внутри покрышки, между фарфором и бумажно-бакелитовым остовом изолятора, заполняется изоляционным компаундом.
2620i50
конденсаторного типа с бумажно-масляной изоляцией
Маслобарьерные проходные изо ляторы (см. рис. 15.21) выпуска лись до последнего времени на на пряжения ПО кв и выше. Эти изо ляторы состоят из двух фарфоровых покрышек, закрепленных на ме таллическом фланце, внутри кото рых проходит токоведущий стер жень 2. Изоляция между стержнем и фланцем состоит из бумажно-ба-
Рис. 15.21. Маслобарьерный проходной изолятор:
/ — маслорасширнтель; 2 — токоведуіцніі стер жень; 3 — барьеры из бакелита; 4 — обкладки нз фольги; 5 и 7 — верхняя и нижняя фарфо ровые рубашки; 6 — металлическая втулка ,
келитовых цилиндров, пространство между которыми заполнено тран сформаторным маслом. Часто наружные поверхности изоляционных цилиндров покрыты металлизированными обкладками, что способству ет лучшему выравниванию радиальной и аксиальной напряженностей электрического поля.
Основным типом проходных изоляторов на напряжение ПО кз и выше являются изоляторы с бумажно-масляной изоляцией конден саторного типа (рис. 15.22). В этой конструкции на токоведущий стер жень наматывается изоляция из кабельной бумаги в виде рулонов для малых или в виде лент для больших длин изоляторов. Между слоя ми бумаги закладываются металлические обкладки из алюминиевой фольги. Надлежащим выбором радиуса и длины обкладок обеспечи вается выравнивание радиальной и аксиальной напряженностей.
Остов изолятора, состоящий из стержня с наложенной изоляцией конденсаторного типа, помещается внутрь фарфоровых покрышек, укрепленных на металлическом фланце. Пространство между остовом и фарфоровыми покрышками заполняется трансформаторным маслом.
б. Электрический расчет проходного изолятора конденсаторного типа
При расчете продольных размеров изолятора за расчетное напря жение Uрасч обычно принимается выдерживаемое напряжение в су хом состоянии.
Высота наружной части изолятора Я„ (см. рис. 15.22) определяется, как правило, необходимой высотой фарфоровой рубашки, которая может быть выбрана по опытной кривой на рис. 15.15 с учетом формулы (15.14) при S Ä 20. При этом длина внутренней изоляции в верхней ча сти ввода выбирается несколько меньшей и равной /і„=0,75 Я в. Этим достигается экранировка верхней части ввода и фланца, что затрудня ет образование скользящих разрядов на наружной поверхности. Длина внутренней изоляции ввода в нижней его части (внутри фарфоровой рубашки) h„ может быть выбрана по кривым рис. 7.19. При этом длина фарфоровой рубашки в нижней части ввода Я н«/гн/0,75.
Рассмотрим элементарный цилиндрический конденсатор, образо ванный двумя соседними обкладками, одна из которых имеет радиус
т+ Аг |
и длину |
/г, а |
вторая — радиус |
г и длину |
/г+ Д/г. Уступ Д/г |
складывается из |
уступа |
в |
верхней части |
А/гв и |
уступа |
в нижней |
части |
Д/г,, изолятора, |
т. |
е. |
Д/г = Д/гв + |
Д/г„. |
При |
расчете |
изолятора |
удобно ввести приведенную аксиальную напряженность Ен— AU/Ah, где АU — падение напряжения на рассматриваемом конденсаторе.
Соотношение между аксиальными напряженностями по поверх ности внутренней изоляции в верхней и нижней части ввода Еі,в н
Ehn |
и. приведенной аксиальной напряженностью |
E,t может быть |
получено |
из следующих условий: |
|
|
|
АU — EhAh = Еі,в АІгв = Я„нД/гн. |
(15.33) |
Из |
(15.33) |
находим |
|
|
|
|
(15.34) |
Емкость элементарного цилиндрического конденсатора при Аг<^г
с - |
2ле/і |
_ _2лв/іг |
(15.35) |
ln [(г-(- Ег)/г\ ~ Аг |
Заряд этого конденсатора |
|
|
|
Я= СА U—2лггІіЕг, |
(15.36) |
где Егж—АД/A r— радиальная напряженность электрического поля. Поскольку для каждого из последовательно включенных конден саторов 7=const, то при постоянной радиальной напряженности урав
нение (15.36) представляет собой уравнение гиперболы
rh=const. (15.37)
Выбор длин обкладок по уравнению (15.37) приводит к резкой нерав номерности аксиальной напряженности.
