Стартовая >> Архив >> Подстанции >> Вентильные разрядники высокого напряжения

Вентильные разрядники для глубокого ограничения перенапряжений - Вентильные разрядники высокого напряжения

Оглавление
Вентильные разрядники высокого напряжения
Введение
Назначение искровых промежутков
Принцип действия и конструкции искровых промежутков
Искровые промежутки с самовыдувающейся дугой
Искровые промежутки с вращающейся дугой
Искровые промежутки с растягивающейся дугой
Искровые промежутки с делением дуги на части
Пробивные напряжения искровых промежутков
Дугогасящая способность искровых промежутков
Методика исследования дугогасящей способности искровых промежутков разрядников
Дугогасящая способность искровых промежутков с неподвижной дугой
Дугогасящая способность искровых промежутков с вращающейся дугой
Методика расчета восстанавливающейся прочности искровых промежутков с вращающейся дугой
Дугогасящая способность искровых промежутков с растягивающейся дугой
Дугогасящая способность многократного искрового промежутка
Методы повышения восстанавливающейся прочности многократного искрового промежутка
Нелинейные сопротивления вентильных разрядников
Материал и конструкции нелинейных сопротивлений
Закономерности, характеризующие свойства нелинейных сопротивлений
Механизмы явлений, происходящих в нелинейных сопротивлениях
Стабилизация нелинейных сопротивлений
Старение и пропускная способность нелинейных сопротивлений
Технические характеристики нелинейных сопротивлений
Характеристики современных вентильных разрядников
Пробивное напряжение разрядников
Импульсное пробивное напряжение разрядников
Остающееся напряжение разрядников
Пропускная способность разрядников
Дугогасящая способность разрядников
Прочие характеристики разрядников
Стабильность характеристик разрядников в процессе эксплуатации
Координация характеристик изоляции с характеристиками вентильных разрядников
Испытания вентильных разрядников в процессе производства
Классификация вентильных разрядников
Вентильные разрядники с искровыми промежутками с неподвижной дугой
Магнитно-вентильные разрядники грозового типа
Разрядники с токоограничивающими искровыми промежутками
Магнитно-вентильные комбинированные разрядники
Зарубежные конструкции вентильных разрядников
Разрядники HKF
Разрядники Алюгард
Расчет последовательного сопротивления и искровых промежутков
Расчет последовательного сопротивления и искровых промежутков комбинированных разрядников
Выбор и расчет шунтирующих сопротивлений разрядников
Регулирование вольт-секундной характеристики разрядников
Механический расчет разрядников
Расчет и конструирование покрышек разрядников
Вентильные разрядники для глубокого ограничения перенапряжений
Выбор вентильных разрядников
Монтаж вентильных разрядников и эксплуатационный надзор
Регистрация работы вентильных разрядников
Токи в вентильных разрядниках
Отказы вентильных разрядников и их повреждения
Особенности применения вентильных разрядников в районах повышенного загрязнения
Литература

