Методика повышения надежности и жизнеобеспечения маслонаполненных вводов путем разработки математической модели изоляции узлов ввода тема диссертации и автореферата по ВАК РФ 05.13.06, кандидат технических наук в форме науч. докл. Антонов, Владимир Иванович

• Антонов, Владимир Иванович
• кандидат технических наук в форме науч. докл.
• 1999

Оглавление диссертации кандидат технических наук в форме науч. докл. Антонов, Владимир Иванович

Развитие энергетики происходит при постоянном росте единичной мощности энергетического оборудования и при стремлении сохранить или даже снизить рабочие объемы и в первую очередь объем бака силовых •фансформаторов. Это связано с улучшением свойств используемых магнитопроводов, применением новых видов витковой изоляции обмоток с кремнеорганической пропиткой и т.д. Сохранение максимальных габаритов баков трансформаторов, ограниченных возможностями его транспортировки, при увеличении мощности является самой актуальнейшей проблемой современной электротехнической промышленности.

Решению этой задачи и посвящена рассматриваемая работа.

Рост единичной мощности энергетического аппарата происходит в первую очередь за счет увеличения его рабочего напряжения, что связано с повышением 'требований к конструкции его изоляционных узлов. Рост рабочею напряжения аппарата требует пропорционального увеличения изоляционных расстояний, что, в свою очередь, требует увеличения габаритов и объемов всего аппарата.

Анализ практической работы современных энергосистем показывает, чю определяющим элементом надежности всей системы служит самый дорогостоящий ее аппарат - силовой трансформатор того или иного конструктивного исполнения.

Анализ 1500 аварийных ситуаций с трансформаторами, находящимися в эксплуатации более 20-25 лет, показал, что ответственными за нарушение работоспособности трансформатора в 35% рассмотренных случаев являются его высоковольтные вводы, а более точно, деградация изоляции его нижнего узла: нижняя часть самого высоковольтного ввода и зона перехода от ввода к отводу обмотки.

И в том и в другом случае рассматриваемая изоляция узла комбинированная - многослойная. Самым слабым в этой комбинации и лястся масляный канал, длительно находящийся в сильном тепловом и электрическом поле.

Теоретический расчет электрического поля отмеченных зон, шляющихся наиболее слабым звеном всей изоляционной конструкции, сейчас возможен на современных ЭВМ, но только при определенных допущениях, главное из которых - неизменность физико-химического состояния используемого трансформаторного масла как по пробивным, так и но теплотехническим характерным параметрам.

Выло доказано, что в отмеченных зонах трансформаторное масло из-за различных значений местной напряженности ведет себя не одинаково :

- в нижней части ввода, находящейся внутри бака трансформатора; для большинства емкостных вводов напряжения 330 - 1150 кВ рабочий градиент электрического поля достигает максимума, величина которого при длительном воздействии достаточна для разложения минерального масла с выделением СО, Н: и С^Н2, при котором образуется так называемый бурым налет, имеющий достаточную проводимость и покрывающий из-за адсорбции фарфор и гетинаксовые кольца остова ввода. Этот налет образует зоны зарождения поверхностных частичных разрядов на рабочем напряжении (ПЧР), являющиеся предвестниками скользящих разрядов с образованием хорошо проводящих каиалов-дендриков, на вершинах которых еще больше вырастает местная напряженность. Все это продолжается до возникновения аварийной ситуации.

В технической литературе отсутствуют достоверные данные об электрической прочности масляного канала с различной степенью деградации своего состава.

Пока существует падежный метод расчета лишь главной изоляции. Этого оказывается недостаточно для обоснования сокращения габаритов выемной части (конструкции изоляции установки ввода) и бака.

Все это потребовало пересмотреть знания о поведении масляных каналов при длительном воздействии сильных электрических нолей, а построение инженерных основ расчета трансформаторов повышенной мощности при сохранении внешних промежутков должно базироваться на достоверных данных об изменении прочностных характеристик масла с заданной величиной напряженного объема масла (НОМ).

Цель исследования

• создание основ инженерных методов расчета равнопрочных конструкций с маслонаполненной изоляцией применительно к современным силовым трансформаторам.

• Для достижения цели потребовалось:

• разработать методики расчета типовых промежутков с маслонаполненной изоляцией, имитирующих узлы слабых звеньев высоковольтного ввода емкостного типа и место его присоединения с обмоткой;

• создать алгоритмы расчета слабых звеньев рассматриваемых узлов трансформатора;

• исследовать влияние НОМ на электрическую прочность электродных узлов при вариациях НОМ на 3-4 порядка с различной степенью неоднородности поля;

• экспериментально определить влияние НОМ на электрическую прочность при одноминутном воздействии испытательного напряжения промышленной частоты н грозовом импульсе при вариациях коэффициента неоднородности разрядного промежутка;

• провести лабораторные исследования макетов рассматриваемых узлов;

• разработать метод расчета электрической прочности больших масляных промежутков на основе экспериментальных данных;

• выдать рекомендации по модернизации существующих и находящихся в эксплуатации высоковольтных вводов класса напряжения 110-750 кВ с целыо повышения их надежности при монтаже непосредственно на действующих объектах энергетики;

• разработать I'M и РД по определению реального состояния вводов, находящихся в эксплуатации более 15-20 лет, и пути их модернизации с целыо резкого повышения ресурса работоспособности.

Научная новизна проведенных исследований заключается в том, что них автору впервые на основе результатов многочисленных испытаний удалось:

• разработать методику расчета оптимальной формы элементов слабого звена определенных узлов силового трансформатора;

• получить экспериментальные зависимости электрической прочности ра <рядных промежутков в широком диапазоне MOM и коэффициента неоднородности для чисто масляных промежутков с изоляционным расстоянием до 200 мм;

• экспериментально на макетах слабых звеньев узлов показать, что электрическая прочность маслонаполнеиной изоляции определяется таким геометрическим фактором, как объем масла заключенный между поверхностью электродов и эквиградпентной поверхностью с напряженностью Е „, = 0,8 Е 1ШЧ:

• получить экспериментальные данные по электрической прочности чисто масляных промежутков и промежутков с твердой изоляцией для широкого диапазона I ЮМ и коэффициента неоднородности.

Предметом защиты являются:

• экспериментальные значения электрической прочности маслонаполнеиной изоляции разрядных промежутков, отражающих слабые звенья узлов современных силовых трансформаторов, для широкого диапазона коэффициента неоднородности;

• методика повышения электрической прочности современных вводов емкостного типа, обеспечивающая сведение к минимуму наличия слабого звена;

• инженерная методика расчета характерных узлов трансформатора, определяющих надежность его работы;

• методика и компьютерные программы расчета узлов высоковольтных вводов 110-750 кВ емкостного типа повышенной надежности;

• рекомендации по выбору характерных изоляционных параметров отвода - элемента конструкции;

• рекомендации по модернизации нижнего узла емкостных вводов, находящихся в эксплуатации от 5 до 25 лет, для существенного продления их надежной работоспособности;

• метод расчета промежутков произвольной формы и размеров для чисто масляной и комбинированной изоляции.

Практическая ценность

• разработан метод расчета реальных изоляционных масляных промежутков, определяющих слабые звенья нижнего чзла высоковольтного ввода и зоны подсоединения к обмотке трансформатора;

• приведен обширный экспериментальный материал по электрической прочности масляных промежутков для широкого диапазона вариации НОМ и коэффициента неоднородности:

• разработаны РМ и РД по выбору изоляции отвод - элемент конструкции;

• получены экспериментальные данные по пробивным промежуткам с маслонаполнснной изоляцией с расстояниями до 200 мм.

