Name: Etude comparative de la simulation de l’élévation de température dans l’unité principale de l’anneau (Vidéo) | JoVE Journal
Uploaded: 2024-07-05T13:10:00.000+00:00
Duration: 4 min 35 s
Description: Découvrez la simulation de l'élévation de température dans les équipements électriques par analyse comparative des modules de résolution thermique. Cette méthode améliore la précision des prédictions et réduit les erreurs de simulation.

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1. Modèle
REMARQUE : en raison de la structure complexe de l’unité principale de l’anneau (Figure 1A), un logiciel de conception en ligne a été choisi pour simplifier le fonctionnement de l’unité principale de l’anneau.
<ol><li>Simplification de la modélisation<ol><li>Simplifiez partiellement le modèle, en préservant la section de la boîte à air de la RMU tout en supprimant ou en simplifiant d’autres composants tels que les arbres isolants, les boulons de fixation, les écrous, les composants d’étanchéité et les supports de support. La version simplifiée est illustrée à la figure 1B.<ol><li>Dans le processus de simplification de l’unité principale annulaire de type 630A, retirez l’arbre isolé reliant la salle des disjoncteurs à la boîte d’instruments et à de nombreux boulons et écrous fixes. Retirez les pièces d’étanchéité et le support de maintien de la pression et connectez les contacts statiques du faisceau statique isolé avec le jeu de barres de dérivation inférieur en veillant à ce que l’ensemble de la configuration ait le même courant conducteur et que seuls le disjoncteur à vide, la plaque de fixation du disjoncteur, les contacts statiques et le disjoncteur à vide soient conservés.</li>
			<li>Conservez uniquement le disjoncteur à vide, la plaque de fixation du disjoncteur, le contact statique et la plaque de blocage du disjoncteur à vide. Dans l’ensemble, retirez les boulons et les joints du modèle, remplissez les trous après avoir retiré les boulons avec des solides, réduisez le nombre de pièces maillées et optimisez les formes irrégulières des pièces. Retirez les instruments de fonctionnement du panneau, les plaques de montage, les supports et autres pièces de fonctionnement, telles que les boîtes d’instruments, qui n’ont aucun effet sur le processus de simulation de l’élévation de la température.</li>
			<li>Le retrait des boîtiers isolés de certains composants peut être négligé dans le cadre de la simulation car ils ont peu d’effet sur les résultats de la simulation. De plus, les interrupteurs de mise à la terre qui n’ont aucun effet sur l’utilisation de l’équipement en fonctionnement normal les suppriment et conservent la salle du disjoncteur pour la simulation.</li>
		</ol></li>
		<li>Pour supprimer une section, il suffit de la sélectionner et de cliquer sur l’option Supprimer .</li>
	</ol></li>
</ol>2. Solution de champ de foucault
<ol><li>Paramètres de prétraitement REMARQUE : L’émulation de champ de courants de Foucault est la base pour effectuer la solution de champ de température, ce qui nécessite l’analyse ultérieure de la source de chaleur résolue en tant que charge sur le champ de température.<ol><li>Reportez-vous à la documentation de l’équipement de l’unité principale annulaire et aux manuels pertinents pour recueillir des informations sur les propriétés physiques et les paramètres de chaque composant de l’unité principale annulaire. Définissez les attributs physiques et les paramètres des composants de l’unité principale de l’anneau dans Maxwell en fonction des informations obtenues, comme indiqué dans le Tableau 1.</li>
		<li>Réglez le courant de charge de champ des courants de Foucault à 630 A avec une fréquence de 50 Hz. Dans le logiciel Maxwell, sélectionnez un côté des bras sortants supérieur et inférieur, entrez dans le module d’excitation et réglez l’amplitude du courant sur 630 A. Dans la section des paramètres de la solution, choisissez une fréquence de 50 Hz. REMARQUE : Dans le circuit conducteur d’une unité principale en anneau, le chemin formé par tous les composants du bras de sortie supérieur au bras de sortie inférieur est connu sous le nom de séquence de phase. Par conséquent, dans cet article, les phases A, B et C sont disposées de gauche à droite.</li>
		<li>Les paramètres de matériau des composants de l’unité principale de l’anneau sont indiqués dans le tableau 2.</li>
		<li>Dirigez le courant à travers les bras de ligne sortants, les connexions flexibles, les jeux de barres, les disjoncteurs, les jeux de barres de support de contact statique et les jeux de barres de dérivation pour chaque phase. L’objectif est de réaliser un chemin de courant qui permet aux composants de compléter la charge.</li>
		<li>Utilisez le maillage adaptatif de Maxwell pour compléter le contrôle de la grille du modèle. Utilisez la méthode de partitionnement de maillage adaptatif Maxwell pour les composants plus volumineux et l’affinement du maillage local pour les composants internes plus petits. REMARQUE : Maxwell peut continuellement améliorer la précision de la grille pendant le processus de résolution, éliminant ainsi le besoin de cliquer sur Opérations de maillage pour un partitionnement de maillage supplémentaire.</li>
		<li>Définissez la taille de l’étape de solution. Cliquez sur Analyse dans l’arbre du modèle, ouvrez les paramètres de l’étape de résolution et définissez le nombre maximal de passes sur 10. Conservez les autres paramètres à leurs valeurs par défaut sans apporter de modifications.</li>
