автореферат диссертации по энергетике, 05.14.12, диссертация на тему:Вопросы координации изоляции силовых трансформаторов для передач переменного и постоянного тока сверхвысоких напряжений

ВСЕРОССИЙСКИЙ ЭЛЕКТРОТЕХНИЧЕСКИЙ ИНСТИТУТ ИМЕНИ В.И.ЛЕНИНА

На правах рукописи

ЛОХАНИН АНДРЕЙ КОНСТАНТИНОВИЧ

ВОПРОСЫ КООРДИНАЦИИ ИЗОЛЯЦИИ СИЛОВЫХ ТРАНСФОРМАТОРОВ ДЛЯ ПЕРЕДАЧ ПЕРЕМЕННОГО И ПОСТОЯННОГО ТОКА СВЕРХВЫСОКИХ НАПРЯЖЕНИЙ

Специальность 05.14.12 - Техника высоких напряжений

Диссертация в виде научного доклада на соискание ученой степени доктора технических наук

Работа выполнена во Всероссийском электротехническом институте им. В.И.Ленина (ВЭИ)

Официальные оппоненты: доктор технических наук, академик РАН, профессор Тиходеев Николай Николаевич; доктор технических наук, член-корреспондент РАН, профессор Костенко Михаил Владимирович 'г доктор технических наук, профессор Ларионов Владимир Петрович.

Ведущее предприятие - Акционерное общество "Электрозавод-Холдинг"

Защита состоится " " ^_ 1995г. в " / ( " часов

на заседании диссертационного совета Д.143.04.02

при Всероссийском электротехническом институте им. В.И.Ленина по адресу: Москва,111250, ул. Красноказарменная, 12.

С диссертацией можно ознакомиться в библиотеке ВЭИ им. В.И.Ленина. Диссертация в виде научного доклада разослана

"_"_1995г.

Доктор технических наук, профессор В.П. Фотин

Автор настоящего доклада работает в области трансформатороетроения свыше трех десятилетий.

Основные направления работ автора:

a J методологическая разработка вопросов

- методика расчета перенапряжений в обмотках трансформаторов и реакторов;

- методы координации изоляции высоковольтного электрооборудования систем переменного и постоянного тока, в том числе со сниженным уровнем изоляции;

методы расчета изоляции силовых преобразовательных трансформаторов и реакторов на напряжение ±400 и ± 750 кВ;

- нормы и методы испытаний электрической прочности изоляции электрооборудования электропередачи постоянного тока ± 750 кВ;

методы диагностики импульсных конденсаторов на основе хроматографического анализа растворенных в масле газов;

- методы и средства защиты от перенапряжений электрооборудования напряжением 6 - 35 кВ, коммутируемого вакуумными выключателями;

б) стандартизация

- разработка стандартов на нормы и методы испытаний изоляции электрооборудования систем переменного тока напряжением 1 - 1150 кВ;

- стандартизация требований к электрической прочности изоляции в части сближения отечественной практики с международной;

- стандартизация сниженных уровней изоляции высоковольтного электрооборудования;

в) разработка конкретного оборудования

- опытно-промышленного трансформатора 135 МВА, 500 кВ с резко сниженным уровнем изоляции;

- серийного силового автотрансформатора 167 МВА, 500/220 кВ со сниженным уровнем изоляции.

В ходе этих работ возникали вопросы, которые автор решал путем проведения теоретических и экспериментальных исследований.

Из всего комплекса работ, проведенных за время инженерной и научной деятельности, автором отобрана группа работ, объединенных общей тематикой, а именно, вопросами координации изоляции и перепапряжений в

силовых трансформаторах и шунтирующих реакторах. Результаты этой работы изложены в настоящем докладе, представленном автором к защите на соискание ученой степени доктора технических наук.

Актуальность проблемы Появившаяся в последние годы возможность глубокого ограничения перенапряжений в системах поставила вопрос о снижении уровня изоляции электрооборудования и, в первую очередь, силовых трансформаторов, как наиболее дорогостоящих. Особенно актуально это стало при создании электрооборудования на напряжение 1150 кВ переменного тока. Решение этой задачи потребовало исследований как в области длительной электрической прочности изоляции, так и в части более глубокого анализа воздействий на изоляцию.

Если в области систем переменного тока накоплен достаточно большой опыт координации изоляции, то в области электропередач постоянного тока высокого напряжения этот опыт явно недостаточен.

Поэтому задача разработки электрооборудования сверхвысокого напряжения постоянного тока потребовала проведения широкого комплекса исследований изоляционных систем при воздействиях, характерных для данных электропередач, и создания новых методов испытания изоляции.

Цель работы

1. Разработка инженерного метода расчета перенапряжений в обмотках трансформаторов.

2. Разработка метода координации изоляции силовых трансформаторов и шунтирующих реакторов со сниженным уровнем изоляции.

3. Разработка метода расчета изоляции для преобразовательных трансфор маторов, корм и методов испытаний ее электрической прочности.

Основные положения, выносимые на защиту

1. Метод определения емкостных параметров обмоток трансформаторов.

2.Уточнение решения уравнений переходного процесса в обмотках и внутри катушки обмотки трансформатора.

3. Метод определения коэффициента запаса при грозовых воздействиях.

4. Допустимые в эксплуатации повышения напряжения частоты 50 гц.

5. Требования к электрической прочности изоляции силовых трансформаторов со сниженным уровнем изоляции.

6. Зависимости проводимости и электрической прочности масла, картона, бумаги при воздействии напряжения постоянного тока от температуры и влажности, а также проводимости от напряженности электрического поля.

7. Зависимость электрической прочности масло-барьерной изоляции при воздействии напряжения постоянного тока от соотношения проводимостей масла и картона.

8. Метод определения электрической прочности масло-барьерной изоляции при воздействии напряжения постоянного тока.

9. Метод определения электрической прочности масло-барьерной изоляции при наложении импульсов на предварительно заряженную изоляцию.

Научная новизна

-Впервые строго решены основные уравнения переходного процесса в катушечных обмотках трансформаторов при импульсных воздействиях. При этом прежде всего рассмотрены наиболее часто встречающиеся на практике случаи.

-Исследовано и учтено в расчете влияние на перенапряжения в обмотках таких факторов, как затухание, магнитные потоки в магнитопроводе, квазистационарные токи в обмотке НН.

-Выявлены основные закономерности переходного процесса и степень влияния па него различных факторов.

-Разработан новый подход к координации изоляции трансформаторов сверхвысокого напряжения при воздействии грозовых перенапряжений.

-Определены пределы эффективного снижения уровней перенапряжений на трансформаторном электрооборудовании, исходя из требований, предъявляемых рабочим напряжением.

-Определена зависимость удельных объемных сопротивлений основных компонентов (картона и масла) масло-барьерной изоляции от температуры, влажности и напряженности электрического поля при воздействии напряжения постоянного тока. Определена зависимость их электрической прочности от температуры и влажности.

-Исследован характер распределения напряжения постоянного тока между компонентами масло-барьерной изоляции и разработан соответствующий метод расчета.

-Определен критерий электрической прочности масло-барьерной изоляции при воздействии напряжения постоянного тока. Выявлено, что повреждающая напряженность в масляном канале существенно зависит от соотношения объемных удельных сопротивлений картона и масла.

-Исследовано влияние на электрическую прочность длительности воздействия постоянного напряжения, а также влияние наложения коммутационного импульса той или иной полярности на предварительно заряженную изоляцию. Разработаны критерии электрической прочности масло-барьерной изоляции при таких воздействиях.

Практическая значимость работы

Разработанная методика расчета элементов схемы замещения обмотки учтена в методиках расчета перенапряжений как в однородных, так и неоднородных катушечных обмотках трансформаторов. Метод расчета перенапряжений в однородных катушечных обмотках трансформаторов нашел практическое применение при анализе воздействий для ряда конкретных конструкций и при разработке допустимых эксплуатационных воздействий на изоляцию силовых трансформаторов.

Разработаны требования к изоляции силовых трансформаторов и шунтирующих реакторов на напряжение 1150 кВ переменного тока, трансформаторов 135 МВА, 500 кВ с резко сниженным уровнем изоляции и ряда типов трансформаторов со сниженным уровнем изоляции, успешно эксплуатируемых в настоящее время.

Разработана новая редакция стандарта на требования к нормам электрической прочности изоляции и методам испытаний электрооборудования на напряжения 1-500 кВ.

Разработаны стандарты на нормы и методы испытаний электрической прочности изоляции электрооборудования на напряжения 750 и 1150 кВ.

Разработаны критерии оценки электрической прочности изоляции и требования к изоляции преобразовательных трансформаторов и линейного реактора для электропередачи + 750 кВ "Экибастуз-Центр", успешно прошедших заводские и стендовые испытания, а также требования к преобразовательным трансформаторам для вставки постоянного тока "Россия-Финляндия", успешно эксплуатируемой в настоящее время.

Разработан ряд руководящих научно-технических материалов.

Апробация

По теме доклада опубликованы 55 печатных работ.

Основные положения работы докладывались и обсуждались на 24 конференциях, совещаниях и симпозиумах (из них 15 - международные): Всесоюзная конференция по высоковольтным выключателям, Москва, 1967;' Юбилейная научно-техническая конференция ВЭИ, Москва, 1971; Международная конференция по трансформаторам, Будапешт, 1975; Международная конференция по большим электрическим сетям - СИГРЭ, Париж, 1970, 1972, 1974, 1976, 1980, 1982, 1986, 1990, 1992, 1994; Всесоюзное научно-техническое совещание "Электропередачи 1200 кВ", Москва, 1973; Всемирный электротехнический конгресс, Москва, 1977; Всесоюзное научно-техническое совещание "Состояние и перспективы развития электрической изоляции", Киев, 1980, Свердловск, 1987, Москва, 1992; Всесоюзный научный семинар IV секции АН СССР по теме "Проблемы оптимизации передачи электрической энергии переменным током", Новосибирск, 1980, 1988; заседание IV секции научного совета АН СССР по проблеме "Теоретические и электрофизические проблемы молнии и молниезащигы", Баку, 1984; Международная конференция по проблемам изоляции силовых трансформаторов, Лодзь, 1990; Международный коллоквиум исследовательского комитета N0 33 СИГРЭ "Переняпряжения и координация изоляции", Ленинград, 1991; Международный симпозиум ТРАВЭК "Электротехника 2010", 1992, 1994, 1995.

СОДЕРЖАНИЕ ДИССЕРТАЦИИ Раздел I. Разработка методики расчета перенапряжений в обмотках грапсформаторов

До начала 60-х годов основным методом предварительной (на стадии проектирования) оценки импульсных перенапряжений в обмотках был расчет начального (емкостного) распределения напряжения и его сравнение с результатами измерения на уже изготовленных трансформаторах аналогичных конструкций; для катушечных обмоток применялся также расчет градиентов (напряжений на межкагушечной изоляции), исходя из начального распределения напряжения в обмотке по волновому методу Фрида.

Работа автора в области исследования перенапряжений первоначально была направлена на совершенствование и развитие методики расчета емкостей обмоток, а затем на разработку инженерных методов расчета перенапряжений в обмотках с применением быстродействующих цифровых вычислительных машин. Итогом этой работы явились разработки методики расчета параметров емкостной схемы замещения, методики расчета перенапряжений в катушечных однородных (или близких к однородным) обмотках с использованием при решении метода стоячих волн и методики расчета перенапряжений в неоднородных и регулировочных обмотках с использованием топологически-матричного метода.