Достоверность предложенного метода расчета апробирована на виолах находящихся в эксплуатации в энергосистемах.

Апробация работы

Основные положения и результаты работы докладывались и обсуждались на:

- - Международной конференции по изоляции силовых трансформаторов (ПНР, Лодзь, 1984 г.);

- Научно-технической конференции сотрудников ВЭИ (г.Москва, 1984г.):

- Международной конференции по трансформаторам (НРБ, София, 1984 г.);

- - Международной конференции по изоляции силовых трансформаторов ( ПНР, Лодзь, 1987 г.);

- III Всесоюзной научно-технической конференции по трансформаторостроению (г.Запорожье, 12-14 сентября 1990 г.);

- Iii международной конференции по защите и применению изоляционных материалов (1CPADM 1991). Япония, Токио, 1991 г.;

- Научно-технической конференции по трапсформаторостроению (г.Запорожье, 13-15 сентября 1995 г.);

- Международном симпозиуме Электротехника 2010 РООССИЯ, МОСКВА, 1995 г.

- Международном симпозиуме Электротехника 2010 РООССИЯ, МОСКВА, 1997 г.

- Международном симпозиуме Электротехника 2010 РООССИЯ, МОСКВА, 1999 г.

- Заседание регионального Совета "Уралэнсрго". "Создание новых конструкций вводов, отвечающих соврсмепмм требованиям", Челябинск, Троицкая ГРЭС, 1999 г.

- Открытая научно-практическая конференция «Оценка технического состояния электрооборудования энергосистем и определение перспектив надежной работы ЕЭС России»

Публикации

По материалам диссертации опубликовано в соавторстве 20 печатных работ.

ТРАВЭК). (ТРАВЭК). (ТРАВЭК).

Высоковольтные вводы всех классов напряжения, по количеству установленного маслонаполненого оборудования в энергосистемах, являются самым массовым оборудованием. Из опыта эксплуатации энергосистем следует, что надежность вводов является определяющим фактором при оценке надежности работы всей энергосистемы.

Результаты анализа 1500 аварийных ситуаций с электротехническим оборудованием (ЭО) энергетического назначения показывают, что слабым звеном любого из рассмотренных' энергетических объектов является изоляция силового трансформатора.

При этом 35% всех аварий с трансформаторами объясняется наличием слабых звеньев в двух зонах ЭО: в нижнем участке высоковольтного ввода, опушенного в бак трансформатора, и в области перехода ввод - отвод обмотки. Учитывая последние достижения в области создания надежной изоляции на базе кремнеорганики, вопрос об изоляции самой обмотки к трансформаторах 110-750 кВ можно не рассматривать.

Приведенные данные показывают актуальность поставленной цели и задач, которые решаются в представленной работе для создания равнопрочной конструкции любого силового трансформатора.

1. СОСТОЯНИЕ ДЕЛ В ОБЛАСТИ РАСЧЕ ТА МАСЛОЬАРЬЕРИОИ ИЗОЛЯЦИИ ТРАНСФОРМАТОРОВ.

Выбор внутренней изоляции высоковольтных трансформаторов базируется на использовании эмпирических зависимостей электрической прочности от расстояния между заземленными и токоведущими частями. Для получения таких зависимостей прибегают к многократным испытаниям упрошенных изоляционных макетов и моделей. Однако существует ряд узлов внутренней изоляции типа обмотка - стенка бака, экран ввода - стенка бака и изолированным отвод - заземленный элемент конструкции, выбор размеров которых обосновывается только но результатам испытаний полномасштабных моделей.

Разработка теоретического метода позволяющего переходить ог макета изоляционного промежутка к конструкции изоляции трансформатора предполагает в первую очередь выбор критерия, определяющего связь электрической прочности как маломасштабной так и полномасштабной изоляции с геометрическим фактором, общим для моделей и реального трансформатора.

В качестве примера подобного подхода можно указать на используемый в настоящие время расчетный метод оценки электрической прочности главной межобмоточной изоляции трансформаторов, где электрическая ч " Л. % * прочность всего промежутка определяется электрической прочностью ближайшего масляного канала, а геометрическим фактором является ширина этого канала. Использование же в качестве геометрического фактора ширины масляного канала ограничивается рядом условий: расположением канала относительно электрода, степенью неоднородности электрического поля, площадью электродов и т.д. Поэтому этот фактор не может рассматриваться как обобщенный для всех изоляционных масляных промежутков как внутри ввода остов - фарфоровая покрышка, так и масляных промежутков экран ввода - элемент конструкции трансформатора.

Для того, чтобы определить прочность внешних масляных промежутков ЭО необходимо решить две традиционные задачи. С одной стороны для поля масляных промежутков имеющих трехмерный характер, необходимо знать допустимые воздействующие напряженности, а так же ее составляющие на поверхности твердого диэлектрика. С другой стороны необходимо иметь готовую методику расчета электрической прочности масляных промежутков произвольной формы. Так масляная изоляция промежутка экран ввода - элемент конструкции трансформатора (рис 1) представляет собой изоляцию маслобарьерного типа, но в отличие от межобмоточной изоляции для нее характерно наличие больших масляных каналов, порядка 100-100 мм. В настоящее время изоляция от экрана ввода до элемента консфукции трансформатора является практически не исследованной. Незначительный объем данных, полученный в ограниченных исследованиях крупномасштабных моделей изоляции, а также недостаточная их точность не позволяют провести надежный анализ электрической прочности изоляционных промежутков экран ввода -элемент конструкции трансформатора. В такой ситуации выбор формы экрана ввода и промежутков конструкции изоляции установки ввода производится по пути от созданного и проверенного практикой. Проверка принятого решения производится уже при испытаниях полномасштабной модели до напряжения, которое только на 10 % превышает испытательное напряжение проектируемого трансформатора. Такой подход, как показывает опыт, позволяет создать хотя достаточно надежную конструкцию изоляции, но не даст представления о величине запасов электрической прочности и не позволяет изъять необоснованно закладываемые излишние запасы.

Анализ состояния дел но разработке метода расчета изоляционных промежутков экран ввода - элемент конструкции трансформатора показывает, что пока не разработан метод расчета позволяющий определить реальные запасы электрической прочности этих узлов. Хотя потребность практики проектирования трансформаторного оборудования в этом весьма велика. Путь создания эмпирических методов расчета для каждого изоляционного узла по типу главной изоляции, на сегодня, просто неэффективен в силу больших технических трудностей и значительных экономических затрат. Поэтому, целесообразно попытаться разработать единый метод расчета, пригодный для изоляционных промежутков внешней изоляции.

Если бы в данное время имелась достаточно стройная и развитая теория пробоя технически числи о трансформаторного масла, то но позволило бы на се базе создать инженерный метод расчета маслобарьерной изоляции трансформаторов.

Анализ литературы по пробою жидких диэлектриков позволяет выделить два основных направления в изучении предпробивных явлений в жидких диэлектриках.

Согласно одному из них. разряд в жидкости рассматривается как следствие лавинообразного размножения свободных носителей зарядов в самой жидкости и используется модель, которая по существу взята из теории газового разряда и распространена на жидкую фазу вещества, но при этом имеется большое количество интерпретаций этой лавиностримерной теории. Такой подход ставит задачу связать пробивное напряжение диэлектрика с появлением первого эффективного электрона и рассматривает прочность диэлектрика как функцию чисто электронных процессов.

