Przebicia izolatorów napowietrznych i osłon aparaturowych

powołują się też na nieaktualne parametry niezawodnościowe
urządzeń sprzed wielu lat. Istnieje więc konieczność dokonania oceny niezawodnościowej urządzeń znajdujących się
obecnie w eksploatacji.
W artykule przedstawiono analizę awaryjności szyn zbiorczych, izolatorów oraz głowic kablowych zainstalowanych w stacjach średniego napięcia dwóch dużych zakładów energetycznych w kraju. Na jej podstawie wyznaczono średni czas trwania odnowy: szyn zbiorczych ta = 15,41 h, izolatorów ta = 9,69 h,
głowic kablowych ta = 17,42 h, średni czas trwania wyłączeń
awaryjnych: szyn zbiorczych twa = 13,48 h, izolatorów twa = 7,20 h,
głowic kablowych twa = 16,08 h, a także średni czas przerwy w zasilaniu odbiorców w przypadku uszkodzenia: szyn zbiorczych
tp = 1,87 h, izolatorów tp = 2,25 h oraz głowic kablowych tp = 2,38 h.
Wyznaczono także średnią wartość energii elektrycznej
niedostarczonej do odbiorców w wyniku awarii: szyn zbiorczych
ΔA = 0,97 MW×h, izolatorów ΔA =1,45 MW×h oraz głowic kablowych ΔA = 1,59 MW×h.
Wyznaczono funkcje gęstości prawdopodobieństwa czasów odnowy, czasów trwania wyłączeń awaryjnych i przerw
w zasilaniu oraz wartości energii elektrycznej niedostarczonej
do odbiorców, a także dokonano ich weryfikacji. Zaproponowane rozkłady prawdopodobieństwa są rozkładami logarytmiczno-normalnymi lub wykładniczymi. Dokonano także analizy sezonowości awarii. Na jej podstawie można wyciągnąć
wniosek, iż przeglądy, remonty oraz pomiary eksploatacyjne
­analizowanych urządzeń powinny być wykonywane w miesiącach luty oraz listopad. Są to bowiem miesiące o najmniejszej
intensywności awarii wszystkich analizowanych urządzeń.
Okresem zwiększonej intensywności uszkodzeń są natomiast
miesiące wiosenno – letnie.
LITERATURA
[1] Bełdowski T., Markiewicz H.: Stacje i urządzenia elektroenergetyczne. WNT, Warszawa 1995
[2] Chojnacki A.Ł., Analiza kosztów awaryjności urządzeń elektroenergetycznych eksploatowanych w stacjach wnętrzowych i napowietrznych SN/nN. Przegląd Elektrotechniczny Nr 12/2009, s.180 - 183
[3] Chojnacki A.Ł., Analiza skutków gospodarczych niedostarczenia
energii elektrycznej do odbiorców indywidualnych. Wiadomości
Elektrotechniczne Nr 09/2009, s. 3-9
[4] Chojnacki A.Ł.: Analiza niezawodności stacji transformatorowo-rozdzielczych SN w warunkach eksploatacji. Archiwum Energetyki, tom XXXVII (2/2006), s. 147-168
[5] Dobosz M.: Wspomagana komputerowo statystyczna analiza wyników badań. Akademicka Oficyna Wydawnicza EXIT, Warszawa 2001
[6] Kowalski Z.: Niezawodność zasilania odbiorców energii elektrycznej. Wydawnictwa Politechniki Łódzkiej, Łódź 1992
[7] Paska J.: Niezawodność systemów elektroenergetycznych. Oficyna wydawnicza Politechniki Warszawskiej, Warszawa 2005
[8] Popczyk J.: Modele probabilistyczne w sieciach elektroenergetycznych. WNT, Warszawa 1991
[9] Sozański J.: Niezawodność i jakość pracy systemu elektroenergetycznego. WNT, Warszawa 1990
[10] Sozański J.: Niezawodność urządzeń i układów elektroenergetycznych. PWN, Warszawa 1974
[11] Sozański J.: Niezawodność zasilania energią elektryczną. WNT,
Warszawa 1982
[12] Stobiecki A., Własności niezawodnościowe transformatorów
SN/nN eksploatowanych w krajowych sieciach rozdzielczych,
Energetyka Nr 11/2009, s. 751 – 760
Krystian Leonard Chrzan
Politechnika Wrocławska
Przebicia izolatorów napowietrznych i osłon aparaturowych
spowodowane zabrudzeniem ich powierzchni
Breakdowns of outdoor insulators and housings caused
by surface contamination
Przeskok zabrudzeniowy powoduje zwarcie w sieci elektroenergetycznej i wyłączenie napięcia przez układy zabezpieczeń.
