Содержание к диссертации
Введение
1. Исследование перенапряжений при коммутации двигательных присоединений в сетях СН 22
1.1 Постановка задачи 22
1.1.1 Уровни воздействующих перенапряжений и изоляции 22
1.1.2 Классификация перенапряжений 24
1.2 Процессы при включении одной фазы ЭД 25
1.2.1 Включение на ШБМ 25
1.2.2 Включение двигательного присоединения от источника конечной мощности 35
1.2.2.1 Подключение ЭД к источнику с конечным сосредоточеннным сопротивлением 35
1.2.1.1 Модель линии с частотно-зависимыми параметрами 39
1.2.1.2 Включение ЭМ от источника с распределенным внутренним сопротивлением 41
1.2.1 Включение ЭМ в режиме замыкания на землю на шинах секции 48
1.3 Самозащищенность ЭД 51
1.4 Межкатушечные напряжения на обмотках ЭМ 53
1.4.1 О выборе модели обмотки ЭМ 53
1.4.2 Емкостная схема замещения обмотки 54
1.4.3 П-схема замещения катушки с частотно-зависимыми параметрами 56
1.4.4 Схема замещения обмотки элементами с распределенно-сосредоточенными параметрами 63
1.4.5 Спектральный метод и упрощенные методики расчета 64
1.5 Экспериментальное определение продольных перенапряжений 75
1.5.1 Методика измерений и объект исследований 75
1.5.2 Результаты измерений перенапряжений 77
1.6 Проверка и корректировка моделей катушки ЭД 81
1.6.1 Продольные параметры катушки ЭД 81
1.6.2 Корректировка индуктивности катушки на высоких частотах 84
1.7 Оценка допустимых междувитковых напряжений 94
1.8 Выводы по подразделам 1.1-1.7 95
1.9 Перенапряжения при классическом срезе тока 97
1.10 Эскалация перенапряжений 98
1.10.1 Оценка вероятности эскалации напряжений 98
1.10.2 Аналитическая модель процесса эскалации 112
1.10.2.1 Постановка задачи 112
1.10.2.2 Механизм погасания дуги в межконтактном промежутке выключателя 113
1.10.2.3 Модель процесса отключения заторможенного электродвигателя. Аналитическая оценка максимальных перенапряжений 118
1.10.2.4 Оценка достоверности модели 126
1.10.2.5 Алгоритм использования предложенной методики 126
1.10.2.6 Модель процесса эскалации с учетом ограничения перенапряжений 133
1.10.3 Интегральная оценка перенапряжений с использованием аналитической модели 139
1.10.4 Экпериментальное исследование перенапряжений при коммутациях ЭД 141
1.10.4.1 Постановка задачи 141
1.10.4.2 Объект исследований, технические требования к системе мониторинга и ее реализация 142
1.10.4.3 Основные результаты экспериментов 147
1.11 Перенапряжения при виртуальном срезе тока 156
1.11.1 Условие виртуального среза тока 156
1.11.2 Вероятность эскалации напряжения при возрастающем токе выключателя 162
1.11.3 Вероятность виртуального среза тока 169
1.12 Защита от перенапряжений 173
1.12.1 Варианты защиты ЭД 173
1.12.2 Защита с помощью ОПН, включенного между фазой и землей со стороны ЭД 173
1.12.3 Защита с помощью ОПН, включенного между фазой и землей за выключателем присоединения 174
1.12.4 Защита с помощью ОПН, включенного параллельно контактам выключателя 183
1.12.5 Защита изоляции ЭД с помощью RC - цепочки, включенной относительно земли 186
1.12.6 Защита с помощью междуфазной RC - цепочки 200
1.12.6.1 Сравнительная эффективность межфазной RC - цепочки 200
1.12.6.2 Об апериодическом характере ВЧ тока в выключателе 211
1.12.7 Оценка эффективности і?С-цепочек с оптимизированными параметрами 221
1.12.8 Предотвращение ВСТ с помощью Ж7-цепочки 229
1.13 Выводы по первому разделу 230
2. Однофазные замыкания в распределительных сетях 6-35 кВ 236
2.1 Постановка задачи 236
2.2 Экспериментальное исследование однофазных замыканий в распределительных сетях 240
2.2.1 Аппаратно-программный измерительный комплекс 241
2.2.2 Результаты мониторинга 245
2.2.3 Косвенный метод определения перенапряжений при ОДЗ 258
2.3 Распознавание ОДЗ 265
2.3.1 Сеть с компенсацией ЕТЗЗ 265
2.3.2 Сеть с изолированной нейтралью 274
2.4 Выделение фидера с замыканием на землю 281
2.5 Локация замыканий на землю 285
2.5.1 Введение. Основы параметрической локации 285
2.5.2 Частотно-параметрический метод 287
2.5.2 Дифференциально-параметрический метод 303
2.5.3 Комбинированный метод 323
2.5.3 Метод разброса 327
2.6 Структура системы on-line диагностики 331
2.7 Выводы по второму разделу 335
3. Однофазное автоматическое повторное включение в электропередачах высокого напряжения 338
3.1 Постановка исследований 338
3.2 Первичные параметры ВЛ СВН 340
3.3 Стационарные режимы бестоковой паузы ОАПВ .\ 344
3.3.1 Упрощенная методика расчета режимных параметров паузы ОАПВ . 344
3.3.2 Точная модель стационарных режимов бестоковой паузы ОАПВ 351
3.3.3 Режим ОАПВ в ВЛ с асимметрией фазных параметров 353
3.3.4 ОАПВ в ВЛ с малой асимметрией первичных параметров 359
3.3.5 Компенсационные способы снижения режимных параметров бестоковой паузы ОАПВ 361
3.3.6 Адаптивное ОАПВ 364
3.3.7 Псевдо-адаптивное ОАПВ : 375
3.4 Управляемое ОАПВ 377
3.4.1 Компенсация токов подпитки дуги с помощью управляемого компенсационного реактора (КР) 377
3.4.2 Компенсация восстанавливающихся напряжений 3 84
3.4.3 Пофазное УОАПВ..., 390
( 3.4.3 Энергетические нагрузки на защитные аппараты 395 j 3.4.4 О технической реализуемости управляемого ОАПВ 400 3.5 Особенности осуществления ОАПВ в многоцепных ВЛ 404 3.5.1 Общие положения 404 3.5.2 Комбинированная ВЛ 1150/500 кВ 405 3.5.3 Двухцепная ВЛ 765 кВ 411 3.6 Интегральная оценка эффективности ОАПВ 416 3.6.1 Постановка исследований 416 3.6.3 ВЛ с горизонтальным расположением фаз 416 3.6.3 ВЛ с треугольным расположением фаз 421 3.6.4 Определение эффективности ОАПВ на конкретной ЛЭП 423 3.7 Выводы по третьему разделу 427 Заключение 430 Список литературы Введение к работе Актуальность темы. В конце 19-го века русский ученый М.