Импульсы грозовых перенапряжений, набегающие на подстанцию.
2015-07-04
3673
Импульсы напряжения, образующиеся при ударах молнии в линию, набегают на подстанцию, где возникает опасность перекрытия или даже пробоя изоляции, уровень которой ниже уровня линейной изоляции по экономическим соображениям.
Волны, набегающие с линии на подстанцию, возникают при прямых ударах в провода линии без тросов, при обратных перекрытиях с троса или опоры или прорывах молнии мимо троса линии с тросами. Максимальные значения импульсных волн, набегающих на подстанцию, не могут превышать импульсного разрядного напряжения изоляции линии относительно земли. Если на линии возникнет волна с более высоким максимальным значением, то на при своем распространении по линии будет вызывать перекрытие изоляции опор до тех пор, пока заземления опор, на которых произошло перекрытие, не снизят максимальное значение волны до разрядного напряжения линейной изоляции. Подстанции защищаются от набегающих грозовых импульсов вентильными разрядниками (РВ) и ограничителями перенапряжений (ОПН).
Импульсы грозовых перенапряжений, набегающие на подстанцию, могут иметь разную форму. Полные импульсы, близкие по форме к импульсам тока молнии, возникают при ударах в провода линии, если их амплитуда ниже импульсного разрядного напряжения изоляции линии. Если амплитуда тока молнии выше критического значения и при ударе в провод происходит перекрытие линейной изоляции, то образуется срезанный импульс грозового перенапряжения. Максимальное напряжение срезанного импульса определяется вольт-секундной характеристикой изоляции линии. На линиях с номинальным напряжением до 330 кВ срезанные импульсы возникают примерно в 90% случаев. На линиях напряжением 500 кВ и выше , имеющих значительно большие импульсные разрядные напряжения изоляции, доля срезанных импульсов снижается до 50%. Импульсы с очень крутым (практически вертикальным) фронтом возникают при ударах молнии в опору или трос с последующим перекрытием линейной изоляции. Длительность таких импульсов мала и составляет 6-15 мкс, что объясняется отводом части тока молнии через тросы в другие опоры. Индуктированные импульсы напряжения, возникающие при ударах молнии вблизи линии могут иметь разную длительность. На линиях 6-35 кВ они могут вызвать перекрытия изоляции, и тогда их длительность уменьшается.
Распространяющийся по линии импульс напряжения деформируется и затухает. Основной причиной деформации и затухания являются импульсная корона, возникающая на проводах под действием высоких напряжений бегущей волны, и сопротивление земли, поскольку ток импульса замыкается через землю. Импульсы грозового происхождения преимущественно отрицательной полярности.
Для образования чехла импульсной короны необходима энергия, которая отбирается на фронте импульса. На осциллограмме можно увидеть, что на фронте импульса образуется ступенька при напряжении возникновения импульсной короны. Образование импульсной короны ведет как бы к возрастанию емкости провода, в результате чего заряд на проводе растет не пропорционально напряжению, а в квадратичной зависимости от него. Происходит удлинение фронта импульсной волны. Если импульс короткий или срезанный, то импульсная корона приводит не только к удлинению фронта, но и к понижению амплитуды. В случае полных импульсов влияние импульсной короны сказывается в основном на удлинении фронта и в значительно меньшей степени — на снижении амплитуды. Снижение амплитуды происходит за счет активных потерь при возврате тока волны по земле и может быть рассчитано по формуле
где — амплитуда импульса напряжения в месте удара молнии; — удаление расчетной точки от места удара, км; — коэффициент, равный 0,07 км для линий напряжением 110 кВ и выше.
Удлинение фронта полного импульса под действием импульсной короны при прохождении им расстояния 1 км можно рассчитать по эмпирической формуле
где U — амплитуда полного импульса, кВ; h — средняя высота подвеса проводов, м; K — коэффициент, равный 160; 1,1; 1,45; 1,55 при числе проводов в фазе соответственно 1,2,3,4 и более.
