автореферат диссертации по энергетике, 05.14.12, диссертация на тему:Исследование перенапряжения в сетях собственных нужд электростанций при коммутациях вакуумных выключателей

МОСКОВСКИЙ ЭНЕРГЕТИЧЕСКИЙ ИНСТИТУТ • С ТЕХНИЧЕСКИЙ УНИВЕРСИТЕТ-)

На правах рукописи

Ц!!ВЕНЬ

ГССШОТАГСХ ПЕРП«АПРЯГП;:ГП В СЕТЯХ СОБСТВЕННЫХ НУДД ЗЯЕКТР0СТА1Щ!П1 ПРИ КОММУТАЦИЯХ ВАКУУЖНХ ВШЛЗ'МТЕШ!

Специальность 00.14.12 — Техника высоких, напряжений

АВТОРЕФЕРАТ

диссертации на соискание ученой степени кандидата технических наук

МОСКВА — 1094г.

Работа вьголнена в Московском энергетическом институте (Техническом университете') на кафедре Техники и электрофизики высоких напряжений

Научны» руководители—каНДИДаТ ТвХНИЧвСКИХ Наук, доцент Базуткин В.В.; кандидат технических наук, доцент Кондратов O.K.

Офиииалъные оппоненты — ДОКТОР ТвХНИЧвСКИХ НЭуК,

профессор Евдокунин Г. А.; кандидат технических наук, старший научный сотрудник Комаров А. Н.

Ведущая организаиия—ОРГРЭС

Зашита диссертации состоится 18 ноября 1994 года в аудитории Y-zof в /4-час мин на заседании ,

Специализированного совета К.053.16.07. Московского энергетического института.

Отзыв на автореферат в двух экземплярах, заверенньй печатыо, просим направить по адресу: 105835 ГСП, Москва, Е-250, Красноказарменная ул., д.14, Совет МЭИ.

С диссертацией можно ознакомиться в библиотеке МЭИ.

Автореферат разослан "2^' октября 1994 года.

ученый секретарь специализированного совета К.053.16.07 к.т.н., с.н.с. ТАРАСОВА Т.Н.

ОбШАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ

Актуальность работы. В настогааее время вакуумные вьключа-тели (ВВ) широко применяются в электрических сетях среднего напряжения 3—35 кВ в качестве коммутирующих устройств. Благодаря вьсокоЯ электрической прочности, высокому коммутационному ресурсу и ряду других преимуществ ВВ уже заняли важное место в электрических системах среднего напряжения.

Начало практического применения ВВ относится к 60-ьи годам. Однако, как показал опыт эксплуатации, при коммутациях ВВ при определенных условиях возникают серьезнье перенапряжения, которые в основном появляются вследствие среза тока, многократных повторных зажиганий С П35, а также виртуального среза тока. При отсутствии соответствующих средств защиты от перенапряжений имели место повреждения главной и продольной изоляций электрических двигателей и другого оборудования. Поэтому остается актуальными анализ условий и причин возникновения перенапряжений при коммутациях вакуумных вьключателей, оценки ожидаемых перенапряжений и разработка методики вьбора оптимальных параметров аппаратов защиты от перенапряжений. Не менее актуальньм следует считать совершенствование методики численного расчета переходных процессов в цепях с распределенные! параметрами при скачках тока и напряжения, вызванных повторны«! зажиганиями в вакуумном вьключателе.

Целью работы явились разработка методики расчета переходных процессов, исследование перенапряжений и устройств зашиты от перенапряжений в сетях собственнх нужд электростанций при коммутациях ВВ. В работу включены результаты статистической обработки экспериментальных измерений восстанавливающейся электрической прочности межконтактного промежутка вакуумного въключателя после погасания дуги, что дало возможность обобщить характеристику нарастания электрической прочности, обоснование возможности широко применять методику численного расчета переходных процессов в цепях с распределенными параметрами на основе операторного исчисления, исследование перенапряжений в сетях собственных нужд электростанций с ВВ, результаты оптимизации параметров аппаратов защиты от перенапряжений, а также исследование переходных процессов во вторичной обмотке трансформатора тока СШ в случае ПЭ в ВВ.