Согласно другому направлению, электрический разряд возникает в газовых полостях, которые либо присутствуют в жидкостях, либо образуются при воздействии напряжения (электролиз, вскипание, разложение масла). Но и в этом направлении имеется большое количество противоречивых интерпретаций теории пробоя жидких диэлектриков, а также и несогласованности с экспериментальными данными.

Сегодня существует большое количество теорий пробоя жидких диэлектриков. Но не одна из них не позволяет дать инженерные

Рис. Внешний масляный промежуток «экран ввода - стенка бака»

1 - ввод;

2 - экран ввода;

3 - обмотка;

5 - иилшшры;

6 - прессующее кольао;

7 - консоль,

8 - фланец;

9 - емкостное кольцо. соотношения подбора оптимальных параметров для реальных конструкций.

В связи с отсутствием перспектив развития теории пробоя жидких диэлектриков в ближайшие 5-10 лет исследователи крупных фирм по производству трансформаторного оборудования обратились к статистическим подходам для описания известных из практики количественных соотношений и зависимостей пробоя масла. Это привело к разработке статистической теории пробоя жидких диэлектриков.

Статистический подход вызван тем, что характеристики технически чистого трансформаторного масла обладают большим разбросом параметров. которые необходимо учитывать при проектировании изоляционных конструкций сверх высокого напряжения (СВН) и ультровысокого напряжения (УВН). Статистическая теория базируется на основе понятия слабого звена и уравнения слабого звена. Понятия слабого звена подразумевает мнкро и макропроцессы, которые происходят в масляном промежутке, но не требует изучения физики этих процессов, а и »умаются непосредственно количественные соотношения пробивного напряжения жидкости на уровне тех характеристик, которыми оперирует рафлГчичик и юлянионпыч конструкции (напряженность поля, и юляцпонные расстояния, коэффициент неоднородности поля и т.д.). Такой подход позволяет на данном этапе разработать пока только инженерш и"! метод расчета. Но введение понятия слабого звена позволит в будущем. когда будет разработана обшая теория пробоя жидких диэлектриков на уровне мнкро и .макропроцессов, детализировать с кинетическую теорию пробоя масла

2. КОНСТРУКЦИЯ 'ЭЛЕКТРОДОВ. ТЕХНОЛОГИЯ ПОДГОТОВКИ МЛСЛЛ, МЕТОДИКА ПРОВЕДЕНИЯ ЭКСИЕРИМЕТЛ.

Исследования статистических пробивных характеристик чисто масляных промежутков проводились на электродных устройствах малых размеров, образующих однородное и неоднородное иоле. Размеры промежутков изменялись от 2.4 до 16 мм. На электродных устройствах тина плоскость-плоскость с однородным полем определялись статистические пробивные характеристики масляных промежутков, закон распределения пробивных напряженностей в зависимости от величепы напряженного объема масла (НОМ) заключенного между электродами. Напряженный объем масла изменялся от 4 до 1800 см'.

На электродных устройствах типа шар - плоскость с неоднородным полем, так же исследовались статистические пробивные характеристики и закон распределения пробивных налряженностей, масляных промежутков в зависимости от НОМ, и определялся эквивалент НОМ в неоднородном поле, поскольку в реальных конструкциях изоляционные промежутки имеют неоднородное поле. НОМ в этих электродных устройствах изменялся от 0.02 до 0.2 см\

На этих электродных устройствах применялась достаточно трудоемкая методика в соответствии с задачей определения закона распределения пробивных напряженностей, а так же определялись пробивные напряженности в области малых вероятностей пробоя. В основе методики лежит ступенчатый подъем напряжения и многоразовое, (20-и кратное) воздействие напряжения каждой ступени на исследуемый промежуток. Поскольку эта методика требует многократных воздействий ни промежуток, то была выполнена быстродействующая схемная зашита, обеспечивающая стабильность электрической прочности масла в течении 5-10 опытов. Конструкция испытательного бака обеспечивала постоянный уровень влага и газосодержания в течение эксперимента.

Влияние твердой изоляции на пробивную прочность на масляного промежутка от НОМ изучалось на электродной системе (полированным отвод — плоскость. Этот же промежуток имитирует нижнюю часть ввода в месте присоединения к обмотке. Исследования зависимости пробивной прочности от НОМ, характерных для реальных слабых узлов конструкций изоляции трансформатора проводились на лабораторных макетах слабых узлов трансформатора. Для моделирования этих узлов наиболее подходящими изоляционными промежутками являются электродная система цилиндр - плоскость, имитирующая изоляцию обмотка - аенкл бака и электродная система тар - плоскость, имитирующая изоляцию экран ввода - элемент конструкции трансформа юра

3. ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНЫЕ ИССЛЕДОВАНИЯ ОСНОВНЫХ ПОЛОЖЕНИИ ВЕРОЯТНОСТНОЙ ТЕОРИИ ПРОБОЯ В ТРАНСФОРМАТОРНОМ МАСЛЕ.

3.1 Общие положения.

Расчет масляной изоляции построен на знании допустимой вероятности пробоя данного изоляционного промежутка при воздействии заданного уровня напряжения. Задача оценки электрической прочности решается, если для проектируемой изоляционной конструкции известна функция распределения пробивной вероятности. Для оценки прочности произвольных изоляционных масляных конструкций необходимо иметь зависимость функции распределения пробивной напряженности от фактора определяемого геометрией изоляционной конструкции, от степени загрязнения масла и от времени воздействия напряжения. Указанные факторы являются основными из множества других влияющих на пробивную напряженность масла.

Была построена математическая модель пробоя трансформаторного масла, отражающая зависимость пробивной напряженности от НОМ, количества частиц в масле п и времени воздействия Т. Наличие большого разброса пробивной напряженности трансформаторного масла говорит, что эта закономерность должна носить статистический характер, а экспериментальной основой должны быть исследования пробивных статистических характеристик масла.

3.2 Математическим аппарат вероятностной теории пробоя трансформаторного масла.

В основу принятой модели пробоя положено, что пробой масла вызывают присутствующие в нем взвешенные частицы, т.е. прочность определяется не только воздействующей напряженностью Е, временем воздействия Т, по и количеством частиц п находящихся в объеме V. Предположим, что любая частица в объеме V имеет равную вероятность вызывать полный пробой масляного промежутка, хотя вероятность возникновения пробоя при наличии этой частицы мала. Таким образом появление частицы в НОМ и есть появление слабого звена в НОМ Вероятность его появления будет определяться временем воздействия напряжения *Г и количеством частиц п. Связь вероятности пробоя Р, пробивной напряженности Е, напряженного объем V, количества частиц в объеме п и времени Т получим из уравнения слабого звена.

Если в объеме масла присутствует п частиц. Уравнение слабого звена позволяет связать вероятность пробоя промежутка с количеством в нем присутствующих п частиц, зависимостью: где Р - вероятность пробоя масляного промежутка при наличии в нем п частиц; Р1 вероятность пробоя единичного объема; п - количество частиц.

Количество частиц п равно: р«( 1-Р, )' п = (п,* V) где П| - концентрация частиц в масле.

Далее, выполнив ряд преобразований, приняв ряд упрощений, удалось связать вероятность пробоя Р , Через Т, V и П1 зависимостью:

Р = 1 - ехр( - п,.У.Т(Е/Е,)с), 3.

