УДК 621.316.933.024:621,316.8
Изоляция электрооборудования высоко-го напряжения и вентильные разрядники. Труды ВЭИ, 1982, вып. 91, с. 105— 115.
Рассмотрены характеристики и схема перспективного ограничителя перенапряжений постоянного тока на безе оксидно-цинковых высоконелинейных резисторов и шунтирующих искровых промежутков для сверхдальних передач постоянного тока ультра высокого напряжения. Новый защитный аппарат обеспечивает дальнейшее снижение уровней защиты на 10% по сравнению с принятыми для ВЛ Экибастуз — Центр. Приведены методика выбора параметров схемы ограничителя и результаты исследований его работы в режимах переключения и дугогашения, подтверждающие работоспособность этого аппарата.
Библиогр.: 6.
О. Ю. Роговенко, В. А. Волькенау, Г. Г. Лаврентьев
ПЕРСПЕКТИВЫ ПРИМЕНЕНИЯ ОГРАНИЧИТЕЛЕЙ ПЕРЕНАПРЯЖЕНИЙ ПОСТОЯННОГО ТОКА НА ОСНОВЕ
ОСИДНО-ЦИНКОВЫХ РЕЗИСТОРОВ
Электропередачи постоянного тока (ППТ) высокого и сверхвысокого напряжения являются важным средством транспортирования электрической энергии на большие расстояния. В стадиях эксплуатации,
строительства и проектирования во всем мире находятся около 20 ППТ напряжения 7= ± (100-5-750) кВ. Их экономические показатели в значительной степени зависят от принятых уровней защиты от перенапряжений (см. таблицу).
в перспективе намечается сооружение сверхдальних ВЛ ППТ ультра- высокого напряжения (Ud>1000 кВ, l>4000 км). Дальнейшее снижение уровней защиты таких ВЛ до (1,8 + 1,9)Ud при грозовых и до (1,7+1,8)Ud при коммутационных перенапряжениях следует считать необходимым условием их сооружения. Таким образом, возникает задача создания перспективного защитного аппарата постоянного тока (ЗАПТ), способного обеспечить сниженные уровни защиты ВЛ и подстанций сверхдальних ППТ ультра высокого напряжения.
Анализ возможностей новейших элементов защитной аппаратуры постоянного тока, а также многочисленные исследования перенапряжений и систем защиты от них ППТ сверхвысокого напряжения, выполненные в СССР и за рубежом, позволяют наметить основные требования к унифицированному защитному аппарату, пригодному для установки как на полюсе преобразовательной подстанции, так и на ВЛ: рабочее напряжение (напряжение гашения и эквивалентное постоянное напряжение для испытания в длительном режиме) Ud=1,067, максимальное рабочее напряжение, кратность перенапряжений при нормальных коммутационных операциях, защитный уровень при грозовых перенапряжениях, защитный уровень при коммутационных перенапряжениях, расчетный аварийный режим — разряд линии электропередачи, заряженной до Ud=1,5Ud.
Снижение уровня защиты рассматриваемого аппарата приводит к ряду особенностей в условиях его работы. При принятых уровнях напряжения пробоя он вряд ли может быть отстроен от перенапряжений, возникающих при нормальных коммутациях. Скорее всего следует ориентироваться на то, что его напряжения пробоя будут лежать в зоне (1,3+1,6)Ud. В итоге следует ожидать резкое увеличение потока воздействий на элементы перспективного ЗАПТ из-за многократных срабатываний его в режимах, которые являются отстроенными для обычных разрядников. Утяжеление условий работы элементов перспективного ЗАПТ вследствие снижения вольт-амперной характеристики рабочего сопротивления и увеличение потока воздействий делают задачу его создания достаточно сложной. Решение этой задачи путем использования традиционных разрядников постоянного тока на базе карборундовых нелинейных резисторов вряд ли возможно в связи с возрастанием расчетных сопровождающих токов до 3—4 кВ, при которых уже не могут быть использованы известные типы токоограничивающих промежутков. Только применение созданных в последние годы высоконелинейных оксидно-цинковых резисторов (ОЦР) открывает путь к решению этой задачи [5] . Для электропередач переменного тока высокого напряжения использование уникальных свойств ОЦР дало возможность создать защитные аппараты 110—500 кВ без искровых промежутков (ИП) — ограничители, обеспечивающие уровни ограничения коммутационных перенапряжений до 1,8 [б]. Когда требования дальнейшего снижения уровней защиты сдерживались недостаточной стабильностью резисторов при рабочем напряжении, использовались так называемые гибридные схемы - ограничители, в которых параллельно части рабочего сопротивления установлены шунтирующие искровые промежутки (ШИП). Такое решение было применено, например, при создании отечественного ограничителя 500 кВ для глубокого ограничения перенапряжений. Различные варианты схем такого рода описаны и в ряде зарубежных патентов [1].
