Conception d'un sectionneur haute tension - bertrand COHARD-12fev09

CONSERVATOIRE NATIONAL DES ARTS ET METIERS
CENTRE REGIONAL RHÔNE-ALPES
CENTRE D'ENSEIGNEMENT DE GRENOBLE
___________________________________________
MEMOIRE
Présenté par Bertrand COHARD
En vue d’obtenir
LE DIPLOME D’INGENIEUR C.N.A.M.
en Énergétique Électrotechnique
_____________________________________________
ETUDE D’UN SECTIONNEUR
HAUTE TENSION
Soutenu le 12 février 2009
________________________
JURY
Président : M. Jean-Luc THOMAS
Membres : M. Pascal TIXADOR
M. Eric SELLIN
M. Jean-Yves BURLET
M. Patrice RICHARD
CONSERVATOIRE NATIONAL DES ARTS ET
METIERS
CENTRE REGIONAL RHÔNE-ALPES
CENTRE D'ENSEIGNEMENT DE GRENOBLE
___________________________________________
MEMOIRE
Présenté par Bertrand COHARD
En vue d’obtenir
LE DIPLOME D’INGENIEUR C.N.A.M.
en Énergétique Électrotechnique
_____________________________________________
ETUDE D’UN SECTIONNEUR
HAUTE TENSION
Soutenu le 12 février 2009
________________________
Les travaux relatifs à ce mémoire ont été effectués à Schneider Electric High Voltage sous la
direction de M. Jean Noel PAQUIER.
Remerciements
En préambule à ce mémoire, je souhaite adresser ici tous mes remerciements aux
personnes qui m'ont apporté leur aide et qui ont ainsi contribué à l'élaboration de ce
mémoire.
Tout d'abord Monsieur Pascal TIXADOR, directeur de ce mémoire, pour l'aide et le temps
qu'il a bien voulu me consacrer.
J'exprime ma gratitude à tous les internautes rencontrés physiquement et virtuellement
lors des recherches effectuées et qui ont accepté de répondre à mes questions avec
gentillesse.
Je remercie mon employeur, Schneider Electric qui me permet, m'encourage et me
soutient dans ma démarche de formation continue.
Enfin, j'adresse mes plus sincères remerciements à tous mes proches et amis qui m'ont
toujours soutenu et encouragé au cours de la réalisation de ce mémoire.
Une pensée particulière est adressée à Jean Noel PAQUIER avec qui j'ai partagé cette
période.
Sommaire
Sommaire .............................................................................................................................. 1
Equations............................................................................................................................... 3
Abréviations........................................................................................................................... 3
Figures .................................................................................................................................. 4
Introduction............................................................................................................................ 5
-1- Présentation de l’entreprise .............................................................................................. 7
-2- Raison d’être du projet...................................................................................................... 7
Sectionneurs 420 kV existants ........................................................................................... 8
Etude des normes CEI 60694 et 62271 ............................................................................. 9
Caractéristiques liées à la tension pour une valeur assignée de 550 kV ........................ 9
Caractéristiques du pouvoir de coupure ....................................................................... 10
Caractéristiques liées aux courants.............................................................................. 12
-3- Introduction des postes électriques haute tension .......................................................... 13
Généralités ...................................................................................................................... 13
Historique......................................................................................................................... 14
L’isolation ..................................................................................................................... 14
L’hexafluorure de souffre, le SF6 .................................................................................. 15
Le compartimentage .................................................................................................... 16
Surveillance de la pression par manostats ................................................................... 16
Les défauts internes..................................................................................................... 17
Intervention sur site...................................................................................................... 17
Descriptif des composants ............................................................................................... 18
-4- Étude matériel existant ................................................................................................... 23
Matériels de l'entreprise ................................................................................................... 23
Manque de qualité des documents et instructions de montage .................................... 23
Complexité des assemblages ...................................................................................... 23
Manque de qualité des composants unitaires............................................................... 24
Matériel concurrent .......................................................................................................... 24
-5- Étude et dimensionnement ............................................................................................. 25
Choix du matériau, cuivre ou aluminium ?........................................................................ 25
Dimensionnement de la partie active, effet de peau......................................................... 26
Application : jeux de barres en aluminium .................................................................... 26
Application : broche du contact mobile du sectionneur en cuivre.................................. 27
Étude électrostatique ....................................................................................................... 28
Les équations du condensateur cylindrique ..................................................................... 28
Mise en application ...................................................................................................... 29
Définition de l’enveloppe .............................................................................................. 30
Les équations du condensateur sphérique....................................................................... 31
Mise en application ...................................................................................................... 31
Choix techniques suite aux résultats des calculs.............................................................. 33
Récapitulatif des calculs précédents ............................................................................ 33
Conséquences de l’augmentation du diamètre de l’enveloppe à 550 mm .................... 33
-6- Détermination de notre charte diélectrique : capotage.................................................... 35
Architecture type d’un sectionneur monophasé 420-550 kV............................................. 35
Concept innovant : le calcul diélectrique avant la conception mécanique......................... 37
-7- Utilisation de la conception de l'isolateur breveté............................................................ 39
Conception du conducteur de l'isolateur........................................................................... 39
Tenue mécanique de l’isolateur ....................................................................................... 40
Isolateur support .............................................................................................................. 41
Etude diélectrique des évents ...................................................................................... 41
-8- Essais diélectriques au laboratoire ................................................................................. 43
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Validation diélectrique de l'ensemble conducteur capot et isolateur ................................. 43
-9- Conception des contacts boulonnés ............................................................................... 45
Contacts boulonnés définition .......................................................................................... 45
Cône de pression ......................................................................................................... 45
Argenture, son rôle....................................................................................................... 46
Application sur contacts boulonnés 4000 A et 6300 A...................................................... 46
-10- Conception des contacts permanents glissants ............................................................ 47
Contacts glissants définition............................................................................................. 47
Étude de la stabilité du contact ........................................................................................ 47
Phénomène physique d’un effort dû à un courant ........................................................ 47
Mise en application dans la pince................................................................................. 48
Argenture, son rôle....................................................................................................... 48
Détermination du nombre de doigts de contacts .............................................................. 49
Conception du contact 4000 A ..................................................................................... 49
Conception du contact 6300 A ..................................................................................... 49
Tenue électrodynamique des pinces 4000 A et 6300 A................................................ 50
-11- Conception de la pièce centrale : le connecteur universel ............................................ 51
Contraintes électriques et mécaniques ............................................................................ 51
Le connecteur doit permettre le passage de courant : 6300 A...................................... 51
Le connecteur doit laisser le passage et le guidage de la broche du sectionneur......... 51
Le connecteur accepte tous les types de pinces .......................................................... 51
Essais de validation de tenue aux courts circuits ............................................................. 52
Efforts électrodynamique 100 kA ..................................................................................... 52
Essais de validation de tenue aux effets thermique 40 kA.1sec ....................................... 53
Calcul adiabatique........................................................................................................ 53
Calcul de l’échauffement de la broche du sectionneur. ................................................ 53
-12- Conception du contact fixe du sectionneur ................................................................... 55
Contraintes ...................................................................................................................... 55
Passage de courant : 4000 A ....................................................................................... 55
Passage et guidage de la broche du sectionneur......................................................... 55
Accueillir le dispositif contact d’arc ............................................................................... 55
Dimensionnement du dispositif d'écoulement du courant de pré-arc : ressorts............. 56
Séquences de fermeture du sectionneur...................................................................... 57
Fixation du capot contact fixe sectionneur.................................................................... 59
-13- Conception du contact mobile du sectionneur .............................................................. 61
Contraintes ...................................................................................................................... 61
Passage de courant : 4000 A ....................................................................................... 61
Passage et guidage de la broche du sectionneur......................................................... 61
Fixation du capotage.................................................................................................... 62
-14- Essais de validation en échauffements......................................................................... 63
Cas du contact mobile, avec capotage prototype ............................................................. 63
Conception de 40 variantes possibles.............................................................................. 64
-15- Étude du sectionneur en dynamique............................................................................. 65
Étude diélectrique en dynamique ..................................................................................... 65
Étude de la broche du sectionneur en mouvement de fermeture.................................. 65
Étude de la broche du sectionneur en mouvement d’ouverture .................................... 65
Validation des calculs par essais diélectriques................................................................. 65
Précautions .................................................................................................................. 66
Résultats...................................................................................................................... 66
Étude mécanique des contacts glissants 4000 A ............................................................. 67
Endurances mécaniques définition............................................................................... 67
-16- Étude du sectionneur en cas de défaut interne............................................................. 69
Effets du défaut interne : définition ............................................................................... 69
Membrane de sécurité ..................................................................................................... 70
Nouvelle technologie à la place du graphite ................................................................. 70
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Tenue à la pression de l’enveloppe du sectionneur.......................................................... 70
Vérification de la tenue à la pression par essais à l'eau ................................................... 71
Hiérarchisation des seuils de pression ......................................................................... 71
Essai d’éclatement ....................................................................................................... 72
Vérification de la tenue par essais de défaut interne ........................................................ 73
-17- Finalisation du projet .................................................................................................... 75
Création des dossiers techniques d’industrialisation ........................................................ 75
La création des plans d’ensembles .............................................................................. 75
Création des plans de pièces ....................................................................................... 75
Création des nomenclatures ........................................................................................ 75
-18- Conclusions et perspectives ......................................................................................... 77
Conclusions ..................................................................................................................... 77
Pistes d’amélioration........................................................................................................ 77
Bibliographie........................................................................................................................ 79
Equations
Equation 1 : Effet de peau, calcul de l’épaisseur.......................................................26
Equation 2 : Equation du gradient dans un condensateur cylindrique.......................28
Equation 3 : Equation du gradient dans un condensateur sphérique ........................31
Equation 4 : Effort électrodynamique dus à deux courants .......................................47
Equation 5 : Effort électrodynamique dans une pince ...............................................50
Equation 6 : Echauffement fournit par un courant de courte durée ...........................53
Equation 7 : Evolution de la résistivité avec la température ......................................53
Equation 8 : Section d’un conducteur pour un échauffement donné .........................58
Abréviations
BAC
CEI (IEC)
CIGRE
Emax
GIS
HT
MALT
MHz
PSEM
SF6
TC
TP
Boite à câbles
Commission Electrotechnique Internationale
Conseil International des Grands Réseaux Electriques
Champ électrique maximal
Gas Insulated Switchgear
Haute tension
Mise à la terre
Méga Hertz
Poste sous enveloppe métallique
Hexafluorure de souffre
Transformateur de courant
Transformateur de potentiel
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Figures
Figure 1 : Sectionneur à capots fixes ..........................................................................8
Figure 2 : Sectionneur à capot mobile.........................................................................8
Figure 3 : Forme de tension choc de foudre 1,2/50...................................................11
Figure 4 : Forme de surtension de manœuvre 250/2500 ..........................................11
Figure 5 : Poste 420 kV sous enveloppe métallique isolé au SF6 .............................18
Figure 6 : Principe de la chaine cinématique.............................................................19
Figure 7 : Schéma électrique de la figure 5 ...............................................................25
Figure 8 : Emax = f(R1) pour V = 1550 kV, configuration barre - enveloppe.............29
Figure 9 : Champ électrique sur le capotage configuration capot - enveloppe..........32
Figure 10 : Les 3 positions du sectionneur................................................................35
Figure 11 : Coupe du contact mobile du sectionneur ................................................36
Figure 12 : Sectionneur calculé .................................................................................37
Figure 13 : Isolateurs supports ajouré et plein...........................................................39
Figure 14 : Isolateur support ajouré...........................................................................41
Figure 15 : Configurations de tests............................................................................43
Figure 16 : Cône de pression ....................................................................................45
Figure 17 : Etude du raccordement électrique de 2 conducteurs actifs.....................46
Figure 18 : Surfaces de contacts effectives...............................................................46
Figure 19 : Coupe d’une pince. .................................................................................48
Figure 20 : Représentation de la pince 36 doigts ......................................................50
Figure 21 : Utilisations du connecteur universel ........................................................51
Figure 22 : Connecteur universel ..............................................................................51
Figure 23 : Oscillogramme type d’un courant de défaut normalisé............................52
Figure 24 : Contact fixe du sectionneur.....................................................................55
Figure 25 : Contact d'arc ...........................................................................................56
Figure 26 : Histogramme de fermeture du sectionneur .............................................57
Figure 27 : Séquences de fermeture du sectionneur.................................................58
Figure 28 : Illustration du champ électrique dans la zone du contact fixe. ................59
Figure 29 : Capot du contact fixe...............................................................................59
Figure 30 : Désaxage de la broche lors de sa manœuvre.........................................61
Figure 31 : Détail de la pince du contact mobile........................................................61
Figure 32 : Principe de fixation du capotage .............................................................62
Figure 33 : Capotage universel .................................................................................64
Figure 34 : Disque de rupture....................................................................................70
Figure 35 : Schéma de principe de l'essai de rupture ...............................................72
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BERTRAND COHARD
Introduction
Depuis sa création, la consommation d’électricité ne cesse d’augmenter. Les puissances transportées sont devenues considérables.
Afin de limiter les pertes liées au transport et favoriser la stabilité du réseau, les tensions de réseaux augmentent.
La ultra haute tension est en cours d’étude par la CEI et le CIGRE, en Russie, des
essais sont en cours pour atteindre 1,5 MV.
Il existe deux familles de postes haute tension, les postes ouverts et les postes sous
enveloppe métallique.
Ces derniers offrent un excellent compromis en terme de compacité et s’intègrent
dans les bâtiments au cœur des villes.
En France en 2006, il y a 138 postes haute tension 400 kV, la durée de vie du matériel est de 30 ans. De ce fait le renouvèlement de ce type d’équipement est lent.
Les générations de produits sont rythmées par cette fréquence de renouvèlement.
A chaque nouvelle conception de produit, les développeurs bénéficient de deux
atouts majeurs, le retour d’expérience des postes déjà installés et des progrès technologiques dans tous les domaines.
Dans le matériel sous enveloppe métallique, les principales constantes sont l’isolant
SF6 et les règles électrotechniques.
Mon travail au sein du projet est la conception d’un sectionneur haute tension. Cette
étude a duré 2 ans à Schneider Electric High Voltage.
Ce projet utilise des ressources multidisciplinaires telles que : l’électrotechnique, la
mécaniques, l’étude de la concurrence et la gestion de coordination de projet.
Ma mission consiste à concevoir un sectionneur monophasé haute tension 550 kV –
4000 A, et de me charger de tous les calculs électrotechniques de l’équipe projet.
J’ai à disposition deux sectionneurs 420 kV de génération précédente toujours en
production, de conceptions totalement différentes.
L’étude du sectionneur commence par une approche mathématique de dimensionnement du conducteur principal. Cela fait appel à des connaissances en matériaux,
notamment l’aluminium et le cuivre.
Lorsque les conducteurs sont déterminés, la pré-étude électrostatique permet de
prévoir les distances d’isolement et par conséquent le diamètre de l’enveloppe.
La pré-étude est comparée aux matériels existants pour lesquels on a des données
chiffrées.
L’étude électrostatique approfondie permet de définir le capotage qui a un rôle majeur en diélectrique.
Les premières maquettes sont réalisées et permettent de valider mes calculs en situation réelle au laboratoire. Il est alors possible de loger les pinces, connecteurs et
particulièrement les contacts fixes et mobiles du sectionneur dans le capotage validé.
Le dimensionnement du sectionneur est imposé par sa tension et son courant, il doit
également résister aux effets thermiques et électrodynamiques des courts-circuits.
La dernière étape de la conception consiste à valider l’épaisseur de l’enveloppe qui
doit résister aux surpressions et à l’arc interne.
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-1- Présentation de l’entreprise
La filiale du groupe Schneider Electric S.A, Schneider Electric High Voltage conçoit,
fabrique et installe des équipements et des postes électriques Haute Tension pour
des régies électriques ou des clients industriels essentiellement à l'export.
Joint-venture entre Schneider Electric S.A. et VA Tech, la société VA Tech Schneider
High Voltage regroupe les activités Haute Tension de Schneider Electric S.A. et de
Va Tech Gmbh. (Autriche).
Le chiffre d’affaire est de 620 M€ avec un effectif de 831 personnes sur le site grenoblois.
VA Tech Schneider High Voltage est le troisième constructeur d’appareillage haute
tension mondial derrière ABB et Alstom.
Depuis 2006 la filiale de VA Tech Gmbh est détenu par SIEMENS AG, VA Tech
Transmission & Distribution S.A.
-2- Raison d’être du projet
La conception du sectionneur s'inscrit dans un projet de modernisation de la gamme
de produit existant pour augmenter le niveau de tension de 420 kV à 550 kV , destinée principalement aux pays d'Asie et notamment la Chine.
Le développement de ce nouveau produit est rendu nécessaire pour retrouver de la
compétitivité avec un objectif de baisser le coût de revient de 20 % et de répondre
aux évolutions des normes CEI 60694 et CEI 62271-102 concernant les pouvoirs de
coupure des courants capacitifs et inductifs des sectionneurs de ligne et de mise à la
terre.
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Sectionneurs 420 kV existants
1050 mm
600 mm
900 mm
450 mm
Figure 1 : Sectionneur à capots fixes
Le sectionneur à capot fixe utilise le même type de capotage pour les contacts fixe et
mobile. Son volume important l’empêche d’être employé dans la partie concave de
l’isolateur.
