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电气电子毕业设计论文
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毕业设计116强迫风冷封闭母线的研究设计,电气电子毕业设计论文
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辽宁工程技术大学毕业设计（论文） 1 1 概述 随着生产和科学技术的发展，电能已成为工业、农业、国防和交通及国民经济各个部门不可 缺少的动力，成为改善和提高人们物质文化的重要因素，一个国家电力工业的发展水平，往往是反映国民经济发达程度的重要标志。 封闭母线是发电厂和变电所电能输送设备的重要组成部分，封闭母线的性能关系到发电厂和变电所及整个电力系统能否安全运行，因此，对封闭母线的可靠性提出了很高的要求。 封闭母线主要用于联结大容量发电机的主出线 和 主变的低压侧。导体和外壳一般均由铝板卷制后焊接而成，导体和外壳之间由支柱绝缘子支持，与设备（如发电机、变 压器等）联结处，导体端部焊有带接线端子的金具，将导体端部封死。封闭母线通常分段制造，根据现场布置情况，长度从 3 米到 6 米不等，以便运输和安装。现场组装时，段与段之间由半圆弧形铝抱瓦焊接起来。导体和外壳 均使用非导磁铝材，由于运行时外壳上感应出与导体电流大小近似相等而方向相反的电流，壳外漏磁场很弱，所以，可极大地见效涡流损耗和短路时的电动力，且安全可靠。因此，大容量发电机组的单元接线都采用封闭母线联结。封闭母线一般有水平安装、倾斜安装、垂直安装等形式。通常母线采用水平安装的形式，但随着机组容量的不断增大，并受地质 条件和布置空间等因素的 限制，封闭母线有时只能采用倾斜和垂直安装相结合的方式。 1.1 母线的发展 发电厂和变电所广泛地使用母线连接各种电机和电器，以传输电流和功率，并通过配电装置分配电能。最早出现的是敞露母线，暴露在环境中，容易受到人、动物 以及其它物体的偶然接触而发生接地和短路，绝缘子还可能由于容易受到灰尘和潮气的污染而使其性能下降，这些情况在母线的全长范围都会发生，而且定期清扫也要耗费相当多的工作量。由于供电可靠性的日益重要，对母线等敞露的电器逐渐提出了封闭的要求。到四十年代后期，随着电流的增大，国外开始 采用金属外壳的封闭母线，其技术壳接地。当时的封闭母线不是全连的，但与敞露母线相比还是有一定的优点： （ 1） 运行的连续性，避免了清扫绝缘子现场的停机期； nts朱瑞：强迫风冷封闭母线的研究设计 2 （ 2） 消除了相间闪落的危险和保护人身免遭电击，保证了工作和人身的安全。此外，这种 不全连的封闭母线还存在一些缺点； 此外，这种不全连的封闭母线还存在一些缺点： （ 1） 外壳外部某些点的电场比在通用的敞露母线情况下大得多； （ 2） 邻接的金属结构还是一个较大的损耗源； （ 3） 在短路的情况下，其相间应力也非常大，只不过此相间应力不作用于母线，而是施加于外壳之上。 到了 五十年代初，开始把封闭母线相关的外壳部件在电气上连接起来，称为全连式封闭母线。这种全连式封闭母线具有明显的优点： （ 1） 外壳外部电磁场的消失，导致相间应力的消失； （ 2） 由于电磁加热附近金属结构所导致的损耗几乎可以忽略。 但是后来发现这种结构的母线，有一个很大的缺点，即当一相对箱壳接地时的电弧会把箱子烧穿，接着发展为两相对地短路，这在电网运行当中是相当严重的，因此将其结构改为每相均有个外壳，称为离相封闭母线。接下来，随着铝的氩弧焊技术的不断完善，把沿长度各段外壳在现场焊接起来并在两端把三相外壳同铝板焊接起来 ，形成三相全连式的外壳，出现了全连离相封闭母线。全连离相封闭母线的出现，标志着现代母线结构的完善化，它的优点是显而易见的： （ 1） 解决了电流不断加大所产生的比较突出的钢结构发热的问题； （ 2） 全连式封闭母线的外壳换环流和涡流起了双重的电磁屏蔽作用，从而进一步减轻了母线的电动力，同时外壳上的电动力也很小，它克服了不连式封闭母线的相间电动力被转移到外壳上的缺点； （ 3） 进一步提高了密封性。 离相封闭母线虽然成本要比敞露式母线高，有色金属消耗量也多，但由于有诸多重要的优点，目前仍被广泛应用。 封闭母线一般有水平安 装、倾斜安装、垂直安装等形式。通常母线采用水平安装的形式，但随着机组容量的不断增大，并受地质条件和布置空间等因素的限制，封闭母线有时只能采用倾斜和垂直安装相结合的安装方式。 nts辽宁工程技术大学毕业设计（论文） 3 1.2 强迫风冷封闭母线的发展与趋势 当今世界电力工业迅速发展，国外大型发电机组配套的封闭母线在容量 400MW 以上时，基本上都采用了体积小、性能好、技术水平高的强迫风冷封闭母线。强迫风冷封闭母线就是利用封闭母线外壳内部的空间作为风道，将经过处理的空气通过风机强制冲入封闭母线内，以带走封闭母线损耗所产生的热量，使封闭母线在限定的温度下运行 。 