О. Доливо-Добровольский разработал систему передачи электрической энергии переменным трехфазным током. Сегодня именно эта система является основным каналом передачи электроэнергии как на большие расстояния - по сетям сверхвысокого напряжения (500 - 1000 кВ), так и на малые - посредством распределительных сетей среднего (6-35 кВ) и низкого (0,4 кВ) напряжений. Передача электрической энергии по трехфазным системам является экономически и технически оптимальной, что было показано еще ее создателем. Симметричный, сбалансированный режим передачи энергии нарушается при возникновении кратковременной или квазистационарной несимметрии является следствием различных плановых и аварийных коммутаций. Серьезные нарушения в системе передачи электроэнергии изначально и принципиально не могут быть трехфазными. Они возникают с тем или иным временным разбросом с момента инициирования какой-либо однофазной или двухфазной аномалии, развитие которой может приводить к общему трехфазному сбою в системе, сопровождаемому серьезными материальными и финансовыми издержками. В сетях собственных нужд электрических станций напряжением 6-10 кВ, начиная с 80-х годов прошлого столетия, в нарастающем темпе идет модернизация коммутационной аппаратуры - происходит вытеснение масляных выключателей вакуумными (ВВ), которые имеют целый спектр технических преимуществ, стимулирующих сам процесс модернизации и делающих его необратимым. Однако технология прерывания тока, основанная на высоких диэлектрических свойствах вакуума, создает возможность обрыва не только тока промышленной частоты, но и сопровождающего в процессе отключения первой фазы и повторных пробоев межконтактного промежутка выключателя тока высокой частоты. При отключении индуктивной нагрузки в силу эскалации перенапряжений при повторных пробоях межконтактного промежутка выключателя создается опасность пробоя ее изоляции. Последнее относится в большей мере к изоляции электродвигателей (ЭД) в силу их огромного парка и пониженного, по сравнению с другим электротехническим оборудованием, уровнем изоляции, который в процессе эксплуатации постепенно снижается из-за деградации изоляции под действием влажности, вибрации, динамических нагрузок на обмотки во время пуска, температурных перегрузок и других факторов. Испытательные напряжения изоляции электродвигателей, выпускаемых отечественной промышленностью, в общем случае, не соответствуют допустимой электрической прочности зарубежных электрических машин: они имеют меньшие значения, что дополнительно обостряет вопросы координации их изоляции с воздействующими перенапряжениями. Помимо указанного выше механизма эскалации перенапряжений значительной кратности, перенапряжения возникают при естественном (классическом) срезе тока, предпробоях межконтактного промежутка и дребезге контактов в процессе включения, а также при виртуальных срезах тока, обусловленных существенными взаимными междуфазными связями в питающих фидерах. Традиционные подходы к защите электродвигателей далеко не всегда применимы и эффективны. Во-первых, установка защитных аппаратов непосредственно на выводах электрической машины встречает серьезные, часто неразрешимые технические и технологические трудности. Во-вторых, помимо воздействия перенапряжений на главную (корпусную) изоляцию значительные электрические нагрузки принимает на себя витковая (продольная) изоляция. При большой крутизне воздействующих перенапряжений возрастают градиентные перенапряжения на входных катушках, которые неэффективно защищаются с помощью нелинейных ограничителей перенапряжений (ОПН). Таким образом, новые технологии дугогашения, разработанные для коммутационных аппаратов среднего напряжения и придавшие им значительный набор преимуществ, породили одновременно проблему электромагнитной совместимости с индуктивной нагрузкой, в частности, двигательной. В распределительных сетях основным видом повреждения, связанным с однофазной несимметрией, является замыкание на землю, которое составляет 80-90% общего количества нарушений нормального режима эксплуатации сети. Хотя этот вид повреждения не приводит к перерыву электроснабжения потребителей, длительное его существование повышает электрическую нагрузку на изоляцию оборудования (и ускоряет ее деградацию), особенно, если замыкание носит неустойчивый, дуговой (перемежающийся) характер. Перенапряжения, возникающие при однофазных дуговых замыканиях на землю (ОДЗ), имеют, в целом, небольшую кратность - не более ~3,1 Щм. Применение общеизвестного подхода к их ограничению с помощью защитных аппаратов - ОПН или оставшихся в эксплуатации вентильных разрядников (РВ), защитный уровень которых составляет 2,9...3,4U$M, практически не решает задачи защиты ослабленной изоляции и, следовательно, повышения надежности эксплуатации сетей данного типа. Кратность максимальных дуговых перенапряжений в протяженных кабельных сетях в силу значительных затуханий свободных колебаний еще меньше -составляет лишь 2,4-2,5 [Уфм, поэтому даже резистивное (высокоомное) заземление нейтрали таких сетей не дает заметного положительного эффекта. Таким образом, мероприятия по снижению отрицательного воздействия перенапряжений на изоляцию распределительных сетей должны быть направлены, в основном, на сокращение количества перенапряжений (или длительности процесса дугового замыкания) на основе непрерывного мониторинга, on-line диагностики и своевременной профилактики изоляции, т.е. интеллектуального управления сетью. При наличии резерва питающих линий достоверная информация о поврежденном фидере может использоваться для его быстрого отключения. Однофазное КЗ в линиях электропередачи сверхвысокого напряжения (ЛЭП СВН) так же, как и однофазное замыкание на землю в распределительных сетях, является наиболее вероятным повреждением. ЛЭП СВН часто являются систе- мообразующими электрическими связями, поэтому к надежности их работы предъявляются особые требования. Операции по ликвидации КЗ на таких ЛЭП не должны вносить значительных возмущений в работу примыкающих систем, а само время восстановления нормального эксплуатационного режима работы ЛЭП должно быть минимальным. В связи с тем, что большинство однофазных КЗ носит неустойчивый характер, они эффективно устраняются с помощью однофазного автоматического повторного включения (ОАПВ). Рост рабочего напряжения линий электропередачи, их длины и уплотнение канала передачи энергии осложняют протекание аварийных и послеаварийных режимов. При