1100 mm
640 mm
920 mm
460 mm
Figure 2 : Sectionneur à capot mobile
Le principe du sectionneur à capot mobile est un système mécanique de capot usiné
qui coulisse, accompagne et couvre diélectriquement la broche sur une partie de sa
course. Ce concept permet d’avoir un amorçage plus court ce qui limite les effets de
l’arc. Toutefois ce système est complexe de par le nombre de pièces mise en œuvre
pour le capotage.
Les deux appareils existants sont de tension nominale 420 kV, et ne sont pas compatibles avec l’évolution des normes CEI qui imposent un pouvoir de coupure des
courants capacitifs et inductifs.
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Etude des normes CEI 60694 et 62271
Caractéristiques liées à la tension pour une valeur assignée de 550 kV
Le sectionneur doit tenir les tensions à fréquence industrielles et chocs de foudre
dans plusieurs configurations et valeurs, selon le tableau ci-dessous.
Tension de tenue de courte durée à fréquence industrielle 50 Hz - 1 min :
Entre phase et terre 635 kV eff
= 2 x V eff
Sur la distance de sectionnement 1150 kV eff
= 3,15 x V + 15 %
Tension de tenue assignée aux chocs de foudre :
Entre phase et terre 1550 kV choc
=2xU 2
Sur la distance de sectionnement 1550 kV choc
(+315 kV eff) essai à tensions combinées
1550 = 2 x V 2 + 15 %
315 = 0,7 x V 2 (de signe opposé au choc)
Un essai de tension combinée est un essai pour lequel deux sources de tension distinctes donnant des tensions entre phase et terre, sont raccordées à deux bornes de
l'objet en essai.
Les composantes des essais de tensions combinées ont été spécifiées d’après les
considérations suivantes :
- Les valeurs spécifiées de tension de tenue à fréquence industrielle correspondent à
la condition la plus défavorable d'une rupture de charge complète à la suite de la séparation d'un générateur à pleine puissance.
En même temps, le côté réseau de l'appareil de connexion est porté à la tension de
fonctionnement normal du réseau.
Tension de tenue assignée aux chocs de manœuvre
Sur la distance de sectionnement : (en valeur
crête) 900 kV (+ 450 kV~) essai à tensions
combinées.
900 = 2 x V 2
450 = V 2
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Caractéristiques du pouvoir de coupure
•
Pouvoir de coupure assigné de transfert de barres
Le pouvoir de coupure assigné de transfert de barres, pour les sectionneurs à isolement dans le SF6, doit être égal à 80 % du courant assigné en service continu.
Normalement il ne dépassera pas la valeur de 1600 A, quel que soit le courant assigné en service continu.
•
Établissement et la coupure des courants de jeux de barres à vide par les sectionneurs
Il a été constaté, particulièrement pour les réseaux de niveau de tensions assignées
égales ou supérieures à 420 kV, que des décharges disruptives à la terre pouvaient
se produire lors de la coupure de petits courants capacitifs par des sectionneurs
d'appareillage sous enveloppe métallique à isolation gazeuse, par exemple lors de la
mise sous tension ou hors tension de tronçons de jeux de barres à vide ou de
condensateurs de répartition de disjoncteurs.
Des investigations au niveau mondial ont pu démontrer les origines et ont mis en évidence la complexité des phénomènes de surtensions transitoires très rapides
inhérents à l'établissement ou à la coupure de courants capacitifs par les sectionneurs d'appareillage sous enveloppe métallique à isolation gazeuse. La conclusion
de ces études est que les décharges disruptives à la terre ne peuvent être évitées
que par une conception adaptée des sectionneurs.
Le sectionneur doit satisfaire une série de 3 essais de coupures de charges.
Tension d’essais pour les tests d’établissement et de coupure
Le sectionneur réalise des manœuvres de fermeture à 1.1 × 550 2 en 50 Hz sur le jeu de
barres aval du sectionneur utilisé comme un
condensateur préalablement chargé en courant
continu à − 1.1 × 550 2 3
Le sectionneur réalise des manœuvres de fermeture à 1.1 × 550 2 2 en 50 Hz sur la tension
de même valeur en opposition de phase
Le sectionneur réalise des manœuvres de fermeture à 550 3 en 50 Hz sur la tension de
même valeur en opposition de phase
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BERTRAND COHARD
Formes de tension normalisées
La norme CEI 60071 définit les formes d’ondes à appliquer lors des essais en laboratoire.
L’onde choc de foudre « 1,2/50 » désigne la forme d’onde standard se rapprochant le
plus de l’onde de tension créée par un coup de foudre.
U choc
1
1/2
1,2
50
t (µsec)
Figure 3 : Forme de tension choc de foudre 1,2/50
L’onde surtension de manœuvre normalisée « 250/2500 » simule les tensions transitoires apparaissant lors des manœuvres d’appareils sur le réseau.
U
1
250
2500
t (µsec)
Figure 4 : Forme de surtension de manœuvre 250/2500
CONCEPTION D’UN SECTIONNEUR HAUTE TENSION
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Caractéristiques liées aux courants
• Courant assigné
Le courant assigné en service continu de l'appareillage est la valeur efficace du courant qu'il doit être capable de supporter indéfiniment : 6300 A pour le jeu de barres
principal et 4000 A pour le sectionneur.
Pour une température ambiante de 40° C, en service continu les limites
d’échauffement sont :
- Contacts en cuivre et alliage de cuivre nu ou argenté : 65° C ;
- Raccords par boulons en cuivre et alliage de cuivre nu ou argenté et alliage d'aluminium : 75° C ;
- Matériaux utilisés comme isolant et pièces métalliques en contact avec des isolants : 65° C ;
Parties accessibles non prévues pour être touchées en service normal 40° C.
• Courant de courte durée admissible assigné
Valeur efficace du courant que l'appareillage peut supporter en position de fermeture
pendant une courte durée spécifiée, et dans des conditions prescrites d'emploi et de
fonctionnement 40 kA – 1 sec.
Cette caractéristique révèle la capacité des conducteurs et de ses isolants à supporter l’effet thermique du courant de court-circuit présumé.
• Valeur de crête du courant admissible assigné
Valeur de crête du courant dans la première grande alternance du courant de courte
durée admissible que l'appareillage peut supporter en position de fermeture et dans
des conditions prescrites d'emploi et de fonctionnement. La valeur normale de crête
du courant admissible assigné doit correspondre à la fréquence assignée. Pour une
fréquence assignée inférieure ou égale à 50 Hz, elle est égale à 2,5 fois la valeur du
courant de courte durée admissible : 100 kA.
CONCEPTION D’UN SECTIONNEUR HAUTE TENSION
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BERTRAND COHARD
-3- Introduction des postes électriques haute tension
Généralités
L’appareillage sous enveloppe métallique à isolation gazeuse (SEM) permet de réaliser tous les types de postes à haute et très haute tensions. Il se distingue des postes
conventionnels par une technique originale d’isolation électrique de chaque phase
par rapport à la masse et directement entre phases dans le cas d’appareillage de
conception triphasée.
L’intérêt primordial de cette technique est sa compacité obtenue par le remplacement
de l’air atmosphérique par un gaz à forte rigidité diélectrique.
Exemple : pour un réseau à 420 kV, la distance minimale dans l’air entre conducteur
et structure métallique reliée à la terre est fixée à 2900 mm. Elle peut être réduite à
moins de 200 mm entre conducteur et enveloppe dans un appareillage SEM.
Le gaz aujourd’hui universellement utilisé est l’hexafluorure de soufre (SF6). Celui-ci
est maintenu sous pression, ce qui permet une importante réduction des distances
d’isolement nécessaires pour satisfaire à la tenue des tensions permanentes et temporaires susceptibles d’apparaître en exploitation. Le SF6 assure l’isolation des
phases par rapport à la masse, des phases entre elles et entre les contacts ouverts
des disjoncteurs et des sectionneurs.
Pour ce faire, les appareils et leurs raccordements sont enfermés dans des enveloppes étanches dans lesquelles le SF6 est confiné sous pression. Chaque phase peut
être enfermée dans une enveloppe où les trois phases peuvent être regroupées dans
une enveloppe unique, principalement pour les plus faibles niveaux de tension. Ces
enveloppes, reliées électriquement à la terre, assurent la sécurité des personnes visà-vis du risque de proximité électrique. Il en résulte également que la tenue diélectrique est insensible aux conditions climatiques, atmosphère marine et aux pollutions
industrielles.
Sa grande flexibilité d’installation permet de l’utiliser pour réaliser l’extension d’un
poste ouvert si la place disponible est réduite. Certains, même en 420 kV, ont été
installés en caverne ou sur une plate-forme située à plusieurs mètres du sol.
Ses dimensions réduites permettent de l’installer en bâtiment et même en étage ou
en sous-sol. Certains postes peuvent même être totalement enterrés. Dans ces
conditions, un poste SEM raccordé au réseau électrique par câbles enterrés s’insère
de manière particulièrement discrète dans un environnement urbain.
Toutefois, lorsqu’il n’existe pas de contraintes d’installation ou d’environnement, le
matériel isolé dans l’air reste une solution plus économique et plus aisée à dépanner
en cas d’avarie, en particulier en permettant d’utiliser les techniques de travail sous
tension qui ne sont pas applicables aux matériels SEM.
CONCEPTION D’UN SECTIONNEUR HAUTE TENSION
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BERTRAND COHARD
Historique
L’idée de postes électrique haute tension sous enveloppe métallique est assez ancienne ; les premiers postes à encombrement réduit sont apparus en 1930 en
Angleterre, de 1950 à 1960, un constructeur a réalisé quelques postes isolés soit
avec de l’huile, soit avec de l’air comprimé, mais leur nombre est demeuré longtemps
très limité.
En France les études ont commencé en 1960, les constructeurs faisant appel, pour
l’isolation, soit à l’hexafluorure de souffre (SF6), soit à l’air comprimé. Les premiers
prototypes construits pour une tension de 245 kV ont été essayés par EDF entre
1964 et 1966. Les deux premiers postes à SF6 réalisés en France ont été mis en
service industriel en 1969.
Au début des années 60, la croissance importante de la consommation électrique à
conduit à reconsidérer la distribution de l’énergie électrique dans les grandes agglomérations. Ainsi en France, la tension de 245 kV, qui était utilisée jusqu’alors
exclusivement pour le transport, est devenue progressivement, dans certains cas,
une tension pour l’alimentation directe des réseaux de distribution, dans les très
grandes agglomérations.
Le véritable développement de la technique blindée a commencé en 1974, après que
l’exploitation des premiers ouvrages en 245 kV, se fut révélée très satisfaisante.
Depuis 1978, la technique blindée s’est étendue, en France, à certains postes à
420 kV.
La réorganisation de la distribution de l’énergie a fait apparaître la nécessité de disposer d’appareillage à haute tension d’encombrement aussi faible que possible ; ce
faible encombrement se justifie par le coût des terrains en zone urbaine et, indépendamment du cout, par la difficulté de trouver des surfaces suffisantes là où l’on en a
précisément besoin.
Il a été fait appel à la technique PSEM, appelée au départ postes blindés par opposition aux postes classiques isolés dans l’air atmosphérique (postes ouverts), souvent
dans le langage des constructeurs, terme GIS (Gas Insulated Switchgear) est employé en rapport à sa classification dans les normes CEI [JOUCLAR]
Remarque générale : les valeurs de tensions données dans ce mémoire sont toujours les tensions assignées du matériel définies par la norme CEI. Ainsi la tension
de 245 kV correspond à un réseau de tension de service de 225 kV.
L’isolation
L’isolation est réalisée exclusivement par un gaz sous pression qui assure à la fois
l’isolement à la masse et l’isolement entre l’entrée et la sortie des appareils de coupure et d’interruption : le SF6. De ce fait, on obtient une réduction très importante de
l’encombrement, le rapport de la surface au sol occupée par un poste ouvert à celle
d’un poste blindé assurant les mêmes fonctions étant de l’ordre de 8 à 10 (hors raccordement).
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L’hexafluorure de souffre, le SF6
Ce gaz connu depuis 1900 en chimie est utilisé en construction électrique depuis les
années 50 aux USA.
Ce gaz a retenu l’attention des constructeurs d’appareillage électrique du fait de sa
grande rigidité diélectrique et de sa grande stabilité chimique. La rigidité diélectrique
du SF6 à pression atmosphérique est 8.9 kV/mm, c’est le triple de l’air. Elle est fonction de la masse de gaz contenu dans un volume donné, mais indépendante de la
pression si celle-ci varie uniquement avec la température sans perte de gaz.
Par ailleurs, au contact de l’arc électrique, ce qui est le cas dans les chambres de
coupures des disjoncteurs, une faible quantité de gaz est décomposée, mais se recombine très rapidement après la coupure : il se régénère.
Parmi les principaux produits de décomposition, certains peuvent être toxiques ou
corrosifs, surtout en présence d’eau. Il se forme éventuellement de fluorures et des
sulfures que l’on retrouve sous forme d’une poudre blanchâtre. Pour atténuer les effets de cette décomposition, on place dans les compartiments des disjoncteurs du
tamis moléculaire qui est un aluminosilicate de métal alcalin ; ces derniers absorbent
l’humidité et fixent les produits de décomposition. Les constructeurs doivent doser la
quantité de tamis moléculaire de façon à ce que la masse de produit soit suffisante
pour une durée de vie de 25 ans.
Le dosage se fait en fonction du volume et la pression du gaz, sans surestimation.
De plus l’utilisation de tamis moléculaire provoque la libération de particules néfastes
à la tenue diélectrique.
Tous les constructeurs utilisent le même gaz, répondant à la même norme
CEI 60376.
La pression des compartiments est contrôlée en permanence par des manostats.
Le SF6, figure parmi les 6 gaz à effet de serre mentionnés dans le Protocole de Kyoto. Il est utilisé pour l'isolation des matériels électriques haute et moyenne tension, il
est caractérisé par un pouvoir de réchauffement global beaucoup plus élevé que celui du gaz carbonique.
C’est un gaz essentiel pour le matériel électrique. Du fait des aspects environnementaux, la communauté internationale et spécialement l’industrie électrique ont
développé d’importants efforts pour contrôler les impacts du produit sur
l’environnement à toutes les étapes de sa vie
Dans le sens de ces efforts et en les complétant, une attention particulière a été accordée aux procédures de régénération.
Ces procédures permettront la réutilisation des gaz lorsque le matériel est entretenu,
réparé ou atteint la fin de sa durée de vie. Cela inclut la spécification des niveaux
d’impuretés acceptables, conformément à l’expérience acquise par les utilisateurs
principaux (fabricants et entreprises publiques électriques).
Le SF6 est un gaz inerte. Comme sa solubilité dans l’eau est très faible, il ne présente aucun danger pour l’eau de surface, les nappes phréatiques ou encore le sol. Une
accumulation biologique dans la chaîne alimentaire n’a pas lieu. Par conséquent, le
SF6 ne nuit pas à l’écosystème.
Le SF6 contribue à l'effet de serre. Cependant, les quantités relatives utilisées sont
telles que la contribution à l’effet de serre est dans un rapport de 1 à plus de 1 000
lorsque l’on le compare à d’autres agents. L’effet de serre du SF6 dans l’atmosphère
est négligeable.
CONCEPTION D’UN SECTIONNEUR HAUTE TENSION
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De bonnes pratiques de manipulation normalisées contribuent à assurer un impact
très faible et à le maintenir d’une façon durable.
Les produits de décomposition du SF6 ne sont pas dégagés dans l’atmosphère en
quantités significatives. A l’issue de la durée de vie normale d’un équipement, les
produits de décomposition peuvent être convertis en éléments neutres présents dans
la nature sans effets néfastes sur l’environnement local.
L’utilisation du SF6 dans le matériel électrique a un impact négligeable sur
l’environnement et l’écosystème à l’échelle planétaire. Cependant cela ne pourra être
durable que si les utilisateurs respectent les règles de bonne gestion du SF6 utilisé
dans le matériel électrique. [CEI 60480]
Le compartimentage
Un PSEM ne peut pas être constitué d’un seul compartiment. Les organes de coupure polluent le SF6 en le décomposant, le compartimentage permet de confiner le gaz
pollué.
Le compartimentage permet d’utiliser si nécessaire des appareils fonctionnant à des
pressions différentes.
Enfin il facilite la maintenance sur site car grâce au compartimentage, on peut plus
facilement intervenir sur la zone à inspecter sans condamner l’ensemble du poste.
À ce titre lors de la conception d’un poste haute tension, le plan de compartimentage
est validé voire imposé par l’exploitant.
Surveillance de la pression par manostats
La tenue diélectrique d’un PSEM dépend de la masse de gaz qui a été placée dans
le compartiment lors du remplissage initial.
Une précaution indispensable est de surveiller en permanence la pression du gaz à
l’intérieur de chaque compartiment. Compte tenu du fait que c’est la masse de gaz
qui est importante, on utilise un manostat compensé en température pour surveiller la
pression.
Ce dispositif fonctionne avec plusieurs seuils d’alerte et doit pouvoir être déconnecté
sans interruption de service.
Le seuil minimal pour l’isolement, situé à 80 % de la pression assignée de remplissage ; il correspond à la limite au-dessous de laquelle les caractéristiques
d’isolement et de coupure ne sont plus assurées.
Tous les essais de qualifications diélectriques sont réalisés à ce seuil.
Le seuil d’alarme, situé à environ 90 % de la pression assignée de remplissage ; il
permet d’alerter sur la présence d’une fuite et de procéder à un complément de remplissage.
La pression assignée de remplissage est la pression d’utilisation : 0,39 MPa rel, elle
est définie pour une température de 20° C. Comme ce tte pression varie avec la température, la pression réelle de remplissage doit être corrigée en fonction de la
température.
