图1 ±800 kV去离子水冷却一体化套管结构
Fig.1 The structure of ±800 kV deionized water cooling integrated bushing
摘要 随着我国±800 kV大容量特高压直流输电的快速发展，环氧树脂套管的过热问题备受关注。基于去离子水冷却，该文将环氧树脂套管的水道结构由多管道式改进为一体化结构。采用三维电-热-流场耦合分析方法，考虑热传导和热对流的影响，模拟了换流变压器阀侧套管的温度场分布。通过与温升实验数据对比，仿真结果与实验结果的误差在3.99%以内，验证了该套管模型设计的合理性。与去离子水冷却的多管道式套管相比，改进后的±800 kV去离子水冷却一体化套管的载流导体外表面的最高温度更低且环氧树脂内表面的温差更小，结果表明该套管的去离子水冷却效果极强。研究了水道尺寸、流量和入口水温对去离子水冷却一体化套管温度分布的影响，结果表明该套管的温度分布主要由入口水温和流量控制，将去离子水的流量设置为10 L/min时几乎可以带走套管产生的全部热量，且入口水温越低冷却效果越好。分析结果可用于去离子水冷却 ±800 kV环氧树脂套管的结构优化与设计。
关键词：去离子水 电-热-流场耦合模型 冷却效果 参数扫描 高压套管
换流变压器套管是连接超/特高压直流输电线路与交流输电线路的关键设备之一[1-4]。随着我国电网输电能力的逐渐增强，套管容量也在不断增加，套管的过热问题越来越严重。为满足阀厅的无油化设计，换流变压器阀侧套管通常采用环氧树脂结构，其散热能力较差[5-8]。
套管的热效应对主绝缘的老化有很大影响，因此有必要优化导体的散热能力，以保证套管运行的可靠性。现有的技术方法主要是通过增加导体面积或抑制径向导热系数来降低环氧树脂的温度，亦或是利用衬管结构物理隔离开载流导体和环氧树脂。但无论采用哪种方法，套管作为一个整体，其与外部空气和变压器油接触的部分是通过自然对流来换热的，换热效率没有得到有效提高，因而容易出现温度不均匀和局部过热的问题，影响套管的性能[9-11]。
在之前的研究中，刘衫等设计了额定电压为±400 kV的基于去离子水冷却的环氧树脂套管[12-16]，实验结果表明该套管具有良好的冷却效果。但是去离子水冷却的套管需要在载流导体内部嵌入的铝合金管上加工四个水道，对气密性的要求较高，因此该多管道式套管的加工技术复杂，制造成本过高，故需要对该冷却结构进行改进。目前，我国为了实现“西电东送”“碳达峰”和“碳中和”目标，正在大力发展±800 kV特高压直流输电，这使我国特高压输电工程的输电能力大幅提高，但同样也对套管的冷却效果提出了更高的要求。因此，基于之前的去离子水冷却多管道式套管的研究，改进并制造了去离子水冷却的一体化换流变压器阀侧套管。
本文采用三维电-热-流场耦合分析方法，考虑热传导和热对流的影响，仿真计算了额定电压为±800 kV的去离子水冷却一体化套管的温度分布，并基于温升实验数据验证了模型的准确性。本文的目的是对去离子水冷却的多管道式套管进行水道结构优化，得到冷却效果更好的去离子水冷却一体化套管，以缓解套管过热的问题，并在此基础上分析和比较水道尺寸、流量、入口水温等因素对套管温度分布的影响，总结出各参数的推荐值，以保证环氧树脂材料和水冷套管的性能，提升套管长时间运行的稳定性。
±800 kV去离子水冷却一体化套管结构如图1所示。±800 kV去离子水冷却一体化套管的主体结构包括载流导体、衬管、内外水道、环氧树脂、伞裙及SF6。载流导体内部通过一定数量的表带触指固定一根空心的铝合金管，表带触指起到热桥和限位的作用。去离子水从空心铝合金管的内部流入套管，称为内水道；从空心铝合金管与载流导体之间的区域流出水道，称为外水道。循环出来的去离子水经换流阀冷却后再通入套管中，从而在导体内部形成水冷循环回路。
图1 ±800 kV去离子水冷却一体化套管结构
Fig.1 The structure of ±800 kV deionized water cooling integrated bushing
为验证±800 kV去离子水冷却一体化套管结构设计的合理性，本文依据GB/T 4109-2008与GB/T 22674-2008的相关规定对该套管进行了温升试验的测试。实验平台如图2所示。
图2中，±800 kV去离子水冷却一体化套管的温升实验平台主要包括一个空气箱、一个油箱、一个多通道温度记录器和一个水泵。在试验过程中，空气箱和油箱的温度分别保持在(50±2)℃和(90±2)℃，以模拟换流站中的阀厅和变压器油的环境。经过处理的去离子水被水泵泵入套管中，经过强制冷却后，被加热的去离子水被制冷机冷却，然后重新进入水泵，完成一个水循环。在整个过程中，套管将持续通过一定的试验电流，直至套管的温度达到稳定。试验电流为6 736 A的工频电流。
