8.Dymowski St., Pinkiewicz I. Избранные проблемы, относящиеся к оценке и возможности улучшения технического состояния изоляционных систем силовых трансформаторов. – Proc. of Intern. Seminar on Experience with Transformer Insulation Maintenance. Belchatow, 1998, 4 VII.

9.Csepes G. Влияние влаги и температуры на проводимость, tg , емкость и кривые восстанавливающегося напряже-

ния для целлюлозных материалов. – Proc. of Intern. Seminar on Experience with Transformer Insulation Maintenance. Belchatow, 1998, 4 VII.

10.Измеритель увлажнения в трансформаторе. – Electr. Review, 1994, 227, ¹ 14, 13.

11.Прибор для диагностики силовых трансформаторов. – Bulletin SEV VSE, 2001, 92, ¹ 2, 62.

Как известно, ресурс бумажной изоляции обмоток трансформаторов считается исчерпанным при снижении степени полимеризации бумаги до 250 ед. [1]. Однако в настоящее время отсутствуют рекомендации, что следует предпринимать при достижении предельно допустимых показателей износа изоляции обмоток в период эксплуатации трансформатора до его замены с целью снижения риска повреждения.

Для этого необходимо достаточно четко представлять механизм разрушения изоляции при снижении степени полимеризации бумаги до 250 ед. под воздействием эксплуатационных факторов.

Как показано в [2], наиболее значимые процессы деградации целлюлозной изоляции обмоток приводят, в первую очередь, к снижению механи- ческой прочности бумаги и развитию дегидратации (образованию воды).

В отношении деструкции витковой изоляции обмоток необходимо отметить, что достижение значения степени полимеризации изоляции обмоток 250 ед. может означать не менее чем четырехкратное снижение механической прочности изоляции по сравнению с исходной. Значимость процесса дегидратации напрямую связана со степенью износа бумажной изоляции обмоток. Оценка выхода воды из бумаги, имеющей степень полимеризации более 250 ед., составляет порядка 10 – 3 – 10 – 2% массы и не имеет существенного значения для обеспечения работоспособности изоляции трансформатора, тогда как при степени полимеризации ниже 250 ед. выход воды из-за дегидратации может составлять более 6% массы, что приводит к снижению электрической прочности изоляции трансформатора.

Рассмотрим механизм разрушения витковой изоляции обмоток трансформаторов при воздейст-

вии сквозных токов короткого замыкания при снижении механической прочности бумаги.

Ток короткого замыкания при протекании че- рез обмотки трансформатора вызывает сильное прижатие в радиальном направлении витков катушки от сил, вызванных токами в витках. Термин “катушка” согласно [3] для винтовых одноходовых обмоток соответствует одному витку, для многоходовых – витку одного хода. Кроме того, на слои изоляции между витками действуют силы сжатия для внутренней обмотки, вызванные воздействием радиальных сил на обмотки от осевого поля рассеяния между обмотками, которые могут приводить к разрыву бумажной изоляции. Самое сильное сжатие имеет место на внешних витках внутренней обмотки, а самое сильное растяжение – на внутренних витках внешней обмотки.

Осевые силы стремятся прогнуть витки катушек навстречу друг другу. Это приводит к тому, что дополнительно на слои изоляции между витками для внутренней и внешней обмоток действуют силы растяжения. Таким образом, для каждой отдельной катушки суммарное напряжение складывается из напряжения от радиальных усилий и из напряжения изгиба от осевых усилий. Кроме этого, на изоляцию концентра действуют также силы осевого давления. Концентром, согласно [3], называется обмотка стержня или ее часть, отделенная от других обмоток или частей обмоток вертикальными (осевыми) каналами.

Суммируя сказанное, запишем в соответствии с [3] условия прочности бумажной изоляции катушек, находящихся под действием радиальных и осевых усилий,

=îñò [=îñò];

max [ max],

ãäå =îñò – относительная остаточная деформация; [=îñò]– допустимое значение относительной остаточной деформации; max – наибольшее осевое давление на изоляцию концентра; [max] – допустимое давление в концентре по условиям осевой устойчивости.