Воспользовавшись выражением
AU = — ErAr = EhAh, |
(15.38) |
можно определить отношение максимальных (у фланца £ Лф) и мини мальных (у стержня £ Лс) аксиальных напряженностей:
|
E h м а к с |
£ й ф |
{ ^м а кс \ - |
( (Ф |
(15.39) |
|
Т^Лмнн |
Ehe |
VГщнн / |
ѵс |
|
где |
гф— радиус фланца, |
гс— радиус стержня. |
Обычно гф/гс=2,5-ь |
^-4 |
и EhKavJEh мпн=6ч-16. |
|
|
|
|
Так как для вводов высоковольтных трансформаторов и аппаратов |
весьма важным является сокращение длины изолятора (главным обра зом его масляной части), то в этом случае важно обеспечить постоян ство аксиальной напряженности электрического поля (£A=const). Для этой цели изолятор выполняется с одинаковыми уступами обкла док (AhB— в верхней части, AhH— в нижней части), но при различной толщине слоев, которая выбирается так, чтобы получить одинаковые емкости конденсаторов между соседними обкладками и одинаковые разности потенциалов на каждом слое. При этом возникает некоторая неравномерность радиальной напряженности, причем напряженность в средних слоях будет ниже, чем в крайних.
Для того чтобы радиальные напряженности в крайних слоях у флан ца и у стержня были одинаковы, на основании (15.37) необходимо
|
■ Ѵ гс = Ас/АФ= Б, |
(15.40) |
где гс и hc— радиус |
и длина обкладки у стержня, |
гф и /іф — радиус |
и длина обкладки у фланца. |
|
Можно показать, |
что величина радиальной напряженности в на |
иболее нагруженных слоях будет наименьшая, если £ = 3,6. При таком значении отношение максимальной радиальной напряженности к минимальной, как показывает расчет, равно 1,5.
Значения длин обкладок у стержня |
и у фланца |
определяются |
из следующих выражений: |
|
|
так как |
|
(15.41) |
Е н =■■ расч/(Лс — Аф) = |
c o n s t > |
|
|
|
|
|
|
|
то, учитывая |
(15.40), имеем: |
|
|
|
|
A * = £ W ( É - 1 ) £ A. К = і и ^ Л І - \ ) Е , . |
(15.42) |
Разность' |
потенциалов |
на каждом слое постоянная и |
равна |
АU = UpaJ n , |
где п —число |
слоев. Длина уступа |
в верхней |
части |
изолятора |
AhB= AU/Е/, |
= Upac4 nEh ; длина уступа |
в нижней |
части |
изолятора |
Ah„ = AU/Е/, |
= L/p3C4 nEh ; расчетная длина уступа |
Ah = AhB+ Ahn= (hc— hlb)/ii = AU/Eh.
Длина k-ft конденсаторной обкладки
hlt = hc— kAh.
При расчете радиальных размеров изолятора расчетным напря жением Uрасч может быть либо одноминутное испытательное напря жение промышленной частоты Д І1СПі ъо гц<j ман, либо наибольшее рабочее (фазное) напряжение £/„. в зависимости от того, какое из них является определяющим при выборе размеров. Испытательное напряжение является определяющим, если
и нсп, 50 гц, 1 мин > |
"г д, 50 гц, 1мин |
(15.43) |
U н. р |
&г д. в.1 |
|
где £ ГДі 50 ,Иі 1мпн—допустимая радиальная напряженность при одно минутном испытательном напряжении промышленной частоты; Егд. н. р—то же, при наибольшем рабочем напряжении. При этом обычно для проходных изоляторов на номинальное напряжение 220 кв
иниже (при отсутствии на подстанции разрядников РВМ) опреде ляющим является одноминутное испытательное напряжение про мышленной частоты, а на номинальное напряжение 330 кв и выше — наибольшее рабочее напряжение.
Допустимая радиальная напряженность в наиболее нагруженном слое Егс (у стержня) задается характеристиками частичных разрядов
ив зависимости от принятой толщины слоя выбирается по форму лам: для одноминутных испытательных напряжений промышленной частоты — по (9.12); для наибольшего рабочего напряжения— по (8.'28).
Радиус стержня может быть определен из выражения
П = ^ р а с ч (1 + & )№ с|1п&. |
(15.44) |
Радиусы промежуточных конденсаторных обкладок выбираются так, чтобы обеспечить выполнение условия
Ck = 2mhk! In {.rk+1/rk) = const. |
(15.45) |
Из (15.45) можно получить формулу, связывающую радиальные и осевые размеры слоев:
1п(г*/гс) = 1п {rk_1lrc) + Âhk, |
(15.46) |
где А — AU/hßr гс.