Метод исследования. В качестве основных методов исследования приняты аналитические и расчетные методы. Для расчета переходных процессов в цепях с распределенньми параметрами использованы разработанная в диссертации методика численного расчета на основе операторного исчисления и специально ссоданньй пакет программ на базе этой методики. Расчеты проведены на ЭВМ.

Практическая ценность. Разработанная методика численного расчета может широко применяться для расчета переходных процессов в электрических цепях с распределенными параметрами, обеспечивая необходимую инженерную точность. Создан пакет прикладных программ. Расчеты переходных процессов при коммутации ВВ в сетях собственных нужд электростанций, а также выявление оптимальных параметров (ТО-цепочки позволяют дать практические рекомендации о защите от перенапряжений. Результаты исследования резонансного возбуждения напряжений во вторичной обмотке ТТ при ПЗ в ВВ открывают путь к разработке как требований к заиште, так и способов защиты вторичной обмотки ТТ от перенапряжений.

Научная новизна.

Разработана методика численного расчета переходных процессов в цепях с распределенными параметрами на основе операторного исчисления, позволяющая рассчитывать переходные процессы, в том числе, в цепях, содержащих ОПН, с необходимой инженерной точностью.

, Статистическая обработка экспериментальных данных позволила получить обобщенную характеристику нарастания электрической прочности межконтактного промежутка вакуумного выключателя после погасания дуги.

Установлено, что при коммутациях ВВ в сетях собственных нужд электростанций для каждого присоединения электродвигателя южно определить параметры ЙС-цепочки, ограничивающие перенапряжения до заданного уровня, либо устраняющие возникновение ПЗ, либо допускающие не более одного ПЗ.

Выявлено, что при коммутациях ВВ в первичной цепи, содержащей ТТ, в результате ПЗ возможно резонансное возбуждение колебаний напряжений во вторичной обмотке ТТ, и установлена связь амплитуд этих колебаний с параметра«! высокочастотного тока в первичной цепи.

Апробация работы. По теме диссертации опубликовано одна статья и сделан доклад на 9-ой международной конференции по

электрическим системам, которая состоялась в г. С. Петербурге 4-7 июля, 1994 г..

На защиту вьиосятся--

1) методика численного расчета переходных процессов в цепях с распределенньми параметрами на' основе операторного исчисления;

2) обобщенная характеристика нарастания электрической прочности межконтактного промежутка вакуумного выключателя после погасании дуги.

3) расчетньй выбор параметров RC-цепочки для ограничения перенапряжений при коммутации ВВ в сетях собственных нужд электростанций для каждого присоединения элетродвигателя;

4) появление резонансного возбуждения колебаний напряжения во вторичной обмотке ТТ при ПЗ в первичной цепи при коммутации ВВ и связь амплитуд этих колебаний с параметрами высокочастотного тока в первичной цепи.

Структура и объем работы. Диссертация состоит из 5 глав, заключения, 8 приложений и списка литературы из 64 наименования. Основной текст — 215 страниц, включая 18 таблиц и 108 рисунков.

Содержание работы .

В первой главе на основе анализа литературных данных сформулирована актуальность темы диссертационной работы, рассмотрены основные вопросы, связанны» с коммутациями ВВ в электрических сетях. Определена цель исследования.

В настоящее время при коммутации ВВ перенапряжения в основном связаны со следующими факторами: срезом тока, многократно® повторньш зажиганиями, виртуальным срезом тока. Механизм среза тока обусловлен явлениями, происходящими на катоде. Он связан с внутренней неустойчивостью вакуумной дуги, неустойчивостью катодных пятен. Перенапряжения при многократных ПЗ вызваны нарастанием амплитуды свободных колебаний при каждом ПЗ. ПЗ в первой отключаемой фазе могут привести к виртуальному срезу тока в двух других фазах, что может сопровождаться максимальны«! перенапряжениями.

В настоящее время способы защиты от перенапряжений при коммутациях ВВ можно разделить на две группы: а) ограничение амплитуды перенапряжений;

б) уменьшение скорости нарастания переходного восстанавливающегося напряжения СПВН) , затягивание момента перехода полного тока с учетом переходной составляющей через нуль после ПЗ. К первой группе относятся все виды разрядников и ОПН, ко второй относяхся зашитньй конденсатор, КС-цепочка, шунтирующее сопротивление в вьключателе двухступенчатого типа, а также последо-вательньй насыпающийся реактор.