Jeśli wyłączenie jest dostatecznie szybkie, łuk zwarciowy nie
uszkadza izolatorów i zasilanie może zostać przywrócone przez
układ samoczynnego ponownego załączania (SPZ). Wyładowania
elektryczne przed przeskokiem zazwyczaj nie powodują degrada-
lipiec
2011
cji izolatorów ceramicznych (z porcelany lub szkła), mogą jednak
prowadzić do utworzenia przewodzącego śladu pełznego lub
erozji materiałów polimerowych. Okazuje się jednak, że nierównomierny rozkład napięcia oraz wyładowania elektryczne na zabrudzonych izolatorach mogą w rzadkich, ekstremalnych wypadkach
spowodować przebicia i zniszczenia izolatorów porcelanowych.
www.energetyka.eu
strona 407
Uszkodzenia izolatorów
przepustowych na zespołach
prostownikowych elektrofiltrów
a)
50 μS
W Hucie Miedzi Legnica do zasilania elektrofiltrów stosuje się zespoły złożone z transformatora 111 kV/380V o mocy
84 kVA oraz umieszczonego w jego kadzi prostownika. Napięcie
stałe jest wyprowadzone z metalowej kadzi za pomocą porcelanowego izolatora przepustowego 30NF/630 w położeniu pionowym. Wymiary izolatora DT 30NF/630 zestawiono w tabeli 1.
Częste uszkodzenia izolatorów w postaci pęknięć i przebić porcelany spowodowane są wyładowaniami elektrycznymi rozwijającymi się po zabrudzonej powierzchni. Zespoły ­
umieszczone są pod zadaszoną wiatą uniemożliwiającą
­bezpośrednie n
­ awilgacanie izolatorów przez krople deszczowe.
W celu zmniejszenia zabrudzenia, izolatory zostały obudowane
metalową osłoną, do której wtłacza się powietrze pod niewielkim
ciśnieniem. Niestety nawet takie środki nie okazały się skuteczne. Dlatego od ponad 10 lat izolatory są co dwa tygodnie czyszczone i hydrofobizowane specjalną pastą. Mimo to uszkodzenia
występują nadal. Szczególną cechą tych uszkodzeń są miejsca
przebicia przy górnym kloszu. Dwa typowe przypadki pokazane
są na rysunku 1. Zaczerniony, wąski kanał sugeruje cieplny charakter przebicia.
Tabela 1
Wymiary izolatora DT 30NF/630, mm
Wymiar
DT 30 NF/630
Długość drogi upływu
640
Średnica pnia
88
Średnica kloszy
180
Liczba kloszy
4
Wysokość h 1
522
b)
Rys. 1. Typowe przebicia izolatorów przy górnym kloszu [1]
Po wyłączeniu napięcia przeprowadzono pomiary konduktywności powierzchniowej na izolatorze za pomocą sondy paskowej. Wyniki pomiarów przedstawione na rysunku 2a są zaskakująco wysokie, osiągają watość 200 μS. Stwierdzono, że warstwa
zabrudzeniowa była bardzo cienka i miała bardzo kwaśny odczyn
o pH = 2. Po załączeniu napięcia zaobserwowano bardzo intensywne wyładowania rozwijające się aż do przeskoku (rys. 2b).
strona 408
b)
220
200
30
120
15
60
30
70
50
60
60
Rys. 2. Wyniki pomiarów konduktywności powierzchniowej (a)
i intensywne wyładowania bezpośrednio po załączeniu napięcia (b)
Droga upływu izolatora DT 30 NF/630 wynosi 64 cm, a napięcie często podnoszone jest do 70 kV, co daje wartość jednostkowej drogi upływu 0,91 cm/kV. Dla izolatorów napowietrznych
pracujących pod napięciem stałym przyjmuje się 3 cm/kV przy
słabym zabrudzeniu (I strefa zabrudzeniowa), a 7 cm/kV w strefie IV. Praca badanych izolatorów przepustowych o tak krótkiej
drodze upływu i przy bardzo dużym zabrudzeniu jest możliwa
dlatego, że pracują w warunkach wnętrzowych, gdzie nawilgacanie jest wielokrotnie mniejsze niż w warunkach napowietrznych.
