Повышение эффективности использования строительной длины и поверхности стержневых стеклопластиковых изоляторов при загрязнении и увлажнении Альварес Альварес, Эриберто Хосе

Содержание к диссертации

Введение

1. Условия работы изоляции воздушных линии в электрических сетях и влияние формы изоляторов на их влагоразрядные характеристики. Обзор литературных данных и постановка задачи исследований 10

1.1. Условия работы изоляции в районах с загрязненной атмосферой 10

1.2. Теоретические исследования влагоразрядных характеристик загрязненных изоляторов 15

1.3. Экспериментальные исследования влияния формы изоляторов на их влагоразрядные характеристики 21

1.4. Климатические особенности республики Куба и их влияние на работу изоляции воздушных линий электропередачи 24

Постановка задачи исследований 34

2. Анализ условий развития разряда вдоль загрязненной и увлажненной поверхности стержневых изоляторов 36

2.1. Условия развития разряда вдоль увлажненной поверхности загрязненного изолятора 36

2.2. Влияние процесса растекания тока от опорных точек дуги по увлажненной поверхности загрязненного изолятора на его влагоразрядные характеристики 54

2.3. Оптимизация формы изоляторов по условиям максимальной эффективности использования высоты изолирующего элемента 68

Выводы 75

3. Испытательная установка и методика экспериментальных исследований влагоразрядных характеристик загрязненных изоляторов 78

3.1. Описание испытательной установки 78

3.2. Испытуемые макеты и модели стержневых ребристых изоляторов 92

3.3. Методика испытаний макетов и моделей изоляторов при загрязнении и увлажнении 106

Выводы 123

4. Исследований влияния геометрических параметров стержневых изоляторов на их влагоразрядные характеристики при загрязнении 125

4.1. Влияние диаметра шейки и межреберного расстояния стержневых изоляторов на их влагоразрядные характеристики 125

4.2. Влияние диаметра ребер на влагоразрядные характеристики загрязненных изоляторов 141

4.3. Влияние длины пути утечки на влагоразрядные характеристики загрязненных изоляторов 153

Выводы 166

5. Использование результатов выполненных для разработки стеклопластжовых изолирующих конструкций с повышенными влагоразрядными характеристиками 168

5.1. Выбор геометрических параметров ребристого изолятора по условиям максимальной эффективности использования высоты изолирующего элемента при загрязнении и увлажнении 168

5.2. Выбор параметров стержневых ребристых изоляторов для районов с загрязненной атмосферой 175

5.3. Возможность применения стеклопластиковых стержневых изоляторов при климатических условиях республики Куба 194

ВЫВОДД 202

ЗАКЛЮЧЕНИЕ 203

ЛИТЕРАТУРА

• Экспериментальные исследования влияния формы изоляторов на их влагоразрядные характеристики
• Влияние процесса растекания тока от опорных точек дуги по увлажненной поверхности загрязненного изолятора на его влагоразрядные характеристики
• Методика испытаний макетов и моделей изоляторов при загрязнении и увлажнении
• Влияние диаметра ребер на влагоразрядные характеристики загрязненных изоляторов

Введение к работе

Главная задача второй пятилетки, как указано в "Основных направлениях экономического и социального развития республики Куба на период I98I-I985 гг.", состоит в обеспечении дальнейшего роста благосостояния кубинского народа на основе устойчивого, поступательного развития народного хозяйства, ускорения научно-технического прогресса и перевода экономики на интенсивный путь развития, более рационального использования производственного потенциала страны и улучшения качества работы [iJ .

Значительную роль в развитии экономики играет энергетика, которая должна удовлетворить растущие потребности народного хозяйства.

После победы кубинской социалистической революции в 1959 году ускоренный темп развития промышленности и интенсификации сельского хозяйства страны привел к существенному росту потребности в электроэнергии. Молодая республика получила в наследство три небольшие энергосистемы, установленная мощность которых составляла 397 МВт, и общая протяженность линий электропередач (ЛЭП) 35-110 кВ не превышала 2560 км. Линии электропередач до 66 кВ включительно, в основном, сооружены на деревянных опорах, и лишь одна линия НО кВ - на металлических опорах. Изрляция ЛЭП была фарфоровая, преимущественно тарелочного типа на линиях 35 кВ и выше и штыревого типа на низких классах напряжения.

Помощь специалистов из СССР и других социалистических стран дала возможность спроектировать и построить на Кубе первые мощные теплоэлектростанции и интенсивно развивать сеть электропередачи напряжением НО кВ. В 70-х годах линиями электропередач напряжением 220 кВ соединились западная и восточная энергосистемы с центральной, и так была создана объединенная энергосистема

страны. Б настоящее время начаты работы по внедрению электропередачи 500 кВ или 220 кВ компактного типа для создания мощных связей между отдаленными районами страны. В 1983 году установленная мощность объединенной энергосистемы Кубы составляла 2203 МВт и, в основном, опиралась на теплоэлектростанции, а к 2000 году запланировано повысить установленную мощность всех агрегатов до 11000 МВт. При этом предусмотрено строительство преимущественно атомных электростанций. В настоящее время общая протяженность сети 35 кВ и выше превышает 10000 км [2І .

Географические и климатические особенности республики Куба создают весьма тяжелые условия для работы аппаратов и элементов электрооборудования, тлеющих непосредственный контакт с атмосферным воздухом, в частности, для работы изоляции ЛЭП. Это связано с тем, что Куба - протяженный (длиной 1200 км) и узкий (средней шириной около 100 км) остров, омываемый теплыми водами Карибского моря, содержание солей в котором очень высокое. Большое количество солей и влаги в атмосферном воздухе и высокая солнечная радиация вызывают повышенную скорость коррозии и электрокоррозии металлических частей изолирующих конструкций ЛЭП. При увлажнении росой, туманом, мелким дождем слоя загрязнения на поверхности изоляторов из-за большого содержания солей величина удельной поверхностной проводимости может достигать нескольких десятков микросименсов, что приводит к существенному увеличению тока утечки до гирлянде, соответственно к резкому уменьшению разрядного напряжения, и часто происходят полные перекрытия гирлянд при рабочем напряжении. На Кубе количество аварий на ЛЭП за счет перекрытий гирлянд и повреждения металлических арматур изоляторов большое и в 1976-1979 гг. составило около 6 случаев на 100 км линий 56-220 кВ. В связи с этим для Кубы большой интерес представляют исследования и разработки новых типов стержневых грязе-

стойких изоляторов с высокими влагоразрядными характеристиками и меньшим количеством металла. Одним из перспективных вариантов представляется использование современных стеклопластиковых изоляторов с высокопрочными полимерными покрытиями, что связано с возможностью внедрения их технологии изготовления на Кубе.

Настоящая работа посвящена оптимизации геометрических параметров стержневых ребристых изоляторов на основе стеклопластиков с целью повышения их влагоразрядных характеристик. При этом теоретически получены завистюсти коэффициентов использования высоты изолирующего элемента и длины пути тока утечки от отношения .диаметра ребра к .диаметру стержня. Путем расчетов доказано, что при постоянном отношении толщины ребра к разности диаметров ребра и стержня функция коэффициента использования высоты изолирующего элемента от отношения диаметра ребра к диаметру шейки изолятора имеет максимум при некотором оптимальном отношении диаметров ребер и шейки. Также доказано, что снижение величины коэффициента использования высоты изолирующего элемента на 5 или на 10$ по отношению к его максимальному значению приводит к существенному уменьшению отношения диаметра ребер к диаметру шейки (на 40-30$), что при неизменном .диаметре шейки изолятора приводит к значительному уменьшению диаметра ребер и соответственно расхода материалов и к облегчению технологического процесса изготовления изоляторов. Величина коэффициента использования длины пути тока утечки монотонно уменьшается с ростом отношения диаметров ребер и шейки.

Проведены теоретические расчеты влагоразрядных характеристик изоляторов с учетом влияния процесса растекания тока утечки по увлажненной и загрязненной поверхности от опорных точек .дуги в межреберном расстоянии. Расчеты показали, что с уменьшением межреберного расстояния уменьшается эффективная ширина пути тока

утечки на поверхности шейки изолятора, что приводит к увеличению сопротивления на единицу длины пути утечки и соответственно к уменьшению предельного тока, при котором происходит перекрытие межреберного расстояния. После перекрытия межреберного расстояния по стержню опорные точки дуги свободно проскальзывают по поверхности соседних ребер вплоть до их краев. Этим объясняется резкое падение влагоразрядных напряжений при малых расстояниях между ребрами.

Экспериментальные исследования для проверки проведенного теоретического анализа были выполнены в лаборатории сверхвысоких напряжений ЛПИ имени М.И.Калинина. При этом были построены макеты изоляторов из оргстекла с плоскими ребрами из того же материала. Геометрические параметры макетов изменялись в широких пределах, что позволило при испытаниях выявить их влияние на влаго-разрядные характеристики искусственно загрязненных макетов изоляторов. В результате экспериментальных исследований установлено, что величины влагоразрядных напряжений и напряженностей по строительной высоте загрязненных изоляторов зависят от их геометрических размеров и, в частности, от соотношений между ншли. фи заданной интенсивности загрязнения максимальные значения влагоразрядных напряжений достигаются при отношении межреберного расстояния к диаметру шейки, приблизительно равном 0,7, при изменении диаметра шейки в пределах от 12 до 30 мм. Цри постоянном отношении расстояния между ребрами к диаметру шейки рост диаметра шейки изолятора приводит к уменьшению влагоразрядных напряжений. Цри неизменном расстоянии между ребрами увеличение диаметра ребер приводит к повышению влагоразрядных напряжений.

