Содержание к диссертации
Введение
1, Грозовые перенапряжения на оборудовании ПС и защита от них 8
1.1. Описание расчетной модели 11
1. Модель открытого распределительного устройства 11
2. Модель присоединенных к ОРУ воздушных линий 12
3. Моделирование импульса тока молнии 17
4. Статистический метод, используемый для анализа грозовых перенапряжений на оборудовании 18
1.2. Расчет грозовых перенапряжений на подстанции 21
1.2.1. Расчет допустимых расстояний от оборудования до защитных аппаратов в зависимости от их типа 21
1.2.2. Расчет необходимой длины тросового подхода ВЛ 33
1.2.3. Каскадные схемы защиты оборудования и их эффективность 36
1.2.4. Учет обратных перекрытий на присоединенных ВЛ 39
1.2.5. Оценка числа лет безаварийной работы оборудования подстанции при грозовых перенапряжениях 42
1.3. Анализ нормативных документов и предложения по их корректировке 45
1.3.1. Анализ требований ПУЭ в части грозозащиты подстанций 45
1.3.2. Предложения по корректировке ПУЭ 48
1.4. Расчет импульсных токов и выделяющихся энергий при грозовых перенапряжениях 50 1А1. Расчет амплитуды импульсного тока в ОПН в режиме ограничения грозовых перенапряжений 50
1.4.2. Расчет выделяющихся в ОПН энергий в режиме ограничения грозовых перенапряжений 57
2. Коммутационные перенапряжения в сетях 110-750 кв и выбор технических характеристик ОПН 64
2.L Ограничение коммутационных перенапряжений в сетях 110-750 кВ 68
2.2. Расчет импульсных токов и выделяющихся энергий при коммутационных перенапряжениях 77
2.3- Методические подходы к расчету коммутационных перенапряжений 89
2.3.1. Методика расчета коммутационных перенапряжений 90
2.3.2. Ток или энергия? 92
2.3.3. Выбор ОПН на основе расчетов коммутационных перенапряжений 93
2.3.4. Пример расчета коммутационных перенапряжений 95
3. Перенапряжения на нейтрали силовых трансформаторов 110-220 кв и выбор технических характеристик ОПН-Н 103
3-І. Уравнения и схемы замещения трансформатора 105
3.2. Напряжение на разземленной нейтрали 109
3.3. Защита изоляции нейтрали с помощью ОПН-Н 116 3-4- Внутренние перенапряжения па изоляции нейтрали 120
3.4.L Поперечная несимметрия 120
3.4.2. Продольная несимметрия 122
3.5. Расчеты процессов в программном комплексе ЕМТР 123
3.6. Выбор основных характеристик ОПН-Н 136
3.7. Обобщение полученных результатов 140
4. Внутренние перенапряжения в блочной передаче и выбор технических характеристик ОПН 141
4.1- Расчеты внутренних перенапряжений в блочной передаче 750/500 кВ 143
4.1 Л. Установившийся режим работы холостого блока АТ-ВЛ при его включении одной фазой на сеть 750 кВ 144
4.1.2. Переходный процесс отключения холостого блока АТ-ВЛ с учетом разброса в работе фаз выключателя 750 кВ 147
4.13, Переходный процесс отключения холостого блока АТ-ВЛ с учетом намагничивания и реальных параметров «системы» 150
4.1 -4- Токовые и энергетические нагрузки на ОПН
в блочной передаче 750/500 кВ и выбор характеристик ОПН 152
2. Расчеты внутренних перенапряжений в блочной передаче 110 кВ 156
Защита вл 110-750 кв от грозовых перенапряжений и выбор технических характеристик ОПН 162
1. Основные типы подвесных ОПН и способ их присоединения к ВЛ 164
2. Исследования условий работы ОПН при различных сопротивлениях заземления опор, различном числе и местах установки ОПН на опорах с использованием упрощенной модели ВЛ 166
5.2Л. Упрощенная расчетная модель 167
5.2.2, Расчет перенапряжений на изоляции ВЛ в упрощенной модели 170
5.2.3, Упрощенный расчет токов в подвесных ОПН 179 5-2.4, Упрощенная оценка выделяющейся в подвесных ОПН энергии 188
3. Исследования условий работы ОПН с использованием полной расчетной модели ВЛ 190
5.3.1, Полная расчетная ЕМТР модель 190
5-3.2, Расчет перенапряжений в полной схеме 194
5.3.3. Расчет грозоупорности ВЛ в полной схеме 203
5.3.4. Расчет токов подвесных ОПН в полной схеме 210
5.3.5. Расчет в полной схеме выделяющейся в ОПН энергий 219
4. Выбор основных параметров подвесных ОПН 223
5,4, К Выбор вольтамперной характеристики ОПН 223