В инженерных расчетах допустимо применение приближенного подхода, состоящего в следующем: принимается, что в месте удара молнии образуется импульс напряжения бесконечной длительности с вертикальным фронтом и амплитудой, равной линейной изоляции. Снижением амплитуды импульса пренебрегают, а удлинение фронта волны в результате действия импульсной короны подсчитывают по формуле ( 2).
10.2.Защитные аппараты и устройства.Одним из таких аппаратов является вентильный разрядник (РВ), у которого разрядное напряжение искрового промежутка и остающееся напряжение при токах координации не менее чем на 10% ниже гарантированной прочности защищаемой изоляции при полном импульсе.
П р и н ц и п д е й с т в и я в е н т и л ь н о г о р а з р я д н и к а заключается в том, что при воздействии на него импульса грозового перенапряжения пробивается искровой промежуток (один из основных элементов РВ) и через разрядник проходит импульсный ток, создающий падение напряжения на сопротивлении разрядника. Благодаря нелинейной вольт-амперной характеристике материала, из которого выполнено сопротивление, это напряжение мало меняется при существенном изменении импульсного тока и незначительно отличается от импульсного пробивного напряжения искрового промежутка разрядника Uпр. Это весьма существенно, так как диапазон возможных импульсных токов молнии довольно большой, они могут достигать десятков килоампер.
Одной из основных характеристик разрядника является остающееся напряжение разрядника Uост , т. е. напряжение при определенном токе (5-14 kA для разных номинальных напряжений), который называется током координации. После окончания процесса ограничения перенапряжения через разрядник продолжает проходить ток, определяемый рабочим напряжением промышленной частоты. Этот ток называется сопровождающим током. Сопротивление нелинейного резистора разрядника резко возрастает при малых по сравнению с перенапряжениями рабочих напряжениях, сопровождающий ток существенно ограничивается , и при переходе тока через нулевое значение дуга в искровом промежутке гаснет.
Наибольшее напряжение промышленной частоты на РВ, при котором надежно обрывается сопровождающий ток, называется напряжением гашения Uгаш, а соответствующий сопровождающий ток — током гашения Iгаш . Гашение сопровождающего тока может осуществляться в условиях однофазного замыкания на землю, поэтому в качестве напряжения гашения принимается напряжение на здоровых фазах при однофазном замыкании на землю:
где Кз — коэффициент, зависящий от способазаземления нейтрали; Uном — номинальное линейное напряжение. Коэффициент для установок с заземленной нейтралью равен 0,8, а для установок с изолированной нейтралью 1,1.
Для того чтобы защита с помощью вентильных разрядников была эффективной, необходимо выполнить два условия: ограничить ток через разрядник величиной тока координации (от 5 до 14 кА в зависимости от номинального напряжения и типа разрядника); ограничить крутизну волны, набегающей на разрядник. Если ток, проходящий через разрядник, превысит ток координации, то остающееся напряжение разрядника окажется выше нормированного и интервал между остающимся напряжением разрядника и электрической прочностью изоляции уменьшится.
Ток через разрядник можно определить как
где z — волновое сопротивление провода линии; uр — напряжение на разряднике; uпад — амплитуда набегающей волны.
При одном и том же токе молнии доля тока, ответвляющегося в разрядник, растет с уменьшением номинального напряжения, так как сопротивление разрядника при этом падает. Таким образом, близкие удары особенно опасны при относительно невысоких номинальных напряжениях.
При некотором удалении места удара от шин подстанции в пределах 1-2 км максимум тока через разрядник достигается после многократных отражений от сопротивления в точке удара и сопротивления разрядника, т. е. в течение времени, соизмеримого с длительностью волны; вследствие этого к моменту максимума тока мгновенное значение тока молнии падает по сравнению с его максимальным значением. Ток через разрядник при прочих равных условиях уменьшается с увеличением расстояния между местом удара и шинами подстанции.
