Кадомская К.П. Перенапряжения в электрических сетях различного назначения и защита от них

Подождите немного. Документ загружается.

Рис.6.31 Принципиальная схема при ударе молнии в воздушную перемычку

Грозовые волны, воздействующие на обмотку высшего напряжения

силового трансформатора блока, могут быть полными, если изоляция

воздушной перемычки не перекрылась и срезанными при перекрытии этой

изоляции (рис.6.32).

Рис.6.32 Формы грозовых волн, набегающих по воздушной

перемычке на трансформатор блока

В сети генераторного напряжения при воздействии грозовых волн на

обмотку высшего напряжения трансформатора также возникают волны за

счет емкостных и индуктивных связей между обмотками высшего и

низшего напряжения трансформатора. Примерная осциллограмма

напряжения на стороне низшего напряжения трансформатора при

воздействии полной грозовой волны приведена на рис.6.33. Первый пик

этой волны определяется в основном емкостными связями между

обмотками трансформатора, второй пик – электромагнитными связями.

0 1020304

t, мкс

u1a, кВ

U1m

U2m

Рис.6.33 Примерная волна напряжения в сети генераторного напряжения

при набегании на трансформатор блока полной грозовой волны

При воздействии срезанной волны второй пик перенапряжений

отсутствует. Как правило, первый пик перенапряжений превосходит

второй. Поэтому наиболее опасные воздействия на статорную изоляцию

генератора возникают при воздействии срезанных волн.

Исследования показывают, что предварительные оценки первого и

второго пиков перенапряжений могут быть произведены в различных

схемах. Схема для определения первого пика перенапряжений,

обусловленного емкостными связями между обмотками трансформатора,

приведена на рис.6.34, для определения второго пика перенапряжений,

обусловленного электромагнитными связями между обмотками, – на

рис.6.35. В этих схемах грозовая волна моделируется в виде источника

обобщенной волны с внутренним сопротивлением, равным

волновому сопротивлению воздушной перемычки, по которой набегает

волна. Обмотка генератора также моделируется в виде волнового

сопротивления (такое моделирование справедливо до прихода отраженных

волн от нейтрали генератора).

)(2)(

tutV =

1э

2э

12э

ОПН ВН ОПН НН

Рис.6.34 Расчетная схема для определения составляющей

в сети генераторного напряжения, обусловленной

емкостными связями между обмотками трансформатора

В схеме рис.6.34 применены следующие обозначения: С

1э

=С

+С

12э

;

2э

=С

/2; С

12э

=С

/2; C

, C

и C

– емкости обмоток высшего, низшего

напряжения и между этими обмотками, соответственно.

Из приведенной схемы видно, что уровень первого пика

перенапряжений зависит, в основном от крутизны набегающей волны и от

величины емкости между обмотками ВН и НН. В принципе можно было

бы избежать опасных перенапряжений на стороне низшего напряжения

трансформатора, если путем экранирования обмоток ВН и НН, например,

уменьшить емкость С

Схема, позволяющая оценить второй пик перенапряжений,

обусловленный электромагнитными связями между обмотками

трансформатора, приведена на рис.6.35. В этой схеме k

– коэффициент

трансформации трансформатора блока.

Из схемы рис.6.35 видно, что процессы в этой схеме могут носить либо

колебательный (

CLZ

1TГ

/5.0≥

), либо при противоположном

неравенстве – апериодический характер. В последнем случае второй пик

перенапряжений не превысит

ku 3/2

1э

а) б)

Рис.6.35 Схема для определения второго пика перенапряжений,

обусловленного электромагнитными связями между

обмотками трансформатора (а) и её упрощение (б)

Как правило за счет относительно малого значения волнового

сопротивления крупных генераторов (Z

=20…30 Ом) процессы в сети

генераторного напряжения в рассматриваемых схемах носят

апериодический характер. Так, например, в блоке с трансформатором

500/15,75 кВ при воздействии полной волны с амплитудой, отвечающей

пятидесятипроцентному разрядному напряжению линейной изоляции 500

кВ (≈2400 кВ), второй пик колебаний при k

=31,7 можно оценить как:

2⋅2400/√3⋅31,7=87 кВ. Эта величина превосходит допустимое напряжение

для статорной изоляции генератора с напряжением 15,75 кВ,

составляющее примерно 38 кВ. Уравнения, описывающие процессы в

схемах рис.3.34 и 3.35, приведены, например, в [59]. Уровень

перенапряжений на втором пике, обусловленном электромагнитными

связями между обмотками трансформатора (рис.6.35) при установке на

стороне ВН ОПН (ОПН2 на рис.6.31) может быть принят равным э.д.с.