5.4.2. Выбор ОПН по токовым и энергетическим воздействиям 224
5. Статистический подход к расчету грозоупорности ВЛ 228
Заключение 236
Список использованных источников
- Модель открытого распределительного устройства
- Ограничение коммутационных перенапряжений в сетях 110-750 кВ
- Уравнения и схемы замещения трансформатора
- Расчеты внутренних перенапряжений в блочной передаче 750/500 кВ
Введение к работе
В процессе эксплуатации изоляция оборудования подстанций (ПС) подвергается воздействию рабочего напряжения, а также различных видов перенапряжений. Основными защитными аппаратами (ЗА) для защиты изоляции от грозовых и коммутационных перенапряжений являются вентильные разрядники (РВ) и нелинейные ограничители перенапряжений (ОПН), При построении или модернизации уже существующих схем защиты от перенапряжений оборудования ПС с помощью ОПН и РВ необходимо решать две основные тесно связанные друг с другом задачи:
- выбор числа, мест установки и характеристик ЗА, которые обеспечат надежную защиту изоляции от грозовых и коммутационных перенапряжений;
- обеспечение надежной работы самих ЗА при квазистационарных перенапряжениях, для ограничения которых они не предназначены.
Защитные свойства РВ и ОПН основаны на нелинейности вольтамперной характеристики их рабочих элементов, обеспечивающей заметное снижение сопротивления при повышенных напряжениях и возврат в исходное состояние после снижения напряжения до нормального рабочего. Низкая нелинейность вольтамперной характеристики рабочих элементов в разрядниках не позволяла обеспечить одновременно и достаточно глубокое ограничение перенапряжений и малый ток проводимости при воздействии рабочего напряжения, от воздействия которого удалось отстроиться за счет введения последовательно с нелинейным элементом искровых промежутков- Значительно большая нелинейность окисно-цинковых сопротивлений (варисторов) ограничителей перенапряжений ОПН позволила отказаться от использования в их конструкции искровых промежутков, т.е. нелинейные элементы ОПН присоединены к сети в течение всего срока его службы.
В настоящее время вентильные разрядники практически сняты с производства и в большинстве случаев отслужили свой нормативный срок службы. Построение схем защиты изоляции оборудования как новых, так и модернизируемых подстанций, от грозовых и коммутационных перенапряжений теперь оказывается возможным только с использованием ОПН.
Идентичность функционального назначения РВ и ОПН и кажущаяся простота конструкции последнего часто приводят к тому, что замену разрядников на ограничители перенапряжений проводят без проверки допустимости и эффективности использования устанавливаемого ОПН в рассматриваемой точке сети. Вместе с тем типовые схемы защиты изоляции оборудования от перенапряжений и характеристики защитных аппаратов были разработаны несколько десятилетий назад с использованием упрощенных расчетных моделей, так как возможности вычислительной техники были весьма ограничены.
Развитие компьютерной техники и специализированного программного обеспечения позволяют на новом уровне проводить расчегы переходных процессов в электрических сетях для оптимизации схем защиты изоляции оборудования от перенапряжений и обоснованного выбора основных характеристик защитных аппаратов.
Несмотря на возможности моделирования и расчетов переходных процессов в России до сих пор широко используют наработки многолетней давности, что стимулируется отсутствием простых в использовании и достаточно обоснованных современных методик расчета различных видов перенапряжений. Сложившийся в России недостаток созвучных времени нормативных документов и методик расчета в области защиты изоляции оборудования от перенапряжений усугубляется массовым внедрением в энергетику страны защитных аппаратов типа ОПН, при использовании которых зачастую некорректно решаются задачи по выбору числа ОПН, мест их установки и основных характеристик, что является причиной повышенной аварийности как защищаемого оборудования, так и самих ОПН.
