毕业设计-强迫风冷封闭母线的研究设计

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。11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；（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。12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900MW及以上的机组，如大亚湾核电站为2900MW。这类规模的发电机组，额定电压为1826KV，输出电流已经达到27KA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26KA，设计中的自冷封闭母线外壳外径已达153M。从经济性和节省空间考虑，额定电流30KA以上的封闭母线，必须采用强迫风冷的离相封闭母线。13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；（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。2强迫风冷封闭母线基本尺寸的确定21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05M，母线导体厚度MD0016M，母线导体和外壳净距G03M，母线外壳直径1116M，母线外壳厚度MCK0008M，母线导体和外壳黑度090，外壳对太阳辐射的吸收率026。KKMSA22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。221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P（W/M）（21）MOM2KRI式中I母线额定电流（A）R母线导体在计算温度T时的支流电阻（）MMCM/RM20FT1610母线导体在20时的直流电阻率，对于铝母线002952020M/M2电阻温度系数，对于铝母线0004/CT母线导体运行温度MCF母线导体截面积，FMMMDD母线导体外径（M）母线导体厚度K集肤效应系数。对圆管母线，频率为50HZ时其计算公式为MK100351M753MD7T01610T6对本工程，取导体长期运行工作为其计算温度T85CK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OM摆脱了临近效应，所以取K1O（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179（W/M）（2MFQNMD4K410T27310T2732）式中系统组合黑度N1/2D/11KKM母线导体外表面的黑度外壳内表面的黑度K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（23）QMDMK/D2LNTH式中H等效导热系数（KCAL/M）CGR2KM3TG）（空气膨胀系数1/TT273TT定性温度T/2KMTG重力加速度G981M/S2定性尺寸（M）/D2K空气运动黏度（M/S）2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PQQ（24）MFD222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P（W/M）（2KOK2KRI5）式中I外壳环流，取II（A）KKMR母线外壳在计算温度T时的支流电阻（）KCM/RKK20FT1610M/T母线外壳运行温度MF母线外壳截面积（M）KF（M）KDD母线外壳直径（M）K母线外壳厚度（M）K集肤效应系数4KK临近效应系数O1）外壳向竖井壁辐射散热属于封闭空间的辐射散热（3）（26）KFQKA0C1/ST410/KT4式中外壳表面积（）K2M外壳外表面的黑度辐射常数576W/0C0C24K三相母线对应于竖井壁的辐射辐射角系数K2）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。（3）（）（27）KDQKAT0式中外壳的散热系数（K/H）K2MC外壳表面积（）A外壳温度KT竖井内空气温度03）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（28）CQ/YDT式中该竖井壁温度DT该岩石层温度Y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（29）BDQKBA0T式中竖井壁的散热系数（K/H）K2MC竖井壁表面积BA竖井壁温度T竖井内空气温度0（2）热平衡方程外壳热平衡方程（210）KDFKMQP总平衡方程式（210）KDFKM（211）CBDF23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。231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21A，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21B。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21C，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21（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。图21封闭母线的风系统（A）（B）单风系统；（C）（D）双风系统（一相）232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22所示。