Перенапряжения в нейтрали силовых трансформаторов 6-220кВ - Результаты исследования грозовых перенапряжений в нейтрали

Результаты исследования грозозащиты нейтрали силовых трансформаторов.
Результаты исследования грозовых перенапряжений в нейтрали.
Первоначально изучалось влияние формы и амплитуды грозовой волны на величину перенапряжений в нейтрали силовых трансформаторов. Наиболее полно грозовые перенапряжения были исследованы для силовых трансформаторов 6-110 кВ (например, обмер был произведен на 14 трансформаторах 110 кВ). Это позволило получить обобщенные зависимости величины грозовых перенапряжений от амплитуды и формы приходящей грозовой волны. Паспортные данные исследованных трансформаторов 110 кВ приведены в таблице 3.1. Здесь отметим, что далее подробно излагаются промежуточные результаты исследований перенапряжений главным образом для трансформаторов 110 кВ, а в обобщающих разделах работы дается информация о трансформаторах всех классов напряжения от 6 до 220 кВ.

Таблица 3.1

Характеристики исследованных трансформаторов 110 кВ.

На первом этапе исследований были получены следующие результаты. Форма и характер перенапряжений в нейтрали при приходе апериодической волны на линейные вводы трансформатора не зависят от класса напряжения трансформатора. Форма волны грозовых перенапряжений в нейтрали представляет из себя апериодическую волну с наложенными на нее затухающими периодическими колебаниями. Как видно из таблицы 3.1, величина периода Т основной частоты собственных колебаний обмоток 110 кВ находится в пределах 7=80-:-130 мкс. Коэффициент затухания колебаний (отношение амплитуды второго и первого абсолютного максимумов, рис.3.1.) напряжения в нейтрали находится в пределах х= 0,3-:-0,5.

Рис. 3.1. Определение коэффициента затухания для кривой напряжения в нейтрали силовых трансформаторов.
После срабатывания подстанционных разрядников волна, приходящая на силовой трансформатор, представляет из себя апериодический импульс с наложенной затухающей колебательной составляющей. При воздействии на линейные вводы такой волны, форма волны перенапряжений в нейтрали не изменяется, т. е. имеет ту же форму, что и при приходе апериодической волны. Таким образом, высокочастотная составляющая волн на линейных вводах трансформатора в его нейтраль не переходит. Поэтому в дальнейшем исследования проводились только при апериодических волнах.
Исследование влияния величины фронта апериодической волны на величину перенапряжений в нейтрали проводилось для всех 14 трансформаторов. Для этого при практически постоянной длине волны (время полуспада напряжения) на трансформаторы подавались волны с изменяющейся длиной фронта при амплитуде на линейных вводах Uo.
При изменении длины фронта волны от ОД мкс до 7 мкс изменение амплитуды перенапряжений в нейтрали Uн для всех исследованных трансформаторов составило не более 4%. Это объясняется тем, что основная энергия волны определяется не ее длиной фронта, а величиной длины волны. Пример результатов экспериментов по определению зависимости
приведен на рис. 3.2.

Рис.3.2. Зависимостьдля нейтрали силового
трансформатора 110 кВ №3. 1,2,3 - волна на трансформатор падает по одной, двум и трем фазам (те =35 мкс).
Исследование влияния величины длины волны τв на перенапряжения в нейтрали силового трансформатора было проведено для 14 трансформаторов 110 кВ. Пример результатов некоторых экспериментов представлен на рис. 3.3.

Рис. 3.3. Зависимостьдля трансформатора 110 кВ №6.
1,2,3 - волна падает по одной, двум и трем фазам.
Для всех остальных типов трансформаторов получены аналогичные зависимости, которые позволяют сделать следующие выводы:

1. с увеличением волны τв на линейных вводах трансформатора увеличивается амплитуда перенапряжений в нейтрали;
2. величина перенапряжений в нейтрали прямо пропорциональна числу фаз, по которым одновременно приходит волна на линейные вводы трансформатора (рис. 3.2 и 3.3);
3. величина перенапряжений в нейтрали силового трансформатора зависит от периода Т основной частоты собственных колебаний обмоток трансформатора (рис. 3.4.).