Warstwa zabrudzeniowa absorbuje wodę z wilgotnego
powietrza [2]. Dlatego na izolatorze przepustowym w warunkach wnętrzowych mogą zapalać się wyładowania elektryczne.
Ponieważ temperatura górnej części izolatora jest wyższa, warstwa zabrudzeniowa w tej części izolatora szybciej wysycha, co
powoduje powstanie strefy suchej. Powstawanie strefy suchej
w górnej części izolatora wynika również z dwukrotnie mniejszej średnicy porcelany przy elektrodzie wysokonapięciowej
od średnicy pnia. Dzięki temu gęstość prądu jest tam większa,
a wysychanie szybsze. Jeśli w niższej części izolatora warstwa
jest dostatecznie wilgotna, to napięcie nad strefą suchą jest tak
duże, że powoduje palenie się w tym obszarze wyładowań elektrycznych.
Kadź zespołu prostownikowego i wnętrze izolatora przepustowego jest wypełnione olejem transformatorowym. Jednak
na skutek wyładowań niezupełnych powstają gazowe produkty
rozkładu oleju. Dlatego górna część izolatora może być wypełniona mieszaniną różnych gazów. W tym obszarze powstaje wysokie radialne natężenie pola elektrycznego, ponieważ wilgotna
warstwa zabrudzeniowa przenosi potencjał ziemi do górnej części izolatora. Może to spowodować zapłon wyładowań niezupełnych wewnątrz izolatora. Działanie wysokiego radialnego pola
elektrycznego, intensywnych wyładowań niezupełnych i temperatury mogą spowodować przebicie porcelanowej osłony.
Przebicie porcelanowej
osłony ogranicznika 110 kV
W warunkach zabrudzeniowych wzrasta temperatura warystorów ograniczników przepięć. Dotyczy to zwłaszcza wysokonapięciowych ograniczników wieloczłonowych. Ponadto
www.energetyka.eu
lipiec
2011
wewnątrz osłony o średnicy znacznie większej od średnicy
warystorów mogą zapalić się bardzo intensywne wyładowania
niezupełne, powodujące degradację warystorów. Testowaniu
odporności ograniczników na działanie wewnętrznych wyładowań niezupełnych mają służyć proponowane, specjalne
próby polegające na wymuszeniu znacznej różnicy potencjałów pomiędzy kolumną warystorów a zewnętrzną warstwą zabrudzeniową [3].
Podczas testowania ogranicznika 110 kV przebita została
porcelanowa osłona o grubości 3 cm (rys. 3). Uszkodzenie to
mogło być spowodowane wewnętrzną wadą porcelany, ponieważ tego typu uszkodzenia nie wystąpiły przy wielokrotnym testowaniu ograniczników 110 kV innego producenta.
a)
Rys. 4. Izolator z betonu polimerowego (lewy) i izolator
porcelanowy po 11 latach pracy na linii 20 kV
b)
Tabela 2
Wyniki badań izolatorów na stacji prób w Hucie Miedzi Głogów
Rys. 3. Zniszczona osłona ogranicznika przepięć (a) oraz kanał
przebicia w porcelanie (b) [4]
Przebicia izolatorów
z betonu polimerowego
Beton polimerowy (polymer concrete PC) jest materiałem
kompozytowym, w którym polimer stanowi lepiszcze spajające
składniki nieorganiczne. Zawartość tanich napełniaczy mineralnych może być bardzo duża, 80-95% wagowych [5]. Części metalowe służące do mocowania izolatora mogą być umieszczane
w betonie podczas jego odlewania. Jest to znacznie tańsze niż
okuwanie porcelany. Bardzo ważną własnością tego materiału
jest odporność na udary mechaniczne, jest on więc znacznie bardziej odporny na akty wandalizmu niż porcelana. Materiał ulega
erozji, ale nie tworzy się ślad pełzny – przewodząca ścieżka, tak
jak to ma miejsce w przypadku większości tworzyw sztucznych.