Разработана лабораторная методика влагоразрядных испытаний искусственно загрязненных изоляторов. Загрязнение изоляторов

производилось методом окунания в суспензию каолина в воде с добавлением поваренной соли для обеспечения нужной удельной поверхностной проводимости. Испытания показали, что цри постоянном контроле плотности загрязняющей смеси можно обеспечить среднеквадратичное отклонение полного сопротивления увлажненной поверхности загрязненного изолятора, измеряемого перед приложением испытательного напряжения, не превышающее ^п-і~^⁰' ^^и экспериментах 50%-ная влагоразрядная напряженность определялась методом "вверх-вниз" по результатам 15 опытов при .двух значениях средней поверхностной проводимости, равных у_ =4 и 8 мкСм. Коэффициент вариации практически независимо от формы изоляторов и степени загрязнения их поверхности не превышал о =6%. Погрешности определения 50/-ного влагоразрядного напряжения и коэффициента вариации при испытаниях соответственно не превышали

В работе также приведены данные лабораторных испытаний линейных стержневых стеклопластиковых изоляторов со фторопластовым покрытием и наклонными ребрами класса НО кВ. Результаты испытаний показывают, что влагоразрядные характеристики макетов из оргстекла и изоляторов при близких геометрических параметрах хорошо согласуются.

На основе полученных в результате теоретических разработок экспериментальных исследований данных найдены оптимальные соотношения геометрических размеров стержневых ребристых изоляторов, разработана лабораторная методика влагоразрядных испытаний загрязненных изоляторов. Показано, что при оптимизации геометрических параметров стержневых изоляторов за счет увеличения их влагоразрядных характеристик можно добиться существенного сокращения строительной высоты изоляторов, либо, напротив, при задан-

ной высоте изолятора значительно повысить надежность его работы при тяжелых условиях загрязнения.

I. УСЛОВИЯ РАКШ ИЗОЛЯЦИИ ВОЗДУШНЫХ ЛИНИЙ В ЭЛЕКТРИЧЕСКИХ СЕТЯХ И ВЛИЯНИЕ ФОРМЫ ИЗОЛЯТОРОВ НА ИХ ВЛАГОРАЗРЯДНЫЕ ХАРАКТЕРИСТИКИ. ОБЗОР ЛИТЕРАТУРНЫХ ДАННЫХ И ПОСТАНОВКА ЗАДАЧИ ИССЛЕДОВАНИЙ.

І.І. Условия работы изоляции в районах с загрязненной атмосферой.

Изоляторы воздушных высоковольтных линий работают в непосредственном контакте с атмосферой и на их поверхность оседают твердые и жидкие взвешенные частицы, которые постепенно образуют непрерывный слой загрязнения. Влагоразрядные напряжения загрязненных изоляторов по сравнению с чистыми значительно ниже и тем значительнее, чем сильнее загрязнение их поверхности. При этом увлажнение поверхности сильно загрязненных изоляторов может приводить к перекрытиям изоляции ЛЭП не только при перенапряжениях, но и при рабочем напряжении |_3—5J .

Механизм образования слоя загрязнения на поверхности изоляторов зависит от характеристик взвешенных частиц, выпадающих из потоков воздуха, причем необходимо рассматривать в отдельности два вида загрязняющих частиц: сухие и влажные. К первой группе принадлежит мелкозернистая сухая пыль, а ко второй - легкоприли-лающне частицы (капли соленой воды, глинозем после влажных фильтров) [з,5-э] .

В районах с сухими загрязнениями существенное влияние на загрязняемость изоляторов оказывает конфигурация их поверхности, поскольку в этих случаях интенсивность процесса образования слоя загрязнения главным образом определяется градиентом скорости воздушного потока у поверхности изолятора. Это связано с тем, что возникновение на поверхности изолятора препятствий в виде вертикальных ребер вызывает резкое уменьшение скорости воздушного

потока, сопровождающееся выпадением частиц загрязнения из потока, осаждающихся на поверхности изолятора [_3f7f8j . Гладкие ребра, параллельные воздушному потоку, рассекают его передним краем практически без изменения скорости, вследствие чего выпадение частиц из потока невелико. В случае стержневого ребристого изолятора на поверхности ребер за стержнем также образуется зона завихрения с повышенной интенсивностью отложения загрязняющего вещества. Вертикальные ребра на нижней поверхности изолятора, расположенные перпендикулярно направлению воздушного потока, существенно расширяют зону завихрения, что приводит к увеличению за-грязняемости изолятора. В связи с этим при проектировании изоляции для районов с сухим загрязнением атмосферы увеличение развитости нижней поверхности изоляторов путем использования ребер приводит к ухудшению аэродинамических характеристик изоляторов, обуславливающему значительное увеличение их загрязняемости. Изолятор с гладкими наклонными ребрами имеет наименьшую зону завихрений, за счет чего отложение загрязняющего вещества на его поверхности минимально [7~⁹J

фи работе ЛЭП в районах, характеризующихся легко прилипающим загрязнение, отложение загрязняющего вещества на верхних поверхностях ребер больше, чем на нижних. Для таких районов при использовании изоляторов из традиционных изолирующих материалов (фарфора и стекла), имеющих большой диаметр тела, целесообразно применять изоляторы с сильно развитой нижней поверхностью. Однако при применении современных стержневых изоляторов на основе стеклопластиковых материалов, позволяющих уменьшить диаметр тела до нескольких миллиметров, обеспечивая надежную работу по условиям механической прочности, наиболее целесообразным способом повышения влагоразрядных характеристик при создании изоляторов

для районов с прилипающими загрязнениями представляется увеличение количества гладких маленьких ребер по высоте изолирующего элемента [I0-I2J .

Опыт эксплуатации изоляторов в районах с сухидазагрязнениями показывает, что верхние гладкие поверхности ребер загрязняются в 3-4 раза меньше, чем нижние ребристые поверхности, чему также способствует воздействие ливневых дождей, смывающих загрязняющие вещества и вымывающие из них проводящие примеси, что приводит к существенному уменьшению проводимости слоя загрязнения

3,8 . Отсюда следует, что яри создании новых типов изоляторов для ЛЭП целесообразно стремиться к обеспечению возможно большей доступности их поверхности воздействию ливневого дождя, поскольку он является благоприятным естественным фактором, облегчающим условия работы изоляции воздушных высоковольтных линий в районах с повышенной загрязненностью атмосферы ГіЗ-Г7] .

При слабых увлажнениях (туманом, росой, моросящим дождем) на поверхности загрязненных изоляторов образуется электролит, причем под влиянием высокого напряжения по увлажненному проводящему слою протекает ток, называемый током утечки Гз,18,1э] . Величина тока утечки определяется удельной проводимостью слоя загрязнения и конфигурацией поверхности изолятора. Протекание тока утечки по увлажненной поверхности загрязненного изолятора способствует разогреванию электролита и увеличению удельной проводимости слоя, вследствие чего увеличивается и ток утечки. При этом, в местах с повышенной плотностью тока утечки (при пониженном диаметре тела изолятора или толщине слоя загрязнения) температура быстрее увеличивается, влага испаряется, и образуются подсушенные зоны, окружающие все тело изолятора в виде тонких колец. Ширина кольцевых подсушенных зон быстро возрастает в направлении,

перпендикулярном линиям тока [20,2I-28J . Погонное сопротивление подсушенного участка велико и превышает в несколько раз сопротивление увлажненного слоя, вследствие чего большая часть полного напряжения изолятора оказывается приложенной к подсушенной зоне [29,30J . Если напряженность электрического поля между краями подсохшей зоны достигает критической величины, при которой происходит пробой воздушного промежутка между краями увлажненной поверхности, ограничивающими зону, возникает электрическая дуга с опорными точками, расположенными на увлажненных краях подсушенной зоны. Зависимость между током и напряженностью на дуге отвечает выражению [3I-34J

Е_д = А I "\ <">

причем удельное сопротивление канала дуги, шунтирующей подсушенную кольцевую зону

_{Г = А I (1.2)}

А у

где А и П - постоянные, которые зависят от тока и от плотности воздуха. Ток по каналу дуги определяется сопротивлением неперекрытой дугой увлажненной поверхности изолятора Гз,8,9, 35-37] .

Дальнейшее поведение дуги после ее возникновения на поверхности изолятора может определяться соотношением погонного сопротивления канала дуги Ґ и погонного сопротивления неперекрытой дугой поверхности изолятора Г_р

Если в месте образования кольцевой подсушенной зоны погонное сопротивление дужки больше, чем погонное сопротивление увлажненного участка поверхности (Г > Г ), то при возникновении

А п

дужки увеличивается полное сопротивление изолятора, вследствие чего ток утечки по поверхности уменьшается по сравнению с током по увлажненной поверхности (перед образованием кольцевой подсушенной зоны). Опорные точки дуги разогревают поверхность, подсушивают ее, что способствует расширению кольцевой подсушенной зоны и удлинению дуги. Это перемещение приводит к увеличению полного сопротивления изолятора и к уменьшению тока по каналу дуги, причем увеличивается еще ее погонное сопротивление V (1.2), что также вызывает уменьшение тока. В результате снижается выделение тепла на поверхности изолятора, и слой загрязнения снова увлажняется. Увлажнение подсушенной кольцевой зоны приводит к снижению ее сопротивления, вследствие чего восстанавливается ток по поверхности изолятора, и яри переходе тока промышленной частоты через ноль дута окончательно гаснет. Процесс снова повторяется. Режим перемежающихся дужек может длительно существовать при нормальных условиях эксплуатации высоковольтных линий электропередачи [S8-4IJ .

Частичная дужка, шунтирующая кольцевую подсушенную зону, распространяется вдоль поверхности загрязненного изолятора, если в месте ее возникновения выполняется условие, что погонное сопротивление канала дуги не больше погонного поверхностного сопротивления изолятора ( f ^ г ). Другими словами, дуга

А л

распространяется по поверхности, если любое увеличение ее длины не приводит к возрастанию полного сопротивления изолятора с учетом сопротивления неперекрытых дугой участков поверхности и сопротивления самой дуги [в] . При условии ( Г' < Г_п ) удлине-ние дуги вследствие расширения кольцевой подсушенной зоны приводит к снижению полного сопротивления изолятора и к увеличению тока по каналу дуги. В результате еще больше уменьшается погон-

ное сопротивление канала дуги Ґ_д (1.2), что способствует дальнейшему продвижению опорных точек дуги. При благоприятных условиях для распространения дуги по загрязненной поверхности ( Ґ_А < Г ) опорные точки дужек проскальзывают по увлажненному слою с быстро возрастающей скоростью вплоть до полного перекрытия изолятора [42-45] .

