Intrerupator cu Hexaflorura de Sulf
Cuprins
1. CAPITOLUL I, Memoriu justificativ
2. CAPITOLUL 2, CALCULUL IZOLATIEI
2.1. IZOLAȚIA EXTERNĂ
2.2. IZOLAȚIA ÎN SF6
3. CAPITOLUL 3, CALCULUL CĂILOR DE CURENT
3.1 CALCULUL CĂILOR DE CURENT DE SECȚINE DREPTUNGHIULARĂ
3.2 CALCULUL CĂILOR DE CURENT DE SECȚIUNE CIRCULARĂ
3.3 CALCULUL DE VERIFICARE PENTRU REGIMUL DE SCURTĂ DURATĂ
4. CAPITOLUL 4, DIMENSIONAREA CONTACTELOR
4.1. CALCULUL CONTACTELOR PRINCIPALE
4.1.1 FORȚA DE APĂSARE ÎN CONTACT
4.1.2 REZISTENȚA DE STRICȚIUNE
4.1.3 CĂDEREA DE TENSIUNE PE REZISTENȚA DE STRICȚIUNE
4.1.4 ÎNCĂLZIREA LOCULUI DE CONTACT ÎN REGIM DE LUNGĂ DURATĂ
4.1.5 CALCULUL VALORII CURENTULUI CARE PRODUCE SUDURA CONTACTELOR
4.2 DIMENSIONAREA RESORTULUI PLAN CE REALIZEAZĂ FORȚA DE APĂSARE ÎN CONTACT
4.3 CALCULUL CONTACTELOR DE RUPERE
5. CAPITOLUL 5, CALCULUL SOLICITĂRILOR ELECTRODINAMICE
6. CAPITOLUL 6, CAMERA DE STINGERE
6.1 ARCUL ELECTRIC ÎN ÎNTRERUPTOARELE CU SF6
6.1.1. Arcul rotator
6.1.2 ARCUL IN JET LONGITUDINAL DE GAZ
6.1.2.1 Modelul lui Cassie
6.1.2.2 Modelul lui Herman – Ragaller
6.1.2.3 SCURGEREA ÎN DUZĂ
6.2 CALCULUL VITEZEI ARCULUI ELECTRIC
6.3 CALCULUL BOBINEI DE SUFLAJ
7. CAPITOLUL 7, ETANȘĂRI
7.1 CALCULUL BULOANELOR NECESARE STRÂNGERII GARNITURII
8. CAPITOLUL 8, ÎNCERCAREA IZOLAȚIEI
8.1. Probleme generale
8.2. Principale instalații de încercare
8.3. Principalele metode de control preventiv asupra izolației
8.3.5. VERIFICAREA IZOLAȚIEI LA IMPULS DE TENSIUNE
ANEXA 1
ANEXA 2
ANEXA 3
Bibliografie
CAPITOLUL 1
MEMORIU JUSTIFICATIV
Întreruptorul de putere de medie tensiune este un aparat de comutație care are un rol esențial în întreruperea circuitelor de putere care a reprezentat întotdeauna o funcție necesară ,ca măsură de protecție, in cazuri de suprasarcină si scurtcircuit.
În trecut, singura metodă de întrerupere a unui circuit electric, era separarea contactelor, în aer, urmată de alungirea arcului electric rezultat la o dimensiune care să nu permită menținerea arcului.
Întreruptoarele și-au sporit continuu capacitatea de rupere, odată cu dezvoltarea sistemelor, dar, în primii ani ai secolului XX, defecțiunile care apăreau la întreruptoarele aflate în exploatare reprezentau un factor limitator în creșterea ulterioară a puterii sistemelor electrice. În plus, în numai douăzeci de ani, tensiunea liniilor de transport a energiei a crescut de peste două ori, de la 60kV (1905 – Niagara Falls), la 132 kV (1926 – standard C.E.I.). Această problemă a dus la o muncă formidabilă de cercetare si dezvoltare a aparatelor destinate întreruperii circuitelor electrice, muncă dusă si in zilele noastre pentru perfectionare. Aceasta muncă a dus la înțelegerea principiilor de bază facăndu-se posibilă dezvoltarea întreruptoarelor de mare petere.
Mijloacele de îmbunătățire a capacității de rupere a întreruptoarelor sunt multe și variate. Problema de bază este aceea a controlului și stingerii arcului electric de mare putere, care apare la separarea contactelor unui întreruptor, parcurse de curent. Principalele medii de stingere fiind: aer, aerul comprimat, ulei, hexaflorură de sulf, vid, câmpuri magnetice puternice.
Transferul energiei electrice, de la locul de producere la consumatori, se realizează prin intermediul liniilor și rețelelor electrice, in care sunt introduse aparate de comutație.
Rolul funcțional al aparatelor de comutație este de a stabili și întrerupe circuite electrice în condiții de funcționare normală. Unele aparate de comutație au în plus și rolul de aparate de protecție, în sensul că efectuează deconectări sau conectări urmate de deconectări, în cazurile când apar scurtcircuite, supratensiuni sau suprasarcini.
Aparatul de comutație care are un rol central in procesul de distribuție a energiei electrice este întreruptorul.
Deoarece, in ultimii ani, tehnologia a evoluat foarte mult a început utilizarea in număr cât mai mare a Hexaflorurii de Sulf (SF6) având rezultate excepționale in funcționarea întreruptoarelor de mare putere.
Gazul SF6 este folosit ca mediul de stingere a arcului electric datorită proprietaților unice are sale. Una din proprietațile sale importante este aceea ca gazul SF6 nu iși pierde calitațile de dielectric (nu îmbatrânește), de asemenea în raport cu alte medii de stingere care sub acțiunea temperaturii ridicate se descompun si gaze care asigură stingerea arcului electric si după aceea ele sunt eliminate din întreruptor, gazul SF6 , după stingerea arcului si descompunerea în elementele sale componente, acestea se recombină pastrându-se practic neschimbată cantitatea de SF6 din întreruptor. Aceste proprietați permit realizarea unor echipamente de gabarit redus si capsulate, adică fără contact cu mediul exterior.
În figura de mai jos este prezentată ecuația de stare (relația între presiunea p, tempetatura T și densitatea γ) la limita de lichefiere. Dacă gazul SF6 conține umiditate, punctul de rouă este foarte important deoarece mecanismele de control ale umidității sunt active, ceea ce duce la scaderea considerabilă a performanțelor sistemului.
O proprietate importantă a SF6 este cea de gaz electronegativ, adică un gaz a cărui moleculă neutră în urma atașării unui electron formează un ion negativ stabil. Este un gaz inodor, incolor, fără gust, neinflamabil, nu este toxic dar nu întreține viața, materialele izolante obișnuite cu conținut de H2 sunt descompuse de SF6, de aceea piesele din întreruptor se construiesc din teflon. Alte proprietăți fizico-chimice mai sunt:
– masa moleculară 146,07 g;
– temperatura critică 45,5 grade C;
– presiunea critică 40 barr;
– densitatea critică 0,76 g/cm3;
– densitatea la 20 grade C la presiune absolută de 1 barr este 6,4 g/dm3, la presiune absolută de 2 barr este 12,5 g/dm3, la presiune absolută de 6 barr este 39 g/dm3;
– la temperaturi de -10 grade C și presiuni în jurul valorii de 10 barr, SF6 trece în stare lichidă, de aceea în instalațiile de exterior gazul trebuie să seafle la presiuni relativ reduse (4-6 barr), dacă nu se recurge la încălzirea locală a instalației; dacă se folosesc presiuni superioare acestei valori, spre a evita lichefierea gazului, atunci când temperatura ambiantă coboară, se prevăd rezistențe electrice pentru încălzirea instalației ce folosește SF6.
Tendința mondială în domeniul construcției de întreruptoare constă în extinderea producției întreruptoarelor cu SF6 și utilizarea acestora în detrimentul celor cu ulei puțin sau aer comprimat. Aceasta deoarece, în raport cu celelalte tipuri de întreruptoare, cele cu SF6 prezintă avantaje decisive în cadrul unei analize tehnico-economice.
întreruptoarele cu SF6 permit realizarea unei tensiuni mai mari pe un pol, în cazul tensiunilor înalte, pentru aceeași valoare a lui Un și In.
Rigiditatea SF6 fiind superioară aerului comprimat, rezultă astfel întruptoare cu dimensiuni de gabarit mult inferioare ca urmare a reducerii numărului de camere de stingere pe pol.
Există tendința reducerii temperaturii minime de funcționare sub – 50 grade C. Soluția folosita este amestecarea SF6 cu N2 (până la 47% N2. Folosind acest amestec rigiditatea dielectrică și capacitatea de rupere nu scad sensibil, dar tensiunea pe o cameră de stingere scade (sunt necesare mai multe ruperi pe pol).
Întreruptoarele cu SF6 nu prezintă pericol de incendiu sau explozie.
Menținerea timp îndelungat a calităților dielectrice a SF6 și proprietatea acestuia de a se autoregenera după fiecare rupere, a permis realizarea de întreruptoare ce necesită revizii la intervale mai mari de timp și, ca urmare a faptului că nu comunică cu mediul ambiant, zgomotul produs la deconectare este mult inferior față de zgomotul produs de alte întreruptoare la care gazele rezultate în urma arderii arcului electric expandează la presiune atmosferică.
întreruptoarele cu SF6 sunt de două tipuri constructive:
– tip live tank (tip coloană). Sunt întreruptoare cu recipientul sub tensiune;
– tip dead tank (tip tank). Sunt întreruptoare cu recipientul pus la pământ.
Întreruptorul tip dead tank are ca avantaj faptul că dispune de mult spațiu, spațiu în care pot fi introduse capacități, recipientul fiind și el o capacitate. Din acest motiv, astfel de întreruptoare se pot face cu tensiuni mari pe un loc de rupere.
Creșterea tensiunii se poate face prin optimizarea jetului de gaz, uniformizarea câmpului electric și folosirea unui nou material în camera de stingere. Folosind noul material capacitatea de rupere este de 100% în urma a 10 deconectări la 50 kA, față de camerele de teflon unde după 5 deconectări la 50 kA capacitatea de rupere scade la 50%. Aceasta deoarece la teflon apare fenomenul de ablație (la pătrunderea luminii în interiorul teflonului are loc o încălzire și evaporare parțială, deci apariția de gaze și desprinderea stratului superficial de teflon datorită bulelor de gaz).
În prezent se fac cercetări pentru eliminarea principalelor dezavantaje ale întreruptoarelor cu SF6:
– au un număr mai mic de comutații;
– necesită mecanisme de acționare mai puternice;
– sub acțiunea arcului electric produc compuși toxici.
Existența diferitelor tipuri de întreruptoare cu SF6 care se pot produce (cu turbulențe magnetice, cu autosuflaj, cu arc rotitor) și rolul important pe care studiile de fezabilitate și metodele de proiectare asistate de calculator făcute înaintea scumpelor și numeroaselor teste de performanță, fac ca acestea să fie aparate moderne și de mare viitor.
Asistența calculatorului și noile tehnologii de testare și măsură vor contribui de asemenea la dezvoltarea întreruptoarelor cu SF6.
În gama întreruptoarelor cu SF6 cele cu arc rotitor reprezintă un tip modern și cu mari posibilități de dezvoltare în viitor.
Aceste întreruptoare le înlocuiesc pe cele electromagnetice în aer, care necesită revizii dese datorită acoperirii pereților camerei cu fante cu produse rezultate ca urmare a arderii arcului electric și au dezavantajul de a elimina gaze ionizate în afara camerei de stingere.
Suflajul se realizează datorită câmpului magnetic produs de curentul întrerupt. Câmpul poate fi radial, produs de două bobine coaxiale legate în opoziție sau longitudinal, produs de o bobina care intră în circuit când arcul se muta pe contactul circular de rupere.
Câmpul magnetic deplasează un capăt de arc pe un contact inelar. Această mișcare antrenează gazul în mișcare de rotație, creând forțe centrifuge care dau naștere unei circulații de gaz. În acest caz, forțele care acționează asupra arcului sunt proporționale cu I2, determinând eficacitatea procedeului la curenți mari.
CAPITOLUL 2
CALCULUL IZOLAȚIEI
Criteriul de dimensionare a izolației constă în necesitatea ca aparatele electrice să reziste la tensiunile de încercare standardizate, care sunt diferențiate ca formă și amplitudine în funcție de clasa de izolație [1,2,5].
Întreruptorul proiectat are tensiunea nominală Un=12 kV și face parte din clasa de izolație A (1 kV < Un< 52 kV), tensiunile de încercare prescrise în acest caz fiind:
tensiunea de frecvență industrială pe o durată de 1 minut;
impulsul de tensiune de trăznet (ITT) 1,2/50 µs.
