книги из ГПНТБ / Техника высоких напряжений учеб. пособие

форматоров, потребителей, числом отходящих линий и может изме­ няться в зависимости от режима системы. В связи с этим /С„Ы1І ока­ зывается подверженной суточным и сезонным изменениям.

Режим работы системы оказывает также влияние на величину эк­ вивалентной э. д. с. и на число подключенных к линии реакторов, что вызывает дополнительные колебания К вш. Особенно существенны эти колебания на первых стадиях развития систем. Такие системы обла­ дают сравнительно малой мощностью, вследствие чего отключение какого-либо крупного агрегата пли отключение реактора, установлен­ ного на линии, может вызвать относительно большое изменение К вш. Если обозначить величину К вш, отвечающую максимальной распо­ лагаемой генераторной мощности системы и полному числу включен­ ных на линии реакторов, через Кььт т\п, то очевидно, что этому зна­ чению Квът будет отвечать значение плотности вероятности, близкое к максимальному. Поэтому можно выражение для плотности распреде­ ления вероятностей приближенно аппроксимировать в виде

ние Двын, отвечающее минимальной генераторной мощности системы

верждается результатами обработки записей в оперативных журналах, которые позволяют проследить за изменениями в течение длительного времени состава оборудования системы и при известных его парамет­ рах получить статистический закон распределения эквивалентной реактивности системы, после чего не представляет труда получить н закон распределения Квыя- Полученные таким образом законы рас­ пределения /СВЬІНдля различных электропередач совпадают по виду, но существенно отличаются значениями показателя q. Так, для элект­

в результате чего закон распределения Квш в последнем случае более приближается к равномерному, чем в случае отсутствия иа линии реакторов.

290

Переходный коэффициент перенапряжений /<"„ характеризует интенсивность переходного процесса и зависит от вида коммутации и условий ее осуществления, а также от параметров электропередачи. Для данных параметров и вида коммутации условия ее осуществления являются случайными и зависят от мгновенных значений э. д. с. в моменты включения фаз выключателя, разброса этих моментов, началь­ ных значений напряжений и токов в элементах электропередачи, ха­ рактеристик защитных устройств, метеорологических условий, опре­ деляющих интенсивность коронирования проводов, и от других фак­ торов. Например, многочисленные эксперименты в действующих •системах позволили получить законы распределения моментов вклю­ чения фаз различных типов выключателей. Будем отсчитывать время і от. момента прохождения через нуль э. д. с. фазы а. Тогда выраже­ ния для э. д. с. фаз могут быть записаны в виде:

еа= Е т sin co^, eb= Ет sin (соt—2я/3), ес = Ет sin (соҢ-2я/3).

определяют задержки начала отсчета углов Ѳ4 и Ѳс относительно пер­ вых прохождений э. д. с. еь и ес через нуль.

Для воздушных и масляных выключателей закон распределения фаз Ѳа, Ѳь и Ѳе является либо нормальным, либо усеченным нормаль­ ным с параметрами, приведенными в табл. 13.2, где через р обозначен нормирующий множитель, который в выражении для плотности нор­

В этой же таблице приведены вероятности P(k—i) реализации ди­ скретных случайных величин k числа полупериодов в формуле (13.25).

Из табл. 13.2 следует, что при повышении рабочего давления в- выключателе и увеличении скорости его контактов (ВВ по сравнению с ВВН) расширяется область углов 0, при которых возможно включе­ ние. Предельным в этом Отношении законом распределения будет за­ кон равномерной плотности в интервале углов СИ-180° при P(k= 1)= 1. Такой закон распределения может быть, в частности, принят для бако­ вых воздушных выключателей типа ВВБ.

