Analysis of the insulated self-supporting conductor obstacle

Full Text

Введение

Современная электроэнергетика растёт огромными темпами. Происходит постоянный рост электропотребления. При значительном росте электропотребления необходимо учитывать и увеличивающиеся потери. Для более точного определения потерь требуется учитывать температуру проводников и различные климатические факторы, в том числе и при процедуре расчёта установившихся режимов [1–5]. Температура проводника зависит от величины протекающего тока; температуры окружающей среды; силы и угла атаки ветра; интенсивности солнечного излучения, влажности и т. д.

В настоящее время повсеместное распространение получают самонесущие изолированные провода, которые состоят из токоведущих жил и нулевой жилы, покрытых изоляцией из сшитого полиэтилена. Расчет потерь в таких проводах осложняется тепловыми процессами в изоляции и теплообменом между фазами. В работах [6, 7] были рассмотрены метод расчета потерь и процесс задания провода, в котором токоведущая жила задавалась как цельный однородный проводник. Представляет интерес влияние геометрии токоведущей и нулевой жилы на процессы тепловыделения и потери в проводе.

Для учета влияния геометрии были созданы модели токоведущей и нулевой жилы в соответствии с ГОСТ [8], где они представлены в виде семейства проволок различного диаметра и количества (рисунок 1).

 

Рисунок 1 – Исполнение токоведущей жилы в соответствии с ГОСТ

 

Результаты и обсуждение

Для моделирования процесса теплообмена между окружающей средой и проводником был выбран провод СИП 2 3х120-1х95. Каждая токоведущая жила провода состоит из 19 (d=3 мм), а нулевая жила из 7 (d=4,5 мм) проволок. Токоведущие и нулевая жилы покрыты изоляцией. При моделировании СИП в программе ELCUT [9] были введены следующие допущения:

1. Воздушное пространство вокруг проводов не задавалось. Наличие ветра учитывалось коэффициентами теплоотдачи конвекцией.
2. Угол соприкосновения проволок составляет 43°, что наиболее точно соответствует реальной геометрии провода.
3. Угол соприкосновения фазных проводов составляет 9° [10].
4. Скорость ветра 1 м/с.
5. Атмосферное давление 101 кПа.
6. Коэффициент, характеризующий угол атаки ветра – 0,5.
7. Коэффициент черноты поверхности провода – 0,8.

Для моделирования тепловых процессов были определены следующие параметры (таблица 1).

 

Таблица 1

Параметры материалов провода СИП-2 3×120 1×95

Наименование	Материал исполнения	Коэффициент теплопроводности, Вт/(м °С)
Токопроводящая жила	алюминий	244
Несущий провод	сплав алюминиевый	143
Изоляция	светостабилизированный сшитый полиэтилен	0,38
Воздух	-	0,0253

На первом этапе были рассмотрены токоведущая и нулевая жилы без учета взаимного влияния. Параметры заданного режима представлены в таблице 2. На основе метода конечных элементов в программном комплексе ELCUT были получены следующие картины распределения температуры и градиент температуры провода (рисунки 1 и 2).

Объемные плотности тепловыделения для токоведущей жил и нулевого провода определялись по формуле (1). Расчет проводился без учета зависимости электрического сопротивления от температуры.

 

$Q_v=\frac{I^2\cdot r_{\mathrm{20,} ж}}{S_{ж}}$, (1)

где  – ток, протекающий по проводнику;

$r_{\mathrm{20,} ж}$ – сопротивление проводника при температуре 20°C;

$S_{ж}$ – площадь поперечного сечения токоведущей жилы или нулевого провода.

Конвективный теплообмен может быть двух видов – естественный и искусственный (вынужденный). Коэффициент конвективного теплообмена на границе воздушного пространства и изоляции провода рассчитывается по формуле (2)

${\alpha }_k=0.044\cdot \frac{k_{\vartheta }\cdot {\left(P_{\vartheta }\right)}^{0.6}}{{\left(T_{окр}\cdot d\right)}^{0.4}}$ (2)

где $k_{\vartheta }$ – коэффициент, учитывающий угол атаки ветра

$P_{\vartheta }$ – атмосферное давление;

 $T_{окр}$– абсолютная температура окружающей среды;

$d$ – внешний диаметр провода.

