	Aeronautica	Comunicatii	Constructii	Electronica	Navigatie	Pompieri
	Tehnica mecanica

Electronica

Index » inginerie » Electronica
» INTRERUPTOR CU SF6 DE INALTA TENSIUNE

INTRERUPTOR CU SF6 DE INALTA TENSIUNE

U_n=170 kV, I_n= 2500 A

STADIUL ACTUAL SI EVOLUTIA INTRERUPTOARELOR IN SF6. DOCUMENTARE BIBLIOGRAFICA

Prima sinteza a hexafluorurii de sulf (SF6) a fost realizata in Franta de catre Moissan si Lebeau in 1890. In aceiasi perioada un alt chimist francez, Berthelot, a constatat o foarte buna stabilitate chimica a acestui gaz atunci cand este supus unei scantei electrice. Prima aplicatie industriala dateaza din anul 1973 in S.U.A. (Charlton si Cooper), ca agent de izolare in constructia cablurilor. Odata cu dezvoltarea industriei nucleare, incepand cu anul 1950, SF6 este produsa in cantitati importante si utilizarea sa s-a extins la transformatoare, apoi la intreruptoare ca agent de stingere a arcului electric. Astfel, primele intreruptoare cu SF6 se construiesc in S.U.A. incepand cu anul 1953 iar in Europa dupa 1959.

In conditii normale de presiune si temperatura, SF6 este un gaz incolor, inodor, inert si necombustibil, care poseda o densitate mare (masa moleculara de 146,07 g fiind unul dintre cele mai grele gaze), de aproximativ cinci ori mai mare fata de cea a aerului.

Stabilitatea chimica. Atunci cand temperatura este mai mica de 500 ⁰C, SF6 nu ataca nici un material cu care vine in contact. La temperatura inalta SF6 se disociaza , acest fenomen fiind aproape in intregime reversibil, cantitatea produsilor de descompunere, formati in timpul unei stingeri a arcului electric fiind neglijabila.

Mediu dielectric. Excelenta sa rigiditate dielectrica se datoreaza in principal:

capacitati de a capta electronii liberi;

marii dimensiuni a moleculei (cu diametrul de 4 10^-8 cm ) care permite incetinirea electronilor prin ciocniri cu aceasta.

La presiune atmosferica, rigiditatea dielectrica a SF6 este cu mai mult de doua ori mai mare fata de cea a aerului.

Mediu de stingere. Racirea eficienta a arcului electric se obtine in vecinatatea trecerii prin zero a curentului, aceasta datorita unui maxim pe care il prezinta conductivitatea termica a SF6 in jurul temperaturii de 2000 K, temperatura pentru care acest gaz este practic izolant. La temperaturi sub 6000 K, SF6 precum si compusii sai de disociere capteaza electronii liberi, astfel incat conductivitatea electrica devine neglijabila. SF6 este gazul care combina cel mai bine proprietatile dielectrice cu cele de stingere a arcului electric. In alegerea presiunii de umplere a incintelor echipamentelor electrice trebuie avuta in vedere curba de lichefiere a gazului.

1.1 Istoric

Prima realizare a unui intreruptor de inalta tensiune cu SF6 dateaza din 1956 si apartine firmei Westinghouse (SUA) cu o putere de rupere limitata (1000 MVA sau 5kA la 115 kV) comportand 6 camere de stingere in serie pe pol.

In 1957 firma Delle (Franta) a inceput constructia echipamentelor de comutatie cu SF6, realizand un scurt-circuitor de nul pentru retelele de 220 kV, un intreruptor blindat pentru celulele antideflagrante (7,2 kV/150 MVA), un intreruptor 23 kV/250 MVA destinat celulelor de distributie si apoi un intreruptor de tip Dead Tank (adica cu parti active montate la interiorul unei cuve metalice aflata la potentialul pamantului, aceasta permitand plasarea transformatoarelor de curent direct la bornele intreruptorului, in puncte care nu necesita izolatie electrica) pentru locomotive de 25 kV/200MVA cu autocompresie si duza izolanta.

Incepand cu anul 1960 tehnica SF6 s-a extins si la puteri de rupere din ce in ce mai mari, ajungand pana la 765kV. Aceste tipuri de intreruptoare ″cu doua presiuni″, care erau derivate de fapt din intreruptoare cu aer comprimat, prezentau numeroase inconveniente legat de inalta presiune. Astfel acestea vor fi inlocuite de intreruptoarele cu autocompresie, care functioneaza cu o singura presiune de SF6. Aceste noi tipuri devin autonome si necesita mai putina intretinere.

Perioada 1974 - 1984. Perioada aceasta a constituit apogeul tehnicii autocompresiei. S-au omologat noi generati de intreruptoare conventionale si in anvelopa metalica ( 31.5kA la 245kV si 40 kA la 420 kV ). Acest lucru a antrenat suprematia intreruptoarelor cu SF6 in gama 7.2 kV la 245 kV si inlocuirea progresiva a intreruptoarelor cu aer comprimat.

Pe plan tehnic, succesul intreruptoarelor cu SF6 poate fi explicat pe baza urmatoarelor caracteristici:

simplitatea camerei de stingere;

autonomia aparatelor, determinata de tehnica autocompresiei;

posibilitatea obtinerii celor mai ridicate performante cu un numar redus de camere de stingere pe pol ;

o anduranta electrica mare care permite garantarea unei durate de viata de cel putin 25 de ani ;

o reducere a gabaritului la posturile in anvelopa metalica la medie si inalta tensiune;

siguranta in functionare;

un scazut nivel de zgomot ;

Factorii care au influentat evolutia intreruptoarelor

Dezvoltarea mijloacelor de calcul si de simulare numerica

Deceniul 1974 - 1984 a fost marcat de catre utilizarea frecventa a programelor de calcul pentru a optimiza dimensionarea, in general a aparatajului electric, in special a intreruptoarelor cu SF6. Astfel, s-a generalizat calculul campului electric din zona contactelor in vederea optimizarii constructiei din punctul de vedere al rigiditatii dielectrice. S-au realizat, de asemenea, programe de simulare a functionarii dinamice in vederea dimensionarii camerei de stingere si a mecanismului de actionare. Perfectionarea mijloacelor de conceptie, a randamentului mecanismelor de actionare precum si o reducere a maselor in miscare au permis o prima reducere a energiei mecanismului de actionare.

