Перенапряжения в электрических сетях

Наибольшие перенапряжения возникают при повторном включении разомкнутой линии выключателем В1. Величина перенапряжений зависит от значения оставшегося напряжения на здоровых фазах и от угла включения.

Переходной процесс, как и в случае включения ненагруженной линии. Может быть выражен формулами простого колебательного контура с учетом напряжения Uo, оставшегося на линии:

,

; .

Для коротких линий максимальные значения перенапряжений могут быть определены по следующим простым формулам:

при успешном АПВ ;

при неуспешном АПВ ,

где ; Кз - коэффициент повышения напряжения при однофазном коротком замыкании; Кq - коэффициент, учитывающий количество заряда, оставшегося на здоровых фазах; Т1 - период свободных колебаний.

В сухую погоду средние значения Кq равны 0,7 для t= 0,2 с (t - безтоковая пауза), 0,6 для 0,4 с и 0,5 для 1 с.

Максимальные перенапряжения при АПВ возникают, когда мгновенное значение напряжения источника имеет противоположную полярность по отношению к полярности заряда, остающегося на неповрежденных фазах.

Если на линии включены реакторы поперечной компенсации, то после отключения выключателя В1 емкость линии начинает разряжаться через индуктивность реакторов с частотой меньшей частоты источника, но близкой по значению. Вследствие высокой добротности R-L-C контура, образованного емкостью линии относительно земли и индуктивностью реактора, (Lр/Rр)>200, время затухания колебаний может достигать нескольких секунд, что не обеспечивает отсутствия остаточного заряда на линии к моменту повторного включения. Кроме того, из-за наличия электромагнитной связи между фазами и небольшой разницы между частотами колебаний разных фаз разность потенциалов между контактами выключателя изменяется в виде биений с частотой в несколько Герц. Это приводит к дополнительному повышению Uo в отдельные моменты времени, а также на значительной части биений возможно появление высоких значений Куд, достигающих 2,5.

При наличии на включаемой линии во время паузы АПВ подключенного измерительного электромагнитного трансформатора напряжения или силового трансформатора процесс идет иначе. Во время паузы АПВ Uо изменяется незначительно и обмотки трансформаторов выступают как активные опротивления (примерно 25 Ом на 1 кВ) и способствуют быстрому разряду линии (0,1-0,15 с для трансформаторов напряжения и 0,2-0,3 с для силовых трансформаторов).

Однако, при наличии реакторов поперечной компенсации процесс разряда имеет медленно затухающий колебательный характер и индуктивное сопротивление трансформатора напряжения, величина которого значительно больше индуктивного сопротивления реактора, уже не влияет на характер процесса. Ударный коэффициент в этом случае может даже возрасти до 2,5-2,7.

Особенно неблагоприятными являются АПВ на устойчивое короткое замыкание неустраненного действием АПВ. При этих коммутациях кратности перенапряжений дополнительно увеличиваются за счет повышения установившейся составляющей напряжения , вызванного протеканием в сети несимметричного тока короткого замыкания. Однако доля таких неуспешных АПВ в общем количестве автоматических включений линий в сетях 110-500 кВ составляет около 20 %, поэтому несмотря на повышенные значения перенапряжений, эти коммутации слабо влияют на статистические характеристики суммарного потока перенапряжений, воздействующего на изоляцию линий.

В реальных ЛЭП 220-750 кВ ударный коэффициент находится в пределах 2-2,4, а отношение Umуст/Umф - 1,1-1,6.

При трехфазной коммутации разброс моментов включения фаз выключателя может привести к дополнительному повышению перенапряжений (на 5-10 %) на запаздывающих фазах.

Таким образом, в отличие от плановых включений линий, которые производятся в заранее подготовленных условиях, АПВ в большинстве случаев приводит к перенапряжениям, превышающим уровень изоляции оборудования 330 кВ и выше.

Для защиты от перенапряжений, возникающих при АПВ, применяется следующее: меры ограничения вынужденной составляющей напряжения, шунтирующие сопротивления в выключателях, синхронное включение линии, вентильные разрядники и ОПН, вынос на линию электромагнитных измерительных трансформаторов напряжения. В ряде случаев снижению данных перенапряжений способствует переход с трехфазного на однофазное АПВ.

3.5 Перенапряжения при отключении ненагруженных линий

Перенапряжения при отключении ненагруженных линий возникают вследствие перезарядки линий при повторных зажиганиях дуги между контактами выключателя.

Рассмотрим механизм развития этих перенапрЯжений на простейшей эквивалентной схеме замещения, рис.

Схема замещения при отключении линии

Питающая сеть замещена источником э.д.с. e(t), включенным последовательно с индуктивным внутренним сопротивлением Ls и активным - Rs, а линия замещена емкостью С.

Изменение напряжения на линии при повторных зажиганиях дуги в выключателе при его отключении

Гашение дуги в выключателе В при его отключении происходит в момент времени t1, когда емкостный ток Iв проходит через ноль, рис.2.12. Заряд линии медленно стекает на землю через сопротивление утечки изоляции. Постоянная времени разряда имеет порядок десятков секунд, поэтому напряжение U1 на линии в течение половины периода колебаний 50 Гц остается практически неизменным и равным амплитудному значению фазного напряженияUmф. Напряжение на шинах изменяется с частотой источника, поэтому через 0,5 периода, момент t2, разность потенциалов на контактах выключателя будет максимальной и равной Uв=U1Um=2Em. Если в этот момент произойдет повторное зажигание дуги, то емкость линии начнет перезаряжаться в колебательном режиме от начального значения U1Em до установившегося напряжения Uш=е(t). Частота свободных колебаний оказывается примерно на порядок выше 50 Гц и можно пренебречь изменением напряжения источника в интервале t= t3 t2. При этом максимальное напряжение на линии можно рассчитать по следующей формуле

,

где Куд=1,8 ориентировочное значение ударного коэффициента в эквивалентном контуре с учетом потерь в сопротивлении Rs.

В момент t3 ток i=di/dt=0 и дуга гаснет. Емкость линии остается под напряжением U1макс. Через полпериода Um=Em и напряжение между контактами выключателя повысится до Uв=Em - U1макс=3,6Em (момент t4). Одновременно расходятся контакты выключателя и увеличивается электрическая прочность межконтактного промежутка. Если в момент t4 Uв=Uпр, то произойдет зажигание дуги снова и U2макс= 2,6Em+(Em+2,6Em)1,8=3,9Em и т.д.

