Початок arrow Архів arrow Дуговые и феррорезонансные перенапряжения в сетях 6-35 кВ России

Дуговые и феррорезонансные перенапряжения в сетях 6-35 кВ России

Зміст статті
Дуговые и феррорезонансные перенапряжения в сетях 6-35 кВ России
Ограничение дуговых перенапряжений с помощью ОПН
Ферромагнитные явления и перенапряжения

Согласно принятым в России нормам, сети 6-35 кВ относятся к сетям с малыми токами замыкания на землю и должны работать или с изолированной, или заземленной через дугогасящий реактор нейтралью. Опыт эксплуатации показывает, что подавляющее большинство нарушений нормальной работы этих сетей связаны с повреждением изоляции относительно земли — с однофазным замыканием на землю. В принципе, имеется возможность обеспечить надежную работу всей системы электроснабжения и не отключать потребителей в условиях сохраняющегося однофазного замыкания в течение некоторого времени, необходимого для поиска и устранения повреждения или включения резервного питания. Однако, для этого прежде всего необходимо, чтобы ток в месте повреждения был настолько мал, чтобы по возможности было обеспечено его самогашение или переход в устойчивое состояние горения дуги с малой вероятностью перехода в междуфазные повреждения. Такими допустимыми токами считаются токи не более 5 А для сетей, содержащих высоковольтные электрические машины, и не более 30, 20, 10 А для остальных сетей 6, 10, 35 кВ, соответственно [2]. Заметим, что во многих странах безопасные значения токов значительно ниже. Так, например, многолетний опыт эксплуатации сетей напряжения 4-15 кВ в Соединенных Штатах привел к требованию ограничить во всех случаях величину тока значением не более 7... 10 А [3-4]. Применение дугогасящих реакторов (ДГР) в сетях также должно гарантировать достаточно малый ток в месте повреждения.
Однако не только ограничение величины тока в месте повреждения дает гарантию локализации и дальнейшего неразвития этого повреждения. Однофазным повреждениям в сети сопутствует большое разнообразие внутренних перенапряжений, делающих небезопасным длительное существование однофазного замыкания и приводящих к пробоям изоляции в других точках сети, т. е. — к возникновению многоместных повреждений. Наиболее типичными перенапряжениями являются: дуговые, связанные с перемежающимся характером дуги; перенапряжения, вызываемые обрывом заземляющих дуг, возникающие при отключениях двойных и междуфазных к. з., при обрыве тока в ДГР; коммутационные перенапряжения, связанные с технологическими и аварийными переключениями; резонансные перенапряжения в сетях с ДГР; резонансные перенапряжения на высших гармониках; феррорезонансные явления и перенапряжения [5]. Отсутствие каких-либо мер по ограничению многообразных внутренних перенапряжений в сетях 6-35 кВ приводит к тому, что повреждаемость оборудования остается весьма высокой и для сетей с токами замыкания меньше 5...10 А.
И, наконец, третьей стороной проблемы, призванной повысить надежную работу системы электроснабжения в условиях однофазного замыкания, должно стать требование повсеместного использования устройств релейной защиты от замыканий на землю, обеспечивающих быстрое обнаружение, сигнализацию и (или) отключение поврежденного присоединения.
Опыт эксплуатации сетей 6-35 кВ в России как с изолированной нейтралью так и с
ДГР показывает что отсутствие тщательного контроля за величиной результирующего тока замыкания на землю (желательно до величины не большей 5...10 А с учетом раскомпенсации ДГР и активных потерь в сети, а также высших гармоник тока), отсутствие каких-либо мер ограничения перенапряжений, отсутствие селективных защит от замыканий на землю приводит к высокой аварийности работы сети и часто делает бессмысленной длительную работу с однофазным замыканием, не только не позволяющей повысить надежность работы сети, но, наоборот, увеличивающей ее аварийность.
Способ заземления нейтрали — исключительно важная проблема сетей классов напряжения 6-35 кВ. Она должна решаться индивидуально для каждой характерной электрической системы питания и потребления. Получение максимума преимуществ от выбранного способа заземления нейтрали увязывается со специфическими требованиями производственного процесса, основными из которых, как правило, являются надежность системы электроснабжения и стоимость обеспечения заданной надежности. Большое число факторов, которые должны быть учтены, тем не менее, не всегда могут быть проанализированы только с позиции стоимости. Поэтому наилучшее решение при выборе способа заземления нейтрали — одна из самых трудных задач проектирования системы электроснабжения.

