Учебное пособие по перенапряжению и координации изоляции

МИНИСТЕРСТО ОБРАЗОВАНИЯ И НАУКИ РОССИЙСКОЙ ФЕДЕРАЦИИ
Федеральное государственное бюджетное образовательное учреждение высшего профессионального
образования
«НАЦИОНАЛЬНЫЙ ИССЛЕДОВАТЕЛЬСКИЙ
ТОМСКИЙ ПОЛИТЕХНИЧЕСКИЙ УНИВЕРСИТЕТ»
Ю.И. Кузнецов, М.А. Соловьёв, Е.В. Старцева
ПЕРЕНАПРЯЖЕНИЯ И КООРДИНАЦИЯ
ИЗОЛЯЦИИ
Рекомендовано в качестве учебного пособия
Редакционно-издательским советом
Томского политехнического университета
Издательство
Томского политехнического университета
2012
УДК 621.311.015.38
ББК 31.264-04я73
K 891
Кузнецов Ю.И.
K 891
Перенапряжения и координация изоляции: учебное пособие / Ю.И.
Кузнецов, М.А. Соловьев, Е.В. Старцева; Томский политехнический университет. − Томск: Изд-во Томского политехнического университета, 2012. – 84
с.
В учебном пособии рассмотрены вопросы возникновения резонансных перенапряжений в сетях с изолированной нейтралью, изучаются коммутационные перенапряжения при отключении ненагруженных линий, анализируется влияние дугогасящих реакторов на развитие коммутационных перенапряжений при дуговых замыканиях на землю. Предназначено для магистров по направлению 140400 «Электроэнергетика и электротехника».
Рецензенты
Ст. н. с. ИФВТ, кандидат технических наук
В. М. Муратов
Кандидат технических наук, зав.лабораторией электрофизических технологий
ИФПМ СО РАН
В.П. Черненко
Главный инженер Томского предприятия «Магистральные электрические сети»
филиала ОАО «ФСК ЕЭС»
А.А. Блаженков
© ФГБОУ ВПО НИ ТПУ, 2012
© Кузнецов Ю.И., Соловьев М.А.,
Старцева Е.В., 2012
© Оформление. Издательство Томского
политехнического университета, 2012
2
Предисловие
Дисциплина «Перенапряжения и координация изоляции » является одной из профилирующих дисциплин в учебном плане подготовки
магистров по направлению 140400 магистерской программы « Высоковольтная техника электроэнергетических систем ».
Цель настоящего учебного пособия – закрепление лекционного
материала, приобретение студентами навыков при разработке различных мер защиты высоковольтного оборудования от воздействия различных видов перенапряжений.
В учебном пособии представлены описания пяти лабораторных
работ по резонансным и коммутационным перенапряжениям, возникающих в электрических сетях. Подробно излагаются теоретические вопросы возникновения резонансных перенапряжений в сетях с изолированной нейтралью, влияние различных факторов на величину этих перенапряжений, методы борьбы с ними, изучаются коммутационные перенапряжения при отключении ненагруженных линий. Кроме того подробно обсуждаются теоретические аспекты протекания токов К.З. при
однофазном замыкании на землю в системах с незаземленной нейтралью. В методических указаниях достаточно полно анализируется влияние дугогасящих реакторов на развитие коммутационных перенапряжений при дуговых замыканиях на землю, а также на смещение нейтрали в рассматриваемых сетях.
В экспериментальной части лабораторных работ студентам предлагается исследовать указанные перенапряжения на действующей высоковольтной установке или на физической модели с напряжением менее 1000 В. По выполненным работам составляются отчеты с соблюдением требований ГОСТов по оформлению графиков, рисунков и таблиц.
3
Оглавление
Предисловие………………………………………………………3
Оглавление………………………………………………………..4
1. Исследование резонансных перенапряжений
при несимметричном отключении фаз……………..………..5
2. Перенапряжения при отключении
ненагруженных линий батарей конденсаторов…………....26
3. Перенапряжения при однофазном замыкании
на землю в системах с незаземленной нейтралью………...41
4. Гашение емкостного тока замыкания на землю с
помощью дугогасящих аппаратов………………………….54
5. Процессы восстановления напряжения на
контактах генераторных выключателей…………………...71
4
1. ИССЛЕДОВАНИЕ РЕЗОНАНСНЫХ
ПЕРЕНАПРЯЖЕНИЙ ПРИ НЕСИММЕТРИЧНОМ
ОТКЛЮЧЕНИИ ФАЗ
Цель работы: изучение резонансных перенапряжений, возникающих при несимметричных отключениях фаз линий электропередачи.
Краткие сведения
При несимметричном отключении фаз линий электропередачи, когда отключается только одна или две фазы линии,
возможно возникновение резонансных перенапряжений, физическая сущность которых сводится к явлению нелинейного
гармонического резонанса (феррорезонанс). Такие случаи бывают при обрыве одного из проводов линии, который часто
сопровождается падением на землю одного из концов провода,
при перегорании плавких вставок в одной или двух фазах; при
неодновременном отключении фаз включателя, что может
иметь место при пофазном управлении и т.д. Общая схема, в
которой возможно возникновение рассматриваемого вида перенапряжений, представлена на рис. 1.1.
Рис.1.1. Общая схема для исследования резонансных перенапряжений при несимметричном отключении фаз
Источник питания можно считать бесконечно мощным по
сравнению с холостым (или слабо нагруженным) трансформатором нагрузки. Ключами Ра и Рв условно показаны места воз5
можных разрывов в фазах А и В. На схеме показаны емкости
фаз на землю до разрыва (С΄0) и после разрыва (С0) и соответствующие междуфазные емкости С΄12 и С12 . Нейтраль системы может быть изолирована или заземлена, нейтраль трансформатора нагрузки должна быть изолирована. Для анализа
перенапряжений целесообразно заменить трехфазную схему
эквивалентной однофазной схемой замещения. Для этого
предварительно рассмотрим следующую общую задачу. Пусть
трехфазный источник бесконечной мощности (см.рис. 1.2) питает несимметричную нагрузку, причем полные сопротивления в фазах 2 и 3 равны между собой (z2= z3=z), но не равны
полному сопротивлению в фазе 1 (z1≠ z).
Рис.1.2. Обоснование схемы замещения
Требуется составить эквивалентную однофазную схему
замещения для определения тока в фазе 1. Воспользовавшись
методом наложения и складывая токи, протекающие в фазе 1
под действием каждого из фазовых напряжений, получим:
U 1
I1 
Z1  Z
U 2  U 3
U 1 

U2
Z
Z
U 3
2





Z 1Z Z 1  Z
Z 1Z Z 1  Z
Z
Z1 
Z
2 Z
2
Z1  Z
Z 1 Z
6
(1.1)
Этому выражению соответствует схема замещения рис. 1.2,б, в
которой
.
 
UЭКВ  U 1 U 2 U 3 =1,5 U 1
2
(1.2)
Рассмотрим один из наиболее характерных и достаточно
часто встречающихся случаев: обрыв одного провода с падением его на землю в системе с изолированной нейтралью.
Анализ всех других случаев может быть выполнен аналогично.
Пусть провод оборвался в фазе А, причем упал на землю
конец провода, присоединенный к источнику (разомкнут ключ
Р в схеме на рис. 1.14). Упрощенная схема для этого случая
представлена на рис. 1.3,а.
Рис.1.3.Схема замещения для случая обрыва одного провода с падением его на землю в системе с изолированной нейтралью
Ток в фазе А после обрыва провода будет стекать в землю через место заземления, затем возвращаться на провод через емкость С0 , после чего он разветвляется: часть тока проходит
7
через емкость С12, а другая - через индуктивность трансформатора LТ .Цепь тока замыкается через фазы В и С источника. В
силу симметрии потенциалы нулевых точек трансформатора и
звезды междуфазовых емкостей одинаковы. Поэтому схему
рис. 1.3,a можно преобразовать в схему рис. 1.3,б, в которой
эдс источника на основании (1.2) будет равна 1,5Uф. В соответствии с этой схемой можем написать
.
U
.
экв
.
=1,5 U L+ U C
или
+ U экв =1,5 U L- U C ,
(1.3)
где плюс соответствует режиму с отстающим током (1,5UL >
Uс), а минус – режиму с опережающим током. Можно показать, что влияние междуфазовой емкости на амплитуду перенапряжений относительно невелико. Полагая в первом приближении С12 ≈0, получим схему замещения, представленную
на рис. 1.3,в. Уравнение (1.3) можно решить графическим способом: на координатной плоскости U-I строятся вольтамперные характеристики элементов схемы замещения(Uс= f
(I))-прямая линия; емкость С0 является линейным элементом в
схеме замещения, а также 1,5UL=f(I)-кривая намагничивания
трансформатора нагрузки). Далее нахоится разность 1,5UL- UC,
т.е. правая правая часть уравнения (1.3). Левая часть уравнения является постоянной величиной (+Uэкв), и находим точки
пересечения с кривой (1,5UL- UC). В точках пересечения левая
и правая части уравнения (1.3) тождественно равны, следовательно, эти точки соответствуют решению уравнения (1.3).
Графическое решение уравнения (1.3) представлено на
рис. 1.4, из которого видно, что в рассматриваемой схеме
принципиально возможны три режима, соответствующие точкам а,б,в.
Два из них являются индуктивными (б и в) и один – емкостный. Однако не все из этих состояний являются устойчивыми и, следовательно, не все из них практически возникают.
Проверка устойчивости решения осуществляется обычным путем исследования поведения схемы при небольшом изменении
тока в цепи. В случае устойчивого состояния система при малых возмущениях стремится вернуться в исходное состояние.
Например, если в схеме существовал индуктивный режим, соответствующий точке б и произошло малое увеличение тока
на величину ∆I (см. рис. 1.5), то напряжение на индуктивности
увеличится больше, чем на емкости. Эти два напряжения в
8
сумме уже не будут равны напряжению источника, причем
.
.
.
напряжение небаланса U нб= -( ∆ U c +∆ U L) будет совпадать с
напряжением на емкости ( см. векторную диаграмму). Под
действием этого напряжения в схеме возникает дополнительное приращение тока ∆I΄, которое будет противоположно по
фазе индуктивному току, а, следовательно, будет компенсировать произошедшее малое приращение этого тока. В результате система вернется в свое исходное состояние и, следовательно, режим, соответствующий точке б, является устойчивым.
Аналогично можно показать, что режим, соответствующий
точке а, также является устойчивым, а режим соответствующий точке в – неустойчивым, т.е. физически не реализуемым.
Таким образом, имеем типичный для нелинейных цепей случай, когда при одних и тех же параметрах сети возможны три
установившихся состояния, из которых устойчивыми являются только два.
Рис.1.4.Графическое решение уравнения для колебательного контура с нелинейной индуктивностью
9
Рис.1.5.Проверка устойчивости режима в схеме с нелинейной индуктивностью
Если в схеме рис. 1.3,в, изменять емкость С0, то можно
графически найти напряжения на индуктивности UL и на емкости UC в зависимости от величины С0 ( рис. 1.6 ). При емкости
схемы меньше некоторого критического значения Скр система
имеет одно устойчивое состояние с емкостным режимом. Значение Скр соответствует такому наклону прямой Uc+E, когда
она является касательной к вольт-амперной характеристике
индуктивности (точки б0, в0 рис. 1.6,а).
Влияние активного сопротивления. При наличии активного
сопротивления в нелинейном колебательном контуре ( рис.
1.7,а) условие равновесия схемы примет вид:




E  U L U C U r
( 1.4 )
С учетом векторной диаграммы ( рис. 1.7,б ) это условие
можно представить в алгебраической форме:
U L  E  U r  U C . (1.5 )
или
Первое слагаемое правой части последнего уравнения является
уравнением эллипса с центром в начале координат и с полуосями, равными b=E и a=E/r.
E  (U L  U C ) 2  U r2
2
10
2
а)
б)
Рис.1. 6. Графоаналитический метод определения напряжения на
элементах колебательного контура (а) и зависимости от емкости
напряжений на элементах этого контура (б) (пунктир – неустойчивое состояние схемы).
Графическое решение последнего уравнения для двух
значений активного сопротивления (r2; r5) показано на рис.
1.8,а. При сопротивлении r5 имеем также 3 решения (точки а,
б, в), при сопротивлении r2 схема имеет только один индуктивный режим.
На рис. 1.9 представлена зависимость напряжения на индуктивности от величины емкости UL = f (C) при различных
значениях активного сопротивления r. Следует отметить, что
относительно малое сопротивление r оказывает заметное влияние лишь при больших значениях ёмкости. Однако, при значительном увеличении активного сопротивления его влияние
сильно возрастает, и при значениях емкости, больших Cкр,
оказывается возможным только одно установившееся состояние, соответствующее индуктивному режиму с малым напря-
11
жением.
Рис.1.7. Нелинейный колебательный контур с активным сопротивлением (а) и его векторная диаграмма (б).
Следовательно, достаточно большое активное сопротивление способно ограничить максимально возможное значение
перенапряжений в рассматриваемой схеме.
Влияние междуфазных емкостей. При анализе влияния
междуфазных емкостей С12 на уровень перенапряжений, необходимо треугольник этих емкостей на рис. 1.1 преобразовать в
звезду в соответствии с формулами перехода от треугольника
к звезде. Эквивалентная звезда междуфазных емкостей изображена на рис. 1.3,б. При этом каждый луч звезды содержит
утроенное значение междуфазной емкости С12 (3С12). Схему
рис. 1.3,б можно представить схемой замещения, изображенной на рис. 1.10, а с учетом последовательного соединения емкостей 3С12 и 6С12. Для определения напряжения на индуктивности UL с подключенной параллельно ей емкостью 2С12 схема рис. 1.10,а должна быть приведена к схеме рис. 1.10,б, аналогичной схеме рис. 1.3,в, с помощью теоремы об активном
четырехполюснике (теоремы Тевенена ). Согласно этой теореме эквивалентная ЭДС в схеме рис. 1.10,б равна напряжению
между точками M и N схемы рис. 1.10,а при разомкнутой индуктивности, а емкость, включенная последовательно с индуктивностью в схеме рис. 1.10.б, равна емкости относительно
точек M и N при закороченном источнике и разомкнутой ин12
дуктивности в схеме рис. 1.10,а. Таким образом, в схеме рис.
1.10,б параметры эквивалентной ЭДС и эквивалентной
Рис.1.8. Графическое решение уравнения равновесия для схемы с
активным сопротивлением.
емкости равны:
E Э.С  Е Э
1,5U ф
С0

