Intreruptor cu Hexafluorura de Sulf 123 Kv 1250 A
CAPITOLUL I
IZOLATIA IN SF6
Proprietati ale gazelor electronegative legate de utilizarea lor ca izolanti si ca medii de stingere a arcului electric
Remarcand proprietatile electroizolante si extinctoare, firma Westinghouse a initiat inca din anul 1953 utilizarea gazului SF6 pentru realizarea de separatoare de sarcina pentru 15÷16 kV si pentru curenti de 600 A la un cosφ=0,5…1.
S-au realizat deasemenea deja instalatii complete de distributie pentru tensiuni pana la 330 kV compacte, proprii pentru alimentarea de centre urbane aglomerate unde rationalizarea utilizarii spatiului devine o necessitate.
Proprietatile gazelor electronegative sunt legate de utilizarea lor ca izolanti si medii de stingere a arcului electric.
Se conosc si s-au studiat teoretic si experimental urmatoarele gaze pe baza de fluor cu proprietati electroizolante convenabile:
hexafluorura de sulf: SF6
hexafluoretanul: C2F6
perfluorpropanul: C3F8
octafluorciclobutanul: C4F8
Din compararea acestor date (tabelul 1, [1,2,3]) rezulta urmatoarele:
ca rigiditate dielectrica valoarea cea mai mare corespunde octofluorciclobutanului (C4F8): 2,9. Hexafluorura de sulf (SF6) ocupa locul doi cu 2,6.
coeficientul de transfer al caldurii cel mai bun corespunde perfluorpropanului (C3F8) si anume: 2,5; iar pentru hexafluorura de sulf (SF6) ia valoarea de numai 1,9.
randamentul maxim pentru racirea fortata corespunde gazelor C3F8 si C4F8: 26%, iar SF6 are numai 11%.
Ultimele doua caracteristici comentate nu prezinta mult interes in constructia intreruptoarelor, ci mai ales pentru transformatoare.
Temperatura de fierbere, importanta pentru functionarea echipamentelor in zone climatice reci este de -640C pentru SF6 si de -780C pentru C2F6.
Starea de agregare a SF6 in functie de temperatura si presiune este prezentata in fig. 1.1a [1,2,3].
In afara de caracteristicile prezentate mai sus, alte particularitati ale SF6, de exemplu: constanta de timp mica a arcului in acest gaz, captarea de electroni liberi de catre molecula de SF6 au condus la preferarea acestui gaz ca mediu de stingere in intreruptoare.
Experientele au aratat ca pentru acelasi curent in arc, in tuburi din teflon de diametru mic, diametrul arcului in SF6 este sensibil mai mic decat al arcului in azot.
Cercetarile amanuntite in scop de aplicare in constructia de intreruptoare au ajuns la urmatoarele concluzii cu privire la gazul SF6:
– Capacitatea de a stinge arcul electric a gazului SF6 este de aproximativ zece ori mai mare decat a aerului. Aceasta proprietate se datoreaza factorilor:
– arcul electric in acest gaz are o constanta de timp foarte mica, de ordinul a numai o microsecunda, mult mai mica decat a arcului in aer;
– gazul SF6 are o buna conductivitate termica, fapt ce contribuie la o intensa disipare de caldura din coloana arcului spre exterior.
– Conductivitatea electrica a coloanei de arc in acest gaz este mai mica decat la aer;
– Rigiditatea dielectrica a gazului SF6 la presiunea atmosferica depaseste dublul rigiditatii dielectrice a aerului, a azotului si a bioxidului de carbon.
Acest fapt este foarte important din punct de vedere al aplicatiilor industriale, deoarece daca, accidental se produc pierderi de gaz din recipientii sub presiune, rezerva de rigiditate dielectrica este inca suficienta pentru aparatele de comutare, pentru a face manevre curente.
In [3,4] se indica variatia tensiunii de strapungere cu presiunea pentru SF6, ulei electroizolant si azot.
S-a demonstrat ca efectul Corona creste cu presiunea hexafluorurii de sulf [3,4].
Acest efect, creand sarcini spatiale datorita proprietatilor electronegative ale hexafluorurii de sulf, influenteaza valoarea rigiditatii dielectrice.
Experimental s-a constatat ca maximul corespunde presiunii de 2 daN/cm2, iar la valoarea presiunii de 4 daN/cm2 acest efect are un minim. Aceste date permit alegerea unei presiuni optime de functionare ca dielectric a gazului respectiv.
Mai trebuie mentionat ca amorsarea unei descarcari electrice in SF6 nu produce depuneri de carbon, ceea ce se intampla in ulei sau in alte gaze care contin carbon.
SF6 este un gaz inert din punct de vedere chimic, si nu manifesta fenomenul de imbatranire.
Produsele ce rezulta din descompunerea moleculei de SF6, sub actiunea arcului electric se recombina practic spontan in cea mai mare parte, iar urmele acestor produse pot fi absorbite de un strat de aluminiu activat.
Cunoasterea gradului de puritate a SF6 este importanta deoarece atat calitatile electroizolante cat si capacitatea extinctoare sunt influentate de acestea.
Lichefierea acestui gaz la temperatura uzuala (+200C) se produce numai la o presiune de circa 20 daN/cm2, iar la (-400C) la o presiune de 3 daN/cm2, prezinta deasemenea un avantaj important: posibilitatea de a folosi intreruptoarele ce intrebuinteaza astfel de mediu de stingere in instalatii exterioare, unde temperatura poate cobori mult, intre (-300 … -400) fara a folosi sisteme auxiliare de incalzire permanenta a recipientilor cu gaz pe timp rece.
Ruperea arcului intr-un mediu compatibil reduce esential solicitarile mecanice datorate undelor de soc generate de efectul termodinamic al arcului electric.
Conductivitatea termica ridicata in raport cu a aerului usureaza problema incalzirii in regim permanent.
Conductivitatea sonica in acest gaz este slaba (viteza sunetului in SF6 este de circa trei ori mai mica decat in aer). Aceasta insusire permite o rupere silentioasa a arcului mai ales tinand seama si de faptul ca nu se produc esapari de gaze spre exteriorul recipientilor.
Ruperea arcului in SF6 este putin sensibila la variatia frecventei proprii a tensiunii tranzitorii de restabilire. Exista in aceasta privinta o analogie in comportarea acestor tipuri de intreruptoare cu cele ce folosesc ca mediu de stingere a arcului uleiul electroizolant despre care se stiu unele date mai exacte si din masurarile curentilor postarc.
Greutatea specifica a SF6 este de circa cinci ori mai mare decat a azotului. Acest lucru trebuie luat in considerare in calculul energiei necesare pentru miscarea contactelor, respectiv pentru obtinerea autosuflajului arcului.
Diferenta de greutate specifica atat de importanta intre SF6 si aer, pe de alta parte face ca difuzia acestor gaze sa fie redusa. Aceasta proprietate serveste la verificarea directa a umplerii recipientilor intreruptoarelor cu SF6. Daca la un orificiu plasat la partea superioara a recipientului unui intreruptor cu SF6 se mentine o flacara iar prin partea inferioara se introduce gaz, se considera practic ca recipientul este incarcat cand flacara se stinge (se cunoaste ca SF6 nu intretine arderea). In acest moment se inchide busonul respectiv pentru ermetizare. Determinari experimentale arata ca prezenta unei cantitati oarecare de aer in amestec cu SF6 , nu-i diminueaza in mare masura calitatile dielectrice.
Factorul de pierderi in dielectric (tgδ) in SF6 este asa de mic incat nu poate fi masurat prin metode uzuale.
Gazul SF6 este electronegativ, adica moleculele lui poseda o mare afinitate pentru electronii liberi care se combina cu acestea formand ioni SF6 si SF5, incarcati cu sarcini negative. Mai mult, diametrul moleculei de SF6 este de ordinul a 4*10-8 cm, ceea ce corespunde practic cu diametrul teoretic ce asigura o probabilitate de coliziune de 100%. Aceasta insusire exceptionala a SF6 explica proprietatile ei extinctoare favorabile si rigiditatea ei dielectrica mare. Fenomenele fizice de strapungere dielectrica pe de o parte si de stingere pe de alta parte sunt atat de diferite incat efectele cantitative sunt ele insele foarte diferite. In timp ce tensiunile disruptive in SF6 sunt de 2,4 ori mai mari decat cele in aer, curentii ce pot fi intrerupti in SF6 sunt dupa unele experiente de o suta de ori mai mari decat in aer, in conditii identice.
In curent alternativ, stingerea arcului electric in momentul trecerii curentului prin zero este principal influentata de viteza de regenerare dielectrica a mediului dintre contacte inainte si dupa trecerea curentului prin zero.
Constanta de timp in SF6 este de o suta de ori mai mica decat in aer. Acest raport: 100, a fost gasit in timpul incercarilor de rupere experimentale comparate in SF6 si aer.
Intreruptoarele cu SF6 sunt mai apte decat cele cu aer comprimat si pentru intreruperea liniilor in gol si a bateriilor de condensatoare, in care cazuri viteza de crestere a tensiunii de restabilire este mare si refacerea rigiditatii dielectrice a mediului dintre contacte are o importanta primordiala.
CAPITOLUL II
CALCULUL DE DIMENSIONARE
AL IZOLATIEI
Calculul izolatiei este implicat de parametrul principal al intreruptorului si anume tensiunea nominala.
La aparatele de medie si inalta tensiune problema izolatiei este foarte importanta. O izolatie bine dimensionata trebuie sa suporte tensiunea de serviciu timp indelungat. Trebuie sa suporte deasemenea tensiunea de incercare la frecventa industriala si unda de impuls pozitiva si negativa.
