敞开式高压隔离开关接线端子过热分析及现场处理方案

李建鹏,史晓龙,孟延辉,李 强,胡伟涛,刘晓飞,赵书涛,许 健

(1.国网河北省电力有限公司超高压分公司,河北石家庄 050071;2.华北电力大学电力工程系,河北保定 071003)

高压隔离开关具有电气连接和隔离功能,是电力系统安全稳定运行的重要保障[1-5]。敞开式高压隔离开关在运量大、结构复杂,受运行环境影响易发生过热、拒分、拒合、卡涩等故障,其中过热故障通常不会当即影响电力供应,设备运维单位普遍会在检修期间进行擦拭、打磨、紧固等简单处理,导致敞开式高压隔离开关过热故障处于反复发生和长期失修状态,成为影响电力系统安全的重大隐患[6-8]。

近年来,不少学者及工程技术人员针对高压隔离开关过热问题开展研究。文献[9]建立了高压隔离开关触头温升模型,分析了接触电阻、夹紧力和镀银层随温度的变化情况。文献[10]利用有限元多物理场分析方法,计算了GIS内部隔离开关的温度场及流体场的耦合分布情况。文献[11]以角型隔离开关为对象,研究了不同插入深度情况下的触头导通特性。文献[12]建立了触头部分的三维模型,指出负荷电流、触点材料、接触压力和接触面积是影响触头温升的主要因素。文献[13]基于温度-流体场有限元分析模型,计算了隔离开关的整体温度场分布。文献[14]—文献[15]分析了隔离开关现场运行过程中触头的烧蚀原因,从产品设计和安装工艺两方面提出了控制措施。

上述研究重点分析了动静触头结合部位及GIS内隔离开关的发热原因、温升分布及处理措施,并未涉及敞开式高压隔离开关接线端子过热故障。作为隔离开关的重要部件,接线端子承担导流和连接引线的关键作用。由于运行环境、加工和装配工艺等原因,接线端子在服役过程中易出现接触面氧化脏污、通流能力不足、连接结构失效等问题[16],进而造成接触电阻过大,在正常负荷电流通过的情况下产生局部过热故障。

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本文针对某变电站内多起敞开式高压隔离开关接线端子过热故障,通过接线端子解体检查、通流能力计算和拧紧扭矩校核,确定过热的根本原因,制定现场处理方案。

1 故障检查

变电站运行人员通过红外测温发现,某型号隔离开关的接线端子普遍存在过热现象,如图1所示(以2个过热接线端子为例)。红外测试期间环境温度为26 ℃,正常接线端子温度为32～35 ℃,过热接线端子1最高温度为113 ℃,过热接线端子2最高温度为107 ℃。根据《国家电网公司变电检测管理规定》,用螺钉或螺栓与外部导体连接的镀锌接线端子的最高允许温度为105 ℃,确定2个接线端子发生过热故障。

图1 过热接线端子红外测试结果Fig.1 Infrared test results of overheating terminal

过热隔离开关的额定电流为3 150 A,通过的负荷电流为1 260～1 380 A。接线端子材质为ZL101A铝合金,设计尺寸为120 mm×120 mm×20 mm(长×宽×厚),接触面连接型式为4×Φ16盲孔螺纹连接。根据接线端子结构及连接型式,判断过热原因有3个:1)接触面氧化脏污;2)通流能力不足;3)盲孔螺纹连接失效。过热隔离开关为新投运设备,运行时间为1.5 a,对过热接线端子1进行解体检查,发现接触面无脏污、烧蚀痕迹,初步判断接线端子过热原因为通流能力不足或盲孔螺纹连接失效。

2 通流能力计算

接线端子的发热量由负荷电流经过导体电阻产生,通常采用式(1)进行理论计算。

牙周手术前，两组患牙的TM均为Ⅱ度或Ⅲ度，差异无统计学意义(Z=0.501，P>0.05)。与术前相比，术后6个月实验组和对照组分别有70.00%和66.66%的患牙TM得到改善(转为Ⅰ度)(Z=3.873，Z=3.464；P<0.05)；而术后6个月两组间相比则无明显差异(Z=0.218，P>0.05)(表2)。

(1)

图3为接线端子等效受力图,可见接线端子的最大应力出现在螺帽与接线端子接触处,最大应力为9 MPa,远小于ZL101A铝合金的极限屈服强度235 MPa,接线端子整体结构强度处于安全状态。

