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開關柜內(nèi)部熱點溫度非接觸反演計算研究

2024-01-08 10:16:58任劼帥吳泳聰李勁彬牛博瑞
電工電能新技術 2023年12期
關鍵詞:開關柜測溫反演

陳 雋, 任劼帥, 何 松, 吳泳聰, 李勁彬, 牛博瑞

(1.國網(wǎng)湖北省電力有限公司電力科學研究院, 湖北 武漢 430077; 2.武漢大學電氣與自動化學院, 湖北 武漢 430072)

1 引言

開關柜內(nèi)過熱缺陷通常來自于斷路器手車隔離開關觸頭、母排栓接與電纜栓接處的局部過熱,其主要原因是施工質(zhì)量、運行振動與操作不到位等造成的觸頭彈簧、螺栓松動,進而減少接觸力度與接觸面積、緩慢增加接觸電阻、增加發(fā)熱量[1-10]。長達數(shù)小時到數(shù)日的接觸過熱,會導致接觸點氧化腐蝕,進一步增加接觸電阻形成惡性循環(huán),進而發(fā)展為觸頭融化、絕緣件失效等故障,甚至引發(fā)閃絡與火災。因此內(nèi)部熱點溫度監(jiān)測對開關柜安全穩(wěn)定運行與主網(wǎng)供電可靠性意義重大,尤其在長時間大負荷的迎峰度夏期間。最新版GB/T 11022—2020《高壓開關設備和控制設備標準的共用技術要求》中也對開關類設備各部分的溫升提出了明確限制。

目前開關柜的測溫方法包括接觸式測溫與非接觸式測溫兩種。接觸式測溫法通常通過柜內(nèi)觸頭附近安裝的光纖光柵、熱電偶、熱電阻等傳感器實現(xiàn),具有結果直觀與響應快速的優(yōu)點,但也存在如下局限性,尤其限制了其在大批存量開關柜中的應用:

(1)傳感器可靠性不高。接觸式傳感器位于觸頭等高電位、強振動的惡劣環(huán)境處,其壽命遠小于開關柜本身壽命。以湖北省某市多個變電站的114個柜內(nèi)接觸式傳感器為例,安裝1~2年內(nèi),即有30%以上出現(xiàn)了數(shù)據(jù)間歇性中斷、嚴重偏離正常溫度、長期無輸出的問題。

(2)帶來開關柜的絕緣隱患。目前上述的接觸式溫度傳感器并未與開關柜一起通過型式試驗與出廠試驗,因此存在因傳感器的安裝方式、安裝質(zhì)量等影響導電回路絕緣裕度的安全隱患[3,4,9,10]。

(3)在運存量開關柜改造困難。接觸式溫度傳感器的安裝與維修均需停電進行,而大批存量開關柜的停電改造增加變電站的計劃停電時間,故在對供電連續(xù)性要求越來越高的當下[11]推廣受限。

基于紅外測溫的非接觸人工巡檢法無需停電進行,是一種安全高效的日常巡檢方式。但該方式無法定量測得開關柜內(nèi)部觸頭的熱點溫度,僅能根據(jù)開關柜表面紅外圖譜,結合巡檢人員經(jīng)驗定性地診斷柜內(nèi)過熱缺陷。因此,需研究一種結合柜外非接觸測溫與熱點溫度定量測算的新方法,該方法的本質(zhì)屬于通過易于測定的外部物理量反演計算難于測定的內(nèi)部物理量問題。

隨著多物理場仿真與人工智能技術的發(fā)展,上述反演計算問題已在諸多領域具備了理論與實踐基礎[2,5,12-16]。如以電場、電路為物理基礎,用支持向量機(Support Vector Machine, SVM)分類建立降階模型的變壓器繞組變形檢測[15]與油紙絕緣檢測[5];以磁場為物理基礎,用支持向量機回歸(Support Vector Regression, SVR)建立降階模型的漏磁法油管缺陷檢測[16];以滲流為物理基礎,用遺傳算法優(yōu)化的SVR建立降階模型的石壩滲壓檢測[13]等。在開關柜溫度特性研究方面,雖然存在大量基于溫度流體場計算與實驗的溫度分布研究與優(yōu)化方案設計的研究[2,6-8,17-20],也有基于純大數(shù)據(jù)、人工智能等數(shù)據(jù)驅動的缺陷診斷模型研究[21-23],但尚無基于外部物理量測量對內(nèi)部溫度進行測算的方法。