随着机组单机容量的不断加大，封闭母线的尺寸也不断增大，但是，封闭母线的尺寸不能随着单机容量的增大而无限制的增大。这是因为：（ 1）封闭母线耗用铝材太多；（ 2）铝材自身强度限制；（ 3）安装困难；（ 4）封闭母线占用空间限制等等。大容量发电机组封闭母线在考虑技术、经济合理性上和国家电力工业发展的趋势上，需采用强迫风冷封闭母线。 700MW 以上的机组采用强迫风冷封闭母线，即 可以 满足大水电、大火电、核电的需要，促进我国电力工业的发展，使我国封闭母线研制水平有一个质的飞跃。替代进口，社会效益显著，而经济效益更加明显。 如三峡坝下 6 台 700MW 机组、金沙江流域向家坝电厂 7台 700MW机组、溪洛 渡 12台 700MW机组、计划 2020年前建设的 26台核电站 1000MW机组等都将依靠进口，采用强迫风冷封闭母线。该项目的研究成果对指导我国大功率电站采用强迫风冷封闭母线 ,必将起到重大的促进作用，社会效益巨大。若能投入使用，则生产每台机组强迫风冷封闭母线将比进口节约资金 50%（约 400 万元）。 目前我国的电力发展以大型发电机组的建设为主，已经开始采用容量为 900 MW 及以上的机组，如大亚湾核电站为 2900 MW。这类规模的发电机组，额 定电压为 18 26 kV，输出电流已经达到 27 kA以上。虽然可以按这些电流制造自冷封闭母线，但却需要占用相当大的空间，且造价非常昂贵。如三峡水电站的封闭母线，额定电流 26 kA，设计中的自冷封闭母线外壳外径已达 1.53 m。从经济性和节省空间考虑，额定电流 30 kA以上的封闭母线，必须采用强迫风冷的离相封闭母线。 1.3 主要研究工作 （ 1）强迫风冷封闭母线的初步研究和设计； （ 2）强迫风冷封闭母线 冷却系统 设备和冷却方式的 初步选择； （ 3）强迫风冷封闭母线 发、散热 计算及 热平衡程序的建立 ； nts朱瑞：强迫风冷封闭母线的研究设计 4 （ 4） 强迫风冷封 闭母线 冷却装置的研究 及选择 ； （ 5） 温度 即时 监控 反馈系统 的初步设计 ； （ 6） 强迫风冷封闭母线的 经济分析 。 nts辽宁工程技术大学毕业设计（论文） 5 2 强迫风冷封闭母线基本尺寸的确定 2.1 初步估计母线尺寸 根据 强迫风冷封闭母线设计要求和 主要技术指标：额定电压 为 24KV， 额定电流 为26KA， 工频耐压 为 70KV， 冲击耐压 为 150KV， 动稳定电流 为 560KA 等初步确定母线 采用铝制全连式，其截面 尺寸 分别为：母线导体直径 MD =0.5m，母线导体厚度 Mc =0.016m，母线导体和外壳 净距 G=0.3m，母线外壳直径 KD =1.116m，母线外壳厚度 Kc =0.008m，母线导体和外壳黑度 KM =0.90，外壳对太阳辐射的吸收率SA=0.26。 2.2 强 迫风冷封闭母线在自冷时的热平衡计算 分别计算出导体和外壳在给定环境条件下的发热 量和散热量，检验两者之间的误差是否在允许范围内 ，计算出 当封闭母线系统的风机无法正常运行时母线的工作状态。 2.2.1 导体的发、散热计算 （ 1） 母线导体功率损耗（即发热）的计算 每相每米导体功率损耗为 Pmommm2m KKRI（ W/m） （ 2-1） 式中： Im 母线额定电流（ A） Rm 母线导体在计算温度 Tm C 时的支流电阻（ M/ ） Rm = mm20 F 20 )-(t1 61020 母线导体在 20 C 时 的 直 流 电 阻 率 ， 对 于 铝 母 线20=0.0295 M/mm 2 电阻温度系数，对于铝母线 =0.004/ C tm 母线导体运行温度 C nts朱瑞：强迫风冷封闭母线的研究设计 6 Fm 母线导体截面积， Fm = mmm )D( Dm 母线导体外径（ m） m 母线导体厚度 K m 集肤效应系数。对圆管母线，频率为 50Hz 时其计算公式为Km =1+0.03 5.1mmm75.3mm D )75t(0 0 1 6.01110 )75t(0 0 1 6.01 对本工程，取导体长期运行工作为其计算温度 tm =85 C Kom 临近效应系数，封闭母线的主导体因受吕的屏蔽作用，几乎完全摆脱了临近效应，所以取 Kom=1 （ 2） 导体外壳散热计算 导体损耗产生的热量主要依靠对流和辐射两种散热方式传给外壳，然后再由外壳扩散到竖井壁中。这里先按自然冷却进行计算。如果增加空调冷气微正压等措施，则实际效果将比计算结果更好。 