Valorile acestor tensiuni, conform STAS 116121/81, sunt:
Ǚf= kVmax pentru f=50 Hz timp de 1 minut (2.1)
Ǚf= kVmax pentru 1,2/50 µs (2 . 2)
Tensiunile de calcul ale izolației sunt:
[kVmax] (2.3)
[kVmax]
Ks = 1÷1,3 coeficient de siguranță, ale cărui valori se aleg în funcție de natura de dispunere al distanțelor disruptive.
Cunoscând tensiunile de calcul ale izolației se pot determina distanțele disruptive, pe baza unor diagrame determinate experimental sau a unor relații de calcul, ținându-se seama de forma electrozilor, natura dielectricului și felul solicitării dielectrice. Alături de izolația internă, care cuprinde așa cum se observă din schița de construcție a unui pol de întreruptor prezentată în figura 1, distanța disruptivă d1 în SF6, di, determinând eficacitatea procedeului la curenți mari.
CAPITOLUL 2
CALCULUL IZOLAȚIEI
Criteriul de dimensionare a izolației constă în necesitatea ca aparatele electrice să reziste la tensiunile de încercare standardizate, care sunt diferențiate ca formă și amplitudine în funcție de clasa de izolație [1,2,5].
Întreruptorul proiectat are tensiunea nominală Un=12 kV și face parte din clasa de izolație A (1 kV < Un< 52 kV), tensiunile de încercare prescrise în acest caz fiind:
tensiunea de frecvență industrială pe o durată de 1 minut;
impulsul de tensiune de trăznet (ITT) 1,2/50 µs.
Valorile acestor tensiuni, conform STAS 116121/81, sunt:
Ǚf= kVmax pentru f=50 Hz timp de 1 minut (2.1)
Ǚf= kVmax pentru 1,2/50 µs (2 . 2)
Tensiunile de calcul ale izolației sunt:
[kVmax] (2.3)
[kVmax]
Ks = 1÷1,3 coeficient de siguranță, ale cărui valori se aleg în funcție de natura de dispunere al distanțelor disruptive.
Cunoscând tensiunile de calcul ale izolației se pot determina distanțele disruptive, pe baza unor diagrame determinate experimental sau a unor relații de calcul, ținându-se seama de forma electrozilor, natura dielectricului și felul solicitării dielectrice. Alături de izolația internă, care cuprinde așa cum se observă din schița de construcție a unui pol de întreruptor prezentată în figura 1, distanța disruptivă d1 în SF6, distanța de conturnare d2 pe peretele tubului izolant (tot in SF6), întreruptorul mai prezintă o parte importantă a izolației sale care este supusă atât solicitărilor electrice cât și condițiilor de mediu (temperatură, umiditate, poluare etc.) denumită izolație externă, care în figura amintită este exemplificată prin distanțele disruptive a1, a2.
Figura 2.1
1 – borna superioară
2 – borna inferioară
3 – contact mobil
4 – cilindru izolant
2.1 IZOLAȚIA EXTERNĂ
Distanța minimă de izolație a1 se poate stabili pe baza relațiilor empirice recomandate de Roth [2]:
Pentru ITT
Ǚci = mm (2.1.1)
Pentru f=50 Hz, 1 minut:
Ǚcf = mm (2.1.2)
Distanța de izolație căutată este:
mm (2.1.3)
Distanța minimă de izolație, în aer, între fază și pământ, a2:
Pentru ITT:
Ǚci mm (2.1.4)
Pentru f=50 Hz, 1 minut:
Ǚcf = mm (2.1.5)
Distanța de izolație căutată este:
mm (2.1.6)
2.2 IZOLAȚIA ÎN SF6
Pentru sistemele izolante utilizate în tehnică, modelele pur teoretice de calcul ale tensiunii de străpundere sau de conturnare nu dau rezultatele scontate, deoarece procesul de străpungere este influențat de microgeometria electrozilor, de suprafețele și de prezența particulelor [2,5].
Pe baza unor date experimentale în domeniul , căruia îi corespunde o densitate , care dau posibilitatea ca temperatura gazului să varieze în intervalul fără ca SF6 să se lichefieze sau să se descompună, cunoscând că lichefierea duce la scădere proprietăților dielectrice, se pot exprima valorile rigidității dielectrice.
Presiunea gazului izolant se consideră .
În funcție de forma tensiunii și de presiunea de funcționare, sunt date valorile aproximative ale rigidității dielectrice:
pentru tensiune alternativă de 50 Hz timp de mintut:
pentru impulsul de tensiune de trăznet:
unde Est și EstITT sunt rigiditățile dielectrice tehnice la suprafața de frontieră
Gradul de omogenitate al câmpului în funcție de tensiunea din cameră este η=0,45.
Corespunzător acestor valori distanțele minime de izolație sunt:
mm (2.2.1)
mm (2.2.2)
mm (2.2.3)
mm (2.2.4)
mm (2.2.5)
mm (2.2.6)
Distanțele d1 și d2 sunt distanțele minime de izolație, dar din considerente mecanice și constructive distanțele reale sunt superioare celor calculate.
CAPITOLUL 3
CALCULUL CĂILOR DE CURENT
3.1 CALCULUL CĂILOR DE CURENT DE SECȚINE DREPTUNGHIULARĂ
Secțiunea căilor de curent se alege în funcție de valoarea curentului nominal și de natura materialului, din standardele în vigoare. Astfel, din STAS 533/1-80, corespunzător unui curent nominal In=1000 A, pentru conductoare din cupru, rezulta din tabel o secțiune de 60×6 mm2, având o masă lineică de 3,2 kg.
Încălzirea barei corespunzătoare acestei secțiuni se poate calcula pe baza ecuației de bilanț energetic scrisă pentru regimul staționar; această încălzire nu trebuie să depășească încălzirea maxim admisă [2]:
[oC] (3.1.1)
unde:
=40oC – temperature mediului;
– temperatura de regim staționar;
Sε=pl – suprafa’a exterioară;
p – perimetrul secțiunii;
l – lungimea căii de curent;
I – curentul nominal;
θ0=7Wm2 oC – coeficient generalizat de schimb de căldură;
Rθs – rezistența ohmică a conductorului:
[Ώ] (3.1.2)
KR – factorul de majorare al rezistenței conductorului în curent alternativ:
(3.1.3)
Pe baza graficului din figura 15.2[5], în funcție de R100m (rezistența a 100m de conductor având secțiunea S=60×6), se alege kpel=1,11.
Coeficientul de proximitate kpr=1 deoarece influența fenomenului de proximitate, în cazul în care în imediata vecinătate a conductorului nu se află alte conductoare, se poate neglija.
Introducând (3.1.2) în (3.1.1) se obține ecuația
[oC] (3.1.4)
din care se obține:
(3.1.5)
în care:
p=2(h+b)=2(60+6)=132 mm;
S=hxb=60×6=360 mm2;
αΣ=7 W oC-1m-2;
αR=4,3*10-3 oC-1;
ρ0Cu=1,58*10-8
3.2 CALCULUL CĂILOR DE CURENT DE SECȚIUNE CIRCULARĂ
Secțiunea căilor de curent se alege, în funcție de valoarea curentului nominal și de natura materialului, din standardele în vigoare. Astfel, din STAS 533/1-80, corespunzător unui curent nominal In =1000 A și pentru conductoare din cupru, rezultă următoarele dimensiuni [2]:
ri=10 mm;
re=20 mm;
Temperatura la care ajunge calea de curent în regim nominal se calculează cu formula:
[oC] (3.2.1)
unde:
θa=40oC – temperatura mediului ambient;
Rte – rezistența termică echivalentă;
Φ – fluxul termic;
Rezistența termică echivalentă este compusă din:
(3.2.2)
unde:
– rezistența termică a stratului de SF6;
– rezistența termica a cilindrului izolant;
Rezistența termică a stratului de SF6 este:
[oC/W] (3.2.3)
și se determină din relația:
(3.2.4)
rezultând:
(3.2.5)
în care:
A1=74,591;
P=4 atm;
Bt – factor geometric
(3.2.6)
Rezistența termică a cilindrului izolant este:
[oC/W] (3.2.7)
în care:
d1=115 mm – diametrul interior al cilindrului izolant;
d2=130 mm – diametrul exterior al cilindrului izolant;
l=1000 mm . lungimea cilindrului izolant;
λ=0,2 Wm-1 oC-1 – conductivitatea termică a cilindrului izolant (construit din rășină epoxidică);
αΣ=coeficientul generalizat de schimb de clăldură;
[W/oCm2] (3.2.8)
Introducând formula (3.2.7), în care s-a înlocuit αΣ cu formula (3.2.8), în relația (3.2.2) și apoi cu totul în (4.2.1), se obține o ecuație cu soluția:
θs=108,846oC
3.3 CALCULUL DE VERIFICARE PENTRU REGIMUL DE SCURTĂ DURATĂ
Densitatea Jsc a curentului de scurtcircuit, care parcurgând calea de curent timp de o secundă, determină ca temperatura căii de curent să crească de la valoarea θs din regimul termic permanent determinat de cptre curentul nominal In(ce parcurge calea de curent anterior scurtcircuitului) și până la valoarea maxim admisă θsca la care poate ajunge calea de curent în timpul scurtcircuitului se determină cu formula [1,2]:
(3.3.1)
unde:
c0=3900 Ws oC-1kg-1;
δ=8800 kgm-3;
kR1=1,1 pentru calea de curent de secțiune dreptunghiulară;
kR1=1,002 pentru calea de curent de secțiune tubulară;
αR=4,3*10-3 oC-1;
ρ0=1,58*10-8 Ωm;
θs=109,304 oC pentru calea de curent de secțiune dreptunghiulară;
θs=108,846 oC pentru calea de curent de secțiune tubulară;
θsca=300 oC;
Se obțin următoarele valori:
Jsc=107,8 A/mm2 pentru calea de curent de secțiune dreptunghiulară;
Jsc=106,27 A/mm2 pentru calea de curent de secțiune tubulară;
Valorile lui Jsc astfel obținute trebuie să îndeplinească condiția:
Jsc> Jt (3.3.2)
unde:
(3.3.3)
(3.3.4)
reprezintă densitățile de curent determinate în secțiunea S a căii de curent, de către curentul de stabilitate termică It.
Se observă că această condiție se verifică pentru ambele tipuri de căi de curent.
CAPITOLUL 4
DIMENSIONAREA CONTACTELOR
Materialele contactelor trebuie să îndeplinească urmatoarele cerințe:
– rezistență mare la arc;
– rezistență mare la sudură;
– rezistență de contact scazută și constantă;
– o buna mobilitate a piciorului arcului;
– sa favorizeze stingerea arcului;
– proprietați mecanice bune (duritate ridicată, de exemplu);
– capacitate de prelucrare;
– capacitate de fixare prin lipire sau sudare;
– rezistență la coroziune.
4.1 CALCULUL CONTACTELOR PRINCIPALE
Contactele principale sunt contacte de regim permanent, deci sunt destinate realizării conducției curentului nominal. Aceste contacte sunt de tip tijă-tulipă. Tulipa este compusă din mai multe degete de contact situate in interiorul unui cilindru metalic, forța de apăsare fiind realizată cu ajutorul unor resoarte ( fig. 4.1 ). Pe baza valorii curentului nominal se stabilește numărul degetelor de contact, având in vedere valoarea maximă a curentului pe un loc de contact, valoare ce nu trebuie sa depașească 200 A.
În cazul a “n” degete de contact, curentul In nu se repartizează uniform prin acestea, valoarea sa în unul dintre contactele deget putând fi [1,2]:
(4.1)
Unde k=1,3÷1,5 reprezintă coeficientul de neuniformitate datorat valorilor diferite ale rezistențelor de contac dintre degete și contactul mobil.
Pentru un număr n=10 degete curentul maxim ce circulă printr-un deget este:
(4.2)
Experimentul a stabilit că densitatea de curent optimă printr-un deget de contact să fie cuprinsă între 2 și 4 A/mm2.
În secțiune transversală, degetul are forma din figura 4.2.
Figura 4.2
Adoptând a=6 mm, b=8mm, rezultă o secțiune de 48 mm2, căreia îi corespunde o densitate de curent j=I1n/S=3,125 A/mm2.
4.1.1 FORȚA DE APĂSARE ÎN CONTACT
Forța de apăsare în contact trebuie să aibă o valoare suficientă, atât în regim nominal cât și în regim de avarie, pentru a îmiedica sudarea contactelor și deschiderea lor ca urmare a acțiunii forțelor eletrodinamice.
Conform lucrării [9], forța specifică de apăsare în contactul tulipă – tijă este fc=0,6 N/A.
Pe baza lui fc se poate determina valoarea forței de apăsae în contact pentru un deget, corespunzătoaer curentului ce îl străbate.
4.1.2 REZISTENȚA DE STRICȚIUNE
În domeniul tehnic contactul plan se realizează cu deformația plastică a vârfurilor care vin în atingere, numărul punctelor de contact rămânând redus (sub 20), iar aria ocupată este mult mai mucă decât aria aparentă de contact.