為此,本文首先建立KYN28-12A型630 A開關柜的溫度流體場仿真模型,通過流線分析得出開關柜表面?zhèn)鞲衅鞯臏y點,再基于正交計算得出不同工況、不同缺陷下開關柜內(nèi)熱點溫度、負荷電流與開關柜表面測點溫度的關系作為樣本,最后基于SVR方法完成樣本訓練,得出適用于溫度反演計算的降階模型并進行現(xiàn)場驗證。本文的方法可作為開關柜非接觸溫度巡檢的定量化提升方案。

2 開關柜溫度流體場模型構建

本節(jié)介紹開關柜溫度流體場的三維實體建模、模型簡化與材料、缺陷、熱源等參數(shù)的設置。

2.1 開關柜溫度流體場計算理論基礎

本文研究對象KYN28-12A型630 A開關柜屬于自然冷卻型開關柜,其內(nèi)部的傳熱過程屬于溫度場和流體場的耦合問題,需考慮熱傳導、熱對流、熱輻射三種形式的傳熱。

熱傳導區(qū)域包含導體、接觸電阻處的熱源對自身、殼體、絕緣件等固體區(qū)域的傳導,控制方程為:

(1)

式中,?T/?n為熱流方向上的溫度梯度;K為各材料的導熱系數(shù);A為換熱面積。

熱對流區(qū)域包含柜內(nèi)的母線室、斷路器室與電纜室,其對流散熱控制方程為:

Qcv=hA(T1-T2)

(2)

式中,h為各材料的對流換熱系數(shù);T1為固體表面溫度;T2為固體附近流體溫度??諝庵械臒釋α鬟^程滿足流體連續(xù)性方程(式(3))、動量守恒方程(式(4))與能量守恒方程(式(5)):

(3)

(4)

(5)

式中,u、v、w分別為流體流速在x、y、z方向上的分量;T為流體溫度;P為流體壓強;ρ為流體密度;μ為流體動黏性系數(shù);c為流體的比熱容;Su、Sv、Sw為動量守恒方程廣義源項;k為熱導率。

熱輻射區(qū)域包含柜內(nèi)各部件相互之間的熱輻射與柜外壁面向外界的熱輻射??刂品匠虨?

Qr=δ0Aεst(T14-T24)

(6)

式中,δ0為玻爾茲曼常數(shù);A為輻射表面積;εst為材料的發(fā)射率。因內(nèi)部銅排等主要熱源發(fā)射率較小,輻射散熱相比對流散熱基本可忽略,所以本文輻射散熱主要考慮開關柜外殼對外界環(huán)境的散熱,此時T1為外殼各點溫度;T2為環(huán)境溫度。

2.2 計算模型構建

本文研究對象開關的柜體尺寸為1 800 mm(深)×1 000 mm(寬)×2 300 mm(高),母排規(guī)格為10 mm×125 mm×3 mm,額定電壓為12 kV,額定電流為630 A,其3D模型如圖1(a)所示(隱藏了左側的壁面和部分與計算無關部件)。為簡化計算,需對模型做如下簡化[2,17,18]:①保留影響柜內(nèi)流體場分布的部件,包括主回路、觸頭盒、支柱絕緣子、手車等非載流部件,尤其是斷路器手車隔離開關觸頭、母排與電纜栓接處等易產(chǎn)生缺陷部位;②忽略對載流回路發(fā)熱和散熱影響小的部分,如儀器儀表室、連接件等機構;③細節(jié)簡化,如螺栓孔填充,將復雜的梅花觸頭或栓接處等機構簡化為總電阻相同的圓柱或方片結構。

1—電纜室 2—母線室 3—斷路器室 4—儀器儀表室 5—電纜接頭 6—電流互感器 7—母排 8—斷路器 9—手車圖1 KYN28-12A開關柜仿真模型Fig.1 Simulation model of KYN28-12A switchgear cabinet

2.3 計算模型參數(shù)設置

模型參數(shù)設置方面,開關柜的架空進線母排、上分支母排、下分支母排的導電回路材質(zhì)為銅,支撐絕緣子、斷路器外殼以及觸頭盒的材質(zhì)為環(huán)氧樹脂;手車、隔板、柜門的材質(zhì)為鍍鋅鋼板,其物理參數(shù)見表1[19]。

表1 材料物理參數(shù)(20 ℃)Tab.1 Physical parameters of materials (20 ℃)