Таким образом, параметры закона распределения коэффициента перенапряжений на разомкнутом конце линии зависят от типа вы­ ключателя и, вообще говоря, от параметров электропередачи. Однако для ориентировочных расчетов перенапряжений можно в первом приб­ лижении принять их не зависящими ни от типа выключателя, ни от схемы электропередачи и ее параметров, поскольку влияние этих факторов мало по сравнению с влиянием значительного разброса при включении отдельных фаз всех типов выключателей (см. табл. 13.2). Следует оговорить, что неучет структуры электропередачи и ее пара­ метров оказывается возможным лишь в схемах, где первая частота собственных колебаний превышает 1,бс о , так как при ß<l,6w максиму­ мы перенапряжений отвечают третьему (/е=3) и последующим макси­ мумам колебаний, на которые существенное влияние оказывают по­ тери (см. рис. 13.3). Независимость закона распределения К„ от схемы также не выполняется и для коэффициента перенапряжений на питающем конце линии, что объясняется более существенным влия­ нием в этом случае параметров электропередачи на величины Так, при /<'BbIH==const изменение реактивности системы заметно ска­ зывается на величине перенапряжений в начале линии и сравнительно мало на перенапряжениях в ее конце (см. рис. 10.8).

Закон распределения К п на разомкнутом конце линии близок к нормальному с математическим ожиданием К п и среднеквадратнческим

Максимальное значение коэффициента перенапряжений К„ может

Р{КП^ К Птах) = 0,977.

292

§ 13.2. МЕРЫ ОГРАНИЧЕНИЯ ПЕРЕНАПРЯЖЕНИЙ ПРИ ВКЛЮЧЕНИИ

а. Общая характеристика

Все защитные меры можно разделить на две основные группы. К первой группе относятся устройства, которые вступают в действие, когда напряжение в точке их установки превышает заданную величину (например, пробивное напряжение искровых промежутков), и огра­ ничивают перенапряжения на изоляции допустимыми пределами. К их числу можно отнести вентильные разрядники, реакторы с искро­ вым присоединением, защитные искровые промежутки, различные управляемые вентильные схемы и др.

Ко второй группе относятся устройства, способствующие ограни­ чению напряжений с момента начала коммутации в течение всего про­ цесса путем воздействия на факторы, обусловливающие появление опасных перенапряжений. К таким мерам можно отнести шунтирующие сопротивления в выключателях, применение быстродействующих вы­ ключателей без повторных зажиганий дуги с управлением моментами коммутаций, устройства для разряда линии во время бестоковой паузы АПВ, дугогасящие катушки и др.

б. Применение коммутационных разрядников

При выборе места установки вентильных разрядников необходимо учитывать, что наибольшие перенапряжения возникают на разомкну­ том конце участка линии. Там же могут быть установлены шунтирую­ щие реакторы, конденсаторы связи, выключатели, разъединители, трансформаторы напряжения. Учитывая также эксплуатационные соображения и то, что в ряде случаев желательно применить комби­ нированные разрядники, обеспечивающие защиту изоляции обору­ дования как от коммутационных, так и от грозовых перенапряжений, вентильные разрядники целесообразно устанавливать вблизи линей­ ного разъединителя со стороны линии. Пробивное напряжение искро­ вых промежутков разрядника должно быть ниже уровня допустимых перенапряжений для установленного в конце линии оборудования и линейной изоляции с достаточной для практики степенью надежности.

(см. § 15.1, б), а также учитывать волновые процессы, приводящие к

точках линии, рассмотрим простейшую эквивалентную схему, приве­ денную на рис. 13.5, а. Пренебрегая потерями на линии, предполо­ жим, что максимальную полуволну напряжения в конце линии (точка 2) при отсутствии разрядника можно аппроксимировать зависимостью вида (рис, 13.5, б)

u2{t) = U2ms\npat,

293

при основной частоте ß собственных колебаний в диапазоне l,4co=s^

со скоростью света распространяется волна, снижающая напряжение на линии. Эта волна достигает точки 1 в момент времени tlm = /пр + /1а. К этому времени напряжение в точке /

ud t i ^ = Ulm = (JJm/2) [sinß3(/np + 2 /,8)- fs in ß 3*np]. (13.29)

Определим точку 1 на линии, в которой напряжение достигает наибольшего возможного значения £/макс. Для этого, прирав­

294

В общем случае максимальные перенапряжения могут быть пред­ ставлены в виде

На рис. 13.6 приведены результаты расчетов перенапряжений для типовых линий 500 и 750 кв. При построении кривых рис. 13.6 не учитывалась возможность срабатывания разрядника в начале линии.

