Литература ЭПУ / Розанов Ю.К. Электрические и электронные аппараты / Розанов Ю.К. Электрические и электронные аппараты / glava_5

ным участкам с высокой скоростью, что не вызывает появления больших расплавленных зон на электродах. С увеличением тока до 50 кА при ограниченности геометрических размеров электродов скорости движения дуг становятся столь велики, что дуга все-таки успевает образовать значи- тельные оплавления особенно острых кромок лепестков. Это и ограничило предел отключающей возможности контактных систем такого типа до 50 кА.

Новые разработки контактных систем направлены на создание аксиального (продольного по отношению к дуге) магнитного поля, образованного током отключения.

Схема контактной системы, представленная на рис. 5.19,á позволяет коммутировать токи 200 кА. Создание магнитного поля аксиального параллельным дугам не дает им возможности соединиться, что сохраняет дугу в диффузном виде. Ток от центрального токоподвода 1 растекается по четырем радиально расположенным токопроводящимися ”спицам” 2, оканчивающимися на периферии проводниками кольцевой формы, но ограниченными лишь четвертью окружности каждая. В целом это создает один виток, обтекаемый током отключения.

Оконечности этих кольцевых дуг соединяются непосредственно с электродом 4, на котором и происходит процесс возникновения и гашения дуги. Непосредственно контактирующая поверхность электродов 3, 4 имеет радиальные прорези, препятствующие слиянию дуг.

Как отмечалось выше, дуга возникает и существует в результате ионизации паров материала контактов. При недостаточном их поступлении она должна гаснуть. Но оказывается, что дуга может погаснуть раньше естественного перехода тока через нуль – явление ”среза тока”. И тогда могут возникнуть опасные как для аппарата, так и для отключаемой цепи перенапряжения. Исследования показали, что максимальный ток среза наблюдается на контактах из молибдена – 14 А, вольфрама – 9 А, меди – 2 А, висмута – 0,3 А. Поэтому в качестве контактного материала не может быть использован какой-либо один металл, а используется сложная композиция на базе металла с высокой тепло- и электропроводностью Cu, а также небольших включений легколетучих компонентов – висмута, сурьмы, хрома и пр. Таким образом удается уменьшить ток ”среза” до минимального значения.

Как отмечалось выше, разъединители служат лишь для коммутации обесточенных цепей в целях проведения ремонта или ревизии АВН, а также для выполнения переключений РУ на резервное питание [62]. На рис. 5.22 приведена электрическая схема, поясняющая особенность применения разъединителей. При проведении ревизии или ремонта того или иного электротехнического оборудования на высоком напряжении необходимо после отклю- чения тока в данной цепи произвести отключение данного объекта с обеих сторон с созданием видимого разрыва цепи. Кроме того, объект с обеих сторон заземляется либо переносными заземлителями, либо заземлитель предусмотрен в конструкции разъединителя QS и сблокирован с механизмом

привода ножа разъединителя. Исходя из задачи обеспечения безопасности обслуживающего персонала при проведении работ на линии, а также осуществления бесперебойного электроснабжения потребителей, разъединитель должен отвечать следующим требованиям:

обеспечивать видимый разрыв тока в цепи при отключении;

должен быть устойчив термически и электродинамически;

иметь требуемый уровень изоляции при любых атмосферных условиях;

иметь простую и надежную конструкцию с уче- том самых тяжелых условий работы (обледенение, ветровые нагрузки).

Поэтому разъединитель имеет таким образом организованную изоляцию, что при появлении недопустимо большого напряжения на полюсе отклю- ченного разъединителя пробой должен произойти между полюсом и землей по его опорной изоляции, а не между разведенными ножами.

Разъединители наружной установки, как правило, имеют заземлители и могут снабжаться дугогасительными рогами для гашения емкостных токов

èприспособлениями, разрушающими корку льда. Большое разнообразие условий эксплуатации

электроустановок определяет и конструктивные различия разъединителей.