La pression maximale est fonction de la température maximale d’utilisation. Il s’agit
de la pression de calcul des enveloppes.
CONCEPTION D’UN SECTIONNEUR HAUTE TENSION
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Les défauts internes
Lorsqu’un défaut entraînant un arc électrique entre phases et masse se produit dans
un PSEM, il est éliminé par les protections. Cependant, les conséquences d’un arc
étant plus grandes pour les PSEM, que le matériel traditionnel : il peut y avoir fonctionnement de la membrane de sécurité et percement éventuel, mais en aucun cas il
ne doit y avoir d’explosion.
Intervention sur site
Le traitement du gaz se fait selon la norme CEI 60480 à l’aide de matériel spécifique.
Pour intervenir sur un compartiment les opérations sont les suivantes :
- Couper la tension et procéder aux consignations ;
- Baisser la pression du compartiment et des compartiments directement adjacents à
l’aide d’une pompe à SF6 pour récupérer le gaz. Il est réinjecté ultérieurement.
S’il est pollué, il doit être traité selon les lois et normes en vigueurs et remplacé par
du gaz neuf ;
- Le compartiment à inspecter est vidé totalement de son gaz, la pompe fait le vide. Il
est remis à pression atmosphérique avec de l’air ;
- Le compartiment peut alors être ouvert à l’air libre, l’opération de maintenance est
réalisée ;
Le tamis moléculaire (dessicant) présent dans le compartiment est traité ;
- Avant de remplir à nouveau de gaz, un vide poussé de 3x10-5 MPa est réalisé pour
enlever un maximum d’humidité dû à l’air ambiant ;
Les compartiments sont progressivement remplis de SF6 récupéré ou neuf ;
L’opération de traitement d’un compartiment dure plusieurs heures en fonction de
son volume. Le poste reste indisponible pendant l’intervention.
CONCEPTION D’UN SECTIONNEUR HAUTE TENSION
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Descriptif des composants
D
I
D
C
I
G
H
A
B
E
F
D
Figure 5 : Poste 420 kV sous enveloppe métallique isolé au SF6
A
B
C
D
E
Disjoncteur et sa commande
Transformateur de courant
Transformateur de tension
Sectionneur
Mise à la terre
F
G
H
I
Terminaisons
Jeu de barres
Enveloppe
Isolateurs
-A- Le disjoncteur et réducteurs de mesure
La coupure est réalisée par une ou plusieurs chambres de coupures identiques mises en série. La technique de coupure est le soufflage réalisé par le mouvement des
contacts.
Les progrès réalisés dans le domaine de la coupure permettent de diminuer le nombre de chambres de coupure dans un disjoncteur.
Le disjoncteur se trouve dans un compartiment séparé afin de contenir la diffusion du
gaz décomposé.
CONCEPTION D’UN SECTIONNEUR HAUTE TENSION
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-B- Les transformateurs de courant
Compte tenu de la forme coaxiale des PSEM, l’utilisation de transformateur de courant TC du type tore est tout a fait adaptée ; cette technique, par ailleurs très simple,
permet de résoudre tous les types de mesure des intensités de courant.
Dans le cas des postes raccordés directement à des réseaux de câbles HT, les tores
des départs sont placés directement sur les câbles ; ce qui permet d’avoir des matériels les moins chers possibles.
-C- Les transformateurs de tension
On utilise pour la mesure de tension plusieurs types de capteurs.
- Transformateur condensateur de tension : le condensateur à haute tension est
constitué de nombreux éléments de condensateurs branchés en série.
Chaque élément est formé par un enroulement de papier cellulosique de grande pureté et de feuilles d'aluminium constituant les armatures. Les éléments sont
assemblés pour former une unité qui est placée à l'intérieur d'une enveloppe métallique étanche remplie d'huile.
- Transformateur condensateur de tension électronique : ce capteur de laboratoire,
qui s’adapte bien aux PSEM utilise comme sonde capacitive à haute tension un cylindre coaxial placé à l’intérieur du poste blindé, près de la masse, relié aux appareils
de mesure.
Ce matériel fait l’objet de mises au point importantes, en raison des parasites créés
par la manœuvre des appareils. Les condensateurs de tension électroniques sont
peu utilisés en exploitation.
- Transformateur de tension bobiné : cet appareil est identique aux appareils des
postes ouverts, à ceci près qu’il est placé directement dans une enceinte métallique
remplie de SF6. Il permet en particulier, de répondre aux cahiers des charges les plus
exigeants demandant une réponse très rapide au régime transitoire.
-D- Le sectionneur de ligne
La principale fonction du sectionneur est d’assurer l’isolement entre les contacts.
Dans le cas du matériel blindé, il faut permettre le contrôle de la pleine ouverture des
contacts, plusieurs méthodes existent :
- Interposition d’un écran métallique relié à la terre, entre les contacts du sectionneur.
Cette méthode n’est plus utilisée ;
- hublots permettant de vérifier visuellement la pleine ouverture des contacts ;
- indicateur de position extérieur au compartiment sectionneur dont la chaîne cinématique fait l’objet d’une spécification particulière présentant la notion de hiérarchisation
de la tenue mécanique. [JOUCLAR]
Organe de
manœuvre.
Motorisation
Dispositif limiteur.
Fusible
mécanique
Fixation de
l’indicateur
Contacts
Indicateur de
position
Figure 6 : Principe de la chaine cinématique
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Matérialisation de la séparation des contacts : lorsque cette séparation n’est pas directement visible, elle doit, d’après la norme être matérialisée sans ambigüité par un
indicateur de position relié aux pièces mobiles de contact par une chaine cinématique robuste et inviolable. Cet indicateur de positon peut être l’organe de manœuvre.
L’objectif étant de fournir une information sûre de la position réelle des contacts, le
fusible mécanique cède lorsque l’effort fournit par la commande excède la valeur définie. Ce cas est possible lorsque les contacts sont partiellement soudés.
La conception de la chaine cinématique fait l’objet de validation par essais de qualification. Ils introduisent un coefficient de sécurité compris entre 1.5 et 2 sur la tenue
mécanique de la chaine cinématique entre le moteur de commande et le pôle luimême.
Dans tous les cas, l’indicateur de position doit informer de la position réelle du
contact, en aucun cas la commande doit pouvoir agir sur l’indicateur sans que les
contacts aient bougés.
-E- Le sectionneur de mise à la terre (MALT)
La fonction de cet appareil est très importante dans les PSEM, car il permet de vérifier l’absence de tension de la partie de l’ouvrage sur laquelle il se trouve. Il est utilisé
en plus grande quantité que dans les postes ouverts car la pose de dispositif de sécurité de mise à la terre pour interventions est plus difficile avec les postes blindés,
aucune partie sous tension n’est directement accessible.
La MALT peut avoir le plein pouvoir de coupure sur court-circuit ou un pouvoir inexistant voire nul.
La réduction du pouvoir de coupure simplifie les organes de commande, donc les
rend moins onéreux, mais constitue un risque en cas de fausse manœuvre.
Par sa fonction, la MALT nécessite que l’on reconnaisse de façon certaine qu’elle est
bien complètement fermée ; à cet effet, des dispositifs mécaniques spécifiques permettent de vérifier la position de pleine fermeture de ce sectionneur de mise à la
terre.
Certains exploitants utilisent la MALT pour injecter directement du courant sur la partie active du poste blindé pour réaliser des mesures. Dans ce cas, la masse de la
MALT doit être isolée de la masse du poste par une galette isolante.
-F- Les terminaisons
Le PSEM peut être raccordé de manières différentes à son environnement.
- Traversées air – SF6
Employées pour le raccordement direct à des départs aériens, ces traversées sont
composées d’une enveloppe en porcelaine ou silicone et d’une barre cylindrique intérieure munie à l’extérieur d’un déflecteur pour répartir le champ électrique. Elles sont
remplies de SF6 à la même pression que le reste du poste. La longueur de la ligne de
fuite de ces traversées dépend de la tension, et est prévue pour résister aux plus fortes pollutions.
- Boites à câbles
Le raccordement direct par câble est fréquemment utilisé pour les tensions inférieures à 245 kV. Les boites à câbles (BAC) sont remplies de SF6 sous pression, une
étanchéité est alors prévue autour du câble.
CONCEPTION D’UN SECTIONNEUR HAUTE TENSION
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- Raccordement sur transformateur de puissance.
Le matériel blindé se prête bien à des raccordements directs sur transformateurs à
condition de prévoir les pièces d’adaptation nécessaires.
Le raccordement entre le transformateur de puissance et le poste blindé peut être
réalisé par des liaisons de gaines d’aluminium du même type que l’enveloppe du
poste.
-G- Jeux de barres
Les jeux de barres des PSEM, comme ceux des postes ouverts doivent, bien entendu, être calculés pour tenir compte du courant assigné permanent, de la tenue des
barres elles-mêmes et des connexions.
En outre une attention particulière doit être portée aux problèmes de dilatation dus à
la fois aux variations de la température ambiante et aux variations dues à
l’échauffement par effet Joule. Il est utile de rappeler que le courant assigné des jeux
de barres est comprit entre 2000 et 6300 A.
Des calculs très complets doivent être réalisés par les constructeurs en fonction de la
longueur prévue des jeux de barres et les réglages des dispositifs de dilatation sur
site doivent être très rigoureux. Sur les barres, des pinces coulissantes permettent
les dilatations ; sur les enveloppes, des soufflets en acier inoxydables, associés à
des tirants destinés à compenser l’effet de fond, sont disposés pour les mêmes raisons.
L’effet de fond résulte de la pression exercée sur les extrémités d’un compartiment
par le gaz qu’il contient. En l’absence de tirants reliant mécaniquement les deux extrémités du jeu de barres ou de la portion du jeu de barres si celui–ci est très long,
les soufflets seraient complètement déployés et donc inutiles.
Les barres comme tous les conducteurs parcourus par des courants alternatifs sont
soumis au phénomène d'origine électromagnétique : l’effet de peau.
Les courants alternatifs ne se propagent pas dans les conducteurs comme le courant
continu. Au lieu d'utiliser la totalité de la section du conducteur ils se cantonnent dans
les couches proches de la surface du conducteur.
La densité de courant décroît de façon exponentielle au fur et à mesure que l'on
s'éloigne de la surface. L'épaisseur moyenne de la "peau" dans laquelle circule le
courant dépend du matériau et de la fréquence.
Pour cette raison, les barres sont réalisées en tube.
Afin de compenser les dilatations, les barres sont fixées par boulonnage à une extrémité et à l’autre extrémité le contact électrique est assuré par un contact glissant.
En cas de court-circuit, les efforts électrodynamiques subis par la barre doivent être
supportés par des isolateurs support étanches ou ajourés. La distance entre deux
isolateurs supports est déterminée par la valeur du courant de court-circuit.
CONCEPTION D’UN SECTIONNEUR HAUTE TENSION
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-H- Les enveloppes
Les enveloppes sont en aluminium soudé ou fondu (moulage). Les parties actives
sous tension placées à l’intérieur de ces enveloppes sont tenues mécaniquement par
les isolateurs supports.
Pour les tensions élevées, on trouve un conducteur pour une enveloppe. Pour les
tensions plus faibles, les trois phases passent dans une même enveloppe. Cette
dernière solution permet, un gain sur la compacité donc sur le plan financier. En
contrepartie, tout défaut électrique à l’intérieur d’une enveloppe dégénère en défaut
triphasé. Toutefois, chaque appareil se trouve dans un compartiment indépendant.
Les enveloppes doivent être étanches et résister aux surpressions possibles du gaz.
De plus des courants induits circulent dans les enveloppes, elles doivent être soigneusement reliées entre elles de façon à faciliter la circulation de ces courants.
La circulation de ce courant par la visserie est exclue car cela provoquerai des effets
électrochimiques.
La solution retenue est l’utilisation de shunt en aluminium permettant de lier électriquement les enveloppes.
Et pour exclure tout risque de montée en potentiel de l’enveloppe une mise à la terre
doit être prévue et correctement dimensionnée en fonction des courants de courtcircuit.
-I- Les isolateurs
Ceux-ci sont réalisés en résine à base de silice chargé d’alumine pour avoir une tenue diélectrique satisfaisante en présence de gaz pollué.
Les isolateurs sont de forme conique afin d’avoir une longueur de ligne de fuite satisfaisante en présence de gaz pollué, décomposé.
Certains isolateurs sont de forme lenticulaire, permettant de réduire l’encombrement.
Les isolateurs sont soit pleins, permettant ainsi de définir des compartiments étanches, soit ajourés pour servir uniquement de support de barre.
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-4- Étude matériel existant
Matériels de l'entreprise
Afin de profiter de l’expérience acquise, j’ai réalisé une enquête en production auprès
des monteurs en atelier et monteurs sur sites pour avoir leurs retours sur les difficultés de montage du matériel existant, leurs conséquences et les remèdes proposés
par les monteurs eux-mêmes.
En parallèle à l’enquête ; les plans d’ensembles réalisés 10-15 ans auparavant sont
à nouveau analysés avec certaines personnes ayant participées à la conception,
leurs témoignages sont très importants pour comprendre les méthodes de travail et
les résultats obtenus.
Deux types de sectionneurs 420 kV sont fabriqués, l’un de conception vieillissante a
fait l’objet de plusieurs corrections techniques est devenu cher à produire, l’autre plus
récent met en œuvre un système de capotage mobile qui en plus d’être cher est difficile à monter de par son nombre plus important de pièces mobiles.
Les difficultés de montage identifiées sont principalement dues :
• à un manque de qualité des documents et instructions de montage ;
• à la complexité des assemblages ;
• au manque de qualité des composants unitaires.
Les appareils étant testés à 100 % après leur assemblage, les problèmes de montage sont systématiquement mis à jour et corrigés, dans tous les cas de figure, les
difficultés de montage non traitées se soldent par une perte de temps.
Manque de qualité des documents et instructions de montage
Les plans de montage utilisés sont à 2 niveaux, les plans d’ensembles indiquant les
composants à assembler, les couples de serrage, le graissage, et les contrôles dimensionnels. Et les plans de situation représentent le contexte d’utilisation du
matériel. Ce dernier point est très important car certains boulonnages et organes de
sécurité doivent être orientés par rapport au sol, les prises de cotes aussi doivent
être faite en situation d’exploitation pour les rattrapages de jeu.
La solution apportée consiste à bien préciser sur les plans d’ensemble papier que
nous réalisons les composants assujettis aux orientations par rapport au sol. De plus,
nous avons créés des modèles CAO 3D uniques utilisés pour faire les plans globaux
indiquant le contexte d’orientation par rapport au sol.
Complexité des assemblages
Le poids des ensembles est un facteur important intervenant dans la complexité de
montage et la sécurité. En effet un appareil complet pèse plusieurs centaines de kilogrammes. Tout au long de la démarche de conception, nous travaillons avec le
service industrialisation qui développe les outillages spécifiques de production afin
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de concevoir les outils, gabarits et gammes de montage les mieux adaptés aux besoins techniques tout en limitant les manipulations donc les risques d’accident.
Certaines pièces telles que les gros ressorts sont très difficiles à assembler car au
moment du montage ils doivent être comprimés pour des raisons d’encombrement,
les mécanismes étant incomplets, il faut utiliser des outillages pour contenir les ressorts chargés.
Nous faisons valider par des monteurs experts tous les outillages et procédures développés.
Manque de qualité des composants unitaires
Les pièces unitaires sont issues des fournisseurs externes, il arrive parfois que les
pièces soient abimées durant leur cycle de fabrication ou transport.
Les monteurs ont pour habitude de contrôler visuellement l’état de surface des pièces avant le montage. Afin de ne pas stopper le cycle de montage en renvoyant les
pièces non conformes, ils font appels aux services compétents pour les faire réparer
en interne.
Nous spécifions sur nos plans de pièces unitaires les contraintes d’état de surfaces à
respecter, ceci permet au fournisseur de préparer son cycle de production et
l’emballage en vue du respect des contraintes.
Matériel concurrent
Le matériel blindé étant totalement clos, la seule façon de l’étudier est d’en définir
l’architecture interne à partir de ce qui est visible de l’extérieur.
A partir de photos de postes, nous déterminons les schémas unifilaires. Il en découle
des suppositions très précises sur le contenu réel des enveloppes.
Il est possible d’estimer la dimension d’un appareil tel que disjoncteur, sectionneur,
boite à câble.
Les observations permettent de définir l’architecture générale du produit développé.
Cette étape est réalisée en amont et permet de définir le cahier des charges dimensionnel.
Lors de cette étape, la difficulté est de bien différencier les faits des jugements.
CONCEPTION D’UN SECTIONNEUR HAUTE TENSION
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-5- Étude et dimensionnement
Le matériel PSEM peut être schématisé en une succession de parties linéaires (a)
interrompues par des connecteurs capotés (b) pour réaliser les raccords droits ou à
90°.
b
a
Figure 7 : Schéma électrique de la figure 5
Le schéma électrique équivalent est une succession de condensateurs en série, où
les parties coaxiales linéaires (a) seraient des condensateurs cylindriques et les
connecteurs capotés (b) seraient des condensateurs sphériques.
Pour pré-dimensionner l’appareillage, il faut commencer par dimensionner le diamètre de la partie active en fonction du courant.
Ensuite l’étude électrostatique permet de quantifier l’isolant à mettre entre la partie
active et l’enveloppe métallique. Il faut aussi vérifier que le capotage satisfait la règle
diélectrique.
Choix du matériau, cuivre ou aluminium ?
