CC BY
11
УДК 621.311.426; 621.3.064; 681.527.2
МАРЕНИЧ К.Н., д.т.н., профессор (Донецкий национальный технический университет) ЧЕРНОВ И.Я., к.т.н., заведующий комплексным научно-исследовательским отделом трансформаторов и трансформаторных подстанций (ГУ «Научно-исследовательский институт взрывобезопасного
электрооборудования») ЗОЛОТАРЕВ Е.В., аспирант кафедры «Горная электротехника и автоматика
им. Р.М. Лейбова» (Донецкий национальный технический университет)
Исследование модели управляемого подавления коммутационных перенапряжений в трансформаторной подстанции
Marenich K.N., Doctor of Technical Science, Professor (DONNTU)
Chernov I.Y., Candidate of Technical Sciences, Head of the integrated research department of
transformers and transformer substations (GU «NIIVE») Zolotarev Е.^, Graduate student of the department «Mining electrical engineering and automation named after R.M. Leibova» (DONNTU)
Research of the model of controlled suppression of switching voltages in a transformer substation
Введение
Характерной особенностью
конструкции проектируемых
комплектных трансформаторных
подстанций (КТП) энергоёмких производств является применение встроенного в КТП вакуумного, либо элегазового высоковольтного
коммутационного аппарата (ВКА), что повышает эффективность систем электроснабжения. В частности, более рационально реализуется функция максимальной токовой защиты (защитное отключение осуществляется в КТП на стороне как высшего (ВН), так и низшего (НН) напряжения), оптимизируется структура схемы электроснабжения предприятия
(возможность питания нескольких трансформаторных подстанций разной мощности от одного комплектного высоковольтного распределительного устройства) [1].
Однако применение ВКА в составе КТП сопряжено с негативными последствиями воздействия на изоляцию обмоток трансформатора коммутационных перенапряжений. Эти воздействия наиболее выражены при размещении ВКА в непосредственной близости от силового трансформатора КТП, обладающего значительной нелинейной индуктивностью и малой входной ёмкостью, зависящих от конструкции и взаимного расположения его обмоток ВН и НН. Опыт применения в конструкции КТП нелинейных ограничителей
перенапряжений (ОПН) не дал приемлемых результатов,
удовлетворяющих критерию
надёжности ограничительной функции [2, 3]. В то же время, исследованиями [4] установлена потенциальная возможность эффективного
противодействия коммутационным перенапряжениям на основе
предварительного шунтирования
обмоток ВН и НН трансформатора КТП активными сопротивлениями в момент коммутации.
К характерным особенностям рассматриваемого процесса может быть отнесен вероятностный характер параметров коммутационных
импульсов, зависящих от момента коммутации, тока среза,
намагниченности сердечника
трансформатора и ряда других факторов, что объективно усложняет проведение экспериментальных
исследований. Необходимость
исследования режимов, близких к аварийным, при которых изоляция трансформатора может быть повреждена коммутационными
импульсами высокой амплитуды, также ограничивает область применения эксперимента [4]. Этими
обстоятельствами обусловлена
актуальность разработки и
исследования модели управляемого подавления коммутационных
перенапряжений в системе «ВКА -трансформатор» комплектной
трансформаторной подстанции, в том числе и в аварийных режимах, затруднительных для
экспериментальных исследований.
Анализ последних исследований и публикаций
Переходные процессы,
возникающие в результате коммутации трансформатора с использованием ВКА, и сопровождаемые перенапряжениями в обмотках ВН и НН, носят волновой характер. В работах [3, 5-11] рассматриваются различные подходы и методы подавления коммутационных перенапряжений, которые можно классифицировать в соответствии со схемой, представленной на рис. 1.
Согласно представленной на рис. 1 схеме, снижение коммутационных перенапряжений может быть достигнуто: подавлением внутренних колебаний, воздействием на падающую волну коммутационного импульса или применением управляемой пофазной коммутацией ВКА.
