温升计算

温升计算（共8篇）

温升计算 篇1

异步电机属于面广量大的产品, 耗电量占全国用电量很大的比重, 对工农业、科技国防的进步, 能源的开放、利用及节约均起到至关重要的作用。为科学技术发展和自动化程度的提高, 对电机质量、品种的要求越来越严格, 本文就异步电机温升和计算作如下解析:

一、将定子作为均匀发热体时电机表面温升θs的表达式

定子可以视为一均匀发热的物体, 当发热与散热在某一温度下达到平衡状态时, 电机表面温升θs可用下式表示:

式中Q———稳态时单位时间定子所产生的热量 (W) ;

α———定子表面的传热系数 (W/ (Kocm2) ) , 见表1;

S———定子表面面积 (cm2) 。

式1表明:无外风扇的电机的表面温升与定子产生的热量成正比;与散热系数、散热面积成反比。其中散热系数α与电机表面状况有关, 电机在使用中若表面积有灰尘、污垢使α变小, 从而使温升增高。

二、计入定子本身散热途径中各部分温度降之后的定子绕组温升

空气冷却的电机的散热主要由两大途径———固体之间及固体与气体之间构成。

(一) 固体之间温度降

固体之间温度降粗略地可以看成由两部分组成———绝缘层中 (包括浸渍漆及漆膜) 及铁心中 (机座与铁心可视为一体) 。

1. 绝缘层中的温度降θi

式中Q———由绕组产生并经绝缘传出经绝缘传出的热量 (W) ;

δi———绝缘层厚度 (cm) ;

S———绝缘部分散热面积 (cm2) ;

λ———热导率 (W/ (Kocm) ) , 见表2:

将公式中的Q用相应部分的定子铜耗Pcul (W) 代入, 即为该处绝缘层中的温度降。如计算糟部:

若计算端部:

l———铁心长 (cm) ;

lc———半匝线圈平均长 (cm) ;

lE———半匝线圈端部平均长 (cm) 。

计算时, 若槽部θi、S、λ与端部的不同, 则代入θi公式时应分别取值。

2.铁心表面的平均温升θFC

θFC=Q/αS=ΣP/αS=[ (PFC+0.5PS) +Pcul (l/lc) ]/αS

式中S——定子铁心内圆面积;

S=πKill (cm2)

PFC———铁耗 (W) ;

PS———电机的杂散损耗 (W) ;

Pcul———定子铜耗 (W) 。

(二) 绕组端部表面对空气的温升θe=Pe/αeSe (K)

式中Pe———端部绕组铜耗, Pe=+PcullE/lc (W) ;

αe———端部表面的散热系数;

Se-、———端部绕组面积, Se=LllEZl (cm2)

L———为绝缘线圈断面的外缘周长 (cm) 。

(三) 定子线组温升θl

式中θcu F———绕组有效部分温升, θcu F=θFe+θi (K)

三、计入转子辐射之后的定子绕组温升

转子对定的热辐射对定子绕组的温升θl有一定影响, 尤其对冷却方式为IC0141的封闭式电机, 这已为实践所验证。但目前国内有关电机设计方面的书籍上, 在计算θl时均未将转子的热辐射 (用计入转子铜耗Pcu2来考虑) 计入后, 经试验修正得出以下θl的计算公式。

θl=Kl PFe+Pcul+K2 Pcu2/αS (K)

S=πDll2/2+πDll (cm2)

式中α———用定子温升实测值统计数据按上式反算后求得的经验系数 (W/ (cm2o K) ) ;

Dl———定子铁心外径 (cm) ;

L———铁心长 (计及通风沟) (cm) ;

K1、K2———经热路计算及试验获得的修正系数, 求法见文献。

将三种损耗 (其中PFe为总铁耗) 均纳入θl的表达式之中是符合实际情况的。K1、K2是与电机结构、工厂采取的制造工艺均有关的系数。当将K1、K2及α在典型结构上经过修正确定下来之后, 用该公式计算同类产品的其他规格时, 算得的θl与试验值之间的误差就很小。

四、对温升的分析、估算

因目前国内尚无与试验结果比较吻合的温升 (指θl) 计算化工, 所以异步电机的设计人员基本上都是用分析、估算的办法确定所设计产品的温升。

分析、估算的办法是:将所设计的产品的电磁负荷及散热面积与已有试验结果的同类产品相较。其中定转子电密J1、J2, 因温升与它们的平方成正比, 对θl影响较大。若所参照的产品的θl较高或较低, 可用上述的平方关系调整所设计产品的J1、J2。定、转子线负荷A1、A2与θl成一次方的比例关系;Bδ则随产品类型的不同有一定的选择范围, 不宜大幅度地增、减。

除上述的规律外, 在借助于分析、计算确定所设计的电机的方案时, 还应注意以下几点:

1.在系列产品设计时, 为保证“系列性”, 个别规格的电磁负荷会选得较低或略偏高。

2.应注意工艺上对θl有影响的因素, 如浸渍方法, 铁心加工水平等。

3.注意电磁负荷分配的合理性。

4.注意散热面积, 在同一机座号的不同长度电机中, 若PN1>PN2, 且采用IC0141的散热方式, 应使l1/l2略大于PN1>PN2, 即散热面积的增加幅度应略大于功率的增加幅度, 否则应降低电磁负荷、热负荷。

5.θl应按企业的具体情况留有一定的裕度, 对于新设计的待定型的产品, 至少应留有10K的裕度。

温升计算 篇2

关键词：高压开关柜；实际温升；超标原因；手车柜；型式试验

中图分类号：TM591 文献标识码：A 文章编号：1009-2374（2013）05-0093-03

近几年，我国高压电网系统逐渐增多，使得高压开关柜的温升超标逐渐频繁，这使得设备的安全稳定运行受到了直接的影响，若持续过热高温而没有及时控制，就会严重影响绝缘件及相关设备的性能与使用寿命。为了改善这种现状，我国电力系统所使用的开关柜，必须严格按照采购程序与技术章程进行，确保入网的所有开关柜都通过了相应的型式试验（尤其是在温升要求上）。从理论上讲，负荷在运行中通常达不到开关柜的设计满容量，但是在实际运用中，情况却不理想。本文通过分析国产KYN、JYN手车柜与合资生产的8BK20开关柜的实际温升数据，进而发现了在实际运行中开关柜的温升水平都超过了型式试验所得数据。基于此，本文对产生这种情况的原因进行了分析，并根据实际情况提出了相关的应对策略。

1 开关柜实际温升数据探析

1.1 国产KYN手车柜

某变电站10kV主变开关柜型号为KYN28-10，并且配用了VD4断路器，对其实际温升进行了测量，在测量之前打开部分顶盖，同时测试主母排温度与开关柜箱体外表温度。通过测试之后，分析可知，主母排的最高温度居然达到了100℃，而实际温升达到了88℃，这明显超过了主母排温升标准的65℃。由此可见，该变电站温升问题严重，必须经过一定的改进。该变电站将开关柜的1、2号母线桥进行了重新制作，其铜排规格从以前的2×TMY100×10变为了2×TMY120×10，同时也改进了通风系统。通过上述改造之后，温升得到了一定的好转，但是同该变电站开关柜型式试验所得的温升数据之间依然存在着很大差距。

