Расцепление гирлянд тарельчатых изоляторов считается редким явлением, но ущерб от таких аварий значительно больше, чем от отключений ВЛ с успешным автоматическим повторным включением. Поэтому данная проблема заслуживает определенного внимания с точки зрения поддержания надежного электроснабжения потребителей.

Наши новосибирские авторы провели исследования известных им случаев расцепления гирлянд на высоковольтных ВЛ и свои выводы предлагают читателям журнала.

Александр Овсянников, д.т.н., главный инженер,
Александр Тарасов, к.т.н., начальник службы организации диагностики ВЛ, Новосибирский филиал ОАО «Электросетьсервис ЕНЭС»
Эдуард Яншин, к.т.н., с.н.с., Филиал ОАО «НТЦ электроэнергетики» –
СибНИИЭ, г. Новосибирск

ТАРЕЛЬЧАТЫЕ ИЗОЛЯТОРЫ НА ВОЗДУШНЫХ ЛИНИЯХ.
Причины разрушения при грозовых воздействиях

Нам известны пять случаев расцепления гирлянд на высоковольтных ВЛ, произошедших в последние годы, причем все они произошли в грозовой обстановке. Некоторые их последствия приведены на рис. 1.

Рис. 1. Расцепление гирлянды изоляторов на ВЛ 500 кВ «ЗайГРЭС-Куйбышев» (а) и остатки фарфоровых изоляторов ВЛ 110 кВ, в том числе с лопнувшей шапкой (б)

Основным мероприятием, предотвращающим подобные инциденты, является профилактический контроль и своевременная замена изоляторов. Для фарфоровых изоляторов нормативные документы предусматривают инструментальный контроль изолирующей способности. Для стеклянных изоляторов такой контроль не предусмотрен, ввиду того что разрушение стеклодетали уже является достаточным аргументом для замены поврежденного изолятора.

Как показывают практика и лабораторные эксперименты, разрушение стеклянного изолятора чаще происходит из-за механических воздействий, а выход из строя фарфоровых изоляторов – из-за электрического пробоя, который, вполне возможно, также является следствием механических воздействий.

Вероятность электрического отказа тарельчатых изоляторов, под которым понимают разрушение стеклодетали стеклянного или пробой фарфорового изолятора, не превышает 0,001. Вероятность механического отказа (разрыв стержня или шапки) меньше вероятности электрического отказа на 2 порядка и более [1–4].

Число перекрытий гирлянд изоляторов в результате атмосферных перенапряжений зависит от интенсивности грозовой деятельности в районе прохождения трассы ВЛ и конструктивного выполнения линии. При выборе проектных решений для электроустановки сравнивается стоимость мероприятий по повышению ее грозоупорности (увеличение высоты подвеса грозозащитного троса, уменьшение его угла по отношению к проводам фаз, уменьшение сопротивления заземления, увеличение количества изоляторов в гирляндах, использование двухцепных гирлянд изоляторов и т.д.) со стоимостью ущерба от недоотпуска электроэнергии в результате аварии из-за расцепления гирлянды изоляторов. При оценке ущерба принимается, что время на устранение аварии должно быть не более 15 часов.

Исходя из показателей надежности изоляторов, обычно следует вывод о нецелесообразности резервирования изолирующих подвесок проводов, так как случаи расцепления гирлянд изоляторов при атмосферных перенапряжениях происходят относительно редко. Однако для некоторых участков трасс ВЛ с повышенной вероятностью поражения молнией установка не на всей ВЛ, а только на этих участках, например, двухцепных гирлянд поможет существенно снизить возможность аварии, связанной с падением фаз.

Обычно при повышенном числе аварий на ВЛ вследствие расцепления гирлянд рекомендуется проверка заземления опор и анализ импульсной прочности гирлянд изоляторов. Проведенные нами измерения сопротивления заземления аварийных опор ВЛ в местах расцепления гирлянд показали, что эти значения, как правило, находятся на уровне нормируемых показателей. Поэтому причина аварий на ВЛ, связанных с расцеплением гирлянд, скорее всего лежит в самих изоляторах и в параметрах воздействующего на них грозового импульса.

Механическая и электрическая прочность

Ранее импульсные испытания гирлянд фарфоровых изоляторов, содержащих нулевые элементы, показали, что траектория дуги перекрытия всегда проходила через пробитые изоляторы, что приводило к разрушению их тарелок из-за выделяющейся в канале внутреннего пробоя энергии [5].