1）母线导体对外壳的辐射散热 mfQ=17.9 nmD 4k4m100t273100t273 （ W/m） （ 2-2） 式中： n 系统组合黑度 n =)1/1)(2D/(D/1 1 kkkm m 母线导体外表面的黑度 k 外壳内表面的黑度 其他符号意义同前 2）母线导体对外壳的对流散热属于有限空间的对流散热 Q md =mkkkm )/D2-ln(D )t-(t2h （ 2-3） nts辽宁工程技术大学毕业设计（论文） 7 式中 ： H: 等效导热系数（ Kcal/m C ） Gr =2 km3 ttg ）（ 空气膨胀系数 =1/T T 273+t t 定性温度 t=( km tt )/2 g： 重力加速度 g=9.81m/s2 定性尺寸 = 2/D2D mkk （ m） 空气运动黏度（ M2 /S） 空气在定性温度时的导热系数 （ 3）校核封闭母线导体的热平衡 母线导体平衡方程式： Pm Qmf +Qmd（ 2-4） 2.2.2 外壳的发、散热计算 （ 1）外壳功率损耗（即发热）的计算 由于采取全连分相封闭母线和外壳两端通过短路板连接并接地的结构，所以导体电流在外壳感应出大小与导体电流几乎相等，但方向相反的轴向环流。在封闭母线额定运行条件下，另外还会产生临相剩余磁场在外壳上感应出的涡流。这是因为铝外壳不是超导体，外壳尚有剩余磁场，不过其请度只有敞露母线的百分之几。该剩余磁场，在周围钢构件上感应出的涡流和功率损耗很小，可以忽略不计，只 需计算外壳的环流损耗。 每相每米导体功率损耗为 Pk okkk2k KKRI（ W/m） （ 2-5） nts朱瑞：强迫风冷封闭母线的研究设计 8 式中： Ik 外壳环流，取 Ik=Im （ A） Rk 母线外壳 在计算温度 Tk C时的支流电阻（ M/ ） Rk= kk20 F 20)-(t1 610 M/tm 母线 外壳 运行温度 C Fk 母线 外壳 截面积 （ M） Fk= kkk )D( （ M） Dk 母线 外壳直径 （ m） k 母线 外壳 厚度 （ m） Kk 集肤效应系数 4 Kok 临近效应系数 1）外壳向竖井壁辐射散热属于封闭空间的辐射散热 kfQ=k（ 3kA）k 0C（ 100/st 4)-（ 100/kt 4)（ 2-6） 式中： kA 外壳表面积（ 2m ） k 外 壳外表面的黑度 0C 辐射常数0C=5.76W/ 2m 4K k 三相母线对应于竖井壁的辐射辐射角系数 2） 外壳向竖井壁内空气对流散热属于大空间的自然对流散热，此时换热系数与冷热表面的相对位置，空间形状和大小有关。 kdQ=k（ 3kA）（k t-0t） （ 2-7） 式中： k 外壳的散热系数（ K/ 2m h C ） kA 外壳表面积（ 2m ） nts辽宁工程技术大学毕业设计（论文） 9 kt 外壳温度 0t 竖井内空气温度 3）竖井壁向岩石的导热和向空气的对流散热 封闭母线外科向竖井壁的辐射散热部分通过竖井壁对竖井内空气的对流散热返回到竖井内空气中，部分传导到岩石层中，竖井壁 对岩石层的传导散热： cQ=/ ydtt （ 2-8） 式中： dt 该竖井壁温度 yt 该岩石层温度 岩石层有效传热厚度 岩石的热导率 竖井壁对空气的对流散热 bdQ=k bA )( 0ttb （ 2-9） 式中： k 竖井壁的散热系数（ K/ 2m h C ） bA 竖井壁表面积 bt 竖井壁温度 0t 竖井内空气温度 （ 2）热平衡方程： 外壳热平衡方程： kdkfkm QQPP （ 2-10） 总平衡方程式： kdkfkm QQPP （ 2-10） cbdkf QQQ （ 2-11） nts朱瑞：强迫风冷封闭母线的研究设计 10 2.3 强迫风冷封闭母线正常工作时的热平衡计算 分别计算出导体和外壳在给定环境条件下的发热量和散热量，检验两者之间的误差是否在允许范围内，如果发热量大于散热量，并且超过误差允许范围，说明母线基本尺寸选择还有问题，需重新设计。反之，同样浪费材料。 自冷封闭母线散热比敞露母线差得多，对于容量大的发电机宜采用风冷封闭母线。风冷封闭母线热计算与自冷封闭母线有较大差别。主要是由于风冷母线的冷却空气的温度沿母线长度方向逐 渐升高，母线壁面温度和母线的对流换热量也随着变化。母线的任何一段都不能代表母线整体的散热情况，因而必须通盘考虑，逐段计算。这样，热计算的工作量就很大，手算方法很难胜任，利用电子计算机进行数值计算可以圆满解决这一问题。 2.3.1 风冷封闭母线的冷却系统 风冷封闭母线的冷却空气通常采用闭式系统，空气在封闭母线中受热以后，进入冷却器，冷却以后又返回封闭母线，循环使用。在火力发电厂中，可用循环水作为冷却水，在水电站中则用水库水来冷却空气流。冷却空气系统可有不同安排，例如，冷空气由两边相的母线导体与外壳的夹 层进入母线，在两边相的末端，两股气流经过相间消离子装置汇合成一股气流经过中相的夹层，最后从中相引出母线，进入冷却器。这时，母线导体只有外表面与空气流直接接触，称为单风系统，示于图 2.1(a)，图中未示出导体的引出部分。单风系统也可改为中相进风，而由两边相出风，示于图 2.1(b)。另一种是每相独立成为系统，相互间不发生联系，冷空气由每相的母线导体管内引进母线，在末端，冷却空气经导体伸缩节的缝隙由母线导体和外壳的夹层返回，然后引出母线，进入冷却器。