В литературе почти не встречается работ об ограничителях перенапряжений для защитных установок постоянного тока. Это связано в первую очередь с тем, что стабильность резисторов при рабочем постоянном напряжении оказалась ниже, чем при переменном, что мешало созданию ограничителей перенапряжений постоянного тока без ИП. Стремление использовать высокую нелинейность ОПР в ЗАПТ привело к разработке разрядников постоянного тока с искровыми промежутками и ОЦР, в которых оксидно-цинковые резисторы не подвергаются действию рабочего напряжения. Такие разрядники разрабатываются в Отделении ВЭИ в г. Ереване, за рубежом — в Японии и США [2] .
У нас в стране первый ограничитель постоянного тока высокого напряжения ОПНВ-190 был создан для защиты вентилей высокого напряжения вставки постоянного тока ППТ СССР — Финляндия [3].*
* U - фазовое перенапряжение.
Он представляет собой ограничитель с ШИП, причем шунтируемая часть рабочего сопротивления составляет около 40%. Простота и однородность схемы аппарата позволили получить экономичное и надежное решение поставленной задачи. Ограниченная стабильность резисторов, примененных в ОПНВ-190, не позволяла надеяться на успех при использовании схемы ограничителя для перспективного ЗАПТ, требования к которому несравненно выше, чем к ОПНВ-190. Однако использование более стабильных резисторов открывает перспективы применения ограничителей с ШИП для защиты сверхдальних ППТ ультра высокого напряжения. В качестве основных элементов перспективного ограничителя постоянного тока ультра высокого напряжения могут быть использованы стабильные на постоянном токе ОЦР большого диаметра типа РНС-60, разработанные в ВЭИ [4] , а также магнитные искровые промежутки с вращающейся дугой (ИПВД), успешно применяемые в разрядниках переменного тока. Расчеты показывают, что защитная часть рабочего сопротивления ограничителя, отвечающая всем требованиям, предъявляемым к перспективному ЗАПТ в отношении защиты и пропускной способности, может быть создана при трех — шести параллельных резисторах РНС-60 в зависимости от номинального напряжения и длины ВЛ ППТ. При этом расчетный ток гашения (т. е. ток при U=Uр ) не превышает 0,2—0,25 А. Исследования дугогашения в цепях постоянного тока с ОЦР и ИПВД показывают, что применение таких промежутков в качестве шунтирующих в ограничителе возможно вплоть до токов гашения около 1 А при выборе их числа минимальным по условиям пробоя. Поскольку расчетный ток гашения перспективного ограничителя не превышает это значение, можно считать выбор ИПВД в качестве одного из основных элементов рассматриваемого аппарата оправданным.
Проведенное авторами исследование стабильности РНС-60 при постоянном напряжении показало, что требуемый срок службы аппарата (20 лет) может быть гарантирован, если при рабочем напряжении на ограничителе нагрузка на каждый резистор не превышает 0,7Uкл- классификационное напряжение РНС-60 при токе 1 мА). Это позволяет рассчитать общую вольт-амперную характеристику ограничителя и коэффициент Д'* , определяющий часть рабочего сопротивления ограничителя, которая должна быть шунтирована ИП. Расчеты показывают, что для перспективных ограничителей 0,4, т. е. не превышает значения К для ОПНВ-190.
Чтобы окончательно выяснить пригодность выбранной схемы и ее элементов, были проанализированы импульсные токи, которые могут проходить через ограничитель при его срабатывании в режиме нормальных коммутаций. Было установлено, что переключение при импульсах,
приводит к тому, что через ограничитель протекают импульсы тока с амплитудой до 700 А и длительностью мс. В то же время частость режимов столь велика, что число таких воздействий может достигать 1—2 тыс. за срок службы. Предварительные испытания показали, что такие воздействия недопустимы для искровых промежутков, поскольку могут вызвать заметное изменение их напряжения пробоя, обусловленное постепенным снижением давления в кожухе защитного аппарата, вследствие реакции компонентов смеси газов под действием дугового разряда.