фи критическом соотношении Г - Г ток утечки, протекающий по поверхности изолятора, является предельным, поскольку при этом и большем токе происходит перекрытие изолятора. Исходя из этого предельного значения тока I _ , с учетом полного сопротивления поверхности изолятора R , получаем наименьшую величину напряжения, при которой осуществляется полное перекрытие увлажненного изолятора - влагоразрядное напряжение:

%. = inp R_n ^(I-³>

Величину предельного тока получаем из условия равенства Г. - Г , подставляя их зависимости от тока согласно формулам

fUj It

(I.I) и (1.2). Равенство Ґ = f является основой многих теоретических работ, направленных на создание математической модели, с помощью которой исследователи пытались воспроизвести вла-горазрядные характеристики загрязненных изоляторов расчетным путем.

1.2. Теоретические исследования влагоразрядных характеристик загрязненных изоляторов.

Имеется ряд работ, посвященных математическому моделированию процессов, происходящих на увлажненной поверхности загрязненного изолятора под действием высокого напряжения. Главной целью этих исследований является оценка влагоразрядных характеристик за-

грязненных изоляторов. Результаты расчетов по математической модели могут существенно облегчить экспериментальные исследования при оптимизации конфигурации поверхности изоляторов с целью повышения их влагоразрядных характеристик при загрязнении. Однако следует отметить, что разрядное напряжение загрязненных изоляторов является статистической величиной, характеризующейся большим разбросом, и поэтому результаты теоретических расчетов при помощи математической модели необходимо проверять лабораторными и полевыми испытаниями f~46j .

Процесс развития разряда вдоль увлажненной поверхности загрязненного изолятора очень сложен, причем создание математической модели возможно только с некоторыми упрощениями. Так при теоретических расчетах обычно принимаются следующие допущения: распределение слоя загрязнения на поверхности изолятора равномерно; изменение поверхностной проводимости за счет тепловых процессов и неравномерного увлажнения незначительно; параметры источника напряжения не оказывают влияния на процесс развития разряда; между краями одной подсушенной кольцевой зоны может существовать только одна .дужка [з,8,46-50] .

При моделировании процесса развития разряда по увлажненной поверхности загрязненного изолятора исследователи учитывают в качестве важнейших факторов,; условия возникновения и существования электрической дужки между двумя опорными точками на краях подсушенной кольцевой зоны и критерии распространения дуги вдоль поверхности изолятора.

Одна из первых попыток проведения количественного анализа процесса развития разряда вдоль увлажненной поверхности загрязненного изолятора принадлежит Обенаусу [бі] . В этой работе учитывалось, что падение напряжения на дуге длиной L » горящей в электрической цепи последовательно с сопротивлением увлажненного

слоя загрязнения на поверхности изолятора R и источником напряжения U составляет:

V_A = A(_A/Iⁿ , а.4)

где А и П - постоянные статической характеристики дуги. При этом уравнение цепи будет

Ґ
^l_A = 7 CU-IR_n) (")

Дифференцируя (1.5) по I и приравнивая нулю, получаем критический ток, при котором для заданного сопротивления R_n длина дуги Сд максимальна:

¹кр _n+1 ^х к._г. (1-6)

где ±_к - и/ п_п - ток, протекающий по поверхности при

сопротивлении дуги, равном нулю (короткое замыкание между опорными точками дуги). Отсюда следует, что критическая длина дуги составляет:

I*"
L ⁼ 7П7 U -~^ (1.7)

При равномерном распределении слоя загрязнения на поверхности гладкого цилиндрического изолятора [52] сопротивление неле-рекрытой дугой поверхности

^я-"^^а"^⁾⁼^д ^(l~^1a)' ^tt-⁸⁾

где L - длина пути утечки изолятора, и - диаметр тела

изолятора, У - удельная поверхностная проводимость. Полное сопротивление поверхности изолятора [з]

^{R= R}n ⁺ ^(VO ^(I-⁹⁾

При возникновении электрической дуги, перекрывающей подсушенную кольцевую зону шириной С п , дальнейшее развитие разряда вдоль увлажненной поверхности загрязненного изолятора определяется разностью ( Ґ' " Г_п ).

На основе экспериментов, выполненных на цилиндрической поверхности с практически равномерным распределением сопротивления на единицу длины Гамптоном [зз] , было установлено, что дуга распространяется вдоль цилиндра тогда, когда напряженность электрического поля на единице длины проводящей поверхности превышает градиент напряжения на дуге

> E_n . ало)

Исходя из этого положения и с учетом результатов работы Обенауса
при критическом условии E_n ⁼ Ґ_п 1_пр ⁼ Е_ ⁼ А 1 , он полу-

чил формулу для расчета влагоразрядного напряжения загрязненного гладкого цилиндрического изолятора

Щ._Р.= r_nLl_np-r„UA/r_n)^ (І.П)

Критерий Гамптона был обработан Гескезом [зэ] , который предполагал, что электрическая дуга, горящая в цепи последовательно с сопротивлением увлажненного слоя загрязнения, распространяется

по поверхности только тогда, когда цепь ведет себя как система, в которой с увеличением длины дуги ток непрерывно возрастает. При этом условие развития разряда Гескеза можно представить в виде

_{— > о (1-й)}

В модели Наске [^Sj предполагается, что разряд распространяется вдоль увлажненной поверхности загрязненного изолятора при условии

^п д L

Нетрудно доказать, что при равномерном сопротивлении на единицу длины поверхности гладкого цилиндрического изолятора все перечисленные выше критерии соответствуют условию Р_п > Г_д рз].

Обенаус и Веме [54 J использовали модель увлажненного слоя
загрязнения, составленную из двух последовательных элементов -
сопротивлений на единицу длины поверхности стержня Г_пі и ре
бер Г с частичными длинами пути утечки соответственно L_f
и L>₂ (полная длина ). На основе критерия Гамп-
тона при Л =1 (I.II) получили упрощенную формулу для расчета
влагоразрядного напряжения стержневого изолятора

U₆._p./L = 0,8JA-YF_ni - ("б)

При А =80 В.А /см и небольших загрязнениях по формуле (1.7) авторы получили приемлемые результаты по сравнению с данными экспериментальных исследований. Однако по мере увеличения степени загрязнения поверхности изоляторов результаты расчетов суще-

ственно отклонялись от экспериментальных данных. В этой модели не учитывалось влияние процесса растекания тока от опорных точек дужки по увлажненной поверхности загрязненных изоляторов на их влагоразрядные характеристики.

Авторами [53,55-57J сделаны попытки моделирования процесса
растекания тока от опорных точек дуги при развитии разряда по
поверхности изолятора. Однако предполагаемые в этих работах мо
дели развития разряда с учетом влияния процесса растекания тока
на влагоразрядные характеристики загрязненных изоляторов не
позволяют выяснить причину резкого падения влагоразрядных напря-
женностей по высоте тонких стержневых изоляторов (с диаметром
шейки Ц 30 мм) при уменьшении межреберного расстояния

Ь < 0,7 -d₁ [8,58,59] .

В работах [45,46,60-62] предполагается применение "теории размерностей" при составлении математической модели процесса развития разряда вдоль увлажненной поверхности загрязненного изолятора. Предлагаемая модель является обобщением результатов теоретических и экспериментальных исследований, проведенных другими авторами, причем в ней учитывается большее количество факторов, оказывающих влияние на процесс развития разряда.

Следует отметить, что с помощью описанных выше моделей невозможно провести количественный анализ влияния геометрических параметров и их соотношений на влагоразрядные характеристики загрязненных стержневых ребристых изоляторов.

Интересная математическая модель, учитывающая влияние всех геометрических параметров ребристых изоляторов на их влагоразрядные характеристики,предложена автором [8] . В эту модель введен коэффициент использования высоты изоляционной части ребристого изолятора, который учитывает влияние каждого геометричес-

кого параметра (диаметра шейки, межреберного расстояния, диаметра ребер, их толщины и угла наклона) на влагоразрядные характеристики ребристых изоляторов при загрязнении и увлажнении. В этой работе проведен анализ характеристики распределения плотности тока вблизи опорных точек дуги при развитии разряда вдоль гладкой цилиндрической поверхности межреберного расстояния с помощью расчетной методики [бз] . Однако в этой работе не дано математическое описание процесса растекания тока от опорных точек дуги, а оптимальные соотношения параметров ребристых изоляторов найдены при мало обоснованной предпосылке о постоянстве отношения толщины ребра к его диаметру независимо от величины диаметра. В реальных условиях при увеличении вылета ребра толщина ребра должна пропорционально увеличиваться для обеспечения, необходимой механической прочности ребра. В настоящей работе показано, что это обстоятельство имеет принципиальное значение (см.главу 2).

1.3. Экспериментальные исследования влияния формы изоляторов на их влагоразрядные характеристики.

Многолетний опыт эксплуатации воздушных высоковольтных линий и данные лабораторных испытаний подтверждают, что конфигурация поверхности изоляторов может оказывать значительное влияние не только на их вагрязняемость, но и на влагоразрядные характеристики изоляторов при загрязнении (64-67] . В связи с этим при разработке новых типов изоляторов наружной установки большр.6 внимание уделяется исследованию влияния их конструктивных параметров на влагоразрядные характеристики. В частности во многих странах ведутся исследования и разработки стержневых (опорных и подвесных) изоляторов. Однако различив формы испытуемых изолято-

ров, методик испытаний, методов обработки и представления результатов исследований обуславливают противоречивость получаемых данных [68-72J . Поэтому при необходимости улучшения конфигурации поверхности изоляторов нет единого критерия выбора сочетания их геометрических параметров, обеспечивающего максимальную эффективность использования строительной высоты изоляторов при загрязнении и увлажнении [8,73-80J .

Тем не менее в настоящее время можно сделать некоторые предварительные выводы, позволяющие наметить пути отыскания оптимальной формы стержневых изоляторов. При заданной интенсивности загрязнения уменьшение диаметра шейки изоляторов приводит к увеличению влагоразрядных напряжений [3 J . Увеличение .диаметра ребер при неизменном межреберном расстоянии приводит к увеличению влагоразрядных напряжений и напряженностей по строительной высоте изоляторов. Однако при этом уменьшается эффективность использования длины пути тока утечки [81J и значительно увеличивается расход изоляционного материала при изготовлении изоляторов. Уменьшение межреберного расстояния приводит к повышению влагоразрядных напряжений, однако лишь до некоторого предела, после которого происходит резкое снижение влагоразрядных напряжений. При диаметре шейки изолятора ц =#5 мм это предельное межреберное расстояние составляет 50 мм или 2/3 от диаметра шейки [72]. Последние данные в указанной статье отсутствуют, но легко могут быть получены из приведенных материалов.