En haute tension l’emploi de l’aluminium est possible contrairement à la basse tension car le phénomène d’oxydation des surfaces de contact ne constitue pas un
isolant suffisant face à la tension élevée. Il faut toutefois prendre des précautions
d’assemblage pour priver d’oxygène le montage lors de l’assemblage.
La détermination du matériau se fait pour une température maximale donnée de
105° C pour une température ambiante de 40° C [CEI 60694].
Bien que l’aluminium ait une résistivité 2 fois supérieure à celle du cuivre, on constate par expérience que pour un courant identique, à échauffement identique, la
section d’aluminium nécessaire est égale à 1,5 fois la section du cuivre.
Ceci s’explique par une surface d’échange supérieure pour l’aluminium.
La masse volumique plus faible de l’aluminium ainsi que son coût sont des facteurs
déterminants qui entraînent le choix préférentiel de ce métal pour les conducteurs à
forte intensité.
Toutefois l’emploi du cuivre reste possible notamment grâce à sa densité de courant
élevée par rapport à l’aluminium et ses caractéristiques mécaniques supérieures.
CONCEPTION D’UN SECTIONNEUR HAUTE TENSION
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Dimensionnement de la partie active, effet de peau
Je calcule l'épaisseur du tube pour une optimisation quantitative de la matière.
L’épaisseur du tube étant calculée pour être égale la zone où se concentre le courant
dans le conducteur par le phénomène d’effet de peau. [DUCLUZAUX]
Equation 1 : Effet de peau, calcul de
l’épaisseur
δ =
2ρ
ωµ 0 µ r
δ : épaisseur de peau en mètre [m]
ρ : résistivité en Ohm-mètre [ Ω.m ]
ω : pulsation en radian par seconde [rad/s] ( ω = 2π ⋅ f )
µ 0 µ r : perméabilité magnétique en Henry par mètre [H/m]
Résistivité ρ
Aluminium
Cuivre
Perméabilité µ 0 µ r
ρ = 3,3.10 Ω.m
ρ = 1,82.10 −8 Ω.m
µ 0 µ r ≈ 1H / m
Épaisseur de peau δ
δ = 14,49 ≈ 15mm
−8
δ = 10,77 ≈ 11mm
Application : jeux de barres en aluminium
Le poste blindé est composé d’un jeu de barres principal de 6300 A qui alimente des
jeux de barres de 4000 A.
En tenant compte de l’effet de peau, je défini les diamètres des barres cylindriques
pour les 2 valeurs de courant.
J’utilise les valeurs de densité de courant déterminées par expérimentation.
Les calculs sont réalisés avec une densité de courant j=1 A/mm² et δ =15 mm.
La surface utile de passage est la surface extérieure du tube délimitée par
l’épaisseur de peau, défini par l’égalité suivante :
S = π (R 2 − (R − δ ) 2 )
Calcul du rayon R1 permettant une section de passage conforRext=R1
me aux besoins.
I
S
S = = π (R 2 − (R − δ ) 2 ) ⇒ = R 2 − (R − δ ) 2
j
π
S
I
δ
= ( R − R + δ )( R + R − δ ) = δ .(2 R − δ ) ⇒ R =
+
2 jδπ 2
π
δ
R1 pour 6300 A = R6300 A =
6300
+ 7,5 = 74,34 ≈ 75mm
2 × 15 × π
R1 pour 4000 A = R4000 A =
4000
+ 7,5 = 49,94 ≈ 50mm
2 × 15 × π
Les jeux de barres seront constitués de tube en aluminium d’épaisseur 15 mm minimum
Diamètre φ 100 mm pour les départs 4000 A
Diamètre φ 150 mm pour le jeu de barres principal 6300 A.
CONCEPTION D’UN SECTIONNEUR HAUTE TENSION
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Application : broche du contact mobile du sectionneur en cuivre
La broche du sectionneur doit permettre le passage d’un courant de 4000 A permanent et son diamètre doit être minimal.
Les calculs sont réalisés avec une densité de courant j=2 A/mm², et δ =11 mm.
⇒r=
δ
i
4000
10,8
4000
+ → AN → r =
+
=
+ 5,4 = 34,87 ≈ 35mm
2 jπδ 2
2 × 2 × π × 10,8
2
135,72
La broche du sectionneur sera en tube de cuivre épaisseur 11 mm minimum de diamètre φ 70 mm pour 4000 A.
CONCEPTION D’UN SECTIONNEUR HAUTE TENSION
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Étude électrostatique
L'étude des champs électriques est importante dans l'engineering haute tension. En
effet, plus la tension est élevée, plus les distances d'isolation nécessaires sont importantes et le matériel encombrant, donc cher. Il faut utiliser au mieux les systèmes
d'isolation afin de réduire la taille des appareils, mais sans pour autant en diminuer la
qualité.
Un champ trop élevé signifie inéluctablement une durée de vie courte et un manque
de fiabilité.
Les équations du condensateur cylindrique
Les équations du condensateur cylindriques s’appliquent pour les conducteurs
coaxiaux. Lorsque le rayon R1 du conducteur est défini, il faut réaliser l’étude électrostatique pour déterminer l’isolant à placer entre le conducteur et l’enveloppe et
définir le diamètre minimum de l’enveloppe métallique R2.
J’utilise les lois d’électrostatisme applicables aux condensateurs cylindriques.
Dans l’hypothèse d’un champ quasi homogène, ce qui est acceptable compte tenu
de la structure coaxiale de l’appareillage et de la qualité de fabrication, la rigidité diélectrique maximale du SF6 sous pression est de 25 kV/mm.
Bien que le champ électrique sur le conducteur soit minimum pour un rayon
d’enveloppe maximum, mon objectif est de déterminer le rayon R2 minimum de
l’enveloppe pour lequel le gradient de potentiel maximum reste inférieur à la tenue
diélectrique de l’isolant.
L’équation du condensateur cylindrique linéaire permet de déterminer cet optimum.
Dans un système coaxial régulier, soumis à une tension V, le gradient de potentiel G,
à la surface du conducteur, s’exprime en fonction du diamètre R1 du conducteur et
du diamètre intérieur R2 de l’enveloppe par la relation:
Capacité :
ε0
εr
C = 2πε 0ε r ×
l
R2
l
ln( R2 R1 )
R1
Permittivité dans le vide
Permittivité dans le SF6
Equation 2 : Equation du gradient dans un condensateur cylindriqueIsolant
Gradient de potentiel :
G=
Q
2πε 0ε r lR1
avec Q = C × V
G=
C ×V
2πε 0ε r lR1
G=
2πε 0ε r × l × V × (l ln( R2 R1 ))
V
=
2πε 0ε r × l × R1
R1 × ln( R2 R1 )
Un gradient minimal est obtenu lorsque le rapport des rayons R2 R1 = e .
CONCEPTION D’UN SECTIONNEUR HAUTE TENSION
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En pratique, le champ électrique n’est pas uniforme dans l’espace isolant. Les changements de forme des pièces conductrices conduisent à un renforcement local du
gradient ; de même, la qualité de la fabrication et du montage influence le gradient
de potentiel par l’état de surface des pièces, leur propreté et la présence de particules.
La longueur l de tronçon n’intervient pas dans le calcul.
Le champ électrique maximum est situé sur la partie active R1, sa valeur est minimale lorsque le rapport des rayons de l’enveloppe R2 et de la partie active R1 est égale
à e =2,72.
Mise en application
Ci-après le graphe représentant le champ maximum en fonction de R1 pour différents exemples de rayons R2 d’enveloppes métalliques.
Le graphe est réalisé avec la tension V maximale à supporter par le matériel. C’est la
tenue au choc de foudre qui fixe la limite.
La tension choc de foudre est 1550 kV, donnée par la norme relative aux essais de
qualification [CEI 60694].
Emax = f(R1)
R2=168mm R2=200mm
50
R2=225mm
45
Emax (kV/mm)
40
R2=250mm
35
30
25
R2=275mm
20
R2=300mm
15
R2=325mm
E optimum =
10
5
1550
R1 × ln( R2 R1 )
0
0
50 62
100
150
200
R1 (mm)
Figure 8 : Emax = f(R1) pour V = 1550 kV, configuration barre - enveloppe
La figure représente l’évolution du gradient en fonction de R1 et plusieurs exemples
de R2 avec V fixé à 1550 kV.
La zone de champ supérieure à 25 kV/mm n’est pas utilisable car le champ est supérieur à la tenue diélectrique du SF6.
Comme on l’a vu précédemment, le gradient est optimal lorsque le rapport entre le
conducteur et l’enveloppe est de 2,72.
Or dans notre cas, cette règle n’est pas toujours applicable, en effet pour les rayons
R1 inférieurs à 62 mm le gradient excède 25 kV/mm ; il n’est pas possible d’avoir un
R2 optimisé au détriment de la compacité.
CONCEPTION D’UN SECTIONNEUR HAUTE TENSION
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Dans notre configuration d’isolement Emax = 25 kV/mm, la dimension minimale de
l’enveloppe d’un appareillage 550 kV est R2=168 mm, et R1 = 62 mm.
La dimension de l’enveloppe de l’appareil le plus compact possible serait φ 336 mm.
Un conducteur principal en cuivre φ 124 mm permettra le passage d’un courant de
7800A.
Définition de l’enveloppe
Les conducteurs ont pour dimension :
Diamètre φ 100 mm pour les départs 4000 A ;
Diamètre φ 150 mm pour le jeu de barres principal 6300 A.
Pour 4000 A, le rayon du conducteur est 50 mm ce qui est inférieur à 62 mm,
l’application de la règle R2 = e x R1 n’est pas possible, le gradient est supérieur à la
limite du SF6.
3 cas se présentent :
•
On surdimensionne l’enveloppe à R2=173 mm en conservant R1 =50 mm de manière à assurer G=25 kV/mm ;
•
On surdimensionne le conducteur de R1 = 50 mm à R1=62 mm et R2=168 mm
pour G=25 kV/mm ;
•
On veut avoir un gradient identique sur tous les conducteurs, (20,85 kV/ mm) en
sur dimensionnant R1 et/ou R2.
Le jeu de barres 6300 A sera composé d’un conducteur φ 150 mm l’application de la
relation R2 = e x R1 permet de déterminer l’enveloppe φ 408 mm.
La valeur du champ maximum est de 20,85 kV/ mm.
Dans un but d’homogénéité, et pour répondre à la problématique posée par le jeu de
barres 4000 A, nous décidons d’utiliser une enveloppe de diamètre unique pour
l’ensemble de conducteurs.
Nous choisissons R2 = 204 mm. La conséquence sur la barre de 4000 A est un
abaissement du gradient à 22 kV/mm
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Les équations du condensateur sphérique
Les conducteurs comme leur capotage se situent dans une même enveloppe. Il faut
vérifier que le capotage est compatible avec le diamètre de l’enveloppe calculée.
Les condensateurs sphériques symbolisent le capotage des connecteurs.
R3 indique le rayon du capotage, et R2 est le rayon de l’enveloppe vue précédemment.
Dans le calcul précédent j’ai défini une enveloppe de φ = 408mm pour les conducteurs
4000 A et 6300 A
L’objectif du calcul est de vérifier que le capotage est compatible avec les valeur calculées précédemment : R2=R2 et R3<R1.
Equation 3 : Equation du gradient dans un condensateur sphérique
C=
Capacité :
Gradient :
E max i
E max i =
4πε 0 ε r R 2 R3
R 2 − R3
Q
4πε 0 ε r R32
R2
R3
avec Q = C × V
4πε 0 ε r R3 R2
V
R 2 − R3
R2V
=
=
( R2 − R3 ) R3
4πε 0 ε r R32
La valeur minimale du gradient Emaxi est obtenue lorsque ( R 2 − R3 ) R 3 est maximum
soit quand le rapport R2/R3 = 2.
Le champ électrique maximum est situé sur le capotage R3.
Le champ électrique est optimal pour un rapport R2/R3 = 2
Mise en application
Les valeurs de R2 et R3 minimum à partir desquelles le champ maximum est de
25 kV/mm sont : R2 = 248 mm et R3 = 124 mm
Le graphe est construit suivant la même philosophie que le précédant. Il permet de
visualiser la tendance des différents rayons. Et de situer l’optimum.
Toutefois, son exploitation diffère, en effet son intérêt est de visualiser les valeurs de
capotages possibles pour un rayon d’enveloppe R2 défini précédemment.
Le rôle du capotage est d’envelopper les connecteurs dans les cas les plus encombrants, quand le jeu de barres = 6300 A, il est donc judicieux d’utiliser des valeurs de
R3 à l’optimale voire supérieures.
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Emax = f(R3)
50
45
40
Emax (kV/mm)
35
R2 204
R2 250
R2 275
R2 300
R2 325
Optimum
30
25
20
15
10
5
0
0
50
100
150
200
250
R3 (mm)
Figure 9 : Champ électrique sur le capotage configuration capot - enveloppe
Dans le calcul précédent j’ai défini une enveloppe de φ = 408 mm pour les conducteurs φ = 100 mm de 4000 A et une barre φ = 150 mm pour une intensité de 6300 A.
La dimension d’enveloppe définie implique un capotage optimal avec un rayon
R
R3 = 2 = 102 mm à l’aide de la figure ci-dessus on constate que pour cette configu2
ration le champ supérieur à 25 kV/mm donc rédhibitoire.
Le diamètre d’enveloppe φ = 408 mm ne permet pas le capotage.
Dans notre configuration, le capotage n’est possible que pour une enveloppe de
diamètre 500 mm minimum.
Il faut dimensionner l’enveloppe à partir du capotage et non à partir des
conducteurs.
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Choix techniques suite aux résultats des calculs
Les calculs précédents montrent sans équivoque l’importance du capotage dans le
dimensionnement de l’enveloppe du PSEM.
En effet bien que le conducteur principal soit peu contraint diélectriquement, il est
impossible à capoter.
Nous décidons de limiter le champ électrique du capotage à 22-23 kV/mm (90 % de
Emax) pour prendre en compte les imperfections et tolérances de fabrication des
pièces réelles.
Champ maxi sur le capotage
Dimension du capotage
Dimension de l’enveloppe
22 kV/mm < Emax < 23 kV/mm
135 mm < R3 < 141 mm
270 mm < R2 < 282 mm
Nous optons pour une enveloppe unique de diamètre interne
(R2=275 mm).
φ 550 mm
Récapitulatif des calculs précédents
Etape 1 définition de l’enveloppe en fonction des conducteurs uniquement.
Barre
Capotage
Enveloppe
Broche
φ 150 mm
NA
6300 A
Impossible
Ê=22,85 kV/mm
φ 408 mm
(Ê=31 kV/mm)
φ 100 mm
φ 70 mm
4000 A
Ê=22 kV/mm
Le champ électrique sur la barre de 4000 A est à la limite, aucun défaut de centrage
ou d’état de surface ne sera toléré et le capotage est impossible.
Conséquences de l’augmentation du diamètre de l’enveloppe à 550 mm
Etape 2 définition de l’enveloppe en fonction du capotage
Barre
Capotage
Enveloppe
φ 150 mm
6300 A
φ 275 mm
Ê=15,91 kV/mm
φ 550 mm
φ 100 mm
Ê=22,5 kV/mm
4000 A
Ê=18,18 kV/mm
Broche
NA
φ 70 mm
Définir le diamètre de l’enveloppe à partir du capotage conduit à l’augmentation du
diamètre de l’enveloppe ce qui permet de diminuer de 30 % le champ électrique sur
les conducteurs.
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En plus de rendre possible le capotage, la décision d’utiliser une enveloppe unique
pour 4000 A et 6300 A permet de diviser par 2 le nombre de références à gérer.
La standardisation de ce composant se révélera être un point fort du projet lors de
son industrialisation.
A titre comparatif, la technologie des câbles à isolant gazeux comprimés sont constitués de la même façon que les PSEM, ils comportent un ou plusieurs conducteurs
constitués de tubes en aluminium centrés dans une gaine étanche en alliage
d’aluminium. L’espace entre conducteur(s) et gaine est rempli de gaz SF6 sous pression.
Selon l’étude « Câbles de transport d’énergie » [PAYS] pour une intensité de 5000 A
les caractéristiques sont les suivantes :
400 kV
120 mm
252 mm
2,1
2,7 kV/mm
Rayon du conducteur (R1)
Rayon de l’enveloppe (R2)
Rapport des rayons R2/R1
Champ électrique sur le conducteur
750 kV
130 mm
322 mm
2,48
3,75 kV/mm
En comparaison à notre étude, cet exemple est largement surdimensionné, la compacité n’est pas optimisée.
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-6- Détermination de notre charte diélectrique : capotage
Architecture type d’un sectionneur monophasé 420-550 kV
L’étude électrostatique du PSEM met en évidence la prépondérance de l’influence du
capotage dans l’appareillage.
Le capot aussi appelé déflecteur réparti le champ électrique, son utilisation est indispensable dans le matériel haute tension.
C’est pourquoi l’étude du sectionneur débute par son capotage.
1
2
3
Capotage
Figure 10 : Les 3 positions du sectionneur
En position ouverte (1), le potentiel est présent sur le contact mobile, celui du contact
fixe est flottant. L’enveloppe, reste au potentiel nul.
Lorsque la broche débute sa course, l’espace diélectrique situé entre les contacts est
contraint jusqu’au pré amorçage (2). La broche termine sa course dans les contacts
permanents, le circuit est fermé (3).
Le rôle du capotage consiste à protéger diélectriquement les arêtes vives créées par
le connecteur et les contacts.
Le capotage est réalisé par des pièces de révolution, conductrices de faible épaisseur. La technologie la plus employée est la tôle d’aluminium déformée, par
emboutissage ou repoussage.
