导电回路（共3篇）
导电回路 篇1
摘要：对真空开关导电回路电阻测试的夹触位置提出了建议, 并对实际测试中的处理进行探讨。
关键词：导电回路电阻,真空开关,测试处理
1 前言
目前, 电力系统中的真空开关已大量使用。和油开关相比, 真空开关具有开断容量大, 灭弧性能好, 机械性能好, 机械寿命长, 运行维护量少, 检修周期长等特点。由于实际开关结构的异同和技术人员对测试数据理解上的差异, 导电回路电阻存在不同的测试位置, 以下对真空开关导电回路电阻测试的位置提出建议。
2 真空开关结构
图1中所示为真空开关主回路结构简图, 导电回路电阻实际测试时就存在1和2 (动触头咬合棘爪) 和3和4 (连接导杆) 两个测试位置。显然, 两个部位涵盖的电阻是不同的。
2.1 测试数据反映的问题
参见图1, 可看出测试位置1和2涵盖了触头接触电阻、动触头至真空泡导电部分回路电阻以及真空泡内的合闸回路电阻三个部分;而测试位置3和4较测试位置1和2少了触头接触电阻的测量。以某水电站10k VⅡ段工作电源进线026真空断路器测试数据为例可见, 两个测试位置的试验数据有明显的差异。
2.2 真空开关常见故障
1) 绝缘故障:主要包括真空泡故障和本体绝缘件击穿等, 真空泡故障常见的是真空泡慢性漏气, 当真空泡的真空度下降到一定程度时, 触头分离时产生大量的电弧造成触头粘连或造成弧光短路, 从而引起电气事故。
2) 机械故障。真空开关机械故障表现形式多样, 一方面是机械部件磨损和损坏, 例如合闸机构传动件磨损、动触头损坏、动静触头错位等;另外就是相关的机械参数调整不当, 例如真空灭弧室动导电杆连接件开距过大, 柜体动触头与静触头过紧或过松等。
由表1与表2可知, 横向比较, C相导电回路电阻约为A、B两相的3倍, 如前文所述, 触头接触电阻、动触头至真空泡导电部分回路电阻以及真空泡内的合闸回路电阻, 三个部位故障均能导致回路电阻超标。结合表2测试数据, 可排除触头接触电阻故障, 推测可能为导电杆与真空泡连接位置接触不良或真空泡内的触头回路电阻超标。对开关导电杆与真空泡连接处螺丝以及软连接的打磨及拧紧处理后回路电阻测试结果正常, 复测试验数据见表3。
2.3 导电回路电阻测试目的
真空开关的预防性试验, 实质就是针对实际运行中可能存在的隐患或故障做定期的检查, 从而保证设备正常运行。
3 实际测试遇到的问题
3.1 主要问题
1) 测试数据常出现较大的分散性。
2) 测试仪器测试时的夹触方式对测试数据有较大影响。
3.2 原因分析
1) 动静触头接触电阻不稳定。在实践中, 影响动静触头接触电阻的因素是多方面的, 主要可分为机械磨损度、相关固件连接松紧度和检修处理中产生的附加电阻等。显然, 日常维护和检修工作都需要抽出柜体使触头分离, 长期操作会造成机械磨损, 会造成触头错位或损坏, 而相关固件连接松紧度, 一方面, 有长期使用及检修中造成的固件松弛。另一方面, 对于动触头咬合棘爪而言, 大修时, 需要检查动触头上的软联结夹片的松紧度。
2) 触头型式多样, 试验仪器夹触困难。测试仪器夹件不能很好的咬合动触头, 仪器测试的触点也不可避免测量了附加电阻, 因此测试位置或咬合度只要有细微变化, 数据就会产生明显的波动。
3.3 改进建议
1) 结合历年测试数据和实际触头状况进行试验, 尽可能保证三相测试部位及触头咬合方式一致, 数据分散时需要进行相关处理进行反复测试, 另外, 回路电阻测试仪采用直流双臂电桥, 实际测试时应注意电压极触头的测试位置以及与被试品的接触情况, 电压极触头要接近需测量的部位两端, 不能碰到电流极触头, 否则会测到电流极触头上通过电流产生的电压降, 造成试验误差。
2) 试验数据分析上, 不刻意追求回路电阻绝对数值, 应注重测试数据相间和纵向比较, 怀疑被试设备缺陷时, 应参考测试位置3-4 (连接导杆) 的测试数据进行综合判断, 建议提供测试部位1-2 (动触头咬合棘爪) 导电回路电阻的出厂数据, 从而为正确判断设备实际状况提供参考。
4 结束语
预防性试验是电力设备运行和维护工作中的一个重要环节, 是保证电力系统安全运行的有效手段, 通过上述方法, 保证测试数据的有效性对电力设备的安全运行起着重要作用。
参考文献
[1]DL/T 596—1996.电力设备预防性试验规程[S].中国电力出版社.