Защита трансформатора от КП в сетях с изолированной нейтралью
Рис. 1. Классификация защит трансформатора от коммутационных перенапряжений
Воздействие на амплитуду и длину волны коммутационного импульса может выполняться разрядником или нелинейным ОПН. Фронт волны может быть сглажен подключением к обмоткам трансформатора
последовательной индуктивности или параллельной ёмкости. Однако, при использовании последовательной
индуктивности, необходимо
шунтировать её сопротивлением, в целях предотвращения колебаний с эквивалентной емкостью
трансформатора. При управляемой коммутации предполагается
применение синхронного ВКА, функционирующего по особому алгоритму, производящего коммутацию тока пофазно, в момент его перехода через нуль [3]. Установлено, что если во время переходного процесса искусственным путём увеличить потери в трансформаторе и эти потери будут достаточно велики, то переходной процесс может стать апериодическим с одновременным ограничением
амплитуды коммутационного импульса [10]. Данный эффект представляется целесообразным использовать в основе функционирования разрабатываемой системы автоматического ограничения перенапряжений (САОП) КТП.
Цель работы
Целью работы является разработка и исследование модели системы «высоковольтный коммутационный аппарат - трансформатор» в контексте установления параметров
эффективности технических решений в области ограничения коммутационных перенапряжений при эксплуатации комплектных трансформаторных
подстанций технологических участков высокой мощности энергоёмких производств.
Основная часть
С целью исследования параметров эффективности технических средств ограничения коммутационных
перенапряжений, применительно к системе «ВКА - трансформатор» КТП технологического участка предприятия, структурные компоненты данной системы должны быть представлены соответствующими расчётными
схемами и математическими
описаниями. На рис. 2 приведена расчётная схема фазы трансформатора как фрагмент Т-образной схемы его замещения [12]. При её выборе учитывались определяющие факторы, влияющие на амплитуду и форму импульса коммутационного процесса при коммутации первичной обмотки посредством ВКА. Этими факторами являются: амплитуда тока среза; ёмкость между ВКА и
трансформатором; входная ёмкость, форма кривой намагничивания и мощность трансформатора; исходный режим трансформатора,
предшествующий его отключению; потери (на гистерезис и вихревые токи) [8].
В отличие от известных подходов к вопросам моделирования подобных объектов [6, 13], когда входная ёмкость трансформатора представлялась
упрощенно (учитывались только её параметры применительно к обмотке ВН), предлагаемая расчётная схема предусматривает учёт входной ёмкости фазы трансформатора Стр как объекта, характеризуемого собственными
(межвитковыми) ёмкостями обмоток ВН и НН, а также ёмкостями этих обмоток относительно «земли» и друг друга.
Кроме этого, принципиально важным является учёт индуктивностей рассеяния Ьр1, Ьр2 и активных
сопротивлений Яо1, Яо2 обмоток трансформатора из состава
колебательного контура, образованного индуктивностями Ьо1, Ьо2 и емкостями Со1, Со2. Индуктивности рассеяния Ьр в сотни раз меньше собственных индуктивностей обмоток Ьо, однако, без подключенной параллельной ёмкости, даже малая индуктивность в результате коммутационного процесса способна спровоцировать значительные
перенапряжения. В то же время очевидно, что собственные
(межвитковые) ёмкости обмоток охватывают как нелинейные
индуктивности обмоток, так и их индуктивности рассеяния. Включение в состав параллельного колебательного контура обмоток сопротивлений Яо1, Яо2 учитывает элемент затухания, создаваемый ими во время переходного процесса.
Рис. 2. Расчётная схема замещения фазы трансформатора:
u(t) - источник синусоидального напряжения; К - коммутатор; Си1, Си2 - соответственно ёмкости обмоток ВН и НН относительно «земли»; Ru1, Ru2 - соответственно сопротивления изоляции обмоток ВН и НН; См - межобмоточная ёмкость фазы; Ro1, Ro2 - соответственно активные сопротивления обмоток ВН и НН; Со1, Со2 - соответственно собственные (межвитковые) ёмкости
обмоток ВН и НН; Lo1, Lo2 - соответственно индуктивности обмоток ВН и НН, а также их взаимная индуктивность M12; Lp1, Lp2 - соответственно индуктивности рассеяния обмоток ВН и НН; Rn1, Rn2 - сопротивления, учитывающие потери в магнитопроводе, обусловленные его перемагничиванием и воздействием вихревых токов
В ходе исследований необходимо также учесть, что поскольку в процессе цикла перемагничивания магнитная проницаемость
трансформаторной стали нелинейно изменяется в широких пределах, то индуктивности обмоток Ьо1, Ьо2 и их взаимная индуктивность М12 также будут нелинейно изменяться в соответствии с выражениями (1, 2) [14]:
4,С)'A, [Гн]
m
M12 , [Гн] (1)
где / - относительная магнитная проницаемость материала
магнитопровода; /0 - магнитная постоянная /0 = 4ж10~ Гн/м; N1, Ы2 -количество витков обмотки ВН и НН
соответственно; А - площадь сечения магнитопровода, м2; 1т - длина средней линии магнитопровода, м.