图2 ±800 kV去离子水冷却一体化套管的温升实验平台
Fig.2 The experimental platform for temperature rise of ±800 kV deionized water cooling integrated bushing
根据麦克斯韦方程可知，在载流导体中矢量磁位A在载流导体中[15]满足
（1）
（2）
式中，w、m0分别为角频率、真空磁导率；s 为电导率；Js为源电流密度。应用有限元方法，可以求解矢量磁位。磁感应强度B和电场强度E与磁矢量的关系为
（3）
（4）
根据式（3）和式（4），可以计算出磁感应强度和电场强度。然后，电流密度J可以计算为
（5）
根据坡印廷定理，载流导体中的体积发热功率可以用式（4）和式（5）来计算，其计算式为
（6）
式中，Re( × )为一个复数取实部；Qe为载流导体中的体积发热功率。
在SF6、空气和其他流体领域，传热过程表现为热传导和热对流[17]。
（7）
式中，u、Cp和r 分别为流体的速度、恒压热容和质量密度；k为热导率；T为温度；Qs为单位体积热源。
在载流导体和环氧树脂等固体区域中，式（7）左侧运流项为零。
式（7）可以用来计算各固体领域的温度分布。在其他固体区域中，热源可以被忽略。
（8）
假设流体不可压缩。质量连续方程和动量方程[18]分别为
（9）
（10）
式中，p、F分别为压力、体积力密度，它们是温度的函数；m 和g分别为动力黏度和重力加速度；I为一个单位二阶张量；Qvd为黏性耗散损失。
（11）
式中，Qturb为湍流黏性耗散损失；t 为黏性应力张量，它可以通过式（12）计算。
（12）
边界条件的设置如图3所示。为了提高模拟效率，减少计算时间，只需要求解套管的1/8的场域。仿真中采用对称的边界条件。GT1和GT2分别为油箱的端面和外表面，设为绝热条件，温度恒为90℃油温。GT3为法兰的外表面，设为对流换热条件，外部环境温度设为28℃。表面传热系数的基本计算公式由牛顿提出，即流体与固体壁面之间对流传热的热流与它们的温度差成正比。
（13）
（14）
式中，qa为在单位时间内单位面积流体与固体壁面之间交换的热量；tw和t∞分别为固体壁面和流体的温度；a为壁面面积；q为面积a上的传热热量；h为表面传热系数。在空气自然对流的情况下，表面传热系数的大致量级为5～20 W/(m2·K)，因此，将GT3边界的表面传热系数设为5 W/(m2·K)。
图3 边界条件的设置
Fig.3 Setting of boundary conditions
GT4和GT5分别为空气箱的外表面和端面，设为绝热条件，温度恒为50℃。其他边界条件按照文献[15]设置。
热场分布会改变导体的电导率，影响电磁损耗，而电磁损耗又会影响温度分布，因此，热场和电磁场之间存在双重耦合关系。在能量控制方程中，由于温度影响动力黏度，进而影响流体的速度、压力，流场的分布变化同样影响对流散热和热场分布。因此热场和流场之间存在双重耦合关系。热场分布采用三维电磁-热-流耦合计算方法，其计算流程如图4所示。
图4 电-热-流场耦合计算流程
Fig.4 Diagram of computation for coupling of the electro-thermal-fluid fields
图5所示为载流导体外表面上各测温点的位置。在50 Hz、6 736 A的交流电流下，将这24个测温点的实验温度与仿真温度进行对比，如图6所示。
图5 测温点的分布
Fig.5 Distribution of temperature measurement points
图6 载流导体外表面的实验温度和仿真温度的对比
Fig.6 Comparison of the experimental and simulated temperatures on the outer surface of the current carrying conductor
图6中，载流导体外表面的仿真温度和实验温度有相似的变化规律。在24个测温点中，有22个测温点的温度在56～57℃之间变化。从油箱侧到空气箱侧，温度虽先迅速下降，再逐渐趋于稳定，但温差最大的两个测温点之间仅相差了5.9℃，可见载流导体整体的温度分布较均匀。第21号测温点的误差最大，最大误差仅为3.99%。所以，仿真结果与实验结果非常接近，验证了该模型的准确性。
图7对比了多管道式和一体化的去离子水冷却套管的冷却结构，它们的额定电压分别设置为±400 kV和±800 kV，两种结构的不同之处如下。