В незаметно развивающемся процессе накопления нулевых фарфоровых изоляторов очень опасны два обстоятельства. Во-первых, возрастает вероятность внутреннего пробоя целых изоляторов при перекрытии гирлянды, которая уже имеет в своем составе пробитые изоляторы. Во-вторых, протекание тока дуги перекрытия через пробитые изоляторы с большой вероятностью приводит к их полному разрушению. Простые оценки показывают, что минимальная энергия, выделяющаяся в пробитом изоляторе при протекании в канале его внутреннего пробоя тока молнии, составляет тысячи джоулей. Этой энергии достаточно не только для разрушения фарфоровой тарелки (в испытаниях тарелки разрушались при энергии на два порядка меньшей), но и для образования трещин в шапке изолятора, выпадения силового узла и полного разрушения изолятора. Если же возникает перекрытие, то ток силовой дуги многократно увеличивает энергию и «электровзрыв» изолятора практически неминуем.

Похожие, но несколько иные выводы можно сделать при анализе случаев расцепления гирлянд, смонтированных из стеклянных тарельчатых изоляторов. Известно, что в силу конструктивных особенностей стеклянного изолятора и свойств закаленного стекла после осыпания стеклодетали изолятора и потери им электрической прочности образуется так называемый «остаток» изолятора, состоящий из оставшейся части растрескавшейся стеклодетали, скрепленной с шапкой и стержнем изолятора армирующим составом. При этом механическая прочность остатка практически не снижается по сравнению с прочностью целого изолятора.

Электрическая же прочность остатка на переменном напряжении промышленной частоты составляет всего несколько киловольт. Ток через этот изолятор ограничивается целыми изоляторами гирлянды. При поверхностных перекрытиях такого дефектного изолятора в канале выделяется мощность, не превышающая единиц ватт, что не может повлиять на его механическую прочность.

Исследования разрушенных изоляторов

На рис. 2 приведен внешний вид разрушенной гирлянды стеклянных изоляторов, демонтированных с ВЛ 110 кВ Альметьевских электрических сетей ОАО «Сетевая компания» Республики Татарстан. По данным акта расследования аварии, обрыв гирлянды произошел на анкерно-угловой опоре во время грозы. Гирлянда состояла из 7 изоляторов ПС-6. Все изоляторы, кроме верхнего и нижнего, были разрушены. На оставшихся целыми изоляторах видны следы оплавления стеклодеталей.

Рис. 2. Гирлянда поврежденных стеклянных изоляторов ВЛ 110 кВ

Разрыв произошел на третьем изоляторе: на его шапке видна трещина, внутри шапки – следы сажи. Наличие трещины на шапке третьего изолятора означает, что внутри нее возникло высокое давление, превышающее предел прочности стенки шапки. Такое давление могло возникнуть только в результате внутреннего пробоя изоляции между стержнем и стенкой шапки с выделением большой энергии в этой зоне. Однако это событие не должно было произойти по следующим соображениям:

1. На переменном напряжении электрическая прочность изолятора ПС-6 составляет не менее 90 кВ [6]. Выдерживаемое одноминутное напряжение перекрытия изолятора ПС-6 в сухих условиях составляет 65 кВ, а под дождем – 40 кВ. Поэтому в условиях эксплуатации изолятор всегда должен перекрываться по поверхности.
2. При импульсных напряжениях выдерживаемое напряжение перекрытия изолятора увеличивается до 105 кВ. В этих условиях пробивное напряжение изолятора также возрастет за счет уменьшения времени воздействия напряжения. А разряд должен развиваться по поверхности изолятора.

Для исследования условий, при которых возможен внутренний пробой стеклянных изоляторов, была создана экспериментальная установка, содержащая генератор импульсных напряжений (ГИН) и генератор импульсных токов (ГИТ). В основе ГИТ была батарея малоиндуктивных конденсаторов ИК 0,25 мкф/100 кВ. Внутренняя индуктивность конденсатора L ≤ 200 нГн, активное сопротивление обкладок R = 0,3 Ом, ρ = (L/C)^0,5 ~ 1 Ом.

