Влияние оболочки взрывозащищенного трансформатора на тепловое состояние его активной части

Сорока Е.А.

Источник: Взрывозащищенное электрооборудование: Сб.науч.тр. УкрНИИВЭ. - Донецк: ООО «АИР», 2009.- с.81-87

        Постановка проблемы. Современный взрывозащищенный сухой рудничный трансформатор естественного воздушного охлаждения конструктивно представляет собой, как известно, статический электромагнитный аппарат, активная часть которого (силовой трехстержневой двухобмоточный трансформатор) помещена во взрывонепроницаемую оболочку, как например, трансформатор типа 2ТСВ мощностью 100…630 кВ·А или как сборочная единица в составе комплектной трансформаторной подстанции (КТП) серии КТПВ мощностью 100…1000 кВ·А.
        Как показано в [1], герметичная оболочка таких трансформаторов, температура которой является функцией потерь, выделяемых элементами активной части, а также интенсивности конвективного теплообмена внутри нее и внешней теплоотдачи, полностью исключает доступ внутрь оболочки наружной охлаждающей воздушной среды, создавая тем самым очень напряженный тепловой режим работы активной части, что приводит к повышению рабочей температуры обмоток и магнитопровода и необходимости применения дорогостоящей кремнийорганической изоляции классов нагревостойкости Н и 200 по ГОСТ 8865-93 [2].
        Следовательно, взрывонепроницаемая оболочка оказывает негативное влияние на тепловое состояние трансформатора в целом и прежде всего на предельно допустимую температуру активных частей (Qmax ; Qcp ). Поэтому анализ влияния взрывонепроницаемой оболочки на тепловой режим активной части является актуальным как в теоретическом, так и в практическом аспекте данной проблемы, связанной непосредственно с решением такого важнейшего вопроса, как выбор и расчет системы охлаждения трансформаторов КТП.
        Анализ исследований и публикаций. При работе трансформатора часть электромагнитной энергии превращается в тепло, рассеиваемое в окружающую среду. Главными источниками тепла являются обмотки высшего и низшего напряжения (ВН и НН), выделяющие примерно 80 % всех потерь, и магнитопровод. Для них окружающей средой является замкнутое воздушное пространство в герметичной оболочке, служащей своеобразным теплообменником, воспринимающим тепловые потоки за счет естественной конвекции внутреннего воздуха и передающим тепло окружающей оболочку среде. Вследствие этого оболочка нагревается до определенного превышения температуры над температурой окружающей среды Qоб , значение которого зависит от времени (нестационарное или стационарное температурное поле) и в локальных участках ее поверхности может существенно изменяться вдоль одной или двух координат распределения теплового поля, что определяется конструктивными особенностями оболочки. Следовательно, на тепловое состояние активной части сухого рудничного трансформатора оказывает влияние не только его исполнение по уровню и виду взрывозащиты, но и конструкция отдельных элементов системы охлаждения, являющейся важнейшим функциональным узлом трансформатора, обеспечивающим заданный температурный режим всех его составных частей [3].
        Таким образом, нагревание трансформатора определяется, с одной стороны, распределением тепловых потерь в его обмотках и магнитной системе, а с другой – процессами теплоотдачи, в том числе конвекцией внутри оболочки и ее внешней теплоотдачей, интенсивность которой характеризуется прежде всего коэффициентом теплоотдачи (КТО), от значения которого зависит превышение температуры трансформатора при данной нагрузке, выражаемое зависимостью [4]:
        Qуст = Р / (a · F),
        где Р – потери в трансформаторе; a – КТО; F – площадь теплоотдающей поверхности оболочки.
        Повысить КТО теплоотдающих поверхностей оболочки, являющегося функцией ряда переменных (a = f(f, l, v, p, W, Qпов, Qср), – значит увеличить интенсивность теплоотдачи от них и интенсивность охлаждения трансформатора в целом. Поэтому при исследованиях теплового состояния трансформаторов КТП естественного охлаждения наряду с исследованием нагревания активных частей [5] значительное внимание уделялось изучению нагревания оболочек с целью анализа и оптимизации их конструкции для улучшения теплоотдачи [1].
        Цель статьи. Цель статьи. Анализ влияния взрывонепроницаемой оболочки рудничного трансформатора различной номинальной мощности и типоисполнения, как составной сборочной единицы КТП, на основные тепловые параметры его активной части в стационарном режиме нагрева.
        Результаты исследований. Исходя из вышеизложенного, можно констатировать, что теплопередача через оболочку трансформатора представляет сложный процесс отвода теплоты от его активной части в окружающую внешнюю среду, предопределяющий высокую температуру внутреннего воздуха. Так, тепловые исследования трансформатора подстанции ТСВП-400/6 [6] с применением современной термоанемометрической аппаратуры обнаружили наличие очень активного процесса конвективного теплообмена внутри его герметичной оболочки, что подтверждается изменением таких теплофизических параметров как температура и скорость теплоносителя, которые в ее верхней части достигают следующих экстремальных значений: Qmax = 78…81°C; Wmax = 0,95…1,27 м/c. Скорость теплового воздушного потока, выходящего из оболочки через экспериментальное отверстие, составила 3,57 м/с. Отсюда следует, что условия охлаждения обмоток очень тяжелые, так как они кроме непосредственного нагрева испытывают также взаимный подогрев и подогрев от магнитопровода. Их тепловые параметры определяются средним и максимальным превышением температуры – QНН ср, QВН ср и QННmax, которые не должны превосходить предельно допускаемых значений по соответствующей нормативной документации.
        Для определения зависимости приведенных параметров обмоток ВН и НН от условий охлаждения необходимо исследовать нагревание активной части в двух принципиально различных вариантах ее теплового состояния – нагревание при свободном теплообмене с окружающей воздушной средой (без оболочки) и без свободного теплообмена с окружающей средой (в оболочке).
        Для трансформаторов подстанций серии КТПВ мощностью 100…630 кВ·А провести анализ таких режимов не представляется возможным по причине отсутствия соответствующих экспериментальных данных. Для КТП мощностью 1000 кВ·А (КТПВ-1000/6-1,2) (рисунок 1) сравнительный анализ двух тепловых режимов активной части при номинальной нагрузке Р = 1000 кВ·А показывает следующее (таблица 1).
        