|
|
Характерная зависимость максимальных (о) и минимальных ( х ) |
напряженностей в слоях от номера слоя N приведена |
на рис. 15.23. |
£ |
|
|
|
|
|
|
Для изолятора с постоянной аксиаль- |
т |
1ы |
|
|
|
ля |
характерно постоянство соотношений |
|
|
|
_ к Ш |
WO |
У
|
K N |
|
|
|
|
|
|
|
— —х^
|
St |
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
80 |
|
1 1 8 4 |
5b |
18 9 W II12 |
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
N |
|
Б г макс = £Ѵ„ = і/расч (3,6+1 )/(2гс X |
Рис. 15.23. Значения радиальных |
|
|
X3,6 ln 3,6) = t/pac4/l ,98 rc. |
(15.47) |
напряженностей |
при одноминут |
|
|
|
|
|
|
ном испытательном |
напряжении |
|
Средняя радиальная |
напряженность |
промышленной |
частоты в слоях |
|
|
|
|
|
|
изолятора конденсаторного типа |
Б |
г ср = Б'ра с ч /{> ф |
Гс) = |
U |
р а с ц / [ г с {і ф+с |
„ |
|
|
U n= |
110 |
кв |
|
|
|
— 1)] = |
6/р.сч/2,6 гс. |
(15.48) |
|
|
|
|
|
|
|
|
|
Разделив |
(15.47) на (15.48), |
получим £ гмакс/£ г |
= 1,31. |
|
в. Тепловой расчет проходного изолятора конденсаторного типа |
|
|
При |
расчете на тепловую устойчивость проходного |
изолятора оп |
ределяется возможность развития теплового пробоя при заданном токе, проходящем по токоведущему стержню, и наибольшем допусти мом рабочем напряжении. Так как
аксиальные размеры |
изолятора су |
|
щественно больше радиальных, то при |
|
проведении теплового |
расчета можно |
|
принять, что изолятор имеет цилин |
|
дрическую структуру |
и тепловое поле |
|
изолятора радиально, т. е. вся тепло |
|
отдача осуществляется только в ради |
|
альном направлении (одномерный слу |
|
чай). |
|
|
Исходными данными при расчете |
|
являются ток в стержне изолятора, |
|
температура окружающей среды (обыч |
|
но принимается +35°С) и зависимость |
Рис, 15.24. К тепловому расчету |
tg б изоляции от температуры. Для про |
проходного изолятора: |
ведения расчета задаются рядом произ- |
/ — масло: 2 — фарфор |
вольньіх значений температуры стерж ня Тс1, Тс2, . . ., Тсш, которые должны быть близки к возможной иско
мой температуре стержня Т с при данных условиях. Для каждого значения Т с требуется определить полный тепловой поток изолятора на единицу длины стержня в единицу времени Q,, и соответствующую ему температуру внешней поверхности изоляции Т„ (рис. 15.24). Для этого определяется перепад температуры в каждом из слоев изоляции.
Перепад температуры в первом слое |
|
|
AT1= Q 1£r, = (Q c+ |
Q j ß r „ |
(16.49) |
где |
Qj—тепловой |
поток, проходящий через первый слой в |
едит» |
ницу |
времени на единицу длины; Qc — потери в токоведущем стержне |
на единицу длины; |
QUi— потери в диэлектрике первого слоя на |
еди |
ницу длины; RTi—тепловое сопротивление первого слоя на единицу длины;
|
Qc= 0,24 I2R0 [1 + а (Тс— Г 0)], |
(15.50) |
где I —ток |
в стержне; |
R0— активное |
сопротивление |
стержня на |
единицу его |
длины при |
температуре Т0\ |
а —температурный коэффи |
циент активного сопротивления материала стержня; |
|
|
Qat — 0,24 (Af/j)3 coCj lg 6j, |
(15.51) |
где АUx— падение напряжения на первом слое; Сх —емкость первого слоя на единицу длины; tg öx определяется по кривой tg б = /(Т ) для температуры этого слоя, которая принимается равной Тс\
(15.52)
где /гб=0,05 кал/сек-°С-м— коэффициент теплопроводности бумажно масляной изоляции. Зная перепад температуры в первом слое, легко определить температуру первой обкладки с радиусом гх: Тг= Тс—А7\.
Затем определяется перепад температуры во втором слое:
2 = Q*RT2= (QC+ Qn, + Qa2) RT,-
|
Аналогично находится перепад температуры для k-ro слоя: |
|
АТ k= QkRrk — ( Q C + |
QM ^ Rrk, |
|
где |
R T , = „Л - ln ^k+X и температура после &-го слоя Tk = T k_1— АTk. |
|
Полный тепловой поток, подходящий в единицу времени |
к внеш- |
|
|
|
П |
ней |
поверхности бумажно-масляной |
изоляции, Q„ — Qc+ |
2 QÄ; и |
|
|
|
І=1 |
температура внешней поверхности изоляции Т и = Тп — Тп_1— АТп,
где АTn= Q nRTn.
Путем аналогичных расчетов для величин Тс1, Т с2, . . . , Т ст на ходятся соответствующие им значения Qsa, Qlia, . . . , Qum и Т я1,
ТТ
По полученным трем-четырем точкам строится график зависимо сти QH= f(T n) (рис. 15.25). Затем на поле этого графика строится зависимость количества тепла, отводимого в единицу времени от наружной поверхности бумажно-масляной изоляции в окружающую среду Q0TB, от температуры наружной поверхности Тн:
ß ________Т я Го_____
^U- RTK+ RU + Rto>
где Rr„, R 7ф, R?o— тепловые сопротивления масляной прослойки, фарфорового изолятора и эквивалентное тепловое сопротивление, •учитывающее теплоотдачу с поверхности фарфора в окружающую
