建立了高壓全膜電容器溫度場仿真模型[20]，并對其熱穩(wěn)定試驗(yàn)條件下的溫度場分布進(jìn)行了仿真分析，為了驗(yàn)證仿真模型的正確性，利用光纖光柵溫度傳感器及紅外成像儀對電容器內(nèi)部及外殼溫度進(jìn)行了實(shí)際測量，為大容量電容器的優(yōu)化設(shè)計(jì)及溫度預(yù)測提供參考。

1　電容器溫度場計(jì)算滿足的方程及有限體積法

高壓全膜電容器由聚丙烯薄膜、鋁箔、絕緣紙、浸漬劑以及電容器外殼等固體和液體材料組成。電容器溫度場分布的計(jì)算并非單一場問題，而是流-固-熱耦合場問題[21-24]。目前針對流-固-熱耦合場問題的數(shù)值求解方法已經(jīng)比較成熟，廣泛應(yīng)用于核電站[21]、飛機(jī)及火箭發(fā)動機(jī)[22]、液壓閥[23]和水輪發(fā)電機(jī)[24]等溫度場的求解。

流-固-熱耦合場溫度分布求解應(yīng)滿足相應(yīng)的控制方程。電容器中熱的傳遞方式有內(nèi)部介質(zhì)的傳導(dǎo)和對流及外殼與空氣的輻射和對流。外殼部分對溫度分布的影響可通過后續(xù)的邊界條件表征，在此主要介紹內(nèi)部的熱傳導(dǎo)和熱對流所對應(yīng)的控制方程。笛卡爾坐標(biāo)系下微分形式的熱傳導(dǎo)方程[24，25]為

(1)

式中，ρ、cp和T分別為微元體的密度、比熱容和溫度；t為時(shí)間；div為散度算子，該算子返回標(biāo)量；λ為導(dǎo)熱系數(shù)；grad為梯度算子，該算子返回矢量；Φ為單位體積的發(fā)熱率，即發(fā)熱密度。

電容器浸漬劑的對流散熱比傳導(dǎo)散熱更加復(fù)雜，需要滿足質(zhì)量守恒、動量守恒和能量守恒[25，26]。笛卡爾坐標(biāo)系下微分形式的守恒方程如式(2)～(8)所示，其中式(2)為質(zhì)量守恒方程，式(3)～(5)為動量守恒方程，式(6)為能量守恒方程。

(2)

(3)

(4)

(5)

(6)

ST=Φ+φ

(7)

(8)

式中，v為流體速度；vx、vy和vz分別為v在x、y和z軸方向上的分量；η為運(yùn)動黏度，也稱動量擴(kuò)散系數(shù)；p為壓強(qiáng)；Fx、Fy和Fz分別為單位質(zhì)量上的質(zhì)量力在x、y和z軸方向上的分量；ST為源項(xiàng)；φ為由于黏性作用機(jī)械能中轉(zhuǎn)換為熱能部分，稱為耗散函數(shù)；μ為黏性系數(shù)，又稱動力黏度；x、y和z分別為點(diǎn)在笛卡爾坐標(biāo)系下的3個(gè)坐標(biāo)軸對應(yīng)的坐標(biāo)值。

電容器溫度達(dá)到穩(wěn)定值后傳遞到外殼的熱量必須與外殼通過輻射和對流方式的散熱量保持平衡，耦合場仿真時(shí)電容器外殼上的邊界條件[24]為

(9)

式中，Γ為電容器外殼；TA為環(huán)境溫度；TS為電容器外殼溫度；α為電容器外殼輻射系數(shù)；n為電容器外殼上外法線方向的單位矢量；σ為斯特藩-玻爾茲曼(Stefan-Boltzmann)常數(shù)，σ=5.67×10-8W/(m2·K4)；ε為電容器外殼的輻射系數(shù)，也稱黑度，其值恒小于1，與外殼材料及表面狀態(tài)有關(guān)。

有限體積法是目前計(jì)算流-固-熱耦合場最常見和有效方法之一。有限體積法的原理為：①對計(jì)算域進(jìn)行網(wǎng)格劃分；②將流動傳熱的非線性偏微分方程轉(zhuǎn)變?yōu)榫W(wǎng)格單元上積分形式的守恒方程；③對積分形式的守恒方程應(yīng)用高斯散度公式得到控制體邊界形式的積分守恒方程；④通過應(yīng)用SIMPLE(Semi-ImplicitMethodforPressure-LinkedEquation)、SIMPLEC(Semi-ImplicitMethodforPressure-LinkedEquation-Consistent)和PISO(Pressure-ImplicitwithSplittingofOperators)等算法分離求解出溫度場、流場和濃度場等各場在計(jì)算域內(nèi)的分布。