Для большинства реальных схем напряжение, остающееся на линии после гашения дуги, оказывается меньшим, чем для упрощенной эквивалентной схемы.

Зажигание дуги в реальных выключателях происходит в случайные моменты времени и процесс нарастания перенапряжений от одного повторного зажигания к другому не приводит к столь быстрому росту их значений. Значение максимального напряжения в переходном процессе зависит от момента повторного зажигания дуги, возможность которого определяется соотношениями между кривыми возрастания электрической прочности межконтактного промежутка выключателя и восстанавливающегося напряжения.

Число повторных зажиганий дуги в некоторых типах масляных выключателей может достигать 12-15 при каждой коммутации фазы. После окончательного гашения дуги остающееся напряжение на линии может достигать (1,61,8)Um, что создает предпосылки для высоких перенапряжений при последующем АПВ.

Кратность перенапряжений зависит также от вида применяемого выключателя.Современные воздушные выключатели практически всегда отключают линию без опасных повторных зажиганий дуги, поэтому в сетях, оборудованных этими выключателями с перенапряжениями рассматриваемого типа можно не считаться. Масляные выключатели имеют меньшую скорость расхождения контактов и в них возникают опасные повторные зажигания дуги.

Исходя из многих экспериментальных данных, вероятность рассматриваемых перенапряжений с кратностью более 3,5 составляет 2 %. Практика эксплуатации показывает, что в основном нужно ориентироваться на кратность равную трем. Такие воздействия на изоляцию непосредственной опасности не представляют, но частое их воздействие нежелательно. Однако при снижении уровня изоляции до 2,5Uф и ниже (220-330 кВ) эти воздействия становятся опасными. В сетях 500 кВ и выше в выключателях повторных зажиганий дуги не возникает и этот тип перенапряжений может не учитываться.

Меры ограничения перенапряжений. Радикальной мерой борьбы с перенапряжениями этого типа является применение выключателей без опасных повторных зажиганий дуги. Если таких выключателей нет, то целесообразно оснастить линию средствами снятия остаточного заряда: вынести на линию измерительный электромагнитный трансформатор напряжения. Эффективным оказывается подключение к линии шунтирующего реактора. Приближая форму кривой остающегося на линии напряжения к кривой воздействующей э.д.с., он замедляет рост напряжения между контактами выключателя и тем самым уменьшает вероятность повторных зажиганий дуги.

Ограничение перенапряжений путем применения ОПН или вентильных разрядников возможно, но вследствие многократности зажиганий дуги в ходе каждой коммутации происходит ускоренное расходование ресурса пропускной способности нелинейных резисторов.

3.6 Перенапряжения при отключении больших токов

Отключение линий при коротких замыканиях, когда происходит изменение напряжения от нуля (при коротком замыкании) до максимального значения (при его отключении), сопровождается перенапряжениями достигающими 2Uф и более.

Отключение симметричных к.з. Рассмотрим упрощенную (однофазную) схему, представленную на рис.2.13,а. При возникновении к.з. вследствие селективной работы сначала срабатывает выключатель В2 и некоторое время разомкнутая линия оказывается присоединенной к источнику питания. Преходной режим обусловлен несоответствием между начальным режимом (наличие к.з. в конце линии) и конечным режимом (разомкнутая линия). Распределение напряжения вдоль линии показано на рис.2.13,б кривые 1 и 2. Переходной процесс рассчитывается по формулам аналогичным, применяемым для расчета переходного процесса при включении разомкнутой ненагруженной линии под напряжение. Напряжение в конце линии

,

и

zc - волновое сопротивление линии; .

Поскольку включение разомкнутой линии и одностороннее отключение к.з. приводят к одной и той же схеме замещения, составляющие установившегося режима и частоты собственных колебаний в обоих случаях одинаковы, но свободные составляющие различны. Математический анализ показывает, что все составляющие Uk при отключении к.з. имеют одинаковый знак, тогда как при включении ненагруженной линии знаки Uk чередуются. Из начальных условий (U(l) = 0 при t = 0) следует, что U(l,0)=Uуст U1 U2 U3 … U , т.е. U1< Uуст.

Схема замещения а) и распределение напряжения вдоль линии б)

1 и 2 начальное и конечное распределение напряжения соответственно

Таким образом, при одностороннем отключении к.з. амплитуда первой свободной составляющей в конце линии меньше, чем амплитуда вынужденной составляющей, в то время как при включении линии это соотношение обратное.Это означает, что при самых неблагоприятных условиях и без учета затухания ударный коэффициент при отключении к.з. не может быть больше двух.

Сравнение амплитуд свободных составляющих и ударных коэффициентов (без учета затухания) при включении ненагруженной линии длиной 500 км к источнику с индуктивностью 0,29 и при одностороннем отключении к.з. приведено в табл.2.1.

Значения амплитуд свободных колебаний и ударных коэффициентов

	U1/Uуст	U2/Uуст	U3/Uуст	Куд
Включение ВЛ	1,13	0,17	0,06	2,3
Отключение к.з.	0,87	0,07	0,02	1,8

Различие в переходных процессах при включении ненагруженной линии и при отключении к.з. обусловлено тем, что в первом случае емкость линии не заряжена, т.е. вся линия имеет нулевые начальные условия, а во втором случае емкость линии заряжена до некоторого начального напряжения, рис.2.13,б. Это обстоятельство уменьшает относительные амплитуды свободных колебаний при отключении к.з. по сравнению с режимом включения линии.

Если линия снабжена устройством продольной компенсации (УПК), то прохождение тока к.з. через емкость УПК вызывает значительное падение напряжения на ней, Uc рис.

Схема замещения ВЛ с УПК а) и распределение напряжения вдоль ВЛ б) 1 и 2 начальное и конечное распределение напряжения вдоль ВЛ соответственно

При наличии реакторов за УПК отключение к.з. приводит к колебательному разряду емкости через реакторы, т.е. к появлению субгармоники, амплитуда которой зависит от начального заряда на емкости и, как правило, выше, чем при включении. Уравнение переходного процесса приобретает вид

 .

При отсутствии реакторов за УПК вместо субгармоники появляется постоянная составляющая (о=0).

