| Analýza poruchy blokového transformátoru v jaderné elektrárně Temelín prof. Jiří Pavelka, DrSc., Ing. Tomáš Cetl, Ing. Karel Künzel, CSc.,
Elektrotechnická fakulta ČVUT Praha On the 4th of June 2004 came at the Nuclear Power Plant Temelín (JETE) to a failure of the 2AT unit generator transformer of the 2nd block. The accident occurred outside of the reactor so there was no nuclear risk. The Czech Technical University Faculty of Electrical Engineering (ČVUT FEL) carried out on request of the JETE an independent analysis of cause and development of the failure. The cause of this failure was a progressive degradation (presumptively through a hidden production defect) of transformer winding insulation that led to a turn-to-turn fault, next to an arc between supply lead and ground and then to oil heating with the following transformer tank deformation. All the protective equipments have been worked properly so the damaged transformer has been disconnected and secured. On basis of the performed analysis the ČVUT FEL researchers recommended the JETE some security measures. 1. Úvod Začátkem června 2004 proběhla tiskem bez uvedení bližších podrobností stručná zpráva o poruše v jaderné elektrárně Temelín (dále jen JETE). Protože šlo o poruchu mimo jaderný reaktor a bez větších následků, zpráva zůstala nepovšimnuta. Pracovníci JETE požádali koncem června ČVUT-FEL*) o provedení nezávislé analýzy příčiny a průběhu poruchy.  Obr. 1. Unikající olej z těsnění zapouzdřeného vodiče Výsledky analýzy byly začátkem září projednány a poté přijaty na společné poradě pracovníků JETE, ČVUT-FEL a dalších zainteresovaných organizací. Tento článek je výtahem ze závěrečné zprávy ČVUT-FEL a je zveřejněn se souhlasem JETE. Analyzovaná porucha nastala na jednotce fáze L3 blokového transformátoru 2AT generátoru druhého bloku JETE v 13:48:46 h. Porucha byla zachycena příslušnými ochranami a na jejich popud byl odpojen generátor 2SP od elektrizační soustavy vypnutím generátorového vypínače a dále vypnuta linka 400 kV V052 JETE druhý blok – Kočín. Současně bylo přepojeno napájení vlastní spotřeby druhého bloku JETE na rezervní linku 110 kV V9002 JETE druhý blok – Kočín.  Obr. 2. Olej unikající spárou dělicí roviny nádoby transformátoru
Obr. 3. Elektrické schéma připojení generátoru na síť Podle sdělení provozovatele se asi 5 min po poruše dostavili zaměstnanci JETE k posuzovanému transformátoru, který byl v té době ochlazován vodní sprchou. Zjistili, že z těsnění zapouzdřeného vodiče 24 kV jedné fáze uniká transformátorový olej (obr. 1). Zastavili oběhová olejová čerpadla, která prohánějí transformátorový olej přes vnější chladiče, a zastavili ochlazování transformátoru hasicím systémem. Transformátorová nádoba se zdeformovala tak, že olej vytékal i spárou dělící roviny nádoby (obr. 2). Časové průběhy nejdůležitějších veličin jsou průběžně snímány jednak měřicím systémem NEMES druhého výrobního bloku elektrárny Temelín, jednak měřicím systémem ABB Relays Disturbance Recorder – REOR/RCRA100 v rozvodně 400 kV Kočín.  Proto měli pracovníci ČVUT-FEL k dispozici záznamy nejdůležitějších veličin těsně před poruchou, během poruchy i po likvidaci poruchy odepnutím. 2. Výchozí stav 2.1 Měřená místa a jejich označení