图7 ±400 kV多管道式与±800 kV一体化的去离子水冷却套管冷却结构的对比
Fig.7 Comparison of cooling structure of ±400 kV multi-pipe and ±800 kV integrated deionized water cooling bushing
（1）±400 kV去离子水冷却的多管道式套管的载流导体内部有一个实心的铝合金管，在铝合金管内加工出一个进水管和四个出水管。±800 kV去离子水冷却的一体化套管的载流导体内部有一个空心的铝合金管。铝合金管内的通道为进水的通道，称为内水道，铝合金管与载流体之间的通道为出水的通道，称为外水道。
（2）±400 kV去离子水冷却的多管道式套管的水管尺寸是不变的，进水管的半径为10 mm，出水管的半径为5 mm。±800 kV去离子水冷却的一体化套管的水道尺寸是变化的，内水道的半径从21 mm增加到118.5 mm，外水道的宽度从12.5 mm增加到19 mm。
（3）在±400 kV去离子水冷却的多管道式套管中，出水管内的去离子水不与载流导体接触。但在±800 kV去离子水冷却的一体化套管中，外水道内的去离子水与载流导体直接接触。
±800 kV去离子水冷却的一体化套管不需要对铝合金管加工，并且外水道的去离子水直接与载流导体接触。因此，±800 kV去离子水冷却的一体化套管的结构更加简单，成本更低。
本节重点对具有结构化差异的多管道式和一体化去离子水冷却的套管的冷却效果进行比较。通过与实验结果的对比，±400 kV去离子水冷却的多管道式套管的三维电-热-流场耦合模型都已得到验 证[15-16]。在流量为21 L/min、入口水温为50℃和电流为6 736 A的仿真条件下，两种套管的载流导体外表面和环氧树脂内表面的温度如图8所示。
图8 ±800 kV一体化与±400 kV多管道式去离子水冷却的套管的载流导体外表面和环氧树脂内表面的温度
Fig.8 The temperature on the outer surface of current carrying conductors and inner surface of epoxy resin impregnated paper in ±800 kV integrated and ±400 kV multi-pipe deionized water cooling bushings
对于±400 kV去离子水冷却的多管道式套管，载流导体外表面的最高温度为87℃。对于±800 kV去离子水冷却的一体化套管，载流导体外表面的最高温度为63.8℃，比在多管道式套管中低了26.2℃。因此，±800 kV去离子水冷却的一体化套管的冷却效果更好。对于±400 kV去离子水冷却的多管道式套管，环氧树脂内表面的最高温度为90℃，最低温度为43.9℃，两者相差46.1℃。对于±800 kV去离子水冷却的一体化套管，环氧树脂内表面的最高温度为90℃，最低温度为49.5℃，两者相差40.5℃。因此，±800 kV去离子水冷却的一体化套管的环氧树脂内表面的温差更小。
以上分析表明，±800 kV去离子水冷却的一体化套管的冷却结构更简单，冷却效果更好。因此，有必要对该套管的冷却机理进行分析。
在流量为21 L/min、入口水温为50℃和电流为6 736 A的工况下，分析±800 kV去离子水冷却的一体化套管的冷却机理。利用去离子水冷却的套管的对称特性，后文的分析都是在套管的1/8区域中。沿着半径方向，不同区域的材料如图9所示。
图9 半径方向上的不同区域的材料示意图
Fig.9 Schematic diagram of materials of the different domains in the radius direction
不同z轴位置的径向示意图如图10所示。为了获得±800 kV去离子水冷却的一体化套管的径向温度分布，选择了z=1 m, 4 m, 7 m, 10 m和13 m处的径向路径。沿着这些路径的径向温度分布如图11所示。
图10 不同z轴位置的径向示意图
Fig.10 Radial diagram of different z-axis positions
