авторефераты диссертаций БЕСПЛАТНАЯ  БИБЛИОТЕКА

АВТОРЕФЕРАТЫ КАНДИДАТСКИХ, ДОКТОРСКИХ ДИССЕРТАЦИЙ

<< ГЛАВНАЯ
АГРОИНЖЕНЕРИЯ
АСТРОНОМИЯ
БЕЗОПАСНОСТЬ
БИОЛОГИЯ
ЗЕМЛЯ
ИНФОРМАТИКА
ИСКУССТВОВЕДЕНИЕ
ИСТОРИЯ
КУЛЬТУРОЛОГИЯ
МАШИНОСТРОЕНИЕ
МЕДИЦИНА
МЕТАЛЛУРГИЯ
МЕХАНИКА
ПЕДАГОГИКА
ПОЛИТИКА
ПРИБОРОСТРОЕНИЕ
ПРОДОВОЛЬСТВИЕ
ПСИХОЛОГИЯ
РАДИОТЕХНИКА
СЕЛЬСКОЕ ХОЗЯЙСТВО
СОЦИОЛОГИЯ
СТРОИТЕЛЬСТВО
ТЕХНИЧЕСКИЕ НАУКИ
ТРАНСПОРТ
ФАРМАЦЕВТИКА
ФИЗИКА
ФИЗИОЛОГИЯ
ФИЛОЛОГИЯ
ФИЛОСОФИЯ
ХИМИЯ
ЭКОНОМИКА
ЭЛЕКТРОТЕХНИКА
ЭНЕРГЕТИКА
ЮРИСПРУДЕНЦИЯ
ЯЗЫКОЗНАНИЕ
РАЗНОЕ
КОНТАКТЫ

Pages:   || 2 |

Разработка основ теории функционирования систем электроснабжения потребителей при воздействии геоиндуцированных токов

-- [ Страница 1 ] --

На правах рукописи

ВАХНИНА Вера Васильевна РАЗРАБОТКА ОСНОВ ТЕОРИИ ФУНКЦИОНИРОВАНИЯ СИСТЕМ ЭЛЕКТРОСНАБЖЕНИЯ ПОТРЕБИТЕЛЕЙ ПРИ ВОЗДЕЙСТВИИ ГЕОИНДУЦИРОВАННЫХ ТОКОВ Специальность 05.09.03 – Электротехнические комплексы и системы

АВТОРЕФЕРАТ

диссертации на соискание ученой степени доктора технических наук

Москва, 2013

Работа выполнена в Федеральном государственном бюджетном образовательном учреждении высшего профессионального образования «Национальный исследовательский университет «МЭИ» на кафедре «Электроснабжение промышленных предприятий»

Научный консультант: Кудрин Борис Иванович доктор технических наук, профессор

Официальные оппоненты: Ершов Михаил Сергеевич доктор технических наук, профессор, ФГБОУ ВПО «Российский государственный университет нефти и газа имени И.М. Губкина», зав. кафедрой «Теоретическая электротехника и электрификация нефтяной и газовой промышленности» Белашов Василий Юрьевич доктор физико-математических наук, профессор, ФГАОУ ВПО «Казанский (Приволжский) федеральный университет», Институт физики, профессор кафедры «Радиофизика» Козярук Анатолий Евтихиевич доктор технических наук, профессор, НМСУ «Горный», г. Санкт-Петербург, зав. кафедрой «Электротехника, электроэнергетика, электромеханика» Ведущая организация ФГУП «РФЯЦ - ВНИИЭФ», г. Саров

Защита состоится «14» июня 2013 года в 14 час 00 мин на заседании диссертационного совета Д 212.157.02 при ФГБОУ ВПО «Национальный исследовательский университет «МЭИ» по адресу: ул. Красноказарменная, д. 13, аудитория М-611.

Отзыв на автореферат (в двух экземплярах, заверенных печатью) просим присылать по адресу: 111250, г. Москва, ул. Красноказарменная, д. 14, Ученый Совет ФГБОУ ВПО «НИУ «МЭИ».

С диссертацией можно ознакомиться в библиотеке ФГБОУ ВПО «НИУ «МЭИ».

Автореферат диссертации разослан «_ » 2013 г.

Ученый секретарь диссертационного совета Д 212.157. кандидат технических наук, доцент Цырук С.А.

1

ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ

Актуальность темы исследования. Функционирование современных систем электроснабжения (СЭС) связано с существенными трудностями из-за сложности структуры генерирующих мощностей и основной электрической сети, многообразия их работы, необходимости учета требований надежности и бесперебойности электроснабжения потребителей, сильных внешних технологических и экономических связей, неопределенности будущих условий развития СЭС, риска возможных экстремальных условий в развитии системы и других важных факторов.

Все это приводит к тому, что современные СЭС становятся более уязвимыми к внешним возмущениям, в том числе и геомагнитным бурям (ГМБ).

Во время геомагнитной бури вариации геомагнитного поля индуцируют на поверхности Земли медленно меняющееся электрическое поле. Горизонтальная компонента геоэлектрического поля характеризуется напряженностью 1 – 20 В/км и временем изменения от 10 с до 30 мин;

вектор напряженности этого поля преимущественно ориентирован по меридиану. Между заземленными точками нейтралей силовых трансформаторов подстанций СЭС возникает ЭДС. На протяженных линиях электропередач (ЛЭП) 400 – 500 км ЭДС может достигать нескольких киловольт, и по электрическим сетям циркулирует квазипостоянный ток, который принято называть геоиндуцированным током (ГИТ). Вследствие насыщения магнитной системы силовых трансформаторов (СТ) возрастают несинусоидальные намагничивающие токи, которые также циркулируют по электрической сети. В результате в СЭС увеличивается потребление реактивной мощности и снижается пропускная способность сети, происходит падение напряжения, появляются высшие гармонические составляющие тока и напряжения, возможны ложные срабатывания релейной защиты и автоматики, и, как следствие, нарушение нормальной работы потребителей.

Известно, что из-за геомагнитных бурь были отключения или выходы из строя СЭС: в Финляндии (1982, 1986 г.г.);

Швеции (1982, 1986, 1991, 2003 г.г.);

США и Канаде (1958, 1980, 1989, 1991, 1994, 2003 г.г.);

Англии (1989 г.);

Дании (2003 г.), ЮАР (2003 г.). Наиболее крупные и тяжелые аварии в СЭС наблюдались в (1989 г.) и 23 (2003 г.) пиках солнечной активности. Пик следующей геомагнитной активности ожидается в 2013 – 2014 г.г.

Анализ работ Albertson V.D., Boteler D.H., Bush C.K., Elovaara J., Kappenman J.G., Key A.J., Kielen B., Lahtinen M., Pirjola R., Pulkkinen A., Walling, R.A., Гершенгорна А.И., Бабаева Э.С., Кузнецова В.Г., Белова А.В. и др. показал, что геомагнитные бури оказывают существенное влияние на системы генерации и передачи электроэнергии. Однако следует отметить, что вопросы исследования влияния геомагнитных бурь на системы распределения и потребления СЭС остаются открытыми. Их решение позволит разработать технические требования к построению и параметрам систем электроснабжения для снижения негативного влияния геоиндуцированных токов на потребители.

Территория России находится в средних и высоких широтах и подвержена воздействию геомагнитных бурь. Парковый ресурс действующего электрооборудования в российской энергетике выработан примерно на 80%, оборудование электрических станций и линий электропередач изношено примерно на 50%, что приводит к росту аварийности даже без учета воздействия геомагнитных бурь. В России до настоящего времени вопросу влияния геомагнитных бурь на функционирование систем электроснабжения с разработкой мер по их защите не уделялось должного внимания. В связи с этим разработка адекватных моделей систем электроснабжения потребителей и проведение расчетно-теоретических исследований их режимов работы при геомагнитных бурях являются актуальными.



Целью работы является разработка методологических подходов и соответствующих математических моделей и методов для установления закономерностей влияния геоиндуцированных токов, возникающих при геомагнитных бурях, на электроснабжение потребителей и направленных на повышение эффективности их функционирования.

В соответствии с указанной целью поставлены и решены следующие научные задачи:

1. Исследование проблем электроснабжения потребителей, возникающих при воздействии геоиндуцированных токов при геомагнитных бурях.

2. Разработка концепции моделирования процессов насыщения магнитной системы силовых трансформаторов систем электроснабжения при одновременном намагничивании магнитной системы переменным и постоянным магнитными полями.

3. Разработка методологических подходов к расчету дополнительных потерь активной мощности и превышению температуры бака и обмоток силовых трансформаторов главных понизительных подстанций (ГПП) при протекании в системе электроснабжения геоиндуцированных токов.

4. Разработка критериев обеспечения нормального функционирования силовых трансформаторов ГПП потребителей при геомагнитных бурях.

5. Разработка методов анализа электромагнитной совместимости по несинусоидальности напряжения высоковольтной электродвигательной нагрузки в системе электроснабжения при геомагнитных бурях.

6. Разработка алгоритмов, принципов моделирования систем электроснабжения потребителей, а также практических рекомендаций для расчета геоиндуцированных токов, мгновенных значений токов и напряжений в элементах системы электроснабжения, а также показателей качества по несинусоидальности напряжения на шинах питания высоковольтных электродвигателей при геомагнитных бурях.

7. Разработка принципов построения систем электроснабжения для обеспечения эффективного функционирования по несинусоидальности напряжения высоковольтных электродвигателей с учетом влияния интенсивности геомагнитных бурь и параметров системы электроснабжения.

