Оценка влияния спиральных зажимов на тепловое состояние провода

Техническое совершенствование воздушных высоковольтных линий (ВЛ) в течение многих лет сопровождалось уменьшением количества деталей арматуры, выполненных из ферромагнитных материалов.

Потери на перемагничивание возникают в случае, когда элементы арматуры из ферро-магнитных материалов охватывают снаружи токопроводящие повивы провода. К таким элементам (в составе конструкций линейной арматуры, применяемой в настоящее время) относятся:

• корпуса поддерживающих зажимов (лодочки) ПГН-3-5, выполненные из листовой стали;
• чугунные корпуса натяжных зажимов НБ-2-6 и НБ-3-6;
• спиральные натяжные зажимы;
• стальные протекторы-фиксаторы соединительных и ремонтных спиральных зажимов;
• стальные защитные спиральные протекторы;
• стальные спирали, предназначенные для крепления различных устройств к проводам (зажимы гасителей вибрации, пляски, распорок и т.д.).

Выбор допустимых длительных токовых нагрузок обусловлен допустимой температурой нагрева провода, которая установлена в [1]. Рекомендации по выбору данных нагрузок приведены в различной технической литературе [2]. Длительно допустимые токовые нагрузки приняты из расчета допустимой температуры их нагрева +70°С при температуре воздуха +25°С. ГОСТ 839-80 устанавливает длительно допустимую температуру равную 90°С.

Задача данной работы заключается в оценке влияния спиральных зажимов на потери мощности и температуру нагрева провода. Экспериментальные исследования проводились на стенде, предназначенном для испытания линейной арматуры с проводами на магнитные потери по МЭК 61284:1997 [3].

Исследования проводились со спиральными соединительными и натяжными зажимами, содержащими наружные повивы из стальных алюминированных и оцинкованных проволок, которые получили в России широкое распространение при строительстве и ремонте ВЛ 35-750 кВ.

Наиболее распространённая в России конструкция соединительного зажима приведена на рис.1 [4].

Рис. 1. Соединительный зажим для полного восстановления механических и электрических характеристик провода марки АС, содержащий протектор-фиксатор из стальных проволок.

Для определения температуры нагрева провода был проведен ряд экспериментов на проводах АС 120/19, АС 240/32, AAAC-Z455-2Z. Эксперименты проводились с зажимами, конструкция которых приведена на рис.1.

Для оценки влияния спиральных зажимов на процесс нагрева проводов в результате перемагничивания для всей номенклатуры неизолированных проводов необходима разработка расчетной методики.

Как известно [5], нагрев провода в некоторой среде с температурой Т_ср описывается уравнением, основанным на законе Джоуля-Ленца:

где k – общий коэффициент теплоотдачи; F – поверхность охлаждения; τ – постоянная нагрева; t – время.

В установившемся режиме при t → ∞ получаем:

Если учесть, что испытываемые провода представляют собой протяженные объекты, длина которых существенно больше, чем диаметр, то можно пренебречь теплоотдачей от торца провода, а выражение (2) преобразовать относительно единицы длины провода:

где R₀₁ – сопротивление одного метра провода;
D₀ – диаметр испытуемого провода, мм.

При этом принимается допущение, что провод имеет гладкую цилиндрическую поверхность диаметра D₀.

Коэффициент теплоотдачи k – характеризует интенсивность теплообмена между поверхностью тела и окружающей средой. Коэффициент k показывает, какое количество тепла передается от единицы поверхности провода к воздушной среде в единицу времени при разности температур между стенкой и средой в 1°С. В общем случае коэффициент теплоотдачи зависит от многих факторов: вида и режима движения окружающей среды, ее физических свойств, размеров и формы стенки, шероховатости стенки. Обычно при определении коэффициента пользуются методами теории подобия.

Поскольку в нашем случае опыты по нагреву проводятся в идентичных условиях с подобными объектами, то этот коэффициент можем принять как постоянную величину, которую несложно определить как среднестатистическую величину по результатам испытаний проводов различного типа и при различных токах:

Справедливость приведенных соотношений иллюстрирует рис. 2, в котором сопоставлены измеренные и рассчитанные по формуле (3) величины температур проводов с учетом принимаемого коэффициента теплоотдачи (4).

