В. А. Люлько, О. М. Мамонова
Процесс передачи грозовых импульсов из систем через трансформаторы на сторону генераторного напряжения в блоках крупных ГЭС с генераторами мощностью 500 МВт и выше имеет ряд особенностей, связанных с конструктивным и схемным решением этих блоков.
Преимущественное распространение на этих ГЭС получили так называемые укрупненные блоки, состоящие из групп однофазных трансформаторов и двух генераторов. Последние соединяются с трансформаторами с помощью пофазно экранированных токопроводов, длина которых значительно больше, чем для блоков с турбогенераторами аналогичной мощности, как правило, оборудованных трехфазными трансформаторами.
Гидрогенераторы этих блоков имеют номинальное напряжение на (30... 50) % меньше, чем у турбогенераторов такой же мощности, и значительно большие габариты, что приводит к повышенным емкостям статорных обмоток на землю и низким волновым сопротивлениям этих обмоток.
Однофазные трансформаторы имеют ввод в середину обмотки ВН. Эта обмотка состоит из двух концентров, между которыми расположены обмотки НН. Такое расположение приводит к повышенным емкостным связям между обмотками ВН — НН одной фазы и уменьшенной емкости обмотки НН на землю при практически отсутствующих междуфазных связях.
Уменьшение номинального напряжения обмоток НН этих трансформаторов, однако, практически не изменяет емкостных параметров обмоток и соотношения этих параметров для обмоток НН и ВН.
В генераторных цепях обычно устанавливается коммутирующая аппаратура, которой, как правило, не имеется в блоках с турбогенераторами. Для снижения скорости восстановления напряжения на контактах выключателя устанавливаются конденсаторы, а для снижения перенапряжений на холостых обмотках блочных трансформаторов — вентильные разрядники, чаще всего отсутствующие в турбогенераторных блоках. Хотя эти элементы и рассматриваются иногда как средства грозозащиты генераторов, к оценке их влияния на ограничение перенапряжений следует подходить с большой осторожностью.
При коммутациях в системе генераторного напряжения могут в ряде случаев создаваться такие конфигурации цепей, которые неблагоприятны с точки зрения развития перенапряжений.
Рис. 1. Перенапряжения при воздействии импульсов: 1—с коротким (а) и более длинным (б) фронтом на выводах; 2 — турбогенератора ТВВ-500-2 в блоке с трансформатором ТДЦГ-400000/330; 3 —1285, гидрогенератора СВФ- 42У4 в блоке с трансформатором ОЦ-533000/500
Указанные особенности укрупненных блоков мощных ГЭС приводят к тому, что форма грозовых перенапряжений, переданных из системы на сторону генераторного напряжения, также имеет определенное отличие от перенапряжений в турбогенераторных блоках.
Как известно, при передаче импульсов через трансформаторы, соединенные по схеме ү/Δ-11, применяемой во всех блоках генератор —трансформатор, в случае воздействия импульса как на одну, так и на две фазы обмотки ВН, на выводах двух фаз обмотки НИ образуются импульсы противоположной полярности, но более или менее близкие по форме. Электромагнитная составляющая на выводе третьей фазы при этом равна нулю [1]. На электромагнитную составляющую переданного импульса на каждой фазе может быть наложена синфазная колебательная составляющая, которая является результатом колебательного процесса, вызванного в системе генераторного напряжения частью энергии грозового импульса, переданной через емкостные связи.
Если в блоках с турбогенераторами основную роль в создании перенапряжений на изоляции играет электромагнитная составляющая, а колебательные обычно слабо выражены, то в гидрогенераторных блоках при достаточно крутых фронтах воздействующих импульсов колебательные составляющие могут значительно превышать уровень электромагнитных (рис. I). Последние имеют в гидрогенераторных блоках относительно меньшее значение и, как правило, для изоляции генераторов опасности не представляют.
При расчете грозовых перенапряжений в блоках величина и форма электромагнитной составляющей с достаточной точностью могут быть определены по методике [2], однако расчетная схема, на которой основана эта методика, в принципе не позволяет учесть колебательные составляющие.
Синтез расчетной схемы, где эти составляющие могли бы быть точно определены, представляет трудноразрешимую задачу, так как при этом должен быть рассмотрен переходный процесс в сложной многорезонансной системе, параметры которой ни экспериментальным, ни расчетным путем получить с приемлемой точностью не представляется возможным.
Рис. 2. Расчетная схема для колебательной составляющей
Однако для приближенной оценки уровня колебательных составляющих с успехом может быть применена схема рис. 2, учитывающая при некоторых допущениях не только параметры основного оборудования блока, но и их частотную зависимость. Достоинством схемы является возможность непосредственного экспериментального определения параметров ее элементов на реальном оборудовании блока. Здесь проводимость соответствует полной проводимости между выводами обмотки ВН и обмотки НН трансформатора, Ү20— между выводом обмотки НИ трансформатора и землей, Ү30— полной входной проводимости обмотки генератора для одной фазы. Длинная линия с волновым сопротивлением Ζτ и длиной моделирует токопровод между генератором и трансформатором.
В общем случае в состав проводимостей в зависимости от места расположения может быть включена и полная проводимость конденсатора, установленного в генераторной цепи.
Частотные характеристики полных проводимостей, входящих в расчетную схему Ү(ω) = G(ω) + jωС(ω), могут быть получены в диапазоне частот от 250 Гц до 1,5 МГц в виде зависимостей от частоты емкости С* и активной проводимости G с помощью комплекта аппаратуры, который состоит из моста SWM3-2, генератора Gv-704 и селективного измерителя уровня MU-2U. Особенностью указанного комплекта является возможность измерений в специальных режимах, при которых исключается влияние на показание моста паразитных связей между измеряемым и близкорасположенными объектами.
