CC BY
57
УДК 621.316
Ю.М. Невретдинов, Г.П. Фастий
ИССЛЕДОВАНИЕ ВЫСОКОЧАСТОТНЫХ ПЕРЕНАПРЯЖЕНИЙ И СПОСОБОВ ИХ ОГРАНИЧЕНИЯ
Повышение надежности работы высоковольтного оборудования непосредственно связано с необходимостью контроля процессов старения его изоляции. Зарождение дефектов в изоляции электротехнического оборудования происходит, как правило, при воздействии на нее перенапряжений и сверхтоков. Один из наиболее опасных видов коммутационных перенапряжений — высокочастотные, которые характеризуются высокой интенсивностью.
Высокочастотные перенапряжения (ВЧПН) в высоковольтных распределительных устройствах возникают при электрических пробоях изоляционных промежутков в аварийных ситуациях или различного рода коммутациях (короткие замыкания на шинах подстанций, неудаленные замыкания на присоединениях, работа короткозамыкателей, коммутации разъединителями ит. п.).
Коммутации разъединителями ненагружен-ных участков шин при рабочем напряжении вызывают ВЧПН с наибольшими амплитудами и частотами воздействий. За коммутацию амплитуда колебаний напряжения меняется от сотен вольт при малых размерах промежутка между ножами разъединителя до 3,5 при максимальных пробиваемых расстояниях между контактами, что представляет опасность для высоковольтного оборудования. При этом наблюдаются повреждения изоляции измерительных трансформаторов, взрывы разрядников, выходы из строя элементов настройки высокочастотных заградителей. Возможны другие проявления ВЧПН, статистические данные о которых пока изучены недостаточно.
Последствия ВЧПН могут проявляться не сразу и обнаруживаться по мере накопления дефектов при очередном контроле состояния изоляции. Например, на одной из подстанций 330 кВ "Колэнерго" при очередном контроле обнаружено существенное ухудшение диагностических признаков одновременно у четырех трансформаторов тока (ТТ) типа ТФУМ-330А-У1 — двух на
фазе "А" и двух на фазе "В". Анализ конструктивного исполнения открытого распределительного устройства (ОРУ) 330 кВ и условий эксплуатации трансформаторов тока выявил на указанных фазах подключенной ЛЭП высокочастотные заградители аппаратуры связи и показал необходимость проверки гипотезы о возникновении высокочастотных процессов при плановых коммутациях ненагруженных шин.
Схема подстанции приведена на рис. 1. Подстанция 330 кВ — тупиковая с двумя автотрансформаторами (АТ-1 иАТ-2). Нарисунке приведены расстояния между узлами схемы с учетом реальной длины ошиновки и спусков.
Моделирование высокочастотных перенапряжений выполнено в соответствии с указаниями [1]. Выбраны шаг расчета Ю-8 с и длина ячейки модели ошиновки 3 м. В модели учтены результирующая емкость 167 пФ шести конденсаторов ДМР-80-0.001, шунтирующих разрывы отделителя ВВ-330Б, емкости зон С{ и С3 каждого трансформатора тока. Коммутации ненагруженных шин, при которых возникают ВЧПН, выполняются разъединителями Р1 или Р2 после отключения выключателей В-1 или В-2 (при выводе из работы соответствующего автотрансформатора и выключателя), атакже перед включением выключателя (при вводе автотрансформатора).
При моделировании учитывались физические процессы, возникающие при коммутации разъединителями. Каждая коммутация разъединителями ненагруженных шин сопровождается многократными пробоями между сходящимися или расходящимися ножами разъединителя. Гашение дуги происходит вблизи перехода тока дуги через нуль. Поскольку отключаемая шина длиной около 26 м не имеет нагрузки, ток в дуге разъединителя определяется емкостью элементов отключаемого участка: ТТ, шин, отключенного выключателя и шунтирующих конденсаторов. Поэтому момент гашения дуги совпадает с максимумом напряжения.
лэд
КС
[_НЧЬ
НЬгП
с
18м
щбЬ-
10м
5 м Р1
22м 47 м В1
70 м
13м
:33
В А
4м
81м А -
I
X
/ \ ксф 4КС
я
5
с я
О.
О'
12 м
■ч—а
12 м
13 м
Р2
4 м
с/ГТ2
О
22 м В-2 47 м
70 м
АТ-1
АТ-2
Рис. 1. Схема подстанции 300 кВ
Повторное зажигание дуги сопровождается высокочастотным перезарядом емкости отключаемого участка от напряжения ¿/0, остающегося на участке после гашения дуги, до установившегося напряжения ¿/уст, которое в основном определяется напряжением системы в момент пробоя.