Дуговые перенапряжения в сетях с изолированной и резистивно заземленной нейтралью

Подавляющее большинство нарушений нормальной работы сетей с изолированной нейтралью связано с повреждением изоляции относительно земли, с однофазным замыканием на землю. Дуговые перенапряжения существенно зависят от поведения дуги в месте пробоя. Реальная картина горения заземляющих дуг определяется большим числом факторов, главными из которых являются: величина и характер квазиустановившегося тока замыкания (емкостный, индуктивный, активный) и пробивное напряжение поврежденного места после гашения дуги. На длительность горения и условия гашения оказывают существенное влияние: переходное сопротивление в месте горения дуги; вид диэлектрика, непосредственно контактирующего с дуговым каналом; интенсивность охлаждения; давление в зоне горения дуги; возможность ее растяжения и др. Большое разнообразие локальных мест однофазных повреждений в элементах электрооборудования и условий горения заземляющих дуг, а также трудно преодолимые проблемы теоретического анализа всех влияющих факторов в условиях их статистического разброса не позволяют в настоящее время и в обозримом будущем создать какую-то определенную детерминировано-статистическую математическую модель дугового промежутка. Однако варьирование в разумных пределах таких основных влияющих факторов как: время горения заземляющей дуги, пробивное напряжение поврежденного места и переходное сопротивление дают более или менее правдивую картину явления, в целом не противоречащую большому объему накопленных экспериментальных данных.
Анализ дуговых перенапряжений в сети с различным способом заземления нейтрали можно проводить в упрощенной схеме рис. 1.1. Здесь Хс — индуктивное сопротивление прямой последовательности питающей сети; С, Ст — емкости питающих нагрузку линий относительно земли и между фазами.
Расчеты переходных процессов для этой и последующих схем замещения выполнялись с помощью программного комплекса NRAST [6]. Программа предназначена для расчета переходных процессов в произвольных схемах электрических цепей, содержащих активные сопротивления, индуктивности, емкости, источники э.д.с. и тока, выключатели, искровые промежутки, управляемые полупроводниковые вентили, нелинейные активные сопротивления, модели сложных ферромагнитных устройств.
схема сети для анализа дуговых замыканий
Рис. 1.1. Расчетная схема сети для анализа дуговых замыканий.
Схема магнитной цепи и электрических соединений обмоток может быть также произвольной. Исходные данные для ферромагнитных устройств (трансформатор напряжения, магнитно-вентильный управляемый реактор) задаются геометрическими размерами ферромагнитных стержней и ярм (длины и сечения) и схемой их соединения. Далее задается информация о расположении относительно магнитной цепи обмоток, их активном сопротивлении и числе витков. Любая обмотка может охватывать несколько стержней. Кроме ферромагнитных стержней обмотки могут охватывать изоляционные промежутки, которые моделируются условными "воздушными" стержнями. Их геометрические размеры определяются по размерам обмоток и магнитопровода, а магнитная проницаемость пространства, занимаемого обмотками или изоляцией, принимается равной проницаемости в воздухе. Наличие таких "воздушных" стержней позволяет довольно точно учитывать собственные и взаимные динамические индуктивности обмоток в условиях насыщения участков магнитопровода, так как в этом случае поток рассеяния изменяется в зависимости от магнитного состояния стержней. Такая методика учета нелинейных ферромагнитных элементов электрической сети имеет преимущество даже в том случае, когда кривая намагничивания (чаще — зависимость приложенного напряжения к ферромагнитной катушке оттока) получена экспериментально, так как в последнем случае она определяется при гармонической форме приложенного напряжения, а используется в расчетах, когда напряжение может иметь произвольную форму.
Пример расчета процесса возникновения перенапряжений при перемежающейся дуге, рассчитанный с помощью программного комплекса NRAST, приведен на рис. 1.2,а (расчетная схема сети — рис. 1.1), где показаны: момент первого замыкания на землю на максимуме фазного напряжения, самогашение заземляющей дуги в месте повреждения и
Дуговое замыкание в сети 6 кВ
Рис. 1.2. Дуговое замыкание в сети 6 кВ с емкостным током замыкания 5 А:
а)       с изолированной нейтралью;
б)      с высокоомным заземлением нейтрали через резистор 700 Ом.
повторный пробой в поврежденной фазе, возникший уже при большем пробивном напряжении Unp=2,04 (в качестве базисного напряжения принята амплитуда фазного номинального напряжения сети 11фт =Ug =6-л/2~/л/з"). Как видно из рисунка, максимальные перенапряжения на неповрежденных фазах после первого и второго пробоя составляют 2,16 и 2,97 соответственно.
Величина максимальных перенапряжений, которые могут возникать каждый полупериод промышленной частоты (при каждом очередном зажигании дуги), зависит от пробивного напряжения ослабленного места, которое, в свою очередь, зависит от прочности промежутка и длительности горения дуги. Замыкание и гашение дуги приводят к появлению напряжения смещения нейтрали, меняющего свою полярность при замыкании в каждый полупериод (в данном расчете напряжение на нейтрали равно -1,23 и +1,42).
Теоретические исследования и опыт эксплуатации показывают, что уменьшить величину дуговых перенапряжений и число замыканий на землю без значительного искусственного увеличения тока замыкания на землю, сохранив тем самым возможность работы сети без автоматического отключения однофазных повреждений, можно за счет включения в нейтраль сети высокоомного резистора (рис. 1.1, ключ В2 замкнут).
Высокоомный резистор R. в нейтрали системы (как правило в нейтрали специального вспомогательного трансформатора мощностью не менее S — UH0M /(3 * Лдг)) обеспечивает стекание заряда нулевой последовательности за время Т между ближайшими замыканиями sy (при ипр>11ф тах), составляющее полупериод промышленной частоты (Т=0,0'1?р'ек). „ Таким образом, имея выражение для постоянной времени T=RN-3C и полагая практически полное стекание заряда за время t=3T4),0f сек, получаем выражение для сопротивления

