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Estudio de caso sobre despresurización mecánica de transformador vivo sujeto a arco interno

caso de estudio

Figura 1 Esquema del transformador T2
Tabla 1 SCADA

Resumen 

El objetivo de este trabajo es analizar la activación de dos dispositivos de despresurización mecánica, el PROTECTOR DE TRANSFORMADOR (TP) y la Válvula de Alivio de Presión (PRV), durante un arco interno en un transformador instalado en la Central Hidroeléctrica JSC RusHydro Boguchanskaya, ubicada en Krasnoyarsk Krai, Rusia. El incidente ocurrió en la fase B del transformador T2, el 3 de mayo de 2013.

 

 

 

T2 es un transformador trifásico fabricado el 26 de junio de 2008, y ha estado en funcionamiento desde el 11 de mayo de 2012. T2 tiene una capacidad nominal de 400 MVA, pero estaba funcionando a 360 MVA antes de la falla. Las investigaciones muestran que las protecciones diferenciales del transformador, el PRV y el TP, se activaron. Este documento analiza los datos presentados por la central hidroeléctrica Boguchanskaya y la información reunida en el sitio, incluidos los registros SCADA, el análisis de gas disuelto antes y después de la activación, las mediciones de voltaje y corriente. Sobre la base de esta información, se realizaron una serie de simulaciones de dinámica de fluidos computacional (CFD) para estudiar la evolución de la presión dinámica y la acumulación de presión estática dentro del tanque, y se realizaron una serie de simulaciones de interacción fluido-estructura (FSI) para predecir el consiguiente tensiones y deformaciones en el tanque. Este artículo también detalla los resultados de la simulación de las protecciones de los tanques de transformadores mientras discute las implicaciones para los transformadores sujetos a eventos de arco. El análisis de este incidente demuestra que el primer pico de presión dinámica debido al arco activa rápidamente el TP, mientras que es necesaria una presión sostenida durante aproximadamente 14 veces más para abrir el PRV, que por lo tanto se activa solo con presión estática. Finalmente, el análisis sugiere que es muy probable que un tanque sellado se rompa cuando se somete a un evento de arco similar. mientras que se necesita una presión sostenida por un período de aproximadamente 14 veces más para abrir el PRV, que por lo tanto se activa solo con presión estática. Finalmente, el análisis sugiere que es muy probable que un tanque sellado se rompa cuando se somete a un evento de arco similar. mientras que se necesita una presión sostenida por un período de aproximadamente 14 veces más para abrir el PRV, que por lo tanto se activa solo con presión estática. Finalmente, el análisis sugiere que es muy probable que un tanque sellado se rompa cuando se somete a un evento de arco similar.

Introducción

 El 3 de mayo de 2013, ocurrió una falla en un transformador instalado en la central hidroeléctrica JSC RusHydro Boguchanskaya, ubicada en el Krai de Krasnoyarsk, Rusia. El incidente ocurrió en la fase B del transformador T2, el 3 de mayo de 2013. T2 es un transformador trifásico fabricado el 26 de junio de 2008 y en funcionamiento desde el 11 de mayo de 2012.

T2 tiene una capacidad nominal de 400 MVA, pero estaba operando a 360 MVA. Se puede observar un esquema del transformador en la Figura 1. El transformador T2 estaba equipado con un TP y un PRV. Durante la investigación, se observó que la protección diferencial del transformador, el relé Buchholz, el PRV y el TP estaban activados.

Análisis del evento

A) SCADA

Дата

Время

Агрегат

SOCIEDAD ANÓNIMA

Группа

Устройство

Событие

Evento

03.05.13

19: 08: 57.083

ГА2

2СИС (1)

Дискретные входы

ПУ SERGI ТБ. Срабатывание разрывного диска трансформатора (7.04)

Приход сигнала

ACTIVACIÓN DEL PROTECTOR DE TRANSFORMADOR

03.05.13

19: 08: 57.095

ГА2

2СДТ-Т

Предупреждения

Неисправен ввод №1 (~ 220В)

Приход сообщения

 

03.05.13

19: 08: 57.110

ГА2

2СДТ-Т

Аварии

Шк. защ. ТБ 1. Cработ. дифф.