Батарея собрана в виде двух секций по 12 конденсаторов, которые могли подключаться к нагрузке последовательно либо параллельно. Энергетический запас каждой секции при максимальном зарядном напряжении U = 100 кВ составлял W = 15 кДж, общий энергозапас батареи конденсаторов W = 30 кДж. Конденсаторы коммутировались на нагрузку неуправляемым разрядником. Импульсный ток в нагрузке измерялся с помощью пояса Роговского цифровым осциллографом. Измерительная аппаратура была размещена в экранированной камере. Сигнал с пояса Роговского передавался кабелем с волновым сопротивлением ρ = 75 Ом на согласующее сопротивление R₅ = 75 Ом и на интегрирующую цепочку R₆ = 5 кОм, С₂ = 0,2 мкФ с временем интегрирования τ = 10^–3 с.

Исследовались остатки изоляторов ПС-120, планово замененных на ВЛ 220 кВ «Бугульма 500–Азнакаево», которые не имели следов дуги от перекрытия, и остатки изоляторов ПС-6, которые разрушились в результате механических воздействий и внутренних напряжений в стекле. Как следует из рис. 3, остатки изоляторов имеют примерно одинаковый характер разрушения стеклодетали.

Рис. 3. «Естественные» разрушения стеклодетали изоляторов ПС-120 (а) и ПС-6 (б)

Процессы воздействия импульсных напряжений на изоляторы и место возникновения пробоя контролировались и регистрировались цифровой видеокамерой. Снятый фрагмент фильма запоминался на жестком диске компьютера и воспроизводился в кадровом режиме.

Ранее нами было установлено, что при внутреннем пробое остатков изоляторов регистрируемое свечение имеет диффузный характер (рис. 4). Для регистрации характера пробоя исследуемого остатка изолятора он включался последовательно с остатком изолятора ПС-6, который пробивался внутри шапки. Картина пробоя позволяла определять характер пробоя исследуемого остатка изолятора.

Рис. 4. Остаток изолятора ПС-6 до пробоя (а) и в момент пробоя (б)

Исследуемый остаток изолятора ПС-120 и последовательно с ним включенный остаток изолятора ПС-6 с внутренним пробоем закреплялись на изолирующем канате на высоте 2,5 м от пола. Шапка исследуемого изолятора соединялась шлейфом с выходом ГИНа. Стержень остатка изолятора ПС-6 соединялся шлейфом длиной 2,5 м с контуром ззаземления ГИНа.

При воздействии импульса с фронтом 1,5 мкс и характерным временем спада 40 мкс и амплитудой U = 60 кВ для всех исследованных остатков изоляторов наблюдались общие закономерности: разряд развивался по поверхности остатков изоляторов при напряжении 28–41 кВ. Однако иногда возникал пробой внутри шапки (рис. 5б).

Рис. 5. Снимки остатков изоляторов до испытаний (а) и в момент пробоя (б)

Можно было предположить, что внутренняя прочность остатков незначительно выше их поверхностной электрической прочности и при определенных условиях возможен их пробой внутри шапки. Для проверки этого предположения остатки стеклодетали между шапкой и стержнем заполнялись эпоксидным компаундом толщиной 20 мм. После застывания компаунда проводились испытания их импульсной электрической прочности.

Однако эти испытания показали, что и в этом случае пробой всех остатков изоляторов происходил по поверхности стекла под эпоксидным компаундом. Характерная картина пробоя для этого случая приведена на рис. 6а. На рис. 6б приведена фотография остатка изолятора после пробоя. Амплитуды напряжения пробоя образцов в исходном состоянии и после заливки поверхности компаундом приведены в табл. 1.

Рис. 6. Момент пробоя по границе стекло-компаунд (а) и вид «остатка» изолятора после пробоя (б)

Таблица. 1.

Как видно из приведенных данных, внутренняя прочность исследованных остатков изоляторов существенно превышает их прочность по поверхности. Поэтому, если бы эти остатки находились в гирлянде изоляторов, то при ударе молнии они пробились бы по поверхности и сохранили бы свою механическую прочность, т.е. не произошло бы расцепления гирлянды.

Описание процессов

Обратимся к энергетическим показателям процесса пробоя. Процесс выделения энергии от протекающего через изолятор тока можно условно разделить на две стадии. На первой стадии протекает относительно короткий импульсный ток молнии, который замещается на второй стадии сопровождающим током КЗ линии до момента отключения ее выключателем.

