Математическая модель сети и трансформатора

При анализе коммутационных перенапряжений, связанных с отключением ненагруженных трансформаторов, использовалась расчетная схема рис. 1. Схема замещения сети и трансформатора, предназначенная для расчета по программному комплексу NRAST  приведена на рис. 2. Кабель (или шинопровод) представлен трехфазной «Т-схемой» замещения, источник питания – трехфазной эдс, индуктивностями L. – (сети и трансформатора) и суммарной емкостью Сш шин или другого оборудования на левом полюсе выключателя. Используя возможности NRAST, в математической модели трансформатора учитывались: нелинейные свойства электротехнической стали в виде типовой характеристики индукции В от напряженности магнитного поля Н: B=f(H); реальные размеры стержней и ярм трехстержневого магнитопровода трансформатора, а также размеры воздушных стержней (см. п. 1.1), позволяющие моделировать рассеяние в межобмоточных каналах. Рис. 1. Расчетная схема сети с трансформатором. Рис. 2 Расчетная схема замещения трехфазной сети. При компьютерном моделировании переходных процессов, приведенных ниже, принято Е =5,4 кВ; L =6,32 мГн; С =0,06 мкФ;

С =0,013 мкФ; L/2=0,00126мГн; R/2=0,001 Ом; С =0,0024 мкФ; С =0,03 мкФ; R=100 кОм.

Схема соединений обмоток трансформатора на стороне 6-10 кВ – треугольник. Учет нелинейности кривой B=f(H) для стали, используемой в трансформаторах современных конструкций позволяет с достаточной точностью учесть составляющую потерь в стали трансформатора на гистерезис [33, 34]. Потери в стали на вихревые токи учитывались по каталожным данным для промышленной частоты. Определенное на основании этих данных активное сопротивление RT включалось параллельно каждой из фаз обмотки трансформатора, соединенной в треугольник (рис. 2). В работе не принималось во внимание увеличение потерь на вихревые токи вследствие переходного процесса (путем введения частотно- зависимого активного сопротивления в модель трансформатора). Учет этой частотной зависимости более актуален для схем сети с малой расчетной емкостью присоединения.

Перенапряжения при отключении ненагруженных трансформаторов выключателями различных типов

При отключении ненагруженных трансформаторов в схеме рис. 1 основным "механизмом", создающим перенапряжения высокой кратности, является среда тока. Наиболее существенными факторами, влияющими на перенапряжения при отключении ненагруженных трансформаторов при возможном срезе тока являются: величина тока среза; емкость между выключателем и трансформатором (емкость кабеля, шинопровода или входная емкость трансформатора при отсутствия кабеля); исходный режим трансформатора, предшествующий отключению; форма кривой намагничивания трансформатора; мощность трансформатора; потери (на гистерезис и вихревые токи). Рассматривались две расчетные коммутации: отключение ненагруженного трансформатора из  установившегося режима и отключение ненагруженного трансформатора в цикле В-О, когда апериодическая составляющая потокосцепления трансформатора имеет максимальное значение. Пример