Cunoasterea fenomenelor implicate in stingerea arcului electric

Experienta acumulata in urma numeroaselor incercari la capacitatea de comutatie in laborator a permis perfectionarea metodelor de proiectare a camerei de stingere si o mai buna stapanire a numerosilor parametri ce interactioneaza pe durata stingerii.

Normele de incercari

In aceasta perioada se dubleaza viteza de crestere a tensiunii tranzitorii de restabilire specificata de normele CEI, pentru incercarile de scurtcircuit. Au fost introduse incercari de anduranta mecano - climatice si electrice in scopul ameliorarii mentenantei aparatelor. Incercarile de anduranta electrica corespundeau pentru o perioada de 25 de ani de functionare, sau a deconectarii unui curent cumulat de 2000 si 4000 kA la 245 kV si respectiv 420kV. Incercarile mecano - climatice constau din 10000 cicluri de manevre in toate conditiile de temperatura si umiditate. Incercarile finale constau in incercari de rigiditate dielectrica si la capacitatea de rupere. Introducerea acestor incercari au determinat realizarea unor mari progrese in domeniul conceptiei si al fiabilitati aparatelor.

Progresele tehnologice

Realizarea izolatorilor din portelan de dimensiuni mari, la inceputul anilor 1980, a permis conceptia intreruptoarelor conventionale de 245kV cu o singura camera de stingere pe pol si a aparatelor de 420kV, 550kV si 800kV cu 2, 3 si 4 camere de stingere in serie pe pol. S-au modernizat organele de manevra, devenind mai fiabile si mai performante. In aceasta perioada mecanismele de actionare oleopneumatice sunt cele mai utilizate. Se disting doua tipuri principale:

- cu inchidere hidraulica si deschidere prin resort;

- cu inchidere si deschidere hidraulica

Dezvoltarea laboratoarelor de incercare

Incepand cu 1975 incercarile sintetice sunt introduse de numeroase laboratoare de incercari, ceea ce a permis incercarea polilor de intreruptoare de 245 kV si 420 kV cu tensiuni de restabilire foarte apropiate de valorile standardizate, facilitand astfel sarcina proiectantilor.

1.1.2 Evolutia intreruptoarelor

Intreruptoare de inalta tensiune

Ultima parte a deceniului 1974 - 1984 este marcata de eforturi in vederea reducerii energiei de actionare si a reducerii masei mobile pe pol. Aceste eforturi sunt orientate cu precadere in directia conceperii unor intreruptoare cu energie de actionare redusa, putand sa fie actionate de mecanisme de actionare cu resort, utilizate foarte mult la medie tensiune. Pentru a obtine o capacitate de rupere mai mare la scurtcircuit este necesara generarea unei suprapresiuni in cilindrul de suflaj.

Intreruptoare de medie tensiune

Intreruptoarele de medie tensiune cu SF6 au cunoscut o puternica evolutie marcata, in aceiasi maniera ca la inalta tensiune, printr-o reducere a energiei de comanda. S-au dezvoltat doua tehnici de comutatie :

- prima combina suflajul prin autocompresie cu autoexpansiune termica;

- cea de-a doua este obtinuta prin rotatia arcului sub efectul unui camp magnetic.

Perioada 1984 - 1994

A fost marcata de o puternica dezvoltare a mijloacelor de calcul si de modelare a intreruptoarelor avand drept scop realizarea unor aparate cu energie de actionare redusa, caracterizate in special prin utilizarea energiei arcului electric pentru cresterea presiunii de suflaj necesara stingerii. Dezvoltarea noilor mijloace de simulare numerica precum si progresele realizate in cunoasterea fenomenelor de stingere a arcului au permis o mai buna dimensionare a camerei de stingere si prin urmare reducerea numarului de incercari necesare pentru validarea performantelor intreruptoarelor.

1.1.3. Evolutia intreruptoarelor cu SF6 in Romania

In Romania a inceput dezvoltarea echipamentelor de comutatie cu SF6 dupa 1980, la Electroputere S.A. Craiova. La ora actuala sunt in fabricatie:

- echipamente de distributie capsulate de 123 kV pentru curenti nominali de 120 la 3150 A, curentul de rupere nominal 40 kA si presiunea de umplere cu SF6 de 0.2/0.55 Mpa ;

- intreruptor monopolar cu autocompresie la tensiunea nominala de 27.5 kV, curentul nominal de 1250 A si un curent de rupere nominal de 16 kA pentru substatii de tractiune electrica;

- intreruptoare de exterior cu autocompresie pentru tensiunii nominale intre 72.5 kV si 420 kV ( exemplu, H07 P40, H14 P40, H17 P40, unde 07, 14, 17 semnifica tensiunile nominale de 72.5, 145 si 170 kV, P semnifica curentul nominal de 2500 A iar 40 este curentul rupere nominal simetric in kA);

- intreruptoare de interior cu autocompresie de 12 kV/25 kA si 24 kV/16 kA la curentul nominal de 1250 A.