Având determinată forța de apăsare în contact se poate determina rezistența de stricțiune [1,2]:
(4.1.2.1)
Valorile coeficienților c,m,n pentru contacte din cupru – argint sunt:
c=0,918*10-4;
m=0,6;
e=2,25*10-4;
Cu aceste valori, Rs=8,67*10-6Ω
Raza sferei microscopice de contact se calculează cu relația:
(4.1.2.2)
În care:
ρag=0,015*10-6 Ωm
n=3 – numărul punctelor de contact pentru contactul plan.
Cu aceste valori a=2,883*10-4m.
4.1.3 CĂDEREA DE TENSIUNE PE REZISTENȚA DE STRICȚIUNE
Căderea de tensiune pe locul de contact este [1,2]:
(4.1.3.1)
Această cădere de tensiune reprezintă o importantă indicație asupra calității îmbinării și asupra înclzirii contactului.
4.1.4 ÎNCĂLZIREA LOCULUI DE CONTACT ÎN REGIM DE LUNGĂ DURATĂ
Pentru calculul încălzirii determinate de către curentul nominal în regimul de lungă durată, se folosește formula [1,2]:
(4.1.4.1)
Unde:
θ c – temperatura locului de contact (pentru cazul proaspăt curățat)
U0 – temperatura căii de curent într-un punct depărtat de locul de contact;
Uc – căderea de tensiune determinată pe rezistența de stricțiune Rs de către curentul nominal In;
λ – conductivitatea termică;
ρ – rezistivitatea;
Temperatura locului de contac se determină cu relația:
(4.1.4.2)
în care:
HB=60*107 N/m2 – rezistența la strivire în locul de contact (duritatea Brinell);
A=2,3*10-8V2 oC-2 – lui Lorentz;
To=θ0+273,16=368,28 K;
În oC temperatura locului de contact este:
θ c=Tc – 273,16=95,12oC
Deci încălzirea locului de contact în regim de lungă durată este:
τ c=θc – θ0=3,672 oC
Pentru o funcționare corectă a contactelor este necesar, ca temperatura θc=95,12oC a locului de contact, să nu depășească temperatura de înmuiere a materialului θi=180oC, la care începe recristalizarea metalului și deci scade sensibil rezistența mecanică a acestuia.
4.1.5 CALCULUL VALORII CURENTULUI CARE PRODUCE SUDURA CONTACTELOR
Contactele principale sunt străbătute un timp scurt și de curentul de scurtcircuit. Stabilitatea termică și electrodinamică a contactelor ( adică rezistența acestora împotriva sudurii respectiv împotriva desfacerii contactului mobil de contactul fix în timpul funcționării ) reprezintă doi parametri importanți ce caracterizează funcționarea contactelor și care sunt exprimați sintetic prin valoarea curentului maxim admis If care poate parcurge locul de contact în regim de scurtă durată.
Pentru calculul lui If se folosește următorul algoritm [2]:
1) Se determină valoarea curentului Ifl care produce creșterea exponențială în timp a temperaturii locului de contact pană la temperatura de topire. Acest curent circulă un timp t1 în care determină încălzirea contactelor până în vecinătatea temperaturii de topire.
(4.1.5.1)
Unde:
Tct1 – temperatura locului de contact în momentul t1 (valoarea onferioară cu 100÷200 K temperaturii de topire a materialului);
T0 – temperatura căii de curent într-un punct situat destul de departe de locul de contact;
HBTc – duritatea Brinell la temperatura Tct1;
FΣ =Fc – Fe1+/-Fe2 – este forța rezultantă, în care
Fc – forța determinată de resortul contactului:
Fe1 – forța electrodinamică determinată de stricțiunea liniilor de curent:
(4.1.5.2)
în care:
a – raza sferei microscopice de contact;
r – raza medie (macroscopică) a unui contact;
Fe2 – forța electrodinamică de interacțiune a locului de contact cu alte elemente ale căii de curent, redusă la locul de contact.
(4.1.5.3)
Constanta de timp termică a locului de contact se calculează cu expresia:
(4.1.5.4)
în care:
c=243 Ws/Kg oC – căldura specifică;
λ=420 W/M oC – conductivitate termică;
γ=10,5 g/cm – densitatea
2) Se determină valoarea inițială a curentului Iif care determină începutul fuziunii contactelor:
(4.1.5.5)
unde:
Uc – se alege egală cu temperatura de fuziune a materialului contactelor;
fk=3 – este un coeficient care ia în cosniderarea mărirea suprafeței de contact ca urmare a încălzirii;
ρ0=1,63*10-8 Ωm – rezistivitatea la 0oC;
HB0=90*107 N/m2;
Fc – forța determinată de resort;
αR=4*10-3 oC-1;
3) Contactele sunt dimensionate corect dacă este îndeplinită condiția:
(4.1.5.6)
Unde:
It – valoarea curentului limită termic;
n – numărul degetelor de contact;
Condiția fiind îndeplinită, contactele sunt bine dimensionate.
4.2 DIMENSIONAREA RESORTULUI PLAN CE REALIZEAZĂ FORȚA DE APĂSARE ÎN CONTACT
Resortul ce realizeată forța de apăsare în contact Fc se cosnideră dublu rezemat și solicitat la mijloc de o forță 2Fc [2].
Figura 4.3
Determinarea dimensiunilor resortului se face pornind de la mărimile inițiale:
Fc =90N – forța ce trebuie dezvoltată de resort;
L=40 mm – brațul forței;
Σai=186 N/mm2 – efortul unitar admisibil la încovoieer pentru bronz fosforos;
E=111000 N/mm2 – modulul de elasticitate transversală;
f=1 mm – săgeata;
Grosimea h și lățimea b ale resortului rezultă din relațiile [1.2]:
(4.2.1)
(4.2.2)
Se alege h=2 mm și b=40 mm. În acest caz, săgeata este:
(4.2.3)
iar efortul unitar de încovoiere este:
(4.2.4)
4.3 CALCULUL CONTACTELOR DE RUPERE
Contactele de rupere sunt destinate să suporte arcul electric. Ele sunt supuse unei încălziri intense datorată piciorului arcului electric. Se pune porblema arderii contactelor și a migrației [1,2].
Contactele de rupere fix și mobil se realizează sub forma unor tije din cupru la capătul cărora se montează niște piese confecționate din Cu – W (fig. 4.4), wolframul imprimându-le rezistența mare la arc electric, iar cuprul asigurându-le conductivitate electrică.
Figura 4.4
Regimul de scurtcircuit poate fi considerat din pucnt de vedere practic, ca fiind adiabatic, adică fără schimb de căldură cu mediul exterior.
Pe baza egalității dintre puterea dezvoltată prin efect Joule și puterea disipată se poate stabili o relație de dependență între secțiunea transverslă a contacului de rupere și valoarea curentului limită termic [2]:
(4.3.1)
unde:
It=31500 A – curentul limită termic;
t=1 s – timpul pentru care este deifinit curentul limit termic;
ρ0=1,58*10-8Ωm – reizistivitatea cuprului la 0 oC;
c=390 Wskg-1 oC-1 – căldura specifică a cuprului la 0oC;
αR=4,3*10-3 oC-1 – coeficientul de temperatură al rezistivității;
γ=8,93*103 kgm-3 – densitatea cuprului;
θ2=95,12 oC – temperatura căii de curent în regim normal de funcționare;
θsc=300 oC – valoarea maxim admisă a temperaturii căii de curent la încălzirea în regim de scurtă durată.
Corespunzător formulei de mai sus se stabilește valoarea secțiunii transversale minime, coreaspunzătoare încălzirii tijei la valoarea maxim admisă.
Alegând secțiunea transversală a contactelor de rupere de 215 mm2, acestea se vor încălzi în regim de scurtcircuit la temperatura de 283,6 oC.
CAPITOLUL 5
CALCULUL SOLICITĂRILOR ELECTRODINAMICE
Stabilitatea electrodinamică a întreruptorului este proprietatea acestuia de a rezista la solicitările electrodinamice produse de curenții de scurtcircuit.
Această proprietate este exprimată de curentul limită dinamic, care reprezintă valoarea cea mai mare a curentului de scurtcircuit de lovitură pentru care solicitările mecanice din întreruptor nu depășesc valorile maxime admisibile, nu are loc sudura contactelor și întreruptorul poate funcționa în continuare.
Reprezentarea schematică a unui pol este dată in figură [2].
Figura 5.1
lb=0,4 m;
l=1 m;
Utilizând sistemul de ace din figură se observă că asupra bornei, considerată ca o bară încastrată de lungime lb și secțiune b x h, vor acționa în timpul scurtcircuitului două eforturi unitare statice și anume [2]:
[N/mm2] (5.1)
[N/mm2] (5.2)
F1 – forța electrodinamică ce apare între borna superioară și borna inferioară ale unui pol, la care se adaugă forța de interacțiune dintre borna și calea de curent din respectivul pol al întreruptorului plus greutatea barei;
F2 – forța electrodinamică ce apare între bornele a doua faze vecine, considerate ca două conductoare de lungime lb situate la o distanță egală cu distanța între faze.
Forța F1 este compusă din
[N] (5.3)
F21 – forța electrodinamică de interacțiune dintre cele două borne:
(5.4)
(5.5)
Φcd=0,98 – coeficientul lui Dwight;
F31 – forța electrodinamică de interacțiune dintre born și calea de curent din polul întreuptorului; forța ce se exercită pe latura de lungime lb se obține din integrarea expresiei forței elementare:
(5.6)
(5.7)
Figura 5.2
Rezultă:
(5.8)
Modulul de rezistență după axa y:
(5.9)
În acest caz, efortul unitar la încovoiere după axa x este:
(5.10)
Calculul forței electrodinamice F2 se face plecând de la constatarea că în cazul unui scurtcircuit trifazat asimetric cu grad maxim de asimetrie, apărut într-un sistem de conductoare coplanare, cel mai solicitat va fi conductorul median. În acest caz borna polului din mijloc va fi cea mai solicitată.
Solicitările mecanice dinamice ale bornelor, apărute ca urmare a vibrațiilor determinate de forțele electrodinamice de mai sus, se calculează determinând frecvența proprie de oscilație corespunzătoare armonicii 1 și amortizării nule a tronsonului de bară având lungimea lb între două încastrări succesive.
(5.11)
unde:
m=3,2 kg/m – masa lineică a barei;
E=1,1*10-1 N/mm2;
(5.12)
(5.13)
Bornele sistemului trifazat sunt așezate pe lat:
Figura 5.3
Pe baza raportului dintre frecvența proprie a barei f01 și frecvența f a rețelei se poate determina, pe baza figurii 4.40 din lucrarea [1], valorile factorului de forță și respectiv a factorului de solicitare:
(5.14)
(5.15)
În care:
Fdin – forța electrodinamică maximă corespunzătoare curentului de scurtcircuit de lovitură ce acționează în timpul vibrațiilor produse în bară de cătra curentul alternativ de scurtcircuit;
σdin – efortul unitar dinamic
În cazul solicitărilor după axa x și efortul unitar după axa y sunt:
(5.16)
(5.17)
Efortul unitar rezultant este:
(5.18)
CAPITOLUL 6
CAMERA DE STINGERE
Modelarea matematică a camerei de stingere
Elementul principal prin intermediul căruia se realizează suflajul arcului electric este duza. Materialul izolant din care se realizează aceasta este teflonul rezistent la acțiunea produșilor de descompunere ai SF6 datorită arcului electric. Dimensiunile caracteristice ale duzei sunt [1,2]:
diametrul gâtului duzei;
unghiul de deflexie (5o– 6o)
Secțiunea gâtului:
[m2] (6.1)
Unde:
Eef[kv/m] – valoarea medie a gradientului de tensiune în coloana arcului;
lef[m] – lungimea coloanei arcului;
Py[kv/mPa] – puterea medie ce o poate ceda arcul electric;
Diametrul gâtului duzei va fi:
(6.2)
Unde:
Ir[kA] – curentul de rupere
Diametrul arcului electric se poate estima în cazul în care s-au ales valorile presiunii în camera de stingere și a distanței z0 dintre gâtul duzei și tija contacului de rupere cu care duza se mișcă solidar.
(6.3)
z0=1,6 cm; p=5 atm; Irmax=44,54 kAef
Condiția ce trebuie îndeplinită de diametrul gâtului duzei este dc>darc. Diferența dintre diametrul dc și diametrul tijei contactului de rupere fix și mobil nu trebuie să depășească 1 – 2 mm, din considerente mecanice de funcționare.
6.1 ARCUL ELECTRIC ÎN ÎNTRERUPTOARELE CU SF6
Din punct de vedere fizic arcul electric din aparatele de comutație reprezintă o descărcare în gaz, caracterizată prin temperatură ridicată și densitate mare de curent [1,2].
Întreruperea reușită sau nu a arcului în camera de stingere depinde de:
-parametrii rețelei în care este plasat aparatul de comutație;
-curentul de scurtcircuit;
-tensiunea de restabilire;
-parametrii aparatului;
-tensiunea de arc și de ținere.