就母线导体而言母线的损耗一部分以强制对流换热方式传给母线管内的空气流MP和夹层中的空气流，分别记为和；另一部分以辐射的方式传给外壳内表面，记DAQG为。就外壳而言，外壳除本身损耗以外，还接受母线辐射能量和太阳辐射能MFQKMFQ量。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RP；一部分以自然对流换热方式传给周围的空气，记为；还有一部分以辐射换热KDGKD方式传给环境，记为。KFQ图22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（212）MPDAQGMF（213）KRFKDKQ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25米已能满足工程设计要求。233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。234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（212）可以写出第I段单位长度母线导体的热平衡方程（I1，N）（2MIPDAIQMGIFI14）其中I2IOIRFK10004（20）/MOI20MIDMC母线导体在20时的直流电阻率，对于铝母线C00295/M202M1003FIK5175310MIIDC10001675MICI由牛顿冷却公式得和DAIQGI2MIMCI21AIIDGIIGII电阻温度系数，对于铝母线0004/CMFIQ12107307344MKIICDDC208406320ED2外壳热平衡方程根据式213可以写出第I段单位长度外壳的热平衡方程（I1，N）（2KFIDIKGIMFIRIKIQQP15）其中KIFIRI02，（）,MMLMKII950ML2IKR0KICD/24121FIC81003I10KI753KICM8100016KICISRIEADP由牛顿冷却公式得和KGIQDI2DGICKI21GIIKI0KKIIFIQ10731073440IC（边相）SDK2ARIN（中相）RCI3空气温升计算公式（I1，N）（2FMQCDAIAII16）（I1，N）（2FCKDGIIGII17）214MCD式中空气的质量流率（KG/S）；空气进口时的密度（KG/）；13M空气进口速度（M/S）；空气的定压比热（J/KG），1007J/KG。CCCC4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（I2，N）（2AIIA118）（I2，N）（21IGI19）（2ANG20）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段空气进口温度已知外，其余（I1，N）都是未知量，共有6N1个1AGIIAIIKIMI、未知量。以上方程共6N1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，于是1G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和应满足，否则，说明原先ANGANG假定的不符合实际情况，应重新假定，再依次逐段求解，直到满足精度为止。1G1G235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FBMX001MFUNCTIONFFBMX001CK,LFBMX001MTHISISTHEFIRSTPROGRAM已知量IM26000,CM0016,DM05,P2000295E6,AA0004,AG0004C0567,C01005,EM09,CK0008,DK1116,EK09AS026,ES850,A00004,V040,S14,P113,W12,CP1007,F1VA1140,VG2190RMO200,CM1200,KF200,PM200,QMDA200,QMDG200,QMF200RKO200,KF200,PK200,PR200,QKDG200,QKD200,QKF200VM200,VK200,VA1200,VA2200,VG1200,VG2200CK0008,L118未知量VMI,VKI,VA1I,VA2I,VG1I,VG2I母线导体热平衡FORI1118RMOIP2010004VMI20/PIDMCMCMCM1ICM100016VMI75KFI1003CM1I/103751CM1I/DM15PMIIM2RMOIKFIQMDAIAAPIDM2CMVMI05VA2IVA1IQMDGIAGPIDMVMI05VG2IVG1IQMFIC0VMI273/1004VKI273/1004PIDM/1/EMDM1/EK1/DK2CKPMIQMDAIQMDGIQMFI空气温升MP1W1PI/4DM2CM2外壳热平衡IFL20IKIMELSEIK095IMENDRKOIP2010004VKI20/PIDKCKCKIFCK0008KFI1ELSECK1ICK100016VKI75KFI1003CK1I/103751CK1I/DKENDPKIIK2RKOIKFIPRIDKASESQKDGIAGPIDK2CKVKI05VG2IVG1IQKDIA0PIDKVKIV0QKFIEKPIDKC0VKI273/1004V0273/10041AAASINDK/2S/PIPKIPRIQMFIQKDGIQKDIQKFIVA2IVA1IQMDAI/MCPFVG2IVG1IQMDGIQKDGI/MCPF边界条件VA2IVA1I1VG2I1VG1IVG1118VA2118II1ENDVM,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231700MW风冷封闭母线表面温度计算值段号（）MCW/MMP（）KCW/MKP171411