ликвидации однофазного КЗ с помощью ОАПВ утяжеляются процессы гашения дуги подпитки (вторичной дуги) вследствие сильных электростатических и электромагнитных связей между аварийной и неповрежденными фазами. При этом значительное увеличение времени гашения дуги подпитки приводит к длительным бестоковым паузам, неприемлемым по условиям динамической устойчивости примыкающих к линии систем, либо к необходимости применения для ликвидации однофазного КЗ трехфазного АПВ. Это существенно снижает эксплуатационную надежность электропередачи. В последние десятилетия разработаны новые методы и электротехническое оборудование, позволяющие существенно облегчить протекание всех стадий цикла ОАПВ. Совместно с современной измерительной и вычислительной базой это позволяют строить эффективные автоматические системы управления аварийными режимами. Таким образом, исследования направленные на минимизацию отрицательных последствий однофазных повреждений в сетях различного назначения, определяют актуальность данной работы. Цель и задачи работы Целью работы является развитие теории, математических моделей, методов и средств, позволяющих на основе анализа квазистационарных режимов и переходных процессов минимизировать отрицательные последствия однофазно-несимметричных режимов, возникающих в сетях 6-10 кВ, содержащих электродвигатели, распределительных сетях 6-35 кВ и системах электропередачи сверхвысокого напряжения. Для достижения этой цели в диссертации сформулированы и решены следующие задачи, а именно: выполнен анализ влияния деформации импульсов напряжения, формируемых при повторных зажиганиях межконтактного промежутка выключателя и распространяющихся по силовым кабелям с бумажно-масляной изоляцией, на крутизну перенапряжений, воздействующих на обмотки высоковольтных вращающихся электрических машин (ЭМ); выполнено исследование влияния топологии и состава электрооборудования питающей сети на крутизну волн перенапряжений, воздействующих на продольную изоляцию ЭМ; разработана аналитическая методика оценки максимальных перенапряжений, воздействующих на изоляцию электрических машин при их отключении в заторможенном состоянии; разработана методика определения вероятности возникновения эскалации перенапряжений на двигательных присоединениях с различными параметрами, а также методика оценки критической скорости нарастания электрической прочности межконтактного промежутка выключателя; определены условия виртуального среза тока в вакуумном выключателе при отключении заторможенной ЭМ; разработана методика определения вероятности его возникновения для электрического двигателя, несущего механическую нагрузку; исследованы особенности применения фазных и межфазных защитных і?С-цепочек, устанавливаемых за выключателем присоединения или на приемном конце кабеля, питающего ЭД; разработаны и внедрены аппаратная, алгоритмическая и программная части системы непрерывного мониторинга переходных процессов в распределительных сетях 6-35 кВ; выполнен систематический анализ процессов при ОДЗ, определены статистические характеристики перенапряжений в протяженных кабельных сетях; разработана структура системы on-line диагностики распределительных сетей; 3.1 разработана математическая модель компенсированной линии элек 3.2 исследованы и определены области применимости методов адаптивного ОАПВ в ВЛ с высокой и малой асимметрий первичных параметров; 3.3 разработаны эффективные методы снижения длительности бестоковой паузы ОАПВ. Методы исследования. В качестве главных инструментов исследований использованы экспериментальные методы, основанные на мониторинге реальных событий (пассивное наблюдение), методы активного, целенаправленного эксперимента, методы теории вероятности, математическое моделирование исследуемых процессов. Теоретические результаты и новизна. Разработана распределенно-сосредоточенная (PC) модель обмотки высоковольтной электрической машины с учетом частотных зависимостей всех первичных параметров, использование которой позволяет достоверно моделировать процесс распространения электромагнитной волны вдоль обмотки и получать точные оценки перенапряжений как на главной, так и продольной изоляции электрической машины. Показано, что для формирования адекватной высокочастотной PC модели обмотки электрической машины, необходимо рассчитывать эффективную индуктивность катушки на частотах, эквивалентных фронту воздействующего импульса напряжения, используя данные о длине намотки, емкости катушки и экспериментально полученную зависимость скорости распространения электромагнитной волны от фронта воздействующего импульса напряжения, отражающую увеличение скорости распространения основного (энергоемкого) фронта электромагнитной волны при уменьшении фронта воздействующего импульса. Усовершенствована аналитическая методика определения критической скорости нарастания электрической прочности межконтактного промежутка вакуумного выключателя и вероятности возникновения эскалации перенапряжений при отключении заторможенных электродвигателей с различными параметрами присоединения и выключателя, учитывающая возможность повторного пробоя межконтактного промежутка выключателя как на первой, так и второй волне колебания переходного восстанавливающегося напряжения и позволяющая делать вывод о необходимости применения средств защиты электродвигателя. На основе анализа физических процессов, происходящих в сети с ЭД на частотах собственных колебаний и в вакуумном выключателе, впервые предложена аналитическая модель процесса эскалации перенапряжений при отключении заторможенных ЭД. На основе расчетов с использованием модели получены интегральные характеристики максимальных неограниченных перенапряжений на ЭД в зависимости от параметров двигательных присоединений и характеристик вакуумных выключателей, позволяющие совместно с оценкой вероятности перенапряжения и его крутизны принимать решение о необходимости защиты ЭД. Впервые показано, что достоверное распознавание замыкания на землю в сетях с компенсацией емкостных токов замыкания на