Резистор, выбранный из этого условия, создает в месте повреждения активную составляющую тока, равную емкостной. Действительно, емкостный ток замыкания равен:/с =3 (£> C-Urj} , а ток резистора — IRn =U<p /RN . Из условия получаем:

что совпадает с (1.1).
При чисто емкостной цепи замыкания на землю резистор, выбранный таким образом, увеличивает ток замыкания в -У2~раз.
На рис. 1.2,6 показан процесс возникновения однофазного замыкания в сети с высокоомным резистором в нейтрали RN=700 Ом (на рис. 1.1 ключ В2 замкнут). Из рис. 1.2,6 видно, что первичное замыкание, сопровождающееся перенапряжением, примерно такой же кратности (2,14) было единственным (при Unp>l), так как при такой величине резистора обеспечивается практически полное стекание заряда нулевой последовательности (равенство нулю напряжения на нейтрали) за время от момента самогашения дуги до момента возникновения максимального напряжения на поврежденной фазе, которое становится близким к фазному (в данном расчете 1,06). Даже в том случае, если пробивное напряжение ослабленного места станет меньше амплитуды фазного напряжения (Unp<l), и может установиться процесс многократных зажиганий и гашений дуги, кратность дуговых перенапряжений не превысит таковую при первом зажигании, то есть 2,0...2,2.
Рис. 1.3. Однофазное замыкание в сети 10 кВ с нейтралью, заземленной через ДГР. Емкостный ток замыкания на землю 75,6 А. Коэффициент компенсации емкостного тока равен:

Важной особенностью применения высокоомного резистивного заземления нейтрали является то, что при снижении емкости сети постоянная времени стекания заряда нулевой последовательности через выбранный резистор уменьшится, и, следовательно, стекание заряда будет происходить еще быстрее.