Схемы замещения обмоток и значения их параметров

Емкостная часть схемы замещения обмотки (или системы обмоток) состоит из продольных емкостей (емкостей между элементами одной обмотки или эквивалентных - входных - емкостей отдельных элементов обмотки) и поперечных емкостей (между элементами разных обмоток, между элементами обмоток и заземленными частями).

Расчет частичных емкостей (т.е. емкостей между отдельными витками или катушками обмоток) производится для случая плоского конденсатора со сложным диэлектриком с учетом краевого эффекта.

Неоднородность электрического поля (краевой эффект, наличие промежутков между электродами, принимаемыми равнопотенциальными -"несплошность") автор учитывает, вводя поправочные коэффициенты. Коэффициент "несплошности", учитывающий снижение емкости за счет изоляционных промежутков между электродами (катушками, витками), при расчете емкостей между обмотками или катушками обычно не превышает 1,05. Коэффициент увеличения емкости между катушками за счет краевого эффекта обычно находится в пределах 1,05 - 1,15, однако в отдельных случаях (например, при расчете емкости между витками винтовой обмотки) может достигать значения 1,25.

Для точного расчета емкостей важно установить значения диэлектрической проницаемости изоляционных материалов. По результатам измерений на образцах материалов в диапазоне частот, характерном для импульсных процессов в обмотках (сотни кГц) для разных стадий

технологической обработки автором были определены значения коэффициентов диэлектрической проницаемости, приведенные в табл. 1.

Таблица 1

Электроизоляционный материал (или детали) 8 , отн.ед.

в состоянии поставки х после сушки в масле

Кабельная бумага 2,6 (3,0)*х 2,6 4

Картон рейки, цилиндры, прокладки 4,5 4,5 5

распорные планки 4,5-7

Бумажно-бакелитовые цилиндры 4,5 4,5 4,5

Масло - - 2,3

х) Применительно к стадии сборки активной части трасформатора.

хх) В скобках - для бумаги повышенной плотности.

Длительное время в инженерных расчетах продольная емкость катушки определялась по формулам, полученным исходя из чисто емкостного распределения напряжения в катушке VI с учетом широко распространенного допущения о наличии в середине канала между катушками эквипотенциальной плоскости, имеющей потенциал соответствующего перехода между катушками.

Однако анализ переходного процесса в катушке обычной обмотки, паре катушек переплетенной обмотки и в более крупных элементах (например, в регулировочной обмотке или катушечной обмотке в целом) выявил целесообразность следующего подхода к определению эквивалентной (входной) емкости.

В случае, когда периоды собственных колебаний элемента обмотки много меньше времени нарастания (спада) воздействующего на начало

обмотки импульса, колебания внутри элемента не развиваются, начальное распределение напряжения и колебания в схеме замещения в делом следует определять, исходя из линейного распределения напряжения внутри элемента. При выборе в качестве элемента катушки или переплетенной пары катушек в большинстве случаев будут иметь место именно такие условия; поэтому продольная емкость определяется, исходя из электрической энергии в емкостях катушки при линейном распределении напряжения как по виткам, так и внутри одного витка.

При этом продольная емкость катушки обычной обмотки будет:

К - | n (<V+ С2') + С", (1)

3 п

где п - число витков в катушке, C'i и С'о - емкости между витками соседних катушек в каналах над и под катушкой, С" - емкость между соседними витками данной катушки.

Значения для продольной емкости переплетенных катушек зависят от схемы, числа витков, числа несоседних параллельных проводов (р). Например, при четном числе витков л в одной катушке продольная емкость двух катушек, переплетенных по часто применяемой схеме English El., будет:

где C'i , С'з , С'0 - емкости между витками соседних катушек в каналах соответственно над переплетенной парой катушек, под ней и внутри пары.

Когда периоды основных собственных колебаний элемента соизмеримы или превышают время нарастания (спада) воздействующего импульса, представление такого элемента одной эквивалентной емкостью, строго говоря, неправильно. Однако для воспроизведения элемента в начальный период переходного процесса оно может быть допустимо. Это дает возможность, например, говорить о входной емкости обмотки в целом или продольной емкости регулировочной обмотки; указанные величины должны определяться, исходя из чисто емкостного распределения напряжения внутри элемента.

При расчете собственных и взаимных индуктивностей обычно считается, что магнитопровод во многих случаях мало влияет на значение перенапряжения в обмотке, особенно на перенапряжения вдоль элементов изоляции. Даже при расчете перенапряжений на больших участках обмотки

или между обмотками и землей влияние магнитопровода проявляется практически в изменении частоты, а не амплитуды колебаний. Это объясняется тем, что амплитуды собственных колебаний определяются разностью между начальным и квазистационарным распределением напряжения, а наличие магнитопровода не сказывается на начальном распределении и, как показывает анализ, мало влияет на квазистадионарное распределение напряжения. Поэтому, в разработанной автором методике расчета перенапряжений в обмотках предусмотрена возможность скорректировать значения собственных частот колебаний с учетом влияния магнитопровода.

Результирующая матрица индуктивностей [Ьс] получается из исходной матрицы индуктивностей отдельных витков [Ь] с помощью преобразования:

[1«] = [МШ']

где [М] - преобразующая матрица, столбцы которой соответствуют элементам матрицы [Ц, а строки - элементам матрицы [1л-]; [М]4 - транспонированная матрица [М]. При последовательном соединении отдельных витков в матрице [М] на пересечении столбцов, соответствующих соединяемым элементам, со строкой, соответствующей суммарному новому элементу, стоят единицы; остальные элементы [М] - нули.

Расчет перенапряжений в однородных обмотках

Для однородной обмотки, которую допустимо представить схемой замещения с распределенными параметрами, можно получить достаточно простые и надежные методы расчета импульсных воздействий. Применение таких методов имеет важное практическое значение, позволяя рассчитать перенапряжения в однородной или слабо неоднородной обмотке с точностью, достаточной для выбора ее изоляции; кроме того, эти методы дают возможность анализировать основные закономерности переходного процесса в обмотках и влияние на него конструктивных параметров обмотки, оцепить правильность расчета параметров схемы замещения.

Классическим случаем является расчет перенапряжений в "однообмоточном" трансформаторе, когда влиянием соседних обмоток на перенапряжения в рассматриваемой обмотке можно пренебречь. Это обычно

справедливо для обмоток высшего напряжения трансформаторов с большим коэффициентом трансформации.

Метод расчета базируется на следующих основных допущениях:

- обмотка представляется в виде схемы замещения, каждый элемент которой характеризуется индуктивностью Мо и его взаимной индуктивностью с другими элементами M(x,s), емкостью элемента на землю С, продольной емкостью К и активным сопротивлением элемента г; в качестве элемента рассматривается катушка или в обмотках с переплетением витков - пара катушек;

- влияние вторичной обмотки не учитывается;

- размеры элементов достаточно малы по сравнению с длиной обмотки;

- характер изменения взаимной индуктивности имеет вид:

M(x,s) = MD exp[-U(x,s)], где X - постоянная, определяемая геометрией обмотки, i(x,s) - расстояние между магнитно-связанными элементами, x,s - текущие координаты.

Если принять длину обмотки равной единице, то исходная система уравнений для обмотки с вводом на конце имеет вид:

di du d3U --= С--К—---(3)

dx dt dx dt •j

- ^ = Mjexp(-A|x~.sj)-jids4ri . (4a)

Для обмотки с вводом в середине (или нейтралью в середине) уравнение (3) сохраняется, а уравнение (4а) принимает вид, если за единицу принята длина полуобмотки:

-М ([exp(-X.|.v-i{) + exp(-Xl.T + 4)]— ds+ri, (46)

dx 0q r dt

где i и XJ - ток и напряжение в точке х, t - время.

Решение для напряжения в точке х обмотки при прямоугольном воздействующем импульсе имеет вид:

ос

U(x,t) = U(x) +- 2 Ak(x) exp(-Sut) cos ak t, (5)

1

где t - время, U(x) - квазистационарное распределение напряжения, Ok, Ak(x), Sk - временная собственная частота, амплитуда и показатель затухания свободных колебаний к-ой гармонической составляющей, соответственно, причем

Ak(x)=Dlk sinvlkx+D2k cosvlkx+D3k shv2k+D4k chv2kx, (6)

где vik - пространственные частоты к-ой гармоники, Djk - постоянные, определяемые граничными условиями.

При воздействии полного, срезанного и колебательного импульсов напряжения решения получаются из (5) с помощью интеграла Дюамеля.

Этот же метод был применен автором для расчета перенапряжений в обмотке с подключенными к ее концам сосредоточенными индуктивностями и емкостями, что позволяет при необходимости учесть параметры испытательной схемы (например, петли среза), емкость вводов, индуктивность, включенную в нейтраль реактора и т.д.

Строгое решение уравнений, учитывающих взаимные магнитные и емкостные связи между элементами обмотки, позволило получить решение практически для всех ранее рассматривавшихся частных случаев. Например, полученное автором выражение для предельной скорости "бегущих волн" yœ= 1

Я. \LCX/к- 1 + е"^

при у = X —> со приводится к известному выражению

.. м _ 1 С для длинной линии : V л---— = -==■ .

VLC -Jeu

Обычно при исследовании перенапряжений в обмотке катушка в эквивалентной схеме представляется двухполюсником, характеризуемым продольной емкостью катушки (Кэ ) и индуктивностью (Lq ). При этом влиянием возможных колебаний внутри катушки пренебрегают. Автором произведен теоретический анализ перенапряжений внутри катушки. При этом выявлено, что применение эквивалентной схемы катушки в виде

двухполюсника (при анализе перенапряжений в обмотке в целом) допустимо, если число катушек в обмотке более десяти и если приложенное напряжение не содержит периодического воздействия с частотой, близкой к частоте собственных колебаний катушки, что обычно имеет место на практике. Полученное решение дает возможность также оценить опасность появления резонансных перенапряжений в катушке, что в ряде случаев имеет важное практическое значение.

Для случаев, когда нельзя пренебречь влиянием колебаний в соседней обмотке на процесс в рассматриваемой обмотке, автором разработан метод и программа расчета перенапряжений в двухобмоточном трансформаторе.

При этом приняты следующие допущения:

- каждая из обмоток рассматривается как однородная, состоящая из достаточно большого числа элементов, характеризуемых продольной емкостью элемента К, емкостью на землю С^Сг) и на соседнюю обмотку С^, собственной индуктивностью элемента М0 и взаимной индуктивностью М12 с другими элементами донной и соседней обмоток, активным сопротивлением элемента г;

- принимается экспоненциальный характер изменения магнитных связей с одинаковыми показателями экспоненты (при приведении к одному числу элементов в обмотках): ,

Если принять длину каждой обмотки равной единице и отнести все параметры к длине обмотки, то уравнения электрического равновесия в двух связанных обмотках будут иметь вид:

М1(2)(х,8) = Мо1(2) ехр(-^1х-з1) , М12(х,з) = М012ехр(-Х |х-э I)

(7)

(8)

(111 £) 1 ¿1

--!- = —[М (х,5)1 (5,Пс15 +-ГМ (З.ОЙЭ + Г!