землю выполняется на основе анализа соотношения действующих значений фазных напряжений поврежденной и неповрежденных фаз, измеренных на малом временном отрезке переходного процесса после пробоя изоляции. Определено минимальное значение признака однофазного замыкания К, при котором надежно подтверждается факт замыкания. Показано, что надежное и быстрое выделение фидера с однофазным замыканием на землю, основанное на анализе полярностей первых полуволн переходных токов нулевой последовательности, выполняется с помощью одновременного распознавания замыкания по параметрам переходного процесса. Разработаны новые методы локации однофазных замыканий на землю частотно-параметрический, дифференциально-параметрический, дифференциально-волновой и разброса, которые совместно с методами мониторинга, распознавания замыкания, выделения поврежденного фидера решают задачу on-line диагностики сети, своевременной и целенаправленной профилактики и ремонта изоляции. Введено понятие и разработан метод управляемого ОАПВ, наиболее эффективно подавляющий режимные параметры бестоковой паузы ОАПВ, выпол- няющий функции адаптивного ОАПВ и управляемого включения отключенной фазы. Практическая значимость и реализация результатов работы. Применительно к сетям 6-10 кВ, содержащим ЭД, экспериментально получены скорости снижения и нарастания электрической прочности отечественных вакуумных выключателей, подтверждающих необходимость защиты от перенапряжений электродвигателей, подвергающихся частым коммутациям. Оценка необходимости их защиты основывается на основе полученных расчетных зависимостей вероятности эскалации перенапряжений от параметров двигательного присоединения. Методика расчета крутизны перенапряжений на стадии проектных решений позволяет оценить уровень опасности градиентных перенапряжений и определить комплекс мер защиты вращающихся ЭМ в системах электропитаниях различного рода. Полученные интегральные зависимости кратности максимальных перенапряжений, возникающих при эскалации, позволяют, исходя из уровня электрической прочности электрической машины, скорости восстановления электрической прочности выключателя и параметров двигательного присоединения, определить необходимость защиты ЭД. Установлено, что для отключения большинства двигательных присоединений без повторных пробоев межконтактного промежутка вакуумного выключателя необходима скорость нарастания электрической прочности в межконтактном промежутке выключателя более 90-100 кВ/мс. Показана высокая эффективность межфазной RC-цепочки, не приводящей к увеличению емкостных токов замыкания на землю, что позволяет рекомендовать её к применению. Метод селекции фидера с ОДЗ синхронно с распознаванием ОДЗ, внедренный в аппаратно-программном измерительном комплексе в опытную эксплуатацию, показал хорошую достоверность и может без серьезных усложнений переноситься в микропроцессорные системы РЗА. Разработанный комплекс on-line диагностики позволяет оперативно осуществлять оптимальное управление сетью в предаварийных и аварийных режимах сети. Формируемая в процессе эксплуатации карта аварийности сети, включающая информацию как об устойчивых замыканиях, так и устранившихся, дает возможность целенаправленно выполнять профилактику изоляции сети, минимизируя издержки электросетевых эксплуатирующих организаций. Разработанные методы локации повреждений (однофазных замыканий на землю) могут использоваться в виде отдельных самостоятельных блоков в системах мониторинга распределительных сетей. Их применение особо эффективно для выявления дефектов и выполнения своевременных ремонтных работ на протяженных воздушных линиях, когда в силу технологических особенностей электропотребителей перерывы в электроснабжении недопустимы или сильно ограничены. Для широкого спектра протяженных ВЛ, как с горизонтальным расположением фаз, так и по вершинам равностороннего (равнобедренного) треугольника, показана возможность применения адаптивного ОАПВ, которое без сложностей встраивается в современные микропроцессорные системы релейных защит. Практически для всех ЛЭП, оснащаемых управляемыми ШР, может применяться метод «мягкого» включения отключенной фазы, предложенный в рамках управляемого ОАПВ. Результаты исследований перенапряжений, возникающих при отключении высоковольтных ЭД, и разработок мер защиты от них используются в ОАО «Красноярскэнерго» и ОАО «Красноярская генерация» (г. Красноярск), а также в ЗАО «Сибирский проектно-изыскательский и научно-исследовательский институт по проектированию энергетических систем и электрических сетей «Сиб-энергосетьпроект» (г. Новосибирск) в проектах систем автономного электропитания. Аппаратно-программный измерительный комплекс для мониторинга аварийных режимов внедрен в ОАО «Городские кабельные сети» «Алтайэнерго» (г. Барнаул), использован на объектах ОАО «Новосибирскэнерго» (ОАО «Новосибирская ТЭЦ-3», ЗАО «Региональные электрические сети») для разработки комплекса мероприятий по повышению надежности работы сетей 6-10 кВ. Аппаратно-программный комплекс on-line диагностики распределительной сети 10 кВ внедрен в ОАО ГУЛ «УЭВ СО РАН» (г. Новосибирск). Для комплекса разработаны и сопряжены с ним устройства выделения фидера с ОДЗ. Параметрические методы локации использованы при разработке измерительного комплекса для определения мест однофазных замыканий на землю на ВЛ 10 кВ в ОАО «Сибэнергосервис» (г. Новосибирск). Методы снижения режимных параметров паузы ОАПВ с использованием управляемых ШР использованы ОАО «Сибэнергосетьпроект» при проектировании противоаварийной автоматики межгосударственной ЛЭП 500 кВ «Экиба-стуз-Алтай». На защиту выносятся (основные положения): Распределенно-сосредоточенная модель обмотки высоковольтной ЭМ, учитывающая частотные зависимости всех первичных параметров катушки. Для получения минимальной погрешности перенапряжений на продольной изоляции катушек их эффективную индуктивность на частотах, эквивалентных фронту воздействующего импульса напряжения, необходимо рассчитывать, используя экспериментально полученную