Izolatia aparatelor electrice este influentata de urmatorii parametrii:
asprimea solicitarilor aparatului;
nivelul de siguranta in exploatare impus aparatului proiectat;
gradul de poluare al izolatiei de catre mediul exterior;
tehnologia de fabricatie a aparatului.
Prin proiectare si prin constructia aparatului, trebuie asigurata izolatia intre:
piesele sub tensiune si pamant ale fiecarui pol;
contactul fix si contactul mobil al fiecarui pol;
doi poli invecinati;
fiecare pol si alta piesa supusa la un potential cunoscut.
Izolatia electrica a aparatului se asigura stabilind intre partile mentionate anterior distantele de izolatie, care pot fi:
distante de conturnare masurate pe suprafata exterioara a elementului izolant pe care se afla cele doua conductoare la potentiale diferite;
distante de strapungere care reprezinta grosimea izolatiei ce separa conductoarele ce trebuiesc izolate.
Distantele de conturnare se determina in functie de forma suprafetei dielectricului pe care sunt asezate cele doua piese aflate la tensiuni diferite, si in acest caz se tine seama de modificarea distantei de conturnare datorita depunerii de praf, cat si a poluarii.
Pentru a micsora dimensiunile de gabarit ale aparatului si a evita acoperirea suprafetelor izolante cu un strat conductor de depuneri poluante, aceste suprafete se prevad cu nervuri. Pentru a evita sau a diminua depunerile de praf, suprafetele izolante se fac lucioase si netede, evitandu-se racordurile in unghi drept intre suprafetele invecinate, inlocuindu-l cu o raza de curbura.
Pentru aparatele destinate a functiona in conditii grele ( poluare intensa corelata cu comutatia sarcinilor mari inductive ) se prevad valori mai mari pentru liniile de fuga, astfel de aparate se capsuleaza eliminand astfel riscul depunerilor poluante intre piesele conductoare aflate la potentiale diferite.
Drept criteriu pentru dimensionarea izolatiei se considera necesitatea ca aparatul sa reziste la tensiunea de incercare a rigiditatii dielectrice la 50 Hz, si respectiv la unda de impuls de 1,2/50 μs, cu anumiti coeficienti de siguranta alesi in functie de pozitia izolatiei in ansamblul aparatului.
Tensiunile de incercare sunt stabilite de cerintele coordonarii izolatiei, prin care se intelege un ansamblu de masuri luate in vederea evitarii deteriorarii echipamentului electric din cauza supratensiunilor si in vederea localizarii descarcarilor produse de supratensiuni cand acestea nu pot fi evitate cu mijloace economice.
IZOLATIA INTRE BORNELE UNUI POL
Izolatia intre bornele unui pol se asigura astfel incat valoarea de varf a tensiunii oscilante de restabilire sa fie mai mica decat valoarea tensiunii de calcul Ûci.
In cazul existentei unei singure camere de stingere pe polul unui intreruptor, tensiunea de calcul se determina cu relatia:
Ûci0 = ks ∙ γ ∙ 1,5 ∙ (2.1)
ks = 1,5 ÷ 1,6 – coeficient de siguranta;
Se ia ks = 1,5
γ =1,6 – factoati;
fiecare pol si alta piesa supusa la un potential cunoscut.
Izolatia electrica a aparatului se asigura stabilind intre partile mentionate anterior distantele de izolatie, care pot fi:
distante de conturnare masurate pe suprafata exterioara a elementului izolant pe care se afla cele doua conductoare la potentiale diferite;
distante de strapungere care reprezinta grosimea izolatiei ce separa conductoarele ce trebuiesc izolate.
Distantele de conturnare se determina in functie de forma suprafetei dielectricului pe care sunt asezate cele doua piese aflate la tensiuni diferite, si in acest caz se tine seama de modificarea distantei de conturnare datorita depunerii de praf, cat si a poluarii.
Pentru a micsora dimensiunile de gabarit ale aparatului si a evita acoperirea suprafetelor izolante cu un strat conductor de depuneri poluante, aceste suprafete se prevad cu nervuri. Pentru a evita sau a diminua depunerile de praf, suprafetele izolante se fac lucioase si netede, evitandu-se racordurile in unghi drept intre suprafetele invecinate, inlocuindu-l cu o raza de curbura.
Pentru aparatele destinate a functiona in conditii grele ( poluare intensa corelata cu comutatia sarcinilor mari inductive ) se prevad valori mai mari pentru liniile de fuga, astfel de aparate se capsuleaza eliminand astfel riscul depunerilor poluante intre piesele conductoare aflate la potentiale diferite.
Drept criteriu pentru dimensionarea izolatiei se considera necesitatea ca aparatul sa reziste la tensiunea de incercare a rigiditatii dielectrice la 50 Hz, si respectiv la unda de impuls de 1,2/50 μs, cu anumiti coeficienti de siguranta alesi in functie de pozitia izolatiei in ansamblul aparatului.
Tensiunile de incercare sunt stabilite de cerintele coordonarii izolatiei, prin care se intelege un ansamblu de masuri luate in vederea evitarii deteriorarii echipamentului electric din cauza supratensiunilor si in vederea localizarii descarcarilor produse de supratensiuni cand acestea nu pot fi evitate cu mijloace economice.
IZOLATIA INTRE BORNELE UNUI POL
Izolatia intre bornele unui pol se asigura astfel incat valoarea de varf a tensiunii oscilante de restabilire sa fie mai mica decat valoarea tensiunii de calcul Ûci.
In cazul existentei unei singure camere de stingere pe polul unui intreruptor, tensiunea de calcul se determina cu relatia:
Ûci0 = ks ∙ γ ∙ 1,5 ∙ (2.1)
ks = 1,5 ÷ 1,6 – coeficient de siguranta;
Se ia ks = 1,5
γ =1,6 – factor de oscilatie a TTR;
1,5 – tensiunea tranzitorie de restabilire a polului care rupe primul
Inlocuind Un = 123 kV in relatia (1):
kV
CALCULUL DISTANTELOR DE IZOLATIE
Date referitoare la tensiunile de incercare sunt stabilite de standardele nationale si internationale [5-8]. In cazul tensiunii de 123 kV tensiunile de incercare sunt:
Izolatia aparatelor electrice cuprinde doua zone distincte:
Izolatia interna – din cadrul careia fac parte:
distantele de izolatie intre calea de curent si cuva;
distantele dintre partile caii de curent aflate la potentiale diferite.
Izolatia externa care are ca mediu dielectric aerul atmosferic si cuprinde:
distanta dintre bornele aparatului si cuva sau carcasa acestuia;
distanta dintre partile cailor de curent aflate la potentiale diferite.
Pentru calculul de dimensionare a izolatiei externe, relatia de determinare a tensiunii de calcul este:
Ûci = ks ∙ Ûi (2.2)
unde:
ks – coeficient de siguranta;
Ûi – tensiunea de incercare prescrisa de standarde
Cu aceste valori se calculeaza tensiunea de calcul a izolatiei [2]:
Pentru frecventa industriala de 50 Hz:
tensiunea de calcul a izolatiei pentru contacte deschise ale aceluiasi pol:
Ûci1 = 1,15 ∙ 535 = 615,25 kV (2.3)
tensiunea de calcul a izolatiei intre piesele aflate sub tensiune ale polilor vecini sau fata de pamant:
Ûci2 = 1,13 ∙ 395 = 446,35 kV (2.4)
Pentru unda de impuls:
a. tensiunea de calcul a izolatiei pentru contacte deschise ale aceluiasi pol:
Ûci3 = (1,15 ∙ 1035) ∙ kV (2.5)
b. tensiunea de calcul a izolatiei intre piese sub tensiune ale polilor vecini sau fata de pamant:
Ûci4 = 1,13 ∙ kV (2.6)
Avand tensiunile de calcul ale izolatiei, distantele disruptive se determina tinand seama de forma electrozilor, de natura izolantului, a solicitarilor dielectrice (frecventa industriala sau unda de impuls).
Tinand seama ca mediul de izolare in interiorul intreruptorului este SF6, vom realiza calculul de izolatie pentru aer, apoi il vom adopta pentru SF6, tinand seama de legatura prezentata intre cele doua medii din figura 2.2 si respectiv 2.3 [2].
Un algoritm de calcul [2] este prezentat mai jos, pe baza relatiilor de calcul[2].
Conform graficelor prezentate in figurile 2.2, si 2.3, raportul distantelor de izolatie aer-SF6, este de 5,3 la tensiunea de strapungere la 50 Hz si de 4,1 pentru tensiunea de strapungere la impuls, pentru o presiune de 4,5 barri in camera de stingere.
Distanta de izolatie intre contacte deschise se calculeaza cu o relatie adecvata din tabelul 2.2, atat la frecventa industriala (50 Hz) cat si la impuls.
la frecventa industriala:
d3 = (ks ∙ U1 – 19,8) / 4,75 ∙ 1 / kSF6
ks = 1,15
U1 = 535 kV – valoarea tensiunii de tinere din tab. 2.1
KSF6 = Ustr SF6 / Ustr aer = 5,3
d3 = 23,65 mm
la impuls:
d3 = (ks ∙ U3 – 45) / 5,7 ∙ 1 / kSF6
d3 = 68,84 mm
Din motive constructive si din motive de functionare optima a intreruptorului se alege distanta intre contactele deschise ale aceluiasi pol, in SF6: d3 = 94 mm.