Следовательно, для того чтобы ограничить ток через РВ и тем самым обеспечить его успешную работу, необходимо исключить
прямые удары в провода линии вблизи подстанции или во всяком случае резко уменьшить вероятность таких ударов. С этой целью участки линий длиной 1-3 км. примыкающие к подстанциям (подходы), должны защищаться от прямых ударов молнии тросовыми молниеотводами. Если линия защищена тросами по всей длине, то на подходах обеспечиваются малые углы защиты тросов и низкие сопротивления заземления опор. Такие подходы называются защищенными.
Наличие защищенного подхода позволяет ограничивать вероятность набегания на подстанцию волн с большими крутизнами, это особенно важно для подстанций высокого напряжения, имеющих большие размеры, в силу чего часть аппаратов удалена от разрядников на расстояния, которые могут достигать несколько метров. При падении на подстанцию волны с крутым фронтом в отдаленных от разрядника точках подстанции возникают высокочастотные затухающие колебания относительно остающегося напряжения разрядника, максимальное значение которых тем больше, чем больше крутизна набегающей волны и расстояние от разрядника до защищаемой аппаратуры.
Разрядники разделены на 4 группы. IV группа — это разрядники серий РВП и РВО на напряжения 3-10 кВ. Нелинейные резисторы комплектуются из вилитовых дисков, искровой промежуток набирается из элементов, состоящих из двух латунных электродов, разделенных миканитовой шайбой.
К III группе относятся разрядники серий РВС (15-220 кВ).Вилитовые диски диаметром 100 мм.
II группа — разрядники серии РВМ (3-35 кВ) и РВМГ — 110-500 кВ. Применяются искровые промежутки с магнитным гашением и вилитовые диски диаметром 150мм, что увеличило их пропускную способность.
I группа — это разрядники РВТ (токоограничивающий) и РВРД ( c растягивающейся дугой). Комплектуются из тервитовых дисков и токоограничивающих искровых промежутков.
Комбинированные разрядники серии РВМК предназначены для ограничения как грозовых, так и внутренних перенапряжений в системах 330-750 кВ.
Н е л и н е й н ы е о г р а н и ч и т е л и п е р е н а п р я ж е н и й (ОПН). Разработанные резисторы на основе окиси цинка обладают значительно большей нелинейностью, чем резисторы на основе карборунда, что позволило создать новый тип защитного аппарата без искровых промежутков. Применительно к ОПН отсутствует понятие напряжения гашения. Высокая нелинейность обусловливает прохождение при рабочем напряжении через нелинейные резисторы тока порядка долей миллиамперметра на одну параллельную колонку. Это позволяет подключать ОПН непосредственно к сети.
Источник
Грозовые импульсы
Лекция 6. Характеристики импульсных напряжений и токов.
В процессе эксплуатации аппаратов высокого напряжения (АВН) они, кроме воздействия переменных или высоких постоянных напряжений, подвержены влиянию импульсных ВН. Последние возникают при коммутациях оборудования (коммутационные перенапряжения) или при воздействии ударов молний (грозовые перенапряжения). Амплитуда импульсных ВН во много раз превышает номинальное напряжение, при котором работают АВН и называются перенапряжениями. Для обеспечения надежности работы АВН в условиях реальной эксплуатации оборудование должно пройти испытания на устойчивость к этим видам перенапряжений. Испытания АВН проводятся в специальных высоковольтных лабораториях и залах, оснащенных установками (генераторами) импульсных напряжений, которые генерируют грозовые и коммутационные импульсы. По своей природе как грозовые, так и коммутационные импульсы имеют различную форму, амплитуду и длительность. Для воспроизведения результатов опытов в различных лабораториях и сопоставления их с реальными импульсными перенапряжениями были введены стандартные характеристики импульсов. Импульсы, которыми испытывается АВН, называют испытательными импульсами.
На рис.3.1 представлены формы грозовых апериодических испытательных импульсов в соответствии с требованиями МЭК [1] и ГОСТ [18].