Для того чтобы оценить допустимую амплитуду многократных импульсов, были проделаны многоударные испытания ИПВД импульсами тока 20—60 А длительностью 3 мс с периодическим контролем напряжения пробоя. Результаты этих испытаний показали, что снижение напряжения пробоя на 2—3% наступает за 2—2,5 тыс. импульсов. Если учесть, что такие воздействия оказываются допустимыми и для резисторов РНС-60 (при трех — шести параллельных резисторах), можно считать, что при нормальных коммутациях токи, протекающие через ограничитель, не должны превышать 20 А. Очевидно, добиться такого снижения амплитуды импульсов тока можно только путем значительного повышения вольт-амперной характеристики (ВАХ) защитной части ограничителя, что несовместимо с требованиями защиты. Из сказанного следует, что ни разрядник с ОЦР, ни простой ограничитель перенапряжений с шунтирующими ИП, обладающие ВАХ защитной части, отвечающей требованиям защиты, не могут быть непосредственно использованы в качестве перспективного ЗАПТ. Это выдвигает задачу создания специфического аппарата, который должен иметь высокую ВАХ при малых кратностях перенапряжений (1,3+1,4)Uр и низкую ВАХ при больших кратностях, близких к уровню защиты, т.е. (1,5:1,6)Uр.
Решение этой задачи без введения в схему дополнительных элементов обеспечивает принцип двухступенчатого срабатывания шунтирующих искровых промежутков ограничителя. Принципиальная схема и характеристики двухступенчатого ограничителя показаны на рис. 1. Предложенный принцип реализуется путем такого разделения на две ступени шунтируемой части ограничителя и выбора напряжений пробоя ШИП, при котором обеспечивается надежное последовательное срабатывание вначале первой (ИП1), а затем, при более высоких перенапряжениях — второй ступени (ИП2). При этом после срабатывания первой ступени и шунтирования первой шунтируемой части (Ш1) перенапряжения воздействуют как бы на новый ограничитель, состоящий из защитной (3) и второй шунтируемой части (Ш2) рабочего сопротивления с более низкой ВАХ (3 + Ш2), чем общая ВАХ ограничителя (О),
но более высокой, чем ВАХ его защитной части. Наряду с ВАХ ограничителя на рис. 1 показаны пунктиром зоны напряжений переключения двухступенчатого ограничителя по каждой ступени. Зона переключения по первой ступени занимает весь диапазон напряжений пробоя перспективного ЗАПТ, определенный ранее.
Рис. 1. Принципиальная схем· и характеристики двухступенчатого ограничителя перенапряжений. Зоны напряжений переключения I и II ступеней
Зона переключения по второй ступени уже (±5%) и лежит в верхней части этого диапазона. При этом вторая ступень не должна срабатывать раньше первой, что является необходимым условием правильного функционирования аппарата. Это достигается выбором соответствующих соотношений между напряжениями пробоя ИП1 и ИП2 и остающимися напряжениями на Ш1 и Ш2 в расчетных режимах.
Выбор ВАХ ограничителя в целом и его защитной части не отличается от рассмотренного выше. Выбор уровня промежуточной ВАХ (3 + Ш2) определяется двумя противоречивыми требованиями. С одной стороны, ток, протекающий через ограничитель, при не должен превышать 20 А (что определено выше),
с другой стороны — в зоне переключения второй ступени ток должен достигать нескольких десятков ампер на резистор, чтобы сделать переключение по второй ступени независимым от паразитных емкостей на землю, неоднородности распределения Ζ7, и т. п. Лишь при этом условии можно отстроить ИП2 от пробоя при „за счет сужения эоны переключения по второй ступени. Если при этом ВАХ первой ступени сформировать по нижнему пределу зоны переключения в диапазоне коммутационных перенапряжений, откроется возможность сокращения числа параллельных резисторов в ограничителе, поскольку эти перенапряжения будут ограничиваться аппаратом с более высокой ВАХ (3 + Ш2), подобно тому как это было осуществлено в разрядниках РВМК.
Расчетное распределение напряжений в ограничителе определяют исходя из приведенных на рис. 1 расчетных ВАХ резисторов, образующих соответствующие его части: доля напряжения на первой ступени 1 Ug; доля напряжения на второй ступени до срабатывания первой ступени; доля напряжения на второй ступени после срабатывания первой ступени
. Соответственно напряжение пробоя искровых промежутков каждой ступени определяется по уровням напряжения переключения ступеней и этим коэффициентам:
. Эти данные позволяют определить состав ограничителя, т. е. выбрать количество ОЦР и единичных ИП в соответствующих частях его схемы.
Следует напомнить, что распределение напряжений в ограничителе в ряде режимов его работы определяется не ВАХ его частей, а их емкостями. Емкости ОЦР весьма велики (емкость РНС-60 около 3000 пФ) и существенно влияют на распределение импульсных напряжений, особенно до пробоя ИП1, когда активные токи в ОЦР малы. Поэтому важным условием правильного функционирования двухступенчатого ограничителя является обеспечение одинакового R- и С-распределения напряжений. Это достигается соответствующей комплектовкой блоков резисторов ступеней по остающимся напряжениям при расчетных токах с корректировкой распределения по емкостям.