Приход

Diferencial

 

         

защита ТБ 87T

сообщения

Señal de protección

03.05.13

19: 08: 57.110

ГА2

2СДТ-Т

Аварии

Шк. защ. ТБ 2. Cработ. дифф. защита ТБ 87T

Приход сообщения

 

03.05.13

19: 08: 57.112

ГА2

2СИС (1)

Дискретные входы

Шк. защ. ТБ и ТСН. С2. Газов. защита ТБ 2 ст. Сигн. 63Т-2 (13.07)

Приход сигнала

Primera activación del relé de Buchholz

03.05.13

19: 08: 57.125

ГА2

2СДТ-Т

Аварии

Шк. защ. ТБ 2. Откл. газ. защиты ТБ 2 ступень 63T-2

Приход сообщения

 

03.05.13

19: 08: 57.125

ГА2

2СДТ-Т

Аварии

Шк. защ. ТБ 1. Откл. газ. защиты ТБ 2 ступень 63T-2

Приход сообщения

 

03.05.13

19: 08: 57.139

ГА2

2СДТ-Т

Предупреждения

Неисправен ввод №1 (~ 220В)

Уход сообщения

 

03.05.13

19: 08: 57.140

ГА2

2СДТ-Т

Аварии

ШУиК вод. охл. ТБ. Заклин. диск. затв. -AA006. Перегрев

Приход сообщения

 

03.05.13

19: 08: 57.140

ГА2

2СДТ-Т

Аварии

ШУиК вод. охл. ТБ. Заклин. диск. затв. -AA004. Перегрев

Приход сообщения

 

03.05.13

19: 08: 57.140

ГА2

2СДТ-Т

Предупреждения

ШУиК вод. охл. ТБ. Заклин. диск. затв. -AA013. Перегрев

Приход сообщения

 

03.05.13

19: 08: 57.140

ГА2

2СДТ-Т

Аварии

ШУиК вод. охл. ТБ. Заклин. диск. затв. -AA005. Перегрев

Приход сообщения

 

03.05.13

19: 08: 57.140

ГА2

2СДТ-Т

Предупреждения

ШУиК вод. охл. ТБ. Заклин. диск. затв. -AA014. Перегрев

Приход сообщения

 

03.05.13

19: 08: 57.140

ГА2

2СДТ-Т

Предупреждения

Шк. защ. ТБ 1. Сигнал. газ. защиты ТБ 1 ступень 63T-1

Приход сообщения

Segunda activación del relé de Buchholz

03.05.13

19: 08: 57.140

ГА2

2СДТ-Т

Аварии

Шк. защ. ТБ 2. Cработ. дифф. защита ТБ 87T

Уход сообщения

 

03.05.13

19: 08: 57.140

ГА2

2СДТ-Т

Аварии

Шк. защ. ТБ 1. Cработ. дифф. защита ТБ 87T

Уход сообщения

 

03.05.13

19: 08: 57.149

ГА2

2СДТ-Т

Дискретные входы

Шк. соед. ТБ. Сраб. предохр. клап. 2. P в баке> доп. (инв.) (2.07)

Уход сигнала

Activación de PRV

03.05.13

19: 08: 57.149

ГА2

2СИС (1)

Дискретные входы

Шк. защ. ТБ и ТСН. С2. Работа предохр. клапана (13.15)

Приход сигнала

 

03.05.13

19: 08: 57.153

ГА2

2АУГ (1)

Коммутационные аппараты

Автомат гашения поля

Уход из положения 'включено'

Activación de disyuntor

03.05.13

19: 08: 57.167

ГА2

2СДТ-Т

Аварии

Шк. соед. ТБ. Сраб. предохр.

Приход

 

 

         

клап. 2. P в баке> доп. (инв.)

