Рассмотрены результаты стендовых испытаний вакуумного выключателя по отключению трансформатора 2500 кВ-А, 10 кВ без нагрузки и с малой индуктивной нагрузкой. Определены уровни коммутационных перенапряжений, влияние на них режима нейтрали. Получены статистические характеристики токов среза и связанных с ними перенапряжений.
УДК 621.316.542.064.26.015.3
A. M. Рывкин, А. Л. Буйнов, С. M. Давыдов, И. А. Лукацкая, В. Д. Ляшенко
ПЕРЕНАПРЯЖЕНИЯ ПРИ ОТКЛЮЧЕНИИ ВАКУУМНЫМ ВЫКЛЮЧАТЕЛЕМ ТРАНСФОРМАТОРА БЕЗ НАГРУЗКИ И С ИНДУКТИВНОЙ НАГРУЗКОЙ
При использовании вакуумных выключателей для коммутации трансформаторов промышленных установок напряжением 6—10 кВ необходима надежная защита от коммутационных перенапряжений. Перенапряжения опасного уровня возникают преимущественно при коммутации малых индуктивных токов, в частности при отключении ненагруженных трансформаторов.
На рис. 1 представлена однолинейная схема трехфазной испытательной установки. Стенд состоит из ударного генератора, защитного выключателя и трансформатора. Нулевые точки вторичных обмоток трансформатора либо изолированы от земли, либо заземлены через коаксиальные измерительные шунты 2 Ом, предназначенные для осциллографирования токов фаз. Испытуемый вакуумный выключатель связан с трансформатором стенда шинопроводом длиной 10 м и с испытуемым трансформатором временной воздушной линией, к которой присоединены три измерительных емкостно-омических делителя напряжения VD (1:35, 3,6 МОм, 1860 пФ). К той же точке присоединялись либо нелинейные ограничители напряжения RN на резисторах ZnO, либо RС-защита от перенапряжения РА, СА. Испытания проводились с Rа=100 Ом и емкостями конденсатора Са=0,08; 0,125 и 0,25 мкФ.
Рис. 1.
Испытуемый трансформатор — масляный, трехстержневой. К его вторичной обмотке можно было подключать имитацию нагрузки — воздушный реактор 19,3 Ом, который присоединялся через согласующий трансформатор. Трехжильный присоединительный кабель 3Х150 мм2 длиной 20 м имеет емкость жилы относительно земли 5200 пФ, а по отношению к остальным двум жилам — 3400 пФ.
Испытания проведены на выключателе ВВ-10-20/1600 с вакуумными дугогасительными камерами КДВХ-10-20/1600. Часть опытов выполнена с КДВХ-10-31,5/1600, установленными в ВВ-10-31,5/1600.
Камеры обоих типов — с керамическим корпусом и спиральными контактами из хромомедного материала, покрытыми слоем никеля толщиной 21 мкм. Перед опытами камеры испытаны на коммутационный ресурс (50 операций включение — отключение) и на термическую стойкость.
Всего выполнено 11 серий опытов (табл. 1). В серии 1 нейтральные точки источника и нагрузки изолированы с обеих сторон, в серии 2 — заземлены со стороны питания через измерительные шунты R=2 Ом, включенные между землей и каждой фазой обмотки трансформатора. Испытуемый трансформатор ненагружен. Сравнение серий 1 и 2 показало, что во втором случае перенапряжения больше, но после погасания дуги характер переходных процессов на нагрузке одинаков.
Заземление нулевого провода со стороны питания позволило использовать коаксиальные шунты для записи токов. Вместе с тем такую схему можно рассматривать как имитацию наиболее тяжелых случаев эксплуатации, поэтому серии 3—10 выполнены при этом же режиме заземления нейтрали. В сериях 3—5 (коммутации ненагруженного трансформатора) приняты меры по защите от перенапряжений — установлены RС-цепочки (серии 3, 4) и ограничители перенапряжений (ОПН) с оксидно-цинковыми резисторами при уровне ограничения перенапряжений 25 кВ (серия 5).