Рис. 13.6. Напряжение в начале линии (U0m/U2m), максимальное напряжение (UMaKC U2r„), возникающее в точке t12m tn на линии, и коэффициент ѵ. в зави­ симости от пробивного напряжения разрядника (UnpIU2m) Для линии 500 кв

(а) и 750 ко (б) с параметрами, приведенными в табл. 13.і

Характерно, что максимальные напряжения в большинстве практи­ ческих случаев Имеют место на линии. Наибольшие перенапряжения в начале линии получаются при малых длинах линии I и нереально малых Unp/U2m (для рис. 13.6, а при /=450 км и Unp/U2m^.0,\5).

В табл. 13.4 приведены результаты расчетов максимальных пере­ напряжений при включении линии с разрядником на конце, получен­ ные по кривым рис. 13.6 для электропередач 500 и 750 кв. Из табл. 13.4 следует, что напряжение на изоляции некоторого участка линии может заметно превышать пробивное напряжение искровых промежутков разрядника. Это необходимо учитывать при выборе линейной изоля­ ции.

После пробоя искровых промежутков разрядника при пренебре­ жении взаимным влиянием между фазами напряжение в точке уста­ новки разрядника в соответствии с правилом эквивалентной волны определится в интервале времени между пробоем искровых проме­ жутков (/пр) и приходом отраженной от начала линии волны в виде

295

В (13.34) вольтамперная характеристика разрядника может быть аппроксимирована соотношением

разряднике і/а может быть определено из уравнений (13.34) и (13.35)

В (13.36) Uim соответствует максимальному напряжению в точке установки разрядника при его несрабатывании. Из этого выражения следует, что с увеличением параметра Л максимальное напряжение на разряднике (t/2mp) в режиме горения дуги в его искровых про-

296

межутках увеличивается. Поэтому с точки зрения ограничения напряжения на разряднике в этом режиме необходимо иметь А < А тах.

В табл. 13.4 для иллюстрации приведены также значения £Уг , вычисленные по формуле (13.36) для некоторых значений А*; при £/іюм = 500 кв параметр А* = 2,6, при t/H0M= 750/се параметр-А* = 2,3. Характерно, что (У2тр в рассмотренных случаях оказывается меньшим, чем наибольшее напряжение на линии 77макс, но при высоких значениях U2m может несколько превзойти 0 ПР. Таким образом,

Рис. 13.7. Перенапряжения в конце линии при отсутствии разрядника (пунктир) и при его сраба­ тывании на второй полуволне колебаний (сплош­ ная кривая) для электропередачи 750 кв с пара­ метрами, приведенными в табл. 13.1 и 13.4

уровень коммутационных перенапряжений на подстанционной изоля­

рактеристик разрядника. Уровень коммутационных перенапряжений линейной изоляции практически определяется вольтсекундной харак­ теристикой разрядника.

В разряднике, работающем в режиме ограничения коммутацион­ ных перенапряжений, должно быть обеспечено надежное гашение дуги. Для этого необходимо, чтобы ‘электрическая прочность искро­ вых промежутков разрядника превышала в любой момент времени напряжение, восстанавливающееся на них после гашения дуги (7/восстт на рис. 13.7). Обычно, изменение во времени электрической прочности характеризуют ее значением в некоторый момент времени после гашения тока определенной величины. Это значение называется напряжением гашения £/гаш.

Амплитуду восстанавливающегося после гашения дуги напряже­

297

В (13.37) Ка зависит от параметра А. При его уменьшении вслед­ ствие более интенсивного переходного процесса, вызванного отклю­ чением от линии меньшего значения рабочего сопротивления, вос­ станавливающееся напряжение возрастает. Поэтому с точки зрения процесса восстановления напряжения параметр А должен удовлетво­ рять условию А > Лтіп.

