История развития хранилищ для нефти: Первые склады нефти появились в XVII веке. Они представляли собой землянные ямы-амбара глубиной 4…5 м...
Состав сооружений: решетки и песколовки: Решетки – это первое устройство в схеме очистных сооружений. Они представляют...
Топ:
Оценка эффективности инструментов коммуникационной политики: Внешние коммуникации - обмен информацией между организацией и её внешней средой...
Проблема типологии научных революций: Глобальные научные революции и типы научной рациональности...
Марксистская теория происхождения государства: По мнению Маркса и Энгельса, в основе развития общества, происходящих в нем изменений лежит...
Интересное:
Искусственное повышение поверхности территории: Варианты искусственного повышения поверхности территории необходимо выбирать на основе анализа следующих характеристик защищаемой территории...
Отражение на счетах бухгалтерского учета процесса приобретения: Процесс заготовления представляет систему экономических событий, включающих приобретение организацией у поставщиков сырья...
Национальное богатство страны и его составляющие: для оценки элементов национального богатства используются...
Дисциплины:
2017-06-26 | 225 |
5.00
из
|
Заказать работу |
|
|
Суммарные длины соответствующих уступов в верхней и нижней частях ввода будут зависеть от номера слоя k:
Длина первого уступа:
. Длины остальных уступов сведены в
табл. 2.
Таблица 2.
Длины уступов.
Номер слоя, m | |||||||
Длина уступа, λk, м | 0.648 | 0.36 | 0.229 | 0.159 | 0.116 | 0.089 | 0.07 |
Найдем минимальную допустимую приведенную длину уступа у фланца:
, где
- допустимая аксиальная напряженность в масле.
- наибольшее падение напряжение на слое.
Так как длины меньше λminx не могут быть допущены, то выбираем новые значения уступов, представленные в табл.3.
Таблица 3.
Откорректированные длины уступов.
Номер слоя, m | |||||||
Длина уступа, λ`k, м | 0.61 | 0.35 | 0.23 | 0.16 | 0.112 | 0.105 | 0.105 |
Зависимость длины уступа lk от номера слоя k
Рис. 4.
Определим длины обкладок с учетом новых длин уступов:
Для первого слоя:
Остальные длины обкладок сведены в табл.4.
Таблица 4.
Длины обкладок с учетом новых длин уступов.
Номер слоя, m | |||||||
Длина обкладок, h`k, м | 1.659 | 1.309 | 1.079 | 0.919 | 0.807 | 0.702 | 0.597 |
Для сокращения размеров нижней масляной части ввода все уступы в ней берутся одинаковыми и равными lн min. Уступы в верхней части определяются по формуле:
Для первого уступа:
Остальные длины уступов в верхней части сведены в табл. 5.
Таблица 5.
Длины уступов в верхней части.
Номер слоя, m | |||||||
Длина уступа, λk, м | 0.558 | 0.298 | 0.178 | 0.108 | 0.06 | 0.053 | 0.053 |
Определение емкостей слоев и напряженности в них
Емкость в k-ом слое определяется по формуле:
где
Для первого слоя емкость составит:
Напряжение, приходящееся на слой, будет определяться как:
|
Для первого слоя:
Емкости слоев и падения напряжения на слоях представлены в табл. 6.
Таблица 6.
Емкости слоев и падение напряжения на слоях.
Номер слоя, m | |||||||
Емкость слоя, Сk, нФ | 0.987 | 1.043 | 1.076 | 1.101 | 1.129 | 1.123 | 2.091 |
Падение напряжения на слое, ΔUk, кВ | 44.28 | 41.91 | 40.6 | 39.68 | 38.71 | 38.92 | 20.9 |
Максимальная и минимальная напряженности могут быть определены из следующих соотношений:
Для первого слоя:
Остальные величины напряженностей слоев приведены в табл. 7.
Таблица 7.
Напряженности слоев.