В свое время большой положительный шаг по пути улучшения формы изоляторов при их создании для работы в районах с интенсивной загрязненностью атмосферы было применение "длины пути тока утечки L " в качестве параметра, отражающего способность изолятора работать при условиях загрязнения и увлажнения. При этом

считалось, что увеличение кратчайшего расстояния по поверхности между электродами путем усложнения формы изолятора в любом случае должно было бы привести к улучшению влагоразрядных характеристик изоляторов при загрязнении. Однако результаты лабораторных и полевых испытаний показывают, что во многих случаях увеличение длины пути утечки путем усложнения формы поверхности изолятора может привести даже к уменьшению влагоразрядных напряжен-ностей по высоте изоляционной части изолятора. Это связано с тем, что влагоразрядные напряженности загрязненных изоляторов определяются не только длиной пути тока утечки L , а величинами геометрических параметров (диаметра шейки Q_f , диаметра U и толщины С ребер, межреберного расстояния и ), и

^{соотношениями между ними ( b/d}_l ^{, d}_z^ld_t ^{, c/(d}_r^d_t^{) )}

16,71J . Так при заданном диаметре шейки CL параметр "длина пути утечки" достигает максимального значения при оптимальных отношениях (и/"і) _опт * (й₂1 U_t)_опТ и минимальной толщине ребер в зависимости от их вылета (и~ d_t)/Z . Цри этом любое увеличение L за счет изменения отношений 6/d_t или djd_{ приводит к уменьшению влагоразрядной напряженности по высоте ребристого изолятора /₀А Кроме того увеличение

Щ>(й_г1й\„ яри 6/d_t>(B/d_t) _0П7 или напротив уменьшение отношения o/d_t^<(6/и.)_опт при djd_t*(d_j,/d_i)_onT

также приводит к уменьшению влагоразрядных наяряженностеи, хотя в обоих случаях длина пути утечки L увеличивается. Эти обстоятельства свидетельствуют о том, что параметр длина пути утечки L не позволяет полностью охарактеризовать изолирующую способность загрязненных изоляторов при увлажнении.

Более современной является тенденция к применению отношения длины пути тока утечки к высоте изолятора L / и в качестве

основного параметра яри оценке влагоразрядных характеристик загрязненных изоляторов. При этом предполагается, что увеличение отношения L/Jl приводит к возрастанию влагоразрядных на-пряженностей загрязненных изоляторов и считается, что эта величина ограничена сверху механической прочностью ребер или возможностями технологии обработки стержневых изоляторов. При этом очевидно, что увеличение отношения L/h при заданной высоте изолятора h происходит за счет увеличения длины пути тока утечки L . Однако, как показано выше, эффективность использования длины пути утечки определяется соотношениями геометрических параметров ребристого изолятора, величины которых при заданном диаметре и₁ не должны превышать оптимальные значения

_опт , так как влагоразрядные напряженности изоляторов с увеличением L (или L/h при заданной высоте) уменьшаются.

1.4. Климатические особенности республики Куба и их влияние на работу изоляции воздушных линий электропередачи

Опыт эксплуатации электрических сетей показывает, что особенности климата и метеорологические условия районов, где проходят линии электропередачи, могут оказывать значительное влияние на работу их изоляции. При этом важную роль играют интенсивность и частота выпадения осадков, преимущественные направления и скорость ветров, несущих загрязняющие вещества от находящихся вблизи трассы линии природных или промышленных источников загрязнения атмосферы [3,16,82-8б] .

Климат республики Куба тропический, влажный. Для него характерны два сезона: сухой и дождливый. Первый продолжается с начала ноября до конца апреля и характеризуется редкими малоинтенсив-

ными осадками, а второй - в течение остального времени года, и ему присущ кратковременные дожди весьма большой интенсивности. На рис.1.1 приведены зависимости среднемесячного количества осадков с интенсивностью, больше 0,1 мм/час, и количества дней с осадками в течение года за период 1966-1973 гг. [87] . Как видно из этого рисунка количество осадков в период декабрь-апрель не превышает 50 мм в месяц, а затем резко возрастает, достигая 242 мм в июне. Интересно отметить, что средняя продолжительность дождей с интенсивностью больше 0,1 мм/час на Кубе составляет 150 часов в год и за это время выпадает около 1400 мм воды. Это свидетельствует о том, что интенсивность дождя на Кубе весьма большая. Как известно ливневые дожди являются благоприятным фактором в работе изоляции ЛЭП, поскольку при их воздействии быстро очищается поверхность изоляторов и вымываются растворимые вещества, причем уменьшается удельная проводимость слоя загрязнения и исчезает опасность перекрытия [88 J .

Слабые источники увлажнения не только создают опасные условия для работы загрязненной изоляции, но и содействуют процессу образования слоя загрязнения [іб] . На рис. 1.2 представлены среднемесячные количества часов с росой в городе Сан Хосе дэ Лас Лохас, который находится в центральной полосе острова. Как показывают данные этого рисунка, средняя продолжительность росы составляет 7,5 часов в день. Кроме того по данным [87J среднегодовое количество часов с относительной влажностью воздуха 95$ или выше для центральной полосы острова составляет около 2500 ч, причем в этом районе страны проходит подавляющее большинство высоковольтных ЛЭП.

Как сказано выше, ветры при неблагоприятном их направлении могут выбрасывать на поверхность изоляторов ЛЭП большое количе-

-^-jr

%

копияест&о осадкоі

і її Ш Ж І Ш Ш

Ш X Ш Ж І

Рис. 1.1. Изменение в течении го .да среднего количества осадков (I) и среднего количества дней с осадкаьш (2) за период 1966-1973 г. на Кубе

я?/

L Л Ш Ш iL И Ш Ш її I Ж Ш I

Рис.1.2. Изменение в течении года количества часов с росой на Кубе.

Рисі.4. Зависимость интенсивности выпадения соли от расстояния до берега моря, измеряемая в точках 1-5 рис.І.З.

Ржс.І.З. Розы ветров в некоторых районах Кубы в феврале-апреле за период 1966-1973 г.

Рисі.4. Зависимость интенсивности выпадения соли от расстояния до берега моря, измеряемая в точках 1-5 рис.І.З.

_I

*

/00

25Ь-=

I л Ш Ж Ж It Ш Ш Ж XЖ Ш I

Рис.1.5.. Изменение в течении года интенсивности выпадения соли на расстоянии 1600 м от берега моря (точка 3 на рис.1.3).

характеристик оказывает определяющее влияние на работу изоляции ЛЭП республики Куба. На рис.1.6 представлены данные о среднемесячном числе отключений на 100 км высоковольтных линий 66-220 кВ на Кубе по различным причинам за период 1976-1979 гг. Как видно из этого рисунка, среди главных причин аварий в сетях высокого напряжения Кубы находятся перекрытия загрязненных изоляторов и повреждения их металлической арматуры за счет коррозии (соответственно кривые I и 4).

Под влиянием морских ветров и слабых увлажнений во время сухого сезона на поверхности изоляторов образуется слой загрязнения с повышенным содержанием соли. В этот период (декабрь-февраль) наблюдается уменьшение удельного числа отключений ЛЭП за счет перекрытия загрязненной изоляции. Причиной этого уменьшения является редкость осадков, интенсивность которых могла бы привести к полному увлажнению загрязненных поверхностей изоляторов. По данным рисі.3 и 1.5 видно, что в это же время года морские ветры преобладают, причем усиливается интенсивность выпадения соли на поверхность изоляторов. Количество проводящих примесей в составе загрязнения на поверхности изоляторов повышается настолько, что незначительное увеличение количества осадков (см.рис.1.1 кривая I) приводит к резкому возрастанию удельного числа отключений в марте. Такая же картина наблюдается в апреле, где за

месяц удельное число отключений составляет П =0,58 случаев

на 100 км ЛЭП 66-220 кВ.

Майские ливни быстро смывают высокопроводящий слой загрязнения с верхних поверхностей изоляторов, что приводит к резкому уменьшению удельного числа отключений до П.. =0,08 случая на 100 км ЛЭП (см.рис. 1.6 кривая I). Дальше величина П_А уменьшается, и уже в июле количество отключений за счет перекрытий - загрязненной изоляции ничтожно, а затем снова увеличивается не-

Рис.I.6. Изменение в течении года удельного количества отключений на ЛЭП Кубы по различным причинам; перекрытия загрязненной изоляции (I); неизвестные (2); грозовые перенапряжения (3); повреждения изоляторов (4).

прерывно до П_л =0,23 в декабре.

Число отключении из-за повреждении изоляторов достигает наибольших значении в период январь-март, после чего плавно уменьшается до П_А =0,001 в сентябре-октябре, а затем снова возрастает до П₄ =0,2 в январе. Характер этой зависимости также определяется влиянием климатических и метеорологических факторов на скорость коррозии металлических частей изолирующжх конструкций.

На рис.1.6 также приведены данные об удельном числе аварий на 100 км ЛЭП, причина которых не зарегистрирована. Интересно отметить, что характер этой зависимости близок к характеру зависимости удельного числа отключений за счет перекрытий загрязненных изоляторов, в частности в период январь-май (см.рис.1.6 кривые I и 2). Из этого следует, что причина значительного количества этих аварий должна быть также связана с перекрытиями загрязненных изоляторов при увлажнении. И наконец в качестве иллюстрации на этом же рисунке приведены данные об удельном числе отключений, вызванных атмосферными перенапряжениями (кривая S).

Приведенные данные свидетельствуют о целесообразности проведения специальных исследований с целью повышения надежности работы высоковольтных линий республики Куба путем увеличения вла-горазрядных характеристик изоляторов при загрязнении.

Постановка задачи исследований.