În figura 6.1 sunt prezentate diagramele tipice ale deconectării unui scurtcircuit într-o rețea de curent alternativ [1,2].
În fig. 6.1 a este reprezentat curentul și tensiunea sursei înainte de separarea contactelor.
În fig. 6.1 b este arătată o întrerupere reușită. La prima trecere prin zero a curentului arcul electric se stinge, la bornele întreruptorului apărând o tensiune de restabilire ur După o întrerupere reușită apare un curent postarc care este aproximativ de 104ori mai mic ca amplitudine decât curentul de scurtcircuit.
În fig. 6.1 c este arătată o întrerupere nereușită.
Figura 6.1
În figura 6.2 se pot urmării două categorii de corelări de care depinde reușita unei întreruperi [1]:
Figura 6.2
– corelarea între tensiunea de arc și tensiunea de restabilire. Pentru ca arcul să nu se poată reaprinde după trecerea prin zero a curentului, este necesar ca tensiunea arcului electric 1 să fie superioară tensiunii de restabilire 3. Dacă tensiunea de arc 2 este mai mică decât cea de restabilire, siunea de restabilire îndeplinește, în acest caz, rolul de tensiune.
– corelarea între tensiunea de restabilire și tensiunea de ținere. Pentru ca arcul electric să nu se reaprindă este necesar ca tensiunea de ținere 4 să fie superioară tensiunii de restabilire 3. Tensiunea de ținere este tensiunea de refacere a rigidității dielectrice după stingerea arcului electric. Aceasta tensiune se reface progresiv pe măsura deionizării spațiului din camera de stingere. Dacă tensiunea de ținere nu crește suficient de rapid, pentru a depăși în permanență tensiunea de restabilire, se produce o reamorsare a arcului electric. Curba 5 reprezintă tensiunea de restabilire la frecvență industrială.
Arcul rotitor
Ca principiu de stingere folosim autosuflajul prin rotirea arcului. Acest principiu este reprezentat schematic în fig. 6.3 [1].
Un volum cu gaz încălzit VH și un volum cu gaz la presiune mică Vex sunt conectate printr-un volum de arc Va. Ultimul este format prin separarea unui ajutaj (duză) de formă concavă (contactul N) de contactul fix inelar R.
Va este conectat cu volumul VH printr-o deschizătură AH încălzită de contactul inelar.
Curentul de arc i, înainte de a ajunge la contactul inelar R trece printr-o bobină C care produce un câmp magnetic ce determină rotirea arcului în volumul
Arcul rotitor transferă momentul unghiular gazului, producând astfel forțe centrifuge și un flux de masă și entalpie în volumul VH, generând în acest volum o suprapresiune. Când curentul se apropie de zero această suprapresiune determină un suflaj axial prin volumul de arc Va ducând la stingerea arcului.
Figura 2.3
Caracteristicile de bază ale arcului și dinamica curgerii
Componenta axială a câmpului magnetic exercită o forță azimutală asupra porțiunilor neaxiale ale arcului. Aceasta conduce la o mișcare circulară a arcului pe electrodul inelar R. Momentul unghiular introdus de rotirea arcului, este transferat gazului în volumul de arc Va prin forțele de rezistență ale gazului, punându-l pe acesta în mișcare.
Forțele centrifuge asociate crează o curgere radială spre exterior prin deschizătura încălzită AH înspre volumul încălzit VH. Această curgere duce cu sine o parte din energia disipată în arc conducând la o creștere de presiune Δ pH. Masa pierdută de către volumul Va prin curgerea radială, este recuperată printr-o aspirație axială din volumul Vex, prin duza An. Aceasta poate fi recunoscută prin diferența de presiune Δpo=po-pexmică și negativă, dintre punctul de stagnare de pe axa volumului de arc și VH care se stabilește după un regim tranzitoriu inițial.
Creșterea de presiune ΔpH, descreșterea curentului i,descreșterea corespunzătoare a forței centrifuge și diferența de presiune pH-poduc doar la oscilația forței centrifuge.
Curgerea radială spre exterior este redusă apoi la zero și fluxul de gaz absorbit își inversează sensul, devenind un flux orientat spre exterior, toată puterea arcului fiind transmisă volumului exterior (Vex). Această tranziție se reflectă prin creșterea presiunii po peste pex la t>7 ms.
Cu descreșterea în continuare a curentului, fluxul radial spre deschizătura încălzită AH se inversează și masa de gaz este acum injectată din VH în Va, încetinind rotația gazului, răcind gazul și crescând presiunea de stagnare po de pe axa volumului de arc.
Această tranziție apare în intervalul de timp 7-8 ms și conduce, eventual, la o rotire liberă a jetului de gaz care este caracterizată de o restabilire completă a presiunii pH în punctul de stagnare pode pe axa (t>l1 ms ).
6.1.2 ARCUL IN JET LONGITUDINAL DE GAZ
Există două modele fizice fundamentale care sunt folosite pentru a descrie descărcarea electrică în gaz [1,5]:
– un model în care plasma este tratată ca un fluid încălzit având conductivitatea dependentă de temperatură. Temperatura locală depinde de efectele transferului de căldură (de echilibrul energetic între încălzirea produsă prin efect Joule-Lenz și răcirea prin conducție, convecție și radiație );
– un model în care descărcarea electrică este un fenomen luminiscent și se aplică atunci când electronii sunt mai activi decât particulele grele.
La modelul luminiscent ecuațiile detaliate sunt rezolvate în funcție de recombinarea, ionizarea sau atașarea purtătorilor mobili de sarcină.
Teoriile referitoare la arcul electric în jet de gaz pot fi împărțite în două:
– teorii referitoare la arcurile de curent intens;
– teorii referitoare la arcurile tranzitorii la curenți mici. Arcurile electrice de curenți intenși sunt studiate folosind modelul de
arc în care plasma încălzită se află în condiții de echilibru termodinamic local.
Reprezentarea cea mai simplă consideră arcul electric un canal izoterm. La curenți mari arcurile sunt arderi izotermice radiale, iar procesele dominante sunt cele asociate curgerii, convecția și radiația jucând un rol preponderent în echilibrul energiei. Toată căldura radiată de arcul de curent mare este absorbită de zonele exterioare mai reci ale arcului. Pentru studiul arcurilor de curenți intenși se folosește modelul Cassie.
Arcurile electrice tranzitorii la curenți mici sunt studiate folosind atât modelele de arc cât și cele luminiscente. În general fizica arcului este folosită pentru a explica străpungerea termică, iar fizica luminiscentă pentru a explica străpungerea dielectrică.
Procesele dominante în arcurile tranzitorii la curenți mici devin asociate proprietăților gazului. Datorită valorii reduse a diametrului arcului gradienții radiali înlocuiesc în importanță gradienții axiali. Rolul preponderent în reducerea temperaturii arcului revine conducției. O importanță deosebită se acordă turbulenței, care se presupune a fi procesul fizic principal al întreruperii arcului, acționând chiar în aval de gâtul duzei. Pentru studiul arcului la curenți tranzitorii mici se folosește modelul Hermann-Ragaller.
6.1.2.1 Modelul lui Cassie
Coloana arcului se consideră omogenă radial, cu temperatura și conductibilitatea σ constante și cu secțiunea A invariabilă pe lungime, proporțională cu curentul. Entalpia totală a unității de volum se consideră constantă, iar presiunea variabilă pe lungime (ca și viteza) dar în timp. Evacuarea căldurii se face numai prin convecție axială, fiind deci proporțională cu secțiunea.
În aceste condiții se poate scrie [1]:
(6.1.2.1.1)
și neglijând radiația, din ecuația bilanțului energetic rezultă:
(6.1.2.1.2)
Notând cu Q căldura absorbită de arc și cu P energia evacuată din porțiunea de lungime 1 din coloana arcului, se poate scrie:
(6.1.2.1.3)
rezultă constanta de timp a arcului:
(6.1.2.1.4)
Considerând variația vitezei cu z liniară (pânăla gâtul duzei), se poate considera:
și (6.1.2.1.5)
unde z0 este distanța de la contact la gâtul duzei, iar v0 este viteza gazelor în duză.
În regim staționar:
(6.1.2.1.6)
și notând câmpul corespunzător acestui regim cu E0, avem:
(6.1.2.1.7)
Din relațiile anterioare rezultă:
(6.1.2.1.8)
Din bilanțul energetic, neglijând radiația, rezultă:
(6.1.2.1.9)
Rezultă astfel derivata conductanței:
(6.1.2.1.10)
Ținând cont de relațiine anterioare rezultă ecuația:
(6.1.2.1.11)
Înmulțind cu 2G, ecuația de mai sus devine:
(6.1.2.1.12)
Înmulțind cu exp (2t/τ) și integrând, se obține:
(6.1.2.1.13)
(6.1.2.1.13)
6.1.2.2 Modelul lui Herman – Ragaller
Se consideră că arcul are două zone: coloana conductoare de rază r1 și stratul termic de gaze fierbinți r0 [1].
Notând cu secțiunea coloanei conductoare și adoptând valori medii pentru γ, H și v, rezultă pentru coloana conductoare (a=0, b=r1) ecuațiile:
– ecuația de continuitate (de conservare a masei)
(6.1.2.2.1)
– ecuația de conservare a impulsului
(6.1.2.2.2)
– ecuația de conservare a energiei
(6.1.2.2.3)
În ecuațiile de mai sus valorile medii ale mărimilor , se calculează cu formula unică:
(6.1.2.2.4)
unde:
(6.1.2.2.5)
Se consideră variabile derivata temperaturii și derivata secțiunii (temperatura și secțiunea variază cel mai mult; la trecerea prin zero a curentului secțiunea se îngustează).
Dacă se introduce derivata temperaturii, ecuațiile de continuitate și de conservare a energiei devin:
(6.1.2.2.6)
(6.1.2.2.7)
S-a obținut un sistem de două ecuații cu două necunoscute:
și (6.1.2.2.8)
Determinantul acestui sistem este:
(6.1.2.2.9)
Rezolvând sistemul se obține:
(6.1.2.2.10)
(6.1.2.2.11)
unde:
(6.1.2.2.12)
Se observă că în aceste ecuații parametrii depind de proprietățile fizice ale gazului (variația lor cu temperatura) și nu depind de rază.
(6.1.2.2.13)
Pentru rezolvarea sistemului se presupune:
– la trecerea prin zero a curentului arcul este axial, simetric și temperatura sa nu depinde de z;
– viteza medie a gazului în ambele straturi este proporțională cu z și cu niște funcții de timp B1(t)și B2(t);
– se observă că profilul duzei nu se ia în considerare.
Se obține un sistem de ecuații diferențiale ordinare cu variabilele:
; ; ; ; ; (6.1.2.2.14)
S-au făcut calcule atât pentru aer cât și pentru SF6 și au rezultat avantajele SF6 față de aer.
În regim dinamic rezultă diferența între capacitățile de rupere în aer și SF6 și se poate deduce variația capacității de rupere cu presiunea.
Dezavantajele modelului:
– fiind unidimensional modelul nu ia în considerare geometria duzei;
– pentru trecerea prin Mach=l trebuie folosită o metodă iterativă;
– modelul cu derivate parțiale care ar considera geometria duzei ar necesita șase ecuații cu derivate parțiale.
Ecuații similare se pot scrie și pentru stratul superficial. Pentru simplificare vom considera cazul staționar, caracterizat de următorul sistem de ecuații:
(6.1.2.2.15)
(6.1.2.2.16)
(6.1.2.2.17)
Figura 6.4
Modelul prezentat în continuare fiind cel cu un singur strat, se va renunța la indicele 1, pentru simplificare.
În regim staționar se cosnideră că densitatea fluxului termic transmis prin radiație qλ(r1) este nulă, iar entalpia și fluxul radial sunt neglijabile.
Se obține următorul sistem de ecuații: (6.1.2.2.18)
(6.1.2.2.19)
Știind că debitul γvA este constant, rezultă:
(6.1.2.2.20)
(6.1.2.2.21)
Necunoscutele care interesează sunt p, T, E,v.
Pentru a determina aceste necunoscute, sunt necesare:
elemente de mecanica fluidelor privitoare la curgerea unnui fluid într-o duză în ipoteza unui regim izoentropic;
datele experimentale ce dau valoarea razei cloanei conductoare a arcului în duză;
distribuțiile h, γ, cp în funcție de temperatura la presiune atmosferică.
