箱变壳体通风结构散热效果的计算与验证
王鉴 ，袁丽
(北京市电力公司 ，北京潞电电气设备有限公司，北京市 101104)
摘 要：户外用箱变(预装式变电站)散热效果的优劣取决于其选用的结构，本文通过采用风量计算法对典型结构的散热效果进行了计算比较，并结合实体验证得出了“底进顶出”形的通风结构较之“侧进侧出”形的通风结构在壳体散热效果上更佳的结论。
关键词：箱变壳体; 通风结构; 散热; 计算; 验证
1 引言
预装式变电站俗称箱变，是一种高压侧交流额定电压3.6-40.5kV包括一台或多台变压器、频率50Hz及以下、安装在公众可接近地点的高压/低压或低压/高压户外配电装置。随着社会经济的发展，此种设备以其成套性强、体积小、占地少、选址灵活、能伸入负荷中心、减少损耗、运行安全、安装方便、施工周期短、环境适应性强等优点在电网改造中得到广泛的应用。然而，箱变因其安装地点多接近公众，除有较高防护等级要求外，外型尺寸也受限制，这直接影响其运行时的散热性能，致使有些箱变在实际运行时，其内部温度会超出国家标准中对温升的要求。该问题的严重性不言而喻，有必要进行深入地研究并加以解决。
2 预装式变电站壳体的通风结构
2.1 基本通风方式及研究对象
以往的预装式变电站，一般采用自然通风或加装强排风措施来解决设备的通风散热问题。因强迫通风的可靠性较差，在此仅以自然通风作为研究对象。
2.2 自然通风方式的典型结构
自然通风采用的是置换式通风，典型结构有“侧进侧出”形和“底进顶出”形两种。
2.2.1“侧进侧出”形壳体的通风降温结构
⑴ 气流路径呈 “)(”形的通风结构如图1所示;
⑵ 进、排风口局部结构如图2和图3所示。
图1 图2 图3
2.2.2“底进顶出”形壳体的通风降温结构
⑴ 气流路径呈“人”字形的通风结构如图4所示;
⑵ 进、排风口局部结构如图5和6所示;
图4 图5 图6
2.2.3 通风结构所决定的气流途径比较
图7为“侧进侧出”形通风结构箱体内的气体流通途径示意图。气流途径无法沿热压方向运动，散热方式主要靠箱体及空气的热传导。
图7 图8
图8为“底进顶出”形通风结构箱体内的气体流通途径示意图。气流途径经过热源沿产生的热压方向运动，有效带走箱内热量。
3 同规格两种通风结构壳体风量计算
3.1 计算风量的基本公式
进、排风口风量和进、排风口中心与中和面高差计算公式为：
(1)
(2)
(3)
(4)
式中 Gj， Gp——分别为进风口的进风量和排风口的排风量，kg/s;
μj，μp——分别为进风口和排风口的空气流量系数;
Fj，Fp——分别为进风口和排风口的有效面积，m2;
—— 重力加速度，m/s2;
hj，hp——分别为进风口中心和排风口中心与中和面的高差，m;
H—— 进、排风口中心间的高差，m;
ρw——进风空气密度，kg/m3;
ρnp——变压器室内空气的平均密度，kg/m3;
ρp——排出空气密度，kg/m3;
3.2进风口和排风口空气流量系数的确定
空气流量系数计算公式： (5)
式中：ξ— 局部阻力系数(依据参考文献1选取ξ值)。
可以得到“底进顶出”形箱变进风口和排风口的空气流量系数分别为0.6917和0.6299，即 ， ;
同样得到“侧进侧出”形箱变进风口和排风口的空气流量系数分别为0.4385和0.6202，即 ， 。
3.3进出口风量定性比较
设：“底进顶出”形箱变和“侧进侧出”形箱变的进、排风口面积分别相等，即 ， ，壳体内变压器在单位时间内产生的热量也相等，进行两者间进、排风量的定性比较。
3.3.1进风量比较
“底进顶出”形箱变进风口进风量的计算公式为(1)：