В настоящее время при задании требований к характеристикам разрядников и при координации пробивного и остающегося напряжений разрядника с испытательными напряжениями трансформаторов (см. § 3-9) принимаются наибольшие (для сети данного класса напряжения) расчетные кратности воздействующих перенапряжений. Внешняя изоляция выбирается из условия воздействия максимальных перенапряжений в сочетании с наихудшими метеорологическими условиями. В то же время исследования статистических характеристик перенапряжений показывают, что максимальные расчетные кратности весьма маловероятны. Поэтому в последние годы как в СССР, так и в других странах (ЧССР, США, Италия и др.) широко развиваются статистические методы координации изоляции, учитывающие статистический характер воздействующих перенапряжений, электрической прочности изоляции, а также защитных характеристик разрядников.
Комплексная разработка проблемы рационального выбора изоляции линий электропередач, проведенная статистическими методами [9], показала, что в сетях 220—750 кВ экономически целесообразно глубокое ограничение перенапряжений, до (1,6— 1.9) Uф, с помощью разрядников, применяемых в комплексе с рядом схемных мероприятий. Одним из вариантов практического осуществления системы глубокого ограничения перенапряжений является применение вентильных разрядников двух типов: грозового, устанавливаемого у трансформаторов и отстроенного от срабатываний при низкочастотных перенапряжениях, возникающих при коммутациях длинных линий, и коммутационного, устанавливаемого на длинных участках линий. При этом коммутационный разрядник для глубокого ограничения коммутационных перенапряжений должен быть рассчитан на многократные (сотни раз) воздействия тока длительностью 0,01—0,03 сек каждое с восстановлением электрической прочности примерно через 0,003 сек после каждого указанного воздействия до величины, близкой к пробивному напряжению, и должен выдерживать небольшое число раз (не более, примерно, 5) протекание тока длительностью в десятые доли секунды с восстановлением электрической прочности за 0,005 сек примерно до 0,6—0,7 пробивного напряжения. Разрядники должны иметь возможно меньший разброс пробивного напряжения при воздействии на них волн коммутационного перенапряжения. Разрядники должны длительно выдерживать рабочее напряжение, составляющее 0,6—0,7 их пробивного напряжения.
Рассмотрим расчет последовательных сопротивлений и искровых промежутков этих разрядников.
Исследованиями установлено, что при длительности протекания тока через тервитовый диск из тервита-2 не более, примерно, 0,2 сек допустимая амплитуда тока определяется условием пробоя диска; когда же ток протекает через разрядник в течение 0,4 сек и более, допустимая амплитуда тока определяется только условием нагрева диска. Тервитовый диск обладает высокой термостойкостью и допускает кратковременное нагревание до 500—600° С. Однако допустимая температура перегрева тервитовых дисков ограничивается рядом конструктивных факторов (термостойкостью изолирующей обмазки, термостойкостью слоя металлизации и крепежных деталей), допустимой величиной изменения характеристик тервитовых сопротивлений вследствие возрастания их температуры, временем, необходимым для остывания дисков. При достаточной термостойкости конструкции блоков последовательных сопротивлений допустимая температура перегрева тервитовых дисков может быть принята 150— 250° С.
Определим температуру перегрева тервитового диска в зависимости от тока и длительности его протекания. Пусть к разряднику приложена постоянная э. д. с., которая вызывает падение напряжения на тервитовом диске U. При этом напряжении через ненагретый диск протекает начальный ток определяемый соотношением:
(4-33)
Если в результате длительного протекания тока температура перегрева диска достигнет значения Т, то ток в диске примет величину

(4-34)
где β — температурный коэффициент.
Полагая, что вся энергия, выделяемая в диске, полностью расходуется на его адиабатический нагрев, приходим к следующей зависимости между током, длительностью его протекания и температурой перегрева диска:
(4-35)
где т — масса диска; с — его удельная теплоемкость.

Рис. 4-33. Зависимость допустимой амплитуды Iм начального тока от длительности t его протекании для тервитового диска диаметром 70 мм с градиентом напряжения 0,8 кВ/см при расчетной температуре диска 250o С (кривая 1); 150o С (2)

Задаваясь допустимой температурой перегрева диска Т, можно по формуле (4-35) определить допустимый ток через разрядник при заданном времени его протекания. Нетрудно показать, что если к разряднику приложено переменное синусоидальное напряжение, вызывающее протекание через тервитовый диск первоначального тока с амплитудой Im0, то формула (4-35) заменится следующей:

(4-36)
где f (α) — коэффициент мощности (см, § 2-2).
В качестве примера на рис. 4-33 приведены зависимости допустимой амплитуды начального тока от длительности его протекания для тервитового диска диаметром 70 мм при двух значениях предельно допустимой температуры диска, 150 и 250° С. При этом были приняты:
с=0,836 вт·сек/г-град, т = 167 г и и U (0,5)=1,6 кВ для диска высотой 20 мм; а = 0,37; β= 0,003 1/град. На том же рисунке пунктиром проведена экспериментальная зависимость для того же диска при временах, меньших, чем 0,4 сек. Точки на этой кривой соответствуют тем наибольшим токам, при которых за 20 воздействии еще не наступает пробоя диска.
Из рис. 4-33 видно, что если принять в качестве расчетной температуру 250° С, то формулами (4-35) и (4-36) можно практически пользоваться при длительности протекания тока 0,3 сек и более. Если же в качестве расчетной температуры перегрева принять 150° С, то указанные формулы применимы и при меньших длительностях протекания тока, начиная, примерно, с 0,12 сек.
Искровые промежутки с вращающейся дугой способны многократно пропускать значительные по величине токи в течение десятых долей секунды. Допустимая амплитуда тока зависит от длительности его протекания и числа воздействий на промежуток. Если многократно нагружать искровой промежуток с вращающейся дугой импульсами тока одной и той же длительности (десятые доли секунды), можно обнаружить следующую последовательность происходящих в нем изменений. По мере роста числа воздействий увеличивается степень обгорания изолирующих прокладок против зазора, в котором горит дуга. До определенного числа воздействий η1 видимых изменений поверхности электродов не замечается, пробивное напряжение промежутка и его разброс сохраняется на прежнем уровне. Затем наступает второй этап старения промежутка. Обгорание прокладок доходит до такой степени, что с их поверхности начинают отщепляться обгоревшие частицы. Эти частицы попадают в искровой зазор и повышают разброс пробивного напряжения промежутка. На поверхности электродов и окружающих их деталей замечается копоть, на рабочей поверхности электродов появляется заметная на ощупь шероховатость. Однако до определенного числа воздействий п2 изменение пробивного напряжения искрового промежутка не выходит за пределы 4—5%. После п2 воздействий наступает третий этап, который характеризуется еще более глубоким прогоранием изолирующих прокладок, видимым оплавлением рабочей поверхности электродов и изменением пробивного напряжения промежутка, превышающим 4—5%. С увеличением расстояния b от электродов до изолирующих прокладок (см. рис. 1-11) числа п1 и п2 возрастают. Если в качестве критерия пропускной способности промежутка принять нестабильность его пробивного напряжения в пределах 4—5% за 20 воздействий, т. е. принять п2 = 20, то зависимости допустимой амплитуды тока от длительности его протекания будут иметь вид, показанный на рис. 4-34. Кривая 1 относится к промежутку с диаметром внутреннего электрода 40 мм и расстоянием 6 = 1,5 мм, кривая 2 относится к промежутку с диаметром внутреннего электрода 65 мм и расстоянием b=3 мм. Если же в качестве критерия пропускной способности принять отсутствие видимой эрозии электродов и изолирующих прокладок при сохранении разброса пробивных напряжений промежутка на первоначальном уровне, т. е. принять я, — 20, то ординаты кривых на рис. 4-34 следует уменьшить примерно вдвое.