接线端子的通流能力取决于自身的材料属性和外界条件。当接线端子达到稳态热平衡时,可认为发热量通过传导、对流和辐射3种热传递方式传播到空气中[17-19]。敞开式高压隔离开关接线端子暴露于空气中,空气的热导率大约是接线端子基体(铸造铝合金)的千分之一,所以在整个热量传播中可以忽略空气传导散热。因此,敞开式高压隔离开关接线端子的温升情况由对流与辐射2种热传递方式决定。由式(1)得到接线端子的载流量计算式,见式(2)。

（2）较大面积蜂窝：先凿去蜂窝处薄弱松散的混凝土和突出的颗粒，冲洗干净。用比原混凝土强度等级高一级的干硬性砂浆填补，避免因砂浆收缩形成裂缝与原混凝土结合不紧密。表面用水泥浆（水泥浆内掺加纯白乳胶漆和少量白水泥）抹平，确保修补材料牢固粘结，无明显痕迹与原混凝土色泽相近。

(2)

图4为接线端子承受载荷后的形变量云图,可见新孔外侧拐角处形变量较大,但均小于8 μm,远小于ZL101A铝合金伸长率4%的标准要求,证明该结构在受到固定端子载荷后,未发生明显塑性变形,满足设计要求。由仿真分析结果可知,方案1满足理论可行性。

Qc=αc(θw-θo)F,

(3)

朋辈导师自身定位不清便无法真正履行导师职责。因此，导师需要在总体性指导和具体事务帮助间取得适度平衡，在非必要情况下，导师不要介入具体实践项目的推进，而应该在思路激发和方向引导上给予困境中的团队必要的帮助和指引。

对于冻结法凿井施工过程中造成的地表冻胀和融沉导致副井井架倾斜，采用注浆和旋喷桩两者结合的纠偏措施，达到了良好的预定目标。为了确保井架基础不进一步发生不均匀沉降变形，同时考虑周边建筑物和冻融土的影响，应尽可能加深基础以下土层的注浆范围，本工程注浆深度确定为32 m，其下部粘土层可以起到一定的止浆作用，防止浆液向下部扩散，造成不必要的浪费。

接线端子尺寸为120 mm×120 mm×20 mm(长×宽×厚),表面传热系数取值1.165,计算得到换热面积F=0.122×1.165×2=0.033 6 m2。环境温度取值20 ℃,最高运行温度为85 ℃,接线端子最高允许温升为65 ℃,计算得到对流热量为Qc=6.5×65×0.033 6=14.196 W。

环境温度为20 ℃时,辐射换热量计算公式如式(4)所示。

接线端子形变量云图如图7所示,可见应力最大区域同样集中于端子4个拐角处,且相对于整个模型所占比例极小,此螺纹副上应力集中对端子整体强度影响很小,故方案2也具有理论可行性。

(4)

式中:σb为斯特藩-玻尔兹曼常数,其值为5.67×10-8[W/(m2·K4)];Fr为物体的辐射表面积,Fr=F;ε为物体表面黑度,镀锡的铝表面黑度取值0.08。由式(4)计算得到接线端子的辐射热量Qr=1.38 W。

电阻R的计算公式如式(5)所示。

(5)

式中:ρ0为铝材质0 ℃时的电阻率,取值为2.62×10-8Ω·m;α为铝材质电阻温度系数,取值为0.004 15;θ为换算温度,取值85 ℃;l为导体截面长度,取值0.02 m;A为导体截面积,取值0.014 4 m2。由式(5)计算得到R85=4.92×10-8Ω。

由上述分析可知:当接线端子温升不超过65 ℃(GB/T 11022—2011《高压开关设备和控制设备标准的共用技术要求》[20]中4.5.2条款规定)时,允许通过的长期稳定负荷电流为18 220 A,远大于实际负荷电流(1 260～1 380 A)。因此,过热接线端子满足现场通流要求,排除通流能力不足引起过热的可能性,初步判断过热原因为盲孔螺纹连接结构失效。

查阅该型号隔离开关安装使用说明书,接线端子螺栓的初始拧紧扭矩为95 N·m,对过热接线端子2的螺栓拧紧扭矩进行校核,结果如表1所示。由表1可见,校核的4颗螺栓中,最大拧紧扭矩为91 N·m,最小拧紧扭矩为75 N·m,较初始拧紧扭矩(95 N·m)均有较大幅度下降,平均下降幅度为10.03%,确定发热的根本原因为盲孔螺纹连接失效导致的螺栓轴向预紧力降低。