зависимость скорости распространения электромагнитной волны от фронта воздействующего импульса. Аналитическая модель процесса эскалации перенапряжений при отключении заторможенных электрических двигателей, полученные на основе ее примене- ния интегральные характеристики максимальных неограниченных перенапряжений на электродвигателях. Аналитическая методика определения критической скорости нарастания электрической прочности межконтактного промежутка вакуумного выключателя и вероятности возникновения эскалации перенапряжений при отключении заторможенных высоковольтных электродвигателей с различными параметрами присоединения, учитывающая возможность повторного пробоя межконтактного промежутка выключателя как на первой, так и второй волне колебания переходного восстанавливающегося напряжения. Метод распознавания замыкания на землю для сетей с нейтралью, заземленной через ДГР, основанный на анализе соотношения действующих значений фазных напряжений поврежденной и неповрежденных фаз, измеренных на малом временном отрезке переходного процесса после пробоя изоляции и рекомендованное численное значение признака замыкания на землю К>3. Новые методы автоматической локации места замыкания на землю в распределительных сетях: частотно-параметрический, дифференциально-параметрический, дифференциально-волновой, метод разброса, обеспечивающие в совокупности с методами достоверного распознавания замыкания на землю и выделения поврежденного фидера информационную основу для формирования карт аварийности сети, целенаправленной профилактики и ремонта изоляции. Понятие и метод управляемого ОАПВ, требования к управляемому реактивному элементу и алгоритмы управления им в цикле бестоковой паузы, обеспечивающие оптимальное протекание всех стадий аварийного режима и минимальную бестоковую паузу. Апробация работы и публикации Основные положения диссертации докладывались и обсуждались на научных семинарах кафедры ТВН НГТУ, на научно-технических конференциях, посвященных дням науки НГТУ (2004-2006 гг.), на Всесоюзных и Всероссийских научно-технических семинарах, конференциях, симпозиумах: "Проблемы осуществления ОАПВ линий электропередачи высших классов напряжений" (СибНИИЭ, Новосибирск, 1984), «Управление режимами и надежность электрических систем» (АН МССР, 1984), «Методы расчетов переходных процессов и электрических полей в сетях высокого напряжения» (КПИ, Каунас, 1985), «Вопросы повышения надежности и экономичности работы энергосистем», (СибНИИЭ, Новосибирск, 1986), «Оптимизация схемно-режимных характеристик электропередач повышенной пропускной способности и меры повышения их надежностных показателей», (СибНИИЭ, Новосибирск, 1987), «Ограничение перенапряжений и режимы заземления нейтралей 3-6-10-35 кВ» (НГТУ, Новосибирск, 2000, 2002, 2004, 2006 гг.); на международных научно-технических конференциях, симпозиумах, конгрессах: Технический университет, г. Вроцлав, 1985 г.; «Третий межд. Конгресс по прикладной и индустриальной математике ИНПРИМ-98» (Институт прикл. математики СО РАН РФ, Новосибирск, 1998); «International Conference on Electrical Insulation - I.C.E.I-99» (СПб.ГТУ, Санкт-Петербург, 1999); «Korean-Russian Int. Symp. on Science and Technologies» (НГТУ, Новосибирск; Ulsan, Ulsan University, 1999, 2002, 2003); «CIGRE» (Paris, 2002); «IEEE PowerTech'05», (St.-Petersburg, 2005); «The 7th International Scientific Conference on Electric Power Engineering», University of Brno, 2006. По материалам диссертации опубликовано 57 научных работ из них 46 в виде статей, материалов международных, всесоюзных и республиканских конференций; 11 - в форме патентов и авторских свидетельств на изобретения. В автореферате приведен список из 38 наиболее значимых работ по теме диссертации. Структура и объем диссертации. Работа состоит из введения трех глав, заключения, списка литературы, включающего 180 наименований, и приложения. Объем основного текста диссертации составляет 449 страниц, включая 204 рисунка и 42 таблицы. Включение ЭД. Включение выключателей с механическим приводом, действующим на все три фазных полюса выключателя, в принципе, не может быть идеально синхронным для реальных масс подвижных контактов выключателей. Это обусловлено тем, что скорость нарастания напряжения на контактах выключателя соизмерима со скоростью их смыкания. Поэтому первое включение, сопровождающееся пробоем межконтактного промежутка, приводит к кратковременному несимметричному режиму. Отключение ЭД. При отключении индуктивной нагрузки ток выключателя прерывается не при нулевом значении, а некотором конечном значении, которое называют током среза (chopping current). В этом случае магнитная энергия трансформируется в электростатическую, что создает повышенное напряжение на выводах индуктивной нагрузки и питающем кабеле (последний, однако, имеет значительно больший запас электрической прочности, чем ЭД, и поэтому перенапряжения на его изоляции не являются определяющими). Проблема классического среза тока, создающего перенапряжения при отключении нагрузки индуктивного характера; хорошо известна для всех типов выключателей (с различными средами гашения дуги), однако в большей степени она была актуальна для вакуумных выключателей (особенно разработок 70-х годов), имевших значительные токи среза (8.. .25 А). Другой тип перенапряжений связан с так называемыми виртуальными срезами тока (virtual chopping current), возникающими вследствие наложения свободного высокочастотного тока, создаваемого повторными пробоями при отключении первого полюса выключателя, на ток промышленной частоты еще не отключенных фаз. При превышении высокочастотным током мгновенного значения тока основной частоты (т.