	</ol></li>
	<li>Principe du calcul du champ de courants de Foucault15,16.<ol><li>Utilisez la première équation de Maxwell, qui décrit l’action de la charge sur la génération d’un champ électrique17. <img alt="Equation 1" src="/files/ftp_upload/66643/66643eq01.jpg" style="margin: auto;">(1) où ρ représente la densité de charge ; ε0 représente la constante diélectrique du vide.</li>
		<li>Utilisez la deuxième équation de Maxwell, qui décrit la relation entre un champ magnétique changeant et un champ électrique et l’effet d’un champ magnétique sur le mouvement d’une charge. <img alt="Equation 2" src="/files/ftp_upload/66643/66643eq02.jpg" style="margin: auto;">(2) où <img alt="Equation 3" src="/files/ftp_upload/66643/66643eq03.jpg" style="margin: auto;"> représente l’intensité du champ magnétique. Cette équation décrit qu’un champ magnétique variable produit un champ électrique tourbillonnaire, c’est-à-dire que le spin du champ électrique tourbillonnaire est égal au négatif du taux de variation du champ magnétique avec le temps.</li>
		<li>Utilisez la troisième équation de Maxwell, qui décrit l’effet de la charge magnétique sur la production d’un champ magnétique. <img alt="Equation 4" src="/files/ftp_upload/66643/66643eq04.jpg" style="margin: auto;">(3) Cette équation décrit le champ magnétique produit par une charge magnétique comme étant passif, c’est-à-dire qu’il n’y a pas de monopôles dans le champ magnétique.</li>
		<li>Utilisez la quatrième équation de Maxwell, qui décrit la relation entre un champ électrique variable et un champ magnétique et l’effet d’un courant électrique sur un champ magnétique. <img alt="Equation 5" src="/files/ftp_upload/66643/66643eq05.jpg" style="margin: auto;">(4) où <img alt="Equation 6" src="/files/ftp_upload/66643/66643eq06.jpg" style="margin: auto;"> représente la densité de courant et μ0 représente la perméabilité au vide. Cette équation décrit qu’un champ électrique variable produit un champ magnétique vortex, c’est-à-dire que le spin du champ magnétique vortex est égal à la somme de la densité de courant et du taux de variation du champ électrique avec le temps.</li>
		<li>Sur la base des équations ci-dessus, utilisez le module de résolution Maxwell 3D à l’aide de courants de Foucault pour résoudre la perte ohmique générée par le circuit conducteur dans la RMU, qui fournit une source de chaleur pour l’analyse de simulation thermique ultérieure. Son expression mathématique est donnée par18 <img alt="Equation 7" src="/files/ftp_upload/66643/66643eq07.jpg" style="margin: auto;">(5) où σ désigne la conductivité du matériau de la boucle conductrice ; J est la densité de courant dans la boucle.</li>
	</ol></li>
	<li>Résultats du calcul<ol><li>Cliquez sur l’option Maxwell 3D dans l’interface et ouvrez le contrôle de validation pour vérifier tous les paramètres à la recherche d’erreurs. S’il n’y a pas d’erreurs, cliquez sur Analyser tout pour lancer le processus de résolution.</li>
		<li>Utilisez la calculatrice de post-traitement de Maxwell pour calculer et tracer les pertes ohmiques dans le champ de courants de Foucault de l’unité principale de l’anneau, comme indiqué dans le Tableau 3.</li>
	</ol></li>
</ol>3. Solution de champ de température
REMARQUE : À des fins de comparaison, divisez le champ de température en Icepak et thermique à l’état stationnaire. Configurez et résolvez chacun séparément pour réaliser une analyse comparative.
<ol><li>Configuration du modèle Icepak<ol><li>Définissez les propriétés du matériau comme suit : désignez tous les matériaux solides du circuit comme Cu-Pure, avec des surfaces utilisant Cu-polished-surface. Pour les composants du panneau, sélectionnez le matériau Aluminium6061-T6 , avec un revêtement de surface de surface Paint-AL avec une émissivité de 0,35. Voir le tableau 4 pour plus de détails. Cliquez avec le bouton droit de la souris sur le composant sélectionné, cliquez sur Modifier , puis accédez à Propriétés pour définir le matériau pour les matériaux de surface et solides.</li>
		<li>Sélectionnez le modèle et cliquez sur Définir dans le menu Edition, puis choisissez Niveau de maillage à plusieurs niveaux pour ajuster les paramètres de maillage. Réglez l’armoire externe sur un niveau de maillage de 2 et toutes les limites sur un niveau de maillage de 2. Pour tous les autres composants, réglez le niveau de maillage sur 3. Enfin, ouvrez le contrôle Maillage et cliquez sur Générer pour créer le maillage.</li>
		<li>Pour garantir la précision et l’efficacité de la simulation quelle que soit la taille du réseau, la validation de l’indépendance du réseau est nécessaire. Importez le modèle géométrique de l’enceinte du champ de température, établi à l’aide du logiciel de conception pour le maillage.</li>
		<li>Comme le montre la figure 2, les courbes de polarisation des quatre ensembles de grille sont bien alignées. À une tension de fonctionnement de 0,5 V, les densités de courant pour les quatre ensembles de grilles sont respectivement de 2,357 A/cm2, 2,358 A/cm2, 2,356 A/cm2 et 2,454 A/cm2, l’erreur entre les densités maximale et actuelle étant inférieure à 1 %. Pour équilibrer efficacité et précision, déterminez la taille de la grille qui est 987924.</li>
	</ol></li>
	<li>Configuration de la solution<ol><li>Définissez l’orientation du domaine de solution Armoire sur Ouverture.</li>