м = М, Мл = /(Н), [Гн/м] (2)
Мо
где ца - абсолютная магнитная проницаемость материала
магнитопровода, находящаяся в зависимости от напряженности магнитного поля Н, либо от индукции В в стержнях магнитопровода [15].
Поэтому замена стационарных индуктивностей обмоток
трансформатора их нелинейными моделями, позволит выполнить исследования во всем диапазоне рабочих напряженностей магнитного
поля, с учетом изменения магнитной проницаемости стали в цикле перемагничивания и
несинусоидальности намагничивающего тока.
В качестве компонента системы «ВКА-трансформатор» примем
трёхфазный силовой трансформатор Siemens ТНЕВ 5639 номинальной мощностью 400 кВА, технические характеристики которого для частоты напряжения сети 50 Гц, приведены в таблице 1 [16]. В качестве базового программного продукта моделирования примем программный комплекс LTspice IV, адаптированный к анализу переходных процессов (transient analysis) в электротехнических установках.
Таблица 1
Технические характеристики трансформатора ТНЕВ 5639
№ п/п Наименование параметра Значение
1 Схема и группа соединения обмоток Y/Y-0
2 Номинальное напряжение обмоток ВН/НН и¡/и2, кВ 6/1,05
3 Номинальный ток обмоток ВН/НН ¡¡/¡2, A 38,5/226
4 Напряжение короткого замыкания при 115 оС ик, % 4,25
5 Потери короткого замыкания при 115 оС Рк, Вт 2122
6 Сила тока холостого хода 1хх, % / потери холостого хода Рх, Вт 2,46 / 1670
7 Материал магнитопровода Сталь 3405 5 = 0,35 мм
8 Активное сечение стержня магнитопровода А, см2 493,5
9 Средняя длина магнитной цепи Ьт, м 1,82
10 Количество витков обмоток ВН/НН Ы/Ы 2 200/35
11 Активные сопротивления обмоток ВН/НН при 115 оС Я0/Я02, Ом 0,2594/ 0,005135
Приведенный перечень табличных параметров трансформатора является необходимым, однако, недостаточным для комплексного исследования методов подавления амплитуд коммутационных перенапряжений в объекте. Поэтому представляется
необходимым установить величины ряда электрических параметров объекта путём их непосредственного измерения. В частности, в результате использования аппаратных средств
измерения (КЬС-метр иТМ-1603) определены величины:
- ёмкости Си1, Си2, См (при разомкнутых нулевых точках «звезды» обмоток трансформатора): Си1= 360 Пф; Си2 = 520 Пф; См= 720 Пф;
- индуктивности элементов физической модели объекта.
Нелинейные индуктивности
обмоток Ьо1, Ьо2 в симуляторе ЬТБрюе IV задаются моделированием петли гистерезиса по методу Джона Чана [17], в соответствии с которым нарастающая и ниспадающая ветви граничной петли гистерезиса вычисляются на основании выражений:
В (H) = BS
Bi (H) = Bs
H + Hn
|H + Hc|+Hc
H - H
(n ^ ^-i
V BR j
+ /"0 • H
(3)
|H - Hc|+ Hc
(n ^ B -1
V BR J
+ Mo • H
где BR, Bs - соответственно остаточная индукция и индукция насыщения, [Тл]; Нs - коэрцитивная сила.
Начальная кривая намагничивания Bo(H) моделируется как среднее арифметическое между значениями нарастающей и ниспадающей ветвей:
Bo(H) =
Bf (H) + В| (H) 2
(4)
В частном случае
перемагничивание осуществляется не по граничной петле, а по внутренним циклам, формируемым в соответствии с изменениями напряженности
магнитного поля [18]. Кроме петли гистерезиса при моделировании нелинейной индуктивности данный метод предполагает необходимость учёта размеров магнитопровода A и Lm,
ширины немагнитного зазора Ь^ а также количества витков в обмотках N.