SF6 se foloseste in general la intreruptoarele de medie tensiune si inalta tensiune.

2. CALCULUL IZOLATIEI

2.1 Generalitati

Daca la aparatele electrice de joasa tensiune cerinta de baza pentru asigurarea nivelului (tensiunii) de tinere este respectarea anumitor distante minime obligatorii intre punctele aflate sub tensiune, la cele de inalta tensiune realizarea izolatieie devine o problema complexa care inglobeaza ca puncte de analiza urmatoarele aspecte :

- tensiunea de tinere;

- valorile permitivitatii electrice pentru elementele electroizolante inseriate;

- repartitia tensiunii pe elementele electroizolante inseriate, corelata cu fenomenul aparitiei descarcarilor electrice partiale.

Criteriul pentru dimensionarea izolatiei se considera necesitatea ca aparatul electric sa reziste la tensiuni de incercare standardizate, care sunt diferentiate ca forma si amplitudine in functie de clasa de izolatie.

Tensiunile de incercare prescrise sunt cea

de frecventa industriala

pe o durata de un minut si cea de impuls

de tensiune de traznet (ITT) 1,2 / 50 ms.

Alaturi de izolatia interna care cuprinde

distanta disruptiva in SF6, distanta

de conturnare pe peretele tubului

izolant (in SF6), un aparat electric

de inalta tensiune mai prezinta o

parte importanta a izolatiei sale care

este supusa atat la solicitari electrice

cat si conditiilor de mediu

(temperatura, umiditate,

poluare, etc.) denumita izolatie

externa exemplificata

prin distantele de conturnare

si pe peretele tubului izolant

si de distanta disruptiva dintre un

pol al intreruptorului si obiectele

invecinate (alt pol, pamant, etc Fig. 1.1 Distantele de izolatie la

un intreruptor de inalta tensiune

Pentru dimensionarea izolatiei, in mod general, se utilizeaza tensiunea de calul data de relatia :

unde,

- coeficient de siguranta;

- tensiunea de incercare prescrisa de norme.

2.2 Date initiale:

[ kV ]

- tensiunea nominala;

[ kV ]

- tensiune de incercare la frecventa industriala (1 min); [ kV ]

[ kV ]

tensiunea de incercare la impuls de tensiune de traznet 1,2/50 ms.

2.3 Determinarea distantelor disruptive

Cunoscandu-se tensiunea de calcul a izolatiei se determina distantele

disruptive tinandu-se seama de forma electrozilor, natura dielectricului, felul solicitarilor dielectrice, pe baza unor relatii de calcul.

Pentru o singura camera de stingere pe polul intreruptorului tensiunea

de calcul a distantei disruptive in gaz este :

[ kVmax ]

2.3.1 Calculul distantei de izolatie in SF6 intre contactele deschise ale aceluiasi pol

[ cm ]

2.3.2 Calculul distantei disruptive in SF6 intre contacte, pe suprafata interioara a izolatorului

- coeficient de siguranta in SF6 pentru distante disruptive aflate in interiorul interuptorului care nu sunt supuse actiunii arcului electric;

Tensiunea de calcul este data de formula :

[ kVmax ]

Distanat se calculeaza cu urmatoarea formula :

[ cm ]

2.3.3 Calculul distantei de izolatie intre borne, in aer pe suprafata exterioara a izolatorului

- coeficient de siguranta in cazul distantelor disruptive aflate pe suprafetele exterioare ale izolatorilor de portelan, in aer;

Tensiunea de calcul este :

[ kVmax ]

Distanta de izolatie va fi :

[ cm ]

2.3.4 Calculul distantei de izolatie in aer intre borna inferioara si carter

In acest caz, tensiunea de calcul va fi functie de tensiune de incercare la frecventa industriala (1 min) si de tensiunea de incercare la impuls de tensiune de traznet 1,2/50 ms.

- coeficient de siguranta in cazul distantelor disruptive aflate pe suprafetele exterioare ale izolatorilor de portelan, in aer;

Pentru tensiunea de incercare la frecventa industriala :

[ kVmax ]

[ cm ]

Pentru tensiune de incercare la impuls de teniune de traznet (polaritate pozitiva) :

[ kVmax ]

[ cm ]

Distanta de izolatie in aer intre borna inferioara si carter se alege ca fiind maximul dintre cele doua valori calculate mai sus.

[ cm ]

2.3.5 Calculul distantei de izolatie in aer intre doi poli vecini

Si in acest caz, tensiunea de calcul va fi functie de tensiune de incercare la frecventa industriala (1 min) si de tensiunea de incercare la impuls de tensiune de traznet 1,2/50 ms, insa, pentru calculul distantei de izolatie, pe langa tensiunea de calcul intra si niste coeficienti empirici A si B, care la randul lor sunt tot functie de tensiunile de incercare.

Astfel pentru tensiune de inceracre la frecventa industriala avem :

[ kVmax ]

[ m ]

Iar pentru tensiune de inceracre la impuls de tensiune de taznet avem :

[ kVmax ]

[ m ]

Distanta de izolatie in aer intre doi poli vecini se alege ca fiind maximul dintre cele doua valori calculate mai sus.

[ m ]

2.3.6 Calculul tensiunii medii de strapungere

Tensiunea medie de inercare trebuie sa fie mai mare decat tensiunea de incercare a izolatiei la frecventa industriala si decat tensiunea de incercare la impuls de tensiune de traznet, si se calculeaza pornindu-se de la distanta dintre contactele deschise calculata anterior.