2　高壓全膜電容器溫度場仿真建模

2.1仿真對象

本文以BAM6.56-556-1W型特高壓工程用高壓全膜電容器為研究對象，額定電壓為6.56kV，額定電流為84.76A，額定容量為556kvar，額定電容為41.1μF。根據(jù)實(shí)測獲得高壓全膜電容器在高溫下的介損約為0.15‰。電容器由電容器心子、外殼、套管和其他附屬件組成，其整體結(jié)構(gòu)如圖1a所示。電容心子由54個(gè)電容器元件通過串、并聯(lián)組成，內(nèi)部分為3個(gè)串聯(lián)段，每個(gè)串聯(lián)段由18個(gè)元件通過內(nèi)熔絲并聯(lián)組成，每一個(gè)串聯(lián)段都并聯(lián)有放電電阻。電容器元件由一定厚度和層數(shù)的固體絕緣介質(zhì)(聚丙烯薄膜)與鋁箔電極卷繞而成。在電容器靠近套管側(cè)有較大的油隙，對于電容器元件的圓弧側(cè)，由于該處導(dǎo)熱系數(shù)的各向異性，與電容器元件主體不同，建模時(shí)要特殊處理。因此，本文建立一層厚度為圓弧半徑一半的長方體模擬圓弧部分，其參數(shù)與電容器元件等效的材料屬性相同，但導(dǎo)熱系數(shù)在各個(gè)方向上不盡相同。元件與元件之間有電纜紙，串與串之間有絕緣紙板，在電容器心子端部有絕緣紙板，電容器心子外面是整體的電纜紙，電纜紙外面是整體的浸漬劑(芐基甲苯)。電容器在熱穩(wěn)定性能試驗(yàn)時(shí)相關(guān)面及關(guān)鍵傳感器的布置示意圖如圖1b所示。圖1b中也給出了建模中使用的坐標(biāo)系。

圖1　高壓全膜電容器及其示意圖Fig.1　The schematic diagram of high voltage film capacitor

高壓全膜電容器在實(shí)際運(yùn)行中多采用側(cè)臥或平臥的布置方式，而熱穩(wěn)定性能試驗(yàn)時(shí)一般采用立放的布置方式。本文主要研究電容器在熱穩(wěn)定性能試驗(yàn)條件下的內(nèi)部及外殼溫度分布，因此建模時(shí)電容器采用立放的方式，至于側(cè)臥和平臥方式下的溫度分布也可以采用與本文相同的方法進(jìn)行分析，其建模方法是通用的。

2.2熱量的產(chǎn)生和散失

電容器內(nèi)部損耗主要分為聚丙烯薄膜的介質(zhì)損耗、電極損耗以及放電電阻損耗，其中聚丙烯薄膜的損耗占很大比重。由于聚丙烯薄膜和鋁箔電極在電容器元件內(nèi)部分布比較均勻。因此，對于電容器溫度場仿真來說，可以近似認(rèn)為電容器元件是一個(gè)均勻發(fā)熱體。通過紅外成像儀觀察，電容器外殼放電電阻對應(yīng)處溫度較高，相比其他區(qū)域高5～6 ℃，但影響區(qū)域較小，范圍比較集中，且距離電容器內(nèi)部最熱點(diǎn)較遠(yuǎn)，對最熱點(diǎn)溫度影響不大。而本文主要關(guān)心的是內(nèi)部最熱點(diǎn)溫度及外殼的主體溫升。因此，建模時(shí)不考慮放電電阻及發(fā)熱，將相應(yīng)發(fā)熱量從介損中減去。根據(jù)電容器實(shí)測的介質(zhì)損耗大小定義統(tǒng)一的發(fā)熱密度。

高壓全膜電容器的產(chǎn)熱和散熱過程是后續(xù)建模和分析的前提，其基本過程如下：電容器元件產(chǎn)生的熱量由元件內(nèi)部傳導(dǎo)到元件外部，經(jīng)過絕緣紙及浸漬劑主要以熱傳導(dǎo)的方式散出；心子附近的熱油經(jīng)對流散熱將熱量傳到電容器外殼的內(nèi)表面；電容器外殼內(nèi)表面的熱量通過熱傳導(dǎo)的方式傳遞到外表面；最后全部的熱量都以對流散熱和輻射散熱的方式散失到空氣中。

電容器的發(fā)熱密度計(jì)算如下：放電電阻的發(fā)熱功率16.735 3W，心子體積為0.047 5m3，仿真考慮施加電壓為1.2Un，Un為電容器額定電壓，結(jié)合2.1節(jié)電容器參數(shù)得到1.2倍額定電壓下電容器心子的發(fā)熱密度為2 021W/m3。