Рис. 3.4. Зависимость)для трансформатора № 4 (1) и
№ 13 (2) при падении волны по одной фазе.
Вид кривыхдля всех исследованных трансформаторов однотипен, следовательно, величинаявляется функцией двух величин: τв и Т. Построенные зависимостидля всех исследованных трансформаторов, совпали и дали единую зависимость, представленную на рис. 3.5.
Обобщая все вышесказанное, можно привести формулу для определения максимальных значений перенапряжений на нейтрали силовых трансформаторов классов 6-220 кВ.
(3.1)
где п- число фаз, по которым проходит волна;
Uо -амплитуда волны перенапряжений на линейных вводах
трансформатора;
τ /Т - функция, график которой приведен на рис. 3.5.
Эта формула является основным результатом исследования грозовых перенапряжений в разземленных нейтралях силовых трансформаторов 6-220 кВ на первом этапе исследований.

Рис. 3.5. Обобщенная криваядля трансформаторов 35-220 кВ (кривая 1) и 6-10 кВ (кривая 2)
Как отмечалось выше, второй этап экспериментов был посвящен исследованию влияния вентильного разрядника, установленного на подстанции, на величину напряжения в нейтрали трансформатора. Опыты проводились по методике, описанной в 2.1. На рис. 3.6 приведена схема подстанции, на которой проводились эксперименты. При измерениях были использованы модели вентильных разрядников РВС-110 и нелинейных ограничителей перенапряжений ОПН-110. При проведении опытов осциллографировалось напряжение на выходе генератора волн, на входе подстанции (точка 3 рис. 3.6), в точке установки модели разрядника, на входе и в нейтрали трансформатора.

Рис. 3.6. Принципиальная схема исследованной подстанций 110 кВ. 1,2,3 - точки установки модели РВС-110.
Предыдущий этап исследований проводился в единичном масштабе времени на реальном оборудовании, поэтому не возникала необходимость привязываться к какому-то определенному значению напряжения, так как все процессы определялись только характеристиками исследуемых трансформаторов и обработку опытных данных можно было проводить в относительных единицах.
В модели вентильных разрядников РВС-110, использованных в опытах, ВСХ смоделированы с помощью динисторов КН-102Д, которые при обеспечении подпора хорошо отображают ВСХ реального разрядника. На рис. 3.7 приведена ВСХ вентильного разрядника РВС-110; там же нанесены опытные точки, полученные на моделях этих разрядников. При обработке опытных данных учитывался масштаб по напряжению, который определялся из следующего обстоятельства. По ГОСТ 16357-70 импульсное пробивное напряжение разрядника РВС-110 равно 285 кВ при временах 1,5<t < 20 мкс. Пробивное напряжение моделей равно 60 В, отсюда

Масштаб напряжения определяет и масштаб тока. Так при эксперименте
Мt =1, МL= МC = МR = 1, поэтому
ΜU = M1.

Рис. 3.7. ВСХ разрядника РВС-110. ● и х - экспериментальные точки, полученные на модели разрядника.

На рис. 3.8 и 3.9 приведены ВАХ вентильного разрядника РВС-110 и нелинейного ограничителя перенапряжения ОПН-110. Модели ОПН-110 были изготовлены с учетом тех же масштабов по току и напряжению. Как видно из рисунков, расхождение реальной ВАХ и характеристик моделей составляет не более 3% (σ ≈1%).

Рис. 3.8. ВСХ разрядника РВС-110. ● и х - экспериментальные точки на модели разрядника с учетом масштабного коэффициента.