208655324101613272261224855415103164373831240315587104565474221253815656106765575601269785712108232677321283105898109720777941299465915111828878451310246145112654979641328166298114365108043134395642311679111813713645165871184571282761384426612120354138355139750664512218714841214102667121240541584761434116795126794167327122035561510315417741012365956891045541874931250145723106478197562126745578610824520761512812458651094262176941295205898110654227719131342594511208223779913274550861134502479451350786120116420258098136418625311805426814013846864521196212782051393246551120854288266141254669112405429837314231567451265543084411440186890128420风速（M/S）1257风量（）HM/312795出口温度（）C61343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V127953554（标准状态，即10133，0）HM/3S/3AP51C（2）进风温度401C（3）出风温度622（4）通过母线的总阻力10546AP（5）冷却水为工业用水，一般进水温度为3235C31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QW为QV（3120PC1）式中V风量（M3/S）0标准状态空气密度，01293KG/M3CP空气定压比热，CP1004WS/KGC2出风温度（C）；1进风温度（C）。32空气冷却器的选定空气冷却器假定选用JW3046S表面冷却器16，其主要参数为迎风面积FY2572M换热面积F2004介质通过截面积0005532传导系数K（）X1162W/K80021573Y12M空气阻力1666（）GHAP水的阻力14504（）H951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。33求迎风面风速Y已知标准状态下的进风量V11883M3/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V6015701（M3/H）2736195170（M3/H）YVY60F迎风面风速V值一般取1525M/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15M/S虽然阻力减小了，但传热YV系数K值下降，则更为不利。计算结果157M/S,尚比较合适。YV34求冷却器水量W一般选用水的流速为0618M/S之间，计算中选用水流速W13M/S水的流量为1000（KG/S）WWFZ式中介质通过截面积（M2）Z水的流速（M/S）,为13M/S35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的计算公式。KK（）X1162W/K（32）80021573Y12M36求空气与水的对数平均温度（34）MKFQ1C式中1修正系数；Q、K、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，10937求冷却水温升（）SC（3S1PWCQ5）式中水的定压比热，4182W1PC1PKGS/CQ、W意义同前。一般要求S2565C之间比较适合，计算得285C可满足要求38求温度指标和ME值M（36）MS12式中2、1、S、M符号意义同前。39求冷却水的进水温度（）CCC121MSE式中式中2、1、S、符号意义同前。火电厂中用的工业水温度一般为3235C，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3235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。310求冷却水出水温度（）Z（3ZCS8）式中、符号意义同前。CS311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1666（）GH751YAP312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14504（）H951AP313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12（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12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T40I7型风机32，4叶片25度，风量为20500，风压为HM/32746，一台为备用，一台正常工作。AP4温度即时监控反馈系统的设计41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0200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。