УДК 621.316.5.048:537.226
Изоляция электрооборудования высокого напряжения и вентильные разрядники. Труды ВЭИ, 1982, выл. 91, с. 75—79.
Предлагается методика расчета разрядных напряжений изоляторов при загрязнении и увлажнении их поверхности. Анализируется условие оптимальности соотношения между вылетом ребра и расстоянием между ребрами. Методика расчета подтверждена экспериментальными данными.
Библиогр.: 3.
E. И. Остапенко
МЕТОДИКА РАСЧЕТА ЭЛЕКТРИЧЕСКОЙ ПРОЧНОСТИ ЗАГРЯЗНЕННОЙ АППАРАТНОЙ ИЗОЛЯЦИИ
Теоретический анализ влияния различных параметров на прочность загрязненной изоляции производят, исходя из условия устойчивости дуги, возникающей при перекрытии сухого пояса в процессе ее развития вдоль изоляционной поверхности [1] . При этом можно объяснить влияние ряда параметров (проводимости слоя загрязнения, диаметра изолятора и т. д.) на разрядное напряжение.
Однако условие устойчивости горения частичной дуги не позволяет достаточно полно учесть влияние конфигурации ребер на разрядные напряжения. Кроме того, исходя из условия устойчивости дуги, нельзя описать динамику процесса развития разряда, и поэтому не представляется возможным оценить разрядное напряжение при ограниченной длительности воздействующего напряжения.
Исследования, проведенные в ВЭИ, показали, что разрядные напряжения аппаратной изоляции в значительной мере определяются процессами, приводящими к быстрому продвижению частичного разряда вдоль загрязненной поверхности без ее существенной подсушки.
Известно [2], что продвижение разряда вдоль проводящего слоя начинается после того, как напряжение, приложенное к испытуемому объекту, превысит некоторое называемое в дальнейшем критическим значение. Эксперименты показали, что основные закономерности развития разряда, соответствующие реальным, могут быть получены на простейшей модели изолятора — прямоугольной изоляционной пластине. Эксперименты, проведенные в ВЭИ, позволили установить следующую зависимость для определения критического напряжения загрязненной прямоугольной изоляционной пластины:
(1) где р— удельное поверхностное электрическое сопротивление слоя загрязнения; — ширина изоляционной пластины; L — длина изоляционной пластины; в , т — коэффициенты, равные для пылевых загрязнений плотностью до 3 мг/см2 соответственно 0,52 кВсм-0,63х кОм-0,37 и 0,37; d - эквивалентный диаметр растекания опорной точки частичного разряда.
Эквивалентный диаметр на основании проделанных экспериментов может быть найден из следующей эмпирической зависимости: dM = = ,
(где В — коэффициент, равный 1,88 мм кОм-1А-1 .
Анализ процессов, происходящих при развитии частичного разряда вдоль проводящего слоя, а также численные расчеты показали, что минимальное значение критического напряжения определяется условием устойчивости горения частичного разряда параллельно проводящему слою.
При увеличении напряжения сверх критического скорость продвижения разряда быстро нарастает. При длительном воздействии напряжения частичный разряд развивается и при напряжениях, меньших критического (за счет, например, подсушивания части загрязненной поверхности). Экспериментальные данные показывают, что скорость такого развития не превышает 10 см/с. При такой скорости предельные длины дуг, которые могут гореть на поверхности загрязненных изоляторов, существенно меньше, чем теоретические, рассчитанные на основе параметров дугового разряда.
Для определения предельных длин дуг, которые могут возникать на поверхности загрязненных изоляторов, были поставлены опыты, в которых растягивание дуги производилось со скоростью 4 см/с. Так как развитие перекрытия на первом этапе идет в основном за счет продвижения разряда под ребрами изоляторов, в данных опытах дуга растягивалась под изоляционной поверхностью. Предельная длина дуги является функцией двух переменных: приложенного напряжения и сопротивления, ограничивающего ток дуги. Однако известно, что для предельных характеристик дуг может быть использована обобщенная характеристика
- предельная длина
дуги, которая наблюдается при заданных условиях испытаний.