表1 螺栓拧紧扭矩校核

3 处理方案及仿真分析

增大螺栓连接结构预紧力和增加螺纹圈数,可以降低螺纹接触界面的相对运动,减少螺纹表面的磨损量,提高连接结构的安全裕度及可靠性[12,16]。据此提出2种接线端子现场处理方案:1)方案1为重新打孔。重新钻4×Φ17通孔,使用4个M16螺栓进行连接;2)方案2为改造旧孔。将4×Φ16盲孔螺纹连接结构扩展为4×Φ20通孔螺纹连接型式。为了验证2种方案的理论可行性,根据接线端子结构、受力对称的特点,利用ANSYS有限元软件仿真分析重新打孔和改造旧孔后接线端子的受力和形变情况。

式中:αc为空气自然对流换热系数,取值为6.5[W/(m2·℃)];θw为最高允许温度,℃;θo为环境温度,℃。

在计算精度满足工程应用的前提下,进行以下简化以提高模型的收敛性:1)螺栓连接件接触面上的法向应变相同且固定[21-22];2)螺栓轴线与安装孔轴线重合且无径向滑动;3)螺栓杆受均匀拉力载荷;4)螺纹接触面、接线端子承压面的接触性质为对称型摩擦接触对,摩擦系数设置为0.15。建立改造后的接线端子三维实体模型导入ANSYS软件进行有限元分析。

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3.1 处理方案1:重新打孔

式中:M为拧紧扭矩,N·m;k为扭矩系数,取值0.2;F为轴向预紧力,kN;d为螺栓直径,取值0.016 m。M16螺栓拧紧扭矩最大值为107 N·m,各系数取值通过咨询设备制造厂技术人员及参阅相关文献获得,为通用、成熟的设计参数。由式(6)计算可得,单个M16螺栓的轴向最大预紧力为33.4 kN。

M=k×F×d,

(6)

螺栓拧紧扭矩计算公式如式(6)所示。

接线端子材质为ZL101A铝合金,材料的杨氏模量E设置为160 GPa,泊松比v设置为0.2,密度ρ取值2.68×103kg/m3。利用ANSYS的预拉力单元PTETS179对接线端子施加静态载荷,载荷施加情况如图2所示。其中,接线端子上下表面的4个螺栓孔周围施加夹紧力33.4 kN。在接线端子上表面施加3个方向的额定静态载荷,水平纵向施加1 250 N,水平横向施加750 N,垂直方向施加1 000 N,以模拟接线端子连接导线后的受力。

图2 方案1的载荷施加图Fig.2 Load application diagram for scheme 1

式中:τs为发热量;I为负荷电流;R为导体电阻;α为总换热系数;F为换热面积。

图3 方案1的等效受力图Fig.3 Equivalent stress diagram for scheme 1

式中:Qc为对流热量,W;Qr为辐射热量,W。Qc的计算公式如式(3)所示。

脑卒中也叫做脑血管意外，也就是脑血管病变和突发病变引发的全脑功能障碍或者局限性障碍，持续时间如果超过二十四小时会导致死亡，包括脑出血和脑梗死，有着较高的病死率和致残率，严重影响中老年人的生活质量和生命健康。实施康复治疗可以显著改善肢体运动功能障碍问题，有效提升生活自理能力，有利于患者重获社会和生活能力。

图4 方案1的形变量云图Fig.4 Shape variable nephogram for scheme 1

3.2 处理方案2:改造旧孔

根据GB/T 5782—2016《六角头螺栓》[23]和GB/T 6170—2015《1型六角螺母》[24]的相关要求,建立M20六角螺栓三维模型并进行模拟装配。螺纹孔处设置连接螺栓、弹簧垫圈和平垫圈,螺栓旋入深度为20 mm。螺杆采用具有螺栓螺纹部分等效直径的圆柱体代替。

工程中常用的M20镀锌螺栓的最大拧紧扭矩为209 N·m,利用式(6)计算得到螺栓轴向预紧力最大值为52.3 kN。利用接触单元CONTA 174来模拟接线端子与螺帽、螺纹接触面之间的相互作用。数值模拟时,在接线端子上表面和螺帽下表面均施加固定约束,载荷施加图如图5所示。

《谢灵运传论》的“直举胸臆，非傍诗史”，其中“直举胸臆”同于第二例中邢邵“若胸臆语”，不同的是，一者是因“非傍诗史”而“直举胸臆”，一者则是因“用事不使人觉”而“若胸臆语”。沈约认为曹植、王粲等人“直举胸臆，非傍诗史”，却能够做到“讽高历赏”，是由于“音律调韵，取高前式”。显然，对沈约来说，“非傍诗史”能使诗文取得较高艺术成就，一般情况下是不可思议的，而曹植等人的某些作品能够做到，是以音律之美进行了弥补。这固然从正面说明了音律的重要性，却也从侧面说明了在通常情况下，用典对于诗文实乃不可或缺。

