Определение длин уступов и их коррекция
Суммарные длины соответствующих уступов в верхней и нижней частях ввода будут зависеть от номера слоя k:
Длина первого уступа:
. Длины остальных уступов сведены в
табл. 2.
Таблица 2.
Длины уступов.
Номер слоя, m | |||||||
Длина уступа, λk, м | 0.648 | 0.36 | 0.229 | 0.159 | 0.116 | 0.089 | 0.07 |
Найдем минимальную допустимую приведенную длину уступа у фланца:
, где
- допустимая аксиальная напряженность в масле.
- наибольшее падение напряжение на слое.
Так как длины меньше λminx не могут быть допущены, то выбираем новые значения уступов, представленные в табл.3.
Таблица 3.
Откорректированные длины уступов.
Номер слоя, m | |||||||
Длина уступа, λ`k, м | 0.61 | 0.35 | 0.23 | 0.16 | 0.112 | 0.105 | 0.105 |
Зависимость длины уступа lk от номера слоя k
Рис. 4.
Определим длины обкладок с учетом новых длин уступов:
Для первого слоя:
Остальные длины обкладок сведены в табл.4.
Таблица 4.
Длины обкладок с учетом новых длин уступов.
Номер слоя, m | |||||||
Длина обкладок, h`k, м | 1.659 | 1.309 | 1.079 | 0.919 | 0.807 | 0.702 | 0.597 |
Для сокращения размеров нижней масляной части ввода все уступы в ней берутся одинаковыми и равными lн min. Уступы в верхней части определяются по формуле:
Для первого уступа:
Остальные длины уступов в верхней части сведены в табл. 5.
Таблица 5.
Длины уступов в верхней части.
Номер слоя, m | |||||||
Длина уступа, λk, м | 0.558 | 0.298 | 0.178 | 0.108 | 0.06 | 0.053 | 0.053 |
Определение емкостей слоев и напряженности в них
Емкость в k-ом слое определяется по формуле:
где
Для первого слоя емкость составит:
Напряжение, приходящееся на слой, будет определяться как:
Для первого слоя:
Емкости слоев и падения напряжения на слоях представлены в табл. 6.
Таблица 6.
Емкости слоев и падение напряжения на слоях.
Номер слоя, m | |||||||
Емкость слоя, Сk, нФ | 0.987 | 1.043 | 1.076 | 1.101 | 1.129 | 1.123 | 2.091 |
Падение напряжения на слое, ΔUk, кВ | 44.28 | 41.91 | 40.6 | 39.68 | 38.71 | 38.92 | 20.9 |
Максимальная и минимальная напряженности могут быть определены из следующих соотношений:
Для первого слоя:
Остальные величины напряженностей слоев приведены в табл. 7.
Таблица 7.
Напряженности слоев.
Номер слоя, m | |||||||
Максимальная напряженность, Ek max·106, В/м | 8.773 | 7.941 | 7.493 | 7.198 | 6.936 | 6.91 | 7.17 |
Минимальная напряженность, Ek min·106, В/м | 6.266 | 6.177 | 6.131 | 6.091 | 6.011 | 6.097 | 6.771 |
По полученным данным строим график распределения радиальных напряженностей по слоям, по оси абсцисс которого откладывается радиус слоя, а по оси ординат – значение напряженности, соответствующей этому радиусу.
График распределения радиальных напряженностей.
Рис. 5.
Из расчета видно, что напряженность в каждом слое не превышает допустимое значение 18 кВ/мм, это говорит о том, что электрический расчет выполнен верно.
ТЕПЛОВОЙ РАСЧЕТ
При расчёте тепловой устойчивости проходного изолятора выясняется возможность развития теплового пробоя в проектируемой конструкции при заданном токе, проходящем по токоведущему стержню, и наибольшем допустимом напряжении.
Так как аксиальные размеры изолятора существенно больше радиальных, при проведении теплового расчёта принимают, что тепловое поле изолятора радиально, т.е. вся теплоотдача осуществляется только в радиальном направлении (рис. 3.1).
Схема для графического расчёта тепловой устойчивости
изолятора конденсаторного типа
1 – масло, 2 – фарфор.
Рис. 6.
Расчёт выполняется для установившегося теплового режима изоляции. Исходными данными при расчёте являются ток в стержне изолятора, температура окружающей среды и зависимость tgd от температуры для применяемой изоляции.
Расчёт производится методом «шаг за шагом». Для проведения расчёта задаются рядом значений температуры стержня Тс1, Тс2, …, Тсn. Эти значения произвольны, но должны быть близки к возможной искомой температуре стержня Тс при данных условиях. Практически для изоляторов высокого напряжения удобно принять значения Тс равными 40, 60, 80 и 100 °С.
Найдем тепловые сопротивления масляного зазора, фарфоровой покрышки, окружающей среды. Тепловое сопротивление масляного зазора:
где - коэффициент теплопроводности масла.