;
2С12
С 0  2С12
1
С0
CЭ  C0  2C12  C0 (1 
2C12
);
C0
( 1.6 )
( 1.7 )
Определение напряжения UL в емкостном и индуктивном режимах проводится графическим построением при вычисленных значениях ЕЭ.С и СЭ, как это показано на рис. 1.11 ( за базисные величины при построениях приняты номинальное фазное напряжение источника Uф.ном и намагничивающий ток
трансформатора при этом напряжении Iх.ном ). При найденном значении определяется напряжение на емкости С0 по
уравнению
13
U C  U L  Eэ ,
а)
( 1.8 )
б)
Рис. 1.9 Напряжения в схеме с активным сопротивлением
а – метод определения;
б – зависимости UL=f(C) при разных
значениях r.
Рис. 1.10 Схема замещения трехфазной системы с учетом междуфазных емкостей
где плюс соответствует емкостному режиму, а минус – индуктивному ( рис. 1.11).
Для сравнения на рис. 1.11 приводится также графоаналитический расчет для схемы замещения без учета С12 ( пунктир ).
14
Рис. 1.11 Учет влияния междуфазной емкости.
Из приведенных соотношений следует, что емкостный
режим приводит к появлению опасных для изоляции резонансных перенапряжений.
Влияние нагрузки трансформатора. На рис. 1.12,а представлена однофазная схема замещения трехфазной системы
при неполнофазном режиме с учетом активной rн и индуктивной Lн нагрузок трансформатора. Для упрощения индуктивностями рассеяния обмоток трансформатора пренебрегаем. Для
примера рассматриваем обрыв одного провода с заземлением в
системе с изолированной нейтралью.
Как и ранее, напряжение Uc определяется по тем же
соотношениям. Однако теперь при определении UL необходимо учесть влияние не только 2С12, но и Lн и rн. Влияние индуктивности нагрузки целесообразно учесть путем параллельного
соединения этой индуктивности с нелинейной индуктивностью намагничивания трансформатора. Результирующая
вольт-амперная характеристика этой схемы, естественно, пойдет ниже вольт-амперной характеристики трансформатора, ра15
ботающего на холостом ходу (рис. 1.12,в), что приведет к
уменьшению перенапряжений в емкостном режиме.
Рис. 1.12 Учет влияния нагрузки. а – однофазная схема замещения;
б – расчетная схема для определения UL; в – определение напряжений с учетом нагрузки ( цифры у эллипсов – кратности активной составляющей тока нагрузки по отношению к Iх, ном; цифры у
кривых – кратности индуктивной составляющей этого тока по
отношению к Iх, ном ).
Для учета влияния rн применим, как это уже делалось,
теорему об активном двухполюснике. В результате преобразований получим схему замещения рис. 1.12,б, в которой эквивалентная ЭДС, определенная с учетом rн и 2С12, равна:
E Э.Н  Е Э.С
rН
rн2  xC2 .Э
;
( 1.9 )
а полное сопротивление, включенное в цепь последовательно
с индуктивностью, определится как
Z Э. Н 
rН ( jxС ,Э )
rн  jxС ,Э

xС2 ,Э
rн2  xС2 ,Э
rн  j
rн2
xС ,Э  rЭ, Н  jxЭ, Н ;
rн2  xС2 ,Э
( 1.10 )
Здесь ЕЭ,С и xС,Э – параметры схемы замещения, учитывающие
влияние междуфазной емкости.
Таким образом, роль активной составляющей нагрузки
сводится к изменению следующих параметров схемы замещения: уменьшению расчетной ЭДС, уменьшению расчетного
ёмкостного сопротивления (xЭ,Н < xС,Э ), появлению активного
сопротивления r э,н . Рис. 1.12,в иллюстрирует влияние актив16
ной и индуктивной нагрузок на перенапряжения. Нетрудно
видеть, что даже небольшая нагрузка трансформатора резко
снижает перенапряжения.
Рассмотрим, какой вид будет иметь звезда фазовых
напряжений трансформатора нагрузки при емкостном режиме,
.
.
соответствующем точке “а” на рис.1.4. Учитывая, что U с= U АА΄
.
L
, U А  1,15,U
несложно найти напряжение на остальных фазах
5
трансформатора с помощью векторной диаграммы, представ,
.
.
.
ленной на рис. 1.13 ( на диаграмме U А, U В, U С – звезда фазовых напряжений источника).Из диаграммы видно, что порядок
чередования фаз на трансформаторе нагрузки изменился на
обратный. Произошло, так называемое “опрокидывание” чередования фаз. При этом, если трансформатор имел небольшую
моторную нагрузку, то после обрыва провода направление
вращения двигателей может измениться на обратное.
Как следует из рассмотренного нами случая, перенапряжения
при несимметричном отключении фаз могут превышать 3Uф и,
следовательно, представлять непосредственную опасность для
изоляции. Кроме того, возникающая при этом сильная несимметрия фазовых напряжений линии создает большие влияния
на соседние линии связи. Поэтому в эксплуатации следует
ограничить вероятность появления перенапряжений рассматриваемого вида. Наиболее радикальным средством, позволяющим полностью устранить перенапряжения при обрыве проводов, является заземление нейтралей трансформаторов
нагрузки. Однако это требование не всегда выполнимо даже
для систем 110кВ, не говоря о системах более высокого
напряжения. Поэтому необходимо стремиться к уменьшению
вероятности несимметричных отключений, например, путем
отказа от применения плавких предохранителей и выключателей с пофазным управлением. Кроме того, не следует длительно оставлять включенными холостые или слабо нагруженные
трансформаторы. В настоящей работе изучение перенапряжений при обрыве провода и падении его на землю в системе с
изолированной нейтралью производится на экспериментальной установке, схема которой приведена на рис.1.14.
17
Рис.1.13.Векторная диаграмма напряжений при “опрокидывании”
чередования фаз
Рис.1.14. Схема экспериментальной установки
1)
2)
3)
4)
5)
6)
Установка включает в себя следующие основные элементы:
трехфазный регулятор напряжения,
питающий трансформатор,
трансформатор нагрузки,
конденсатор, имитирующий емкость на землю оборванной
фазы,
киловольтметр,
фазоуказатель и вольтметр.
На рис. 1.15 представлена панель переключения режимов работы
схемы, которая расположена непосредственно на высоковольтной
установке.
18
С помощью данной панели устанавливаются нормальный или
аварийный режимы работы сети.
На рис. 1.16 представлена передняя панель пульта управления лабораторной установкой. На горизонтальной части панели расположены автотрансформатор (АТ), фазоуказатель и
вольтметр (В) для измерения фазных и линейных напряжений
как у питающего трансформатора (система), так и у трансформатора нагрузки. На вертикальной части панели пульта управления располагаются киловольтметр (кВ), кнопка включения
высокого напряжения (ВН) и пять переключателей S1, S2, S3,
S4, S5. С помощью переключателя S1 измеряются фазные и
линейные напряжения питающего трансформатора (система).
Переключатель S2 служит для измерения тех же напряжений у
трансформатора нагрузки. Переключателем S3 изменяются
пределы измерения вольтметра (В). Переключатель S4 служит
для выбора измеряемого напряжения (фазного или линейного).
Переключателем S5 выбирается объект измерения: питающий
трансформатор (система) или трансформатор нагрузки.
19
Порядок работы
1. Ознакомиться с испытательной установкой, записать параметры трансформаторов и конденсаторов.
2. Построить вольт-амперные характеристики элементов схемы и суммарную вольт-амперную характеристику в соответствии с рис. 1.4. Данные для построения кривой намагничивания трансформатора сведены в табл.1.
ПРИМЕЧАНИЕ:
1)
При построении кривой 1,5 UL=f(I) необходимо учесть,
что ординаты кривой намагничивания трансформатора необходимо увеличить в 1,5 раза.
2)
Для фазных емкостей 0,025мкФ и 0,033мкФ можно
вольт-амперную характеристику трансформатора строить в
пределах по току от 0,005 до 0,1А.
Таблица 1
Вольт-амперная характеристика трансформатора
U,кВ
1.1
1,67
2.17
2,5
2,73
2,93
3,13
3,3
3,47
I, А
0,005
0,01
0,015
0,02
0,025
0,03
0,04
0,05
0,06
3,5
3,77
4,07
4,37
4,67
5.7
6.7
7.7
8.4
0,07
0,08
0,1
0,12
0,14
0,2
0,3
0,4
0,5
3) Рассчитать фазное напряжение источника, при котором происходит “опрокидывание” чередования фаз при плавном
расч
подъеме напряжения ( U опр
=U*/1,5). Расчетную величину
приведите к низкой стороне трансформатора.
Определить расчетную величину напряжения (перенапряжение) на емкости после “опрокидывания” -
кВ .
Требования п. 3 выполнить для трех линий разной длины.
Длину линии задавать соответствующей фазной емкостью. Результаты расчета занести в таблицу 2. Удельную емкость фазы
20
относительно земли по путям прямой последовательности
можно рассчитать по следующей формуле:
C (1) 
20 55556 пФ