W roku 1999 zamontowano 20 izolatorów PC wyprodukowanych w IEL OW na liniach 20 kV w okolicach Głogowa (rys. 4).
Linie 20 kV położone są w terenie I strefy zabrudzeniowej i izolatory nie wykazują żadnych oznak degradacji po 11 latach eksploatacji.
Równocześnie łańcuch zmontowany z takich samych
trzech izolatorów został powieszony na stacji prób w Hucie Miedzi Głogów pod napięciem 75 kV. Jednostkowa droga upływu
izolatorów w linii napowietrznej wynosi 3,8 cm/kV napięcia fazowego (2,2 cm/kV napięcia międzyfazowego), a na stacji prób
odpowiednio 1,7 cm/kV napięcia probierczego i 1 cm/kV napięcia międzyfazowego. Próby łańcuchów złożonych z trzech lub
czterech izolatorów o długości drogi upływu 45 lub 52 cm przeprowadzano do września 2010. Wyniki tych długoletnich badań
zestawiono w tabeli 2.
lipiec
2011
Łańcuch izolatorów
o długości drogi
upływu L (cm)
Data
identyfikacji
zdarzenia
Czas
pracy
(m-ce)
Opis zdarzenia
3 izolatory,
L = 3 × 45 = 135
27.09.2001
24
przebity klosz
3 izolatory
L = 3 × 45 = 135
23.08.2006
4
przeskok
3 izolatory
L = 3 × 45 = 135
17.10.2007
18
dolny izolator przebity
4 izolatory
L = 4 × 45 = 180
4.04.2007
12
dolny izolator przebity
3 izolatory
L = 3 × 52 = 156
29.05.2009
24
przeskok, erozja
o głębokości 3 mm
Dwukrotnie, w sierpniu 2006 r. i maju 2009 r. zarejestrowano przeskok na izolatorach o długości drogi upływu 135 i 156 cm
(jednostkowa droga upływu 1,2 cm/kV napięcia międzyfazowego). Podkreślić należy, że w okresie 11 lat nie było przeskoku na
silikonowych izolatorach prętowych bez kloszy o drodze upływu
105 cm i średnicy 3 cm. Przeskoki nie wystąpiły również na identycznych porcelanowych izolatorach prętowych testowanych
w okresie 2005-2010.
Trzy izolatory zostały uszkodzone przez przebicie klosza
lub przebicie dielektryka do gwintowanej wkładki służącej do łączenia izolatorów.
Na rysunku 5 pokazano zdjęcia rentgenowskie izolatorów
z kanałem przebicia widocznym w zaznaczonym kwadracie. Badania te wykazują, że izolatory z betonu polimerowego mogą być
stosowane w I strefie zabrudzeniowej na liniach średnich napięć,
jednak ich stosowanie do linii wysokich napięć jest ryzykowne
nawet w I strefie zabrudzeniowej. Badania wykonane w Polsce
potwierdzają wyniki testów innych prób polowych wykonanych
w USA, Meksku i Wielkiej Brytanii [5].
Bardzo ciekawe są również wyniki pomiaru prądu upływu wykonane w listopadzie i grudniu 2007 na łańcuchu trzech
izolatorów z betonu polimerowego, na łańcuchu izolatorów
z żywicy epoksydowej o podobnej drodze upływu oraz na
porcelanowym izolatorze prętowym o drodze upływu 105 cm.
www.energetyka.eu
strona 409
­ ajwiększa wartość prądu na izolatorze PC wyniosła 34 mA,
N
w tym samym dniu na izolatorze prętowym była dwukrotnie
mniejsza (rys. 6). Jednakże na początku cyklu pomiarowego
zarejestrowano 18 mA na izolatorze prętowym i zaledwie 3 mA
na izolatorze PC.
­owolne starzenie izolacji papierowo-olejowej lub przepięcia.
p
Należy podkreślić, że w 26% przypadków przyczyna uszkodzeń
nie jest znana [7].