е. при прохождении результирующего тока через ноль), благодаря высокой дугогасительной способности происходит погасание дуги в вакуумной дугогасительной камере (ВДК). Этот процесс сопровождается значительными перенапряжениями из-за быстрого изменения тока двигателя, многократно превышающего номинальный. При отключении выключателя к его контактам прикладывается переходное восстанавливающееся напряжение (ПВН), которое может приводить к повторным пробоям межконтактного промежутка (МП). Повторные пробои МП линейного выключателя в сетях ВН и СВН могут создавать перенапряжения значительной кратности. В сетях с изолированной нейтралью при отключении заторможенных электродвигателей вакуумными выключателями каждый повторный пробой может приводить к нарастанию напряжения на двигателе, т.е. их эскалации (voltage escalation). Перенапряжения этого вида имеют большую кратность и представляют опасность как для главной (корпусной), так и для продольной (витковой) изоляции обмотки электродвигателя. Перенапряжения при включении одной фазы выключателя не приводят к большим перенапряжениям. Принципиально они не могут превышать на обмотке коммутируемой фазы 2ЩМ в предположении, что источник имеет импеданс близкий к нулю (ШБМ). Перенапряжения указанной амплитуды могут представлять опасность для изоляции лишь при очень малом фронте импульса -менее 0,17 мкс (рис. 1.1), т.е. для двигателей с номинальным напряжением 6,3 кВ крутизна нарастания напряжения должна быть менее „=11,8 о.е./мкс (или 60,5 кВ/мкс). При включении кабеля от ТТТБМ формируется прямоугольная волна напряжения в его начале, однако благодаря поверхностному эффекту и эффекту близости в питающей линии по мере продвижения электромагнитной волны фронт импульса напряжения деформируется из-за отличия фазовых скоростей на разных частотах и увеличивается по мере удаления от источника. Последнее обстоятельство определяет степень опасности импульса напряжения для продольной изоляции обмотки ЭМ. Набегающая волна напряжения в конце питающего кабеля теоретически корректно может быть определена спектральным методом, т.е. путем применения прямого преобразования Фурье к входному напряжению, представленному во временной области, и обратного - к выходному напряжению (на выводах ЭМ) в частотной области. Прямоугольный импульс, формируемый со стороны коммутируемого выключателя, амплитудой UQ и длительностью 2а в соответствии с прямым преобразованием Фурье (ППФ) [49] имеет - следующий спектр [/(»= ] U0e-J dt = - (e-J »a - е а) = 2U Slnal (1.2) J - /00 CO -a Передаточная функция (распространения) по напряжению линии длиной / для прямой волны записывается как H(j)=e Yl, (1-3) где коэффициент распространения у определяется удельными продольными и поперечными параметрами линии С С э Ф /-» . / - эквивалентная емкость однофазно включаемого кабеля. иФ + ЬФФ В общем случае все первичные параметры зависят от частоты, однако при исследовании переходных процессов с помощью широко известных программных комплексов (EMTP-RV, АТР/ЕМТР, EMTDC и т.п.) в моделях линий учитываются частотные зависимости только продольных параметров (что оправдано для небольших частот - до десятков килогерц). Удельные поперечные параметры кабелей с бумажно-масляной изоляцией имеют заметную частотную зависимость, особенно, поперечная проводимость Диапазон частот собственных колебаний обмотки, представленной в виде П-схем замещения катушек, ограничен. Он может быть расширен, если представить катушку в виде линии с распределенными R, L, С, G параметрами, а продольную емкость Кс моделировать в виде сосредоточенной, подключенной между первым и последним витками катушки (рис. 1.26). Такой подход является вполне оправданным для электрических машин средней мощности (100...500 кВт), имеющих в одной катушке приблизительно от 10 до 20 витков. Линия полагается однородной, что является некоторым допущением, поскольку первый и последний витки, находящиеся вверху и внизу паза, имеют картину поля отличную от остальных внутренних витков катушки, и, следовательно, их первичные параметры не равны параметрам других витков (емкости на корпус концевых витков значительно выше). Модель катушки такой структуры можно назвать распределенно-сосредоточенной (РС-модель) [65]. В качестве примера А4Х и Ф4Х передаточной функции распространения и волновой проводимости катушки ЭД 6 кВ 85 кВт и их аппроксимация рациональными функциями 4-го и 6-го порядков приведены на рис. 1.27. Аппроксимация функции распространения имеет большую фазовую погрешность, начиная с частот, превышающих 10 МГц. Однако для рассматриваемых задач, когда в силу большой индуктивности эквивалентного источника, фронты волн, набегающих на обмотку ЭМ, имеют длительность в несколько сотен не, а также в силу того, что модуль функции распространения на этой частоте достаточно мал, диапазон удовлетворительной аппроксимации до частоты 10 МГц вполне достаточен для расчетов перенапряжений в большинстве типовых сетей, содержащих ЭМ. При необходимости точность аппроксимации увеличивается за счет увеличения порядка рациональной функции. Определение максимальных продольных перенапряжений на первой секции не требует расчета напряжений вдоль всей обмотки ЭМ. При пренебрежении эффектом «дальних связей» [61,62], учет которого трудоемок, напряжение в конце катушки можно определить в момент прямого распространения электромагнитной волны (от начала к концу обмотки), поскольку первые отраженные волны приходят к концу первой катушки спустя время, многократно превышающее время достижения максимума междукатушечного напряжения. Передаточная функция (распространения) H±(j(u) может быть получена аналитически на основе расчетных значений параметров электрической машины. Напряжение, прикладываемое к обмотке, имеет форму, близкую к экспоненциальной; постоянная времени нарастания напряжения хн, как было показано выше, определяется топологией схемы подключения ЭМ. Частотная характеристика импульса напряжения, прикладываемого к обмотке двигателя (катушке), имеет вид: -гг , . ч пгт sin(aco) 1 U0(j(o) = 2U0 К \ (1.19) Таким образом, напряжение во временной области может быть рассчитано теоретически точным спектральным методом и использовано в качестве эталонного (без учета влияния продольной емкости) для проверки приведенных выше моделей обмотки. Приближенный расчет максимальных продольных напряжений с помощью модели катушки с распределенными