;
;
2h
2h км
n
n
rЭ
rЭ
( 1.11 )
Таблица 2
Экспериментальные результаты по п.3
Длина ЛЭП, км
Ёмкость фазы на
землю
Uрасчопр; В
Uпнрасч; кВ
Примечание
4. Перед включением установки на панели переключения (рис.
1.15) ре жимов собрать схему нормального режима работы сети.
На панели пульта управления установить:
4.1. Переключатель переключения пределов S3 поставить в
положение – 150В;
4.2. Переключатель S4 в положение – Uф;
4.3. Переключатель S5 в положение – “система”;
4.4. Переключатель S1 в положение – Uа;
4.5. Включить установку, поднять напряжение до 120 В (по
первичной стороне), убедиться в нормальной работе установки
и проверить правильность порядка чередования фаз с помощью фазоуказателя.
Снизить напряжение до нуля. Выключить установку.
5. Создать аварийный режим обрыва провода с падением его
на землю, включить установку и, плавно повышая напряжение, получить “опрокидывание”. Записать значения фазных
напряжений U a1 ,U b1 ,U c1 ,U a 2 ,U b 2 ,U c 2 , а также соответствующих
линейных напряжений и показание киловольтметра. С помощью фазоуказателя убедиться в том, что произошло “опрокидывание” чередования фаз. Отключить установку. Результаты
измерений записать в табл. 3.
21
Таблица 3
Экспериментальные результаты по п.5
Система
Нагрузка
U a1 ;В
U b1 ;В
Uc1 ;В
U a1b1 ;
В
U a1c1 ;
В
U b1c1 ;В
U a 2 ;В
U b 2 ;В
Uc2 ;В
U a 2b 2 ;
В
U a 2c 2 ;
В
U b 2c 2 ;
В
Примечание
Значения напряжений в табл. 3, измеренные по низкой стороне, пересчитать к высокой стороне и занести в табл. 4.
Таблица 4
Расчетные результаты по высокой стороне трансформатора
Система
Нагрузка
U A1 ;кВ
U B1 ;кВ
U C1 ;кВ
U A1B1 ;кВ
U A1C1 ;кВ
U B1C1 ;кВ
U A2 ;кВ
U B 2 ;кВ
U C 2 ;кВ
U A2B 2 ;кВ
U A2C 2 ;кВ
U B 2C 2 ;кВ
6. На питающем трансформаторе установить фазное напряжение соответствующее номинальному напряжению сети Uн =
6кВ и исследовать влияние длины ЛЭП на величину резонансных перенапряжений.
Таблица 5
Влияние длины ЛЭП на величину перенапряжений
Ɩ, км
Uпн, кВ
7. Для какой-либо одной длины линии оценить влияние междуфазовой емкости C12 на величину резонансных перенапряжений. ( C12 принимать равной 0,2; 0,25; 0,33 от фазной емкости ).
Таблица 6
Влияние междуфазовых емкостей на перенапряжения
С12; мкФ
Uпн, кВ
22
8. Определить минимальный ток нагрузки, при котором не будет происходить “опрокидывания” чередования фаз и выразить его в % от номинального тока трансформатора.
9. Отключить высокое напряжение. По первичной стороне питающего трансформатора установить напряжение на 10% ниже
напряжения “опрокидывания” для какой-либо длины линии.
При аварийном режиме ЛЭП ( обрыв провода) включить высокое
напряжение.
Убедиться в том, что произошло «опрокидывание».
10. Исследовать влияние точки обрыва фазного провода на величину перенапряжений. Схема приведена на рис.1.17.
Рис.1.17. Схема для исследования влияния точки обрыва на величину возможных перенапряжений. 1. С01=0, С0 =33 200пФ; 2. С0 = 16600пФ; 3. С0
=12500пФ; 4.С0 =10 000пФ; 5.С0=8300пФ. Емкость С01 всегда закорочена
проводом оборвавшейся фазы, поэтому её можно не включать в схему на
рис. 1.17.
11. Исследовать влияние точки обрыва фазного провода на величину
перенапряжений при обрыве провода со стороны трансформатора
нагрузки (рис. 1.18)
23
Рис.1.18. Схема для исследования влияния точки обрыва на величину возможных перенапряжений при обрыве провода со стороны трансформатора
нагрузки. С01последовательно принимает значения: 33200пФ, 16600пФ,
12500пФ, 10000пФ и 8300пФ.
В данном опыте запрещается работать с емкостью С0 более чем
33200пФ.
Содержание отчета
1.
Краткое описание испытательной установки.
2.
График с вольт-амперными характеристиками по п.2
порядка работы (см. рис. 1.4).
3.
Нанести на график рабочие точки, полученные по п.5 и
6 порядка работы, предварительно пересчитав экспериментальные значения к высокой стороне трансформатора.
4.
Построить векторную диаграмму напряжений для режима, полученного в п.5 порядка работы (см. рис. 1.6). В случае несимметрии фазных напряжений в питающей сети для
построения векторной диаграммы необходимо использовать
также и линейные напряжения.
5.
Построить графики по экспериментальным результатам.
6.
Объяснить полученные результаты.
Контрольные вопросы
1. Цель работы
2. Виды перенапряжений в электрических системах?
24
3. При каких условиях могут возникнуть перенапряжения,
изучаемые в данной лабораторной работе?
4. Поясните резонансные явления в линейном колебательном
контуре. Для параметров линейного контура, заданных преподавателем, определить возможность возникновения резонансных перенапряжений в этом контуре.
5. Поясните общую схему для исследования перенапряжений,
изображенную на рис. 1.1.
6. Поясните принцип замены 3-х фазной схемы однофазной
схемой замещения.
7. Величина эквивалентной Э.Д.С. в однофазной схеме замещения?
8. Поясните преобразование схемы на рис. 1.3.
9. Как получено уравнение 1.2?
10. Поясните графический способ решения уравнения 1.2.
11. Какие режимы могут реализоваться в данной схеме?
12. Как определить характер режима в той или иной точке, соответствующей решению уравнения 1.2.
13. Поясните доказательство устойчивости (неустойчивости)
того или иного режима из возможных.
14. Чему равно напряжение небаланса в той или иной электрической схеме?
15. В каком режиме резонансные перенапряжения максимальны?
16. Как влияет активная нагрузка на возникновение резонансных явлений? Пояснить с помощью графического решения.
Постройте векторную диаграмму.
16. Поясните графоаналитический метод определения напряжения на элементах колебательного контура (рис. 1.6,а)
17. Поясните построение векторной диаграммы для емкостного режима точки “а” в трехфазной схеме рис. 1.3.
18. К каким последствиям приводит явление “опрокидывания”
чередования фаз?
19. Постройте векторную диаграмму для индуктивного режима точки “б”.
20. Какой величины могут достигать резонансные перенапряжения изучаемого вида в реальных сетях?
21. Как влияют междуфазные емкости на величину резонансных перенапряжений данного вида?
22. Меры борьбы с перенапряжениями данного вида?
25
2. ПЕРЕНАПРЯЖЕНИЯ ПРИ ОТКЛЮЧЕНИИ НЕНАГРУЖЕНЫХ ЛИНИЙ И БАТАРЕЙ КОНДЕНСАТОРОВ
Цель работы: Исследование на модели перенапряжений,
возникающих на ненагруженной линии электропередачи, а
также на конденсаторной батарее при повторных зажиганиях
дуги в выключателе в процессе его отключения.
Краткие сведения
1. Отключение ненагруженной линии
При холостом ходе линии ток опережает напряжение практически на 90° (см. рис. 2.1). Рассмотрим процесс отключения
линии от источника бесконечной мощности. Когда контакты
выключателя начинают расходиться, между ними загорается
дуга. При прохождении тока через 0 (момент t0 на рис. 2.1) дуга в выключателе погаснет. На линии остается напряжение
(+UФ), а напряжение источника продолжает изменяться по синусоидальному закону.
Рис. 2.1. Процесс отключения ненагруженной линии от источника бесконечной мощности
Через полпериода напряжение источника приобретает значение (-UФ), и, следовательно, напряжение между контактами
выключателя достигает величины 2UФ. Исследования показа26
ли, что прочность промежутка между контактами выключателя за полпериода возрастает не более чем до 2UФ для воздушных выключателей и не более чем до UФ - для масляных выключателей. Следовательно, весьма вероятным является повторное зажигание дуги в выключателе. Если повторное зажигание дуги произошло в момент t1, когда напряжение источника равно -UФ, то линия будет стремиться перезарядиться от
напряжения (+UФ) до напряжения (-UФ). Поэтому по линии
будет распространяться волна напряжения (-2 UФ) и проходить
ток i  
2U Ф
(рис. 2. 2, а).
Z
Дойдя до холостого конца линии, волна напряжения отразится с тем же знаком, а волна тока - с обратным знаком. При
этом на линии будет устанавливаться напряжение (-3Uф), а
суммарный ток на участках линии, где прошла отраженная
волна, становится равным нулю. Поэтому, как только отраженная волна дойдет до источника, ток в выключателе проходит через нуль и дуга гаснет (момент t2 на рис. 2.1). После погасания дуги напряжение на линии остается равным - 3Uф , а
напряжение источника продолжает меняться по синусоиде.
Через полпериода напряжение между контактами выключателя возрастает до величины 4UФ. В этот момент может произойти второе повторное зажигание дуги в выключателе. Если
оно произошло, линия будет перезаряжаться от напряжения (3UФ) до напряжения источника (+UФ). В связи с этим по линии
будет распространяться волна напряжения (+4UФ) и волна тока
i
4U Ф
(рис. 2, в). Дойдя до холостого конца линии, волна
Z
напряжения отразится с тем же знаком, а волна тока - с обратным знаком (см. рис. 2. 2, г). Когда отраженная волна дойдет
до источника, ток в выключателе проходит через нуль и дуга
может снова погаснуть (момент t4 на рис. 2.1). При этом линия
остается заряженной до напряжения 5 UФ.
Если бы повторные зажигания дуги продолжались неограниченно долго, то перенапряжения на линии могли бы достигнуть сколь угодно большой величины. Практически же этого
не происходит, так как современные выключатели имеют значительную скорость восстановления электрической прочности,
благодаря чему в подавляющем большинстве случаев при отключении холостых линий происходит не более одного по27
вторного зажигания дуги. Поэтому напряжение на линии в
случае источника бесконечной мощности не должно превышать 3UФ. Современные быстродействующие выключатели
могут вообще не давать повторных зажиганий дуги и, в этом
случае, отключение холостых линий не будет сопровождаться
перенапряжениями. В случае же, если повторное зажигание
будет иметь место, оно будет происходить до максимума
напряжения источника, благодаря чему амплитуда перенапряжений будет существенно снижаться. Кроме того, если линия
имеет значительную длину, необходимо учитывать снижение
напряжения источника за время двойного пробега волны по
линии, а также потери в линии. Эти факторы уменьшают возможные амплитуды перенапряжений на линии. С другой стороны, следует учитывать, что при большой длине линии
напряжение в отдаленных от шин точках может существенно
превышать напряжение на шинах вследствие емкостного эффекта. После погасания дуги в выключателе, напряжение
вдоль линии выравнивается, причем оно будет больше, чем
амплитуда напряжения источника. Это повышает возможную
кратность перенапряжений. В рассмотренном случае, линия
отключалась от источника бесконечной мощности. При этом
напряжение на шинах в процессе отключения равно напряжению
28
Рис. 2.2. Волновые процессы при отключении ненагруженной
линии (слева - напряжение, справа - ток)
источника и никаких перенапряжений на шинах не возникает.
В действительности источник всегда обладает определенной
индуктивностью, которая существенно влияет на величину перенапряжений. Влияние этой индуктивности может быть проанализировано с помощью схемы рис. 2.3. Процессы в этой
схеме будут аналогичны рассмотренным выше, однако напряжение и ток бегущей по линии волны будут постепенно нарастать от нуля до максимума. Благодаря этому ток в выключателе не будет проходить через нуль в момент прихода отраженной от конца линии волны и поэтому необходимо учитывать
отражение волны от начала линии. Так как в начале линии
включена индуктивность, то это отражение будет иметь сложный характер, причем в первый момент волна от начала линии
будет отражаться с тем же знаком. Это обстоятельство существенно повышает возможную амплитуду перенапряжений. С
помощью несложных, но громоздких расчетов можно пока29
зать, что в случае источника ограниченной мощности напряжение в конце линии после первого зажигания может превышать величину 3UФ .
Рис. 2.3. Расчетная схема отключения холостой линии
от источника ограниченной мощности
Максимальное напряжение в переходном процессе зависит
от момента повторного зажигания дуги. Те повторные зажигания, которые происходят в течение первых 5 мсек (полупериода), после гашения принято считать неопасными. Повторные
зажигания через 5 - 15 мсек после гашения приводят к значительным перенапряжениям и считаются опасными. Возможность возникновения повторного зажигания определяется соотношением между ходом кривых восстанавливающейся электрической прочности межконтактного промежутка выключателя и восстанавливающегося напряжения. Эти кривые показаны на рис. 2.4. Повторное зажигание происходит, если кривая UВ (t) пересекает кривую Uпр (t). Если это пересечение
происходит в момент максимума UВ(t), то перенапряжения на
линии достигают максимального значения.
В воздушных выключателях восстанавливающаяся прочность достигает максимального значения за 3 - 5 мсек. Поэтому они практически всегда дают только неопасные повторные
зажигания. Масляные баковые выключатели, особенно старых
конструкций, восстанавливают свою прочность за 20 -50 мсек.
Вероятность опасных повторных зажиганий достигает для них
0,7.
Так как момент расхождения контактов совершенно случаен, т.е. величина ∆t равновероятна в пределах от 0 до 0,01 сек,
то условия для возникновения повторного зажигания подчинены статистической закономерности.
30
Рис. 2.4. Кривые восстановления напряжения UВ(t) и прочности Uпр(t): t1-- момент начала расхождения контактов, t2 - момент погасания дуги, t3 – момент повторного зажигания дуги
Путем обобщения большого количества экспериментальных
данных в НИИ ПТ были получены кривые вероятности перенапряжения, превышающих заданные значения (см. рис. 2.5).
Из рис. 2.5 видно, что перенапряжений на конце линий с кратностью более 3,5 составляет 2%. Поскольку при построении
этой кривой были использованы материалы старых измерений,
когда в энергосистемах работали несовершенные выключатели, которые давали большое количество повторных зажиганий, то эта величина является несколько завышенной. В основном следует ориентироваться на возможность перенапряжений до 3 UФ. Хотя перенапряжения такой величины и не
представляют непосредственной опасности для нормальной
изоляции, их частое воздействие на изоляцию является крайне
нежелательным. Кроме того, при снижении уровня изоляции
до величины 2,5 UФ и менее перенапряжения при отключении
холостых линий для ряда систем становятся наиболее важным
видом перенапряжений. Поэтому серьезное внимание уделяется возможности ограничения этих перенапряжений. Рассмотрим возможные пути ограничения перенапряжений при отключении холостых линий.
31
Рис. 2.5. Кривые вероятности перенапряжений при отключении холостых линий по данным НИИ ПТ
1. Одним из наиболее радикальных способов ограничения
этого вида перенапряжений является увеличение скорости
восстановления электрической прочности промежутка между
контактами выключателя. Исключив повторные зажигания, мы
полностью исключаем перенапряжения при отключении холостых линий. Однако, этот способ не всегда пригоден, так как с
увеличением быстродействия выключателей сильно возрастают перенапряжения при отключении холостых трансформаторов. Поэтому при конструировании выключателей приходиться принимать компромиссные решения, способствующие
ограничению перенапряжений обоих видов.
2. Одним из перспективных методов ограничения перенапряжений является использование выключателей с шунтирующими сопротивлениями. Принцип действия такого выключателя заключается в следующем (см. рис. 2.6). Выключатель
имеет два разрыва, одним из которых зашунтирован сопротивлением. При отключении, сначала размыкается разрыв 1, а затем начинают расходиться контакты разрыва 2. При прохождении тока через нуль дуга в первом разрыве гаснет, но после
этого линия остается присоединенной к источнику через сопротивление R.
Рис.2.6 Схема выключателя с шунтирующим сопротивлением.
32
Поэтому при изменении напряжения источника заряд на линии
не остается неизменным, а частично стекает обратно в источник. Кроме того, после гашения дуги в первом разрыве ток в
цепи приобретает активную составляющую и проходит через
нуль уже не при максимуме напряжения. Поэтому при гашении дуги во втором разрыве линия остается заряженной до
напряжения, которое существенно меньше UФ. Это уменьшает
вероятность повторного зажигания, но если оно и произойдет,
величина перенапряжения будет значительно снижена. Практика показала, что выключатели с шунтирующими сопротивлениями снижают предельную величину перенапряжений до
2,5 UФ, что безопасно даже для изоляции со сниженным уровнем. Величина шунтирующего сопротивления должна иметь
порядок емкостного сопротивления отключаемой цепи, т.е.
R
1
.
C
3.
Недостатком выключателей с шунтирующими сопротивлениями являются сложность их конструкции и значительная стоимость. Поэтому представляла интерес возможность
ограничения перенапряжений при отключении холостых линий с помощью обычных грозозащитных разрядников. Исследования показали, что если установить на линии обычные
грозозащитные разрядники, то они будут надежно ограничивать перенапряжения при длине не более 200 км. В линиях
большей длины можно применять только специальные разрядники с повышенной пропускной способностью.
4.
Перенапряжения при отключении холостых линий резко снижаются, если к линии остаются присоединенными электромагнитные трансформаторы напряжения. Объясняется это
тем, что при увеличении напряжения на линии сердечники
этих трансформаторов очень сильно насыщаются, их индуктивность резко снижается и через эту сниженную индуктивность заряд с линии стекает в землю.
2. Отключение батарей конденсаторов
Батареи конденсаторов применяются в энергетических системах для улучшения коэффициента мощности, регулирования
напряжения и повышения пропускной способности дальних
электропередач. При отключении конденсаторной батареи, так
же как и при отключении холостой линии, емкостной ток об33
рывается в момент максимума напряжения на конденсаторе.
Напряжение на шинах продолжает меняться по синусоиде, а
напряжение на конденсаторе остается неизменным и равным
UФ. Через полпериода напряжения на контактах выключателя
достигнет 2UФ, что может вызвать повторное зажигание дуги в
выключателе. При этом будет происходить колебательный переходный процесс перезарядки конденсаторной батареи до
напряжения источника. В процессе этой перезарядки напряжение на батарее достигает 3UФ, причем ток в этот момент проходит через нуль и дуга может оборваться. Если произойдет
еще одно повторное зажигание, напряжение на батарее может
возрасти до 5UФ и т.д. Для ограничения этих перенапряжений
могут быть применены и применяются специальные быстродействующие выключатели, не дающие повторных зажиганий
дуги.
Перенапряжения при отключении емкостной нагрузки изучаются на той же лабораторной установке, что и перенапряжения
при дуговых замыканиях на землю.
Для моделирования отключения холостой линии с повторными зажиганиями дуги следует собрать схему риc. 2.7. При замкнутых контактах К1 и К2 тиратроны не горят. Этот режим
соответствует нормальному режиму ненагруженной линии.
Рис. 2.7. Модель выключателя
После размыкания контакта К1 начинаются повторные зажигания дуги, при которых на емкости фазы возникают значительные перенапряжения. Кратность этих перенапряжений
определяется величиной активного сопротивления контура и
утечкой с пластин осциллографа и может достигать при малой
34
величине затухания приблизительно 15−20-кратной величины.
Перенапряжения на емкости могут быть снижены путем включения параллельно схеме имитации дуги сопротивления, имитирующее сопротивление выключателя.
Схема имитации дуги в этом режиме работает следующим образом: при достижении напряжения источника тока максимального значения соответствующий тиратрон зажигается (
так как в этот момент снимается отрицательное напряжение с
его сетки напряжением фазового мостика) и емкость контура
перезаряжается за один полупериод частоты собственных колебаний. Второй тиратрон в этот момент заперт, так как на его
сетку подается суммарное отрицательное напряжение от выпрямителя и фазового мостика. Зажигание второго тиратрона
произойдет лишь спустя полпериода после зажигания первого.
Для изучения рассмотренных выше вопросов используется
та же лабораторная установка, что и в работе “Перенапряжения при дуговых замыканиях на землю в сети с незаземленной
нейтралью”.
Порядок работы
1.
2.
Ознакомиться с установкой.
Лабораторная работа выполняется на стенде, мнемоническая схема которого приведена на рис. 2. 8 – ( Стр.
37 ).
Перед включением установки на передней панели стенда
установить:
а) Переключатель S1 в положение Uф;
б) Переключатели S2, S3 в положение “Откл.”;
в) Переключатели S7, S8 или в левом или в правом положении,
г) Переключатель S4 в положение “Н.Р.”;
д) Переключатель S5 в положение “Откл.”;
е) Переключатели S1, S6 в положение “Откл.”;
ж) Переключатель С12, в положение “0”; переключатель
С3 в положение “0”
з) Переключатель Lk в положение “  ”;
и) Переключатель Rш в положение “0”;
к) Переключатель “α” в положение 90°;
л) Переключатель “Выбор схемы Л.р.” в положение “0”.
35
3.
4.
5.
6.
7.
8.
м) Переключатель “L” в положение “1”;
На левой боковой панели стенда установить:
а) переключатель S9 в положение Uф;
б) переключатель пределов миллиамперметров S10 в положение 300(360);
в) переключатель S11 в положение “откл”;
г) г) переключатель S14 в крайнее правое положение;
Включить автоматический выключатель, а также тумблеры S12 и
S13 и дать прогреться тиратронам не
менее 3-х минут.
После прогрева тиратронов переключатель “Выбор схемы Л.р.” поставить в положение “Л. р. №25).
Собрать трехфазную схему сети с заземленной нейтралью,
подключив в одну из фаз модель выключателя.
Зарегистрировать амплитуду фазного рабочего напряжения.
Uфмакс =
Зарегистрировать амплитуду коммутационных перенапряжений при отключении ненагруженных линий на
всех фазах (Ua, Ub, Uc и на нейтрали ( Uн ) в зависимости
от угла зажигания повторной дуги в выключателе. Результаты измерений занести в табл. 1.
Таблица 1
α
Uа
Ub
Uc
Uн
9.
Экспериментальные результаты по п.8
90
80
70
60
50
40
Перейти к схеме с незаземленной нейтралью и зарегистрировать амплитуду коммутационных перенапряжений при отключении ненагруженных линий на всех фазах (Ua, Ub, Uc и на нейтрали Uн ) в зависимости от угла
зажигания повторной дуги в выключателе. Результаты
измерений занести в табл. 2.
36
Таблица 2
α
Uа
Ub
Uc
Uн
Экспериментальные результаты по п.9
90
80
70
60
50
40
10. Подключить к модели выключателя Rш и зарегистрировать амплитуду коммутационных перенапряжений на
отключаемой фазе в зависимости от величины Rш в системе с заземленной нейтралью. Результаты измерений
занести в табл. 3.
Таблица 3
Rш
Uпн
Экспериментальные результаты по п.10
∞
200 кОм
50 кОм
20 кОм
10 кОм
11. В схеме с незаземленной нейтралью зарегистрировать
амплитуду коммутационных перенапряжений при отключении ненагруженных линий на всех фазах (Ua, Ub,
Uc ) и на нейтрали ( Uн ) в зависимости от величины Rш
Результаты измерений занести в табл. 4.
Rш,
кОм
Uа
Ub
Uc
Uн
Таблица 4
Экспериментальные результаты по п.11
200
50
20
10
∞
37
38
12. Исследовать влияние величины междуфазовой емкости
на амплитуду перенапряжений в отключаемой фазе как в
схеме с незаземленной нейтралью, так и в схеме с заземленной нейтралью. Результаты измерений занести в
табл. 5.
Таблица 5
Влияние междуфазовых емкостей на перенапряжения
С12,
Примечание
мкФ
Uпн
Rн = 0
Uпн
Rн = ∞
13. Используя модель линии в виде LC – цепочек собрать
схему однофазной линии с заземленной нейтралью и
изучить влияние длины ЛЭП на амплитуду коммутационных перенапряжений. ℓ
Таблица 6
Влияние длины ЛЭП на величину перенапряжений
ℓ, км
Примечание
Uпн
Rн = 0
14. Изучить влияние предвключенной индуктивности Lп на
амплитуду коммутационных перенапряжений при постоянной длине ЛЭП.
Таблица 7
Влияние Lп на величину перенапряжений
Примечание
Lп,
Гн
Uпн
Rн = 0
Содержание отчета
1. Сформулировать цель работы
2. Привести схему электрической сети.
Представить таблицы с результатами измерений в соответствии с порядком работы.
39
3. Привести графики зависимостей амплитуды перенапряжений от угла зажигания повторной дуги в выключателе, от величины шунтирующего сопротивления, от величины С12, ℓ, Lп.
4. Объяснить почему в данной модели выключателя нельзя получить оптимум зависимости Uпн = f (Rш).
5. Привести способы ограничения перенапряжений данного
вида с пояснением принципа действия каждого способа.
6. Сделать выводы по работе.
Контрольные вопросы
1. Виды перенапряжений в электрических системах.
2. Цель работы.
3. Поясните временную диаграмму развития перенапряжений
при отключении ненагруженных линий.
4. Почему возможно повторное зажигание дуги в выключателе.
5. Как изменяется электрическая прочность межконтактного
промежутка в воздушных и масляных выключателях за полпериода промышленной частоты.
6. Поясните развитие перенапряжений при отключении ненагруженных линий с помощью волновых диаграмм.
7. В какой момент и почему происходит повторное гашение
дуги в выключателе.
8. Сколько повторных зажиганий возникает в современных
высоковольтных выключателях.
9. Какие факторы могут повысить ( или понизить ) возможные
перенапряжения при отключении ненагруженных линий в реальных электропередачах.
10. Поясните кривые восстановления напряжения на контактах
выключателя и роста электрической прочности межконтактного промежутка выключателя.
11. Перечислите меры защиты электрооборудования от перенапряжений данного вида.
12. Почему не рекомендуется применять быстродействующие
выключатели для борьбы с перенапряжениями при отключении ненагруженных линий.
13. Поясните принцип работы выключателя с шунтирующими
резисторами. Почему снижаются перенапряжения при применении этих выключателей.
40
14. Как зависит амплитуда перенапряжений от величины шунтирующего сопротивления.
15. Для какой цели применяются конденсаторы в электрических системах.
16. Поясните процесс возникновения перенапряжений при отключении конденсаторов.
17. Какие меры рекомендуются для защиты конденсаторов от
перенапряжений.
18. Поясните принцип работы электронной схемы имитации
выключателя.
3. ПЕРЕНАПРЯЖЕНИЯ
ПРИ
ЗАМЫКАНИИ НА ЗЕМЛЮ В
НЕЗАЗЕМЛЕННОЙ НЕЙТРАЛЬЮ
ОДНОФАЗНОМ
СИСТЕМАХ С
Цель работы: Исследование на модели перенапряжений, возникающих при повторных зажиганиях дуги однофазного короткого замыкания.
Краткие сведения
При нарушении изоляции провода относительно земли в сетях
с глухо заземленной нейтралью протекает большой ток однополюсного короткого замыкания и защита немедленно отключает линию. Иначе обстоит дело в системах с незаземленной
нейтралью. Здесь через место замыкания на землю протекает
относительно небольшой емкостной ток и нет необходимости
немедленно отключать линию(рис. 3.1).
При прохождении емкостного тока через нулевое значение
возможно самопогасание дуги. На поврежденной фазе восстановится напряжение, после чего возможно повторное зажигание дуги и т. д. Такие периодические замыкания на землю
называют перемежающимися. Перемежающиеся дуги вызывают длительные перенапряжения, охватывающие всю систему.
Механизм перенапряжений рассмотрим на эквивалентной
схеме сети, представленной на рис. 3.1, где СА, СВ, СС — емкости проводов фаз относительно земли, САВ, САС, СВС — междуфазовые емкости. Для упрощения нашего рассмотрения положим СА ≈ СВ ≈ СС ≈ С и САВ ≈ САС ≈ СВС ≈ С12.
41
Пусть в момент, когда напряжение на фазе С проходило через отрицательный максимум, произошло замыкание этой фазы на землю. Заметим, что в момент, предшествующий замыканию, напряжение на двух других фазах UА = UB = 0,5Uф и,
следовательно, суммарный заряд в системе 0,5Uф∙С+0,5Uф∙СUф ∙С=0 и соответственно потенциал нейтрали UH=0. В результате замыкания фазовые (С) и междуфазовые емкости
(С12) здоровых фаз оказываются включенными параллельно
(рис. 3.2,а и 3.2, б). При этом происходит практически мгновенное перераспределение зарядов между ними, и напряжение
на емкости окажется равным
Ut
 0
Q 2C0,5Uф 2С121,5Uф
 