¿х ^ '' ^ ч

(9)

с1и А I (1 1

--- = — ГМ (X, 5)1 (Б,Од5+--/М (.4,8)1 (М^ + М

<3х <110 - 2 '''о 12 1

Решение системы (8), (9) в операторной форме без учета затухания имеет вид:

и1(Х,р)=Ах81П\'1Х-(-А2С02У1Х+АзЗЬ\'2Х+Л4С11У2Х+х\581ПУзХ+АбС0БУзХ+А7811\'4Х +

А8сЬу4х (10)

и2(Х,р)=П1А1ЗтУ1Х+П1А2С08У1Х+П2А35ЬУ2Х+П2А4сЬУ2Х+ПзА5Б1пУзХ+ ПзА6С08У3Х+П4А7811У4Х+П4А8с11У4Х (11)

Таким образом, каждому значению параметра р (временная собственная частота колебаний) соответствуют четыре значения пространственных

собственных частот обмоток ( ). Решение для распределения напряжения

вдоль обмоток (10), (11) содержит восемь постоянных (не зависящих от х) коэффициентов Ак . Граничные условия на концах обмоток дают четыре уравнения для определения этих коэффициентов. Остальные четыре уравнения получаются, из условия , по которому решения (10) и (И) должны удовлетворять исходной интегро-дифференциалыгой системе уравнений (8), (9).

Общее решение для напряжения в каждой из обмоток имеет вид, аналогичный (5).

На рис.1, 2 и п табл.2 представлены результаты расчетов и измерений для обычной катушечной обмотки (модель I) и обмотки с переплетением витков (модель II) транформатора на напряжение 220 кВ.

Рис. 1. Перенапряжения при воздействии волны 1,5/40 мке, измеренные па модели I: а-в - градиенты на две катушки; г-е - потенциалы; в, е - начало обмотки; б, д - 1/4 обмотки; а, г - 1/2 обмотки; интервал между метками -1 мкс.

^_¿2 /к

о ^

Рис. 2. Перенапряжения в модели I при воздействии волны 1,5/40 мкс, рассчитанные на ЭЦВМ: а-в - градиенты между двумя катушками; г-е -потенциалы; в, е - начало обмотки; б, д - 1/4 обмотки; а, г - 1/2 обмотки; интервал между соседними точками - 0,5 мкс.

Таблица 2

Модель 1 Модель 2

Нейтраль заземлена Нейтраль Нейтраль

Воздействие изолирована заземлена

на участок ПГИ 1,5/40 СГИ ПГИ 1,5/40 Волна

мкс 1ср=3 мкс мкс 0,2/3300 мкс

Расчет Опыт Расчет Опыт Расчет Опыт Расчет Опыт

Потенциалы:

1/4длины

обмотки 102 106 91 84 158 159 89 92

1/2длины

обмотки 104 106 84,5 76 183,5 190 69 70

3/4длины

обмотки 89,4 84 88,5 80 183,5 195 40 42,5

конец

обмотки 0 0 0 0 197 206 0 0

Градиенты:

начало

обмотки 16,4 16,5 52,5 50,5 16,4 16,5 9,07 9

середина

обмотки 16,3 15 15,6 15,5 15,2 15 7,03 7,3

конец

обмотки 17.4 19 20 23 13,4 16,5 5,8 6,2

Расчет псрепапряжепий в неоднородных и регулировочных обмотках и в системах обмоток

В случае неоднородных обмоток, регулировочных обмоток или систем обмоток со сложной схемой соединения применяются матричные методы расчета.

Известен ряд методов составления и решения матричного уравнения переходного процесса в обмотках, обычно решаемого по методу узловых потенциалов.

Автор применил топологически-матричный метод составления уравнений и решение их методами операторного и численного интегрирования. Основные положения этого метода заключаются в следующем.

Для схемы замещения, состоящей из индуктивных и емкостных ветвей (без учета активных сопротивлений, характеризующих затухание колебаний), уравнение электрического равновесия имеет вид (в операторной форме):

Здесь 1Г] и [С] - матрицы инверсных индуктивностей и емкостей, приведенных к узлам схемы, [Г0] и [Сс] - матрицы источников, связанных с индуктивными и емкостными узлайи и приведенных к узлам, Е(р) -операторное изображение воздействующего импульса, [С^] и [(}с ] - матрицы соединений индуктивных и емкостных ветвей схемы, [е^] и [ес]- матрицы соединения источников напряжения (воздействующего импульса), [Щр)] -матрица-столбец напряжений в узлах схемы; [Ц - квадратная матрица собственных и взаимных индуктивностей, [С] - диагональная матрица емкостей, диагональные элементы которой равны емкостям соответствующих ветвей схемы.

Достоинствами такого топологического метода составления уравнений являются простота и наглядность формирования матриц соединения и

[г+ р1 с ][г/ (/>)]= -[г0 + р2соУ(р)

(12)

матриц параметров; в частности, запись значений емкостей схемы по диагонали матрицы [С] в любом порядке позволяет автоматизировать подготовку исходных данных для формирования коэффициентов уравнения (12). При изменении схемы соединения элементов и точки подключения воздействующего импульса матрицы [Ь] и [С] не изменяются, а только изменяются матрицы [<}] и [ е ]. Это позволяет, например, рассчитывать перенапряжения в регулировочных обмотках для различных схем их включения, лишь незначительно меняя исходные данные.

Решение уравнения (12) в операторном виде

[и(р)]=[-г+р2с] 1 |г + р2Со]е(р) (13)

и напряжения в отдельных участках схемы при прямоугольном воздействующем импульсе

и.(0 = и. +1А совш.) (14)

г' 1-» , . к 1 к

находятся как оригиналы операторного выражения (13) разложением по собственным частотам, определяемым решением уравнения

Г-ы2С^=0. (15).

Напряжения при импульсе произвольной формы (в том числе при полном и срезанном стандартных импульсах) получаются из (14) с помощью интеграла Дюамеля.

Начальные напряжения узлов схемы и{о и квазистационарные напряжения определяются, соответственно, по формулам

Ы-РГ'Ы «">

Расчет переходного процесса можно выполнить также и методом численного интегрирования. Для этого уравнение (12) решается относительно второй производной по напряжениям [и], а затем подстановкой

[Уф] = [Щ<;)] - [ио] Е(Ц (18)

приводится к виду:

-<12У(1)

= ф]'И«)]+[р]|иж-ио]Е(«),

(19)

где [р] -[С] .[г] .

Замена переменной (18), во-первых, позволяет исключить вычисление производной по времени от Е(Ц, т.е. позволяет интегрировать уравнение (19) при воздействующем импульсе Е(<;) с разрывом (прямоугольный или срезанный импульс), во-вторых, сводит начальные условия интегрируемого уравнения к нулевым значениям, т.е.

[УО)](=0=0;

Л

= 0.

(20)

( = 0

Записывая уравнение электрического равновесия, аналогичное (12), для схемы с активными сопротивлениями, включенными между какими-либо узлами схемы замещения (т.е. параллельно какому-либо элементу или группе элементов обмотки), а затем решая его относительно второй производной по напряжению и производя замену переменной (18), получим

с12У(1)

сИ

.р у(,) - Рк 1р,[Р}их-и0 Е(,)- С '' О, -Сц/^. (21)

Здесь: [Рк] = [с] *[о]; [о] = [С^Оц4]; [0о] « [<^0^];

[9 ]- матрица соединений ветвей с активными сопротивлениями, [еи] -матрица соединения источников напряжения с ветвями активных сопротивлений, [О] - квадратная диагональная матрица активных проводимостей, диагональные элементы которой равны проводимостям ветвей активных сопротивлений схемы:

£>н -

В случае нелинейных сопротивлений используется зависимость

Ди = Кн 1К"Е ,

где 1ц - ток в этом сопротивлении, а.ц - показатель нелинейности, Кд -коэффициент; значение в;; при этом зависит от приложенного к сопротивлению напряжения Д Ищ :

А"1

С.гкк(лик/ Я (22)

Расчеты по разработанной программе показали достаточно удовлетворительное совпадение с результатами измерений.

Выводы по разделу I

1. Из анализа электрического поля определены поправочные коэффициенты для учета неоднородности электрического поля при расчете частичных емкостей обмоток и экранирующих витков; разработана концепция определения эквивалентной продольной емкости для обычной обмотки с любым (в том числе небольшим) числом\витков в катушке и для обмотки с переплетением витков; на основе экспериментальных исследований изоляционных материалов и измерений на реальных конструкциях предложены расчетные значения электрической проницаемости материалов, применяемых в современном трянсформаторостроении.

Частичные емкости, определенные по предложенной методике, значительно лучше согласуются с измеренными значениями, чем значения, рассчитанные по существовавшей методике, при этом трудоемкость расчета по предложенной методике не увеличивается.

2. Строго решены основные уравнения переходного процесса в катушечных обмотках трансформаторов при импульсных воздействиях.

Результаты теоретических исследований введены в практику расчетов потенциалов и градиентов не только однородных обмоток, но и обмоток с неоднородностью в начале, для следующих четырех случаев, наиболее часто встречающихся на практике:

1) ввод и нейтраль на концах, нейтраль заземлена;

2) ввод и нейтраль на концах, нейтраль изолирована;

3) ввод в середине, нейтраль заземлена;

4) ввод на концах, нейтраль в середине и заземлена.

Исследовано и учтено в расчете влияние на перенапряжения в обмотке ВН затухания (потерь), токов в обмотке НН, потоков в магнитопроводе.

Разработан алгоритм и составлена программа расчета перенапряжений. Результаты расчета согласуются с данными экспериментальных исследований по значению и по форме воздействий.

3. Разработанные автором теоретические положения и методы нашли практическое применение в существующих на заводах методиках расчета, в разработке координации изоляции трансформаторов сверхвысокого напряжения при грозовых воздействиях, обеспечили возможность проведения полного анализа основных факторов, влияющих на переходный процесс в обмотках.

Раздел II. Снижение уровней изоляции силовых трансформаторов, допустимые повышения напряжения

Вопрос о снижении уровня изоляции (испытательных напряжений) силовых трансформаторов в последние годы актуален и широко обсуждается в отечественной и мировой практике в связи с появившейся возможностью существенного ограничения перенапряжений при применении оксидно-цинковых ограничителей перенапряжений.

При этом рассматриваются два основных аспекта: повышение технико-экономических параметров силовых трансформаторов и возможное уменьшение надежности их работы.

Для отечественной практики создания и развития электропередач ультравысокого напряжения (1150 кВ) вопрос о снижении уровня изоляции связан также с самой возможностью разработки электрооборудования этого класса напряжения.

Эффективность снижения уровня изоляции силовых трансформаторов зависит от многих факторов: класса напряжения, количества обмоток, параметров и расположения обмоток на магнитопроводе, стоимости материалов и потерь и пр.

Для трансформаторов 330-750 кВ каждый процент снижения испытательных напряжений, благодаря сокращению изоляционных расстояний, позволяет уменьшить полную массу трансформатора на 0,4-0,7% и увеличить мощность при тех же габаритах на 0,6-0,8%.

Уменьшение изоляционных расстояний приводит, в свою очередь, к увеличению рабочих иапряженностей в изоляции. В связи с этим необходимо было рассмотреть координацию изоляции относительно длительного воздействия рабочего напряжения, учет рабочего напряжения при воздействии внутренних и грозовых перенапряжений и координацию изоляции относительно квазистационарных перенапряжений.

