/
Author: Вишневский Ю.И. Агафонов Г.Е. Бабкин И.В. Берлин Б.Е. Болотин И.Б.
Tags: электротехника электрические машины и аппараты электронно-и аппаратостроение электрооборудование электрические аппараты элегазовое оборудование
ISBN: 5-283-04753-9
Year: 2002
Text
300-летию
Санкт-Петербурга
посвящается
ЭЛЕКТРИЧЕСКИЕ АППАРАТЫ
ВЫСОКОГО НАПРЯЖЕНИЯ
С ЭЛЕГАЗОВОЙ ИЗОЛЯЦИЕЙ
Под редакцией
члена-корреспондента АЭН РФ,
профессора Ю.И.Вишневского
Санкт-Петербург
ЭНЕРГОАТОМИЗДАТ
Санкт-Петербургское отделение
2002
ББК 31.264
ЭЛ45
УДК 621.316.54
Авторы: Г.Е.Агафонов, И.В.Бабкин, Б.Е.Берлин,
И.Б.Болотин, А.З.Вильниц, Ю.И.Вишневский, В.М.Егоров,
С.М.Крижанский, Л.Н.Крутова, В.Н. Лопаев, Н.Я.Мальчик,
В.Н.Наташов, А.С.Пельц, И.А.Пузырева, В.Е.Решетников,
Г.В.Смирнов, И.А.Стафеева, Б.Д.Сыромятников, Е.Н.Тонконогов,
С.В.Третьяков, В.Б.Чакст, Т.В.Янова, М.К.Ярмаркин
ЭЛ45 Электрические аппараты высокого напряжения
с элегазовой изоляцией / Под ред. Ю.И.Вишневского - СПб.:
Энергоатомиздат. Санкт-Петербургское отд-ние, 2002. - 728с.: ил.
ISBN 5-283-04753-9
В книге рассматриваются вопросы теории и расчета, описы-
ваются конструкции электрических аппаратов высокого напряже-
ния с элегазовой изоляцией, а также вопросы их испытаний на
соответствие нормативным требованиям.
Книга рассчитана на инженерно-технический персонал, заня-
тый разработкой, исследованиями, монтажом и эксплуатацией
высоковольтного оборудования с элегазовой изоляцией и ком-
плектных распределительных устройств (КРУЭ). Она может быть
полезна для преподавателей и студентов, специализирующихся в
области высоковольтного аппаратостроения.
ISBN 5-283-04753-9
ББК 31.264
© АООТ "НИИВА", 2002
ПРЕДИСЛОВИЕ
В предлагаемой читателю книге сделана попытка обобщить
накопленный научно-исследовательским институтом высоко-
вольтного аппаратостроения (НИИВА) опыт по теории конструи-
рования и исследованиям высоковольтных аппаратов с элегазовой
изоляцией на напряжения 110-800 кВ. В книге не мог быть отра-
жен весь объем по указанной тематике, поэтому в ней представ-
лены материалы по основным видам элегазовой аппаратуры, а
именно КРУЭ, сетевым баковым выключателям и трансформато-
рам тока, хотя материал по теории создания элегазовых аппаратов
охватывает практически всю область элегазовой аппаратуры.
С изданием этой книги продолжается серия трудов сотрудни-
ков НИИВА, выпущенных начиная с 1959 года {Афанасьев В.В.
Конструкции выключающих аппаратов высокого напряжения, 1 и
2-е издания 1959, 1969 гг.; Холявский Г.Б. Расчет электродинами-
ческих усилий в электрических аппаратах, 1 и 2-е издания
1962, 1971 гг.; Афанасьев В.В. Воздушные выключатели, 1964 г.;
Бачурин НИ. Трансформаторы тока, 1964 г.; Болотин И.Б.,
ЭйдельЛ.З. Измерения в режимах короткого замыкания 1, 2 и
3-е издания, 1973, 1980, 1988 гг.; Каплан В.В., Нашатырь В.М.
Синтетические испытания высоковольтных выключателей,
1980 г.; Афанасьев В.В. и Вишневский Ю.И. Воздушные выключа-
тели, 1981 г.; Технология электроаппаратостроения. Под редакци-
ей Филипова Ю.А., 1987 г.; Справочник по электрическим аппара-
там высокого напряжения. Под редакцией В.В.Афанасьева,
1987 г.; Адоньев Н.М., Афанасьев В.В., Локш А.И. Генераторные
выключатели и аппаратные комплексы высокого напряжения,
1992 г.; Вишневский Ю.И, Лопаев В.Н. Герметичные комплект-
ные распределительные устройства с элегазовой изоляцией, вы-
пускаемые НИИВА. Справочник, т. 3, 1990 г.) в которых отражена
научная конструкторская и испытательская деятельность институ-
та за последние пять десятилетий.
Главы книги написали: глава 1 - Ю.И.Вишневский, Т.В.Янова',
глава 2 - Ю.И. Вишневский', глава 3 - Е.Н.Тонконогов', глава 4 -
В.Е.Решетников’, глава 5 - Б.Е.Берлин, М.К.Ярмаркин', глава 6 -
С.М.Крижанский', глава 7 - Ю.И.Вишневский, С.В.Третьяков,
А.С.Пелыу, глава 8 - В.Б.Чакст, Б.Е.Берлин, М.К.Ярмаркин',
глава 9 - Ю.И.Вишневский, В.Н.Лопаев, Г.Е.Агафонов', глава 10 -
Б.Е.Берлин, Б.Д.Сыромятников', глава 12 - И.Б.Болотин,
И.А.Пузырева', глава 13 - Г.В.Смирнов, Б.Е.Берлин,
3
Б.Д.Сыромятников', глава 11 написана коллективом авторов под
руководством И.В.Бабкина, при этом раздел 11.1 написал
И.В. Бабкин, 11.2 - И.В. Бабкин, Г. Е.Агафонов', 11.3 -
И.А.Стафеева', 11.4 - В.Н.Наташов, В.М.Егоров, 11.5 -
НЯ.Мальчик', 11.6 - Б.Е.Берлин, Б.Д.Сыромятников', 11.7 -
А.З.Вилъниц', 11.8 - Л.Н.Крутова', 11.9 - В.М.Егоров.
Большую работу по техническому редактированию рукописи
книги выполнил И.Б.Болотин.
В работе над отдельными разделами книги принимали уча-
стие сотрудники института Н.С.Харшан, Г.Н.Самохвалова,
О.А.Поздняк.
Всю компьютерную подготовку рукописи книги к передаче в
издательство выполнили Н.Н.Соболева и Т.В.Гаврилова. Кроме
того, в подготовке материалов отдельных разделов рукописи при-
нимали участие Р.Г.Пенкина, Е.С.Скворцова, Г.Н.Савенкова.
Всем им авторский коллектив выражает искреннюю благодар-
ность.
Авторы отмечают большой труд наших коллег - сотрудников
завода ’'Электроаппарат1', "Энергомеханического завода", ком-
бината "Электрохимприбор" и сотрудников фирмы HHI
(Ю.Корея), изготовивших головные образцы и освоивших произ-
водство новых типов высоковольтных элегазовых аппаратов.
Авторы благодарны также сотрудникам "Мосэнерго" и СКТБ
"Мосэнерго", являющихся пионерами освоения отечественных
высоковольтных элегазовых аппаратов, проведших монтаж и
осуществляющих эксплуатацию элегазового оборудования на вы-
соковольтных подстанциях энергосистемы.
Книга может быть полезна широкому кругу специалистов, за-
нятых в области конструирования, исследований и эксплуатации
элегазовой аппаратуры, а также студентам и аспирантам.
Коллектив авторов будет благодарен за отзывы по представ-
ленной их вниманию книге. Отзывы и пожелания просим направ-
лять по адресу:
199106, Санкт-Петербург, В.О., 24 линия, 15/2;
E-mail: niiva@mail.wplus.net
Член корреспондент АЭН РФ, профессор
Ю.И.Вишневский
4
ГЛАВА ПЕРВАЯ
ЭЛЕГАЗ, ЕГО ФУНКЦИИ И ЭЛЕКТРИЧЕСКИЕ
СВОЙСТВА, ИСПОЛЬЗУЕМЫЕ В ЭЛЕКТРИЧЕСКИХ
АППАРАТАХ
1.1. ОБЩИЕ СВЕДЕНИЯ
Элегаз (электротехнический газ), химическая формула - SF6.
Впервые в 1890 году Муазон и Леб отметили его высокую
электрическую прочность по сравнению с другими газами.
В Советском Союзе заниматься элегазом начали в 30-х годах
(ГохбергБ.М. и др.), что положило начало использованию его в
качестве изоляционной среды в высоковольтных конденсаторах,
кабелях и выключателях.
В настоящее время большинство крупных электрических
фирм мира занимаются разработкой и выпуском высоковольтного
оборудования с использованием SF6 в основном на высокие клас-
сы напряжения. Подсчитано, что в настоящее время постоянно
находится в эксплуатации около нескольких миллионов элегазо-
вых аппаратов различного типа.
Кроме того, элегаз используется в радиотехнике, в медицин-
ском оборудовании, в ускорителях, в металлургии, метеорологии
как индикаторный газ.
1.2. ФИЗИКО-ХИМИЧЕСКИЕ СВОЙСТВА
Элегаз - нетоксичное, стойкое, химически инертное, негорю-
чее соединение, не имеющее цвета, запаха и вкуса. При нормаль-
ных условиях (20 °C и 1 бар) - это тяжелый газ.
Однако с понижением температуры и повышением давления
он сжижается. Границей между газообразной и жидкой фазами
является кривая конденсации, на которой происходит резкий ска-
чок плотности элегаза (рисунок 1.1). При температуре t=45,56 °C
и давлении р=37,7 бар (критическая точка) граница между газом и
жидкостью стирается и элегаз находится в парообразном состоя-
нии. При снижении температуры до минус 50,8 °C и давлении
2,25 бар элегаз может находиться в трех агрегатных состояниях -
5
газ, жидкость, лед. Эта точка называется тройной. При температу-
ре ниже минус 50,8 °C элегаз из газообразного состояния перехо-
дит в твердое, минуя жидкую фазу, и наоборот (кривая АО). При
нормальном давлении возгонка элегаза из твердого в газообразное
состояние происходит при температуре минус 62,8 °C. Пунктиром
ОВ обозначена предполагаемая граница между твердой и жидкой
фазами.
Рисунок 1.1- Фазовая диаграмма состояния элегаза (давление абсолютное)
Кривые равновесия фаз:
ОК - жидкость - пар (газ), линия парообразования (конденсации); ОА -
твердое тело - пар, линия сублимации; ОВ - твердое тело - жидкость, линия
плавления.
Характерные точки диаграммы:
К - критическая точка: /кр = 45,56 °C; р = 37,7 бар (3,77 МПа); плотность р =
72^5 кг/м3.
О - тройная точка: гтр = - 50,8 °C, р = 2,25 бар (0,225 МПа).
1 - кривая конденсации по [1.1]; 2 - кривая конденсации по [1.2]; 3 - пар
над твердой фазой по [1.3].
Диаграмма состояния элегаза исследовалась многими автора-
ми и фирмами в основном экспериментальными методами. Рас-
хождения между данными различных источников достаточно ве-
6
лики и увеличиваются при низких температурах, особенно вблизи
кривой конденсации, что связано с точностью проведения экспе-
римента и степенью очистки элегаза от примесей.
На положение кривой конденсации оказывают влияние неко-
торые расхождения плотностей насыщенного пара, рассчитанные
по уравнению состояния и уравнению конденсации.
В НИИВА проводилось сравнение опытных данных, полу-
ченных из различных источников. В частности, для кривой кон-
денсации рассматривались корреляции Планка, Клегга, Перель-
штейна, Мирса, уравнения Montecatini Edison, кривые конденса-
ции фирм ВВС, Hitachi, Delle-Alsthon, Solvay Fluor und Derivate
Jmbh, уравнения Улыбина [1.1] и Аракеляна [ 1.2].
Наиболее тщательно исследовались зависимости давления на-
сыщенного пара от температуры последними авторами.
В интервале температур от минус 40 °C до критической точки
с удовлетворительной точностью кривая парообразования описы-
вается [ 1.1 ] уравнением:
lgps-5 = Р0 + Р,Т + Р2Т2 +РД-1, (1.1)
где ps - абсолютное давление в барах; Т- абсолютная температура
в градусах Кельвина; В\ - коэффициенты (таблица 1.1а)
В более широком диапазоне от тройной точки (О) до крити-
ческой точки (К) кривая парообразования описывается [1.2] урав-
нением:
lgp = A—^^+Dexp[-F(tKp-t)/(t-trp)], (1.2)
где р - абсолютное давление в барах; t - температура в °C; гтр -
температура тройной точки в °C; /кр - температура критическая в
°C; коэффициенты А, В, С, D, F (таблица 1.16).
Во всем диапазоне температур от Ггр до Гкр это уравнение по-
зволяет вычислить давление пара SF6 над жидкостью со средней
ошибкой -0,072 %.
Значения р от t, вычисленные по этому уравнению, представ-
лены в таблице 1.2.
Расхождение между зависимостями /?(/), вычисленными по
уравнениям (1.1) и (1.2), составляет не более 4 %.
Давление насыщенного пара над твердой фазой описывается
[1.3] уравнением:
7
|Ep = 7.S50-123^t + 273_i5)+0.0329exp
(+-•)/
/(t+273,15)
(1-3)
Для газообразной фазы (рисунок 1.1) (область справа от кри-
вой АК) исследовалось также несколько видов уравнения состоя-
ния, связывающих температуру, давление и плотность:
Уравнение Битти-Бриджмена [1.4]
Р = pRT^l + oLj р + а2 р2) + а3 р2 +а4 р3; R = 56,9 Дж/кг-К; (1.4)
[Р]=бар-1 (У5; oti - коэффициенты (таблица 1.1 в).
Уравнение в форме полинома [1.5]
P = pRT^XgB^j.lO-x = —; (1.5)
R = 56,9-104эрг/гК;
[Р]=бар-10‘5; Ву - коэффициенты (таблица 1.1г); R- газовая по-
____________________ R
стоянная для элегаза; R = —, R - универсальная газовая посто-
й
янная; р - молекулярная масса.
Уравнение Мартина-Хау [1.6]
p = ^Al + B,T + Clexp(-h)
£ (V-B)'
к=6,883022;
[Р]=бар10'5; В=0,3273673; коэффициенты А,, В>, Q в таблице 1.1 д;
Т-температура в градусах Кельвина; V - удельный объем.
Таблица 1.1а
Значение коэффициентов р, уравнения (1.1) насыщенного
пара над жидкостью в зависимости от температуры [1.1]
i 0 1 3 3
Bi 12,90183 -0,031385 +3,83x10'5 -1661,94
8
Таблица 1.16
Значение коэффициентов уравнения (1.2) насыщенного
пара над жидкостью в зависимости от температуры [1.2]
А В С D F ^кр Ггр
6,3130 863,385616 270,28 8,733x103 10,26 45,56 -50,8
Таблица 1.1 в
Значение коэффициента щ уравнения
к уравнению Битти-Бриджмена
i 1 2 3 4
Af 2,5059-Ю’3 2,1207-10'6 -74,954 0,054501
Таблица 1.1г
Значение коэффициента f3ij для уравнения
состояния в форме полинома [1.1, 1.2]
j i
1 2 3 4 5 6 7 8
0 0,45538 -0,06811 1,941883 -0,562007 -0,303172 0,368237 -0,430479 0,207853
1 1,10116 -1,41315 -3,157998 0,411904 1,483163 -0,025339 -0,097181 0,194032
2 -6,85476 5,81341 0,403411 -0,552007 -0,836431 0,303535 0,296593 -0,018215
3 6,49615 -5,60805 1,622107 -0,224746 -0,803438 -0,071659 0,163089 -0,045547
4 -3,25763 1,48158 0,723585 0,032861 -0,037879 0,025053 -0,010440 0,000723
5 0,48205 0,26943 -0,315980 0,0
6 0,0 -0,04567 0,026185 0,0
Таблица 1.1д
Значение коэффициентов Аи Bi, Ci
уравнения Мартина - Хау [ 1.6]
i Ai Bi Ci
1 0,0 0,56926365 0,0
2 -4,99043505x102 0,54854082 -2,37588665xl04
3 4,12453944xl02 -0,334003447 2,81955047x10“
4 -l,61292746xl02 0,0 0,0
5 -0,48996987 0,109417750 -3,08268183xl03
9
Таблица 1.2
Давление насыщенного пара SF6 над жидкой фазой
в зависимости от температуры [1.2]
t, °C Р, кПа t, °C Р, кПа t, °C Р, кПа
-50,8 224,42 -18 740,23 15 1861,99
-50 232,03 -17 763,92 16 1908,46
-49 241,83 -16 788,17 17 1955,78
-48 251,95 -15 812,99 18 2003,95
-47 262,40 -14 838,39 19 2052,98
-46 273,18 -13 864,37 20 2102,89
-45 284,29 -12 890,95 21 2153,70
-44 295,76 -11 918,12 22 2205,41
-43 307,58 -10 945,91 23 2258,05
-42 319,77 -9 974,31 24 2311,63
-41 322,32 -8 1003,34 25 2366,18
-40 345,25 -7 1033,01 26 2421,71
-39 358,56 -6 1063,31 27 2478,24
-38 372,27 -5 1094,26 28 2535,80
-37 386,37 -4 1125,87 29 2594,41
-36 400,88 -3 1158,14 30 2654,11
-35 , 415,81 -2 1191,09 31 2714,93
-34 431,15 -1 1224,72 32 2776,89
-33 446,92 0 1259,03 33 2840,03
-32 463,13 1 1294,05 34 2904,39
-31 479,79 2 1329,77 35 2970,02
-30 496,89 3 1366,20 36 3036,96
-29 514,46 4 1403,35 37 3105,26
-28 532,49 5 1441,23 38 3174,97
-27 551,00 6 1479,84 39 3246,15
-26 569,99 7 1519,21 40 3318,86
-25 589,47 8 1559,32 41 3393,17
-24 609,45 9 1600,20 42 3469,15
-23 629,94 10 1641,85 43 3546,87
-22 650,94 11 1684,28 44 3626,42
-21 672,46 12 1727,50 45 3707,90
-20 694,51 13 1771,52 45,56 3754,40
-19 717,10 14 1816,34
10
Данные, полученные по указанным уравнениям для рабочей
области температур и давлений элегазовых аппаратов, расходятся
не более чем на 3 %.
Для рабочей области температур (-40-^+300) °C и давлений
(0,07-И) МПа удобное уравнение зависимости плотности газооб-
разной фазы элегаза от давления и температуры предложено Ара-
келяном ВТ. в [1.3], которое позволяет вычислить плотность со
средней ошибкой 0,33 % и максимальной 1,5 %.
р = 17600[Тр-' -107Т’3 (104 - 66р + 2 • 10'2 р~2 + 60р2) J', (1.7)
где р - плотность элегаза в кг/м3; Т - температура в К; р - абсо-
лютное давление в МПа.
Более подробная диаграмма состояния для рабочей области
элегазовых аппаратов представлена на рисунке 1.2.
Рисунок 1.2 - Диаграмма состояния элегаза (давление - абсолютное)
11
1.3. СВОЙСТВА ЭЛЕГАЗА, ПОЗВОЛЯЮЩИЕ ЕГО
ИСПОЛЬЗОВАТЬ В ЭЛЕКТРИЧЕСКИХ АППАРАТАХ
Элегаз - это очень стойкий и инертный газ, который при нор-
мальных условиях не вступает в реакцию ни с одним веществом, с
которым контактирует, не растворяется в воде. Это тяжелый газ,
его молекулярный вес - 146,0 г/моль (21,95 % серы и 78,05 %
фтора).
Структура молекулы восьмигранная с шестью атомами фтора
в вершинах, связи в молекуле - ковалентные, диаметр молекулы -
4,77 А, температура начала интенсивного разложения - 500 °C,
потенциал ионизации I - 19,3 эв, энергия сродства молекулы к
электрону (-1,49±0,22) эв.
Электроотрицательность молекул равна сумме потенциала
ионизации и сродства к электрону.
Сродство к электрону у молекулы SF6 имеет положительный
знак, благодаря чему свободный электрон, попавший в поле моле-
кулы элегаза, захватывается ею и образуется устойчивый отрица-
тельный ион.
Благодаря положительному сродству молекулы SF6 к элек-
трону и устойчивости получившегося отрицательного иона объ-
ясняется высокая электрическая прочность элегаза по сравнению
с другими газами, например азотом или воздухом. На рисунке 1.3
приведены зависимости пробивного напряжения для трансформа-
торного масла, элегаза и воздуха.
Рисунок 1.3 - Пробивное напряжение трансформаторного масла,
воздуха и SF6 в зависимости от давления
12
Как видно, электрическая прочность элегаза при давлении
3 бара (кг/см2) примерно в 2,5 раза выше, чем для воздуха, и рав-
няется электрической прочности трансформаторного масла. По-
этому габариты элегазового оборудования более чем на порядок
ниже габаритов воздушного оборудования такого же класса на-
пряжения. Это позволяет создать закрытые подстанции, снабжен-
ные комплектными распределительными устройствами с элегазо-
вой изоляцией (КРУЭ), которые занимают на порядок меньшую
площадь, чем открытые подстанции с воздушными выключателя-
ми. Также подстанции являются незаменимы для больших густо-
населенных городов и оборонных объектов.
Хотя теплопроводность и теплоемкость элегаза ниже, чем у
воздуха, однако общие теплопередающие свойства в несколько
раз выше благодаря более высокой плотности.
Скорость звука в элегазе составляет 138,5 м/с, т.е. в 2,5 раза
ниже, чем у воздуха, однако массовый критический удельный
расход, определяемый по формуле:
q
in
кр
Ор+"2
•Ро
= 4,8-К)2
КГ
с- м2
(к=—- = 1,06 ; ц== 146 кг/кмоль - молекулярный вес, универсальная
газовая постоянная R=8,31 • К)3 ——• т0=293 К; Р(>=105 Па; Ср
кмоль- К
- теплоемкость при постоянном давлении; Cv - теплоемкость при
постоянном объеме) в 2 раза выше, чем для воздуха.
Объемный критический расход qJ2= —— для элегаза в 2,3
Р
раза меньше, чем для воздуха, благодаря этому в значительной
степени стало возможным создание мощных автопневматических
элегазовых выключателей.
Таким образом, электрическая прочность, имеющая значи-
тельно меньший разброс пробивного напряжения (а ~ 5 вместо
12), электроотрицательность, высокий массовый расход и относи-
тельно низкий объемный расход - это те преимущества по срав-
нению с воздухом, которые позволяют создать автокомпрессион-
ные дугогасительные устройства большей мощности при значи-
тельно меньших размерах дугогасительной камеры, чем у воз-
душных выключателей.
13
1.4. ПРОИЗВОДСТВО ЭЛЕГАЗА
В настоящее время SF6 получается, как правило, сжиганием
серы в среде фтора с выделением энергии:
S4-3F?— SF6+Q.
В зависимости от применяемой аппаратуры и чистоты исход-
ных веществ получаемый продукт содержит до 5 % примесей в
виде низших фторидов (S2F2; SF2; SF4; S2F10), оксифторидов (SOF2;
SOF4; SO2F2) и окислов серы (SO2), а также примесей, вносимых с
используемым фтором (HF; OF2; CF4; C2F6; N2; O2). Многие из
них, такие как S2F10, HF - очень токсичны.
Низшие фториды, кроме S2F10, удаляются щелочным промы-
ванием.
S2F10 после пропускания через нагреватель при температурах
выше 300 °C разлагается. После дальнейшей очистки элегаз соби-
рается в газосборнике, затем производится его сушка и наконец
сжижение под высоким давлением. На последней стадии удаля-
ются не сжижаемые примеси (S2F10, HF).
После очистки в товарном элегазе токсичные примеси (S2F10,
HF) полностью отсутствуют. В соответствии с международными
нормами состав товарного элегаза должен быть не хуже, чем [1.7]
SF6 > 99,9 % по массе
О2; N2; воздух < 500 ppm* по массе
CF4 < 500 ppm по массе
вода < 15 ppm по массе
минеральные масла < 10 ppm по массе
кислотность в пересчете на HF < 0,3 ppm по массе
гидролизуемые фториды
в пересчете на HF < 1 ppm по массе
Технические условия на отечественный элегаз повышенной
чистоты ТУ-6-02-1249-83 соответствует международным нормам,
за исключением одного пункта - в нем отсутствует требование к
содержанию минеральных масел.
Вместе с тем минеральные масла так же, как Н2О и О2, явля-
ются причиной образования большого количества фторидов. По-
этому, если используемое сервисное оборудование не дает гаран-
тии отсутствия масла, содержание его в элегазе необходимо кон-
* ppm - миллионная доля
14
трестировать, а в сервисном оборудовании необходимо иметь мас-
ляный фильтр.
1.5. РАЗЛОЖЕНИЕ ЭЛЕГАЗА ПОД ВОЗДЕЙСТВИЕМ
ЭЛЕКТРИЧЕСКИХ РАЗРЯДОВ
Под воздействием электрических разрядов происходит раз-
ложение элегаза с образованием низших фторидов и свободного
фтора.
В зависимости от вида разряда реакции происходят по-
разному. В электрической дуге при высоком давлении плазма
близка к равновесной, то есть температура ионов и нейтральных
частиц близка к температуре электронов. В этом случае разложе-
ние элегаза происходит под действием тепловой энергии, выде-
ляемой дугой:
SF6+Q -> S+6F
S+2F -> SF2;
S+4F -> SF4;
SF2+2F -э SF4.
В идеальном случае, когда нет посторонних примесей, при
выходе из дуги в более холодные зоны и при ее погасании оскол-
ки молекулы вступают в реакции рекомбинации:
S+6F
SF2+4F -> SF6
SF4+2F
с образованием молекулы элегаза.
Приведенные выше схемы относятся к идеальному случаю,
когда отсутствуют другие атомы и молекулы, кроме SF6.
В реальных условиях в электрических аппаратах в элегазе
присутствуют пары воды, минеральных масел, примеси воздуха, а
при возникновении электрического разряда пары металлов и др.
материалов камеры. Процессы, происходящие внутри дугогаси-
тельной камеры, резко отличаются от идеального случая. Полной
рекомбинации осколков SF6 не происходит, они вступают в реак-
цию с указанными примесями с образованием газообразных и
твердых фторидов, многие из которых весьма токсичны.
В периферийных зонах дуги или сразу после ее погасания, ко-
гда температура составляет порядка 1000 °C и ниже, кроме взаим-
ной рекомбинации, осколки SF6 вступают в реакцию с парами ме-
таллов электродов, изоляционных материалов дугогасительной
15
камеры, стенок обечайки (при перекрытии на нее), парами мине-
ральных масел, попадающими в аппарат при плохой очистке эле-
газа из вакуумнасосов и компрессоров с образованием твердых и
газообразных продуктов разложения, а именно: фторидов и оки-
слов металлов, серы и углерода - CuF2; A1F3; WF6; CF4; SF4 и SiF4
и др.
Твердые продукты разложения, так называемая коммутаци-
онная пыль, в виде мелкодисперсного порошка серого, белого,
бурого цветов осаждаются на стенках камеры. Она состоит из
фторида меди CuF2, окиси вольфрама WO3, оксифторидов WO2F2,
WOF4, которые возникают из-за эрозии контактов коммутацион-
ных аппаратов.
При перекрытии на обечайку образуется фторид алюминия
A1F3.
Химически менее стойкие продукты разложения при наличии
паров воды и кислорода вступают в дальнейшую реакцию по сле-
дующим схемам:
CuF2+H2O -у CuO+2HF
SF4+H2O -э SOF2+2HF
+ + +
Ф f2 Ф
1/2О2/ 1/2О2
Ф/ Ф
SOF4+ Н2О -> SO2F2+2HF
При высокой концентрации паров воды происходит дальней-
ший гидролиз газообразных фторидов:
SOF2+ Н2О SO2+2HF
или SO2F2+ 2Н2О H2SO4+2HF.
Основные продукты разложения элегаза, обнаруженные в
элегазовых аппаратах после коммутации токов короткого замыка-
ния и перекрытий на оболочку, представлены в таблице 1.3.
16
Перечень продуктов разложения SF6? их свойства, характер воздействия на человека
Таблица 1.3
№ п/п Наименование Хим формула Мол вес Агрегатное состояние Пло1нос1ь га»а (па- ра) по отношению к воздуху при нор- мальных условиях Точка кипения 1 бар СС Гиг- роско- пич- ность пдк Запах
ppmv по объему % по объему ppmm по массе. мг/мЗ
1 Гексафторид серы, элегаз SF6 146 бесцветный газ 5,10 -63,8 нет 800 0,08 5000 -
2 Фтористый водород, плавиковая кислота HF 20 жидкость 0,69 -83 да 3 0,3 10‘3 2 раздра- жающий
3 Сероводород H2S 34 газ 1.22 -62 нет 10 0,1 102 15 тухлых яиц
4 Сернистый ангидрид, двуокись серы SO2 64 бесцветный газ 2,21 -10 да 5 0,5 103 13 кислый
5 Трехокись серы, серный ангидрид SO3 80 бесцветный газ 2,8 44,9 - - - - -
6 Сернистый углерод cs2 76 газ 2,67 +46 нет 10 0,1 10'2 30 гнили
00
Продолжение таблицы 1.3
№ п/п Наименование Хим формула Мол вес Агрегатное состояние Плотность газа (па- ра) по отношению к воздуху при нор- мальных условиях Точка кипения 1 бар °C Гиг- роско- пич- ность пдк Запах
ppmv по объему % по объему ppmm по массе, мг/мЗ
7 Тетрафторид углерода, тетрафторметан cf4 88 газ 1,32 -127 нет 10 0,110‘2 39 -
8 Монофторид серы, фтористая сера s2f2 102 бесцветный газ 3,25 -10,6 да 0,5 0,5 IO"4 2,5 неприятный
9 Дифторид серы sf2 83 газ 2,87 +35 да 5 0,5 103 18 раздраж. кислый
10 Тетрафторид серы sf4 108 бесцветный газ 3,73 -40 да 0,1 0,1-Ю-4 0,4 раздражает бронхи и носоглотку, кислый
И Тионилфторид. фтористый тионил sof2 86 бесцветный газ 2,97 -43,7 да 0,63 0.63-10‘4 2,5 тухлых яиц
Продолжение таблицы 1.3
№ п/п Наименование Хим формула Мол вес Агрегатное состояние Плотность газа (па- ра) по отношению к воздуху при нор- мальных условиях Точка кипения 1 бар СС Гиг- роско- пич- ность пдк Запах
ppmv по объему 7с по объему ррпшт по массе, мг/мЗ
12 Сул ь фур ил фтор ИД, сульфурил фтористый SO2F2 102 бесцветный газ 3,52 -55 нет 5 0,5 ТО'3 20 -
13 Тион ид-тетрафтор ид sof4 124 газ 4,3 -49 да 0,45 0,45 1О'4 2,5 -
14 Пентафторид серы s2f10 254 жидкость бесцветная, летучая 8,77 +29 нет 0,025 0.25 105 0,25 очень ток- сичный
15 Тетрафторид кремния S1F4 104 газ 3,67 -65 да 0,6 0,6-1 О’4 2,5 резкий, раздра- жающий
16 Серная кислота H2SO4 98 жидкость 3,38 338,8 да - - 1 -
17 Фторсульфоновая кислота HSO3F 100 дымящая жидкость 3,45 163 - - - - -
к©
to
о
Окончание таблицы 1.3
№ п/п Наименование Хим формула Мол вес Агрегатное состояние Плот нос 1ь raja (па- ра) по отношению к воздуху при нор- мальных условиях Точка кипения 1 бар °C Гиг- роско- пич- ность пдк Запах
ppmv по объему % по объему ppmm по массе, мг/мЗ
18 Фторид меди CuF2 CuF2 2Н2О 101,54 133,54 твердое - - - - - 2,5/0,5* раздражает бронхи, носоглотку, глаза
19 Гексофторид вольфрама WF6 298 газ 10,28 17 - - - - -
20 Трифторид алюминия Al F3 84 твердое 3,1 1279 нет - - 2.5/0,5 -
* По разным источникам.
1.6. КАТЕГОРИИ ЭЛЕГАЗА, ДЕЗАКТИВАЦИЯ
В соответствии с рекомендациями СИГРЭ элегаз разделяется
на четыре категории.
Новый элегаз.
Новым, чистым считается элегаз, находящийся в баллонах,
полученных от изготовителя, по составу соответствующий
МЭК 60376.
Элегаз не испорченный дугой.
Побывав в оборудовании, он в большей или в меньшей степе-
ни загрязнен, начиная от влаги, воздуха, паров масла и кончая
продуктами разложения из-за частичных разрядов. Количество
продуктов разложения в таком элегазе не превосходит обычно
100 ppm по объему.
Нормально загрязненный элегаз.
Это элегаз в аппаратах после успешных коммутаций токов
к.з. В нем содержатся газообразные продукты разложения элегаза,
концентрация которых при наличии фильтров-поглотителей
обычно не превышает 200 ppm по объему, а также твердые про-
дукты разложения в виде пыли, осевшей на внутренней поверхно-
сти аппарата.
Сильно загрязненный элегаз.
Это элегаз из оборудования, в котором имело место неуспеш-
ное отключение больших токов к.з., перекрытие на корпус. В этом
случае количество газообразных фторидов может составлять от
одного до нескольких процентов по объему, а также большое ко-
личество твердых фторидов.
Примеси и, как следствие, их фториды негативно сказывают-
ся на работе и ресурсе работы аппарата.
В таблице 1.4 приведены обобщенные данные СИГРЭ о при-
месях и фторидах, их источниках, характере их воздействия на
работу аппарата и максимально допустимые уровни примесей в
оборудовании.
21
Таблица 1.4
Род загрязнения элегаза, его воздействие на оборудование и
максимально допустимый уровень загрязнений [1.7]
Вид приме- сей в элегазе Источники загрязнения Вредное воздействие на работу аппарата и безопасность персонала Максимально допустимые уровни приме- сей в оборудо- вании Уровни примесей в восстановленном элегазе, пригодном для повторного использования Пракзический уровень чувст- вн1ельности обнаружения примеси
Воздух cf4 Подготовка аппарата Коммута- ционные дуги На комму- тацию На I азовую И ЮЛЯ ЦИК) 3 % (объем н ) 2% (объемн ) <1 % (объемн )
11а по- верхност- ную изо- ляцию при конденса- ции влаги 200 ppmv (25 ppmm) при 2 МПа (20 бар) 120 ppmv (15 ppmm) сжатый до ожи- жения (в балло- не)* <25 ppmv <3 ppmm
Влага Десорбция с поверхно- стей и из полимеров 800 ppmv (100 ppmm) при 500 кПа (5 бар) 320 ppmv при 500 кПа** <25 ppmv <3 ppmm
4000 ppmv (500 ppmm) при 100 кПа (1 бар) 1600 ppmv (200 ppmm) при 100 кПа (1 бар)1'* <25 ppmv <3 ppmm
sf4, wf6, SOF4, SOF2, SO2, HF SO2F2 Ду! а Частичные разряды Вторичные реакции 11а по- верхност- ную изо- ляцию Токсич- ность 100 ppmv 2000 ppmv 50 ppmv общий или 12 ppmm для SO2+ SOF2 <10 ppmv общий
CuF2, WO3, WO2F2, WO2F2, AIF3 Эрозия контактов в коммута- ционной аппаратуре Внутренняя дуга Токсич- ность Не может быть опре- делено коли- чественно Удаляются пыле- вым фильтром с размером ячеек 1 мк Обнаруже- ние нецеле- сообразно
У глерод, металли- ческая пыль/ част и цы Науглеро- живание полимера Механиче- ский износ На по- верхност- ную изо- ляцию На газовую изоляцию Низкий Удаляются пыле- вым фильтром Обнаруже- ние нецеле- сообразно
Масло Насосы и смазка На по- верхност- ную изо- ляцию Низкий Должно быть исключено Обнаруже- ние нецеле- сообразно
* По МЭК 60376 для нового газа, сжатого до ожижения при 0 °C
** Применимо, если газ повторно используется при давлении, равном или ниже указанного
22
Дезактивация фторидов
Продукты разложения элегаза имеют кислую реакцию, по-
этому для их нейтрализации используются щелочи КаОН, NaOH,
Са(ОН)2, а также кристаллическая сода Na2CO3, бикарбонат на-
трия (питьевая сода) NaHCCh и хозяйственное мыло.
Нейтрализация порошкообразных фторидов, собранных в пы-
лесборниках пылесоса, в адсорбентах, в тряпках, использованных
для протирки деталей, производится погружением в раствор ще-
лочей с 5 - 10 %-ной концентрацией на (24 - 48) ч. При слабоще-
лочной реакции (рН>7) отходы уже безвредны.
Использовать нейтрализующий раствор можно пока он со-
храняет щелочную реакцию, т.е. показатель кислотности pH вы-
ше 7. Если pH ниже 7, это значит нейтрализация фторидов про-
изошла не полностью и следует в этом случае добавить в раствор
щелочь или известь. Если pH выше 7 отходы считаются безвред-
ными и их можно сливать в канализацию, а твердый осадок пред-
ставляет из себя сульфат (CaSO4) и фторид кальция (CaF2). В при-
роде эти соединения существуют в виде таких минералов, как
гипс и плавиковый шпат (флюорид). Твердый осадок следует по-
мещать в контейнер для предупреждения его распыления и даль-
нейшего вывоза с территории подстанции.
1.7. ВОЗДЕЙСТВИЕ ЭЛЕГАЗА НА ЗДОРОВЬЕ ЧЕЛОВЕКА
Считается, что абсолютно чистый элегаз с добавкой 20 % ки-
слорода (как в воздухе) можно вдыхать без вреда для здоровья.
Однако полученный промышленным способом элегаз не яв-
ляется идеально чистым. Поэтому предельная допустимая кон-
центрация элегаза в воздухе рабочей зоны (ПДКрз) ограничивается
0,08 % по объему или 5000 мг/м3 [1.8].
При такой концентрации элегаза обслуживающий персонал
может работать ежедневно по 8 ч при пятидневной рабочей неде-
ле в течение полного трудового стажа.
Элегаз не оказывает токсического, генетического или канце-
рогенного влияние на здоровье человека.
При объемной концентрации чистого элегаза 1 %, по данным
АВВ, допускается кратковременное пребывание персонала в по-
мещении. Кислородная недостаточность может наступить при
концентрации чистого элегаза в воздухе более 10 %, что соответ-
ствует снижению концентрации кислорода до 19 % [1.9].
23
Однако в процессе эксплуатации в результате коммутации
номинальных токов и токов к.з., а также частичных разрядов эле-
газ в отсеках КРУЭ и, прежде всего, в выключателях перестает
быть чистым.
В нем присутствуют газообразные и твердые продукты раз-
ложения (фториды), являющиеся результатом взаимодействия
элегаза при высоких температурах с парами воды, примесями ки-
слорода, парами металла и материала камеры, парами масла (таб-
лица 1.3).
В таблице 1.3, кроме основных свойств, указаны предельно
допустимые концентрации этих продуктов по массе и объему по
отношению к воздуху и характер воздействия их на органы осяза-
ния человека.
Около 90 % фторидов задерживаются фильтром (если он
нормально спроектирован), часть твердых фторидов оседает на
внутренних стенках камеры, а оставшаяся часть газообразных
фторидов находится в элегазе.
Наиболее часто встречающимися продуктами разложения яв-
ляются: SOF2; SO2; HF; CF4; H2S; SO2F2.
Опасные для здоровья людей концентрации этих веществ мо-
гут возникнуть при утечках из оборудования больших 1 % и ма-
лых объемах помещения.
Международный опыт свидетельствует, что токсичность эле-
газа, подвергшегося разложению, определяется в основном одним
компонентом - тионилфторидом SOF2, который, как и H2S, имеет
запах тухлых яиц. Поэтому допустимую концентрацию элегаза на
действующих подстанциях рекомендуется расчитывать с учетом
SOF2.
Предельно допустимая концентрация SOF2 в воздухе рабочей
зоны (ПДКрз) составляет 1,61 ppmv по объему [1.10] (1 миллион-
ная часть, ppmv - пропромиля по объему).
При отсутствии прямых средств для контроля концентрации
SOF2 в воздухе можно контролировать концентрацию элегаза в
воздухе, но при этом допустимая концентрация элегаза по сравне-
нию с новым элегазом, в котором токсичные примеси практиче-
ски отсутствуют (800 ppmv; 0,08 %), должна быть снижена, а
именно:
а) при длительной работе персонала до 200 ppmv (0,02 % по
объему). Это значение обеспечивает безопасную работу с аппара-
тами на токи к.з. до 80 кА при успешной коммутации;
24
б) в случае возникновения длительно горящих дуг (внутрен-
нее перекрытие, отказы в отключении токов к.з.) допускаемая
концентрация в воздухе рабочей зоны должна быть снижена до 20
ppmv (0,002 % по объему) [1.11].
1.8. ВЛИЯНИЕ ЭЛЕГАЗА НА ОКРУЖАЮЩУЮ СРЕДУ
В последнее десятилетие при выборе газов для использования
их в промышленных целях обращают внимание на последствия,
которые они могут вызвать при попадании их в окружающую че-
ловека среду.
В частности, необходимо учитывать влияние этих газов на
разрушение озонового слоя и повышение средней мировой темпе-
ратуры (тепличный эффект).
Большинство галогеносодержащих газов, попадая в атмосфе-
ру земли, под воздействием ультрафиолетового излучения разла-
гаются, и освободившиеся атомы галогенов вступают в реакцию с
озоном, разрушая при этом озоновый слой земли.
Вместе с тем, благодаря высокой стабильности молекулы SF6
(время жизни 1000 лет [1.11]), особенности ее спектра ультрафио-
летового поглощения практически не происходит разрушения мо-
лекулы элегаза в верхних слоях атмосферы, а образовавшееся не-
значительное количество атомов фтора вступает в реакцию не с
озоном, а с молекулами воды с образованием HF.
На этом основании элегаз не включен в перечень веществ, ко-
торые подлежат запрету или ограничению применения согласно
Монреальской конвенции.
Тепличный эффект вызван тем, что в результате наличия в
атмосфере земли ряда газов (их называют тепличными, парнико-
выми) нарушается баланс между энергией, посылаемой солнцем
на землю и поглощаемой ею и инфракрасным излучением земли.
Это объясняется тем, что при наличии в атмосфере этих газов
часть инфракрасного излучения в диапазоне (7-ь 13) микрон отра-
жается вновь на землю, приводя к постепенному повышению тем-
пературы поверхности земли и, следовательно, к изменению кли-
мата.
К этим газам относятся углекислый газ (СО2), метан (СН4),
закись азота (N2O), гидрафторуглероды, перфторуглероды.
В соответствии с ’’Киотским протоколом к рамочной конвен-
ции Организации Объединенных Наций об изменении климата”
(30.06.99) в список парниковых газов включен и гексафторид се-
ры (SF6, элегаз).
25
Различают "естественный тепличный эффект", вызванный на-
личием в атмосфере земли паров воды за счет испарения и угле-
кислого газа, попадающего в атмосферу в результате жизнедея-
тельности животного мира и процессов разложения в органиче-
ской природе и "повышенный тепличный эффект", вызванный так
называемыми антропогенными газами, попадающими в атмосфе-
ру земли в результате хозяйственной деятельности человека.
Последний зависит от концентрации в атмосфере указанных
газов и их оптических свойств в диапазоне инфракрасного излу-
чения.
Если оценить влияние SF6 на парниковый эффект по отноше-
нию к другим антропогенным газам, то при условии, что только
1/3 SF6 будет выпущена в атмосферу (утечки из оборудования,
выброс в атмосферу мелкими пользователями, не имеющими обо-
рудования для очистки элегаза и повторного его использования),
вклад SF6 в отраженное на землю инфракрасное излучение в 1993
г. составил 0,07 %, а при экстраполяции этих данных на 2010 г.,
составит 0,2 % от вклада всех наиболее значительных антропо-
генных тепличных газов.
Так как предприятия электротехнической промышленности
закупают только часть произведенного SF6 и только часть этого
количества попадает в атмосферу, то вклад электротехнической
промышленности в тепличный эффект в настоящее время незна-
чителен.
Это утверждение подтверждается тем, что большинство поль-
зователей мощного оборудования с использованием SF6 беспоко-
ит экологическая проблема и они готовы запретить выброс SF6 в
атмосферу и обеспечить его систематическое восстановление. К
настоящему времени разработаны регенераторы использованного
элегаза различной производительности.
1.9. ТРЕБОВАНИЯ К СОСТАВУ ЭЛЕГАЗА, ИСПОЛЬЗУЕМОГО
В ВЫСОКОВОЛЬТНЫХ АППАРАТАХ (НАЛИЧИЕ Н2О, О2,
МАСЛА)
При производстве и эксплуатации высоковольтных элегазо-
вых аппаратов высокие требования предъявляются к чистоте эле-
газа, поскольку такие примеси, как вода (Н2О), кислород (О2) и
минеральные масла, служат источником образования фторидов.
Контроль за наличием примесей начинается с нового товар-
ного элегаза. Рекомендуется на предприятиях, эксплуатирующих
элегазовое оборудование, осуществлять входной контроль на со-
26
ответствие концентрации указанных выше примесей междуна-
родным нормам. При необходимости нужно посылать рекламации
на предприятие-изготовитель элегаза, либо проводить доочистку
элегаза на местах.
Примеси могут поступать из сервисного оборудования: пары
масла из вакуумного насоса и компрессоров, влага и воздух, а
также фториды при перекачке этим оборудованием ранее исполь-
зованного элегаза (таблица 1.4).
Далее источником примесей является неаккуратность при
сборке аппарата. Отсутствие или недостаточная очистка деталей
аппарата от масла и недостаточная степень вакуумирования аппа-
рата перед заполнением элегазом. Несоблюдение условий хране-
ния эпоксидной изоляции также приводит к значительному ув-
лажнению элегаза.
Наконец, при конструировании следует учесть возможность
попадания из атмосферы влаги и кислорода в процессе длитель-
ной эксплуатации через уплотнение путем диффузии. Этот источ-
ник примесей следует сокращать путем оптимизации конструкции
и сокращения числа узлов уплотнения при конструировании ап-
парата, выбора резины с меньшим коэффициентом диффузии по
влаге и кислороду.
Соблюдение этих условий позволяет уменьшить количество
фторидов и тем самым повысить надежность и ресурс работы ап-
паратов, а также безопасность их обслуживания.
Что касается первого условия, зарубежные фирмы (ФРГ) в
основном производят и используют элегаз значительно более вы-
сокой чистоты, чем рекомендовано МЭК.
В частности, фирма Solvay Fluer und Derivate JmbH гаранти-
рует чистоту элегаза в соответствии с нормами МЭК, но фактиче-
ски добивается более низкой концентрации примесей:
воздух < 200 ppm по массе
CF4 < 200 ppm по массе
Н1О < 5 ppm по массе
минеральные масла < 1 ppm по массе
кислотность в пересчете на HF <0,1
В России товарный элегаз, выпускаемый в соответствии с
действующими ТУ6-02-1249-83, может при необходимости под-
вергаться более тонкой очистке, в частности, путем кристаллиза-
ции при низких температурах на установке типа ’’Утро" [1.13].
27
1.10. МЕТОДИКА КОНТРОЛЯ СОСТАВА ЭЛЕГАЗА
Контроль за качеством элегаза необходим на всех стадиях
подготовки элегазовых аппаратов к эксплуатации, а также в про-
цессе эксплуатации.
Входной контроль нового элегаза, хотя бы выборочный, не-
обходим для обеспечения качества элегаза, проверки соответствия
его требованиям МЭК и техническим условиям на "элегаз повы-
шенной чистоты".
Необходим анализ состава элегаза после сборки до ввода обо-
рудования в эксплуатацию для проверки допустимости уровня
таких примесей, как Н2О, О2, пары масла. Они попадают из изоля-
ции (Н2О), сервисного оборудования при вакуумировании и за-
полнении элегазом (масло), а также при недостаточном вакууми-
ровании аппарата (Н2О, О2).
Наконец, анализ состава элегаза в процессе эксплуатации не-
обходим для определения состояния элегазового оборудования, в
частности для определения срока вывода его на капитальный ре-
монт.
Кроме того, анализ состава элегаза, взятого из оборудования,
может позволить своевременно определить характер и место по-
вреждения.
В международной практике при исследованиях и испытаниях
элегазовых высоковольтных аппаратов используют следующие
методы анализа элегаза.
Новый элегаз проверяют на наличие примесей азота, кисло-
рода, четырехфтористого углерода (CF4) с помощью газовой хро-
матографии, в частности, на хроматографе ЛХМ-8Д с детектором
по теплопроводности и набивкой колонки хроматографа дробле-
ным цеолитом с фракцией (0,25-Ю,4) мм (таблица 1.5 п. 1.2).
С помощью газовой хроматографии могут быть определены
примеси СО2, SOF2, SO2F2, SO2, Н2О (таблица 1.5 п. 1.1; 1.3 и 1.4).
Наиболее полная информация о составе чистого и особенно
использованного элегаза с примесью фторидов может быть полу-
чена с помощью масс-спектрометрии. Преимуществом масс-
спектрометрического метода анализа перед другими заключается
в возможности определения большинства примесей, малый объем
пробы и скорость проведения анализа.
Содержание в элегазе минеральных масел может быть опре-
делено по методике МЭК с помощью инфракрасной спектрофо-
тометрии (таблица 1.5 п. 4).
28
Массовую долю гидролизуемых фторидов в перечне на фто-
ристый водород (HF) определяют титрованием по методике, ре-
комендованной МЭК-60480 (таблица 1.5 п. 2.1) и ТУ 6-02.1249-83
(п. 2.2).
Кислотность элегаза характеризуется общей концентрацией
всех присутствующих в нем кислот, выраженных в ppm по массе в
пересчете на фтористо-водородную кислоту (HF) (см. таблицу 1.5
п. 3). Наиболее экономичным по расходу элегаза и пригодным для
экспресс-анализа является метод с использованием индикаторных
патронов (таблица 1.5 п. 3.3).
Токсичность элегаза определяют посредством биоконтроля на
белых крысах или мышах по методике ТУ-6-02-1249-83 (таблица
1.5 п. 5).
Обобщенные данные по методикам анализа примесей в элега-
зе, условия проведения анализа, минимальная разрешающая спо-
собность и стандарты регламентирующие эти методы приведены
в таблице 1.5. Большинство из перечисленных в таблице методов
- лабораторные. Недостатками их является непригодность ис-
пользования для экспресс-анализа.
В этом отношении выгодно отличается метод определения
кислотности с использованием индикаторных трубок, заполнен-
ных порошком, окрашенным бром-крсзоловым пурпуровым ин-
дикатором (таблица 1.5 п. 3.3). Для экспресс-анализа газообраз-
ных фторидов удобен портативный хроматограф с детектором по
теплопроводности (таблица 1.5 п. 1.4) и портативный спектрометр
подвижности ионов с ультрафиолетовым источником ионизации
(таблица 1.5 п. 1.5).
Использование метода подвижности ионов позволяет осуще-
ствлять мониторинг химического состава элегаза в коммутацион-
ной аппаратуре в процессе эксплуатации и в ходе ревизий, выяв-
лять частичные разряды и места повреждений, тем самым преду-
преждать развитие аварий.
Спектрометр подвижности ионов (IMS), разработанный и из-
готовленный в Германии, является средством диагностики со-
стояния элегазового оборудования на месте его установки и мон-
тажа. Накоплен положительный опыт использования этого сред-
ства в диагностики, в частности, на электростанциях Бразилии.
29
Методики контроля состава элегаза
Таблица 1.5
№ п/п Название анализа Анализи- руемые примеси Условия анализа Единица измере- ния Характеристика метода Источник информации
1 1.1 Г азоабсорбционная хроматография Воздух, cf4, sof2, со2 Хроматограф с детектором Колонка 3,3 м, 0 3 мм, с 60 °C, газ-носитель Не, 40 г Г Газ Не I -АЛ - ‘ по теплоп] шитый по. ил/мин Об хрома зове ЛИС! ъем тог )ДНОСТИ гирол, (£ пробы г '.раф >0-100) меш, аза - 2 мл 1 1 _ % по массе Чувствитель- ность Воздух 0,00005 CF4 0,0001 СО2 0,00007 SOF2 0,001 SO2 0,002 ITS С2131 МЭК 60376
пре 1 |_ )ба | - i _|
1.2 Г азоабсорбционная хроматография о2, n2, cf4, SF6 Хроматограф ЛХМ-8Д Колонка 2 м, 0 3 мм, цеолит Nax. фракция (0,25-0,4) мм. газ- носитель Не, 33 мл/мин Объем пробы газа - 0,1 мл % по массе Минимальная концентрация, определяемая методикой О2, N2 - 0,003 CF4 -0,013 SF6 -0,1 ТУ 6-02- 1249-83 РД-16
1 3 Г азожидкостная хроматография sf4, sf2, sof2 Хроматограф ЛХМ-8МД с детектором по теплопроводности Колонка из нержавеющей стали размером 279 х 0,5 см Сор- бент 33,4 % по весу ФС - 303 на хромасорбе или хроматопе N, температура анализа 30 °C, газ-носитель Не, 50 мл/мин Объем пробы газа - 1 мл Длительность анализа 5 мин Ко- лонка 279 см, 0 6 х 0,5 мм % по массе Минимальная концентрация определяемая методикой SF4 - 0,05 SF - 0,5 РД-16
п/п Название анализа Анализи- руемые примеси Условия анализа Единица измере- ния Характеристика метода Источник информации
1 4 Газовая хроматография sof2, so2f2. н26 Портативный хроматограф с детектором по теплопроводно- сти Колонка 3048 м, 0 0.97 заполняется парапоком ppmv Чувствитель- ность SOF2 -50 SO2F2 - 50 Н2О -120 IEEE vol El-21 N05 October, 1986
1 5 Спектрометрия методом подвижно- сти ионов sof2. so2f2 Портативный спектрометр с ультрафиолетовой лампой 1J56) в качестве (IMS) источника ионизации - jc& ppmv 1000 Объем пробы 0.17 л htt./www.ga s-dorind.de (GAS)
1.6 Применение реак- тивных патронов НЕ so2. sof2 Химические реактивные патроны фирмы Dilo реагирующие на НЕ SO2, SOF2 ppmv Чувствитель- ность SO2 < 10 SOF2 < 10 АББ Версия 0,4 6/98 напечатано в США
2 2.1 Спектрофотометрия Г идро- лизуе- мые фтори- ды Проба газа проходит через слабый щелочной раствор Количество ионов фтора, которое абсорбировалось в растворе, измерялось спектрофотометрией Скорость потока 0.15 мл/мин Объем раствора 20 мл ротаметр газовый - 3 _ счетчик склянки для промывания газа ppmm Чувствитель- ность при раз- личных объе- мах пробы - 6 л - 0.06 12 л-0,03 30 л-0,012 100 л-0.004 МЭК 60480
UJ
to
Продолжение таблицы 1.5
№ п/п Название анализа Анализи- руемые примеси Условия анализа Единица измере- ния Характеристика метода Источник информации
2.2 Титрование по принятой методике Гидро- лизуе- мые фтори- ды Массовую долю гидролизуемых фторидов в пересчете на фтористый водород (Xi) в процентах вычисляют по формуле х _(У2-У3)-Н1 -20 У4-100 Vo 6.16 V, 1000 ’ где V2 - объем раствора азотно-кислого циркония, израсходо- ванного на титрование анализируемой пробы, см3. У3 - объем раствора азрть1р:кислрго^ци|жония. израсходованного на тит- рование анализируемой пробы, см3; Hi - нормальность рас- твора азотно-кислого циркония, 20 - эквивалентная масса HF; У4 - объем исследуемой пробы в мерной колбе, см3; 6,16 - плотность газообразной шестифтористой серы, кг/м3; Уо- объем газа SF6, приведенный к условиям 20 °C и 760 мм ртст., У5 - объем раствора, взятый для определения гидроли- зуемых фторидов, см3 ppmm Абсолютная погрешность ±110'7 ТУ 6-02- 1249-83
3 1 Титрование Опре- деление кислот- ности Проба газа проходит через щелочной раствор, содержащий индикатор, меняющий цвет Раствор титруется стандартным раствором серной кислоты Скорость потока 0,5 л/мин Объем раствора - склянка 150 мл. ротаметр п₽оба^Т?г~7Ьл\Г1Г ppmm Чувствитель- ность при раз- личных объе- мах пробы - 20 л-0,16 50 л-0,065 100 л-0,032 200 л-0,016 МЭК 60376
( Тр1 г '-гп > и М » 1 J Ч i 0
газовый счетчик
Продолжение таблицы 1.5
№ п/п Название анализа Анализи- руемые примеси Условия анализа Единица измере- ния Характеристика метода Источник информации
3.2 Титрование Опре- деление кислот- ности Объем раствора склянка 100 мл Скорость потока SF6: (0,25-0,5) л/мин ppmm Абсолютная погрешность ±1.3 10‘8 ТУ 6-02- 1249-83
3 3 Титрование Опре- деление кислот- ности Экспресс-мс (7-8) см. зап тый полиме пуровым ин. Схема опред трубочку ant 1 - источит элегаза, 3 шланг; 5 - i тиллирован! тод. Стекла олненная су э полисорб дикатором) 5 'еления обы эгаза при м< < элегаза, 2 - индикап мерный цил юй водой 1нная трубка диаметром 4 мм, длиной /•хим индикаторным порошком (порис- 1, окрашенный бромкрезоловым пур- rli эма пропущенного через индикаторную злом расходе - вентиль тонкой регулировки потока порная трубка, 4 - соединительный индр на (0,25 - 1) л 6 - стакан с дис- ppmm Чувствитель- ность 0,1 ppmm при расходе SF6 200 л Аракелян, Демина Журнал Электро- техника. №3,2001, Журнал Электро- техника № 12,1986
Окончание таблицы 1.5
№ п/п Название анализа Анализи- руемые примеси Условия анализа Единица измере- ния Характеристика метода Источник информации
4 Инфракрасная спектрофотометрия Мине- ральные масла в элегазе Проба газа проходи' ное масло, абсорби красным спетрофот Объем жидкости' ск проба SF6 г ч poi ON пя ч ?а е" зк JJ )ез > нно грол а 3: кт е 1 ) л 1Д ж ( 1Л KI и; ?к Р 1й ССЦ при 0 °C Минераль- зкостью. измеряется инфра- :орость потока 0.17 л/мин отаметр Тйг LJ газовый счетчик рргшп Относительная погрешность Концентрация масла в SF6 по массе 0,5 ppm определяется с погрешностью не хуже ± 25 % МЭК 60376
5 Биологический контроль Токси- ны Готовится смесь газов 79 % объема SF6 и 21 объема Оз За- полняют приготовленной смесью камеру, в которую помеща- ют пять самок белых мышей на 24 часа Во время экспозиции мышам дают достаточно пиши и воды по лабораторной диете для мышей Последующее наблюдение 72 часа Любое откло- нение от нормального поведения \ части мышей должно рас- сматриваться как подозрение на токсичность Любая погиб- шая при исследовании мышь должна быть вскрыта и исследо- вана для установления причины гибели Повторный экспери- мент проводится с 10 мышами Крысы белые, с живой массой (150-250) г (2-4) головы по- мещают в камеру со смесью 40 9с SF6 и 60 % воздхха. 2 часа выдерживают, а затем переводят в нормальные клетки, где за ними наблюдают 72 ч Элегаз считается нетоксичным, если животные не дают какой-либо поведенческой реакции, от- личной от нормальной - Наблюдение за поведением и состоянием подопытных животных МЭК 60376А ТУ 6-02- 1249-83
1.11. КОНТРОЛЬ ВЛАЖНОСТИ ЭЛЕГАЗА
Для обеспечения надежной и длительной работы элегазовых
аппаратов необходим контроль содержания влаги в элегазе при
заполнении аппарата и в процессе его эксплуатации.
Влажность элегаза, как отмечалось, может оказать сущест-
венное влияние на количество продуктов разложения элегаза
(фторидов) как газообразных, так и твердых, которые в виде пыли
осаждаются на внутренней поверхности аппарата. Осажденная
пыль абсорбирует газообразные фториды и влагу, содержащуюся
в элегазе, образуя проводящий слой, что приводит к токам утечки,
разрушающим поверхность изоляции. Это сказывается на элек-
трической прочности изоляции, коммутационной способности и
ресурсе работы элегазового оборудования. Эти явления наблюда-
ются при конденсации влаги и образовании инея с последующим
оттаиванием в случае эксплуатации аппарата при низких темпера-
турах окружающего воздуха. Поэтому при определении допусти-
мой концентрации влаги элегаза внутри аппарата следует исхо-
дить из того, чтобы ни при каких обстоятельствах, даже в конце
срока эксплуатации, не происходило выпадения влаги в виде ка-
пель или инея на поверхности изоляции.
Допустимый уровень влажности определяется условиями
эксплуатации. Он разный для аппаратов внутренней и наружной
установки.
Для выключателей внутренней установки, которые эксплуа-
тируются при температуре не ниже 1 °C и резких колебаний тем-
пературы не бывает, он составляет 50 ppmm по массе. Для прочих
аппаратов внутренней установки норматив влажности составляет
100 ppmm по массе.
Для аппаратов наружной установки норматив влажности ус-
танавливается из условия предотвращения конденсации. А имен-
но температура конденсации должна быть (даже в конце срока
эксплуатации) не менее чем на 20 °C ниже среднесуточной [1.14].
Этот критерий сформирован на основе анализа атмосферных ко-
лебаний температуры для различных климатических зон страны и
оправдан опытом эксплуатации элегазового оборудования.
Влажность элегаза может выражаться различными способами:
1. Абсолютная влажность - это количество влаги в газе, вы-
раженное в г/м3 при 20 °C и 760 мм рт.ст.;
2. Точка росы - это температура, при которой наступает кон-
денсация водяного пара при этой влажности, измеряемая в °C;
35
3. Давление насыщенного пара, выраженное в мм рт.ст.
(мбар) при этой температуре;
4. Относительная влажность в процентах или миллионных
долях по объему Rppmv, равная количеству молекул Н2О к пол-
ному количеству молекул газа или же парциальному давлению
паров воды к общему давлению газа и не зависящая от рода газа;
5. Относительная влажность в миллионных долях по массе
Rppmm, т.е. отношение массы влаги к полной (общей) массе газа,
зависящая от рода газа.
Соотношение между объемной и массовой относительными
влажностями для всех газов определяется из соотношения моле-
кулярных весов (ц) паров воды и газа, в частности, для элегаза:
О _ D ^Ч2О ______ ^ppmv
Appmm “ Appmv ” о i ’
Rsf;, °’1
где Ц1120=18; |lisf6=146.
В технических условиях и инструкциях по эксплуатации ап-
паратов обычно нормируется относительная влажность по массе
или объему.
Соотношение между значениями влажности элегаза, выра-
женной различным образом, представлены в гигрометрической
таблице 1.6. Первые четыре столбца не зависят от рода газа либо
смеси газов, пятый столбец зависит от молекулярного веса газов.
В приведенной таблице пятый столбец относится к влажности
элегаза.
По международным нормам погрешность контроля влажно-
сти элегаза в оборудовании не должна превышать ±1 °C точки ро-
сы [1.15], [1.16], таким образом, при измерении относительной
влажности порядка 50 ppmm погрешность измерений относитель-
ной влажности не должна превышать ±10 %.
В настоящее время, по данным ВНИИМ им. Д.И.Менделеева,
отечественные приборы, обеспечивающие такую точность изме-
рений микровлажностей, отсутствуют. Обычно они обеспечивают
точность ±4 °C точки росы, т.е. погрешность измерений относи-
тельной влажности в области 50 ppmm составит порядка 40 %.
36
Таблица 1.6
Гигрометрическая таблица влажности элегаза
Точка росы, °C Давление насыщенного пара воды, гПа (мбар) Абсолютная влажность при 20 °C и 1013 гПа, (А) г/м3 Миллионные доли
по объему, ppmv по массе, ppmm, мг/кг
16 18,17 13,45 17933 2211
15 17,04 12,61 16818 2073
14 15,97 11,82 15766 1943
13 14,96 11,08 14771 1821
12 14,01 10,37 13832 1705
11 13,11 9,71 13012 1604
10 12,27 9,09 12110 1493
9 11,47 8,49 11324 1396
8 10,72 7,93 10580 1304
7 10,01 7,41 9882 1218
6 9,34 6,91 9224 1137
5 8,72 6,45 8305 1061
4 8,13 6,01 8022 988,9
3 7,57 5,60 7476 921,6
2 7,05 5,22 6962 858,2
1 6,56 4,86 6480 798,8
0 6,11 4,52 6028 743,0
-1 5,62 4,16 5551 684,3
-2 5,17 3,83 5105 629,3
-3 4,75 3,53 4691 578,1
-4 4,37 3,25 4316 531,9
-5 4,01 2,97 3960 488,1
-6 3,68 2,73 3638 448,4
-7 3,37 2,50 3330 410,4
-8 3,09 2,29 3055 376,5
-9 2,84 2,09 2800 345,1
-10 2,59 1,92 2559 315,4
-11 2,37 1,76 2345 289,0
-12 2,17 1,61 2145 264,3
-13 1,98 1,47 1955 241,0
-14 1,81 1,34 1788 220,4
-15 1,55 1,22 1630 200,9
-16 1,51 1,11 1487 183,2
-17 1,37 1,01 1354 166,9
-18 1,25 0,992 1232 151,8
37
Продолжение таблицы 1.6
Точка росы, °C Давление насыщенного пара воды, гПа (мбар) Абсолютная влажность при 20 °C и 1013 гПа, (А) г/м3 Миллионные доли
по объему, ppmv по массе, ppmm, мг/кг
-19 1,13 0,839 1120 138,0
-20 1,03 0,763 1018 125,5
-21 0,94 0,693 925,0 114,0
-22 0,85 0,629 839,5 103,5
-23 0,77 0,570 760,5 98,73
-24 0,70 0,516 689,4 84,97
-25 0,64 0,467 630,0 71,67
-26 0,57 0,423 564,5 69,57
-27 0,52 0,382 510,5 62,92
-28 0,47 0,345 460,5 56,76
-29 0,42 0,311 415,8 51,24
-30 0,38 0,281 376,3 46,38
-31 0,34 0,253 336,8 41,51
-32 0,31 0,228 303,9 37,46
-33 0,28 0,205 273,7 33,73
-34 0,25 0,184 246,0 30,32
-35 0,22 0,165 221,0 27,24
-36 0,20 0,148 197,4 24,32
-37 0,18 0,133 176,3 21,73
-38 0,16 0,119 159,2 19,62
-39 0,14 0,106 142,1 17,51
-40 0,128 0,094 (8) 126,6 15,59
-41 0,114 0,084 112,9 13,91
-42 0,102 0,075 (4) 100,8 12,42
-43 0,091 0,067 (2) 89,61 11,04
-44 0,081 0,059 (8) 79,87 9,84
-45 0,072 0,053 (2) 71,05 8,76
-46 0,064 0,047 (2) 63,03 7,77
-47 0,057 0,041 (9) 55,92 6,89
-48 0,050 0,037(1) 49,60 6,11
-49 0,044 0,032 (9) 43,82 5,40
-50 0,039 0,029(1) 38,82 4,78
-51 0,035 0,025 (7) 34,34 4,23
-52 0,030 0,022 (7) 29,21 3,60
-53 0,027 0,020 26,71 3,29
-54 0,024 0,017 (6) 23,42 2,88
-55 0,021 0,015 (5) 20,66 2,55
38
Окончание таблицы 1.6
Точка росы, °C Давление насыщенного пара воды, гПа (мбар) Абсолютная влажность при 20 °C и 1013 гПа, (А) г/м"1 Миллионные доли
по объему, ppmv но массе, ppmm, мг/кг
-56 0,018 0,013 (6) 18,16 2,24
-57 0,016 0,011 (9) 15,92 1,96
-58 0,014 0,010(4) 13,95 1,72
-59 0,012 0,009(1) 12,37 1,52
-60 0.010 0,008 (0) 10,66 1,31
В настоящее время отечественная промышленность выпуска-
ет гигрометры, работающие на различных принципах. Однако для
измерения микровлажности, при которой работают элегазовые
аппараты, относительно приемлемыми могут быть гигрометры,
работающие на конденсационном, кулонометрическом, пьезо-
сорбционном и емкостном принципах. Некоторые из отечествен-
ных и зарубежных гигрометров приведены в таблице 1.7.
Исторически первыми приборами для измерения точки росы
были конденсационные гигрометры. Именно они были рекомен-
дованы МЭК 60480 [1.15] и РД16 11.16]. В основе этого метода
лежит охлаждение зеркальца, фиксация момента появления на
нем конденсата в виде росы или инея и измерение температуры,
при которой конденсация происходит.
Рекомендованный МЭК и РД16 прибор является стационар-
ным лабораторным. В нем охлаждение зеркальца осуществляется
ацетоном, в который постепенно, по мере снижения температуры
зеркальца и до появления конденсата, опускаются кусочки сухого
льда (твердой углекислоты СО2). Момент начала конденсации и
соответствующую температуру определяют визуально. Это пря-
мой метод определения точки росы.
К недостаткам первых гигрометров точки росы относятся:
субъективность фиксации момента начала конденсации влаги,
трудность использования его для экспресс-анализа влажности
элегаза непосредственно на аппарате. Поэтому этот метод посте-
пенно развивался путем усовершенствования конструкции зер-
кальца, автоматизации момента появления конденсата, измерения
температуры, применением вместо сухого льда термоэлектриче-
ского охлаждения и др. Благодаря этому была достигнута более
высокая точность измерения точки росы, возможность примене-
ния этих приборов для экспресс-анализа (таблица 1.7. Гигрометр
фирмы Dilo 3-O35-ROO1), однако это довольно громоздкий прибор
39
(16,4 кг). Фирма Dilo предлагает для экспресс-анализа портатив-
ный прибор (3-034-R001), массой 5 кг, но значительно более низ-
кой точностью (±4 °C), относительной влажности (45-?5О) %.
Принцип работы кулонометрических гигрометров основан на
полном извлечении влаги пленкой сорбирующего вещества из
точно дозируемого потока исследуемого газа. Далее производится
электрическое разложение поглощенной влаги и измерение тока
электролиза, который является мерой содержания влаги в газе. В
установившемся режиме количество поглощенной и разложенной
в единицу времени влаги равны. Измеряемый ток электролиза
пропорционален объемной относительной влажности газа.
Гигрометры семейства ’’Байкал”, работающие на этом прин-
ципе, в зависимости от области применения отличаются конст-
руктивным исполнением и пределами измерений. Байкал 1М -
трехблочный прибор щитового исполнения, состоящий из блоков
датчика, блока управления и самопишущего потенциометра. Бай-
кал 2М - отличается от него искрабезопасным исполнением. Бай-
кал ЗМ - это лабораторный, одноблочный прибор настольного
исполнения. Байкал 4М и 5М предназначены для установок осуш-
ки воздуха, поэтому отличаются более узким диапазоном измере-
ния и упрощенной одноблочной конструкцией.
Сибирским филиалом ВНИИФТРИ в 1981 году разработан и
изготовлен малой серией лабораторный одноблочный прибор
"Кедр”. Он имеет достаточно высокую точность и достаточно ши-
рокий диапазон измерения влажности.
В пьезосорбционных гигрометрах используются в качестве
чувствительных элементов пьезоэлектрические (кварцевые) резо-
наторы, покрытые тонким слоем влагосорбирующего вещества.
При повышении относительной влажности газа масса сорбиро-
ванной влаги, а следовательно, и резонатора увеличивается,
вследствие чего частота колебаний резонатора снижается. Частота
генератора, в который включен влагочувствительный резонатор,
на смесителе ’’сбивается” с частотой опорного кварцевого генера-
тора. Образующаяся при этом частота биений является мерой от-
носительной влажности газа.
Некоторые из пьезосорбционных гигрометров представлены в
таблице 1.7. Наиболее простой из них ИЦА-1, однако этот лабора-
торный прибор, работающий при комнатной температуре и атмо-
сферном давлении, не может быть использован для измерений
непосредственно на аппарате. Кроме того, точка росы минус 30 °C
для элегаза соответствует влажности 46 ppmm, т.е. соответствует
40
нормативу влажности выключателя внутренней установки, для
прочих объемов элегазовых аппаратов норматив влажности выше.
Среди описанных выше и указанных в таблице 1.7 практиче-
ски нет отечественных гигрометров, которые бы по удобству экс-
плуатации, возможности использования для экспресс-анализа
влажности элегаза непосредственно в аппарате одновременно со-
ответствовали требованиям по необходимому диапазону и точно-
сти измерения влажности. Все они разрабатывались для других
областей народного хозяйства. Из предлагаемых фирмой Dilo гиг-
рометров, разработанных специально для элегазовых аппаратов,
по диапазону и точности измерений, как уже указывалось выше,
наиболее подходят конденсационный гигрометр 3-035-R001 и
портативный гигрометр 3-034-R001.
В последнее время за рубежом широкое распространение по-
лучили емкостные гигрометры, основанные на сорбции влаги по-
ристым диэлектрическим слоем конденсатора. Емкость такого
датчика пропорциональна абсолютной влажности среды, в кото-
рой помещен датчик. Основными производителями таких гигро-
метров являются английская фирма Shaw и немецкая Endress Hau-
zer. Гигрометры фирмы Shaw обеспечивают измерение влажности
по точке росы в диапазоне (-804-+20) °C, гигрометры фирмы En-
dress Hauzer - в диапазоне (-100-Н-20) °C (см. таблицу 1.7). По-
следний из упомянутых снабжен сменным выносным датчиком,
позволяет измерять влажность при вакууме и давлении до
350 кгс/см“ с точностью по точке росы <1 °C, снабжен цифровым
дисплеем, аналоговым выходом, при наличии датчика давления с
аналоговым выходом позволяет получать абсолютную и относи-
тельную влажность в любом выражении. Прибор портативный -
менее 2,5 кг. Однако высокая стоимость этих приборов делает их
малодоступными для отечественного потребителя.
Следует отметить также, что все перечисленные в этом разде-
ле гигрометры не предназначены для измерения влажности агрес-
сивных газов, при наличии паров масла и других примесей, т.е.
они могут быть использованы для измерения влажности только
чистого элегаза.
41
ьЗ Таблица 1.7
Основные средства измерения влажности элегаза
№ п/'п Тип средства измерения Измеряемая величина влажности Пределы измерения, °C Предел допустимой погрешности Рабочая темпера- тура. °C Давле- ние газа при измере- нии. кгс/см2 Особенности прибора
КОНДЕНСАЦИОННЫЕ ГИГРОМЕТРЫ
1 МЭК-2 (лаборатор- ный вариант) точка росы -60++20 ±1 °C -504-20 1 зеркало, сухой лед
2 Гигрометр АГК-2120 точка росы -50++20 ±1 °C -45+20 1 -
3 Гигрометр "Торос” точка росы -80++29 ±[0.44-0.8] °C -70-5-30 1 -
4 Гигрометр фирмы Dilo 3-035-R001 (стандартный вари- ант) точка росы -55-5-4-50 -60 -45 ±0,2 °C +20 + 10 +35 1 зеркало, охлаждение - термоэлектрическое, цифровой экран, авто- матически управляемый расход газа, аналоговый выход; вес 16,4 кг
5 Гигрометр фирмы Dilo 3-034-R002 (электронный) точка росы -50-5-0 ±3 °C 5+35 10 при атмо- сфер- ном давле- нии питание от сети 220, 120, 50 Гц и от батареи, подсвеченный дисплей, регулирующий клапан; вес 11 кг
Продолжение таблицы 1.7
№ п/п Тип средства измерения Измеряемая величина влажности Пределы измерения, °C Предел допустимой погрешности Рабочая темпера- тура, °C Давле- ние газа при измере- нии, кгс/см2 Особенности прибора
6 Гигрометр фирмы Dilo 3-034-R001 (пор- тативный) точка росы -59-0 зависит от дав- ления ±4 °C 0±40 до 15 Зонд точки росы, циф- ровой дисплей, требует- ся измерять давление для определения влаж- ности при 1 атм, источ- ник питания - батарея 9 В; вес 5 кг
КУЛОНОМЕТРИЧЕСКИЕ ГИГРОМЕТРЫ
7 Байкал-1М; 2М; ЗМ объемная доля влаги 0-1000 ppmv (для SF6 0-125 ppmm) ±[4-10] % -104-50 1 1М - трехблочный при- бор; 2М - отличается искробезопасным ис- полнением; ЗМ - лабо- раторный одноблочный прибор. Источник постоянного тока, регулятор расхода газа
Продолжение таблицы 1.7
№ п/п Тип средства измерения Измеряемая величина влажности Пределы измерения, °C Предел допустимой погрешности Рабочая темпера- тура, °C Давле- ние газа при измере- нии, кгс/см2 Особенности прибора
8 Байкал-4М; 5М объемная доля влаги 04-200 ppmv (для SF6 04-25 ppmm) ±8 ppmv -104-50 1 Предназначены для ус- тановок осушки возду- ха, обладают повышен- ной точностью, но более узким диапазоном изме- рения влажности
9 Байкал-11; 21;31 объемная доля влаги 04-999 ppmv (для SF6 04-125 ppmm) приведенная ±[2.54-10] % -104-50 1 Обладает повышенной точностью по сравне- нию с Байкал 4М и 5М
10 Гигрометр "Кедр” (лабораторный вари- ант) объемная доля влаги 100^1000 ppmv (для SF6 12,5-4-125 ppmm) относитель- ная ±4 % -104-50 1 Разработан сибирским филиалом ВНИИФТРИ. Имеет повышенную точность. Выпущен ма- лой партией
Продолжение таблицы 1.7
№ п/п Тип средства измерения Измеряемая величина влажности Пределы измерения. °C Предел допустимой погрешности Рабочая темпера- тура. °C Давле- ние газа при измере- нии. кгс/см2 Особенности прибора
ПЬЕЗОСОРБЦИОННЫЕ ГИГРОМЕТРЫ
11 Гигрометр "Парус" парциаль- ное давле- ние водяно- го пара ОД-75 гПа (от минус 42 °C и выше) приведенная ±[6+10] % -404-41 1 Собственная частота кварцевого резонатора изменяется под воздей- ствием влаги
12 Гигрометр Исток-2 объемная доля влаги 14-1000 ppmv (для SF6 до 125 ppmm) ±10% 204-50 1 Первичный преобразо- ватель помещен в тер- мостат с температурой +50 °C
13 Гигрометр ИЦА-1 (лабораторный вари- ант) точка росы -90-г-ЗО °C ±4 °C 20±5 °C 1 Атмосферный воздух прогоняется через пер- вичный преобразователь встроенным микровен- тилятором
S Окончание таблицы 1.7
№ п/п Тип средства измерения Измеряемая величина влажности Пределы измерения, °C Предел допустимой погрешности Рабочая темпера- тура, °C Давле- ние газа при измере- нии, кгс/см2 Особенности прибора
ЕМКОСТНЫЕ ГИГРОМЕТРЫ
14 Гигрометр фирмы Endress Hauzer точка росы абсолютная и относи- тельная влажность -1004-20 °C <1 °C -204-50 04-350 Емкостный зонд точки росы, цифровой дис- плей, измерение влаж- ности в любом выраже- нии при наличии мано- метра с аналоговым вы- ходом, вес 2,5 кг
Рекомендации по измерению влаж-
ности элегаза при эксплуатации эле-
газовых аппаратов
1. Первичное заполнение аппарата
Проверить влажность элегаза в баллоне. Если она выше
15 ppmm, следует выполнить его досушку с помощью сервисного
оборудования либо произвести заполнение аппарата элегазом че-
рез осушающий фильтр.
2. Перед началом заполнения аппарат должен быть тщательно
отвакуумирован для удаления влаги с внутренней поверхности
аппарата, а также с поверхности и из объема изоляционных дета-
лей. Добиться, чтобы установившееся значение вакуума не пре-
вышало 1 мм рт.ст. (многие фирмы придерживаются нормы
0,5 мм рт.ст.). Следует иметь в виду, что значение влажности, из-
меренной сразу после заполнения аппарата, не является оконча-
тельным, поскольку происходит перераспределение влаги между
элегазом, изоляцией и фильтром-осушителем, если он имеется.
Это медленный процесс. Поэтому фирмы, в частности АВВ, ре-
комендуют произвести повторный замер влажности элегаза в ап-
парате через 3 или более суток. Если влажность окажется выше
нормируемой для данного аппарата, следует произвести дополни-
тельную осушку элегаза посредством перекачки элегаза через
осушающий фильтр либо произвести откачку элегаза и повторно
заполнить аппарат сухим элегазом.
3. В процессе эксплуатации из-за разницы парциальных дав-
лений паров воды вне и внутри аппарата благодаря диффузии вла-
га постоянно будет проникать внутрь аппарата и влажность элега-
за будет постепенно возрастать. Поэтому рекомендуется контро-
лировать влажность элегаза в аппарате ежегодно (АВВ), а в пер-
вый год эксплуатации даже чаще.
1.12. СМЕСИ ЭЛЕГАЗА С ДРУГИМИ ГАЗАМИ ДЛЯ АППАРАТОВ.
ЭКСПЛУАТИРУЮЩИХСЯ В РАЙОНАХ С ХОЛОДНЫМ
КЛИМАТОМ
Как уже отмечалось, по совокупности своих свойств элегаз
является наиболее предпочтительным для использования в каче-
стве изолирующей и дугогасящей среды в электрических аппара-
тах. Эти свойства позволили широко использовать элегаз для ап-
47
паратов внутренней установки. Однако при рабочих давлениях,
при которых обеспечивается необходимая изоляционная и комму-
тационная способность аппаратов, элегаз при низких температу-
рах, в соответствии с диаграммой состояния (см. рисунок 1.2), пе-
реходит из газообразного в жидкое состояние, а при температурах
ниже тройной точки (-50,8 °C) в твердое состояние (см. рису-
нок 1.1). Таким образом, происходит снижение плотности газооб-
разной фазы, а следовательно, снижения изоляционной и комму-
тационной способности аппаратов. С этой проблемой приходится
сталкиваться при разработке аппаратов наружной установки для
районов с холодным климатом. Этот недостаток элегаза может
быть скомпенсирован применением подогрева при температуре
ниже допустимой. Однако это усложняет и удорожает конструк-
цию и эксплуатацию аппаратов. Альтернативой применению по-
догрева может служить частичное замещение элегаза другим га-
зом, сжижающимся при более низких температурах. К таким га-
зам, которые получили практическое применение, относятся азот
(N2) и тетрафторметан (CF4). Зарубежные фирмы уже используют
эти газы в элегазовых аппаратах, предназначенных для работы в
районах с холодным климатом, например в Канаде. Однако следу-
ет иметь в виду, что по изоляционной способности каждый из
этих газов намного хуже элегаза (в 2,3 - 2,5 раза). Вместе с тем
смесь элегаза с азотом, даже при большом содержании азота, бла-
годаря ’’синергетичности" этих газов имеет достаточно высокую
электрическую прочность. При уменьшении парциального давле-
ния N2 электрическая прочность смеси падает медленнее, чем
концентрация азота (см. рисунок 1.4), в отличии от смеси SF6 -
CF4, и составляет для смеси 40 % элегаза и 60 % азота около 85 %
от электрической прочности чистого элегаза. Более того, смесь
N2- SF6 при равном давлении менее чувствительна к микроде-
фектам на поверхности изоляции, чем чистый элегаз [1.19, 1.20,
1.21]. И все-таки изоляционные свойства смеси элегаза с азотом и
тетрафторметаном всегда ниже изоляционных свойств чистого
элегаза. К тому же замена в коммутационной аппаратуре чистого
элегаза на элегазовую смесь всегда приводит к снижению отклю-
чающей способности [1.18]. Поэтому использование этих смесей
вместо элегаза при условии сохранения электрической прочности
и коммутационной способности аппаратов приводит к повыше-
нию общего давления газа, а следовательно, и требований к проч-
ности аппарата.
48
1
0.9
0.8
0.7
0.6
0.5
0.4
0.3
0.2
0.1
0
О 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1
Рисунок 1.4 - Зависимость электрической прочности для смесей
SF6 - N2 и SF6 - CF4 от относительного содержания SF6 [ 1.18]
Сохранение коммутационной способности и давления газа
потребует, если это в принципе возможно, дополнительной кон-
структорской доработки дугогасительного устройства.
Кроме предупреждения сжижения при низких температурах,
использование смеси SF6 - N2 приводит, во-первых, к сокраще-
нию расхода дорогостоящего элегаза, во-вторых, к уменьшению
выброса его в атмосферу. Эти факторы особенно важны для аппа-
ратов с большим количеством газа. Выброс же азота не влияет на
экологию. Вместе с тем CF4, также как и SF6, во-первых, дорогой
газ, во вторых, является тепличным. Поэтому использование сме-
си SFg - CF4, с точки зрения стоимости газа и экологии, не дает
никакого преимущества по сравнению с чистым элегазом.
Использование смеси элегаз - азот.
Для подготовки элегазового оборудования к работе в эксплуата-
ции используется сухой азот. В частности, очистка и осушка
внутренних полостей элегазового оборудования перед заполнени-
49
ем элегазом проводится по циклам, где многократно сочетаются
продувка сухим азотом и вакуумирование. Проверка герметично-
сти также осуществляется азотом. Поэтому использование смеси
SF6 - N2 привлекает внимание разработчиков элегазового обору-
дования уже с первых шагов производства элегазовых выключа-
телей (ЭВ).
С использованием смеси SF6 - N2 в ЭВ предполагается упро-
стить технологию подготовки ЭВ в эксплуатации, стабилизиро-
вать разрядные характеристики газовых промежутков, повысить
исходное давление в камерах ЭВ (с целью повышения отклю-
чающей способности) без изменения нижнего предела рабочей
температуры, улучшить работу ЭВ при отключении неудаленных
токов к.з.
При разработке ЭВ на низкие температуры (t=-40 °C,
рн=0,7 МПа) специалистами фирмы ’’Сименс” используется смесь
60 % - SF6 и 40 % - N2.
Однако вопрос об использовании смеси SF6 - N2 в ЭВ еще не-
достаточно изучен. В частности, известно, что фазовые переходы
для смесей характеризуются нестабильностью (размытый фазо-
вый переход) по сравнению с однокомпонентной средой. На этот
переход существенно влияет пыль, влага, ионы, твердые частицы
и т.д. Недостаточно исследованы разрядные характеристики сме-
си для длинных промежутков, взаимосвязь расстояния между
контактами выключателя с отключающей способностью ЭВ, по-
ведение смеси при длительной эксплуатации.
Использование смеси элегаз - тет-
рафтормета н. Электрическая прочность CF4 ниже, чем у
элегаза, однако возможность снизится по рабочей температуре
для ЭВ без сжижения привлекает конструкторов к данной смеси.
Характерно, что для смеси 50/50 % при давлении 0,82 МПа/абс.
электрическая прочность эквивалентна прочности чистого элегаза
с давлением заполнения 0,64 МПа/абс. Поэтому выключатель с
давлением элегаза 0,59 МПа/абс., рассчитанный для работы при
температуре минус 30 °C, может работать при температуре минус
40 °C при давлении смеси SF6 - CF4 0,82 МПа/абс. Практическое
применение смеси SF6 - CF4 (50/50) выполнено фирмой
GEC-ALSTOM для выключателя FXT17 с двумя дугогасительны-
ми разрывами на напряжение 525 кВ, ток 40 кА. Абсолютное дав-
ление заполнения при 20 °C составляло 0,82 МПа с гарантией
возможности эксплуатации при температуре до минус 40 °C.
50
Уравнение состояния для смеси
элегаза с азотом
Как указывалось выше, состояние элегаза для газовой фазы
удовлетворительно описывается уравнением Битти-Бриджмена
(ББ). И хотя азот в газовой фазе приближенно описывается урав-
нением состояния для идеального газа, но более строго (учитывая,
что все реальные газы в разной степени, но отступают от идеаль-
ности), он может быть описан более полным уравнением, в част-
ности в форме ББ.
В литературе известен способ построения уравнения для сме-
си, в случае если уравнение для компонентов смеси одного вида, в
частности ББ. При этом коэффициенты уравнения смеси опреде-
ляются по правилам комбинирования коэффициентов уравнения
для исходных газов [1.22], [1.23].
Уравнение в форме Битти-Бриджмена для газов имеет вид:
Р = pRT(l + aiS +а2р2} + а?>р2 +а4р\
В ВЬ А Ла
где at= —; а2 =-а4=—-.
р рр~ р
Значения этих коэффициентов для элегаза и азота представ-
лены в таблице 1.8, а в таблице 1.9 представлены коэффициенты
уравнения ББ для смеси элегаза с азотом в зависимости от про-
центного содержания элегаза (по давлению, объему). На рисунках
1.5 и 1.6 представлены диаграммы состояния для 40 и 50 % смесей
элегаза с азотом для парогазовой фазы, рассчитанные по этому
уравнению и наиболее применимые в элегазовых аппаратах.
В НИИВА для районов с холодным климатом разработан
трансформатор тока ТГФ-220-П (см. главу 8), в котором исполь-
зуется смесь, содержащая 40 % элегаза и 60 % азота. Диаграмма
состояния смеси и ее компонентов для рабочего диапазона темпе-
ратур и давлений трансформатора тока представлена на рисун-
ке 1.7.
51
Таблица 1.8
Коэффициенты уравнения состояния газовой фазы
в форме Битти-Бриджмена для элегаза и азота
Газ с “|=7 а,=-4 /Г а,=-4 R
м’К3/кг м'/кг М6/кГ? Па м6/к!2 Па му/кг' кг/кмоль Па м’/кг К
SF6 0 2,5059 103 -2,1207 10’6 -74,954 0,054501 146 56,9
N, -1500 1,8021 К)’3 4,4474 107 -173,76 0,16241 28 296,8
Таблица 1.9
Коэффициенты уравнения состояния в форме
Битти-Бриджмена для смеси элегаза и азота
в зависимости от концентрации элегаза Xj
Х1 аг102 а2-105 а3-102 а4
м3/кг м6/кг2 Па-м6/кг2 Пам9/кг3
0 0,1802 0,4447 -1,738 0,1624
0,1 0,206 -0,3177 -1,328 0,1140
0,2 0,2200 -0,8181 -1,128 0,0922
0,3 0,2288 -0,1163 -1,011 0,08002
0,4 0,2349 -0,1414 -0,9348 0,0723
0,5 0,2393 -0,1604 -0,8809 0,06699
0,6 0,2426 -0,1753 -0,841 0,06313
0,7 0,2452 -0,1872 -0,8102 0,06019
0,8 0,2474 -0,1970 -0,7858 0,05788
0,9 0,2491 -0,2051 -0,766 0,05603
1,0 0,2506 -0,2121 -0,7495 0,0545
52
Рисунок 1.5 - Диаграмма состояния смеси элегаза с азотом
при концентрации элегаза Х!=0,4 (давление абсолютное)
линии постоянной плотности
1 - кривая конденсации
53
Рисунок 1.6 - Диаграмма состояния смеси элегаза с азотом
при концентрации элегаза х!=0,5 (давление абсолютное)
линии постоянной плотности
1 и 1" - кривые конденсации по разным источникам
54
Рисунок 1.7 - Графики зависимости абсолютного давления смеси
SF6 - N2 и парциальных давлений SF6 и N2 от температуры
для трансформаторов тока ТГФ-220-11
- при заполнении;......- при минимальном давлении
Тетрафтормета и и его свойства
Тетрафторметан (CF4) относится к хладонам метанового ряда,
торговое название хладон 14, кроме того, он имеет химические
названия: перфторметан, тетрафторид углерода, четырехфтори-
стый углерод, фреон 14 и символическое обозначение R14.
Производится по ТУ V301 -14-78-92 в АООТ 'Талоген”,
г.Пермь.
55
Состав хладона 14:
- Объемная доля хладона не менее, % 99,2
- Суммарная объемная доля низкокипящих
примесей (азот, кислород,оксид углерода)
не более, % 0,7
- Суммарная объемная доля высококипящих
примесей (гексафторатан, диоксидуглерода)
не более, % 0,1
- Массовая доля воды не более, % 0,001
Хладон 14 - негорючий (температура самовоспламенения
выше 750 °C) и взрывобезопасный, малотоксичный, флегматирует
горение углеводородов. Поставляется в баллонах по ГОСТ 949-73
вместимостью 20 и 50 дм3, рассчитанный на рабочее давление
150 кгс/см2. На каждый дм3 вместимости баллона наливается не
более 0,72 кг хладона.
Тетрафторметан применяют в качестве хладоагента для полу-
чения температуры от минус 120 до минус 150 °C, стабилизатора
разложения азота, реагента для сухого травления, при изготовле-
нии интегральных схем. Состав CF4 определяют газохроматогра-
фическим методом. Используется, в частности, хроматограф
ЛХМ-80 по ТУ 25-052.815-82 с детектором по теплопроводности.
Стойкие к тетрафторметану материалы: металлы - нержа-
веющие и углеродистые стали, медь, латунь, алюминий; неметал-
лы - фторопласты 4 и 3.
Защита окружающей среды от вредных воздействий CF4
должна быть обеспечена тщательной герметизацией технологиче-
ского оборудования, устройством вентиляционных отсосов в мес-
тах возможного натекания газа. Твердые отходы собирают и хра-
нят в специальных местах.
Рекомендованная предельная допустимая концентрация хла-
дона 14 в рабочей зоне (ПДКрз) составляет 3000 мг/м3 [1.24], класс
опасности 4 по ГОСТ 12.1.007-76. Хладон 14 - физиологически
безвреден.
56
При нормальных условиях хладон 14 является стабильным
веществом, но при температурах выше 1 000 °C в присутствии ме-
таллов может разлагаться с образованием высокотоксичных со-
единений (перфторометаллы).
Физические свойства хладона 14 [1.25]:
- Относительная молекулярная масса, 88
- Удельный объем при 21,1 °C
и давлении 101,3 кПа, л/кг 274,7
- Температура кипения, °C -128
- Температура плавления, °C -183,6
- Параметры критической точки:
tKp,°C -45,65
/?кр, МПа 3,745
ркр, кг/м3 625
- Теплоемкость при постоянном
давлении Ср, мол/К 61,27 J
- Теплоемкость при постоянном
объеме Cv, мол/К 59,95 J
- Показатель адиабаты, 1,02
- Скорость звука (со), м/с 178,7
- Диэлектрическая проницаемость
при 25 °C и 0,05 МПа, 1,0006
- Пробивное напряжение при 0,101 МПа:
относительно азота при 25 °C, 1,06
относительно воздуха, 1,1
- Энтропия, кДж/кг-К 7,438
- Газовая постоянная R, кДж/кг-К 0,0944765
Вязкость и теплопроводность CF4 в однофазной области в
диапазоне рабочих давлений и температур элегазовых аппаратов
представлена в таблице 1.10. Плотность, сжимаемость, энтальпия,
энтропия, скорость звука и др. (см. таблицу 1.11).
57
Таблица 1.10
Вязкость и теплопроводность CF4 в однофазной области
в диапазоне рабочих давлений и температур элегазовых аппаратов
Изобара Вязкость, мкПаС Теплопроводность, мВт/м К
-60 t°C од 12,76 9,50
Р, Мпа 1,0 13,26 10,44
-40 t°C 0,1 13,88 11,03
Р, Мпа 1,0 14,32 11,85
-20 t°C од 14,95 12,53
Р, Мпа 1,0 15,36 13,24
0 t°C од 16,03 14,01
Р, Мпа 1,0 16,39 14,61
+20 t°C од 17,06 15,40
Р, Мпа 1,0 17,39 16,05
+40 t°C од 18,07 16,95
Р, Мпа 1,0 18,37 17,47
+80 t°C од 19,98 19,93
Р, Мпа 1,0 20,14 20,37
Таблица 1.11
Термодинамические свойства хладона 14 в однофазной области
/ Р Р Z h ю Р а 101
к (°C) МПа кг/м' кДж/к г кДж кг К кДж кг К м/с К/МПа К 1
213.15 (-60) 0,1 5,023 0,9886 694,2 7,237 0,571 154.4 13,63 4,875
0,2 10,165 0,9771 693,4 7,168 0,579 153,2 13,61 5,067
0,3 15,432 0.9654 692,7 7,127 0,588 152,1 13,60 5,270
0,4 20,832 0.9535 691,8 7,098 0,597 150,8 13,60 5,485
0,5 26,374 0,9414 691,0 7,074 0,607 149,6 13,62 5,714
0,6 32,066 0,9292 690,2 7,054 0,617 148,3 13,65 5,959
0,7 37,920 0.9167 689,3 7,036 0,629 147.0 13,69 6,223
0,8 43,949 0,9039 688,5 7,021 0,641 145,7 13.74 6,508
0,9 50,166 0,8909 687,6 7,007 0,655 144,3 13,80 6,818
1,0 56,589 0,8775 686,7 6,993 0,669 142,9 13,88 7,158
223,15 (-50) 0,1 4,790 0,9902 700,0 7,263 0,587 157,7 12,03 4,633
0,2 9,676 0,9804 699,3 7,195 0,594 156,7 12,00 4,790
0.3 14,664 0,9704 698.6 7,155 0,601 155,6 11,97 4,954
0,4 19,757 0,9603 697,9 7,125 0,608 154,6 11,95 5,125
0,5 24,962 0,9501 697,1 7,102 0,616 153,5 11,95 5,305
0,6 30,284 0,9398 696,4 7.082 0,624 152,4 11,95 5,494
0,7 35,731 0,9293 695,7 7,065 0,633 151,3 11,96 5,694
0,8 41,310 0,9186 694,9 7.050 0,643 150,1 11,98 5,906
0,9 47,029 0,9077 694,1 7,037 0,652 149,0 12,01 6,133
1,0 52,897 0.8967 693.3 7,024 0,663 147,8 12,05 6,375
0,1 4,578 0,9916 706,0 7,289 0,603 160,9 10,70 4,416
0,2 9,235 0,9832 705,3 7,222 0,609 160,0 10,66 4,546
58
Окончание таблицы 1.11
Г Р Р г h S' ш Р а 10’
к (”С) МПа кг/м3 кДж/кг кДж кг К кДж Ki К м/с К/МПа К1
233,15 (-40) 0,3 13,974 0,9746 704.7 7,181 0,615 159,1 10,62 4,681
0,4 18,799 0,9660 704,0 7,152 0,621 158,2 10,60 4,820
0,5 23,713 0.9572 703,4 7,129 0,627 157,2 10,58 4,964
0,6 28,721 0,9484 702,7 7,110 0,634 156,3 10,57 5,115
0,7 33,827 0,9395 702,0 7,093 0,641 155,3 10,57 5,272
0,8 39,035 0,9304 701,3 7.078 0,648 154,3 10,57 5,436
0,9 44,352 0,9212 700,6 7,065 0,656 153,3 10,58 5,609
1,0 49,782 0,9119 700,0 7,053 0,664 152,3 10,59 5,791
253.15 (-20) 0,1 4,207 0,9938 718,4 7,340 0,435 167,1 8,60 4,041
0,2 8,469 0,9874 717,8 7,273 0,639 166,4 8.56 4,133
0,3 12,786 0,9811 717,3 7,233 0,643 165,7 8,53 4.228
0,4 17,160 0,9746 716,7 7,204 0,648 165,0 8,50 4,324
0,5 21,594 0,9681 716,2 7,182 0.653 164,3 8,48 4,422
0,6 26,090 0,9616 715,6 7,163 0,657 163,5 8,46 4,523
0,7 30,650 0,9549 715,0 7,147 0,662 162,8 8,45 4,628
0,8 35,275 0,9482 714,5 7,133 0,667 162,0 8,44 4.735
0,9 39,969 0,9415 713,9 7,120 0,672 161,3 8,43 4,845
1.0 44,733 0,9347 713,3 7.108 0.677 160,5 8,43 4,959
273,15 (0) 0,1 3,893 0,9953 731,4 7,389 0,665 173,0 7,02 3,728
0,2 7,824 0,9905 730,9 7,323 0,669 172,5 7,00 3,795
0,3 1 1,793 0,9857 730,4 7,283 0,672 171,9 6,98 3,863
0,4 15,802 0,9809 729,9 7,255 0,676 171,4 6,96 3,933
0,5 19,852 0,9760 729,5 7,232 0,679 170,8 6,94 4,004
0,6 23,945 0,9710 729,0 7,214 0,683 170,3 6,93 4,076
0,7 28,080 0,9660 728,5 7,198 0,687 169,7 6,92 4,149
0,8 32,260 0,9609 728,1 7,184 0,690 169,1 6,90 4,224
0,9 36.486 0,9559 727,6 7,172 0,694 168,5 6,89 4,300
1,0 40,758 0,9507 727,1 7,160 0,698 167,9 6.89 4,378
293,15 (+20) 0,1 3,624 0,9965 745,0 7,438 0,695 178,7 5.81 3,461
0,2 7,273 0,9929 744,6 7,371 0.698 178,3 5,80 3,512
0,3 10,950 0,9892 744,1 7,332 0,701 177,9 5,79 3,563
0,4 14,655 0,9855 743,7 7,303 0,703 177,5 5,78 3,615
0,5 18,389 0,9818 743,3 7,281 0,706 177,1 5,77 3,667
0,6 22,152 0,9780 742,9 7,263 0,709 176,6 5,76 3,720
0,7 25,945 0,9742 742,5 7,247 0,712 176,2 5,75 3,774
0,8 29,769 0,9703 742,1 7,234 0,715 175,7 5,74 3,828
0,9 33,624 0,9664 741,7 7,222 0,718 175,3 5,74 3,884
1,0 37,512 0,9625 741,3 7,211 0,721 174,8 5,73 3,940
313,15 (+40) 0,1 3,389 0,9973 759,1 7,484 0,723 184,2 4,86 3,231
0,2 6,797 0,9946 758,8 7,418 0,726 183,9 4,85 3,270
0,3 10,224 0,9918 758,4 7,379 0,728 183,6 4,85 3,309
0,4 13,670 0,9890 758,1 7,351 0,730 183,3 4,85 3,348
0,5 17,137 0,9862 757,7 7,329 0,733 183,0 4,84 3,388
0,6 20,625 0,9833 757,4 7,311 0,735 182,6 4,84 3,428
0,7 24,135 0,9804 757,0 7,295 0,738 182,3 4,84 3.468
0,8 27,666 0,9774 756,7 7,282 0,740 181,9 4,83 3,510
0,9 31,219 0,9744 756,3 7,270 0,742 181,6 4,83 3,551
1,0 34,795 0,9714 755,9 7,259 0,745 181,2 4,83 3,593
где Т температура, р -- давление, р - плотность, z - коэффициент сжимаемости,
г =---— ; h - энтальпия, .у- энтропия, Ср - изобарная теплоемкость (при постоянном
рК1
давлении); со - скорость звука, р - эффект Джоуля-Томсона, а 103 - коэффициент тер-
1
мического расширения, Of = — Р
59
Экспериментально обоснованное термическое уравнение со-
стояние хладона 14 [1.26] имеет вид:
(1-9)
Р Р
где z =---, О) =-
ркт Ркр
Вириальный коэффициент 6Д100/7’)'см3/моль [1.27]
/=0
для хладона 14:
Ьо = 0,84479 • 1()2; = - 0,316307 • 103; Ь2 = - 0,793406 • 103;
Ь3 = 0,1179594 • 104; Ь4 = - 0,1736536 104.
Вириальный коэффициент В2 рассчитан по обобщенному
уравнению, предложенному в работе [1.28
S2=[C0(t) + J-Ci(t) + J2-C2(t)]-(/2p, (1.10)
где
Со =0,1961т~|/4 + 0,3972/т5 + (о,06884т4 -0,05428/т6 -ехр(-т2)),
С, =64,5[1-2,085ехр(-т2)т9]; С2 =801,7/т7 , т = Т/Ткр.
Диаграмма состояния для рабочей области температур и дав-
лений элегазовых аппаратов, рассчитанная по этому уравнению,
представлена на рисунке 1.8.
Использование смесей SF6 - N2 и SF6 - CF2 позволяет избе-
жать необходимости подогрева аппаратов с чистым элегазом при
эксплуатации их в районах с холодным климатом. Вместе с тем
использование смесей приводит к снижению изоляционной и
коммутационной способности аппаратов при сохранении конст-
рукции либо к доработке конструкции аппарата. Кроме того, до-
бавляются трудности в составлении смеси, ее хранении и контро-
ле состава. Необходимы также дополнительные испытания ком-
мутационной способности аппаратов со смесями.
По-видимому, выбор направления - использование подогрева
или смеси следует определять в каждом конкретном случае. Хотя
некоторые фирмы, в частности ’’Сименс”, уже сейчас отказывают-
ся от смесей газов как дугогасящей и изоляционной среды для
60
выключателей, предназначенных для районов с холодным клима-
том.
Р кгс/см^
Рисунок 1.8 - Диаграмма состояния тстрафторметана
(давление абсолютное)
линии постоянной плотности
61
ГЛАВА ВТОРАЯ
ТЕПЛОВЫЕ РАСЧЕТЫ ТОКОВЕДУЩИХ ЧАСТЕЙ
ЭЛЕКТРИЧЕСКИХ АППАРАТОВ В ЭЛЕГАЗЕ
2.1. ПОСТАНОВКА ЗАДАЧИ
Широкое применение элегаза в высоковольтной аппаратуре
потребовало разработки практических методов расчета тепловых
процессов в элементах, заполненных элегазом и имеющих источ-
ники выделения тепла, будь это токоведущие части или иные на-
греватели.
Теоретические основы расчета тепловых процессов в сжатых
газах были разработаны ранее [2.1] и в значительной степени ис-
пользованы в настоящей главе.
Применительно к элегазовым высоковольтным аппаратам
рассмотрены наиболее часто встречающиеся в конструкциях ци-
линдрические, плоские и шаровые газовые прослойки, а также
соосные прослойки произвольной формы. Разработанные теоре-
тические методы расчета были многократно и успешно апробиро-
ваны при конструировании и испытаниях различных элегазовых
аппаратов (КРУЭ, выключатели, токопроводы и др.).
Теплообмен между двумя телами, имеющими разную темпе-
ратуру, одно из которых заключено внутри другого, а прослойка
между ними заполнена газообразным веществом, как известно,
может осуществляться посредством трех процессов - теплопро-
водности, свободной конвекции и теплового излучения. В случае
заполнения прослойки жидкой средой тепловое излучение отсут-
ствует. Рассмотрим эти виды теплообмена подробнее, сделав ого-
ворку, что нас для практических целей расчета аппаратов при
длительном нагреве интересует только стационарная сторона ука-
занных процессов.
2.2. ТЕПЛОПЕРЕДАЧА ЧЕРЕЗ ПРОСЛОЙКИ, ЗАПОЛНЕННЫЕ
СЖАТЫМ ГАЗОМ, ПУТЕМ ТЕПЛОПРОВОДНОСТИ И
СВОБОДНОЙ КОНВЕКЦИИ
При небольших толщинах прослоек, когда можно полагать,
что газообразная среда, заполняющая прослойки практически не-
62
подвижна, т.е. отсутствуют конвективные токи, теплообмен меж-
ду стенками прослойки осуществляется только путем молекуляр-
ной теплопроводности, определяемой законом Фурье
$ = -Zgradt9 , (2.1)
где gradfi - вектор, направленный по нормали к изотерме и по
алгебраической величине, равный производной температуры по
избранной нормали; Л - молекулярный коэффициент теплопро-
водности [Вт/мК].
Интегрируя выражение (2.1) для интересующих нас прослоек,
получим выражения для теплового потока, передаваемого посред-
ством теплопроводности
для плоской прослойки в Вт/м“
(2.2)
О
для шаровой прослойки в Вт
Q = 4rcXR1R2(0I-02)/8, (2.3)
для цилиндрической прослойки в Вт/м
Q=W 4 (24)
In
В общем случае аксиальной прослойки, образованной соос-
ными телами произвольной формы, тепловой поток в Вт/м
(2.5)
5 ьЛ
В выражениях (2.2)-(2.5) 8 - толщина прослойки (м), (fh -1%)
- температурный перепад (К); R2, Ri и S2, Sj - соответственно ра-
диусы и периметры оболочки и внутреннего тела (м).
При увеличении толщины прослойки в последней возникают
конвективные потоки, обусловленные различием плотностей не-
одинаково нагретых частей газа. Произведение скорости частиц
газа ш на массовую плотность р определяет вектор плотности
конвективного потока рсо или массовую скорость. Характер кон-
вективных потоков связан со структурой течения, которое может
быть ламинарным или турбулентным.
При ламинарном течении слои газа как бы скользят один по
другому, не перемешиваясь, и, поскольку, вследствие этого на-
63
правление вектора скорости в каждой точке остается устойчивым,
конвекция по нормали к этому направлению не возникает, и про-
цесс теплообмена происходит только за счет теплопроводности,
подобно описанному выше, когда частицы газа были неподвиж-
ны.
При дальнейшем увеличении толщины прослойки ламинар-
ное движение газа сохраняется только у поверхности нагретого
тела в относительно небольшом пограничном слое, далее лами-
нарное течение переходит в турбулентное, причем конфигурация
отдельных вихрей определяется геометрией прослойки. Турбу-
лентные конвективные токи собственно и определяют процесс
теплообмена, называемый свободной конвекцией в прослойках.
Для математического описания температурного и скоростного
поля в условиях свободной конвекции в прослойке со сжатым га-
зом можно пользоваться известными дифференциальными урав-
нениями движения и энергии [2.2], имея в виду, что нас интересу-
ет лишь стационарный процесс теплообмена.
Далее следует отметить, что такие величины, как теплоем-
кость при постоянном давлении Ср, коэффициент теплопроводно-
сти X и коэффициент динамической вязкости ц, будут фигуриро-
вать при дальнейшем анализе как независимые от температуры и
давления. Исследование Ср, X, и ц SF6 в газообразной фазе в инте-
ресующих нас пределах изменения температуры и давления пока-
зывает, что они являются слабыми функциями от этих параметров
и пренебрежение их изменяемостью не грозит утерей качествен-
ного соответствия действительности. Кроме того, в дальнейшем
будет показано, что полученная комбинация Ср, X, и ц в конечных
расчетных формулах является еще более слабой температурной
функцией, чем входящие в нее величины.
Для определения теплопередачи через прослойки с учетом
конвекции принято пользоваться обычными выражениями для
теплопередачи путем чистой теплопроводности (2.2) - (2.5) с вве-
дением в них вместо молекулярного коэффициента теплопровод-
ности X эквивалентного коэффициента теплопроводности Хэкв, вы-
числяемого по формуле
Хэкв— екх, (2.6)
где eK=f(Gr-Pr) (2.7)
64
Gr- критерий Грасгофа
Cr 2
v2
Pr - критерий Прандтла
РГ„ЦСР
л
v - коэффициент кинематической вязкости, м7с; Р - коэффициент
объемного расширения, 1/К; ц - коэффициент динамической вяз-
кости, Пас.
В таблицах 2.1, 2.2 и 2.3 (по данным [2.3] и [2.4]) приведены
значения коэффициента теплопроводности элегаза Л, коэффици-
ента динамической вязкости ц и теплоемкости при постоянном
давлении Ср.
Таблица 2.1
Теплопроводность SF6 в газообразной фазе, Л, • К)3 Вт/м К
МПа Т,К 0,1 1 2
230 8,18
240 8,85
250 9,53
260 10,2
270 10,9 11,6
280 11,6 12,3
290 12,3 13,0
300 13,0 13,7 14,5
310 13,7 14,4 15,3
320 14,4 15,1 6,0
330 15,1 15,8 16,7
340 15,8 16,5 17,5
350 16,5 17,2 18,2
65
Таблица 2.2
Коэффициент динамической вязкости SF6
в газообразной фазе, ц • 106 Па-с
т, к 1 25
230
240
250
260 13,94
270 14,41
280 14,87
290 15,32
300 15,77
310 16,19 18,37
320 16,66 18,56
330 17,09 18,80
340 17,53 19,12
350 17,96 18,19
375 19,00 20,26
400 20,03 21,15
Таблица 2.3
Теплоемкость в газообразной фазе SF6, Ср кДж/кг-К
"\т, °C Р, бар\^ 20 25 40 50 60 75 80 100
1 0,653 0,662 0,695 0,712 0,724 0,745 0,754 0,775
5 0,670 0,678 0,708 0,720 0,733 0,754 0,762 0,783
10 0,691 0,699 0,729 0,737 0,749 0,766 0,770 0,791
20 - - - - - 0,816 - 0,821
66
Выражения типа (2.7) в теплотехнике называются критери-
альными уравнениями.
Интегрированием дифференциальных уравнений движения и
энергии газа в прослойке, вообще говоря, теоретически можно
вычислить значения ек для прослоек различного вида и такие по-
пытки делались рядом авторов. Однако даже для прослоек про-
стейшего вида возникающие при этом математические трудности
настолько велики, а необходимость принятия целого ряда допу-
щений может привести к такому нарушению физической картины
процесса, что более плодотворным будет экспериментальный ме-
тод, основанный на непосредственном измерении екдля прослоек
различного вида и эмпирического определения функции ек от
Gr • Рг.
Многочисленные исследования теплообмена в различных ре-
жимах подтвердили полную идентичность тепловых процессов,
описываемых одинаковыми критериями, и вполне достаточную
для критических расчетов точность решения на основе критери-
альных уравнений.
Если вид критериального уравнения определяется теоретиче-
ски подобно уравнению для теплопередачи через прослойки, при-
веденному выше, то параметры уравнения находятся на основе
обработки многочисленных экспериментальных данных. По мере
получения новых данных эти параметры могут уточняться. Об-
ширные исследования теплопередачи через прослойки различной
геометрической формы, заполненные различными средами, были
проведены Д.Л. Бояринцевым.
На их основе М.А. Михеев [2.2] рекомендовал следующие
критериальные уравнения:
ек= 0,105 (Gr • Рг)0’3 при 103<GrPr< 106 (2.8)
ек= 0,4(Gr • Рг) °’2 при 106<GrPr< Ю10 (2.9)
изображенные в логарифмическом масштабе на рисунке 2.1.
Как видно, область до значений Gr • Рг < 1()6 исследована го-
раздо более обширно и экспериментальные точки, полученные
для прослоек всех видов с различными заполнителями, с весьма
малым разбросом ложатся на зависимость
ек= 0,105 (Gr • Рг)0’3
67
Рисунок 2.1 - Коэффициент эквивалентной теплопроводности
для различных прослоек
1 - плоская газовая, горизонтальная; 2 - то же, вертикальная; 3 - ци-
линдрическая газовая; 4 - то же жидкостная; 5 - шаровая газовая
Гораздо меньше экспериментальных точек и больше их раз-
брос в области Gr • Рг > 106, причем в этой области были исследо-
ваны не все виды прослоек; так в диапазоне 108 < Gr • Pr < IO10
были исследованы только шаровые газовые прослойки. По всей
видимости, это объясняется спецификой теоретических задач, по-
ставленных в то время перед теплотехникой.
В какой-то степени пробел был восполнен исследованиями,
проведенными на цилиндрических прослойках, заполненных сжа-
тым газом и шестифтористой серой применительно к новым кон-
струкциям воздушных выключателей [2.51. Эти точки также нане-
сены на рисунке 2.1. С учетом ранее полученных эксперимен-
тальных точек для горизонтальных и вертикальных плоских газо-
68
вых прослоек эти данные могут быть обобщены для значений
Gr Рг > 106 зависимостью
ек= 0,133(Gr-Рг)0,28 (2.10)
весьма близко совпадающей с зависимостью, рекомендованной
Михеевым для диапазона
103<GrPr< 10б
С другой стороны, для шаровых газовых прослоек получен-
ных данных во всем диапазоне Gr • Рг, видимо, достаточно, чтобы
пользоваться выражениями (2.8), (2.9).
Следует отметить, что для значений 107 < Gr • Рг < 101() для
аксиальных горизонтальных прослоек Бояринцев предлагает кри-
териальное уравнение вида
Г/ з\“10’25
£к =0,22 (Cr Pr(ll/l2)) , (2.11)
где /г длина конвективного потока от нижней грани внутреннего
нагревателя до экрана, м; /2 - высота этого пути по вертикали.
Однако многочисленные сравнительные расчеты, произве-
денные по выражениям (2.10) и (2.11) для различных конфигура-
ций токоведущих проводников и экранов, показали лучшее сов-
падение с экспериментальными результатами расчетов по выра-
жению (2.10), на базе которого и ведется дальнейший анализ.
2.3. ФОРМУЛЫ ДЛЯ РАСЧЕТА ТЕПЛОПЕРЕДАЧИ С УЧЕТОМ
КОНВЕКЦИИ ДЛЯ ПРОСЛОЕК РАЗЛИЧНОЙ ФОРМЫ В
СЖАТОМ ГАЗЕ
Перейдем теперь непосредственно к выводу расчетных выра-
жений для теплопередачи через прослойки различной формы в
сжатом элегазе. Как следует из рисунка 2.1, вся область вплоть до
Gr • Рг < К)10 описывается выражениями трех видов:
а) при Gr • Рг < 1О10 (область чистой теплопроводности) на ос-
новании зависимостей (2.2) - (2.5);
б) при 103<Gr • Pr< 106 с учетом критериального уравнения
(2.8);
в) при 10° < Gr • Рг < 10 0 с учетом критериальных уравнений
(2.9) для всех видов прослоек, кроме шаровой, и с учетом (2.8) для
шаровых прослоек.
Априори на рисунке 2.1 можно отметить, что влияние кон-
векции интенсифицирует процесс теплопередачи через прослойки
69
в десятки раз (до 50 при Gr • Рг = 1О10), что имеет важнейшее зна-
чение для оценки перспективных параметров элегазовых аппара-
тов. Найдем, прежде всего, выражение Gr Рг с учетом входящих
в критерии Грасгофа и Прандтля компонентов, используя также
Р
зависимость р - ра — , вытекающую из уравнения состояния.
GrPr = (iV<U <2-12)
ZU P
k a /
где pa - плотность элегаза при атмосферном давлении Ра, кг/м3; р -
плотность элегаза при абсолютном давлении Р в прослойке кг/м3;
8 - толщина прослойки, м; g - ускорение свободного падения;
g = 9,8м/с2.
Из (2.12) видно, что, как было отмечено выше, произведение
Gr • Рг имеет квадратичную зависимость от давления сжатого газа.
Далее найдем значение А,экв = еД для различных областей
Gr • Рг, используя (2.8), (2.9), (2.10) и (2.12)
а) Х)К„=0,105(83рср pi gX2’33/p)°'3(P/Pa)°’6( - 192 )0”3 (2.13)
в области 103 < Gr • Рг < 10° для прослоек всех видов;
б) Х)К„ = 0,133(53рСр pi gX2-58/p)0'28(P/Pa)0'56( /9, - fl2 )0 3 (2.14)
в области 106 < Gr • Рг < 10|0для прослоек всех видов, кроме ша-
ровых;
в) Х,кв = 0,4(83рСр pi gX4 / ц)°'2(Р/Ра)°’4( j9, - j92 )0’2 (2.15)
в области 106 < Gr • Рг < 10|0для шаровых прослоек.
Подставив полученные значения Лзкв в соответствующие вы-
ражения (2.2) - (2.5), найдем искомые зависимости теплового по-
тока через прослойки с учетом конвекции.
Для плоских прослоек, Вт/м2
при 103<GrPr< 106
Qu = 0,1О5(₽Срра2 gX2’33/p)0’3 8 ^(Р/Р/Ш)'3; (2.16)
при 106<Gr- Pr< 1О10
Qk=0,133(PCpPa2<gZ.2’58/pi)<>-28S0'I6(P/P;i)n'56(Ol-€>2)1’28. (2.17)
Для шаровых прослоек, Вт
а) при 103 < Gr • Рг < 106
Qk=0,42n(₽Cppa2gX2’33/p)°'3RiR28 ’°’' (Р/Ра)°’6(е (-О,)1'3; (2.18)
б) приЮ6 < Gr • Рг < 1О10
Qk=0,16n(PCppa2gX4/|i)0'2 R,R28 •°’4(Р/Ра)04(^1--&2)1’2. (2.19)
70
Для цилиндрических прослоек, Вт/м
а) при 103 < Gr • Рг < 106
Qk=O,21n(pCppa2<gV’33/n)o’38o-9(P/Pa)o’6(fl1-fl2)1-3/ln(R2/R1); (2.20)
б) при 10б < Gr • Рг < 1О10
Qk=0,266n(PCppa2 g Л2' 58/ц)0'288°'84(Р/Р, )°'56( fl! -fl2)128/l n(R2/R,)
(2.21)
Для аксиальных прослоек сложной формы, Вт/м
а) при 103 < Gr • Рг < 106
Qk=O, 105 (РСрра2 gV'33/g)°’3(S2 S1 )8'0,1 (P/p,)06(fl! -fl2)1 3/ln(S2/S!);
(2.22)
б) при 106<GrPr< Ю10
Qk=0,133(PCpPa2 gX2'58/p)°'28(S2 S, )8’°' 16(P/Pa)°’56(fli -fl2)1’28/ln(S2/S ()
(2.23)
При получении критериев подобия было принято, что коэф-
фициент теплопроводности X, теплоемкость Ср и коэффициент
динамической вязкости ц не зависимы от температуры, а плот-
ность элегаза р и коэффициент объемного расширения Р взяты
при определяющей температуре газа в прослойке = 0,5(^i+^2).
Поскольку результатом вычисления зависимостей (2.16) - (2.23)
является температурный напор в прослойке, в начале расчета оп-
ределяющая температура не известна.
Покажем, что газовый комплекс заполняющей среды ви-
да (PCppa2g2in7|Li)k является в исследуемом диапазоне температур
практически постоянным.
Для иллюстрации на рисунке 2.2 вычислена зависимость ком-
плекса заполняющей среды вида
(/ЗС1>Р;ёЛ2 №
от температу-
ры элегаза.
В диапазоне температур от 0 до 100 °C его значение изменя-
ется всего на 3 %. Таким образом, при вычислениях величины,
входящие в указанный газовый комплекс, можно брать при ожи-
даемой средней определяющей температуре. Отклонение ее от
истинной температуры практически не сказывается на точности
расчета. Заметим, что выведенные соотношения распространяют-
ся на прослойки, заполненные любым газом или жидкостью.
71
Рисунок 2.2 - Зависимость комплекса заполняющей среды
от определяющей температуры прослойки для элегаза
2.4. СЖАТЫЙ ЭЛЕГАЗ КАК ТЕПЛОПЕРЕДАЮЩАЯ СРЕДА В
СРАВНЕНИИ С ВОЗДУХОМ. ОЦЕНКА ГЕОМЕТРИЧЕСКИХ
РАЗМЕРОВ ПРОСЛОЕК
Указанное сравнение может оказаться необходимым при вы-
боре рабочей среды при конструировании новых типов высоко-
вольтных аппаратов и дает предварительное обоснование приме-
нения того или иного заполнителя при заданных параметрах по
номинальному току и допустимых температурах нагрева тех или
иных частей аппарата, когда в других аспектах, например высоко-
вольтных, вид среды безразличен.
В выражения (2.16) - (2.23) входят три вида комплексов (на-
зовем их комплексами заполняющей среды).
Обозначим их соответственно Аь А2, А3 и введем в них число
Прандтля, удобное для проведения сравнения различных сред, так
как оно принимает для газов только пять значений в зависимости
от их атомности:
для идеальных газов при температуре 20 °C
- для одноатомных газов - 0,67
- для двухатомных газов - 0,72
- для трехатомных газов - 0,80
72
- для семиатомных газов - 0,85"
- для многоатомных
Тогда:
- 1,00
Рг
/ ог3 ~2,л2-58 А0,28 6 nr2 2 >-58 А
PCpPgg^ = РСАё^
ц Рг
к J \ /
(2.24)
(2.25)
(2.26)
2
В таблице 2.4 приведены рассчитанные по формулам (2.24) -
(2.26) значения комплексов А для элегаза и воздуха; mTi, тТ2, глц
- коэффициенты кратности теплообмена для различных прослоек.
Таблица 2.4
Тепловые и электрические характеристики
элегаза и воздуха при атмосферном давлении
Вид заполнителя Плотность, кг/м3 Коэффициент теплопроводности. Вт/мК Удельная теплоемкость, ДжДкгК) Коэффициент объемного расширения К1 Коэффициент динам вязкости. Па с Критерий Прандтля Отношение электрической прочности
Элегаз 6,14 0,0125 0,653 103 3,41 10'3 15,3 1О'6 0,77 2,5
Воздух (азот) 1,20 0,026 1.00103 3,41 10'3 18,3-10'6 0,703 1,0
Продолжение таблицы 2.4
Вид заполни- теля ГПт| 1ПТ2 ГПгз А] А, Аз
Элегаз 1,58 1,38 1,057 10,4 6,22 1,1
Воздух (азот) 1,0 1,0 1,0 6,6 4,50 1,04
Для элегаза при 20 °C и давлении 1 бар - 0,77.
73
Рассмотрим теперь влияние на эффективность теплопередачи
геометрических размеров прослоек.
Интересным и весьма важным свойством в этом отношении
обладают плоские прослойки. Поскольку толщина прослойки 5
входит в выражение (2.12) в кубе, a (Gr • Рг) в выражения (2.8) и
(2.9) приблизительно в степени 1/3, в области (Gr • Рг) >103 влия-
ние толщины прослойки на процесс теплопередачи весьма мало,
что также следует из выражений (2.16) и (2.17), т.е. процесс прак-
тически автомоделей. Это открывает широкие возможности для
исследования тепловых процессов в плоских прослойках на моде-
лях. При значениях (Gr • Рг) <10 3 действуют обычные законы теп-
лопроводности, т.е. с увеличением толщины прослойки тепловой
поток через нее уменьшается.
В цилиндрических и шаровых прослойках в области (Gr • Рг)
< 103 действуют те же законы теплопроводности; при возникнове-
нии конвективного теплопереноса зависимость от толщины про-
слойки, правда относительно слабая, сохраняется.
Влияние толщины прослойки на тепловой поток через нее
можно оценить весьма наглядно, если в выражениях (2.16) - (2.23)
принять постоянство температурных напоров (fh - О2), комплек-
сов заполняющей среды А], А2, А3 и относительных давлений в
р
прослойке
, т.е. рассматривать тепловой поток
при жестко
заданных температурных границах прослойки и одной и той же
заполняющей среде, находящейся при постоянном давлении. То-
гда в соответствии с выражением (2.12) произведение (Gr • Рг) бу-
дет зависеть только от толщины прослойки 8 и будет пропорцио-
нально ее кубу.
На рисунке 2.3 приведены, построенные по выражениям
(2.16) - (2.23) относительные величины тепловых потоков для
плоской, цилиндрической и шаровой прослоек в зависимости от
относительных величин прослоек, причем за единицу принят теп-
ловой поток и величина прослойки, соответствующая значению
(Gr • Рг), равному 10“, т.е. области, где имеет место теплопередача
только за счет теплопроводности (рисунок 2.1). Область до значе-
ний (Gr • Рг) < 3,3 • 103 характеризует теплопередачу только за
счет теплопроводности, для всех прослоек имеет место уменьше-
ние теплового потока при увеличении прослойки в соответствии с
выражениями (2.2) и (2.4).
74
Рисунок 2.3 - Зависимость теплового потока от толщины прослойки
1 - плоская прослойка; 2 - цилиндрическая; 3 - шаровая
Далее при увеличении толщины прослойки тепловой поток
осуществляется также и за счет конвекции, причем, поскольку
эквивалентный коэффициент теплопроводности становится боль-
ше единицы, наклон зависимостей уменьшается; для плоской про-
слойки, как указывалось выше, зависимость теплового потока от
толщины прослойки становится весьма малой, а для цилиндриче-
ской и шаровой прослоек зависимости проходят через минимум и
начинают увеличиваться. При увеличении шаровой прослойки в
4,5, а цилиндрической в 12 раз по отношению к принятой за еди-
ницу, тепловые потоки становятся равными первоначальному, а
затем начинают его превышать. При дальнейшем увеличении
прослоек тепловые потоки определяются практически только кон-
векцией и могут в несколько раз превысить потоки, определяемые
теплопроводностью, что позволяет даже при очень больших про-
слойках передавать значительные количества тепла от токоведу-
щих частей к оболочкам.
Для удобства пользования при расчетах по выражениям (2.2)
- (2.4) и (2.16) - (2.23) обозначим комплексы, содержащие гео-
метрические параметры через В. Тогда, геометрические комплек-
сы для плоской, цилиндрической и шаровой прослоек, в зависи-
мости от произведения (Gr • Рг) и вида прослоек, от толщины про-
75
слойки 5 и внутреннего радиуса R| будут выражаться:
(Gr Рг) < 103
ВП1 = 1/5
103 < Gr Pr < 106
ВП2 = 1/80,1
106<Gr -Рг
Вп3 = 1/8016
( 8
Вц,= 1/1п 1 + —
Ri
вш1 = к. 4+i |
( О )
Следует иметь
Вц2 = 5°’9/1п[ 1 + -^-
R _IW+8)
-----------£ол------
Вц2 = 5°-84/1п] 1 + —|
I RJ
о _IW+8)
ошз- ^04
виду, что минимальные значения тепловых
потоков для цилиндрических и шаровых прослоек будут иметь
место соответственно при значениях 8/Z?i , равных 0,24 и 0,11.
в
2.5. ТЕПЛОВОЕ ИЗЛУЧЕНИЕ
Передача тепла излучением достаточно хорошо освещена в
специальной литературе [2.6]. Остановимся, как и при рассмотре-
нии теплопередачи посредством конвекции, на теплопередаче из-
лучением в закрытом объеме, заполненном сжатым газом, и рас-
смотрим тепловое излучение в различного вида прослойках. Теп-
ловой поток излучением (в Вт/м2) для плоской прослойки, как из-
вестно, определяется выражением:
_<70[т;4-г24].10-8
(2.27)
£| + S2 - 1
где СУо^ 5,7 Вт/м2К4 - коэффициент излучения абсолютно черного
тела; 8Ь 82- степени черноты излучения стенок прослойки; ТЬТ2 -
температуры более нагретой и менее нагретой стенок, К.
Для вывода выражений теплового потока через аксиальные и
шаровые прослойки воспользуемся выражением теплообмена из-
лучением (в ваттах) между двумя телами, одно из которых заклю-
чено внутри другого. В этом случае, как известно,
Q,= i,e.i
£1 ^2
1
(2.28)
где 8], Fi и 82, F2 - соответственно степень черноты и поверхность
внутреннего и наружного тела.
Из (2.28) непосредственно получается выражение для тепло-
обмена излучением в ваттах в шаровой прослойке
76
<то4л:7?121О’8(7’14-7;4)
Q"=~i—i
—+/?,2 — -1 /к2
е|
(2.29)
(л \ «< \ I - /
1 1 / т<2
I е2 I 2
\ 2 7
где Rj и R2 соответственно радиусы внутренней и наружной сфе-
ры.
Для аксиальных прослоек в выражении (2.28) необходимо за-
менить поверхности периметрами Si и S2 или диаметрами di и d2.
Тогда тепловой поток на единицу длины (Вт/м):
(70S, - кг8
±+4±_,
Qn =
1 1
£- J
Для цилиндрической прослойки:
a^d, 10~8 ^4 4-
Qn =
1 d.
— + —
Е, d.
(2.30)
(2.31)
1-|Г .............
Л £2 >
В дальнейших рассуждениях мы будем принимать сжатый
элегаз абсолютно прозрачным для лучистого потока, хотя вообще
для газов с увеличением давления прозрачность уменьшается.
Весьма существенным при теплообмене излучением является
состояние и покрытие излучающих или поглощающих тел, так как
сам процесс излучения является, в силу своей природы, чисто по-
верхностным явлением.
В таблице 2.5, по данным [2.7], приведены степени черноты,
наиболее часто встречающиеся в материалах конструкций высо-
ковольтных аппаратов.
Анализ вышеприведенных зависимостей показывает, что теп-
лообмен излучением увеличивается с возрастанием степени чер-
ноты проводника и внутренней поверхности оболочки, причем
более существенно влияние степени черноты проводника. По-
видимому, наиболее простым способом увеличения теплообмена
излучением является окраска проводника и внутренней поверхно-
сти оболочки. Цвет краски однотипного состава существенного
влияния на теплообмен излучением не оказывает.
77
Таблица 2.5
Степень черноты излучения £ для различных материалов
при температуре (20-100) °C
Материал Е Материал Е
Алюминий шероховатый 0,1-0,3 Чугун свежеобработанны й 0,4-0,5
Алюминий полированный 0,04-0,07 Чугун шероховатый окисленный 0,81-0,9
Алюминиевые краски 0,27-0,67 Серебро полированное 0,02
Медь отпескоструенная 0,2-0,25 Никель 0,12
Медь полированная 0,03-0,07 Силуминовое литье 0,16-0.32
Медь окисленная 0,5-0,8 Олово 0,043-0,07
Латунь прокатная 0,06-0,07 Фарфор глазурованный 0,924
Латунь матовая 0,22-0,3 Асбестовый картон 0,93-0,96
Сталь листовая окисленная 0,736-0,90 Лак белый 0,80-0,95
Сталь луженая 0,043-0,064 Лак черный матовый 0,96-0,98
гталь оцинкованная 0,228-0,276 Масляные краски 0,90-0,96
Жесть белая 0,1-0,28 Окиси металлов 0,4-0,8
2.6. РЕЗУЛЬТИРУЮЩИЕ УРАВНЕНИЯ СТАЦИОНАРНОГО
ТЕПЛООБМЕНА В ПРОСЛОЙКАХ. ПРИМЕРЫ РАСЧЕТА
Уравнение теплового баланса в прослойках имеет вид
Qn = QK + Qn, (2.32)
где Qn - тепло, выделяемое в нагретой стенке прослойки, Вт;
QK - тепло, передаваемое через прослойку за счет теплопроводно-
сти и конвекции, Вт; Q;I - тепло, передаваемое через прослойки
излучением, Вт.
78
В данном случае нас не интересует способ отбора тепла в на-
греваемой стенке прослойки, важно лишь то, что для стационар-
ного процесса тепло, отдаваемое от нагреваемой стенки, было эк-
вивалентно теплу, выделяемому нагретой стенкой.
Подставляя в (2.32), (2.2), (2.16), (2.17) и (2.27), и обозначая
Р
— - Р', получаем результирующие уравнения теплового потока
(в Вт/м2) в плоской прослойке:
для (Gr • Pr) < 103
Qr, = xb,„ (о, -i%) + к„(т;4 -у;4); (2.зз>
для 1()3 < Gr • Рг < 10°
Q„ =0,1 05A1Bii2(P’)°-6(о, -o2)u + к„ (у/ -У)4); (2.34)
для 106 < Gr • Рг < 10|()
Q,, =0,133А2В„3(Р'),)Л(О( -О2)'-28 + К„(Г/ -7?) • (2.35)
Аналогично, учитывая (2.3), (2.18) и (2.19), получаем уравне-
ние теплового потока (в ваттах) для шаровой прослойки:
для (Gr • Рг) < К)3
Qn = 4лЛВи1| (О, - О2)+ KU1 (У]4 - Т24) ; (2.36)
для 103 < Gr • Pr < 106
Q„ =0,1054^, В^Р')0’6^ -О,)1'3 + К,„(у;4 -У)4); (2.37)
для 106<GrPr< 1О10
Q„ =0,4 + 4лАзВ111.1(Р’)0Л (О, - О2)L2 + К,., (у;4 - Т24). (2.38)
И, наконец, с учетом (2.4), (2.20) и (2.21) получаем уравнение
теплового потока (в Вт/м) для цилиндрической прослойки:
для (Gr • Рг) < 1()3
Q,, = 2яЛВц1 (О, -О2)+К„(У]4 -У)4); (2.39)
для 103 < Gr • Рг < К)6
Q„ =О,1О5-2лА1Вц2(Р’)О(’ф1 -О2)13 + КЦ(У]4 -У)4); (2.40)
для 106<Gr Pr< Ю10
Qn=O,133-2^A2BU3(P’)o'56(e, -e2)L28+ Кц(у;4 -Т24). (2.41)
79
В общем случае тепловой поток (в Вт/м) для аксиальных про-
слоек
для (Gr • Рг) < 103
O„ = +
(TpS, 1(Г8
M-Li
$2 4
Cl S1
о In —
для 103 < Gr Pr < 106
Q„=0,105 А, f +
.. s,
сгД -10
1 + А,
£l
—-1
(2.42)
1
E
для 10ft < Gr Pr < IO10
Q„ = 0,133A2^=^— -tf,)'2’
In^-
V,
(2.43)
стД-108
1 5, ( 1
— + --1-----
f । S21 е2
(2.44)
В некоторых случаях для приближенных расчетов газовых
прослоек составляющей теплообмена излучением можно пренеб-
речь. Допустимость этого приближения возможна в следующих
случаях:
1) мал диаметр внутреннего нагревающего тела в случаях ша-
ровых или цилиндрических прослоек;
2) мала излучающая способность внутренних поверхностей
прослоек е1 ,е2 < 0,1;
3) мал ожидаемый температурный напор 40 °C.
В этих случаях приведенные результирующие уравнения
сильно упрощаются без заметного ущерба для качества расчета.
Рассмотрим несколько примеров расчета газовых прослоек по
приведенной методике, проверенных затем экспериментально.
Пример 2.1.
Рассчитать зависимость перепада температур в цилиндриче-
ском газонаполненном токопроводе от давления газа при запол-
нении токопровода сжатым элегазом и для сравнения - при за-
полнении воздухом в диапазоне от 0,1 до 2,0 МПа. Оболочка -
прокатная латунная труба с внутренним диаметром 160 мм. Токо-
ведущий проводник - отпескоструенная медная труба диаметром
53/47 мм. Ток - 1419 А. Толщина прослойки 5=0,5(0,16-0,053)—
=0,0535 м; температура оболочки $2=25 °C.
80
Вначале определим для обоих газов произведения критериев
Грасгофа и Прандтля по выражению (2.12) для среднерасчетной
температуры 20 °C, принятой, как было указано в разделе 2.4,
произвольно.
Для элегаза согласно таблице 2.2:
Ср = 0,653-103 Дж/кг К; X = 0,0125 Вт/м К; ра = 6,14 кг/м3
Р= 1/(273 + 20) 1/К; ц= 15,3- 10 6 Па-с
По формуле (2.12) определяем
Gr-Pr=(0,0535)30,73-103-9,8-6,142(P/Pa)2('Oi-i32)(273+20)0,013-
-15,7-10’6=6,87 • 105(Р/Рл)2(О,-Д2)
Следовательно, для элегаза выражением (2.41) можно пользо-
ваться во всем диапазоне требуемых давлений.
Для воздуха согласно табл. 2.2:
Ср = 103 Дж/кг К; X = 0,026 Вт/м К; ра = 1,2 кг/м3
₽= 1/(273 + 20) 1/К;ц= 18,3- 10 (> Па-с; g = 9,8 м/с
По формуле (2.12) определяем
Gr-Pr=(0,0535)3- 1О3-9,8-1,22(Р/Ра)2(т31-Д2)(273+20)0,026-18,3-
• 10‘6=0,156 -Ю^Р/РаА^-ОД
При атмосферном давлении и уже при тЭд—т£Н>:64К Gr-Pr>106.
Поэтому при расчете необходимо пользоваться выражением
(2.41). При давлении 2,0 МПа и f}2^64K, Gr-Pr-4106, т.е. вы-
ражение (2.41) еще справедливо.
Определим значения Вц1и Кц, входящие в выражение (2.41).
0,0535°’84
1п(1 +0,0535/0,02656)
-0,0775;
5,76-тг-0,053-КГ8
1 t О,О53Г 1 J
0,2 0,160^0,22
-0,156- 10 ~8,
где 81 = 0,2 - коэффициент черноты излучения отпескоструенной
меди; е2 = 0,22 - коэффициент черноты излучения матовой про-
катной латуни.
Комплекс заполняющей среды А2 из таблицы 2.2 составляет
6,57 для элегаза и 4,5 для воздуха.
81
Выделяемое в единице длины токоведущего стержня тепло,
Вт/м
Qn = I2r (1 + afl,).
где г - сопротивление единицы длины токоведущего проводника
при 273 К, Ом/м; а - температурный коэффициент сопротивления
материала токоведущего проводника, К -1; - температура
стержня, °C.
Учитывая, что г с поправкой на поверхностный коэффициент
1,012 составляет 34,8 • 10 "6 Ом/м и а = 4,3 • 10 ~3 К получим из
(2.41) результирующие расчетные уравнения
- для элегаза:
69,6-10“6[ 1+4,3- 10-3(i9i)]=:0,435(Pi)0%(i!)|-O2)i'28+(), 156- 10”8(i)|4-x%4);
- для воздуха:
69,6-1О"6[1+4,3-1О’3(^1)]=О,292(Р|)о'56(^|-г%)'-28+О,156-1О’8(^|4-^24)-
Задаваясь значениями th = 308 К и Р' можно построить зави-
симости (Ф|-$2) = f (Р'), представленные на рисунке 2.4 (пунктир-
ные линии). На этом же рисунке сплошными линиями нанесены
экспериментально полученные зависимости по условиям данного
примера. Как видно, сходимость кривых находится во вполне дос-
таточных для практических расчетов пределах.
Рисунок 2.4 - Зависимость превышения температуры токоведущей жилы
над температурой оболочки от давления в цилиндрической прослойке
эксперимент;
расчет
82
Пример 2.2.
Вывести и проверить экспериментально на основании полу-
ченных уравнений математическую модель для сравнительного
расчета превышения температуры токоведущих частей дугогаси-
тельной камеры выключателя КРУЭ над стенкой оболочки, учи-
тывающую величину тока нагрузки, давления элегаза и вида за-
полняемой среды.
Предпологая, что температурный напор ожидается < 40 °C и,
соответственно, погрешность расчета не превзойдет 10-15 %, для
упрощения модели пренебрежем влиянием теплового излуче-
ния. Тогда при 0,3 < Gr • Pr < 106, что практически всегда имеет
место в реальных конструкциях. На основании выражения (2.21)
получим выражения для сравнения вариантов камеры с сохране-
нием одинаковыми их геометрических размеров и, следовательно,
геометрических комплексов В:
/>(1 + ) = 0,1334,B(Pt)°'5<’ Д7]1'28, (2.2.1)
/2(1 + сп?2) = 0,1334^(7, )0'56 Д7и8. (2.2.2)
Если сделать еще одно допущение о равенстве коэффициен-
тов температурного изменения сопротивлений токоведущих сис-
тем (это допущение повлияет на точность расчетов не более чем
на 4 %) и поделить (2.2.1) на (2.2.2), получим:
)U8 (2.2.3)
z2 а2 р2 дт,
или при равных значениях превышений температур ДТ
(224)
/2 а2 р2
Выражение (2.2.4) позволяет моделировать сравнение различ-
ных вариантов, в т.ч. при отсутствии возможностей в получении
заданного тока, а также заполнения камеры элегазом при задан-
ном давлении.
