Улучшение эксплуатационных характеристик электроустановок систем электроснабжения нефтяной промышленности при перенапряжениях

Размещено на http://www.allbest.ru/

АВТОРЕФЕРАТ

диссертации на соискание ученой степени

Улучшение эксплуатационных характеристик электроустановок систем электроснабжения нефтяной промышленности при перенапряжениях

Специальность 05.09.03 - Электротехнические комплексы и системы

кандидата технических наук

Засыпкин Иван Сергеевич

Самара - 2011

Работа выполнена в Федеральном государственном бюджетном образовательном учреждении высшего профессионального образования Самарском государственном техническом университете на кафедре «Автоматизированные электроэнергетические системы».

Научный руководитель:-доктор технических наук, профессор Степанов Валентин Павлович

Официальные оппоненты:-доктор технических наук, профессор Таджибаев Алексей Ибрагимович

-кандидат технических наук, Бобров Владимир Петрович

Ведущее предприятие:-Центр физико-технических проблем энергетики Севера Кольского научного центра Российской академии наук (г. Апатиты)

Защита состоится «20» декабря 2011 г. в 14 час. 00 мин. на заседании диссертационного совета Д 212.217.04 при Самарском государственном техническом университете (СамГТУ) по адресу: г. Самара, Молодогвардейская ул., д. 244, корпус, ауд. 4А.

Отзывы по данной работе в двух экземплярах, заверенные печатью, просим направлять по адресу: Россия, 443100, г. Самара, Молодогвардейская ул. 244, Главный корпус, Самарский государственный технический университет, ученому секретарю диссертационного совета Д 212.217.04, тел.: (846) 278-44-96, факс (846) 278-44-00, e-mail: aleksbazarov@yandex.ru.

С диссертацией можно ознакомиться в библиотеке Самарского государственного технического университета.

Автореферат разослан «18» ноября 2011 г.

Ученый секретарь диссертационного

совета Д 212.217.04,

доктор технических наук, доцентА.А. Базаров

электромагнитный обмотка трансформатор нейтраль

Общая характеристика диссертационной работы

Прирост электроэнергии, распределяемой и потребляемой в электротехнических комплексах (ЭТК) систем электроснабжения и электрических сетей (СЭЭС) 6 ч 35 кВ нефтяной отрасли, достигается за счет ввода новых объектов и интенсификации использования и улучшения эксплуатации электроустановок (ЭУ) и, в частности, силовых трансформаторов (СТ), линий электропередачи (ЛЭП) и электродвигателей (ЭД). И в том, и в другом случае характерна высокая аварийность электрооборудования (ЭО) от эксплуатационных физических воздействий (ЭФВ), в частности, внутренних (феррорезонансных, коммутационных и др.) и внешних (грозовых) перенапряжений и сверхтоков.

В первом случае, причины повреждений это - необоснованные или некорректные решения, принятые на этапах проектирования, монтажа и ввода в эксплуатацию. Во втором случае, основные причины аварийных отказов - нарушения регламентов эксплуатации, а также износ ЭУ. Отметим, что технико-экономический анализ и опыт эксплуатации ЭО, отработавшего установленный срок службы показывают, что его продление на 20 ч 30 лет для многих ЭУ, в частности, для СТ, вполне конкурентно замене их на новые.

Поэтому по экономическим и техническим причинам при постоянном и повсеместном дефиците финансирования в электроэнергетике, в частности, нефтяной отрасли, не следует ожидать существенного обновления работающих ЭУ. В ближайшем будущем работоспособность ЭО в большой мере будет обеспечиваться продлением срока службы.

Это требует уточненного анализа электромагнитной совместимости (ЭМС) во взаимосвязанных физических процессах, возникающих вне и внутри ЭТК, «ЛЭП-СТ-ЭД» при разнообразных ЭФВ, энергия которых поступает из внешней среды (в частности, атмосферы) или была накоплена внутри ЭТК.

Важнейшая проблема ЭМС в этом аспекте - целевое управление ЭФВ, то есть условиями появления, передачей, переходами через ЭУ, направлениями и величинами потоков энергии в различных видах и формах. При этом должны быть обеспечены технологические процессы энергоснабжения, а также нормальное функционирование ЭТК и в целом СЭЭС с учетом надежности, энергосбережения и энергоэффективности. Особенное значение это приобретает в условиях значительного износа ЭУ и, прежде всего, их изоляции.

Ряд аспектов этой проблемы в настоящее время не имеет как решений, удовлетворяющих в полной мере современным требованиям эксплуатации и проектирования СЭЭС, так и рекомендаций на их основе. Здесь можно назвать классификацию и уточнение формирования ЭФВ, анализ и моделирование собственно обеспечения ЭМС с учетом взаимосвязи процессов при конкретных ЭФВ и др. Особое значение это приобретает в условиях значительного износа объектов СЭЭС и, прежде всего, их изоляции.

Поэтому основные задачи настоящей работы определены в соответствие с ее названием в области повышения надежности и обеспечения ЭМС в ЭТК 6 ч 35 кВ и, прежде всего, при различных формах переходов электромагнитной энергии ЭФВ внутри, вне и через ЛЭП, СТ и ЭД в квазистационарных и переходных процессах при внешних (грозовых) и внутренних воздействиях, в частности, при возникновении феррорезонансов.

Эти положения определяют актуальность настоящей работы и явились мотивацией выбора и обоснования ее проблемы и цели.

Цель работы - повышение надежности и обеспечение ЭМС с учетом физики взаимосвязанных энергетических процессов в целом в ЭТК «ЛЭП - СТ - ЭД» при различных видах электромагнитных ЭФВ. Реализация цели позволяет обеспечить нормальную работу ЭУ, в частности при их значительном износе.