2.3仿真建模及網(wǎng)格劃分

建立的BAM6.56-556-1W型電容器溫度場三維仿真模型如圖2所示。

圖2　高壓全膜電容器溫度場仿真模型Fig.2　Thermal simulation model of high voltage film capacitor

網(wǎng)格劃分是有限元仿真分析的關(guān)鍵，網(wǎng)格質(zhì)量的好壞直接關(guān)系到仿真的時(shí)間以及仿真結(jié)果的準(zhǔn)確性。高壓全膜電容器體積雖然不大，但由于其內(nèi)部結(jié)構(gòu)復(fù)雜，因此一定要控制好網(wǎng)格劃分的質(zhì)量，劃分太粗會導(dǎo)致誤差增大，劃分太細(xì)則計(jì)算時(shí)間過長。由于電容器內(nèi)部結(jié)構(gòu)較為規(guī)則，故采用掃略方式將其劃分成高質(zhì)量的六面體網(wǎng)格，設(shè)置網(wǎng)格大小小于5mm，以保證網(wǎng)格質(zhì)量。最終得到電容器心子及整體網(wǎng)格劃分結(jié)果如圖3所示，單元總數(shù)為700 416個(gè)，節(jié)點(diǎn)總數(shù)為731 679 個(gè)。

圖3　高壓全膜電容器模型網(wǎng)格劃分Fig.3　Meshed model of high voltage film capacitor

3　仿真結(jié)果及分析

采用HPZ820工作站(雙CPU，IntelXeonE5-2660，16核，32G內(nèi)存)進(jìn)行并行求解，得到仿真結(jié)果。

3.1電容器外殼溫度分布

根據(jù)上述邊界條件，在Fluent15.0中輸入材料參數(shù)，然后利用有限體積法進(jìn)行求解。材料參數(shù)中最為關(guān)鍵的是熱傳導(dǎo)、對流和輻射的相關(guān)系數(shù)。對于聚丙烯薄膜、鋁箔、油浸絕緣紙、外殼和浸漬劑(芐基甲苯)需要給出導(dǎo)熱系數(shù)。以上材料較為常見，可通過查詢相關(guān)手冊獲得。其中芐基甲苯的導(dǎo)熱系數(shù)隨溫度變化明顯，需要給出其不同溫度下的取值。電容器元件由聚丙烯薄膜、鋁箔和芐基甲苯構(gòu)成，其導(dǎo)熱系數(shù)是不同材料處于并聯(lián)或串聯(lián)情況下計(jì)算得到的合成值[26]。外殼需要設(shè)定其輻射系數(shù)和對流換熱系數(shù)。前者為常見材料可方便查得，電容器外殼表面對空氣的對流換熱系數(shù)的計(jì)算參考文獻(xiàn)[26]。

圖4　電容器外殼溫度分布仿真結(jié)果Fig.4　Simulated temperature distributions on capacitor shell surfaces

在計(jì)算過程中觀察計(jì)算結(jié)果的收斂情況，經(jīng)過100 000次迭代之后溫度場趨于穩(wěn)定，電容器外殼溫度分布云圖如圖4所示。為了更好展現(xiàn)不同點(diǎn)溫度的分布規(guī)律，在Fluent15.0中導(dǎo)出各個(gè)面上所有點(diǎn)坐標(biāo)及對應(yīng)的溫度數(shù)據(jù)，將數(shù)據(jù)導(dǎo)入MATLAB后計(jì)算獲得各面上溫度的統(tǒng)計(jì)結(jié)果見表1。表1中Tmin、Tmax和Tmean分別表示以上各面溫度的最小值、最大值和平均值。

表1　外殼各面溫度的統(tǒng)計(jì)值Tab.1　Statistics results of surface temperatures ofcapacitor shell

同時(shí)由圖4可知，電容器外殼溫度分布有很強(qiáng)的不均勻性，溫度升高或降低的趨勢并非有規(guī)則，而是存在某些局部較熱的區(qū)域。分析認(rèn)為原因是電容器內(nèi)部結(jié)構(gòu)復(fù)雜，同時(shí)電容器油流動比較復(fù)雜，導(dǎo)致發(fā)熱均勻性較差。外殼最高溫度為64.73 ℃，位于小側(cè)面。比較圖4d與圖4e可知，當(dāng)電壓為1.2Un，環(huán)境溫度為55 ℃，且電容器立放時(shí)，整體上看小側(cè)面(X=0mm)溫度要高于大側(cè)面(Y=0mm)。由表1可知小側(cè)面的最高溫度和平均溫度比大側(cè)面對應(yīng)值分別高0.35 ℃和1.09 ℃。分析認(rèn)為，這是由于電容器元件在小側(cè)面方向的熱阻更小的緣故。比較圖4b與圖4c可知，整體上看，電容器頭部溫度低于尾部溫度，由表1可知頭部(Z=1 050mm)的最高溫度和平均溫度比尾部(Z=0mm)對應(yīng)值分別低1.45 ℃和1.71 ℃。頭部與尾部溫度的相對高低主要由兩個(gè)因素起作用：高溫油密度更輕，上浮導(dǎo)致頭部溫度變高；心子尾部與外殼之間的油間隙更窄，油散熱能力更差導(dǎo)致尾部溫度更高。顯然后一種因素影響更大。