Напряжение, приложенное к емкости при к.з., растет с увеличением степени компенсации и мощности источника и зависит от места к.з. Оно достигает наибольшего значения при к.з. непосредственно за УПК. Распределение напряжения для такого случая показано на рис.2.14,б (кривая 2). Падение напряжения на емкости противоположно по фазе э.д.с. источника.Значительное напряжение на емкости Uc приводит к появлению в переходном процессе большой постоянной с оставляющей Uo=Uc или приблизительно такой же субгармоники.

В начальный момент после отключения к.з. (t=0)

0 = Uуст + Uo (U1 + U2 + U3 +…+ U).

Если пренебречь высшими гармониками, что приводит к преувеличенным значениям U1, то U1 = Uуст + Uo = Uуст + Uc , т.е. амплитуда свободных колебаний приблизительно равна разности между напряжением в конце разомкнутой линии и напряжением на емкости при к.з. (рис.2.14). Таким образом, максимальное напряжение переходного процесса до и после УПК приблизительно равно (без учета затухания):

до УПК Uмакс = Uуст + U1 = 2Uуст + Uc;

после УПК Uмакс = Uуст + U1 + Uo = 2Uуст + Uc.

Из чего следует, что Куд > 2.

Влияние УПК на перенапряжения возрастает с увеличением степени компенсации и мощности источника, так как оба эти фактора приводят к увеличению тока к.з. и падению напряжения на конденсаторах УПК. Однако напряжение при к.з. ограничено уставкой разрядника защищающего УПК, т.е. значением примерно (0,751,0)Uф. Если напряжение на емкости окажется выше уставки, то сработает разрядник, что приведет к разряду емкости и снижению перенапряжений.

Отключение однофазного к.з. является одной из наиболее частых коммутаций, происходящих в эксплуатации. Возникающие при этом перенапряжения обусловлены неодновременной работой выключателей по концам линии, в силу чего линия кратковременно оказывается запитанной с одного конца. Амплитуда перенапряжений в переходном процессе зависит от разности мгновенных значений установившегося напряжения на неповрежденных фазах до и после отключения. На векторной диаграмме рис. показаны вектора напряжений и токов на неповрежденных фазах.

Векторная диаграмма токов и напряжений (а), кривые напряжения в месте к.з. (б), в) схема

ЕА, ЕВ, ЕС - симметричная звезда э.д.с. источника; UC, UB - напряжения на здоровых фазах до отключения выключателя, отключаемого первым (В2, рис.2.15,в); 2 - угол, на который эти напряжения отстают от соответствующих векторов э.д.с. Угол 2 в основном определяется передаваемой мощностью в нормальном режиме и длиной линии. Его значение может приближаться к 60.

При к.з. вблизи выключателя В2 напряжения на неповрежденных фазах UB и UC мало изменяются, так как до отключения В2 отношение сопротивления нулевой последовательности к сопротивлению прямой Хо/Х1 относительно места к.з. мало, т.е. Хо/Х1 1. Токи в неповрежденных фазах определяются в основном активной нагрузкой и отстают от соответствующих напряжений на небольшой угол 1.

После отключения В2 составляющие прямой последовательности на здоровых фазах (пренебрегая активными потерями) совпадают по фазе с э.д.с. источника, векторы напряжения UB и UC сдвигаются на угол 3, который зависит от отношения Хо/Х1 и не превышает 30.

При переходе тока IС через нуль, рис.2.15,б, (аналогично и для фазы В) происходит отключение тока в этой фазе. Амплитуда переходного процесса зависит от угла сдвига между напряжениями UC и UC =12323. Угол 2 зависит от передаваемой мощности, длины линии, степени поперечной и продольной компенсации и может приближаться к 60 - 70. Тогда угол может приближаться к 90. Но даже в этом случае ударный коэффициент меньше, чем при включении разомкнутой линии в максимум э.д.с. Обычно в рассматриваемом случае Куд=1,41,6.

Несмотря на небольшие значения ударного коэффициента кратность перенапряжений может быть весьма большой вследствие большого значения Uуст из-за несимметрии фаз. Поэтому отключение однофазного к.з. является одной из основных расчетных операций для электропередач СВН, определяющих выбор средств защиты от перенапряжений.

Отключение линии в режиме асинхронного хода.



Схема линии (а), начальное и конечное распределение напряжения вдоль линии (угол между э.д.с. 180) (б)

При нарушении устойчивости параллельной работы электропередача может перейти в асинхронный режим и отключение произойдет в тот момент, когда угол между э.д.с. по концам передачи близок к 180, а величина э.д.с. за счет действия регуляторов повысится на 20 - 30 %. Такой режим близок к режиму к.з., так как по линии проходит большой индуктивный ток. Распределение напряжения для этого случая показано на рис.2.16,б (кривая Uнач).

При неодновременном срабатывании выключателей по концам линии она на короткое время попадает в режим одностороннего питания, в котором напряжения существенно повышаются (кривая Uкон). Учитывая различные знаки установившегося и начального напряжений и повышенные значения э.д.с. источника, при отключении асинхронного хода можно ожидать Куд>2 и максимальных перенапряжений (3 - 3,5)Uф. Однако перенапряжения такого рода возникают чрезвычайно редко.

3.7 Особенности ограничения перенапряжений, возникающих при коммутации линий, вентильными разрядниками и выключателями с шунтирующими сопротивлениями

Для линий СВН в связи с весьма высокой стоимостью изоляции желательно ограничить коммутационные перенапряжения до такого уровня, при котором как линейная, так и подстанционная, главным образом наружная, изоляция определялась бы в основном рабочим напряжением.

Наибольшие перенапряжения возникают на разомкнутом конце линии, где могут быть установлены реакторы поперечной компенсации, конденсаторы связи, разъединители, выключатели, трансформаторы напряжения. Для их защиты вблизи линейного разъединителя со стороны линии устанавливается комбинированный вентильный разрядник, который защищает как от грозовых, так и от коммутационных перенапряжений.

При коммутационных перенапряжениях амплитуда тока через разрядник после пробоя его искрового промежутка обычно не превышает 1,5 - 2 кА, но в силу значительной длительности перенапряжения энергия, рассеиваемая в нелинейном сопротивлении разрядника, на несколько порядков превосходит энергию грозового импульса. Условия гашения дуги в разрядниках тоже тяжелее, чем при грозовых импульсах.