параметрами можно выполнить, рассматривая волновые процессы только в первой катушке. Напряжение в конце входной (не нагруженной) катушки на ограниченном временном интервале определяется только прямой волной. Спустя некоторое время пробега т в конце катушки появляется напряжение прямой волны и , которое, суммируясь с такой же отраженной волной и , определяет напряжение щ в конце катушки: Напряжение щ в конце первой ненагруженной катушки начнет отличаться от напряжения в конце катушки в полной схеме обмотки ЭМ только спустя утроенное время пробега - Зт, когда в конец катушки придет волна, отраженная от источника. Поэтому продольное напряжение на первой катушке до момента времени Зт может быть определено как Ащ(ґ) = «о(0 — - = ЩІ0 - Щ(? - тк). Из последнего выражения вытекает формула приближенной оценки максимального напряжения на катушке. Напряжение на выводе ЭМ приблизительно равно: t_ u0{t) = U0(l-e тн), где тн- постоянная времени нарастания напряжения. Напряжение в конце катушки появится спустя время пробега волны в продольной изоляции катушки Ті, которое определится для фронта волны как 1=-л/ё7 (1-20) с где с= , =- скорость распространения электромагнитной волны в вакууме, Моєо єг= 3...4 - усредненная относительная диэлектрическая проницаемость изоляции. Тогда напряжение на катушке будет: Ащ=и0(1-е тн). (L21f) Из последнего выражения, например, при постоянной времени тн=62 не (Тф=200 не) для ЭД 6 кВ Р=85 кВт Ащ=0,90и0 (ег=3,5) (см. табл. 1.108). При большой крутизне (малой постоянной времени) нарастания напряжения на ЭМ максимум напряжение на катушке достигается в момент прихода волны в ее конец и ошибка в определении напряжения на катушке невелика. При малой крутизне набегающей волны напряжение на катушке Ащ достигает своего максимума уже на фронте деформированного импульса напряжения в конце катушки, поэтому полученное выше упрощенное выражение дает большую погрешность. Но основную погрешность в расчет вносит зависимость времени распространения Х\ от крутизны воздействующего напряжения. Современные средства вычислительной и измерительной техники позволяют осуществлять контроль за быстропротекающими переходными процессами (а в ряде случаев и их управлением). Частотный спектр внутренних перенапряжений, имеющих место в распределительных сетях, находится в большинстве случаев в диапазоне единиц-десятков килогерц, что позволяет применять для их регистрации относительно недорогие современные средства регистрации - аналого-цифровые преобразователи (АЦП) средней производительности. Использование последних в сочетании с современными ЭВМ дает возможность внедрять непрерывный мониторинг перенапряжений и их обработки, а соединение последнего с современными средствами коммуникации позволяет строить системы непрерывной диагностики состояния изоляции. Разработанный аппаратно-программный комплекс [18, 108, 109], позволяет регистрировать напряжения на шинах питающих подстанций распределительных сетей в аварийных (при необходимости в нормальных) режимах, а также токи в отдельных присоединениях. Комплекс (рис.2.2) построен на базе многоканального аналого-цифрового преобразователя с полосой пропускания до десятков килогерц (в одноканальном режиме - до сотен килогерц), работающего в составе IBM PC совместимого компьютера. Аппаратно-программный комплекс для мониторинга переходных процессов в распределительных сетях 6-10 кВ В качестве датчиков первичных сигналов используются широкополосные трансформаторы тока (ШТТ) и емкостные делители напряжения (ЕДН), выполненные на базе высокостабильных высоковольтных конденсаторов. Высоковольтное плечо делителей выполнено из конденсаторов типа ФГТИ-20, низковольтное - из керамических конденсаторов К73-17, подобранных по емкости для обеспечения коэффициентов деления делителей всех фаз с разбросом не более 2%. Входное сопротивление АЦП, составляющее 1МОм, определяет постоянную времени делителя (т.е. границу пропускания в области низших частот). Высшая частота регистрации зависит от числа опрашиваемых каналов и минимального времени преобразования. Время преобразования применяемого 12-ти разрядного АЦП в многоканальном режиме составляет 3 мкс, что, например, при регистрации напряжений на двух секциях шин дает шаг опроса каждого канала измерения 3 6=18 мкс. С таким шагом удовлетворительно регистрируются процессы с частотой до 5-7 кГц. Частота колебаний свободной составляющей напряжения после гашения дуги при ОДЗ приближенно (без учета индуктивностей питаемых трансформаторов и линий) может быть оценена по выражению /0 = где LH Ш СІ - индуктивность рассеяния источника и емкость сети по прямой последовательности. Для большинства схем протяженных распределительных сетей эта частота не превосходит 3 кГц, поэтому указанная верхняя граница регистрируемых частот позволяет удовлетворительно отображать высокочастотные составляющие процессов. Реакция измерительного комплекса на прямоугольный импульс с амплитудой 10 В и временем нарастания 0,2 мкс приведена на рис. 2.4 (емкость верхнего плеча делителя увеличена до 0,23 мкФ, длина коаксиального кабеля 15 м). Из рис. 2.4,6 видно, что низкочастотные процессы удовлетворительно регистрируются при частотах вплоть до долей герц (значение нижней границы полосы пропускания всего измерительного тракта по уровню -1 дБ составляет 0,1 Гц). При регистрации перенапряжений в зависимости от типа используемого АЦП программа обслуживания измерительной системы по сигналу программного или аппаратного компаратора останавливает АЦП, работающий в режиме электронного самописца, регистрируя как переходный процесс, так и предаварийный режим. Работа АЦП в режиме прямого доступа к памяти (ПДП) позволяет реализовать непрерывное измерение информации по всем входным каналам и ее одновременный анализ. На этом принципе реализуется режим самописца без использования каких-либо внешних компараторов (что намного упрощает измерительный комплекс и повышает его надежность). Основа алгоритма обработки информации (рис.2.5) состоит в том, что создаются два одинаковых блока