Проверим сравнение двух вариантов камер с медными и алю-
миниевыми токоведущими частями при разных токах и вариантах
заполнения газами.
83
Исходные данные
Вариант камеры Ток 1|, А Давление заполняющей среды Рь МПа Вид заполняющей среды Превышение температуры токоведущих частей над оболочкой АТ, °C
С медными токоведущими частями 8000 0,7 элегаз 26,6
С алюминиевыми токоведущими частями 6300 0,3 элегаз 34,0
Расчетные данные для тока для получения тех же значе-
ний превышения температур токоведущих частей над обо-
лочкой и экспериментальные данные по этим превышениям
Вычисление ведется по выражению (2.2.4)
ри
I „ z \ 0,56
,2аТрй
' а2 р,
2 \ 1 7
Для камеры с медными токоведущими частями:
При давлении элегаза 0,3 МПа (А2 = А2)
(2.2.5)
\0,56
= 6310 А
/2 = . 80002[—
V к °’7
Для камеры с алюминиевыми частями при давлении воздуха
0,1 МПа
/2 =. 63002
f 4,5
6,22
од Г6
0,3
= 3930 А
84
Результаты эксперимента
Вариант камеры Ток Ь, А Давление заполняющей среды Р2, МПа Вид заполняющей среды Превышение температуры то ко ведущих частей над оболочкой АТ, °C
С медными токоведущими частями 6300” 0,3 элегаз 32,7
С алюминиевыми токоведущими частями 4000* 0,1 воздух 38,6
Измерено при эксперименте
Из результатов эксперимента следует, что для камеры с мед-
ными токоведущими частями расхождение ожидаемого и полу-
ченного превышения температуры токоведущих частей над обо-
лочкой составило 32,7-26,6=6,1 °C, и соответственно для камеры с
алюминиевыми токоведущими частями - 38,6-34=4,6 °C, что с
учетом принятых допущений и погрешностей при измерении то-
ков, давлений и температур является вполне допустимым и под-
тверждает теоретические предпосылки.
85
ГЛАВА ТРЕТЬЯ
ОСОБЕННОСТИ ГОРЕНИЯ И ГАШЕНИЯ ЭЛЕКТРИЧЕ-
СКОЙ ДУГИ ОТКЛЮЧЕНИЯ
В СРЕДЕ ЭЛЕГАЗА
3.1. ОСНОВНЫЕ ПРИНЦИПЫ ГАШЕНИЯ ЭЛЕКТРИЧЕСКОЙ
ДУГИ ОТКЛЮЧЕНИЯ В ЭЛЕГАЗОВЫХ ВЫКЛЮЧАТЕЛЯХ ВЫ-
СОКОГО НАПРЯЖЕНИЯ
При выполнении элегазовым выключателем (ЭВ) операции
отключения между контактами возникает электрическая дуга.
Возникновение ее между контактами, горение и гашение дуги
происходят в дугогасительном устройстве ЭВ при определенных
условиях и зависят как от собственных параметров ЭВ (быстро-
действие, конструкция, контактные материалы, сопловые элемен-
ты дугогасительного устройства, организация взамодействия эле-
газа с электрической дугой отключения и т.д.), так и от внешних
параметров, связанных с установкой выключателя в эксплуата-
цию (номинальные параметры сети и ее режимы, вид короткого
замыкания и т.д.). Применительно к конструкциям ЭВ высокого
напряжения (ЭВ ВН) с одной ступенью давления на рисунке 3.1
представлена блок-схема системы ’’дуга отключения - сеть - при-
вод выключателя - сопловые конструкции дугогасительного уст-
ройства - газовый поток". Оптимальное взаимодействие компо-
нентов и элементов этой системы между собой и определяет эф-
фективность работы ЭВ.
Вопросы эксплуатации ЭВ являются определяющими в выбо-
ре элегазового выключателя, а следовательно, и его дугогаситель-
ного устройства (ДУ). Разнообразные режимы при коммутации в
эксплуатации ЭВ требуют проведения нормированных испытаний
ЭВ в соответствии с требованиями МЭК и стандартов России. На
рисунке 3.2 представлена эквивалентная схема "источник пита-
ния Г - сеть - ДУ - линия", где L)KB - эквивалентная индуктив-
ность сети со стороны источника, и отмечено короткое замыкание
по линии с волновым сопротивлением ZL на небольшом расстоя-
нии от ЭВ в точке К - неудаленное короткое замыкание (НКЗ).
Для ЭВ сверхвысокого и ультравысокого напряжения следует вы-
делить и такие номинальные режимы, как отключение короткого
замыкания на выводах ДУ, малых емкостных токов (отключение
86
ненагруженных линий) и отключение малых индуктивных токов
(отключение ненагруженных трансформаторов), связанные с
большими перенапряжениями на межконтактном промежутке
ЭВ, а также нормированные режимы отключения противофазы и
с апериодической составляющей.
Рисунок 3.1 - Блок-схема системы
"дуга о тключения - сеть - привод выключателя - сопловые конструкции
дугогаситслыюго устройства - ивовый поток"
Рисунок 3.2 - Эквивалентная схема
"источник питания Г - сеть - ДУ - линия"
1 - электрическая дуга отключения, К - короткое замыкание на рас-
стоянии 1К от ДУ ЭВ
87
Поэтому обеспечение теоретических основ разработки, ис-
пытаний и эксплуатации дугогасительных устройств ЭВ с целью
оптимизации их конструкций и взаимодействия ЭВ с сетью при
выполнении требуемых (нормированных) операций в эксплуата-
ции требуют анализа и синтеза характеристик горения и гашения
электрической дуги отключения в ДУ.
Целевое применение высоковольтного выключателя в энерго-
системе (или энергоустановке) позволяет учитывать ДУ ЭВ (см.
рисунок 3.2) в схеме замещения сети (или энергоустановки) в ви-
де эквивалентного нелинейного сопротивления R} межконтакт-
ного промежутка а-b. Параметры этого сопротивления
R} определяются характеристиками сети, дугогасительного уст-
ройства, привода и гашение дуги - переходный процесс, при ко-
тором изначально малое сопротивление R} в пределе стремится к
бесконечности и на контактах ДУ восстанавливается напряжение
сети.
В высоковольтных цепях переменного тока процесс гашения
дуги отключения в ДУ связан с переходом тока через нуль, когда
в области нуля тока, благодаря активной деионизации межкон-
тактного промежутка, удастся увеличить его электрическую
прочность и пробивное напряжение выше приложенного пере-
ходного восстанавливающегося напряжения (ПВН) к межкон-
тактному промежутку ДУ. На рисунке 3.3 показан типичный пе-
реходный процесс при коротком замыкании в индуктивной цепи
переменного тока высокого напряжения U,,. В момент ОК контак-
ты разомкнулись и начинается процесс горения дуги отключения
на контактах ДУ. По мере увеличения межконтактного промежут-
ка (расстояние х) напряжение на дуге Ид растет, однако после
первого перехода тока I через нуль имеется электрический пробой
межконтактного промежутка и процесс горения дуги восстанав-
ливается. При повторном подходе тока к нулю условия для дуго-
гашения улучшились (сопротивление дуги значительно увеличи-
лось в области нуля тока ) и произошло гашение дуги с восста-
новлением напряжения на разомкнутых контактах ДУ в виде
восстанавливающегося напряжения UL. Благодаря высоким дуго-
гасящим и электрическим свойствам элегаза, после нуля тока ос-
таточный ток в элегазовых ДУ мал (~ 1-4) А с длительностью
(~ 2-6) мкс, тогда как в воздушных ДУ длительность остаточного
тока больше (~ 10-100) мкс с током (~ 10-100) А.
88
Рисунок 3.3 - Переходный процесс отключения при коротком замыкании
в индуктивной цени переменного тока высокого напряжения
Повышение эффективности дугогашения в ДУ непосредст-
венно связано с интенсивностью взаимодействия элегаза с элек-
трической дугой в камере ДУ и в сопловых конструкциях ДУ. В
современных ЭВ используется система продольного газового
дутья (см. рисунок 3.4), где дуговой разряд 1 (электрическая дуга
отключения) между контактами 3-4 взаимодействует через сопло
2 с продольным потоком дугогасящего газа, обеспеченного пере-
падом давлений Р/ Рь, где Р - давления газа вверх по потоку, Рь-
давление газа вниз по потоку (в камере выключателя), или систе-
89
ма двустороннего дутья (потоки газа направлены в противопо-
ложные стороны). В ЭВ на средние классы напряжения применя-
ются ДУ с использованием эффекта автогенерации и электромаг-
нитного дутья (см. рисунок 3.5 а, б).
Рисунок 3.4 - 11ринципиалы1ая схема ДУ одностороннего газового дутья
Рисунок 3.5 - Принципиальная схема ДУ с автогенерацией (а)
и ДУ с электромагнитным дутьем (б)
Применение эффекта автогенерации (см. рисунок 3.5а), когда
в дугогасительной камере К под действием излучения и высокой
температуры дугового разряда 1 на контактах 3-4, изоляционные
стенки 2 камеры К выделяют газ, позволяет увеличить давление
газа в камере К не только благодаря высокой температуре, но и
дополнительному массовому расходу от газогенерирующих сте-
нок этой камеры. В ДУ с электромагнитным дутьем (см. рису-
90
нок3.5б) взаимодействие дуги отключения 1 с магнитным полем
катушки s вызывает интенсивное движение дуги по контактам 3-4
и повышение уровня взаимодействия дуги отключения с элегазом
в камере К. Обычно в данных ДУ дуга отключения 1 перебрасы-
вается на дополнительный дугогасительный контакт 2 (в виде
разрезанного кольца R) и вращательное движение дуги отключе-
ния вызывает интенсивную турбулизацию и нагрев газа в каме-
ре К.
Гидродинамическая неустойчивость в сочетании с электро-
магнитной неустойчивостью дугового разряда (см. рисунки 3.4,
3.5) создают в пограничном слое (слое смешения) сложный харак-
тер взаимодействия газовой среды с электрической дугой отклю-
чения, который и определяет эффективность дугогашения.
Представленные на рисунках 3.4 и 3.5 принципы дугогашения
нашли применение в ряде конструкций ДУ ЭВ, принципиальные
схемы которых представлены на рисунках 3.6, 3.7.
Автокомпрессионные ДУ ЭВ. На рисунке 3.6 приведена од-
на из схем ДУ двустороннего дутья ЭВ (положение ДУ ’’включе-
но” - слева, положение "выключено” - справа) [3.1]. Когда ЭВ
находится во включенном положении, главные контакты 1,2 и
дугогасительные контакты 5, 7 находятся в замкнутом состоянии.
В полости К давление элегаза постоянно P=const и равно номи-
нальному давлению Рь заполнения ЭВ. При подаче команды на
отключение внешний привод обеспечивает перемещение сверху
вниз подвижной системы ЭВ: подвижного главного контакта 2,
дугогаситсльного контакта 7 и штока 4, которые жестко связаны
между собой и через тягу с силовым приводным механизмом. В
начале размыкаются главные контакты 1, 2, а затем дугогаси-
тельные контакты 5, 7. Вся подвижная система перемещается от-
носительно неподвижного поршня 3 , при этом возникает сжатие
элегаза в полости К (обеспечивается принцип автокомпрессии).
Как следует из рисунка 3.6, дугогасительные контакты 5, 7
размыкаются с задержкой по ходу. После размыкания контактов
5, 7 начинается истечение элегаза через сопло в подвижном кон-
такте 7 и изоляционное сопло 8 (организуется двустороннее про-
дольное дутье), а дуга 9 горит между оконечностью 6 неподвиж-
ного дугогасительного контакта 5 и подвижным дугогасительным
контактом 7.
91
После окончания перемещения подвижной системы истече-
ние элегаза затухает и давление в полостях ДУ становится равным
исходному.
Рисунок 3.6 - Дугогасителыюс устройство двустороннего дутья
с одной ступенью давления
Типичные динамические характеристики при отключении ав-
токомпрессионного ЭВ с одной ступенью давления двустороннего
дутья представлены на рисунке 3.7 (сопло диаметром 29 мм, ис-
ходное давление в ДУ Рь = 0,6 МПа) [3.1]. Пневматический при-
вод обеспечивал перемещение подвижной системы ЭВ (кривая х)
и рост давления элегаза Р= ДР + Рь (см. рисунок 3.7, кривая 4) в
камере сжатия до максимального давления Рм = 0,92 МПа (без ду-
ги). При отключении токов /д= 10 кА, 30 кА (действующие значе-
ния) давления в камере сжатия (см. рисунок 3.7, кривые 2, 3, соот-
ветственно) достигали уровня 1,22 и 1,51 МПа, соответственно.
Характерно, что при /д = 50 кА (кривая 1) амплитуда давления бы-
ла лишь 1,4 МПа, при этом уменьшилась и продолжительность
повышенного давления от дуги отключения. Перепад давлений
Р / Рь обеспечивает массовый расход газа для организации дву-
92
стороннего продольного дутья в сопловых элементах ДУ, при
этом его величина и продолжительность определяют отключаю-
щую способность ЭВ.
Однако представленные зависимости изменения давления в
камере сжатия К на рисунке 3.7 являются усредненными, а не
действительными кривыми, которые имеют значительные пульса-
ционные составляющие в зависимости от местоположения датчи-
ка давления в камере сжатия.
Рисунок 3.7 -- Динамические характеристики при отключении
автокомпрсссионного Г)В двустороннего дутья
ОК - размыкание дугогасительных контактов и начало дутья;
а - переход тока через нуль при /л= 50 кА; б - переход тока через нуль
при /д = 30 кА и 10 кА
В целях увеличения отключающей способности ДУ в конст-
рукцию ДУ на рисунке 3.6 вводят полость автогенерации Г, кото-
рая способствует локализации тепловой нагрузки от дуги отклю-
чения и дополнительному дутью за счет эффекта газогенерации
изоляционных стенок данной полости Г, что способствует увели-
чению перепада давления в области нуля тока, а следовательно, и
эффективности дугогашения.
Автогенерирующие ДУ для ЭВ на средние классы напря-
жения. Совершенствование ЭВ связано с понижением энергоем-
кости приводного механизма, а следовательно, и стоимости ЭВ.
Однако понижение энергоемкости привода вызывает уменьшение
перепада давления в момент гашения дуги, что снижает отклю-
чающую способность выключателя. Повышение эффективности
93
использования дугогасящих свойств элегаза при горении электри-
ческой дуги в сопловом канале возможно путем введения допол-
нительных фторопластовых элементов, что позволяет при малой
энергоемкости привода обеспечить необходимый перепад давле-
ний элегаза в момент гашения дуги. В данном случае энергия дуги
частично используется для повышения давления и создания до-
полнительного газового дутья за счет выделения элементарного
углерода и CF4 с внутренней поверхности изоляционного сопла и
фторопластовых элементов ДУ под влиянием излучения (исполь-
зование эффекта автогенерации).
На рисунке 3.8 а, б представлены принципиальные схемы
конструкций ДУ с использованием эффекта автогенерации на
средние классы напряжения. При горении электрической дуги от-
ключения 3 между контактами 1 и 2 в камере VN повышается дав-
ление под влиянием высокой температуры электрической дуги 3
и газогенерации фторопластовых поверхностей камеры VH и со-
пла 4 конструкции ДУ. Данные ДУ при отключении имеют два
динамических этапа: накачки - когда сопло 4 закрыто контактом 2
и происходит увеличение давления в камере VH, и газового ду гья
- когда при движении контакта 2 влево сопло 4 открывается и
начинается истечение газа в бак выключателя через сопло 4.
Рисунок 3.8 - Автогенерирующие ду го гасительные устройства
б
В современных конструкциях ЭВ принцип автогенерации в
сочетании с принципом автокомпрессии нашел широкое приме-
нение в ЭВ всех классов напряжения (от 6 кВ до 400 кВ на один
разрыв).
94
3.2. ХАРАКТЕРИСТИКИ ЭЛЕГАЗА ПРИМЕНИТЕЛЬНО К ЕГО
ИСПОЛЬЗОВАНИЮ В ДУ ВЫКЛЮЧАТЕЛЕЙ ВЫСОКОГО НА-
ПРЯЖЕНИЯ
Высокая дугогасительнная способность элегазовых ДУ не-
посредственно связана с физическими свойствами элегаза и с его
высокими электрическими характеристиками.
В последние годы появились газовые смеси, электрическая
прочность которых выше, чем у элегаза. Однако из-за высокой их
стоимости, низкой стойкости к электрическим разрядам и ток-
сичности, а также высокой температуры сжижения, такие смеси в
настоящее время не используются в коммутационной аппаратуре
ВЫ.
Характерно, что газы с более высокой электрической прочно-
стью имеют дугогаситсльную способность (предельную отклю-
чающую способность) ниже, чем у элегаза. Л ак, если сравнивать
электрическую прочность элегаза при давлении заполнения
0,1 МПа (температура сжижения Тс= -64 °C) с электрической
прочностью CF4SO2F (Тс= -22 °C), то она в 1,5 раза выше, чем у
элегаза. Однако отключающая способность для смеси CF4SO2F-
SF6 (75 % - 25 % или 50 % - 50 %) составляет соответственно
лишь 54 % и 75 % от отключающей способности чистого элегаза в
тепловой фазе пробоя [3.2].
В коммутационных аппаратах высокого и сверхвысокого на-
пряжения элегаз как изолирующая и дугогасящая среда использу-
ется при давлении (0,15-1,0) МПа. При этом обеспечивается необ-
ходимая электрическая прочность межэлектродных промежутков
при воздействии различных ПВН и высокая коммутационная спо-
собность ДУ.
Диссоциация и ионизация элегаза. Под влиянием высокой
температуры состав элегаза изменяется и при разложении много-
компонентной молекулы элегаза создаются концентрации отдель-
ных компонентов (см. рисунок 3.9).
95
Рисунок 3.9 - Зависимость состава элегаза от температуры
При анализе состояния среды в ДУ с электрической дугой
следует учитывать, что быстрая диссоциация элегаза начинается
при температуре выше 1000 К с появлением новых частиц S, SF2,
SF4, SF, S2, F2, а также атомарного фтора (около 1600 К - диссо-
циация SF6 приводит к появлению F и SF4, далее при Т —2100 К
происходит диссоциация SF4} около Т —2500 К имеет место дис-
социация SF2). Отсюда на кривой теплоемкости Ср (Т) наблюда-
ются три пика (см. рисунок 3.10) [3.3]. Характерно, что при тем-
пературе газовой среды Т менее 1400 К, удельные теплоемкости
Ср и Cv практически постоянны и не зависят от температуры и
давления.
Рисунок 3.10- Зависимость удельной теплоемкости элегаза при
постоянном давлении от температуры при Р = 0,1 МПа
96
Пик теплопроводности приходится на зону около 2100 К, как
результат диссоциации элегаза, приводящий к росту коэффици-
ента теплопроводности среды (см. рисунок 3.11).
Рисунок 3.11- Зависимость коэффициента теплопроводности для азота (1)
и элегаза (2) от температуры при Р - 0,1 Ml la
В диапазоне 2500 К термическая ионизация приводит к появ-
лению свободных электронов, однако одновременно свободные
электроны присоединяются к атомарному фтору с образованием
отрицательных ионов фтора, что обусловлено высокой энергией
сродства атома фтора к электрону. При 3000 К продукты распада
начинают обогащаться ионами S+, F+, F, S'. Уже при 4000 К
удельная электропроводность газа не равна нулю и интенсивно
увеличивается при росте температуры. Ярко выраженный столб
дугового разряда сохраняется и при относительно малых токах, а
малый коэффициент теплопроводности при температурах выше
3000 К вызывает при этом повышенный температурный градиент
в радиальном направлении.
Такая сложная картина состава дугогасящей среды при горе-
нии и гашении дуги отключения (в сочетании с факторами нерав-
новесности плазмы, которые существенно увеличиваются по ме-
ре приближения тока отключения к нулю и далее в фазах тепло-
вого и диэлектрического пробоя) показывает, что возможен лишь
97
приближенный анализ термодинамического состояния среды в ЭВ
с корректировкой по данным эксперимента.
Характеристики электрической прочности элегаза в теп-
ловой фазе пробоя. Отключающая способность ЭВ определяется
процессом повышения электрической прочности межконтактного
промежутка после нуля тока при воздействии на этот промежуток
переходного восстанавливающегося напряжения (ПВН). В на-
чальной фазе соревнования этих двух процессов (после нуля тока
в тепловой фазе пробоя) рост электрической прочности проме-
жутка определяется остаточными плазменными явлениями.
На рисунке 3.12 показаны зависимости напряжения пробоя Ub
как функции времени t после нуля тока (модель ДУ с двумя сту-
пенями давления одностороннего дутья, критический диаметр со-
пла 12 мм, скорость подхода тока отключения к нулю
cll/dt -Т1 базовый ток в испытательной синтетической схе-
ме 1,5 кА, (Вайля - тест |3.4]). Для соотношения давлений
Yz=Pb/P “0,1 МПа /0,68 МПа скорость восстановления напряже-
ния на контактах dUldt=-Q£\ кВ/мкс, для Yz—0,1 МПа /0,34 МПа -
-dU/dt- 0,14 кВ/мкс, где Р - давление газа вверх по потоку (см.
рисунок 3.4), Рь - давление вниз по потоку (в камере низкого дав-
ления). Характерно, что после нуля тока через (3-5) мкс скорости
восстановления напряжения на контактах возрастают практически
в 10 раз, однако наблюдается увеличение дисперсии в зависимо-
стях Ub(t), а влияние давления вниз по потоку становится несуще-
ственным (после 5 мкс dU / dt составляла 12,2 кВ/мкс при перепа-
де давлений Р / Рь = 0,68 МПа / 0,2 МПа и 0,68 МПа / 0,1 МПа и
5 кВ / мкс при Р / Рь - 0,34 МПа / 0,1 МПа).
98
кВ иь
о
$0
G0
40
20
S !о JS 20 мкс
Рисунок 3.12 Восстановление электрической прочности межконтактного про-
межутка после нуля тока в ДУ одностороннего дутья с двумя
ступенями давления при скорости подхода тока к нулю 27 А/мкс
• -Yz=Pb/P = 0,1 МПа / 0,68 МПа; A-Yz- 0,2 МПа / 0,68 МПа;
О - Yz- 0,1 МПа / 0,34 МПа
Следовательно, значительный рост электрической прочности
межконтактного промежутка через несколько микросекунд после
нуля тока показывает, что повышение отключающей способности
ДУ в тепловой фазе можно эффективно обеспечить с увеличением
приведенной емкости (или дополнительной емкости), подсоеди-
ненной параллельно к данному промежутку, так как увеличение
временной задержки начала роста переходного восстанавливаю-
щегося напряжения (ПВН) непосредственно связано с величиной
данной емкости.
Свойства переноса и термодинамические функции элега-
за при высоких температурах. Наличие в плазме пространст-
венной неоднородности макроскопических параметров приводит
к переносу импульса частиц, их энергии и самого вещества. Под
99
действием внешнего электрического поля в плазме возникает на-
правленное движение заряженных частиц. Этим процессам пере-
носа соответствуют явления вязкости, теплопроводности, диффу-
зии и электропроводности. Для их расчета необходимо знание па-
раметров, характеризующих интенсивность протекания процесса,
- коэффициентов теплопроводности X, диффузии D и электропро-
водности суэ (некоторые термодинамические параметры: плот-
ность - р, удельная энтальпия - h, теплоемкость при постоянном
давлении - Ср, коэффициенты переноса в зависимости от темпе-
ратуры Т приведены в таблице 3.1 [3.3]).
Таблица 3.1
Свойства элегаза при давлении Р = 1 МПа
т Р h Л с(> СУ)
к кгм'3 Дж-кг’1 Вт/(-м-1<) Дж/-(К-кг) См-м'1
300 5,85Е+О1 6,34Е+02 1,04Е-02 1,22Е-05 0
500 3,51Е+01 8,58Е+02 2,29Е-02 1,97Е-05 0
1000 1,76Е+01 Е04Е+03 4,79Е-02 3.41Е-05 0
1500 1Д6Е+01 E31E+O3 9,47Е-02 4.51Е-05 0
1800 8,О7Е+ОО 3,62Е+03 5,40Е-01 5,35Е-05 0
2000 4,52Е+00 1ДЗЕ+04 1J4E+00 6Д6Е-05 0
2200 2,74Е+00 8,87Е+03 3,98Е-01 6,56Е-05 0
2400 2Д8Е+00 6,03Е+03 4,27Е-01 7,08Е-05 0
2600 Е66Е+00 9,21Е+03 5Д0Е-01 8,25Е-05 0
2800 Е34Е+00 6,58Е+03 3,84Е-01 9,66Е-05 0
3000 1,16 2,78-10+6 4,40-10’’ 5,О5-1О+3 6,55-10'3
3200 1,01 3,97-10+6 6,07-10'1 6,34-10+3 2,87-10'2
3400 8,73-10'’ 5,32-10+6 6,1010'’ 6,64-10+3 9,80-10'2
3600 7,78-Ю’1 6,41-10+6 5,05-10'1 5,02-10+3 2,76-10’’
3800 7,НЮ'1 7,20-10+6 4,27-1 О'1 З,61-1О+3 6,67-Ю'1
4000 6,56-10'’ 7,88-10+6 3,53-Ю'1 2,31 -10+3 1,43
5000 5,06-10'1 9,55-10+6 3,10-10'’ 1,30 -10+3 2,14 10+’
6000 4,19-10'’ 1,07 10+7 3,41-10'’ 1,08 -10+3 1,45-10+2
7000 3,58-Ю'1 1,18-1О+7 4,12-Ю'1 1,09 -10+3 5,35-10+2
8000 3,1310'’ 1,2910+7 5,30-10’ 1,20-10+3 1,26-10+3
9000 2,77-Ю'1 1,42-10+7 7,14-10'’ 1,42-10+3 2,26-10+3
10000 2,47-10’’ 1,58 10+7 9,70-10’’ 1,76-10+3 3,42-10+3
100
Окончание таблицы 3.1
т р h А Ср ПЭ
к кг-м'3 Дж-кг1 Вт/(-м-К) Дж/ (К-кг) См-м’1
12000 1,98-Ю’1 2,02-10+7 1,59 2,72-10+3 5,63 10+3
14000 1.6210'1 2,62-10+7 2,17 3,42-10+3 7,71-10+3
16000 1,32-Ю’1 3.53-10*7 2,90 5,97-10+3 9,79-10+3
18000 1,05-Ю’1 5,151О+7 3,86 1,00 10+4 1,21-10+4
20000 8,21-Ю'2 7,48-10+7 4,84 1,27-10+4 1,45-10+4
22000 6,58-10'2 9,92 10+7 5,67 1,1210+4 1,70-10+4
24000 5,56 102 1,19-10+8 6,26 8,43-10+3 1,85 10+4
Отметим некоторые коллективные термодинамические свой-
ства элегазовой плазмы, которые представляют особый интерес,
так как поясняют причины высоких дугогасящих свойств элегаза.
Рассмотрим, в первом приближении, уравнение сохранения
энергии (энтальпии) применительно к цилиндрическому каналу
дуги с учетом подвода тепла Е2(5 у (Джоулев нагрев), где Е - на-
пряженность электрического поля на дуге отключения, и отвода
тепла за счет конвективного теплообмена, радиальной состав-
ляющей теплообмена посредством теплопроводности с окружаю-
щим пространством и потерь через излучение Риз. Тогда уравпе-
ние энтальпии имеет вид:
дТ г д1' д f 1 дТ\ п
Ср р • + Ср р • и — ст, Е + гЛ • Рц 1,
dt dx г dr dr
дт\
(3.1)
dr J
где х, г - оси цилиндрической системы координат, и - проекция
осредненной скорости на ось х.
Если в первом приближении принять параболическое измене-
ние температуры по радиусу дуги Т = TQ 1- —
г0
, где Т^- тем-
пература по оси канала; г0- внешний радиус дуги, то уравнение
(3.1) можно записать в виде
СрР4+с,р.4=^-^-Р„. аг,
dt dx r~
Экспериментально показано, что в области нуля тока в ДУ ЭВ
наблюдается быстрое уменьшение температуры остаточного сле-
101
да дуги. Если в первом члене уравнения (3.2) записать Cp=dh / dt,
то окончательно получим
дТ
dt
. „ дТ ^-Та
сгэЕ -Cvpu—----
Л г-
/ dh )
(3.3)
На рисунке 3.13 показано значительное увеличение параметра
ос = pdh / dT (7) после 5000 К [3.5], что, с учетом пика коэффици-
ента теплопроводности (см. рисунок 3.11) в температурном диа-
пазоне 2100 К, существенно влияет на падение температуры ос-
таточного следа дуги отключения в области после нуля тока, на
интенсивность рекомбинационных процессов, приводящих к вос-
становлению исходных свойств элегаза.
Рисунок 3.13- Зависимость параметра а от температуры при Р = 0,4 МПа
Поток энтальпии. При качественном анализе предельной
отключающей способности различных конструкций ДУ с про-
дольным потоком дугогасящей среды удобно использовать сово-
купность термодинамических параметров - критический поток
энтальпии FKp=(pKphKpuKp) / Ркр, где ркр - плотность, Ькр - энтальпия,
икр - скорость, Ркр - давление плазмы в горловине сопла (в крити-
ческом сечении сопла).
На рисунке 3.14 даны зависимости потока энтальпии
Ркр=(РкрЬкРиКр) / Ркр(Т) для воздушной (кривая 1) и элегазовой (кри-
вая 2) плазмы при Р=1,0 МПа. Характерно, что для элегазовой
плазмы в широком диапазоне температур (Т -3000-4 5000 К) кри-
102
тический поток энтальпии FKp~ 162 KBT/(6ap-civr)=const. Поэтому
при качественных (сравнительных) исследованиях элегазовых ДУ
FKp удобно использовать как нормирующий множитель.
Рисунок 3.14 - Зависимость критического поз ока энтальпии о г э см i icpa i уры
для воздушной (кривая 1) и элегазовой плазмы (кривая 2) при Р 1 Ml 1а
Согласно первому закону термодинамики, для потока плазмы
(в изобарном приближении) можно записать dQ = d(mh), где m -
масса плазмы. Принимая подвод энергии Ид /д dt - dQ и
d(mh)=hdm=hm dt-\\pSudt, для критического сечения потока
можно записать ид l^dt = SKp hKp uKp pKp dt, где SKp - критическое
сечение дуги отключения. Разделим правую и левую части урав-
нения на Ркр и, сокращая dt, получим Ркр=ид/д/( SKp Ркр).
При температуре Т < 8000 К коэффициент FKp для элегазовой
плазмы выше, чем для воздушной (см. рисунок 3.14). Следова-
тельно, при подходе тока к нулю в элегазовых ДУ продольного
дутья выше эффективность дугогашения (выше удельная отводи-
мая мощность через единицу сечения потока, отнесенная к давле-
нию в критическом сечении сопла), меньше диаметр дуги отклю-
чения в области нуля тока и соответственно мала постоянная вре-
мени дуги отключения в нуле тока. В сочетании с электроотрица-
тельными свойствами элегаза, интенсивность которых возрастает
по мере охлаждения дуги отключения, а также высоким уровнем
турбулентного переноса, отключающая способность элегазовых
ДУ значительно выше воздушных ДУ в тепловой фазе пробоя.
103
Взаимодействие дуги отключения с газовым потоком в
ДУ ЭВ ВН. Интенсификация взаимодействия между электриче-
ской дугой отключения и газовым потоком - важный фактор для
увеличения отключающей способности в элегазовых ДУ ВН.
Обычно выделяют три зоны взаимодействия (см. рисунок 3.6
правая часть рисунка): область вверх по потоку (область между
горловинами изоляционного сопла 8 и металлического сопла ду-
гогасительного контакта 7), горловина сопла (в системе двусто-
роннего дутья горловины сопел 7 и 8) и область вниз по потоку
(диффузоры сопел 7 и 8). Аналогично для системы односторон-
него продольного дутья (см. рисунок 3.4) в ДУ также выделяют
подобные зоны: вверх по потоку (от торца ду го гасительного кон-
такта 4 до критического сечения сопла 2), горловины сопла и вниз
по потоку (диффузор сопла 2).
По мере увеличения номинального напряжения на разрыв ЭВ
увеличивается и роль области за срезом изоляционного сопла 8
(см. рисунок 3.6). Параметры струи за срезом сопла 8 зависят от
отношения давлений на срезе сопла п = Рер / Рь (где п - степень
нерасчетности, Рср - давление на срезе сопла, Рь - давление в ка-
мере низкого давления) и числа Маха Мср на срезе (в газовой ди-
намике различают режимы при n > 1, при n < 1, от которых зави-
сят параметры и конфигурация струи за срезом изоляционного
сопла 8 ДУ).
В начальной фазе восстановления электрической прочности
межконтакт!юго промежутка ДУ после нуля тока (в фазе теплово-
го прерывания) взаимодействие между остаточным следом элек-
трической дуги отключения и газовым потоком в области горло-
вины сопла определяет отключающую способность ДУ, так как в
области горловины сопла имеется предельная величина удельного
массового расхода газа и обеспечивается интенсивная теплоотда-
ча за счет аксиальной конвекции и высокого уровня радиальной
турбулентной теплопроводности в области нуля тока.
Зона вверх по потоку имеет доминирующее влияние на ди-
электрическую фазу восстановления электрической прочности
межконтактного промежутка после нуля тока, так как горячий газ
остается в области вверх по потоку (в зоне стагнации), когда
волна переходного восстанавливающегося напряжения имеет
предельные значения. Аксиальный профиль давления в этих зонах
и уровень возмущения в газовом потоке (интенсивность турбу-
лентности в пограничном слое) определяют уровень отключаю-
щей способности в этих фазах восстановления [3.6],[3.7].
104
Интерпретация влияния области вниз по потоку на отклю-
чающую способность неоднозначна [3.1],[3.8]. Для стандартного
газового дугогасительного устройства с двумя ступенями давле-
ния не наблюдается увеличения уровня тепловой отключающей
способности с увеличением расстояния между горловиной сопла и
контактом вниз по потоку. С другой стороны, хорошо известно,
что в этой области значителен уровень турбулентности и она су-
щественно влияет на увеличение сопротивления электрической
дуги в области нуля тока.
В [3.1] показано, что внешний диаметр газового потока в об-
ласти после среза сопла уменьшается в соответствии с умень-
шением электрической дуги отключения. Степень уменьшения
диаметра дуги по времени, когда ток уменьшается к нулю, стано-
вится больше в области вниз по потоку.
Деформация ствола дуги (при отключении действующего то-
ка 45 кА) для зоны за срезом изоляционного сопла 8 (см. рисунок
3.6, вид справа) представлена на рисунке 3.15 [3.1]. Нестабиль-
ность границы ’’плазма - пограничный слой - газовый поток” пе-
ред нулем тока наблюдается во всех рассмотренных зонах 1-7 (см.
рисунок 3.16), при этом пульсации турбулентного потока слабо
проникают в ствол дуги.
Рисунок 3.15 - Зависимость радиусов электрической дуги отключения 4
и границы газового потока 3 при отключении 45 кА в области за срезом сопла
а - оконечность среза изоляционного сопла; б - оконечность непод-
вижного дугогаситслыюго контакта; 1-7 - сечения области после среза
сопла
105
По результатам измерения диаметра дуги за срезом изоляци-
онного сопла и границы газового потока (см. рисунок 3.16) можно
отметить, что в слабо обдуваемых зонах 1, 2 (см. рисунок 3.15)
у неподвижного контакта наблюдаются заторможенное изменение
диаметра дуги и значительные размеры диаметра дуги и границы
по сравнению с данными для зоны 7 (у среза сопла) [3.1].
Волновой процесс изменения диаметра дуги и границы газо-
вого слоя модулирован нестационарными явлениями распростра-
нения возмущений в элегазе в пространстве за срезом сопла в ка-
мере ЭВ. Изменение диаметра дуги у среза сопла при разных то-
ках отключения показано на рисунке 3.17 [3.1].
Рисунок 3.16- Зависимость диаметров электрической дуги отключения
(сплошные кривые) и газового потока (пунктирные кривые)
при подходе тока к нулю при отключении 45 кА для разных
сечений области за срезом изоляционного сопла
106
................ A-----------------i-------------mkiiiiA.............1---------------- Q
l, мжс ю> -too
Рисунок 3 17 - Зависимость диаметра электрической дуги отключения
в ДУ двустороннего дутья при подходе тока к нулю
Диаметр электрической дуги отключения в элегазовых
ДУ. Рассмотрим ДУ, когда дуга отключения находится в про-
дольном потоке газа (система одностороннего продольного газо-
вого дутья, см. рисунок 3.4). Использование профилированного
канала в виде сопла 2 - необходимое условие ускорения газового
потока и достижения высокой степени интенсивности тепло-
массообмена между плазмой и потоком дугогасящего газа.
Благодаря высокой плотности среды, в элегазовых ДУ име-
ется более высокий уровень турбулентных пульсаций в зоне
смешения плазмы дугового разряда и потока элегаза по сравне-
нию с воздушными ДУ. Основными факторами, связанными с на-
чалом возникновения турбулентности, являются: форма профиля
аксиального давления, которая определяет гидродинамическую
неустойчивость границы дуги, уровень исходных возмущений,
который инициирует начало турбулентности (вносимые извне ко-
лебания скорости и плотности), электромагнитная неустойчи-
107
вость, неустойчивость точки стагнации. Так, на рисунке 3.18 а, б
представлены измерения проводящего сечения дуги в воздухе
(рисунок 3.18а, с амплитудой тока 32,4 кА) и элегазе (рису-
нок 3.186, с амплитудой тока 51,7 кА) для зоны вверх по потоку
в процессе протекания полупериода тока отключения (ДУ одно-
стороннего дутья с двумя ступенями давления, перепад давлений
0,7 МПа / 0,1 МПа, диаметр сопла 50 мм, частота тока 75 Гц) [3.9].
Наличие двух составляющих (стационарной и пульсирующей) для
сечения элегазовой дуги (см. рисунок 3.186) является характерной
особенностью дугового разряда в продольном потоке элегаза по
сравнению с воздушной средой, когда пульсационной состав-
ляющей можно пренебречь.
Рисунок 3.18- Зависимость сечения электрической дуги отключения в ДУ
одностороннего продольного дутья в зоне вверх по потоку от тока
а - воздух, б - элегаз
При увеличении тока отключения сохраняются две состав-
ляющие диаметра элегазовой дуги. Однако если сечение пульса-
ционной составляющей следует пропорционально увеличению
тока, то ядро дуги изменяется слабо (рисунок 3.19) [3.10].
108
Рисунок 3.19 - Зависимость сечений электрической дуги в воздушном
и элегазовом ДУ продольного дутья в зоне вверх но потоку от тока отключения
X - сечение дуги в продольном потоке воздуха; •, О - сечения дуги
по внешней пульсационной составляющей в продольном потоке элега-
за и по внутренней составляющей ствола дуги соответственно
Относительно критической площади сечения дуги 5кр в про-
дольном потоке элегаза ДУ одностороннего дутья можно записать
[3.11]
2 _ 2/4
**р J •>
(У р и h
э г' кр кр кр
где хк -расстояние между контактом вверх по потоку и критиче-
ским сечением сопла. Для критического сечения сопла поток эн-
тальпии 162 кВт/(барсм2), оэ = 100 (Ом-см)1 при Т=20000 К. То-
гда для критического диаметра дуги с1д имеем
dfl=Kr(xK/PKp)°’25/°-5, (3.4)
где кг=0,005 (воздух); 0,0057 (элегаз).
Удовлетворительное согласование экспериментальных дан-
ных с расчетом по формуле (3.4) показано на рисунке 3.20. Как
109
следует из рисунка 3.20, несмотря на существенные допущения,
данная модель дуги правильно описывает процесс и удобна для
приближенных инженерных расчетов.
Рисунок 3.20 - Экспериментальные и расчетные данные для
критического диаметра электрической дуги отключения
1,3- расчет по формуле (3.4); 2, 4 - экспериментальные данные раз-
ных авторов
Однако при анализе критических ситуаций, в частности, ко-
гда диаметр дуги близок к диаметру горловины сопла (или около-
нулевые процессы), эта модель не подходит.
Особый интерес представляют данные по изменению диамет-
ра дуги в области нуля тока. Как следует из эксперимента (см. ри-
сунок 3.21), в области нуля тока имеем критический диаметр дуги
с!д~ 1,2±0,2 - 3,6±0,5 мм (при скорости подхода тока к нулю dl/dt
= 15, 16,5 и 20,5 А/мкс скорость восстановления напряжения из-
менялась dU/dt от 1,75 кВ / мкс до 0,7 кВ/мкс; критический диа-
метр сопла, dc = 35 мм, перепад давлений 0,1 МПа/0,78 МПа, схе-
ма Вайля) [3.12]. Однако большую роль на предельную отклю-
чающую способность ЭВ в тепловой фазе пробоя оказывают
исходные условия эксперимента (предыстория горения дуги от-
110
ключения по времени до перехода тока через нуль). Поэтому пре-
дельные dU/dt, полученные при использовании одной из схем
Вайля (исходный ток на уровне 1,5 кА и далее перед нулем тока
dlldt соответствует заданному значению [3.12]), выше предельных
dUldt при отключении ДУ реального полупериода тока с ампли-
тудой промышленной частоты, соответствующей заданному dlldt
(по мере роста тока отключения и приближения к тепловой заку-
порке сопла эта разница увеличивается).
Рисунок 3.21 - Критический диаметр ду, и отключения
при подходе ч ока к пулю при разных dlldt
1 - для di / dt - 20,5 А/мкс; 2 - 16,5 А/мкс; 3-15 А/мкс
3.3. ВЗАИМОДЕЙСТВИЕ ФТОРОПЛАСТОВЫХ ЭЛЕМЕНТОВ С
ЭЛЕКТРИЧЕСКОЙ ДУГОЙ ОТКЛЮЧЕНИЯ В КОНСТРУКЦИЯХ
ЭЛЕГАЗОВЫХ ДУГОГАСИТЕЛЬНЫХ УСТРОЙСТВ
Фторопласт, благодаря прочным связям C-F, обладает высо-
кой термической и химической стойкостью и может использо-
ваться при Т от минус 80 до 260 °C , при этом пределом рабочей
температуры считается 260 °C (при Т > 260 °C начинается газовы-
деление), температура плавления 370 °C, температура разрушения
поверхности 700 °C [3.13]), плотность фторопласта р- 2,2 кг/м3 и
коэффициент теплопроводности 0,24 Вт/(м К). В конструкциях
111
ДУ ЭВ используются фторопластовые сопла, экраны для дугога-
сительных контактов (для ограничения эрозии последних) и каме-
ры автогенерации. Рассмотрим некоторые особенности поведения
фторопласта в ДУ при горении и гашении дуги отключения.
Контакт фторопласта с электрической дугой. При контакте
фторопласта с плазмой дугового разряда отмечается малая сте-
пень разрушения (по сравнению с металлами) благодаря низкой
теплопроводности [3.14]. На поверхности фторопласта 1 появля-
ется множество мелких микроуглублений, образующих эрозион-
ную лунку 4 (см. рисунок 3.22). Зона поражения покрывается чер-
ным углеродным налетом (под ней зона пиролиза 2). Черные точ-
ки на поверхности разрушения (нитевидные каналы 3) являются
центрами, в которых происходит образование газовых продуктов
разложения. Выход каждого отдельного газового факела образует
микролунку. Разрушение происходит за счет возгонки вещества,
поэтому потери массы (по сравнению с металлами) незначитель-
ны.
Рисунок 3 22 - Разрушение поверхности фторопласта
под воздействием электрической дуги
1 - фторопласт; 2 - зона пиролиза, 3 - нитевидные каналы разруше-
ния; 4 - эрозионная лунка
В случаях, когда нет прямого контакта плазмы дугового раз-
ряда с фторопластом, основной причиной разрушения фторопла-
ста (C2F4) является энергия излучения, поглощаемая в поверхно-
стном слое материала. В этом случае происходит частичное раз-
рушение молекул политетрафторэтилена с выделением газообраз-
ных продуктов - свободного углерода. Под воздействием высокой
температуры состав фторопласта изменяется и появляются новые
компоненты (см. рисунок 3.23). Выделение свободного углерода
делает процесс разложения взрывоподобным (взрыв отдельных
112
фрагментов фторопласта, когда на дне этих каверн образуется
сажистый слой). При неполном открытии каверн сажа не сдувает-
ся газовым потоком и электропроводный сажистый слой искажает
распределение электрического поля и может приводить к сниже-
нию пробивного напряжения [3.15]. Наполненный фторопласт (в
качестве наполнителя берется микропорошок оксида алюминия)
поглощает излучение в поверхностном слое глубиной доли мил-
лиметра. В таком материале эрозия перестает идти в форме отры-
ва фрагментов фторопласта и отсутствует сажистый слой. Однако
увеличение процентного содержания наполнителя приводит к
увеличению абляции стенок, поэтому обычно ограничивают на-
полнитель на уровне (5-7) % [3.13].
Рисунок 3.23 - Зависимость состава фторопласта от температуры
при Р = 0,1 МПа
Так как в современных ДУ ЭВ используется фторопласт с на-
полнителем (C2F4+AI2O3), то к 21 компоненту элегазовой плазмы
(SF4, SF2, F2 S2, S, F, F1, S+, F+, ...) прибавляются продукты фто-
ропластовой плазмы (С2, CF, С+, С2+, ...), которые вступают в хи-
мическое взаимодействие (плазма SF6 - C2F4 имеет уже 47 ком-
понентов) [3.16],[3.17].
Удельная электропроводность и коэффициент теплопровод-
ности смеси изменяются мало (только при содержании C2F2 более
113
чем 80 % имеется незначительное уменьшение электропроводно-
сти). Значительно большее влияние оказывают пары материала
контактов: так для медной плазмы уже при (3-5) % содержания
электропроводность смеси значительно увеличивается [3.17].
Некоторые экспериментальные данные износа фторопласта
(абляция диэлектрика) в элегазовой плазменной среде приведены
в [3.18], где отмечается для цилиндрической модели фторопласто-
вого сопла с дугой деформация сечения плазменной струи - Sn
(из-за присутствия слоя парогенерации), как Sn/Sc ~ 0,7-0,8 неза-
висимо от плотности тока, где Sc - сечение канала, (длительность
тока 5 мс, / = 2-8 кА, Sc = 0,5 - 1,54 см2, давление 0,1- 0,5 МПа,
длина канала / = 20-50 мм). Экспериментальные данные и расчет
массового расхода газообразования на единицу длины фторопла-
стового канала представлен на рисунке 3.24. Расчет выполнен по
зависимости mn ~ Cf (8* •/), где 8^ = I / Sc - плотность тока (кривая
1 - расчет при температуре 18000 К, кривая 2 - 20000 К), при этом
для анализа давления в канале предлагается зависимость Р*~/(8)2.
Напряженность электрического поля на электрической дуге от-
ключения в данных экспериментах возрастала от 40 до 120 В/см
пропорционально плотности тока 8< от 3107 А/м2 до 9-107Л/м2
I3.18J.
Рисунок 3.24 - Зависимость массового расхода на единицу длины
для цилиндрического фторопластового канала от
произведения плотности тока па ток отключения
114
Опыт НИИВА по разработке изоляционных элементов ДУ
показывает, что абляция горловины изоляционного сопла при от-
ключении к.з. и последующее увеличение его диаметра при уве-
личении суммарного времени испытаний типично для конструк-
ций ДУ ЭВ. На рисунке 3.25 представлены профили изоляционно-
го сопла 1 (аналогичной для конструкции изоляционного сопла 8
на рисунке 3.6): исходный А (до испытаний) и Б (после испыта-
ний) ДУ на номинальный ток отключения 50 кА (13 отключе-
ний). Значительная абляция внутренней поверхности сопла на-
блюдается как для входной (конфузорной) части сопла, так и для
горловины и для диффузора. Унос массы изоляционного материа-
ла по внутренней поверхности горловины сопла составил
45 грамм после 13 опытов (номинальный ток отключения 50 кА,
суммарная длительность горения дуги 192,4 мс) и 50,9 грамм по-
сле 13 опытов, причем 10 опытов были с апериодической состав-
ляющей на уровне (52-61) % (суммарная длительность горения
дуги 192, 16 мс).
Рисунок 3.25 - Абляция внутренней поверхности изоляционного
сопла при отключении 50 кА в ДУ с одной ступенью давления
(после 13 опытов)
В первом приближении взаимосвязь между параметрами ду-
гового разряда и абляцией фторопласта можно показать на при-
мере разряда в цилиндрическом канале [3.19]. Тогда уравнение
энергетического баланса можно записать в виде
I2R3 = c>tT4S^ = <yj\2nRl) = 2ркЛр5крДЛ , (3.5)
где 5ПЛ - боковая поверхность канала с испаряющейся стенкой, ркр,
^кр> ^кр критические параметры потока в канале (плотность, ско-
рость, сечение), АЛ - увеличение энтальпии единицы массы испа-
рившегося материала при переходе в состояние плазмы, аб - по-
115
стоянная Стефана-Больцмана, I, R - длина и радиус цилиндриче-
ского канала (принимается двусторонний унос массы).
Принимая Д/г=410’4 Т2(Т<25000 К) [3.19], уравнение (3.5)
можно переписать для оценки массового расхода при абляции
как:
^ = рк₽Мкр5кр=0(5 104яаЛ/7’2. (3.6)
При повышении напряжения на разрыв одной из причин по-
тери фторопластом электрической прочности является распад
макромолекул под действием электрического поля. Этот времен-
ной процесс накопления повреждений отдельных молекул сильно
зависит от напряженности электрического поля и заключается в
туннельной ионизации макромолекул в области повышенной на-
пряженности и последующем разрыве молекулярных ионов под
действием сил, инициируемых электрическим полем и термо-
флуктуацией. Большое значение для повышения номинального
напряжения на разрыв в ЭВ имеет конфигурация внутреннего
профиля изоляционного сопла, так как в фазах восстановления
напряжения на контактах ДУ наличие отрицательных ионов на
внутренней поверхности сопла может исказить канал пробоя и
значительно снизить уровень восстанавливающего напряжения.
Эффект автогенерации в комбинированных ДУ. Перспек-
тивным направлением совершенствования ДУ является использо-
вание эффектов автогенерации и автокомпрессии в ДУ, когда
преимущества одного эффекта дополняют преимущества другого.
В частности, оптимальное использование ограниченного количе-
ства компрессионного газа из камеры сжатия в нуле тока и удер-
жание плазмы в малом объеме (за счет автогенерации) позволяет
повысить отключающую способность таких комбинированных
ДУ при значительном снижении скоростных показателей приво-
да ЭВ.
Так, введение дополнительной полости автогенерации Г
вверх по потоку для ДУ (см. рисунок 3.6), которая соединялась с
межконтактным промежутком отдельным каналом, позволило
значительно увеличить удельные показатели отключения для
ДУ ЭВ.
Рассмотрим результаты НИИВА по разработке комбиниро-
ванных ДУ ВН. Испытания ДУ на 40 кА, 110 кВ в режиме неуда-
ленного короткого замыкания (при коэффициенте неудаленности
0,9 и абсолютном давлении заполнения 0,6 МПа) выполнялись
при снижении скорости подвижной контактной системы с 4,8 м/с
116
до 4,3 м/с, что вызывало увеличение времени горения дуги от-
ключения с 16 мс до 24 мс (ход контактов в момент гашения был
соответственно 123 мм и 144 мм при постоянном ходе контактов
до размыкания 55 мм). При увеличении времени горения дуги до
32 мс скорость подвижной системы уменьшалась практически до
нуля (при этом ход контактов составлял 157 мм).
На рисунке 3.26 представлена одна из осциллограмм при ис-
пытаниях данного ДУ при НКЗ (скорость 4,45 м/с, время горения
дуги отключения 20 мс при ходе 136 мм). В области перехода тока
через нуль, перед пиком гашения, наблюдается пик автогенерации
(отмечен как А), характеризующий кратковременное повышение
напряжения на дуге, благодаря дополнительному газовому дутью
из полости автогенерации.
Рисунок 3.26 - Кривые тока и напряжения на дуге
в ДУ комбинированного типа
Характерно, что это кратковременное повышение напряжения
на дуге, а следовательно, и повышение сопротивления дуги в об-
ласти вверх по потоку зависит от момента открытия изоляционно-
го сопла и смещается от пика гашения влево (с понижением ам-
плитуды пика автогенерации), по мере увеличения времени горе-
ния дуги и расстояния между дугогасительными контактами, и,
следовательно, повышения массового расхода газа через изоляци-
онное сопло, что приводит к повышению напряжения на дуге еще
до подхода тока к нулю при гашении (рисунок 3.27). Следова-
тельно, при оптимизации ЭВ (с целью повышения эффективности
дугогашения) требуется согласование параметров сопловой кон-
117
струкции ЭВ, камеры генерации с динамическими характеристи-
ками привода.
Рисунок 3.27 - Зависимости напряжения падуге ид при подходе
тока /д к пулю при отключении тока 40 кА в режиме НКЗ
1, 2, 3, 4 - при времени горения дуги 16, 20, 22, 24 мс соответственно
3.4. АНАЛИЗ ЭЛЕКТРИЧЕСКОЙ ДУГИ ОТКЛЮЧЕНИЯ В ОБ-
ЛАСТИ НУЛЯ ТОКА*
При анализе и расчете дуговых процессов в ДУ ЭВ необхо-
димо совместное рассмотрение термодинамических, кинетиче-
ских, электрических (сетевых), дуговых, механических процессов.
Это существенно осложняет поиск приемлемых моделей, поэтому
в настоящее время нет общепринятых моделей, которые удовле-
* Раздел 3.4 написан Тонконоговым Е.Н.совместно с проф.Акатновым Н.И.
и научным сотрудником Аверьяновой С.А.
118
творяли бы всем этим требованиям. Трудности решения уравне-
ний, которые базируются на общих принципах термодинамики и
законах механики сплошных сред, связаны, в частности, с досто-
верностью граничных и начальных условий, которые обычно вы-
бираются с учетом экспериментальных данных. Техника экспери-
мента при изучении дуги отключения достаточно сложна и имеет
высокую стоимость. Однако в некоторых случаях удается полу-
чить (в первом приближении) простые выражения для анализа
характеристик дуги отключения, основываясь на анализе значи-
мости членов исходных уравнений, привлекая результаты теоре-
тических и экспериментальных исследований свойств элегазовой
плазмы
В практике численного моделирования процессов горения и
гашения дуги отключения применяют различные модификации
к а н а л о в ы х моделей дуги, построенных на осно-
ве уравнений механики сплошных сред и учитывающих физиче-
ские свойства среды и плазмы при динамическом процессе от-
ключения, а также свойства элементов ДУ, находящихся в непо-
средственной близости от зоны взаимодействия дуги отключения
с газовым потоком.
Возможности каналовых моделей для численного моделиро-
вания процессов горения и гашения дуги отключения (как на
микро-, так и макроуровне описания процессов в /(У) постоянно
расширяются и совершенствуются. Па рисунке 3.28 представлен
типичный пример расчета по каналовой модели характеристик
элегазового дугового разряда в ДУ с продольным дутьем: профи-
ли изменения температуры по радиусу канала для тока 35 А до
нуля тока, то же в момент нуля тока и профиль температуры на
2-й микросекунде после нуля тока (кривая - а) [3.1].
При этом обычно выделяются область ствола дуги отключе-
ния (зона, где удельная электропроводность не равна нулю), об-
ласть высокотемпературной "мантии" и внешний поток дугога-
сящего газа (в данном примере температура внешнего потока
принята ТХ^-1600 К).
При анализе переходных процессов отключения (с учетом
влияния сети, линии), при формировании приближенных моделей,
привлекаются результаты экспериментальных исследований. На
основании общих теоретических предпосылок с учетом данных
эксперимента разрабатываются адаптивные моде-
ли дуги. Различные ее модификации имеют тесную связь с
119
каналовыми моделями, расширяя возможности численного моде-
лирования процессов в ДУ.
Рисунок 3.28 - Расчет профиля температуры дуги отключения
в элегазовом ДУ в области нуля тока
В первом приближении, при анализе дуги отключения в об-
ласти нуля тока, интерес представляет постоянная времени дуги
отключения (как отношение сопротивления дуги отключения в
нуле тока к скорости роста сопротивления дуги отключения в ну-
ле тока), которая является интегральным критерием в оценке эф-
фективности дугогашения и в целом ДУ ЭВ. Очевидно, что при
разработке ДУ ЭВ следует минимизировать постоянную времени
(или время релаксации) дуги отключения.
Постоянная времени дуги отключения. При отклонении
некоторой величины q, характеризующей свойства электрической
дуги отключения от равновесного значения, возникают факторы,
стремящиеся вернуть ее к исходному состоянию. Скорость при-
ближения величины q к равновесному значению пропорциональна
ее отклонению от равновесного значения
120
1
где К - — - коэффициент пропорциональности; Т- постоянная
т
времени. Для при t=0 имеем т = -г-—т-r . Для анализа процес-
/ш// \
\ /dt)
сов в распадающейся плазме при гашении дуги представляет ин-
терес время установления (релаксации) максвелловского распре-
деления T/z, релаксация электронов и ионов , установление
равнораспределения энергии между электронами и ионами Т 7-,
постоянная времени диссоциации Тpf и т. д. Применительно к
процессам переноса (диффузия, турбулсн гная теплопроводность)
представляет интерес время релаксации ТD , Тт.
Исследования показывают, что можно установить следую-
щую последовательность (иерархию) релаксационных процессов
в плазме:
Тп < Те < Ti < Tei < Т DC <TD< Т'Г-
В частности, в практике адаптивного моделирования электри-
ческой дуги отключения широко используется постоянная време-
ни дуги в области нуля тока :
1 1 dG _ 1 dR)
’ ” G dt ~ RD dt '
1
где G =----проводимость дуги.
R3
По существу, Тэ является аналогом времени релаксации до-
минирующего процесса, связанного с гашением дуги при опреде-
ленных условиях.
Адаптивное моделирование при анализе дуги отключения
в области нуля тока. Представление электрической дуги между
контактами выключателя в виде нелинейного сопротивления R} в
схеме замещения сети (или испытательной установки) - удобный
метод изучения коммутационной способности выключателя мето-
дами математического моделирования (см. рисунок 3.2). Допол-
няя схему замещения электрическим аналогом дуги отключения,
121
можно, в частности, проанализировать околонулевые процессы в
электрических аппаратах переменного тока при коммутации.
Многочисленные адаптивные модели дуги отключения в ну-
ле тока (модели "черного ящика") базируются, в сущности, на
модели Майра [3.20].
Исходным уравнением для данной модели является уравне-
ние баланса энергии в виде
JC д ।
(3.8)
Здесь Н - аккумулированная энергия (энтальпия), Pin, Pout -
подведенная и отведенная мощности соответственно.
В первом приближении рассмотрим межконтактный проме-
жуток (см. рисунок 3.4) с подводимой от дуги мощностью
=1д и}{.
Используем подстановку Майра
dG _ 1 dR, _ (IH
Gdt ~ dt ~ H(}dt ’
где Но -постоянная теплосодержания.
Представим уравнение (3.7) в следующем виде
\ dG _ 1 dR> _ 1
G dt RJ dt
где тм =Hv/Pout -постоянная времени дуги по Майру.
Уравнение (3.8) представляет собой математическое выраже-
ние динамической вольтамперной характеристики дуги и рас-
сматривается совместно с уравнениями сети. Следовательно, дан-
ная адаптивная модель дуги отключения при совместном решении
с уравнениями, характеризующими модель сети, позволяет опре-
делить гашение или негашение дуги, как в зависимости от внеш-
них условий (параметров схемы замещения сети), так и внутрен-
них (взаимодействие дуги с охлаждаемой средой, свойства среды
и параметры дугогасительного устройства).
Достоверность расчета с использованием моделей типа Майра
зависит от определения по экспериментальным данным /д (t), 11д(0
зависимостей TM(t), Pout(t) в околонулевой области (см. рису-
нок 3.29) с достаточной точностью [3.21]. Данные на рисунке
3.29 получены для модели элегазового ДУ одностороннего дутья с
двумя ступенями давления 1 МПа / 0,7 МПа при токе отключе-
ния 15 кА [3.21]. Сложность определения данных параметров и
неоднозначность переноса их на другие условия испытаний и па-
122
раметры (характеристики) ДУ объясняют многочисленные по-
пытки улучшить модель Майра.
Рисунок 3.29 - Зависимость отводимой мощности Рои( и постоянной
времени дуги отключения от времени перед нулем тока
(но методу I (уклера)
Определение постоянной времени дуги тм через парамет-
ры каналовой модели дуги. Для анализа физической сущности
постоянной времени дуги тм воспользуемся элементами физиче-
ских моделей на базе каналовых моделей дуги. Запишем уравне-
ние энтальпии (3.2), пренебрегая излучением Р,н и конвективным
теплообменом, в виде
СгР^-_а_Ег^
' Л S,
Принимая проводимость на единицу длины дуги С=(У^Л
можно записать
1 dG 1 г/сг 1 dS
-----=------L +----L
G dt (У3 dt 5д dt
Для адаптивной модели дуги отключения по Майру в области
1 с/сг JT.. 1 dSlx
нуля тока--------—))------,и отсюда уравнение (3.9) перепи-
си dT dt 5д dt
шем в виде
1 dG dT , 4лЛ,Т.}
pCD------ст --= суЕ~-------,
р G dt э dtyз э 5д
или окончательно
(3.9)
(3.10)
123
1 dG _ 4яЛГ0 d(j El t
G dt pCpo3Sa dt 4дЛТ0
Отсюда получим следующее выражение для постоянной дуги
в нуле тока [3.22]
т = W, (З И)
м 47^^ da3 4яЯТ0е
clcr/clT г_
где параметр £ --—-—- [3.22J.
(pQcrJ
Q dcJdT
Зависимость параметра £=-,—-—г от температуры при ох-
лаждении ствола дуги в нуле тока для элегазовой плазмы показы-
вает, что постоянная времени дуги (3.11) ниже, чем для азотной
плазмы (см. рисунок 3.30).
Рисунок 3.30 - Зависимость параметра с от температуры для элегазовой
и азотной плазмы при Р = 0,1 Ml la
Постоянная времени при турбулентном охлаждении ство-
ла дуги. При взаимодействии дуги 1 с потоком газа в системах
продольного дутья (см. рисунок 3.4) интенсивность тепломассо-
обмена связана с пограничным слоем. В этой области между по-
токами происходит интенсивный процесс турбулентного переноса
тепла. Эффективность распада остаточного ствола дуги в высоко-
скоростном потоке газа непосредственно связана с уровнем тур-
124
булентного переноса тепла. Тогда тепловой поток в радиальном
направлении можно рассмотреть в виде
n dT . clT рк dh dh
q = Л----+ /L--= —-------+ — — , (3.12)
dr dr pCp dr pCp dr
где XT - коэффициент турбулентной теплопроводности. По анало-
гии с молекулярным числом Прандтля Рг =Г|К /%, где /=Х/(р Ср) -
коэффициент температуропроводности; Г|к - кинематический ко-
эффициент вязкости, при анализе турбулентности вводится тур-
булентное число Прандтля Ргт =Пкт / Хг, где Г|кт , Хт^т /(Р Ср) -
коэффициенты турбулентной вязкости и температуропроводно-
сти. Тогда уравнение (3.12) можно записать в виде
n dh dh dSY о dh
q = р — —+ р —-------= —- + а^—, (3.13)
Рг dr PrT dr dr dr
где a^-dh 1d5T=const, p hKT/Pr,, 5T - тепловой потенциал.
Принимая dSy-'kdT и dF^-pCp<7T, и подставляя уравнение
(3.13) в уравнение (3.1), пренебрегая конвективным переносом и
потерями на излучение [3.23], получим
^^ = «„(1 ++ <у,Е', (3.14)
dt г dry dr J
где - dS^/dF* - const, = 1 + - const.
Для анализа процесса охлаждения в нуле тока представим
5т=5г(г,1)-5То, где 5То -тепловой потенциал при а.=0, а профиль
теплового потенциала по радиусу дуги соответствует функции
Бесселя первого рода нулевого порядка:
^т ( 0 _ *^Т0 — Л) ( Х0 ’ ?! Г* ) S (t) ,
где Хо- первый нуль функции Бесселя, г* - радиус дуги в нуле то-
1 сИ <95 х2
ка. Так как--------г—L =—уJo (х0,г/гф)5(Г), то перепишем
г dr dr г2
\ /
уравнение (3.14) в виде
— = + (3.15)
dt г*
Отсюда постоянная времени дуги в области нуля тока
Ts = г? / яД1+Д*)Хо уменьшается при увеличении уровня
125
турбулентности Р**, что характеризует повышение эффективности
дугогашения.
Отмеченные выше четыре основные зоны дугогашения в
межконтактном промежутке в ДУ ЭВ (зона вверх по потоку, зона
горловины сопла, зона диффузора и зона за срезом сопла), их
значимость в многообразных номинальных режимах отключения
коротких замыканий различна. В первом приближении следует
рассматривать сопротивление промежутка в виде
dR, Idt = ^dR„ Idt.
Тогда постоянная времени дуги отключения будет
4
Г1 =( dRJdt )/R^ci^t;' ,
/=|
где aj =R я/ R,, R „ ,Tj - сопротивление и постоянная времени ду-
ги i зоны межконтактного промежутка, что существенно усложня-
ет адаптивное моделирование. Более широкие возможности для
подобного анализа имеют калаловые модели.
Использование каналовых моделей при анализе дуги от-
ключения в области нуля тока. Развитие каналовых моделей
непосредственно связано с интенсивным развитием вычисли-
тельной техники, их мощности и быстродействия, методов чис-
ленного моделирования газодинамических и термодинамических
процессов в ДУ, знаний по физическим свойствам элегазовой
плазмы ЭВ.
Для решения прикладных задач термогазодинамики исполь-
зуют пакеты программ ANSYS, Fluint, Star-CD, Phoenix и другие,
которые позволяют рассчитывать процессы в меняющихся во
времени областях сложной геометрии, решать двухмерные и
трехмерные задачи, рассчитывать невязкие и вязкие, ламинарные
и турбулентные течения. Однако данные пакеты, применительно к
конкретным задачам ДУ ЭВ, требуют совершенствования (моди-
фицирования) и обслуживания, так как они ориентированы на
классическую термогазодинамику (т.е. на умеренные значения
температуры) и стандартные модели турбулентности. При ис-
пользовании пакетов программ, ввод дополнительных членов в
уравнения или уравнений в системы, уже введенные в пакет, ока-
зывается обычно крайне сложным.
При расчете конкретных течений в ДУ ЭВ необходимо ис-
пользовать более сложные модели вязкого и теплопроводного газа
и учитывать свойства дугогасящей среды и плазмы в широком
126
диапазоне изменения температур. Для учета физических свойств
газа и плазмы в расчетах используются специальные таблицы.
Известно [3.24], что поток плазмы в дуговом разряде в ДУ
турбулизован и теплообмен между плазмой разряда и холодным
спутным потоком многократно увеличивается.
Исследования [3.25] показали, что основной причиной воз-
никновения турбулентности в дуге является большая разница ме-
жду скоростью по оси дуги (до нескольких тысяч метров в секун-
ду) и скоростью в спутном потоке. Отсюда при составлении моде-
ли турбулентности необходимо учитывать влияние пульсаций
скорости, плотности и т.д. Обычно для проведения инженерных
расчетов используется k-Е модель. В частности, в пакете Star-CD,
где возможно использование 14 моделей турбулентности, k-Е мо-
дель считается наиболее разработанной для применения. Однако у
данной модели имеется ряд недостатков: во-первых, k-Е модель
создавалась для изотермических или слабо нсизотермических те-
чений. Поэтому для расчета нсизотермических течений, в частно-
сти транс- и сверхзвуковых, вводят поправки в значения коэффи-
циентов модели, однако поправки эти - феноменологические, и
единого правила для введения поправок на неизотсрмичность по-
тока нет. Во-вюрых, при расчете круглой струи с использованием
стандартного набора значений эмпирических коэффициентов воз-
можна значительная ошибка . Для расчета круглых струй сущест-
вует свой набор коэффициентов модели турбулентности. Однако
для расчета пограничного слоя около стенки необходимо исполь-
зовать стандартный набор коэффициентов. Электрическая дуга
отключения подобна струе в спутном потоке, поэтому при расче-
тах электрической дуги в канале необходимо принимать соответ-
ствующие допущения о границе, на которой нужно производить
переход от одного набора коэффициентов к другому. В-третьих,
одно из уравнений модели описывает эволюцию £ - диссипации.
Физический смысл диссипации состоит в том, что опа характери-
зует изменения температуры вследствие вязкого трения в газе.
Однако эти изменения будут малы по сравнению с подводом теп-
ла за счет джоулсва нагрева.
' Установлено [3.26], что параметры турбулентности в k-Е мо-
дели зависят от тока отключения. Это делает модель неприемле-
мой для расчетов динамических процессов в электрических дугах
отключения, так как необходимо для каждого значения величины
тока корректировать параметры модели на основе сравнения ре-
127
зультатов расчета с опытными данными. Показано [3.26], что для
расчетов электрических дуг, горящих в каналах переменного се-
чения с преимущественным направлением движения, предпочти-
тельней использовать гипотезу о турбулентном пути смешения Л.
Прандтля, чем к-8 модель. Эмпирический коэффициент в модели
Л. Прандтля зависит только от геометрии сопла и, определенный
один раз для данной геометрии, уже не нуждается в дальнейшей
коррекции.
В НИИВА были разработаны специальные алгоритмы при-
менительно к ДУ ЭВ для анализа влияния параметров элегазового
дутья на дугу отключения в области нуля тока.
Каналовая модель электрической дуги отключения в
спутном потоке, сформированном соплом Лаваля. Численное
моделирование процессов в ДУ (каналовые модели дуги отключе-
ния) предполагает использование уравнения сплошности, дви-
жения Навье - Стокса и энергии. В частности, в некоторых случа-
ях используется упрощенная система уравнений в приближении
узкого канала (длина канала много больше его ширины и в кана-
ле существует преимущественное направление течения вдоль
продольной оси канала). Систему уравнений окончательно можно
записать так:
t ()(ГУР )
дх д /
(3.16)
Е=„------------- = /’('?.+'7К1) =(Л + Лг)’
j 2лтсг_) dr
о
где х, г - оси цилиндрической системы координат, в которой х
направлена по оси симметрии сопла; u, v - проекции осреднен-
ных скоростей на оси х, г.
Газ считается вязким, теплопроводным, а его движение - тур-
булентным. Учет пограничного слоя на стенке сопла сильно ус-
ложняет решаемую задачу.
Поскольку пристеночный пограничный слой практически не
влияет на характеристики дуги отключения в области нуля тока
(так как в этом случае радиус дуги составляет менее 10 % от ра-
диуса канала), то на стенках сопла ставили граничные условия
128
скольжения потока (без сил трения) и теплоизолированности сте-
нок. Следовательно, хотя газ остается вязким и теплопроводным,
у стенок его течение близко к изоэнтропическому (т.е. невязкому
и нетеплопроводному).
При составлении алгоритма расчета был использован комби-
нированный метод в сужающейся и расширяющейся частях сопла
(исключая область горловины), в котором распределение Р(х) на-
ходится из решения квадратного уравнения по заданному радиусу
сопла. В области горловины сопла, где этот метод непригоден,,
применялся метод обратной задачи [3.45]. Переход от одного ме-
тода к другому в программе происходит автоматически. Как от-
мечалось выше, выбор формулы для вычисления коэффициента
турбулентной вязкости представляет собой отдельную проблему.
О выборе модели для коэффициента турбулентной вязко-
сти. В настоящее время для расчетов турбулентных дуг в спут-
ных потоках обычно используют гипотезы Л.Прандтля - первую
или вторую. Первая гипотеза Л.Прандтля для касательного на-
пряжения турбулентной вязкости т( записывается в виде:
.. ди
п. - I- — ,
hl С дг
,> ди ди
T, = 1г ----- — ,
дг дг
(3.17)
где /с - путь смешения, пропорциональный толщине слоя смеше-
ния. В расчетах по методике, описанной в предыдущем пункте,
было проверено несколько модификаций формулы (3.17), но все
они имели существенные недостатки. Во-первых, как сказано вы-
ше, путь смешения /с пропорционален толщине слоя смешения в
дуге, и при использовании (3.17) он остается одинаковым в дан-
ном сечении от оси дуги до стенки сопла. В области ядра дуги
производная du/r)r мала и оказывается, что турбулентность факти-
чески не влияет на теплоперенос в ядре дуги. Однако эксперимен-
тальные данные показывают, что остаточный след электрической
дуги отключения (в области нуля тока) подвержен значительным
воздействиям турбулентности, поэтому формулы типа (3.17) ис-
пользовать нецелесообразно.
Согласно второй гипотезе Л.Прандтля, в струйных течениях
коэффициент турбулентной вязкости считается постоянным в
данном сечении и вычисляется по формуле:
nKT=C2b(llmax-Uc), (3.18)
где b=b(x) - толщина слоя смешения; umax=uinax(x) - скорость на
ОСИ дуги (или струи); llc=Ue(x) - скорость спутного потока. Было
проверено несколько модификаций формул вида (3.18), которые
129
заметно влияли на распределение скоростей и температур в ядре
дуги, однако часто приводили к физически некорректным распре-
делениям скорости и температуры в слое смешения и во внеш-
нем потоке. В частности, в некоторых случаях максимумы скоро-
сти и температуры оказывались не на оси дуги, а в слое смешения.
Наилучшие результаты были получены при использовании
комбинации формул (3.17) и (3.18) в виде:
ди
дг
Пкг = 1с
(3.19)
где /с=С(Г().| - Го/)); г»/) - поперечная координата г, при которой
скорость и определяется выражением u=ue +0,9(и1ШХ-ие); Гоп - ко-
ордината г, при которой u=ue+0, l(umax-uc); Umax - скорость газа на
оси дуги; ис - скорость газа в холодном спутном потоке; С - эм-
пирический коэффициент, который принимался равным 0,06; |
r)u/f)r |max - максимальная величина производной в слое смешения.
Функция F задавалась в виде:
Л = |.Л при <п<(),5('',п.1Х+"е)
[./ = >• при и... > II > 0,5(ч +//J
где [ =----------------—— .
ТО’
Функция F обращается в ноль в области, где u=uc, и достигает
максимума (/тах=~1) в точке, где u=0,5(iiniax+ue)- Поведение этой
функции качественно похоже на поведение р)и/г)г|; но, в отличие
от производной Ои/Ог, она практически нечувствительна к малым
неоднородностям поля скорости около стенки. Таким образом, в
области, где ii<0,5(iiniax+ue), формула соответствует первой модели
Л.Прандтля, а в области, где u>0,5(uniax+ue), она соответствует
второй модели Л.Прандтля.
Известно [3.46-3.49], что в ядре дуги плотность газа очень ма-
ла и турбулентная вязкость оказывается того же порядка, что и
молекулярная вязкость. Поэтому фактически турбулентность ока-
зывает значительное влияние только на внешнюю область слоя
смешения, где температура резко падает, а плотность, соответст-
венно, возрастает. Но, как показывают фотоснимки остаточного
следа дуги отключения, ее осевая линия оказывается сильно из-
вилистой, а это значит, что в среднем ядро дуги "размазывается"
турбулентными пульсациями. Следовательно, турбулентность
должна существенно влиять и на ядро дуги. Это обстоятельство
можно учесть, если в (3.19) вместо локальной плотности р ис-
130
пользовать ее среднее значение по сечению x=const в слое сме-
шения. Отсюда плотность в уравнении (3.19) вычислялась по
формуле
р = 0,5(р09 + р01), (3.20)
где Po.i=P на радиусах r() i, а Ро.9=Р на радиусах г()9.
О воздействии турбулентных пульсаций температуры га-
за на осредненные характеристики дуги в спутном потоке.
Рассмотрим влияние пульсаций температуры на дугу отключения
при малых значениях тока (для токов 10 Л и 100 А в области нуля
тока, при давлениях в зоне вверх по потоку 0,8 МПа и в зоне вниз
по потоку 0,1 МПа). Расчеты проводились по методике НИИВА с
использованием уравнений (3.16), (3.19), (3.20) и таблицы термо-
динамических и переносных свойств элегаза [3.27]. Влияние из-
лучения не рассматривалось, поскольку исследуемые токи срав-
нительно невелики.
Высокоскоростной спутный поток и сильная турбулизация га-
за в дуге способствуют интенсивному отгоку тепла от дуги, при
подходе тока / к нулю и температура электрической дуги отклю-
чения быстро уменьшается.
В слое смешения дуги происходит изменение температуры от
низкой (300-1000) К в спутном потоке до высокой в ядре дуги
(около 20000 К), поэтому в слое смешения имеет место экспо-
ненциальный рост удельной электрической проводимости су, в
зависимости от температуры, а также в слое смешения имеет ме-
сто наибольший уровень пульсации скорости и температуры
[3.28].
В программе для расчета влияния пульсаций температуры на
удельную электропроводность использовалась зависимость [3.29]:
ст. =0,5
сгэ |Т-Т j + ajT + T
Т=/
с
дт
дг
(3.21)
/с = а<5, 5 = |у2 - у,|,
где Т - осредненная температура, су^Т) берется по таблицам
[3.27]; yi - такое значение поперечной координаты г, при котором
скорость и определяется выражением (u-umjn) = 0,l(umax-umin); Уз -
такое значение координаты г, при котором (uniax-u) = 0,9(uinax-umin).
Величина ос, определяющая уровень пульсаций, в расчетах при-
нималась равной 0 - если пульсации не учитывались, и 0,2 - в
случае учета влияния пульсаций температуры на проводимость.
131
Показано, что распределение давления и напряженность элек-
трического поля слабо меняются при учете пульсации. Значитель-
но сильнее деформируются распределения температуры и скоро-
сти по радиальной координате. Радиус дуги отключения по акси-
альной составляющей увеличивается (при учете пульсации темпе-
ратуры, см. рисунок 3.31, пунктирные кривые 2, 4) по сравнению
со стандартными расчетами радиуса дуги (без учета пульсаций
температуры, см. рисунок 3.31, сплошные кривые 2,4). Особенно
сильно пульсации влияют на распределение температуры на оси
дуги (см. рисунок 3.31, кривые 3,5; сплошные кривые - без учета
пульсаций, пунктирные - с учетом пульсаций). При этом темпера-
тура в зоне вниз по потоку существенно уменьшается при учете
пульсации (по сравнении с данными расчета, когда пульсации не
учтены). Таким образом, понижение температуры на оси турбу-
лентной дуги вызывается не только процессами турбулентного
переноса тепла от ядра дуги к периферии, но также и за счет не-
посредственного воздействия пульсации температуры на осред-
ненную удельную электрическую проводимость плазмы. Одно-
временно с уменьшением температуры (за счет влияния пульса-
ций температуры) увеличивается электрическое сопротивление
дуги.
Рисунок 3.31 - Параметры дуги отключения в модели ДУ одностороннего дутья
1 - профиль сопла; 2 - радиус дуги г0 отключения при токе 10 Л; 3 -
температура дуги Т при токе 10 А; 4 - радиус дуги г0 при токе 100 А;
5 - температура дуги Т при токе 100 А; сплошные кривые - расчет без
учета пульсаций; пунктирные кривые - расчет с учетом пульсаций
132
Гашение дуги отключения в ДУ одностороннего дутья в
тепловой фазе пробоя. Практический интерес представляет мо-
дель дуги отключения в ДУ, которая была разработана в НИИВА
и позволяет исследовать процессы воздействия струйного потока
холодного газа, набегающего на дугу под углом от 0 до 90° (для
расчетной схемы ДУ (см. рисунок 3.4)).
Для записи уравнений Навье-Стокса, описывающих течение в
элементах ДУ, были введены следующие предположения: течение
нестационарно, уравнения записаны в цилиндрической системе
координат, течение двухмерно (2D) и обладает осевой симметри-
ей.
В этих случаях решается полная система уравнений движения
вязкого теплопроводного газа, уравнения сплошности и энергии,
которую можно записать в виде
dU dF dG dR dW „
dt dx dr dx dr
где
pu Л
pu2+P
рим
pu
pv
0
_ 4 v 2 3v 2 du
133
Для реализации программы использовался метод Бима и
Уорминга [3.52].
Влияние излучение дугового разряда недостаточно изучено,
хотя известно, что влияние этого параметра значительно. В моде-
ли, в первом приближении, в правой части уравнения баланса
энергии в виде разности записывается джоулев нагрев
аэЕ2 и мощность излучения Риз или окончательно
1-А
СТ, К-
плазмы
(ТЛ2
из
= каЕ2.
(3.23)
В (3.23) коэффициент к учитывает унос части джоулева тепла
излучением.
На рисунке 3.32 приведены результаты численного модели-
рования в ДУ продольного дутья: изомахи в сопловой конструк-
ции ДУ для анализа влияния отрывных течений на процесс сме-
шение потока дугогасящего газа с остаточным следом дуги от-
ключения при подходе тока к пулю (х - аксиальная координата, у
- радиальная координата). Линии тока, изображенные на рисунке
3.32 (векторные линии, касательные в каждой точке к которым
совпадают с направлением вектора скорости в данной точке), и
стрелки на них обозначают направление движения потока.
Если в момент времени ti (см. рисунок 3.32а) в центральной
части сопла имеется струя, а около стенки большая область от-
рыва (линии тока замкнуты и имеют овальную форму), то при
подходе тока к нулю (t2 < ti), при увеличении отрыва, область
сверхзвука уменьшается и уносится из канала струей, текущей в
приосевой области канала (см. рисунок 3.326).
134
X
б
Рисунок 3.32 - Изомахи в сопловой конструкции ДУ в области нуля тока
а-для времени I,; б - для времени t2; 1 - контур сопла
Результаты расчета восстановления электрической прочности
межконтактного промежутка в ДУ одностороннего дутья для пе-
репада давлений Р / Рь=0,68 МПа / 0,1 МПа приведены на рисун-
ке 3.33, где сплошная кривая - расчет, О - экспериментальные
данные (см. рисунок 3.12) [3.4J. Моделировались испытания (схе-
135
ма Вайля) с начальной величиной тока 1,5 кА в течение 450 мкс,
когда происходило установление потока в проточной части. Да-
лее, начиная с некоторого момента времени, программировалось
убывание тока со скоростью 27 А/мкс до момента перехода тока
через нуль.
Рисунок 3.33 -- Восстановление электрической прочности
межкошактпого промежутка в модели ДУ одностороннего дутья
сплошная кривая - расчет; О - эксперимент [3.4]
Хорошее согласование расчетных данных и результатов экс-
перимента позволяет считать возможным качественный анализ
значимых параметров при проектировании ДУ ЭВ. Ступенчатость
кривой скорости роста пробивного напряжения является следст-
вием методики определения величины зоны холодного промежут-
ка х. Моментом разрыва дуги отключения считался момент вре-
мени, когда температура в какой-нибудь точке на оси становилась
равной 2000 К. Необходимо отметить, что в случае, когда влия-
ние пульсаций температуры на проводимость не учитывалось,
136
время задержки в нарастании прочности промежутка возрастало
в 1,5-2 раза.
3.5. ОТКЛЮЧАЮЩАЯ СПОСОБНОСТЬ ЭЛЕГАЗОВЫХ ДУГО-
ГАСИТЕЛЬНЫХ УСТРОЙСТВ ВЫСОКОГО НАПРЯЖЕНИЯ
Разработка ЭВ ВН на предельные параметры на один разрыв
связана в первую очередь с повышением отключающей способно-
сти ЭВ при отключении разнообразных нормированных коротких
замыканий (однофазных вблизи ЭВ, по линии, с апериодической
составляющей и т.д).
Принято выделять предельную отключающую способность
ЭВ в тепловой фазе пробоя, когда после перехода тока через нуль
имеются остаточный ток и след плазмы с высокой температурой,
способные инициировать пробой межконтактного промежутка в
начальной стадии ПВИ (номинальный режим ИКЗ - когда про-
бой происходит в первые микросекунды после нуля тока), и от-
ключающую способность ЭВ в диэлектрической фазе пробоя, ко-
гда пробой межконтактного промежутка (номинальный режим
100 %, отключение с апериодической составляющей) происходит
через время более 100 мкс, при этом пробой связан в основном с
параметрами газа в потоке между дугогасительными контактами,
состоянием элементов ДУ (контактов и сопловых конструкций),
конфигурацией межконтактного пространства и распределением
электрического поля между экранными и контактными элемента-
ми ДУ.
Отключающая способность в тепловой фазе пробоя, /(ля
оценки отключающей способности ЭВ в тепловой фазе пробоя
обычно используется зависимость между предельной скоростью
роста напряжения на контактах ДУ dU/dt и скоростью подхода
тока отключения к нулю ell Idt-4^• Л, где /по - номи-
нальный ток отключения; / - частота сети; Л - коэффициент не-
удаленности, при известном давлении в камере ДУ (давлении
вверх по потоку) Р в момент перехода тока отключения через нуль
в виде:
dU ldt = KP”\dIldtY'\ (3.24)
где К, m , п - эмпирические коэффициенты.
Используя зависимость для ожидаемого восстанавливающе-
гося процесса со стороны линии (режим НКЗ) в виде
137
dU / dt — Zv (dl Idt), (3.25)
где ZL - волновое сопротивление линии (по ГОСТ 687-78 и
МЭК 62271-100 Zl^ 450 Ом), и уравнение (3.24), можно записать
dUdt^P\ dlldt ~Z~La,
где е = m I (1 +n), a = 1/(1 +n).
Графически предельный ток отключения 1\ определяется по
пересечению кривой 1 (согласно уравнению 3.24) с кривой 2 (со-
гласно уравнению 3.25) (см. рисунок 3.34).
Рисунок 3.34 11рсдслы1ыс характерис!ики Г)В
при отключении коротких замыканий
кривые 1,2- режим НКЗ (тепловая фаза пробоя); кривые 3, 4 - режим
100 % (диэлектрическая фаза пробоя); /т - предельный ток отключе-
ния в режиме 1 IK3; /3 - предельный ток отключения в режиме 100 %
Для моделирования процессов отключения в тепловой фазе
используется уравнение Майра (3.8).
В фазе теплового пробоя при высоких скоростях восстанав-
ливающегося напряжения процесс взаимодействия неравновесной
плазмы дугового разряда с газовым потоком в области горловины
сопла ДУ является определяющим, так как здесь происходит на-
чальная фйза разрушения остаточного следа дуги и его разрыв.
138
Используя элементы каналовой модели дуги и качественный
анализ процессов в области нуля тока, постоянные РоиЬ Н{} в урав-
нении (3.8) можно представить в виде [3.28]:
Ром (p,h,u,d) = псКс (phud2 )к|>, Но (dl /dt,tb, R,n) = Kp2R)h (dl Idt)2,
(3.26)
где (phucl)K? - критические плотность, удельная энтальпия, ско-
рость, диаметр электрической дуги отключения в области нуля
тока, Кс, -эмпирические коэффициенты, пс - коэффициент ха-
рактеризующий систему продольного дутья (для ДУ односторон-
него дутья /гс=1, для ДУ двустороннего дутья лс=2), /ь - базо-
вые сопротивление электрической дуги отключения и время в об-
ласти нуля тока.
Подставляя в уравнение (3.8) постоянные Рои(, //() согласно
уравнениям (3.26), нормированное уравнение Майра в нуле тока
можно записать в виде
= = д , (3 27)
Rdh
где /?=/?') / R)b, h=t/tb - нормированные сопротивления дуги от-
ключения и времени.
Используя базовые переменные l^-{dl/dt) Гь, /ь = <7/и,
параметр Л можно представить так:
K„R,F
(3.28)
где
(dl/dt)2
Так как параметр F определяется основными характеристи-
ками ДУ при отключении в тепловой фазе пробоя, то рассмот-
рим зависимость предельной скорости восстанавливающегося на-
пряжения dU / dt от параметра F. Для приближенного анализа
процессов в области нуля тока примем поток энтальпии па едини-
цу давления FKp=162 кВт (см^бар) [3.27], скорость звука
щ=2100 м/с ~икр (температура плазмы в нуле тока 7000-9000 К).
С увеличением отношения давления в нуле тока Y, = Pb / Р,
где Рь-номинальное давление в камере ДУ с одной ступенью дав-
ления (для ДУ с двумя ступенями давления Рь = Pd, где Pd- низкое
давление в камере), критический поток энтальпии уменьшается. В
первом приближении будем фиксировать PC(KZ) = 0,5Р для Y, < 0,5
139
и Р( (У.) = 2PbyjYz (1 - У.) для 0,9 > Yz> 0,5. Окончательно зависи-
мость dU / dt (F) как характеристику предельной отключающей
способности ДУ можно представить в виде
dU/dt = К(ру' = K^dUdtf/(j,2ncPc (У2))]“ , (3.29)
где dl/dt - А/мкс, Рс - бар, dU/dt - кВ/мкс, F - А2/кВт, п, К - эм-
пирические коэффициенты.
Динамика изменения давления вверх по потоку определяется
экспериментально или численным моделированием. С помощью
уравнения (3.29) проведем анализ предельной отключающей спо-
собности ДУ по результатам испытаний разных авторов.
Анализ тепловой фазы отключения проведен для ДУ с одной
(см. таблицу 3.2, экспериментальные данные 1-7; dc - критический
диаметр сопла) и двумя ступенями давления (см. таблицу 3.2, экс-
периментальные данные а-с), как для уменьшенных, так и полно-
масштабных макетов.
Таблица 3.2
№ dl/dt, Л/мкс /’ь. бар мм dU/dt, кВ/мкс /р, кА /. кГц Литерату рный источник
1 13,5 17,0-6,8 0,25 12,5 5,0-1,5 2,0 Wt 3.29
1* 27,0 37,0-24,0 0,25 12,5 3,0-1,5 2,0 Wt 3 29
2 13,0-16,4 9,0 0,11 40,0 2,5-1,55 1,8 Wt 3 30 3 31
3 9,0-15,0 6,8 0,4 20,0 6,0-1,5 1,2 Wt 3.32
4 14,0-15,0 7,8 0,13 35,0 2,0-15,0 1,5 Wt 3 12
4* 14,0-16,0 7,8 0,13 35,0 2,0-1,5 34,0 0,078 3 12
5 12,0-21,0 14,0 0,07 12,0 6,0-1,5 2,0 Wt 3.33
6 18,0-30,0 7,8 0,13 35,0 1,0-0,24 1,5 Wt 3.34
6* 18,0-27,0 7,8 0,13 35,0 1,0-0,2 37,0-55,0 0,078 3.34
7 18,5-26,0 15,0 0,33 40,0/40,0 8,5-4,0 11,3 Wt 3 35
а 18,7 5,0 5,0/8,2 20,0/18,0 3,96 28,2 Wt 3.36
b 14,5-13,0 4,9 4,9/9,0 40,0 2,0-3,2 19,2 0,06 3.37
Ь* 14,5-13,0 4,9 4,9/12,0 40,0 3,8-5,0 27,0-24,0 0,06 3 37
с 25,0-20,4 6,9 6,9/10,0 30/28 1,6-3,2 80,0-65,0 0,05 3.38
140
При испытаниях использовались схема Вайля (Wt) и ее мо-
дификации, а также прямые одночастотные схемы с амплитудой
тока /р и частотой f (данные 4 и 6 ,см. таблицу 3.2).
Согласно результатам расчета по уравнению (3.29) (см. рису-
нок 3.35) имеется удовлетворительное согласование эксперимен-
тальных данных, когда п = 0,8-1,8 для dU /dt> 1,5 кВ/мкс незави-
симо от системы организации газового дутья (см. рисунок 3.35,
сплошные кривые - одностороннее газовое дутье, пунктирные
кривые - двустороннее газовое дутье, кривые d - данные испыта-
ний в режиме НКЗ для полномасштабного элегазового выключа-
теля двустороннего дутья с одной ступенью давления
Р=1,6-2,6 МПа, <7//Л =18,5-22 А/мкс, ZL=450 Ом, номинальное
напряжение 245 кВ [3.39]).
Рисунок 3.35 - Предельные характеристики отключения ДУ
в тепловой фазе пробоя
Уменьшение параметра п определяется увеличением блоки-
ровки сопла электрической дугой отключения. Зависимости пре-
дельных токов отключения (в виде предельных dl / dt) от давления
141
вверх по потоку в области нуля тока отключения и от волнового
сопротивления короткозамкнутой линии, с учетом уравнения
(3.29) и параметра п=0,8-1,8, можно записать так:
dUdt^P\dUdt ос ZLa,
где эмпирические коэффициенты е = п / (1 + 2п) ~ 0,3-0,4,
a=l/(l+2n) ~ 0,2-0,4 (экспериментально получено для силового
выключателя с одной ступенью давления е=0.38 [3.39], для мо-
дельного ДУ с двумя ступенями давления е=0,42 [3.40]). Сниже-
ния волнового сопротивления линии путем расщепления фазы на
составляющие или подключение параллельно основному дугога-
сительному промежутку шунтирующего сопротивления
(50-100) Ом с дополнительным выключателем, являются извест-
ными методами повышения предельных токов отключения в ЭЕВ
СВН и УВН в режиме НКЗ.
Блокировка горловины сопла электрической дугой отключе-
ния определяется длительностью горения дуги, степенью пере-
крытия горловины сопла диаметром дуги, изменением диаметра
дуги перед нулем тока и т.д. Этот вопрос в настоящее время не-
достаточно изучен и поэтому в первом приближении можно вве-
сти критическую плотность тока 5=V2/1IO/5 = 70-90 Л/мм2
[3.36] (где S - площадь сечения горловины металлического со-
пла), выше которой блокировка приводит к уменьшению отклю-
чающей способности. Однако с увеличением приведенной емко-
сти Ош шунтирующей межконтактный промежуток ДУ, критиче-
ская плотность тока будет увеличиваться, что способствует по-
вышению отключающей способности (так, введение в конструк-
цию выключателя на U = 245 кВ емкости Сш=2000 пФ, позволило
увеличить ток отключения с 16 А /мкс до 19 А/мкс [3.39]). Коэф-
фициенты п, К, а зависят от значения Сщ , и снижение жесткости
сети в результате увеличения Сщ и временной задержки начала
приложения ПВН, позволяет поднять отключающую способность
ДУ в тепловой фазе пробоя. Для приближенных расчетов пре-
дельной отключающей способности ДУ при dU/dt >1,5 кВ/мкс
(без дополнительной емкости шунтирующей межконтактный
промежуток) уравнение (3.29), согласно рисунку 3.35, можно за-
писать
did I dl ~ K\^dIldt)2/(7,2ncPc (К,))]*'3, (3.30)
где К= 25-40.
142
При dU!dt< 1 кВ/мкс наблюдается значительный разброс экс-
периментальных данных (эмпирические коэффициенты п>(),8-3,8,
е>0,3—0,5, а>0,1-0,4) и их количество недостаточно для коррект-
ного обобщения результатов.
Воспользуемся уравнениями (3.26) - (3.28) и введем базовую
переменную для сопротивления дуги R)b=R)z, где Rv - сопротив-
ление дуги в нуле тока. Тогда нормированную постоянную вре-
мени дуги в тепловой фазе пробоя можно записать так:
т, ос Д'-ОС АгГ(г// I (It')1 K(J<VF), (3.31)
'b
PAY,)=(Y5P при Г/<().5, Pt (r ) = 2Phy/Y (1-K) при (),9>Y/>0.5.
Используя данные |3.41| (ДУ одностороннего дутья, две сту-
пени давления, критический диаметр сопла 20 мм, РИ6 бар,
P(i= 1 бар, для di / dt =4 5 Л/мкс, 20 Л/мкс, 25 Л/мкс, предельные
скорости восстановления напряжения на контактах были -
dU/dt =() кВ/мкс, 3 кВ/мкс, 2 кВ/мкс соответственно, а сопротив-
ление дуги в пуле тока R)Z -300 Ом, 200 Ом, 150 Ом соответст-
венно), получим нормированную постоянную времени дуги от-
ключения ~7,2-10 4.
Для анализа теплового пробоя удобно в логарифмическом
масштабе представить зависимость между напряжением теплово-
го пробоя Ub и параметром X =4 /1; (где I - время после нуля тока,
параметр V=(dlldtyi(7,2 ncPt(Yz)), см. уравнение 3.29).
Согласно экспериментальным данным |3.42], значительное
уменьшение dU/dt можно наблюдать, когда перепад давлений ни-
же 1/ Y, < 1,8 (см. рисунок 3.36). Данные получены для ДУ одно-
стороннего дутья с двумя ступенями давления (критический
диаметр сопла 45мм, dl/dt = 11,6 Л/мкс, Р^5,85 бар = const) [3.42].
Зависимость Ub(X) для данных на рисунке 3.36, представлена для
1/Yz=2,4; 1,7; 1,5 на рисунке 3.37 (соответственно кривыми 1, 2,
3 относительно первой микросекунды после нуля тока). Здесь же
(см. рисунок 3.37, кривая 4) приведены экспериментальные дан-
ные для автокомпрессионного ЭВ с одной ступенью давления
двустороннего дутья (критический диаметр сопла 1 8 мм, критиче-
ский диаметр изоляционного сопла 20 мм, Р=8,2 бар, Рь=5 бар,
dl/dt = 19 А/мкс, dU/dt - 4 кВ/мкс) [3.43].
143
Рисунок 3.36--Зависимость скорости восстановления напряжения
на контактах ДУ одностороннего дутья от перепада давления
Рисунок 3.37 - Зависимость электрической прочности
межконтактных промежутков дугогасительных устройств
в тепловой фазе пробоя от параметра X
144
Зависимость нормированного переходного восстанавливаю-
щегося напряжения (ПВН) при НКЗ представлена, в первом при-
ближении, на рисунке 3.37 в виде кривой 5 для ЭВ автокомпрес-
сионного типа (номинальное напряжение 245 кВ, 40 кА, 90 %
НКЗ, tL - 4,4 мкс, Zl=450 Ом, Р = 13 бар, или 245 кВ, 50 кА, 90 %
НКЗ, tL =3,5 мкс, Р= 26 бар, где tf время двойного пробега волны
по короткозамкнутой линии до ЭВ). Хорошее согласование на
рисунке 3.37 кривых предела прерывания для разных ЭВ и кри-
вых ПВН при НКЗ позволяет считать координаты Ub - X удобным
средством при анализе и определении эмпирических коэффициен-
тов для моделей дуги отключения в тепловой фазе пробоя.
Отключающая способность в диэлектрической фазе про-
боя. Тепловой пробой при восстановлении напряжения на контак-
тах ЭВ связан с остаточным током, который при отключении но-
минального тока отключения составляет не более (1-5) Л и про-
должается несколько микросекунд. Однако экспериментально и в
диэлектрической фазе (более 100 мкс после нуля тока) фиксирует-
ся ток в несколько миллиампер. Поэтому деление послснулевого
временного периода на фазы достаточно условно и вводится для
выделения некоторых особенностей процесса восстановления
прочности при воздействии нормированных ПВН. Временные зо-
ны между тепловой фазой пробоя и диэлектрической фазой про-
боя составляют для воздушных ДУ сотни микросекунд (для эле-
газовых ДУ - десятки микросекунд) и определяются как парамет-
рами выключателей, так и жесткостью сети для данного режима
отключения.
Рассмотрим промежуточную фазу в несколько десятков мик-
росекунд после нуля тока. Зависимости напряжения пробоя Ub от
времени после нуля тока t на рисунке 3.12 характеризуются зна-
чительной дисперсией по мере приближения к промежуточной
фазе и не позволяют провести обобщение результатов модельных
исследований при разных условиях эксперимента.
Анализ восстановления прочности удобно проводить в виде
функция Ub( X = t / F), где параметр F определяется по уравнению
145
(3.29). Используя стандартные процедуры для данных на рисунке
3.12 (метод наименьших квадратов в виде регрессионной зависи-
мости Uba=bo+b]t, где Ьо, bi - коэффициенты, определяемые из
экспериментальных данных), найдем функцию Uba (X) (см. рису-
нок 3.38, кривая 1, символы как на рисунке 3.12). Стандартное
отклонение составляет согласно расчетам <yt ~ 0,2. Хорошее со-
гласование на рисунке 3.38 кривых предела прерывания для ЭВ,
при разных перепадах давлений, показывает значимость тепловой
фазы для последующего процесса восстановления электрической
прочности межконтактного промежутка ДУ.
Рисунок 3.38 - Зависимость электрической прочности межконтактного
промежутка в ДУ одностороннего дутья от параметра X
146
Принято считать, что диэлектрическая фаза пробоя определя-
ется параметрами газового потока и распределением электроста-
тического поля в межконтактном промежутке. Данный подход
обычно предполагает режимы отключения номинального тока,
малых емкостных и индуктивных токов.
Однако традиционно и при отключении 100 % предполагает-
ся, что возможный пробой происходит в области предельных пе-
ренапряжений (согласно граничной кривой волны ПВН), и также
относится к диэлектрическому пробою. Если принять максималь-
ный уровень перенапряжений как Uc (см. рисунок 3.34), то пре-
дельный ток отключения /3 определяется по пересечению кривой
4, характеризующей максимальной уровень ПВН при 100 % (для
данного номинального напряжения сети), с кривой 3 как характе-
ристикой предельной отключающей способности ЭВ при 100 %.
Однако, как показывают результаты испытаний ЭВ при 100 % на
предельные параметры по напряжению на разрыв, имеются элек-
трические пробои межконтактного промежутка па фронте волны
ПВН (до напряжения Uc). Поэтому вид характеристик ЭВ, жест-
кости отключаемой сети (линии) и их взаимодействия (см. рису-
нок 3.34), относительно условен и они лишь качественно отобра-
жают реальные процессы при отключении в ЭВ на предельные
параметры.
Диэлектрическое восстановление, являясь продолжением те-
пловой фазы восстановления, связано в первую очередь с турбу-
лентным взаимодействием потоков из автокомпрессионного уст-
ройства в области вверх по потоку, где в зоне стагнации сохра-
няется еще высокая температура среды, как и по всему тракту
двустороннего дутья (см. рисунок 3.6). Знания о параметрах пото-
ка холодного элегаза из камеры сжатия по тракту и в межкон-
тактном промежутке являются основой для понимания взаимо-
действия газового потока с дугой отключения, а также после-
дующего восстановления электрической прочности в фазе диэлек-
трического пробоя. Усовершенствованная в НИИВА программа
расчета нестационарных газодинамических процессов Л.Котова
[3.43] была использована для моделирования ДУ ЭВ. Она позво-
147
ляет исследовать характеристики холодного газа в зависимости от
изменений геометрических параметров конструкции ДУ и харак-
теристик приводной системы ЭВ.
В программе система уравнений, описывающих движение не-
вязкого и нетеплопроводного газа (идеального газа), представля-
ется в виде нестационарных, осесимметричных уравнений Эйле-
ра в неконсервативном виде:
Э(р) । Э(уг//э) ! Э(уур )
Эг дх ду
Э(ир) ди ди ЭР
\ + р и — + р v = —
dt дх а у dx '
d(vp ) ду ду dP
Т-—+ Р и —- 4- р у -- —
dt дх д У dy
Э7’ дт дР
+ Р р -т- + Р v Ср " — +
дх а у ах
(3.32)
ЭР
v---.
dy
a t
Программа позволяет, в частности, на этапе проектирования
ЭВ выполнять анализ влияния параметров ЭВ на формирование
двустороннего дутья. Принимая во внимание энтальпийную мо-
дель дуги отключения, можно отметить, что конфигурация поля
удельного массового расхода элегаза ри и его величина в каждой
точке в пространстве межконтактного промежутка ДУ играют
важную роль в эффективности дугогашения в диэлектрической
фазе пробоя. Так, на рисунке 3.39 а, б представлены результаты
расчета ри (в виде нормированного параметра относительно ис-
ходной скорости звука и плотности в камере ЭВ) в процессе от-
ключения автокомпрессионного ЭВ двустороннего дутья для двух
моментов времени ti < t2. Соответственно и расстояние Xi между
дугогасительными контактами 5 и 7 будет при t| меньше, чем при
времени t2 , когда Х| < х2 (обозначения и элементы ДУ подобны
рисунку 3.6). Сложный характер течения газа (с отрывами и вих-
рями) показывает причины значительной дисперсии при измере-
ниях электрической прочности движущегося элегаза с учетом его
148
взаимодействия с внутренней поверхностью изоляционного сопла
8 и оконечностями ду го гасительных контактов 5 (6) и 7.
б
Рисунок 3.39 - Распределение удельного массово! о расхода
элегаза в сопловой конструкции ДУ с одной! ступенью давления
двустороннего дутья в процессе выполнения режима шключения
а - межконтактный промежуток при отключении в момент Ц;
б - межконтактный промежуток при отключении в момент t2 > й
Газовый поток в зоне стагнации в ЭВ двустороннего ду-
тья. Известно, что уровень турбулентности в нестационарном
пульсирующем потоке зависит от уровня первоначального при-
сутствия возмущения в потоке [3.7]. На рисунке 3.40 показана
расчетная модель ДУ с одной ступенью давления двустороннего
дутья. Изоляционное сопло 2 имеет диаметр горловины 24,5 мм и
18,4 мм - диаметр горловины металлического сопла подвижного
контакта [3.45]. На рисунке 3.40 даны результаты расчета распре-
деления числа Маха для случая 1/YZ= 1,09 (пунктирные кривые)
и для случая 1/ Yz - 2,8 (сплошные кривые), точки стагнации от-
149
мечены как а, b соответственно [3.45]. Показано, что с уменьше-
нием перепада давлений (и, соответственно, массового расхода
mu) точка стагнации перемещается в направлении к сечению гор-
ловины Si подвижного дугогасительного контакта 1.
Рисунок 3.40 - Изомачи в зоне стагнации ДУ двустороннего дутья
Рассмотрим влияние конструкции сечения S между оконечно-
стью подвижного дугогасительного контакта 1 и оконечностью
входной (конфузорной) зоны изоляционного сопла 2 (см. рисунок
3.40) на аксиальный удельный массовый расход в зоне стагнации.
На рисунке 3.41 показаны результаты численного моделирования
зависимости нормированного удельного массового расхода (ри)*
от нормированного расстояния х* при изменении конструкции
сечения S (для кривых 1, 2, 3 массовый расход rhu для данного
времени отключения t] оставался постоянным). Показано, что для
модели 2 (или 3) градиент удельного массового расхода в зоне
стагнации выше в сравнении с моделью I (стандартное ДУ с од-
ной ступенью давления двустороннего дутья). Такое увеличение
градиента удельного массового расхода определяет повышение
уровня турбулентного перемешивания в зоне стагнации. Комму-
тационные испытания полномасштабной модели 2 (отключение
100%) показали увеличение отключающей способности для ЭВ
по сравнению с моделью 1. Для времени отключения t? > t| с
уменьшением уровня массового расхода из полости сжатия точка
стагнации перемещается к подвижному дугогасительному контак-
ту (кривая 2 к).
150
Рисунок 3.41 - Зависимость удельно! о массово! о расхода элегаза в зоне crai на-
ции ДУ двустороннею дутья oi нормированного расстояния х<
Отсюда в первом приближении для качественного анализа
предельную электрическую прочность межконтактного проме-
жутка в диэлектрической фазе восстановления в ЭВ можно пред-
ставить в виде:
Ub/ ldoc K(z) 1111 (К t Рс (Yz) / (б///г//)2)п, (3.33)
Рс (Yz) = 0,5 Р для Yz <0,5,
Pt (Г ) = 2Дд/к(1-К) для 0,9 >YZ>(),5,
где К(ос ре du/dx, рс - плотность газа в зоне стагнации, du/dx - гра-
диент скорости потока в зоне стагнации, lt] - расстояние между
подвижным дугогаситсльным контактом и контактом вниз по по-
току, I - время после нуля тока n, m, K(z) - эмпирические коэф-
фициенты, характеризующие степень блокировки сопловых кана-
лов дугой отключения, и распределение электрического поля в
м еж ко нга кт н о м пром ежу тке.
В диапазоне (2000-3000) К диэлектрической фазы восстанов-
ления ионный гок в межконтактном промежутке составляет не
более (10-100) мА из-за присутствия ионов So+ и F. Данный диа-
пазон температур является пороговым и дальнейшее малое сни-
жение температуры приводит в заметному эффекту по восстанов-
лению исходных свойств элегаза.
151
ГЛАВА ЧЕТВЕРТАЯ
ВОЗДЕЙСТВИЕ СКВОЗНЫХ ТОКОВ КОРОТКОГО
ЗАМЫКАНИЯ НА ОБОЛОЧКИ, ТОКОВЕДУЩИЕ И
КОНТАКТНЫЕ СИСТЕМЫ ЭЛЕГАЗОВЫХ АППАРАТОВ
4.1. РАСЧЕТ ТОКОВ, НАВЕДЕННЫХ В ОБОЛОЧКЕ ТРЕХФАЗ-
НОЙ ЭЛЕГАЗОВОЙ ЯЧЕЙКИ
Наряду с другими функциями оболочка элегазовой ячейки
выполняет роль экрана, снижающего напряженность магнитного
поля в пространстве, окружающем оболочку, и препятствующего
проникновению внешнего поля внутрь оболочки. О степени экра-
нирования можно судить по величине наведенного в оболочке
тока.
4.1.1. Эквивалентная электрическая схема оболочки
ячейки
В состав эквивалентной схемы входит трехфазный источник,
трехфазная нагрузка и нулевой провод, соединяющий нули источ-
ника и нагрузки (см. рисунок 4.1).
Источником электродвижущей силы Е\, Е2 и £3 (ЭДС) являет-
ся главный токоведущий контур ячейки, полюсы которого элек-
тромагнитно связаны с полюсами оболочки.
Нагрузка состоит из индуктивных и активных сопротивлений
полюсов оболочки (Zi, Z2 и Z3). Нулевым проводом является кон-
тур заземления с полным сопротивлением Zo, электромагнитно
связанный с полюсами главного токоведущего контура и полюса-
ми оболочки.
Рисунок 4.1
152
4.1.2. Зависимость токов полюсов оболочки и тока конту-
ра заземления от соотношения сопротивлений полюсов обо-
лочки
Если учитывать только электромагнитную связь полюсов
главного токоведущего контура с собственными полюсами обо-
лочки и индуктивное сопротивление полюсов оболочки и контура
заземления, то интересующая нас зависимость может быть уста-
новлена путем несложного преобразования выражений для на-
пряжений схемы рисунка 4.1, полученных в [4.1].
Тогда для токов полюсов оболочки будем иметь:
1 Ц ’ 2 4 ’ 3 Ц
и для тока контура заземления
+ АЛ + АЛ)+
где М- коэффициент взаимоиндукции между полюсом главного
токоведущего контура и собственным полюсом оболочки;
Ц, L2, Lt, - индуктивности полюсов оболочки;
io - индуктивность контура заземления;
А, А, А - токи полюсов главнцго токоведущего контура;
А, А, А - токи полюсов оболочки.
Если оболочка ячейки представляет собой симметричную
систему {L\-L2-Ly-L\ то (4.2) примет вид
° ЗЦ + L
(4.3)
Так как сумма токов полюсов главного токоведущего контура
равна нулю, то ток контура заземления в этом случае также равен
нулю.
При /^=0 выражения (4.1) и (4.2) примут следующий вид:
i _ J = J -
1 A ’ 2 V 3 V
(4.4)
При отсутствии нулевого провода (Lq ~) для выражений
токов полюсов оболочки будем иметь
153
2 _ у--(4 + Л)7,+ Л4 + АЛ
+ ^-2 А
/2 = м: + ЛЛ + Л 4 (4,5)
z^ + z^ + ^l,
• ^-(л+^Х + Уа + ЛЛ
В таблице 4.1 приведены результаты расчетов по (4.1), (4.2),
(4.4) для реальной конструкции ячейки при М=1,3-10‘6 Гн,
L{-L^2-10'6 Гн, L2-1,6-10'6 Гн, /а=2000 А и разных значениях Л().
Таблица 4.1
Lo, Гн-10’6 0 1 2 4
4 (-0,081- j0,141)/a (-0,031- j0,054)/a (-0,019- jO,O33)/a (-0,011- j0,019)/a
/о, А 328 126 76 44
Л -0,65 /а (-0,635 +j0,027)/d (-0,631 +jO,O33)/a (-0,628 +jO,O38)/a
Л, А 1300 1270 1260 1260
А (0,406 +j0,704)/a (0,426 +j0,731)/a (0,431 +j0,745)/a (0,434 -j0,75 1 )/a
А, А 1620 1700 1720 1730
А (0,325- j0,563)/d (0,34-j0,53)/a (0.344- jO,53)/a (0,347- j0,525)/a
А, А 1300 1270 1260 1260
Из данных таблицы 4.1 следует, что контур заземления прак-
тически не сказывается на значениях токов в полюсах оболочки.
Поэтому в дальнейших расчетах контур заземления учитываться
не будет.
Кроме тока, обусловленного электромагнитной несимметрией
оболочки (/0), по контуру заземления протекает непосредственно
наведенный в контуре ток (/1В) благодаря магнитной связи контура
с полюсами главного токоведущего контура и оболочки. Расчеты
показывают, что, например, для ячейки ЯГК-110 (Z>()=2-10‘6 Гн)
/н=О,3/о- Таким образом, суммарный ток контура заземления /зем
будет
Лем= Wh3s 100 А или /зем=0,05/н,
где /н - номинальный длительный ток.
154
При внешнем коротком замыкании ток контура заземления не
превышает 5 % тока термической стойкости.
Наиболее тяжелым режимом для контура заземления является
внутреннее короткое замыкание на корпус, когда через контур
заземления может протекать полный ток короткого замыкания.
4.1.3. Расчет наведенных в оболочке токов с учетом взаи-
моиндукции полюсов
В предыдущем расчете учитывались только магнитные связи
каждого полюса главного токоведущего контура со своей оболоч-
кой. Теперь еще учтем и связи каждого полюса главного токове-
дущего контура с оболочками других полюсов и каждого полюса
оболочки друг с другом.
Расчетная электрическая схема изображена на рисунке 4.2.
Приняты следующие обозначения:
Li, - индуктивности полюсов оболочки;
£ia=-jcoA//a, Ё2и=-удМ1в, Ёзс--)(л)М1с - ЭДС, индуктируемые чо-
ками главного токоведущего контура в оболочках, относящихся к
этим же полюсам;
£iB=-jcoA/i24, Е|C=-jco4/|з/с, Е2л=-]ыМ2}1л, E2c=-\uM22jc,
Е3л--]^Мз\1^ Е2п=-]ыМ22Ц - ЭДС, индуктируемые токами главного
контура в оболочках других полюсов.
155
Применяя метод контурных токов (два контура с токами /ц и
/22), с учетом того, что в соответствии с принципом взаимности
М}2- М2[, М32= М22, коэффициенты М\2= М23 и Li= Ц (в силу гео-
метрической симметрии), получим
(L\-2М\ 1 +(L2-2M\ 2+М1 з)/22—
=-(М-7И12)/а-(М12-Ш-(^1з-Л/12)/с, (4.6)
(L2-2M\ 2+М1 з )/| 1 +(/> 1-2М124-£/2)/22—
-(М13-М12)/а-(Л/12-Ш-(Л/-М12)/с. (4.7)
Введем обозначения
А1— L\-2M\2+L2, А2-Ь2-2М\2л-Мп,
Ёх =-(М-М' 2)1Л-(М! 2-М)Ц-(М} у-М! 2)/с, >
£2=-(М13-М12)/а-(Л712-Ш-(^-М12)/с.
(4.8)
Тогда (4.6) и (4.7) примут вид
А\1\\+А2122=Ё[,
А 2-А 1 +^1 1 Ё2~Ё2^
(4.9)
(4.10)
Отсюда определим токи контуров
" 42-42 ’
_Ё>-А^
22 4
Токи в полюсах оболочки будут равны
Л=Ль 4=^22, Ё=-(1\Л-1з)=-(1\\+122).
(4.11)
(4.12)
В таблице 4.2 приведены результаты расчета токов в полюсах
оболочки по формулам (4.9) - (4.12) при указанных в таблице зна-
чениях параметров L и Моболочки и токе /а=2000 А.
При параметрах, наиболее близких к параметрам ячейки
ЯГК-110, ослабление поля вне оболочки составляет (50-58) %.
156
Таблица 4.2
Li Li L?> М М12 Л/13 Uh Ma Ma 73
Гн-10'6 A
2 1,6 2 1,3 0,8 0,4 -0,537+j0,045 0,227+j0,397 0,31-j0,442 1080 910 1080
2 2 2 1,3 0,8 0,4 -0,508+j0,094 0,179+j0,296 0,336-j0,39 1030 700 1030
1,6 1,6 1,6 1,3 0,8 0,4 -0,701+j0,087 0,272+j0,478 0,429-j0,565 1400 1100 1400
2 1,6 2 1,3 0,7 0,3 -0,571+j0,03 0,259+j0,448 0,312-j0,478 1140 1030 1140
2 1,6 2 1,3 0,6 0,3 -0,586+j0,004 0,292+j0,504 0,294-j0,508 1170 1160 1170
4.1.4. Оценки ослабления магнитного поля внешних про-
водников внутри оболочки
На рисунке 4.3 представлена модель для расчета вихревых
токов в полюсе оболочки, наводимых соседним полюсом.
Оболочка, по которой протекает вихревой ток, заменена дву-
мя цилиндрами с одинаковыми радиусами, равными r=R/2.
Коэффициент взаимоиндукции проводника 1 с контуром 2-3
будет
Индуктивность контура 2-3 будет
_ MJ 7 2г MJ . _
L=—^-ln—=——1п2.
2Т1 Г 71
Величина наведенного тока
г М т
4.1.5. Расчет наведенных токов с учетом взаимоиндукции
полюсов оболочки и главного токоведущего контура с конту-
ром заземления
В разделе 4.1.1 влияние магнитных связей контура заземления
с полюсами ячейки было учтено при заданных наведенных токах.
Это не совсем корректно, так как сами наведенные токи зависят от
наличия контура заземления.
158
На рисунке 4.4 представлена электрическая схема полюсов
оболочки и контура заземления. Элементы схемы, соответствую-
щие элементам схемы рисунка 4.3, имеют то же обозначение.
Ц) - индуктивность контура заземления, Л/1(), Л/2(), Л/3(), Л/оь М)2
и Л7()3 - индуктивности, учитывающие взаимоиндукцию полюсов
оболочки и контура заземления, Еоа - -jcoMoi/,, Еов = -jcoMo2/B и
Еос = -j(О/ИозЛ ~ ЭДС, индуктируемые в контуре заземления токами
главного токоведущего контура. Стрелками указаны направления
токов в выбранных контурах. В расчете нс учитывается активное
сопротивление оболочки и контура заземления, так как оно со-
ставляет не более 5 % от индуктивного сопротивления.
А7 ц) Л/20 /Изо Мц,
1 /Ин । > /Иэ, мЛ1 М(г,
Mr Ъ Л/22 Ml, ) Моз
ф Е1С I л’ >ф/'2с Е3с J Л' т ФЛ(*
Ф Е,„ ’ 'Ф£з„ С ;Ф /•(>..
Ф Ец, ' Г’Ф£за >Ф£д ] '-'За
Рисунок 4 4
для каждого из
Составив сумму падений напряжений и ЭДС
контуров и несколько преобразовав, получим следующую систему
уравнений
1 |+(Д)-Л^]2-^()гМо2)/22+(/.()-7И1з-Л/()1-Л/()з)/зз — Еь
(Ao+yVAl-Л7()|-Л7()2)/1 ]+(Е24"Д)"2Л'/о2)/22'4/Д)“РА/^23_/Ио2_/Иоз)/зз =: Е2,
(£о+Л7з1-/И()|-Л/()з)/1 i+f Д)+Л//з2-Л//()2-Л7оз)Л2+(^з+Дг2Л/оз)/зз —
Е^(М-М^1Л(Мп-М^1^(Мхз-М^1с>
Е^(М2ГМт)1.лл-(М-М^Ц+(М2ГМ^1Су
Ет,—(Мт, ] -Л/qi )/а+(Мз2-М()2)/в+(Л/-Л/оз)/с.
>(4.13)
159
Решением уравнений (4.13) будет следующая система
'I
11 д’ д 2 д 3
/22 =^-Е,+^Е2^-Е2, I
22 Д 1 Д 2 Д 3
j -^i_f + ^-F
1 33 ” A A ^2 A -3 ’
AAA J
Л1 ^12 Лз
(4.14)
где А =
’3
- главный определитель системы; Акт- алгеб-
раическое дополнение главного определителя, получаемое из А
путем вычеркивания в нем к-ой строки m-го столбца и умножения
вновь полученного определителя на (-1)к+т;
Lii=Li+Lo-2A/()i; Li2=74)+^i2-^oi_^o2’,
T21 =Т()4~Л/21 -T/() 1 _T7()2’, ^22~^2’^‘^,^~^^{)2\ 7>23~7>()4-Л/23_-^7()2_^/7()3»
При параметрах, близких к параметрам ячейки ЯГК-110
(см.таблицу 4.3), были рассчитаны токи в полюсах оболочки и
контуре заземления
Таблица 4.3
в 10’6Гн
м L, L3 7>о Л/о2 Л701 Л/()з Л/|2 W23 М,з
1,3 2 1,6 2 2 0,1 0,09 0,09 0,8 0,8 0,4
и получены следующие значения:
/1=Z11=O,548-jO,O6, /|=О,551/а,
/2=/22=-0,246-j0,425, /2=0,491/а,
/3=Z33=-0,326+j0,445, /3=О,551/а,
/о=Л 1 +/22+/зз=-0,024+]0,014, /о=О,О28/а,
то есть в рабочем режиме через контур заземления протекает
2,8 % номинального длительного тока.
В электромагнитной симметричной ячейке
£1=/у2—7<з; М\2—Mq[=Mq2= A/q3,
тогда
A j j + А21 + А3 ] — А 12+А22+А32—А1 з+А2з+А33—(Lj । -Z4 2) А
Ё\+ Ё2+ Ё2={М-ЪМ^\Л-2М\2){ё+Ё^-^,
160
следовательно,
/о=Л 1—~— (ё\+Е2+ёч)=
д
=(М-ЗМО,+2Л/, 2) (4+4+Л>
д
= (Zll~L|2) бЛ/-ЗМ)|+2Л/г)| l+(-0,5+j(),866)+
д
+(-0,5-jO,866)14= О,
то есть в симметричной системе в нормальном режиме через кон-
тур заземления ток не протекает.
4.1.6. Расчет заземления трехфазного элегазового токо-
провода в общей оболочке
ЭДС, индуктируемая в оболочке токами главного токоведу-
щего контура (токопровода), будет равна
+MJc), (4.15)
где Л/1, Мъ ЛЛ - коэффициенты взаимоиндукции жилы токопро-
вода и оболочки;
/;1, /в, /с - токи фаз токопровода.
Коэффициент взаимоиндукции определяется уравнением [4.2]
М =Н^(|п — -1).
2 л 2
где / - длина токопровода; #12 - среднее геометрическое расстоя-
ние между жилой токопровода и оболочкой.
Если оболочка имеет радиус /?, то для любой из трех жил
^12=/? и, следовательно, тогда (4.15) примет вид
E=-ja)M(/a+A+4). (4.16)
Поскольку в рабочем режиме при внешнем трехфазном и
двухфазном коротком замыкании /;1+/в+/с=0, то и £=0, то есть на-
веденный ток в оболочке отсутствует.
При внешнем однофазном коротком замыкании ток, проте-
кающий по оболочке и контуру заземления, будет определяться
следующим выражением
<4‘71
In Fin —
R ёз
Вывод выражения (4.17)
161
М^-М,
^об + L3 ~ 2Л/об 3
(4.18)
где М б = -^-(ln —— 1) - коэффициент взаимоиндукции ме-
2л R
жду оболочкой и жилой токопровода;
Л/5 = Н^(1п—----1) - коэффициент взаимоиндукции ме-
3
жду жилой и шиной заземления;
fol - среднее геометрическое расстояние (с.г.р.) между жи-
лой и шиной заземления;
L()f) = (In — — 1) - индуктивность оболочки;
2л R
г M/1 2/ п
----(In----1) -индуктивность шины заземления;
2я
- с.г.р. шины заземления самой от себя;
—-D-
2я Л’,>6,
Подставив значения коэффициентов в (4.18) и произведя
преобразования с учетом, что #об } ~ gyK, ~ D, получим (4.17), где
D - расстояние между центрами оболочки и шины заземления.
Учитывая, что R» g3 (например, для шины 100 х 10 мм2
g,=24,2 мм), приходим к выводу Л=/Кз, то есть ток шины заземле-
ния всегда меньше тока внешнего короткого замыкания и, следо-
вательно, для контура заземления самым тяжелым является режим
внутреннего короткого замыкания, когда по контуру заземления
протекает полный ток короткого замыкания.
4.1.7. Расчет токов перемычек
Электрическая схема оболочки ячейки с перемычками приве-
дена на рисунке 4.5 с обозначениями элементов и токов.
162
Целью расчета является определение токов в полюсах обо-
лочки для участков 1 и 2 и токов в перемычках (/nt и /1|2). Задача
решается методом контурных токов (7Ь /2, /3 и /4). Тогда /а1= /ь
42= 4, 4i= Л-4, /в2= h-4z, /ci= 4, 4, /П1=/гЛ, /ц2=4-4-
Для контуров тока получим следующую систему уравнений
Z\ \1\ 4-Z|2/2+Z|3/34-Z[4/4—41,
Z211\ +Znh+Z213/3 4-2/24^4 ~ 42,
Z31 /1+Z3 Jl+ZZ 3 зЛ +Z34/4 = Дз,
Z41/1 -vz^E-vz^ ё^^
(4.19)
где Z[[— Zal+ZB1+Znl, Z\2—-ZB1, Z13—-Zn], Z14—0,
Z2i=-ZB|, Z22=ZB|+Zci+Znj, Z23=0, Z24=-Zn2,
Z3j=-Zni, Z32=0, Z33=Za2+ZB2+ZnI, Z34=-Zb2,
Z4i=0, Z42=-Zn2, Z43=-Zb2, Z44=Zb24-Zc2+Zi12,
Ё\= Дй-ЁаЬ Ё1= Ес\-Ёв\, Ёз= ЁВ2~ЁС2, Ёд.= ЕС2~ЁП2-
163
Решением уравнений (4.19) будет следующая система
Ц=Ё^+Ё^+Ё^ + Ё4^,
1 А - А А А
7 Z7 Д'7! Z7 Л? Дэз Л, А-ц
/2 = £'Т+£2Г+^Т+£4Т-’
^Ё^ + Ё^ + Ё^+Ё,^-,
4 А ’А А 4 А У
(4.20)
z z Z Z
^11^12^13^14
где А =
главный определитель системы;
АК1П - алгебраическое дополнение главного определителя, по-
лучаемое из А путем вычеркивания в нем к-й строки и т-го
столбца и умножения вновь полученного определителя на
(-l)Kt,n.
С использованием уравнений (4.20), были рассчитаны токи в
полюсах оболочки ячейки и перемычках.
Параметры полюсов оболочки указаны в таблице 4.4. Было
принято, что по главному токоведущему контуру протекает ток
2000 А. Активное сопротивление оболочки не учитывалось.
Таблица 4.4
Но- мер К1ри- анта Параметры, 1()'6 Гн
М L. L. Лс Л/2
1 1,2 2,0 1,5 2,0 0,8 0,4 0,8
2 1,2 1,5 1,5 1,5 0,8 0,4 0,8
3 1,2 1,5 1,5 1,5 0,8 0,3 0,9
4 1,2 2,0 1,5 2,0 8,0 0,4 0,8
164
Продолжение таблицы 4.4
Но- мер вари- анта Параметры, 10'6Гн/ток, Л
С| С. Сз А.2 С, с. Сз 1,2 Ci с. С 2 Сз Си Cl С,2 l„2
1 0,5 1060 1,5 900 0,5 1120 1,0 900 0,5 1080 1,5 900 0,4 188 0,4 186
2 0,5 1170 1,0 1170 0,5 1170 1.0 1170 0,5 1170 1,0 1 170 0,4 V 0,4 0
3 0,5 1020 1,0 1040 0,5 960 1,0 1240 0,5 1020 _J,0_ 1240 0,4 240 0.4 220
4 0,5 1 120 1,5 1080 0,5 1260 1,0 1220 0,5 1120 1,5 1100 4Д) To 4,0 40
Из таблицы 4.4 видно, что величина сопротивления перемыч-
ки влияет не только на ток самой перемычки, но и па распределе-
ние токов по участкам полюсов и на токи полюсов (ср.варианты 1
и 4).
Условиями отсутствия тока в перемычках являются:
- равенство сопротивлений полюсов (в данном случае - равен-
ство индуктивностей);
- равенство коэффициентов взаимоиндукции полюсов обо-
лочки;
- равенство отношений параметров участков, на которые пе-
ремычки делят полюса
41 _ 4. _ 4l _ \
4.2 42 42
(ср.варианты 2 и 3 таблицы 4.4).
Эти условия автоматически выполняются только в конструк-
циях с электромагнитной симметрией, например в конструкциях с
расположением полюсов главного токоведущего контура и их
оболочек по углам равностороннего треугольника.
Проведенный выше анализ показал следую-
щее.
1. Наведенные в оболочке токи обеспечивают ослабление на-
пряженности магнитного поля вне оболочки на (50 - 60) %. Зна-
чение ослабления поля зависит от параметров и конструкции обо-
лочки.
165
2. Внутри оболочки экранирующий эффект возрастает благо-
даря вихревым токам, препятствующим проникновению магнит-
ного поля соседних полюсов внутрь оболочки. Оценочно ослаб-
ление внешнего поля внутри оболочки достигает (70 - 80) %.
3. Закоротки, шунты, перемычки и контур заземления выво-
дят из зоны экранирования часть или, на коротком отрезке, весь
наведенный ток (закоротки). Поэтому в зависимости от предъяв-
ляемых требований к экранированию интересующий участок объ-
ема вне оболочки должен подвергаться дополнительному анализу.
4. В эквивалентной электрической схеме оболочки контур за-
земления играет роль нулевого провода, соединяющего нули ис-
точника и нагрузки. Ток в контуре заземления определяется как
непосредственно наведенными в нем ЭДС, так и небалансом то-
ков в полюсах оболочки. Для ячейки ЯГК-1 10 этот суммарный ток
в длительном режиме не превышает (100 - 200) А, в режиме
внешних коротких замыканий длительностью, равной нормиро-
ванной длительности короткого замыкания, - (2 - 4) кА. Наиболее
тяжелым режимом для контура заземления является режим при
горении внутренней дуги на корпус, когда по контуру заземления
может протекать ток короткого замыкания величиной вплоть до
нормированного значения сквозного тока короткого замыкания
при нормированной длительности.
5. Закоротки обтекаются тем же током, что и полюса оболоч-
ки, и их сопротивление добавляется к сопротивлению полюсов
оболочки (в несимметричных конструкциях основная часть со-
противления закоротки относится к крайним полюсам). При кон-
струировании закороток следует исходить из длительного проте-
кания тока, близкого по величине к номинальному рабочему току
ячейки.
6. В несимметричных ячейках ток перемычек определяется их
местом установки, параметрами оболочки и закороток, а также
электрическим сопротивлением перемычек. Одним из способов
снижения тока перемычек является шунтирование.
4.2. РАСЧЕТ ЭЛЕКТРОДИНАМИЧЕСКИХ СИЛ, ДЕЙСТВУЮ-
ЩИХ НА ТОКОВЕДУЩИЕ СИСТЕМЫ В ОБОЛОЧКАХ
4.2.1. Особенности расчета электродинамических сил, дей-
ствующих на токоведущие системы в оболочках
Металлическая оболочка элегазового аппарата выполняет
роль магнитного экрана (материал оболочки с высокой магнитной
166
проницаемостью), или электромагнитного экрана (материал обо-
лочки с высокой электрической проводимостью), или и магнитно-
го и электромагнитного, если и магнитная проницаемость и элек-
трическая проводимость достаточно высокие.
Экранирующие свойства оболочки можно характеризовать
модулем коэффициента экранирования (Кэ), который представля-
ет собой отношения абсолютных величин напряженности поля в
экранируемой области при наличии и отсутствии экрана.
Коэффициенты экранирования бесконечно длинного цилинд-
рического экрана определяются следующими выражениями [4.2]:
магнитный экран
к - 1
э t + О,5цД ’
H0R
электромагнитный экран
. я ,, 82
при Д < о К =---,
RA
4 5 г
при Д > 8 К = —т=—е °
V2 R
(4.21)
(4.22)
(4.23)
х V2
где б = —== - глубина проникновения электромагнитного по-
7м HoY
ля; G) - угловая частота изменения поля; ц» - магнитная постоян-
ная; ц - абсолютная магнитная проницаемость материала магнит-
ного экрана; у - удельная электрическая проводимость материала
экрана; Д - толщина экрана; R - радиус экрана.
Для оболочки из алюминиево-магниевого сплава с
у = 2,8- К)7 См/м
2
8- 'г = 1,34 10 2 м.
V314-4л- ИГ7- 2,8-107
При Д = 0,02 м и R = 0,2 м получим
4 1 34 10“2
К =4^------..U..е 134 = 0,04.
72 0,2
Очевидно, что при таком существенном экранировании рас-
чет электродинамических сил, действующих на токоведущую
систему, расположенную внутри оболочки, можно вести без учета
влияния проводников с током, находящихся вне оболочки.
167
Оболочка элегазового аппарата изменяет магнитное поле то-
коведущей системы, находящейся внутри этой оболочки, а следо-
вательно, и ее собственные и взаимные индуктивности. Как сле-
дует из самой природы электродинамических сил, такое измене-
ние должно отражаться и на них.
4.2.2. Расчет электродинамических сил, действующих на
токопровод в общей оболочке, при трехфазном коротком
замыкании
При расположении трехфазного токопровода согласно ри-
сунку 4.6 электродинамические силы, действующие на токо-
провод фазы А, определяются выражениями (4.24) и (4.25).
а)Ув=Ус=1 6)Yb=1,Yc=2
Рисунок 4.6
ГЛЗ=0,5КчЛ
(4.24)
tg0 = 0,577 ( 1)7"/в+( 1)Y'/c
(-1)Ъв + (-1)УЧ
(4.25)
168
Пояснение обозначений на рисунке 4.6 и в выражениях (4.24)
и (4.25):
А, В, С - обозначение фаз;
х, у - оси координат;
2сс=60° - величина угла равностороннего треугольника;
сх=ЗО° - величина угла между осью у и направлением электроди-
намической силы взаимодействия двух фаз;
FAC, Fab - силы, действующие на фазу А со стороны фаз С и В;
FABx> ^лву» FAcy, асх ~ проекции сил на оси х и у;
FA3 - суммарная сила, действующая на фазу А со стороны фаз В и
С;
О - угол между осью у и суммарной силой FA3;
h - расстояние между фазами;
+ - ток направлен от читателя;
• - ток направлен к читателю;
/в, /с - мгновенные значения токов фаз в один и тот же момент
времени;
1()’7 Ф / о , э
К =--------, р= 1 -2 в зависимости от удаления рассматриваемого
h
участка токопровода длиной / от конца токопровода;
Yb, Yc коэффициенты, зависящие от взаимного направления то-
ков. Коэффициент равен 1, если ток фазы, действующий на фазу
А, не совпадает по направлению с током фазы А, и равен 2, если
эти токи совпадают по направлению.
Особенности электродинамических сил, действующих на то-
копроводы, расположенные по углам равностороннего треуголь-
ника:
- сила FA3 всегда направлена наружу от площади треугольни-
ка, в вершинах углов которого расположены токопроводы. Для
случая направления токов рисунка 4.6 а это очевидно. Для случая,
приведенного на рисунке 4.6 б, это видно из следующего рассуж-
дения: поскольку /в= /А+ /’с, то 1С< /в и Fac < FAB, следовательно,
^АСу < ^AByi
- при установившемся токе к.з. в течение полупериода проте-
кания тока направление силы (угол 0) изменяется от -тг/2 до +тг/2,
а величина силы FA3 - от нуля до максимального значения и снова
до нуля. Направление FA3 при максимальном значении совпадает
с осью Оу (0=0). Это иллюстрируется кривыми на рисунке 4.7;
169
Рисунок 4.7 - Установившийся режим короткого замыкания
а) - электродинамические силы при расположении фаз в одной плоско-
сти; б) - то же, но при расположении фаз по углам равностороннего
треугольника; в) - изменение направления силы (угла 0); г) - измене-
ние величины и направления силы.
- при протекании тока к.з. в переходном режиме за время
прохождения пика тока направление силы меняется (угол 0) от
-л/2 до до +л/2, а величина силы FA3 - от нуля до максимального
170
значения и снова до нуля. Направление FM при максимальном
значении не совпадает с осью Оу (0 / 0). Максимальное значение
Яаз превышает значение силы при (0 = 0) примерно на 5 %.
а) 1_
Рисунок 4.8 - Переходный режим короткого замыкания
а) - токи; б) - электродинамические силы; в) - изменение величины и
направления FA3.
i F
— - относительное значение токов; —- - относительное значение сил
1 Ki2
171
Для иллюстрации на рисунке 4.8 приведены кривые измене-
ния токов фаз в переходном режиме и изменение во времени элек-
тродинамических сил при расположении фаз по вершинам тре-
угольника (FA3, FB3, Fc3)- Следует отметить, что в один и тот же
момент времени сумма сил FA3, FB3, FC3 равна нулю, однако из
рисунка этого не следует, так как на рисунке не учитывается про-
странственное направление сил.
4.3. НАГРЕВ КРАТКОВРЕМЕННЫМ ТОКОМ КОРОТКОГО ЗА-
МЫКАНИЯ ПРОВОДНИКОВ ПЕРЕМЕННОГО СЕЧЕНИЯ
Ниже рассматривается нагрев кратковременным током трех
вариантов проводников переменного сечения, характерных для
электрических аппаратов: длинный тонкий проводник в контакте
с массивным проводником; тонкий проводник, переходящий по
концам в массивные проводники; проводник с отверстиями.
Приведенные в этом параграфе экспериментальные данные
стали возможными благодаря разработке в НИИВА методики из-
мерения термопарами быстро изменяющихся температур. Тепло-
вая инерция термопары определяется тепловым сопротивлением
объект-термопара, теплоемкостью горячего спая, интенсивностью
отвода тепла через проводники, образующие термопару.
Применение электросварки (разряда конденсаторной батареи)
для крепления термопроводников к объекту, раздельное привари-
вание проводников термопары к объекту, использование участка
объекта в качестве одного из термопроводников для создания го-
рячего спая, применение проводников термопары минимального
диаметра позволило создать практически безинерционную термо-
пару.
172
4.3.1. Нагрев кратковременным током проводника, один
из концов которого находится при неизменной температуре
(рисунок 4.9)
Уравнение теплопроводности
О
тЭ =0
для этого случая имеет вид
Э6 d20 W
---~ Г ,
dt Эх’ С
(4.26)
Рисунок 4.9
где О - температура; t - время; а =
коэффициент тем।юратуро-
проводности; X - коэффициент теплопроводности; ( -су - объем-
ная теплоемкость; у - плотность; W - удельная мощность источни-
ка тепла.
Начальные условия:
при t = 0,0 = 0. (4.27)
Граничные условия (см.рисунок 4.9):
при х = О, О = 0, (4.28)
х = оо? f = t)v. (4.29)
В операторной форме решение уравнения (4.26) будет иметь
вид
.fx -Ex Ц/
T(xs) = A<ra +Bc>Va +—(4.30)
Cv“
Используя (4.29), получим А = 0.
W
Используя (4.28), получим В =-- , то есть
Cs
(4.31)
где 5 - оператор преобразования Лапласа.
173
Произведя обратное преобразование, получим
fl(xc)_t
Wt/c
(1 + ^)(1-Ф(0)-^/^
(4.32)
где Ф(£) - табличный интеграл вероятности [4.3];
По результатам расчетов по (4.32) на рисунках 4.10 и 4.11 по-
строены кривые для меди и стали, а также нанесены эксперимен-
тальные данные.
Рисунок 4.10 - Распределение температуры вблизи конца медной
шины, находящейся в контакте с шиной существенно большего
сечения при различных длительностях тока
Длительность тока Расчетная кривая Эксперимент
1с Г 1
4 с 2' 2
Юс 3' 3
174
Рисунок 4.1 1 - Распределение температуры вблизи конца стальной
тины, находящейся в контакте с тиной существенно большего
сечения при различных длительностях тока.
Длительность тока Расчетная кривая Эксперимент
1 с г •
4с 2' О
10 с 3'
4.3.2. Нагрев проводника с отверстиями
Опыты проводились на медных и стальных шинах. Размер и
расположение отверстий даны на рисунках 4.12 - 4.15. По резуль-
татам опытов построены кривые зависимости температуры от
термического эффекта тока (/“/) для одной, четырех и десяти се-
кунд.
Для определения температуры шины с отверстиями другой
толщины следует пересчитать термический эффект по формуле
So
t, где /3 - заданный ток; S3 - заданная площадь попереч-
ного сечения шины по отверстию; 50 - площадь поперечного се-
чения шины по отверстию на рисунках 4.12-4.15.
При этом выбирается кривая, для которой отношение диамет-
ра отверстия к ширине шины равно приведенному на рисунках
4.12-4.15.
175
Цифры 1,2,3,4,5 на рисунках 4.12 - 4.15 обозначают места
расположения термопар на шине, нагреваемой током, и соответ-
ствующие кривые; знаки о? A,V,®,D - экспериментальные данные
для соответствующих кривых.