Для исключения повторных срабатываний разрядника в течение переходного процесса при коммутациях напряжение гашения коммутационных разрядников должно быть значительно выше, чем у грозозащитных, а коэффициент гашения Кгаш=Uпр/Uгаш должен быть значительно ниже. Например, для разрядника РВМК-500-П Кгаш=1,25, что обеспечивает при Uпр=(2,42,5)Uф напряжение гашения Uгаш=(1,92)Uф. Так как при обрыве дуги в разряднике происходит повышение напряжения на линии, то допустимое установившееся напряжение должно быть на 10-15 % меньше Uгаш. Если это сделать не удается, то установивщееся напряжение можно снизить установкой реакторов поперечной компенсации, подключаемых к линии через искровой промежуток, рис.2.17, или наглухо.

Глухое подключение приводит к дополнительным потерям реактивной мощности в нормальных режимах работы. Поэтому лучше реактор подключать через искровой промежуток (ИП), шунтированный выключателем (ШВ). При U2Uпр происходит пробой ИП и реактор подключается к линии. Для ограничения воздействия дуги на электроды ИП срабатывает от релейной защиты ШВ.

Схема подключения вентильного разрядника и реактора

Эффективность действия реактора тем больше, чем меньше пробивное напряжение искровых промежутков (Uпр). Нижний предел Uпр выбирается по условиям отстройки от срабатывания ИП при повышении напряжения в режиме качаний с учетом разброса Uпр. Отсюда нижний предел Uпр(1,351,5)Uфm.

Эффективным средством ограничения коммутационных перенапряжений служит сопротивление, встраиваемое в выключатель. Возможны два варианта включения сопротивления: последовательное - рис.2.18,а и параллельное - рис.

Схемы выключателей с шунтирующими сопротивлениями:

а) последовательное включение; б) параллельное включение

В обоих схемах при включении линии первыми замыкаются вспомогательные контакты ВК, вводя последовательно с линией Rш , затем через 1,5-2 периода промышленной частоты включаются главные контакты ГК. При отключении первыми размыкаются ГК, затем ВК. В схеме рис.2.18,а через вспомогательные контакты не проходит полный рабочий ток и они могут быть выполнены облегченными. Недостатком ее является то обстоятельство, что на главные контакты в отключенном положении ложится полная разность напряжений между источником и линией. В схеме рис.2.18,б на каждый из контактов приходится половина напряжения, но вспомогательные контакты должны быть выполнены на полный рабочий ток.

Благоприятное действие шунтирующих сопротивлений состоит в демпфировании свободных колебаний напряжения во время включения ненагруженной линии и в уменьшении остаточного заряда при отключении ненагруженной линиии и при АПВ.

Выбор величины щунтирующего с опротивления.

Включение ненагруженной линии. При подключении линии к источнику с нулевым внутренним сопротивлением через активное сопротивление равное волновому Rш=Zл, колебательный процесс практически отсутствует, так как нет отражений от начала линии. Если источник имеет внутреннее индуктивное сопротивление Хс, то для апериодического переходного процесса необходимо иметь Rш>Zл, так как к распределенной индуктивности линии добавляется индуктивность источника. Однако на практике нет необходимости добиваться полной апериодичности. Достаточно получить существенное снижение свободной составляющей напряжения, что выполняется при Rш=200-400 Ом. Кроме того, после закорачивания Rш вновь возникает переходной процесс и его интенсивность будет тем слабее, чем меньше разница между установившимися напряжениями при включенном Rш и без него. Это условие выполняется, если Rш<|Zвх|, где Zвх - модуль входного сопротивления вкючаемой линии.

Такое же значение шунтирующего сопротивления является эффективным при ограничении перенапряжений, возникающих при отключении несимметричных к.з. и асинхронного хода, так как переходные процессы имеют большое сходство.

Отключение ненагруженной линии. Оптимальным при отключении ненагруженной линии является случай, когда нет повторных пробоев между контактами выключателя, приводящих к опасным перенапряжениям. Поэтому задачей, возлагаемой на Rш является не демпфирование свободных колебаний при повторных пробоях, а уменьшение восстанавливающегося напряжения до значения, при котором практически не наблюдается повторных пробоев. Для этой цели используются Rш=3000 Ом.

Таким образом, главный недостаток применения Rш состоит в том, что нет такого значения сопротивления, которое бы в равной степени эффективно устраняло любые коммутационные перенапряжения, Вместе с тем оно усложняет конструкцию выключателя, поэтому Rш в выключателях с Uном500 кВ не применяются.

3.8 Перенапряжения при коммутациях трансформаторов и реакторов

В процессе генерирования и распределения электроэнергии, а также для поддержания требуемого режима работы сети применяется электрооборудование, обладающее значительной индуктивностью. Среднегодовое число коммутаций силовых трансформаторов 5-750 кВ изменяется от 2,1 до 7. Среднегодовое число коммутаций шунтирующих реакторов порядка 300.

Перенапряжения, возникающие при отключениях трансформаторов и реакторов, обусловлены “срезом” тока в выключателе, Iср рис. 2.19, т.е. его обрывом до перехода через ноль.Значение этого тока зависит от конструкции выключателя (его типа , скорости размыкания контактов, дугогасящей способности камер), формы и максимального значения отключаемого тока.

Изменение тока и напряжения при отключении ненагруженного трансформатора

Ток отключения ненагруженных трансформаторов или шунтирующих реакторов относительно небольшой мощности составляет единицы и десятки Ампер. Ток, протекающий через замкнутые контакты выключателя, в первом приближении равен току в индуктивности трансформатора или реактора. После обрыва тока в выключателе ток в индуктивности iLiср, который не может мгновенно измениться, замыкается через эквивалентную емкость Сэ, представляющую собой сумму емкостей трансформатора или реактора и емкости ошиновки между ним и выключателем с учетом присоединенного к этой ошиновке электрооборудования. Возникает колебательный процесс, частота которого определяется индуктивностью L, емкостью Сэ и потерями в контуре.

Схема отключения трнасформатора

Магнитная энергия , запасенная в индуктивности L, в колебательном режиме переходит в электрическую энергию . При достаточно больших L и Icp и малых Сэ перенапряжения могут достигать опасной величины.