Calculul distantei de izolatie intre doi poli vecini, se determina cu relatia:
Uci2 = 19,8 + 4,75 ∙ a3
a3 = (Uci2 – 19,8) / 4,75
a3 = 99,8 cm
Din motive de siguranta adopt a3 = 135 cm
Calculul distantei de izolatie intre borna inferioara si pamant:
Aceasta distanta de izolatie se calculeaza la frecventa industriala si la unda de impuls, luandu-se maximul celor doua.
la frecventa industriala:
Uci2 = 19,8 + 4,45 ∙ a2 sau Uci2 = 15 + 5,1 ∙ a2
a2 = 95,85 cm sau a2 = 85,4 cm
la unda de impuls:
+Uci4 = 45 + 5,7 ∙ a2
a2 = 169,7 cm
-Uci4 = 70 + 6,5 ∙ a2
a2 = 145,05 cm
Calculul distantei de izolatie intre bornele aceluiasi pol:
Ûci0 = 19,8 + 4,75 ∙ a
a = (Ûci0 -19,8) / 4,75; a = 71,94 cm
Din motive constructive: a = 978,5 mm
DIMENSIONAREA IZOLATORULUI
1. Calculul lungimii izolatorului
1.1. Distanta intre flanse
Pentru a calcula distanta intre flanse se pleaca de la distanta dintre flanse unificata a125 pentru intreruptorul cu tensiunea nominala de 125 kV si anume:
amin = a125 ∙ Un / √3 ∙ 72,2 (2.7) unde:
amin – distanta minima dintre flanse [mm];
a125 – distanta minima dintre flanse la izolatorul cu Un = 125 kV si este de 1030 mm;
Un – tensiunea nominala [kV];
72,2 – tensiunea minima pe faza la intreruptorul de 125 kV.
Pentru armarea izolatorului se prevede o portiune granulata a > 80 mm.
Inlocuind numeric in relatia (2) vom obtine:
amin = 1013,08 mm
Configuratia externa a izolatorului. Distanta intre rile
Pentru asigurarea tensiunii de conturnare sub ploaie se practica rile in asa fel incat ploaia sa cada sub un unghi de 450 pe izolator sa nu stabileasca un umar direct intre cele doua borne sub tensiune sau intre borna sub tensiune si pamant.
Din acest motiv, unghiul optim al rilei se va lua α = 200.
Deoarece izolatorul este cu rile alternante iar in practica distanta reala intre rile este t = (28 ÷ 43) mm si pentru a asigura o lungime a liniei de fuga cat mai mare se va adopta t = 43 mm.
Diametrul exterior al izolatorului. Grosimea peretilor izolatorului
Diametrul exterior al izolatorului se alege din tabelul 3.4.
Din acest tabel se alege un izolator cu diametrul exterior De = 227 mm.
Pentru izolatori de portelan grosimea peretilor se alege in functie de diametrul exterior din tabelul 3.4.
Pentru diametrul exterior de 227 mm, se alege o grosime a izolatorului g = 23 mm, iar pentru izolatorul suport De = 200 mm si grosime g = 30 mm.
Determinarea numarului de rile
Pentru izolatorul de trecere, numarul de rile se determina cu relatia:
n = a/2d – (b1+b2)/2d +1 unde:
n – numarul de rile
a – distanta dintre flanse
b1,b2 – date din figura 3.5. => b1 = 40 mm
b2 = 50 mm
d – inaltimea unei rile d1 = 30 mm
d2 = 18 mm
t = 37 mm
Deci : n1 = 1013,08 – (b1+b2)/2d1 + 1
n1 = 16,38 rile mari
n2 = 1013,38 – (b1+b2)/2d2 + 1
n2 = rile mici
In calculul rilelor se ia o toleranta de -3%, deci numarul de rile va fi: n1 = 17
n2 = 16
Pentru izolatorul suport numarul de rile se va determina cu relatia:
n = [a – (b1+b2) – *]/2d +1 sau
n = [a – (b1+b2) – *]/t +1
unde a – distanta intre flanse
n – numarul de rile
b1,b2 – date in figura 3.5. [mm]
t – distanta intre rile
d – inaltimea unei rile
* – toleranta corespunzatoare
* = 3/100[a – (b1+b2)]
Deci numarul de rile va fi:
n = 19
Calculul lungimii liniei de fuga
Acest calcul se face utilizand relatia:
Lf = Lf min 125 ∙ Un/√3 ∙ 72,2 [mm] unde:
Lf – lungimea liniei de fuga
Lf min 125 – lungimea liniei de fuga pentru izolatorul cu Un = 125 kV
Lf min 125 = 3290 mm
Un – tensiunea nominala
Lf = 3290 ∙ 123/√3 ∙ 72,2 = 3235,96 mm
In urma cercetarilor s-a constatat ca intre lungimea rilei si distanta optima intre rile, exista relatia:
(d/t)optim = 1
Totusi in practica se alege o lungime a rilei care sa satisfaca relatia:
1 < d/t < 1,7
Deci: d < 1,7 t => d < 1,7 ∙ 37 = 62,9 mm, deci se poate alege d = 30 mm
Calculul de verificare
S-a constatat ca raportul intre lungimea liniei de fuga si distanta intre flanse trebuie sa fie cuprins intre 3 ÷ 4. Este vorba de raportul optim dintre ecestea, deci:
(L/a)optim = 3 ÷ 4
L/a = 3,194, deci ne incadram cu dimensiunile izolatorului in acest interval optim.
CAPITOLUL III
CALCULUL TERMIC
Aparatele electrice au un foarte larg domeniu de utilizare, iar conditiile sunt detreminate de domeniul de utilizare, de destinatia lor si de o serie de alti factori cum sunt cei de natura electrica, mecanica, termica, climatica, etc.
In aparatele electrice in timpul functionarii, se dezvolta caldura in urma transformarii unei parti din energia electromagnetica in energie termica.
Ca urmare a caldurii degajate in aparat, temperaturile diferitelor parti ale acestuia cresc pana la temperature limita corespunzatoare regimului stationar cand intreaga caldura degajata este cedata mediului inconjurator.
Pentru a se garanta o functionare corespunzatoare si de lunga durata a aparatelor electrice sub aspectul solicitarilor termice, standardele impun anumite limite maxime admise pentru temperaturile in regim stationar.
Temperatura unui aparat este determinata de temperatura mediului ambiant θa, la care se adauga cresterea de temperatura τ, datorita incalzirii aparatului prin efect Joule.
La noi in tara a fost aleasa pentru temperatura mediului ambiant valoarea: θa= 200C.
Diferenta dintre temperatura suprafetei corpului cald si temperatura mediului ambiant se numeste supratemperatura corpului fata de temperatura mediului ambiant.
Standardele indica doua valori pentru regimul stationar:
supratemperatura maxima admisa τ ;
temperatura maxima admisa θs, intre ele fiind urmatoarea relatie:
τ = θs – θa = Ts – Ta [grd] (3.1)
In calculul termic, ceea ce intereseaza este nivelul si distributia temperaturilor in elementele componente ale aparatului.
In calculul termic se va avea in vedere ca :
supratemperatura limita admisa pentru un element al caii de current sa fie aleasa astfel incat sa se asigureputerea maximala la o durata mare de serviciu a izolatiei.
pentru a nu se face risipa de metal la caile de curent si pentru a se executa un aparat cu dimensiuni reduse este necesar ca densitatea de curent in conductoare sa fie mai mare, dar aceasta duce la pierderi de energie care determina incalzirea excesiva a aparatului.
In calculul de dimensionare a aparatelor electrice, rolul hotarator il are in general, incalzirea partilor conductoare de curent.
La aparitia curentului de scurtcircuit, caldura produsa in caile de curent, neavand timpul necesar sa se propage la celelalte elemente se concentreza intr-un volum redus si in acest caz se pot produce topiri de metal sau solicitari mecanice si deformari.
Verificarea supratemperaturii limita admisa se va efectua asupra :
cailor de curent ;
contactelor.
Pentru contacte se admite o temperatura mai ridicata a cailor de curent, limitata fiind de oxidare si de rezistenta lor mecanica.
Studiul solicitarilor termice se efectueaza cu scopul de a determina, prin calcul, supratemperaturile admise in diferite parti ale aparatului fata de temperatura mediului ambiant, la un regim dat de functionare.
Calculul solicitarilor termice, porneste de la formulele legate de dezvoltarea caldurii prin efect Joulein conductoarele parcurse de curent in regim stationar, determinandu-se dimensiunile partilor parcurse de curent, astfel incat incalzirea lor in regim de avarie sa nu depaseasca valoarea limita admisa.
3.1. CALCULUL DE DIMENSIONARE A CAILOR DE CURENT
Calculul de dimensionare a bornei in aer
Borna in aer se va confectiona din bara de cupru cu sectiune dreptunghiulara.
Calculul de dimensionare a sectiunii transversale va porni de la ecuatia de bilant energetic scrisa pentru regimul termic de lunga durata :
p = αΣ ∙ S ∙ τs = Rθs ∙ I2 ∙ kR (3.2)
unde:
αΣ – coefficient de transmitere a caldurii [W/m2∙grd]
S – sectiunea transversala [m2]
τs – supratemperatura corespunzatoare regimului termic stationar
τs = θs – θa [0C]
θs – temperatura de regim stationar
θa – temperatura mediului ambiant
Rθs – rezistenta conductorului la temperatura θs [Ω]
I – curentul nominal din conductor [A]
kR – factorul in alternativ al conductorului
kR = kpel ∙ kpr
kpel – coefficient care tine seama de efectul pelicular
kpr – coefficient care tine seama de efectul de proximitate
kr = 1,1.