Отделители QR и короткозамыкатели QK устанавливаются на стороне высшего напряжения в менее ответственных РУ в целях экономии капитальных затрат и места. Выключатели при этом предусматриваются только на стороне низшего напряжения (рис. 5.22,б). При перегрузках силового трансформатора, повреждении его внутренней изоляции, повышенном газовыделении внутри бака, происходит срабатывание реле газоанализатора среды, либо реле дифференциальной защиты. Срабатывание этих реле дает команду на автоматическое срабатывание короткозамыкателя QK, провоцирующего действительное КЗ на стороне высшего напряжения. В цепи протекания тока КЗ короткозамыкателя установлены трансформаторы тока, которые дают команду о чрезмерном токе в систему релейной защиты, в свою очередь

включающей систему управления выключателем на отключение выключателя. После отключения искусственно созданного КЗ линейным выключателем Q, часто находящимся на значительном удалении от данного РУ, исчезновение тока КЗ дает команду на отключение отделителя QR данного РУ. После чего в соответствии с режимом АПВ питание линии вновь возобновляется, т. е. обеспечивается отключение трансформатора в аварийном состоянии без использования выключателя на стороне высшего напряжения. Отключение QK осуществляется приводом, включение с помощью взведенных пружин. Отделитель отключается автоматически, включается вручную для исключения возможности ошибочного автоматического включения при неотключенном короткозамыкателе.

2. Относительная погрешность трансформации ТА – токовая погрешность – разность между номинальным коэффициентом и действительным коэффициентом трансформации, выраженная в процентах от первичного тока трансформации

DI% = k1íîìI2íîì − I1íîì 100% . (5.14)

I1íîì

3.Угловая погрешность ТА – угол между вектором первичного тока и повернутым на 180° вектором вторичного тока. Угловая погрешность считается положительной, если повернутый вектор вторичного тока опережает вектор первичного тока.

4.Кратность первичного тока ТА – отношение действительного первичного тока к номинальному первичному.

5.Номинальная вторичная нагрузка Z2íîì – ïîë-

ное сопротивление внешней вторичной цепи ТА, при которой гарантируется установленный класс точности, при этом cosj2íîì = 0,8.

6. Номинальная предельная кратность – это кратность первичного тока по отношению к номинальному, при котором погрешность не превышает 10% при номинальной вторичной нагрузке Z2íîì и номинальном коэффициенте мощности cosj2íîì

Трансформаторы тока отличаются от силовых трансформаторов следующими особенностями: работают в условиях близких к короткому замыканию (амперметр является нагрузкой измерительной обмотки ТА); ток во вторичной цепи не зависит от значения и характера нагрузки (источник тока), а определяется значением и характером изменения первичного тока. В противоположность этому в силовых трансформаторах первичный ток определяется мощностью, потребляемой во вторичной цепи.

В общем случае ТА можно представить в виде двух обмоток первичной N1 и вторичной N2, размещенных на одном магнитопроводе из трансформаторной стали (рис. 5.23). Принцип действия ТА основан на явлении электромагнитной индукции (закон Ленца). При прохождении тока по первич- ной обмотке N1 в магнитопроводе ТА создается переменный магнитный поток Ô1, изменяющийся с той же частотой, что и ток I1. Поток Ô1 индуцирует во вторичной обмотке ЭДС E2, которая при замкнутой вторичной цепи приводит к появлению в ней тока I2, имеющего направление противоположное первичному току I1. Òîê I2 создает в магнитопроводе поток Ô2, направленный встречно по отношению к потоку Ô1. В результате в магнитопроводе устанавливается результирующий маг-