При плановых отключениях трансформатора первым отключается один из выключателей, например В2, рис.2.20, который гасит дугу тока нагрузки практически без перенапряжений (дуга гаснет при прохождении тока через ноль). Затем второй выключатель В1, отключает небольшой индуктивный ток холостого хода (трансформатор не нагружен) до перехода его через ноль, что и приводит к перенапряжениям.

Схема отключения ненагруженного трансформатора, рис., может быть представлена в виде следующей схемы замещения, рис.

Схема замещения

На схеме рис.2.21,а: Lс - предвключенная индуктивность питающей системы; L1, L2 - индуктивности рассеяния трансформатора; L - индуктивность намагничивания трансформатора (шунт намагничивания); Ra, R - активные сопротивления, учитывающие потери в меди и стали трансформатора; С1 - сумма емкостей участка ошиновки между выключателем В1 и трансформатором и входной емкости трансформатора, измеренной со стороны обмотки 1; - емкость участка ошиновки между трансформатором и выключателем В2, С'2, приведенной к обмотке 1 трансформатора; Кт - коэффициент трансформации трансформатора.

Индуктивность намагничивания трансформатора, определенная из опыта холостого хода, равна

,

где - ток холостого хода в относительных единицах; Uном, Iном - номинальное напряжение и трехфазная мощность трансформатора; ном - потокосцепление при номинальных параметрах трансформатора.

Учитывая, что в режиме холостого хода емкостное сопротивление трансформатора току промышленной частоты ХС2=1/С2 значительно больше индуктивного сопротивления L, а также то, что L1+L2<<L и Ra<<R, в cхеме замещения индуктивностями рассеяния L1, L2 и Ra можно пренебречь. Тогда схема замещения приобретет вид рис.2.21,б, где Сэ=С1+С2.

В момент среза тока iср мгновенное значение напряжения на емкости Сэ равно Uср и максимальное значение напряжения на трансформаторе Uмакс без учета нелинейности кривой намагничивания и активных потерь определяется равенством

и .

Если срез индуктивного тока происходит на максимуме, icp=Iмакс, то Ucp0 и тогда



где Zт - характеристическое сопротивление контура L-Сэ.

Расчеты перенапряжений по приведенной формуле без учета нелинейности кривой намагничивания трансформатора приводят к весьма завышенным значениям перенапряжений. Индуктивность L была определена по номинальным параметрам трансформатора. В действительности L=f(i) нелинейна,рис.2.22, и магнитная энергия, определенная по оказывается несколько ниже и, следовательно, ниже и перенапряжения.

Кривые намагничивания трансформаторов с сердечником из горячекатанной (1), холоднокатанной (2) стали, автотрансформаторов с сердечником из холоднокатанной стали (3)

В расчетах используют относительные единицы и кривая =f(i) тоже в относительных единицах. За базисные величины потокосцепления , тока I, напряжения U и угловой частоты приняты:

Вб; А; кВ; баз==314, с-1;

А.

Коэффициент амплитуды тока намагничивания Ка представляет собой отношение максимального значения тока к его действующему значению. Он равен 1,81,9 - для трансформаторов с сердечником из горячекатанной стали; 22,1 - для трансформаторов с сердечником из холоднокатанной стали; 1,61,7 - для трехфазных автотрансформаторов с сердечником из холоднокатанной стали.

Для расчета перенапряжений кривую намагничивания можно аппроксимировать различными функциями, от вида которых зависит трудоемкость вычислений. В частности эту кривую можно представить полиномом с нечетными степенями : причем наибольшее значение n для высоковольтных трансформаторов и автотрансформаторов лежит в пределах от 5 до 13. Для оценки влияния насыщения стали на величину коммутационных перенапряжений кривая намагничивания достаточно хорошо может воспроизводиться равенством: Тогда энергия, запасенная в индуктивности намагничивания трансформатора, равна

и отсюда

Подставим выражение для А в формулу определения W



Зная W, можно определить эквивалентную индуктивность намагничивания, в которой будет запасена энергия

отсюда

учитывая, что и можно получить формулу для определения кратности перенапряжений при отключении ненагруженного силового трансформатора с учетом насыщения его сердечника, но без учета потерь в стали

Учет влияния активных потерь в приводит к некоторому дополнительному снижению перенапряжений при отключении ненагруженного трансформатора. Значение R определяется активными потерями в стали (Ra пренебрегаем) и рассчитывается как

При расчете перенапряжений при отключении ненагруженного силового трансформатора с учетом насыщения и потерь в стали предполагается, что при обрыве тока в выключателе В1 вся энергия запасена в индуктивности, а начальное напряжение на емкости равно нулю. Эта энергия переходит в энергию электрического поля емкости, частично рассеиваясь в активном сопротивлении R. Операторное изображение напряжения на трансформаторе имеет вид

где || - знак параллельного сложения

Максимальное значение оригинала для вышеприведенного операторного изображения и тогда а соответствующая кратность перенапряжений

Коэффициент демпфирования перенапряжений из-за потерь в стали

Существенным фактором, определяющим предельные значения перенапряжений при срезах индуктивных токов в выключателях, является ограниченная скорость роста электрической прочности промежутка между расходящимися контактами выключателей и возникающие повторные пробои этого промежутка.

Процесс повторных пробоев в выключателе можно упрощенно показать с помощью рис.2.23. Первый срез тока происходит в момент времени to, после чего напряжение на контуре начинает возрастать в соответствии с уравнением UL(t)=Ucpcos1t + LIcpsin1t. Контакты выключателя начали расходиться в момент tн, т.е. раньше среза тока. По мере расхождения контактов выключателя электрическая прочность межконтактного промежутка растет по кривой Uпр=f(t). В момент среза тока возникают свободные колебания в отключаемом контуре и напряжение на межконтактном промежутке будет меняться по закону Uож=f(t) c частотой, период которой определяется параметрами контура и обычно составляет менее 0,1 периода изменения напряжения источника. Когда кривая напряжения на контактах выключателя пересекается с кривой изменения электрической прочности Uпр=f(t) происходит повторный пробой.

После пробоя напряжение между контактами выключателя снижается до нуля, а напряжение UL - до значения напряжения источника. В выключателе снова протекает ток. Спустя небольшой интервал времени происходит новый срез тока, но уже при меньшем его значении, чем в момент to.