Elektrické schéma připojení generátoru 2SP na rozvodnou síť je na obr. 3. Ve schématu nejsou zakresleny vypínače generátoru ani vedení. Statorové vinutí generátoru je spojeno do hvězdy a pomocí zapouzdřených vodičů připojeno přes generátorový vypínač ke třem jednofázovým jednotkám 2AT1 až 2AT3 blokového transformátoru. Vinutí transformátorů vn s napětím 24 kV jsou spojena do trojúhelníku zapouzdřenými vodiči. Vinutí vvn s fázovými napětími 400/Ö3 kV jsou zapojena do hvězdy s uzemněným středem a přímo bez vypínačů připojena na venkovní vedení 400 kV. Toto venkovní vedení spojuje JETE s rozvodnou ČEZ v Kočíně, kde jsou umístěny vývodové vypínače. Ve schématu na obr. 3 jsou vyznačena místa, ve kterých byly snímány měřené veličiny, a jejich označení.  Obr. 4. Pohled na poškozenou průchodku 24 kV Před poruchou pracoval generátor druhého bloku JETE trvale na plný výkon a do elektrizační soustavy dodával 996 MW činného výkonu a 40 Mvar jalového výkonu. Z provozního hlediska byl celý blok v ustáleném stavu a na provozních teplotách. 3. Výsledky prohlídky blokového transformátoru po poruše Aby byl druhý blok JETE co nejrychleji zprovozněn, byl poškozený transformátor ihned demontován, odvezen do montážní haly JETE a na jeho místo byl zapojen náhradní transformátor. Při demontáži zapouzdřených vodičů bylo zjištěno poškození průchodky 24 kV (obr. 4). V montážní hale JETE byla z transformátoru demontována horní část nádoby. Po jejím sejmutí bylo zjištěno značné poškození části vnějšího vinutí na jednom sloupku transformátoru (obr. 5). Proto se provozovatel rozhodl zadat další demontáž transformátoru odborné firmě ŠKODA Plzeň.  Obr. 5. Pohled na poškozenou část vinutí Po převozu do závodu v Plzni byl transformátor pod dozorem provozovatele postupně rozebírán. Pohled na demontovanou část poškozeného primárního vinutí je na obr. 6. Při podrobnější prohlídce bylo zjištěno pravidelné zvlnění některých vodičů (obr. 7). 4. Hypotéza příčiny a průběhu poruchy transformátoru 2AT-L3 Po prostudování oscilografických záznamů napětí a proudů generátoru, obou vinutí transformátoru a linky v rozvodně Kočín byla vyslovena hypotéza, že celý průběh poruchy lze rozdělit na čtyři vzájemně na sebe navazující a spolu související přechodové stavy. Tyto stavy jsou v následujících odstavcích blíže popsány.  Obr. 6. Pohled na poškozenou část vinutí po demontáži 4.1 Stav předcházející poruchu
Provozovatel před poruchou nepozoroval žádné vnější změny v chování transformátoru. Mohlo sice docházet k postupné degradaci izolace vinutí transformátoru v místě poblíž přívodu napětí 400 kV vedoucího k hornímu ze dvou paralelně spojených vinutí pravého sloupku magnetického obvodu (při pohledu ze strany průchodky 400 kV), což mohlo být způsobeno např. lokálním přehřátím v důsledku zhoršeného odvodu ztrátového tepla v tomto místě. Tato degradace vedla ke snížení izolační pevnosti mezizávitové izolace. Příčina degradace izolace však mohla být i jiná, např. skrytá vada izolačního systému (lokální zeslabení izolačního systému vzniklé při výrobě, kovovou šponu nebo jiný předmět), popř. narušení izolace vlivem lokálních přepětí. Tento stav byl ukončen proražením mezizávitové izolace primárního vinutí a přechodem do následujícího stavu.  Obr. 7. Pravidelná deformace vodiče 4.2 Mezizávitový zkrat