Задачи работы, сформулированные в соответствие с поставленной целью:

- построение математических моделей разнонаправленной электромагнитной передачи через обмотки СТ электромагнитных помех в виде квазистационарных и импульсных грозовых перенапряжений и ограничения их уровней до величин, безопасных для изношенного ЭО;

- разработка уточненных методов оценки технического состояния изоляции нейтралей СТ и ЭД систем электроснабжения при воздействиях на них квазистационарных, импульсных и феррорезонансных ЭФВ, а также средств и мероприятий для их глубокого ограничения;

- математическое моделирование перенапряжений при феррорезонансных переходов электромагнитной энергии в ЭУ 6 - 35 кВ, определение их уровней и разработка средств и рекомендаций для их глубокого ограничения;

- обеспечение ЭМС СТ при градиентных переходах электроэнергии и ограничение перенапряжений при этом с помощью защитных мероприятий и аппаратов, в том числе нелинейными ограничителями перенапряжений (ОПН).

Научную новизну работы определяют следующие положения и разработки:

- построение математических моделей электромагнитной передачи ЭФВ, возникающих с различных сторон электрически и магнитно связанных ЭУ;

- уточнение математических моделей квазистационарных и переходных процессов для исследования перенапряжений в нейтралях СТ и ЭД;

- уточненные математические модели для обеспечения ЭМС при феррорезонансных и градиентных перенапряжениях в ЭТК 6 ч 35 кВ.

Практическая ценность работы заключается в том, что результаты проведенного в ней систематического исследования процессов электромагнитной передачи ЭФВ (перенапряжений) в комплексах электромагнитно связанных элементов ЭТКС 6 ч 35 кВ (ЛЭП-СТ-ЭД), позволяют значительно сократить аварийность ЭУ, повысить надежность и улучшить обеспечение ЭМС. Для реализации этого в эксплуатации и при проектировании по результатам исследований рекомендованы соответствующие средства и мероприятия.

Сказанное выше позволяет сформулировать основные положения, выдвигаемые на защиту.

1. Научное обоснование и методика математического моделирования квазистационарных и переходных процессов разнонаправленной передачи электромагнитной энергии ЭФВ во взаимосвязанных «ЛЭП-СТ-ЭД» СЭЭС 6 ч 35 кВ.

2. Усовершенствованные математические модели для определения феррорезонансных перенапряжений и защиты от них ЭО подстанций ЭТК 6 ч 35 кВ и высоковольтных электрических машин.

3. Система научно обоснованных мероприятий по обеспечению ЭМС на основе защиты от перенапряжений в нейтралях СТ и ЭД и градиентных перенапряжений.

Объектами исследования являются ЭУ комплексов электромагнитно связанных элементов ЭТК 6 ч 35 кВ (ЛЭП-СТ-ЭД).

Основные методы научных исследований. При проведении работы использованы методы математического моделирования, теории вероятностей и статистической обработки информации. Натурные экспериментальные исследования проводились в реальных условиях эксплуатации.

Достоверность полученных результатов исследований определяется корректным использованием соответствующего математического аппарата, подробной оценкой и научным обоснованием принятых допущений и подтверждается совпадением результатов расчетов и экспериментальных данных.

Апробация работы. Положения диссертации и ее разделы докладывались на научно-технических конференциях и семинарах: «Радиотехника, электротехника и энергетика» МЭИ (ТУ), (Москва, 2009, 2010 г.г.); «Эффективность и качество электроснабжения промышленных предприятий» (Нижний Новгород, 2009 г.); «Проблемы повышения энергоэффективности и надежности электрических сетей и систем электроснабжения предприятий нефти и газа» (Самара, 2010 г.); «Электрическая изоляция - 2010» (Санкт-Петербург, 2010 г.); «Электроэнергетика глазами молодежи»», (Екатеринбург, 2010 г.), «Кибернетика электрических систем», (Новочеркасск, 2009, 2010 г.г.), «Энергосбережение, ЭМС и качество в электрических системах», (Пенза, 2011).

Реализация результатов работы. Результаты диссертации в виде рекомендаций по применению новых средств защиты от перенапряжений, мероприятий, математического и программного обеспечения переданы в подразделения ОАО МРСК Волги, ЗАО «ГК «Электрощит» - ТМ Самара», ОАО «Роснефть», и др., а также для использования при проектировании систем электроснабжения ОАО «Проект-электро» (г. Самара) и ОАО «Самарский Электропроект» (г. Самара).

Разработанные методы моделирования и расчета волновых переходных процессов в схемах подстанций и систем электроснабжения используются в учебном процессе Самарского государственного технического университета на кафедре «Автоматизированные электроэнергетические системы», Петербургского энергетического института повышения квалификации, Ульяновского государственного технического университета, Ивановского государственного энергетического университета и др.

Публикации. Содержание диссертации изложено в 13 печатных работах, боты, 3 из которых - в изданиях по списку ВАК.

Структура и объем работы. Диссертация состоит из введения, четырех глав, заключения, списка использованной литературы из 125 наименований, содержит 150 стр. основного текста.

Краткое содержание работы

Во введении приводятся определения актуальности и цели настоящей работы. Сформулированы задачи исследования, даны краткая информация об объектах исследования, использованных для этого методах, сведения о научной новизне, практической значимости, достоверности и внедрении результатов работы. Кроме того приведены сведения о ее апробации, а также публикациях, в которых освещено содержание диссертации.

В первой главе рассматривается обеспечение ЭМС при внешних (грозовых) и внутренних воздействиях для ЭУ, используемых в технологических процессах нефтяной отрасли. Оно определяется физическими особенностями разнообразных форм передачи и переходов электромагнитной энергии ЭФВ внутри, вне и через СТ и ЭД в квазистационарных и переходных процессах.

Рис. 1. Условные схемы передачи электромагнитных ЭФВ в СЭЭС 6 ч 35 кВ нефтяной отрасли.

Обратим внимание на то, что большинство известных исследований ограничиваются только определением перенапряжений непосредственно на ЭУ при приходе на них ЭФВ, причем, чаще всего, только со стороны сети более высокого напряжения. Однако как показывает анализ их аварийности, доля энергии ЭФВ, переходящей через СТ и другие ЭУ, весьма значительна, что в ряде случаев приводит к перенапряжениям и нарушениям ЭМС, особенно опасным для ЭУ с большими сроками эксплуатации. На рис. 1 в поз. 1 ч 5 в соответствующей классификации представлен ряд наиболее характерных видов названных процессов.