нитный поток Φ0 = Φ1 − F2. В идеальном трансформаторе при отсутствии потерь на перемагничивание от циркуляции токов магнитные потоки Φ1 è Φ2 равны по значению и противоположны по фазе, тогда Φ0 = 0. Реально потери можно определить из векторной диаграммы (рис. 5.24) с учетом того, что реальные погрешности по току и углу очень малы ( DI = 0,2 ¸1%; δ¢ = 10¢ ¸ 60¢). Построение диаграммы начинают с вектора МДС F2, создаваемой вторичным током I2, коллинеарным с ним. Протекание тока I2 через нагрузку создает в ней определенное активное Ua¢ = I2r и реактивное Uð¢ = I2x падение напряжения. Их геометрическая сумма является напряжением U2¢ на вторичных зажимах ТА, добавив определенные потери на внутреннем сопротивлении обмотки U2¢¢ = I2r2 + jI2x2, получают ЭДС E2, наводимую потоком Ф0 во вторичной обмотке и опережающем ее на 90°. Для его возникновения необходимо иметь намагничивающую МДС F0ð и составляющую F0à для покрытия активных потерь в магнитопроводе. Их сумма определяет МДС F0. Таким образом, первичная МДС должна уравновешиваться за счет МДС вторичной обмотки (- F2) и малым значением намагничиваю-

ùåé ÌÄÑ F0.

Как следует из диаграммы векторы МДС (или токов) F1 è F2 имеют небольшое угловое (угловая погрешность) и амплитудное (токовая погрешность) рассогласование, возникающее из-за нали- чия активных потерь в электрической и магнитной цепях

ãäå I0 – ток намагничивания, протекающий по первичной обмотке и создающий в магнитопроводе намагничивающий магнитный поток Ф0.

Рис. 5.23. Принципиальная схема трансформатора тока

Из векторной диаграммы можно получить выражение для погрешностей ТА. Погрешность, соответствующая номинальным параметрам, называется номинальной токовой погрешностью

Рассмотрим влияние различных параметров ТА на угловую и токовую погрешности.

Примем некоторые допущения для проведения качественного анализа. Пусть I1N1 ≈ I2N2 (без учета погрешностей, 1–3%). Кроме того, вторичный ток может быть определен по закону Ома I2 = E2 ¤ z2. Вспомним связь между ЭДС и индукцией намагни- чивания E2 = 4,44fN2BmS ¢, а также определим намагничивающую МДС по закону полного тока F0 = H0l. С учетом этих подстановок выражение (5.18) приобретает следующий вид:

Hlz2

I% = - 4,44fN2BmS sin(α + y) 100% =

из которого становится очевидным влияние на токовую и угловую погрешности геометрических размеров магнитопровода l, S, индукции в сердечнике и вторичной нагрузки. Очевидно, что для ТА минимальные потери будут в режиме КЗ его вторичной обмотки. Но кривая намагничивания материала магнитопровода является нелинейной.

На рис. 5.25 приведены кривые изменения относительной магнитной проницаемости и погрешности по току DI при изменении первичного тока. В связи с нелинейностью кривой намагничивания предельно допустимые изменения погрешности по току представлены в виде отрезков прямых линий (рис. 5.26). Так же приведена кривая изменения токовой погрешности (b¢),имеющая нелинейный характер, но укладывающаяся в допустимые пределы изменения.

Как следует из (5.20) вторичная нагрузка оказывает очень сильное влияние на погрешность по току. Поэтому для получения нормированной погрешности необходимо обеспечить нормированное значение вторичной нагрузки z2íîì è cosj2íîì. При изменениях вторичной нагрузки вторичный ток будет изменяться, но не в соответствии с законом Ома, а из-за изменения лишь погрешности в его определении. Простейшим методом компенсации погрешности является уменьшение числа витков вторичной обмотки. Если число витков вторичной

Второй член в квадратных скобках является показателем коррекции числа витков. При уменьшении числа витков во вторичной обмотке кривая погрешности по току перемещается параллельно самой себе в область менее отрицательных погрешностей. Как следует из рис. 5.26 кривая (â) в результате коррекции числа витков (DN2 ¤ N2íîì) 100 = = +1,2% переместилась вверх (кривая â¢) íà 1,2%

èтаким образом уложилась в допустимые пределы, чего не было в первом случае. Эта коррекция проводится при промежуточных контрольных испытаниях в процессе производства изделия на заводе. Поэтому в реальных ТА эта коррекция (если она необходима) уже произведена и кривая погрешности по току находится в допустимых пределах для соответствующего класса, но при номинальных условиях нагрузки.