Координация изоляция относительно длительного воздействия рабочего напряжения. До развития систем сверхвысокого (СВН) и ультравысокого (УВН) напряжений считалось, что требования координации изоляции по отношению к внутренним и грозовым перенапряжениям обеспечивают работоспособность изоляции при длительном воздействии рабочего напряжения. Однако, в связи с ограничением кратковременных перенапряжений и повышением рабочих напряженностей в изоляции, многочисленными случаями аварийности изоляции при воздействии рабочего напряжения и необходимостью повышения надежности оборудования в системах СВН и УВН встал вопрос о проверке работоспособности изоляции при рабочем напряжении. Важным фактором является также то, что длительная электрическая прочность при воздействии рабочего напряжения определяет предел эффективного снижения кратковременных перенапряжений.

При этом выявилось, что отсутствуют достаточно надежные данные по допустимым напряженностям в изоляции при рабочем напряжении, что связано как с большой длительностью проведения исследований (сотни -тысячи часов), так и с выявившейся необходимостью расширения критериев оценки электрической прочности. Если при сравнительно кратковременных воздействиях допустимые напряженности в изоляции устанавливались на основе статистических данных о повреждающих воздействиях, то при длительном воздействии высоких рабочих напряженностей следовало считаться также и с медленно развивающимися процессами старения изоляции, в частности, сопровождающимися ростом газообразования. Проведенные в ВЭИ исследования на моделях масло-барьерной изоляции (длительностью до 1000 час), отражающих в натуральную величину наиболее нагруженный масляный канал у обмотки, показали, что, основываясь на статистических данных о повреждающих воздействиях, значение допустимой напряженности при рабочем напряжении (при сроке службы в 25) лет может быть принято равным 0,8 одноминутной. Однако, с учетом процессов газообразования это значение для существующих материалов должно быть ограничено значением средней напряженности в масляном канале, равным 50 к,В/см (в находящихся в промышленной эксплуатации трансформаторах СВН рабочая напряженность не превышает 30 кВ/см).

Отсюда следует:

1) При принятии значения допустимой рабочей напряженности, равного 50 кВ/см (что дает соотношение одноминутной и длительной прочностей, равное 1,4), ограничение внутренних перенапряжений до значения ниже 1,65 ин.р./>/3 неэффективно (1,4 • 1,35/1,15 = 1,65, где 1,35 - коэффициент

импульса, 1,15 - коэффициент запаса). Следует отметить, что анализ результатов исследований типичных структур масло-барьерной изоляции, проведенных ВЭИ и ЛПИ, позволил получить обобщенную вольт-секундную характеристику главной изоляции силовых трансформаторов (рис.3, 4) и подтвердил обоснованность принятия для координации изоляции указанного значения коэффициента импульса при коммутационных перенапряжениях.

Рис.3. Осциллограммы апериодических и колебательных импульсов, имитирующих коммутационные перенапряжения, а - затухающий колебательный импульс, {=2 кГц; б - униполярный импульс 100/1000 мкс; в - колебательный импульс, £=50 Гц, длителььность 1период; г - затухающий колебательный импульс, f=300 Гц; е - униполярный импульс 500/1000 мкс; д -колебательный импульс, £=50 Гц, длительность 5 периодов.

Рис.4. Зависимость относительной величины повреждающей напряженности от длительности воздействия Т. Т < ОД с - апериодические и колебательные импульсы ,Т > ОД с - переменное напряжение частотой 50 Гц. • - модели средней части обмотки; + - модели края обмотки.

Следует также иметь в виду, что отношения прочностей при коммутационном и грозовом импульсах могут быть близки, что требует более глубокого ограничения уровня грозовых перенапряжений (учитывая коэффициент запаса "1,25" при грозовом воздействии).

к — : — — —

- V +

— —

— Г »с,' ЦЦ V

* —

—

1

■I! - Е

?!

1 1 1 1 1

6 пг! ю~'ю'ю'ю'/ т тг ю3 т4 ю5ю6 т1 ик

2) Проверка работоспособности изоляции при рабочем напряжении связана с выявлением заводских дефектов, которые не обнаруживаются кратковременными испытаниями и развиваются при длительном приложении напряжения. Это потребовало введения длительного испытания переменным напряжением с измерением частичных разрядов (ЧР).

Проведенные исследования ЧР на моделях изоляции, в том числе при наличии дефектов (повышенное увлажнение, местные локальные усиления электрического ноля), показали, что интенсивность ЧР во всех этих случаях составляет около 10"9 Кл, а коэффициент вариации напряжения, при котором появляются эти разряды, составляет в среднем 0,08. Это позволило оценить значение испытательного длительного напряжения по формуле:

1+Ро

и„л/ира6=А--2. , (23)

1 - ас^

где и (У2 - коэффициенты вариации начала появления повреждающих ЧР;

а , 3 - квантили, определяющие вероятность отсутствия ЧР в эксплуатации и вероятность выявления ЧР при длительном испытании, соответственно; А - отношение средних значений напряжений появления ЧР при испытании и в эксплуатации.

Принимая <*! = аз =0,08, ос =2,3 ,0 = 1,3 и А=1, получаем и^ = 1,35 ин.р./ <3.

В отечественной практике стандартизации Цдл было принято равным 1,4 для силовых трансформаторов классов напряжения 330-750 кВ и

1,3 ин.р./л/3 для силовых трансформаторов класса напряжения 1150 кВ.

Учет рабочего напряжения при координации изоляции относительно грозовых перенапряжений. Известно, что значение рабочего напряжения в момент приложения импульса оказывает влияние на распределение напряжения. В отечественной практике это учитывалось при выборе испытательного напряжения полного грозового испульса и^гИ) введением добавки на возбуждение, равной икл /2

Ипти = 1Д и^ . 1,05 + икл/2, (24)

где Иост - остающееся напряжение на разрядпике при токе координации, икл - класс напряжения.

При этом допустимое воздействие в условиях эксплуатации (апериодический импульс с наложенными колебаниями) определялось выражением:

идоп = 1,1 (иПГИ - икл/2) (25)

Многолетний опыт координации изоляции с использованием формулы (24) показал, что эта формула достаточно консервативна. Косвенно это следовало также и из (25). Применение (24) для систем УВН, а также для систем СВН с глубоким ограничением перенапряжений приводит к чрезмерным требованиям к импульсной прочности и вызывает трудности в создании транспортабельных единиц электрооборудования УВН.

В связи с этим был развит новый подход, при котором значение испытательного напряжения грозового импульса связывалось с допустимым риском повреждения. При этом учитывалась зависимость допустимого эксплуатационного импульсного воздействия от мгновенного значения рабочего напряжения.

Для уточнения зависимости (25) автором были проведены расчеты и исследования распределения импульсного напряжения в обмотках разных классов напряжения при воздействии грозовых перенапряжений, возникающих на подстанциях при набегании с ВЛ грозового импульса.

Форма напряжения на зажимах силовых трансформаторов и шунтирующих реакторов в большинстве случае представляет собой униполярный импульс с наложенным пиком, амплитуда которого невелика по сравнению с амплитудой униполярного импульса, или с наложенными быстрозатухающими колебаниями. Установлено, что длительность пиков (промежуток времени между точками, соответствующими половине наибольшего значения пика) обычно не превышает 5 мкс.

Результаты расчетов и анализ импульсных перенапряжений трансформаторов различных классов напряжения показали, что при развитии волнового процесса в обмотке пики или наложенные колебания достаточно быстро затухают, однако в начальной части обмотки максимум воздействующего напряжения между соседними катушками близок к соответствующему максимуму при воздействии стандартного полного грозового импульса (с амплитудой, равной максимальному значению

импульса с наложенным пиком). Наименьшие запасы прочности продольной изоляции также бывают обычно в начальной зоне обмотки. Для этой зоны были определены отношения разностей потенциалов между соседними катушками при воздействиях грозовых импульсов и рабочего напряжения.

При совпадении полярностей импульса и рабочего напряжения воздействия на продольную изоляцию не возрастают и значения допустимых эксплуатационных воздействий будут определяться требованиями, предъявляемыми к главной изоляции.

В случае несовпадения полярностей импульса и рабочего напряжения допустимое эксплуатационное воздействие можно определить выражением

идоп =Ki(TJnm " К2ир/ир макс' 9

(26)

где Kj - коэффициент, учитывающий различие прочностей изоляции при воздействии полного грозового импульса и "эксплуатационного" импульса; К2 - коэффициент, учитывающий степень увеличения воздействия на изоляцию при наличии рабочего напряжения; TJp , Up М1ШС - мгновенное значение и амплитуда наибольшего рабочего напряжения на обмотке, соответственно.

На основе имеющихся зависимостей электрической прочности продольной изоляции от длительности воздействия импульса было определено значение Кь равное 1,2.

Значение К2 было определено из следующего выражения

G

К2 = Up макс (i _ = аикл , (27)

О

и

где 1ТКЛ - класс напряжения, Gu и Gp - значения воздействий на продольную изоляцию при импульсном и рабочем напряжениях.

Для трансформаторов и реакторов 330 - 750 кВ характерно соотношение Gu/Gp = 6, которому соответствует а = 0,71. Для классов напряжения 110 - 220 кВ соотношение Gu/G выше и а = 0,8.

Проведенные на основе этих формул расчеты показали, что при координации подстанционной изоляции можно допустить перенапряжения, не превышающие значения испытательного напряжения полного грозового импульса.

Данное исследование позволило отказаться от ранее принятой методики выбора коэффициента запаса при грозовых воздействиях, по которой требовалось, например, для трансформаторов 1150 кВ установить значение

испытательного напряжения полного грозового импульса равным 3000 кВ, в отличие от принятого на основе нового подхода значения, равного 2550 кВ, а также позволило снизить на 15-20% коэффициенты запаса для трансформаторов 500 кВ.

Учет рабочего напряжения при координации изоляции относительно коммутационных перенапряжений. В связи с относительным увеличением значения рабочего напряжения встал вопрос о достаточности принятого ранее коэффициента запаса (1,15) при коммутационных воздействиях. Проведенные на специальных моделях исследования при наложении коммутационных импульсов на переменное напряжение показали, что влияние переменной составляющей следует учитывать лишь тогда, когда ее значение близко к минимальному повреждающему напряжению при приложении напряжения промышленной частоты.

В практических случаях значение напряжения промышленной частоты (даже с учетом возможных квазистационарных перенапряжений) значительно ниже минимального повреждающего, поэтому нет необходимости дополнительно увеличивать коэффициент запаса по этой причине.

С учетом вышеизложенного совместно с ПО "Запорожтрансформатор" была разработана и испытана группа однофазных трансформаторов класса напряжения 500 кВ, мощностью 135 МВА с резко сниженным уровнем изоляции ( иПги - S00 кВ, Ь'дл - 425 кВ, Uj мин - 46Ó кВ, ики - 800 кВ), в которых рабочая напряженность в главной изоляции между обмотками для расчетного масляного канала 10 мм составляет 44 кВ/см (отношение одноминутной и длительной прочности - 1,6). За время 15-летней успешной эксплуатации этой группы процессы ускоренного старения изоляции не проявились.

В последующие годы были проведены работы по созданию силовых трансформаторов на напряжение 1150 кВ и нового поколения трансформаторов на напряжение 500 кВ со сниженными уровнями испытательных напряжений. В таблицах 3 и 4 приведены сопоставительные характеристики автотрансформаторов 500 кВ мощностью 135 и 167 МВА с нормальным и сниженным уровнями изоляции.