如图11所示，虚线旁边的数字为横坐标r的值。当0＜r＜135 mm时，套管内部各区域依次为内水道、铝合金管、外水道和载流导体，内水道中的去离子水的温度最低，载流导体的温度最高。因此，曲线P1～P5的套管温度都先逐渐升高，然后趋于稳定。对于曲线P1，当r＞153 mm时，由于空气层的导热性很差，所以温度突变，迅速上升，在衬管中温度趋于稳定。由于环氧树脂与90℃的变压器油直接接触，所以套管温度上升到90℃后就保持稳定。对于曲线P2，当r＞153 mm时，曲线P2路径上的套管都在法兰内。而法兰外的环境温度为28℃，因此，套管的温度逐渐下降到29.6℃。对于曲线P3、P4和P5，套管都在空气箱内，而空气箱内的温度恒为50℃。因此，当r＞153 mm时，套管温度逐渐下降到50℃后并保持稳定。
图11 z=1 m, 4 m, 7 m, 10 m和13 m处沿着径向的温度分布
Fig.11 The temperature distributions along radial paths at z=1 m, 4 m, 7 m, 10 m and 13 m
为了获得±800 kV去离子水冷却的一体化套管的轴向温度分布，在套管半径r=0, 120, 130, 145, 170和369 mm的位置选取了六条轴向路径。它们分别位于内水道中的去离子水、铝合金管、外水道中的去离子水、载流导体、环氧树脂的内表面和外表面。
沿着这六条路径的温度分布如图12所示，从曲线L1和L3可以看出，内外水道中的去离子水的温度随着z轴的增加而逐渐降低。内水道中去离子水的温度在50～55.3℃之间。外水道中去离子水的温度在53.1～56.6℃之间。对于L2，铝合金管的温度随着z轴的增加而降低。对于L4，当z=0 m时，载流导体的温度最高，然后随着z轴的增加而降低。对于L5和L6，当z＜3 m时，环氧树脂外表面的温度比内表面高，当z＞3 m时，环氧树脂外表面的温度比内表面低。
图12 r=0 mm, 120 mm, 130 mm, 145 mm, 170 mm和369 mm处沿着轴向路径的温度分布
Fig.12 The temperature distributions along axial paths at r=0 mm, 120 mm, 130 mm, 145 mm, 170 mm and 369 mm
为了给优化套管结构提供设计指导，研究了各参数对±800 kV去离子水冷却一体化套管冷却能力的影响。通过实验研究参数对温度分布的影响费时费力，系统的研究并不容易。在±800 kV去离子水冷却一体化套管的电-热-流场耦合仿真模型得到验证的基础上，可应用数值仿真方法研究不同参数对套管温度的影响。
首先，改变水道的尺寸。±800 kV去离子水冷却一体化套管内有一个内水道和一个外水道。rin是内水道的半径，wout是外水道的宽度。假设rin和wout之和为40 mm。由于实际套管水道尺寸的限制，在恒定流量的条件下，将内水道半径分别设置为5、10、15、19、25、30和35 mm，外水道的宽度分别设置为35、30、25、21、15、10和5 mm。图13显示了载流导体外表面的温度分布。图14显示了环氧树脂内表面的温度分布。
图13 不同水道尺寸下的载流导体外表面的温度
Fig.13 The temperature on the outer surface of the current carrying conductor under different waterway size
如图13所示，沿着z轴方向，载流导体外表面的温度随着z坐标的增加而下降。随着外水道宽度的减小，载流导体外表面的最高温度分别为62.6、63.3、64.5、66.7、70.0、74.4和79.5℃，可见，在同一z坐标下，载流导体外表面的温度随着外水道宽度的减小而增加，这是因为在相同的流量下，外水道的宽度越窄、流速越快，去离子水还未完全吸收载流导体的热量就流出套管，反而降低了冷却效果。例如，当外水管的宽度为35 mm时，载流导体传给去离子水的热量为426.8 W。当外水管的宽度为5 mm时，载流导体传给去离子水的热量为262 W。
图14 不同水道尺寸下的环氧树脂内表面的温度
Fig.14 The temperature on the inner surface of the epoxy resin impregnated paper under different waterway size
如图14所示，环氧树脂内表面的温度随着外水道宽度的减小而增加。在水道尺寸的可变范围内，环氧树脂内表面的最高温度都为90℃。上述分析表明，在水道尺寸的可变范围内，环氧树脂和载流导体的最高温度都未超过90℃。因此，±800 kV去离子水冷却一体化套管在水道尺寸的可变范围内都具有良好的冷却效果。