Дуговые перенапряжения в сетях с компенсацией емкостного тока

В сетях с большими емкостными токами замыкания на землю в случаях, регламентированных ПТЭ [2], должны устанавливаться дугогасящие реакторы. При резонансной настройке дугогасящего реактора мы получаем ряд благоприятных условий протекания процессов при однофазных замыканиях: минимальный ток промышленный частоты в месте повреждения, минимальная скорость восстановления напряжения после гашения дуги, минимальный уровень дуговых перенапряжений

Пример такого процесса, полученный с помощью программы NRAST, показан на рис. 1.3. Видно, что в отличие от мы с изолированной нейтралью, однократное замыкание с самогашением дуги вызывает колебательный затухающий процесс изменения напряжения на нейтрали. Частота этого процесса тем ближе к промышленной, чем ближе коэффициент компенсации к единице.
В реальных условиях изменяющейся емкости сети, недостаточных мощностей дугогасящих реакторов и отсутствия систем автоматической настройки компенсации обеспечить режим благоприятной во многих отношениях резонансной настройки оказывается невозможным (тем более, что согласно ПТЭ, допускается работа с перекомпенсацией и временно — с недокомпенсацией).
Однако расстройка полной компенсации нежелательна не только из-за увеличения в месте замыкания составляющей тока промышленной частоты, но она также крайне ухудшает картину возникающих при этом перенапряжений. Так на рис. 1.4,а,б показан процесс однократного замыкания и последующего гашения заземляющей дуги в условиях недокомпенсации (рис. 1.4,а) и перекомпенсации (рис. 1.4,6). Здесь в отличие от случая полной компенсации ликвидация дугового замыкания сопровождается процессом биения (наложением на установившееся напряжение промышленной частоты свободной составляющей близкой частоты), при котором напряжение на поврежденных фазах достигает существенно больших значений (в примерах рис. 1.4,а,б — кратности перенапряжений на поврежденной фазе, достигаемые в процессе биений, составляют 1,67... 1,85, на неповрежденных — 1,55...1,65). При этом становится возможным режим многократных пробоев ослабленного места при высоких значениях пробивного напряжения. Так на рис. 1.5 можно видеть такой процесс при Un =1,73, когда на здоровых фазах возможны высокие кратности дуговых перенапряжений — 2,6...2,77. Напомним, что при резонансной настройке многократные пробои могут иметь место только при U <1.
Снижение перенапряжений в сети при относительно небольшой расстройке дугогасящего реактора (а также при несимметричных режимах, сопровождающихся
Однофазное замыкание в сети 10 кВ с нейтралью, заземленной через ДГР
Рис. 1.4. Однофазное замыкание в сети 10 кВ с нейтралью, заземленной через ДГР. Емкостный ток замыкания на землю 75,6 А:
а)       коэффициент компенсации емкостного тока равен К=75% (недокомпенсация);
б)      К=125% (перекомпенсация).
Рис. 1.5. Многократные замыкания в сети 10 кВ с нейтралью, заземленной через ДГР. Емкостный ток замыкания на землю 75,6 А. Коэффициент компенсации емкостного тока равен К=125% (перекомпенсация).
резонансными перенапряжениями) может быть достигнуто путем применения высокоомного резистора, включенного параллельно ДГР (рис. 1.1, выключатели В! и В, включены).
Выбор резистора с помощью соотношения
(1.2)