Методология исследований и методы исследования, поставленных в диссертации задач, разработаны на основе анализа и синтеза математических моделей систем электроснабжения с применением аппарата линейной алгебры, функций комплексного переменного и дифференциальных уравнений, преобразования Фурье, теории электрических цепей, теории электромеханических систем и методов компьютерного моделирования систем электроснабжения потребителей.

Научная новизна исследований заключается в том, что:

1. Впервые исследованы проблемы электроснабжения потребителей, возникающие при воздействии геоиндуцированных токов при геомагнитных бурях, и установлены технические требования к принципам построения систем электроснабжения, позволяющие снизить влияние ГИТ на потребители.

2. Разработана концепция моделирования процессов насыщения магнитной системы силовых трансформаторов систем электроснабжения при одновременном намагничивании магнитной системы переменным и постоянным магнитными полями и выполнено математическое обоснование нелинейной зависимости взаимной индуктивности ветви намагничивания от величины и времени протекания геоиндуцированного тока по заземленным обмоткам.

3. Разработана методология расчета тепловых процессов и температуры наиболее нагретой точки бака и обмоток силовых трансформаторов ГПП систем электроснабжения при протекании геоиндуцированных токов по заземленным обмоткам.

4. Установлены критерии для предельного времени протекания и допустимых уровней геоиндуцированных токов в заземленных обмотках высокого напряжения силовых трансформаторов ГПП, определяющие их нагрузочную способность для обеспечения бесперебойного электроснабжения потребителей при геомагнитных бурях.

5. Разработаны принципы моделирования несинусоидальных режимов работы систем электроснабжения с высоковольтной электродвигательной нагрузкой при геомагнитных бурях различной интенсивности.

6. Разработаны методы определения геоиндуцированных токов с учетом географического расположения элементов СЭС на карте местности и установлено их влияние на режимы работы силовых трансформаторов и высоковольтных электродвигателей.

7. Разработаны методы расчета несинусоидальности тока и напряжения с учетом интенсивности геомагнитных бурь и параметров системы электроснабжения, что позволило разработать условия обеспечения электромагнитной совместимости электродвигательной нагрузки 6…10 кВ на шинах их питания.

Обоснованность и достоверность научных положений, выводов и рекомендаций обеспечены адекватностью и корректностью применения в работе основных законов электротехники, методов анализа и подтверждаются сопоставительными вычислительными экспериментами на базе специализированных компьютерных программ, прошедших полномасштабную опытную проверку, сопоставлением результатов компьютерного моделирования с экспериментальными и статистическими данными по воздействию геоиндуцированных токов на электрооборудование СЭС.

Основные положения, выносимые на защиту 1. Разработанная математическая модель силового трансформатора с учетом нелинейной зависимости взаимной индуктивности ветви намагничивания от геоиндуцированного тока для учета насыщения магнитной системы при моделировании режимов работы систем электроснабжения при геомагнитных бурях.

2. Теоретическое обоснование влияния геоиндуцированных токов на дополнительные потери активной мощности и температуру бака и обмоток силовых трансформаторов.

3. Методы расчета допустимой длительности воздействия и допустимых значений геоиндуцированных токов в зависимости от нагрузочной способности силовых трансформаторов ГПП СЭС и интенсивности геомагнитных бурь.

4. Методы расчета несинусоидальности тока и напряжения систем электроснабжения потребителей в присутствии геоиндуцированных токов с учетом интенсивности геоэлектрического поля и параметров СЭС.

5. Алгоритмы, принципы моделирования режимов работы систем электроснабжения потребителей при геомагнитных бурях различной интенсивности и направлении вектора напряженности геоэлектрического поля.

6. Методы определения допустимых параметров и принципы построения СЭС для обеспечения эффективного функционирования по несинусоидальности напряжения высоковольтных электродвигателей при геомагнитных бурях.

Теоретическая и практическая значимость работы состоит в том, что:

1. Разработанные математические модели силовых трансформаторов позволят учитывать насыщение магнитной системы силовых трансформаторов систем электроснабжения и достоверно определять амплитудные и действующие значения несинусоидальных токов намагничивания и полных рабочих токов при протекании геоиндуцированных токов по заземленным обмоткам силовых трансформаторов.

2. Разработанные методы расчета максимальных удельных дополнительных потерь активной мощности и температуры наиболее нагретой точки бака от координат на стенках бака силовых трансформаторов позволят определять области максимального нагрева бака и организовать мониторинг их теплового состояния. В качестве датчиков температуры рекомендуется использовать оптоволоконные температурные сенсоры.

3. Установленные критерии допустимой нагрузочной способности силовых трансформаторов 110/10…6 кВ ГПП от величины геоиндуцированного тока позволят обеспечить бесперебойное электроснабжение потребителей во время геомагнитных бурь.

4. Разработанные математические модели позволят на этапе проектирования, эксплуатации и реконструкции систем электроснабжения определять необходимые параметры и принципы построения СЭС, обеспечивающие снижение негативного влияния геомагнитных бурь на потребители.

5. Разработанные методы расчета несинусоидальности напряжения на шинах ВН силовых трансформаторов и потребителей во время геомагнитных бурь различной интенсивности позволят расчетным путем определять условия электромагнитной совместимости высоковольтных электродвигателей с системой электроснабжения и не допускать нарушений требований ГОСТ Р 54149 – 2010 на качество электроэнергии.

6. Разработанные рекомендации по снижению негативного влияния геомагнитных бурь на электроснабжение потребителей позволят обеспечить безаварийное функционирование силовых трансформаторов ГПП и электромагнитную совместимость высоковольтных электродвигателей с системой электроснабжения по несинусоидальности напряжения.

7. Результаты проведенных исследований и разработанных технических решений дают необходимый материал для обоснованного инженерного выбора решений по обеспечению эффективного функционирования СЭС потребителей при геомагнитных бурях.

Реализация результатов работы. По теме диссертационной работы выполнено более 15 научно-исследовательских работ, из них 3 по госбюджетным программам и госзаданию МО РФ по темам: «Разработка теоретических основ возникновения аномальных режимов в системах электроснабжения с изолированной нейтралью»;

«Разработка расчетно-теоретической модели системы электроснабжения города при ее функционировании в нормальных, аварийных и несимметричных режимах работы»;

«Моделирование региональных электроэнергосистем с учетом рационального распределения мощностей и предотвращения масштабных отключений при геомагнитных бурях» под научным руководством автора.

В филиале ОАО «МРСК Волги» – «Самарские распределительные сети» и ОАО «КуйбышевАзот» на основе разработанных критериев допустимой нагрузочной способности силовых трансформаторов от величины геоиндуцированных токов установлена предельная нагрузочная способность силовых трансформаторов подстанций при различной интенсивности и длительности геомагнитных бурь;

при проектировании, эксплуатации и реконструкции электрических сетей используются разработанные технические требования к принципам построения систем электроснабжения для снижения влияния геоиндуцированных токов на электрооборудование электрических сетей и обеспечения электромагнитной совместимости потребителей с системой электроснабжения.

Положения диссертационной работы и ее материалы, нашедшие отражение в учебном пособии «Исследования асинхронного двигателя по уравнениям обобщенной электрической машины» и монографии «Моделирование режимов работы силовых трансформаторов систем электроснабжения при геомагнитных бурях», используются в учебном процессе Тольяттинского государственного университета в дисциплинах «Проектирование и оптимизация систем электроснабжения», «Компьютерное моделирование систем электроснабжения», «Устойчивость систем электроснабжения», «Расчетно-экспериментальные исследования динамики систем электроснабжения».

Результаты исследований и разработок, обобщенных в диссертации, послужили основой для создания в Тольяттинском государственном университете НОЦ «Моделирование устройств и систем в электротехнике и электроэнергетике», в состав которого входит научно-исследовательская лаборатория НИЛ- «Моделирование электрофизических процессов», научным руководителем которых является автор диссертации.

Апробация результатов работы. Основные положения и результаты диссертационной работы докладывались и обсуждались на следующих научных мероприятиях: на V Международной научно – практической конференции «Эффективность и качество электроснабжения промышленных предприятий» (Мариуполь, 2005 г.), Central European VI Conference «Numeral Methods and Computer Systems in Automatic Control and Electrical Engineering» (Czestochowa University of Technology, Polska, 2005 г.), VII Международной научно-практической конференции «Проблемы энергосбережения и экологии в промышленном и жилищно-коммунальном комплексах» (Пенза, 2006 г.);

V Всероссийской научно технической конференции «Современные промышленные технологии» (Нижний Новгород, 2006 г.);

I и II Международных научно-технических конференциях «Энергетика и Энергоэффективные технологии» (Липецк, 2006 г., 2007 г.);

I и II Всероссийской научно-технической конференции с международным участием «Проблемы электротехники, электроэнергетики и электротехнологии» (Тольятти, 2004 г., 2007 г.);

VI Международной научно-технической конференции «Материалы и технологии XXI века» (Пенза, 2008 г.);

9th international conference Politechnika Czestochowska konferencje «Prognozove w Elektroenegetyce» (Czestochowska, 2008 г.);

III, IV Международных научно-технических конференциях «Проблемы электротехники, электроэнергетики и электротехнологии» (Тольятти, 2009 г., 2012 г.);

Всероссийском научно-практическом семинаре «Энергосбережение на предприятиях промышленности и жилищно-коммунального хозяйства» (Салават, 2009 г., 2010 г.);

Всероссийских научно-практических конференциях «Повышение надежности и эффективности эксплуатации электрических станций и энергетических систем» Энерго-2010, Энерго-2012 (Москва, 2010 г., 2012 г.);

ХIL Всероссийской научно-практической конференции (с международным участием) «Федоровские чтения – 2011» (Москва, 2011 г.);

III Международной научно технической конференции «Энергетика глазами молодежи» (Екатеринбург, 2012 г.);

III Международной заочной научно-практической конференции «Научная дискуссия: инновации в технических, естественных, математических и гуманитарных науках» (Москва, 2012 г.);

Международной заочной научно практической конференции «Физико-математические науки и информационные технологии» (Новосибирск, 2012 г.);

ХL Всероссийской научно-практической конференции (с международным участием) «Федоровские чтения – 2012» (Москва, 2012 г.), а также докладывались и получили одобрение на ежегодных научно технических конференциях профессорско-преподавательского состава Тольяттинского государственного университета и Национального исследовательского университета «МЭИ».