Relatia (2) devine :
(3.3)
unde:
p – perimetrul conductorului
ρθs – rezistivitatea materialului la temperatura θs
Pentru conductoare dreptunghiulare, relatia devine :
, (3.4)
unde a si b sunt dimensiunile conductorului in sectiune transversala.
Daca se alege n = b/a ; n – numar intreg, atunci :
(3.5)
Conform STAS 3686 – 63 se allege pentru borna de Cu in aer temperature maxima admisa in regim de lunga durata si de scurta durata:
pentru regimul de lunga durata :
temperatura maxima admisa: θmax.adm= 750 C
supratemperatura maxima admisa: τ = 350 C
pentru regimul de scurtcircuit :
temperatura maxima admisa: θmax.adm= 3000 C
Rezistivitatea materialului:
ρθs = ρ200 (1+αR∙Δθ) (3.6)
ρ200Cu = 1,78∙10-8 Ω∙m – rezistivitatea cuprului la 200 C
αR – coeficientul termic al rezistentei ohmice
Pentru θs = θmax.adm = 750 C si αR = 0,00430 C-1 pentru Cu se obtine :
ρ750C = 2,17 ∙ 10-8 Ω∙m
Coeficientul global de transmisie a caldurii: αΣ = αr + αc,
αr – coeficient de transmisie a caldurii prin radiatie
αc – coeficient de transmisie a caldurii prin convectie
sau αΣ = 9,3(1+0,0058θad) = 13,42 W/m2∙grd
Se alege n=b/a=12, si inlocuind numeric in relatia (5) se obtine:
a = 4,01
Se alege din STAS 2877/1 – 78, bara de Cu cu urmatoarele dimensiuni:
a = 5 mm ;
b = 50 mm ;
Aria sectiunii transversale: A = a ∙ b = 250 mm2.
Densitatea de curent din bara de Cu in aer: J =In/A (3.7)
J = 630/250 = 2,52 A/mm2 ≈ 3 A / mm2
Pentru supratemperatura τ = 350 C si j = 3 A/mm2, curentul maxim ce poate trece prin aceasta bara este dat de relatia:
Iadm.= = 1154,406 A
Comparand acest curent cu cel nominal (In= 630 A) se observa ca este mai mare, deci bara este bine dimensionata.
3.2. CALCULUL DE DIMENSIONARE AL TIJEI DE Cu IN SF6
Contactul fix si cel mobil se vor realiza din Cu cu sectiunea circulara.
Sectiunea va fi astfel aleasa, incat in regim nominal, incalzirea sa nu depaseasca valoarea maxim admisibila.
Deoarece SF6 este mediu cu conductivitate termica buna,el va prelua o parte din temperatura contactelor, ducand in final la racirea lor.
Calculul de dimensionare consta in determinarea diametrului tijei, ajustand aceasta valoare la una standardizata, imediat superioara.
Diametrul tijei:
d = √(4A/π) (3.8)
unde:
A – aria sectiunii transversale a tijei [mm2]
A = In/j (14)
A = 630/3 = 210 mm2
d = √(4∙210/π) = 16,3 mm
Conform STAS 391/78 se alege diametrul tijei mobile, d = 20 mm, tija avand aria sectiunii transversale A = 314,15 mm2.
Deoarece in varianta constructive aleasa, tija de Cu cu rol de contact fix, in pozitia inchis a intreruptorului intra in tija mobila de Cu, diametrul acesteia se ia mai mic cu 2-3 mm.
Densitatea de curent recalculata :
Jrec.=In/ASTAS = 2,47 A/mm2
3.3. CALCULUL TEMPERATURII DE REGIM STATIONAR A TIJEI DE Cu AFLATA IN SF6
Se calculeaza cu relatia [2]:
τ’ = θ – θa = (In2 ∙ ρθ ∙ kR)/(αΣ ∙ s ∙ A – In2 ∙ ρθ ∙ αR ∙ kR) [0 C] (3.9)
unde :
τ’ – supratemperatura de regim stationar
ρθ = ρ400 C [Ω ∙ m]
s – perimetrul sectiunii
s = π ∙ d = π ∙ 20 = 62,8 mm
Numeric se obtine:
τ’ = =36,520 C
Temperatura la care se va incalzi tija va fi :
θ = 40 + 36,52 = 76,520 C
3.4. CALCULUL SECTIUNII PACHETELOR DE LAMELE
Contactele tip deget folosite in varianta constructiva aleasa, facand parte componenta din calea de curent se prind de cilindrul tulipei prin intermediul unui pachet de lamele flexibile din Cu.
Calculul de dimensionare consta in determinarea sectiunii pachetului de lamele, numarul de lamele si grosimea fiecareia dintre lamele.
Adoptand o densitate de curent j = 3 A/mm2, aria sectiunii este data de relatia:
A = In/j = 210 mm2
Avand in vedere ca se adopta un numar de sase degete vom avea 12 pachete de lamele.
Aria unui pachet de lamele :
a = A/n
unde :
A – aria unui pachet de lamele
n – numarul de pachete de lamele
a = 210/12 = 17,5 mm2
Lamelele de Cu se fabrica cu o grosime de 0,2 mm si latime 10 mm, deci numarul de lamele va fi :
N = a/l∙g
unde :
a – aria unui pachet de lamele [mm2]
l – latimea unei lamele [mm]
g – grosimea unei lamele [mm]
N = 8,75 = 9 lamele
Grosimea pachetului de lamele este :
Gp = N∙g = 9∙0,2 = 1,8 mm
3.5. CALCULUL DE VERIFICARE A CAII DE CURENT
Acest calcul are scopul de a verifica daca temperatura partilor componente ale cailor de curent depaseste valorile admise si deci de a se verifica daca dimensiunile rezultate din calcul si standardizate au fost corect alese.
3.5.1. CALCULUL DE VERIFICARE A BARELOR DE CUPRU IN REGIM NORMAL DE FUNCTIONARE
Calculul supratemperaturii de regim stationar s-a facut cu relatia :
τ’ = θ – θa = (In2∙ρa∙kR)/(αΣ∙s∙A-In2∙ρa∙αR∙kR) (3.10)
unde :
ρa = ρ400
kR – factor in alternativ = 1,1
In – curentul nominal
αΣ – coeficient global de transmisie a caldurii
s – perimetrul sectiunii = 110 mm
A – aria sectiunii
αR – coeficient de variatie a rezistivitatii cu temperatura
Daca calculul de dimensionare a fost facut corect, trebuie ca τ’ < τ = 350 C sau θ < θad = 750 C
unde :
θ – temperatura atinsa de bara in functionare
τ’ = (6302∙1,93∙10-8∙1,1)/(13,53∙10-3∙110∙10-6-6302∙1,93∙10-8∙0,0043) = 24,840 C
Se observa ca τ’ = 24,840 C < τ = 350 C
sau :
θ = θa+ τ’ = 40+24,84 = 64,840 C si θ = 64,84 < θad = 750 C
Deci se observa ca sunt indeplinite conditiile de verificare a dimensionarii barelor pentru regim de lunga durata.
3.5.2. CALCULUL DE VERIFICARE A BARELOR DE CUPRU LA SCURTCIRCUIT
Dupa determinarea sectiunii transversale a conductorului, acesta se va verifica daca corespunde solicitarilor de avarie ; daca in regim de scurtcircuit incalzirea sa, intr-un interval de timp t bine precizat in care conductorul parcurs de curentul limita termic Ilt, nu va depasi temperatura maxima admisa la scurtcircuit, prevazuta in standarde.
Trebuie ca in regim de scurtcircuit, curentul de scurtcircuit calculat sa fie mai mare decat curentul limita termic.
Deci, calculul de verificare la scurtcircuit consta in indeplinirea relatiei :
Isc >=Ilt (3.11)
unde :
Ilt – curentul limita termic definit pentru timpul t si a carui valoare aste corelata prin standarde cu valoarea curentului nominal.
Isc = s∙√(Asc-An)/tsc (3.12)
s – aria sectiunii transversale [mm2]
Asc si An depind de temperatura printr-o relatie de forma :
A(θ) = ∫θ0 (3.13)
unde:
ρ0 si c0 sunt valorile la 00 C ale rezistivitatii si caldurii specifice masice
αR si β – coeficientii termici corespunzatori marimilor ρ0 si c0
θ (θn ÷ θsc)
θn – temperatura conductorului in momentul inceperii scurtcircuitului (t=0), determinata de regimul termic stationar produs de catre curentul nominal In ce-l strabate pana la aparitia scurtcircuitului
θsc – temperatura atinsa de conductor dupa trecerea unui timp de tsc secunde a curentului de scurtcircuit
Deci:
Asc = A(θsc) si
An = A(θn)
Pentru θsc = 3000 C se alege din fig. 17.1. din [6], pentru Asc valoarea 3,75∙104 (A2∙s)/mm4, iar pentru θn = 900 C, pentru An se ia valoarea 2,2∙104 (A2∙s)/mm4.
Deci:
Isc = s∙√(Asc – An)/tsc (3.14)
Isc = 31,24 kA
Deci se verifica relatia Isc > Ilt, Ilt = Ir = 25 kA
si deci calculul de dimensionare a fost facut corect.
. CALCULUL TERMIC AL ZONEI DE CONTACT
CALCULUL FORTEI DE CONTACT
Din ansamblul cailor de curent care formeaza contactul fix, vom dimensiona numai degetele de contact, celelalte fiind piese matalice care determina o densitate de curent foarte mica si deci nu ridica probleme de incalzire.
Presupunem ca tulipa este realizata din sase degete.
Latimea unui deget este de 11 mm.
Zona care ridica probleme este cea cu grosimea cea mai mica, respectiv de 6 mm. Aceasta zona se prezinta sub forma unui dreptunghi cu dimensiunile 6×11 mm2.