Выражение 3.3 по структуре представляет собой функцию распределения Вейбулла, отличающуюся от стандартной лить множителем пь Наличие множителя П1 влияет на форму распределения и позволяет связать количественно вероятность пробоя Р масляного промежутка произвольной формы, при воздействии напряженности К п течении времени Т при объеме масляной изолцин V с концентрацией частиц П|. В 3.3 функциональная зависимость Е дана в неявном виде. Преобразуем 3.3 относительно Е, получим:

Е = 1п (1/(1-Р)) "с * (п , *У*Т) "|/с * Е , + Е о , 3. где Ео - напряженность, к которой стремится пробивная напряженность, рассматриваемых разрядных промежутков, кВ/мм: Е1 - электрическая прочность единичного объема, кВ/мм.

Выражение (3.4) отражает зависимость пробивной напряженности сп комплекса конкретно измеряемых величин. Исследование влияния на пробивную прочность сразу всех трех параметров П|, V и Т является задачей технически очень сложной и экономически неоправданной.

При создании изоляционных конструкций для данного класса напряжения уровень испытательных напряжений, время воздействия напряжения Т, вероятность возниковения пробоя Р известны и являются постоянными. Заданы и требования к качеству масла в виде электрической прочности в стандартном разряднике, которая коррелируется с определенным качественно-количественным составом механических примесей. Варьируемой величиной, характеризующей изоляционный промежуток остается только НОМ (V).

Зависимость пробивной напряженности при постоянной вероятности пробоя Р, постоянной концентрации П| и постоянном времени воздействия напряжения Т от величины напряженного объема V описывается выражением:

Е = К3*Е, Ео , 3. где влияние 111 и Т учитывается коэффициетами К3, а и Ео, получаемыми эмпирическим путем. Поэтому одной из первых задач при исследовании зависимости пробивной напряженности от НОМ, является исследование пробивных статистических характеристик масла и проверка согласия опытного распределения пробивиых напряженностей с теоретическим распределением Вейбулла при изменении НОМ на 3-4 порядка в однородном поле и неоднородном поле, а также на крупномасштабных моделях.

3.3 Экспериментальная проверка объемном статистической теорией пробоя трансформаторного масла

В результате проведенных исследований установлено, что выбранная математическая модель пробоя трансформаторного масла на основе уравнения слабого звена достаточно хорошо отражает результаты экспериментальных исследований пробивных напряженностей н средне-квадратичных отклонений, как при одноминутном напряжении так и при воздействии грозового импульса в однородном поле. Показано, что пробивная напряженность трансформаторного масла в диапазоне изменения НОМ от 4 до 20000 см' не противоречит гипотезе о соответствии теоретическому закону Вейбулла.

Показано, что в области вероятностей от 5 до 95% при описании закона распределения пробивных напряженностей масла, различия между законом Вейбулла и нормальным не обнаружено.

Эти исследования показали, что в технически чистом трансформаторном масле на пробивную прочность наибольшее влияние оказывает НОМ.

Экспериментальное определение величины НОМ в неоднородном поле выполнялось путем изучения следов пробоя на поверхности электродов (рис.2), то есть после опыта на каждой электродной системе изучались следы пробоя, подсчитывалось и анализировалось общее число следов пробоя и плотность их распределения на поверхности электродов. Эксперимент показал, что для того, чтобы лучше учитывать пробивные явления в области малой вероятности с учетом плотности следов на поверхности электродов, в качестве границы НОМ нужно пршшь эквиградиенту, напряженность па которой составляет 80% от максимальной напряженности.

Показано, что распределение пробивных напряженностей для трех электродных систем, образующих неоднородное поле, при воздействии грозового импульса и одноминутного напряжения не противоречит гипотезе о соответствии теоретическому закону распределения Вейбулла. а) СТЕРЖЕНЬ - ПЛОСКОСТЬ

Коэфф. использования п=0,

О.ВЕтах

Область 1 - количество следов составляет 92 - 96% от общего числа следов.

Область II - количество следов составляет 5-8% от общего числа следов.

Ь) СТЕРЖЕНЬ - ПЛОСКОСТЬ с) ШАР - ШАР

Коэфф. использования п=0,218 Коэфф. использования »=0,

Область I - количество следов составляет 90 - 93% от общего Области 1 и II сливаются числа следов.

Область II - количество следов составляет 7-10% от общего числа следов.

Рис. 2. Картина следов пробоя на стержне электродной системы стержень - плоскость

Далее ставился вопрос о выявлении зависимости пробивной напряженности от НОМ на электродных устройствах близких по размеру и по конструкции к изоляционным промежуткам, имеющим место в реальных трансформаторах. Масляный промежуток шар-плоскость близок по конфигурации к конструкции изоляции установки ввода. Промежуток цплнпдр-илоскость подобен изоляционной конструкции обмотка-стенка бака. Цилиндр имел диаметр 800 мм, а промежуток изменялся от 50 до 150 мм. Эти два типа промежутков позволяют охватить все возможные диапозоны НОМ, имеющиеся в реальных трансформаторах.

Пробивные напряженности с 50% вероятностью не определялись вследствие того, что наибольший интерес представляют пробивные значения в области малой вероятности. Минимальная вероятность пробоя при исследовании больших масляных промежутков (БМП) составляла 10%. Результаты проведенных исследований показали явно прослеживающуюся зависимость 10% пробивкой напряженности от 80% НОМ (рис.2). Так при увеличении НОМ с 24 см1 (шар, диаметр 62,5 мм; .4=100 мм) до 19334 см' (цилиндр, диаметр 800 мм, 5=100 мм) 10% пробивная напряженность при олноминутио.м напряжении изменилась с 11,36 кВ'мм до 3,43 кВ/мм, то есть уменьшилась в 3,4 раза.

Экспериментальные 10% пробивные напряженности для больших ( 50150 мм ) и малых масляных промежутков при воздействии грозового импульса для масел с прочностью 75 и 65 кВ в СР были объединены, также сравнительная экспериментальная проверка па маслах с прочностью 75 и 65 кВ в СР при воздействии грозового импульса не показала разницы в пробивных напряженностях, как это было обнаружено при воздействии одноминутного напряжения.

Па электродной системе шар - плоскость ( диаметр 62 мм, Б=50 мм ) изучались следы пробоев на поверхности шара. Картина следов отличается от картины, полученной для электродной системы с малыми расстояниями. Поскольку, число пробоев для этой системы было в 200 раз меньше, чем для электродных систем с 5=5-20 мм, то обнаружить явно выраженные области не удалось. Но тем не менее из II следов пробоя 3 находятся в зоне, где Е изменяется от 0.9* Е,ич до 0.8* Е11|ау, то есть около 30% следов находятся в этой зоне. Поэтому для небольшого количества пробивных значений (порядка 10-15) использование в качестве напряженного объема 80% НОМ позволяет более точно отразить физическую сущность изучаемой зависимости.

При разработке современных мощных трансформаторов очень часто практикуется разнесение обмоток по стержням. Вследствии этого появляются сложные схемы соединения отдельных частей обмоток ВН и НН. Эта коммутация осуществляется отводами, длина которых колеблется от 0.5 м до 10 м, а потенциал достигает 100%.

При проектировании изоляции отводов, выбору подлежат толщина бумажной изоляции и величина масляного промежутка. В комбинации пропитанная маслом бумага - чисто масляный промежуток наименьшей прочностью обладает масло. В такой изоляции нарушение электрической прочности начинается с частичных разрядов достаточно высокой интенсивности (10"7кл). Это влечет за собой пробой масляного канала и вызывает повреждение одного из слоев кабельной бумаги. Напряжение возникновения ЧР с интенсивностью Ю"7 кл. то есть пробой масляного канала рассматривается как критерий, определяющий электрическую прочность изоляционной конструкции отвод-плоскость. Принимая во внимание, что в изоляционном узле отвод-плоскость нарушение электрической прочности начинается с пробоя масляного промежутка, целесообразно изучить возможность использования в качестве основного геометрического фактора, определяющего электрическую прочность 80% НОМ, как было сделано для чисто масляных промежутков. Но в качестве максимальной напряженности рассматривать максимальную напряженность на поверхности твердой изоляции, а за НОМ принять объем масла заключенный между поверхностью твердой изоляции и 80% эквнградиентой в масле.