Характеристика нарастания электрической прочности межконтактного промежутка ВВ после погасании дуги подвержена большому статистическому разбросу. Исследователи прочности ВВ нашли целесообразны* характеризовать электрическую прочность двумя параметрами: —скорость нарастания электрической прочности при частоте восстанавливающегося напряжения до 10 + 15 кГц С в этих пределах находится первая частота свободных колебаний в сетях собственных нужд электростанций!) и Уа — скорость нарастания электрической прочности при частоте восстанавливающегося напряжения вше 50 кГц.

Анализ причин возникновения перенапряжений при ПЗ в ВВ показал существенную роль хода нарастания электрической прочности после погасании дуги в появлении больших перенапряжений. Для прогноза возникающих перенапряжений необходимо обобщить характеристику нарастания электрической прочности.

Наличие скачков напряжения и тока в цепях с распределенный! параметрами при ПЗ в ВВ повышает требования к известны* методикам численного расчета переходных процессов и обязывает их совершенствовать для достижения необходимой точности и устойчивости на большом расчетном интервале времени.

Во второй главе приведены результаты статистической обработки характеристик ВВ, полученных при обработке экспериментов, проведенных ранее на испытательной схеме группой сотрудников МЭИ в ВЭИ. На рис.1 показана типовая осциллограмма, из которой можно определить четьре величины: у,, \х> 1СГ и I , среди них 1СГ—значение тока среза, 1рас—время горения дуги. На основе статистической обработки получена обобщенная характеристика нарастания электрической прочности межконтактного промежутка ВВ после погасания дуги, которое позволяет провести статистический анализ перенапряжений, и иммет вид:

v - м >

I 1

РСУ.)

у,-от,-/"ТЯГ

(1)

-{19а V - ы ) 2 2

рСу.) =

.V

у гч>ж--Г2я

■е

(2)

где рор, р(У2) —функции плотности и Уа;

в4, дисперсии и равныэ 1,7 кВ/мс и 1,8 кВ/мс

С00ТВеТСТЕ9НН0; М4, М,—математические отдания и равны? 54,8 кВ/мс и 24,4 кВ-т.с соответственно.

0 - Г<~ 1 ■с

111 и - -У,-±

, I

, Л '11

Рис.1 Осциллограмма, полученная при испытаниях

1 —восстанавливающееся напряжение между контактами ВВ;

2 — отключаегай ток

Необходимо отметить, что У1 определяет возможность ПЗ при коммутации ВВ, у2 определяет число полуволн высокочастотного тока, протекающего через ВВ при ПЗ. Наибольшие значения перенэпрягений возникают при обрыве высокочастотного тока при первом переходе через нуль.

Для анализа условий возникновения перенэпрягений проведены расчеты переходных процессов в простейшей схеме при отключении ВВ. Выявлено, что эскалация напряжения при многократно ПЗ проис-

ОПН, И>цепочки на форму восстанавливающегося напряжения.

В третьей главе изложены основные этапы применения методики численного расчета переходных процессов в. цепях с распределенным параметрами на основе теорем операторного исчисления.

Для иллюстрации расчета переходного процесса использованной методикой численного расчета возьмем линию электропередачи и представим ее цепной схемой (рис.2, п—порядковьй номер элемента, 1 £ п £ N. N — число элементов цепной схемы) в операторной форме, где Ь, С, й, 3 — индуктивность, емкость, сопротивление, проводимость элемента линии длиной Ал

1„Ср)

0—-«=з

рС

№

-Г р

вЬ Ь-I (о) R ...,

I А-1- р^ 1 /Г2- &

Жи Со) *ир> 10

4£р р

Рис.2 Расчетная схема линии в операторной форме

Пусть переходный процесс рассчитан к моменту Ц- к-А1, где А1—шаг счета по времени, это значит, что известны токи в индуктивностях 1пСо) и напряжения на емкостях ипСо),. Внутри следующего расчетного интервала времени справедливы уравнения:

и„(р) =

1

НСр)

НСр)

♦ 'С-СрЬ +ю .ц (о5 НСр)

I Ср) =

1

НСр) ♦ Ь-СрС

с^./р) ♦ 1„„(р)] +

0)

НСр)

где и^Ср) и 1пСр)

1 С») ,

•11 (о) - 1 .Со)]

г» .