Кроме опытно-промышленной группы автотрансформаторов 135 МВА, успешно работающей на Волжской ГЭС, были введены еще 4 группы

аналогичных трансформаторов на Волгоградской ГЭС; разработаны и введены в эксплуатацию автотрансформаторы 167 МВА, 500/220 кВ на пяти подстанциях (Ташкентская, Ново-Донбасская, Чимкентская, Кустанайская,

Таблица 3

ОРЦ-135000/500 ОРЦ-135000/500

Характеристики (испытательное ( сниженные ис-

напряжение по пытательные нап-

ГОСТ 1516.1-76) ряжения)

Испытательное Uiirn 1550 900

напряжение ики 1300 850

обмотки ВН, кВ идл 425 425

Напряжение к.з.,% 13 13

Потери х.х., кВт 160 110

Потери к.з., кВт 450 387

Полные потери, кВт 610 497

Масса провода, т 18,3 17,7

Масса стали, т 91,3 66,7

Масса полная, т 200 145

Таблица 4

АОДДТН- АОДЦТН-

Характеристики 167000/500/220 16700/500/220

(испытательное (сниженные

напряжение по испытательные

ГОСТ1516.1-76) напряжения)

I {омп надыши мощность, МВА 167/167/50 167/167/50

630 460

Испытатель- Удл 425 425

ное UKH 1230 900

напряжение*', Unra 1550/750 1050/650

кВ Uci'H 1650/835 1150/715

Напряжение к.з., % 11,0 11,0

Потери х.х., кВт 105 65

Потери к.з., кВт 325 370

Масса активной части, т 95 78

Масса трансформаторного

масла, т 40 34

Масса полная, т 167 141

*) В числителе - обмотка ВН, в знаменателе - обмотка СН.

Армавирская), а также группа трехфазных повышающих трансформаторов 500 кВ, 210 МВА на Братской ГЭС; находится на стадии монтажа группа трехфазных повышающих трансформаторов 500 кВ, 660 МВА на Рагунской ГЭС. На Московском ПО "Электрозавод" производится разработка повышающих трансформаторов 500 кВ для Богучанской ГЭС. Намечено расширить эксплуатацию подобных трансформаторов и распространить опыт на другие типы, в частности, по мере необходимости реконструкции устаревших разработок.

Координация изоляции относительно квазистационарных перенапряжений.

При плановых и особенно аварийных коммутациях на линиях электропередач СВН возникают квазисгационарные повышения напряжения. Полностью исключить эти перенапряжения технически трудно и экономически нецелесообразно. В связи с этим разработка норм на допустимые повышения напряжения частотой 50 Гц основывалась на двух основных принципах, при которых воздействие квазистационарных перенапряжений не должно:

- привносить дополнительные требования сверх предъявляемых стандартными испытательными напряжениями;

- превышать значения, установленные в результате анализа возможных проектных решений и практики эксплуатации для различных этапов развития линий электропередач.

В таблице 5 приведены разработанные под руководством автора значения допустимых в эксплуатации кратковременных повышений напряжения промышленной частоты для электрооборудования 110-1150 кВ, введенные в отечественные стандарты. Основы выбора этих значений различны.

Одни значения установлены как предельные по условию сохранения эксплуатационной надежности электрооборудования, другие - ниже предельных, и представляют собой наибольшие ожидаемые повышения напряжения при применении рациональной защиты.

Значения UAon, связанные с эксплуатационной надежностью электрооборудования, были получены из анализа как электрической прочности изоляции, так и возможного перегрева конструкции.

Таблица 5

Допустимые в эксплуатации кратковременные повышения напряжения промышленной частоты для электрооборудования __классов напряжения 110-1150 кВ_

Нормальное напряжение сети, кВ Вид оборудования Повышение напряжения в долях и„.р/-/3 при длительности не более, с

1200 20 1 0,1

Силовые трансформаторы, автотрансформаторы 1Д 1,25 1,9 2,0

110-500 Шунтирующие реакторы, электромагнитные трансформаторы напряжения 1,15 1,35 2,0 2,10*»

Аппараты,емкостные трансформаторы напряжения, трансформаторы тока,щинные опоры, конденсаторы связи 1,15 1,60 \ 2,20 2,40

Вентильные разрядники 1,15 1,35 110-220кВ 1,38 330-500кВ 1,70*''

Ограничители перенапряжений на 1,8 Дь 1,20 1,30 1,45 0,15с-1,55

Силовые трансформаторы, автотрансформаторы 1,10 1,25 1,67 1,76

750 Шунтирующие реакторы, аппараты, трансформаторы напряжения и тока, шинные опоры, конденсаторы связи 1,10 1,30 1,88 1,98

Вентильные разрядники 1,15 1,35 1,40")

Ограничители перенапряжений на 1.84* 1,20 1,30 1,45 0,15с-1,55

Все оборудование кроме разрядников 1,10 1,30 5с - 1,35

1150 Вентильные разрядники 1200с--1,1 900с--1,2 - 5с-1,3** -

Ограничители перенапряжений на 1,6 ид. 1,10 1,20 3с-1,3 0,15с-1,35 0,05е-1,40

Примечания: * Для класса напряжения 500 кВ идоп = 2,08

** После коммутационного срабатывания разрядника и с учетом переходного процесса, сопровождающего гашение тока разрядника

Основой для определения предельных значений идоп при длительностях 0,1 и 1,0 с является электрическая прочность внутренней масляной изоляции силовых трансформаторов. Было выявлено соотношение прочностей изоляции при указанных выше эксплуатационных воздействиях и в условиях одноминутного испытания переменным напряжением. При этом были использованы результаты проведенных исследований вольтсекундной характеристики главной изоляции силовых трансформаторов, дополненные специальными исследованиями моделей изоляции при длительностях 0,1 - 1,0 - 60 с. Определено, что превышение секундной прочности над одноминутпой составляет ок. 20%, а прочность при 0,1 с выше, чем при 1,0 с примерно на 5%. С учетом возможного ухудшения изоляции при эксплуатации было принято допустимым для одноминутных перенапряжений значение 0,95 UiMIIH, а для 0,1 с - UlMvm. Для длительностей воздействия более 1 мин было использовано соотношение:

lof t + n log Еотн = const, (28)

где Еотн - отношение прочности за период t к прочности при одноминутном

воздействии, п—74 согласно результатам испытаний моделей масло-барьерной

изоляции, проведенных в ВЭИ.

Применение этого соотношения (с коэффициентом запаса 10%) для трансформаторов 750 кВ, имеющих наименьшее соотношение между одноминутным испытательным напряжением и рабочим напряжением (UiMîra • ^3/ия.р. = 1,76), дает следующие допустимые значения квазистационарных перенапряжений:

1,42 UH р / S3 в течение 100 час., 1,39 Un.p./ S3 в течение 500 час., 1,33 UH.p./ SS в течение 10000 час., что значительно выше значений, которые могут быть на практике.

Это позволило сделать вывод, что оборудование, разработанное по существующим стандартам, не требует специального испытания, подтверждающего его надежную работу при квазистационарных перенапряжениях.

Введение норм допустимых кратковременных повышений напряжения облегчило эксплуатацию электрических сетей СВН, поскольку позволило обоснованно оценивать приемлемость возникающих режимов и, при

необходимости, разрабатывать меры по ограничению квазистационарных перенапряжений. Эти нормы были широко использованы при создании сети 750 кВ, особенно в пусковых схемах с увеличенными реактансами питающей системы и с уменьшенным количеством шунтирующих реакторов. Оказалось возможным, например, временно эксплуатировать линию длиной 525 км всего с двумя группами шунтирующих реакторов по 330 МВар, линию длиной 546 км-с 8 реакторами (две полных и одна неполная группа), линии длиной 300 и 400 км - без реакторов. В процессе эксплуатации линий 750 кВ с уменьшенным количеством реакторов были успешно реализованы режимы со стоком реактивной мощности в примыкающую систему 400-800 МВар. Удалось обеспечить эксплуатацию линии 750 кВ в случае, когда предвключенный реактанс на ее концевой подстанции достигал 600 Ом и более.

Полученный практический опыт в сетях 750 кВ был перенесен также на некоторые сети напряжением 500 кВ и на первую введенную в эксплуатацию линию 1150 кВ, где предвключенный реактанс на стадии пуска одной из подстанций достигал 500 Ом.

Выводы по разделу II

1. Разработан метод определения допустимых в эксплуатации грозовых перенапряжений, учитывающий как статистический характер грозовых воздействий, так и мгновенное значение рабочего напряжения.

2. На базе предложенного метода определения допустимых эксплуатационных грозовых воздействий и допускаемой вероятности появления опасных перенапряжений предложен новый подход к определению испытательного напряжения при грозовых импульсах. Обоснована возможность снижения коэффициента запаса при грозовых воздействиях.

3. На основе анализа результатов исследований, проведенных в ВЭИ и ЛПИ на типичных структурах главной изоляции силовых трансформаторов, предложена обобщенная вольт-секундная характеристика главной изоляции. С учетом характера распределения напряжения в обмотках определен предел рационального снижения грозовых и внутренних перенапряжений.

4. Разработаны требования к электрической прочности изоляции силовых трансформаторов на напряжения 330-1150 кВ со сниженными уровнями испытательных напряжений.

5. Разработаны нормы на допустимые в условиях эксплуатации кратковременные повышения напряжения промышленной частоты.

6. Разработанные автором методы применены при создании силовых трансформаторов 500 кВ со сниженным уровнем испытательных напряжений и трансформаторов 1150 кВ, а также использованы в нормативных документах на требования к электрической прочности изоляции электрооборудования: ГОСТ 1516, ГОСТ 20690, ОСТ 16.0800.991.

Раздел III. Разработка критериев выбора и координации изоляции для силовых преобразовательных трансформаторов сверхвысокого напряжения

В середине 70-х годов перед отечественной электропромышленностью была поставлена задача разработки оборудования для электропередачи сверхвысокого напряжения ±750 кВ, не имевшего аналогов ни в отечественной, ни в мировой практике. Более того, в те годы опыта разработки преобразовательного электрооборудования, в частности, трансформаторов, было недостаточно и отсутствовала необходимая методическая основа.

Сложность проблемы создания изоляции электрооборудования постоянного тока заключалась в том, что в отличие от электрооборудования переменного тока, где характеристики изоляции связаны с электрическими полями,определяемыми электростатическими зарядами, практически не зависящими от внешних эксплуатационных воздействий, электрическая прочность изоляции электрооборудования постоянного тока связана с электрическими полями в проводящих средах. На характеристики изоляции в этом случае существенное влияние оказывают такие факторы, как структура материалов, температура, влагосодержание, степень и вид загрязнений, напряженность электрического поля, длительность воздействия напряжения. Для оборудования постоянного тока необходимо рассматривать принципиально новые виды электрических воздействий, связанных с наложением электрического поля зарядов и поля проводящей среды.

Для разработки конкретных практических рекомендаций необходимо было исследовать и разработать:

- процессы проводимости основных изоляционных материалов (картон, бумага и масло) и влияние на них температуры, влагосодержания и

напряженности электрического поля в диапазонах, характерных для условий испытания и эксплуатации;

электрическую прочность вышеуказанных материалов при воздействии постоянного и пульсирующего напряжений и наложении импульсов на предварительно заряженную изоляцию, а также влияние температуры, влагосодержания, толщины изоляции и содержания примесей;

- распределение электрического поля в масло-барьерной изоляции и ее электрическую прочность при указанных выше характерных воздействиях;

- критерии электрической прочности;

- нормы и методы испытания изоляции.