[2]Q/YNDW 113.2.100-2006.ZN28A-12型真空断路器 (电磁机构) 检修作业指导书[Z].云南电网公司.
[3]Q/YNDW 113.2.199-2006.真空断路器预防性试验作业指导书[Z].云南电网公司.
[4]刘建忠.真空开关使用中存在的几个问题[J].山东煤炭科技, 2008, 3.
[5]郭福根, 贾俊青.真空开关运行水平分析及对策[J].内蒙古电力技术, 2000, 18 (3) .
[6]黄炳华.一起真空开关爆炸事件探析[J].东方电气评论, 2003, 6, 17 (2) .
[7]杜彦明、顾霓鸿.国内配电开关设备现状及事故情况[J].电网技术, 2002, 2, 26 (2) :75.
[8]王长中.一起10kV真空开关缺陷的处理[J].浙江电力, 2002 (1) :69.
[9]黄又根.高压真空开关设备状态评估与故障分析[J].机电工程技术, 2002, 31 (7) :169.
[10]陈化刚.电力设备预防性试验技术问答[M].中国水利水电出版社.
导电回路 篇2
控制与保护开关电器 (CPS) 是一种同时具备控制与保护功能的集成式的模块化多功能低压电器, 集合了断路器、接触器、热继电器及隔离器的功能[1], 在国内的众多CPS产品中, KB0系列出现较早。Ics作为CPS的一个重要技术指标, 在短路电流产生时, 要求其能够在设定的时间内承受相应的电动力和温升等作用。触头系统的电动斥力与短路分断能力密切相关, 在短路分断过程中, 电动斥力随着电流和距离等因素的改变不断变化, 因此准确地计算触头电动斥力, 研究其在短路电流作用下的影响因素尤为重要。
直接以Holm公式为基础, 分析求得触头间的电动斥力, 忽略了触头间的电流线收缩现象, 这种方法已经对模型进行简化, 使得分析结果与实际情况存在一定的差距, 进而影响磁场分布[2]。通过建立圆柱体导电桥模型求得电动斥力, 联立电流-磁场-电动斥力方程求解, 对触头形状、导电斑点以及铁磁物质等因素对电动斥力的影响作了深入仿真计算与验证[3,4,5]。
传统的分析方法主要通过估算以及经验, 针对可能影响电动斥力的要素进行定性分析。本文结合虚拟样机仿真技术[6]与数字化设计技术, 对KB0系列的CPS的短路分断性能进行分析, 提出优化设计方案, 辅助分析工具选用有限元分析软件AN-SYS, 获取稳态电流及静态工作气隙下的触头间霍姆力及导电回路电动斥力。动静触头的接触点采用的是圆柱体导电桥模型, 使电流分布更加接近实际, 且对可能影响导电回路电动斥力的因素采取定量分析。在已有的研究基础上针对触头位置、导电回路结构等不同因素对电动斥力的影响进行仿真分析, 旨在提高设计效率。经过模拟仿真, 基本确立试验方向, 不再像过去一样盲目试验, 在一定程度上节约了开销。对于优化后的低压电器, 期望能够获得高效的触头分断能力, 电器寿命得以延长, 全面提高低压电器的可靠性。
1 接触组的基本原理及电动斥力理论计算
1.1 接触组结构
KB0系列CPS主体三大构成部件为操作机构、电磁传动机构和主电路接触组, 三大部件各成独立的模块单元, 采用立体布置形式, 在较小体积内即可紧凑而合理地装配于一体。接触组的性能直接影响CPS是否能够及时可靠地开合。主电路接触组的构成示意图如图1所示。触头系统主要由动、静导电杆及其上的动、静触头、触头支持、宝塔弹簧等构成。其中动、静触头各采用双断点结构, 用以传递主回路电流;触头支持用于固定动导电杆并联动铝推杆及电磁传动机构的顶杆;宝塔弹簧用以对动触头产生超程和接触压力, 锁扣用于对铝推杆进行限位并与操作机构的短路推杆联动。触头系统的构成示意图如图2所示。
1.2 接触组短路分断原理
当短路电流产生时, 其电流幅值以及允许电流流过的时段应远小于预期值, 防止由于热效应和电磁干扰引起的对电气设备的损坏, 延长小型断路器的使用寿命。电弧分断过程示意图见图3。
CPS接触组的电弧分断过程一般可分为4个阶段 (如图4所示) 。