- coeficient ce tine seama de forma campului;

- intensitatea campului electric corespunzatoare presiunii gazului (4 bari);

[ kV/cm ]

coeficient de utilizare ;Gina

Mai intarzii putin

- distanta in SF6 intre contactele deschise;

[ cm ]

Tensiunea medie de strapungere se calculeaza cu formula :

[ kV ]

Se observa ca valoare tensiunii medii de strapungere este mai mare decat valorile cele doua tensiuni de incercare, dar, suplimentar se mai impune o verificare asupra efctului 'Corona' ce presupune indeplinirea inegalitatii :

[ kV ]

si prin urmare, conditia este verificata.

2.4 Calculul izolatorilor

2.4.1 Consideratii generale asupra izolatorilor

In cazul interuptoarelor deosebim doua tipuri de izolatoare si anume :

- izolatorul ce contine camera de stingere;

- izolatorul suport.

Izolatorul suport este o constructie destinata sa fixeze rigid o parte aflata sub tensiune si sa o izoleze electric fata de pamant. Acesta poate fi construit dintr-un singur element sau dintr-o grupare de mai multe elemente de suporturi izolante.

Elementul de suport izolant este o parte constructiva a suportului izolant, destinata asamblarii pentru a se obtine suporturi izolante cu performante electrice superioare.

Suportul izolant tip coloana este un suport izolant de forma aproximativ cilindrica, format din unul sau mai multe elemente de suport izolant avand o armatura metalica fixata la fiecare extremitate. Armaturile sunt piese metalice fixate la extremitatile corpului izolant si care au rolul de fixare a suportului izolant si a conductoarelor de imbinare a elementelor de suport izolant. Armarea interioara este tipul de armare prin care armatura metalica este fixata, partial sau total, prin intermediul materialului de armare in corpul izolant.

Tensiunea nominala a suportului izolant este considerata tensiunea maxima de functionare a retelei electrice pentru care s-a proiectat suportul izolant. Frecventa nominala este frecventa tensiunii pentru care este construit suportul izolant (50 Hz).

Nivelul de izolatie al unui suport izolant este definit prin valorile tensiunilor de tinere la incercarea cu impuls de tensiune de traznet si frecventa industriala sub ploaie artificiala.

Linia de fuga a suportului izolant este suma celor mai scurte distante masurate pe conturul longitudinal exterior al corpului izolant, intre cele mai apropiate puncte de pe armaturile metalice inferioara si superioara, neluandu-se in considerare distantele masurate pe materialul de armare decat daca acesta este acoperit cu un strat de rezistivitate mare. In cazul suportului izolant tip coloana, linia de fuga rezulta din insumarea liniilor de fuga a elementelor componente.

Linia de fuga specifica este raportul dintre lungimea liniei de fuga (in cm) si tensiunea maxima de functionare a suportului izolant (in kV). Distanta de conturnare este cea mai scurta distanta dintre armaturile metalice ale

suportului izolant, masurata fara a-l intersecta..In cazul suportului izolant tip coloana, distanta de conturnare rezulta din insumarea distantelor de conturnare a elementelor de suport izolant tip coloana care compun respectivul suport izolant.

Corpurile izolante pentru suporturile din portelan se executa din material ceramic electroizolant CER A 110, conform STAS 3471/85.

Izolatoarele din portelan se acopera cu un strat uniform si lucios de glazura, fara fisuri si alte defecte care pot prejudicia functionarea suportului izolant. Culoarea glazurii este conform standardului de produs admitandu-se diferenta de nuante. Se admite existenta zonelor cu glazura mai deschisa la culoare in special in zonele cu raze de racordare mici.

Suporturile izolante se clasifica :

- dupa tip :

- de interior;

- cilindrice de exterior;

- din elemente izolante;

- dupa tipul armaturii :

- cu armare interioara;

- cu armare exterioara;

2.4.2 Cracteristici geometrice impuse

Se aleg, din considerente de rezistenta mecanica si tipizare, izolatorii cilindrici de exterior avand urmatoarele diametre interioare :

- pentru izolatorul camerei de stingere

[mm]

- pentru izolatorul suport

2.4.3 Dimensionarea izolatorilor

Distanta dintre flansele izolatorului camerei de stingere

Calculul acestei distante dintre flanse pleaca de la distanta dintre flanse, calculata si verificata pentru intreruptorul cu tensiune nominala 125 kV.

[kV]

- tensiune nominala a intreruptorului de proiectat;

[kV]

- tensiune nominala a intreruptorului pentru care s-a facut calculare si verificarea distantei dintre flanse;

[mm]

- distanta dintre flanse la intreruptorul cu tensiunea nominala 125 kV;

- tensiunea pe faza pentru 125 kV;

[kV]

Distanta minima dintre flanse se calculeaza cu formula :

[mm]

Se adopta

[mm]

Pentru armarea izolatorului se prevede o portiune granulata de aproximativ 120 mm.

Lungimea totala a izolatorului camerei de stingere

[mm]

- inaltimea flanse;

Lungimea totala se calculeaza cu formula :

[mm]

2.4.4 Calculul diamterului exterior al izolatorilor

Acest diametru se alege astfel incat, din punct de vedere costructiv, sa se verifice:

Astfel, obtinem diametrul exterior al izolatorului:

[mm]

Pentru izolatori cilindrici de portelan se alege grosimea peretelui in functie de diametrul exterior din tabele din literatura de specialitate. Astfel, pentru diamterul exterior al izolatorului obtinut alegem uramatoarele valori:

[mm]

- grosimea peretelui izolatorului camerei de stingere;

[mm]

- grosimea peretelui izolatorului suport;

Diamterul exterior al izolatorului suport se obtine cu relatia :

[mm]

Determinarea numarului de rile ale izolatoarelor

Avand umatoarele cote ale izolatorilor :

[mm]

Se poate calcula numarul de rile cu relatia:

- pentru izolatorul suport:

[mm]