		<li>Dans le logiciel, sélectionnez Étape du problème. Sous Paramètres de base, vérifiez le modèle de rayonnement surface-surface, choisissez l’équation zéro pour le régime d’écoulement turbulent, sélectionnez l’option Gravité pour la convection naturelle et réglez la température ambiante sur 20 °C.</li>
		<li>Dans les paramètres du fichier, choisissez Pertes de chaleur volumétriques pour le mappage EM et sélectionnez Tous les objets affichés pour compléter les paramètres de perte.</li>
	</ol></li>
	<li>Calcul du champ de température<ol><li>Dans icepak, appliquez trois équations de conservation principales pour l’énergie : l’équation de conservation de la masse, l’équation de conservation de la quantité de mouvement et l’équation de conservation de l’énergie. Plus précisément, utilisez l’équation de conservation de la quantité de mouvement, qui est la suivante19 : <img alt="Equation 8" src="/files/ftp_upload/66643/66643eq08.jpg" style="margin: auto;">(6) Équation de la conservation de l’énergie : <img alt="Equation 9" src="/files/ftp_upload/66643/66643eq09.jpg" style="margin: auto;">(7) Équations de conservation de la masse : <img alt="Equation 10" src="/files/ftp_upload/66643/66643eq10.jpg" style="margin: auto;">(8) Équation de transfert d’énergie pour le transfert de chaleur à partir d’une source de chaleur solide : <img alt="Equation 11" src="/files/ftp_upload/66643/66643eq11.jpg" style="margin: auto;">(9) ρ représente la masse volumique du fluide ; v représente le vecteur vitesse d’écoulement ; T représente la température ; p est la pression ; τ est la force visqueuse à la surface du micrométabolite ; κ est le coefficient de transfert de chaleur ; Shest la source de chaleur corporelle ; h est l’enthalpie spécifique du fluide et F est la force corporelle du micrométabolite. REMARQUE : Les résultats des calculs de champ de température sont présentés à la figure 3A et à la figure 4A.</li>
	</ol></li>
	<li>Configuration du modèle thermique en régime permanent<ol><li>Conservez les propriétés du matériau conformément au tableau 3 dans les paramètres du matériau. Générez les pertes ohmiques résultant de l’analyse de simulation de champ de courants de Foucault dans le module Thermique en régime permanent en cliquant sur Génération de charge thermique .</li>
		<li>Cliquez sur la valeur de température convective et réglez-la sur 20 °C, avec un coefficient de convection de 5 (W/m²°C) appliqué aux parois intérieures de l’armoire, aux composants et à l’armoire externe. Appliquez les paramètres et générez. Réglez la sortie pour résoudre la température en cliquant sur Résoudre &gt; résultats de sortie. REMARQUE : Le champ de température principal régissant les équations dans le principe de calcul du champ de température thermique en régime permanent 20,21,22 est généralement dérivé de la loi de conduction thermique (loi de Fourier de conduction thermique). Dans le cas unidimensionnel, l’équation de transfert de chaleur du champ de température peut être exprimée par20 : <img alt="Equation 12" src="/files/ftp_upload/66643/66643eq12.jpg" style="margin: auto;">(10) Dans cette équation, T représente la température à l’intérieur de l’objet, t est le temps, x est les coordonnées spatiales et α est la diffusivité thermique. Cette équation décrit la variation de température par rapport au temps et à l’espace, où le membre droit exprime la relation entre le taux de conduction thermique et le gradient de température. Dans un scénario tridimensionnel plus général, l’équation de conduction thermique pour le champ de température peut être exprimée sous la forme suivante : <img alt="Equation 13" src="/files/ftp_upload/66643/66643eq13.jpg" style="margin: auto;">(11) ρ représente la densité de l’objet, c est la capacité thermique spécifique, K est la conductivité thermique et Q est le terme de la source de chaleur dans le volume. Cette équation décrit la variation du champ de température, influencée par la conduction thermique, les sources de chaleur et la capacité thermique.</li>
		<li>Les résultats du calcul du champ de température sont illustrés à la figure 3. Comparez les valeurs de température résumées dans le tableau 5 et le tableau 6.</li>
	</ol></li>
</ol>

<meta charset="utf8"></head><body>Une approche globale pour étudier le problème de l’élévation de la température des RMU

<ol><li>Xia, H., et al. <a target="_blank" href="http://www.ncbi.nlm.nih.gov/pubmed?term=((Temperature+rise+test+and+analysis+of+high+current+switchgear+in+distribution+system%5BTitle%5D)+AND+%22J+Engg%22%5BJournal%5D)">Temperature rise test and analysis of high current switchgear in distribution system.</a> J Engg. , 754-757 (2019).</li>
<li>Polykrati, A. D., Karagiannopoulos, C. G., Bourkas, P. D. <a target="_blank" href="http://www.ncbi.nlm.nih.gov/pubmed?term=((Thermal+effect+on+electric+power+network+components+under+short-circuit+currents%5BTitle%5D)+AND+%22Electric+Power+Syst+Res%22%5BJournal%5D)">Thermal effect on electric power network components under short-circuit currents.</a> Electric Power Syst Res. 72 (3), 261-267 (2004).</li>
<li>Guan, X., Shu, N., Kang, B., Zou, M. <a target="_blank" href="http://www.ncbi.nlm.nih.gov/pubmed?term=((Multiphysics+analysis+of+plug-in+connector+under+steady+and+short+circuit+conditions%5BTitle%5D)+AND+%22IEEE+Trans+Comp+Packag+Manu+Technol%22%5BJournal%5D)">Multiphysics analysis of plug-in connector under steady and short circuit conditions.</a> IEEE Trans Comp Packag Manu Technol. 5 (3), 320-327 (2015).</li>