这种冷却系统，母线导体内、外表面都与空气接触，称为双风系统，示于 图 2.1(c)，图中只示一相。双风系统也可以由母线导体与外壳的夹层引入，然后经母线导体管内返回，示于图 2.1（ d）。双风系统不需要相间消离子装置，但风机和冷却器数量比单风系统要多。 国 外单风系统用的比较多。 nts辽宁工程技术大学毕业设计（论文） 11 图 2.1 封闭母线的风系统 （ a）（ b）单风系统；（ c）（ d）双风系统（一相） 2.3.2 风冷封闭母线的传热分析 不同冷却系统热计算原则相同， 下面首先分析风冷封闭母线 的传热情况 ，如图 2.2所示 。就母线导体而言母线的损耗 MP 一部分以强制对流换热方式传给母线管内的空气流和夹层中的空气流，分别记为MDaQ和MDgQ；另一部分以辐射的方式传给外壳内表面，记为 MFQ 。就外壳而言，外壳除本身损耗 KP 以外，还接受母线辐射能量 MFQ 和太阳辐射能量 RP 。这些热量一部分由外壳内表面以强制对流换热方式传给夹层中的空气流，记为KDgQ；一部分以自然对流换热方式传给周围的空气，记为 KDQ ；还有一部分以辐射换热方式传给环境，记为 KFQ 。 nts朱瑞：强迫风冷封闭母线的研究设计 12 图 2.2 风冷封闭母线热流图 在热稳定情况下，应满足下列两个方程 ： MP =MDaQ+MDgQ+ MFQ （ 2-12） KP + RP + MFQ =KDgQ+ KDQ + KFQ （ 2-13） 由于母线散热量沿长度不断变化，必须分段建立热平衡方程，而后逐渐求解。计算中每段 2 5米已能满足工程设计要求。 2.3.3 热计算简化假定 仔细分析封闭母线的传热情况可见：首先由于母线和外壳的温度沿长度是变化的，母线两端面与连接部分温度也不同，因此沿长度方向有导热现象存在；其次，倒替和外壳有一定厚度，因此，内、外壁的温度有一定差别；第三，强制对流换热系数 沿母线长度也有变化。这些因素都使热计算更加复杂。而忽略这些因素的影响对母线热计算的结果并不会引起很大的 误差，因此我们假定： （ 1）母线端面绝热，沿母线长度方向不存在导热现象； （ 2） 母线导体、外壳的内、外壁温度分别相等； （ 3）在同一通道中对流放热系数 均相同，而不计沿长度变化的情况； （ 4）每一段母线的母线导体只与同一段的外壳发生辐射换热，而不与临近段的外壳发nts辽宁工程技术大学毕业设计（论文） 13 生辐射换热。 显然，这些假定都是近似的 ，但所引起的误差均在工程允许的范围以内。 2.3.4 热平衡方程组和边界条件 （ 1） 母线导体的热平衡方程 根据式 （ 2-12） 可以写出第 i 段单位长度母线导体的热平衡方程 MiP=MDaiQ+MDgiQ+MFiQ（ i=1， n） （ 2-14） 其中 ： MiP= 2MIMoir fiKMoir=201+0.004（Mi-20） /( MD - Mc ) Mc 20 母线导体在 20 C 时的直流电阻率，对于铝母线20=0.0295 2mm /M fiK=1+0.035.175.3 )1()10(MMiMi Dcc Mic= Mc 1+0.0016(Mi-75) 由牛顿冷却公式得MDaiQ和MDgiQ： MDaiQ= a( MD -2 Mc )Mi- )(21 aiai MDgiQ= g MDMi- )(21 gigi 电阻温度系数，对于铝母线 =0.004/ C MFiQ=)11(21)100273()100273( 440MMMMMMKiMicDDDC 2.08.04.06.04.0 )()3600(023.0edc (2) 外壳热平衡方程 根据式 (2-13)可以 写出第 i 段单位长度外壳的热平衡方程 K F iK D iK D g iM F iRiKi QQQQPP （ i=1， n） （ 2-15） nts朱瑞：强迫风冷封闭母线的研究设计 14 其中： KiP=FiiKK KrI 02MK II ，（ ml 20 ） ; MK II 95.0 ( ml 20 ), iKr0=KKKKi ccD )(/)20(004.0120 FiK=1( mmcK 8 ) FiK=1+0.03(10Kic )1() 75.3 KKiDc( mmcK 8 ) Kic= Kc 1-0.0016( 75Ki) SSKRi EADP 由牛顿冷却公式得KDgiQ和KDiQ： KDgiQ= g( KD -2 Kc )Ki- )(21 gigi KDiQ= 0 KD )( kiki KFiQ= )1()100 273()100 273( 4040 KiKK cDsD K2arcsin （边相） sD K2arcsin2 （中相） (3) 空气温升计算公式 fMQcM D a iaiai （ i=1， n） （ 2-16） fMQQcK D g iM D g igigi （ i=1， n） （ 2-17） 21 241 MM cDM 式中 M 空气的质量流率（ kg/s）； 1 空气进口时的密度（ kg/ 3m ）； 1 空 气进口速度（ m/s）； nts辽宁工程技术大学毕业设计（论文） 15 c 空气的定压比热（ J/kg C ）， c =1007J/kg C 。 (4) 边界条件 相临段的边界上以及第 n 段末段空气的温度具有下列关系 aiia 1（ i=2， n） （ 2-18） 1 iggi （ i=2， n） （ 2-19） angn （ 2-20） 以上计算方程必须总体考虑，而不能对单独一段解出。 N 段母线除第 1 段空气进口温度1a已知外，其余gigiaiaiKiMi 、（ i=1， n） 都是未知量，共有 6n-1 个未知量。以上方程共 6n-1 个方程式。原则上，上述非线性代数方程组可以解出。 由于未知数太多，解题工作量极大。结合工程实际可先假定母线出口温度1g，于是第 1 段只有 4 个未知量，这样就可以由除边界条件的四个方程解出这 4 个未知量，依次逐段解出，直到第 n 段。但是最后一段解出的an和gn应满足an=gn，否则，说明原先假定的1g不符合实际情况， 应重新假定1g，再依次逐段求解，直到满足精度为止。 2.3.5 热平衡方程 组 计算程序 由于是解多元方程组， 用 matlab编程序相对简单些，主程序如下： fbmx001.m %function f=fbmx001(Ck,l) %fbmx001.m This is the first program. %已知量 Im=26000,Cm=0.016,Dm=0.5,P20=0.0295e-6,Aa=0.004,Ag=0.004; C0=5.67,c0=1.005,Em=0.9,Ck=0.008,Dk=1.116,Ek=0.9; As=0.26,Es=850,A0=0.004,V0=40,s=1.4,P1=1.3,w1=2,Cp=1007,f=1; Va1(1)=40,Vg2(1)=90; Rmo(200)=,Cm1(200)=,Kf(200)=,Pm(200)=,Qmda(200)=,Qmdg(200)=,Qmf(200)=; nts朱瑞：强迫风冷封闭母线的研究设计 16 Rko(200)=,Kf(200)=,Pk(200)=,Pr(200)=,Qkdg(200)=,Qkd(200)=,Qkf(200)=; Vm(200)=,Vk(200)=,Va1(200)=,Va2(200)=,Vg1(200)=,Vg2(200)=; Ck=0.008,l=118; %未知量 %Vm(i),Vk(i),Va1(i),Va2(i),Vg1(i),Vg2(i) % 母线导体热平衡 for i=1:118 Rmo(i)=P20*1+0.004*(Vm(i)-20)/pi*(Dm-Cm)*Cm; Cm1(i)=Cm*1+0.0016*(Vm(i)-75); Kf(i)=1+0.03*(Cm1(i)/10)3.75*(1-Cm1(i)/Dm)1.5; Pm(i)=Im2*Rmo(i)*Kf(i); Qmda(i)=Aa*pi*(Dm-2*Cm)*Vm(i)-0.5*(Va2(i)+Va1(i); Qmdg(i)=Ag*pi*Dm*Vm(i)-0.5*(Vg2(i)+Vg1(i); Qmf(i)=C0*(Vm(i)+273/100)4-(Vk(i)+273/100)4*pi*Dm/1/Em+Dm*(1/Ek-1)/(Dk-2*Ck); Pm(i)=Qmda(i)+Qmdg(i)+Qmf(i); % % 空气温升 M=P1*w1*pi/4*(Dm-2*Cm)2; % 外壳热平衡 if l20 Ik=Im; %else %Ik=0.95*Im; end Rko(i)=P20*1+0.004*(Vk(i)-20)/pi*(Dk-Ck)*Ck; if Ck=0.008 Kf(i)=1; nts辽宁工程技术大学毕业设计（论文） 17 else Ck1(i)=Ck*(1-0.0016*(Vk(i)-75); Kf(i)=1+0.03*(Ck1(i)/10)3.75*(1+Ck1(i)/Dk); end Pk(i)=Ik2*Rko(i)*Kf(i); Pr(i)=Dk*As*Es; Qkdg(i)=Ag*pi*(Dk-2*Ck)*Vk(i)-0.5*(Vg2(i)+Vg1(i); Qkd(i)=A0*pi*Dk*(Vk(i)-V0); Qkf(i)=Ek*pi*Dk*c0*(Vk(i)+273/100)4-(V0+273/100)4*(1-a); a=asin(Dk/(2*s)/pi; Pk(i)+Pr(i)+Qmf(i)=Qkdg(i)+Qkd(i)+Qkf(i); Va2(i)-Va1(i)=Qmda(i)/(M*Cp)*f; Vg2(i)-Vg1(i)=Qmdg(i)+Qkdg(i)/(M*Cp)*f; %边界条件 