В частности, применительно к объекту исследования введены:
- для индуктивности Ьо1 - (НС = 7,5 Б8 = 2,05 Бк = 1,3 Ьт = 1,82 Lg = 0 А = 0,04935 N = 200);
- для индуктивности Ьо2 - (НС= 7,5 Б8 = 2,05 Бк = 1,3 ^т = 1,82 Lg = 0 А = 0,04935 N = 35);
- дополнительные индуктивности, подключенные параллельно Ьо1, Ьо2, которые обеспечивают индуктивную связь между обмотками ВН и НН.
Поскольку ток холостого хода трансформатора определяется
исключительно нелинейными
индуктивностями, то значения вводимых индуктивностей связи для обмоток ВН и НН должны существенно (в 100 и более раз) превышать величины
Ьо1-, Ьо2 [15].
В соответствии с (1), максимальным значение
индуктивностей Ьо1, Ьо2 будет при напряжённости магнитного поля Н = 14 А/м (на = 0,072 Гн/м) [21]:
0,072 •2002 •0, °4935 = 78 1 гн, о1 1,82
0,072• 352 • 0,04935 1,82
L02 =
= 2,39 Гн.
Поэтому величина индуктивности связи для обмотки ВН может быть принята равной Ьс1 = 10000 Гн, а индуктивность связи для обмотки НН определяется из выражения (5):
L = Li
lc2 ,2
Li
10000
kL (U*i/Uj,2)2 (3464/606,2)2
■ = 306,3
Гн (5)
В ходе исследований активные сопротивления обмоток Я01, Я002 были приведены к температуре окружающей
среды, при которой проводились эксперименты (+14 оС) [4].
и_ С.(235 + 14) _ 0,2594-(235 + 14)_01£45Ом, 235 + 15 235 + 15 , '
ки = С -(235 + 14) = 0,005135-(235+14) = 0,003653 Ом.
235+115
235+115
Собственная ёмкость С0 обмоток ВН и НН определена с использованием схемы (рис.3), исходя из выражений резонансной частоты колебательного контура (6):
/ -1 -
1
С -
Т 2 1
, [Гц]
4-п2-/2-Ь
^ (
, [мкФ]
(6)
где Г и / - соответственно, период и частота собственных (резонансных) колебаний обмоток трансформатора.
Метод определения параметров обмоток ВН и НН трансформатора состоит в том, что импульсы прямоугольной формы с крутым фронтом, частотой 2 Гц и амплитудой 3 В, с выхода генератора сигналов (Г6-34) подаются на обмотку трансформатора, представляющую собой параллельный колебательный контур, образованный индуктивностями Ьо, Ьр и ёмкостью С0. Резисторы Яо, Яп характеризуют процесс затухания колебаний в контуре. После каждого такого импульса в обмотке трансформатора возникают свободные (собственные) колебания, фиксируемые цифровым осциллографом.
Рис. 3. Схема определения параметров обмоток ВН и НН трансформатора
Полученные осциллограммы
собственных колебаний обмотки ВН (а) и НН (б) трансформатора ТНЕВ 5639 (рис. 4) позволили определить значения Г и / из выражений (6). При этом, индуктивности Ьо1, Ьо2 измерены цифровым RLC-метром. При малой напряжённости магнитного поля, соразмерной с напряженностью, создаваемой выходным сигналом генератора прямоугольных импульсов (рис. 3) их значения составляют: для обмотки ВН - Ьо1 = 2,087 Гн; для обмотки НН - Ьо2 = 64 мГн.
На основании выражений (6) вычислены ёмкости применительно к объекту:
С01 =
1
4-3,142-37042-2,087
Со 2 =
4-3,142-34362-0,064
- 8,85-1010 Ф;
- 3,35-108 Ф;
Оставшееся неизвестным значение сопротивления Яп находится расчётным путем, для чего работа схемы (рис. 3) моделируется программно (для обмотки ВН результат моделирования представлен на рис. 5).
1
Рис. 4. Экспериментальные осциллограммы собственных колебаний обмоток ВН (а) и НН (б) трансформатора ТНЕВ 5639
Сущность метода моделирования собственных колебаний обмотки ВН трансформатора состоит в применении источника импульсного напряжения V1, который возбуждает колебания в контуре катушки индуктивности L1. Модель последней представлена, собственно, индуктивностью Ь0 и «паразитными» параметрами Д0, С0. Резистор Дп моделируется
последовательным сопротивлением источника V1 (ДЕД). Метод предполагает применение
экспериментального подбора величины Дп таким образом, чтобы затухающий колебательный процесс расчётной осциллограммы на рис. 5 визуально совпадал с осциллограммой Применительно исследования, в расположены на
экспериментальной на рис. 4.