<li>Wang, L., Wang, R., Li, X., Jia, S. <a target="_blank" href="http://www.ncbi.nlm.nih.gov/pubmed?term=((Simulation+analysis+on+the+impact+of+different+filling+gases+on+the+temperature+rise+of+C-GIS%5BTitle%5D)+AND+%22IEEE+Trans+Comp+Packag+Manu+Technol%22%5BJournal%5D)">Simulation analysis on the impact of different filling gases on the temperature rise of C-GIS.</a> IEEE Trans Comp Packag Manu Technol. 9 (10), 2055-2065 (2019).</li>
<li>Mueller, A., et al. <a target="_blank" href="http://www.ncbi.nlm.nih.gov/pubmed?term=((Numerical+design+and+optimization+of+a+novel+heatsink+using+ANSYS+steady-state+thermal+analysis%5BTitle%5D)+AND+%222020+27th+International+Workshop+on+Electric+Drives%3A+MPEI+Department+of+Electric+Drives+90th+Anniversary+%28IWED%22%5BJournal%5D)">Numerical design and optimization of a novel heatsink using ANSYS steady-state thermal analysis.</a> 2020 27th International Workshop on Electric Drives: MPEI Department of Electric Drives 90th Anniversary (IWED. , 1-5 (2020).</li>
<li>Wang, Y., Yan, J., Yang, Z., Zhao, Y., Liu, T. <a target="_blank" href="http://www.ncbi.nlm.nih.gov/pubmed?term=((Optimizing+GIS+partial+discharge+pattern+recognition+in+the+ubiquitous+power+internet+of+things+context%3A+A+MiNET+deep+learning+model%29%5BTitle%5D)+AND+%22Int+J+Electrical+Power+Energy+Sys%22%5BJournal%5D)">Optimizing GIS partial discharge pattern recognition in the ubiquitous power internet of things context: A MiNET deep learning model).</a> Int J Electrical Power Energy Sys. 125, 106484(2021).</li>
<li>Lei, J., et al. <a target="_blank" href="http://www.ncbi.nlm.nih.gov/pubmed?term=((A+3-D+steady-state+analysis+of+thermal+behavior+in%5BTitle%5D)+AND+%22EHV+GIS+Busbar.+J+Electr+Engg+Tech%22%5BJournal%5D)">A 3-D steady-state analysis of thermal behavior in.</a> EHV GIS Busbar. J Electr Engg Tech. 11 (3), 781-789 (2016).</li>
<li>Ouerdani, Y., et al. <a target="_blank" href="http://www.ncbi.nlm.nih.gov/pubmed?term=((Temperature+rise+simulation+model+of+RMU+with+switchfuse+combinations+for+future+load+profiles%5BTitle%5D)+AND+%22CIRED+2021+-+The+26th+International+Conference+and+Exhibition+on+Electricity+Distribution%22%5BJournal%5D)">Temperature rise simulation model of RMU with switchfuse combinations for future load profiles.</a> CIRED 2021 - The 26th International Conference and Exhibition on Electricity Distribution. , 360-364 (2021).</li>
<li>Zheng, W., Jia, X., Zhou, Z., Yang, J., Wang, Q. <a target="_blank" href="http://www.ncbi.nlm.nih.gov/pubmed?term=((Multi-physical+field+coupling+simulation+and+thermal+design+of+10+kV-KYN28A+high-current+switchgear%5BTitle%5D)+AND+%22Thermal+Sci+Engg+Prog%22%5BJournal%5D)">Multi-physical field coupling simulation and thermal design of 10 kV-KYN28A high-current switchgear.</a> Thermal Sci Engg Prog. 43, 101954(2021).</li>
<li>Wang, L., et al. <a target="_blank" href="http://www.ncbi.nlm.nih.gov/pubmed?term=((Electromagnetic-thermal-flow+field+coupling+simulation+of+12-kV+medium-voltage+switchgear%5BTitle%5D)+AND+%22IEEE+Trans+Comp+Packag+Manufact+Technol%22%5BJournal%5D)">Electromagnetic-thermal-flow field coupling simulation of 12-kV medium-voltage switchgear.</a> IEEE Trans Comp Packag Manufact Technol. 6 (8), 1208-1220 (2016).</li>
<li>Zhu, Y., et al. <a target="_blank" href="http://www.ncbi.nlm.nih.gov/pubmed?term=((Thermal+analysis+and+design+of+GaN+device+of+energy+storage+converter+based+on+Icepak%5BTitle%5D)+AND+%222022+4th+International+Conference+on+Smart+Power+%26+Internet+Energy+Systems+%28SPIES%22%5BJournal%5D)">Thermal analysis and design of GaN device of energy storage converter based on Icepak.</a> 2022 4th International Conference on Smart Power & Internet Energy Systems (SPIES. , 762-767 (2022).</li>
<li>Ye Mao, <a target="_blank" href="http://www.ncbi.nlm.nih.gov/pubmed?term=((Thermal+simulation+of+high-current+switch+cabinet+based+on+Icepak%29%5BTitle%5D)+AND+%22Electr+Ener+Mgmt+Technol%22%5BJournal%5D)">Thermal simulation of high-current switch cabinet based on Icepak).</a> Electr Ener Mgmt Technol. , 1-7 (2018).</li>
<li>Zhang, S. <a target="_blank" href="http://www.ncbi.nlm.nih.gov/pubmed?term=((Evaluation+of+thermal+transient+and+overload+capability+of+high-voltage+bushings+with+ATP%5BTitle%5D)+AND+%22IEEE+Trans+Power+Delivery%22%5BJournal%5D)">Evaluation of thermal transient and overload capability of high-voltage bushings with ATP.</a> IEEE Trans Power Delivery. 24 (3), 1295-1301 (2009).</li>
<li>Ghahfarokhi, P. S., et al. <a target="_blank" href="http://www.ncbi.nlm.nih.gov/pubmed?term=((Steady-state+thermal+model+of+a+synchronous+reluctance+motor%5BTitle%5D)+AND+%222018+IEEE+59th+International+Scientific+Conference+on+Power+and+Electrical+Engineering+of+Riga+Technical+University+%28RTUCON%22%5BJournal%5D)">Steady-state thermal model of a synchronous reluctance motor.</a> 2018 IEEE 59th International Scientific Conference on Power and Electrical Engineering of Riga Technical University (RTUCON. , 1-5 (2018).</li>
<li>Şeker, E. A., Çelik, B., Yildirim, D., Sakaci, E. A., Deniz, A. <a target="_blank" href="http://www.ncbi.nlm.nih.gov/pubmed?term=((Temperature+field+and+power+loss+calculation+with+coupled+simulations+for+a+medium-voltage+simplified+switchgear%29%5BTitle%5D)+AND+%22Electrica%22%5BJournal%5D)">Temperature field and power loss calculation with coupled simulations for a medium-voltage simplified switchgear).</a> Electrica. 23 (1), 107-120 (2021).</li>