在不计冷却成本、符合水道尺寸可变范围的前提下，外水道的宽度越大、越有利于冷却。但在实际应用场景下，若内水道宽度过小，会降低泵入去离子水的效率。当外水道宽度大于19 mm时，载流导体外表面的温度足够低，且随着外水道宽度的不断增大，载流导体外表面的温度变化不甚明显。因此，可依据实际的冷却需求，在内水道宽度21 mm、外水道宽度19 mm的尺寸附近进行水道设计。
实验中去离子水的流量为21 L/min，将流量分别设为2、4、6、8、10、21、30、40、50和60 L/min。这里不考虑流量的其他影响，例如，去离子水产生的应力，只研究流量对温度分布的影响。其他条件设置如下，内水道的半径为21 mm，外水道的宽度为19 mm，入口水温为50℃，电流为6 736 A。图15展示了载流导体外表面的温度分布。图16展示了环氧树脂内表面的温度分布。
图15 不同流量下的载流导体外表面的温度
Fig.15 The temperature on the outer surface of the current carrying conductor under different flow fluxs
图16 不同流量下的环氧树脂内表面的温度
Fig.16 The temperature on the inner surface of the epoxy resin impregnated paper under different flow fluxs
如图15所示，在同一z坐标下，载流导体外表面的温度随着流量的增加而降低。当流量小于10 L/min时，在同一z坐标下，载流导体外表面的温度随着流量的增加而明显下降。当流量大于10 L/min时，在同一z坐标下，载流导体的外表面温度随着流量的增加而缓慢下降。当流量为10 L/min时，去离子水带走的热量为355.1 W，比载流导体中的电流产生的热量多13.9 W。因此，当流量大于或等于10 L/min时，载流导体中的电流产生的热量几乎全被去离子水带走，所以，再增加流量时，载流导体的外表面温度没有明显下降。
如图16所示，在同一z坐标下，环氧树脂内表面的温度随着流量的增加而降低。当流量为4 L/min时，从载流导体传给环氧树脂的热量为59.1 W，这使环氧树脂的温度升高。因此，当流量小于或等于4 L/min时，环氧树脂内表面的最高温度超过了90℃。当流量大于4 L/min时，环氧树脂内表面的最高温度为90℃。即使流量为2 L/min，环氧树脂内表面的最高温度也未超过120℃，这表明即使流量很小，±800 kV去离子水冷却的一体化套管仍有良好的冷却效果。
综合考虑冷却效果和冷却成本，流量为10 L/min的去离子水已几乎可以带走载流导体电流产生的全部热量，不需要再增加去离子水流量以达到更极致的冷却效果。因此，±800 kV去离子水冷却的一体化套管的去离子水流量可以设置为10 L/min。
在温升实验中，入口的水温是50℃。因此，将入口的水温分别设置为10、20、30、40、50、60、70和80℃。其他条件设置如下，内水道的半径为21 mm，外水道的宽度为19 mm，流量为21 L/min，电流为6 736 A。图17展示了载流导体外表面的温度分布。图18展示了环氧树脂内表面的温度分布。
图17 不同入口水温下的载流导体外表面的温度
Fig.17 The temperature on the outer surface of the current carrying conductor under different inlet water temperatures
a
图18 不同入口水温下的环氧树脂内表面的温度
Fig.18 The temperature on the inner surface of the epoxy resin impregnated paper under different inlet water temperatures
如图17所示，在同一z坐标下，载流导体外表面的温度随着入口水温的增加而升高。当入口水温每上升10℃时，载流导体外表面的平均温度约上升10℃。当入口水温为10～40℃时，载流导体外表面的温度曲线尾部略微升高。当入口水温为50～80℃时，载流导体外表面的温度曲线尾部略微降低。这是因为空气箱内的空气温度为50℃。当入口水温为10～80℃，载流导体外表面的最高温度分别为38.8、45.4、52.1、58.8、65.4、72.1、78.6和85.2℃，因此，即使入口处的水温达到80℃，载流导体外表面的最高温度仍低于90℃，所以，±800 kV去离子水冷却的一体化套管的冷却效果很强。