Применение стеклопластиков при изготовлении высоковольтных изолирующих конструкций позволяет существенно изменить конфигурацию поверхности изоляторов по сравнению с подобными конструкциями из традиционных изолирующих материалов (фарфора и стекла). Так появляется возможность уменьшить диаметр шейки стержневых изоляторов до нескольких миллиметров ( CL =10-20 мм) при до-

статочно высоких механических характеристиках, обеспечивающих надежную работу на воздушных ЛЭП высокого напряжения. Специальные полимерные материалы, служащие внешним покрытием, позволяют создавать на поверхности изоляторов ребра малой толщины ( С =3*4 мм) при большом их вылете (до Q =40*50 мм) и малых межреберных расстояниях ( О =20-5-30 мм). При этом отличные электромеханические свойства стеклопластиков позволяют произвести глубокие изменения конфигурации поверхности высоковольтных изоляторов по сравнению с существующими изолирующими конструкциями, изготовленными из традиционных материалов. Эти обстоятельства определяют необходимость проведения специальных исследований с целью обеспечения максимальной эффективности использования поверхности полимерных изоляторов при их работе в условиях загрязнения и увлажнения.

Настоящая работа посвящена оптимизации конфигурации поверхности стержневых полимерных изоляторов по условиям максимальной эффективности использования их поверхности при загрязнении и увлажнении.

2. АНАЛИЗ УСЛОВИЙ РАЗВИТИЯ РАЗРЯДА ВДОЛЬ ЗАГРЯЗНЕННОЙ И УВЛАЖЕННОЙ ПОВЕРХНОСТИ СТЕРЖНЕВЫХ РЕБРИСТИХ ИЗОЛЯТОРОВ

2.1. Условия развития разряда вдоль увлажненной поверхности загрязненного изолятора

Математическое моделирование процесса развития разряда вдоль увлажненной поверхности загрязненной изоляции необходимо для повышения эффективности экспериментальных исследований, направленных на повышение влагоразрядных характеристик изоляторов путем улучшения формы их поверхности. Математическая модель должна основываться на реальных предпосылках, вытекающих из анализа результатов экспериментальных работ. Она может способствовать объяснению и представлению полученных данных, а также указывать направление дальнейших исследований.

Настоящая глава посвящена теоретическому анализу условий развития разряда вдоль загрязненной поверхности стержневых ребристых изоляторов на основе математической модели, учитывающей влияние геометрических параметров и процесса растекания тока утечки от опорных точек дуги на влагоразрядные характеристики изоляторов. На основе полученной модели выполнена оптимизация формы стержневых изоляторов при загрязнении и увлажнении.

Частичный разряд развивается вдоль увлажненной поверхности загрязненного изолятора, если его погонное сопротивление меньше, чем погонное сопротивление неперекрытой дугой поверхности изолятора

' А п

Выражение для погонного сопротивления дуги может быть получено из зависимости между током и напряженностью поля вдоль электри-

ческой дуги

_{Е, = А І ~П (2.2)}

А >

откуда

r_A = —*-=fr J -ГЛ + 4) (2.3)

где А и П постоянные. С другой стороны, погонное сопротивление неперекрытой дугой увлажненной поверхности загрязненного гладкого стержневого изолятора диаметром ц

_г - і - і , (2.4)

где X - удельная поверхностная проводимость изолятора, O_t ⁼ ffu._t - ширина пути тока утечки. Приравнивая правые части равенств (2.3) и (2.4), (т.е. при Ґ„ ⁼ Г ) получаем величину предельного тока

_{і =Му а,)"*'}

(2.5)

при котором происходит перекрытие гладкого изолятора. Влагораз-рядное напряжение изолятора определяется произведением полного сопротивления его поверхности и предельного тока утечки.

Р ~п_Р -п ~пр 'п^П

_(t-в,)"*¹

^.р^=Іл_РЛ ⁼ V^rn^h = ЇГ ' (2.6)

где П - высота изоляционной части изолятора (за исключением металлической арматуры).

*

Средняя влагоразрядная напряженность по высоте изоляционной части

П + 1

^Е_{м" ~~~ - ~ ~^ ' -<}²_-⁷⁾

На рис.2.I приведены зависимости от диаметров гладких стерж
невых изоляторов предельных токов по их поверхности и влагораз
рядных напряженностей по формулам (2.5) и (2.7) при различных
проводимостях у . Значения постоянных A=156B.A^hCM,ft=0,575
были получены в результате обработки экспериментальных данных
влагоразрядных испытаний стержневых гладких изоляторов диаметра
ми u_t =12,20 и 30 мм при значениях средаей поверхностной
проводимости ? =4,8 и 12 мкСм. На рис.2.1 также приведе-

ны зависимости погонного сопротивления Г от диаметра u_i согласно формуле (2.4). Увеличение диаметра u_i приводит при малых его значениях к резкому уменьшению погонного сопротивления Г , а затем при значениях ц > 100 мм скорость его уменьшения замедляется.

Из рис.2.1 видно, что величина предельного тока монотонно

возрастает с увеличением диаметра и₁ и удельной поверхност-

Рис.2.1. Зависимости влагоразрядннх напряженностеи Щп}\ (1;2;3), предельного тока утечки. I (4;5;6) и

(7;8;9) гладкого стержневого изолятора от диаметра шейки d . яри различных прово,димостях слоя загрязнения q =4 (1;4;7); 8(2;5;8) и 12 мкСм (3;6;9).

ной проводимости )( . Широкий диапазон изменения предельных токов определяет нецелесообразность суждения об опасности перекрытия изоляторов,исходя из сведений о величинах тока утечки по поверхности изолятора [з J.

Расчеты по формуле (2.7) (см.рис.2.1) показали, что уменьшение диаметра d и удельной поверхностной проводимости tf

приводит к увеличению влагоразрядных надряженностей «./, При уменьшении диаметра Q * 20 мм &«/> резко увеличивается, и например, при ^ =4 мкСм и Д » 10 мм величина

5p-Ai Достигает 1.5 кВ/см. При увеличении диаметра u_i и удельной проводимости ^рЬ У^{бывает и} ДР^И диаметрах а > 100 мм даже при малых проводимостях достигает I кВ/см, что для реальных изоляционных конструкций очень мало. Результаты расчетов, приведенных на рис.2.1, хорошо согласуются с данными экспериментальных исследований.

Из этого анализа следует, что при малых значениях диаметра Qj и удельной проводимости )f влагоразрядная напряженность гладких изоляторов достаточно высока. Однако с увеличением диаметра изолятора и степени загрязнения его поверхности величина Сі ^ уменьшается настолько, что создать приемлемую изоляционную конструкцию для наружного исполнения невозможно. Поэтому необходимо развить поверхность изолятора путем создания ребер.

Упрощенная модель стержневого изолятора с ребрами приведена на рис.2.2. Изолирующий элемент состоит из стержня диаметром а с наклоненными ребрами диаметром CL и толщиной С на расстоянии и друг от друга. При расчетах углы наклона верхней и нижней поверхностей ребра были приняты одинаковыми оС-оС

Согласно формуле (2.5) предельный ток утечки ребристого изолятора, как и гладкого, определяется диаметром стержня, т.к.

при этом диаметре развитие разряда может происходить при наймень-

4/

Рис.2.2. Расчетная модель стержневого ребристого изолятора.

шем токе. После перекрытия межреберного расстояния изолятора по стержню опорные точки дуги свободно проскальзывают по поверхности соседних ребер вплоть до их краев. Это перемещение приводит к уменьшению сопротивления непекрытой поверхности изолятора и, соответственно, к росту тока и согласно (2.3) к дальнейшему уменьшению сопротивления дуги при неизменной ее длине. На рис.2.3 приведена фотография разряда на увлажненной поверхности загрязненного макета изолятора с плоскими ребрами. Из рис.2.3 видао, что при развитии разряда в межреберном расстоянии опорные точки дуги одновременно отходят от стержня, и дута двигается параллельно до краев соседних ребер. Таким образом, перекрытие межреберного расстояния при гладкой поверхности ребер означает перекрытие изолятора в целом. При этом влагоразрядное напряжение ребристого изолятора, как и гладкого, определяется произведением предельного тока утечки вдоль стержня и полного сопротивления поверхности изолятора. Цри наличии ребер сопротивление поверхности изолятора увеличивается, что и определяет увеличение его влагоразрядного напряжения (2.6).

Погонное сопротивление увлажненной поверхности загрязненного изолятора Ґ определяется шириной пути тока утечки (2.4), чем меньше ширина поверхности, тем больше ее погонное сопротивление. При этом наибольшее сопротивление Г соответствует минимальному диаметру тела изолятора, т.е. диаметру стержня. Это обстоятельство свидетельствует о целесообразности максимального использования поверхности шейки изолятора, для чего нужно сделать ребра с минимальной толщиной С по механической и электрической прочностям, особенно в месте их сопряжения со стержнем.

Сопротивление увлажненной поверхности одного ребра (двух его сторон и внешнего края) равно

Рис.2.3. Фотография развития разряда вдоль увлажненной поверхности загрязненного изолятора ( d =12 мм; СІ =120 мм; $ =36 мм; С =5 мм).

d,-d_t

_Ч^А_г

(2.8)

где - текущая координата вдоль пути тока утечки, отсчиты
ваемая от места сопряжения ребра со стержнем, оС - угол
наклона ребра.

^{поскольку d(l)=d}_t^{+2tcosoc a d d(()=2cosocd,}

переходя к переменной uli ) . получаем

_{R =}

_{7ТХ coscC}

^п ₄

_{Ln— +}

^{її tf со sec d}_f ^ж$_п ^cL

(2.9)

При наличии ГП ребер на изолятора, расположенных на расстоянии и одно от другого и при расстоянии от крайних ребер до оконцевателей 5/2 полное сопротивление поверхности изолятора равно

^л _{ЧЛ *l}^d_{t 4n}^cos_*

(2.10)

Следовательно, влагоразрядное напряжение ребристого изолятора будет

_ЩгЧЬ)

тії тс rn . d,
+ + In —

,4^di 4^dz 4** ^di.