Выше сказанное характеризует работу ТА в стати- ческом режиме. В переходных режимах в токах КЗ появляется апериодическая составляющая. В этом

случае ударный ток ióä может быть столь велик, что вызовет насыщение материала и приведет к искажению выходных характеристик ТА. Это особенно сильно скажется на работе релейной защиты. Для ослабления нелинейности кривой намагничивания

èснижения остаточной намагниченности в магнитопроводы вводится немагнитный зазор [56], что позволяет осуществить передачу тока в переходном режиме с допустимыми токовыми и угловыми погрешностями.

Другим способом передачи переходных режимов из первичной цепи во вторичную является полный

Рис. 5.30. Принципиальная схема включения воздушного трансформатора тока

отказ от ферромагнитного магнитопровода – так называемый воздушный ТА или пояс Роговского”. Конструктивно он представляет”собой катушку 3, индуктивно связанную с контуром измеряемого тока. Катушка намотана на тороидальный магнитопровод из немагнитного материала 2, в качестве первичной цепи – токоведущая шина 1, пропущенная через окно тора. В обмотке индуцируется ЭДС, пропорциональная производной тока. На выходе воздушного ТА включена интегрирующая цепочка RC (рис. 5.27). Сопротивление нагрузки (R = j ¤ wC) велико и ТА работает практически в режиме холостого хода.

С увеличением класса напряжения использование ферромагнитных или воздушных ТА приводит к значительным трудностям по обеспечению необходимой изоляции между первичной и вторичной цепями. Это послужило основой для разработки принципиально новых устройств по измерению тока для сверх- и ультравысоких напряжений.

Физическую основу оптико-электронных методов измерения составляют процессы преобразования измеряемого электрического сигнала в световой, а светового сигнала в выходной электрический сигнал. Системы преобразования отличаются друг от друга способом воздействия измеряемого параметра первичного тока на свойства светового луча (способом модуляции) и соответственно конструктивным исполнением.

Рис. 5.28. Однофазный двухобмоточный трансформатор напряжения:

à – присоединение TV к трехфазной сети без нулевого провода; á – расположение выводов (À-Õ – выводы ВН; à-õ – выводы НН)

Рис. 5.29. Погрешность по напряжению и угловая погрешность однофазного трансформатора напряжения (сплошные линии с коррекцией числа витков, штриховые линии – без коррекции)

Рис. 5.30. Практическая схема емкостного ТV

Однофазный двухобмоточный ТV применяется в установках как однофазного, так и трехфазного тока. В последнем случае он включается на линейное напряжение. Один из выводов вторичной обмотки для обеспечения безопасности при обслуживании заземляется.

Трансформаторы напряжения должны удовлетворять заданным классам точности при следующих условиях: изменение мощности, отдаваемой вторич-

ной обмоткой, в пределах от 0,25(UU1 )2S2íîì äî

1íîì

( U1 )2S2íîì, ãäå U1 – напряжение измеряемой цепи;

U1íîì

U1íîì – номинальное напряжение трансформатора; S2íîì – номинальная мощность трансформатора; коэффициент мощности нагрузки должен быть равен 0,8 и частота – 50 Гц.

Основными параметрами ТV являются: номинальные напряжения обмоток, т.е. напря-

жения первичной и вторичной обмоток, указанные на щитке;

номинальный коэффициент трансформации, т. е. отношение номинального первичного напряжения к номинальному вторичному

угловая погрешность δ¢, т. е. угол между вектором первичного напряжения и повернутым на 180° вектором вторичного напряжения, выраженный в угловых градусах (минутах).

На рис. 5.29 приведен пример изменения погрешности ТV при изменении мощности S2 вторич- ной нагрузки. Коррекцией напряжения Uk называется преднамеренное изменение коэффициента трансформации в сторону повышения вторичного напряжения, выраженное в процентах. Это достигается уменьшением числа витков первичной обмотки. Схемы включения трехфазных трансформаторов для обеспечения контроля изоляции сети приведены в [65].