эквивалентного источника в схеме рис.6.35,б, если положить u

равным

остающемуся напряжению на ОПН2. Так в блоке 500/15,75 кВ остающееся

напряжение на ОПН2 можно принять равным 920 кВ, при этом

напряжение на стороне низшего напряжения трансформатора составит

16,7 кВ, что безопасно для изоляции статора генератора. Следовательно,

второй пик перенапряжений, обусловленный электромагнитными связями

между обмотками трансформатора, может быть надежно ограничен

защитным аппаратом, установленным на стороне высшего напряжения

трансформатора блока.

При коротких (в основном, срезанных) волнах трансформатор в

сущности представляет собой емкостный делитель. Если в схеме рис.6.34

разомкнуть ветвь Z

и положить Z

=0, то напряжение на стороне НН

трансформатора определится как:

э121

э12

Коэффициент деления

э121

э12

лежит в диапазоне 0,3…0,5, тогда

как 1/k

=0,032. Следовательно, уровень перенапряжений на стороне НН

блока при воздействии срезанных волн будет существенно выше, чем

уровень при воздействии полных волн той же амплитуды.. При этом ОПН

на стороне ВН не приведет к сколь-нибудь значимому ограничению

перенапряжений, так как при ограничении перенапряжений на стороне ВН

первый пик колебаний на стороне генераторного напряжения будет из-за

небольшого значения коэффициента деления по емкостям существенно

выше допустимого уровня. Таким образом, для обеспечения надежной

эксплуатации изоляции генераторного оборудования необходимо

применять меры для ограничения первого пика колебаний, обусловленного

емкостными связями между обмотками трансформатора. Рассмотрим

эффективность таких мер защиты, как ограничитель перенапряжений

(ОПН1 на рис.6.16) и дополнительный безиндуктивный конденсатор

емкостью порядка 0,1…0,2 мкФ, устанавливаемые в сети генераторного

напряжения на выводах обмотки низшего напряжения трансформатора

блока. Эффективность дополнительного конденсатора объясняется

существенным уменьшением коэффициента деления в этом случае:

допэ121

э12

CCC

При С

1э

=26,4 нФ, С

12э

=17,5 нФ и С

доп

=200 нФ k=0,07 (вместо 0,4 при

доп

=0).

Для получения достоверных результатов при ограничении

перенапряжений с помощью ОПН необходимо моделирование

динамических свойств вольтамперной характеристики (ВАХ) ОПН.

Примерные ВАХ ОПН приведены на рис.6.36.

Рис.6.36 Примерные ВАХ ОПН при короткой (сплошная кривая)

и длинной (пунктирная кривая) волнах

Такой характер ВАХ оксидно-цинковых варисторов был получен

экспериментально рядом исследователей и опубликован, например [60-62].

Из рис.6.36 видно, что динамические свойства

ВАХ следует

учитывать лишь при коротких волнах. В

[63] показано, что при

воздействии на ОПН волн с большой крутизной в схемах, в которых ОПН

не подключен параллельно с оборудованием, обладающем большой

емкостью, напряжение на аппарате при учете динамических свойств ВАХ

ОПН может существенно превышать полученное значение при

моделировании статической ВАХ. Так, например, при крутизнах волн тока

молнии порядка 30…50 кА /мкс напряжение на ОПН может превышать

значение, полученное при моделировании статической ВАХ в

1.2…2.0 раза (в зависимости от места установки ОПН).

В публикациях IEEE (the Institute of Electrical and Electronics Engineers)

рекомендуется схема замещения ОПН, приведенная на рис.6.37,а [64].

Согласно [60] эта схема может быть упрощена и приведена к виду,

показанному на рис.6.37,б.

а) б)

Рис.6.37 Модели ОПН; рекомендованная IEEE (а) и предложенная в [60] (б)

Схемы рис.6.37 позволяют моделировать ВАХ ОПН во всем

диапазоне токов, воздействующих на аппарат при ограничении как

грозовых, так и коммутационных перенапряжений. Индуктивные

параметры схемы замещения рис.6.37,б рекомендовано определять на

основе сведений, содержащихся в каталогах на ОПН:

rTr

20/8

20/8/1

−

⋅=

rTr

20/8

20/8/1

−

⋅= . (6.16)

где V

- номинальное напряжение аппарата,

/1 Tr

V - остающееся напряжение при токе 10 кА при волне 1/Т

мкс,

20/8r

- остающееся напряжение при токе 10 кА при волне 8/20 мкс.