Публикации. Результаты работы опубликованы в 41 работе, в том числе в научно-технических журналах из перечня ВАК РФ «Известия высших учебных заведений. Электромеханика», «Известия высших учебных заведений. Проблемы энергетики», «Вектор науки Тольяттинского государственного университета», «Промышленная энергетика» и др., а также в сборниках научных работ, материалах конференций и семинаров, получены 5 свидетельств о государственной регистрации программ для ЭВМ, опубликована 1 монография.





Структура и объем диссертации. Диссертация состоит из введения, шести глав, заключения, списка сокращений, изложенных на 358 стр. основного текста, списка литературы из 264 наименований, 3 приложений на 21 стр., 170 рисунков и 30 таблиц.

2 ОСНОВНОЕ СОДЕРЖАНИЕ РАБОТЫ

Во введении обоснованы актуальность темы исследования и сформулированы цель и научные задачи исследования, научная новизна и теоретическая и практическая ценность работы, приведены методология исследований и методы исследования и положения, выносимые на защиту, сведения о реализации результатов работы, апробации и публикации основных результатов диссертации, а также структура и объем работы.

В первой главе проведен анализ современного состояния общей теории и возникающих на практике проблем электроснабжения потребителей при воздействии геоиндуцированных токов. Показано, что причинами тяжелых системных аварий, функционального нарушения и накопления дефектов электрооборудования систем электроснабжения являются геомагнитные бури.

Отмечается, что наиболее интенсивно воздействие геомагнитных бурь на системы электроснабжения проявляются для высоких широт как Северного, так и Южного полушарий (СЭС Канады, США, Англии, Скандинавских стран и т.д.), где эти воздействия чаще всего имеют место из-за больших и импульсивных геомагнитных возмущений. Однако имеются доказательства того, что геомагнитные бури оказывают негативное влияние на системы электроснабжения в средних и низких широтах (СЭС Бразилии, Южной Африки, Японии, Китая, Азербайджана).

Геомагнитные бури возбуждают вариации геомагнитного поля Земли, что индуцирует поверхностные потенциалы Земли (ППЗ). Изменения во времени ППЗ носят сложный характер – на фоне относительно медленных изменений наблюдаются кратковременные импульсы высокой амплитуды. Характерная продолжительность импульсов составляет 10 – 100 с при общей длительности ППЗ в несколько минут.

Отмечается, что первым свидетельством о влиянии геомагнитных бурь на технические системы явилась регистрация геоиндуцированных токов. В протяженных заземленных проводящих объектах и системах: трубопроводах, кабельных и воздушных линиях электропередачи, линиях связи, железных дорогах – возбуждаемое геомагнитной бурей геоэлектрическое поле создает квазипостоянный (геоиндуцированный) ток.

При выполнении системы электроснабжения с эффективно или глухозаземленными нейтралями силовых трансформаторов (рисунок 1) и, если при этом, точек заземления не менее двух, то в этом случае в заземленных обмотках СТ и фазах ЛЭП протекают геоиндуцированные токи до нескольких десятков и даже сотен ампер на фазу, влияя на работу систем электроснабжения. Величины геоиндуцированных токов, протекающих в системах электроснабжения, определяются скоростью изменения и размерами области распространения геомагнитного поля при геомагнитной буре;

длиной и связанностью линий электропередач;

географическим расположением точек, в которых СЭС контактирует с земной поверхностью.

Рисунок 1 – Схема проникновения ГИТ в нейтраль силового трансформатора при Y -схеме включения трех фаз с заземленной нейтралью Выполнен обзор статистических данных о наведении геоиндуцированных токов в нейтралях силовых трансформаторов систем генерации и передачи электроэнергии США, Канады, Финляндии, Англии, Швеции, Японии и т.д.

Выполненный анализ воздействия геомагнитных бурь на режимы работы электротехнических комплексов и нарушение электроснабжения потребителей показал, что основное воздействие ГИТ на СЭС заключается в насыщении магнитной системы силовых трансформаторов, что приводит к увеличению тока намагничивания и искажению кривых тока и напряжения, нагреву конструктивных элементов силовых трансформаторов, увеличению потребления реактивной мощности силовыми трансформаторами и, как следствие, к снижению напряжения, суммарной генерируемой в энергосистеме активной мощности, запаса устойчивости и пропускной способности линий электропередачи и т.д. Выполненный анализ позволяет сделать вывод, что до настоящего времени вопросы исследования влияния геомагнитных бурь на режимы работы систем распределения и потребления СЭС практически не рассматривались.

В соответствии с целью диссертационной работы сформулированы задачи исследования, решение которых позволяет реализовать основную идею работы – разработку основ теории и условий обеспечения эффективных режимов функционирования систем электроснабжения потребителей при воздействии геоиндуцированных токов.

Во второй главе разработана концепция моделирования процессов насыщения магнитной системы силовых трансформаторов систем электроснабжения при геомагнитных бурях.

При геомагнитных бурях по обмоткам силовых трансформаторов СЭС одновременно протекают переменный и квазипостоянный (геондуцированный) токи, вызывая насыщение магнитной системы и сдвиг рабочего линейного режима силового трансформатора в нелинейную часть гистерезиса. Четные гармоники напряженности поля, появляющиеся при намагничивании ферромагнитного материала сердечника силового трансформатора переменным и постоянным магнитными полями при геомагнитных бурях, вызывают дополнительное подмагничивающее действие, усиливающее при совпадении направлений полей влияние постоянной составляющей напряженности поля на магнитную проницаемость для переменной составляющей поля.

Для исследования характера зависимости индуктивности обмотки силового трансформатора от протекающего по ней тока намагничивания разработаны модели первичной обмотки силового трансформатора с бесконечным ферромагнитным сердечником и с бесконечным ферромагнитным сердечником и цилиндрической магнитной оболочкой при одновременном намагничивании переменным и постоянным магнитными полями. Обмотка в моделях заменена круговым поверхностным током I, текущим по круговой ленте.

В свободном пространстве (ферромагнитный сердечник отсутствует) система уравнений в цилиндрической системе координат (r,, z ) для компонент A векторного потенциала A модели обмотки с бесконечным ферромагнитным сердечником имеет вид:

А1 АI 1 (r )cоs (dz )d, (r r1 ), А 21 [C1 I 1 (r ) BK 1 (r )]cоs (z ), (r1 r r0 ), (1) А 22 [C 2 B]K 1 (r )cоs (z )d, (r r0 ).

где I1 и К1 – модифицированные функции Бесселя первого и второго рода первого порядка;

коэффициенты C1 ( ) и C2 ( ) определяются из условия на границе r r0 ;

коэффициенты A ( ) и B ( ) определяются из условия на границе r r1.

Система уравнений для компонент A векторного потенциала A модели обмотки с бесконечным ферромагнитным сердечником и цилиндрической магнитной оболочкой имеет вид:

A1 AI 1 (r )сos (z )d, (r r1 ), A 21 C1 I 1 (r ) BK 1 (r ) DI1 (r )сos (z )d, (r1 r r0 ), A 22 C 2 I 1 (r ) BK 1 (r ) DI1 (r )сos (z )d, (r0 r r2 ), (2) A 3 EK 1 (r ) FI 1 (r )сos (z )d, (r2 r r3 ), A GK (r )сos (z )d, (r r3 ), где коэффициенты A( ), B( ), D( ), E( ), F( ), G( ) определяются из условий на границе: r r1, r r2, r r3.

В результате выполненного моделирования установлено, что при одновременном намагничивании переменным и постоянным магнитными полями ферромагнитного сердечника силового трансформатора зависимость индуктивности обмотки от протекающего в ней тока намагничивания L(i0 ) нелинейна.

Нелинейность зависимости L(i0 ) обусловлена нелинейностью магнитных характеристик материала ферромагнитного сердечника. При больших значениях намагничивающих токов отличия в индуктивностях в моделях с цилиндрической магнитной оболочкой и без оболочки незначительны, что связано с насыщением цилиндрической магнитной оболочки и уменьшением её магнитной проницаемости.