Po proražení mezizávitové izolace vinutí vvn nastal mezizávitový zkrat na jedné části vinutí 400 kV. To způsobilo, že tato část vinutí pracovala dokrátka. Ze strany vvn se proti síti uplatnila rozptylová reaktance této části vinutí. Podobně pro generátor 2SP se tento mezizávitový zkrat jevil jako zkrat přes rozptylovou reaktanci vinutí 24 kV pro sdružené napětí fází 3 a 1. Proud mezizávitového zkratu procházel obloukem; tím došlo k místnímu odpaření transformátorového oleje a k tepelné dilataci vodičů. Odpaření oleje mělo za následek vznik tlakové vlny, která se šířila nahoru kanálem mezi horní částí vinutí 400 kV a vinutím 24 kV, až byl vytažen oblouk mezi přívodem 400 kV a uzemněným nulovým vývodem vinutí transformátoru vvn. Vytažením oblouku přešel sledovaný jev do následujícího stavu. 4.3 Oblouk mezi přívodem 400 kV a zemí
V tomto stavu pracoval transformátor s vnitřním zkratem na vinutí 400 kV. Zkratový proud fáze L3 linky 400 kV neprotékal vinutím 400 kV, ale obloukem v olejových parách. Tento stav představoval pro generátor zkrat mezi sdruženými napětími fází 1 a 3 za transformátorem. Tento zkratový proud byl omezen reaktancí transformátoru xkT a reaktancí generátoru x"gen. Tento stav byl ukončen vypnutím generátorového vypínače a vypínače linky 400 kV v rozvodně Kočín.  Obr. 8. Náhradní jednopólové schéma před poruchou 4.4 Ohřev oleje a deformace nádoby
Zkratové proudy byly příčinou uvolnění značného množství energie v oblouku zkratu na fázi L3 a vinutích transformátoru. Tato energie vedla k vývinu olejových par a nerovnoměrnému ohřevu oleje. Olejové páry vytvořily tlakový ráz v nádobě, který poškodil průchodku 24 kV a způsobil únik oleje do zapouzdřeného vodiče. Ačkoliv se tím snížil přetlak, v nádobě se i nadále vlivem nahromaděných olejových par udržel přetlak. Následovalo i postupné pomalé vyrovnávání teploty oleje, protože byl vypnut nucený oběh oleje i vnější chlazení. Olej se prohříval přenosem tepla vedením (kondukcí) a účinkem přirozené cirkulace oleje (autosifonem). Přetlak v nádobě mohl způsobit deformaci bočních výztuh nádoby.  Obr. 9. Fázorový diagram napětí a proudů v jednotlivých místech náhradního schématu Zpracovaná analýza obsahuje podrobné výpočty a rozbory, jež jednotlivá tvrzení již popsané hypotézy buď potvrzují, nebo vyvracejí. 5. Stav předcházející poruchu Náhradní jednopólové schéma pro provozní stav před poruchou je na obr. 8. Odpovídající fázorový diagram napětí a proudů v jednotlivých místech náhradního schématu je na obr. 9. 6. Mezizávitový zkrat Hypotéza předpokládá, že mezizávitové spojení vzniklo na jedné části vinutí 231 kV. Taková situace je nakreslena na schématu v obr. 10.  Obr. 10. Schematické znázornění stavu při mezizávitovém zkratu na jedné ze čtyř paralelních cívek primárního vinutí Každá ze čtyř částí primárního vinutí je tvořena deskami s několika závity navinutými ze dvou paralelních vodičů. U takto velkých transformátorů je obvyklé, že dvě sousední desky tvoří dvojici, ve které jsou paralelní vodiče transponovány tak, aby se dosáhlo vhodnějšího rozložení kapacit vinutí. Tím se ale několikanásobně zvýší mezizávitové napětí. V analyzovaném případě jde o zvýšení napětí ze 700 V na 5,6 kV. Koeficient bezpečnosti pro novou izolaci v homogenním poli je větší než 25; to by mělo být dostačující. Z důvodů technologických nedokonalostí mohl však nastat případ, kdy by počet vrstev papíru byl ve skutečnosti podstatně menší než předpokládaný a navíc se mohla v tomto místě vyskytnout tvarová deformace povrchu nebo jiný nežádoucí jev vzniklý při výrobě vinutí. Všechny tyto okolnosti mohly vést k podstatnému snížení koeficientu bezpečnosti izolace, k místnímu nárůstu ztrát, k následné degradaci izolace a po určité době k elektrickému průrazu.  