Время до полуспада испытательной короткой волны V

r1/T2

каталогах разных фирм имеет различные значения. Это обстоятельство не

столь уж важно, поскольку максимум напряжения на ОПН достигается на

фронте импульса.

Определение нелинейных характеристик А

и А

основывается на ВАХ

ОПН, причем опорной точкой является напряжение на аппарате при волне

8/20 мкс с амплитудой 10 кА. Эти зависимости в модели, предложенной в

[60], заимствованы из модели ОПН, рекомендованной IEEE [64]. Значения

и А

в относительных единицах по отношению к остающемуся

напряжению на аппарате при волне 8/20 мкс с амплитудой 10 кА

приведены в табл.6.5.

Таблица 6.5

Значения А

и А

I , кА А

(о.е.) А

(о.е.)

2⋅10

-6

0.810 0.623

0.1 0.974 0.788

1 1.052 0.866

3 1.108 0.922

10 1.195 1.009

20 1.277 1.091

Авторы схемы рис.6.37,б справедливо полагают, что уменьшение

числа параметров модели упрощает их определение, так как для этого

требуются лишь те характеристики ОПН, которые обычно даются в

каталогах фирм-производителей.

Рассмотрим сначала возможности обеих схем (практически эти

возможности одинаковы). При пологих волнах индуктивные

сопротивления малы и два нелинейных резистора практически соединены

в параллель. Следовательно, при пологих волнах динамические свойства

ВАХ ОПН практически не проявляются. При крутых фронтах волн

индуктивные сопротивления велики и ток распределяется между двумя

ветвями. Ток через ветвь

растет при уменьшении длительности фронта.

Сопротивление

больше, чем

, и увеличение амплитуды волны тока

приводит к увеличению остающегося напряжения. Анализ схемы,

произведенный авторами [60], показывает, что рассматриваемая схема дает

приемлемые результаты при фронтах волн от 0,5 до 45 мкс. Сопротивление

R в схеме рис.6.37 авторы [60] предлагают принимать равным 1 МОм, так

как это сопротивление не входит в модель ОПН, а требуется лишь для

устойчивости численного решения процессов в расчетных схемах.

Необходимо отметить, что данная мера повышения устойчивости решения

не всегда оказывается эффективной. Учет емкостей варисторов позволяет

добиться устойчивости численного исследования процессов практически

во всех расчетных случаях. При этом учете схема замещения ОПН имеет

вид, приведенный на рис.6.23.

Рис.6.38 Схема замещения ОПН при учете емкостей варисторов

Как показали исследования, модель ОПН на рис.6.38 позволяет

избежать включения в модель искусственного сопротивления R

(рис.6.37,б). Расчеты показали, что как величина суммарной продольной

емкости варисторов (С

+С

), так и их распределение по плечам схемы

рис.6.38 (в реально возможном их диапазоне, зависящем от конструкции

аппарата) практически не сказывается на результатах расчетов.

Расчетные схемы для исследования грозовых перенапряжений на

стороне низшего трансформатора в схеме блока приведены на рис.6.39.

В табл. 6.6 приведены результаты расчетов для блока 500/15,75 кВ

мощностью 640 МВт, позволяющие оценить влияние способа

моделирования как ОПН1, так и ОПН2. При моделировании ОПН в виде

нелинейного резистора его ВАХ записывалась в виде:

опнопн

Аiu

Результаты приведены при воздействии грозовой волны с амплитудой

28 кА и различных длительностях её фронта – 0,5 и 4,5 мкс.

Таблица 6.6

Влияние способа моделирования ОПН на уровни перенапряжений

в сети генераторного напряжения (кВ)

Расчетный случай

0.1 0.9

−

, мкс

ОПН ВН ОПН НН 0,5 4,5

– – 136,4 122,6

Резистор – 67,2 50,2

IEEE – 98,1 64,6

Резистор Резистор 36,6 31,5

IEEE IEEE 45,6 34,4

Из таблицы видно, что моделирование динамических свойств ВАХ

приводит к увеличению перенапряжений на стороне генераторного

напряжения при короткой волн примерно на 25%, а при более длинной - на

9%. Поскольку электрическая прочность статорной изоляции генератора

15,75 кВ составляет примерно 38 кВ, то из приведенных результатов

видно, что надежная эксплуатация изоляции генератора оказывается

возможной лишь при воздействии достаточно длинных волн.