Исследование процессов проводимости электрокартона и масла

Необходимость изучения закономерностей проводимостц основных изоляционных материалов, определяющей распределение электрического поля в изоляционных конструкциях оборудования для электропередач постоянного тока, была обусловлена отсутствием систематических данных для конкретных изоляционных материалов и конструкций, применяемых в отечественной практике.

Зависимость объемного сопротивления картона от напряженности электрического поля определялась в электродной системе с однородным электрическим полем (плоскость-плоскость с диаметром 180 мм) для толщин картона от 0,6 до 2,0 мм при напряженности электрического поля (Е) от б до 180 кВ/мм, влагосодержании (W) от 0,3 до 3% и температуре (t) от 5 до 80° С. Исследования проводились для условий, соответствующих установившемуся процессу проводимости.

Результаты проведенных исследований подтвердили, что удельное объемное сопротивление картона не зависит от его толщины в рассмотренном диапазоне значений 20 < t < 80°С и 5 < Е < 180 кВ/мм и его можно аппроксимировать экспоненциальной зависимостью вида:

pVK=pOKexp[-aK(t-t0)].exp[-3K(E-E0)].exp[-GK(W-W0)] , (29)

где рок - удельное сопротивление при t0 = 20°С; Е„ =5 кВ/мм;

остаточное влагосодержание W„ = 0,2%.

Полученные зависимости указывают на ионный характер проводимости пропитанного маслом картона.

Установлены следующие значения параметров:

Дк = 0,037 - 7,5 -10-3 (]£ рок - 13) мм/кВ при 1013 < рок < 5 1015 Ом.см;"

ок = 0,1 - 2,7- 10"2 ( Ц рок - 14 ) ( "С)'1 при рок > Ю14 Ом.см; |

/

аь-О.ЦоС)-1 при рок < 10 Ом.см; 1(30)

ек = 2,2. >

Исследования проводимости трансформаторного масла показали, что при повышении напряженности электрического поля от 3 до 20 кВ/см наблюдается уменьшение проводимости, что, по-видимому, связано с самоочищением масла от примесей при воздействии электрического поля, а затем преобладает ионный механизм проводимости, для которого с достаточной для практики точностью зависимость удельного объемного сопротивления может быть аппроксимирована экспоненциальной зависимостью вида:

Р™=Ром ехР["Рм (Е-Е0)] ехр[-ам (М0)] , (31)

где Ром " Удельное объемное сопротивление масла при Е0 = 20 кВ/см, го = 20° С.

Установлено, что для масла с влагосодержанием менее 15г/Г (Ром= Ом.см) среднее значение параметра рм составляет 0,024 см/кВ, а ам - около 0,04 (° С)1.

Электрическая прочность пропитанного маслом электрокартопа и бумаяспо-масляпой изоляции (ВМИ) при воздействии постоянного папряжепия

Исследование электрической прочности производилось с использованием тех же электродных устройств, что и при определении удельных сопротивлений изоляции, т.е. в условиях однородного электрического поля.

Была принята ступенчатая методика подъема напряжения с выдержкой времени ступени, обеспечивающей установившееся состояние системы, т.е. при режиме, характерном для длительного приложения напряжения. Как правило, выдержка была не менее 5 мин. Для каждого состояния изоляции исследовалось не менее 20 образцов с толщиной картона от 1 до 3 мм,

удельным объемным сопротивлением от 1014 до 5 «1015 Ом.см, в диапазоне температур от 20 до 80 °С.

Для картона марки Б получены следующие зависимости средней пробивной напряженности от значения удельного объемного сопротивления картона:

Е ср.пр. = 60 + 30 рок - 12) кВ/мм (32)

при 1012 < рок < 1016 Ом.см.

Для картона марки А полученные значения Е ср.пр. меньше примерно на 10%.

Экспериментальные данные показывают, что с повышением температуры прочность картона существенно снижается, причем тем сильнее, чем больше влагосодержание (меньше величина рок ) и больше толщина образца. Например, если для малоувлажненного картона (рШ1 > 4 »1015 Ом.см) толщиной 2 мм снижение электрической прочности при t = 80 ° С по отношению к ЕСр.пр.при I = 20° С составляет около 30%, то при рок = Ю14 Ом.см = 2,5%) - около 50%. Для значений рок < 3 «1015 Ом.см наблюдается существенная зависимость электрической прочности картона от его толщины. Например, при рок = 1014 Ом.см Е Ср.Пр. Для картона толщиной 3 мм примерно на 50% меньше, чем для картона толщиной 1 мм.

Зависимости Еср пр. (1) в диапазоне I от 20 до 80°С могут быть с хорошим приближением аппроксимированы экспонентой

Eop.np.it) = Еор.пр(20°С)ехр[-Пк ^ - , (33)

где Еср пр. (20оС) - средняя пробивная напряженность картона при t 0= 20°С; Г)к -параметр , характеризующий степень зависимости электрической прочности картона от температуры (его значение увеличивается по мере уменьшения рок ).

Полученные зависимости можно качественно объяснить, исходя из следующего механизма пробоя электрокартона.

Электрокартон представляет собой сложную композицию пропитанных маслом волокон клетчатки и пор. Электрическая прочность картона определяется прочностью масляных пор, как наиболее слабой компоненты

изоляции. При этом напряженность электрического поля в порах определяется соотношением проводимосгей собственно волокон клетчатки и масляных пор. Значение Епр непосредственно связано с влагосодержанием в изоляции и, соответственно, с распределением электрического поля между компонентами (клетчаткой и масляными порами). При этом с увеличением рок напряженность поля увеличивается в клетчатке и уменьшается в масляных порах, что, соответственно, приводит к увеличению прочности картона в целом.

Аналогичным образом можно объяснить и зависимость электрической прочности картона от температуры, ибо с повышением температуры напряженность электрического поля в масляных порах увеличивается (pVM масла падает в меньшей степени, чем pVK клетчатки). Увеличение значения % по мере уменьшения pVM может быть связано с повышением степени увеличения проводимости клетчатки по сравнению с проводимостью масляных пор.

Электрическая прочность ленточной изоляции при тех же значениях ро6 и t = 20°С примерно на 40% меньше Епр. листовой изоляции. Такое существенное снижение пробивной напряженности является следствием неоднородности структуры. Разборка образцов изоляции показала, что из десяти слоев только пять - шесть имели сквозные повреждения, остальные слои были перекрыты в местах стыков полос.

В отличие от листовой изоляции и картона для ленточной изоляции в указанном выше диапазоне температур установлен линейный характер зависимости электрической прочности от температуры

Б ср.пр. (t) = Е ср.пр. (2о оС) [ 1 - К (t - t0 )], (34)

где коэффициент К в дипазоне удельных сопротивлений от 1013 до 3- 1015 Ом.см (3% < W < 0,5%) лежит в пределах 0,03-0,04 ( "С)'1 .

Влияние длительности воздействия постоянного напряжения на электрическую прочность бумажно-масляной изоляции при температурах 20 и 80 °С исследовалось на изолированных бумажной лентой тороидах.

Средняя пробивная напряженность для малоувлажненной изоляции при увеличении длительности выдержки на ступени до 1 часа снижается на 10% при ^20° С и на 15% при t = 80° С.

Проведенные эксперименты показали, что электрическая прочность ленточной БМИ при воздействии постоянного напряжения не определяется общей толщиной бумажной намотки. В этом случае необходимо учитывать количество совпадающих стыков лент по толщине, а "эффективная" толщина изоляции будет соответственно меньше.

Электрическая прочность трансформаторного масла при воздействии постоянного и пульсирующего напряжений

Исследования электрической прочности трансформаторного масла проводились в условиях как однородного, так и неоднородного электрических полей, что было необходимо для оценки прочности масло-барьерной изоляции при локальном искажении поля.

Как показали проведенные исследования, электрическая прочность технически чистого трансформаторного масла- при постоянном напряжении в условиях однородного поля в 1,3-1,5 раза ниже, чем при переменном напряжении, что, по-видимому, связано с более заметным влиянием примесей, образующих при воздействии постоянного напряжения устойчивые мостики.

При уменьшении масляных каналов происходит увеличение пробивной напряженности; кроме того, с уменьшением расстояния между электродами пробивная напряженность трансформаторного масла при воздействии постоянного и пульсирующего напряжений увеличивается примерно в той же степени, что и пробивная напряженность при переменном напряжении. Так, уменьшение масляного канала с 20 до 5 мм приводит к увеличению пробивной напряженности в 1,5 - 1,6 раза.

При значении коэффициента пульсации от 0,5 и выше значение пробивной напряженности практически равно амплитуде пробивной напряженности при воздействии переменного напряжения. При уменьшении значения коэффициента пульсации ниже 0,5 увеличивается влияние постоянной составляющей, что приводит к снижению амплитуды пробивной напряженности при воздействии пульсирующего напряжения и приближению

ее значений к значению электрической прочности при постоянном напряжении.

Исследование распределения постоянного напряжения по слоям масло-барьерной изоляции (МБИ)

В отличие от процессов при воздействии переменного напряжения при воздействии постоянного напряжения на МБИ напряженность в твердой изоляции обычно существенно (на порядок и более) превышает напряженность в масле. Поскольку электрическая прочность твердой изоляции также существенно выше, чем масла, не существует однозначного критерия пробоя МБИ, ибо он может начаться с повреждения как масляных промежутков, так и твердой изоляции. Все это существенно усложняет определение критериев электрической прочности МБИ по сравнению со случаем воздействия напряжения переменного тока. Оценка электрической прочности МБИ основывалась на сопоставлении распределения напряжения мел:ду компонентами изоляции и зависимости электрической прочности компоненты изоляции в системе МБИ от напряженности электрического поля. Расчет распределения напряжения для устройств плоскость-плоскость и цилиндр-цилиндр при 10%-ом заполнении твердой изоляцией и значениях рок от 1,5-Ю12 до 61015 Ом.см проводился методом последовательных приближений по выражению

ио (£)(/

и =-О» - , (35)

\ Л/ \f )А К

где им - доля напряжения на масляном промежутке, ио - постоянное напряжение, приложенное между электродами; рта(Е), рл(Е), -зависимости удельного сопротивления масла и картона от напряженности поля; с!м , <3]; - толщины отдельных изоляционных компонентов в

модели МБИ.

Результаты исследований показали, что расчетные значения напряжений на масляном промежутке и твердой изоляции удовлетворительно совпадают с результатами измерений, проведенных с помощью специального зонда.

Сравнение полученных значений напряженности поля с данными по электрической прочности масляного канала, картона и бумажно-масляной изоляции позволяет произвести оценку пробивного напряжения МБИ, исходя из электрической прочности наиболее напряженного участка изоляции.

Электрическая прочность масло-барьерной изоляция при воздействии постоянного напряжения

На первом этапе исследования электрической прочности проводились на простых моделях МБИ с однородным и слабо неоднородным полем (шар -плоскость) при толщинах барьера от 1 до 3 мм с шириной масляного канала от 5 до 10 мм. Коэффициент заполнения модели твердой изоляцией в зависимости от толщины барьера составлял 10-20%. Удельное сопротивление картона изменялось от 1012 до б- 1015 Ом.см.