сообщения

 

03.05.13

19: 08: 57.167

ГА2

2СДТ-Т

Предупреждения

ШУиК вод. охл. ТБ. Заклин. диск. затв. -AA014. Перегрев

Уход сообщения

 

03.05.13

19: 08: 57.167

ГА2

2СДТ-Т

Аварии

ШУиК вод. охл. ТБ. Заклин. диск. затв. -AA005. Перегрев

Уход сообщения

 

03.05.13

19: 08: 57.167

ГА2

2СДТ-Т

Аварии

ШУиК вод. охл. ТБ. Заклин. диск. затв. -AA004. Перегрев

Уход сообщения

 

03.05.13

19: 08: 57.175

ГА2

2АУГ (1)

Коммутационные аппараты

Автомат гашения поля

Положение

'отключено'

Disyuntor completamente abierto

Según los datos de SCADA, la Protección diferencial de transformador registró una señal a las 19: 08: 57.110 a través de una advertencia asociada con sus devanados de 220 kV. Sin embargo, la señal de activación del TRANSFORMER PROTECTOR se registró por primera vez 27 ms antes. Debido a que la activación de TP debe suceder a la falla, se estima que la falla es a las 19: 08: 57.078, aproximadamente 5 ms antes de la Activación de TP. Por lo tanto, la señal de protección diferencial del transformador se registró 32 ms después del origen de la falla estimada. La señal de activación de PRV se detectó 71 ms después del origen de falla estimado. Finalmente, la señal de interruptor completamente abierto se detectó 97 ms después del origen de falla estimado.

Debido a algunos datos contradictorios entre el voltaje del oscilógrafo y las mediciones de corriente y el SCADA, descritos en la sección de Energía de Cortocircuito de este documento, tenemos dudas sobre la capacidad del SCADA para seguir oportunamente todos los eventos.

Tabla 2 Resumen SCADA

Hora

Eventos

Calibración de presión

Tiempo después del origen estimado de cortocircuito (milisegundos)

19: 08: 57.078

Origen estimado de cortocircuito (actualmente bajo investigación)

 

0 0

19: 08: 57.083

ACTIVACIÓN DEL PROTECTOR DE TRANSFORMADOR

1,2 bar atmosférico,

17,63 psi

5 5

 

19: 08: 57.110

Protección diferencial de transformador

 

32

19: 08: 57.149

Operación de válvula de alivio de presión

0,8 bar atmosférico,

11,75 psi

71

19: 08: 57.175

Disyuntor completamente abierto

 

97

B) Ubicación de corto circuito

 La ubicación del cortocircuito se identificó, entre otros factores, por el aislamiento de cartón quemado (Figura 2) como asociado con la fase B de los devanados de alto voltaje (Figura 3). El fabricante del transformador estima que la longitud del arco es de 1 m de largo al ubicar las secciones quemadas de los devanados.

Figura 2

Figura 2 - Aislamiento de cartón quemado

Análisis de gas disuelto

figura 3 

Figura 3
Ubicación del cortocircuito

Tabla 3
Análisis de gas disuelto para el transformador T2 
tabla3

En la Tabla 3, vemos el Análisis de Gas Disuelto para el Transformador T2. Usando los datos asociados con la fecha 03.05.13, podemos caracterizar la falla. Se proporciona un esquema general en la Figura 4 (12).


Figura 4

Figura 4
Escala de generación de gas con temperatura

Una opción para clasificar la falla es a través del triángulo Duval, como en la Figura 5.

% CH 4 = 22.82%% C 2 H 4 = 42.11%% C 2 H 2 = 35.06%

 Figura 5Figura 5
Triángulo Duval para análisis de gas disuelto (5)

El DGA sugiere que el arco puede clasificarse como D2, que corresponde a un evento de arco de alta energía. Debido a que las líneas no se cruzan estrictamente, una validación adicional sería útil. Un sistema de clasificación alternativo, conocido como Rogers Ratio, se define en un estándar IEEE, que se muestra en la Tabla 4 (16)

Tabla 4
Clasificaciones IEEE para análisis de gases disueltos

tabla4

Con base en la Tabla 3 y la Tabla 4, determinamos las siguientes relaciones de gases:

f1 

Usando la Tabla 4, podemos caracterizar la falla como un evento de arco de alta energía. El estándar IEEE define las temperaturas de arco como entre 700 K y 1800 K. La confirmación del algoritmo de Duval sugiere que la temperatura es cercana o superior a 1800 K.