СЗ)

Со) - ипСо)] + С 4)

Си .

НСр)

изображения напряжения ипШ и тока 1ПС1), текущее время I отсчитывается от момента Ц, ипС») и 1пСо) —значения ипШ и 1пШ в момент 1-0,

нср)=ра ьс + р-а-а с ю

Во временной области соотношениям СЗ) и С4) соответствуют

уравнения-

u Ct) = flD(t-x)[u Ст) tu (i)]dî

Г» j r»-i П+1

О

♦ K.CD ti^o) - + K,Cl)-unCo) , (5)

i Ct) = f' D(l-t)-li Cr) + i Cxüldt +

n J n-t r»»l

о

+ К Cl)-tu Со) - U (o)l + К Ct) i Со) . C6)

3 n - i n 4 n

где DCt) = -J— . К Ct) = L DCt) , К Ct) = CDCt) . HCp)

К et) = C (PL * R) . К Ct) = LCP° * G) ,

2 HCp) * HCp)

знак - обозначает обратное преобразование Лапласа.

В конце интервала времени подставляя в С5) и Сб) t - At

можно вычислить значения u CAt) и i СAt).

n n

Интегралы типа д.

J = J DCAt-x) хСт) dt , С7)

о

приближенно представимы в виде;

J * а-Ах + Ь-хСо) , С8)

где a, b—коэффициенты, определяемые через функций DCt), Ах—приращение функции xCt) на интервале íО, AU, хСо) —значение xCt) в момент t - 0.

Тогда уравнения С 5) и С б) можно привести к системе трехточечных уравнений относительно приращений неизвестных:

-a-Au * Au - a-Au . = b-tu .Со) + u Со)) +

г»-i n n+i r»-i

+ K/AO-l inCo) - in>1Co)] + [K/at) - l]-unCo) . С9)

-a-Ai ' + AL - a-Ai '= b-U Со) + i Со)] +

n-l n n+i n—1 n*-t

+ KjCAt) ■ lun i(o) - unCo)] * [K4CAt) - l] -inCo) , (10)

Известно, что методом прогонки успешно решается система трехточечных уравнений, удовлетворявшая условию |а| s 0,5.

Для проверки точности разработанной методики численного расчета проведено сравнение результатов расчета переходных

- ю -

процессов разработанной методикой численного расчета и аналитическим методом для случая включения линии на единичное постоянное напряжение, в конце линии подключена сосредоточенная емкость. Сравнение показывает, что разработанная методика численного расчета может обеспечить необходимую точность Сменьше 5%) при длительном расчетном времени Сболее 500-т, где т—время пробега волны на линию).

Применим эту методику для расчета переходных процессов в сложных цепях. В качестве примера рассмотрим переходные процессы в обмотке трансформатора. Эквивалентная схема элемента обмотки в операторной форме приведена на рис.3.

Пусть переходнья процесс рассчитан к моменту tk- k At,, это значит, что известны токи в индуктивностях i,0) и напряжения в независимых узлах и. С<0. Внутри следующего расчетного интервала времени справедливы операторные уравнения в матричном виде:

СрС + G) • U(p) = Т, ICp) + C uCo) * pC0 U0(p) - Co'Uo(0) . CID

(pL + R)I(p) = VUtp) v L ifo) T0-U0Cp) . (12)

где UCp) —вектор изображений потенциалов независимых узлов схемы, N х 1,

Кр) —вектор изображений токов в индуктивностях, М * 1, и(о). 1С о) —векторы потенциалов независимых узлов и токов в

индуктивностях в момент t-0, N * 1 й М * 1, иоСр) —вектор изображений воздействующего импульса, и0(о) —вектор воздействующего импульса в момент 1-0, L — симметричная матрица индуктивных параметров схемы, порядка М,

Q—симметричная матрица емкостных параметров схемы, порядка N, R — диагональная матрица сопротивления, порядка М, Q — диагональная матрица проводимости, порядка N, Tt, Та— матрицы соединений, N * М и М * N , Со — вектор емкостных связей узла, к которому прикладывается воздействующий импульс напряжения, с остальным! узлами схемы,

Т0 —матрица электрических связей точки, к которой приложен источник, с индуктивными элементами схемы, М * 1.