1.2 国产JYN手车柜

某变电站10kV主变开关柜型号为JYN1-10，属于福建某开关厂所生产，对其开关柜的箱体外表面进行了温度测试。测试结果显示，开关柜的温升速度与负荷有着非常紧密的联系，一旦负荷增加，那么温升速度就会加快。尤其是负荷在1900A左右的时候，其温升尤其明显，同时也达到了最大值47℃，这显然不符合相关的规范标准（满负荷下30℃）；反之，若负荷较低（一般低于1200A）时，这个时候的温升一般都不太明显。

1.3 合资生产的手车柜

某合资厂生产的开关柜，型号为8BK20，属于上海某开关制造公司生产，对其内部母线母排及开关柜箱体外表面进行了测试。测试显示，在测试之处并没有明显的超标迹象，但是通过分析可知，此时的负荷并未达到额定容量的70，而温升实际上已接近上限。因此，合资生产的开关柜虽然在温升上优于国产同类设备，但是实际温升依然会超标。

2 开关柜实际温升超标的原因探析

从上述分析可知，不管是国产还是合资所产的开关柜，都会存在实际温升超标的现象，这种温升超标的情况尤其表现在母排连接等部位，实际测得的数据往往都会高于型式试验所得的数据。通过对这种情况分析及总结以往的经验可知，产生这种情况的原因主要有以下几个方面：

（1）所用导体材料未能满足相关电导率要求，并且大部分的导体原材料都存在纯度不够的问题。

（2）由于型式试验都是在试验室完成，不会超过8小时，因此持续时间不长，一般不会出现温升累积效应，其所得数据便无法等同实际中长期运行并持续发热的设备所产生的数据。

（3）现场相关因素，比如现场在安装与检修的时候工艺不当，具体以母线而言，其在加工、连接及安装中，如果其接触表面处理不当（不到位、不光滑与不平整等），往往就会造成有效接触面积的减少，从而使得接触过程中的电阻值增大而产生过多的热。

（4）在连接的地方，其紧固螺栓压力不当。一些员工在安装及检修中普遍认为，导体在连接的时候，其螺栓拧得越紧其效果就越好，但实际上并非如此。尤其是当前使用铝质母线的情况较为普遍，这种铝质母线弹性系数较小，压力一旦达到了临界值，而材料强度差，那么压力继续增大，就会导致接触面部分隆起，这样也就使得接触面积减小，最终使得接触电阻增大，大大地影响了导体的接触效果。

（5）对于不同的金属材料而言，其膨胀效应不同。通过对我国不同金属材质的螺栓分析可知，铜质、铝质母线产生的金属膨胀系数往往要高于钢制螺栓，这突出表现在螺栓的设备接头上。在具体的运行中，负荷及温度变化都会使得铝或者铜与铁的收缩和膨胀程度存在差异进而发生蠕变，换句话说，金属会在应力作用下产生缓慢的塑性变形。此外，蠕变的产生及进行还与接头处的实际温度有着莫大的关联。相关实践表明，一旦接头处温度高于80℃，接头处的金属往往就会产生热量而出现膨胀，导致接触面错开，形成小孔隙而发生氧化；这种变化可以逐渐累积，也就是说每次温变循环将会使得接触电阻堆积，最终使得热量累积，热量越来越大，最后反作用于接头，使得接头出现工作不良或者坏掉的现象。

3 高压开关柜实际温升超标应对策略

本文结合相关实践经验，从以下三个方面探讨了高压开关柜实际温升超标的应对策略。

3.1 预防性试验

应对高压开关柜及内部设备进行定期预防性的试验，通过试验来验证其是否正常，在试验的时候应按照相关的规范操作进行。试验所得数据中，一旦发现存在异常，则应结合历史数据进行相关分析，不能仅仅根据当时所得的一组数据就做出草率判断，应全方位做好分析，最终确定故障所属类型。此外，当试验及相关检修完成之后，应及时做好恢复工作，将相关试验设备仪器及开关柜内部的各个连接点完全复原，以此避免人为失误而造成的巨大损失与安全隐患。

3.2 日常运行的检修

为了提高开关柜的运行效率及减少安全隐患，应做好日常的运行检修工作。在具体的检修中，应定期查看开关的动静触头是否稳定，其外表是否产生了变色，并且应检查触头及触头片是否光滑、合格。当检修完成后，为了保障开关柜及相关部件的效率及使用寿命，可以涂抹一定的导电膏，以此增加导电性能，同时也能减少触头之间的电阻值。如果设备在正常运行中，我们可以采用红外线温度测试仪来检验触头及铜排温度，一旦出现实际温度过高（超标）现象，首先应及时给上级汇报，以便合理对负荷进行调试，并且还应将有故障的设备及时切除，第一时间进行检查与修复。

3.3 进行在线监测

在线监测技术是这些年才发展起来的，其依靠的是监控技术与计算机技术，将其运用在高压开关柜实际温升超标监测中有着非常好的效果。为了提高开关柜运行效率，应不断研究与开发更加先进的在线监测系统，实时对开关柜内部开关接头、触头、铜排及相关附属元件等进行监测，监测其运行情况是否正常，尤其要对温度情况进行及时了解。在线监测可以将所测数据及时传送给监控计算机，而相关的操作人员就可以及时分析这些数据。此外，采用在线监测可以设置相应的预警值，当设备运行的温升超标即将导致设备故障时，预警系统就会提前报警，以便工作人员及时采取对策，从而规避重大事故的发生。

参考文献

[1] 陈康.高压开关柜的实际温升及发热解决措施[J].机电信息，2010，（30）：59-60.

[2] 黄勇，孙奇.高压开关柜无异常发热分析[J].城市建设理论研究（电子版），2011，（21）.

[3] 冯政协，陆畅.一种高压开关柜无线测温系统[A].2011年中国电机工程学会年会论文集[C].2011：1-3.

作者简介：边小东（1971-），男，内蒙古鄂尔多斯人，内蒙古鄂尔多斯电业局技师，研究方向：电力系统及其自动化。

某型发电机定子温升计算 篇3

1温升校核计算的步骤

温升计算校核的工作可分为3步, 首先根据发电机发热的部位和散热的途径来绘制散热热路图;其次再分别计算这些散热路径上的热阻值及其表面的散热系数;最后综合以上数据计算出发电机的定转子绕组的平均温升值, 并与技术总要求进行对比, 必要时进行局部修正和设计综合调整。

2发电机定子温升计算过程

热量的传递主要有传导、对流和辐射3种方式, 在发电机的通风冷却系统中对散热起主要作用的是通过发电机内部的冷却空气对流来散热。发电机的发热主要是由绕组和铁芯产生的, 所以其温升的校核计算应以绕组和铁芯的温升计算为主。虽然发电机各部件的发热程度应以最高温升为准, 由于平均温升与最高温升间有一定的规律性, 计算时通常可以只计算发热部件的平均温升, 用平均温升来衡量发电机的发热情况是适宜的[2]。下面通过二热源热路法对该型发电机的定子平均温升进行计算和分析。