Задачей работы являлась попытка рассмотреть с учетом современного уровня знаний и возможностей моделирования основные проблемы, которые необходимо решать при построении схем защиты изоляции от перенапряжений с помощью защитных аппаратов типа ОПН. В число этих проблем входит разработка методических подходов к защите оборудования от грозовых и коммутационных перенапряжений, выбор и обоснование расчетных моделей для расчетов перенапряжений и характеристик ОПН, поиск наиболее эффективных схем расстановки защитных аппаратов.
Модель открытого распределительного устройства
Переход от реальной схемы ОРУ к расчётной эквивалентной схеме осуществлен с учётом определённых правил и допущений:
- Считаются пренебрежимо малыми потери в проводах и земле, а также пренебрегается влиянием соседних фаз (ОРУ смоделировано в однофазной постановке) и эффектом короны на проводах ошиновки подстанции (корона на линии учтена). Возможности программного комплекса ЕМТР позволяют моделировать ОРУ в трехфазной постановке, однако ряд контрольных расчетов, а также данные [2] свидетельствуют об отсутствии такой необходимости для решения практических задач.
- Учитывая то, что расчет грозовых перенапряжений в ОРУ при отказе от учета волнового характера процессов может привести к существенным погрешностям [8], участки ошиновки, соединяющие оборудование, приняты однопроводными линиями без потерь заданной длины и моделируются волновыми параметрами [1,8] (волновым сопротивлением Z и скоростью распространения электромагнитной волны, которая принимаемся равной и = 300 м/мке). Волновое сопротивление Z ошиновки задается по данным [1] в зависимости от класса номинального напряжения ОРУ.
- Трансформаторы и другие высоковольтные аппараты заменяются их входными емкостями, усредненные величины которых указаны в [1,9].
- Нелинейный ограничитель перенапряжений моделируется нелинейным сопротивлением [10], вольтамперная характеристика которого задается выражением U = АГ . Показатель степени а для анализа грозовых перенапряжений принимается а = 0.08, а коэффициент А определяется по одной известной точке вольтамперной характеристики моделируемого ОПН, в качестве которой, как правило, используется остающееся напряжение на импульсе тока 8/20 мке с максимальным значением 10 кА.
— Импульсное сопротивление заземления ОПН принимается равным нулю. Соединительный шлейф между ОПН и ошиновкой ОРУ моделируется сосредоточенной индуктивностью, величина которой определяется длиной шлейфа и его погонной индуктивностью (принята равной 1 мкГн/м).
- Согласно [11] считается, что для изоляции оборудования в эксплуатации допустимо воздействие грозового перенапряжения с амплитудой не более =Ы( 0.5(7_), (1Л) где U — испытательное напряжение полного грозового импульса нового оборудования по [12], U„au - номинальное напряжение оборудования. Допустимые кратности грозовых перенапряжений считаются одинаковыми вне зависимости от формы импульса грозового перенапряжения на изоляции оборудования.
В каждом расчетном случае удара молнии все присоединенные к ОРУ воздушные линии разделены на две группы: - воздушные линии, по которым на ОРУ не набегает грозовых волн; - воздушная линия, с которой на ОРУ набегает грозовая волна, вызванная разрядом молнии в эту линию.
Воздушные линии, относящиеся к первой группе, моделируются упрощенно, т.е. активными сопротивлениями, равными волновому сопротивлению фазного провода [2]. Воздушная линия, относящаяся ко второй группе, моделируется подробно в трехфазной постановке в соответствии со своими конструктивными особенностями.
При анализе грозовых перенапряжений в ОРУ 110-750 кВ расчетными случаями являются следующие воздействия молнии на присоединенные воздушные линии [1]:
К Удары молнии в грозозащитный трос ВЛ на подходе к ПС. Все удары молнии в грозотрос условно разделяют на удары в трос вблизи опоры (точка на рисЛЛ) и на удары в трос в средней части пролета между двумя соседними опорами (точка 2 на рис. 1Л ) 2. Прорыв молнии мимо тросовой защиты на фазные провода для линий с тросами (точка 3 на рисЛЛ). Так как угол тросовой защиты для линий с тросами минимален в пролете (трос натянут сильнее провода), то вероятность прорыва молнии на фазный провод существенно выше вблизи опоры. Поэтому в дальнейшем упрощенно будем считать, что все удары в фазный провод для линий с тросами происходят вблизи от опоры.