Alegem

[rile]

cu un unghi de inclinatie

[grade]

- pentru izolatorul camerei de stingere:

[mm]

Alegem

[rile]

cu un unghi de inclinatie

[grade]

2.4.5 Calculul lungimii liniei de fuga

[kV]

- tensiune nominala a intreruptorului pentru care s-a facut calculare si verificarea distantei dintre flanse;

- tensiunea pe faza pentru 125 kV;

[kV]

[mm]

Lungimea minima a liniei de fuga se calculeaza cu formula:

[mm]

3. DIMENSIONAREA CAMEREI DE STINGERE

3.1 Generaliati

Proprietatile deosebite ale SF6 necesita folosirea unui sistem de suflaj cu autocompresie pentru stingerea arcului electric. Pentru dimensionarea preliminara a suflajului pe baza unei configuratii date de jetul de gaz trebuie determinate limitele de curent, stabilirea elmentelor care influenteaza stingerea, rigiditatea dielectrica a camerei dupa trecerea prin zero a curentului si caracteristicile arcului electric. Jetul de suflaj laminar se preteaza la o configuratie functie de forma diuzei. Totusi existenta micilor turbionari in jetul de suflaj conduce la o crestere a conductivitatii termice, ceea ce este favorabil racirii arcului electric la trecerea prin zero a curentului.

Dimensionarea campului de suflaj al unei diuze este si o problema de optimizare intre cerinta ca viteza sa fie pe cat posibil de mare, pentru a obtine o buna spalare si cerinta ca scadere de presiune provocata si implicit scaderea rigiditatii dielectrice, sa fie cat mai mici posibile.

Diametrul arcului electric este un criteriu important de dimensionare, el determinand diametrul diuzei si cu aceasta consumul mini de gaz pentru o manevra. Valoarea limita a curentului se poate determina cunoscand fluxul ce trece prin diuza pana la limita de opturare.

Referitor la stingerea arcului electric nu exista o parere unitara, unii dintre cercetatori considerand ca factorul principal care raceste arcul electric este reprezentat de miscarea turbulenta longitudinala a suflajului de gaz. Sub actiunea acestui suflaj, coloana de arc este impartita in numeroase arcuri subtiri, fiecare intrand in interactiune cu particule de gaz aflate in miscare, intrand in interactiune cu particulele de gaz aflate in miscare turbionara si astfel racindu-se rapid si stingandu-se independent. Alti cercetatori presupun ca in timpul pauzei de curent, fluxul de gaz comprimat separa coloana de arc intr-un sngur loc si o raceste intens. Particulele de gaz disociate, ce ies la periferia arcului,se recombina degajand caldura. Ca urmare, temperatura arcului si conductibilitatea spatiului disruptiv, in momentul pauzei de curent, scad brusc iar gradientul de caldura transversal creste. In conditii reale, arcul este racit simultan prin conductie, convectie si radiatie, fiecare din aceste tipuri avand o anumita pondere in stingerea arcului electric. Constanta de timp a arcului electric are o valoare dependenta de intensitatea curentului si de puterea disipata de coloana de arc.

Deoarece stingerea are loc in zona de trecere a curentului prin zero, intereseaza mai mult constanta de timp din jurul arcului electric. Ca urmare, constanta de timp a arcului se determina in functie de dimensiunile gometrice ale arcului.

La constructia intreruptoarelor cu SF6, la care, in prima perioada a timpului de deschidere, autocompresia este inca slaba, curentii inductivi nu sunt smulsi, ei fiind stinsi la rima trecere prin zero. Viteza mare de restabilire a rigiditatii in SF6 nu permite reamorsarea si apoi smulgerea curentului. De aceea curentii mici inductivi sunt bine smulsi. Curentii mici capacitivi sunt bine intrerupti deoarece se stie ca solicitarea dielectrica mxima apare la 7 ms de la stingerea arcului, timp suficient pentru restabilirea rigiditatii dielectrice a SF6.

3.2 Estimarea caracteristicilor cinematice

In urma experimentelor efectuate de diverse firme, precum si de calcul distantelor dintre contacte se estimeaza urmatoarele date pentru caracteristicile cinematice si functionale :

- amortizarea la deschidere

[mm]

- cursa in contact

[mm]

- cursa de izolare

[mm]

- cursa totala

[mm]

- durata maxima a arcului

[ms]

Pe baza acestor date se construieste diagrama S(t) a contactului mobil. Din aceasta diagrama, tinand cont si de caracteristicile cinematice, se poate determina viteza de deschidere a contactelor.

- lungimea arcului;

[mm]

[m]

[s]

Viteza de deschidere a conatctelor se calculezaza cu formula :

[m/s]

S-a considerat

deoarece stincerea arcului electric nu are loc

intotdeauna la prima trecere prin zero a curentului, obtinand astfel viteza minima de deplasare a contactului mobil.