由表1可知，兩個(gè)小側(cè)面溫度分布基本一致，兩個(gè)大側(cè)面亦如此，這與它們存在對稱性的實(shí)際情況相吻合。

3.2電容器心子溫度分布

電容器心子表面溫度分布如圖5所示，心子各面溫度統(tǒng)計(jì)值見表2。

對電容器心子在X、Y和Z軸方向上做剖面，結(jié)果如圖6所示，其中油隙1和油隙2為XY剖面，其Z軸坐標(biāo)分別距離尾部和頭部2.5mm。各個(gè)剖面溫度統(tǒng)計(jì)結(jié)果見表3。

圖5　電容器心子溫度分布仿真結(jié)果Fig.5　Simulated temperature distributions on capacitor core surfaces表2　心子各面溫度的統(tǒng)計(jì)值Tab.2　Statistics results of various surface temperatures ofcapacitor core

心子各面Tmin/℃Tmax/℃Tmean/℃小側(cè)面,X=5.5mm64.3367.6467.21大側(cè)面,Y=8.35mm64.0767.3166.69尾部,Z=9.5mm65.1066.2265.94頭部,Z=991.9mm64.0765.2865.08

圖6　電容器心子和油隙剖面溫度分布仿真結(jié)果Fig.6　Simulated temperature distributions on different cross- sections of capacitor core and oil clearance表3　各剖面溫度的統(tǒng)計(jì)值Tab.3　Statistics results of temperatures on differentcross-sections of capacitor core and oil clearance

各剖面Tmin/℃Tmax/℃Tmean/℃X=171.5mm64.0769.2268.59Y=89mm64.3369.2268.58Z=166.5mm66.5369.268.73Z=175.5mm63.1569.1967.11Z=814.5mm66.2268.7168.21Z=823.5mm66.1768.768.19油隙163.6565.264.69油隙262.1763.4662.73

由圖5和表2可知，當(dāng)電壓為1.2Un，環(huán)境溫度為55 ℃，且電容器立放時(shí)，電容器心子的幾個(gè)表面中小側(cè)面的溫度最高，頭部和尾部的溫度明顯要低于其他各面溫度。心子各面中心區(qū)域的溫度明顯高于外邊緣的溫度。比較圖5b和圖5c可知，心子尾部溫度略高于頭部。這些規(guī)律與3.1節(jié)外殼溫度計(jì)算結(jié)果基本吻合。

比較圖5和圖6可知，電容器心子內(nèi)部溫度高于邊緣及外表面溫度5 ℃左右。比較圖6c與圖6d、圖6e與圖6f可知，元件大部分區(qū)域的溫度與元件之間絕緣紙的大部分區(qū)域溫度幾乎相等。比較圖6g與圖6h可知，尾部附近油隙的最高溫度和平均溫度明顯高于頭部附近油隙，前者比后者均高1 ℃多。

進(jìn)一步分析得到電容器內(nèi)部最高溫度為69.22 ℃，比外殼最高溫度64.73 ℃高4.49 ℃。最高溫度在靠近電容器尾部的中軸線上，與尾部距離為電容器高度的0.1倍左右，具體坐標(biāo)為(171.50，89.00，120.90)mm。

外殼大側(cè)面距離頭部1/3高度處溫度變化范圍為62.42～64.36 ℃，它與電容器的最高溫度69.22 ℃差距為4.86～6.80 ℃。與目前試驗(yàn)時(shí)根據(jù)經(jīng)驗(yàn)將外殼大側(cè)面距離頭部(圖4)三分之一處的溫度加上5～10 ℃作為最熱點(diǎn)溫度這一情況基本吻合。

4　實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證

4.1實(shí)驗(yàn)方案

為了驗(yàn)證仿真模型的準(zhǔn)確性，加工了BAM6.56-556-1W型特高壓工程用高壓全膜電容器試品，并在試品內(nèi)部和外表面放置了光纖光柵溫度傳感器，光纖光柵溫度傳感器的型號為FST1233SS型，利用高精密低溫恒溫水槽對其進(jìn)行標(biāo)定，將標(biāo)定后的5只傳感器置于電容器外表面，并將剩余的傳感器預(yù)埋進(jìn)電容器內(nèi)部。電容器外殼及中軸線上光纖光柵溫度傳感器的布置如圖1b所示，試驗(yàn)變壓器實(shí)物如圖7所示，熱穩(wěn)定性能試驗(yàn)用恒溫箱及高壓全膜電容器試品如圖8所示。在熱穩(wěn)定性能試驗(yàn)中用光纖光柵溫度傳感器和紅外成像儀對電容器外殼及內(nèi)部關(guān)鍵點(diǎn)的溫度進(jìn)行了測量。