Основной энергетический вклад вносит сопровождающий ток КЗ, который при амплитуде, сравнимой с током молнии, имеет продолжительность, превышающую характерную длительность тока молнии (40–100 мкс) более чем на 2–3 порядка. Сравнительная оценка выделения энергии на каждой стадии дает следующие результаты.

При токе короткого замыкания I_кз ≥10 кА напряженность поля в дуге составляет E_д ~ 10 В/см [7] и напряжение на изоляторе при его перекрытии дугой длиной L_д = 25 см (для изоляторов ПС-6, ПС-120) составляет всего 250 В. Поэтому при протекании тока молнии I_м = 20–50 кА длительностью 50 мкс выделится энергия W_м = 250–650 Дж. При сопровождающем же токе I_кз = 5 кА длительностью 0,2 с энерговыделение составит W_кз = 250 кДж.

Учитывая, что активное сопротивление дуги при токе 5–50 кА составляет всего 0,05–0,005 Ом, для получения на такой нагрузке энергии в сотни килоджоулей потребуются специальные источники тока, например ударные генераторы с малым внутренним сопротивлением. При использовании традиционных генераторов импульсных токов ГИТ на конденсаторах их энергетический запас должен превышать 1 МДж.

В экспериментах с батареей конденсаторов было установлено, что ее энергетический запас был недостаточен для разрушения изоляторов при поверхностном пробое. Поэтому нами была разработана методика импульсного воздействия температуры и давления на стеклодеталь изолятора, приводящая к разрушению стекла аналогично каналу поверхностного перекрытия изолятора током молнии. Причем остатки стеклодетали в шапках изоляторов имели характер и структуру разрушения, подобные наблюдавшимся на остатках изоляторов ПС-6, снятых с аварийной гирлянды в Альметьевских электрических сетях.

При разработке методики проводились эксперименты с различной крутизной импульсного тока и способами создания импульсных температур и давлений на стеклодетали. Для этого стеклодеталь между стержнем и шапкой замыкалась медной проволокой диаметром 0,12 мм. Сверху на плоской части стеклодетали проволока заливалась эпоксидным компаундом шириной 30–50 мм и толщиной 10–20 мм, либо сверху на проволоку к стеклодетали с помощью эпоксидной смолы приклеивалась стеклянная пластина толщиной 20 мм и шириной 50 мм. После застывания компаунда образцы помещались в испытательную камеру, и на них разряжалась батарея конденсаторов.

Как удалось установить, характер разрушения стеклодеталей изоляторов существенно различается в зависимости от фронта импульса, амплитуды тока и материала, фиксирующего проволоку. Это видно из рис. 7, на котором показаны остатки изоляторов, полученные в случае заливки проволоки эпоксидным компаундом при импульсе тока 50 кА с фронтом нарастания тока 10 мкс (справа) и при использовании стеклянной пластины при таком же токе, но с фронтом нарастания тока 5 мкс (слева). Длительность импульса тока в обоих случаях была одинакова и равна τ = 25 мкс.

Рис. 7. Остатки изоляторов ПС-6 после разрушения импульсным током при ограничении объема дуги стеклянной пластиной (слева) и при заливке проволоки эпоксидным компаундом (справа)

Характер разрушения изоляторов при использовании эпоксидного компаунда подобен случаю, когда изоляторы разрушаются в процессе эксплуатации от внешнего механического воздействия либо в результате внутренних механических напряжений в стеклодетали: осколки стекла в шапке изолятора имеют крупные размеры.

При использовании стеклянных пластин и воздействии импульсным током I = 50 кА с фронтом τ ~ 5 мкс длительностью 25 мкс удалось получить характер разрушения стеклодетали изолятора ПС-6, подобный тому, который наблюдался у изолятора ПС-6 из аварийной гирлянды (при электрическом разрушении стеклодетали), как это видно из рис. 8.

Рис. 8. Разрушение стекла в остатке изолятора ПС-6, взятого из аварийной гирлянды (а), и остаток, полученный из изолятора, разрушенного импульсным током (б)

После разрушения таким способом двух стеклянных изоляторов ПС-6 было обнаружено, что у них появился люфт стержней относительно цементной заделки, подобно тому, как это наблюдалось у 2-х исследованных ранее нами остатков изоляторов ПС-6 из аварийной гирлянды.