С учетом полученных зависимостей разработана модель ветви намагничивания силового трансформатора при геомагнитных бурях. Установлено, взаимная индуктивность ветви намагничивания силового трансформатора связана зависимостью магнитной проницаемости сердечника силового трансформатора от тока намагничивания:

w12 S w 0 f ( 1 i0 (i ГИТ )), M (i ГИТ ) k (3) l ср l ср где w1 – число витков заземленной обмотки;

S – площадь поперечного сечения сердечника;

lср – средняя длина магнитной линии;

k – эмпирический коэффициент, зависящий от конструкции силового трансформатора.

w Функция f ( i0 (i ГИТ )) определяется из кривой намагничивания B f (H ) l ср для используемого материала магнитной системы силового трансформатора и величиной тока намагничивания, который является функцией от ГИТ. Расчет взаимной индуктивности M (i ГИТ ) и тока намагничивания реализован с помощью математического пакета MATLAB. Для расчета взаимной индуктивности M (i ГИТ ) и тока намагничивания силовых трансформаторов должны быть заданы:

конструктивные параметры силового трансформатора;

параметры петли магнитного гистерезиса стали магнитной системы силового трансформатора для моделирования кривой намагничивания B f (H ) ;

параметры схемы замещения СЭС;

параметры импульса напряженности геоэлектрического поля Е(х,у).

В результате выполненных расчетов для силового трансформатора ТРДН 63000/115/6,3/6,3 со схемой соединения обмоток Yн// с конструктивными параметрами w1 = 640;

S = 0,2862 м2;

lср = 3,47 м;

k = 0,465 получена зависимость максимальных значений тока намагничивания от величины ГИТ, при которых за счет действия сильного внешнего постоянного поля происходит смещение рабочей точки на кривой B f (H ) в область намагничивания до насыщения магнитной системы силового трансформатора (рисунок 2). Увеличение геоиндуцированного тока в заземленной обмотке высокого напряжения (ВН) приводит к резкому возрастанию тока намагничивания силового трансформатора, и, соответственно, к уменьшению времени, при котором наступает процесс насыщения магнитной системы.

Увеличение тока намагничивания при протекании ГИТ в обмотке ВН силового трансформатора вызывает нелинейное увеличение магнитного потока Ф и потокосцепления, при этом магнитная проницаемость стали магнитной системы уменьшается в десятки раз, что приводит к резкому снижению взаимной индуктивности при намагничивании магнитной системы постоянным магнитным полем. Дальнейшее увеличение ГИТ приводит к намагничиванию магнитной системы, магнитная проницаемость стали магнитной системы падает почти до единицы и практически не меняется, взаимная индуктивность ветви намагничивания также практически не меняется, наступает насыщение стали магнитной системы (рисунок 3).

Рисунок 2 – Зависимость максимальных значений тока намагничивания силового трансформатора ТРДН-63000/115/6,3/6,3 от величины геоиндуцированного тока Рисунок 3 – Зависимость M (i ГИТ ) при смещении рабочей точки на кривой намагничивания в область намагничивания до насыщения магнитной системы силового трансформатора ТРДН-63000/115/6,3/6, Смещение рабочей точки силового трансформатора на нелинейную часть характеристики намагничивания приводит к искажению кривой тока намагничивания и появлению высших гармонических составляющих. Линейчатые спектры гармонических составляющих тока намагничивания силового трансформатора ТРДН-63000/115/6,3/6,3 при ГИТ величиной 5, 10, 15 А для момента времени t = 4 с приведены на рисунке 4. В спектре гармонических составляющих тока намагничивания присутствуют гармоники четного и нечетного порядков, при различных значениях ГИТ их амплитуды соизмеримы.

Рисунок 4 – Линейчатые спектры гармонических составляющих тока намагничивания силового трансформатора ТРДН-63000/115/6,3/6,3 при различных значениях ГИТ для t = 4 с В результате выполненных расчетов получено, что в зависимости от уровня постоянного подмагничивания магнитной системы силового трансформатора геоиндуцированным током возможны следующие характерные эффекты.

1. При значениях ГИТ меньше 2 А или малом времени их протекания по заземленной обмотке силового трансформатора в кривой намагничивающего тока наряду с 3, 5, 7-й гармониками появляются четные гармоники. В токе намагничивания из-за смещения рабочей точки с оси симметрии появляется постоянная составляющая тока.

2. Эффект однополупериодного выпрямления намагничивающего тока силового трансформатора, когда перемагничивание сердечника переменным напряжением симметрично относительно точки излома характеристики B f (H ). В этом случае максимальна генерация токов высших гармоник. Смещение рабочей точки трансформатора в нелинейную часть характеристики намагничивания (в зону намагничивания) приводит к искажению формы кривой тока намагничивания – к однополупериодной несимметрии и появлению постоянной и высших гармонических составляющих.

3. Эффект «потери» сердечника силового трансформатора, когда подмагничивание геоиндуцированным током настолько интенсивно, что перемагничивание сердечника переменным напряжением полностью смещается в область технического насыщения на пологий участок характеристики B f (H ), который характеризуется индукцией насыщения Bs. В этом случае относительная магнитная проницаемость стали сердечника близка к единице, взаимная индуктивность ветви намагничивания практически не меняется при возрастании ГИТ, но потребление реактивной мощности максимально на перемагничивание сердечника силового трансформатора.

Для определения значительно возрастающих амплитудных и действующих значений несинусоидальных токов намагничивания при насыщении магнитной системы силовых трансформаторов при геомагнитных бурях в математическую модель силового трансформатора введена нелинейная зависимость взаимной индуктивности ветви намагничивания от величины геоиндуцированного тока, протекающего по заземленным обмоткам. Математическая модель однофазного двухобмоточного трансформатора при одновременном намагничивании магнитной системы переменным и постоянным магнитными полями имеет следующий вид:

di0 р di u1 r1i1 L 1 k12 M ГИТ ;

dt dt (3) di ' di0 р u 2 r2' i2 L' 2 2 M ГИТ ' ', dt dt где r1 – активное сопротивление первичной обмотки;

r2 k12 r2 – приведённое активное сопротивление вторичной обмотки;

L 1 – индуктивность рассеяния первичной обмотки;

L 2 k12 L 2 – приведённая индуктивность рассеяния вторичной обмотки;

k12 w1 w2 – коэффициент трансформации;

w1 – число витков первичной обмотки;

w2 – число витков вторичной обмотки;

u1 – мгновенное значение напряжения первичной обмотки;

u2 – мгновенное значение приведённого напряжения вторичной обмотки;

i1 – мгновенное значение тока первичной обмотки;

i2 – мгновенное значение приведенного тока вторичной обмотки;

М ГИТ M (i ГИТ ) – взаимная индуктивность ветви намагничивания в присутствии ГИТ;

i0 р – реактивная составляющая намагничивающего тока.

Т-образная схема замещения для однофазного двухобмоточного силового трансформатора, учитывающая нелинейность ветви намагничивания при протекании ГИТ и соответствующая математической модели (3), приведена на рисунке 5.

r0 – активное сопротивление ветви намагничивания;

i0 а – активная составляющая намагничивающего тока Рисунок 5 – Т-образная схема замещения однофазного двухобмоточного силового трансформатора при одновременном намагничивании переменным и постоянным магнитным полями Математические модели для однофазного трёхобмоточного, трехфазных двухобмоточных и трехобмоточных силовых трансформаторов или автотрансформаторов аналогичны (3).

Таким образом, разработанные математические модели силовых трансформаторов и автотрансформаторов отличаются от принятых моделей для расчета симметричных режимов введением нелинейной зависимости взаимной индуктивности ветви намагничивания от геоиндуцированного тока для учета насыщения магнитной системы при моделирования процессов в СЭС при геомагнитных бурях. Разработанные математические модели силовых трансформаторов и автотрансформаторов позволят исследовать и оценивать негативное влияние ГИТ на системы электроснабжения при геомагнитных бурях В третьей главе разработаны методологические подходы к расчету тепловых процессов и температуры наиболее нагретой точки обмоток и бака силовых трансформаторов ГПП при протекании геоиндуцированных токов по заземленным обмоткам.

Задача расчета дополнительных потерь активной мощности в баке силового трансформатора от вихревых токов при ГМБ решена на основе применения теории плоских волн и линеаризации свойств стали. Расчет потерь мощности сводится к нахождению распределения тангенциальных составляющих напряженностей магнитного поля у поверхности бака и соответственно дополнительных удельных потерь активной мощности в баке для каждой n-ой гармонической составляющей тока намагничивания, интегрированию этих потерь по поверхности бака. Полные дополнительные потери активной мощности в стенках бака PПx, y, z} p Пxy, z ) S{ x, y, z}, { (, (4) где p {x, y, z} – результирующие удельные дополнительные потери активной мощности П для каждой поверхности N x, N y, N z, определяются как сумма удельных дополнительных потерь от каждой гармоники n;

S{x,y,z} – площади поверхностей.

Полные дополнительные потери активной мощности в баке силового трансформатора определяются суммированием активных потерь для всех стенок бака.

Если принять, что глубина проникновения магнитного поля =dh (dh – толщина слоя стенки бака) и в течение исследуемого промежутка времени теплообмен в баке несущественен, то скорость изменения температуры стенки бака силового трансформатора d / dt за счет увеличения удельных дополнительных потерь dp{x, y, z} от полей рассеяния за время действия ГИТ dt без учета теплообмена в П баке определяется по формуле d dp { x, y, z} П, (5) dt c СТ dh где с – удельная теплоемкость конструкционной стали;

СТ – удельный вес конструкционной стали.

Следовательно, максимальные значения скорости изменения температуры d / dt для поверхностей бака N x, N y, N z определяются максимальными значениями удельных дополнительных потерь на отдельных стенках бака.