计算时可假设绕组的铜导线 (铜) 以及铁芯的硅钢叠片 (铁) 的导热系数为无穷大, 所以可以将“铜”和“铁”看做一个等温体;采用外部空气来冷却的外冷式发电机, 其温度降低主要是集中在定转子绕组的绝缘层和相关散热的表面处冷却介质流体层中。由于定转子之间的气隙中有轴向气流, 该处的热阻很大, 所以定转子之间进行的热交换可忽略不计[2]。这样, 定子和转子就可看成各自独立的二热源热路。定子的二热源热路见图1, 并假定铜、铁周围的冷却空气温度是相同的。

定子绕组铜耗产生的热量主要通过以下3条热路来散出:一是通过绕组端部的表面散出传给发电机内部的气流, 其热阻为RC1;二是通过铁芯通风道中的绕组表面传给发电机内部的气流, 其热阻为RC2;先传给铁芯, 再由铁芯传给发电机内部的气流, 铜铁间热阻为RCF。

定子铁芯铁耗 (涡流) 所产生的热量主要通过以下4条热路散出:从铁芯通风道中的表面传递给发电机内部的气流, 其热阻为RF1;从铁芯内圆表面传递给发电机内部的气流, 其热阻为RF2;从铁芯外圆表面传递给发电机内部的气流, 其热阻为RF3;铁芯先传递给铜, 铜再传递给发电机内部的气流, 其热阻为RCF。

由图2可列出下列热路计算方程

定子绕组铜导线的并联合成热阻RCu:

定子铁芯的并联合成热阻RFe:

将式 (3) 、式 (4) 代入式 (1) 、式 (2) 后

下面分别对各个部位热阻的计算过程加以分析说明为

1) 定子绕组中铜导线与铁芯之间绝缘材料的热阻:

其中:δn为导线与铁芯之间每层绝缘材料的厚度;λn为每层绝缘材料的导热系数。

2) 定子绕组端部铜导线与空气之间的热阻

其中:δC1为绕组端部绝缘材料的总厚度;λC1为端部绝缘材料的合成导热系数;αC1为端部表面的散热系数;SC1为端部总散热面积。一般认为端部绝缘材料的导热面积和端部表面散热面积相同, 所以可取

其中:LE为绕组端部长度;u为绕组端部电磁线表面周长;z为定子铁芯的槽数。

3) 定子铁芯径向通风道中, 绕组直线部分和发电机内部的气流之间的热阻RC2, 算法与2) 近似。

4) 铁芯的径向通风道、内圆及外圆表面和发电机内部的气流之间的表面散热热阻计算为

3结论

经上述计算校核表明, 该型发电机通风冷却系统的设计是合理的, 主机定子绕组及铁芯平均温升计算值均满足技术条件要求的F级绝缘温升限值, 设计安全可靠。

摘要：文中介绍了某型号发电机平均温升的计算方法, 通过运用西门子系列发电机的温升计算公式, 对该发电机的定子平均温升进行了计算校核, 结果完全满足技术要求, 得出了使用该计算方法进行工程设计的可行性和正确性。

关键词：发电机,温升,设计计算

参考文献

[1]陈世坤.电机设计[M].北京:机械工业出版社, 1984.

[2]俞左平.传热学[M].北京:高等教育出版社, 1985.

温升计算 篇4

关键词：功率损耗,温升,散热面积

0 引言

在低压成套开关设备和控制设备的系列设计中往往具有多种规格,但只能挑选1～2种具有代表性的规格的成套设备进行型式试验,而其中合乎计算条件规格的成套设备可采用GB/T24276—2009的计算法进行温升的外推法计算来效验,这样可以节省人力、财力,本文的计算例子均来自天津电气科学研究院有限公司在2007年牵头开发的GCK2低压成套开关设备的图纸资料。

下面计算的例子中,所应用的公式以及曲线、图标等均来自GB/T24276—2009 (IEC/TR 60890:1987 IDT)《评估部分型式试验的低压成套开关设备和控制设备(PTTA)温升的外推法》标准(以下简称“标准”),所用的符号、代号也尽量同国标一致。在计算例子中加入适当的说明,该标准是用于评估进行部分型式试验的低压成套开关设备和控制设备温升的外推法,可用来确定柜体外壳内部空气的温升。

本计算方法仅适用于下列条件:

1)外壳内功率损耗近似均匀分布;

2)内装设备的布局使空气流通几乎没有阻碍;

3)内装设备为直流或交流≤60Hz,总电流不超过3150A;

4)承载大电流的导体和结构部件的布局应使涡流损耗可以忽略不计;

5)带通风口的外壳,其排气口的截面积至少是进气口截面的1.1倍;

6) PTTA或其柜架单元中的水平隔板不多于3个;

7)带外部通风口的外壳如果有隔室,则每个水平隔板上的通风口的表面积应至少是隔室水平截面积的50%。

计算所必备的资料有:

1)外壳尺寸:高×宽×深;

2)与标准中相符的外壳安装形式,包含①单独的外壳,所有侧板均可拆卸;②靠墙安装的单独的外壳;③分离形式的第一个或左后一个外壳;④靠墙安装形式的第一个或左后一个外壳;⑤分离形式的中心的外壳;⑥靠墙安装形式的中心的外壳;⑦靠墙安装并且顶部表面被覆盖的中心的外壳;

3)外壳可带或不带通风口;

4)内部水平隔板的数量;

5)外壳内装设备的有功功率损耗。

1 计算例子一:取自GCK2中的受电柜In=2500A

1.1 柜体的原始资料

(1)柜体外形尺寸

宽×高×深=600mm×2200mm×800mm;通风口面积:柜顶2400cm2;柜后480cm2;柜前180cm2;进气口:480+180=660cm2;排气口:2400cm2;柜内没有水平隔板。

(2)内装设备的功率损耗计算

受电柜中的主要电气设备有:CW1-3200A/3P万能式框架断路器一台,电流互感器,指示灯,指示仪表,转换开关,小型熔断器等,其中功率损耗主要来自母线和万能式框架断路器,特别是母线,本柜体中所装入的CW1万能式框架断路器的有功损耗为900W,母线的有功损耗为:

1)水平母线,截面为2×100×10mm,每根长0.6m;

2)断路器进出母线,其截面也为2×100×10mm,其出线(三相)总长度为4632mm;进线(三相)总长度为4797mm;所以柜中垂直母线总长度为4632+4797=9429mm;

3)根据GB/T24276标准中(附录表B.2:不直接接到设备上的垂直敷设的裸导体的工作电流和功率损耗):其导体最高允许温度为85℃;壳体内导体周围的空气温度为35℃,由导体2×100×10mm查得当工作电流为3298A时,功率损耗为164.2W/m。

故当其工作电流为2500A,其功率损耗应为:

代入P=164.2×(2500/3298)=94 W/m

水平母线的功率损耗为:P1=3×0.6×94=169.2W,

垂直母线的功率损耗为:P2=9.429×94=886.3W,

柜内母线总功率损耗为:P=P1+P2=169.2+886.3=1055.5W。

(3)柜体总散热面积

柜体总散热面积如表1所示,进行合并计算得出,其中表面系数b来自GB/T24276标准中的安装形式对应的表面系数图。

1.2 确定柜内空气温升△t0.5 (柜内中部的空气温升)

