Содержание к диссертации
Введение
1. Отключающая способность высоковольтной коммутационной аппаратуры 10
1.1. Коммутационные процессы и явления в элегазовой аппаратуре. Описание текущей проблематики 10
1.2. Уровни перенапряжений, возникающие при отключении тока шунтирующего реактора. Отключение индуктивного тока элегазовыми выключателями. Эффект среза тока 11
1.3. Коммутационные процессы при отключении емкостных токов 14
1.4. Описание проблемы обратного движения блока контактов при отключении токов короткого замыкания элегазовыми выключателями автокомпрессионного типа .16
1.5. Выводы по главе и постановка задач исследований 18
2. Определение оптимальных методик расчета тока среза и экспериментальная оценка возникающих перенапряжений при отключении шунтирующего реактора элегазовыми выключателями 20
2.1. Испытания и анализ процессов при отключении тока шунтирующего реактора .20
2.2. Методики определения тока среза и оценка возникающих при отключении шунтирующего реактора уровней перенапряжений 24
2.3. Сравнительный анализ полученных результатов 27
2.4. Альтернативные способы исследования эффекта тока среза в лабораторных условиях образовательных учреждений 47
2.5. Выводы по главе 49
3. Разработка математических методов оценки и повышения отключающей способности в режиме отключения малыхтоков 51
3.1. Факторы, влияющие на отключающую способность элегазовых выключателей 51
3.2. Анализ газодинамической картины внутри ДУ 53
3.3. Численное моделирование электрического поля выключателя на основе метода конечных элементов. Оптимизация и снижение напряженности электрического поля элементов конструкции выключателя 55
3.4. Метод расчета пробивного напряжения 60
3.5. Метод подачи управляемого во времени высоковольтного коммутационного импульса 65
3.6. Верификация расчетной методики определения пробивного напряжения на основе метода подачи управляемого по времени коммутационного импульса 73
3.7. Верификация расчетной методики определения пробивного напряжения на основе эксперимента – коммутационные испытания 75
3.8. Методика прогнозирования кривой хода контактов и приведения напряженности ЭП к разности потенциалов между контактами 78
3.9. Критерий успешного отключения емкостного тока. Разработка интеллектуального алгоритма оценки отключающей способности высоковольтного выключателя 80
3.10. Верификация методики прогнозирования кривой хода и приведения напряженности ЭП к разности потенциалов между контактами при отключении емкостных токов 86
3.11. Верификация расчетной методики определения пробивных напряжений при отключении шунтирующего реактора 93
3.12. Верификация методики прогнозирования кривой хода и приведения напряженности ЭП к разности потенциалов между контактами при отключении шунтирующего реактора 95
3.13. Определение критерия пробоя по электростатическим и газодинамическим характеристикам 98
3.14. Верификация расчетного метода на предмет изолирующей способности элегазовых выключателей 103
3.15. Выводы по главе 104
4. Интеллектуальные системы управляемой коммутации 106
4.1. Принцип действия устройства синхронной коммутации 106
4.2. Включение конденсаторной батареи 108
4.3. Анализ экспериментальных результатов при определении предварительного пробоя при включении емкостной нагрузки 111
4.4. Отключение конденсаторной батареи 121
4.5. Выводы по главе 123
5. Моделирование электрофизических, газодинамичских и механических процессов при отключении токов короткого замыкания в выключателях с ду автокомпрессионного типа. анализ дуговых процессов 124
5.1. Описание проблематики 124
5.2. Конструктивные особенности автокомпрессионных дугогасительных устройств и факторы, влияющие на отключающую способность 125
5.3. Существующие методы оценки отключающей способности элегазовых выключателей 131
5.4. Постановка оптимизационной задачи 132
5.5. Описание математической модели 133
5.6. Расчет газодинамических, механических характеристик и верификация математической модели без тока 139
5.7. Расчет газодинамических характеристик в при отключении токов КЗ 141
5.8. Верификация математической модели при отключении токов короткого замыкания на основе эксперимента, оценка сходимости результатов моделирования и эксперимента 146
5.9. Верификация математической модели при отключении тока КЗ в однофазном режиме 154
5.10. Скорость работы расчетной программы 156
5.11. Алгоритм проверки работоспособности, оценки и повышения отключающей способности ЭВ 156
5.12. Анализ дуговых процессов при отключении токов КЗ 168
5.13. Выводы по главе 5. 186
6. Конструирование, разработка и исследование изолирующей и отключающей способности газонаполненного модуля разъединитель – заземлитель 188
6.1. Моделирование и расчт электрического поля для контактной группы модуля разъединитель–заземлитель. Оптимизация напряженности электрического поля 188
6.2. Исследование и оценка отключающей способности в режиме коммутации уравнительного тока при разных величинах рабочего напряжения. Анализ экспериментальных данных 195
6.3. Отключающая способность газонаполненного разъединителя в режимах коммутации тока заряда шин и холостого хода трансформатора 213
6.4. Расчет коммутационных характеристик газонаполненного заземлителя. Анализ околонулевой области при отключении токов заземлителя 217
6.5. Подтверждение коммутационной способности заземлителя 221
6.6. Выводы по главе 6 223
Заключение 225
Список сокращений и условных обозначений 228
Список литературы 229
- Уровни перенапряжений, возникающие при отключении тока шунтирующего реактора. Отключение индуктивного тока элегазовыми выключателями. Эффект среза тока
- Методики определения тока среза и оценка возникающих при отключении шунтирующего реактора уровней перенапряжений
- Верификация расчетной методики определения пробивного напряжения на основе эксперимента – коммутационные испытания