Анализ характера повреждения барьера и осциллографические измерения, производившиеся в процессе пробоя, выявили, что причиной пробоя изоляционных промежутков типа "картон-масло" является нарушение электрической прочности масляного канала, примыкающего к потенциальному электроду.

При этом было обнаружено, что при более значительных соотношениях удельных объемных сопротивлений картона и масла средняя пробивная напряженность масляного канала заметно ниже ее значения для масляного канала соответствующей ширины в аналогичной электродной системе при отсутствии барьера.

Природа зависимости средней пробивной напряженности масляного канала в МБИ от значения отношения р0к/Ром недостаточно ясна. Возможно, это обусловлено локальным "усилением электрического поля в промежутке масло - картон при увеличении значения в'ышеуказанного соотношения. В этом случае электрическая прочность масляного канала определяется в условиях резко неравномерного поля, где она заметно ниже, чем в равномерном поле.

На рис. 5 приведены обобщенные зависимости средней и минимальной пробивных напряженностей в масляном канале МБИ от соотношения удельных объемных сопротивлений картона и масла. Эти кривые построены на основании многочисленных экспериментальных данных по пробою простых моделей МВИ с однородным и слабо неоднородным полем (плоскость-плоскость, шар-плоскость, тороид-тороид).

"!5-

С к8 Цсм 3 II

■ К V. 1

\ :

г' \ ч

ч\ :

Язь

10

100

1000

Рис.5. Зависимость пробивной напряженности масла от соотношения объемных сопротивлений картона и масла.

1-средние значения;2-минимальные значения; Еср.масла = 90 кВ/см; Емин.масла = 70 кВ/см

Результаты исследований, полученные на простых моделях МБИ, были использованы для оценки электрической прочности более сложных конструкций моделей масло-барьерной изоляции.

Опыты проводились также на моделях главной изоляции трансформаторов. Опытные значения средних и минимальных пробивных напряжений удовлетворительно совпадают с расчетными значениями.

Таким образом, данные по электрической прочности масляного канала, полученные на простых моделях, позволяют достаточно удовлетворительно оценивать электрическую прочность масло-барьерных изоляционных промежутков.

Электрическая прочность масло-барьерной изоляции при наложении коммутационных импульсов на предварительно приложенное постоянное напряжение

Исследования электрической прочности МБИ при наложении коммутационных импульсов на предварительно приложенное постоянное

напряжение проводились на образцах изоляции в условиях однородного поля, что давало возможность достаточно точно определить расчетным путем пробивные напряженности и сопоставить их с экспериментальными данными электрической прочности компонент изоляции.

Исследования показали, что предварительно приложенное постоянное напряжение в определенных пределах оказывает заметное влияние на импульсную прочность масла. При этом степень снижения импульсной прочности масла с ростом постоянной составляющей напряженности электрического поля существенно нелинейна и при достаточно высоких напряженностях в масле (более 30 кВ/см) влиянием постоянной составляющей можно пренебречь. По-видимому, это обусловлено самоочисткой масла, что подтверждается тем, что влияние постоянной составляющей на импульсную прочность масла существенно снижается с ростом межэлектродного расстояния и улучшением качества обработки масла.

При комбинированном воздействии (в случае разной полярности импульса и постоянного напряжения) напряжение на масляном промежутке соответствует приложению эквивалентного импульса с амплитудой, определяемой по (36).

С

иЭКв= иимп+[ик(-0)-им(-0)-^] , (36)

ч

где ик м(-0) - падение напряжения на картоне и масле непосредственно перед воздействием импульса, Ск>м - соответствующие емкости,

или иэкв = иим? + а ио , где коэффициент а, выраженный через параметры изоляции, имеет для случая однородного поля следующий вид:

I Р £

а = -—т-(—Щ—&-) . (37)

ргк ак

Влияние предварительно приложенного постоянного напряжения увеличивается с ростом коэффициента заполнения и уменьшением отношения Р УМ /р ук*

Для хорошо высушенной изоляции при отношении Рум/РукАШ и коэффициенте заполнения твердой изоляции порядка 0,2 - 0,3, значение "а при нормальной температуре составляет примерно 0,9.

Данные исследований на промежутках с комбинированной изоляцией (картон-масло) позволили сделать вывод, что для оценки импульсной прочности масляных каналов в МБИ могут быть использованы результаты, полученные на простых масляных промежутках.

Выводы по разделу III

1. Установлены основные закономерности, определяющие электрическую прочность МБИ, при характерных для электропередач постоянного тока воздействиях (постоянном и пульсирующем напряжениях и коммутационных импульсах, шложенных на постоянное напряжение).

1.1. Экспериментально установлены зависимости удельного объемного сопротивления масла, электрокартона и бумажно-масляной изоляции от напряженности электрического поля, влагосодержания, - температуры,, степени загрязнения примесями.

1.2. Исследована электрическая прочность масла, электрокартона и бумажно-масляной изоляции при воздействии постоянного напряжения. Получены зависимости электрической прочности от всех основных влияющих факторов, имеющих место в условиях эксплуатации: влагосодержания, температуры, степени загрязнения примесями, толщины изоляции и времени воздействия напряжения.

1.3. Разработана экспериментальная методика оценки распределения постоянного напряжения по компонентам МБИ. Исследовано влияние температуры, коэффициента заполнения масляного промежутка твердой изоляцией, влагосодержания и удельного сопротивления масла на распределение напряжения в МБИ.

1.4. Исследовано распределение напряжения в МБИ вплоть до состояния, соответствующего пробою изоляции. Определено, что электрическая прочность МБИ при постоянном напряжении в большинстве случаев определяется прочностью масляного канала, примыкающего к потенциальному электроду. Выявлена зависимость прочности масляного канала от соотношения удельных сопротивлений твердой изоляции, и масла. Оценена величина допустимой напряженности для масляного канала.

Исследовано влияние коэффициента заполнения, удельного сопротивления картона и температуры на электрическую прочность МБИ.

1.6. Исследована электрическая прочность МБИ с бумажно-масляной изоляцией электродов ленточного типа. Определено, что электрическая прочность МБИ с ленточной бумажно-масляной изоляцией электродов (аналогичной изоляции обмоток трансформаторов) при нормальной температуре определяется только прочностью изоляционного покрытия. Оценена допустимая напряженность для изоляции. Исследовано влияние температуры на электрическую прочность и характер пробоя МБИ с электродами, изолированными бумажной лентой.

1.6. Экспериментально проверена предложенная методика оценки электрической прочности МБИ сложной конструкции при воздействии постоянного напряжения, исходя из результатов расчета распределения напряжения в МВИ и опытных данных по прочности масляного канала и ленточной изоляции, полученных на простых образцах.

1.7. Исследовано влияние предварительно приложенного постоянного напряжения на электрическую прочность масляных промежутков с однородным полем при воздействии коммутационных апериодических импульсов. Установлена зависимость импульсной прочности масляного промежутка от значения напряженности поля постоянной составляющей, степени загрязнения волокнистыми примесями и межэлектродного расстояния. Определено влияние предварительно приложенного постоянного напряжения на импульсную прочность МБИ при разных значениях удельного сопротивления твердой изолции.

2. Разработанные автором положения применены при разработке изоляции, требований и методов испытаний электрической прочности изоляции преобразовательных трансформаторов ±400 кВ и ±750 кВ, а также использованы в технических условиях и руководящих технических материалах (ТУ и РТМ).

ОСНОВНЫЕ РЕЗУЛЬТАТЫ РАБОТЫ

1. Повышена точность емкостного расчета катушечных обмоток трансформаторов: определены поправочные коэффициенты для учета неоднородности поля при расчете частичных емкостей обмоток и экранирующих витков с учетом краевого эффекта; разработана концепция определения эквивалентной продольной емкости для обычной обмотки и

обмотки с переплетением витков; определены расчетные значения электрической проницаемости материалов, применяемых в современном трансформаторостроении.

2. Строго решены основные уравнения переходного процесса в катушечных обмотках трансформаторов при импульсных воздействиях: получено аналитическое решение для распределения потенциалов, градиентов и собственных частот в обмотке и внутри катушки. Получены основные закономерности переходного процесса: характер изменения собственных частот, влияние номера гармонических составляющих на точность расчета, условия "волнового" характера процесса.

3. Разработанные автором теоретические положения и методы расчетов, обеспечивающие большую точность, при участии автора внедрены в практику расчетов на заводах, использованы в разработке координации изоляции силовых трансформаторов сверхвысокого напряжения, обеспечили возможность полного анализа основных факторов, влияющих на переходный процесс в обмотках.

4. Предложен новый метод определения допустимых в эксплуатации грозовых перенапряжений, учитывающий статистический характер грозовых воздействий, форму воздействующих перенапряжений, мгновенное значение рабочего напряжения и характеристики изоляции трансформатора.

5. На базе предложенного метода определения допустимых эксплуатационных грозовых воздействий и допустимой вероятности появления опасных перенапряжений предложен подход к определению испытательного напряжения при грозовых импульсах. Обоснована возможность снижения интервала координации при грозовых воздействиях для силовых трансформаторов сверхвысокого напряжения.

6. Определен предел рационального снижения грозовых и внутренних перенапряжений, исходя из требований, предъявляемых к изоляции рабочим напряжением.

7. Разработаны требования к электрической прочности изоляции силовых трансформаторов на напряжения 330-1150 кВ со сниженными уровнями испытательных напряжений.

8. Разработаны и введены в стандарты нормы на допустимые в условиях эксплуатации кратковременные повышения напряжения промышленной частоты.

9. Установлены основные закономерности, определяющие электрическую прочность МБИ, при воздействиях, характерных для электропередач постоянного тока - постоянном напряжении и коммутационных импульсах, наложенных на постоянное напряжение.

9.1. Экспериментально установлены зависимости удельного объемного сопротивления масла, электрокартона и бумажно-масляной изоляции от напряженности электрического поля, влагосодержания, температуры, степени загрязнения примесями.

9.2. Исследована электрическая прочность масла, электрокартона и бумажно-масляной изоляции при воздействии постоянного напряжения. Получены зависимости электрической прочности от всех основных влияющих факторов, имеющих место в условиях эксплуатации: влагосодержания, температуры, степени загрязнения примесями, толщины изоляции и времени воздействия напряжения.

9.3. Установлено, что электрическая прочность МБИ при постоянном напряжении в большинстве случаев определяется электрической прочностью масляного канала, примыкающего к потенциальному электроду. Выявлена зависимость электрической прочности масляного канала от соотношения удельных сопротивлений твердой изоляции и масла. Определены значения допустимых напряженностей масляных каналов.

9.4. Исследовано влияние предварительно приложенного постоянного напряжения на электрическую прочность масляных промежутков с однородным полем при воздействии коммутационных апериодических импульсов. Установлена зависимость импульсной прочности масляного промежутка от значения напряженности поля постоянной составляющей, степени загрязнения волокнистыми примесями и межэлектродного расстояния.

10. Разработанные в диссертации положения явились необходимой базой для решения крупной научно-технической проблемы - создания и разработки конструкций сверхмощных трансформаторов 500 и 1150 кВ с оптимизированным уровнем изоляции для систем переменного тока и преобразовательных трансформаторов ±400 и ±750 кВ. Они включены в ряд нормативных документов (ГОСТы, ОСТ'ы, технические условия, руководящие технические материалы и др.).