熱源方面,開關柜內(nèi)部的熱源包括主回路載流導體發(fā)熱Pm和電接觸部位的焦耳熱Pc[19,20]。為提升多次仿真的計算速度,本文計算額定電流IN下的發(fā)熱額定值PmN與PcN值,并結合式(7)計算不同負荷電流I下的損耗。對于斷路器手車隔離開關、電纜栓接與母排栓接處這些重點缺陷部位的接觸電阻,本文采用虛擬材料法的接觸電阻模型[2,6,8],通過調(diào)節(jié)被等效為等電阻圓柱或方片結構的觸頭、栓接處虛擬材料的電阻率來控制其整體電阻值。其中斷路器上下手車隔離開關接觸電阻設為相等數(shù)值。觸頭、栓接處整體電阻取值從正常情況下的5~10 μΩ到缺陷時的最大340 μΩ[7,19]。

(7)

根據(jù)表1的物理參數(shù)設置,以接觸電阻正常的情況為例,所計算出的開關柜內(nèi)外部溫度場和流體場如圖2所示(負荷電流取0.22IN)。之后分別計算在負荷電流相同的情況下,接觸電阻正常與異常時開關柜表面溫度場,結果如圖3所示。此處的異常情況以B相斷路器隔離開關上下觸頭接觸電阻均增大到340 μΩ為例。由圖3可知,柜內(nèi)接觸過熱使得柜頂外表面不同點處溫度變化趨勢有較大差異??紤]到開關柜通常并柜擺放,且前后兩面不易設置固定式的溫度傳感器,因此可通過在開關柜頂部設置溫度傳感器測量不同測點溫度,結合開關柜負荷電流信息,判斷柜內(nèi)是否存在因接觸點過熱而造成的缺陷。

圖2 接觸電阻正常時柜內(nèi)溫度流體場計算結果Fig.2 Calculation results of temperature and fluid field inside cabinet when contact resistance is normal

圖3 接觸電阻正常與異常時柜外溫度場計算結果Fig.3 Calculation results of temperature outside cabinet at normal and abnormal contact resistance

3 開關柜外部溫度測點布置與反演計算樣本生成

本節(jié)首先對圖2中的開關柜流體場模型計算結果進行流線分析,得出開關柜表面與內(nèi)部熱源處相關聯(lián)的測點;再通過計算不同工況與缺陷下,以開關柜外部測點溫度與三相電流為輸入,以內(nèi)部三個隔室熱點溫度為輸出量的樣本集作為降階模型的基礎。

3.1 基于流線分析的開關柜溫度測點估算

對于本文所研究的自然冷卻型開關柜,其內(nèi)部空氣在主回路、觸點等主要熱源處受熱后,會產(chǎn)生穩(wěn)定的特征流線并最終到達開關柜頂部,即為柜內(nèi)熱量傳輸?shù)耐緩?。因?本文根據(jù)各個隔室特征流線的流動路徑,將各組特征流線到達最高點時在外殼上的投影作為溫度測點。

特征流線在通過額定電流且無缺陷時開關柜溫度流體場的仿真結果中提取。在存在接觸點熱源的電纜室、母線室與斷路器室頂部的外表面分別選取2個、3個與2個測點(編號Tp1~Tp7)。測點數(shù)量選取的原則是在如斷路器手車隔離開關觸頭等發(fā)熱量較大處的頂部布置較少測溫點,因其熱故障較多且發(fā)熱相對明顯;而對于如電纜室等固定接口且熱特征相對不明顯處布置較多測溫點,以根據(jù)不同傳感器溫差提高精度并在一定程度上輔助定位。在測點位置方面,則從流場計算結果中提取經(jīng)過柜頂三個隔室縱向中間位置,且流速較高的流線,以便較為快速且有針對性地反映內(nèi)部熱點與外部測點之間的溫度關系。上述流線如圖4所示,通過流線分析獲取的測溫點坐標如圖5所示。

圖4 開關柜內(nèi)三個隔室的特征流線Fig.4 Characteristic streamlines of the three compartments in switchgear cabinet

圖5 表面溫度測點位置Fig.5 Locations of surface temperature measurement points

3.2 基于正交計算的開關柜熱點溫度反演計算樣本生成

為保證降階模型的全面性,需遍歷多個自變量組合下開關柜的運行工況,包括負荷電流、環(huán)境溫度、單相的斷路器手車隔離開關、電纜栓接與母排栓接處的接觸電阻值,每個自變量取7組變量值。其中,考慮實際中較多出現(xiàn)的單相接觸電阻過大缺陷,此處以B相為例。為避免組合數(shù)量太多(75組),本文依據(jù)正交性原則[13-15],從5個自變量組合中選取具有均勻分散、可比性高特征點自變量組合進行正交計算。所選正交計算算例的水平組見表2。