Ограничение коммутационных перенапряжений в сетях 110-750 кВ
В [12] для всего оборудования сетей 330-750 кВ введены два класса изоляции: «А» — при применении ОПН для защиты оборудования от грозовых и коммутационных перенапряжений, «Б» - при применении вентильных разрядников. Появление двух классов изоляции «А» (облегченная) и «Б» (полная) вызвано тем, что при замене вентильных разрядников на ОПН предполагалось достичь более глубокого ограничения коммутационных (и грозовых) перенапряжений на оборудовании вплоть до кратностей 1.6-1 8 о.е, по отношению к амплитуде фазного наибольшего рабочего напряжения сети, что могло быть использовано для снижения требований к изоляции [37]. В качестве испытательных воздействий основного оборудования ПС 110-750 кВ в [12] названы: — одноминутное напряжение промышленной частоты (табл.2.1); — полный (табл.2.2) и срезанный грозовые импульсы напряжения; — коммутационный импульс напряжения (табл.23).
Современные ОПН ограничивают коммутационные перенапряжения до уровня L8-2.0, а грозовые - до уровня 2.0-2.2, т.е. до большего уровня, чем предполагалось при введении класса изоляции «А». Дальнейшее снижение кратностей ограниченных ОПН перенапряжений возможно за счет увеличения нелинейных свойств варисторов, однако вряд ли целесообразно с точки зрения надежности работы самих ОПН, если учесть существующие в сетях квазистационарные перенапряжения.
Замена разрядников на современные ОПН действительно приводит к снижению перенапряжений в месте установки ОПН, но, как было показано, замена РВ на ОПН практически не снижает уровней грозовых перенапряжений на оборудовании линейных ячеек, если в них не установлен ОПН. Кроме того, замена РВ на ОПН не изменит коммутационных перенапряжений на оборудовании линейной ячейки, если в ней не установлен ОПН, так как при коммутации ВЛ со стороны «системы» (одностороннее включение) подстапционные ОПН оказываются отделенными разомкнутым выключателем. Поэтому на подстанции, в целом, разрядники могут быть заменены на ОПН, но это вовсе не означает, что в линейных ячейках допустимо применять оборудование с изоляцией класса «А», однако ГОСТ это допускает.
При изготовлении оборудования существуют наработанные конструкторские решения, опробованные многими годами успешной эксплуатации, и, поэтому, снижение испытательных напряжений оборудования по [12] практически не изменило стоимости оборудования.
Учитывая изложенное, представляется несколько преждевременным снижение по [12] испытательных напряжений оборудования при замене разрядников на ОПН, Снижение испытательных напряжений действительно было бы обоснованным, если бы в России в обязательном порядке устанавливали ОПН в линейные ячейки присоединенных ВЛ, так как только в этом случае на всем оборудовании подстанций удается достаточно глубоко ограничить грозовые и коммутационные перенапряжения. Строго говоря, проверка возможности использования оборудования с облегченной изоляцией в условиях конкретной подстанции должна осуществляться расчетным путем.
В табл.2,4 по данным [35], близким к [36], приведены расчетные кратности коммутационных перенапряжений в сетях 110-750 кВ, т.е. те кратности, которые с достаточным запасом не превосходят испытательного напряжения оборудования. По данным табл-2.2 испытательное напряжение трансформатора 500 кВ составляет 1230 кВ (класс «Б»), что при амплитуде 428 кВ фазного значения наибольшего рабочего напряжения сети 500 кВ соответствует кратности испытательного напряжения 1230/428 = 2.9 о.е.
В эксплуатации согласно табл.2,4 допустима кратность К-2,5, что соответствует запасу в 15% относительно испытательного напряжения оборудования. Как видно, в [35] достаточным считается запас 15%, который является общепринятым для оборудования 110-750 кВ, что отражено в [24]. Согласно [24] защитные характеристики устанавливаемых ОПН 110-750 кВ в режиме ограничения коммутационных перенапряжений должны быть такими, чтобы ограниченные действием ОПН коммутационные перенапряжения с достаточным запасом (15-20%) не превосходили испытательного напряжения защищаемого оборудования, указанного в [12]. Именно обеспечение такого запаса является основным критерием для обоснования необходимости установки ОПН и выбора его остающегося напряжения в режиме ограничения коммутационных перенапряжений.