“侧进侧出”形箱变进风口进风量的计算公式为(1)：
则进风口进风量的比为： (6)
由于 ; ， ;且 。
此外，由于高差H与排气口温度值成正比，故“底进顶出”形箱变排气口排出的空气温度要高于“侧进侧出”形箱变排气口排出的空气的温度，即 。
因为 =( + )/2， (7)
其中 = ，将 和 = 代入(7)，得到 ，故 。
将 、 、 、 和 代入(6)可得到， 。
所以在进、排风口面积相等，变压器单位时间内产生的热量相同的前提条件下，“底进顶出”形箱变进风口的进风量大于“侧进侧出”形箱变进风口的进风量。
3.3.2 排风量比较
“底进顶出”形箱变排风口排风量的计算公式为(2)：
“侧进侧出”形箱变排风口排风量的计算公式为(2)：
则排风口排风量的比为： (8)
由于 ; ， ，且 。
又因为 ，所以 。且因 与 的温差值小于10℃，依据空气密度表估算出 ， 。
将 、 、 、 、 、 代入(8)可得到 。
所以在进、排风口面积相等，变压器单位时间内产生的热量相同的前提条件下，“底进顶出”式较 “侧进侧出”式箱变排风口的排风量大。
3.3.3对两件实物箱体进行的计算
对实物的计算。已知“底进顶出”形和“侧进侧出”形箱变中的各个参数值如表1。
表1
参数名称“底进顶出”形“侧进侧出”形数据来源
℃进风口有效面积 (m2)0.0720.0932实测得出
排风口有效面积 (m2)0.1030.120实测得出
进、排风口高差H(m)1.571.11实测得出
进风空气密度 (kg/m3)1.1651.165实测温度值，查找空气密度表得出
变压器室内平均空气密度 (kg/m3)1.1371.146计算出温度值，查找空气密度表得出
排风空气密度 (kg/m3)1.111.128实测温度值，查找空气密度表得出
重力加速度g(m/s2 )9.819.81查找重力加速度表得出
将表1中的各个已知项的数值分别代入公式(1)、(2)、(3)和(4)中，分别计算出“底进顶出”形和“侧进侧出”形箱变进、排风口的风量值及进、排风口中心与中和界的高差。
⑴ “底进顶出”形箱变
m, m, kg/s, kg/s;
⑵ “侧进侧出”形箱变
m , m , kg/s, kg/s
上述计算可知：对同种规格箱体，尽管“底进顶出”形与“侧进侧出”形的进、排风口有效面积相比要小些，但“底进顶出”形较“侧进侧出”形的换气量还大。
4 对通风散热效果计算结论的实物验证
计算结果表明：“底进顶出”形比“侧进侧出”形的通风效果更佳。为验证该结论，采用设备壳体实物进行加装模拟变压器热源进行对比实验。
4.1实验壳体规格及模拟变压器的热源选择
4.1.1 实验壳体的规格
“侧进侧出”形选用YBM□-12/0.4型箱体，“底进顶出”形选用YBM□-12/0.4-GRC型箱体。两型的壳体基本尺寸相当具有可比性。
4.1.2 实验用模拟变压器的热源
⑴ 以选定壳体中所安装变压器的较大容量值500kVA 变压器额定负载情况下产生的热量为模拟的对象，视S11-M-500/10 变压器额定容量下的总损耗功率5778W为产生热量的功率，确定实验品热源方案。
⑵ 以产生热量功率值5778W 作为参考值，在每台实验品中设置每支功率为2000W 的电热器板3 支，共为6000W 功率的实验热源。该电热器组安放在壳体变压器室内变压器的位置上。
4.2实验环境与试品
4.2.1 实验环境
户外、高温季节、阳光直晒、通风无遮挡。
4.2.2实验品和测试器具