Рисунок 4.12 - Нагрев медной шины с отверстиями различных диаметров
односекундным током (S = 5x40 мм2)
Рисунок 4.13 - Нагрев медной шины с отверстиями
четырехсекундным током (5 = 5x40 мм2)
177
00
Рисунок 4.14 - Нагрев медной шины с отверстиями десятисекундным током (S = 5x40 мм2)
Рисунок 4.15 - Нагрев стальной шины с отверстиями
Обозначения:
а) цифры до запятой соответствуют номеру термопары;
б) цифры после запятой соответствуют длительности тока, с
179
4.3.3. Нагрев проводника, подключенного к двум массив-
ным проводникам (рисунок 4.16)
Граничные условия:
при t = О, Ф - 0;
_ эо п
при х = 0, — = 0 ;
Эх
при х = ± —, Ф = 0.
Рисунок 4.16
Нагрев проводника описывается следующим уравнением:
ф(м) _|_f х У
0,51V/2/аС -
32cos—л -Л
-----1— е '2 .
л3
При х = 0
_2(М
2W/aC (2J е
л2а/ ,
при —— < 0,1
с ошибкой < 5 % можно считать, что
-n2a/_j л2а/
е ,г ‘2 .
Тогда (4.34) примет вид
f>(O,r) _ л2а/
2И//аС~ 4
Разделив (4.34) на (4.37), получим:
л2а?
где а = -г-
1z
(4.33)
(4.34)
(4.35)
(4.36)
(4.37)
(4.38)
(4.39)
180
Выражение (4.38) позволяет определить влияние массивных
проводников на нагрев центра проводника в зависимости от его
длины, материала и времени протекания тока.
Перепишем (4.35) в виде
I > V107t2az. (4.40)
Выражение (4.39) позволяет определить длину проводника,
при которой нагрев центра проводника практически не зависит от
охлаждающего влияния массивных проводников.
Положим /0 = д/ютгаг и / = к/0 и подставим в (4.38) и (4.39),
1
тогда а =----г
Юк2
(4.41)
0(0д)
ММ
= Юк2
1 -с
1
Юк2
(4.42)
Таким образом, отношение температуры центра проводника
длиной I к соответствующей температуре проводника длиной /0
зависит только от отношения этих длин и не зависит ни от мате-
риала проводников, ни от длительности кратковременного тока.
На рисунке 4.17 по (4.42) построен график этой зависимости.
Для определения (0, /) следует пользоваться кривыми или
формулами, описывающими нагрев кратковременными токами
проводников бесконечной длины постоянного сечения.
Ж О
Рисунок 4.17
181
4.4. ВОЗДЕЙСТВИЕ СКВОЗНЫХ ТОКОВ КОРОТКОГО ЗАМЫ-
КАНИЯ НА КОНТАКТЫ И КОНТАКТНЫЕ СИСТЕМЫ
4.4.1. Одиночные контакты
Под одиночными контактами понимаются одноточечные, ли-
нейные или плоскостные контакты, на которые отсутствует воз-
действие электродинамических сил, кроме сил сужения.
При кратковременных токах поведение контакта определяет-
ся интенсивностью теплообмена элементов контактной площадки
с прилегающим металлом контактов, величиной и распределени-
ем плотности тока по контактной площадке и вблизи нее.
Интенсивность теплообмена зависит от теплофизических
свойств материала контактов, удаленности рассматриваемой точ-
ки от центра площадки и параметрами зазора. Постоянная време-
ни нагрева любой точки контактной площадки определяется сле-
дующей расчетной формулой
где с, d и X - удельные теплоемкость, вес и теплопроводность ма-
териала контакта; Г] - радиус контактной площадки, вещественная
полуось гиперболы с фокусным расстоянием 2f, образующей при
вращении вокруг оси и зазор (см.рисунок 4.18); q - мнимая полу-
ось указанной выше гиперболы; Г| - вещественная полуось гипер-
болы, проходящей через заданную точку площадки.
182
При Г| = Г] получаем постоянную времени нагрева кромки
контактной площадки
п2 cd 7
тг =----
г 12 Л
(4.44)
При Т| = 0 получаем постоянную времени нагрева центра кон-
тактной площадки
71" Cd / 2 2\ /л лс\
%=—v(r'+4)- (4.45)
12 Л
При силах сжатия медных контактов от 10 до 104 Н постоян-
ная времени центра контактной площадки изменяется от 2-10 4 до
К)'1 с.
Наглядное представление о характере изменения температуры
контактной площадки дают осциллограммы на рисунках 4.19 и
4.20, полученные с помощью схемы на рисунке 4.21.
ц=5,1 кА
Рисунок 4.20
Рисунок 4.21
183
Две контактных детали 1 и 2 из одного и того же металла Mi
находятся в контакте с деталью 3 из металла М2. Эти металлы вы-
браны такими, чтобы при нагревании протекающим через эту сис-
тему кратковременным током создавалась термо ЭДС достаточ-
ной величины. Токи i\ и i2 , обусловленные падениями напряже-
ний в контактах (щ и м2), компенсируются, и через вибратор ос-
циллографа протекает ток /т , обусловленный термо ЭДС ет. В
опытах использовалась медь для деталей 1 и 2 и никель - для де-
тали 3. Диаметр контактных площадок был равен 2,5 мм (рисунок
4.19) и 0,6 мм (рисунок 4.20).
На рисунке 4.22 приведены кривые изменения плотности тока
на контактной площадке, рассчитанные по следующей формуле
= I 1 , (4.46)
Ло _ Т)2
4 * э 2
V Г1 +ч
где jro - плотность тока в центре контактной площадки; jr]] - плот-
ность тока в точке, удаленной от центра на расстояние Т|; q - вы-
биралось таким, чтобы на расстоянии 5ri от кромки контактной
площадки зазор А равнялся:
для кривой 1 - А = 0,6гь
для кривой 2 - А = гг,
для кривой 3 - А = 2гь
для кривой 4 - А = 4г].
Рисунок 4.23
184
На рисунке 4.23 представлена фотография контактной пло-
щадки медного контакта после протекания кратковременного тока
(пик 18 кА, действующее значение 7,5 кА, длительность тока 0,1
с, контактное нажатие 220 Н) и разрыва сварки контактов усилием
67 кг. Из фотографии видно, что сваривание произошло по краю
контактной площадки.
Силу, которую необходимо приложить к приварившемуся под
действием кратковременного тока контакту, чтобы разрушить
сварку, назовем разрывающей силой. Величина этой силы опреде-
ляется выражением
z = m,(lnKJ2 + т/ДК“ -1),
4лАсу 1П ар 1()6 / .
где nij =----г • 10 ; т2 =----; К, = — ; /с - амплитудное зна-
cd Z'O i
II ПС
чение тока, при котором произошло сваривание контакта, кА;
/нс - наибольшее амплитудное значение тока, при котором еще нс
происходит сваривание контактов, кА; t - время протекания то-
ка, с; Z- разрывающая сила, Н; а - предел прочности при разры-
ве, Н/м~; - температура плавления, °C; р - удельное электриче-
ское сопротивление, Ом м.
На рисунке 4.24 приведены экспериментальные данные по за-
висимости Z =J(i) для одноточечного медного контакта при силе
Р = 30 Н. На этом же рисунке указано значение начального тока
сваривания (/11С), соответствующего точке пересечения граничной
линии, проведенной через верхние точки Z с осью абсцисс.
185
На рисунках 4.25 - 4.28 приведены экспериментальные дан-
ные по зависимости начального тока сваривания от контактного
нажатия (для одноточечных и плоскостных контактов), от радиуса
кривизны контактной поверхности (для одноточечных контактов)
и от времени протекания тока (плоскостные контакты) для раз-
личных материалов и контактных пар.
На этих рисунках кривые располагаются в соответствии со
своими физическими свойствами.
Рисунок 4.25 - Зависимость начального тока сваривания (/|1С) от радиуса
кривизны контактной поверхности (/?) при контактных нажатиях
1800 II (кривые пунктирной линией) и 220 II (кривые сплошной линией)
ОдIюточеч11ые контакты
О - медь мягкая
• - медь твердая
т - латунь ЛС59
V - латунь ЛК80
186
Рисунок 4.26
Одноточечные контакты
□
V
A
1X1
О
X
- медь мягкая (11=35-К)3 Н/см2),
- медь твердая (11=70-10311/см2),
- серебро-вольфрам 30 % (СВ30),
- серебро-вольфрам 50 % (СВ50),
- серебро-вольфрам 70 % (СВ70),
- медь-вольфрам 50 % (МВ50),
- медь-вольфрам 70 % (МВ70),
- серебро,
- сталь Ст15,
медь-сгаль'
т - латунь JIC59,
L - лагунь ЛК80;
Ы - бронза оловялистая,
К - бронза кадмиевая,
л - медь ЛК80,
л - медь ЛС59,
Ф - медь МВ50
187
Рисунок 4.27
I !лоскостные контакты
□
о
х
V
- сталь Ст15
- металлокерамика МВ-50
- латунь ЛС59
- медь твердая
- медь ЛС59
- медь ЛК80
188
Рисунок 4.28 - Зависимое! ь отношения начального тока сваривания при
его длительности / (д) к максимальному значению начального тока свари-
вания (/’,„) при длительности 0,03 с (но данным 11 1: Лысова)
11лоскостные контакты
при Р-50 Н при Р-2000 II
X - латунь JIC59 II - медь
4- - медь □ - медь-вольфрам
В симметричном контакте зона максимальных температур на-
ходится на контактных площадках контактирующих тел. В не-
симметричном контакте (контакт между разноименными метал-
лами) зона максимальных температур находится под контактной
площадкой внутри контакт-детали с худшей электро- и теплопро-
водностью. Расплавленный металл выдавливается из-под кон-
тактной площадки (зона "а” на рисунке 4.29). На этой стадии сва-
ривания контакта еще не происходит. При дальнейшем повыше-
нии тока наблюдается выплескивание расплавленного металла и
происходит сваривание контакта по кольцу, совпадающему с
внешней стороны с границей жидкого и твердого металла (зона
"Ь” на рисунке 4.30).
Величина начального тока сваривания плоскостных контактов
определяется самоустанавливаемостью контактов и способностью
образовывать новые контактные площадки при размягчении (под
действием тока) и осадке первоначальных площадок. В опытах
наблюдалось образование до 20 - 30 новых площадок.
189
------- 1 мм \
4 а
контакт - ЛК80
Р=230Н
Рисунок 4.29
контакт - медь
Р=230 Н
^с» кА Г, с Z, Н Л|, Ом-10" Ом-К)"
29,0 0,08 0 89,5 41,0
1 мм
Рисунок 4.30
1 мм
контакт - ЛК80
контакт - медь
кА Г, с Z, н Р, Н
31 0,08 2830 220
190
4.4.2. Контактные системы
Ниже рассматриваются ламельные контакты сгруппирован-
ные в розетку или в две группы, расположенные в двух парал-
лельных плоскостях (плоский ламельный контакт). При расчете
стойкости ламельных систем к воздействию тока к.з. будем исхо-
дить из стойкости одиночных ламелей. Эскизы исследовавшихся
ламелей приведены на рисунке 4.31, экспериментальные данные
по зависимости начального тока сваривания (iHC) от нажатия кон-
тактных пружин (Р) - на рисунке 4.32.
Ь)
Рисунок 4.31
В дополнение к факторам, влияющим на стойкость к токам
к.з. одиночных контактов, стойкость контактной системы зависит
от электродинамических сил взаимодействия контактных элемен-
тов и распределения тока между ламелями.
Осевая составляющая силы взаимодействия ламели 1 с ламе-
лью "к” розеточного контакта будет:
/ . \2 7
7- А 1 ГЛ-7 1 1 I /COSOC ,л
~ /7Lcosoc = 47t lO — -------, (4.47)
2nhlK
где h|K - 2Rcosoc (см.рисунок 4.33); i - ток, протекающий через ро-
зеточный контакт; I - длина ламели; п - число ламелей.
191
Рисунок 4.32- Зависимость начального тока сваривания одиночных ламелей
от силы нажатия на контакт
• ,О,А,П, х - опытные данные ио соответствующим кривым
медь твердая (11^70-80 кг/мм2)
1 - одноточечная 1 ч
ламель а)
2-линейная
медь мягкая (11ь-30-40 кг/мм2)
3-линейная I ч
л ламель а)
4 - одноточечнаяJ
5 - ламель Ь)
Суммарная осевая сила, действующая на одну ламель в ре-
зультате взаимодействия с остальными (п - 1) ламелями, будет:
г7 Z2Z(n — 1)
n2R
F0=10
(4.48)
192
Нормальная к поверхности ламели сила, обусловленная взаи-
модействием с другими ламелями плоского ламельного кон-
такта, определяется следующим выражением
п
/ • j 2
Fo,n=24O-7p -£cos2a,nK. (4.49)
М h
где i - ток, протекающий через плоский ламельный контакт;
I - длина ламелей.
Остальные обозначения даны на рисунке 4.34.
Рисунок 4.33
Рисунок 4.34
Формулы (4.48) и (4.49) предполагают равномерное распреде-
ление тока по ламелям.
В розеточном контакте ламели расположены симметрично
по отношению к магнитному полю, и неравномерное распределе-
ние тока по ламелям может вызываться только разбросом кон-
тактного сопротивления.
В плоском ламельном контакте неравномерное распределе-
ние тока по ламелям обуславливается как неравенством индук-
тивных сопротивлений ламелей, так и разбросом контактных со-
противлений.
193
Электрическая проводимость ламельной контактной системы
является средней для проводимости отдельных ламелей. Если из-
вестно среднеквадратичное отклонение проводимости контактной
системы из ламелей, то его следует умножить на Vn , чтобы су-
дить о разбросе проводимостей отдельных ламелей [4.4].
Зависимость начального тока сваривания одиночных ламелей
(/нс) от силы нажатия на контакт (Р) определяется выражением
/нс = тРп, (4.50)
где размерность тока - кА, размерность контактного нажатия - Н.
Значения эмпирических коэффициентов приведены в табли-
це 4.5, кривые - на рисунке 4.32.
Таблица 4.5
Вид контакта, материал 1 Т 1 1 п
Ламель (а), рисунок 4.31 Медь твердая (Нв=70-80 кг/мм2):
одноточечный контакт 0,44 0,53
линейный контакт 0,7 0,5
Медь мягкая (HL”30-40 кг/мм“):
одноточечный контакт 0,55 0,6
линейный контакт 1,27 0,5
Ламель (Ь), рисунок 4.3 1 Медь, гальваническое покрытие - серебро
одноточечный контакт 0,63 | 0,5
Допуская, что сжимающая электродинамическая сила дейст-
вует на контактную площадку так же, как статическая сила Р, по-
лучим:
=т(Р + к/,;)", (4.51)
где /п - начальный ток сваривания контакта с учетом действия
сжимающей электродинамической силы.
Для упрощения положим в (4.51) п=0,5, тогда получим:
'11 I ~ J
Л/1 - кт“
Разделив это выражение на (4.50) при п=0,5, получим:
= , 1 2 (4.53)
z„c Vl-кт
194
Учитывая допущения при выводе (4.53), введем в него эмпи-
рические коэффициенты:
С а
L 7P-Km2Y
(4.54)
Значения коэффициентов приведены в таблице 4.6.
Таблица 4.6
Тип контакта, материал ос ₽
Одноточечный, медь мягкая 0,35 0,3 l-J11'’
Линейный, медь мягкая и твердая 1 1 l-e’0J5/’
Одноточечный, медь твердая 1 1
На рисунке 4.35 нанесены экспериментальные точки и приве-
дены кривые, рассчитанные по (4.54)
Рисунок 4.35 - Зависимость отношения начального тока сваривания при
действии сжимающих ЭДС (/п) к начальному току сваривания
одиночного контакта (/11С) от коэффициента кт2
Линейный контакт
1 - />>40 кг
2-/>=10 кг
Медь мягкая
Одноточечный контакт
3 - />=100 кг
4 - />=20 кг
5-/>=10 кг
Медь твердая
Одноточечный контакт
6 - />=20 кг
7-/>=100 кг
195
Пример расчета контактной системы
Определить предельный ток (zn) розеточного контакта, у ко-
торого:
- число ламелей п = 8;
- длина ламелей 1 = 9 см;
- радиус розетки R = 2 см;
- ширина ламели b = 1,2 см;
- толщина ламели h = 0,6 см;
- контактное нажатие, создаваемое пружиной на каждый из
контактов, Р = 50 Н;
- скользящий контакт ламели (со стороны входа свечи) - ли-
нейный;
- фиксированный контакт (контакт ламели с контактодержа-
телем) - одноточечный.
Согласно (4.48) электродинамическая сила, действующая на
один контакт ламели, будет:
_Fo_io-'(n-iwq2 р
2 2R n J (п
где i в кА; FOk - в Н.
_ 10“'(п —1)7 Ю"‘-7-9
Таким образом к =--------— =---------= 1,575 .
2R 2-2
Из таблицы 4.5 определяем m для линейного контакта:
- для твердой меди m = 0,7;
- для мягкой меди m = 1,27.
Подставив значения m и к в (4.54), получим:
- для твердой меди — = 2,1;
ZHC
- для мягкой меди кт2 = 1,575-( 1,27)2 = 2,54, то есть кт2>1.
196
Это означает, что контакт не имеет предела по величине пика
сквозного тока к.з.
Возможны три варианта сочетания параметров контакта, n, m
иР:
1) п >0,5 и кт2>1;
2) п =0,5 и кт2<1;
3) п >0,5 и кт2<1.
2 1 1
Очевидно, что из кт >1 следует т>—или lgm>lg-y=, а из
VK д/к
9 1 1
кт“<1 следует, что т<—или lgm<lg—.
л/к л/3
Из (4.52) и (4.53) следует, что при кт2=1 in=°° и /п//нс=©о, а при
кт2>1 они становятся мнимыми. Для выяснения физического
смысла обратимся к рисунку 4.36. Допустим имеется контакт с
нажатием Р, создаваемым пружиной. Требуется определить до-
пустим ли для этого контакта ток По зависимости lgZ=/(lgP) оп-
ределяем, что нажатию Р соответствует ток /1|с, который меньше
требуемого i\. По зависимости lg/y=<p(lg/) при /=/нс имеет место
электродинамическая сила Fb Тогда при протекании тока Ц на
контакт будет действовать суммарное нажатие Р + F2, которое
больше требуемого Р{. Таким образом для этого контакта допус-
тим ток i\>inc. Очевидно, что при выполнении условия т2к >1 или
т >—j= какой бы величины ток ни был, всегда на контакт дейст-
д/к
вует нажатие Р + F, которое больше нажатия, требуемого для про-
текания тока без сваривания контактов. Мнимое значение выра-
жений (4.52) и (4.53) означает, что у контакта нет предела по зна-
чениям iHC и /п//ис.
Если т2к <1 (рисунок 4.37а), то при протекании тока i\ возни-
кает электродинамическая сила F2, которая в сумме с нажатием Р
меньше требуемого усилия Р\ и для такого контакта ток i\ недо-
пустим. В этом случае ток zHC может быть превышен на сравни-
тельно небольшую величину. Если п<0,5 (рисунок 4.37b),
197
то отсутствие предела по свариваемости контактов возможно при
превышении контактного нажатия пружин некоторой предельной
величины Рп (при Р > Рп вариант 3 сводится к варианту 1).
Для одноточечного контакта из таблицы 4.5 определяем:
- для твердой меди m = 0,44 и т2к = 0,3;
- для мягкой меди т = 0,55 и т2к = 0,476.
Подставив полученные значения т2к в (4.54), получим:
- для твердой меди - ],2;
L
- для мягкой меди Р~кт2 <1, то есть предела /п не существует.
В данном случае предел стойкости контактной системы к то-
ку к.з. определяется или механической прочностью ламелей, или
их динамическими характеристиками (масса, момент инерции,
модуль упругости) и способом передачи нажатия пружин на кон-
такт.
Рисунок 4.36
198
Рисунок 4.37
199
В случае плохих динамических характеристик при прохожде-
нии первого пика создается контактная площадка, достаточная
для пропускания тока (см. рисунок 4.38, площадка "а”) без свари-
вания, но затем из-за упругих и инерционных сил площадка
уменьшается и сваривание происходит по площадке, гораздо
меньшей по размеру (площадка "Ь”, рисунок 4.38), чем "а”.
момент сваривания контактов (/<,</)
Рисунок 4.38
Из опыта испытаний современных элегазовых аппаратов
можно считать допустимым
В данном случае /11С = 9 кА (для одной ламели из мягкой ме-
ди). Тогда предельный ток для розеточного контакта будет равен:
in =Чс-п-7з =9-8-1,73 = 125 кА.
200
ГЛАВА ПЯТАЯ
РАСЧЕТ ЭЛЕМЕНТОВ ИЗОЛЯЦИИ ВЫСОКОВОЛЬТНЫХ
АППАРАТОВ, НАХОДЯЩИХСЯ В СРЕДЕ ЭЛЕГАЗА
5.1. ВЫБОР ДОПУСТИМОЙ НАПРЯЖЕННОСТИ ЭЛЕКТРИЧЕ-
СКОГО ПОЛЯ В СРЕДЕ SF6
Газовая изоляция. Шестифтористая сера (элегаз) в
качестве электроизоляционной и дугогасительной среды обладает
рядом положительных свойств, давно привлекающих внимание
исследователей и разработчиков высоковольтной аппаратуры. К
ним относятся высокая электрическая прочность, химическая
стойкость, высокая теплоемкость и теплопроводность и т.д. Мно-
гочисленные исследования электроизоляционных свойств элегаза
позволяют сделать вывод о том, что при отсутствии различного
рода вторичных эффектов, связанных с влиянием примесей и не-
стабильности свойств поверхности электродов, ионизационные
явления в элегазе хорошо описываются классической теорией га-
зового разряда, основанной на понятиях коэффициентов ударной
ионизации и прилипания электронов к молекулам. Например, в
[5.1] при давлении 1,75 МПа в элегазе была достигнута напря-
женность поля 193 кВ/мм, что лишь на 10 % меньше предсказан-
ной на основании закона подобия газового разряда. Это подтвер-
ждается данными [5.2] и других исследователей. Таким образом,
если форма поверхности электродов точно известна (включая
данные о ее микроструктуре), свойства поверхности исключают
различного рода вторичные эффекты, возникающие в сильном
электрическом поле при наличии оксидных пленок, адсорбиро-
ванных газов, дефектов внутренней структуры материала и т.д., а
в межэлектродном промежутке отсутствуют механические части-
цы, то разрядные напряжения в элегазе следуют законам теории
газового разряда практически во всем диапазоне давлений, обес-
печивающих существование газовой фазы шестифтористой серы.
Вместе с тем при переходе в область повышенного давления
элегаза и связанном с этим переходом в область сильного элек-
трического поля на практике эти условия, как правило, не выпол-
няются и экспериментальные исследования указывают на откло-
нения от закона подобия. Таким образом, при увеличении давле-
ния элегаза формирование разрядных напряжений происходит
201
под взаимно противоположным влиянием возрастающей электри-
ческой прочности газа и усиливающейся роли многочисленных
дополнительных факторов, среди которых можно упомянуть
влияние микровыступов на поверхности, микроразрядов и повы-
шенной эмиссии электронов вследствие различных дефектов
структуры поверхности, нестабильности свойств материала элек-
тродов (вплоть до изменения формы поверхности под влиянием
сильного электрического поля) и наличие примесных проводящих
частиц в межэлектродном промежутке. В условиях современного
производства наиболее существенными из них являются качество
обработки (шероховатость) поверхности и величина напряженной
площади электродов. Большинство авторов сходятся во мнении,
что при уровне напряженности поля (10-20) кВ/мм и ниже закон
подобия выполняется и напряженность пробоя зависит от давле-
ния элегаза линейно с коэффициентом 8,9 кВ/мм (0,1 МПа), в то
время как при больших значениях напряженности ноля отклоне-
ния от закона подобия возрастают.
Различия в условиях проведения эксперимента приводят к
тому, что в диапазоне сильных электрических полей разброс из-
меренных значений напряженности поля пробоя у различных ав-
торов достигает 200 %. Существует, однако, некоторый общий
уровень качества производства высоковольтных аппаратов, харак-
терный для ряда ведущих фирм, при котором изоляционные про-
межутки с элегазовым заполнением обладают достаточно близки-
ми свойствами. В качестве примера на рисунке 5.1 приведены за-
висимости средней напряженности пробоя в элегазе от давления в
диапазоне (0,1-0,4) МПа из [5.3].
Видно, что при всех видах приложенного напряжения (грозо-
вой или коммутационный импульс, напряжение промышленной
частоты) зависимости на рисунке 5.1 близки к линейным при дав-
лении ниже 0,15 МПа и имеют тенденцию к насыщению при дав-
лениях свыше 0,35 МПа.
Для сравнения на рисунке 5.1 приведена зависимость средней
напряженности пробоя, принятая в некоторых зарубежных фир-
мах, описываемая уравнением
Е=7,4 • Р088, (5.1)
где Р - абсолютное давление, измеряемое в атмосферах, и реко-
мендованное для использования при воздействии грозового им-
пульса напряжения в диапазоне давлений до 1,0 МПа (кривая 7).
202
260
давление Р, МПа
Рисунок 5 1
1, 2, 3 - для напряжения промышленной часа о гы, 4, 5, 6 - для грозово-
го импульса 1,2/50 мкс; 1, 4 — S= 10 см2; 2, 5 -SM00 см2; 3 ,6 - S= 1 000
см2; 7 - аппроксимация уравнением (5.1).
Видно, что рекомендации (5.1) практически совпадают с дан-
ными [5.3] в диапазоне давлений ниже 0,35 МПа. При этом, одна-
ко, уже при давлении 0,4 МПа наблюдается заметное расхождение
кривой 7 и данных [5.3]. Обширный материал о результатах изме-
рений напряженности пробоя в элегазе при различных видах воз-
действия приведен в [5.4].
Влияние качества обработки поверхности на напряженность
пробоя зависит от давления, вида приложенного напряжения и
величины напряженной площади электродов. Согласно [5.3], при
напряженной площади электродов 5=10 см2 переход от средней
высоты микровыступов мкм к /?z=l ,25 мкм сопровождается
увеличением средней напряженности пробоя на 5 % при всех ви-
дах воздействий (импульсы коммутационных и грозовых перена-
пряжений и одноминутное приложение напряжения промышлен-
ной частоты). При напряженной площади электродов 5=1000 см2
203
аналогичный переход от /?z=40 мкм к Rz=] ,25 мкм сопровождается
увеличением напряженности на 15 % при воздействии импульсов
коммутационных перенапряжений и одноминутном приложении
напряжения промышленной частоты и на 10 % - при воздействии
импульсов грозовых перенапряжений.
Термином "напряженная площадь" (S) в данном случае обо-
значена площадь поверхности электродов, напряженность поля на
которой составляет не менее 90 % от максимальной величины в
межэлектродном промежутке.
На рисунке 5.2 приведена зависимость пробивной напряжен-
ности поля в элегазе от шероховатости поверхности электродов
[5.5].
средняя высота микровыступа Rz , мм
Рисунок 5.2 - Зависимость напряженности поля при пробое
в элегазе от шероховатости поверхности электродов
1 - 6 соответственно для полированных алюминия, латуни, меди, ста-
ли, никеля, хрома; 7 - 9 то же для стали, латуни, алюминия после пес-
коструйной обработки; 10 - то же для алюминия после накатки. Rz -
средняя высота выступов
Видно, например, что при давлении 0,4 МПа уменьшение
средней высоты микровыступов от 30 мкм до 0,1 мкм сопровож-
дается ростом пробивной напряженности от 20 кВ/мм до
30 кВ/мм, то есть на 50 %. При давлении 0,1 МПа аналогичные
изменения не превышают 10 %.
Влияние напряженной площади поверхности электродов яв-
ляется интегральной характеристикой, учитывающей многочис-
ленные физические механизмы инициирования пробоя, действие
которых локализовано вблизи поверхности металла. Статистиче-
204
ский подход объясняет влияние площади поверхности увеличени-
ем числа параллельно действующих ’’слабых мест” элегазовой
изоляции. Согласно данным рисунка 5.1, десятикратное увеличе-
ние площади от 10 см2 до 100 см2 и от 100 см2 до 1000 см2 всякий
раз приводит к снижению напряженности пробоя на (10-15) % во
всем диапазоне давлений от 0,1 до 0,.4 МПа. В [5.3] указывается,
что при площади более 1000 см2 ее влияние на напряженность
пробоя практически отсутствует.
По мере роста пробивной напряженности (при увеличении
давления элегаза) влияние напряженной площади возрастает вме-
сте с усилением роли поверхностных явлений. Это видно на ри-
сунке 5.3 [5.5]: п|)и давлении 0,4 МПа увеличение площади от
0,1 см" до 1000 см2 сопровождается снижением пробивной напря-
женности от 35 кВ/мм до 20 кВ/мм, в то время как при давлении
0,1 МПа аналогичное увеличение площади приводит к снижению
напряженности не более чем на 10 %.
Сказанное позволяет сделать вывод как о качественном влия-
нии рассмотренных факторов снижения напряженности пробоя,
так и о том, что существуют существенные расхождения в коли-
чественных оценках этого влияния. При проектировании электри-
ческих аппаратов это приводит к необходимости значительного
снижения уровня допустимой напряженности по сравнению со
средней напряженностью пробоя. При этом принимают во внима-
ние как статистический разброс имеющихся экспериментальных
данных, так и эмпирически подобранный коэффициент запаса,
равный, согласно большинству известных рекомендаций, 0,9. Та-
ким образом, связь между средней напряженностью пробоя Еср и
допустимой напряженностью поля Епоц выражается соотношением
Едоп =0,9-(1-ос с*) Еср, (5.2)
где су* - относительное среднеквадратическое отклонение напря-
женности пробоя при плавном подъеме напряжения промышлен-
ной частоты или коэффициент вариации функции эффекта при
импульсных воздействиях; ос - коэффициент, позволяющий сни-
зить вероятность пробоя до заданного уровня в зависимости от
вида функции распределения или функции эффекта.
Согласно [5.5], в области выполнения закона подобия газово-
го разряда при давлении элегаза менее 0,15 МПа, в опытах с плав-
ным подъемом напряжения разрядные напряженности хорошо
удовлетворяют нормальному закону распределения Гаусса
205
Рисунок 5.3 - Зависимость электрической прочности элегаза
от “напряженной” площади электрода [5.5]
1 - граница выполнения закона подобия (закон подобия выполняется
ниже линии 1); 2 - Р = 0,4; Ml la, 3 - Р = 0,2 Ml la; 4 - Р = 0,1 Ml la.
1 ( E - E Y
(5.3)
где P^(E)- вероятность пробоя при напряженности электриче-
ского поля меньше, чем заданная величина Е\ Е - математическое
ожидание напряженности пробоя, оцениваемое в эксперименте
величиной средней напряженности п = п -Е-
среднеквадратическое отклонение напряженности пробоя Е.
В области более высоких давлений рекомендовано использо-
вать один из так называемых экстремальных законов распределе-
ния, например двойной экспоненциальный закон
206
7^’(Е) = 1-ехр
-exp
E ^0.63
Y
(5.4)
где E0,63 ~ мода распределения, или уровень напряженности, при
котором вероятность пробоя равна 0,63 ^рЧ^обз) - 0,63 ;
х/б • а „
у =-------параметр, характеризующий разброс распределения.
Я
В этом случае математическое ожидание Е связано с пара-
метрами Ео.бз и Y выражением Е = Е{} 63 - 0,5772 • у .
Необходимо отметить, что выражения (5.3) и (5.4) являются
функциями распределения, а параметры Е и СУ - математиче-
ским ожиданием напряженности пробоя и се среднеквадратиче-
ским отклонением только в случае плавного подъема напряжения
(например, напряжения промышленной частоты). При импульс-
ных испытаниях величина Е приобретает смысл амплитуды воз-
действующего импульса, функции (Е) и (Е) являются
зависимостями вероятности пробоя от этой амплитуды, или
функциями эффекта, а значения Е и СУ теряют смысл матема-
тического ожидания и среднеквадратического отклонения, оста-
ваясь лишь параметрами при том или ином виде аппроксимации
кривой эффекта (например, функцией (5.3) или (5.4)). При исполь-
зовании аппроксимации функции эффекта нормальным распреде-
лением Гаусса (5.3) параметр Е имеет значение амплитуды им-
пульсной напряженности, при которой вероятность пробоя равна
50 %, или пятидесятипроцентной напряженности пробоя
Е = Е5()% . При использовании аппроксимирующей функции (5.4)
вероятность пробоя при амплитуде импульса Е равна 1-ехр
[-ехр(-0,5772)1 = 0,4296. При этом величина средней напряженно-
сти пробоя ECp, определяемая в эксперименте как среднее арифме-
тическое полученных значений, будет являться оценкой для ма-
тематического ожидания пробивной напряженности Е независи-
мо от вида аппроксимирующей функции.
Согласно рекомендации документа [5.3] и указаниям [5.6]
(приложение А) следует использовать значение а - 1,3, что соот-
ветствует снижению вероятности пробоя до уровня, близкого к
207
0,1, как при нормальном, так и при двойном экспоненциальном
законе распределения:
Р^(Ё - 1,3 • о) = 0,968,
Р%(Е- 1,3-п) = 1-ехр
-ехр -0,5772 - 1,3 ~
л/б
= 0,112.
Большинство ведущих фирм, однако, рекомендуют прини-
мать а = 3,0. Отступление от математического ожидания (средне-
го значения) на За в сочетании с нормальным законом распреде-
ления приводит к снижению вероятности пробоя до уровня
0,13 %, а в сочетании с двойным экспоненциальным законом - до
уровня 1,20 %.
Значение параметра а* определяется на основании экспери-
мента и также существенно различается по данным различных
авторов. Например, документом [5.3] рекомендовано использо-
вать значение а* = 0,03 при напряжении промышленной частоты
и импульсах коммутационных перенапряжений, и значение
а* = 0,05 при импульсах грозовых перенапряжений. Согласно
указаниям [5.6] следует принимать а* = 0,06 при напряжении
промышленной частоты и стандартных коммутационных импуль-
сах и су* — 0,05 при грозовых импульсах. При ос = 3,0 и су* = 0,05
упомянутая выше рекомендация (5.1) при выборе допустимой на-
пряженности принимает вид
Ело„ =0,9-0,85-7,4-Р0,88.
Составная изоляция. Кроме чисто газовых проме-
жутков, реальные аппараты всегда содержат элементы твердой
изоляции - опорные изоляторы, различного рода изолирующие
валы и тяги. Наличие поверхности раздела ”газ-твердый диэлек-
трик", как и любой поверхности раздела двух диэлектриков с раз-
личными диэлектрическими проницаемостями, может быть при-
чиной существенного локального усиления напряженности. Опыт
показывает, однако, что и при одинаковой напряженности элек-
трического поля вероятность пробоя вдоль поверхности твердого
изолятора ниже, чем в газовом промежутке без твердого диэлек-
трика. Причинами этого могут быть загрязнение поверхности,
оседание пылинок, повышенная проводимость поверхностного
слоя из-за адсорбированной влаги и ряд других физических явле-
ний, инициирующих ионизационные процессы вблизи поверхно-
сти раздела диэлектриков и приводящих к снижению средней на-
208
пряженности пробоя при наличии твердой изоляции. По этой
причине, в частности, предельно допустимое содержание влаги в
элегазовой изоляции выключателей ограничено уровнем 50 ppm.
Эффект снижения электрической прочности изоляции подвержен
влиянию большого числа таких факторов, как род изолирующего
материала, содержание влаги в составе технически чистого элега-
за и наличие химически активных продуктов разложения элегаза в
электрической дуге, взаимная ориентация поверхности раздела и
вектора напряженности внешнего поля, и в настоящее время еще
недостаточно изучен. Имеющиеся данные относятся, как правило,
к границе раздела элегаза с наиболее распространенным видом
твердой изоляции на основе эпоксидного компаунда. Подлежат
дальнейшему тщательному исследованию влияние типа изоли-
рующего материала, роль тонких покрытий и предварительной
обработки поверхности и другие потенциальные возможности по-
вышения качества изолирующих промежутков с твердым диэлек-
триком.
Большой разброс экспериментальных данных (а* = 0,1 и бо-
лее), а также отсутствие исчерпывающей информации приводят к
тому, что рекомендации различных источников по выбору допус-
тимой напряженности на границе раздела элегаз - твердый ди-
электрик сильно различаются. Например, при давлении элегаза
0,35 МПа имеющиеся оценки сводятся к значениям, на (15-50) %
меньшим, чем для газовых промежутков без твердого диэлектри-
ка. При давлении 1,0 МПа аналогичные оценки указывают на
снижение напряженности пробоя на (30-60) %.
Использование твердой изоляции приводит к образованию
так называемых ’’тройных точек”, то есть точек контактирова-
ния металлических электродов с газовой и твердой изоляцией.
Опыт показывает, что область вблизи точки соприкосновения
металла, газа и твердого диэлектрика может быть источником
снижения электрической прочности изолирующего промежутка,
однако детальный анализ условий работы изоляции указывает, по
меньшей мере, на две принципиально различных причины этого
явления. Первая из них заключается в локальном усилении на-
пряженности электрического поля вблизи "тройной точки". Это
усиление может произойти как вследствие применения конструк-
тивно необходимой формы электродов, так и в результате появле-
ния "газового клина" в той или иной форме, то есть относительно
209
тонкого газового зазора, пересекающего силовые линии электри-
ческого поля. Искажение поля носит в этом случае макроскопиче-
ский характер и может быть учтено при проектировании доста-
точно точно. Вторая причина заключается во влиянии непредска-
зуемой микроскопической структуры и свойств поверхности
вблизи ’’тройной точки”, на которую оказывают влияние множе-
ство факторов, практически не поддающихся точному анализу.
Ситуация дополнительно осложняется тем, что в ряде случаев в
месте контакта твердого диэлектрика и металла устанавливаются
уплотняющие прокладки. Существующие рекомендации сводятся
к двукратному снижению допустимой напряженности по сравне-
нию с чисто газовым промежутком, однако по упомянутым при-
чинам их ценность заметно снижается. При проектировании, как
правило, стремятся достичь значительно большего снижения на-
пряженности вблизи "тройной точки”, размещая ее в области сла-
бого поля.
В качестве примера на рисунке 5.4 показана заделка изоли-
рующей тяги в металлической арматуре и эпюры распределения
напряженности по поверхности при наличии и при отсутствии
твердого диэлектрика.
Видно, что при выбранных размерах присутствие твердого
диэлектрика приводит к заметному усилению напряженности в
месте расположения поверхности тяги. Например, в точке В ри-
сунка 5.4 введение твердого диэлектрика привело к увеличению
напряженности от 5,61 кВ/мм до 1 1,81 кВ/мм, то есть более, чем в
два раза (см. эпюры 1 и 2 на рисунке 5.4). Напряженность поля
увеличена также на поверхности металла (эпюры 3 и 4 на рисун-
ке 5.4). Точное определение напряженности поля в ’’тройной точ-
ке" (точка А на рисунке 5.4) крайне затруднено по соображениям
теоретического и вычислительного характера, а ввиду упомянутой
выше неопределенности микроструктуры и свойств материала
нецелесообразно. Изменение напряженности в близлежащих точ-
ках на поверхности металла и диэлектрика может быть экстрапо-
лировано до точки А и показывает, что она действительно выве-
дена в область слабого поля.
210
Рисунок 5.4 - Место заделки диэлектрической тяги
с относительной диэлектрической проницаемост ью
г = 5,5 в металлическую арматуру
А - "тройная точка" контакта металла, твердого диэлектрика и газа;
1 - эпюр распределения напряженности но поверхности т вердого ди-
электрика; 2 - эпюр распределения напряженности при отсутствии
твердого диэлектрика в месте расположения сю поверхности,
3 - эпюр распределения напряженности по поверхност и металла при
отсутствии тяги; 4 - эпюр распределения напряженности по поверхно-
сти металла при наличии тяги. Система обладает осевой симметрией
относительно вертикальной оси z Радиус скругления на торце метал-
лической арматуры /?=30 мм.
5.2. СОВРЕМЕННЫЕ МЕТОДЫ РАСЧЕТА ЭЛЕКТРИЧЕСКОГО
ПОЛЯ
5.2Л. Инженерные оценки и применение численных мето-
дов для расчета параметров электрического поля
В течение длительного времени расчеты электрического поля
основывались на применении аналитических и полуаналитиче-
ских методов, использовании различного рода эмпирических дан-
ных, передаваемых математиками инженерам и проектировщикам
в виде таблиц или графиков и относящихся к тем или иным более
211
или менее распространенным электродным системам. Примером
может служить промежуток между близко расположенными токо-
ведущими шинами или между тороидальными экранами и т.п.
Причиной этого долгое время была относительно малая доступ-
ность вычислительных средств и ограниченные возможности со-
ответствующей техники.
Интенсивное развитие вычислительной техники в последние
десятилетия сделало доступным для повседневной практики ин-
женерных расчетов большое количество различных программных
средств, в том числе предназначенных для расчета электрического
поля. Это в значительной степени ослабило интерес к методам
упрощенной инженерной оценки параметров поля, основанных на
сопоставлении с промежутками стандартной формы, а также к
широко применявшимся ранее аналитическим методам, даже та-
ким мощным, как метод конформных преобразований или метод
Фурье. Наличие вычислительной техники и разработка программ
с наглядным и доступным интерфейсом позволяют разработчикам
элегазовой аппаратуры определять характеристики электрическо-
го поля и оптимизировать разрабатываемые конструкции на са-
мых ранних стадиях проектирования, добиваясь максимального
использования всех потенциальных возможностей высоковольт-
ной изоляции. Исключение составляют случаи, когда расчет поля
остается трудновыполнимым даже на современном уровне из-за
явно выраженного трехмерного характера распределения поля
(отсутствие свойства плоско-параллельности или осевой симмет-
рии), а также когда изолирующая среда обладает неизвестными
или трудноопределимыми характеристиками (например, при оп-
ределении электрической прочности промежутка между контак-
тами дугогасительного устройства при отключении больших то-
ков).
Несмотря на то, что расчеты трехмерных электрических по-
лей не представляют принципиальных затруднений, существую-
щие в настоящее время программы еще не получили широкого
распространения в практике проектирования высоковольтной ап-
паратуры, что связано как с ограниченным объемом решаемых
задач, так и с необходимостью разработки более совершенных и
доступных для неискушенного пользователя средств компьютер-
ного моделирования трехмерных конфигураций. Вместе с тем в
электродных системах высоковольтных герметизированных аппа-
ратов, как правило, удается выделить элементы, обладающие осе-
вой симметрией, поскольку наиболее доступной технологией из-
212
готовления была и остается обработка, основанная на вращении
детали или инструмента. Это позволяет эффективно использовать
расчеты осесимметричных полей для анализа конструкций, обра-
зованных телами вращения с взаимно перпендикулярными или
иным образом ориентированными осями. Ниже в разделе 5.4 по-
казаны некоторые приемы, позволяющие с приемлемой точно-
стью оценивать параметры трехмерного электрического поля на
основании расчетов систем, обладающих тем или иным видом
двумерной симметрии. Возможность такой оценки нередко ставит
под сомнение необходимость и целесообразность решения значи-
тельно более трудоемкой задачи точного определения параметров
реального трехмерного поля.
Анализ электрической прочности межконтактных промежут-
ков дугогасительных устройств при наличии движущегося газа
или остаточного ствола мощной электрической дуги возможен
только при условии одновременного определения характеристик
электрического поля, поля скоростей и давлений газа, поля темпе-
ратуры и связанной с ней проводимости, а также степени прово-
димости и ионизации газа. Работы в этом направлении тесно свя-
заны с материалом, изложенным выше в главах 1 и 2, и требуют
не только комплексного теоретического анализа, но и обширных
экспериментальных исследований. Например, в [5.7] выполнено
сопоставление распределения напряженности поля и плотности
газа в межконтактном промежутке дугогасительного устройства
при отключении емкостных токов, что позволило указать крити-
ческие области и соответствующим образом оптимизировать кон-
струкцию. Причины снижения электрической прочности в дви-
жущемся газе при гашении электрической дуги внутри дугогаси-
тельного устройства и проявление этого эффекта при работе воз-
душных выключателей высокого напряжения подробно рассмот-
рены в [5.8].
Среди методов численного анализа электрического поля в
настоящее время наибольшее распространение получили метод
конечных элементов (МКЭ) [5.9] и метод интегральных уравне-
ний (МИУ) [5.10], [5.12]. При этом, как правило, реализация ме-
тода конечных элементов для расчета электрического поля осу-
ществляется в составе универсальных программных пакетов,
предназначенных для решения разнообразных задач в области
механики, теплофизики и гидродинамики. Основанием для этого
служит универсальность идеи дискретизации расчетной области,
разбиения ее на ячейки неправильной формы с последующим до-
213
лущением о том или ином характере изменения параметров среды
в пределах одной ячейки. Вместе с тем при расчете электрическо-
го поля МКЭ не всегда удовлетворяет практическим требовани-
ям, поскольку принципиально (хотя и в меньшей степени, чем его
предшественник - метод сеток) приводит к искажению рассмат-
риваемой формы электродов. От этого недостатка свободен метод
интегральных уравнений, не обладающий характерной для МКЭ
универсальностью в применении к широкому классу задач, но при
анализе электрического поля позволяющий воспроизводить фор-
му граничных поверхностей практически без искажений.
Среди других методов численного расчета электрического
поля следует упомянуть метод контрольного объема [5.13], а так-
же метод статистических испытаний (метод Монте-Карло) [5.14],
перспективный для анализа трехмерных конструкций. Краткий
обзор действующих методов расчета электрического поля приве-
ден в [5.15].
Поскольку стоимость изготовления элементов КРУЭ прямо
связана с их размерами, вполне естественным является стремле-
ние изготовителей к их уменьшению. Это проявляется, в числе
прочего, в постоянной тенденции к снижению размеров изоли-
рующих промежутков и использованию слабонеоднородных элек-
трических полей, в которых изоляция в наибольшей степени за-
полнена сильным электрическим полем. Характерное свойство
элегазовой изоляции в промежутках со слабонеоднородным полем
заключается в том, что пробой изоляции происходит под действи-
ем максимальной напряженности практически независимо от рас-
пределения поля в изолирующем промежутке. Это позволяет, ос-
новываясь на результатах расчета параметров поля, с высокой
точностью определять расчетным путем уровень электрической
прочности высоковольтной изоляции в проектируемом аппарате и
приводить его в соответствие с предъявляемыми требованиями.
5.2.2. Метод конечных элементов
Принцип минимума энергии-основа ме
тода конечных элементов. В электрическом поле на
заряд действует сила Кулона. Это позволяет считать, что в систе-
ме разделенных зарядов, распределенных на поверхности элек-
тродов, границах раздела диэлектриков и (возможно) в объеме
диэлектрика запасена некоторая энергия. Известно, что плотность
распределения пропорциональна квадрату градиента потенциала.
214
Можно показать, что если потенциальное поле удовлетворяет
уравнению Лапласа, то запасаемая в нем энергия меньше, чем в
любом другом потенциальном поле, не удовлетворяющем этому
уравнению при одинаковых граничных условиях. Иными слова-
ми, при заданных значениях потенциала 67г на границе расчетной
области Г распределение потенциала (7(x,y,z), удовлетворяющее
уравнению Лапласа, создает в пределах этой области запас энер-
гии меньше, чем любая другая потенциальная функция. Это ут-
верждение известно под названием "принципа минимума энер-
гии". Под именем теоремы Томсона его доказательство приведено
в [5.16J (см. также [5.9J).
Таким образом, любое отклонение потенциала от значений,
удовлетворяющих уравнению Лапласа, приведет к росту запасае-
мой полем энергии. Справедливо и обратное утверждение: функ-
ция, минимизирующая запасаемую энергию и удовлетворяющая
заданным граничным условиям, является решением уравнения
Лапласа. Требование минимума запасаемой энергии и выполнение
уравнения Лапласа оказываются эквивалентными.
Метод конечных элементов (МКЭ) основан на том, что среди
всех возможных распределений потенциала отыскивается то
единственное, при котором запасенная в электрическом поле
энергия минимальна. В соответствии со сказанным это распреде-
ление потенциала удовлетворяет уравнению Лапласа и единст-
венным образом описывает электрическое поле в расчетной об-
ласти.
Последовательность действий при расчете электрического
поля по методу конечных элементов сводится к следующему:
а) расчетную область разбивают на ячейки треугольной
(в плоском случае) или тетраэдальной формы.
Примечание - Требование треугольной или пирамидальной
формы ячеек не является принципиальным требованием МКЭ, это
просто наиболее удобный способ разбиения пространства на дис-
кретные области;
б) в пределах каждой ячейки неизвестное распределение по-
тенциала аппроксимируют какой-либо функцией, линейно зави-
сящей от набора неизвестных коэффициентов аппроксимации;
в) на основании принципа минимума запасаемой энергии со-
ставляют уравнения для определения коэффициентов аппрокси-
мации в каждой из ячеек сетки.
Примечание - В действительности, как это показано ниже в
разделе "Применение условия минимума энергии", нет смысла
215
определять коэффициенты аппроксимации, так как они относи-
тельно простым образом связаны со значениями потенциала в уз-
лах сетки. Именно потенциалы узлов являются искомыми неиз-
вестными в составляемых уравнениях;
г) используя условия равенства потенциалов на границах
ячеек, в том числе в узлах сетки, а также заданные граничные ус-
ловия, все полученные таким способом уравнения объединяют в
единую систему. Решение этой системы уравнений позволяет оп-
ределить аппроксимацию потенциала в каждой выделенной ячей-
ке, то есть все неизвестное поле в расчетной области.
Рассмотрим эти действия подробнее.
Выбор конфигурации сетки
Отличительной особенностью МКЭ, выгодно выделяющей
его среди других основанных на дискретизации пространства рас-
четных методов, является большая гибкость в выборе формы и
размеров ячеек сетки. Как правило, используется треугольная или
тетраэдальная пространственная сетка, причем отсутствуют
принципиальные ограничения на выбор положения узлов (вершин
треугольников или тетраэдров). В частности, имеется возмож-
ность разместить необходимое число узлов сетки непосредствен-
но на границах расчетной области, потребовав в них выполнения
заданных граничных условий. Можно, однако, рекомендовать при
выборе сетки учитывать по меньшей мере два несложных сооб-
ражения.
1. Существует бесконечное множество вариантов разбиения
плоскости или объема на треугольные или тетраэдальные элемен-
ты. В плоском варианте три из них изображены на рисунке 5.5.
Рисунок 5.5 - Варианты размещения узла в сетке
216
Они отличаются один от другого соотношением сторон тре-
угольников и числом связей между узлом с номером m и окру-
жающими узлами сетки (числом треугольных ячеек, полностью
окружающих заданный узел т). В варианте рисунка 5.5а узел m
окружен четырьмя треугольными ячейками и имеет связи с че-
тырьмя узлами ml, m2, m3, m4. В варианте 5.56 имеется три тре-
угольника и три узла соответственно, в варианте 5.5в - шесть тре-
угольников и шесть узлов и так далее.
Критерием для выбора варианта разбиения расчетной области
на ячейки служат погрешность аппроксимации, число узлов сети,
число связей между узлами, определяющее, как показано ниже,
количество ненулевых элементов формируемой системы линей-
ных алгебраических уравнений (СЛАУ) и т.д.
Любая аппроксимация потенциала в зависимости от коорди-
нат будет выполнена тем точнее, чем меньше линейные размеры
ячейки. При этом, однако, увеличивается число узлов сетки и
объем необходимых вычислений, повышаются требования к раз-
мерам оперативной памяти ЭВМ. Чтобы повысить точность ап-
проксимации при минимальном объеме вычислений, следует по
возможности использовать ячейки в форме правильных треуголь-
ников или тетраэдров, обладающих при заданных размерах наи-
большей площадью или объемом.
Оптимальный вариант разбиения соответствует минимальной
трудоемкости вычислений при заданной точности и зависит от
конкретной конфигурации расчетной области и распределения
потенциалов на электродах. В связи со сложностью и противоре-
чивостью предъявляемых требований единого строго формализо-
ванного алгоритма для выбора сетки не существует.
2. Если в пределах ячейки сетки принимается гипотеза о ли-
нейной, квадратичной или какой-либо иной зависимости потен-
циала от координат, необходимо быть уверенным, что такая заме-
на не приведет к недопустимо большой погрешности результатов
расчета. Такую информацию можно получить, лишь сопоставляя
между собой расчеты, выполненные при различных размерах яче-
ек сетки (например, уменьшая размеры ячеек вдвое). Ясно, одна-
ко, что, например, линейный закон распределения потенциала
можно использовать лишь в том случае, если размеры ячейки зна-
чительно меньше радиуса кривизны эквипотенциалей. В частно-
сти, вблизи границы раздела металл-диэлектрик эквипотенциаль-
ной является поверхность металла и анализировать следует имен-
но ее кривизну. Используя квадратичную аппроксимацию, разме-
217
ры ячейки удается несколько увеличить. На практике, однако, ап-
проксимация полиномами степени выше трех применяется только
в исключительных случаях.
В заключение можно заметить, что выбор треугольной или
тетраэдальной формы ячеек обусловлен исключительно стремле-
нием к наиболее удобной и гибкой форме воспроизведения гра-
ничных условий и не является принципиальным ограничением
МКЭ.
Выбор аппроксимируюгцей функции
Для определения распределения потенциала в пределах малой
области (ячейки сетки) неизвестное распределение потенциала
аппроксимируют линейной или квадратичной зависимостью от
каждой независимой координаты в прямоугольной или любой
другой координатной системе. Например, при линейной аппрок-
симации потенциала плоско-параллельного поля записывают
t/(x,y) - а + Ьх + су , (5.5)
где а, Ь, с- неизвестные коэффициенты.
В треугольной ячейке коэффициенты а, Ь, с связаны с неиз-
вестными значениями потенциала U\ в вершинах системой урав-
нений
t/(x,,yi) = (7i i = 1,2,3 (5.6)
или при аппроксимации (5.5) уравнениями
а + bx, + су, =UX,
а + bx2 + су2 = U2,
a + bx, + cy3 = (/,.
В матричной форме эта система имеет вид
1
1
1
U1
и2
из
(5.7)
Из аналитической геометрии известно, что главный опреде-
литель СЛАУ (5.7)
1
1
1
det =
Х1
х2
х3
У1
У2
Уз
равен по модулю удвоенной площади треугольника с вершинами
в точках (xi,yi), (хг.уг), (хз.уз) • Следовательно, при разумном вы-
218
боре точек 1, 2 и 3 он не равен нулю, а система уравнений (5.7)
имеет единственное решение.
Системы линейных алгебраических уравнений типа (5.7) об-
ладают тем свойством, что любое неизвестное из левой части мо-
жет быть выражено в виде линейной комбинации правых частей
СЛАУ и коэффициентов уравнений, в данном случае - потенциа-
лов U\, U2, U3 и координат вершин Xi, Х2- -Уз- Иными словами,
решения системы (5.7) могут быть записаны как суммы
a=t/IP1.a+t/2₽2..l+t/3₽3,;i
b = f/,p,.b + t/2P2.b +f/J3V), (5.8)
С = t/,PIc + tz232c +t/3p3c
где Pl t- коэффициенты, зависящие только от координат вершин.
Найти прямое выражение для коэффициентов Рм можно на
основании правила Крамера. Например, решения системы (5.8)
относительно коэффициентов аппроксимации а, Ь, с по правилу
Крамера имеют вид
а =
deta h _ detb р _ detc
det ’ det ’ det ’
где обозначено
U1 Xj У1 1U! y(
det.. - cl U2 x2 У2 , detb = 1 U2 У2
U3 x3 Уз 1 U3 Уз
detc =
• *1 Uj
1 x2 U2
1 *3
Если разложить определители Да, Дь и Дс по элементам столб-
ца, содержащего U\, U3, и подставить полученное выражение
для а, Ь, с в (5.5), будет сформирована линейная комбинация типа
(5.7).
Например,
deta
det
i,d^
det
det
с = —-
det
1
det
1
det
У1
У2
(5.9)
219
Подставляя выражения (5.8) в (5.5), получаем интерполяци-
онную формулу для неизвестного распределения потенциала так-
же в виде линейной комбинации неизвестных значений f/j, U2, U3
f/(x,y) = ^t/ia,(x,y), (5.10)
i=l
где ai(x,y) = Pia+pjbx + P,cy.
Ниже (см.раздел 5.4.’’Применение симплексных координат”,
рисунок 5.6) показано, что полученные таким способом коэффи-
циенты OCi(x, у), ос2(х, у) и осз(х, у) не что иное, как три координа-
ты (три симплекса) произвольной точки (х, у) в косоугольной сис-
теме координат, связанной с вершинами треугольной ячейки сет-
ки.
В том случае, если рассматривается трехмерное поле и рас-
четная область заполнена объемной сеткой, состоящей из тетра-
эдров, принцип составления СЛАУ (5.6) сохраняется с той разни-
цей, что число входящих в нее уравнений увеличивается до четы-
рех, оставаясь равным числу вершин тетраэдра. Линейная аппрок-
симирующая функция принимает вид
U(x,y,z) = а + bx +су + dz ,
главный определитель СЛАУ
1 Х1 У1 Zj
det =
lx2y2Z2
1 *3 УЗ z3
1 х4 y4z4
и равен по величине объему тетраэдра, умноженному на шесть.
Важно отметить, что при этом сохраняется линейная зависимость
аппроксимирующей функции от значений потенциала в верши-
нах, выражаемая в этом случае соотношением
4
[/(x,y,z) = ^l/iai(x,y,z), (5.11)
i=l
где а. (х, у, z) = 0. а + ft ьх + 0. су + р. dz.
Это позволяет в дальнейшем при определении всех U\ огра-
ничиться решением системы линейных алгебраических уравне-
ний, что является не принципиальной, но исключительно важной
и общепринятой особенностью МКЭ ввиду значительных вычис-
лительных трудностей при решении систем нелинейных уравне-
ний высокого порядка.
220
Применение условия минимума энергии
После того как составлены уравнения (5.10) в случае плоско-
параллельного поля или (5.11) в трехмерном варианте постановки
задачи, используем принцип минимума энергии для преобразова-
ния их к виду, пригодному для определения неизвестных потен-
циалов U\. Ограничимся для простоты рассуждений случаем
плоского поля. Напомним, что в уравнении (5.10) oti(x,y) пред-
ставляют известные функции координат вершин треугольной
ячейки и не связаны непосредственно с характеристиками собст-
венно электрического поля.
Используем распространенное обозначение градиента потен-
циала в виде
-ди
VU = I--+ J —,
Эх Эу
где i и j - орты осей х и у.
На основании свойств операции дифференцирования и умно-
жения вектора на скаляр запишем с учетом (5.10)
7С/ = £ц-7ан (5.12)
i=l
где Vot1 - вектор, равный
Va _-гЭа/х,у) -.Эа/х.у)
Эх Эу
Учитывая (5.10) и то обстоятельство, что коэффициенты [Зц не
зависят от текущих координат (х,у) , запишем более простое вы-
ражение для вектора Voc,
=T-Pib+7-Pic. (5.13)
В том случае, если используется аппроксимация полиномом
первой степени (5.5), функция otj(x,y) линейно связана с каждой из
координат (х,у) согласно (5.10) и в результате дифференцирова-
ния получается константа, не зависящая ни от одной из координат
Эос(х,у) z . Эа(х,у)
—4;-----= const(x,y), —!----= const(x,y)
Эх Эу
Это означает, что и вектор Va, также постоянен везде в пре-
делах рассматриваемого треугольника, то есть там, где принята
гипотеза о простой зависимости потенциала от координат (5.5).
Это в равной степени относится к трехмерной задаче (5.10).
221
Воспользуемся выражением для энергии плоского электриче-
ского поля в однородном диэлектрике с диэлектрической прони-
цаемостью 8
W = 1J eE2dS =| J e(At/)2dS
s s
и подставим в него выражение для градиента потенциала (5.12)
Л Л з \ ( з Л2
w=Ue Xui-V(xi И £uj-Vaj
s k 1=1 J [ > = ’
dS.
(5.14)
причем перемножаемые под знаком интеграла суммы, по сути,
совершенно одинаковы, а различные индексы суммирования ис-
пользованы лишь для возможности различать одинаковые сомно-
жители в разных суммах. Это выражение справедливо при отсут-
ствии объемных или поверхностных зарядов внутри или на гра-
нице ячейки сетки.
Выполняя умножение под знаком интеграла в (5.14) и меняя
порядок суммирования и интегрирования, преобразуем (5.14) к
виду
w = i X Xf (Voci) • (Vai )dS • O-15>
i=l j=l s
Поскольку при интегрировании no S потенциалы вершин
треугольника представляют не более чем постоянные числовые
коэффициенты, их можно вынести за знак интегрирования и та-
ким образом преобразовать (5.15) к виду
0-'«
i=l j=l
где обозначено | е(Уа,) • (VoCj )dS .
s
Поскольку, как отмечено выше, при линейной аппроксимации
(5.5) вектор Vot । не зависит от координат (х,у), то и все подинте-
гральное выражение не зависит от (х,у) и, следовательно, от dS.
Если диэлектрик однороден, E=const(x,y), то операция интегриро-
вания при вычислении Sjj сводится к определению интеграла от
dS, равного площади S
S.j=e(Vai)-(Vaj)JdS = eS-(Vai)-(Vaj),
S
кроме того, очевидно Sy = Sjj.
222
Используем полученное выше выражение для Va, (5.13),
чтобы окончательно устранить вспомогательные коэффициенты
«I
s,, = е(Т.₽1Ь+ j^P,,.)-S
Напомним, что полученный таким образом коэффициент Sjj
является функцией только геометрии системы и диэлектрической
проницаемости среды и поэтому может быть вычислен на началь-
ных стадиях расчета. С этой позиции все коэффициенты Si,j можно
считать известными.
Полученные выражения (5.16) полностью готовы к примене-
нию принципа минимума энергии, в соответствии с которым не-
обходимо отыскать значения U\, минимизирующие энергетиче-
ский функционал W.
Это означает, что удовлетворяющие уравнению Лапласа зна-
чения потенциала соответствуют равенству нулю всех частных
производных энергетического функционала
(5.17)
Выражение (5.17) является именно математической формули-
ровкой принципа минимума энергии. Подставляя в (5.17) выраже-
ние для энергии (5.16), получаем
c)W _ 1 Э
dU ” 2 dU
|=1
Для того чтобы выполнить дифференцирование по U\ , рас-
пишем суммы по i и по j в явном виде
3W 1 а
577 = 5577 + |f/'+ и^-+ +
ди 2 ди
+ t/2S22 4-Z73S23)-Ff73(C71S3l -Ff72S32 H-673S33)] ,
причем, как было отмечено ранее, S^Sji.
Нетрудно видеть, что после почленного дифференцирования
выражение для производных энергии по соответствующей вели-
чине U\ принимает вид
dU 1
Приравнивая
водную энергии,
связывающее три
на основании (5.16) нулю полученную произ-
запишем линейное алгебраическое уравнение,
неизвестных значения потенциала в вершинах
223
треугольной ячейки сетки и координаты вершин углов треуголь-
ника
(5 18)
i=i
причем индекс i = 1, 2, 3 соответствует номеру одной из трех
вершин.
Напомним, что записанное уравнение (5.18) при i = 1, 2, 3
отражает принцип минимума энергии в отношении лишь одной
треугольной ячейки сетки. Если треугольников много и они запо-
лоняют плоскую поверхность S сплошь, то суммарная энергия Wx
равна сумме выражений вида (5.14) по всем треугольникам, а ее
частная производная по U- сумме частных производных энергий
Wk всех k-х треугольных ячеек
N
dWL _ у* <)Wk
k=l
где N - число ячеек сетки.
На этой стадии рассуждений необходимо анализировать кон-
кретный вариант размещения каждого из узлов сетки (например,
по рисунку 5.5а, б или с). Будем в дальнейшем для определенно-
сти считать, что все узлы соединены сторонами треугольных яче-
ек согласно рисунку 5.5а. В действительности МКЭ не наклады-
вает в этом каких-либо ограничений и в пределах одной сетки
различные узлы могут быть включены различными способами
(см. раздел Выбор конфигурации сетки).
Пусть полное число узлов сетки равно Ny3J10B. Выберем произ-
вольный узел с номером m , m=l,2,...Ny3J1OB и обозначим номера
четырех треугольных ячеек, содержащих узел m индексами kl, k2,
k3 и к4 (рисунок 5.5).
Энергия ячеек, не содержащих узел m не зависит от его по-
тенциала t/m, следовательно,
3W
----- = 0 при k^kl,k2,k3,k4
и поэтому
aw£
у dWk
k=kl,k2, 3Um
k3,k4
Используя полученное выше выражение (5.18) при i=m, пре-
образуем последнюю формулу к виду
224
(5.19)
где верхний индекс в обозначениях переменных указывает на
принадлежность к определенной треугольной ячейке сетки.
Обозначим ml, m2, m3, m4 номера узлов, ограничивающих
ячейки kl, k2, k3, к4 (рисунок 5.5а).
Выражение (5.19) представляет собой линейную комбинацию
всего лишь пяти потенциалов: потенциала Um в избранном нами
узле с номером m и четырех прилегающих к нему. Поэтому, вы-
полняя суммирование и переходя к сквозной нумерации узлов, его
можно привести к виду
U’ Ym,m "Ь U | • Y ] + U , ' Yin,m2 +
(5.20)
4" * Yni,m3 4“ Um3 ’ Yт.тЗ ~®
где УрЛ1-линейная комбинация коэффициентов SJ4 . Записывая
уравнения (5.20) для каждого из узлов сетки, формируем для
m=i,2,...Ny3j1OH систему линейных алгебраических уравнений. Чис-
ло слагаемых с ненулевыми коэффициентами в уравнениях (5.20)
будет равно единице плюс число узлов сетки, прямо связанных с
узлом т. В варианте размещения узла m по рисунку 5.5а в урав-
нении (5.20) пять слагаемых с ненулевыми коэффициентами. При
размещении узла m по варианту рисунка 5.56 число слагаемых в
(5.19) равно четырем, по варианту рисунка 5.5в - семи. Как прави-
ло, в пределах одной триангуляционной сети реализуются различ-
ные варианты размещения узлов.
При этом часть потенциалов в узлах, расположенных на гра-
нице области, известна и соответствующие слагаемые в уравнени-
ях (5.20) должны быть перенесены в правые части. Решением со-
ставленной таким образом СЛАУ определяются потенциалы [J\ во
всех узлах сетки.
В том случае, если на границе расчетной области заданы ус-
ловия второго рода, все рассуждения данного раздела необходимо
повторить, используя в (5.17) вместо (5.14) выражение для энер-
гии с учетом заданной на границе ячейки нормальной составляю-
dU
щей напряженности (или что то же, заданной плотности по-
Эп
225
ляризационных зарядов на границе ячейки а = 8-— )• При отсут-
Эп
ствии в пределах пространственной тетраэдальной ячейки объем-
но распределенных зарядов вместо (5.14) минимизируют энерге-
тический функционал [5.9]
J(Z7) = Je(VZ7)2dV - 2^t/e^-dS,
V s
где V - объем ячейки;
S - поверхность, ограничивающая объем V.
В плоском варианте постановки задачи интегрирование по
объему V переходит в интегрирование по плоской поверхности, а
поверхностный интеграл - в контурный по границе Г.
Добавляемый по сравнению с (5.14) поверхностный или кон-
турный интеграл, участвуя во всех преобразованиях данного раз-
дела, не нарушает линейного характера получаемых уравнений
типа (5.20), но изменяет входящие в них коэффициенты. Если
нормальная составляющая напряженности не задана явно, то по-
лученные линейные уравнения используют для записи условий
второго рода
(1)at/(1) (2) эс/(2)
-----= е -------
Эп Эп
на границе ячеек и включают в общую систему линейных уравне-
ний МКЭ (индексы (1) и (2) соответствуют номерам ячеек по обе
стороны границы).
Особенности программной реализации МКЭ
1. Триангуляция расчетной области
Разбиение расчетной области на треугольники или тетраэдры
или ее триангуляция - необходимый этап расчета. От правильного
выбора формы и размеров ячеек зависит погрешность и сама воз-
можность проведения расчета. От уровня программной разработ-
ки триангулятора во многом зависит качество программной реа-
лизации МКЭ.
Работа триангулятора начинается, как правило, с анализа
формы границ расчетной области и размещения на них граничных
вершин ячеек. Критерием выбора расстояния между вершинами
на границе области служит кривизна поверхности и (возможно)
ряд более сложных соображений, например удаленность от наи-
более важной для расчетчика части высоковольтного устройства.
226
После того, как граничные узлы сетки определены, расчетная об-
ласть заполняется внутренними узлами. Как и в случае создания
регулярной сетки при использовании классических сеточных ме-
тодов, число узлов может достигать сотен тысяч и более. Опти-
мально работающий триангулятор создает сетку с минимально
необходимым числом узлов, обеспечивающим заданную точность
расчета.
Триангуляция расчетной области выполняется при решении
как внутренней, так и внешней задачи. В последнем случае, одна-
ко, неограниченная внешняя область не может быть заполнена
узлами сетки полностью; на достаточно большом (но все же огра-
ниченном) расстоянии от электродов построение сетки неизбежно
прекращается и потенциал последних узлов принимается условно
равным нулю. Отмеченная условность выбора крайних узлов и
необходимость выхода на достаточно большое расстояние (то
есть нежелательный рост числа узлов сетки) делают МКЭ менее
приспособленным к решению внешних задач, чем внутренних.
2. Малая заполненность матрицы СЛАУ
Матрица СЛАУ, составленная из уравнений типа (5.20), имеет
порядок, равный числу внутренних узлов или числу определяе-
мых значений потенциалов в узлах. Как отмечалось выше, оно
может достигать предельно больших для используемой ЭВМ зна-
чений-десятков и сотен тысяч. В тоже время в каждом из уравне-
ний СЛАУ (5.20) содержится лишь ограниченное число ненуле-
вых коэффициентов, то есть степень заполнения матрицы ненуле-
выми элементами чрезвычайно низка. Как указано выше, число
ненулевых элементов в строке матрицы составляет четыре при
размещении узла в сетке по варианту рисунка 5.56, семь при вари-
анте 5.5в и т.д. Столь же многообразными могут быть варианты
заполнения матрицы коэффициентов при решении объемной за-
дачи (тетраэдальная сетка), однако в любом случае число ненуле-
вых коэффициентов СЛАУ остается значительно меньше числа
входящих в нее уравнений.
При этом указать заранее номера ненулевых элементов в
строке невозможно, так как связь узлов ребрами и гранями ячеек
сетки определяется геометрией системы и порядком нумерации (в
отличие от случая применения регулярной сетки в соответствии с
методом сеток). Для того, чтобы не заполнять память ЭВМ не-
нужными нулями, в программной реализации МКЭ применяют
так называемые связные списки, то есть таблицы, указывающие
для каждого очередного ненулевого элемента матрицы его номер
227
в занимаемой строке. Аналогичным образом оказывается полез-
ным хранить номера узлов, имеющих прямые связи с очередным
узлом и (возможно) другие его характеристики.
В качестве характерного свойства матрицы системы уравне-
ний (5.20) необходимо отметить ее симметрию относительно
главной диагонали. Это позволяет вдвое экономить область зани-
маемой коэффициентами оперативной памяти.
3. Особенности решения СЛАУ
Малая заполненность матрицы и большой порядок СЛАУ
создают особые требования к алгоритму поиска решения. Приме-
нение стандартных методов (например, метода исключения Гаус-
са) затруднено, поскольку на промежуточных стадиях в ходе ис-
ключения неизвестных число ненулевых коэффициентов будет
возрастать, что делает невозможным хранить все коэффициенты в
оперативной памяти ЭВМ. Существует по меньшей мере два ва-
рианта решения этой проблемы. Первый из них, рекомендуемый
[5.9], заключается в так называемой факторизации матрицы
СЛАУ, то есть перестановке столбцов матрицы, обеспечивающей
минимальное удаление всех ненулевых коэффициентов от глав-
ной диагонали. В этом случае и процесс исключения неизвестных
также не приводит к выходу ненулевых элементов за пределы ус-
тановленного коридора. Рекомендуется выполнять факторизацию
на каждом шаге исключения неизвестных, совмещая ее с одно-
временной перестановкой строк матрицы. В этом случае говорят о
двойной факторизации. Разумеется, что при этом необходимо
хранить всю информацию о выполненных перестановках строк и
столбцов, запоминая прежние номера узлов сетки. Наибольшее
распространение из прямых методов для решения уравнений МКЭ
получил метод квадратных корней, основанный на разложении
Халецкого [5.9].
Другой вариант поиска решения СЛАУ (5.20) заключается в
применении итерационных методов. Это полностью исключает
“разрастание” ненулевых коэффициентов и значительно проще
реализуется в программе для ЭВМ, однако связано с решением
проблемы устойчивости и сходимости итерационного цикла. По-
скольку число необходимых итераций заранее непредсказуемо,
неопределенность в ходе вычислительного процесса может при-
вести как к снижению, так и к увеличению трудоемкости вычис-
лений по сравнению с методом двойной факторизации. Во многом
это зависит от выбранного алгоритма выполнения итераций. В
частности, рекомендуется для использования метод сопряженных
228
направлений, выделяющийся высокой эффективностью при
большом разбросе значений коэффициентов, что характерно для
расчетов по МКЭ.
4. Применение симплексных координат
Своеобразной особенностью программной реализации МКЭ
является применение так называемых симплексных координат,
позволяющих однозначно характеризовать положение точки
внутри треугольника или тетраэдра. Рассмотрим построение сис-
темы симплексных координат в тетраэдальной ячейке (рисунок
5.6), ограниченной вершинами - узлами сетки ml, m2, m3, m4.
ml
Рисунок 5.6 - К применению симплексных координа'1 точки М в тетраэдре
Произвольная точка М является внутри ячейки вершиной че-
тырех тетраэдров, опирающихся на грани ячейки. Симплексные
координаты и ^4 точки вводят как отношение объемов ка-
ждого из этих тетраэдров к суммарному объему ячейки. Обозна-
чим объем ячейки с вершинами ml, m2, m3, m4 как Vo, объем тет-
раэдра с вершинами М, m2, m3, т4 как Vi, тогда соответствую-
щая симплексная координата вводится как отношение
г = Л
или, что то же самое, как отношение высоты h|M тетраэдра М, m2,
m3, т4, опущенной из точки М на плоскость m2, m3, т4, к высоте
hi исходной ячейки, опущенной из вершины ml на туже самую
плоскость:
t _ ^|м
h,
Три другие симплексные координаты вводятся аналогичным
образом, причем очевидно они не являются линейно независимы-
ми, поскольку
229
i=l
Таким образом для однозначного определения положения
точки в тетраэдре необходимы всего лишь три из четырех сим-
плексных координат в трехмерном случае и только две из воз-
можных трех в плоскости.
Для перехода от прямоугольных координат к симплексным
следует использовать выражение для объема тетраэдра произ-
вольной формы через определитель
1xml Ут2 zm3
у _ 1 1хт2Уm2zm2
3' 1 хтЗ УтЗ zm3
1хт4 Ут4 zm4
1 хт Ут zm
1 1 хт2 Ут2 zm2
V1 - з? i
’ 1хтЗ УтЗ zm3
1хт4 Ут4 zm4
где xmi,....zm4 -координаты вершин.
Переход к симплексным координатам удобен тем, что три из
четырех симплексных координаты каждой вершины тетраэдра
заведомо равны нулю. В плоском варианте равны нулю две из
трех симплексных координаты каждой вершины треугольника.
Например, если в (5.5) вместо координат х и у использовать сим-
плексные координаты ^ь^Лз в форме
*Ж|Л2) = а + ь£, +с^2,
можно без ограничения общности считать, что координаты вер-
шин треугольника 1, 2, 3 (£ь £з) таковы: (1,0, 0), (0, 1, 0),
(0, 0, 1).
Система уравнений (5.7) при этом записывается
1 1 0
1 0 1
1 0 0
(7,
b
Такая простая форма записи позволяет решать ее в явном ви-
де, не загружая этой работой ЭВМ и упрощая промежуточные
формулы. Например, в данном случае можно сразу записать а =
b - с = U2-U3.
Симплексные координаты в точности совпадают с введен-
ными выше в (5.10) коэффициентами ocj. Покажем это на примере
плоской треугольной ячейки (рисунок 5.7).
230
Рисунок 5.7 - Точка М в плоской треугольной ячейке
Симплексная координата или просто симплекс £>| точки М оп-
ределена как отношение площади ячейки S к площади треуголь-
ника М23. С помощью определителей это записывается следую-
щим образом
г det 1
где
1 х, у.
det = 1 х2 у2
det, - 1
х,„ У,„
х, У>
х_, У,
• X, у3
Раскладывая deti по элементам левого столбца, запишем
х2 у2
х3 УЗ
хм Ум
хм Ум
х3 Уз х2 У2
(5.21)
=аУх2уЗ -хзу2-хмуз + х3ум + хму2-х2ум1
С другой стороны, подставим выражения для коэффициентов
а,Ь и с из (5.10) в аппроксимационную формулу (5.5) при
х=хм,у=ум и выделим в явном виде слагаемые, имеющие общий
множитель /7|, то есть коэффициент 0Ci(x,y):
а1(х'У) = 55
х2 У2
хЗуЗ
-ХМ
1у2
1 УЗ
+ УМ
1х2
1х3
(5.22)
=^Ух2уЗ-хЗу2-Хмуз + Хму2+хЗум-х2Ум] .
Сопоставляя (5.21) и (5.22), убеждаемся, что коэффициент
оц(х,у) и симплекс - одно и то же. Это справедливо для всех
симплексов, определяющих положение геометрической точки как
в пределах треугольника, так и внутри произвольного тетраэдра.
Естественно, что возможно и строгое доказательство этого факта.
231
5. Полиномиальная аппроксимация потенциала
В разделе "Выбор аппроксимирующей функции" и далее рас-
смотрен самый простой вариант аппроксимации потенциала в
пределах ячейки сетки с использованием функции, линейно зави-
сящей от координат х и у. Получаемое при этом распределение
потенциала во всей расчетной области будет также кусочно-
линейной функцией координат. Часто этого оказывается недоста-
точно, например при построении картины эквипотенциалей заве-
домо будут получены не гладкие, а ломаные кривые. Увеличивая
порядок аппроксимирующих полиномов, удается добиться боль-
шей точности расчетов. При этом, разумеется, растет число опре-
деляемых коэффициентов аппроксимации или, точнее говоря,
число вычисляемых значений потенциала. Кроме того, сущест-
венно осложняются математические преобразования раздела
"Применение условия минимума энергии".
5.2.3 Метод интегральных уравнений
Общие сведения о методе интегральных
уравнений ( МИУ). Метод интегральных уравнений более
других численных методов связан с физическими представле-
ниями о природе и распределении электрических зарядов, соз-
дающих электрическое поле. Заряды проводников концентриру-
ются в чрезвычайно тонком слое на поверхности. При размеще-
нии в электрическом поле однородного диэлектрика взаимная
ориентация полярных молекул приводит к тому, что макроскопи-
ческого разделения зарядов в толще диэлектрика не происходит,
зато возникает нескомпенсированный поляризационный заряд на
границах раздела с другими диэлектриками. В обоих случаях ис-
точником поля служат заряды, распределенные в тонких поверх-
ностных слоях вещества. Электрическое поле при этом может
рассматриваться как поле в пустоте, образованное тонкими слоя-
ми зарядов на поверхности проводников и на границах раздела
диэлектриков. Пусть на границе раздела с номером к плотность
распределения зарядов описывается двухмерной функцией crk(s),
где s-napa координат, задающих положение точки на поверхности
раздела. Метод интегральных уравнений основан на исследовании
и определении параметров функций Qk(s) путем составления ин-
тегральных уравнений специального вида, являющихся, по сути,
интегральной формой записи граничных условий первого или
второго рода.
232
Рассмотрим ситуацию, когда поле формируется объемными, а
не поверхностными зарядами. Например, если в газовом проме-
жутке под действием высокой напряженности происходит иони-
зация молекул газа и разделение положительных и отрицательных
зарядов, то формируется облако объемного заряда. Объемный по-
ляризационный заряд возникает при размещении в электриче-
ском поле неоднородного диэлектрика. Составление и решение
интегральных уравнений относительно неизвестной объемной
плотности зарядов возможно и в этом случае, однако трудоем-
кость вычислений по МИУ существенно возрастает. По этой при-
чине МИУ не нашел в настоящее время широкого применения для
расчета электрических полей с объемным распределением заря-
дов. Более того, наиболее эффективное применение МИУ отно-
сится к случаю, когда электрическое поле является плоско парал-
лельным или обладает осевой симметрией, а функции ak(s) преоб-
разуются в одномерные: (Tk(s)= crk(Z), где /-координата вдоль кон-
тура сечения k-го тела.
Ниже процедура составления интегральных уравнений для
проводящих и диэлектрических поверхностей описана примени-
тельно к двухмерным функциям crk(s), а особенности работы в
случае плоских и осесимметричных полей указаны отдельно.
Идея применения интегральных уравнений для определения
характеристик электрического поля предложена Г.А.Гринбергом
[5.1()|.
Интегральная форма записи граничных
условий первого рода. Пусть система включает m
граничных поверхностей металл-диэлектрик с номерами
к=1,2,..., ш. Обозначим dsk малый элемент к-й поверхности, тогда
заряд этого элемента равен ok(s)dsk; он создает в произвольной
точке пространства M(xM,yM,zM) потенциал
(Шк = CTK(s)'dSk ,
4яеогм
где гм-расстояние точки М до элемента dsk.
Полный потенциал [/к, создаваемый зарядами поверхности sk
определяется интегрированием записанного выражения по sk; со-
вокупность заряженных поверхностей создает потенциал, равный
сумме таких интегралов:
233
m
k=l s„
3k
gk(s)'dsk
4яе0гм
(5.23)
Если точка M принадлежит поверхности sk, потенциал которой t/k
(5.24)
известен по условиям задачи, и в системе имеются другие заряды,
создающие в точке М потенциал £/Внешн, то граничное условие
первого рода может быть записано в виде
_l_^|-gk(s)-ds
л гивнешн
гм
В зависимости от вида аппроксимации неизвестных функций Qk(s)
уравнение (5.24) может служить для определения параметров ап-
проксимации и, следовательно, для полного определения функций
Qk(s). В этом случае дальнейшее вычисление потенциала поля в
произвольной точке сводится к численному или аналитическому
использованию уравнения (5.23), определение напряженности - к
численному или аналитическому дифференцированию (5.23) по
каждой из координат.
В случае трехмерного поля поверхностный интеграл в (5.24)
предполагает двойное интегрирование вдоль поверхности sk. Если
поле плоско параллельное, одно из интегрирований выполняется
аналитически и (5.24) преобразуется к виду
1 m г
+ .....
k=l L.
где Ьк-контур сечения k-й поверхности.
Аналогичное упрощение достигается, если поле обладает осе-
вой симметрией (рисунок 5.8).
Интегрирование в (5.24) сводится при этом к повторному интег-
рированию по 0 и по Lk, где 0 - угловая координата цилиндриче-
ской системы, Lk -контур сечения k-го тела. Ввиду осевой сим-
метрии распределение зарядов не зависит от 0, результат интегри-
рования выражения типа 1/гм получен, например, в [5.11].
234
Рисунок 5.8 - Сечение тела, обладающего осевой симметрией
Координата I отсчитывается вдоль контура сечения
В соответствии с этим потенциал электрического поля тонкой
кольцевой нити с зарядом dq равен
. 1 K(kk) . (С ПГ\
du = —------j...-...-...... -...... dq , (5.25)
2П Б° Л/[Гм + + [ZM -
где К(кк)-полный эллиптический интеграл второго рода с модулем
kk, равным
к. 2 /(,)----------г .
\[г. + г(')] +[z,-z(/)]
причем заряд малого кольцевого участка поверхности шириной dl
и радиусом r(Z) равен dq=27T-ok(/) -r(/) dl.
После преобразований это позволяет привести (5.24) в случае
осесимметричного поля к виду
1
2ле0
у CFk(Z)r(/)
k=1 a/к +г(0]2 +[zm ~z(/)f
K(kk)-d/+t7BHCUJH
=ц.
Запись интегральных уравнений для
граничных условий второго рода. Применение
метода интегральных уравнений при наличии в системе диэлек-
трических элементов основано на двух предпосылках. Первая из
235
них заключается в том, что наличие во внешнем электрическом
поле однородного диэлектрика связано с экспериментально уста-
новленной и отмеченной выше особенностью явления поляриза-
ции, а именно: в однородном диэлектрике наложение электриче-
ского поля приводит к появлению поляризационных зарядов на
поверхности его раздела с другими диэлектриками или с пусто-
той, но не приводит к образованию объемно распределенных ис-
точников поля. Таким образом, поле при наличии диэлектрика
можно рассматривать как поле в пустоте, если учесть при этом
действие поверхностных поляризационных зарядов, распределен-
ных на границах раздела. Если на границах раздела диэлектриков
присутствуют физические заряды, распределенные с плотностью
су, поверхностная плотность поляризационных зарядов су', то рас-
четная плотность су" равна их сумме су”=су'ч-су.
Вторая предпосылка заключается в том, что при записи гра-
ничных условий второго рода с помощью теоремы Гаусса следу-
ет учитывать лишь физические заряды на границе диэлектрика,
поскольку разница диэлектрических проницаемостей по обе сто-
роны границы раздела учтена при вычислении потока вектора ди-
электрического смещения. Обе указанные предпосылки допуска-
ют строгое математическое обоснование [5.9], [5.16] как следст-
вия уравнений Максвелла. Надо помнить, однако, что и сами
уравнения Максвелла и любые результаты их решения являются
не более чем математической кодификацией физически наблю-
даемых явлений.
Опишем составление интегральных уравнений для границ
раздела диэлектриков, следуя [5.17].
Рассмотрим участок поверхности S раздела двух различных
диэлектриков вблизи точки М (рисунок 5.9).
Расчетная плотность зарядов на плоскости: су"м равна сумме
двух слагаемых: плотности физических зарядов <ум и плотности
поляризационных зарядов (У'м
^м ~ + ^м •
Пусть точки Р и Q расположены по разные стороны границы
раздела двух сред на бесконечно малом расстоянии от точки М,
расположенной точно на границе. Малый участок поверхности
Sab вблизи точки М создает, согласно теореме Гаусса, в точках Р и
Q напряженность поля, направленную вдоль внешней щ (в точ-
ке Р) или внутренней nk (в точке Q) нормали к Sab и равную по
236
величине <j"m/(2e0) (так как после введения величины а" поле рас-
сматривается в пустоте).
Рисунок 5.9 - Точка М на границе раздела двух диэлектриков
Вся остальная часть поверхности S за вычетом участка SAB (а
также все остальные существующие в системе заряды) создают в
точках P,Q и М при бесконечно малом расстоянии между ними
одинаковую напряженность поля Е* Обозначим ее проекцию на
внешнюю нормаль п, какЕ^п , на внутреннюю нормаль какЕ* ,
причем, очевидно, Е*п =Е^Пк< Нормальная к поверхности со-
ставляющая напряженности поля в точке Р равна
//
Р -_____М_ + рх
2е0 s'"' '
в точке Q аналогичным образом
// //
р = аМ р£ _ QM pX
Пк 2е0 s’"k 2е0 s’n‘ ’
На основании второй из указанных выше предпосылок гра-
ничное условие второго рода в точке М запишем как условие то-
го, что скачок нормальной составляющей вектора диэлектриче-
ского смещения на границе равен плотности физических зарядов
на ней
откуда
2£qGm [ 2E0(ek
ek+8i 8k + Ej
(5.26)
237
Напряженность поля может быть обусловлена как неиз-
вестными расчетными зарядами су"м на поверхности S, так и
внешним полем. Обозначим напряженность внешнего поля ,
напряженность поля расчетных зарядов на поверхности S (за вы-
четом малого диска АВ)Е^ .
Рассмотрим на рисунке 5.9 малый участок поверхности dS
вблизи точки N с плотностью расчетных зарядов g"n.
В точке N он создает напряженность поля
dEs=J„oJdS,
4тгг г2
где rNM -расстояние между точками N и М.
Нормальная к поверхности S составляющая этой напряженно-
сти равна
dE* -cos(NM,ni),
где cos(NM,nj) - угол между нормалью гь и направлением на
точку N из точки М.
Полная величина нормальной составляющей вектора Е^ по-
лучается интегрированием по поверхности S (за исключением ма-
лого диска АВ), таким образом можно записать, что
Ef, = E;t_L[< cos(NM.n,)ds
1 4л8 г
s lnm
Подставляя это выражение в (5.26), получим интегральное
уравнение относительно неизвестной функции а"
rr/z — 2£оам
UM
£k+8i
! £0(ek -£j)
ek + Ei
2E;+_Lf^cos(NM,n,)dS
27ie0 Js
г 2
lnm
(5.27)
При отсутствии на поверхности S физических зарядов см= О,
при отсутствии внешнего поляЕ^ =0; в этом случае уравнение
(5.27) значительно упрощается
1 ^(Ej-e,) fo"cos(NM,n,)JO
м ~ 2лг ГТГ'J ? ' * ’
ск т Cj s iNM
238
Если в системе имеется не одна, a m границ раздела диэлек-
триков, в правой части уравнения (5.27) следует записать сумму
// 2е0сгм
J Ek + Ei
! Ео(Ек-е.)
Er +Ei
1 ™ f а" со8(МкМ<,1ъ)
X+Z J ——; 1 X
2he0 k=1 rNkMj
(5.29)
где точка M, принадлежит поверхности Sh j=l,2,..., m, точка Nk
принадлежит поверхности Sk, k=l,2,..., m; ^-плотность физиче-
ских зарядов в точке Mj; пгпо-прежнему внешняя нормаль к Sj в
точке Mj.
Если рассматривать металлический электрод как диэлектрик
с бесконечно большой диэлектрической проницаемостью, то и в
этом случае можно записать уравнения (5.27) - (5.29), однако пря-
мое их использование связано с вычислением неопределенных
величин типа ©о/оо. Показано, что эти затруднения не являются
принципиальными и уравнения типа (5.27) - (5.29) можно исполь-
зовать, применяя к ним так называемую процедуру регуляриза-
ции. Тем не менее и в этом случае они остаются более сложными,
а значит, и менее удобными на практике, чем записанные ранее
(5.24).
Уравнения (5.27) - (5.29) называют интегральными уравне-
ниями Фредгольма первого рода.
В случае плоского поля вместо двойного интегрирования в
(5.27) - (5.29) по поверхности следует интегрировать нормальную
составляющую напряженности поля бесконечно протяженной
тонкой нити; интегрирование выполняется вдоль направляющей
цилиндрической поверхности S . Например, уравнение (5.29) при
этом преобразуется к виду
// 280Ом
Ом =-------L +
, £q(£r—Ej) 2Ео , 1 у faNkсо5(МкМ?п,Ц
k=l /k rNkMj
где /к-контур сечения поверхности Sk перпендикулярной плоско-
стью.
В случае осесимметричного (то есть квазидвумерного) поля
площадь кольцевого участка поверхности с радиусом г(/) вычис-
239
ляется следующим образом: dS=2n RT(71)d0dZ (см. рисунок 5.1).
При этом интегралы в (5.27) - (5.29) записываются как двойные
при условии, что поверхностная плотность зарядов а не зависит
от координаты 0
f a" cos(N М,п )
—------------—=
s rNM
f[^(')Tcos(R м^)2яг(')
L _ 0-0 rNM
(5.30)
По смыслу составления интегральных уравнений второго ро-
да результатом интегрирования по 0 должна являться нормальная
составляющая напряженности тонкого кольцевого заряда шири-
ной dZ. При непосредственных вычислениях ее определяют как
произведение модуля напряженности кольцевого заряда с радиу-
сом r(Z) на косинус угла между вектором этой напряженности и
нормалью к поверхности
E(Z)-cos(E(Z),ni)
Таким образом, внутренний интеграл в (5.30) может быть пе-
реписан как
7 r(Z)cos(N М,п )
Этт I S----------^d0 = E(/)-cos(E(Z),n) ,
J у2
0=0 1NM
где Е(/) = ^Е^(/) + ЕД/) - модуль вектора напряженности.
В свою очередь, напряженность поля кольцевого заряда вели-
чиной dq(Z) определяют дифференцированием выражения
потенциала (5.25) по координатам гм и zM [5.11],в результате чего
формулы для составляющих Ег и Ez приобретают вид
Е _ dq(O
ь
— К(к)+
!м
г -г к2
-^-1 Е(к) ,
2r k
e()^i iM
Р _ dq(/)
в? —--------------
к3
2 / , кЗ/2 ’ ZM ’ , /2 Е(к),
1 бтт Ео (1 / гм ) к
где к 2 =1 — к2 - так называемый дополнительный модуль эллип-
тических интегралов; Е(к)-полный эллиптический интеграл вто-
рого рода E(k)= j д/1 — к2 sin2 [3 • d^.
о
240
Уравнение (5.29) для осесимметричного поля переписывается
в виде
• и 2е0сгм
< =--------L +
J
+ £о(£к ~£i) 2Е°+—— У f ок •E(/)cos(E(Z),ni)-dZ
ек + £i [_ 2ле0 к=| /к J ’
где О’" (Z) -зависящая от координаты I (см. рисунок 5.8) плотность
расчетных зарядов на осесимметричной поверхности Sk.
Угол (Е(/),П1) определяют, используя составляющие по
осям координат Е, и Ez вектора E(Z).
Решение интегральных уравнений
Интегральные уравнения (5.24) - (5.29) образуют в общем
случае систему, решение которой позволяет определить неизвест-
ное распределение расчетных зарядов су" и, как следствие, любые
необходимые параметры электрического поля. Можно указать
несколько способов решения интегральных уравнений; ниже рас-
смотрены два из них.
Аналитический метод решения
Рассмотрим возможности аналитического метода решения
интегральных уравнений на простом примере проводящей сферы
радиусом R в однородном диэлектрике (рисунок 5.10) [5.17J. Эта
задача описывает, например, поляризацию капли дождя во время
грозы или поле проводящего пузырька ионизованного газа в мас-
ляной изоляции силового трансформатора и т.д.
Составим для произвольной точки М на поверхности сферы
уравнение (5.27), полагая, что 8}=е1-задаиная характеристика ок-
ружающей среды, а £к=°° отражает поляризационную способность
металла.
Рассматривая в данном случае металл в качестве диэлектрика
с бесконечной диэлектрической проницаемостью, тем самым от-
носим все присутствующие на его поверхности заряды к разряду
поляризационных, то есть считаем плотность физических зарядов
равной нулю: сгм=О. Уравнение (5.27) приобретает вид
241
// n i cos(NM,n.)
п" = 2enE? + 4- J -^—2-----iZds,
M OS 2n' 2
S NM
(5.31)
Отметим, что на этом этапе из будущего решения задачи ис-
чезла информация об окружающей среде, содержащаяся в задан-
ном значении 8j. В действительности это не вполне справедливо,
поскольку сам факт создания в диэлектрической среде заданной
напряженности внешнего поля Hg связан с преодолением ее по-
ляризационного поля и требует больших или меньших затрат
энергии в зависимости от 8ь
Из рисунка 5.10 следует, что угол между нормалью и на-
правлением на произвольную точку N на поверхности сферы мо-
жет быть определен из соотношений
cos(N М ,П|) = cos\|/= cos(y-0) = sin0 =
Рисунок 5.10 Точка М на поверхности сферы
Подставляя это выражение в (5.31), получаем
°м = 2e0Es + 4^ J -^MS. (5.32)
S rNM
Можно заметить, что интегральный член в этом уравнении с
точностью до множителя e0/R представляет собой потенциал, об-
242
разованный в точке М зарядами, распределенными по поверхно-
сти сферы. Пусть полный потенциал сферы известен и равен Uo
независимо от положения точки М на поверхности, а потенциал
внешнего поля, зависящий от положения точки М, обозначим U°.
В этом случае
и интегральное уравнение (5.32) сводится к виду
=2e()E§ + ^(u„-U§).
причем величины и U$ в общем случае зависят от коорди-
нат точки на поверхности.
Задача имеет известное простое решение в важном частном
случае однородного внешнего поля. Пусть вектор напряженности
внешнего поля Е° = const и образует с нормалью щ в точке М
угол ф. В этом случае нормальная составляющая напряженности
внешнего поля равна
Eg = Е° созф-
г? т тО
Если задать начало отсчета потенциала внешнего поля Ug от
плоскости АВС, характеризуемой углом ф=тс/2, то величина этого
потенциала связана с углом ф соотношением
и| =-E§Rcos(p-
В том случае, если в дополнение к сказанному потенциал
сферы принят равным нулю Uo^O , то уравнение (5.32) принимает
вид
= 2е0Е° созф + ^-(Е0Ксо8ф) = Зе0Е° созф •
Напряженность поля на поверхности сферы равна при этом
Ем (ф) = ЗЕ° созф-
В соответствии с известным результатом при ф=0 она равна
утроенной напряженности однородного внешнего поля.
Как видно, в данном случае решение интегрального уравне-
ния выполняется относительно просто и приводит к удобному для
использования и важному для инженерной оценки результату.
243
Численный метод решения
К сожалению, описанная в разделе Аналитический метод ре-
шения простая задача является скорее исключением, нежели пра-
вилом, и в целом аналитические методы решения интегральных
уравнений находят лишь самое ограниченное применение именно
из-за высокой трудоемкости процесса решения и сложного вида
получаемых результатов. Значительно более важными для прак-
тического использования являются численные методы, суть кото-
рых заключается в преобразовании интегральных уравнений к
алгебраическим, то есть к их алгебраизации. Эта процедура может
быть выполнена различными способами, однако неизменно осно-
вана на аппроксимации неизвестных функций o(S) каким-либо
известными функциями, зависящими от подлежащих определе-
нию параметров. Конкретный вид аппроксимирующих функций
может быть различным, например разложение в ряд Фурье или в
любой другой по взаимно ортогональным функциям. На практике,
однако, чаще всего используется кусочно-линейная аппроксима-
ция функции cf(S), позволяющая представить ее в виде суммы на-
бора функций QaiiIip(S), каждая из которых линейно меняется в
пределах i-ro участка разбиения поверхности и равна нулю за его
пределами:
°(S)=i>i.anrp(S)’ (5-33)
i = l
где ст>,ап гр(S) = f(x,y,z), (x,y,z) е AS,
CTi,an rp(S) = 0 (X,y,z)£ASj
f(x, y, z) - функция, линейно меняющаяся в зависимости от коор-
динат х, у, z; п - число участков разбиения поверхности S.
Для простоты дальнейшего изложения ограничимся случаем,
когда система образована единственной поверхностью, обладаю-
щей осевой симметрией, и зависимость a(S) сведена к зависимо-
сти о(1), где /-координата вдоль контура сечения i-ro тела мери-
дианальной плоскостью (рисунок 5.8). Разобьем всю длину L это-
го контура на п участков произвольной длины и в пределах каж-
дого из них запишем
^,апПр(О = а,/,+Ь,.,
где а, и bj - неизвестные, подлежащие определению коэффициен-
ты кусочно-линейной аппроксимации.
244
Дальнейший ход рассуждений заключается в отыскании ко-
эффициентов кусочно-линейного разложения линейной плотности
эквивалентных зарядов. С учетом непрерывности функции <т(0 на
границах участков разбиения коэффициенты ai и bj выражаются
через неизвестные значения а(/) на левых и правых границах уча-
стков
= (5.34)
где a^a/i+bi, Qj =а/)+1+Ь) =ajH/i+1+bi+1 - значения CT(Z)
на границах i-го участка.
Рассмотрим процедуру алгебраизации интегрального уравне-
ния первого рода (5.24). При единственной поверхности (т=1) и
отсутствии внешнего поля оно принимает вид
1 р <s> ds _п ,
4ле0 J гм м
S
где Um - известный потенциал на поверхности.
Используя аппроксимацию (5.33), его можно свести к уравне-
нию
1 V (п (s) ds _ т । ’
1=1 ASk
а с учетом осевой симметрии и соотношений раздела 5.2.3 к виду
п
(5 35)
где гм и гм-координаты опорной точки М с заданным потенциа-
лом UM; AZr i-й участок разбиения контура L; Ц < I < Zi+1; обозначе-
ние K(kk) соответствует введенному в разделе 5.2.3.
Подставим в (5.35) выражение для а|;И1пр(/) и с учетом (5.33),
сгруппировав слагаемые, содержащие и Сч+Ьполучим
ХЫ +°! + |1ы) = UM- (5-зб)
i=l
где
245
1
27tEo(/i + ]-/j)
r(/)K(k)-d/
^M+r(/)]2+[zM-z(/)]2
/i+l
f_____ Zr(/)K(k)d/
J 7[rM+r(z)]2+(zM-z(O]2
1
2ле0 (<<-!-/,)
r(/)K(k)d/
7fIM+r(/)]2+fzM-z(z)]2
7r(/)K(k)d/
7[rM+r(z)]2-+-[zM-^(7)]2
Алгебраическими преобразованиями (5.36) приводится к ви-
ДУ
п+1
UM=£(W (5.37)
i=l
где коэффициенты 0Ci составлены как линейные комбинации вве-
денных выше и вычисляемых значений I,.
Уравнение (5.37) является алгебраическим уравнением отно-
сительно неизвестных значений (У). Его коэффициенты eq вычис-
ляются с помощью процедур численного интегрирования. Запи-
санные для n+1-й точки с заданным потенциалом на поверхности
рассматриваемого тела, уравнения (5.37) образуют систему ли-
нейных алгебраических уравнений, решение которой позволяет
определить все и, следовательно, аппроксимирующие функции
^аппр-
Описанная схема алгебраизации интегральных уравнений
первого рода типа (5.24) может быть использована с незначитель-
ными изменениями применительно к интегральным уравнениям
второго рода типа (5.29). Объединяя полученные алгебраические
уравнения в общую систему, находят плотности зарядов на всех
границах раздела, включая границы типа металл-диэлектрик и
диэлектрик-диэлектрик.
Практическое применение процедуры алгебраизации ослож-
няется тем обстоятельством, что при размещении опорной точки
М в пределах участка интегрирования интегралы в (5.35) перехо-
дят в разряд несобственных, поскольку подинтегральные функции
возрастают до бесконечности при приближении к опорной точке.
Формально это связано с тем, что при указанных условиях модуль
эллиптического интеграла близок к единице к—»1, причем инте-
грал К(к) имеет логарифмическую особенность типа
К(к)—э!п1/(1-к2). Это затруднение преодолевают тем, что на малом
участке поверхности вблизи опорной точки интегрирование вы-
246
полняют аналитически, заменяя К(к) интегрируемой функцией
логарифма [5.12].
Электроды с неопределенным
потенциалом. В различных технических системах нередко
возникают условия, когда потенциал какого-либо проводника не
задан источником высокого напряжения, а формируется под дей-
ствием емкостных связей. Так бывает, если проводник (например,
шапка тарельчатого изолятора, пояс жесткости изоляционной
конструкции и т.д.) не соединен с другими металлической связью,
а удерживается в пространстве с помощью изолирующей опоры.
В этом случае уравнения (5.24) и (5.37) для опорных точек на по-
верхности проводника не позволяют найти неизвестные заряды,
поскольку правые части уравнений не определены. Вместо урав-
нения (5.24) поэтому записывают другие, отражающие условия
постоянства потенциала на поверхности. Например, в случае осе-
симметричного поля, выбирая из (5.35) уравнения с номерами
i=l,2,...n-l и приравнивая их левые части левой части уравнения с
номером п, для п опорных точек на поверхности тела с неизвест-
ным потенциалом получаем п-1 уравнение вида
N N
Sqkfk(xi>yi>zJ-£qA(xN>yN>zN) + u0J -u()N =о,
k=l k=l
где Uo,i и U0,N - потенциалы, создаваемые в точках Ti(xi,yi,Zj) и
TN(xN,yN,zN) другими телами; М и N - любые две из п опорных
точек на поверхности тела.
Недостающее n-е уравнение записывают на основании како-
го-либо другого условия, как правило, известного суммарного за-
ряда тела
£qk=Qx.
k-1
причем наиболее распространен случай Qx=0, соответствующий
идеальным диэлектрикам без токов объемной или поверхностной
проводимости.
Записанные уравнения добавляют в общую систему линейных
алгебраических уравнений и используют для определения зарядов
на поверхности изолированного тела.
Поскольку, как правило, число алгебраических уравнений
значительно превышает число тел, добавление одного нового
уравнения увеличивает объем вычислений незначительно и не
представляет затруднений.
247
Особенности программной реализации
метода интегральных уравнений. Укажем наи-
более существенные особенности программной реализации мето-
да интегральных уравнений. Во многом они совпадают с анало-
гичными особенностями метода эквивалентных зарядов [5.15].
1. Как и в случае МЭЗ, матрица коэффициентов алгебраизи-
рованных интегральных уравнений типа (5.37) не содержит нулей,
является сплошь заполненной. Это обстоятельство определяет
оптимальные варианты программного выделения памяти ЭВМ и
методы решения системы линейных уравнений.
2. Аналогично МЭЗ погрешности округлений при больших
порядках СЛАУ требуют итерационного уточнения получаемых
решений.
3. В отличие от МЭЗ постановка задачи по методу интеграль-
ных уравнений характеризуется полной определенностью в раз-
мещении расчетных зарядов на границах раздела или в толще ди-
электрика.
4. Вычисление коэффициентов алгебраизированной системы
интегральных уравнений связано с преодолением неопределенно-
сти значений подинтегральных функций типа (5.35) вблизи опор-
ных точек. Как указано в разделе Численный метод решения, это
затруднение преодолевают, выделяя малый участок поверхности
вблизи опорной точки и выполняя интегрирование в его пределах
аналитически.
5. Специфическая особенность метода интегральных уравне-
ний заключается в том, что задача численного решения инте-
гральных уравнений в общем случае является математически не-
корректной. Возможность получения устойчивых решений (то
есть таких, в которых малое изменение исходных данных не при-
водит к непредсказуемо большим изменениям результатов) дока-
зывается практическими расчетами, сопоставлением с аналитиче-
скими методами и так далее. При этом по мере увеличения числа
опорных точек, детализации расчетных систем, различия харак-
теристик граничащих диэлектриков опасность получить неустой-
чивые или близкие к неустойчивым решения возрастает. Это тре-
бует постоянного тщательного контроля получаемых результатов
и анализа их погрешности.
248
5.3. РАСЧЕТЫ ЭЛЕКТРИЧЕСКОГО ПОЛЯ ЭЛЕМЕНТОВ
КРУЭ-800 кВ
5.3.1. Дугогасительное устройство выключателя
Дугогасительное устройство (ДУ) (рисунок 5.11) является
важнейшим функциональным элементом высоковольтного вы-
ключателя и всего КРУЭ в целом.
Рисунок 5.11- Дугогасителыюе устройство высоковольтного выключателя
с элегазовым заполнением
В его состав входят дугогасительные контакты 1 и 2, главные
контакты 3 и 4, экран главного подвижного контакта 5 и внешние
экраны 6 и 7. Кроме того, для успешной работы ДУ необходимо
диэлектрическое сопло 8, формирующее требуемые параметры
газового потока при операции отключения, и диэлектрическая на-
кладка 9, служащая для защиты подвижного дугогасительного
контакта от эрозии в дуге отключения и формирующая газовый
поток в непосредственной близости от его поверхности. Все пере-
249
численные элементы ДУ за исключением внешних экранов раз-
мещены внутри диэлектрического камерного цилиндра 10. Сопло
8 и накладка 9 изготавливаются из фторопласта с относительной
диэлектрической проницаемостью е = 2,0, а камерный цилиндр -
из стеклопластика с проницаемостью е = 5,0.
При существующей конструкции выключателя в процессе
коммутации перемещаются контакты 2 и 4 вместе с соплом 8 и
накладкой 9, в то время, как остальные перечисленные элементы
остаются неподвижными. На рисунке 5.12 показана часть расчет-
ной модели ДУ по рисунку 5.11 в области межконтактного про-
межутка, причем элементам модели присвоены обозначения, сов-
падающие с номерами их прототипов на рисунке 5.11. Модель ДУ
изображена в промежуточном положении подвижной системы.
Подробно работа ДУ и выключателя в целом описана ниже.
При выполнении расчетов электрического поля в межкон-
тактном промежутке ДУ, а также для правильной оценки их ре-
зультатов необходимо учитывать, что при отключении больших
токов между дугогасительными контактами возникает электриче-
ская дуга, существенно искажающая картину поля. Это ограничи-
вает область применения простой расчетной модели рисунка 5.12
случаями приложения разности потенциалов к контактам ДУ в
разомкнутом положении, а также анализом ситуации при отклю-
чении емкостных токов, когда искажение электрического поля
стволом дуги можно считать незначительным. Именно этот по-
следний случай показан на рисунке 5.12. Необходимо также учи-
тывать, что при отключении емкостных токов дутьевая система
выключателя создает направленный поток газа, приводящий к из-
менению плотности и электрической прочности изолирующей
среды в различных точках межконтактного промежутка, в том
числе в наиболее нагруженной области вблизи торца подвижного
дугогасительного контакта 2. Распределение плотности газа в
межконтактном промежутке и его влияние на электрическую
прочность подробно рассмотрено в [5.7].
250
Рисунок 5.12 - Расчетная модель ДУ но рисунку 5.11
(фрагмент в области межконтактного промежутка)
Модель обладает осевой симметрией относительно оси z.
Потенциал неподвижного контакта U=0, подвижного контакта 100 кВ.
Показаны эпюры распределения напряженности по поверхности про-
водящих элементов и эквипотепциали с уровнем потенциала 95, 90,
80, 10 кВ.
Рисунок 5.12 позволяет наглядно проследить за реализацией
основных принципов формирования расчетных моделей для ис-
следования электрического поля. Прежде всего необходимо выде-
лить ту область в рассматриваемой системе, где есть основания
251
ожидать наибольшей напряженности поля. В ДУ рисунка 5.11
точно указать место наибольшей напряженности невозможно,
поскольку каждый из двух электродов, связанных с подвижным и
с неподвижным контактом, образован сложным сочетанием дуго-
гасительного контакта, главного контакта и внешнего экрана.
Можно предположить, однако, что напряженность поля достигает
наибольшего значения на торцевых участках электродов, обра-
щенных внутрь межконтактного промежутка. Это с одной сторо-
ны делает необходимым возможно точное моделирование области
межконтактного промежутка, а с другой стороны - позволяет от-
влечься от некоторых деталей реальной конструкции там, где по-
ля заведомо невелика. В области, существенной для расчета и
анализа поля, недопустимо присутствие разрывов контура элек-
тродов, острых кромок, изломов сечения, то есть таких деталей,
на которых точный расчет поля принципиально невозможен ввиду
некорректности математической постановки задачи.
Кроме того, необходимо стремиться к возможному упроще-
нию расчетной модели, поскольку, несмотря на постоянно расту-
щие возможности вычислительной техники, точный учет всех де-
талей строения реальных систем приводит лишь к неоправданно-
му увеличению трудоемкости, не увеличивая объема полезной
информации. Для достижения этой цели в области слабого поля
иногда возможны значительные упрощения расчетной модели.
Например, место соприкосновения камерного цилиндра 10 и
главного неподвижного контакта 3 в модели рисунка 5.12 воспро-
изведено упрощенно, что, однако, не оказывает влияния на расчет
поля, на результаты расчета в межконтактном промежутке. Разу-
меется, при наличии подобных упрощений их влияние необходи-
мо контролировать доступными средствами (например, специаль-
ными расчетами по более точным расчетным моделям). В модели
внешних экранов 6 и 7 отсутствуют внутренние поверхности, так
как контрольные расчеты показали исчезающе малое влияние
расположенных там зарядов на поле в межконтактном промежут-
ке.
На расчетной модели рисунка 5.12 показаны эпюры распреде-
ления напряженности по поверхности всех проводящих элементов
252
при потенциале подвижного контакта 2 /7=100 кВ, потенциале
неподвижного контакта 1, равном нулю. Каждое из использован-
ных для построения эпюр изображений вектора напряженности
опирается на определенную точку на поверхности металла, совпа-
дающую с одной их расчетных точек при определении плотности
зарядов на этой поверхности. Таким образом, рисунок 5.12 позво-
ляет контролировать распределение расчетных точек на поверх-
ности электродов. Одним из требований к расчетной модели явля-
ется выбор такого минимального числа точек, при котором точ-
ность вычислений не вызывает сомнения. Ввиду отсутствия ма-
тематически строгого алгоритма для выбора числа и положения
расчетных точек, используют метод сопоставления с контроль-
ными расчетами по более точным моделям, а также доступные
косвенные признаки правильности получаемых решений (напри-
мер, весь математический аппарат, позволяющий судить о право-
мерности кусочно-линейной аппроксимации неизвестной функ-
ции). Существующие рекомендации, выработанные эмпириче-
ским путем, сводятся к тому, что расстояние между расчетными
точками не должно превышать половины меньшего радиуса кри-
визны поверхности в данной точке или половины расстояния до
другой ближайшей заряженной поверхности.
На рисунке 5.12 показана также картина распределения экви-
потенциалей в межконтактном промежутке при указанных выше
потенциалах электродов. Видно, что в формировании электриче-
ского поля заметную роль играют внешние экраны. Их влияние
усиливается при полностью разомкнутом положении контактов.
Например, при 5=160 мм и при отсутствии внешних экранов мак-
симальная поля на торце экрана 5 главного подвижного контакта
4 равна 2,26 кВ/мм, а при наличии внешних экранов уменьшается
до 1,56 кВ/мм, то есть более чем на 30 %.
Результаты расчетов по модели рисунка 5.12 позволяют опре-
делить изменение напряженности на ду го гасительных контактах в
зависимости от расстояния 5 между ними. Соответствующие за-
висимости приведены на рисунке 5.13 при двух системах потен-
циалов /7=0 и /7=100 кВ, приложенных попеременно к подвижно-
му и к неподвижному контакту.
253
8
расстояние между электродами 8, мм
Рисунок 5.13- Зависимость напряженности на торце подвижного контакта 2
(кривые 1 и 2) и стержневого дугогасительного контакта 1 (кривые 3 и 4) от
расстояния между контактами 5 (рисунок 5 6) в расчетной системе рисунка 5 6
1,3 - потенциал неподвижного контакта /7=0, подвижного контакта
100 кВ, 2,4- потенциал неподвижного контакта 67= 100 кВ, подвижного
контакта U=0
Видно, что изменение потенциалов не приводит к заметному
изменению напряженности. При уменьшении расстояния S' от
140 мм до 60 мм напряженность поля на торце подвижного кон-
такта (металлического сопла) возрастает от 2,2 кВ/мм до
4,5 кВ/мм. В сочетании с известной скоростью движения контак-
тов зависимости рисунка 5.13 позволяют судить о возможности
пробоя под действием восстанавливающегося напряжения при
отключении емкостных токов.
Важной особенностью системы рисунка 5.11 является суще-
ственное влияние диэлектрической накладки 9 на напряженность
поля вблизи торца подвижного контакта и на электрическую
прочность всего межконтактного промежутка. На рисунке 5.14
показан фрагмент расчетной модели рисунка 5.12 вблизи торца
металлического сопла, а также эпюры распределения напряжен-
ности по поверхности металлического сопла 2, накладки 9 и ди-
254
торца подвижного дугогаситслыюго контакта
Показаны эпюры распределения напряженности но поверхности всех
элементов
Защитное действие накладки 9 возрастает при уменьше-
нии расстояния до металла, однако при этом возрастает также на-
пряженность электрического поля на торце металлического сопла.
Увеличение напряженности в промежутке между поверхностью
металла и диэлектрика является проявлением эффекта "газового
клина" и в предельном случае плоского конденсатора и толстого
слоя диэлектрика может достигать величины, равной относитель-
ной диэлектрической проницаемости диэлектрика 8. В данном
случае 8 = 2,0, то есть при уменьшении расстояния d имеются ос-
нования ожидать двукратного увеличения напряженности. Суще-
ственное влияние накладки подтверждается как выполненными
расчетами электрического поля в системе рисунков 5.12, 5.14, так
и экспериментами по определению электрической прочности
межконтактного промежутка. На рисунке 5.15 показана зависи-
255
мость напряженности на торце подвижного контакта от длины
промежутка d.
Рисунок 5.15 - Зависимость максимальной напряженности поля на торце
подвижного контакте! 2 в модели рисунка 5.6, 5.8 от расстояния до
диэлектрической накладки d
Видно, например, что уменьшение d от 4,0 мм до 1,0 мм при-
водит к увеличению напряженности от 3,3 кВ/мм до 4,0 кВ/мм, то
есть на 20 %. При d > 5,0 мм влияние диэлектрической накладки
делается незначительным. Изменение напряженности на торце
подвижного контакта, являющейся при 5 < 100 мм наибольшей
напряженностью поля в рассматриваемой системе, влечет соот-
ветствующее изменение электрической прочности всего дугогаси-
тельного устройства.
5.3.2. Межконтактный промежуток разъединителя
В КРУЭ-800 кВ, разработанном в НИИВА, разъединитель со-
вмещен в одном блоке с заземлителем (см. рисунок 5.16).
256
Рисунок 5.16 - Разъединитель из состава КРУЭ-800 сверхвысокого напряжения
В разъединителе имеются подвижный контакт 1 с экраном
подвижного контакта 2, экран резисторов 3 и экран неподвижного
контакта 4. Вся конструкция размещена в цилиндрической обо-
лочке 6. Важной особенностью разъединителя является наличие
предвключаемых резисторов 5, благодаря чему в значительной
мере подавляются перенапряжения, возникающие при коммута-
ции емкостного тока. Действительно, при работе разъединителя,
как правило, один из контактов находится под действием рабоче-
го напряжения промышленной частоты, а другой подключен к
участку высоковольтной ошиновки до выключателя, то есть при-
соединен к контуру заземления через емкость этого участка. Воз-
никающий при этом емкостной ток должен быть оборван при от-
ключении разъединителя. Кроме того, как при отключении, так и
при включении разъединителя, при малых расстояниях между
контактами возможен электрический пробой (так называемый
предпробой) межконтактного промежутка. В обоих случаях воз-
никают броски тока, приводящие к возникновению перенапряже-
ний. Для устранения этого эффекта в разъединителе конструкции
257
НИИВА неподвижный контакт снабжен предвключаемым рези-
стором, ограничивающим ток предпробоя. Любая коммутация
разъединителя осуществляется в два этапа. Например, при отклю-
чении разъединителя сначала размыкается промежуток между
подвижным контактом и главным неподвижным контактом; при
этом емкостной ток направляется через предвключаемый резистор
и существенно уменьшается. После этого уменьшенный ток раз-
рывается в промежутке между подвижным контактом и экраном
резистора, выполняющим в данном случае одновременно роль
неподвижного контакта. При замыкании разъединителя операция
включения происходит в обратном порядке. В обоих случаях ток
предпробоя проходит через резистор, не превосходит опасного
уровня и не приводит к возникновению больших коммутацион-
ных перенапряжений. Таким образом, в разъединителе рисун-
ка 5.10 можно указать три электрода, принимающие в общем слу-
чае различные потенциалы (подвижный контакт, неподвижный
контакт и экран резисторов), а также резисторы, потенциал вдоль
которых в статическом положении совпадает с потенциалом не-
подвижного контакта, а в процессе коммутации распределен рав-
номерно вдоль длины. Наличие резисторов, сложная форма экра-
нов заземлителя, а также двухкратное изменение направления то-
ка на 90° в пределах общей оболочки приводят к формированию
сложного трехмерного электрического поля, точный анализ кото-
рого на основании какой-либо одной расчетной модели крайне
затруднен. Тем не менее, в каждом из существующих в разъеди-
нителе изолирующих промежутков с помощью осесимметричных
моделей может быть выполнена оценка возникающей напряжен-
ности поля снизу, то есть может быть определен тот уровень, вы-
ше которого напряженность не возникнет при воздействии нор-
мированных потенциалов.
Для расчета электрического поля в межконтактном проме-
жутке разъединителя следует использовать нормированные уров-
ни потенциалов, наиболее опасные для элегазовой изоляции. На-
пример, для класса напряжения 800 кВ в соответствии с рекомен-
дациями МЭК 694 (95) амплитуда коммутационного импульса
равна 1300 кВ, а испытания промежутка между разомкнутыми
контактами выполняются при потенциалах 1100 кВ и -650 кВ.
При испытаниях грозовым импульсом следует использовать ам-
плитуду 2100 кВ и -455 кВ. Сопоставление электрической проч-
ности элегаза при коммутационных и при грозовых импульсах с
указанными амплитудами воздействия позволяет сделать вывод,
258
что наиболее опасным для элегазовой изоляции является грозовой
импульс, тем более что в соответствии с требованиями заказчика
для описываемой конструкции нормированная амплитуда грозо-
вого импульса была увеличена по сравнению с рекомендациями
МЭК и составила 2250 кВ и -457 кВ. Здесь уровень -457 кВ - это
прикладываемое к противоположному контакту напряжение про-
мышленной частоты с амплитудой
_0 7 Г,,аи^
л/з
где /7Наибраб-= 800 кВ - наибольшее рабочее линейное напряжение.
При трехэлектродной компоновке межэлектродного проме-
жутка это позволяет сформулировать два испытательных и рас-
четных режима приложения потенциала, указанных в первой и
второй строке таблицы 5.1. Они соответствуют разомкнутому по-
ложению разъединителя и появлению грозового импульса пере-
напряжений на подвижном или на неподвижном контакте, причем
в обоих случаях потенциалы неподвижного контакта и экрана ре-
зисторов в точности совпадают (ток в резисторах равен нулю).
Таблица 5.1
Расчетные потенциалы при проверке электрической прочности
межконтакного промежутка разъединителя 800 кВ
с предвкючаемыми резисторами
Промежуток 11отепциал экрана не- подвижного контакта 4, (/5, кВ 11отспциал экрана рези- стора 3, П3, кВ I кмснциал экрана под- вижного контакта 2, 1!ъ кВ
1. Промежуток 2-3, поверхность экрана резистора, рисунок 5.11 2250 2250 -457
2. Промежуток 2-3, поверхность экрана подвижного контакта, рисунок 5.12 -457 -457 2250
3. Промежуток 3-4, поверхности экранов 3 и 4, рисунок 5.13 +653 -653 -653
Особо следует выделить систему потенциалов, указанную в
строке 3 таблицы 5.1. Она соответствует такому состоянию разъе-
динителя, когда подвижный элемент 1 приблизился к экрану ре-
259
зисторов 3, но не имеет с ним электрического контакта. Это со-
стояние разъединителя существует кратковременно в процессе
перемещения подвижного элемента, поэтому вероятность возник-
новения перенапряжений в этот период мала. В качестве расчет-
ных потенциалов для анализа электрического поля в промежутке
между неподвижным контактом и экраном резисторов приняты
значения амплитуды наибольшего рабочего фазного напряжения
U \[2 J7)
и = ----= goo—= 653 кВ
наиб раб фазн ГТ ГТ
У/ 3 yj 3
с противоположными знаками: +653 кВ и -653 кВ.
Этот выбор обусловлен следующими соображениями. Будем
считать, что неподвижный контакт присоединен к участку высо-
ковольтной ошиновки, имеющему определенную емкость СНсподв
относительно заземленной оболочки. По мере приближения под-
вижного элемента к экрану резисторов электрическая прочность
газового промежутка между ними уменьшается и при достаточно
малом расстоянии происходит его пробой (т.н. "предпробой”),
причем емкость СНСПОдв заряжается до потенциала подвижного
контакта, наибольшее возможное значение которого равно
(/Наиб раб фазн (в том случае, если пробой изолирующего промежутка
произошел при достижении напряжением на подвижном контакте
максимального значения (/иаиб раб фаз» )• Существование проводяще-
го канала разряда между подвижным элементом и экраном рези-
стора длится в течение времени, значительно меньшего длитель-
ности периода напряжения промышленной частоты, после чего
электрическая прочность промежутка восстанавливается, а ем-
кость СнепОдв остается заряженной. Если следующий пробой про-
межутка между движущимся подвижным элементом и экраном
резисторов произойдет в момент следующего максимума потен-
циала по истечении половины периода промышленной частоты,
то на экран резисторов будет вынесен потенциал -(/наиб раб фазн- В
этом случае между экраном резисторов и неподвижным контак-
том возникает разность потенциалов, равная удвоенному фазному
НаПрЯЖеНИЮ (/Наиб раб фазн "(“(/наиб раб фазн-) — 2* (/11аиб раб фазн ♦ НеСМОТрЯ
на то что в действительности эта разность потенциалов приложе-
260
на параллельно резисторам и существует лишь кратковременно,
электрический пробой этого промежутка недопустим, так как мо-
жет привести к формированию перенапряжений, опасных для вы-
соковольтной изоляции и, по существу, делает бесполезным нали-
чие резисторов.
В зависимости от распределения потенциалов по электродам,
образующим межконтактный промежуток, картина электрическо-
го поля меняется, как это показано на рисунках 5.17, 5.18, 5.19.
На рисунках 5.17, 5.18 изображен один и тот же фрагмент
общей расчетной модели, для вариантов 1 и 2 распределения по-
тенциалов из таблицы 5.1.
Рисунок 5.17 - Расчетная модель для определения электрического ноля
в межконтактном промежутке разъединителя 800 кВ при системе
потенциалов 1 из таблицы 5.1.
Показаны эпюры распределения напряженности по поверхности элек-
тродов, а также картина эквипотенциалей и силовых линий
261
Рисунок 5.18- Расчетная модель для определения электрического поля
в межконтактном промежутке разъединителя 800 кВ при системе
потенциалов 2 из таблицы 5.1
Показаны эпюры распределения напряженности но поверхности элек-
тродов, а также картина эквипотенциален и силовых линий
Модель рисунка 5.19 использована для определения парамет-
ров поля в варианте 3 из таблицы 5.1, причем контролируется
максимальная напряженность поля на поверхности экрана непод-
вижного электрода 4. Для этого в расчетной модели рисунка 5.19
учтено наличие подвижного контактного элемента разъединителя
1, перемыкающего промежуток между экраном подвижного кон-
такта 2 и экраном резисторов 3. Это позволяет определить макси-
мально возможную напряженность поля на экране неподвижного
контакта, несколько снизить напряженность на экране резисторов.
Для определения максимальной напряженности на экране рези-
сторов при том же распределении потенциалов 3 из таблицы 5.1
необходимо использовать расчетную модель по рисункам 5.17,
5.18.
262
z
Рисунок 5 19 - Расчетная модель для определения электрического ноля
в межконтактном промежутке разъединителя 800 кВ при сиеiемс
шиенпиалов 3 из таблицы 5.1.
Показаны шюры распределения напряженное! и по поверхности элек-
тродов, а также картина эквипотенциален и силовых линий
Можно отмстить, что в осесимметричных расчетных моделях
рисунков 5.17 - 5.19 отсутствуют детали реальной системы, не
обладающие осевой симметрией (элементы подводящих высоко-
вольтных шин, резисторы и т.д.). Выполненные оценки показы-
вают, что при расчете поля в пределах выделенной на рисунках
5.17 - 5.19 области это не приводит к существенному снижению
точности расчетов, причем, как правило, позволяет получит за-
вышенную оценку максимальной напряженности. Возникающая
при этом погрешность создает незначительный, в пределах
(1-3) %, дополнительный запас электрической прочности.
На рисунках 5.17 - 5.19 показаны эпюры распределения на-
пряженности по поверхности каждого из трех электродов и зазем-
ленной оболочки 6, а также некоторые эквипотенциали и харак-
263
терные силовые линии. Видно, что в зависимости от распределе-
ния потенциалов величина и положение вектора максимальной
напряженности меняются: при системе потенциалов 1 из таблицы
5.1 максимум напряженности расположен на внешней перифе-
рийной части поверхности экрана резисторов, при системе потен-
циалов 2 - на экране подвижного контакта, а при системе потен-
циалов 3 в модели рисунка 5.19 - на поверхности экрана непод-
вижного контакта.
Расчетные модели рисунков 5.17-5.19 представляют один из
множества вариантов конструкции разъединителя. При выборе
размеров экранной системы определяющие параметры экранной
системы варьировались для определения оптимального значения,
соответствующего минимуму максимальной напряженности. В
качестве примера на рисунке 5.20 показано изменение макси-
мальной напряженности на поверхности экрана резисторов в рас-
четной модели рисунка 5.17 в зависимости от габаритного радиу-
са экрана /?ре, (см. рисунок 5.17).
Рисунок 5.20 - Зависимость максимальной напряженности на поверхности
экрана резисторов в расчетной модели рисунка 5.17 от габаритного
радиуса экрана /?рсз
264
Видно, что напряженность поля принимает минимальное зна-
чение при /?рез ~ 350 мм (при радиусе оболочки 700 мм это состав-
ляет примерно половину радиуса). При этом, однако, изменение
/?ре) в диапазоне от 320 мм до 495 мм не приводит к увеличению
напряженности более чем на 5 % по сравнению с минимально
достижимым уровнем. При изменении /?pei в диапазоне от 240 мм
до 460 мм напряженность поля возрастает не более чем на 10 %.
5.3.3. Конусный опорный изолятор
Конусный опорный изолятор предназначен для удержания
высоковольтного токоведущего электрода относительно зазем-
ленной оболочки и является распространенным элементом КРУЭ.
В зависимости от конкретных условий форма сечения изолятора
может быть арочная, как показано на рисунке 5.21, или конусная,
как на рисунке 5.22.
Рисунок 5 21 - Конченый опорный и золя юр из состава КРУ')-8()() кВ
1 - чело изоляюра. 2 бобышка, 3 внешняя металлическая apiuaiypa,
4 внутренний кольцевой жран
Как правило, изоляторы подобного типа изготавливают из
эпоксидного компаунда с относительной диэлектрической прони-
цаемостью из диапазона 5 - 7. В КРУЭ переменного гока нет при-
чин для накопления физических зарядов па поверхности раздела
газ-твердый диэлектрик, однако под действием внешнего поля на
ней возникают поляризационные заряды и выполняются извест-
ные граничные условия
265
Е« = Ет2 = Ех
• Еп} = е2 Еп2'
(5.38)
где Ех\ и Ет2- тангенциальные составляющие вектора напряжен-
ности к поверхности раздела газ-твердый диэлектрик в среде 1 и
2 по обе стороны границы раздела; Ехп и Епг - нормальные со-
ставляющие вектора напряженности; £j и е2 - диэлектрические
проницаемости среды.
В том случае, если среда 1 - это элегаз, условие 8j ~ е0 выпол-
няется с высокой точностью, а для эпоксидного компаунда
е2=(5-7) е0.
Это приводит к излому силовых линий и эквипотенциалей на
границе раздела, как показано на картине электрического поля в
Рисунок 5.22 - Расчетная модель для определения электрического поля
вблизи конусного изолятора
Показана картина эквипотенциалей и силовых линий Отдельно в
большем масштабе показана внутренняя (верхняя на рисунке) поверх-
ность изолятора с указанием номеров расчетных точек и распределе-
ния вектора напряженности в газе
266
Видно, что присутствие конусного изолятора 4 существенно
искажает поле в промежутке между высоковольтным электро-
дом 1 и оболочкой 2.
При конструировании изолятора значительную проблему
представляет правильная организация электрического поля в мес-
тах крепления изолятора к высоковольтному электроду и к обо-
лочке. На высоковольтном электроде для этого использованы
специальные внешние экраны, а вблизи оболочки - внутренний
кольцевой экран 3.
Структура поля в основании изолятора на высоковольтном
электроде показана на рисунке 5.23.
Рисунок 5.23 - Фрагмент расчетной модели рисунка 5.22
в основании конусного изолятора на высоковольтном электроде
Показаны эпюры распределения напряженности но поверхности элек-
трода и на границе раздела газ-диэлектрик в газе
Как видно на рисунке 5.23, напряженность поля достигает
максимальных значений на поверхности внешних экранов и на
поверхности изолятора в газе, а также на поверхности шпонки в
твердом диэлектрике. При проектировании изолятора ни один из
этих локальных максимумов не должен превышать допустимого
267
уровня при всех видах нормированных воздействий. Применение
внешних экранов позволяет также снизить напряженность в трой-
ных точках контакта металла, газа и твердого диэлектрика до
уровня, обеспечивающего надежную работу изолятора.
При анализе электрического поля в месте контакта изолятора
с оболочкой нулевого потенциала необходимо учитывать наличие
уплотнительных прокладок, создающих тонкие (обычно толщи-
ной не более 0,2 мм) газовые зазоры между изолятором и флан-
цами оболочки. На рисунке 5.24а, где отдельно показана область
контакта изолятора и оболочки, зазор между верхней поверхно-
стью изолятора и оболочкой виден на увеличенной выноске, а его
толщина обозначена А. Вектор напряженности, всегда перпенди-
кулярный поверхности металла, пересекает эти зазоры и ограни-
чивающую их поверхность изолятора. Благодаря возникающему
при этом эффекту "газового клина" напряженности в газе возрас-
тает в 82/ £о = (5 - 7) раз по сравнению с напряженность поля в
однородном диэлектрике. Это хорошо заметно на эпюрах напря-
женности рисунка 5.24.
Рисунок 5 24 - Фрагмент расчетной модели рисунка 5.22
в периферийной части конусного изолятора вблизи заземленной оболочки
Показаны эпюры распределения напряженности по поверхности ме-
талла.
а) при наличии внутреннего кольцевого экрана; б) при отсутствии
внутреннего экрана
268
Видно, что в месте сближения металла и поверхности изоля-
тора напряженность поля возрастает, что может привести иониза-
ции газа и инициировать пробой изолирующего промежутка. Для
устранения этой возможности использован внутренний кольцевой
экран, влияние которого делается очевидным при сопоставлении
рисунков 5.24 а) и б). Применение кольцевого экрана снижает
максимальную напряженность поля на (30-50) % в зависимости от
его размеров и положения внутри изолятора.
Результаты расчета электрического поля на внутренней по-
верхности конусного изолятора показаны на рисунке 5.25, где
представлено распределение вдоль поверхности следующих пяти
параметров:
модуля вектора напряженности в газе Еь
модуля вектора напряженности в твердом диэлектрике Е2,
нормальной к поверхности раздела составляющей векто-
ра напряженности в газе Eni,
нормальной к поверхности раздела составляющей векто-
ра напряженности в твердом диэлектрике Епь
тангенциальной к поверхности раздела составляющей
вектора напряженности Ет, одинаковой в газе и в твердом
диэлектрике
При этом соотношение между нормальными составляющими
ЕП] и Еп2 установлено граничными условиями (5.38), а модули
вектора напряженности по обе стороны границы раздела опреде-
лены обычным образом
е.=7£;,+£,2.
В качестве аргумента на рисунке 5.25 использован номер рас-
четной точки на границе раздела, что качественно соответствует
изменению координаты, отсчитываемой вдоль этой границы. При
формировании расчетной модели граница аппроксимирована на-
бором из пяти участков в форме отрезков прямых линий и участ-
ков окружностей. Поскольку на различных участках аппроксима-
ции расстояние между расчетными точками также различно, точ-
ное количественное соответствие задано таблицей координат рас-
четных точек или изображением их положения на границе, приве-
денным на рисунке 5.22. На участках между ближайшими расчет-
ными точками использована кусочно-линейная аппроксимация
функций Е\ - Ех.
269
О 8
номер расчётной точки
Рисунок 5.25 - Графики распределения напряженности по внутренней
поверхности конусного изолятора в расчетной модели рисунка 5.22
1 - модуль вектора напряженности в газе; 2 - тангенциальная состав-
ляющая вектора напряженности; 3 - модуль вектора напряженности в
твердом диэлектрике, 4 - нормальная составляющая вектора напря-
женности в твердом диэлектрике; 5 - нормальная составляющая векто-
ра напряженности в газе Положение расчетных точек на поверхности
изолятора показано на рисунке 5 22. Вертикальными штриховыми ли-
ниями указаны граница участков на поверхности раздела
Значения функции, соответствующие расчетным точкам, ука-
заны на рисунке 5.25 на единственном графике зависимости Еп2.
Это позволяет составить представление о количестве точек на
границе, равном в данном случае 72 (из общего числа точек в мо-
дели рисунка 5.23, равного 441), и об их распределении на от-
дельных участках границы. В пределах каждого участка расстоя-
ния между расчетными точками одинаковы. Разумеется, что каж-
дая из пяти функций рисунка 5.25 вычислена при одинаковых
целых значениях аргумента аналогично ЕП2-
Графики рисунка 5.25 следует рассматривать в сочетании с
эпюрой распределения напряженности, приведенной на рисунке
5.22. В расчетной модели рисунка 5.22 высоковольтному электро-
ду присвоен положительный потенциал 100 кВ. Это приводит к
270
формированию положительного заряда на внутреннем электроде
и отрицательного заряда на оболочке, что определяет общее на-
правление вектора напряженности. Видно, что наибольшие значе-
ния напряженности возникают в средней части изолятора напро-
тив высоковольтного экрана (точка 293), где одновременно дос-
тигают максимума абсолютной величины нормальная и тангенци-
альная составляющая (при изображении на графике нормальной
составляющей положительные значения приписаны направлению
наружу из тела изолятора). В этом месте изолятор проходит через
область усиления поля, созданную вблизи выступающей части
поверхности высоковольтных экранов. Эффект “газового клипа”
проявляется в появлении локальных максимумов напряженности
в точке 285 вблизи высоковольтного электрода и в точке 354
вблизи оболочки. В последнем случае отрицательные заряды обо-
лочки создают вблизи точки 354 напряженность поля, направлен-
ную наружу тела изолятора, причем нормальная составляющая
напряженности принимает положительные значения.
Для определения абсолютных уровней напряженности при
нормированных воздействиях значения функций рисунка 5.25
следует увеличивать пропорционально приложенному потенциа-
лу. Например, абсолютный максимум модуля напряженности в
газе в точке 293 Е’|=0,782 кВ/мм при потенциале 100 кВ увеличи-
вается при амплитуде грозового импульса 2250 кВ до уровня
0,782 - 2250/100 = 17,6 кВ/мм.
5.4. ОЦЕНКА ПАРАМЕТРОВ ТРЕХМЕРНОГО ЭЛЕКТРИЧЕСКО-
ГО ПОЛЯ
Будем называть трехмерным электрическим поле, не описы-
ваемое зависимостью от двух геометрических координат, то есть
не являющееся плоскопараллельным и не обладающие осевой
симметрией. При точном анализе свойств реальных конструкций
те или иные причины, нарушающие осевую симметрию или ка-
жущуюся плоскопараллельность, обнаруживаются всегда, однако
иногда они оказывают заведомо слабое влияние и могут не при-
ниматься во внимание, а в ряде случаев сделать этого невозмож-
но. Примером конструкции, создающей электрическое поле с явно
выраженным нарушением осевой симметрии, являются сборные
шины КРУЭ с размещением трех фаз в общей цилиндрической
оболочке. Схематическое изображение этой конструкции приве-
271
дено на рисунке 5.26. В системе рисунка 5.26 средняя токоведу-
щая шина 1 и две крайние шины 2 расположены в общей оболоч-
ке 3 с помощью дискового изолятора 4. В теле изолятора разме-
щены бобышки 5 и кольцевой экран нулевого потенциала 6. Для
удобства монтажа сборные шины снабжены разъемными розеточ-
ными контактами 7.
Видно, что три токоведущие шины трех фаз размещены па-
раллельно оси оболочки и обладают переменным сечением вдоль
длины, что связано с наличием общего несущего изолятора и не-
обходимостью его экранирования. Смещение шин относительно
оси оболочки, присутствие изолятора с его экранной арматурой и
сложное распределение потенциалов по элементам расчетной сис-
темы затрудняют анализ электрического поля. Для выполнения
такого анализа возможны несколько вариантов действий. Прежде
всего, на основании одного из описанных выше методов расчета
поля возможен детальный расчет, принципиально ничем не отли-
чающийся от расчета в условиях осевой симметрии или плоско-
параллельности. Практическое выполнение такого расчета, одна-
ко, затруднено относительно малой доступностью необходимого
программного обеспечения и высокими требованиями к вычисли-
тельным средствам. Кроме описанных методов, большие возмож-
ности применения в указанных условиях имеет метод Монте-
Карло, или метод статистических испытаний, однако его практи-
ческая реализация также затруднена, главным образом большой
трудоемкостью вычислений.
По этим причинам в практике проектирования высоковольт-
ных конструкций часто используют приемы, основанные на со-
поставлении электрического поля, обладающего сложным трех-
мерным распределением, со сходными электрическими полями,
обладающими плоским или осесимметричным характером. К та-
ким приемам относится, например, применение так называемого
закона кривизны, причем сложную трехмерную конструкцию рас-
сматривают в двух взаимно перпендикулярных сечениях, прини-
мая их за сечения плоского поля. В дальнейшем, используя из-
вестную связь между напряженностью поля и кривизной эквипо-
тенциальной поверхности (например, поверхности электрода),
полученные значения напряженности в двух взаимно перпенди-
кулярных сечениях удается связать с напряженностью исходного
сложного поля. Этот метод предложен и подробно описан в [5.18].
При практическом проектировании удобен и эффективен
прием, основанный на определении границ возможного диапазона
272
изменения искомой напряженности электрического поля в реаль-
ной трехмерной системе путем моделирования плоских или осе-
симметричных систем, создающих заведомо большую или
меньшую напряженность поля (создание ’’вилки” параметров).
Поясним это на примере системы рисунка 5.26, на котором изо-
бражены трехфазные сборные шины КРУЭ в общей цилиндриче-
ской оболочке.
Рисунок 5.26. - Сборные шины КРУЭ-126 кВ
в общей цилиндрической оболочке
На рисунке 5.26 изображена средняя токоведущая шина 1 и
две крайние шины 2 в общей цилиндрической оболочке нулевого
потенциала 3. Положение шин в пространстве фиксировано с по-
мощью дискового изолятора 4. Для возможности монтажа сбор-
ных системы шин они снабжены разъемными контактами.
Пусть необходимо выполнить оценку напряженности поля в
промежутке между средней из трех токоведущих шин и заземлен-
ной оболочкой. Рассмотрим для этого несколько модельных задач
и прежде всего - систему электродов рисунка 5.27, создающих
плоскопараллельное поле.
273
Рисунок 5.27 Трехфазная система шин в общей цилиндрической оболочке
Эта система легко поддается расчету, в результате которого
при различных значениях потенциала на крайних шинах U\, в
точке А на поверхности средней шины и в точке В на поверхности
оболочки получены значения напряженности поля, указанные в
таблице 5.2. Потенциал средней шины везде принят равным 100
условных единиц. На рисунке 5.27 показаны также эпюры распре-
деления напряженности по поверхности шин и оболочки.