        Рисунок 1 – Общий вид трансформаторных подстанций типа КТПВ-1000/6 и КТПВ-1250/6
        Наблюдается определенное изменение в распределении теплового поля по высоте обмотки НН, что иллюстрируется графическими зависимостями вида QНН = f(Нобм) [7]. Температурные кривые для нагрузочных режимов 0,5· Pном ; 0,7· Pном ; 0,8· Pном и Pном показывают распределение данного параметра в канале обмотки НН фазы В, как наиболее нагреваемой в сравнении с обмотками крайних фаз активной части А и С. Характер этого распределения для режимов 1 и 2 определяется законом степенной функции вида У = Ха и в зоне 3/4 высоты обмотки (горизонтальная заштрихованная область на графиках [7]) температура достигает наибольшего значения. Выше максимальной зоны нагревания, т.е. на участке верхней 1/4 длины канала, фиксируется снижение температуры вследствие охлаждения нескольких верхних витков обмотки за счет теплоотдачи ее торца излучением и конвекцией, а также за счет теплопроводности через опорные детали. Характерным для анализируемых режимов является также разность между максимальным и минимальным превышением температуры в осевом канале обмотки НН, где температурные градиенты достигают следующих значений:
        Qmax-min.1 = 71°C ; Qmax-min.2 = 88,7°C (1 и 2 – номер режима по таблице 1).
        Таблица 1
        
        Теплофизический процесс нагревания активной части КТП мощностью 1250 кВ·А (см. рисунок 1) исследовался также в двух принципиально разных вариантах ее теплового состояния, но в отличие от КТПВ-1000/6 данное исследование осуществлялось в двух тепловых режимах в последовательности и по методике, установленной для испытаний на нагрев сухих трансформаторов по ДСТУ 3645-97 (ГОСТ 3484.2-98) – в режиме холостого хода (ХХ) и короткого замыкания (КЗ). Среднее превышение температуры обмоток НН и ВН для каждого из установившихся тепловых режимов в отдельности (активная часть в оболочке КТП), определенное по изменению их электрического сопротивления постоянному току, представлено в таблице 2.
        Таблица 2
        
        По экспериментально-расчетным данным таблицы 2 согласно ДСТУ 3645-97 было определено среднее превышение температуры обмоток НН и ВН активной части КТПВ-1250/6, соответствующее ее номинальным параметрам, по формуле
        
        где Qобм – общее превышение температуры по ГОСТ 3484.2-98 каждой из обмоток при номинальных условиях;
        Q'обм – среднее превышение температуры каждой из обмоток, определенное в режиме ХХ;
        Q''обм – среднее превышение температуры каждой из обмоток, определенное в режиме КЗ.
        Основными критериями оценки влияния оболочки КТП на тепловое состояние ее активной части являются указанные выше тепловые параметры обмоток ВН и НН и магнитопровода при различных условиях охлаждения в номинальном режиме нагревания, определенные экспериментально-расчетным путем (таблица 3).
        Эти экспериментально-расчетные данные показывают существенное различие температуры активной части. Для КТПВ-1000/6 разность между средним превышением температуры обмотки НН в оболочке и вне ее достигает 83,4°С; обмотки ВН – 75,8°С; QННmax = 81°С. В качественном отношении также наблюдается заметное отличие тепловых процессов в трансформаторе КТП от теплообменных процессов активной части непосредственно с окружающей средой. В [7] показаны экспериментальные зависимости максимального превышения температуры обмотки НН и магнитопровода данной активной части от нагрузки для указанных двух этапов исследования. В первом случае (в оболочке КТП) процесс нагревания магнитопровода подчиняется экспоненциальному закону; во втором случае тепловой процесс происходит значительно медленнее с тенденцией к стабилизации теплового состояния магнитной системы. Процесс нагревания обмотки НН происходит с различной скоростью нарастания температуры и значительной разностью ее максимальных значений
        ,
        Таблица 3
        