к объекту
котором обмотки одном стержне
магнитопровода, Дп = 120 кОм при моделировании как обмотки ВН, так и обмотки НН.
Рис. 5. Моделирование собственных колебаний обмотки ВН трансформатора ТНЕВ 5639 в симуляторе LT-Spice IV
В отношении индуктивностей рассеяния Ьр1, Ьр2 следует учесть, что они характеризуются магнитным потоком, не связанным с магнитопроводом или другой обмоткой трансформатора, и зависят от конфигурации и взаимного
расположения обмоток ВН и НН трансформатора, а также от его конструктивных особенностей
(материала, формы и расположения конструкционных элементов: ярмовых балок, стягивающих шпилек, хомутов и т.д.). Определение величин
индуктивностей рассеяния расчётным способом не даёт необходимой точности [14], поэтому целесообразно их определение инструментальными (измерительными) средствами. В соответствии с методикой [12], замкнув перемычкой фазную обмотку НН, измеряется индуктивность фазной обмотки ВН. Полученное значение индуктивности Ьр = 12,06 мГн
соответствует сумме индуктивностей рассеяния обмоток ВН и НН фазы трансформатора. Приняв допущение о равномерном распределении Ьр между этими обмотками, получим:
изменяется линейно в течение 0,1 мкс. Сопротивления изоляции обмоток ВН и НН учтены в «паразитных» параметрах ёмкостей С1, С3, С5; С6, С8, С10; С11, С13, С15. Сопротивлениями R2, R3, R5, R6, R8, R9 моделируются шунтирующие резисторы САОП (в состоянии, показанном на рис. 6, моделируется коммутация
трансформатора в режиме холостого хода без этих резисторов).
Проверка корректности
разработанной модели выполняется путём её тестирования в режимах холостого хода (ХХ) и короткого замыкания (КЗ) трансформатора и сопоставления данных ¡^ и UK, полученных при моделировании, с экспериментальными значениями,
приведенными в табл. 1. На рис. 7 представлены расчётные величины токов ХХ трансформатора, которые имеют явно-выраженную
несинусоидальную форму, амплитудой до 2,4 А. Действующие значения токов ХХ по фазам составили: ¡A = 870 mA; ¡b = 1,107 A; ¡c = 793 mA.
Среднее значение расчётного тока ХХ трансформатора:
= ^ = 12,06 = мГн,
2 2
pi
^ = Lp
6,03
P2 7,2
С (UJUJ (3464/606,2)2
- = 0,1847 мГн.
^xx
L + h + ^ 0,87 +1,107 + 0,_79^^ 923 А;
LA ' ■'Д ' 'C
% =
3 3
I -100 0,923-100
I,,
38,5
= 2,4 %.
Компьютерная модель
исследований переходных процессов в силовом трансформаторе Siemens ТНЕВ 5639 для шахтной участковой КТП с ВКА представлена на рис. 6. Коммутаторы S1 - S3 представлены моделью ключа, управляемого напряжением. В открытом состоянии он имеет сопротивление 100 Мом, а в закрытом - 0,001 Ом. При смене состояния, это сопротивление
Относительная погрешность по сравнению с экспериментальным значением для тока ХХ составляет 5х= 2,44 %. В опыте короткого
замыкания
расчётное
значение
напряжения КЗ составляет иЦ5 = 4,28 %,
а его относительная погрешность по отношению к экспериментальным данным равна Зик= 0,71 %.
Рис. 6. Компьютерная модель исследований переходных процессов в силовом трансформаторе Siemens ТНЕВ 5639 для шахтной участковой КТП с ВКА
Рис. 7. Расчётные величины токов ХХ трансформатора Siemens ТНЕВ 5639
Таким образом, можно сделать вывод о корректности разработанной компьютерной модели и её пригодности к исследованию переходных процессов
в системе «ВКА-трансформатор».
На рис.8 представлены результаты моделирования переходных процессов в обмотках ВН и НН при отключении
ненагруженного трансформатора на максимальной амплитуде тока среза ь Перенапряжения на рис.8а
характеризуются отсутствием
шунтирующих сопротивлений САОП. При этом, отмечается явно-выраженный колебательный процесс с периодом Т = 1,4 мс. Уменьшение частоты собственных колебаний по сравнению с осциллограммой на рис.5, очевидно, вызвано увеличением индуктивностей обмоток при увеличении
напряжённости магнитного поля в
сердечнике. Кратность перенапряжений Ки, являющаяся отношением амплитудного значения
коммутационного импульса ии к амплитудному значению напряжения питания ит, для обмоток ВН и НН соответственно составляет:
к., - и1
63
-12,9,
и„1 4,885
- и±. - ЛА -13,1.