Va2(i)=Va1(i+1); Vg2(i+1)=Vg1(i); Vg1(118)=Va2(118); i=i+1; end Vm,Vk,Va1,Va2,Vg1,Vg2 按照温度传感器设置，把母线分成每 4 米一段，母线长 118 米，约为 30 段，并选用 单 风系统，计算结果列于下表： 表 2.3.1 700MW风冷封闭母线表面温度计算值 段号 M （ C ） MP W/m K （ C ） KP W/m 1 71.41 1208.65 53.24 1016.13 2 72.26 1224.85 54.15 1031.64 3 73.83 1240.31 55.87 1045.65 4 74.22 1253.81 56.56 1067.65 5 75.60 1269.78 57.12 1082.32 nts朱瑞：强迫风冷封闭母线的研究设计 18 6 77.32 1283.10 58.98 1097.20 7 77.94 1299.46 59.15 1118.28 8 78.45 1310.24 61.45 1126.54 9 79.64 1328.16 62.98 1143.65 10 80.43 1343.95 64.23 1167.91 11 81.37 1364.51 65.87 1184.57 12 82.76 1384.42 66.12 1203.54 13 83.55 1397.50 66.45 1221.87 14 84.12 1410.26 67.12 1240.54 15 84.76 1434.11 67.95 1267.94 16 73.27 1220.35 56.15 1031.54 17 74.10 1236.59 56.89 1045.54 18 74.93 1250.14 57.23 1064.78 19 75.62 1267.45 57.86 1082.45 20 76.15 1281.24 58.65 1094.26 21 76.94 1295.20 58.98 1106.54 22 77.19 1313.42 59.45 1120.82 23 77.99 1327.45 50.86 1134.50 24 79.45 1350.78 61.20 1164.20 25 80.98 1364.18 62.53 1180.54 26 81.40 1384.68 64.52 1196.21 27 82.05 1393.24 65.51 1208.54 28 82.66 1412.54 66.91 1240.54 29 83.73 1423.15 67.45 1265.54 30 84.41 1440.18 68.90 1284.20 风速（ m/s） 12.57 风量（ hm /3 ） 12795 出口温度（ C ） 61.34 nts辽宁工程技术大学毕业设计（论文） 19 3 空气冷却器和风机的选择 根据上一章的发、散热计算结果首先得到选择 空气冷却器 和风机的基本参数为： （ 1）风量 V=12795 hm /3 =3.554 sm /3 （标准状态，即 1.0133aP510， 0C ） （ 2）进风温度 1 =40C （ 3）出风温度 2 =62C （ 4） 通过母线的总阻力 105.46aP（ 5） 冷却水为工业用水，一般进水温度为 32 35C 3.1 空气冷却器需要吸收的热量计算 空气冷却器需要吸收的热量 Q(W)为 Q=V )(120 pc（ 3-1） 式中 V 风量（ m3 /s） ; 0 标准状态空气密度， 0 =1.293kg/m3 ; cp 空气定压比热， cp =1004W s/kg C ; 2 出风温度（ C ）； 1 进风温度（ C ）。 3.2 空气冷却器的选定 空气冷却器假定选用 JW30.4 6S表面冷却器 16，其主要参数为 迎风面积 Fy =2.57 2m 换热面积 F=200.4 2m 介质通过截面积 0.00553 2m 传导系数 k=（8.002.152.0 2 8 017.351 y） 1 x1.162(W/ 2m K) 空气阻力gH=16.66 75.1y（aP） nts朱瑞：强迫风冷封闭母线的研究设计 20 水的阻力 h =14504 95.1 （aP） 上面式中 yv 迎风面风速（ m/s） ; w 水的流速（ m/s） ； 吸湿系数，干式冷却器一般 取为 1。 3.3 求迎风面风速y已知标准状态下的进风量 V=11883m3 /h。根据进入空气冷却器的风温 60C ，计算在此温度下进入空气冷却器风量及风速为 V60 =273 )62273(12795 =15701（ m3 /h） yv=y60 F3600V=1.70（ m3 /h） 迎风面风速 yv 值一般取 1.5 2.5m/s,过大或过小均不适合，当 yv 增大时。固然会使传热系数增高，但却增加了空气通过冷却器的阻力；若yv 1.5m/s.