<li>Ruibo, Y., et al. <a target="_blank" href="http://www.ncbi.nlm.nih.gov/pubmed?term=((Research+and+application+of+temperature+load+of+switchgear%5BTitle%5D)+AND+%22J+Physics%3A+Conf+Series%22%5BJournal%5D)">Research and application of temperature load of switchgear.</a> J Physics: Conf Series. 2378 (2022), (2022).</li>
<li>Sheikholeslami, M., Khalili, Z. <a target="_blank" href="http://www.ncbi.nlm.nih.gov/pubmed?term=((Simulation+for+impact+of+nanofluid+spectral+splitter+on+efficiency+of+concentrated+solar+photovoltaic+thermal+system%5BTitle%5D)+AND+%22Sust+Cities+Soc%22%5BJournal%5D)">Simulation for impact of nanofluid spectral splitter on efficiency of concentrated solar photovoltaic thermal system.</a> Sust Cities Soc. 101, 105139(2024).</li>
<li>Sheikholeslami, M., Khalili, Z., Scardi, P., Ataollahi, N. <a target="_blank" href="http://www.ncbi.nlm.nih.gov/pubmed?term=((Environmental+and+energy+assessment+of+photovoltaic-thermal+system+combined+with+a+reflector+supported+by+nanofluid+filter+and+a+sustainable+thermoelectric+generator%5BTitle%5D)+AND+%22J+Cleaner+Prod%22%5BJournal%5D)">Environmental and energy assessment of photovoltaic-thermal system combined with a reflector supported by nanofluid filter and a sustainable thermoelectric generator.</a> J Cleaner Prod. 438, (2024).</li>
<li>Sheikholeslami, M., Khalili, Z. <a target="_blank" href="http://www.ncbi.nlm.nih.gov/pubmed?term=((Solar+photovoltaic-thermal+system+with+novel+design+of+tube+containing+eco-friendly+nanofluid%5BTitle%5D)+AND+%22Renewable+Ener%22%5BJournal%5D)">Solar photovoltaic-thermal system with novel design of tube containing eco-friendly nanofluid.</a> Renewable Ener. , 222(2024).</li>
<li>Sheikholeslami, M., Khalili, Z. <a target="_blank" href="http://www.ncbi.nlm.nih.gov/pubmed?term=((Environmental+and+energy+analysis+for+photovoltaic-thermoelectric+solar+unit+in+existence+of+nanofluid+cooling+reporting+CO2+emission+reduction%5BTitle%5D)+AND+%22J+Taiwan+Inst+Chem+Eng%22%5BJournal%5D)">Environmental and energy analysis for photovoltaic-thermoelectric solar unit in existence of nanofluid cooling reporting CO2 emission reduction.</a> J Taiwan Inst Chem Eng. 156, 105341(2024).</li>
<li>Zhao, L., et al. <a target="_blank" href="http://www.ncbi.nlm.nih.gov/pubmed?term=((Research+on+the+temperature+rise+characteristics+of+medium-voltage+switchgear+under+different+operation+conditions%5BTitle%5D)+AND+%22IEEJ+Trans+Elect+Electr+Engg%22%5BJournal%5D)">Research on the temperature rise characteristics of medium-voltage switchgear under different operation conditions.</a> IEEJ Trans Elect Electr Engg. 17 (5), 654-664 (2022).</li>
<li>Fjeld, E., Rondeel, W., Vaagsaether, K., Attar, E. <a target="_blank" href="http://www.ncbi.nlm.nih.gov/pubmed?term=((Influence+of+heat+source+location+on+air+temperatures+in+sealed+MV+switchgear%5BTitle%5D)+AND+%22CIRED+-+24th+International+Conference+on+Electricity+Distribution%22%5BJournal%5D)">Influence of heat source location on air temperatures in sealed MV switchgear.</a> CIRED - 24th International Conference on Electricity Distribution. , 1-5 (2017).</li>
<li>Icoz, T., Arik, M. <a target="_blank" href="http://www.ncbi.nlm.nih.gov/pubmed?term=((Light+weight+high+performance+thermal+management+with+advanced+heat+sinks+and+extended+surfaces%5BTitle%5D)+AND+%22IEEE+Trans+Comp+Pack+Technol%22%5BJournal%5D)">Light weight high performance thermal management with advanced heat sinks and extended surfaces.</a> IEEE Trans Comp Pack Technol. 33 (1), 161-166 (2010).</li>
<li>Steiner, T. R. <a target="_blank" href="http://www.ncbi.nlm.nih.gov/pubmed?term=((High+temperature+steady-state+experiment+for+computational+radiative+heat+transfer+validation+using+COMSOL%5BTitle%5D)+AND+%22and+ANSYS.+Results+Engg%22%5BJournal%5D)">High temperature steady-state experiment for computational radiative heat transfer validation using COMSOL.</a> and ANSYS. Results Engg. 13, 100354(2022).</li>
</ol>

<table><tbody><tr><td>Air</td><td>/</td><td>/</td><td>Gaz conventionnels</td></tr><tr><td>Aluminium</td><td>/</td><td>/</td><td>Matériaux alliages</td></tr><tr><td>Cuivre</td><td>/</td><td>/</td><td>Matériaux alliés</td></tr><tr><td>Icepak</td><td>ANSYS company</td><td>ANSYS 2021R1</td><td>A Logiciel de simulation thermique CFD</td></tr><tr><td>Hébergement PC</td><td>/</td><td>12e génération Intel(R) Core(TM) i5-13500F CPU</td><td>Équipement</td></tr> <tr><td>informatique hôteSolidWorks</td><td>Filiale de Dassault Systèmes</td><td>SolidWorks2021</td><td>Un outil de dessin logiciel d’ingénierie</td></tr><tr><td>Thermique en régime permanent</td><td>Société ANSYS</td><td>ANSYS 2021R1</td><td>Un outil de solution de simulation thermique</td></tr></tbody></table>

etude comparative de la simulation de l’élévation de température dans l’unité principale de l’anneau

Comparative Study of Simulation of Temperature Rise in Ring Main Unit

Sur la base des données du tableau 3, les conclusions suivantes peuvent être tirées : Les pertes globales pour les phases A, B et C sont relativement similaires. Plus précisément, les pertes totales pour la phase A sont de 16,063 W/m³, la phase B de 16,12 W/m³ et la phase C de 19,57 W/m³. Les endroits où les pertes sont plus élevées peuvent se trouver au niveau des connexions de divers composants. Cela s’explique principalement par le fait qu’une résistance de contact et une résistance du conducteur existent généralement à ces points de connexion. Lorsque le courant passe à travers ces connexions, une chaleur importante est générée, ce qui entraîne une augmentation de la température et des pertes plus élevées dans ces zones.