表2 自變量水平組設置Tab.2 Horizontal group setting table of independent variable

根據(jù)表2水平組參數(shù)設置,通過正交計算方法得出了49組供反演計算使用的訓練樣本,其中部分樣本見表3。樣本的輸入向量為負荷率、環(huán)境溫度與7個柜外測溫點溫度組成的9維向量,不包括實際中無法帶電測得的三組接觸電阻;輸出向量為回路最高溫度1維向量,該最高溫度即為設置了接觸電阻虛擬材料的三相斷路器隔離開關觸頭、電纜栓接處、母排栓接處溫度的最高值。現(xiàn)場應用中,需對三相均進行此正交計算。

表3 反演計算樣本輸入與輸出(部分)Tab.3 Inversion calculation sample input and output (part)

4 開關柜外部溫度測點布置與反演計算樣本生成

本文采用SVR方法,基于表3中的樣本訓練出用于柜內(nèi)熱點溫度反演計算的降階模型。SVR回歸的基本原理是[24]:在高維特征空間中建立回歸函數(shù),即反演計算所用的降階模型為:

f(x,ω)=ωφ(x)+b

(8)

式中,ω為樣本向量的權矢量;b為函數(shù)偏置;φ(x)為將各輸入樣本向量從原先空間映射到高維特征空間核函數(shù),在SVR中通常選用徑向基核函數(shù):

(9)

式(9)中需要調(diào)節(jié)的參數(shù)為γ,γ為核函數(shù)參數(shù),數(shù)值大則訓練準確度高,但容易過擬合。為尋找式(8)中最優(yōu)的ω與b值,同時考慮到仿真計算與實際溫度傳感器測量誤差而可能產(chǎn)生的異常樣本點,故引入松弛變量ξi與懲罰因子C,構建如式(10)的目標函數(shù):

(10)

式中,ξi為松弛變量,表示允許異常樣本點的誤差范圍;C為懲罰系數(shù),表示對超過ξi范圍外樣本的容忍程度,數(shù)值大則容忍度低,精度高但同樣容易過擬合;yi為第i個樣本值。因此,該降階模型的訓練重點在于核函數(shù)參數(shù)γ與懲罰系數(shù)C的尋優(yōu)。

本文采用Matlab軟件的LIBSVM工具包實現(xiàn)SVR過程,該工具包包含了多類SVM、SVR問題的訓練、回歸函數(shù),也給定了大部分參數(shù)的優(yōu)化取值,所需人為優(yōu)化的參數(shù)較少,便于工程應用。使用LIBSVM工具包中的gridSVMcgForRegress工具,可實現(xiàn)同時使訓練樣本總體誤差最小,且懲罰系數(shù)C較小的(C,γ)參數(shù)網(wǎng)格化尋優(yōu),在不過擬合的情況下保證模型的訓練精度,其尋優(yōu)結果如圖6所示。依據(jù)表3的訓練樣本,所得優(yōu)化的懲罰系數(shù)C=8.068×104,核函數(shù)參數(shù)γ=0.217 6。

圖6 網(wǎng)格優(yōu)化法對SVR模型優(yōu)化的結果Fig.6 Result of mesh optimization for SVR model optimization

為驗證基于SVR反演計算降階模型的正確性,本文在圖1中的場域計算模型上加載與訓練樣本數(shù)值完全不同但數(shù)值范圍類似的計算條件,并進行正交計算,形成的測試樣本集見表4。將測試樣本集代入反演計算模型,得出反演后的回路最高溫并與實際仿真所得的最高溫進行比較發(fā)現(xiàn),在溫度小于60 ℃時,絕對誤差在6.0 ℃以內(nèi);在大于60 ℃時誤差最高為9.38 ℃。

表4 反演計算模型驗證結果Tab.4 Verification results of inversion calculation model

因為本文方法是基于開關柜穩(wěn)態(tài)的溫度流體場仿真,所以在實際應用時,應選取當日負荷較為穩(wěn)定的一段時間ts,將這段時間的平均電流Iav作為反演計算模型中負荷率的輸入值,并將這段時間末尾時段tend內(nèi)的各測點溫度值作為反演模型中溫度的輸入量,示意圖如圖7所示。圖7中,Tav為各溫度測點的平均值T0av~T7av中的某一個,iL為負載電流,T為測點Tp1~Tp7的溫度。