Таблица 5.2
Напряженность электрического поля в точках А и В
в системе рисунка 5.27
№ п/п Потенциал крайних шин Ui Напряженность в точке А Напряженность в точке В
1 0 1,816 0,9702
2 -50 1,822 0,9665
3 -100 1,829 0,9629
274
Данные таблицы 5.2 позволяют, в частности, установить от-
носительно слабое влияние крайних шин на напряженность поля в
промежутке между точками А и В. Это дает возможность для
дальнейшего анализа системы, включающей только среднюю ши-
ну и оболочку.
Для оценки напряженности электрического поля в точке А
’’сверху” используем осесимметричную систему коаксиальных
цилиндров рисунка 5.28, сечение которой в промежутке между
точками А и В в точности совпадает с сечением системы рисун-
ка 5.27.
Рисунок 5.28 - Система коаксиальных цилиндров, дающая
завышенную оценку напряженности поля в точке Л
На рисунке 5.28 указаны значения напряженности поля в точ-
ках А и В, полученные в результате численного расчета и в точно-
сти совпадающие со значениями, полученными по известной ана-
литической формуле: ЕЛ=1,918, Ев=0,860. Эпюры распределения
напряженности по поверхности цилиндров представляют концен-
трические окружности с центром на оси системы. Поскольку при
переходе от системы рисунка 5.27 к рисунку 5.28 в промежутке
275
между точками А и В напряженность поля возросла вблизи точки
А, то следует ожидать уменьшения напряженности вблизи точки
В. Таким образом, одновременно с оценкой напряженности поля в
точке А "сверху'’, рисунок 5.28 позволяет получить оценку в точке
В "снизу".
Для создания "вилки", то есть для получения другой границы
диапазона возможных значений напряженности поля в точках А и
В, в дополнение к рисунку 5.28 используем систему рисунка 5.29,
в которой цилиндрическая токоведущая шина расположена па-
раллельно протяженной плоскости нулевого потенциала на рас-
стоянии S. В этой системе напряженность поля в точке А меньше,
чем в точке А на рисунке 5.27, так как значительная часть поверх-
ности оболочки удалена на большее расстояние. Уменьшение на-
пряженности вблизи точки А на рисунке 5.29 связано с ее увели-
чением в точке В, то есть система рисунка 5.29 позволяет одно-
временно получить заниженную оценку напряженности поля в
точке А и завышенную оценку напряженности в точке В. Выпол-
ненные расчеты дали следующие результаты: Ед= 1,732, Ев= 1,077.
и=о
шллш Ш1Щ ШШ1 1ШШ 111 1Ш ИШ Диш 11ШН LJ-LLLU-J
„л]// Еп=1 077 ЕА=1.732
и=юо
Е= 0 4069 н
Рисунок 5.29 Цилиндрическая токоведущая шина и плоскость
нулевого потенциала
Сопоставляя системы рисунков 5.28 и 5.29, для напряженно-
стей поля в точках А и В получаем следующие границы оценки:
1,732 <Ед=1,816 < 1,918; 0,860 < Ев=0,9702 <1,077.
Ширина каждого из указанных интервалов составляет 10,2 %
для ЕА и 22,4 % для Ев. Середины полученных интервалов
(1,825 для Ед и 0,968 для Ев) отстоят от верных значений на 0,5 %
и на 0,2 % для точек А и В соответственно. Это дает основания
276
для применения аналогичных действий в отношении реальной
расчетной системы рисунка 5.26.
Используем для этого осесимметричную расчетную модель
рисунка 5.30, в которой контуры сечения электродов и дискового
изолятора детально воспроизводят сечение трехфазных сборных
шин рисунка 5.26 плоскостью чертежа. В этом смысле переход от
рисунка 5.26 к рисунку 5.30 аналогичен переходу от рисунка 5.27
к рисунку 5.28. Результаты расчета представлены эпюрами рас-
пределения напряженности на рисунке 5.30. Максимум напря-
женности в точке А на рисунке 5.30 на торце розеточного контак-
та скруглением R6 мм равен 3,75 кВ/мм, а в точке В на скругле-
нии R7 мм фланца оболочки 1,46 кВ/мм.
Рисунок 5.30 - Осесимметричная расчетная модель для определения
параметров ноля в промежутке между средней токоведутей
и оболочкой в сист еме рисунка 5 26
а) - общий вид, б) фрагмент в области размещения изолятора
На основании сказанного выше, для напряженности поля в
точке А можно указать диапазон возможных значений
3,75*( 1 -0.1)=3,37 < ЕЛ < 3.75, а для напряженности в точке В -
диапазон 1,46< Ев < 1,46*( 1 +0.22)= 1,78, причем наиболее вероят-
ными являются значения в середине указанных интервалов:
Ед=3,56, Ев =1,62.
277
ГЛАВА ШЕСТАЯ
АВАРИЙНЫЕ РЕЖИМЫ В ОТСЕКАХ КРУЭ И
ЭЛЕГАЗОВЫХ АППАРАТОВ С ВНУТРЕННЕЙ ДУГОЙ
И ЗАЩИТНЫЕ МЕРОПРИЯТИЯ
6.1. ОБЩЕЕ ОПИСАНИЕ ПРОЦЕССОВ В ОТСЕКАХ КРУЭ ПРИ
ВОЗНИКНОВЕНИИ В НИХ ВНУТРЕННЕЙ АВАРИЙНОЙ ДУГИ И
СИСТЕМА МЕР ЗАЩИТЫ ОТ ЕЕ ВОЗДЕЙСТВИЙ
Одним из основных достоинств КРУЭ и аппаратов с элегазо-
вой изоляцией является их высокая надежность, обеспечиваемая,
прежде всего, высокими изоляционными свойствами элегаза и
сведением к минимуму неблагоприятных атмосферных воздейст-
вий. Последние ограничиваются влиянием изменения окружаю-
щей температуры (в нормируемых пределах) на давление элегаза
внутри КРУЭ, что практически не изменяет его электрической
прочности, определяемой плотностью элегаза. Ряд конструктив-
ных мероприятий также способствует повышению надежности
внутренней изоляции КРУЭ. К таким мерам относятся высокий
уровень герметизации уплотнений, установка абсорбционных
фильтров и электростатических экранов, меры по снижению на-
пряженностей электрического поля до допустимого уровня: спе-
циальный выбор формы изоляторов, скругление кромок ряда ме-
таллических деталей и др.
Однако при неправильных операциях с КРУЭ, превышениях
заданного режима работы сети и в других случаях нарушения ус-
ловий нормальной работы нельзя полностью исключить возмож-
ность нарушения внутренней изоляции с последующим возникно-
вением дугового замыкания на корпус (оболочку) КРУЭ с токами,
определяемыми параметрами сети и режимом нейтрали. Хотя ве-
роятность повреждения внутренней изоляции крайне мала, необ-
ходимо обеспечить условия, локализующие последствия такого
нарушения нормального режима работы КРУЭ в первую очередь
с точки зрения обеспечения безопасности персонала. Важнейши-
ми следствиями появления аварийной дуги являются повышение
давления в отсеках выше рабочего и прогорание стенки отсека. В
то же время должны быть безусловно исключены взрывные на-
рушения целостности оболочек КРУЭ, находящихся под избы-
точным давлением элегаза, при повышении давления в оболочках
278
от нагрева аварийной дугой. В соответствии с рекомендациями
МЭК (Публикация 60517) воздействие дуги необходимо ограни-
чить подходящей защитной системой, чтобы воспрепятствовать
взрыву кожуха (оболочки). МЭК рекомендует также в первую
очередь предотвращать внутренние короткие замыкания или ог-
раничивать их длительность по условиям допустимости возни-
кающих избыточных давлений.
Исходя из вышеизложенного, сложилась и применяется сис-
тема мер защиты для предотвращения разрушения оболочек от
опасных повышений давления и их прогара при внутренних по-
вреждениях изоляции и возникновении аварийных дуг в отсеках
КРУЭ.
Ниже приводится перечень мер защиты.
- Конструктивные мероприятия но предотвращению внутрен-
них перекрытий и поддержанию высокого уровня газовой изоля-
ции и изоляции по поверхности изоляционных перегородок: ус-
тановка электростатических экранов и другие мероприятия по
снижению напряженностей электрического поля, установка
фильтров для очистки элегаза, высокий уровень герметизации и
т.п.
- Ограничение длительности замыкания на корпус КРУЭ вре-
менами, не превышающими (0,3~(),5) с. Сокращение длительно-
сти замыкания на корпус КРУЭ до указанных величин должно
обеспечиваться применением дублирования основной дифферен-
циальной защиты системы шин, в зону защиты которых входят
КРУЭ, а также применением дуговой защиты КРУЭ и быстро-
действующих короткозамыкателей, являющихся элементами
КРУЭ.
- Для всех отсеков в аварийном режиме повышаются допус-
каемые механические напряжения оболочек и их конструктивных
элементов (фланцы, болты и т.п.) в (1,4-1,8) раза по отношению к
допускаемым напряжениям в рабочем режиме в соответствии с
нормами [6.1]. Это позволяет повысить допускаемое давление в
отсеках до величин, необходимых для обеспечения их прочности
при внутренних дуговых перекрытиях.
- Для всех сварных отсеков разрушающее давление устанав-
ливается при разработках КРУЭ до величины не менее р ~ 2,3 рр,
где рр - рабочее давление (требование МЭК 60517). Возможность
такого повышения разрушающего давления обеспечивается дос-
таточно высокой прочностью корпусов отсеков.
279
- Координация прочности (разрушающего давления) изоляци-
онных перегородок между отсеками с повышенной прочностью
металлических оболочек. Разрушающее давление для перегородок
устанавливается часто ниже, чем разрушающее давление для
оболочек.
- Для всех отсеков в качестве основной защитной меры при-
меняются предохранительные мембраны, срабатывающие при рср
~ 1,2 рр, снижающие скорость нарастания давления и ограничи-
вающие его величину.
- Для отсеков с большими объемами (полюса выключателя и
сборные шины) аварийное давление часто не достигает величин,
опасных для механической прочности оболочки, и применение
защитных мембран, по существу, не обязательно. Однако по тре-
бованиям "Правил" [6.2] защитные мембраны в них также долж-
ны устанавливаться.
- В ряде случаев снижение роста аварийного давления может
быть достигнуто соединением смежных отсеков достаточно
большими (порядка d)KB > 100 мм) отверстиями. Это приводит к
перетокам газа из отсека в отсек при аварийном повышении дав-
ления в одном из них и снижению давления в аварийном отсеке.
Прожигание стенки отсека КРУЭ аварийной дугой. По-
мимо повышения давления при нагреве газа в отсеке аварийной
дугой, опасным следствием появления дуги является прожог
(проплавление) стенки оболочки. Время проплавления стенки за-
висит от материала стенки, ее толщины, значения тока дуги и сте-
пени подвижности опорных пятен дуги. Последний фактор явля-
ется наиболее трудно учитываемым, что приводит в ряде случаев
лишь к вероятностным оценкам времени проплавления. Общая
тенденция такова, что в отсеках с большими свободными объема-
ми подвижность дуги больше, а среднее время проплавления уве-
личивается. Это относится прежде всего к отсеку выключателя и
сборным шинам.
Исследования времени проплавления производились и описа-
ны в [6.3, 6.4]. На основании этих исследований для стенки из
алюминиевого сплава толщиной 10 мм, построены графики
(см. рисунок 6.1). При строго неподвижных опорных точках дуги
время проплавления характеризуется кривой 1. Эти времена мож-
но считать реализующимися только для малых объемов менее
100 литров.
280
Рисунок 6.1 - Время проплавления для стенки из алюминия
толщиной К) мм но |6.3, 6.4]
1 - опорные точки дуги неподвижны; 2 - граница зоны ограниченной
подвижности опорных точек дуги; 3 - 100 % вероятность проплавле-
ния
При ограниченной подвижности опорных точек дуги время
проплавления характеризуется зоной между кривыми 1 и 2. Кри-
вая 2 (по разным данным) характеризует максимальное время
проплавления при ограниченной подвижности опорных пятен ду-
ги и может быть принята для объемов до 300 литров. Зона между
кривыми 2 и 3 характеризует разброс длительности времени про-
жога для больших объемов (свыше 300 литров), где опорные пят-
на дуги имеют значительную подвижность. При этом кривая 3
дает время прожога со 100 % вероятностью даже при этих усло-
виях, при постоянной толщине стенки.
Таким образом, при длительностях к.з., не превышающих
(0,3-5-0,5) с, проплавление оболочек в объемах > 300 литров тол-
щиной (10-5-12) мм из алюминиевых сплавов не должно иметь мес-
та при токе к.з. до 40 кА. При длительности к.з. > 0,5 с проплав-
ление почти неизбежно будет иметь место, поэтому такие дли-
тельности к.з. по соображениям недопустимости проплавления
должны быть исключены. Это может быть достигнуто дублирова-
нием основных дифференциальных защит системы шин, а также
быстродействующим короткозамыкателем КРУЭ.
281
Отметим, что характерные времена проплавления для оболо-
чек из стали, имеющих равную прочность с оболочками из алю-
миниевых сплавов (т.е. толщиной ~ 5 мм), соизмеримы с указан-
ными выше, т.е. с точки зрения проплавления применение сталь-
ных оболочек не дает заметных преимуществ, а с точки зрения
добавочных потерь, веса и других факторов уступает алюминие-
вым сплавам.
МЭК рекомендует локализовать проплавления дугой оболоч-
ки заранее известными зонами. Наиболее естественно ограничи-
вать эти зоны областями вблизи фланцев, где толщина материала
значительно возрастает. Как известно, перемещение дуги внутри
оболочки определяется электромагнитными и тепловыми силами.
Первые действуют независимо от ориентации отсека (горизон-
тальный или вертикальный). Тепловые силы существенны лишь
при вертикальной ориентации отсека. Под действием этих сил
дуга перемещается как раз в направлении фланцев. При плавном
утолщении оболочки в этом месте дуга остановится именно на
фланце и прогара может вообще не произойти. Возможна также
установка в зонах вблизи фланцев стальных цилиндрических
вкладышей, затрудняющих прогар оболочки (см. главу 9).
Реализация изложенных общих принципов защиты оболочек
отсеков при проектировании требует разработки основ теории
процессов в отсеках с аварийной дугой и проведения соответст-
вующих расчетов. Ниже излагаются некоторые результаты этой
теории.
6.2. ПРОЦЕССЫ В ИЗОЛИРОВАННОМ ОТСЕКЕ С ВНУТРЕННЕЙ
ДУГОЙ БЕЗ ЗАЩИТНОЙ МЕМБРАНЫ
Рассмотрим замкнутый объем V отсека КРУЭ или элегазового
аппарата, в котором горит аварийная дуга с энергией, равной
At
W(t) = ^i’U^dt,
о
где i - ток дуги, и(} - напряжение на дуге.
При нагреве газа дугой средняя плотность газа сохраняется
постоянной, а давление в отсеке будет повышаться. При этом вы-
равнивание давления по объему происходит со скоростью звука в
газе, т.е. очень быстро. Для элегаза при 0 - 20 °C скорость звука
составляет а = 126 м/с, а при повышении температуры увеличива-
282
ется пропорционально \Т , где Т - средняя по объему отсека
температура в К. При длине отсека, например, I ~ 1 м выравнива-
/ 1м-с 2
ние давления по объему происходит за время — =-----~ 10 с.
а 126 м
При длительностях горения дуги (~ 0,1-4),5) с можно считать, что
давление в объеме отсека выравнивается практически мгновенно,
и что оно постоянно по объему, но зависит от времени по мере
нагревания газа. При нагреве газа не будем учитывать многооб-
разные физические процессы, протекающие в отсеке при возник-
новении в нем аварийной дуги, локализованные в малой части
отсека между опорными точками дуги, которые могут переме-
щаться под действием электромагнитных и тепловых сил. К таким
процессам относятся: неравномерность распределения температу-
ры и плотности газа по объему (при практически постоянном дав-
лении); изменение состава газа за счет его диссоциации, иониза-
ции и испарения металла в опорных точках дуги; возникновение
ударных волн при внезапном появлении дуги и др.
Запишем уравнение баланса энергии в таком отсеке в предпо-
ложении, что вся энергия дуги W расходуется на увеличение
внутренней энергии газа и нагрев стенок отсека. Тогда уравнение
баланса полной энергии в дифференциальной форме будет иметь
вид:
iu(}-dt = pVdU + Sdq^, (6.1)
где dU = CydT - внутренняя энергия газа на единицу массы,
Cv - теплоемкость газа при постоянном объеме, р - его средняя по
объему плотность, q^ - поток тепла в стенку, 5 - площадь стенок.
Расчетные оценки показали, что члены iu()'dt и Sdq^ сравни-
мы по величине, т.е. значительная доля энергии поглощается
стенкой. С учетом этого представим величину Sdq^ как а\ iu()'dt,
где коэффициент а\ < 1.
Уравнение (6.1) принимает вид:
(1-6X1) iu()-dt =pVdU. (6.2)
При нагреве элегаза аварийной дугой отклонение свойств эле-
газа от идеального газа можно не учитывать, так как при токе к.з.
средние температуры по объему составляют > 1000 °C.
п PRT
Применим уравнение состояния идеального газа р =------,
Ц
где р - давление, //=146 кг/кмоль - молекулярная масса элегаза;
/?=8,31103Дж/(К кмоль)-универсальная газовая постоянная.
283
Из (6.2) с учетом р = const получим после интегрирования:
. (l-aA(k-l)W
Др=р-р„ = А-----U_-----L-- , (6.3)
V
С R
где к-—Cp-Cv = —, р„ =p(t = 0). Для элегаза к= 1,06 4- 1,08.
Cv Ц
dW(t) / \ / \
Функция ----—- = i(t)• Ua(t) является пульсирующей функ-
dt
цией времени с частотой 100 Гц (при частоте переменного тока 50
Гц и после затухания апериодической составляющей). С этой же
частотой колеблются функции p(t) и Г(/). Эти быстрые изменения
во времени накладываются на более медленные изменения (по-
вышения) больших средних значений давления и температуры -
постоянную составляющую. Наибольшая амплитуда пульсаций
давления будет иметь место при отсутствии поглощения тепла
стенкой («j = 0). Тогда можно показать, что
Лр (к-1)У21цд
Р ЛрУ150
где I и U() - действующие значения тока и напряжения на
дуге. При / = 40 кА, U<} = 200 В, р = 5-Ю5 Па и V = 0,15 м3,
Др/р = 5,8 %.
С ростом давления и объема амплитуда пульсаций падает, а с
ростом энергии дуги растет. Численный анализ также показывает,
что пульсации малы и не оказывают существенного влияния на
процесс истечения, если объем отсека превышает 50 литров, так
как практически все отсеки в КРУЭ имеют большие объемы, да-
лее пульсации учитываться не будут.
Рассмотрим интеграл W = ^iuddt. Для переменного тока i и
и() можно представить в виде:
i ='V2-Z-sin(coz + (jp); Ma=t/f)’sign /(/).
Тогда
iu() = V2ZC7^|sin(cor + <p)|,
а среднее значение iu() на полупериоде, т.е. на интервале [0,7г] для
т= cot будет:
iu . =y[2IUл • — = W (Г) . (6.4)
284
Тогда для среднего значения давления р из (6.3) будем
иметь:
? = Рн+(к-1)^11идА1(1-«])- (65)
С помощью уравнения состояния идеального газа получим
выражение для повышения средней температуры Т в замкнутом
объеме (р = const) с дугой:
9/9 IU
Т = Т„ + (к-\)-4- дг(1-а,), (6.6)
я VRp
где Тн - начальная температура газа в отсеке.
В дальнейшем будем рассматривать только средние величи-
ны, а черту над их обозначениями будем опускать.
Формулы (6.5), (6.6) годятся для расчетов аварийных режи-
мов, если известно из опыта И() и аг, на практике, так как часто (76)
и «1 неизвестны, пользуются эмпирическими формулами, про-
стейшей из которых является:
В этой формуле постоянную С можно связать с напряжением
на дуге:
C = (k-l)^Url(l-a1) (В). (6.8)
71
Однако ввиду трудностей в определении U() и на стадии
проектирования, постоянную С обычно определяют по результа-
там обобщенных экспериментальных данных. До недавнего вре-
мени CIGRE рекомендовало выбирать С в диапазоне: 12 < С < 60
(В).
Обычно применялось С ~ 40 В вплоть до токов к.з. 40 кА.
В формуле (6.7), чтобы получить р в Па, нужно подставить
ток в А, время - в с, объем V - в м3, а постоянную С - в В.
В работе [6.5] была проведена статистическая обработка не-
скольких десятков опытов с внутренней дугой, проведенных в
разных испытательных лабораториях с разными отсеками и пара-
метрами тока к.з.
В результате была получена следующая эмпирическая фор-
мула для величины Cj, связанной с С из (6.7) формулой
С = CY56,9/CV, где теплоемкость Cv определяется по формуле
(6.10):
285
/ 50 1
С, = А+ 1-----d+4l+20kp r(V).
L I d J J
' 250 В (при рабочем давлении 1 кгс/см"),
(6.9)
Здесь А - ч
300 В (при рабочем давлении 4-5 кгс/см").
Предполагается, что d > 50 мм.
г Г ( v
1,24 1-ехр-------------------
180
, 50 л < V<300 л;
Y= 1
^1,0, У> 300л.
Поправочная функция Y(V) характеризует соотношение меж-
ду энергией дуги, поступающей в оболочку, и энергией, расхо-
дуемой на нагрев газа в объеме V.
В формуле (6.9): d - минимальное пробивное расстояние в
мм, / - ток дуги в кЛ, А/? - р - /?н - повышение давления в отсеке
в кгс/см" (0,1 МПа), V - вместимость отсека в литрах.
Кроме того, методика [6.5] предусматривает учет изменения
теплоемкости газа от средней темпера гуры по формулам:
С,. (Т) = 855 + 12Т-25,8 -106Т 2 при 273<Г<1400 К, Л
с,.(т) =
Т-2000?
------ +
0,4 + 4,1-КГ4Т +14,5ехр-
200
fT-2450?
+6,3ехр-
ио
> (6.Ю)
160 J J J
при 1400 К<Т<5000 К.
При этом расчет повышения давления ведется пошаговым ме-
тодом по следующим формулам:
ЛГ_С,-7У-7кЛо
cvM
Л Р^Т
т
(6.И)
(6.12)
рп = р^ + Ьр-, 7’П=7’П.1 + Д7’; Гн=273+/11, (6.13)
.. pHV100 „ „ ,
где М = —-------, a Ci, Cv - вычисляются по формулам (6.9) и
56,9 Тп
(6.10); Дг„ - заданный шаг расчета по времени.
286
Масса элегаза М = p^V определяется по начальным парамет-
рам элегаза рн и Гн, связанным уравнением состояния идеального
газа:
где рн - начальная плотность элегаза;
„ R 8314 о , т/.
R = — =-------= 56,9 Дж/кг-К - газовая постоянная для эле-
э р 146,06
газа.
Обозначение N в формуле (6.11) учитывает, какой отсек рас-
сматривается: однофазный или трехфазный. В случае однофазно-
го отсека W = 1. В случае трехфазного отсека N = 3.
На рисунке 6.2 приведено сравнение кривой повышения дав-
ления в замкнутом отсеке при вычислении с учетом изменения
С\(Т) пошаговым методом, позволяющее определить ’'среднее"
С - 47 В, и прямой, построенной при этом С.
Рисунок 6.2- Кривые избыточных давлений
в изолированном аварийном отеске
/ = 63 кА, = 4,5 кгс/см2(0,45 Ml 1а), рср = 6,68 кгс/см2(0,668 МПа),
А = 150 мм, V = 0,58 м3
1 - расчет с учетом зависимости СУ(Г); 2 - расчет при С = 47 В = const
287
6.3. ПРОЦЕССЫ В ИЗОЛИРОВАННОМ ОТСЕКЕ С ВНУТРЕННЕЙ
ДУГОЙ И С УСТАНОВЛЕННОЙ ЗАЩИТНОЙ МЕМБРАНОЙ
Рассмотрим отсек КРУЭ - сосуд объемом V, наполненный
сжатым газом. Плотность р, давление р и температуру Т газа бу-
дем считать постоянными по объему. До дугового перекрытия
давление в сосуде равно либо номинальному /?ном, равному р3 -
давлению заполнения при отсутствии номинального тока, либо
рабочему рр.
При горении аварийной дуги в отсеке до раскрытия мембраны
плотность газа постоянна, а давление растет согласно (6.7) - (6.9),
при С = const, линейно. При достижении давления срабатывания
мембраны рс = р? (3 мембрана раскрывается и начинается истече-
ние газа из отверстия. (Будем считать, что мембрана раскрывается
мгновенно, так как время ее раскрытия ~ 0,01 с«0,3 4- 0,5 с - об-
щего времени горения дуги.)
Согласно [6.2), Д = 1,10 4- 1,25, однако, если допускаемое дав-
ление [/?] для оболочек отсека [/?] » рс, то Д может быть приня-
то большим, чем 1,25, если корпус имеет большой запас прочно-
сти. Принятие больших значений Д предпочтительно, так как с
увеличением Д уменьшается вероятность случайных срабатыва-
ний мембраны. При этом надо следить, чтобы наибольшее давле-
ние в отсеке за время tK = 0,5 с не превысило [/?]. Из (6.7) получаем
формулу для определения А/с - времени от возникновения дуги до
срабатывания мембраны:
м= РЧс''v = ^-v (614)
Для отсеков КРУЭ-500 при 1 = 63 кА имеем: tc ~ 210"2с,
например, для тройника, корпуса заземлителя: V = 0,29 м3, Д =
1.25, ри = 0,52 МПа рс= 0,65 МПа, С = 40 В
0,52- 10б (1,25-1) 2
Д/с = --—0,29 = 1,5 10~2 с
103-63-40
При срабатывании мембраны (/ = гс) в сосуде образуется от-
верстие площадью F (к которому должен быть присоединен газо-
отвод), через которое начинается истечение газа. Полагая диаметр
отверстия малым по сравнению с размерами сосуда, можно счи-
тать скорость газа в сосуде практически равной нулю, а процесс
истечения квазистационарным.
288
(6.15)
(6.16)
(6.17)
Последнее означает, что в каждый данный момент скорость
истечения и массовый расход Q могут быть определены по фор-
мулам для установившегося истечения газа из сосуда. Ввиду от-
носительной кратковременности истечения теплообменом потока
газа со стенками тракта можно пренебречь. Во внешнем про-
странстве (атмосфере) плотность, температура и давление посто-
янны и соответственно равны ра, Та, и/? а <<р]ЮМЧ.
В этих условиях справедливы законы сохранения массы и
энергии для газа в сосуде с учетом истечения, дополненные урав-
нением состояния газа (при истечении горячего элегаза его можно
считать идеальным).
dp
V = -Q’
dt
V^ = -Qh+W(t)-qv/S,
dt
T
p = pR—.
|1
Здесь IJ = CyT - внутренняя энергия единицы массы газа,
S - площадь поверхности стенок сосуда, </w - поток п епла на еди-
ницу поверхности стенок сосуда в единицу времени за счет теп-
лопередачи, h - СрТ - теплосодержание единицы массы газа,
Q = р и F расход газа через отверстие, и ~ скорость газа в отвер-
стии, F - площадь сечения отверстия. В этом параграфе теплоем-
кости Ср и Cv приближенно считаем постоянными, как и молеку-
лярную массу газа р.
Как показано выше, быстрые (с частотой 100 Гц) пульсации
W(/) малы по сравнению с постоянной средней составляющей
W (г), изменяющейся во времени медленно, а после затухания
апериодической составляющей тока к.з. можно принять W =
const. Также постоянным будем считать и поток тепла в стенку qw.
Обозначим Wj = W ~q^S - const.
Обычно давление в сосуде значительно превышает атмосфер-
ное, и истечение носит закритический характер. Поэтому ограни-
чимся рассмотрением только закритического режима, когда вы-
полняется условие:
к
2 V1
к +1 .
P±
Pv
Рк
Рт
(6.18)
289
Для закритического режима истечения имеем [6.6]:
(6.19)
(6.20)
А+1
( 2 W-i) I-------
Q = ^,ркик = F —- yjkp,p, , (6.21)
К “г 1 у
где индексы означают: а - значение на выходе из отверстия (в ат-
мосфере), к - критическое значение, т - параметры заторможен-
ного газа в объеме; F=F(|)cf> cf- коэффициент расхода мембраны с
газоотводом; - фактическая площадь мембраны.
После простых преобразований из (6.15) - (6.17) получим ав-
тономную систему двух обыкновенных дифференциальных урав-
нений с двумя неизвестными функциями р\(т) и (относитель-
ные давление и плотность в отсеке):
dr
(6.22)
Ф1
dr
3/2
= -м1£пг + №'!.
р\
(6.23)
с начальными условиями в момент истечения:
при т = тс, р=рн, p=pe=Ppv.
Здесь: р, = р /рп,р} = р /рс,т = t/ /б, /6 =
AlPc'
W,=^.
[k +1) V - CvVp
Первый интеграл этой системы дает связь между р\ и р\ в без-
размерном виде:
рГ =(1-^о)рГ2 + W.p\12. (6.24)
Для температуры газа получается зависимость:
7]3/2 = (1-%)Aw-/) + ^0-, (6.25)
Р\
290
U7 _ ЖРн _ 3* 1 _ F
где^-д(з^-1)рГ“з^-1\’ y’f6’
F6 = 2V2.(*<_1_ Пк) = ^П p.
n kf(.k) Pc\ Pc [k + 1)
При Wo = 0, т.е. при истечении без выделения энергии и теп-
лообмена со стенками, получаем известные адиабатические зави-
симости:
Р
Ри
1
Т f
ч Рн ,
Если сечение мембраны превышает некоторое минималь-
ное значение, то после достижения давления в объеме величины
рс- Р Р? и раскрытия мембраны, оно начнет снижаться. При сече-
ниях меньше некоторого минимального, давление будет продол-
жать расти, хотя и несколько медленнее, чем до открытия мем-
браны. Следовательно, существует некоторое сечение мембраны
Fi, при котором касательная к кривой давления в момент tc откры-
тия мембраны будет горизонтальной: - 0. Это сечение
dt
можно определить непосредственно из уравнений (6.22), (6.23)
г/р (/)
без их интегрирования, полагая ----— = 0, р = рс, р = Затем
dt
dp (/)
при t > tc давление будет снижаться, т.е. ---— < 0. Из этих
условий, раскрывая выражение для А\. получим выражение для
сечения F\\
k+i
л|/2 1 ( к +1 'W-0
(6.26)
При Wi = 500 Вт; рп = 5,8 кгс/см2 (0,58 МПа); рс = 6,5 кгс/см2
(0,65 МПа); ри = 31,9 кг/м3; Cv = 800 Дж/(кг К); R = 56.9 Дж/(кг К)
получим: D\ = 203 см.
Таким образом, диаметр мембраны, обеспечивающий спада-
ние давления сразу же после ее раскрытия, оказывается весьма
значительным. Поэтому на практике сечения и диаметры защит-
ных мембран выбирают меньше Fi и D}. При этом давление в со-
291
суде после раскрытия мембраны сначала продолжает нарастать,
достигает максимума, а только затем снижается. Критерием пра-
вильности выбора сечения мембраны является условие, чтобы /?тах
было меньше допускаемого давления в сосуде [р]. На практике
/Лпах обеспечивают значительно меньше [/?]. По ’’Правилам” [6.2]
/?П1ах < 1,25/?р. Но если оболочка обладает значительным запасом
механической прочности, то достаточно, согласно "Нормам" [6.1],
выдержать условие оав< [о]ав = (1,4 -? 1,8) [о]р, где оав - механиче-
ские напряжения в элементах оболочки при аварийном режиме,
[о]ав, [п]р - допускаемые напряжения в аварийном и рабочем ре-
жимах.
Коэффициент расхода С\ лежит в диапазоне С( = 0,7 4- 0,95.
Для конкретных конструктивных форм мембран и газоогводов G
можно вычислить по методикам [6.7]. Таким образом, реальное
физическое проходное сечение мембраны определяется в соответ-
ствии с изложенными критериями, а соответствующий диаметр
U//
равен J1 . Практически диаметры мембран выбирают из
V 71
имеющегося набора мембран, а затем проверяют выполнение ус-
ловия /?1Пах < [/;].
В го же время оказывается, что даже при F = F\, несмотря на
то, что давление и плотность газа падают, температура газа в объ-
еме продолжает расти. Рост температуры понятен из физических
соображений, так как W2 = const, а масса газа в объеме при исте-
чении уменьшается. При этом неизбежно нагревается материал
оболочки аварийного отсека, что снижает его механическую
прочность.
При сечениях F > Г\ производная давления уже в начальный
момент*станег отрицательной, т.е. давление будет снижаться бы-
стрее, а рост температуры замедлился. Можно определить такое
сечение F2, при котором температура начнет снижаться уже в на-
чальный момент истечения. Из уравнений состояния и истечения
газа можно получить выражение для F2 = Ft Для тех же
условий, что указаны выше для F\ и £>ь получим:
D2 = ----D, - 0,744 м.
Практически установка столь больших мембран невозможна,
да и не нужна, так как механической прочности оболочек отсеков
292
при нагреве аварийной дугой достаточно при длительности к.з.
Д tK3 < 0,5 с и диаметрах мембран (100-4-200) мм.
Приведем общее выражение для максимального давления /?1П1
и плотности газа в отсеке в момент, соответствующий pjm, при
D<r>!.
Значения />|т получаем из правой части (6.23), приравнивая к
нулю производную dp\/di и решая совместно с (6.24)
1|" 1
Р"" ~ ' у 3к-(3к-1)у
ЗА-1
(6.27)
(6.28)
Из формулы (6.27) видно, что;?ini зависит только от к и у, а у,
в свою очередь, зависит от F, ри, W и не зависит от объема отсека
V.
Время достижения максимума давления тт определяется из
(6.23) интегрированием:
1 '> dp.
=7! (6’91
В аналитическом виде интеграл (6.29) не берется, но может
быть получено приближенное значение т1П:
Т|11 Лр'т'р'Зр{т . (6.30)
кУ'Рй»
Обычно система уравнений (6.22), (6.23) решается численно
при помощи специальной программы. Результаты решения согла-
суются с вычисленными по формулам с высокой точностью.
Например, для отсеков КРУЭ-500 при 1 = 63 кА, О 100 мм,
/3= 1,25, рс = 6,68 кгс/см2 (0,668 МПа) имеем результаты, пред-
ставленные на рисунке 6.3. Из расчетов на прочность
[р]=14,5 кгс/см“ (1,45 МПа), то есть установка мембран позволяет
защитить отсеки КРУЭ-500 в аварийном режиме.
На рисунке 6.3 приведены кривые давления при срабатыва-
нии мембраны в изолированном отсеке в различных случаях.
293
Рисунок 6 3 - Кривые избыточных давлений
в изолированных аварийных отсеках
/ - 63 кА, DM ~ 100 мм, />„ ~ 4,5 кгс/см2(0,45 МПа), /?ср =- 6,68 кгс/см2
(0,668 МПа), (’-40 В
Для объема Vt - 0,29 м3, кривая 1 без мембраны, кривая 3 с мембраной
/(ля обьема V2 ’ 0,58 \Г кривая 2 - без мембраны, кривая 4 с мембраной
6.4. АВАРИЙНЫЙ РЕЖИМ В ДВУХ СМЕЖНЫХ ОТСЕКАХ
С ВНУТРЕННЕЙ ДУГОЙ, ЗАЩИТНОЙ МЕМБРАНОЙ И ПЕРЕ-
ТОКАМИ ГАЗА МЕЖДУ ОТСЕКАМИ
Выше были рассмотрены случаи возникновения аварийной
дуги в изолированном отсеке как без защитной мембраны, так и с
защитной мембраной. Часто смежные отсеки соединяются друг с
другом отверстиями значительного сечения (г/жв >100 мм). В этом
случае оказывается, что защитную мембрану можно устанавли-
вать не на каждом отсеке, так как мембрана, установленная на
смежном отсеке, может защитить оба отсека.
Рассмотрим аварийный режим в двух смежных отсеках в об-
щем случае. Запишем уравнения изменения массы и внутренней
энергии для каждого отсека:
294
для отсека 1:
^^r- = -Q12-Qia, (6.31)
at
=_/liQi _/Z|Qii+VV|. (6.32)
dt
для отсека 2:
V2^ = -QP-Q2a, (6.33)
dt
v^Jp£± = _h^^_hQ^ (6.34)
at
Здесь z, j = 1,2- номер отсека; Ц, Л, р„ 1\ - объем, давление,
плотноеть и температура z-го отсека; h}- U\ - С\Т\ - теплосо-
держание и внутренняя энергия единицы массы газа; IV। - усред-
ненная мощность аварийной дуги; Q, j - ноток газа из одного отсе-
ка в другой или в атмосферу (тогда / = а).
Поток газа через отверстие может быть докритическим или
закритическим, в зависимости от величины отношения дав-
лений е pj/p, < 1 , где /?, - давление в отсеке, из которого проис-
ходит истечение, a pf - давление в отсеке, куда газ натекает. При
истечении в атмосферу j = pf = р(1.
Расход газа в этих случаях определяется через давление и
плотность газа в отсеках:
при с > ск - докритический режим;
при с <ск - закритический режим.
к
к-1 .
Q ( 2
Здесь г = ------
к Ц + 1
при £ = 1,1 - 1,06 8К — 0,585-0,593; при к =1,4 ек= 0,5282.
Здесь принимается, что мощность дуги Wi уже усреднена во
времени и постоянна, а дуга возникает только в первом отсеке.
Теплоемкости газа Ср и Cv и их отношение к = Ср/ Cv, а также мо-
лекулярная масса элегаза тоже принимаются постоянными.
295
При рассмотрении процессов в двух смежных отсеках, поми-
мо случаев, рассмотренных выше (случаи 1 и 2 рассмотрены в
разделах 6.2 и 6.3), возможны следующие основные варианты.
Случай 3: дуга возникает в отсеке объемом Vh соединенном с
отсеком объемом V2 отверстием сечением Гц. Мембраны в обоих
отсеках отсутствуют.
Случай 4: дуга возникает в отсеке объемом соединенном с
отсеком объемом V2 отверстием сечением Fi2. При этом отсек V2
может соединяться с атмосферой отверстием сечением F(a, при
срабатывании установленной на нем мембраны.
Случай 5: дуга возникает в отсеке объемом Vj с отверстием
для мембраны сечением Fla. Этот отсек через отверстие F12 сооб-
щается с отсеком V2 без мембраны. Очевидно, что случай 5 менее
опасен, чем случай 4, т.е. давление в этом случае будет ниже, чем
в случае 4.
Формально возможны и другие случаи, например, при уста-
новке защитной мембраны в каждом из двух отсеков, но они не
представляют практического интереса, так как менее опасны, чем
перечисленные выше. Также неинтересны случаи возникновения
дуги во втором отсеке, симметричные перечисленным.
В таблице 6.1 систематизированы значения Qij,H F^ для част-
ных случаев:
Таблица 6.1
Номер случая Характеристики отверстий
Q12> Pl 2 Q2a, F2a Qla, F|a
1 0 0 0
2 0 0
3 *0 0 0
4 *0 *0 0
5 /0 0 *0
Аналитическое рассмотрение всех этих сложных случаев не-
возможно. Уравнения можно интегрировать численно с помощью
специально разработанной программы. Программа, в зависимости
от значений с12, с2а определяет характер истечения через отверстия
F|2 и F2a. Ниже кратко рассмотрены особенности случаев 3, 4 и 5.
296
Аварийный режим в отсеке, соединенном отверстием с
соседним отсеком, при отсутствии защитных мембран (слу-
чай 3)
Уравнения для этого случая получаются из (6.31) - (6.34)
при F1(l= Fla=0.
Поскольку при возникновении дуги Р\-Ръ £12 ~ P\l P2=h ТО в
начале истечение газа через отверстие F12 докритическое, затем
может перейти в закритическое, а затем снова в докритическое,
хотя эти переходы и не обязательно имеют место.
На рисунке 6.4 приведены кривые давления в отсеках объе-
мами V| и У2, а также прямые изменения давления по формуле
(6.5) для отсеков объемами V\ и = Vj+ У2. В начале процесса
кривая 2 касательна к прямой 1, а при t 00 кривые 2 и 3 асим-
птотически приближаются к прямой 6. При этом кривая 2 может
иметь максимум при конечном Z. Расчеты для отсеков КРУЭ-500
(корпуса заземлителя и тройника) показывают (кривые приведены
на рисунке 6.4), что при данных объемах кривые 2 и 3 нс имеют
максимума внутри интервала 0 < t < 0,5 с и наибольшее значение
p(t) достигается при /=0,5 с. При этом для всех отсеков КРУЭ, где
возможны перетоки,/?наи6 >[/?], следовательно, переток газа из од-
ного отсека в другой не в состоянии защитить аварийный отсек,
если отсутствует защитная мембрана. Это заключение обычно
справедливо и при других значениях параметров.
Аварийный режим в отсеке, соединенном отверстием с со-
седним отсеком, на котором установлена защитная мембрана
(случай 4)
Уравнения, описывающие этот случай, получаются из урав-
нений (6.31) - (6.34) при F
При возникновении дуги истечение через отверстия Fn док-
ритическое (р\- р2, £12 = 1). При срабатывании мембраны истече-
ние через отверстие закритическое (£|2 = Р2/ ра < £к)- В даль-
нейшем характер истечения может изменяться. Решение уравне-
297
ний производилось при помощи программы, учитывающей изме-
нение характера истечения.
Кривые и значения давления представлены на рисунке 6.4.
Рисунок 6.4 - Кривые избыточных давлений в аварийном (V,)
и смежном с ним (V2) отсеках
/ = 63 кЛ, DM = 100 мм, рц = 4,5 кгс/см2 (0,45 МПа), рср = 6,68 кгс/см2
(0,668 Ml la), С = 40 В, V, = 0,29 м3, У2 = 0,58 м3.
1,6- замкнутые отсеки Vj и (Vj+ V2 ), без мембраны; 2, 3 - перетоки
из отсека V, в отсек V2 , без мембраны; 4, 5 - перетоки из отсека V| в
отсек V2, с мембраной в отсеке V2.
Расчеты для отсеков КРУЭ-500 показывают, что при / =63 кА,
> 1,25, Г,= 0,29 м3, V2= 0,29 м3 рт= 13,81 кгс/см2 (1,381 МПа),
tm= 0,216 с, а при У|= 0,23 м3, V2= 0,29 м3 /?т=14,48 кгс/см2
(1,448 МПа), tm= 0,19 с. Поскольку рт <[/>], отсеки КРУЭ-500 мо-
гут быть защищены установкой мембраны в соседнем отсеке
(!/?] = 14,5 кгс/см2 (1,45 МПа)).
298
Результаты некоторых расчетов и выводы
Сравнительные результаты некоторых расчетов для различ-
ных случаев возникновения аварийной дуги в системе одного и
двух связанных по газу отсеков приведены в таблице 6.2 для
С =40 В.
Таблица 6.2
№ Номер случая V) v2 F>a Fla Pv I Рнаиб / наиб
п/н по 1 абл 6 1 м3 м3 СМ“ см2 KI с/см2 (0,1 МПа) кА кгс/см2 (0,1 МПа) С
1 1 4,6 0 0 0 8 63 10,8 0,5
2 1 0,58 0 0 0 5,2 63 27 0,5
3 1 0,29 0 0 0 5,2 63 50 0,5
4 2 0,58 0 78,5 0 5,2 63 15,6 0,15
5 2 0,29 0 78,5 0 5,2 63 15,6 0,27
6 3 0,29 0,29 0 78,5 5,2 63 11,6 0,3
7 3 0,23 0,29 0 78,5 5,2 63 12,9 0,5
8 4 0,29 0,29 78,5 78,5 5,2 63 10,3 0,27
9 4 0,23 0,29 78,5 78,5 5,2 63 10,6 0,36
10 4 0,29 0,29 78,5 78,5 5,2 50 9,1 0,27
Проведенный анализ повышения давления в аварийном и
смежном с ним отсеках позволяет обосновать следующие меры
защиты (при длительности к.з. до 0,5 с, токе к.з. до 63 кА и фак-
тической допускаемой механической прочности корпусов):
- Механическая прочность отсека выключателя, имеющего
значительный внутренний объем (>4,6 м3), обычно обеспечивает-
ся в аварийном режиме без дополнительных мероприятий. Уста-
новка защитных мембран технически необязательна, но рекомен-
дуется по требованиям ’’Правил” [6.2].
- Механическая прочность отсеков с объемами (0,23 - 0,29) м3
(тройник, трансформатор и др.) обеспечивается при установке на
их корпусах предохранительной мембраны с D = 100 мм либо при
соединении корпуса без мембраны с соседним отсеком через от-
верстия в изоляционной перегородке с эквивалентным сечением S
= 0,25я£)2 и установке в этом отсеке мембраны того же сечения.
299
В практике встречаются и более сложные комбинации трех и
более соединенных между собой по газу отсеков. Рассмотрение
процессов в них в аварийных режимах также возможно числен-
ными методами с помощью специальных программ. Разумеется,
каждая конкретная конструкция КРУЭ и его отсеков должна быть
проверена на механическую прочность при возникновении ава-
рийной внутренней дуги и на необходимость установки тех или
иных защитных мембран, как это показано выше на частных при-
мерах. В результате такой проверки выбираются сечения (диамет-
ры) мембран и их давления срабатывания. Конкретные конструк-
ции мембран и мембранных предохранительных устройств (МПУ)
могут быть различными в зависимости от фирмы-изготовителя.
6.5. КОНСТРУКЦИИ МЕМБРАННЫХ ПРЕДОХРАНИТЕЛЬНЫХ
УСТРОЙСТВ И ЗАЩИТНЫХ МЕМБРАН
Мембранное предохранительное устройство (МПУ) представ-
ляет собой сравнительно простое устройство, выполняющее
весьма ответственную функцию. Установленная в нем мембрана
должна надежно и с высокой герметичностью в течение всего
срока службы (обычно 10-15 лет) выдерживать давление элегаза,
не превышающее давление ее срабатывания. Давление срабатыва-
ния должно иметь разброс не более ±10 % от своего номинально-
го значения. В то же время мембрана должна надежно срабаты-
вать при аварийных давлениях, превышающих давление срабаты-
вания [6.8], [6.9].
Мембраны в настоящее время изготавливают в основном из
нержавеющей листовой стали толщиной -(0,03-^0,15) мм. Их на-
чальная форма в зависимости от принципа работы - круглый
диск, плоский или выпуклый в центральной части (в направлении
давления). Диск закрепляется в деталях МПУ.
Согласно ’’Правилам” [6.2], разработка и производство МПУ
разрешается организациям и предприятиям, имеющим специаль-
ную лицензию Госгортехнадзора Российской Федерации.
В отечественных КРУЭ высокого напряжения (110 кВ и вы-
ше) применяются в основном два типа разрывных мембран и со-
ответственно мембранных предохранительных устройств.
300
На рисунке 6.5 представлено МПУ разработки ЛенНИИхим-
маша с плоской мембраной и с разрывным стержнем. При повы-
шении давления в аварийном объеме мембрана выпучивается, на-
тыкается на нож и разрушается, открывая проход нагретому газу в
атмосферу.
Рисунок 6.5 - Мембранное предохрани тельное устройство
с разрывным стержнем
Корпус 1 - труба, 2 - фланец, 3 - планка;
реверсор: 4 - кольцо нажимное, 5 - iяга, 6 - траверса;
разрывной комплект: 7 - стержень разрывной, 8 - мембрана;
детали: 9 - кольцо уплотнительное. К) - нож, 11 - экран, 12 - шайба
сферическая, 13 - шайба коническая, 14- крышка.
На рисунке 6.6 представлено МПУ с хлопающей мембраной
разработки Лаборатории МПУ (Москва). В исходном состоянии
мембрана представляет собой выпуклую внутрь защищаемого
объема стальную мембрану. При повышении давления внутри
объема купол мембраны теряет устойчивость и форму, натыкается
на ножи и разрушается, открывая проход элегазу в атмосферу.
Для наружной установки МПУ закрываются от атмосферных
воздействий крышкой, сбрасываемой потоком газа при срабаты-
вании МПУ.
При внутренней установке МПУ снабжаются газоотводом,
направляющим струю горячего газа в безопасное место.
301
4
3
1
Рисунок 6.6- Мембранное предохранительное устройство
с хлопающей мембраной
1 - крышка, 2 - кольца уплотнительные, 3 - фланцы, 4 - ножи,
5 - тросик, 6 - мембрана
302
ГЛАВА СЕДЬМАЯ
ВЫСОКОВОЛЬТНЫЕ ВЫКЛЮЧАТЕЛИ
С ЭЛЕГАЗОВОЙ ИЗОЛЯЦИЕЙ
7.1. АКТУАЛЬНОСТЬ РАЗРАБОТКИ ВЫКЛЮЧАТЕЛЕЙ С ЭЛЕ-
ГАЗОВОЙ ИЗОЛЯЦИЕЙ И ИХ ПРЕИМУЩЕСТВА
В 1995 году в НИИВА была начата разработка серии элегазо-
вых баковых выключателей с автономными приводами и встроен-
ными трансформаторами тока. Актуальность таких разработок
обуславливалась многими факторами, например: ростом потреб-
ности энергосистем России в новом современном коммутацион-
ном оборудовании, связанным со стремительным физическим и
моральным устареванием парка эксплуатируемого оборудования
(масляные, маломасляные, воздушные выключатели); необходи-
мостью загрузки производственных мощностей заводов-
изготовителей, несущих ощутимые потери в связи с резким паде-
нием спроса на дорогостоящее оборудование для КРУЭ; необхо-
димостью противостоять экспансии зарубежных фирм-
изготовителей элегазового оборудования на российский рынок.
Основными преимуществами баковых выключателей со
встроенными трансформаторами тока перед комплектами ’’колон-
ковый выключатель плюс отдельно стоящий трансформатор тока”
являются: повышенная сейсмостойкость, меньшая площадь отчу-
ждаемой территории подстанции, меньший объем требуемых
фундаментных работ при строительстве подстанций, повышенная
безопасность персонала подстанции (гасительные устройства рас-
положены в заземленных металлических резервуарах), возмож-
ность применения подогрева элегаза при использовании в районах
с холодным климатом. Кроме того, следует отметить, что, как по-
казывает мировой опыт, начиная с классов напряжения (300 -
400) кВ и выше, стоимость баковых выключателей со встроенны-
ми трансформаторами тока становится сравнимой со стоимостью
комплектов "колонковый выключатель плюс отдельно стоящий
трансформатор тока”. Поскольку отдельно стоящие баковые вы-
ключатели имеют высокую степень унификации с выключателями
КРУЭ (дугогасительные устройства, резервуары, опорные конст-
рукции и т.д.), то, учитывая изложенные соображения, а также,
303
исходя из производственных возможностей заводов-
изготовителей, выпускавших оборудование для КРУЭ и воздуш-
ные баковые выключатели, было принято решение начать разра-
ботку серии баковых элегазовых выключателей.
7.2. СЕРИЯ ЭЛЕГАЗОВЫХ БАКОВЫХ ВЫКЛЮЧАТЕЛЕЙ ТИПА
ВГБ
Основные технические характеристики разработанной в
НИИВА серии элегазовых баковых выключателей типа ВГБ при-
ведены в таблице 7.1.
Таблица 7.1
Наименование парамефа ВГБУ- 110 ВГБУ-220 ВГБ-ЗЗО В! Б-500 В1 Б-750
Число разрывов на полюс 1 1 1-2 2 9
11омииалыюс/наиболыпсс рабочее напряжение, кВ 110/126 220/256 330/363 500/525 750/787
11оминальный ток, Л 2000 3150 4000
11оминальпый ток отключения, кА 40, 50 40 40-63 40, 50 50
Испытательные напряже- ния: одноминутное про- мышленной частоты, кВ грозового импульса, кВ (макс) между контактами относительно земли 230 520 450 440 1050 900 560 1380 1175 760 1550 1550 950 2100 2100
Полное время отключе- ния, с, нс более 0,055 0,04
Полное время включения, с. нс более 0,15
Допустимое число опера- ций "О/В" в диапазоне от 60 до 100 /о /о ном и /в>ном 20/10 18/9
Удельная длина пути утечки внешней изоляции вводов, см/кВ, не менее 2,25
Нижний предел избыточ- ного давления элегаза при 20 °C, МПа (кгс/см2) 0,35 (3,5), 0,6 (6,0) 0,5 (5,0) 0,6 (6,0)
304
Первым в этой серии стал выключатель ВГБ-110-40/2000 У1
с автономным гидравлическим приводом и встроенными транс-
форматорами тока. Этот выключатель имеет трехфазное управле-
ние (один привод на три фазы) и снабжен фарфоровыми покрыш-
ками вводов ’’воздух-элегаз”. Затем был разработан аналогичный
выключатель ВГБУ-110-40/2000 У1, основным отличием кото-
рого от прототипа явилось то, что в нем в качестве покрышек вво-
дов ’’воздух-элегаз” используются полимерные изоляторы. На ри-
сунке 7.1 приведен разрез этого аппарата, на рисунке 7.2 - внеш-
ний вид.
Рисунок 7.1
1 ввод, 2- -контактная пластина, 3 - блок трансформаторов тока,
4 - гасительное устройство, 5 - передаточный механизм, 6 - фильтр,
7 разъем для заполнения элегазом, 8 - гидропривод, 9 - указатель по-
ложения. 10 - рама, 11 - шкаф клеммных сборок, 12 - шкаф аппарат-
ный
305
Рисунок 7.2
В выключателе применено одноразрывное дугогасительное
устройство автокомпрессионного типа, принцип действия которо-
го основан на интенсивном обдуве возникающей при размыкании
контактов дуги особым образом сформированным потоком элега-
за, сжимаемого в специально организованном объеме в процессе
перемещения подвижной системы.
Конструктивно этот выключатель состоит из трех дугогаси-
тельных камер, размещенных в алюминиевых резервуарах, уста-
новленных на общей раме. Подвижные системы этих трех уст-
ройств через рычаги связаны с одним общим валом, который, в
свою очередь, через рычаг и шток связан со штоком привода, ус-
тановленного на той же общей раме. Таким образом, возвратно-
поступательное вертикальное движение штока привода посредст-
вом вала и рычагов преобразуется в возвратно-поступательное
горизонтальное движение подвижных систем дугогасительных
устройств.
Гидравлические приводы, применяемые как в рас-
сматриваемых выключателях, так и в остальных аппаратах этой
серии, аналогичны приводам, применяемым в выключателях для
КРУЭ разработки НИИВА с тем только отличием, что гидропри-
306
вод для аппарата наружной установки имеет усиленную систему
обогрева, теплоизоляцию и несколько иной набор элементов низ-
ковольтной аппаратуры.
Одной из особенностей конструкции данного выключателя
является то, что весь передаточный механизм (рычажная система,
вал с подшипниками, направляющие и т.п.) расположен в специ-
альном корпусе, заполненном элегазом, что позволяет получить
ряд определенных преимуществ. Во-первых, все наиболее ответ-
ственные механические элементы выключателя (например, узлы
трения) находятся в абсолютно инертной среде и совершенно не
подвержены воздействию внешних климатических и иных при-
родных факторов, что, несомненно, означает увеличение надеж-
ности работы аппарата. Во-вторых, такое конструктивное реше-
ние позволяет иметь всего одно подвижное уплотнение "воздух-
элегаз” на весь выключатель, что также приводит к увеличению
надежности. В-третьих, корпус передаточного механизма объеди-
няет резервуары всех грех фаз в один большой объем, что позво-
ляет отказаться от применения мембранных предохранительных
устройств в силу следующих причин. Суммарный объем элегаза
столь велик, что в случае возникновения аварийной ситуации -
пробое на корпус и горении внутренней дуги короткого замыка-
ния в течение 0,3 с - выделяемой дугой энергии будет недостаточ-
но для того, чтобы давление нагреваемого элегаза достигло кри-
тического значения, при котором может произойти разрушение
резервуаров выключателя. Кроме того, наличие одного общего
объема означает необходимость применения лишь одного весьма
дорогостоящего прибора контроля плотности элегаза.
На горловинах резервуаров дугогасительных устройств рас-
положены блоки встроенных трансформаторов тока.
Как правило, на каждой фазе имеется четыре обмотки - три за-
щитных и одна измерительная - по две на каждой горловине. Та-
кое размещение трансформаторов тока (с двух сторон от разрыва
выключателя) позволяет без особых затруднений организовать
дифференциальную защиту на подстанции. В случае же примене-
ния колонкового выключателя для организации дифференциаль-
ной защиты необходимо устанавливать два отдельно стоящих
трансформатора тока - по одному с каждой стороны от выключа-
теля. Немаловажной особенностью рассматриваемой конструкции
является то, что обмотки встроенных трансформаторов тока рас-
положены вне герметичных объемов и спроектированы таким об-
разом, что их демонтаж может быть осуществлен без разгермети-
307
зации выключателя. При необходимости на каждой фазе может
быть установлено по шесть и более обмоток. В таблице 7.2 приве-
дены основные параметры встроенных трансформаторов тока.
Таблица 7.2
Наименование параметра ТВ-110 ТВ-220 ТВ-330
Всчроснныс транс- форматоры тока Для измере- ний Для защиты Для измере- ний Для защиты Для измере- ний Для защиты
1Номинальный пер- вичный юк, А 1000- 2000 2000 1000- 2000 2000 1000- 2000 1500- 3000 2000- 3000
1Поминал ьный в ко- ричный юк, А 1 или 5
1 Поминальный класс гочносгидля номинальных то- ков 1000 А 2000 А 0.5 0,2 ЮР 0.5 0,2 ЮР 0,5 0.2 ЮР
1 Номинальная в ко- ричная nai руша с cos(p—0,8, ВА 30 30 20 30 20 30
1[оминальная пре- дельная крап юс гь - 25 - 26 - 25
Продолжение таблицы 7.2
1 [аимснованис параметра ТВ-500 ТВ-750
Вс I роенные трансформаторы чока Для и змсрсний Для защиты Для измерений Для хищны
I Номинальный первичный зок, А 1000-2000 1500-3000 2000-3000 1000-2000 2000-4000 2000-4000
1 Номинальный вторичный ток, А 1 или 5
I Поминальный класс аоч1 юс I и для номинальных то- ков 1000 А 2000 А 0,5 0,2 ЮР 0,5 0,2 ЮР
Номинальная вто- ричная на!руша с cos(p=0,8, В А 20 30 20 30
Номинальная пре- дельная кратность - 25 - 25
308
Следует отметить, что в таблице приведены основные типо-
исполнения встроенных трансформаторов тока. При необходимо-
сти эти трансформаторы изготавливаются и с другими парамет-
рами.
На блоках трансформаторов тока установлены вводы
"воздух-элегаз”. Конструкция вводов разработана в НИИВА
на основе расчетов напряженности электрического поля, под-
твержденных экспериментальными данными. В качестве покры-
шек вводов преимущественно применяются полимерные изолято-
ры. Основные преимущества таких изоляторов перед фарфоровы-
ми - это их меньший вес, более высокая прочность при изгибе и
растяжении, повышенная сейсмостойкость. Известно также, что
при небрежной транспортировке фарфоровых изоляторов воз-
можно появление микротрещин в теле фарфора, которые впослед-
ствии могут привести к полному разрушению изолятора. Основ-
ной же задачей, стоящей перед разработчиком вводов "воздух-
элегаз”, является создание конструкции, способной выдерживать
все испытательные воздействия и в первую очередь высоковольт-
ные испытания. При этом следует учитывать влияние соседних
вводов и близлежащих заземленных частей выключателя, требо-
вание по отсутствию видимой внешней короны при номинальном
напряжении, технологические возможности предприятия-
изготовителя (в части качества изготовления экранных систем
вводов), а также многие другие факторы. Первым шагом на нуги
решения этой задачи является расчет картины электрического по-
ля и оптимизация экранных систем предполагаемой конструкции
ввода. Расчетная модель создается на базе предварительного про-
екта ввода с учетом допускаемых упрощений (более подробно
см.главу 5). Опыт расчетов и экспериментов показывает, что при
разработке типичной конструкции ввода "воздух-элегаз" особое
внимание следует уделять, во-первых, внутреннему экрану, нахо-
дящемуся на потенциале земли, и, во-вторых, внешнему экрану,
находящемуся на высоком потенциале. Внутренний экран должен
обеспечивать, с одной стороны, электрическую прочность проме-
жутка «токоведущий стержень - заземленный фланец изолятора»,
а с другой стороны оконечность этого, экрана определяет величи-
ну тангенциальной составляющей напряженности поля на по-
верхности изолятора, от которой зависит появление скользящего
разряда. Максимального значения напряженность электрического
поля достигает, как правило, на поверхности токоведущего
стержня в зоне расположения заземленного экрана и на радиус-
309
ных переходах оконечности этого экрана. Именно к этим поверх-
ностям предъявляются повышенные требования по качеству об-
работки. В таких случаях речь обычно идет о полировке этих по-
верхностей. Внешний экран, установленный на находящемся под
высоким потенциалом фланце покрышки, призван обеспечивать
отсутствие внешней короны на этом фланце и на элементах токо-
подвода от линии. Поскольку экран находится на открытом воз-
духе, то предъявление повышенных требований к чистоте обра-
ботки его поверхности совершенно бессмысленно. Как правило,
такие экраны изготавливаются штампованными из тонкого алю-
миниевого листа без всякой механической обработки. Низкое зна-
чение напряженности электрического поля на нем достигается
только за счет малой кривизны его поверхности. На рисунке 7.3
приведены фрагменты расчетной модели ввода "воздух-элегаз" с
указанными расчетными эпюрами распределения напряженности
электрического поля вдоль поверхностей в относительных едини-
цах.
После проведения всех расчетов и оптимизации экранной
системы необходимо приступать к более конкретизированному
выбору покрышки ввода. При этом следует руководствоваться,
во-первых, необходимостью обеспечения требуемой удельной
длины пути утечки, а во-вторых, требованиями по минимально
допустимому разрядному расстоянию по воздуху между находя-
щимися под разными потенциалами металлическими фланцами
изолятора.
Рисунок 7.3 - Эпюры распределения напряженности электрического поля
на внутреннем и внешнем экранах ввода
310
Один из этих факторов является решающим при определении
строительной высоты покрышки ввода. Кроме того, с целью сни-
жения стоимости выключателя в целом желательно выбирать изо-
лятор из ряда уже производящихся той или иной фирмой. В вы-
ключателе ВГБУ-110-40/2000 У1 применен полимерный изолятор
производства либо швейцарской, либо германской фирм. Удачная
разработка конструкции ввода, основанная на корректном расче-
те, позволила провести испытания ВГБ-110 и ВГБУ-110 по нор-
мам для выключателей с повышенным уровнем изоляции.
Существенным достоинством этих выключателей является
тот факт, что нижний предел давления элегаза при плюс 20 °C,
при котором в полной мере сохраняются коммутационная способ-
ность и номинальный уровень изоляции, имеет столь низкое зна-
чение, что при снижении температуры вплоть до минус 45 °C не
происходит вызванное сжижением уменьшение плотности элегаза
ниже минимально допустимой величины. Эго означает, что при
применении рассматриваемых выключателей в условиях умерен-
ного климата пет необходимости предусматривать какой-либо
подогрев элегаза.
Система контроля плотности элегаза, приме-
няемая как в рассматриваемых выключателях на 110 кВ, так и в
остальных выключателях серии, основана на использовании ана-
логовых стрелочных измерителей давления с температурной ком-
пенсацией - плотномеров. Принцип действия этих приборов ана-
логичен принципу действия обыкновенных манометров с тем от-
личием, что в передаточный механизм, связывающий пружину
Бурдона со стрелкой, установлен калиброванный биметалличе-
ский элемент. Этот элемент компенсирует перемещение пружины
Бурдона, вызванное изменением давления, определяемым изме-
нением температуры. Таким образом, при любой температуре
прибор будет показывать величину давления, приведенную к
плюс 20 °C. Иными словами, он будет контролировать плотность
газа. Плотномер снабжен низковольтными контактами, связанны-
ми с механической системой и замыкающимися или размыкаю-
311
щимися при заданных значениях плотности. Эти контакты ис-
пользуются в цепях предупредительной и аварийной сигнализа-
ции подстанции, а также для блокировки работы выключателя при
падении плотности элегаза ниже допустимой величины.
Кроме описанных выше плотномеров, могут применяться бо-
лее дорогостоящие электронные приборы контроля плотности
элегаза. Первичные датчики таких приборов вырабатывают не-
прерывные электрические сигналы, пропорциональные давлению
и температуре газа. Затем эти сигналы обрабатываются в специ-
альном блоке по заданному алгоритму, и в систему выдается сиг-
нал, пропорциональный плотности элегаза (см. §13.1).
Следующим в серии стал выключатель
ВГБУ-220-40/2000 У1, прообразом для которого явился выключа-
тель ВГБУ-110-40/2000 У1. На рисунке 7.4 приведен внешний вид
ВГБУ-220-40/2000 У1.
Рисунок 7.4
Этот аппарат так же, как и его прототип, имеет трехфазное
управление, гидравлический привод, полимерные покрышки вво-
дов "воздух-элегаз", четыре встроенных трансформатора тока на
312
каждой фазе, демонтируемых без разгерметизации выключателя,
и снабжен одноразрывным дугогасительным устройством авто-
компрессионного типа с несколько измененной контактной и
дутьевой системой. Основным конструктивным отличием его от
ВГБУ-110 (исключая, разумеется, габариты) является то, что все
три фазы отделены друг от друга по газу, чем и
обуславливается наличие мембранного предохранительного уст-
ройства на резервуаре каждой фазы. При этом, однако, переда-
точный механизм, как и в предыдущем случае, целиком находится
в среде элегаза. Кроме того, номинальное давление элегаза не-
сколько выше, чем в ВГБУ-110, в связи с чем возникла необходи-
мость введения подогрева дугогасительных уст-
ройств с целью предотвращения сжижения элегаза при низких
значениях температуры окружающей среды.
Рисунок 7.5 - Результаты тепловых испытаний ВГБУ-220
С этой целью были использованы ленточные нагревательные
элементы, устанавливаемые на отдельных участках наружной по-
верхности резервуаров выключателя и покрытые специальным
313
теплоизолирующим материалом. Эти нагревательные элементы
включаются и отключаются при заданной температуре и полно-
стью обеспечивают работоспособность выключателя вплоть до
минус 45 °C. Потребная мощность нагревательных элементов и
характеристики теплоизоляционной системы были предваритель-
но рассчитаны, а затем откорректированы в процессе тепловых
испытаний опытного образца ВГБУ-220. На рисунке 7.5 приведе-
ны окончательные результаты этих испытаний - на схематиче-
ском изображении полюса выключателя в характерных точках
указаны значения превышения температуры над температурой
окружающего воздуха.
Дальнейшие исследования показали, что при некотором уве-
личении мощности нагревательных устройств и усилении тепло-
изоляции ВГБУ-220 становится пригодным для использования в
районах с холодным климатом, т.е. при температуре до
минус 60 °C.
В некоторых случаях в соответствии с особыми требованиями
заказчика разрабатываются выключатели, существенно отличаю-
щиеся от серийно выпускаемой продукции.
Ярким примером этому может служить выключатель
ВГБП-220-40/2000 У1. Его внешний вид приведен на рисунке 7.6.
Рисунок 7.6
314
Это аппарат с пофазным управлением, со специально разра-
ботанными пневматическими приводами, установленными на ка-
ждой фазе. ВГБП-220 был создан по заказу энергосистем Урала
для замены находившихся в эксплуатации масляных выключате-
лей на одной конкретной подстанции, на которой имеется разви-
тое пневмохозяйство. Этот выключатель также снабжен полимер-
ными покрышками и встроенными трансформаторами тока (по
четыре на каждый полюс).
На рисунке 7.7 изображен полюс выключателя
ВГБ-330-40/3150 У1, разработка которого явилась очередным
этапом развития серии элегазовых баковых выключателей.
Рисунок 7.7 - Выключатель ВГБ-330-40/3150 У1
315
В состав каждого полюса этого аппарата входит одноразрыв-
ное автокомпрессионное дугогасительное устройство с нагрева-
тельными элементами, гидравлический привод с передаточным
механизмом, четыре или более трансформатора тока, полимерные
вводы ’’воздух-элегаз" и так далее. Основной отличительной чер-
той этого аппарата от, например, ВГБУ-220 является то, что это
выключатель с пофазным управлением. Кроме того, в нем суще-
ственно изменены контактная и дутьевая системы в дугогаситель-
ном устройстве, а также возникла необходимость в установке раз-
витых внешних экранов на вводах. На рисунке 7.8 изображено
дугогасительное устройство ВГБ-330-40/3150 У1, при-
чем верхняя половина дугогасительной камеры показана во вклю-
ченном положении, нижняя - в отключенном.
Рисунок 7.8 - Устройство дугогаситслыюс выключателя
ВГБ-330-40/3150 У!
На основе разработанной для ВГБ-330-40/3150 У1 дугогаси-
тельной камеры были созданы выключатели с двухразрывным
гасительным устройством на 330 кВ с номинальными токами от-
ключения 50 и 63 кЛ.
На рисунке 7.9 изображен полюс выключателя
ВГБ-500-40/3150 У1.
Это выключатель с двухразрывным автокомпрессионным ду-
гогасительным устройством, встроенными трансформаторами то-
ка, полимерными вводами ’’воздух-элегаз", пофазным управлени-
ем. Для выравнивания распределения напряжения между разры-
вами каждой фазы внутри дугогасительного устройства установ-
лены делительные конденсаторы большой емкости (порядка
1000 пФ), шунтирующие каждый разрыв.
316
6 280
•<560
Рисунок 7.9 - Выключи гель ВГБ-500-40/3150 У1
Завершает серию элегазовых баковых выключателей выклю-
чатель ВГБ-750-50/4000 У1, изображенный на рисунке 7.10. Он
создан на основе разработанного ранее выключателя для КРУЭ-
800 кВ.
Это выключатель с двухразрывным автокомпрессионным ду-
гогасительным устройством, встроенными трансформаторами то-
ка, полимерными вводами "воздух-элегаз". Каждый разрыв полю-
са управляется отдельным гидравлическим приводом, т.е. каждый
полюс снабжен двумя приводами. Эта мера позволила добиться
того, что рассматриваемый выключатель при столь высоких но-
минальных параметрах является двухпериодным, иными словами,
полное время отключения не превышает длительности двух пе-
риодов тока промышленной частоты (40 мс для 50 Гц). Для по-
317
вышения надежности срабатывания управляющие электромагни-
ты приводов одного полюса соединены последовательно. Кроме
того, для исключения возможности неполнофазного срабатывания
разработана система гидравлической связи двух приводов одного
полюса.
Рисунок 7. К) - Выключатель ВГБ-750-50/4000 У1
На рисунке 7.11 изображен разрез дугогасительного устрой-
ства одного полуполюса.
Как известно, на подстанциях предпринимаются специальные
меры по ограничению коммутационных перенапряжений (напри-
мер, с помощью ограничителей перенапряжений или шунтирую-
щих реакторов). Однако в некоторых случаях требуются дополни-
тельные меры по снижению этих перенапряжений. В подобных
318
ситуациях выключатель может быть снабжен предвключаемыми
резисторами. Подробнее о роли шунтирующих резисторов в про-
цессе включения и отключения см.[7.1]. Подвижный контакт этих
резисторов механически связан с подвижной системой дугогаси-
тельного устройства.
Дугогасите пиная
камера
Прцд&ключаамий
резистор
Шунтирующий
конденсатор
шактп
резистора
Рисунок 7.11 - Устойство дугогаси тельное полуполюса ВГБ-750
Во включенном положении выключателя резисторы зашунти-
рованы главными контактами. При отключении первыми размы-
каются контакты резисторов, затем - главные и затем, дугогаси-
тельные контакты. Таким образом, при отключении ток по рези-
сторам не протекает. При включении первыми замыкаются кон-
такты резисторов, а затем - дугогасительные и главные контакты.
Контактам предвключаемых резисторов придана специальная
форма, обеспечивающая предварительный пробой межконтактно-
го промежутка при включении именно на этих контактах. Для вы-
равнивания распределения напряжения каждый разрыв шунтиро-
ван конденсаторами емкостью 2000 пФ.
319
7.3. О КОММУТАЦИОННОМ РЕСУРСЕ ЭЛЕГАЗОВЫХ ВЫ-
КЛЮЧАТЕЛЕЙ
Коммутационный ресурс выключателя определяется как
количество коммутационных операций,
которые выключатель способен выполнить без замены контактов.
Из этого определения вытекает, что после выполнения последней
предписанной коммутационной операции выключатель может не
справиться со следующей операцией. Данное определение не ус-
танавливает ни количества операций, ни значений коммутируемо-
го тока, ни типа выполняемых операций отключения или вклю-
чения, ни параметров следующей операции, в которой может про-
изойти отказ выключателя.
Попытки ввести однозначность в понятие коммутационного
ресурса, например, как количество операций отключения поми-
нального тока отключения, не удались, во-первых, из-за дорого-
визны подобной процедуры (пришлось бы проводить достаточно
большую серию испытаний при одинаковых условиях, что выхо-
дит за рамки типовых испытаний), а во-вторых, из-за гою, что,
как показывает статистика, выключатели за время жизни практи-
чески ни разу не отключают токи, по значению близкие к номи-
нальным токам отключения. Поэтому количество отключений по-
минального тока отключения нерепрезентативно для любого вы-
ключателя. Исходя из этого, на протяжении многих лег предпри-
нимались попытки разработать методику оценки коммутационно-
го ресурса, в которой при подсчете ресурса можно использовать
различные значения коммутируемого тока как в операциях от-
ключения, так и включения. В основе такого подхода лежит пред-
положение, что каждая коммутационная операция приводит к
некоторому износу элементов дугогасительной камеры и что в
зависимости от значения коммутируемого тока в процентах от
номинального тока отключения этот износ можно оценить.
В ПИИВА около 25 лет назад такая методика была разрабо-
тана применительно к воздушным выключателям [7.2]. В соответ-
ствии с этой методикой четыре операции отключения тока, равно-
го 50 % /01Юм, эквиваленты (по воздействию) одной операции от-
ключения /О1|Ом- Такое же приближение в подходе к оценке коэф-
фициента износа при разных токах отключения принято в доку-
менте МЭК 17А/573/СД [7.3].
320
Для элегазовых выключателей зависимость более сложная.
Появившиеся в последнее время публикации были обобщены в
документе МЭК 17A/573/CD [7.3], в котором предложена методи-
ка расчета износа выключателей. По нашему мнению, такая мето-
дика изначально предполагает ряд серьезных допущений, непри-
менимых ко всем выключателям, и может только указывать на
некоторую тенденцию.
Во-первых, окончательный износ дугогасительной камеры
может иметь место по разным причинам. Это может быть недо-
пустимое изменение формы изоляционного и металлического со-
пел, в результате чего потоки газа оказываются недостаточно эф-
фективными для успешного гашения дуги. Это может также быть
недопустимый износ дугогасительных контактов, что в итоге при-
водит к возникновению мощной дуги на главных контактах и, как
следствие, отказ в гашении выключателя. Очевидно, что в первом
случае это износ преимущественно изоляционного сопла, во вто-
ром - металлических частей. В различных типах выключателей
может преобладать либо то, либо другое явление. Можно предпо-
ложить, что скорость износа изоляционных и металлических час-
тей при воздействии дуги различна, поэтому для разных типов
выключателей, даже при использовании сходных материалов, ин-
тенсивность износа дугогасительных камер может быть различна.
Во-вторых, предложенные методики не учитывают длитель-
ности протекания дуги в каждой коммутационной операции, ис-
пользуемой при подсчете коммутационного ресурса. Если вы-
ключатель коммутировал токи значительно меньшие номинально-
го тока отключения, допустимое количество операций составляет
несколько десятков, и предположение о равномерном распределе-
нии длительностей коммутируемого тока близко к истине. В этом
случае можно реальную длительность коммутируемого тока в ка-
ждой операции не учитывать и оценивать каждую операцию по
значению коммутируемого тока. Если же выключатель коммути-
ровал токи, близкие к номинальным токам отключения, общее
количество операций до износа дугогасительной камеры будет
321
незначительно отличаться от десяти и учет длительности комму-
тируемого тока становится необходимым.
В НИИВА такой подход в оценке коммутационного ресурса
был исследован экспериментально. Исследуемые детали, подвер-
гаемые износу, устанавливались в двухразрывный выключатель;
скорость размыкания контактов составляла 7-8 м/с, избыточное
давление элегаза - 0,6 МПа.
Учитывая изложенное, метод, который использовался в
НИИВА при оценке качества дугогасительных контактов и изоля-
ционных сопел, состоит в следующем.
1. Качество сопел оценивалось только по критерию износа.
Другие параметры не учитывались.
2. При расчетах использовались только данные, полученные
при операциях отключения.
3. При расчете частичного износа, вызванного одной операци-
ей, учитывалось как значение отключаемого тока, так и его дли-
тельность. Эти параметры учитывались путем численного интег-
рирования реальной осциллограммы тока отключения. Получен-
ные в результате интегрирования параметры возводились в сте-
пень. За основу при выборе показателей степени был взят доку-
мент МЭК 17A/573/CD. Значения показателей степени в зависи-
мости от относительного значения тока приведены в таблице 7.3.
В качестве базисного значения тока было принято отключение
тока, равного 60 % ог номинального тока отключения, т.е. 30 кА
при протекании тока в течение времени, равного одному периоду
на частоте 60 Гц.
Таблица 7.3
Значения коэффициента к в зависимости
от значения отключаемого тока
Диапазон значений токов, кА 0-10 10- 15 15-34 34 - 42,5 42,5 - 50
Значения коэффициента к 2,6 2,2 2,0 L8 1,7
Пример промежуточных расчетов представлен в таблице 7.4.
Уменьшение массы больших и малых фторопластовых сопел
в зависимости от эквивалентных количеств отключений вспомо-
гательного выключателя представлено в таблице 7.5.
322
Принятые обозначения в таблицах:
/пп- амплитуда тока в последний полупериод;
7Д- действующее значение тока;
/0 ном - номинальный ток отключения;
В - базисный интеграл тока, равного 60 % от номинального
тока отключения, т.е.30 кА за время горения дуги в течение
одного периода при частоте тока 60 Гц. В=449 кА мс;
^idt - интеграл тока за одно отключение, рассчитанный чис-
ленным методом по осциллограмме тока за время горения ду-
ги;
(Jidt )/В - относительный интеграл тока;
к- показатель степени, в которую возводился относительный
интеграл тока. Значения коэффициента к определены на ос-
новании данных, приведенных в документе МЭК 17A/573/CD,
и представлены в таблице 7.3.
Таблица 7.4
Расчет интегралов токов через вспомогательный
выключатель за время горения дуги
№ оньиа Ан/Аг кА /дVi и’ МС / idl. кА мс (J idl )/в к ((J idl )/В)к
7533 19,71/13,3 7,5 87,85 0,196 2,2 0,0277
7535 18,3/23,37 2,0 18,13 0,004 2,0 -0
7536 31/21,14 13,0 245,58 0,547 2,0 0,2992
7557 24,28/15,76 2,0 19,92 0,044 2,0 0,0019
7562 27,45/23,87 3,0 38,56 0,086 2,0 0,0074
7563 25,69/19,27 12,0 205,63 0,458 2,0 0,2098
7564 73,9/50,73 13,0 495,26 1,103 1,7 1,0515
7565 71,4/51,35 13,0 587,50 1,308 1,7 1,5785
7566 76,71/51,72 13,0 613,30 1,366 1,7 1,6993
7567 78,82/51,35 13,0 606,28 1,350 1,7 1,6656
7568 81,64/53,96 13,5 670,54 1,493 1,7 1,9765
7569 80,93/53,84 13,0 624,17 1,390 1,7 1,7504
7570 78,47/52,35 13,5 648,10 1,443 1,7 1,8653
323
Таблица 7.5
Зависимость степени износа сопел
от эквивалентного количества отключений
№ ком пле кта дета- лей № раз- рыва № деталей Износ деталей, грамм Эквивалент- ное количе- ство отклю- чений Отношение столбца 4 к столбцу 5
I 2 3 4 5 6
1 1 сопло N 21 изготовитель № 1 (BN 5 %)* 12,8 25,227 0,507
накладка N28 изюювиюль № 1 (I3N. %)* 5,2 25,227 0,206
мет, сопло С 56 изгоювитель № 2 66,8 25,227 2,65
грибок С 52 изготовитель № 3 15,4 25,227 0,61
труба кон гак I пая С 63-1 С 63-2 изготовитель № 3 0,8 0,5 25,227 0,032 0,020
2 сопло N 22 изготовитель № 1 (BN- 5 %)* 12,6 25,227 0,5
накладка N 25 изготовитель № 1 (BN. 5 %)* 5,0 25,227 0,198
мет, сопло С 55 изютовичель № 2 33,4 25,227 1,32
грибок С 53 изготовитель № 3 12,3 25,227 0,49
труба контакшая С 61-1 С 61-2 изготовитель № 2 0,7 2,85 25,227 0,028 0,1 13
2 1 мет. сопло С 57 изготовитель № 3 78,3 16,4245 4,76
грибок С 54 изготовитель № 3 12,7 16,4245 0,77
труба контактная С 62-1 С 62-2 изготовитель № 2 6,3 0,35 16,4245 0,384 0,021
324
Продолжение таблицы 7.5
1 2 3 4 5 6
2 2 МС7 СОПЛО С 60 изготовитель № 3 68,6 16,4245 4,17
। рибок С1 51 иггоговигель № 3 1 1,7 16,4245 0,711
труба кон гак тая С 64-1 С 64-2 и и о говн гель № 3 0,2 0,4 16.4245 0,012 0,024
3 1 сопло N 20 ипотовигель № 1 ( BN 5%): 28,05 36,745 1 0.763
накладка N 24 иио1ови1сль № 1 ( BN 5%): 10,00 36,745 1 0.272
мс! сопло С' 58 пиоювпгель № 3 1 10,8 36,745 1 3,02
Iрибок С 49 пиоювпгель № 2 40,5 36,745 1 1.1
ножницы С' 66-1 ('66-2 пзго1овитель № 3 1,2 0,75 36,745 1 0,033 0,021
2 сопло N 17 и и оювп 1сль № 1 (АЬО, 10%)' 35,45 36,745 1 0,965
накладка - бег номера (А4)з 10 %)1 - 36,745 1 -
MCI сопло С'59 и и oioBii (ель № 3 91,5 36,745 1 2,49
Iрибок С’50 и и оювп гель № 2 23,4 36,745 1 0,637
груба кошакшая (' 65-1 (’ 65-2 и иоговгпель № 3 0,75 0,6 36,745 1 0,021 0,016
4 1 сопло N 11 пиоговпгсль № 1 (АЬОз 10%)’ 75,85 35,3146 2,09
накладка N 13 ппоювтсиь № 1 (АЬОз • 10%)'- 10,15 35,3146 0.287
мет. сопло С 31 изгоювигсль № 3 94,9 35,3146 2,69
1рибок С 8 ппоювтсль № 2 20,45 35,3146 0,58
груба кон так тая С 22-1 С 22-2 изтогови гель № 2 1,3 3,15 35,3146 0,037 0,089
325
Окончание таблицы 7.5
1 2 3 4 5 6
4 2 сопло N 10 изготовитель № 1 ( АЬОз . 10%)* 37,05 35,3146 1,05
накладка N 16 изготовитель № 1 (АЬОз : Ю %)* 10,3 35,3146 0,29
мет. сопло С 43 изготовитель № 5 90,0 35,3146 2,55
грибок С 26 изготовитель № 3 24,5 35,3146 0,69
груба контактная С 24-1 С 24-2 1ВЮЮВИ гель № 2 1,35 2,2 35,3146 0,038 0,062
5 1 сопло 3N3 изютовитсль № 4 ( АЬОз . 7%)* 30,95 27,3578 1,13
накладка 3N7 изготовитель № 4 ( АЬО3 • 7%) ” 7,75 27,3578 0,283
Mei сопло С 12 изготовитель № 2 76,85 27,3578 2,81
грибок С 5 изюговигель № 2 28,15 27,3578 1,03
труба копт ai<i пая С 21-1 С 21-2 изготовитель № 2 1,6 3,85 27,3578 0,058 0,141
2 сопло N2 изготовитель № 4 (АЬОз : 7 %)* 29,45 27,3578 1,076
накладка N 6 изготовитель № 4 (АЬОз 7 %)* - 27,3578 -
мег сопло С 13 и иогови'гель № 2 47,35 27,3578 1.73
грибок С 27 изготовитель № 3 18,7 27,3578 0,68
труба контактная С 19-1 С 19-2 изготовитель № 2 2,05 2,4 27,3578 0,075 0,088
6 1 сопло N4 изготовитель № 4 (АЬОз: 7 %)* 8,7 12,1331 0,717
накладка N14 изготовитель № 1 (АЬОз . 10%)* 3,3 12,1331 0,272
* Материалы и массовая доля наполнителя для фторопласта.
326
выводы
1. Сопла с нитридом бора (BN) в качестве наполнителя явно по-
казали меньшую степень износа по сравнению с соплами с
AI2O3 наполнителем. Однако как В, так и N не являются близ-
кими материалами для материалов дугогасительных контактов
и для SF6. Кроме того, влияние газов, выделяющихся при со-
прикосновении плазмы с фторопластом, наполненным BN, на
процесс гашения дуги в настоящее время не изучено. Приме-
нение А120з в качестве наполнителя для материалов сопел яв-
ляется традиционным и общепринятым.
2. Сопла с 7 % и 10 % А120з наполнителя показали практически
одинаковую степень износа.
3. Сопла с 10 % наполнителя АЬОз показали достаточно боль-
шой разброс (от 0,965 до 2,09). Например, в результате одной
серии испытаний сопла с А120з наполнителем, стоявшие на
двух разрывах одного выключателя и, следовательно, подвер-
гавшиеся одинаковым воздействиям, после испытаний имели
диаметры горловин, отличающиеся друг от друга более чем на
2 мм. Это может объясняться различными размерами частиц
А12Оз, а также нестабильностью технологического процесса
прессования и полимеризации.
4. Дугогасительные контакты показали примерно одинаковую
дугостойкость, но с малыми различиями.
5. Для контактных труб сравнение не проводилось, т.к. детали
после воздействия дуги имели значительную деформацию,
что, по всей видимости, сказывалось на износе деталей.
6. На основании проведенных исследований можно считать до-
пустимой такую степень износа дугогасительной системы, при
которой:
- увеличение диаметра горловины изоляционного сопла не
превышает (8-10) % ;
- собственное время отключения выключателя уменьшается
из-за износа керитового сопла и контактной трубы не более
чем на (5-7) мс.
327
ГЛАВА ВОСЬМАЯ
ТРАНСФОРМАТОРЫ ТОКА С ЭЛЕГАЗОВОЙ ИЗОЛЯЦИЕЙ
8.1. ОСНОВНЫЕ ПРИНЦИПЫ ПРОЕКТИРОВАНИЯ ВЫСОКО-
ВОЛЬТНЫХ ТРАНСФОРМАТОРОВ ТОКА С ЭЛЕГАЗОВОЙ
ИЗОЛЯЦИЕЙ
В последнее десятилетие появилась устойчивая тенденция
применения в электроэнергетике для ОРУ трансформаторов тока
(в дальнейшем ТТ) с элегазовой изоляцией.
Превосходство элегазовых трансформаторов тока над транс-
форматорами тока с бумажно-масляной изоляцией очевидно:
- отсутствие масла, являющегося причиной пожара;
- для предотвращения разрушения и пожара при коротком
замыкании внутри ТТ в конструкции предусмотрено мембранное
предохранительное устройство, срабатывающее при определен-
ном аварийном давлении, которое ниже давления, рассчитанного
из условий механической прочности элементов конструкции ТТ;
- ТТ, заполненный элегазом, имеет меньшую массу;
- обслуживание ТТ в эксплуатации сводится к мониторингу
давления элегаза в ТТ;
- контроль качества элегаза методом взятия проб не требует-
ся;
- правильно выбранные и изготовленные уплотнения в конст-
рукции ТТ обеспечивают его эксплуатацию без подпитки элега-
зом - 15-20 лет.
Некоторые особенности проектирования высоковольтных
трансформаторов тока с элегазовой изоляцией:
- при расчете электрических полей, выборе изоляционных
промежутков и формы электродов должно быть обеспечено от-
сутствие частичных разрядов, вызывающих разложение элегаза с
появлением химически активных составляющих;
- аппарат, заполненный элегазом, представляет собой сосуд,
работающий под давлением. Поэтому элементы конструкции
328
трансформатора тока должны удовлетворять требованиям
ГОСТ 26158-84 [8.1] и ГОСТ 14249-89 [8.2];
- разъемные и неразъемные соединения должны обеспечивать
газоплотность при заданных перепадах температуры окружающе-
го воздуха.
Поскольку НИИВА являлся разработчиком отечественных
элегазовых ячеек на 110 и 220 кВ и имелся к этому времени дос-
таточный опыт эксплуатации КРУЭ на подстанциях Москвы, Но-
волипецка, при разработке отдельно стоящих ТТ серии ТГФ* бы-
ли применены апробированные конструктивные решения.
При определении диапазона параметров разрабатываемых ТТ
учитывалась необходимость и возможность замены давно нахо-
дящихся в эксплуатации масляных ТТ серии ТФП.
На рисунке 8.1 приведен общий вид трансформатора тока с
элегазовой изоляцией на номинальное напряжение 110 кВ типа
ТГФ-110.
- 100-2000 А
- 1 и 5 А
-4
Основные технические данные ТГФ-110 (рисунок 8.1):
Номинальный первичный ток
Номинальный вторичный ток
Число вторичных обмоток
Одна обмотка предназначена для измерений с гарантирован-
ным коэффициентом безопасности приборов, т.е. для магнитопро-
вода применена электротехническая сталь-пермаллой; кроме того,
обмотка для измерений имеет отпайку для половины первичного
тока данного исполнения ТТ.
Остальные обмотки предназначены для питания защит и
имеют разные характеристики по номинальной предельной крат-
ности и номинальной вторичной нагрузке.
Трансформатор тока ТГФ-110 выполнен в трех конструктив
ных вариантах:
одновитковый
двухвитковый
многовитковый
-на 1000, 1500 и 2000 А;
- на 600 и 750 А;
-на 100, 150, 200, 300 и 400 А.
* ТГФ - трансформатор тока газовый с фарфоровой покрышкой.
329
1100
Рисунок 8 1 - Трансформатор тока тина ТГФ-110
I - блок вторичных обмоток; 2 - мембранное предохрани тельное уст-
ройство; 3 - корпус; 4 - тарельчатый эпоксидный изолятор; 5 - фар-
форовый изолятор (покрышка); 6 - эпоксидный блок вторичных выво-
дов "элегаз - воздух"; 7 - труба и стержень первичной обмотки;
8 - алюминиевая труба с проводами вторичной обмотки; 9 - сигнали-
затор давления
330
ТТ имеет верхнее расположение вторичных обмоток, заклю-
ченных в экран-обмоткодержатель и представляющих собой блок
обмоток, закрепленный на эпоксидном изоляторе-распорке, кото-
рый, в свою очередь, установлен на промежуточном фланце, к
которому крепится шарообразный корпус и фарфоровая покрыш-
ка.
В качестве внешней изоляции применена фарфоровая по-
крышка с армированными фланцами.
Шарообразный корпус позволил оптимизировать объем эле-
газа, т.к. алюминиевый экран обмоток имеет форму конгруэнтную
форме корпуса.
Первичная обмотка ТТ находится вне среды элегаза, для чего
концентрично с вторичными обмотками шарообразный корпус по
центру пересекает труба-экран с резиновыми кольцевыми уплот-
нениями.
Внутри трубы-экрана пропускается необходимое число вит-
ков первичной обмотки в зависимости от номинального первич-
ного тока.
В двухвитковом варианте витки выполнены в виде медной
шины, в многовитковом варианте первичная обмотка выполнена
гибким проводом.
Для того чтобы иметь более равномерное намагничивание
магнитопроводов первичным потоком, половина витков первич-
ной обмотки располагается на поверхности шарообразного корпу-
са с одной стороны и половина витков на диаметрально противо-
положной стороне корпуса.
Конструктивно первичная обмотка состоит из нескольких
одинаковых проводников с наконечниками.
На корпусе имеется два переключателя, которые позволяют,
соединяя отдельные проводники в определенном порядке, полу-
чить нужное число витков, каждый из которых может состоять из
одного проводника или из нескольких параллельно соединенных.
Провода от вторичных обмоток размещены в алюминиевой
трубе, расположенной по центру фарфоровой покрышки.
На фланце основания располагается эпоксидный блок вто-
ричных выводов элегаз - воздух.
На нижнем фланце также имеется сигнализатор давления с
температурной компенсацией и вентиль для подкачки элегаза по-
сле монтажа ТТ на подстанции или, при необходимости, во время
эксплуатации.
331
- 0,24 МПа
- 0,33 МПа
-0,41 МПа
из времени короткого
обеспечивается уста-
Номинальное давление элегаза в ТТ
Рабочее давление элегаза
Пробное (испытательное) давление
Расчетное аварийное давление, исходя
замыкания 0,3 с, составляет 0,83 МПа.
Механическая прочность корпуса ТТ
новкой на корпусе мембранного предохранительного узла.
Примененные резиновые уплотнения обеспечивают утечки
менее 1 % в год.
Трансформаторы тока ТГФ-110 транспортируются с избыточ-
ным давлением элегаза (0,03-0,05) МПа.
Дальнейшим развитием серии ТГФ является трансформатор
тока на 220 кВ типа ТГФ-220 (см. рисунок 8.2).
Номинальные первичные токи: (600-1200) А, (750-1500) А,
(1000-2000) А, (1500-3000) А.
ТГФ-220 имеет два коэффициента трансформации по номи-
нальному первичному току.
Однако переключателя коэффициента трансформации в при-
вычном понимании нет.
В случае, когда требуется иметь 2 витка первичной обмотки,
второй виток образуют корпус и труба-экран первичной обмотки
внутри корпуса ТТ.
ТТ имеет три вывода первичной обмотки: один - Л j (начало)
и два - Л2; присоединясь к одному из них будем иметь тот или
иной коэффициент трансформации.
Для выравнивания внутреннего и внешнего электрического
поля были просчитаны на компьютере и опробованы при испыта-
ниях экраны: внутренний и внешний на корпусе.
Номинальное давление элегаза в ТТ
Рабочее давление элегаза
Пробное (испытательное) давление
Расчетное аварийное давление
- 0,32 МПа
- 0,45 МПа
- 0,56 МПа
- 0,98 МПа
332
1680
Рисунок 8.2 - Трансформатор тока тина ТГФ-220
1 -- блок вторичных обмоток; 2 - мембранное предохранительное уст-
ройство; 3 - корпус; 4 - тарельчатый эпоксидный изолятор; 5 - фар-
форовый изолятор (покрышка); 6 - эпоксидный блок вторичных выво-
дов "элегаз - воздух"; 7 - труба и стержень первичной обмотки,
8 - алюминиевая труба с проводами вторичной обмотки; 9 - сигнали-
затор давления
В настоящее время разработан вариант ТТ на 110 кВ с по-
крышкой из полимерных материалов, реализованный в транс-
форматоре тока ТГФМ-110-П*. При этом блок вторичных обмо-
ток с экраном имеет опору в виде трубы на основании (рисунок
8.3).
333
1214
2
Рисунок 8 3 - Трансформатор тока тина ТГФМ-110-П*
I - блок вторичных обмоток; 2 - мембранное предохранительное уст-
ройство; 3 - корпус; 4 - первичная обмотока; 5 - полимерный изоля-
тор (покрышка); 6 - эпоксидный блок вторичных выводов "элегаз -
воздух"
Каждая покрышка из фарфора или из полимерного материала
испытывается изготовителем покрышек давлением, соответст-
вующим трех кратному давлению срабатывания защитной мем-
браны.
В свою очередь, давление срабатывания мембраны определя-
ется равным 1,2 Рраб.
334
Механическая прочность корпуса определяется, исходя из
номинального давления заполнения элегазом ТТ, времени горения
дуги при коротком замыкании внутри трансформатора тока.
Простые требования по эксплуатации ТТ в умеренном клима-
те желательно иметь и для ТТ, эксплуатируемых в условиях хо-
лодного климата, имеется ввиду отсутствие подогрева газовой
среды при низких температурах.
ТТ серии ТГФ УХЛ1 заполнены смесью газов элегаз - азот в
соотношении 40 и 60 % соответственно.
Такое соотношение газов при давлении Р,нб 0,45 МПа для
трансформатора тока ТГФ-220 позволяет иметь достаточную
электрическую прочность внутренних изоляционных промежут-
ков без перехода элегаза в фазу жидкости при низких температу-
рах.
Применяется холодостойкая резина для уплотнений и крепеж,
работающий под давлением, из стали марок 40Х и 20ХНЗ А.
Продолжение серии ТГФ - это трансформаторы тока на 330
и 500 кВ (рисунок 8.4).
Рисунок 8.4 - Трансформаторы тока серии ТГФ
а) на 330 кВ; б) на 500 кВ
335
Для оптимизации размеров ТТ целесообразно иметь высокий
градиент электрического поля, что потребует увеличить давление
элегаза до 0,6 МПа.
В ТТ на 110 и 220 кВ для умеренного климата было выбрано
давление элегаза, позволяющее эксплуатировать ТТ при низких
температурах до минус 45 °C без подогрева элегаза.
В случае увеличения давления элегаз частично будет перехо-
дить в жидкую фазу уже при минус 20 °C.
Следовательно, необходимо ввести в конструкцию подогрев
элегаза или применить смесь элегаз - азот, но уже при более вы-
соком давлении.
8.2. РАСЧЕТЫ ЭЛЕКТРОСТАТИЧЕСКИХ ПОЛЕЙ ТРАНСФОР-
МАТОРОВ ТОКА
При разработке отдельно стоящих ТТ в составе открытого
распредустройства возникает ряд специфических проблем, предъ-
являющих повышенные требования к расчету электрического по-
ля. На рисунке 8.5 показана верхняя часть конструкции отдельно
стоящего ТТ класса напряжения 220 кВ, разработанного в
НИИВА. В его составе герметичная металлическая оболочка 1 с
цилиндрической токоведущей шиной 2, охваченной экраном 3 с
размещенными внутри него вторичными обмотками. Вся конст-
рукция установлена на фарфоровом опорном изоляторе 4, вдоль
оси которого в металлической трубе 5 протянуты концы вторич-
ных обмоток. Труба 5 является экраном, в значительной степени
определяющим электрическое поле трансформатора тока. Опорой
вторичных обмоток с экраном 3 служит эпоксидный конический
изолятор 6. Для выравнивания электрического поля в месте ввода
заземленной трубы 5 в горловину металлической высоковольтной
оболочки 1 использован внутренний высоковольтный экран 7 со
скругленными кромками в верхней и нижней части. Кроме того,
для выравнивания поля вблизи горловины оболочки использован
внешний высоковольтный экран 8, конструктивно выполненный
как продолжение цилиндрической стенки оболочки.
336
Рисунок 8.5
Детальный расчет электрического поля трансформатора тока
выполняется применительно к ряду изолирующих промежутков, в
том числе
- промежуток между токоведущей шиной 2 и экраном вто-
ричных обмоток 3;
- промежуток между внутренним высоковольтным экра-
ном 7 и трубой нулевого потенциала 5;
- промежутки вдоль верхней и нижней поверхности опорного
изолятора 6;
- промежуток вдоль внешней поверхности опорного изолято-
ра 4 в воздухе.
Области локального усиления электрического поля располо-
жены на торцах экрана вторичных обмоток 3, вблизи внешней и
внутренней опорной поверхности конического изолятора 6, на
верхнем и нижнем скруглении внутреннего высоковольтного эк-
рана 7, на поверхности трубы 5 в горловине оболочки, а также в
нижней части внешнего высоковольтного экрана 8. Поскольку
электрическое поле внутри и вне оболочки ТТ обладает сложным
337
трехмерным характером, расчет параметров поля в каждом из пе-
речисленных промежутков выполнен на основе локальных моде-
лей, применимых лишь в какой-либо ограниченной области. Каж-
дая из них удовлетворяет условию того, что переход к осесиммет-
ричной системе должен сопровождаться незначительным, но га-
рантированным увеличением уровня оцениваемой напряженно-
сти, как это описано в главе 5. При этом анализ поля вблизи экра-
на вторичных обмоток и в промежутке между трубой 5 и экра-
ном 7 практически не отличается от расчетов поля в газовых изо-
лирующих промежутках, описанных в разделах 5.3.1 и 5.3.2.
Условия работы опорного изолятора 6 несколько отличаются
от условий при его размещении в составе КРУЭ 220 кВ, однако,
возникающие при этом проблемы не носят принципиального ха-
рактера и преодолеваются специальным экранированием с внут-
ренней заземленной и с внешней высоковольтной стороны изоля-
тора. Картина электрического поля и эпюры распределения на-
пряженности по поверхности металлических электродов в области
размещения опорного изолятора показаны на рисунке 8.6. Видно,
что напряженность максимальна на экранах, закрывающих место
крепления изолятора к внутренним элементам нулевого потен-
циала.
338
Интересно отметить, что вблизи конусной поверхности опор-
ного изолятора вектор напряженности практически совпадает с
направлением касательной к поверхности (нормальная состав-
ляющая напряженности не превышает 10 % величины касатель-
ной составляющей).
Некоторую специфику в работу элегазовой изоляции вблизи
нижней кромки высоковольтного экрана 7 (см. рисунок 8.5) вно-
сит то обстоятельство, что усиление поля в этой области вызвано
сразу тремя причинами: близостью заземленной трубы 5, влияни-
ем земли и близостью стенки опорного изолятора, то есть прояв-
лением эффекта ’’газового клина" в промежутке между экраном 7
и стенкой изолятора. На рисунке 8.7 показана часть расчетной мо-
дели, предназначенной для определения параметров поля вблизи
горловины оболочки высокого потенциала, а также эпюры рас-
пределения напряженности по поверхности экранов 7 и 8 (см. ри-
Видно, что напряженность максимальна на нижней кромке
внутреннего экрана 7. На рисунке 8.7 показаны также эпюры рас-
пределения поля по поверхности опорного изолятора в элегазе и в
воздухе (цифры 3 и 4). На внутренней поверхности изолятора на-
пряженность достигает максимальной величины в непосредствен-
ной близости от нижнего торца внутреннего экрана. Для облегче-
ния условий работы высоковольтной изоляции в этой области ме-
339
жду торцом экрана и поверхностью изолятора установлен зазор,
величина которого в зависимости от класса напряжения и качест-
ва применяемого диэлектрика меняется в пределах от 3 до 15 мм.
На эпюрах рисунка 8.7 видно также, что при переходе к внешней
поверхности изолятора напряженность значительно уменьшается,
что происходит из-за увеличения расстояния до экрана 7, а также
под действием внешнего экрана 8. Распределение поля по внеш-
ней поверхности изолятора крайне неравномерное; оно формиру-
ется под сильным влиянием взаимной ориентации вектора напря-
женности внешнего поля и поверхности раздела диэлектриков.
Абсолютный максимум напряженности достигается на внешней
периферии ребра, ближайшего к торцу внутреннего экрана. Разу-
меется, что допустимая напряженность на внутренней поверхно-
сти изолятора в среде шестифтористой серы и на внешней по-
верхности в воздухе существенно различны (разница достигает
десятикратного значения и более в зависимости от давления эле-
газа). Картина распределения эквипотенциалей и некоторые из
силовых линий поля в области горловины оболочки показаны на
рисунке 8.8, причем для иллюстрации потенциал высоковольтных
элементов принят равным 100 кВ. Изменение расстояния между
эквипотенциалами позволяет установить области усиления поля, а
направление силовых линий - возможное направление развития
разряда.
340
Важной специфической особенностью отдельно стоящих ТТ с
элегазовым заполнением является существенное усиление элек-
трического поля в воздухе вблизи поверхности экрана 8 по срав-
нению с другими конструкциями сходного типа, например высо-
ковольтными вводами “воздух - элегаз” или традиционными эле-
ментами высоковольтной ошиновки ОРУ. Это обстоятельство
связано, прежде всего, с наличием высокого потенциала на по-
верхности внешнего экрана, а также с близостью заземленной
внутренней трубы 5 и делает необходимым применение развитой
экранной арматуры для снижения напряженности в воздухе на
поверхности металла и на поверхности опорного изолятора до
безопасных значений. Из-за необходимых для этого больших раз-
меров экранной арматуры электрическое поле вблизи поверхно-
сти внешнего экрана в воздухе имеет слабонеоднородный харак-
тер, поэтому ионизационные явления принимают форму искрово-
го перекрытия вдоль поверхности опорного изолятора или неза-
вершенных стримеров длиной до (0,5 - 0,8) м.
Эффективным средством предотвращения перекрытий вдоль
поверхности опорного изолятора является увеличение длины Hj
внутреннего высоковольтного экрана (см. рисунок 8.5) при неиз-
менном положении его верхнего торца. Обладающая осевой сим-
метрией расчетная модель (см. рисунки 8.7 и 8.8) позволяет про-
следить влияние параметра Н, на напряженность поля на нижней
кромке внутреннего экрана 7 (рисунок 8.5) и на внутренней по-
верхности опорного изолятора в элегазе, а также на нижней кром-
ке внешнего экрана 8 и на внешней поверхности опорного изоля-
тора в воздухе. По мере увеличения Нэ, то есть по мере выдвиже-
ния внутреннего экрана вниз из горловины оболочки, напряжен-
ность на его поверхности незначительно возрастает, что связано с
уменьшением экранирующего действия внешнего экрана 8. Одно-
временно возрастает напряженность на внутренней поверхности
изолятора в точках, ближайших к нижней кромке экрана 7. С уве-
личением Нэ внешний высоковольтный экран 8 оказывается все в
большей степени отделен от внутренней заземленной трубы 5, что
приводит к снижению напряженности на его поверхности.
Как отмечалось выше, сложная форма внешней поверхности
опорного изолятора с ребрами и цилиндрическими вставками ме-
жду ними обуславливает крайне неравномерный характер распре-
деления напряженности (см. рисунок 8.7). Направление вектора
напряженности внешнего поля близко к направлению вдоль дли-
ны ребер, ближайших к торцу внутреннего экрана. Это приводит к
341
концентрации и усилению поля на внешней периферии ребер, где
напряженность может в два и более раз превысить уровень на-
пряженности на цилиндрической части изолятора.
8.3. ПРОБЛЕМА УПЛОТНЕНИЙ, РАБОТАЮЩИХ НА ВОЗДУХЕ
В КЛИМАТИЧЕСКИХ УСЛОВИЯХ У1 И УХЛ1
В зарубежной практике и по отечественным нормам годовая
утечка элегаза из ТТ от общего объема газа может составлять не
более 1 %.
В аппаратах с элегазовой изоляцией для уплотнения разъем-
ных соединений применяются резиновые кольца с диаметром се-
чения (4 - 10) мм.
В зависимости от климатических условий, в которых эксплуа-
тируется ТТ У1 или УХЛ1, выбирается особая резина.
Под резиновые кольца выполняются канавки особого профи-
ля с точным выполнением заданных размеров и высокой чистотой
обработки - 0,8 мкм с коэффициентом заполнения канавки
(0,85 - 0,9).
Для обеспечения надлежащего уплотнения, т.е. требуемого
заполнения канавки резиновым кольцом, предусматривается зазор
(0,2 - 0,6) мм между торцами сопрягаемых деталей.
Поскольку мы рассматриваем уплотнения трансформаторов
тока, работающих в открытых распредустройствах, то необходи-
мо предусмотреть защиту резины от воздействия внешней среды,
поэтому на торцевую поверхность сопрягаемых деталей в зазоре
наносится силиконовый герметик или силиконовая смазка, кото-
рая сохраняет свою консистенцию от плюс 40 °C до минус 60 °C.
Для контроля давления элегаза внутри трансформатора тока в
процессе эксплуатации на основании трансформатора тока уста-
новлен сигнализатор давления типа ФГ-1007.
В связи с тем, что сигнализатор служит для выдачи электри-
ческого сигнала при снижении плотности элегаза в ТТ, изменение
давления элегаза в ТТ при изменении температуры окружающего
воздуха не должно оказывать влияние на работу прибора. Для
этого прибор снабжен биметаллическим компенсатором.
В нормальном режиме эксплуатации давление элегаза пре-
вышает давление предупредительной уставки. Электрические
контакты прибора находятся в замкнутом состоянии. При сниже-
342
нии давления элегаза вследствие утечки до уровня минимального
контролируемого давления контакты размыкаются, предупреждая
об опасном снижении давления.
Неразъемные соединения, имеются ввиду сварные соедине-
ния в корпусе и в основании, должны быть выполнены газоплот-
ными, что проверяется на отдельных этапах изготовления дета-
лей.
Если применяются литые детали, они также должны быть га-
зоплотными.
Отсутствие течи определяется путем обследования электро-
нозахватным течеискателем типа AI с порогом чувствительности
к концентрации элегаза не менее 2106 г/л объема, заполненного
элегазом или смесью элегаз - воздух.
8.4. ПРОБЛЕМА ТРАНСПОРТИРОВАНИЯ
Специфичность конструкции трансформаторов тока серии
ТГФ с верхним расположением вторичных обмоток вызывает
проблемы, связанные с их транспортировкой.
При транспортировании трансформаторов тока в горизон-
тальном положении тяжелый блок вторичных обмоток оказывает-
ся консольно закрепленным. При этом место крепления блока
может быть нарушено. Поэтому ТГФ-110 транспортируется в вер-
тикальном положении.
В связи с тем, что имеются ограничения по габаритам при
транспортировании крупногабаритных изделий внутри городов и
по железной дороге, ТГФ-220 вынуждены транспортировать в го-
ризонтальном положении, но на время транспортирования блоку
обмоток придается еще одна опора на корпус в виде стержня, за-
крепленного в верхней части блока и в специальном транспорт-
ном устройстве (рисунок 8.9), которое размещается в отверстии,
предназначенном для мембранного устройства.
343
Рисунок 8.9 - Устройство транспортное
1 - корпус трансформатора тока; 2 - блок вторичных обмоток;
3 - кольцевое уплотнение; 4 - стержень; 5 - фланец; 6 - уплотнение
резиновое
Транспортное устройство при подготовке ТТ к монтажу на
месте эксплуатации заменяется на мембранное устройство.
Конструкция транспортного устройства позволяет произвести
его замену на мембрану с ее креплением с сохранением элегаза,
закачанного на время транспортирования.
Подъемно-транспортные работы с ТТ серии ТГФ должны
осуществляться с учетом высоко расположенного центра тяжести,
т.е. требуются специальные хомуты или пластины для фиксации
тросов относительно головки корпуса.
По результатам транспортирования 15 трансформаторов ТГФ-
110 выявилась необходимость фиксации вторичных обмоток
внутри экрана, было применено склеивание обмоток эпоксидной
смолой между собой и с экраном.
344
8.5. ПРОБЛЕМА ПОКРЫТИЙ ПОВЕРХНОСТЕЙ ПОД УПЛОТ-
НЕНИЯМИ И КОНТАКТНЫХ ПОВЕРХНОСТЕЙ
Поверхности под резиновыми уплотнениями имеют высокую
чистоту. Для защиты от коррозии алюминиевые детали анодиру-
ют.
Контактные поверхности - это либо обычные гальванические
покрытия никелем, серебром, оловом, либо покрытие алюминие-
вых деталей методом "тампонного никелирования”.
Поверхности деталей, находящихся во внутренней полости
ТТ с нейтральным газом, допустимо не защищать от коррозии ка-
кими-либо покрытиями.
Однако после изготовления, очистки от стружки, масла и пр.
до сборки детали должны храниться в запаянных полиэтиленовых
мешках.
Блок вторичных обмоток с экранами, полностью подготов-
ленный к установке в ТТ, должен быть просушен при (100-120) °C
в течение нескольких часов, и желательно под вакуумом, для из-
влечения влаги из слоев обмоток.
После просушки блок также помещается в запаянный поли-
этиленовый мешок с влагопоглотителем.
8.6. ПРЕДОХРАНИТЕЛЬНЫЕ КЛАПАНЫ
Для обеспечения взрывобезопасности в ТТ серии ТГФ преду-
смотрены предохранительные клапаны в виде металлических
мембран.
В первых конструкциях был применен клапан, состоящий из
плоского металлического диска, трехгранного ножа и опериро-
ванного на определенное давление срабатывания стержня, кото-
рый в рабочем режиме через подвижную траверсу фиксировал
мембрану.
В аварийном режиме, при к.з. внутри ТТ и повышении в нем
давления, стержень рвался, освобождая мембрану, которая в свою
очередь разрывалась с помощью ножа.
Механическая прочность элементов конструкции и сечение
выходного отверстия при разрыве мембраны рассчитывались из
условий пробоя внутренней изоляции и горении дуги в течение
0,3 с при действующем значении тока к.з. 40 кА.
345
В последующем была применена мембрана хлопающая типа
MX Лаборатории мембранных предохранительных устройств
(Москва).
Мембранное устройство с мембраной хлопающей типа MX
состоит из металлического диска с куполом и двух ножей (см. ри-
сунок 8.10).
Рисунок 8.10- Устройство мембранное
1 - ножи; 2 - мембрана; 3 - уплотнение резиновое; 4 - корпус транс-
форматора тока
В рабочем режиме купол мембраны обращен внутрь корпуса,
в котором имеется давление.
В аварийном режиме купол выхлопывается наружу и при
этом надрезается ножами.
Мембранное устройство устанавливается в верхней части ТТ
таким образом, чтобы выхлоп газов был безопасен для окружаю-
щих.
8.7. ВТОРИЧНЫЕ ВЫВОДЫ ’’ЭЛЕГАЗ - ВОЗДУХ’’
Вывод цепей от вторичных обмоток осуществляется через
эпоксидный блок выводов ’’элегаз - воздух” (рисунок 8.11).
Для обеспечения газоплотности токоведущий элемент, зали-
тый в эпоксидный компаунд, выполняется в виде двух специаль-
ных гаек, соединенных гибким многожильным проводником.
346
Профильная канавка под уплотнительную резину выполняет-
ся в эпоксидном блоке выводов в виде отпечатка из литьевой
формы.
Рисунок 8.11- Эпоксидный блок вторичных выводов "элегаз - воздух"
1 - перемычка; 2 - компаунд эпоксидный
8.8. ОБЕСПЕЧЕНИЕ НОРМЫ ВЛАЖНОСТИ ЭЛЕГАЗА ПРИ
ПРОИЗВОДСТВЕ ТРАНСФОРМАТОРОВ ТОКА И В ЭКСПЛУА-
ТАЦИИ
Для газонаполненных аппаратов очень важно отсутствие вла-
ги во внутреннем объеме. Носителями влаги могут быть много-
слойные обмотки, элегаз, изоляционные детали из эпоксидного
компаунда, стеклотекстолита и пр. В эксплуатации возможна
диффузия влаги через резиновые уплотнения.
При производстве ТТ, как ранее упоминалось, блок вторич-
ных обмоток перед сборкой просушивается в течение нескольких
часов в процессе нагрева и под вакуумом. Влага с поверхности
деталей во внутреннем объеме аппарата удаляется двукратным
вакуумированием до значения 1 мм рт.ст. с выдержкой до 15 мин.
Промышленный элегаз в баллоне содержит влагу не более
15 ppmm.
347
Остальная влага должна удаляться фильтром-поглотителем,
размещенным во внутреннем объеме трансформатора тока. Для
поглощения влаги до настоящего времени в России использовался
цеолит NaX со связующим.
В результате расчета количества влаги, поступающей через
уплотнения путем диффузии по закону парциальных давлений
необходимое количество цеолита NaX для фильтра-поглотителя к
газонаполненным ТТ типа ТГФ-110 и ТГФ-220 при сроке экс-
плуатации до вскрытия 15 лет составляет около 3 кг.
Рекомендуется 1 раз в 5 лет брать пробу элегаза на влажность
из трансформатора тока и при необходимости осушивать, пропус-
кая через газотехнологическую установку с фильтром.
Оптимальная влажность элегаза в трансформаторах тока -
100 ppmm.
Рисунок 8.12 — ТГФ-220. Подстанция "Куркино"
Благодаря своим высоким техническим и эксплуатационным
достоинствам трансформаторы тока с элегазовой изоляцией поль-
зуются большим спросом. На рисунке 8.12 приведен общий вид
действующей подстанции на которой применены трансформаторы
тока ТГФ-220.
348
ГЛАВА ДЕВЯТАЯ
КОМПЛЕКТНЫЕ РАСПРЕДЕЛИТЕЛЬНЫЕ УСТРОЙСТВА
С ЭЛЕГАЗОВОЙ ИЗОЛЯЦИЕЙ (КРУЭ)
9.1. КРАТКАЯ ИСТОРИЯ РАЗРАБОТКИ КРУЭ
Первые исследования и разработки КРУЭ начались в Научно-
исследовательском институте высоковольтного аппаратостросния
(НИИВА) в конце 60-х годов, первые промышленные КРУЭ были
поставлены в эксплуатацию в 1977 году.
К настоящему времени в России накоплен более чем
20-летний, безусловно, положительный опыт производства и экс-
плуатации КРУЭ. Только в Москве успешно эксплуатируются 25
подстанций с КРУЭ 110-220 кВ. По этому виду электротехниче-
ского оборудования Москва самый насыщенный город в мире. В
Москве эксплуатируются, наряду с российскими, также и КРУЭ
зарубежных фирм.
В 1998 г. в Пекине пущена в эксплуатацию подстанция Хуан-
пен-Пекин с КРУЭ на напряжение 220 кВ в сейсмостойком ис-
полнении.
Находящиеся в производстве КРУЭ разработок прежних лет
постоянно модернизируются, учитывая достаточно быстрое изме-
нение требований МЭК, а также для поддержания конкурентоспо-
собности на рынке. Смена поколений должна происходить не ре-
же, чем раз в 5 лет, что и происходит в реальности.
По разработкам НИИВА различными компаниями, как в Рос-
сии, так и за рубежом, освоена и изготавливается серия КРУЭ на
напряжения 110-800 кВ, отвечающая самым последним требова-
ниям международных стандартов и мировой энергетики.
Впервые в отечественной практике коммутационная способ-
ность выключателей КРУЭ, разработанных в НИИВА, проверя-
лась как в аккредитованном испытательном центре НИИВА, так и
в международных центрах КЕМА (Голландия), CESI (Италия) и
KERI (Ю.Корея).
349
9.2. ОСНОВНЫЕ ОБЛАСТИ ПРИМЕНЕНИЯ КРУЭ И ИХ ПРЕ-
ИМУЩЕСТВА
Основные области применения КРУЭ определяются общими
экономическими соображениями, это:
- крупные города, где из-за плотности застройки, большой
стоимости земли и необходимости ввода напряжения, в основном
кабельного, в центральные районы, альтернативы КРУЭ просто не
существует. Строительство подстанций возможно, как в виде от-
дельных зданий из сборных блоков, так и в виде подвальных под-
земных сооружений;
- труднодоступные районы, особенно вечной мерзлоты с пол-
ностью автоматизированными подстанциями;
- объекты металлургии и химии, а также ТЭЦ с сильно за-
грязненной атмосферой;
- береговые районы с солевыми туманами;
- гидростанции в скальном грунте с ограниченными или
трудно осваиваемыми площадями под подстанциями;
- подстанции с ультравысоким напряжением 750 кВ и выше,
где эксплуатация традиционного оборудования сильно затрудне-
на, в том числе по соображениям экологии, а само оборудование
не может быть выполнено с необходимыми характеристиками на-
дежности.
Наряду с минимизацией размеров оборудования применение
элегаза, ввиду его специфических физико-химических свойств и
герметизированной конструкции оборудования, придает КРУЭ и
входящим в его состав элементам еще ряд преимуществ, таких,
как защита обслуживающего персонала от воздействия электри-
ческих и магнитных полей, повышенная безопасность обслужива-
ния, отсутствие атмосферных воздействий на работу изоляции,
контактных и конструкционных элементов, сниженные уровни
шума при работе оборудования, исключение радиопомех при экс-
плуатации КРУЭ, более высокая сейсмостойкость.
Изоляция ячеек выдерживает наибольшее фазное рабочее на-
пряжение промышленной частоты при аварийном понижении
давления внутри КРУЭ до атмосферного.
Токоведущие части КРУЭ расположены в заземленных не-
магнитных оболочках, заполненных SF6 под давлением.
Разрыв оболочек исключен даже при дуговом перекрытии.
Комплексность конструкции КРУЭ, включающей весь набор
оборудования распределительного устройства (РУ), и выполнение
350
ее в виде отдельных блоков, содержащих элементы КРУЭ, облег-
чает проектные работы, сокращает трудоемкость и сроки выпол-
нения. В то же время компактность и малогабаритность КРУЭ, а
также высокая заводская готовность их элементов, поступающих
на монтаж, позволяют сократить сроки, трудоемкость и стоимость
строительства РУ и ввода в эксплуатацию подстанций (ПС).
Эти же факторы дают возможность оптимального выбора ме-
стоположения ПС и достижения экономии средств у потребителя
и изготовителя оборудования; экономии материалов при строи-
тельстве РУ за счет экономии производственных площадей, необ-
ходимых для выпуска всего комплекса аппаратуры РУ и материа-
лов при изготовлении КРУЭ, а также внедрения диагностики в
систему управления коммутационного оборудования.
При неизбежной более высокой трудоемкости герметичного
элегазового оборудования по сравнению с затратами на изготов-
ление одноименной аппаратуры традиционного исполнения изго-
товителям КРУЭ в процессе совершенствования характеристик
последних удалось достигнуть для элементов КРУЭ наиболее вы-
соких ресурсных характеристик. Это придало КРУЭ дополни-
тельные преимущества перед любыми другими существующими
видами аппаратуры, в ряде случаев определяющие выбор обору-
дования потребителем - увеличение межремонтных периодов,
снижение затрат на обслуживание и, наконец, возможность экс-
плуатации без постоянного обслуживающего персонала.
9.3. НАЗНАЧЕНИЕ КРУЭ
Трехполюсные комплектные распределительные устройства,
имеющие полную или частичную элегазовую изоляцию главных
цепей, предназначены для приема, распределения и передачи
электроэнергии, измерения параметров и коммутации электриче-
ских цепей при нормальных и аварийных режимах в сетях трех-
фазного переменного гока.
КРУЭ представляет собой совокупность коммутационных,
измерительных и других аппаратов и устройств, заключенных в
герметичную металлическую оболочку, заполненную элегазом.
Каждый аппарат (устройство), представляет собой элемент КРУЭ.
Для сочленения между собой отдельных элементов оболочки ка-
ждого из них имеют изоляторы, фланцы или патрубки, контакты и
351
уплотнения. КРУЭ изготавливается либо как комплекс различных
функциональных единиц (ячеек), каждая из которых выполняет
функцию какой-либо электрической схемы распределительного
устройства, либо как комплекс всех необходимых элементов в
соответствии с заданной схемой. Схемы электрические принципи-
альные КРУЭ приведены на рисунках 9.1 - 9.7.
По функциональному назначению ячейки КРУЭ могут быть
линейные, шиносоединительные, трансформаторов напряжения и
секционные, с одной или двумя системами сборных шин.
В настоящее время имеется тенденция к объединению в од-
ном герметизированном отсеке разных аппаратов, например вы-
ключателя с трансформаторами тока, сборных шин с разъедини-
телями и заземлителями и т.д.
Вопрос объединения разных элементов имеет только крите-
рий надежности и удобства эксплуатации, так как подчас вообще
исключает возможность вывода отдельных элементов в ремонт.
К кабелю или к токопроеоду
К кабелю или к токопроеоду
Рисунок 9.1 - КРУЭ с одной системой сборных шип с секционированием
Л - ячейка линейная; С - ячейка секционная; TH - ячейка трансформатора на-
пряжения; 111 - ячейка шиносоединительная; Q - выключатель;
QS - разъединитель; QSG - заземлитель; ТА - трансформатор тока;
TV - трансформатор напряжения; КЕ - шина сборная
352
Рисунок 9.2 - КРУЭ по схеме 3/2
обозначение элементов схемы см на рисунке 9 1
К кабелю или к токопроводу
К кабелю или к токопроводу
К трансформатору К трансформатору
Рисунок 9.3 ~ КРУЭ по схеме "мостик"
обозначение элементов схемы см. на рисунке 9.1
К трансформатору
К трансформатору
Рисунок 9.4 - КРУЭ но схеме "четырехугозльник"
обозначение элементов схемы см на рисунке 9.1
354
ТА ТА
! 2q I ' Q . х\ Q
QSG ’ QSG QSG “О та
! 1 ''''' о QSG- *~QSG~'
Л QS У \ QS I QS \ \ QS QS \ \ QS Л к_. ..j КЕ1
КЕ2
QSG / QS / QS 1 QSG ! j QSG i 11. QS / QS/ QSG QSG . ! QSG QSG
CD та QS /' / QS TAC^f QS / 7 QS
SQ qsCD JTqsg q : x/! QS6Ds 1 z~x
QSG = О та TV TV QSG TV TV QSG
QSG \ QS TH1 TH2 TH) TH2 QSG
I
К кабелю или к токопроеоду
QS
г -Q Qi
I
К кабелю или к токопроеоду
Рисунок 9.5 - КРУЭ с двумя системами сборных шин с секционированием
обозначение элементов схемы см. на рисхнке 9.1
LA
Рисунок 9.6 - КРУЭ с двумя секционированными рабочими и обходной системами сборных шин
обозначение элементов схемы см. на рисунке 9 1
К кабелю или к токопроводу
К кабелю или к токопроводу
Рисунок 9.7 - КРУЭ с двумя системами сборных шин. одна секционирована
обозначение элементов схемы см на рисунке 9.1
Рисунок 9 43 Блок демонтажа на 362 кВ*
1 - резервуар; 2 - контактное соединение; 3 - мембрана
Рисунок 9.44 - Компенсатор сильфонный на 362 кВ
406
Рисунок 9.45 ~ Блок ввода на 362 кВ для присоединения к трансформатору.
I - штепсельный разъем; 2 - изолятор; 3 - резервуар, заполненный эле-
1азом; 4 - устройство для демонтажа; 5 - мембрана; 6 - i пбкая связь,
7 - ввод "масло-элегаз", 8 - компенсатор сильфонный
9.9. КРУЭ НА НАПРЯЖЕНИЕ 500 кВ
Разработанное ранее КРУЭ типа ЯЭУ-500 соответствует тех-
ническим параметрам, приведенным в таблице 9.1. Фрагмент
компоновки КРУЭ по схеме 3/2 приведен на рисунке 9.46, где
применен выключатель с двумя разрывами на полюс.
Проведенный большой комплекс исследований и испытаний
позволил разработать уникальный выключатель с одним разры-
вом и током отключения 50 кА, что позволило создать новое по-
коление КРУЭ. На рисунке 9.47 приведены компоновки КРУЭ-
500 с двумя системами сборных шин. Шинный разъединитель ос-
нащен пружинно-моторным приводом для включения на ток на-
грузки и отключения тока переключения шин.
407
Окончание таблицы 9.1
Тип выключателя ВГ-110 ВГГ-220 ВГГК-220 ВГК-330 ВГК-500 ВГК-800
Трансформатор тока
Номинальный первичный гок, А 600- 1200- 2000 600-1200-2000 юоо. 2000, 1500, 3000, 4000, 8000 1000, 2000, 1500, 3000, 4000 1000, 2000, 1500, 3000, 4000, 8000
1Юмннальпый вто- ричный гок, А 1 1 1 1 1
Количес1во вторич- ных обмоюк 4 4 5 5 5
Вторичная обмотка для измерений* ном нагрузка ном класс точности 15 В А 0,5 0,2 0,2 30 вл 0,5-0,2-0,2 30 ВА 0,5-0,2 30 вл 0,5-0,2 30 ВА 0,5-0,2
Вторичная обмо1ка для защит ном нагрузка класс, пред кратность 15 В А ЮР 15-20-30 30 ВА ЮР 25-25-26 30 вл ЮР 21 30 ВА 10P2I 30 ВА 10Р 21
У ючка )jici a за в i од, % от массы, не более 1
9.5. ОСОБЕННОСТИ ЭКСПЛУАТАЦИИ КРУЭ
Отечественные КРУЭ изготавливаются только в одном кли-
матическом исполнении и только для одной категории размеще-
ния, а именно УХЛ4 при температуре (14-35) °C, т.е. для установ-
ки внутри помещений с искусственно регулируемым климатом
(без кондиционирования).
Предельная допустимая концентрация элегаза в воздухе рабо-
чей зоны не более 5000 мг/м3 или 0,08 % по объему
(ГОСТ 12.1005-88 "Общие санитарно-гигиенические требования к
воздуху рабочей зоны"). При такой концентрации элегаза обслу-
живающий персонал может работать в течение 8 часов при пяти-
дневной рабочей неделе без вредных последствий для здоровья.
Элегаз не включен в перечень веществ, которые подлежат запрету
или ограничению применения согласно Монреальской конвенции.
Воздухообмен в зале КРУЭ, как правило, обеспечивается 3-
кратной общеобменной вентиляцией. Аварийная вентиляция - 8-
кратная - складывается из 3-кратной общеобменной, 3-кратного
удаления элегаза из нижней зоны одним вентилятором той же
мощности и 2-кратной вентиляции крышными вентиляторами.
360
Воздух проточной вентиляции может проходить через фильт-
ры, предотвращающие попадание в помещение пыли.
Пыль в помещении недопустима. Запыленность воздуха
должна быть не более 15 мг/м3.
Расчет необходимой вентиляции помещений, где уста-
новлены элегазовые КРУЭ, обуславливается концентрацией эле-
газа в помещении, которая зависит от потери элегаза из оборудо-
вания, называемой утечкой, от объема помещения и от произво-
дительности вентиляции.
С= =1,1410'^.
I00FS765.83 F
где С - концентрация элегаза в помещении г/м3; и - утечка, %/год; m -
масса элегаза в оборудовании, кг; F - производительность вентиля-
ции, м3/ч.
При расчете аварийной вентиляции следует ориентироваться
на самый сложный случай. Таковым в эксплуатации КРУЭ может
явиться взрыв самого большого аппарата (или сборки) в результа-
те прожига оболочки. Этот случай характеризуется самым боль-
шим выбросом как элегаза, так и продуктов его разложения. Объ-
ем (в кубических метрах), который займет' элегаз при его концен-
трации, равной ПДК^’
V - 1()6Ша
Si; ПДК*'; ’
где та - масса выброса - масса элегаза в самом большом аппара-
те, кг; ПДК^1'1 -- предельная допустимая концентрация элегаза в
воздухе рабочей зоны, кг/м3.
Пробой на оболочку, который, как предполагается, может
привести к прожигу, определяют следующие характеристики:
- 1к з - ток короткого замыкания, кА;
- время горения дуги - 0,1 с;
- напряжение на дуге - 400 В;
- уровень разложения элегаза на единицу энергии -
15 мл/кДж.
Принимая, что основным первичным продуктом разложения
будет четырехфтористая сера (молекулярная масса 108), получаем
значение ее начальной концентрации (в граммах на кубический
метр) сразу после выброса
361
c 1юо,14оо15 Ю8 2g<? iK3
SF4 22400 VSF4 ’ VSF4 ’
где VSF4 - объем, занятый четырехфтористой серой с концентраци-
ей CSF .
Воздействие четырехфтористой серы на живые организмы
следует рассматривать через продукты ее гидролиза во влажной
атмосфере и на слизистых оболочках, который приводит к обра-
зованию четырех молей фтористого водорода HF (молекулярная
масса 20) и одного моля сернистого ангидрида SO2 (молекулярная
масса 64) на моль четырехфтористой серы. Поэтому начальная
концентрация (в граммах на кубический метр) конечных загряз-
нителей сразу после выброса
_ IK30,l-400 15-4-20
'“'HF ~
= 2,14-^-;
22400Vhf V1Ir.
1ю0,1-400 15 64_1?1 1кз
22400VSO2 ’ VS02 ’
где Vm. и Vso - объем, занимаемый загрязнителями при концен-
трации СНР и CSOi.
Образовавшиеся фтористый водород и сернистый ангидрид
обладают суммарным действием и их следует рассматривать вме-
сте. Чтобы значение концентрации загрязнителей не превышало
их ПДКрз, выброс должен занять объем
2,141ю ,
"г ю-3 пдк;11; ’
vs°2 ю-з пдк*°; '
Значения предельно допустимых концентраций загрязнителей
элегазовых энергетических производств приведены в таблице 9.2.
И поскольку эти загрязнители обладают суммарным эффектом,
общий объем, в котором будет достигнуто ПДКрз, выразится их
суммой
2,141кз 1,711^ 3
Vс ------------и----------- = 43-10 I к,,
у 0,05 10 10-10’3
где VcyMM - в м3; 1кз - в кА.
362
Таблица 9.2
Вещество В атмосферном воздухе населенных мест за пре- делами санитарной зоны ПДКмр, мг/м3 В воздухе рабочей зоны ПДКр t, мг/м3
Элегаз — 5000
Фтористый водород 0,02 0,05
Сернистый ангидрид 0,5 10
Фтористый алюминий 0,2 0,5
Если расчетное значение VcyMM меньше объема здания, то
применение аварийной вентиляции станет ненужным, а выбросы
за пределы санитарной зоны предприятия вероятнее всего безо-
пасными. В противном случае расчет производительности ава-
рийной вентиляции F (в кубометрах за 1 час) сводится к решению
уравнения:
для SF6
с V, 106 m
F= — In-----;
г У-ПДК”‘3
а с учетом данных таблицы 9.2
V 200 m
F= — In------;
т V
для HF + SO2
с V, 43 10TK,
т V
где под знаком логарифма - превышение ПДКр з в производствен-
ном помещении за счет выброса.
К выбросам за пределы рабочих помещений предъявляются
строгие требования: концентрация вредных веществ не должна
превышать максимальные разовые предельно допустимые кон-
центрации для населенных мест ПДКмр за пределами санитарной
зоны предприятия. На этой основе устанавливаются предельно
допустимые выбросы (ПДВ) для предприятия по каждому загряз-
нителю. Расчет ПДВ выполняется в соответствии с основным
нормативным документом ОНД-86 Госкомгидромета.
Установление ПДВ фактически может ограничивать принятие
малого объема здания для реализации проекта.
363
Максимальная мощность выброса М (в граммах на секунду)
может быть определена через начальную концентрацию загрязни-
теля в рабочей зоне С (в граммах на кубический метр) и произво-
дительность вентиляции F (в кубических метрах за 1 час)
к Л CF
М=------.
3600
Если мощность выброса принимается равной ПДВ (с учетом
составляющих, обусловленных нормальной работой предприятия,
и фона), определенному из условий достижения ПДКмр на мест-
ности, то начальная концентрация в помещении приобретает мак-
симально допустимое значение для заданной производительности
вентиляции
_ 3600ПДВ
v max т-,
F
Используя уравнение
К =1п—,
1()-3 • пдкр,
где Кт - кратность обмена при интервале времени вентиляции т; С() -
начальная концентрация элегаза в помещении, получаем выражения
3,6- 10б ПДВ
К < In--------;-2—
Г пдкр,
и
11, 3,6-106ПДВ
V Ft F- ПДКр з
которые позволяют проверить соответствие внешних ограничений
условиям обеспечения безопасности внутри рабочего помещения
- выбранный объем здания должен быть больше рассчитанного по
этим уравнениям. Если условие не выполняется, то необходимо
рассмотреть, обеспечит ли предполагаемое техническое решение
по организации выброса (диаметр и высота трубы) достаточное
рассеяние выброса, чтобы не создать условия превышения ПДКмр
на населенной местности. Если ПДКмр превышается, то необхо-
димо либо увеличить объем здания, либо изменить технические
условия выброса.
364
Конструкция резервуаров КРУЭ
должна быть такой, чтобы не происходила их фрагментация при
внутреннем коротком замыкании на корпус при горении дуги в
течение 0,3 с.
Для подтверждения выполнения этих требований и в соответ-
ствии со Стандартом МЭК 517 (1990) в НИИВА были проведены
исследования на внутреннюю электрическую дугу. Под действием
дуги в замкнутом испытуемом объеме происходит более чем дву-
кратный подъем давления за счет выделения энергии в течение
времени протекания тока. При достижении давлением определен-
ной величины происходит разрушение предохранительной мем-
браны и горячая смесь газов выходит в открытое пространство,
что приводит к резкому снижению давления и предотвращает раз-
рушение резервуара объекта испытаний.
Безопасность КРУЭ основывается на том факте, что оболочка
КРУЭ должна быть рассчитана на ’’расчетное давление” в соот-
ветствии с фактическим рабочим давлением. Защита от короткого
замыкания через внутреннюю дугу обеспечивается высоким запа-
сом прочности между расчетным давлением и давлением разрыва
и применением устройств разгрузки давления, установка которых
может быть основана на знании расчетного повышения давления.
С этой целью точность прогнозирования вычисления повышения
давления, основанного на эмпирических данных различных испы-
таний дуги, кажется адекватной. Благодаря удовлетворительным
мерам по координации прочности давления оболочек КРУЭ, за
ЗОлет эксплуатации НИИВА не получил сообщений ни об одном
случае взрыва.
При разработке КРУЭ 170 кВ испытания па внутреннюю дугу
проводились в испытательных центрах CES1 (Италия) и НИИВА.
Результаты испытаний и выводы специалистов подтвердили пра-
вильность выбора конструкций, толщин стенок и рабочих давле-
ний резервуаров, а также выбора давлений срабатывания предо-
хранительных мембран для обеспечения отсутствия прожига обо-
лочки. На рисунке 9.8 приведены фотографии испытания сборной
шины КРУЭ в CESI (Италия) и в НИИВА.
365
a
Рисунок 9.8 Испытания сборной шины КРУЭ:
а - в CES1, б - в НИИВА
Система заземления КРУЭ, встроенных в
распределительное устройство, проектируется так, что элементы
системы заземления частично предусмотрены в конструкции
КРУЭ, а частично должны выполняться в контуре заземления
распределительного устройства.
С целью обеспечения заземления все корпуса элементов токо-
ведущего контура в пределах КРУЭ электрически соединены ме-
жду собой (посадкой фланцев соседних элементов ’’металл на ме-
366
таял” и установкой шин, шунтирующих сильфонные компенсато-
ры) и заземлены.
При выборе электрической схемы соединений оболочек кор-
пусов КРУЭ и схемы их заземления необходимо исходить из ус-
ловий возбуждения в оболочках вихревых токов, наведенных то-
ками, протекающими по токоведущим частям КРУЭ. При этом от
выбора схемы соединения оболочек вдоль полюсов и оболочек
полюсов между собой, а также схемы заземления оболочек зави-
сят величины электродинамического взаимодействия между по-
люсами, токоведущими час1ями и оболочками и условия нагрева
оболочек от вихревых чоков как при номинальных, так и при
сквозных токах к.з.
В оболочках КРУЭ по алюминиевым корпусам фаз протекают
токи, наведенные токами, протекающими по его токоведущим
частям, и примерно равные последним. Их величина определяется
соотношением активных сопротивлений экрана и гоковедущей
фазы, влиянием концевых эффектов и др. Гак как наведенные то-
ки в оболочках сдвинуты по фазе на 180° по отношению к наво-
дящим, то результирующее магнитное поле вне токопровода бу-
дет незначительно и располагаемые вблизи фазы КРУЭ металли-
ческие конструкции практически не будут нагреваться, и не будут
возникать значительные электродинамические усилия между эти-
ми частями и полюсами КРУЭ, а также между самими полюсами.
Максимальный обратный ток в оболочках может достигать 100 %
номинального тока.
Опыт разработки и применения трехфазных токопроводов
различной конструкции показал, что для обеспечения минималь-
ного электродинамического взаимодействия полюсов КРУЭ меж-
ду собой и с окружающими металлическими конструкциями и
минимального их нагрева при номинальных токах и сквозных то-
ках к.з. оболочки отсеков КРУЭ должны быть, во-первых, элек-
трически соединены вдоль полюсов и, во-вторых, корпуса всех
трех полюсов должны быть закорочены между собой по концам
корпусов, у входа и выхода в КРУЭ, и заземлены.
При отсутствии электрической связи между отдельными обо-
лочками вдоль полюсов КРУЭ наведенные токи замыкаются в
оболочках (распределяясь по их толщине в прямом и обратном
367
направлениях), нейтрализуя свое экранирующее действие. Факти-
чески, ввиду того, что фланцы оболочек вдоль фазы стягиваются
до посадки "металл на металл" наведенные токи протекают через
фланцевые соединения корпусов.
Роль оболочек выполняют также сильфоны, протекание по
которым наведенных токов может привести к их сильному нагре-
ву и нарушению упругих свойств сильфона (отжигу). Поэтому
сильфоны необходимо целиком шунтировать гибкими шинами, по
возможности симметрично расположенными.
Корпуса элементов ячеек и трубки, идущие от них к аппарат-
ному шкафу, должны быть изолированы от опорных металлокон-
струкций во избежание ответвлений токов в этой конструкции.
Основное заземление для корпусов элементов каждого полю-
са ячеек выполнено шинами отходящими от корпусов заземлите-
лей к шинам контура заземления КРУЭ.
При длине токопровода более 10 м промежуточные шины за-
земления, отходящие к контуру заземления КРУЭ, устанавлива-
ются на расстоянии (6-10) м, чтобы ограничить шаговое напряже-
ние и напряжение касания, действию которых может подвергаться
персонал во время эксплуатации распредустройства.
Наличие других точек заземления оболочек, помимо указан-
ных выше (например, через болтовые соединения с фундамен-
том), может привести к появлению контуров для наведенных то-
ков в оболочках, по которым будут протекать несбалансирован-
ные токи; это вызовет нарушение симметрии токов в оболочках
фаз, что нежелательно. Для исключения таких контуров крепле-
ние фаз к фундаментам (или опорной раме) должно выполняться с
помощью тонких изолирующих прокладок, исключающих другие
точки заземления.
Заземление оболочек полюсов КРУЭ производится на концах
сборных шин (рисунки 9.9 и 9.10), на вводах и на нижних фланцах
кабельных муфт. Закорачивание полюсов производится в точках
заземления заземлителей и короткозамыкателей.
При этом шины заземления разных полюсов КРУЭ должны
быть объединены в контуре заземления распределительного уст-
ройства общей заземляющей шиной.
368
Все шины заземления (в том числе и шины от болтов зазем-
ления) должны быть присоединены к контуру заземления КРУЭ.
