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 λ_minx 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 l_k 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 l_{н 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 Т_с1, Т_с2, …, Т_сn. Эти значения произвольны, но должны быть близки к возможной ис­комой температуре стержня Т_с при данных условиях. Практически для изоляторов высокого напряжения удобно принять значения Т_с 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 Δ_з = 20 мм, а толщину фарфоровой стенки изолятора – Δ_ф = 40 мм, тогда:

Тепловое сопротивление фарфоровой покрышки:

Для расчёта теплоотдачи ввода в окружающую среду принима­ется коэффициент теплоотдачи с поверхности фарфора k_тв = 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 ε_r 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 e_r1 = 4.5, e_r2 = 2.2.

Предполагая, что бумага пористая и все поры бумаги за­полнены пропитывающим составом, имеем:

где g_б, g_к – плотность бумаги и клетчатки соответственно, d_из – 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 e_r 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

I_н = 800 А, температура окружающей среды T₀ = 35°C, а также результаты электрического расчёта.

На первом шаге задаёмся температурой стержня изолятора T_c = 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 k_б = 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 k_б = 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 Р_и, проходящий через бумажно-масляную изоляцию и остальные элементы цилиндрической системы изо­лятора, а также температуру внешней поверхности изоляции Т_и:

По такой же методике «шаг за шагом» просчитываются анало­гичные параметры при Т_с = 60, 80 и 100 °С. Результаты теплового рас­чета сведены в

табл. 8.

По полученным данным строится зависимость Р_и = f(Т_и), а затем зависимость количества тепла, отводимого в единицу времени от на­ружной поверхности бумажно-масляной изоляции в окружающую среду, от температуры наружной поверхности Т_и. Эта зависимость оп­ределяется соотношением

,

для температуры 40 °С:

P_отв аналогично рассчитывается для Т_с = 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.