1. ЭФВ инициируется в ЛЭП 1 - линейной части ступени 1 (ВН) приходит на СТ и, переходя на ступень 2 (НН), воздействует на изоляцию обмоток и нейтраль СТ, все электроустановки НН, в том числе и на линии НН - ЛЭП 2.

2. То же, что поз.1, но на ступени 2 находится электрическая машина ЭД. Обратим внимание, что в поз. 1, 2, 4 ЭФВ могут быть инициированы не только с ЛЭП 1 и 2, запасами энергии собственно СТ и ЛЭП, что приводит при различных сочетаниях схем СЭЭС и их параметров к перенапряжениям в нейтрали СТ, феррорезонансам, градиентным перенапряжениям и др.

3. ЭФВ с ЛЭП 1 или 2 (10, 6, 0.4 кВ) приходит непосредственно на ЭД.

4. ЭФВ с ЛЭП 10, 6, 0.4 кВ приходит на сторону НН СТ.

5. ЭФВ приходит сторону 10, 6 кВ двухтрансформаторной 6 (10)/0,4 кВ и 0,4/ U_раб схемы питания погружных электродвигателей нефтедобычи.

В данных вариантах предполагается, что ЭФВ - это внешние (грозовые) или внутренние (феррорезонансные и др.) перенапряжения, то есть источниками ЭФВ могут быть атмосферные процессы, а также внутренняя электромагнитная, электромеханическая и др. энергия элементов СЭЭС.

Кроме того, на ВН и НН сторонах СТ, а также ЭД могут быть установлены защитные аппараты - вентильные разрядники и нелинейные ограничители перенапряжений. Здесь и далее рассматриваются только наиболее распространенные в СЭЭС 6 ч 35 кВ двухобмоточные трансформаторы (рис. 1, поз. 1, 2, 4, 5), так как процесс анализа передачи электромагнитных ЭФВ для других видов СТ во многом аналогичен.

Физические особенности квазистационарных и переходных процессов в СТ и ЭД при внешних (грозовых) и внутренних воздействиях, определяются различными формами переходов электромагнитной энергии ЭФВ внутри, вне и через СТ и ЭД. В частности, это справедливо для СТ, питающих, например, в нефтяной отрасли ЭД буровых станков, компрессорных, перекачивающих и насосных станций, станков - качалок и специфических ПЭД (рис. 1, поз. 2 и 5), работающих на нестандартных напряжениях U_раб = 0,5 ч 3 кВ, поэтому в зависимости от схемы электроснабжения СТ в двух или трехобмоточном исполнении должны иметь обмотку с напряжением U_раб. При этом используются схемы питания с двойной трансформацией 6 (10)/0,4 кВ и 0,4/U_раб и, соответственно, со специфической двойной передачей ЭФВ (рис. 1, поз. 5).

Практика эксплуатации СТ 6 ч 10/0.4 кВ, связанных с ВЛ (рис. 1, поз. 1), говорит о значительной повреждаемости вследствие воздействия атмосферных перенапряжений особенно в безлесных сельских районах и в городских - с одноэтажной застройкой. По данным ОАО «Самаранефтегаз», Самарских, Жигулевских, Чапаевских, Самарских городских электрических сетей повреждаемость СТ за грозовой сезон достигает 5% от общего числа установленных.

Другой причиной грозовой повреждаемости СТ 6 10 / 0,4 кВ, которой в настоящее время уделяется необоснованно мало внимания, является переход импульсных волн, приходящих по линиям НН, через обмотки СТ на сторону ВН (рис. 1, поз. 4). Кстати говоря, эта тенденция характерна и для сетей более высоких классов напряжения. Прямые поражения ВЛ НН маловероятны, поскольку, как правило, их провода подвешены не высоко и часто экранированы строениями, деревьями и т.д. При этом амплитуда перенапряжений при отсутствии специальных мер для их ограничения может достигать 1,5 МВ.

В основном же внешние перенапряжения на ВЛ НН - индуктированные с амплитудой 10 ч 60 кВ при вероятности появления в среднем 1 раз в год на 1 км длины ВЛ, с импульсной прочностью изоляции около 5 кВ. В среднем это дает несколько десятков перекрытий в год на 1 км ВЛ. Они охватывают большую часть данной сети, что подтверждается случаями одновременного отключения нескольких СТ 6 ч 10/0,4 кВ. При разряде молнии на элементы ЭТК (рис. 1) и, прежде всего, СТ и ЭД воздействуют импульсные волны (с возможным одновременным приходом по разным ВЛ). Их опасность определяется амплитудой, крутизной фронта и длительностью, а также количеством повторных импульсов.

После перехода с обмотки НН в обмотку ВН импульсная волна в ряде случаев приводит к пробою изоляции обмотки и ЭУ на стороне ВН, также несмотря на наличие защитных устройств. Это говорит о необходимости уточнения анализа переходных процессов и обоснования мероприятий по защите СТ 6 ч 10/0,4 кВ при приходе волн перенапряжений с обеих его сторон.

С позиций теории электрических и магнитных явлений, представленной в классических работах Г.А. Гринберга, для ЭФВ имеет место электромагнитная передача энергии (ЭПЭ) в виде импульсных и квазистационарных перенапряжений через СТ в переходных процессах, вызванных перераспределением электромагнитной энергии, накопленной внутри СЭЭС составляющими элементами, и пришедшей извне, чаще всего атмосферного электричества. Физика этой передачи в прикладной электротехнике изучена недостаточно.

Как и в большом числе моделей ферромагнитных электротехнических устройств и установок, она может быть условно разделена по физической природе на электрическую и магнитную составляющие, а именно: - электрическая (емкостная) передача (ЭЕП), происходящая за счет емкостных связей между обмотками; - колебательная (магнитная) передача (КМП), которая происходит за счет собственных колебаний в СТ и определяется взаимной индукцией между обмотками; - квазистационарная (магнитная) передача (КСП).

Для анализа электромагнитной передачи в СЭЭС 6 ч 35 кВ в целом и, в частности, в СТ используется общепринятый метод моделирования с помощью схем замещения с сосредоточенными и распределенными -параметрами.