При выборе сечения шин заземления, а также шин, располо-
женных в контуре заземления КРУЭ, определяющим является
протекающий по ним номинальный ток, на который и должны
быть рассчитаны шины.
Шины от болтов заземления, шкафов и рам выбираются по
ПУЭ (Правила устройства электроустановок).
При расчете контура заземления необходимо исходить из
значений тока термической стойкости для трехфазных шин и яче-
ек и номинального тока для однофазных шин и ячеек.
Для примера - при токе термической стойкости 50 кА необ-
ходима медная шина сечением 360 мм2 (60x6), а при номинальном
токе 3150 А необходима медная шина сечением 2000 мм2
(100x10), т.е. две параллельные шины. Медные шины должны
быть отожженными. Иллюстрацию выполнения заземления вво-
дов и ячейки см. на рисунках 9.9 и 9.10.
Рисунок 9.9 - Заземление оболочек полюсов КРУЭ на концах
токопроводов в месте установки вводов
369
Рисунок 9.10 - Заземление оболочек полюсов на сборных шинах КРУЭ
Особые требования при монтаже предъявляют-
ся к поверхности пола помещения, где устанавливается КРУЭ.
Отклонение от горизонтали не должно превышать 1 мм/м.
При проектировании зданий КРУЭ следует учитывать нагруз-
ки на фундамент, возникающие при работе выключателей с гид-
роприводами во время операции отключения. Характеристики
370
возникающих нагрузок для различных выключателей приведены в
таблице 9.3.
Для подъема груза при пусконаладочных работах рекоменду-
ется использовать тельфер грузоподъемностью 5 тс или 3 тс в за-
висимости от массы монтируемых ячеек. Также необходимо ис-
пользовать лебедку рычажную ручную 1,5 тс.
Таблица 9.3
Вид нагрузки па фундамсш Выключа- тель с 1рсмя полюсами с ОДНИМ 1ИД- роприводом 1 Iojiioc вы- ключаюля с ОДНИМ 1 ид- ронриводом Дли ЮЛЬ- ПОС гь им- пульса
Вертикальная вверх, тс 1,8 7,5 0,005.0.001
вниз, тс 1,7 5,7 0,005.0.00!
I оризонтальная от привода 11,6 - -
к приводу 7,8 - -
Транспортные средства для перевозки КРУЭ следует выби-
рать из условий воздействия механических факторов, которые
могут возникнуть
при перевозке железнодорожным транспортом:
продольные - 40 g;
вертикальные - 0,5 g;
при перевозке автомобильным транспортом:
продольные -10 g;
вертикальные - 2,0 g.
9.6. УСТРОЙСТВО КРУЭ НА НАПРЯЖЕНИЕ ПО кВ
КРУЭ комплектуется по заданной электрической схеме и со-
стоит из ячеек разных по назначению, соединительных секций,
вводов кабельных, вводов воздушных и нестандартных элемен-
371
тов. Примеры компоновок КРУЭ-110 по разным электрическим
схемам приведены на рисунках 9.11 -9.13.
Ячейка состоит из трех одинаковых полюсов и секций сбор-
ных шин с сильфонным компенсатором. Полюс в зависимости от
типоисполнения ячейки состоит из модулей: выключателя с гид-
роприводом, разъединителей и электродвигателей с приводами,
заземлителей, трансформаторов тока, трансформаторов напряже-
ния, соединительных секций (см. рисунки 9.14- 9.25).
Все внутренние механизмы и токоведущие части элементов
ячеек заключены в газонепроницаемые алюминиевые корпуса,
полости которых заполнены элегазом, а сами корпуса заземлены.
Между корпусами отдельных элементов установлены изоля-
торы из эпоксидного компаунда. Изоляторы служат опорой для
токоведущих частей элементов ячеек и вместе с элегазом обеспе-
чивают изоляцию частей, находящихся под напряжением, от за-
земленных корпусов.
Для заполнения элементов ячеек применяется элегаз по ТУ 6-
02-1249.
Газовый объем полюса разделен на 4 герметичные, изолиро-
ванные друг от друга полости: выключателя, линейного разъеди-
нителя, разъединителей сборных шин, находящиеся под разными
давлениями. Газовые полости с одним давлением разных полюсов
соединены медными трубами с внутренним диаметром 6 мм.
Кроме того, есть герметичные полости на каждую систему сбор-
ных шин всего КРУЭ.
Каждая герметичная или объединенная полость снабжена об-
ратным клапаном для заполнения ее элегазом и датчиком давле-
ния с температурной компенсацией. В необходимых случаях по-
лость снабжена предохранительным мембранным устройством.
372
Рисунок 9.11 - Компоновка КРУЭ-1 К) по схеме "мостик” на рисунке 9.3
373
3970
Рисунок 9.12 - Компоновка КРУЭ-110
по схеме "четырехугольник" на рисунке 9.4
374
Рисунок 9.13- Компоновка КРУЭ-110 по схеме на рисунке 9.7
1У1
I
17
2300
Рисунок 9.14- Полюс ячейки линейной типа ЯГК-11ОЛ-23 УХЛ4 (разрез):
1 - выключатель; 2 - трансформатор тока; 3 - шкаф аппаратный;
4 - разъединитель линейный; 5 - гидропривод; 6 - заземлитель линей-
ный; 7 - разъединитель кабельного ввода; 8 - ввод кабельный;
9 - разъединитель шинный; 10 - сильфонный компенсатор;
11 - заземлитель шинный; 12-рама; 13-привод разъединителя или
заземлителя (трех фаз); 14 - сборная трехфазная шина; 15 - мембрана;
16 - датчик плотности элегаза; 17 - элегаз
376
Рисунок 9.15 — Ячейка линейная типа ЯГК-1 ЮЛ-23 УХЛ4:
1 - шкаф аппаратный; 2 - разъединитель; 3 - заземлитель; 4 - шипа
сборная; 5 - сильфонный компенсатор; 6 - трансформатор тока;
7 - привод разъединителей и заземлителей; 8 - выключатель;
9 - привод выключателя; 10 - разъединитель шинный; 11 - ввод ка-
бельный; 12 - ввод "воздух-элегаз"; 13 - трансформатор напряжения
3900
Рисунок 9.16 - Ячейка шиносоединительная типа ЯГК-11 ОШ-23 УХЛ4
обозначения см. на рисунке 9.15
377
7:80
Рисунок 9.31 - Ячейка шиносоединительная типа ЯЭГ-220Ш
обозначения см. на рисунке 9.30
1890
Рисунок 9.32 - Ячейка трансформаторов напряжения типа ЯЭГ-220Тн
обозначения см. на рисунке 9.30
395
Рисунок 9.21 - Ячейка линейная типа Я! К-11ОЛВ-13 УХЛ4
обозначения см. на рисунке 9.15
0362
Рисунок 9.22 - Ячейка линейная типа ЯГК-110ЛВ1-13 УХЛ4
обозначения см. на рисунке 9.15
380
Рисунок 9.23 - Ячейка линейная тина ЯГК-1 ЮС-13 УХЛ4
обозначения см. на рисунке 9.15
Рисунок 9.24 - Ячейка трансформаторов напряжения ЯГК-11 ОТн-13 УХЛ4
обозначения см. на рисунке 9.15
381
Рисунок 9.25 - Ячейка трансформаторов напряжения ЯГК-1 ЮТн 1 -13 УХЛ4
обозначения см. на рисунке 9.15
Наличие обратного клапана DILO позволяет заполнять и опо-
рожнять герметичные полости независимо друг от друга.
Выключатель состоит из трех полюсов и гидравли-
ческого привода общего для трех полюсов.
Разъединители предназначены для изолирования
элементов полюса от смежных частей, находящихся под напряже-
нием.
Разъединитель шинный состоит из сферического корпуса, в
котором расположены контакты: неподвижный и подвижный.
Разъединитель линейный состоит из цилиндрического корпу-
са, вдоль оси которого расположены контакты: неподвижный и
подвижный.
Управление разъединителем осуществляется электродвига-
тельным приводом, общим для трех полюсов.
Заземлитель, расположенный в одном блоке с разъе-
динителем, предназначен для заземления контактов ячейки на за-
земленный корпус при проведении монтажных и ремонтных ра-
бот, заземлитель имеет электродвигательный привод, аналогич-
ный приводу разъединителя.
Линейные заземлители снабжены датчиками, предназначен-
ными для подключения к ним индикаторной панели системы кон-
троля присутствия напряжения на элегазовых аппаратах (в даль-
нейшем СКПНЭ).
382
Трехполюсная сборная шина представ-
ляет собой корпус, в котором при помощи распорок закреплены
секции токоведущих трубчатых шин трех полюсов ячейки. Со-
единение трубчатых шин между секциями осуществляется через
контакты.
При соединении секций сборных шин отдельных ячеек в одну
сборную шину их внутренние полости объединяются в общий
герметичный объем.
Трансформатор тока предназначен для пере-
дачи сигнала измерительной информации измерительным прибо-
рам и устройствам защиты и управления выключателем. Первич-
ной обмоткой трансформатора служит контактный стержень, про-
ходящий сквозь ’’окно” трансформатора и закрепленный в непод-
вижных контактах элементов ячейки.
Секции соединительные ССГЛ, ССГО и
ССГУ применяются для комплектования элегазовых токопрово-
дов, используемых для соединения ячейки с вводами.
Гидропривод. Гидравлические привода элегазовых
выключателей предназначены для быстрого включения и отклю-
чения контактов высоковольтных выключателей.
Привода должны обладать относительно высокой мощно-
стью, так как им необходимо как совершать работу по переводу
контактов выключателя из одного положения в другое, обеспечи-
вая при этом скорость их перемещения при отключении, так и
производить при отключении работу по сжатию элегаза в цилинд-
рах дугогасительных устройств с целью создания потока элегаза,
направленного в зону горения электрической дуги.
Такому требованию в полной мере удовлетворяют гидравли-
ческие приводные устройства, имеющие малые занимаемые объ-
емы, малую массу, гибкое регулирование динамических характе-
ристик.
Известны гидромеханические приводы, в которых в качестве
носителя запасенной энергии для создания высокого давления ра-
бочей жидкости используются следующие аккумуляторы запа-
сенной энергии:
- пневмогидроаккумуляторы высокого давления;
- пневмогидроаккумуляторы низкого давления;
- аккумулятор энергии, запасаемой в пакете сжатых пружин.
Пневмогидроаккумулятор высокого давления состоит из
стального цилиндра, двух крышек и поршня с уплотнениями.
Поршень разделяет цилиндр на две полости - газовую и жидкост-
383
ную. Газовую полость заполняют сжатым азотом, а жидкостную
соединяют с гидравлической системой. Давление сжатого азота
соответствует давлению рабочей жидкости в гидроцилиндре при-
вода.
Пневмогидроаккумулятор низкого давления представляет со-
бой сильфон, герметично закрытый с торцов крышками, запол-
ненйый сжатым газом, давление которого значительно ниже дав-
ления рабочей жидкости в гидроцилиндре.
Привод, в котором в качестве системы накопления энергии,
или аккумулятора, используется сжимаемый пакет тарельчатых
пружин, действует следующим образом: накопленная энергия
сжатого пакета тарельчатых пружин передается в гидравлическую
систему рабочей жидкости в гидроцилиндр привода.
В КРУЭ на 110 кВ применяется гидропривод (один на три по-
люса выключателя) с пневмогидроаккумулятором высокого дав-
ления (см. рисунок 9.26)
Рисунок 9.26 - Привод гидравлический ПГВ-12ВТ-54-У1
384
Гидропривод обеспечивает включение выключателя и удер-
жание его во включенном положении, отключение выключателя и
удержание его в отключенном положении, а также работу в цик-
лах в соответствии с ГОСТ 687, например в цикле 1:
O-t6T-BO-20c-BO (при бестоковой паузе t6T=0,3 с; где О - от-
ключение, В - включение).
Структура условного обозначения гидропривода ПГВ-12ВТ-
54-У1:
П - привод;
Г - гидравлический;
В - высоковольтного выключателя;
12 - энергия операции отключения в кДж;
В - конструктивное исполнение по величине рабочего хода
(ход штока 145 мм);
Т - конструктивное исполнение с защитным шкафом и систе-
мой подогрева;
54 - степень защиты от внешних воздействий по
ГОСТ 14254-IP54;
У1 - климатическое исполнение и категория размещения по
ГОСТ 15150.
Обозначение конструкторского документа, соответствующее
этому исполнению гидропривода приведено в таблице 9.4.
Таблица 9.4
Тип гидропривода Обозначение конструкторского документа
ПГВ-12ВТ-54-У1 ГА 1 10.000-02
Основные параметры гидропривода
приведены в таблице 9.5.
385
Таблица 9.5
№ iVn Наименование параметра Единица измерения Значение
1 Полный ход штока мм 145+|'2
2 Давление заправки энергоблоков азотом при t=20 °C МПа (кгс/см2) 18,0±0,25 (180±2,5)
3 Давление рабочей жидкости: максимальное номинальное минимальное МПа (кгс/см2) 22,3 (223) 21,0 (210) 18,0(180)
4 Собственное время отключения, не более с 0,03
5 Собственное время включения, не более с 0,15
6 Скорость контактов при отключе- нии (средняя на участке хода 100 мм) м/с 7,5±0,5
7 Скорость контактов при включе- нии м/с 3±0,5
8 Время работы гидронасосного аг- регата (ГНЛ) от нулевого давления в гидросистеме до момента авто- матического отключения, не более с 360
9 Напряжение трехфазного перемен- ного тока питания электродвигате- ля ГНЛ: номинальное верхний предел нижний предел в 380 418 304
10 Ток, потребляемый электродвига- телем ГН А: рабочий пусковой А 1,2 6,0
11 Напряжение постоянного тока це- пей управления и вспомогательных цепей: номинальное верхний предел нижний предел В 220 242 154
12 Минимальное напряжение сраба- тывания электромагнитов управ- ления В 120
386
Окончание таблицы 9.5
№ гйп Наименование параметра Единица измерения Значение
13 Ток потребления электромагнитов управления (номинальный), не более А 2,4
14 Диапазон рабочей температуры внутри шкафа: верхний предел нижний предел °C плюс 40 плюс 7
15 Мощность системы обогрева, не более Вт 500
16 Объем рабочей жидкости л ~7
17 Габаритные размеры гидропривода (без шкафа): высота в положении "Вкл.” поперечные размеры мм 1160 462x534
18 Масса гидропривода без рабочей жидкости и шкафа кг -260
19 Размеры защитного шкафа: высота поперечные размеры мм 1 140 564x536
20 Масса гидропривода в защитном шкафу кг 320
В качестве рабочей жидкости в гидроприводе используются
масла с кинематической вязкостью v50= KW мм2/с (сСт), не грубее
14-го класса чистоты по ГОСТ 17216, с номинальной тонкостью
фильтрации не более 20 мкм (марки ВМГЗ, ВМГЗ-С
ТУ 38 10178-79).
По согласованию с разработчиком допускается использование
рабочей жидкости другой марки с аналогичными характеристика-
ми.
В качестве рабочего газа используется азот по ГОСТ 9293-74.
Рабочее положение гидропривода - вертикальное, штоком
вверх. Привод должен устанавливаться соосно со штоком выклю-
чателя ячейки ЯГК-110.
387
Электрическая прочность изоляции элементов цепей управ-
ления гидропривода удовлетворяет требованиям ГОСТ 1516.3-96.
Устройство гидропривода
Гидравлический привод состоит из следующих основных
элементов:
1. Шкафа с двухсторонним обслуживанием, в котором раз-
мещены элементы гидропривода.
2. Пневмогидроаккумуляторов давления, выполняющих роль
накопителей энергии и состоящих из корпуса, поршня и крышки.
Энергонакопителем является сжатый азот.
3. Гидроцил индра силового элемента, осуществляющего
включение и отключение выключателя и состоящего из гидроци-
линдра, штока и поршня с уплотнениями.
4. Гидронасосного агрегата, подкачивающего рабочую жид-
кость из расширительного бака в полость высокого давления гид-
роаккумулятора по мерс его расхода и состоящего из насоса и
11 р и во д н о го эл е ктро д в и гаге л я.
5. Гидробака, служащего для сброса рабочей жидкости. Гид-
робак является силовым элементом для крепления привода и со-
стоит из корпуса, гасителя потока, сапуна, указателя уровня жид-
кости и пробки.
6. Блока управляющих клапанов, осуществляющего управле-
ние гидропривода и состоящего из пусковых ускоряющих и пере-
ключающих клапанов.
7. Блока коммутации контактов вспомогательных цепей
(ККВЦ), предназначенного для коммутации электрических цепей
управления приводом и внешних вспомогательных цепей низкого
напряжения.
8. Электроконтактного манометра, предназначенного для ви-
зуального контроля величины давления рабочей жидкости и фор-
мирования электрических сигналов в релейную систему.
Общий вид гидропривода показан на рисунке 9.27.
388
Рисунок 9.27 - Гидропривод:
1 - шкаф; 2 - ппсвмогидроаккумулятор давления, 3 - гидроцилиндр;
4 - гидронасосный агрегат; 5 - гидробак; 6 - блок управляющих клапа-
нов, 7 - блок ККВЦ; 8 - злектроконгактный маномегр
Работа гидропривода
Гидропривод работает на использовании энергии сжатого газа
(азота), находящегося в двух энергоблоках.
Операция отключения (см. рисунок 9.28).
Гидропривод выполняет операцию отключения при подаче
управляющего сигнала на пусковые электромагниты "отключе-
ния” 1 или непосредственно нажатием кнопки электромагнита.
Клапан - пилот 2 срабатывает на слив, открывая клапан уско-
ряющий 3. При этом сбрасывается давление из управляющей по-
лости А переключающего клапана 4. Золотник Б клапана при этом
перемещается, соединяя подпоршневую полость В гидропривода
5 со сливом в бак 6. Шток 7 привода под действием разницы дав-
ления в полостях Г и В перемещается вниз.
389
Рисунок 9.28 - Операция отключения
Операция включения (рисунок 9.29).
Гидропривод выполняет операцию включения при подаче
управляющего сигнала на пусковой электромагнит ’’включения" 8.
При этом пилот 9 срабатывает на слив, открывая клапан уско-
ряющий 10. В управляющей полости А переключающего клапана
образуется высокое давление. Золотник перемещается, соединяя
подпоршневую полость В гидропривода 5 с полостью высокого
давления Г. Шток 7 привода вследствие разницы площадей порш-
ня сверху (в полости Г) и снизу (в полости В) перемещается
вверх.
390
Рисунок 9.29 - Операция включения
Ручное оперирование
Ручное оперирование осуществляется резким нажатием на
кнопку якоря электромагнита ’’включение’’ или "отключение".
Ручное оперирование допускается только при техническом
обслуживании, ремонте и нештатных ситуациях. Для включения и
отключения выключателя в штатном режиме следует использо-
вать дистанционное управление.
Ручное оперирование допускается при следующих условиях:
оперативный запас масла в энергоблоках не менее номинального
уровня (датчик включения не нажат, насос отключен), давление
масла в гидросистеме выше минимального.
391
9Л. КРУЭ НА НАПРЯЖЕНИЕ 220 кВ
КРУЭ на напряжение 220 кВ разработано с учетом опыта ра-
боты предыдущего поколения ячеек типа ЯЭУ-220. Ячейки ЯЭГ
соответствуют всем перспективным техническим требованиям
(см. таблицу 9.1).
Общие виды основных ячеек приведены на рисунках 9.30 -
9.34.
Особенностью этих ячеек является управление одним приво-
дом трех фаз разъединителя и заземлителя, уменьшение количест-
ва изоляционных перегородок, совмещение сборной шины с шин-
ным разъединителем.
Трансформатор тока имеет новое решение в экранировании
сердечников. Для быстрого демонтажа выключателя применен
блок поперечного демонтажа.
Особенностью этих ячеек является также следующее: вы-
ключатель с одним разрывом на полюс, оснащенный гидроприво-
дом; управление разъединителями и заземлителями осуществля-
ется одним приводом на три фазы; на линейных выводах установ-
лены быстродействующие заземлители; для надежности умень-
шено количество изоляторов; для уменьшения габаритов выпол-
нено совмещение шинных разъединителей со сборной шиной.
В ячейках для каждого полюса элегазового выключателя
применяется гидропривод с пневмогидроаккумулятором низкого
давления (рисунок 9.35).
Ячейки содержат набор элементов, необходимых для работы
РУ.
Различные элементы ячеек по конструкции, условиям экс-
плуатации, монтажу, ремонту газовой схемы могут быть объеди-
нены в отсеки, а по условиям транспортировки - в транспортные
блоки. Отсек имеет автономную систему снабжения элегазом и
контроля его давления.
Транспортные блоки транспортируются заполненными элега-
зом либо азотом при небольшом избыточном давлении.
Различные схемы комплектуются из ячеек и их модулей.
Для примера на рисунках 9.36 и 9.37 приведены компоновки
КРУЭ-220.
392
3 4 5 3 6
Рисунок 9.30 - Ячейка линейная типа ЯЭГ-220Л:
4360
1 - быстродействующий
5 - выключатель; 6 - разъединитель шинный; 7 - шина сборная: 8 - трансформатор напряжения
заземлитель; 2 - разъединитель линейный; 3 - заземлитель; 4 - трансформатор тока;
5610
7' й"
Рисунок 9.31 - Ячейка шиносоединительная типа ЯЭГ-220Ш
обозначения см. на рисунке 9.30
1890
1100
1100
3510
Рисунок 9.32 - Ячейка трансформаторов напряжения типа ЯЭГ-220Тн
обозначения см. на рисунке 9.30
395
396
Рисунок 9.33 - Ячейка линейная типа ЯЭГ-220Л с трехфазными сборными шинами
обозначения см на рисунке 9.30
457Q
Рисунок 9.34 - Ячейка линейная типа ЯЭГ-220ЛО (с обходной системой сборных шин)
обозначения см на рисунке 9.30
Рисунок 9.35 - Привод гидравлический КРУЭ-220
398
Рисунок 9.36 - Компоновка КРУЭ-220 по схеме "четырехугольник"
принципиальная схема - на рисунке 9.4
399
400
Г
№
•50
Рисунок 9.37 - Компоновка
КРУЭ 220 по схеме 3/2
(принципиальная схема - на
рисунке 9.2)
9.8. КРУЭ НА НАПРЯЖЕНИЕ 362 кВ
Особенностями впервые разработанного КРУЭ на 362 кВ (см.
рисунок 9.38) с током отключения 63 кА и номинальным током
8000 А являются следующие:
1. Выключатель 2-разрывный (см. рисунки 9.39 и 9.40) управ-
ляется гидроприводом с пневмогидроаккумулятором низкого дав-
ления (рисунок 9.41). Дугогасительное устройство автокомпрес-
сионного типа. Для снижения уровня перенапряжений применены
предвключаемые резисторы, которые подключаются специальным
контактом за (8-10) мс до включения дугогасительных контактов.
Корпус выключателя не имеет разъемов, полностью собранное
дугогасительное устройство на специальном приспособлении за-
катывается внутрь корпуса.
2. Разъединитель совмещен в одном корпусе с одним или
двумя заземлителями (рисунок 9.42). Разъединитель способен от-
ключать ток переключения шин, а заземлитель включается на ток
с пиковым значением 160 кА и отключает наведенные токи.
3. Элемент поперечного демонтажа (рисунок 9.43) позволяет
просто демонтировать выключатель или разобрать токопровод без
его полной разборки.
4. Сборные шины однофазные имеют сильфонные компенса-
торы для компенсации монтажных и тепловых перемещений (ри-
сунок 9.44).
5. Разработан блок ввода для присоединения к силовому
трансформатору (рисунок 9.45). Блок ввода предназначен для га-
шения вибраций (колебаний) между КРУЭ и трансформатором и
компенсации температурных расширений. Блок ввода позволяет
производить быстрый монтаж и демонтаж КРУЭ с трансформато-
ром. Корпус оснащен предохранительной мембраной.
401
б)
Рисунок 9.38 - Фрагмент полюса КРУЭ-362:
а) вид спереди; б) вид слева но А-А
1 - полюс выключателя; 2 - трансформатор тока; 3 - блок поперечного
демонтажа; 4 - секционный разъединитель с заземлителем;
5 - линейный разъединитель с заземлителем; 6 - ввод "воздух-элегаз";
7 - сильфонный компенсатор; 8 - шинный разъединитель с заземлите-
лем; 9 - сборная шина; 10, 11 - шины заземления
402
Рисунок 9.39 - Выключатель ВГГ-362 (внешний вид)
403
Рисунок 9.40 Выключатель ВГГ-362:
1 - передаточный механизм; 2 - резервуар; 3 - делительный конденса-
тор; 4 - гасительная камера; 5 - блок предвключаемых резисторов;
6 - изолятор; 7 - крышка с фильтром; 8 - неподвижный контакт пред-
включаемых резисторов; 9 - подвижный контакт предвключаемых ре-
зисторов; 10 - опорный изолятор
а) 6)
Рисунок 9.41 - Гидропривод КРУЭ-362 кВ
а) внешний вид; б) с открытой боковой крышкой
404
5
Рисунок 9.42 - Разъединитель шинный на 362 кВ:
1 - резервуар; 2 - изолятор; 3 - неподвижный контакт; 4 - подвижный
контакт; 5 - тяга; 6 - заземлитель
405
1
3
2
Рисунок 9 43 - Блок демонтажа на 362 кВ:
1 - резервуар; 2 - контактное соединение; 3 - мембрана
Рисунок 9.44 - Компенсатор сильфонный на 362 кВ
406
Рисунок 9.45 - Блок ввода на 362 кВ для присоединения к трансформатору:
1 - штепсельный разъем; 2 - изолятор; 3 - резервуар, заполненный эле-
газом; 4 - устройство для демонтажа; 5 - мембрана; 6 - гибкая связь,
7 - ввод “масло-элегаз", 8 - компенсатор сильфонный
9.9. КРУЭ НА НАПРЯЖЕНИЕ 500 кВ
Разработанное ранее КРУЭ типа ЯЭУ-500 соответствует тех-
ническим параметрам, приведенным в таблице 9.1. Фрагмент
компоновки КРУЭ по схеме 3/2 приведен на рисунке 9.46, где
применен выключатель с двумя разрывами на полюс.
Проведенный большой комплекс исследований и испытаний
позволил разработать уникальный выключатель с одним разры-
вом и током отключения 50 кА, что позволило создать новое по-
коление КРУЭ. На рисунке 9.47 приведены компоновки КРУЭ-
500 с двумя системами сборных шин. Шинный разъединитель ос-
нащен пружинно-моторным приводом для включения на ток на-
грузки и отключения тока переключения шин.
407
408
Рисунок 9.46 - Компоновка КРУЭ-500 по схеме 3/2
принципиальная схема на рисунке 9.2
Рисунок 9.47 - КРУЭ на напряжение 500 кВ (а) вид спереди; б) вид слева):
1 - сборная шина; 2 - шинный разъединитель; 3 - заземлитель; 4 -
полюс выключателя; 5 - трансформатор тока; 6 - линейный разъедини-
тель; 7 быстродействующий заземлитель; 8 - трансформатор напря-
жения; 9 - ввод "воздух-элегаз"
10534
409
9.10. КРУЭ НА НАПРЯЖЕНИЕ 800 кВ
Впервые в России разработано КРУЭ на напряжение 800 кВ,
основные технические требования к оборудованию приведены в
таблице 9.1. Общий вид КРУЭ-800 приведен на рисунке 9.48.
КРУЭ выполнено в пофазном исполнении.
15000
в)
Рисунок 9.48 КРУЭ на напряжение 800 кВ
а) принципиальная схема; б) общий вид; в) структурная схема
1 - сборные шины: 2 - шинный разъединитель: 3 - заземлитель для
технического обслуживания; 4 - выключатель; 5 - трансформатор то-
ка; 6 - линейный разъединитель; 7 - заземлитель; 8 -быстродейст-
вующий заземлитель; 9- трансформатор напряжения; 10 - ввод "воз-
дух-элегаз"; 11 - изоляционная распорка
410
Выключатель
Основные характеристики выключателя приведены в табли-
це 9.6.
Таблица 9.6
Параметр Значение
Полное время отключения Два периода
Номинальный цикл для выключателя О-0,Зс-ВО-1 мин-ВО
Номинальный ток отключения, кА 50
Основная нормативная база Стандарт МЭК 56
Количество разрывов Два
Тип привода гидравлический
Конструкция выключателя отличается компоновкой. Выклю-
чатель имеет два разрыва, каждый в отдельном вертикально рас-
положенном баке и управляется отдельным гидроприводом (см.
рисунок 9.49). Гидроприводы связаны между собой электрически
(пусковые электромагниты могут быть соединены последователь-
но или параллельно), а также гидравлически по системе высокого
и низкого давления. Это позволяет значительно сократить линей-
ные габариты КРУЭ-800. Для отечественной практики новым яв-
ляется наличие в выключателе предвключаемых резисторов,
предназначенных для снижения коммутационных перенапряже-
ний. Возможный расчетный диапазон значений резисторов со-
ставляет (600 - 1000) Ом. В данной конструкции выбрано значе-
ние 900 Ом, что, с одной стороны, обеспечивает необходимый
уровень снижения перенапряжений, а с другой, позволяет полу-
чить резисторы минимальных габаритов. В выключателе исполь-
зовано автокомпрессионное дугогасительное устройство. Схема-
тически общий вид выключателя представлен на рисунке 9.50.
411
Рисунок 9.49 Выключатель для КРУЭ-800
Рисунок 9.50 - Выключатель:
1 - гидропривод; 2 - тяга; 3 - главный подвижный контакт;
4 - дугогасительный подвижный контакт; 5, 6 - сопла;
7 - неподвижный контакт; 8 - контакты предвключаемого резистора;
Rl, R2, R3, R4 - предвключаемые резисторы; Cl, С2, СЗ, С4 - дели-
тельные конденсаторы
412
Разъединитель
Разъединитель КРУЭ на 800 кВ предназначен (см. рисунок
9.51):
- для изолирования элементов от смежных частей КРУЭ, на-
ходящихся под напряжениям;
- для коммутации емкостных токов;
- для коммутации индуктивных токов (токов переключения
шин).
Основные характеристики разъединителя приведены в табли-
це 9.7. ,
Таблица 9.7
Параметр Значение
Предвключенное сопротивление, Ом 700
Коммутация индуктивного тока: - значение тока, Л; - значение восстанавливающегося напряжения, В 8000 300
Коммутация емкостного тока: - значение тока, А; - значение восстанавливающегося напряжения, кВ 0,8 700
Особенностью конструкции разъединителя является наличие
предвключаемых резисторов двустороннего действия, что прак-
тически полностью снимает вопрос перенапряжений при комму-
тации холостых участков линий. Это позволило отказаться от бы-
стродействующего мощного гидравлического привода и исполь-
зовать пружинномоторный.
Предвключаемый резистор разъе-
динителя
При отключении разъединителем ненагруженных шин КРУЭ
происходят процессы, аналогичные отключению выключателем
емкостного тока ненагруженной линии. При размыкании контак-
тов разъединителя, при прохождении тока через нулевое значение
и его гашении на емкости отключенного участка шин остается
напряжение, близкое по величине к амплитуде напряжения ис-
точника. Это постоянное или медленно затухающее напряжение
413
UUI приложено к одному из контактов разъединителя. К другому
контакту приложено синусоидальное напряжение источника UH.
Таким образом, на межконтактный промежуток разъединителя
воздействует разность напряжений.
UMK — UU1 ии — Um Um COSCD t — Um (1- COSCDt)
a)
6)
Рисунок 9.51 - Разъединитель для КРУЭ-800
а) внешний вид; б) приводной механизм
414
Так как скорость движения контактов разъединителя невели-
ка, при нарастании UMK происходит пробой межконтактного про-
межутка и через полупериод промышленной частоты процесс по-
вторяется. При достаточном расхождении контактов пробои пре-
кращаются.
Аналогичные явления происходят при включении разъедини-
теля. При пробоях возникают переходные процессы, вызывающие
перенапряжения, которые достигают в отдельных случаях кратно-
стей по отношению к амплитуде фазного максимального рабочего
напряжения (2,3-2,8), что приближается к испытательному напря-
жению грозовых импульсов. Конкретные их величины зависят от
конструкции шинопроводов (соотношений волновых сопротивле-
ний), компоновки КРУЭ (длин и конфигурации коммутируемых
участков) и мгновенных значений напряжений па шинах в момен-
ты пробоев межконтактного промежутка разъединителя. Общее
количество пробоев в процессе операции определяется скоростью
схождения (или расхождения) контактов и электрической прочно-
стью межконтактного промежутка. С точки зрения величины пе-
ренапряжений наиболее неблагоприятны условия, когда напряже-
ния на контактах разъединителя разнополярны и максимальны по
величине. При операции отключения таким условиям отвечает
один из последних пробоев, а при включении - один из первых.
Вследствие компактности КРУЭ (обычно коммутируемые
участки имеют длины от единиц до десятков метров) процессы
перезаряда емкостей шин характеризуются очень высокими час-
тотами (до десятков мегагерц). Принимая скорость распростране-
ния электромагнитных волн в элегаза равной скорости света "с”,
можно оценить основную частоту процесса, определяемую дли-
ной
Так, при длине участка 10 м частота будет 7,5 МГц.
Использование ОПП с целью ограничения высокочастотных
перенапряжений не эффективно по двум причинам: во-первых, на
таких частотах ограничитель, как правило, оказывается электри-
чески удален от места появления максимальных перенапряжений;
во-вторых, при наносекундных воздействиях его вольтамперная
характеристика оказывается выше защитного уровня изоляции,
принятого для грозовых перенапряжений.
415
Наиболее радикальным средством ограничения таких перена-
пряжений служит введение в разъединитель резистора двусторон-
него действия, на включение и отключение.
Встроенный резистор величиной около 300 Ом ограничивает
перенапряжения до уровня (1,0-1,1) U(|)m. Однако, увеличение со-
противления резистора до (1,0-1,5) кОм предпочтительнее. При
этом процесс переходит в апериодический, приближаясь по ско-
ростям изменения напряжений во времени к аналогичной харак-
теристике при грозовом воздействии (порядка 1 мкс).
В пользу резистора большего сопротивления говорит еще и
следующее.
Каждый повторный пробой межконтактного промежутка
разъединителя вызывает электромагнитную волну с фронтом от 5
до 15 нс. Возникающие при этом импульсные токи могут вызы-
вать перенапряжения в цепях вторичной коммутации КРУЭ и вы-
ход их из строя. Чем больше величина сопротивления резистора,
тем меньше импульсные токи и тем меньше их влияние на вто-
ричные цепи.
Установка на разъединителях резисторов двустороннего дей-
ствия рекомендуется для КРУЭ с номинальным напряжением 500
кВ и выше.
На рисунке 9.52 приведена конструктивная схема газонапол-
ненного разъединителя. Он представляет собой герметичный ре-
зервуар (1), в котором расположены подвижный (3) и неподвиж-
ный (7) контакты, проходные герметичные изоляторы (5) для под-
вода тока, резисторы двустороннего действия (2). Резисторы и
контакты снабжены экранами (4, 6, 8) для выравнивания электри-
ческого поля.
При включении подвижный контакт 3 сближается с экраном 6
блока резисторов 2. При определенном расстоянии между ними
происходит пробой промежутка и заряженная емкость отключае-
мого участка шин разряжается через резистор. Возникшая в среде
SF6 электрическая дуга гаснет, движение контакта продолжается.
Пробои промежутка происходят вплоть до касания подвижным
контактом экрана резистора.
416
Рисунок 9.52 - Разъединитель:
1 - резервуар; 2-блок резисторов; 3 - подвижный контакт; 4,6, 8-
экраны; 5 - изоляторы; 7 - неподвижный контакт
При каждом пробое в резисторе выделяется часть энергии,
запасенной в емкости отключаемого (включаемого) участка
КРУЭ, причем, чем больше величина сопротивления резистора по
отношению к волновому сопротивлению отключаемого участка,
тем больше эта часть энергии. Оценим полную величину энергии,
выделяемой в резисторе в процессе включения или отключения.
Эти энергии равны ввиду полной аналогии процессов. Расчет де-
лается для включения разъединителя, при этом емкость включае-
мого участка шин принимается заряженной до напряжения Um.
Предполагается, что скорость движения подвижного контакта
постоянна на всем его ходе, напряжение пробоя между контакта-
ми пропорционально расстоянию между ними, а в резисторе вы-
деляется вся энергия емкости отключаемого участка.
Обозначим:
С - емкость включаемого участка КРУЭ;
417
Um - амплитуда напряжения источника питания;
п - число полупериодов промышленной частоты между пер-
вым пробоем при включении и касанием подвижного контакта
экрана резистора.
Принято, что первый пробой происходит при напряжении
между контактами 2Um, а последующие пробои происходят каж-
дый полупериод при напряжении на AU меньшем, чем предыду-
щий, т.е.
п
Тогда
w,. (Ж,)2-С । (2U,„ -ди)2-С ! ! (2U,„ -кди)2 -С
2 2 " 2
(2U -пДи)2-С C^z 2
+ э = -£(2U„,-kAU) =
к=0
4U^n + l)-4UJw£k + AU2£k2
О о
= Т12 (п + 1)(2п + 1)
и in v ~
Зп
Полученная формула дает несколько заниженную величину
энергии за счет того, что вблизи касания контактом экрана рези-
стора пробои происходит несколько раз в течение одного полупе-
риода, хотя и напряжения при этом малы и соответственно мала
выделяемая энергия. Численные расчеты показали, что для при-
ближения значения энергии к реальной следует ввести коэффици-
ент 1,1.
Таким образом, формула приобретает вид:
W =1,1.и<сК+_1>" + |).
Зп
Для разъединителей с двигательным приводом, когда дли-
тельность включения и отключения более секунды, формулу
можно упростить:
W = 0,73-n-U2mC.
418
Для примера определим энергию резистора для разъедините-
ля КРУЭ напряжением 525 кВ. В соответствии с публикацией
МЭК 62271-203 емкостной ток отключаемого участка составляет
0,5 А. Тогда емкость этого участка
С = —— - —0,5— - 1,54 • 10-8Ф
иф-(О 525-Ю3-314
и при
п= 150
(
W= 0,73450-
525-К)3 V2 Y
• 1,54-1СГ8 = ЗЮ-103 Дж.
Пример расчета
д у щ и х частей КРУЭ
нагрева
т о к о в е -
1. Допущения:
За исходную расчетную модель взят токопровод с алюминие-
вым трубчатым проводником и алюминиевым кожухом (экраном).
Краевой эффект не учитывается. Обратный ток кожуха взят рав-
ным току через проводник. Наружная поверхность кожуха окра-
шена.
2. Обозначения:
£>пр - наружный диаметр проводника (мм);
^пр ~ толщина стенки проводника (мм);
£>экр - наружный диаметр экрана (мм);
/)экр - толщина стенки экрана (мм)
///ом - номинальный ток (А);
f - рабочая частота (Гц);
Г11р - температура на поверхности проводника (°C);
Гокр - окружающая температура (°C);
7)кр - температура на поверхности экрана (°C);
г„р - активное удельное сопротивление проводника (Ом/м);
Плф - активное удельное сопротивление проводника с учетом
поверхностного эффекта и температуры (Ом/м);
гэкр - активное удельное сопротивление экрана (Ом/м);
гхэкр ~ активное удельное сопротивление экрана с учетом по-
верхностного эффекта и температуры (Ом/м);
а)кр - коэффициент теплоотдачи с поверхности экрана
(^—);
м -град
419
№пр
И4кР
^пр
^экр
б£Пр дТХэкр к
проводника и экрана за
проводника и экрана за
сопротивления провод-
- мощность, выделяемая на L=1 м проводника (Вт);
- мощность, выделяемая на L=1 м экрана (Вт);
- поверхность на L=1 м проводника (м2);
- поверхность на L=1 м экрана (м“);
- коэффициенты теплоотдачи с
/ Вт .
счет конвекции (—-------);
м“•град
«пр s.«жр 5 - коэффициенты теплоотдачи с
/ Вт .
счет излучения (—------);
м град
Д|Р,^жр ~ температурные коэффициенты
ника и экрана (1/град);
ДН|) Д)кр - эквивалентные глубины проникновения проводника и
экрана (м);
г/пр//жр - удельные электрические проводимости проводника и
экрана (сим/м);
Z^0np,Z^0)Kp - магнитные проницаемости проводника и экрана (Гн/м).
3. Расчетные формулы:
wl)p = ;Ч„р> (Вт/м);
^кр = /2(г^р + г^р)’ <Вт/м);
w
Т + Т -------!!2— (°СУ
1 пр + экр £ ’V '- Ь
° пр ^пр
W
т7 _гг _______,)КР /ор\.
2 экр 1 окр £ ’V
° экр экр
Л,р = Ткр + (ТР - Ткр) + (Ткр - тжр), (°C);
а„р=а„рЛ +a„p.s-;
^экр “ «экр К + ^экр 5 ’
Г"р = 'пв"\ ;Г^ = ^'р(1 + /3"р);
^пр ^Iip
г =-----------'Г = К ( \ 13 *
JKp я D • Д ’ Хзкр экр ' Л экр / ’
7 /V3Kp ^экр
1
1
f /А)пр*7пр f /А) экр (/экр
420
4. Теоретически коэффициенты теплоотдачи за счет кон-
векции и излучения могут быть вычислены по выражениям:
ак = Kt (Gr Pr)\
где Gr - критерий Грасгофа, Рг - критерий Прандтля,
а , = С(-0,
пр 5 S ’
100 100
0 = А---—L_—
гр к р к
1 пр 1 экр
Гт и Лкр ~ абсолютные температуры проводника и экрана (К);
С\ - коэффициент излучения.
Однако для получения более точных значений коэффициен-
тов теплоотдачи экспериментальным путем было проведено экс-
периментальное измерение этих коэффициентов на макетах. Для
практических расчетов до абсолютных температур <100 °C сум-
марные коэффициенты теплоотдачи с проводника и экрана можно
- . Вт , Вт
принять: а11р = 14 —---- и ажр= 10 —------ при давлении эле-
м •град м“•град
газа 4,5 бар абс. Например, на рисунке 9.53 представлена номо-
грамма для выбора диаметра и материала проводника для элегазо-
вого токопровода с алюминиевым окрашенным экраном с
£>>0,55 м, при давлении элегаза 4,5 бар абс., при токе 8000 А и
частоте 60 Гц.
421
a)
б)
Рисунок 9.53 - График зависимости /)пр= f(p):
/ = 8000 А; а = 14 Вт/м2 град; f= 60 Гц; Psr.6 ~ 4,5 бар абс.
а) номограмма; б) поперечное сечение токопровода
Быстродействующий заземлитель
Быстродействующий линейный заземлитель высоковольтного
комплектного распределительного устройства (см. рисунок 9.54),
предназначенный для заземления высоковольтной линии электро-
передачи, содержит заполненный электроизоляционным газом
металлический резервуар, внутри которого расположен токопро-
вод с закрепленным на нем неподвижным контактом (электро-
дом), коаксиально которому установлен подвижный контакт,
422
представляющий собой рабочий цилиндр с укрепленными на нем
контактной розеткой и соплом.
Рисунок 9.54 - Быстродействующий заземлитель на 800 кВ
Конструкция БДЗ приведена на рисунке 9.55.
423
Рисунок 9.55 - Конструкция БДЗ:
1 - гасительное устройство; 2-редуктор; 3- металлоконструкция;
4 - привод
Принцип действия аппарата основан на следующем. При од-
нофазном к.з. в линиях УВН обычно выключатели с двух сторон
поврежденной фазы отключают ток к.з. После отключения тока в
месте к.з. протекает ток вторичной дуги, причиной которого явля-
ется электростатическая наводка от ’’здоровых” фаз. Если взаим-
ное влияние между фазами велико, могут создаться условия, при
которых вторичная дуга не погаснет за время бестоковой паузы до
повторного включения выключателей. Одним из способов устра-
нения вторичной дуги является использование быстродействую-
щих заземлителей (БДЗ), которые создают условия для погасания
вторичной дуги путем заземления поврежденной фазы с двух сто-
рон после гашения дуги к.з. После погасания вторичной дуги за-
землители отключают токи наводки: первый по времени гасит
424
электромагнитный ток наводки, а второй - электростатический.
Вслед за операцией отключения БДЗ токов наводки создаются
условия для включения выключателей на концах поврежденной
фазы. Операции включения и отключения БДЗ должны быть вы-
полнены в течение бестоковой паузы. Принцип работы поясняется
на рисунке 9.56.
Технические требования приведены в таблице 9.8.
Таблица 9.8
Параметр Значение
Коммутация емкостного тока: - значение тока, А - значение восстанавливающегося напряжения, кВ 750 700
Коммутация индуктивного тока: - значение тока, А - значение восстанавливающегося напряжения, кВ 8000 700
425
Расчетным путем было установлено, что если в процессе от-
ключения наведенного тока, вызванного однофазным к.з., через
полупериод после начала отключения по каким-либо причинам
возникнет к.з. во второй фазе, то могут создаться условия, при
которых в токе наводки уменьшится переменная составляющая и
результирующая кривая не будет иметь нулевого значения в тече-
ние 80 мс. Как известно, для ультравысоких напряжений процент
однофазных к.з. приближается к 100 %, поэтому вероятность та-
кого события близка к нулю, но этот режим был введен в техниче-
ские требования и стал одним из основных требований опреде-
ляющих конструкцию аппарата.
Таким образом, аппарат должен отключать токи до 8 кА, ко-
торые могут не иметь нулевого значения в течение 80 мс. Тем са-
мым задано максимальное время дуги, т.е. аппарат должен иметь
достаточную коммутационную способность через 80 мс после на-
чала возникновения дуги между контактами. Для выполнения
данного требования было разработано одноразрывное автоком-
прессионное дугогасительное устройство, имеющее в конце хода
подвижных частей большой компрессионный объем, достаточный
для того, чтобы через 80 мс после начала дутья аппарат мог пога-
сить 8 кА при скорости нарастания ПВН 1,52 кВ/мкс и амплиту-
дой 700 кВ.
Разработка и испытания
В процессе разработки оборудования были созданы пакеты
программ, позволившие на основании расчетов предварительно до
изготовления образцов получить основные характеристики ком-
мутационных аппаратов, рассчитать их изоляционные свойства.
Можно констатировать, что применительно к вопросам изоляции
аппаратов использованное нами программное обеспечение позво-
лило получать высокодостоверные результаты и оптимизация
изоляции конструкций проводилась преимущественно расчетным
путем. То же в большой степени применимо и к газодинамиче-
ским расчетам.
Затем в НИИВА были созданы и испытаны полномасштаб-
ные макеты всех аппаратов, подтвердившие соответствие задан-
ным требованиям. Для обеспечения испытаний макетов в НИИВА
были проведены большие работы по модернизации испытатель-
ных установок, позволившие значительно увеличить испытатель-
ные возможности. Для проведения разнообразных коммутацион-
ных испытаний различных аппаратов, в том числе перечисленных
426
выше, были разработаны и созданы ряд новых синтетических
схем. Так, была введена в эксплуатацию трехконтурная синтети-
ческая схема для коммутационных испытаний выключателей
(подробнее см. главу 11, раздел 11.2). Коммутационные испыта-
ния БДЗ проводились с помощью синтетической схемы (см. рису-
нок 9.57), в которой был применен мощный источник постоянного
тока, что позволило получить униполярную волну тока длитель-
ностью до 150 мс и амплитудой до 10 кА.
Рисунок 9.57 - Схема испытаний БДЗ
427
ГЛАВА ДЕСЯТАЯ
ВЫСОКОВОЛЬТНОЕ ИСПЫТАТЕЛЬНОЕ
ОБОРУДОВАНИЕ С ЭЛЕГАЗОВОЙ ИЗОЛЯЦИЕЙ
10.1. ЭЛЕГАЗОВЫЕ ИСПЫТАТЕЛЬНЫЕ УСТАНОВКИ
Установки для испытаний электрической прочности изоляции
электрооборудования стандартным испытательным напряжением
промышленной частоты сегодня являются наиболее распростра-
ненным средством контроля изоляции в производстве и на месте
монтажа оборудования. Основными элементами таких установок
являются:
- источник высокого испытательного напряжения;
- регулятор напряжения;
- пульт управления.
В последние годы практически обязательной частью высоко-
вольтных испытательных установок стала система измерения ха-
рактеристик частичных разрядов (ЧР).
Как правило, в качестве источника высокого напряжения в
установках применяются специально спроектированные испыта-
тельные трансформаторы высокого напряжения, номинальное на-
пряжение которых и определяет номинальное испытательное на-
пряжение установки. В течение длительного времени испыта-
тельные трансформаторы изготавливались с использованием
только бумажно-масляной изоляции.
С конца 80-х годов все большее распространение получают
испытательные трансформаторы с элегазовой изоляцией (рисунок
10.1). Элегазовые трансформаторы, кроме высокой надежности и
длительного срока службы, имеют ряд преимуществ по сравне-
нию с масляными: негорючесть изолирующей среды, простота
обслуживания, наличие встроенного емкостного делителя напря-
жения, сравнительно малые габариты и вес и, как следствие, -
возможность транспортирования практически любым видом
транспорта. Последнее обстоятельство становится особенно су-
щественным при применении таких трансформаторов в пере-
428
движных установках на номинальные испытательные напряжения
350 кВ и выше.
К недостаткам трансформаторов с элегазовой изоляцией
можно отнести их ограниченную нагрузочную способность.
Рисунок 10.1 - Испытательный элегазовый трансформатор
В настоящее время известны испытательные трансформаторы
с элегазовой изоляцией на номинальные напряжения до 1000 кВ.
На основе элегазовых трансформаторов ведутся разработки раз-
личных схем источников высокого напряжения и для более высо-
ких испытательных напряжений.
Однако наиболее существенными преимуществами элегазо-
вых испытательных трансформаторов, определившими их бы-
строе и эффективное внедрение в арсенал средств для испытаний
изоляции КРУЭ, являются возможность их работы практически в
любом положении в пространстве, а также возможность подсты-
ковки таких трансформаторов непосредственно к испытуемому
КРУЭ. Возможность подачи напряжения на испытуемое КРУЭ без
применения вводов ’’воздух-элегаз” позволяет создать полностью
экранированные схемы испытаний КРУЭ с весьма малыми габа-
ритами и высокой помехозащищенностью. Достаточно сказать,
что разработанные в 1984 - 1987 годах НИИВА первые такие ис-
пытательные установки на номинальные напряжения 110, 220 и
245 кВ обеспечили испытания изоляции КРУЭ-110 кВ в произ-
429
водственных условиях (заводы, подстанции) на площадях в
5-7 раз меньших, чем те, которые требуются при применении тра-
диционного, неэлегазового испытательного оборудования.
Полностью экранированные металлическими корпусами та-
кие испытательные схемы обеспечили возможность измерений
ЧР при испытаниях на уровне (5-10) пКл и исключили возмож-
ность прикосновения к частям установки, находящимся под высо-
ким напряжением.
Длительный опыт эксплуатации первых отечественных элега-
зовых испытательных установок на заводах и подстанциях, а так-
же анализ рынка, показали, что для потребителей наиболее при-
влекательны установки на номинальное напряжение 395 кВ, обес-
печивающие испытания оборудования (110 - 220) кВ при его про-
изводстве и монтаже. Первой серийно выпускаемой с 1995 г. оте-
чественной элегазовой установкой, предназначенной, главным
образом, для испытаний ячеек КРУЭ и элегазовых подстанций
(НО - 220) кВ, стала разработанная НИИВА совместно с фирмой
"ТЕСТСЕТ" установка типа УИГО-395 УХЛ4.
10.2. ИСПЫТАТЕЛЬНАЯ УСТАНОВКА УИГО-395
Установка УИГО-395 разрабатывалась для испытаний КРУЭ
на номинальные напряжения 110 и 220 кВ (или их отдельных мо-
дулей) напряжением промышленной частоты 50 Гц в соответст-
вии с ГОСТ 1516.3 и ГОСТ 1516.2 с измерением характеристик
частичных разрядов по ГОСТ 20074.
При создании установки ставилась задача создания полно-
стью автоматизированного испытательного оборудования с усо-
вершенствованными системами измерений испытательного на-
пряжения и уровней ЧР.
Основные технические параметры и харак-
теристики установки
Элегазовая (высоковольтная) часть установки была создана на
основе модифицированных серийно выпускаемых блоков КРУЭ-
220 кВ. Основные технические параметры и характеристики уста-
новки представлены в таблице 10.1.
430
Таблица 10.1
Параметр, характеристика Значение
Номинальное напряжение, кВ 395
Максимальная емкость нагрузки при приложе- нии испытательного напряжения: 395 кВ в течение 1 мин, пФ 395 кВ в течение 5 мин, пФ 160 кВ в течение 30 мин, пФ 2500 1000 1000
Промежуток времени между двумя последова- тельными циклами испытаний при максималь- ной нагрузке, ч, не менее 3
Погрешность измерения высокого напряжения, %, не более ±3
Погрешность измерения интенсивности ЧР, %, не более ±30
Минимальный регистрируемый кажущийся заряд единичного ЧР, пКл, не более 5,0
Интенсивность собственных ЧР установки при напряжении 160 кВ, пКл, не более 2,5
Номинальное напряжение трехфазного пере- менного тока питания установки, В 380
Номинальная потребляемая мощность, кВ А, не более 100
Минимальное избыточное давление элегаза, при котором обеспечивается номинальный уровень изоляции, МПа (кгс/см2) 0,39(3,9)
Габариты и масса элегазового блока установки: длина х высота х ширина, мм масса, кг, не более 3050x2000x2000 1400
431
Функциональная блок-схема установки приведена на ри-
сунке 10.2.
Рисунок 10.2 - Функциональная блок-схема установки тина УИГО-395
В элегазовом блоке (на рисунке 10.2 - заштрихован) объеди-
нены: испытательный трансформатор, высоковольтный конденса-
тор, являющийся одновременно верхним плечом делителя напря-
жения (при измерении ВН) и соединительным конденсатором
(при измерении ЧР), и два разъединителя (один - для подключе-
ния градуировочного генератора, второй - для подключения объе-
кта испытаний).
Конструкция элегазового блока обеспечивает возможность
его герметичного подсоединения к испытуемому КРУЭ или его
блокам и возможность перемещения установки внутри подстан-
ций с КРУЭ.
При подстыковке к элегазовому блоку ввода "воздух-элегаз”
432
установка может использоваться для испытаний изоляции любых
объектов с внешней изоляцией на воздухе, т.е. становится универ-
сальной по применению.
Размещение всех находящихся при испытаниях под высоким
напряжением частей установки в металлических корпусах позво-
ляет применять УИГО-395 на ограниченных пространствах в про-
изводстве и на подстанциях, обеспечивая максимальную безопас-
ность персонала и высокую помехозащищенность при измере-
ниях ЧР. Небольшие размеры и масса элегазового блока и других
элементов установки позволяют легко перемещать ее и перево-
зить любым транспортом.
Работа и управление установкой осуществляются в ручном
или полностью автоматизированном режимах испытаний с помо-
щью двухуровневой микропроцессорной системы, в которую вхо-
дят: контрольно-измерительный блок (КИБ) - нижний уровень и
персональный компьютер (ПК) - верхний уровень.
КИБ выполнен в виде настольного пульта с органами ручного
управления и содержит в себе микропроцессорные платы вольт-
метра (с делителем напряжения он образует канал измерения ВИ),
прибора-измерителя ЧР (с блоком импеданса он образует канал
измерения ЧР установки) и генератора градуировочных импуль-
сов ЧР.
При испытаниях вся информация о текущем состоянии уста-
новки (положение коммутационных аппаратов, токи и напряже-
ния испытательного трансформатора и пр.), а также о состоянии
объекта испытаний (значения испытательного напряжения и хара-
ктеристик ЧР) поступает в КИБ и отражается на дисплее ПЭВМ
установки.
На рисунке 10.3 приведены фотографии элегазового блока и
пульта управления (КИБ) установки на участке приемо-сдаточных
испытаний завода по производству элегазовых аппаратов.
433
t
б)
Рисунок 10.3
а) элегазовый блок; б) пульт управления
Положительный опыт эксплуатации установок типа УИГО-
395 в течение ряда лет на отечественных и зарубежных подстан-
циях с КРУЭ подтвердил обоснованность основных технических
решений, принятых в ходе разработки. Ряд этих решения был
применен и усовершенствован при создании элегазовых испыта-
тельных установок следующего поколения.
434
10.3. УСТАНОВКА УИВ-395
При создании элегазовой установка УИВ-395 ставилась зада-
ча создания универсальной испытательной установки широкого
применения с устройствами управления и измерений, которые
превосходили бы по техническим характеристикам аналогичные
устройства установки УИГО-395 и в то же время позволяли бы
использовать эти устройства при работе с другим испытательным
оборудованием. Первая элегазовая установка типа УИВ-395 была
изготовлена и сдана заказчику в 1999 г.
Основные технические параметры и харак-
теристики установки
Установка конструктивно состоит из трех основных частей:
элегазового блока, блока регулировочного трансформатора с ап-
паратным шкафом и пульта управления МПУ 2.16-01. При созда-
нии установки был также разработан цифровой универсальный
прибор-измеритель характеристик ЧР типа ИЧР-201, с которым
установка образует современную автоматизированную систему
испытаний. Описание прибора приведено далее.
Внешний вид установки УИВ-395 приведен на рисунке 10.4.
Рисунок 10.4
а) элегазовый блок; б) блок регулировочного трансформатора; в) пульт
управления МПУ 2.16-01
435
Основные технические параметры и характеристики установ-
ки приведены в таблице 10.2.
Таблица 10.2
Параметр Значение
Номинальное испытательное напряжение, кВ 395
Погрешность измерения высокого напряжения, %, не более ±3
Допустимое время приложения к испытуемому объекту с максимальной допустимой емкостью испытательного напряжения, мин: 395 кВ 160 кВ 5 30
Промежуток времени между двумя последова- тельными циклами испытаний при максимальной нагрузке, ч, не менее 3
Погрешность измерения интенсивности ЧР, %, нс более ±15
Интенсивность собственных ЧР (значение макси- мального кажущегося заряда единичного ЧР), при напряжении 160 кВ, пКл, не более 5
Номинальное напряжение питания от сети трех- фазного переменного тока, В 380
Номинальная потребляемая мощность, кВ А, не более 25
Нижний предел избыточного давления элегаза при температуре плюс 20 °C, МПа (кгс/см2) 0,39 (3,9)
Габариты и масса элегазового блока установки: высота х диаметр, мм масса, кг, не более 4420x940 900
436
Функциональная схема установки
Функциональная схема установки типа УИВ-395 приведена
на рисунке 10.5.
Рисунок 10.5 - Функциональная схема установки
УРШ-395 при испытаниях объекта с измерением ЧР по мостовой схеме
437
Управление работой установки осуществляется с помощью
многофункционального пульта управления МПУ 2.16-01 (далее -
МПУ).
Аналоговые сигналы испытательного напряжения, характери-
стик ЧР, токов и напряжений на стороне возбуждения источника
испытательного напряжения, его температуры, давления элегаза,
поступая в МПУ и ИЧР, преобразуются в цифровые. Передача
цифровых сигналов и обмен информацией между МПУ и ИЧР
осуществляется по интерфейсу RS232.
Во входные цепи всех приборов включены схемы защиты и
гальванические развязки, обеспечивающие сохранение их работо-
способности в случае пробоя в объекте испытаний.
Для уменьшения мощности, потребляемой установкой от се-
ти, параллельно входу регулировочного трансформатора подклю-
чен шунтирующий реактор.
Блок элегазовый
Элегазовый испытательный трансформатор и ввод ’’воздух-
элегаз" установки с помощью соединительной секции (корпуса),
внутри которого находится высоковольтный конденсатор Сс, кон-
структивно объединены в элегазовый блок установки (см. рису-
нок 10.4а).
В элегазовом блоке размещены также первичные датчики для
измерения высокого напряжения, тока в высоковольтной обмот-
ке, температуры испытательного трансформатора и контроля дав-
ления элегаза.
Высоковольтный конденсатор Сс является соединительным
конденсатором, обеспечивающим возможность измерения харак-
теристик ЧР.
Блок регулировочного трансформатора
Блок регулировочного трансформатора (см. рисунок 10.46)
содержит регулировочный автотрансформатор, шкаф управления
и шунтирующий реактор.
Многофункциональный пульт управления
МПУ 2.16-01
Применение современных компьютерных технологий позво-
ляет создать аппаратуру управления и контроля технологически-
ми процессами, в том числе и аппаратуру контроля и управления
испытательными установками, обладающую широкими функцио-
438
наивными возможностями и высокой надежностью.
Пульт управления МПУ 2.16-01 (см. рисунок 10.4в) предна-
значен для управления испытательными установками высокого
напряжения и обеспечивает проведение испытаний изоляции в
ручном и автоматическом режимах работы, а также возможность
программирования хода испытаний.
В режиме ручного (полуавтоматического) управления уста-
новкой МПУ выполняет следующие основные функции:
1) подача ("плавно” и "толчком”) и регулирование испыта-
тельного напряжения на объекте испытаний;
2) изменение скорости подъема и снижения испытательного
напряжения;
3) измерение и индикация значений испытательного напря-
жения;
4) индикация значений параметров состояния испытательной
установки в процессе испытаний и обеспечение ее защиты от пе-
регрузок;
5) управление работой дополнительных цифровых приборов
установки, например прибором-измерителем характеристик ЧР
типа ИЧР-201;
6) сохранение в оперативной памяти, передача па ПК и вывод
на печать результатов испытаний.
Перед проведением испытаний оператор установки имеет
возможность задать с помощью МПУ предельное значение испы-
тательного напряжения, превышение которого недопустимо по
условиям испытаний, а также предварительно задать значение
испытательного напряжения, которое автоматически, по команде
оператора "Пуск”, прикладывается установкой к объекту испыта-
ний с высокой точностью путем плавного подъема.
Заложенная в МПУ функция программируемого автоматиче-
ского управления внешними устройствами и приборами позволяет
испытателю создавать с помощью МПУ программы-методики
проведения испытаний изоляции.
Создание программ испытаний осуществляется с функцио-
нальной клавиатуры МПУ - испытатель в диалоговом режиме за-
дает "операции” испытаний в порядке их исполнения, выбирая их
из меню на дисплее МПУ, например:
- ”поднять7”снизить” "испытательное напряжение (до... кВ)”;
- "выдержать значение напряжения (в течение ... с)”;
- "измерить уровень ЧР”;
- "допустимый уровень ЧР (... пКл)” и т.д.
439
Созданная программа сохраняется в долговременной памяти
МПУ, откуда может быть вызвана для просмотра, редактирования
или исполнения установкой под управлением МПУ в полностью
автоматическом режиме испытаний.
Основные технические параметры и характеристики пульта
управления типа МПУ 2.16-01 приведены в таблице 10.3.
Таблица 10.3
Параметр Значение
Напряжение питания частоты 50 Гц, В 220±10 %
Потребляемая мощность, ВА, не более 40
Входное напряжение по измерительным кана- лам: канал измерения высокого напряжения -(50-400) Гц, В, не более остальные каналы (амплитудное значение), В, не более 120 5
Габаритые размеры, мм 200x430x320
Вес, кг, не более 5
Погрешность измерения напряжения, % ±0,5
Рисунок 10.6 - Лицевая панель МПУ
440
На лицевой панели МПУ, расположены ключ включения пи-
тания, органы управления испытательной установкой, три инди-
катора ИН-1, ИН-2 и ИН-3 и функциональная клавиатура.
Кнопка ’’Скорость привода” позволяет устанавливать нор-
мальную (10 кВ/с) или пониженную (5 кВ/с) скорости изменения
испытательного напряжения.
Нажатие кнопки ’’Плавно/Толчком” переводит установку из
режима изменения испытательного напряжения '’плавно” в режим
подачи напряжения на объект испытаний "толчком”.
Кнопкой ’’Авто” установка переводится в автоматический
или полуавтоматический режимы работы.
Функциональная клавиатура предназначена для ввода в
МПУ параметров работы установки, программирования МПУ и
выбора из памяти МПУ программ автоматического управления
работой установки (программ испытаний).
Индикатор ИН-1 представляет собой дисплей встроенного
цифрового вольтметра и отображает текущие значения испыта-
тельного напряжения, генерируемого установкой. В его правой
части предусмотрен прогресс-индикатор из 8 сегментов, последо-
вательное зажигание которых свидетельствует об увеличении ин-
тенсивности незавершенных пробоев в объекте испытаний. При
зажигании последнего (восьмого) сегмента МПУ автоматически
отключает рабочий контактор установки. Условия зажигания сег-
ментов задаются испытателем программно.
Индикатор ИН-2 отображает предварительно заданное испы-
тателем с помощью ручки "Уставка” значение испытательного
напряжения. Числовое значение заданного напряжения дублиру-
ется графически на шкале желтого цвета. Па шкале красного цве-
та графически дублируются отображаемые на индикаторе ИН-1
текущие значения испытательного напряжения.
На индикаторе ИН-3 (рисунок 10.7) в процессе испытаний
отображаются значения следующих параметров состояния испы-
тательного трансформатора установки:
Т - температура обмоток;
U - напряжение первичной обмотки:
I - ток первичной обмотки;
i - ток вторичной обмотки;
<(Максимальное значение ВН)> - предельное значение высо-
кого напряжения, которое может быть приложено к объекту ис-
пытаний от испытательного трансформатора при заданной защит-
ной уставке.
441
Режим работы МПУ
Т 20.5 °C
U 160.5 В
I 125.8 А
i 113.4 мА
Ручной
10:28
< 400 >
Текущее время
Максимальное
значение высокого
напряжения
Рисунок 10.7 - Индикатор ИИ-3
По запросу испытателя на этом индикаторе может быть вы-
ведена более подробная информация о текущих параметрах со-
стояния установки.
Встроенный цифровой вольтметр
Характеристики встроенного в МПУ цифрового вольтметра
приведены в таблице 10.4.
Таблица 10.4
Параметр Значение
Частота измеряемого переменного напряжения, Гц 40-400
Измеряемая величина "максимальное значение" /л/2 ;
Крайние пределы диапазонов из- мерения входного напряжения, В 10-120
Выбор диапазонов измерения автоматический
Погрешность ± 0,5 % ± 3 единицы последнего разряда
Показания прибора 4 установившиеся знака
Высокая трчность измерения мгновенных значений напряже-
ния встроенным вольтметром в сочетании с автоматическим пе-
реключением скорости изменения напряжения обеспечивают
автоматическое поддерживание значения испытательного на-
пряжения в пределах ±0,5 % от нормированного уровня в течение
опыта.
442
Регистрация пультом незавершенных пробоев в объекте ис-
пытаний происходит путем сравнения мгновенного значения
ожидаемого напряжения с реально измеренным.
МПУ имеет 16 цифровых входов и 16 цифровых выходов, с
помощью которых можно реализовать также дополнительные
функции по контролю и управлению испытательными установка-
ми.
МПУ позволяет выводить на внешние устройства, например
принтер, программы или протоколы градуировок и испытаний в
текстовой форме ("чеки”), на основе которых испытатель оформ-
ляет документы по принятой в испытательной организации фор-
ме.
Высокая степень электромагнитной совместимости обеспечи-
вает надежную работу МПУ в условиях заводских испытательных
стендов и действующих подстанций.
МПУ легко может быть адаптирован для работы в составе
любого испытательного оборудования.
Наиболее полно заложенные в МПУ функциональные воз-
можности реализуются при работе с установками, в состав кото-
рых включены современные цифровые устройства и приборы, на-
пример цифровые осциллографы, цифровые измерители характе-
ристик частичных разрядов и т.п.
Измеритель характеристик частичных раз-
рядов типа ИЧР-201
Прибор ИЧР-201 обеспечивает возможность измерения ха-
рактеристик ЧР как в соответствии с требованиями отечественных
(ГОСТ 20074), так и международных (МЭК 60270) стандартов.
При этом применение этого прибора в составе автоматизирован-
ных установок позволяет автоматизировать процесс испытаний
изоляции электрооборудования с измерением характеристик ЧР.
Прибор позволяет измерять мгновенные значения испыта-
тельного напряжения и соответствующие им значения характери-
стик ЧР: кажущийся заряд импульсов ЧР (q); их полярность и фа-
зу; частоту следования (п), средний ток (I), энергию (Р) и средне-
квадратичный параметр (D) импульсов ЧР.
443
Прибор обеспечивает шумовую, пороговую и позиционную
фильтрации цифрового сигнала ЧР и визуальное отображение ос-
циллограмм на экране дисплейного осциллографа.
Основные технические данные прибора приведены в табли-
це 10.5.
Таблица 10.5
Параметр Значение
Частота испытательного напряжения, Гц 40-400
Чувствительность (при подаче сигнала непо- средственно на вход прибора), не хуже, пКл 0,1
Минимальный регистрируемый кажущийся заряд, нс хуже, пКл 0,5
Максимальный регистрируемый кажущийся заряд, иКл 2500
Усиление, дБ 0/20/40/60
Полярность измеряемых импульсов
Полоса пропускания, кГц 5-2000
Наибольшая частота разрешения импульсов ЧР, кГц 125
Наименьшее время разрешения между им- пульсами ЧР, мкс 8,0
Частоты среза встроенного фильтра нижних частот, кГц 40/60/100
Частоты среза встроенного фильтра верхних час гот, кГц 300/400/500/2000
Пределы допускаемой погрешности измере- ния зарядов ЧР, % ±15
Разрядность оцифровки сигнала, бит 12
Частота выборки ЛЦП, МГц 1,0
Напряжение питания, В -50/60 Гц220±10%
Потребляемая мощность, В А, не более 200
Габариты, мм 370x470x290
Вес, кг 12
В комплект прибора входят собственно прибор-измеритель
частичных разрядов (ИЧР), выносной измерительный блок (ВИБ),
два фильтра высоких частот (ФВЧ), градуировочный генератор
частичных разрядов (ГГЧР) и соединительные кабели.
444
Рисунок 10.8 Прибор-измеритель характеристик ЧР типа ИЧР-201
1 - дисплей; 2-5 органы управления дисплеем; 6 - дисковод; 7 ин-
дикатор жесткого диска; 8 - кнопка "Reset”; 9 - включение питания;
10 функциональная клавиатура
Прибор представляет собой настольный персональный ком-
пьютер специального исполнения со встроенной в него платой
сбора данных с сигнальным процессором.
ВИБ выполнен в виде отдельного блока и служит для приема
сигналов ЧР, поступающих с ФВЧ, их обработки и передачи на
ИЧР. ВИБ включает в себя разделительный трансформатор,
входной усилитель, фильтры с регулируемой верхней и нижней
полосами пропускания, интеграторы и измерительный мост.
Работа прибора
Настройка и управление прибором осуществляется с помо-
щью функциональной клавиатуры или манипулятором типа
“мышь”.
Интерфейс испытателя при работе с прибором обеспечивает-
ся специально разработанной программой по управлению изме-
рениями и обработке измерительной информации PDScan.
При включении прибора происходит его самотестирование и
загрузка программы, после окончания которой на дисплее появля-
ется окно ’’Предварительная настройка" (рисунок 10.9).
445
Прими» ipKTrrtM* •« настрои*
1ипдиагр><%|
Точечная
• Лин*ич«тая
Г Гистограмма
Р»>им
f* Дихно:п».а
Г Испыт«<«
Оценка
С МЭК 60270
(* ГОСТ 29074
Парот
СкОС»>'ЬН сПМ0*«М
ЗлИСИ’ СТЬ
Г им Г 1ЧГ/ q)
г NM Г ГТЧР
<* QM Г Nfflj
»о-
Г~1)-
НиММ 110U X
£o«p»MTb
и Qin
Cgwte июто»
• Ц’ г-НЛ.1
Г* Чярюбомя
Масштаб пКл/дал
С 05 Г 20
1 Г 50
Г 2 * 100
С 5 С 200
Г Ю Г 500
Сгтц
Р £ста
Р :«t
Исл*л»»««
Г* 1000 Ими иолы* агам
Г 2000 I д»лит<«»
Г 5000
|iw t:
Q | ЮЛ *
|Магм«»1: Ш
рю 3
P Автомасштаб
P Икицм । .....ГГЧР
jv Переход в окно измараном
Рисунок 10.9 - Окно "Предварительная настройка"
Окно включает в себя различные меню, используя которые
испытатель задает предварительно параметры измерений и рабо-
ты прибора.
1. Меню ’’Режим”. По желанию испытателя прибор может
работать в одном из двух режимах ’’Диагностика” и ’’Испытание”.
Режим "Испытание” предназначен для работы при проведе-
нии однотипных испытаний. В этом режиме часть функций про-
граммы PDScan не доступна испытателю.
2. Меню ’’Оценка” - устанавливается способ оценки прибо-
ром характеристик ЧР - по МЭК 60270 или ГОСТ 20074.
При оценке результатов измерений в соответствии с
ГОСТ 20074 прибор за промежуток времени 1 с выбирает им-
пульс ЧР, имеющий наибольший заряд, и выводит его значение
на дисплей.
При оценке результатов измерений в соответствии с
МЭК 60270 прибор подсчитывает за промежуток времени 1 с
числа импульсов ЧР с равными амплитудами и умножает каждое
значение амплитуды на коэффициент Кср (таблица 10.6), завися-
щий от числа импульсов с этим значением амплитуды. Макси-
мальное из полученных таким образом "взвешенных" значений
амплитуды ЧР выводится на дисплей.
Таблица 10.6
N 1/с 1 2 5 10 50 >100
Кср 0,4 0,6 0,81 0,9 0,99 1
446
3. Меню ’’Зависимость” - выбирается вид регистрируемой и
отображаемой в дополнительном экране окна "Измерения” (рису-
нок 10.10) зависимости или характеристики ЧР:
- ”U(cp)" - кривая испытательного напряжения;
- ”N((p)" - распределение количества импульсов ЧР по фазе
испытательного напряжения;
- ”Q((p)" - распределение зарядов импульсов ЧР по фазе испы-
тательного напряжения;
- "U(t), Q(t)" - графики зависимостей текущих значений ис-
пытательного напряжения (U) и амплитуды зарядов ЧР (Q) от
времени (t) проведения испытаний. Эти значения выводятся на
индикатор в процентах от максимальных, заданных в окне "Пред-
варительная настройка", в течение времени 400 с. По истечении
времени измерения 400 с прибор автоматически переходит в ре-
жим накопления данных в диапазоне времени (0-800) с и т. д.;
- "N(cp, q)” - распределение одинаковых зарядов ЧР по фазе
испытательного напряжения (трехмерный график);
- "N (q)" - зависимость количества ЧР от их заряда.
Измерения
Осциллограф
195 8»
1 898.3 нс
345,5 нА
51 6 мкВт
61
П* $0’ 1W' Ж «0 463
Рисунок 10.10-Окно "Измерения"
447
В верхней части окна ’’Измерения” находится экран "Осцил-
лограф”, на котором отображается обзорная осциллограмма.
Справа от него находится меню выбора формы отображения
сигнала ЧР на экране, меню масштаба, а также текущие изме-
ренные значения испытательного напряжения и максимального
заряда ЧР.
Испытателем может быть задан один из трех возможных ви-
дов отображения сигнала ЧР на осциллограмме (рисунок 10.11):
в)
Рисунок 10.11 - Виды отображения сигнала ЧР:
а) точечная (с накоплением) диаграмма регистрации зарядов ЧР;
б) линейчатая диаграмма регистрации зарядов ЧР; в) шстограмма им-
пульсов ЧР
Это может быть сделано или с помощью меню "Тип диа-
граммы" окна "Предварительная настройка" или с помощью ме-
ню "Тип" окна "Измерения" (рисунок 10.10):
На дополнительный экран может выводиться определяемая
испытателем часть обзорной осциллограммы в увеличенном мас-
штабе, или графическое представление результатов обработки
данных, полученных в ходе измерений, или окно градуировочно-
448
го генератора (ГГЧР), или окно ’’Градуировка” (поле кнопок
справа от дополнительного экрана). При этом прибором измеря-
ются и обрабатываются только те импульсы ЧР, которые попада-
ют в границы дополнительного экрана. Результаты расчетов, по-
лученные на основе обработки этих сигналов ЧР, отображаются
справа от поля кнопок.
Назначение кнопок управления Q(cp), N(cp) U(cp) N((p,q) U, Q(t)
N(q) аналогично назначению одноименных кнопок в окне "Пред-
варительная настройка”. Остальные кнопки имеют следующее
назначение:
”Г" - вызов окна "ГГЧР";
"М" - вызов окна "Регулировка моста";
"Ф" - запись в файл значений, отображаемых на "Дополни-
тельном экране";
"Гр" - вызов окна "Градуировка";
"Upw" - включение внутренней синхронизации прибора.
Масштаб отображения импульсов ЧР (пКл/дел) на экране
"Осциллограф" задается либо в меню "Масштаб ’’ окна "Предва-
рительная настройка", либо в окне измерений.
При включенном режиме "Автомасштаб" программа PDScan в
зависимости от амплитуды поступающего на вход прибора сигна-
ла автоматически устанавливает необходимый масштаб.
"Скорость накопления" измеряемых и регистрируемых в опе-
ративной памяти данных измерений при проведении испытаний
подбирается оператором (в % от максимальной) для удобства на-
блюдения и наглядности отображаемой в окне "Осциллограф" из-
мерительной информации.
Генератор градуировочных импульсов ЧР
(ГГЧР)
Цифровой генератор типа ГГЧР-02 предназначен для градуи-
ровки приборов и систем измерения характеристик ЧР в соответ-
ствии с требованиями отечественных (ГОС!1 20074) и междуна-
родных (МЭК 60270) стандартов.
Конструктивно генератор выполнен в виде отдельного пере-
носного прибора с ручными органами управления на лицевой па-
нели, имеет сетевое и батарейное питание и может эксплуатиро-
ваться автономно. Внешний вид ГГЧР приведен на рисунке 10.12.
449
Рисунок 10.12 - Внешний вид ГГЧР
1 разъем для подключения выхода ГГЧР к объекту испытаний; 2
селектор режимов работы; 3 разъем для подключения источника
внешней синхронизации; 4, 5, 6 сигнальные светодиоды
Основные технические характеристики ГГЧР представлены в
таблице 10.7.
Таблица 10.7
Параметр Значение
Диапазон изменения градуировочных раз- рядов, пКл 2-2000
Диапазон изменения амплитуд импульсов, В 0,001 - 10,0
Диапазон изменения длительностей им- пульсов, мкс 0,1-6000
Длительность фронтов импульсов (перед- него и заднего), нс более, нс 10
Максимальная частота следования им- пульсов, МГц го
Минимальная длительность задержки вто- рого импульса относительно первого в ре- жиме генерации сдвоенных импульсов, мкс 0,1
Диапазон частот синхронизации, Гц 40 - 4000
Режимы управления работой генератора Ручной/автоматичсский (программируемый)
Питание Сете вое/батарей ное
Напряжение батарейного питания, В 10
Габариты, мм 80x110x195
Вес, кг 1
450
Наличие автономного питания у генератора позволяет раз-
мещать его в непосредственной близости от испытательной схе-
мы, обеспечивая минимальные паразитные емкости соединений.
Управление генератором при проведении градуировок осуще-
ствляется либо дистанционно с экрана ИЧР, либо с помощью се-
лектора режимов работы.
Окно управления градуировочным генератором (рисунок
10.13) может быть вызвано или из окна "Предварительная на-
стройка" (флажок ГГЧР), или из окна измерений (кнопка Г).
В этом окне можно задать следующие параметры градуиро-
вочных импульсов ЧР: амплитуда |пКл] / [В]; длительность [мкс],
частота повторения одиночных или сдвоенных импульсов [ Гц], а
также способ синхронизации генератора. Заданные параметры
могут быть занесены в одну из 10 ячеек энергонезависимой памя-
ти генератора для использования при его автономной работе.
Г радуировка
Режим Импульс С Однократно j Г" Одиночным Частота Двойной Амплитуда & пКл г в
Амплитуда Длительность Частота Промежуток 199.99 $ пКл мкс Гц МКС Синхронизация Источник С Выключена (• Внешний С Внутренний С Программно Полярность (* Положительная Г* Отрицательная
200 1
500 1
воо ej
Ячейка
OK.<Enter> X Закрьггь<Е$с> Выключить j
Длительность испытания: 00:02:11 0 50
1
2
3
4
5
6
8
9
10
11
12
13
14
Рисунок 10.13 - Окно ГГЧР
В подавляющем большинстве случаев при испытаниях ис-
пользуется автоматический режим градуировки - окно "Градуи-
ровка" (рисунок 10.14).
451
Градуировка
Диапазоны для градуировки
✓ 2 пКл
* 4 пКл
✓ 8 пКл
✓ 20 пКл
✓ 40 пКл
✓ 80 пКл
✓ 200 пКл
✓ 400 пКл
✓ 800 пКл
✓ 2000 пКл
✓ 4000 пКл
✓ 8000 ПКл
✓ 10000 пКл
Емкости
Сои | |о -XI
Спар 0
Су 0 у j
Файлы
о) Загрузить
Оценка
Г МЭК 60270 ГОСТ 20074
Выделить gee
Снять все
Начать градуировку Отмена По умолчанию
Рисунок К). 14 - Окно "Градуировка"
С помощью окна ’’Градуировка” испытатель:
- определяет способ оценки градуировочных зарядов ЧР (по
МЭК или ГОСТ);
- при необходимости указывает (и сохраняет - команда "Со-
хранить”) нужные для автоматического расчета градуировочных
коэффициентов испытательной схемы ее параметры (или загружа-
ет эти, уже занесенные в память, параметры из файла - команда
"Загрузить”);
- определяет в соответствии с ожидаемым максимальным зна-
чением уровня ЧР в объекте испытаний, необходимые для изме-
рений диапазоны градуировки.
Результаты проведенной градуировки заносятся в память
ИЧР, и протокол градуировки может быть распечатан на принте-
ре.
Повышенные точностные характеристики и широкие функ-
452
циональные возможности цифрового градуировочного генератора
типа ГГЧР-02 делают возможным его применение как для гра-
дуировки, так и для исследований и аттестации приборов и систем
измерения ЧР.
Схемы включения прибора при измерениях
характеристик ЧР
Как уже отмечалось, прибор позволяет производить измере-
ния характеристик ЧР по ГОСТ 20074 и МЭК 60270 как в "пря-
мых” схемах измерений (рисунки 10.15 и 10.16), так и по мосто-
вой схеме (рисунок 10.17).
Внешняя синхронизация
2 100В 50Гц
Синхр
ИЧР
1
2
220В 50Гц
11ринтер
’Мышь"
Рисунок 10.15 - Схема соединений прибора при включении ФВЧ
в цепи заземления объекта испытаний
453
Внешняя синхронизация
B Осц
ВИБ Л
Упр 1 2 Калибр
Синхр
ИЧР
1
2
2-100В 50Гц
f 220В 50 Гц
Принтер
Мышь"
A
Рисунок К). 16 - Схема соединений прибора при включении ФВЧ
в цепи заземления соединительного конденсатора
Щн
Сои
— Сс
Внешняя синхронизация
2 100В 50Гц
Синхр
ИЧР
I
2
Упр.
I---
220В 50Гц
। Принтер
. "Мышь1
Рисунок К). 17-Схема соединений при измерениях по мостовой схеме
454
При измерении характеристик ЧР по мостовой схеме предва-
рительно необходимо произвести балансировку моста.
Для пояснения процесса балансировки на рисунке 10.18 дана
принципиальная схема измерительного моста.
В процессе балансировки последовательностью итераций по
подбору параметров Ra, Rb и Св, постепенно увеличивая чувст-
вительность измерений и заряд с ГГЧР, добиваются того, чтобы
при отсутствии ВН показания измерителя ИЧР были минималь-
ны.
Условием достижения баланса моста является выполнение
равенств:
Cc-Rb = Сои-Ra
Can-Ra= Cb-Rb
?
| Сои ! Co
ГГЧР'
ИЧР 1 • 1
Рисунок 10.18 - Принципиальная схема измерительного моста
Окно ’’Регулировка моста” (рисунок 10.19) вызывается с по-
мощью кнопки "М” в окне измерений. Проводят настройку моста,
изменяя значения проводимостей G1 и G2 и емкости С2 и добива-
ясь минимума показаний прибора в окне ’’Осциллограф” (см. ри-
сунок 10.10) при постепенном увеличении чувствительности из-
мерений и зарядов с ГГЧР. Затем производят градуировку схемы
по уровню ЧР.
455
Регулировка мхта
Рисунок К). 19 - Окно "Регулировка моста"
Таким образом, прибор - измеритель характеристик ЧР типа
ИЧР-201 с генератором типа ГГЧР-02 представляет собой совре-
менный цифровой прибор, полностью соответствующий требова-
ниям ГОСТ 20074 и МЭК 60270 и позволяющий производить из-
мерения характеристик ЧР как в лабораторных условиях, так и в
условиях производства и на месте монтажа высоковольтного обо-
рудования.
Непрерывная регистрация прибором измерительной инфор-
мации каждый период напряжения и возможность полного ее со-
хранения в долговременной памяти прибора или сопрягаемого с
ним компьютера позволяют применять прибор не только в испы-
тательных установках, но и в системах непрерывного мониторин-
га и диагностики состояния изоляции.
456
10.4. ПЕРСПЕКТИВНЫЕ ПУТИ РАЗВИТИЯ ЭЛЕГАЗОВОГО ИС-
ПЫТАТЕЛЬНОГО ОБОРУДОВАНИЯ
В настоящее время перспективным представляются три ос-
новных направления развития элегазового испытательного обору-
дования.
1. Уменьшение веса и габаритов источников высокого напря-
жения (в основном с целью создания передвижных испытатель-
ных установок).
2. Увеличение нагрузочной способности испытательных ус-
тановок (расширения возможностей испытаний на месте монтажа
электрооборудования).
3. "Интеллектуализация” систем управления и измерения ис-
пытательных установок (создание в конечном итоге полностью
автоматизированных систем испытания изоляции).
Уменьшение веса и габаритов собственно испытательных
трансформаторов за счет оптимизации их конструкции на сегодня
себя практически исчерпало и массо-габаритные показатели эле-
газовых испытательных трансформаторов на одно и тоже испы-
тательное напряжение ведущих фирм, если не одинаковы, то
очень близки.
То же самое относится и к попыткам увеличения их нагру-
зочной способности.
Поэтому дальнейшее улучшение массо-габаритных и нагру-
зочных параметров элегазовых источников высокого напряжения
реализуется большинством ведущих зарубежных фирм на пути
создания испытательных установок с резонансными источниками
высокого напряжения.
Родоначальницей создания резонансных элегазовых устано-
вок является фирма Hipotronics (США), однако в последнее пяти-
летие это направление интенсивно стали развивать такие веду-
щие фирмы, производители испытательного оборудования, как
Gee Alsthom (Франция), Haefly Trench и Siemens (Германия).
Эти установки, будучи сравнимы по массо-габаритным по-
казателям с установками с элегазовыми трансформаторами, име-
ют существенно более высокую нагрузочную способность. На-
пример, если предельные нагрузки установок с элегазовыми ис-
пытательными трансформаторами на 400 кВ составляют порядка
десяти тысяч пикофарад, то предельные нагрузки резонансных
установок на это напряжение могут достигать сотен нанофарад.
Основная проблема, которую необходимо решить при создании
457
резонансных установок в особенности на сверхвысокие напряже-
ния, лежит в вопросах технологии их изготовления.
’’Интеллектуализация” систем управления и измерения испы-
тательных установок является на сегодня наиболее актуальной и
сложной задачей, которую пытаются решить разработчики испы-
тательного оборудования.
’’Интеллектуализация” позволяет в перспективе не только
полностью автоматизировать процесс испытаний, а также решить
главную задачу высоковольтных испытаний - прогнозирование
долговременной электрической прочности высоковольтного обо-
рудования.
Разработка "интеллектуальных” испытательных систем ведет-
ся одновременно путем разработки специальных программ управ-
ления процессом испытаний и путем накопления эксперимен-
тальных данных измерения характеристик ЧР, полученных при
высоковольтных испытаниях различных объектов с физическим
моделированием в них разнообразных дефектов изоляции.
Обработку полученных данных производят с помощью спе-
циально разрабатываемых так называемых программ-
классификаторов. Эти программы по совокупности характери-
стик ЧР позволяют сделать вывод о виде дефекта и месте его рас-
положения. На сегодня большинство фирм-производителей в ка-
честве опции при поставке приборов измерителей ЧР предлагают
базу данных, позволяющую с большой степенью вероятности
идентифицировать дефект в объекте испытаний.
Разработка "интеллектуальных” испытательных систем тре-
бует от разработчика больших финансовых и интеллектуальных
вложений и ведется фирмами-производителями за рубежом глав-
ном образом на базе соответствующих кафедр ведущих универси-
тетов в различных странах.
458
ГЛАВА ОДИННАДЦАТАЯ
ИСПЫТАНИЯ ВЫСОКОВОЛЬТНЫХ ЭЛЕГАЗОВЫХ
АППАРАТОВ
11.1 НОМЕНКЛАТУРА ИСПЫТАНИЙ. КАЧЕСТВО
ИСПЫТАНИЙ. ТРЕБОВАНИЯ К ИСПЫТАТЕЛЬНОМУ ЦЕНТРУ
В данной главе предметом рассмотрения являются испытания
коммутационной аппаратуры и в частности элегазовой аппарату-
ры. Коммутационный элегазовый аппарат, установленный в элек-
трической сети, в течение срока эксплуатации подвергается ком-
плексному воздействию случайного сочетания различных вели-
чин. Например, выключатель может оказаться в условиях, когда
отключение короткого замыкания будет происходить при наи-
большем рабочем напряжении в сети или при крайне низких тем-
пературах окружающего воздуха и т.д. При разработке нового из-
делия было бы естественным проверить способность аппарата
выполнять предписанные функции при наиболее тяжелых услови-
ях эксплуатации, в том числе при комплексном воздействии наи-
более неблагоприятного сочетания воздействующих величин.
Вместе с тем воспроизведение в лабораторных условиях такого
сочетания чаще всего не представляется возможным и технически
не является необходимым, тж. в большинстве случаев взаимное
влияние воздействующих величин пренебрежимо мало. Общий
подход состоит в разложении комплексного воздействия на воз-
можно простые: отдельно проверяются механические характери-
стики, отдельно изоляционные, отдельно коммутационные. Но
при таком подходе каждый раз исследуется возможная зависи-
мость исследуемой характеристики от различных влияющих ве-
личин. Так, например, было установлено, что коммутационная
способность элегазовых аппаратов зависит от плотности элегаза в
аппарате и не зависит от температуры элегаза. Поэтому плот-
ность как влияющая функция оказывается значимой, а температу-
ра - пренебрежимо малой.
Нормирование испытаний представляет собой, во-первых,
выбор видов воздействий, т.е. номенклатуры испытательных воз-
действий, которые наилучшим образом отражают комплексное
воздействие, с которым аппарат встречается в эксплуатации и, во-
459
вторых, выбор конкретных значений воздействующих величин,
которые аппарат должен выдержать при испытаниях.
Выбранные виды воздействий могут быть сгруппированы по
назначению испытаний (приемо-сдаточные, приемочные, квали-
фикационные, лабораторные, сертификационные и т.д.), по пе-
риодам жизни аппаратуры (исследовательские, приемочные,
приемо-сдаточные, типовые, на месте монтажа и т.д.). Возможны
и другие градации, но в этой части коммутационная аппаратура
ничем не отличается от любого изделия машиностроения. Осо-
бенности коммутационной аппаратуры находятся в области но-
менклатуры испытаний, методических и технических особенно-
стей таких испытаний. Наилучшим образом международный и
отечественный опыт представлен в стандартах. Высоковольтные
элегазовые выключатели являются наиболее сложными аппарата-
ми среди высоковольтной коммутационной аппаратуры, поэтому
к ним относится и наиболее развитая номенклатура испытаний
среди высоковольтной коммутационной аппаратуры, включаю-
щая:
- коммутационные испытания;
- испытания на стойкость к токам короткого замыкания;
- механические испытания;
- испытания на нагрев;
- измерение сопротивления главной цепи;
- испытания электрической прочности изоляции;
- климатические испытания;
- испытания на герметичность;
- испытания на радиопомехи;
- испытания на электромагнитную совместимость;
- проверка степени защиты оболочек.
Если аппарат подвергается полному комплексу испытаний, то
по терминологии ГОСТ - это квалификационные, а по терминоло-
гии МЭК - типовые испытания. Задача таких испытаний состоит в
подтверждении всех номинальных характеристик аппарата. Но-
минальные характеристики могут принимать только определен-
ные дискретные значения из номинальных рядов. Для ознакомле-
ния с полным перечнем номинальных характеристик следует об-
ратиться к стандарту МЭК 62271-001 [11.2]. Здесь же приведем в
качестве примера некоторые номинальные ряды. Так, например,
ряд номинальных напряжений свыше 1000 В, применяемый в Рос-
сии, ГОСТ 687-78 [11.1], имеет вид (в киловольтах): 1,3,6, 10, 15,
20, 24, 27, 35, 110, 220, 330, 500, 750; для номинальных токов ряд
460
имеет вид (в амперах): 200, 400, 630, 800, 1000, 1250, 1600, 2000,
2500, 3150, 4000, 5000, 6300, 8000, 10000, 12500, 16000, 20000,
25000, 31500 [11.1].
Испытательные воздействия также могут принимать только
дискретные значения в зависимости от заданного значения
номинальной характеристики. В стандартизации принято правило
95 %, т.е. нормированное воздействие должно принимать такое
значение, отраженное в стандарте, которое покрывает 95 %
случаев, встречающихся в эксплуатации. Большее покрытие будет
означать повышение требований или ужесточение условий
испытаний, т.е. приведет к неоправданному удорожанию
продукции, и, наоборот, меньшее покрытие может привести к
увеличению количества отказов оборудования в эксплуатации.
Конкретные значения испытательных воздействий,
реализованные на основе этого принципа, приведены в стандартах
на конкретные виды аппаратуры. Здесь уместно отметить, что по
некоторым требованиям отечественные стандарты отличаются от
стандартов МЭК. Отметим только некоторые из них
применительно к высоковольтным выключателям, сравнивая
ГОСТ 687-78 и Стандарт МЭК 62271-100 [11.3]. Но приведенный
перечень включает далеко не все различия, т.к. многие при
ближайшем рассмотрении технически не противоречат друг другу
и, по существу, являются редакционными.
1. Действующий российский стандарт ГОСТ 687-78 [11.1],
принятый в 1978 году, уже устанавливал требования к ресурсам
механическому и коммутационному. Под механическим ресурсом
понимается гарантированное значение механических циклов
"В-О", которые выключатель в состоянии выполнить без поломок
и которые подтверждаются при испытаниях двойной нормой. Ес-
ли, например, мы гарантируем, что выключатель имеет ресурс
3000 циклов, то при испытаниях необходимо выполнить
6000 циклов. В соответствии с традициями Стандартов МЭК, что
гарантируешь, то и испытываешь. Если гарантированный ресурс
составляет 3000, то и цикл испытаний составляет 3000.
В ГОСТ 687-78 коммутационный ресурс установлен как га-
рантированное количество отключений токов короткого замыка-
ния в зависимости от значения тока отключения и типа выключа-
теля. МЭК подошел к обсуждению вопроса о коммутационном
ресурсе только в новом тысячелетии, но до сих пор требования к
коммутационному ресурсу в стандарте не узаконены, дискуссии
продолжаются (см. документ МЭК 17A/629/DTR [11.4]).
461
2. Существуют различия в указанных стандартах в характери-
стиках переходного восстанавливающегося напряжения (ПВН):
для некоторых режимов жестче требования ГОСТ 687-78, в дру-
гих случаях наоборот.
3. Для ультравысоких классов напряжений 500 и 750 кВ тре-
бования к изоляции иногда выше, чем в соответствии с требова-
ниями стандартов ГОСТ 1516.3-96 111.5] и МЭК 62271-001 111.2].
4. В ГОСТ 687-78 предусмотрено испытание на оперирование
при совместном действии тяжения проводов и ветровой нагрузки,
что не предусмотрено в стандартах МЭК.
Можно отыскать и другие отличия, но лучше отметить об-
щую тенденцию, наблюдаемую в мире в последнее время, со-
стоящую в гармонизации национальных и международных норма-
тивных баз. Последний подобный пример - взаимное стремление
Американского Института Стандартов (ANSI) и МЭК привести к
единым нормам значения параметров ПВН в стандартах на высо-
ковольтные выключатели. Работа пока не закончена, т.к. встрети-
ла неоднозначную реакцию в различных национальных комитетах
МЭК, но она обязательно будет успешно завершена, так как такое
сближение является объективным процессом, отражающим тре-
бования международного рынка. На основе гармонизации со
стандартами МЭК неизбежно будет проходить и пересмотр
ГОСТ 687-78.
Различным видам испытаний посвящены отдельные разделы
данной книги, там же приведены основные различия в требовани-
ях между российскими стандартами серии ГОСТ и международ-
ными стандартами МЭК.
Из перечисленного выше перечня испытаний в данной главе
рассмотрены первые восемь видов, а также вопросы метрологиче-
ских испытаний трансформаторов тока. Остальные виды, такие
как испытания на электромагнитную совместимость (ЭМС), на
радиопомехи и т.п., здесь не рассмотрены, так как требуют при-
менения специальной аппаратуры и проводятся с привлечением
специализированных испытательных центров. Требования к этим
видам испытаний приведены в [11.2].
Здесь же мы остановимся на общих особенностях испытаний.
Качество испытаний
Новый смысл в понятие качество испытаний привнесен, пре-
жде всего, работами по сертификации продукции.
462
Сертификация как деятельность по подтверждению качества
продукции на первый взгляд не отличается от комплексных испы-
таний, или, как они были названы ранее, квалификационных ис-
пытаний. В действительности сертификация включает непосред-
ственно испытания как один из этапов деятельности по сертифи-
кации, но при этом испытания организационно проводятся в иной,
более строгой форме.
Отечественная система Сертификации строилась на основе
требований ISO (Международной организации по стандартиза-
ции) и во всех основных положениях совпадает с указанными
требованиями. В соответствии с этими требованиями Государст-
венная Организация по стандартизации - Госстандарт РФ прово-
дит аккредитацию испытательной ор-
ганизации (центра, лаборатории) на
право выполнения работ по сертификации определенных видов
продукции. При аккредитации проверяются возможности испыта-
тельного центра проводить независимую и дос-
товерную оценку качества продукции. Независимость в
данном случае означает независимость испытательного центра от
изготовителя и потребителя, или, другими словами, означает, что
испытательный центр может выполнять роль третьей
сторон ы в терминах ISO'.
Если под независимостью понимать финансовую
независимость, как это хотелось бы разработчикам системы, то
можно утверждать, что применительно к высоковольтной технике
Нельзя утверждать, что упомянутые понятия третья сторона и досто-
верность испытаний и с ними связанные (воспроизводимость, повторяемость,
система управления качеством при испытаниях и другими) являются изобрете-
ниями последнего времени. Вся история развит ия техники испытаний - это так-
же и движение в сторону повышения достоверности, а реализация принципа
третьей стороны служит также повышению достоверности испытаний. Но только
в последнее время стало возможно говорить о построении единой системы оцен-
ки качества продукции, о периоде глобализации в этой области. Глобализация
заключается в том, что за основу при построении такой системы берутся прави-
ла, разработанные международными организациями, такими как Международная
организация по стандартизации (ISO), EOTS и другими. И, как и в других облас-
тях, здесь глобализация имеет положительные и отрицательные аспекты: с одной
стороны, выработка единых правил, процедур, методов испытаний и оценки
результатов способствуют взаимному признанию результатов и повышению
качества продукции, но, с другой стороны, деятельность по приведению в соот-
ветствие с международными правилами практики испытаний и организацион-
ных структур - это финансово очень обременительная работа, которая в полном
объеме под силу наиболее развитым и богатым участникам рынка испытаний.
463
испытательные центры, обладающие дорогостоящим испытатель-
ным оборудованием, не в состоянии быть абсолютно независи-
мыми: подавляющее количество испытательных центров и в мире,
и у нас в стране являются структурными подразделениями либо
изготовителей высоковольтной аппаратуры, либо принадлежат
энергокомпаниям. Известные нам исключения - это государст-
венные мощные испытательные центры в КНР и Республике Ко-
рея, которые по определению выполняют роль независимой экс-
пертизы. Поэтому в международной и отечественной практике
принято, что применительно к высоковольтной технике независи-
мость достигается тем, что при сертификационных испытаниях в
каком-либо испытательном центре должны присутствовать
представители третьей стороны. В каче-
стве таковых Органом по сертификации, который организует ра-
боты по сертификации данной продукции, назначаются квали-
фицированные специалисты, которыми могут быть и сотрудники
конкурирующих испытательных центров. Основной задачей таких
наблюдателей является профессиональное подтверждение дос-
товерности полученных при испытаниях результатов путем про-
верки всей системы организации и проведения испытаний.
Достоверность. Что мы понимаем под досто-
верностью и каковы способы ее достижения? С достовер-
ностью результатов испытаний связаны понятия воспроизводимо-
сти и повторяемости. В соответствии с ГОСТ Р 51672-2000
[11.6] эти понятия формулируются следующим образом:
- воспроизводимость результатов испытаний - характери-
стика результатов испытаний, определяемая близостью результа-
тов испытаний одного и того же объекта по единым методикам в
соответствии с требованиями одного и того же нормативного до-
кумента с применением различных экземпляров оборудования
разными операторами в разное время;
- повторяемость (сходимость) результатов испытаний -
характеристика результатов испытаний, определяемая близостью
результатов испытаний одного и того же объекта по одной и той
же методике в соответствии с требованиями одного и того же
нормативного документа в одной и той же лаборатории одним и
тем же оператором с использованием одного и того же экземпляра
оборудования в течение короткого промежутка времени.
На основе воспроизводимости возможно построение системы,
в которой будет достижима цель взаимного признания результа-
тов испытаний различными лабораториями. Эта цель уже объяв-
464
лена как стратегическая крупнейшими лабораториями мира, про-
изводящими испытания мощного высоковольтного электрообору-
дования, в том числе такими, как КЕМА (Голландия), CESI (Ита-
лия), EDF (Франция) и другими. Кстати, все перечисленные лабо-
ратории входят в международную Ассоциацию испытательных
центров STL, в которой представлена и Россия.
По существу, повторяемость характеризует те же стороны
процесса испытаний, по которым испытательный центр проверя-
ется при аккредитации: персонал, оборудование, документиро-
ванные процедуры.
При аккредитации, конечно, непосредственно параметры вос-
производимости и повторяемости не проверяются. Испытатель-
ный центр должен отвечать ряду требований, при выполнении
которых, как показывает международная и отечественная практи-
ка, независимая и достоверная оценка качества сертифицируемой
продукции достижима.
Прежде всего, испытательный центр должен иметь дей-
ствующую систему обеспечения ка-
чества, которая охватывает следующие направления работы:
1) организационную структуру, основой которой является
Руководство по качеству, в котором прописаны процедуры управ-
ления, контроля, функциональные обязанности служб, методы
работы с персоналом для повышения его профессионализма,
внутренний и внешний аудит и т.д.;
2) испытательное и измерительное оборудование,
3) методическое обеспечение, включающее документирован-
ные процедуры испытаний - рабочие и типовые методики испы-
таний, а также методики выполнения измерений.
С первым направлением работы все достаточно ясно, особен-
но с учетом того, что все перечисленные работы в необходимой
мере формализованы и прописаны в руководящих документах как
Госстандарта, так и ISO.
Второе направление работы связано с подтверждением каче-
ства технической окружающей среды испытательного центра и
включает аттестацию испытательного и калибровку измеритель-
ного оборудования с целью определения значений погрешно-
стей, возникающих при испытаниях. В последнее время именно
это направление достаточно активно развивалось, что нашло от-
ражение в требованиях нормативных документов. Здесь уместно
упомянуть Стандарт МЭК 60060-2 [11.7], последняя редакция ко-
торого была издана в 1994 году. В этом документе вводятся тре-
465
бования к средствам и системам измерений, используемым в ис-
пытательных центрах, которые позволяют обеспечить единство
измерений и увязать используемые средства с государственными
образцовыми средствами измерений.
Более подробно эти вопросы рассмотрены в §12.7.
Особенности разработки и применения методического обес-
печения, сложившиеся в отечественной практике при аккредита-
ции высоковольтных испытательных центров, лучше всего пояс-
нить при сравнении с международной практикой, которая отраже-
на в деятельности упоминавшейся международной Ассоциации
испытательных организаций STL - Short Circuit Testing Liaison.
Основной целью Ассоциации является разработка инструкций по
интерпретации требований Стандартов МЭК в части испытаний.
Данные инструкции касаются тех пунктов Стандартов, которые
допускают неоднозначное толкование требований. Представители
всех испытательных центров, входящих в Ассоциацию, выраба-
тывают единую точку зрения на спорное требование, и затем эта
точка зрения, отраженная в инструкции, становится обязательной
для применения во всех центрах - членах STL. Такой подход спо-
собствует достижению цели взаимного признания результатов
испытаний, единообразию в оценке качества продукции. Данные
инструкции в совокупности с требованиями стандартов в части
испытаний, по существу, выполняют роль как типовых, так и час-
тично рабочих методик испытаний, а обязательность их примене-
ния устраняет необходимость разработки рабочих методик испы-
таний в каждом испытательном центре. У нас сложилась иная
практика. Инструкции STL не являются обязательными, потому
что большинство испытательных центров не представлено в STL,
а замены в виде типовых методик испытаний общего применения
нет. Поэтому испытательный центр, претендующий на право про-
ведения сертификационных испытаний, должен представить пе-
речень рабочих методик испытаний, регламентирующих все виды
испытаний, перечисленные в области аккредитации.
Другим крупным разделом обязательного методического
обеспечения испытательного центра являются методики выполне-
ния измерений. При калибровке средств и систем измерений ус-
танавливается уровень погрешностей, возникающих при непо-
средственных измерениях с использованием средств и систем из-
мерений. Вместе с тем большинство воздействующих величин
при испытаниях высоковольтной аппаратуры количественно ха-
рактеризуются значениями, полученными косвенным путем при
466
обработке экспериментальных данных по определенному алго-
ритму (параметры ПВН, параметры токов электродинамической и
термической стойкости и т.д.). И в этом случае результаты калиб-
ровки не могут быть использованы непосредственно. Целью ме-
тодик выполнения измерений и является оценка погрешностей
при таких косвенных измерениях.
11.2 ИСПЫТАНИЯ ВЫСОКОВОЛЬТНЫХ АППАРАТОВ НА
КОММУТАЦИОННУЮ СПОСОБНОСТЬ
Испытания коммутационных аппаратов на включающую и
отключающую способность проводятся для проверки их работы в
различных режимах, возникающих в энергосистемах. Для выклю-
чателей эти режимы могут включать в себя включение и отклю-
чение токов короткого замыкания, вплоть до номинального тока
отключения, токов при рассогласовании фаз, отключение токов
при так называемых неудаленных коротких замыканиях, токов
ненагруженных линий, кабелей, трансформаторов и ряд других
режимов, нормируемых для отдельных выключателей (например,
коммутация конденсаторных батарей, шунтирующих реакторов).
Ряд требований по коммутации различных токов предъявляются к
разъединителям и заземлителям.
Обычно выключатели на невысокие классы напряжений и с
относительно небольшими номинальными токами отключения
испытываются по трехфазной прямой схеме испытаний от удар-
ных генераторов (или от энергосистемы) и, если требуется, с по-
вышающими или понижающими трансформаторами. Прямыми
называются испытания на установках, в которых от одного источ-
ника питания могут быть получены требуемые токи и напряже-
ния. С увеличением токов отключения или номинального напря-
жения испытуемого выключателя, когда мощность испытательной
установки для проведения трехполюсных испытаний недостаточ-
на, испытывается один полюс выключателя при таких воздейст-
виях на него, которые соответствуют воздействиям при трехпо-
люсных испытаниях. При соблюдении определенных условий
может испытываться и часть полюса.
Дальнейший рост номинальных параметров коммутационной
аппаратуры делает невозможным использование прямых методов
испытаний. Так появились синтетические методы испытаний, ос-
новной особенностью которых является наличие нескольких ис-
467
точников энергии, участвующих в опыте. Каноническими стали
синтетические схемы с двумя источниками тока и напряжения
(подробнее см. раздел 11.2.2).
Развитие элегазовой высоковольтной аппаратуры в последние
годы привело к созданию одноразрывных выключателей с номи-
нальным током отключения до 63 кА и с номинальным напряже-
нием до 550 кВ. Испытания на коммутационную способность та-
ких выключателей представляют большие трудности и вызывают
необходимость создания специальных синтетических схем, обес-
печивающих эти испытания.
Таким образом, на выключатель, а также и на другие комму-
тационные аппараты в зависимости от их параметров, режима ра-
боты и методов испытаний воздействуют различные токи и на-
пряжения, большинство из которых нормируются. Ниже приво-
дятся краткое описание основных режимов работы аппаратов, их
нормируемые параметры и основные схемы испытаний.
11.2.1 Нормирование испытательных параметров
Напряжение на контактах выключателя
После отключения выключателем тока сети к его контактам
прикладывается напряжение этой сети. Поскольку токи, кроме
токов нагрузки, являются реактивными, то при прохождении тока
через нулевое значение напряжения сети близко к максимуму.
Напряжение, появляющееся на контактах выключателя после га-
шения дуги, называется переходным восстанавливающимся на-
пряжением (ПВН). В общем случае ПВН - это сумма двух состав-
ляющих: переходной, определяемой параметрами сети в месте
установки выключателя, и установившейся, представляющей на-
пряжение промышленной частоты, действующее значение кото-
рого называется возвращающимся напряжением. Восстановление
напряжения на контактах выключателя в различных режимах его
работы подробно рассмотрено в литературе, например [11.8].
Следует иметь в виду, что на процесс восстановления напряжения
влияет и сам выключатель величиной напряжения дуги, остаточ-
ной проводимостью межконтактного промежутка после гашения,
наличием шунтирующих резисторов и конденсаторов.
В испытательных установках должны воспроизводиться па-
раметры сети в месте установки выключателя без учета его влия-
ния, поэтому в дальнейшем будем считать выключатель ’’идеаль-
ным", напряжение дуги которого равно нулю, а остаточная прово-
димость и шунтирующие элементы отсутствуют.
468
У выключателей напряжением 110 кВ и выше (а иногда и на
более низкие напряжения) испытывается только один полюс, так
как для трехполюсных испытаний отсутствуют испытательные
установки требуемой мощности. Поэтому для таких напряжений
основное внимание будет уделено однополюсным испытаниям,
заменяющим трехполюсные.
Перед включением выключателя к его выводам приложено
напряжение сети. При испытаниях одного полюса, заменяющего
трехполюсные испытания, значение этого напряжения зависит от
конфигурации системы и конструкции выключателя.
Напряжение промышленной часто-
ты при отключении
Отключение короткого замыкания
В системах без глухого заземления нейтрали ток однофазного
короткого замыкания отсутствует. В отключении двухфазного
короткого замыкания участвуют два полюса выключателя, к кото-
рым после гашения дуги прикладывается линейное напряжение,
т.е. возвращающееся напряжение, прикладываемое к одному по-
люсу выключателя (/п п, составляет
U
в,II Q ’
где р- наибольшее рабочее напряжение сети.
Следует отметить, что в энергосистемах России без глухого
заземления нейтрали существуют сети с напряжением 35 кВ и
ниже.
При трехфазном замыкании к первому отключаемому полюсу
прикладывается напряжение
’ л/з
Это следует из векторной диаграммы, приведенной на рисун-
ке 11.1.
Коэффициент, стоящий перед фазным напряжением сети
, называется коэффициентом первого гасящего полюса и
обозначается Кп г.
После отключения первого полюса трехфазное замыкание пе-
реходит в двухфазное.
469
Рисунок 11.1- Векторная диаграмма напряжений при трехфазных
испытаниях
В России к системам с глухим заземлением нейтрали от-
носятся системы с напряжением 110 кВ и выше.
При отключении однофазного короткого замыкания к отклю-
чаемому полюсу прикладывается фазное напряжение, т.е.
и =
в’" л/з
При двухфазном коротком замыкании с землей и без земли к
каждому из отключаемых полюсов выключателя прикладывается
соответственно
Uо „ - —— при замыкании без земли;
в,п 2
п ^.,р
U„ „ = —при замыкании с землей.
’ 7з
При трехфазном коротком замыкании, а оно, как принято
считать, всегда происходит с землей, на каждом из полюсов
должно восстановиться фазное напряжение. Однако отсутствие
заземления нулевой точки у части трансформаторов, питающих
короткое замыкание, смещает потенциал нейтрали и напряже-
ние на первом гасящем полюсе увеличивается. Оно нормирует-
ся как
^вп ~ 7=^--
д/З
Для некоторых режимов при малых токах короткого замыка-
ния величина Кп г нормируется 1,5 вместо 1,3.
Допускается через 0,02 с после гашения дуги снизить напря-
470
^н,р
жение до -, так как к этому времени должны отключиться
другие полюса.
Если выключатель установлен на линии, соединяющей две
системы, то при включении выключателя возможен режим (при
отказе схемы синхронизации), когда векторы напряжении этих
систем сдвинуты относительно друг друга и угол сдвига может
достигать 180°. Такой режим является аварийным и релейная за-
щита отключает выключатель. После отключения на его контак-
тах возникает двойное фазное напряжение, т.е.
.. _ U..„
’ -у 3
Такой режим называется режимом рассогласования фаз и
нормируется по ГОСТ 687 [11.1] для выключателей с напряжени-
ем 110 кВ и выше; однако он возможен и для выключателей, ус-
тановленных в цепях генераторов. По нормам МЭК [11.3] этот
режим распространяется на все классы напряжений.
В ГОСТ 687, в отличие от норм МЭК, для выключателей 500
и 750 кВ нормируется увеличение напряжения до величины
и...........................= 2,3-^t,
что объясняется повышением напряжения на конце ненагружен-
ной линии; это повышение увеличивается с увеличением длины
линии, что характерно для больших номинальных напряжений.
Отключение при неудаленных коротких замыканиях
Выключатели, предназначенные для подключения непосред-
ственно к воздушным линиям, должны отключать токи короткого
замыкания, возникающего на небольшом удалении от начала ли-
нии. Этот режим характеризуется особой формой переходного
восстанавливающегося напряжения и по ГОСТ 687 относится к
выключателям с напряжением НО кВ" и выше с номинальным
током отключения более 12,5 кА. Напряжение промышленной
частоты, прикладываемое к выключателю после отключения,
принимается равным фазному, т.е.
и = ^£-.
в’п л/3
По нормам МЭК - 52 кВ и выше.
471
Отключение емкостных токов
При отключении выключателем емкостных токов (токов не-
нагруженной линии, ненагруженного кабеля, конденсаторных ба-
тарей) к его контактам прикладывается напряжение со стороны
источника питания (напряжение промышленной частоты) и со
стороны отключенной емкости (постоянное напряжение). При од-
нополюсных испытаниях в лабораторных условиях, если выклю-
чатель отключает без повторных пробоев, допускается отключать
сосредоточенную емкость, а наибольшее напряжение промыш-
ленной частоты источника питания составляет для цепей с зазем-
ленной нейтралью величины п0 Н0Рмам МЭК и
1,5- —по ГОСТ 12450 [11.9]. Для цепей с незаземленной ней-
тралью отечественные нормы отсутствуют, а по нормам МЭК на-
пряжение источника питания достигает 1, / • .
Отключение малых индуктивных токов
Под отключением малых индуктивных токов понимается от-
ключение токов намагничивания ненагруженных трансформато-
ров и токов шунтирующих реакторов (для классов напряжений
330 кВ и выше).
В настоящее время требования и нормы для этих режимов от-
сутствуют, однако по поводу величины возвращающегося напря-
жения можно сказать следующее:
- при отключении токов намагничивания ненагруженных
трансформаторов в схеме с изолированной нейтралью
=1,5-^;
л/з
- при отключении малых индуктивных токов в сетях с глухо
о о т т ^,Р
заземленной нейтралью на практике принимают с/вп = .
Напряжение промышленной частоты перед включением
При включении к выводам выключателя приложено напряже-
ние промышленной частоты. Величина этого напряжения зависит
от класса напряжения системы и характеристик выключателя.
472
При испытаниях на включающую способность одного полюса вы-
ключателя (заменяющих трехполюсные испытания) напряжение
[/вкп перед включением должно составлять:
- для выключателей с общим приводом на 3 полюса —;
- для выключателей с функционально независимыми полюса-
ми:
- для систем с изолированной нейтралью - [/,, р;
„ „ ’ 1,3£/„.р
- для систем с глухо заземленной нейтралью- или
—j- , т.е. равно напряжению с/и (1 при отключении.
Переходное восстанавливающее
напряжение (ПВН)
На форму и величину ПВН влияет количество и длины линий,
отходящих от шин подстанции, на которой установлен выключа-
тель, емкости элементов подстанции, шунтирующие реакторы.
Например, каждая отходящая линия до прихода отраженной от ее
конца волны воспринимается выключателем как резистор, под-
ключенный параллельно дугогасительному устройству, сопротив-
ление которого равно волновому сопротивлению линии.
Поскольку практически в каждом месте установки выключа-
телей имеет место своя конфигурация схемы и свое ПВН, его
нормирование основано иа обследовании большого числа под-
станций и выборе нормируемых параметров, удовлетворяющих
требованиям подавляющего большинства схем.
ПВН при коротком замыкании непосредственно за выключа-
телем
Нормированные характеристики ПВН определяются гранич-
ной линией с двумя параметрами Uc и (см. рисунок 11.2а) или
четырьмя параметрами U\, Uc, t\ и (см. рисунок 11.26) и линией
запаздывания, определяемой параметрами U' и rd, параллельной
начальному участку граничной линии.
Двухпараметрическая характеристика ПВН нормируется для
выключателей с номинальным напряжением 35 кВ и ниже, четы-
рехпарометрическая - для выключателей 110 кВ и выше.
473
а) б)
Рисунок 11.2- Нормированные характеристики ПВН:
а - двухпараметрическая;
б - четырехпараметрическая
Напряжение U\ равно амплитуде испытательного напряжения
a Uc характеризует коэффициент превышения амплитуды и
для различных режимов работы выключателя находится в преде-
лах (1,25-1,5)С/вп • х/2 .
Кривая ПВН в месте установки выключателя в энергосистеме
не должна быть выше граничной линии, но должна один раз пере-
сечь линию запаздывания.
Схема испытательной цепи должна обеспечивать получение
кривой ПВН, огибающая которой не должна быть ниже граничной
линии, а сама кривая не должна пересекать линию запаздывания.
Построение огибающей ПВН подробно изложено в ГОСТ 687.
Не будем приводить здесь параметров граничных линий для
всех режимов при коротком замыкании. Отметим лишь следую-
щее:
- для выключателей 110 кВ и выше при номинальном токе от-
ключения скорость нарастания ПВН на участке Upt\ по нормам
МЭК - 2 кВ/мкс; по нормам ГОСТ 687 эта скорость зависит от
номинального напряжения выключателя и величины номинально-
го тока отключения и меняется в пределах (1,2 - 2,7) кВ/мкс;
- скорости нарастания ПВН увеличиваются с уменьшением
отключаемого тока по отношению к номинальному току отклю-
чения.
474
ПВН при неудаленных коротких замыканиях
Такой режим относится к выключателям, предназначенным
для непосредственного подключения к воздушной линии с номи-
нальным напряжением 110 кВ" и выше и /оном > 12,5 кА. При ко-
ротком замыкании на линии на небольшом расстоянии от выклю-
чателя (единицы километров) создаются тяжелые условия при
отключении короткого замыкания. Рассмотрим форму ПВН на
выключателе в схеме, приведенной на рисунке 11.3.
Рисунок 1 1.3 - Эквивалентная схема короткого замыкания на линии
L- индуктивность питающей системы;
СФ1IBH - схема формирования 11В11;
Л - воздушная линия электропередачи;
В - выключатель
При подходе тока короткого замыкания к нулевому значению
напряжение источника промышленной частоты распределяется по
индуктивностям источника питания и закороченного участка ли-
нии пропорционально их величинам.
Напряжение в точке установки выключателя обозначим (70.
Тогда напряжение на выводе выключателя со стороны системы Uc
будет восстанавливаться от напряжения (/0 до напряжения источ-
ника с заданными параметрами ПВН (см. рисунок 11.4). Напря-
жение со стороны линии Un будет меняться по закону "пилы”. На-
пряжение на выключателе равно разности напряжений на его вы-
водах, т.е. t/B = Uc- Un.
Как видно из рисунка 11.4, начальная скорость нарастания
ПВН в этом случае значительно выше нормируемой при номи-
нальном токе отключения.
По нормам МЭК - 52 кВ и выше.
475
Рисунок 11.4 - Восстановление напряжения в схеме но рисунку 11.3
1/с - напряжение со стороны системы;
Un - напряжение со стороны линии;
(/в - напряжение на выключателе
Характеристики тока и ПВН при неудаленных коротких за-
мыканиях определяются номинальными данными выключателя,
параметрами линии и расстоянием короткого замыкания от вы-
ключателя. Однако документами МЭК и ГОСТ 687 нормируется
не расстояние, а уменьшение тока отключения выключателя по
отношению к номинальному. Испытания должны проводиться
при токах 90 %; 75 % и 60 % от /ОНОм- Элегазовые выключатели
при токе 0,6 /0110М не испытываются.
Оценим значения скорости нарастания ПВН на примере вы-
ключателя с номинальным напряжением 500 кВ и номинальным
током отключения 50 кА при токе отключения 0,9 /оном для линии
без потерь.
Очевидно, что начальная скорость ПВН на выключателе со-
ставит сумму скоростей ПВН со стороны источника промышлен-
ной частоты и линии.
Со стороны источника примем скорость ПВН Sioo по
ГОСТ 687 для /0,„ом, равную 2,1 кВ/мкс; со стороны линии
8Л - где со - круговая частота источника питания; /П1- ам-
плитуда отключаемого тока; Rw- волновое сопротивление линии.
476
При номинальном токе отключения 50 кА
1т = 0,9-50-72 =63, б кА.
Волновое сопротивление линии нормируется равным 450 Ом
независимо от класса напряжения и ее конструкции. Тогда
S„ = 314-63,6-103-450 = 9-Ю9 В/с = 9 кВ/мкс.
Скорость нарастания напряжения на выключателе S составит
S=Sioo +S;, =2,1 +9= 11,1 кВ/мкс.
Таким образом, при уменьшении тока отключения на 10 %
начальная скорость нарастания ПВН увеличивается более чем в
5 раз, что создает тяжелые условия работы выключателя в этом
режиме. Здесь мы не учитывали потери в линии и линию запазды-
вания в кривой ПВН со стороны сети. Потери в линии учитыва-
ются коэффициентом первого пика, равного 1,6, а учет линии за-
паздывания может несколько снизить скорость нарастания на-
пряжения со стороны системы.
ПВН при отключении в режиме рассогласования фаз
Здесь нормируется четырехпараметрическое ПВН. По нормам
МЭК скорость нарастания ПВН для систем с заземленной нейтра-
лью составляет 1,54 кВ/мкс независимо от параметров выключа-
теля. По нормам ГОСТ 687 эта скорость зависит от номинального
напряжения и номинального тока отключения выключателя и ме-
няется в пределах (0,8-1,8) кВ/мкс.
Напряжение Uc превышает П\ в 1,25 раза.
ПВН при отключении тока непогруженной линии
Испытания на отключение тока ненагруженной линии долж-
ны проводиться от двух источников питания: более мощного, с
током короткого замыкания, по возможности близким к номи-
нальному току отключения выключаля, и менее мощного, с током
короткого замыкания, не превышающим 10 % от номинального
тока отключения выключателя.
ПВН при однофазных испытаниях в лабораторных условиях
должны быть близки (но не более) к ПВН соответственно при но-
минальном токе отключения и при токе отключения, равном
0,3 /оном- Значения Uc и U\ должны быть помножены на К/К1М, где
К - коэффициент, учитывающий повышение напряжения про-
мышленной частоты источника питания по отношению к фазному
напряжению при отключении емкостных токов (К находится в
пределах 1-И,7).
Для выключателей, работающих в особых, нестандартных
условиях, например для выключателей, устанавливаемых в цепях
477
мощных генераторов, параметры ПВН указываются по согласова-
нию с заказчиком в технической документации на такие выключа-
тели.
Токи включения и отключения
О т к л ю ч а с м ы е токи
Выключатель должен отключать все токи короткого замыка-
ния, вплоть до номинального тока отключения /оном. Для провер-
ки отключающей способности выключателя нормируется отклю-
чение им токов, равных 10, 30, 60 и 100 % от /01ЮМ. Если выключа-
тель имеет диапазон токов, где длительность дуги значительно
возрастает (т.н. критические токи), то проводятся испытания на
отключение этих токов. Критические токи имеют место в тех слу-
чаях, когда гашение дуги происходит, в основном, за счет ее энер-
гии, например, у масляных выключателей.
Нормируется проверка отключающей способности при токе с
наибольшей возможной для выключателя апериодической состав-
ляющей. Для определения ее величины в ГОСТ 687 и рекоменда-
циях МЭК приводится кривая затухания апериодической состав-
ляющей с постоянной времени около 0,045 с. К собственному
времени отключения выключателя добавляется 10 мс на время
срабатывания защиты и по нормируемой кривой затухания апе-
риодической составляющей определяется ее величина. Если она
менее 20 %, то испытания нс проводятся.
В связи с ростом мощностей энергосистем появляются требо-
вания увеличения постоянной времени затухания апериодической
составляющей. Это чаще всего относится к высоким классам на-
пряжения. В настоящее время в этой части МЭК разрабатывает
новые предложения.
Отдельно стоит вопрос об апериодической составляющей то-
ка короткого замыкания в цепях мощных генераторов, постоянная
времени затухания которой может достигать 0,3 с и более.
При неудаленных коротких замыканиях, как было указано
выше, нормируется отключение токов, равных 90 %, 75 % и 60 %
от /01|0М, без апериодической составляющей. Элегазовые выключа-
тели при токе 0,6 /0110м не испытываются.
В режиме рассогласования фаз нормируемый ток отключе-
ния составляет 25 % от /0 иом.
Значения отключаемых емкостных токов зависят от номи-
нального напряжения выключателя. Нормируется ток отключения
непогруженных воздушных и кабельных линий, причем последний
478
только в материалах МЭК. Значения токов ненагруженных линий
увеличиваются с ростом номинального напряжения и составляют,
например, для напряжения 110 кВ 3 1,5 А, для 500 кВ - 500 А. То-
ки ненагруженных кабелей существенно больше (для напряжения
110 кВ - 140 А). Токи отключения конденсаторных батареи не
нормируются.
Токи включения
При включении на короткое замыкание нормируется дейст-
вующее значение периодической составляющей тока /щн, которое
должно быть равно номинальному току отключения /О|1ОМ, и наи-
больший пик тока включения /В||, который должен быть не менее
2,55 /в,„ (по МЭК- 2,5 /ВЛ1).
У некоторых выключателей на высокие классы напряжений
из-за предварительного пробоя может быть не получен наиболь-
ший пик тока включения. Это в большей степени относится к вы-
ключателям с относительно небольшой скоростью движения кон-
тактов при включении. В таких случаях должно быть показано,
что полученный при испытаниях пик тока является наибольшим
возможным для данного выключателя.
Требования по коммутационной способности к разъеди-
нителям и заземлителям
Разъединители должны отключать емкостный ток
участка шин, находящегося под напряжением и отключать, гак
называемые, токи переключения шин.
Особенности отключения емкостного тока приведены в гла-
ве 9.
Разъединитель должен обеспечить перевод нагрузочного тока
из одной системы шип в другую, т.е. перевод тока в параллельный
замкнутый контур. После погасания дуги между контактами разъ-
единителя на нем восстанавливается напряжение, равное падению
напряжения на участке шин параллельного контура. Это напря-
жение зависит от величины переведенного тока и индуктивности
контура. В отечественных стандартах отсутствует нормирование
этих параметров, оно имеется в публикации МЭК 61128 [11.10].
Рекомендовано величину перебрасываемого тока принимать рав-
ной 80 % от номинального тока разъединителя, но не более
1600 А. На практике некоторые потребители (заказчики) увеличи-
вают этот ток до номинального без ограничений его величины.
Если для открытых распредустройств величина восстанавли-
вающегося напряжения составляет в зависимости от номинально-
479
го напряжения от 100 до 300 В, то для КРУЭ, где геометрические
размеры контуров значительно меньше, а также меньше и погон-
ная индуктивность, восстанавливающееся напряжение составляет
величину от 10 до 40 В. ПВН определяется кривой типа
(1-cos co/)e’at с частотой не менее 10 кГц и коэффициентом пре-
вышения амплитуды не менее 1,5.
Линейные заземлители должны обеспечи-
вать:
- включение наток короткого замыкания;
- коммутацию наведенных емкостных и индуктивных токов.
Отечественными стандартами эти режимы не нормируются.
По стандарту МЭК 60129 [11.11] заземлитель должен выдер-
жать трехкратное включение на ток, равный сквозному току ко-
роткого замыкания.
Режимы коммутации наведенных токов нормируются в стан-
дарте МЭК 61 129 [11.12]. Физику явления можно представить на
примере, приведенном на рисунке 11.5.
В, В2
----о—о----------------------о—о--- I
энерго- J энерго-
система _________________________система
X..f
тттттт 2
ZZZZZ^ZZZZZZZZZZZZ^’
Рисунок 11.5
В|, В2 - выключатели; 3h 32 - заземлители
Предположим, что на высоковольтной линии, связывающей
две энергосистемы, сложилась ситуация, в которой одна из фаз
линии отключена выключателями и заземлена с обоих сторон.
Тогда по заземлителям 31 и 32 протекает ток, наведенный двумя
другими фазами. Для введения линии в нормальный режим экс-
плуатации необходимо отключить заземлители и включить от-
ключенные полюса выключателей. Первый из отключаемых за-
землителей будет отключать наведенный ток, имеющий индук-
тивный характер. После отключения на нем восстановится наве-
денное напряжение. Ток, протекающий по второму замкнутому
заземлителю, станет емкостным, следовательно, этот заземлитель
должен отключать емкостный ток.
В стандарте МЭК 61129 нормируются значения наведенных
токов, индуктивных и емкостных, и наведенных напряжений. В
зависимости от номинального напряжения значения индуктивных
480
токов находятся в пределах (100-200) А, емкостных - (2-25) А.
Наведенные напряжения меняются от 4 до 25 кВ (действующее
значение). Нормируются также и параметры ПВН.
Однако на практике встречаются условия, при которых наве-
денный индуктивный ток имеет постоянную составляющую
больше переменной; при этом наведенный ток может не иметь
перехода через нулевое значение в течение времени до 0,08 с.
Кроме того, для высоких классов напряжений величины наведен-
ных токов могут быть существенно больше нормируемых.
Испытания в условиях внутреннего короткого замыкания
Внутренние короткие замыкания в КРУЭ маловероятны, но
возможны. При таких замыканиях в каком-либо отсеке ячейки не
должны повреждаться другие отсеки, если это не предусмотрено
конструкцией, и не должна создаваться опасность для обслужи-
вающего персонала. Могут быть приняты меры по предупрежде-
нию внутренних коротких замыканий и ограничению их длитель-
ности, например координация изоляции, быстродействующая за-
щита, быстродействующие короткозамыкатели.
В отечественных стандартах отсутствуют требования по
внутреннему короткому замыканию. Нормирование параметров
такого режима приводится в стандарте МЭК 62271-203 [11.13].
Значение тока может быть равно или меньше сквозного тока
короткого замыкания. На практике обычно принимают равенство
этих токов. Пик тока не должен быть меньше действующего зна-
чения симметричной составляющей, умноженной на 1,7. Дли-
тельность короткого замыкания определяется временем срабаты-
вания первой и второй ступеней защиты. Для токов 40 кА и более
это время равно соответственно (0,1 и 0,3) с; для токов менее
40 кА-(0,2 и 0,5) с.
Цель испытаний на внутреннее короткое замыкание состоит в
проверке правильности срабатывания предохранительной мем-
браны, если она предусмотрена конструкцией, в проверке стойко-
сти испытуемого корпуса к высокому давлению, возникающему
от действия дуги, а также в проверке отсутствия прожига в корпу-
се в месте горения дуги. Абсолютно бракующим результатом ис-
пытаний является разрушение корпуса (фрагментация). Прожиг
корпуса может рассматриваться как одна из ступеней защиты
корпуса. Такая интерпретация результатов соответствует требова-
ниям стандарта МЭК 62271-203. Однако большинство потребите-
лей на практике рассматривают прожиг как бракующий признак.
481
В последние годы большинство испытательных центров при
проведении испытаний на внутреннее короткое замыкание элега-
зового оборудования в соответствии с требованиями стандарта
МЭК 62271-203 для уменьшения ущерба окружающей среды
проводят такие испытания в специальных установках. Главная
особенность таких установок состоит в наличии большого допол-
нительного объема, который пристыковывается к испытуемому, в
котором инициируется дуга. Дополнительный объем должен гер-
метично пристыковываться непосредственно к предохранитель-
ной мембране. После срабатывания мембраны вследствие подъе-
ма давления от дуги в испытуемом объеме продукты горения и
разогретый газ истекают не в открытое пространство, а в допол-
нительный объем. Так как указанные продукты содержат доста-
точно большое количество вредных веществ, то локализация их в
герметичном объеме с последующей нейтрализацией позволяет
избежать загрязнения окружающей среды.
Вместе с тем наличие дополнительного объема потенциально
может исказить результаты испытаний. В стандарте
МЭК 62271-203 отсутствуют требования к дополнительному объ-
ему. Предполагается, что условия проведения испытаний должны
воспроизводить условия, возникающие на подстанции, т.е. после
разрушения мембраны должно происходить свободное истечение
горячих газов в окружающую атмосферу. Окончание процесса
истечения будет иметь место после окончания протекания тока,
когда давления в испытуемом объеме и окружающей среде вы-
ровняются, т.е. примут значение, равное нулевому избыточному.
При проведении испытаний с дополнительным объемом в зависи-
мости от начальных условий окончательный результат может от-
личаться от описанного. Под начальными условиями в данном
случае понимаются состав и давление газа в дополнительном объ-
еме.
Во время испытаний по приведенной схеме, когда испытуе-
мый объем —0,5 м3 с давлением 0,35 МПа, представляющий собой
отрезок сборной шины, имеющей форму трубы, был подстыкован
герметично к дополнительному объему ~10 м3, заполненному воз-
духом с нулевым избыточным давлением, через несколько се-
кунд после окончания тока произошел взрыв испытуемого объе-
ма. Место разрыва оболочки находилось на нижней стороне тру-
бы вдоль образующей цилиндра на значительном расстоянии от
места горения дуги.
482
Анализ позволил сделать следующие выводы:
1. Прорыв оболочки и взрыв газов, наблюдавшийся спустя
несколько секунд после окончания протекания тока, явились
следствием дополнительно выделенной энергии помимо той, ко-
торая выделялась при горении дуги в испытуемом объеме. Един-
ственным источником энергии, по нашему мнению, могли явиться
химические реакции внутри герметичного объема.
2. Под действием электрической дуги в испытуемом объеме
были созданы условия для образования паров алюминия, а также
с выделением энергии соединений алюминия с фтором AIF3 и ак-
тивного A1F. После достижения в испытуемом объеме давления
0,7 МПа произошло разрушение предохранительной мембраны, и
горячая смесь газов поступила в дополнительный объем, где бла-
годаря высокой температуре газов начались достаточно сложные
химические реакции, сопровождающиеся выделением энергии.
Отметим наиболее важные, на наш взгляд, реакции взаимодейст-
вия алюминия с кислородом и азотом:
4А1 + ЗО2 = 2А12О3+ 7140 Ккал/кГ AI (>2000 °C),
2AI 4-N2= 2A1N.
Помимо этого с выделением энергии могли происходить сле-
дующие реакции:
С + О2 = СО2 + 8138 Ккал/кГ С,
4Fe 4- ЗО2 = 2Fe2O3 4- 390 Ккал/кГ Fe,
8А1 4- 4Fe2O3 = 4А12О3 4- 8Fc + 774 Ккал/кГ Al.
Нитрид алюминия является инициирующим взрывчатым ве-
ществом. Указанные реакции могли носить взрывной характер,
сопровождающийся местным подъемом давления и температуры
в закрытом пространстве дополнительного объема, что создавало
условия для самоподдерживающейся реакции.
3. Внутри испытуемого объема под действием дуги образует-
ся жидкий алюминий, который скапливается в нижней части тру-
бы. В месте скопления жидкого алюминия стенка трубы прогре-
вается и ее прочность значительно падает. Общее количество
энергии, выделившейся в замкнутом объеме, достаточно для за-
метного подъема давления. Как показали опыты, подъем давления
в общем объеме -10,5 м3 превышал 0,2 бар непосредственно по-
сле опыта. Этого превышения оказалось достаточно для выдавли-
вания оболочки в нижней части трубы. В результате прорыва обо-
лочки горячий, а, возможно, еще жидкий алюминий встречается с
кислородом воздуха, что приводит к описанным выше реакциям,
которые носят взрывной характер.
483
4. Подобная схема опыта является нерепрезентативной по
отношению к условиям реальной подстанции и неверно воспро-
изводит требования к данному виду испытаний, изложенные в
стандарте МЭК 62271-203.
5. Более приближенным к реальному будет такое состояние
объекта испытаний, при котором непосредственно после протека-
ния тока и выравнивания давлений в испытуемом и дополнитель-
ном объемах избыточное давление окажется равным нулю. Этого
можно достичь, если давление в дополнительном объеме будет
предварительно снижено. Однако расчет значения пониженного
давления, зависящий от количества энергии, выделенной при от-
меченных выше химических реакциях, крайне затруднителен, т.к.
практически невозможно определить количество алюминия, всту-
пившего в реакции, и оценить, какие реакции имели место. Мож-
но предположить, что при внутреннем коротком замыкании, ко-
торое протекает без дополнительного объема, что соответствует
условиям реальной подстанции, указанные химические реакции
не оказывают обратного влияния на события в испытуемом объе-
ме, т.к. происходят за пределами объема. Кроме того, скорость
истечения газов близка к звуковой из-за более чем двукратной
разницы давлений в испытуемом объеме и окружающей среде,
что также делает невозможным обратное влияние. Исходя из это-
го предпочтительно вообще устранить возможность возникнове-
ния химических реакций путем заполнения дополнительного объ-
ема газом, с которым горячий алюминий или его пары не будут
взаимодействовать.
Как альтернатива нами была предложена иная схема проведе-
ния данных испытаний. Ее особенности сводятся к следующему:
1. Схема проведения опыта и объекты испытаний остаются
неизменными.
2. Дополнительный объем после вакуумирования заполняется
или элегазом, или инертным газом до давления ниже атмосферно-
го, которое после окончания протекания тока приведет к давле-
нию в системе, равному нулевому избыточному. Значение давле-
ния заполнения с учетом повышения давления от энергии, выде-
ленной при горении дуги, рассчитывается по методике, изложен-
ной в главе 6.
11.2.2 Схемы испытаний
Основой подавляющего большинства лабораторий коммута-
ционных испытаний высоковольтной аппаратуры являются удар-
484
ные генераторы. Они представляют собой модификации синхрон-
ных турбогенераторов, предназначенных для выполнения боль-
шого числа (сотни тысяч) коротких замыканий. Во многих лабо-
раториях установлено несколько генераторов, работающих парал-
лельно. Вращение генераторов производится двигателями пере-
менного (асинхронных) или постоянного тока. С двигателями пе-
ременного тока частота напряжения ударного генератора близка к
частоте питающей сети двигателя, например 50 Гц. С двигателями
постоянного тока частота напряжения ударных генераторов мо-
жет меняться, что дает возможность испытывать аппараты, пред-
назначенные для работы в сетях с частотой 50 и 60 Гц.
В некоторых лабораториях вместо ударных генераторов или
наряду с ними используется энергосистема с трансформаторами,
чаще всего понижающими. Трансформаторы применяются и в
лабораториях с ударными генераторами. Их отличительная осо-
бенность - малая индуктивность короткого замыкания. Подроб-
ные описания лабораторий коммутационных испытаний приведе-
ны, например, в [11.14].
Схемы прямых испытаний
Принципиальная схема однополюсных испытаний от ударно-
го генератора приведена на рисунке 1 1.6.
Рисунок 11.6 — Схема однополюсных испытаний
У Г- ударный генератор, ЗВ- защитный выключатель; Р - ре-
гулируемый реактор; ВЛ- включающий аппарат; Г- транс-
форматор; СФ11ВН- схема формирования ПВН; ИЛ- испытуе-
мый аппарат
При испытаниях на отключающую способность перед нача-
лом опытов ИА и ЗВ включены, ВА разомкнут. Ударный генера-
тор возбуждается до требуемого напряжения, включается ВА, и
485
начинает проходить ток короткого замыкания. Испытуемый аппа-
рат отключается, и через некоторое время отключается ЗВ.
При испытаниях на включающую способность испытуемый
аппарат включается после включения ВА.
В НИИВА непосредственно от ударного генератора испыты-
ваются аппараты с номинальным напряжением 6 кВ и 10 кВ, с
повышающими трансформаторами - 35 кВ. Отключения наведен-
ных индуктивных и емкостных токов заземлителями на все клас-
сы напряжений проводятся по схемам с трансформаторами. При
испытаниях разъединителей на отключение токов переключения
шин, учитывая очень низкие (десятки и сотни вольт) напряжения,
используются понижающие трансформаторы.
На Сетевом испытательном стенде НИИВА в качестве источ-
ника питания используется энергосистема 220 кВ. Испытательные
трансформаторы, понижающие напряжение сети до (6-50) кВ,
подключаются на фазное или линейное напряжение системы.
Преимуществом сетевого стенда является чрезвычайная простота
проведения опыта и эксплуатации испытательной установки, не-
достатком - возможные ограничения в проведении испытаний,
связанные с состоянием энергосистемы.
Синтетические схемы испытаний на отключающую спо-
собность
В течение длительного времени синтетические методы при-
знаны в международной практике в качестве эквивалентных пря-
мым методам испытаний выключателей высокого напряжения на
коммутационную способность. Целью синтетических испытаний
является наибольшая экономичность установок для коммутаци-
онных испытаний выключателей при соблюдении требований эк-
вивалентности.