3.3 Determinarea caracteristicilor arcului electric

a) Calculul diamterului maxim al arcului electric

Valoarea acestui diametru se calculeaza la mislocul diuzei in cazul suflajului bilateral, utilizand urmatoarea formula determinata experimental :

unde :

- diametrul arcului;

- diametrul initial al arcului;

- presiunea statica a gazului;

[bari]

[mm]

- curentul de scurtcircuit, marime instantanee;

- curentul de scurtcircuit, marime efectiva;

[A]

[Amax]

[mm]

b) Calculul caderii de tensiune pe arcul electric

Aceasta cadere de tensiune este data de urmatoarea relatie :

unde:

- lungimea arcului;

- gradientul de potential in arc;

[cm]

[V/cm]

[V]

c) Calculul rezistentei arcului electric

Aceasta rezistenta se calculeaza cu formula :

unde :

- amplitudune curentului de scurtcircuit;

[Amax]

W

3.4 Verificarea curentului de rupere limita admisibil

a) Energia dezvoltata de arcul electric

Cunoscand faptul ca viteza este constanta si implicit derivata ei in raport cu timpul este nula, energia dezvoltata de arc se calculeaza cu formula :

unde:

- gradientul de potential in arc;

- curentul de scurtcircuit, valoare efectiva;

- lungimea arcului electric;

- durata arcului;

[Ws]

[kWs]

b) Puterea dezvoltata de arcul electric este data de formula :

[W]

[MW]

In urma stabilirii ecuatiei echilibrului termic al arcului electric obtinem legatura dintre valoarea curentului limita intrerupt si raportul dintre sectiune A a ingustarii diuzei si lungimea L pe care se face strangularea arcului, pentru conditia de evitare a refularii curentului.

unde:

- curentul limita intrerupt;

- exponentul adiabatic al SF6;

[bari]

- presiunea instantanee in camera de compresie;

[Nm/kgK]

- constanta lui Riedberg pentru SF6;

[K]

- temperatura arcului;

- viteza sunetului la temperatura arcului;

[m/s]

- temperatura mediului ambiant;

[K]

- viteza sunetului la intarea in diuza;

[m/s]

- lungimea ingustarii diuzei;

- aria sectiunii ingustarii diuzei;

Tinandu-se cont de produsii de descompunere ai SF6, pentru a se relaiza un sistem de suflaj bun se va confectiona diuza din teflon. Teflonul este un material ce nu prezinta urme de deteriorare in cazul actiunii produsilor de descompunere ai SF6. Caracteristicile de presiune tranzitorie depind de forma diuzei si, scadera de presiune langa suprafata de contact cauzata de fluxul de gaz de mare viteza, poate fi evitata folosind un model de diuza optim. In acest caz, se alege o diuza cu urmatoarele dimensiuni :

- lungimea ingustarii diuzei :

[mm]

- diameterul ingustarii diuzei :

[mm]

- unghiul de divergenta al diuzei :

In afara acestor limite de unghi, restabilirea rigiditatii dielectrice este insesizabila.

[]

Pentru cazul

[mm]

obtinem :

[A]

[kA]

Pentru cazul

[mm]

obtinem :

[A]

[kA]

Vom alege

[mm]

intrucat in acest caz 59.436 > 42.454.

In ambele cazuri

se poate determina si empiric cu ajutorul uramtoarei formule :

unde:

- densitatea medie de curent pe orificiul diuzei in timpul arcului;

[kA/]

[kA]

3.5 Determinarea vitezei minime necesare pentru ruperea curentilor mici capacitive

- tensiunea la borne dupa 7 ms masurate d la inceperea separarii contactelor;

- tensiunea maxima pe pol considerand ruperea fara reamorsare;

unde:

pentru

[kV]

[kVmax]

Solicitarea dielectrica in functie de timp este data de relatia :

Fig.3.1 Variatia tensiunii in timpul ruperii curentilor capacitive

- tensiunea la borne;

- tensiunea la borne dupa t ms;

- tensiunea maxima pe coloan, considerand ruperea fara reamorsari.

La o alternanata dupa stingerea arcului electric, polul este supus la o tensiune dubla de faza. Acesta valoare maximala este mai putin semnificativa decat solicitarea dielectrica specifica q(t).

Fig. 3.2 Solicitarea dielectrica specifica a spatiului de rupere

a - singerea instantanee;

b - stingerea dupa 1 ms;

c - stingerea instantanee cu o viteza mai mare.

Daca miscarea contactului se face cu viteza constanta v, se poate scrie :

Daca stingerea are loc imediat dupa separarea contactelor, solicitarea dielectrica specifica maxima apare dupa 7 ms mai tarziu. Daca ruperea nu este instantanee, solicitarea dielectrica este diminuata. Pentru valoarea maximala de 7 ms se obtine un camp electric :

unde:

- tensiunea maxima;

[kV]

- viteza contactului mobil;

Pentru o tensiune determinata si o solicitare admisibila acceptata, din formula de mai sus se poate determina viteza contactului mobil :

unde:

[kV/cm], pentru = 170 kV.

[m/s]

Se observa ca este indeplinita conditia : = 3.371 < 6 = .

3.6 Calculul vitezei minime a jetului de SF6 la intrarea in ajutaj

La deconectarea curentilor intensi, viteza este definita de catre relatia :

unde:

- caderea de presiune in camera de stingere;

[bari]

- puterea dezvoltata de arcul electric;

[MW]

[m/s]

Aceasta formula este valabila practic pentru intreaga durata a semiperioadei; catre sfarsitul semiperioadei puterea P scade, iar la limita aceasta devenind zero. Ca urmare viteza a jetului de SF6 creste, si pentru scurt timp va atinge viteza sunetului. Astfel, o parte din gazul continut in ajutaj va suferi o accelerare insemnata, ca urmare a presiunii excedente a gazului din camera de stingere; in cazul de fata este de asteptat manifestarea influentei inertiei jetului de gaz asupra caracterului curgerii in intervalul de timp de

scurta durata mentionata anterior. Spre a evalua ponderea acestui fenomen, se va studia desfasurarea fenomenului de curgere, in vecinatatea momentului de trecere naturala prin zero a curentului alternativ. In aceasta situatie, datorita valorii reduse a intervalului de timp t, relatia scrisa anterior devine :

unde:

- pulsatia curentului alternativ;

[]

- timpul masurat in raport cu momentul trecerii prin zero a curentului alternativ;

- lungimea ajutajului;

[m]

[s]

[m/s]

Viteza a gazului la iesirea din diuza trebuie sa fie egala cu cea critica, adica cu viteza de propagare a sunetului in SF6.

unde:

- acceleratia graviatationala;

[]

- constanta gazelor pentru aer;

[K]

[m/s]

4. CALCULUL TERMIC

4.1 Generalitatii

Pierderile de energie prin efect Joule-Lentz in caile de curent, pierderile datorate magnetizarii pieselor din materiale feromagnetice, producerea arcului, frecarea mecanismelor in ghidaje precum si pierderile in dielectricii situati in campuri electrice, pot duce la incalzirea intreruptorului peste limitele impuse de norme.