Электростатическая емкостная передача перенапряжений имеет наибольшее значение для грозовых перенапряжений с характерными для них высокими эквивалентными частотами. Колебательная магнитная передача приближенно анализируется с учетом распределенности параметров с допущением о пренебрежении влиянием продольных емкостей и взаимоиндукцией между витками, расположенными в разных плоскостях. При изолированной нейтрали основное колебание образует по длине обмотки ј волны пространственного распределения и результирующий магнитный поток наводит во вторичной обмотке соответствующую ЭДС. При заземленной нейтрали Ѕ волны пространственного распределения не создает основного потока и в этом случае возможна лишь передача колебаний высших частот по путям магнитного рассеяния.

Магнитная квазистационарная передача перенапряжений имеет место при приложении импульсного напряжения, когда по обмотке начинает протекать сквозной ток. Квазистационарная передача является одним из определяющих процессов при феррорезонансных явлениях. Ее анализ при заземленной нейтрали обмотки НН говорит о возбуждении собственных колебаний в контуре «индуктивность рассеяния - емкость первичной обмотки.

С учетом данных об аварийности в сетях 6 ч 35 кВ, недостаточной проработки данного вопроса, как в известных исследованиях, так и в директивных документах возникает необходимость физико-математического обоснования математических моделей названных процессов электромагнитной передачи, приемлемых для практического использования.

Обратим внимание, что отдельное исследование каждого вида передачи, с одной стороны, можно использовать, поскольку в каждом конкретном случае с приближенной оценкой погрешностей определяющим является один, реже два из них. С другой стороны, по результатам моделирования и данным эксплуатации можно произвести их сопоставление и оценку влияния .

Математическая модель электростатической емкостной передачи перенапряжений строится для условий при падении прямоугольного импульса U₀ на вход первичной обмотки в виде следующие уравнения:

; ,

где С_р1 = С + С₁; С_р2 = С + С₂. Эти уравнения можно преобразовать к одному дифференциальному уравнению 4 порядка

.

Решение этого уравнения определяется корнями биквадратного характеристического уравнения и постоянными, обусловленными граничными условиями. Корни р₁ ч р₄ характеристического уравнения можно найти в виде:

После преобразований и упрощений получим приближенное выражение для напряжения на выводе вторичной обмотки U₂(0). При реальных значениях С, С₁, С₂, К₁, К₂ и U₀ ~ 100ч150 кВ для наиболее распространенных СТ в СЭЭС 6 ч 10 кВ в тех случаях, когда к вторичной обмотке непосредственно подключены ЭД (в схеме замещения их также можно представить емкостями) и с учетом колебаний, возникающих во вторичной обмотке, амплитуды перенапряжений на выводе обмотки НН скорее всего не превысят амплитуду падающей волны U₀, но будет опасными для изоляции ЭД, то есть U₂(0) / U₀ ~ 0,2 0,4 или 20 60 кВ.

Можно констатировать существенно меньшую опасность других вариантов состояния вторичной обмотки, связанных с подключением к обмотке активного сопротивления. В широком диапазоне от относительно небольших значений, соответствующих недвигательной нагрузке, волнового сопротивления ЛЭП и в пределе разомкнутого состояния в режиме холостого хода наиболее опасен последний по очевидным физическим соображениям.

а) б) в)

Рис. 2. Зависимости U₂(0) / U₀ при подключении к вторичной обмотке: а) емкости, б) сопротивленияZ_НН,в том числе волнового сопротивления ЛЭП, в) ОПН для ^___ прямоугольной, --- косоугольной(ф_ф=1мкс),?••?апериодической (1,2/50 мкс) волнU₀.

Уровни перенапряжений при приходе волн прямоугольной, косоугольной с фронтом 1 мкс и апериодической формы (импульсной испытательной волны 1,2/50 мкс) на трансформатор ТМ 630/10/0,4 показаны на рис. 2. Характерна тенденция снижения этих уровней в данной последовательности типов волн.

Поэтому существует необходимость включения на зажимах вторичной обмотки ОПН через отрезок ошиновки (модель - волновое сопротивление ЛЭП) или непосредственно. Наличие нагрузки различного характера (емкость, активное сопротивление) резко уменьшает (рис. 2) величину напряжения U₂.

Аналогичные решения представленных выше уравнений выполнены и для импульса U₀ на вход обмотки НН. Амплитуды перенапряжений на выводе обмотки ВН также не превысят амплитуду волны U₀ ~ 50 ч 60 кВ, падающей на вход обмотки НН, но принципиально могут оказаться опасными теперь уже для изоляции для электроустановок на стороне ВН и самой обмотки, то есть U₂(0) / U₀ ~ 0,4 0,6 или 20 35 кВ по очевидным физическим соображениям.

Отметим также, что включение ОПН полностью решает проблему подавления перенапряжений при прямой и обратной передаче через СТ. Для выяснения названного вопроса применительно к цели настоящей работы были проведены компьютерные эксперименты, в которых на сторонах ВН и НН моделировалась установка ЗА с ухудшенными в результате износа характеристиками.

Физическая сущность колебательной передачи перенапряжений заключается в том, что собственные колебания в обмотке ВН под действием приложенного импульсного напряжения создают общий магнитный поток, изменяющийся во времени с частотой, равной собственной частоте обмотки ВН, который наводит в обмотке НН ЭДС той же частоты. В свою очередь, в обмотке НН возникают свободные колебания с частотой, определяемой ее параметрами. Они передаются в обмотку ВН и таким образом вторичное напряжение содержит составляющие двух разных частот щ₁ и щ₂ напряжения на обмотке НН

,

где С₀, С, С₂ - емкости обмотки ВН, отнесенной к нейтрали; между обмотками; обмотки НН и нагрузки.

Уравнения переходного процесса в операторной форме имеют вид



После составления и решения характеристического уравнения, имеющего четыре комплексных корня, а также определения постоянных и перехода от операторного изображения напряженияк оригиналу U₂(x, t), получим

.

где .