Классические синтетические методы, принятые в качестве
стандартных и в стандартах МЭК, и в ГОСТ, основаны на приме-
нении испытательных схем, состоящих из двух контуров. В одном
из контуров имеется источник большого тока, но пониженного
напряжения, в другом, наоборот, - источник меньшего тока, но
повышенного напряжения.
Принцип действия основан на следующем.
Процесс коммутации выключателем токов, в том числе токов
короткого замыкания, принято разбивать на три этапа. При от-
ключении последовательность этапов во времени имеет вид:
- этап большого тока\
486
- этап взаимодействия, который длится, начиная от момента
значительного нарастания напряжения на дуге вблизи нуля тока
до момента прекращения остаточного тока;
- этап высокого напряжения, т.е. этап нарастания напряже-
ния между контактами выключателя.
Основная идея синтетических испытаний состоит в том, что-
бы при протекании тока через испытуемый выключатель обеспе-
чить его питание от контура с пониженным напряжением, но с
большим токам, а при восстановлении напряжения между контак-
тами - от контура с большим напряжением. Этим и достигается
экономичность по сравнению с прямой схемой, в которой на всех
этапах испытуемый выключатель подключен к источнику полной
мощности, обеспечивающему как наибольшее значение тока, так
и наибольшее значение напряжения.
В синтетических схемах с наложением напряжения испытуе-
мый выключатель подключен к контуру большого тока на первом
и втором этапах, а на третьем - к контуру большого напряжения.
Эквивалентность в таких схемах несколько снижена, так как на-
пряжение на дуге в испытуемом выключателе в течение второго
этапа составляет значительную часть по отношению к напряже-
нию источника контура тока, что усиливает искажающее влияние
на форму отключаемого тока, особенно вблизи его нуля. Кроме
того, точность синхронизации работы двух контуров в этих схе-
мах должна быть очень высокой. Если в схемах с наложением то-
ка - это сотни микросекунд, то в схемах с наложением напряже-
ния - это единицы микросекунд. Основным преимуществом таких
схем является экономичность.
Потребная энергия источника напряжения более чем на поря-
док меньше в схемах с наложением напряжения, чем в схемах с
наложением тока, т.е. меньше габариты и стоимость установки,
источников питания, помещений и т.п.
В синтетических схемах с наложением тока в течение второго
и третьего этапов испытуемый выключатель подключен к контуру
большого напряжения, в котором напряжение, по существу, соот-
ветствует напряжению прямой схемы, следовательно, искажения
тока близки к тем, которые имеют место в прямой схеме. Поэтому
общепризнанно, что данные схемы наиболее эквивалентно вос-
производят воздействия на испытуемый выключатель по сравне-
нию с прямыми схемами, хотя для их реализации требуются ис-
точники большого напряжения значительно большей энергии, чем
в схемах с наложением напряжения.
487
Схемы с наложением тока
Как и все синтетические схемы, схемы с наложением тока
имеют раздельные источники тока и напряжения. Источником
тока служат, как правило, ударные синхронные генераторы, ис-
точником напряжения - колебательный контур. На рисунке 11.7
приведена схема с параллельным наложением тока.
Рисунок 11.7 - Схема с параллельным наложением тока
У Г - ударный генератор; - индуктивность контура тока;
ВА - включающий аппарат; Т- повышающие или изолирую-
щие трансформаторы; ВВ - вспомогательный выключатель;
ИВ- испытуемый выключатель; БЗ - быстродействующий
замыкатель; Ьц, Си - индуктивность и емкость контура высо-
кого напряжения; /?о, Со - элементы схемы формирования
ПВН; (/,, - зарядное напряжение конденсатора Сн
В качестве источника тока используется ударный синхронный
генератор УГ с трансформатором Т. Трансформатор служит для
повышения генераторного напряжения, а иногда и просто как
изолирующий генераторную цепь от цепи высокого напряжения.
Зарядное напряжение Un конденсатора С„ должно быть таким,
чтобы с учетом затухания и уменьшения напряжения за счет схе-
мы формирования ПВН обеспечить приложение требуемого на-
пряжения к испытуемому выключателю после гашения дуги. Зна-
чение индуктивности LH должно быть равно или близко к значе-
нию индуктивности прямой схемы испытаний. Значение емкости
Сн выбирается таким, чтобы частота колебаний контура CH-LU бы-
ла порядка (300-500) Гц.
Схема работает следующим образом.
При включении ВА через замкнутые выключатели ВВ и ИВ
начинает проходить отключаемый ток /0. За определенное время
до последнего перед гашением перехода тока через нулевое зна-
чение, равное, например, трем четвертям времени полупериода
488
колебаний собственной частоты контура высокого напряжения,
замыкается БЗ и в контуре CH-LH начинает проходить ток /н повы-
шенной частоты сон, величина которого
J Jo®
<*>«
где со - круговая промышленная частота источника тока, т.е. ток /н
I Шн
меньше /0 в —- раз.
(О
Теперь через вспомогательный выключатель ВВ протекает
ток /0, а через испытуемый /0 + /н (см. рисунок 11.8). При прохож-
дении тока /0 через нулевое значение ВВ гасит дугу и в течение
времени tu испытуемый выключатель оказывается включенным
только в контур высокого напряжения с индуктивностью и на-
пряжением, близкими к таковым при прямых испытаниях.
Рисунок 11.8- Суммирование токов при испытаниях но схеме рисунка 11.7
_ di
Производная тока —- при его подходе к нулевому значению
dt
равна
dt Lu
т.е. близка к реальной. После гашения дуги на испытуемом вы-
ключателе ИВ восстанавливается напряжение, форма которого
определяется схемой формирования ПВН.
Длительность tu нахождения выключателя в контуре высокого
напряжения должна находиться в пределах
489
150 mkc<l < —,
и 4
где Th - период колебаний контура высокого напряжения.
Схема с последовательным наложением тока отличается от
схемы с параллельным наложением тем, что контур высокого на-
пряжения подключается не к испытуемому, а к вспомогательному
выключателю и после гашения дуги в нем испытуемый выключа-
тель оказывается в цепи, где последовательно включены контуры
тока и высокого напряжения. Поэтому восстанавливающееся на-
пряжение на ИВ будет определяться суммой напряжений этих
контуров, а индуктивность - суммой индуктивностей.
Обе схемы позволяют испытывать выключатели в условиях
неудаленного короткого замыкания (н.к.з). Для этого электриче-
ская схема, воспроизводящая ПВН со стороны линии (т.н. искус-
ственная линия), включается в контур высокого напряжения по-
следовательно с индуктивностью LH. Разработаны методы испы-
таний выключателей, имеющих низкоомные шунтирующие рези-
сторы.
Преимуществом схемы с последовательным наложением тока
является меньшее искажение формы тока после подключения
контура высокого напряжения и меньшее требуемое напряжение
Ин этого контура. Преимуществом схемы с параллельным нало-
жением тока является большее удобство в эксплуатации, что и
предопределило ее более широкое применение. Такая схема при-
менена, например, в лаборатории КЕМА (Голландия).
Синтетические схемы с наложением тока подробно рассмот-
рены в [11.15].
Схемы с наложением напряжения
В схемах с последовательным наложением напряжения после
гашения дуги в испытуемом и вспомогательном выключателях к
ним прикладывается напряжение контура тока (см. рисунок 11.9).
Вспомогательный выключатель должен, по рекомендации МЭК
62271-101 [11.16], шунтироваться емкостью Сш не менее 10 нФ. В
этом случае не только все напряжение контура тока UT будет при-
ложено к испытуемому выключателю, но и будут созданы усло-
вия, не препятствующие его пробою. Через определенное время
параллельно вспомогательному выключателю подключается кон-
тур высокого напряжения и на испытуемый выключатель воздей-
ствует сумма напряжений двух контуров Ue (см. рисунок 11.10).
490
Рисунок 11.9- Схема с наложением напряжения
Рисунок 11.10 - Суммирование напряжений при испытаниях по схеме
рисунка 11.9
Следует иметь в виду, что в схемах с наложением напряжения
источник тока должен иметь достаточно большое напряжение для
уменьшения искажающего влияния напряжения на дугах вспомо-
гательного и испытуемого выключателей и для возможности по-
491
лучения большего t\. В таких схемах имеются трудности при ис-
пытаниях в условиях н.к.з.
Схема с последовательным наложением напряжения приме-
няется, например, в испытательном центре KER1 (Корея).
Схемы с параллельным наложением напряжения, в которых
источник высокого напряжения подключается параллельно испы-
туемому выключателю, не нашли практического применения.
Трехконтурные схемы
Значительный рост отключающей способности элегазовых
выключателей, приходящейся на один разрыв, привел к все воз-
растающим трудностям в большинстве испытательных центров,
уже оснащенных классическими синтетическими установками.
Одним из направлений совершенствования синтетических схем
явилось создание так называемых трехконтурных схем, в которых
предпринята попытка совместить преимущества двух типов клас-
сических синтетических схем, т.е. добиться и эквивалентности, и
экономичности. Для этого в испытательную схему с наложением
тока (см. рисунок 11.11), состоящую из контуров К| и К2 и вы-
ключателей ИВ и BBi вводится третий контур сверхвысокого на-
пряжения К3 и еще один вспомогательный коммутационный ап-
парат ВВ2, который обеспечивает расшунтирование этого контура
на третьем этапе после подключения первого контура высокого
напряжения К2.
а) б)
Рисунок 11.11 - Структурная схема трехконтурных синтетических схем:
а - на основе схемы с последовательным наложением тока;
б - на основе схемы с параллельным наложением тока
В большинстве существующих трехконтурных схемах под-
ключение второго контура напряжения должно осуществляться в
течение долей миллисекунды, т.е. дополнительный коммутацион-
ный аппарата третьего контура в течение этого времени должен
перейти из замкнутого в разомкнутое состояние, при условии, что
напряжение на его зажимах после перехода в разомкнутое состоя-
ние будет равняться полному напряжению третьего контура. Это
492
означает, что характеристики такого аппарата должны значитель-
но превосходить характеристики испытуемого выключателя. В
других вариантах трехконтурных схем слишком высоки требова-
ния к точности синхронизации работы контуров. Не останавлива-
ясь на подробном анализе, приведем библиографию [11.18]. От-
метим, что начало в области трехконтурных схем положила рабо-
та [11.19].
Как нам представляется, сверхмощные модули выключателей
с параметрами до 500 кВ на разрыв и токами до 63 кА могут быть
испытаны только в трехконтурных синтетических установках.
Единственный центр в мире, обладающий необходимыми пара-
метрами синтетической установки с наложением тока для таких
испытаний, - это КЕМА (Голландия), но для всего мира этого яв-
но недостаточно. Большинство других центров, что следует из
краткого обзора, разработали и оснастились трехконтурными ус-
тановками различных модификаций. Можно ожидать, что в бли-
жайшее время вопрос узаконивания трехконтурных схем станет
предметом рассмотрения в МЭК.
В НИИВА совместно с Санкт-Петербургским государствен-
ным техническим университетом разработана и реализована трех-
контурная схема, которая, но мнению авторов, при сохранении
всех преимуществ трехконтурных схем свободна от указанных
недостатков. В данной схеме подключение третьего контура на-
чинается на втором этапе, т.е. оперирование коммутационного
аппарата ВВ? (см. рисунок 11.11), подключающего третий контур,
начинается одновременно с испытуемым аппаратом. Это означа-
ет, что в качестве такого вспомогательного коммутационного ап-
парата может использоваться один из разрывов двухразрывного
выключателя, второй разрыв которого является испытуемым вы-
ключателем. Такой способ является общей практикой при синте-
тических испытаниях, но впервые используется в трехконтурных
схемах.
По существу, предлагаемая трехконтурная схема - это схема с
наложением напряжения, в которой в качестве контура тока ис-
пользуется синтетическая схема с наложением тока, состоящая из
контуров Ki и Кг (см. рисунок 11.11). Это позволяет поднять на-
пряжение источника тока на порядок по сравнению с генератор-
ными схемами и тем самым устранить недостатки схем с наложе-
нием напряжения, отмечавшиеся ранее.
Использование третьего контура для формирования переход-
ного восстанавливающегося напряжения позволяет значительно
493
уменьшить потребную емкость источника напряжения. Так, если
сравнивать схему с наложением тока и трехконтурную, то приме-
нительно к выключателю 330 кВ/63 кА в трехконтурной схеме
НИИВА емкость источника напряжения снижена более чем на
порядок.
Ниже приведено описание трехконтурной схемы, реализован-
ной в испытательном центре НИИВА (см. рисунок 11.12).
Схема состоит из контура основного тока U\-L^ контура на-
ложения тока С-Сз и контура наложения напряжения Со-Со. В кон-
туре основного тока в качестве источника тока используется
ударный генератор ТИ-75 (CG): ток до 65 кА, напряжение в зави-
симости от значения тока лежит в пределах от 6 до 30 кВ.
Контур наложения тока С-С3 - традиционная установка для
синтетических испытаний с наложением тока. Элементы Cj, R\
регулируют форму восстанавливающегося напряжения со сторо-
ны контура наложения тока.
Контур наложения напряжения Со-Со создан на базе модифи-
цированного генератора импульсных напряжений (ГИН) с удар-
ной емкостью Со-
Элементы Сэ, /?2, С4, /?4, Сз, Со обеспечивают четырехпарамет-
рическую форму кривой ПВН со стороны ГИН.
Контуры основного тока и наложения тока при проведении
опыта работают точно так же, как и в традиционной схеме с па-
раллельным наложением тока.
После гашения дуги испытуемым выключателем ИВ и вспо-
могательным выключателем ВВ] начинается восстановление на-
494
пряжения со стороны контура наложение тока L-C?,. При этом
практически все напряжение приложено к контактам ИВ, так как
ВВ2 шунтирован схемой формирования ПВН контура наложения
напряжения. Нарастающее напряжение на ИВ прикладывается к
управляемому разряднику ГИН F2, и при достижении заданного
уровня (обычно около 80 % от напряжения батареи Q контура
наложения тока) разрядник F2 срабатывает. В результате на вос-
станавливающееся напряжение от контура наложение тока после-
довательно накладывается напряжение от ГИН.
Данная трехконтурная схема успешно применялась при раз-
работке двухразрывного элегазового выключателя на 800 кВ.
В качестве иллюстрации на рисунке 11.13 представлена ос-
циллограмма токов и напряжений одного из опытов, в котором
выключатель отключил ток 50 кА при пике восстанавливающего-
ся напряжения 610 кВ.
Рисунок 11.13
495
11.3 ИСПЫТАНИЯ НА СТОЙКОСТЬ ПРИ СКВОЗНЫХ ТОКАХ
к.з.
11.3.1 Общие требования
Способность электрического аппарата во включенном поло-
жении выдерживать без повреждений воздействие тока короткого
замыкания характеризуется понятиями электродинамической и
термической стойкости электрического аппарата при сквозных
токах короткого замыкания.
После воздействия сквозного тока короткого замыкания элек-
трический аппарат должен остаться пригодным для дальнейшей
работы.
Электродинамическая стойкость
электрического аппарата характеризуется значением наибольшего
пика сквозного тока короткого замыкания (номинального кратко-
временного выдерживаемого тока), равного 2,55 11П1, где 1нн - на-
чальное действующее значение периодической составляющей
нормированного тока короткого замыкания (номинального крат-
ковременного выдерживаемого тока). Практически, это макси-
мальное значение полного тока короткого замыкания, которое
имеет место через 10 мс после возникновения к.з. при полной
апериодической составляющей и при постоянной времени ее за-
тухания, равной 45 мс, вычисляемое по формуле
zM = 7,,!, (1 + е“|0/45)л/2 = 2,55/|П1.
Этот ток (ток электродинамической стойкости) определяет
максимально возможные механические усилия, возникающие
вследствие протекания тока по токоведущему контуру, способ-
ные не только деформировать токопровод и опорные конструкции
электрического аппарата, но и разрушить аппарат.
Электродинамические усилия, воздействующие на электриче-
ский аппарат, оцениваются расчетным путем при проектировании
электрического аппарата, исходя из максимально возможных зна-
чений токов, с учетом конфигурации токоведущего контура. Су-
ществует много методов определения электродинамических уси-
лий для токопроводов различной формы и расположения [11.20],
[11.21].
Термическая стойкость электрического ап-
парата характеризуется значением номинального кратковременно
выдерживаемого тока за время его протекания (ток термической
496
стойкости) и временем протекания тока (время короткого замы-
кания) .
Электрический аппарат должен выдерживать в течение за-
данного времени протекание тока короткого замыкания без пере-
грева токоведущего контура свыше допустимой температуры: пе-
регрев может привести к уменьшению механической прочности
токоведущего контура и температурным деформациям.
Отечественные стандарты на высоковольтные электрические
аппараты и комплектные распределительные устройства норми-
руют время протекания тока короткого замыкания значениями,
равными 1 или 2 с; 1 или 3 с, в зависимости от класса напряжения;
для заземлителей это время принято равным 1 с.
Время протекания тока короткого замыкания и допускаемые
отклонения от нормированных значений указываются в стандар-
тах на конкретные типы аппаратов.
Воздействие токов термической стойкости на токоведущую
систему аппарата происходит за время 1К}, значительно меньшее
постоянной времени нагрева токопровода Т (время, необходимое
для нагрева до установившейся температуры), т.е. tKJ«T. В этом
случае тепло не успевает отдаваться в окружающую среду, поэто-
му можно считать, что процесс нагрева при коротком замыкании
- адиабатический.
Для практических расчетов при оценке термической стойко-
сти токоведущей контактной системы используются кривые адиа-
батического нагрева, построенные для некоторых наиболее широ-
ко применяемых в токоведущих системах материалов (медь, алю-
миний, сталь) 111.21 ]. Это график зависимости 0 = /(j2tK5), где 0 -
температура токопровода; j - плотность тока; tK? - время коротко-
го замыкания.
Если известны допустимая температура проводника в конце
режима короткого замыкания и температура перед началом этого
режима, то по кривым для данного материала находится допус-
‘к,
тимое значение интеграла Джоуля | j2dt. Зная это значение,
о
можно рассчитать допустимую плотность тока в проводнике при
известном времени tK3 или, наоборот, найти допустимую длитель-
ность короткого замыкания tK3 при известной плотности тока).
Если известны плотность тока), время tK} и начальная темпе-
ратура 0о, то по кривым сразу находится температура в конце ре-
жима короткого замыкания.
497
Температура нагрева токоведущих частей аппарата, включая
контактные соединения, не должна превышать предельно допус-
тимых значений, указанных ниже:
- токоведущих частей из меди и ее сплавов, не соприкасаю-
щихся с органической изоляцией или маслом, - 300 °C;
- токоведущих частей из алюминия, не соприкасающихся с
органической изоляцией или маслом, - 200 °C;
- стальных токоведущих частей, не соприкасающихся с орга-
нической изоляцией или маслом, - 400 °C.
Так как допустимые температуры токопроводов в конце ре-
жима короткого замыкания ограничены, каждый аппарат по тер-
мической стойкости может быть охарактеризован нормированной
величиной интеграла Джоуля, равного Tt.
Требования по стойкости при сквозных токах короткого за-
мыкания и методы испытаний определяются стандартами на кон-
кретные типы электрических аппаратов и комплектных распреде-
лительных устройств: российскими и международными [11.1,
11.2, 11.22- 11.24].
Параметры токов короткого замыкания, характеризующих
стойкость электрических аппаратов при коротком замыкании,
указываются в технических условиях и паспортных данных на
конкретный тип устройства.
11.3.2 Режимы испытаний на стойкость при сквозных
токах короткого замыкания
Испытания проводятся в трехфазной или однофазной схеме
от источника, мощность которого должна быть достаточной для
обеспечения протекания токов заданных значений и длительно-
стей.
Напряжение источника должно быть таким, чтобы обеспечи-
валась непрерывность протекания тока, в том числе и в случае
ослабления контактного нажатия или размыкания контактов под
действием электродинамических усилий.
Испытания отдельных электрических аппаратов и комплект-
ных распределительных устройств трехполюсного исполнения, в
том числе и в общем кожухе (токопроводы, соединительные сек-
ции КРУЭ), проводятся в трехфазной схеме.
Испытания трехполюсных аппаратов допускается проводить в
однофазной схеме, если испытательная установка не позволяет
провести трехфазные испытания.
498
При однофазной схеме испытываются два соседних полюса
или один полюс с обратной шиной, расположенной параллельно
испытуемому полюсу на расстоянии, равном нормированному
междуполюсному расстоянию.
При испытаниях токопроводов и соединительных секций
КРУЭ токоведущая шина соединяется последовательно с оболоч-
кой кожуха, служащей "обратной” шиной.
Испытание проводится путем пропускания через включенный
испытуемый аппарат при любом выбранном для опыта напряже-
нии частоты (50 ± 5) Гц тока короткого замыкания с нормирован-
ными параметрами.
В зависимости от характеристик испытательной установки
допускается:
- проводить испытания при увеличенном начальном дейст-
вующем значении периодической составляющей тока для получе-
ния требуемого наибольшего пика;
- проводить испытания при меньшем среднеквадратичном
значении тока короткого замыкания с соответствующим увеличе-
нием времени протекания в случае большого затухания периоди-
ческой составляющей тока.
При испытании трехполюсных аппаратов в трехфазной схеме
требования к значению пика предельного сквозного тока должны
быть выдержаны в одном из крайних полюсов.
Если испытательная установка не позволяет получать норми-
рованные параметры тока короткого замыкания, допускается ис-
пытания в одном совмещенном опыте заменить двумя испыта-
ниями:
- путем пропускания тока с заданным значением наибольшего
пика в течение (0,03-0,1) с.
- путем пропускания тока, среднеквадратичное значение ко-
торого и время протекания соответствуют заданным значениям, а
пик тока равен наибольшему, который может быть получен в этой
испытательной установке.
11.3 . 3 Условия проведения испытаний
Испытуемый образец устанавливается на испытательном поле
на собственной опоре (раме) или другом жестком основании.
Испытания допускается проводить на пониженной опорной
изоляции.
499
Конфигурация, сечение токоведущего контура и расположе-
ние мест крепления контура должны соответствовать требованиям
нормативно-технической документации.
Сечение шин испытательного токоведущего контура выбира-
ется по значению тока термической стойкости, длительности его
протекания с учетом начального термического эффекта от нагрева
при номинальном токе в длительном режиме
Токоведущий испытательный контур фиксируется изоляци-
онными распорками, стяжками, установленными поперек шин.
Количество фиксирующих распорок, стяжек и расстояния между
ними определяются усилиями от воздействия тока электродина-
мической стойкости.
При отсутствии технических возможностей для испытаний
полностью собранного образца или его полюса допускаются ис-
пытания по частям (элементы полюсов, модули, блоки); допуска-
ются и другие отступления от требований, например испытания
аппаратов без привода, если установлено, что условия механиче-
ских и термических воздействий при этом не облегчаются.
Испытания элегазовых выключателей, а также выключателей,
заземли гелей, разъединителей, соединительных секций, входящих
в отдельный элемент или сборную единицу КРУЭ с элегазовой
изоляцией, допускается проводить без заполнения элегазом, по-
скольку при коротком замыкании процесс нагрева токоведущей
системы аппарата адиабатический и влиянием окружающей среды
можно пренебречь.
Перед испытаниями проводится проверка исправности дейст-
вия механизма испытуемого коммутационного аппарата путем
выполнения операций ’’включение-отключение” при отсутствии
тока в цепи. Если эта операция является обязательной, то без при-
вода испытывать аппарат нельзя.
В процессе испытаний контролируются параметры испыта-
тельного режима (значения тока и длительность их протекания) с
помощью осциллографа либо автоматизированной системы изме-
рений на базе персонального компьютера.
При проведении испытаний на термическую стойкость тем-
пература контактных соединений определяется с помощью тер-
мопар, термоиндикаторов либо расчетным путем с учетом на-
чального термического эффекта от нагрева номинальным током к
моменту короткого замыкания.
500
Полученные при испытаниях значения температур нагрева не
должны превышать значений предельно допустимых для данного
материала токоведущего контура электрического аппарата.
Для заземлителей температура токоведущих частей не нор-
мируется.
В процессе испытаний не должно наблюдаться внешних при-
знаков тяжелой работы, например искрения контактных соедине-
ний, самопроизвольного размыканя подвижных контактов и др.
После испытаний аппаратов, имеющих размыкаемые контак-
ты, производится проверка действия их механизмов при опериро-
вании приводом или вручную (при отсутствии привода). Контак-
ты должны разомкнуться при первой же попытке, сопротивление
главной токоведущей цепи не должно увеличиваться более чем на
20 %.
Для заземлителей допускается незначительная приварка кон-
тактов.
Состояние контактов оценивается визуальным осмотром, а
если это сложно, то испытанием на нагрев при номинальном то-
ке.
Объект испытаний считается выдержавшим испытание, если
параметры испытательных режимов соотвегствовуют нормиро-
ванным значениям с учетом допустимых отклонений и состояние
объекта испытаний в процессе и после испытаний соответствует
требованиям стандарта или другой нормативно-технической до-
кументации на аппараты конкретного типа.
Испытательный центр НИИВА проводит испытания на стой-
кость при сквозных токах короткого замыкания электрических
аппаратов с использованием ударного генератора типа ТИ-75-2 и
понижающих трансформаторов типа ОМИ-10000/10.
Подвод испытательного тока от выводов понижающего
трансформатора к испытуемому аппарату осуществляется токо-
проводом с возможно наименьшим индуктивным сопротивлени-
ем, например, с использованием пакетов прямоугольных медных
шин.
Технические данные испытательной установки позволяют
проводить испытания на стойкость при сквозных токах короткого
замыкания высоковольтных и низковольтных электрических ап-
паратов и их элементов с нормированными параметрами вплоть
до тока электродинамической стойкости - 450 кА и тока термиче-
ской стойкости - 180 кА.
501
В качестве примера описаны испытания на стойкость при
сквозных токах короткого замыкания блока элегазовой ячейки в
общем кожухе на напряжение 110 кВ.
Испытания проводились в трехфазной схеме, приведенной на
рисунке 11.14.
Рисунок 11.14
УТ - ударный генератор; ОМИ - понижающий трансформа-
тор; ОИ - объект испытаний; ТТ - трансформатор тока
Схема подсоединения объекта испытаний к токоведущему
Испытания проводились без заполнения блоков элегазом раз-
дельно на электродинамическую стойкость и термическую стой-
кость.
502
Электродинамическая стойкость испытуемого образца прове-
рялась при нормированном значении наибольшего пика тока, рав-
ного 102 кА.
Термическая стойкость контактной системы была проверена
при нормированном значении тока - 40 кА и времени протекания
тока 3,1 с (нормированное значение 3,0 с), термический эффект
tK3=4900 кА2с (нормированное значение I; • t =4800 кА2с+10 %).
На рисунках 11.16 и 11.17 в качестве иллюстраций приведены
копии осциллограмм проведенных испытаний на электродинами-
ческую и термическую стойкость.
В опытах при протекании тока короткого замыкания на объ-
екте испытаний не наблюдалось внешних изменений.
После опытов при осмотре контактов не было обнаружено
видимых изменений контактной поверхности, температура нагре-
ва контактной системы оценивалась расчетным путем.
Испытуемый образец испытания на стойкость при сквозных
токах выдержал.
„ . . Л А Л Л ТокфашА Д / \ л/ \ Ток фазы В • / Н \ \ \1 1л Ш v . ..Ток Фазы С л \ 1 \ 1 I \ , \j v V v it-102 кАХ^ Рисунок 1 1.16 Ток фазы А ’Я ! Ток фазы В z Дкжфазы С д hih.. , . .. ||* „а. . •> 1 1 •> * ГМ 1 !> j MX 2 c Рисунок 11.17 сЛ A. 1 lr-40 kA _ / / ---M ids ' »w>< . »!> 11 j ।, t h i<J>i li н > l»> 503
11.4 ИСПЫТАНИЯ МЕХАНИЧЕСКИМИ ВОЗДЕЙСТВИЯМИ
В процессе эксплуатации высоковольтные аппараты подвер-
гаются различным механическим воздействиям.
Коммутационные аппараты - выключатели, заземлители,
разъединители и другие подвергаются механическим воздействи-
ям при выполнении операций включения и отключения.
Все высоковольтные аппараты: выключатели, разъединители,
трансформаторы тока и т.д., не входящие в состав комплектных
распредустройств, или, как еще их называют, отдельно стоящие
аппараты, подвергаются воздействию тяжения проводов, а при
расположении на открытой подстанции - воздействию ветровой
нагрузки и гололеда.
Кроме того, при транспортировании от завода-изготовителя к
месту монтажа все аппараты подвергаются также механическим
воздействиям (тряске, ударам и т.п.).
Ниже рассматриваются вопросы, связанные с механическими
воздействиями при испытаниях, применительно к различным ви-
дам высоковольтных аппаратов.
11.4.1 Механические испытания высоковольтных вы-
ключателей
В части механической работоспособности любой высоко-
вольтный выключатель должен удовлетворять требованиям нор-
мативной документации: стандарты ГОСТ 687-78 [11.1],
МЭК 62271-001 [11.2] и (или) МЭК 62271-100 [11.3].
Каждый выключатель должен выполнять следующие опера-
ции и циклы операций с характеристиками работы механизма вы-
ключателя, обеспечивающими нормированные параметры комму-
тационной способности выключателя:
а) включение (В);
б) отключение (О);
в) включение-отключение (ВО), в том числе без преднаме-
ренной выдержки времени между В и О;
г) отключение-включение (ОВ) при любой бесконтактной
паузе, начиная от t6K=0,32 с, для выключателей, предназначенных
для работы при быстродействующем автоматическом повторном
включении (ЛПВ);
504
д) отключение-включение-отключение (ОВО) с интервалами
времени между операциями согласно требованиям подпунктов "в"
и "г”.
Элегазовые высоковольтные выключатели оснащаются при-
водами независимого (косвенного) действия, совершающими
операции В и О за счет энергии, предварительно запасенной до
совершения операции, - пневматическим, пружинным или гид-
равлическим. Гидравлические приводы, в свою очередь, могут
быть пневмогидравлическими или пружинногидравлическими.
Поскольку пополнение запасенной энергии в приводах требу-
ет некоторого времени (от десятков секунд до нескольких минут),
то для выключателей, предназначенных для работы при АПВ, ми-
нимальный запас энергии в приводе должен обеспечить выполне-
ние цикла О-ВО с нормируемыми характеристиками работы ме-
ханизма выключателя. Пополнение запасенной энергии в приво-
дах путем взвода пружины или подкачки масла в гидравлической
системе требует некоторого времени (от десятков секунд до не-
скольких минут), поэтому первые три операции O-t61<-BO цикла
АПВ (O-t6K-BO-3 мин-ВО) выключатель должен выполнить без
пополнения запаса энергии с нормируемыми характеристиками
работы механизма выключателя.
Диапазон давлений (воздуха - для пневмоприводов или масла
- для гидроприводов) и нормированные значения усилий пружин
- для пружинного привода указываются в стандартах на конкрет-
ные типы выключателей или в эксплуатационных документах.
Включение и отключение выключателя обычно производится
с помощью электромагнитов, воздействующих на удерживающее
устройство привода или на пневматический или гидравлический
клапан включения (отключения). Диапазон нормируемых напря-
жений для работы цепей электромагнитов при питании постоян-
ным током следующий: для включающих электромагнитов - от
80 до 110 % номинального напряжения, а для отключающих элек-
тромагнитов - от 70 до 110 %.
Электродвигатели приводов, используемые для взвода пру-
жин или приведения в действие индивидуального компрессора
или насоса, должны нормально работать в диапазоне от 85 до
110% номинального напряжения при питании постоянным током
и в диапазоне от 80 до 110 % номинального напряжения при пи-
тании переменным током.
505
Одной из задач механических испытаний элегазовых выклю-
чателей является измерение скорости движения подвижного кон-
такта, потому что скорость в заданной конструкции определяет
коммутационную способность выключателя.
Основными характеристиками работы выключателя, которые
определяются в процессе механических испытаний, являются
следующие:
- характеристика хода контактов;
- собственное время включения;
- собственное время отключения;
- бесконтактная пауза выключателя;
- время замкнутого состояния контактов в цикле ВО.
Эти характеристики получают с помощью различных измери-
тельных установок. В общем случае измерительная установка
включает в себя датчик перемещения и регистрирующее устрой-
ство, позволяющее записывать сигналы от датчика перемещения,
сигналы команды управления приводом выключателя и размыка-
ния (замыкания) контактов выключателя.
Испытания с целью получения данных характеристик прово-
дятся при следующих условиях:
- при отсутствии токовой нагрузки и высокого напряжения в
цепи выключателя;
- при номинальном напряжении на зажимах элементов цепей
управления, а также при нормированных верхнем и нижнем пре-
делах напряжения;
- при нормированных энергетических параметрах привода
выключателя.
При механических испытаниях определяются характеристики
работы выключателя при всех возможных комбинациях (наи-
большем, номинальном и минимальном) давления элегаза, энер-
гии, запасенной в приводе, и напряжения питания электромагни-
тов.
Так как подвижный контакт элегазового выключателя изоли-
рован герметичной оболочкой и скорость его непосредственно
измерить невозможно, при сборке аппарата снимают зависимость
хода подвижного контакта от хода доступного элемента привода.
К этому элементу прикрепляется датчик перемещения, кото-
рый представляет собой, например, подключенный к источнику
питания резистор с движком, преобразующий движение указан-
506
ного элемента в напряжение, пропорциональное величине прой-
денного пути.
Принципиальная схема датчика перемещения приведена на
Рисунок 11 18 - Принципиальная схема датчика перемещения
1 - резистор, 2 - движок резистора; U - источник постоянного на-
пряжения; (7ВЫХ - выходной сигнал напряжения
Выходное напряжение записывается регистрирующим уст-
ройством (осциллограф или измерительный канал автоматиче-
ской системы измерения ИК АСИ), в результате чего на осцилло-
грамме получается кривая зависимости хода элемента гидропри-
вода от времени.
При обработке осциллограммы с помощью полученной ранее
зависимости хода контакта выключателя от хода элемента приво-
да строится кривая зависимости хода
подвижного контакта от времени.
По кривым определяется скорость движения подвижного
контакта на контрольном участке (контрольный участок для кон-
кретной операции указывается в документации на данный тип
выключателей).
Движение подвижного контакта при правильной работе при-
вода выключателя отражается на осциллограмме в виде плавной
кривой, свидетельствующей об отсутствии жесткого удара в кон-
це хода.
Одновременно со снятием зависимости хода подвижного
контакта от времени на той же осциллограмме записываются:
507
- ток в электромагните, что позволяет опре-
делить момент подачи команды на операцию В или О и значение
тока в электромагните;
- момент размыкания (замыкания) под-
вижного контакта с неподвижным, а в случае испытания трехпо-
люсного аппарата моменты размыкания (замыкания) у трех полю-
сов, что позволяет определить разновременность размыкания
(замыкания) контактов;
- отметки времени.
По осциллограммам определяются: собственное время вклю-
чения как интервал времени от момента подачи команды на
включение до момента соприкосновения дугогасительных кон-
тактов (для трехфазных выключателей время берется по сопри-
косновению контактов в полюсе, включающемся последним);
собственное время отключения как интервал времени от момента
подачи команды до момента размыкания дугогасительных кон-
тактов (для трехфазных выключателей время берется по прекра-
щению соприкосновения контактов в полюсе, размыкающемся
последним); бесконтактная пауза выключателя в циклах О-В как
интервал времени от момента размыкания контактов до момента
их касания и время замкнутого состояния контактов в циклах ВО
как интервал времени от момента замыкания контактов при
включении до размыкания контактов при отключении. Получен-
ные характеристики проверяются на соответствие требованиям
технических условий на данный тип выключателей.
На рисунке 11.19 показана осциллограмма включения полюса
выключателя с расшифровкой собственного времени включения
(tBKJI) и средней скорости движения контакта (Увкл) на участке хода
50 мм до замыкания контактов.
Выключатели, предназначенные для наружной установки,
должны нормально работать в условиях гололеда при толщине
корки льда до 20 мм и ветре скоростью до 15 м/с, а при отсутст-
вии гололеда при ветре скоростью до 40 м/с и должны выдержи-
вать тяжение проводов. Нормы и направления тяжения проводов
должны соответствовать требованиям ГОСТ 687-78 или
МЭК 62271-100 и технических условий на выключатель. Испыта-
ние на оперирование в условиях гололеда для элегазовых выклю-
чателей, не имеющих открытых подвижных частей или размы-
каемых контактов, обычно не проводятся.
508
Рисунок II 19 - Осциллограмма включения
- собственное время включения; tso - время движения кон-
тактов на участке хода 50 мм, VBKJI - средняя скорость контак-
тов при включении на участке хода 50 мм
Для испытания на оперирование при совместном действии
тяжения проводов и ветровой нагрузки в соответствии с
ГОСТ 687-78 к одному из выводов полюса в плоскости, перпен-
дикулярной продольной оси выключателя, прикладывается на-
грузка, равная нормированному значению допускаемого тяжения
проводов для данного типа выключателя. Приложение нагрузки
осуществляется, как правило, с помощью троса, перекинутого че-
рез блок с соответствующим грузом на вертикальной части. Кро-
ме этого, в одной или нескольких точках выключателя приклады-
вается горизонтальная нагрузка в направлении наибольшей па-
русности, рассчитанная исходя из скорости ветра 40 м/с. Нагру-
женный подобным образом выключатель должен выполнить без
сбоев и поломок по 5 операций включения и отключения при
нормированных верхних и нижних пределах напряжения, давле-
ния и усилия пружин - в зависимости от типа привода. В соответ-
ствии со стандартом МЭК 62271-100 нагрузка, имитирующая дей-
ствие тяжения проводов, и приведенная ветровая нагрузка при-
кладываются к выводу выключателя в пяти направлениях и про-
водится по два рабочих цикла (включение и отключение) для ка-
ждого из пяти направлений приложения нагрузки.
509
Элегазовые выключатели также подвергаются испытанию на
механическую износостойкость и ресурсным испытаниям по ме-
ханической стойкости. Для элегазовых выключателей ресурс по
механической стойкости (N) в соответствии с ГОСТ 687-78 дол-
жен составлять не менее 3000 циклов.
При испытаниях на механическую износостойкость выключа-
тель должен без поломок и отказов выполнить N циклов операций
B-tn-O, где tn - произвольная пауза между операциями, без тока в
главной цепи выключателя. Указанное число циклов выполняется
при номинальных значениях напряжения и давления в приводе,
при этом не менее 25 циклов выполняется при верхних значениях
напряжения и давления в приводе и не менее 5 % операций от
общего числа (N) выполняется без преднамеренной выдержки
между В и О. Давление элегаза в резервуаре выключателя должно
быть между верхними и нижним пределами, разрешенными для
эксплуатации выключателя. Механические характеристики, со-
противление главной цепи выключателя и герметичность (утечки
элегаза) в результате испытаний на механическую износостой-
кость не должны выйти за пределы, установленные конструктор-
ской документацией.
При ресурсных испытаниях выключатель должен выдержать
2N циклов операций B-tn-O. Первые N циклов должны быть вы-
полнены без отказов, при выполнении вторых N циклов допуска-
ется не более трех отказов, в работе выключателя. Для выключа-
теля наружной установки не менее O,1N циклов производится при
воздействии на выключатель горизонтальных усилий, имити-
рующих тяжение проводов. После окончания ресурсных испыта-
ний производится проверка механических характеристик выклю-
чателя, измерение сопротивления главной цепи и испытание изо-
ляции выключателя одноминутным испытательным напряжением
(в объеме приемо-сдаточных испытаний).
В соответствии с МЭК 62271-100 ресурсные испытания за-
ключаются в выполнении 2000 циклов B-tn-0 (из них 250 цик-
лов O-0,3c-BO-tn-B) при минимальных, номинальных и макси-
мальных значениях напряжения питания и рабочего давления
для выключателей с обычными условиями эксплуатации. Для
выключателей с особыми условиями эксплуатации при ресурс-
ных испытаниях надлежит выполнить 5 испытаний по 2000
циклов с допустимым обслуживанием выключателя между
510
циклами в соответствии с программой, определенной изгото-
вителем выключателя.
11.4.2 Механические испытания элегазовых разъедините-
лей
Элегазовые разъединители отличаются от обычных разъеди-
нителей тем, что их контактная система закрыта герметичной
оболочкой и не доступна для непосредственного наблюдения и
измерений.
Характеристики контактной системы приходится получать
косвенными измерениями, применяя различные вспомогательные
методы.
Основные характеристики, которые необходимо определить,
следующие:
- полный ход подвижного контакта;
- ход подвижного контакта после касания неподвижного кон-
такта при включении;
- зазор между неподвижным и подвижным контактами в от-
ключенном их состоянии;
- время от подачи команды на включение до касания под-
вижного контакта с неподвижным;
- время ог подачи команды на отключение до размыкания
подвижного и неподвижного контактов.
Кроме этих характеристик, которые измеряются у каждого
изготавливаемого разъединителя, отдельные изделия подвергают-
ся испытаниям на механическую износостойкость и надежность
работы.
Для измерения основных характеристик на стадии сборки
разъединителя определяется зависимость хода подвижного кон-
такта от угла поворота вала разъединителя, который выходит из
корпуса оболочки. Эта зависимость выражается на графике в виде
кривой зависимости хода контакта от угла поворота вала, с по-
мощью которой можно определить положение подвижного кон-
такта для любого положения вала.
Время включения и отключения разъединителя измеряется
секундами и не должно быть слишком большим, т.к. разъедини-
тель должен иногда отключить небольшие емкостные токи.
Элегазовые разъединители обычно управляются двигатель-
ными приводами, в которых движущей силой служит электродви-
511
гатель. Это позволяет иметь фиксированное время включения и
отключения. Значение этого времени измеряется с помощью
электросекундомера. На рисунке 11.20 приведена электрическая
схема, позволяющая измерить с помощью электросекундомера
время от подачи команды до момента замыкания (или размыка-
ния) контактов разъединителя при оперировании.
На рисунке показано положение схемы для измерения собст-
венного времени отключения разъединителя, контакт Р которого
замкнут.
Рисунок 11.20 - Схема измерения собственного времени
при замыкании и размыкании контактов
Р - испытуемый разъединитель; В - выключатель измеритель-
ной цепи; ЭС - электросекундомер; R - сопротивление ЭС;
Д - электродвигатель ЭС; ЭД - электродвигатель разъедини-
теля; II - переключатель
При замыкании выключателя В одновременно подается ко-
манда на отключение испытуемого разъединителя Р (запускается
электродвигатель ЭД) и приводится в действие электросекундо-
мер ЭС, начиная отсчет времени. После размыкания контакта
разъединителя Р цепь электросекундомера обесточивается, его
512
стрелка останавливается и фиксирует величину собственного
времени отключения.
Для измерения собственного времени включения разъедини-
теля, контакт Р которого разомкнут, переключатель П переводит-
ся в положение, обозначенное на схеме пунктиром.
При включении выключателя В также запускаются электро-
двигатель испытуемого разъединителя Р и электросекундомер
ЭС. При замыкании контакта разъединителя Р, который в этом
положении переключателя подключен параллельно двигателю
электросекундомера, последний шунтируется и стрелка фиксиру-
ет собственное время включения разъединителя.
Измерение собственного времени включения и отключения
разъединителя проводится как при номинальном напряжении на
катушках включения и отключения (7И= 220 В переменного тока,
так и при повышенном и пониженном напряжениях, равных
0,85 (/„и 1,1 t/ц соответственно. Величина собственного времени,
измеренного в этих пределах, не должна превышать нормирован-
ной величины.
Важнейшей характеристикой разъединителя является меха-
ническая износостойкость.
Этому виду испытаний аппарат подвергается при разработке
и периодически один раз в 5 лет. Испытания заключаются в мно-
гократном включении и отключении аппарата с помощью элек-
тропривода, причем во время первых 1000 операций или другой
установленной в технической документации величине не должно
быть ни одного отказа. В противном случае аппарат считается не
выдержавшим испытания, причина отказа исследуется, устраня-
ется конструкторская или технологическая недоработка и после
этого испытание повторяется снова.
После успешного выполнения испытания на механическую
износостойкость обычно проводится испытание на надежность
работы, которое заключается в проведении удвоенного количест-
ва операций, выполненных при испытании на механическую из-
носостойкость, при зачете последних.
При этом виде испытания допускаются износовые или функ-
циональные отказы, предельное количество которых оговаривает-
'я в технической документации. Причины таких отказов могут
’ть устранены с помощью запасных частей.
513
Испытание на надежность способствует выявлению относи-
тельно слабых элементов аппарата и помогает вести работу по
повышению его качества.
11.4.3 Испытание на прочность при транспортировании
Испытанию на прочность при транспортировании подверга-
ются изделия в упакованном виде с целью определения их спо-
собности выдерживать длительную перевозку различными вида-
ми транспорта. Режим испытания определяется ГОСТ 23216-78
Ц1.25].
В нем предусматривается испытание изделия в упаковке на
ударном стенде, на котором имитируется транспортирование:
плита стенда вместе с изделием подвергается заданному количе-
ству ударов с определенной величиной ускорения и длительно-
стью ударного импульса. Но, так как элегазовые аппараты обычно
имеют значительные габариты и массу, для испытания которых
отсутствуют соответствующие ударные стенды, в ГОСТ 23216-78
предусмотрены испытания крупногабаритных изделий путем пе-
ревозки их на грузовых автомашинах на определенное расстояние
в зависимости от состояния дорог, по которым производится пе-
ревозка. Для более рационального проведения такого испытания
обычно в технических условиях предусматривается совмещение
испытания на прочность при транспортировании с отправкой из-
делия заказчику в том случае, если заказчик находится на соот-
ветствующем расстоянии от изготовителя изделия.
Если заказчик при осмотре прибывшего изделия не обнару-
жит его повреждений, результаты испытания считаются положи-
тельными.
11.5 ИСПЫТАНИЯ НА НАГРЕВ ПРИ ПРОДОЛЖИТЕЛЬНОМ
РЕЖИМЕ РАБОТЫ И ИЗМЕРЕНИЕ СОПРОТИВЛЕНИЯ
ГЛАВНОЙ ЦЕПИ
11.5.1 Основные требования к условиям проведения ис-
пытаний
Известно, что при протекании номинальных токов электриче-
ские аппараты нагреваются и чтобы определить соответствие
превышения температуры или температуры нагрева нормам, ус-
514
тановленным в нормативных документах [11.26], [11.2], необхо-
димо провести тепловые испытания.
Испытания проводятся при нормальных климатических усло-
виях, т.е. при температуре плюс (25±10) °C, относительной влаж-
ности воздуха (45-80) %, атмосферном давлении (630-
800) мм рт.ст., если иное не предусмотрено дополнительными
нормативными документами.
При испытании на нагрев должны быть приняты меры для
защиты испытуемого аппарата от воздействия посторонних воз-
душных течений, солнечных или других тепловых излучений.
В течение последней четверти длительности испытаний тем-
пература окружающего воздуха не должна изменяться более чем
на 1 °C в час.
Испытаниям на нагрев подвергаются все виды электрических
аппаратов, через которые протекает номинальный ток.
11.5.2 Испытательные схемы и силовое оборудование
Разные по параметрам (номинальным токам) и конструкции
аппараты испытываются в разных схемах.
Аппараты с раздельными полюсами в зависимости от конст-
руктивных особенностей, наличия взаимного магнитного и (или)
теплового влияния полюсов испытывают:
- в трехфазной схеме;
- в однофазной схеме с "обратной” шиной, проходящей по оси
соседнего полюса, или в случае, когда "обратный” ток протекает
по корпусу испытуемого аппарата;
- в однофазной схеме, если взаимным магнитным и (или) теп-
ловым влиянием можно пренебречь.
Испытания в трехфазной схеме в испытатель-
ном центре НИИВА проводятся на трехфазном испытательном
стенде на токи до 28,5 кА, который состоит из источника питания
(синхронного генератора) нагрузочных трансформаторов и изме-
рительных преобразователей тока с соответствующими средства-
ми измерения. В частности, испытываются в такой схеме аппара-
ты с тремя фазами, размещенными в одном корпусе.
Если номинальный ток аппарата выше 4 кА, то испытания
проводятся в однофазной схеме на трехфазном
стенде с подключением его двух фаз, в одной из которых уста-
новлен испытуемый аппарат, а другая фаза - это "обратная” шина
515
или корпус испытуемого аппарата, например, в таких условиях
был испытан выключатель на номинальный ток 8 кА и номиналь-
ное напряжение до 800 кВ.
Если номинальный ток аппарата ниже 4 кА и можно пренеб-
речь влиянием магнитного поля соседних фаз (к таким аппаратам
относятся отдельно стоящие элегазовые выключатели типа ВГБ
на 110 кВ и 220 кВ), то испытания проводятся в однофазной схе-
ме на однофазном стенде, в состав которого входят источник пи-
тания (однофазный автотрансформатор) и три нагрузочных
трансформатора с различными характеристиками.
При испытании в трехфазном режиме аппаратов, полюса ко-
торых расположены в одной плоскости, при питании от трехфаз-
ного источника питания трудно получить одинаковые токи во
всех трех фазах: токи в крайних фазах оказываются на (20-30) %
меньше тока в средней фазе.
Если необходимо получить одинаковые токи во всех трех фа-
зах трехфазных аппаратов на номинальные токи от 630 А до 4 кА,
где важно учитывать влияние магнитных полей, например, в ап-
паратах, где все три полюса расположены в одном корпусе и ме-
ждуфазное расстояние мало, можно использовать раздельное ре-
гулирование напряжения (и соответственно тока) в каждой фазе.
Пофазное регулирование осуществляется регуляторами с помо-
щью понижающих трансформаторов, установленных в каждой
фазе, вторичной обмоткой которых служит шина, подключаемая к
испытуемому аппарату и пропущенная через отверстие, образуе-
мое первичной обмоткой трансформатора, намотанной на кольце-
вой магнитопровод.
В зависимости от напряжения, требуемого для получения
нужного тока, в каждой фазе может быть установлено несколько
таких ’’галет", вторичные напряжения которых суммируются в
проводнике испытательного контура.
11.5.3 Средства измерения
При испытаниях аппаратов на нагрев применяются приборы:
- амперметры, вольтметры, шунты, трансформаторы тока и
другие средства измерения класса точности не хуже 0,5;
- измерительные мосты класса точности не хуже 0,5;
- микроомметры класса точности не хуже 3,0;
- термометры с ценой деления шкалы не более 1 °C;
516
- термопары (термоэлектрические преобразователи), с преде-
лом допустимых отклонений ± 2,5 °C по ГОСТ Р 50431-92 Для
испытания на нагрев электрических аппаратов наиболее подходят
термопары типа ХК [11.27].
На трехфазном испытательном стенде на токи до 28,5 кА для
измерения тока вместо трансформаторов тока используются из-
мерительные преобразователи тока типа поясов Роговского (далее
ИПТ), расположенные на перемычке между двумя последова-
тельно соединенными нагрузочными трансформаторами, вторич-
ная обмотка выполнена из тонкого провода. При прохождении
тока по первичной обмотке ИПТ на выводах его вторичной об-
мотки возникает ЭДС, пропорциональная току. Общая погреш-
ность измерения тока составляет 1 %.
11.5.4 Испытания на нагрев
Методика испытаний на нагрев
Эти испытания проводятся по методике ГОСТ 8024 [11.26] и
МЭК 62271-001 [11.2].
Испытанию подвергается полностью собранный аппарат.
В зависимости от опыта, полученного при предшествующих
испытаниях аппаратов такой конструкции или аналогичных, ис-
пытание на нагрев может проводиться до механических испыта-
ний (до испытаний на механическую износостойкость) или после
них. В случае испытаний на нагрев после механических испыта-
ний регулировка механизмов и разборка аппарата недопустима.
Аппарат устанавливается в эксплуатационном положении
(горизонтальном или вертикальном) и испытывается при проте-
кании номинального тока или при испытаниях трансформатора
тока - наибольшего рабочего тока.
Перед испытанием на нагрев измеряется сопротивление токо-
ведущего контура аппарата, затем аппарат устанавливается на
стенде для тепловых испытаний и собирается схема, выбранная в
соответствии с ГОСТ 8024 и требуемым током. Превышение тем-
пературы измеряется с помощью термопары. Термопары типа
хромель-копель устанавливаются на токоведущих частях аппарата
- контактах, контактных соединениях и других частях токоведу-
щего контура, а также (при необходимости) на изоляции, корпу-
сах аппаратов и внутри корпусов для измерения температуры эле-
газа.
517
Провода термопар во избежание образования контуров, в ко-
торых могут индуктироваться электродвижущиеся силы, скручи-
вают между собой и располагают по возможности вне среды дей-
ствия переменных магнитных полей.
Термопары (горячие спаи) устанавливаются на минимально
возможном расстоянии от места контакта или контактного соеди-
нения, прикрепляя их зажимами или зачеканивая в ’’тело" токове-
дущей части. Для того чтобы вывести холодные спаи термопар из
герметичного корпуса аппарата, используется отверстие, в кото-
рое проходят провода термопар, затем это отверстие заливается
эпоксидной смолой. Температуру среды, окружающей холодный
спай термопары, измеряют термометром.
Превышение температуры вторичных обмоток трансформа-
торов тока, намотанных проводом с известным температурным
коэффициентом сопротивления, определяется методом измерения
сопротивления. Сопротивление обмотки измеряется в нагретом и
холодном состоянии и по разности значений сопротивления рас-
считывается превышение температуры.
Перед началом испытаний аппарат заполняется элегазом,
давление которого указано в технических условиях на аппарат,
затем проводится испытание на герметичность.
Проведение испытаний на нагрев
Испытания проводятся до получения установившегося тепло-
вого режима. Значение термоЭДС (превышения температуры)
фиксируется каждый час. Тепловой режим считается установив-
шимся, если температура отдельных частей аппарата не изменяет-
ся более чем на 1 °C в течение 1 ч. Для ускорения испытаний до-
пускается предварительное нагревание испытуемого аппарата то-
ком выше номинального или наибольшего рабочего. Аппарат
считается выдержавшим испытание на нагрев при продолжитель-
ном режиме работы, если его превышение температуры не пре-
восходит норм ГОСТ 8024.
Определение электрического со-
противления аппарата
Сопротивление аппарата определяют методом вольтметра-
амперметра при пропускании постоянного тока или прибором не-
посредственного измерения сопротивления между выводами каж-
дого полюса изделия и (или) отдельных участков токоведущей
518
системы по методике ГОСТ 17441 [11.28] и в соответствии с тре-
бованиями ГОСТ 10434 [11.29].
При определении электрического сопротивления контактов
точки подсоединения концов потенциальных проводов устанав-
ливаются на расстоянии (2-10) мм от контактного стыка.
При измерении сопротивления рекомендуется устанавливать
постоянный ток не более 0,3 от значения номинального тока ап-
парата.
По полученному значению падения напряжения и заданному
току определяется значение сопротивления. Сопротивление токо-
ведущей цепи аппарата не должно быть выше значения, приве-
денного в технической документации на аппарат.
11.6 ИСПЫТАНИЯ ЭЛЕКТРИЧЕСКОЙ ПРОЧНОСТИ изоляции
ЭЛЕГАЗОВОГО ОБОРУДОВАНИЯ
В настоящее время номенклатура высоковольтного элегазо-
вого оборудования включает в себя как отдельно стоящие (сете-
вые) аппараты: выключатели, измерительные трансформаторы
тока (ТТ) и трансформаторы напряжения (TH), ограничители пе-
ренапряжений (ОПН), так и комплектные распределительные
устройства с элегазовой изоляцией (КРУЭ) и подстанции с
КРУЭ.
К отдельным видам элегазового оборудования относят также
элегазовые токопроводы (в т.ч. магистральные), газонаполненные
вводы, конденсаторы и изоляторы, а также испытательные уста-
новки высокого напряжения с элегазовой изоляцией.
11.6.1 Требования к электрической прочности изоляции
элегазового оборудования
Требования к изоляции элегазовых ап-
паратов
Общие требования к электрической прочности изоляции се-
тевого элегазового оборудования - отдельно стоящим аппаратам,
совпадают, в основном, с требованиями к неэлегазовому оборудо-
ванию.
Они содержатся в международных (см., например, [11.2]) и
национальных (см., например, [11.5]) стандартах, а также в стан-
дартах на конкретные виды оборудования. Так, международной
519
электротехнической комиссией (МЭК) издан отдельный стандарт
на КРУЭ [11.13].
Главной номинальной характеристикой аппарата, однозначно
определяющей основные требования стандартов к электрической
прочности изоляции его главных (высокого напряжения) цепей в
нормальных условиях эксплуатации, является класс напряжения
аппарата (наибольшее рабочее напряжение в сети), а также харак-
теристики применяемых в сети защитных разрядников. Эти тре-
бования - ’’уровень изоляции” - стандарты устанавливают в виде
совокупностей нормируемых значений испытательных воздейст-
вий (напряжений) различного вида: испытательные переменные
напряжения промышленной частоты, грозовых и коммутацион-
ных импульсов, а также в виде нормированных значений характе-
ристик изоляции при этих испытательных воздействиях, напри-
мер характеристик частичных разрядов (ЧР).
Требования к электрической прочности элегазовой изоляции
в стандартах предусмотрены для нижнего предела избыточного
давления элегаза в аппарате, при котором в технических условиях
(ТУ) нормируется сохранение его электрической прочности. При
этом, как правило, к изоляции элегазовых аппаратов дополни-
тельно (в ТУ) предъявляется требование сохранения определен-
ного уровня электрической прочности (наибольшее рабочее фаз-
ное напряжение в течение 20-60 мин) при нулевом избыточном
давлении элегаза. Это требование связано с возможной в эксплуа-
тации аварийной потерей давления элегаза.
Наиболее полно требования к электрической прочности изо-
ляции элегазового оборудования разработаны применительно к
КРУЭ.
11.6.2 Требования к изоляции КРУЭ
В таблицах 11.1 и 11.2 из отечественного стандарта [11.5]
приведены нормированные испытательные напряжения КРУЭ
классов напряжения (110 -220) кВ и (330 - 750) кВ. До и после
испытаний нормированными испытательными напряжениями
промышленной частоты или коммутационного импульса стандарт
требует проведения испытаний напряжением промышленной час-
тоты с измерением частичных разрядов при значении напряжения
(7=1,1 (7нр/д/З . Допустимое значение интенсивности ЧР установ-
лено на уровне Ю’11 Кл.
520
Стандарт предусматривает также испытания изоляции КРУЭ
на месте монтажа:
- напряжением промышленной частоты со значением в 80 %
от нормированного для КРУЭ (110- 220) кВ;
- напряжением промышленной частоты со значением в 100 %
или напряжением коммутационного импульса в 80 % от нормиро-
ванных для КРУЭ (330 - 750) кВ.
Аналогичные (с учетом различий в номинальных напряжени-
ях) требования к изоляции КРУЭ содержатся и в международных
стандартах [11.2], [11.13].
Два основных отличия требований к изоляции КРУЭ от тре-
бований к традиционному, неэлегазовому, оборудованию состоят
в том, что для элегазового оборудования предусмотрены повы-
шенные нормы испытательных напряжений грозовых импульсов
и обязательными являются измерения ЧР.
Объем высоковольтных воздействий при испытаниях зависит
от категории испытаний (приемосдаточные, периодические; ква-
лификационные испытания на месте монтажа и т.д.).
Таблица 11.1
Нормированные испытательные напряжения КРУЭ
классов напряжения от 110 до 220 кВ (по [ 11.5])
Класс напря- жения, кВ Испытательное напряжение, кВ
полного грозового импульса кратковременное (одноми- нутное) переменное
относи- тельно земли и меж- ду по- люса- ми между контактами относи- тельно земли и меж- ду по- люса- ми между контактами
вы- ключа- телей разъе- дините- лей вы- ключа- телей разъеди- нителей
НО 550 630 230 265
150 750 860 325 375
220 950 1050 395 460
521
Таблица 11.2
Нормированные испытательные напряжения КРУЭ классов напряжения от 330 до 750 кВ (по [11.5])
Класс напряже- ния, кВ Испытательное нап ряжение, кВ
полного грозового им- пульса коммутационного импульса кратковременное (одноминутное) переменное
относи- тельно земли между кон- тактами вы- ключателей и разъедините- лей относи- тельно земли между кон- тактами вы- ключателей и разъедините- лей относительно земли между кон- тактами вы- ключателей и разъедини- телей
КРУЭ измерительные трансформаторы и вводы, испытывае- мые отдельно
330 1175 1380 (1175+ +205) 950 1095 (800+ +295) 450 510 575
500 1425 1725 (1425+ +300) 1175 1330 (900+ +430) 620 630 815
750 2100 2550 (2100+ +450) 1425 2000 (1360+ +640) 830 880 1240
В особый вид испытаний могут быть выделены испытания
изоляции, проводимые с целью оценки (проверки) состояния обо-
рудования после проведения других видов испытаний (коммута-
ционных, климатических и т.п.). В этом случае методы и нормы
испытаний изоляции могут существенно отличаться от общепри-
нятых.
11.6.3 Методы испытаний
Практические методики испытаний электрической прочности
КРУЭ базируются на общих методах испытаний изоляции высо-
ковольтного электрооборудования, изложенных в [11.30, 11.31].
В методике должны быть учтены требования к способам при-
ложения испытательного напряжения [1 1.30, 11.311, к измерениям
ЧР электрическим методом [11.32, 11.33], а также к точности из-
мерений при испытаниях [11.7, 11.34].
К числу обстоятельств, ограничивающих потенциальные воз-
можности испытаний с применением электрического метода из-
мерений ЧР в условиях производства КРУЭ и на подстанциях, мо-
гут быть отнесены:
1) высокие значения номинальных напряжений и емкостей
КРУЭ;
2) возможные интенсивные электромагнитные помехи;
3) сложность изоляционных систем КРУЭ и множество воз-
можных в них видов и параметров дефектов; сложный характер
поведения дефектов при воздействии высокого напряжения;
4) высокая электроотрицательность элегаза;
5) ограниченный ресурс твердой изоляции КРУЭ.
Эти обстоятельства определяют дополнительные к содержа-
щимся в стандартах требования, которым должна удовлетворять
практическая методика.
11.6.4 Методики испытаний изоляционных систем КРУЭ с
измерением характеристик частичных разрядов
Опыт испытаний изоляции КРУЭ
по ’’стандартным” методикам
Содержащиеся в действующей на сегодняшний день норма-
тивной документации как у нас, так и за рубежом, требования и
методы испытаний изоляции КРУЭ с измерением характеристик
523
ЧР ограничиваются установлением факта отсутствия превышения
в испытуемой изоляции нормированного (предельно допустимо-
го) уровня интенсивности ЧР. На рисунке 11.21 приведен пример
плана испытаний электрической прочности изоляции
КРУЭ-220 кВ испытательным напряжением промышленной час-
тоты с измерением ЧР (в соответствии с требованиями стандарта
Рисунок 11.21 - План испытания электрической прочности КРУЭ-220 с из-
мерением ЧР (в соответствии с требованиями стандарта [11.5])
Un = 1,05 [/нр= 265 кВ - предварительное ("поджига") напря-
жение; иизм =1,1 UHp/у/З = 1,1 252/д/З =160 кВ - напряже-
ние измерения ЧР; - измерения ЧР; (/исп = 395 кВ - нор-
мированное испытательное напряжение
524
Как показал практический опыт таких испытаний, наличие в
изоляционных системах КРУЭ ЧР с уровнем ниже (5-10) пКл еще
не является достаточной для практических целей гарантией того,
что такое КРУЭ может выдержать испытание нормированными
испытательными напряжениями.
Можно выделить ряд основных причин подобной недоста-
точности ’’стандартных” методик испытаний с измерением ЧР.
Первая причина определяется тем, что стандарты предписы-
вают проведение измерений в заполненных до номинального из-
быточного давления (2,5 - 6,0 ати) элегазом КРУЭ, т.е. в условиях,
когда ионизационные процессы (ЧР) в возможных дефектах эле-
газовой изоляции существенно демпфированы высокой электро-
отрицательностью газовой среды. Так, например, в этих условиях
дефекты типа "проводящий выступ” (ПВ) высотой (3 - 5) мм в
КРУЭ-110 кВ могут давать уровень ЧР всего в (5 - 8) пКл, снижая
при этом электрическую прочность на (20 - 30) %.
Вторая причина состоит в том, что стандарты определяют
только ’’общий” предельно допустимый уровень ЧР в изоляции
КРУЭ, не дифференцируя его значения по видам вызывающих ЧР
дефектов. При этом, учитывая различающиеся механизмы
развития разрядов и пробоев с дефектов различных типов, одно и
то же значение ’’общего” уровня ЧР может быть вызвано
наличием в КРУЭ разных дефектов, по разному влияющих на
снижение электрической прочности.
Третьей причиной являются сравнительно низкие (по сравне-
нию с нормированными испытательными) значения нормирован-
ных напряжений измерения ЧР. Так, дефекты изоляционных сис-
тем типа ’’подвижная проводящая частица" (ППЧ) могут быть об-
наружены в отсеках КРУЭ измерениями ЧР только после их от-
рыва от электродов электрическим полем. Поэтому все потенци-
ально опасные дефекты этого типа, размеры которых соответст-
вуют напряжениям отрыва в диапазоне от значения напряжения
"поджига” до нормированного испытательного, в принципе не
могут быть обнаружены измерениями ЧР, проведенными по
"стандартной” методике.
Учитывая отмеченные выше недостатки существующих ме-
тодик измерений ЧР в КРУЭ, потенциально разрушающий харак-
тер испытаний испытательными напряжениями, а также высокую
стоимость объектов испытаний, наряду с разработками специали-
525
зированного элегазового испытательного оборудования, в по-
следние годы был проведен большой объем исследовательских
работ по усовершенствованию практических методик испытаний
с измерением ЧР в изоляции элегазового оборудования.
Основные результаты этих исследований, внедренные в прак-
тические методики испытаний КРУЭ, далее рассмотрены приме-
нительно к возможным в изоляционных системах КРУЭ дефектам
и задачам измерений при проведении испытаний: обнаружение
дефекта, идентификация его вида, определение места расположе-
ния дефекта в КРУЭ и оценка влияния этого дефекта на электри-
ческую прочность.
Результаты исследований характе-
ристик ЧР с дефектов газовой изоля-
ции КРУЭ
Анализ дефектов в изоляции отечественных КРУЭ на номи-
нальные напряжения 110 и 220 кВ за 20 лет их разработок и про-
изводства (типовые, периодические испытания, испытания на
месте монтажа) позволил получить оценки сравнительной опас-
ности дефектов по видам. Результаты проведенного анализа
обобщены в таблице 11.3.
Таблица 11.3
№ п/п Причина отказа (вид дефекта) Удельный вес отказов, %
1 Дефекты газовой изоляции 91,7
В том числе:
1.1 дефекты электродных систем:
- на токоведущем контуре 38,3
- на оболочке 11,7
1.2 дефекты на изоляторах 13,4
1.3 подвижные проводящие частицы 20,0
1.4 детали "под плавающим" потенциа-
лом 5,0
1.5 некачественный элегаз 3,3
2 Дефекты в твердой изоляции 8,3
Всего: 100,0
Приведенные в таблице 11.3 данные совпадают, в основном, с
данными [11.35], обобщающими опыт испытаний изоляции КРУЭ
за рубежом.
526
Из данных таблицы 11.3 был сделан вывод о том, что разра-
батываемые методики испытаний изоляции КРУЭ с измерением
ЧР должны быть ориентированы на разрешение дефектов газовой
изоляции, обеспечивая обнаружение, в первую очередь, дефектов
электродных систем в виде проводящих выступов (ПВ) и дефек-
тов в виде подвижных проводящих частиц (ППЧ).
Характеристики ЧР с проводящих
выступов
Исследования ионизационных процессов с дефектов КРУЭ в
виде ПВ, проведенные в широких диапазонах давлений элегаза и
других газовых сред [11.36], показали (рисунок 11.22), что интен-
сивность ЧР с этого вида дефектов может быть увеличена на по-
рядки при проведении измерений в КРУЭ, заполненных менее
электроотрицательными по сравнению с элегазом газовыми сре-
дами.
Рисунок 11.22 - Влияние состава и давления газовой среды в КРУЭ
на уровень ЧР с дефектов типа "проводящий выступ на электроде"
527
Этот вывод предопределил введение в рекомендуемые мето-
дики испытаний дополнительного к стандартным измерениям
предварительного этапа измерений ЧР - измерений ЧР в КРУЭ,
заполненном воздухом при нормальном атмосферном давлении
(см. рисунок 11.23).
Рисунок 11.23 - План проведения испытаний изоляции КРУЭ
с измерением ЧР (рекомендуемые методики)
Предварительные измерения характеристик ЧР в среде менее
электроотрицательных газовых сред в КРУЭ (воздух, азот, их
смеси) позволяют не только повышать чувствительность обнару-
жения ПВ, но и производить надежную идентификацию и локали-
зацию этого вида дефектов, а также определять геометрические
параметры выступов с последующей количественной оценкой их
потенциальной опасности.
При этом для исключения пробоя газовой изоляции прикла-
дываемое к КРУЭ напряжение ограничивают значениями, завися-
щими от отношений электрических прочностей менее электроот-
рицательной газовой среды (воздуха) и элегаза и их давлений:
([/изм < КХ[/НИ Х(Рв/РЭном),
528
где UmM - напряжение измерения ЧР; К - отношение электриче-
ских прочностей менее электроотрицательной среды (В) и
элегаза; £/ни - нормированное испытательное напряжение
КРУЭ при номинальном давлении элегаза Р^иом\ Рв - значе-
ние давления среды В.
Характеристики ЧР с подвижных
проводящих частиц
Для обнаружения, идентификации, локализации и определе-
ния параметров по характеристикам ЧР другого вида возможных
в КРУЭ дефектов - "подвижных проводящих частиц" (ППЧ), при
исследованиях был разработан способ измерений ЧР [11.37], ос-
нованный на дополнительном к высокому напряжению воздейст-
вии на оболочку испытуемого КРУЭ механической вибрации. Ри-
сунки 11.24 и 1 1.25 иллюстрируют применение этого способа.
Дополнительное механическое воздействие позволяет при
напряжениях значительно меньших, чем напряжения измерения
ЧР по "стандартным" методикам, обнаружить практически любые
дефекты типа ППЧ без опасности пробоя в испытуемой изоляции.
При этом анализ характеристик ЧР, получаемых в процессе из-
мерений по рассматриваемому способу, позволяет надежно иден-
тифицировать этот вид дефекта, определить его эквивалентные
размеры и оценить представляемую им опасность.
Дополнительное механическое воздействие позволяет также
эффективно производить кондиционирование изоляции КРУЭ
путем направленного перемещение ППЧ при движении вибратора
в зоны КРУЭ с малой напряженностью электрического поля ("ло-
вушки").
Рабочие методики испытаний КРУЭ
с измерением ЧР
Результаты проведенных исследований были внедрены в ра-
бочие методики испытаний изоляции на отечественных заводах,
производящих КРУЭ и другое элегазовое оборудование, и под-
твердили свою высокую эффективность.
529
Рисунок 11.24 - Осциллограмма электрических и акустических сигналов
с ППЧ при единичном ударе вибратора
Рисунок 1 1.25 - Зависимости уровней ЧР с ППЧ различных размеров
в КРУЭ-110 кВ, "поднятых" ударами вибратора
Пример плана испытаний изоляции КРУЭ-220 кВ, в ходе ко-
торых предусмотрено измерение ЧР в заполненном воздухом
КРУЭ, а также дополнительное воздействие вибрационных нагру-
зок приведен на рисунке 11.26.
530
Рисунок 11.26 -- План рабочей производственной методики
испытаний КРУЭ-220 кВ с измерением ЧР
мнм - воздействие вибратора
Аналогичные методики с учетом предусмотренных стандар-
тами отличий в значениях испытательных напряжений для испы-
таний на месте монтажа электрооборудования прошли успешную
проверку на отечественных и зарубежных подстанциях с КРУЭ.
11.6.5 Актуальные вопросы высоковольтных испытаний
изоляции
Опыт ввода в эксплуатацию подстанций с КРУЭ показывает,
что решающее влияние на надежность их работы оказывают ис-
пытания изоляции КРУЭ на месте монтажа, поэтому сегодня ис-
пытатели и исследователи особое внимание уделяют совершен-
ствованию методик этих испытаний.
531
Основным методом испытаний на месте монтажа в настоящее
время остается метод приложения испытательного напряжения
промышленной частоты с измерением ЧР.
Предлагаемые альтернативные методики, дополнительно
включающие в себя испытания напряжениями грозовых или ком-
мутационных импульсов, хотя несколько увеличивают эффек-
тивность испытаний, но, как правило, вызывают трудности при
их реализации, связанные с вопросами доставки и размещения на
подстанциях необходимого для таких испытаний оборудования.
Поэтому основные усилия испытателей сегодня направлены
на поиск эффективных методов измерения ЧР, локализации и
идентификации дефектов.
В качестве таких методов предлагаются метод измерения ЧР
в диапазоне сверхвысоких частот (СВЧ) [11.38], акустический
метод |11.39] и совмещение измерений электрическим и акусти-
ческим методами 111.40]. Каждый из перечисленных методов не
дает прямой корреляции между результатами измерений характе-
ристик ЧР и напряжением пробоя и, следовательно, не подтвер-
ждают того, что заданные испытательные напряжения, необходи-
мые по условиям координации изоляции, действительно выдер-
живаются КРУЭ с высокой вероятностью.
Поэтому в настоящее время в рамках СИГРЭ и МЭК созданы
специальные рабочие группы, целью которых являются стандар-
тизация перечисленных методов измерения ЧР и выработка ре-
комендаций по неразрушающим методам оценки состояния изо-
ляции КРУЭ, включающим в себя различные методы измерения
ЧР при использовании современного испытательного оборудова-
ния.
11.7 ИСПЫТАНИЯ ПО ОПРЕДЕЛЕНИЮ МЕТРОЛОГИЧЕСКИХ
ХАРАКТЕРИСТИК ТРАНСФОРМАТОРОВ ТОКА
Основные метрологические характеристики трансформа-
торов тока
Трансформаторы тока относятся к категории масштабных из-
мерительных преобразователей и, как любое средство измерений,
характеризуются рядом метрологических параметров, важнейши-
ми из которых являются:
- номинальный коэффициент трансформации АГН в виде отно-
шения первичного /1н и вторичного /2» номинальных токов
532
Ки=-^-,
- номинальная величина нагрузки - мощность, потребляемая
во внешней вторичной цепи трансформаторов тока при токе /2н и
сопротивлении этой цепи Z2h
V- /2 7
° — У21%2н ’
- погрешности:
1 К -1
- токовая f = 2 "----100%, характеризующая точность
преобразования (коэффициента трансформации) мо-
дуля первичного тока;
- угловая 8, равная углу между вектором первичного тока
и повернутым на 180° вектором вторичного тока и
выражаемая, как правило, в угловых минутах или сан-
тирадианах;
- полная погрешность 8 - действующее значение разности
между мгновенными значениями вторичного тока,
умноженного на номинальный коэффициент транс-
формации, и первичного тока (при принятой марки-
ровке выводов обмоток)
100 fl г / _ - . . \2 ,
е = -Г1тЖ,/2-/|)
Л V 1 о
Для большинства электромагнитных трансформаторов тока
физическим выражением приведенной выше формулы является
ток намагничивания (в процентах от измеряемого тока), который
расходуется на создание магнитного потока в магнитопроводе
трансформатора тока;
- класс точности трансформатора тока для измерений (вто-
ричной обмотки для измерений трансформаторов тока с несколь-
кими вторичными обмотками), характеризуемый совокупностью
предельных нормируемых значений токовой и угловой погрешно-
стей для различных значений измеряемого тока и вторичной на-
грузки;
- класс точности трансформатора тока для защиты (вторичной
обмотки для защиты трансформаторов тока с несколькими вто-
ричными обмотками), характеризуемый предельными нормируе-
мыми значениями токовой и угловой погрешностей при номи-
533
нальном токе трансформатора и значением полной погрешности
при токе предельной кратности;
- номинальная предельная кратность - наибольшее норми-
руемое отношение первичного тока трансформатора тока к сво-
ему номинальному значению, при котором вторичная обмотка для
защиты в части значения полной погрешности соответствует га-
рантируемому классу точности;
- номинальный коэффициент безопасности приборов - наи-
меньшее нормируемое отношение первичного тока трансформа-
тора тока к своему номинальному значению, при котором значе-
ние полной погрешности вторичной обмотки для измерений не
менее 10 %.
Определение токовых и угловых погрешностей
Определение токовых и угловых погрешностей обычно про-
изводится по ГОСТ 8.217-87 [ 11.41] путем сравнения вторичного
тока испытуемого трансформатора с вторичным током образцово-
го трансформатора тока, имеющего одинаковый с испытуемым
коэффициент трансформации. Принципиальная схема испытаний
представлена на рисунке 11.27.
Вторичные обмотки образцового и испытуемого трансформа-
торов, первичные обмотки которых соединены последовательно,
подключены к прибору сравнения. Разность вторичных токов об-
разцового и испытуемого трансформаторов в приборе сравнения
раскладывается на две квадратурные составляющие, одна из ко-
торых пропорциональна токовой погрешности, а другая угловой.
Современные приборы сравнения, предназначенные для по-
верки трансформаторов тока, позволяют одновременно получать в
цифровом изображении информацию о значениях токовой и угло-
вой погрешностей, а также о величине тока (в процентах от номи-
нального тока трансформатора тока), которой эти погрешности
соответствуют. Кроме того, при необходимости эти приборы по-
зволяют измерять активную и реактивную составляющие внеш-
ней нагрузки трансформатора, например, устанавливаемую с по-
мощью магазина сопротивлений НУ.
534
Рисунок 11 27 - Схема испытаний по определению
токовых и угловых погрешностей
PH - регулятор напряжения; Г - понижающий транс-
форматор; ’ГГО - образцовый трансформатор тока; ТТИ - ис-
пытуемый трансформатор тока; ПС - прибор сравнения; НУ -
нагрузочное устройство; Ло, Лх - амперметры; Яь Л2 - выво-
ды первичных обмоток; Иь И2- выводы вторичных обмоток
Так как для подавляющего большинства трансформаторов
тока погрешности нормируются для активных или активно-
индуктивных вторичных нагрузок с коэффициентном мощности
0,8, при испытаниях обычно используются магазины
сопротивлений с указанными коэффициентами мощности.
Силовая часть установки для определения погрешностей
должна обеспечивать плавное регулирование тока в пределах (1-
120) % номинального тока испытуемого трансформатора тока.
Важным условием при испытаниях является соотношение точно-
сти испытуемого и образцового трансформаторов тока. Как пра-
вило, по точности образцовый трансформатор не менее чем в 5
раз должен превосходить испытуемый. В этом случае обычно
значениями погрешности образцового трансформатора тока пре-
небрегают.
535
Испытания по проверке предельной кратности и коэффи-
циента безопасности приборов
Оба эти вида испытаний сводятся к нахождению полной по-
грешности трансформатора тока (вторичной обмотки для транс-
форматора тока с несколькими вторичными обмотками) при га-
рантированной кратности первичного тока и номинальной вто-
ричной нагрузке.
Существуют два метода определения полной погрешности,
процедура которых установлена ГОСТ 7746-89 [11.24], а также
стандартом МЭК 60044-1 [ 11.42]:
Прямой метод, при котором воспроизводится реальный ре-
жим работы трансформатора тока. Этот метод, как правило, ис-
пользуется при испытаниях, связанных с постановкой на произ-
водство вновь разработанных конструкций, а также при типовых,
периодических и сертификационных испытаниях.
Косвенный метод, при котором полная погрешность нахо-
дится путем измерения тока намагничивания магнитопровода ис-
пытуемой вторичной обмотки трансформатора тока. Этот метод
применяется при приемо-сдаточных испытаниях трансформато-
ров тока, а также разного рода предварительных и конструктор-
ских испытаниях.
Испытания по проверке предельной кратности считаются ус-
пешными, если значения полной погрешности вторичной обмотки
для защиты при номинальной вторичной нагрузке и токе пре-
дельной кратности не превышают 5 % для класса точности 5Р и
10 % для класса точности ЮР.
При проверке коэффициента безопасности приборов вторич-
ной обмотки для измерений, который характеризует ограничение
тока в ее цепи, полная погрешность при номинальной вторичной
нагрузке и токе безопасности приборов должна быть не менее
10%.
Прямой метод определения полной погрешности
Электрическая схема соединений при испытаниях по этому
методу представлена на рисунке 1 1.28.
536
ПО - трансформатор тока образцовый; ТТИ - транс-
форматор тока испытуемый; 'ПНИ - трансформаюр тока
промежуточный, находящийся в цепи испытуемого трансфор-
матора тока; 'ГПК) - трансформатор чока промежуточный,
находящийся в цепи образцового трансформатора юка. Л1,
Л2 - амперметры, Z2 - вторичная нагрузка в цепи испытуемо-
го трансформатора тока
К элементам схемы предъявляют следующие требования:
1) коэффициенты трансформации трансформаторов ТТПО и
ТТПИ должны быть такими, чтобы выполнялось условие
K=Nnn0 = Лгии)1,
где К - общий коэффициент трансформации цепи измерения тока;
М) - коэффициент трансформации ТТО; и0 - коэффициент транс-
формации ТТПО\ N" - коэффициент трансформации ТТИ\ пц - ко-
эффициент трансформации ТТПИ\
2) амперметры А1 и А2 должны измерять действующие зна-
чения тока.
Амперметр А2 должен иметь малое внутреннее сопротивле-
ние.
Параметры и режимы работы образцового и промежуточного
трансформаторов выбираются таким образом, чтобы их погреш-
ностями можно было пренебречь.
При протекании тока в последовательно включенных первич-
ных обмотках испытуемого и образцового трансформаторов тока
через амперметр А2 протекает ток, равный разности токов /2и и z20
537
вторичных цепей образцового и испытуемого трансформаторов,
действующее значение которого равно
z20) dt .
Значение полной погрешности находится из вышеприведен-
ной формулы полной погрешности, как процентное отношение
ТОКОВ /д2 и /А1
100 11 • \2 , 100 11 _ v , 100/А2 (1/
Е — г J г1 ) ~ ут 'МТ'] С^2и ^20 ) dt — , /о
Ц V o KIM V o
Определение полной погрешности прямым методом, особен-
но если это связано с проверкой предельной кратности, как пра-
вило, требует получение токов, соизмеримых с током термиче-
ской стойкости трансформатора, время протекания которого не
превышает трех секунд.
Поэтому для повышения точности измерений часто
амперметры, указанные на рисунке 1 1.28, заменяют малоомными
шунтами, а падение напряжения на них подается на
автоматизированную систему измерений, которая позволяет
получать информацию о форме и значениях токов /Л| и /Л2 за
любой временной интервал их протекания, а также
соответствующие им значения полной погрешности.
Косвенный метод нахождения полной погрешности
Этот метод основан на измерении тока намагничивания, ко-
торый должен быть затрачен на создание в магнитопроводе маг-
нитного потока, соответствующего режиму работы трансформа-
тора тока при токе предельной кратности или при токе безопасно-
сти приборов.
Из теории трансформаторов тока [11.43, 11.44] следует, что
именно ток намагничивания для большинства электромагнитных
трансформаторов тока (на этом принципе работают практически
все трансформаторы тока) является основной составляющей их
погрешностей.
Отношение намагничивающего тока к первичному току вы-
ражает полную погрешность трансформатора тока, а квадратур-
ные составляющие полной погрешности соответственно токовую
и угловую погрешности.
538
Il
II
Рисунок 11.29 - Схема замещения трансформатора тока
/| - первичный ток; /2 - вторичный ток; /р - ток намагничива-
ния; R2, х2 - активная и индуктивная составляющие сопротив-
ления вторичной обмотки; /?2н, х2|| - активная и индуктивная
составляющие сопротивления номинальной вторичной на-
грузки; - активная и индуктивная составляющие сопро-
тивления ветви намагничивания
Из представленной на рисунке 11.29 схемы замещения следу-
ет, что ток намагничивания зависит от характеристик магнито-
провода трансформатора (сопротивления ветви намагничивания)
и так называемого расчетного напряжения t/p, приложенного к
участку ав схемы
Ц, = ^Ла/(^ + /?2„)2 + С2-^„)2 ,
где /2п - номинальный вторичный ток; К - номинальная предель-
ная кратность, или коэффициент безопасности приборов, или лю-
бая другая кратность тока по отношению к номинальному значе-
нию, для которой требуется определить полную погрешность.
Значения /?2н и х2п - составляющие вторичной нагрузки
трансформатора тока, как правило, известны. Измерение значения
сопротивления /?2 не представляет трудностей, сложнее обстоит
дело с нахождением значения сопротивления х2, которое, строго
говоря, нелинейно и не может быть найдено прямым измерением.
539
Задача упрощается тем, что у современных трансформаторов
тока высокого напряжения для повышения их метрологических
параметров витки вторичных обмоток имеют равномерную на-
мотку и равномерно распределены вдоль кольцевого магнитопро-
вода.
Для таких конструкций можно принять хг - 0.
Возможность такого допущения обычно проверяется при раз-
работке новых конструкций путем нахождения полной погрешно-
сти прямым и косвенными методами на макетах или опытных об-
разцах.
Схема измерения тока намагничивания приведена на рисун-
ке 11.30.
Рисунок 11.30 - Измерение юка намагничивания
PI1 - регулятор напряжения; Г - повышающий транс-
форматор; mA и Л - миллиамперметр и амперметр для изме-
рения тока; ТИ - испытуемый трансформатор тока; V -
волюметр средних значений; Wb W2i, W22~ первичная и вто-
ричные обмотки испытуемого трансформатора тока
Как видно из рисунка, напряжение, рассчитываемое по при-
веденной выше формуле и соответствующее режиму работы ис-
пытуемого трансформатора тока, при котором должна опреде-
ляться его токовая погрешность, подводится к выводам его вто-
ричной обмотки, и при этом измеряется протекающий по обмотке
ток намагничивания /и. Измерение расчетного напряжения, при
котором производится измерение тока намагничивания, осущест-
вляется на первичной обмотке трансформатора тока вольтметром
средних значений. Показания вольтметра должны быть умножены
на 1,11 п, где 1,11 - коэффициент формы синусоидальной кривой;
п - коэффициент трансформации испытуемого трансформатора
тока.
Измерение напряжения на первичной обмотке делается из
двух соображений:
540
- безопасности, поскольку при измерении тока намагничива-
ния, соответствующего предельной кратности (особенно для
трансформаторов тока с вторичным номинальным током 1 А),
расчетное напряжение может достигать больших значений (более
1000 В);
- кроме того, такой способ измерений позволяет не считаться
с падением напряжения на сопротивлении вторичной обмотки от
протекания тока намагничивания.
Значение полной погрешности с, соответствующее измеряе-
мому при напряжении U току намагничивания находится из
выражения
где /2н - номинальный вторичный ток трансформатора тока; К
- коэффициент кратности номинального тока.
11.8 ИСПЫТАНИЯ ЭЛЕКТРИЧЕСКИХ АППАРАТОВ НА
СТОЙКОСТЬ К ВОЗДЕЙСТВИЮ КЛИМАТИЧЕСКИХ
ФАКТОРОВ ВНЕШНЕЙ СРЕДЫ
11.8.1 Климатические исполнении, категории размещения,
условия эксплуатации, хранения и транспортирования элек-
трических аппаратов в части воздействия климатических
факторов
Климатическими факторами внешней среды по определению
ГОСТ 15150 [11.45] являются: температура, влажность воздуха,
давление воздуха (высота над уровнем моря), солнечное излуче-
ние, дождь, ветер, пыль (в том числе снежная), смены температур,
соляной туман, иней, гидростатическое давление воды, действие
плесневых грибов, содержание в воздухе коррозийно-активных
агентов.
В части воздействия климатических факторов внешней среды
установлено макроклиматическое районирование земного шара,
исполнения, категории размещения, условия эксплуатации, хра-
нения и транспортирования электрических аппаратов.
Определено несколько типов климата со своими обозначе-
ниями и критериями разграничения. Критерии установлены по
показателям температуры и влажности воздуха, включая их соче-
541
тания, как наиболее представительные для всех электротехниче-
ских аппаратов. Например: холодный тип (ХЛ), холодный уме-
ренный тип (ХЛУ).
Для использования электрических аппаратов в нескольких
географических районах с различными типами климата установ-
лены группы макроклимата. Например: умеренно-холодная груп-
па (УХЛ), объединяющая макроклимат умеренный (У) и холод-
ный (ХЛ).
В зависимости от того, где будет эксплуатироваться электри-
ческий аппарат, он должен быть изготовлен в определенном кли-
матическом исполнении. Например, аппараты, предназначенные
для эксплуатации на суше, реках, озерах в макроклиматическом
районе с умеренным климатом, имеют климатическое исполнение
У; для макроклиматических районов с умеренным и холодным
климатом - климатическое исполнение УХЛ.
В зависимости от места размещения электрических аппаратов
при эксплуатации в воздушной среде они различаются по катего-
риям размещения. Например, если электрический аппарат изго-
товлен для эксплуатации на открытом воздухе, где имеет место
воздействие совокупности климатических факторов, характерных
для данного макроклиматического района, то это категория раз-
мещения 1. В ГОСТ 15150 установлено пять категорий размеще-
ния и даны развернутые характеристики каждой категории: 1 -
для работы на открытом воздухе; 2 - для работы в неотапливае-
мых помещениях, где есть свободный доступ наружного воздуха;
3 - для работы в закрытых помещениях с естественной вентиля-
цией; 4 - для работы в помещениях с искусственно регулируемы-
ми климатическими условиями; 5 - для работы в помещениях с
повышенной влажностью.
Сочетание климатического исполнения и категории размеще-
ния называют видом климатического исполнения. Каждый вид
климатического исполнения имеет свои рабочие и предельные
значения температуры и влажности воздуха, которые указаны в
ГОСТ 15150.
Кроме условий эксплуатации самих электрических аппаратов,
существуют группы условий эксплуатации по коррозийной ак-
тивности атмосферы для металлов, сплавов, металлических и не-
металлических неорганических покрытий. Таких групп 8. В этих
группах определены условия эксплуатации с учетом категории
размещения встроенных элементов (поверхностей) и климатиче-
ского исполнения. Группы условий эксплуатации встроенных
542
элементов могут не совпадать с условиями эксплуатации электри-
ческих аппаратов в целом.
Помимо условий эксплуатации электрических аппаратов су-
ществуют определенные условия их хранения и транспортирова-
ния в части воздействия климатических факторов внешней среды.
Эти условия определены местом размещения аппаратов, макро-
климатическим районом, типом атмосферы и совокупностью
климатических факторов, воздействующих при хранении и транс-
портировании на упакованные или законсервированные электри-
ческие аппараты. В ГОСТ 15150 установлено 9 групп условий
хранения аппаратов с характеристикой климатических факторов
для каждой группы.
11.8.2 Виды испытаний в соответствии с предъявляемыми
требованиями и конструктивными особенностями аппаратов
В связи с конструктивными особенностями электрических
аппаратов и сформулированными в технической документации
требованиями в части воздействия климатических факторов
внешней среды выбираются определенные виды климатических
испытаний. Основной целью всех видов климатических испыта-
ний является проверка сохраняемости параметров, работоспособ-
ности и внешнего вида самого электрического аппарата или от-
дельных его узлов и деталей в условиях воздействия климатиче-
ских факторов, а также и после воздействия. Что касается элегазо-
вой высоковольтной аппаратуры, то при испытаниях ее на воздей-
ствие нижнего значения температуры окружающей среды имеют
место некоторые особенности, связанные со свойствами элегаза.
Во время испытаний необходимо осуществлять контроль за со-
стоянием элегаза в аппарате, поскольку при низких температурах
он имеет свойство сжижаться, причем начало сжижения зависит
от совокупного действия таких факторов, как давление и плот-
ность элегаза и температура окружающей среды (см. главу 1).
Для проведения климатических испытаний используется спе-
циальное испытательное оборудование (климатические камеры
тепла и холода, камеры влаги, камеры пыли, дождевальные уста-
новки и т.д.), которое обеспечивает испытательный режим с от-
клонениями значений климатических факторов, не превышающи-
ми нормированных значений. Испытательное оборудование имеет
свою техническую документацию и аттестовано.
543
Испытуемые электроаппараты или их сборочные единицы
размещаются внутри камеры таким образом, чтобы была обеспе-
чена циркуляция газообразной испытательной среды между дета-
лями, а также между ними и стенками камер. Если в процессе
климатических испытаний аппараты или сборочные единицы
подвергаются и электрическим воздействиям, то они располага-
ются на таком расстоянии друг от друга, чтобы отсутствовало
взаимное тепловое влияние.
Каждый вид климатических испытаний включает следующий
ряд операций по воздействующим факторам, проводимых после-
довательно:
- начальная стабилизация;
- начальные проверки и начальные измерения;
- выдержка;
- конечная стабилизация;
- заключительные проверки и заключительные измерения.
В процессе начальных (до выдержки) и заключительных (по-
сле выдержки) проверок и измерений проводится внешний осмотр
испытуемого электрического аппарата или его сборочных единиц
и измерения параметров для данного вида испытаний. Могут быть
проведены измерения параметров во время выдержки, если это
требуется в соответствующих технических условиях на испытуе-
мый электроаппарат.
Перечень параметров, их значения до выдержки, в процессе и
после нее, а также методика их проверки и методика проведения
внешнего осмотра устанавливаются в технических условиях на
испытуемый электроаппарат. В первую очередь измеряются па-
раметры, наиболее подверженные влиянию условий испытаний.
В стандартах как отечественных, так и международных при-
водятся виды климатических испытаний и методика их проведе-
ния 111.45 - 11.53].
11.8.3 Виды испытаний проводимых при выпуске элек-
трических аппаратов
При климатических испытаниях выпускаемых электрических
высоковольтных аппаратов наиболее часто проводятся следую-
щие виды испытаний:
- испытание на воздействие верхнего (нижнего) значения
температуры среды при эксплуатации, при температуре транспор-
тирования и хранения;
544
- испытание на воздействие влажности воздуха (длительное,
ускоренное, в условиях выпадения росы);
- испытание на воздействие изменения температуры среды;
- испытание на воздействие инея с последующим его оттаива-
нием;
- испытание на воздействие дождя;
- испытание на статическое воздействие пыли.
Методика всех видов испытаний регламентирована в норма-
тивных документах на электрические аппараты и строго соблюда-
ется.
Результаты всех видов климатических испытаний оформля-
ются специальными протоколами, где делаются выводы и заклю-
чения по этим испытаниям.
Приведем примеры испытаний на устойчивость к воздейст-
вию климатических факторов внешней среды.
11.8.4 Методика испытаний выключателей на воздействие
климатических факторов
Для примера ниже приведена методика испытаний на воздей-
ствие климатических факторов одного из образцов элегазовых
выключателей климатического исполнения У1.
Выключатель, собранный по чертежу (с вводами, с трансфор-
маторами для защиты, с трансформаторами для измерений и с
приводом), заполненный элегазом (Р=3,85 кгс/см2), испытывался в
герметичном полиэтиленовом колпаке в большой климатической
камере (рисунок 11.31).
Контроль давления элегаза в выключателе осуществлялся ма-
нометром с верхним пределом измерения 10 кгс/см“ класса точно-
сти 0,6.
Для контроля температуры выключателя были установлены
термопары на дугогасителыюй камере и на передаточном меха-
низме. Испытание на воздействие верх-
него значения температуры среды
при эксплуатации (испытание 201, метод 201-1.1
[11.46])
Перед началом испытаний выключатель был проверен на
герметичность по методике, подробно описанной в §11.9. С по-
мощью течеискателя были обследованы все места фланцевых уп-
лотнений и узлов, где возможна утечка элегаза. Затем был прове-
ден внешний осмотр.
545
Рисунок 11.31
При температуре окружающего воздуха в камере плюс 25 °C
определялись собственные времена отключения и включения и
скорости подвижных контактов выключателя по специальной ме-
тодике. После этого температура в камере повышалась до плюс
(40±2) °C, и при этой температуре выключатель выдерживался в
течение 19 часов (до установления теплового равновесия по всему
объему выключателя). В конце последнего часа выдержки темпе-
ратуры были выполнены 20 операций включения и 20 операций
отключения. При выполнении первых и последних операций от-
ключения и включения определялось собственное время в каждой
из этих операций. Временные характеристики сохранились в нор-
мированных пределах.
После окончания проведения операций камера с выключате-
лем охлаждалась до температуры плюс 20 °C, и при этой темпера-
туре выключатель выдерживался в течение 24 часов. Затем по-
вторно определялись собственные времена отключения и включе-
ния, проводилась повторная проверка выключателя на герметич-
ность. Значение утечки элегаза находилось в нормированных пре-
546
делах. Давление в выключателе восстановилось до начального.
После этого был произведен внешний осмотр выключателя, при
котором коррозии металлических деталей, размягчения лакокра-
сочных покрытий, нарушения крепления и других повреждений,
препятствующих нормальной работе выключателя и ухудшающих
его товарный вид, обнаружено не было.
Испытание на воздействие нижне-
го значения температуры среды при
эксплуатации (испытание 203, метод 203-1 111.46])
Это испытание проводилось аналогично предыдущему испы-
танию, в той же последовательности операций, только при темпе-
ратуре в камере, равной минус (45±3) °C; время выдержки соста-
вило 20 часов (время установившегося теплового равновесия по
всему объему выключателя). В процессе испытания на всех этапах
выяснено, что временные характеристики выключателя сохрани-
лись в пределах нормированных. Внешний осмотр, проведенный
по окончании испытания, показал, что повреждений, препятст-
вующих нормальной работе выключателя не было обнаружено.
Испытание на воздействие нижне-
го значения температуры среды при
транспортировании и хранении (испыта-
ние 204, метод 204-1 [ 11.46|)
Перед началом испытания давление элегаза в выключателе
снизили до транспортного давления (0,5 кгс/см2). Затем темпера-
тура в камере понижалась до мин\с (50±3) °C и при этой темпера-
туре выключатель выдерживался в течение 20 часов.
После окончания времени выдержки камера с выключателем
нагревалась до нормальной температуры и при этой температуре
выключатель выдерживался в течение 24 часов. Затем проверя-
лось показание манометра, и оно не изменилось. При внешнем
осмотре выключателя повреждений не обнаружено.
Испытание на воздействие влаж-
ности воздуха (испытание 207, метод 207-1 [ 11.46])
В связи с тем, что весь выключатель не помещался в камеру
влаги, испытаниям подвергались его сборочные единицы:
- шкаф клеммных сборок;
- изоляционный цилиндр камеры выключателя;
- кольцо уплотнительное фланца корпуса выключателя;
- привод гидравлический;
- элемент нагревательный гибкий ленточный;
- трансформаторы тока для защиты и измерений.
547
Объекты испытаний помещались в камеру влаги и подверга-
лись воздействию шести непрерывно следующих друг за другом
циклов. Каждый цикл состоял из двух частей. В первой части
цикла объекты испытаний в течение 16 часов выдерживались при
относительной влажности воздуха (93±3) % и при температуре
плюс (40±2) °C. Во второй части цикла камера с объектами испы-
таний охлаждалась в течение 8 часов до температуры плюс
(35±2) °C при относительной влажности воздуха (95-100) %.
Шкаф клеммных сборок половину срока испытывался с от-
крытой дверцей, а половину срока с закрытой.
В последнем цикле в конце последнего часа выдержки при
температуре в камере плюс (40±2) °C и относительной влажности
воздуха в камере (93±3) % проводились испытания изоляции це-
пей управления и вторичных цепей привода и шкафа клеммных
сборок, а также испытания электрической прочности изоляции
вторичных обмоток трансформаторов. Цепи управления, блоки-
ровки и сигнализации привода, все клеммные сборки с подклю-
ченными проводами шкафа испытания испытательным напряже-
нием U=2 кВ в течение 1 минуты выдержали. Элемент нагрева-
тельный гибкий ленточный испытания испытательным единоми-
нутным напряжением U-3 кВ тоже выдержал. Сопротивление
изоляции соответствовало нормированному. При испытании
электрической прочности изоляции вторичных обмоток транс-
форматоров испытательным напряжением (7=1,5 кВ в течение 1
минуты пробоя изоляции не произошло.
После окончания испытаний объекты испытаний извлекались
из камеры, выдерживались в нормальных климатических услови-
ях в течение 8 часов и затем проводился их внешний осмотр. При
внешнем осмотре коррозии металлических частей, нарушения ла-
кокрасочных покрытий, препятствующих нормальной работе вы-
ключателя, обнаружено не было.
11.8.5 Методика испытаний элегазового трансформатора
тока на воздействие климатических факторов
Типовые испытания трансформатора тока климатического
исполнения У1 описаны ниже.
Испытание на воздействие нижне-
го значения температуры среды при
эксплуатации
Испытания проводились по программе и методике техниче-
ских условий на трансформатор. Испытаниям подвергался серий-
548
ный образец трансформатора тока, но заполненный не чистым
элегазом, а смесью элегаза с азотом до абсолютного давления
5,5 кгс/см2 (парциальное давление азота 2,7 кгс/см2 и элегаза
2,8 кгс/см“), для обеспечения его нормальной работы при темпе-
ратуре окружающего воздуха минус 60 °C.
Трансформатор тока, заключенный в полиэтиленовый герме-
тичный колпак, при нормальной температуре (20±5)°С в камере
выдерживался в течение 68 часов (режим I). Затем температура в
камере понижалась до минус 60 °C (режим II) и при этой темпера-
туре трансформатор тока выдерживался в течение 12 часов, после
чего температура в камере повышалась до нормального значения
(20±5) °C и при этой температуре трансформатор выдерживался
более 12 часов.
После каждого режима определялась концентрация элегаза в
колпаке с помощью течеискателя. По величине концентрации
производился расчет годовой утечки элегаза через уплотнения.
Перед испытанием в режиме II колпак был снят с трансформатора
тока, провентилирован и вновь надет, благодаря чему концентра-
ция элегаза в колпаке снижена до нуля. В конце последнего часа
выдержки при температуре минус 60 °C было произведено изме-
рение тока намагничивания вторичной обмотки трансформатора
тока для измерений.
Из результатов испытаний сделан вывод о том, что трансфор-
матор тока испытания на воздействие нижнего значения темпера-
туры среды выдержал, так как при внешнем осмотре повреждений
не обнаружено, при измерении тока намагничивания его значение
не вышло за пределы нормируемого и по герметичности транс-
форматор тока удовлетворяет норме.
Испытание на воздействие изме-
нения температуры среды (испытание 205,
метод 205-4 [ 11.46])
Испытанию подвергался макет с фланцевыми уплотнениями,
подобными уплотнениям в реальной конструкции.
Макет представлял собой некоторый объект с двумя крышка-
ми, в одной из которых была проделана канавка, а в другой -
плоскость с высокой чистотой обработки поверхности.
Собранный макет был заполнен элегазом с избыточным дав-
лением 4 кгс/см2. Обследование макета с помощью течеискателя
показало отсутствие утечек. Затем макет помещался в камеру вла-
ги и подвергался воздействию влажности воздуха по описанному
выше методу в течение 4 суток. После извлечения макета из каме-
549
ры влаги он выдерживался в течение 3 часов в нормальных кли-
матических условиях и затем подвергался воздействию 5 сле-
дующих друг за другом циклов, каждый из которых состоял из
следующих этапов:
- макет помещался в камеру, температура в которой понижа-
лась до минус 60 °C, и при этой температуре макет выдерживался
в течение 6 часов;
- температура в камере повышалась до плюс 80 °C, и при этой
температуре макет выдерживался в течение 6 часов;
После последнего цикла макет повторно испытывался на воз-
действие влажности воздуха в камере влаги в течение 4 суток. По
окончании испытания на воздействие влажности воздуха макет
помещался в герметичный колпак для замера количественной ве-
личины утечки. С помощью течеискателя, откалиброванного на
измерения концентрации элегаза, была замерена концентрация
элегаза, появившегося в колпаке через 1 час. По соответствующей
инструкции была вычислена величина утечки элегаза из макета в
процентах от массы элегаза в макете за год. Эта величина была в
пределах нормы.
Испытание на воздействие инея с
последующим его оттаиванием (испыта-
ние 206, метод 206-1 111.46])
Испытанию подвергался кронштейн с контактными зажима-
ми. Кронштейн помещался в камеру, температура в которой по-
нижалась до минус (25±3) °C и выдерживался при этой темпера-
туре в течение двух часов. После окончания выдержки кронштейн
извлекался из камеры и подвергался воздействию напряжения
промышленной частоты, равного Л/=3 кВ до полного оттаивания
инея. Изоляция кронштейна испытание напряжением выдержала,
так как не было ни пробоя, ни поверхностного перекрытия.
Испытание на статическое воздей-
ствие пыли (пыленепроницаемость)
(испытание 213, метод 213-1.1 [ 11.46, 11.47])
Испытанию подвергался тот же кронштейн с контактными
зажимами, что и в испытании на воздействие инея. Кронштейн
помещался в камеру пыли и подвергался обдуванию в течение 8
часов при температуре в камере плюс (40±2) °C просушенной спе-
циальной пылевой смесью со скоростью 12 м/с.
После обдувания кронштейн извлекался из камеры, удалялась
пыль с наружной поверхности и проводился его внешний осмотр
с применением ультрафиолетового облучения. При внешнем ос-
550
мотре наличие пыли внутри кронштейна не было обнаружено и не
было механических повреждений. Из результатов испытаний сле-
дует, что кронштейн с контактными зажимами испытуемого
трансформатора тока пыленепроницаем.
11.9 ИСПЫТАНИЯ НА ГЕРМЕТИЧНОСТЬ ЭЛЕГАЗОВЫХ
АППАРАТОВ
При эксплуатации аппаратов элегаз расходуется на дугогаше-
ние в незначительном количестве. Основные потери приходятся
на утечку через места уплотнения и дефекты оболочек. С послед-
ней проблемой промышленность справилась созданием газоплот-
ных оболочек, отливаемых под вакуумом для исключения газооб-
разных включений и пор, и применением прокатных материалов,
из которых создавались эти оболочки.
Основную проблему герметичности аппарата составляют
места уплотнения между отдельными оболочками и корпусами, а
также подвижные соединения валов и тяг.
Установлено, что на герметичность разъемных соединений в
значительной степени влияет чистота обработки сопрягаемых по-
верхностей и качество резиновой уплотнительной прокладки. По-
верхность, с которой соприкасается уплотнение, должна быть
близка к зеркальной, не допускаются риски и царапины, особенно
в направлении, перпендикулярном уплотнительной прокладке.
Требование к герметичности высоковольтных аппаратов, за-
полняемых элегазом, определяется значением допустимой утечки
элегаза за определенный период времени. В мировой практике
установлено допустимое значение утечки из высоковольтного ап-
парата не более 1 % от массы элегаза в год.
Высоковольтные аппараты, выпускаемые отечественной про-
мышленностью, в основном, удовлетворяют этому требованию.
Основные трудности в обеспечении этой величины заключаются в
измерении значения утечки.
Для измерения утечки созданы различные типы приборов, ко-
торые, хотя и с погрешностью, позволяют измерять ее значение.
Эти приборы называются течеискателями и предназначены, в ос-
новном, для поиска места утечки элегаза, но при определенных
условиях могут быть использованы и для измерения ее значения.
Одним из таких приборов является отечественный т е -
чеискатель типа Г Т И (изготовитель - завод "Из-
меритель"). Он основан на свойстве накаленной платины увели-
551
чивать ионную эмиссию со своей поверхности в присутствии га-
зов, содержащих галогены. Ионный ток усиливается и регистри-
руется стрелочным и звуковым индикаторами утечки. Этот при-
бор позволяет осуществить поиск места утечки, однако для изме-
рения ее значения он непригоден из-за нестабильности показаний
под воздействием внешних влияний, таких как движение воздуха,
наличие табачного дыма и других.
Более совершенным является импортный течеиска-
тель типа AI (изготовитель - английская фирма Ai
Qualitek). Его показания не зависят от внешних условий. Прибор
требует для своего функционирования постоянного потока арго-
на, который в выносном щупе под действием слабого радиоактив-
ного источника Ni 63 образует облако электронов, преобразуемых
в детекторный ток. При попадании в это облако элегаза ток
уменьшается пропорционально количеству захваченных молекул
элегаза. В приборе уменьшение тока фиксируется измерительным
прибором.
Этот тсчеискатсль отличается значительно большей чувстви-
тельностью и стабильностью показаний по сравнению с ГТ И и
может быть применен для количественного измерения утечки эле-
газа из аппарата.
В России в настоящее время выпускается течеиска-
т е л ь типа Т П - 3 (изготовитель - НПО "Техномаш") не
менее чувствительный, чем импортный типа AI, также пригодный
для измерения величины утечки. Он основан на принципе иониза-
ции молекул элегаза в вакууме под действием приложенного на-
пряжения U, сопровождается возникновением плазмы, ток в кото-
рой пропорционален количеству засасываемого элегаза. Для этого
течеискателя аргон не требуется, но необходим малогабаритный
вакуумный насос.
При измерении суммарной утечки аппарат помещается в
замкнутую камеру, изолированную от окружающей среды. Каме-
ра может быть изготовлена из металла, полиэтиленовой пленки
или других материалов.
Газ, выходящий из аппарата вследствие утечки, остается в
камере, и концентрация газа повышается с течением времени. Те-
чеискатель, предварительно откалиброванный по концентрации
элегаза, дважды определяет концентрацию элегаза в камере через
определенный промежуток времени. По показаниям течеискателя
может быть вычислена утечка элегаза из аппарата за определен-
ный срок, например за год.
552
Ниже приведена формула, по которой вычисляется годовая
утечка.
С • Ро (V3 - V2)-24 • 365
(P + P0)V} -6,14-Г
• 100 % /год,
(H.l)
g =
где g - утечка злегаза в % от массы элегаза за 1 год; С - концен-
трация элегаза в камере в момент измерения в г/л. Определяется
по калибровочной кривой (начальная концентрация принята рав-
ной 0); Ро - нормальное атмосферное давление; Р - избыточное
давление злегаза в аппарате; Vi - внутренний объем аппарата; V2-
наружный объем аппарата; V3 - внутренний объем камеры; t -
время выдержки аппарата в камере, ч; 6,14 - масса одного литра
элегаза в г/л при нормальном атмосферном давлении и 20 °C; 100
- перевод в проценты.
Объединив постоянные величины, получим формулу
s сл(к-к)
Я = 1,43 10 , ” ,—--L. %/год. (11.2)
(Р + /1К>
Коэффициент элегаза С измеряется с помощью электронозах-
ватного течеискателя типа Л1, имеющего порог чувствительности
не ниже 2-К)'6 г/л, что позволяет вычислять годовую утечку с дос-
таточной точностью. Из других величин важной является значе-
ние внутреннего объема аппарата.
Ее достаточно трудно вычислить по чертежам из-за наличия
внутри аппарата большого количества деталей, заполняющих
объем, но можно определить экспериментально. Для этого нужно
иметь другой мерный объем, значение которого известно. Из ап-
парата, заполненного газом, газ перепускается в мерный объем и
фиксируется давление до и после перепускания. Внутренний объ-
ем аппарата вычисляется по формуле
V • Р
л/ _ мерн 2 Г1 1
где VMepiI ~ объем мерного резервуара, л; и Р2~ избыточное дав-
ление в аппарате до и после перепускания газа, соответственно,
МПа.
Объем V2 определяется приблизительно, как функция от объ-
ема Vi, и с достаточной точностью может быть получен из соот-
ношения V2= l,2Vi.
553
Объем камеры V3 определяется из геометрических размеров
камеры. Желательно, чтобы объем камеры не превосходил объем
V2 более чем в 3 раза.
Для упрощения испытаний камера может быть заменена
пленкой, покрывающей аппарат сверху и уплотненной снизу при-
жимами. В этом случае пол, на котором производится испытание,
должен быть ровным и плотным.
Объем под пленкой принимается, приблизительно равным
1,5 V2.
Для получения равномерной концентрации элегаза в камере
следует установить бытовой вентилятор, который достаточно
включать на короткое время.
Производимое по вышеприведенной методике определение
утечки элегаза из аппарата позволяет по формуле (11.1) вычис-
лить значение утечки в процентах в год от массы элегаза в аппа-
рате.
Как указано в публикации МЭК 62271-001 п. 6.8.2 [ 1 1.2], по-
скольку "измерения утечки на практике могут иметь неточности
±50 %; испытания на герметичность считаются успешными, когда
установленные значения достигаются в пределах ±50 %. Эла не-
точность должна быть принята во внимание при расчете периода
времени между подпитками аппарата элегазом".
Описанная выше методика измерения утечки применима для
аппаратов относительно небольших габаритов или отдельных
блоков. Для аппаратов больших габаритов, таких, например, как
элегазовые выключатели на напряжение 330 кВ и выше, исполь-
зуется методика поблочного измерения утечки. Полученные зна-
чения утечки каждого блока суммируются, и определяется сред-
неарифметическое значение, которое и присваивается всему аппа-
рату.
При соединении блоков в единый аппарат ограничиваются
обследованием стыков соединяемых блоков с помощью течеиска-
теля. При этом не должно быть заметной утечки. В противном
случае блоки разъединяют и устраняют причину утечки в стыках.
Электрические подстанции, использующие элегазовые аппа-
раты, представляют собой сложные разветвленные сооружения, в
которых находятся десятки аппаратов, заполненных элегазом. Не-
которые аппараты соединены между собой перегородками с от-
верстиями и составляют единый резервуар. Другие соединены
герметичными перегородками.
554
При этом различные аппараты могут иметь различное рабочее
давление. Поэтому имеет значение не только герметичность аппа-
ратов относительно окружающей среды, но и герметичность ап-
паратов между собой для исключения перетекания элегаза из ап-
паратов с большим давлением элегаза в аппараты с меньшим дав-
лением.
Для обеспечения герметичности всей подстанции на заводе-
изготовителе контролируется герметичность каждой секции из
нескольких аппаратов, которые заканчиваются герметичной пере-
городкой, и при монтаже, после соединения секций, ограничива-
ются проверкой герметичности стыковых соединений между сек-
циями путем обследования течеискателем.
Определение герметичности ком-
плектных распределительных уст-
ройств
В международных стандартах предусматривается определе-
ние герметичности многосекционных аппаратов и комплектных
распределительных устройств путем суммирования значений
утечки элегаза из отдельных герметичных секций. Для этого не-
обходимо иметь численное значение утечки для каждой секции.
Среднеарифметическое значение утечки отдельных секций
составит процентное значение утечки комплектного распредуст-
ройства.
Для нужд эксплуатации представляется необходимым знать
также значение утечки из аппаратов, выраженное в значении мас-
сы, на основании чего рассчитывается необходимый запас элегаза
для поддержания постоянного давления в аппаратах.
Для отдельного аппарата или секции значение утечки на ос-
новании формулы (11.1) может быть записано
CP0(V3-VA 24-365
g =------—-------------, кг/год. (И-4)
С1000
Для вычисления потребности подстанции в элегазе произво-
дится суммирование значений утечки отдельных секций.
555
ГЛАВА ДВЕНАДЦАТАЯ
ИЗМЕРЕНИЯ ПРИ ИСПЫТАНИЯХ
ВЫСОКОВОЛЬТНЫХ ЭЛЕГАЗОВЫХ АППАРАТОВ
12.1 ПЕРЕЧЕНЬ ВЕЛИЧИН, ИЗМЕРЯЕМЫХ В ПРОЦЕССЕ ИС-
ПЫТАНИЙ. ТРЕБОВАНИЯ К МЕТРОЛОГИЧЕСКИМ ХАРАКТЕ-
РИСТИКАМ СРЕДСТВ ИЗМЕРЕНИЙ
Во время испытаний элегазовые аппараты, как и высоко-
вольтные аппараты других видов, подвергаются воздействиям
электрических, механических, тепловых и пр. величин, значение,
форма и длительность которых регламентируются нормативными
документами (ГОСТ, МЭК и т.п.).
Величины, измеряемые в процессе испытаний, определяются
видом испытательных воздействий и требованиями нормативных
документов.
При испытаниях в режимах короткого замыкания (коммута-
ционных, на стойкость, на нагрев) измеряемыми величинами яв-
ляются ток короткого замыкания промышленной частоты и на-
пряжение, появляющееся на выводах аппарата при испытаниях на
отключение и включение тока к.з. Контролируются также частота
испытательного тока, ход и скорость движения контактов, темпе-
ратура элементов аппарата и другие величины, характеризующие
испытательный процесс.
При испытаниях высоковольтной изоляции электрических
аппаратов измеряется воздействующее напряжение - постоянное,
переменное промышленной частоты, грозового и коммутационно-
го импульсов, определяются наличие и характеристики частичных
разрядов в изоляции.
Важное значение при испытаниях высоковольтных аппаратов
с элегазовой изоляцией имеют контроль состояния элегаза (давле-
ние, влажность, температура) и значение величины утечки элега-
за.
При испытаниях на механическую работоспособность, при
проверке характеристик работы механизма выключателя на соот-
ветствие требованиям конструкторской документации контроли-
руются усилия, скорости при включении и отключении, ход кон-
тактов, расход воздуха на операции и на утечки, время действия
механизма и другие величины.
556
Разные величины контролируются при проведении климати-
ческих испытаний (температура, влажность, давление и т.п.)
Значения допустимых погрешностей измерений величин раз-
личны при разных испытаниях и определяются в нормативной
документации на виды испытаний.
Измерительные системы, включающие в себя первичные пре-
образователи и передающие системы с показывающими или реги-
стрирующими устройствами, должны удовлетворять требованиям
по обеспечению точности измерений, указанным в нормативной
документации, как при стационарных, так и при динамических
воздействиях.
Перечень величин, измеряемых при испытаниях, приведен в
разделах, посвященных конкретным видам измерений. Там же
указаны и требуемые точностные характеристики.
В этой главе рассмотрены общие вопросы измерений вели-
чин, которые имеют место при испытаниях высоковольтных ап-
паратов различных видов, в том числе элегазовых. Это измерения
токов короткого замыкания, восстанавливающихся напряжений и
параметров механических и тепловых воздействий при коммута-
ционных испытаниях, измерения напряжений при испытании изо-
ляции, измерения при прочих видах испытаний.
Особенности измерения величин, характеризующих непо-
средственно состояние элегаза при испытаниях и в эксплуатации,
таких как контроль состава элегаза, анализы для определения
примесей, контроль влажности элегаза, измерение частичных раз-
рядов в элегазовой изоляции, измерение герметичности элегазо-
вых аппаратов, рассмотрены в тех разделах, которые посвящены
этим вопросам, а именно в главах 1, 10, 11 и 13, что целесообраз-
но для лучшего восприятия материала этих глав.
12.2 ОСОБЕННОСТИ ИЗМЕРЕНИЙ В ПРОЦЕССЕ ИСПЫТАНИЙ
ВЫСОКОВОЛЬТНЫХ АППАРАТОВ БОЛЬШИМИ ТОКАМИ И
ВЫСОКИМИ НАПРЯЖЕНИЯМИ
Измеряемые токи представляют собой кратковременные ве-
личины, форма которых определяется видом воздействия. Во-
первых, это токи короткого замыкания, представляющие собой
сумму синусоидальной составляющей промышленной частоты и
апериодической составляющей, затухающей с постоянной време-
ни порядка (0,01-0,2) с. Суммарная длительность протекания та-
ких токов от 0,1 до 10 с.
557
Во-вторых, это импульсные токи, разнообразные по форме,
амплитуде и длительности, которые могут сопровождаться сину-
соидальными токами промышленной частоты.
Формы напряжения также весьма разнообразны. Это и сину-
соидальные напряжения промышленной и высокой частоты, и не-
синусоидальные, например напряжения на электрической дуге, а
также импульсные напряжения типа грозового или коммутацион-
ного импульса (при испытании изоляции), либо типа восстанавли-
вающегося напряжения (при коммутационных испытаниях). Об-
щий диапазон частот напряжений, подлежащих измерению, - от
нуля до сотен килогерц.
Измеряемые величины токов и напряжений, как правило,
весьма велики и достигают соответственно сотен килоампер и
сотен киловольт. Поэтому все измерительные средства обычно
содержат первичные измерительные преобразователи, назначени-
ем которых является преобразование измеряемых величин до зна-
чений, удобных для использования в выходных устройствах.
Измерение неэлектрических величин (механических, тепло-
вых и т.п.) в процессе испытаний имеет свою особенность, свя-
занную с наличием сильных электростатических и электромаг-
нитных полей, создающих помехи, уровень которых нередко со-
измерим с уровнем сигнала, получаемого от преобразователя не-
электрической величины в электрический сигнал.
К особенностям измерений при высоковольтных и сильно-
точных испытаниях следует отнести также специфические требо-
вания к первичным датчикам. Они не должны оказывать влияния
на испытательную установку с точки зрения воспроизведения ис-
пытательных воздействий в течение всего интервала испытаний.
Так, например, у делителей напряжения сопротивления не долж-
ны быть меньше, а собственные емкости не должны быть больше
определенных значений, чтобы не влиять на процессы в электри-
ческой дуге исследуемого выключателя, особенно вблизи момента
перехода тока через нулевое значение; сопротивление безиндук-
тивного шунта не должно быть таким, чтобы оказывать практиче-
ское влияние на коэффициент мощности испытательной цепи;
расстояние в свету от высоковольтного делителя напряжения до
любого заземленного объекта или токоведущего контура не
должно быть меньше высоты делителя во избежание влияния ем-
кости между этими объектами и делителем на результат измере-
ний и т.д.
558
Примеров таких специфических требований можно привести
много; более подробно они оговорены в разделах, посвященных
конкретным измерениям.
Нормативные документы требуют от измерительных систем
обеспечения необходимой точности измерений величин, воздей-
ствующих во время испытаний на испытуемый объект. Точност-
ные характеристики измерительных систем, применяемых при
испытаниях, должны соответствовать нормированным значениям
и быть подтверждены при метрологической аттестации средств
измерений.
В испытательном процессе должны применяться только атте-
стованные и своевременно поверенные средства измерений.
12.3 ИЗМЕРЕНИЯ ПРИ ИСПЫТАНИЯХ АППАРАТОВ В РЕЖИ-
МАХ КОРОТКОГО ЗАМЫКАНИЯ
К испытаниям в режимах короткого замыкания относятся ис-
пытания на стойкость при сквозных токах короткого замыкания и
испытания на коммутационную способность, а также некоторые
виды испытаний на нагрев.
В процессе испытаний, как было отмечено выше, необходимо
измерять ток короткого замыкания и напряжение, появляющееся
на контактах испытуемого аппарата. Кроме того, в зависимости от
вида испытаний измеряются первая производная испытательного
тока по времени (в интервале времени вблизи гашения электриче-
ской дуги), ход и скорость движения контактов, температура на-
греваемых током элементов аппарата, давление внутри объема,
заполненного элегазом, длительность к.з. и т.п.
12.3.1 Измерение тока короткого замыкания
Ток короткого замыкания, воздействующий на испытуемый
аппарат, как правило, содержит периодическую составляющую
промышленной частоты z„ и апериодическую составляющую za.
Выражение для тока к.з. имеет вид
/ = /п +za - Im sin(w/ + (p)-/m sintpe"', (12.1)
где /m - амплитуда тока к.з.; (р - фаза замыкания включающим ап-
паратом испытательной цепи; а - коэффициент затухания аперио-
дической составляющей тока к.з.
559
К методам и устройствам, предназначенным для измерений
тока в режимах короткого замыкания, предъявляются следующие
требования:
- устройство должно обеспечить воспроизведение первично-
го испытательного тока измерительной цепи как по форме, так и
по значению с погрешностью, не превышающей нормированного
значения: не более ± 3 % амплитудного и эффективного значения;
не более ± 2 % по временным параметрам;
- устройство не должно реагировать на различные электро-
магнитные и электростатические процессы, протекающие во
внешних контурах и объемах, находящихся нередко на довольно
близких расстояниях;
- устройство должно быть достаточно стабильным при работе
в определенных физических условиях.
С учетом сказанного выше очевидно, что устройства, осно-
ванные на использовании интегральных эффектов, таких, напри-
мер, как электротермический, из-за своей инерционности не могут
служить для измерения быстропеременных токов. Из методов из-
мерения, которые могут быть использованы и используются для
этих целей, следует отметить следующие:
- измерение тока с помощью элемента цепи, гальванически
соединенного с токоведущей шиной. Сюда относятся измерения с
помощью безиндуктивного шунта;
- измерение тока с помощью устройств, выходные цепи кото-
рых гальванически не соединены с токоведущей цепью, а именно
с помощью индукционного измерительного преобразователя тока
(прежде всего, пояса Роговского).
Поэтому на практике для измерения токов короткого замыка-
ния применяется одна из следующих систем измерения: система с
шунтом в качестве первичного измерительного преобразователя
тока (шунт-система) и система с индукционным измерительным
преобразователем тока (ИИПТ-система). Принципиальные схемы
обеих систем приведены на рисунке 12.1.
Шунт-система (рисунок 12.1а) состоит из измери-
тельного безиндуктивного шунта Ш, соединительного коаксиаль-
ного кабеля К и регистрирующего устройства - измерительного
канала автоматизированной системы измерений (ИК АСИ) или
осциллографа О. Применяется шунт-система в тех случаях, когда
испытательная цепь, в которой нужно измерить ток, может быть
заземлена.
560
б)
Рисунок 12.1 - Системы измерения тока
а) шунт-система; б) ИИПТ-система
При протекании по шунту III измеряемого тока на потенци-
альных выводах AiB] возникает пропорциональное ему напряже-
ние, которое с помощью коаксиального кабеля К подводится к
регистрирующему устройству в виде измерительного канала ав-
томатизированной системы измерений (ИК АСИ) или осцилло-
графа О. Отклонение луча на экране осциллографа или АСИ про-
порционально измеряемому току, коэффициент пропорциональ-
ности определяется заранее, до испытаний, путем градуировки
измерительного канала.
ИИПТ-система (рисунок 12.16) состоит из индукци-
онного измерительного преобразователя ИИПТ, соединительного
коаксиального кабеля К, интегрирующей цепи R-С, усилителя У и
регистрирующего устройства ИК АСИ или осциллографа О.
При протекании измеряемого тока по токопроводу, который
проходит сквозь окно тороида ИИПТ, на выводах обмотки А|Bi
возникает напряжение, пропорциональное первой производной
измеряемого тока по времени, которое с помощью кабеля К под-
водится к интегрирующей цепочке R-С. Напряжение на емкости
С, пропорциональное измеряемому току, увеличивается усилите-
лем У и подается на регистрирующее устройство - ИК АСИ или
О. Градуировка измерительного канала также производится до
испытаний.
Измерительные шунты. Шунт состоит из токовой цепи и
цепи напряжения. Токовая цепь представляет собой проводник,
561
включаемый в цепь измеряемого тока, а цепь напряжения - это
измерительная цепь, к выводам которой подсоединяется измери-
тельный прибор. В идеальном случае конструкция шунта должна
быть такой, чтобы напряжение Um на выводах цепи напряжения в
некотором постоянном масштабе полностью соответствовало току
/ш, протекающему по токовой цепи шунта
Uni=RiUi^ (12.2)
где /?ш сопротивление токовой цепи шунта.
При конструировании и расчете шунтов, предназначенных
для измерения токов, изменяющихся во времени, кроме значения
сопротивления шунта (что является достаточной характеристикой
шунта постоянного тока), необходимо учитывать изменение со-
противления токовой цепи шунта за счет поверхностного эффек-
та, влияние места подключения и расположения цепи напряжения
по отношению к токоведущей части, влияние воздействия посто-
ронних электромагнитных полей на цепи измерения. Недоучет
этих факторов приводит к грубым ошибкам в измерениях.
При практическом расчете шунта переменного тока, предна-
значенного для испытаний коммутационной аппаратуры, следует
также основываться на том, что во время испытаний шунт подвер-
гается электродинамическому и термическому воздействию.
Формулы, связывающие электродинамические усилия и электро-
термический нагрев токоведущего элемента с его геометрически-
ми размерами и протекающим по нему током, известны. На осно-
ве этих формул выведены удобные для расчета шунта соотноше-
ния.
Анализ работы шунтов различной конструкции на перемен-
ном токе достаточно подробно приведен в [12.1], где показано,
что наиболее точными, приемлемыми для целей измерения пере-
менных токов являются шунты цилиндрического типа (коакси-
альные, с осевым расположением цепи напряжения) или тонко-
стенные трубчатые шунты с осевым выводом.
Ниже приведено описание шунтов цилиндрического типа,
применяемых при испытаниях в режимах короткого замыкания в
Испытательном Центре НИИВА.
Шунты коаксиальные серии Ш К. Серия
включает три типа шунтов: ШК-5, ШК-20, L1IK-63 на номиналь-
ные токи соответственно 5, 20 и 63 кА.
Конструктивно (рисунок 12.2) шунты выполнены в виде со-
осно-расположенных резистивного элемента и наружного цилин-
дра, соединенных на одном конце. Два других конца резистивного
562
элемента и наружного цилиндра оканчиваются токовыми вывода-
ми, расположенными в одной плоскости, перпендикулярной их
оси.
Рисунок 12.2 - Шунт коаксиальный серии 1ПК
Резистивный элемент шунта (см. рисунок 12.2) состоит из не-
скольких стержней 4 из прецизионного сплава Х20Н80-Н (ни-
хром), установленных по образующим цилиндра и припаянных
твердым припоем одним концом к фланцу 2, другим - к токовому
выводу 6. Наружный цилиндр 3 с крышкой и вторым токовым вы-
водом выполнен в виде единой литой детали.
Потенциальные выводы шунта выполнены в виде розетки 1
приборно-кабельной СР-50-63П, центральный контакт которой
соединен латунным стержнем 5 с токовым выводом 6, а крышка
цилиндра 3 соединена с фланцем 2 с помощью большого количе-
ства винтов с потайной головкой, расположенных по окружности.
563
Расположение идентичных друг другу токоведущих стержней
по образующим цилиндра приводит к равномерному распределе-
нию измеряемого тока по стержням. Поэтому при расположении
потенциального вывода, состоящего из центрального контакта
розетки 1 и латунного стержня 5, по оси этого цилиндра внешнее
магнитное поле не сцепляется с контуром цепи напряжения и,
следовательно, не влияет на точность измерения.
Основные технические характеристики шунтов серии ШК
приведены в таблице 12.1.
Таблица 12.1
Наименование параметра или характеристики Значение для шунта типа
ШК-5 ШК-20 ШК-63
Сопротивление шунта посто- янному току, мОм 0,61 0,27 0,125
Максимально допустимый пик тока (ток динамической стойко- сти), кА 15 55 170
Предельно допустимый инте- грал Джоуля, кА2с, не менее 40 400 1800
Погрешность шунта при из- мерении постоянного тока и переменного тока частоты 50 Гц, % 1 1 1
Постоянная времени остыва- ния, мин, не более 10 15 20
Масса, кг 5 14 17
Экспериментальные исследования шунтов показали, что
влияние поверхностного эффекта таково, что активное сопротив-
ление коаксиального шунта с погрешностью, не превышающей
0,3 % на частотах до порядка тысяч герц, может быть принято
равным сопротивлению шунта постоянному току.
Погрешность измерения тока высокой частоты с помощью
шунта переменного тока определяется его динамической характе-
ристикой, в частности амплитудно-частотной (АЧХ) и фазо-
частотной (ФЧХ) характеристиками.
564
Исследование АЧХ и ФЧХ коаксиальных шунтов типа ШК
проводилось на высокочастотной установке. Величина и форма
выходного напряжения, возникающего на потенциальных выво-
дах шунта, сравнивались со вторичным током образцового высо-
кочастотного трансформатора тока с помощью цифрового запо-
минающего осциллографа. Результаты исследования показали,
что коаксиальные шунты типа ШК-5 работают с погрешностью,
не превосходящей 2 %, при частотах вплоть до 8 кГц,
ШК-20 - до 2 кГц, ШК-63 - до 1 кГц.
Шунт цилиндрический с осевыми по-
тенциальными выводами типа ШОВ. Пример
такого шунта приведен на рисунке 12.3.
Рисунок 12.3 - Шунт цилиндрический тина ШОВ
Конструкция шунта такова, что его токоведущая часть вы-
полнена в виде манганиновых пластин 2 сечением 10x1 мм2, рас-
положенных в радиальных плоскостях. Эта конструкция имеет
преимущества перед другими, т.к. она обладает большой жестко-
стью и хорошо противостоит электродинамическим воздействиям,
обеспечивает равномерное распределение тока по окружности (по
пластинам), ибо сопротивление манганиновой пластины на не-
сколько порядков больше переходного сопротивления в месте за-
делки пластины в торце токового вывода 1. Толщина торца и, сле-
довательно, глубин заделки равны 10 мм, что обеспечивает также
и хороший теплоотвод.
Потенциальные выводы в виде тонких цилиндрических
стержней 3 от центров каждого из торцов направлены по оси
565
шунта навстречу друг другу и далее в виде плотно свитых про-
водников (бифиляра) 5 выведены к выходным клеммам.
Основные технические характеристики шунта типа ШОВ
приведены в таблице 12.2
Таблица 12.2
Наименование параметра или характеристики Значение
Омическое сопротивление, мОм 0,124
Предельный ток частоты 50 Гц, кА 60
Допустимое значение интеграла Джоуля, кА~с, не менее 180
Допустимая длительность предельного то- ка, с 0,05
Расчетное значение максимального пика тока (ток динамической стойкости), кА 340
Погрешность шунта при измерении посто- янного тока и переменного тока частоты 50 Гц, % 1
Интервал времени между опытами с пре- дельными токами, мин 20
Масса, кг 3,2
Амплитудно-частотная характеристика шунта типа ШОВ, ис-
следованная на высокочастотной установке, как это описано вы-
ше, показала, что на частоте порядка 1,2 кГц, погрешность шунта
не превышает 2 %.
Индукционные измерительные преобразователи тока. В
тех случаях, когда участок электрической цепи, в котором необ-
ходимо измерить ток короткого замыкания, не имеет заземленной
точки, применение безиндуктивных шунтов невозможно. Приме-
няются средства измерений, в которых цепь измеряемого тока,
находящаяся под высоким потенциалом (первичная цепь), изоли-
рована от цепи регистрирующего прибора (вторичной цепи), на-
ходящейся под потенциалом земли.
К таким средствам измерений относятся трансформаторы то-
ка (ТТ) и индукционные измерительные преобразователи тока
(ИИПТ).
Трансформаторы тока не нашли широкого применения для
измерения токов при испытаниях аппаратов в режимах короткого
замыкания. Их основное предназначение - измерение установив-
566
шихся токов в диапазоне значений рабочих токов (в пределах но-
минальных значений), где они с высокой степенью точности
трансформируют первичный ток во вторичную цепь, а также ини-
циирование работы токовой защиты в режимах короткого замы-
кания.
В переходных режимах с токами короткого замыкания, опи-
сываемыми формулой (12.1), они работают с недопустимыми ам-
плитудными и временными погрешностями. Токи короткого за-
мыкания в испытательной цепи многократно превышают номи-
нальные значения токов ТТ, которые работают при этом в режиме
насыщения стального сердечника. Особенно плохо ТТ трансфор-
мируют во вторичную цепь апериодическую составляющую тока
короткого замыкания. Как показано в [12.1], погрешность при
этом достигает недопустимо больших значений.
Процессы в трансформаторах тока при протекании по пер-
вичной обмотке токов к.з. и значения погрешностей в этих режи-
мах подробно освещены в [12.1, 12.2].
В связи с вышеизложенным при испытаниях высоковольтной
аппаратуры в режимах к.з. ТТ используют только в случаях, когда
требуется не измерение, а лишь индикация наличия тока в неко-
торой цепи, без претензий на точность измерения.
Индукционный измерительный преобразователь тока
(ИИПТ), известный под названием "пояса Роговского", нередко
называют также воздушным трансформатором тока [12.1], под-
черкивая тем самым, что в нем отсутствует стальной сердечник.
Он представляет собой кольцевой сердечник из немагнитного ма-
териала, плотно обмотанный вторичной обмоткой, а в качестве
первичной обмотки чаще всего служит токоведущая шина, про-
пущенная сквозь окно кольца. Поскольку сердечник ИИПТ не-
магнитный, отсутствуют искажения, причиной которых является
стальной магнитопровод.
Работа круглого тороидального ИИПТ,
расположенного в магнитном поле изме-
ряемого тока. Теория работы ИИПТ рассмотрена в [ 12.1].
Основное требование, предъявляемое к ИИПТ, заключается в том,
что его выходной сигнал должен соответствовать току в шине, на
которой он расположен, и не должен зависеть от токов в других,
посторонних токоведущих элементах цепи. Это значит, что, во-
первых, число сцеплений со всеми витками обмотки линий маг-
нитного потока, созданного измеряемым током, должно оставать-
ся неизменным при сколь угодно сложной форме контура этого
567
тока; во-вторых, число сцеплений со всеми витками обмотки ли-
ний магнитного потока, созданного посторонним током, контур
которого произвольно расположен в пространстве, должно быть
равно нулю.
На рисунке 12.4 изображен круглый кольцевой ИИПТ с об-
моткой, выполненной плотно виток к витку, наложенной на изо-
ляционный сердечник.
Рисунок 12.4 - Круглый кольцевой ИИПТ
Выделим бесконечно малое число витков dw2 обмотки и охва-
тим их бесконечно малым контуром abed, выбранным так, чтобы
сторона его ab, имеющая длину dl. была расположена внутри маг-
нитопровода по магнитной линии, сторона cd была расположена
вне магнитопровода, стороны же cb и ad были нормальны к маг-
нитной линии.
Так как по условию при протекании по обмотке тока магнит-
ное поле вне магнитопровода должно отсутствовать, то намагни-
чивающая сила по контуру abed будет
j) Hctt = j Hdl - Hdl - i2dw2; (12.3)
ab( d ab
отсюда
568
Равенство (12.4) показывает, что для того, чтобы магнитные
линии не выходили за пределы обмотки и, следовательно, не сце-
плялись с посторонним проводником, число витков на элементе
магнитопровода должно быть пропорционально напряженности
поля на этом элементе (ток /2 во всех витках один и тот же, поэто-
му он не оказывает влияния на распределение витков).
Для круглого кольца при протекании по его обмотке тока /2 в
точках, удаленных на расстояние р от оси симметрии, напряжен-
ность поля
г г
Н - - const.
2лр
Подстановка (12.5) в (12.4) дает:
_ w2
d(. 2лр
(12.5)
(12.6)
Для круглого кольца число витков на единицу длины окруж-
ности должно быть величиной постоянной, обратно пропорцио-
нальной радиусу р, а все витки обмотки должны лежать в плоско-
стях, проходящих через ось вращения кольца. Если сечение коль-
ца имеет форму прямоугольника со сторонами, параллельными и
перпендикулярными оси вращения, то взаимная индуктивность
Л/иит первичной обмотки wj со вторичной обмоткой ич определя-
ется выражением
R
^иипт = - w}w2h In . (12.7)
2я г
Для одновиткового ИИПТ проходного типа wi=l и (12.7)
принимает вид
^иинт~ • (12.7а)
2я г
В [12.1] показано, что формула (12.7а) легко преобразуется в
выражение
^иипт — ч (12.8)
где j.Lo - магнитная проницаемость воздуха; S - площадь попе-
речного сечения кольцевого сердечника тороида (площадь витка
обмотки); w2 - число витков обмотки, приходящееся на единицу
длины средней линии кольцевого тороида радиуса гср.
ЭДС, индуцируемая в обмотке ИИПТ при протекании по пер-
вичной обмотке тока ц, пропорциональна первой производной
тока по времени и определяется выражением
569
Л/Иипт i\ • (12.9)
at
При работе на переменном токе ИИПТ удобно характеризо-
вать коэффициентом преобразования кт, равным ЭДС, возникаю-
щей во вторичной обмотке при протекании по первичной обмотке
единицы тока. При синусоидальном первичном токе формула
(12.9) принимает вид (знак опускаем, так как здесь он несуще-
ственен)
U - (л)Мт[ГГ1 - км1;
отсюда коэффициент преобразования (В/Л)
=Ц)/Ииннт.
Для наиболее распространенного случая проходного ИИПТ с
одним первичным витком на частоте 50 Гц при значении S, выра-
женном в см\ равенство принимает вид
км = 393^5 -10"8. (12.10)
Иа практике коэффициент преобразования км удобно выра-
жать в B/кА. При этом (12.10) принимает вид
км = 393w'5 10“5. (12.10а)
Влияние посторонних токов. Ио условию вза-
имная индуктивность обмотки кольцевой катушки с любым кон-
туром, не проходящим через окно тороида, равна нулю. Однако
это имело бы место лишь при идеально равномерном распределе-
нии обмотки. В действительности это не выполняется хотя бы по-
тому, что проволока имеет изоляцию, вследствие чего между вит-
ками обмотки появляются зазоры. Оценим погрешность от влия-
ния постороннего (внешнего) тока, которая при этом может поя-
виться.
Как показано в [12.1], для проводника с током, находящегося
на расстоянии а от оси тороида, погрешность от влияния посто-
роннего тока определяется следующей формулой
с 1 А , а2 + г2 - 2arcos(2ti/</h\)
w2ln(R/rfa у a2 + R2 - 2aRcos(2nk/w2)
где /c=1,2...w2- номер витка от плоскости, проходящей через ось
тороида и ось внешнего проводника.
В [12.1] показано, что уже при w2=24 виткам и при равномер-
ном распределении витков по кольцу тороида влияние внешних
токов исчезающе мало.
570
Поскольку вторичная обмотка ИИПТ, расположенная на по-
верхности кольцевого сердечника, создает виток, охватывающий
шинопровод, внешние поперечные поля могут создавать паразит-
ную ЭДС во вторичной цепи ИИПТ. С целью скомпенсировать
влияние внешних поперечных полей прокладывается обратный
виток.
Принципиальная схема измерений с
ИИПТ и анализ погрешностей при изме-
рении тока короткого замыкания и его
первой производной по времени. Ток короткого
замыкания, протекающий через испытуемый высоковольтный ап-
парат, описывается формулой (12.1). В соответствии с (12.9) в об-
мотке ИИПТ индуцируется ЭДС, пропорциональная di/dt. Таким
образом, измерение первой производной тока к.з. по времени с
помощью ИИПТ осуществляется принципиально просто.
Для измерения самого тока необходимо выход ИИПТ под-
ключить к цепи интегрирования, например к цепи R-С. В этом
случае на интегрирующей емкости появляется напряжение, про-
порциональное току к.з. [12.1].