- Исследование и оценка отключающей способности в режиме коммутации уравнительного тока при разных величинах рабочего напряжения. Анализ экспериментальных данных
Введение к работе
Актуальность темы. За последние годы, в связи с вводом значительных
мощностей в электроэнергетике интенсивным развитием электрификации, а также
передачи электроэнергии на большие расстояния, увеличивается спрос на
элегазовые выключатели высокого напряжения с высокими техническими
характеристиками. На текущий момент высоковольтное оборудование
подстанций РФ требует модернизации. В странах Европы, Северной Америки, странах Азии используются элегазовая коммутационная аппаратура с отключающей способностью порядка 63–80 кА и даже 90 кА. В настоящее время в России наблюдается спрос на выключатели, способные отключать токи КЗ порядка 50-63 кА. При этом отечественные производители, такие как ООО «Эльмаш УЭТМ» (г. Екатеринбург), ЗАО ЗЭТО (г. Великие Луки), ЗАО ЛенАппарат (Санкт-Петербург) предлагают элегазовые выключатели (ЭВ) с отключающей способностью 40–50 кА. Более того, отечественное коммутационное оборудование отстает от зарубежных аналогов по отключающей способности емкостных токов ненагруженных воздушных линий, конденсаторных батарей, кабельных линий. Достигнутый уровень отключающей способности ВВА отечественных производителей в данном режиме – С1 (с низкой вероятностью возникновения повторных пробоев). Элегазовые выключатели (ЭВ) производства таких компаний как ABB, Siemens, ALSTOM-Shneider Electric, Mitsubishi, Hitachi соответствуют классу С2 – с очень низкой вероятностью возникновения повторных пробоев. Разработка выключателей, исследование процессов, происходящих при коммутации малых реактивных токов, также как исследование процессов отключения больших токов и разработка инженерных методов, математических моделей, программ расчета является актуальной на сегодняшний день задачей. Представленные в диссертационной работе методики направлены на исследование и прогнозирование коммутационной и/или изолирующей способности на начальной стадии проектирования распределительной аппаратуры до изготовления дорогостоящих опытных образцов. В итоге снижается количество опытных макетов, времени и объема проводимых научно–исследовательских работ (НИОКР).
Цель работы и задачи исследования. Цель работы заключается в
исследовании электрофизических процессов и явлений в элегазовой
коммутационной аппаратуре, анализе, систематизации результатов, полученных в ходе разработки, предложении методик повышения коммутационной способности.
Объектом исследования являются электрофизические, газодинамические и механические процессы в высоковольтной коммутационной аппаратуре. Предметом исследования являются элегазовые выключатели автокомпрессионного типа, а также элегазонаполненные разъединители и заземлители.
Решаемые задачи:
1. Исследование проблемы возникновения тока среза при отключении индуктивной нагрузки выключателями. Определение возникающих уровней перенапряжений и факторов, влияющих на величину перенапряжения. Ограничение перенапряжений за счет разработки системы управляемой коммутации.
-
Повышение отключающей способности при отключении емкостного тока. Разработка методики прогнозирования механической характеристики проектируемого выключателя с последующим приведением напряженности электрического поля при определенном межконтактном расстоянии (МР) к величине переходного восстанавливающегося напряжения (ПВН).
-
Решение проблемы оценки механической характеристики разрабатываемой конструкции выключателя автокомпрессионного типа (на ранней стадии проектирования) с учетом возникающей величины противодавления при отключении токов КЗ. Снижение величины обратного хода контактов. Оценка межконтактного расстояния к моменту отключения тока с приложением ПВН и минимального МР при обратном ходе контактов после погасания дуги.
-
Разработка элегазонаполненного модуля разъединитель–заземлитель. Исследование изолирующей и дугогасительной способности модуля во всех режимах сети. Повышение компактности подстанций, снижение отчуждаемой территории в городских, промышленных зонах.
Методы исследования. Для анализа электрофизических, газодинамических характеристик применялись методы теории электрических аппаратов, методы численного моделирования в пакетах ELCUT, ANSYS. Трехмерное моделирование исследуемых объектов проводилось с применением пакета Unigraphics NX. Численное решение системы уравнений модели движения блока контактов проектируемого выключателя было реализовано в среде Visual Fortran. Для подтверждения рассчитанных параметров и получения новых данных проводились натурные эксперименты на поверенном испытательном оборудовании.
Научная новизна:
– объединено численное моделирование напряженности электрического поля
дугогасительного устройства выключателя одновременно с ПВН и прогнозируемым
межконтатным расстоянием (МР). МР определяется из вжима контактов и кривой
хода контактов во времени, которую возможно с достаточной точностью
спрогнозировать, исходя из выбираемых разработчиком силовых характеристик
привода, кинематической схемы выключателя и конструктивно-геометрических
характеристик дугогасительного устройства. Применено приведение напряженности
ЭП в соответствующий момент времени к величине прикладываемого к контактам
ПВН. Методика верифицирована проведенными высоковольтными и
коммутационными испытаниями. Методика позволяет разработчикам и
исследователям выбирать вариации механической и электростатической
характеристик выключателя на ранней стадии проектирования выключателя, т.е. до изготовления опытного образца и проведения дорогостоящих испытаний.
– проведен натурный эксперимент по отключению тока короткого замыкания 50 кА разработанными в ходе написания диссертации выключателями классов напряжений 220-500 кВ с оценкой механической характеристики в трехфазном и однофазном режимах.