Оценивая результаты построения математической модели можно отметить ее определенные возможности, прежде всего, для приближенного анализа процессов КМП импульсных перенапряжений. Для которых она дает завышенную оценку перенапряжений (c запасом ~ 10 ч 15 %), так как в нем не учтено демпфирование колебаний влиянием магнитопровода.

Полученное решение для КМП импульсных напряжений с обмотки НН на обмотку ВН после проведенного анализа позволило сделать вывод о его преимущественном применении к трансформаторам с высшим напряжением 35 кВ и меньшей мере к трансформаторам 6 10/0,4 кВ для которых оно не имеет существенного значения. Здесь необходимо учитывать следующие режимные условия:

- обычно нейтрали обмотки НН заземлены наглухо или через пробивной предохранитель, что практически исключает передачу колебаний;

- в случае изолированной нейтрали величина перенапряжений, набегающих на обмотку ВН, ограничена импульсной прочностью этой обмотки;

- как в случае заземленной, так и в случае изолированной нейтрали частоты собственных колебаний обмотки НН составляют 500 1000 кГц; в этом частотном диапазоне колебания и их передача во вторичную обмотку существенно ограничиваются демпфирующим влиянием магнитопровода.

Математическую модель КМП импульсных перенапряжений можно представить в виде трех уравнений для операторных изображений напряжений токов ; ; , где . Для периодического случая, который дает наибольшую величину U₂, при ; ;; , можно записать .

Это решение дает возможность произвести оценку перенапряжений при их КМП и является эффективным инструментом для исследования феррорезонансных процессов, особенно в цепях с резонирующими измерительными трансформаторами напряжения.

Вторая глава посвящена вопросам обеспечения ЭМС при передаче электромагнитной энергии ЭФВ в виде перенапряжений на нейтрали СТ и ЭД. Повреждения нейтрали СТ 6 ч 35 кВ возникают чаще всего по двум причинам: при разрушении защитных аппаратов (вентильных разрядников и ОПН), предназначенных для защиты нейтрали, и при повреждении изоляции нейтрали. Причинами повреждений нейтралей СТ являются: некорректная координация характеристик ЗА и изоляции нейтрали, все еще нередко имеющее место отсутствие соответствующих ЗА, длительное воздействие напряжения промышленной частоты, превышающего напряжение гашения ЗА.

Это особенно характерно для часто возникающих неполнофазных режимов, приводящих в большом числе случаев к длительным перенапряжениями в результате перегреву шунтирующего сопротивления. При этом ЗА, выполняя свою основную функцию по защите нейтрали СТ, разрушаются.

Иначе говоря, данные эксплуатации свидетельствуют об очевидных нарушениях ЭМС по превышению энергетических параметров ЭФВ над граничными значениями - уровнями ЭМС. Это приводит к значительной аварийности, связанной с нейтралью СТ, ее ЗА и дугогасительных реакторов.

Анализируя современное состояние проблемы перенапряжений в нейтрали и защиты от них и, опираясь на полученные в работе результаты, можно констатировать следующее.

1. По грозовым перенапряжениям в нейтрали СТ информация весьма ограничена. Она получена на моделях, с помощью расчетов или зафиксирована с помощью несовершенной аппаратуры и не полностью отражает реальные эксплуатационные режимы.

2. Число грозовых перенапряжений, опасных для нейтрали СТ 6 ч 35 кВ, может доходить до десятков в год. При этом перенапряжения в нейтрали СТ приблизительно в 1,2 раза больше, чем на сборных шинах.

3. Кратность перенапряжений зависит от числа отходящих линий. Например, при приходе грозовых волн с линии на многофидерную подстанцию с пятью отходящими линиями, имеется существенная вероятность повреждения изоляции нейтрали СТ с полней изоляцией.

4. По внутренним перенапряжениям наибольшую опасность для нейтрали СТ 6 ч 35 кВ представляют несимметричные режимы линий, работающих по схеме блока или полублока, а также линий, работающих с наглухо присоединенными СТ. При этом несимметрия может появляться вследствие существенного разброса в действии разных полюсов линейных выключателей или при их отказе, при несимметричных коротких замыканиях, или при обрывах одного или двух проводов линии и их заземлением или без него.

5. Наиболее опасные внутренние перенапряжения возникают при отключении ненагруженных СТ и линий; в этом случае ЗА работают, не подвергаясь опасности разрушения.

6. При кратковременной работе участка сети с изолированной нейтралью и однофазным коротким замыканием кратность перенапряжения на нейтрали достигает 1,5 в переходном и доходит до 1,0 в установившемся режиме.

С помощью метода низковольтных импульсов (НВИ) по схемам рис. 3 проведено натурное моделирование перенапряжений в изолированных нейтралях СТ и ЭД в реальном масштабе времени при пониженных напряжениях для СТ 6 и 10 кВ (24 СТ 10 кВ).

Анализ экспериментальных данных выявил следующие закономерности.

1. С увеличением длины волны _в на линейных вводах СТ увеличивается амплитуда перенапряжений в нейтрали.

Рис. 3. Схема импульсного обмера СТ при приходе волны по 1 (а), 2 (б) и 3 (в) фазам.

2. Величина перенапряжения в нейтрали прямо пропорциональна числу фаз, по которым одновременно приходит волна перенапряжения на линейные вводы СТ.

3. Величина перенапряжений в нейтрали СТ зависит от периода Т основной частоты собственных колебаний обмоток.

Вид кривых U_н /U_о = f (_в) для всех исследованных СТ однотипен, следовательно, величина U_н/U_о является функцией двух величин _в и Т. Построенные зависимости U_н /U_о = f (_в /Т) для всех исследованных трансформаторов совпали и дали единую зависимость.

Обобщая все вышесказанное, можно дать формулу для определения максимальных значений перенапряжений в нейтрали силовых трансформаторов классов 6 ч 35 кВ U_макс = n / 3 U_о f (_в /Т), где n - число фаз, по которым одновременно приходит волна; U_о- амплитуда волны перенапряжений на линейных вводах трансформатора; f (_в /Т) - функция, график которой приведен в работе. Сказанное выше позволяет сделать следующие выводы.