.
2С 2С12
C
( 3.1 )
Рис. 3. 1. Короткое замыкание на землю в сети с изолированной нейтралью
В сетях 6—35 кВ С = (3—5) С12. Принимая С = 3С12, получим
Ut=0 = =0,75UФ.
Таким образом, напряжение на емкостях составляет 0,75Uф, а в
контуре (рис. 3.2, б) действует напряжение источника, равное
1,5Uф. Следовательно, источник будет дозаряжать емкости до
1,5Uф в высокочастотном колебательном режиме с частотой
' 
1
1,5Lт (2C12  2C )
.
( 3.2 )
Эти свободные колебания имеют затухающий характер и описываются выражением: u  U 0 e t cos(  t   ) , где   R 2 L - коэффициент затухания. Коэффициент затухания определяется
42
U1
U2
.
T
n
выражением:  
Здесь U1, U2 – амплитуды двух со-
седних колебаний, сдвинутых по времени на период колебаний Т .
Рис. 3.2. Схема замещения для момента замыкания
Частота свободных колебаний  ' во много раз больше частоты сети, поэтому можно считать, что за полпериода свободных
колебаний напряжение источника остается примерно постоянным и равным 1,5UФ. Тогда максимальное напряжение на здоровых фазах, которое будет иметь место через полпериода

свободных колебаний  t   :

' 
Uм = Uпр + Uсв
Uсв = (Uпр - Uнач)е-аt = (1,5UФ − 0,75UФ)е-аt,
е  at  e

a
,
 e  d  (1  d ).
(3.3)
(3.4)
В первом приближении величина (1 — d) может быть принята
равной
(1 -d) = 0,85, тогда Uм = 2,14UФ.
Если бы замыкание оказалось металлическим, то после затухания свободных колебаний процесс был бы закончен (см.
пунктир на рис. 3.3). Однако в момент, когда напряжение свободных колебаний имеет максимум, ток Iсв = 0: так как  '   ,
то свободная составляющая тока замыкания много больше
принужденной составляющей. Поэтому можно принять, что
при Iсв= 0 суммарный ток через место замыкания также примерно равен нулю. Следовательно, в момент прохода высокочастотного тока через нуль возможно погасание дуги. После
погасания дуги на проводах здоровых фаз остается избыточный заряд
Q=Uм∙2C,
(3.5)
43
перераспределяющийся между всеми тремя емкостями фаз относительно земли, которые при этом приобретут дополнительный потенциал
Uн 
Q 2
2
 Uм   2,14U Ф  1,43U Ф.
3C 3
3
(3.6)
Этот потенциал представляет собой не что иное, как смещение
нейтрали системы. Так как заряд емкости неповрежденной фазы переходит на емкость'' больной'' фазы через индуктивность
обмотки трансформатора, то процесс имеет характер колебаний с частотой
(3.7)
1