Принимаем толщину зазора Δз = 20 мм, а толщину фарфоровой стенки изолятора – Δф = 40 мм, тогда:
Тепловое сопротивление фарфоровой покрышки:
Для расчёта теплоотдачи ввода в окружающую среду принимается коэффициент теплоотдачи с поверхности фарфора kтв = 20 Вт/(м2 ×°С), тогда:
Определим полный тепловой поток изолятора и соответствующей ему температуры внешней поверхности изолятора. Найдем потери в токоведущем стержне:
, где
- температурный коэффициент сопротивления медного стержня;
- удельное объемное сопротивление медного стержня;
- активное сопротивление стержня;
- сечение стержня.
Для теплового расчета изолятора требуется значение tg δ в диапазоне температур от 40 до 100 оС. Для данного ввода применяется масло ГК и кабельная бумага КВМСУ 120. Произведем аппроксимацию зависимости
tg δ = f(T) зависимостью вида: tg δ = A·exp(B·T).
Определим тангенс угла диэлектрических потерь комбинированной изоляции.
Для бумажно-масляной изоляции tg δ и εr рассчитываются по формулам:
,
– соответственно толщина, относительная диэлектрическая проницаемость и тангенс угла диэлектрических потерь бумаги;
– соответственно толщина, относительная диэлектрическая проницаемость и тангенс угла диэлектрических потерь масла.
Для бумаги и масла можно принять er1 = 4.5, er2 = 2.2.
Предполагая, что бумага пористая и все поры бумаги заполнены пропитывающим составом, имеем:
где gб, gк – плотность бумаги и клетчатки соответственно, dиз – полная толщина изоляции.
При температуре 20°С тангенс угла диэлектрических потерь для бумаги (индекс 1) и масла (индекс 2) равны соответственно и , тогда тангенс угла диэлектрических потерь комбинированного диэлектрика при 20°С будет равен:
При температуре 90 °С тангенс угла диэлектрических потерь для бумаги и масла , . Тогда тангенс угла диэлектрических потерь комбинированного диэлектрика при 90°С будет равен:
Определим er комбинированного диэлектрика:
.
Аппроксимируем зависимость tgd = f(T) зависимостью вида tgd = A×exp(B×T). Зная значения tgd и T для двух точек зависимости можно определить коэффициенты A и B: , , тогда:
Исходя из полученных данных зависимость примет вид:
Ниже приведен график данной зависимости.
Зависимость тангенса угла диэлектрических потерь от температуры.
Рис. 7.
Исходными данными для теплового расчёта являются номинальный ток
Iн = 800 А, температура окружающей среды T0 = 35°C, а также результаты электрического расчёта.
На первом шаге задаёмся температурой стержня изолятора Tc = 40 °C. Тогда электрические потери в стержне составят:
1-й слой
Диэлектрические потери в изоляции первого слоя:
где , вместо 44,28 надо 10,4
Определим тепловое сопротивление первого слоя на единицу длины при коэффициенте теплопроводности бумажно-масляной изоляции, равном kб = 0.2 Вт/м·оС:
Перепад температуры в первом слое составит:
Найдем тепловой поток, проходящий через изоляцию первого слоя:
Температура первой обкладки будет равна:
2-й слой
Диэлектрические потери в изоляции второго слоя:
где
Определим тепловое сопротивление второго слоя на единицу длины при коэффициенте теплопроводности бумажно-масляной изоляции, равном kб = 0.2 Вт/м·оС:
Перепад температуры во втором слое составит:
Найдем тепловой поток, проходящий через изоляцию второго слоя:
Температура второй обкладки будет равна:
.
Аналогично расчет ведется для остальных слоев изоляции.
Далее определяем полный тепловой поток Ри, проходящий через бумажно-масляную изоляцию и остальные элементы цилиндрической системы изолятора, а также температуру внешней поверхности изоляции Ти:
По такой же методике «шаг за шагом» просчитываются аналогичные параметры при Тс = 60, 80 и 100 °С. Результаты теплового расчета сведены в
табл. 8.
По полученным данным строится зависимость Ри = f(Ти), а затем зависимость количества тепла, отводимого в единицу времени от наружной поверхности бумажно-масляной изоляции в окружающую среду, от температуры наружной поверхности Ти. Эта зависимость определяется соотношением
,
для температуры 40 °С:
Pотв аналогично рассчитывается для Тс = 40, 60, 80 и 100 °С.
Полученные зависимости приведены на рис. 8.
Таблица 8.
Результаты теплового расчета..