Рис. 2. Температура нагрева провода при различных токах:
1 – АС 120/19, Т_ср = 20°C; 2 – АС 240/32, Т_ср = 25°C

Обратимся к нагреву провода со спиральными зажимами, содержащими спирали из стальных алюминированных проволок. В качестве примера в табл. 1 приведены данные измерений, выполненных в процессе испытания провода АС 120/19 без спирального зажима и с соединительным спиральным зажимом, аналогичным показанному на рис. 1.

Таблица 1

Для рассмотренного примера, как видно из таблицы 1, мощность потерь при испытаниях провода со спиральным зажимом возросла более чем в 1,5 раза.

Схема измерения приведена на рис. 3.

Рис. 3. Электрическая схема измерения магнитных потерь в спиральных зажимах

1 – протектор-фиксатор спирального зажима, 2 – токопроводящий повив спирального зажима, 3 – провод, 4 – изолирующие ролики, 5 – присоединительные кабели, 6 – трансформатор тока, 7 – ваттметр, 8 – милливольтметр, 9 – амперметр.

Существенное увеличение общей мощности потерь в испытуемом объекте с зажимом и соответствующее повышение температуры провода в месте его установки, вероятнее всего связаны с магнитными потерями в стали спирального зажима, под которыми понимается потери на гистерезис, на вихревые токи, а также потери вследствие поверхностных эффектов [6].

Принимаем следующие положения:

• тепловой процесс провода с зажимом согласуется с основным законом электрического нагрева проводника, описываемого уравнением (1);
• увеличение мощности потерь непосредственно связано с присутствием стальных спиралей зажима;
• спиральный зажим не только приводит к приращению потерь ΔP, но также увеличивает поверхность охлаждения провода.

Иными словами, при выводе общей взаимосвязи между мощностью потерь и температурой следует учесть геометрические параметры спирального зажима, в том числе, соотношения между длинами и радиальными размерами зажима и основного провода. Принимаемые положения позволяют формализовать следующую конструкцию параметрической связи между температурой нагрева и мощностью потерь, приведенную к единице длины по аналогии с (3):

В этой формуле L_пр – длина стальных спиралей зажима; D^*_н.пр – эквивалентный наружный диаметр стальных спиралей D_н.пр, определяемый степенью заполнения α поверхности провода спиралями:

В случае, если α → 1, то D^*_н.пр ≈ α D_н.пр

Вычисленные по формуле (5) значения температуры приведены в табл. 1. Сопоставляя их с измеренными величинами можно убедиться, что для рассмотренного примера с проводом АС 120/19 в комплекте со спиральным соединительным зажимом наибольшая погрешность не превышает 10%.

Для того чтобы расширить применимость предложенной полуэмпирической формулы (5), соотношение мощностей потерь на погонную длину преобразуем в соотношение удельных по объему мощностей β_пр:

где

S₀, S_ст – сечение алюминия провода и стальных проволок зажима; N – число стальных проволок.

Относительная универсальность параметра β_пр характеризующего удельное приращение потерь как результат воздействия магнитного поля со стороны провода, определяется тем, что геометрические параметры вынесены за пределы этого параметра. На рис. 4 представлены кривые зависимости параметра β_пр от плотности тока J в проводе, они были построены по результатам испытаний на нагрев проводов АС 240/32 и АС 120/19 с соединительными зажимами.

Рис. 4 Приращение удельных потерь в стальных проволоках зажима в зависимости от плотности тока в проводе: 1 – АС 240/32; 2 – АС 120/19

Основные характеристики составных элементов этих зажимов даны в табл. 2

Таблица 2

Согласно уравнениям Максвелла [7], в общем случае, магнитное поле, обусловленное током, находится в непосредственной корреляции с плотностью тока J. Именно в этой связи значения β_пр представлены относительно плотности тока J.

На рис. 4 кривые, относящиеся двум разным объектам, хорошо согласуются между собой, что позволяет их аппроксимировать одной функцией: β_пр от J, что, в свою очередь, опосредованно подтверждает наличие причинно-следственной связи между переменным магнитным полем и потерей мощности в стальных спиралях. Небезынтересно отметить (см. рис. 4), что объемная плотность мощности потерь в стали спиралей может в несколько раз превышать плотности потерь в самом проводе.

Из соотношения (7) легко получить формулу расчета температуры провода при отсутствии спирального зажима, приравняв β_пр нулю. Следует помнить, что приведенные формулы справедливы для протяженных объектов, в том числе, для спиралей длина которых, как правило, существенно больше их наружного диаметра.