1. Грозовые перенапряжения представляют опасность для изоляции нейтрали СТ 6 ч 35 кВ и поэтому требуется ее защита с помощью специальных ЗА нейтрали.

2. ЗА, установленные на подстанции, снижают величину напряжения в нейтрали, но она продолжает оставаться опасной для ее изоляции при приходе волны по трем фазам.

3. Увеличение числа отходящих линий снижает величину напряжения в нейтрали, но при этом оно продолжает оставаться опасным для изоляции нейтрали СТ.

4. ЗА, установленный в нейтрали СТ, обеспечивает надежную защиту изоляции нейтрали и работает в облегченных условиях, так как импульсное сопротивление обмоток СТ ограничивает ток через ОПН или разрядник. Ток, протекающий через ЗА даже при приходе грозовой волны по трем фазам не может превысить величины 0,6 ч 0,9 кА для СТ 6 ч 35 кВ.

Максимально возможный импульсный ток в нейтрали упрощенно определяется по закону Ома допустимым напряжением грозовой волны для фазных выводов и импульсным сопротивлением обмотки СТ, например, для СТ 35 кВ он будет равен ~ 0,9 кА.

По результатам исследований для обеспечения ЭМС разземленной нейтрали СТ при грозовых и внутренних перенапряжениях можно рекомендовать следующие схемные и аппаратные мероприятия: - заземление нейтрали через резисторы, что связано с определенными техническими трудностями; - разземление нейтрали СТ подстанций, от которых отходит большое количество воздушных линий и питается несколько СТ; - внедрение релейной защиты от неполнофазных режимов СТ, нейтрали которых изолированы; - внедрение системной автоматики на отключение СТ с изолированной нейтралью при повышениях напряжения; - установка ОПН в разземленной нейтрали СТ, которые одновременно демпфируют внутренние перенапряжения в нейтрали.

В третьей главе рассматриваются вопросы обеспечения ЭМС от ЭФВ при возникновении феррорезонансных перенапряжений (ФРП) в СЭЭС 6 ч 35 кВ, которые чаще всего связаны с неполнофазными режимами при явном обрыве фазного провода или перегорании предохранителя, а также при неодновременном отключении коммутационным аппаратом всех трех фаз ненагруженного понижающего СТ или ЭД.

Как показывает анализ экспериментов и опыта эксплуатации, для развития ФРП достаточно интервалов неодновременности отключения, составляющих 0,04 с (2 периода частоты 50 Гц) и более,. Специфичные условия передачи электромагнитной энергии в изолированной нейтрали СТ возникают при неполнофазных включениях. Анализ величин внутренних перенапряжений в нейтрали СТ был проведен для наиболее характерного расположения СТ в СЭЭС 6 ч 35 кВ (рис. 4, 5). Параметры последней для неполнофазных коммутаций СТ с линией отражают: С_А; C_В; C_C емкости фаз на землю; C_АВ; С_АС; С_СВ междуфазовые емкости; L индуктивность отражает линейное индуктивное сопротивление питающей системы и линии; R₁, R₂ соответственно, сопротивление линии и эквивалент активной нагрузки СТ. Нелинейные индуктивности фаз СТ в схеме рис. 5 представляются обобщенной характеристикой магнитного потока L (), для аппроксимации которой используется выражение I = (A+C [()ⁿ +1]^1/n).



Рис. 4. Наиболее характерное расположение СТ с разземленной нейтралью в сетях 6 ч 35 кВ.

Рис. 5. Расчетная схема неполно-фазных режимов.

Система уравнений переходного процесса в схемах рис. 4, 5 имеет вид:

;;

, где .

Анализ результатов натурных измерений и расчетов на ЭВМ позволяет сделать следующие выводы.

1. При неполнофазных режимах работы линии с СТ, имеющим изолированную нейтраль, в сети возможно возникновение ФРП на основной частоте с кратностями К 1,75. Их амплитуда зависит от отношения основных характеризующих систему параметров - длины линии и тока холостого хода СТ (/i_xx).

2. В узком диапазоне отношений в системе возможно возникновение смешанного резонанса, сложение резонанса по основной частоте с резонансом на частоте, равной 1/2 основной. Амплитуда ФРП при этом увеличивается до значений кратности К = 3,5 в 1- фазном и К = 2,6 в 2- фазном режиме.

3. Кроме феррорезонансного режима работы, система имеет еще одно устойчивое состояние, соответствующее нормальному режиму работы сети с кратностями перенапряжений в нейтрали трансформатора К = 0,5 и К = 0,4 для однофазного и двухфазного режима, соответственно. Условием перехода от нормального режима к феррорезонансному является включение линии под напряжение с углом включения 0є ч 10є.

4. Амплитуда ФРП в однофазном режиме опасна для изоляции нейтрали СТ. В двухфазном режиме, в определенном диапазоне отношений /i_xx, возникает опасность для изоляции нейтрали. Кроме этого, амплитуды ФРП как 1-фазного, так и 2- фазного режима, больше длительно допустимого значения напряжения для вентильных разрядников, установленных в нейтрали.

5. Включение на СТ 15% активной нагрузки исключает возможность возникновения феррорезонанса.

6. Возникновение феррорезонансных режимов возможно на линиях с воздушными выключателями 1 раз в 15 лет с вероятностью 0,22, на линиях с масляными выключателями 1 раз в 15 лет с вероятностью 0,33.

7. Предлагаемые в работе условия выбора ОПН исключают возможность их разрушения при неполнофазных режимах и в феррорезонансно-опасных схемах.

Поскольку аналитическое исследование переходных процессов в этом случае практически невозможно, наиболее целесообразным способом исследования является компьютерное моделирование переходных процессов возникновения ФРП. Для этого в работе используется программный комплекс NRAST, разработанный под руководством проф. Г.А. Евдокунина. В частности приведены результаты анализа процессов, связанные с разрывом одной из фаз ненагруженного СТ (мощность СТ 1000 кВА; I_хх = 1,6 %; u_к = 5,5 % и емкость кабельного присоединения 0,1 мкФ), в схемах, типичных для разветвленных сетей, где возможно неполнофазное подключение отдельных присоединений с емкостью С₂ и малонагруженным СТ. Переходные процессы размыкания одной фазы СТ (например, при перегорании плавкой вставки предохранителя) вызывают длительно существующие перенапряжения высокой кратности (до 4,9 о.е.).