Рис. 3.9. ВАХ ОПН-110. ● и х - экспериментальные точки, полученные на модели разрядника с учетом масштабного коэффициента.
Результаты экспериментального исследования приведены в «истинных» величинах, полученных путем пересчета модельных величин с учетом упомянутых выше масштабов. Результаты исследования величины напряжения в разземленной нейтрали трансформатора приведены в зависимости от величины Uo, которая представляет собой апериодическую волну напряжения на шинах подстанций, пришедшую от места удара молнии по бесконечно длинной линии. Величина Uo определялась как напряжение на выходе генератора импульсов U, деленное пополам (Uo=W2).
Первоначально проводились исследования влияния срабатывания вентильного разрядника РВС-110, установленного на шинах подстанции, на величину перенапряжений в нейтрали трансформатора. Изучение проводилось при длине апериодической волны τв=290 мкс, то есть при τв>Τ. Результаты исследования нанесены на рис. 3.10, из которого видно, что до момента срабатывания подстанционного вентильного разрядника амплитуда напряжения на нейтрали трансформатора пропорциональна амплитуде приходящей грозовой волны.
До момента срабатывания подстанционного разрядника перенапряжения могут превышать допустимый уровень для облегченной изоляции нейтрали трансформатора при приходе волны по двум и трем фазам. При приходе волны по трем фазам, перенапряжения превышают допустимый уровень даже для полной изоляции. Срабатывание подстанционного вентильного разрядника резко снижает амплитуду напряжения в нейтрали трансформатора и при увеличении амплитуды приходящей волны зависит от ВАХ подстанционного разрядника. Последний снижает амплитуду перенапряжений в нейтрали трансформатора до безопасных величин при приходе грозовой волны по одной фазе, но она все- таки остается опасной для облегченной изоляции нейтрали при приходе грозовой волны по двум и трем фазам.
Для полной изоляции остается опасным приход волны только по трем фазам, причем образуются две зоны опасных амплитуд грозовой волны: зона до момента срабатывания подстанционного разрядника (Uo=125-145 кВ) и зона опасных амплитуд, когда на нелинейном сопротивлении подстанционного вентильного разрядника формируется волна с амплитудой, достаточной для того, чтобы амплитуда в нейтрали превысила Uдоп.
(Uο>320κΒ).
На рис. 3.10 также показано, что величина напряжения в нейтрали не зависит от места установки подстанционного разрядника. Это еще раз подтверждает вывод о том, что амплитуда напряжения в нейтрали трансформатора зависит только от амплитуды апериодической составляющей волны на входе трансформатора.
На рис. 3.11 и 3.12 приведены результаты исследования влияния числа отходящих линий от шин подстанции на величину напряжений в нейтрали трансформатора, при приходе грозовой волны по трем и двум фазам.
С увеличением числа отходящих от шин линий, увеличивается и амплитуда опасных грозовых волн. Это объясняется тем, что с увеличением числа отходящих линий, уменьшается амплитуда грозовой волны на входе подстанции.

Рис. 3.10. Перенапряжения в нейтрали трансформатора при входе грозовых волн по линии. Подстанционный разрядник типа РВС-110: 1, 2, 3 - волна падает по одной, двум и трем фазам, £ - расстояние от места установки разрядника до трансформатора
● - £ =0м; О - £ =60м; X - £ =30м;

Рис. 3.11. Перенапряжения в нейтрали трансформатора при входе волны по трем фазам линии, для подстанций с разным числом отходящих линий. Подстанционный разрядник РВС-110. 1,2,3 - одна, две, три отходящих ВЛ.

Рис. 3.12. Перенапряжения в нейтрали трансформатора при входе волны по двум фазам линии, для подстанций с разным числом отходящих линий. Подстанционный разрядник РВС-110. 1,2,3 - одна, две, три отходящих ВЛ.
Выше было отмечено, что величина напряжений в нейтрали трансформатора при приходе на подстанцию грозовой волны, зависит от величины апериодической составляющей напряжения на вводах трансформатора, поэтому на рис. 3.13 приведена зависимость амплитуды апериодической составляющей напряжения на вводах трансформатора (Um) от амплитуды приходящей грозовой волны (Uo), полученная экспериментально для подстанционного разрядника РВС-110 и различного числа отходящих от шин подстанций линий.