Aria degetului :
Ad = 6 ∙ 11 = 66 mm2
Perimetrul degetului :
lp = 2∙(6 + 11) = 34 mm
Fiecare deget este strabatut de curentul :
Id = In/n = 630/6 = 105 A
unde:
In – curentul nominal
n – numarul de degete
Densitatea de curent este :
jd = Id/Ad
Id – curentul printr-un deget
Ad – aria unui deget
jd = 1,59 A/mm2
Densitatea admisibila de curent prin deget este :
jadm = [0,031 – 1,05∙10-4∙(Id – 200)]
jadm = 0,31 +1,05∙10-4∙95 = 2,7 A/mm2
Contactul nu se realizeaza pe toata suprafata degetului, ci numai pe o suprafata AF dependenta de forta de apasare in contact si duritatea materialului.
Suprafata de contact este data de relatia lui Holm :
AF = F/(ξ∙H) (3.15)
unde:
F – forta de contact
ξ – coeficientul lui Prandtl
H – duritatea materialului data in tabelul de mai jos:
Adoptand o cadere de tensiune in contact ΔUc = (10÷25) mV si cunoscand curentul prin fiecare deget, se calculeaza rezistenta de contact:
Rc = ΔUc/Id [Ω] (3.16)
Rc = 10∙10-3/105 = 0,095∙10-3 Ω
Potrivit relatiei lui Holm :
Rc = C∙F-m , (3.17)
unde:
F – forta in contact
c,m – constante de material date in tabel:
Rc – rezistenta de contact
Rc = 9∙10-5 Ω
Deci valoarea fortei de contact este :
F = =3,69 kgf = 36,9 N
Suprafata de contact :
AF = 36,9/(28∙108∙0,45) = 2,92∙10-8 mm2∙106 = 2,92∙10-2 mm2
Dar pe de alta parte suprafata de contact este :
A = n∙π∙a2 (3.18)
unde :
n – numarul punctelor de contact
a – raza cercului echivalent pentru cele n zone de contact [mm]
Numarul punctelor de contact este functie de H si F :
n(H,F) = (0,5…2,5)∙10-5∙H0,625∙F0,2
n(H,F) = (0,5…2,5)∙10-5∙(28∙108)0,625∙36,90,2 = (8,25…41,28)
n(H,F) = (9…42) puncte
Raza cercului echivalent este :
a = √AF/(n∙π) = √(10,327∙10-4…2,213∙10-4) =
Pentru n = 20 => a = = 0,0215 mm
REGIMUL TERMIC AL CONTACTELOR
La trecerea curentului electric prin rezistenta de contact se dezvolta caldura prin efect Joule.
In regim permanent de functionare, supratemperatura, datorita rezistentei de contact, se mentine in limite relativ mici de 2÷100 C, in timp ce in regim de scurtcircuit, supratemperatura nu trebuie sa conduca la topirea pieselor de contact.
3.7.1. REGIMUL PERMANENT
Acest regim se trateaza in doua cazuri :
supratemperatura este moderata
supratemperatura este excesiva
In acest caz θ = (1÷5)0 C si este descris cantitativ de ecuatia :
Tθ – T0 = Uc2/(8∙λ∙ρ) (3.19)
Aceasta ecuatie reprezinta incalzirea contactului fata de un punct indepartat al contactului.
λ – conductivitatea termica
λ = 393 W/m∙grd
ρ – rezistivitatea materialului [Ω∙m]
ρ = 1,93∙10-8 Ω∙m
T0 = 273 + θa + θ
θa – temperatura mediului ambiant
θ – temperatura de regim nominal de functionare
θ = 1240 C – 400C = 840 C
T0 = 397 K
Tθ = T0 + Uc2/(8∙λ∙ρ) = 398,4 K
Supratemperatura :
τ = Tθ – T0 = 1,640 C
Supratemperatura este excesiva, in sensul ca materialul tinde catre topire
In acest caz se utilizeaza relatia :
L(Tθ2 – T02) = Uc2/4 , (3.20)
unde:
L – constanta lui Lorentz [V/K]2
L = 2,4∙10-8 (V/K)2
Deci :
Tθ = = 398,31 K
Supratemperatura :
τ = Tθ – T0 = 1,310 C
REGIMUL DE SCURTCIRCUIT
Pentru a calcula incalzirea, se considera ecuatia generala a transmiterii caldurii :
∂θ/∂t = (λ1/c1)∙Δθ + p1/c1 (3.21)
unde :
c1 – caldura specifica volumica [W∙s/0C∙cm3]
c1 = 3,76 W∙s/0C∙cm3
p1 – puterea dezvoltata in unitatea de volum, la distanta r de centrul sferei de contact
p1 = ρ∙j2 = ρθ∙[1 + αR∙(θp + θ)] ∙ i2/(4∙π2∙r4) (*) (3.22)
Daca se considera modelul sferic de contact si procesul fizic ca fiind adiabatic :
∂θ/∂t = p1/c1 (3.23)
Pentru regimul de durata scurta si contact punctiform, rezolvand ecuatia (*) => :
Îsc ≤ √{[8∙c1/(αR∙ρ0∙H2)]∙ln(1+αR∙θtop.Ag)/(1+αR∙θp)} ∙ F/(ξ∙√t1)
θtop.Ag = 9600 C
Îsc ≤ √{[8∙3,76∙106/(0,0043∙0,0158∙10-6∙(28∙108)2)] ∙
∙ ln(1+0,0043∙960)/(1+0,0043∙84)} ∙ 36,9/(0,45∙√0,01) = 2258,53 Amax
sau cu F = 60 N => Îsc1 ≤ 25,63 kA, deoarece tulipa are sase degete (Isc1 = 6∙Isc)
Deoarece curentul de scurt-circuit dat prin tema este de 25 kA, se constata ca tulipa rezista.
Pentru calculul valorii curentului care produce sudura contactelor, folosim o metoda care consta in determinarea valorii curentului Iif, care produce inceputul fuziunii contactelor.
Iif = 2∙Uf∙√Fc / ρ∙√π∙HB, (3.24)
HB – duritatea Brinell
HB = 70 kg∙f/mm2
Uf – caderea de tensiune pe contact in momentul inceperii fuziunii
Iif = (2∙440∙10-3∙(√1,67)0∙√60)/0,0158∙10-6∙√(π∙70∙106) = = 21,48 kA
Uf = (430 ÷ 450) mV
Iif ≤ It
CALCULUL FORTEI DE RESPINGERE IN CONTACT
In constructia intreruptoarelor se utilizeaza contactul tip tulipa, in care tija mobila culiseaza. In contact se dezvolta forte relativ slabe de strangere a contactelor datorita actiunii curentilor din degetele tulipei, dar si forte de respingere puternica datorita interactiunii dintre curentii din tulipa si din contactul mobil. Aceste forte se adauga fortei de repulsie din locul de contact si contribuie si mai mult la tendinta de desfacere a contactului.
Forta de respingere in contact este :
Fr = 1/2 ∙ μ0∙i2/2∙π ∙ ln d/a (3.25)
d = √(Ac/4∙n)
unde :
n – numarul punctelor de contact
a – raza cercului echivalent de contact [m]
d = √(66/4∙20) = 0,9 mm
Forta de respingere :
Fr = 1/2 ∙ (4∙π∙10-7∙6302/2∙π) ∙ ln 0,9/0,021 = 1,7 N
Forta totala :
Ft = Fm – Fr (3.26)
unde :
Fm – forta mecanica de apasare datorita resoartelor
Fr – forta de respingere
Forta mecanica de apasare a contactelor este :
Fm = Ft + Fr
Fm = 61,7 N
CAPITOLUL IV
4. CALCULUL SOLICITARILOR ELECTRODINAMICE
In aparatele electrice de comutatie curentii de scurtcircuit produc forte electrodinamice care solicita din punct de vedere mecanic caile de curent.
Solicitarea este cu atat mai importanta cu cat valorile curentilor de scurtcircuit sunt mai mari.
Prin standarde de stat si recomandari internationale se prescriu valori ale curentului de stabilitate dinamica, adica valori instantanee maxime ale intensitatii curentului la care aparatul nu sufera deformatii permanente sensibile.
Aceste forte electrodinamice sunt variabile deoarece curentul care circula prin calea de curent este un curent variabil in timp.
4.1. CALCULUL SOLICITARILOR PRODUSE DE SCURTCIRCUITUL BIPOLAR
Fortele electrodinamice produse de scurtcircuitele bipolare apar in cazurile in care scurtcircuitul se realizeaza intre doua faze.
Se porneste de la relatia:
F = c∙i2 , (4.1)
unde:
c = (4.2)
N/m
– distanta intre borna superioara si cea inferioara [mm]
– distanta intre bornele a doi poli vecini
– functia de corectie
Cazul ce conduce la fortele cele mai mari este cel al scurtcircuitului asimetric pentru care este valabila urmatoarea expresie a curentului:
i = Î∙() (4.3)
unde:
λ =
– perioada
Inlocuind (3) in (1) se obtine forta electrodinamica in regim tranzitoriu:
F = c∙ (4.4)
Valoarea maxima a fortei rezulta in momentul in care curentul atinge valoarea de lovitura:
Fmax = c∙γ2∙I2 (4.5)
γ – factor de lovitura
Pentru λ = 22,31 s-1, γ = 1,8 => Fmax = 3,24∙c∙ Î2 (4.6)
In figura 4.1.a s-a reprezentat grafic curentul de scurtcircuit in regim tranzitoriu si permanent, iar in figura 4.1.b s-a reprezentat grafic forta electrodinamica corespunzatoare.