В результате исследования пробивной прочности моделей отвод-плоскость при воздействии одноминутного напряжения обнаружена зависимость пробивной напряженности от 80% ПОМ. Гак для одной модели с НОМ 1.14 см' пробивная напряженность составляет 11.17 кВ/мм, а увеличение НОМ в 300 раз дает уменьшение пробивной напряженности до 4.45 кВ/мм, то есть в 2.64 раза.

4. РАЗРАБОТКА МЕТОДА РАСЧЕТА МАСЛЯНОЙ ИЗОЛЯЦИИ ПРОИЗВОЛЬНОЙ ФОРМЫ НА ОСНОВЕ ОБЪЕМНОЙ СТАТИСТИЧЕСКОЙ ТЕОРИИ ПРОБОЯ МАСЛА.

На основе полученных четырех экспериментальных зависимостей пробивной напряженности от НОМ при воздействии одноминутного напряжения и грозового импульса была разработана методика расчета выдерживаемых напряжений для изоляционных промежутков произвольной конфигурации, как чисто масляных так и с наличием твердой изоляции.

После регрессионного анализа было получено аналитическое выражение 10% пробивной напряженности от НОМ для масла с прочностью 75 кВ в СР при воздействии одноминутного напряжения в области изменения НОМ от 0.02 см5 до 2000 см':

Е,«% =21* V'"6 + 2 (кВ/мм). 4.

График зависимости показан на рис.3, кривая 1.

V, см '

Рис .*>

1 - масло 75 кВ в стандартном разряднике (1. мим 50 Гц)

2 - масло > 65 кВ в стандартном разряднике (Гмин. 50 Гц)

3 - масло > 55 кВ в стандартном разряднике (I мин 50 Гц)

•4 - масло > 75 кВ в стандартном разряднике (грозовой импульс)

Для масла с прочностью 65 кВ в СР после регрессионного анализа было получено аналитическое выражение 10% пробивной напряженности от НОМ при воздействии одноминутиого напряжения в области изменения НОМ от 20 см'до 20000 см':

Е„,у. = 13 * V'1"' + 2 (кВ/мм). 4.

График зависимости показан на рис.3, кривая 2.

Для масла с прочностью 55 кВ в СР на основе регрессионного анализа получено аналитическое выражение 50% пробивной напряженности от НОМ при воздействии одноминутного напряжения в области изменения НОМ от 0.1 см* до 400 см' и перечитано на 10% пробивную напряженность:

Ею% =10 * У1'4 + 2 (кВ/мм). 4.

График зависимости показан на рисЗ, кривая 3.

Выражения 4.1,4.2 и 4.3 получены с надежностью 0.99.

При воздействии грозового импульса различия в пробивных напряженностях для масел с прочностью 75 кВ и 65 кВ в СР, как сказано выше, обнаружить не удалось. Поэтому экспериментальные данные для обоих масел объединялись и уже вся эта масса точек подвергалась регрессионному анализу. При этом на регрессионный анализ накладывались дополнительные условия в виде учета коэффициента импульса. Вид регрессионного уравнения для импульсной зависимости отличается от вида уравнения принятого для одномннутного напряжения. Регрессионная модель имеет вид Е = а*У'|/т и отличается от уравнения для одномннутного воздействия отсутствием свободного члена -своеобразной константы пробивной напряженности. Проведенный регрессионный анализ показал, что только уравнение вида Е = а*\",/т позволяет удовлетворить наложенные дополнительные условия по коэффициенту импульса. В результате было получено аналитическое выражение для 10% пробивной напряженности для масла с прочностью 75 - 65 кВ в СР при воздействии грозового импульса в области изменения НОМ от 0.02 см' до 20 000 см':

Еш% = 68 * V""7 (к-В/мм). 4.

График зависимости показан на рис.3, кривая 4.

На основании полученных эмпирических зависимостей предложена следующая методика оценки электрической прочности масляных изоляционных конструкций:

1. Расчитывается максимальная напряженность на поверхности, причем

- для чисто масляных промежутков на поверхности электрода;

- для промежутков с бумажно-масляной изоляцией на поверхности твердой изоляции;

2. Расчитывается напряженный объем масла заключенный между поверхностью, на которой Е„„ , и эквигряднентной поверхностью, на которой напряженность 0.8 Емах;

3. По значению напряженного объема определяется допустимая напряженность.

Предложенная методика была апробирована. Для этого были взяты хорошо известные зависимости пробивных напряжений от ширины масляного канала для масляных промежутков шар-плоскость и цилиндр-плоскость при воздействии одноминутного напряжения и грозового импульса. На этих кривых изоляционные расстояния изменялись от 10 мм до 250 мм, а размер шара или цилиндра от 50 мм до 209 мм. На каждой кривой выбирались точки. По ним определялись размеры шара (цилиндра) и масляного промежутка. После чего с применением персонального комшотора определялись Епшч., величина НОМ, а по одной из зависимостей 50% пробивное напряжение. Сравнение экспериментальных и расчетных значений 50% пробивных напряжении выявило хорошее схождение результатов. Эта расчетная проверка позволила сделать вывод о том, что полученные зависимости (4.1-4.4) не входят в противоречие с классическими зависимостями пробивного напряжения от ширины масляного канача, а лишь повторяют их в достаточно широком диапазоне изменения геометрических размеров шара (цилиндра) и межэлектродного расстояния.

5. МОДЕРНИЗАЦИЯ ВВОДОВ, НАХОДЯЩИХСЯ В ЭКСПЛУАТАЦИИ, С ЦЕЛЬЮ ПОВЫШЕНИЯ НАДЕЖНОСТИ ИХ РАБОТЫ В ЭНЕРГОСИСТЕМАХ.

5.1.Основные проблемы аварийности трансформаторного оборудования, вызванные разрушением высоковольтного ввода , диагностика вводов в процессе эксплуатации.

Решать проблему аварийности эксплуатируемого трансформаторного оборудования, связанную со старением внутренней изоляции высоковольтного [в/в] ввода под воздействием тепловой и электрической нагрузки, можно в следующих двух направлениях:

1. Путем расширения и совершенствования диагностики в/в вводов, находящихся в эксплуатации;

2. Путем создания новых в/в вводов, имеющих повышенный коэффициент запаса электрической прочности, или модернизации эксплуатируемых вводов, направленной на повышение коэффициента запаса электрической прочности.

За последние 20 лет диагностика эксплуатируемых вводов развивался достаточно интенсивною метод диагностики на основе хроматографического анализа растворенных газов [ХАРГ] Однако сегодня можно утверждать, что диагностика эксплуатируемого ввода только на основе ХАРГ не дает однозначно трактуемых результатов. Постоянное совершенствование и углубление этого метода, разработка на его основе новых подходов требует больших материальных и временных затрат, поэтому в ближайшее время трудно ожидать значимого прорыва в области диагностики в/в вводов, а проблема аварийности трансформаторного оборудования по-прежнему остается актуальной.