1) 从0时刻点产生短路电流到t0时刻触头开始动作, 由于触头依旧处于接触状态, 此时的电弧电压恒定为0。
2) t0~t1时间段内触头斥开产生电弧, 但电弧不会马上离开触头。在电弧停滞阶段, 电弧电压在数值上变化不大, 与级间电压降近似。
3) 到t1瞬时, 电弧被拉长, 且自励磁场产生了一定的电动力, 在电动力的作用下, 电弧向灭弧栅片运动。与此同时, 电弧电压快速增大, 电弧电压的增长速度直接影响电弧运动的速度以及电弧被引入灭弧栅片的时刻点t2, t2~t1为电弧运动时间。
4) 电弧被引入灭弧栅片后, 电弧电压达到峰值uarcmax, 且大于电源电压的瞬时值。电弧在t3时刻熄灭, 电流值为0。
可见, 若能够合理地控制电动斥力的大小, 就可以有效地缩短电弧停滞时间, 使电弧电压快速增大, 增强断路器的限流分断能力。
1.3 电动斥力的理论分析计算
触头系统的电动斥力主要由两部分组成:霍姆力FH和洛仑兹力FL, 如图5所示。图5中, 动触桥所受到的总的电磁斥力等于触头回路电动斥力FL与两个触点间的电动斥力FH之和, 即F=FL+2FH。
两金属接触时, 只有小部分的金属接触或准金属接触的斑点才能导电[7]。电流流经导电斑点时, 电流线会收缩, 以接触面为基准, 将电动力分解成平行与垂直两个方向上的分力。由图6可知, 水平方向的分力抵消后不计, 垂直方向的分力则叠加, 即触头间的电动斥力。
霍姆 (Holm) 力可由式 (1) 进行计算。
式中, i为触头系统流过的电流, A;μ0为真空磁导率, N/A^2;R为触头半径, mm;r为接触点半径, mm。
接触点的半径r由触头材料、接触压力、触头接触系数等决定, 计算公式见式 (2) 。
式中, Fk为触头接触压力, N;ξ系数的确定依据触头表面的接触情况而定, 在0.3~0.6之间, 可取0.45;H为触头材料的布氏硬度, N/mm^2。
由电流线收缩产生的霍姆力FH只存在于动静触头保持金属接触状态的时间段内, 即在短路分断过程中, 当动静触头分开后, 该力就不存在了。
通过式 (1) 可求得触头间的电动斥力, 通过式 (3) 可获得导电回路的电动斥力[8]。
式中, i1、i2为两导体的电流, A;d为导体间的距离, mm;A为由于两导体长度有限产生的系数;l为导体的长度, mm;K为矩形截面平行导体的截面因子。
2 基于ANSYS的电动斥力仿真
2.1 基于ANSYS的电动斥力仿真步骤
1) 定义单元类型SOLID97和INFIN111。
2) 对动静导电杆、触头、灭弧栅片等实体进行建模, 另外在周围设置空气环境, 以整体为分析对象。
3) 定义材料性能, 如相对磁导率、电阻率。
4) 给三维实体模型分配材料并建立不同的组件以便分析计算, 导电回路的单元类型为SOLID97。
5) 设置网格密度并划分网格。
6) 改变单元类型, 初始设定为SOLID97, 后期改为SOLID69, 以期对电流传导的分析更有效、准确[9]。
7) 对电流传导分析施加边界条件和载荷。耦合静导电杆电流流入端面的VOTL自由度, 并在该端面一个关键点上施加励磁电流;在静导电杆电流流出端面加VOTL约束, 设置VOTL=0。
8) 进行电流传导分析求得电流密度分布。
9) 进行磁场分析, 将之前修改的单元类型恢复为SOLID97。
10) 进行磁场分析, 对模型施加边界条件和载荷。以之前电流传导分析中得出的电流密度作为载荷, 将无限表面 (INF) 标志施加于空气模型的外界面, 最后再设定约束矢量MVP模拟通量线垂直或平行。
11) 求解, 计算导电回路的电动斥力。
2.2 详细计算结果
本文的分析都以KB0系列的CPS产品为依据, 模型采用C框架的结构进行仿真分析。实体模型包括:静导电杆、动导电杆、静触头、动触头、灭弧栅片, 触头支持的金属部分等。由于几何模型的形状不规则, 因此采用自由剖分。图7为接触组触头系统的网格剖分图。
耦合静导电杆一端面的VOLT自由度并在一个关键点上施加励磁电流AMPS=10 500A, 在约束导体另一端面的VOLT为0后开始电流传导分析。所得到导电回路部分电流密度矢量分布如图8所示。
