Расчетная модель отличается от исходной модели только тем, что на внешних поверхностях задан коэффициент конвекции, который равен 10 . В действительности при естественной конвекции коэффициент по поверхности будет распределен неравномерно, но для оценочного расчета достаточно использовать постоянное значение.

График зависимости теплового потока с поверхностей выключателя от времени представлен на рис. 4.22. Сразу после выключения тока тепловой поток практически равен нулю, и лишь к 20с его значение составляет примерно 0.5Вт.



Рис. 4.22. Зависимость теплового потока с поверхностей выключателя от времени.

Сравним тепловые потоки с верхнего терминала в изоляцию и с изоляции в окружающую среду. На рис. 4.23 представлены зависимости теплового потока от времени. Значение потока в изоляцию превосходит более чем на порядок поток с внешней поверхности вплоть до 100с. К 200с значения тепловых потоков практически сравниваются, так как к этому моменту времени значительно уменьшается поток в изоляцию с терминала. Даже к 200с тепловой поток с поверхности изоляции выключателя, окружающей верхний терминал, остается незначительным.

Рис. 4.23. Зависимости теплового потока от времени.

Распределения температуры на поверхности выключателя в 10с, 60с и 200с представлены на рис. 4.24. В момент времени 10с температура поверхности изоляции остается равной начальной температуре, исключая области выводов терминалов. В 60с в момент достижения второго максимума температуры изоляции поверхность выключателя нагрета еще не значительно, и процесс теплопереноса в окружающую среду не сможет внести значимый вклад в охлаждение наиболее нагретых частей, и, соответственно, повлиять на динамику нагрева изоляции. В 200с в областях, соответствующих месту контакта изоляции и токоведущей системы, наблюдается перегрев порядка 50К.



Рис. 4.24. Распределения температуры на поверхности выключателя в 10с (а), 60с (б) и 200с (в).

Учет тепловыделения в датчике тока (Задача 5)

В высоковольтном выключателе в режиме короткого замыкания источником тепла кроме самой токоведущей системы может служить датчик тока. Тепло в нем выделяется за счет джоулевого нагрева при прохождении через обмотку. Коэффициент трансформации тока для датчика, используемого в данном выключателе, составляет 1000. При токе короткого замыкания, амплитуда которого составляет 20кА, ток, протекающий через датчик тока будет составлять 20А. Сопротивление обмотки возьмем равным 8Ом. Количество тепла, выделяющегося в результате джоулева нагрева, составляет 1600 Вт. Далее, это тепло зададим в виде теплового потока на поверхности датчика тока и контактирующей с ним изоляции.

Рассмотрим значения тепловых потоков от датчика тока и токоподводящей шины в объем изоляции, представленные на рис. 4.25. В момент времени 4с значение теплового потока с токоподводящей трубы превосходит поток с датчика тока примерно в 5 раз. С течением времени это соотношение несколько уменьшается, но всегда поток с шины больше потока с датчика тока. Исходя из данных, представленных выше, тепловыделением в датчик тока можно пренебречь.

Рис. 4.25. Значения тепловых потоков от датчика тока и токоподводящей шины в объем изоляции.

На рис. 4.26 представлено распределение температуры в области датчика тока в 4с, 20с и 60с. Сам датчик тока к 4с нагревается до температуры 310К, что значительно меньше значения максимума температуры локализованного в области контакта вывода терминала и изоляции. Далее, при перераспределении тепла, максимум также располагается на поверхности вывода.

Рис. 4.26. Распределение температуры в области датчика тока в 4с (а) и 60с (б).

На рис. 4.27 представлено распределение температуры на поверхности выключателя в 60с. Температура в области датчика тока на поверхности изоляции незначительная и составляет примерно 300К.

Рис. 4.27. Распределение температуры на поверхности выключателя в момент времени 60с.

Учет внешней ошиновки (Задача 6).

Подключение коммутационного модуля к сети осуществляется при помощи токоведущих шин прямоугольного сечения, которые подключаются к верхнему выводу и шине нижнего терминала. Площадь сечения обычно используется такой, чтобы шины способствовали охлаждению модуля.

Сравним результаты, полученные при учете внешних шин сечением 80х 20мм, со случаем адиабаты на торцах вывода коммутационного модуля, то есть с исходной моделью. На рис. 4.28 представлен график зависимости теплового потока через сечение верхнего вывода и сечение шины нижнего терминала. Значения теплового потока положительные, что соответствует отводу тепла из коммутационного модуля во внешние шины.



Рис. 4.28. Зависимости теплового потока через сечение верхнего вывода и сечение шины нижнего терминала.