Рис. 4-34. Зависимость допустимой амплитуды тока Im от длительности t, его протекании дли искровых промежутков с рабочим диаметром внутреннего электрода 40 мм (кривая 1); 65 мм (2)
При увеличений нормируемого числа воздействий в S раз, от 20 до 100, наибольший допустимый ток снижается примерно в два раза; при уменьшении нормируемого числа воздействий до 4—5 наибольший допустимый ток может быть увеличен вдвое.
Из рисунка 4-34 также следует, что пропускная способность промежутка пропорциональна площади рабочей поверхности электродов.
Если требуемая пропускная способность разрядника в режиме длительного протекания тока не обеспечивается одним искровым
промежутком (с рабочим диаметром 40 либо 65 мм), можно выполнить разрядник из нескольких параллельных секций, каждая из которых содержит многократный искровой промежуток и колонку последовательного сопротивления.

Опытные комбинированные разрядники в количестве шести фаз, предназначенные для глубокого ограничения коммутационных перенапряжений, были разработаны и включены в опытную эксплуатацию в 1965 г. на электропередаче переменного тока 330 кВ Прибалтийская ГРЭС—Рига [8]. Разрядники имеют пробивное напряжение 340 кВ±7%, т. е. 1,62 U, и напряжение гашения в коммутационном режиме 310 кВ ± 7%, т. е. 1,48 U. Разрядники были оснащены приборами, которые за писывали токи и напряжения при их срабатывании. На Прибалтийской ГРЭС разрядники срабатывали 1—2 раза, на подстанции в Риге — до 15—20 раз в течение года. При всех срабатываниях разрядники гасили дугу.
Разрядники для глубокого ограничения коммутационных перенапряжений в сетях 330 и 220 кВ в количестве 12 фаз были установлены в опытную эксплуатацию в 1966—1967 гг. в энергосистемах Юга (Киевэнерго и Донбассэнерго).
Глубокое ограничение коммутационных и грозовых перенапряжений может быть достигнуто и одним комбинированным разрядником, если в основной части разрядника применить искровые промежутки с вращающейся дугой, а в искровых элементах — токоограничивающие искровые промежутки с растягивающейся дугой. Искровые промежутки с растягивающейся дугой, предназначенные для применения в таких разрядниках, должны характеризоваться максимальным падением напряжения на дуге при протекании сопровождающего тока.

В то же время к этим промежуткам не предъявляется требование гашения дуги. Они должны лишь обладать пропускной способностью, достаточной для того, чтобы в грозовом режиме выдерживать протекание импульсного и сопровождающего тока.
Применение токоограничивающих искровых промежутков в искровых элементах комбинированного разрядника позволяет снизить его защитное отношение в грозовом режиме при токе 10 ка до 1,6—1,5.



 
« Вакуумная сильноточная дуга в магнитном поле   Влияние конструкции экранов на характеристики вакуумных дугогасительных камер »
электрические сети