Номер слоя, m | |||||||
Максимальная напряженность, Ek max·106, В/м | 8.773 | 7.941 | 7.493 | 7.198 | 6.936 | 6.91 | 7.17 |
Минимальная напряженность, Ek min·106, В/м | 6.266 | 6.177 | 6.131 | 6.091 | 6.011 | 6.097 | 6.771 |
По полученным данным строим график распределения радиальных напряженностей по слоям, по оси абсцисс которого откладывается радиус слоя, а по оси ординат – значение напряженности, соответствующей этому радиусу.
График распределения радиальных напряженностей.
Рис. 5.
Из расчета видно, что напряженность в каждом слое не превышает допустимое значение 18 кВ/мм, это говорит о том, что электрический расчет выполнен верно.
ТЕПЛОВОЙ РАСЧЕТ
При расчёте тепловой устойчивости проходного изолятора выясняется возможность развития теплового пробоя в проектируемой конструкции при заданном токе, проходящем по токоведущему стержню, и наибольшем допустимом напряжении.
Так как аксиальные размеры изолятора существенно больше радиальных, при проведении теплового расчёта принимают, что тепловое поле изолятора радиально, т.е. вся теплоотдача осуществляется только в радиальном направлении (рис. 3.1).
Схема для графического расчёта тепловой устойчивости
изолятора конденсаторного типа
1 – масло, 2 – фарфор.
Рис. 6.
Расчёт выполняется для установившегося теплового режима изоляции. Исходными данными при расчёте являются ток в стержне изолятора, температура окружающей среды и зависимость tgd от температуры для применяемой изоляции.
|
Расчёт производится методом «шаг за шагом». Для проведения расчёта задаются рядом значений температуры стержня Тс1, Тс2, …, Тсn. Эти значения произвольны, но должны быть близки к возможной искомой температуре стержня Тс при данных условиях. Практически для изоляторов высокого напряжения удобно принять значения Тс равными 40, 60, 80 и 100 °С.
Найдем тепловые сопротивления масляного зазора, фарфоровой покрышки, окружающей среды. Тепловое сопротивление масляного зазора:
где - коэффициент теплопроводности масла.
Принимаем толщину зазора Δз = 20 мм, а толщину фарфоровой стенки изолятора – Δф = 40 мм, тогда:
Тепловое сопротивление фарфоровой покрышки:
Для расчёта теплоотдачи ввода в окружающую среду принимается коэффициент теплоотдачи с поверхности фарфора kтв = 20 Вт/(м2 ×°С), тогда:
Определим полный тепловой поток изолятора и соответствующей ему температуры внешней поверхности изолятора. Найдем потери в токоведущем стержне:
, где
- температурный коэффициент сопротивления медного стержня;
- удельное объемное сопротивление медного стержня;
- активное сопротивление стержня;
- сечение стержня.
Для теплового расчета изолятора требуется значение tg δ в диапазоне температур от 40 до 100 оС. Для данного ввода применяется масло ГК и кабельная бумага КВМСУ 120. Произведем аппроксимацию зависимости
tg δ = f(T) зависимостью вида: tg δ = A·exp(B·T).
Определим тангенс угла диэлектрических потерь комбинированной изоляции.
Для бумажно-масляной изоляции tg δ и εr рассчитываются по формулам:
,
– соответственно толщина, относительная диэлектрическая проницаемость и тангенс угла диэлектрических потерь бумаги;
– соответственно толщина, относительная диэлектрическая проницаемость и тангенс угла диэлектрических потерь масла.
Для бумаги и масла можно принять er1 = 4.5, er2 = 2.2.
Предполагая, что бумага пористая и все поры бумаги заполнены пропитывающим составом, имеем:
где gб, gк – плотность бумаги и клетчатки соответственно, dиз – полная толщина изоляции.
При температуре 20°С тангенс угла диэлектрических потерь для бумаги (индекс 1) и масла (индекс 2) равны соответственно и , тогда тангенс угла диэлектрических потерь комбинированного диэлектрика при 20°С будет равен:
|
При температуре 90 °С тангенс угла диэлектрических потерь для бумаги и масла , . Тогда тангенс угла диэлектрических потерь комбинированного диэлектрика при 90°С будет равен:
Определим er комбинированного диэлектрика:
.