Для катушек непрерывного типа рабочее напряжение между витками составляет 110 – 350 В. Для переплетенных обмоток рабочее напряжение между витками равно напряжению катушки, т.е. примерно 6 кВ. Изоляция непрерывного типа имеет толщину 0,55 – 1,36 мм (на две стороны), а у переплетенной – 1,36 – 2,45 мм (на обе стороны).

Витковая изоляция обмоток (изоляция между соседними витками) выбирается с учетом допустимых напряженностей при рабочем напряжении, а также при воздействии коммутационного и грозовых импульсов. Расчетные коэффициенты запаса при этих воздействиях в различных конструкциях трансформаторов колеблются от 1,1 до 1,7. Наименьшие запасы электрической прочности витковой изоляции имеют переплетенные обмотки (трансформаторы 220 кВ и выше).

При повреждении изоляции на проводе (разрыв или трещина) значительно снижается электрическая прочность между витками (в 1,5 – 2 раза), что может привести к витковому замыканию и повреждению трансформатора при воздействии сквозных токов короткого замыкания или перенапряжениях.

Проанализируем условия работы витковой изоляции обмоток трансформатора при снижении сте-

пени полимеризации бумаги до 250 ед. и воздействии токов КЗ на примере блочного трансформатора ТДЦ-400000/500/15,75 производства ХК “Электрозавод”.

 таблице приведены результаты расчета проч- ности концентров НН и ВН трансформатора. Как видно из данных таблицы, условия прочности трансформатора с исходной изоляцией полностью выполняются.

Как уже было указано, при снижении степени полимеризации бумаги изоляции обмоток до 250 ед. имеет место не менее чем четырехкратное снижение механической прочности бумажной изоляции по сравнению с исходной. Для такой изоляции, как следует из данных таблицы, в ряде случа- ев условия по запасу устойчивости перестают выполняться и может иметь место ее разрушение от осевого давления на изоляцию обмоток.

Кроме того, при развитии процесса дегидратации по мере старения изоляции образуется местное увеличение концентрации влаги, в результате чего возможен разогрев участка изоляции диэлектрическими потерями, сопровождающийся прогоранием изоляции с электрическим замыканием витков в месте прогорания. Это одинаково опасно как для непрерывной, так и переплетенной обмоток.

Подводя итог сказанному, можно сделать вывод о том, что при достижении предельно допустимых показателей износа бумажной изоляции резко возрастает риск повреждения трансформатора из-за возникновения витковых замыканий. Так, анализ повреждаемости за последние 5 лет блоч-

ных трансформаторов мощностью 63 МВ А и более напряжением 110 – 500 кВ со сроком эксплуатации более 25 лет показывает, что порядка 45% общего числа их повреждений (без учета повреждений высоковольтных вводов и устройств РПН), сопровождавшихся внутренними короткими замыканиями, связано с возникновением витковых замыканий при значительном износе изоляции.

Выводы

1.При достижении предельно допустимых показателей износа бумажной изоляции обмоток трансформатора, т.е. снижении степени полимеризации изоляции до 250 ед., резко возрастает риск повреждения трансформатора из-за возможности возникновения витковых замыканий вследствие снижения механической прочности бумаги и местного увеличения концентрации влаги в результате развития процесса дегидратации целлюлозной изоляции.

2.При снижении степени полимеризации бумажной изоляции обмоток до 250 ед. в период экс-

плуатации трансформатора до его замены (или замены обмоток) следует проводить измерения влагосодержания и пробивного напряжения масла с периодичностью 1 раз в 6 мес с целью своевременного выявления возможного снижения его электрической прочности при полной деградации изоляции.

При этом целесообразно:

сигнальные элементы газового реле перевести на отключение;

выбрать очередность включения выключателей при АПВ линий электропередачи с конца, противоположного подстанции, на которой установлен данный трансформатор.

Список литературы

1.Объем и нормы испытаний электрооборудования. РД 34.45- 51.300-97. М.: Изд-во НЦ ЭНАС, 1998.

2.Нормирование показателей для оценки износа изоляции обмоток силовых трансформаторов / Львов М. Ю., Чичинский М. И., Львов Ю. Н. и др. – Электрические станции, 2002, ¹ 7.

3.Трансформаторы силовые. Расчет электродинамической стойкости обмоток при коротком замыкании. РД 16.431-88.