 
1,5 LT (2C12  2 / 3C )
.
2 ,14 U ф
1,5 U ф
0,75 U ф
Uн1
0,5 U ф
UА
0
при
метал. к.з.
t
U н2
еА
UАС
UB
1,5U ф
еB
0,75U ф
Uн1
0,5 Uф
0
t
UBС
Uн 2
UС
1 пик гашения
1,43U
ф
Uн1
еС
0
t
Uф
Uн 2
1 гашение
iС
2 зажигание
0
t
2 гашение
1 зажигание
Рис. 3.3. Развитие перенапряжений при дуговом замыкании на землю (теория Петерсена)
44
Избыточное напряжение в контуре (см. рис. 3.4) равно
(2,14UФ - 1,5UФ) = 0,64UФ. Оно распределится путем затухающих колебаний обратно пропорционально емкостям здоровых
фаз (2С) и поврежденной фазы (С). Следовательно, принужденное значение напряжения на больной фазе
Uс  2  0,64Uф  0,43Uф.
3
(3.8)
Рис. 3.4. Схема замещения для момента погасания дуги
Поскольку начальное напряжение на емкости больной фазы
равно нулю, то максимальное напряжение на фазе, достигаемое через полпериода свободных колебаний (так называемый
“пик гашения”)
Uп.г.=Uпр+Uсв=Uпр+(Uпр–Uнач)=2Uпр=2∙0,43Uф=0,86Uф.
(3.9)
Предположим, что первый пик гашения не вызвал немедленного повторного зажигания дуги. Предположим также, что
повторного зажигания не произошло в течение всего последующего полупериода рабочей частоты (см. рис. 3.3). Найдем
потенциалы фаз к этому моменту (складывая напряжение источника с потенциалом нейтрали):
UA=−0,5UФ+UH=−0,5UФ+1,43UФ=0,97UФ,
(3.10)
UB=−0,5UФ+UH=0,97UФ,
(3.11)
UC=+UФ−UH=2,43UФ.
(3.12)
Значительное повышение напряжения на фазе С создает
возможность повторного зажигания дуги на прежнем месте,
еще сохранившем остаточную ионизацию. Если в момент максимума напряжения на фазе произойдет новое зажигание дуги,
то рассмотренный нами процесс повторится.
В момент повторного зажигания
45
U t 0 
 2C12  1,5U Ф  2С  0,97U Ф
2(С  С12 )
 0,35U Ф
(3.13)
(следует учесть, что теперь UAC = UBC =−1,5 UФ).
Максимальное напряжение на здоровых фазах
UМ = Uпр + UCB = −1,5UФ + (− 1,5Uф −0,35Uф) ∙ 0,85
=−3,07 Uф
После второго гашения дуги потенциал нейтрали примет значение
U H  2 / 3U M 
2
 (3,07U Ф )  2,04U Ф .
3
(3.14)
Поскольку в системе имеются потери, то очевидно, что после
ряда зажиганий дуги напряжение в предшествующем полупериоде будет отличаться от последующего только знаком UM{n)
= −UM(n-1). Тогда, используя выражения (1) - (7) нетрудно получить амплитуду предельного перенапряжения на здоровых
фазах
С (1  d )
C  C12
 1,5U Ф
.
C (1  d )
1,5 
C  C12
1,5 
U M (n)
(3.15)
Мы рассмотрели развитие перенапряжений по теории Петерсена, которая дает абсолютный максимум возможных перенапряжений. Практически такое стечение неблагоприятных обстоятельств, которое мы приняли в расчет (замыкание в момент максимума напряжения, погасание дуги в момент перехода высокочастотного тока через нуль, отсутствие зажигания
от пика гашения, повторный пробой в момент максимума
напряжения на поврежденной фазе), не может иметь места.
Непосредственные эксперименты на линиях показали, что в
большинстве случаев перенапряжения на линиях меньше 3UФ
и лишь в редких случаях они приближаются к 3,5Uф.
Эксперименты в сетях и на моделях, проведенные Н. Н. Беляковым (ВНИИЭ), позволили ему установить, что попытка гашения дуги имеет место при каждом переходе тока через нулевое значение, но гашение дуги происходит лишь в том случае, если пик гашения не превышает определенного значения,
которое в сетях 6—10 кв находится в пределах (0,23—0,37) Uф.
46
Принимая предельно возможную величину пика гашения Uпг =
0,4UФ, можно установить, что наибольшие перенапряжения
должны возникнуть при повторном зажигании дуги не в момент максимума напряжения на поврежденной фазе, а несколько раньше, что одновременно является и более вероятным. При этом предельное перенапряжение (3,2UФ) достигается уже при втором зажигании дуги, тогда как по теории Петерсена от зажигания к зажиганию происходит постепенное возрастание перенапряжений.
Рассмотрим механизм возникновения перенапряжений по
теории Белякова.
Как видно из формул (5) — (7) и из рис. 3.3, смещение
нейтрали
U H  UФ 
U П .Г .
.
2
(3.16)
При предельном значении UП.Г. = 0,4 Uф, максимальное смещение нейтрали составляет UH = 1,2Uф, которое может быть
достигнуто при первом же зажигании.
Максимальные перенапряжения на здоровых фазах в переходном режиме возникают при повторном зажигании в момент,
близкий к максимуму вынужденного напряжения на здоровой
фазе. Для простоты рассмотрим замыкание точно в момент
максимума UBC, как показано на рис. 3.5.
При этом для фазы В Unp = 3 UФ.
Напряжение на фазе В в момент, предшествующий повторному зажиганию.
U 1заж  U Ф  sin 2 / 3  U H 
3
U  1,2U Ф  0,34U Ф .
2 Ф
(3.17)
В момент замыкания после перераспределения зарядов фазным и междуфазным емкостям напряжение на фазе В
U нач 
С  U 1заж  С12 3U Ф
С  С12
 0,19U Ф .
(3.18)
Максимальное напряжение на фазе В
U М  U пр  (U пр  U нач )(1  d )  3U Ф  ( 3U Ф  0,19U Ф )  0,9  3,13U Ф .
(3.19)
Аналогично для фазы А получим UМ = 2,27Uф..
Предельные перенапряжения по теории Белякова (3,2Uф)
возникают при угле зажигания дуги (на поврежденной фазе)
— 68°.
47
В целом по Белякову кратности получаются ниже, чем по
теории Петерсена, однако в области практических значений
параметров сетей 6—35 кв разница не очень велика. Кроме того, следует иметь в виду, что положенная в основу теории Белякова предельная величина пика гашения UПГ=0,4∙UФ получена на основании ограниченного количества опытов, поэтому
нет полной гарантии, что в отдельных, весьма редких, случаях
она не может быть больше. Поэтому теория Белякова не дает
предельных возможных величин перенапряжений, а, следовательно, не отрицает ценности оценок Петерсена.
Для изучения рассмотренных теорий в лаборатории перенапряжений кафедры ТВН ТПУ используется с небольшими изменениями модель, схема которой предложена кафедрой ТВН
СПБГТУ.
Установка содержит модель линии (в виде сосредоточенных
емкостей), модель дуги, набор индуктивностей, емкостей и сопротивлений для имитации междуфазных емкостей, дугогасящей катушки и шунтирующих сопротивлений, делители
напряжения, электронный осциллограф. На передней панели
установки имеется мнемоническая схема, приведенная на рис.
2.8-( стр. 35).
Принципиальная схема модели, имитирующей повторные зажигания дуги, представлена на рис. 3.6. Она состоит из двух
тиратронов: Т3 и Т4. Моментам горения реальной дуги соответствуют моменты горения одного из тиратронов, каждый из которых может гореть при определенном направлении тока.
Схема позволяет осуществлять их зажигание в разные моменты времени и воспроизводить различный характер повторных
зажиганий дуги.
Погасание дуги может происходить в схеме лишь в момент
перехода тока в дуге через нулевое значение, что в первом
приближении соответствует процессам в реальной дуге.
Схема сеточной цепи каждого тиратрона (Т3 и Т4) содержит
выпрямитель, от которого подается на сетку отрицательное запирающее напряжение. Положительные отпирающие импульсы формируются с помощью вспомогательных тиратронов Т1 и
Т2, моментом (фазой) зажигания которых можно управлять с
помощью двух фазорегулирующих мостиков ФМ. Напряжение
на сетке тиратронов Т3 и Т4 складывается из отрицательного
напряжения смещения и положительных импульсов, которые
48
передаются через импульсные трансформаторы Тр2 и Тр4.
Включая схему имитации дуги параллельно одной из фаз,
можно получить перенапряжения на емкостях фаз согласно
теории Петерсена (при угле зажигания 90°) и теории Белякова
(при угле 68°).
Рис.3.5. Развитие перенапряжений при дуговом замыкании на землю (теория Белякова)
49
Тр1
+
ФМ
Т2
Т1
Тр 2
-
Т3
Тр 3
Т4
К2
+
К1
+
Рис. 3.6. Принципиальная схема модели, имитирующей повторные
зажигания дуги
Порядок работы
1.
2.
3.
Ознакомиться с установкой.
Перед включением установки на передней панели стенда
установить:
а) Переключатель S1 в положение Uф;
б) Переключатели S2, S3 в положение “Откл.”;
в) Переключатели S7, S8 или в левом или в правом положении;
г) Переключатель S4 в положение “Н.Р.”;
д) Переключатель S5 в положение “Откл.”;
е) Переключатели S1, S6 в положение “Откл.”;
ж) Переключатели С1, С3 в положение “0”;
з) Переключатель Lk в положение “  ”;
и) Переключатель Rш в положение “  ”;
к) Переключатель “α” в положение 90°;
л) Переключатель “Выбор схемы Л.р.” в положение “0”.
На левой боковой панели стенда установить:
а) переключатель S9 в положение Uф;
б) переключатель пределов миллиамперметров S10 в положение 300(360);
в) переключатель S11 в положение “откл”;
г) переключатель S14 в крайнее правое положение;
50
4.
5.
6.
7.
8.
Включить пакетный выключатель, а также тумблеры S12
S13 и дать прогреться тиратронам не менее 3-х минут.
После прогрева тиратронов переключатель “Выбор схемы
Л.р.” поставить в положение “Л. р. №23).
Зарегистрировать осциллограммы фазных рабочих
напряжений нормального режима.
Зарегистрировать осциллограммы напряжений здоровых
фаз при металлическом к.з. на одной из фаз.
Зарегистрировать осциллограммы напряжений всех фаз
при неустойчивом горении дуги на одной из фаз.
Рис. 3.7. Переключатели левой боковой панели стенда
9.
Зарегистрировать амплитуду коммутационных перенапряжений на всех фазах (Ua, Ub, Uc и на нейтрали ( Uн )в
зависимости от угла зажигания дуги. Результаты измерений занести в табл. 1.
51
Таблица 1
α
Uа
Ub
Uc
Uн
Экспериментальные результаты по п.9
90
80°
70°
60°
50°
°
40°
10. Исследовать влияние величины междуфазовой емкости на
амплитуду перенапряжений в аварийной фазе. Результаты
измерений занести в табл. 2.
Таблица 2
Влияние междуфазовых емкостей на перенапряжения
С12,
Примечание
мкФ
Uпн
Rн = ∞; С=1
мкФ
11. Исследовать влияние резистивного заземления нейтрали
на развитие перенапряжений при однофазном КЗ на землю.
12. Зарегистрировать период свободных колебаний для двух
значений междуфазовых емкостей: С12=0; С12=0,4мкФ.
Т1=
мкс; Т2=
мкс.
Содержание отчета
1.
2.
Привести цель работы и исходную схему электрической
сети.
Сформулировать кратко физические процессы, происходящие в каждой стадии теории Петерсена, сопровождая
формулировки расчетами напряжения на здоровых фазах
и напряжения смещения нейтрали для одного зажигания
( без учета потерь ). Расчеты для 2-го, 3-го и др. зажиганий привести в табл.3:
3.
52
Таблица 3
Расчетные значения величин перенапряжений
№
1
2
3
4
5
заж.
Ut=0
Uм
Uн
Uп.г.
4.
5.
6.
7.
8.
9.
6
Построить расчётные зависимости UН=f(№заж.), Uм
=f(№заж).
Привести осциллограммы напряжений нормального режима, при металлическом К.З. и при неустойчивом горении дуги.
Пояснить разницу между ними.
Построить зависимости в соответствии с табл.1, 2 экспериментальных измерений.
Рассчитать реальный коэффициент затухания для данной
модели сети (α), индуктивность трансформатора (Lт), активное сопротивление колебательного контура.
Рассчитать возможные перенапряжения в соответствии с
параметрами модели сети.
Выводы.
Контрольные вопросы
1. Цель работы.
2. Какой вид перенапряжений изучается в данной работе.
3. Какие режимы нейтрали применяются в наших электрических системах.
4. В каких электрических сетях ( по Uном ) применяется режим
изолированной нейтрали.
5. Назовите основные достоинства режима изолированной
нейтрали.
6. Какое напряжение установится на здоровых фазах при металлическом однофазном К.З. на землю или при устойчивом
горении дуги в сетях с изолированной нейтралью.
7. Какую дугу называют перемежающейся?
8. Исходное состояние электрической сети к моменту первого
зажигания дуги по теории Петерсена.
53
9. Как соотносятся фазные и междуфазовые ёмкости в теории
Петерсена?
10. Какой физический процесс происходит в первой стадии
развития перенапряжений по теории Петерсена?
11. Как определить напряжение, которое установится по окончании первой стадии развития перенапряжений по теории Петерсена?
12. Физические процессы во второй стадии развития перенапряжений по теории Петерсена?
13. Как найти максимальное напряжение в процессе развития
второй стадии теории Петерсена?
14. Что происходит в третьей стадии развития перенапряжений
по теории Петерсена?
15. Как найти напряжение смещения нейтрали?
16. Определите величину пика гашения на больной фазе.
17. Повторите расчеты для второго, третьего и т.д. зажиганий
( каждый студент должен сделать расчеты для одного зажигания ).
18. Основные отличия теории Белякова от теории Петерсена.
19. Реальные величины перенапряжений при перемежающихся
дугах в электрических сетях?
20. В чем заключается опасность перенапряжений данного
вида для изоляции электрических сетей?
4. ГАШЕНИЕ ЕМКОСТНОГО ТОКА ЗАМЫКАНИЯ НА
ЗЕМЛЮ С ПОМОЩЬЮ ДУГОГАСЯЩИХ
АППАРАТОВ
Цель работы: Изучение на модели трехфазной системы
компенсации емкостного тока замыкания на землю с помощью
дугогасящих аппаратов, условий гашения дуги и смещения
нейтрали в сети с дугогасящими аппаратами.
Краткие сведения
1. Компенсация емкостного тока
Наиболее распространенным видом повреждений в электрических системах являются однофазные замыкания на землю. В
54
сетях с глухим заземлением нейтрали поврежденный участок
немедленно отключается релейной защитой. Надежность электроснабжения обеспечивается резервированием или АПВ, или
тем и другим одновременно.
В системах с изолированной нейтралью через место однофазного замыкания протекает относительно небольшой емкостной
ток и возможно самопогасание дуги.
Однако дуговое замыкание на землю быстро самоликвидируется только при небольших токах замыкания на землю (5—10
А в сетях 35 кВ и 20—30 А в сетях 6—10 кВ). При средних токах дуга имеет перемежающийся характер и может приводить
к существенным перенапряжениям, длительность которых
равна времени горения дуги. При больших токах дуга имеет
устойчивый характер, может гореть неограниченно долго и в
конце концов перебрасывается на другие фазы, приводя к многофазному короткому замыканию и отключению линии. Поэтому во всех случаях необходима по возможности быстрая
ликвидация дуги. В системах с резонансным заземлением
нейтрали это осуществляется с помощью дугогасящих аппаратов.
Рассмотрим простейшую трехфазную систему, в которой произошло замыкание на землю одной из фаз (см. рис. 4.1). Для
простоты положим, что емкости фаз на землю равны между
собой:
СА = СВ=СС = С.
Рис. 4.1. Компенсация емкостного тока


Ток IA протекает под действием напряжения (U A  U C ) и равен
IA = 3U Ф  С.
55


Ток IB протекает под действием напряжения (U B  U C ) и равен
IB = 3U Ф  С.