После простых преобразований и перехода во временную область уравнения С11) и С12) можно представить в виде:

- и -

1

и (о) ф

и.ср)

1

рс-

» С т

' "ТиТ

1хср3

1-0- РЧ! ^.оо^ ГТ^ У-о

—т-©—

41—©-

1 ' ' ^(о)^ .Со) ф аСО-цМ ^ Ри (о)-и Со) ф

и,Ср)

1

рсг-

Ш ■ '

Рис.3 Расчетная схема затцения элетгга обмотки трансформатора в операторной форда (взаимная индуктивность не показана]

Наименование букв и знаков: 1 —номер индуктивного элемента, 1 £ 1 2 М; М— число индуктивных элементов:

1, J, т. п—номер независимого узла, 1. ,). и, п ^ № N — число независимых узлов потенциалов; ЬХ1, КЬ1—индуктивность, сопротивление, продольная емкость 1-ого элемента; С14. а,-емкость, проводимость узла I на земле;

С.т—емкость между узлами 1 и га, если между ними нет

емкостной связи, то С1т- 0; I—время внутри интервала [Ц,Ц + АУ. отсчитываемый

от момента Ц-. ^Ср)—изображение тока ЦШ в 1-ом элементе; 1 —значение тока в 1-ом элементе в момент 1-0; 11Ср) —изображение потенциала и. СЮ узла и (о) —значение напряжения узла 1 в момент 1-0.

Е 1 (1-х)и(х)ч1х + и.Ш + Е /ог (1-х)1 (х)с!х =

1 = 1 о ' ' 1 ' ) = » о ' '

= д3 .ШчК») ♦ Е (и-1и) * ^..^„Ш +

/э, ((1-х) и0(х) -¿|х - Вв>.Ш-иоС<0 , (13)

О

(¡=1.2. ■ ■ . М ) £ /н, , (1-х) -1 (х)ч1г + 1^(1) ♦ е /н2 (1-х)-и (х)-(Л =

I =» о ' * ] 1=1 о

» ^(1)1,(0) ♦ с Н4 (1) и(о) + /ня 1(1-т)-и0(х)^х -

, о

- Нв;.(13-и0С«.) . (14)

( 1= 1. 2. • • • . М ) • где функции О, ,/I). С21|(1), Р^.Ш, 041)(1), 0а>1Ш,

н*..,а:)' Н4ЛлС1), Н, ,(1).

Нв#1(1) получаются после преобразоаний матричных уравнений (11) и (12) ^аналогично переходу от уравнений (3) и (4) к уравнениям (5) и (6)/,

N

Р31= ЕС~' Сок, где СГ1—элемент обратной матрицы С. ,=I ч • ч

После приближенного вычисления интегралов, имеющих вид аналогично (7), получаем систему линейных алгебраических уравнений относительно приращений потенциалов и токов расчетной схемы. '

В целях расширения области применения разработанного метода был разработан способ учета КС-цепочки и нелинейного активного сопротивления.

Для проведения расчетов переходных процессов в электрических сетях при работе ВВ создан пакет прикладных программ, которьй реализует численное решение уравнения (13) и (14). В пакета прикладных программ вводятся исходные параметры, а также

характеристики нарастания электрической прочности межконтактного промезутка ВВ и значение тока среза. Все матрицы в уравнениях С13) и С14) в программах формируются автоматически. С поморю обратной ' матрицы решена система алгебраических уравнений, шаг за шагом получены потенциалы и токи расчетной схемы. В результате расчетов, выюлняешх с- помощью пакета прикладных программ получают требуемые расчетные осциллограммы токов и напряжений, их максимальные значения и соответствующие временные координаты.