данных, и весь цикл измерения заключается в одновременном анализе данных предыдущего блока и заполнении (чтении из буфера АЦП) последующего (исключение составляет самый первый измеряемый блок, поскольку данные для обработки еще отсутствуют). Анализ стационарных режимов бестоковой паузы ОАПВ может быть выполнен с использованием достаточно полной модели электропередачи (которая будет изложена далее). Однако при исследовании основных закономерностей, связанных с влиянием схемы транспозиции (фазировки) проводов ВЛ, угла передачи мощности на линии, а также при разработке эффективных средств ограничения режимных параметров паузы ОАПВ более предпочтительна модель, позволяющая получить простую и наглядную картину основного процесса энергетической подпитки канала вторичной дуги. Для этого режимные параметры паузы ОАПВ, как правило, представляются в виде двух компонент - электростатической и электромагнитной. Для типичных длин ВЛ СВН с горизонтальным расположением проводов в пространстве выполняется однократный цикл транспозиции проводов (рис.3.2,а). В этом случае схема замещения для расчета электростатической составляющей тока подпитки дуги (или восстанавливающегося напряжения) представлена на рис.3.2,6. Ток подпитки дуги (ХРф в этом расчетном случае принимает малое значение, соизмеримое с сопротивлением канала дуги) или восстанавливающееся напряжение (получаемое домножением тока на Хр$), обусловленные электростатическими связями отключенной фазы и «здоровыми» фазами от первого участка транспозиции проводов, будут определяться выражением: При определении волновых параметров усредненная фазная емкость принимается равной: - 2Сф! + СфП Суммарная электростатическая составляющая тока будет: -Д.эс 2L -k, эс Схема замещения для расчета электромагнитной составляющей режимных параметров бестоковой паузы ОАПВ имеет цепочечный (лестничный) вид, поэтому ток от каждого участка транспозиции может рассчитываться по рекуррентным выражениям. Далее использованы обозначения: Z эквивалентное входное сопротивление относительно узла к, ZQ Д. сопротивление остальной части схемы относительно узла к (см. рис.3.2,в). Проверка упрощенной методики расчета стационарных режимов бестоковой паузы ОАПВ показывает удовлетворительное совпадение с результатами, получаемыми по более точным моделям: погрешность составляет 2...8%; ее большие значения относятся к значительным углам передачи мощности 5. В качестве примера на рис.3.3 показаны векторные диаграммы токов подпитки дуги при КЗ на особой фазе «С» (рис.3.1,а) в конце традиционной В Л 500 кВ длиной 400 км, не оснащенной шунтирующими реакторами. Из рисунка видно, что токи подпитки дуги превышают допустимые значения (-70-80 Амакс) [158,160], особенно в режиме передачи по линии значительной (предельной) мощности. Как видно из диаграмм, результирующие токи подпитки дуги получаются суперпозицией составляющих от различных участков ВЛ. Электростатическая составляющая тока (7цЭС) получается сложением трех векторов, вращающихся при изменении угла передачи мощности на углы 8 (1\эс), 5/2 (І20С) и 0 (/зэс) градусов; результирующий вектор вращается приблизительно на угол 8/2. Электромагнитная составляющая тока подпитки дуги отстает от электростатической составляющей приблизительно на 80, она пропорциональна току линии, поэтому с возрастанием угла передачи мощности ток подпитки значительно возрастает. С увеличением угла передачи мощности 5 с одной стороны происходит снижение электростатической составляющей от среднего участка транспозиции проводов благодаря снижению напряжения в середине ВЛ, с другой - векторы токов от второго и первого участков вращаются, приближаясь к направлению вектора Ізос, и все три вектора приобретают более согласное направление. Последнее обстоятельство приводит к увеличению тока подпитки дуги. Для точного определения требуемого в цикле ОАПВ компенсирующего тока (при использовании компенсационных методов подавления тока подпитки дуги), или при анализе эффективности других методов гашения вторичной дуги (например, с помощью АШФ) необходима математическая модель системы электропередачи, позволяющая получать достоверные результаты. Достаточно полная (и несложная при использовании современных систем математического моделирования) модель стационарных режимов в системах электропередачи реализуется с помощью матричных многополюсников. Система уравнений, описывающая режим электрической системы с двумя источниками (рис.3.4), соединенными В Л с поперечной компенсацией, в матричной форме имеет следующий вид: Ащр - проводимостей шунтирующих реакторов; Ал - а, Ь, с, d параметров линии; Ат - транспозиции проводов (и скрутки тросов) ВЛ; Акз шунтирующих проводимостей короткого замыкания; Ъ\ и 2 матричные сопротивления приемной и отправной систем (не изображены на рис. 3.4) [138, 139] (третье транспонирование в эквивалентной матрице А3 выполнено только для удобства подключения проводов ВЛ к источнику ЭДС Е2). Если вектор неизвестных (для четырех узлов — см. рис.3.4) и правых частей представить в виде: Существующие и проектируемые конструкции опор воздушных линий электропередачи достаточно разнообразны. Часть из них можно отнести к категории компактных [40, 42-44], где, например, межфазные расстояния минимизированы благодаря отсутствию металлических конструкций в межфазном изоляционном промежутке. Компактизация канала передачи мощности приводит к усилению электростатических и электромагнитных связей отключенной фазы с неотключенными, но помимо этого подавление дуги подпитки усугубляется асимметрией фазных параметров линии.
тропередачи для анализа стационарных режимов, в том числе, режима
ОАПВ;
Классификация перенапряжений
Схема замещения обмотки элементами с распределенно-сосредоточенными параметрами
Аппаратно-программный измерительный комплекс
Упрощенная методика расчета режимных параметров паузы ОАПВ
Похожие диссертации на Однофазные повреждения в электрических сетях среднего и высокого классов напряжения : теория, методы исследования и меры предотвращения повреждений