通过LDREAD命令把电场分析所得的电流密度作为激励读入磁场分析中。最后施加通量线垂直、平行条件以及远场单元无限表面标志, 进行磁场分析。图9为动导电杆电动斥力分布图。
利用有限元法和公式法分别计算出的触头间电动斥力 (由于是双断点, 所以触头力×2) 及导电回路电动斥力见表2, 参数设置见表1。
依据表2, 可以发现触头间的电动斥力与电流的平方呈现正比关系[10]。从数据对比可以看出, 若要分析作用在动触头和动导电杆上的电动斥力, 使用这两种方法, 得出的结果偏差不大, 两者的相对误差基本能够控制在6%, 造成该差异的原因可能是由于接触系数不同;导电回路的电动斥力误差在8%左右, 主要原因可能是在用公式法计算电动斥力时忽略了触头、灭弧栅片等触头系统的金属材料的影响。在触头未分开前, 触头力在总的电动斥力中, 相对于回路力所占比例较大, 该力产生的机理就是触头间电流收缩, 所占比重达到80%左右。
3 导电回路结构对电动斥力的影响
在分析了模型电动斥力的基础上, 进一步定量分析计算导电回路结构对电动斥力变化的影响。在改变导电回路结构的同时要保持通过导电回路的电流密度大小和方向不变, 图10所示为导电回路电流密度矢量图, 定性分析结构对电动斥力的影响。
后期对KB0系列产品的设计优化中, 主要改变静导电回路的结构, 例如主回路接触组中的进线板, 新模型进线板部分, 如图11所示。在其他参数不变的情况下, 改变电流大小, 通过ANSYS仿真求出电动斥力, 结果见图12。可以看出, 新的结构会产生较大的电动斥力, 与原设计结构相比, 电动斥力的增大值几乎恒定, 两条曲线基本呈平行关系。电动斥力变化率的变化趋势基本保持同步, 随着导电回路电流的增大, 电动斥力变化率减小。
4 动静触头位置对电动斥力的影响
原模型动静触头中心点之间的距离x为23mm, 现改变触头的位置, 导电回路的其他参数保持不变, 依次左右同步移动, 电流方向如图13所示, 同时设定电流恒定为10.5k A, 利用ANSYS仿真求得电动斥力的大小。仿真结果见图14, 从图14中可以看出, 随着两个触头之间的距离增加, 电动斥力缓慢增加, 呈现一定的线性关系。
产生这种现象的原因分析如下:由式 (1) 可知, 触头位置改变, 不会影响霍姆力的大小, 即FH不变。同时根据Frick公式 (3) , 触头位置改变会使导体长度改变, 直接影响FL的大小, 并且呈现一定的线性关系。当动静触头之间的间距增加, 导体长度增大, 使得动导电板上总的电动斥力变大, 有利于提高断路器的电动稳定性。反之, 当动静触头间的距离减小, 动导电板所受的电动斥力和总的电动斥力会增大。
5 结束语
经ANSYS有限元法与公式法的比较可知, 公式法更适用于简单模型, ANSYS仿真结果更精确, 电流和磁场的密度分布显示更直观。从表2的分析可得, 随着电流的增加, 触头力的差异与电动斥力的误差都明显增大, 因此可采用导电桥模型进行电动斥力的数值分析 (当电流大于24k A) 。通过采用新的导电回路结构以及改变触头位置的方法, 可以发现在CPS接触组通过较大的短路电流时, 触头电磁力明显增大, 有助于动静触头快速斥开。但触头电磁力并非越大越好, 因为电磁力过大易引起机械振动, 不利于设备安全可靠地运行。
摘要：额定运行短路分断能力 (Ics) 是CPS的一个重要技术指标。影响短路分断能力的因素很多, 其中一个重要的因素就是触头系统的电动斥力, 在短路分断过程中, 电动斥力随着电流和距离的变化而变化, 因此准确地计算触头电动斥力对分析提高CPS的短路分断能力有重要意义。基于电流-磁场-电动斥力的关系方程, 运用有限元分析软件ANSYS分析电流、导电回路结构、动静触头位置对电动斥力的影响, 为后期KB0产品的设计和优化提供参考。
关键词：动静触头,有限元仿真,电动斥力
参考文献
[1]黄世泽, 郭其一, 章敏娟, 朱奇敏.控制与保护开关电器电磁机构运动轨迹仿真研究[J].低压电器, 2013, 11:5-9.