Зная максимальные значения скорости изменения температуры d / dt и время действия геоиндуцированного тока на систему электроснабжения, температура наиболее нагретой точки (ННТ) стенки бака может быть определена по формуле В БВ,н, (6) где В – температура окружающей среды;

БВ,н – превышение температуры поверхности бака над температурой воздуха при номинальном режиме работы;

– прирост температуры поверхности бака, соответствующий скорости изменения температуры стенки бака d / dt за время действия ГИТ dt.

Для анализа тепловых процессов в обмотках и баке силовых трансформаторов выполнено компьютерное моделирование импульса геоиндуцированного тока, протекающего по заземленной обмотке ВН силового трансформатора ТРДН 63000/115/6,3/6,3 при типичном изменении напряженности геоэлектрического поля с амплитудой E(х,у) = 6 В/км. В результате моделирования получено, что наибольшее значение ГИТ составляет 15,4 А в момент времени 1290 с, среднее значение ГИТ за время действия импульса геоэлектрического поля – 8,07 А (рисунок 6).

Рисунок 6 – Положительная полуволна расчетного импульса ГИТ в обмотке ВН силового трансформатора ТРДН-63000/115/6,3/6,3 при геомагнитной буре Разработанные методы расчета максимальных удельных дополнительных потерь активной мощности и определения температуры наиболее нагретой точки бака от координат на стенке бака позволили определить области максимального нагрева бака силовых трансформаторов. Для силового трансформатора ТРДН 63000/115/6,3/6,3 построено характерное топографическое изображение удельных потерь на трёх стенках бака. Получено, что наибольшие значения удельных дополнительных потерь активной мощности приходятся на две области на боковых стенках p Пx) = 992 Вт/м2. Максимумы удельных дополнительных потерь активной ( мощности смещены по вертикали от центра стенки на z max 0,65 м. Максимальные значения удельных дополнительных потерь активной мощности на фронтальной стенке бака – p Пy) = 657 Вт/м2, на верхней стенке бака – p Пz) = 343 Вт/м2.

( ( В результате выполненных расчетов установлено, что без учета процессов теплообмена скорость изменения температуры наиболее нагретой точки стенки бака силового трансформатора зависит от величины и времени действия геоиндуцированного тока, протекающего по его обмоткам. Для исследуемого силового трансформатора максимальный прирост температуры наиболее нагретой точки бака за время действия ГИТ 1370 с при несрабатывании газовой защиты может составить =182С, т.е. превысить предельно допустимое значение температуры, установленное ГОСТ.

Учет процессов теплообмена – конвекции и лучеиспускания при протекании геоиндуцированных токов по обмоткам силового трансформатора позволил уточнить прирост температуры наиболее нагретой точки бака силового трансформатора. В расчетной модели рассматривалось вертикальное расположение теплоотдающей поверхности – стенок бака силового трансформатора, так как при горизонтальном расположении движение масла имеет иной характер и зависит от радиального размера. Результаты расчетов по исследованию процессов теплообмена бака для силового трансформатора ТРДН-63000/115/6,3/6,3 при воздействии ГИТ с максимальным значением 15,4 А приведены на рисунке 7. Зависимости прироста температуры бака в наиболее нагретой точке при теплообмене бака с воздухом и с маслом от времени воздействия импульса ГИТ для ряда максимальных значений ГИТ приведены на рисунке 8.

Рисунок 7 – Зависимости прироста Рисунок 8 – Зависимости прироста температуры бака СТ в наиболее нагретой температуры бака в наиболее нагретой точке точке от времени воздействия ГИТ (1 – при теплообмене бака с воздухом и с маслом теплообмен отсутствует;

2 – присутствует от времени воздействия ГИТ с максимальным только теплообмен с воздухом;

3 – значением IГИТ = 15 А (1), 25 А (2), 38 А (3), присутствует теплообмен и с воздухом, и с 45 А (4);

75 А (5);

115 А (6) маслом) С учетом рассчитанного значения превышения температуры стенки бака над температурой воздуха при отсутствии ГИТ БВ,н 44 0 C и ограничений превышения температуры ННТ стенки бака над температурой воздуха прБВ,1 70 0 С при В,1 40 0 С и прБВ, 2 90 0 С при В, 2 20 0 С установлены зависимости предельного времени протекания ГИТ по обмотке ВН силового трансформатора от величины ГИТ (рисунок 9).

Рисунок 9 – Зависимости предельно допустимого времени протекания ГИТ по обмотке ВН силового трансформатора ТРДН-63000/115/6,3/6,3 от величины ГИТ Таким образом, на основании ограничений по превышению температуры стенки бака над температурой окружающего воздуха определены критерии для предельного времени протекания ГИТ по обмоткам силового трансформатора от величины ГИТ, которые носят нелинейный характер. При достижении предельно допустимого значения превышения температуры стенки бака силового трансформатора в наиболее нагретой точке, установленного ГОСТ, силовой трансформатор должен быть отключен газовой защитой во избежание выхода его из строя.

При геомагнитных бурях в обмотках силовых трансформаторов следует учитывать не только основные и добавочные потери при номинальном режиме работы, но и дополнительные добавочные потери от вихревых токов и дополнительные основные потери, вызванные увеличением рабочего тока в обмотках силового трансформатора за счет протекания ГИТ и резкого возрастания тока намагничивания, которые могут нагреть металлические элементы конструкции и токоведущие части или локальные участки этих элементов выше предельной температуры и вызвать интенсивное газообразование.

Расчёт добавочных потерь от вихревых токов и соответствующих значений скорости нарастания температуры в обмотках силового трансформатора выполнен с учетом вклада магнитных полей от каждой n-й гармонической составляющей тока намагничивания. Расчеты выполнены на примере силового трансформатора ТРДН 63000/115/6,3/6,3, причем в расчетной модели силового трансформатора обмотки НН1 и НН2 заменены одной обмоткой НН высотой hH 1 hH 2 hH, толщиной d H 1 d H 2 d H и средним радиусом rH 1 rH 2 rH.

Расчет и оценка добавочных потерь в обмотке от вихревых токов при воздействии ГИТ выполнены по выражению для относительных значений:

nk Pвих ( А2 k з I н I 0(1) A3 n 2 I 0( n ) ), kз 2 (7) Pвих* Pвих,н A1 I н n где A1, A2, A3 – расчетные коэффициенты, определяются параметрами обмоток СТ;

I н – действующее значение рабочего тока обмотки при номинальной нагрузке СТ при отсутствии ГИТ;

I 0 (1) и I 0 ( n ) – действующие значения 1-й и n -й гармонических составляющих тока намагничивания;

Pвих, н А1I н2 – добавочные потери в обмотке от вихревых токов при номинальной нагрузке СТ при отсутствии ГИТ;

k з – коэффициент загрузки силового трансформатора.

Из выражения (7) следует, добавочные потери в обмотке от вихревых токов при воздействии ГИТ состоят из двух составляющих ~ Pвих Pвих Рвих, (8) где Pвих k з Pвих.н – добавочные потери в обмотке силового трансформатора при ~ отсутствии ГИТ;

Pвих – дополнительные добавочные потери в обмотке силового трансформатора, вызванные протеканием ГИТ:

A nk A ~ Pвих Рвих,н ( 2 k з I 0(1)* 3 n 2 I 0( n )* ).

(9) A1 A1 n Дополнительные добавочные потери в обмотке силового трансформатора от вихревых токов при воздействии ГИТ определяются значениями 1-й и n -й гармонических составляющих тока намагничивания, которые в свою очередь зависят от величины ГИТ, и коэффициентом загрузки силового трансформатора.

Расчет и оценка основных потерь силовых трансформаторов при воздействии ГИТ выполнены по выражению для относительных значений:

1 2 Pосн nk k з2 2 I ГИТ 2k з I н I 0(1) I 02( n ), Pосн * (10) Pосн,н Iн n где IГИТ – действующее значение геоиндуцированного тока в обмотке силового трансформатора;

Pосн.н – основные потери в обмотке, вызванные рабочим током, равным номинальному току Iн силового трансформатора при отсутствии ГИТ.

Из выражения (10) следует, что основные потери в обмотке силового трансформатора при протекании ГИТ состоят из двух составляющих:

~ Pосн Pосн Pосн, (11) где Pосн k з2 Pосн.н – основные потери в обмотке силового трансформатора при ~ отсутствии ГИТ;

Pосн – дополнительные основные потери в обмотке силового трансформатора, вызванные протеканием ГИТ:

2 nk ~ Pосн Pосн,н I ГИТ * 2k з I 0(1)* I 0(1)* I 0( n )*.

2 (12) n Дополнительные основные потери в обмотке силового трансформатора при геомагнитных бурях определяются значением ГИТ, значениями 1-й и n -й гармонических составляющих тока намагничивания и коэффициентом загрузки силового трансформатора.

Соответственно, для расчета потерь в обмотках силовых трансформаторов при геомагнитных бурях следует использовать формулы:

для обмотки ВН ~В ~В Pобм Росн Росн Pвих Рвих ;

В В В (13) для обмотки НН ~Н ~Н Pобм Росн Росн Pвих Рвих ;

Н Н Н (14) суммарные потери для обмоток ВН и НН ~ ~ Робм Pобм Робм Росн Росн Рвих Рвих.

В Н (15) В работе показано, что при протекании ГИТ по обмотке ВН силового трансформатора происходит увеличение дополнительных основных и добавочных потерь, причем дополнительные основные потери превышают дополнительные добавочные потери в зависимости от коэффициента загрузки в 4 – 4,8 раза.