Выключатель нагрузки КАГ-24 имеет четыре контакта, размыкающихся в определенной последовательности. Схема контактов полюса выключа- теля нагрузки КАГ-24 показана на ðèñ. 1. При отключении генератора сначала начинает расходиться главный токоведущий контакт выключателя на-

1

. % % D$& / ( ,K*0

1 – главный токоведущий контакт; 2 – контакт основной дугогасительной камеры; 3 – контакт вспомогательной дугогасительной камеры; 4 – контакт отделителя

3400 À

H ' / % &= % '

D$& ,K*0 N *-. H8

ми контактами. Затем отключаются контакты отделителя 4.

Ни в одном из случаев отказов выключателя нагрузки КАГ-24 повреждений его дугогасительных камер не было. Все повреждения отмечались только в камере главных токоведущих контактов. Эти контакты размыкаются без напряжения на них, поскольку в начале расхождения контактов они шунтированы замкнутыми контактами основной дугогасительной камеры. Отключение тока нагрузки дугогасительными камерами происходит при еще не полностью разошедшихся главных токоведущих контактах. Камера главных токоведущих контактов не имеет дутья. Все эти обстоятельства требуют определения выдерживаемого напряжения главных токоведущих контактов в процессе коммутаций.

В настоящее время отключение выключателя нагрузки КАГ-24 производится с применением реле обратной мощности (РОМ). После посадки стопорных клапанов турбины генератор переходит в режим синхронного двигателя. РОМ подает команду на отключение выключателя нагрузки КАГ-24 и автомат гашения поля. Снятие возбуждения приводит к переходу генератора в режим асинхронного электродвигателя, что изменяет зна- чение отключаемого тока. В этой связи интерес представляет экспериментальное определение основных показателей работы выключателя нагрузки КАГ-24 при его отключении РОМ, а имен-

но, значения отключаемых токов, восстанавливающихся напряжений на контактах при гашении тока дугогасительными камерами, электрической проч- ности межконтактного промежутка главного токоведущего контакта.

Экспериментальное определение восстанавливающегося напряжения на контактах главного токоведущего и дугогасительных камер выключателя нагрузки невозможно в условиях работающего генераторного блока. Высокая частота восстанавливающихся напряжений (порядка 50 кГц) требует применения делителей напряжения, позволяющих без существенных искажений воспроизводить как напряжения фаз относительно земли, так и напряжения на контактах выключателя. Подключение таких делителей в цепь работающего генератора невозможно. Применение для таких измерений электромагнитных трансформаторов напряжения не дает требуемой точности измерений, поскольку частота перенапряжений, передаваемая с допустимыми искажениями с обмотки ВН на обмотку НН трансформатора напряжения, не превышает 1,5 кГц.

Поэтому определение условий работы выклю- чателя нагрузки КАГ-24 в процессе отключения проводилось в два этапа. Сначала измерялись фазные токи и напряжения генератора в процессе отключения, а затем расчетом определялись восстанавливающиеся напряжения на главном токоведущем и дугогасительных контактах, которые сопоставлялись с электрической прочностью межконтактного промежутка главного токоведущего контакта выклю- чателя нагрузки в процессе отключения.

Процесс отключения генератора регистрировался на Нижневартовской ГРЭС магнитографом, который автоматически запускался при подаче сигнала на отключение выключателя нагрузки КАГ-24. Осциллографировались:

токи трех фаз генератора через трансформаторы тока;

напряжения трех фаз со стороны генератора через трансформаторы напряжения КАГ-24.

Осциллограммы токов и напряжений в момент отключения показаны на ðèñ. 2. Èç ðèñ. 2 видно, что до отключения амплитуды фазных токов генератора составляли 450 – 470 A при амплитуде фазного напряжения 18,6 кВ. Приблизительно за два периода до отключения выключателя нагрузки амплитуды токов возрастают до 3,5 кА, а амплитуда фазного напряжения несколько снижается (до18,2 кВ). Такое увеличение тока связано, видимо, с работой автомата гашения поля и переходом генератора из режима синхронного двигателя в режим асинхронного электродвигателя, в результате чего генератор набирает нагрузку (до 90 Мвар).