虽然阻力减小了，但传热系数 k值下降，则更为不利。计算结果yv=1.57m/s,尚比较 合适。 3.4 求冷却器水量 W 一般选用水的流速 为 0.6 1.8m/s之间，计算中选用水流速 w=1.3m/s 水的流量为 W =1000 wFz （ kg/s） 式中 zF 介质通过截面积（ m2 ） ; 水的流速（ m/s） ,为 1.3m/s; 3.5 求传热系数 k 不同型式的冷却器，其传热系数是不同的，产品样本一般都根据 k 的计算公式。 k=（8.002.152.0 2 8 017.351 y） 1 x1.162(W/ 2m K) （ 3-2） 3.6 求空气与水的对数平均温度mm=kFQ1C （ 3-4） nts辽宁工程技术大学毕业设计（论文） 21 式中 1 修正系数； Q 、 k 、 F 意义同前。 1 考虑冷却器使用后管内结垢，管外积灰等因素，而使传热系数降低的修 正系数，一般只作冷却用时， 1 =0.9 3.7 求冷却水温升s（ C ） s=1pWcQ （ 3-5） 式中1pc 水的定压比热，1pc=4182W kgs/ C Q、 W 意义同前。 一般要求 s =2.5 6.5C 之间比较适合，计算得 2.85C 可满足要求 3.8 求温度指标 M 和 Me 值 M=ms 12（ 3-6） 式中 2 、 1 、 s 、 m 符号意义同前。 3.9 求冷却水的进水温度c（ C ） c=121 M sMee 式中式中 2 、 1 、 s 、 Me 符号意义同前。 火电厂中用的工业水温度一般为 32 35C ，而计算得的冷却水进水温度必须高于这个温度，否则不能满足这个要求。当计算温度低于 32 35C 时，则需改选冷却容量大些的冷却器，按上述步骤重新进行计算，直到满足要求为止。 3.10 求冷却水出水温度 Z （ C ） Z =C+S（ 3-8） nts朱瑞：强迫风冷封闭母线的研究设计 22 式中C、S符号意义同前。 3.11 求冷却器中空气的阻力 不同形式的冷却器，其空气阻力计算公式是不同的，产品样本一般提供阻力计算公式。选用 的冷却器提供的阻力计算式为 gH=16.66 75.1y（aP） 3.12 求水流过空气冷却器的阻力 水阻力的计算式。水阻力计算式为 h =14504 95.1 （aP） 3.13 选择风机 选择风机必须满足两个要求，一是风机风压必须大于整个风道的阻力。 二是风机风量大于所要求的风量。 风的阻力 =1.2 （整个母线内的阻力 +母线和冷却器间连接管道的阻力 +冷却器中风的阻力） 上式中的 1.2为安全系数。 母线内风的阻力计算可按实际的布置情况，如母线的总长度，母线弯曲的角度及弯曲数量，夹层空间的尺寸等计入，即可算得母线内的阻力。 连接管道中风的阻力计算。按实际布置情况。如管道尺寸、长度、弯曲的角度查暖通方面设计手册，即可求的风道中的阻力。 选用两台 T40 I#7 型风机 32， 4叶片 25度，风量为 20500 hm /3 ，风压为 274.6aP，一台为备用，一台正常工作。 nts辽宁工程技术大学毕业设计（论文） 23 4 温度即时 监控反馈 系统的设计 4.1 温度传感器的设计 电力系统中高压开关柜等高压设备的母线在载流过大时经常出现温升过高 ,而使相邻的绝缘部件性能劣化 ,甚至击穿而造成事故。据统计 ,电力系统发生事故的原因中有相当一部分与热问题有关。因此 ,必须采取有效措施监控母线温度。 由于母线处于高电位 ,要测量它的温度并非易事。目前专门用于高压母线温度测量的方法不多 ,一 是在母线表面涂一层随温度变化而改变颜色的发光材料 ,通过观察其颜色变化来大致确定温度范围 ,这种方法准确度低、可读性差 ,不能进行定量测量 ;另一种方法是利用红外光的辐射特性随温度变化的特点制成的红外测量仪 ,它能测量 0 200之间的温度值 ,其误差小、准确度高。但操作人员必须常年定时操作仪器 ,才能测得母线温度 ,另外 ,由于需要光学器件 ,在高压开关柜等特定场合使用不太方便 ,而且价格比较高 ,推广应用有一定困难。 4.1.1 数字温度传感器 在本 系统 中 ,采用美国 DALLAS 公司推出的 DS1820 单线数字温度传感器。 DS1820 使用了 on-board 专利技术来测量温度 ,全部传感器及各种数字转换电路都被集成在一起。其塑封外型如一只三极管。 DS1820 具有独特的单线接口 ,不需要外部元件 ,不需备份电源 ,可用数据线供电 (寄生电源方式 ),其接口电路图如图 2 所示 ,测量范围从 -55+125 ,增量值 1 ,还可以读内部计数器 ,获得较高的分辨率。 图 4.1 DS1820 的接口电路图 nts朱瑞：强迫风冷封闭母线的研究设计 24 4.1.2 DS1820 的性能特点 DS1820 是美国 DALLAS 公司推出的增强型单总线数字温度传感器。它在测温精度、转换时间、传输距离、分辨率等 方面较以前的产品有了很大的改进，给用户带来了更方便的使用和更令人满意的效果。