Превышение температуры наиболее нагретой точки обмотки над температурой окружающей СТ среды (воздуха) определяется по выражению:

k з ННТ ММ,н 1 1,1 О М,н k з, В, 2 m' (16) где ММ,н – превышение наибольшей температуры масла в баке над температурой окружающей среды при номинальной нагрузке;

ОМ,н – превышение средней температуры обмотки над средней температурой масла в обмотке при номинальной нагрузке;

– отношение потерь холостого хода к потерям короткого замыкания;

m ' – коэффициент, зависящий от системы охлаждения СТ;

k з,В – коэффициент загрузки обмотки ВН силового трансформатора.

На основании ограничений для предельных превышений температуры наиболее нагретой точки обмотки над температурой окружающего воздуха прННТ,1 100 0 С при В,1 40 0 С и прННТ, 2 120 0 С при В, 2 20 0 С с учетом (16) установлены допустимые уровни геоиндуцированных токов в обмотке ВН силовых трансформаторов ТРДН и ТРДЦН напряжением 115/10,5/10,5 и 115/6,3/6,3 и мощностями 25…80 МВА, устанавливаемых на ГПП промышленных предприятий и городов, от коэффициента загрузки. На рисунке 10 приведены зависимости допустимых геоиндуцированных токов в обмотке ВН силовых трансформаторов типа ТРДН и ТРДЦН от коэффициента загрузки при температуре окружающего воздуха В, 2 20 0 С.

Рисунок 10 – Допустимые уровни геоиндуцированных токов в обмотке ВН при различной нагрузке силовых трансформаторов типа ТРДН и ТРДЦН Таким образом, установленные критерии допустимых значений ГИТ при различной нагрузке позволяют определить нагрузочную способность силовых трансформаторов типов ТРДН и ТРДЦН напряжением 115/10,5/10,5 и 115/6,3/6, при геомагнитных бурях различной интенсивности. С уменьшением номинальной мощности силового трансформатора снижается предельно возможная перегрузка силового трансформатора при геомагнитных бурях. Увеличение нагрузочной способности силовых трансформаторов выше установленных значений при геомагнитных бурях может привести к перегреву обмоток силового трансформатора и срабатыванию газовой защиты силового трансформатора на отключение, что приведет к нарушению электроснабжения потребителей СЭС.

В четвертой главе разработаны принципы моделирования несинусоидальных режимов работы систем электроснабжения с высоковольтной электродвигательной нагрузкой при намагничивании магнитной системы силовых трансформаторов ГПП СЭС геоиндуцированными токами. Насыщение магнитной системы силового трансформатора ГПП в присутствии геоиндуцированных токов вызывает снижение величины и нарушение синусоидальности напряжения питания распределительной сети 6…10 кВ. При этом можно выделить две составляющие потерь напряжения питания распределительной сети (РС). Первая составляющая не нарушает синусоидальности напряжения питания РС и обусловлена увеличением реактивной мощности намагничивания магнитной системы силового трансформатора ГПП.

Вторая составляющая нарушает синусоидальность напряжения питания РС и обусловлена гармоническими составляющими намагничивающего тока.

При анализе влияния геоиндуцированных токов на режимы работы систем электроснабжения наибольший интерес представляет высоковольтная электродвигательная нагрузка, особенно синхронные двигатели (СД) с прямым включением в электрическую сеть, т.к. в условиях ухудшения качества напряжения питания может произойти нарушение их статической и динамической устойчивости.

Для определения характера изменения высших гармоник и напряжения в распределительной сети 6…10 кВ при геомагнитных бурях все элементы СЭС – питающая линия электропередач (ЛЭП) 110…220 кВ, силовой трансформатор ГПП, кабельные линии 6…10 кВ рассмотрены в виде схем замещения для высших гармоник. Контур намагничивания силового трансформатора учтен введением I источника гармонических составляющих I 0(n ) намагничивающего тока. Для 0( n ) n анализа токов высших гармоник, протекающих в статорных обмотках СД при намагничивании магнитной системы силового трансформатора ГПП геоиндуцированными токами, получено выражение для среднего эквивалентного комплексного сопротивления синхронного электродвигателя для n-й гармоники:

Z d q ( n ) Rd q ( n ) jx d q ( n ), (17) где – средние Rd q ( n ) R( n ) 0,5 ( Rd ( n ) Rq ( n) ), хd q ( n ) х ( n ) 0,5 ( хd ( n) хq ( n ) ) эквивалентные активное и реактивное сопротивления СД по двум осям для n-й гармоники;

R(n ), х (n ) – активное и индуктивное сопротивления рассеяния статорной g d ( n ) g1q ( n ) обмотки СД для n-й гармоники;

Rd ( n ) – суммарные ;

Rq ( n ) b b q ( n ) 2 2 2 g g d ( n ) d ( n ) 1q ( n ) активные сопротивления параллельных ветвей схемы замещения СД для n-й bd ( n ) гармоники по продольной и поперечной осям;

xd ( n ) ;

bd ( n ) 2 g d ( n ) bq ( n ) – суммарные реактивные сопротивления параллельных ветвей xq ( n ) g12q ( n ) bq ( n ) схемы замещения СД для n-й гармоники по продольной и поперечной осям;

bad – суммарные активная и реактивная g d ( n ) g f ( n ) g1d ( n ) ;

bd ( n ) ( ) b f ( n ) b1d ( n ) n проводимости параллельных ветвей схемы замещения СД по продольной оси для n baq й гармоники;

bq ( n ) ( ) b1q ( n ) – суммарная реактивная проводимость параллельных n ветвей схемы замещения СД по поперечной оси для n-й гармоники.

Для анализа высших гармонических тока в статорных обмотках СД были рассмотрены следующие схемы электроснабжения высоковольтных электродвигателей (ЭД): через шины НН ГПП предприятий (с силовым двухобмоточным трансформатором;

с силовым трансформатором с расщепленными обмотками;

с силовым трехобмоточным трансформатором) или через распределительные подстанции 6…10 кВ.

В случае питания высоковольтных СД от шин низкого напряжения 6…10 кВ ГПП предприятия с трансформаторами с расщепленными обмотками ток n-й гармоники, протекающий в обмотке статора СД, подключенного к секциям шин (СШ) I с, можно записать в виде I СД ( n ) I К В Н К С12 К Д ( I ) I 0( n ), (18) ток n-й гармоники в обмотке статора СД, подключенного к секциям шин II с – в виде I СД ( n ) II К В Н К С 21 К Д ( II ) I 0( n ), (19) где К В Н – комплексный коэффициент деления n-й гармоники намагничивающего тока силового трансформатора между сторонами ВН и НН;

КС1 2, КС 2 1 – комплексные коэффициенты деления n-й гармоники намагничивающего тока СТ между расщепленными обмотками НН1 – НН2, причем К С1 2 К С 21 1;

К Д ( I ), К Д ( II ) – комплексные коэффициенты деления n-й гармоники намагничивающего тока силового трансформатора между обмоткой СД и поперечной емкостной проводимостью питающего кабеля 6…10 кВ.

Установлены требования к схемным решениям и параметрам систем электроснабжения при геомагнитных бурях, обеспечивающие снижение влияния ГИТ на потребители, в том числе и высоковольтные СД.

1. При выполнении ЛЭП 110…220 кВ полностью кабельной линией или воздушной линией с кабельной вставкой при входе на ГПП для большинства гармонических составляющих будет выполняться условие К В Н 1. В этом случае на сторону НН силового трансформатора проникает лишь незначительная часть соответствующей гармоники n намагничивающего тока (в среднем около 5%). Это объясняется существенным шунтирующим эффектом, который оказывает поперечная емкостная проводимость кабельной линии КЛ 110…220.

Однако может найтись такая резонансная гармоника nр, при которой коэффициент деления К В Н существенно возрастет и будет стремиться к 1.

Резонансный контур, образованный емкостью кабельной линии КЛ 110…220 кВ и индуктивностью фазного провода воздушной линии ВЛ 110...220 кВ, является своеобразным фильтром с большим входным сопротивлением для nр гармоники намагничивающего тока. Поэтому ток nр гармоники практически полностью «стекает» на сторону НН силового трансформатора ГПП. Так же возможно заметное увеличение значения коэффициента К В Н для ряда «околорезонансных» гармоник.

Таким образом, кабельная линия или вставка со стороны ВН силового трансформатора ГПП может служить естественной защитой от высших гармоник намагничивающего тока в случае воздействия геоиндуцированных токов при геомагнитных бурях для потребителей, включая и СД, на стороне НН.

2. Для всех гармоник намагничивающего тока силового трансформатора ГПП значения модуля комплексного коэффициента деления К C12 0,5. Некоторая несимметрия возможна различием параметров кабельных линий КЛ 6…10 кВ, питающих СД от секций шин I с и II с. Таким образом, электроснабжение высоковольтных СД через трансформатор с расщепленными обмотками или трехобмоточный трансформатор ослабляет действие гармоник намагничивающего тока силового трансформатора в два раза.

3. Коэффициенты деления К Д ( I ) и К Д ( II ) определяются протяженностью кабельных линий КЛ 6…10 кВ. В этой связи возможны резонансные явления в диапазоне частот наиболее значимых гармоник намагничивающего тока. При этом, чем протяженней будет кабельная линия КЛ 6…10 кВ, тем ниже порядок резонансной гармоники и соответственно выше уровень воздействия на СД.

Расчеты, выполненные для различных схем электроснабжения высоковольтных ЭД, позволили определить условия, при которых коэффициенты деления К В Н и К C12 ( K C 21 ) могут принимать максимальное значение К ВН 1, К C12 1 ( K C 21 1), а коэффициенты деления К Д ( I ), К Д ( II ) многократно превысят единичное значение, т.е. К Д ( I ) 1, К Д ( II ) 1.