Первый расчет произведем для случая вынужденной конвекции. Для фазного провода при скорости ветра 1 м/с:

${\alpha }_k=0.044\cdot \frac{0.75\cdot {\left({10}^5\right)}^{0.6}}{{\left(293\cdot 0.015761\right)}^{0.4}}=19.088$ Вт/К·м²                                                     

Для фазного нулевого провода при скорости ветра 1 м/с:

${\alpha }_k=0.044\cdot \frac{0.75\cdot {\left({10}^5\right)}^{0.6}}{{\left(293\cdot 0.014398\right)}^{0.4}}=19.791$ Вт/К·м²                                                     

 

Таблица 2

Параметры фазного проводника

Ток, А	Объемная плотность тепловыделения, Вт/м3·104	Количество проволок, шт
300	34,389	19

Результаты моделирования фазного проводника приведены на рисунках 2 и 3.

 

Рисунок 2 – Распределение температуры по сечению провода

 

Рисунок 3 – Градиент температуры по сечению провода

 

Аналогичные операции были проведены и с нулевым проводом при следующих параметрах (таблица 3).

 

Таблица 3

Параметры нулевого провода

Ток, А	Объемная плотность тепловыделения, Вт/м3·104	Количество проволок, шт
300	34,389	7

 

Результаты моделирования нулевого провода приведены на рисунках 4 и 5.

 

Рисунок 4 – Распределение температуры по сечению нулевой жилы

 

Рисунок 5 – Градиент температуры по сечению нулевой жилы

 

Распределение температуры по сечению провода и градиент температуры в проводе совпадает с аналитическими расчетами, произведёнными в работе [6]. Откуда можно сделать вывод, что при расчете температуры провода жилы можно считать цельнометаллическими и не учитывать число проволок.

На втором этапе важно было определить влияние токоведущих жил друг на друга и на распределение температуры по проволокам жил провода. Для этого была выбрана четырехпроводная система СИП-2 3×120 1×95 и определены картины распределения температуры и градиента. Неравномерность нагрузки задавалась следующими параметрами (таблица 4).

 

Таблица 4

Параметры несимметричного режима

Ток в жилах, А
Фаза A	Фаза B	Фаза C	нулевой провод
100	200	400	300

Объемная плотность тепловыделения фаз определялась по формуле (1). Результаты расчета представлены в (таблица 5).

 

Таблица 5

Объемные плотности тепловыделения

Объемная плотность тепловыделения, Вт/м3·104
Фаза A	Фаза B	Фаза C	нулевой провод
2,1083	8,4333	33,733	34,389

Результаты расчета конвекции для фазного и нулевого провода сведены в таблице 6.

 

Таблица 6

Коэффициент теплоотдачи конвекцией αk, Вт/К· м2

	αk, Вт/К· м2
Токоведущие жилы	19,088
Нулевой провод	19,791

В результате моделирования была получена картина поля. Для анализа взаимного влияния температурных полей при заданной нагрузке были выбраны плоскости А-О, В-О и С-О (рисунок 6).

 

Рисунок 6 – Картина поля и плоскости распределения температуры

 

Рисунок 7 – Распределение температуры по сечению А-0

 

Рисунок 8 – Распределение температуры по сечению В-0

 

Рисунок 9 – Распределение температуры по сечению С-0

 

Заключение и выводы

Анализ распределения температуры по сечению, изоляции и учет нагрева крайних проволок показали, что влияние соседних фаз проявляется в незначительной мере. Нагрев токоведущей жилы и градиент температуры в сечении провода отличается от расчета [6] всего на 7 %, и не вносит в расчеты температуры значительной погрешности.

About the authors

Anton A. Bubenchikov

Omsk State Technical University

Author for correspondence.
Email: privetomsk@mail.ru

Candidate of Technical Sciences, Assistant Professor

Russian Federation, Omsk

Tatyana V. Bubenchikova

Omsk State Technical University

Email: privetomsk@mail.ru

Аssistant

Russian Federation, Omsk

References

Supplementary files