A"*m6 ( cd, d. dA ІЇБ)^ \ Ц bcoscc d_t J

Л *

.(2.11)

Средняя влагоразрядная напряженность ребристого изолятора по высоте изолирующего элемента

_{Ц, А}

%Ь

П*1

_{cd, d. d.}

h (КВУ^Н\ Ц kos* d_t

⁼ п~ ' .(2.12)

где П~ГГ)(и⁺С) - высота изоляционной части реб-

ристого изолятора; К^ - коэффициент использования высоты изолирующего элемента, который определяется отношением среднего сопротивления на единицу высоты изоляционной части ребристого

изолятора Г = R/m(6 + С) к погонному сопротивлению гладко-лр п

го стержня (2.4) при одинаковых значениях диаметра тела U. и удельной поверхностной проводимости Y . При этом коэффициент Kl характеризует эффективность развития поверхности ребристого изолятора по сравнению с гладким. Таким образом, при неизменных значениях проводимости у и диаметра U^ , определяющих величину предельного тока (2.5), увеличение степени развития поверхности изолятора приводит к росту сопротивления на единицу высоты изолирующего элемента и соответственно к уменьшению тока, протекающего по поверхности изолятора. При заданной высоте изолятора это приводит к увеличению минимального напряжения, при котором ток утечки достигает своего предельного значения. Отсюда следует, что увеличение коэффициента Kl приводит к повышению влагоразрядных напряжений и напряженностей по высоте загрязненных изоляторов.

Коэффициент использования высоты изолирующего элемента определяется соотношением геометрических параметров стержневого ребристого изолятора. Из формулы (2.12)

4?

_{K =}

^L2

_{Sdo b cosoc dt}

/ ~*~ Д .(2.13)

Если выражение (2.13) умножить на отношение высоты изолирующего элемента П - ГП С и ^"С) к длине пути тока утечки изолятора L = m(h+C) + mCdf-dj/COSoC , получается

lq Ь d_z COSaC d_t

где \{. - коэффициент эффективности использования длины пути тока утечки изолятора.

Обозначая отношение d./Ь через л получаем следу-

ющие выражения

^fi(j/^i

'*>(*)

К/, / _г ч .(2.15)

_{1 +}

_К=

4- ^С I ^j

_{' Р\ d. coscc}

_X+J-ҐІ

_і.

(2.16)

Из выражения (2.15) следует, что зависимость коэффициента
К^ от отношения диаметра ребра к диаметру стержня и₂/и оп
ределяется не только логарифмическим членом, но и членами, содер
жащими отношения толщины ребра к его диаметру и к диаметру стерж
ня . Для анализа этой зависимости следует
задаться связью между величинами С , U _t и U^ . Если
исходить из необходимой механической прочности ребра, то тогда
очевидно, что толщина ребра должна быть пропорциональна его выле
ту (С1₂~с1_±)/2 . Поэтому в качестве рабочей гипотезы можно при-

нять

^d_z^-d_t

=соп₅Ы 8 = -(1-- )=-(--{) .17)

подставляя С/ L и С/ Q_i согласно (2.17) в формулы (2.15) и (2.16) получаем

_{Кь =}

^І+Р

_{1 +}

(2.18)

_{in *}

_*7

_{К, =}

^1-fi

^i+fi

_іил»

COSoC

COSoC

(2.19)

Из выражений (2.18) и (2.19) следует, что К^ и ^^, являют
ся функциями параметров в, и ₉ "? і ^и ^^о « Яри
этом выражение для влагоразрядных напряженноетей по высоте изоли
рующего элемента E$_p.h ^{и по} Длине пути тока утечки ^$.p.L
с учетом (2.18), (2.19) и (2.7)

b\ dj cosoc d_t

^1tfi

(2.20)

п+І

^ifJh

Л і

₁₊

8{d_{

_{кР.г Z} ^: _{~~ ~"} ^(2,2I)

_(W

Зависимости влагоразрядных напряженноетей по высоте изолирующего элемента ребристых изоляторов f ^ от отношения и. Id по формуле (2.20) приведена на рис.2.4. Расчеты проводились при

неизменных значениях диаметра u_t =12 мм, поверхностной про-

о
водимости У =4 мкСм, угла наклона ребер сС =15 и раз
личных отношениях 6/d_t (или 1/fi ). Значение относитель
ной толщины ребер было принято постоянным о = (ц - Ц* )/С -
=12, что характерно для стеклошшетиковых изоляторов со фторопла
стовым покрытием, толщина ребер которых составляет С =
=3-h4 мм. Из рис.2.4 видно, что с увеличением отношения d. Id
влагоразрядная напряженность Е$ -.h сначала резко возрастает
при u^ld < 3, а затем ее рост замедляется, достигая максималь
ного значения при некотором отношении (Ц 1и.)_0пТ , растущем с
увеличением отношения uld_{ . Дальнейший рост отношения d /и
приводит к плавному уменьшению E-$nfr Максимальное значение
Efip.h » ^соответствующее оптимальному отношению U /u_f ,
увеличивается с уменьшением , Эти обстоятельства сви
детельствуют о том, что функция Kl-/iu /d.j) имеет макси
мум, при котором эффективность развития поверхности изолятора
максимальна (см.ниже).

На рис.2.5 приведены зависимости D і и; і ребристых
изоляторов от отношения межреберного расстояния к диаметру стерж
ня , рассчитанные по формулам (2.20) и (2.21) при тех

от отношения

Рис.2.4. Зависимости влагоразрядной напряженности по высоте изоляционной части изоляторов Ер , диаметров d./u_i при а. =12 мм, поверхностной проводимости У=4 мкСм, различных отношениях o/d₁ =0,5(1); 1(2); 2(3), относительной толщины ребер (d~d)/C=12 и угле наклона ребер об =15. 4 - гладкий стержневой изолятор с диаметром шейки

d_i =i2

же неизменных значениях tf j ^ , <* и // , что и на
рис.2.4 и различных отношениях U /ц . На рис.2.5 для срав-

нения приведено также значение разрядной напряженности гладкого
стержневого изолятора ^^р.г диаметром тела ^ =12 мм.

Как видно из рис.2.5, влагоразрядная напряженность по строительной высоте ребристых изоляторов Efrp.h во всех случаях превышает влагоразрядную напряженность гладкого изолятора %аг. , а, напротив, величины влагоразрядных напряженноетей по длине пути тока утечки Ед _L меньше &„_2> . Уменьшение отношения приводит к плавному уменьшению &«х и соответственно к ухудшению эффективности использования длины пути тока утечки, особенно при больших отношениях d₂/d_t . При уменьшении b/d_t увеличивается E/*h » сначала медленно, а затем при и/^_{^< 2 резко, достигая весьма высоких значений. Однако, как следует из результатов экспериментальных исследований, уменьшение отношения ЬІи_і приводит к росту влагоразрядной напряженности лишь до некоторого его оптимального отношения (u/d_t)_onT , после которого происходит резкое снижение E&ah . Такое уменьшение может происходить из-за перекрытия межреберного расстояния по воздуху, поскольку средняя напряженность по строительной высоте изолятора не более 2 кВ/см (действующее значение) и при малых диаметрах стержня.согласно результатам наблюдений (см.рис.2.3) развитие разряда происходит одновременно во всех межреберных промежутках, что свидетельствует о равномерности распределения напряжения по высоте изолятора.

Снижение разрядных напряжений при малых межреберных расстояниях определяется изменением условий растекания тока от опорных точек дуги, шунтирующей кольцевую подсушенную зону в межреберном расстоянии.

Z 3 4 5 S/ct,

Рис.2.5. Зависимости влагоразрядных напряженностей по высоте изоляционной части Ео . (1,2,3,4) и до длине дути тока утечки Ео , (5,6,7,8) ребристых изоляторов от отношения межреберного расстояния к .диаметру шейки

old. ДРи диаметре d =12 мм, проводимости слоя загрязнения tf =4 mkGm, относительной толщины ребер

$ =12, угле наклона ребер оС =15 и различных отношениях диаметров d./d^ =2(1,5), 4(2,6), 6(3,7), 10(4,8). 9 - гладкий стержневой изолятор с диаметром

шейки

OL. =12 мм. 1

2.2. Влияние процесса растекания тока от опорных точек дуги по увлажненной поверхности загрязненного изолятора на его влагоразрядные характеристики.

Условия перекрытия ребристых изоляторов при загрязнении и увлажнении определяются процессом развития разряда по гладкой поверхности стержня в межреберном расстоянии. При перекрытии кольцевой подсушенной зоны на поверхности шейки изолятора ток, протекающий по каналу дуги, растекается от ее опорных точек по увлажненному слою до основания соседних ребер, где происходит существенное уменьшение погонного сопротивления вследствие расширения поверхности (2.4). Из этого следует, что эффективная ширина пути тока утечки увеличивается с удалением от опорных точек дуги. При этом в процессе распространения дуги по гладкой загрязненной и увлажненной поверхности большое значение имеют распределение плотности тока и изменение погонного сопротивления с увеличением расстояния от опорной точки дужки.

Модель для расчета распределения плотности тока вблизи опор
ных точек дужки, шунтирующей кольцевую подсушенную зону, приве
дена на рис.2.6. Она представляет собой развернутую поверхность
отрезка цилиндрического стержня с диаметром ц , покрытую

увлажненным слоем загрязнения толщиной Q и удельным элект-

рическим сопротивлением О . При расчетах учитывалось, что

по/середине отрезка стержня возникла кольцевая подсушенная зона
шириной Д , перекрытая электрической дугой, ширина канала
которой An ~ "21 (^СМ«Р^ИС«2.6). Линия разреза поверхности ци
линдра для ее развертывания находится на противоположной сторо
не от места возникновения .дужки. При этом получается симметрич
ная картина, где Ж и - ширина поверхности изолятора и
S Г Х₀) - ширина пути тока утечки на расстоянии Х₀ от

опорной точки дужки.ГбЗ,8У,У0~]

V*V₀

Рис.2.6. Модель изолятора для расчета растекания тока от опорных точек дужки.

Комплексный потенциал электрического поля в области растекания тока (рис.2.6) равен:

^

W=U+jv= — Arch

^{Z ch(x+jij) -(cos^ KOSoC)}

COSoC, - COS ОС,

(2.22)

тока, 1У - значение функции потока на верхней границе области

где U. - потенциальная функция, V - функция распределения тока, ty - значение фу] растекания тока (рис.2.6)

оС± —

_nhi

оС =

^г _fid.