Геометрическое сложение тока IА IВ (см. векторную диаграмму на рис. 4.1) дает нам суммарный ток замыкания на
землю:
I3 = 3 UФ∙ С .
(4.1)
Для уменьшения (компенсации) этого тока с помощью дугогасящих аппаратов в схему вводится индуктивный ток, равный
по величине и обратный по направлению току короткого замыкания на землю (см. рис. 4.1).
Как видно из рис.4.1, при замыкании на землю одной из фаз
напряжения на нейтрали равно UФ. Ток, протекающий через
катушку,
IL 
UФ
.
LK
При полной компенсации емкостного тока замыкания на землю IL = I3.
и, следовательно,
LK 
1
3 2 C
.
(4.2)
Возможны также еще два режима работы:
1
и
3C
1
2) перекомпенсация, когда IL > I3, или LK <
.
3C
1) недокомпенсация, когда IL < I3, или LK >
При этом остаточный ток в месте замыкания на землю
I 0  I 2  (I C  I L ) 2 ,
Где I a  U Ф
rK
 2 LK 2
- активная составляющая тока в месте замы-
кания на землю, rk, LK – соответственно активное сопротивление и индуктивность дугогасящей катушки.
В России для компенсации емкостного тока замыкания на землю используются регулируемые индуктивные катушки со
стальными сердечниками. Их называют катушками Петерсена,
по имени автора теории дуговых перенапряжений, впервые
предложившего этот метод компенсации емкостных токов.
Следует отметить, что ток замыкания на землю не является
чисто емкостным даже в сетях с изолированной нейтралью
56
вследствие утечки по изоляторам и потерь на корону в воздушных линиях и из-за наличия диэлектрических потерь в кабельных линиях. Однако, активная составляющая тока невелика и составляет обычно не более 5% емкостного тока.
Из выражения (2) следует, что при идеальной компенсации частота собственных колебаний схемы 0 
1
равна частоте
3L K C
сети, т.е. в сети имеет место явление резонанса для токов основной частоты. Поэтому наряду с терминами “компенсация
емкостного тока”, “заземление через катушку Петерсена”, “заземление через настроенную индуктивность” применяется
термин “резонансное заземление нейтрали”.
2. Гашение дуги в сети с дугогасящими катушками
Рассмотрим процесс зажигания и последующего гашения дуги
в сети с дугогасящей катушкой. Зажигание дуги, так же как и в
сети с изолированной нейтралью, сопровождается колебательным процессом, причем частота и амплитуда колебаний мало
зависит от наличия катушки. Действительно, индуктивность
катушки зашунтирована дуговым промежутком и индуктивностью поврежденной фазы L (см. рис. 4.1 и 4.2, а), которая значительно меньше, чем LK. После обрыва дуги в момент перехода высокочастотного тока через нулевое значение начинается колебательный процесс перетекания избыточных зарядов с
емкостей неповрежденных фаз на емкость поврежденной фазы
через индуктивность рассеяния трансформаторов. Индуктивность катушки включена параллельно индуктивности поврежденной фазы, но поскольку LK >> L, она и в этом случае
практически не оказывает влияния ни на частоту, ни на амплитуду колебаний (см. рис.4.2, б). После затухания колебаний
нейтраль приобретает потенциал относительно земли, равный
2/3 Uм (Uм - напряжение на здоровых фазах в момент обрыва
дуги). До этого момента времени процесс в схеме с катушкой
и в схеме без катушки протекает одинаково.
57
а)
б)
в)
Рис. 4.2. Влияние дугогасящей катушки на переходные процессы
при замыкании фазы на землю
Далее в схеме без катушки это напряжение сохраняется
вплоть до следующего зажигания дуги и является причиной
дополнительного повышения напряжения на проводах. В схеме с дугогасящей катушкой все три емкости начинают разряжаться через нее (см. рис.4.2, в). Частота свободных колебаний
в этом случае равна частоте источника или незначительно отличается от нее, в зависимости от того, в каком режиме работает сеть (компенсация или небольшая расстройка). Амплитуда свободных колебаний примерно равна 2/3 Uм, причем они
находятся в противофазе с напряжением источника.
На рис. 4.3, а приведено напряжение на поврежденной фазе
при отсутствии катушки, а на рис. 4.3, б — при наличии катушки (режим идеальной настройки). Из сравнения кривых
видно, что пик гашения в обоих случаях одинаков, но дальнейший ход процесса различен. В случае изолированной
нейтрали, напряжение после затухания высокочастотных колебаний возрастает и через полпериода может привести к повторному зажиганию дуги. В схеме с катушкой напряжение
после затухания высокочастотных колебаний растет медленнее, так как составляющая свободных колебаний низкой частоты и фазовое напряжение направлены в противоположные
стороны. Восстановление напряжения на дуговом промежутке
до величины фазового напряжения произойдет после затухания свободной составляющей, т. е. через несколько полупериодов. За это время прочность дугового промежутка восстанавливается и новое зажигание дуги становится маловероятным.
Таким образом, дугогасящие аппараты способствуют гашению
дуги не только за счет уменьшения тока в месте замыкания, но
и благодаря существенному уменьшению скорости восстанов58
ления напряжения после погасания дуги. Так как по теории
Белякова максимальные напряжения при дуговом замыкании
на землю могут достигаться уже при втором зажигании дуги и
определяются в основном величиной пика гашения, то включение катушки Петерсена не оказывает существенного влияния на предельные возможные перенапряжения. Однако, она
резко ограничивает их длительность, что очень важно для
трансформаторной изоляции, и уменьшает вероятность появления перенапряжений, близких к предельным.
Рис. 4.3. Кривые восстановления напряжения на дуговом промежутке: а — без катушки; б — с катушкой
3. Смещение нейтрали в сетях с дугогасящими аппаратами
При нормальной работе сети потенциал нейтрали всегда несколько отличается от нуля, так как полной симметрии фаз
при строго симметричной нагрузке достичь практически невозможно. В частности, при горизонтальном расположении
проводов емкость средней фазы, по отношению к земле, примерно на 10% ниже, чем емкости крайних фаз. Смещение
нейтрали при этом не превышает 3—4% фазового напряжения
и не представляет никакой опасности. Однако условия существенно меняются при включении дугогасящих аппаратов.
Найдем напряжение на нейтрали в случае простейшей схемы,
представленной на рис. 4.4, а.
59
Используя известный из курса ТОЭ метод замены источника
напряжения источником тока, несложно получить схему замещения, представленную на рис. 4, б, в которой
3
Е
Е y
i
i
(4.3)
1
3
y
i
1
а)
б)
Рис.4.4. Простейшая расчетная схема (а) и схема замещения б) для
определения смещения нейтрали
где Еi — эдс фаз,
yi =
1
 jC i — проводимость фаз.
ri
В воздушных линиях активные утечки ri при отсутствии короны малы и ими можно пренебречь. Тогда yi =j  Ci ,
Z 
1
y
i 1
(4.4)
.
3
i
При отсутствии дугогасящей катушки напряжение на нейтрали
U но  E . При полной симметрии системы, когда
Е 1  Е 2  Е 3  0
и
С1 = С2 = С3
3
U но  E 
y i  E i
1
y
3

E
1
i
3
i
 0.
При наличии катушки
U H  IK (rK  jLK ),
(4.5)
где
IK 
E
Z  rK  jLK
Подставляя в (4.5) соотношения (4.3) и (4.6), получим
60
(4.6)
3
U H 
E y
i
1
3
y
1
i
i


rK  jLK
 U HO
1
 ri  jLk
3
 yi
rK  jLK
1
 rk  jLk
3
 yi
1
(4.7)
1
Учитывая, что rк<< LK , получим
U H  U HO
jLK
1
rK  j (LK 
)
3C
(4.8)
.
Модуль этой величины
LK
U H  U HO
rK
2
1 2
 (LK 
)
3C
При идеальной настройке катушки LK 
но,
U H  U HO 
L K
rK
(4.9)
.
1
, и, следователь3C
(4.10) ,
,
т.е. при идеальной настройке катушки смещение нейтрали во столько раз больше смещения, имеющего место при отсутствии катушки, во сколько раз индуктивное сопротивление
катушки больше активного.
Отношение
LK
rK
может достигать 20. При этом в случае гори-
зонтального расположения проводов линии
U H  U HO  20  0,7U Ф ,
что, безусловно, недопустимо, главным образом в силу влияния линии электропередачи на соседние линии связи. При обрыве провода, при неодновременном замыкании и размыкании
контактов выключателя, при пофазных испытаниях и т.п.
смещение нейтрали существенно возрастает.
При С1 = С2 = С и С3 = mC, где m <1, из (3) имеем
U HO  U Ф 
1 m
,
2m
61
(4.11)
а с учетом катушки
U H  UФ 
1 m

2m
LK
1
r   LK 
C (m  2)
2
K

.
(4.12)
2
Из выражения (4.9) следует, что уменьшение смещения
нейтрали может быть достигнуто двумя путями:
1) уменьшением величины UНО,
2) некоторой расстройкой катушки.
Для уменьшения UHO, в системах с резонансным заземлением, следует обращать особенно серьезное внимание на симметрию емкостей фаз и в случае необходимости применять
транспозицию проводов. При этом обычно достаточно уменьшить UHO до 0,01 UФ.
Некоторая расстройка катушки, не приводящая к ухудшению условий гашения дуги, является желательной и особенно
целесообразна в сетях, не имеющих транспозиции.
Учитывая возможность отключения одной из фаз на участке
линии, рекомендуется работать с перекомпенсацией, так как
режим недокомпенсации после отключения какого-либо
участка может перейти в режим настройки.
Для изучения рассмотренных выше вопросов используется та
же лабораторная установка, что и в работе “Перенапряжения
при дуговых замыканиях на землю в сети с незаземленной
нейтралью”.
Порядок работы
1. В процессе подготовки к лабораторной работе рассчитать:
а) емкостной ток замыкания на землю для модели, принимая
UФ = 100 в; С = 1 мкф;
б) величину индуктивности катушки, необходимую для полной компенсации
тока замыкания на землю;
в) зависимость остаточного тока замыкания на землю
I0 / IC = f(q) от степени настройки катушки q 
С1 = С2 =С3 =1 мкф и rk=30 ом;
62
IL
1
при