圖7　試驗(yàn)用變壓器Fig.7　The used test transformer

圖8　恒溫箱及電容試品Fig.8　Thermostat and manufactured capacitors in the thermal stability test

該試驗(yàn)遵循國標(biāo)GB/T11024.1—2010[27]的相關(guān)規(guī)定。將試品置于封閉恒溫箱中，恒溫箱的尺寸為2.2m×1.8m×2.3m，在試驗(yàn)過程中，試品的兩側(cè)擺放相同型號的電容器作為陪試單元，施加相同的電壓。試驗(yàn)中首先開啟恒溫箱進(jìn)行加熱，當(dāng)電容器單元各部分溫度到達(dá)設(shè)定的溫度后，給試品及陪試品加電，經(jīng)過48h后，在6h內(nèi)連續(xù)測量4次電容器外殼溫度，測點(diǎn)選擇靠近電容器頂部，當(dāng)連續(xù)4次測量結(jié)果的增量不超過1 ℃時(shí)，認(rèn)為電容器內(nèi)部溫度分布已經(jīng)穩(wěn)定，此時(shí)記錄內(nèi)部溫度相關(guān)數(shù)據(jù)。

4.2實(shí)驗(yàn)結(jié)果及分析

選擇實(shí)測溫度的典型值與對應(yīng)的仿真結(jié)果進(jìn)行比較。以電容器中軸線的5個(gè)光纖光柵傳感器Z軸坐標(biāo)作為橫坐標(biāo)，仿真及測量得到溫度如圖9a所示。電容器外殼5個(gè)光纖光柵傳感器的測量結(jié)果及對應(yīng)的仿真結(jié)果如圖9b所示，傳感器布置如圖1b所示。

由圖9a可知，仿真與實(shí)測所得最高溫度的差距僅為1.39 ℃。實(shí)測得到中軸線上最高溫度更靠近尾部，這與仿真結(jié)果也基本吻合。另外整體變化趨勢基本吻合，即從電容器頭部開始隨著Z軸坐標(biāo)的增加溫度逐漸上升，到達(dá)最高點(diǎn)后溫度又逐漸下降。從平均溫度上看，仿真結(jié)果為68.50 ℃，實(shí)測結(jié)果為65.86 ℃，二者差距為2.64 ℃，較之電容器近15 ℃的溫升，誤差小于20%。電容器老化情況及壽命與最熱點(diǎn)溫度密切相關(guān)，而本文仿真得到的最熱點(diǎn)溫度與真實(shí)值差距不大，雖然仿真結(jié)果在平均溫度上有一些偏差，但從工程角度考慮基本可以接受。

電容器外表面5個(gè)傳感器(圖9b)實(shí)測溫度在57.94～61.15 ℃范圍內(nèi)變化。對應(yīng)位置仿真溫度在62.41～64.21 ℃范圍內(nèi)變化，差距大致為2.93～4.78 ℃，均值為3.64 ℃。電容器表面?zhèn)鞲衅鳒y量結(jié)果與數(shù)值計(jì)算結(jié)果的差距略為偏大且實(shí)測值偏小。這是因?yàn)閭鞲衅鞯囊粋?cè)與溫度更低的空氣直接接觸，導(dǎo)致電容器上測得溫度比實(shí)際溫度偏小。

圖9　仿真和實(shí)測溫度對比Fig.9　Simulated and measured temperatures at some key points

試驗(yàn)結(jié)束后瞬間采用Testo882型紅外成像儀拍攝得到紅外和可見光圖像如圖10所示。該紅外成像儀的測溫精度為±2 ℃，熱靈敏度小于0.05 ℃，發(fā)射率設(shè)置為0.9。圖10中有多個(gè)電容器，電容試品處在中間位置，左右為陪試電容。

圖10　熱穩(wěn)定性能試驗(yàn)時(shí)電容器紅外及可見光圖像Fig.10　Infrared thermal images and visible light images

由圖10可知，在熱穩(wěn)定性能試驗(yàn)條件下高壓全膜電容器的溫度分布存在如下規(guī)律：①由于電容器內(nèi)部結(jié)構(gòu)復(fù)雜，發(fā)熱均勻性較差，因此導(dǎo)致電容器外殼表面溫度分布不均勻，并非規(guī)則的溫度升高或降低的趨勢，而是存在局部較熱的區(qū)域；②從總的趨勢來看，外殼中側(cè)面溫度最高，要高于頭部(圖10)的溫度。由紅外成像儀測量得到外殼最高溫度約為66.8 ℃，與仿真結(jié)果64.73 ℃(見圖4a和表1)差距不是很大，為2.07 ℃。原因如下：①圖10紅外圖像中大側(cè)面最熱點(diǎn)均由于放電電阻導(dǎo)致，不考慮放電電阻后溫度差距會有所下降(仿真時(shí)不考慮放電電阻)；②實(shí)驗(yàn)中存在陪試電容器會導(dǎo)致溫度更高些，不考慮陪試試品實(shí)際上試品電容的外殼最高溫度可能會比66.8 ℃略低些，則仿真與試驗(yàn)的差距可能會更小。