В четвертой главе приведены расчеты переходных процессов в сетях собственных нужд электростанций при коммутации ВВ. Исследуемая схема сетей собственных нузд электростанций показана на рис.4. Проанализированы перенапряжения при коммутации ВВ в цепи присоединения электродвигателя Сцепь "кабель-двигатель"). Расчеты проведены с помощью специально созданного пакета программ на базе разработанной в третьей главе методики численного расчета. В расчете принято, что скорость нарастания электрической прочности вакуумного промежутка после погасания дуги равна 24 кВ/мс, значение тока среза равно 10 А. Считается возможным при первом переходе через нуль обрыв высокочастотного тока при ПЗ.

Шины секции соб. нужд 6 КВ

Рис.4 Исследуемая схема сетей собственных нужд электростанций 1, 2, • ■ •, ¡, J—номер присоединения, Присоединение 1 —исследуемое присоединение.

Как показали результаты расчетов, наиболее опасньми для двигателя с точки зрения перенапряжений является отключение ВВ пускового тока двигателя, причем при отсутствии защитных средств на зажимах двигателя возникают не только высокие значения перенапряжений относительно земли CUL более 6 o.e.), но и большая крутизна напряжения CAUl более 10 o.e. с Atb менее 2 мкс). AUl—скачок напряжения на зажимах двигателя, o.e., Медлительность скачка AUL, мкс Сем. рис.36). С увеличением длины кабеля при отключении ВВ перенапряжения уменьшаются, при достаточной длине кабеля уровень перенапряжений снижается до безопасного, причем для двигателя большой мощностью эта длина меньше. В качестве иллюстрации на рис.5 приведен переходньй процесс при отключении ВВ пускового тока двигателя мощностью 200 кВт при ¿к- 150 м С длина кабеля), tpaC~ 0,2 мс Синтёрвал времени от начала расхождения контактов ВВдо первого нуля тока).

Для выявления условий оптимального ограничения перенапряжений проведены расчеты влияния параметров конденсатора, ОПН, RC-цепочки и их комбинации, а также мест их присоединяя на уровень перенапряжений. Как показали расчеты, с увеличением защитной емкости уменьшается число ПЗ и уровень перенапряжений, а также крутизна восстанавливающегося напряжения. Для защиты от перенапряжений при отключении ВВ двигателя мощностью 200 кВт при длине кабеля tk- 150 м достаточно подключить защитную'емкость С с величиной 0,2 мкф. С точки зрения ограничения крутизны напряжений можно подключить конденсатор на зажимы двигателя. Подключение ОПН ограничивает амплитуды восстанавливающегося напряжения и уменьшает число ПЗ и уровень перенапряжений. Присоединение RC-цепочки уменьшает частоту и амплитуду восстанавливающегося напряжения, уменьшает число ПЗ и уровень перенапряжений, а также крутизну напряжения. Для заидаты от перенапряжений при отключении ВВ двигателя мощностью 200 кВт при длине кабеля 150 м достаточно подключение защитной RC-цепочки с величиной С - 0,05 мкф, R- 50 Ом. Для каждого значения емкости С можно найти значение сопротивление R, чтобы при отключении ВВ достигануть наибольшего снижения перенапряжений Сем. Табл.1). Значение сопротивления R повьшается с уменьшением емкости С. Например, для емкости С равной 0,05 мкФ, значение сопротивления R лежит в пределах 50 *■ 100 Ом, а при С -0,02 мкф, значение сопротивления R в пределах 100 +• 200 Он.

1 —восстанавливающееся напряжение между контактами ВВ:

2 —восстанавливающаяся электрическая прочность

11» t.MKC з

б)

Напряжение на зажимах двигателя

ю t.MKC

I 0

-я»

-400 -»ОС:

ООО. и» t.MKC

« о t, МКС

в)

Ток через вьключатель

Рис.5 Переходный процесс при отключении ВВ пускового тока двигателя С'к- 150 м, SM- 200 кВт, 0,2 мс)

Совместное присоединение RC-цепочки и ОПН позволяет добиться максимального снижения перенапряжений при отключении ВВ в цепи "кабель-двигатель". Параллельное присоединение ОПН с емкостью С позволяет уменьшить амплитуду импульсного тока (от 82 А ток уменьшается до 7А), протекающего через ОПН при его срабатывании.