根据GB/T24276标准中(计算方法、用途、公式和特性表)查得

式中,R为外壳系数,见标准中的表5,在A6>1.25m2,进气口截面积为660cm2,有效散热面积Ae=5.976 m2时,查得R=0.072;d为系数,见标准中的表5,当带通风口,有效散热面积Ae>1.25 m2时,d=1.0;p为有效功率损耗,1055.5+900=1955.5W;x为指数,见表1,应为0.715;代入

1.3 确定柜内空气温升△t0.5 (柜内顶部空气温升)

根据GB/T24276标准中(计算方法、用途、公式和特性表)查得:

式中,c为温度分布系数,由标准GB/T24276中带通风口且有效散热面积大于1.25m2的外壳温度分布系数图,其高/底的系数f见标准4.2.3中的规定

式中,Ab为柜底面积,等于0.6×0.8m2;h为柜高2.2m。

根据f=6.04和进气口截面积660cm2,由该外壳温度分布系数图查得,温度分布系数c=2.04。

代入得Δt1.0=2.04×16.2=33K

1.4 柜内空气温升曲线

如图1所示。

2 计算例子二,取自GCK2中馈电柜

额定电流3000A (原方案号12C),柜中装入CW12000/3P万能式框架断路器3台。

2.1 柜体的原始资料

(1)柜体的外形尺寸

宽×高×深=800mm×2200mm×1000mm;

通风口面积:柜顶2400cm2;柜后480cm2;柜前180cm2;

进气口:480+180=660cm2;

排气口:2400cm2;

柜内没有水平隔板。

(2)内装设备功率损耗计算

馈电柜中的主要设备为CW1-2000A/3P万能式断路器3台,每台功率损耗为360W,其他电气设备:电流互感器、指示灯、指示仪表、转换开关、小型熔断器等功率损耗略去不计,母线的有功损耗为:

1)水平母线,配置为3×120×10mm,每根长度800mm;供电给本馈电柜的受电柜In=4000A,在一个组合装置中,一般包含一合受电柜,若干台馈电柜和一组无功功率自动补偿柜,受电柜的出口母线以相同的规格(在In=4000A的组合装置中为3×120×10mm)贯穿整个组合装置。越接近受电柜,水平母线的负荷越大,但不会超过受电柜额定电流,故本柜的水平母线规格也为3×120×10mm,其负载应在3000～4000A之间,由其所在位置决定。

为计算方便,假定水平母线工作电流为3804A(GB/T24276标准表B.2:不直接接到设备上的垂直敷设的裸导体的工作电流和功率损耗中2×120×10mm的工作电流)。

计算在3×120×10mm母线在工作电流为3804A时的功率损耗采用下列公式:

式中,Pv为每相导体的功率损耗,W/m;I为工作电流,在此I=3804A;K3为电流位置系数,同每个相导体的个数、外形及安排有关,在此用K=1.80;K为铜的传导率K=56;A为母线的截面积A=3;α为铜的温度系数=0.004;Tc为导体工作温度取85℃;

代人

则水平母线的功率损耗:

P1=3×0.8×162.8=390.7W

中性线N的导体为100×10mm,但不经过断路器,直接从水平母线中的N线接下来,故暂定不考虑其功耗。

2)垂直母线的功率损耗。三台CW1-2000三极断路器的进、出母线均采用一根608mm。其功率损耗按标准中表B2的605mm及6010mm的功率损耗用插入法计算,结果算出608mm单根母线在工作电流为1152A时的功率损耗为66.74。但本柜每台开关的工作电流为1000A,故其功率损耗根据公式(1)为:

三台开关的母线(608mm)长度:进线=11190+4080=15270mm,出线=3744mm;垂直母线总长度L=15270+3744=19014mm;垂直母线功率损耗P2=19014×50×10-3=950.7W。

柜内的母线总功率损耗

p'=p1+p2=390.7+950.7=1341.4W

2)柜内电气设备的有功功率损耗

p=1341.4+3×360=2421.4W

(3)柜体总散热面积

柜体总散热面积如表2,进行合并计算得出,其中表面系数b来自GB/T24276标准中的安装形式对应的表面系数图。

2.2 确定柜内空气温升△t0.5

根据式(2):Δt0.5=R×d×px

在Ae>1.25 m2,进气口截面积为660cm2,有效散热面积Ae=7.848m2时,查得R=0.068;当带通风口,有效散热面积Ae>1.25m2时,d=1.0;p为2421.4W;x应为0.715;

代入:

Δt0.5=0.068×(1.0×2421.4)0.715=17.9 K

2.3 确定柜内空气温升Δt1.0

Δt1.0表示柜内顶部空气温升。

根据式(3),△t0.5为柜体中部空气温升,Δt0.5=17.9K;Ab取0.8×1.0m;h为2.2m。

代入

根据f=3.62和进气口截面积660cm2,由外壳温度分布系数图查得,温度分布系数c=1.93代入得

Δt1.0=1.93×17.9=34.5 K

2.4 柜内空气温升曲线

如图2所示。

3 结束语

在计算中出现了在GB/T24276标准中表(B.2:不直接接到设备上的垂直敷设的裸导体的工作电流和功率损耗)以外的导体尺寸,如计算例子3中的水平母线3×120×10mm (表B2中仅有2×120×10mm),为此采用公式(4)进行功率损耗的计算。作者曾用公式(△)按该标准中几种大规格导体尺寸进行功率损耗计算,结果偏差最大为5.8%,作者估计在于系数的采用上略有差别。在相同例子中,垂直母线尺寸为608mm,也在上述表B.2之外,作者系采用插入法进行计算。

在标准的“目的”中说明该标准用于确定外壳内空气的温升。作者也认为,在壳内温升稳定的条件下,壳内空气温升也是壳内电气设备的温升。

参考文献

[1]GB/T24276-2009评估部分型式试验的低压成套开关设备和控制设备(PTTA)温升的外推法(IEC/TR60890:1987,IDT)[S].

冷凝风机电机温升测试分析 篇5

随着人们生活水平的提高, 节能减排是社会发展的要求。特别是在空调应用领域, 对零部件的效率、寿命也比以前提升了一个档次。电机作为空调设备中关键部件之一, 它的寿命长短对空调设备的影响至关重要, 因此在空调设计选型中对电机的可靠性要求也越来越高, 而温升是考核电机可靠性的最重要的因素之一。

电机温度是指电机各部分实际发热温度, 它对电机的绝缘材料影响很大, 温度过高会使绝缘老化缩短电动机寿命, 甚至导致绝缘破坏。为使绝缘不致老化和破坏, 对电机绕组等各部分温度作了限制, 这个温度限制就是电机的最高允许温度。电机的绝缘等级是指其所用绝缘材料的耐热等级, 分A、E、B、F、H级[1]。

从表1可知, 电机中不同耐热等级的绝缘材料有不同的最高允许工作温度。而最高允许工作温度是指低于此温度长期使用时, 绝缘材料的物理、机械、化学和电气性能不发生显著恶性变化, 如果超过此温度, 则绝缘材料的性能发生质变, 或引起快速老化。