Многие важные характеристики рассматриваемого ограничителя и входящих в него элементов могут быт названы традиционными, и реализация их не вызывает особых сомнений. Сюда относятся, например, остающиеся напряжения и пропускная способность защитной и шунтируемых частей и т. п. Однако некоторые характеристики, которые зависят от работы шунтирующих ИП, изучены значительно меньше и нуждаются в экспериментальной проверке. Во-первых, необходима проверка правильности функционирования искровых промежутков такого аппарата в режиме переключения, поскольку имеется принципиальное отличие условий их работы от таковых в обычном ограничителе с ШИП. Так, если в обычном одноступенчатом ограничителе пробой одного ИП должен вызвать каскадный пробой всех остальных, то в двухступенчатом ограничителе пробой ИП1 в довольно широкой эоне напряжений ни в коем случае не должен привести к каскадному пробою ИП2. Во-вторых, необходима проверка надежности дугогашения, поскольку в перспективном защитном аппарате использование дугогасительной способности ИПВД близко к предельному.
Для экспериментальной проверки работы двухступенчатого ограничителя в режиме переключения использовалась модель со следующими I
В модель входили три параллельные колонки резисторов РНС-60; шесть ИПВД в первой ступени и четыре во второй; испытательная установка для определения разрядных характеристик модели ГИН 2,5 МВ, 0,064 мкФ и источник постоянного напряжения на 100 кВ,
20 мкФ, что обеспечивало получение импульсов напряжения, наложенных при необходимости на постоянное напряжение.
Полученная в опытах типичная осциллограмма, иллюстрирующая работу модели,приведена на рис. 2, причем верхняя кривая показывает напряжение на всем ограничителе, нижняя — на второй ступени. Такая осциллограмма позволяет определить все интересующие нас величины: напряжение переключения первой Un1 и второй ступеней, напряжение пробоя промежутков второй ступени VMn2.
Рис. 2. Осциллограмма импульсных испытаний модели двухступенчатого ограничителя
Зная эти величины, можно проверить соответствие экспериментальных коэффициентов расчетным.
Следует отметить, что большие токи, протекающие через ограничитель перед пробоем ИП2 (более 200 А), превращают импульсные испытания такого аппарата в сложную техническую задачу, требующую использования испытательного оборудования сверхвысокого напряжения для испытания объектов с весьма умеренным напряжением переключения. Даже при использовании такого оборудования не удалось получить в опытах предразрядное время более 110—130 мкс. Уже в этом диапазоне наблюдается большое влияние аппарата на испытательную цепь, что выражается в уменьшении крутизны нарастания напряжения на завершающей стадии.
Следовательно, dU/dt перед срабатыванием второй ступени соответствует крутизне косоугольного импульса напряжения с предразрядным временем τρ , существенно превышающим длительность импульса, реализованного в опыте. Поэтому принятая при импульсных испытаниях разрядников величина не может в этом случае однозначно охарактеризовать параметры импульса воздействующего напряжения. Это обстоятельство необходимо учитывать при истолковании ВАХ переключения модели, которая представлена на рис. 3 экспериментальной кривой Un=f(τp) . построенной по средним значениям; точками показаны пределы разброса зарегистрированных значений в 10 опытах, которые проводились для каждого . Напряжения переключения как первой, так и второй ступеней лежат в заданных пределах, а разброс экспериментальных точек характеризуется умеренным размахом 2—4%. Наложение рабочего напряжения совпадающей полярности не изменяет уровень напряжения переключения.
Рис. 3. Вольт-секудные характеристики переключения двухступенчатого ограничителя перенапряжений пo I и II ступеням при положительной (1) и отрицательной (2) полярностях импульса; при положительной полярности импульса, наложенного на положительное постоянное напряжение (3)
Учитывая все сказанное о специфике испытаний ограничителей с большим предпробивным током, сравнительно неширокие временные границы приведенной ВАХ можно считать вполне достаточными для данного типа ЗАПТ.
Выше было отмечено, что перспективные ограничители перенапряжений с шунтирующими промежутками для защиты ППТ могут строиться на основе искровых промежутков с короткой дугой типа ИПВД при минимальном числе их, необходимом для обеспечения заданных напряжений пробоя. Этот вывод базировался на результатах наших исследований, большая часть которых выполнялась на единичных моделях. В то же время хорошо известно, что при переходе к большим моделям, содержащим много искровых промежутков, возможно получение новых выводов, особенно при дугогашении в системах ИП разрядников постоянного тока. Поэтому особенно важной явилась проверка работоспособности двухступенчатого ограничителя, рассчитанного на предельное снижение уровня защиты при дугогашении в расчетных речшмах на больших моделях. При этом было проведено две серии испытаний.