В качестве иллюстрации влияния параметров RC-цепочки на перенапряжения при коммутации ВВ в таблице 1 приведены перенапряжения при отключении ВВ пускового тока двигателя мощностью 200 кВт при присоединении RC-цепочки у зажимов двигателя. Отметим, что без защиты UL- 5,57 o.e., ÄUL- 8,92 o.e., ÄtL- 2,83 мкс.

Таблица 1

Перенапряжения при отключении ВВ пускового тока двигателя мощностью 200 кВт при наличии ЯС-цепочки

сопротивление R ,0м 0 20 50 100 200 400

С - 0,02 мкФ

UL ,о.е. 4,78 4,45 3,54 2.96 2,87 3,48

AUl ,о.е. 7,31 7,48 6,47 4.69 4,85 5,91

ALl,MKC 4,06 4,99 4,08 3,42 2,91 3,80

С - 0,05 мкФ

UL. ,о.е. 3,39 2,59 1,98 2.09 2,22 2,00

AUl ,о.е. 4,92 4,28 3,77 3.47 3,49 4,19

AtL,MKC 5,01 4,20 4,15 3.60 2,84 2,85

Для надежной работы сети с вакуумными вьключателями наиболее подходящим способом является исключение возможности ПЗ. Если невозможно исключить ПЗ, то необходимо ограничить их число. На рис.6 приведена вероятность ПЗ при отключении пускового тока при наличии КС-цепочки. Как видно из рисунка, с увеличением значения емкости уменьшается вероятность ПЗ, причем наличие сопротивления величиной 100 + 200 Ом' позволяет добиться отсутствия ПЗ при емкости более 0,5 мкФ. На рис.7 приведена кривая значения 1? и С, разделяющая область 1 (наблюдается не более одного ПЗ) и область II (наблюдается больше одного ПЗ). Выявлено, что если допустить возможность появления одного ПЗ, то

- 17 -

значение защитной емкости мояно уменьшить до 0,1 диапазон сопротивления R составляет 30 + 70 Ом.

мкФ, при этом

о

CL

400 600 800 1000 1200 R, Ом Рис.6 Вероятность ПЗ при наличии RC-цепочки

0 2

0.1

0 0

80

loo R, Ом

О 20 40 60

Рис.7 Кривая значения R и С

I —область, где наблюдается не более одного ПЗ: II—область, где наблюдается более одного ПЗ.

Отметим, что анализ перенапрягений проведен при отключении первой фазы. Последующий обрыв токов в других двух фазах, как правило, не приводит к появлению ПЗ, однако возможен виртуальный срез тока, при этом кратность перенапряжений достаточно велика. При отключении ВВ в цепи "кабель-двигатель" с длиной кабеля 150 м мощностью двигателя 200 кВт в случае виртуального среза тока кратность перенапряжений на зажимах двигателя превосходит 20. Присоединение RC-цепочки снижает вероятность ПЗ, следовательно, и ограничивает вероятность виртуального среза тока. Для исключения виртуального среза тока в цепи "кабель-двигатель" с длиной кабеля 150 м, мощностью двигателя 200 кВт достаточно

- 18 -

подключить ЙС-цепочку с величиной 0,53 мкФ, 100 Ом.

В пятой главе рассмотрено резонансное возбуждение колебаний напряжений во вторичной обмотке ТТ при коммутациях ВВ в первичной цепи, т.е. вследствие ПЗ в первичной цепи. Расчеты проведены с помощью специально созданного пакета программ на базе разработанной в третьей главе методики численного расчета.

Проведены расчеты резонансных частот вторичной обмотки ТТ 35 кВ, имеющей 5 слоев и 2000 витков, при замещении вторичной обмотки цепной схемой. Выявлено, что при ПЗ в ВВ может возникнуть резонансное возбуждение перенапряжений во вторичной обмотке трансформатора тока, если частота высокочастотного тока при ПЗ приближается к частоте собственных колебаний вторичной обмотки трансформатора тока. На рис.8 приведено распределение потенциалов по вторичной обмотке при воздействии э.д.с. с резонансной частотой вторичной обмотки в силу протекания по первичной цепи высокочастотного тока при ПЗ.