Les bras sortants supérieurs et inférieurs de l’unité principale de l’anneau subissent quelques pertes, en particulier lors du transport de la charge principale. Les pertes dans les bras sortants des trois phases sont à peu près les mêmes. En effet, cette partie du courant est relativement concentrée et, en raison de sa forme régulière, la valeur de la résistance est faible. Par conséquent, les pertes dans ces parties sont à peu près égales.
Les pertes dans le jeu de barres de dérivation sont relativement élevées, principalement en raison de ses nombreux coudes et de la présence de sections angulaires. La majeure partie du courant est concentrée dans la zone de courbure et près des coins. Outre la section du disjoncteur à vide, les pertes dans la partie tube en cuivre du jeu de barres sont également relativement élevées, totalisant 22,32 W/m³, ce qui représente 40 % des pertes ohmiques globales des trois phases. Les pertes dans la partie de contact statique sont relativement faibles par rapport aux pertes globales.
D’autres composants, tels que la plaque fixe du disjoncteur, le déflecteur du disjoncteur et la coque extérieure de l’unité principale de l’anneau, ont des pertes plus faibles. Comme ils ne participent pas directement à la charge, leurs pertes sont principalement générées par les composants internes par conduction, ce qui entraîne des valeurs de perte plus faibles. Dans les calculs de post-traitement, les pertes de ces composants ne sont pas particulièrement détaillées. En résumé, les principales caractéristiques de la répartition des pertes ont été décrites, fournissant des informations précieuses pour une optimisation ultérieure de la conception.
En combinant les résultats des figures 3 et 4, ainsi que ceux des tableaux 5 et 6, une comparaison approfondie des résultats de la solution de champ de température entre les modules Icepak et thermique en régime permanent a été effectuée. Dans le processus d’analyse, des différences et des similitudes ont été observées entre les deux modules.
Dans la plage de température de 20 à 31,24 °C, comme le montre la Figure 2A, les zones de température les plus élevées sont concentrées dans les régions où le boîtier RMU entre en contact avec les composants internes. La raison principale est que ces zones de contact servent généralement de chemins critiques pour la conduction thermique. Pendant le fonctionnement, les composants internes génèrent de la chaleur, qui est conduite vers le boîtier à travers les surfaces de contact avec une bonne conductivité thermique, provoquant ainsi une augmentation de la température dans ces régions. Ces zones comprennent les points de contact du bras supérieur de la suspente sortante et les parties de la partie inférieure de la suspente sortante en contact avec sa coquille voisine, avec une plage de température d’environ 24-27 °C. Par rapport à la figure 3B, la plage de réchauffement des coquilles dans les deux cas est à peu près la même, et les changements de température se propagent des points chauds vers les zones plus froides. En examinant les figures 4A, B, les tendances globales de la température dans les deux cas sont également à peu près similaires. La principale source d’élévation de température est la conduction thermique à travers le bras de ligne sortant inférieur, qui passe à travers les conducteurs internes et se dissipe à partir du bras de ligne sortant supérieur. La tendance au réchauffement se concentre dans les zones proches du bras de ligne sortant inférieur, y compris les jeux de barres secondaires de chaque phase et les jeux de barres de support connectés. De plus, d’après l’observation de la distribution de la température dans les circuits internes de la figure 4, que ce soit à l’aide d’Icepak ou du module thermique à l’état stationnaire pour la résolution, la température globale de la phase B est constamment supérieure à celle des deux autres phases. Cela suggère principalement que la phase B, pendant le processus de charge, supporte non seulement la chaleur générée par le courant de cette phase, mais aussi, en raison de la structure interne trop compacte de la RMU, la chaleur produite par chaque phase ne peut pas se dissiper rapidement. En raison de l’échange de chaleur, la température de la phase B reste supérieure à celle des deux autres phases quel que soit le solveur utilisé. Les tendances globales de la température présentent également un haut degré de similitude, la principale augmentation de la température provenant de la conduction de la chaleur à travers le bras de la ligne sortante inférieure et de la dissipation de la chaleur du bras de la ligne sortante supérieure. Cette tendance semble très cohérente entre les deux modules. De plus, les positions des points chauds dans les cartes de distribution de température des deux modules sont très cohérentes. En particulier, dans la section du jeu de barres de branche de la phase C, les deux solveurs présentent la même température la plus élevée et les différences sont presque négligeables. Cela implique que, quel que soit le solveur utilisé, l’identification précise des positions de température les plus chaudes est cruciale pour la gestion thermique de l’UAM.