Одна из основных характеристик импульсного напряжения – амплитуда импульса (испытательное напряжение), т.е. максимальное значение напряжения в импульсе. На рис.3.1 оно принято за единицу. Часто на гладкую кривую рис.3-1 накладываются высокочастотные колебания переходного процесса. При наличии вблизи максимума импульса наложенных колебаний или одиночных выбросов за значение испытательного напряжения принимают: а) максимальное значение средней кривой, если частота колебаний выше 500 кГц (рис.3.2в) или длительность выброса t £ 1 мкс (рис.3.2а);
б) максимальное значение импульса, если частота колебаний ниже 500 кГц (рис.3.2, г) или длительность выброса t > 1 мкс (рис.3.2,б). Амплитуда колебаний D (рис.3-2) не должна составлять более 5% максимального значения, в том числе и при частоте колебаний менее 500 кГц. При проведении испытаний АВН максимальное напряжение зависит от класса напряжения и вида испытываемого оборудования. Оно меняется от нескольких десятков киловольт для оборудования класса 3 кВ до мегавольт для сверхвысоковольтного оборудования. Некоторые испытательные импульсные напряжения приведены в таблице П?. В соответствии ГОСТ [18] максимальное напряжение не должно отличаться от табличного значения более чем на ± 3%.
Следующей важной характеристикой является форма импульса. Она характеризуется длительностью фронта импульса T 1 и длительностью импульса T 2. Длительность фронта импульса определяется следующим образом: а) на зависимости напряжения импульса от времени находятся точки 2 и 3, соответствующие значениям напряжения 30% и 90% от максимального. Точка 2 выбрана потому, что в начале импульса имеются искажения, вызванные помехами либо в измерительных цепях, либо в разрядной цепи генератора.
б) через точки 2 и 3 (рис.3.1) проводится прямая и находятся точки её пересечения с осью абсцисс (точка O 1— условное начало импульса) и прямой, параллельной оси абсцисс, проходящей через точку максимального напряжения (точка 4); в) находится интервал времени t 23;
г) длительность фронта импульса T 1 находится умножением времени t 23 на 1,67. Коэффициент 1,67 получается из решения треугольника рис.3.1,а.
Стандартный грозовой импульс имеет T 1 = 1,2 ± 0,36 мкс [1,18].
За длительность импульса принимается интервал времени между условным началом импульса и точкой 6, соответствующей амплитуде 50% от максимального значения (напряжение в точке 5). Стандартный грозовой импульс имеет T 2 = 50 ± 10мкс [1,18]. Условное обозначение полного стандартного грозового импульса 1,2/50.
Кроме полных импульсов применяются также срезанные импульсы (рис.3.1,б, в). Срезанные импульсы напряжения возникают, в основном, при грозовых перекрытиях наружной изоляции или при срабатывании разрядников и защитных стержневых промежутков. Для срезанных импульсов вводится дополнительная характеристика — момент среза (пробоя) Т с , определяемый пересечением прямой, проведенной через точки 7 и 8 и кривой полного импульса, а также длительность среза, равная 1,67 интервала времени между точками 7 и 8 [188] . Однако длительность среза, которая обычно определяется минимальными размерами петли срезающей цепи, находится с большими погрешностями, и поэтому она редко используется в качестве характеристики импульса. Наиболее часто нормируемый момент среза отстоит от точки О 1 на 2 ¸ 5 мкс. Допускается применять апериодические импульсы с наложенными колебаниями и единичными выбросами напряжения при условии, что максимальное отклонение напряжения D от средней кривой не превышает вблизи максимума импульса 5% от максимального значения.
Источник
Электрическая прочность изоляции трансформаторов при воздействии срезанного грозового импульса
УДК 621.314.21 /.23.027 69.048:621.316933
T. И. Морозова
Изоляции электрооборудования высокого напряжения и вентильные разрядники. Труды ВЭИ, 1982, вып. 91, с. 22—25.