Ток отключения, измеряемый через трансформатор тока, практически воспроизводит ток отключения основной дугогасительной камерой, поскольку ток, отключаемый вспомогательной дуго-

гасительной камерой, несоизмеримо меньше и воспринимается на осциллограмме как нулевая линия.

В зависимости от времени подачи импульса на автомат гашения поля отключение выключателем нагрузки генератора может происходить как при достаточно малом токе, так и при большом.

Для выяснения влияния отключаемого тока на восстанавливающееся напряжение были проведены расчеты по общепринятой методике. Программа расчета учитывала параметры всех основных элементов схемы генераторного присоединения:

генератор (индуктивность Ld> и эквивалентная емкость Ñîý);

блочный трансформатор (индуктивность рассеяния с учетом ее уменьшения при высоких частотах и эквивалентная емкость на землю с учетом емкости между обмотками ВН и НН);

емкости оборудования генераторного блока на стороне 24 кВ.

Основные результаты расчетов при отключе- нии генераторного блока 800 МВт в двигательном режиме приведены далее (числитель – восстанавливающееся напряжение на контактах основной дугогасительной камеры, знаменатель – вспомогательной).

Отключаемый ток, À

Амплитуда наибольшего восстанавливающегося напряжения, кВ, при отключении фазы:

Расчеты показывают, что восстанавливающиеся напряжения при отключении генераторного блока в двигательном режиме, хотя и зависят от отключаемого тока (500 или 3500 А), но существенно ниже нормируемой величины ПВН (переходного восстанавливающегося напряжения).

Следует, однако, учитывать, что расчеты проводились для отключения токов при естественном переходе его через ноль. Мощное дутье в дугогасительных камерах, которое рассчитано на отклю- чение номинального тока нагрузки (24 кА), существенно меньшая амплитуда отключаемых токов с применением РОМ по сравнению с номинальным током не позволяют исключить возможность среза тока.

Расчеты показывают, что срез тока 90 А дополнительной дугогасительной камерой (амплитуда тока, отключаемая дополнительной дугогасительной камерой в рассматриваемом режиме) может увеличить перенапряжения на контактах выключа- теля нагрузки до 18 кВ, что ниже нормированной величины ПВН 24,5 кВ.

Если отключение генератора происходит до повышения токов, т.е. при токах до 500 А, то снижается ток, отключаемый вспомогательной дуго-

гасительной камерой, до 10 – 20 А. Срез таких токов не приводит к перенапряжениям выше 5 кВ.

Меньшие отключаемые токи могут сократить время гашения дуги дугогасительными камерами. В этом случае расстояния между главными токоведущими контактами уменьшаются по сравнению с таковыми при гашении номинального тока, а следовательно, отключение может происходить при более низком значении межконтактной электриче- ской прочности.

Оценим электрическую прочность между главными токоведущими и контактами в процессе их расхождения при отключении.

Электрическая прочность в процессе отключе- ния при еще не полностью разошедшихся контактах определяется многими факторами: расстоянием между контактами в каждый момент времени, конструкцией контактов, формой напряжения, восстанавливающегося между контактами, и т.д.

Расстояние между контактами в процессе отключения можно определить по осциллограммам хода главных токоведущих контактов, полученным при наладке выключателя нагрузки. Были использованы осциллограммы хода главных токоведущих контактов, которые имелись на Нижневартовской ГРЭС, полученные при наладке выключа- теля нагрузки КАГ-24 в предыдущие годы. Таких осциллограмм оказалось по пять на каждую фазу выключателя. По этим осциллограммам определялось расстояние между контактами в процессе отключения в зависимости от времени.

Определение прочности межконтактного промежутка является сложной задачей. В процессе отключения форма напряжения между контактами изменяется. После гашения тока обеими дугогасительными камерами к межконтактному промежутку приложено синусоидальное напряжение. В процессе гашения тока обеими дугогасительными камерами к межконтактному промежутку приложено напряжение, имеющее импульсную составляющую и составляющую промышленной частоты.

От формы приложенного напряжения зависит разрядное напряжение воздушного промежутка. Так, для импульсов 1,5 40 мкс и электродов игла – плоскость разрядное напряжение для расстояния 250 мм (расстояние между полностью разошедшимися контактами) составляет 150 кВ [1]. Одноминутное испытательное напряжение частоты 50 Гц для межконтактного промежутка класса 24 кВ составляет по ГОСТ 1516.1 75 кВ [2]. Амплитуда этого напряжения равна 105,75 кВ.