Cortocircuito de energía

 La energía del arco se define en términos de voltaje (V), corriente (I) y tiempo (T) de la siguiente manera:

 f2

En la Figura 6, vemos las mediciones eléctricas tomadas 2 ms antes del cortocircuito. Esto es

se utilizará la información, ya que es el conjunto de mediciones más cercano al fallo. A partir de esta figura, el pico de corriente de fase B de alto voltaje, Ib_BH, es 4.526 kA. Según la información proporcionada por el fabricante del transformador, la corriente máxima en la fase B es 4.492 kA. Para los propósitos de este documento, la corriente de cortocircuito será de 4.5 kA. Sin embargo, también estamos interesados ​​en el voltaje a través del cortocircuito. Estas mediciones incluyen información del lado de bajo voltaje, Ub_HH, pero no del lado de alto voltaje.

 figura 6
Figura 6
Mediciones eléctricas 2 ms antes del cortocircuito

 figura 7

Figura 7
Datos del oscilógrafo de bobinado de alto voltaje

Una diferencia de potencial medida relacionada con la fase B de los devanados de alto voltaje es de 31 kV. No se sabe a través de qué dos puntos se mide este potencial, pero supongamos que los dos puntos corresponden a los dos terminales del cortocircuito. Dos situaciones posibles son que representa un valor RMS, o una amplitud máxima. Si suponemos que es una amplitud máxima, el voltaje del arco es de aproximadamente 31 kV.

Si este valor es en cambio un valor RMS, se puede suponer que el voltaje a través del cortocircuito es 31√2 kV = 43.84 kV. Otro conjunto de diferencias de potencial medido se encuentra en la Figura 7, donde un voltaje de línea asociado con la fase B tiene una amplitud máxima de 45.37 kV. Esto es consistente

con la interpretación del valor siendo un voltaje RMS. Por lo tanto, promediemos estos dos

valores: 44,6 kV.

En este artículo, consideraremos ambos valores, 31 kV y 44,6 kV.

Observamos que se ha propuesto una medida empírica para el voltaje del arco, en términos de longitud del arco (7). Esto se muestra en la Figura 8.

 tabla5

Figura 8]
Relación entre el voltaje del arco y la longitud del arco

Kawamura usa el límite superior como la estimación más apropiada para el voltaje del arco. Para una separación de arco de 1 m, esto implica un voltaje de hasta 16.66 kV. Esto está dentro del mismo orden de magnitud de nuestros valores, pero más consistente con el valor de 31 kV.

El SCADA es la salida eléctrica que detalla los eventos de diagnóstico para el transformador. En la Tabla 1, vemos un subconjunto de los datos de SCADA relacionados con eventos críticos. Usando estos datos, identificamos la duración del arco, la diferencia entre la señal de apertura total del interruptor y el origen estimado de la falla, de aproximadamente 97 ms de largo. Sin embargo, el oscilógrafo de las mediciones de voltaje y corriente indica que la duración del arco es de 65 ms. Debido a que la frecuencia de muestreo del SCADA será de una resolución mucho menor que la frecuencia de muestreo de los datos del oscilógrafo, los datos del oscilógrafo se consideran mucho más confiables. Por lo tanto, utilizaremos la cifra de 65 ms para representar la duración del arco.

Asumiremos que los valores establecidos para las amplitudes máximas de la corriente y el voltaje del arco son constantes a lo largo de esta duración del arco, y que el voltaje y la corriente oscilan a una frecuencia de 50 Hz (u).

La corriente y el voltaje de CA se pueden describir como proporcionales a sen (2nut + $), donde $ es la fase. Es difícil determinar la fase precisa del voltaje y la corriente al comienzo del arco. Este documento supone que tanto la corriente como el voltaje comienzan en una fase de 0.1 radianes (por lo tanto, aproximadamente el 10% de su valor máximo). Usando la ecuación 1:

f3

La energía del arco puede ser algo mayor o menor que estos valores, dependiendo de la fase de la corriente y el voltaje. Utilizaremos la energía más alta de 6.586 MJ para todas las simulaciones presentadas, ya que es el peor de los casos y, por lo tanto, el más problemático.

Volumen de gas generado

Un artículo utiliza un conjunto simplificado de reacciones: a medida que el petróleo se descompone, los átomos de H y los radicales CH 3 se recombinan para producir gases como H 2 , C 2 H 2 , CH 4 y C 2 H 4 , dada una temperatura de gas T (4 ) El modelo simplificado se muestra en las ecuaciones 5-7.

f4

Se realizó una campaña de prueba experimental, en el laboratorio CEPEL, en una serie de transformadores sujetos a arcos internos (11). Estos experimentos han determinado la siguiente dependencia para la relación entre la energía del arco y el volumen de gas generado:

f5

Específicamente, un arco de 6.586 MJ produce un volumen de gas de 3.11 m3 a temperatura y presión estándar.