В сетях 6 ч 10 кВ ФРП возникает даже при отключении металлического замыкания на землю при номинальном уровне напряжения. В сети 35 кВ при отключении металлического замыкания ФРП возможен при напряжении в сети на 5 % выше номинального, особенно, если оно происходит в момент максимума потока. Если же отключение произойдет при значении потока, близком к нулю, то ФРП не возникает.

Анализ, проведенный в работе, позволяет определить, какое изменение характеристики намагничивания = f (i) ТН необходимо произвести, чтобы ФРП в сетях с изолированной нейтралью вообще не возбуждался. Показано, что в сети с изолированной нейтралью с учетом возможных колебаний напряжения сети ТН необходимо рассчитать так, чтобы U_н = 1,15 (U_л + U_ф) 1,8 U_л . То есть ФРП не будет возникать в сети с ТН, характеристики намагничивания которого рассчитаны исходя из номинальной индукции 0,9 Тл (ТН типа НКМИ-10, рекомендуемый для замены ТН типа НТМИ-10), а не 1,5 Тл, как это принято сейчас. У этого ТН обмотка, подключаемая к фазному проводу и земле, рассчитана на длительное приложение линейного напряжения (длительность металлического замыкания не ограничена, дугового - 8 часов) и на полное испытательное напряжение 4 U_л = 42 кВ для сети с изолированной нейтралью.

У трансформатора НТМИ-10 длительность работы при U_раб = U_л ограничена четырьмя часами, а испытательное напряжение всего на 30 % выше U_л. Правда, уменьшение номинальной индукции привело к увеличивает сечение магнитопровода и, соответственно, массы ТН до 110 кг. При этом установлена неэффективность известного предложения о включении в схему разомкнутого треугольника низкоомного резистора 25 Ом. Его величина выбрана по S_дд = 400 В?А - длительно допустимой мощности ТН, к которому подключен резистор. Такой может подавить ФРП при очень малом значении эквивалентной емкости сети.

Из опыта эксплуатации известно, что наиболее часто ТН повреждаются от ФРП в сети с I_с = 0,8 ч 1,0 А на комплект ТН. Для подавления ФРП в такой сети в схему разомкнутого треугольника необходимо было бы включить резистор r_вт = 0,33 Ом, что внесло бы нагрузку на ТН Р = 3,3 кВт и является недопустимым (максимальная мощность ТН составляет 1200 ВА).

Даны рекомендации по предотвращению ФРП при неполнофазных коммутациях: симметричное включение всех трех фаз СТ; недопустимость повышения сетевого напряжения; установка выключателя непосредственно у СТ, что устраняет прохождение тока намагничивания по емкостному сопротивлению; применение «гасящей» активной нагрузки; нарушение резонансных контуров и др. Однако наиболее эффективным мероприятием, как показывают проведенные исследования, является установка ОПН в присоединениях СТ и ТН.

В четвертой главе рассмотрены специфические физические процессы ЭПЭ, связанные с перенапряжениями на продольной (межкатушечной, междуслоевой и междувитковой) изоляции и получившие название градиентных. В отличие от ЭУ высших классов напряжения (110 кВ и выше) в СТ и ЭД ЭССЭ 6 ч 35 кВ мероприятия по снижению перенапряжений на продольной изоляции (например, с помощью регулирования поля), не предусмотрены, что является причиной их значительной аварийности в эксплуатации.

В большинстве случаев градиентные переходные процессы в обмотке можно рассматривать упрощенно, условно разбивая их определение на 3 этапа.

1. Начальное распределение напряжения при падении на начало обмотки крутой (прямоугольной) волны, которое приближенно производится по емкостям.

2. Установившееся распределение напряжения вдоль обмотки, которое зависит от режима заземления нейтрали: при заземленной нейтрали в силу однородности обмотки U_уст определяется наклонной прямой, а при изолированной нейтрали - вся обмотка принимает одинаковый потенциал относительно земли и U_уст представляет собой горизонтальную линию.

3. Нахождение огибающей кривой максимальных перенапряжений - переходное напряжение, которое отвечает процессу ЭПЭ как изменение ее параметров от U_нач (x) к U_уст (x) в процессе собственных колебаний обмотки в виде

или для t=0 , когда сумма амплитуд всех гармоник равна разности напряжений в установившемся и начальном режимах. При этом в процессе развития собственных колебаний превосходит напряжения установившегося режима (эти значения также значительно превышают границы, определяемые ЭМС), стремясь к нему по мере затухания этих колебаний. При изолированной нейтрали U_max в конце обмотки достигает (1,5 1,8) U_нач. В случае заземления нейтрали это повышение составляет (1,2 1,3) U_нач вблизи начала обмотки.

Таким образом, при ЭПЭ на СТ грозовых волн и крутых волн коммутационных перенапряжений на главную и продольную изоляцию могут воздействовать перенапряжения, существенно превышающие амплитуду исходной волны и допустимые кратности перенапряжений для этой изоляции, что и является одной причин высокой аварийности СТ и ЭД в ЭССЭ 6 35 кВ в нефтяной отрасли. В работе приведены результаты натурного моделирования на низковольтных импульсах (АПП конструкции СПбГПУ) для трансформатора типа ТМ 30/10, напряжением 10/0,4 кВ с соединением обмоток Y / Y_0-i2.