Автор представленного доклада имеет более ста печатных научных работ, в том числе по теме диссертации - более 50.

Публикации по теме диссертации Раздел I

1.1. Расчет частичных емкостей обмоток высоковольтных трансформаторов. (В соавторстве с Погостиным В.М.) "Электротехника", 1964, N 7, с.36-38.

1.2. Продольная емкость катушечных обмоток трансформаторов. (В соавторстве с Погостиным В.М.) "Электротехника", 1965, N 12, с.33-35.

1.3. Расчет емкостей экранирующих витков. (В соавторстве с Погостиным В.М.) "Электротехническая промышленность", 1965, вып.251, с.7-10.

1.4. Расчет импульсных перенапряжений в катушечных обмотках трансформаторов. "Электричество", 1967, N 4, с.29-33.

1.5. Соотношение между расчетными параметрами импульсной волны. (В соавторстве с Ивановой Н.С.). "Электричество", 1968, N 12, с.80-81.

1.6. Расчет перенапряжений в обмотках трансформаторов с помощью топологическо-матричного метода. "Труды ВЭИ", 1969, вып. 79, с.67-91; см. также "Избранные научно-исследовательские вопросы в области трансформаторов" ИЭл, Варшава, 1968. (В соавторстве с Погостиным В.М.).

1.7. Расчет перенапряжений внутри катушки в обмотке трансформатора. "Электричество", 1970, N 3, с.56-58.

1.8. Расчет перенапряжений в обмотках трансформаторов с вводом или нейтралью в середине высоты. "Электричество", 1970, N 10.

1.9. Расчет колебательных процессов в обмотке с электростатическим экраном. "Электричество", 1971, N 9, с.17-19.

1.10. Расчет перенапряжений в обмотках трансформаторов с помощью ЭЦВМ. (В соавторстве с Ивановой Н.С.). "Электротехническая промышленность", 1972, N 1, с.9-12.

1.11. Частоты собственных колебаний обмоток трансформаторов. "Электричество", 1973, N 5, с.53-66.

1.12. Расчет перенапряжение в обмотке с реактансами, подключенными к ее концам. (В соавторстве с Ивановой Н.С.)."Электротехническая промышленность", 1973, N 11, с.3-5.

1.13. Перенапряжения и частичные разряды в трансформаторах. ВИНИТИ. Серия "Итоги науки и техники. Электрические машины и аппараты", том 7. Москва, 1973 (В соавторстве с Морозовой Т.И., Погосгиным В.М.).

1.14. Расчет продольной емкости катушечных обмоток высоковольтных трансформаторов. (В соавторстве с Дзержинским А., Дудеком В., Погостиным В.М.). "Электричество", 1974, N 7, с.64-68.

1.15. Расчет импульсных перенапряжений с помощью ЭВМ. (В соавторстве с Погостиным В.М.). Доклад на международной конференции по трансформаторам, 1975, г.Будапешт

1.16. К расчету перенапряжений в обмотке с электростатическим экраном. "Электротехническая промышленность", 1981, N 9, с.6-8.

Раздел 2

2.1. Вольтсекундная характеристика главной изоляции силовых трансформаторов. (В соавторстве с Морозовой Т.И., Капланом Д.А.) "Электричество", 1971, N 12, с.37-41.

2.2. Design problems of Ultra-high voltage power autotransformers. (coauthors: V.M.Chornogotsky etc.) CIGRE 1972, rep.12-06.

2.3. Dielectric tests of EHV and UHV transformers (coauthors: Z.M.Beletsky etc.) CIGRE 1974, rep. 12-05.

2.4. Перспективы снижения уровней изоляции и совершенствования методов испытаний силовых трансформаторов 110-750 кВ. "Электротехника", 1975, N 8, с.32-34.

2.5. Нормы и методы испытаний электрической прочности изоляции опытно-промышленного электрооборудования 1150 кВ переменного тока. "Труды ВЭИ", 1977, вып 85,с.3-9.

2.6. Prospects for developing insulation tests of HVAC power transformers and -shunt reactors (coauthors: S.D.Lizunov etc.)'CIGRE 1980, rep.12-04.

2.7. Опытно-промышленный трансформатор 500 кВ с резко сниженным уровнем изоляции. (В соавторстве с Морозовой Т.И., ЧорноготскимВ .М., Шифриным JI.H.) Тезисы докл. Всесоюзного научного семинара IV секции АН СССР, 1980, г.Новосибирск.

2.8. Допустимые для электрооборудования кратковременные эксплуатационные повышения напряжения частоты 50 Гц. (В соавторстве с Сапожниковым А.В.) "Электротехника", 1981, N 5, с.4-8.

2.9. Об опыте эксплуатации трансформаторов, рассчитанных на глубокое ограничение перенапряжений. (В соавторстве с Морозовой Т.И., Белецким З.М., Чорноготским В.М.).

Доклад на Всесоюзном научном семинаре "Глубокое ограничение перенапряжений в электропередачах ВН и СВН", 1983, г.Новосибирск.

2.10. Deep overvoltage limitation in EHV transmission lines (coautnors: V.P.Fotin etc.). CIGRE 1982, rep.33-08.

2.11. Допустимые грозовые воздействия на зажимах электрооборудования СВН. (В соавторстве с Поповым С.М.). Доклад на IV секции научн.совета АН СССР, г.Баку, 1984.

2.12. Учет рабочего напряжения при координации изоляции относительно грозовых перенапряжений. (В соавторстве с Поповым С.М.). "Электрические станции", 1984, N 3.

2.13. Совершенствование методов оценки результатов испытаний длительным напряжением изоляции силовых трансформаторов. (В соавторстве с Гуриным В.В., Глазуновой Л.Л., Погостиным В.М.). ""Электротехника", 1988, N 1,

с.41-46.

2.14. Регламентация допустимых для электрооборудования эксплуатационных повышений напряжения промышленной частоты. (В соавторстве с Глазуновой Л.Л.). Тезисы доклада на Всесоюзном научном семинаре IV секции АН СССР, 1988, г.Новосибирск.

2.15. Temporary overvoltages and their influence upon the insulation level of the equipment (coauthors: V.S.Rashkes etc.). - CIGRE 1990, rep. 33-209.

2.16. Разработка и опыт эксплуатации силовых трансформаторов со сниженными уровнями изоляции. (В соавторстве с Морозовой Т.Н., Сенкевич Е.Д., Шифриным Л.Н., Чорноготским В.М.). Сборник докладов на III международной конференции по проблемам изоляции силовых трансформаторов, Лодзь, 1990 г., т.З, с.190-198.

2.17. Опыт испытаний коммутационными импульсами и длительным напряжением изоляции силовых трансформаторов. (В соавторстве с Глазуновой Л.Л., Гуриным В.В.) Сборник докладов на Ш международной конференции по проблемам изоляции силовых трансформаторов, Лодзь, 1990, т.З, с.1.

2.18. Длительные испытания трансформаторов сверхвысокого напряжения. (В соавторстве с Глазуновой Л.Л., Гуриным В.В.). Сборник докладов международного коллоквиума исследовательского комитета 33 СИГРЭ. Ленинград, 1991 г.

2.19. Снижение уровней изоляции силовых трансформаторов высших классов напряжения. "Электротехника", 1991, N 12, с.6-8.

2.20. Service experience and requirements for insulation high-voltage tests of EHV power transformers and shunt reactors (Coauthors: V.V.Gurin etc.). CIGRE 1992, rep.12-202.

2.21. Требования к электрической прочности изоляции электрооборудования переменного тока на напряжение 1150 кВ. (В соавторстве с Глазуновой Л.Л.). В кн:"Электропередачи 1150 кВ". Энергоатомиздат, 1992 г., с.20-28.

2.22. Создание силовых трансформаторов на напряжение 1150 кВ. (В соавторстве с Белецким З.М., Воеводиным И.Д. и др.) "Электропередачи 1150 кВ". Энергоатомиздат, 1992 г., т.2, с.72-90.

2.23. Проблемы координации изоляции электрооборудования со сниженным уровнем изоляции. Тезисы доклада на симпозиуме "Электротехника 2010 год", ВЭИ - ТРАВЭК, 1992.

2.24. Development of electrical transmission at 1150 kV. Power technology international, 1992 (В соавторстве с Ильиничниным B.B., Лаврентьевым В.М., Ершевичем В.В.).

2.25. Совершенствование методов координации изоляции электрооборудования высокого напряжения и их отражение в отечественных и международных стандартах. "Электротехника"Д994, N9, с. 37-40.

2.26. Электрооборудование переменного тока на напряжения от 3 до 500 кВ. Требования к электрической прочности изоляции. ГОСТ 1516.1-76.

2.27. Электрооборудование переменного тока на напряжение 750 кВ. Требования к электрической прочности изоляции. ГОСТ 20690-75.

2.28. Электрооборудование переменного тока на напряжение 1150 кВ. Требования к электрической прочности изоляции и методы испытаний. ОСТ 16.0.800.991-82.

Раздел 3

3.1. Электрическая прочность масло-барьерной изоляции при наложении коммутационных импульсов на постоянное напряжение. (В соавторстве с Буткевичем В.Г.). "Электротехника", 1974, N 4, с.42-45.

3.2. Insulation problems in power transformers for HVDC transmissions, (coauthors: E.L.TopoIiansky etc.) CIGRE, 1976, rep.12-04.

3.3. Координация изоляции электрооборудования передач постоянного тока высокого напряжения. (В соавторстве с Лебедевым Г.А., Левитом А.Г., Гординым Б.И., Кадомским Д.Е.).Труды ВЭИ, 1977, вып. 85. с.10-23.

3.4. Трансформаторное оборудование для линий электропередач постоянного тока. (В соавторстве с Белецким З.М., Воеводиным И.Д.). ВЭЛК, 1977, доклад 2-34.

3.5. Электрическая прочность бумажно-масляной изоляции при воздействии напряжения постоянного тока. (В соавторстве с Буткевичем В.Г., Пономаренко В.Н.). "Электротехника", 1978, N 4, с.28-32. '

3.6. Электрическая прочность масляных промежутов при пульсирующем напряжении. Тезисы доклада на IV секции научного совета АН СССР, г.Баку, 1984.

3.7. Вопросы координации изоляции электрооборудования преобразовательных подстанций высокого напряжения. В кн. "Электропередачи постоянного тока", Энергоатомиздат, 1985 (В соавторстве с Шульгой Р.Н.).

3.8. Защита от перенапряжений и выбор уровней изоляции комплексного высоковольтного преобразовательного устройства. (В соавторстве с Шульгой Р.Н.). Сб. трудов ВЭИ "Электротехническое оборудование для вставок постоянного тока", 1986, с.11-18.

3.9. Converter transformers for +750 kV HVDC system, (coauthors: V.M.Sukhanov etc.) CIGRE, 1985, rep.12-13.

3.10. Dielectric strength of oil-barrier insulation under DC voltage stress. ISH, "Yokohama, 1993, rep.25-07.

3.11. Вопросы координации изоляции преобразовательных трансформаторов сверхвысокого напряжения. Доклад на симпозиуме "Электротехника 2010 год",1995, ВЭИ - ТРАВЭК.

Заказ 58.

Тираж 100 экз.

АО "ИНФОРМПРИБОР"