1 电机温升测试方法介绍

为验证电机的使用寿命、稳定性等特性, 通常会测试它的温升。温升是电机温度与环境温度的温度差 (温升=电机温度-环境温度, 单位:K) , 是由电机发热引起的。温升是电机设计及运行中的一项重要指标, 它标志着电机的发热程度。电机的最高允许温度确定了, 此时温升的限值就取决于冷却介质的温度。一般电机冷却介质是空气, 它的温度随地区及季节而不同, 为了制造出能在全国各地全年都能适用的电机, 并明确统一的检查标准, 国家标准规定:冷却空气的温度定为40o C。在此环境温度下, 电机绕组的温升限值:如F级绝缘为115K。按国家标准规定, 对额定输出为200k W (或k VA) 及以下交流电机, 除非另有规定, 制造厂应选用电阻法的直接测量法[2]。在一定的温度范围 (-50℃~150℃) 内, 电机绕组的电阻值将随着温度的上升而相应的增加, 而且其阻值与温度之间存在着一定的函数关系。根据这一原理, 可以通过测定电机绕组的电阻来确定其温度, 故称电阻测量法。

以约克广州空调冷冻设备有限公司某项目开发的2个风机电机为研究对象, 其规格为380V/3￠/50Hz、绝缘等级为F级、额定功率为2HP三相交流异步电动机 (以下简称电机) 。此电机用于某型号空调设备换热器中, 其原理是通过电机带动风叶旋转, 从而把热量排放到大气中而实现热交换。结合约克广州空调冷冻设备有限公司的应用, 电机装配风叶且放在机组中以实际负载进行测试。

据此, 我们策划了以下测试工况:

1) 被测电机 (机组) 在不同环境温度 (从21℃~52℃) 下运行。测试要求:在此温度范围内取四个温度点, 被测电机 (机组) 100%负荷运行, 工况稳定运行时间不小于2小时且测试数值已稳定, 被测风机风叶必须在20s内停止, 立即记录数据;2) 被测电机 (机组) 在环境温度为“最大制冷负荷[3]”时环境温度 (43℃) +不同电机供电电压 (额定电压±10%) 下运行。测试要求:测试电压分别为340V和418V, 被测电机 (机组) 100%负荷运行, 工况稳定运行时间不小于2小时且测试数值已稳定, 被测风机风叶必须在20秒内停止, 立即记录数据;3) 被测电机 (机组) 在环境温度为“最大制冷负荷[3]”时环境温度 (43℃) +不同换热器迎风面风阻 (堵换热器迎风面积20%~100%) 下运行。测试要求:被测电机 (机组) 100%负荷运行, 用纸片堵换热器20%、40%、60%、80%、100%迎风面积, 每个工况稳定运行时间不小于2小时且测试数值已稳定, 被测风机风叶必须在20s内停止, 立即记录数据;4) 被测电机 (机组) 在环境温度为“空调设备的最高运行温度 (52℃) ”+额定电压下运行。测试要求:被测电机 (机组) 100%负荷运行, 工况稳定运行时间不小于2小时且测试数值已稳定, 被测风机风叶必须在20s内停止, 立即记录数据。

2 试验及分析

按测试策划要求, 电机被安排在实验室作为期7天的连续测试, 在各工况测试过程中采集记录了近百组数据。按规定, 温升 (θ2-θa) 可按下式得[2]:

式中:θ1为测量绕组 (冷态) 初始电阻时的温度, 单位为摄氏度 (℃) ;

θ2为热试验结束时绕组的温度, 单位为摄氏度 (℃) ;

θa为热试验结束时冷却介质温度, 单位为摄氏度 (℃) ;

R1为温度为θ1时的绕组电阻, 单位为欧姆 (Ω) ;

R2为热试验结束时的绕组电阻, 单位为欧姆 (Ω) ;

K为导体材料在0℃时电阻温度系数的倒数。铜K=235, 铝K=225, 除非另有规定。

将测试数据代入式 (1) , 计算整理可得温升随环境温度、电压、风阻的变化趋势如图1所示:

从图1分析可得:

1) 电机A的实测温升比电机B低25%~40%, 经研究发现, 电机A的设计功率大于电机B, 所以电机A的温升比电机B好。虽然电机A温升低于电机B, 但功率会影响空调设备的能效, 故在满足温升的要求同时, 消耗功率应越小越好;2) 实测温升随着电机的冷却介质温度升高而上升, 随着供电电压的增加而平缓上升, 同样, 电机温升也会随着换热器风阻的变大而增加, 特别是风阻从40%到60%这个阶段, 电机的温升急骤变化, 上升幅度接近20K。值得注意的是, 当换热器风阻在80%~100%时, 电机温升会继续上升, 但在实际应用中, 这种情况几乎是不会出现的, 因为换热器风阻的增加到80%~100%时, 空调设备会出现在高 (低) 压保护停机, 所以此区间的测试数据只作参考。

通过以上的测试结果分析可得, 电机A和电机B在整个测试过程中无异常停机现象, 且温升也可以满足绝缘等级F级要求。但从效率和经济性考虑, 电机B优于电机A。

根据本次测试分析结果笔者认为, 如果只在常温及电机额定电压下测试温升的话, 并不能全面反映电机的温升, 因为它只代表了电机一个温升状态点。我们在做电机测试策划时应考虑到机组各种应用工况, 特别是应用在一些特殊场所。

3 结论

1) 电机温升随着电机的冷却介质温度升高而上升, 在测试电机温升时须在电机的最高运行环境温度下进行, 这样不仅可以测试温升, 同时也可以验证电机在最恶劣的环境下是否出现内置保护器跳脱;2) 电机温升随供电电压的增加而平缓上升, 因中国的电网供电电压允许波动范围为±10%, 所以在测试电机温升时必须包括电机额定电压±10%的两个温升值;3) 电机温升随着换热器风阻的变大而上升, 因为机组实际运行一段时间后, 机组的换热器会脏, 或者机组在冬季运行时, 换热器会结霜 (冰) , 从而会增加换热器的风阻, 所以在测试电机温升时必须包含堵60%~80%换热器迎风面积的温升。

摘要：本文以约克广州空调冷冻设备有限公司开发的2HP风机电机为研究对象, 在不同电压、冷却介质 (空气) 温度以及电机在实际应用中可能会出现的条件进行测试, 通过测试结果分析得出了温升随着电机的冷却介质、供电电压升高而上升, 同样, 电机温升也会随着换热器风阻的变大而增加。在测试电机温升时, 必须全面考虑到电机的各种不同应用、增加不同工况测试以便更全面了解温升。

关键词：风机电机,电机温升,电阻法

参考文献

[1]电气绝缘结构 (EIS) GB/T20113-2006/IEC62114:2001[M].

[2]旋转电机定额和性能GB755-2008/IEC60034-1:2004[M].