În ipoteza unui regim izoentropic de scurgere a gazelor în duză, se calculează:
(6.1.2.2.22)
Știind că:
și (6.1.2.2.23)
și (6.1.2.2.24)
Rezultă:
(6.1.2.2.25)
Știind că relația dintre M și M* este:
(6.1.2.2.25)
și înlocuind, rezultă:
(6.1.2.2.26)
Simplificând această ecuație, se obține:
(6.1.2.2.28)
(6.1.2.2.29)
Termenii din această ecuație au următoarea semnificație:
A – secțiunea coloanei conductoare a arcului; se determină grafic;
A* – secțiunea conductoare în punctul critic, adică în gâtul duzei;
M* – coeficientul de viteză; este necunoscuta ecuației:
(6.1.2.2.30)
unde u* este viteza critică a gazului în duză:
(6.1.2.2.31)
În continuare, se va determina distribuția temperaturii și presiunii în duză, folosindu-se formulele:
(6.1.2.2.23)
(6.1.2.2.23)
În care:
(6.1.2.2.34)
unde T* este temperatura critică în gâtul duzei, iar:
(6.1.2.2.35)
Distribuția câmpului electric se determină rezolvând ecuația:
(6.1.2.2.36)
ecuație care, ținând cont de faptul că σE=I, mai poate fi scrisă astfel:
(6.1.2.2.37)
Cunoscând distribuția lui h funcție de temperatura și știind că:
(6.1.2.2.38)
iar v2 este neglijabil în raport cu h, se poate scrie că
H=h (6.1.2.2.39)
Distribuția lui γ se determină cu formula:
(6.1.2.2.40)
6.1.2.3 SCURGEREA ÎN DUZĂ
Notând cu indicele zero parametrii gazului din recipient( unde v=0) și ținând seama de faptul că h=cpT(h=0 la T=0), din ecuația lui Bernoulli rezultă [1,2]:
(6.1.2.3.1)
Figura 6.5
l1 – perioada de accelerare și de presiune, l1=0,31;
l1 – perioada de stingere a arcului electric, l2=0,51;
l3 – cursa de frânare (este riscant a lăsa arcul să se stingă aici), l3=0,21).
Din relația Robert – Mayer:
(6.1.2.3.2)
și folosind formula pentru viteza sunetului:
(6.1.2.3.3)
se poate scrie:
(6.1.2.3.4)
Ținând cont de faptul că M=v/u reprezintă numărul lui Mach, rezultă:
(6.1.2.3.5)
Folosind ecuațiile adiabatei:
; (6.1.2.3.6)
rezultă:
(6.1.2.3.7)
(6.1.2.3.8)
(6.1.2.3.9)
(6.1.2.3.10)
În cele ce urmează gazul se consideră politrop (căldura specifică nu depinde de temperatură):
(6.1.2.3.11)
(6.1.2.3.12)
(6.1.2.3.13)
Entropia este:
(6.1.2.3.14)
Considerând ct=cvlnRg se obține entropia specifică gazului:
(6.1.2.3.15)
Din relația (6.1.2.3.1) rezultă vmax de scurgere (p=γ=T=h=0) care este:
(6.1.2.3.16)
Ținând seama de relația (6.1.2.3.12) se obține:
(6.1.2.3.17)
unde u0 este viteza sunetului în recipient.
În continuare se analizează variația intensității fluxului de fluid (a debitului specific) q=γv de-a lungul unei linii de flux.
Din ecuația lui Euler rezultă, în regim permanent:
(6.1.2.3.18)
unde:
(6.1.2.3.19)
este viteza locală a sunetului.
Derivata fluxului în raport cu viteza va fi:
(6.1.2.3.20)
De aici se pot observa următoarele:
q crește cu creșterea lui v la M<1;
q scade cu creșterea lui v la M>1;
q=0 în vid.
La viteze subsonice liniile de câmp converg în direcția creșterii vitezei, iar la viteze supersonice liniile de câmp sunt divergente. De-a lungul unei linii de flux viteza locală a sunetului scade, iar viteza fluidului crește.
Fluxul q este maxim în duză (q*=γ*u*) în punctul în care viteza fluidului este egală cu viteza sunetului (M=1).
Toți parametrii din acest punct se numesc parametrii critici.
Raportul:
(6.1.2.3.21)
se numește coeficient de viteză.
Pentru determinarea vitezeri critice se folosește ecuația lui Bernoulli:
(6.1.2.3.22)
Din relațiile (6.1.2.3.1) și (6.1.2.3.2) rezultă:
(6.1.2.3.23)
Analog:
(6.1.2.3.24)
(6.1.2.3.25)
Relațiile dintre viteza fluidului și diteza locală a sunetului se obțin astfel:
(6.1.2.3.26)
Din relațiile (6.1.2.3.7) și (6.1.2.3.23) rezultă:
(6.1.2.3.27)
Parametrii critici se obțin din (6.1.2.3.2) pentru M*=1:
; ; (6.1.2.3.28)
Aceste relații sunt valabile atunci când nu apare unda de șoc.
În regim supracritic, în gâtul duzei de secțiune A*, se stabilește presiunea p*=p0Ycr, iar M=M*=1.
Din ecuația de continuitate rezultă, pentru secțiunea A de la abscisa x, relația:
(6.1.2.3.29)
Cum v=Mu rezultă:
6.2 CALCULUL VITEZEI ARCULUI ELECTRIC
Pentru ca utilizarea energiei arcului să fie cât mai eficientă, aceasta trebuie să aibă o viteză mare de rotație. O viteză mare de rotație a arcului determină, pe de-o parte o froța centrifugă mărită și pe de altă parte, o creștere a tulburenței și deci a posibilității de încălzire a arcului în întreg volumul. De asemena, uzura contactelor scade odată cu creșterea vitezei arcului.
Pentru a obține o viteză mare de rotație a arcului, trebuie asigurată o astfel de dispoziție a câmpului magnetic creat de bobină, astfel încât componenta axială a inducției B2 să fie maximă. Limita superioară a vitezei este dată tocmai de limitele impuse bobinei din punct de vedere economice. Din capitolul precedent, caracteristica bobinei este [1,2]:
(6.2.1)
ceea ce ducea la obținerea unor frecvențe maxime fa=10500Hz. La o rază R=20 mm, o frecvență de 10500 Hz înseamnă o viteză vΦ=2πfaR=1319,47 m/s, la nivelul inelului de contact. În urma mai multor experiențe, se consideră că viteza optimă a arcului electric este cuprinsă între 600 – 1500 m/s.
Între viteza de roatație a arcului, valoarea curentului și valoarea inducției axiale există următoarea dependență:
(6.2.2)
unde:
v [m/s] – viteza de rotație;
i [A] – valoarea instantanee a curentului;
Bz [T] – valoarea instantanee a inducției radiale;
c0 – constanta care pentru valorile uzuale ale inducției B=0,9 – 1,5 T ia valoarea c0=2,4;
Considerând curentul sinusoidal:
(6.2.3)
Inducția axială va fi de forma:
(6.2.4)
Datorită faptului că la acest întreruptor nu există miez fermoagnetic, ci numai niște ghiduri feromagnetice, defazajul este practic Ф=0.
Relația va deveni
(6.2.5)
În relațiile de mai sus, singura mărime care poate fi influențată constructiv este B, prin construcția specifică a bobinei de suflaj. S-a ales o bobină care la un curent egal cu capacitatea de rupere Ir=31,5 kA, să determine o componentă axială a câmpului, Bz=1,5 T. Deci caracteristiva acestei bobine este:
(6.2.6)
Deci, cu aceste date se obține:
(6.2.7)
Astfel viteza maximă a arcului, care este atinsă atunci când curentul I atinge valoarea maximă, adică t=π/2, sin t=1, este v=787,12 m/s.
Odată cu scăderea curentului, eficiența suflajului scade și ea, la început mai puțin, apoi proporțional cu scăderea curentului. Este de semnalat că valorile vitezei obținute cu această formulă se află sub valorile obținute experimental de cercetătorii de la ABB, care, la un curent de I=5 kA și o inducție axalaă maximă Bz=0,9 T, au obținut o viteză de peste 1000 m/s.
Datorită mobilității diferite a electronilor și ionilor din plasmă, aceștia se deplasează în câmpul electric dintre electrozi, deci ar rezulta forțe care acționează asupra celor două tipuri de particule diferite, deci o separare a arcului electric într-un curent electronic și un curent ionic care s-ar deplasa de-a lungul contactelor de rupere cu viteze diferite.
Pe de altă parte, datorită mișcării de rotație, asupra particuloelor acționează forțe centrifuge care sunt mai mari pentru ioni, datorată masei mai mari a acestora și care tind să-i deplaseze spre exterior, deci o separare a arcului electric în lungul razei.
6.3 CALCULUL BOBINEI DE SUFLAJ
Pentru a calcula parametrii bobinei de suflaj, s-a început mai întâi cu calculul creat de un conductor de formă circulară, cu ajutorul potențalului vector. Astfel sunt valabile relațiile [1,2]:
(6.3.1)
Introducând o nouă variabilă, β=(π – Φ’)/2 și prin transcrierea ecuației se obține
(6.3.2)
unde:
Iar F(π/2, k), E(π/2, k) notate uneori și F(k), E(k) sunt integrale eliptice de prima și a doua speță. Valorile lor sunt date de următoarele integrale:
(6.3.3)
(6.3.4)
Aceste integrale se găsesc în grafice sau sunt tabelateîn funcție de k. Între ele există relații de legătură cunoscute [1,2]:
(6.3.5)
(6.3.6)
Ținând seama și de faptul că: (6.3.7)
Pentru componentele inducției magnetice se obțin expresiile [1,2]:
(6.3.8)
(6.3.9)
Se observăcă dacă punctul P se află pe axa Oz sunt valabile expresiile:
Br=0; BΦ=0;
(6.3.10)
Pentru valori mici ale lui k (pentru r0 mici și z mari) sunt valabile următoarele aproximări:
(6.3.11)
Având în vedere că:
și că r/R=sin θ, se obțin următoarele relații aproximative:
(6.3.12)
Dezvoltând:
Deci componentele inducției vor avea forma aproximativă:
(6.3.13)
(6.3.14)
Această formă servește pentru calcule aproximative, necesare determinării rapide a câmpului din interiorul bobinei. Astfel, aceste formule le-au folosit pentru determinarea valorilor inducției necesaer tratării liniilor de câmp din perimetrul zonei de arc.
La baza calculului bobinei a stat necesitatea de a avea o anumită valoare a câmpului în axa volumului de arc, la ieșirea din bobină. De asemena, necesitatea ca și componenta axială a inducției să fie cât mai mare în spațiul volumului de arc. S-a stabilit această valoare ca fiind Bz=1,5 T, pentru un curent I=Ir. Deci, caracteristica acestei bobine este: Bz/i=1,5/31,5=0,048 (T/kA).
Având în vedere formula simplă a inducției în axa unei bobine, formula ce aproximează Bz obținut înainte este [1]:
(6.3.15)
și impunând raza bobinei r0=50mm și înălțimea l=50 mm (valori impuse de construcția compactă a întreruptorului), a rezultat că pentru a putea obține o valoare Bz=1,5 T este nevoie de 5 spire:
(6.3.16)
Deci, bobina are o rază ro=50 mm, înălțime l=50 mm, un număr de spire N=5, cu dimensiunile 20*6 mm.
Pentru această bobină s-au trasat liniile de câmp corespunzătoare valorilor procentuale din valoarea inducției în axă. Concentratoarele de câmp dispuse în volumul de încălzire VH au rolul de a da o formă rectilinie liniilor de câmp în volumul de arc.
CAPITOLUL 7
ETANȘĂRI
Practica de exploatare a aparatajului electric a demonstrat cu prisosință că fiabilitatea acestora este strict condiționată de fiabilitatea sistemelor de etanșare.
Totodată, asimilarea și extinderea la parametri superiori a aparatajului capsulat în SF6 nu se poate realiza, în condițiile respectării fiabilității în exploatare, fără o abordare riguroasă a proiectării și tehnologiei sistemelor de etanșare.
Etanșarea camerei de stingere este destinată evitării pierderilor de gaz ( SF6 ), precum și protecției părților interioare împotriva pătrunderii agenților externi.
Neregularitățile suprafețelor de etanșat formează canale prin care se scurge gazul din porțiunile cu presiune mai mare către porțiunile cu presiune mai mică. Eliminarea acestor canale este posibilă prin două metode:
1° Strivirea suprafețelor de etanșat;
2°Prevederea unei garnituri elastice între suprafețele de etanșat.
Prima metodă necesită eforturi mari de strângere, iar a doua necesită eforturi mai mici deoarece garnitura elastică se presează în adânciturile suprafețelor ce asigură etanșarea îmbinării.
Proprietățile impuse sistemului de etanșare sunt:
– etanșeitatea. Lipsa acesteia are ca efect o anumită pierdere de gaz. Aprecierea mărimii pierderilor de gaz se face în funcție de natura mediului etanșării, de influența acestuia asupra bunei funcționari a aparatului. Pierderile admisibile de SF6 sunt de 1 % pe an.
– rezistența mecanică. Proprietate ce trebuie să confere etanșării
robustețe mecanică atât la montaj cât și în condiții speciale apărute în caz de avarie.
– posibilitatea de acces. Necesară pentru revizii și înlocuiri accidentale în timp foarte scurt.
– compatibilitatea. Reprezintă proprietatea materialului cu care se efectuează etanșarea de a nu fi atacat de mediul etanșat.