Приводятся коэффициенты импульса главной изоляции трансформаторов высокого напряжения при срезанном грозовом импульсе. Сравнивается электрическая прочность при срезанном и полном грозовых импульсах с соотношениями соответствующих испытательных напряжений. Делается вывод о том, что для главной изоляции испытание срезанным импульсом не является более жестким, чем полным.
Библиогр.: 2.
ЭЛЕКТРИЧЕСКАЯ ПРОЧНОСТЬ ГЛАВНОЙ ИЗОЛЯЦИИ ТРАНСФОРМАТОРОВ ВЫСОКОГО НАПРЯЖЕНИЯ ПРИ ВОЗДЕЙСТВИИ СРЕЗАННОГО ГРОЗОВОГО ИМПУЛЬСА
Стандарты СССР на требования к электрической прочности электрооборудования высокого напряжения предписывают проведение типовых испытаний силовых трансформаторов высокого напряжения как полным, так и срезанным грозовыми импульсами. Для трансформаторов на напряжения 220 кВ и выше испытательное напряжение срезанного импульса превышает испытательное напряжение полного грозового импульса на 6,5—11%. Включение срезанного грозового импульса в комплекс типовых испытаний трансформаторного оборудования связано с необходимостью учета вероятности крутого среза волн грозовых перенапряжений на случайно ослабленном элементе изоляции подстанции.
Воздействие на трансформатор срезанного грозового импульса до последнего времени считалось определяющим при выборе размеров продольной изоляции обмоток. Однако в настоящее время в трансформаторах классов напряжения 500 кВ и выше нашли широка применение обмотки с большой продольной емкостью, в которых с помощью дополнительных конструктивных мероприятий удалось добиться такого положения, когда градиенты срезанного грозового импульса в продольной изоляции не превышают градиентов полного. В этих условиях возникает вопрос, не является ли для главной изоляции испытание полным грозовым импульсом одновременно достаточной проверкой ее прочности по отношению к испытательному напряжению срезанного грозового импульса. Анализ должен состоять в сравнении отношения электрической прочности главной изоляции при срезанном и полном импульсах и отношения соответствующих испытательных напряжений.
Если выполнить указанное выше сопоставление на основе результатов, полученных в 30-е годы А. В. Пановым, то есть все основания сделать вывод, что для главной изоляции испытание срезанным грозовым импульсом не является более жестким, чем испытание полным. Однако может возникнуть сомнение в правомерности использования данных для такого сравнения, так как они получены по напряжениям пробоя моделей маслобарьерной изоляции без учета осевого поля обмотки.
В настоящее время изменился подход к определению электрической прочности главной изоляции, в качестве ее критерия используется не напряжение пробоя, а напряжение возникновения частичных разрядов, представляющих собой пробой первого от обмотки масляного канала. В связи с этим представлялось целесообразным проведение исследований электрической прочности главной изоляции с вводом в середине и на конце обмотки при стандартном срезанном грозовом импульсе. Эти исследования представляют интерес и в отношении распространения вольт-секундной характеристики главной изоляции [1] в область малых времен, которая ограничена полным грозовым импульсом.
Исследования электрической прочности главной изоляции с вводом в середине обмотки проводились на моделях маслобарьерной изоляции (МБИ), с вводом на конце — на моделях концевой изоляции (МКИ). В моделях МБИ исследуемой являлась средняя часть модели с изоляционным расстоянием между обмотками 40 мм; ближайший к внутренней обмотке канал образовывался с помощью рейки, прошивающей обмотку, и был равен 10 мм. В моделях МКИ исследуемой являлась верхняя часть. Ближайший к обмотке высокого напряжения канал у края обмотки образовывался с помощью угловой шайбы и цилиндра, для уменьшения размера канала до 16 мм применялось тарельчатое емкостное кольцо со специальным заполнителем из электрокартона.