⑴ 实验品：YBM□-12/0.4 型金属(简称“J”)壳体一台;量产YBM□-12/0.4-GRC 型复合水泥(简称“F”)壳体一台;局部做了不同改进的YBM□-12/0.4-GRC 型复合水泥壳体两台。
1号实验品通风结构如图9所示，与实际量产品结构相同;
图9
2号实验品通风结构如图10所示，较量产品仅通风网孔径加大;
图10
3号实验品通风结构如图11 所示，较量产品通风截面适当加大结构局部略有改动;
图11
4号实验品通风结构如图1、2、3 所示，为量产金属壳体。
⑵ 测试器具：XMTG-7412 温控器四支;PT100 传感器四支;只升不降的温度计四支;户外温度计一支。
4.3实验时间与试品布置
4.3.1 实验时间段的确定
选择北京夏季典型的炎热气候环境为实验时段。
4.3.2 实验品的布置
四台实验品在设置区域内的位置关系如图12 所示成45 度角排列，将底箱沉于地平面以下。实验地点设置在开阔地，带实验品间距在2.0 米以上。
4.4实验数据的采集和处理 图12
将只升不降温度计和温控器经传感器放置于实验品的变压器隔室中，温控器置于低压隔室内;将环境温度计单独设置于实验区域中。实验期间各实验段不间断供电，定时分别对实验品进行即时内部温度值和实验区域环境温度值的查录。依据查录数据绘温度曲线图，参照实验品的最高内部温度值进行比较。
4.4.1 实验数据采集
实验中按要求所采集的数据见表2。
表2
日期 时间 环境温度℃ 1 号试品 2 号试品 3 号试品 4 号试品
8月7日9：00 各实验品内温度均等同环境温度后开始通电
11：00 晴36℃ 47.1℃52.4℃ 45.3℃ 72.8℃
14：00 晴39℃ 54.1℃55.9℃ 50℃ 75.4℃
17：00 晴35℃ 54.5℃ 55.2℃ 48.4℃ 73.9℃
8月8日8：00 多云29℃ 45.9℃ 50.5℃ 44.7℃ 70.9℃
11：00 晴3 7℃微风 49℃ 53.6℃ 46.4℃ 71.3℃
14：00 多云39 ℃微风52.4℃ 54℃ 50℃ 75.3℃
17：00 多云33℃ 49.7℃ 54.6℃ 49℃ 73.5℃
8月9日8：00 多云28℃ 43.9℃ 46.2℃ 47℃ 71℃
11：00 晴38℃ 43.3℃ 51.4℃ 50.1℃ 73.8℃
14：00 多云35 ℃微风53.2℃ 53.8℃ 51.4℃ 74.5℃
17：00 晴35℃ 52.1℃ 53.6℃ 52℃ 74.1℃
8月10日8：00 多云28℃ 41.8℃ 49℃ 42.6℃ 66.5℃
11：00 多云33℃ 53.9℃ 51.1℃ 45.6℃ 73.7℃
14：00 阴33℃ 52.7℃ 47.5℃ 48.6℃ 70.8℃
17：00 阴31℃ 49.3℃ 47.2℃46.5℃ 72℃
8月11日8：00 阴24℃ 41.2℃ 48℃49℃ 64.8℃
11：00 多云28℃ 43.8℃ 44.5℃49.6℃ 68.2℃
14：00 多云28℃ 43.2℃ 51.7℃45.7℃ 69℃
17：00 多云27℃ 45℃ 45.6℃46.8℃ 69.5℃
8月12日8：00 阴23℃ 50℃ 42.9℃41.7℃ 65℃
11：00 阴27℃ 52.6℃50℃43.8℃ 69.1℃
只剩不降温度计记录数值 57℃58℃55℃75.5℃
4.4.2实验数据分析
根据实验记录的数据，绘制实验数据曲线图(图13)。
图13
依据记录数据表2可得到记录数据处理表(表3)，结合图13以及由表3生成的即时温度平均值曲线图(图14)可方便进行结果比较。
表3 单位：℃
实验品特征1号试品2号试品3号试品4号试品