根據(jù)仿真所得數(shù)據(jù)不僅可確定高壓全膜電容器內(nèi)部及外殼溫度場分布、最熱點(diǎn)溫度及位置，還可以為高壓全膜電容器在不同工況下的溫度預(yù)測提供參考。利用本文給出的電容器溫度場等效建模方法以及電容器元件、心子、浸漬劑及絕緣紙的等效處理方式可以對該型號電容器在不同工況下的溫度場分布進(jìn)行仿真計(jì)算，這樣得到大量不同工況下的電容器外殼和內(nèi)部溫度數(shù)據(jù)。分析這些數(shù)據(jù)獲得外殼上與內(nèi)部最熱點(diǎn)溫度密切相關(guān)的關(guān)鍵點(diǎn)，獲得這些關(guān)鍵點(diǎn)溫度與最熱點(diǎn)溫度，從而建立起外殼關(guān)鍵點(diǎn)溫度與內(nèi)部最熱點(diǎn)溫度之間的映射?；谠撚成溆型@得根據(jù)外殼溫度預(yù)測電容器最熱點(diǎn)溫升的方法。

另外，由仿真及實(shí)驗(yàn)結(jié)果可知，心子內(nèi)部溫度分布并不均勻，心子最高溫度比其最低溫度高5 ℃多。考慮到高壓全膜電容器熱老化滿足8 ℃規(guī)則[28]，溫度增加5 ℃后壽命減少為原來的0.65倍。也就是說同一個(gè)電容器元件中不同位置的老化壽命差別很大。因此，根據(jù)仿真得到電容器心子溫度分布可以考慮在溫度較高的區(qū)域采用耐高溫薄膜卷繞元件，這樣心子不同區(qū)域的熱老化壽命比較一致，有望延長高壓全膜電容器的使用壽命。

5　結(jié)論

本文以BAM6.56-556-1W型特高壓工程用高壓全膜電容器為研究對象，在Fluent15.0中建立了高壓全膜電容器在熱穩(wěn)定性能試驗(yàn)條件下的溫度場仿真模型，并利用有限體積法計(jì)算獲得了電容器外殼與內(nèi)部溫度分布并與采用光纖光柵溫度傳感器和紅外成像儀實(shí)測得到的電容器溫度結(jié)果進(jìn)行了對比。研究結(jié)果如下：

1)電容器外殼最熱點(diǎn)溫度集中在電容器小側(cè)面上，電容器內(nèi)部最高溫度在靠近電容器尾部的中軸線上。

2)實(shí)驗(yàn)證明本文給出的高壓全膜電容器溫度場仿真建模方法切實(shí)可行，但實(shí)驗(yàn)的重復(fù)性還有待進(jìn)一步驗(yàn)證。

3)考慮到仿真計(jì)算結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果較為吻合，后續(xù)可以利用該仿真模型對不同結(jié)構(gòu)、不同容量的電容器內(nèi)部最熱點(diǎn)溫度進(jìn)行準(zhǔn)確計(jì)算，同時(shí)也可以為電容器的優(yōu)化設(shè)計(jì)，延長使用壽命提供參考。

[1]陳柏超，宋繼明，周攀，等.基于MCR和MSVC的220kV變電站多電壓等級無功電壓綜合控制[J].電工技術(shù)學(xué)報(bào)，2015，30(16)：230-237.

ChenBaichao，SongJiming，ZhouPan，etal.MCRandMSVCbasedvoltageandreactivepowercombinationcontrolofdifferentvoltagelevelin220kVsubstation[J].TransactionsofChinaElectrotechnicalSociety，2015，30(16)：230-237.

[2]林莘，夏亞龍，劉衛(wèi)東，等.電容器組投切用SF6斷路器介質(zhì)恢復(fù)特性數(shù)值計(jì)算與試驗(yàn)研究[J].電工技術(shù)學(xué)報(bào)，2015，30(17)：161-171.

LinXin，XiaYalong，LiuWeidong，etal.ThenumericalcomputationandexperimentresearchondielectricrecoverycharacteristicsofSF6circuitbreakerforswitchingcapacitorbank[J].TransactionsofChinaElectrotechnicalSociety，2015，30(17)：161-171.

[3]傅軍棟，喻勇，黃來福.不平衡負(fù)載的一種更加經(jīng)濟(jì)的補(bǔ)償方法[J].電力系統(tǒng)保護(hù)與控制，2015，43(2)：126-132.

FuJundong，YuYong，HuangLaifu.Amoreeconomicalcompensationmethodforunbalancedload[J].PowerSystemProtectionandControl，2015，43(2)：126-132.