Аппроксимируем зависимость tgd = f(T) зависимостью вида tgd = A×exp(B×T). Зная значения tgd и T для двух точек зависимости можно определить коэффициенты A и B: , , тогда:
Исходя из полученных данных зависимость примет вид:
Ниже приведен график данной зависимости.
Зависимость тангенса угла диэлектрических потерь от температуры.
Рис. 7.
Исходными данными для теплового расчёта являются номинальный ток
Iн = 800 А, температура окружающей среды T0 = 35°C, а также результаты электрического расчёта.
На первом шаге задаёмся температурой стержня изолятора Tc = 40 °C. Тогда электрические потери в стержне составят:
1-й слой
Диэлектрические потери в изоляции первого слоя:
где, вместо 44,28 надо 10,4
Определим тепловое сопротивление первого слоя на единицу длины при коэффициенте теплопроводности бумажно-масляной изоляции, равном kб = 0.2 Вт/м·оС:
Перепад температуры в первом слое составит:
Найдем тепловой поток, проходящий через изоляцию первого слоя:
Температура первой обкладки будет равна:
2-й слой
Диэлектрические потери в изоляции второго слоя:
где
Определим тепловое сопротивление второго слоя на единицу длины при коэффициенте теплопроводности бумажно-масляной изоляции, равном kб = 0.2 Вт/м·оС:
Перепад температуры во втором слое составит:
Найдем тепловой поток, проходящий через изоляцию второго слоя:
Температура второй обкладки будет равна:
.
Аналогично расчет ведется для остальных слоев изоляции.
Далее определяем полный тепловой поток Ри, проходящий через бумажно-масляную изоляцию и остальные элементы цилиндрической системы изолятора, а также температуру внешней поверхности изоляции Ти:
По такой же методике «шаг за шагом» просчитываются аналогичные параметры при Тс = 60, 80 и 100 °С. Результаты теплового расчета сведены в
табл. 8.
По полученным данным строится зависимость Ри = f(Ти), а затем зависимость количества тепла, отводимого в единицу времени от наружной поверхности бумажно-масляной изоляции в окружающую среду, от температуры наружной поверхности Ти. Эта зависимость определяется соотношением
|
,
для температуры 40 °С:
Pотв аналогично рассчитывается для Тс = 40, 60, 80 и 100 °С.
Полученные зависимости приведены на рис. 8.
Таблица 8.
Результаты теплового расчета..
№ слоя | Тепловое сопротивление RТк | Погонная емкость слоя, Ск·10-9 Ф/м | Температура слоя, Тк, 0С при Тс: | Перепад температуры в слоях, υк, 0С при Тс: | Диэлектрические потери слоя, Рдк, Вт/м при Тс: | |||||||||
0.268 | 0.542 | 33.766 | 53.281 | 72.782 | 92.246 | 6.234 | 6.719 | 7.218 | 7.736 | 1.015 | 1.343 | 1.777 | 2.352 | |
0.2 | 0.726 | 28.998 | 48.116 | 67.197 | 86.232 | 4.768 | 5.165 | 5.584 | 6.032 | 1.116 | 1.467 | 1.927 | 2.532 | |
0.16 | 0.909 | 25.093 | 43.863 | 62.571 | 81.197 | 3.905 | 4.252 | 4.626 | 5.034 | 1.227 | 1.604 | 2.095 | 2.734 | |
0.133 | 1.093 | 21.754 | 40.208 | 58.57 | 76.812 | 3.339 | 3.655 | 4.001 | 4.385 | 1.333 | 1.734 | 2.253 | 2.924 | |
0.114 | 1.275 | 18.813 | 36.973 | 55.008 | 72.881 | 2.941 | 3.235 | 3.562 | 3.931 | 1.413 | 1.83 | 2.367 | 3.055 | |
0.1 | 1.458 | 16.162 | 34.042 | 51.763 | 69.277 | 2.65 | 2.93 | 3.245 | 3.604 | 1.568 | 2.022 | 2.602 | 3.342 | |
0.045 | 3.193 | 14.93 | 32.676 | 50.246 | 67.585 | 1.232 | 1.366 | 1.518 | 1.692 | 0.954 | 1.225 | 1.57 | 2.007 |
Температура стержня, Тс, 0С | Полный тепловой поток в изоляторе на единицу длины стержня, Ри, Вт/м | Потери мощности в токоведущем стержне, Рс, Вт/м | Температура внешней поверхности изолятора, Ти, 0С | Отводимая мощность, Ротв, Вт/м |
31.401 | 22.774 | 14.93 | -30.206 | |
35.647 | 24.422 | 32.676 | -3.497 | |
40.662 | 26.07 | 50.246 | 22.946 | |
43.748 | 27.718 | 67.73 | 49.281 |
Зависимость полного теплового потока через изолятор и отводимой мощности от температуры наружной поверхности.