Datorita faptului ca pentru procesele termice din aparatele electrice sunt impuse prin standarde limite de temperatura, apare posibilitatea simplificarii studierii acestora folosind teoria similitudinii, pe baza careia ponderea fiecareia dintre modaltatile de transmisie a caldurii (conductivitate termica, convectie termica si radiatie) va fi evaluata separat, dupa care prin insumare se va obtine valoarea fluxului termic corespunzator schimbului generalizat de caldura.

In unele cazuri este posibila neglijarea contributiei conductivitatii termice sau cea a convectiei termice, ceea ce simplifica sensibil calculele de proiectare.

Pierederile de energie din partile aparatului electric care nu fac arte din caile de curent devin importante la valori mari ale curentului nominal si respectiv la valori ridicate ale fregventei.

Regimul de incalzire este acela care limiteaza valoarea curentului si regimul de functionare al aparatului. Totodata cu cresterea temperaturii tijei de contact scade brusc si rezistenta mecanica a acesteia. Pentru Cu aceasta scade brusc cand temperatura q depaseste 300 grade C, iar pentru Al cand depaseste 200 grade C.

Calculul incalzirii se bazeaza pe teoria transmiterii caldurii care are ca obiect studiul schimbarilor de caldura in sisteme materiale ce contin piese componente cu temperaturi de diferite. scopul calculului termic este de a determina valorile temperaturii diferitelor parti ale aparatului, valori ce trebuie sa fie inferioare limitelor de temperatura permise. Determinare temperaturii trebuie facuta atat pentru functionarea in regim normal cat si pentru regimul tranzitoriu.

Temperaturile admise in regim normal de functionaresunt inferioare temperaturilor limita pe care le pot suporta diferite materiale, deoarece scurtcircuitele pot apare adeseori in timpul functionarii cand aparatul este cald trebuind astfel prevazuta posibilitatea cresterii temperaturii peste valoarea sa de regim normal de functionare astfel ca si la scurtcircuit temperaturile sa nu depaseasca limitele admise. Incalzirea admisa in regim normal de functionare pentru aparatele de inalta tensiune este inferioara incalzirii admise pentru aparatele de joasa tensiune , deoarece curentii de scurtcircuit la inalta tensiune sunt mult mai mari decat cei din retelele de joasa tensiune.

4.2 Dimensionarea si calculul termic aferent bornei aflate in aer

Acest calcul pleaca de la urmatoarele date nominale :

- materialul din care se va confectiona borna - Cupru;

- intensitatea curentului nominal

[A]

- intensitatea curentului de scurtcircuit de durata

[kA]

- intensitatea efctiva a curentului de scurtcircuit de lovitura (de soc)

[kA]

- intensitatea instantanee a curentului de scurtcircuit de lovitura (de soc)

Unde:

- coeficient de soc;

[kA]

Se alege

[kA]

- temperatura mediului ambiant

[grade C]

- temperatura maxima admisibila la functionarea in regim normal pentru racorduri din Cupru

[grade C]

- temperatura maxima adimisa la scurtcircuit pentru racorduri din Cupru

[grade C]

- supratemperatura maxima admisa la racorduri din Cupru

[grade C]

Vom folosi bara de Cupru cu sectiune dreptunghiulara (a x b) la care raportul dintre latimea si grosime este :

Fig. 4.1 Bara de Cupru

Determinarea lui b (grosimea barei) se face cu ajutorul relatiei urmatoare :

Unde:

- coeficient generalizat de schimb de caldura pentru Cupru.

[W/]

- rezistivitatea la temperatura qs;

- rezistivitatea la 0 grade C;

Wm]

[]

Wm]

- factor de crestere al rezistentei in curent alternativ;

[m]

[mm]

Din STAS se alege bara de Cupru cu sectiune dreptunghiulara avand dimensiunile 120 x 10 care are intensitatea maxima admisibila a curentului in regim de lunga durata de 2650 A. Masa unui metru de bara este de 8.89 kg.

[mm]

Densitatea de curent ce ia nastere in bara cand acesta este parcurasa de curentul limita termic este :

Unde:

-intensitatea curentului limita termic;

[A]

- aria sectiunii barei;

[]

[A/

Sectiunea minima necesara la scurtcircuit este data de relatia :

Unde:

- intensitatea curentului echivalent (curentul care parcurgand circuitul provoaca acelasi efect termic in timpul )

- coeficient functie de si avand ca parametru pe k;

- coeficient functie de si avand ca parametru / = 50 / 20;

[kA]

- timpul de scurtcircuit;

- timpul de lucru al protectiei;

[s]

- timpul in care se stinge arcul electric;

[s]

si se aleg din curbele incalzirii adiabate pentru diferite materiale, in cazul de fata pentru Cupru.

[/]

[]

Cum <, conculzia cste ca bara este aleasa corepunzator.

Temperatura care se stinge in regim normal de functionare sau regim permanenet se poate calcula cu relatia :

unde,

- perimetrul barei de Cupru;

[m]

[grade C]

Cum < STAS, se trage concluzia ca incalzirea de lunga durata nu depaseste temperatura maxima admisa in timpul serviciului.