        Для активной части мощностью 1250 кВ·А (конструкция оболочки КТП аналогична конструкции КТПВ-1250/6, см. рисунок 1) влияние оболочки на тепловой режим характеризуется аналогичными сравнительными данными по приведенным выше параметрам: QННср = 69,5°С; QВНср = 64,5°С; QННmax = 198°С.
        Для активной части ТВКП-1000/6, помещенной в гофрированную оболочку новой конструкции, определены следующие приращения температуры в номинальном режиме (таблица 2): QННср = 61,8°С; QВНср = 74°С; QННmax = 80°С.
        Выводы:
        1. Взрывонепроницаемая оболочка рудничного трансформатора существенным образом влияет на тепловое состояние его активной части,ухудшая условия охлаждения и тем самым повышая температурный режим обмоток НН и ВН.
        2. Превышение температуры обмоток активной части в оболочке трех приведенных типов КТП, определенное по среднему сопротивлению в соответствии с ГОСТ 3484.2-98 после продолжительного установившегося номинального режима нагрузки достигает значений, близких к нормируемым (150°С), не превышая их.
        3. Сравнительный анализ теплового состояния активной части трансформаторов КТПВ-1000/6 и ТВКП-1000/6 показал, что гофрированная оболочка, как система охлаждения трансформатора типа ТСВ, несколько лучше отводит тепло по сравнению с оболочкой с трубами, но, тем не менее, обе конструкции требуют еще более тщательного изучения их теплоотдачи.
        4. Для уточнения экспериментально-расчетных данных теплового состояния трансформаторов КТПВ-1250/6 и ТВКП-1000/6 можно рекомендовать проведение тепловых исследований методом непосредственной или взаимной нагрузки по ГОСТ 3484.2-98 с последующим сравнением данных по методу условной нагрузки.

Литература

1. Сорока Е.А., Золотарев Е.В., Калач Е.Н., Локтионов Г.Л. Исследование и сравнительный анализ стационарного температурного поля оболочек трансформаторных подстанций типа КТПВ мощностью 1000 и 1250 кВ·А // Взрывозащищенное электрооборудование: Сб.науч.тр. УкрНИИВЭ. – Донецк: ООО «Юго-Восток, Лтд», 2005. – С. 59-68.
2. Чернов И.Я., Ландкоф Л.В., Шилов В.В., Вареник Е.А., Волков Н.А., Гордиенко Ю.И., Кизименко В.Д. Энергоснабжение высокопроизводительных угледобывающих комплексов // Уголь Украины. – 2002. - № 9. – С. 21-23.
3. Сорока Е.А., Чернов И.Я., Грушко В.М., Доронкин В.В., Руденко Т.В. Анализ и аспекты совершенствования систем охлаждения взрывозащищенных трансформаторов и подстанций // Взрывозащищенное электрооборудование: Сб.науч.тр. УкрНИИВЭ. – Донецк: ООО «Юго-Восток, Лтд», 2007. – С. 49-70.
4. Голунов А.М., Сещенко Н.С. Охлаждающие устройства масляных трансформаторов. – М.: Энергия, 1984. – С. 215.
5. Грушко В.М., Золотарев Е.В., Сорока Е.А., Чернов И.Я. Тепловые исследования активной части трансформаторной подстанции типа КТП-1250/6-1,2 в различных условиях нагрева и охлаждения // Взрывозащищенное электрооборудование: Сб.науч.тр. УкрНИИВЭ. – Донецк: ООО «Юго-Восток, Лтд», 2006. – С. 64-73.
6. Сорока Е.А. Экспериментально-теоретическое исследование теплоотдачи оболочки трансформатора взрывозащищенного исполнения // Реф.ж. Электротехника. – 1992. - № 4.
7. Сорока Е.А., Золотарев Е.В. Особенности нагревания активной части взрывобезопасной трансформаторной подстанции мощностью 1000 кВ·А в различных режимах // Взрывозащищенное электрооборудование: Сб. научн. тр. УкрНИИВЭ.- Донецк: Юго-Восток, 2003.- С.38-49.