Aceasta forta electrodinamica este o marime pulsatorie, cu pulsatii neegale in regim tranzitoriu si cu pulsatii identice in regim stabilizat.
Functia de corectie (4.7)
unde:
– latimea barei de Cu [mm]
Din figura 4.2. functie de si =>
= = 1,33
= 0,02
= 0,4
Din figura 4.3. rezulta factorul de corectie
= 0,34
Inlocuind in relatia (2) rezulta valoarea lui c:
c = = 0,14∙10-7
Din relatia (3) rezulta curentul:
i =
Forta electrodinamica din relatia (4) devine:
F = 1,48∙10-8∙(∙25000)2∙(-22,31t – cos)2
Forta maxima are valoarea:
Fmax = 3,24∙1,48∙10-8∙(∙1,8∙25000)2
Fmax = 203,79 N
4.2. CALCULUL SOLICITARILOR ELECTRODINAMICE PRODUSE DE SCURTCIRCUITUL TRIFAZAT
Asemenea forte apar in cazul in care scurtcircuitul se realizeaza intre cele trei conductoare.
4.2.1. CALCULUL FORTEI ELECTRODINAMICE CE SE EXERCITA ASUPRA CONDUCTORULUI MEDIAN
Forta ce se exercita asupra conductorului median este data de relatia:
Fm = c∙i1∙(i2 – i3) (4.8)
i1 = Î∙[ (4.9)
i2 = Î∙[ (4.10)
i3 = Î∙[
– unghiul de inchidere
Din relatiile (8) si (9) rezulta:
Fm = Î2∙[ (4.11)
Maximalizarea fortei Fm din relatia (10) se obtine pentru =:
Fm = Î2∙ (4.12)
sau cu = 22,31 s-1 si =1,8 se obtine valoarea instantanee maxima a fortei ce se exercita asupra conductorului median:
Fm =
Fm = (4.13)
In regim permanent iar relatia (12) devine:
Fmp = (4.14)
cu valoarea maxima instantanee:
(4.15)
In figura 4.5. s-a reprezentat diagrama fortei instantanee ce se exercita asupra conductorului median in regim tranzitoriu si diagrama corespunzatoare in regim permanent.
Calcul numeric:
Din relatia (12) rezulta:
Forta maxima asupra conductorului median va fi:
N
Forta in regim permanent asupra conductorului median va fi:
Valoarea maxima instantanee in regim permanent asupra conductorului median devine:
N
4.2.2. CALCULUL FORTEI ELECTRODINAMICE CE SE EXERCITA ASUPRA CONDUCTORULUI LATERAL
Forta ce se exercita asupra conductorului lateral este:
(4.16)
– sunt dati de relatia (9).
Inlocuind relatia (9) in relatia (16) se obtine expresia fortei ce se exercita asupra conductorului lateral:
(4.17)
Maximul expresiei (17) se obtine pentru unghiul de inchidere si = 22,31 s-1.
Valoarea maxima a fortei ce se exercita asupra conductorului lateral este data de relatia:
(4.18)
In regim permanent, forta ce se exercita asupra conductorului lateral este:
(4.19)
Pentru se obtine valoarea fortei maxime in regim permanent ce se exercita asupra conductorului lateral:
a) forta maxima negativa: (4.20)
b) forta maxima pozitiva: (4.21)
In figura 4.6. s-a reprezentat grafic forta exercitata asupra conductorului lateral in regim tranzitoriu si permanent. Aceasta forta are tendinta de a impinge conductorul lateral inspre exteriorul sistemului de conductoare.
Calcul numeric:
Forta ce se exercita asupra conductorului lateral din relatia (17) devine:
Forta maxima in regim tranzitoriu este:
N
Forta in regim permanent:
Forta maxima negativa in regim permanent asupra conductorului lateral:
N
Forta maxima pozitiva in regim permanent asupra conductorului lateral este:
N
4.3. CALCULUL FORTEI ELECTRODINAMICE ASUPRA CONDUCTORULUI IN L
In pozitia inchis a intreruptorului, calea de curent poate fi considerata ca un conductor avand forma literei L.
In acest caz forta electrodinamica este data de relatia:
(4.22)
– curentul ce parcurge calea de curent in regim de avarie;
– distanta intre borna superioara si cea inferioara;
H/m – permeabilitatea vidului;
– raza caii de curent;
mm, mm, mm.
– distanta maxima la care se monteaza un izolator.
Inlocuind aceste valori, se obtine:
N
4.4. VERIFICAREA MECANICA A TIJELOR LA REZONANTA
4.4.1. VERIFICAREA LA INCOVOIERE
Efortul maxim la incovoiere in cazul fortelor uniform repartizate este dat de relatia:
(4.23)
– efortul maxim la incovoiere
– densitatea de forta
– modulul de rezistenta []
– lungimea tijei intre reazeme []
= 0,470 m
– coeficient ce tine seama de felul de rezemare
= 8 ÷ 12. Se alege = 12.
Calculul de rezistenta se face pentru valoarea maxima a fortei.
Densitatea de forta:
(4.24)
Modulul de rezistenta:
4.25)
– diametrul tijei mobile []
Efortul maxim la incovoiere devine:
= 10,91 / 4.26)
Deoarece efortul unitar admisibil la incovoiere are valoarea , se observa ca tija este verificata la incovoiere.
4.4.2. VERIFICAREA LA REZONANTA
Frecventele proprii ale tijei sunt date de relatia:
(4/27)
unde:
– frecventa proprie
– lungimea totala a tijei []
(4.28)
Pentru = 1 rezulta (4.28’)
– modulul de elasticitate al materialului []
– masa specifica a tijei []
[] (4.29)
Masa tijei:
(4.30)
– volumul tijei de Cu []
=
– greutatea specifica a Cuprului []
= 8,9
– volumul tijei de textolit []
= unde si respectiv sunt diametrul, respectiv lungimea tijei de textolit
– greutatea specifica a textolitului []
= 1,6
Masa totala a tijei devine:
Masa specifica a tijei:
– masa totala a tijei []
– lungimea totala a tijei []
Deci:
Frecventa proprie va fi:
Pentru a nu se produce fenomenul de rezonanta trebuie indeplinita conditia:
unde:
– frecventa proprie []
– frecventa curentului electric []
, deci nu se produce rezonanta.
CAPITOLUL V
CALCULUL CAMEREI DE STINGERE
La intreruptorul cu SF6, gazul serveste atat ca mediu de stingere sub forma de jet de gaz rezultat din comprimarea gazului intr-un cilindru prevazut cu orificii de ejectie, cat si ca mediu izolant. Starea gazului SF6 este in permanenta controlata de catre un aparat supraveghetor.
In general in intreruptoarele cu SF6, presiunea din interiorul camerei de stingere este de circa 5 barri; in timpul deconectarii arcului electric, asupra acestuia este indreptat un jet de SF6 (realizat prin autocompresie) la o presiune de 10÷10,5÷14 barri.
Pentru a asigura stingerea arcului electric atat la deconectarea curentilor intensi, cat si a celor mai putin intensi, intreruptoarele cu SF6 au prevazut un ajutaj (duza), astfel realizat, incat sa sporeasca debitul de SF6 care sufla arcul in cazul deconectarii curentilor intensi, si sa impiedice refularea arcului electric.
Pistonul intreruptorului este pus in miscare de un dispozitiv de actionare, volumul de gaz din camera de inalta presiune este redus, in acelasi timp gazul de excitatie comprimandu-se.
Aceasta comprimare incepe deja inainte de separarea contactelor, ceea ce face ca in momentul separariicontactelor sa existe deja o diferenta de presiune.
In momentul in care coloana arcului este libera, diferenta de presiune provoaca un intens suflaj axial. Acest gaz, sub actiunea suflajului patrunde in arc si atinge temperatura plasmei, racind coloana arcului. In acelasi timp arcul agita suflajul gazos, influentandu-si propria coloana.
Variatia de presiune intr-un suflaj de gaz rece determina acceleratia gazului in interiorul arcului si deci cantitatea de gaz folosit.
Transferul de energie din centrul spre exteriorul coloanei de arc prin conductie termica si recombinarea turbulenta a arcului joaca un rol important.
Aceste doua procese depind de presiunea gazului din coloana arcului.
In urma experientelor efectuate s-au tras concluzii cu privire la capacitatea de comutare a intreruptoarelor cu gaz ca agent de racire si stingere a arcului.
Aceasta este determinata de efectul de „retentie”, adica efectul alternativ al jetului de gaz cu arcul.
Sunt posibile urmatoarele cazuri:
„Refularea” – adica arcul incalzeste gazul aflat in fata duzei atat de repede incat presiunea in camera de stingere p0 devine mai mare decat presiunea in camera de inalta presiune a intreruptorului. Atunci jetul cald de gaz isi modifica directia in apropierea duzei.
„Retentia stationara fara refulare” in cazul in care la curenti mai mari sectiunea arcului devine similar de mare cu sectiunea duzei FD, iar gazul incalzit in fata duzei prin arcul de c.a., la temperatura TD la un raport suficient intre presiunea din fata duzei si din spatele ei, gazul scurgandu-se cu viteza apropiata de cea a sunetului (vs), atunci avand in vedere ca densitatea gazului este proportionala cu , debitul va fi:
Q = FD ∙ ρD ∙ vs ~ , (5.1)
deci devine mai mic cu cresterea temperaturii si puterii arcului.