Obr. 11. Výsledné náhradní schéma transformátoru při mezizávitovém zkratu Naopak hypotéza o možném místním zvýšení teploty vinutí v důsledku neprůchodnosti chladicího oleje některým z chladicích kanálů byla výpočtem vyloučena, protože v takovém případě by došlo k odvodu ztrátového tepla vedením do sousedních kanálů při zvýšení teploty v neprůchodném kanálu pouze o několik stupňů.  Obr. 12. Fázorový diagram pro stav mezizávitového zkratu Uvedeným mezizávitovým zkratem počne protékat proud, jehož velikost je možné určit z příslušného náhradního schématu. Pro výpočet je ale nutné nejprve určit velikosti rozptylových reaktancí náhradního schématu. Jejich výpočet byl proveden, ale protože je poměrně komplikovaný, jsou zde uvedeny pouze výsledky. Výsledné náhradní schéma transformátoru je na obr. 11. V elektrickém oblouku, který hoří v místě mezizávitového zkratu, vznikají činné ztráty. V náhradním schématu je nahrazen odporem rzkrat. Vypočtené reaktance mají v poměrných hodnotách velikosti xdT1 = 0,138, dT2 = 0,0018, dT3 = 0,0018, xzkrat = 0,86, rzkrat = 0,3. Po začlenění do náhradního schématu na obr. 8 a výpočtu se dostane fázorový diagram pro stav mezizávitového zkratu, který je znázorněn na obr. 12. Vypočtené hodnoty byly porovnány s naměřenými hodnotami v oscilogramech (obr. 13 a obr. 14).  Obr. 13. Výsek z oscilogramů napětí a proudů v JETE v době mezizávitového zkratu Počátek mezizávitového zkratu je charakterizován skokovou změnou průběhu proudu fáze L3 v síti v čase –0,003 s a ukončen další skokovou změnou průběhu tohoto proudu v čase +0,008 s. Počátek a konec jsou vyznačeny čárkovanými svislými úsečkami na výřezu ze záznamů měřicího systému JETE na obr. 13. a obr. 14. Úsek trvá celkem 0,011 s, tedy asi polovinu jedné periody. Sdružené napětí generátoru Utr prochází nulou v čase 0,00334 s. Tento čas odpovídá předbíhání sdruženého napětí o 28,6°. Amplituda tohoto napětí se téměř nezměnila. Podle výpočtu má být fázový posuv 28,7° a amplituda (v poměrných jednotkách) se má změnit z 0,969 na 0,93. Měření tedy potvrzuje výpočet. Fázové napětí generátoru Ugen se prudce změnilo s podobným trendem jako proud v síti. Celý systém 24 kV pracuje s neuzemněnou nulou a fázová napětí jsou měřena mezi jednotlivými fázemi a odporovými děliči uměle vytvořenou nulou. Za normálního stavu jsou fázová napětí systému dána parazitními kapacitami fází proti zemi a díky jejich symetrii se napětí země shoduje s napětím umělé nuly. V případě změny rozložení kapacit fází proti zemi měřicí systém zjistí „rozvážení“ nul. Něco takového pravděpodobně nastalo i při vzniku mezizávitového zkratu.  Obr. 14. Výsek z oscilogramů napětí a proudů v rozvodně Kočín v době mezizávitového zkratu Proud sítě IsítěL3 prochází nulou v čase 0,0003 s. Tento čas odpovídá předbíhání proudu sítě o 83,6°. Amplitudu tohoto proudu nelze z tak krátkého úseku určit. Podle výpočtu má být fázový posuv 86,4° a amplituda se má změnit z 0,844 na 1,07. Měření tedy opět potvrzuje výpočet. Proud generátoru IgenL3 prochází nulou v čase 0,0055 s. Tento čas odpovídá zpoždění proudu sítě o 10,3°. Amplituda tohoto proudu se viditelně nezměnila. Podle výpočtu má být fázový posuv –4,3° a amplituda se má změnit z 0,844 na 0,848. Měření tedy opět potvrzuje výpočet. Napětí fáze L3 v rozvodně Kočín prochází nulou v čase 0,00379 s a jeho amplituda se téměř nemění. Tento čas odpovídá předbíhání napětí o 20,6°. Podle výpočtu má být fázový posuv 25,4°. Amplituda se má změnit z 0,98 na 0,954. Měření tedy opět s dostatečnou přesností potvrzuje výpočet. Celkově je z porovnání naměřených a vypočtených hodnot zřejmé, že vzájemně porovnávané hodnoty se shodují s přípustnou tolerancí. Je tím potvrzeno, že fyzikální představa a její matematický model jsou správné.  