– произведена коррекция исходной математической модели процесса оценки кривой хода контактов с учетом исследованного в ходе натурного эксперимента термодинамического эффекта при отключении тока КЗ. Оценка произведена по нескольким выключателям. Разработан алгоритм оценки допустимого значения
межконтактного расстояния (МР) в момент гашения (в момент приложения ПВН) и достижения максимальной величины обратного хода (при приложении напряжения источника). Впервые представлено совместное решение задачи оценки кривой хода контактов в режиме отключения тока КЗ с целью снижения величины обратного хода (исключения возникновения обратного хода) контактов с учетом величины давления заполнения, необходимого для успешного отключения емкостного тока (без пробоев).
– проанализированы дуговые процессы при отключении тока короткого
замыкания 50 кА. Исследована околонулевая область, определены напряжения
погасания. Представлены вольт-амперные характеристики и аппроксимирующие
выражения с временным шагом для воспроизведения полученных
экспериментальных данных для анализа существующих моделей Майера и Касси;
– впервые произведен расчет и сравнительный анализ получаемых величин тока среза по двум методикам расчета при отключении шунтирующего реактора. Предложена оптимальная методика. Впервые выполнен нестандартный режим отключения тока шунтирующего реактора 40А, представлены величины перенапряжений. В качестве метода ограничения перенапряжений предложена разработанная в ходе исследования система управляемой коммутации с соответствующим данному режиму целевым временем горения дуги;
– исследовано явление предварительного пробоя для операций включения. Реализованы адаптивные функции параметров системы интеллектуальной управляемой (синхронной) коммутации.
– разработан газонаполненный модуль разъединитель-заземлитель (Р/З), исследованы электрофизические процессы во всех коммутационных режимах. Впервые исследован режим коммутации уравнительного тока 1600 А при напряжении 20 и 100 В с оценкой требуемого коммутационного ресурса в 100 циклов В-О. Исследованы дуговые процессы, определены факторы, влияющие на отключающую способность. Представлены технология производства и зависимости свойств материала контактов, определяющие коммутационный ресурс аппарата.
Практическая значимость исследований заключается в следующем:
разработана компьютерная программа для оценки отключающей способности ЭВ в режиме отключения емкостного тока, позволяющая выбрать оптимальное соотношение “скоростная характеристика / электростатическая характеристика” в режиме отключения емкостного тока. Результаты расчета хорошо согласуются с проведенными экспериментами.
разработана компьютерная программа для оценки отключающей способности элегазового выключателя в режиме отключения тока КЗ с оценкой допустимого расстояния к моменту отключения тока КЗ и допустимой для данного выключателя величины противохода. Отключающая способность выключателя оценивается как в режиме коммутации емкостного тока, так и в режиме коммутации тока КЗ с оценкой величины обратного хода при величине давления заполнения и получаемом перепаде давления, а также необходимом давлении заполнения для режима коммутации емкостного тока.
Исследованы дуговые процессы с получаемыми газодинамическими характеристиками при отключении тока короткого замыкания 50 кА. Исследована
околонулевая область, определены напряжения погасания. Представлены вольт-амперные характеристики
проведены расчеты конструкций, на основе которых в ООО «Эльмаш (УЭТМ)» разработаны выключатели: баковый выключатель ВЭБ-220 и колонковый выключатель серии ВГТ-500/750. Получена достаточная корреляция расчетных данных с полученными результатами коммутационных испытаний; применение разработанного расчетного инструментария позволило сократить количество проводимых НИОКР и успешно пройти испытания в соответствии с требованиями стандартов ГОСТ/МЭК.
разработан, исследован и аттестован газонаполненный модуль разъединитель-заземлитель в составе распределительного устройства на 110 кВ. Первая поставка распределительного устройства РУЭН-УЭТМ-110 с газонаполненным модулем разъединитель-заземлитель произведена на подстанцию Намыв (Якутия) в 2016 г. Применение распределительного устройства РУЭН-УЭТМ-110 позволяет снизить площадь подстанции на 35–40 % относительно классической подстанции с отдельно стоящими разъединителями и заземлителями. Повышена коммутационная способность газонаполненного разъединителя в самом тяжелом режиме – режиме отключения уравнительного тока с параметрами, нормируемыми для воздушного разъединителя. Достигнута коммутационная способность разъединителя при отключении тока 1600 А при повышенном напряжении 100 В в требуемом количестве 100 циклов включение-отключение. Исследованы стадии дугового процесса при отключении уравнительного тока. Подтверждена коммутационная способность во всех режимах. Предложена новая технология производства материала дугогасительных контактов, обеспечивающая повышенный коммутационный ресурс. Представлены результаты коммутационных испытаний разъединителя с розеточным и торцевым типом контактов. Экспериментально определено, что износ контактов имеет место только в режиме коммутации тока 1600 А при 100 В. В остальных режимах массовый износ контактов отсутствовал.
разработанные методики проектирования коммутационных аппаратов и оценки их отключающей способности применены в образовательном теоретическом и лабораторно–исследовательском курсе учащихся ВУЗов, предложена методика исследования эффекта среза тока при отключении индуктивной нагрузки на упрощенной установке.
на основе проведенных исследований внесены предложения по методикам испытаний в новую редакцию стандарта ГОСТ52565-2006. Внесены предложения по методикам испытаний газонаполненных разъединителей в комитеты МЭК/СИГРЭ.
Основные положения и результаты, выносимые на защиту:
1. Математическая модель оценки и повышения отключающей способности ЭВ в
режиме коммутации емкостного тока.
2. Математическая модель оценки и повышения отключающей способности ЭВ
в режиме отключения тока КЗ с учетом требуемой (для успешного
отключения) величины давления заполнения в режиме коммутации
емкостного тока и получаемой кривой хода контактов в режиме отключения
тока КЗ. Совместное решение задачи успешного отключения
выключателем тока КЗ и емкостного тока. Оценка отключающей способности по величине развиваемого межконтактного расстояния, давления, температуры газа и электростатической характеристике.