Схема замещения а) и кривые переходного процесса при отключении ненагруженного трансформатора

Вследствие этого и напряжение на контактах оказывается меньше, однако оно еще превышает Uпр и снова происходит пробой межконтактного промежутка. Так процесс повторяется до тех пор пока постепенно уменьшающееся напряжение на контактах выключателя не сделается меньше восстанавливающейся прочности межконтактного промежутка, момент t1.

В ряде случаев повторные зажигания дуги в выключателях происходят в течение двух и более полупериодов промышленной частоты. Чем дольше продолжается процесс повторных зажиганий, тем больше перенапряжения на отключаемой индуктивности.

Контакты выключателя выполняют роль разрядника, ограничивающего максимальную кратность перенапряжений, которая оказывается меньше расчетной.

Перенапряжения с кратностью 2,5-3,5 не представляют опасности для изоляции трансформаторов 35 кВ, но их частое повторение нежелательно для внутренней изоляции из-за кумулятивного эффекта. Для трансформаторов меньших классов напряжения кратность перенапряжений может быть существенно выше (4-6 для трансформаторов 6-10 кВ) вследствие меньшей величины Сэ и большим током холостого хода.

Трансформаторы с Uном110 кВ в большинстве случаев имеют магнитопроводы из холоднокатанной стали и при их отключении не возникает больших перенапряжений. Однако в настоящее время эксплуатируется еще большое количество трансформаторов, изготовленных до 70-х годов из горячекатанной стали, в которых возможны большие перенапряжения.

Необходимо также учитывать, что в некоторых случаях отключение трансформаторов происходит из неустановившегося режима, связанного с его предшествующем включением. Это может произойти из-за ошибочного включения трансформатора на к.з., неуспешного АПВ или из-за того, что технологических процесс требует частых коммутаций.

Существенные перенапряжения могут возникнуть при отключении шунтирующих реакторов. Их магнитопроводы имеют воздушный зазор, поэтому кривая намагничивания реактора мало отличается от прямой линии и отсутствует влияние насыщения. Кроме того, при коммутациях реакторов срез тока происходит не на максимуме, а при несколько меньших значениях: 45-60 А для Uном=500 кВ и 60-70 А в сетях 750 кВ.Потерями в этом случае можно пренебречь. Максимальные перенапряжения при отключении реакторов могут быть определены по формуле

где Uном - номинальное напряжение реактора; Sp - трехфазная мощность реактора.

Таким образом, при отключении трансформаторов и реакторов возникает переходной процесс с достаточно большой кратностью перенапряжений. Колебания имеют высокую частоту, но малую энергию, запасенную в индуктивности. Такие перенапряжения могут быть ограничены с помощью ОПН, установленными как можно ближе к трансформатору и реактору. Ограничивающее действие разрядников и ОПН при отключении индуктивных токов проявляется, как правило, на подстанциях высших классов напряжения, где они преимущественно устанавливаются вблизи трансформаторов. В сетях 6-35 кВ разрядники или ОПН в основном подключаются к сборным шинам подстанции и не участвуют в ограничении таких перенапряжений.

В ряде случаев перенапряжения могут быть ограничены шунтирующими сопротивлениями в выключателях со значением близким к Zт или Zp ( десятки кОм), включенным параллельно главным контактам выключателя.. Эти сопротивления демпфируют перенапряжения в коммутируемой цепи, облегчают условия гашения дуги и увеличивают дугогасящую способность выключателя

Перенапряжения снижаются с ростом Сэ, поэтому иногда оказывается целесообразным подключить параллельно обмотке трансформатора конденсаторы, например конденсаторы связи, кабели.

В табл.2.2 представлены значения кратностей перенапряжений, измеренных в ЛГТУ в сетях разных классов напряжения.

Максимальная кратность перенапряжений при отключении ненагруженных трнасформаторов

Uном , кВ	6-10	110	150	220	330	500
Кмакс	4,3-6,2	4,1-4,5	2,9-3,5	1,9-2,1	1,9-2,1	1,8-2,1

Максимальная кратность перенапряжений, измеренная на шунтирующих реакторах 500 кВ составила 2,2-2,35.

3.9 Высокочастотные коммутационные перенапряжения и защита от них электрооборудования 110 кВ и выше

Высокочастотные (ВЧ) перенапряжения на высоковольтном оборудовании подстанций возникают как результат высокоскоростной перезарядки емкостей шин распредустройств при пробоях межконтактных промежутков во время аварийных и эксплуатационных коммутаций.

При выполнении ремонтных и профилактических работ приходится отключать сборные шины, а также участки ошиновки, связывающие эти шины с оборудованием подстанции. Например, при ремонте шинного трансформатора тока силовые трансформаторы и линии переводятся на обходную систему шин, а оставшиеся без нагрузки шины отключаются. При ремонте трансформатора напряжения отключается его ячейка с присоединенными разрядниками и отрезками шин.

Если отключение ненагруженных шин производится выключателем, то повторных зажиганий дуги между расходящимися контактами выкоючателя практически нет и перенапряжений нет. Но очень часто схема подстанции не предусматривает шиносоединительных выключателей и отключать ненагруженные шины приходиться разъединителями. Многократные повторные зажигания дуги при этих операциях и возникающие при этом перенапряжения на отключаемых и на питающих шинах зависят от ряда факторов, основными из которых являются величина напряжения перед пробоем на контактах разъединителя, протяженность коммутируемых шин, особенности схемы подстанции.

При каждом пробое межконтактного промежутка разъединителя в высоковольтной схеме подстанции возникают затухающие электромагнитые колебания с частотой от 50 до 1000 кГц и длительностью 10-500 мкс. Число таких процессов за одну коммутацию может составить от нескольких десятков до нескольких тысяч в зависимости от параметров схемы, класса напряжения РУ, скорости движения контактов разъединителя, метеоусловий. Амплитуда колебаний меняется за коммутацию от сотен вольт при малых размерах межконтактного промежутка до 3,5 Umф при максимальных пробиваемых расстояниях между контактами, что представляет реальную опасность для высоковольтного оборудования. Наблюдаются выходы из строя элементов настройки ВЧ заградителей, повреждение изоляции измерительных трансформаторов, разрушения разрядников.

Разрядники, искровые промежутки как средства защиты от ВЧ перенапряжений малоэффективны в связи с резким подъемом их ВСХ при предразрядных временах менее 1 мкс. Разрядники сами нуждаются в защите от ВЧ перенапряжений. Высокие значения ВЧ перенапряжений приводят к многократным срабатываниям разрядников за одну коммутацию разъединителя, к перегрузке нелинейных сопротивлений сопровождающим током и отказу разрядников.