2
I C 3 LK C
г) зависимость напряжения смещения нейтрали от степени
компенсации емкостного тока
Uн
 f (q), приняв Uно=0,05Uф; С1=С2=С3=1мкФ, rк=30 Ом.
Uф
д) зависимость напряжения смещения нейтрали от степени
несиммтрии емкостей фаз относительно земли, когда дугогасящая катушка отключена,
U HO
 f (1  m) при следующих веUФ
личинах емкостей С1 = С2 = С = 1 мкф, С3= 0, 0,1; 0,2, 0,4,
0,6,0,8 мкф;
е) то же, что п.д.), но при включенной дугогасящей катушке
при q =1;
ж) зависимость напряжения смещения нейтрали от степени
настройки дугогасящей катушки
UH
 f (q) при следующих
UФ
величинах емкостей С1 =С2 = С = 1 мкф; С3  0; 0,1;0,2; 0,4;
0,6; 0,8. Расчет провести для следующих значений: q = 0; 0,2;
0,6; 0,8; 0,85; 0,9; 1,0; 1,2; 1,4.
2. Произвести следующие измерения:
Лабораторная работа выполняется на стенде, мнемоническая
схема которого приведена на стр. 33.
1.
Ознакомиться с установкой.
2.
Перед включением установки на передней панели стенда
установить:
а) Переключатель S1 в положение Uф;
б) Переключатели S2, S3 в положение “Откл.”;
в) Переключатели S7, S8 или в левом или в правом положении;
г) Переключатель S4 в положение “Н.Р.”;
д) Переключатель S5 в положение “Откл.”;
е) Переключатели S1, S6 в положение “Откл.”;
ж) Переключатель С12, в положение “0”; переключатель С3 в
положение “1”
з) Переключатель Lk в положение “  ”;
и) Переключатель Rш в положение “  ”;
к) Переключатель “α” в положение 90°;
л) Переключатель “Выбор схемы Л.р.” в положение “0”.
3.
На левой боковой панели стенда (Рис. 4.6) установить:
а) переключатель S9 в положение Uф;
63
б) переключатель пределов миллиамперметров S10 в положение 300(360);
в) переключатель S11 в положение “откл”;
г) переключатель S14 в крайнее правое положение;
4. Включить автоматический выключатель, а также тумблеры S12 и S13 и дать прогреться тиратронам не менее 3-х минут.
5. После прогрева тиратронов переключатель “Выбор схемы
Л.р.” поставить в положение “Л. р. №24).
Рис. 4.6. Переключатели левой боковой панели стенда
а) Собрать схему трехфазной сети (Рис. 4.7) и проверить симметрию напряжения трехфазной модели. Для этого при отключенной катушке Петерсена и отсутствии замыкания фазы
на землю измерить напряжения между нейтралью трансформатора и землей, а также все фазные и линейные напряжения:
64
Uно=
Uвс =
В; Uа=
В ; Uв=
В ; Uса=
В.
В; Uс =
В;
Uав =
В;
Рис.4.7 Модель схемы трехфазной сети
б) при металлическом замыкании одной фазы на землю (при
отключенной катушке Петерсена, рис. 4.8 )измерить емкостный ток замыкания на землю IC и напряжение UHО между
нейтралью трансформатора и землей. Результаты сравнить с
расчетом:
Uно=
В; Ic=
А.
Рис.4.8 Схема сети при металлическом К.З. на землю
в) при металлическом замыкании одной фазы на землю при
включенной дугогасящей катушке (Рис.4.9) измерить остаточный ток замыкания на землю I0, ток в катушке Петерсена IL и
напряжение на нейтрали при разных значениях индуктивности:
65
Рис.4.9 Металлическое К.З. в сети с дугогасящей катушкой
Таблица 1
Экспериментальные результаты по п. 9
Lk
L1
L2
L3
L4
L5
L6
L7
L8
IL; mA
IO; mA
q=IL/IC
IO / IC
UН; В
г) при отсутствии замыкания на землю измерить напряжение
смещения нейтрали при разных значениях индуктивности Lк.
Таблица 2
Зависимость напряжения смещения нейтрали от индуктивности катушки
LK
L1
L2
L3
L4
L5
L6
L7
L8
q
UН; В
UН / Uф
д) при отсутствии замыкания на землю и наличии несимметрии емкостей фаз (Рис. 10; С3 = 0; 0,1; 0,2 0,4 мкф) измерить
66
напряжение смещения нейтрали: при изолированной нейтрали
– UНО, при включенной катушке Петерсена (Рис. 4.11; при разных значениях индуктивности) — UН;
Таблица 3
Влияние несимметрии фазных емкостей на напряжение смещения
нейтрали
C3;мкФ
0
0,1
0,2
0,4
1,0
1-m
Uно; В
Uно
Uф
Рис. 4.10
Таблица 4
Влияние несимметрии емкостей и индуктивности катушки на напряжение смещения нейтрали
LK
L1
L2
L3
L4
L5
L6
L7
L8
Uн;
С3=0,1
Uн;
С3=0,2
Uн;
С3=0,4
67
Рис. 4.11
е)
при отсутствии замыкания на землю и наличии следующей не симметрии емкостей фаз сети С1 = С2 = 1 мкф, С3=0
(Рис. 4.12) измерить напряжение фаз относительно земли при
отключенной катушке и ее включении через 2, 4, 6 отпайки;
Рис. 12
1) Zk = ∞; Ua=
; Ub=
; Uc=
.
2) Zk ≠ ∞
Влияние индуктивности катушки на фазные напряжения ЛЭП
Lk
L1
L2
L3
L4
L5
L6
L7
L8
UA
UB
UC
ж)
подключить схему имитации дуги (Рис. 13) к одной из
фаз и с помощью осциллографа измерить амплитуды перенапряжений на поврежденной ( UПОВР) и здоровых фазах (UЗД)
при
разной
степени
настройки
катушки
q.
68
(Угол зажигания дуги установить: а) по теории Петерсена 90°,б) по теории Белякова - 68°).
Рис. 13
Таблица 5
Экспериментальные результаты по п.ж)
L
L
L
L
L
L
L
L
L
k
1
2
3
4
5
6
7
8
U
A
U
c
Содержание отчета
1.
2.
3.
4.
В отчете следует указать цель работы, привести схему установки и результаты расчетов и измерений по п. 1 и 2 порядка работы.
Расчетную зависимость остаточного тока замыкания на землю
I0 / IС = f {q) по п. 1, в) порядка работы привести на одном
графике
с экспериментальной зависимостью по п. 2, в) (при построении экспериментальной зависимости следует использовать
также результат измерения по п. 2, б) т. е.Iс при q = 0).
Расчетную зависимость напряжения смещения нейтрали по
п.1.г привести на одном графике с экспериментальной кривой по п. 2.г.
Расчетные зависимости напряжения смещения нейтрали от
степени несимметрии емкостей фаз по п. п. 1, д) и 1, е) при69
5.
6.
вести на одних графиках с соответствующими экспериментальными кривыми по п. 2, д).
Расчетную зависимость напряжения смещения нейтрали от
степени настройки дугогасящей катушки по п. 1, ж) привести на одном графике с соответствующими экспериментальными кривыми по п. 2, д).
На отдельном графике привести зависимости UПОВР = f(q) и
UЗД = f(q) по теориям Петерсена и Белякова.
Сравнить результаты измерений и расчетов. Сделать выводы о желательной настройке дугогасящих аппаратов с точки
зрения компенсации емкостных токов замыкания на землю,
смещения нейтрали, замедления скорости восстановления
напряжения на поврежденной фазе после погасания дуги.
Контрольные вопросы
1. Электрические сети какого номинального напряжения могут
работать с изолированной нейтралью?
2. При какой величине тока возможно самопогасание электрической дуги при однофазном К.З. на землю?
3. Почему недопустимо длительное горение дуги однофазного
К.З. на землю?
4. Назначение дугогасящей катушки?
5. Возможные режимы работы сети с дугогасящей катушкой?
6. Почему заземление нейтрали через дугогасящий реактор
называется резонансным ?
7. Как влияет дугогасящий реактор на процессы развития перенапряжений по теории Петерсена?
8. Как влияет ДГК на процесс восстановления напряжения на
больной фазе?
9. Перечислите основные положительные свойства ДГК.
10. При каких параметрах сети напряжение смещения нейтрали в нормальном режиме строго равно нулю?
11. Какова реальная величина напряжения смещения нейтрали
в нормальных режимах электрической сети при изолированной нейтрали?
12. Как рассчитать напряжение смещения нейтрали при её заземлении через дугогасящий реактор?
13. Каким соотношением определяется напряжение смещения
нейтрали?
70
14. Почему недопустимо столь большое напряжение смещения
нейтрали?
15. Как уменьшить напряжение смещения нейтрали?
5. ПРОЦЕССЫ ВОССТАНОВЛЕНИЯ НАПРЯЖЕНИЯ
НА КОНТАКТАХ ГЕНЕРАТОРНЫХ ВЫКЛЮЧАТЕЛЕЙ
Цель работы: ознакомление с методами расчета восстанавливающихся напряжений на контактах генераторных выключателей нагрузки, с характером процессов, сопровождающих отключение выключателей, и мерами, облегчающими условия их работы.
Краткие сведения
В последние годы в цепях генераторного напряжения стали широко распространяться генераторные выключатели. Применение
генераторных выключателей связано со следующими особенностями эксплуатации блоков:
- укрупнением блоков (объединение в одном блоке нескольких генераторов);
- эксплуатацией блоков гидроэлектрических (ГЭС) и
гидроаккумулирующих станций (ГАЭС) в пиковом и полупиковом режимах, при которых в течение суток приходится
коммутировать большую часть агрегатов, а следовательно, и
проводить их синхронизацию;
- повышением надежности в схемах моноблоков (ТЭС и
АЭС), работающих, как правило, в базовом режиме.
Одним из основных процессов, определяющих коммутационную способность выключателей, являются процессы восстановления напряжения на контактах генераторных выключателей (ПВН) при отключении токов нагрузки и короткого замыкания. Процессы восстановления напряжения зависят от
свойств и от параметров сети генераторного напряжения.
За идеальный можно принять выключатель со следующими свойствами: дуга в выключателе гаснет в момент прохождения тока через нулевое значение, при этом сопротивление
междуконтактного промежутка меняется мгновенно от нулевого значения до бесконечного.
71
Поскольку цепь генераторного напряжения представляет
собой сеть с неэффективным заземлением нейтрали, то определяющей коммутацией при анализе ПВН является отключение первого полюса выключателя.
Принципиальная схема блока при исследовании процесса
восстановления напряжения на контактах первого отключаемого полюса выключателя показана на рис.5.1.
Рис. 5.1. Принципиальная схема блока
Расчетная схема блока при отключении первого полюса
выключателя показана на рис.2.
72
Рис.5.2. Расчетная схема при отключении первого полюса
выключателя (а) и ее преобразование (б) и (в)
Схема рис.5.2,а основана на применении теоремы об эквивалентном генераторе тока: для того, чтобы определить
напряжение между контактами выключателя, необходимо в
рассечку между контактами включить генератор тока (ГТ), по
величине и форме совпадающий с отключаемым током, но
противоположный ему по направлению (рис.5.3).
В схеме рис.5.2, а приняты следующие обозначения:
L1 и L2 - индуктивности генератора и трансформатора (за индуктивность генератора принимается его сверхпереходная индуктивность L//d);
Рис.5.3. Преобразование расчетных схем
73
С1 и С2 - входные емкости генератора и трансформатора (за
расчетную входную емкость генератора принимается С1 =
0,4Сг, где Сг - входная емкость фазы генератора);
С=С1+С2
Схема рис.5.2,а может быть приведена последовательно
к схемам рис.5.2,б и5.2,в. В расчетной схеме рис.5.2, в применены следующие обозначения:
C12 
C1  C2
;
3(C1  C2 )
2
C2Э  C23  C2 ;
3
2
C1Э  С13  С1 ;
3
3
L1Э  L1;
2
(5.1)
3
L2Э  L2 .
2
(5.2)
Рассмотрим влияние емкости С12Э на процессы восстановления напряжения на контактах выключателя, пренебрегая
потерями в стали генератора и трансформатора (R1Э  ; R2Э
 ).
Произведя дальнейшие преобразования схемы 5.2, а, заменив левую и правую части схемы относительно точек 1, 2
входными сопротивлениями (рис.5.3, а).
Z ВХ 1 ( P) 
PL1Э 1 / PC1Э
PL1Э
PL1Э
 2
 2
;
PL1Э  1 / PC1Э P L1Э C1Э  1
P L1Э С1Э  1
 PC1Э
PC1Э
Аналогично:
Z ВХ 2 ( P) 
PL2 Э
;
P L2 Э С 2 Э 1
2
Z ВХ 3 ( P)  Z ВХ 1 ( P)  Z ВХ 2 ( P) 

(5.4)
PL1Э
PL2 Э
 2

P L1Э С1Э 1 P L2 Э С2 Э 1
2
P 3 L1Э L2 Э С 2 Э  PL1Э  P 3 L1Э L2 Э С1Э  PL2 Э

( P 2 L1Э С1Э  1) ( P 2 L2 Э С 2 Э  1)
74
(5.3)
PL1Э ( P 2 L2 Э С 2 Э  1)  PL2 Э ( P 2 L1Э С1Э  1)

P 4 L1Э С1Э L2 Э С 2 Э  P 2 L1Э С1Э  P 2 L2 Э С 2 Э  1
1
1
)  PL1Э L2 Э C1Э ( P 2 
)
L2 Э C 2 Э
L1Э C1Э

P 4 L1Э С1Э L2 Э С 2 Э  P 2 L1Э С1Э  P 2 L2 Э С 2 Э  1
PL1Э L2 Э C 2 Э ( P 2 


PL1Э L2 Э C 2 Э ( P 2   22 )  PL1Э L2 Э C1Э ( P 2  12 )

P 4 L1Э С1Э L2 Э С 2 Э  P 2 L1Э С1Э  P 2 L2 Э С 2 Э  1
P 2  22 P 2  12
PL1Э L2 Э C2 Э C1Э (

)
C1Э
C2 Э

 1;
2
2
где
 2  P 4 L1Э С1Э L2 Э С 2 Э  P 2 L1Э С1Э  P 2 L2 Э С 2 Э  1;
1  PL1Э L2 Э C 2 Э C1Э [(
C  С2Э
2 2
2 2
P2 P2

)  ( 2  1 )]  PL1Э L2 Э C 2 Э C1Э [ P 2 1Э
 ( 2  1 )] .
C1Э C 2 Э
C1Э C 2 Э
C1Э С 2Э
C1Э C 2 Э
В схеме рис. 5.3, в сопротивление ZВХ(Р) определится:
1

1
1
 2  PC12Э ( 
)
 2 PC12Э
1
1



 1;
  PC12Э   2 1  PC12Э   2  3
 2  PC12Э  1
 2  PC12Э
Z ВХ ( P)  Z ВХ 3 ( P) //
1

PC12Э
 1  PC12Э  P 2 L1Э L2 Э C 2 Э C1Э C12Э [ P 2
 L1Э L2 Э C 2 Э C1Э [ P C12Э
4
C1Э  С 2 Э
2 2
 ( 2  1 )] 
C1Э С 2 Э
C1Э C 2 Э
C1Э  С 2 Э
 22 12
2
 P C12Э (

)].
C1Э С 2 Э
C1Э C 2 Э
75
(5.5)
Преобразуем 2:
 2  P 4 L1Э С1Э L2 Э С 2 Э  P 2 L1Э С1Э  P 2 L2 Э С 2 Э  1  L1Э С1Э L2 Э С 2 Э [ P 4 

P2

L2 Э С 2 Э
P2
1

].
L1Э С1Э L1Э С1Э L2 Э С 2 Э
Ранее ввели обозначения:
1
 12 ;
L1Э C1Э
1
  22 ;
L2 Э C 2 Э
(5.6)
Тогда 2 будет иметь вид:
 2  L1Э С1Э L2 Э С 2 Э [ P 4  P 2 ( 22  12 )  12  22 ].
 3   1  PC12Э   2  L1Э С1Э L2 Э С 2 Э [ P 4 C12Э
 12   22 ]  L1Э С1Э L2 Э С 2 Э { P 4 (1  C12Э
C1Э  С 2 Э
2 2
 P 2 C12Э ( 2  1 )  P 4  P 2 ( 22  12 ) 
C1Э С 2 Э
C1Э C 2 Э
C1Э  С 2 Э
2 2
)  P 2 [ 22  12  C12Э ( 2  1 )]  12   22 }.
C1Э С 2 Э
C1Э C 2 Э
Искомое ZВХ(Р) определится:
Z ВХ ( P) 
1

3
P(

P (1  C12Э
4
P 2   22 P 2  12

)
C1Э
C 2Э
C1Э  С 2 Э
2 2
)  P 2 [ 22  12  C12Э ( 2  1 )]  12   22
C1Э С 2Э
C1Э C 2 Э
.
Из схемы рис. 5.3, в напряжение между контактами выключателя определится как:
U вост. ( P)  I Г ( P)  Z вх ( P)
(5.8)
i Г (t )  I m Sin t  I m  t ;
(5.9)
Поскольку максимум UВОССТ достигается при временах,
не превышающих 100 мкс, то аргумент t очень мал.
76
(5.7)
I 
I Г ( P)  m 2 ;
P
(5.10)
U вост. ( P )  I Г ( P )  Z ВХ
( P)  P 4 (1  C12Э
P 2   22 P 2  12

I m 
C1Э
C2Э
( P) 