(2.23)

Для нахождения функции распределения плотности тока необходимо в (2.22) выделить мнимую часть:

^{V(x,y) =JmW}

(2.24)

_Arch

Экспериментальные исследования влияния формы изоляторов на их влагоразрядные характеристики

При А =80 В.А /см и небольших загрязнениях по формуле (1.7) авторы получили приемлемые результаты по сравнению с данными экспериментальных исследований. Однако по мере увеличения степени загрязнения поверхности изоляторов результаты расчетов существенно отклонялись от экспериментальных данных. В этой модели не учитывалось влияние процесса растекания тока от опорных точек дужки по увлажненной поверхности загрязненных изоляторов на их влагоразрядные характеристики. Авторами [53,55-57J сделаны попытки моделирования процесса растекания тока от опорных точек дуги при развитии разряда по поверхности изолятора. Однако предполагаемые в этих работах мо дели развития разряда с учетом влияния процесса растекания тока на влагоразрядные характеристики загрязненных изоляторов не позволяют выяснить причину резкого падения влагоразрядных напря женностей по высоте тонких стержневых изоляторов (с диаметром шейки 30 мм) при уменьшении межреберного расстояния В работах [45,46,60-62] предполагается применение "теории размерностей" при составлении математической модели процесса развития разряда вдоль увлажненной поверхности загрязненного изолятора. Предлагаемая модель является обобщением результатов теоретических и экспериментальных исследований, проведенных другими авторами, причем в ней учитывается большее количество факторов, оказывающих влияние на процесс развития разряда.

Следует отметить, что с помощью описанных выше моделей невозможно провести количественный анализ влияния геометрических параметров и их соотношений на влагоразрядные характеристики загрязненных стержневых ребристых изоляторов.

Интересная математическая модель, учитывающая влияние всех геометрических параметров ребристых изоляторов на их влагоразрядные характеристики,предложена автором [8] . В эту модель введен коэффициент использования высоты изоляционной части ребристого изолятора, который учитывает влияние каждого геометрического параметра (диаметра шейки, межреберного расстояния, диаметра ребер, их толщины и угла наклона) на влагоразрядные характеристики ребристых изоляторов при загрязнении и увлажнении. В этой работе проведен анализ характеристики распределения плотности тока вблизи опорных точек дуги при развитии разряда вдоль гладкой цилиндрической поверхности межреберного расстояния с помощью расчетной методики [бз] . Однако в этой работе не дано математическое описание процесса растекания тока от опорных точек дуги, а оптимальные соотношения параметров ребристых изоляторов найдены при мало обоснованной предпосылке о постоянстве отношения толщины ребра к его диаметру независимо от величины диаметра. В реальных условиях при увеличении вылета ребра толщина ребра должна пропорционально увеличиваться для обеспечения, необходимой механической прочности ребра. В настоящей работе показано, что это обстоятельство имеет принципиальное значение (см.главу 2).

Многолетний опыт эксплуатации воздушных высоковольтных линий и данные лабораторных испытаний подтверждают, что конфигурация поверхности изоляторов может оказывать значительное влияние не только на их вагрязняемость, но и на влагоразрядные характеристики изоляторов при загрязнении (64-67] . В связи с этим при разработке новых типов изоляторов наружной установки большр.6 внимание уделяется исследованию влияния их конструктивных параметров на влагоразрядные характеристики. В частности во многих странах ведутся исследования и разработки стержневых (опорных и подвесных) изоляторов. Однако различив формы испытуемых изоляторов, методик испытаний, методов обработки и представления результатов исследований обуславливают противоречивость получаемых данных [68-72J . Поэтому при необходимости улучшения конфигурации поверхности изоляторов нет единого критерия выбора сочетания их геометрических параметров, обеспечивающего максимальную эффективность использования строительной высоты изоляторов при загрязнении и увлажнении [8,73-80J .

Тем не менее в настоящее время можно сделать некоторые предварительные выводы, позволяющие наметить пути отыскания оптимальной формы стержневых изоляторов. При заданной интенсивности загрязнения уменьшение диаметра шейки изоляторов приводит к увеличению влагоразрядных напряжений [3 J . Увеличение .диаметра ребер при неизменном межреберном расстоянии приводит к увеличению влагоразрядных напряжений и напряженностей по строительной высоте изоляторов. Однако при этом уменьшается эффективность использования длины пути тока утечки [81J и значительно увеличивается расход изоляционного материала при изготовлении изоляторов. Уменьшение межреберного расстояния приводит к повышению влагоразрядных напряжений, однако лишь до некоторого предела, после которого происходит резкое снижение влагоразрядных напряжений. При диаметре шейки изолятора ц =#5 мм это предельное межреберное расстояние составляет 50 мм или 2/3 от диаметра шейки [72]. Последние данные в указанной статье отсутствуют, но легко могут быть получены из приведенных материалов.

Влияние процесса растекания тока от опорных точек дуги по увлажненной поверхности загрязненного изолятора на его влагоразрядные характеристики

Разработанную во второй главе математическую модель, и полученные по ней результаты теоретических расчетов влагоразрядных характеристик загрязненных изоляторов необходимо проверить экспериментальными исследованиями.

Экспериментальные исследования влагоразрядных характеристик загрязненных стержневых ребристых изоляторов были выполнены в лаборатории сверхвысоких напряжений ЛПИ имени М.Е.Калинина. Испытания проводились на собранной высоковольтной установке, принципиальная схема которой представлена на рис.3.1. Источником напряжения промышленной частоты 50 Гц служил испытательный трансформатор И0М-І00/25-73УЗ мощностью 25 кВ.А и регулятор к нему А0МКТ--100/0,5. По данным завода-изготовителя номинальное напряжение первичной обмотки высоковольтного трансформатора было равно ини-=200 В, коэффициент трансформации /С =500 (напряжение холостого хода вторичной обмотки / =100 кВ) и его внутреннее со-противление со стороны высокого напряжения Z. =100 кОм. Номинальное первичное напряжение регулятора было равно Ц. =380 В, а величина вторичного напряжения плавно изменялась в пределах.

При экспериментах включение регулятора к питающей сети напряжением 380 В осуществлялось выключателем Kf (см.рис.3.1), и с помощью регулировочной системы устанавливалось необходимое вторичное напряжение, величина которого определялась вольтметром [/-ЭЛВ Ш 130572 класса точности 0,2. Далее выключателем подключался к регулятору испытательный трансформатор, и его вторичное напряжение холостого хода с/. определялось через коэффициент трансформации К . Для проверки точности определения вольтметром V величины І/ у были проведены контрольные измерения напряжения установки при его изменении от 50 до 75 кВ по схеме, показанной на рис.3.2. С этой целью был использован высоковольтный электростатический вольтметр типа С/100 класса точности 1,5. Результаты эксперимента представлены на рис.3.3, откуда видно, что определение LLv через коэффициент трансформации осуществлялось с приемлемой точностью во всем необходимом при испытаниях диапазоне изменения напряжения установки. Проверка точности измерений электростатического вольтметра была выполнена непосредственно перед экспериментом при использовании измерительного шарового разрядника согласно ГОСТ 17512.72Г92-95 ].

Изучение характера изменения тока и напряжения при развитии разряда по увлажненной и загрязненной поверхности изолятора проведено с помощью запоминающего двухлучевого осциллографа C8-II. При этом в схему установки были включены резистор и емкостной делитель, соответственно подключенные последовательно и параллельно испытываемому объекту ИО (см.рис.3.1). Падение напряжения на резисторе R сопротивлением р =390 СМ, прямо пропорциональное току нагрузки, подавалось на осциллограф через параллельно включенные защитные стабилитроны JL , А . Последова-тельно с резистором R включалось защитное сопротивление Ґ =8 кОм для повышения напряжения на искровом промежутке ИП I, обеспечивающем безопасную работу измерительной системы. Емкостной делитель составлялся из трех последовательно включенных конденсаторов: двух высоковольтных Сt и Сz и одного низковольтного С с номинальными . напряжениями UH с = =UHC =60 кВ, UH =300 В и емкостями = 31QQ /0" Ф» С =2J240 1Q 1Z 3Ф, С3 = /,98 10 Ф. Емкость эквивалентного высоковольтного конденсатора была равна С .—1607,4 10 ф и следовательно, коэффициент деления емкостного делителя был равен Ип = (Ef-z + Сj) / С. z =1233. . Параллельно измерительному конденсатору С 3 также был включен защитный искровой промежуток ИП 2. Разрядное напряжение искровых промежутков составля Как следует из изложенного, собранная установка позволяла менять напряжение на испытуемом объекте от 0 до 100 кВ. Однако при влагоразрядных испытаниях загрязненных изоляторов величина тока утечки, протекающего по их поверхности, велика, особенно при больших значениях удельной поверхностной проводимости увлажненного слоя загрязнения Y и эквивалентного диаметра испытуемого изолятора Dai/й Гз] . Цри этом повышенное внутреннее сопротивление питающего источника может приводить к значительному снижению напряжения, прикладываемого к испытуемому объекту. В связи с этим по схеме, показанной на рис.3.4, были проведены измерения полного внутреннего сопротивления установки Zі при изменении выходного напряжения холостого хода Jxx от 0 до номинального значения. На рис.3.4 обозначено: Щ - измерительный шунт, сопротивление которого было определено мостом перемен-ного тока Р50І0. с точностью 10 Ом и составляло Гш =2,129 Ом. Использование провода из нихрома диаметром I мм для шунта позволяло при эксперименте пренебречь влиянием температуры на его сопротивление, поскольку при каждом опыте, длящемся 5-6 периодов промышленной частоты, величина измеряемого тока короткого замыкания вторичной обмотки высоковольтного трансформатора не превышала I =1 А. Падение напряжения на шунте измерялось с помощью осциллографа с памятью. Начиная с 5 через 5 кВ до номинального напряжения испытательного трансформатора, установка включалась толчком при закороченной вторичной обмотке трансформатора,

Методика испытаний макетов и моделей изоляторов при загрязнении и увлажнении

Металлические оконцеватели для испытуемых макетов были изготовлены из стали для каждого диаметра стержня и =12; 20 и 30 мм. Для устранения усиления электрического поля вследствие краевого эффекта в месте сопряжения оконцевателя с макетом металлический край закругляется. Перед испытанием оконцеватели одевались на макеты с помощью фиксирующего болта, как показано на рис.3.II, вследствие чего операция смены оконцевателей от одного образца к другому была очень проста.