При испытаниях импульсным напряжением от ГИНа было установлено, что изоляторы с разрушенной импульсным током стеклодеталью впоследствии пробиваются внутри шапки при амплитуде U = 32 кВ и 35 кВ. При этом не наблюдалось их пробоя по поверхности остатка стеклодетали.

Остатки изоляторов ПС-6, полученные путем их разрушения импульсным током, также испытывались на механическую прочность. Для этого между стержнем и шапкой прикладывалось растягивающее усилие, которое ступенчато увеличивалось с шагом 500 кг с интервалом 1 мин. Остатки изоляторов, несмотря на интенсивное разрушение стекла, сохранили механическую прочность, но в одном случае произошел разрыв стержня (усилие 8,5 тс), а во втором случае произошло разрушение остатка стеклодетали (8,8 тс).

Выводы

В результате проведенных исследований импульсных характеристик остатков стеклянных изоляторов и изучения структуры разрушенной стеклодетали таких остатков выяснено:

• остатки стеклянных изоляторов, благодаря крупнозернистой структуре механически разрушенной стеклодетали, имеют достаточную для продолжения эксплуатации несущую способность и высокую внутреннюю импульсную электрическую прочность и могут длительно эксплуатироваться вне грозового периода;
• под воздействием на стеклянный изолятор мощных импульсов тока может происходить электрическое разрушение его стеклодетали с образованием остатка, имеющего мелкозернистую структуру и низкую внутреннюю импульсную электрическую прочность;
• остатки изоляторов с разрушенной электрическим пробоем стеклодеталью также сохраняют высокую несущую способность и могут длительно эксплуатироваться вне грозового периода;
• в грозовой период при перекрытии гирлянды, содержащей такой остаток изолятора, может произойти пробой внутри этого остатка изолятора;
• протекание в замкнутом объеме внутренней изоляции остатка изолятора тока молнии и сопровождающего тока КЗ будет вызывать экстремальное давление и может приводить к механическому разрушению шапки остатка изолятора.

Напомним, что требования типовой Инструкции по эксплуатации ВЛ напряжением 35–800 кВ (РД34.20.504-94) по замене стеклянных изоляторов по условиям электрической прочности гласят: «замена должна производиться в срочном порядке – при наличии в гирлянде изолирующей подвески свыше 30% неисправных изоляторов; в течение ближайших трех месяцев – при наличии в гирлянде изолирующей подвески свыше 20 до 30% неисправных изоляторов и при очередном капитальном ремонте – при наличии в гирлянде изолирующей подвески до 20% неисправных изоляторов».

Эти требования не учитывают возможности внутреннего пробоя остатков стеклянных изоляторов, поэтому повышают в грозовой период вероятность аварий на ВЛ с неуспешным АПВ. Благодаря тому, что внутренняя электрическая прочность остатков изоляторов, образованных в результате механического и электрического разрушения, различна, создается возможность обнаружения остатков изоляторов, склонных к разрыву шапок, например, с помощью ультрафиолетовой диагностики.

Литература

1. ГОСТ 14197-77. Изоляторы стеклянные линейные подвесные тарельчатые на напряжение свыше 1000 В. Общие технические условия.
2. ГОСТ 6490-93. Изоляторы линейные подвесные тарельчатые. Общие технические условия.
3. Новиков В.П., Скобейдо А.И. Исследование механической прочности подвесных изоляторов из закаленного стекла в зависимости от длительности воздействия нагрузки // Изв. НИИПТ. 1970. № 16.
4. Скобейдо А.И., Тюрин Э.А. Оценки показателей надежности и изменения механической прочности изоляторов из закаленного стекла по опыту их эксплуатации /В сб. Изоляция воздушных линий электропередачи 110–1150 кВ. Л.: Энергоатомиздат, Ленинградское отделение, 1989.
5. Арбузов Р.С., Овсянников А.Г. Современные методы диагностики воздушных линий электропередачи. Новосибирск: Наука, 2009.
6. Справочник по электрическим установкам высокого напряжения. Под ред. Баумштейна И.А. и Хомякова М.В. М.: Энергоиздат, 1981.
7. Буткевич Г.В. Дуговые процессы при коммутации электрических цепей. М.: Энергия, 1973.