Модели изготавливались на трансформаторном заводе и проходили перед испытанием весь комплекс термовакуумной обработки, предусмотренный для трансформаторов 220 кВ и выше. В качестве критерия, определяющего электрическую прочность изоляции, было принято напряжение возникновения в ближайшем к обмотке масляном канале (МБИ) или в масляном промежутке емкостное кольцо — угловая шайба (МКИ) частичных разрядов, перекрывающих масляный канал. Индикация этих частичных разрядов при испытании срезанным грозовым импульсом производилась по результатам визуального наблюдения за поверхностью масла в испытательном баке и контролировалась последующей разборкой модели. Интенсивности частичных разрядов в связи с большими техническими трудностями при этом не измерялись.
Во время испытаний всех моделей удалось зафиксировать пробой масляного канала у обмотки и при отсутствии полного пробоя изоляции. По напряжению возникновения частичных разрядов рассчитывалась напряженность пробоя в масляном канале.
При расчете напряженности модель МБИ в средней части рассматривалась как многослойный цилиндрический конденсатор с гладкими изолированными электродами. В моделях МКИ напряженность поля в масляном промежутке у емкостного кольца определялась путем моделирования электростатического поля на электропроводной бумаге.
При каждом воздействии проведено не менее 8—14 опытов, рассчитаны коэффициенты импульса главной изоляции при срезанном и полном грозовых импульсах, которые получились равными соответственно 2,04 и 1,9 для конструкции с вводом в середине обмотки и 1,96 и 1,8 для конструкции с вводом на конце.
При использовании полученных данных для оценки соотношения электрической прочности главной изоляции реального трансформатора при срезанном и полном импульсах необходимо учитывать отличие электрического поля модели и трансформатора.
При воздействии полного грозового импульса на трансформатор, имеющий обмотку высокого напряжения с вводом в середине, существенное влияние на напряженность в главной изоляции оказывает осевое поле обмотки. Поэтому коэффициент импульса главной изоляции реального трансформатора, вычисленный как отношение воздействующих на линейный ввод напряжений, не равен отношению повреждающих напряженностей и получается существенно меньше 1,9, т. е. 1,6-1,5 [2] .
Как показали расчеты перенапряжений в обмотках, при воздействии на трансформатор срезанного импульса осевое поле обмотки не оказывает существенного влияния на напряженность в главной изоляции из-за смещения по времени максимальных значений градиента и потенциала. Поэтому нет оснований ожидать изменения коэффициента импульса трансформатора против полученного на моделях.
Таким образом, для трансформаторов с вводом в середине обмотки увеличение электрической прочности главной изоляции при воздействии срезанного грозового импульса по сравнению с полным будет не менее 27%. Увеличение электрической прочности концевой изоляции при уменьшении длительности воздействия от 50 до 2—3 мкс составляет 8,5%. Этот вывод справедлив как для моделей, так и для трансформаторов, так как в этом случае нет оснований ожидать существенного влияния осевого поля обмотки на напряженность у емкостного кольца на краю обмотки.
Соотношения испытательных напряжений срезанного и полного грозовых импульсов для трансформаторов на напряжения 220, 330, 500 и 750 кВ — 1,11, 1,095, 1,065 и 1,065 соответственно, соотношения электрической прочности при этих воздействиях при вводе в середине 1,25, на конце 1,085. Сравнение этих значений показывает, что для главной изоляции с вводом в середине обмотки испытание срезанным грозовым импульсом при принятых испытательных напряжениях не является более жестким, чем испытание полным грозовым импульсом. Для главной изоляции с вводом на конце 220—330 кВ дополнительная проверка срезанным импульсом необходима.
Полученные данные по электрической прочности главной изоляции при воздействии срезанного грозового импульса позволили продлить полученную ранее вольт-секундную характеристику до 2 мкс.
Список литературы
- Каплан Д. А., Лоханин А. К., Морозова Т. И. Вольт-секундная характеристика главной изоляции силовых трансформаторов. — Электричество, 1971, № 12, с. 37-41.
- Шифрин Л. Н., Чорноготский В. М., Джунь Л. П., Френкель В. Ю. Коэффициент импульса главной изоляции трансформаторов сверхвысокого напряжения. — Электротехника, 1974, № 11, с. 50—55.
Источник