La trecerea curentului prin zero, jetul neperturbat, stationar dependent numai de presiune (QSD = f(p0,p1)) inca nu este restabilit, ci diminuat cu o valoare ΔQs (i=0)
Din acest motiv, racire arcului si formarea unei distributii a temperaturii favorabila stingerii in momentul decisiv inainte de trecerea prin zero este impiedicata.
Performantele intreruptoarelor cu suflaj gazos sunt limitate si de o serie de factori cum ar fi fenomenul de infundare a duzei, fenomen situat in cea mai mare parte pe cale experimentala.
Infundarea are loc cand arcul ocupa o apreciabila parte a sectiunii transversale a duzei, ceea ce implica o reducere apreciabila a fluxului de gaz rece.
Concluzii:
instalarea efectului infundarii duzei este caracterizat prin reducerea in general a tensiunii pe arc si prin cresterea presiunii in jurul regiunii gatului duzei;
viteza sonica scazuta in SF6 (137 m/s) fata de aer (300m/s), arata un timp destul de lung de reveniredupa efectul de infundare.
Deci performantele in aer si SF6 sunt serios afectate de infundare.
Pe masura ce curentul se apropie de zero, conductia termica radiala si transferul de caldura turbulenta devin procese dominante pentru indepartarea energiei. Daca pana acum duza de suflaj se considera improprie stingerii, datorita fenomenului de infundare in prezenta arcului electric, autorii au demonstrat ca fenomenul de infundare are rol hotarator in stingerea arcului electric, prin acumularea de energie, prin cresterea presiunii in zona opturata si eliberarea acesteia, care duce la stingerea arcului prin actiunea simultana atat a presiunii cat si a proprietatilor dielectrice ale gazului. Studiul [1,2,3] luat in considerare are la baza principiul blocarii gatului duzei de suflaj.
Exista trei stari ale arcului in duza asa cum se vede in figurile urmatoare (5.1a,5.1b,5.1c)[2]:
Fig.5.1a,5.1b,5.1c
Cand valoarea curentului este mai mica, diametrul arcului este mai mic decat diametrul duzei, care permite gazului rece de SF6 sa curga in jurul arcului (fig. 5.1a).
La o valoare mare a curentului, diametrul arcului coincide cu diametrul duzei, si deci gazul rece nu mai curge in jurul arcului ducand la infundarea duzei (fig. 5.1b).
Totusi un flux invers de gaz se observa la acest nivel al curentului.
Cand valoarea curentului devine mult mai mare decat starea aratata in fig. 5.1b, diametrul arcului va fi mai mare decat diametrul duzei (fig. 5.1c). In aceste conditii puterea arcului care este generata in regiunea amonte de gatul duzei nu poate fi disipata din duza, dar este acumulata in regiunea amonte.
O parte din aceasta energie face materialul duzei sa sublimeze si gazul sublimat este incalzit de energia de arc reziduala. Astfel gazul sublimat de la duza atinge o temperatura inalta si o presiune inalta. In final se formeaza un flux contrar de gaz fierbinte spre camera de suflaj.
Presiunea partiala datorata gazului sublimat este mica si nu este suficienta sa contribuie la o cresterede presiune potrivita.
Presupunem camera de stingere a intreruptorului aflandu-se la o presiune de 4,5 barri.
Pentru a obtine un regim critic de curgere a gazului prin duza este necesar ca presiunea in camera de compresie k, pk > pcritic = 1,99∙p0, deci sa fie superioara valorii de 4,5∙1,9 = 7,6 barri, avand in vedere si existenta unor pierderi de presiune in ajutaj si faptul ca in pozitia inchis a intreruptorului pe durata cursei necesare iesirii tijei fixe a contactului fix de rupere din gatul duzei, gatul duzei nu este obturat complet.
De aceea in calcule se introduce un coeficient de corectie de 1,2÷1,3 in functie de diferenta de diametru dintre gatul duzei si cel al tijei. Determinarea inaltimii cilindrului de autocompresie se face in functie de distanta de izolatie intre contacte in pozitia deschis, si in functie de caderea de presiune ce trebuie asigurata in momentul separarii contactelor de rupere.
Adoptand o presiune initiala de 4,5 barri si stiind caderea de presiune ce trebuie asigurata (1,69∙p0), in momentul inceperii suflajului longitudinal se poate determina presiunea in acel moment si cursa necesara realizarii acestei presiuni.
p1= 1,69∙p0
Lungimea cursei cilindrului mobil se poate determina scriind ecuatia de transmitere a gazului in camera de compresie, transformare ce se poate considera adiabata:
p1∙V1 = p0∙V0 (5.2)
γ – exponent adiabatic
γ = 1,08 pentru SF6
V0 – volumul din camera in pozitia inchis
V1 – volumul din camera in momentul separarii contactelor
Deci:
S∙h = S∙h0∙() (5.3)
h = h0∙() (5.4)
h0 = d1-dc = 940 – 140 = 800 mm
h = 130 cm
d1 – distanta de izolatie intre contacte;
dc – cursa in contact.
Diametrul gatului duzei se calculeaza cu relatia:
dc = (0,35÷0,5)∙ (5.5)
Ir – curentul de rupere considerat in kA;
dc – 1,55 cm
Deci Dmin = 1,55 cm
Distanta intre gatul duzei si contactul mobil este:
z0 = 0,7∙dc
z0 = 1,05 cm
Diametrul mare al duzei:
D2 = 2∙L∙tgα + Dmin
Se considera:
L = 140 mm;
α = 100
=> D2 = 40 mm
Diametrul arcului in SF6 se poate calcula cu una din formulele:
da = 0,57∙ [cm] (5.6)
sau da = 0,45∙(1-0,26∙)∙10-2∙(Ia)0,59 [cm] (5.7)
sau da = 0,45∙10-2∙(Δp)-0,18∙(Ia)0,59 [cm] (5.8)
da ≈ 1,1 cm
Ia – curentul in arc
Ia = 25 kA
Debitul de gaz ce curge prin gatul duzei astfel incat viteza de suflaj sa fie maxima. Pentru ca lungimea este redusa se poate considera destinderea gazului in ajutaj adiabata. Se poate scrie relatia:
p∙V = m∙g∙Rg∙T (5.9)
Dar Sef = Sc + Sb ,
Sef = 330 mm2
Sc – sectiunea interioara a contactului de rupere mobil;
Sb – sectiunea duzei;
Sc = cm2 (5.10)
div = 0 (5.11)
w – viteza gazului in ajutaj
=>
v1, v2 – volume specifice
– debitul de gaz prin sectiunea Sef in unitatea de timp
Consideram ca la iesirea din ajutaj viteza gazului sa fie cea critica adica egala cu cea de propagare a sunetului in gazul caracterizat de parametrii p2, v2, T2.
w2 = (5.12)
Debitul de gaz este:
(5.13)
Y = – suprapresiunea;
= 1,028∙10-5 kg/s
Viteza de intrare a gazului in ajutaj pentru stingerea arcului este:
w1 = (5.14)
w1 = 50 m/s
Pentru a cunoaste mai exact viteza critica se introduce un coeficient de corectie cuprins intre 0,86÷0,93, astfel p0’ = ρ2∙p0 si astfel se modifica w1 w1 critic.
La acest tip de camera cu autocompresie se pot calcula o serie de marimi relative, pornind de la faptul ca se stie tipul de dispozitiv .
Timpul de actionare al intreruptorului este tact = ∙tb.
– constanta de timp a arcului (<1μs)
tb – timpul de baza
tb = = = 1,2 ms
– distanta intre contacte
– viteza contactului mobil
(4, 8) m/s, = 7 m/s
tact = 10,3 ms
Constanta de timp a arcului , se poate calcula fie in functie de dimensiunile arcului:
= (5.15)
– raza arcului
a = 70 cm2/s
Calculul marimilor relative si folosind dispozitivul „”:
= (5.16)
unde:
m – masa echipamentului mobil
(4, 8) m/s
p0 = 4,5 barri
V = Spiston∙ = 420 cm3
– cursa in contact
= 1,81
(5.17)
unde:
T = 293 K
= 9,51
Constanta de timp rezulta din grafic in functie de marimile relative si conform [3]
= 0,88 s
Fig.5.2. Camera de stingere a intreruptorului
CAPITOLUL VI
6. ÎNCERCAREA IZOLAȚIEI
6.1. 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:
– 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.
6.2. 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.
6.3. Principalele metode de control
preventiv asupra izolației
6.3.1. 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.
O diagramă orientativă tensiune – timp pentru o izolație de tip hârtie-ulei (diagrama I) este reprezentată în figura 6.1.
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.
6.3.2. 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.
6.3.3. 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. 6.3.3.1.
În fig. 6.3.3.1a s-a reprezentat diagrama exactă, iar în fig. fig. 6.3.3.1b 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:
(6.3.3.1)
dar , de unde:
(6.3.3.2)
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:
, (6.3.3.3.)
Descărcări parțiale în incluziunile gazoase
ale dielectricilor lichizi și solizi
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. 6.3.4.1.
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. 6.3.4.2), 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. 6.3.4.2) 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. 6.3.4.2, 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 ordinul zecilor 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.
6.3.4.2. 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. 6.3.4.2.1 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. 6.3.4.2.1 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. 6.3.4.2.1 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. 6.3.4.2.2.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. 6.3.4.2.2. 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:
(6.3.4.3.1)
unde T este un interval de timp mare comparativ cu perioada tensiunii de serviciu;
– debitul pătratic:
(6.3.4.3.2)
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.
6.3.5. VERIFICAREA IZOLAȚIEI LA IMPULS DE TENSIUNE
6.3.5.1. 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.