CONCEPTION D’UN SECTIONNEUR HAUTE TENSION
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Capotage
Connecteur
Contacts
Broche
Figure 11 : Coupe du contact mobile du sectionneur
Le concept de sectionneur à capot mobile est une conception qui consiste à déplacer
le capotage en même temps que la broche afin de la protéger diélectriquement.
L’hémisphère droit du capot accompagne la broche sur une partie de sa course. Cette technologie impose le guidage de la partie mobile et des ressorts de rappel. Cette
solution est donc difficile à mettre en œuvre.
Dans notre projet cette solution est gardée en solution de secours.
Dans tous les cas, le capotage n’est pas prévu pour supporter l’arc électrique qui le
découperait. Sa fixation doit assurer une bonne tenue mécanique aux vibrations,
permettre une excellente mise au potentiel et rester neutre diélectriquement.
Dans le sectionneur l’étude du capotage est primordiale car ce n’est pas un appareil
statique.
A chaque position de la broche, les champs électriques évoluent, l’étude diélectrique
dynamique est réalisée pour chacune des positions de la broche millimètre par millimètre.
Comparativement aux autres projets de ce type, l’étude électrostatique du capotage
représente un gros investissement en temps.
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Concept innovant : le calcul diélectrique avant la conception mécanique.
L’étude des deux sectionneurs existants démontre que leur conception est réalisée
dans l’ordre logique de montage. Les parties actives sont conçues en premier, ensuite la conception du capotage s’adapte à leur géométrie.
Dans notre projet, nous souhaitons tirer un maximum de profit de l’utilisation des logiciels de calculs diélectriques pour économiser des investigations au laboratoire et
optimiser la taille du sectionneur.
Alors je débute la conception du sectionneur par le capotage idéal d’un point de vue
diélectrique. La pré-étude électrostatique donne les grandeurs mais seuls les calculs
par éléments finis réalisés avec Ansys offrent des résultats exploitables.
Cette première étape permet de déterminer notre charte diélectrique qui sera utilisée
pour l’ensemble du projet.
L’étude du capotage se fait sur le sectionneur car par expérience, nous savons que
c’est l’élément le plus contraint diélectriquement.
Les calculs permettent de définir les plans de réalisations des capots ainsi que de
déterminer la distance d’entrée sortie du sectionneur, fixée à 130 mm ± 5 mm.
Lorsque le capotage est défini, il faut alors concevoir les parties conductrices actives
devant s’inscrire dans les formes diélectriques.
860 mm
430 mm
130 mm
Φ70 mm
430 mm
Figure 12 : Sectionneur calculé
J’ai réalisé une multitude de calculs avec Ansys pour toutes les configurations électrique et mécaniques du sectionneur pour définir son optimum diélectrique.
La méthode de travail choisie permet de réduire de 18 % la longueur du sectionneur.
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-7- Utilisation de la conception de l'isolateur breveté
Le rôle des isolateurs supports est tout d’abord de maintenir les pièces conductrices
internes. Il existe deux variantes d’isolateurs supports, l’une permettant d’assurer
l’étanchéité du gaz entre compartiments indépendants ; l’autre, au contraire, de laisser circuler le gaz lorsqu’ils sont situés en position intermédiaire dans un
compartiment.
Ces isolateurs sont des points singuliers dans l’isolation au SF6 et ne doivent pas réduire la tenue diélectrique. En conséquence, ils ont généralement une forme conique
permettant d’allonger leur ligne de fuite, c’est-à-dire la distance, le long du contour de
la surface extérieure, entre parties sous tension et enveloppe à la terre.
Ils sont réalisés par moulage d’une résine qui comporte généralement une charge
d’alumine. Cette charge améliore leur tenue en présence des produits de décomposition du SF6. Les isolateurs étanches ou ceux laissant passer le gaz ont généralement
la même forme et sont réalisés à partir d’un moule commun. Selon les variantes de
réalisation, ils comportent des pièces métalliques directement insérées au moulage,
comme, le conducteur central traversant ou une jante périphérique servant à leur
fixation sur les enveloppes. Cette technique suppose de maîtriser parfaitement les
paramètres de coulée pour éviter les contraintes dans la résine lors du refroidissement de la résine. [TAILLEBOIS]
Conception du conducteur de l'isolateur
La conception de l’isolateur est sous-traitée au service anticipation technique qui
étudie la fiabilité de l’ensemble constitué d’un conducteur central, isolant surmoulé et
jante périphérique métallique.
Conducteur
Isolant
Jante
Figure 13 : Isolateurs supports ajouré et plein
Par expérience l’aspect électrostatique de l’isolateur impose une ligne de fuite de 1,5
fois la distance dans le SF6 ce qui engendre la concavité.
Par électrostatisme, l’isolateur capte les poussières présentes dans les compartiments qui viennent se coller à sa surface. La concavité permet d’éloigner les
éventuelles limailles par gravité vers le point triple froid de l’enveloppe.
Toutefois, elle défavorise la compacité de l’appareillage. Tout l’enjeu réside à maintenir une ligne de fuite suffisante en conservant sa compacité et en garantissant sa
tenue mécanique à la pression.
La jante en aluminium permet la circulation des courants induits dans l’enveloppe et
supprime toute entrée d’eau dans l’époxy par sa tranche.
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Les progrès dans les calculs de simulation électrostatique et l’utilisation d’une jante
extérieure ont permis de réduire la hauteur de l’isolateur qui est moins conique, plus
compact que les isolateurs de la génération précédente.
La difficulté de conception de l’isolateur consiste à anticiper les dilatations et retraits
observés lors de l’opération de surmoulage. C’est pour cela que l’étude a été soustraitée à une équipe de spécialistes pluridisciplinaires : matériaux, mécanique et électrique.
La conception de l’isolateur fait l’objet de brevets sur les techniques de moulage.
L’invention brevetée comporte un trou de coulée dans la jante pour l’introduction de
la résine lors du moulage du corps isolant , un joint torique surmoulé dans une gorge
destiné à assurer simultanément un effet de blocage de la jante par rapport au corps
isolant, et une étanchéité supplémentaire au niveau de l’interface délimité par la jante
et le corps. [MARTINET]
Le conducteur principal de l’isolateur est réalisé en aluminium, sa contrainte électrique consiste à faire passer le courant principal de 6300 A sans échauffement
supérieur à 105° C contre l’isolant ce qui provoque rait une atteinte à l’élasticité et au
décollement de la résine époxy. [CEI 60694]
Sa forme doit permettre un bon ancrage mécanique tout en ayant des formes ne
contraignants pas diélectriquement l’isolant.
La première partie de mon étude consiste à dimensionner le conducteur principal
pour permettre le passage du courant nominal et de définir sa fixation aux éléments
de raccordements, connecteurs.
La seconde étape est la validation diélectrique de la tenue de l’ensemble composé
de l’isolateur et de nos sous ensembles fixés sur le conducteur.
La recherche de limite de tenue diélectrique est faite avec Ansys, le résultat de l’étude prévoit une marge de 5 à 10 % sur l’ensemble isolateur et ses connecteurs.
Tenue mécanique de l’isolateur
L’isolateur assure l’étanchéité entre les compartiments, au niveau du conducteur
principal elle est obtenue naturellement lors de sa fabrication par le retrait de l’isolant.
(Les pièces obtenues par moulage se rétractent en refroidissent.)
En revanche sur l’extérieur de l’isolateur, l’étanchéité de l’isolant dans la jante ne bénéficie pas de ce retrait, l’étanchéité a été réalisée malgré le retrait de l’isolant et fait
l’objet d’un brevet.
En exploitation l’isolateur est soumis à une pression de gaz égale de chaque coté, il
n’a pas de contrainte.
En cas de fuite dans un compartiment adjacent, l’isolateur est soumis à la pleine
pression, qu’il doit supporter au risque de créer une réaction en chaine de ruptures
d’isolateurs.
La robustesse de l’isolateur permet de faciliter les interventions de maintenance en
limitant les compartiments à traiter.
La tenue mécanique des isolateurs pleins est validée par des essais de rupture à la
pression comme ceux effectués sur les enveloppes métalliques.
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Isolateur support
L’isolateur support est identique à l’isolateur plein, avec des évents. Pour ne pas
s’opposer à l’écoulement du gaz, la section des ouvertures est au moins égale à celle des membranes de sécurité situées en aval. Les évents sont réalisés lors du
moulage de la pièce.
Etude diélectrique des évents
R
A
B
Figure 14 : Isolateur support ajouré
L’étude diélectrique permet de positionner les évents en d’en définir la forme. Pour
obtenir des résultats les plus réalistes possibles, les calculs sont réalisés en axisymétriques (A) et en longitudinal (B).
En phase de conception, pour des raisons économiques, nous ne disposons pas de
moule pour les isolateurs ajourés. Nous devons percer les évents dans un isolateur
plein tout en respectant leurs formes définitives.
Le perçage ne peut pas être réalisé par des moyens d’usinage classiques car
l’ensemble ne tolère pas de vibration, de plus un outil de perçage laisse un dépôt
métallique sur l’isolant : le métallise. Ce qui est rédhibitoire.
Les usineurs refusent de travailler cette matière qui est très abrasive pour leur machine-outil.
Pour finaliser sa conception, nous avons besoin d’un isolateur ajouré prototype.
Nous faisons réaliser des recherches par le service achats, qui nous indique la technologie du découpage au jet d’eau.
L’isolateur ajouré est réalisé par découpage au jet d’eau.
Nous validons par des essais diélectriques la conception des 2 types d’isolateurs
plein et ajouré.
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-8- Essais diélectriques au laboratoire
Validation diélectrique de l'ensemble conducteur capot et isolateur
La validation de l’ensemble capotage et isolateurs dans toutes les configurations est
un point essentiel du projet. Sans la validation de cette étape, nous ne pouvons pas
continuer le déroulement du projet.
L’étape de validation au laboratoire entérine tous les calculs diélectriques réalisés et
permet de faire la réception de l’isolateur sous-traité.
Les critères qui interviennent dans les tests de validation sont les différents types de
capotages à tester, et la configuration du montage, sens de l’isolateur.
1
2
3
4
Figure 15 : Configurations de tests
La disposition de l’isolateur concave ou convexe dépend du sens de montage dans
le poste. En effet, il est fortement déconseillé voire interdit d’utiliser un isolateur avec
sa partie concave vers le haut (2) (4) car la mécanique en mouvement de la broche
dans les contacts provoque des particules métalliques qui vont se loger près du point
triple chaud de l’isolateur.
Le point triple chaud de l’isolateur est la couronne située au point de rencontre des
trois matières : l’isolant, le gaz et le métal. Le point triple froid se situe contre la jante,
au potentiel de la masse.
Les points triples sont très difficiles à modéliser et sont souvent à l’origine du départ
des amorçages.
L’étude diélectrique des points triples est soignée, les valeurs de champs tolérés sont
volontairement très inférieures aux valeurs de tenue du SF6.
Les tests prennent aussi en compte les différents décalages des pièces pouvant résulter de l’accumulation des tolérances de fabrication.
Les essais sont réalisés au laboratoire, en courant alternatif, et chocs de foudre.
L’ensemble des tests de validation est satisfait.
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-9- Conception des contacts boulonnés
Les contacts électriques sont des points sensibles et critiques dans l’appareillage.
Leur résistance ne doit pas excéder une valeur, qui par effet joule, détériorerait le
contact.
En haute tension l’emploi de l’aluminium pour les contacts est possible contrairement
à la basse tension car le phénomène d’oxydation des surfaces de contact ne constitue pas un isolant suffisant face à la tension élevée. Il faut toutefois prendre des
précautions d’assemblage pour priver d’oxygène le montage lors de l’assemblage.
La conception des contacts boulonnés est la mise en application de plusieurs règles
parfois contradictoires. Un bon contact est obtenu lorsque la surface de contact la
pression de contact sont suffisants.
Contacts boulonnés définition
De part les états de surfaces des pièces assemblées, la section effective de contact
est loin d’être la section effective de passage du courant. Pour un contact correctement dimensionné, la section effective est environ 0,4 % de la section calculée,
néanmoins on ne parle que de section calculée.
Le calcul de la section de passage dépend de la nature du ou des matériaux à assembler ainsi que la pression de contact à appliquer.
Dans le cas des contacts boulonnés, pour assurer l’effort de contact, la pression est
donnée par la visserie.
La surface de contact est la zone dans laquelle la pression est suffisante.
• Le couple
La force exercée par la vis dépend de son diamètre et son couple de serrage qu’il
faut respecter. En effet un couple de serrage trop faible ne fait pas travailler la vis
dans sa zone d’élasticité, le boulonnage a de fortes chances de se desserrer. Et si le
couple de serrage est dépassé, la vis est allongée au-delà de sa limite élastique, sa
tenue mécanique est diminuée.
Une vis correctement employée doit l’être dans sa zone d’élasticité.
• La pression
Une vis serrée au couple exerce une force sur une surface : la pression. La force est
donnée par la taille de la vis.
La surface de contact dépend des matériaux et de leur géométrie.
Cône de pression
e
α
Figure 16 : Cône de pression
Le cône de pression schématise la transmission de
l’effort axial de la vis. La valeur de l’angle α est déterminé par la nature de la matière, plus la matière est
dure, plus l’angle est ouvert.
La base du cône est un disque qui détermine la section
réelle de passage. [KIEFFER]
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Trop
Pression Détérioration de la visserie
Surface
Pas assez de pression
Pas assez
Mauvais contact : échauffement
Mauvais contact : échauffement
Argenture, son rôle
En protégeant les contacts contre l’oxydation, l’argenture augmente la dissipation
thermique du conducteur et autorise une plus grande densité de courant.
Historiquement la norme CEI différenciait les valeurs d’échauffement admis pour les
contacts argentés et favorisait l’emploi de l’argenture en admettant une valeur
d’échauffement plus élevée.
Aujourd’hui elle n’est plus utilisée pour les contacts boulonnés.
Application sur contacts boulonnés 4000 A et 6300 A
La valeur du courant et la nature du matériau dimensionnent la valeur de la surface
de contact idéale.
L’exemple ci-dessous montre 2 conducteurs qu’il faut assembler pour permettre le
passage du courant.
Figure 17 : Etude du raccordement électrique de 2 conducteurs actifs
La surface effective est composée de la projection des cônes de pression à laquelle
on soustrait les surfaces des trous. La surface résultante est calculée par le logiciel
de CAO.
L’objectif de l’étude est de faire correspondre la valeur calculée à celle mesurée.
Pour augmenter la surface mesurée, il faut soit
augmenter le nombre de vis et le nombre de trous,
soit augmenter la surface du cône de pression en
au augmentant sa hauteur. Dans ce cas, la pression
de contact chute.
Figure 18 : Surfaces de contacts effectives.
CONCEPTION D’UN SECTIONNEUR HAUTE TENSION
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-10- Conception des contacts permanents glissants
Contacts glissants définition
Ce sont les contacts permanents qui en plus des contacts boulonnés permettent le
montage sans accès et compensent les dilatations du matériel. Il est appelé permanent car en fonctionnement normal du poste il n’a pas de coupure ni d’isolement à
réaliser, c’est un contact fermé en permanence.
Pour ne pas créer d’assemblages hyperstatiques, ils sont généralement utilisés à
l’autre extrémité d’un contact boulonné.
Les contacts glissants sont utilisés pour raccorder une barre 4000 A ou 6300 A à une
autre barre, un isolateur ou un connecteur de dérivation.
L’ensemble présente des arêtes vives, il est capoté.
Le contact est composé d’une partie mâle et d’une pince avec des doigts de contact.
Plusieurs variantes de contacts glissants à base de pince sont utilisées dans le matériel existant. Toutes utilisent le même type de doigt de pince. Notre étude se fait
naturellement avec ce type de doigt de pince.
Étude de la stabilité du contact
Tout comme les contacts fixes boulonnés, un contact mobile doit assurer une pression de contact suffisante en toute circonstance.
Le doigt de contact standard est pourvu d’une lame ressort à l’arrière qui lui donne la
force de contact nécessaire pour son courant nominal.
Et l’étude de la stabilité électrodynamique permet de s’assurer que le courant de
court-circuit ne créé pas une force électrodynamique qui s’oppose voire annule l’effet
du ressort.
Phénomène physique d’un effort dû à un courant
r
Tout courant créé un champ magnétique B proportionnel à sa valeur I sur un cercle
r µ
I
de rayon a , B = 0 × , tout conducteur traversé par un courant I et placé dans le
2π a
r
champ magnétique B , et soumis à une force F = BIl , l étant la longueur du
conducteur situé dans le champ.
Lorsque 2 conducteurs parallèles distants de a sont parI2
I1
courus par des courants I 1 et I 2 , le conducteur n° 2 est
r
B
dans le champ B du conducteur n° 1. Il sera donc soumis
a
µ 0 I1 I 2
×
× l , et si I 1 = I 2 ,
à une force F = BI 2 l =
2π
a
a
µ0 I 2
F=
×
× l avec µ 0 = 4π ⋅ 10 −7
2π a
Cette force F est d’attraction si les courants sont de même sens, et proportionnelle
au carré du courant et la longueur l considérée. Elle est inversement proportionnelle
à la distance entre les conducteurs. [KIEFFER]
Equation 4 : Effort électrodynamique dus à deux courants
CONCEPTION D’UN SECTIONNEUR HAUTE TENSION
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Mise en application dans la pince
I1
Partie
femelle
avec pince
Doigt de pince
Partie mâle
Conducteur
4000 A ou 6300 A
Conducteur
4000 A ou 6300 A
I2
Figure 19 : Coupe d’une pince.