Анализ аварийности множества эксплуатируемых типов трансформаторов, автотрансформаторов и реакторов показал, что аварии, вызванные разрушением изоляции в/в ввода, происходят в основном на трехфазных трансформаторах и автотрансформаторах мощностью 250000 , 200000 и 125000 кВА классов напряжения 500 , 330 , 220 и 110 кВ.

Анализ также показал, что в/в вводы производства ЗЛО "Мосизоляюр" типа ГМТПА-30-500/1600 У1, заводской чертёж № 2ШЦ.800.085, с которыми произошло наибольшее число аварий на трансформаторах ТДЦ-250000/500 и автотрансформаторах АТДЦТН-250000/500/110, работают безаварийно на более сложных автотрансформаторах АТДЦТП-417000/750/500. Нет аварий с в/в вводами на напряжение 750 кВ на автотрансформаторах АТДЦТН-417000/750/500. АТДЦТН-333000/750/330 и трансформаторах ТДЦ-417000/750, хотя количество последних, находящихся в эксплуатации со сроком наработки свыше 20 лет, в .>-1 рЛ ¡а превышает количество автотрансформаторов АТД1П I1-250000/500 110.

Основную картину по аварийности реакторным оборудованием класса 500 и 750 кВ определяет реактор РОДЦ-110000/750. Аварийность на этих реак-горах, составляет 4,5%, а для РОДЦ-60000/500 - 0,92" (I (HO .TitKHMM ВЭН), что является полной противоположностью по отношению к аварийности трансформаторного оборудования 500 и 750 кИ. Следует отметить, что все эти аварии происходят в большинстве из-за перекрытия по внутреннем поверхности фарфоровой покрышки находящийся о масле ввода, реже из-за перекрытия по внешней поверхности остова. Пробой изоляции остова практически отсутствует.

Сравнительный анализ условий работы в/в вводов на аварийном А'ГДЦТН-2 50000/500/110 и неаваринном АТДЦТН-417000/750/500 автотрансформаторах позволил определить различия в условиях работы и найти пути модернизации в/в вводов для повышения их надежности.

5.2. Решение проблемы аварийности 750 кВ реакторов, вызванной разрушением ввода.

В последние 10 лет отмечается повышенная аварийность (4.72%) герметичных реакторных вводов типа ГМБР-750/315, связанная с перекрытием изоляции нижней половины ввода по внутренней поверхности фарфоровой покрышки. Существенно меньшее число повреждений такого типа (0.92%)происходит с реакторными вводами класса 500 кВ

Анализ возможных причин возникновения такого вида аварий дает основания сделать предположение, что основной причиной перекрытия внутренней изоляции ввода является старение масла во вводе, приводящее к существенному снижению его электрической прочности до такого уровня, когда запаса прочности вложенного в конструкцию становится уже недостаточно для компенсации этого снижения.

Одним из путей апробации правильности высказанного выше предположения может быть сравнительная оценка запасов электрической прочности внутренней изоляции реакторных вводов 750 и 500 кВ в условиях работы их в реакторе с учетом снижения этих запасов при ухудшении характеристик масла. Решение этой задачи и является одной из целен настоящей работы и состоит из следующих этапов:

- расчет и анализ распределения электрического поля в конструкции реакторных вводов 500 и 750 кВ при установке их в реакторе и при эксплуатационных воздействиях:

- оценка запасов электрической прочности в условиях испытания и в условиях эксплуатации, оценка возможного снижения коэффициентов запаса при ухудшении характеристик трансформаторного масла.

Узел установки ввода шунтирующих реакторов 500 н 750 к В броневого типа представляет собой весьма сложную систему, в которую входят практически все элементы конструкции: собственно реактор - обмотка, детали магнитном системы (горизонтальные шунты), опорные конструкции, обеспечивающие механическую прочность обмотки этажерка, элементы конструкции крепления отводов и наконец составные части конструкции ввода, а именно остов, внешняя фарфоровая покрышка, узел крепления остова ввода.

При построении расчета распределения электрического поля в такой сложной системе необходимо выполнить следующее требования:

- в расчете должно быть обеспеченно воспроизведение электрического поля создаваемого в реальных условиях наложением электрических полей обмотки и системы конденсаторных обкладок ввода.

При выполнении этого требования исходили из следующего. Во всех интересующих нас случаях разряд развивался в масляном канале между остовом ввода и фарфоровой покрышкой.Внутренняя изоляция остова повреждений при этом не имела. В связи с этим оценка запасов электрической прочности во внутренней изоляции остова не производилась.

Конструкция узла установки ввода в реакторе 500 и 750 кВ имеет осесимметричный характер, что позволяет принять за основу осесимметричную расчетную модель.

В расчетной модели воспроизводились во первых обмотка реактора с линейным распределением потенциалов по катушкам, во вторых заземленные горизонтальные шунты в той части, где они выходят за внутренний диаметр обмотки и в третьих, опорная фарфоровая конструкция. Ввод в расчетной модели воспроизводился во первых поверхностью конуса, образованного краями обкладок, по которой задавалось равномерное распределение потенциалов и во вторых наружной изоляцией остова, вклчающей бумажную изоляцию, бакелитовые цилиндры, подпорные гетинаксовыс шайбы. В расчетной модели воспроизводились также масляные каналы между остовом и покрышкой, сама фарфоровая покрышка.

Расчет электростатического поля был выполнен с помощью пакета прикладных программ POISS-2.

При проведении расчетов учитывались различные диэлектрики: бумажная изоляция с диэлектрической проницаемостью с-?\5, бакелитовые цилиндры с с=6, гетинаксовые опорные шайбы с е=6, опорный стакан из прессматериала с г.=6 и трансформаторное масло с с-2 J. При этом определялись величины следующих наприжснностсй:

-тангенциальная и нормальная составляющие напряженности в масле по поверхностям фарфора и остова; результирующая напряженность в масляном канале между остовом ввода и фарфоровой покрышкой Определялся напряженный объем масла (в неоднородных полях -объем масла, заключенный между поверхностью электрода и SO",, эквиградиснтноП поверхностью, в однородном поле весь объем масла в межэлектродном промежутке).

На рис.4 представлена картина поля в конструкции изоляции установки ввода реактора 750 кВ.

Очевидно, что распределение электрического поля имеет ряд особенностей: в области от нижнего диэлектрического стакана ввода до первою уступа остова поле имеет радиальный характер (рис.5), а от нерпою уступа остова до последней заземленной обкладки поле является осевым и однородным (рнс.4). В этой области поле в масляном канале ввода и реакторе обладает высокой степенью однородности. Величина средней напряженности равна 0.11%/мм, напряженный объем в масляном канале между остовом ввода 750 кВ и фарфоровой покрышкой составляет 35000 см\ в масле реактора он на порядок больше.

Рис. 4 Общая картина электростатического поля в установке ввода реактора 750 кВ

Рис. 5 Фрагмент карт ины электростатического поля в зоне крепления остова ввода В результате проведенного анализа можно сделать вывод, что в броневой конструкции реактора при установке ввода внутри обмотки суммарное электрическое поле обмотки и конденсаторных обкладок остова ввода формирует в масляном канале между остовом и покрышкой однородное поле с осевым направлением силовых линий, что обуславливает большой напряженный объем масла и большую (равную высоте нижней покрышки) длину расчетной силовой линии. Точно такая же ситуация создается в масляном канале снаружи обмотки и ввода в реакторе.