ит2 0,855
(7)
а)
б)
в) г)
Рис. 8. Зависимости КП от номиналов шунтирующих сопротивлений системы САОП
Расчётный параметр получен в результате:
- (рис. 8 б) шунтирования обмоток НН резисторами Д3 = Д6 = Д9 = 300 Ом. В данном случае, затухание коммутационного импульса происходит по апериодической кривой. Кратности перенапряжений составляют: Ки1 = 3,0; Ки2 = 3,1.
- (рис. 8 в) шунтирования обмоток ВН резисторами Д2= Д5= Д8= 10 кОм. Затухание коммутационного импульса также происходит по апериодической кривой, а кратности перенапряжений составляют: Ки1 = 3,7; Ки2 = 3,9.
- (рис. 8 г) одновременного шунтирования обмоток ВН резисторами Д2 = Д5 = Д8= 10 кОм, а обмоток НН резисторами Д3 = Д6= Д9= 300 Ом. При этом, отмечается наиболее эффективное подавление коммутационных перенапряжений с кратностью перенапряжений: Ки1 = Ки2 = 1,7.
Представленные на рис. 8 расчётные величины коммутационных перенапряжений, соответствуют
отключению трансформатора в установившемся режиме работы (через 10 с и более, после включения коммутаторов S1 - S3). Однако, в момент включения трансформатора в сеть, при определенных
неблагоприятных условиях, когда в сердечнике имеется значительная начальная намагниченность, а момент включения совпадает с переходом напряжения через нуль, происходит бросок намагничивающего тока, амплитуда которого может в сотни раз превышать ток ХХ трансформатора [14]. На рис. 9 приведена расчётная осциллограмма тока ХХ ¡хх фазы А трансформатора, при его включении в момент перехода синусоиды
напряжения источника питания через нуль.
Рис. 9. Расчётные параметры переходного процесса при включении трансформатора Siemens ТНЕВ 5639 в режиме ХХ
Если во время этого переходного процесса произвести отключение, которое совпадёт с амплитудой намагничивающего тока ixx, то возможны перенапряжения с
кратностью более 20. Ограничение амплитуды напряжения
коммутационного импульса в этом режиме происходит за счёт того, что магнитопровод трансформатора входит в сильное насыщение, вследствие чего падает его магнитная проницаемость и значения индуктивностей обмоток Lo1, Lo2 резко снижены [19]. Особенность переходного процесса в
трансформаторе при его включении, предполагает оснащение САОП функцией задержки времени, запрещающей отключение ВКА во время переходного процесса в случае неаварийной коммутации.
Очевидно, что эффективность САОП зависит от номиналов её шунтирующих сопротивлений: чем меньше будут эти сопротивления, тем больший эффект они окажут при подавлении коммутационного
импульса. С другой стороны, снижение значений шунтирующих сопротивлений
приводит к их повышенному нагреву, вследствие увеличения выделяемой на них мощности. Выбор рационального значения шунтирующих сопротивлений производится, исходя из критерия коэффициента подавления Кп, определяемого отношением амплитуды коммутационного импульса без шунтирующих сопротивлений ии0 к амплитуде коммутационного импульса с шунтирующими сопротивлениями ииг:
V ии 0
кп- иг
(8)
На рис. 10 представлены зависимости коэффициента Кп от номинала шунтирующих
сопротивлений САОП, полученные при моделировании переходного процесса отключения трансформатора. На
основании этих зависимостей можно сделать следующие выводы:
- при одних и тех же номиналах шунтирующих сопротивлений, коэффициент Кп принимает примерно одинаковое значение для обмоток ВН и НН трансформатора;
- в диапазоне около (1,5 < Кп <5,5), одно и то же значение коэффициента подавления коммутационного импульса можно получить, подключая шунтирующие резисторы либо к обмоткам ВН, либо к обмоткам НН трансформатора;
- наиболее эффективное подавление коммутационного импульса происходит при одновременном применении шунтирующих сопротивлений САОП в обмотках ВН и НН (коэффициент Кп достигает 8... 9).