Принципиальная схема измерения, учитывающая индуктив-
ность, сопротивление и выходную емкость ИИПТ, а также ем-
кость кабеля, соединяющего обмотку ИИПТ с интегрирующей
Рисунок 12.5 - Схема измерения тока i и его первой производной di/dt
На схеме ТИипт и /?иипт - индуктивность и внутреннее сопро-
тивление вторичной обмотки ИИПТ; Ск - емкость, равная сумме
емкости соединительного кабеля и выходной емкости ИИПТ;
R2 и С - элементы интегрирующей цепи. В этой схеме напряже-
ние иАВ пропорционально производной тока к.з., а напряжение,
появляющееся на емкости С, пропорционально току к.з.
571
Анализ схемы показывает, что удовлетворительное интегри-
рование в режимах, имеющих место при испытаниях высоко-
вольтной аппаратуры, производится при постоянной интегриро-
вания
т = С-^-
R<+R2
> 1 С .
(12.11)
При протекании по первичной обмотке ИИПТ тока к.з. (12.1)
на выводах вторичной обмотки АВ и на выходе соединительного
кабеля появляется напряжение иЛВ, пропорциональное di/dt\
им =-------------nlcocos(a>t + (р- <//) + mlctsin(pe~a'], (12.12)
Яшин + Ri
где
1 + (a)TL )
т _ ^иппт .
ь / >
^шпп + Р
m. =----------- ;
fl -OCT L )
2шт, .
tgW = ..1 -|2 >(12.13)
1 + ((OTL )
'iiiiiii
Ila конденсаторе С появляется напряжение zzc, пропорцио-
нальное току
(12.14)
«с = --- - - - р Я|, р М/,„а2{п,ц2 sin (cot + <p - у/ + 0
*4 T ^2 'ЧШП1 +
sinepe"™ -[vz2 sin (ф — + C)~^m2 sin(pjc< (x?},
ГПР Н — СП V Г ’ 1 Л
1 дс г 1 2 с- } m2 — ч
/ + ос2/а
>12.15)
, . R\-\- R3 а. = 1 /Т, = -2 L ; tg^ = —
CR'R7 СО
Анализ выражений (12.12) - (12.15) показывает, что по срав-
нению с идеальными измерениями ток и его первая производная
по времени измеряются с угловыми и амплитудными погрешно-
стями.
Погрешности измерения первой производной тока к.з.
(di/dt)
Угловая погрешность [см. (12.13)] определяется
параметрами ИИПТ и емкостью соединительного кабеля. В ре-
572
альных схемах всегда выдерживается соотношение сот2 < 0,05. В
этом случае tgy = 2cotl; для малых углов, когда tg\|/ = \|/, можно
принять, что временная погрешность соответствующая
угловой V на данной частоте со; тм/ = 2tl. Анализ показывает, что
при необходимости уменьшения \|/ целесообразно уменьшать
^иипт-
Амплитудная погрешность. Из (12.13) видно, что
для реальных схем, отвечающих условию (i)TL< 0,05 (на частоте 50
Гц, это соответствует ц/ - 5°, т.е. = 280 мкс), с погрешностью,
не превышающей 0,2 %, можно принять щ = 1. Что касается ко-
эффициента Ш|, то, разложив правую часть равенства в степенной
ряд, с достаточной степенью точности можно принять
= 1 + 2ат7 = 1 + ат^ .
В реальных испытательных схемах а обычно находится в
пределах 10-100 с'1. При этом для tV)/< 50 мкс погрешность не пре-
вышает 0,5 %. С уменьшением а погрешность измерения произ-
водной тока уменьшается.
Итак, анализ показывает, что основное влияние на точность
измерения производной тока имеет угловая погрешность \|/ (вре-
менная погрешность тм/). Если параметры схемы измерения вы-
браны такими, что обеспечивается малая временная погрешность,
то и амплитудная погрешность мала.
Измерение производной высших гармонических тока.
Амплитудная погрешность с ростом частоты увеличивается в
соответствии с (12.13). Для £-й гармоники коэффициент /7ц< имеет
вид:
Производные различных высокочастотных флюктуаций тока,
которые имеют место в цепях с электрической дугой, будут от-
фильтровываться. В то же время производная составляющих тока
с частотой сравнительно небольшой кратности относительно ос-
новной частоты (имеющих место, например, при испытании по
двухчастотной схеме или при искажениях синусоидальной кривой
тока, связанных с его форсировкой к нулю) осциллографируется
с допустимой погрешностью. Если же в процессе испытаний не-
обходимо измерять и производную тока высокой частоты, то
должны быть обеспечены такие условия измерения, чтобы для
этой частоты величина Axdtl была не более 0,1-0,2, что соответст-
573
вует погрешности, не превышающей (1-4) %. Фактически это сво-
дится к выполнению вторичной цепи с очень малым tl.
Погрешности измерения тока к.з.
Угловая погрешность измерения тока определяется
двумя составляющими - 1|/ и £ Погрешность \|/ возникает в конту-
ре измерения производной и рассмотрена выше. Погрешность
приведена в системе (12.15), и она тем меньше, чем меньше коэф-
фициент затухания цепи интегрирования ос2. Так, для частоты
50 Гц при ot2=lc 1 получаем £=11' (т^=10,2 мкс). Поскольку £ и \|/
имеют разные знаки, то, подобрав параметры цепей такими, что
|£=|\|/|, можно угловую погрешность измерения тока свести к ну-
лю. Однако и сами абсолютные значения £ и \|/ должны быть ма-
лы, иначе, хотя суммарная погрешность и будет малой, могут
возрасти коэффициенты щ и и2 в (12.15), приводящие к росту ам-
плитудной погрешности.
Амплитудная погрешность. Из (12.14) видно, что
амплитудная погрешность зависит от коэффициентов п\, п2 и дщ,
/п2.
Анализ показывает, что на частоте 50 Гц в широком диапазо-
не угловых погрешностей можно принять коэффициенты п\, п2 и
равными 1 (с погрешностью 0,2-0,5 %). Коэффициент ш2, опре-
деляющий погрешность передачи апериодической составляющей
тока к.з., зависит от отношения а2/а.
Максимальная погрешность будет при полной апериодиче-
ской составляющей в токе к.з., причем, учитывая значения т2 по
(12.15), получим:
8( = —(е"”2'-е“ш). (12.17)
“ а-ос2
Эта погрешность зависит от коэффициента затухания аперио-
дической составляющей отключаемого тока к.з. и, изменяясь во
времени, проходит через максимум. Момент максимума погреш-
ности
1 , а
t„=-------In—. (12.18)
ос —ос2 а2
Достаточная точность измерения достигается при постоянной
интегрирования 1с (а2=1с '). На рисунке 12.6 для этого случая
приведены графики изменения 5, стечением времени к.з.
574
Из графиков видно, что для того, чтобы погрешность в тече-
ние всего времени к.з. была не более 1 %, необходимо а/а2>100.
Если продолжительность к.з. невелика, то значение а/оь мо-
жет быть понижено.
Например, при а2^1 с’1 и t KJ=0,03 с погрешность измерения
апериодической составляющей не превышает ±2 %, даже при
а/а2=20.
В практических измерениях целесообразно принять такую
схему интегрирования, в которой а2=1 с'1 (т2=1 с). Однако если в
испытательной цепи имеет место апериодическая составляющая
тока к.з. с малым коэффициентом затухания а, следует уменьшать
и оь, т.е. увеличить постоянную интегрирования сверх 1 с.
ИИПТ с большим внутренним сопротивлением
ИИПТ, применяемые в испытательных лабораториях, предна-
значены для измерения токов к.з. в широких пределах.
Например, диапазон токов, измеряемых на генераторном на-
пряжении мощного испытательного стенда, может составлять
(3-300) кА. Это значит, что на выводах вторичной обмотки ИИПТ
с коэффициентом 5 B/кА возникает ЭДС, амплитуда которой
(7ИИПТ=^ I км =(21,2 — 2120) В. Если учесть, что при испы-
таниях может иметь место форсировка тока, вызывающая резкий
рост производной по времени, то максимальное значение напря-
575
жения на выводах вторичной обмотки может достигать десятков
киловольт. Это опасно как для изоляции ИИПТ между выводами,
так и для вторичных измерительных цепей и устройств. Эта про-
блема полностью исчезает при выполнении обмотки ИИПТ из
провода высокого удельного сопротивления. В этом случае со-
противление обмотки тороида Ииипт выполняет роль интегри-
рующего сопротивления. Высокое напряжение, индуцируемое
первичным током, полностью распределяется по виткам вторич-
ной обмотки. Напряжение, приложенное к межвитковой изоля-
ции, не превышает десятка вольт. Коэффициент преобразования
ИИПТ км в этом случае может быть резко увеличен, что дает воз-
можность более точно измерять малые токи.
Разъемные ИИПТ
Для измерения тока в проводнике, находящемся под высоким
потенциалом, возможны два пути разработки ИИПТ: с собствен-
ной изоляцией или встроенных в конструкцию высоковольтного
ввода в испытательную камеру. В тех точках испытательной цепи,
где имеются высоковольтные вводы, предпочтителен второй путь,
т.к. он позволяет использовать изоляцию ввода.
ИИПТ, располагаемые на вводах, целесообразно выполнять
разъемными, что дает возможность монтировать их без отсоеди-
нения ввода от токоведущей шины. Такой ИИПТ состоит из двух
половин, каждая из которых содержит немагнитный сердечник с
полуобмоткой и обратным проводом, изоляционный каркас, ме-
таллический экран. Обе половины ИИПТ соединяются между со-
бой встык с помощью шипов.
Более подробные данные об особенностях конструкции
ИИПТ с большим внутренним сопротивлением и разъемного
ИИПТ, а также об измерениях и калибровке измерительных цепей
с такими ИИПТ приведены в [12.1].
Определение параметров тока короткого замыкания и его
первой производной по осциллограмме
В результате измерения тока в режиме короткого замыкания
появляется осциллограмма, по которой в соответствии со стандар-
тами МЭК и ГОСТ должны определяться следующие параметры
тока\
- наибольший пик тока (ток электродинамической стойкости);
- действующее значение периодической составляющей в за-
данный момент времени;
- процентное содержание апериодической составляющей в за-
данный момент времени;
576
- время протекания тока (длительность короткого замыкания).
На рисунке 12.7 приведена типовая кривая тока короткого за-
мыкания.
Наибольший пик тока определяется в момецт, со-
ответствующий максимальному отклонению луча от нулевой ли-
нии. На рисунке 12.7 это соответствует отрезку /п. При умножении
длины отрезка 1п на масштаб m-h определенный при градуировке
измерительной цепи, получаем значение наибольшего пика
/ = w. L •
М I п
Действующее значение периодической
составляющей в заданный момент времени определяется
по методу трех экстремумов. Метод заключается в том, что для
периода, которому принадлежит заданный момент времени, опре-
деляются три последовательных экстремальных точки А, В, С
(см. рисунок 12.7).
Проводится прямая через точки А и С, затем прямая через
точку В, параллельная АС. Проводится перпендикуляр ДД’ к оси
абсцисс (оси времени) через заданный момент времени. Дейст-
вующее значение периодической составляющей тока вычисляется
по формуле
577
_ ДД'™,
2V2 ’
Погрешность измерения /м и 1 определяется основными вида-
ми погрешностей: инструментальными погрешностями средств
измерений и методической погрешностью обработки осцилло-
грамм. Суммарная погрешность измерения этих величин не пре-
вышает 2,5 %.
Процентное содержание апериодиче-
ской составляющей в токе в заданный момент времени
измеряется в момент размыкания контактов. Для определения
этого значения используется такая же кривая тока, какая приведе-
на на рисунке 12.7. Процентное содержание определяется по фор-
муле
Время протекания тока, длительность
короткого замыкания или другие интер-
валы времени определяются достаточно просто с помо-
щью регистрирующих устройств типа АСИ или осциллографа.
На дисплее АСИ маркеры устанавливаются в начале и конце
исследуемого процесса и в верхней части окна высвечивается зна-
чение времени. На осциллографе длительность процесса вычисля-
ется благодаря наличию на осциллограмме отметок времени или
записи сигнала известной градуировочной частоты.
Погрешность определения временных интервалов зависит как
от примененных средств измерений, так и от длительностей этих
интервалов и может быть сведена практически всегда до весьма
малых значений (доли процента).
Определение значения di/dt
В соответствии с ГОСТ 687 при синтетических испытаниях
нормируется расчетная скорость подхода тока к нулевому значе-
нию. Эквивалентность синтетических испытаний прямым гаран-
тируется, если действительная скорость подхода тока к нулю не
ниже 95 % расчетной скорости. Для измерения используется
ИИПТ - система (см. рисунок 12.1), при этом сигнал с выхода
ИИПТ подается непосредственно на регистрирующее устройство
(без интегрирования). Иа рисунке 12.8 приведены типичные ос-
циллограммы тока и производной тока по времени di/dt. Измере-
ние значения производной тока сводится к измерению мгновенно-
578
го значения di/dt в заданный момент времени. В частности, важ-
нейшее значение имеет определение мгновенного значения di/dt в
точке В2, соответствующей моменту подхода тока к нулю (точка
А2).
Рисунок 12.8 - Осциллограммы тока i и производной тока di/dt
при отключении к.з.
Производится измерение длины отрезка Л2В2 и умножение ее
на соответствующий масштаб
л -
~Т — *А?В? *
Idt k
12.3.2 Измерение напряжения на контактах испытуемого
аппарата
Как было упомянуто в §12.2, напряжение на испытуемом ап-
парате имеет специфическую форму, отражающую три стадии
процесса отключения короткого замыкания: напряжение на элек-
трической дуге, восстанавливающееся напряжение и возвращаю-
щееся напряжение промышленной частоты.
Напряжение на электрической дуге не
является периодической функцией времени, хотя регулярно меня-
ет знак с изменением полярности тока. Форма напряжения в
большей или меньшей степени изломана, что зависит от различ-
ных факторов, и в первую очередь связана с тем, что дуга в каме-
ре гасится принудительно. По отношению к цепям измерения
электрическая дуга является мощным источником, напряжение
которого содержит широкий спектр гармоник. В связи с изломан-
ностью формы напряжения на дуге трудно сказать что-либо опре-
деленное об амплитуде гармоники в зависимости от ее частоты: с
ростом частоты гармоники амплитуда ее может, как расти, так и
579
уменьшаться. Форма напряжения на дуге в каждом полупериоде
не идентична, что связано с изменяющимися условиями горения
дуги (удлинение ее с расхождением контактов, неравномерный
обдув и т.д.).
Восстанавливающееся напряжение. При
успешном отключении тока короткого замыкания в одни из пере-
ходов тока через нулевое значение дуга гаснет и на выключателе
восстанавливается напряжение, соответствующее ЭДС источника
тока. Процесс восстановления напряжения зависит от схемы ис-
пытательной установки и режима испытаний.
Восстанавливающееся напряжение на испытуемом выключа-
теле имеет следующую форму: переходное восстанавливающееся
напряжение (ПВН), которое может иметь как апериодический,
так и колебательный характер, наложенное на возвращающееся
напряжение, представляющее собой косинусоиду промышленной
частоты с амплитудой, равной амплитуде ЭДС источника тока
(см. главу 11). Диапазон частот восстанавливающегося напряже-
ния простирается до сотен килогерц.
Напряжение промышленной частоты при-
кладывается к коммутационному аппарату либо до протекания
тока (испытания на включающую способность), либо после того,
как закончился процесс дугогашения (испытания на отключаю-
щую способность). Это напряжение соответствует напряжению
холостого хода испытательной установки, основная гармоника
которого описывается выражением
щ = t/lmsin60L
На практике для измерения напряжений при коммутационных
испытаниях применяется одна из следующих систем измерения:
- система измерения, содержащая в качестве первичного пре-
образователя трансформатор напряжения (ТН-система)-,
- система измерения, содержащая в качестве первичного пре-
образователя делитель напряжения (ДН-система).
ТН-система представлена на рисунке 12.9а. При подаче
измеряемого напряжения на высоковольтную обмотку TH на его
низковольтной обмотке появляется напряжение, уменьшенное в
соответствии с коэффициентом трансформации Ктн. С помощью
соединительной линии Л вторичное напряжение подводится к ре-
гистрирующему устройству в виде измерительного канала авто-
матизированной системы измерений (ИК АСИ) или осциллогра-
фа.
580
Трансформатор напряжения предназначен для измерения с
высокой точностью напряжения перед включением выключателя
и возвращающегося напряжения, т.е. напряжения промышленной
частоты. Для измерения и осциллографирования параметров ПВН
и напряжения на электрической дуге он не пригоден, так как ему
присуща зависимость коэффициента трансформации 7€тн от часто-
ты первичного сигнала из-за емкостных связей между высоко-
вольтной и низковольтной обмотками, а также в связи с магнит-
ными процессами в сердечнике TH (см. ниже).
Нагрузка вторичной обмотки TH должна представлять собой
активное сопротивление; мощность, выделяемая в нагрузке, не
должна превышать значения, указанного в паспорте на применяе-
мый TH.
ДН-система представлена на рисунках 12.9 б) и в).
Рисунок 12.9-Системы измерения напряжения
а - ТН-система; б - ДН-систсма с омическим делителем напряжения;
в - ДН-система с емкостно-омическим делителем напряжения
При подаче измеряемого напряжения на высоковольтный
вход делителя напряжения на его низковольтном выходе появля-
ется напряжение, уменьшенное в соответствии с коэффициентом
деления Ku. С помощью соединительной линии вторичное напря-
жение подводится к регистрирующему устройству.
581
При использовании ДН-системы может быть применен как
омический (рисунок 12.96), так и емкостно-омический (рисунок
12.9в) делители напряжения.
ДН-система предназначена как для измерения напряжения
перед включением выключателя и возвращающегося напряжения,
так и для регистрации ПВН и напряжения на электрической дуге.
Трансформатор напряжения и его работа в режиме ком-
мутационных испытаний
Трансформаторы напряжения (TH) по своему устройству на-
поминают силовые трансформаторы. Назначение TH - преобразо-
вание высокого напряжения в напряжение, удобное для подклю-
чения низковольтных измерительных устройств. Теория работы
TH в нормальных режимах освещена широко. Предметом нашего
рассмотрения является работа TH в режимах, имеющих место в
процессе испытаний высоковольтных аппаратов при коммутации
токов к.з., оценка погрешностей и применимости TH в этих режи-
мах. Процессы в TH во время коммутационных испытаний под-
робно освещены в [ 12.1 ].
Работа TH при измерении синусоидальных на-
пряжений эксплуатационной частоты в
установившемся режиме происходит с допустимыми
амплитудными и угловыми погрешностями, соответствующими
их классу точности. Погрешность TH зависит от величины тока
намагничивания, который в установившемся режиме в нормиро-
ванном диапазоне напряжений имеет минимальную величину.
Осциллографирование напряжений, которые существенно ниже
или выше номинальных, сопровождается дополнительными по-
грешностями. В первом случае это объясняется тем, что ток на-
грузки для отклонения регистрирующей системы имеет опреде-
ленную величину, а ток намагничивания уменьшается пропор-
ционально (в первом приближении) напряжению и отношение
этих величин растет.
Во втором случае, при осциллографировании напряжений
существенно больших, чем номинальные, погрешности возраста-
ют из-за нелинейности кривой намагничивания трансформатор-
ной стали. Если индукция в магнитопроводе TH достигает значе-
ний, соответствующих насыщению, то ток намагничивания при-
обретает резко несинусоидальную пикообразную форму. Соответ-
ственно искажается и вторичное напряжение.
582
Работа TH при измерении напряжения
на электрической дуге
Напряжение на электрической дуге содержит спектр гармо-
ник. Поскольку напряжение на дуге всегда меньше номинального
напряжения испытуемого выключателя (а значит, и номинально-
го напряжения TH), то амплитуда гармоник тоже не превышает
номинального напряжения TH. Следовательно, в этом случае TH
работает в режиме, далеком от насыщения, и погрешностей за
счет нелинейных искажений не будет.
Однако при измерении высокочастотных составляющих име-
ют место два неблагоприятных фактора. Во-первых, на высокой
частоте динамическая проницаемость трансформаторной стали
уменьшается с ростом частоты, что приводит к относительному
росту тока намагничивания. Во-вторых, имеют значительное
влияние межвитковые и межобмоточные емкости, которые вызы-
вают появление дополнительных погрешностей
ф‘. = K„,Cnr2a>,
где - коэффициент трансформации TH;
Cj2- межобмоточная емкость;
Z<s2, - соответственно индуктивность рассеяния и сопротив-
ление вторичной обмотки.
Из этих формул видно, что с ростом частоты обе дополни-
тельные погрешности растут. Кроме того, емкостные связи оказы-
вают еще одно влияние: они могут служить причиной резонанс-
ных явлений во вторичной цепи TH.
Таким образом, анализ показывает, что различные состав-
ляющие спектра частот, формирующие напряжение на электриче-
ской дуге, будут передаваться трансформатором напряжения с
различными погрешностями. В целом напряжение на дуге будет
передаваться с искажениями, проявляющимися в сглаживании
одних высших гармонических и усилении других, близких к резо-
нансным частотам.
Работа TH в переходных режимах
Наиболее распространенные переходные процессы первичной
цепи, воздействующие на TH при испытании аппаратуры на ком-
мутационную способность, следующие: включение (и отключе-
ние) TH на напряжение испытательной цепи; спад напряжения от
напряжения сети до напряжения короткого замыкания (напряже-
ния на электрической дуге); восстановление напряжения от на-
583
пряжения к.з. до напряжения сети. Эти процессы весьма основа-
тельно рассмотрены в [12.1].
При включении TH на синусоидальное напря-
жение возникают переходные процессы, подобные таковым в си-
ловых трансформаторах, где они проявляются, главным образом,
в виде апериодического намагничивающего тока с возможным
удвоением максимума индукции в начале переходного процесса.
Процессы в TH описываются дифференциальным уравнением
d\\f R
-7- + = — t/lm smco/,
dt A»
где 1/л- поток в магнитопроводе;
LrH - индуктивность цепи намагничивания TH со стороны
первичного напряжения;
г\- сопротивление первичной обмотки;
R[i{ - сопротивление нагрузки, приведенное к первичной
стороне;
/?о - сопротивление потерь в стали.
Анализ показывает (см. [12.1]), что при включении TH на на-
пряжение и} = t/lm sincoZ вторичное напряжение изменяется в
соответствии с выражением
( 1
w2=-t72m sincoZ-------е t/T,n , (12.19)
сот
\ 1,1 7
где ттн — и //? j н
Таким образом, вторичное напряжение отличается от первич-
ного наличием апериодической составляющей, которая обратно
пропорциональна величине т1Н. Очевидно, что пока TH остается в
ненасыщенном режиме, LrH и ттн велики и апериодическая состав-
ляющая во вторичном напряжении сравнительно мала. При работе
TH в режиме насыщения и тти малы и коэффициент при нели-
нейном члене дифференциального уравнения становится влияю-
щим на значение вторичного напряжения. Значение ттн = / /?тн
следует сравнивать с периодом Т (в нашем случае Т=0,02 с). Если
584
тП1 мало по сравнению с Т, выражение (12.19) дает большую
ошибку.
Спад напряжения силовой цепи от номинального до напряже-
ния короткого замыкания также вызывает переходные потоки в
магнитопроводе, результатом которых является появление пара-
зитной экспоненциальной составляющей, зависящей от отноше-
ния рабочего напряжения к напряжению к.з. и от фазы замыкания
(т.е. от фазы включения испытуемого аппарата). Можно показать,
что влияние апериодической составляющей приведет к погрешно-
сти напряжения во вторичной цепи, достигающей 12 %.
Восстановление напряжения от
напряжения на электрической дуге
до номинального значения вызывает появле-
ние в магнитопроводе магнитного потока как промышленной час-
тоты, так и высокочастотных составляющих, связанных с процес-
сом восстановления напряжения на испытуемом выключателе.
Периодическая составляющая напряжения высокой частоты на-
ложена на периодическую составляющую напряжения промыш-
ленной частоты. Гак как высокая частота превышает промышлен-
ную обычно в 20-200 раз (и даже более), а амплитуды напряжений
этих частот примерно одинаковы, то можно считать, что амплиту-
да высокочастотной составляющей магнитного потока примерно
во столько же раз меньше амплитуды потока, имеющего частоту
50 Гц. Поэтому если по основной гармонике индукция не достига-
ет насыщения, то и высокочастотная гармоника больших допол-
нительных составляющих индукции не дает и насыщение не дос-
тигается.
При подмагничивании постоянной или низкочастотной со-
ставляющей потока трансформация высокой частоты происходит
по частным циклам петли гистерезиса, что вызовет еще большее
уменьшение т1Н и рост погрешностей. К этому же приводит влия-
ние емкостей между обмотками, емкости кабеля, феррорезонанс-
ные явления и т.п.
Если к моменту восстановления напряжения остаточная ин-
дукция высока, в магнитопроводе TH может наступить насыще-
ние и кривые вторичного напряжения исказятся. При этом воз-
можны большие погрешности.
Анализ процессов в трансформаторах напряжения во время
коммутационных испытаний показывает, что, применяя TH, необ-
ходимо учитывать следующие соображения:
585
1) индукция в магнитопроводе TH в течение всего цикла ис-
пытаний не должна достигать значений, соответствующих насы-
щению;
2) уменьшению индукции способствует рациональный выбор
момента подключения TH к источнику напряжения (когда это
возможно по схеме испытаний), например подключение в момент,
соответствующий максимуму первичного напряжения;
3) удовлетворительная точность измерения восстанавливаю-
щегося напряжения трансформатором напряжения имеет место,
когда частота его не менее чем в 2 раза ниже собственной частоты
вторичного контура;
4) точное осциллографирование напряжения на дуге транс-
форматором напряжения невозможно, так как оно содержит и ре-
зонансные гармоники. При этом общий характер изменения на-
пряжения на дуге со спектром до 5 кГц может быть передан на
осциллограмме. Границу применимости TH можно легко опреде-
лить по самой осциллограмме напряжения, и если в ней есть час-
тоты, близкие к резонансным, следует применять для измерения
делитель напряжения.
Делитель напряжения и его работа в режиме коммутаци-
онных испытаний
Делитель напряжения - это измерительное устройство, пред-
назначенное для уменьшения измеряемого напряжения в некото-
рое число раз, называемое коэффициентом деления. Делитель на-
пряжения (ДН) содержит высоковольтное плечо, а также низко-
вольтное плечо - часть делителя, к которой присоединяется изме-
рительный прибор или измерительный канал АСИ. ДН должен
удовлетворять следующему основному требованию: напряжение
на низковольтном плече ДН должно по форме повторять изме-
ряемое напряжение. Это значит, что коэффициент деление ДН не
должен зависеть от частоты и уровня измеряемого напряжения, на
него не должны влиять ни внешние электростатические и элек-
тромагнитные поля, ни корона, ни утечки по изоляции.
Теории делителей напряжения и их применению в технике
высоких напряжений для осциллографирования и измерения волн
напряжения посвящено много литературы; вопросы применения
их при коммутационных испытаниях высоковольтных выключа-
телей в режимах к.з. подробно рассмотрены в [12.1].
Эквивалентная схема омического и емкостно-омического де-
лителей напряжения приведены на рисунке 12.10.
586
а) б)
Рисунок 12.10 — Эквивалентные схемы делителей напряжения:
а - омического; б - емкостно-омического
Омический делитель напряжения имеет эквивалентную
схему, приведенную на рисунке 12.10а, на которой элементы вы-
соковольтного плеча - резисторы R' имеют распределенную ем-
кость на землю Се.
Измерение импульсного напряже-
ния. Если к омическому ДН прикладывается импульс высокого
напряжения (7(7), то распределение напряжения вдоль делителя в
операторной форме будет
Un(p)/Un(р)= sh{jpC'eRn)/sh(ylpC'eR n\ (12.20)
где N - общее число однородных элементов в делителе;
п - число однородных элементов в низковольтном плече;
- операторная форма записи напряжения, приложенно-
го к делителю;
Un(P) - то же напряжения на низковольтном плече.
Оригинал переходной функции h(t), соответствующей выра-
жению (12.20), после преобразований, учитывающих, что в техни-
ке высоких напряжений отношение n/N«l, можно записать
587
h(l)~
U„
UN
(12.21)
где к - номер гармоники, на которые можно разложить измеряе-
мое напряжение t/N;
тк =7?сс/(кл)2.
В формуле для тк R=R'N - полное сопротивление ДН;
Cc=CcN - суммарная емкость ДН на землю. Если бесконечную
сумму экспонент заменить одной экспонентой с условием, что
постоянная времени передачи импульса в некотором ограничен-
ном сверху диапазоне частот с допустимой погрешностью остает-
ся такой же, что и по (12.21), то уравнения примут вид:
(12.22)
tc = RCJ6. J
Анализ (12.22) показывает, что для того, чтобы омический ДН
удовлетворительно передавал форму импульса по всей своей дли-
не, необходимо выполнение условия те < /Мин/(4-^5), где tMMH - ми-
нимальное время от начала импульса, по прошествии которого
начинают измерять напряжение. Сопротивление R и емкость на
землю Сс делителя должны быть возможно меньше.
Емкость Сс одноколонкового делителя напряжения с доста-
точной для технических расчетов точностью может быть вычис-
лена по формуле 112.3]
_ 2nd
е “ I , 2/ + 2/г ’
In — 4- In----
г l + 2h
где Сс- емкость на землю, Ф;
I - длина колонки ДН, м;
г - радиус описанной окружности вокруг поперечного сече-
ния высоковольтного плеча, м;
h - расстояние основания колонны делителя от земли, м;
10“9
8 =---- Ф/м для воздушной среды.
36л
588
Измерение синусоидального на-
пряжения.
Пусть к высоковольтному выводу ДН прикладывается напря-
жение UN - Um sin(co/ + i/?), которое в комплексном выражении
имеет вид
UN=Ume^,+v\ (12.23)
Аналогично формуле (12.20), заменив р на j(D, получим
Un G60)/N G60) ” п)/ (\/7С°Се R .
Разлагая отношение гиперболических синусов в степенной
ряд и учитывая, что отношение л/А«1, можно записать
U= U ---L_ (12.24)
” m N 1+/V
где Pc = j(jore - 0,3(соте )2. (12.25)
Как следует из (12.25), на синусоидальном напряжении у де-
лителя имеются как амплитудная <5це, так и угловая (рис погрешно-
сти:
5ие = -0,3(«тс)2; (12.26)
(Pue=arctg[(yTc), (12.27)
где те определяется из выражения (12.22). Для малых углов
Фие=?^с=36()Д. (12.28)
2л
Анализ (12.26) и (12.27) показывает, что погрешность омиче-
ского делителя из-за нелинейного распределения напряжения по
его длине при синусоидальном напряжении так же, как и при им-
пульсах, определяется произведением /?Се и растет с ростом час-
тоты. Применение омических ДН малого сопротивления и малых
габаритов позволило бы уменьшить погрешность. Однако низко-
омный ДН пригоден не во всех схемах испытаний, т.к. может вно-
сить искажения в условия эксперимента. Например, ДН с пара-
метрами /?=300 кОм и Се=100 пФ имеет те-5 мкс. На частоте
50 кГц такой ДН дает амплитудную погрешность 72 %, а угловую
- около 58°.
589
Электростатическое экранирова-
ние омического Д Н.
Для устранения влияния паразитных емкостей Се элементов
омического ДН на землю необходимо поместить ДН в однородное
электрическое поле. У омических ДН это поле обычно формиру-
ется путем создания емкости на землю большим металлическим
экранирующим кольцом, подсоединенным к высоковольтному
выводу и расположенным симметрично относительно оси делите-
ля. В этом случае омические элементы имеют, кроме емкости на
землю, еще и емкость на экранное кольцо. При этом исключается
протекание токов, заряжающих паразитные емкости, по сопро-
тивлениям ДН, и распределение напряжения по длине делителя
выравнивается. Так, например, для ДН высотой 2 м наилучшие
результаты дает экран в виде усеченного конуса с диаметром
нижнего основания 132 см, диаметром верхнего основания
12,5 см, высотой 48 см.
Емкостно-омический делитель напряжения имеет схему,
приведенную на рисунке 12.106, которая отличается от рисунка
12.10а тем, что каждый элемент R' высоковольтного плеча шунти-
рован элементом продольной емкости Сх
Для такого делителя распределение напряжения вдоль оси ДН
имеет следующий вид в операторной форме [12.1]:
—N . (12.29)
= sh
pC'R 7 р(
——\ sh I
\ + PCxR J |^1 + ;
При измерении импульсного напряжения
оригинал переходной функции /?(/), соответствующий выражению
(12.29), после преобразований, учитывающих Сх»Се и n//V«l,
можно записать в виде
п . 1Се -
— 1-----е
N 6С
(12.30)
где по-прежнему R=R'N ; Ce=C’eN; CX=CJN.
Из (12.30) следует, что отличие передаточной функции от
единичного скачка определяется отношением Сх/Се. Чем больше
CJCe, тем меньше это отличие. Если к тому же величины R и Ск
малы, то погрешность быстро снижается с постоянной времени
тх=ЛСх. (12.31)
590
Зависимость максимальной погрешности, обусловленная не-
равномерностью распределения напряжения по длине ДН, от от-
ношения Сх/Се такова:
Сх/Се 2 3 5 8 10 20 50 100
<5ие, % 8,33 5,55 3,33 2,1 1,6 0,83 0,33 0,16
Например, ДН с /?=300 кОм и Се=100 пФ должен иметь сум-
марную продольную емкость примерно Сх=3000 пФ для обеспе-
чения максимальной погрешности в передаче импульса не выше
0,5 %. При этом погрешность затухает с постоянной времени
тх=900 мкс.
Если к емкостно-омическому делителю приложено сину-
соидальное напряжение, выходное напряжение
ДН также определяется формулой (12.24). Однако в этом случае
комплексная погрешность Д = <5UC + /tgcpuc определяется выра-
жениями
1 с, («т, у
6 с; । + (wr< у ’
_ 1 Се сотх
6СХ 1 + (Wrx )2
(12.32)
(12.33)
Из (12.32) и (12.33) видно, что и на синусоидальном напряже-
нии обе погрешности зависят от отношения Се/Сх и при Се«Сх
могут быть малыми при любой частоте.
Из сказанного следует, что емкостно-омический делитель
может передавать с достаточно малой погрешностью напряжение
как постоянное, так и переменное в широком диапазоне частот, а
также импульсное.
Емкостный делитель. Схему емкостного делителя можно
получить из схемы рисунка 12.106, полагая R'= °о и заменяя
С'х = С. В этом случае, полагая в (12.30) R= ©о получаем пере-
ходную функцию емкостного делителя, элементы которого пред-
ставляют собой идеальные конденсаторы емкостью С', имеющие
емкость на землю С'е
(12.34)
591
где по-прежнему C=C72V; Се=С'eN.
Из этого выражения видно, что чисто емкостный делитель
воспроизводит процессы, имеющие любую форму волны, с по-
грешностью, зависящей только от отношения С/Се При С/Се>35
погрешность не превышает - 0,5 %.
Однако реальные конденсаторы всегда обладают сопротивле-
нием утечки, которое не позволяет использовать емкостные дели-
тели для измерения постоянных и медленно меняющихся напря-
жений, т.к. в этом случае распределение напряжения происходит
не по емкостям, а по сопротивлениям утечки. Для этих целей сле-
дует применять омические или емкостно-омические делители.
Влияние паразитных индуктивностей и емкостей. Индук-
тивность L’ элементов делителя всегда является нежелательным,
но неизбежным параметром, присущим любому делителю напря-
жения. Определяется она конструкцией ДН и пропорциональна ее
протяженности. Влияние индуктивности рассмотрено в 112.11 для
общей схемы ДН, в которой на каждом элементе делителя после-
довательно с емкостью С' включен резистор R' и паразитная ин-
дуктивность С; в схеме также имеется продольная емкость едини-
цы длины делителя С'х и емкость единицы длины ДН на землю
С'е.
При подаче на вход такого делителя ступенчатого прямо-
угольного напряжения выходное напряжение будет иметь колеба-
тельный характер. Чтобы этого не случилось, в делителе необхо-
димо выполнить условие
R>2n^' + C-IC:C^l, (12.35)
1/CJ 1+Л-С./С,
где R, С, Сх, Се и L- параметры всего делителя.
У емкостных делителей индуктивность неве-
лика и определяется видом примененных емкостных элементов.
Нижняя граница индуктивности емкостных делителей имеет зна-
чение 1 мкГн/м, что соответствует индуктивности прямолинейно-
го проводника. Кроме того, на очень высоких частотах нельзя
пренебрегать последовательным сопротивлением конденсатора R',
связанным с поверхностным эффектом в металлических обклад-
ках или с диэлектрическими потерями в изоляции.
Собственная частота колебаний емкостного ДН приближенно
может быть определена по формуле
592
/1 = / / 1 Лs , (12.36)
27Дсе + Схл2) 2y[LCe
Согласно равенству (12.36), соответствующему практически
выполненным делителям, частота собственных колебаний не за-
висит от продольной емкости С. Величина -JLCc - это время рас-
пространения высокочастотных колебаний вдоль делителя в одну
сторону, т.е. половина периода. Например, ДН высотой 2,5 м име-
ет L=2,5 мкГн; пусть емкость его на землю Се=40 пФ, тогда часто-
та собственных колебаний по (12.36)/1~50 МГц. Отсюда ясно, что
чисто емкостный ДН не пригоден для осциллографирования вы-
сокочастотных процессов, например импульсных волн напряже-
ния, срезанных на фронте.
У омических делителей напряжения
в выражении (12.35) принимаем С=сю. Тогда условие отсутствия
паразитных колебаний, полученное путем преобразования (12.35),
будет
/?С„ > Д . (12.37)
1 + тт С х / С с
Это неравенство представляет собой граничное условие рабо-
ты омического ДН без паразитных колебаний. Если, например,
уменьшить Се делителя, то в (12.37) левая часть - постоянная
времени /?Се уменьшится в большей степени, чем правая, и нера-
венство может изменить знак. ДН может вновь перейти в область
колебательного режима. В этом случае паразитные колебания
можно устранить, если одновременно с уменьшением Се умень-
шить и индуктивность делителя L. Упрощенно можно считать, что
хорошее демпфирование паразитных колебаний имеет место при
R = 2n.jL/Ce . (12.38)
Емкостный делитель с демпфи-
рующими сопротивлениями. Как было отмече-
но выше, активные сопротивления /?', включенные последова-
тельно с емкостями С, могут привести к демпфированию высоко-
частотных паразитных колебаний. При этом суммарное значение
демпфирующего сопротивления R должно удовлетворять нера-
венству (12.35). При выполнении условия этого неравенства ска-
чок напряжения на делителе не вызывает паразитных колебаний,
однако при этом нет гарантий отсутствия паразитных колебаний,
связанных с индуктивностью поводящих проводов Lq. Для демп-
593
фирования этих колебаний необходимо дополнительно в контуре
Lq-C обеспечить выполнение условия
R>2^/C. (12.39)
При расчете делителя для работы в конкретных условиях сле-
дует принять наибольшее из значений /?, полученных по форму-
лам (12.35) и (12.39).
Влияние соединительной линии между низковольтным
плечом и регистрирующим устройством на процесс измерения
напряжения.
Параметры длинной линии (ее погонные индуктивность и ем-
кость, волновое сопротивление, длина) и сопротивление нагрузки
на ее конце влияют на характер искажений вторичного напряже-
ния наряду с параметрами делителя напряжения. Как правило,
соединительная линия представляет собой коаксиальный кабель с
полиэтиленовой или фторопластовой изоляцией. Волновое сопро-
тивление у таких кабелей разных марок составляет от 75 до
200 Ом, а погонная емкость - соответственно от 68 до 25 пФ/м. В
среднем для расчетов, если не известны марка кабеля и его пара-
метры, можно принять волновое сопротивление д() = 100 Ом, а по-
гонную емкость С'е-50 пФ/м. При этом задержка волны напряже-
ния при прохождении по кабелю составляет т'л = роС'о = 5 • 10 9 с/м
(при длине кабеля 100 м задержка тл = pQCQ = 0,5 мкс).
Анализ работы различных видов делителей напряжения (оми-
ческого, емкостного, емкостно-омического и емкостно-
омического с демпфирующими резисторами) совместно с длин-
ным соединительным кабелем показал следующее.
Омический делитель напряжения хо-
рошо работает во всем диапазоне частот при разомкнутой линии
на конце, т.е. при /?н»^2, когда его низковольтное плечо имеет
сопротивление, равное волновому сопротивлению линии а
/?н>200 р0. При этом напряжение на выходном конце В кабеля оп-
ределяется выражением
(12.40)
Я/ + А>
594
т.е. выходное напряжение t/m2B на конце кабеля в раз
Ро
меньше измеряемого С/1П| и запаздывает на время тл.
Если при этом кабель на конце включен на сопротивление на-
грузки равное волновому сопротивлению кабеля 7?н= р0, то омиче-
ский делитель также хорошо работает во всем диапазоне частот, а
напряжение на выходном конце кабеля будет практически в 2 раза
меньше, чем при разомкнутом кабеле
(12.41)
2/?; + р0
При всех других значениях параметров выходное напряжение
зависит от частоты. Так при Ri«pQ и /?н~°°
pi _ ^ш1____^2
^1п2В п о *
cos сотл Rj + R2
В этом случае использование омического делителя возможно
при частотах
2^СоРо ’
где Со - емкость кабеля, <5и - погрешность.
Неустановившиеся процессы в цепи омический ДН - линия -
нагрузка также протекают хорошо в случаях, когда линия на кон-
це включена на волновое сопротивление. В этом случае нет отра-
женной от конца линии волны и первичное напряжение t/i(Z) вы-
зовет появление на выходном конце напряжения Св, которое бу-
дет определяться выражением (с учетом того, что R\» /?2)
^2 Ро
С2В =---------------w/r-rj,
/?1 + 7?2/?2 + А)
если при этом /?2= р0 > то
t/2B = ——-U.(t-Tn),
2В г-> / j-» I \ 1' Л 7
2(Я, +Р0)
(12.42)
(12.43)
т.е. без искажений, но сдвинутое во времени на тл - время пробега
волны напряжения по линии (кабелю).
595
(12.44)
Емкостный делитель напряжения хо-
рошо работает во всем диапазоне частот, кроме близких к нулю,
только в двух случаях:
- жила кабеля подключена к низковольтному плечу ДН через
резистор, сопротивление которого равно волновому сопротивле-
нию кабеля ро, а на выходном конце кабель разомкнут. Тогда вол-
на напряжения, отражаясь от разомкнутого конца с той же поляр-
ностью, вызывает удвоение напряжения. Обратная волна, подходя
к резистору с сопротивлением /?0, не отражается. Выражение для
напряжения на разомкнутом конце имеет вид:
I ч
Сп sin сот,,
где а = —------
С2 сотл
Со ~ суммарная емкость кабеля;
- жила кабеля подключена к низковольтному плечу через вол-
новое сопротивление р0, а на выходном конце кабеля, между жи-
лой и экраном, подсоединена нагрузка из последовательно соеди-
ненных резистора, сопротивление которого равно р0, и конденса-
тора, емкость которого равна емкости низковольтного плеча дели-
теля Со (так называемое расщепленное низковольтное плечо). В
этом случае отражения волны напряжения от выходного конца
нет и выходное напряжение на нагрузке имеет вид
(7m2B ---/1--1 (12.45)
m2B ml 2(Cz + C2X 2J
Недостаток емкостного делителя в том, что он не может быть
применен для измерения напряжений, в которых имеется посто-
янная составляющая (т.е. для несимметричных форм напряжения),
поскольку постоянная составляющая напряжения распределяется
не по емкостям высоковольтного и низковольтного плеч делителя,
а по активным утечкам.
Неустановивишеся процессы в цепи емкостный делитель на-
пряжения - линия - нагрузка также протекают хорошо, когда жи-
ла кабеля подключена к низковольтному плечу делителя через
сопротивление, равное волновому сопротивлению кабеля р0.
В том случае, когда кабель на конце разомкнут, напряжение
на выходе сдвинуто во времени по сравнению с первичным на-
596
пряжением на время пробега волны напряжения по кабелю тя, а
значение его величины передается с погрешностью <5и, зависящей
от отношения емкости кабеля Со к емкости низковольтного плеча
С2: = с +‘с (12,46) Su= ° • (12.47) с2 + С]
Еще лучше результаты в случае емкостного делителя напря-
жения с расщепленным низковольтным плечом, когда емкость Сз
на конце кабеля подключена через р0, причем значение С\=С\. В
этом случае
^2В = 0 - ), (12.48)
у “Т ^^2 ’ '^З
а погрешность имеет в момент /=3тя наибольшее значение, рав-
ное
1 Ср
6 С, + С2 + С, '
(12.49)
Наилучшие результаты измерения высокого напряжения при
испытаниях коммутационных аппаратов получаются при приме-
нении емкостно-омического делителя с
демпфирующими резисторами с рас-
щепленным низковольтным плечом.
Эквивалентная схема такого делителя приведена на рисун-
Рисунок 12.11 - Полная схема емкостно-омического делителя
с расщепленным низковольтным плечом
597
В этом делителе выдержаны соотношения параметров
С2 /С, =RJR2= rt /г2. (12.50)
С помощью такого делителя можно обеспечить измерение
высоких напряжений во всем диапазоне частот, постоянной со-
ставляющей напряжения, а также крутых импульсов.
Жила соединительного кабеля подсоединяется к ДН, изобра-
женному на рисунке 12.11, через сопротивление г0 - ро - г2. Про-
веденный анализ показывает, что емкостно-омический делитель с
демпфирующими сопротивлениями и с расщепленным низко-
вольтным плечом ведет себя в переходном режиме так же, как ем-
костный делитель, подсоединенный к кабелю через волновое со-
противление р0. Поэтому здесь действительны формулы (12.45) и
(12.48).
При правильно подобранных соотношениях параметров плеч
(12.50) коэффициент деления такого делителя во всем диапазоне
частот равен
С, + 2С, 2R}+R2 2г}+г2
ди ~ С, R, г2
(12.51)
а погрешность для разных частот может быть определена из фор-
мулы, которая, при допустимых упрощениях, имеет вид
8 -О5Со sin(0Tn
II 7
С2 ютл
(12.52)
Выбор делителей напряжения для измерений в режимах
коммутационных испытаний высоковольтных аппаратов
Как было показано выше, в режиме коммутационных испыта-
ний ДН должен обеспечить измерение и осциллографирование
напряжений весьма разнообразной формы: диапазон частот от 0
до 200 кГц; диапазон мгновенных значений от 0,05 f/H0M при элек-
трической дуге до (2-3) (/1ЮМ при восстановлении напряжения.
Для предотвращения возможного влияния на процесс гаше-
ния электрической дуги суммарное сопротивление ДН должно
выбираться из расчета не менее 3 кОм на 1 кВ номинального на-
пряжения испытуемого аппарата, а суммарная емкость его не
должна существенно увеличивать естественную емкость испыта-
тельной схемы.
Анализ работы делителей напряжения различных типов пока-
зывает, что в режиме коммутационных испытаний следует приме-
нять емкостно-омический делитель с
расщепленным низковольтным пле-
598
ч о м и демпфирующими резисторами,
схема которого приведена на рисунке 12.11, обеспечивающий
точное осциллографирование напряжения любой формы, в том
числе качественное осциллографирование импульсов с крутыми
фронтами и со срезами напряжения.
Приведенный выше анализ позволяет сформулировать сле-
дующие рекомендации по выбору параметров схемы измерения.
Длина кабеля определяется взаимным расположением ДН и реги-
стрирующего средства измерения (осциллографа или измеритель-
ного канала АСИ). Выбор кабеля предопределяет значения его
волнового сопротивления />0 и суммарной емкости Со-
Емкость низковольтного плеча С2 определяется из условия
С2>1ООСо; емкость высоковольтного плеча определяется исхо-
дя из необходимого коэффициента деления по формуле (12.51).
Сопротивления R\ и /?2 определяются из соображений допустимой
мощности рассеяния в ДН на постоянном напряжении и длитель-
ности опыта. При этом должно выдерживаться соотношение
/?2»Ро (не менее чем на 2 порядка).
Демпфирующие сопротивления г\ и г2 определяются исходя
из параметров внешнего контура, образуемого ДН и объектом ис-
пытательной схемы, на котором происходит срез напряжения. Во
всяком случае, должно быть выдержано соотношение г2«/9о-
Следует иметь в виду, что в ДН должны всегда выдерживать-
ся соотношения (12.50).
В тех случаях, когда величины измеряемых напряжений тако-
вы, что может быть применен омический делитель небольших га-
баритов со сравнительно небольшими значениями сопротивления
высоковольтного плеча и паразитной емкости его на землю, сле-
дует применять омический ДН с сопротивлением низковольтного
плеча, равным волновому сопротивлению кабеля. Выходное на-
пряжение в этом случае определяется формулами (12.40) и
(12.41).
Схемы подключения ДН в испыта-
тельную цепь. В случае, когда испытательная цепь тако-
ва, что испытуемый объект имеет заземленную точку, ДН вклю-
чается параллельно ему, причем местоположение ДН должно
быть в максимальной степени приближено к местоположению
испытуемого объекта.
Если испытуемый объект не имеет заземленной точки (на-
пример, испытания при отсутствии заземленной нейтрали), на-
пряжение на испытуемом объекте измеряется по Н-образной схе-
599
ме из двух делителей, каждый из которых включен между одним
из полюсов объекта и землей.
Принципиальные схемы подключения делителей для обоих
случаев приведены на рисунке 12.12
77777
а) б)
Рисунок 12.12 - Принципиальные схемы подключения ДН
а - при наличии заземленной точки испытуемою аппара-
та ИА;
б - при отсутствии заземленной точки ИЛ
Г - ударный генератор; Т-трансформатор; ОВ - оперативный
выключатель; ДИ - делитель напряжения; О - электронный
осциллограф
Коэффициент деления при измерении напряжения с помощью
Н-образной схемы, состоящей из двух одинаковых делителей на-
пряжения, определяется формулой
K = £l+2-^11 + 1 = —+ 2-^- + 1. (12.53)
С, С, R, К„
Под Сн и /?н понимается соответственно емкость и сопротив-
ление нагрузки, причем при применении емкостно-омических де-
лителей следует обеспечить равенство Cn/?n=Cj/?i.
Определение параметров напряжения по осциллограмме
В соответствии с ГОСТ 687 при испытаниях выключателей
переменного тока на напряжение свыше 1000 В на включающую и
отключающую способность в операциях В, О, ВО и в различных
циклах должны быть определены следующие параметры напря-
жения:
- напряжение перед включением выключателя на ток корот-
кого замыкания;
- возвращающееся напряжение.
Кроме указанных выше параметров, рекомендуется осцилло-
графировать напряжение на электрической дуге и переходное
600
восстанавливающееся напряжение (ПВН), возникающее на зажи-
мах выключателя в процессе отключения тока короткого замыка-
ния.
Рисунок 12.13 - Типовая кривая напряжения
при коммутационных испытаниях
На рисунке 12.13 приведена типовая кривая напряжения на
зажимах выключателя при коммутационных испытаниях в цикле
’’включение-отключение” (ВО). Кривая отражает следующие ста-
дии процесса: напряжение перед включением выключателя, горе-
ние электрической дуги, восстанавливающееся напряжение, воз-
вращающееся напряжение.
Определение напряжения перед
включением выключателя и возвра-
щающегося напряжения производится по сле-
дующим алгоритмам обработки кривой на рисунке 12.13:
а) проводят две касательные через максимумы Mi и М2 и че-
рез минимумы mi и пъ;
б) проводят две касательные через максимумы М3 и М4 и че-
рез минимумы гпз и т4 (при неявном выражении на осцилло-
грамме максимума М3 касательную М3М4 можно не проводить);
в) измеряют отрезок прямой ZBKJI между обеими касательными
MjM2 и mini? и определяют напряжение перед включением t/BKJ1 по
формуле
U — Гсц
“л 2V2 ’
где mu - масштаб кривой;
г) аналогично определяется возвращающееся напряжение по
отрезку /в между касательными М3М4 и m3m4.
601
Погрешность измерения URKn и Иъ определяется основными
видами погрешностей, а именно: инструментальными погрешно-
стями средств измерений и методической погрешностью обработ-
ки осциллограмм.
Анализ показывает, что суммарная погрешность измерения
этих величин не превышает 2,5 %, что вполне удовлетворяет тре-
бованиям стандартов.
Определение напряжения на элек-
трической дуге и восстанавливающе-
гося напряжения может быть осуществлено путем
записи кривой на осциллографе или в измерительном канале АСИ
только с помощью высоковольтного делителя напряжения, так
как трансформатор напряжения вносит искажения, о которых го-
ворилось выше.
При необходимости определения мгновенных значений на-
пряжения на электрической дуге для конкретных моментов вре-
мени целесообразно осуществить запись кривой на электронном
осциллографе с быстрой разверткой; при применении измери-
тельного канала АСИ следует воспользоваться ’’лупой времени”.
Ни ГОСТ 687, ни МЭК 62271-100 не требуют определения
параметров ПВН во время испытаний, но в этих доку-
ментах сказано следующее: '"желательно записать ПВН во время
испытаний, чтобы проверить ожидаемые характеристики цепей”.
Для определения параметров ПВН также необходима запись на
осциллографе с быстрой разверткой по оси времени. При иссле-
довании кривой ПВН уровни напряжения должны измеряться от
нулевой линии, а временные параметры - от момента, при кото-
ром напряжение имеет нулевое значение (т.е. кривая пересекает
ось времени). Подробно вопросы, связанные с формированием
ПВН в различных режимах коммутационных испытаний, рас-
смотрены в §11.2.
На рисунке 12.14 приведена типовая осциллограмма двухпа-
раметрического ПВН.
На этом рисунке показано построение нормированных харак-
теристик ПВН: огибающей ПВН (в данном случае определяемой
двумя параметрами Uc и /3), условной граничной линии и линии
запаздывания.
Опыт испытаний, проведенных в разных испытательных ла-
бораториях больших мощностей, показывает, что определенные
при обработке кривой ПВН значения пика ПВН и отношение
обычно достаточно велики, что может привести к тому, что изме-
602
ренные значения Л и скорости нарастания ПВН будут отличаться
от ожидаемых на величину до 20 %.
1 - огибающая ПВН; 2-условная граничная линия ПВН;
3 - собственное IIВН
12.3.3 Измерение частоты тока при испытаниях в режимах
короткого замыкания
При испытаниях высоковольтных аппаратов большими тока-
ми в испытательном стенде, в котором источником энергии слу-
жит ударный генератор, в процессе протекания тока происходит
торможение ротора генератора и соответствующее уменьшение
частоты тока.
Требования к частоте тока испытательной цепи приведены в
нормативных документах, например ГОСТ 687, где сказано, что
испытание выключателей на стойкость должно проводиться пу-
тем пропускания через включенный выключатель тока частоты
50 Гц, причем допустимо изменение частоты в диапазоне от 40 до
55 Гц. При испытании на коммутационную способность частота
тока в испытательной цепи должна быть в пределах (50 ±5) Гц.
При метрологических испытаниях трансформаторов тока боль-
шими токами требования более жесткие:
- частота тока при включении должна быть равной (50 -
49,5) Гц;
- через 10 с после начала протекания тока частота не должна
быть ниже 48 Гц.
603
Для измерения частоты тока при испытаниях высоковольтно-
го аппарата не требуется какого-либо дополнительного измери-
тельного оборудования, кроме того, которое используется при
измерении тока и напряжения. Измерение частоты производится
путем обработки осциллограммы тока, полученной в процессе
испытаний аппарата.
Измерение частоты по полученной осциллограмме сводится к
определению значения периода Т кривой тока или напряжения по
специальным отметкам времени, нанесенным на той же осцилло-
грамме.
В том случае, когда регистрирующим устройством является
цифровой запоминающий осциллограф или измерительный канал
автоматизированной системы измерений (ИК АСИ), длительность
периода Т определяется с помощью двух маркеров, установлен-
ных в точках пересечения нулевой линии возрастающими (или
убывающими) отрезками синусоиды. При этом на экране высве-
чивается значение напряжения между маркерами, которое должно
быть равным нулю, и числовое значение длительности интервала
времени,равного периоду.
Частота определяется по формуле f - 1/Т.
Погрешность измерения частоты зависит от дискретности, с
которой зарегистрирована кривая тока. Анализ показывает, что
при осциллографических измерениях погрешность не превышает
0,5 %, а при использовании цифровой техники она может быть
порядка 0,1 %.
12.3.4 Измерение хода и скорости движения контактов
В процессе коммутационных испытаний выключателей необ-
ходимо контролировать перемещение подвижного контакта отно-
сительно неподвижного. Это нужно для определения момента
размыкания контактов и появления электрической дуги, для опре-
деления расстояния между контактами и скорости движения под-
вижного контакта в момент перехода отключаемого тока через
нулевое значение (от этих параметров зависит скорость деиониза-
ции пространства в дугогасительной камере и восстановление
прочности в межконтактном пространстве).
В высоковольтных аппаратах с элегазовой изоляцией контак-
ты находятся внутри герметического объема, заполненного элега-
зом. Подвижный контакт обычно находится под очень высоким
напряжением (десятки и сотни киловольт). Кроме того, контакты
подвержены воздействию электрической дуги, повышающей их
604
температуру до сотен и тысяч градусов. Все это приводит к тому,
что расположение датчика перемещения на подвижном контакте и
непосредственное определение скорости его движения невозмож-
но. Однако всегда имеется некоторая подвижная деталь конструк-
ции, механически жестко связанная с движущимся контактом и
изолированная от него, находящаяся в доступном для измерений
месте. Перемещение этой детали (тяги, штока и т.д.) регистриру-
ется с помощью некоторого датчика движения (регистратора хо-
да), а непосредственно перед испытаниями производится так на-
зываемая синхронизация - на обесточенном выключателе снима-
ется график зависимости межконтактного расстояния от показа-
ния измерительного устройства, связанного с вышеуказанным
датчиком.
Стилизованная электрическая схема измерения хода контак-
тов приведена на рисунке 12.15.
Рисунок 12.15 - Схема измерения хода кош актов
Условия хорошей регистрации хода контактов в процессе ис-
пытаний следующие:
- стабилизированный ток /С1, протекающий через электриче-
скую цепь регистратора хода, должен быть, по крайней мере, на
два порядка больше тока, потребляемого регистрирующим уст-
ройством;
- все элементы электрической цепи, находящиеся вблизи ис-
точника мощного электромагнитного излучения (в том числе то-
коведущих шин, по которым протекает ток короткого замыкания),
должны быть экранированы от электромагнитных наводок, кабели
должны быть коаксиальными или бифилярными;
605
- точка заземления измерительной цепи должна быть удалена
от так называемого рабочего заземления.
График хода контактов записывается на той же осциллограм-
ме, на которой регистрируются и основные параметры опыта -
ток и напряжение, а также метки времени. Значение скорости
движения контактов легко получается путем графического диф-
ференцирования (или операторным методом в случае регистрации
с помощью измерительного канала автоматической системы из-
мерений).
12.3.5 Измерение температуры элементов, нагреваемых
протеканием больших испытательных токов
Измерение температуры токоведущих элементов при
испытании на нагрев в длительном
режиме протекания номинального
или наибольшего рабочего тока осущест-
вляется традиционным способом - с помощью термопар, распола-
гаемых на исследуемом элементе. Эти измерения не вызывают
особых сложностей, поскольку рабочий ток генерируется источ-
ником низкого напряжения, и вопросы изоляции измерительных
цепей во время испытаний решаются просто. Значение рабочего
тока сравнительно невелико (единицы килоампер), поэтому элек-
трические и магнитные влияния практически не сказываются.
Измерительная цепь представляет собой термопару, подклю-
ченную посредством бифилярных проводов к чувствительному
милливольтметру или потенциометру. Измерения производятся
несколько раз за время опыта. Поскольку процесс испытаний дли-
тельный (часы), то тепловая инерция измерительных устройств на
этих измерениях никак не сказывается.
Измерение температуры токоведущих элементов п р и
испытаниях высоковольтных аппара-
тов на термическую стойкость в ре-
жиме внезапного короткого замыка-
ния отличается от вышеизложенного тем, что процесс испыта-
ний кратковременный (1 - 10) с, а значения испытательных токов
весьма велики (десятки и сотни килоампер). Регистрация значе-
ний температуры должна осуществляться на том же измеритель-
ном устройстве, на котором регистрируется ток.
При испытаниях высоковольтного аппарата на термическую
стойкость в режиме внезапного короткого замыкания температура
испытуемого объекта меняется быстро и при этом может сущест-
606
венно сказаться тепловая инерция термопар. При этом может на-
блюдаться значительный разброс полученных данных. Анализ,
проведенный в НИИВА, показал, что тепловая инерция зависит
как от диаметров и материалов термопар и объекта, так и от фор-
мы и массы спаев, от величины поверхности соприкосновения
спая и объекта, от значения силы, прижимающей спай к объекту, а
также от состояния поверхностей спая и объекта.
Опыт показал, что при одном и том же диаметре термопар
наименьшей тепловой инерцией обладает термопара, спай кото-
рой прижат к объекту, и наибольшей - спай, вклепанный в объект.
Это обстоятельство можно объяснить тем, что вокруг вклепанного
спая образуется зона с повышенным удельным сопротивлением,
что снижает плотность тока, а следовательно, и количество тепла,
выделяемого в этой зоне. В связи с этим требуется дополнитель-
ное время для прогрева этой зоны до температуры всего объекта
за счет тепла, поступающего от соседних зон. Более низкие пока-
зания вклепанной термопары по сравнению с прижатой также и
спустя сравнительно большое время после прекращения тока
можно объяснить различными условиями теплоотдачи с поверх-
ности в том и другом случаях.
Тепловая инерция возрастает с увеличением диаметров тер-
моэлектродов и уменьшается с увеличением поверхности сопри-
косновения горячего спая с объектом. Хорошие результаты изме-
рения температуры можно получить только при надежном нажа-
тии.
На рисунке 12.16 приведен пример схемы, позволяющей про-
извести измерения быстропеременных температур в разных точ-
ках испытуемого объекта.
L_ J
Рисунок 12.16 - Схема измерения быстропсременных температур
Установленные термопары tj, t2 ... tn с помощью свитых би-
филярно подводящих проводов ПП подключены к переключателю
П, приводимому во вращение электродвигателем ЭД. В течение
607
одного оборота каждая термопара поочередно подключается к
регистрирующему устройству - осциллографу О или измеритель-
ному каналу ИК АСИ. В цепи между выходом переключателя П и
выходом осциллографа О расположены контакты ртутного реле
(КР), срабатывающего по команде от прибора автоматического
управления опытом (ПАУ).
Холодные спаи термопар могут помещаться в специальном
приспособлении СП, температура которого поддерживается по-
стоянной и измеряется термометром, или же находятся в окру-
жающей среде, если температура последней во время измерений
остается неизменной.
Измерения по схеме, представленной на рисунке 12.16, про-
изводятся следующим образом. Перед началом опыта включается
электродвигатель переключателя термопар, ротор которого начи-
нает вращаться, совершая, например, 2 оборота в секунду. Ртут-
ное реле замыкает свои контакты, и на вход осциллографа посту-
пают сигналы термоЭДС поочередно со всех термопар. Таким об-
разом, производится измерение температуры всех точек непо-
средственно перед началом протекания тока. За небольшой про-
межуток времени до замыкания силовой испытательной цепи по
команде от ПАУ происходит размыкание ртутных контактов и,
таким образом, во время протекания большого испытательного
тока сигналы от термопар к осциллографу не поступают. Непо-
средственно после окончания протекания испытательного тока
ртутные контакты снова замыкаются, сигналы от термопар опять
поступают к осциллографу и, таким образом, производится изме-
рение температуры во всех заданных точках объекта непосредст-
венно сразу после опыта, после чего схема измерения отключает-
ся от источника питания.
В Испытательном центре высоковольтного аппаратостроения
(ИЦВА) НИИВА для измерения температур применяются хро-
мель-копелевые термопары ТХК диаметром 0,5 мм, которые
обеспечивают точное измерение температуры вплоть до 800 °C.
На эти термопары имеется ГОСТ Р 50431, в котором приведена
табличная зависимость термоЭДС от температуры. При этом по-
грешность измерения в диапазоне (100 - 300) °C составляет 2,5 °C,
а в диапазоне (300 - 800) °C погрешность определяется по форму-
ле Az = 0,7 + 0,005z. Общая погрешность измерения температуры
этим методом не превышает 3 %.
608
12.4 ИЗМЕРЕНИЯ ПРИ ИСПЫТАНИЯХ ВЫСОКО-
ВОЛЬТНОЙ ИЗОЛЯЦИИ ЭЛЕКТРИЧЕСКИХ АППАРАТОВ
Как было отмечено выше, при испытаниях высоковольтной
изоляции электрических аппаратов измеряется воздействующее
напряжение - постоянное, переменное промышленной частоты,
грозового и коммутационного импульсов, определяются наличие
и характеристики частичных разрядов (ЧР) в изоляции.
Измерения в процессе испытаний проводятся с целью опреде-
ления параметров испытательного напряжения, прикладываемого
к объекту испытаний. В зависимости от вида испытательного на-
пряжения - постоянного, переменного или импульсного - необ-
ходимо определять [12.4], [12.5]:
- на постоянном напряжении - среднее значение и при необ-
ходимости амплитуду и частоту пульсации;
- на переменном напряжении промышленной частоты - ам-
плитудное и действующее значения, форму синусоиды;
- на импульсном напряжении - максимальное значение, а
также параметры импульса.
При испытании изоляции с измерением характеристик ЧР
производится определение уровня ЧР при заданных значениях
воздействующего напряжения. Методика и аппаратура для изме-
рения ЧР описаны в главах 10, 11 и 13, а в этой главе не рассмат-
риваются.
12.4.1 Измерение постоянного напряжения
На практике измерение постоянного напряжения при испыта-
ниях высоковольтной изоляции может осуществляться двумя ме-
тодами:
- с помощью омического делителя напряжения, включенного
на регистрирующее устройство;
- с помощью добавочного резистора, подключенного к изме-
рительному прибору.
Омический делитель напряжения
(ДН), включенный на регистрирующее устройство, применяется
во всех случаях, когда необходимо измерять все параметры высо-
кого напряжения - и среднее значение, и амплитуду пульсации, и
ее частоту. Основное требование к ДН: его конструкция должна
быть такова, чтобы ток утечки по внешней изоляции делителя
уходил в "землю", не попадая в измерительную цепь. Высоко-
вольтное плечо делителя выполняется из однородных единичных
609
элементов, обеспечивающих равномерное распределение посто-
янного напряжения по длине делителя. Значение сопротивления
низковольтного плеча R2 выбирается, исходя из входных парамет-
ров регистрирующего устройства (РУ). Практически должно вы-
держиваться соотношение /?ру(вХ) /?2-103.
Требования к динамическим характеристикам ДН для изме-
рения постоянного напряжения невысоки: экспериментальное
время реакции измерительной системы не должно быть более
0,5 с.
Принципиальная схема ДН с регистрирующим устройством
для измерения параметров высокого напряжения приведена на
рисунке 12.17а.
X X
R1
а) б)
Рисунок 12.17 - Принципиальные схемы измерения
постоянного напряжения
а-схема для осциллографирования кривой напряжения;
б - схема для измерения среднего значения напряжения
Rh R2 - высоковольтное и низковольтное плечи ДП; К - ка-
бель; II - переключатель; С - конденсатор; РУ - регистри-
рующее устройство (осциллограф или измерительный канал
автоматизированной системы измерений); ДС - высоковольт-
ное добавочное сопротивление; Р - разрядник; mA - милли-
амперметр
При верхнем положении переключателя П на экране (дис-
плее) появляется кривая напряжения, по которой можно опреде-
лить все параметры.
При нижнем положении переключателя П выходной сигнал,
снимаемый с низковольтного плеча R2, подается на вход РУ через
конденсатор С. В этом случае постоянная составляющая напря-
жения не регистрируется, зато можно с высокой точностью опре-
делить амплитуду пульсаций.
610
В том случае, когда параметры пульсации напряжения и ди-
намические характеристики измерительной системы не представ-
ляют интереса для испытателя, может быть применено измери-
тельное устройство в виде добавочного сопро-
тивления ДС и миллиамперметра mA, приведенное на ри-
сунке 12.176. Ток, протекающий через mA, пропорционален сред-
нему значению измеряемого высокого напряжения. Это измери-
тельное устройство должно быть снабжено защитным разрядни-
ком Р, например газоразрядным, включенным между низковольт-
ным выводом ДС и землей. Разрядник срабатывает, если случайно
произойдет обрыв в цепи миллиамперметра.
Точность измерений напряжения зависит от качества выпол-
нения высоковольтных и низковольтных элементов, точности
значений их сопротивлений, которые должны быть определены с
погрешностью не более 0,5 %, а также от точности регистрирую-
щих устройств. Коэффициент деления делителя или сопротивле-
ние добавочного резистора должны быть определены с погрешно-
стью не более 1 %. Класс точности прибора, примененного в из-
мерительной системе, должен быть не хуже 0,5. Во всяком случае,
обеспечение требования нормативных документов (ГОСТ и МЭК)
об измерении среднего значения испытательного постоянного на-
пряжения с суммарной погрешностью в пределах ±3 % не пред-
ставляет больших трудностей.
Амплитуда пульсации должна измеряться с погрешностью, не
превышающей большего из двух значений: 10 % от амплитуды
допускаемой пульсации или 1 % от среднего арифметического
значения постоянного напряжения.
Как правило, при испытаниях высоковольтной изоляции на-
пряжение повышается постепенно и в этом случае переходные
процессы в испытательной цепи отсутствуют. Однако, когда воз-
можно включение на высокое напряжение толчком, в момент
включения напряжение распределяется вдоль по ДН и ДС при
влиянии частичных емкостей элементов на землю. В этом случае
целесообразно обеспечить электростатическое экранирование
омического ДН или ДС с помощью металлического экранирую-
щего кольца, как это описано в §12.3.
12.4.2 Измерение переменного напряжения промышлен-
ной частоты
Параметры переменного напряжения, приложенного к испы-
туемому объекту, должны измеряться с допускаемой погрешно-
611
стью, указанной ниже:
- амплитуда напряжения - с погрешностью не более 3 %;
- действующее значение напряжения - также с погрешностью
не более 3 %;
- амплитуда высших гармоник - с погрешностью, не превы-
шающей большего из двух значений: 10 % от этой амплитуды
высших гармоник или 1 % от амплитуды основной гармоники;
- частота основной гармоники напряжения - с погрешностью
не более 2 %;
- форма кривой напряжения должна быть практически сину-
соидальной и оба полупериода близки по форме друг другу; от-
ношение амплитудного значения напряжения к действующему
должно быть равно л/2 ±0,07.
В процессе испытаний измерение параметров напряжения до-
пускается производить различными методами:
измерение амплитуды - амплитудным вольт-
метром, подключенным к делителю или трансформатору напря-
жения; возможно также подсоединение измерительного прибора к
схеме высокого напряжения через высоковольтный разделитель-
ный конденсатор и схему выпрямления;
измерение действующего значения
напряжения - вольтметром, измеряющим действующее
значение, подключенным к делителю или трансформатору напря-
жения; электростатическим киловольтметром;
отклонение формы кривой напря-
жения от синусоидальной определяют с помощью гармониче-
ского анализатора (прибора для определения коэффициента гар-
моник), подключаемого к делителю или трансформатору напря-
жения. Допускается упрощенный контроль формы напряжения по
результатам измерения амплитудного и действующего значений
напряжения вышеназванными методами при обязательном осцил-
лографическом контроле формы кривой;
измерение частоты напряжения производится
частотомером или с помощью осциллографа, подключенного к
делителю или трансформатору напряжения.
Из сказанного следует, что наиболее приемлемы для измере-
ния напряжения промышленной частоты ТН-система или ДН-
система измерений, представленные на рисунке 12.9.
Работа трансформатора напряжения при
измерении синусоидальных напряжений промышленной частоты
612
описана в §12.3. В установившемся режиме в тех случаях, когда
измеряемое напряжение не превышает допустимых значений, TH
работает в своем классе точности, т.е с амплитудной погрешно-
стью в пределах 0,5 % или 1,0 % и угловой погрешностью, не пре-
вышающей соответственно ±20’ или ±40'.
К особенностям эксплуатации трансформаторов напряжения
нужно отнести следующее явление. При пробое изоляции испы-
туемого объекта или подключенного параллельно ему шарового
разрядника возможно появление остаточной индукции в стальном
сердечнике TH, что может привести к искажению последующих
измерений. Для предотвращения этого следует произвести раз-
магничивание TH, что осуществляется следующим образом. При
отключенном объекте испытаний напряжение на испытательной
установке плавно повышается до значения 1,2t/II0M и так же плав-
но снижается до нуля.
Работа делителя напряжения при измерении
напряжения промышленной частоты описана также в §12.3. Воз-
можно применение как омического, так и емкостного или емкост-
но-омического ДН. Там же показано, какие возможны погрешно-
сти из-за влияния емкости высоковольтных элементов на землю и
в связи с особенностями нагрузки, подключаемой к низковольт-
ному плечу ДН, какие следует принимать меры для снижения
этих влияний.
Обеспечение погрешности измерений для всего тракта (пер-
вичный датчик - кабель - прибор) в пределах требуемых ±3 %
трудностей не представляет.
Как в ТН-системе, так и в ДН-системе измерений соответст-
венно к низковольтной обмотке TH или к низковольтному плечу
ДН подсоединяются приборы для измерения амплитудного, дей-
ствующего значения и формы кривой. Необходимо следить за
тем, чтобы низковольтная измерительная цепь не перегружалась.
При необходимости можно применить сразу два метода измере-
ний, например ТН-систему и киловольтметр или ДН-систему и
ТН-систему и т.д.
Требования к аттестованной изме-
рительной системе переменного на-
пряжения.В соответствии со стандартом МЭК 60060-2 об-
щее требование состоит в измерении амплитудного или дейст-
вующего значений испытательного напряжения, как было показа-
но в начале этого раздела, с полной погрешностью в пределах
±3 %.
613
Масштабные коэффициенты преобразующего устройства (ко-
эффициенты трансформации TH или деления ДН) и передающей
системы не должны изменяться более чем на ±1 % при изменении
температуры и влажности в пределах, указанных в паспорте; из-
мерительные приборы, подключаемые к низковольтным плечам,
должны соответствовать классу точности 0,5; погрешность ам-
плитудного вольтметра не должна превышать 1 %.
Амплитудно-частотная характеристика (АЧХ) измерительной
системы не должна изменяться более чем на ±2 % в диапазоне от
0,2 до 7 значений частоты испытательного напряжения, т.е. в диа-
пазоне (10 - 350) Гц. Если подключение испытуемого объекта
привносит гармоники выше седьмой, то АЧХ не должна изме-
няться более чем на ±2 % вплоть до наивысшей существенной
гармоники.
Особое внимание при аттестации измерительной системы
должно быть уделено проверке линейности. Значения масштабно-
го коэффициента системы должны быть измерены при минималь-
ном и максимальном значениях напряжения рабочего диапазона и
еще при трех значениях, приблизительно равноотстоящих от этих
пределов. Эти пять значений масштабного коэффициента не
должны отличаться более чем на ±1 % от среднего значения. Ос-
новной метод проверки линейности - сличение с образцовой из-
мерительной системой.
12.4.3 Измерение грозового импульса напряжения
Стандартный грозовой импульс напряжения, которым испы-
тывается высоковольтная изоляция, имеет следующие параметры:
длительность фронта (1,2 ±0,36) мкс, длительность импульса
(50 ±10) мкс.
Параметры грозового импульса напряжения, приложенного к
объекту испытаний, должны измеряться со следующими допус-
каемыми погрешностями:
- амплитуда полных импульсов - с погрешностью в пределах
±3 %;
- амплитуда импульсов, срезанных на фронте, с длительно-
стью Т в пределах 0,5 мкс < Т < 2 мкс - с погрешностью в преде-
лах ±5 %;
- амплитуда импульсов, срезанных на спаде Тс>2 мкс, - с по-
грешностью в пределах ±3 %;
614
- параметры временных интервалов, определяющих форму
волны, - с погрешностью в пределах ±10 %.
Масштабные коэффициенты преобразующего устройства и
передающей системы не должны изменяться более чем на ±1 %
при изменении температуры в пределах, указанных в паспорте.
Погрешность измерительной системы для измерений импуль-
сов характеризуется ее временем реакции Т, которое определяется
по осциллограмме, полученной при подаче на вход ДН прямо-
угольного импульса (скачка) напряжения. В нормативных доку-
ментах (ГОСТ 17512, МЭК 60060-2) приводится описание проце-
дуры определения времени реакции Т как по осциллограмме, так
и альтернативным методом с помощью шарового разрядника.
При этом время реакции Т положительно, когда кривая на ос-
циллограмме располагается ниже прямоугольного импульса, и
отрицательна - когда выше его.
Знание времени реакции измерительной системы особенно
важно при измерении амплитуды грозовых импульсов, срезанных
на фронте. В этом случае поправка для измеренного значения
максимума напряжения среза имеет величину
би = 5-Г,
где 5- крутизна косоугольного импульса, кВ/мкс;
Т- время реакции измерительной системы, мкс.
Фактическое значение напряжения в момент среза на фронте
импульса ис определяется по формуле
Uc =
где и1ВМ - максимальное значение импульса, измеренное на ос-
циллограмме.
Чтобы воспроизводить колебания, которые могут быть нало-
жены на импульс, верхняя граничная частота /2 измерительной
системы, или так называемое частичное время реакции Га, долж-
ны быть:
- для колебаний на максимуме f2 > 5 МГц или Та< 30 нс;
- для колебаний на фронте Д > 10 МГц или Та< 15 нс.
Измерение грозового импульса напряжения в процессе испы-
таний производится регистрирующим измерительным прибором
(осциллографом или ИК АСИ), подключенным к делителю на-
пряжения. Может быть применен как омический, так и емкостный
делитель напряжения с демпфирующими резисторами. При этом
следует учитывать, что делитель должен быть подключен непо-
средственно к зажимам объекта испытаний. Для исключения па-
615
разитных колебаний у омических делителей
напряжения должны быть выдержаны неравенства (12.35)
и (12.37). Оценку отсутствия паразитных колебаний можно про-
извести по упрощенной формуле (12.38).
У емкостного делителя с демпфирующими
резисторами активные сопротивления, включенные последова-
тельно с емкостями, должны иметь суммарную величину /?, удов-
летворяющую неравенству (12.35). Однако при этом может ска-
заться влияние индуктивности подводящих проводов Ло, что по-
требует демпфирования колебаний в контуре Lo - С (С - суммар-
ная емкость делителя), т.е. значение R должно удовлетворять и
неравенству (12.39). Следует принять такое значение сопротивле-
ния делителя /?, которое соответствует наибольшему из двух зна-
чений, полученных по формулам (12.35) и (12.39).
Требования к цепям измерения, подсоединенным к низко-
вольтному плечу делителя, не отличаются от тех, которые были
сформулированы в §12.3. Основное из них: в случае омического
делителя напряжения кабель на выходе должен быть включен на
сопротивление, равное его волновому сопротивлению; в случае
емкостного делителя жила кабеля должна подсоединяться к низ-
ковольтному плечу делителя через волновое сопротивление, а сам
кабель на конце должен подсоединяться к нагрузке, сопротивле-
ние которой по крайней мере на 3 порядка больше волнового со-
противления кабеля.
В реальных испытательных установках в качестве делителя
напряжения используются конденсаторы и резисторы генератора
импульсов напряжения (ГИН), которые предназначены для фор-
мирования фронта волны грозового импульса. При этом низко-
вольтные плечи такого делителя должны быть рассчитаны с уче-
том вышесказанных рекомендаций.
12.4.4 Измерение коммутационного импульса напряжения
Коммутационный импульс напряжения может иметь следую-
щие формы (ГОСТ 1516.2):
- апериодический импульс;
- колебательный импульс, представляющий собой затухаю-
щие колебания напряжения около нулевого значения или вокруг
составляющей более низкой частоты.
Применение апериодического или колебательного импульса и
их параметры должны быть указаны в стандартах на отдельные
виды электрооборудования.
616
Стандартный апериодический ком-
мутационный импульс должен иметь следующие
параметры: время подъема (250 ±50) мкс; длительность импульса
(2500 ±1500) мкс; допуск на максимальное значение ±3 %. Обо-
значение импульса ”250/2500".
Допускается применение апериодических импульсов
"100/2500", "500/2500" и "1000/5000". Необходимость их приме-
нения указывается в стандартах на изделие.
Стандартный колебательный ком-
мутационный импульс в виде затухающих коле-
баний может быть разной полярности. Полярность импульса оп-
ределяется полярностью первого полупсриода. Для разных видов
изоляции и разных аппаратов применяются импульсы
”4000/7500", ”100/1000”, ”50/500”.
Параметры коммутационного импульса напряжения, прило-
женного к объекту испытаний, должны измеряться со следующи-
ми допускаемыми погрешностями:
- амплитуда коммутационного импульса - с погрешностью в
пределах ±3 %;
- временные интервалы, определяющие форму волны, - с по-
грешностью в пределах ±10 %.
Требования к измерительному устройству для измерения
коммутационных импульсов:
- масштабные коэффициенты преобразующего устройства и
передающей системы не должны изменяться более чем на I % при
изменениях окружающей температуры и расстояний до окру-
жающих предметов в пределах, указанных в паспорте;
- динамические характеристики измерительной системы дос-
таточны, если масштабный коэффициент изменяется в пределах
±1 % во всем диапазоне форм волны, указанном в паспорте;
- полная погрешность измерения временных параметров на-
ходится в пределах ±10 %.
Измерение коммутационного импульса напряжения произво-
дится регистрирующим измерительным прибором, подключен-
ным к делителю напряжения. Может быть применен как омиче-
ский, так и емкостный или емкостно-омический делитель напря-
жения. Требования к измерительной системе несколько менее же-
сткие, чем к измерительной ДН-системе, предназначенной для
измерения грозового импульса.
617
При выборе элементов измерительной системы (делителя, ка-
беля и регистрирующего устройства) целесообразно руководство-
ваться теми же принципами и соотношениями (12.35), (12.37) и
(12.38), которые приведены в разделе 12.4.3’’Измерение грозового
импульса напряжения". Однако при измерении коммутационных
импульсов измерительная система может быть подключена не не-
посредственно к объекту испытаний, а между источником напря-
жения и объектом испытаний. Связь между измерительной и ис-
пытательной цепями должна быть пренебрежимо мала.
12.5 ИЗМЕРЕНИЯ ПРИ ПРОЧИХ ВИДАХ ИСПЫТАНИЙ ВЫСО-
КОВОЛЬТНЫХ АППАРАТОВ (МЕХАНИЧЕСКИХ, КЛИМАТИ-
ЧЕСКИХ И Т.П.)
В данном параграфе не рассматриваются вопросы измерений
различных неэлсктричсских величин (механических, тепловых и
т.н.), которыми интересуются исследователи и конструкторы в
процессе разработки аппаратов и исследования макетов - методы
этих измерений приведены в технической литературе, например, в
[ 12.6|, |12.7|.
Здесь рассматриваются вопросы измерений при тех видах ис-
пытаний серийно изготовленных высоковольтных аппаратов, во
время которых к аппарату не приложено высокое напряжение и не
проч екает ток в главной цепи аппарата.
Виды этих испытаний описаны в § 11.4, 1 1.8, 11.9.
В процессе механических испытаний высо-
ковольтных аппаратов исследуются характеристики дви-
жения контактов, собственные времена включения (отключения)
аппаратов при различных условиях работы привода: изменении
напряжения на электромагнитах, давления в пневматических или
гидравлических приводах и т.д.
При механических испытаниях в ы -
к л ю ч а т е л с й одна из главных задач - это определение ско-
рости движения подвижного контакта. Для этого снимается кри-
вая зависимости хода подвижного контакта от времени. Методика
определения этой зависимости описана в разделе 11.4.1. Чаще
всего подвижный контакт выключателя, находящийся внутри
герметичного корпуса, во время испытаний недоступен испытате-
лю и поэтому определяется ход движения другой, доступной де-
тали, связанной механически с подвижным контактом, чаще всего
- с приводом выключателя.
618
Скорости движения контактов выключателя весьма высоки, и
требования к датчику перемещения ожесточаются. Его конструк-
ция и усилия, прилагаемые к перемещаемому элементу датчика,
должны быть такими, чтобы они не оказывали влияния на харак-
теристику движения перемещаемого элемента (и тем более кон-
такта) выключателя.
Один из вариантов такого датчика - регистратора хода - опи-
сан в §12.3, схема его приведена на рисунке 12.15.
Кривая зависимости хода контактов выключателя от времени
записывается на осциллограмме, обработка которой позволяет
получить значение скорости движения контакта в любой момент
времени.
На этой же осциллограмме регистрируется ток, потребляе-
мый электромагнитом, при выполнении операций В или О. Из-
мерение этого тока не вызывает трудностей, нужно лишь следить
затем, чтобы при использовании измерительного шунга, преобра-
зующего сигнал тока в сигнал напряжения, в случаях, когда ос-
циллограф (или измерительный канал АСИ) находится на значи-
тельном расстоянии от испытуемого аппарата и его электромагни-
та управления, были учтены сопротивление проводов между по-
тенциал ьными выводами шунта и регистрирующим устройством
и падение напряжения на них (для предотвращения дополнитель-
ных погрешностей измерения). Во избежание электромагнитных
наводок от посторонних больших токов, провода целесообразно
свить бифилярно и проложить в экранирующей трубке.
Собственное время выключателя при замыкании или размы-
кании контактов определяется по осциллограмме между момен-
том подачи команды на операцию В или О - началом появления
тока или напряжения на электромагните - и замыканием (размы-
канием) контактов (см.раздел 1 1.4.1). На осциллограмме для этого
имеются сигналы отметчика времени. Интервал времени, особен-
но в измерительном канале АСИ, может быть определен практи-
чески с любой точностью (при необходимости порядка 1 мкс).
При механических испытаниях разъ-
единителей определяются полный ход подвижного кон-
такта; ход подвижного контакта после касания с неподвижным;
зазор между контактами; зависимость хода от подвижного кон-
такта от угла поворота вала разъединителя. Определяются также
временные характеристики: время от подачи команды на привод
до касания (при включении) или размыкания (при отключении)
контактов разъединителя. В разделе 11.4.2 описана методика ис-
619
пытаний. Ход контактов измеряется с помощью датчика переме-
щений. Одно из основных требований к такому датчику, помимо
главного требования - линейности преобразования перемещения в
электрическую величину - такое же, как к датчику хода контактов
выключателя: не оказывать влияния на параметры движения под-
вижного контакта испытуемого разъединителя.
Временные характеристики разъединителя определяются с
помощью электросекундомера так, как это описано в разделе
1 1.4.2 по схеме, приведенной на рисунке 1 1.20, погрешность из-
мерения времени срабатывания определяется погрешностью элек-
тросекундомера-0,01 с.
Погрешность измерения параметров движения элементов вы-
соковольтных аппаратов (расстояний, скоростей и т.д.) определя-
ется погрешностью преобразования датчиком механической вели-
чины (перемещения) в электрическую (эта погрешность зависит
от конструкции датчика и тщательности его изготовления и ка-
либровки и может быть весьма малой) и погрешностью обработ-
ки полученной осциллограммы, которая также может быть не-
большой, особенно при регистрации перемещения измерительным
каналом АСИ. Суммарная погрешность определения параметров
перемещения может быть оценена порядком ±3 %.
В процессе климатических испытаний,
описанных в §11.8, контролируются параметры воздействующих
факторов, создаваемых в климатической камере, - температура,
давление, влажность и т.н. Измерительные устройства, осуществ-
ляющие контроль и регулировку этих параметров, проходят пе-
риодическую обязательную метрологическую поверку и аттеста-
цию по установленной в технической документации стандартной
процедуре. В тех случаях, когда климатические испытания соче-
таются с иными видами воздействий (например, с испытаниями
высоковольтной изоляции при подведении высокого напряжения
к аппарату через специальный высоковольтный ввод в камеру),
требования к измерительным устройствам и методам измерений
этих воздействий ничем не отличаются от описанных выше (на-
пример, в § 12.4).
12.6 АВТОМАТИЗИРОВАННАЯ СИСТЕМА ИЗМЕРЕНИЙ БЫСТ-
РОМЕНЯЮЩИХСЯ ВЕЛИЧИН В ПРОЦЕССЕ ВЫСОКОВОЛЬТ-
НЫХ И СИЛЬНОТОЧНЫХ ИСПЫТАНИЙ
Как было показано в предыдущих параграфах, измеряемые в
процессе испытаний величины (большие токи, высокие напряже-
620
ния, механические параметры, температура и т.д.) преобразуются
с помощью первичных измерительных преобразователей (ПИП) к
сигналам вторичного напряжения, значение которых имеет поря-
док единиц или десятков (иногда сотен) вольт, а форма подобна
форме измеряемого сигнала.
В §12.3 - 12.5 описаны методы преобразования и примеры
применяемых измерительных ПИП -шунтов, индукционных из-
мерительных преобразователей тока, трансформаторов напряже-
ния, делителей напряжения и т.д., с анализом особенностей их
работы в условиях испытаний высоковольтной аппаратуры.
Преобразованные сигналы вторичного напряжения с помо-
щью длинных соединительных линий (чаще всего - это коакси-
альные кабели) подаются на многоканальные регистрирующие
устройства.
С целью фиксирования результатов опыта до последнего вре-
мени применялись регистрирующие устройства в виде магнито-
электрических и электронных осциллографов. Получаемые ос-
циллограммы представляли собой ряд кривых, синхронно запи-
санных на одной бумажной ленте. Наиболее быстро изменяющие-
ся явления, например, в интервале времени гашения электриче-
ской дуги и восстановления напряжения фиксировались на ос-
циллографе с электронной разверткой по времени. Методика
применения осциллографов для регистрации изменяющихся явле-
ний широко известна и останавливаться на ней мы не будем. От-
метим лишь следующее:
- магнитоэлектрические осциллографы имеют ограничения по
частотным характеристикам сигналов (не более 1000 Гц) и чувст-
вительности (ток не менее 10 мЛ, напряжение не менее 1 В);
- электронный осциллограф типа 6ОЭМ имеет ограничение
по частоте (50 кГц), чувствительность не менее 40 В;
- ограничения по частоте не позволяют регистрировать сигна-
лы с крутым фронтом (например, сигнал ПВН с фронтом порядка
микросекунд);
- погрешность осциллографов как регистрирующих устройств
составляет величину порядка 4 %. Увеличение чувствительности
осциллографов требует применения широкополосных усилителей,
вносящих в измерение свою дополнительную погрешность;
- обработка осциллограмм довольно трудоемка, длительна
(химическая обработка осциллограммы) и вносит дополнитель-
ную субъективную ошибку при расшифровке осциллограмм;
621
- хранение осциллограмм производится в громоздких архи-
вах;
- современная международная практика испытаний не допус-
кает применения подобных регистрирующих устройств.
Автоматизированная система из-
мерений
Повышение требований к высоковольтным аппаратам и раз-
витие средств вычислительной техники определило целесообраз-
ность введения ЭВМ в технологию испытаний высоковольтных
аппаратов, во время которых необходимо собирать и обрабаты-
вать большое количество измерительных данных в ходе опыта.
Автоматизированная система измерений (АСИ) имеет боль-
шие преимущества перед осциллографами:
- система дает возможность получать данные об испытаниях в
цифровом виде, быстро обрабатывать результаты после каждого
опыта в виде протокола и составлять программу, основываясь на
результатах предыдущих опытов;
- введение ЭВМ в технологический процесс испытаний дает
возможность оперативного сравнения результатов проведенных
ранее опытов;
- расширяется частотный диапазон регистрируемых явлений;
- имеется возможность более подробного изучения любого
участка кривой;
- исключена необходимость в химических реактивах;
- имеется возможность удобного хранения архивов в базах
данных.
В настоящее время все ведущие испытательные центры мира
имеют автоматизированные системы испытаний высоковольтных
аппаратов. Уже выпущены стандарты МЭК, сформулировавшие
требования к измерительным системам в целом (МЭК 60060-2), к
аналого-цифровым преобразователям (МЭК 61083-1 [12.8],
61083-2 [12.9]). Существует целый ряд рекомендаций STL по ал-
горитмам обработки информации и требованиям к цифровым ге-
нераторам для аттестации алгоритмов.
В испытательном центре НИИВА АСИ реализована посредст-
вом технических и программных средств с применением двух-
уровневой структуры на базе крейта САМАС* и компьютера
*САМАС- Computer Application Measurements and Control - при-
кладная вычислительная система измерений и управления
622
IBM-486. Система предусматривает централизованный сбор, об-
работку, хранение и отображение результатов испытаний.
Технические средства верхнего уровня пред-
ставляют собой вычислительный комплекс на базе IBM PC ком-
пьютера. IBM реализует общий алгоритм функционирования под-
систем, все функции по подготовке к проведению опытов, обслу-
живанию рабочих мест испытателей, обработке и хранению ин-
формации о результатах опытов.
К нижнему уровню относится измерительный
комплекс в стандарте САМАС с набором различных АЦП, позво-
ляющих регистрировать весь спектр исследуемых явлений.
На рисунке 12.18 приведена структурная схема АСИ.
Рисунок 12.18 - Структурная схема АСИ
ПИН - первичный измерительный преобразователь;
ЭВМ - электронно-вычислительная машина тина IBM
АСИ состоит из:
- персональной ЭВМ для сбора, накопления, обработки, ото-
бражения и регистрации данных опыта;
- многоканального измерительного комплекса для синхронно-
го сбора данных с первичных измерительных преобразователей;
- блока запуска- синхронизатора запуска;
- тракта ввода цифровых сигналов измерительной информа-
ции в ЭВМ.
На рисунке 12.19 приведена структурная схема измеритель-
ного канала.
Рисунок 12.19 - Структурная схема измерительного канала
СУ - согласующее устройство; АЦП - аналого-цифровой преобразователь;
СЗ — синхронизатор запуска; МЗУ - модуль запоминающего устройства
623
Измерительные каналы для автоматической
регистрации параметров предназначены для обеспечения комму-
тации необходимых датчиков и сбора измерительной информации
в процессе проведения опытов. Комплекс реализован на базе со-
временных отечественных быстродействующих АЦП в стандарте
САМАС. Комплекс включает в себя крейт САМАС и набор реги-
страторов ФК 4226 (для регистрации быстрых процессов) и
ФК 4225 и ЦП0600 (для регистрации относительно медленных
процессов).
Каждый канал измерительного комплекса состоит из:
- согласующего устройства - преобразователя сигнала с вы-
хода первичного измерительного преобразователя, на его выходе
формируется сигнал, поступающий на аналого-цифровой преоб-
разователь (АЦП);
- аналого-цифрового преобразователя с буферным оператив-
ным запоминающим устройством, с выхода которого информация
в цифровом виде считывается в ЭВМ.
Характеристики составных частей измерительного канала
приведены в таблицах 12.3, 12.4.
Таблица 12.3
Основные характеристики аналого-цифровых преобразователей
________________ФК 4245 и ФК 4226, ЦП 0600________________
Параметр Тип преобразователя
ФК 4225 ФК 4226 ЦП 0600
Диапазон преобразования входного сигнала по напряже- нию, В ±4,096 ±2,048 ±1,024 ±0,512 ±1,024 ±0,512 ±0,256 ±10,24 ±5,12 ±2,56 ±1,28
Количество двоичных разря- дов, включая знак 10 8 10
Предел допускаемой система- тической составляющей по- грешности, % 0,4 2 0,3
Максимальная частота такти- рования, МГц 1 20 1
Входное сопротивление, Ом 5О±3,75 50±2 50±3,75
Напряжение питания, В ±24; ±6 ±24; ±6 ±24; ±6
Объем ОЗУ, К 4 1 64
Потребляемая мощность, Вт 50 20 40
624
Окончание таблицы 12.3
Параметр Тип преобразователя
ФК 4225 ФК 4226 ЦП 0600
Число занимаемых станций 1 1 2
Масса, кг 1,5 1,0 1,5
Таблица 12.4
Основные характеристики согласующих устройств
Параметр Тип согласующего устройства
низко- частот- ные средне- частот- ные высоко- частот- ные интег- рирую- щие
Пределы входных на- пряжений, В 0,1-1000 5-1000 5-1000 5-1000
Выходное напряжение, В 1 1 1 1
Полоса пропускания, кГц 0-30 0-100 0-600 100
Входное сопротивление, МОм 2 2 2 2
Напряжение питания, В 15 15 15 15
Управление каналами осуществляется из ЭВМ по последова-
тельному интерфейсу через специальный контроллер связи. Мо-
мент начала сбора данных формируется блоком запуска - син-
хронизатором, фиксирующим момент превышения сигналом вы-
бранного канала определенного уровня при разрешающем сигнале
оператора.
В настоящее время АСИ используется при следующих видах
испытаний:
- прямые и синтетические коммутационные испытания вы-
ключателей, разъединителей, заземлителей, предохранителей;
- все виды испытаний аппаратов на стойкость к токам корот-
кого замыкания;
- токовые метрологические испытания трансформаторов тока;
- различные научно-исследовательские работы.
Измерительный комплекс работает в следующих режимах:
- контроль работоспособности;
- ожидание, автокоррекция выходных параметров каналов;
- измерение, накопление измерительной информации;
- считывание накопленной измерительной информации в
ЭВМ.
625
АСИ обеспечивает выполнение информационно-
измерительных и управленческих функций в реальном масштабе
времени.
Оперативное взаимодействие испытателей с системой осуще-
ствляется с помощью алфавитно-цифрового видеотерминала.
Работа с программой САМАС
Непосредственно программа САМАС занимает на жестком
диске около 200 Кбайт. Данные, получаемые с модулей, сжима-
ются и записываются в базу данных оригинальной структуры.
Каждый опыт (данные со всех модулей) представляет собой за-
пись в базе данных. Для просмотра на экране компьютера (каж-
дый канал представляется как график функции во времени) одно-
временно может быть выведено до 12 кривых, объединенных в
группы от 1 до 4.
Файлы структуры крейта содержат информацию о конфигу-
рации и настройках крейта и их можно рассматривать как схему
опыта.
Структура представления данных на экране (число и распо-
ложение графиков, их расположение по группам, назначение ка-
налов графикам) также может быть сохранена в определенном
файле.
Сама программа работает в режиме прямого диалога с опера-
тором. Для выбора пунктов меню используются клавиши клавиа-
туры и манипулятора "мышь".
В правом углу экрана расположено головное меню програм-
мы:
- формирование крейта;
- настройка экрана;
- работа с базой данных;
- анализ,
- использование принтера;
- взаимодействие с САМАС;
- опции.
(.Формирование крейта
Схема крейта приведена на рисунке 12.20. Она соответствует
положению АЦП в реальном крейте, собранном в процессе подго-
товки к испытаниям.
626
в)
Рисунок 12.20 Схема формирования крейта
а - установка АЦП; б введение параметров АЦП; в введе-
ние переводных коэффициентов
627
У запоминающих АЦП программируются несколько парамет-
ров работы: предистория сигнала, дискретность съема данных,
вход и диапазон входных напряжений и смещение диапазона из-
мерения. Чтобы АЦП мог получать данные, необходимо ввести
наименования каналов и переводные коэффициенты. Расчет пере-
водных коэффициентов приведен ниже. Запись структуры крейта
осуществляется в файл определенной структуры и в дальнейшем
можно считывать структуру крейта непосредственно из файла.
2. Н а с т р о й к а экрана
На рисунке 12.21 приведен пример настройки экрана. В этом
режиме определяется число групп на экране, количество графиков
в группе, распределяются каналы по графикам и осуществляется
запоминание формы экрана.
Все сигналы в группе имеют общую ось времени. Вверху
группы расположен специальный график, где показана полная
временная ось всей группы с сигналом первого канала в группе.
Во время анализа на графике заголовка виден весь сигнал во вре-
мени, а на остальных - фрагмент полной оси времени. Границы
этого фрагмента видны на графике заголовка в виде прямоуголь-
ника, что позволяет изменять детализацию сигналов, держа в поле
зрения всю ось.
3. Работа с базой данных
Программа записывает данные, снимаемые с АЦП, в виде за-
писей базы данных - специального файла сложной структуры.
Однократный съем по всем каналам запоминается как одна за-
пись.
Каждая запись, помимо собственно информации, содержит
дату, время формирования, комментарий и структуру экрана для
данной записи. Записи можно выбирать для просмотра, редакти-
ровать комментарий, удалять записи. Кроме того, базу данных
628
можно экспортировать в другой - текстовый файл для дальней-
шей обработки.
F1 Помощь Укажите график на экране
Память 178 К
Рисунок 12.21 I kic I ройка экрана
4. Использование п р ин г ера
Программа позволяет напечатать копию экрана, при необхо-
димости в цветном варианте.
5. Взаимодействие с САМАС
Режиму проведения эксперимента соответствует пункт '’СА-
МАС” в головном меню программы. Это основная функция рабо-
ты оператора.
Первая стадия программирования заключается в программи-
ровании устройств в соответствии с заданными в меню "крейт"
параметрами и переводится в режим ожидания сигнала запуска.
На картинке взведенные АЦП выделяются красным цветом.
После прихода сигнала "Запуск" с внешних схем модули счи-
тывают информацию во внутреннюю намять и выставляют сиг-
нал готовности. Сработавшие модули отображаются зеленым цве-
том. Перед считыванием информации программа ждет срабатыва-
ния всех модулей. Если по каким-либо причинам нс все АЦП по-
лучили импульс запуска, можно прервать процесс ожидания. При
этом сохранение информации будет проводиться только для сра-
ботавших модулей.
629
Последний этап сжатие и перекачка информации в базу. В
зависимости от объема информации и быстродействия машины
этол процесс занимает от нескольких десятых секунды до минуты.
Модули на картинке по мере считывания информации ’’синеют”.
Сразу, по завершении приема информации, программа прорисо-
вывает полученные данные в соответствии со структурой экрана.
6. Просмотр и анализ сигналов
Режим просмотра самый обширный в программе. В левой
части экрана под основным меню открывается список операций,
которые можно осуществить в этой части программы. На рисунке
12.22 приведен пример анализа зарегистрированного опыта испи-
ши ий.
34Лв
Метки
Сетка
Луги
Инфо
MinMax
Канал
Шире PgUp
Уже PgDn
End
Home
Д
F1 Помощь Записи список сл пред_ Форма Копия Пямжь 178 к]
Рисунок 12.22 Анализ гарегиорированного опыта
- Перемещение по временной оси.
На графиках группы видна только часть полной оси времени
сигналов. Представление о положении и размерах этой части дает
прямоугольная рамочка на графике заголовка. Перемещая рамку
по оси, можно изменять положение просматриваемого участка,
кроме того, возможно изменение размеров отображаемого участка
с изменением степени детализации элементов на графиках груп-
пы. На рисунке 12.23 приведен пример перемещения по времен-
ной оси.
Пределом расширения участка времени является вся времен-
ная ось, а пределом уменьшения минимальное число реальных
630
точек на графиках группы. В соответствии с алгоритмом отобра-
жения на графиках используются не все точки попадающие в вы-
бранный интервал, а только их часть, необходимая для получения
гладкой кривой, т.е., если, например, в выбранный для отображе-
ния временной интервал данного канала попадает 10000 снятых
точек, прорисовка их потребовала бы много времени и сильно за-
медлила бы работу программы. С другой стороны, реальных эк-
ранных точек на один график приходится 500 или 250, в зависи-
мости от расположения, и на внешнем виде кривой такое число
точек практически не сказалось бы. Поэтому программа прорисо-
вывает не каждую точку, попадающую в заданный интервал, а с
некоторым шагом. Обычно в некоторых ситуациях такой алго-
ритм скрывает потенциально интересные участки сигнала. На-
пример, короткие выбросы, имеющиеся в реальности, могуч быть
не видны. Изменяя степень детализации временной оси, можно
наблюдать все точки графика. Максимальная степень детализации
равна 25 точкам на график, обычно в таком режиме кривая имеет
негладкий характер.
Метки F 7
Сетка F в
Лупа F 0
Инфо F 10
MinMax End
К Mian Home
Шир» PgUp
Уже PgDn
Д И
BDZ CDB
хпи » Г । 1
FI Помощь
' QP'Нагит. » Лз *
КреЙГ
В.ма
Экран
П- чать
Опции
САМАС
Выход
Рисунок 12.23 Анализ заре! исфированно! о опыта
- Метки на оси времени.
Для получения точного значения сигнала в некоторой точке
времени служат две пары перпендикулярных прямых, пересе-
кающихся в точках графика. Перемещаясь по исследуемой кри-
вой, метки дают представление об относительном положении то-
чек графика и их конкретные числовые значения.
631
- Увеличенный просмотр графика
Как график, так и заголовок группы могут быть развернуты
на весь экран, что позволяет рассмотреть детально любую часть
временной оси. На рисунке 12.24 приведен пример рассматрива-
ния явления в ’’лупе времени’’.
- Опции
В этом режиме происходит управление ресурсами системы
САМАС, а также способом сохранения данных.
Общее и специальное программное обеспечение АСИ создаст
возможность выполнения всех функций обеих подсистем, а также
решения фоновых научно-исследовательских задач.
После введения в эксплуатацию автоматизированной системы
была проведена ее метрологическая аттестация и в дальнейшем
регулярно проводится поверка измерительных каналов АСИ
представителями Г Нестандарта России.
Дальнейшие работы но развитию АСИ сконцентрированы по
нескольким направлениям. Это, прежде всего, работы по совер-
шенствованию программного обеспечения, а именно разработка
более быстрых и удобных алгоритмов, повышение сервисных
возможностей, усиление математической поддержки программ
обработки (фильтрация, получение разностных сигналов и т.п.), а
632
также анализ погрешностей, вносимых математической обработ-
кой и разработка методов аттестации алгоритмов с учетом всех
передовых достижений и рекомендаций STL.
Расчет переводных коэффициентов
Для получения оцифрованных данных, как было указано вы-
ше, необходимо в структуру крейта внести значения переводных
коэффициентов. Для этого оператор должен выполнить следую-
щие действия:
- определить максимальное значение измеряемой величины;
ступени изменения в различных сериях опытов;
- в зависимости от типа первичного преобразователя произве-
сти расчет коэффициента:
а) первичный преобразователь - регистратор хода или ка-
тушка отключения:
1) исходя из максимального ожидаемого напряжения на ка-
тушке отключения или регистраторе хода итахожид, определить
ближайший больший предел соответствующего задействованного
согласующего устройства (СУ):
Umax СУ > Umax ожид>
2) по таблице 12.4 определить для соответствующего предела
Цпах су коэффициент согласующего устройства К11СУ;
3) переводной коэффициент определится как
^пер — JCjiCy •>
б) первичный преобразователь - делитель напряжения:
1) исходные данные: коэффициент деления делителя - Кдея;
2) определить напряжение на выходе делителя напряжения:
т т ____ max ожид
ивыхДН- тг ’
*jien
3) определить ближайший больший предел соответствующего
задействованного СУ:
UnpeyjCy> UBblx дц,
4) по таблице определить соответствующий КпСУ;
5) переводной коэффициент рассчитать по формуле:
Кпер -’ КцСУ ’ Кдел ,
в) первичный преобразователь - шунт:
1) исходя из заданного максимального ожидаемого значения
тока, определить напряжение на выходе шунта:
633
Uвых Ш -чпах ожид ’ *МП,
где Кш - коэффициент преобразования шунта, В/кА;
2) определить ближайший больший предел соответствующего
задействованного СУ
Спред СУ > СВЬ1Х III,
3) по таблице определить соответствующий для данного вы-
бранного СУ - Кпсу',
4) переводной коэффициент рассчитать по формуле:
КПер ^нСУ / Кщ,
г) первичный преобразователь - индукционный преобразова-
тель тока (трансформатор тока):
1) исходя из заданного максимального ожидаемого значения
тока, определить напряжение на выходе индукционного преобра-
зователя тока:
СВых ТТ~ ^тах ожил ’ К I T,
где КТ1 - коэффициент преобразования трансформатора тока,
В/кА;
2) определить предельное выходное напряжение У ПТ':
Спред УНГ > Свых ТТ,
3) по таблице определить коэффициент передачи У ПТ соот-
ветствующий выбранному пределу Спредуцт- К||Унт;
4) определить напряжение на выходе У ПТ:
ТТ _ ^выхТГ
ивыхУПТ — тг
^пУНТ
5) определить ближайший больший предел соответствующего
задействованного СУ:
Сцрсд СУ > СВЬ1Х УНТ,
6) по таблице определить значение соответствующего Кпсу;
7) переводной коэффициент рассчитать по формуле
Z7* _ Кпсу ' К-пупт .
Кг ’
д) первичный преобразователь - индукционный преобразова-
тель для регистрации производной тока, di/dt:
1) размерность датчика может быть задана двумя способами:
- В/А/сек,
УПТ- усилитель постоянного тока.
634
- B/кА.
Для расчета переводного коэффициента необходимо перевес-
ти B/кА в размерность В/А/сек следующим образом:
Kdi/(ll [В/А/сек] = К<!‘'^В/кА} . 10“6;
Л/Л 314,16
2) определить UBbIXdi/dt по формуле
UBblx di/dt (di/dt)niax ожид • К di/dt>
где К di/dt - коэффициент преобразования датчика в В/А/сек;
3) определить ближайший больший предел соответствующего
задействованного СУ:
Спред СУ > С^вых di/dt»
4) по таблице определить соответствующий К11Су;
5) переводной коэффициент рассчитать по формуле
I/ _ ^пСУ
14 пер — rz~
Kdl/dt
После расчета коэффициентов внести эти данные в режиме
формирование крейта.
Для проверки работы и правильности определения коэффици-
ентов производится градуировка измерительных каналов.
Градуировка измерительных кана-
лов
Для осуществления градуировки следует выполнить следую-
щие операции:
1) от градуировочного аппарата на градуируемый измери-
тельный канал подать расчетный сигнал напряжения Up, измерен-
ный прибором класса точности 0,5;
2) подготовить систему к приему данных в соответствии с
вышеприведенным алгоритмом, и осуществить ручной запуск
АЦП;
3) определить значение и частоту полученных на мониторе
сигналов Un и 1П.;
4) если сигнала нет или частота процесса не равна 50 Гц, то
необходимо устранить ошибку в измерительной схеме;
5) рассчитать значение сигнала по амплитуде (Uzip и 1др) че-
рез коэффициенты преобразования первичных измерительных
преобразователей (ПИП), задействованных в схеме измерений:
- для ПИП - регистратор хода или катушка отключения:
идр= ир-72;
635
- для ПИП - делитель напряжения:
U/д р~" Up' л/2 ’Кдея,
где Кдсл - коэффициент деления делителя;
- для ПИП - шунт или трансформатор тока:
идр= UP-V2/KM,
где Км - коэффициент преобразования шунта или трансформатора
тока, В/кА;
6) определить погрешность измерения регистрируемого сиг-
нала по формуле:
<5 = ^Д|> -100; (3 = /др ~ /п -100);
7) если погрешность измерения | 5 | < 0,5 %, переводные ко-
эффициенты оставить без изменений;
8) в случае, когда погрешность | 8 | >0,5 %, необходимо про-
извести корректировку переводных коэффициентов по формуле
1<пер= KIlcp( 1+5).
Аналогичным образом проводится градуировка всех изме-
рительных каналов.
12.7 МЕТРОЛОГИЧЕСКОЕ ОБЕСПЕЧЕНИЕ ИСПЫТАНИЙ
ЭЛЕКТРИЧЕСКИХ АППАРАТОВ ВЫСОКИМИ НАПРЯЖЕНИЯ-
МИ И БОЛЬШИМИ ТОКАМИ КОРОТКОГО ЗАМЫКАНИЯ
Метрологическое обеспечение испытаний - установление и
применение научных и организационных основ, технических
средств, метрологических правил и норм, необходимых для полу-
чения достоверной измерительной информации о значениях па-
раметров и характеристик воздействующих величин и режимов
функционирования объекта испытаний.
Цели и задачи метрологического обеспечения испытаний
Основная цель метрологического обеспечения ис-
пытаний - получение достоверной измерительной информации об
объекте испытаний и о воздействующих величинах.
Основные задачи метрологического обеспечения
испытаний следующие:
- создание необходимых условий для получения достоверной
измерительной информации;
- обеспечение единства измерений в испытательном центре;
636
- разработка методик выполнения измерений и разделов ме-
тодик испытаний, обеспечивающих получение результатов ис-
пытаний с погрешностью, воспроизводимостью и повторяемо-
стью, не выходящими за пределы установленных норм;
- обеспечение аттестации методик выполнения измерений;
- проведение метрологической экспертизы программ и мето-
дик испытаний;
- обеспечение проверки или калибровки средств измерений,
используемых при проведении испытаний;
- подготовка персонала испытательного центра к выполне-
нию качественных измерений и грамотному обслуживанию
средств измерений.
Все перечисленные задачи в НИИВА выполняются метроло-
гической службой, аккредитованной в Санкт-Петербургском тер-
риториальном отделении Госстандарта на право проведения мет-
рологических работ.
Обеспечение единства измерений высоких напряжений и
больших токов короткого замыкания
Измерение высоких напряжений и больших токов короткого
замыкания при испытаниях электроаппаратуры представляет зна-
чительные трудности. Для уверенности в получении достоверной
измерительной информации с погрешностью, не превышающей
заданного значения, необходимо иметь образцовые средства из-
мерений и прослеживать связь между рабочими и образцовыми
средствами, а также отработанные процедуры оценки погрешно-
стей.
В Испытательном центре высоковольтного аппаратостроения
(ИЦВА) НИИВА были разработаны специальные стандарты
предприятия, которые определяют систему обеспечения единства
измерений в НИИВА.
В отношении измерения высоких напряжений эти стандарты
учитывают материалы стандарта МЭК 60060-2 [ 12.4], в котором
вводятся требования к средствам и системам измерения высоких
напряжений, используемым в испытательных центрах, позволяю-
щие обеспечить единство измерений и проследить связь исполь-
зуемых рабочих средств с государственными образцовыми сред-
ствами измерений. В результате этой работы, которая проводи-
лась под эгидой рабочих групп МЭК и СИГРЭ, были разработаны
основы калибровки систем измерений высокого напряжения, ис-
пользуемых при высоковольтных испытаниях. Выполнение этих
637
требований стало возможным после создания образцовых систем
измерения импульсных и постоянных напряжений. Во Всероссий-
ском научно-исследовательском институте метрологии и стандар-
тизации (ВНИИМС) были созданы образцовый генератор им-
пульсных напряжений и образцовый источник постоянного на-
пряжения.
Что касается измерений больших токов короткого замыка-
ния. до последнего времени не существовало требований к систе-
мам измерений больших токов и не было выработано процедур,
позволяющих обеспечить единство их измерений. В связи с от-
сутствием таких норм семь крупнейших европейских испытатель-
ных лабораторий большой мощности, входящих в STL/ (FGH -
Германия, BSTS - Англия, CESI - Италия, EdF - Франция, IPH -
Германия, КЕМА - Нидерланды, LABEIN - Испания), провели
объединенные межлабораторные исследования с целью установ-
ления необходимых параметров, соответствующих процедур и
достижимых погрешностей для лабораторных и образцовых сис-
тем измерения больших токов [12.10]. Были проведены межлабо-
раторные испытания между двумя передвижными образцовыми
измерительными системами, содержащими оптические системы
передачи сигналов для возможно большего снижения помех, и
местными рабочими системами измерений больших токов (при-
надлежащими лабораториям, входящим в состав STL). Одна об-
разцовая система, в качестве первичного измерительного преоб-
разователя, содержала сильноточный шунт, другая - пояс Рогов-
ского. В опытах измерялись симметричные и асимметричные токи
промышленной частоты с максимальными значениями вплоть до
350 кА (эффективное значение до 140 кА), а также токи высокой
частоты порядка нескольких килогерц.
К 1998 году все испытания были завершены. Результаты меж-
лабораторных сравнительных испытаний показали, что при изме-
рении больших токов промышленной частоты погрешности изме-
рения для образцовых систем не превышали значения 1 %, а для
рабочих систем - порядка 3,5 % как для пиковых, так и для эф-
фективных значений. Для токов боле высокой частоты авторы ис-
следования оценивают погрешности значениями в 3 раза больши-
ми.
* STL - Short-circuit Testing Liaison - Ассоциация организаций
по испытаниям в режимах коротких замыканий
638
В испытательных лабораториях большой мощности в СССР
также уделяли особое внимание вопросам измерений больших
токов. В начале 80-х годов XX века в ВЭИ (Москва) были разра-
ботаны и изготовлены серии средств измерений для применения
в лабораториях большой мощности, которые включали шунты и
пояса Роговского с интегрирующими усилителями. Эти шунты
коаксиальные серии ШК, включавшей три типа ШК-5, ШК-20 и
ШК-63, описаны выше в §12.3 (см. рисунок 12.2), там же приве-
дены их технические характеристики (таблица 12.1).
Калибровка этих шунтов осуществлялась весьма оригиналь-
ным способом. При калибровке шунтов были определены экспе-
риментально их переходные характеристики, подобраны аппрок-
симирующие функции и рассчитаны ожидаемые погрешности. В
[12.11] описана методика и приведены результаты эксперимен-
тального определения динамических характеристик путем про-
пускания через шунт тока от генератора ступенчатых импульсов и
осциллографирования выходного сигнала. Амплитуда импульса
тока достигала 100 А, время нарастания импульса тока составляло
50 нс. Контроль формы импульса тока осуществлялся лаборатор-
ным шунтом с сопротивлением 0,57 Ом и поясом Роговского с
коэффициентом взаимоиндукции порядка 1410'9 Гн. Полученные
экспериментально переходные характеристики были аппроксими-
рованы совокупностью экспонент; на основе аппроксимирован-
ных переходных характеристик был произведен расчет амплитуд-
ных погрешностей на разных частотах. Были определены частот-
ные пределы, в которых токовый сигнал измерялся с погрешно-
стью, не превышающей заданное значение (например, 1 %).
В 1998 году в НИИВА была проведена проверка динамиче-
ских характеристик шунтов ШК с помощью образцовой высоко-
частотной измерительной системы [ 12.11 ].
НИИВА располагает установкой, которая способна генериро-
вать высокочастотный ток больших значений, от 400 А на частоте
400 Гц, до 1000 А на частоте 8000 Гц. Установка предназначена
для калибровки высокочастотных трансформаторов тока класса
точности 0,5.
В качестве образцового средства измерений в установке ис-
пользуется трансформатор тока И509 класса точности 0,2, кото-
рый входит в государственную поверочную схему и проходит пе-
риодическую поверку, осуществляемую Государственной метро-
логической службой.
Были исследованы частотные характеристики шунтов серии
ШК. Полученные значения погрешностей были весьма близки к
тем, которые определялись для шунтов во время их калибровки на
основе описанной ранее методики, основанной на пропускании
ступенчатого импульса тока и подбора аппроксимирующих функ-
ций.
639
ГЛАВА ТРИНАДЦАТАЯ
ДИАГНОСТИКА И КОНТРОЛЬ
ВЫСОКОВОЛЬТНЫХ АППАРАТОВ
13.1 ДИАГНОСТИКА И КОНТРОЛЬ ЭЛЕГАЗОВЫХ АППАРАТОВ
И КРУЭ
Диагностические методы для повышения надежности работы
высоковольтной аппаратуры начали внедряться уже более 30 лет
назад параллельно с разработкой элегазового оборудования. Еще
в 70-х годах появились публикации о разработках зарубежными
фирмами первых микропроцессорных систем диагностики вы-
ключателя по отдельным параметрам, характеризующим его ра-
боту, а затем и по диагностике оборудования КРУЭ. Так, япон-
ские фирмы создавали микропроцессорные системы контроля
частичных разрядов, контроля дуговых внутренних пробоев
|13.1].
Традиционные профилактические методы поддержания рабо-
тоспособности оборудования КРУЭ, используемые до сих пор,
сопряжены с большими затратами, т.к. требуют специального
оборудования, сложных измерительных комплексов оценки от-
дельных параметров, обученного персонала высокой квалифика-
ции и трудно реализуются в полевых условиях, особенно на пе-
риферийных, удаленных объектах.
Методы диагностики, контроля и прогнозирования дают воз-
можность с любой заданной частотой, от единиц секунд до минут,
контролировать состояние практически всего оборудования
КРУЭ, не рискуя выводить его из работы неоправданно рано, ко-
гда еще не выработаны все его ресурсы.
Локальное выявление дефектов оборудования на ранней ста-
дии, прогнозирование состояния отдельных элементов по измене-
нию параметров и характеристик выводит на совершенно новый
уровень его эксплуатацию и при этом существенно повышает на-
дежность работы, исключая ошибочные действия оперативного
персонала и оценивая состояние по большому комплексу основ-
ных параметров.
Диагностика высоковольтного оборудования может осущест-
вляться отдельными устройствами по конкретному параметру или
640
в виде целой системы непрерывного мониторинга по совокупно-
сти параметров.
Непрерывный мониторинг диагностики может характеризо-
вать состояние оборудования на любой момент времени, в том
числе в доаварийной, аварийной и послеаварийной ситуации.
Особенно актуальна диагностика для такой сложной системы
элегазового оборудования, как КРУЭ.
Естественно, надежность оборудования определяется его кон-
струкцией, технологией и качеством изготовления. Но в ходе дли-
тельной эксплуатации происходит ее снижение за счет старения
материалов, изменения характеристик и параметров отдельных
элементов, приводящих к неисправности, к частичной потери ра-
ботоспособности, неправильному функционированию вследствие
ухода параметров за допустимые пределы. Поэтому основной це-
лью диагностирования является своевременное обнаружение час-
тичного или полного отказа оборудования, выдавая соответствен-
но предварительные или аварийные (блокировочные) сигналы с
указанием характера и места отказа.
Долгое время бытовало мнение, что поскольку сама по себе
высоковольтная аппаратура достаточно надежна в работе, то ди-
агностика не требуется, тж. ее устройства, подключенные к сило-
вому оборудованию через датчики, могут снизить надежность ра-
боты.
Однако с появлением микропроцессорной техники появилась
возможность осуществлять непрерывный мониторинг за измене-
нием параметров оценки работоспособности КРУЭ и выключате-
лей [13.2]. Необходимость диагностики теперь признается и экс-
плуатирующими высоковольтное оборудование отечественными
и зарубежными организациями.
Разработка системы диагностики и контроля высоковольтного
оборудования в НИИВА началась с конца 80-х годов с попытки
создания системы автоматического измерения, управления и ди-
агностики (САИУД) для КРУЭ 110-500 кВ на базе микропроцес-
сорной техники. Уже эта первая разработка позволила произвести
выбор и обоснование параметров диагностики оборудования
КРУЭ, провести исследование датчиков, выбрать структуру двух-
уровневой системы, определить средства вычислительной техни-
ки, разработать соответствующие алгоритмы и программы работы
отдельных датчиков и системы в целом [13.3].
В дальнейшем были разработаны, поставлены на серийное
производство и внедрены в автоматике КРУЭ и элегазовых вы-
641
ключатслей ряд отдельных микропроцессорных устройств диаг-
ностики.
С точки зрения системного подхода, с целью разработки всей
системы вторичной коммутации КРУЭ ведется разработка более
совершенной системы СДК в комплексе автоматизированной сис-
темы управления подстанции с КРУЭ, которая предполагает вне-
дрение современной технологии, применения интеллектуальных
датчиков новейшей конструкции на базе микроэлектроники, циф-
ровую обработку и передачу данных.
Эта тенденция хорошо прослеживается в создании новой сис-
темы для КРУЭ типа СМАРТ фирмой АББ [13.4|. Вся важная ин-
формация о состоянии всего оборудования КРУЭ с соответст-
вующих датчиков направляется на децентрализованные компью-
теры, и далее ио линиям шины данных передается на другие ком-
пьютеры с контрольно-измерительными функциями и с функция-
ми защиты и направляется в пункт диспетчерского управления,
откуда может производиться местное управление, анализ повреж-
дений и данных подсистемы контроля и диагностики. Аналогично
выполняется управление и другого оборудования КРУЭ, в том
числе разъединителей, заземлил елей.
В результате при подобной структуре всей системы управле-
ния, контроля и диагностики ликвидируются многие параллель-
ные связи, избыточность многих элементов, блоков, устройств,
что резко повышает надежность и снижает стоимость системы.
Основным ее звеном является нижний уровень, где установлены
датчики на оборудовании, производится преобразование и обра-
ботка их сигналов, отображение информации, а главное, воздей-
ствие на исполнительные механизмы управляемых коммутацион-
ных аппаратов.
Как показал отечественный и зарубежный опыт внедрения
микропроцессорных систем диагностики, основные проблемы
связаны помимо разработки нестандартных датчиков с решением
трех вопросов, а именно:
- обеспечения высокой надежности;
- обеспечения требуемой помехоустойчивости в условиях вы-
соковольтных подстанций при переключениях коммутационных
аппаратов;
- достижения приемлемой стоимости.
Для достижения требуемой надежности потребовался переход
на новейшую отечественную и импортную электронную базу,
введение в системе самодиагностики, с целью отработки проведе-
642
ния длительных испытаний в реальных условиях эксплуатации
КРУЭ, подтверждающих ориентировочные расчеты по надежно-
сти.
13.1.1 Обзор микропроцессорных устройств и систем ди-
агностики и контроля высоковольтного элегазового оборудо-
вания
В настоящем обзоре рассмотрены основные направления по
разработкам микропроцессорных диагностических устройств и
систем отечественными предприятиями и зарубежными фирмами.
Основным высоковольтным элегазовым оборудованием яв-
ляются КРУЭ, отдельно стоящие элегазовые выключатели, эле1 а-
зовые ограничители перенапряжений (ОПНЭ).
В диагностике КРУЭ выделяются следующие основные на-
правления:
- контроль плотности элегаза;
- контроль состояния элегазовой изоляции при появлении
частичных разрядов (ЧР);
- контроль работоспособности выключателей с приводами;
- контроль работоспособности ограничителей перенапряже-
ний.
Нормальное состояние элегазовой изоляции во всех элемен-
тах КРУЭ гарантирует надежную работу при длительно прило-
женном рабочем напряжении и при протекании номинальных то-
ков и токов короткого замыкания, обеспечивает требуемые усло-
вия дугогашения и теплопроводности в выключателях.
Как показывает многолетний опыт эксплуатации КРУЭ, ос-
новной причиной снижения уровня изоляции являемся снижение
плотности элегаза. В то же время, благодаря устранению причин
возникновения ЧР при хорошей технологии и культуре производ-
ства, появление ЧР в эксплуатации КРУЭ крайне редко, хотя, по
общему признанию, диагностика их необходима. В связи с этим
контроль плотности элегаза встает на первый план диагностики
состояния изоляции.
Диагностика приводов управляемых аппаратов вызвана наи-
более частыми отказами механических узлов из-за износа, старе-
ния материалов при больших скоростях срабатывания приводов.
В частности, у выключателей для достижения быстродействия
при операциях включения-отключения привода работают при
скоростях не менее 5 м/с.
643
Некоторые фирмы, в том числе АББ [13.5], предлагают кон-
тролировать контактные соединения из-за возможности появле-
ния частичных разрядов, а также местного перегрева. Это наибо-
лее характерно для контактных соединений часто включаемых и
отключаемых. В процессе эксплуатации может ослабляться кон-
тактное нажатие или при недовключении уменьшаться общая
площадь контактирования. В связи с этим предлагается контроли-
ровать температуру внешней оболочки корпуса элемента КРУЭ в
зоне контактного узла.
Наряду с этим некоторые фирмы уделяют особое внимание
диагностике при пробоях в случае внутренних коротких замыка-
ний.
Контроль плотности элегаза
Для оценки работоспособности высоковольтного элегазового
оборудования требуется измерять не давление элегаза, а рассчи-
тывать плотность по давлению и температуре. Это требовало раз-
работки специальной системы расчета плотности элегаза.
До появления возможности разработки простого электронно-
го прибора предлагался ряд более простых вариантов контроля
плотности. Один из них заключается в использовании манометри-
ческой системы, используя мановакууметры с контактной систе-
мой. В другом варианте прибор представляет собой мановакуу-
метр, в конструкцию которого вводится биметаллическая пласти-
на, корректирующая показание прибора при изменении внешней
температуры. Примером таких приборов являются плотномеры
фирмы WIKA и сигнализаторы давления ФГ-1007. Были предло-
жены варианты косвенной оценки плотности элегаза на принципе
сравнения плотности в контролируемом и в эталонном объеме,
если оба объема находятся в одинаковых температурных услови-
ях.
Необходимость контроля плотности элегаза в рабочих объе-
мах оборудования КРУЭ диктуется жестким требованием между-
народных стандартов обеспечивать работоспособность элементов
КРУЭ в течение длительного срока эксплуатации - до 10 лет и бо-
лее. Годовая утечка допускается не более 1 % в год.
Утечки возникают из-за нарушения герметичности объемов
по технологическим причинам (нарушения сварных швов, некаче-
ственной сборки) или старения резины в уплотнениях, подтекания
в вентилях и т.п.
644
Диагностика утечек дает возможность прогнозировать удоб-
ный момент дозаправки, не допуская аварийного отключения
оборудования.
Поскольку плотность элегаза нельзя измерить, ее можно рас-
считать, зная температуру и давление элегаза, по эмпирическим,
приближенным формулам (см.главу 1). Появление процессоров
позволило реализовать расчеты при наличии датчиков измерения
давления и температуры в элегазе. Примером исполнения таких
приборов является совместная разработка сигнализаторов плотно-
сти НИИТМ и НИИВА, описание которых приводится ниже. Ана-
логичная микропроцессорная система вычисления плотности
предложена в патенте США [ 13.6].
Контроль состояния элегазовой изоляции
при появлении частичных разрядов
Состояние элегазовой изоляции из-за специфического конст-
руктивного исполнения оборудования КРУЭ связано в первую
очередь с возможностью появления частичных разрядов. Причи-
нами возникновения ЧР могут быть уступы в конструкции, попа-
дание металлических частиц в кожухах, недовключение контак-
тов, наличие воздушных включений в твердой изоляции распорок.
Диагностика позволяет прогнозировать развитие дефекта, могу-
щего повлечь за собой аварию в результате пробоя.
Известно, что ЧР может проявляться в виде импульсов тока
или напряжения, ударных звуковых и ультразвуковых воли, опти-
ческих сигналов, компонентов разложения элегаза вследствие по-
вышения температуры при ЧР и даже сигналов в СВЧ-диапазоне.
В зависимости от возможности фиксировать эти проявления ЧР
возникают различные методы их обнаружения специальными
датчиками. Как показывает мировая практика, наиболее распро-
странены электрический, акустический, оптический методы, а
также метод обнаружение ЧР в области СВЧ-излучений.
Подробно описание систем контроля состояния изоляции и
появления ЧР в фазах и в отдельных элементах КРУЭ приводится
ниже в §13.2 и в [ 13.1].
Диагностика работоспособности выключа-
телей с приводами
Выключатель в элегазовых выключателях особенно нуждает-
ся в диагностике как самый ответственный и конструктивно
сложный коммутационный аппарат, занимающий особое место
645
защитного устройства в высоковольтных сетях передачи и рас-
пределения энергии потребителям. К нему предъявляются особые
требования по надежности, быстродействию, коммутационной
способности.
Поэтому диагностика и контроль его работы включает целый
ряд устройств и датчиков.
В комплекс устройств диагностики в первую очередь входит
устройство контроля приводов, поскольку из опыта эксплуатации
известно, что более 70 % отказов в элегазовых выключателях свя-
заны с механическими неисправностями. При этом снимается ход
привода, фиксируются времена и скорость его срабатывания.
Наиболее совершенными являются микропроцессорные устройст-
ва с микроконтроллером. В качестве примера можно привести
разработки отдельных устройств: ПКПЭВ в НИИТМ (Россия),
ТМ-60 фирмы "Пергам" (Швеция) и ряд других [ 13.7].
Особое место занимают устройства диагностики и прогнози-
рования коммутационного и механического ресурсов выключате-
ля. Именно они должны определять необходимость проведения
ремонтов выключателя в ходе длительной эксплуатации. Эти уст-
ройства были разработаны в качестве самостоятельных приборов
однофазных УУРВ и трехфазных УУРВ-М и в системах диагно-
стики и контроля [ 13.8].
Диагностика работоспособности ограни-
чителей перенапряжений
Ограничители перенапряжений призваны защищать оборудо-
вание от различного рода перенапряжений в том числе, от комму-
тационных и грозовых. Поэтому в системе защиты изоляции они
играют важную роль и их неисправность может приводить к раз-
рушению высоковольтных аппаратов и другого оборудования
подстанций.
Нелинейные элементы ограничителя в виде оксидно-
цинковых резисторов могут стареть, вызывая увеличение тока че-
рез них и изменяя вольтамперную характеристику.
Контроль работоспособности ограничителей перенапряжений
включает в себя измерение токов и оценку ресурса по количеству
его срабатываний. Известны разные схемы измерения токов: ак-
тивной его составляющей или полного тока. Поскольку цепи из-
мерения этих устройств подвергаются воздействию больших то-
ков, то они защищаются нелинейными элементами (резисторами)
и разрядниками, например, в виде искровых промежутков. Такие
646
устройства были разработаны ВЭИ (Россия) и рядом зарубежных
фирм, в частности фирмами Fuji, Hitachi (Япония), ABB совмест-
но с ASEA и др.[13.1].
Диагностика оборудования КРУЭ может быть расширена
контролем ряда других параметров. Например, предлагается кон-
тролировать состояние дугогасительного устройства выключате-
ля, определять места внутреннего пробоя в элементах КРУЭ и т.д.
Но нельзя забывать, что это требует введения внутрь корпусов
специальных датчиков, что может привести к обратному эффекту,
а именно снизить надежность оборудования КРУЭ из-за вероят-
ных утечек элегаза через многочисленные уплотнения, в го время
как вероятность внутреннего дугового пробоя по опыту эксплуа-
тации КРУЭ очень мала.
13.1.2 Выбор параметров диагностики и контроля КРУЭ и
элегазовых высоковольтных выключателей
При рассмотрении необходимости диагностики элегазового
оборудования основным вопросом является правильный выбор
параметров диагностики. Несмотря на высокую их надежность, по
мнению отечественных и зарубежных специалистов, приведенных
в материалах СИГРЭ [13.21, диагностика их работоспособности
вполне обоснована.
На взгляд разработчиков фирмы АББ [13.5], в элегазовом вы-
ключателе необходимо для оценки его работоспособности кон-
тролировать:
- плотность (давление) элегаза;
- время включения и отключения;
- параметры привода: ход (скорость, ускорение), время натя-
жения пружины, максимальное и минимальное давление энерго-
носителя и т.п. в зависимости от типа привода;
- число осуществленных коммутаций с определением комму-
тационного и механического ресурсов;
- продолжительность покоя между коммутациями.
Еще более показательны данные опроса энергопотребителей
США и Канады о необходимости диагностики выключателей
[13.2J.
В то же время, как показывает опыт Мосэнерго, сервисное
обслуживание подстанций с КРУЭ, используя диагностические
средства, существенно повышает жизнеспособность оборудова-
ния, удлиняя сроки его эксплуатации.
647
Диагностику работы оборудования КРУЭ в ходе эксплуата-
ции можно проводить двумя путями: либо испытаниями при сер-
висном обслуживании, либо системой непрерывного мониторин-
га.
В отечественной практике НИИВА сначала определило наи-
более важные и более существенные параметры диагностики как
при испытаниях, так и в процессе эксплуатации. И соответственно
были выбраны разработки диагностических устройств по сле-
дующим параметрам:
- оценка плотности элегаза с целью не только обнаружения
утечек, но и выработки предупредительного и аварийного сигна-
лов для системы контроля и релейной защиты;
- ряд параметров, характеризующих работоспособность вы-
ключателя, в том числе ход, скорость и ускорение привода, вре-
мена включения и отключения;
- оценка коммутационного и механического ресурсов выклю-
чателя.
При разработке системы диагностики и контроля в режиме
непрерывного мониторинга было определено необходимое и дос-
таточное количество параметров, характеризующих исправную
работу всего оборудования КРУЭ.
Основной трудностью расширения параметров диагностики
является разработка нестандартных датчиков по тем или иным
физическим проявлениям дефекта. Так, сложно создать датчики
обнаружения ЧР, использующие химический метод по выявлению
того или иного компонента от разложения элегаза при высокой
температуре. Датчики должны быть очень чувствительными по
причине слабых сигналов.
Известные трудности представляет проблема помехозащи-
щенности устройств при усилении и преобразовании полезных
сигналов датчиков. Например, для обнаружения ЧР разработчики
фирмы DMS пошли путем создания датчика ЧР в области СВЧ с
целью исключения влияния помех.
Наиболее характерные типы устройств и датчиков диагности-
ки высоковольтного оборудования представлены в таблице 13.1.
Помимо этих параметров для диагностики могут использо-
ваться и ряд других, например, для определения дуговых внут-
ренних замыканий, для контроля параметров дугового столба в
выключателях.
648
Таблица 13.1
Устройство, система Функции Предприятие изготовитель Гии изделия Примечание
1. Сигнали- затор плот- ности эле- газа Измерение давления, температу- ры элегаза, расчет плотности НИИТМ, Россия СПЭ Для КРУЭ
СПЭ-Н СПЭ-Н-01 Для элега- зовых вы- ключателей
2. Сигнали- затор дав- ления Измерение давления и темпера- турная компенса- ция Томский манометр, з-д, Россия ФГ-1007 То же
3. Плотно- мер (сигна- лизатор) Измерение давления и темпера- турная компенса- ция Фирма WIKA Модель 233.59-100
4. Устрой- ство оценки ресурса выключа- теля Расчет коммута- ционного и механиче- ского ре- сурса при включении и отключе- нии НИИТМ, Россия Прибор УУРВ-М С учетом апериоди- ческой со- ставляю- щей
5. Устрой- ство кон- троля при- вода вы- ключателя Определе- ние хода, расчет кри- вых хода при вклю- чении- отклю- чении, вре- мени вклю- чения -от- ключения, скорости привода НИИТМ, Россия Прибор пкпэв С опто- электрон- ным датчи- ком
Фирма "Пергам", Швеция Модуль ТМ1600 С датчика- ми: опто- электрон., индуктив- ным, по- тенциомет- рическим
649
Окончание таблицы 13.1
11аименова- нис устрой- ства, систе- мы Функции Предприятие изготовитель Тип изделия Примечание
6. Система измерения ЧР Оценка интенсив- ности ЧР СКТБ ВКТ Мосэнерго, Россия УКИ-10 С акустиче- скими дат- чиками
7. Система измерения ЧР Оценка интенсив- ности ЧР Фирма DMS, Англия РДМ С СВЧ дат- чиками
8.Счетчик срабатыва- ния приво- да выклю- чателя Счетчик учета числа срабатыва- ния приво- да Уральский ЭМЗ, Россия А-440 Механиче- ский счет- чик
9. Датчик положения выключа- теля Фиксиро- вание по- ложения включено- отключ. НТЦ ВВА ВНИИФ, Россия ККВЦ Механиче- ский дат- чик
10. Датчик положения разъеди ни- теля (за- землителя) Фиксиро- вание по- ложения включено- отключ. Уральский ЭМЗ, Россия ИВ01 Механиче- ский дат- чик
1 1. Датчик контроля напряжения линейного разъедини- теля Обнаруже- ние нали- чия или отсутствия напряжения на линии С КГБ ВКТ Мосэнерго УКНЭ Разработка НИИВА совместно с СКТБ ВКТ Мосэнерго
12. Датчики контроля наличия SF6 Обнаруже- ние элегаза в помеще- нии КРУЭ CAT, Украина СЭМ-1 Использу- ется с хро- матографом
Появление микропроцессорной техники позволяет совершен-
ствовать системы диагностики и контроля увеличением количест-
ва параметров, свидетельствующих о исправности как оборудова-
ния КРУЭ в целом, так и отдельных его элементов.
650
13.1.3 Микропроцессорные устройства диагностики и
контроля КРУЭ и элегазовых высоковольтных выключате-
лей
Для диагностики и контроля отдельных параметров КРУЭ и
отдельно стоящих выключателей могут быть применены ряд раз-
работанных НИИТМ совместно с НИИВА микропроцессорных
диагностических устройств.
Среди них в первую очередь должны использоваться устрой-
ства по диагностике плотности элегаза, контроля коммутационно-
го и механического ресурса выключателей, а также по контролю
его характеристик, включая контроль скорости и ускорения хода
привода, времен срабатывания на включение и отключение.
Рассмотрим более подробно конструкции, принцип работы и
параметры этих устройств, поскольку они могут использоваться
как самостоятельные приборы диагностики.
Микропроцессорные диагностические сиг-
нализаторы плотности элегаза
Для работоспособности элегазового оборудования необходи-
мо поддерживать определенное количество элегаза в его гермети-
зированных объемах. При утечках элегаза из корпусов элегазово-
го оборудования в замкнутых сосудах при изменении температу-
ры окружающей среды будет изменяться плотность элегаза. Это
будет сказываться на изоляционных свойствах, на теплопровод-
ности, а для выключателей и на дугогасительной способности.
При больших утечках элегаза возможны внутренние электриче-
ские пробои.
В связи с этим возникает задача поддержания плотности эле-
газа в определенных пределах во всех герметизированных объе-
мах с постоянным контролем. Самым простым способом измере-
ния является оценка плотности по давлению с помощью маномет-
ра и определения ее значения по диаграмме состояния элегаза. В
дальнейшем было предложено фирмой WIKA ввести в конструк-
цию манометра биметаллическую пластину для корректировки
его показаний при изменении наружной температуры. Аналогич-
ный прибор был разработан на базе манометра на Томском мано-
метрическом заводе как сигнализатор давления ФГ-1007.
Для контроля давления, температуры и на базе этих измере-
ний расчета плотности в НИИТМ совместно с НИИВА была про-
ведена разработка сигнализаторов плотности для КРУЭ внутрен-
него исполнения и для отдельно стоящих элегазовых выключате-
651
лей наружного исполнения на базе микроэлектроники. Расчет мо-
жет быть выполнен автоматически по любой эмпирической фор-
муле зависимости плотности от температуры и давления элегаза.