 Apertura de disco de ruptura

 figura 9

Figura 9
Apertura del disco de ruptura

La capa superior del disco de ruptura está abierta aproximadamente al 90% de la sección transversal máxima. Este resultado es consistente con un arco fuerte.

Fondo de simulación de CFD

Estamos interesados ​​en modelar la propagación de ondas de presión en el aceite del transformador, cuando están sujetos a eventos de arco interno. Dichos fenómenos se modelan como un flujo trifásico compresible en 3D, utilizando un conjunto de ecuaciones diferenciales parciales basadas en un modelo de 5 ecuaciones desarrollado en (6) y descrito en las ecuaciones 6a-e. Estas ecuaciones representan la conservación de la masa (q), el momento (qu) y la energía (E), así como la advección de la fracción de volumen (α) para cada fase. Los términos fuente relacionados con la gravedad (g), la viscosidad (µ) y la conducción de calor (T) se agregan en las ecuaciones de conservación para cumplir con las restricciones físicas.

 f6

Este modelo fue seleccionado para representar con precisión la propagación de la onda de presión dentro de líquidos y gases. Se adopta un algoritmo de volumen finito para transformar el sistema de ecuaciones diferenciales en ecuaciones algebraicas. Los flujos a través de los límites celulares están determinados por el solucionador Godunov Riemann. Los volúmenes están definidos por una malla 3D no estructurada, para permitir una descripción precisa de geometrías complejas como los tanques de transformadores.

La prueba experimental de CEPEL se simuló para verificar el modelo matemático desarrollado para el pico de presión dinámica inducida por arco dentro de los transformadores (2).

Originalmente desarrollado y presentado, HYCTEP ( HY drodynamic C oda para T Media Tensión E xplosion P REVENCIÓN) se implementa como una herramienta numérica hidrodinámico para simulaciones de fluidos computacional (3).

La malla utilizada para discretizar la geometría del transformador tiene hasta 139,794 elementos tetraédricos, y se muestra en la Figura 10.

 figura 10

Figura 10
Malla de transformador

El aceite del transformador y su vapor se representan como un gas endurecido ajustado al dodecano de aceite mineral (Tabla 5).

Tabla 5

Parámetros de fluidos (14)

f7 

Incluido en la geometría hay un TP y un PRV. El TP DC tiene un diámetro de 300 mm y el PRV tiene un diámetro de 150 mm. El PRV está configurado para abrirse a 0,8 bares por encima de la presión atmosférica, y el TP RD se abre a 1,2 bares por encima de la presión atmosférica.

Los parámetros de arco utilizados en la simulación se enumeran en la Tabla 6, y la energía se inyecta utilizando el modelo de arco 4 de HYCTEP, que garantiza que la entrada de potencia total, en toda la región del arco, está determinada por el producto del voltaje y la corriente.

Tabla 6 Parámetros de arco

Corriente maxima

Voltaje máximo

Duración

Fase

4,5 kA

44,6 kV

65 ms

0.1

 

Las simulaciones se ejecutaron hasta 900 ms, con un paso de tiempo de 10 a 6 s. Se corrieron cuatro casos:

  1. El caso real donde Transformer T2 tiene un TP y un
  1. T2 tiene solo un
  1. T2 tiene solo un
  1. T2 es completamente

Resultados de simulación de CFD

 figura 11

Figura 11 
Presión promedio del tanque, energía del arco = 6. 586 MJ

En la Figura 11, la presión promedio del tanque se visualiza para los cuatro casos simulados en el caso de una energía de arco de 6.586 MJ. Se puede observar que para ambos casos con un TP, el tanque se despresuriza rápidamente. Para el caso de T2 con un TP y un PRV, la presión promedio del tanque primero cae por debajo del límite aproximado de resistencia estática del tanque (2.2 bares) después de 125 ms.

Por el contrario, para el caso con solo un PRV, la presión promedio del tanque no cae por debajo del límite de resistencia estática hasta 461 ms, una duración más de tres veces mayor que el caso incluyendo el TP.