ВЛ

(t)

Модель

трансфор-

матора

ОПН1ОПН2

а)

1э

2э

12э

б)

Рис.6.39 Расчетная схема при исследовании грозовых перенапряжений

в сети генераторного напряжения блока (а) и модель силового

трансформатора (б)

Поскольку, однако, примерно 30% волн, поражающих воздушную

перемычку, связывающую трансформатор блока с ОРУ ВН 500 кВ

являются срезанными с длительностью фронта порядка 0.2-0.8 мкс, то

ОПН, установленный на стороне НН трансформатора блока,

скоординированный при воздействии коммутационных перенапряжений с

электрической прочностью статорной изоляции, не защищает изоляцию

генератора от грозовых перенапряжений. Следовательно, для защиты

статорной изоляции генератора блока от грозовых перенапряжений

необходимо применить дополнительную меру защиты. Такой защитой

может служить безиндуктивный конденсатор, установленный на стороне

низшего напряжения трансформатора блока. Результаты расчетов при

установке конденсатора емкостью С

доп

=0.1 мкФ приведены в табл. 6.7.

Таблица 6.7

Результаты расчетов перенапряжений в блоке при установке

на стороне НН трансформатора конденсатора С

доп

=0,1 мкФ

Параметры волны тока молнии

Напряжения на стороне

ВН и НН

, кА

01 09

−

,мкс

ср

мкс U

, кВ U

, кВ

50 5.0 1.23 996.0 8.0

100 5.0 0.82 1071.6 8.6

15 1.8

−

961.3 8.2

Из таблицы видно, что при воздействии коротких волн, переход

которых на сторону низшего напряжения осуществляется практически по

емкостным связям между обмотками трансформатора, включение

дополнительного конденсатора емкостью порядка 1 мкФ приводит к

такому снижению коэффициента деления по емкостям, при котором

напряжение на генераторе не превышает величины порядка 8…9 кВ.

6.4.6 ПРОЦЕССЫ ВОССТАНОВЛЕНИЯ НАПРЯЖЕНИЯ НА

КОНТАКТАХ ГЕНЕРАТОРНЫХ ВЫКЛЮЧАТЕЛЕЙ

Процессы восстановления напряжения на контактах генераторных

выключателей, определяющие надежность отключения как токов нагрузки,

так и токов короткого замыкания в цепи блока (рис.6.40), зависят от

параметров блока и от типа коммутируемого выключателя.

КЛ или ВЛГТ

Рис.6.40 Расчетные точки трехфазного к.з. при анализе ПВН

на контактах генераторного выключателя

Основной характеристикой рассматриваемого процесса является так

называемое собственное переходное восстанавливающееся напряжение

(СПВН), т.е. напряжение на контактах выключателя, не зависящее от его

типа: при определении СПВН выключатель моделируется в виде

идеального ключа – при отключении сопротивление межконтактного

промежутка принимается бесконечным, т.е. не учитываются процессы в

дуге при расхождении контактов.

Наибольшие кратности перенапряжений на контактах генераторных

выключателей возникают при отключении первого полюса выключателя,

так как именно в этом случае напряжение на нейтрали сети генераторного

напряжения принимает наибольшее значение. Расчетная схема при

компьютерных исследованиях процессов при отключении токов нагрузки

и КЗ за трансформатором (в точке К

рис.6.40) приведена на рис.6.41.

(t)

1aR1

1bR1

1cR1

(t)

2aR2

2bR2

2cR2

Рис.6.41 Расчетная схема для исследования СПВН при отключения

тока нагрузки и трехфазного к.з. в точке К

Модель коммутируемой фазы содержит модели фаз генератора,

трансформатора и токопроводов между генератором и выключателем и

выключателем и трансформатором.

Генератор и трансформатор

моделируются в виде Г-схем, а токопроводы в виде П-схем

. В [65] было

показано, что для правильного воспроизведения возвращающегося

напряжения промышленной частоты на контактах генераторного

выключателя целесообразно не учитывать уменьшение сверхпереходной

индуктивности генератора в переходном процессе. При этом для

правильного воспроизведения частоты собственных колебаний СПВН в

[65] рекомендовано значение емкости генератора принимать равным 0,25

от входной емкости генератора. С учетом этого обстоятельства емкости С

(i=1…4) и С

представляют собой:

,2,2,2,24

ток2т4ток23ток12ток1Г1

CCCCCCCCCC +

=+=

Тток2ток1Гэ

4 CCCCC

++=