[4]張之昊，武建文，李平，等.應(yīng)用于農(nóng)村配電網(wǎng)的測量點(diǎn)與補(bǔ)償點(diǎn)分離式無功補(bǔ)償設(shè)備及其優(yōu)化配置[J].電工技術(shù)學(xué)報(bào)，2015，30(3)：205-213.

ZhangZhihao，WuJianwen，LiPing，etal.Reactivepowercompensationanditsoptimalallocationwithmeasurementpartandcompensationpartseparatedinruralpowergrid[J].TransactionsofChinaElectrotechnicalSociety，2015，30(3)：205-213.

[5]季玉琦，耿光飛.變電站并聯(lián)補(bǔ)償容量不等分組方法[J].電力系統(tǒng)自動化，2015，39(3)：90-94，123.

JiYuqi，GengGuangfei.Unequalgroupingofparallelcompensationcapacityinsubstation[J].AutomationofElectricPowerSystems，2015，39(3)：90-94，123.

[6]付文秀，范春菊.SVG在雙饋風(fēng)力發(fā)電系統(tǒng)電壓無功控制中的應(yīng)用[J].電力系統(tǒng)保護(hù)與控制，2015，43(3)：61-68.

FuWenxiu，F(xiàn)anChunju.ApplicationofSVGinvoltageandreactivepowercontrolofdoubly-fedinductiongenerationsystem[J].PowerSystemProtectionandControl，2015，43(3)：61-68.

[7]張川，楊雷，牛童陽，等.平抑風(fēng)電出力波動儲能技術(shù)比較及分析[J].電力系統(tǒng)保護(hù)與控制，2015，43(7)：149-154.

ZhangChuan，YangLei，NiuTongyang，etal.Comparisonandanalysisofenergystoragetechnologytobalancefluctuationofwindpoweroutput[J].PowerSystemProtectionandControl，2015，43(7)：149-154.

[8]張利生.高壓并聯(lián)電容器運(yùn)行及維護(hù)技術(shù)[M].北京：中國電力出版社，2006.

[9]SchneuwlyA，Gr?ningP，SchlapbachL，etal.Breakdownbehaviorofoil-impregnatedpolypropyleneasdielectricinfilmcapacitors[J].IEEETransactionsonDielectricsandElectricalInsulation，1998，5(6)：862-868.

[10]冉漢政，吳廣寧，舒雯，等.膜紙復(fù)合儲能電容器的直流局部放電信號分析方法[J].電工技術(shù)學(xué)報(bào)，2006，21(4)：46-49.

RanHanzheng，WuGuangning，ShuWen，etal.StudyofDCPDanalyzingmethodofenergy-storagecapacitors[J].TransactionsofChinaElectrotechnicalSociety，2006，21(4)：46-49.

[11]周澤存，沈其工，方瑜，等.高電壓技術(shù)[M].4版.北京：中國電力出版社，2012.

[12]嚴(yán)玉婷，倪學(xué)鋒.全膜電容器熱穩(wěn)定試驗(yàn)研究[J].電力電容器，2003(3)：34-37.

YanYuting，NiXuefeng.Researchonthermalstabilitytestofall-filmpowercapacitor[J].PowerCapacitors，2003 (3)：34-37.

[13]金安濟(jì).電容器外殼尺寸與溫升的關(guān)系[J].電力電容器與無功補(bǔ)償，1977(增)：1-16.

JinAnji.Relationshipbetweensizeandtemperatureriseofcapacitor[J].PowerCapacitor&ReactivePowerCompensation，1977(S)：1-16.

[14]劉文澤，蔡澤祥，黃松波，等.高壓電力電容器內(nèi)部最熱點(diǎn)溫度的計(jì)算模型[J].電力自動化設(shè)備，2009，29(7)：82-84.

LiuWenze，CaiZexiang，HuangSongbo，etal.CalculationmodelofHVpowercapacitorinternalhottest-spottemperature[J].ElectricPowerAutomationEquipment，2009，29(7)：82-84.

[15]LiuW，CaiZ，F(xiàn)engS，etal.Calculationoftheinternalhottesttemperatureaboutrunningpowercapacitor[C]//2009IEEE9thInternationalConferenceonthePropertiesandApplicationsofDielectricMaterials，Harbin，2009：126-129.

[16]陳溫良.金屬化電力電容器的熱計(jì)算問題[J].電力電容器，2003(增)：53-57.

ChenWenliang.Thermalcalculationofmetalizedpowercapacitor[J].PowerCapacitors，2003(S)：53-57.

[17]KongZhonghua，LinFuchang，JiangYadong，etal.Studyoftemperatureriseofmetallizedcapacitorsappliedinrepetitivepulse[J].IEEETransactionsonDielectricsandElectricalInsulation，2009，16(4)：1100-1105.