Полученная кривая (рис. 1) может быть аппроксимирована зависимостью
(2)
Приведенные данные позволяют рассчитать предельные длины частичных дуг, возможных при медленном развитии разряда. Так, если к изолятору приложить напряжение, то длина частичной дуги на основании выражения (2) будет такой, что
где R (I) — сопротивление не зашунтированной разрядом части изолятора.
Из выражения (3) можно найти предельную длину частичного разряда, возможную за счет медленного его развития:
Разрядные напряжения, которые рассчитывали исходя из предельных длин дуг при их медленном удлинении вдоль изоляционной поверхности, получаются существенно выше экспериментальных.
Рис. 1. Предельные характеристики дуг при медленном (4 см/с) расхождении контактов
Можно сделать вывод, что развитие разряда вдоль аппаратной изоляции возможно лишь при выполнении условия, обеспечивающего быстрое развитие разряда, т. е. если напряжение, приложенное к не перекрытой части изоляционной поверхности, превышает критическое значение:
(где Ед — градиент напряжения в канале частичной дуги).
Рис. 2. Разрядные напряженности загрязненных изоляторов; 1,2 — опорный изолятор воздушного выключателя; 3, 4 — изолятор КО-110; 1,3 — расчет;
2, 4 — эксперимент
Рис. 3. Напряжение пробоя воздушных промежутков между соседними ребрами при загрязнении и увлажнении изоляционной поверхности
Для расчета критического напряжения можно воспользоваться формулой (1), если заменить реальный изолятор цилиндром с эквивалентным диаметром и длиной, равной длине пути утечки. Такая замена не приводит к существенной ошибке, если вылет ребра значительно меньше эквивалентного диаметра. Проверка показала, что для большинства конструкций аппаратных изоляторов замена реальной конструкции цилиндром эквивалентного диаметра не вносит большой погрешности.
Расчет разрядных напряжений при этом условии дает хорошее соответствие с экспериментом для изоляторов с малым значением отношения длины пути утечки к строительной высоте L/Н (рис. 2).
Для изоляторов с повышенным значением L/Н возможно шунтирование промежутков между отдельными ребрами, что приводит к снижению разрядных напряжений. Исследование макета изолятора с двумя ребрами позволило установить, что такое шунтирование имеет место в том случае, когда выдерживаемое напряжение воздушного промежутка между соседними ребрами Vg меньше напряжения, возникающего между этими ребрами при перекрытии сухого пояса при токе утечки, соответствующем критическому напряжению.
Значения , определенные экспериментально на макете изолятора при загрязнении поверхности цементом и увлажнении слоя загрязнения до насыщения, приведены на рис. 3. Приблизительно полученную экспериментальную зависимость в интервале 1-6 см можно аппроксимировать формулой
(где S — кратчайшее расстояние
между соседними ребрами, см).
Напряжение , возникающее между ребрами в случае перекрытия сухого пояса, если (как и при расчете критического напряжения) заменить реальный изолятор эквивалентным цилиндром, может быть рассчитано по формуле
где
; у , у — расстояния от края сухого пояса до соответствующих точек на изоляционной поверхности; — эквивалентный диаметр изолятора.
Если Uр превышает Uв.р, это свидетельствует о том, что при заданном профиле ребра расстояние между ребрами недостаточно и загрязненный изолятор при относительно большой длине утечки будет иметь сниженную электрическую прочность. Максимальная электрическая прочность изолятора при заданном профиле ребра имеет место при Uр=Uв.р.
Таким образом, сформулированное выше условие позволяет рассчитывать оптимальные соотношения между вылетом ребра и расстоянием между ребрами.
Результаты расчетов удовлетворительно согласуются с опубликованными экспериментальными данными.
Список литературы
- Соломоник Е. А. Исследование и расчет разрядных характеристик загрязненных изоляторов. — Передача энергии постоянным и переменным током. Изв. НИИ постоянного тока, 1965, сб. 11, с. 19—73.
- Kizewetter V. Е„ Lebedev G. А., Меrhаlev S. D., Ostapenko Е. J. Characteristics of ENV insulation in contaminated and moist conditions. — CIGRE. Int. Conf. Large High Voltage Electr. Syst., Paris, 1974, Sess., s. a., № 33-16. - 11 p.