Серии 6—8 выполнены при индуктивной нагрузке трансформатора. Кривая тока в этих опытах менее искажена. Серии 6 и 7 проведены с RС-защитой (емкость 0,125 и 0,25 мкФ). В серии 6 число опытов недостаточно для статистической обработки, они служат лишь для выяснения характера процесса и частоты колебаний напряжения на стороне нагрузки после отключения. В серии 8 использовались ОПН, причем в 19 опытах при уровне ограничения 25 кВ и в 6 — при 35 кВ.
Последние серии опытов 9—11 выполнены с вакуумными дугогасительными камерами, изготовленными по технологии, не требующей покрытия контактов никелем. Опыты проводились с RC- защитой (0,25 мкФ) при индуктивной нагрузке (серия 9) и при ненагруженном трансформаторе (серия 10) с емкостью 0,125 мкФ. Кроме того, выполнена серия 11 при изолированной нейтрали и прочих условиях, аналогичных серии 10.
Во всех опытах напряжение питания составляло 10—12 кВ, 50 Гц.
При отключении трансформатора характер процесса затухания колебаний напряжения после погасания дуги зависит от условий опыта и описан в табл. 1. Примеры осциллограмм представлены на рис. 2.
При отключении ненагруженного трансформатора и отсутствии защиты от перенапряжений возможны два вида процесса: первый (см. рис. 2,а), когда после ряда пробоев межконтактного промежутка, следующих друг за другом через 0,03—0,07 мс, дуга окончательно гаснет и напряжение совершает быстро затухающие колебания, переходящие в экспоненту с постоянной времени около 5,5 мс, и второй, когда после среза тока нет многократных повторных зажиганий дуги (см. рис. 2,б), возникают более длительные колебания с частотой f=1900 Гц и декрементным затуханием δT=0,74. Эта разница, видимо, обусловлена изменением магнитного состояния сердечника трансформатора под действием бросков тока при многократных повторных зажиганиях дуги.
В серии 1 наблюдалось 6 процессов затухания колебаний по типу осциллограмм рис. 2,б из 19, в серии 2—5 из 27. При защите ненагруженного трансформатора нелинейными ОПН (серия 5) процесс затухания колебаний идет по типу рис. 2, а или 2, б с одной лишь разницей: если напряжение превосходит уровень ограничения перенапряжений, оно ограничивается этим уровнем с учетом реакции цепи резистора при высокой частоте, соответствующей крутым пикам напряжения при многократных повторных зажиганиях дуги (см. рис. 2, е).
При защите ненагруженного трансформатора RС-цепочками (серии 3, 4, 10, 11) после погасания дуги наблюдаются феррорезонансные затухающие колебания, для которых характерна зависимость длительности полуволны ∆t от напряжения (см. рис. 2, в, г). Емкость защитной цепочки и обмотка трансформатора образуют параллельный феррорезонансный контур с нелинейной индуктивностью. Если напряжение превышает значение, выводящее магнитный поток трансформатора за колено кривой намагничивания сердечника, то напряжение на стороне нагрузки выключателя удерживается близким к максимальному Umax в течение времени ∆t, необходимого для перемагничивания сердечника трансформатора от одной полярности потока насыщения +Фc до противоположной —Фc,что приводит к росту длительности перенапряжения. Согласно закону электромагнитной индукции
, где W — число витков обмотки.
При линейной индуктивной нагрузке (серии 6—9) нелинейность эквивалентной индуктивности на стороне нагрузки сглаживается по сравнению с ненагруженным трансформатором. Коэффициент амплитуды тока в сериях 6—9 равен 1,7, тогда как для тока холостого хода трансформатора он равен 3,1 (серии 1—4 и 10, 11).
Таблица 1
Феррорезонанс не наблюдается. Имеют место затухающие колебания, частота которых определяется эквивалентными индуктивностью и емкостью со стороны нагрузки выключателя. Измеренные по осциллограммам частоты (см. табл. 1) приблизительно соответствуют значениям защитной емкости при эквивалентной емкости схемы и трансформатора 3100 пФ и эквивалентной индуктивности 2,2 Гн. Пример такого переходного процесса представлен на рис. 2, д, где повторные зажигания дуги в фазе С вызвали виртуальные срезы тока в фазах А и В.