Dans 2 doigts de contact diamétralement opposés, les 2 courants I 1 et I 2 sont dans
le même sens, lors d’un court-circuit, ils s’attirent, les efforts électrodynamiques exerceront sur les doigts de pince un effort axial de fermeture.
Lors d’un court-circuit, la pince serrera plus fort le contact mâle, ce qui améliore le
contact électrique.
Argenture, son rôle
Pour les contacts glissants, l’argenture à un rôle triple :
- Elle protège les contacts contre l’oxydation, ceci évite qu’un mauvais contact électrique dû à l’oxydation ne dégénère en soudure ou au pire en emballement
thermique.
- Elle augmente la dissipation thermique du conducteur et autorise une plus grande
densité de courant.
- l’argent en ayant un coefficient de frottement meilleur que le cuivre nu, elle améliore
le contact mécanique.
Dans une pince, la multiplicité des points de contact en parallèle réduit la résistance
globale et garantit surtout son excellente stabilité dans le temps.
Le nombre, le dimensionnement et la disposition des doigts de contact permettent
d’assurer une parfaite compensation des efforts électrodynamiques de répulsion qui
se manifestent lors des courts-circuits.
CONCEPTION D’UN SECTIONNEUR HAUTE TENSION
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Détermination du nombre de doigts de contacts
Les contacts étant de forme de révolution, les doigts de contacts sont disposés circulairement, en pétale. Leur nombre dépend du courant à transporter et de
l’encombrement, il est habituel d’avoir un multiple de 4 pour faciliter la réalisation du
support de doigts.
Chaque doigt de contact est utilisé pour le passage d’un courant de 100 A à 120 A
en fonction de sa configuration de montage.
Contact 4000 A
Contact 6300 A
33,3 doigts
52,5 doigts
<n<
<n<
40 doigts
63 doigts
Pour déterminer l’encombrement total de la pince, on sait que chaque doigt nécessite 6,1 mm en son point de contact.
Conception du contact 4000 A
Il n’existe pas de règle stricte pour dimensionner un contact car sa dissipation calorique dépend de son environnement.
Les modes d’échanges thermiques sont la convection et la conduction. La convection dépend du capotage du contact quant à la conduction, elle dépend de la
température des pièces adjacentes.
L’estimation du nombre de doigts ci-dessus est basée sur notre expérience. Elle indique entre 34 et 40 doigts pour assurer un passage de courant sans provoquer
d’échauffement supérieur à la limite normative.
Dans un premier temps j’ai défini la section de la broche du sectionneur en tube de
cuivre épaisseur 11 mm minimum ayant un diamètre φ 70 mm pour 4000 A, ceci
compose la partie mâle du contact.
En concevant un contact permanent glissant de 4000 A pour un contact de φ 70 mm,
il sera possible de le réemployer en tant que partie femelle pour les contacts du sectionneur.
Chaque doigt de pince nécessite un encombrement de 6,1 mm au niveau du contact,
le nombre maximum de doigts pouvant être placés sur un φ 70 mm est de
π × 70 6,1 = 36,05 doigts.
Conception du contact 6300 A
En se basant sur les mêmes calculs, on définit le contact permanent glissant 6300 A.
Il n’y a pas d’intérêt à réutiliser la pince pour d’autres applications comme la réutilisation du contact 4000 A pour le sectionneur.
Deux pinces 6300 A sont étudiées ; une avec 56 doigts et l’autre avec 60 doigts. Les
essais d’échauffements permettront de déterminer la meilleure conception.
Choix 1 : 56 × 6,1 π = φ 108,7 mm
Choix 2 : 60 × 6,1 π = φ 116,5 mm
CONCEPTION D’UN SECTIONNEUR HAUTE TENSION
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Le contact 4000 A est composé de 36 doigts et d’un contact mâle de φ 70 mm.
Le contact 6300 A est composé soit de 56 doigts et d’un contact mâle de φ 110 mm
soit 60 doigts et d’un contact mâle de φ 120 mm
Tenue électrodynamique des pinces 4000 A et 6300 A
L’ensemble du PSEM a une tenue thermique de 40 kA.1sec, l’effort électrodynamique est donc 2,5 x 40 kA = 100 kA crête.
l
I1
a
I2
Figure 20 : Représentation de la pince 36 doigts
La pince 4000 A est composée de 36 doigts, lors du court-circuit, l’ensemble est parcouru par un courant I = 100 kA crête. La longueur l d’un doigt est 60 mm et
R = 70 2 = 35 mm
Equation 5 : Effort électrodynamique dans une pince
1
I2
n −1
I 2l
−7
F1 = 2 µ 0
⇒ Ftotal = 2 ⋅ 10 ×
2πR
R
2n
n
6
35
100 ⋅ 10 × 60
Ftotal = 2 ⋅ 10 −7 ×
= 46,29 N
35
36
La pince 6300 A est composée de 56 doigts, de longueur l =60 mm et R = 55 mm
F6300 =
55
100 ⋅ 10 6 × 60
−7
⋅
10
×
= 19,13 N
55
56 2
Les efforts électrodynamiques d’attraction par doigt sont faibles, ils ne provoquent
pas de déformation de matières aux points de contacts lors du court-circuit.
Ces résultats assurent la stabilité de la pince.
CONCEPTION D’UN SECTIONNEUR HAUTE TENSION
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-11- Conception de la pièce centrale : le connecteur universel
Le connecteur universel est la pièce qui permet de lier mécaniquement et électriquement les différents éléments conducteurs entre eux.
Il permet de faire des liaisons à 90° à droite ou à gauche, des liaisons droites et des
dérivations.
Sa conception lui permet de supporter le contact mobile du sectionneur.
Figure 21 : Utilisations du connecteur universel
Contraintes électriques et mécaniques
Le courant maximum pouvant transiter dans le connecteur est 6300 A, mécaniquement, il doit avoir 1 fixation boulonnée, les autres contacts seront à pinces pour ne
pas créer d’hyper statisme.
Le connecteur doit permettre le passage de courant : 6300 A
La section minimale du connecteur doit permettre le passage du courant, dans toutes
les configurations.
Le connecteur doit laisser le passage et le guidage de la broche du sectionneur
Pour permettre le passage de la broche du sectionneur, le connecteur doit être percé
d’un trou de diamètre supérieur à 70 mm.
Le connecteur accepte tous les types de pinces
Chaque face sera percée pour accueillir la fixation des 2 types de pinces 4000 A et
6300 A.
Fixation des contacts
4000 A et 6300 A
Section minimale pour
passage du courant
Trou pour passage
de la broche
Fixation principale
du connecteur
Figure 22 : Connecteur universel
CONCEPTION D’UN SECTIONNEUR HAUTE TENSION
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Essais de validation de tenue aux courts circuits
Le matériel et ses liaisons (câbles, lignes) traversés par le court-circuit subissent une
forte contrainte mécanique : efforts électrodynamiques qui peuvent entraîner des ruptures, et une contrainte thermique pouvant entraîner la fusion des conducteurs et la
destruction des isolants.
Efforts électrodynamique 100 kA
Les efforts électrodynamiques sont maximums pour la valeur de crête du courant
dans la première grande alternance du courant de courte durée admissible.
La valeur normale de crête du courant admissible assigné doit correspondre à la fréquence assignée. Elle est normalisée à 2,5 fois la valeur du courant de courte durée
admissible assigné : 100 kA [CEI 60694]
Cette valeur de crête est beaucoup
plus élevée que 2 ⋅ Ith en raison
de la composante continue amortie
qui peut se superposer à la composante alternative.
Cette composante continue dépend de la valeur instantanée de la
tension à l’instant initial du courtcircuit, et des caractéristiques du
réseau.
Courant
Composante continue
Ip
2 2 Ik
Temps
Figure 23 : Oscillogramme type d’un courant de défaut normalisé
En pratique, les essais en laboratoire de tenue thermique et de tenue électrodynamique sont réalisés en même temps, comme sur le graphe.
L’essai est réalisé sans gaz, tous les boulonnages sont serrés au couple dynamométrique, l’appareil et ses connexions sont bridés au sol.
L’essai valide la tenue mécanique des parties actives du sectionneur.
- Le boulonnage ;
- Les pinces ;
- Les isolateurs supports plein et ajouré.
Dans notre projet, nous avons réalisé plusieurs essais pour toutes les configurations
de montage, aucun essai n’a échoué.
CONCEPTION D’UN SECTIONNEUR HAUTE TENSION
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Essais de validation de tenue aux effets thermique 40 kA.1sec
Calcul adiabatique
Lors d’un court-circuit, il y a un échauffement adiabatique ∆θ des conducteurs.
Un régime thermique est dit adiabatique s’il est effectué sans échange avec l'extérieur. On admet que si le temps de passage du courant de court circuit de 40 kA est
inférieur à 3 secondes ce qui correspond aux cas les plus sévères imposés par les
normes, toute la chaleur produite n’a pas le temps de se diffuser et reste au niveau
du métal. Cette hypothèse défavorable permet de simplifier les calculs.
W = R ⋅ I 2 ⋅ t et Q = m ⋅ Cm ⋅ ∆θ
ρ ⋅l 2
W =Q⇒
⋅ I ⋅ t = m ⋅ Cm ⋅ ∆θ
S
S × l ⋅ Mv ⋅ Cm ⋅ ∆θ S 2 ⋅ Mv ⋅ Cm ⋅ ∆θ
=
I 2 ⋅t =
ρ ⋅l S
ρ
Q : en Joule
m : en kg m = V × mV = S × l × Mv
Cm : en J kg ⋅ °C
Equation 6 : Echauffement fournit par un courant de courte durée
⇒ ∆θ =
ρT ⋅ I 2 ⋅ t
S 2 ⋅ Mv ⋅ Cm
ρ T Résistivité au début du court-circuit
α : coefficient de température
avec
Equation 7 : Evolution de la résistivité avec la température
ρ T = ρ 0 × (1 + α × T )
T : Température
∆θ est l’augmentation de température après un court-circuit de courant I et de durée t . Avec ρ T calculé pour la température T initiale du conducteur.
Calcul de l’échauffement de la broche du sectionneur.
Au début du court-circuit, la température maximale de la broche est donnée par la
température maximale admise dans l’appareil : 105° C.
La résistivité pour 105° C.
ρ105° = ρ0 × (1 + α × 105°)
ρ105° = 2,57 ⋅ 10 −8 Ω ⋅ cm
⇒ ∆θ =
ρ ⋅ I 2 ⋅t
S 2 ⋅ Mv ⋅ Cm
=
ρ 0 : Résistivité cuivre : 1,82 ⋅ 10 −8 Ω ⋅ cm
α : coefficient de température du cuivre : 3,93 ⋅ 10 −3 °C −1
S : section de la broche en m²
2,57 ⋅ 10−8 × (40 ⋅ 103 ) 2 × 1
= 2,92°C
(2,04 ⋅ 10 −3 )2 × 8900 × 380
Après un court-circuit de 40 kA-1sec, la broche s’échauffe de 2,9° C, ce qui est sans
conséquence ni pour elle ni pour son environnement.
Les essais réalisés au laboratoire valident la tenue thermique des ensembles testés.
A titre d’exemple, la broche d’une mise à la terre rapide en cuivre de dimension φ 22 − φ12 mm , devant fermer sur le même court circuit s’échauffe de 115° C avec
une température initiale de 20° C.
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CONCEPTION D’UN SECTIONNEUR HAUTE TENSION
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-12- Conception du contact fixe du sectionneur
Contraintes
L’étude consiste à concevoir un contact fixe le plus compact possible. Pour répondre
à cette contrainte, il est situé dans la partie concave de l’isolateur, ce qui modifie et
augmente la contrainte diélectrique de toute la zone.
L’utilisation de l’isolateur dans sa partie concave n’est pas une nouveauté ; pour la
première fois, le capot est utilisé à environ 40 mm de l’isolant ce qui est contraignant
diélectriquement pour l’isolateur.
C’est la condition à respecter pour avoir la meilleure compacité de l’appareil.
~ 40 mm
Dispositif
contact d’arc
Figure 24 : Contact fixe du sectionneur
Passage de courant : 4000 A
Le sectionneur est conçu pour un courant nominal de 4000 A. Concrètement, cela
signifie que pour des valeurs de courant supérieures, l’appareil s’échaufferait plus
que prévu allant jusqu’à l’emballement thermique.
Les contacts fixe et mobile sont dimensionnés pour respecter les limites
d’échauffement autorisés dans toutes les configurations de montages.
Passage et guidage de la broche du sectionneur
Le contact fixe du sectionneur doit permettre à la broche de se loger dans les conditions extrêmes de décentrage, tout en assurant une résistance de contact conforme.
Le guidage et centrage de la broche ne doivent pas générer de limaille. Tous les frottements autres que ceux du contact électrique sont éliminés.
Accueillir le dispositif contact d’arc
Le sectionneur est un appareil d’isolement qui doit manœuvrer à vide. Dans le cas de
sectionneur haut tension, lors de coupure de tronçons de jeu de barres, il subsiste
des charges piégées sur le conducteur. Le sectionneur doit être en mesure d’ouvrir le
circuit de la charge et de couper le courant.
Le pouvoir de coupure assigné de transfert de barres est fixé à 1600 A. [CEI 60694]
CONCEPTION D’UN SECTIONNEUR HAUTE TENSION
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Lors de la manœuvre d’ouverture du sectionneur il y création d’arc électrique, qui ne
doit en aucun cas atteindre le capotage au risque de le détériorer.
Un dispositif contact d’arc est prévu à cet effet.
Figure 25 : Contact d'arc
La contrainte diélectrique de l’environnement interdit d’avoir le trou du capot du
contact fixe ouvert. Le champ électrique est trop élevé dans cette zone. Le contact
d’arc joue parfaitement cette fonction.
Il est réalisé en cupro-tungstène pour sa résistance en température à l’arc et il est
monté sur un ressort en cuivre au béryllium pour le passage du courant.
Dimensionnement du dispositif d'écoulement du courant de pré-arc : ressorts
Après consultation des métallurgistes, le métal le plus approprié pour réaliser un ressort conducteur est le cuivre au béryllium : CuBe2.
Cet alliage associe de bonnes propriétés mécaniques et électriques.
−8
Résistivité ρ = 8 .10 Ω.m
−3
−1
Coefficient de température α = 1,4 .10 °C
CONCEPTION D’UN SECTIONNEUR HAUTE TENSION
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Le dimensionnement du ressort est purement électrique, il doit permettre le passage
d’un courant de 1600 A pendant un temps t correspondant au temps d’arc.
A ce stade de l’étude, le temps d’arc n’est pas vérifié, pour le dimensionnement il est
estimé à 1 sec maximum.
Le temps d’arc dépend directement de la vitesse de la broche du contact mobile, si
lors de la phase de validation au laboratoire, il s’avère que le temps d’arc est trop
élevé, ce paramètre sera réglable par l’emploi d’une motorisation à vitesse variable.
Mécaniquement le dispositif à ressorts ne doit pas surcharger la motorisation, celle-ci
étant calibrée pour un effort maximum correspondant à l’entrée en pince de la broche
dans le contact fixe (5).
La pression maximale est atteinte lorsque les ressorts sont compressés (6). Elle ne
doit pas excéder l’effort maximum fournit par la motorisation.
F
Entrée en pince contact fixe
Pince contact fixe
6
4
1
2
5
3
Ressorts
Pince contact mobile
arc
t
Figure 26 : Histogramme de fermeture du sectionneur
Séquences de fermeture du sectionneur
1 Le sectionneur est ouvert, aucun effort n’est nécessaire.
2 La broche du contact mobile se déplace, le frottement de la pince du contact
mobile créer un effort.
3 Etablissement de l’arc électrique.
4 La broche touche le dispositif à ressorts, l’arc s’éteint, le courant est conduit
par le contact d’arc et ses ressorts.
5 La broche entre en pince contact fixe, cette étape caractéristique correspond
à l’effort maximum demandé à la motorisation.
6 L’entrée en pince est faite, la puissance mécanique à fournir par la motorisation est composée de la somme des frottements des 2 pinces et de la
compression des ressorts.
CONCEPTION D’UN SECTIONNEUR HAUTE TENSION
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1
2
3
4
5
6
Figure 27 : Séquences de fermeture du sectionneur
Il faut déterminer la section de passage du ressort pour qu’il puisse laisser passer
1600 A pendant 1 seconde sans échauffement supérieur à 105° C
Le calcul de l’échauffement adiabatique permet de déterminer la valeur de la section
des ressorts pour un échauffement maximum :
ρ = 11,5 .10 −8 Ω.m
I = 1600 A
Equation 8 : Section d’un conducteur pour un échauffement donné
S=
S=
ρ ⋅ I 2 ⋅t
∆θ ⋅ Mv ⋅ Cm
−8
Mv = 8250 kg/m 3
Cm : en J kg ⋅ °C
∆θ = 105° C
11,5 ⋅ 10 ⋅ 1600 ⋅ 1
= 30 mm 2
105 ⋅ 8250 ⋅ 380
2
Pour que le passage d’un courant de 1600 A pendant 1 seconde provoque un
échauffement de 105° C dans le ressort en cuivre bé ryllium, il doit avoir une section
de passage de 30 mm² soit un diamètre de fil de 6,2 mm.
Le dimensionnement avec le logiciel de calculs de ressort permet de minimiser
l’effort total de la fonction en réalisant un assemblage de 3 ressorts concentriques
dont la section totale est égale à 30 mm².
De plus cette solution permet aux ressorts d’avoir une surface d’échange thermique
plus importante et ainsi d’avoir un meilleur refroidissement.