如图18所示，在同一z坐标下，环氧树脂内表面的温度随着入口水温的增加而升高。当入口水温为10～80℃时，环氧树脂内表面的最高温度均不超过90℃。当入口水温为10～40℃时，环氧树脂内表面的温度曲线尾部略微下降。当入口处的水温为50～80℃时，环氧树脂内表面的温度曲线尾部略微升高。可以看出，入口水温的变化对±800 kV去离子水冷却的一体化套管的温度分布有很大影响，但即使入口水温达到80℃，载流导体和环氧树脂的表面最高温度仍远低于120℃，因此，±800 kV去离子水冷却的一体化套管的冷却效果是非常明显的。
在不计冷却成本的条件下，入口处的水温越低，载流导体外表面和环氧树脂内表面的温度越低，套管冷却效果越好。但若考虑冷却成本，泵入温度为20℃的去离子水即可满足冷却需求，此种情况下载流导体外表面的最高温度不高于50℃，环氧树脂内表面的最高温度不高于90℃。因此，±800 kV去离子水冷却的一体化套管的入口水温可以设置为20℃。
本文改进了基于去离子水冷却的一体化±800 kV换流变压器阀侧套管的冷却结构，以连通的内外水道替换了需加工的五条铝合金管水道，令外水道中的去离子水与载流导体得以直接接触。基于实验数据验证了该套管三维电-热-流场耦合模型的准确性以及套管冷却结构的合理性。主要结论如下：
1）与多管道式去离子水冷却的套管相比，±800 kV去离子水冷却的一体化套管的冷却结构更简单，成本更低，载流导体外表面的最高温度更低，环氧树脂内表面的温差更小，冷却效果显著提高。
2）±800 kV去离子水冷却的一体化套管在水道尺寸的可变范围内都具有良好的冷却效果，且外水道宽度越大越有利于冷却，但在对套管的水道尺寸进行设计时要综合实际应用需求、冷却成本和效率等因素，可选择设置内水道宽度21 mm、外水道宽度19 mm的水道尺寸。
3）不同流量的去离子水会对±800 kV去离子水冷却一体化套管的温度分布产生不同的影响，增大去离子水的流量可以增强套管的冷却效果，但当去离子水的流量大于10 L/min时，去离子水已几乎可以带走载流导体电流产生的全部热量，继续增加流量对套管的温度分布影响不大，因此，在实际应用中可以将套管去离子水的流量设置为10 L/min。
4）入口水温越低，±800 kV去离子水冷却的一体化套管温度越低。当实验电流为6 736 A时，泵入入口水温为20℃的去离子水即可满足要求。而我国直流输电工程的额定电流已从4 000 A提升至了6 250 A[19]。因此，在实际应用中可以将套管去离子水的入口水温设置为20℃。
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Abstract With the gradual increase of power grid transmission capacity, the overheating problem of large-capacity bushing in operation has become more and more serious. This paper proposes an integrated waterway cooling structure based on the method of deionized water cooling. Compared with the ±400 kV deionized water-cooling multi-pipe bushing, the ±800 kV integrated waterway cooling structure has a better cooling effect. The effects of waterway size, flow flux, and inlet water temperature on the temperature of integrated bushing based on deionized water cooling are analyzed using the simulation model. The results show that the temperature distribution of the bushing is mainly controlled by the inlet water temperature and flow flux. Suppose the flow flux of deionized water is 10 L/min, almost all the heat generated by the bushing can be taken away. The lower the inlet water temperature, the better the cooling effect.