Расчет ожидаемой температуры с помощью формулы (7) при известном типе провода, типе зажима и токе по проводу выполняется в следующей последовательности:

• устанавливаем по справочным материалам исходные параметры провода и зажима: R₀₁ – сопротивление погонного метра провода, D₀ – наружный диаметр провода, NS_ст – суммарное сечение стальных проволок спирального зажима (протектора-фиксатора, рис. 1);
• по соотношению (6) определяем D^*_н.пр – эквивалентный наружный диаметр протектора-фиксатора спирального соединительного зажима);
• определяем плотности тока J для заданного тока I и сечения провода S₀, затем из рис. 4 находим соответствующее значение β_пр;
• подставляем отмеченные выше величины в (7) и находим искомую температуру с учетом температуры среды.

Вычисленные таким образом наибольшие значения температуры проводов АС 240/32 и AAAC-Z455-2Z со спиральными зажимами, сравнивались с измеренными в процессе испытаний значениями температуры. Параметры спирального зажима для провода АС 240/32 даны в табл. 2, при испытании компактированного провода AAAC-Z455-2Z использовался натяжной спиральный зажим из стальных алюминированных проволок диаметром 5 мм в количестве 12 штук, длиной 1,9 м. Результаты показали (рис. 5) удовлетворительную для инженерной практики сходимость.

Рис. 5 Наибольшая температура нагрева провода с протектором при различных токах:
1,2 – АС 240/32, измеренная, расчетная, T_ср = 25°C;
3,4 – AAAC-Z455-2Z, измеренная, расчетная, T_ср = 25°C.

Очевидно, несложно решить обратную задачу: задавшись температурой, определить соответствующий ток, таким образом, прогнозировать уровень длительно допустимого тока по нагреву провода.

В заключение приведем  результаты испытаний соединительного зажима производства компании PLP (США), предназначенного также для провода АС 120/19.  Отличием данного зажима является отсутствие протектора фиксатора. Единственным  ферро-магнитным  элементом этого зажима является соединитель, предназначенный для соединения  сердечника  провода. При нагреве провода с зажимом PLP температура нагрева зажима на несколько градусов ниже температуры провода, потери мощности  на проводе  с зажимом менее чем на 5%  превышают потери в проводе без зажима.  Таким образом,  конструкции спиральных зажимов, не имеющих наружных повивов из ферромагнитных материалов, не вызывают перегрева проводов и существенных потерь мощности.

Проведенные исследования показали, что размещение элементов спиральной арматуры из ферромагнитных материалов снаружи токопроводящих повивов провода и спиральной арматуры приводит к дополнительным потерям электроэнергии и существенному повышению температуры провода и арматуры. Разработчикам и изготовителям спиральной арматуры следует ограничить применение спиралей из ферромагнитных материалов в арматуре, применяемой на ВЛ 110-750 кВ и размещаемых снаружи токопроводящих повивов провода и арматуры.

Выводы

1. Спиральные зажимы, имеющие наружные по отношению к проводу повивы из стальных проволок оказывают значительное влияние на температурное состояние провода.
2. Температура нагрева провода в месте установки спирального соединительного зажима, содержащего протектора-фиксатора, натяжного спирального зажима существенно превышает температуру нагрева провода.
3. Целесообразно ввести требования на магнитные потери для спиральных зажимов по аналогии с монолитными зажимами согласно МЭК 61284.
4. На основе уравнения нагрева провода под действием электрического тока и экспериментальных исследований предложено полуэмпирическое соотношение для приближенной оценки наибольшей температуры проводов со спиральными зажимами из стальных проволок.

Литература

1. ПУЭ (Правила устройства электроустановок) Издание 6.
2. Макаров Е.Ф. Справочник по электрическим сетям 0,4-35 кВ и 110-750 кВ. Том 2. М.:Папирус Про, 2003, 640 с.
3. IEC 61284:1997 Линии передачи воздушные. Требования и испытания для арматуры
4. Спиральная арматура для подвески и ремонта проводов, грозозащитных тросов ВЛ. Монтажные устройства и приспособления. Каталог продукции АО «Электросетьстройпроект» Выпуск № 22, М., 2014.
5. Основы электрического транспорта. Учебник для студентов вуз/ Под общей редакцией М.А. Слепцова. М.: «Академия»,-2006-464 с.
6. Савельев И.В. Курс общей физики. Т. 2. М. «Высшая школа». 1982. 289 с.
7. Парселл Э. Электричество и магнетизм. М.: «Наука»-1975.-334 с.