L’emploi d’un ressort unique n’est pas possible car l’effort de compression du ressort
est trop élevé pour la motorisation. Pour diminuer l’effort global de la fonction, la solution retenue consiste en l’emploi de 3 ressorts concentriques dont la somme des
sections fait 30 mm².
CONCEPTION D’UN SECTIONNEUR HAUTE TENSION
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Fixation du capot contact fixe sectionneur
Définir la fixation du capot doit respecter des règles strictes. Le capot doit être au potentiel et sa tenue mécanique doit résister aux vibrations.
Les calculs électrostatiques réalisés avec le logiciel Ansys révèlent une contrainte
diélectrique élevée dans la zone du capotage du contact fixe.
Une solution vissée par sa base est développée pour protéger diélectriquement les
filets et le point triple chaud.
Zone de fixation périphérique
standard.
Vissage par la base.
Figure 28 : Illustration du champ électrique dans la zone du contact fixe.
Pour réaliser le filetage, la base doit être en tôle épaisse. La pièce finale est composée de deux ½ sphères vides soudées, l’une épaisse, l’autre fine.
Le profil et l’état de surface final du capot parfaitement conformes aux calculs sont
obtenus par une opération de retouche par tournage au tour à commande numérique.
Tôle fine
Tôle épaisse
Soudure
Filetage
Figure 29 : Capot du contact fixe
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-13- Conception du contact mobile du sectionneur
Contraintes
Passage de courant : 4000 A
Comme le contact fixe du sectionneur, nous réutilisons la pince 4000 A étudiée.
La broche calculée est en tube de cuivre φ 70 mm épaisseur 11 mm. Pour faciliter
son glissement dans les doigts de contacts, celle-ci est argentée.
Son embout est en cupro-tungstène pour éviter son érosion lors de l’étincelage.
Passage et guidage de la broche du sectionneur
Lors de sa manœuvre, à cause de sa masse, la broche du sectionneur est en porte à
faux. Ce décentrage doit être limité au maximum pour assurer l’entrée en pince du
contact fixe.
Figure 30 : Désaxage de la broche lors de sa manœuvre
Nous plaçons à l’intérieur de la pince 4000 A une bague-guide en polycarbonate qui
additionnée à la force exercée par les doigts de contact maintiennent la broche centrée sur son axe de manœuvre tout au long de sa course.
Le choix de la bague est le polycarbonate pour son bon comportement mécanique,
sa tenue au gaz SF6 décomposé et il n’est pas hydrophile.
Notons que la partie cupro-tungstène est évidée au maximum pour réduire ce phénomène.
Doigts de
contact 4000 A
Broche
Embout cupro-tungstène
Bague –guide
Connecteur
Figure 31 : Détail de la pince du contact mobile.
CONCEPTION D’UN SECTIONNEUR HAUTE TENSION
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Fixation du capotage
Le capotage est réalisé en tôle repoussée, pour ne pas perturber les lignes de
champ électrique, la fixation ne doit pas générer de modification de profil.
La solution retenue consiste à noyer les vis de fixation dans des déformations concaves faite dans les capots.
Capot
Vis
Figure 32 : Principe de fixation du capotage
CONCEPTION D’UN SECTIONNEUR HAUTE TENSION
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-14- Essais de validation en échauffements
Le courant assigné en service continu dimensionne les pièces conductrices et les
raccords entre ces pièces pour en limiter la température et l’échauffement aux valeurs compatibles avec les matériaux utilisés et leur revêtement.
La norme [CEI 60694] fixe ces limites en prenant également en compte les températures admissibles par les matériaux isolants.
La détermination des échauffements doit prendre en compte la présence de
l’enveloppe située autour des conducteurs. Cette enveloppe se comporte comme un
conducteur parallèle au conducteur principal et est à ce titre soumise au champ électrique de ce dernier. Les enveloppes sont reliées à la terre en différents points. Dans
ces conditions, pour les appareillages monophasés, un courant induit circule dans
l’enveloppe. Selon la géométrie de la boucle ainsi formée, le courant induit varie.
Pour couvrir toutes les possibilités, les essais d’échauffement sont réalisés en faisant
circuler le courant principal dans l’enveloppe.
L’échauffement intervient directement sur la pression maximale qui est fonction de la
température maximale d’utilisation, de l’échauffement dû au passage du courant et
de l’ensoleillement pour les postes extérieurs.
En exploitation, la thermographie infrarouge permet de visualiser les écarts de température de peau d’un objet. Elle fait appel à une caméra qui peut être placée à
plusieurs mètres de l’objet à observer.
Elle est bien adaptée et largement utilisée pour détecter les échauffements des raccords et connexions dans les postes ouverts et sur les lignes aériennes.
Pour l’appareillage SEM, la grande surface de dissipation thermique de l’enveloppe
et la faible conductivité thermique du SF6 ne permettent généralement pas d’identifier
un échauffement anormal des pièces conductrices internes, c’est pourquoi les essais
de qualification du matériel sont très stricts et doivent être réalisés rigoureusement.
La thermographie permet toutefois de détecter des anomalies d’assemblage des enveloppes, des circuits de terre et de bouclage et peut être utilisée périodiquement à
cet effet.
Cas du contact mobile, avec capotage prototype
Lors des essais d’échauffements, il est important de se placer dans la configuration
la plus contraignante. Celle-ci est obtenue sur le contact mobile du sectionneur lorsque le sectionneur et un départ se partagent le courant maximum : 6300 A.
La réalisation du capotage met en œuvre des outillages de repoussage très chers
qui ne seront investis que lorsque tous les essais de validation seront réalisés. Toutefois pour réaliser les essais il n’est pas possible d’utiliser des capots ayant des
caractéristiques différentes de la version finale.
C’est pourquoi nous faisons réaliser les outillages de repoussage prototype en bois.
Ceux-ci sont moins pérennes mais ont l’avantage d’être moins chers et d’être facilement modifiable ce qui est important dans notre phase d’investigation.
C’est avec ce type de capotage prototype que tous les essais d’échauffement sont
réalisés.
CONCEPTION D’UN SECTIONNEUR HAUTE TENSION
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Conception de 40 variantes possibles
Le besoin en capotage est varié, en effet l’objectif est d’utiliser un profil de capot unique qui est découpé à la demande pour permettre le passage des différentes
connexions.
Son montage se fera uniquement sur le connecteur universel.
3 possibilités :
• Rien : pas de passage
• Passage pour barre 4000 A
• Passage pour barre 6300 A
4 possibilités :
• Rien : pas de passage
• Passage de la broche
• Passage pour barre 4000 A
• Passage pour barre 6300 A
Figure 33 : Capotage universel
La combinaison mathématique des possibilités est 4 x 4 x 3 x 3 = 144, en pratique
les cas impossibles sont supprimés :
- Passage de la broche du sectionneur que d’un coté, capot sans trou etc. ;
- Suppression des cas redondants dû à la symétrie.
Pour répondre à toutes les configurations de capotage, 40 versions de capotage
possibles sont identifiées.
CONCEPTION D’UN SECTIONNEUR HAUTE TENSION
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-15- Étude du sectionneur en dynamique
Étude diélectrique en dynamique
Étude de la broche du sectionneur en mouvement de fermeture
Lors de la fermeture du sectionneur, l’arc électrique se produit entre la broche et le
contact d’arc du contact fixe lorsque le champ électrique dépasse la tenue diélectrique du SF6.
La distance à laquelle se produit l’arc est estimable par calculs diélectrique faits par
le logiciel Ansys.
La méthode consiste calculer le champ diélectrique dans la zone d’entrée-sortie du
sectionneur pour un dépassement de broche qui évolue.
La broche est déplacée millimètre par millimètre pour définir la distance de claquage
et visualiser le comportement des lignes de champ lors du mouvement du contact.
Cette itération permet de définir pour chaque position le contexte électrostatique du
sectionneur. A chaque position de la broche correspond un calcul donc un maillage
ayant les mêmes caractéristiques de finesse que le précédant.
Par cette méthode, la distance d’amorçage est estimée à 35 mm.
Étude de la broche du sectionneur en mouvement d’ouverture
L’étude diélectrique de la broche du sectionneur en mouvement d’ouverture est
beaucoup plus difficile car la broche « tire » l’arc.
• Rôle de la vitesse dans la manœuvre du sectionneur
Pour éteindre l’arc il faut l’allonger et/ou le refroidir. Dans notre cas, il est allongé,
aucun dispositif de soufflage n’étant mis en place.
La vitesse est un facteur important pour favoriser l’extinction de l’arc, ce qui limite
donc l’effet thermique qui érode les contacts.
Validation des calculs par essais diélectriques
Tous les calculs sont réalisés pour des géométries parfaites. Il est indispensable de
valider les calculs Ansys par des essais réels au laboratoire. Lors des séances
d’essais, il y a une phase de recherche de limites permettant de quantifier la marge
disponible et de localiser le point faible diélectrique du sectionneur.
La tenue diélectrique du SF6 de 25 kV/mm est vérifiée lors des essais de tenue aux
chocs de foudre en polarité négative. Les essais en chocs de foudre polarité positive
et en 50 Hz réalisés dans la même configuration contraignent moins le SF6.
Tous les calculs Ansys étant réalisés avec un champ maximum de 23 kV/mm, la
marge de sécurité est confirmée.
CONCEPTION D’UN SECTIONNEUR HAUTE TENSION
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Précautions
Afin d’optimiser le travail au laboratoire, il faut envisager toutes les causes de défaillances possibles. Le personnel du laboratoire est tout a fait en mesure de nous
donner quelques conseils basés sur leur expérience.
• Capot contact fixe ajustable.
Le capot du contact fixe est vissé de telle façon qu’on puisse le déplacer en le vissant ou dévissant. Son déplacement permet de modifier l’entrée-sortie.
Sa faculté nous permet de régler l’entée-sortie telle que calculée.
• Vitesse de manœuvre variable.
La norme CEI impose lors des essais de qualification d’utiliser la tension minimale
d’alimentation pour les motorisations, soit 95 % du Un.
La vitesse joue un rôle important sur l’extinction de l’arc électrique. Pour minimiser
les effets de l’arc, la vitesse d’ouverture doit être maximale. Lors de l’ouverture du
sectionneur, la forme demi-sphérique de l’embout de broche permet une prise de vitesse naturelle par son éjection de la pince.
Par contre, les effets mécaniques comme grippage, rebonds, sont minimaux et plus
simples à gérer à faible vitesse.
Il faut déterminer la vitesse optimale qui concilie les deux besoins.
La priorité est portée sur le bon comportement diélectrique, lors des essais en laboratoire, nous définissons la vitesse minimale suffisante qui permet l’extinction de l’arc
à l’ouverture lorsque la broche est éloignée de 50 mm ce qui correspond à une durée
d’arc de 1 seconde maximum, valeur utilisée pour dimensionner le contact d’arc.
Au laboratoire, la vitesse idéale de la motorisation est déterminée par l’emploi d’une
motorisation à courant continue alimentée par une tension variable.
Lorsque la vitesse est déterminée, nous utilisons cette caractéristique pour établir le
cahier des charges du motoréducteur utilisé pour actionner le sectionneur.
• Capotage de secours avec époxy.
Le capot du contact fixe du sectionneur est très contraint diélectriquement. De plus
lors des manœuvres nous craignons que l’arc électrique s’accroche sur le capot plutôt que le contact d’arc. Pour cette raison, nous avons en pièce détachée
supplémentaire un capot de contact fixe identique à celui testé revêtu d’isolant,
l’Epoxy.
Résultats
Les séances de validation au laboratoire se passent bien. Nous savons à présent
que l’entrée sortie calculée tolère une marge de +/- 1 mm et que la marge globale du
sectionneur est de +4 %.
L’emploi du capot de contact fixe avec Epoxy n’est pas justifié.
La conception est validée, les paramètres, d’entrée-sortie de 130 mm et la vitesse de
manœuvre de 3 secondes sont vérifiés. Le temps d’arc reste inférieur à 1 seconde.
La longueur d’arc à la fermeture est variable mais reste inférieure à 35 mm, et inférieure à 50 mm à l’ouverture.
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Étude mécanique des contacts glissants 4000 A
Endurances mécaniques définition
La norme CEI prévoit un nombre de 5000 manœuvres minimum à respecter. Les
manœuvres sont purement mécaniques. Elles sont réalisées dans la condition défavorable, à vitesse maximale ; lorsque la tension est 110 % de Un.
L’objectif de l’essai est de valider le passage du courant nominal ainsi que la tenue
diélectrique du sectionneur après 5000 manœuvres.
Les contacts électriques ne doivent pas subir de dégradation. Pour un bon passage
de courant, il est intéressant d’avoir une pression des doigts de contacts la plus forte
possible sur la broche. Ceci va à l’encontre d’une endurance mécanique accrue.
Les essais étant mécaniques, ils sont réalisés sans tension ni courant.
• Déroulement.
La durée de l’essai est importante, pour permettre au motoréducteur de refroidir il est
important de faire des cycles d’ouverture fermeture de 5 minutes.
Ce qui signifie une durée totale d’essai de 17 jours non-stop. Il faut s’assurer de la
possibilité d’avoir les ressources matérielles et humaines durant toute la période.
Le sectionneur est assemblé selon les instructions de montages de production.
Si les essais révèlent un défaut les moyens de corrections sont :
- Diminution de la pression de contact des pinces avec l’obligation de refaire les tests
d’échauffements.
- Augmentation de la dureté surfacique de la broche par galetage.
- Ajout d’argenture sur la broche, ce qui améliore le coefficient de frottement et la
dissipation thermique.
Après plusieurs tentatives, la conception est validée avec une broche galetée argentée.
Les essais finaux sont réalisés sans anomalie. La broche et les doigts de contacts
n’ont pas subis de dégradation.
Il est inutile de valider l’essai par un test d’échauffement ni diélectrique.
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-16- Étude du sectionneur en cas de défaut interne
Effets du défaut interne : définition
En cas de défaut d’isolement dans le SF6, il se produit un arc électrique dont
l’intensité peut atteindre la valeur du courant de court-circuit.
Il se développe entre les pièces conductrices et l’enveloppe. Deux effets sont associés à cet arc interne :
- un échauffement du SF6 ;
- la fusion du métal dans la zone où le pied d’arc s’accroche à l’enveloppe jusqu’à
provoquer sa perforation. [TAILLEBOIS]
• L’échauffement du SF6 ;
L’échauffement du gaz va provoquer une augmentation de la pression dans le compartiment concerné, en fonction du courant de défaut, de sa durée et aura d’autant
plus importante que le volume du compartiment est faible. Cette contrainte de pression qui peut largement dépasser la pression de rupture de l’enveloppe va également
s’appliquer sur les isolateurs supports qui délimitent le compartiment concerné. Elle
pourrait donc conduire au déchirement ou à la fragmentation de l’enveloppe avec
des conséquences pour le personnel et le matériel avoisinant y compris les compartiments adjacents.
En conséquence, la montée en pression est limitée par un dispositif de décharge de
pression. Ce dernier est généralement constitué d’une membrane ou d’un disque de
rupture. La pression de fonctionnement de ce dispositif de décharge de pression est
déterminée en fonction de la pression de calcul des enveloppes, afin d’éviter tout risque de rupture intempestive.
• La fusion du métal
La perforation de l’enveloppe par le pied d’arc est difficile à analyser de manière
théorique. En effet, de nombreux paramètres, liés au circuit d’alimentation et à la
géométrie du compartiment, vont influer sur la plus ou moins grande stabilité de l’arc.
En l’absence d’une norme internationale précise, EDF a défini une procédure d’essai
afin d’établir une relation empirique de tenue avant perforation permettant de limiter
le nombre d’essais pour les nouveaux matériels.
Les paramètres qui influent sur le temps de perforation ont été choisis pour correspondre au cas le plus défavorable :
- volume du compartiment minimal ;
- arc amorcé par un fil fusible situé à proximité de l’isolateur support le plus
éloigné de la source de courant.
Deux durées sont retenues pour correspondre au fonctionnement des protections
normales et de secours :
- une première durée pendant laquelle seule le dispositif de décharge de pression peut fonctionner ;
- une seconde durée pour laquelle la perforation par le pied d’arc est admise,
mais pendant laquelle l’enveloppe ne doit pas se déchirer et les isolateurs supports
étanches doivent conserver leur tenue mécanique.
CONCEPTION D’UN SECTIONNEUR HAUTE TENSION
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L’effet d’un arc interne est irréversible ; aussi, toute remise sous tension de la partie
défaillante ne peut conduire qu’à une nouvelle défaillance et, éventuellement, à la
destruction d’autres parties de l’installation. Par exemple, dans le cas d’une remise
sous tension par un sectionneur, cette manœuvre se traduira par une fermeture sur
courant de défaut.
C’est la raison pour laquelle il faut équiper chaque compartiment d’un dispositif de
localisation automatique d’arc interne. Pour ce faire, il est possible d’utiliser la montée en pression du SF6 mesurée par le manostat pour détecter le défaut.
Membrane de sécurité
Les disques de ruptures ont un rôle majeur dans la sécurité. Si leur nombre est insuffisant, l’enveloppe risque de ne pas supporter la surpression. Si leur valeur de
rupture est imprécise, il y a risque de rupture intempestive en cas de montée en
pression normale liée à l’ensoleillement ou une surcharge temporaire.
Le nombre de disque de rupture est basé sur l’expérience, il dépend directement du
volume du compartiment à protéger.
De plus ce dispositif doit être orientable sur site afin de canaliser les rejets vers une
zone neutre, bien souvent en l’air.