Sin TP ni PRV, la presión promedio del tanque se acerca a un estado estable de aproximadamente 15,6 bares, más de siete veces el límite de resistencia estática.

En la Figura 12, vemos la evolución de la presión en los tres casos más distintos. Esta figura refuerza nuestras observaciones para la Figura 11. El transformador con un TP solo está de manera segura por debajo del límite de resistencia estática en 150 ms, en contraste con el caso del transformador con solo un PRV, y particularmente el tanque sellado.

 figura 12Figura 12
Evolución de la presión del transformador T2, E = 6. 586 MJ

 Simulación FSI

 En esta sección, simulamos el evento de arco con un modelo basado en FSI. Esto implica acoplar el solucionador de fluidos descrito anteriormente en este documento a un solucionador estructural de código abierto desarrollado por la utilidad francesa EDF, Code ASTER. Este solucionador estructural fue validado en la referencia (1). Los resultados de un acoplamiento unidireccional se describieron por primera vez en (9). El algoritmo se perfeccionó posteriormente para permitir un acoplamiento bidireccional (8). El algoritmo de acoplamiento bidireccional se optimizó aún más y se validó experimentalmente en la referencia (10), y se utilizará en este documento.

Al igual que con la caja de fluido, consideramos casos que incluyen un tanque sellado y el TP. El PRV aún no se ha integrado en nuestro software FSI, por lo que no consideramos este caso. La malla para el tanque con el TP se muestra en la Figura 13.

figura 13
Figura 13 Malla FSI

El tanque principal tiene 1 cm de espesor, las vigas verticales tienen 4 cm de espesor y dos vigas horizontales atornilladas de 5 cm de espesor se modelan como una sola viga de 10 cm de espesor. Observamos que la parte superior del tanque suele ser significativamente más gruesa que 1 cm, por lo que las tensiones y deformaciones se exagerarán en esta región. El material utilizado es ASTM Steel A345 con una ecuación constitutiva de plástico. Los parámetros del material se especifican en la Tabla 7.

Tabla 7 Parámetros estructurales

tabla7

figura 14

Figura 14
Evolución del estrés del transformador T2, E = 6. 586 MJ

Es evidente que el caso con el TP está en gran medida dentro del dominio elástico en 60 ms, mientras que grandes partes del tanque sellado todavía se deforman plásticamente en este momento.

En particular, las áreas cercanas a los bujes de alto voltaje son susceptibles de ruptura. Podemos concluir de estas simulaciones que se recomiendan protecciones cerca de los casquillos para mitigar los eventos de energía de arco más alto.

Finalmente, notamos que la parte superior del tanque donde hay relativamente pocas vigas de refuerzo se encuentra con altos esfuerzos, pero esto se espera dado el menor espesor del tanque de esta región.

Las presiones medias para ambos casos se muestran en la Figura 15.

figura 15
Figura 15 
Tensión promedio del tanque para el transformador T2, E = 6. 586 MJ

 Al final de la simulación del tanque sellado, el esfuerzo promedio en el tanque sellado es 3.435 veces mayor que para el tanque con un TP. Es razonable esperar que este estrés promedio continúe aumentando a medida que la energía dentro del aceite mineral es absorbida por la estructura del tanque.

figura 16 

Figura 16
Máxima deformación del tanque para el transformador T2, E = 6. 586 MJ

En la Figura 16, mostramos la deformación promedio del tanque a lo largo del tiempo. Al final de la simulación, las deformaciones máximas en la caja sellada son 2.985 veces más grandes que el tanque con un TP, lo que indica que es probable que se rompa.

Conclusiones

Se identificó una falla en el Transformer T2, con una capacidad de 400 MW, en el HPP Boguchanskaya, equipado con un TP. No se observó daño permanente al tanque.

Debido al análisis de gas disuelto, la falla se identificó como un evento de arco de alta energía a través del aislamiento. A partir de las observaciones de los datos de corriente y voltaje, la energía del cortocircuito es de aproximadamente 6.586 MJ.