*В случае индуктивного характера измеряемого объекта емкостные показания моста отрицательны.
Это имеет существенное значение для правильного определения эквивалентных параметров трансформатора, так как позволяет, например, измерить емкость и активную проводимость между выводами обмотки ВН — А и обмотки НН—а, исключив емкости и проводимости на корпус, или измерить чистую емкость между, выводом обмотки а и корпусом без межобмоточной емкости. Именно такие параметры должны входить в расчетную схему.
Для напряжений в узлах схемы рис. 2 и токов в ее ветвях с использованием уравнений четырехполюсника можно написать следующую систему:
Решение этой системы относительно напряжений U2 и U3 дает следующие выражения:
где
D1 и D2— диаметры токоведущей части и экрана токопровода; υ — скорость света.
Рис. 3. Перенапряжения на выводах гидрогенератора СВФ- 5 -42У4 при воздействии импульса 0,15/2000 мкс: 1— эксперимент; 2 — расчет для суммы колебательной и электромагнитной составляющих
Очевидно, что U2 = U2(ω) и U3 = U3(ω) являются частотными характеристиками напряжений в узлах 2 и 3 или на выводах генератора и НН трансформатора. При этом входящие в выражения для U2 и U3 значения воздействующих напряжений также могут быть функциями частоты E = E(ω), например представлять сумму экспонент, в том числе с комплексными показателями.
Для того чтобы определить напряжения в узлах во временной области, достаточно воспользоваться синус-преобразованием Фурье:
где Re[U(ω)]—вещественная составляющая частотной характеристики переходного процесса.
Полученные экспериментальные данные по грозовым перенапряжениям на гидрогенераторах мощных ГЭС были сопоставлены с данными расчета этих перенапряжений для блока мощностью 1600 МВ А с группой однофазных трансформаторов 3хОЦ-533000/500 и генератором СВФ-42У4.
Расчеты были выполнены по входящим в систему ЧАНИБЭД [3] программам БЛОК 4 для колебательной составляющей и БЛОК 3Д для электромагнитной составляющей. В первой из этих программ реализован описанный алгоритм, а во второй — алгоритм [2].
В качестве исходных данных принимались частотные характеристики входных проводимостей обмотки генератора и частотные характеристики обмоток трансформатора, измеренные на заводах-изготовителях, а также частотные характеристики конденсатора и номинальные параметры трансформатора и токопровода.
Экспериментальные данные были получены с помощью установки ИМП-1 [4] на действующем блоке.
Анализ расчетных и экспериментальных значений перенапряжений при воздействующем импульсе 7/50 мкс показывает, что при этом импульсе в переданном напряжении имеется только электромагнитная составляющая, и данные опыта и расчета совпадают с большой точностью.
На рис. 3 приведены осциллограмма перенапряжения на выводе генератора при воздействующем импульсе 0,15/2000 мкс и сумма расчетных значений электромагнитной и колебательной составляющих. При расчетах принималось, что в конце токопровода включена полная проводимость, частотная характеристика которой равна сумме частотных характеристик фазы генератора и конденсаторной группы. В этом случае сравниваемые кривые менее близки, чем только при электромагнитной составляющей. Однако, учитывая те упрощения, которые сделаны при синтезе эквивалентной схемы блока для колебательной составляющей, совпадение расчетных и экспериментальных значений перенапряжений можно считать удовлетворительным, поскольку близки как рассчитанные и найденные из осциллограммы частоты колебательного процесса на выводах генератора, так и амплитуды этих колебаний.
Экспериментальные и расчетные данные показывают, что для исследованного блока при существующей схеме грозозащиты на выводах генератора возможно возникновение грозовых перенапряжений с амплитудой до 75 кВ, что значительно превышает амплитуду испытательного напряжения генераторов в эксплуатации.
Перенапряжения указанного уровня, вызванные колебательными составляющими, возникают независимо от наличия конденсаторных групп в каждой фазе токопровода.
Аналогичные исследования, выполненные для различных блоков 1690/175=64 мощностью (250 МВ-А с генераторами СВФ— различного
исполнения и трансформаторами 3хОЦ-417000/500, показывают, что и в этом случае уровни колебательных составляющих равны (40... 90) кВ. В этих блоках, однако, конденсаторы расположены в отдельных полу- фазах токопровода, и перенапряжения такого уровня возникают только в тех полуфазах, где конденсаторы отсутствуют.
Хотя амплитуды максимально возможных перенапряжений в системах генераторного напряжения мощных ГЭС превышают номинальное импульсное пробивное напряжение вентильных разрядников РВМ-15, Однако эти амплитуды соответствуют временам, меньшим 2 мкс, т. е. восходящей части вольтсекундной характеристики разрядника. Поэтому надежное срабатывание разрядника, особенно с учетом разброса вольтсекундной характеристики, обеспечиваться не будет, и к изоляции генератора может быть приложено напряжение указанного уровня. Даже в случае срабатывания разрядника при номинальном пробивном напряжении, равном 57 кВ, изоляция генератора, испытываемая в эксплуатации напряжением с амплитудой 38 кВ, будет находиться под влиянием опасного воздействия.
ВЫВОДЫ
- Колебательные составляющие грозовых перенапряжений, переданных через трансформаторы в блоках мощных ГЭС, могут достигать уровней, опасных для изоляции генераторов. Оценку этих составляющих при учете частотных зависимостей параметров оборудования блока можно выполнить по предлагаемой расчетной схеме.
- Разрядники и конденсаторы, установленные в настоящее время в генераторных цепях указанных ГЭС, как правило, не выполняют функции элементов грозозащиты генераторов.
- При расчетах грозовых перенапряжений в генераторных цепях необходимо использовать не номинальные емкости конденсаторов, а частотные характеристики их входной проводимости.