411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ONBOARD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55125,增量值1,还可以读内部计数器,获得较高的分辨率。图41DS1820的接口电路图412DS1820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（1WIRE）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55125，在1085时精度为05；在55125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3055V。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。413DS1820的内部结构和外部管角图42DS1820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。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05/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1660微秒左右，后发出60240微秒的存在低脉冲，主CPU收到此信号表示复位成功。414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。42DS1820温度检测电路的设计此温度检测电路共有16个DS1820温度传感器组成，对16个相应的测点的温度值进行测量，为了简化系统的硬件电路以提高系统的可靠性，提高系统的精确度，也便于随时方便的增加或减少测点（传感器）的数量，本电路设计采用了多个挂接在一个总线上的DS1820集成数字温度传感器。由于此温度检测电路的温度传感器选用DS1820集成数字温度传感器，它采用单总线结构、串行输出，测量的温度值直接以数字信号的形式串行输出到单片机，所以此温度检测电路是由16只DS1820集成的数字温度传感器。该部分电路及其与单片机的连接的电路如图43。图43温度检测电路43报警电路的设计由于温度即时反馈监控系统对报警无特殊要求，因此选用了简单的压电蜂鸣器。如图44所示，在AT89S53的P16口输出高电平时，7406输出低电平，蜂鸣器中产生电流而发出警报；当P16输出低电平时，7406输出高电平，蜂鸣器不工作。7406为反向驱动器。图44报警电路44温度记录的设计为实现报警数据记录功能，本设计采用TPP40C微型打印机。TPP40C微型打印机是一种由单片机控制的超小型智能点阵打印机。每行可打印40个57点阵字符。该打印机打印命令丰富，可打印240种代码字符，支持打印固化汉字，并带有较大的数据输入缓冲器。其引脚功能如下DB0DB7单向数据传输线，由计算机输往打印机。STB数据选通信号，输入线。在此信号上升沿，数据线上8位数据由打印机读入机内并锁存。STB宽度应大于05S。BUSY“忙”信号，状态输出线，输出高电平时，表示打印机处于“忙”状态，此时主机不得使用STB信号向打印机送入新的数据字节。BUSY可作为中断请求线，也可供CPU查询。ACK“应答”信号，状态输出线。输出低电平时，表示打印机已经取走数据，ACK“应答”信号在很多情况下可以不用。TPP40C全部代码共256个，分配如下（1）00H40B微型打印机定义为无效代码，40C机定义为退出汉字方式命令代码。（2）01H0FH打印机命令代码。（3）10H1FH为用户自定义代码。（4）20H7FH为标准ASC码。（5）80HFFH为非ASC代码，其中包括少量汉字、希腊字母、块图和一些特殊字符。此项技术研究还不成熟，但是为了给维修人员留下温度记录备份，系统扩展了此TPP40C微型打印机功能，但由于时间和能力有限并没有彻底完成这部分功能设计，例如缺少该打印机的硬件接口电路图等，所以该项技术有待日后继续设计开发。5温度即时监控反馈系统程序流程图及主程序该温度即时监控反馈系统采用AT89C2051单片机做中枢控制，在母线上每4米安装一个数字温度传感器，由于单片机的程序有优先级别，在进行程序处理时只能逐级处理，不能同一时刻并行处理很多程序，所以也就不能同时控制很多个温度传感器，因此，设计采用AT89C2051型单片机，每一个AT89C2051分别控制相应的16个数字温度传感器，这样即可以及时完成温度监测，又可以节约使用单片机。根据系统的功能需求，本设计的软件分为主程序、中断服务程序、温度检测子程序、打印子程序等。设计采用中断方式，由定时器发出定时中断申请，主程序进行系统初始化，在中断程序中先判断是否到10秒若不到10秒，则返回；若到10秒，则先后调用温度检测子程序、打印子程序。主程序主要是进行初始化和10秒定时，包括中断系统的初始化、定时器T0初始化。主程序流程图如图51所示。图51主程序流程图主控制程序如下ORG0000HAJMPMAINAJMPTOINT；转定时中断服务程序MAINMOVTMOD，01H；定时器T0初始化MOVSCON，00H；串行口初始化MOVTH0，XXH；置定时器初值MOVTL0，XXHSETBET0；允许T0中断SETBEA；CPU开中断SETBTR0MOVR7，5AH；置软件计数器初值TOINTMOVTH0，3CHMOVTL0，0AFHDJNZR7，TOR；判断是否到10SMOVR7，5AHACALLTADC；调用温度检测子程序LOOPAJMPLOOP；机器周期延时RET定时中断服务程序定时中断服务程序的内容为先装入计数器的初值，然后调用温度检测子程序、判断温是否超出设定范围，若超出则蜂鸣器响，微型打印机打印当前温度值，若温湿度均未超出设定范围，则返回。其程序框图如图52所示。图52定时中断服务程序流程图由于16只DS1820温度传感器均连在一根数据总线上，所以单片机要依靠每只传感器内部64位激光ROM中具有唯一性的48位产品序号来识别。