Рис. 10. Зависимости коэффициента подавления коммутационного импульса от номиналов шунтирующих резисторов САОП
Энергия, выделяемая на шунтирующем резисторе за время предварительного шунтирования определяется выражением (9):
г
К -{ Ыг (г)- 1г (г)Л, (9)
0
где иг, 1Г - соответственно, напряжение на шунтирующем резисторе и ток в его цепи.
На рис. 11 представлена расчётная осциллограмма потребляемой
мощности шунтирующим резистором обмотки низкого напряжения Яш = 300 Ом.
Рис. 11. Расчётная осциллограмма мощности, выделяемой на шунтирующем резисторе обмотки НН номиналом 300 Ом
При графическом интегрировании, за время предвключения / = 25 мс, энергия, выделенная на резисторе, составила 'г = 68,5 Дж, а потребленная мощность Рг = 'г//= 68,5/0,025= 2740 Вт.
Практические исследования
показали, что номинальная
рассеиваемая мощность шунтирующих резисторов может быть выбрана в 8... 10 раз меньше интегрированной мощности, вследствие кратковременности процесса нагрева.
Выводы
Разработана электромагнитная модель системы «ВКА -трансформатор» применительно к КТП (перспективных серий)
технологического участка энергоёмкого предприятия, адаптированная к исследованию параметров
эффективности технических средств ограничения коммутационных
перенапряжений. Проведенный на её основе анализ переходных процессов, показал высокую эффективность метода предварительного шунтирования
обмоток силового трансформатора
активными сопротивлениями САОП. При одновременном использовании шунтирующих сопротивлений в обмотках ВН и НН, коэффициент подавления Кп достигает 8. 9.
Полученные расчётные данные кратностей перенапряжений для сухого трансформатора мощностью 400 кВА, коммутируемого элегазовым ВКА, отличаются от результатов
экспериментальных исследований не более чем на 5. 7 %.
Обоснована целесообразность корректировки алгоритма
функционирования САОП в части добавления функции задержки времени, запрещающий отключение ВКА во время переходного процесса включения в случае неаварийной коммутации.
Список литературы:
1. Вареник Е.А. Идеология построения электрических защит взрывобезопасных трансформаторных подстанций серии ТВПШ / Е.А. Вареник, И.Я. Чернов, Е.В. Золотарев, А.В. Савицкий, В.Н. Савицкий // Взрывозащищенное электрооборудование: Сб. науч. тр. ГУ «НИИВЭ». - Донецк: ООО «Типография Восток Пресс», 2017. -№1(52). - С. 14-24.
2. Маренич К.Н. Проблемные вопросы применения высоковольтного вакуумного выключателя в конструкции шахтной участковой трансформаторной подстанции / К.Н. Маренич, И.Я. Чернов, Е.В. Золотарев // Вестник Донецкого национального технического университета. - Донецк: ДонНТУ, 2019. - Вып. 4(18). - С. 53-61.
3. Лебедев И.А. Исследование процессов коммутации вакуумными выключателями индуктивной нагрузки и разработка технических требований к синхронным вакуумным выключателям: автореф. дис. ... канд. техн. наук:
05.14.12 / И.А. Лебедев: ФГБОУ ВПО «Новосибирский государственный технический университет». -
Новосибирск, 2012. - 20 с.
4. Золотарев Е.В. Применение системы автоматического ограничения перенапряжений в схеме управления коммутационными аппаратами шахтной участковой трансформаторной подстанции / Е.В. Золотарев, К.Н. Маренич // Автоматизация технологических объектов и процессов. Поиск молодых: сборник научных трудов ХХ международной научно-технической конференции аспирантов и студентов в г. Донецке 26-28 мая 2020г. - Донецк: ДОННТУ, 2020. -С. 124-128.
5. Щупаков А.С. Совершенствование методики расчета импульсных перенапряжений в обмотках силовых трансформаторов путем учета их частотных характеристик / А.С. Щупаков, ДА. Матвеев // ЭЛЕКТРО. Электротехника, электроэнергетика, электротехническая промышленность. -2010. - №1. - С. 27-32.
6. Гарганеев А.Г. Ограничение перенапряжений при коммутациях шахтного электрооборудования / А.Г. Гарганеев, Н.А. Михневич, Д.В. Нестеров, А.В. Федоров // Изв. Томского политехн. ун-та. - Томск, 2012. - №4. - С. 51-56.