Deuxièmement, le tableau montre que le même courant produit la même perte, mais que la valeur de température de chaque composante de phase du tableau 6 est généralement inférieure à celle du tableau 5 ; par exemple, la valeur de température du bus de dérivation dans la zone de point chaud de l’ensemble de la RMU est la température la plus élevée du tableau 6 à 30,91 °C, et d’autre part, la température la plus élevée du bus de branche dans le tableau 5 est de 31,24 °C. La raison en est la logique de solution d’Icepak : le RMU en tant que source de chaleur continuera à échanger de la chaleur et à dissiper de la chaleur, et lorsqu’un fluide est défini comme milieu pour le transfert de chaleur, la température dans le domaine de la solution sera progressivement émise à travers le milieu, ce qui entraîne une diminution de la température. Le module thermique en régime permanent met moins l’accent sur la convection de la chaleur avec l’air ambiant et se concentre plutôt sur une solution basée sur la conduction thermique. Par rapport aux modèles qui tiennent compte de la convection, cette approche se traduit par une solution de champ de température moins complète. Par conséquent, dans les zones où la température est plus élevée, les points chauds deviennent plus prononcés. Dans le processus de l’essai d’élévation de température réelle, en plus de prendre en compte les caractéristiques du modèle lui-même, le transfert de chaleur prend également en compte l’influence du fluide de dissipation thermique, tel que l’air, etc., sur la température globale. Combiné aux besoins pratiques et aux considérations de fonctionnement expérimental, le RMU en tant que source de chaleur continue d’effectuer la convection et la dissipation de chaleur ; La simulation de température d’Icepak est plus en phase avec les besoins réels. Dans le cas où l’unité principale de l’anneau est utilisée comme source de chaleur avec convection et dissipation continues de la chaleur, la simulation de température de l’icepak est plus conforme aux besoins pratiques. Au contraire, le module thermique en régime permanent se concentre principalement sur la conduction thermique, qui peut ne pas être en mesure de répondre aux besoins réels dans certains cas.
<img alt="Figure 1" class="xfigimg" src="/files/ftp_upload/66643/66643fig01.jpg"> Figure 1 : modèle de l’unité principale de l’anneau. (A) Modèle global de l’unité principale de l’anneau (B) Modèle simplifié de l’unité principale de l’anneau. <a href="https://www.jove.com/files/ftp_upload/66643/66643fig01large.jpg" target="_blank">Veuillez cliquer ici pour voir une version agrandie de cette figure.</a>
<img alt="Figure 2" class="xfigimg" src="/files/ftp_upload/66643/66643fig02.jpg"> Figure 2 : Courbes de polarisation pour quatre ensembles de mailles. Le maillage adaptatif Maxwell est utilisé pour les grandes pièces, et l’affinement local du maillage est utilisé pour les petites pièces. Dans les logiciels de conception, un modèle 3D simplifié de l’armoire principale de l’anneau est créé et importé dans Maxwell, et le modèle est maillé à l’aide de son module Mesh. La figure représente la vérification des grilles du modèle. La densité de courant des quatre groupes de réseaux est de 2,357 A/cm2, 2,358 A/cm2, 2,356 A/cm2 et 2,354 A/cm2 sous la charge de tension, et l’erreur relative entre la densité de courant maximale et la densité de courant minimale est inférieure à 1%, et afin de tenir compte de l’efficacité et de la précision des calculs, Le nombre final de grilles est déterminé comme étant 1169091. <a href="https://www.jove.com/files/ftp_upload/66643/66643fig02large.jpg" target="_blank">Veuillez cliquer ici pour voir une version agrandie de cette figure.</a>
<img alt="Figure 3" class="xfigimg" src="/files/ftp_upload/66643/66643fig03.jpg"> Figure 3 : Modèle d’analyse de la température de l’armoire extérieure sur le terrain. (A) Distribution de la température de la coque avec la solution Icepak. (B) Distribution de la température de la coque avec solution thermique à l’état stationnaire. <a href="https://www.jove.com/files/ftp_upload/66643/66643fig03large.jpg" target="_blank">Veuillez cliquer ici pour voir une version agrandie de cette figure.</a>
<img alt="Figure 4" class="xfigimg" src="/files/ftp_upload/66643/66643fig04.jpg"> Figure 4 : Modèle d’analyse de champ de température du circuit interne. (A) Distribution de température de la boucle conductrice avec la solution Icepak (B) Distribution de température de la boucle conductrice avec solution thermique à l’état stationnaire. <a href="https://www.jove.com/files/ftp_upload/66643/66643fig04large.jpg" target="_blank">Veuillez cliquer ici pour voir une version agrandie de cette figure.</a>
<table border="1" fo:keep-together.within-page="1" fo:keep-with-next.within-page="always"><tbody><tr><td colspan="3">Matériel</td>
			<td>Air</td>
			<td>Tôle d’acier galvanisée</td>
			<td>Cuivre</td>
			<td>Aluminium</td>
		</tr><tr><td colspan="3">Capacité thermique spécifique (J/(kg· K))</td>
			<td>1007</td>
			<td>500</td>
			<td>500</td>
			<td>897</td>
		</tr><tr><td colspan="3">Masse volumique (kg/m³)</td>
			<td>1.1614</td>
			<td>8030</td>
			<td>8900</td>
			<td>2689</td>
		</tr><tr><td colspan="3">Perméabilité relative</td>
			<td>1</td>
			<td>0.3</td>
			<td>0.9999991</td>
			<td>/</td>
		</tr><tr><td colspan="3">Perméabilité magnétique relative</td>
			<td>1</td>
			<td>2500</td>
			<td>1</td>
			<td>1</td>
		</tr><tr><td colspan="3">Conductivité thermique (W/(m·K))</td>
			<td>0.026</td>
			<td>16</td>
			<td>386</td>
			<td>237</td>
		</tr><tr><td colspan="3">Emissivité</td>
			<td>/</td>
			<td>0.65</td>
			<td>0.3</td>
			<td>0.1</td>
		</tr><tr><td colspan="3">Conductivité électrique (S/m)</td>
			<td>/</td>
			<td>0.8</td>
			<td>5.80E+07</td>
			<td>/</td>
		</tr></tbody></table>Tableau 1 : Paramètres physiques de certains matériaux dans l’unité principale de l’anneau.