Особо следует сказать о ТV высокого и сверхвысокого напряжения. Как было отмечено, ТV передают очень малую мощность, при этом практически в таких ТV определяющим является вопрос обеспе- чения изоляции между первичной и вторичной цепями. Поэтому при напряжениях выше 500 кВ используются так называемые емкостные ТV, состоящие из емкостного делителя напряжения (двух последовательно соединенных конденсаторов C1 è C2) и понижающего трансформатора (рис. 5.30). В современных РУ устанавливаются колонки конденсаторов высокочастотной связи для цепей автоматики и сигнализации. Поэтому, если использовать эту колонку связи C1 и добавить некоторый конденсатор отбора мощности C2, получим емкостной делитель. К конденсатору подключается ТV обычно на 12–15 кВ первичного напряжения. Для устойчивой работы в первичную цепь включается дополнительный реактор LR и высокочастотный заградитель 3. Таким образом, это устройство имеет существенно меньшую стоимость, чем ТV на полное первичное напряжение.

Многообразие конструктивных исполнений ТА объясняется условиями их конкретного использования. В общем случае различают ТА для внутренней и наружной установки. Для внутренней установки, как правило для использования в КРУ, ТА защищены от атмосферных воздействий и класс напряжения ограничен 35 кВ. Поэтому ТА в этом случае выполняются с литой (из эпоксидной смолы) изоляцией и с менее развитой внешней поверхностью. Трансформаторы тока имеют обозначения для первичной цепи Ë1–Ë2 и для вторич- ных цепей È1–È2 (ðèñ. 5.31).

Для наружной установки ТА имеют значительно более сложную конструкцию изоляции (многослоевая бумажно-масляная изоляция) между первич- ной и вторичной цепью и при этом используется трансформаторное масло. Вся конструкция ТА находится в фарфоровой рубашке, заполненной маслом.

По этому же конструктивному принципу создаются ТА на более высокий класс напряжения,

Рис. 5.31. Трансформаторы тока внутренней ТЛМ-10 (à) и наружной ТФ3М-35 (á) установки

используя каскадный принцип понижения уровня тока и напряжения на каждом преобразовании. При отсутствии вторичной нагрузки выходные клеммы È1–È2 ТА должны быть закорочены, в противном случае на них возникает высокое напряжение, опасное для обслуживающего персонала.

Для защиты изоляционных конструкций РУ от грозовых и коммутационных перенапряжений применяются разрядники (см. рис. 5.1) и нелинейные ограничители перенапряжения (ОПН).

Основными элементами вентильных разрядников являются искровые промежутки, последовательно соединенные с резистором, имеющим нелинейную вольт-амперную характеристику (ВАХ). В некоторых разрядниках параллельно искровым промежуткам 2, 3 присоединяются шунтирующие резисторы 1 (линейные) и конденсаторы, дающие возможность управлять распределением напряжений различной длительности по искровым промежуткам (см. рис. 5.32).

Íà ðèñ. 5.33,à представлен элемент магнитовентильного разрядника РВМГ на 33 кВ, состоящий из фарфоровой покрышки 1, колонки нелинейных резисторов из вилита 2 и блока последова-

Рис. 5.32. Изменения тока сопровождения и напряжения на разряднике при его пробое ( à); электрическая схема соединений искровых промежутков (á)

Рис. 5.33. Вентильный разрядник РВС-15 (à) и нелинейный ограничитель перенапряжений ОПН (á)

тельно соединенных искровых промежутков 3. Разрядники этой серии выпускаются на напряжение 110–500 кВ, что достигается последовательным включением исходных элементов. Поэтому конструкции разрядников этой серии снабжаются экранами, как на рис. 5.33,á в конструкции нелинейного ограничителя перенапряжений ОПН, выпускаемых на напряжение 110–1150 кВ. Основными элементами ОПН являются фарфоровый корпус 2, фланцы 4, имеющие устройство 3, обеспечивающее герметичность, наружный тороидальный экран 6 с держателями 5, обеспечивающий выравнивание распределения напряжения по варисторам 7. Âà-

ристоры имеют внутреннюю полость, служащую для сброса избыточного давления при аварийном перекрытии через клапан взрывобезопасности 3. Тепловая прослойка 8, передающая избыток теплоты от варисторов на корпус, одновременно используется для крепления варисторов 7. В последнее время для изготовления корпусов ОПН стали применять полимерные материалы, например стеклопластик, что позволяет существенно снизить массу аппаратов и упростить конструкцию ОПН.