Однако эксперименты показали, что наибольшую точность дает
обработка сигналов от датчиков давления и температуры по урав-
нению полного полинома |см.главу 1, формулу (1.5)].
В отличие от манометрических систем с использованием ма-
нометров со встроенной биметаллической пластиной для темпе-
ратурной компенсации микропроцессорные сигнализаторы плот-
ности имеют ряд преимуществ, а именно:
а) более высокую надежность по сравнению с механическими
системами;
б) высокую точность измерения почти с одинаковой погреш-
ностью в широком диапазоне изменения параметров;
в) возможность регулирования предупредительной и аварий-
ной уставок по плотности;
г) возможность прогнозирования изменения плотности с по-
стоянным ее контролем, а значит, и с постоянным слежением за
утечкой элегаза;
д) обеспечение визуального контроля непосредственно вбли-
зи от оборудования с установкой в шкафах местного управления и
с передачей данных на центральные пульты управления;
е) возможность использования в комплексе ЛСУТП подстан-
ции (станции) через магистраль RS-485.
Рассмотрим два варианта исполнения сигнализаторов плотно-
сти: СПЭ - для КРУЭ и СПЭ-Н - для выключателей соответствен-
но внутреннего и наружного исполнения.
Основным назначением СПЭ является автоматический кон-
троль параметров элегаза в контролируемых объемах КРУЭ (тем-
пературы, давления, плотности) и выдачи сигналов в виде "сухих
контактов" при понижении плотности элегаза ниже заданных зна-
чений предупредительной и аварийной уставок.
В СПЭ с целью использования его в цепях контроля, сигнали-
зации и защиты установлены две изменяемые предупредительная
и аварийная уставки по плотности для каждого контролируемого
элегазового объема. Выходные сигналы формируются в виде "су-
хих" электрически развязанных контактов реле. Контакты реле
срабатывают на размыкание при понижении плотности ниже ус-
тавок.
652
По составу СПЭ представляет собой распределенную магист-
ральную мультипроцессорную систему сбора и обработки инфор-
мации о плотности элегаза в контролируемых объемах.
В состав СПЭ входит:
- блок обработки информации БОИ;
- блок интерфейсный БИ;
- датчик ДДТ-017;
- кабели соединительные и сетевые.
Сигнализатор обеспечивает:
- определение плотности во всем рабочем диапазоне измене-
ния давления и температуры элегаза в объемах КРУЭ в местах
установки датчиков;
- контроль абсолютного давления элегаза;
- контроль температуры элегаза;
- сбор и хранение информации о давлении, температуре и
плотности элегаза от ДДТ-017 в блоке БОИ;
- формирование управляющих сигналов для БИ в соответст-
вии с результатами проведенного анализа параметров элегаза;
- отображение полученной информации на дисплее и свето-
диодном табло, а также передачу информации на более высокий
иерархический уровень.
БОИ имеет энергонезависимую и дополнительную оператив-
ную память, шифратор и 16-кнопочную клавиатуру, жидкокри-
сталлический дисплей и светодиодное табло, схему сопряжения с
БИ и два независимых магистральных канала последовательного
интерфейса RS-485. Энергонезависимая память обеспечивает хра-
нение данных о конфигурации СПЭ и заданных пользователем
для каждого контролируемого канала величин предупредитель-
ных и аварийных уставок, а оперативная память - хранение теку-
щих, полученных от датчиков данных о давлении, температуре и
плотности элегаза во всех контролируемых объемах.
Выходы питания и внешние магистрали БОИ имеют супрес-
сорную защиту.
Шифратор осуществляет сканирование клавиатуры и форми-
рование кода нажатой клавиши. Клавиатура дает возможность
местного управления сигнализатором, в том числе запрос всех
контролируемых параметров элегаза магистрали, загруженных
величин аварийных и предупредительных уставок по каждому из
задействованных каналов.
Жидкокристаллический дисплей отображает вводимую или
запрашиваемую текстовую и цифровую информацию.
653
Светодиодное табло обеспечивает отображение:
- фактического наличия напряжений (ПИТ);
- обобщенного сигнала работоспособности сигнализатора
(ОСР);
- сигнала состояния контролируемых параметров элегаза в
объеме выключателя;
- сигнала состояния контролируемых параметров элегаза в
прочих объемах, кроме объема выключателя.
Два канала последовательного интерфейса RS-485 дают воз-
можность работы с датчиковой магистралью и ЭВМ подстанции с
КРУЭ.
Источник питания БОИ имеет универсальный вход
220 DC/220 АС и вырабатывает вторичное стабилизированное
питание 5, 12 и 24 В.
От несанкционированной смены уставок БОИ защищен паро-
лем.
Блок БИ выдает релейные сигналы при снижении плотности
элегаза ниже значений предупредительных (дозаправка) и ава-
рийных уставок в контролируемых объемах. Через БИ обеспечи-
вается кроссовое устройство подачи питания 12 В от БОИ к дат-
чикам и подстыковка датчиков к датчиковой магистрали БОИ.
Датчики ДДТ-017 представляют собой периферийные маги-
стральные устройства, которые обеспечивают измерение парамет-
ров давления, температуры и плотности элегаза в контролируе-
мых объемах, а также их передачу по магистрали в БОИ по запро-
су последнего.
Датчик давления и температуры ДДТ-017 реализован на ос-
нове микроконтроллеров PIC14000 и Р1С16С63. Датчики имеют
энергонезависимую память данных, внешний последовательный
интерфейс RS-485, параметрический стабилизатор напряжения,
тензопреобразователь абсолютного давления и термопреобразова-
тель. Энергонезависимая память данных используется для хране-
ния номера датчика и индивидуальных для каждого датчика ка-
либрационных коэффициентов (коэффициенты для расчета поли-
нома давления и температуры). МС (микросхема) последователь-
ного интерфейса осуществляет непосредственное (физическое)
сопряжение датчика с внешней магистралью RS-485, обеспечивая
двунаправленный обмен данными между датчиком и БОИ.
Тензопреобразователь давления с встроенным терморезисто-
ром преобразует давление в электрический сигнал, а также выде-
ляет сигнал для термокопенсации.
654
Термопреобразователь создает на своем выходе токовый сиг-
нал, пропорциональный температуре в контролируемой газооб-
разной среде.
С целью повышения надежности в датчик заложен резервный
термопреобразователь.
Диагностика исправности датчиков осуществляется путем
контроля выхода за пределы минимально-максимальных значений
параметров давления и температуры.
В СПЭ предусмотрено реле контроля исправности датчиков и
БОИ с подачей сигнала ’’норма" посредством замыкания ’’сухого"
контакта.
СПЭ сохраняет работоспособность при и после воздействия
механических нагрузок в соответствии с группой Мб
ГОСТ 17516.1.
СПЭ имеет помехоустойчивость от электромагнитных помех
согласно нормам, приведенным выше в технических требованиях.
Питание сигнализатора осуществляется от сети переменного
тока с напряжением 220 В с частотой (50 ±0,4) Гц или от постоян-
ного тока напряжением 220 В. Потребляемая мощность не более
40 Вт.
Средняя наработка CI1Э на отказ не менее 50000 ч.
Па рисунке 13.1 приведена конструкция усовершенствован-
ного в дальнейшем датчика типа ДДТИ-024 сигнализаторов плот-
ности внутреннего и наружного исполнения.
Датчик ДДТИ-024 конструктивно состоит из двух частей:
блока преобразователей и стыковочного узла, соединенных между
собой при помощи болтового соединения. Герметичность соеди-
нения обеспечивается при помощи резинового уплотнителя, пре-
дусмотренною в конструкции фланцев выключателя. Стыковка
осуществляется путем совмещения штифтов на блоке преобразо-
вателей с отверстиями в стыковочном узле.
Габаритные размеры датчика составляют: диаметр 120 мм,
длина 185 мм.
В конструкции корпуса 1 отмечены датчик давления 3 и два
датчика температуры 2, резервирующие друг друга простым по-
воротом фланца 4 на корпусе элегазового объема на 180°. Как
видно из конструкции, в канале прохода элегаза имеется затвор,
позволяющий герметично перекрывать поток элегаза к датчику
давления, при необходимости снять электронную часть 5 для про-
верки погрешности или замены в случае неисправности. Фланцы
655
датчика загерметизированы с двух сторон круглыми резиновыми
уплотнениями.
Рисунок 13.1 - Конструкция датчика ДДТИ-024
Вид датчика и блока БОИ изображен па фото (рисунок 13.2).
Рисунок 13.2 - Вид датчика и блока БОИ
В дальнейшем система устройств СПЭ совершенствовалась в
основном с целью повышения помехозащищенности.
Принципиальное отличие СПЭ-Н для элегазовых выключате-
лей наружной установки заключается в расширении температур-
ного диапазона работы датчиков от минус 45 до плюс 45 °C.
656
В дальнейшем с целью снижения стоимости СПЭ-Н была уп-
рощена структура системы измерения плотности элегаза. Блок
БОИ исключался из каждого комплекта СПЭ-Н и предназначался
лишь для контроля параметров плотности, давления и температу-
ры элегаза в ходе их эксплуатации.
Микропроцессорное устройство учета ре-
сурса выключателей
Необходимость создания устройств учета ресурса высоко-
вольтных выключателей диктуется теми дуговыми процессами,
которые приводят к износу как контактов, так и других элементов
дугогасительной камеры, ограничивая срок службы 113.2|. Есте-
ственно, деградация элементов камеры зависит от величины от-
ключаемых выключателем токов и от длительности горения дуги.
При включении износ деталей дугогаситсльной камеры меньше,
но его тоже необходимо учитывать. Исходя из опыта, для каждого
типа выключателей можно интерпретировать деградацию выклю-
чателей за период их эксплуатации определенными зависимостя-
ми допустимого числа отключений и включений от количества
проведенных коммутационных операций.
Учет коммутационного ресурса может производиться в соот-
ветствии с зависимостями допустимого числа операций отключе-
ний и включений от тока, приведенными на рисунке 13.3.
Выполненные в логарифмическом масштабе, для разных ти-
пов выключателей, они показывают возможное количество от-
ключений при разных токах от полного тока короткого замыкания
до номинального значения. Коммутационный ресурс выключателя
при отключении может быть определен по формуле
О НОМ 0 ,10м J
где /()ном - номинальный ток отключения;
No ном - допустимое число отключений тока 10 ном ;
1Х - отключаемый ток;
у - показатель степени, определяемый типом выключателя.
Выработанный коммутационный ресурс при отключении
должен определяться следующим неравенством:
о ном
657
о
00
Рисунок 13.3 - Зависимость допустимого числа операций отключений и включений от тока
1 - для операций отключения. 2 - для операций включения
Коммутационный ресурс при включении определяется анало-
гично, но число допустимых включений будет составлять
NB = N0H0M/2 соответственно
в ном
Для разных типоисполнений выключателей величины /0 ном,
/в ном, No ном, NB ном и у, а также величины первичного и вторичного
тока трансформатора тока должны задаваться разработчику-
изготовителю УУРВ-М.
Учет механического ресурса производится при каждом сраба-
тывании привода выключателя независисимо от протекания или
отсутствия тока. На базе указанного алгоритма разрабатываются
устройства учета коммутационного и механического ресурсов вы-
ключателя разными фирмами, в том числе и в отечественной
практике. Особенно актуальна оценка ресурса для элегазовых
ячеек КРУЭ, когда конструктивно очень сложно проводить опе-
рации пр демонтажу выключателей из общей конструкции ячей-
ки. Неоправданные по ресурсу поспешные ремонты приводят к
длительному отключению энергопотребителей, так как при вводе
в эксплуатацию требуется проведение значительной по времени
газотехнологической подготовки.
При наличии соответствующих датчиков учет ресурса может
производиться до определенных критических значений в виде
предупредительной или аварийной уставок. Рассмотрим кратко
устройство учета ресурса выключателей на примере трехфазного
устройства УУРВ-М, разработанного НИИТМ совместно с
НИИВА.
УУРВ-М обеспечивает:
- оценку коммутационного ресурса токов короткого замыка-
ния величиной 0,3 от номинального тока к.з., длительностью не
менее 40 мс;
- учет коммутационного ресурса при каждой операции от-
ключения (включения) тока к.з. в принятых единицах (процентах)
с учетом апериодической составляющей, с выводом индикации на
табло с погрешностью не более 3 %;
- учет механического ресурса при каждом отключении (вклю-
чении) приводом выключателя тока к.з., номинального тока или
при срабатывании без тока нагрузки по всем трем фазам;
- оценку израсходованного и остаточного ресурсов;
659
- передачу выходных параметров в цифровом виде по каналу
RS-485 на более высокий иерархический уровень (ГЩУ подстан-
ции) на максимальное расстояние до 1200 м.
Потребляемая мощность входной токовой цепи при номи-
нальном значении тока не превышает 0,3 В А.
Средняя наработка на отказ УУРВ-М не менее 50000 ч.
УУРВ-М обладает повышенной помехоустойчивостью от
электромагнитных помех, согласно нормам ГОСТ 29156,
ГОСТ 29191, ГОСТ Р 50007, и сохраняет работоспособность при
динамических изменениях и провалах напряжения сети электро-
питания по ГОСТ Р 50627.
Климатическое исполнение УУРВ-М "У”, категория разме-
щения 3.1 по ГОСТ 15150, при этом рабочий диапазон температур
в пределах от минус 10 до плюс 50 °C.
УУРВ-М по устойчивости и стойкости к воздействиям меха-
нических факторов соответствует группе Мб по ГОСТ 17516.1.
Питание УУРВ-М осуществляется от сети переменного тока с
напряжением 220 В с частотой 50 Гц или постоянным током на-
пряжением 220 В.
Степень защиты - IP41.
В основу устройства УУРВ-М входят микроконтроллер с за-
дающим генератором, датчики тока, пиковые детекторы, устрой-
ство приема сигналов о срабатывании выключателя, клавиатура,
адаптер и дисплей.
Основным элементом схемы УУРВ-М является микрокон-
троллер, который служит измерительным ядром устройства и
осуществляет следующие функции:
- аналого-цифровые преобразования сигналов от датчиков то-
ка, включенных во вторичные обмотки трансформаторов тока
элегазового выключателя;
- обработку результатов аналого-цифровых измерений и рас-
чет на их основе, коммутационного ресурса выключателя;
- расчет механического ресурса выключателя при каждом
срабатывании привода выключателя;
- выдачу всей информации на жидкокристаллическое табло
(LED-дисплей) по запросу оператора по магистрали RS-485 на
верхний уровень, на IBM - совместимый компьютер;
- обмен информацией с энергонезависимой флэш-памятью по
внутреннему последовательному каналу I2C.
Основные параметры датчиков тока:
- номинальный входной ток - 100 А;
660
- диапазон преобразования - от 0 до 150 А;
- полная погрешность преобразования - 0,5 % от /НОм;
- нелинейность характеристики - не более 0,1 %.
От датчиков тока сигналы подаются на вход пиковых детек-
торов. Пиковые детекторы служат для выделения абсолютных
значений входных сигналов и для согласования уровней сигналов
датчиков тока со входами АЦП микроконтроллера.
Устройство приема сигналов срабатывания на основе ключей
выдает сигналы о срабатывании выключателя и осуществляет
гальваническую развязку и согласование уровней первичного
сигнала срабатывания с соответствующим входом микрокон-
троллера.
Клавиатура, состоящая из четырех кнопок, выполняет функ-
ции местного управления устройством и обеспечивает вывод на
дисплей контролируемых параметров, а именно:
- израсходованного механического и коммутационного ресур-
са выключателя, отдельно по каждой фазе;
- остаточного механического и коммутационного ресурса вы-
ключателя, отдельно по любой фазе;
- значения регистрируемого тока электромагнитов включения
и отключения по каждой фазе.
Адаптер в устройстве служит для связи с магистралью
RS-485.
Энергонезависимая память обеспечивает сохранение инфор-
мации о коммутационных и механических ресурсах при прекра-
щении энергоснабжения устройства.
Источник питания имеет универсальный вход 220 В постоян-
ного или переменного тока и служит для обеспечения стабилизи-
рованным питанием всех элементов схемы УУРВ-М.
Конструкция прибора УУРВ-М видна на фото (рисунок 13.4).
Рисунок 13.4 - Внешний вид прибора УУРВ-М
661
Микропроцессорные диагностические
приборы измерения характеристик выключа-
г с л я
Оценка состояния приводов силовых выключателей может
быть осуществлена с помощью разрабатанного в 1995 г. в
НИИТМ прибора контроля привода элегазового выключателя
(ПКПЭВ). Прибор ПКПЭВ предназначен для измерения скорости
и хода подвижных контактов приводов любых выключателей, в
том числе с пневмо- и гидроприводами. Прибор ПКПЭВ может
быть применен для измерения характеристик приводов выклю-
чателей в процессе их испытаний при разработке и исследовани-
ях, при приемке О ГК завода-изготовителя.
Прибор ПКПЭВ может измерять:
- полный ход (перемещение) контактов выключателя;
- скорость движения контактов на всем ходе;
- среднюю скорость движения подвижных контактов на за-
данном участке хода при включении и отключении выключателя;
- мгновенную скорость движения подвижных контактов в
момент их замыкания или размыкания;
- собственное время включения (отключения) выключателя.
Диапазон измерения полного хода (перемещения) подвижных
контактов от 100 мм до 250 мм.
Погрешность измерения не превышает ±1 мм.
Диапазон измерения скорости от 0 до 10 м/с.
Погрешность измерения скорости не превышает ±0,1 м/с.
При скоростях менее 2,0 м/с погрешность не превышает
±10 %.
Прибор ПКПЭВ измеряет среднюю скорость движения кон-
тактов (штока привода выключателя) на любом (заданном перед
операцией включения или отключения) участке хода в пределах
от 1 до 150 мм от любой заданной оператором точки начала от-
счета участка хода.
Прибор ПКПЭВ после совершения одного срабатывания при-
вода на включение или отключение выдает цифровые значения
указанных выше параметров.
При этом прибор обеспечивает возможность выдачи цифро-
вых данных в операциях ”0” и "В” при работе выключателя в
циклах "О-В” или "ВО".
Прибор ПКПЭВ обеспечивает запись кривой хода контакта
(штока привода) выключателя на светолучевом осциллографе (на-
пример, типа Н-117).
662
Общий вид устройства ПКПЭВ приведен на фото (рисунок
13.5.)
Рисунок 13.5 Внешний вид прибора ПКПЭВ
Более подробное описание перечисленных диагностических
устройств, разработанных на базе микропроцессорной техники,
приведено в 113.3], 113.7].
13.1.4 Микропроцессорная система диагностики и кон-
троля подстанций с КРУЭ
Технические требования к системе диагностики и контроля
(СДК) целесообразно рассмотреть на примере КРУЭ как наиболее
сложной системы с разнообразным оборудованием в се составе.
Эти требования, в основном, сводятся к следующим основным
положениям:
- система диагностики и контроля КРУЭ предназначена для
диагностики, контроля и прогнозирования состояния комплекса
оборудования и вспомогательных систем вторичной коммутации
КРУЭ, для измерения и вычисления параметров и характеристик,
определяющих работоспособность отдельных ячеек, аппаратов и
устройств вторичной коммутации КРУЭ, для регистрации поло-
жения аппаратов и сигнализации о состоянии всего оборудования
КРУЭ;
663
- диагностика состояния технических средств должна преду-
сматривать контроль по границам допускаемого изменения пара-
метров путем измерения и вычисления параметров и характери-
стик, определяющих работоспособность отдельных ячеек, аппара-
тов и устройств вторичной коммутации КРУЭ и периодического
сравнения данных с установочными значениями или сравнения
показателей работы с дублирующим (мажорированным) устрой-
ством;
- должна предусматриваться возможность диагностики путем
опробования технических средств автоматизации, включая цепи и
аппараты от первичных датчиков до исполнительных механизмов,
так как большой процент отказов связан именно с устройствами
системы вторичной коммутации [13.9];
- для обеспечения глубокой диагностики информационных
каналов по наиболее важным параметрам должна предусматри-
ваться автоматическая диагностика по технологическим критери-
ям;
- диагностика по технологическим критериям должна осно-
вываться на избыточности информации в системе, используя
функциональные зависимости между различными параметрами
технологического процесса.
В самих системах и устройствах диагностики должна осуще-
ствляться их самодиагностика.
Система диагностики и контроля КРУЭ должна быть реали-
зована на базе современной микроэлектроники.
СДК должна обеспечивать автоматизацию процесса локаль-
ного выявления отказов основного оборудования КРУЭ, не сни-
жая надежности его работы.
В СДК должны контролироваться следующие параметры
оборудования КРУЭ:
- плотность элегаза в отсеках элегазовых ячеек;
- отдельно давление и температура в отсеках элегазовых яче-
ек;
- величина частичных разрядов любыми методами (акустиче-
ским, электрическим, СВЧ-системой и т.п.);
- данные по коммутационному ресурсу выключателя ячейки
с определением величины протекаемого тока к.з. и расчетом ком-
мутационного ресурса;
- данные по механическому ресурсу выключателя с определе-
нием работоспособности привода;
664
- данные о состоянии приводов по параметрам скорости и
хода;
- давление энергоносителей в приводах выключателя;
- данные о включенном и отключенном состоянии высоко-
вольтных аппаратов КРУЭ;
- напряжения и токи при к.з. путем цифрового осциллогра-
фирования в доаварийном, в аварийном и послеаварийном режи-
мах;
- токи в фазах с помощью измерительных трансформаторов
тока ячейки;
- напряжения на сборных шинах с помощью измерительных
трансформаторов напряжения.
Система, включая по возможности полный комплект датчи-
ков для диагностики, прогнозирования и контроля основных па-
раметров оборудования КРУЭ, должна быть открытой для под-
ключения любых других типов датчиков.
Система СДК КРУЭ должна быть двухуровневой.
Первый, или нижний уровень, - уровень элегазовой ячей-
ки. На этом уровне с помощью контроллера или другого микро-
процессорного средства ведется сбор и обработка информации на
уровне ячейки.
Второй, или верхний уровень, - уровень подстанции. На
этом уровне должны осуществляться сбор и обработка информа-
ции со всего оборудования КРУЭ, а также вычисления и расчеты
по отдельным параметрам для прогнозирования (ресурс выключа-
теля, прогноз по плотности в объемах и т.д.). Основными техни-
ческими средствами на данном уровне должны быть центральный
процессор и персональный компьютер с графопостроителем.
Установка датчиков СДК не должна приводить к существен-
ным конструктивным изменениям элементов силового оборудо-
вания КРУЭ, с тем чтобы не снижать его надежность.
Система функционально должна быть информационной,
обеспечивая возможность использования в составе АСУ ТП.
Информационные функции включают: периодическую, гра-
фическую и цифровую регистрацию, в том числе и по вызову
диспетчера, всех основных контролируемых параметров и харак-
теристик, преобразованных и вычисленных с помощью микро-
электронных элементов от датчиков, характеризующих состояние
КРУЭ:
- датчики-процессоры (микропроцессоры) первичной обра-
ботки информации;
665
- контроллер первичной обработки информации элегазовой
ячейки или общий для всех ячеек процессор;
- шкаф первичной обработки информации ячейки или общий
шкаф первичной обработки для всех ячеек;
- диспетчерский уровень - шкаф обработки информации на
высшем уровне.
Опрос различных датчиков должен производиться с заданной
частотой по каждому датчику. Частота опроса датчиков уточняет-
ся с учетом требований эксплуатации.
Вся информация по управлению, измерению, контролю и ди-
агностике должна храниться в оперативной памяти (ОП).
При исчезновении напряжения питания информация должна
сохраняться.
Система должна обладать достаточно высокой надежностью,
обеспечивая непрерывную эксплуатацию в течение 10 лет с ми-
нимумом профилактических работ за счет введения встроенной
самодиагностики и контроля.
Алгоритмы работы системы должны обеспечить высшую
приоритетность при выработке аварийных сигналов для быстрого
срабатывания аппаратов автоматически при авариях с оборудова-
нием КРУЭ и для срочного оповещения диспетчера (оператора), а
также выработку предупредительных сигналов с целью преду-
преждения развития аварии и обеспечивая продолжение работы
оборудования.
Вся аппаратура и технические средства должны быть удоб-
ными в эксплуатации и не требовать специального обслуживания
в условиях длительной эксплуатации.
Информация должна быть защищена от несанкционированно-
го доступа и сохраняться при авариях.
Температурные условия окружающей среды в КРУЭ должны
быть в пределах от плюс 1 до плюс 35 °C для всех частей систе-
мы.
Программное обеспечение должно обеспечивать прогнозиро-
вание отказов.
Система должна быть помехозащищенной по всему комплек-
су устройств двухуровневой системы, а именно по каналам дат-
чиков, по каналам связи, непосредственно в средствах микро-
процессорной техники обработки информации, включая входы-
выходы, и соответствовать нормам и стандартам по электромаг-
нитной совместимости (ЭМС), приведенным в таблицах 13.2 и
13.3.
666
В комплекс обязательных испытаний разработанной аппара-
туры должны быть введены испытания в соответствии с щэиводи-
мыми в таблице 13.2 по нормам МЭК и требованиям ГОСТ.
Таблица 13.2 ____________________________________________
Вид испытаний Частота/ ампли- туда Степень жестко- сти, кВ Документ
1. Устойчи- вость к микро- секундным импульсным помехам боль- шой энергии 1/50 мкс 4 МЭК 61000-4-5 (1995-03) ГОСТ Р 50007- 92
2. Устойчи- вость к наносе- кундным им- пульсным по- мехам 5/50 нс 2 МЭК 61000-4-4 (1995-01) ГОСТ 29156-91
3. Устойчи- вость к элек- тростатиче- ским разрядам 5/30 нс 8 МЭК 61000-4-2 (1995-01) ГОСТ 29191-91
Устойчивость к динамическим изменениям напряжения сети
электропитания должна соответствовать ГОСТ Р 50627-93. Тре-
бования указанного ГОСТа приведены в таблице 13.3.
Таблица 13.3
Вид динамиче- ских изменений напряжения Испытательное напряжение в процентах от ^/цом Амплитуда ди- намических из- менений напря- жения в нроцен- тах от Длительность динамических изменений на- пряжения Тдин., (периодов/мс)
Провалы на- пряжения 70 -30 100/2000
Прерывания напряжения 0 -100 25/500
Выбросы на- пряжения 120 +20 100/2000
По изложенным выше техническим требованиям была разра-
ботана автоматизированная система диагностики и контроля
(СДК) КРУЭ, предназначенная для контроля давления, темпера-
туры и плотности элегаза в объемах КРУЭ, учета механического и
коммутационного ресурса выключателей, контроля работы при-
вода выключателя, цифрового осциллографирования.
Структурно-функциональная схема системы диагностики и
контроля (СДК) КРУЭ изображена на рисунке 13.6.
667
о\
о
оо
уровень
Рисунок 13.6 - Структурно-функциональная схема СДК КРУЭ
В соответствии с вышесказанным, СДК представляет собой
двухуровневую распределенную систему. На нижнем уровне вы-
полняются следующие задачи:
- сбор и обработка информации от первичных датчиков;
- формирование сигналов предупредительной и аварийной
сигнализации;
- ведение архива контролируемых параметров при отсутствии
связи с верхним уровнем;
- отображение контролируемых параметров на встроенном
символьном дисплее;
- обмен информацией с верхним уровнем.
Нижний уровень СДК выполнен в виде модулей контроля и
диагностики (МДК) для каждой элегазовой ячейки.
Модуль диагностики и контроля (МДК) предназначен для
контроля основных параметров, характеризующих исправность и
работоспособность ячейки КРУЭ.
Модуль МДК осуществляет контроль указанных выше пара-
метров с отображением контролируемых параметров на встроен-
ном алфавитно-цифровом дисплее.
Модуль диагностики и контроля (МДК) нс только контроли-
рует основные параметры, характеризующие исправность и рабо-
тоспособность оборудования ячейки КРУЭ, но и имеет устройство
преобразования и передачи на верхний уровень основной инфор-
мации. Он обеспечивает также возможность подключения внеш-
них устройств релейной защиты, контроля и сигнализации к це-
пям предупредительных и аварийных уставок.
Модуль применяется в составе системы диагностики и кон-
троля (СДК) для контроля параметров одной ячейки КРУЭ. Под-
ключение модуля к СДК осуществляется через магистральную
линию RS-485.
Модуль размещается в непосредственной близости от кон-
тролируемой ячейки в помещении КРУЭ.
Модуль (см.рисунок 13.7) состоит из блока центрального
процессора ВЦП, дисплея, клавиатуры, адаптера контроля приво-
да выключателя КПВ, датчиков тока ДТ, устройства согласования
интерфейсов УСИ, устройства ввода дискретного УВД, платы ре-
ле, блока контроллера состояния элегаза КСЕ, источников пита-
ния ИП1 и ИП2, фильтра сетевого.
669
Рисунок 13.7 - Модуль системы СДК
Сигналы, характеризующие состояние ячейки КРУЭ, через
устройства согласования считываются блоком центрального про-
цессора, обрабатываются им и результирующие значения выво-
дятся на дисплей и выдаются в магистраль системы диагностики и
контроля СДК в ответ на запрос. В случае выхода контролируе-
мых параметров за пределы уставок ВЦП формирует предупреди-
тельные и аварийные сигналы, которые через плату реле посту-
пают на внешние исполнительные устройства.
Подключение магистрали СДК и локальной магистрали RS-
485 к ВЦП осуществляется через устройство согласования интер-
фейсов УСИ, где производится преобразование к интерфейсу RS-
232 и гальваническая развязка сигналов.
Блок центрального процессора ВЦП предназначен для обра-
ботки поступающих на модуль входных сигналов, отображения
результатов обработки на дисплее, формирования сигналов пре-
дупредительной и аварийной сигнализации, цифрового осцилло-
графирования аварийных процессов, вывода результатов обработ-
ки в магистраль СДК.
На верхнем уровне, представляющем собой АРМ диспетчера,
решаются следующие задачи:
- сбор, хранение и отображение в наглядном виде информа-
ции, поступающей от модулей нижнего уровня;
- выдача предупредительных сигналов при возникновении
предаварийного состояния оборудования и аварийных сигналов;
- хранение информации в архивах и формирование отчетных
документов;
670
- обмен информацией с аппаратурой высшего в иерархиче-
ской системе уровня.
Выбор параметров, выводимых на дисплей, и изменение па-
раметров обработки сигналов осуществляется оператором с по-
мощью функционально-цифровой клавиатуры.
Модуль размещается в непосредственной близости от кон-
тролируемой элегазовой ячейки в помещении КРУЭ.
Питание модуля осуществляется от сети оперативного посто-
янного или переменного тока напряжением 220 В.
Климатическое исполнение модуля по ГОСТ 15150 УХЛ, ка-
тегория размещения 4 (рабочая температура от 1 до 40 °C).
Модуль сохраняет свои технические характеристики в преде-
лах норм при питании его от сети 220 В переменного тока или по-
стоянного тока.
Мощность, потребляемая модулем от сети при номинальном
напряжении питания, не превышает 100 Вт.
Алгоритм работы системы создан на базе математического
обеспечения функционирования отдельных датчиков, например
датчиков плотности по уравнениям Битти-Бриджмена или полно-
го полинома, подсчет коммутационного ресурса - по коммутаци-
онным кривым выключателя, расчет ускорений и скорости - по
кривым хода привода выключателя.
Более подробное описание данной диагностической системы
приведено в [13.3], 113.8].
Возможна интеграция системы СДК в общую систему вто-
ричной коммутации подстанции и в систему управления, контро-
ля и сигнализации энергорайона или в комплекс устройств
АСУТП. Поэтому область применения разработанной системы
СДК может быть представлена в 3-х вариантах:
1 вариант: как самостоятельная интегрированная двухуровне-
вая система общего непрерывного мониторинга подстанции с
КРУЭ;
2 вариант: как трехуровневая система мониторинга КРУЭ с
передачей информации по каналу телемеханики или телефонному
каналу на уровень энергорайона или на уровень энергосистемы;
3 вариант: как подсистема контроля, диагностики и прогнози-
рования в комплексе АСУ ТП подстанции с КРУЭ.
Принципы работы и испытания данной системы СДК были
отработаны на опытном образце, который был внедрен на одной
из элегазовых ячеек КРУЭ-110 кВ на подстанции № 34 Ленэнерго.
Результаты испытаний опытного образца приводятся ниже.
671
13.1.5 Электромагнитная совместимость микропроцессор-
ных устройств и систем диагностики и контроля в реальных
условиях эксплуатации на подстанциях с КРУЭ и с элегазо-
выми выключателями
Опыт внедрения микропроцессорных устройств и систем в
отечественной и зарубежной энергетике показал, что все их дос-
тоинства могут быть сведены на нет, если не решить самую глав-
ную проблему - электромагнитной совместимости в условиях ра-
боты на высоковольтных подстанциях в очень сложной помехо-
обстановке. Под помехообстановкой обычно понимается вся воз-
можная совокупность разного происхождения и уровня помех на
конкретном объекте.
11роблема электромагнитной совместимости усугубляется
еще и тем, что полезные информационные сигналы в этих устрой-
ствах по мощности (току, напряжению) снижаются на несколько
порядков, в то время как уровень помех (их интенсивность, час-
тота, длительность, крутизна фронтов) очень высок. В связи с
этим, естественно, микропроцессорные устройства более чувстви-
тельны к помехам, нежели релейно-контактные системы, где по-
лезные сигналы формируются на напряжение 220 В с током в сот-
ни миллиампер и даже амперы.
Для решения вопроса электромагнитной совместимости мик-
ропроцессорных устройств при внедрении в условиях работы вы-
соковольтного оборудования подстанций необходимо идти двумя
путями:
- повышать помехоустойчивость самих микропроцессорных
устройств;
- проводить мероприятия по улучшению помехообстановки
снижением уровня самих помех, зная причины их возникновения,
прохождения и влияния на работу устройств.
Зарубежные фирмы, в частности АББ, вопросом изучения
влияния электромагнитных помех на работу микропроцессорных
устройств на подстанциях с КРУЭ занимаются постоянно [13.10],
и в том числе в условиях КРУЭ ультравысокого напряжения (до
800 кВ).
В условиях реальной эксплуатации на подстанциях с КРУЭ
возможны следующие вредные воздействия от электромагнитных,
электрических и магнитных полей:
- импульсные и высокочастотные электромагнитные поля;
- электрические поля промышленной частоты и электростати-
ческие разряды;
672
- магнитные поля промышленной частоты;
- кратковременные изменения напряжения питания;
- длительные провалы при отключении напряжения;
- импульсные и высокочастотные помехи по сетевым комму-
никациям, цепям заземления и питания.
Помимо такого рода воздействий помех на подстанциях с
КРУЭ имеют место, естественно, и другие помехи, в частности от
грозовых разрядов, теле- и радиовещательных станций, от блуж-
дающих токов соседних коммуникаций, например, электрифици-
рованных железных дорог.
Анализ электромагнитной совместимости микропроцессор-
ных устройств на подстанциях с КРУЭ показывает, что основным
источником помех на подобных подстанциях являются коммута-
ционные аппараты при их переключениях, в частности шинные
разъединители. Во время одного перемещения его подвижного
контакта возникает до (80-100) пробоев, вызывающих волны бе-
гущие от источника помех через высоковольтные вводы из коак-
сиального проводника, распространяющиеся в высоковольтной
воздушной линии, металлических корпусах и по системе заземле-
ния. Эти помехи могут проявляться через систему заземления в
виде ’’подскоков” напряжения или динамической разности потен-
циалов от протекания тока в точках заземления микропроцессор-
ных устройств, через датчики и их соединительные кабели с эк-
ранными приземленными оболочками, через контрольные кабели.
Наконец, при высокочастотном характере помех, от нескольких
десятков до сотен мегагерц, они могут проникать в виде электро-
магнитного поля через отверстия, щели в конструкциях шкафов
управления, где размещаются микропроцессорные устройства, и
даже через соединительные разъемы контрольных кабелей. Так,
напряжение помехи от протекания тока в соединительных экра-
нированных оболочках кабелей датчиков обнаруживалось между
экраном кабеля и контактами разъема, между экраном и провод-
ником, а также между проводниками кабеля. Характер напряже-
ния помех, снятых в устройствах СПЭ на подстанции ’’Новоцен-
тральная”, приведен на рисунке 13.8.
Для обеспечения нормальной работы микропроцессорных
устройств на подстанциях с КРУЭ, а также электробезопасности
обслуживающего персонала необходимо проведение целого ком-
плекса мероприятий.
673
DataWock
Name -Input A
Dale - 24 11 00
Time -15:3117
Y Scale - 20 V/Div
YAt50“. - -40,000 V
X Scale - 500 ns/Div
XAtO*. - -0.64 us
X Sire - 450 (490)
Maximum = Overload
Minimum - Undetload
InputB
241100
15.31 17
50 V/Div
50.00 V
500 ns/Drv
-0.64 us
450(496)
94.48 V
100.00 V
I 60 000
40 000
20 000
0800
•19200V
39 200
| -59 200
49200
| -99 200
350 00
30000
25000
200 00
15000V
100 00
50 00
000
-50 00
Налр ШР-ША при вкл ЭВ ТЭ
иагаоюск • Name » Input А Input 6 ||
Date -24 11.00 24.1100
Time «15.41.54 15.41 54 |
Y Scale - 20 V/Dtv 50 /Div
YA150X- 19 200 V 15000 V
X Scale - 500 ns/Div 500 ns/Div
XA103 - -0 64 us 0 64 us
X Sire - 450 (496) 450(496)
Maximum » 60 063 V 63 86 V
Minimum - -71,675 V 33.06 V
0 64 us 500 ns/Drv
10 .
4 6V
38
148
198
:4 8
248 г r-
1У8 (
ш I !
98 L -L
48V )
-2 Дм
52
•102 ,
•152 •
500 ns/Drv
Daiablock
Name - Input Д
Dale -.4 1100
Гme - 11 57 47
( Seal- - 5 V€hv
Y At 503- -4.8 V
X Scale - 500 ns/Dtv
XAtO% - -0 64 us
XSire -225(248)
Maximum Overload
Minimum «Underload
Input В
^4 11 00
1 j 57 47
41 V/Dtv
4A V
500 ns/Urv
0 64 us
?25(‘48)
70 V
-24 V
064 us
Рисунок 13 8 — Характер помех па подстанции "I [овоцептральпая"
674
При внедрении микропроцессорных устройств на электриче-
ских станциях и подстанциях департаментом науки и техники
РАО "ЕЭС РОССИИ” утверждено методическое указание по за-
щите вторичных цепей от импульсных помех 113.11].
На рисунке 13.9 приведена структурно-комплексная про-
грамма необходимых мероприятий при разработке и внедрении
микропроцессорных устройств на энергетических объектах
113.12].
Как видно из рисунка, необходимо проведение следующих
мероприятий:
- осуществление комплекса мероприятий по повышению по-
мехозащищенности устройств и систем на стадии разработки схем
и конструкций, путем защиты устройств от воздействия помех
аппаратными и программными средствами;
- проектирование контура заземления на основе расчетов;
- испытания разработанной аппаратуры по нормам МЭК и
ГОСТ на стендах с имитаторами помех;
- измерения и испытания по программе ЭМС в реальных ус-
ловиях эксплуатации на каждом объекте.
Выделим особо меры по электромагнитной совместимости
микропроцессорных устройств с окружающим силовым оборудо-
ванием КРУЭ, которые необходимо предпринимать при проекти-
ровании, и меры, проводимые в процессе их разработки.
При проектировании подстанций с КРУЭ для повышения по-
мехоустойчивости электронных систем и устройств вторичной
коммутации КРУЭ необходимо проводить следующие расчеты:
- расчет протекания токов к.з.;
- расчет подскоков напряжения при коммутации управляемых
аппаратов КРУЭ.
На подстанциях с КРУЭ при проектировании должно быть
правильно выполнено защитное и рабочее заземление как силово-
го оборудования, так и устройств вторичной коммутации, обра-
щая особое внимание на связь разнопотенциальных точек соеди-
нительными кабелями через экранирующую оплетку.
Для снижения уровня помех во вторичных цепях до предель-
но допустимых значений, согласно методическим указаниям, пре-
дусматривается усиление требований ПУЭ к выполнению зазем-
ления в местах установки оборудования, аппаратов и устройств, а
также к прокладке соединительных кабельных линий и заземле-
нию их экранов.
675
676
Программа обеспечения ЭМС в процессе проектирования и
монтажа электрознаргатхчаеких объектов (ЭЭО)
Изготовление и монтаж
Эскизный
'Оценка уровней
ЭМ помех
Технический
проект
Конструктивные
мероприятия по
защита
Требования
по ЭМС
поставщиков
к/а
оборудования
Предваритель
-> ная оценка
ЭМС
Рабочий
проект
Разрабо’ка электронных среде
Серийное
ЭЭО
Головное
ЭЭО
Стендовы
испытания по
ЭМС
Мероприятия по защите
'от ЭМ помех, требования
I г _ оазмещеии». -• ЭЭО
Оценка
ЭМС (по
методике;
।Рациональное
размещение ЭО
(зонирование)
'Рабочие чертежи размещения и средств
защиты
Корректировка чер^ежвй и рабочей
документации
Экспертиза ЭМС ЭЭО
Взаимное
I влияние
ЭЭО и
(электронных
। средств
| 1 Контроль
> электромагнитной
обстановки
Программз * методика
исль тапий по ЭМС
Экспертиза ЭМС
Электрические помехи
электронных средств
Взаимное влияние ЭЭО и
электронных средств
Качество
электроэнергии
i
Раздел ЭМС в составе посевной документации на ЭЭО
Раздел ЭМС в ТУ и ТО на ЭЭО
Рисхнок 13.9 - структурно-комплексная программа необходимых
мероприятий при разработке и внедрении микропроцессорных устройств
При этом общими требованиями к контуру заземления
являются:
а) минимальное его сопротивление в соответствии с нормами
не более 0,4 Ом;
б) отсутствие разрывов по всему контуру заземления;
в) создание защитных дополнительных контуров, не связан-
ных с общим контуром заземления.
Рекомендовано для снижения входного сопротивления расте-
канию токов высокой частоты, каковыми являются перенапряже-
ния при коммутации коммутационных аппаратов, в местах при-
соединения заземляющего спуска дополнительно заглублять вер-
тикальные электроды длиной (3-5) м.
Необходимость применения дополнительных заземлителей и
их количество определяется расчетом. При этом надо учитывать
удельное сопротивление грунтов.
Для снижения входного сопротивления рабочего заземления
закладные элементы, проложенные в полу для каждого ряда пане-
лей, шкафов, должны быть соединены между собой сваркой по
концам и в промежуточных точках с шагом (4-6) м стальной по-
лосой сечением не менее 100 мм“.
Выполнив расчеты, необходимо провести измерение расте-
кания токов к.з. непосредственно на подстанциях, где устанавли-
ваются микропроцессорные устройства.
Особое внимание следует обратить на источники электропи-
тания электронных устройств. Совершенно недопустимо, когда по
системе питания сети питания- оперативного постоянного или пе-
ременного тока 220 В проходят высокочастотные помехи малой
длительности с крутыми (до 1 нс) фронтами, как это имело место
на подстанции ''Новоцентральная” Мосэнерго с КРУЭ-220 кВ.
Опасно также появление "земли” на полюсах аккумуляторных
батарей 220 В, которые являются оперативным источником пита-
ния микропроцессорных устройств.
Рассмотрим основные мероприятия по повышению помехо-
устойчивости микропроцессорных устройств вторичной коммута-
ции КРУЭ.
Исходя из приведенной выше методики, а также опыта разра-
ботки и внедрения электронных устройств для системы вторичной
коммутации КРУЭ, можно рекомендовать следующие мероприя-
тия по повышению их помехоустойчивости:
а) установка высокочастотных фильтров на входах блоков
электропитания постоянным и переменным током 220 В;
677
б) установка фильтров, в том числе полосных, высокочастот-
ных, заградительных, после выпрямления и далее по схеме;
в) установка в устройствах порогово-ограничительных эле-
ментов (встречновключенных стабилитронов, варисторов, диодов
и других элементов);
г) исключение влияния импульсных помех программным спо-
собом;
д) установка ’’сторожевых” таймеров (программного, аппа-
ратных);
е) интегрирование результатов измерений за некоторый про-
межуток времени и выработка сигнала по среднему значению
(пиковое детектирование);
ж) применение оптоэлектронных развязок;
з) применение оптоволоконных линий связи устройств элек-
тронной системы и в виде интерфейса RS-485.
и) преобразование полезных сигналов в цифровой код;
к) правильное создание эквипотенциальных точек и их зазем-
ление с возможным устранением "плавающих” потенциалов.
При конструировании отдельных шкафов, размещаемых
вблизи коммутационных аппаратов элегазовых ячеек подстанции
с КРУЭ, необходимо учитывать возможное влияние и проникно-
вение помех, обусловленных коммутациями изделий низковольт-
ной аппаратуры (контакторов, реле, соленоидов и т.п.)
Что касается заземления, необходимы следующие мероприя-
тия:
- все вторичные кабели должны быть экранированы и их эк-
ранные оплетки заземлены с двух сторон;
- экраны должны иметь минимальное поверхностное сопро-
тивление;
- по возможности экраны должны соединяться с контуром за-
земления низкоиндуктивными шинами или проводниками;
- экраны должны подключаться коаксиально;
- целесообразно параллельно экрану проложить заземленный
с двух сторон проводник;
- свободные резервные жилы внутри кабелей не должны со-
единяться с контуром заземления или соединяться только с одной
стороны.
Учет этих рекомендаций и конструирование соединительных
кабелей в виде витой пары обеспечивают достаточно высокую их
помехозащищенность.
678
13.1.6 Экспериментальное исследование работы микро-
процессорных устройств и системы диагностики и контроля в
условиях высоковольтных подстанций
До серийного производства все разработанные микропроцес-
сорные устройства и системы диагностики прошли большой объ-
ем испытаний на испытательных стендах.
Необходимо было тщательно проверить работу всех диагно-
стических устройств и системы СДК в первую очередь на работо-
способность на образцах силового оборудования КРУЭ и элегазо-
вых выключателей.
В процессе отработки устройств диагностики была проверена
работа устройств СПЭ и СПЭ-Н, ПКПЭВ, УУРВ и УУРВ-М, а
также устройств системы СДК.
Так, в программах испытаний сигнализаторов плотности эле-
газа СПЭ и СПЭ-Н основные исследования заключались в сле-
дующем:
- проверка точности измерения плотности элегаза с оценкой
погрешности во всем заданном диапазоне изменения давлений и
температуры элегаза;
- проверка утечки через уплотнения датчика;
- проверка на помехозащищенность всей системы устройств
сигнализаторов от специальных имитаторов по вышеуказанным
нормам МЭК и ГОСТ.
На подстанции № 34 Ленэнерго с КРУЭ-110 кВ включен
опытный образец СДК на одной из элегазовых ячеек.
В качестве иллюстрации приведены две осциллограммы: од-
на, характеризующая работу привода выключателя (на рисунке
13.10а), и вторая на рисунке 13.106 - осциллограмма, позволившая
системой СДК определить утечку в одном из объемов в сборной
шине КРУЭ, снятые на одной из фаз сборных шин с помощью
системы СДК.
На имитаторах помех по нормам МЭК выявились сбои уст-
ройств СПЭ при норме жесткости 3, которые были устранены
принятием ряда мер схемного характера и изменением конструк-
ции соединительных кабелей в виде ’’витой” пары.
В НИИВА было проведено испытание сигнализатора плотно-
сти СПЭ на элементе КРУЭ при воздействии стандартным им-
пульсом (5/50 мкс) 950 кВ от ГИН. Для устранения влияния помех
на работу системы было предложено внести ряд доработок в схе-
му измерительного блока, а для устранения воздействия от проте-
кания обратных токов по корпусу предложено экранную оплетку
датчика подключать через резистор.
679
Большой объем работ по испытанию диагностических средств
для КРУЭ и отдельно стоящих выключателей непосредственно в
реальных условиях эксплуатации был выполнен на подстанциях
Мосэнерго и Ленэнерго.
Более чем за пять лет на шести подстанциях Мосэнерго было
испытано и включено в эксплуатацию в КРУЭ-110 кВ
680
и КРУЭ-220 кВ 23 комплекса СПЭ с более 140 датчиками, а также
13 комплексов СПЭ-Н на элегазовых выключателях ВГБУ.
Длительная эксплуатация датчиков при постоянном контроле
на индикаторах в блоках БОИ показала стабильность измерения
температуры, давления и плотности элегаза. Отклонения парамет-
ров при измерении носили характер знакопеременных изменений
и находились в пределах допусков с колебанием около средних
значений.
Регулярная проверка параметров по температуре, давлению и
плотности за более чем год эксплуатации на 13 блоках БОИ на
подстанции "Номазилово" также подтвердила стабильную работу
СПЭ-03.
При проверке утечки в датчиках СПЭ на подстанции ’’Ново-
центральная” наблюдались утечки элегаза по затворам у несколь-
ких датчиков и было обнаружено накопление элегаза в электрон-
ном блоке при длительной эксплуатации за счет естественной
утечки. В связи с этим разработчиком была усовершенствована их
конструкция с отказом от второго затвора и изменено уплотнение.
Проблема утечки в датчиках новой конструкции была решена и в
настоящее время она не превышает заданной нормы менее 1 % в
год.
Рассмотрим результаты проверки эксплуатационной надеж-
ности и помехозащищенности в условиях эксплуатации указан-
ных микропроцессорных систем.
В таблице 13.4 приведены количество и виды отказов микро-
процессорных систем, внедренных на подстанциях Мосэнерго.
По данным, приведенным в таблице 13.4, можно сделать сле-
дующий вывод о работе устройств СПЭ и СПЭ-Н.
Работа всех устройств достаточно надежна. Из общего коли-
чества 250 датчиков СПЭ и СПЭ-Н отказов по аппаратной части
практически не отмечалось. Отказы были связаны с утечкой эле-
газа в трех датчиках и поломкой их разъемов при транспортиров-
ке и монтаже на подстанции ’'Новоцентральная”.
На подстанции "Старбеево" были зафиксированы четыре от-
каза при ударных воздействиях гидропривода выключателя. На
подстанции "Куркино” отмечался случай некачественной герме-
тизации разъемов соединительных кабелей датчиков.
Имел место один отказ конденсатора в датчике на выключа-
теле подстанции "Новомазилово” и один отказ в блоке обработки
информации (на подстанции "Новоцентральная”. После ремонта
датчик и блок были вновь введены в эксплуатацию.
681
Таблица 13.4
682
№ п/п Подстанция Объект диагностики Система диагности- ки Состав системы диагностики Дата ввода в эксплуа- тацию Отказы Характеристики отказов
1 ''Новоцентраль- ная" Мосэнерго КРУЭ-220 кВ СПЭ ДДТ-05 - 133 СПЭ-БИ - 10 кСПЭ - 133 июнь 1998 10 отказы ДДТ-05 утечка ЧЭД - 3 поломка разъема - 7
2 "Старбеево" Мосэнерго ВГБУ-220 кВ СПЭ-Н ДДТИ - 3 БОИ-004 - 1 кПДИ-ДДТИ - 4 июль 2000 4 удары привода
3 "Бутаково" Мосэнерго ВГБУ-110 кВ СПЭ-Н ДДТИ - 1 БОИ-004 - 1 ПДИ - 1 БСК - 1 кПДИ-ДДТИ - 1 сентябрь 2000 - -
4 "Новомазилово" Мосэнерго ВГБУ-110 кВ СПЭ-03 ДДТ-017 -119 БОИ-005 - 13 БИ - 13 кПДИ-ДДТИ - 130 сентябрь 2000 1 пки (конденсатор)
5 "Куркино" Мосэнерго ВГБУ-220 кВ СПЭ-Н-01 ДС-024 - 3 БС - 6 кПДИ-ДДТИ - 18 БОИ-008 - 1 июль 2001 1 кабель
6 "Битца" Мосэнерго ВГБУ-110 кВ СПЭ-Н-01 ДС-024 - 5 БС - 5 кПДИ-ДДТИ - 5 БОИ-008 - 1 август 2001 - -
Большой интерес представлял опыт эксплуатации устройств
СПЭ и СПЭ-Н на действующих подстанциях, где проявляются все
виды помех, в том числе и производственного характера.
Как показало внедрение систем СПЭ-03 на подстанции ”Но-
вомазилово", условия помехообстановки потребовали ужесточить
степень жесткости с 3-й степени жесткости до 4-й соответственно,
проводя аппаратные усовершенствования в схемах устройств и
изменения программ.
Воздействие помех постоянно приводило к сбою в работе
датчиков с начала включения комплексов СПЭ-03 в эксплуата-
цию. Это было хорошо видно из протоколов непрерывного мони-
торинга работы всего оборудования подстанции с записью причин
отказов по сигналам с блоков БОИ. После прекращения воздейст-
вия помехи работа систем сразу же восстанавливалась и при этом
измеряемые параметры температуры, давления и плотности элега-
за сохраняли свои прежние значения. Повышение помехозащи-
щенности устройств СПЭ-03 проводилось в основном изменением
программ. Были испытаны четыре их версии, пока не добились
отсутствия влияния помех. Эффективность этой меры повышения
помехозащищенности подтверждается данными таблицы 13.5.
Таблица 13.5______________________________________________
№ п/п Дата Присоеди- нение Время появле- ния по- мех Длитель- ность действия помех, с Причина
1 28.11.00 Т-3 14:50 47 Отказ СПЭ
2 29.11.00 Т-3 3:26 47 Отказ СПЭ
3 Т-3 4:17 48 Отказ СПЭ
4 Т-3 7:56 48 Отказ СПЭ
5 Т-3 8:35 48 Отказ СПЭ
6 Т-3 16:23 48 Отказ СПЭ
7 Т-3 16:29 12 Отказ СПЭ
8 Т-3 18:06 48 Отказ СПЭ
9 07.12.00 Т-2 13:24 48 Отказ СПЭ
10 12.12.00 Т-3 4:17 48 Отказ СПЭ
11 Т-3 17:01 12 Отказ СПЭ
12 24.12.00 TH 1,2 сш 11:16 56 Отказ СПЭ
13 27.12.00 Крыл-1 2:51 48 Отказ СПЭ
14 03.01.01 Т-3 20:22 12 Отказ СПЭ
15 TH 1,2 сш 11:45 150 Отказ СПЭ при опер. ШР Крыл.-2
683
Окончание таблицы 13.5
№ п/п Дата Присоеди- нение Время появле- ния по- мех Длитель- ность действия помех, с Причина
16 30.01.01 Т-1 0:31 48 Отказ С ПЭ
17 14.03.01 Крыл-1 0:30 48 Отказ СПЭ
18 30:03:01 Т-2 10:46 48 Отказ СПЭ
19 05.04.01 Т-3 15:23 48 Отказ СПЭ при опер. ”0" TH 1 сш ШР
20 06.04.01 TH 1,2 сш 12:45 168 Отказ СПЭ при опер. "В" ШР2 Крыл.2
21 09.04.01 TH 1,2 11:28 192 Отказ СПЭ при опер. ”О” LLIP1 Т-3
22 12.04.01 TH 1,2 11:54 150 Отказ СПЭ при опер. ”0” TH 1 сш ШР
23 13.04.01 TH 1,2 13:19 48 Отказ СПЭ при опер. "В" ШР1 Т-3
24 22.04.01 Т-3 16:18 48 Отказ СПЭ
25 15.05.01 Т-2 12:55 47 Отказ СПЭ блок. ЭВ
26 22.05.01 TH 1,2 10:36 1,2 Отказ СПЭ и снижение плотности эле- газа в объеме TH (при опера- ции "О" ДР Т- 2)
27 27.06.01 Оч-Маз-2 5:34 48 Отказ СПЭ
28 25.07.01 ТНЗ, ТН4 1:59 28 Отказ СПЭ
29 31.07.01 Т-1 4:50 48 Отказ СПЭ
30 01.08.01 Оч-Маз-1 20:20 48 Отказ СПЭ
31 08.08.01 Крыл-2 18:09 48 Отказ СПЭ
32 21.08.01 ТНЗ, ТН4 14:19 48 Отказ СПЭ
33 10.09.01 Крыл-2 18:57 48 Отказ СПЭ
Из таблицы видно, что сбои в работе устройств были кратны
времени опроса всех девяти датчиков одного присоединения, ко-
684
торое составляло 24 с или повторно из-за еще воздействия помехи
48 с или в отдельных случаях до 72 с, поскольку программа опро-
са датчиков составлена так, чтобы опрос продолжался пока нс
прекратится помеха. Причем видно, что помеха действует только
на одном из присоединений. По каждым присоединениям отчет-
ливо прослеживается, как изменение версии программ улучшало
помехозащищенность СПЭ.
13.1.7 Положительный эффект от внедрения систем диаг-
ностики и контроля. Системы диагностики и контроля как
средство повышения эксплуатационной надежности элегазо-
вого высоковольтного оборудования
Многолетний опыт эксплуатации высоковольтного оборудо-
вания в отечественной и зарубежной энергетике показывает, что
основными методами повышения его надежности в условиях дли-
тельной эксплуатации являлись профилактические методы.
11рофилактические методы предполагают:
- наличие на подстанциях высокопрофессионального персо-
нала для проведения измерений, контроля, снятия и обработки
отдельных характеристик и параметров, анализа причин неис-
правностей и последующей наладки;
- наличие соответствующих испытательных установок, уст-
ройств и приборов измерения и контроля;
- наличие необходимых подробных документов и инструкций
по каждому прибору, аппарату, его систем, обеспечивающих не
только проверку, но и устранение отказа и дальнейшую наладку;
- в целях безопасности проведение в большинстве случаев от-
ключения оборудования со снятием высокого напряжения, с от-
ключением потребителя. В связи с этим подобные профилактиче-
ские работы являются дорогостоящими мероприятиями.
В условиях длительной эксплуатации высоковольтного обо-
рудования ремонтные работы представляют собой наиболее за-
тяжные и трудоемкие процессы, требующие:
- хорошо подготовленных бригад рабочих, инженеров и уча-
стия оперативного персонала в работах, в частности по допуску к
работе, организации перерывов, подаче или снятии напряжения,
отключения, включения аппаратов, установок, приводов и т.д.
- наличия необходимых запчастей и материалов для замены
изношенных, стареющих или деградирующих элементов, дета-
лей, узлов, блоков;
685
- наличия соответствующих приспособлений, установок,
стендов по наладке.
Как показывает отечественный и зарубежный опыт, ремонт в
’’полевых” условиях отрицательно сказывается на надежности
оборудования при дальнейшей эксплуатации и особенно после
выработки определенного ресурса. Отсутствие надлежащих при-
способлений, аттестованных приборов накладывает дополнитель-
ные трудности на процесс повышения требуемой надежности.
Переход к диагностическим методам при эксплуатации высо-
ковольтного оборудования позволяет:
- повысить уровень эксплуатации за счет увеличения и от-
слеживания основных контролируемых параметров, а также ис-
пользования средств вычислительной техники;
- автоматически обнаруживать отказы с локальным опреде-
лением места отказа, что сокращает простой оборудования и
способствует быстрой ликвидации аварий, вследствие чего по-
вышается экономичность эксплуатации;
- осуществлять автоматическое прогнозирование состояния
выключателя с определением его ресурса и ресурса привода;
- исключить дорогостоящие, трудоемкие и длительные про-
филактические методы обнаружения неисправностей;
- достичь безопасности обслуживания и улучшения условий
труда персонала;
- снизить численность и исключить вообще оперативный
персонал обслуживания.
Упомянутые преимущества диагностической системы дости-
гаются путем:
- применения нестандартных и стандартных датчиков важ-
нейших контролируемых параметров;
- применения интеллектуальных датчиков и средств обработ-
ки и отображения информации на базе вычислительной техники с
микропроцессорами, контроллерами, микроЭВМ;
- развития функций диагностики оборудования и самодиагно-
стики самих электронных устройств.
Повышение надежности диагностической системы обеспечи-
вается следующими мероприятиями:
- упрощение самой системы с обоснованным выбором ее
структуры, уменьшением общего количества устройств и вычис-
лительных средств;
- применение комплекса высоконадежных элементов, прибо-
ров, устройств;
686
- снижение коэффициентов нагрузки на элементы системы;
- резервирование низконадежных элементов.
Дополнительными мерами могут быть:
- введение постоянного тестирования по каждому из каналов
датчиков с оценкой работоспособности отдельных устройств,
включая микропроцессорные устройства каналов датчиков в про-
межутках времени между измерениями (самодиагностика уст-
ройств на каждом канале);
- самодиагностика всех остальных микропроцессорных
средств системы;
- построение структуры и системы блокировки СДК так, что-
бы выход ее устройств не приводил к отключению или блокиров-
ки аппаратов КРУЭ и выводу элегазовых ячеек из работы.
Выводы
1. Для диагностики и контроля работы оборудования КРУЭ
могут быть использованы разработанные микропроцессорные
устройства по одному конкретному параметру, в частности, уст-
ройства контроля плотности элегаза СПЭ и СПЭ-Н, устройства
учета ресурса выключателя УУРВ-М и приборы контроля привода
элегазового выключателя ПКПЭВ.
2. В целях контроля и диагностики целесообразно примене-
ние разработанной и испытанной микропроцессорной системы
СДК, включающей в себя комплексы стандартных и нестандарт-
ных датчиков, устройства усиления, преобразования, обработки и
передачи сигналов на верхний иерархический уровень (с уровня
элегазовых ячеек на диспетчерском уровень) с помехозащищен-
ными каналами связи любой требуемой длины.
3. Система СДК является "открытой” и может быть расшире-
на подключением любых дополнительных датчиков по тем или
другим параметрам, в частности, устройствами измерения ЧР.
4. Основные комплексы указанных устройств и системы ди-
агностики с нестандартными датчиками разработаны и освоены в
серийном производстве.
5. Рассмотренные в настоящей главе устройства диагностики
прошли все необходимые испытания на работоспособность на
стендах и имитаторах, а также в условиях длительной эксплуата-
ции на подстанциях Мосэнерго и Ленэнерго, которые подтверди-
ли их достаточную помехозащищенность и надежность.
687
6. Разработанная система контроля и диагностики может ис-
пользоваться как самостоятельная система или как подсистема в
комплексе АСУ ТП станции (подстанции).
7. Разработки устройств и системы диагностики должны быть
продолжены в направлении создания интегрированной системы с
интеллектуальными датчиками с целью создания более эффектив-
ной и надежной системы вторичной коммутации КРУЭ.
13.2 КОНТРОЛЬ, МОНИТОРИНГ И ДИАГНОСТИКА СОСТОЯ-
НИЯ ИЗОЛЯЦИИ ЭЛЕГАЗОВОГО ОБОРУДОВАНИЯ
Высокие рабочие напряженности в изоляционных системах
(ИС) элегазового оборудования и длительные гарантированные
периоды между ремонтами* и, соответственно, испытаниями
электрической прочности ИС, а также ответственность и слож-
ность задач, выполняемых этим оборудованием, обуславливают
необходимость постоянного слежения за состоянием его изоля-
ции** в процессе эксплуатации.
В зависимости от задач, решаемых слежением, различают
следующие его виды: контроль, мониторинг и диагностика со-
стояния ИС КРУЭ.
13.2Л Контроль состояния ИС КРУЭ
Контроль - измерение отдельных параметров ИС (например,
плотности элегаза) в эксплуатации путем сравнения полученных в
результате измерений значений этих параметров с заданными
(нормированными, предельно допустимыми) значениями.
В зависимости от реализуемого способа измерения парамет-
ров состояния ИС КРУЭ различают периодический или непре-
рывный, ручной или автоматический виды контроля.
* В среднем срок службы КРУЭ до среднего ремонта составляет
15 лет, если до этого срока не исчерпаны ресурсы по механической или
коммутационной стойкости входящих в состав КРУЭ коммутационных
аппаратов. Срок службы до капитального ремонта - 30 лет.
** Состояние ИС (здесь) - показатель, отражающий в количест-
венной форме способность ИС выдерживать заданные (нормированные)
эксплуатационные перенапряжения. Выражается в терминах кратковре-
менной и длительной электрических прочностей через значения выдер-
живаемых испытательных напряжений или через их отношения (в %) к
нормируемым значениям испытательных напряжений.
688
Пример периодического ручного измерения - отбор проб эле-
газа из отсеков КРУЭ с целью последующего определения его
химического состава и/или электрической прочности [13.13].
Приборы (устройства) непрерывного автоматического кон-
троля при превышении заданного уровня параметра вырабатыва-
ют, как правило, соответствующие команды для приведения в
действие систем сигнализации и/или управления коммутацион-
ными аппаратами КРУЭ. Пример - датчики плотности элегаза в
блоках КРУЭ. Так, датчики плотности элегаза, установленные в
выключателях КРУЭ, позволяют персоналу следить за текущими
изменениями плотности, а при снижении плотности ниже мини-
мальной автоматически подают сигнал и включают блокировки на
запрет коммутационных операций выключателем.
13.2.2 Мониторинг ИС КРУЭ
Под мониторингом понимают непрерывное (или цикличе-
ское) измерение, регистрацию и накопление значений параметров
и характеристик ИС с целью их передачи для последующей обра-
ботки и анализа.
Методически, аппаратно и программно системы мониторинга
ИС КРУЭ в своей основе базируются на методах и средствах, ха-
рактерных для систем диагностики изоляции (СДИ). И если не
считать значительно отличающихся устройств накопления и пе-
редачи данных измерений, СДИ содержат в себе практически все
элементы, входящие в состав систем мониторинга. Поэтому неко-
торые особенности систем мониторинга ИС КРУЭ будут рассмот-
рены в следующем разделе.
13.2.3 Диагностика состоянии ИС КРУЭ
Диагностика состояния изоляции ИС КРУЭ в эксплуатации
представляет собой комплекс мероприятий по оценке текущего
уровня изоляции ИС КРУЭ, прогнозированию предстоящего вре-
мени, в течение которого она способна сохранять нормированный
уровень, а также по выработке на основании этих оценок реко-
мендаций оперативному персоналу по предотвращению возмож-
ных аварий, связанных с ухудшением состояния изоляции, и ре-
комендаций по текущему обслуживанию КРУЭ. Соответственно,
система диагностики изоляции (СДИ) может рассматриваться как
комплекс аппаратных и программных средств, предназначенный
для выполнения этих трех основных функций:
а) оценка состояния ИС КРУЭ;
689
б) прогнозирование состояния;
в) выработка рекомендаций по предотвращению аварий и об-
служиванию.
Дополнительными функциями СДИ также могут быть:
а) выработка санкционируемых оператором и безусловных
(полностью автоматические СДИ) управляющих объектом диаг-
ностики команд (блокировки, коммутации);
б) уточнение критериев функционирования СДИ по опыту ее
эксплуатации.
Последняя функция вводится разработчиками в подавляющее
большинство внедряемых в настоящее время СДИ для накопления
опыта эксплуатации и развития СДИ на основе анализа этого
опыта.
Методически функция оценки текущего состояния ИС КРУЭ
реализуется в СДИ в два этапа.
1. Обнаружение отклонения ИС от нормального состояния
методами контроля (мониторинга) - сравнение измеряемых значе-
ний характеристик и параметров ИС с заданными (нормирован-
ными или допустимыми).
2. Экспертная оценка степени отклонения ИС от нормального
состояния.
Методами экспертного (или автоматического экспертного)
анализа результатов измерений (на основе заложенных в СДИ
экспертных оценок) в СДИ реализуются также и все другие ее
функции (прогнозирование состояния, выработка рекомендаций и
команд, уточнение критериев функционирования СДИ и пр.).
Наиболее полно общие принципы диагностики изоляции обо-
рудования ВН различных видов, методические принципы по-
строения и функционирования СДИ и обобщение накопленного
за рубежом опыта их разработок и применения рассмотрены в ра-
боте [13.14].
Аппаратно СДИ, как правило, представляет собой интеграль-
ную часть общей системы диагностики состояния КРУЭ и в соот-
ветствии с двумя приведенными выше методическими этапами
реализации ее функций (измерение и экспертный анализ) может
рассматриваться, как состоящая из двух частей - измерительной и
логической.
690
13.2.4 Системы диагностики состояния ИС КРУЭ
Методы измерений
Определяющее значение для эффективности функционирова-
ния любого из видов слежения за состоянием ИС оборудования
имеют используемые методы измерения параметров и характери-
стик изоляции и методы обработки измерительной информации.
Набор используемых для слежения методов измерения прак-
тически не отличается от принятых для испытаний изоляции. В
настоящее время основным методом получения информации о
состоянии изоляции в оборудовании ВН является электрический
метод измерения характеристик частичных разрядов (ЧР) 113.15],
113.16]. При этом значения измеряемых характеристик ЧР ставят-
ся в соответствие текущим значениям рабочего напряжения и его
фазе. Однако применение методов измерения характеристик ЧР
для слежения за состоянием изоляции при эксплуатации КРУЭ, в
отличие от применения их в испытательных установках в услови-
ях испытательных стендов и лабораторий, определяет ряд сущест-
венных особенностей и отличий в методической и аппаратной
реализации. Эти особенности и отличия рассмотрены далее на
примере наиболее эффективно и широко применяемых как в
практике испытаний, так и в разработке систем мониторинга и
диагностики изоляции, электрического метода измерения харак-
теристик ЧР и метода измерения характеристик ЧР с применени-
ем СВЧ-технологий.
Задачи, решаемые СДИ
С учетом того, что ухудшение состояния изоляции ИС КРУЭ
в процессе эксплуатации связано с появлением в ней дефектов*,
методически слежение за состоянием ИС состоит в непрерывном
циклическом решении СДИ последовательности четырех задач
нарастающей сложности в отношении дефектов:
а) обнаружение дефекта;
* Дефект ИС КРУЭ - локальное, не предусмотренное конструкци-
ей усиление поля, снижающее электрическую прочность ниже уровней,
определяемых нормированными испытательными напряжениями.
Ухудшение свойств собственно элегаза далее не рассматривается, т.к.
слежение за изменением ряда его параметров обеспечивается устройст-
вами контроля, присутствующими в ИС КРУЭ, как правило, независимо
от наличия СДИ.
691
б) идентификация вида дефекта;
в) определение места расположения (локализация) дефекта;
г) количественная оценка опасности дефекта (в значениях
снижения кратковременной электрической прочности ИС КРУЭ
или сокращения срока ее службы).
Результаты решения этих четырех задач дают возможность
выработать обоснованные рекомендации или команды по предот-
вращению аварий. Выработка рекомендаций и решений представ-
ляет собой в значительной степени самостоятельную задачу СДИ,
решаемую средствами экспертного анализа*.
Накопленный опыт эксплуатации КРУЭ различных классов
напряжения и различных изготовителей [13.17] позволяет выде-
лить из большого числа возможных видов дефектов ИС КРУЭ как
наиболее распространенные и опасные следующие:
а) фиксированные на электродах проводящие выступы (ПВ);
б) свободные, т.е. способные перемещаться в газовых проме-
жутках под действием электрического ноля, проводящие частицы
(СПЧ);
в) фиксированные (осевшие) на изоляторах проводящие час-
тицы (ПЧ);
г) детали "под плавающим потенциалом".
Задачи, решаемые СДИ КРУЭ в отношении наиболее распро-
страненных и опасных дефектов, в приведенной ниже таблице
13.6 обобщены в порядке их решения СДИ, реализующими элек-
трический метод измерения характеристик ЧР в изоляции в каче-
стве основного метода измерения.
Следует отметить, что получение достаточно полной и на-
дежной информации для заключения о состоянии ИС КРУЭ в
эксплуатации с применением только электрического метода изме-
рения характеристик ЧР зачастую требует неоправданно высоких
затрат на создание СДИ. Поэтому в состав СДИ иногда включают
один или два дополнительных канала измерений, совмещая мето-
ды. Так, в качестве дополнительного метода часто используют
акустический метод измерения характеристик ЧР, позволяющий
повысить достоверность разрешения дефектов ИС КРУЭ электри-
ческим методом и упростить решение задачи их локализации.
* Самостоятельно - автоматические СДИ, в диалоговом режиме -
т.н. экспертные СДИ.
692
Таблица 13.6
Задачи, решаемые системами диагностики изоляции КРУЭ
№ задачи 11аимсновапие задачи Функции СДИ, обеспечивающие решение задач
1 Обнаружение и измерение ЧР с дефектов 1.1. Выделение ЧР из помех 1.2. Измерение значений характеристик ЧР 1.3. Слежение за уровнями ЧР во времени
2 Определение вида дефектов 2.1. Идентификация дефектов газовой изоля- ции: - фиксированные на электродах проводящие выступы (ПВ); - свободные проводящие частицы (СПЧ); - фиксированные на изоляторах проводящие частицы (ПЧ); -детали ’’под плавающим потенциалом" 2.2. Идентификация дефектов в твердой изо- ляции 2.3. Идентификация прочих дефектов
3 Локализация дефектов 3.1. Общая локализация - определение полю- са, аппарата и/или отсека КРУЭ с дефектом. 3.2. Местная локализация - определение узла или детали с дефектом (корпус, электрод, экран, изолятор и т.д.) 3.3. Определение параметров места дефекта (X, мм)
4 Определение опасности дефектов 4.1. Определение параметров дефекта 4.2. Расчет снижения электрической прочно- сти (Up, кВ) или сокращения срока службы (Т, час)
Рисунки 13.11а и 13.1 16 из работы 113.18] поясняют основной
принцип локализации дефектов в КРУЭ при использовании в
СДИ одновременно двух методов измерения характеристик ЧР -
электрического и акустического.
Как показал практический опыт НИИВА, применение акусти-
ческого метода измерения ЧР (в дополнение к электрическому
методу) существенно упрощает локализацию дефектов при испы-
таниях КРУЭ в условиях производства и на подстанциях.
В НИИВА был проведен ряд сравнительных исследований
акустических систем различных типов. Так, исследования разра-
ботанной (модифицированной) для локализации дефектов в КРУЭ
693
ЧР
Антенна
Датчик
ускорения
б)
Рисунок 13.11 - Локализации дефектов ИС КРУЭ при совмещении
электрического и акустического методов измерения ЧР
а) расположение датчиков;
б) расчет места положения дефекта по сигналам датчиков
694
портативной акустической системы ’’ОНЕГА” [13.19] показали,
что акустические системы этого типа способны надежно обнару-
живать дефекты с весьма малыми значениями уровней ЧР и лока-
лизовывать дефекты с разрешающей способностью в несколько
сантиметров по длине главного токоведущего контура КРУЭ. На
рисунках 13.12 и 13.13 приведены некоторые характеристики чув-
ствительности этой акустической системы, полученные при лока-
лизации дефектов в полноразмерных образцах полюсов КРУЭ на
номинальные напряжения 110 и 220 кВ.
Рисунок 13.12 - Зависимости значений акустического сигнала
(U) на выходе акустической системы "Онега" от расстояния
между дефектом (“0”) и акустическим датчиком (L) по длине
КРУЭ-110 кВ при различных уровнях ЧР (Qmax) с дефекта
(Ризб - давление газовой среды в отсеках КРУЭ, уровень шума
<20 мВ)
(1) - Qmax^35 пКл, Ризб= 0 кгс/см2;
(2) - Qmax=832 пКл, Ризб= 0 кгс/см2;
(3) - Qmax=19 пКл, Рюб= 2,0 кгс/см2;
(4) - Qmax=40 пКл, Ризб= 2,0 кгс/см2.
695
Рисунок 13.13 - Зависимость значений акустического сигнала
(U) на выходе акустической системы "Онега" от расстояния
между дефектом (“0”) и датчиком прибора (L) по длине
КРУЭ-220 кВ при уровне ЧР с дефекта - Qmax-12 пКл
Давление газа в отсеках КРУЭ - Ризб=0 кгс/см2, уровень шума
- < 15 мВ
Эти исследования выявили также и возможность определения
акустической системой положения дефектов по углу места в
плоскости, перпендикулярной оси главного контура, что сущест-
венно для поиска и устранения весьма малых по размерам дефек-
тов.
При диагностике изоляции КРУЭ наиболее важно для экс-
плуатации получение решения, причем в количественной форме,
четвертой из задач СДИ, перечисленных выше в таблице 13.6.
Выраженное в конкретных значениях снижение электрической
прочности или сокращение срока эксплуатации ИС КРУЭ позво-
ляет потребителю принять обоснованное решение о необходимых
действиях по предупреждению аварии и необходимом обслужи-
вании.
Структура СДИ ИС КРУЭ
Как сложная измерительная система с функцией по меньшей
мере предварительного логического анализа результатов измере-
696
ний (задачи 2-4 в таблице 13.6), СДИ имеет многоуровневую
структуру, включающую в себя, как правило:
1-й уровень - первичных датчиков;
2-й уровень - сбора и обработки измерительной инфор-
мации;
3-й уровень - оценки измерительной информации и
управления СДИ (сопряжения СДИ с общей СД КРУЭ);
4-й уровень - выработки рекомендаций (и управляющих
воздействий на объект диагностики).
Далее основные черты и особенности СДИ, предназначенных
для КРУЭ, рассмотрены с учетом примера одной из наиболее ус-
пешных на рынке систем типа PDM 113.20] английской фирмы
Diagnostic Monitoring Systems Ltd (DMS), На рисунке 13.14 приве-
ден эскиз размещения этой системы (первые три уровня СДИ) на
подстанции.
Рисунок 13.14 - Размещение СДИ на подстанции с КРУЭ
Следует отметить, что три уровня системы типа PDM пред-
ставляют собой, по сути, систему мониторинга ИС КРУЭ (PDM -
Partial Discharges Monitoring - ’’Мониторинг частичных разрядов”)
с автоматической реализацией решения первых двух задач СДИ -
обнаружения дефектов и идентификации (предварительной) их
вида. Собранные системой и предварительно обработанные дан-
ные мониторинга по каналам телекоммуникационных связей пе-
редаются экспертам фирмы, на которых возлагается окончатель-
697
ная идентификация вида обнаруженного дефекта и реализация
решения основных задач собственно СДИ - оценка состояния ИС
КРУЭ и выработка на ее основе рекомендаций оперативному
персоналу.
Первичные датчики
На первом уровне СДИ - уровне первичных, встроенных в
КРУЭ датчиков, происходит отбор аналоговых сигналов, пропор-
циональных текущим значениям характеристик ЧР и высокого
рабочего напряжения (ВН).
В качестве первичных датчиков ВН в СДИ могут использо-
ваться как встраиваемые в КРУЭ измерительные трансформаторы
напряжения, так и специально предусматриваемые для этой цели
элементы первичных датчиков ЧР.
Определяющее значение для надежного функционирования
СДИ, основанных на электрическом методе измерения характери-
стик ЧР в условиях эксплуатации КРУЭ, т.е. в условиях, в кото-
рых возможны весьма интенсивные электромагнитные помехи,
имеет выбор диапазона рабочих частот, в котором первичными
датчиками осуществляется отбор сигналов ЧР.
Опыт применения СДИ в КРУЭ с отбором первичных сигна-
лов ЧР в различных диапазонах радиочастот показал [13.14, 13.17,
13.21], что в условиях эксплуатирующихся подстанций с КРУЭ
наиболее успешно работают СДИ, использующие СВЧ-
технологии измерений ЧР в диапазоне частот от (100-300) МГц до
2 ГГц. Наиболее распространены измерения в диапазоне частот
(500-1200) МГц, т.к. в этом диапазоне лежат собственные частоты
КРУЭ и может быть обеспечена достаточно высокая чувствитель-
ность измерения характеристик ЧР и осуществлена эффективная
отстройка от внешних электромагнитных помех.
В качестве СВЧ-датчиков этого диапазона применяют диско-
вые антенны, встраиваемые в корпуса КРУЭ и представляющие
собой часть его конструкции. На рисунке 13.15 приведен внешний
вид СВЧ-датчика ЧР, встроенного в корпус КРУЭ на номинальное
напряжение 500 кВ (система типа PDM).
698
Число устанавливаемых на полюс КРУЭ первичных датчиков
ЧР определяется характеристикой чувствительности датчиков по
длине главного токоведущего контура КРУЭ. Так, имеющие чув-
ствительность по минимальному кажущемуся заряду ЧР не хуже 5
пКл, СВЧ-датчики ЧР фирмы DMS устанавливают, в зависимости
от геометрической конфигурации полюса КРУЭ на подстанции,
через каждые (5-10) м*.
Уровень сбора и обработки измерительной
информации
На втором уровне СДИ осуществляется сбор измерительной
информации, ее инструментальная и первичная логическая обра-
ботка.
Конструктивно этот уровень СДИ реализуется в виде моду-
лей, в который с ближайших к нему первичных датчиков, уста-
новленных в каждом полюсе КРУЭ, поступают аналоговые сигна-
лы ЧР и ВН. На рисунке 13.16 показан внешний вид модуля сбора
и обработки измерительной информации системы типа PDM, ус-
тановленного на опорной конструкции КРУЭ.
Рисунок 13.16 - Внешний вид модуля сбора и обработки
измерительной информации системы типа PDM
* В [13.21] ослабление СВЧ-сигналов с дефектов по длине КРУЭ
из-за дисперсии, комбинации отражений и разделений в переходах и
неоднородностях КРУЭ оценивается примерно в 2 дБ/м. Поэтому
максимальные интервалы установки первичных СВЧ-датчиков не могут
превышать, как правило, 20 м.
699
Модуль сбора и предварительной обработки измерительной
информации системы PDM - "узел" ["node"] содержит СВЧ-блок и
блок сбора данных. Узел осуществляет фильтрацию, усиление,
масштабирование и аналого-цифровое преобразование аналого-
вых сигналов ЧР и ВН.
Встроенный в узел процессор регистрирует в оперативной
памяти наибольшие значения ЧР в каждом из 64 временных ин-
тервалов, на которые делится период ВН, и непрерывно проверяет
амплитуды этих ЧР на превышение предварительно заданного
уровня.
При превышении заданного уровня ЧР сохраненные в памяти
процессора данные за 50 периодов промышленной частоты в
формате 2- или 3-мерных фазовых диаграмм передаются по стек-
ловолоконной кольцевой сети на третий уровень системы для
дальнейшей обработки и визуального отображения.
В дополнение к этим процедурам узел реализует функции
самодиагностики. Текущее состояние узла отображается на
жидкостном индикаторе, расположенном на его лицевой панели.
С целью повышение помехозащищенности модуль собран в
корпусе из нержавеющей стали с уплотненными электрическими
и стекловолоконными вводами и крепится к несущим конструк-
циям КРУЭ на уровне земли вблизи первичных датчиков (рисунок
13.16). Подключение первичных датчиков к модулю осуществля-
ется дважды экранированными коаксиальными кабелями. Кольце-
вая стекловолоконная сеть передачи данных в центральный ком-
пьютер объединяет до 40 узлов.
Шкаф управления с центральным компь-
ютером
Узлы сбора и предварительной обработки измерительной ин-
формации системы PDM, объединенные в сеть, передают данные
в центральный компьютер асинхронно и независимо: передача
данных с любого узла инициируется превышением сигналами ЧР
заданного центральным компьютером порога.
Полученные с узлов данные центральный компьютер отобра-
жает на своем дисплее в виде трехмерной фазовой диаграммы за
50 периодов ВН (рисунок 13.17).
В приведенном на рисунке 13.17 представлении данных по
вертикали отображается амплитуда ЧР, а по горизонталям фаза и
номер периода ВН.
700
HUSSIfll : H1IWA 29/9/9®
Рисунок 13.17 - Трехмерное представление данных измерения
характеристик ЧР системой типа PDM
Для облегчения визуального распознавания импульсов ЧР с
амплитудой, превышающей заданные пороги, производится
цветовая маркировка импульсов. Импульсы с амплитудой менее
10 % от заданной шкалы отображаются желтым цветом, от 10 до
30 % - синим, превышающие 30 % - красным. Система позволяет
одновременно наблюдать распределения уровней ЧР с 12
датчиков (“окна” на экране компьютера).
Такое представление данных, которым, как правило, и огра-
ничиваются функции систем мониторинга изоляции, особенно
удобно для предварительной, визуальной идентификации источ-
ников разрядов (дефектов). Система также отслеживает измене-
ние амплитуд ЧР на всех датчиках и при превышении заданного
порога сообщает оператору о необходимости более подробного
контроля ЧР.
Функции управления системой и представления полученных
ею данных могут также выполняться (через модем и телекомму-
никационные связи) компьютером, расположенным вне подстан-
ции с КРУЭ на практически неограниченном расстоянии.
701
Анализ и интерпретация данных
Современные компьютерные системы мониторинга парамет-
ров и характеристик изоляции способны оперативно получать,
подвергать предварительной обработке и передавать большие
объемы измерительной информации. Анализ и интерпретация
этой информации с целью решения задач идентификации, локали-
зации и определения опасности дефектов КРУЭ (таблица 13.6)
требует высококвалифицированной экспертной оценки.
Проведение такой оценки специалистами не всегда возможно,
требует сравнительно много времени и, как правило, не позволяет
удовлетворить требованиям оперативной диагностики состояния
КРУЭ в эксплуатации. Поэтому усилия разработчиков направле-
ны на создание быстродействующих, полностью автоматизиро-
ванных СДИ, в которых задачи диагностики решаются специаль-
ным программным обеспечением.
В частности, для решения задачи идентификации обнаружен-
ных дефектов методическая основа этого программного обеспе-
чения базируется на анализе статистических параметров данных
измерений характеристик ЧР [13.22 - 13.24]. Идентификация про-
водится путем сравнения полученных в результате измерений и
статистической обработки т.н. "ЧР-отпечатков” дефектов, напри-
мер, в виде двумерных распределений амплитуд импульсов ЧР по
фазе ВН, с характерными для определенных видов дефектов отпе-
чатками, хранящимися в памяти компьютера. При этом для распо-
знавания отпечатков используют компьютерные технологии, ос-
нованные на т.н. логике нейронных сетей. Каждый выход нейрон-
ной сети представляет вероятность того, что входные данные со-
ответствуют данному типу дефекта. Замечательной особенностью
нейронных сетей применительно к задаче распознавания типа де-
фекта является способность к ’’научению”: во время тренировки
нейронной сети с использованием базы данных по реальным от-
печаткам от известных видов дефектов связи между нейронами
автоматически усиливаются или ослабляются. Точность иденти-
фикации дефектов с применением компьютерных технологий
нейронных сетей может достигать 95 % [13.25].
В развитых системах мониторинга, представляющих собой
переходный к собственно СДИ тип систем слежения за
состоянием изоляции, автоматическая предварительная
идентификация дефектов может выполняться центральным
компьютером (приведенный на рисунке 13.18 ”ЧР-отпечаток”
702
получен системой типа PDM и идентифицирован ею как дефект в
виде ПВ на электроде КРУЭ).
Однако решение следующих за идентификацией дефектов
задач диагностики ИС КРУЭ (таблица 13.6) в отношении
обнаруженных дефектов требует более глубокого анализа данных
измерений и сложных расчетов. Для решения этих задач
диагностики в полностью автоматическом режиме, а тем более
для выработки решений и рекомендаций оперативному персоналу
полностью автоматизированные СДИ должны быть снабжены
значительно более мощными компьютерами, чем те, которые
обеспечивают выполнение задач мониторинга, и развитым
программным обеспечением (4-й уровень СДИ). Создание
методических основ такого программного обеспечения позволит
осуществить переход от мониторинговых и экспертных систем
диагностики к полностью автоматизированным системам
диагностики изоляции КРУЭ в эксплуатации. Исследования и
разработки в этом направлении в настоящее время интенсивно
проводятся за рубежом.
13.2.5 Результаты испытаний системы СВЧ-диапазона
С целью сравнения возможностей (помехозащищенность,
чувствительность и т.д) СДИ СВЧ-диапазона с возможностями
СДИ, базирующихся на "стандартных” измерениях ЧР электриче-
ским методом по [13.15], [13.16] в НИИВА, были проведены
сравнительные испытания портативной мониторинговой системы
типа PDM фирмы DMS (рисунок 13.18) при участии специалистов
этой фирмы.
703
Рисунок 13.18 - Внешний вид портативного СВЧ монитора ЧР
типа РЬМфирмы DMS
Испытания проводились на части полюса (секции) реалыки
КРУЭ на номинальное напряжение 220 кВ (рисунок 13.19).
704
Искусственный дефект в виде проводящего выступа (ПВ) был
установлен на концевом отсеке секции, к которому была подсты-
кована испытательная установка типа ГИУ-ЧР-245 (рисунок
13.20). В концевом отсеке секции при проведении испытаний
могли изменяться виды и давление газовых сред. Испытательная
установка позволяла подавать в секцию КРУЭ регулируемое на-
пряжение промышленной частоты 50 Гц и проводить измерения
характеристик ЧР с дефекта по стандартной [13.15], [13.16] мето-
дике.
Места
закрепления
СВЧ-датчика
на установке
Рисунок 13.20 - Испытательная установка типа ГИУ-ЧР-245
СВЧ-датчик ЧР "оконного” типа портативного монитора был
закреплен на наружной поверхности изолятора секции КРУЭ, ко-
торый использовался в качестве герметичной изоляционной
крышки - "окна" (центральный электрод изолятора не был под-
ключен к токоведущей системе КРУЭ).
705
Здесь следует отметить, что, в отличие от стационарных мо-
ниторинговых систем со встраиваемыми в корпус КРУЭ стацио-
нарными СВЧ-датчиками ЧР (рисунок 13.15), испытываемая пор-
тативная (переносная) мониторинговая система DMS имела ма-
логабаритный СВЧ-датчик. Эти датчики при проведении перио-
дических измерений ЧР эксплуатирующихся КРУЭ можно уста-
навливать с наружной стороны имеющихся в корпусах КРУЭ ди-
электрических "окон”, например на окнах корпусов разъедините-
лей.
Проведенные испытания при одновременной регистрации
данных монитором и установкой подтвердили способность СВЧ-
системы обнаруживать весьма малые ЧР с дефекта (менее 5 пКл)
и надежно идентифицировать вид дефекта по характеристикам ЧР
даже при наличии интенсивных внешних помех ("ЧР-отпечаток”
на рисунке 13.17 - корона на вводе "воздух/элегаз” установки).
При этом сигналы ЧР с дефекта надежно регистрировались СВЧ-
системой и при установке ее датчика на "окнах” испытательной
установки, т.е. после прохождения ими значительного расстояния
между дефектом и датчиком по дважды изогнутому под прямым
углом контуру "секция КРУЭ - испытательная установка” с че-
тырьмя сплошными эпоксидными изоляторами.
Несмотря на то, что датчик нс был приспособлен для такого
способа установки и не калибровался с данной секцией КРУЭ,
сравнение результатов измерений значений ЧР СВЧ-системой мо-
нитора и испытательной установкой подтвердило возможность
калибровки СВЧ-систем в значениях кажущихся зарядов ЧР. Это
обстоятельство весьма существенно для разработки СВЧ-систем
диагностики, способных оценивать снижение электрической
прочности изоляции КРУЭ в количественной форме.
13.2.6 Перспективы развития систем диагностики изоля-
ции
Введение СВЧ-мониторинга ЧР в КРУЭ, как очень перспек-
тивного и экономичного метода слежения за состоянием изоля-
ции, улучшает качество и надежность энергоснабжения, снижает
оперативные и эксплуатационные расходы и, сверх всего, пони-
жает стоимость дорогостоящего оборудования, увеличивая срок
его службы.
Как уже отмечалось, основным направлением развития СДИ
является создание полностью автоматизированных систем, обес-
печивающих решение диагностических задач в режиме, макси-
706
мально приближенном к режиму работы в реальном масштабе
времени.
Если на начальном этапе освоения систем мониторинга и ди-
агностики состояния изоляции электрооборудования такие систе-
мы разрабатывались и внедрялись прежде всего в оборудовании
на высшие классы напряжения, то по мере развития освоения ме-
тодических, аппаратных и программных средств СДИ становятся
неотъемлемой частью практически всех видов разрабатываемого
оборудования высокого напряжения. Так, в Англии в 1996 г. было
решено [13.26], что все новые КРУЭ будут снабжаться СВЧ-
детекторами ЧР, а периодический мониторинг будет выполняться
на всех подстанциях с использованием стационарных или порта-
тивных систем, а там, где это экономически целесообразно, КРУЭ
будут приспосабливаться к непрерывному СВЧ-мониторингу с
дистанционным управлением.
Особое внимание разработчиков систем диагностики изоля-
ции уделяется исследованиям и разработкам в области решения
следующих за идентификацией дефектов задач диагностики ИС
КРУЭ по характеристикам ЧР (таблица 13.6). Ведутся разработки
методик и оборудования для калибровки СВЧ-дагчиков и СВЧ-
каналов измерения ЧР (DMS), а также работы по стандартизации
СВЧ-систем измерения характеристик ЧР. Дальнейшее развитие
СДИ для ИС КРУЭ предполагает также разработки мощного и
быстродействующего программного обеспечения для анализа
данных и выработки экспертных оценок состояния ИС КРУЭ па
основе современных информационных технологий.
Заключение
Внедрение СДИ на подстанциях с КРУЭ становится вес более
актуальным. Несмотря на то что стандартов в област и СДИ на се-
годня нет (эта работа только начата Международной Электротех-
нической Комиссией), специалисты ведущих зарубежных фирм-
производителей энергетического оборудования обоснованно счи-
тают, что в ближайшем будущем решения о выводе оборудования
из эксплуатации для обслуживания будут приниматься только на
прогнозирующей основе, обеспечиваемой СДИ, в отличие от
имевшего место в прошлом вывода по параметру отработанного
оборудованием времени. При этом мощные мониторинговые и
диагностические системы на основе бурно развивающихся ин-
формационных технологий будут собирать все необходимые дан-
ные, обнаруживать зарождающиеся отказы КРУЭ и инициировать
их обслуживание, а также обеспечивать планирование обслужи-
вания и вырабатывать команды оптимизации режимов работы
станций [13.27].
707
Список литературы
К главе первой
1.1 Улыбин С.А. Теплофизические свойства шестифтористой серы.
М.:Информэлектро, 1977.
1.2 Аракелян В.Г. Уравнение для давления насыщенного пара над
жидкостью. Журнал физической химии. 1986. Г.60, № 11, с. 2812-2816.
1.3 Аракелян В.Г. Физическая химия электротехнических аппара-
тов. Автореферат докторской диссертации. М. 1995.
1.4 Zeitschriftenschan.Kaltetechnik. 10 Zargang Heft 1, 1958, S 30-31.
1.5 Жердев Е.П., Улыбин С.А. Термические свойства шестифтори-
стой серы. Теплофизические свойства газов. Наука. 1973, с. 99-104.
1.6 Mears W.H., Rosenthal Е. and Slinka J.V. The J. of phys chem.
1969. Vol 73. № 7, p. 2254-2261.
1.7 Руководство по обращению с элегазом для коммутационного
оборудования. АВВТ & D High Voltage switchgear. Версия 04, 6/98.
1.8 ТУ 6-02 1249-83. Элегаз повышенной чистоты.
1.9 ГОСТ 9293-74. Азот газообразный и жидкий.
1.10 IEC 17A/433/SC. The use of sulphur hexqfluoride (SF6) in high
voltage switchgear and controlgear. July 1994.
1.11 IEC 61634. 5.1995. Technical Report.
1.12 IEC 60376 01.1971. Specification and acceptance of new sulphur
hexafluoride.
1.13 Мазурин И.М., Панов B.B., Салехов Л.Т., Шевцов А.В. Тон-
кая очистка гексафторида серы// Высокочистые вещества. № 1.Наука
1989.
1.14 Аракелян В.Г. Анализ состояния влаги в элегазовом электро-
оборудовании. Электротехника. №№ 9, 10, 1993.
1.15 IEC 60480. 01.1974. Guide to the checking of sulphur hexafluoride
(SF6) taken from electrical equipment.
1.16 P Д-16-066-83. Электрооборудование высокого напряжения.
Технические требования к производству и методы контроля для обеспе-
чения качества элегаза. Всесоюзный электротехнический институт им.
В.И.Ленина.
1.17 Берлинер М.А. Измерения влажности.М.:Энергия, 1978.
1.18 CIGRE 163. Guide for SF6 Gas Mixtures. Working Group 23.02
Task Force 01, August 2000.
1.19 Niemeyer, L. "Gaseous insulation", Wiley Encyclopaedia of Elec-
trical and Electronics, J.G: Webster ed., 1999, Vol. 8, p. 238-258
1.20 Imano, A.M.; Schurer, R.; Feser, K. "The Influence of a Con-
ducting Particle on a Spacer on the Insulation Properties in SF6/N2 Mixtures",
ISH 1999, London, paper 3.233.
708
1.21 Diessner, A.; Finkel, M.; Grund, A.; Kynast, E. "Dielectric Prop-
erties of SF6/N2 Mixtures for Use in GIS or GIL", ISH 1999, London, paper
3.67.
1.22 Рид P., Мервуд T. Свойства газов и жидкостей. Л.:Химия,
1971, с. 704.
1.23 Викторов М.М. Методы вычисления физикохимических вели-
чин и прикладные расчеты Л.:Химия, 1977, с. 360.
1.24 Корбакова А.И. Гигиена труда и профзаболеваний. 1976. №
11, с. 38-41.
1.25 . Промышленные фторорганические продукты. Справоч-
ник.Максимов Б.Н и др. Л.: Химия, 1990.
1.26 Алтунин В.В. и др. Теплофизические свойства фреонов. Том 2.
Москва. Издательство стандартов 1985.
1.27 Таран В.Н. О втором вириальном коэффициенте фреона 14.
Холодильная техника и технология. 1967, вып. 4, с. 35-40.
1.28 Santis de R, Irande В. An equation for predicting third virial coef-
ficients of nonpolar dases. AICHE Journal, 1979, v. 25 № 6, p. 931 -938.
К главе второй
2.1 Афанасьев В.В., Вишневский Ю.И. Воздушные выключатели.
Л.: Энерго из дат, 1981.
2.2 Михеев М.А. Основы теплопередачи. М.: Энергия, 1968.
2.3 Улыбин С.А. Теплофизические свойства шестифтористой серы
(элегаза), М.: Информэлектро, 1977.
2.4 Аракелян К.Г. Свойства элегаза. Справочное пособие. М.: ВЭИ,
1977.
2.5 Вишневский Ю.И., Филиппов Ю.А. Внутренний теплообмен в
горизонтальных газонаполненных//Электричество, 1976, № 12.
2.6 Залесский А.М. Тепловые расчеты электрических аппаратов. Л.:
Энергия, 1967.
2.7 Кутателадзе С.С. Основы теории теплообмена. М.: Машгиз,
1957.
К главе третьей
3.1 Kobayashi A., et. al. Experimental Investigation on Arc Phenomena
in SF6 Puffer Circuit Breakers. 1980, IEEE Trans.on Plasma Science, vol.PS-
8,4, pp.339-343.
3.2 Lee A., Frost L., Interruption Capability of Gases and Gas Mistures
in a Puffer-Type interrupter, 1980, IEEE Trans on Plasma Science, PS-8, 4,
362-367.
709
3.3 Chervy В., Gleizes A., Razafinimanana M., Thermodynamic
Properties and transport Coefficients in SF6-Cu Mixtures at Temperatures of
3OO-3OOOOK and Pressures of 0.-1 MPa Journal of Phys.D: Appl.Phys.
vol.27, pp.l 193-1206, 1994.
3.4 Moll H-R., Untersuchungen ueber die diclcktrische Verfestigung bei
SF6 Leistungsschaltern 1983, Diss.arb.ETH Zucrich.
3.5 Tanabe T., Ibuki K., Sakuma A. Computer Aided Study of Current
Zero Behaviour of SF6 Arcs, 1985, Int.Conf. on Gas Discharges, Oxford, 65-
68.
3.6 Рагаллер К., Райхерт. Физика дуги и переходные процессы в
сетях, в книге "Отключение токов в сетях высокого напряжения" под
.ред.К Рагаллера пер.с анг., Москва, Энергоиздат, 1981, стр. 13-39.
3.7 Niemeyer L., Plessl A., The Influence of Flow Geometry on gas
Blast Arc Interruption, 1980, 6th Int.Conf. on Gas Discharges, Edinburgh, 55-
58.
3.8 Sturzenegger Ch., et al, Influence of a Shock Wave on the Electric
Field Strength Distribution in a Gas- blast Interrupter, 1980, IEEE Trans, on
Power App. and Systems, PAS -99, 5, 1957-1963.
3.9 Leclerc J., Swith M., Jones G., Pressure Transients in a Model gas-
blast Circuit breaker Operating at Extra High Current Levels 1980, IEEE
Trans, on Plasma Science, PS-8, 8, 376-383.
3.10 Swith M., Walmsley J., Jones G., The Electrical Characteristics of
very high Current gas Blast Arcs, 1978, 5th Int.Conf. on Gas Discharges,
Liverpool, 17-20.
3.11 Ловке, Перенос излучения в дугах отключения, в книге "От-
ключение токов в сетях высокого напряжения "под .ред.К Рагаллера
пер.с анг., Москва, Энергоиздат, 1981,268-296.
3.12 Lewis Е., Shammes N, Jones G., The Current Zero SF6 Blast Arc
of High di/dt. 1985, Proc 8-th nt.Conf.on Gas Discharges, Oxford, 35-37.
3.13 Ibiki K., Yoshizuni T., Kuwahara H. Key Technologies for De-
veloping a 420 kV, 50 kA GCB Interrupter Unit, 1989, IEEE Trans, on
Power Delivery, PV-.4, N 3, 1738-1744.
3.14 Киселевский Л.И. и др. Свойства и применение импульсных
плазменных струй, в кн. "Физика и применение плазменных ускорите-
лей" Минск, Наука и техника, 1974, 366-388.
3.15 Сериков К.И., Чемерис В.С. Вакуумное и элегазовое комму-
тационное оборудование //Итоги науки и техники .ВИНИТИ .серия
"Электрические аппараты ", 1990, том.5, 133.
3.16 Ruchti С.В. Material Functions for the Vapor System SF6-PTFE,
5th Int.Sym.on "Switching Arc Phenomena", 1985, Lozd, Polen, 34-38.
3.17 Sakuta T., Takashima T. Multi-Mixing Effects of Nozzle and
Electrode Materials on Transport and Thermodynamic Properties of SF6 under
Current Interrupting Condition, GD-95, 110-113.
710
3.18 Kirchesch P., Niemeyer L., Arc Behaviour in Ablating Nozzle, 5th
Int.Sym.on "Switching Arc Phenomena", 1985, Lozd, Polen, 39-43.
3.19 Огурцова H.H., Подмошенский И.В., Роговцев П.Н., Расчет
параметров оптически плотной плазмы разряда с испаряющейся стенкой.
ТВТ, т.9,3, 1971, стр.468-471.
3.20 Мауг О. Auswendung electr.Rechnenanlagcn in der Starkstrom-
technik, 1958, B-3, VDE-Verlag, Berlin, 77-90.
3.21 Zueckler K., Untersuchungen zum dynamischen Verhalten von
Schalterlichboegen, 1978, ETZ-a, B.99, 9, 546-548.
3 22 Lowke J., Ludwig H.A Simple Model for High Current Arcs Sta-
bilized by Forced Condition 1975, J.App.Phys.v.46, 8, 3352-3360.
3.23 Суансон, Теоретические модели электрической дуги вблизи
нулю тока, в книге "Отключение токов в сетях высокого напряжения
"под .ред.К Рагаллера пер.с анг., Москва, Энергоиздат, 1981, 132-173.
3.24 Джонс Г., Влияние турбулентности на отключение тока, в
книге "Отключение токов в сетях высокого напряжения "под .ред.К Ра-
галлера пер.с анг., Москва, Энергоиздат, 1981, 97-1 18.
3 25 Blundell R.E., Fang M.T.S., Vourdas A. Stability of a DC SF6
arc in accelerating flow" IEEE Trans. Plasma Science. 25, 1997, p. 852-859.
3.26 Yan G.D., Nuttall K.I., Fang M.T.S. "A comparative study of tur-
bulence models for SF6 arcs in a supersonic nozzle" J. Phys. D: Appl. Phys.
32, 1999, p. 1401-1406.
3.27 Forst L., Liebermann R. Composition and Transport Properties of
SF6 and Their Use in a Simplified Enthalpy Flow Arc Model. 1971, Roc. of
IEEE vol.59, N4, pp. 474-485.
3.28 Tonkonogov E.,_Tncrmal Interrupting Ability of SF6-blast HV Arc-
Devices, ХП-th Symposium on Physics of switching arc, 1996, Brno, pp.129-
132.
3.29 Frind G., Rich J. Recovery Speed of Axial Flow Gas-Blast Inter-
rupter: Dependence on Pressure and di/dt for Air and SF6. IEEE Trans, on
Power App. and Systems, vol. PAS-93, N5, 1974, pp. 1675-1684.
3.30 Mloller K., Schmidt R., Sporchmann B., Theoretical and Experi-
mental Investigation of the Stochstic Behavior of an SF6 Blast-Switching
Arc, 1980, IEEE Trans, on Plasma Science , PS-8, 4, 352-356.
3.31 Schmidt R., Erweiterung Phanologischcr Lichbogenmodelle fur
einen SF6-Beblasenen Schaltlichbogen.Dissertation Arbeit, 1981, RWTH
Aachen.
3.32 Briggs A. The Contridution of Axial and Radial Components of
Gas Velocity to the Thermal Interruption Capability of a Gas Blast Circut
Breaker, 1982, 7-th Intern. Conf.on Gas Discharges, London, 28-31.
3.33 Hermann W. Investigation on the Physical Phenomena around Cur-
rent Zero. 1976, Paper F76061-2, IEEE PAS Winter Meeting, New York, 1-
16.
711
3.34 Taylor S., Jones G., The Effect of Flow Condition on Circuit-
Breaker Performance, 1992, Proc.X-th Int.Conf.on Gas Discharges, Swansea,
86-89.
3.35 Nishikawa H. Arc Extinction Performance of SF6 Gas Blast Inter-
rupter, 1976, IEEE Trans, on Power App. and Systems, PAS-95, 6, 1834-
1844.
3.36 Nakagawa Y., et, al., Nozzle Clogging Phenomena and Interrupt-
ing Ability of Puffer Type Gas-Blast Circuit-Breakers, 1980, 6-th Int.Conf.on
Gas Discharges, 29-32.
3.37 Tominaga S., et.al. Estimation und Performance Investigation on
SLF Interrupting Ability of Puffer-Type Gas Circuit Breaker, 1979, IEEE
Trans, on Power App. and Systems , PAS-98, 1, 261-269.
3.38 Ali S.V.G., et, al,_High Power Short Circuit Studies on a commer-
cial 420 kV, 60 kA Puffer Circuit Breaker, 1985, IEEE Trans, on Power App.
and Systems , PAS-104, 2, 459-467.
3.39 Widl.W., Kirchesch P., Egli W., Use of Integral Arc Models in
Circuit Breaker Testing and Development, 1990, IEEE Trans, on Power De-
livery, PD-3, 4, 1685-1689.
3.40 Plessl A. The Influence of Pressure Profiles on Gas Blast Arc Inter-
ruption, 1982, Proc.7-th Int.Conf.on Gas Discharges, London, 32-35.
3.41 Swanson B., Nozzle Arc Interruption in Supersonic Flow IEEE
Trans.on Power App. and Systems, PAS-96, 5, 1667-1706, 1977.
3.42 Briggs A., King L.Factors affecting themal breakdown in gas Blast
Interrutcrs, 1979, IEE Int.Conf.on EHV Switchgear, London, 52-55.
3.43 Котов А.И., ’’Реализация численных методов в нестационарной
газовой динамике" ученые записки 2 - 98, Иститут высокопроизводи-
тельных вычислений, Санкт-Петербург, 1998 с. 54.
3.44 Nagamatsu IL, Whang Н., Theoretical and Experimental Investi-
gations of the flow Field for Asymmetric Dual-Flow Interrupter Nozzles,
IEEE Trans.on Plasma Science, PS-14, 4, 402-414, 1986.
3.45 Пирумов У.Г. "Обратная задача теории сопла". М.: Машино-
строение, 1988, с. 240.
3.46 Belhaouari, J.B Gonzales, J.J, Gleizez A, "Simulation of a de-
caying SF6 arc plasma: hydrodynamic and kinetic coupling study" J. Phys. D:
Appl. Phys, v31, 1998, pp. 1219-1232.
3.47 Zhang, J.F., Fang, M.T.S., Newland D.B., "Theoretical investiga-
tion of 2kA DC nitrogen arc in a supersonic nozzle" J. Phys. D: Appl. Phys,
v.20, 1987, pp. 368-379.
3.48 Fang, M.T.S, Zhuang Q, Guo X.J, "Current zero behavior of an
SF6 gas-blast arc. Part I: laminar flow" J. Phys. D: Appl. Phys, v25?, 1992,
pp. 1197-11204.
712
3.49 Fang, M.T.S, Zhuang Q, Guo X.J, "Current zero behavior of an
SF6 gas-blast arc. Part II: turbulent flow" J. Phys. D: Appl. Phys, v27, 1994,
pp. 74-83.
3.50 Хожателев М.Б., Ярин Л.П. "Экспериментальное исследова-
ние влияния пульсации температуры на электропроводимость низкотем-
пературной плазмы" ТВТ, т. 5, 1967, №6, с .941-948.
3.51 Либрович В.Б., Лисицын В.И. "Взаимодействие пульсаций
потока с химической реакцией турбулентного пламени" препринт № 57,
Москва, 1975, 43с.
3.52 Бим Р.М., Уорминг Р.Ф., "Неявная факторизованная разност-
ная схема для уравнений Навье - Стокса течений сжимаемого газа” РКТ
№4, т. 16, 1978, с. 145-156.
3.53 Флетчер К. "Вычислительные методы в динамике жидкостей",
т. 2 М.: "Мир", 1991, с. 552.
3.54 Hirsch. С. "Numerical Computation of Internal and External
flows", Wiley, v.2, 1990.
К главе четвертой
4.1 Нейман Л.Р., Калантаров П.Л. Теорегичесие основы электро-
техники, часть вторая, Госэнсргоиздат, 1954.
4.2 Калантаров П.Л., Цейтлин Л.А. Расчет индуктивностей, Энер-
гоатомиздат, Ленинградское отделение, 1986.
4.3 Лыков А.В. Теория теплопроводности, издательство "Высшая
школа", 1967.
4.4 Длин А.М. Математическая статистика в технике, Изд. "Совет-
ская наука", 1958.
К главе пятой
5.1 Baumgartner В. Unterzuchungen liber die Giiltigkeit des
Ahnlichkeitsgesetzes in SF6. Dissertation ETH. Zurich, № 5997, 1977.
5.2 Sommerwille I.C., Tedford D.J.,// Proc. 3-d Int. Symp. On HVEng.
Milan, Italy. 1979. Rep.32-13.
5.3 РД 16 053-83. Руководящий документ. Вводы переменного тока
газонаполненные на напряжение от 35 до 500 кВ. Расчёт электрической
прочности изоляции.
5.4 Mosh W., Haushield W., Hochspannungsisolierungen mit Schwe-
felhexafluorid. Berlin, VEB Verlag Technik, 1979.
5.5 Бортник И.М. Физические свойства и электрическая прочность
элегаза. - М.: Энергоатомиздат, 1988. -80 с. ISBN 5-283-00487-2.
713
5.6 ГОСТ 1516.2-97. Электрооборудование и электроустановки пе-
ременного тока на напряжение 3 кВ и выше. Общие методы испытаний
электрической прочности изоляции.
5.7 Берлин Б.Е., Пельц А.С., Тонконогов Е.Н., Ярмаркин М.К.
Оптимизация дугогасительных устройств высокого напряжения в режи-
ме отключения емкостных токов. Труды VI симпозиума.
М./’Электротехника 2010”, 2001.
5.8 Афанасьев В.В., Вишневский Ю.И. Воздушные выключатели.
Л.: Энергоатомиздат, 1981.
5.9 Сильвестер П., Феррари Р. Метод конечных элементов для ра-
диоинженеров и инженеров - электриков. М.: Мир, 1986.
5.10 Гринберг Г.А. Избранные вопросы математической теории
электрических и магнитных явлений. М.:Из-во АН СССР, 1948.
5.11 Александров Г.Н., Иванов В.Л. Изоляция электрических ап-
паратов высокого напряжения. -Л.: Энергоатомиздат, 1984, 208 с., ил.
5.12 Колечицкий Е.С. Расчёт электрических полей устройств вы-
сокого напряжения.-М.:Энергоатомиздат, 1983, с. 168, ил.
5.13 Титков В.В. Анализ двумерных электростатических полей на
персональном компьютере IBM PC. Метод, указания. - СПб.: Издание
гос. техн.ун-та, 1994.
5.14 Елепов Б.С. и др. Решение краевых задач методом Монте -
Карло.-Новосибирск: Наука, 1980.
5.15 Карпенко Л.И., Ярмаркин М.К. Расчёт электромагнитного
поля: Учеб, пособие СПб:Изд-во СПбГТУ. 1998.
5.16 Стрэттон Дж.А. Теория электромагнетизма. ОГИЗ, 1948
5.17 Миролюбов Н.Н., Костенко М.В., Левинштейн М.Л., Тихо-
деев Н.Н. Методы расчета электростатических полей. М.: Высшая шко-
ла, 1963.
5.18 Резвых К.С. Расчет электростатических полей в аппаратуре
высокого напряжения. - М.: Энергия, 1967, с. 122.
К главе шестой
6.1 ПНАЕ Г-7-002-86. Нормы расчета на прочность оборудования и
трубопроводов атомных энергетических установок, М.: Энергоатомиз-
дат, 1989.
6.2 ПБ 10-115-96. Правила устройства и безопасной эксплуатации
сосудов, работающих под давлением, М., 1996.
6.3 W.Kolbe, ETZ A, Bd 96, Н12, 1975, рр. 569-572.
6.4 A.Krenicky, U.Schmitz, G.Sonderegger. Brown Boveri Mitt.,
No 4, 1974, pp. 143-151.
6.5 D.Kdnig, Th.Facklam. Electra, No 93, 1984, pp. 25-52.
714
6.6 Дейч М.Е. Техническая газодинамика, М.-Л., Госэнергоиздат,
1961.
6.7 Идельчик И.Е. Справочник по гидравлическим сопротивлени-
ям, М.Машиностроение, 1975.
6.8 Водяник В.Н., Малахов Н.Н., Полтавский В.Т., Шелюк Н.П.
Предохранительные мембраны, М., Химия, 1976.
6.9 Ольховский Н.Е. Предохранительные мембраны, М.: Химия,
1976.
К главе седьмой
7.1 Афанасьев В.В., Вишневский Ю.И. Воздушные выключатели.
Л.:Энергоиздат Л.О.Ю, 1981-384 с.
7.2 Бобыльков А.Н., Вишневский Ю.И., Загайкевич Б.Д., Шер-
ман Я.Н., Шлейфман И.Л. "Коммутационная износостойкость высоко-
вольтных выключателей"// Электрические станции, 1986 № 4.
7.3 IEC 17А/573/СД. Amendment to IEC 60056: High voltage alternat-
ing current circuit-breakers. - Electrical endurance tests for current circuit-
breakers rated 72 kV and above.
К главе восьмой
8.1 ГОСТ 26158-84. Сосуды и аппараты из цветных металлов. Нор-
мы и методы расчета на прочность. Общие требования.
8.2 ГОСТ 14249-89. Сосуды и аппараты. Нормы и методы расчета
на прочность.
К главе десятой
10.1 Сыромятников Б.Д. Герметизированные установки высокого
напряжения для испытаний КРУЭ с измерением характеристик частич-
ных разрядов. Международный коллоквиум по высоковольтной испыта-
тельной технике. Ленинград, Апрель 1988. Доклад 1-12Д.
10.2 Вишневский Ю.И., Аршанский И.С., Сыромятников Б.Д.
Герметизированные установки высокого напряжения с элегазовой изо-
ляцией для высоковольтных испытаний КРУЭ с измерением характери-
стик частичных разрядов//Электротехника, №11, 1991.
10.3 Вишневский Ю.И., Аршанский И.С., Сыромятников Б.Д.
Герметизированные испытательные установки высокого напряжения с
элегазовой изоляцией. 1 Международный симпозиум "Электротехника
2010 год" (Перспективы и возможности предприятий международной
ассоциации "ТРАВЭК") / Сборник тезисов, Москва, доклад X 3. И. 13:16
октября 1992.
715
10.4 Аршанский И.Ш., Берлин Б.Е., Вишневский Ю.И., Матвеев
С.Ю., Сыромятников Б.Д. Применение герметизированных установок
высокого напряжения с элегазовой изоляцией для испытаний КРУЭ в
производстве и на подстанциях. Труды Ш-ro Международного Симпо-
зиума ’’Электротехника 2010 год”, Москва 1995 г., доклад X 3-34.
10.5 Arshanskyl.S, Matveev S.Y., Syromyatnikov B.D., Vishnevsky
Y.L The development of SF6-insulated test-sets for GIS dielectric tests. IX-th
International Symposium on High Voltage Engineering, Graz, Austria.
August 26-September 1, 1995. Report 5276.
10.6 R.Bademt, A.J.Schwab An intelligent microcomputer based real-
time on-line PD measuring system. 9-th International symposium on high
voltage engineering, Subject 5 "Dielectric diagnostics and expert systems",
Graz, 1995 .
10.7 Каталог TRE B-005/96, Установка для испытаний высоко-
вольтного элегазового оборудования с измерением частичных разрядов
на заводах и подстанциях У И ГО-395.
10.8 Каталог TRE В-009/2000, Установка испытательная высоко-
вольтная УИВ-395УХЛ4.
10.9 Каталог TRE В-009/2000, Пульт управления
МПУ 2.16-01
10.10 Каталог TRE В-010/2000, Система измерений характеристик
частичных разрядов типа ИЧР 201.
К главе одиннадцатой
11.1 ГОСТ 687-78. Выключатели переменного тока на напряжение
свыше 1000 В. Общие технические условия.
11.2 IEC 62271-001.2000. Common specifications.
11.3 IEC 62271-100. 2000. High-voltage alternating current circuit-
breakers.
11.4 17A/629/DTR. Electrical endurance testing for circuit-breakers
rated 72,5 kV and above, 2002.
11.5 ГОСТ 1516.3-96. Электрооборудование переменного тока на
напряжения от 1 до 750 кВ. Требования к электрической прочности
изоляции.
11.6 ГОСТ Р 51672-2000. Метрологическое обеспечение испытаний
продукции для целей подтверждения соответствия. Основные положе-
ния.
11.7 IEC 60060-2. 11.1994. High Voltage test technighes.- Parts 2.
Measiring systems.
11.8 Буткевич Г.В. Дуговые процессы при коммутации электриче-
ских цепей. Энергия. Москва, 1973.
716
11.9 ГОСТ 12450-82 Выключатели переменного тока на номиналь-
ные напряжения от 110 до 750 кВ. Технические требования к отключе-
нию ненагруженных воздушных линий и методы испытаний.
11.10 IEC 61128. 02.1992. Alternating current disconnectors - Bus-
transfer current switching by disconnectors.
11.11 IEC 60129. 01.1984. Alternating current disconnectors and
earthing swiches.
11.12 IEC 61129. 02.1992. Alternating current earthing swiches - In-
duced current switching.
11.13 IEC 62271-203. 2000. Gas-insulated metal enclosed switchgear for
rated voltages above 52 kV.
11.14 Федченко И.К. Техника высоких напряжений. Вища школа,
Киев, 1969.
11.15 Каплан В.В., Нашатырь В.М. Синтетические испытания вы-
соковольтных выключателей. JT: Энергия, 1980.
11.16 IEC 62271-101. Synthetic testing.
11.17 Schett G., Froehlich K.Y., Kaczkowski A., Vogt R. Modular
synthetic test circuit for short circuit tests with high power breakers. Report
13-89 (SC)23 at the Colloquium of CIGRE Sc 13, May 1989.
11.18 E.von Bonin, Brgger W., Hinterthiir K.H., Kirchesch P. A new
synthetic test circuit for high voltage circuit breaker testing.
11.19 Moravova H. Novy svoustup novy synteticky obvod pro zkonsky
vypinaen vun a zvn. Elektrotechnicky obzor. - sv.65-6-176, p.332-336.
11 20 Холявский Г.Б. ’’Расчет электродинамических усилий в элек-
трических аппаратах", "Энергия" Лен. отделение, 1971.
11.21 Буль Б.К., Буткевич Г.В. и др. "Основы теории электриче-
ских аппаратов". Изд. "Высшая школа", 1970.
11.22 ГОСТ 689-90. Разъединители и заземлители переменного тока
на напряжение свыше 1000 В. Общие технические условия.
11.23 ГОСТ 18397-86. Выключатели переменного тока на номи-
нальные напряжения 6-220 кВ для частых коммутационных операций.
Общие технические условия.
11.24 ГОСТ 7746-89. Трансформаторы тока. Общие технические
условия.
11.25 ГОСТ 23216-78. Изделия электротехнические. Хранение,
транспортирование, временная противокоррозионная защита, упаковка.
Общие требования и методы испытаний.
11.26 ГОСТ 8024-90. Аппараты и электротехнические устройства
переменного тока на напряжение свыше 1000 А. Нормы нагрева при
продолжительном режиме работы и методы испытаний.
11.27 ГОСТ Р 8.585-2001. Термопары. Номинальные статические
характеристики преобразования.
717
11.28 ГОСТ 17441-84. Соединения контактные электрические. При-
емка и методы испытаний.
11.29 ГОСТ 10434-82. Соединения контактные электриче-
ские.Классификация. Общие технические требования
11.30 IEC 60060-1.11 1989. High-voltage test techniques - Part 1:
General definitions and test requirements.
11.31 ГОСТ 1516.2-97. Электрооборудование и электроустановки
переменного тока на напряжение 3 кВ и выше. Общие методы испыта-
ний электрической прочности изоляции.
11.32 IEC 60270. 12.2000 High voltage test techniques - Partial dis-
charge measurements. Third edition.
11.33 ГОСТ 20074-83. Электрооборудование и электроустановки.
Метод измерения характеристик частичных разрядов.
11.34 ГОСТ 17512-82. Электрооборудование и электроустановки на
напряжение 3 кВ и выше. Методы измерения при испытаниях высоким
напряжением.
11.35 CIGRE Joint Working Group 33/23.12: "Insulation Coordination
of GIS: RETURN OF EXPERIENCE, ON SITE TESTS AND DIAGNOSTIC
TECHNIQUES".
1 1.36 Garbar E.D., Stepenkov V.V., Syromyatnikov B.D. Estimation
of GIS gas insulation defect parameters by electric method of partial
discharge measurements. YII-th International Symposium on High Voltage
Engineering, Dresden, August 26-30, 1991. Report 31.07.
11.37 Syromyatnikov B.D. PD measurements in GIS. Combined
method for free metal particles. IX-th International Symposium on High
Voltage Engineering, Graz, Austria. August 26-September 1, 1995. Report
5653.
11.38 Hampton B.F., Pearson J.S., Jones C.J., Irwin T., Welch I.M.,
Pryor B.M."Experience and Progress with UHF Diagnostics in GIS I CIGRE
Session 1992, Report 15/23-03.
11.39 SABOT A., Insulation Coordination and on line Insulation
Monitoring & Diagnostic Techniques for Gas Insulated Switchgear (GIS).
/CIGRE session 2000, report Pl-09, August 2000.
11.40 Vishnevsky Y.I., Garbar E.D., Stepenkov V.V., Syromyatnikov
B.D. GIS High-voltage test procedures with partial discharge measurements.
YII-th International Symposium on High Voltage Engineering, Dresden,
August 26-30, 1991. Report 31.08.
11.41 ГОСТ 8.217-87. Трансформаторы тока. Методика поверки.
11.42 IEC 60044-1. 12.1996. Instrument transformers. Part 1: Current
transformers.
11.43 Бачурин Н.И., Трансформаторы тока, Л.:Энергия 1964.
11.44 Афанасьев В.В., Адоньев Н.М., Жалалис Л.В.и др., Транс-
форматоры тока. Л.: "Энергия" ЛО, 1980.
718
11.45 ГОСТ 15150-69. Машины, приборы и другие технические из-
делия. Исполнения для различных климатических районов. Категории,
условия эксплуатации, хранения и транспортирования в части воздейст-
вия климатических факторов внешней среды.
11.46 ГОСТ 16962.1-89. Изделия электротехнические. Методы ис-
пытаний на устойчивость к климатическим внешним воздействующим
факторам.
11.47 ГОСТ 14254-96. Степени защиты, обеспечиваемые оболочка-
ми (Код IP).
11.48 IEC 60529. 11.1989. Degrees of protection provided by enclosures
(IP Code).
11.49 IEC 60068-1. 06.1988. Environmental testing. Part 1: General and
guidance.
11.50 IEC 60068-2-2. 01.1974. Environmental testing - Part 2: Tests.
Tests B: Dry heat.
11.51 IEC 60068-2-1.05.1990. Environmental testing - Part 2: Tests.
Tests A: Cold.
11.52 IEC 60068-2-14. 01.1984. Environmental testing - Part 2: Tests.
Tests N: Change of temperature.
11.53 IEC 60068-2-30. 01.1980. Environmental testing - Part 2: Tests.
Tests Db and guidance: Damp heat, cyclic (12 + 12-hour cycle).
К главе двенадцатой
12.1 Болотин И.Б., Эйдель Л.З. Измерения в переходных режимах
короткого замыкания. Л.: '’Энергия”, Ленинградское отделение, 1981.
12.2 Афанасьев В.В. и др. Трансформаторы тока. Л.: "Энергия”,
Ленинградское отделение, 1980.
12.3 Иоссель Ю.Я. и др. Расчет электрической емкости. Л.: "Энер-
гия”, Ленинградское отделение, 1969.
12.4 IEC 60060-2. 11.1994. High voltage test tcchnigues - Part 2: Meas-
uring systems.
12.5 ГОСТ 17512-82 Электрооборудование и электроустановки на
напряжение 3 кВ и выше. Методы измерения при испытаниях высоким
напряжением.
12.6 Тиль Р. "Электрические измерения неэлектрических величин.
Москва. Энергоатомиздат, 1987.
12.7 Туричин А.М. "Электрические измерения неэлектрических ве-
личин. Москва. Энергоатомиздат, 1959.
12.8 IEC 61083-1. 08.1991. Digital recorders for measurements in high-
voltage impulse tests - Part 1: Reguirements for digital recorders.
719
12.9 IEC 61083-2. 07.1996. Digital recorders for measurements in high-
voltage impulse tests - Part 2: Evaluation of software used for the determina-
tion of the parameters of impulse waveforms.
12.10 European Commission Project No MAT1-CT94-0066 Final Report
"Traceability of High-current Measuring systems in High-power Laboratories
to Standards of Measurement". TC agenda item 20.2.1 Paper T (FTG) B.09.
12.11 Бабкин И.В."Замечания к докладу "Метрологические харак-
теристики систем измерения тока" STL Т (Энергосерт) jOl.
К главе тринадцатой
13.1 Вертиков В.П.и др. Микропроцессорные системы диагностики
высоковольтного оборудования при эксплуатации, Электротехн.пром-
сть,сер.03. Трансформаторы: обзор.информ., Вып.8, 1991.
13.2 Шилин Н.В.Диагностика коммутационных аппаратов высоко-
го напряжения за рубежом. Электрические станции, 1993, № 11.
13.3 Смирнов Г.В. Системы диагностики и контроля высоковольт-
ного элегазового оборудования. Изд.ПЭИПК, вып.7, Санкт- Петербург,
1998.
13.4 DEACE ABB/NGV 458-5ОЗ.Техническое описание
КРУЭ 126 кВ, 10.11.97.
13.5 Обзор АББ Nil, 1993.
13.6 Патент США N3.934.454 от 27.01.1976.
13.7 Смирнов Г.В. и др., Шкафы для проверки и наладки высоко-
вольтных выключателей, Изд.ПЭИПК, вып.8, Санкт-Петербург, 1999.
13.8 Преображенский В.А., Смирнов Г.В. Разработка, испытания и
опыт эксплуатации системы диагностики и контроля на подстанции с
КРУЭ-1 10 кВ, Изд.ПЭИПК, вып. 1, Санкт-Петербург, 1998.
13.9 Надежность выключателей и комплектных распределительных
устройств с элегазовой изоляцией на напряжение 63 кВ и выше, Инфор-
мэлектро, М, 1984.
13.10 Электромагнитная совместимость на подстанциях с КРУЭ,
фирма АВВ, публикация N CH-HS Ю72 87 Е, 1986.
13.11 РД 34.20.116-93. Методические указания по защите вторич-
ных цепей электрических станций и подстанций от импульсных помех,
РАО "ЕЭС России", Москва, 1993.
13.12 Смирнов Г.В.,Свядощ Е.А. К вопросу электромагнитной со-
вместимости микропроцессорных устройств в системах вторичной ком-
мутации высоковольтных подстанций с КРУЭ, Изд.ПЭИПК, вып.З,
Санкт-Петербург, 1998.
13.13 IEC 60480. 01.1974. Guide to the checking of sulphur
hexafluoride (SF6) taken from electrical equipment.
720
13.14 Chathan M. Cooke. Dielectric Diagnosis and Expext Systems. 9-
th INTERNATIONAL SYMPOSIUM ON HIGH VOLTAGE
ENGINEERING, August 28 - September 1, 1995.
13.15 IEC-60270. 12.2000. High-voltage test techniques - Partial dis-
charge measurements. Third edition.
13.16 ГОСТ 20074-83. Электрооборудование и электроустановки.
Метод измерения частичных разрядов.
13.17 Insulation co-ordination of GIS: return of experience, on site tests
and diagnostic techniques. (Report of CIGRE Joint Working Group
33/23.12)/ELECTRA № 176, February 1998.
13.18 T.Shimato et al. Evaluation of total life cycle cost of GIS substa-
tion and development of portable diagnosis device. CIGRE session 2000, re-
port 23-107, August 2000.
13.19 TOO Исследовательский Центр “Ноосфера”. "Прибор Онега-
1Г. Техническое описание". 1997.
13.20 "PDM SYSTEM - OUTLINE DESCRIPTION”. Каталог
№ DPDM0D00.2 фирмы Diagnostic Monitoring Systems Ltd ("DMS").
1997.
13.21 SABOT A., Insulation Coordination and on line Insulation Moni-
toring & Diagnostic Techniques for Gas Insulated Switchgear (GIS)./CIGRE
session 2000, report Pl-09, August 2000.
13.22 Gulski, E., Computer-aided Recognition of Partial Discharges
Using Statistical Tools. Delft University Press, 1991.
13.23 Gulski, E., Krivda, A., "Neural Networks as a Tool for Recogni-
tion of Partial Discharges", IEEE Trans, on E.I., vol. 28, pp. 984-1001, 1993.
13.24 Krivda, A., Recognition of discharges. Discrimination and classi-
fication. Delft University Press, 1995.
13.25 Brian Hampton. UHF Diagnostics and monitoring for GIS.
13.26 Harris A.F., Hampton B.F., Jones C.J.. Switchgear insulation
performance, condition monitoring and reliability in UK substations/СИГРЭ-
1996, доклад № 15110 (15/21/33-10).
13.27 Tomorrow's energy needs require intelligent networks. / Modern
Power Systems, 11.1998, - pp. 19-24.
13.28 IEC 61000-4-2. 01.1995. Electromagnetic compatibility (EMC) -
Part 4: Testing and measurement techniques - Section 2: Electrostatic dis-
charge immunity test. Basic EMC Publication.
13.29 IEC 61000-4-4. 01.1995. Electromagnetic compatibility (EMC) -
Part 4: Testing and measurement techniques - Section 4: Electrical fast tran-
sient/burst immunity test. Basic EMC Publication
13.30 IEC 61000-4-5. 03.1995. Electromagnetic compatibility (EMC) -
Part 4: Testing and measurement techniques - Section 5: Surge immunity test.
721
13.31 ГОСТ Р 51317.4.2-99. Совместимость технических средств
электромагнитная. Устойчивость к электростатическим разрядам. Тре-
бования и методы испытаний.
13.32 ГОСТ Р 51317.4.4-99. Совместимость к наносекундным им-
пульсным помехам. Требования и методы испытаний.
13.33 ГОСТ Р 51317.4.5-99. Совместимость технических средств
электромагнитная. Устойчивость к микросекундным импульсным поме-
хам большой энергии. Требования и методы испытаний.
722
ОГЛАВЛЕНИЕ
Предисловие...........................................3
Глава первая. Элегаз, его функции и электрические
свойства, используемые в электрических аппаратах......5
1.1. Общие сведения................................5
1.2. Физико-химические свойства................... 5
1.3. Свойства элегаза, позволяющие его использо-
вать в электрических аппаратах...................12
1.4. Производство элегаза........................14
1.5. Разложение элегаза под воздействием электри-
ческих разрядов..................................15
1.6. Категории элегаза. Дезактивация..............21
1.7. Воздействие элегаза на здоровье человека.....23
1.8. Влияние элегаза на окружающую среду..........25
1.9. Требования к составу элегаза, используемого в
высоковольтных аппаратах (наличие Н2О, О2,
масла)...........................................26
ЕЮ.Методика контроля состава элегаза..............28
1.11. Контроль влажности элегаза..................35
1.12. Смеси элегаза с другими газами для аппаратов,
эксплуатирующихся в районах с холодным
климатом.........................................47
Глава вторая. Тепловые расчеты токоведущих
частей электрических аппаратов в элегазе.............62
2.1. Постановка задачи............................62
2.2. Теплопередача через прослойки, заполненные
сжатым газом, путем теплопроводности и сво-
бодной конвекции.................................62
2.3. Формулы для расчета теплопередачи с учетом
конвекции для прослоек различной формы в
сжатом газе......................................69
2.4. Сжатый элегаз как теплопередающая среда в
сравнении с воздухом. Оценка геометрических
размеров прослоек................................72
2.5. Тепловое излучение..........................76
2.6. Результирующие уравнения стационарного
теплообмена в прослойках. Примеры расчета......78
723
Глава третья. Особенности горения и гашения
электрической дуги отключения в среде элегаза..........86
3.1. Основные принципы гашения электрической
дуги отключения в элегазовых выключателях
высокого напряжения................................86
3.2. Характеристики элегаза применительно к его
использованию в ДУ выключателей высокого
напряжения........................................95
3.3. Взаимодействие фторопластовых элементов с
электрической дугой отключения в конструк-
циях элегазовых ду го гасительных устройств.......111
3.4. Анализ электрической дуги отключения в об-
ласти нуля тока...................................118
3.5. Отключающая способность элегазовых дугога-
сительных устройств высокого напряжения...........137
Глава четвертая. Воздействие сквозных токов ко-
роткого замыкания на оболочки, токоведущие и кон-
тактные системы элегазовых аппаратов..................152
4.1. Расчет токов, наведенных в оболочке трехфаз-
ной элегазовой ячейки.............................152
4.2. Расчет электродинамических сил, действующих
на токоведущие системы в оболочках................165
4.3. Нагрев кратковременным током короткого за-
мыкания проводников переменного сечения...........172
4.4. Воздействие сквозных токов короткого замыка-
ния на контакты и контактные системы..............182
Глава пятая. Расчет элементов изоляции высоко-
вольтных аппаратов, находящихся в среде элегаза.......201
5.1. Выбор допустимой напряженности электриче-
ского поля в среде SF6............................201
5.2. Современные методы расчета электрического
поля..............................................211
5.3. Расчеты электрического поля элементов
КРУЭ-800 кВ.......................................249
5.4. Оценка параметров трехмерного электрического
поля..............................................271
724
Глава шестая. Аварийные режимы в отсеках КРУЭ
и элегазовых аппаратов с внутренней дугой и за-
щитные мероприятия...................................278
6.1. Общее описание процессов в отсеках КРУЭ при
возникновении в них внутренней аварийной ду-
ги и система мер защиты от ее воздействий.........278
6.2. Процессы в изолированном отсеке с внутренней
дугой без защитной мембраны.......................282
6.3. Процессы в изолированном отсеке с внутренней
дугой и с установленной защитной мембраной........288
6.4. Аварийный режим в двух смежных отсеках с
внутренней дугой, защитной мембраной и пере-
токами газа между отсеками........................294
6.5. Конструкции мембранных предохранительных
устройств и защитных мембран......................300
Глава седьмая. Высоковольтные выключатели с
элегазовой изоляцией.................................303
7.1. Актуальность разработки выключателей с эле-
газовой изоляцией и их преимущества...............303
7.2. Серия элегазовых баковых выключателей типа
ВГБ...............................................304
7.3. О коммутационном ресурсе элегазовых выклю-
чателей...........................................320
Глава восьмая. Трансформаторы тока с элегазовой
изоляцией............................................328
8.1. Основные принципы проектирования высоко-
вольтных трансформаторов тока с элегазовой
изоляцией.........................................328
8.2. Расчеты электростатических полей трансформа-
торов тока........................................336
8.3. Проблема уплотнений, работающих на воздухе
в климатических условиях У1 и УХЛ1................342
8.4. Проблема транспортирования..................343
8.5. Проблема покрытий поверхностей под уплотне-
ниями и контактных поверхностей...................345
8.6. Предохранительные клапаны...................345
8.7. Вторичные выводы элегаз-воздух..............346
725
8.8. Обеспечение нормы влажности элегаза при
производстве трансформаторов тока и в экс-
плуатации .......................................347
Глава девятая. Комплектные распределительные
устройства с элегазовой изоляцией (КРУЭ).............349
9.1. Краткая история разработки КРУЭ.............349
9.2. Основные области применения КРУЭ и их пре-
имущества .......................................350
9.3. Назначение КРУЭ.............................351
9.4. Основные технические характеристики КРУЭ....358
9.5. Особенности эксплуатации КРУЭ...............360
9.6. Устройство КРУЭ на напряжение 1 10 кВ.......371
9.7. КРУЭ на напряжение 220 кВ...................392
9.8. КРУЭ на напряжение 362 кВ...................401
9.9. КРУЭ на напряжение 500 кВ...................408
9.10. КРУЭ на напряжение 800 кВ..................410
Глава десятая. Высоковольтное испытательное обо-
рудование с элегазовой изоляцией.....................428
10.1. Элегазовые испытательные установки.........428
10.2. Испытательная установка У ИГО-395..........430
10.3. Установка УИВ-395 .........................435
10.4. Перспективные пути развития элегазового ис-
пытательного оборудования........................457
Глава одиннадцатая. Испытания высоковольтных
элегазовых аппаратов.................................459
11.1. Номенклатура испытаний. Качество испытаний.
Требования к испытательному центру...............459
11.2. Испытания высоковольтных аппаратов на ком-
мутационную способность..........................467
11.3. Испытания на стойкость при сквозных токах к.з.496
11.4. Испытания механическими воздействиями......504
11.5. Испытания на нагрев при продолжительном ре-
жиме работы и измерение сопротивления глав-
ной цепи ........................................514
11.6. Испытания электрической прочности изоляции
элегазового оборудования.........................519
11.7. Испытания по определению метрологических
характеристик трансформаторов тока...............532
726
11.8. Испытания электрических аппаратов на стой-
кость к воздействию климатических факторов
внешней среды....................................541
11.9. Испытания на герметичность элегазовых аппа-
ратов ...........................................551
Глава двенадцатая. Измерения при испытаниях
высоковольтных элегазовых аппаратов..................556
12.1. Перечень величин, измеряемых в процессе ис-
пытаний. Требования к метрологическим харак-
теристикам средств измерений.....................556
12.2. Особенности измерений в процессе испытаний
высоковольтных аппаратов большими токами и
высокими напряжениями............................557
12.3. Измерения при испытаниях аппаратов в режи-
мах короткого замыкания..........................559
12.4. Измерения при испытаниях высоковольтной
изоляции электрических аппаратов.................609
12.5. Измерения при прочих видах испытаний высо-
ковольтных аппаратов (механических, климати-
ческих и т.п.)...................................618
12.6. Автоматизированная система измерений быст-
роменяющихся величин в процессе высоко-
вольтных и сильноточных испытаний................620
12.7. Метрологическое обеспечение испытаний элек-
трических аппаратов высокими напряжениями и
большими токами короткого замыкания..............636
Глава тринадцатая. Диагностика и контроль высо-
ковольтных аппаратов.................................640
13.1. Диагностика и контроль элегазовых аппаратов и
КРУЭ.........................................640
13.2.Контроль, мониторинг и диагностика состояния
изоляции элегазового оборудования............688
Список литературы....................................708
Оглавление...........................................723
727
Научное издание
к.т.н. Агафонов Георгий Евгеньевич
к.т.н. Бабкин Игорь Владимирович
Берлин Борис Евгеньевич
к.т.н. Болотин Илья Борисович
Вильниц Арон Зиновьевич
проф. Вишневский Юрий Иосифович
Егоров Влидимир Михайлович
к.ф-м.н. Крижанский Сергей Михайлович
Крутова Людмила Николаевна
Лопаев Виктор Николаевич
Мальчик Нелли Яковлевна
Наташов Владимир Николаевич
Пельц Александр Самуилович
Пузырева Ирина Алексеевна
к.т.н. Решетников Владимир Евгеньевич
к.т.н. Смирнов Геннадий Васильевич
Стафеева Инна Алексеевна
Сыромятников Борис Дмитриевич
к.т.н. Тонконогов Евгений Николаевич
Третьяков Станислав Васильевич
Чакст Виолетта Борисовна
к.т.н. Янова Татьяна Васильевна
к.т.н. Ярмаркин Михаил Кириллович
Электрические аппараты высокого напряжения
с элегазовой изоляцией
Компьютерная верстка Соболева Н.Н., Гаврилова Т.В.
Подписано в печать с оригинал макета 26.07.2002. Формат
60x90/16. Бумага офсетная. Печать офсетная. Усл. печ. л. 45,5.
Уч. изд. л. 43,5. Тираж 1000 экз. Заказ № 146
Энергоатомиздат. Санкт-Петербургское отделение
191186, Санкт-Петербург, ул. Миллионная, 4/1
Отпечатано в типографии ООО «ИПК “Бионт”»
199026, Санкт-Петербург, Средний пр. ВО., д. 86,
тел. (812) 322-68-43
Опечатки и исправления
Страница Строка, таблица Напечатано Должно быть
5 6 8 27 29 31 32 677 13 сверху 7 снизу табл. 1.1 а, 4 столбец 5 снизу 1 сверху п.1.5 п.2.2 16 снизу электрических 7225 3 0,1 в перечне 9,6; 1,66 V3- объем ... ана- лизируемой пробы системе питания сети питания электротехнических 722,5 2 0,1 ppm по массе в пересчете 9 В, 10,6 В V3- объем ... контро- лируемой пробы системе питания сети