Рис. 3.13. Величина апериодической составляющей (Um) на входе трансформатора в зависимости от амплитуды волны на входе подстанции (Uо)и числа линий, отходящих от шин подстанций. Подстанционный разрядник РВС-110.
1,2,3 - одна, две, три отходящих линий.
Вторая часть исследований была посвящена изучению влияния длины грозовой волны τв на величину напряжений в нейтрали трансформатора с учетом срабатывания подстанционного разрядника. Результаты изучения сведены на рис. 3.14. Исследования проводились для двух значений амплитуды грозовой волны Uo= 420 кВ и U0= 200 кВ при приходе волны по трем и одной фазе. На этом же рисунке для случая прихода грозовой волны по трем фазам были построены зависимости Un= f(τв), полученные расчетным путем по данным §3.1 и расчетная функция рис. 3.5.
Были определены значения напряжения Uh в нейтрали для этих двух случаев. Как видно из рисунка, зависимости, полученные экспериментально и зависимости, полученные расчетным путем, практически совпадают. Это позволяет сделать вывод о том, что в первую очередь амплитуда напряжения в изолированной нейтрали силового трансформатора определяется амплитудой приходящей грозовой волны и ВАХ разрядника, установленного на подстанции и подчиняется той же функциональной зависимости от длины волны, что и до момента срабатывания вентильного разрядника.

Рис. 3.14. Перенапряжения в нейтрали трансформатора, в зависимости от числа фаз, длины и амплитуды волны при подстанционном разряднике РВС-110.
1,2,3,4 - приход волны 420 кВ по трем, 200 кВ по трем, 420 кВ по одной, 200 кВ по одной фазе.

Тонкие линии  - соответствующие расчетные случаи.
Амплитуда апериодической составляющей на входе трансформатора, в зависимости от амплитуды приходящей грозовой волны, при срабатывании вентильного разрядника достаточно просто определяется графическим способом [24]. На рис. 3.15 приведена расчетная схема и зависимость Um=f(Uo), полученная графическим способом для ОПН-110. На расчетные кривые нанесены точки, полученные экспериментально.
По формуле (3.1) для значений хв > Т были построены зависимости величины напряжения в нейтрали трансформатора (Um) от амплитуды приходящей грозовой волны Uo при ее приходе по одной, двум и трем фазам для тупиковой подстанции (рис. 3.16) и для подстанции с двумя и тремя отходящими линиями при приходе грозовой волны по трем (рис. 3.17) и двум фазам (рис. 3.18). На полученные расчетные кривые были нанесены экспериментальные точки для значения хв =200 мкс.
Полученные экспериментальные данные показывают, что применение защитного аппарата с улучшенной ΒΑΧ (ΟΠΗ-110) исключает возможность повреждения изоляции нейтрали силовых трансформаторов с полной изоляцией.

Рис. 3.15. Амплитуда перенапряжений на трансформаторе в зависимости от амплитуды волн на входе п/ст для разного числа отходящих ВЛ при установке ОПН-110.
1,2,3-одна, две и три ВЛ. Точки получены экспериментально.

Рис. 3.16. Перенапряжения в нейтрали трансформатора при приходе волн по В Л при установке на п/ст ОПН-110.
1,2,3 - волна падает по одной, двум и трем фазам.

Рис. 3.17. Перенапряжения в нейтрали при приходе волн по трем фазам ВЛ при установке   на п/ст ОПН-110.
1,2,3, - одна, две и три отходящих ВЛ.
Точки получены экспериментально.