Амплитуда переходного процесса и ВЧПН зависят от величины разрядного напряжения между ножами разъединителя в момент повторного пробоя. Приближенно высокочастотную
составляющую переходного процесса можно оценить зависимостью
ВД = -иус1 - £-0)со8(2я/?)ехр(-?/Г,),
где ¿7уст = {ЕпСп + Е0С0)/(СП + С0) - потенциал, который установился бы на шинах после затухания переходного процесса при отсутствии подзарядки шин со стороны высоковольтных линий и трансформаторов; Еп, Е() — потенциалы питающей и холостой шин; / = 1 /(2п^ ЬС^С^ /(Сп + С 0))-
частота переходного процесса, затухающего с постоянной времени Тх = 5—10 мкс; Ь = Ьп + — сумма индуктивностей питающей и холостой шин; С0 — емкость холостых шин; Сп — эквивалентная емкость шин подстанции под напряжением, величинаусловная, так как зависит от частоты переходного процесса и разветвленности схемы ОРУ. Наиболее точно процесс воспроизводится на модели, учитывающей элементы с распределенными параметрами (ошиновку).
Расчеты выполнены для всех фаз (с высокочастотными заградителями и без них). Результаты расчетов ВЧПН для ОРУ-ЗЗО приведены в табл. 1 в виде значений амплитуд и кратности перенапряжений для вариантов коммутации разъединителями Р1 и Р2 выключателей В-1 и В-2 (см. рисунок 1).
Из данных табл. 1 видно, что при коммутации Р1 В-1 или Р2 В-2 уровни ВЧПН на трансформаторах тока в фазах А и В достигают примерно 490—560 кВ, т. е. выше амплитуд ВЧПН на трансформаторе тока фазы С на 50—120 кВ. В наиболее благоприятных условиях находится ТТ1АТ-1 в фазе С (максимальные ВЧПН 394 кВ), а также ТТ2 АТ-2 в той же фазе (максимальные ВЧПН 446 кВ), что объясняется шунтирующим действием волнового сопротивления ЛЭП. В фазах А и В шунтирующее действие волнового сопротивления не проявляется из-за влияния высокочастотных заградителей, которые не пропускают ВЧПН в линию.
Пример осциллограммы ВЧПН в фазе А при коммутации разъединителем Р1 В-1 показан на рис. 2. Здесь же приведены расчетные осциллограммы токов в ТТ.
Из рис. 2 видно, что основная частота перенапряжений превышает 300 кГц; частота биений составляет несколько десятков кГц. Эквивалент-
ная постоянная времени затухания переходного процесса составляет 0,4—0,5 мс. Амплитуда высокочастотного тока достигает в первый момент времени 0,8—2 кА, причем её величина зависит от удаления трансформатора тока от разъединителя, которым производится коммутация.
Как видно из приведенных осциллограмм, основную опасность для изоляции измерительных трансформаторов представляют токи, сопровождающие высокочастотные процессы при коммутациях.
Для ограничения ВЧПН обычно рекомендуют [1] использовать нелинейные ограничители перенапряжений (ОПН) или конденсаторы связи (КС), устанавливаемые предпочтительно в средней части шин.
Однако в области полученных на модели амплитуд ВЧПН 490—500 кВ динамическое сопротивление ОПН-ЗЗО составляет десятки—сотни кОм. Поэтому эффективного ограничения относительно небольших ВЧПН не получается.
Для анализа эффективности использования КС выполнены исследования на математической модели ВЧПН в ОРУ-ЗЗО (рис. 1). На схеме показана точка подключения (А) дополнительного КС.
При подключении дополнительного КС емкостью 7000 пФ (КС типа 2*СММ-166(3- 14У1) в средней точке шин межу разъединителями Р1 и Р2 (в точке А) эффективного снижения ВЧПН не происходит. Анализ показал, что некоторое увеличение ВЧПН вызвано появлением дополнительных резонансных частот при подключении конденсаторов связи, а также тем, что КС не обеспечивает поглощения энергии высокочастотных процессов. Наиболее показательные результаты расчетов — амплитуды и кратности ВЧПН — приведены в табл. 2.