Характер в распределения поля в масляном канале снаружи остова реакторного ввода и трансформаторного ввода существенно отличаются. Дело в том, что при установке ввода снаружи обмотки, как это принято в трансформаторе, электрическое поле имеет преобладающую радиальную составляющую, и длина расчетной силовой линии, по которой оценивается электрическая прочность масляного канала, относительно невелика, практически равна физической ширине масляного канала. Это определяет более высокую электрическую прочность масляного канала.

Оценка запасов электрической прочности внутренней изоляции ввода производилась применительно к условиям его работы при установке в реактор. По этой причине при определении величин воздействующих напряженностсй за основу принимались испытательные напряжения реактора, а не отдельно испытываемого ввода.

Рассмотрим теперь ту часть масляного канала между остовом и фарфоровой покрышкой, где силовые линии направлены практически вдоль поверхности остова и покрышки. В предыдущем разделе уже отмечалось, что поле в этой части масляного канала достаточно однородно, длина силовой линии практически равна длине фарфоровой покрышки. Для оценки электрической прочности такого масляного промежутка необходимо использовать те закономерности, которые определяют электрическую прочность масляных промежутков с однородным нолем и большим напряженным объемом.

Достаточно надежная оценка запасов электрической прочности в этом случае может быть произведена только для двух видов воздействующего напряжения: одноминутного напряжения промышленной частоты и коммутационного импульса. Электрическая прочность больших масляных промежутков весьма существенно зависит от качества масла (пробивного напряжения в стандартном разряднике). При оценке запасов электрической прочности больших масляных промежутков (масляный канал в осевом направлении) в исходном состоянии вводов использовались зависимости Ел„„=1"(НОМ), которые были получены для масла с электрической прочностью в стандартном разряднике равной (о кВ/2.5мм. Напряженный объем (V(HOM)) в масляном канале ввода 750 кВ составляет 35000 см\ во вводе 500 кВ - 25000 см\ Результаты оценки коэффициентов запаса приведены в таблицах I и 2.

Таблица I

ОЦЕНКА КОЭФФИЦИЕНТОВ ЗАПАСА ЭЛЕКТРИЧЕСКОЙ ПРОЧНОСТИ БОЛЬШОГО МАСЛЯНОГО ПРОМЕЖУТКА ВНУТРИ ВВОДА 750 кВ

Расчетный Вид Электрическая. Прочность. КЗ при масляный воздействия Масла в станд.разряднике 65 электриче промежу- кВ КЗ ской проток чности

11апряжсн.в масл.канале масла

II воздействующая II дои 55кВ мм кВ/мм кВ/мм (30-40кВ)

Остов фарфоров. ОГ1Ч 0,99 2,46 2,53 0,

Покрышка 0,

-втулка КИ 1,84 4,58 2,

Результаты расчета показывают, что коэффициенты запаса электрической прочности большого масляного канала ввода 750 кВ достаточно высокие, а именно около 2.5, что при исходном качестве масла (05 кВ/2.5мм) обеспечивает с достаточной надежностью требуемую электрическую прочность. Необходимо отметить также, что коэффициенты запаса во вводе 500 кВ, примерно в 1.5 раза выше, чем во вводе 750 кВ.

Таблица

ОЦЕНКА КОЭФФИЦИЕНТА ЗАПАСА ЭЛЕКТРИЧЕСКОЙ ПРОЧНОСТИ БОЛЬШОГО МАСЛЯНОГО ПРОМЕЖУТКА ВНУТРИ ВВОДА 500 КВ

Расчетный Вид Электрическая прочность КЗ при масляный воздействия масла в станд.разряднике 65 электриче промежу- кВ КЗ скон проток- чности

Напряжен.в масл.канале масла

Е воздействующая Е доп <50кВ мм кВ/мм кВ/мм (30-40кВ)

Остов фарфор.по ОПЧ 0,617 2,5 4,05 1, крышка -втулка КИ 0,098 1,27 4,58 5,

Учитывая, что есть некоторые основания предполагать, что повреждение реакторных вводов, проявляющее себя как перекрытие масляного канала снаружи остова ввода, является результатом снижения электрической прочности (качества) масла. Целесообразно оценить, в какой мере это снижение может повлиять на коэффициенты запаса, то-есть. отражают ли полученные коэффициенты запаса ситуацию при работе ввода в эксплуатации.

Влияние снижения качества масла на запасы электрической прочности может быть оценено только применительно к воздействию одномниутного напряжения промышленной частоты, так как-экспериментальных данных при воздействии коммутационного импульса или рабочего напряжения практически нет. Влияние снижения качества масла на электрическую прочность больших масляных промежутков зависимости от величины напряженного объема.

В нашем случае мы имеем объем масла равный 35000 см'. Расчет запасов электрической прочности был сделан с применением зависимости 4.2. При эксплуатации ухудшается качество масла за счет повышенного влагосодержания и его старения. При ухудшении качества оценка прочности масла должна выполнятся с применением зависимости 4.3. Расчет прочисти масла с применением зависимостей 4.2 и 4.3 показывает на снижение электрической прочности при эксплуатации примерно в 2.7 раза (5.8/2.08=2.7). Таким образом, если обратиться к таблицам I и 2, коэффициент запаса при воздействии одноминутного напряжения промышленной частоты снизится в канале между остовом и покрышкой ввода 750 кВ до 2.53/2.7=0.94, а в соответствующем масляном канале виола 500 кВ до 4.05/2.7=1.5.

Эта оценка показывает, что снижение качества масла в реакторных вводах опасно для ввода 750 кВ на запас электрической прочности во вводе 500 кВ коэффициент запаса остается еще достаточно большим - 1.5. Анализ повреждений реакторных вводов 500 кВ и 750 кВ в эксплуатации показывает, что аварийность вводов 500 кВ существенно ниже аварийности вводов 750 кВ(0.92% против 4.7%),.

5.3. Модернизация вводов, находящихся в эксплуатации, с целью повышения надежности нх работы в энергосистемах.

Расследования аварий трансформаторного оборудования по причине перекрытия во вводе позволили выявить следующие факты: - остов ввода не имеет разрушений; это говорит о том, что в момент аварии остов ввода не теряет своей электрической прочности;

• на внутренней поверхности нижней фарфоровой покрышки ввода имеются следы развивающихся разрядов и, как правило, желтый осадок;

- на трансформаторных вводах, имеющих нсэкрапированную подпорную гайку, обнаруживаются следы разрядов на подпорной гайке;

- при разборке большого количества вводов был обнаружен желтый налет на нижней фарфоровой покрышке и отсутствие следов развивающегося разряда на внутренней поверхности нижней фарфоровой покрышки;

- все аварии имели место со вводами, залитыми маслом Т-750;

- при обследовании большого количества вводов, снятых после 6-12 лет эксплуатации, обнаружено, что прочность масла в стандартном разряднике из нижней части этих вводов значительно ниже 45 кВ :

- аварийность трансформаторного оборудования, вызванная перекрытием внутри ввода, имеет региональный характер и чаше встречается в теплых регионах.

На рис.6 приведены характерные примеры, иллюстрирующие механизм нарушения электрической прочности в нижней части ввода, выявленные но роультатам расследования аварии на подстанции "Бунская" Пашкирэисрго.

В начале УОх годов появились новые представления о процессах старения, происходящих п трансформаторном масле при воздействии тепла и электрического поля.

В ряде работ показано влияние ¡емперагуры на скорость старения масла, а следовательно, и на его ресурс. Так увеличение температуры па X-Ю"С увеличивает скорость старения в два раза.