коммутации отключения первой фазы ненагруженного трансформатора напряжением 6 кВ, мощностью 400 кВА при длине кабеля 10 м и токе среза icp=l,7 А приведен на рис. 3. "Здесь показан ток в одной из фаз выключателя (первой отключаемой), фазные напряжения относительно земли на полюсе выключателя со стороны сети и со стороны трансформатора и напряжение на контактах отключаемого полюса. При отсутствии повторных зажиганий дуги в выключателе перенапряжения на отключаемой фазе трансформатора в данном случае имеет вид однократного импульса амплитудой 4,67 о.е. (рис.3.3). Диапазон амплитуд токов намагничивания трансформаторов 6-10 кВ мощностью 25…6300 кВА составляет ixxm=0,1…7 А (при коэффициенте формы 1,5…1,6, показывающем отношение амплитуды тока к его действующему значению). Предполагаем, что Рис. 3 Отключение первой фазы ненагруженного трансформатора 6 кВ мощностью S.=400 кВА из установившегося режима со срезом тока величиной /. =1,7 А; длина кабеля 1=1 Ом; Рис.3.4 Зависимость кратностей максимальных перенапряжений Кпер на трансформаторе от мощности трансформатора и длины кабеля при срезе тока холостого хода на максимуме (но не более 5 А). максимальное значение тока среза icp<5 А, и что в наихудшем случае срез происходит вблизи максимума тока холостого хода. Зависимость кратностей перенапряжений при варьировании величины тока среза i , длины кабеля 1ка6 и мощности трансформатора St можно получить из рис.3.4, где приведены результаты расчетов подобных рис.3.3. Как видно из рис.3.4 кратность перенапряжений растет с мощностью трансформатора (при неизменной длине кабеля) т.к. растет максимально возможный ток среза (из-за увеличения тока намагничивания трансформатора). Однако здесь играют роль потери холостого хода трансформатора, также увеличивающиеся с ростом мощности, поэтому зависимость Кпср от мощности имеет нелинейный характер. Увеличение длины кабеля, очевидно, снижает кратность перенапряжений. Если ориентироваться на одноминутное испытательное напряжение трансформаторов 6-10 кВ, равное примерно 6…7 кратному номинальному амплитудному фазному напряжению для масляных трансформаторов и 4…5 кратному для сухих трансформаторов, то из рис.3.4 видно, что например при длине кабеля, питающего трансформатор 1к>25 м, такая коммутация неопасна для трансформаторов любой мощности и типа. В других случаях (для сухих трансформаторов и при малой длине кабеля) со стороны трансформатора или на трансформаторе должны быть установлены ОПН. Несколько другая картина имеет место при редкой коммутации отключения ненагруженного трансформатора с неустановившимся током намагничивания, который многократно превышает его установившееся значение, рис. 5. Здесь на поле тока выключателя показан возможный диапазон At моментов начала движения контактов выключателя, при котором ток в этот момент больше возможного тока среза . Рис. 5. Отключение первой фазы ненагруженного трансформатора 6 кВ мощностью 400 кВА из неустановившегося режима со срезом тока iq=5 А, кабель длиной 1К=М м, dU, /dt=°° кВ/мсек.