Рассмотрим графики зависимости температуры в контрольных точках от времени для задачи с ошиновкой и с адиабатой (рис. 4.29). Местоположение точек следующее: одна расположена в области шины нижнего терминала в непосредственной близости от внешней шины, а другая в области верхнего вывода рядом с внешней шиной. Красные линии на графике соответствуют случаю с внешней ошиновкой, а синие соответствуют исходной модели. В момент окончания нагрева значения температуры практически одинаковые. После окончания токопрохождения динамика нагрева в контрольных точках различна. Для верхнего вывода масимальная достигаемая температура при использовании ошиновки меньше примерно на 40К, по сравнению с исходной моделью.



а б

Рис. 4.29. Зависимости температуры в контрольных точках от времени для задачи с ошиновкой и с адиабатой: в области шины нижнего терминала (а) и в области верхнего вывода (б).

Выводы к главе 4

1. Проведен сравнительный анализ нагрева изоляции коммутационного аппарата при учете различных типов теплообмена и наличии дополнительных источников тепловыделения. В результате этого показано, что при решении указанной задачи можно пренебречь следующими факторами:

· тепловым потоком с внешней поверхности модуля, вызванным излучением и конвективным охлаждением;

· излучением в вакуумную дугогасительную камеру;

· конвективным теплообменом в замкнутых воздушных полостях;

· дополнительным тепловыделением в датчике тока.

2. Наличие внешней ошиновки коммутационного аппарата, в зависимости от ее сечения, может существенно изменить температурное поле токоведущей системы и прилегающей изоляции (по сравнению с условием адиабаты на выводах терминалов).

Заключение

коммутационный тепловыделение электрод нагрев

Основываясь на полученных в работе результатах (см. "Выводы к главе 3" и "Выводы к главе 4"), можно предложить методику численного расчета нагрева коммутационного аппарата токами термической стойкости. Ее следует рассматривать как бета-версию, которая должна корректироваться по мере выполнения расчетов для аппаратов с другой топологией и другими уровнями токов, а также сопоставлением результатов расчетов по данной методике с результатами экспериментальных данных.

Последнее оказывается весьма затруднительным, т.к. внутренних возможностей для проведения подобных испытаний, в отличие, например, от испытаний на нагрев номинальными и ударными токами, в ПГ "Таврида Электрик" нет. Испытания на нагрев токами термической стойкости проводятся во внешних центрах, где фиксируется только сам факт успешного или неуспешного прохождения испытаний, а температурные поля не измеряются. Под успешным прохождением испытаний, как было сказано в параграфе 1, понимается ситуация, когда после пропускания тока термической стойкости аппарат остался в работоспособном состоянии (проверяется его способность отключать номинальный ток) и не зафиксировано его внешних повреждений. Кроме того, подобные испытания проводятся весьма редко, при сертификации новых аппаратов. Все это повышает актуальность разработки эффективной численной методики.

Методика численного расчета термической стойкости коммутационных модулей (бета-версия)

1. Выбор программного комплекса для расчетов.

Расчет проводится в программном комплексе ANSYS CFX версий 14.x и выше. Этот комплекс обеспечивает возможность решения нестационарных нелинейных совместных задач токопрохождения с учетом джоулева нагрева и задач теплообмена с учетом всех типов теплопередачи.

2. Возможные упрощения.

При построении расчётной модели можно не учитывать следующие явления:

· излучение во внутренней области вакуумной дугогасительной камеры,

· излучение и конвекцию во внутренних полостях коммутационного модуля,

· теплообмен коммутационного модуля с окружающим пространством,

· тепловыделение в датчике тока.

3. Построение геометрической и конечно элементной модели.

Геометрическую модель можно строить, используя средства ANSYS Workbench, или в любой удобной среде (например, Inventor), из которой построенная модель может быть импортирована в ANSYS CFX.

Расчетная модель не должна в точности соответствовать реальному аппарату, это соответствовало бы нерациональному увеличению ресурсоемкости расчетов. Например, не следует включать в нее болтовые соединения, оребрение лабиринтной изоляции и т.д.

Учитывая сказанное в п.2 методики, не нужно строить сетку во внутренней области вакуумной дугогасительной камеры (вакуум), внутренних воздушных полостях, окружающих ламели гибкого токосъема. Нет необходимости моделировать окружающее воздушное пространство и учитывать наличие соседних полюсов аппарата, как это имеет место при решении задачи нагрева номинальным током.