Уравнения и схемы замещения трансформатора
В связи с развитием энергосистем увеличиваются токи короткого замыкания, что приводит к росту динамических воздействий на обмотки трансформаторов, утяжелению работы коммутирующей аппаратуры. Частичное разземление нейтралей силовых трансформаторов 110-220 кВ применяется в качестве эффективной меры ограничения токов однофазного короткого замыкания, которые составляют основную долю в общем числе коротких замыканий [41].
Разземление нейтрали части силовых трансформаторов системы приводит к необходимости защиты изоляции нейтрали от воздействующих на нее в процессе эксплуатации перенапряжений [42]. В настоящее время защита изоляции разземленных нейтралей осуществляется с помощью ОПН, характеристики которых выбираются исходя из обеспечения требования надежной защиты изоляции от грозовых и коммутационных перенапряжений, и, в то же время, предотвращения повреждения самих ОПН от возможных квазистационарных перенапряжений на нейтрали.
В России производством ОПН, предназначенных для защиты изоляции разземляемых нейтралей от грозовых и коммутационных перенапряжений, занимаются многие предприятия, в каталогах продукции которых такие аппараты обозначаются «ОПН-Н», а удовлетворяющие условиям эксплуатации характеристики ОПН-Н для сетей 110-220 кВ приведены, например, в [1,26]. Научный интерес представляет теоретическое обоснование указанных в каталогах основных технических характеристик ОПН-Н, которое проведено ниже.
Для правильного выбора основных характеристик защитного аппарата ОПН-Н необходимо исследовать грозовые и внутренние перенапряжения, возникающие на изоляции разземленной нейтрали трансформатора. Результаты экспериментальных исследований в этой области, проведенных д.т.н, Ф.Х.
Халиловым, изложены в [42], где указаны максимальные грозовые перенапряжения на изоляции нейтрали и влияющие на них факторы, среди которых Ф.Х. Халилов выделяет, главным образом, длительность и максимальное напряжение грозовых импульсов, приходящих на линейные концы обмоток трансформаторов, а также характеристики самих трансформаторов.
Информация о максимальных грозовых перенапряжениях на изоляции нейтрали недостаточна для определения формы грозовых импульсных токов в ОПН-Н и, поэтому, для обоснования характеристик ОПН-Н соискателем составлены расчетные схемы замещения трансформатора, с использованием которых проведен анализ передачи грозовых волн через трансформатор в разземленную нейтраль, и, кроме того, возможен анализ перехода грозовых волн во вторичную цепь,
С использованием схем замещения трансформатора проведен аналитический и компьютерный анализ грозовых перенапряжений на разземленной нейтрали, результаты которого удовлетворительно согласуются с данными [42]. Кроме того, определены максимальные значения и форма импульсных токов в ОПН-Н при грозовых перенапряжениях, что позволило обосновать основные технические характеристики этих защитных аппаратов.
Волновые процессы в обмотке высшего напряжения могут быть переданы в обмотку низшего напряжения и на разземленную нейтраль как электростатическим, так и магнитным путем [43].
При электростатической передаче начальное распределение напряжения в обмотке высшего напряжения передастся в обмотку низшего напряжения благодаря емкостной связи: соответствующая емкостная схема замещения представлена на рис.3 Л.
Отбросив вследствие малости продольные емкости обмоток {Сц\ и иг\ трансформатор можно представить в виде обобщенной П-схемы замещения рис.3.2 (распределенные емкости С,\ су» С,2 заменены сосредоточенными, размещенными в начале и в конце обмоток).