圖7 反演計算樣本的獲取示意圖Fig.7 Diagram of inversion calculation sample acquisition

在實際應用中,根據(jù)上述誤差范圍與諸如GB/T 11022—2020中對空氣絕緣開關設備的鍍銀觸頭溫升最高75 K的限制,設置相對嚴格的溫升限值作為預警值,如65 K。另外,雖然存在此誤差值,但考慮到某一開關柜內(nèi)部熱缺陷的程度通常是在一個接觸點逐步發(fā)展嚴重的,所以可以根據(jù)單臺開關柜多日的反演計算結果,縱向對比內(nèi)部熱點溫度變化的發(fā)展趨勢,如接近溫升限值且有增大趨勢則認為存在內(nèi)部接觸缺陷隱患;或者也可橫向對比負荷相近開關柜的內(nèi)部溫度以判斷不同開關柜的接觸狀態(tài)。

5 現(xiàn)場驗證

為驗證本文開關柜內(nèi)部熱點溫度反演計算方法的有效性,本文選取了湖北省電力有限公司下轄的某110 kV變電站10 kV開關柜室進行布點應用。該變電站的多臺KYN28A-12 kV/630 A的開關柜中已在斷路器手車隔離開關觸頭處安裝了內(nèi)部觸頭接觸式測溫傳感器,因此可以用于對反演測溫的效果進行對比驗證。

選取其中一臺開關柜的測溫對比效果如圖8所示。圖8(a)為該開關柜一個月的負荷電流曲線。根據(jù)圖7中的操作方法,每日取負荷電流較穩(wěn)的8 h時間段ts的平均電流Iav作為反演電流輸入量,并取該時間段末尾的10 min作為求取柜外測溫平均值Tav時段tend的柜頂測溫值。圖8(b)中的散點即為每日的tend時段內(nèi),使用Iav與Tav作為反演算法輸入量的柜內(nèi)熱點溫度反演值,實線為柜內(nèi)各隔離開關觸頭溫度傳感器所測量溫度的最大值。

圖8 現(xiàn)場應用效果比對Fig.8 Comparison of application effect

從圖8(b)的反演結果中可看出,除負荷極小時(小于0.05 pu),因表面溫度傳感器的隨機誤差而導致反演誤差較大;在較大負荷(0.3 pu以上)時,反演誤差在±7 ℃以內(nèi)??紤]到過熱缺陷僅在負荷較大時出現(xiàn),故可根據(jù)實際情況,合理設置反演計算功能開啟的負荷值下限。

6 結論

(1)本文以KYN28A-12 kV/630 A開關柜為例,通過基于溫度流體場的計算分析,得出了能較好反映開關柜內(nèi)部熱點溫度的開關柜表面溫度測點,再基于正交計算得出了開關柜負荷電流、外部測點溫度與內(nèi)部熱點溫度之間的關系樣本作為降階模型的數(shù)據(jù)源。

(2)本文基于SVR建立了負荷電流、外部測點溫度到內(nèi)部熱點溫度與接觸電阻的降階模型,完成了SVR的參數(shù)尋優(yōu),并通過仿真與實際現(xiàn)場應用驗證了本文非接觸測量方法對開關柜內(nèi)部熱點溫度的反演計算結果有效。

(3)本文的反演方法可通過開關柜表面溫度傳感器、柜頂紅外測溫等多種方法實現(xiàn),對存量開關柜無需做改造,故可提升開關柜熱點溫度監(jiān)測的可靠性、推廣度與便捷性,尤其對于大量難以停電改造的存量開關柜;另外,本文以場域模型為物理基礎形成樣本,以智能算法構建降階模型的反演計算思路可推廣到其他電力設備中難以直接監(jiān)測的內(nèi)部物理量的反演測量。

本文采用流體場流線分析獲取優(yōu)化表面測點的方式目前僅適用于額定電流較小的自冷型開關柜,對于強迫冷卻型則需進一步研究其測點布置,或通過構建開關柜實驗平臺進行更加深入地研究。另外,對于實際中相鄰開關柜的溫度對待測開關柜的影響,也需進一步通過構建基于相鄰開關柜負荷電流與柜頂溫度的溫度流體場計算模型與降階模型,測算出待測開關柜左右壁面的溫度修正值與對流換熱系數(shù),以實現(xiàn)更為準確的熱點溫度反演計算。

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