Иными словами — мгновенное значение неустановившегося тока в течение At= 11,3 мсек превышает ток среза. Таким образом, гашение дуги не происходит вплоть до момента t , когда мгновенное значение тока выключателя становится меньшим тока среза icp (рис. 5). Если момент начала движения контактов попадает в начало интервала At, то к моменту trauj, прочность межконтактного промежутка становится большой, и срез тока не приводит к повторным зажиганиям, при этом возникает однократный значительный импульс перенапряжения (см. рис. 5, где Umax=6,8, здесь мы предполагаем, что срез тока возможен при любом межэлектродном расстоянии вакуумного выключателя). В случае, когда начало движения контактов окажется относительно близко к моменту среза тока и восстанавливающаяся электрическая прочность межконтактного промежутка будет недостаточной для того, чтобы выдержать восстанавливающееся напряжение, может произойти несколько повторных зажиганий дуги в выключателе, сопровождающихся снижением максимальной кратности перенапряжений.

ровень перенапряжений, воздействующих на зажимы электрооборудования высокого напряжения, в большинстве случаев определяется защитным уровнем разрядников. При разработке первого отечественного стандарта, учитывающего воздействие на электрооборудование грозовых перенапряжений — ГОСТ 1516—60 «Трансформаторы, аппараты и изоляторы высокого напряжения. Нормы и методы испытания электрической прочности изоляции» — в качестве защитного уровня принимались защитные характеристики стандартных грозовых вентильных разрядников — их остающееся импульсное напряжение и пробивное напряжение частотой 50 Гц. ГОСТ 1516—68 того же названия расширил область распространения требований к изоляции на электрооборудование классов напряжения 330 и 500 кВ и значительно снизил (~ на 20 %) по сравнению с ГОСТ 1516— 60 требования к испытательным напряжениям силовых трансформаторов на напряжения 150 и 220 кВ. Это потребовало внедрения нового типа магнитовентильных разрядников. Характеристики вентильных разрядников, на базе которых установлены нормы в ГОСТ 1516—68, приведены в таблице 18.1 П (все таблицы вынесены в приложение к главе). При введении ГОСТ 1516.1—76 «Электрооборудование переменного тока на напряжения от 1 до 500 кВ. Требования к электрической прочности изоляции» для оборудования сверхвысокого напряжения установлены испытания коммутационным импульсом; значение испытательного напряжения этого импульса определялось защитным уровнем при воздействии внутренних перенапряжений и пробивным (с/пр) или остающимся (U0CJ) напряжением на защитном устройстве (разряднике или ограничителе перенапряжений) при токе координации. Используемое для координации изоляции остающееся напряжение представляет собой максимальное значение напряжения, возникающею на зажимах разрядника (ограничителя перенапряжений) при приложении к нему определенного импульса тока. Максимальное значение этого импульса выбрано с учетом возможных перенапряжений на линии электропередачи данного напряжения, условий набегания импульсных волн на подстанцию и т. д. Например, для ряда классов высокою напряжения в качестве защитного импульсного уровня при грозовых перенапряжениях принято остающееся напряжение при волне тока 10/20 мкс с максимальным значением 5 кА, а для классов сверхвысокого напряжения — до 10 кА.   Грозовые перенапряжения на зажимах электрооборудования превышают остающееся напряжение разрядника из-за удаления его от электрооборудования. На остающееся напряжение накладываются обусловленные этим удалением колебания, как правило, значительные. Для обеспечения в допустимых пределах превышения перенапряжений на зажимах электрооборудования над его остающимся напряжением в «Правилах устройства электроустановок» устанавливаются предельные расстояния между защищаемым электрооборудованием и защитным аппаратом, выбранные с учетом уровня изоляции электрооборудования. В соответствии с этим основой для определения необходимого уровня изоляции электрооборудования, скоординированного с грозовыми перенапряжениями, являются «расчетные» перенапряжения, амплитуда которых выше остающегося напряжения разрядника. Расчетные грозевые перенапряжения условно представляются в виде стандартных полной и срезанной импульсных волн. Максимальное значение первой на 10% (или несколько больше) превышает остающееся напряжение при импульсном токе, принятом при координации изоляции, максимальное значение расчетной срезанной волны на 20—25% больше, чем полной. Принятие в качестве расчетного воздействия не только полной, но также срезанной импульсной волны вызвано необходимостью учитывать возможность крутого среза волн грозовых перенапряжений на случайно ослабленном элементе изоляции подстанции, а также в случае применения трубчатых разрядников или простых защитных искровых промежутков. Учтено также, что изменение напряжения, столь же быстрое, как при крутом срезе импульсов, происходит при повторном зажигании дуги в выключателях. Введение срезанной волны с крутым спадом напряжения в число расчетных воздействий имеет большое значение для внутренней изоляции трансформаторов (силовых и напряжения) и реакторов. При крутом срезе импульса между элементами обмоток трансформаторов и реакторов — катушками, слоями витков и т. д. — могут возникнуть значительно более сильные воздействия, чем при полной волне той же амплитуды. В ГОСТ 1516.3—96 «Электрооборудование переменною тока на напряжения от 1 до 750 кВ. Требования к электрической прочности изоляции» испытание срезанным грозовым импульсом нормировано только для электрооборудования с обмотками.

99. Перенапряжения при пробое воздушной линии на землю. Оценка максимальных перенапряжений.