Obr. 15. Náhradní schéma pro stav oblouku mezi přívodem 400 kV a zemí Mezizávitový zkrat na vinutí transformátoru je nebezpečný proto, že se projeví pouze relativně malým růstem proudů ve vinutích, a tudíž se nesnadno zjišťuje. Ve vlastním závitu dokrátka ale značně vzroste proud, a tedy se i rychle zvýší jeho teplota. V našem případě se proudová hustota ve vinutí zvýšila z provozních 2,75 A/mm2 na 1200 A/mm2, resp. 3600 A/mm2 podle toho, zda proud procházel všemi paralelními dráty vodiče nebo jen jedním z nich. To samozřejmě vede k rychlému nárůstu teploty závitu. Podle provedených výpočtů je to 8, resp. 68 K/ms. Při trvání mezizávitového zkratu 10 ms stoupla tedy teplota vodiče zkratovaného závitu z provozních 72 °C na 152 °C, resp. 752 °C. To způsobí roztažení vodiče, který je mechanicky držen rozpěrkami mezi deskami vinutí ve vzdálenosti 150 mm. Podle výpočtu vodič vybočí do strany o 3 až 10 mm. To vysvětluje pravidelné deformace některých vodičů na obr. 7.  Obr. 16. Fázorový diagram pro stav oblouku mezi přívodem 400 kV a zemí Proud mezizávitového zkratu protéká také elektrickým obloukem v místě jeho vzniku. Na tomto oblouku vzniká úbytek napětí, který je složitou funkcí procházejícího proudu, vzdálenosti elektrod, tlaku olejových par a teploty. Pro velké proudy se doporučuje počítat s konstantním gradientem napětí na oblouku, nezávislým na velikosti procházejícího proudu, o velikosti kolem 35 V/cm. Energie, která vznikla v oblouku mezizávitového zkratu, má velikost 35 250 W·s. Energie oblouku se spotřebuje na ohřátí určitého malého množství oleje v blízkosti oblouku na teplotu varu a na jeho odpaření. K místu oblouku není přístup vzduchu, a proto se olej nemůže vznítit. Vypočtená energie oblouku stačí na odpaření 77 g oleje. Protože olej je v podstatě nestlačitelný, mohou páry oleje zaujmout pouze stejný objem jako odpařený olej. Podle stavové rovnice se dostane počáteční tlak po odpaření 1 940 MPa. Takto velký tlak okamžitě způsobí zvětšování objemu olejových par, a tím pokles tlaku. Protože jde o velmi krátké doby, neodvádí se teplo do okolí a olejové páry se chovají podle stavové rovnice pro adiabatický stav. Olejové páry zvětšují svůj objem (rozpínají se) cestou menšího odporu, tj. vzhůru olejovým kanálem. Objem kanálu je asi 9 dm3; to odpovídá poklesu tlaku olejových par na 2,8 MPa. Vlivem toho, že jsou olejové páry ionizovány, dojde k přímému přeskoku mezi přívodem 400 kV a nulou transformátoru, a tím i k přechodu k dalšímu stavu poruchy. 7. Oblouk mezi přívodem 400 kV a zemí V této etapě poruchy vytvořil oblouk hořící mezi přívodem 400 kV a nulou „tvrdý„ zkrat. Pro přívod 400 kV to představuje tvrdý jednofázový zkrat. Pro generátor to představuje dvoufázový zkrat mezi fázemi L1 a L3, který je omezen reaktancí transformátoru. Vinutí 400 kV je tímto zkratem spojeno dokrátka, a proto okamžitě klesne proud mezizávitového zkratu na zkratový proud generátoru. Situaci vystihuje náhradní schéma na obr. 15.  