Одним из основных недостатков вентильных разрядников является высокое значение коэффициента нелинейности материалов (тервита и вилита) a = (0,2–0,4), используемых при этом, а также нестабильность напряжений пробоя. Поэтому зна- чительный прогресс был достигнут после разработки новых материалов оксидно-цинковых варисторов с коэффициентом нелинейности a @ 0,02. Это позволило разработать аппараты защиты без искровых промежутков. При рабочем напряжении токи через варисторы достигают миллиамперы, а при перенапряжениях соответственно сотни и тысячи ампер. Такие аппараты получили наименование ”нелинейных ограничителей перенапряжений” ОПН.

Ограничитель подсоединен к сети в течение всего срока службы. Поэтому через варисторы непрерывно протекает ток. Ограничитель сохраняет работоспособность до тех пор, пока воздействием рабочего напряжения и импульсов перенапряжений активная составляющая тока не превысит некоторого критического значения, при котором нарушается тепловое равновесие аппарата.

Поглощение ограничителем энергии из сети предшествует повышению перенапряжения. Кратность ограничения перенапряжений ОПН имеет порядок 1,75 (для коммутационных) и соответственно (2,42–1,8) (для грозовых), что значительно ниже, чем для вентильных разрядников и, самое главное, обеспечивается стабильность этого коэффициента.

Токоограничивающим реактором называется электрический аппарат, выполненный в виде катушки неизменной индуктивности, предназначенный для ограничения токов КЗ и поддержания напряжения на шинах РУ в аварийном режиме (см. рис. 5.1). Откуда следует, что при возникновении КЗ на одной из отходящих линий низкого напряжения ток КЗ будет ограничиваться реактивными сопротивлениями генератора Xã и реактора Xð

Ток генератора много больше номинального тока отходящих линий, Xð >> Xã. Таким образом реально реактивное сопротивление реактора огра-

ничивает уровень ожидаемого тока КЗ. Поэтому использование реактора позволяет выбрать коммутационную аппаратуру на более легкие режимы по номинальному току отключения и токам термической и динамической стойкости. Как известно, в номинальном режиме на реакторе будут наблюдаться постоянные потери напряжения. Поэтому увеличение индуктивного сопротивления реактора Xð.% приводит к росту дополнительных потерь напряжения на нем. Увеличение индуктивности позволит более глубоко ограничить ток КЗ и использовать в сети более простые и дешевые аппараты. Используя критерий минимума затрат для РУ в целом, можно выбрать реактор с оптимальными электрическими параметры.

Для обеспечения линейности вольт-амперных характеристик реактора применяются конструкции без ферромагнитного магнитопровода. Наиболее просты и дешевы конструкции сухих бетонных реакторов. На рис. 5.34 представлена конструкция однофазного бетонного реактора. Многожильный кабель 1 (медный или алюминиевый) при изготовлении заливается в специальные формы и крепится при помощи бетонных стоек-колонн 2. Основания колонн крепятся к опорным изоляторам 3. Для повышения электрической прочности после отвердения бетон пропитывается специальным лаком.

Рис. 5.34. Однофазный комплект бетонного реактора

Между витками катушки реактора имеются значи- тельные расстояния, которые необходимы для снижения электродинамического усилия при КЗ и охлаждения реактора в номинальном режиме. Отдельные модули (фазные) реакторов могут располагаться вертикально и горизонтально, но обязательно в закрытых помещениях. К недостаткам реакторов, кроме большого веса и габаритных размеров, следует отнести и создание значительных магнитных полей рассеяния.