Статистические параметры токов среза сведены в табл. 2. В сериях опытов 1 и 2 начальная стадия колебательных процессов при отключении характеризуется очень высокой частотой, что не дало возможности выделить виртуальные срезы тока. Закон распределения токов среза отличается от нормального, что видно по значениям асимметрии Sк. Индуктивная нагрузка увеличивает асимметрию еще больше. По табл. 2 можно проследить влияние условий опытов. В сети с изолированной с обеих сторон нейтралью (серия 1) максимальный и средний ток среза меньше, чем при заземленной нейтрали со стороны питания. Вакуумные дугогасительные камеры, изготовленные без покрытия контактов никелем, имеют существенно меньшие токи среза.
В нижней строке табл. 2 приведены результаты квалификационных испытаний камер, изготовленных с покрытием контактов никелем. Эти испытания проводятся в нормированных условиях в омической цепи при напряжении 220 В, 50 Гц и токе 15 А (действ.). Значения реальных токов среза, полученные во всех сериях опытов, существенно ниже нормированных. Это объясняется тем, что при высоком напряжении и в индуктивной цепи токи среза уменьшаются, так как горение дуги более стабильно.
В табл. 3 представлены результаты статистической обработки уровней перенапряжений. Кратность перенапряжений рассчитывалась как отношение напряжения к фазному максимальному рабочему напряжению. Сравнение результатов опытов в сериях 1 и 2 показывает, что при заземлении нейтрали со стороны питания перенапряжения выше, чем при изолированной нейтрали с обеих сторон. Для максимальных напряжений, полученных в сериях 1 и 2, кратности равны 5,3 и 6,1, а ожидаемый максимум по правилу 3σ — 5,56 и 7.
Емкостная защита снижает кратность перенапряжений до 2,9—3 для ненагруженного трансформатора. При индуктивной нагрузке максимальные и средние перенапряжения возросли и максимальная кратность составила 4,8 в серии 7, несмотря на значительную емкость RC-защиты.
Сравнение данных для серий 9—11 и 4, 7 показывает, что технологическое покрытие контактов никелем практически не увеличивает максимальные значения кратности перенапряжений при наличии RC-защиты, несмотря на то, что токи среза для контактов с покрытием больше.
Таблица 2
Максимальный ток среза, относящийся к виртуальным срезам.
Таблица 3
* Из 19 опытов. ** Из 21 опыта.
В табл. 3 представлены данные по повторным зажиганиям дуги. При отключении ненагруженного трансформатора без RC- защиты (серии 1, 2) число опытов с многократными повторными зажиганиями дуги больше при нейтрали, заземленной со стороны питания (серия 2), чем при изолированной с обеих сторон. В одном переходном процессе число многократных повторных зажиганий доходит до 27, и в этих случаях кратность перенапряжений достигает 6,1.
Защита RC-цепочками снижает число повторных зажиганий дуги в одном переходном процессе до 3—4 (серии 3 и 4) для ненагруженного трансформатора. При этом перенапряжения снижаются до кратности ниже 3. Максимальные кратности получаются при срезах тока, что объясняется отсутствием нарастания максимальных значений напряжения при зажиганиях.
При индуктивной нагрузке (серия 7) число повторных зажиганий в одном процессе остается небольшим, так что процессы нарастания напряжения не развиваются, но кратности перенапряжений выше, хотя и здесь максимальная кратность соответствует срезу тока без пробоев.
Для вакуумных дугогасительных камер с контактами без покрытия никелем наблюдается такая же закономерность.
Защита от перенапряжений ZnO-резисторами не уменьшает число повторных зажиганий дуги, происходящих до порога действия защиты (серии 5 и 8). Оно остается столь же большим, как и при отключении ненагруженного трансформатора. Напряжение ограничивается, но после гашения дуги вслед за повторными зажиганиями нарастает очень круто.
При пробоях межконтактного промежутка, приводивших к повторным зажиганиям дуги, зарегистрированы броски тока высокой частоты с амплитудой до 80 А в фазе, где происходил пробой. В других фазах индуктировались всплески тока с амплитудой до 30 А и происходили его виртуальные срезы. Пример такого режима можно видеть на осциллограмме (см. рис. 2, д), где пробой в фазе С вызвал виртуальные срезы тока в фазах А и В.
Из вышеизложенного можно сделать вывод, что наиболее полноценной защитой трансформатора от перенапряжений при коммутации вакуумными выключателями является параллельное включение RС-цепочек и ОПН.