Figura 7.1
Camera de stingere a întreruptorului proiectat se etanșează cu garnituri comprimate prin strângerea buloanelor. Garniturile se execută din teflon, rezistent la acțiunea SF6. Teflonul ( politetrafluoretilena-CF4 ) este un polimer termoplastic, cu densitatea 2,l-2,3 g/cm3, care poate funcționa la temperaturi cuprinse între -200 °C și 200 °C.
Etanșarea camerei de stingere se face pe baza principiului îmbinărilor protejate cu garnituri dreptunghiulare ( fig. 7.1 ).
În fig. 7.2 se prezintă un sistem de etanșare mobilă.
Dimensiunile canalului pentru garnitură sunt condiționate de mărimea deformației inițiale (diferența dintre diametrul inițial al garniturii necomprimate și dimensiunea acesteia după comprimare).
La îmbinările mobile cu garnituri de secțiune circulară
kimax= ( 0,10 … 0,16 ) dn
Adâncimea nominală a canalului, la îmbinările mobile se ia ( 0,83 … 0,88 ) dn.
Figura 7.2
Lățimea canalului h variază în funcție de condițiile în care lucrează etanșarea. Pentru mișcarea de translație a uneia dintresuprafețe se utilizează canale mai late.
7.1 CALCULUL BULOANELOR NECESARE STRÂNGERII GARNITURII
Efortul produs de buloanele care asigură etanșeitatea îmbinării se determină cu formula:
(7.1.1)
Unde:
σ0 [Kgf/cm2] – efortul de strivire al garniturii, necesar asigurării etanșării
Dig=11,2 cm – diametrul interior al garniturii;
Deg =13,2 cm – diametrul exterior al garniturii;
Dm =12,2 cm – diametrul mediu al garniturii;
p [Kgf/cm2] – presiunea excedentară a mediului comprimat ;
p*=40, 6 Kgf/cm2 – presiunea de calcul;
p*=1,5p=1,2pi;
pi [Kgf/cm2] – presiunea de încercare;
Efortul minim necesar asigurării eranșării depinde de natura materialului garniturii și de presiunea excedentară a mediului comprimat.
Pentru garnituri de teflon σ0=40 Kgf/cm2
La confecționarea garniturilor din Teflon se recomandă următoarele secțiuni transversale:
grosime 0,8÷0,9 mm pentru îmbinări cu flanșe sau nipluri;
lățime 100 mm pentru îmbinări cu flanșe și 4 mm la îmbinări cu nipluri.
Distanța maximă dintre suprafețele de etanșat (fără garnitură) nu trebuie să depășească 0,15 din grosimea garniturii.
Rugozitatea suprafețelor de etanșat este de 3,2÷6,3 μm. Nu se admit zgârieturi transversale și alte deteriorări ale suprafețelor de etanșat.
Numărul și diametrul buloanelor care asigură comprimarea garniturii este dependent de efortul Q. Flanșa trebuie să fie suficient de rigidă pentru a nu se produce deformarea sa, ceea ce ar duce la înrăutățirea sau dispariția etanșeității.
Determinarea numărului buloanelor și a diametrului unui bulon se face cu ajutorul relației:
(7.1.2)
în care:
Dbi=3mm diametrul interior al filetului bulonului;
n=3 numărul buloanelor;
σc=380 N/m2 – limita de curgere a materialului buloanelor (oțel).
CAPITOLUL 8
ÎNCERCAREA IZOLAȚIEI
8.1. Probleme generale
Încercările izolațiilor cu tensiuni înalte distructive se efectuează în laboratoare speciale de înaltă tensiune prevăzute cu utilaj tehnologic corespunzător.
În funcție de scopul căruia îi sunt destinate și pentru care sunt utilate, laboratoarele de înaltă tensiune pot fi [5-8]:
– laboratoare de cercetare ale institutelor sau ale marilor firme producătoare;
– laboratoare uzinale, destinate încercărilor de tip și de control care se efectuează în fabricile producătoare asupra aparatajului de înaltă tensiune pe care acestea îl produc;
– laboratoare care deservesc sistemul energetic pentru efectuarea în special a încercărilor preventive asupra izolației echipamentului din sistem.
Utilaje de bază ale oricărui laborator de înaltă tensiune constituie sursele de înaltă tensiune, alternativă, continuă și de impuls, precum și instalațiile de măsură adecvată.
La echipamentul electric de tensiuni înalte și foarte înalte, transporturile în aceste laboratoare fixe sunt deosebit de greoaie, motiv pentru care s-au creat instalații de încercare mobile, de performanțe ridicate. Pentru obținerea unor gabarite și greutăți minime s-au realizat variante constructive în mediul de SF6.
8.2. Principale instalații de încercare
Un laborator complet de înaltă tensiune trebuie să cuprindă următoarele instalații de încercare:
– instalații pentru producerea și măsurarea tensiunii înalte alternative de frecvență industrială;
– instalații pentru producerea și măsurarea tensiunii înalte de impuls de trăznet;
– instalații pentru producerea și măsurarea tensiunii înalte de impuls de comutație;
– instalații pentru producerea și măsurarea tensiunii înalte continue;
– instalații pentru producerea și măsurarea impulsului de curent;
– instalații mixte de impuls de curent și tensiune alternativă.
Caracteristicile termice ale instalațiilor de încercare sunt determinate de nivelele tensiunilor de încercare propuse a se realiza care la rândul lor sunt stabilite pe baza principiilor de coordonare a izolației.
Instalațiile de încercare trebuie să asigure parametrii prescriși și mărimilor electrice pe care le produc.
De asemenea, instalațiile de încercare sunt prevăzute cu scheme de măsurare care trebuie să asigure convertirea tensiunilor înalte în valori adecvate pentru măsurări sau înregistrare.
O dotare completă a laboratorului – hală de înaltă tensiune, include și o instalație de ploaie artificială, iar unele laboratoare sunt prevăzute cu o sală anexă în care se dispune de o instalație de preparare a ceței saline. La dimensionarea laboratoarelor – hală de înaltă tensiune trebuie să se țină seama de o serie de considerente tehnice și economice, cum sunt: asigurarea unor distanțe de izolație satisfăcătoare în condițiile unui volum cât mai mic al halei: dispunerea instalațiilor de încercare și a obiectului de încercat astfel încât legăturile de racord să fie scurte, să fie ușor de observat din camera de comandă, să se poată asigura lucrările de întreținere și să se prevadă accesul ușor al echipamentelor de încercat în laborator. Camera de comandă situată de obicei la o înalțime de circa 2-3 m are dimensiunile determinate de gabaritele pupitrelor de comandă.
8.3. Principalele metode de control
preventiv asupra izolației
8.3.1. Comportarea izolației
Izolația echipamentelor electrice în exploatare este supusă unui ansamblu de solicitări de natură electrică, termică, mecanică, chimică, biologică, climaterică, etc., care determină proprietățile izolante. În afară de solicitările mecanice care pot produce spargerea “găurirea, fisurarea izolației”, în exploatare degradarea izolației se manifestă sub două aspecte principale:
– contaminarea sau poluarea izolației generată de influențele externe (praful industrial umezit); este o degradare reversibilă;
– îmbătrânirea izolației datorită efectului cumulativ al descărcărilor parțiale și care conduce printr-un proces lent la degradarea ireversibilă a izolației echipamentelor electrice.
Viteza de îmbătrânire a izolației depinde de:
– calitatea materialelor electroizolante;
– particularitățile constructive;
– condițiile de funcționare.
Comportarea izolațiilor în exploatare poate fi analizată pe caracteristica tensiune – timp generalizată, care reprezintă dependențe între valoarea tensiunii disruptive raportată la valoarea maximă a tensiunii de serviciu pe fază și durata acesteia [5-18].
O diagramă orientativă tensiune – timp pentru o izolație de tip hârtie-ulei (diagrama I) este reprezentată în figura 8.1.
Pe caracteristică sunt delimitate mai multe nivele care corespund următoarelor solicitări distructive ale izolației :
1. supratensiuni externe;
2. supratensiuni de comutație;
3. supratensiuni temporare;
4. strpungerea termică a izolației solide;
5. străpungerea ionizantă datorită descărcărilor parțiale;
6. îmbătrânirea naturală.
Cu liniile întrerupte se indică nivelele tensiunilor de ionizare critică (Ucri și Uii); cu linii pline nivelul de ținere la frecvența industrială Uinc și la impuls (50%).
Prin UFF și UCP se notează valorile maxime ale tensiunii de serviciu între fază și respectiv pe fază, pentru a asigura o funcționare sigură, de lungă durată a izolației. Prin diagramele II și III s-au reprezentat solicitările caracteristice ale izolației între faze și respectiv față de pământ, care apar în exploatare la echipamentul de 400 kV.
Controlul preventiv se efectuează în primul rând în fabricile constructoare de echipamente electrice și constă în verificare nivelelor de izolație în principal. Uneori, se mai efectuează și așa-zisele probe sau încercări de referință sau limită prin care se testează posibilitățile maxime, de ținere a izolației.
Aceste încercări se pot efectua sistematic și în exploatare la locul de funcționare, asigurându-se astfel mărimea duratei de serviciu a izolației.
Controlul preventiv are următoarele sarcini:
– asigurarea unor lucrări de calitate superioară de montaj, punere în funcțiune și reparații;
– depistarea unor condiții de funcționare normale ale izolației (temperatură sau umiditate excesivă etc.);
– scoaterea în evidență a unor defecte incipiente în izolație și luarea de măsuri corespunzătoare;
– evidențierea gradului de îmbătrânire a izolației, în scopul restabilirii siguranței în funcționare.
8.3.2. Clasificarea metodelor de control preventiv
Pentru fiecare tip de construcție izolantă sunt caracteristice anumite tipuri de defecte, care necesită metode adecvate de control preventiv. Defectele izolației pot fi de două feluri:
– defecte locale sau concentrate care ocupă o parte mică din volumul izolației, ca de exemplu: fisuri de izolație, urme de carbonizare etc. ;
– defecte distribuite, care ocupă în întregime sau o parte mare din volumul izolației, cum ar fi de exemplu umezirea acesteia.
Starea izolației se poate constata prin examinare și prin încercări și măsurători în laborator sau la locul de montare.
Aceste încercări se efectuează la punerea în funcțiune a utilajului respectiv, valorile obținute servind ca date de comparație pentru verificările ulterioare. De asemenea ele se execută după reparații precum și periodic pentru a determina starea izolației și a depista locurile defecte în vederea reparării și înlocuirii elementelor respective.
Din acest motiv ele se numesc încercări preventive.
Incercarile pot fi:
Distructive, care pot duce la distrugerea izolației.
Acestea au ca scop verificare comportării izolației la acțiune supratensiunilor din punct de vedere al probabilității de ținere. În această categorie se includ încercările pentru stabilirea caracteristicilor de performanță (care se efectuează la tensiunea de descărcare disruptivă) precum și încercările de verificare la tensiunile nominale de ținere (în cadrul controlului uzinal) și la tensiunile de încercare ale izolației (în cadrul încercărilor de exploatare).
Tensiunile de ținere cât și cele de încercare sunt inferioare tensiunilor de încercare disruptivă, în timpul efectuării acestor încercări există pericolul deteriorării ireversibile a izolației.
Din acest motiv toate încercările susceptibile să producă descărcări disruptive sunt considerate distructive.
b) Nedistructive, în urma cărora izolația nu se deteriorează. Acestea au ca scop determinarea stării unei izolații prin determinarea, intensității anumitor fenomene fizice care au loc în dielectrici sub acțiunea solicitărilor electrice și care preced și determină distrugerea unei izolații.
Din prima categorie fac parte încercările cu tensiune mărită, alternativă, continuă și de impuls.
Principalele metode nedistructive sunt:
– măsurarea tangentei unghiului de pierderi, tg;
– măsurarea caracteristicilor capacitive;
– măsurarea descărcărilor parțiale în izolație;
– determinarea repartiției tensiunii pe izolație;
– metode utilizând tensiunea continuă;
– defectoscopia cu tensiune de impuls nedistructivă;
– defectoscopia prin raza RÖNTGEN și ultrasunete.
Fiecare din aceste metode evidențiază un anumit tip de defect; de aceea, pentru descoperirea întregii serii de defecte posibile în instalație, e necesar să se utilizeze toate metodele.
8.3.3. Măsurarea tangetei unghiului de pierderi
Tangenta unghiului de pierderi tg este tangenta unghiului cu care se micșorează defazajul dintre curent și tensiunea aplicată dielectricului, față de cazul condensatorului ideal. El se numește “unghiul pierderilor dielectrice” și caracterizează apariția pierderilor în dielectric. Dacă se aplică o tensiune sinusoidală U, cu pulsația , curentul rezultat prin izolație I va conține mai multe componente conform diagramei fazoriale din fig. 8.3.3.1.