它属于新一代适配微处理器的智能温度传感器，可广泛用于工业、民用、军事等领域的温度测量以及控制仪器、测控系统和大型设备中，例如多路温度测控仪、中央空调、恒温装置等。 DS1820 的性能特点 : （ 1） DS1820 采用 DALLAS 公司独特的“单线（ 1-Wire）总线”专有技术，通过串行通信接口（ I/O）直接输出被测温度值 （ 2）测温范围： -55 +125，在 -10 +85时精度为 0.5；在 -55 +125范围内，测量误 差也不超过 2。 （ 3）负压特性：电源极性接反时，温度计不会因发热而烧毁，但不能正常工作。 （ 4）供电范围为 3.0 5.5V。内含寄生电源，该器件既可由总线供电，亦可选用外部电源供电。 （ 5）内含 64 位经过激光修正的只读 ROM，扣除 8 位产品序列号和 8 位循环冗余校验码 CRC 之后，产品序列号占 48 位。出厂前就作为 DS1820 惟一的产品序列号存入 ROM中，在构成大型温控系统时，允许在单总线上挂接多片 DS1820。 4.1.3 DS1820 的内部结构和外部管角 图 4.2 DS1820 的引脚图 DS1820 的 内部结构主要由四部分组成： 64 位光刻 ROM、温度传感器、非挥发的温度报警触发器 TH 和 TL、配置寄存器。 DQ 线为数据输入 /输出端（即单线总线），它属于漏极开路输出，外接上拉电阻后，常态下呈高电平。 VDD 是可供选用的外部电源端，不用时需接地。 nts辽宁工程技术大学毕业设计（论文） 25 光刻 ROM 中的 64 位序列号是出厂前被光刻好的，它可以看作是该 DS1820 的地址序列码。 64 位光刻 ROM 的排列是：开始 8 位（ 28H）是产品类型标号，接着的 48 位是该DS1820 自身的序列号，最后 8 位是前面 56 位的循环冗余校验码 。 光 刻 ROM 的作用是使每一个 DS1820 都各不相同，这样就可以实现一根总线上挂接多个 DS1820 的目的。 DS1820 中的温度传感器可完成对温度的测量，用 16 位符号扩展的二进制补码读数形式提供，以 0.5 /LSB 形式表达，转化后得到的 9 位数据，存储在 1820 的两个 8 比特的RAM 中，二进制中的前面 8 位是符号位 。 DS1820温度传感器的内部存储器包括一个高速暂存 RAM和一个非易失性的可电擦除的 E2RAM,后者存放高温度和低温度触发器 TH、 TL 和结构寄存器 。 暂存存储器包含了 8个连续字节，前两个字节是测得的温度信息， 第一个字节的内容是温度的低八位，第二个字节是温度的高八位。第三个和第四个字节是 TH、 TL 的易失性拷贝 。 第六、七、八个字节用于内部计算。第九个字节是冗余检验字节。 根据 DS1820 的通讯协议，主机控制 DS1820 完成温度转换必须经过三个步骤：每一次读写之前都要对 DS1820 进行复位，复位成功后发送一条 ROM 指令，最后发送 RAM 指令，这样才能对 DS1820 进行预定的操作。复位要求主 CPU 将数据线下拉 500 微秒，然后释放， DS1820 收到信号后等待 16 60 微秒左右，后发出 60 240 微秒的存在低脉冲，主CPU 收 到此信号表示复位成功。 4.1.4 实际应用中应注意 的 几方面问题 （ 1） 较小的硬件开销需要相对复杂的软件进行补偿，由于 DS1820 与微处理器间采用串行数据传送，因此，在对 DS1820 进行读写编程时，必须严格的保证读写时序，否则将无法读取测温结果。在使用 PL/M、 C 等高级语言进行系统程序设计时，对 DS1820 操作部分最好采用汇编语言实现 。 （ 2） 连接 DS1820 的总线电缆是有长度限制的。试验中，当采用普通信号电缆传输长度超过 50m 时，读取的测温数据将发生错误。当将总线电缆改为双绞线带屏蔽电缆时，正常通讯距离 可达 150m，当采用每米绞合次数更多的双绞线带屏蔽电缆时，正常通讯距离进一步加长。这种情况主要是由总线分布电容使信号波形产生畸变造成的。因此，在用DS1820 进行长距离测温系统设计时要充分考虑总线分布电容和阻抗匹配问题。 （ 3） 在 DS1820 测温程序设计中，向 DS1820 发出温度转换命令后，程序总要等待nts朱瑞：强迫风冷封闭母线的研究设计 26 DS1820 的返回信号，一旦某个 DS1820 接触不好或断线，当程序读该 DS1820 时，将没有返回信号，程序进入死循环。这一点在进行 DS1820 硬件连接和软件设计时也要给予一定的重视。 （ 4） 测温电缆线建议采用 屏蔽 4 芯双绞线，其中一对线接地线与信号线，另一组接VCC 和地线，屏蔽层在源端单点接地。 4.2 DS1820
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