Obr. 17. Výsek z oscilogramů napětí a proudů v JETE v době hoření oblouku mezi přívodem 400 kV a zemí Odpovídající fázorový diagram napětí a proudů v jednotlivých místech náhradního schématu je znázorněn na obr. 16. Fázorový diagram na obr. 16 má pětkrát menší měřítko v porovnání s fázorovými diagramy na obr. 9 a obr. 12. Vypočtené hodnoty byly porovnány s naměřenými hodnotami v oscilogramech na obr. 17 a obr. 18. Přechod do stavu hoření oblouku mezi přívodem 400 kV fáze L3 a nulou nastává v čase 0,008 s a je charakterizován změnou velikosti a fáze proudu sítě 400 kV. Oblouk hoří až do okamžiku vypnutí zkratového proudu v čase 0,109 s. Oblouk tedy hořel celkem po dobu Dt = 0,101 s, tj. po dobu pěti period. Amplituda střídavé složky proudu generátoru fáze L3 se zvětšila z 34,6 kA na 80 kA, tj. 2,3krát. Výpočtem vyšlo zvýšení 1,92krát (1,55/0,808). Průchod nulou střídavé složky nastává v čase 0,027 s. To odpovídá fázovému zpoždění 37,3°. Výpočtem vyšlo 38,8°. Skutečný nárůst proudu je o něco větší než výpočtový, ale fázové natočení proudů se shoduje.  Obr. 18. Výsek z oscilogramů napětí a proudů v rozvodně Kočín v době hoření oblouku mezi přívodem 400 kV a zemí Amplituda střídavé složky proudu generátoru fáze L1 se zvětšila z 34,6 kA na 49 kA, tj. 1,41krát. Výpočtem vyšlo nepatrné zvýšení 1,02krát (0,823/0,808). Průchod nulou střídavé složky nastává v čase 0,015 s. To odpovídá fázovému předbíhání 179°. Výpočtem vyšlo 162,9°. Skutečný nárůst proudu je opět o něco větší než výpočtový a ve fázovém natočení proudů je rozdíl 16°. Amplituda sdruženého napětí generátoru Ugen31 v první periodě poklesla z původních 31,67 kV na 19,79 kV, tj. relativní pokles na 0,62. Čas průchodu nulou tohoto napětí 0,01335 odpovídá fázovému předbíhání 28,5°. Výpočtem vyšel relativní pokles na 0,26 a fázové předbíhání o 47,2°. V tomto případě jsou rozdíly mezi výpočtem a měřením poměrně velké. Proud sítě IsítěL3 dosahuje takové velikosti, že jeho amplituda se nachází mimo měřicí rozsah. Byl ale změřen v rozvodně Kočín.  Obr. 19. Diagram závislosti objemu nádoby transformátoru a průhybu pláště na tlaku v nádobě Amplituda střídavé složky proudu sítě IsítěL3 se zvětšila z původních 1,874 kA na 22,5 kA. To odpovídá dvanáctinásobnému zvýšení. Výpočtem vyšla hodnota zvýšení 21,5krát (17,4/0,808), tedy skoro dvojnásobná. Předbíhání proudu je o 119,3°. Vypočtená hodnota 110,3° se s touto hodnotou dobře shoduje. Skutečnost, že naměřený zkratový proud je menší než vypočtený, lze zdůvodnit menším skutečným zkratovým výkonem sítě v době poruchy, než udává projektová hodnota. Účinky oblouku, který hoří mezi přívodem 400 kV a nulou, byly řešeny podobně jako účinky oblouku mezizávitového zkratu. Energie, která vznikla obloukem mezi přívodem 400 kV a zemí, má velikost 9,1 MW·s. Vypočtená energie oblouku stačí na odpaření 20 kg oleje. Byl proveden orientační výpočet závislosti vydutí nádoby transformátoru na tlaku uvnitř této nádoby. Vzhledem k tomu, že nebyly známy všechny potřebné údaje pro přesnější výpočet, byla úloha zjednodušena tak, že nádoba byla nahrazena samostatnými a nezávislými nosníky ve tvaru písmena I z běžné konstrukční oceli. Tyto nosníky byly umístěny v místě výztužných žeber a zatíženy rovnoměrnou zátěží, která představuje zatížení tlakem v nádobě. Orientační výpočet zahrnoval pouze plášť nádoby bez víka a dna, které mají podstatně větší tuhost, a nemohou se proto tolik deformovat. Porovnání výsledku výpočtu stavové rovnice vzniklých olejových par a objemu, který vznikne deformací nádoby, je znázorněno na obr. 19. V tomto obrázku je vynesena deformace nádoby, kterou představuje prohnutí náhradního nosníku pro dva případy uvažovaného uchycení náhradního nosníku, a to s volným a vetknutým koncem. Z uvedeného je zřejmé, že tlak vzniklý v nádobě odpařením