<table border="1" fo:keep-together.within-page="1" fo:keep-with-next.within-page="always"><tbody><tr><td>Composants</td>
			<td>Perméabilité relative</td>
			<td>Conductivité(s)</td>
			<td>Matériel</td>
		</tr><tr><td>Circuits porteurs de courant (jeu de barres, jeux de barres de dérivation, etc.)</td>
			<td>0</td>
			<td>3,00,00,000</td>
			<td>Alliage d’aluminium</td>
		</tr><tr><td>Disjoncteur à vide</td>
			<td>0.9999</td>
			<td>2,00,00,000</td>
			<td>Alliages de cuivre</td>
		</tr><tr><td>Corps</td>
			<td>200</td>
			<td>11,00,000</td>
			<td>Acier de construction</td>
		</tr></tbody></table>Tableau 2 : Liste des matériaux pour chaque composant.
<table border="1" fo:keep-together.within-page="1" fo:keep-with-next.within-page="always"><tbody><tr><td>Perte ohmique W/m³</td>
			<td>Un</td>
			<td>B</td>
			<td>C</td>
		</tr><tr><td>Bras de sortie</td>
			<td>3.78</td>
			<td>3.72</td>
			<td>3.73</td>
		</tr><tr><td>Jeu de barres de dérivation</td>
			<td>2.1</td>
			<td>2.09</td>
			<td>2.1</td>
		</tr><tr><td>Connexion flexible</td>
			<td>1.3</td>
			<td>1.3</td>
			<td>1.3</td>
		</tr><tr><td>Disjoncteur à vide</td>
			<td>1.023</td>
			<td>0.95</td>
			<td>0.98</td>
		</tr><tr><td>Contacts statiques</td>
			<td>0.36</td>
			<td>0.36</td>
			<td>0.36</td>
		</tr><tr><td>jeu de barres d’alimentation</td>
			<td>1.33</td>
			<td>1.35</td>
			<td>1.32</td>
		</tr><tr><td>Tubes en cuivre pour jeux de barres de dérivation</td>
			<td>6.19</td>
			<td>6.35</td>
			<td>9.78</td>
		</tr></tbody></table>Tableau 3 : Valeurs de perte ohmique pour les composants de phase A, B et C.
<table border="1" fo:keep-together.within-page="1" fo:keep-with-next.within-page="always"><tbody><tr><td>Nombre</td>
			<td>1</td>
			<td>2</td>
		</tr><tr><td>Materia</td>
			<td>Aluminium6061-T6</td>
			<td>Cu-Pur</td>
		</tr><tr><td>Conductivité thermique (W/m·K)</td>
			<td>167</td>
			<td>387.6</td>
		</tr><tr><td>Masse volumique (kg/m³)</td>
			<td>8933</td>
			<td>2700</td>
		</tr><tr><td>Capacité thermique spécifique/(kg· K)</td>
			<td>/</td>
			<td>896</td>
		</tr><tr><td>Matériau de surface</td>
			<td>Surface Paint-AL</td>
			<td>Cu-Surface-polie</td>
		</tr><tr><td>Emissivité</td>
			<td>0.35</td>
			<td>0.052</td>
		</tr></tbody></table>Tableau 4 : Réglage des paramètres du matériau.
<table border="1" fo:keep-together.within-page="1" fo:keep-with-next.within-page="always"><tbody><tr><td>Point de surveillance de la température/température (°C)</td>
			<td>Un</td>
			<td>B</td>
			<td>C</td>
		</tr><tr><td>Bras de sortie supérieur</td>
			<td>25.48</td>
			<td>25.79</td>
			<td>25.63</td>
		</tr><tr><td>Jeu de barres principal</td>
			<td>25.93</td>
			<td>26.28</td>
			<td>26.13</td>
		</tr><tr><td>Jeu de barres de dérivation</td>
			<td>29</td>
			<td>29.18</td>
			<td>30.01</td>
		</tr><tr><td>Tube en cuivre de jeu de barres de dérivation</td>
			<td>31.04</td>
			<td>31.18</td>
			<td>31.24</td>
		</tr><tr><td>Bras de sortie inférieur</td>
			<td>26.5</td>
			<td>26.98</td>
			<td>26.92</td>
		</tr></tbody></table>Tableau 5 : Valeurs de température de chaque phase de l’unité principale de l’anneau sous le module de résolution de champ de température thermique à l’état stationnaire.
<table border="1" fo:keep-together.within-page="1" fo:keep-with-next.within-page="always"><tbody><tr><td>Point de surveillance de la température/température (°C)</td>
			<td>Un</td>
			<td>B</td>
			<td>C</td>
		</tr><tr><td>Bras de sortie supérieur</td>
			<td>23.73</td>
			<td>23.82</td>
			<td>23.81</td>
		</tr><tr><td>Jeu de barres principal</td>
			<td>25.15</td>
			<td>25.17</td>
			<td>25.35</td>
		</tr><tr><td>Jeu de barres de dérivation</td>
			<td>27.76</td>
			<td>28.04</td>
			<td>29.07</td>
		</tr><tr><td>Tube en cuivre de jeu de barres de dérivation</td>
			<td>28.42</td>
			<td>29.31</td>
			<td>30.91</td>
		</tr><tr><td>Bras de sortie inférieur</td>
			<td>24.95</td>
			<td>24.85</td>
			<td>26.33</td>
		</tr></tbody></table>Tableau 6 : Valeurs de température aux points de surveillance de chaque phase de l’armoire annulaire sous le module de solution de terrain de température Icepak

Etude comparative de la simulation de l’élévation de température dans l’unité principale de l’anneau

The Ring Main Unit (RMU) is a critical device in power distribution systems used for connecting and distributing electricity. However, due to its compact ...

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