Firstly, based on the study of ±400 kV deionized water-cooling multi-pipe bushing, the ±800 kV integrated waterway cooling bushing is designed and fabricated. A three-dimensional electric-thermal-fluid field coupling model of the ±800 kV integrated waterway cooling bushing is established, and its accuracy is verified compared with the experimental temperature. The experimental and simulation results show that the ±800 kV integrated waterway cooling bushing has a simple cooling structure and strong cooling effect.
Secondly, the temperature distribution of the ±800 kV integrated waterway cooling bushing is analyzed. Under the working condition of flow flux of 21 L/min, inlet water temperature of 50℃, and current of 6 736 A, the maximum temperature of the bushing is 90℃, well below the glass transition temperature of epoxy resin-impregnated paper. Therefore, the ±800 kV integrated waterway cooling bushing solves the overheating problem in operation.
Finally, the effects of waterway size, flow flux, and inlet water temperature on the bushing temperature distribution are analyzed. Within the variable range of waterway size, the larger the width of the outer waterway, the stronger the cooling effect of the ±800 kV integrated waterway cooling bushing. However, in practical applications, the cooling effect of a bushing with an inner waterway width of 21 mm and an outer waterway width of 19 mm can meet the requirements. The larger the flow flux of deionized water, the stronger the cooling effect of the ±800 kV integrated waterway cooling bushing. As the flow fluxis 10 L/min, the deionized water has almost taken away all the heat generated by the current-carrying conductor. If the flow flux of deionized water continues to increase, the cooling effect has no apparent enhancement. Therefore, in practical applications, the flow flux of deionized water can be set to 10 L/min. The lower the inlet water temperature, the stronger the cooling effect of the ±800 kV integrated waterway cooling bushing. However, the inlet water temperature of 20℃ of deionized water can meet the cooling requirements to save cooling costs. The maximum temperature of the outer surface of the current-carrying conductor, in this case, is not higher than 50℃, and the maximum temperature of the inner surface of the epoxy resin paper impregnated paper is not higher than 90℃.
The following conclusions can be drawn from the analysis: (1) Compared with multi-pipe deionized water-cooled bushing, the ±800 kV deionized water-cooled integrated bushing is less expensive but more effective. (2) By synthesizing the actual application requirements, cooling cost, and efficiency in practical applications, the width of the inner waterway of the casing can be set to 21 mm, the width of the outer waterway to 19 mm, the flow flux of deionized water to 10 L/min, and the inlet temperature of the deionized water to 20℃.
keywords：De-ionized water cooling, electro-thermal-fluid field coupling, cooling effect, parameter scanning, high voltage bushing
DOI: 10.19595/j.cnki.1000-6753.tces.230509
中图分类号：TM216
国家电网公司总部科技资助项目（5500-201958518A-0-0-00）。
收稿日期 2023-04-20
改稿日期 2023-06-29
刘 杉 男，1988年生，博士，研究方向为直流输电控制和直流设备。E-mail: liushan@geiri.sgcc.com.cn
卢斌先 男，1969年生，博士，教授，研究方向为电晕放电，气体绝缘开关设备中的极快瞬态过电压（VFTO）分析。E-mail: lbx@ncepu.edu.cn（通信作者）
（编辑 郭丽军）