În fig. 8.3.3.1a s-a reprezentat diagrama exactă, iar în fig. fig. 8.3.3.1b diagrama simplificată în care:
Ip-reprezintă curentul de polarizare cu componenta activă Ipa și
reactivă Ipr ;
Is- curentul de conducție;
– curentul de încărcare a capacității geometrice;
Ic- componenta totală reactivă a curentului.
Pe baza diagramei simplificate din fg. fig. 8.3.3.1b, pierderile totale în dielectric vor fi:
(8.3.3.1)
dar , de unde:
(8.3.3.2)
în care C reprezintă capacitatea fizică totală.
Se observă din relația (8.3.3.2) că pierderile totale în dielectric depind de dimensiunile geometrice ale izolației și pentru aprecierea acesteia se utilizează raportul:
, (8.3.3.3)
Descărcări parțiale în incluziunile gazoase ale dielectricilor lichizi și soliz
Mecanismul de formare a descărcărilor parțiale
Există numeroase incluziuni gazoase în izolația tehnică solidă și lichidă, rezultate fie în urma procesului tehnologic deficitar, fie în urma exploatării necorespunzătoare a izolației respective. Permitivitatea dielectrică a gazului din incluziune este de câteva ori mai mică decât permitivitatea dielectricului și deci intensitatea câmpului electric în incluziunea gazoasă va fi mult mai mare față de intensitatea medie a câmpului în restul masei dielectricului. În incluziunile gazoase, chiar și la tensiuni de serviciu, vor rezulta procese de ionizare, cunoscute sub denumirea de descărcării parțiale.
Mecanismul formării descărcărilor parțiale poate fi analizat pe un model ca cel din fig. 8.3.4.1.
unde:
Ci-capacitatea incluziunii gazoase;
C0-capacitatea dielectricului care se găsește în limitele liniilor de câmp care intersectează incluziunea gazoasă;
C-capacitatea restului dielectricului;
Z-impedanța circuitului de alimentare;
U-tensiunea alternativă aplicată la electrozii între care se găsește dielectricul cu incluziunea respectivă.
Capacitatea Ci este posibil să fie șuntată de canalul descărcării parțiale, procesul fiind modelat de un eclator. Ca urmare a variației sinusoidale a tensiunii Ui pe capacitatea incluziunii gazoase (curba 1 din fig. 8.3.4.2), aceasta se încarcă până ce este atinsă tensiunea disruptivă Uid a incluziunii gazoase.În incluziune apar procese de ionizare care șuntează capacitatea Ci, tensiunea Ui scăzând practic până la zero. Ca urmare tensiunea la electrozii între care se află dielectricul va scădea.
Tensiunea pe incluziunea gazoasă se restabilește după stingerea descărcării în scânteie(curba 2 din fig. 8.3.4.2) datorită reîncărcării capacității Ci de la sursa de alimentare. Toate procesele descrise se repetă.
Descărcarea în scânteie din incluziune se stinge imediat datorită valorii mici a capacității Ci, respectiv a curentului de descărcare a acestuia, dar și datorită scăderii intensității câmpului electric în incluziune la apariția proceselor de ionizare.
În cursul proceselor de ionizare se formează ioni de semne contrare care se deplasează sub acțiunea câmpului electric către pereții de semn contrar ai incluziunii și se depun pe aceștia, contribuind la micșorarea intensității câmpului în incluziunea gazoasă și împiedicând dezvoltarea în continuare a descărcării.
Orice descărcare prin scânteie în interiorul incluziunii dă naștere la un curent de impuls ii, curent a cărui durată este foarte scurtă (10-7 – 10-8)s. Acest curent produce la rândul său un curent de circulație i în circuitul sursei de alimentare. După cum se vede în fig. 5.3.4.2, frecvența acestor impulsuri crește odată cu creșterea amplitudinii tensiunii precum și a frecvenței tensiunii alternative aplicate.
Dacă într-un dielectric există mai multe incluziuni gazoase este posibil ca în toate acestea să apară descărcări parțiale. Apar astfel, în circuitul sursei de alimentare impulsuri de curent care posedă o plajă largă de frecvență ce se întinde de la ordinul sutelor de kHz până la ordinulzecilor de MHz.
Descărcările parțiale produc, asupra izolațiilor în care apar, solicitări mecanice, electrice și chimice care pot duce la străpungerea dielectricului, străpungere ce poartă denumirea de străpungere ionizantă.
Definim tensiunea de ionizare ca fiind mărimea tensiunii de frecvență industrială care aplicată izolației conduce la apariția descărcărilor parțiale.
Tensiunea de ionizare poate fi de două feluri în funcție de comportarea izolației la aceste descărcări parțiale:
tensiunea inițială de ionizare, care reprezintă cea mai mică valoare a tensiunii aplicate pentru care apar descărcări parțiale slabe, care nu sunt capabile să se dezvolte până la străpungerea izolației;
tensiunea critică de ionizare, care reprezintă tensiunea aplicată la care apar descărcări parțiale suficient de intense, capabile să producă în timp scurt străpungerea izolației.
Pot de asemenea apărea descărcări parțiale și la tensiune continuă, nu numai la tensiune alternativă sau de impuls, însă la tensiune continuă reîncărcarea capacității Ci se face prin intermediul rezistențelor de izolație care au valori mari. Din acest motiv constanta de timp capătă valori mari și frecvența descărcărilor parțiale este relativ redusă.
Izolația tehnică admite deci la tensiune continuă intensități de câmp mult mai mari decât la tensiune alternativă. Pentru a evita urmările descărcărilor parțiale asupra izolației trebuiesc îndeplinite două condiții:
tensiunea de încercare a izolației să fie mai mică decât tensiunea critică de ionizare;
tensiunea de serviciu să fie mai mică decât tensiunea inițială de ionizare.
8.3.4.1 Detectarea descărcărilor parțiale
Prezența descărcărilor parțiale în incluziunile gazoase ale unei izolații se poate determina în principiu prin una din metodele:
prin măsurarea tensiunii pe obiect;
prin măsurarea curentului în circuitul exterior;
prin măsurarea intensității undelor electromagnetice produse de descărcările parțiale.
Oscilațiile de tensiune și de curent sunt foarte mici, și deci greu de măsurat. Deci principala metodă de detectare a descărcărilor parțiale este măsurarea oscilațiilor produse de acestea prin metode selective în plaja largă de frecvențe ce le caracterizează.
În fig. 8.3.4.2.1 sunt prezentate astfel de scheme de măsurare.
unde:
Ob-obiectul de încercat;
T-transformator de încercare;
C-condensator de înaltă tensiune;
L-șunt inductiv;
A-amplificator de bandă îngustă;
OC-oscilograf catodic sau voltmetru electronic;
Z-filtru trece-jos.
În schema (a) din fig. 8.3.4.2.1 variațiile de tensiune pe obiectul încercat provocate de descărcările parțiale în incluziune, dau naștere în circuitul LC unor oscilații amortizate care sunt înregistrate de oscilograf.
În schema (b) din fig. 8.3.4.2.1 apar oscilații similare în circuitul LC, dar sunt datorate impulsurilor de curent ce însoțesc descărcările parțiale.
Prin aceste scheme nu sunt măsurate direct descărcările parțiale, ci efecte ale acestora în circuitul de măsurare.
Pentru a înregistra curenții de impuls dați de descărcările parțiale se poate utiliza schema din fig. 8.3.4.2.2.a, în care acești curenți induc în sonda S, cuplată inductiv cu circuitul prin care trece o tensiune electromotoare care este
amplificată și înregistrată.
Deci în fig. 8.3.4.2.2. este reprezentată schema de determinare a descărcărilor parțiale prin culpaj electromagnetic.
unde:
Ob-obiectul de încercat;
T-transformator de încercare;
A-amplificator de bandă largă (2-10MHz);
OC-oscilograf catodic sau voltmetru electronic;
S-sondă.
Metoda este utilizată pentru detectarea descărcărilor parțiale în izolatoarele liniilor electrice aeriene .
Prezența izolatorului dă naștere unui curent de circulație spre masă care produce variații de câmp electromagnetic. Vor rezulta astfel, variații de flux care induc în sonda S o tensiune electromotoare. Acest aparat este cunoscut sub denumirea de defectoscop de înaltă frecvență.
Schema permite goniometrarea zonelor defecte prin utilizarea unor antene direcționale. Sunt astfel localizate cu destulă precizie zonele cu incluziuni gazoase, ganeratoare de descărcări parțiale.
Măsurarea descărcărilor parțiale
Descărcările parțiale apar în incluziunile gazoase care pot exista în izolație. Sunt denumite parțiale deoarece descărcarea este limitată numai la spațiul ocupat de incluziuni. Apariția lor la tensiunea de lucru provoacă pierderea lentă dar sigură a calităților izolante ale dielectricului. Descărcările parțiale reprezintă un pericol real pentru aparatele turnate în rășini sintetice și aparatele cu izolație din hârtie și ulei. În legătură cu descărcările parțiale se pun următoarele probleme:
– stabilirea unui nivel admisibil de descărcări parțiale;
– corelația între comportarea la descărcări parțiale și durate de viață a izolației;
Prin determinarea descărcărilor parțiale este pusă în evidență nu existența defectelor izolației, ci a descărcărilor în izolație. Astfel, umezirea unei fisuri în porțelan, carbonizarea pereților incluziunii în izolațiile organice duc la dispariția descărcărilor parțiale deși defectul de izolație este evoluat. Se poate spune că măsurarea descărcărilor parțiale permite determinarea defectelor aflate numai într-un stadiu inițial de dezvoltare.
Pentru detectarea și evaluarea descărcărilor parțiale se folosesc aparate speciale care se bazează pe unul din principiile:
măsurarea uneia dintre mărimile caracteristice ale descărcărilor parțiale ca:
sarcina electrică aparentă (q), reprezentând sarcina care, dacă ar fi injectată instantaneu la bornele obiectului de încercat, ar produce o variație de tensiune egală cu aceea produsă de descărcarea parțială însăși;
frecvența de repartiție (n) a descărcărilor parțiale care reprezintă numărul de impulsuri pe secundă;
curentul mediu de descărcare:
(8.3.4.3.1)
unde T este un interval de timp mare comparativ cu perioada tensiunii de serviciu;
– debitul pătratic:
(8.3.4.3.2)
recepționarea perturbațiilor radio care însoțesc descărcările parțiale ce au loc în izolație;
detectarea oscilațiilor sonore și ultrasonore produse de descărcările parțiale în special în mediile lichide.
8.3.5. VERIFICAREA IZOLAȚIEI LA IMPULS DE TENSIUNE
8.3.5.1. Probleme generale
Instalații de încercare cu tensiune înaltă de impuls
Tensiunea înaltă de impuls necesară verificării nivelelor de izolație și de protecție, în concordanță cu principiile coordonării izolației, ca și pentru cercetarea fenomenelor fizice specifice din izolații sub acțiunea impulsului aperiodic ce simulează supratensiunea atmosferică, se obține de la generatoare de impuls de tensiune de trăznet (GIT). Pentru încercarea cu undă de impuls de supratensiune de comutație se folosesc instalații obținute pornind fie de la generatoare de impuls de trăznet (GIT) fie de la instalațiile de tensiune înaltă sinusoidală, prin modificări sau completări corespunzătoare.
Tensiunile de impuls foarte înalte se obțin cu ajutorul unor scheme cu mai multe etaje.
8.3.5.2 Generatorul de impuls de tensiune cu un singur etaj
Există două tipuri de scheme de producere a impulsului de tensiune: schema Marx și schema Marguerre.
Schema Marx există mai multe variante dintre care cea generală este arătată în fig. 8.3.5.1. celelalte fiind particularizări ale acesteia.
Condensatorul se încarcă de la o sursă de tensiune continuă; la amorsarea eclatorului cu sfere E, condensatorul C1 se descarcă pe circuitul RC din partea dreaptă a schemei, rezultând pe C2 o tensiune U2(t) de forma unui impuls aperiodic. Dacă elementele schemei sunt dimensionate corespunzător, U2(t) este un impuls standard 1,2/50 µs.
Pentru schema din fig.5.3.1. se pot scrie ecuațiile:
(8.3.5.1)
Aplicând transformata și rezolvând sistemul (4.53) în ipoteza că la momentul inițial C2 era descărcat se va obține:
[Vmax] (8.5.3.2)
în care s-au făcut notațiile:
(8.3.5.3)
(8.3.5.4)
(8.3.5.5)
Expresia 8.3.5.2 se poate scrie:
(8.5.3.6)
în care:
(8.5.3.7)
(8.5.3.8)
(8.5.3.9)
Din analiza acestor relații rezultă că pentru obținerea impulsului cu front rapid și descreștere lentă esre necesar să fie îndeplinite condițiile:
(8.5.3.10)
Unda de impuls 1,2/50 µs se obține pentru:
și care se pot obține pentru:
R1=0, C2=1000 µF, C2/C1=0,1
Se observă că u2(t) este o sumă a două exponențiale de semne contrare. Dacă această sumă reprezintă un impuls aperiodic (fig. 8.5.3..2). Valoarea maximă a tensiunii u2(t) este întotdeauna mai mică U0 datorită căderii de tensiune pe rezistența R1. Raportul acestor două tensiuni poartă denumirea de coeficient de utilizare al generatorului:
(8.5.3.11)
unde Um este la valoarea de vârf a tensiunii u2(t) obținută prin egalarea cu zero a derivatei , u2(t) fiind dată de relația (8.5.3.6).