变压器在线温升测试 篇6

关键词：在线绕组温升测试仪,电阻法,绕组温度

变压器的可靠性和安全性,很大程度上取决于变压器绕组的绝缘。在超温状态下,变压器的绕组绝缘可能被破坏,引起热击穿,导致安全风险。

对用于医用电气设备的网电源变压器,GB9706.1-2007 57.9.1对此明确要求:应防止其基本绝缘、辅助绝缘和加强绝缘在任何输出绕组短路或过载时过热。并规定了环境温度为25˚C时网电源变压器绕组过载和短路状态下容许的最高温度。为此,需要测试网电源变压器的绕组温度,判断在短路或过载的故障状态下,绕组温度是否满足标准要求。

在GB9706.1-2007标准中,建议用电阻法测量绕组温度。

根据铜绕组的温升公式:

式中:

Δt——温升,单位为摄氏度(˚C);

R1——试验开始时绕组的电阻值,单位为欧(Ω);R2——试验结束时绕组的电阻值,单位为欧(Ω);t1——试验开始时环境温度,单位为摄氏度(˚C);t2——试验结束时环境温度,单位为摄氏度(˚C)。GB9706.1-2007标准给出了一种测试方法:实验开始时,测出绕组的初始电阻值R1,记录环境初始温度t1。断电后尽快测试绕组的电阻值,然后每隔一段短时间再测量一次,绘制出电阻值与时间关系曲线,推断出断电时刻绕组的电阻值R2,根据公式(1),计算出绕组的温升,经修正,转化为工作在环境温度为25˚C时对应的温度值。

这种静态测量绕组电阻计算绕组温升的方法,在某些特殊的条件下,有一定的局限性。比如使用热开关作保护器件的变压器,热开关串联在绕组内部,当变压器绕组的温度达到热开关的动作温度时,热开关断开,绕组断路,无法测试绕组电阻。还有一种情况,由于静态测量绕组温升无法监测绕组的温升状态,有时还没到规定的测试时间,变压器绕组可能由于温度过高而引起热击穿。

鉴于以上原因,这里介绍一种在线测量变压器绕组温升的方法。

测试电路见图1,图中绕组X为待测绕组,a、b为绕组X的两个端点,可调电阻VR为绕组X的模拟负载,调节VR,可以得到适当的加载电流。隔直电容C为在线绕组温升测试仪的一个附件,串联在绕组测试回路中,根据测试回路中负载电流值,要求电容C具有一定容量,对通过绕组的交流电流呈现极低的阻抗。

开始测试前,先校准在线绕组温升测试仪,选择测试通道,将测试仪的四端子测试探头连接到待测绕组X的两端点a和b,如图所示。按下测试仪的测试键,测出此时的环境温度Ti和绕组的电阻Ti,并存储到测试仪内存中,作为初始环境温度t1和初始绕组电阻R1。然后,依据变压器所使用过热保护器件的特性,按GB9706.1-2007标准规定的条件,给变压器加载。在整个测试过程中,测试仪实时显示绕组的端电压及当前的环境温度,绕组的温升值(相对于初始温度),绕组的实际温度。如测试仪已经与计算机联网,这些数据还可以传输到计算机上,以曲线的形式表示出来。这样对于一些使用热开关做保护器件的变压器,通过查看温升曲线,可以很方便地得到热开关断开瞬间绕组的温升和温度值。另一方面,由于测试具有实时性,可以随时了解在测绕组的温升状态,当发现绕组温升已经超过标准要求时,可以决定是否立即终止试验。

这种方法的测试原理也是基于电阻测量法,采用四端子法测试绕组的电阻,见图2。与其他电阻测量法不同的是,这种测试方法即使在变压器绕组加载的状态下也可以测试。

图2中测试仪输出一恒定的直流电流IDC通过四端子探头流过待测绕组,由于隔直电容C的存在,测试仪输出的直流电流不会被绕组的交流电路所分流。测试仪内部的直流电压检测装置所附带的低通滤波器能够滤除绕组两端的交流电压,使直流电压检测装置测到的电压为绕组的直流电压VDC。

待测绕组的电阻值为:RX=

测出绕组的初始电阻和实验结束时的电阻,运用设备内嵌的公式(1),即可得到绕组的温升值。

参考文献

[1]GB GB9706.1-2007医用电气设备第一部分:安全通用要求

开关柜温升问题探讨 篇7

随着输配电网自动化的迅速发展和供电可靠性的日益提高,对高压开关柜的技术要求越来越高。开关柜的过热问题即温升超标,是直接影响开关柜安全稳定运行的主要原因之一,同时也会导致开关柜本体或内部设备提前老化,影响开关柜的使用寿命。开关柜内高压载流导体的过热会导致绝缘材料的损坏,从而使开关柜主绝缘发生热击穿或者电化学击穿,造成开关柜的损坏。因此分析开关柜导电体的热源分布、散热措施、温升监测尤其重要。

1 开关柜因发热导致的劣化及故障分析

a) 高压开关柜的主要劣化因素及现象

1) 热劣化: 由于发热,温度升高导致的绝缘材料老化、橡皮老化、接触电阻加大等。

2) 电劣化: 绝缘材料的电场集中处会导致绝缘性能下降等。

3) 机械劣化: 机械应力导致的零件损坏、变形、龟裂和磨损等。

4) 环境劣化: 由环境因素引起的污损、腐蚀、吸湿和润滑油变质固化等。

b) 通常单因素劣化较少,综合因素老化较多。由发热及其他综合因素导致的故障模式

1) 温度上升→绝缘材料绝缘电阻下降→树枝状放电→闪络、短路。

2) 污秽、尘土、机械应力和腐蚀气体等的作用导致绝缘零件内部及表面绝缘能力下降→温度升高→作用加剧→表面闪络、零件内部击穿。

3) 由环境或装配、操作不良导致触头接触电阻加大→温度升高→短电弧→闪络、短路。

4) 同3) ,导致控制设备或者开关电器触头熔焊→控制失效、开关拒动。

5) 温度上升及机械、环境因素等作用 →零件机械强度下降→设备损坏。

6) 温度升高→内部设备温度升高→控制导线绝缘损坏→击穿、控制失效→设备损坏停止工作。

c) 为了解决发热的问题,确保高压开关柜的可靠性,必须很好解决以下诸方面的技术研究工作

1) 发热抑制技术。导体材料、开关和尺寸的选定; 电接触的材料、表面涂敷、接触形式和触头压力的选定; 涡流和磁滞的减少等。

2) 耐热技术。导体敷银,选用耐热的绝缘材料等。

3) 传热技术。导体配置、导体形状、导体颜色的选定; 导体散热面积的增加; 自然通风方式的换气通道、排气口结构、过滤器结构的选定; 强迫通风方式或冷却方式的选用等。

4) 外部影响抑制技术。对各种环境如日晒、风吹以及周围设备的热影响必须合理分析并采取措施。

5) 计算技术和测试技术。等效热路计算及三维热场、气流场的计算机仿真技术等。

6) 监测技术。针对开关柜温升设置的一系列监测技术。

2 开关柜的过热原因分析

开关柜在稳定运行状态下的热源主要包括3 个方面:1) 电流通过导体时产生的焦耳热; 2) 铁磁体内产生的涡流、感应热; 3) 交流电器绝缘体内产生的介质热。

2. 1 焦耳热

焦耳热包括2 部分: 1) 由于导体存在内阻,电流通过时发生的发热; 2) 导体连接处接触部位的接触电阻,电流通过时产生的发热。

kf———附加发热系数;

I———回路导体中通过的电流;

R———回路导体的总电阻;

R1———回路导体的固有电阻;

Rk———开关的接触电阻;

kc———接触材料系数;

m———接触形式系数(接触点数量);