3. Проведение исследований по отключению тока КЗ в 50 кА (в трехфазном
режиме) в двух вариантах конструктивного исполнения. Определение падения напряжения на дуге, проводимости, выделяемых энергий. Выражения для воспроизведения тока и напряжения на дуге.
4. Разработка и исследование характеристик газонаполненного модуля
разъединитель–заземлитель на 110 кВ с подтверждением коммутационной способности и требуемого коммутационного ресурса.
5. Разработка системы управляемой коммутации. Ограничение перенапряжений
при отключении различных величин тока ШР. Реализация синхронного включения, синхронного отключения.
Обоснованность и достоверность научных положений, выводов и рекомендаций. Расчеты на основе метода конечных элементов были проведены на лицензированном ПО. Точность расчета предлагаемых методов подтверждена результатами эксперимента. Испытательное оборудование в ходе проведения экспериментов было поверено соответствующими метрологическими службами. Эксперименты были проведены в соответствии с требованиями стандартов ГОСТ 52565-2006, ГОСТ 55195-2012, МЭК62271-100, МЭК62271-110. Погрешность результатов расчетов предложенных методов и результатов экспериментов составила менее 6–9 %.
Практическая ценность работы. Предложенные математические модели,
программы и алгоритмы позволяют существенно сократить время и затраты,
необходимые для выбора оптимальных конструктивных решений проектируемого
коммутационного оборудования с точки зрения требуемых газодинамических,
электростатических и механических характеристик. Разработанный модуль
разъединитель–заземлитель (Р/З) в составе распределительного устройства на 110
кВ решает вопрос повышения компактности подстанций, снижает отчуждаемую
площадь подстанции на 35–40% по сравнению с комплектом отдельно стоящего
оборудования выключатель-разъединитель-заземлитель-измерительные
трансформаторы классической воздушной подстанции (AIS). Разработанный с
учетом использованием классических воздушных подводящих шин
распределительное устройство с модулем разъединитель–заземлитель не требует принципиального перестроения подстанции по типу газоизолированных подстанций (GIS). Исследованные свойства материала контактов позволяют повысить ресурс разъединителя до требуемого количества циклов включение–отключение равное 100. Востребованность коммутационного аппарата с данными техническими параметрами подтверждается запросами сетевых компаний, а также известными данными организации СИГРЭ о росте величин уравнительного тока.
Реализация и внедрение результатов работы. Примененная методика
оценки кривой хода контактов и оценки отключающей способности в режиме коммутации емкостного тока и тока КЗ внедрена в инжиниринговый процесс разработки высоковольтной коммутационной аппаратуры отдела главного
конструктора ВВА ООО «Эльмаш (УЭТМ)» г. Екатеринбург. Методика направлена на разработку выключателей на классы напряжения 220–750 кВ с током отключения 50–63 кА. Разработан, исследован и аттестован газонаполненный модуль разъединитель–заземлитель в составе распределительного устройства на 110 кВ, с учетом исследованных процессов дугогашения в аппарате на 110 кВ сформирована научно-техническая база для разработки модуля Р/З на 220 кВ.
Апробация работы. Основные теоретические положения, результаты и выводы
диссертационной работы докладывались и обсуждались на ежегодных практических
конференциях: международная научно-практическая конференция Энерго-и
ресурсосбережение (УрФУ, Екатеринбург, 2013); международная научно-
практическая конференции Наука и образование XXІ века (Уфа 2013 г.);
международная научно-практическая конференция Energy Quest (УрФУ,
Екатеринбург, 2014); международная IEEE конференция по управлению и связи -
SIBCONFERENCE (Омск, 2015г.); международная конференция Пром-
Инжинииринг-2016, 2nd International Conference on Industrial Engineering, Applications and Manufacturing 2016, ICIEAM–2016 (Челябинск, 2016).
Публикации. По результатам исследования опубликовано 13 научных трудов, из них 4 статьи опубликованы в рецензируемых научных журналах, определенных ВАК РФ; 5 статей вошли в научную базу SCOPUS, 4 – в РИНЦ.
Личный вклад автора состоит в постановке задач исследования, разработке
математических моделей, методик оценки и повышения коммутационной
способности аппаратуры, обоснования необходимости разработки аппаратов в
нескольких исполнениях с целью сравнения получаемых в ходе эксперимента
данных, руководстве проведения опытно–конструкторских исследований
разработанных изделий, подготовке публикаций к печати и апробации результатов.
Структура и объем работы. Диссертация состоит из введения, шести глав, заключения, списка литературы. Содержит 227 с. основного текста, 221 иллюстраций, 36 таблицы, 14 с. списка литературы из 123 наименований. Общий объем работы составляет 245 с.
Уровни перенапряжений, возникающие при отключении тока шунтирующего реактора. Отключение индуктивного тока элегазовыми выключателями. Эффект среза тока
В научно-технической литературе, посвященной вопросам повышения надежности сетевого оборудования, встречаются информация о негативном воздействии коммутационных высокочастотных перенапряжений на изоляцию этого оборудования [5]. Достаточно большое количество работ [6–9] указывает на возможность повреждения обмоток трансформаторов из–за приложения высокочастотных перенапряжений. В связи с этим требуется провести глубокий анализ перенапряжений происходящих при коммутации индуктивной нагрузки.