Эквивалентную схему, в которой возникают ВЧ перенапряжения, можно представить следующим образом, рис.

Эквивалентная схема

Пробой межконтактного промежутка (МП) разъединителя возникает каждый раз, уогда его электрическая прочность Uпр оказывается ниже разности потенциалов на его контактах: Uпр Еп Ех, где Еп и Ех - соответственно потенциалы питающей и холостой (коммутируемой) шин.

После пробоя происходит выравнивание потенциалов на емкостях шин Сп и Сх, сопровождаемое высокочастотным переходным процессом, кривая U1=f(t) рис.

Переходной процесс при пробое межконтактного промежутка разъединителя

Приближенно ВЧ составляющая переходного напряжения на коммутируемой холостой шине может быть представлена зависимостью

где - частота переходного процесса, затухающего с постоянной времени Т1=5 - 10 мкс; L= Lп + Lx - сумма индуктивностей питающей и холостой шин; - потенциал, который установился бы на шинах после затухания переходного процесса при отсутствии подзарядки шин со стороны высоковольтных линий и трансформаторов, замещенных соответственно волновым сопротивлением Zэ и индуктивностью Lт.

Подзарядка шин всегда имеется и двум возможным ее видам отвечают два варианта развития переходных процессов.

1 вариант. К питающим шинам подключено n линий с эквивалентным сопротивлением Zэ=Z/n.

Подзарядка емкостей шин независимо от наличия трансформаторов происходит по экспоненциальному закону где Т2=Zэ(сп + Сх) - постоянная времени равная 10-6 10-7.

Переходной процесс практически заканчивается до наступления максимума ВЧ перенапряжений. Характер общего переходного процесса на холостых коммутируемых шинах определяется Еп и U1, а ток, протекающий через дугу между контактами разъединителя, вызванный ВЧ составляющей U1, проходит через нулевые значения в моменты максимумов и минимумов U1, где создаются предпосылки для гашения дуги. Однако в большинстве случаев гашение дуги наблюдается после затухания ВЧ процесса. В этом случае в момент гашения дуги на обеих шинах имеется потенциал Еп<Umф, который затем на холостой шине снижается по экспоненциальному закону Ех=Епехр(t/Т3).

Постоянная времени Т3=Сх/Gx зависит от суммарной активной проводимости шин на землю Gx и в зависимости от величины проводимости находится в пределах от 0,02 до 0,09 с.

Как видно из рис.2.26 процессы на шинах идут независимо до момента времени t1, где разность потенциалов Еп1 Ех1 вновь превысит пробивное напряжение межконтактного промежутка разъединителя Uпр1, он пробивается и цикл переходных процессов повторяется.



Изменение потенциала на питающей и холостой шинах

Максимальную интенсивность переходные процессы приобретают в коммутации отключения разъединителем при таких расстояниях между контактами, когда пробои следуют через полпериода промышленной частоты в маскимумы фазного напряжения на питающих шинах. При этом величины перенапряжений в основном определяются: соотношением емкостей шин Сп/Сх; величиной и знаком остаточного потенциала Ех на холостой шине в момент пробоя межконтактного промежутка разъединителя.

При СпСх (коммутация шинными разъединителями коротких холостых шин в ячейках выключателей, разрядников и т.д.) амплитуда ВЧ составляющей и полная амплитуда перенапряжений Um имеют наибольшие значения.

При СпСх (коммутация равных по длине шин) наступает минимум перенапряжений, однако собственные частоты коммутируемых шин близки по значениию и возникает вероятность погасания дуги во время переходного процесса с генерацией повышенных перенапряжений. Поэтому этот случай на практике нежелателен. Целесообразно развести собственные частоты изменением длин коммутируемых шин, установкой дополнительных емкостей или продольных реакторов.

При СпСх интенсивность переходных процессов снова возрастает.

2.Питающие шины не имеют присоединенных ВЛ и получают питание от трансформаторов или автотрансформаторов.

После пробоя межконтактного промежутка разъединителя вместо апериодического процесса подзарядки емкостей шин наблюдается периодический процесс, который упрощенно представляется зависимостью

где - частота колебаний 103 - 104 Гц; С =Сп + Сх.

Полный переходной процесс напряжения представляется суммой U=Eп+U1+U2п и показан на рис.

Переходной процесс с периодической подзарядкой шин

Гашение дуги в большинстве случаев происходит после затухания ВЧ процесса в один из моментов прохождения через нуль тока низкой частоты. Как правило дуга гаснет в точках максимумов низкочастотных колебаний напряженияпри U>Eп.

После гашения дуги на холостых шинах остается повышенный потенциал Ех>EпUmф, величина которого определяется амплитудой высокочастотных колебаний и зависит от соотношения Сп/Сх.

Если СпСх , то амплитуды переходных низкочастотных перенапряжений малы (U2п), разряды между контактами разъединителя прекращаются при Uпр<2Umф.

При Сп=Сх перенапряжения минимальны, но амплитуда низкочастотной составляющей U2п превышает амплитуду фазного напряжения.

СпСх - наиболее неблагориятный случай (коммутация разъединителем маломощного трансформатора на протяженную обходную систему шин без нагрузки). При таких коммутациях помимо высоких амплитуд ВЧ перенапряжений возникают высокие НЧ перенапряжения, величина которых может достигать 2 - 2,5 Uфm.

Системы шин крупных подстанций с числом ячеек 10 и более имеют протяженность в несколько сот метров. По отношению к высокочастотному процессу они являются длинными линиями-волноводами и могут иметь резонансные точки. Если на одном конце таких шин производится коммутация разъединителем холостых шин малой протяженности (коммутация шинного разъединителя выключателя), то на достаточном удалении от места коммутации могут возникнуть резонансные перенапряжкения повышенной кратности.

Приближенная оценка ожидаемы амплитуд ВЧ перенапряжений может быть выполнена по эмпирическому выражению

,

где значения Ех, Uпр и ударного коэффициента Ку в зависимости от схем подстанций принимаются согласно таблицам приведенным в методических указаниях по ограничению ВЧ коммутационных перенапряжений опубликованных в журнале “Энергетик” №11/95, 1/96, 3/96.