Le dispositif de canalisation des gaz chauds doit supporter la surpression qui suit la
rupture du disque, supporter des montées en températures très élevées et être insensible à l’environnement.
Nouvelle technologie à la place du graphite
Pendant longtemps les disques de rupture ont été en graphite. Cette technologie
présente les inconvénients d’être imprécise et fragmentable lors de la rupture.
La technologie actuelle consiste en l’emploi de tôle en inox prédécoupée. Lors de
son fonctionnement le disque s’ouvre et laisse échapper les gaz.
Figure 34 : Disque de rupture
Tenue à la pression de l’enveloppe du sectionneur
Les enveloppes sont soumises à la pression interne du SF6 correspondant à la pression assignée de remplissage.
La pression maximale est fonction de la température maximale d’utilisation, de
l’échauffement dû au passage du courant et de l’ensoleillement pour les postes extérieurs.
Cette pression maximale, dénommée pression de calcul des enveloppes, fixe, par
l’application de coefficients qui dépendent du matériau (acier, alliage d’aluminium
corroyé ou coulé) les pressions d’essais de type de rupture et d’essais individuels de
série (essais de routine) sans déformation auxquelles elles doivent être soumises.
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Vérification de la tenue à la pression par essais à l'eau
Les seuils de pressions sont déterminés à des fins diélectriques et mécaniques.
C’est le seuil de pression assignée qui sert de référence pour définir les autres seuils
de pressions.
Le choix de la pression nominale de SF6 est principalement basé sur la tenue diélectrique, il a pourtant une incidence sur les différents seuils, notamment la valeur de
pression de rupture de par le jeu des coefficients multiplicateurs.
Il faut valider la hiérarchie des seuils, spécifiquement le seuil de pression de rupture
par un essai d’éclatement.
Pour le projet, la pression nominale est fixée à 0,39 MPa rel pour répondre à la législation française qui impose un test périodique de tenue en pression pour les
réservoirs de 0,4 MPa rel et plus.
Hiérarchisation des seuils de pression
C’est la pression du SF6 dans l’appareillage qui le caractérise et le dimensionne. On
peut déterminer différents seuils de pression.
Seuil 0 Bar relatif, pression atmosphérique, l’appareillage doit pouvoir tenir 1,2 fois
sa tension assignée pendant 20 minutes ;
Le seuil minimal pour l’isolement, situé à 80 % de la pression assignée de remplissage ; il correspond à la limite au-dessous de laquelle les caractéristiques
d’isolement et de coupure ne sont plus assurées.
C’est ce dernier seuil qui dimensionne l’appareillage pour les performances assignées et auquel sont réalisés les essais de qualification ;
Le seuil d’alarme, situé à environ 90 % de la pression assignée de remplissage ; il
permet d’alerter sur la présence d’une fuite et de procéder à un complément de remplissage ;
La pression assignée de remplissage est la pression d’utilisation, elle est définie
pour une température de 20° C. Comme cette pression varie avec la température, la
pression réelle de remplissage doit être corrigée en fonction de la température ;
La pression maximale est fonction de la température maximale d’utilisation. Il s’agit
de la pression de calcul des enveloppes sa valeur est le double de la pression
nominale;
Pression de fonctionnement des évents de sécurité afin d’éviter tout risque de
rupture intempestive elle est déterminée en fonction de la pression de calcul des enveloppes ;
Enfin la pression de rupture de l’enveloppe égale à 3 fois la pression de calcul : 2,34 MPa rel.
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Essai d’éclatement
L’enveloppe métallique est conçue par le bureau d’études mécanique en respectant
les impératifs dimensionnels que je leur transmets.
Au même titre que les contrôles dimensionnels, les essais de tenue en pression sont
réalisés pour valider la conception
Pour mesurer la pression de rupture d’une enveloppe métallique il faut réaliser des
essais dits d’éclatements.
L’essai est réalisé par mise sous pression d’eau jusqu’à la rupture de l’enveloppe.
Il est capital de prendre des précautions pour effectuer l’essai dans de bonnes conditions.
Afin d’assurer une sécurité maximale l’essai est réalisé avec de l’eau car elle est incompressible.
Il est indispensable de remplir l’enveloppe avec de l’eau sans laisser de poche d’air
qui se comprimerai et se libérerai violemment lors de sa rupture.
Manomètre
Couvercles
Pompe de
compression
Eau
Figure 35 : Schéma de principe de l'essai de rupture
Pour ne pas fausser le test, il est nécessaire que les couvercles et visseries, éléments non testés ne se déforment pas. Ils sont largement surdimensionnés.
Le principe de l’essai consiste à augmenter la pression d’eau régulièrement, en effectuant des paliers jusqu’à la rupture de l’enveloppe.
Lors de la rupture, l’eau s’écoule librement. Le manomètre à mémoire indique la valeur la plus élevée mesurée.
Les essais réalisés sont satisfaisants. La valeur de rupture est de 2,5 Mpa rel ce qui
est 6 % supérieur à la valeur requise.
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Vérification de la tenue par essais de défaut interne
• essai de tenue à l'arc interne
Pour vérifier la tenue de l’appareillage au défaut interne, il convient d’effectuer un essai reproduisant au mieux le phénomène.
L’essai est validé si après une durée définie, l’arc interne n’a provoqué que le fonctionnement des disques de rupture et éventuellement une perforation de l’enveloppe
par l’arc électrique, dans ce cas, le temps mis par l’arc électrique pour perforer
l’enveloppe doit être indiquée dans le rapport d’essai.
L’essai se réalise de manière identique à l’essai de tenue thermique dans un laboratoire de puissance. Le matériel et les câbles sont bridés au sol pour contrer les effets
électrodynamiques. Les compartiments sont remplis de SF6 à la pression nominale.
L’arc électrique est initié par un fil de faible section placé entre le conducteur principal est l’enveloppe. Le passage du courant provoque sa pulvérisation. Il se forme un
plasma de vapeur métallique, puis l’arc s’installe dans le gaz ambiant.
Des dispositifs enregistreurs de mesure de pression sont disposés dans le compartiment en essai ainsi que les compartiments annexes pour vérifier leur étanchéité.
Le dispositif d’évent est relié à une citerne de récupération pour le gaz éjecté. Le
contenu de la citerne est ensuite récupéré est traité.
Lors de la conception des disques de sécurité, nous avions calculé le besoin de deux
disques de diamètre φ160 mm. Cet essai permet de valider ce calcul.
L’enveloppe du sectionneur a satisfait aux essais de résistance à la pression de rupture à l’eau et à la tenue de l’arc interne.
L’utilisation de 2 disques de sécurité est validée.
Si l’un des 2 essais avait échoué, le remède était d’augmenter l’épaisseur de
l’enveloppe sans conséquence sur l’étude diélectrique.
• essai de tenue à 0 bar
De manière fortuite, une fuite rapide peut se produire qui conduise à une baisse brutale de la pression en dessous de la pression minimale pour l’isolement, sans avoir
eu le temps de procéder à un complément de remplissage.
Dans ces conditions, les caractéristiques de tenue assignées ne sont plus assurées
et le compartiment dans lequel s’est produit la fuite doit être isolé du réseau.
EDF prévoit, dans ses spécifications, un essai de tenue à pression atmosphérique du
SF6 ; la tension d’essai est fixée à 1,2 fois la tension du réseau et appliquée pendant
20 min.
Cette contrainte non normative peut devenir dimensionnante pour les PSEM dont la
pression nominale de fonctionnement est grande.
Pour réaliser l’essai le sectionneur est traité comme un appareil fuyard sa pression
relative est de 0 bar de SF6.
Bien que cet essai ne soit pas normatif, cette caractéristique augmente la continuité
de service ce qui est un atout pour un poste haute tension.
Le sectionneur a satisfait cette spécification avec une marge de +1 %.
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-17- Finalisation du projet
Le projet est officiellement terminé lorsque le chef de projet fournit tous les éléments
utiles à faire vivre l’appareil.
Ce sont les documents d’études, calculs, rapports d’essais, notes personnelles, dossiers techniques d’industrialisation, photos etc.
Création des dossiers techniques d’industrialisation
La création des plans d’ensembles
Durant le projet, pour réaliser les différents essais, nous avons eu à monter plusieurs
sectionneurs prototypes.
Cette expérience de montage est capitale pour l’établissement des chaînes de cotes
et la rédaction des consignes de montage.
De manière générale la cotation fait appel à des cotes fonctionnelles et des cotes
d’habillage.
Les cotes fonctionnelles sont issues de la chaîne de cotes.
Création des plans de pièces
A partir des plans d’ensembles et des chaînes de cotes, les plans de pièces unitaires
sont réalisés.
Création des nomenclatures
Les nomenclatures sont les listes de pièces composantes des ensembles. Elles permettent de planifier l’approvisionnement de tous les éléments d’un ensemble en
prenant en comptes leurs différents délais de fabrication et transport.
Les nomenclatures sont générés dans le logiciel de conception 3D Pro-eng puis
transmise au logiciel de gestion de production.
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-18- Conclusions et perspectives
Conclusions
L’étude réalisée sur les produits existants, m’a permis de constater de la surqualité.
Dans la génération précédente, la surqualité était présente dans le matériel haute
tension car les concepteurs ne bénéficiaient pas de logiciels de simulation, et par
précaution sur-dimensionnaient leurs ensembles.
Grace aux calculs par éléments finis, je constate que la surqualité n’offre pas automatiquement à l’ensemble une marge de sécurité et entraine une conception plus
volumineuse.
De plus la surqualité n’améliore pas les performances et peut même dans certains
cas les dégrader.
En effet comme on l’a vu, le sectionneur étudié est plus compact que la génération
précédente avec des caractéristiques électriques supérieures.
Le sectionneur d’origine a une tension assignée de 420 kV dans un encombrement
de 1050 mm, le modèle étudié a une tension assignée de 550 kV pour 860 mm, avec
des pouvoirs de coupures accrus.
La compacité du matériel permet de diminuer les coûts des matières premières, du
transport et de la surface du lieu d’installation.
Le transport est un véritable critère de choix pour certains exploitants qui spécifient
dans leur cahier des charges, des dimensions pour l’appareillage leur permettant
d’être transporté dans un container maritime standard.
Le gain de compacité permet d’atteindre les objectifs technico-économiques fixés par
le cahier des charges.
Le suivi du projet de son lancement à sa clôture m’a permis de comprendre les enjeux et l’intérêt d’avoir un planning bâti dès le début et validé par l’ensemble des
acteurs.
Durant le déroulement de l’étude, tous les acteurs dont moi-même étions absorbés
par les tâches quotidiennes et le respect du planning.
Par conséquent la rédaction de ce mémoire est pour moi une manière de prendre du
recul sur le projet et me permet à titre personnel de le finaliser.
Pistes d’amélioration
Comme démontré, le dimensionnement du poste SEM commence par définir le diamètre du conducteur actif, il est proportionnel à l’intensité de courant à transporter.
Pour augmenter la compacité des PSEM, les pistes d’évolutions envisageables sont :
- L’augmentation de la densité de courant dans le conducteur actif, par un refroidissement forcé, cette technologie est utilisée pour les transformateurs.
Pour un courant identique, les diamètres du conducteur et de l’enveloppe métallique
sont diminués.
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- L’augmentation de la rigidité diélectrique de l’isolant, permet de réduire le
diamètre de l’enveloppe.
Une façon d’augmenter la rigidité diélectrique du SF6 consiste à en augmenter sa
pression mais les limites sont vite atteintes par la liquéfaction du gaz.
L’optimum étant atteint pour la pression voisine de 0,3 MPa relatif. Ce qui est actuellement utilisé par les constructeurs.
Malgré les contraintes environnementales qui entrainent une hausse de prix, le SF6
est encore utilisé auprès de tous les constructeurs car il n’a pas d’équivalent et des
recherches sont en cours pour le substituer par du CO2 ou de l’huile biodégradable.
- L’amélioration des systèmes numériques de supervision et contrôle des réseaux permettrait de réduire la durée de tenue aux courts-circuits ce qui est un
élément dimensionnant des parties actives au niveau de leurs fixations.
C’est vraisemblablement les progrès réalisés sur l’isolant qui autoriseront le plus
grand gain de compacité.
Si les recherches mènent à l’emploi d’isolant liquide pour les compartiments n’ayant
pas d’organe de coupure, outre une diminution des distances diélectriques, ceci favorise les échanges thermiques et contribue à l’augmentation des densités du
courant.
Les postes n’étant plus sous pression, tous les couts de fabrication liés aux pièces
sous pression seraient diminués.
Ceci apporte comme principal avantage une exploitation plus sûre et simplifiée.
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Bibliographie
(p26)
DUCLUZAUX André
Étude technique CT83-1977 « Pertes supplémentaires dans les conducteurs pour
forte intensité par effets de peau et de proximité » Schneider-Electric, consulté sur
net :
http://www.schneider-electric.com/corporate/fr/produits-services/cahiers-techniques/cahier-techniqueelectrotechnique.page?c_filepath=/templatedata/Content/Technical_Publication/data/fr/shared/electrotechnique/sav
oir-electrotechnique/connaissances-generales/ct83.xml
(p11)
CEI 60071 coordination de l’isolement.
(p16)(p17)
CEI 60480 Lignes directrices relatives au contrôle et au traitement
de l'hexafluorure de soufre (SF6) prélevé sur le matériel électrique et spécification en
vue de sa réutilisation)
(p7)(p9)(p25)(p29)(p40)(p52)(p55)(p63)
CEI 60694 Appareillage à haute tension - Appareillage sous enveloppe métallique pour courant alternatif de tensions assignées supérieures à 1 kV et
inférieures ou égales à 52 kV
(p7)(p9)
CEI 62271-102 Appareillage à haute tension - Sectionneurs et sectionneurs de terre à courant alternatif.
(p14)(p19)
JOUCLAR Philippe, Ingénieur de l’Ecole d’Electricité et de Mécanique Industrielle, Ingénieur au département Matériel Haute Tension, Service du
Transport d’Energie et des télécommunications d’Electricité de France.
Technique de l’ingénieur D4590-1988 Postes sous enveloppe métallique
(p47)
KIEFFER Jean, Schneider Electric
Etude Technique ET154 – 1984 Schneider-Electric Conception Electrique en Haute
Tension
Etude Technique ET95 - 1980 Efforts électrodynamiques sur une pince tulipe - stabilité
(p40)
MARTINET Charles, Schneider Electric High Voltage
Fascicule de brevet Européen EP 0 798 837 B1 - publié le 19.06.2002 – Isolateur
support pour un poste à haute tension isolé par un gaz isolant.
(p34)
PAYS Michel Chef du Département Câbles, Condensateurs, Matériel d’Automatisme et Matériaux de la direction des études et recherches
d’Electricité de France.
Technique de l’ingénieur D4520 et D4521-1994 Câbles de transport d’énergie
(p39)(p69)
TAILLEBOIS Jean-Pierre, Ingénieur au Centre
d’Expertise Réseaux du Gestionnaire du Réseau de Transport d’Electricité
Technique de l’ingénieur D4590-2001 Postes sous enveloppe métallique
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National
BERTRAND COHARD
C.N.A.M : MEMOIRE INGENIEUR - ÉNERGÉTIQUE ÉLECTROTECHNIQUE
UE UA5M26
ETUDE D’UN SECTIONNEUR HAUTE TENSION
Bertrand COHARD
Grenoble, le 12 Février 2009
___________________________________________________________________________
Résumé
Depuis sa création, la consommation d’électricité ne cesse d’augmenter. Les puissances
transportées sont devenues considérables.
Les postes sous enveloppe métallique utilisent le gaz SF6 comme isolant ce qui offre un
excellent compromis en terme de compacité.
Une meilleure compacité engendre la diminution des coûts de matières premières, du
transport et de la surface du lieu d’installation.
L’objet du mémoire est la conception d’un sectionneur haute tension 550 kV – 4000 A, ayant
pour référence deux sectionneurs 420 kV de génération précédente. La finalité est
l’amélioration de la compacité et des performances.
La pré-étude est une approche mathématique de dimensionnement, elle constitue la base de
travail utilisée tout au long du projet.
Les maquettes permettent de valider la pré-étude, en situation réelle au laboratoire.
Le dimensionnement du sectionneur est proportionnel à sa tension et son courant, mais doit
également résister aux effets thermiques et électrodynamiques des courants de défauts.
L’étude permet de gagner 18% en compacité et démontre que les limites sont atteintes par
l’optimisation des contraintes diélectriques.
Seule une avancée technologique majeure sur l’isolant et/ou la résistivité permettrait d’aller
plus loin dans la miniaturisation des postes hautes tension.
Mots-clés : SF6 – haute tension – sectionneur – diélectrique - électrodynamique
___________________________________________________________________________
Summary
Since its inception, the electricity consumption is increasing. Transported power become more
and more considerable.
The gas insulated system switchboards use SF6 gas as insulation which offers an excellent
compactness.
A better compactness allows lower costs of materials, transportation and footprint of the site.
The purpose is the design of a high voltage disconnector 550 kV - 4000 A, based on the
reference of two 420 kV previous generation disconnectors. The objective is to improve its
compactness and its performance.
The preliminary study is a mathematical design approach, it is the basis of work used for the
whole project.
Prototypes are used to validate the preliminary study, in real situations at the laboratory. The
disconnector size is proportional to its assigned voltage and current, and must also resist
thermal effects and fault currents.
That study allows to save 18% compactness and demonstrates that the limits are reached by
optimizing the dielectric constraints.
Only a major technological progress on the insulation and / or resistivity would further
miniaturization of high voltage switchboards.
Keywords : SF6 – high voltage - disconnector - dielectric - electrodynamic