图5 方案2的载荷施加图Fig.5 Load application diagram for scheme 2

接线端子应力分布如图6所示,受力最大点出现在螺纹连接处,即与内螺纹接触的靠近端子受载面的第1,2圈螺纹根部。接线端子应力分布情况和螺栓旋入圈数、端子厚度有关,与普遍的实验和工程实际相符。最大等效应力为24.4 MPa,具有明显应力集中现象,但小于ZL101A铝合金的极限屈服强度235 MPa。

Qr=σbFrε[(273+θw)4-(273+θo)4] ,

4 现场实施效果

4.1 改造过程

隔离开关由运行转为检修状态后,将2个过热接线端子分别按照方案1和方案2进行改造,以便后续进行温度跟踪,比较2种方案的温升控制效果。

有着“广东小周庄”之称的顺德逢简水乡，在珠三角乡村旅游发展中具有一定的代表性，已有数百年的建村历史，现尚存明清两代古屋数百间，拥有原汁原味的古桥、河道、宗祠和石板街。近几年，为了更好地发展乡村旅游，该地村镇政府也有意改善水乡内的基础设施和环境，如新增停车场，由原来的4个增至5个；建设分段式农村污水处理系统和4个污水站，并采用地埋式一体化污水处理技术④，所有这些都为乡村旅游的发展提供相应的基础设施。

拆除接线端子上的引线后,接线端子在水平面上可转动角度较大,需要2人或者使用专用工具对接线端子进行固定后,钻机才可以准确作用于接线端子上。并且,接线端子打孔点处于悬空位置,必须进行径向支撑后才可实施打孔操作。经现场统计,方案1整个改造过程由4人完成,耗时8.6 h;方案2整个改造过程由4人完成,耗时8.2 h;2种方案整体实施难度相差不大。

假设港口城市投资收益函数中，D港的使费单价由0.38元/t变为0.36元/t，此时两城市投资港口的情况见表4。由表4可知：随D港使费的降低，D市的投资回报率下降。在D市的投资能力为73.6亿元、Y市的投资能力为40亿元时，城市投资均衡状态不变化。然而，D市的投资能力为73.6亿元、Y市的投资能力为50亿元时，D市港口使费下降使得其投资回报率从12.09%下降到9.50%。此时，D市的港口投资回报低于城市平均投资回报(9.59%)，D市以最大能力投资港口变为不投港口市以最大能力投资港口

4.2 温度跟踪

对2个改造后的接线端子进行温度跟踪,每月进行1次红外测温,连续检测16个月,检测数据如图8所示。在整个检测期内,方案1的最大温升为7.8 ℃,方案2的最大温升为9.1 ℃,均在温升允许范围内,2个接线端子运行状态正常。从温升趋势来看,前8个月方案1、方案2与环境温度的偏差基本相同,从第9个月开始,方案2与环境温度的偏差较方案1有增大趋势。分析其原因,是由于敞开式隔离开关在服役过程中,接线端子长期承受连接导线、风致振动、电致振动、温度变化带来的轴向和剪切动态载荷[25],在设计或者安装工艺不合理的情况下,螺纹连接结构不可避免地发生材料蠕变、界面滑移、微动磨损、应力松弛,导致连接结构逐渐失效,轴向预紧力衰减到一定程度后,接触面接触电阻变大,接线端子发热量逐渐增加。所以从温升控制效果来看,方案1优于方案2。

图8 温度跟踪Fig.8 Temperature tracking

5 结 语

针对多起敞开式高压隔离开关接线端子过热故障,通过故障检查、通流能力计算、拧紧扭矩校核、仿真分析和现场实施,得到以下结论。

1)螺栓连接结构失效引起的螺栓轴向预紧力下降是引起接线端子发热的主要原因之一。

2)接线端子有限元仿真分析表明2种方案均满足刚度要求,形变量均在允许范围内。

3)经过现场实施及温度跟踪,重新打孔方案较改造旧孔方案整体实施难度相差不大,但前者温升控制效果更好,具备推广应用价值。

本文在2种处理方案的仿真分析中,未考虑隔离开关在运行状态下电磁场、温度变化带来的动态载荷,后期研究中需要结合工程实际对计算模型进行优化调整。