Для выключателей среднего класса напряжений отключаемой индуктивной нагрузкой являются: – электрические двигатели (отключаемые токи 100–300 А [10–12]) – шунтирующие реакторы (отключаемые токи 100–1600 А [10–12]) – ненагруженные трансформаторы Для выключателей классов напряжений 110 кВ и выше отключаемой индуктивной нагрузкой являются: – токи шунтирующих реакторов (отключаемые токи 100–300 А [10–12]) –токи намагничивания трансформаторов
Испытания на отключение ненагруженного трансформатора не требуются по двум причинам. Во-первых, этот режим является менее жестким, чем другие режимы коммутации. Во-вторых, этот режим не может быть правильно смоделирован в испытательной лаборатории» [5, 11]. Из-за большого количества номинальных параметров трансформаторов и нелинейных характеристик сердечника невозможно смоделировать процесс отключения ненагруженного трансформатора в испытательной лаборатории, используя линейные элементы. Результаты испытаний на имеющемся в лаборатории трансформаторе будут правомерны для этого трансформатора и использованного конкретного уровня возбуждения. Результаты испытаний не будут относиться к другим уровням возбуждения этого трансформатора и тем более к другим трансформаторам [5, 11].Соответственно, в диссертационной работе этот режим не рассматривается.
В текущем исследовании рассматривается коммутационная способность при отключении токов ШР элегазовыми (гексафторид серы) выключателями классов напряжений от 110 до 750 кВ. Из источников [5–6, 10–12] известна следующая зависимость величины тока среза при отключении шунтирующего реактора: I =Л NС среза v экв , (1.1) где Cэкв - результирующая емкость, подключенная к выключателю (емкость реактора, конденсатора, подводящей ошиновки и других элементов схемы); N -количество разрывов, соединенных последовательно.
Таким образом, на значение возникающего перенапряжения влияют как конструктивные параметры (количество разрывов выключателя, изолирующая и дугогасящая среда), так и значение индуктивности, емкости реактора и подводящих цепей. Из источников [5-9] известно что токи среза в воздушных выключателях достигают 70 А, то время как в ЭВ токи среза составляют 8-10 А [10-12].
Причинами перенапряжения при отключении шунтирующего реактора могут быть срезы тока и пробои межконтактного промежутка выключателя в течение интервала времени восстановления на нем напряжения после отключения. Срез тока – это принудительное снижение тока до его естественного перехода через нулевое значение в результате интенсивного охлаждения дуги малой токовой плотности холодным потоком гасящего газа. Эффект среза тока имеет место при отключении индуктивных токов реактивных элементов сети. На настоящий момент имеются работы исследователей по определению токов среза высоковольтных выключателей с различными дугогасительными средами [5, 6, 10].
Отключаемый ток шунтирующего реактора согласно стандарту международной электротехнической комиссии МЭК 62271-110 [12], стандарту IEEE С37.015.2009 [13] составляет 300 А в диапазоне токов 252 - 378 А (режим 1 - 20 опытов) и 100 А в диапазоне 80 - 120 А (режимы 2, 3, 4 - 58 опытов в однофазных испытаниях). Согласно отечественному стандарту ГОСТ 52565-2006 [14] необходимо выполнить 20 опытов отключения тока 300 А и 18 опытов отключения тока 100 А.
При срезе тока в индуктивности и эквивалентной емкости реактора, включая емкость обмоток и ввода реактора, ошиновки реактора и выключателя, оказывается накопленной магнитная Wм и электрическая Wэ энергии [6]: Lр i 2 w = ср (1.2) м 2 C р U 2 W = р (1.3) э 2 где Lр - индуктивность реактора; Ср - эквивалентная емкость реактора и подводящих цепей; 1ср - ток среза; Uср - напряжение, при котором происходит срез тока.
После среза тока в реакторе происходят высокочастотные процессы обмена энергией, запасенной в магнитном и электрическом полях реактора. В течение интервала времени взаимодействия энергиями к моменту отключения тока в электрическом поле концентрируется суммарная запасенная в реакторе энергия: Li2 Си 2 CU2 р ср р ср _ р р (1.4)
По данным источника [6] частота колебаний энергообмена составляет порядка 1-2 кГц, по данным источников [11, 13] – 1-5 кГц. Напряжение на контактах выключателя складывается из напряжения промышленной частоты и напряжения высокочастотных колебаний. Электрическая прочность межконтактного промежутка может не успеть восстановиться, в результате чего произойдет повторное зажигание промежутка (возобновление тока между контактами), и начнется восстановление напряжения на реакторе в виде высокочастотных колебаний. Процесс может сопровождаться многократными повторными зажиганиями (Рисунок 1.1) до тех пор, пока электрическая прочность между контактами не достигнет необходимого диэлектрического уровня.
Методики определения тока среза и оценка возникающих при отключении шунтирующего реактора уровней перенапряжений
На рисунках 2.9–2.10 приведен сравнительный анализ величин тока среза в режимах отключения 100А и 300А выключателем ВГТ-УЭТМ-500 по методике IEEE C37.015.-2009 (однопараметрическая формула) и МЭК-62271-306 (двухпараметрическая формула). Очевидно, что использование методики IEEE C37.015.-2009, учитывающей только максимальную величину напряжения подавления, дает большее значение тока среза.
Рисунок 2.10 –Токи среза выключателя ВГТ-УЭТМ-500 по методикам IEC-62271 Рисунок 2.9 – Токи среза выключателя ВГТ-УЭТМ-500 по методикам IEC-62271-306 и IEEE C 37.015.-2009 (режим 100 А) 306 и IEEE C 37.015.-2009 (режим 300 А)
В стандарте IEEE C37.015.-2009 [13, формула Е2] утверждается, что однопараметрическая формула 2.1 не учитывает влияние падения напряжения на дуге и действительна для выключателей класса напряжений 60 кВ и выше.