Если заранее известно значение переходного сопротивления электродов вакуумной дугогасительной камеры (используется уже существующая камера), то места реального контакта моделировать не следует, вместо этого нужно задать на всей кажущейся поверхности соприкосновения электродов эквивалентное тепловыделение, как сказано в параграфе 3.4. Если таких сведений нет, то контактное сопротивление определяется исходя из решения механической контактной задачи в приближении холодных контактов [21].

Если в постановке задачи значится определение перегрева различных частей электродов (случай разработки новой вакуумной дугогасительной камеры) с целью определения устойчивости припоя крышки и розетки, а также плавления контактных областей, то необходимо моделировать токопрохождение через контактные пятна - см. параграф 3.4.

4. Задание свойств материалов.

В силу того, что нагрев токоведущей системы осуществляется до значительных температур (порядка 800-1000К), то необходимо учитывать зависимость от температуры электрических и теплофизических свойств материала. Материал изоляции, а также стальные элементы (крышка камеры и сильфон) нагреваются значительно меньше (порядка 400K), то для них температурные зависимости можно не учитывать.

5. Задание тока и выбор граничных условий.

Задается постоянный ток, равный действующему значению установившегося тока короткого замыкания. Апериодическая составляющая не учитывается. Длительность выбирается, исходя из соответствующих декларируемых значений, и лежит в диапазоне 1-4с.

Граничные условия задаются в виде адиабатичности всех внешних поверхностей, граничащих с воздушной средой и вакуумом, включая торцевые поверхности верхнего вывода и шины нижнего терминала.

6. Проведение расчетов.

При решении задачи необходимо следить за тем, чтобы баланс тепловой энергии в течение всего решения задачи и баланс электрического потенциала в течение токопрохождения был близок к нулю. Параметр точности решения RMS для данной задачи достаточно выбрать равным 10^-4. Временной шаг должен быть выбран исходя из корректного описания зависимости свойств материала от температуры, а также достижения близости к нулю балансов энергии и электрического потенциала.

7. Анализ результатов расчета.

Анализируя результаты решения задачи, построенного в приближении адиабатичности поверхности, мы можем сказать о том, проходит ли аппарат испытание на стойкость к току термической стойкости в самых "жестких" условиях. Это касается только условий на нагрев изоляции, т.к. расчет нагрева элементов токоведущей системы в данном приближении выполнен практически строго.

Следует сравнить величины максимальных перегревов частей токоведущей системы и различного типа изоляции с критериальными значениями. Если эти результаты окажутся положительными, следует считать, что стойкость коммутационного аппарата к току термической стойкости обеспечена.

В противном случае следует учесть теплообмен с внешними шинами. Для этого нужно знать точные данные по ошиновки при проведении легализационных испытаний. Если результаты снова окажутся отрицательными, то следует определить "проблемные" места конструкции коммутационного аппарата и поставить задачу об их доработке.

Список литературы

1. Чунихин А.А. Электрические аппараты. М.: Энергоатомиздат, 1988 г.

2. Родштейн Л.А. Электрические аппараты. Л.: Энергоатомиздат. Ленингр. отд-ние. 1989 г.

3. Коммутация токов в вакууме. Устройство и сборка вв/tel. Севастополь, 2001 г.

4. Евдокунин Г.А.,Тилер Г. Современная вакуумная коммутационная техника для сетей среднего напряжения. СПб: Издательство Сизова М.П.2000 г.

5. Выключатели переменного тока на напряжения от 3 до 750 кВ. Общие технические условия. ГОСТ Р 52565-2006.

6. Павлейно М.А., Елагин И.А. Отчет по НИР "Методика ОТУ Нагрев номинальным током".

7. Дмитриев В.А., Павлейно М.А., Павлейно О.М., Сафонов М.С. Отчет по НИР "Методика ОТУ Cтойкость к ударному току". Севастополь, Санкт-Петербург, 2013 г.

8. Дмитриев В.А., Павлейно М.А., Павлейно О.М., Сафонов М.С. Отчет по НИР "Стойкость алюминиевых контактов". Севастополь, Санкт-Петербург, 2012 г.

9. Павлейно М.А., Павлейно О.М., Сафонов М.С. Особенности процесса размягчения и плавления контактной области при нестационарном нагреве электрическим током. // Международная научная конференция "Импульсные процессы в механике сплошных сред", Николаев, 2011, с. 168-171.

10. Павлейно М.А., Павлейно О.М., Сафонов М.С. Изменение механических характеристик электрических контактов при их импульсном нагреве до плавления. // X Всероссийский съезд по фундаментальным проблемам теоретической и прикладной механики, Вестник Нижегородского университета им. Н.И. Лобачевского, Нижний Новгород, 2011, №4, часть 4, с. 1675-1677.