Таблица 1
Максимальные амплитуды ВЧПН
Максимальная амплитуда, кВ
Обозначение аппарата Кратность ВЧПН
при коммутации Р1 В-1 при ко^^тацин Р2В-2
фаза А фаза В фаза С фаза А фаза В фаза С
ТТ1 492 1,83 486 1,81 343 1,28 452 1,68 449 1,67 390 1,45
ТТ2 474 1,76 467 1,74 394 1,46 560 2,08 563 2,09 446 1,66
при коммутациях разъединителем Р1 и В-1
Таблица 2
Максимальные амплитуды ВЧПН в фазе А при подключении дополнительного конденсатора связи
Максимальная амплитуда, кВ
Трансформатор Кратность ВЧПН
тока при коммутации разъединителем Р1 В-1 при коммутации разъединителем Р2 В-2
с КС без КС с КС без КС
ТТ1 517 492 450 452
1,92 1,83 1,67 1,68
431 474 572 560
1,6 1,76 2,13 2,08
Из данных табл. 2 видно, что подключение КС в точке А позволяет снизить амплитуду ВЧПН наТТ! всего на 2 кВ (при коммутации Р2 В-2), а на ТТ2 — на 43 кВ (при коммутации Р1 В-1). Вместе с тем в других точках схемы происходит увеличение амплитуды ВЧПН. Так, при коммутации Р1 В-1 увеличение ВЧПН на ТТ1 составило 25 кВ, при коммутации Р2 В-2 ВыЧПН на ТТ2 увеличились на 12 кВ.
Для ограничения уровня ВЧПН путем поглощения энергии высокочастотных колебаний разработана схема с включением активного сопротивления в цепь дополнительного конденсатора связи (рис. 1, точка А). Эффект ограничения ВЧПН достигается за счет того, что на высокой частоте сопротивление КС существенно снижается, и высокочастотный ток ответвляется в цепь КС с активным сопротивлением. На рабочей частоте сопротивление КС составляет около 0,5 МОм, ток рабочей частоты через КС и резистор не превышает 4 мА, что снижает требования к резистору по рассеиваемой мощности.
Определение параметров резистора Я в цепи дополнительного КС выполнено с помощью серии расчетов для коммутаций разъединителями Р1 В-1 и Р2 В-2. По результатам расчетов получены зависимости максимальных амплитуд ВЧПН от величины сопротивления резистора Я. На рис. 3 даны графики кратности ВЧПН (фазы
а)
3.05
1.9
1.75
\6
1.Л5
1.3
1.15
ТТ2
\ Н-!
г ТТ1
\ КС V у
№0
ДО
300
400
500
с ВЗ) на ТТ1, ТТ2 и в точке подключения КС с Я (см. рис. 1).
Как видно из графиков рис. 3, при увеличении сопротивления резистора от 0 до 50 Ом происходит эффективное снижение уровня ВЧПН. При дальнейшем увеличении сопротивления резистора снижение ВЧПН происходит на ближайшем к разъединителю трансформаторе тока. Одновременно в других точках ОРУ — на удаленном трансформаторе тока и на КС — наблюдается некоторое увеличение перенапряжений. Оптимальное ограничение уровня ВЧПН в наиболее ответственных точках достигается при сопротивлении резистора от 100 до 300 Ом. Для уменьшения мощности резистора и получения реальной возможности его выполнения достаточно ограничиться величиной 100 Ом.
Полученные значения максимальных амплитуд и кратностей ВЧПН при подключении дополнительного конденсатора связи с резистором 100 Ом приведены в табл. 3.
Для выбранной схемы ограничения высокочастотных перенапряжений с сопротивлением резистора 100 Ом рассчитаны осциллограммы ВЧПН на фазах с высокочастотным заградителем при коммутациях ненагруженных шин разъе-динителямиР! В-1. Пример осциллограмм с разверткой 10 мкс наделение при коммутациях Р1 В-1 приведен на рис. 4.