Fm———接触压力。

接触材料和接触形式的系数参见表1。

在电流等级一定的条件下,减少整个柜体的回路电阻,可以大大降低电阻发热,从而降低温升。因此抑制焦耳热的主要措施是抑制导体自身电阻和降低接触电阻。

2. 2 感应发热

由于铁的磁导率高,磁通通过铁磁零件而形成闭路,交变磁通便在铁磁体内产生涡流和磁滞损耗,这样不仅消耗大量电能,而且产生大量热量造成温升。

抑制涡流、感应发热的措施为:

1) 一次回路通过金属隔板处采用不锈钢板、铝板等非磁性材料;

2)增大导体与铁磁件之间的距离;

3)开涡流槽以隔断感应电流通路;

4)其他方法。

2. 3 介质热

交变电场中介质损耗公式为:

式中: f———电场交变频率;

c———介质的电容;

u———外加电压;

δ———介质损耗角。

由此可知绝缘材料中的介质损耗与电场强度与频率有关,电场强度越大、频率越高,则介质损耗越大,因此可以采取设置高频过滤器等措施来减少介质损耗。

计算和实验证明: 除电力电容器外,中低压开关柜无需考虑介质损耗。

3 抑制开关柜温升过高的措施

以KYN28( a) -12 系列12 k V,3 150 A开关柜为例,对除增大母排、母排接触面镀银、开涡流槽等措施之外的抑制开关柜温升过高的方法进行叙述。

3. 1扩大散热面积,加强柜体内外的热交换

a) 柜体后上封板加厚,使电缆室泄压通道变宽,其目的是为了辅助母线室散热,如图1 所示。

b) 柜体电缆室泄压通道、母线室泄压通道和断路器室泄压通道的顶盖板由传统的铝板改为波形网格板,可增大有效散热面积近70%,并对其采用发黑工艺处理,增强了热辐性能,如图2所示。

c) 将大电流的开关柜触头盒更改为带有散热气道的触头盒产品,经过温升试验验证,在相同的试验条件下,带有散热通道的触头盒触头温升比不带散热通道的触头盒产品低19 K左右,效果非常明显,图3 为带有散热气道的触头盒产品图。

3. 2 抑制、减小涡流的影响

涡流是引发柜体发热的一个主要原因,采取有效措施抑制或降低涡流的影响,可以明显改善柜体的温升。

如图4 所示将CT安装板,母线室弯板1,套管安装板2,触头盒安装板3 均采用不锈钢材料,以阻断磁路,降低涡流对柜体的影响。

3. 3 采用发黑工艺加强热辐射

利用光照条件下,黑色物体吸热强; 无光照条件下,黑色物体散热强的特性,对易引起的部件如母线室弯板、波形顶盖板、断路器室竖隔板等部件进行发黑处理,以增强柜体的热辐射能力,如图2 和图5 所示。

3. 4 采用中置式轴流风机进行强制风冷

在开关柜各个散热通道的进风口或者出风口增加风机,加快开关柜内外冷热空气的交换,如图6 所示。经过试验验证,开关柜图中两个进风口处每处装设1 只90 W轴流风机,相同试验环境下,在开启风机的时候开关柜温升比不开启风机时可以降低6 °K ~ 8 °K。

3. 5 装设温升监测装置,实时监测开关柜温升

在开关柜母排及动接触的开关触头位置( 图7) 加装温升实时监测装置,实时监测开关柜相关部位的温升,在温升超标时通过智能组件给值班人员及后台发出报警信号,有效保障开关设备的安全运行。

(从左至右依次为:光纤、无线、红外传感器)

通过采取以上5 个方面的抑制开关柜温升的方法,有效地解决了大电流开关柜长期运行温升过高问题,保障了开关柜长期运行的安全性,从细节上切实提升了开关柜的制造品质和运行可靠性。

4 结语

分析了开关柜温升产生的危害和开关柜发热的原因,列举了一些解决开关柜内温升过高的方法,并通过KYN28( a) -12 产品改进实例对抑制温升的措施进行了实施和温升试验验证,确保了各项措施的可行性,为抑制开关柜温升超标提供一个可行的解决思路。

摘要：电力行业中广泛应用的手车式大电流开关柜在用电高峰期,长时间满负荷运行的情况下,由于各种原因大多存在温升超标问题,对供电设备的安全和供电可靠性构成较大的威胁。分析了开关柜温升过高导致的开关柜故障类型及温升过高产生的原因,探讨温升过高问题的改进措施和解决方案。

水泥固化体绝热温升试验研究 篇8

关键词：水泥固化体,粉煤灰,水泥,绝热温升

由于世界铀资源相对有限,国际上对动力堆产生的乏燃料元件一般进行后处理。在后处理过程中,将会产生一定量的中放废液。对这些废液而言,世界各国大多采用固化方法使放射性废液转变成稳定的固体进行安全的处理处置,其中水泥固化是广泛应用的一种方法[1]。在水泥固化中,大体积浇注水泥固化是近三十年来开发出的新型水泥固化方式,它是将放射性废物处理与处置相结合的处理与处置方式,具有工艺和操作简单、投资省、运行费用低等优点,在美国、中国、印度及俄罗斯等国家得到广泛研究和应用[2]。

我国已建成第一座大体积浇注水泥固化设施,经过多年运行,积累了丰富的技术和经验,已成功处理与处置中放废液几千立方米。对于动力堆乏燃料元件后处理产生的中放废液拟采用大体积浇注水泥固化方法进行处理与处置。所谓大体积浇注水泥固化就是在地质和地理条件允许的情况下,将中放废液和基质材料混合形成灰浆并浇注到近地表带有工程屏障的地下混凝土槽中,进行最终的固化处置[2,3]。

在大体积浇注水泥固化中,固化体温升是影响固化体质量的重要因素之一,也是大体积浇注水泥固化的重要控制指标。固化体温升过高,将会产生很大的温度应力,当温度应力大于固化体的拉应力时,固化体就会产生裂缝,从而影响固化体质量。混凝土绝热温升值主要是由硅酸盐水泥的水化热、水泥用量、水泥的水化程度、水灰比、结构尺寸、环境温度等因素决定。对于特定的混凝土来说,所用胶凝材料的组成和性质已经确定,其绝热温升值主要由硅酸盐水泥的水化程度决定[4]。美国混凝土学会认为,大体积混凝土必须解决水化热及由此引起的体积变形问题,以便最大限度地减少其对开裂的影响[5]。

在水泥中掺入混合材料(如粉煤灰、矿渣等)可以明显降低固化体温升,在混凝土行业及中、低放废液大体积浇注水泥固化中得到了广泛的研究和应用。本文采用水泥与粉煤灰混合物作基质材料,在给定的配方范围内进行固化体绝热温升实验室试验,并根据试验所得数据进行了分析,为动力堆乏燃料元件后处理中放废液大体积浇注水泥固化提供技术指导。