[18]GualousH，Louahlia-GualousH，GallayRA，etal.Supercapacitorthermalmodelingandcharacterizationintransientstateforindustrialapplications[J].IEEETransactionsonIndustryApplications，2009，45(3)：1035-1044.

[19]AlSakkaM，GualousH，VanMierloJ，etal.Thermalmodelingandheatmanagementofsupercapacitormodulesforvehicleapplications[J].JournalofPowerSources，2009，194(2)：581-587.

[20]曾程，葉林，趙永寧.考慮尾流效應(yīng)的風(fēng)電場短期功率空間預(yù)測模型[J].電力系統(tǒng)保護(hù)與控制，2012，40(24)：59-64，142.

ZengCheng，YeLin，ZhaoYongning.Spatialmodelforshorttermwindpowerpredictionconsideringwakeeffects[J].PowerSystemProtectionandControl，2012，40(24)：59-64，142.

[21]魏琳宗.核電站冷卻劑主泵機(jī)械密封的流固熱耦合研究[D].北京：清華大學(xué)，2010.

[22]鄭淑娟.插裝型錐閥配合副流固熱耦合分析及流場可視化[D].太原：太原理工大學(xué)，2015.

[23]王雷雷.碳?xì)淙剂铣R界壓力流/固/熱耦合數(shù)值模擬研究[D].杭州：浙江大學(xué)，2013.

[24]張雪.水輪發(fā)電機(jī)流固熱耦合仿真分析及通風(fēng)散熱參數(shù)研究[D].天津：天津大學(xué)，2007.

[25]唐家鵬.FLUENT14.0超級學(xué)習(xí)手冊[M].北京：人民郵電出版社，2013.

[26]楊世銘，陶文銓.傳熱學(xué)[M].4版.北京：高等教育出版社，2006.

[27]中華人民共和國國家質(zhì)量監(jiān)督檢驗(yàn)檢疫總局，中國國家標(biāo)準(zhǔn)化管理委員會.GB/T11024.1-2010 標(biāo)稱電壓1 000V以上交流電力系統(tǒng)并聯(lián)電容器 第1部分：總則[S].北京：中國標(biāo)準(zhǔn)出版社，2011.

[28]周存和.電力電容器的熱老化[J].電力電容器，2007，28(6)：20-22.

ZhouCunhe.Thethermalagingofpowercapacitor[J].PowerCapacitor，2007，28(6)：20-22.

Thermal Field Characteristics of High Voltage Film Capacitors in Thermal Stability Test

Wang Zijian1Yan Fei2Hou Zhijian1Wang Chonghu3Xu Zhiniu1

(1.HebeiProvincialKeyLaboratoryofPowerTransmissionEquipmentSecurityDefenseNorthChinaElectricPowerUniversityBaoding071003China2.ChinaElectricPowerResearchInstituteBeijing100192China3.ShanghaiSiyuanElectricPowerCapacitorCo.LtdShanghai201108China)

Toobtainthetemperaturedistributionsontheshellandinthecoreofhighvoltagefilmcapacitorsinthethermalstabilitytest，athermalfieldmodelforhighvoltagefilmcapacitorsisformulatedinFluent15.0andsolvedbasedonthefinitevolumemethod.Theresultsrevealthatthesidesurfaceishigherthanothersurfacesontheshellandthehottestspotonthecapacitorshellislocatedonthesidesurface.Thehottestspotintheentirecapacitorislocatedonthecentralaxisofthecapacitorclosetothetailpart.Thetemperaturedistributionsonthecapacitorshellarenon-uniform.Becauseofcomplexityofcapacitorstructure,thetemperaturedoesnotalwaysincrease/decreasemonotonically.Andthereareseverallocalhotspots.Afibergratingcapacitortemperaturemonitoringsystemandaninfraredthermalimagerareusedtomeasurethetemperaturesofsomekeypointsontheshellandintheinteriorofahighvoltagefilmcapacitorrespectivelyinthethermalstabilitytest.Themeasuredresultsarequalitativelyandquantitativelyconsistentwiththesimulatedresults.

Highvoltagefilmcapacitor，thermalstabilitytest，thermalfield，computationalfluiddynamics，infraredimaging

2015-07-21改稿日期2016-05-11

TM53

王子建男，1981年生，博士，講師，研究方向?yàn)殡娏﹄娙萜髋c無功補(bǔ)償。

E-mail：electricpower@163.com

徐志鈕男，1979年生，博士，副教授，研究方向?yàn)殡娏﹄娙萜鹘＜靶阅軆?yōu)化、光纖傳感及在電力系統(tǒng)中的應(yīng)用和電氣設(shè)備狀態(tài)監(jiān)測與故障診斷等。

E-mail：wzcnjxx@sohu.com(通信作者)

中央高?；究蒲袠I(yè)務(wù)費(fèi)專項(xiàng)資金資助項(xiàng)目(2015MS92)。