На основе лабораторных исследований В11ПИЭ устанавливается свян, повреждаемости вводов с изменениями, происходящими в трансформаторном масле в процессе эксплуатации. Процесс ухудшения масла объясняется образованием коллоидных частиц, появляющихся в результате образования мыл. которые в свою очередь возникают при взаимодействии окисленных углеводородов с металлами, в первую очередь с медью, что приводит к образованию осадка на фарфоре и развитию поверхностного разряда.

В ряде работ показано, что при действии температуры свыше 80 С" на трансформаторное масло Т-750 происходит образование растворенной влаги из связанной, что приводит к значительному уменьшению прочности масла. Этим явлением объясняется уменьшение коэффициента запаса масляного канала внутри ввода, что и является причиной перекрытия внутри ввода.

В эксплуатации, скорее всего имеют место оба процесса старения масла. Какое явление в каждом случае преобладает определяется конкретными условиями работы трансформатора. а) Авария с в волом, лаполнснным »мелом ГК с непродолжительным сроком эксплуатации (менее I соля 1 Следы налета от продуктов старении масла отс>тств\ют

6) Разборка ввода, таполнеиного маслом Т-75», с соседней неповрежденной фпш

Рис. 6 Примеры повреждения вводов 500 кВ на подстанции «Буйская» Башкирэиерго

С учетом выше изложенных фактов, можно констатировать, что основной причиной аварийности герметичных вводов с бумажно-масляной изоляцией является не дефект изготовления, а ухудшение изоляционных свойств трансформаторного масла в процессе эксплуатации, приводящее к перекрытию в нижней части ввода. Можно сказать, что основным фактором определяющим старение масла является сочетание тепловой и электрической нагрузки на масло во вводе в эксплуатации. Эти нагрузки различны для различных типов трансформаторов, а потому и скорость старения и, как следствие, уменьшение электрической прочности масла в процессе эксплуатации различны. В тех конструкциях, где эти нагрузки на масло ввода велики, нарушения изоляции но вводе возникают быстрее и, как следствие, быстрее происходит авария трансформатора. Таким образом вопрос согласования конструкции изоляции ввода с трансформатором является очень актуальным для решения проблемы аварийности трансформаторного обору дования.

Наиболее простое решение для трансформаторов, находящихся в эксплуатации 5-15 лет, видится не в модернизации конструкции трансформатора, а в модернизации ввода, а именно его нижнего узла, которая позволила бы уменьшить электрические нагрузки на масло во вводе.

Такой подход был опробован на ЗЛО "Мосизолятор" при проектировании новой серии вводов 500 кВ.

Однако продолжается эксплуатация большого числа вводов 500 к В прежней разработке (заводской черт. 2ШЦ.800.085), а быстрая замена их на модернизированные не реальна Попытка снизить повреждаемость этих вводов, используя анализ растворенных в масле газов, не привела к существенному снижению их отказов, но резко увеличила трудоемкость обслуживания и вызвала риск дополнительного снижения надежности вследствие частых отборов проб масла и, соответственно, подкачки.

Существующее конструктивное решение нижнего узла крепления остова ввода 500 кВ (заводской черт. 2ШЦ.800.085) обеспечивает коэффициент запаса по электрической прочности по критическому воздействию (коммутационный импульс) 1.1, который, как показывает опыт эксплуатации, недостаточен для надежной работы ввода.

Поэтому ставимась задача: не изменяя конструкции установки ввода в эксплуатируемых трансформаторах, на основе расчетов электрических полей, оценки прочности масляных каналов и нового понимания процессов старения трансформаторного масла найти такое конструктивное решение, нижнего узла ввода 2ШЦ.800.085, которое позволило бы поднять коэффициент запаса по электрической прочности нижнего узла ввода при минимуме его переделок продлить срок эксплуатации ввода ещё на 12-17 лет.

Были рассмотрены два наиболее перспективных подхода в модернизации нижнего узла ввода.

Первый наиболее простой подход, заключается в удлинении верхней части экрана ввода, что позволит закрыть экраном подпорную гайку рис.7а. Как видно из рис.7а полностью закрыть гайку экраном не удается. Экран ложится на фарфоровую покрышку. Это конструктивное решение так же влечет за собой изменение изоляционного расстояния от верхней части экрана до крышки бака, что потребует согласования этого расстояния с техническими службами ЗТЗ. Так же необходимо отметить, что экран получается не технологичным в изготовлении. Поэтому, при видимой простоте подхода необходимы убедительные подтверждения целесообразности этого решения.

Рис 7 Фрагменты поля нижнего узла крепления ввела и вариант конструктивной его модернизации

Второй подход основан на изменении формы подпорной гайки. В этом случае экран ввода остается неизменным.

Решение этой задачи было построено на основе расчетов электрических полей изоляционной конструкции нижнего узла ввода с применением ЭВМ. Для проведения расчетов была разработана расчетная модель, в которой были отражены все основные элементы конструкции установки ввода. Расчетная модель включала в себя : стенку бака трансформатора, нижний экран ввода, нижнюю фарфоровую покрышку, остов, уравнительные обкладки остова и узел крепления остова. Очень подробно были воспроизведены нижний экран и подпорная гайка. Модель позволяла широко менять размеры и форму этих деталей. Для сравнительной оценки вариантов конструкции на ЭВМ был предусмотрен вывод фрагментов поля, напряжснностсй в масляном канале и тангенциальной составляющей напряженности на внутренней поверхности фарфора.

Первым был выполнен расчет электрического ноля существующей конструкции. Па рис.7а показан фрагмент поля в области подпорной гайки. На рис.76 показан фрагмент поля конструкции с удлиненным экраном. Сравнительный анализ расчетов и полей показал, что удалось снизить воздействующую напряженность электрического ноля в масляном кан;шс на 90% и тем самым разгрузить ею (см.рис 7а и рис.76). Но при этом произошла концентрация поля на внутренней поверхности фарфоровой покрышки, что привело к увеличению тангенциальной составляющей напряженности на фарфоре на 70% (рис.76).

На рис.6 показаны развивающиеся по внутренней поверхности фарфоровой покрышки черные следы незавершенного разряда. Скорее всего это происходит под воздействием тангенциальной составляющей напряженности, поэтому невозможно допустить увеличение тангенциальной напряженности на поверхности фарфора. По этой причине модернизация экрана была отклонена и необходимо было найти вариант, который позволил бы разгрузить по напряженности как масляный канал, так и внутреннюю поверхность фарфоровой покрышки.

После ряда промежуточных расчетов удалось найти вариант расчетной модели, в котором можно реализовать одновременно уменьшение напряженности в масляном канапе и тангенциальную напряженность на внутренней поверхности фарфоровой покрышки. Окончательный вариант такой модели показан на рис.7в. Расчеты показали, что в этой модели по сравнению с существующей удалось уменьшить напряженность в масляном канале на 20%, а на поверхности фарфора на 70%. При этом форма экрана осталась неизменной, а форма подпорной ганки претерпела существенные изменения. На основании этой расчетной модели было разработано новое конструктивное решение, показанное на рис.7г. Окончательные расчеты выбранного варианта после корректировки расчетной модели показывают, что напряженность в масляном канале уменьшилась на 85% и коэффициент запаса вырос в 1,5 раза. Одновременно уменьшилась и напряженность на поверхности фарфора на 65%, что затруднит условия развития разряда на поверхности фарфора.

Таким образом найдено конструктивное решение, позволяющее за счет модернизации нижнего узла ввода, находящегося в эксплуатации 10-15 лет, снизить воздействующие напряженности в масляном канапе на 80%, а на поверхности фарфора на 65%, что обеспечит надежную работу ввода в эксплуатации еще на 12-15 лет.