Перенапряжением, называется кратковременное повышение напряжения до значения, опасного для изоляции электрооборудования. Перенапряжения возникают вследствие электромагнитных колебательных процессов, вызванных изменением режима работы электрических цепей и при разрядах молнии. Главную опасность в электрических установках напряжением 1 ...220 кВ представляют возникающие при грозовых разрядах атмосферные перенапряжения. Процесс атмосферного перенапряжения упрощенно можно представить следующим образом. Нижняя часть грозового облака (обычно заряженная отрицательно) и земля образуют своего рода конденсатор с обкладками облако — земля (рис. 1). По мере накопления отрицательных зарядов облака и положительных зарядов земли растет напряженность электрического поля между ними. Когда напряженность в каком-нибудь месте достигает критического значения (25...30 кВ/см), воздух ионизируется и начинается развитие разряда с облака на землю. Перед моментом разряда в проводах линии электропередачи возникает электрический ток, обусловленный притягиванием положительных зарядов с дальних участков линии к месту расположения облака. После разряда молнии электрическое поле исчезает вследствие нейтрализации зарядов облака и земли, накопившиеся в линии заряды больше не удерживаются электрическим полем и начинают растекаться к обоим концам линии. Так возникают две электромагнитные волны индуктированного перенапряжения, движущиеся по линии в противоположных направлениях со скоростью света. Рис. 1. Схема, поясняющая возникновение разряда молнии Прямой удар молнии в линию электропередачи при этом не обязателен. Но если он происходит, то также приводит к образованию двух волн перенапряжения, идущих вдоль линии в противоположные стороны. В данной ситуации перенапряжение особенно велико, амплитуда тока молнии /м достигает в среднем 25 кА, а в одном случае из ста — 200 кА. Между проводами и землей возникает напряжение, кВ, определяемое по эмпирической формуле U = 100/м. Если это напряжение превышает электрическую прочность изоляции в какой-либо точке линии или на подстанции, то происходит перекрытие изоляции, ее пробой и короткое замыкание. Электрические установки на подстанциях защищают от прямых ударов молнии вертикальными стержневыми молниеотводами, а линии — горизонтальными молниеотводами. Вертикальный стержневой молниеотвод представляет собой высокий столб с проложенным вдоль него стальным проводом, который соединен с заземлителем. Горизонтальный молниеотвод представляет собой провод, расположенный над фазными проводами линии на тех же опорах. Чем выше над защищаемым объектом расположен молниеотвод, тем больше его защитная зона, в которой молниеотвод как бы перехватывает молнию и отводит ее в землю. (1) где hа — разность высот молниеотвода и защищаемого объекта, hA = = h - hx, р — коэффициент, р = 1 при h < 30 м, р = 5,5/-yfh при h > > 30 м. Для защиты объектов, занимающих большую площадь (например, открытых подстанций), применяют два или четыре вертикальных молниеотвода. Площадь защитной зоны группы из двух и особенно из четырех молниеотводов значительно больше, чем сумма площадей защитных зон двух или четырех одиночных молниеотводов. Необходимое условие защищенности всей площади четырьмя молниеотводами: Защитная зона вертикального молниеотвода имеет вид конуса с радиусом гх па высоте hx (рис. 2). Значение гх определяют по формуле D=9ha,                                         (2) где D — расстояние между молниеотводами по диагонали. Рис. 2. Защитная зона молниеотвода: 1 — защищаемый объект; 2 — молниеотвод Тросовые молниеотводы защищают линию на всей протяженности тросов. Для отвода токов разряда молнии в землю молниеотводы присоединяются к заземляющему устройству (заземлителю) на подстанции и на каждой опоре линии. Заземлители выполняют из стальных труб, прутков или уголков, вбиваемых в землю. Сопротивление заземлителей опор линий электропередачи должно быть не более 30 Ом, сопротивление заземляющего устройства подстанции — не более 0,5 Ом. Защита зданий, закрытых подстанций, распределительных устройств от прямых ударов молнии выполняется заземлением молниеприемной сетки, железобетонных несущих конструкций кровли или металлического покрытия кровли. При отсутствии металлических покрытий на крыше здания устанавливают стержневые молниеотводы. Открытые РУ и подстанции защищают стержневыми молниеотводами, устанавливаемыми на опорах РУ. Подходы воздушных линий напряжением 35 кВ защищают тросовыми молниеотводами на протяжении 1... 4 км, а линии напряжением 110 кВ и выше — по всей длине. Требования к молниезащите и конструкции ее устройств приведены в ПУЭ. Наличие молниезащиты воздушных линий и подстанций не предотвращает возникновение атмосферных перенапряжений при разрядах молнии вблизи подстанций и линий. Поэтому грозозащита воздушных линий, подстанций и РУ предусматривает установку на линиях, не защищенных тросами по всей длине, трубчатых разрядников, установку в РУ вентильных разрядников, применение на изоляторах защитных промежутков. Разрядники настраивают так, чтобы происходил пробой их разрядных промежутков при возникновении перенапряжения: в установках напряжением до 35 кВ — до 9 UH, в установках напряжением 35 кВ — до 4UU, в установках напряжением 110 кВ и выше — до (2,4...2)UH. В результате пробоя импульс напряжения отводится в землю, после чего дуга в разряднике гаснет при переходе тока через нулевое значение. В пожаро- и взрывоопасных электроустановках возникает повышенное напряжение еще одного вида, с которым необходимо считаться и принимать меры противодействия. При наполнении резервуаров и сливных операциях возможно образование зарядов статического электричества. В результате трения происходит электризация потока сжатого воздуха, ременных передач и т.д. Заряды статического электричества резко увеличиваются при наличии примесей воды, пыли или грязи в потоке жидкости, газа. Основной мерой защиты от возникновения искр при разряде статического электричества служит заземление резервуаров, трубопроводов, сливо-наливных устройств. Кроме того, запрещается сливать жидкость свободно падающей струей и применять ременные передачи в пожароопасных помещениях.

100. Защитные аппараты и устройства: защитные промежутки, трубчатые и вентильные разрядники, нелинейные ограничители перенапряжений