4.3 Estimarea sectiunii minime

Se alege Cuprul ca si material din care se va cofectiona tija de contact. sectiune minima a tijei de contact se poate calcula cu relatia :

[/]

[]

Pentru contactul fix se alege teava de Cupru avand :

[mm]

Pentru contactul mobil se alege teava de Cupru avand :

[mm]

4.4 Calculul fortei de apasare in contact

Vom considera

degete de contact.

Forta de apasare pe un deget de contact este data de relatia :

Unde:

- curentul pe un deget de contact;

[A]

- constanta lui Lorentz;

[V/K]

- duritatea Brinell;

[N/]

- conductibilitatea termica a cuprului;

[W/mK]

Vom considera supratemperatura contactului de 5 K, temperatura mediului ambiant 40 grade C si supratemperatura conductorului 50 grade C. Astfel vom obtine :

[K]

[N]

4.5 Calculul rezistentei electrice a cailor de curent

Rezistenta in curent continuu este data de relatia :

Unde:

- lungimea tijei;

[m]

- ara sectiunii tijei;

[m]

- rezistivitatea Cuprului;

Rezistenta in curent alternativ este data de relatia :

Unde:

- coeficient de efect pelicular;

[mm]

[Hz]

Rezistenta de strictiune la locul de contact este data de formula :

Unde:

- pentru Cu - Ag;

- forta de apasare in contact;

[N]

- in cazul contactului tulipa;

[]

4.6 Evaluarea pierderilor in materiale active si caderea de tensiune pe locul de contact

Valoarea pierderilor se estimeaza cu relatia :

[W]

Caderea de tensiune pe locul de contact este data de relatia :

[V]

[mV]

5. CALCULUL SOLICITARILOR ELECTRODINAMICE

5.1 Generalitati

Stabilitatea electrodinamica a aparatului electric este proprietatea acestuia de a rezista la solicitari electrodinamice determinate de curenti de scurtcircuit. Ea este exprimata prin curentul de stabilitate electrodinamica (sau curentul limita dinamic) care reprezinta valoarea ce mai mare a curentului de scurtcircuit de lovitura, corespunzator caruia solicitarile mecanice din aparatul electric nu depasesc valorile valorile maxime admise, nu are loc sudarea contactelor si aparatul ramane corespunzator pentru exploatare si dupa ce a fost parcurs de catre curentul limita dinamic . Valorile lui sunt corelate prin standarde cu marimile si ale aparatului proiectat.

5.2 Calculul fortelor electrodinamice

5.2.1 Calculul fortei exercitate asupra conductorului median

Vom considera lungimea cai de curent din interiorul intreruptorului

[m]

, iar distanta dintre caile de curent apartinand la doi poli

vecini

[m]

(s-a considerat grosimea flansei 28 mm).

Notam cu forta rezultanta ce se exercita asupra conductorului median, cu si fortele ce se exercita asupra conductorului median din partea conductoarelor laterale.

Fig. 5.1 Evidentierea fortelor electrodinamice, asupra conductorului median

- constanta care depinde de modul de dispunere al conductoarelor;

Pentru reteaua standard incare , pentru un curent limita dinamic A, obtinem :

[N]

5.2.2 Calculul fortei exercitate asupra conductorului lateral

Tinand cont de cele mentionate mai inainte obtinem pentru forta care se exercita asupra conductorului lateral urmatoarea expresie :

[N]

5.3 Calculul fortei de respingere dintre contacte

Intre contacte apare forta electromagnetica care detrmina, datorita strictiunii liniilor densitatii de curent, un curent de respingere reciproca a celor doua contacte; acest fenomen are drept consecinta slabirea fortei de apasare dintre contacte si deci cresterea rezistentei de strictiune ; de asemenea duce la vibratia contactelor, incalzirea intensa a acestora si chiar la sudarea lor. Valoarea maxima a lui va corespunde curentului dinamic

La proiectarea sistemului de contacte ale aparatelor de curenti intensi, este indicat sa se aiba in vedere compensarea actiunii fortelor de respingere care actioneaza intre contacte, si care au valori insemnate in special in regimurile de avarie. Valoarea fortei de respingere se calculeaza cu urmatoarea relatie emperica ce permite calculul limitei superioare a fortei de respingere dintre contacte, la intreruptoarele de inalta tensiune :

[N]

5.4 Stabilirea modului de dispunere a cailor de curent

In acest caz prin calea de curent vom intelege atat conductoarele ce intra si ies din intreruptor cat si sistemul de contacte (fix + mobil) din interiorul intreruptorului.

Exista doua posibilitati de dispunere a acestor cai de curent si anume dispunerea in forma de dublu L sau Z si dispunerea in forma de U.

Vom calcula forta care se exercita asupra sistemului de contacte din nteriorul intreruptorului datorita actiunii conductoarelor exterioare in cele doua cazuri.

- pentru cazul conductoarelor asezate in forma de Z;

a) actiunea conductorului superior asupra sistemului de contacte;

Unde:

- raza medie a sitemului de contacte;

[m]

[N]

b) actiunea conductorului inferior asupra sistemului de contacte;

Aceasta forta se calculeaza cu aceeasi relatie ca mai inainte, obtinundu-se acelasi rezultat. Datorita modului de asezare a cailor de curent si de sensul curentului care le parcurege, cele doua forte se anuleaza.

- pentru cazul conductoarelor asezate in forma de U.

In acest caz formulele de calcul ale fortelor raman aceleasi, obtinandu-se aceleasi valori, dar datorita modului de asezare si de sensul de parcurgere al curentului, cele doua forte nu se mai anuleaza iar forta rezultanta va fi suma lor :