б)
Й00 7ВД Я, Ом
А'
1.Р
1.8
1.7
1.6
1.5
1А
1.3
1.2
Е
\
д
>
\ ТТ2 к ТТ1
- р—-
3
1П0
ж
300
400
500
600 7Ю0 Л, Ом
Рис. 3. Зависимости кратности перенапряжений А"Ш1 на трансформаторах тока ТТ1, ТТ2 и на конденсаторе связи КС при коммутациях разъединителями Р2 (а) и Р1 (б) от величины сопротивления резистора Л
Таблица 3
Максимальные амплитуды ВЧПН в случае включения активного сопротивления Я = 100 Ом в цепь дополнительного конденсатора связи
Максимальная амплитуда, кВ
Трансформатор тока Кратность ВЧПН
при коммутации разъединителем Р1В-1 при ко^^тации р^ъединнтелем Р2В-2
КС с Я Без КС КС с Я Без КС
ТТ1 421 1,56 492 1,83 395 1,47 452 1,68
ТТ2 374 1,39 474 1,76 494 1,83 560 2,08
136
- и, кВ
Напряжение на ТТ1
-421
50
J_мкс
60 70
- 3
-243
-3741
Напряжение на ТТ2
1
0,83
I, А
-2.19
Тор: Е ТТ1
0.45
-0,571
Ток в ТТ2
Рис. 4. Осциллограммы напряжений и токов в ТТ1, ТТ2 в фазах с высокочастотными заградителями при коммутациях ненагруженных шин разъединителем Р1 В-1
Сопоставляя результаты расчета при коммутациях Р1 В -1 в фазе А вместе со снижением амплитуды ВЧПН на 70—100 кВ, видим, что достигается существенное уменьшение их длительности — почти в три раза (менее 200 мкс). При этом заметно меняется характер перенапряжений. Так ВЧПН на ТТ1 достигает максимума 421 кВ через 1 мкс после пробоя между ножами PI В-1 и сразу снижается до 350 кВ (см. рис. 4). Высокочастотная составляющая снижается до 75 кВ по амплитуде.
При аналогичной коммутации без КС и резистора амплитуда ВЧПН в начальный момент составляет около 375 кВ, через 20 мкс увеличивается до 492 кВ (см. рис. 2). Высокочастотная составляющая по амплитуде составляет около 150 кВ. При этом же процессе коммутации амплитуда ВЧПН наТТ2 снижается на 100 кВ (см. табл. 3).
Из сопоставления результатов напряжения ТТ2 (дополнительный КС с резистором) и ТТ2 (без КС) видно, что воздействие ВЧПН на изоляцию ТТ2 фазы А в схеме с КС и резистором существенно снижается.
Таким образом, для снижения опасности высокочастотных токов целесообразно обеспечить поглощение энергии ВЧПН. Для этого необходима разработка конструкций или материалов с высоконелинейными характеристиками,
способных без повреждения поглощать избыточную энергию высокочастотных колебаний.
При реализации частотного способа ограничения ВЧПН с использованием резистора и конденсатора необходимо обеспечить снижение потерь электроэнергии на промышленной частоте, в том числе потерь на корону, а также достаточную пропускную способность по току резистора.
По результатам проведенных исследований можно заключить следующее:
При возникновении высокочастотных процессов для измерительных трансформаторов значительную опасность представляют сопровождающие токи.
Применение нелинейных ограничителей перенапряжений для снижения высокочастотных токов малоэффективно.
Использование дополнительного конденсатора связи в средней части шин (между Р1 В-1 и Р2 В-2) не обеспечивает перенапряжений.
Для ограничения высокочастотных перенапряжений разработана схема с включением резистора последовательно с дополнительным конденсатором связи. Наибольшее ограничение высокочастотных перенапряжений на обоих трансформаторах тока достигается при сопротивлениях резистора от 100 до 200 Ом.
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
1. Методические указания по ограничению высокочастотных перенапряжений и защите от них электротехнического оборудования в распределительных устройствах 110 кВ и выше / СПО ОРГРЭС. М„ 1998. 26 с.
2. Объем и нормы испытаний электрооборудования / Под общей ред. Б.А. Алексеева, Ф.Л. Когана, Л.Г. Мамиконянца // 6-е изд. М.: НИ ЭНАС, 1998. 256 с.
УДК 621.31 1
А.Н. Данилин, Д.В. Куклин, В.Н. Селиванов
ИССЛЕДОВАНИЕ ЛОКАЛЬНЫХ ИМПУЛЬСНЫХ СОПРОТИВЛЕНИЙ ПРОТЯЖЕННЫХ ПОДЗЕМНЫХ ПРОВОДНИКОВ
Один из способов оценки уровня грозозащиты подстанций, а также защищенности ее оборудования от высокочастотных перенапряжений сводится к анализу величин и динамики изме-
нения во времени локальных импульсных сопротивлений заземлителей 2Я0К оборудования подстанций и опор ЛЭП на подходах. Строгая методическая основа для таких оценок до сих пор