№ слоя | Тепловое сопротивление RТк | Погонная емкость слоя, Ск·10-9 Ф/м | Температура слоя, Тк, 0С при Тс : | Перепад температуры в слоях, υк, 0С при Тс : | Диэлектрические потери слоя, Рдк, Вт/м при Тс : | |||||||||
0.268 | 0.542 | 33.766 | 53.281 | 72.782 | 92.246 | 6.234 | 6.719 | 7.218 | 7.736 | 1.015 | 1.343 | 1.777 | 2.352 | |
0.2 | 0.726 | 28.998 | 48.116 | 67.197 | 86.232 | 4.768 | 5.165 | 5.584 | 6.032 | 1.116 | 1.467 | 1.927 | 2.532 | |
0.16 | 0.909 | 25.093 | 43.863 | 62.571 | 81.197 | 3.905 | 4.252 | 4.626 | 5.034 | 1.227 | 1.604 | 2.095 | 2.734 | |
0.133 | 1.093 | 21.754 | 40.208 | 58.57 | 76.812 | 3.339 | 3.655 | 4.001 | 4.385 | 1.333 | 1.734 | 2.253 | 2.924 | |
0.114 | 1.275 | 18.813 | 36.973 | 55.008 | 72.881 | 2.941 | 3.235 | 3.562 | 3.931 | 1.413 | 1.83 | 2.367 | 3.055 | |
0.1 | 1.458 | 16.162 | 34.042 | 51.763 | 69.277 | 2.65 | 2.93 | 3.245 | 3.604 | 1.568 | 2.022 | 2.602 | 3.342 | |
0.045 | 3.193 | 14.93 | 32.676 | 50.246 | 67.585 | 1.232 | 1.366 | 1.518 | 1.692 | 0.954 | 1.225 | 1.57 | 2.007 |
Температура стержня, Тс, 0С | Полный тепловой поток в изоляторе на единицу длины стержня, Ри, Вт/м | Потери мощности в токоведущем стержне, Рс, Вт/м | Температура внешней поверхности изолятора, Ти, 0С | Отводимая мощность, Ротв, Вт/м |
31.401 | 22.774 | 14.93 | -30.206 | |
35.647 | 24.422 | 32.676 | -3.497 | |
40.662 | 26.07 | 50.246 | 22.946 | |
43.748 | 27.718 | 67.73 | 49.281 |
Зависимость полного теплового потока через изолятор и отводимой мощности от температуры наружной поверхности.
Рис. 8.
ЗАКЛЮЧЕНИЕ
В данном курсовом проекте произведён расчёт высоковольтного вода конденсаторного типа с бумажно-масляной изоляцией на номинальное напряжение 110 кВ и номинальный ток 800 А. Расчет проводился в два этапа.
Электрический расчет был произведен с учетом наименьшей неравномерности радиальной напряженности. В результате было рассчитано число слоёв изоляции равное 7, их толщина, а также емкость и падение напряжения на каждом слое, максимальные и минимальные напряженности слоев. Максимальная напряжённость составила 8.733 кВ/мм, что не превышает допустимую.
В ходе электрического расчета были получены следующие размеры: диаметр изоляционного остова – 108 мм, длина первой конденсаторной обкладки – 1.659 м. Также были определены длины уступов каждой обкладки. Так как несколько длин уступов получились меньше допустимой, то производилась их коррекция.
Диаметр токоведущего стержня 30 мм. Между фарфоровой покрышкой и изоляционным остовом предусмотрен масляный канал для обеспечения циркуляции масла, что приводит к лучшему охлаждению ввода. Предусмотрен вывод для измерения напряжения.
В ходе теплового расчета были определены тепловые сопротивления и емкости слоев изоляции, построена зависимость тангенса диэлектрических потерь от температуры, определено распределение температуры по слоям
В тепловом расчёте определялось выделяемое и отводимое тепло. В результате была построена зависимость тепловой устойчивости ввода и сделан вывод, что тепловой пробой маловероятен.
Библиографический список
1. Электрический и тепловой расчет высоковольтных вводов/ Г.А. Филиппов, М.Е. Тихов
2. Изоляция установок высокого напряжения: учеб. для вузов / Г.С.Кучинский, .Е. Кизиветер, Ю.С. Пинталь; под общ. ред. Г.С. Кучинского.– М.:Энергоатомиздат, 1987. –368 с.
3. Никулин Н.В., Шишорина Г.Д. Высоковольтные вводы и их ремонт: Учеб. для средних ПТУ. – 2-е изд., перераб. и доп.: - М.: Высш. Шк. – 1986. – 134с.
4. ГОСТ 1516.3-96 Электрооборудование переменного тока на напряжение от 3 до 750 кВ. Требования к электрической прочности изоляции.
5. ГОСТ 10693-81 Вводы конденсаторные герметичные на номинальное напряжение 110 кВ и выше. Общие технические условия.
6. А.З. Славинский. Высоковольтные вводы: Расчет, конструирование и ремонт. – М.: ООО Издательство «Научтехлитиздат», 2001.