1. Питание силового трансформатора ГПП осуществляется только от воздушной линии ВЛ 110…220 кВ. При отсутствии шунтирующего действия поперечной емкостной проводимости кабельной линии 110…220 кВ bс1 (bс1 0) высшие гармоники намагничивающего тока силового трансформатора ГПП будут «стекать» на сторону НН, а коэффициент деления соответственно примет максимальное значение К В Н 1,0. Критическая длина воздушной линии 110…220 кВ определяется параметрами СЭС и может быть определена из выражения Z d q (1) 20,3 км, l ВЛ кр 5 (20) x0 r где Z d q (1) – среднее эквивалентное сопротивления СД по двум осям на частоте основной гармоники (n=1);

r0, x0 – погонные параметры воздушной линии ВЛ 110…220 кВ.

2. Питание СД осуществляется только от одной секции шин, I с или II с. Такая ситуация возможна при проведении ремонтных работ, при аварийном отключении одной из секций НН силового трансформатора. Также такой вариант возможен при электроснабжении высоковольтных СД от ГПП с двухобмоточным трансформатором или от одной секции шин 6 или 10 кВ трехобмоточного трансформатора. В этом случае коэффициенты деления К C12 1, K C 21 0 или К C12 0, K C 21 1, т.е. гармонические составляющие тока намагничивания полностью передаются на сторону НН.

3. Длина кабельной линии КЛ 6…10 кВ достаточно большая для возникновения резонансных явлений между поперечной емкостной проводимостью КЛ 6…10 кВ и индуктивной составляющей эквивалентного комплексного сопротивления СД в области частот гармоник n2 намагничивающего тока силового трансформатора.

Критическая длина кабельной линии КЛ 6…10 кВ, при которой наступают резонансные явления непосредственно в статорных обмотках СД, определяется по выражению:

хd q (1) l КЛ кр, (21) bc 0 R n х n bc 0 хd q (1) 2 2 2 d q (1) d q (1) где bc 0 – погонная емкостная проводимость КЛ 6…10 кВ;

хd q (1), Rd q (1) – реактивная и активная составляющие эквивалентного комплексного сопротивления СД на частоте основной гармоники (n=1).

Установлено, критическая длина кабельной линии КЛ 6 кВ находится в диапазоне l КЛ кр (2,9 804) км, критическая длина кабельной линии КЛ 10 кВ – в диапазоне l КЛ кр (2,66 920) км. При l КЛ l КЛ кр min резонансные явления наступают на частоте гармоники намагничивающего тока;

при l КЛ кр min l КЛ l КЛ кр возможны max резонансные явления на частоте нескольких гармоник намагничивающего тока силового трансформатора, при этом коэффициенты деления К Д ( I ) К Д ( II ) 1,0 ;

при практически не реальном, но теоретически возможном случае, когда l КЛ l КЛ кр max, резонансные явления будут наблюдаться на частоте всех гармонических составляющих намагничивающего тока силового трансформатора, в этом случае коэффициенты деления К Д ( I ) 1, К Д ( II ) 1.

Таким образом, наиболее тяжелые последствия для высоковольтных СД наступят в том случае, когда рассмотренные выше условия будут действовать одновременно. В результате высшие гармоники намагничивающего тока силового трансформатора ГПП практически полностью протекают по статорным обмоткам СД.

В пятой главе разработаны методы расчета геоиндуцированных токов в системе электроснабжения в зависимости от интенсивности и направления вектора распространения геоэлектрического поля при геомагнитной буре и выполнена их компьютерная реализация в расчетной модели СЭС.

В работе показано, что при расчете геоиндуцированных токов в системе электроснабжения применимы законы линейных электрических цепей с активным сопротивлением, где источником является рассчитанное геоэлектрическое поле в данный момент времени, и модели с дискретным заземлением. Если ЛЭП состоит из Nl прямолинейных участков, то Nl E cos i li i I ГИТ i, (22) R где Еi – значение напряженности геоэлектрического поля на i-м прямолинейном участке ЛЭП;

i – угол ориентации i-го участка ЛЭП относительно направления силовой линии геоэлектрического поля;

li – длина i-го прямолинейного участка ЛЭП;

R – суммарное сопротивление для контура протекания геоиндуцированных токов.

В результате расчетов получено, что с увеличением класса напряжения линии электропередачи, напряженности геоэлектрического поля значения геоиндуцированных токов в линиях электропередач растут. Данное обстоятельство связано с увеличением длин, потоков передаваемых мощностей, уменьшением погонного сопротивления высоковольтных ЛЭП при увеличении их класса.

Значения ГИТ при сильных геомагнитных бурях в линиях электропередач могут быть сопоставимы с их рабочими токами в фазе.

При применении многоузловых моделей при расчете ГИТ возникают трудности с определением углов ориентации i для каждого прямолинейного i-го участка ЛЭП относительно направления силовой линии геоэлектрического поля.

Поэтому для расчета геоиндуцированных токов в СЭС при геомагнитных бурях необходимо задавать матрицу потенциалов геоэлектрического поля в узловых точках расчетной модели Uij. Для этого следует определять географические координаты – расположение объектов СЭС на карте местности. Применение координатной привязки объектов СЭС к географической карте местности позволило учесть влияние направления распространения геоэлектрического поля на величины разностей потенциалов между объектами СЭС и геоиндуцированных токов в ЛЭП.

Расчеты показали, что большие значения разностей потенциалов и геоиндуцированных токов наблюдаются при совпадении направлений расположения объектов СЭС на географической карте местности и вектора напряженности геоэлектрического поля.

Разработанный метод расчета геоиндуцированных токов реализован в пакете расширения Simulink системы MATLAB с применением модернизированных стандартных блоков, имеющихся в библиотеке SimPowerSystems. Модернизация стандартных блоков, имеющихся в библиотеке SimPowerSystems, позволила моделировать процессы насыщения силовых трансформаторов при геомагнитных бурях и определять достоверные значения токов намагничивания, геоиндуцированные токи, мгновенные значения токов и напряжений в элементах СЭС, а также выполнять их гармонический анализ для оценки влияния геомагнитных бурь на электроснабжение потребителей и устанавливать критерии допустимых значений ГИТ и параметров СЭС при геомагнитных бурях.

Для оценки влияния ГИТ на электроснабжение потребителей разработана модель системы электроснабжения городского округа Тольятти, которая является частью энергосистемы Самарской обл. Характерные черты СЭС г.о. Тольятти присущи для любой мощной СЭС: наличие крупных источников питания – тепловые электростанции и гидроэлектростанция (ЭС);

наличие межсистемных и внутрисистемных линий связи напряжением 110, 220 и 500 кВ и крупных узловых трансформаторных подстанций (ТП) с классами напряжений 500/220/110, 220/110/10 кВ. В модели СЭС учтены подстанции для электроснабжения промышленной и городской нагрузки с классами напряжений 220/10, 110/10, 110/6,3 кВ. Силовые трансформаторы и автотрансформаторы ЭС и ТП СЭС выполнены с заземленными нейтралями. В СЭС г.о. Тольятти присутствует большое количество длинных ЛЭП всех классов напряжений, ориентированных в основном в направлении запад – восток. Поэтому при интенсивной геомагнитной буре и при совпадении направления распространения геоэлектрического поля с направлением расположения объектов СЭС на географической карте местности возможны значительные по величине геоиндуцированные токи в нейтралях и заземленных обмотках СТ и фазных проводах ЛЭП, которые могут привести к нарушению электроснабжения потребителей. Координатная привязка базовых объектов СЭС к географической карте местности приведена на рисунке 11. Изменение напряженности геоэлектрического поля при геомагнитной буре в расчетной модели принято типичным с максимальными значениями 6, 10, 15, 20 В/км. Направление горизонтальной компоненты напряженности геоэлектрического поля E(x,y) при компьютерном моделировании принято запад – восток и показано на рисунке 11.

Рисунок 11 – Координатная географическая привязка базовых объектов, входящих в СЭС г.о. к географической карте местности В расчетной модели принято: воздействие импульса напряженности геоэлектрического поля на СЭС начинается с начала расчета модели. До 370 с и после 1740 с величина индуцированного геоэлектрическим полем напряжения между заземлителями подстанций СЭС не превышает 14 В. Поэтому расчет режимов работы СЭС при геомагнитных бурях выполнен с 370 с по 1740 с.

Расчеты выполнены для двух подстанций: ГПП-70 (подстанция «КуйбышевАзот»), электроснабжение которой осуществляется от «короткой» линии ВЛ 110 кВ длиной 11,47 км, и «Елховка», электроснабжение которой осуществляется от «длинной» линии ВЛ 110 кВ длиной 54,4 км. На подстанциях установлены силовые трансформаторы типа ТРДН-63000/115/6,3/6,3. Основной нагрузкой подстанций являются высоковольтные синхронные двигатели.

На рисунках 12 и 13 приведены результаты компьютерного моделирования при различных интенсивностях геоэлектрического поля – геоиндуцированные токи в фазе обмотки ВН и осциллограммы токов намагничивания силового трансформатора Т1 подстанции «Елховка». Форма кривой геоиндуцированного тока в обмотке ВН силового трансформатора Т1 повторяет форму кривой импульса геоэлектрического поля, максимальная величина ГИТ определяется максимальным значением напряженности геоэлектрического поля Е(х,у) и составляет от 15,4 А для Е(х,у) = 6 В/км до 82,6 А для Е(х,у) = 20 В/км. При Е(х,у) = 6 В/км амплитудные значения тока намагничивания достигают значений 151 А, Е(х,у) = 20 В/км – 645 А. Кривая тока намагничивания сильно искажена, наблюдается эффект однополупериодной несимметрии.