7. Евдокунин Г.А. Трансформаторы в электрической сети. Моделирование переходных процессов с учетом конфигурации магнитной системы / Г.А. Евдокунин, М.В. Дмитриев. - Новости Электротехники, 2008. - № 5(53). -С. 2-7.
8. Евдокунин Г.А. Перенапряжения при коммутации цепей вакуумными выключателями и их ограничение / Г.А. Евдокунин,
А.А. Корепанов. - Электричество, 1998. - №4. - С. 2-14.
9. Lou van der Sluis. Transients in Power Systems / Lou van der Sluis. -Wiley, 2001. - 224 p.
10. Smeets R. Switching in electrical transmission and distribution systems / Rene Smeets. - Jonn Wiley &Sons, 2015. - 443 p.
11. Шпиганович А.Н. Методы Информационно-математического описания систем электроснабжения с коммутационными перенапряжениями / А.Н. Шпиганович, К.А. Пушница. -Известия ТулГУ. Технические науки. -2018. - Вып. 12. - С. 143-147.
12. Володин В.Я. LTspice. Компьютерное моделирование электронных схем / В.Я. Володин. -СПб.: БХВ-Петербург, 2010. - 400 с.
13. Евдокунин Г.А. Современная вакуумная техника для сетей среднего напряжения / Г.А. Евдокунин, Г. Тилер. - СПб.: Изд-во Сизова М.П., 2000. - 114 с.
14. Вольдек А.И. Электрические машины. Учебник для студентов высш. техн. учебн. заведений. 3-е изд., перераб. / А.И. Вольдек. - Л.: Энергия, 1978. - 832 с.
15. Молотилов Б.В. Холоднокатаные электротехнические стали: Справ. Изд. / Б.В. Молотилов, Л.В. Миронов, А.Г. Петренко и др. - М: Металлургия, 1989. - 168 с.
16. Испытания трансформатора типа ТНЕВ 5639 фирмы Siemens мощностью 400 кВА на напряжение 6000 В. Техническая информация / А.И. Плетнев, Э.П. Михайленко, Е.А. Сорока и др. - Донецк: ВНИИВЭ, 1986. - 91 с.
17. Chan J. Nonlinear Transformer Model for Circuit Simulation / J. Chan, A. Vladimirescu, Xiao-Chun Gao, P. Liebmann, J. Valainis // IEEE Transactions on computer-aided design,
1991. - Vol. 10. - No. 4. - P. 476-482.
18. Лутчин М.М. Математичш моделi гистерезису / М.М. Лутчин // Вюник НТУ «ХП1». Серiя: Мехашко-технолопчш системи та комплекси. -Харюв: НТУ «ХП1», 2016. -№50(1222). - С. 8-13.
19. Славутский А.Л. Учет остаточной намагниченности в трансформаторе при моделировании переходных процессов / А.Л. Славутский // Вестник Чувашского университета. - 2015. - №1. - С. 122130.
Аннотации:
Разработана и исследована модель системы «высоковольтный коммутационный аппарат - трансформатор» в контексте установления параметров эффективности технических решений в области ограничения коммутационных перенапряжений при эксплуатации комплектных трансформаторных подстанций (КТП) технологических участков высокой мощности для энергоёмких производств. Доказана целесообразность применения метода предварительного шунтирования обмоток высокого и низкого напряжения силового трансформатора подстанции активными сопротивлениями в
период коммутации его первичной обмотки высоковольтным коммутационным аппаратом. Определены критерии и даны рекомендации по выбору параметров сопротивлений
предварительного шунтирования системы автоматического ограничения перенапряжений (САОП) в конструкции КТП.
Ключевые слова: трансформаторная подстанция, переходной процесс,
коммутационные перенапряжения, ограничение, моделирование, метод шунтирования, автоматическая система, алгоритм.
A model of the «high-voltage switching apparatus - transformer» system has been developed and investigated in the context of establishing the parameters of the effectiveness of technical solutions in the field of switching overvoltage during the operation of complete transformer substations of technological sections of high-power of energy-intensive industries. The expediency of applying the method of preliminary shunting of the high and low voltage windings of a substation power transformer with active resistances during the switching of its primary winding by a high-voltage switching device is proved. Criteria are defined and recommendations are given for choosing the parameters of the preliminary shunt resistances of the automatic overvoltage limiting system in the design of a complete transformer substation.
Keywords: transformer substation, transient, switching overvoltage, limitation, modeling, bypass method, automatic system, algorithm