Часть приложения Е документа IEEE C 37.015.-2009 [13] Для выключателей класса напряжений ниже 60 кВ падение напряжение на дуге может быть значительным и величина тока среза должна быть рассчитана с использованием двухпараметрической формулы 2.7 [13, формула Е3].
Проведенное же сравнение рассчитываемых величин тока среза на основе эксперимента говорит об обратном. Величина падения напряжения на дуге в процессе отключения индуктивного тока в выключателях автокомпрессионного типа 220-500 кВ достаточно сильно влияет на конечную величину тока среза. Необходимо пользоваться двухпараметрической формулой 2.7, учитывающей напряжение в начальный и конечный момент среза тока. Погрешности расчета использование методики стандарта IEEE C 37.015.-2009 [13] доходит до 30-32% (Таблицы 2.1, 2.2).
Анализ результатов и сравнение с [5, 11–13] показал, что применение указанных методик дает достоверные результаты. Рассчитанные по однопараметрической формуле коэффициенты, токи среза хорошо согласуются с результатами испытаний элегазового выключателя на 500 кВ, представленными в стандарте МЭК 62271-306 [11]. Полученные значения частот колебательного процесса 1,2 кГц (режим коммутации 100 А) и 2,4 кГц (режим коммутации тока 300 А) хорошо согласуются с данными источника [5, 13]. Полученные значения согласуются с данными, представленными в [11, 12]. Из таблиц 2.1 и 2.2 видно, что применение двухпараметрической формулы дает более точное значение тока среза, поскольку учитывает колебания величины начального напряжения подавления (Рисунок 2.5). Таблица 2.1 – Сравнение величин токов среза выключателя ВГТ-УЭТМ-500 по 1 и
Необходимо отметить, что, методика по определению коэффициента среза, указанная в [6], справедливая для конкретного элегазового выключателя, не учитывает конструктивно-технические характеристики, а оперирует только одним параметром – временем горения дуги: A, = (0,22 + 9V104
Токи среза выключателей на класс напряжения 500 кВ Обоснование природы роста токов среза от времени горения дуги может быть следующим. Рисунки 2.15–2.16 наглядно объясняют природу роста тока среза со временем горения дуги. Этот эффект объясняется удлинением дуги, повышением роста давления в подпоршневой области и, соответственно, увеличением интенсивности двухстороннего дутья. Повышение давления в подпоршневой области было замерено в отсутствие тока пьезоэлектрическим датчиком PS 2001-50 (Рисунок 2.14 а) на базе тензометрической станции ZET LAB017-U2 (рисунок 2.14, б) с частотой дискретизации 25 кГц.
Пьезоэлектрический датчик PS 2001-5 (а), тензометрическая станция ZETLAB 017-U2 (б) На рисунке 2.15 снятая на холостом ходе кривая давления синхронизирована относительно времени горения дуги в режиме коммутации тока шунтирующего реактора 100 А и 315 А. Полученный перепад давления хорошо согласуется с работами исследователей [30–32].
Термин «повторное тепловое зажигание» применен в источнике [33]. Это возобновление тока при времени горения дуги в диапазоне приблизительно 0 – 1,5 мс при межконтактном расстоянии в несколько миллиметров перед нулем тока. За повторное тепловое зажигание в текущем исследовании условно принималось возобновление тока в нуле с разрядным напряжением Uw (Рисунок 2.20) меньшим 130 кВ. Диапазон времени горения дуги до первого нуля тока составил 0–1,7 мс. Отличительной особенностью повторных тепловых зажиганий от повторных зажиганий является отсутствие перенапряжений в первом нуле тока, поскольку во всех случаях наблюдались разрядные напряжения Uw, меньшие 130 кВ. Из рисунка 2.16 видно, что большая часть напряжений подавления, соответствующих операциям с повторным зажиганиям в первом нуле тока и последующим продлением тока на 10 мс, происходили в момент времени на i-ом шаге, соответствующему началу сверхзвукового течения элегаза, определяемого как отношение давления заполнения Pзап. к давлению под поршнем Pпоршн.i по формуле источника [32]:
Верификация расчетной методики определения пробивного напряжения на основе эксперимента – коммутационные испытания
Полученные уровни возникающих перенапряжений сравнены с результатами исследований автокомпрессионных выключателей [4, 5-6, 11, 13, 44]. Во всех случаях отключений тока выключателем ВГТ-500 величины максимальных напряжений (Uмакс.под.) подавления были выше пика напряжения на нагрузке относительно земли (Uмакс.нагр.). Однако в случае 4-х операций отключения тока 100 А выключателем ВЭБ-220 с временем горения дуги менее 5 мс – 4; 4,5; 4,6; 4,9 мс, величины максимальных напряжений подавления (Uмакс.под.) были меньше пика напряжения на нагрузке относительно земли (Uмакс.нагр.). Соответственно, коэффициенты перенапряжений для этих четырех операций рассчитывались от величин напряжения на нагрузке (Uмакс.нагр.) и показаны на рисунке 2.23. После цикла испытаний визуальный осмотр показал, что зажигания происходили только между контактами. Инспектирование подтвердило отсутствие пробоев, перекрытий, треков изоляционных материалов. Уровень перенапряжений колонкового элегазового выключателя ВГТ-УЭТМ-500 составил 1,07–1,57 о.е., бакового выключателя ВЭБ-УЭТМ-220 1,02–1,656 о.е. Уровень перенапряжений колонкового элегазового выключателя ВГТ-УЭТМ-220 на чистом элегазе составил 1,03-1,52 о.е. На смеси элегаз + тетрафторметан – 1,02-1,65 о.е. В таблице 2.3 приведены окончательные результаты испытаний и сравнение исследованных величин тока среза и коэффициентов среза с величинами, рекомендуемые стандартами [11, 12, 13]. Полученные в текущем исследовании максимальные рассчетные величины токов среза и коэффициентов среза для элегазового выключателя автокомпрессионного типа (pufferype) меньше рекомендованных стандартами величин.