Wydaje się, że niedocenianym czynnikiem starzenia izolacji
papierowo-olejowej izolatorów przepustowych i przekładników
jest nierównomierny rozkład napięcia na zabrudzonej powierzchni osłony. Szczególnie niebezpiecznym jest uformowanie się
skoncentrowanych stref suchych. Zjawisko to zostało wielokrotnie wykryte na izolatorach porcelanowych oraz kompozytowych,
ostatnio również w Polsce [10].
LITERATURA
Rys. 5. Zdjęcia rentgenowskie izolatorów z widocznymi
metalowymi wkładkami i kanałem przebicia
35
Porcelanowy pręt
Beton polimerowy
Prąd upływu (mApeak)
30
25
20
15
10
5
0
0
5
10
15
20
25
30
35
Dni w listopadzie/grudniu 2007
Rys. 6. Prąd upływu na izolatorze z betonu polimerowego
i na izolatorze prętowym z porcelany w listopadzie i grudniu 2007
Przypadki uszkodzeń
opisane w literaturze
W literaturze opisane są liczne przypadki przebić kondensatorowych izolatorów przepustowych [6] oraz przekładników
napięciowych i prądowych pracujących pod napięciem równym
lub większym od 220 kV [7]. Przed 20 laty znane stały się przebicia izolatorów przepustowych w ścianach rozdzielni 500 kV DC.
Przy niesprzyjającym kierunku wiatru część izolatora jest chroniona przed opadem przez ścianę rozdzielni.
Nierównomierne nawilgacanie powodowało przeskoki,
a nawet przebicia porcelany [8]. Do mniej znanych i ważnych
można zaliczyć degradację półprzewodzącego szkliwa, a nawet przebicie tych specjalnych izolatorów w warunkach intensywnego zabrudzenia [9]. Jako przyczynę przebicia izolatorów
przepustowych i przekładników podaje się wady produkcyjne,
strona 410
[1] Chrzan K.L., Turek A., Sieczko L., Uszkodzenia izolatorów przepustowych na zespołach prostownikowych elektrofiltrów. Konferencja Inżynieria Wysokich Napięć, Poznań-Będlewo, Przegląd Elektrotechniczny 2010, nr 11b,
s. 193-197
[2] Chrzan K., Kowalak T., Hygroscopic properties of pollutants on
HV insulators. IEEE Trans. on Electrical Insulation 1989, Vol. 24,
No. 1, pp. 107-112
[3] Chrzan K., Koehler W., Feser K., Internal arcing test on polluted
high voltage surge arresters. 9 th Int. Symposium on High Voltage Engineering, Graz 1995, paper 3220
[4] Chrzan K.L., Internal partial discharges test for metal oxide surge arresters. Technicna Elektrodinamika 2002, part 8,
pp. 93-96
[5] Chrzan K.L., Skoczylas M., Performance of polymer concrete
insulators under light pollution. 15th Int. Symposium on HV Engineering, Ljubljana 2007, paper T4-114
[6] Lokhain A.K., Morozova T.I., Shneider G.Y., Sokolov V.V.,
Chornogodsky V.M., Internal insulation failure mechanism of
HV equipment under service conditions. CIGRE Session 2002,
paper 15-201
[7] Poljak M., Bojanic B, Method for the reduction of in-service
instrument transformer explosions. European Transactions on
Electrical Power ETEP, Vol. 20, 2010, pp. 927-937
[8] Schneider H.M., Hall J.F., Nellis C.L., Low S.S., Lorden D.J.,
Rain and contamination tests on HVDC wall bushings with and
without RTV coatings. IEEE Transactions on Power Delivery
1991, Vol. 6, No. 3, pp. 1289-1300
[9] Shinoda A., Okada H., Nakagami M., Suzuki Y., Ito S., Akizuki M.,
Development of high resistance semi-conducting glaze insulators. Annual Power Meeting of IEEE Power Engineering Society, Toronto 2005, paper 0-7803-9156-X
[10] Chrzan K.L., Lightning impulse performance of polluted medium voltage insulators. 16th Int. Symposium on High Voltage
Engineering, Cape Town 2009, paper E-29
www.energetyka.eu
lipiec
2011