6.3.5.2 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:
(6.3.5.1)
Aplicând transformata Laplace și rezolvând sistemul (4.53) în ipoteza că la momentul inițial C2 era descărcat se va obține:
[Vmax] (6.5.3.2)
în care s-au făcut notațiile:
(6.3.5.3)
(6.3.5.4)
(6.3.5.5)
Expresia 6.3.5.2 se poate scrie:
(6.5.3.6)
în care:
(6.5.3.7)
(6.5.3.8)
(6.5.3.9)
Din analiza acestor relații rezultă că pentru obținerea impulsului cu front rapid și descreștere lentă esre necesar să fie îndeplinite condițiile:
(6.5.3.10)
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. 6.5.3..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:
(6.5.3..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 (6.5.3.6).
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. 6.5.3.3 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:
(6.5.3.12)
curenții i1 și i2 fiind:
(6.5.3.13)
Tensiunea la ieșire va avea astfel o formă asemănătoare cu cea de la schema Marx, expresia ei fiind:
(6.5.3.14)
Pentru a fi un impuls aperiodic trebuie ca R1C1>R2C2.
6.3.5.3. 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. 6.3.5.3.1.
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:
(6.3.5.3.1)
pentru încercarea izolațiilor care reprezintă o capacitate pură și:
(6.3.5.3.2)
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.
6.3.5.4. Defectoscopia izolației cu tensiune de impuls
Pentru această încercare, impulsurile de tensiune de trăznet undă plină, și impulsurile de tensiune de comutație se obțin de la generatorul de impuls de tensiune, iar impulsul de tensiune, de trăznet undă tăiată se obține de la generatorul de impuls de tensiune sau de la instalațiile de înaltă tensiune prin modificări, respectiv completări corespunzătoare.
Detectarea defectelor ascunse se realizează prin metode sensibile de defectoscopie cu tensiune de impuls. Defectoscopia bazată pe răspunsul înfășurărilor la impulsuri de formă convențională sesizează selectiv oscilațiile electromagnetice ale bobinajului produse la apariția defectului.
Defectarea izolației sub acțiunea tensiunii de impuls este echivalentă cu scurtcircuitarea unor capacități transversale sau longitudinale, din schema echivalentă a înfășurării. În conturul oscilatorului format iau naștere oscilații de înaltă frecvență (de ordinul MHz) care se transmit spre capetele înfășurării prin rețeaua capacitivă a acesteia.
În continuare acest fenomen tranzitoriu este urmat de un fenomen de frecvență mai joasă, (kHz), datorat modificării inductanței echivalente a înfășurării ca urmare a scurtcircuitării unei porțiuni de bobinaj. Oscilațiile de frecvență mai scăzută se transmit spre capete, atât pe cale inductivă cât și prin rețeaua capacitivă.
Scopul defectoscopiei constă tocmai în sesizarea delectivă a celor două tipuri de oscilații electromagnetice ale bobinajului produse de defect.
Sesizând pe oscilogramă intervcalul de timp dintre momentul aplicării tensiunii și momentul apariției oscilațiilor de frecvență înaltă se poate localiza defectul de izolație.
Detectarea defectelor se face pe două căi principale:
prin confruntarea oscilogramelor tensiunii de impuls
aplicate, în prezența și respectiv în lipsa defectului (metoda OTA) caz în care pentru fiecare defect de izolație apare un anumit tip de oscilogramă (fig. 6.3.5.4.1).
prin analiza distorsiunilor ce apar pe oscilogramele unor
mărimi electrice caracteristice, care reprezintă răspunsul aparatului încercat la impuls de tensiune în prezența defectelor de izolație (defectograme) și compararea lor cu oscilogramele acelorași mărimiîn absența defectelor (normograme); putându-se obține:
oscilografierea curentului de șoc absorbit de la sursă (OCS);
oscilografierea curentului indus în înfășurarea neîncercată, scurcircuitată (OCIN);
oscilografierea potențialelor induse în înfășurările neîncercate (OPI);
oscilografierea curentului de cuvă izolată (OCC);
oscilografierea curentului între punctul neutru și pământ pentru legarea în stea a fazelor.
Alegerea schemei optime de defectoscopie este condiționată de particularitățile constructive ale echipamentului de încercat, de posibilitățile instalației de încercare și înregistrare, de nivelul perturbațiilor etc.
În afară de aceste tipuri de defectoscopie, bazate pe răspunsul înfășurărilor, mai există defectoscopia de tip electroacustic bazată pe recepționarea undelor sonore și ultrasunetelor propagate de la locul de apariție al defectului în izolație de ulei și hârtie a transformatoarelor sub acțiunea tensiunii de impuls.
Metoda de încercare cu tensiune de impuls nedistructivă se aplică și mașinilor electrice rotative pentru evidențierea izolației slăbite dintre conductoarele unei secții sau bobine sau între două bobine. Încercările se execută în uzina constructoare, precum și în laboratoarele specializate, după reparații capitale.
Incercarea la impuls de tensiune a Intreruptorului
Verificarea izolației constă în aplicarea unui număr de 15 impulsuri de tensiune de tip ITT, 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 3)
Uinc = 450 kV
– Verificarea izolației între faze (Anexa 4)
Uinc = 450 kV
Verificarea izolației între contactele deschise ale întreruptorului (Anexa 5)
Uinc = 550 kV
ANEXA 1
Anexa 1. Procesele dinamice din camera Intreruptorului, la stingerea arcului electric
ANEXA 2
Camera de stingere a Intreruptorului proiectat
ANEXA 3
Anexa 3. Verificarea la Impuls de tensiune de trasnet (ITT), a Izolatiei fata de masa, la Intreruptorul proiectat, Uinc = 450 kV
ANEXA 4
Anexa 3. Verificarea la Impuls de tensiune de trasnet (ITT), a Izolatiei intre faze, la Intreruptorul proiectat, Uinc = 450 kV
ANEXA 5
Anexa 3. Verificarea la Impuls de tensiune de trasnet (ITT), a Izolatiei intre contactele deschise ale Intreruptorul proiectat, Uinc = 550 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] Greenwood, 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.
Cuprins
1. CAPITOLUL I, IZOLATIA IN SF6, Proprietati ale gazelor
electronegative legate de utilizarea lor ca izolanti si ca
medii de stingere a arcului electric………………………………………… 2
2. CAPITOLUL II, CALCULUL DE DIMENSIONARE AL IZOLATIEI……………………………………………………………….. 6
2.1. IZOLATIA INTRE BORNELE UNUI POL………………………… .7
2.2. CALCULUL DISTANTELOR DE IZOLATIE…………………… … 7
2.3.DIMENSIONAREA IZOLATORULUI……………………………… 10
3. CAPITOLUL III, CALCULUL TERMIC………………………………. 14
3.1. CALCULUL DE DIMENSIONARE A CAILOR DE CURENT…….. 15
3.2. CALCULUL DE DIMENSIONARE AL TIJEI DE Cu IN SF6……… 17
3.3. CALCULUL TEMPERATURII DE REGIM STATIONAR
A TIJEI DE Cu AFLATA IN SF6…………………………………………..17
3.4. CALCULUL SECTIUNII PACHETELOR DE LAMELE……….. 18
3.5. CALCULUL DE VERIFICARE A CAII DE CURENT……………….18
3.6. CALCULUL TERMIC AL ZONEI DE CONTACT………………… 20
REGIMUL TERMIC AL CONTACTELOR…………………………22
CALCULUL FORTEI DE RESPINGERE IN CONTACT…………..24
4. CAPITOLUL IV, 4. CALCULUL SOLICITARILOR ELECTRODINAMICE…………………………………………………….. 25
4.1. CALCULUL SOLICITARILOR PRODUSE DE SCURTCIRCUITUL BIPOLAR……………………………………………………………………25
4.2. CALCULUL SOLICITARILOR ELECTRODINAMICE PRODUSE DE SCURTCIRCUITUL TRIFAZAT…………………………………………..26
4.3. CALCULUL FORTEI ELECTRODINAMICE ASUPRA CONDUCTORULUI IN L………………………………………………… 29
4.4. VERIFICAREA MECANICA A TIJELOR LA REZONANTA…… 30
5. CAPITOLUL V, CALCULUL CAMEREI DE STINGERE…………… 33
6. CAPITOLUL VI, 6. ÎNCERCAREA IZOLAȚIEI……………………………. 40
6.1. Probleme enerale………………………………………………………. 40
6.2. Principale instalații de încercare……………………………………………………………………………..40
6.3. Principalele metode de control preventiv asupra izolației………………………………………………………….. ………… .41
6.3.5. VERIFICAREA IZOLAȚIEI LA IMPULS DE TENSIUNE…… 51
A.1. ANEXA 1, Anexa 1. Procesele dinamice din camera Intreruptorului, la stingerea arcului electric ………………………………………………… 59
A.2. ANEXA 2, Camera de stingere a Intreruptorului proiectat………… 60
A.3. ANEXA 3, Verificarea la Impuls de tensiune de trasnet (ITT) a Izolatiei fata de masa, la Intreruptorul proiectat……………………………….. … 61
A.4. ANEXA 4, Verificarea la Impuls de tensiune de trasnet (ITT) a Izolatiei intre faze, la Intreruptorul proiectat………………………………………. 62
A.5. ANEXA 5, Verificarea la Impuls de tensiune de trasnet (ITT) a Izolatiei intre contactele deschise ale Intreruptorul proiectat……………………… 63
Bibliografie…………………………………………………………………. 64
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: Intreruptor cu Hexafluorura de Sulf 123 Kv 1250 A (ID: 161189)
Dacă considerați că acest conținut vă încalcă drepturile de autor, vă rugăm să depuneți o cerere pe pagina noastră Copyright Takedown.