В таблице 2.4 представлены величины коэффициентов среза для выключателей с различными типами гашения, различными изолирующими и дугогасящими средами. Полученные в текущем исследовании максимальные рассчетные величины токов среза и коэффициентов среза для разработанных элегазовых выключателей автокомпрессионного типа меньше рекомендуемых стандартами величин.
Ток среза в воздушных выключателях достигает порядка 70–80 А [5–6, 44]. Конструктивные отличия воздушных выключателей от элегазовых по части возникающих величин токов среза заключаются в том, что в воздушных выключателях в момент размыкания контактов запасенное давление уже достигает такого уровня, чтобы обеспечить сверзвуковое течение газа. В элегазовых ДУ автокомпрессионого типа пик давления создается приблизительно через период промышленной частоты (15–20 мс) с МРК.
Исходя из собственных исследований (Рисунки 2.27 и 2.28) и исследований испытательного центра KEMA [15, 37] (Рисунок 2.29), в связи с ростом запросов от сетевых компаний возможным предложением по модернизации методики проведения испытаний может стать режим отключения токов шунтирующего реактора, меньших рекомендуемых текущими стандартами [10–13]. Очевидно, что единственным решением по ограничению перенапряжений при отключении тока порядка 40 А является применение системы управляемой коммутации. Важно отметить, что для данного режима целевое время отличается от того, что было определено для режимов 100 А и 300 А.
Стандарт IEEE C37.015.-2009 [13, пункт 5.6 Overvoltage limitations] оговаривает желательный уровень перенапряжений. Для выключателей до 60 кВ желательно не допускать перенапряжений 2,5 о.е., для выключателей 60 кВ и выше – не более 2 о.е. Для случаев отключения малых токов реактора порядка 40– 50 А необходимо использование систем управляемой коммутации.
В связи с ростом запросов от электросетевых компаний по возможности отключения токов шунтирующего реактора, меньших рекомендуемых стандартами МЭК/ГОСТ/IEEE, возможным предложением по методике испытаний в части определения уровня перенапряжений может стать дополнительный обязательный режим коммутации тока шунтирующего реактора в диапазоне 30–50 А.
Следует отметить, что в текущей редакции стандарта на выключатели ГОСТ52565-2006 [14], а также международного стандарта МЭК 62271-110 (версия 3.0) [12] указано, что выключатель должен отключать ток шунтирующего реактора максимум с одним повторным зажиганием, приводящим к продлению тока промышленной частоты на 10 мс. Критерием успешного испытания является: выключатель должен отключать ток шунтирующего реактора максимум с одним повторным зажиганием, приводящим к продлению тока промышленной частоты на 10 мс. Многократные повторные зажигания в любом из нулей тока можно считать как одно повторное зажигание.
В работе специалистов центра KEMA [37] исходя из экспериментальных данных, вносятся предложения по методике и критериям успешности прохождения испытаний при отключении тока шунтирующего реактора. Возможен случай как с повторным зажиганием (зажиганиями) в одном нуле тока, так и зажиганием (зажиганиями) во втором нуле тока (Рисунок 2.30). Успешным считается отключение, при котором не было продления тока промышленной частоты на полпериода во втором нуле тока. При этом многократные зажигания во втором нуле тока допускаются, если не происходит продления тока на полпериода.
На основании проведенных собственных исследований, а также исследований и рекомендаций специалистов центра KEMA [37] в новую редакцию стандарта на выключатели ГОСТ52565-2006 [14] мною были внесены критерии прохождения испытаний выключателей при отключении тока шунтирующего реактора. Эти критерии представлены в Таблице 2.5. Критерии прохождения испытаний при отключении токов ШР Вариант отключения Заключение 1 Без продления тока (с зажиганием или без) Проходит 2 С продлением тока вследствие зажигания (многократных зажиганий) в первом нуле тока на полпериода промышленной частоты Проходит 3 С продлением тока вследствие зажигания (многократных зажиганий) в первом нуле тока на полпериода промышленной частоты и зажиганием (многократных зажиганиями) во втором нуле тока, не приводящим ко второму продлению тока Проходит 4 С продлением тока вследствие зажигания (многократных зажиганий) во втором нуле тока на полпериода промышленной частоты Не проходит
В случае отключения тока ШР с многократными повторными зажиганиями в протокол в обязательном порядке следует вносить величину максимального перенапряжения относительно земли ( Uмакс.перен., Рисунок 2.20).
В образовательных целях в качестве лабораторно-исследовательского практикума университетов эффект среза тока можно изучать на значительно упрощенной испытательной установке (Рисунок 2.31), состоящей из низковольтного коммутационного аппарата (были взяты контакты внешних вспомогательных цепей – КВВЦ привода ПД-107 для разъединителя серии РПД), активно-индуктивной нагрузки (Rакт. = 82 Ом; L = 3 Гн), шунта.