В первой проверялась работа ограничителя в режиме дугогашения при больших амплитуде и длительности импульса тока внутренних перенапряжений. Модель, которая использовалась в этих опытах, соответствовала ограничителю.
По условиям испытаний рабочее напряжение модели было принято равным 38,7 кВ. При этом расчетный ток гашения был около 0,27 А, т. е. близок к предельному. Шунтирующих искровых промежутков в этой модели было пять.
Амплитуда импульсов тока внутренних перенапряжений, которые проходили через искровые промежутки, равнялась 500—1000 А при длительности около 8 мс. Во всех 20 опытах, когда Up было не более 39 кВ, гашение осуществлялось непосредственно в момент прихода к нулю импульса внутренних перенапряжений. Попытка повысить Up до 40 кВ приводила к установлению в модели некоторого сопровождающего тока, гашение которого происходило при напряжении 39 кВ. Этот результат подтверждает тот факт, что выбранные для данной модели условия в отношении дугогашения близки к предельным. Расчетные условия дугогашения в перспективном ограничителе несколько легче, что гарантирует его надежную работу в этом режиме.
Рис. 4. Типичная осциллограмма испытания модели перспективного ограничителя на дугогашение:
Uo — напряжение на всей модели ограничителя; Uип— напряжение на шунтирующих ИП; I — ток ограничителя, записанный с шунта; I' — ток ограничителя, записанный через дискриминатор и усилитель
Во второй серии испытаний проверялся режим внутренних перенапряжений с небольшими амплитудой и длительностью, однако была поставлена задача проверить предельную дугогасительную способность модели при максимальном доступном в лабораторных условиях числе искровых промежутков. Расчетные параметры модели были такими же, как указано выше, но ее рабочее напряжение при токе 0,27 А составляло 77,5 кВ, а шунтирующих ИПВД было 10.
Батарея конденсаторов емкостью 20 мкФ, включенная параллельно модели, заряжалась до 90 кВ, после чего с помощью вспомогательного ГИН осуществлялся пробой ИП модели. Осциллограмма процесса гашения представлена на рис. 4. Напряжение, при котором осуществлялось гашение разряда в промежутках (в серии из 10 опытов), составило 78,5—79 кВ. Следует считать эти результаты достаточным подтверждением надежности функционирования перспективного ограничителя при дугогашении, особенно если учесть, что подобные проверки редко выполняются на пропорциональных частях защитных аппаратов с Up > 14 кВ.
Приведенные результаты расчетов и экспериментов показывают принципиальную возможность создания ограничителя перенапряжений с шунтирующими искровыми промежутками для защиты оборудования перспективных ППТ 1 (10004-1500) кВ со сниженным уровнем изоляции. При этом могут быть применены стабильные оксидно-цинковые резисторы РНС-60, разработанные в ВЭИ, магнитные искровые промежутки с вращающейся дугой, можно также использовать двухступенчатый принцип построения схемы ограничителя. Полное использование потенциальных возможностей основных элементов в этой схеме позволяет надеяться, что созданный на ее основе ограничитель будет наиболее экономичным типом перспективного защитного аппарата постоянного тока.
Список литературы
- Пат . 2647233 (ФРГ). Разрядник.
- П а т . 3967160 (США) . Разрядник с последовательным искровым промежутком и нелинейным сопротивлением с большой постоянной времени.
- Бронфман А. И., Волькенау В. А., Гаврюшова Г. Е., Косолапое В. Г. Нелинейный ограничитель перенапряжений для защиты высоковольтных тиристорных вентилей. — Электротехническая промышленность. Сер. Anna- раты высокого напряжения, трансформаторы, силовые конденсаторы, 1979, вып. 2, с. 11-14.
- Александров В. А., Пружинина В. И. Электрические характеристики оксидно-цинковых резисторов РНС-60. — Электротехника, 1979, № 7, с. 29-32.
- Kobayaschi М., Mizuno М., Aizawa Т. et al. Development of zincoxide non—linear resistors and their applications to gapless surge weresters. - IEEE Trans. Power Appar. and Syst., 1978, vol. 97, № 4, p. 1149-1157.
- Aleksandrov G. N.. Bronfman A. I., Laslo V. F. at al. Arrester for substantial Limitation of Overvoltages in 110— 500 kV electric Systems. — CIGRE, 1978, rep. 33-06.