Расчеты внутренних перенапряжений в блочной передаче 750/500 кВ
Схема блочной передачи 750/500 кВ, в которой воздушная линия 500 кВ может коммутироваться в блоке с автотрансформатором 750кВ/500кВ выключателями 750 кВ, приведена на рис.4.1. Подобная схема применена на ПС 750 кВ «Металлургическая» (МЭС Центра), для которой длина ВЛ 500 кВ «Металлургическая - Старый Оскол» составляет 36 км, а мощность автотрансформатора 750/500/11 кВ составляет 3x417 МВА. Относительно малая длина ВЛ 500 кВ послужила причиной отказа от установки на ПС «Металлургическая» выключателя 500 кВ у AT
Расчеты перенапряжений в схеме рисАЗ проведены аналитически и подкреплены компьютерными осциллограммами, полученными в программном комплексе ЕМТР, При составлении схемы замещения автотрансформатора учитывалась его третичная обмотка и способ ее соединения. Учитывающий намагничивание нелинейный шунт, который наиболее правильно включать на выводе обмотки низкого напряжения (НН), был принят во внимание лишь на фннаїьной стадии рассмотрения вопроса, В рассматриваемом автотрансформаторе собственная индуктивность обмотки среднего напряжения (СН) очень мала (близка к нулю) и, поэтому, она не приведена на расчетной ЕМТР схеме замещения фазы автотрансформатора (рисА2),
В схеме рис.4 Л возникновение квази стационарных перенапряжений большой кратности наиболее вероятно в несимметричных режимах питания блока АТ-ВЛ, в которых его нелолнофазное питание осуществляется лишь со где 2[ и Za - комплексные входные сопротивления блока АТ-ВЛ, определенные со стороны 750 кВ по прямой и нулевой последовательностям.
Напряжение на отключенных фазах «В» и «С» существенно зависит от схемы соединения третичной обмотки автотрансформатора (замкнута, разомкнута), так как эта схема определяет входное сопротивление блока АТ-ВЛ по нулевой последовательности Z0. Учитывая то, что в эксплуатации размыкание третичной обмотки автотрансформатора крайне нежелательно, далее такой случай рассмотрен, главным образом, как теоретическая возможность.
Третичная обмотка замкнута в треугольник. На промышленной частоте и, так как третичная обмотка замкнута в треугольник, где j-4-Л - мнимая единица, о? = 2т — круговая частота (рад/с), С, — емкость ВЛ 500 кВ прямой последовательности (приведенная к стороне 750 кВ), Lm_m - индуктивность короткого замыкания пары обмоток ВН и НН (вычисленная на основе паспортных данных трансформатора икш Ш! и приведенная к стороне 750 кВ), В выражении (4.1) на промышленной частоте имеем Показано, что в случае замкнутого треугольника на стороне НН автотрансформатора UB=Ur=-Q.5UAf (4.2) т.е. при принятых допущениях напряжение на отключенных фазах 750 кВ автотрансформатора составляет половину напряжения включенной фазы, при Третичная обмотка замкнута в треугольник,
Предположим, что при отключении холостого блока АТ-ВЛ первым происходит гашение дуги в нуле тока выключателя фазы «С»- Учитывая, что третичная обмотка AT соединена в треугольник, напряжение на линии в фазе «С» не изменится по сравнению со случаем симметричного включения всеми тремя фазами.
При гашении дуги в нуле тока выключателя фазы «В» напряжение на ВЛ 500 кВ в отключаемой фазе «В» будет близко к w, так как потребляемый блоком АТ-ВЛ из сети 750 кВ ток носит емкостной характер. Таким образом, в момент времени, непосредственно предшествующий гашению дуги в фазе «В» и отключению этой фазы, напряжение на емкости ВЛ 500 кВ этой фазы можно оценить как ЕК1, что для симметричной тройки напряжений соответствует напряжению оставшейся в работе фазы «A» UA = -0.5м После отключения двух фаз «В» и «С» выключателя 750 кВ напряжение на ВЛ 500 кВ после затухания переходного процесса определяется уже напряжением фазы «А» согласно (4.2), с использованием которого напряжение в фазе «В» сразу после отключения будет 0.25 («начальное» напряжение на емкости фазы «В»).
С использованием инженерной формулы для оценки максимальных коммутационных перенапряжений для фазы «В» при вынужденной («конечной» после затухания переходного процесса) составляющей напряжения итн = -0.5ЕК1 (из выражения (4.2)) и начальном напряжении на емкости Uидч =0.25 определено \Um3K\ = l.5EK{. Осциллограммы процессов в фазах ВЛ 500 кВ показаны на рис,4.5, на котором напряжение в фазах после отключения выключателя представляет собой вынужденную составляющую (в противофазе с напряжением фазы «А»), наложенную на затухающую апериодическую, а кратность внутренних ф перенапряжений достигает 1.5 о.е. (по отношению к Ем).