;
( P)
P
(5.11)
C1Э  С 2 Э
2 2
)  P 2 [ 22  12  C12Э ( 2  1 )]  12  22 .
C1Э С 2Э
C1Э C 2 Э
(5.12)
Частоты собственных колебаний находятся из уравнения (Р)=0. При С12Э=0 уравнение (Р)=0 запишется в виде:
P 4  P 2 ( 22  12 )  12  22 ]  P 4  P 212  P 2 22  12  22  P 2 ( P 2   22 )  12 ( P 2   22 ) 
 ( P 2   22 )( P 2  12 )  0 ;
Р1,2 =  j2;
Отсюда:
Р3,4 =  j1 .
Следовательно, в этом случае частоты собственных колебаний определяются как:
1  1 
1
L1Э С1Э
;
 2  2 
1
L2 Э С 2 Э
.
(5.13)
Расчеты показывают, что емкость С12Э практически не
сказывается на частоте собственных колебаний, определяемых
схемой замещения генератора, и приводит к некоторому
уменьшению частоты собственных колебаний, определяемой в
основном схемой трансформатора. Так, для ГАЭС мощностью
190 МВт учет С12Э привел к следующему изменению частот
собственных колебаний:
1 1

 f1  7,52 кГц , при С12Э  0;
2 2
f 2  7,45 кГц при C12Э  0;
 2 2

 f1  68,85 кГц , при С12Э  0;
2 2
f 2  54,34 кГц при C12Э  0;
77
Поскольку определяющей в ПВН (особенно при учете затухания процессов) является составляющая основной частоты,
обусловленная процессами в схеме замещения генератора, при
предварительных инженерных оценках можно не учитывать
емкость С12Э. В этом случае ПВН представляет собой двухчастотный процесс, составляющие которого не связаны между
собой:
U В (t ) U ВОЗВР.m U m1Cos1t U m 2 Cos 2 t , (5.14)
где
U ВОЗВР.m  I m ( L1Э  L2 Э );
В табл. 1 приведены параметры генераторов и трансформаторов в типовых схемах замещения ГАЭС, ГЭС, ТЭС.
Таблица 1
Параметры генераторов и трансформаторов
Тип
Мощность
Генераторы
Трансформаторы
№
№
п/п станции
1
ГАЭС
2.
ГАЭС
3.
ГАЭС
4.
ГЭС
5.
ТЭС
6.
ТЭС
РГ
50
126
190
640
800
1000
СГФ,мкФ
1,0
1,2
1,5
1,2
0,29
0,38
LГ, мГн
3,2
1,2
1,12
0,32
0,46
0,54
СТФ,мкФ
0,011
0,011
0,012
0,022
0,012
0,013
LТ,мГн
0,433
0,433
0,354
0,090
0,26
0,21
Примерные процессы восстановления напряжения на
контактах выключателей показаны на рис. 5.4.
Из этих кривых видно, что начальная стадия процесса
восстановления напряжения (ПВН) оказывается более тяжелой
при отключении блока ТЭС: скорость восстановления напряжения (СВН) примерно вдвое превышает соответствующую скорость при отключении гидравлического блока.
78
Рис. 5.4. Процесс восстановления напряжения на контактах
выключателя, моделируемого в виде идеального ключа
1 - при отключении блока ТЭС; 2 - при отключении
гидравлического блока; СДОП=0; 3 - то же, что 2,
но СДОП=0,2 мкФ; R1Э   ;
R2Э   .
Максимум напряжения также наступает значительно
раньше. Однако из-за близких значений частот собственных
колебаний ударный коэффициент ПВН, определяемый как
K УД  U В МАКС / U ВОЗВР, m , в случае отключения блока ТЭС оказывается меньшим, чем в случае гидравлического блока (в рассматриваемых схемах КУД ГАЭС = 2,0;
КУД ТЭС = 1,7).
Расчеты, производимые в схемах без учета потерь в стали генератора и трансформатора, представляют собой незаниженные оценки ПВН.
При учете потерь операционное изображение восстанавливающегося напряжения в схемах рис. 2, в при С12Э = 0 может
быть записано в виде:
U B ( P) 
I m 
I 
1
1
 2
 m  2
,
2
PC1Э P  21 P  1 PC2Э P  2 2 P   22
где
1 
1
;
2 R1Э C1Э
2 
1
;
2 R2 Э C 2 Э
Оригинал, отвечающий этому изображению, будет
79
(5.15)
U В (t )  U ВОЗВР.m  U m1e
где
1t
 Sin(1t  arctg
1

)  U m2 e  2t  Sin( 2 t  arctg 2 ); (5.16)
1
2
1  12 12 ;
 2  22  22 ;
U ВОЗВР.m  I m ( L1Э  L2 Э );
U m1 U ВОЗВР.m
L1Э  1
( L1Э  L2Э ) 1
U m 2 U ВОЗВР.m
(5.17)
L2 Э   2
;
( L1Э  L2 Э )  2
(5.18)
На рис. 5.5 показаны переходные процессы восстановления напряжения на контактах выключателей тех же блоков,
что и на рис. 5.4, но при учете потерь в стали генератора и
трансформатора. Сравнение кривых рис.5.4 и5. 5 показывает,
что при учете потерь ударный коэффициент в обоих расчетных случаях снизился, примерно, в 1,3 -1,43 раза. Величина
первого пика колебаний также снизилась, примерно, в 1,2 раза.
При большой разнице в частотах собственных колебаний
составляющая, определяемая схемой замещения трансформатора, к моменту достижения максимума ПВН практически затухает. Поэтому в таких схемах время достижения максимума
и его величина могут быть определены в предположении, что
вторая составляющая полностью затухла:
1
U В МАКС

L1Э
 U ВОЗВР.m (1 
e 1 ),
L1Э  L2 Э
t макс 

.
1
(5.19)
Применительно к блоку ГАЭС
L1Э/(L1Э+L2Э)=0,77;
-2
1=4,7210 1/мкс;
1=7,6810-3 1/мкс; tМАКС=66,5 мкс; UВ МАКС/UВОЗВР.m=1,46. Это
полностью совпадает с результатами, приведенными на рис.
5.5 (кривая 2).
80
Рис.5.5. Процессы восстановления напряжения на контактах
выключателя при учете потерь в стали генератора и
трансформатора
1 - при отключении блока ТЭС;
2, 3 - при отключении гидравлического блока;
2 - СДОП = 0; 3 - СДОП = 0,2 мкФ
Таким образом, для получения незавышенных характеристик ПВН на контактах выключателя, следует учитывать
потери в стали генератора и трансформатора.
МЕРЫ ПОВЫШЕНИЯ КОММУТАЦИОННОЙ
СПОСОБНОСТИ ВЫКЛЮЧАТЕЛЕЙ
Выключатели с шунтирующим сопротивлением
Рассмотренные в предыдущем подразделе процессы носят название собственных переходных процессов, т.е. таких,
на которые не влияют процессы в выключателе во время гашения дуги (выключатель моделируется в виде идеального
ключа), а также шунтирующие сопротивления, которыми, как
правило, оснащаются генераторные выключатели. В этом случае отключение производится в 2 этапа: сначала размыкаются
дугогасящие контакты (ДК на рис. 5.6), в схему вводится
шунтирующее сопротивление RШ, а затем размыкаются контакты (ВК), через которые протекает ток, ограниченный сопротивлением резистора RШ = (0,55) Ом.
81
Рис.5. 6. Выключатель с шунтирующими сопротивлениями
Действительный процесс восстановления напряжения на
дугогаситель-ном устройстве существенно отличается от собственного процесса восстановления напряжения на контактах,
т.е. процесса при RШ  .
Действительный процесс восстановления напряжения на
дугогасительном устройстве выключателя блока ТЭС показан
на рис. 5.7.
Рис. 5.7. Действительный процесс восстановления
напряжения на ДУ выключателя с шунтрующими сопротивлениями (RШ = 5 Ом)
82
Влияние дополнительной емкости, включенной со
стороны низшего напряжения силового трансформатора
Высокие значения начальной скорости восстановления
напряжения на контактах выключателя обусловлены составляющей высокой частоты, определяемой схемой замещения
силового трансформатора. Вместе с тем, в ряде схем для снижения перенапряжений грозового происхождения на стороне
низшего напряжения силового трансформатора подключается
дополнительная емкость СДОП = 0,1 0,2 мкФ,
(рис. 5.8).
Рис. 5.8. Схема блока с дополнительной емкостью
Эта емкость предназначена для снижения составляющей перенапряжений, обусловленных электростатическими
связями между обмотками силового трансформатора. В случае
использования дополнительной емкости в качестве емкости
С2Э в схеме замещения рис. 2, в должна быть принята емкость
С2Э = 2/3(СТЭ+СДОП). Поскольку СТЭ < СДОП, то практически
С2Э  2/3 СДОП. При этом частота собственных колебаний,
определяемая схемой замещения трансформатора в совокупности с дополнительной емкостью, оказывается существенно
сниженной. Процесс восстановления напряжения при наличии
СДОП = 0,2 мкФ показан на рис. 5.4,5.5.
Из кривых видно, что при установке дополнительной емкости
в кривой ПВН отсутствует первый пик напряжения и, соответственно, существенно уменьшается начальная скорость восстановления напряжения на контактах полюсов выключателя.
Порядок работы
83
1. Для заданных блоков определить значения L1Э, C1Э, L2Э, C2Э
схемы замещения рис. 5.2, в.
2. Рассчитать частоты собственных колебаний для каждого
блока f1, f2.
Результаты расчетов по п.п.1,2 занести в табл. 2.
3. Для заданного генераторного выключателя определить по
справочнику следующие характеристики: UН, IН, IНО и параметры нормированной характеристики ПВН -UС, t1.
4. При СДОП=0 и RШ исследовать процесс восстановления
напряжения на контактах выключателя при различных отключаемых токах IОТКЛ=IО.Н; 0,6 IО.Н; 0,3 IО.Н; IН.
Результаты исследований каждого блока представить в табл. 3.
Сделать распечатку кривых ПВН или перенести их на кальку.
Тип
эл/с
L1Э C1Э
Таблица 2
Расчетные значения параметров схемы
L2Э C2Э f1 f2 LГЭ= LТЭ=
CГЭ=
CТЭ=
//
=L d =LТФ
=1/4CГФ =CТФ
Таблица 3
IОТКЛ
,
кА
Экспериментальные результаты по п.4
Um1, tm1, Um,
tm,
Um 1
U
кВ
UВ СР /  m ;
UВ НАЧ=
кВ мкс кВ мкс
tm 1
tm
мкс
5. При IОТКЛ=IНО и СДОП=0 исследовать влияние величины RШ
на процесс восстановления напряжения. Результаты исследований занести в табл. 4.
Таблица 4
84
Влияние RШ на процесс восстановления напряжения
RШ,
Ом
Um1,
кВ
tm1,
мкс
Um,
кВ
tm,
мкс
UВ.НАЧ/
UВ
СР
/
;
кВ
мкс
100
0
100
5
0,8
В отчете представить график ПВН при каком-либо значении
RШ.
6.При IОТКЛ=IНО и RШ исследовать процесс восстановления
напряжения на контактах выключателя при различных СДОП.
Результаты исследований представить в табл. 5.
Таблица 5
Влияние дополнительной емкости на процесс восстановления напряжения
tm1,
UВ НАЧ/ UВ СР/; кВ/мкс
СДОП Um1,
Um,
tm,
кВ
мкс
кВ
мкс
0
0,001
0,01
0,1
0,2
Содержание отчета
1. В отчете представить цель работы, принципиальные схемы
блоков и схемы замещения блоков.
2. Привести таблицы с результатами исследований.
3. Привести график нормированной характеристики ПВН и
кривые ПВН при IОН для 3-х случаев: 1- СДОП = 0; RШ  . 2СДОП = 0;
RШ = 0,8 Ом. 3- СДОП = 0,2 мкФ; RШ  .
4. Привести графики UВ СР = f(RШ) и UВ СР = f(СДОП).
5. Сделать выводы по работе.
Контрольные вопросы
85
1. С какими обстоятельствами связано широкое применение
генераторных выключателей в схемах современных электрических станций?
2. Какой метод положен в основу расчета восстанавливающегося напряжения на контактах выключателей?
3. Какие параметры генератора и трансформатора вводятся в
расчетную схему замещения блока?
4. Последовательность преобразования расчетных схем замещения от схемы рис. 2, а до схемы рис.5. 3, в.
5. Какими параметрами определяются частоты собственных
колебаний схемы замещения блока генератор-трансформатор?
6. Какой блок (ТЭС или ГЭС) имеет большую скорость восстановления напряжения?
7. Какой блок имеет больший ударный коэффициент ПВН?
8. Что представляет собой ударный коэффициент ПВН?
9. Как влияют потери в стали генератора и трансформатора на
процесс восстановления напряжения?
10. Как влияют шунтирующие резисторы на процесс восстановления напряжения на контактах выключателя?
11. Схема выключателя с RШ..
12. Куда подключается дополнительная емкость, цель подключения и ее влияние на процесс восстановления напряжения
на контактах выключателя?
Литература
1. В.В.Базуткин, К.П. Кадомская, М.В.Костенко и др. Перенапряжения в электрических системах и защита от них.- Энергоатомиздат.: 1995.-320с.
2. ТВН. Под ред. Г.С. Кучинского, - изд-во ПЭИПК, С-Пб,
1998-700с.
3. В.В.Базуткин, В.П.Ларионов и др. Техника высоких напряжений.- М. Энергия.: 1986.-464с.
4. Кадомская К.П., Тихонов А.А. Процессы восстановления напряжения на контактах генераторных выключателей. - Новосибирск: Изд. НЭТИ, 1989. - 44 с.
5. Адоньев Н.М., Афанасьев В.В., Локш А.М. Генераторные выключатели и аппаратные комплексы высокого напряжения.- СПБ:
Энергоатомиздат, 1992.- 159 с.
86
Учебное издание
КУЗНЕЦОВ Юрий Иннокентьевич
СОЛОВЬЁВ Михаил Александрович
СТАРЦЕВА Елена Вячеславовна
87
ПЕРЕНАПРЯЖЕНИЯ И КООРДИНАЦИЯ
ИЗОЛЯЦИИ
Учебное пособие
Научный редактор доктор технич. наук,
профессор В.А. Лавринович
Редактор И.О. Фамилия
Компьютерная верстка И.О. Фамилия
Дизайн обложки И.О. Фамилия
Подписано к печати 05.11.2012. Формат 60х84/16. Бумага «Снегурочка».
Печать XEROX. Усл.печ.л. 9,01. Уч.-изд.л. 8,16.
Заказ . Тираж 100 экз.
Национальный исследовательский Томский политехнический университет
Система менеджмента качества
Издательства Томского политехнического университета сертифицирована
NATIONAL QUALITY ASSURANCE по стандарту BS EN ISO 9001:2008
. 634050, г. Томск, пр. Ленина, 30
Тел./факс: 8(3822)56-35-35, www.tpu.ru
88