В связи с тем, что в составе смеси, использованной при испытаниях в качестве загрязняющего вещества, была поваренная соль, оконцеватели для их защиты от коррозии оцинковывались. Ограничение напряженности электрического поля в месте соединения макета из оргстекла с металлическим оконцевателем обеспечивалось экранирующей арматурой, сделанной из нержавеющего металла (латуни), которая также показана на рис.3.II.

Механическая прочность макетов изоляторов из оргстекла невелика, и поэтому при влагоразрядных испытаниях приходилось манипулировать ими с осторожностью, избегая падения и резких движений, особенно в случае моделей с большим числом ребер.

Главным недостатком оргстекла при его использовании для изготовления макетов изоляторов является слабая трекингостойкость. Поэтому при экспериментах длительное горение электрических дужек на поверхности испытываемого образца приводит к образованию проводящих науглероженных дорожек, вследствие чего значительно повреждается модель и возможен при этом даже выход ее из строя. Поэтому в ходе испытаний при возникновении горящих точек на поверхности макетов опыт сразу прекращался, и место повреждения тщательно очищалось. При экспериментах эти точки появлялись, в основном, когда величина удельной поверхностной проводимости была очень мала У 2 мкСм, либо большая - при У 10 мкСм, а также при сильно неравномерном распределении слоя загрязнения по поверхности макета. Последнее часто наблюдалось при первых приложениях напряжения к новому макету, который раньше не испы-тывался, и поэтому слой загрязнения еще плохо прилипал, особенно на нижних поверхностях ребер. Интересно отметить, что места повреждений обычно находились либо на краях ребер, либо на поверхности стержня по середине межреберного расстояния и чаще всего посередине между крайними ребрами и оконцевателями. Типичные повреждения поверхности макетов из оргстекла при резко неравномерном распределении слоя загрязнения показаны на фотографии (см. рис.3.12). Как видно, эти следы были неглубокие, что позволило при их наличии просто механически очищать место повреждения и этого было достаточно для того, чтобы продолжать испытания.

Поверхность оргстекла не повреждалась при влагоразрядных испы таниях макетов с распределением слоя загрязнения, близким к рав номерному, и при величинах удельной поверхностной проводимости 2 s У \ 10 мкСм. Это связано с тем, что при влагоразряд ных испытаниях приложения напряжения к загрязненным макетам были не длительны, так как при U У50% разряд, в основном, происходил быстро, а при U U5Q0, поверхность макета быстро высыхала вследствие большой величины тока утечки. Время существования крупных дужек, представляющих опасность для поверхности оргстекла, которые перемещались вокруг макета изолятора между краями кольцевых подсушенных зон, не превышало 0,5 1 минуты. При экспериментальных исследованиях также были проведены испы тания реальных изолирующих конструкций из полимерных материалов. В частности, испытывались модели комбинированных стержневых стек лопластиковых изоляторов со фторопластовым и резиновым покрытиями с наклоненными ребрами соответственно из тех же материалов. Высо та изоляционной части моделей изоляторов была равна П =500 мм. Для моделей со фторопластовым покрытием диаметр стержня был равен ц =12 мм при диаметрах ребер и? =55 и 75 мм, а для моде ли с резиновым покрытием - их =30 мм при CL =120 мм. Угол наклона ребер для всех испытуемых моделей был равен С- =15. На рис,3.13 представлена фотография испытуемых моделей реальных стеклопластиковых изоляторов. Экспериментальная оценка эффективности использования ребер была проведена при помощи моделей стержневых гладких изоляторов с диаметрами шейки U =12; 20 и 30 мм. Моделями гладких стержневых изоляторов служили стеклопластикевый стержень со фторопластовым покрытием диаметром 12 мм и гладкие стержни из эбонита диаметром 20 мм и из оргстекла диаметром 30 мм. Высота изоляционной части моделей гладких изоляторов была равна П =400 мм.

Использование собранных макетов и моделей изоляторов позволило провести экспериментальные исследования влияния формы стержневых ребристых изоляторов на их влагоразрядные характеристики при изменении геометрических параметров и размеров испытуемых объектов в широком диапазоне. С другой стороны, применяемый способ сборки макетов изоляторов путем склеивания отдельных дисков и цилиндров из оргстекла, служащих соответственно ребрами и стержнем, значительно упростил задачу создания столь разнообразных моделей стержневых ребристых изоляторов для экспериментального определения оптимальных значений их геометрических параметров при загрязнении и увлажнении.

Влияние диаметра ребер на влагоразрядные характеристики загрязненных изоляторов

Естественное отложение загрязняющего вещества на поверхности изоляторов, работающих на высоковольтных линиях электропередачи, представляет собой чрезвычайно сложный процесс, определяющийся комбинированным воздействием ветров и увлажнений. Поскольку этот процесс невозможно полностью воспроизвести в лабораторных условиях, при разработке новых типов изоляторов наружного исполнения необходимы полевые испытания. Из-за непосредственной зависимости естественного процесса отложения загрязнения от метеорологических условий и природы источников загрязнения атмосферы в районах, где проходят линии электропередачи, для достоверности результатов полевых испытаний требуется тщательное наблюдение за поведением испытуемых образцов в течении длительного времени, охватывающего несколько лет. Однако, многолетний опыт экспериментальных исследований влагоразрядных характеристик загрязненных изоляторов показал, что существуют корреляционные связи между результатами испытаний: полевых при естественных условиях загрязнения и лабораторных, при которых нанесение слоя загрязнения на поверхности испытуемых образцов производится искусственными методами. Эти связи позволяют определить реальную величину влагоразрядного напряжения загрязненных изоляторов в лабораторных условиях с приемлемой точностью результатов. При этом методика лабораторных исследований должна обеспечивать простоту постановки эксперимента, малую продолжительность испытаний, возможность получения воспроизводимых результатов и воспроизведения наиболее тяжелых условий работы изоляторов в электрических сетях [з_).

В связи с этим экспериментальные исследования при отыскании оптимальной формы стержневых ребристых изоляторов были выполнены в лабораторных условиях путем использования методики влагоразрядных испытаний на основе искусственного загрязнения и увлажнения поверхности испытуемых моделей. Нанесение слоя загрязнения на поверхность макетов и моделей изоляторов при испытаниях производилось их окунанием в сосуд, содержащий загрязняющую смесь. Используемый метод окунания обеспечивал распределение плотности загрязнения на поверхности изолятора, близкое к равномерному, и стабильную величину полного сопротивления испытуемых образцов, измеряемого непосредственно перед приложением напряжения.

Состав водной суспензии, используемой в качестве загрязняющего вещества, был следующий: водопроводная вода, удельная проводимость которой при температуре 20 не превышала Y =100 мкСм/м, каолин - 200 граммов на литр воды. Такой состав смеси при испытаниях обеспечивал достаточно равномерное распределение слоя загрязнения на поверхности изоляторов, толщина которого незначительно изменялась при повторных окунаниях испытуемого образца в суспензию. Однако, при этом величина удельной поверхностной проводимости изоляторов не превышала У =2 мкСм. Если увеличивалось содержание каолина в составе суспензии, величина X незначнийтельно повышалась, а при испытаниях толщина слоя загрязнения быстро возрастала, особенно на поверхности стержня в межреберных расстояниях, где, как правило, быстрее появлялись кольцевые подсушенные зоны. В результате нескольких опытов слой загрязнения становился резко неравномерным и необходимо было промывать изолятор водопроводной водой, чтобы удалить толстый слой загрязнения и снова повторить испытания. В связи с этим достижение требуемой удельной поверхностной проводимости слоя загрязнения при неизменном содержании каолина в суспензии обеспечивалось с помощью небольших добавок поваренной соли. Необходимая величина У" на изоляторах достигалась методом проб при добавлении на 15 литров готовой суспензии по одному грамму поваренной соли, т.е. по 0,067 г/л и постоянном контроле полного сопротивления испытуемых образцов. Количество соли в суспензии при удельной поверхностной проводимости / =4 мкСм составляло 0,5 г/л, а при X =8 мкСм увеличивалось до 1,5 г/л. Потеря воды за счет испарения во время экспериментов постепенно увеличивала густоту суспензии, соответственно толщину слоя загрязнения на поверхности испытуемого объекта и ее удельную проводимость. Поэтому с помощью ареометра определялась плотность суспензии непосредственно после того, как она была приготовлена, а затем при испытаниях периодически контролировалась и поддерживалась на начальном уровне путем доливки водопроводной воды. Уменьшения проводимости ft ниже начального уровня при испытаниях не наблюдалось, и поэтому не приходилось добавлять соль в первоначальную готовую суспензию.

Загрязняющая смесь заливалась в сосуд, высота и внутренний диаметр которого превышали высоту и диаметр ребер испытуемых изоляторов. Большой объем загрязняющей суспензии в сосуде (15 литров) обеспечивал незначительные изменения ее температуры при окунании изолятора с теплой поверхностью сразу после перекрытий, фи этом температура слоя загрязнения на поверхности изолятора после его извлечения из сосуда определялась, в основном, температурой суспензии и, поскольку она несущественно изменялась во время экспериментов, влияние ее на сопротивление поверхности изолятора, измеряемое непосредственно перед приложением напряжения, также было незначительным.

В процессе испытания макетов изоляторов из оргстекла с плоскими ребрами при извлечении образца из сосуда с загрязняющей смесью на верхней поверхности ребер оставался толстый слой жидкой суспензии, часть которой очень медленно стекала обратно в сосуд. При этом величина полного сопротивления поверхности макета быстро увеличивалась, вследствие чего существенно затруднялось определение его реального значения в момент приложения напряжения. На рис.3.14 приведена экспериментальная зависимость полного сопротивления увлажненной поверхности макета от времени.