По результатам проведенных компьютерных экспериментов и натурного моделирования процессов ЭПЭ, связанных с градиентными перенапряжениями, было зафиксировано хорошее совпадение результатов, что говорит о непротиворечивости и удовлетворительной оценке исследований. При этом: - максимальные потенциалы не превышали 1,4 от амплитуды падающей волны и отмечены в начале обмотки (~5% от начала); их величина зависит от длины фронта _ф и выше при _ф < 1,5 мкс;- с увеличением числа фаз, по которым одновременно набегают волны, растет величина потенциалов вдоль обмотки; максимальный потенциал (1,39 ·U_п) зафиксирован при набегании волны по 3 фазам;- потенциал изолированной нейтрали не превышает 1,3 и пропорционален числу фаз, по которым одновременно приходят грозовые волны; максимальная измеренная величина градиента не превышала 34% при _ф = 0,17 мкс; - максимальные градиенты практически не зависят от способа заземления нейтрали; - максимальные градиенты возникают при воздействии волны по одной фазе; с увеличением числа фаз, по которым набегают волны, градиент уменьшается.

В работе проанализированы и рекомендованы схемные и аппаратные мероприятия по снижению вероятности нарушений ЭМС при ЭПЭ в виде градиентных перенапряжений для силовых трансформаторов 6 ч 35 кВ и электрических машин 6 ч 10 кВ. В частности, для сглаживания фронта импульсов _ф перенапряжений около трансформатора или электрических машин в ряде случаев между проводами и землей рекомендуется подключать конденсаторы емкостью С₀ или R-C цепочки. При емкости С₀ 0,2 0,3 мкФ или при длине кабеля = 100 200 м величина _ф импульсов перенапряжений на изоляции достигает 5 мкс и более, что является определяющим фактором, обеспечивающим снижение перенапряжений до безопасной величины.

Заключение

По результатам диссертационной работы можно сделать следующие выводы.

1. Для СЭЭС 0,4 ч 35 кВ проведена групповая классификация и определены характеристики и уровни электромагнитных помех в виде кратностей перенапряжений на изоляции вне и внутри ЭУ 0,4 ч 35 кВ нефтяной отрасли.

2. Научно обосновано количественное определение показателей ЭМС в виде допустимых кратностей импульсных и квазистационарных перенапряжений.

3. На основе анализа перенапряжений в нейтрали СТ 6 и 10 кВ (24 СТ 10 кВ) получены обобщенные зависимости величины грозовых перенапряжений от амплитуды и формы приходящей грозовой волны.

4. Анализ экспериментальных данных выявил следующие закономерности: -с увеличением длины волны _в на линейных вводах СТ увеличивается амплитуда перенапряжений в нейтрали; - величина перенапряжения в нейтрали прямо пропорциональна числу фаз, по которым одновременно приходит волна перенапряжения на линейные вводы СТ: - величина перенапряжений в нейтрали СТ зависит от периода основной частоты собственных колебаний обмоток.

5. С помощью расчетов, моделей и измерительной аппаратуры ЭПЭ в нейтрали СТ с учетом реальных параметров эксплуатационных режимы установлена зависимость кратности перенапряжений от числа отходящих линий, а также то, что перенапряжения в нейтрали СТ приблизительно в 1,2 раза больше, чем на сборных шинах. При этом число грозовых перенапряжений, опасных для нейтрали СТ 6 ч 35 кВ, может доходить до нескольких десятков в год.

6. При кратковременной работе участка сети с изолированной нейтралью и однофазным коротким замыканием кратность перенапряжения на нейтрали достигает 1,5 в переходном и доходит до 1,0 в установившемся режиме.

7. Перенапряжения при отключении КЗ не представляют опасности для изоляции нейтрали, так как имеют небольшие величины. Опасные внутренние перенапряжения возникают при отключении ненагруженных СТ и линий; в этом случае ЗА могут сработать, но не подвергаются опасности разрушения.

8. На основе анализа проблем ФРП даны рекомендации для защиты от возникающих при этом повреждений: - контроль симметрии параметров сети; - исключение неполнофазных коммутаций выключателей; - увеличение активных потерь и затухания в контуре нулевой последовательности; - уменьшение нелинейности кривой намагничивания индуктивного элемента сети и др.

9. Компьютерные эксперименты и натурное моделирование градиентных перенапряжений показали: - максимальные перенапряжения пропорциональны числу фаз, зависят от длины фронта и не превышали 1.4 и 1.3 от амплитуды падающей волны, приходящей по 3 фазам), соответственно, в начале обмотки (~5% от начала) и на изолированной нейтрали ; - распределение потенциалов вдоль обмотки имеет зависимость от величины сопротивления в нейтрали, которая усиливается с увеличением _ф.

10. Максимальные градиенты в измерениях отмечены не более 34% при _ф = 0,17 мкс, практически не зависят от способа заземления нейтрали, возникают при воздействии волны по одной фазе и уменьшаются с увеличением числа фаз, по которым набегают волны. При падении полной волны перенапряжений с _ф = 3 3,5 мкс по одной, двум и трем фазам, а также при различных режимах работы нейтрали они превышают градиент равномерного распределения, который для исследованного СТ с количеством слоев 7 составляет ~14%.

11. Результаты решения проблем организации защиты от грозовых и внутренних перенапряжений ЭО и линий систем электроснабжения и электрических сетей нефтяной промышленности внедрены и используются в предприятиях ОАО «Роснефть», «Самаранефтегаз» и др., а также в учебном процессе в вузах.

Основное содержание работы отражено в следующих публикациях

В изданиях по списку ВАК.

1. Засыпкин И.С., Халилов Ф.Х. Проблемы защиты от внутренних перенапряжений электрооборудования и линий предприятий нефти и газа. Изв. Вузов «Электромеханика». №3. 2011. с. 85 - 87.

2. Засыпкин И.С., Дронов А.П. и др. Математическое моделирование передачи импульсных и квазистационарных напряжений через обмотки силовых трансформаторов. Изв. Вузов «Электромеханика». Спец. выпуск. 2009. с. 67 - 69.

3. Засыпкин И.С., Дронов А.П. и др. Перенапряжения при коммутациях индуктивных элементов. Изв. Вузов «Электромеханика». Спец. выпуск. 2009. с. 52 - 53.

В других изданиях.

4. Засыпкин И.С., Дронов А.П., Степанов В.П. О феррорезонансных процессах в цепях с трансформаторами напряжения. - Н. Новгород: НГТУ, 2009. с. 75 - 78.

...