1 实验部分

1.1 测量原理

所谓混凝土的绝热温升是指混凝土体系在不与外界发生热交换的条件下,由于混凝土体系中胶凝材料的水化而产生的热量所导致的整个混凝土体系温度升高的现象。本试验采用的主要设备为混凝土绝热温升测试仪,其工作原理就是对给定的混凝土试样提供绝热条件并测定其水化过程中的温度变化历程。本实验参照《水工混凝土试验规程》[6],在绝热条件下,测定混凝土胶凝材料(包括水泥、掺和料等)在水化过程中的温度变化及最高温升值。

1.2 绝热温升测定仪

实验所用混凝土绝热温升仪为清华大学建材研究所研制,温度控制精度误差小于±0.1 ℃,温度最小分辨率0.02 ℃,自动数据采集系统每隔5 min采集一次数据。

该设备主要由三部分组成:混凝土试样绝热温升状态保持装置、温度信号调理和输出功率放大装置、测试仪控制软件,见图1。绝热温升状态保持装置示意图见图2。

1.3 固化材料

固化材料主要包括水泥、粉煤灰、高效减水剂和缓凝剂。

水泥,甘肃祁连山水泥股份有限公司/嘉峪关宏达建材有限公司生产的32.5级普通硅酸盐水泥。

粉煤灰,兰州西固热电厂/嘉峪关宏达建材有限公司生产的Ⅰ级粉煤灰。

糖,广东揭阳糖厂生产,蔗糖含量不小于99%。

FDN,天津飞龙外加剂厂生产。

1.4 试验配合比

试验采用配合比如表1所示。试验所用的基质材料分A、B两种类型, A组:粉煤灰由兰州西固热电厂生产,水泥由甘肃祁连山水泥股份有限公司生产;B组:粉煤灰与水泥均由甘肃嘉峪关宏达公司生产。

1.5 试验流程

根据动力堆乏燃料后处理工厂中放废液化学组成配制成模拟溶液。按表1称取固体原料,倒入60 L强制式混凝土搅拌机中,开动搅拌机,缓慢加入模拟溶液,继续搅拌2 min出料,将搅拌好的胶凝材料浆体装入绝热温升测定仪的盛样桶内,装好传感器,盖上盖子,开始测量。计算机自动记录各传感器的读数,连续测量至中心温度基本不再增加为止(12 h内温升小于0.02 ℃)。

2 实验结果与分析

2.1 同一类别的基质材料的固化体绝热温升

实验第A组的配合比属于同一类型,其绝热温升试验结果见图3。实验第B组的配合比属于同一类型,其绝热温升试验结果见图4。

由图3、图4可知,固化体的绝热温升可大致的分为初始、升温和恒温三个阶段。实验材料从加模拟溶液时起到开始显著升温前,可以认为是初始阶段。在初始阶段,受胶凝材料水化速率的影响,水化过程比较缓慢,因此升温较为平缓。初始阶段结束后,实验材料进入了升温阶段。在此阶段,胶凝材料开始迅速水化,温度迅速提高。升温阶段结束后,胶凝材料水化逐渐衰退,实验进入恒温阶段,温度逐渐恒定。

第A组与第B组实验结果相比,前三组的结果表现为总反应时间和各阶段反应时间较短,恒温时温升较低。随着水灰比的增加,第A组与第B组的温升分别依次减小,产生这种原因主要是,随着水灰比的增大,所使用的基质材料逐渐减少,因而基质材料的水化热逐渐降低。同时,从图中还可以看出,固化体温升与是否掺加减水剂和缓凝剂对于胶凝材料放热特性没有明显影响。

2.2 不同类别的基质材料的固化体绝热温升

两种不同基质材料在不同水灰比下的绝热温升试验结果见图5。

A-粉煤灰由兰州西固热电厂生产,水泥由甘肃祁连山水泥股份 有限公司生产;B-粉煤灰与水泥均由甘肃嘉峪关宏达公司生产; 0.50、0.55、0.60-水灰比

从图5可以看出,在同一种类基质材料条件下,随着水灰比的增加,固化体温升降低。工程应用时,确保灰浆及固化体质量满足要求的前提下,应尽量增大工艺运行过程中的水灰比。在不同种类基质材料,相同水灰比条件下,A组材料在初始阶段温升较B组快,持续时间较短;在升温阶段要比B组缓慢,持续时间要比B组稍长。从试验结果来看,A组总体温升要比B组约低15 ℃。因此,为了尽量降低固化体的温升,采用A类基质材料是比较合适的选择。

3 拟合与整理

由图3、图4得出实验材料的绝热温升可大致的分为三个阶段,即初始阶段、升温阶段和恒温阶段。采用三条直线对中心温度曲线进行分段线性拟合,利用拟合直线方程,可以计算出直线的交点,从而确定三个阶段的起始时间。同时还可以寻找数据集中数据增长的大致方向,并对水泥固化体最终中心温度做出预测。

利用Origin软件[7]对固化体绝热温升进行分段线性拟合,对自变量X和因变量Y的线性回归方程式为Y=A+BX,截距A和斜率B由最小二乘法求得。

第A(Ⅰ)组实验绝热温升曲线分段线性拟合的结果见图6。

利用上述原理,对其余的五组温升实验结果分别进行拟合,拟合结果见表2。

通过表2的分段线性拟合公式,计算出相应不同阶段对应的时间区间,结果见表3。

*注:实际测得温升。

从表3可以看出,对B组基质材料而言,固化体最高温升为50.5 ℃,考虑极端环境温度(以40 ℃为例),工艺运行过程中,仪表检测的温度将超过90 ℃;固化体最低温升43.4 ℃,工艺运行过程中,仪表检测的温度接近85 ℃,这对固化体质量是不利的。对A组基质材料而言,固化体最高温升为32.8 ℃,考虑极端环境温度(以40 ℃为例),工艺运行过程中,仪表检测的温度未超过75 ℃。因此,从表3的数据可以进一步说明,采用A类基质材料对确保固化体温升的保险系数要比B类基质材料大得多,产生这种原因主要是由于基质材料中化学组成的含量不同引起的。

4 结 论

通过对动力堆乏燃料后处理中放废液水泥固化的固化体绝热温升试验研究,可以得出如下结论:

(1)水灰比对固化体温升有较大的影响。在同一种类的基质材料的情况下,随着水灰比增大,固化体温升逐步降低。在工艺运行过程中,在灰浆及固化体性能满足技术要求的前提下,可以采用较高的水灰比。

(2)通过对不同种类的基质材料绝热温升研究,兰州西固热电厂生产的粉煤灰和甘肃祁连山水泥股份有限公司生产的水泥的混合基质材料的固化体,其绝热温升较甘肃嘉峪关宏达公司生产的基质材料低,这对处置动力堆乏燃料后处理中放废液大体积浇注水泥固化有利。

参考文献

[1]罗上庚.放射性废物概论[M].北京:原子能出版社,2003:117-122.

[2]闵茂中.放射性废物处置原理[M].北京:原子能出版社,1998:41-68.

[3]顾忠茂.核废物处理技术[M].北京:原子能出版社,2009:276-281.

[4]王甲春,阎培渝.混凝土绝热温升的影响因素[J].混凝土与水泥制品,2005(3):1-4.

[5]王甲春.混凝土绝热温升的实验测试与分析[J].建筑材料学报,2005,8(4):446-451.

[6]SL/352-2006.水工混凝土试验规程[S].北京:中国标准出版社,2006.