[2]孙海涛, 陈德桂, 李兴文, 刘庆江.低压断路器触头系统三维磁场的可视化分析[J].电工技术学报, 2002, 17 (4) :31-35.
[3]刘颖异, 陈德桂, 李兴文等.用三维有限元方法研究影响框架断路器电动斥力的因素[J].中国电机工程学报, 2005, 16:63-67.
[4]李兴文, 陈德桂, 刘洪武等.触头间电动斥力的三维有限元分析[J].高压电器, 2004, 01:53-55.
[5]李兴文, 陈德桂, 李志鹏, 刘洪武, 向洪岗.考虑触头间电流收缩影响的低压塑壳断路器中电动斥力分析[J].电工技术学报, 2004, 10:1-5.
[6]黄世泽, 郭其一, 贺雅洁, 窦晓斌, 仇仙者.控制与保护开关电器操作机构动力学仿真研究[J].电器与能效管理技术, 2014, 20:24-28.
[7]张冠生.低压电器.北京:中国工业出版社, 1961.
[8]陆俭国, 仲明振, 陈德桂等.中国电气工程大典第11卷.配电工程.北京:中国电力出版社, 2009.
[9]商跃进.有限元原理与ANSYS应用指南[M].北京:清华大学出版社, 2005.
导电回路 篇3
关键词：变压器,GIS,直流电阻,导电回路电阻
1 概述
某核电站装有2台1 000MW机组,其500kV主变压器为三相分体式,单台额定容量为417 000kVA,额定电压为,额定电流为1 375.7/17 357A。3台变压器低压侧绕组通过24kV封闭母线连接成三角形,高压侧绕组为星形连接;高压端直接和500kV电压等级的GIS连接,尾端经110kV电压等级的GIS直接接地。由于拆装GIS工作量大且有风险,因此例行的年度预防性试验中,测量变压器高压侧绕组的直流电阻时都是将高压端GIS接地刀闸合上,断开其外部的接地连片,在接地刀闸引出端和中性点GIS的接地端之间进行,因而测量值包括高压端一段GIS和中性点GIS的导电回路电阻值,如图1所示。
2 缺陷部位的查找
2011年5月,停运#2机组进行年检,用JYR-40型变压器直流电阻测试仪测量主变压器高压侧绕组的各相直流电阻,结果见表1。
由表1可得各相间最大差值为平均值的2.49%,而根据DL/T 596—1996《电力设备预防性试验规程》的要求,1 600kVA以上的三相变压器,各相测量值的相互差值应小于平均值的2%。考虑到变压器高压侧各相绕组连接的GIS长度不同会对直流电阻的测量结果产生一定影响,于是查阅了相同状态下的历史测量数据,见表2。
由表2计算可得2009年各相测量值间的最大差值为平均值的1.18%,2010年各相测量值间的最大差值为平均值的1.34%。由此可见尽管连接的GIS长度不同,但历年的变压器高压侧各相绕组直流电阻测量值间的最大偏差还是在2%以内。而该变压器在安装阶段未连接GIS时的高压侧绕组直流电阻测量值见表3,各相之间的最大差值为平均值的0.99%。
为了进一步分析,又在高压端GIS接地刀闸处测量了线间直流电阻,结果见表4。
综上所述,在表1和表3中,油温同为18℃时,C相直流电阻值变化不大,而表1中的A、B两相的直流电阻值都比表3中的大3.4mΩ。因此可判断C相变压器本体高压侧绕组、与之相连接的高压端GIS导电回路和从其中性点出线端F到接地端N间的中性点GIS导电回路(如图2所示)都没有问题。在表1中,A-N、B-N的直流电阻相对较大,而在表4中A-B线间直流电阻却相对较小,B-C、C-A线间电阻相对较大。在油温为18℃时,表4中A-B的线间电阻比表3中A、B两相电阻之和仅大1.4mΩ,而B-C的线间电阻比B、C两相电阻之和大4.6mΩ,C-A的线间电阻比A、C两相电阻之和大4.3mΩ。由此可判断A、B相变压器本体高压绕组、与之相连接的高压端GIS导电回路和2台变压器中性点出线端D-E间的GIS导电回路有问题的可能性较小。那么,造成本次测量值间偏差大的问题就最可能出现在中性点GIS的H端至I端之间的导电回路上。