 Con este conocimiento, intentamos modelar la secuencia de eventos a través de una simulación CFD, seguida de una simulación FSI. La herramienta de simulación CFD está diseñada para modelar la propagación de ondas de presión en un medio compresible de dos fases, mientras que la herramienta de simulación FSI está diseñada para predecir tensiones y deformaciones en el tanque. La observación de las áreas quemadas del aislamiento nos permitió aproximar la extensión espacial del arco. Usando un esquema del transformador, se generó una malla para discretizar la geometría.

Se ejecutaron cuatro casos de simulación de CFD: Transformador T2 con un TP y un PRV, T2 con solo un TP, T2 con solo un PRV y un T2 completamente sellado. Los dos casos, incluido un TP, se comportaron de manera bastante similar, aunque el tanque con TP y PRV se despresurizó por debajo del límite de resistencia estática en 125 ms. En contraste, el caso con solo un PRV no se despresurizó por debajo del límite de resistencia estática hasta 461 ms. El tanque sellado alcanza un estado estable de 15,6 bares, lo que probablemente conduzca a la ruptura.

Observamos que el primer pico de presión dinámica debido al arco activa rápidamente el TP, mientras que es necesaria una presión sostenida durante aproximadamente 14 veces más para abrir el PRV, que por lo tanto se activa solo con presión estática.

Se ejecutaron dos casos FSI: Transformer T2 con solo un TP y un tanque completamente sellado. La simulación del tanque sellado solo se ejecutó a 68 ms, por lo que una comparación clara solo se puede utilizar para este período. A los 68 ms, el tanque con el TP estaba en gran medida por debajo del límite elástico, aunque se producen excepciones breves y locales posteriores a este momento. En contraste, el esfuerzo promedio en el tanque sellado es

3.435 veces mayor que el caso del TP. Del mismo modo, la tensión máxima del tanque sellado es 2.985 veces mayor que la del TP. Estas condiciones refuerzan la observación de las simulaciones de CFD, de que existe una alta probabilidad de ruptura para el caso del tanque sellado.

A partir de las simulaciones FSI, observamos que los mayores esfuerzos y tensiones se concentran cerca de los bujes de alto voltaje. Esta observación sugiere que para mitigar efectivamente los cortocircuitos de mayor energía, se recomiendan protecciones para las cajas de cables de bujes de aceite (OBCB).

Podemos concluir que la inclusión del TP permitió que el tanque se despresurice muy rápidamente, salvando el transformador de la explosión. Esta conclusión ha sido atestiguada por RusHydro a través de un Certificado de Activación Exitosa de TP (13).

Referencias

  1. Sitio web oficial de ASTER, 2013. Presentación, documentación y descargas. [En línea] Disponible en: code-aster.org
  1. Brady, R. et al., " Prevención de la explosión del tanque transformador, Parte 2: Desarrollo y aplicación de una herramienta de simulación numérica ", ASME PVP, Chicago, IL (2008).
  1. Brady, R. et al., " Prevención de la explosión del tanque transformador, Parte 3: Diseño de protecciones eficientes utilizando simulaciones numéricas ", ASME PVP, Praga, República Checa (2009). 
  1. Cuk, N., " Resistencia a la explosión del tanque de aceite ": Canadian Electrical Association,
  1. Duval, M., " Una revisión de fallas detectables por análisis de gas en aceite en transformadores ". DEIS (2002).
  1. Guillard, H. y Murrone, A., " Un modelo reducido de cinco ecuaciones para problemas de flujo de dos fases compresibles" , INRIA, Volumen 4778 (2003).
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 Biografía

Omar Ahmed actualmente trabaja en Transformer Protector Corporation como ingeniero de investigación, donde está modelando la física asociada con la explosión de transformadores y las estrategias de despresurización. Se especializa en optimizar los algoritmos computacionales de dinámica de fluidos para modelar la transferencia de energía desde el evento de arco al aceite del transformador y la propagación de ondas de presión subsiguiente.

Omar completó su licenciatura en Matemáticas y Física en la Universidad de Texas, Austin en 2006, y completó su Maestría en Dinámica de Fluidos Geofísicos en la Universidad de Rice en 2009.

Anne Goj actualmente trabaja en Transformer Protector Corporation como ingeniera de investigación, donde pasa tanto tiempo calculando cantidades con física que ocasionalmente se pregunta cómo sus títulos tienen escrita "química".

Anne estudió química física teórica y computacional en la Universidad de Cornell antes de mudarse a Texas en 2007.

 

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