Рис.8 Распределение потенциалов по вторичной обмотке ТТ

Проведенные расчеты показали, что увеличение коэффициента затухания первичного тока, уменьшение числа полуволн в одном импульсе первичного тока, а также увеличение интервала между соседними повторньии зажиганиями способствуют ограничению напряжений во вторичной обмотке трансформатора тока. В качестве примера на рис.9 приведено распределение потенциалов по вторичной обмотке ТТ при изменении коэффициента затухания первичного тока, где а — коэффициент затухания первичного тока, «— резонансная угловая частота первичного тока. По результатам расчета выявлено, что при определенном 1пз, удовлетворяющем условию

1пз + % °>5 Т - к Т ' Ш

величины напряжений достигают максимальных значений С к—целое число), а при вьполнении условия

1пз + ^в-0,5-Т - (к +0,5) Т , (16)

наблюдаются минимумы напряжений, где —число полуволн

п. 2-я

первичного тока в одном импульсе, Т--^—период первичного тока, 1пз—интервал времени между двумя импульсами.

100 30 60 40 20 о

Рис.9 Распределение потенциалов по вторичной обмотке ТТ при изменении коэфициента затухания э.д.с. а

1-£-0: 2- £-0,01; 3-£-0,04; 4 -0,16.

Заключение

Результаты проведенных исследований позволяют сделать следующие выводы:

1. На основе статистической обработки экспериментальных данных получена обобщенная характеристика нарастания электрической прочности после погасания дуги в вакуумном вьилючателе. Показано, что скорость нарастания электрической прочности при первой собственной частоте и скорость нарастания электрической прочности уд при высокой частоте подчиняются логарифмически нормальному распределению, их математические ожидания равны 54,8 кВ/мс и 24,4 кВ/мс соответственно, дисперсии равны 1,7 кВ^мс и 1,8 кВ/мс соответственно.

2. Разработана методика численного расчета переходных процессов в цепях с распределенной параметрами на основе операторного исчисления, обеспечивающая устойчивость расчета переходных

п

процессов, созданных многократньми повторным зажиганиями в вакуумном вьключателе, и достаточную инженерную точность конечных результатов при длительном расчетном времени.

3. На базе разработанной методики численного расчета создан пакет прикладних программ, которьй позволяет решать инженерииэ задачи, связанные с анализом перенапряжений и выбором параметров аппаратов защиты от перенапряжений в электрических сетях при работе вакуумных вьключателей.

4. В результате обобщения многочисленных расчетов:

—Найдены условия возникновения опасных для изоляции электрообрудования перенапряжений при коммутациях вакуумньаш выключателями, причем можно выделить два механизма возникновения перенапряжений: перенапряжения из-за виртуального среза тока и перенапряжения из-за многократных повторных зажиганий;

—Установлено, что для каждого присоединения электродвигателя с вакуумньн вьключателям в сетях собственных нужд электростанций можно определить значение сопротивления, последовательно включенное с емкостью, обеспечивающее наибольшее снижеиие перенапряжений;

—Установлено, что для каждого присоединения электродвигателя можно подобрать такие параметры ЙС-цепочки, чтобы либо полностью исключить возникновение повторных зажиганий, либо обеспечить не более одного повторного зажигания;

— Выявлены условия появления резонансного воебуждения I перенапряжений во вторичной обмотке трансформатора тока при ' повторных зажиганиях в вакуумном вьключателе в первичной коммутируемой цепи. Показано, что при приближении частоты высокочастотного тока при повторных зажиганиях к частоте собственных колебаний вторичной обмотки трансформатора тока во вторичной обмотке трансформатора тока возникают высокие значения перенапряжений, опасных для изоляции вторичной обмотки трансформатора тока.

Научные работы, опубликованные по теме диссертации:

Базуткин В.В., Литвинов А.Л., Лин Цивень, К вопросу ограничения перенапряжений, вызванных коммутациями вакуумных вьключателей в сетях собственных нужд электростанций (на английском язьке) / 9-ая международная конференция по электрическим системам, С. Петербург, 4-7 июля 1994, р.630-647.

Подписало к т-чати Л--

•■'• /ЛИ Тираж /00 зака, Ш

Типография МЭН. Крапюка ¡армспнан, 1,4.