Un generator de impuls are performanțe cu atât mai bune cu cât acest coeficient este mai apropiat de unitate.
Aceasta se realizează atunci când R1 și C2 au valori mult mai mici decât R2 și C1.
Schema Marguerre este dată în fig. 8.5.3.3 și cuprinde două condensatoare C1 și C2 , care se încarcă de la o sursă de curent continuu de înaltă tensiune, până la tensiunea U0 de amorsare a eclatorului cu sfere E.
Prin descărcarea condensatoarelor pe rezistențele R1 și R2 iau naștere căderi de tensiune care dau un impuls de tensiune a cărei expresie este:
(8.5.3.12)
curenții i1 și i2 fiind:
(8.5.3.13)
Tensiunea la ieșire va avea astfel o formă asemănătoare cu cea de la schema Marx, expresia ei fiind:
(8.5.3.14)
Pentru a fi un impuls aperiodic trebuie ca R1C1>R2C2.
8.5.4. Generatorul de impuls de tensiune cu mai multe etaje
Generatoarele de impuls de tensiune care produc tensiuni mai mari de 100 kV se construiesc cu mai multe etaje, după principiul Ervin Marx și anume: condensatoarele de impuls se încarcă în paralel și se descarcă în serie.
Schema electrică a unui astfel de generator este indicată în fig. 8.5.4.1.
Fiecare etaj al generatorului conține un condensator de impuls 1, o rezistență de încercare 5, o rezistență de front 3, o rezistență de spate 4 și un eclator de comutație 8. Capacitatea de sarcină 2 este coronă pentru toate etajele, la unele încercări aceasta fiind însăși capacitatea obiectului de încercat.
În regim de încărcare toate condensatoarele se încarcă în paralel până la tensiunea U0 de amorsare a eclatoarelor 8, prin redresorul 7, rezistența de limitare 6 și rezistențele de încărcare 5. Prin amorsarea eclatoarelor, etajele se înseriază, iar la bornele OA se obține tensiunea de impuls. Conectarea în serie a etajelor are loc în cascadă imediat după amorsarea eclatorului 8 al etajului inferior.
La amorsarea acestuia, potențialul U0 este transmis punctului a. Prin aceasta potențialul punctului f crește de la U0 la 2U0, iar sfera din dreapta a eclatorului are tendințe de a lua potențialul U0 al punctului a, capacitatea parazită Cp încărcându-se cu constante de timp T= CpR, unde R este rezistența 4. Astfel, în momentul în care potențialul punctului c devine 2U0, potențialul sferei a doua a eclatorului este mai mic decât U0. Această supratensiune a eclatorului etajului al doilea determină amorsarea lui, imediat după amorsarea primului etaj. La fel se produce amorsarea rapidă a tuturor etajelor, obținându-se între punctele O și A o tensiune de impuls cu amplitudinea apropiată de valoarea nU0, unde n este numărul de etaje.
Eclatorul primului etaj are o construcție specială fiind echipat cu un electrod de aprindere montat izolat față de corpul sferei. Prin aplicarea pe acest electrod a unui impuls de tensiune de cel mult 10% din tensiunea nominală a etajului, se inițiază o descărcare care produce amorsarea descărcării între sferele eclatorului.
Astfel, generatorul de impuls poate fi menținut în stare de încărcare și declanșat la momentul dorit. Dacă numărul de etaje este mai mare și forțarea amorsării la nivelele superioare nu este sigură, se triggererează și aceste eclatoare de comutație.
Deformarea undei normalizate de impuls poate avea mai multe cauze:
– procese oscilante, care suprapuse peste cele aperiodice deformează unda, datorate în primul rând capacităților parazite dintre etaje și inductivităților conductoarelor de legătură. Capacitățile parazite Cp sunt mici și influența lor se resimte doar când tensiunea variază brusc, adică pe frontul impulsului. Inductivitatea legăturilor împiedică obținerea undelor de front de durată redusă.
– capacitatea obiectului de încercat în paralel cu condensatorul 2, poate să modifice forma undei de impuls, iar la încercarea echipamentelor cu inductivitate mare, pot să apară oscilații inadmisibile. Pentru efectuarea unor probe cu unda 1,2/50 µs, este necesar să fie satisfăcută relația:
(8.5.4.1)
pentru încercarea izolațiilor care reprezintă o capacitate pură și:
(8.5.4.2)
în cazul echipamentelor de încercat care reprezintă o inductivitate unde este capacitatea de impuls a generatorului; C este formată din capacitatea obiectului și capacitatea parazită a instalației ts este durata semiamplitudinii, în µs; L – inductivitatea echipametului de încercat, în H, iar capacitățile se exprimă în pF.
– rezistențele de încărcare 5, influențează forma undei de impuls, prin valoarea constantei de timp de încărcare.
Pentru a obține o undă de impuls de tensiune tăiată necesară încercării izolațiilor, se folosește un eclator multiplu de tăiere (ETM). Acesta se realizează sub forma unei coloane cu mai multe eclatoare dispuse vertical și acționată de un mecanism comandat de la un pupitru și cuplat prin rezistența cu condensatoarele divizorului de tensiune, care face parte din lanțul de măsură.
Incercarea la impuls de tensiune a Intreruptorului proiectat
Verificarea izolației constă în aplicarea unui număr de 15 impulsuri de tensiune de tip ITT, de polaritate pozitivă și negativă, la tensiunea de încercare prescrisă de normele de încercare ( IEC), urmărind să nu apară nici-o descărcare disruptivă de tip conturnare sau străpungere. Se fac următorele verificări:
– Verificarea izolației fața de masă (Anexa 1)
Uinc = 95 kV
– Verificarea izolației între faze (Anexa 2)
Uinc = 95 kV
Verificarea izolației între contactele deschise ale întreruptorului (Anexa 3)
Uinc = 125 kV
ANEXA 1
Anexa 1. Verificarea la Impuls de tensiune de trasnet (ITT) a Izolatiei fata de masa, la Intreruptorul proiectat, Uinc = 95 kV
ANEXA 2
Anexa 2. Verificarea la Impuls de tensiune de trasnet (ITT) a Izolatiei intre faze, la Intreruptorul proiectat, Uinc = 95 kV
ANEXA 3
Anexa 3. Verificarea la Impuls de tensiune de trasnet (ITT) a Izolatiei intre contactele deschise ale Intreruptorul proiectat, Uinc = 125 kV
Bibliografie
[1]. Hortopan, G. Aparate electrice, Editura didactica si pedagogica, Bucuresti, 1984.
[2]. Peicov, Al., Tusaliu, P. Aparate electrice proiectare si constructie, Editura “Scrisul romanesc”, Craiova, 1988.
[3]. Babicov, M.A. Aparate electrice de inalta tensiune vol. III, Editura Tehnica, Bucuresti, 1965.
[4]. Herscovici, B., Peicov, Al. Indrumar de proiectare pentru aparate de inalta tensiune, Reprografia Universitatii din Craiova, 1973
[5]. Tusaliu, P. Tehnica tensiunilor inalte, Reprografia Universitatii din Craiova, 1981.
[6]. Drăgan, Gb. Tehnica tensiunilor înalte. Editura Tehnică, București,1996.
[7]. Cristescu, D., Olah, R. Supratensiuni și izolația rețelelor electrice. E.D.P., București, 1983.
[8]. Drăgan, Gb., ș.a. Supratensiuni interne în sistemele electroenergetice . Editura Tehnică București, 1975.
[9] , A. Electrical Transients in Power Systems, Second Edition, John Wiley & Sons Inc, 1991.
[10] Chowdhuri, P. Electromagnetic Transients in Power Systems, John Wiley & Sons Inc, 1996.
[11] Machado, C. M., Pinto, J. A., Barbosa, M. F. P., “Influence of the circuit breakers reclosure in the transient stability of an electric power system using a new hybrid approach”, UPEC 200136th Universities´Power Engineering conference, University of Wales, 12th-14th September, 2001, Swansea.
[12] Pinto, J. A., Tusaliu, P., Coelho, C. J., “ Capacitor Bank Switching effects in an Electric Power System Using a Three-Phase Model”, UPEC 2002 37th International Universities Engineering Conference, Volume 2, pp. 647-650, Staffordshire University, 9th-11th September, 2002, United Kingdom.
[13] Tusaliu, P., Coelho, C. J., Pinto, J. A., “ Capacitor Bank switching in Electric power Systems under balanced conditions”, the Second IASTED International Conference POWER AND ENERGY SYSTEMS (EuroPES), Proceedings pp. 222-226, June 25-28, 2002, Crete, Greece.
[14] Tusaliu, P., a.o., About modelling and simulation of the transient phenomena in a 380 kV power systems unloaded line. INTERNATIONAL CONFERENCE ON MODELLING & SIMULATION (MS’2004-France), General applications & Engineering/Bio-engineering, LYON (France), 5-7 July 2004, The Conferences Proceeding, pp.4.25-4.28.
Bibliografie
[1]. Hortopan, G. Aparate electrice, Editura didactica si pedagogica, Bucuresti, 1984.
[2]. Peicov, Al., Tusaliu, P. Aparate electrice proiectare si constructie, Editura “Scrisul romanesc”, Craiova, 1988.
[3]. Babicov, M.A. Aparate electrice de inalta tensiune vol. III, Editura Tehnica, Bucuresti, 1965.
[4]. Herscovici, B., Peicov, Al. Indrumar de proiectare pentru aparate de inalta tensiune, Reprografia Universitatii din Craiova, 1973
[5]. Tusaliu, P. Tehnica tensiunilor inalte, Reprografia Universitatii din Craiova, 1981.
[6]. Drăgan, Gb. Tehnica tensiunilor înalte. Editura Tehnică, București,1996.
[7]. Cristescu, D., Olah, R. Supratensiuni și izolația rețelelor electrice. E.D.P., București, 1983.
[8]. Drăgan, Gb., ș.a. Supratensiuni interne în sistemele electroenergetice . Editura Tehnică București, 1975.
[9] , A. Electrical Transients in Power Systems, Second Edition, John Wiley & Sons Inc, 1991.
[10] Chowdhuri, P. Electromagnetic Transients in Power Systems, John Wiley & Sons Inc, 1996.
[11] Machado, C. M., Pinto, J. A., Barbosa, M. F. P., “Influence of the circuit breakers reclosure in the transient stability of an electric power system using a new hybrid approach”, UPEC 200136th Universities´Power Engineering conference, University of Wales, 12th-14th September, 2001, Swansea.
[12] Pinto, J. A., Tusaliu, P., Coelho, C. J., “ Capacitor Bank Switching effects in an Electric Power System Using a Three-Phase Model”, UPEC 2002 37th International Universities Engineering Conference, Volume 2, pp. 647-650, Staffordshire University, 9th-11th September, 2002, United Kingdom.
[13] Tusaliu, P., Coelho, C. J., Pinto, J. A., “ Capacitor Bank switching in Electric power Systems under balanced conditions”, the Second IASTED International Conference POWER AND ENERGY SYSTEMS (EuroPES), Proceedings pp. 222-226, June 25-28, 2002, Crete, Greece.
[14] Tusaliu, P., a.o., About modelling and simulation of the transient phenomena in a 380 kV power systems unloaded line. INTERNATIONAL CONFERENCE ON MODELLING & SIMULATION (MS’2004-France), General applications & Engineering/Bio-engineering, LYON (France), 5-7 July 2004, The Conferences Proceeding, pp.4.25-4.28.
ANEXA 1
Anexa 1. Verificarea la Impuls de tensiune de trasnet (ITT) a Izolatiei fata de masa, la Intreruptorul proiectat, Uinc = 95 kV
ANEXA 2
Anexa 2. Verificarea la Impuls de tensiune de trasnet (ITT) a Izolatiei intre faze, la Intreruptorul proiectat, Uinc = 95 kV
ANEXA 3
Anexa 3. Verificarea la Impuls de tensiune de trasnet (ITT) a Izolatiei intre contactele deschise ale Intreruptorul proiectat, Uinc = 125 kV
Copyright Notice
© Licențiada.org respectă drepturile de proprietate intelectuală și așteaptă ca toți utilizatorii să facă același lucru. Dacă consideri că un conținut de pe site încalcă drepturile tale de autor, te rugăm să trimiți o notificare DMCA.
Acest articol: Intrerupator cu Hexaflorura de Sulf (ID: 162665)
Dacă considerați că acest conținut vă încalcă drepturile de autor, vă rugăm să depuneți o cerere pe pagina noastră Copyright Takedown.