Таким образом, совместное рассмотрение процессов горения дуги и восстановления напряжения после ее гашения приводит к условиям,

В табл. 13.5 приведены максимальные значения Uabwm в сетях 3304-750 кв, в которых коммутационные разрядники в состоянии пога­ сить дугу. Если вынужденное напряжение Нпьшт превышает вели­ чины, приведенные в табл. 13.5, то разрядник будет срабатывать многократно. Для электропередач сверхвысокого напряжения в связи с весьма высокой стоимостью изоляции желательно ограничить ком­ мутационные перенапряжения до такого уровня, при котором как линейная, так и подстанционная, главным образом наружная, изоля­ ция определялась бы в основном рабочим напряжением. Этому усло­ вию ориентировочно соответствуют «нормальные уровни коммута­ ционных перенапряжений», приведенные в табл. 13.6.

Из сопоставления табл. 13.5 и 13.6 видно, что с увеличением номинального напряжения электропередачи возникает необходи­ мость все более глубокого ограничения перенапряжений, которого можно достичь, используя комплекс защитных мероприятий. Эффек­ тивность разрядника, входящего в этот комплекс, может быть повы­ шена путем снижения его пробивного и остающегося напряжений. При этом могут иметь место многократные срабатывания разрядника и отказ в гашении дуги. Например, при і/нои = 750 кв и 7/пр< 2 7 /фт

298

отказ в гашении дуги будет иметь место при £/вьтт> 1 ,5 і/фт даже в разряднике с повышенным дугогашением (см. табл. 13.5). Таким образом, возникает необходимость применения разрядников-ограни­ чителей, на которые не возлагаются требования гашения дуги в наи­ более тяжелых режимах. При этом через рабочее сопротивление раз­ рядника в течение интервала времени АtB между срабатыванием вы­ ключателей по концам линии многократно будут протекать импульсы сопровождающего тока. Этот интервал времени Ata в большинстве случаев определяется разбросом в действии первой ступени быстро­ действующей релейной защиты и разбросом в работе выключателей и лежит в пределах нескольких сотых долей секунды. Однако необхо­ димо учитывать также некоторую сравнительно малую (порядка 0,1ч- -^-0,2) вероятность отказа первой ступени релейной защиты и соответ­ ствующего увеличения интервала времени Дг1,, до 0,4-Ч-0,6 сек. Эти обстоятельства требуют увеличения пропускной способности рабочего сопротивления и искровых промежутков разрядника, с тем чтобы срок его службы сохранялся бы приемлемым для нормальной эксплуа­ тации (порядка 20 лет).

Требования надежного гашения дуги при этом сохраняются лишь применительно к плановым операциям включения и отключения линии, когда могут быть предварительно приняты специальные меры по ограничению £/иын путем включения линии со стороны более мощной системы, снижения коэффициентов трансформации трансформаторов, снижения возбуждения генераторов станций, подключения к линии располагаемого числа реакторов и др.

в.Применение реакторов с искровым присоединением

В§ 12.2, б рассмотрено снижение вынужденной составляющей напряжения при применении шунтирующих реакторов, глухо присое­ диненных к линии электропередачи. Однако такое присоединение мо­ жет оказаться нецелесообразным в нормальных режимах при передаче больших мощностей из-за наличия дополнительных потерь реактивной мощности. Поэтому может быть применено включение реакторов через искровой промежуток, шунтированный выключателем (ШВ на рис. 13.8, а). При возникновении Перенапряжений, превышающих уставку7 искрового промежутка £/лр, последний пробивается и подключает к линии реактор, обеспечивая соответствующее снижение UBbm. Для; ограничения теплового воздействия, дуги на электроды промежутка они шунтируются выключателем, включающимся от сигнала релейной защиты, срабатывающей при появлении тока в реакторе. Эффектив­ ность реактора, подключаемого через искровое присоединение, с точки зрения ограничения коммутационных перенапряжений тем больше, чем меньше пробивное напряжение его искровых промежутков. Ниж­ ний предел пробивного напряжения искровых промежутков выбира­ ется по условию его отстройки от срабатываний при повышении напря­ жения в режиме качаний с учетом разброса пробивного напряжения.

Если принять повышение напряжения при качаниях порядка (1,1 -f- -т-1,2)Дфт и разброс пробивного напряжения искрового промежутка

299