为了验证以上判断,通过手孔门用微欧计施加100A直流电流单独测量了中性点GIS导电回路电阻,结果见表5。将表1中的测量值分别减去D-N、E-N、F-N的导电回路电阻值得到的三相电阻值分别为130.26、130.37和130.08mΩ,其最大差值为平均值的0.22%,和表3中的测量值相比,最大变化也仅为1.06%。这证实了变压器三相本体高压侧绕组及高压端GIS导电回路都没有问题。D-E、F-N段的回路电阻值较小证明此两段导电回路也没有问题。在表5中,这些测量值之间的大小趋势与表1和表4中的测量值之间的大小趋势也是一致的。这就进一步证实了之前的推断是正确的,即H端至I端间导电回路电阻偏大造成变压器高压侧绕组三相直流电阻测量值间偏差大。
中性点GIS的H端至I端间的导电回路由四段导体组成,再通过盆式绝缘子支撑连接头连接四段导体,如图3所示。将此段GIS拆开后分段进行检查,并测得回路电阻值Rab=2.34mΩ、Rbc=0.066mΩ、Rac=3.80mΩ。据此可以断定a-b间的GIS导电回路存在问题。
将a-b间的GIS完全拆开,发现a端连接头右侧接头处的导电杆有明显的腐蚀痕迹,如图4所示。将此段导电杆抽出后,发现其触头表面已经严重腐蚀生锈,如图5所示。
为了防止其它触头出现类似现象,将H-I段GIS的其它导电杆全部抽出检查,未发现腐蚀痕迹。
3 缺陷的处理
根据腐蚀情况判断,触头已不具备在现场修复的条件,于是将此段GIS全部用备品进行更换。安装完成后,又测量了中性点GIS的导电回路电阻,结果见表6。其中D-N、E-N段的回路电阻值和表5中的值相比已大大降低。
将中性点GIS和变压器高压侧绕组全部连接好后,再次测量高压侧绕组和GIS连接时的直流电阻值,结果见表7。各相之间的最大差值仅为三相平均值的0.15%,符合DL/T 596—1996《电力设备预防性试验规程》的要求。
4 缺陷原因分析
该变压器于2004年9月投运,其中性点GIS在每年的预防性试验中都和变压器连接在一起测量直流电阻,期间没拆卸、安装过,变压器和GIS的运行状况一直良好,没有异常现象发生。因此可能是以下两个原因造成导电杆触头的腐蚀。
(1)在生产或安装中性点GIS时,此触头上遗留了微量杂质,造成触头和连接头之间的接触电阻增大,同时GIS内的SF6气体含有极微量水分,长期在大电流作用下运行,触头表面就会发热,杂质、水分、SF6气体就会与导电杆触头金属发生缓慢的化学反应,最终造成整个触头表面的严重腐蚀。
(2)该触头在安装时没有完全拧紧,造成导电杆触头和连接头接触不良。运行时大电流流过,其接触面就会发热,加上SF6气体和水分的作用,导致触头表面逐渐腐蚀。
5 结束语
这次发现的变压器中性点GIS导电回路缺陷具有很强的隐蔽性,正常运行期间不易发现。运行时,此GIS导电回路中有1 000多安培的电流流过,在触头腐蚀处会产生大量的热,使腐蚀进一步加剧,因而触头的接触电阻不断增大,发热量也相应增加,形成恶性循环,最终导致GIS导电回路烧损,从而造成电站主变压器跳闸,机组停运事故。在这次年度预防性试验中,通过对测得的变压器直流电阻微小偏差进行分析,及时准确地发现了缺陷,避免了一次核电站非计划停机事故的发生。
参考文献
[1]DL/T 596—1996电力设备预防性试验规程[S]
[2]李建明,朱康.高压电气设备试验方法[M].北京:中国电力出版社,2005
[3]陈家斌.电力生产安全技术及管理[M].北京:中国水利电力出版社,2003
[4]徐康健.发生在充油电力设备取样阀内的脱氢反应[J].变压器,2010,47(2):72-74
[5]GB/T 17623—1998绝缘油中溶解气体组分含量的气相色谱测定法[S]