11. Павлейно М.А., Павлейно О.М., Сафонов М.С. Численное моделирование импульсного нагрева электрических контактов со слоистой структурой. // Сборник докладов X Международной научной конференции "Современные проблемы электрофизики и электрогидродинамики жидкостей", Санкт-Петербург, 2012, с. 260-262.

12. А.М. Чалый, В.А. Дмитриев, М.А. Павлейно, О.М. Павлейно, М.С. Сафонов. Стойкость электрических контактов со слоистой структурой к ударному току. // Материалы I Международной научно-практической конференции "Актуальные проблемы прикладной физики", Севастополь, 2012, с. 225-226.

13. Павлейно М.А., М.С. Сафонов. Отчет "Термическая стойкость".

14. Павлейно М.А., Шапошников А.М. Отчет по НИР "Мехпрочность OSM110".

15. Ландау Л.Д., Лифшиц Е.М. Электродинамика сплошных сред. М.:ФИЗМАТЛИТ, 2005 г.

16. Ландау Л.Д., Лифшиц Е.М. Гидродинамика. М.:ФИЗМАТЛИТ, 2001 г.

17. Уонг Х. Основные формулы и данные по теплообмену для инженеров: Справочник. М., Атомиздат, 1979.

18. Мышкин Н.К., Кончиц В.В., Браунович М. Электрические контакты. М.: Издательский дом Интеллект, 2008 г.

19. Николаев П.О. Численное моделирование стационарных тепловых полей в токонесущих конструкциях сложной формы. Магистерская работа. Санкт-Петербург, 2009г.

20. Хольм Р. Электрические контакты. М., Изд-во иностр. лит, 1961.

21. Борисенко П.А. Отчет по НИР "Методика ОТУ Расчет термического эквивалента"

22. Павлейно О.М. Физические процессы, сопровождающие протекание тока через электрические контакты. Магистерская работа. Санкт-Петербург, 2011г.

23. Школьник С.М. Физические процессы в вакуумной дугогасительной камере и её отключающая способность. Севастополь: Телескоп, 2008.

24. Кикоин. И.К. Таблицы физических величин. М.: Атомиздат 1976

25. http://www-ferp.ucsd.edu/LIB/PROPS/PANOS/cu.html

26. http://lekprim.ru/konstrmat/luk11-3.htm

27. http://thermalinfo.ru/publ/tverdye_veshhestva/plastmassa_i_plastik/svojstva_polimerov/15-1-0-289

28. http://energoizotech.ru/POKRITIE/2012%20Broschuere_POWERSIL%20T&D.pdf

29. http://www.wacker.com/cms/en/products-markets/productselector/productselector.jsp?cmd=changebrand&brandfilter=&brand=45#redResult

Приложение 1. Свойства материалов

Как было отмечено выше, характерные перегревы ТВС КА составляют сотни градусов. Повышение температуры меди с 300 К до 550 К влечет за собой изменение удельного сопротивления примерно в два раза. Поэтому для используемых материалов нужно учитывать зависимость свойств от температуры. Ниже представлены зависимости удельных плотности, сопротивления, теплоемкости и коэффициента теплопроводности в зависимости от температуры материала (на рис. П.1 приведены графики для меди, на рис. П.2 - для CuCr, на рис. П.3- для алюминия). [24,25]

Рис. П.1. Свойства меди.

Рис. П.2. Свойства CuCr.

Рис. П.3. Свойства алюминия.

Свойства изоляционных материалов коммутационного модуля полагались не зависящими от температуры. Это связно с тем, что производители этих материалов указывают их свойства только при начальных условиях. Однако это не приводит к существенным погрешностям в расчетах, т.к. максимальный перегрев изоляции, как правило, не превышает 100ч150 градусов. Удельная теплоемкость Powersil, по данным источников [26,27] лежит в пределах 1200-1500 Дж/(Ккг), что близко к соответствующим значениям для Lexan. Плотность Powersil по различным источникам [28,29] лежит в диапазоне 1080-1600 кг/м ³. При расчетах эти свойства для Lexan и Powersil использовались одинаковые.

В таблице П.1 представлены свойства материалов, которые использовались постоянными.

Табл. П.1. Свойства материалов

Материал	Коэффициент теплопроводности (Вт/(мК))	Удельная теплоемкость (Дж/(Ккг))	Удельная плотность (кг/м3)
Сталь	60	434	7850
Керамика	23	1045	3600
Lexan	0.2	1170	1240
Powersil	0.22	1170	1240

Размещено на Allbest.ru