Одноминутное испытательное напряжение является единственной нормируемой величиной, характеризующей электрическую прочность межконтактного промежутка. Поэтому в дальнейшем будем исходить из этой величины. Примем, что разрядное напряжение межконтактного промежутка в каждый момент пропорционально межконтактному расстоянию. Тогда 1 см межконтактного

1 – 4 – ôàçà À; 5 – 9 – ôàçà Â; 10 – 14 – ôàçà Ñ

промежутка имеет прочность 105,75 25 = 4,23 кВ. Такое допущение позволяет получить приближенную и незавышенную оценку выдерживаемой электрической прочности межконтактного промежутка главных токоведущих контактов в процессе отключения. Кроме того, при таком подходе предъявляются наиболее жесткие требования к скорости расхождения главных токоведущих контактов, что обеспечит наибольшую надежность работы выклю- чателя нагрузки при его коммутации.

Íà ðèñ. 3 построены зависимости расчетных выдерживаемых напряжений фаз À, Â è Ñ выклю- чателя нагрузки КАГ-24 НВГРЭС, включая кривые, приведенные в паспорте на выключатель нагрузки КАГ-24.

Èç ðèñ. 3 видно, что выдерживаемое напряжение фазы Ñ при наладке выключателя КАГ-24 в одном случае идет существенно ниже всех остальных кривых. В диапазоне времен 20 – 60 мс рас- четный выдерживаемый уровень электрической прочности составляет 5 – 10 кВ. Такой ход кривой выдерживаемого напряжения говорит о низкой скорости расхождения главного токоведущего контакта. Обращает на себя внимание тот факт, что именно при этой настройке произошло повреждение выключателя нагрузки КАГ-24.

Все осциллограммы, полученные на заводе-из- готовителе и приведенные в паспорте, имеют более высокие скорости расхождения главных токоведущих контактов в диапазоне времен от 0 до 60 мс. Этим достигается более высокий уровень выдерживаемых напряжений межконтактного промежутка в диапазоне времен гашения тока обеими дугогасительными камерами. Следует учитывать, что при скорости хода главных токоведущих контактов, приведенной в паспорте, проводятся

, % / % / % F /

,K*0 % ' D$&

1À, 1Â, 1Ñ – НВГРЭС; 2À, 2Â, 2Ñ – Сургутская ГРЭС-2; 3 – письмо НИИВА

испытания выключателя нагрузки КАГ-24 на выдерживаемый уровень нормированных ПВН. Следовательно, снижение скорости расхождения главных токоведущих контактов приводит к снижению прочности межконтактного промежутка, что равносильно снижению выдерживаемого ПВН по сравнению с нормированным значением.

Однако ход главных токоведущих контактов, приведенный в паспорте на различные экземпляры выключателей нагрузки КАГ-24, имеет достаточно большой разброс. На ðèñ. 4 построены кривые хода главных токоведущих контактов по данным на выключатель нагрузки КАГ-24 НВГРЭС и Сургутской ГРЭС-2, а также данным завода, приведенным в письме ОАО “Научно-исследователь- ский и проектно-конструкторский институт высоковольтного аппаратостроения” (НИИВА) ¹ 17 от 12 XII 2002 г.

Из всего сказанного следует, что электрическая прочность между главными токоведущими контактами в момент расхождения контактов обеих дугогасительных камер должна быть не ниже нормированной для выключателя нагрузки КАГ-24 ПВН (24,5 кВ).

Если исходить из градиента, равного 4,23 кВ см, определенного по значению одноминутного испытательного напряжения, это требование может быть выполнено при расстоянии между главными токоведущими контактами, равном 60 мм, спустя 40 мс после начала их расхождения.

Приближенность расчетной оценки выдерживаемой межконтактной электрической прочности требует уточнения заводом.

Учитывая сказанное, следует признать недопустимым не регистрировать в эксплуатации ход главных токоведущих контактов при наладке контактной системы выключателя нагрузки КАГ-24.

Следует учитывать также, что снижение выдерживаемого напряжения в процессе отключения