относительно тока расстройки А1^=\1Р-/с|< 5...10 А приводит к прекращению биений напряжений на фазах после погасания дуги и, как следствие, к прекращению пробоев в поврежденной фазе при пробивном напряжении ослабленного места больше фазного (ипр>ифтах). Максимальная кратность перенапряжений здесь определяется первым замыканием и не превышает итах=(2,2...2,4)ифтах (рис. 1.6). Применение высокоомного резистора в случае резонансной настройки приводит к некоторому увеличению числа повторных зажиганий, но только для Unp <U ф.тах, а кратность перенапряжений здесь не превосходит таковую для идеальной настройки реактора.
Однофазное замыкание в сети 10 кВ с нейтралью, заземленной через ДГР
Рис. 1.6. Однофазное замыкание в сети 10 кВ с нейтралью, заземленной через ДГР и RN=760 Ом, выбранный по Л1з=7,5 А при К=125%, когда емкостный ток замыкания на землю 30 А: а) К=125%; б)К=100%.
Высокоомный резистор весьма благоприятно сказывается на снижении времени воздействия повышенных напряжений на изоляцию неповрежденных фаз даже в случае резонансной настройки ДГР, что является несомненным достоинством такой схемы заземления нейтрали (срав. рис. 1.3 и 1.6,6).
Следует отметить также, что высокоомный резистор может быть применен и как средство, улучшающее режим работы сетей с трудно устранимой несимметрией емкостей до 30...40% для обеспечения напряжения на нейтрали в несимметричных режимах не выше нормированного UN =0,7-С/^. Для этого достаточно параллельно реактору с любой расстройкой включить резистор (6...8)К^, выбранный по условию (1.1).
Применение высокоомногд_резистора упрощает (по сравнению с сетями с изолированной или заземленной через ДГР нейтралью) выполнение селективной релейной защиты от замыканий на землю.
Эксплуатация сетей без плавной автоматической компенсации тока замыкания на землю выявляет целый ряд проблем, многие из которых приводят к отсутствию самогашения дуги в месте повреждения, к значительным перенапряжениям в сети и к серьезным авариям в энергосистемах.
В качестве современного эффективного средства компенсации емкостного тока замыкания на землю можно предложить магнитно-вентильный дугогасящий реактор типа РУОМ с плавным регулированием тока компенсации реактора и его автоматической настройкой [7].
Этот дугогасящий реактор представляет собой статическое электромагнитное устройство трансформаторного типа, плавное регулирование рабочего тока которого осуществляется за счет подмагничивания участков магнитопровода постоянным током. В РУОМ применена совмещенная обмотка постоянно-переменного тока, имеющая выводы, к которым подключен тиристорный преобразователь, предназначенный для преобразования переменного напряжения в регулируемое постоянное, которое используется для подмагничивания (рис. 1.7). Глубина плавного регулирования реактора от холостого хода до номинального режима — не менее 30...40. Автоматически управляемый ЕУОТу! имеет
изображение обмоток и магнитопровода магнитно-вентильного дугогасящего реактора
Рис. 1.7. а) Схематическое изображение обмоток и магнитопровода магнитно-вентильного дугогасящего реактора, б) Электрическая схема замещения РУОМ.

Рис. 1.8. Режим замыкания на землю в сети 10 кВ, когда в качестве дугогасящего реактора
используется магнитно-вентильный реактор с S =190 кВА (I =30 А). Параметры сети:
а)       емкость — Cf=5 мкФ; емкостный ток замыкания (без компенсации) — 27,2 А;
б)      емкость — С?=2 мкФ; емкостный ток замыкания (без компенсации) — 11 А.
систему измерения емкости сети и установления требуемого тока компенсации с погрешностью не более 2% от номинального значения. Максимальное искажение рабочего тока высшими гармониками составляет не более 2...3 А.
Управление реактором осуществляется системой автоматической настройки (путем измерения емкости сети), которая определяет ожидаемое значение тока замыкания на землю и вырабатывает сигнал для управления вентилями, который блокируется до появления замыкания. Таким образом, РУОМ при отсутствии замыкания на землю работает в режиме холостого хода, и тем самым исключается возможность опасного смещения нейтрали из-за несимметрии сети. Как видно, такая реализация системы управления позволяет исключить из числа необходимых специальные работы по дополнительному симметрированию параметров воздушных линий.
При возникновении однофазного замыкания РУОМ автоматически и практически мгновенно выходит на режим, близкий к резонансной настройке, компенсируя емкостный ток замыкания на землю (рис. 1.8).

Расчетные осциллограммы работы такого реактора в сети 10 кВ, полученные с помощью программного комплекса NRAST при тщательном моделировании магнитных и электрических цепей самого реактора и сети показаны на рис. 1.8. Здесь приведены: ток в месте повреждения, индукции в стержнях реактора и ток в его сетевой обмотке для случаев, когда емкостный ток замыкания близок к номинальному току реактора РУОМ-190 (30 А) — рис. 1.8,а, и когда он имеет величину 11 А — рис. 1.8,6. Видно, что вне зависимости от величины емкостного тока сети выход на режим, близкий к резонансному, осуществляется практически мгновенно, а остаточный ток в месте повреждения достаточно мал.



 
< Данные и характеристики некоторых постороенных подстанций   Коммутационные процессы в вакуумных выключателях с параллельным соединением дугогасительных камер >