Рис. 3.18. Перенапряжения в нейтрали трансформатора при приходе волн по ВЛ при установке на п/ст ОПН-110. 1,2,3 - одна, две и три отходящих ВЛ.
Точки получены экспериментально.
Предлагаемый графоаналитический расчет с достаточной точностью можно применять для оценки величины грозовых перенапряжений в изолированной нейтрали силовых трансформаторов. Полученные экспериментальные и расчетные зависимости в дальнейшем будут использованы для вычисления вероятности грозовых повреждений изоляции нейтрали силовых трансформаторов.
Третий этап измерений посвящен исследованию условий работы защитных аппаратов (ЗА), установленных в нейтрали для ее защиты.
Экспериментальное исследование проводилось по методике, аналогичной методике первого этапа, только в нейтраль подключалась модель вентильного разрядника РВС-35 + РВС-15. Записывались кривые напряжения на вводах трансформатора, напряжения в нейтрали и тока, проходящего через ЗА нейтрали.
Полученные величины с помощью масштабного коэффициента пересчитывались к «истинным значениям». Масштабный коэффициент для модели разрядника равнялся Ми=1, 2· 103.
На рис. 3.19 и 3.20 приведены ВСХ и ВАХ разрядника РВС-35+РВС- 15 и нанесены экспериментально полученные на модели точки, приведенные с помощью масштабов к «истинным» значениям.

Рис. 3.19. ВСХ разрядника РВС-35+РВС-15.
• - экспериментальные точки, полученные на модели.

Рис. 3.20. ВАХ разрядника РВС-35+РВС-15.
• - экспериментальные точки, полученные на модели.
Результаты измерений амплитуды напряжения в нейтрали трансформатора с подключенным разрядником в зависимости от амплитуды волны на входе трансформатора приведены на рис. 3.21. Измерения проводились при подаче на вход трансформатора волны длиной τв=200 мкс.

Рис. 3.21. Напряжение в нейтрали трансформатора с установленным разрядником РВС-35+РВС-15. 1,2 - приход волны по одной и трем фазам.
Полученные экспериментальные данные показывают, что вентильный разрядник надежно защищает изоляцию нейтрали трансформатора от грозовых воздействий. Максимальное напряжение в нейтрали с установленным разрядником оценим через U0 = Uдоп, где Uдоп -
напряжение, допустимое на вводах трансформатора. При Uдоп = 470 кВ для трансформатора 110 кВ по данным исследования (рис. 3.21) напряжение в нейтрали составит U=140 кВ при приходе волны по трем фазам, то есть
UH значительно ниже допустимого напряжения на изоляции нейтрали трансформатора с классом ее изоляции 35 кВ.
До срабатывания вентильного разрядника напряжение в нейтрали UH растет и определяется зависимостью 3.7. После пробоя ИП вентильного разрядника UH определяется ВАХ разрядника и импульсным
сопротивлением обмотки трансформатора, ограничивающим ток через ЗА. Результаты исследования величин токов через вентильный разрядник приведены на рис. 3.22 (приход грозовой волны по трем фазам) и рис. 3.23 (приход грозовой волны по одной фазе).

Рис.3.22. Зависимость тока через разрядник РВС-35+РВС-15 от величины напряжения на вводах трансформатора при приходе волны по трем фазам ВЛ.
1 - кривая тока через разрядник,
2 - линейная зависимость, полученная на шунте нейтрали.