Мероприятия по ограничению ВЧ перенапряжений и защите от них оборудования действующих подстанций

1. Регулировка приводов разъединителей на синхронность движения ножей.

2. Не допускать недовключенное положение разъединителя с горящим искровым разрядом.

3. На подсчтанциях 22 кВ и выше целесообразно исключить подачу напряжения на протяженные холостые шины и снятие напряжения с них с помощью разъединителей. Следует выполнять эти операции выключателем.

4. При выборе типа или конструктивной модификации разрядников следует отдавать предпочтение разрядникам с повышенным коэффициентом импульса при малых предразрядных временах. В условиях высоких значений ВЧ перенапряжений разница в коэффициенте импульса на 15 % приводит к изменению числа срабатываний разрядника в 3 - 4 раза. Если при одной коммутации разъединителем наблюдается большое число срабатываний разрядника (более 5 при времени срабатывания счетчика менее 0,01 с), то такой разрядник подлежит замене на другой тип или ОПН.

5. Выбор мест безопасной установки разрядников производится на основании предварительного анализа ВЧ перенапряжений, При невозможности выполнения этого условия разрядник необходимо поставить под защиту емкостных трансформаторов напряжения (НДЕ), специальных емкостей или аппаратов, входная емкость которых соизмерима с емкостью конденсаторов связи.

6. Нельзя располагать разрядник в средней части длинных (более 50 м) воздушных переходов от блочных трансформаторов и АТР, где наиболее вероятна пучность перенапряжений. Разрядник должен быть максимально приближен к трансформатору под защиту его входной екмкости.

7. Нельзя располагать разрядник вблизи разомкнытых концов рабочих и обходных систем шин или перед ВЧ заградителями со стороны РУ, где наблюдаются наибольшие амплитуды ВЧ перенапряжений.

8. При невозможности выполнения достаточного объема мероприятий по ограничению ВЧ перенапряжений необходима замена разрядников на ОПН. Их следует рассматривать как средство ограничения ВЧ перенапряжений, если частота последних не превышает 200 кГц. При более высоких частотах ОПН слабо реагирует на первый пик ВЧ перенапряжений, но ограничивает последующие.

9. На протяженных системах шин, подлежащих частым коммутациям разъединителями в холостом режиме (обходные системы шин), использывание емкостных трансформаторов напряжения типа НДЕ нежелательно. Предпочтение следует отдавать электромагнитным трансформаторам, которые за счет принудительного снятия заряда с шин в 2 - 3 раза снижают как ВЧ, так и НЧ перенапряжения, на 40 - 50 % сокращается величина пробиваемого межконтактного промежутка разъединителя. Их целесообразно устанавливать на всех трех фазах шин. При оснащении только одной фазы в двух других необходимо предусмотреть специальные мероприятия, способствующие ускоренному снятию заряда.

10. Эффективным средством ограничения ВЧ перенапряжений является установка на питающих шинах, на длинных воздушных переходах к силовым трансформаторам специальных емкостей типа конденсаторов связи.

11. Для РУ с протяженными сборными шинами эффективной мерой ограничения ВЧ перенапряжений является деление шин продольными реакторами, в качестве которых могут быть использованы ВЧ заградители без элементов настройки с упрощенной защитой.

3.10 Перенапряжения при коммутациях электродвигателей высоного напряжения

Включение двигателя осложняется неодновременным замыканием полюсов выключателя, что приводит к повышению перенапряжений. Включение происходит несколькими стадиями, каждая из которых характеризуется своей частотой переходного процесса.

При включении 1-й фазы начинается быстрое вырвнивание напряжения между ранее включенным кабеоем и коммутируемым. Этот процесс идет в виде затухающих ВЧ колебаний с чатотой 50 - 250 кГц. При этом перенапряжения на конце первой включившейся фазы кабеля (у двигателя) могут достигать двойной величины мгновенного значения напряжения на шинах. Напряжение на емкостях невключившихся фаз кабеля устанавливается через индуктивность двигателя Lд в процессе свободных колебаний системы “кабель-двигатель” с частотой равной

где Со и См - емкости коммутируемого кабеля на землю и между фазами.

Включение второй и третьей фаз отличается от включения первой наличием напряжения на емкостях включаемых фаз. Включение этих фаз в момент максимума собственных колебаний системы “кабель-двигатель” приводит к наибольшим перенапряжениям на этих фазах. В случае включения 1-й и 2-й фаз выключателя вблизи максимума Uлин , так что 2-я фаза запаздывает относительбно 1-й на 0,5 периода частоты f, перенапряжения у двигателя на фазе, включившейся 2-й, могут достигать 3,3Uф.

Если коммутация 2-й и 3-й фаз выключателя происходит после затухания свободных колебаний, то Uпер=(2,6 - 2,7)Uф.

При включении очень мощных двигателей кратности ВЧ перенапряжений снижаются из-за снижения коэффициента отражения от обмотки.

Включение двигателя в процессе АВР или АПВ при несинхронном остаточном напряжении двигателя существенно повышает возможные перенапряжения до (4 - 4,5)Uф. Перенапряжения на 2-й включаемой фазе имеют наибольшую величину, если фаза включается в момент максимума собственных колебаний при противоположных полярностях Uнач и напряжения питающих шин.

При отключении вращающегося двигателя со срезом тока от сети магнитный поток, связывающий обмотки статора и ротора, в первый момент остается неизменным и затухает лишь постепенно, Поэтому, а также вследствие механической инерции ротора, некоторое время после отключенияот сети на зажимах двигателя поддерживается почти нормальное синусоидальное напряжение 50 Гц. В дальнейшем величина ичастота этого напряжения снижается по мере затухания потока в роторе и снижения его оборотов.

Одновременно спадает энергия заключенная в полях рассеяния статора. Это происходит в форме ВЧ колебаний в цепи из емкости и индуктивности рассеяния обмотки статора. Наложение этих двух процессов дает результирующее напряжение на зажимах двигателя.

Отключение вращающегося двигателя (на холостом ходу или с номинальной нагрузкой) дает обычно умеренные перенапряжения, т.к. магнитная энергия главного поля спадает не сразу, а постепенно расходуется на нагрев обмотки ротора. Перенапряжения возникают за счет относительно небольшой энергии полей рассеяния статора. При отключении нагруженного двигателя отключаемые токи выше и перенапряжения выше.

...