Рис. 8.
ЗАКЛЮЧЕНИЕ
В данном курсовом проекте произведён расчёт высоковольтного вода конденсаторного типа с бумажно-масляной изоляцией на номинальное напряжение 110 кВ и номинальный ток 800 А. Расчет проводился в два этапа.
Электрический расчет был произведен с учетом наименьшей неравномерности радиальной напряженности. В результате было рассчитано число слоёв изоляции равное 7, их толщина, а также емкость и падение напряжения на каждом слое, максимальные и минимальные напряженности слоев. Максимальная напряжённость составила 8.733 кВ/мм, что не превышает допустимую.
В ходе электрического расчета были получены следующие размеры: диаметр изоляционного остова – 108 мм, длина первой конденсаторной обкладки – 1.659 м. Также были определены длины уступов каждой обкладки. Так как несколько длин уступов получились меньше допустимой, то производилась их коррекция.
Диаметр токоведущего стержня 30 мм. Между фарфоровой покрышкой и изоляционным остовом предусмотрен масляный канал для обеспечения циркуляции масла, что приводит к лучшему охлаждению ввода. Предусмотрен вывод для измерения напряжения.
|
В ходе теплового расчета были определены тепловые сопротивления и емкости слоев изоляции, построена зависимость тангенса диэлектрических потерь от температуры, определено распределение температуры по слоям
В тепловом расчёте определялось выделяемое и отводимое тепло. В результате была построена зависимость тепловой устойчивости ввода и сделан вывод, что тепловой пробой маловероятен.
Библиографический список
1. Электрический и тепловой расчет высоковольтных вводов/ Г.А. Филиппов, М.Е. Тихов
2. Изоляция установок высокого напряжения: учеб. для вузов / Г.С.Кучинский,.Е. Кизиветер, Ю.С. Пинталь; под общ. ред. Г.С. Кучинского.– М.:Энергоатомиздат, 1987. –368 с.
3. Никулин Н.В., Шишорина Г.Д. Высоковольтные вводы и их ремонт: Учеб. для средних ПТУ. – 2-е изд., перераб. и доп.: - М.: Высш. Шк. – 1986. – 134с.
4. ГОСТ 1516.3-96 Электрооборудование переменного тока на напряжение от 3 до 750 кВ. Требования к электрической прочности изоляции.
5. ГОСТ 10693-81 Вводы конденсаторные герметичные на номинальное напряжение 110 кВ и выше. Общие технические условия.
6. А.З. Славинский. Высоковольтные вводы: Расчет, конструирование и ремонт. – М.: ООО Издательство «Научтехлитиздат», 2001.
|
|
Кормораздатчик мобильный электрифицированный: схема и процесс работы устройства...
Типы сооружений для обработки осадков: Септиками называются сооружения, в которых одновременно происходят осветление сточной жидкости...
Биохимия спиртового брожения: Основу технологии получения пива составляет спиртовое брожение, - при котором сахар превращается...
Опора деревянной одностоечной и способы укрепление угловых опор: Опоры ВЛ - конструкции, предназначенные для поддерживания проводов на необходимой высоте над землей, водой...
© cyberpedia.su 2017-2024 - Не является автором материалов. Исключительное право сохранено за автором текста.
Если вы не хотите, чтобы данный материал был у нас на сайте, перейдите по ссылке: Нарушение авторских прав. Мы поможем в написании вашей работы!