\
Рис. 3.23. Зависимость тока через разрядник РВС-35+РВС-15 от величины напряжения на вводе трансформатора при приходе волны по одной фазе ВЛ.
1 - кривая тока через разрядник,
2 - линейная зависимость, полученная на шунте нейтрали.
По данным экспериментального исследования оценим максимально возможный ток через вентильный разрядник нейтрали. При U о =Uдоп и приходе грозовой волны по трем фазам через разрядник РВС-35 + РВС-15 будет равен =3,1 кА, а при приходе по одной фазе =0,27 кА.
Аналогично для сетей 35 кВ и 150 кВ получены I3=1,1 kA, I1=0,35 кА и I3=1,3кА, I1=0,45 кА.
Для оценки эквивалентного импульсного сопротивления обмотки трансформатора в его нейтраль подключалось активное сопротивление,
заведомо меньшее, чем импульсное сопротивление обмотки и при подаче на вход трансформатора импульсной волны, замерялась амплитуда тока, протекающего через обмотку трансформатора и активное сопротивление.
Разделив значение амплитуды напряжения на входе трансформатора на амплитуду тока, было получено значение эквивалентного импульсного сопротивления обмотки трансформатора (в эксперименте сопротивление измерительного шунта равнялось ~10 Ом).
Данные замеров приведены на рис. 3.22 и 3.23 (кривые 2). При приходе волны по трем фазам импульсное сопротивление для трансформатора № 14 (см. таблицу 3.1) составило Ζимп3=330 Ом, а при приходе волны по одной фазе — Zимп1 — 1,3 кОм. Увеличение сопротивления при приходе волны по одной фазе по отношению к утроенному сопротивлению, при приходе волны по трем фазам, можно объяснить следующим образом.
При падении волны по трем фазам магнитный поток имеет одинаковое направление в каждом стержне ярма и замыкается через масло и бак. При падении волны на одну фазу магнитный поток замыкается через стержни ярма соседних обмоток, что приводит к увеличению эквивалентной индуктивности обмотки трансформатора и, следовательно, к увеличению эквивалентного сопротивления.
Для трансформаторов 35 и 150 кВ получены Ζиμπ3=400 Ом, Ζиμπι = 1,5 кОм и Ζимп1=300 Ом, Zимп1 = 1,1 кОм соответственно.
Эквивалентное импульсное сопротивление обмоток трансформатора было также определено расчетным путем с помощью программы «Трансформатор-74». Расчет проводился в два этапа.
На первом этапе проверялась возможность применения программы для расчетов перенапряжений на обмотке трансформатора с изолированной нейтралью. Для трансформатора № 1 и № 14 (таблица 3.1) с помощью программы «Трансформатор-74», было определено напряжение в изолированной нейтрали при приходе грозовой волны (τв =200 мкс, τв =40 мкс) по трем фазам.
Результаты сравнения расчетных данных с экспериментом приведены на рис. 3.24. Как видно из этих рисунков, программа «Трансформатор-74» позволяет с достаточной для практики точностью рассчитывать перенапряжения в нейтрали.
На втором этапе в нейтраль трансформатора включалось активное сопротивление Rш =10 Ом и рассчитывалось напряжение на этом сопротивлении для τв =200 мкс. Далее определялась амплитуда тока, протекающего через обмотку трансформатора и вычислялось эквивалентное сопротивление обмотки (табл. 3.2):


Рис. 3.24. Напряжение на нейтрали трансформатора № 14 110 кВ при приходе волны по одной фазе ВЛ.
1- эксперимент, 2-расчет по программе «Трансформатор-74».
(3.4)

Таблица 3.2
Эквивалентное импульсное сопротивление обмоток трансформатора.

По данным эксперимента и расчета, в первом приближении, для оценки максимальных токов через вентильный разрядник, установленный в нейтрали, можно принять следующие значения эквивалентных импульсных сопротивлений для одной фазы трансформаторов 6, 10, 35, 110, 150 и 220 кВ: 2000, 1750, 1500, 1200, 1000 и 750 Ом соответственно.
С помощью графоаналитического метода была оценена амплитуда максимально возможных перенапряжений в нейтрали трансформаторов и максимально возможных токов через ЗА нейтрали. Исходные данные для расчета: приход волны по трем фазам, амплитуда волны на вводах трансформатора равна Uдon обмотки. Для примера данные расчета для трансформаторов 110 кВ сведены в таблицу 3.3.

Таблица 3.3.
Максимально возможные напряжения в нейтрали трансформатора с установленным разрядником и максимальные токи через него.

Сравнивая результаты приближенного расчета с данными эксперимента для трансформатора 110 кВ, можно сделать вывод о том, что приближенный расчет дает завышенную величину напряжения в нейтрали трансформатора с установленным разрядником и тока через него. Результаты расчета на 10% больше, чем экспериментальные данные. Аналогичные результаты получены для трансформаторов 6, 10, 35, 150и 220 кВ.