为了让使用者能方便的将测量的温度值与测点相对应，本设计采用如下方案先将每个测点的DS1820温度传感器进行十进制编号地址码，然后依次测出每个传感器的64位激光ROM中具有唯一性的48位产品序号，弄清每个传感器的十进制编号地址码与48位产品序号的对应关系，然后按各传感器在现场位置的十进制地址码由小到大建立地址码序号关系表，并将其固化在程序存储器中。假设表格首地址为TAB，则表结构如图53所示。图53地址码序号关系表其中地址从TAB到TAB5，共6个存储单元存放地址码（测点编号）为1的传感器的序列号，地址从TAB160到TAB165的存储单元存放地址码为2的传感器的序列号；以此类推，地址从TABN160到TABN165的存储单元存放地址码为N的传感器的序列号。该部分的程序框图如图54所示。图54温度检测子程序流程图6强迫风冷封闭母线的经济分析一般来说，风冷离相封闭母线通过热计算可以获得一系列不同的截面尺寸和通风量的设计方案。它们都能满足散热要求，同时也能满足电和力的要求。例如母线和外壳截面尺寸可以设计得小些，而要求比较大的通风量；反之，母线和外壳的截面尺寸可以设计得大些，只需要较小的通风量。这两种设计都能满足技术要求。那么，这两个方案究竟哪个比较合理呢在一系列设计方案中哪一个方案是最好的呢这就要从封闭母线的投资和运行费用及其他方面去进行综合分析比较，确定最合理的设计方案。显然，这是一个最优化设计问题。与自冷封闭母线一样，仍然可以应用正交设计方法进行最优化设计。只是风冷封闭母线中，影响经济指标的因素比自冷封闭母线要多些，情况更加复杂。因此，应当首先讨论风冷封闭母线有哪些因素对经济指标有影响，在设计中应予考虑。61冷却系统对经济性的影响风冷封闭母线的冷却系统可以有不同的安排下面仅就上文提到的四种冷却系统进行分析，为叙述方便起见，将单风系统边相进风简称为DFB，单风系统中相进风简称为DFZ、双风系统母线导体管内进风简称为SFG，双风系统母线导体与外壳夹层进风简称为SFJ双风系统中，母线导体内，外两侧都有冷却空气流过，冷却效果比较好，在相同的母线允许温度寄、条件下，同样截面尺寸的母线风速比单风系统来得低。XUM,XUK,是仅仅根据这一结果就认为SFG就比DFB好是不全面的，因为SFG是每相独立通风的，风速虽然小些，总风量却是每相通风量的3倍，而DFB是边相与中相连续通风的，总风量是两边相风量之和。其次SFG与DFB通风阻力也不相同，一般认为SFG阻力比较大。第三，DFB只需要使用两台风机，而SFG需要三台风机。最后，DFB与SFG系统的母线与外壳温度也不一样，因此，损耗也不相同。一般DFB系统的母线温度水平比较低，而SFG系统的母线都处于比较高的温度，因此损耗也比较大。总之，不同的冷却系统对经济性的影响不同，必须通过全面的，综合的经济比较才能抉择。62母线允许温度对经济性的影响母线导体和外壳的允许温度和对封闭母线的设计有重大影响。国内XUM,XUK,XUK,外大多规定为6570，差别比较大，国外可高达105，国内大多限制在XUM,XUM,8590。如较高，在其它条件相同情况下，母线截面尺寸就小些，通风量也可以XUM,低些，于是母线的投资就比较低，风机的投资和运行费用也低。但是另一方面，封闭母线电流密度较大，整体温度较高，损耗就大大增加，导致运行费用增加。此外，的高低还可能对冷却系统的选择产生影响。在之前的计算中有SFG系统中外壳温XUM,度与母线温度几乎同时到达限制温度，甚至是外壳先达到限制的允许温度，KMXUK,而母线导体还没有达到允许温度，这就是说提高对于SFG系统是完全没有必XUM,XUM,要了。对于DFB系统，情况就完全不同，仍见前面的计算，这时中间段母线导体温度已接近，而外壳温度还离很远；这就意味着提高可以降低通风量，或者缩XUM,XUK,XU,小母线横截面尺寸，因而有可能带来经济上的好处。如果85时选择SFG是比较M,经济的，那么当提高以后，DFG系统有没有可能比SFG更加经济呢这是有可能的。XUM,由此看来，封闭母线导体的允许温度的确定要考虑两方面的问题，一个是可能XUM,性问题，就是母线连接的工艺上允许不允许有较高的。目前，我国规定的允许温度XUM,比较低，以确保运行的安全。另一方面是必要性问题，譬如实际计算表明，当采用XUM,双风系统冷却时，为了减小母线截面尺寸或者降低风速，关键是提高，而提高XUK,是不必要的。但是采用单风系统提高可能带来经济上的好处。因此在下面最XUM,XUM,优化设计的叙述中，我们将把也作为一个因子，来考查在技术上如果能够提高XUM,时给经济上是否能带来好处。XUM,63母线导体厚度及外壳厚度对经济性的影响母线导体厚度和外壳厚度对封闭母线的经济性有直接影响。一般、增加，MCKCMCK损耗就降低，但封闭母线投资就增加，通常00120018M、00060008M。由MCK于集肤效应的作用，增加对损耗的影响不明显。比较小，集肤效应常可略而不计，MCKC所以增加对损耗降低比较明显。但外壳直径大，增加时，投资增加也颇显著。在保KC证母线必要的电气、力学性能的前提下，它们取多少最为合适，这是一个值得探讨的问题。64线导体和外壳的直径对经济性的影响母线导体直径增加，损耗就降低；换热情况有所改善，风量可以减少，但投资MD相应增加。外壳直径增加也有相同作用。不过当母线导体直径决定以后，外壳直径必K须保证有足够的绝缘厚度。通常外壳与母线导体的净距G在025030M之间。因此决定以后，若净距G已定，也就基本上决定了。所以把净距G作为一个因素来考MDK虑，就不再是一个独立的因素了。K此外，相间距离变化范围比较小，一般根据发电机的引出端距离以及保证足够的安装距离而定，且相间距在热计算中影响不大，在分析中可以忽略其影响。母线的长度I根据电站布置决定，因此在最优化设计中也不予考虑。上面讨论的这些在母线设计中要确定的因素都对封闭母线的投资和运行费用有着直接的影响。这些因素的变动对投资和运行费用的影响常常是相互矛盾的，投资增加往往运行费降低。这