实验品号1.00234
每日同一记录时刻箱内即时温度的平均值844.5647.324567.64
1148.2850.546.871.48
1451.1252.5849.1473
1750.1251.2448.5472.6
测量时段总的平均值48.5250.4147.3771.18
图14
⑴ 实验过程经历了夏季的炎热气候，环境温度变化较大(记录值在24-40℃之间)，阴雨与暴晒的天气为实验提供了很有说服力的产品实际运行环境，提升了记录数据的参考价值。
⑵ 实验品内部即时温度总的平均值最低的是经过通风截面调整后的F3号，仅为48.10℃。依次升高的是：量产F1号，相对F3号高出1.03℃;调整钢网目尺寸的F2号，相对F3号高出3.60℃;量产J4号，相对F3号高出23.75℃。
从温度曲线图14中，也可了解到：运用“底进顶出”形通风结构的3台F实验品，尽管它们之间在局部结构上有差别，其实验结果的测定值仍比较接近，与采用“侧进侧出”形通风结构的J实验品比较，通风散热性能突出。
⑶ 从只升不降温度计测量的数据也可得到与上述分析类似的比较结果。经过通风截面调整后的F3号的55℃最低，依次为：量产F1号的58℃;调整钢网目尺寸F2号的59℃;量产J4号的75℃。显然，“底进顶出”形通风结构较之“侧进侧出”形通风结构的通风散热性能具有显著(有20℃之差)的优势。
⑷ 对于加大钢网孔径尺寸的实验品F2在实验中反比量产F1内部温度略高的现象，经现场环境分析，原因有二：其一，所处地势低洼，较其他实验品垂直高度相差三十多厘米，对进风口的通风不利;其二，实验场地北侧道路路面有堆物情况，使得其整体的通风条件较其他实验位置略差。
5 理论计算结论的实物验证结果
5.1 验证结果一
在相同气候环境下，“底进顶出”形的通风结构和“侧进侧出”形的通风结构分别在体积与内部热量相当的紧凑型箱变壳体上应用，会使两者的散热性能产生显著地差别。前者能保持箱体内部温度较后者低20℃(见图15)，将其与金属板“侧进侧出”形通风结构箱体内部温度通常高于环境温度30-40℃相比(见图16)，降低了箱内超出环境温度值的50%以上。
图15 图16
因此，“底进顶出”形的通风结构和“侧进侧出”形的通风结构相比，两者在箱体散热性能上的差别是“质”的差别。
5.2 验证结果二
实验在验证“底进顶出”形的通风结构较之“侧进侧出”形的通风结构散热效果更佳的同时，也对采用“底进顶出”形通风结构的壳体存在周边环境和局部结构差异(见图17、18)对散热功能影响的有限(见图15、16)性作了证明。这些差异引起的箱体散热效果之差仅在1-4℃之间。
图17 图18
因此，只要箱体采用“底进顶出”形的通风结构，有限的局部结构改进(主要指通风截面)或环境变化会影响箱体散热性能，但这种差别仅是有限“量”的差别。
5.3实物验证的综合结果
理论计算得出了“底进顶出”形的通风结构较之“侧进侧出”形的通风结构在壳体散热效果上更佳的结论。实物验证结果恰与此结论一致，且数值差距明显，从而证实了计算结论的正确性。
6 结束语
风量计算为箱变壳体散热结构的效果判别提供了可靠的依据，实物验证更不失为有效的手段。设计者为解决户外配电设备尤其是箱变紧凑结构、高安全防护与良好通风散热之间矛盾的探索和努力一直没有间断过，新的创意和尝试的成功有赖于科学有效的手段，箱变壳体采用“底进顶出”形的通风结构大幅改善设备运行时的散热性能的成功就是一个很好的例证。
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