oleje přesahuje 1 MPa. Tento výsledek vysvětluje skutečnost, že došlo k přechodnému „vyboulení“ stěn nádoby a k její následné trvalé deformaci. Nádoba transformátoru je vybavena přetlakovými ventily, jejichž zaúčinkování je nastaveno na hodnotu přetlaku 0,08 MPa. Zkouší se statickým přetlakem a funkčnost ventilů byla ověřena i po poruše. Vypočtené přetlaky a deformace nádoby však svědčí o tom, že se ventily neotevřely. Pravděpodobnou příčinou je dynamika rozvoje bubliny olejových par a následné tlakové vlny v nádobě. 8. Závěr Jak vyplývá z obsahu tohoto článku, provedené výpočty a analýzy prokázaly správnost hypotézy průběhu poruchy. Porucha byla neobvykle rozsáhlá, ale všechny ochrany zaúčinkovaly podle předpokladu a poškozený transformátor odpojily a zabezpečily. Nepodařilo se však jednoznačně prokázat vlastní příčinu vzniku mezizávitového zkratu. Pro zjištění změn, které předcházejí mezizávitovému zkratu, existuje mnoho diagnostických metod. Ty lze rozdělit do tří skupin:
a) metody prováděné periodicky a vyžadující provozní odstavení stroje,
b) metody prováděné periodicky bez provozního odstavení stroje,
c) metody provádějící průběžnou kontrolu stavu stroje. Ani při využití všech dostupných metod nelze zcela vyloučit možnost vzniku elektrického průrazu, nejčastěji mezizávitového, který nebude včas avizován žádnou z metod. Pravděpodobnost takového případu je možné pouze snížit využitím více metod. Elektrárna Temelín má zpracovány velmi podrobné předpisy pro periodické kontroly transformátorů, jejichž perioda kontrol je mnohdy kratší, než jak doporučují normy. Jedním z doporučení, vyplývajících z provedené analýzy, bylo doplnit ochrany transformátoru ochranou, která průběžně sleduje kvalitu transformátorového oleje. V článku byly použity materiály, oscilogramy a fotografie, které autorům poskytly podniky, jež se podílely na projektu a provozu elektrárny JETE. prof. Ing. Jiří Pavelka, DrSc., absolvoval v roce 1958 studium na Elektrotechnické fakultě ČVUT, v roce 1968 obhájil kandidátskou a v roce 1982 doktorskou práci. Po obhájení habilitační práce v roce 1991 byl jmenován docentem a v roce 1993 profesorem.
V průběhu let pracoval v Rozvodných závodech, v ČKD Elektrotechnika, později jako vědecký pracovník Ústavu elektrotechniky ČSAV. Byl také předsedou redakční rady časopisu Elektrotechnik a ELEKTRO a vedoucím katedry elektrických pohonů a trakce. V současnosti je předsedou svazu ČS VTS. Ing. Tomáš Cetl absolvoval ČVUT FEL v roce 1962. V témže roce začal pracovat jako asistent a od roku 1965 jako odborný asistent na ČVUT FEL v Praze na katedře elektrických strojů a výkonové elektroniky a později také na katedře elektrotechnologie.
V letech 1992 až 1996 spolupracoval ve výzkumném středisku Relgen Research Systems N.Y. na výzkumu netradičních zdrojů elektrické energie. Je autorem řady publikací a patentů z oboru aplikací výkonové elektroniky, zdrojů a měničů elektrické energie. Ing. Karel Künzel, CSc., absolvoval ČVUT FEL v roce 1982 a o čtyři roky později obhájil kandidátskou práci v oblasti řízení elektrických pohonů. Od roku 1986 pracuje jako odborný asistent na ČVUT FEL v Praze na katedře elektrotechnologie, kde se specializuje na řízení technologických procesů a elektromagnetickou kompatibilitu (EMC), a to zejména výkonových měničů. V této oblasti také publikuje a vedl grant GAČR a na řadě dalších projektů a záměrů se podílel.
*) České vysoké učení technické, Fakulta elektrotechnická – pozn. red. | 