Исследование и оценка отключающей способности в режиме коммутации уравнительного тока при разных величинах рабочего напряжения. Анализ экспериментальных данных
По данным [45, 49, 50] напряженность, при которой возникает пробой, связана с абсолютным давлением элегаза соотношением: Епр=А-рп, (3-4) где А и п - постоянные; р - давление элегаза. Параметры А и п определяются главным образом состоянием поверхности электродов. Диапазоны для изменения параметров А и п лежат в следующих пределах: 5,6 A 6,9; 0,73 n 0,88. Для аналитического расчета напряжения пробоя исследователи [49,54-56] используют формулу: Uрасч.пр. = U-кр = U- ; (3.5) где Еи - напряженность ЭП при потенциале между контактами U; Екр -критическая напряженность - нижний предел электрической прочности. Расчетное пробивное (разрядное) Uрасч.пр. напряжение в текущем исследовании рассчитывалось с помощью выражения [49, 54]: U расч.пр. кр. (3.6) макс. 1В
Нижний предел электрической прочности в элегазе Екр при давлении 0,5 МПа задается по данным источника [53]: Екр. =19400 кВ/м. Из исследований [49, 50] известно, что внутри ДУ выключателей происходит снижение давления возле поверхности электродов (дугогасительных контактов) ниже давления заполнения. Однако в области между контактами давление может быть равным номинальному, о чем свидетельствуют исследования [31]. Поэтому на начальной стадии разработки ЭВ (до изготовления опытного образца и проведения дорогостоящих испытаний) имеет смысл разработать и предложить расчетную методику – тест-метод, способный быстро оценить отключающую и изолирующую способность ЭВ без расчета и анализа газодинамической картины внутри ДУ. Далее необходимо сравнить расчетные данные с экспериментальными данными. Поскольку перепад давления в выключателях автокомпрессионного типа (Рисунок 3.2) на участке до 10 мс с момента размыкания контактов изменяется в пределах 0–2,6 Атм, в качестве упрощения расчета пробивного напряжения на ограниченном участке давление можно принять постоянной величиной. Эта величина давления будет определять нижний предел электрической прочности. Таким образом, использовалась упрощенная расчетная методика, в которой давление между контактами условно принималось постоянной величиной, а эффекты снижения и срыва давления [49, 50] при прохождении горловины сопла не принимались к учету. Из величины принятого давления определялся нижний предел электрической прочности. В таблице 3.1 представлена зависимость величины нижнего предела электрической прочности по [53] от величины давления заполнения элегазом.
Необходимо отметить, что величины нижнего предела электрической прочности источника [53] указаны для электродов с предельной величиной шероховатости и предельной высоты микровыступов порядка 10–20 мкм. Величины шероховатости и контактов испытуемых выключателей были в этом пределе. Форма контактов соответствовала форме контактов исследования [53].
Тем не менее, целесообразно провести эксперимент с целью определения, при каком напряжении происходит пробой межконтактного промежутка в статическом режиме при подаче высоковольтного импульса. После этого станет возможным определить нижний предел электрической прочности для данных контактных групп, умножив величину пробивного напряжения на величину напряженности, рассчитанной на стадии моделирования ЭП (см. пункт 3.3).
В ходе исследований в высоковольтной лаборатории ИЦ ООО «ЭЛЬМАШ (УЭТМ)» были определены пробивные напряжения на семи точках межконтактного расстояния. Производилась подача коммутационного импульса на неподвижный блок контактов на определенном межконтактном расстоянии, контролируемом датчиком хода. Далее величина пробивного напряжения от подачи коммутационного импульса приводилась к величине напряжения промышленной частоты. В таблице 3.2 приведены конечные значения экспериментальных данных и результатов расчета пробивного напряжения, исходя из моделирования ЭП.
Результаты расчета и эксперимента по определению пробивного напряжения в статическом режиме при давлении заполнения элегазом 0,5 МПа Межконтактный промежуток (о.е.) Uпр расчет (кВ) НДК Uпр эксперимент встатическомрежиме (кВ)НДК Погрешностьрасчетаотносительноэксперимента(в %) 0,288 328,1 344 4,61 0,3 344,15 353,2 2,56 0,33 376 357,8 -5,08 0,36 407,6 390 -4,54 0,39 439,1 412,8 -6,36 Межконтактный промежуток (о.е.) Uпр расчет (кВ) НДК Uпр эксперимент встатическомрежиме (кВ)НДК Погрешностьрасчетаотносительноэксперимента(в %) 0,42 470,45 422 -11,47 0,45 501,65 449,5 -11,6 В таблице 3.3 приведены значения рассчитанных на стадии моделирования ЭП напряженностей и пробивных напряжений, и соответственно, рассчитаны критические напряженности. Таблица 3.3 – Результаты расчета и эксперимента по определению нижнего предела электрической прочности в статическом режиме при давлении заполнения чистым элегазом 0,5 МПа Межконтактный промежуток (о.е.) Емакс расчет при 1В (кВ/м)НДК Uпр эксперимент встатическомрежиме (кВ)НДК Епр (Емакс Uпр)(кВ/м) 0,288 65,24 315,63 20592 0,3 63,11 324,08 20453 0,33 59,35 328,27 19483 0,36 56,11 357,72 20072 0,39 53,28 378,8 20182 0,42 50,8 387,34 19677 0,45 48,58 412,45 20037
Очевидно, что полученные данные по определению пробивного напряжения и приведенных величин напряженности в статическом режиме хорошо согласуются с данными исследования [53]. Для оценки отключающей способности в режиме коммутации емкостного тока необходимо сопоставить электрическую прочность межконтактного промежутка с напряжением на выключателе. Для повышения отключающей способности необходимо: увеличение скорости расхождения контактов, повышение уровня компрессии элегаза под поршнем (т.е. увеличение числа молекул элегаза N в потоке) и одновременно снижение напряженности электрического поля на поверхности электродов.