Рисунок 12 – Геоиндуцированные токи в фазе обмотки ВН силового трансформатора Т1 подстанции «Елховка» Рисунок 13 – Осциллограммы тока намагничивания силового трансформатора Т подстанции «Елховка» Полученные результаты компьютерного моделирования находятся в хорошем качественном согласии со статистическими данными по воздействию ГИТ на системы электроснабжения.

В шестой главе рассмотрены условия обеспечения эффективного функционирования по несинусоидальности напряжения для высоковольтных электродвигателей при геомагнитных бурях. Показано, что параметры источника высших гармоник в СЭС при воздействии ГИТ, которым является контур намагничивания силового трансформатора, зависят от величины ГИТ, определяемого параметрами СЭС и параметрами геоэлектрического поля, и не зависят от коэффициента загрузки силового трансформатора.

В диссертации исследовалось влияние параметров СЭС, например длин воздушных ЛЭП 110…220 кВ, коэффициента загрузки силового трансформатора и интенсивности геоэлектрического поля на несинусоидальность тока и напряжения на шинах ВН и шинах потребителей силовых трансформаторов ГПП.

На рисунках 14 и 15 приведены результаты компьютерного моделирования в виде осциллограмм тока и линейчатых спектров гармонических составляющих тока обмотки НН силового трансформатора Т1 ТРДН-63000/115/6,3/6,3 подстанции «Елховка» для момента времени 1290 с при различных интенсивностях геоэлектрического поля.

Рисунок 14 – Осциллограммы тока в обмотке НН силового трансформатора Т подстанции «Елховка» I(n)/I(1), % Е=6 В/км 30 Е=10 В/км Е=15 В/км Е=20 В/км 20 n 0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 Рисунок 15 – Линейчатые спектры гармонических составляющих тока обмотки НН силового трансформатора ТРДН-63000/115/6,3/6,3 ГПП «Елховка» В кривой тока отсутствуют постоянная и кратные 3-м гармонические составляющие. При Е(х,у) = 6 В/км 2-я, 4-я и 5-я гармонические составляющие тока составляют соответственно 2;

2,1;

2,4 % и при Е(х,у) = 20 В/км – соответственно 4,9;

2,5 и 3,8 %. Полный коэффициент гармоник тока в обмотке НН силового трансформатора при интенсивностях геоэлектрического поля Е(х,у) = 6 – 20 В/км составляет KI(n) = 3,37 – 6,67 %.

На рисунках 16 и 17 приведены результаты компьютерного моделирования в виде осциллограмм напряжения и линейчатых спектров гармонических составляющих напряжения обмотки НН силового трансформатора ТРДН 63000/115/6,3/6,3 подстанции «Елховка» для момента времени 1290 с при различных интенсивностях геоэлектрического поля. Кривые напряжения обмотки НН силового трансформатора искажены значительно.

Рисунок 16 – Осциллограммы напряжения обмотки НН силового трансформатора Т1 подстанции «Елховка» U(n)/U(1), % 25 Е=6 В/км Е=10 В/км Е=15 В/км Е=20 В/км 20 n 0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 Рисунок 17 – Линейчатые спектры гармонических составляющих напряжения обмотки НН силового трансформатора ТРДН-63000/115/6,3/6,3 ГПП «Елховка» Полный коэффициент гармоник напряжения обмотки НН силового трансформатора при интенсивностях геоэлектрического поля Е(х,у) = 6 – 20 В/км соответственно составляет KU(n) = 16,0 – 22,29 % и превышает предельное значение KU(n) = 8%, нормируемое ГОСТ Р 54149-2010. Линейчатые спектры показывают, что отсутствуют гармонические составляющие кратные 3-м, однако четные и нечетные гармонические составляющие превышают значения, нормируемые ГОСТ Р 54149 2010 для сетей напряжением 6 кВ.

Расчеты показали, увеличение длин высоковольтных воздушных ЛЭП 110…220 кВ и напряженности геоэлектрического поля и в меньшей степени снижение коэффициента загрузки силового трансформатора приводят к усилению высших гармонических тока и напряжения на шинах ВН силового трансформатора ГПП и шинах питания потребителей.

Высшие гармонические составляющие, присутствующие во временных зависимостях токов статорных обмоток СД приводят к дополнительным потерям мощности, к появлению дополнительных составляющих электромагнитного момента, к ухудшению и даже нарушению статической устойчивости. Наиболее опасны для СД дополнительные потери мощности, вызывающие увеличение температуры изоляции, особенно в пазовой части статорных обмоток в период ГМБ.

В диссертации исследованы высшие гармонические тока в статорных обмотках СД, подключенных к шинам НН подстанции «Елховка», питаемой от «длинной» ВЛ, и для сравнения – шинам НН ГПП «КуйбышевАзот», питаемой от «короткой» ВЛ 110 кВ. При питании СД от ГПП «КуйбышевАзот» величина дополнительных потерь составит Р Д (n) 136 146 Вт. Таким образом, в случае питания ГПП «короткой» линией ВЛ 110 кВ дополнительные потери от высших гармоник намагничивающего тока не способны сколько-нибудь существенно снизить коэффициент полезного действия СД. В условиях питания от «длинной» линии ВЛ 110 кВ – подстанции «Елховка» – уровень высших гармоник тока в статорных обмотках СД многократно возрастает (особенно 2-я, 4-я и 5-я гармоники). В результате возрастают и дополнительные потери мощности в СД от высших гармоник тока, достигая уровня Р Дn 25,7 27,5 кВт (11 – 12% от потерь мощности в номинальном режиме).

Однако, когда К ВН 1, К C12 1 ( K C 21 1), К Д ( I ) К Д ( II ) 1,0, и, если эти условия выполняются одновременно, для СД могут наступить наиболее тяжелые последствия. В результате высшие гармоники намагничивающего силового трансформатора Т1 практически полностью протекают по статорным обмоткам СД, т.е.

I СД ( n ) I 0( n ), (23) а при питании СД от «длинных» кабельных линий (когда LКЛ LКЛ кр и maх коэффициенты деления К Д ( I ), К Д ( II ) могут многократно превысить единичное значение, т.е. К Д ( I ) 1, К Д ( II ) 1) I СД (n ) I 0( n ). (24) При соблюдении условия (23) дополнительные потери мощности в СД от высших гармоник тока превысят уровень потерь мощности в номинальном режиме примерно в 1,43 раза и достигнут Р Дn =321,7 кВт, и возможен перегрев СД. Следует отметить, что основной вклад в образование дополнительных потерь вносят 2-я и 4 я гармоники намагничивающего тока силового трансформатора – дополнительные потери от этих гармоник составляют Р Дn =282,9 301,2 кВт. Коэффициент полезного действия СД от дополнительных потерь, обусловленных высшими гармоническими тока, снизится на 3,2%.

При анализе асинхронных моментов синхронного двигателя при наличии геоиндуцированных токов в системе электроснабжения установлено, что при неблагоприятном сочетании условий, когда К В Н 1, К C12 1 ( K C 21 1), К Д ( I ) К Д ( II ) 1,0, относительная величина асинхронного момента, обусловленная наиболее значимой 2-й гармоникой намагничивающего тока силового трансформатора, составит около М а ( 2) 5,2%. Такое значение асинхронного момента * способно оказать влияние на механическое движение ротора и нарушить устойчивую работу СД в случае номинальной нагрузки на валу в условиях пониженного напряжения питания.

Таким образом, для решения проблемы снижения влияния геоиндуцированных токов на электроснабжение потребителей рекомендуется учитывать два взаимосвязанных направления:

1. Обеспечение нормального функционирования силовых трансформаторов ГПП потребителей при геомагнитных бурях;

2. Обеспечение электромагнитной совместимости (ЭМС) электродвигательной нагрузки 6…10 кВ на шинах их питания при геомагнитных бурях.

Для обеспечения нормального функционирования силовых трансформаторов ГПП потребителей при геомагнитных бурях установлено:

1. Аварийная перегрузка силовых трансформаторов ГПП СЭС типа ТРДН и ТРДЦН мощностью 25…80 МВА напряжением 115/10,5/10,5 и 115/6,3/6, допустима в пределах 18 – 32% при температуре окружающего воздуха В, 2 20 0 С.

Нижнее значение соответствует мощности 25 МВА, верхнее – 80 МВА. При температуре окружающего воздуха В,1 40 0 С предельно допустимая нагрузка силовых трансформаторов снижается на 10 %.

2. На основании ограничений по превышению температуры стенки бака над температурой окружающего воздуха определено предельное время протекания ГИТ по обмоткам силовых трансформаторов от величины ГИТ, и соответственно интенсивности ГМБ. Например, для силового трансформатора ТРДН 63000/115/6,3/6,3 при температуре окружающего воздуха В, 2 20 0 С установлено предельно возможное время протекания IГИТ = 45 А – 825 с, IГИТ = 115 А – 100 с, т.е.

увеличение ГИТ в обмотке ВН силового трансформатора в 2,55 раза приводит к снижению допустимого времени протекания ГИТ, при котором температура стенки бака над температурой воздуха достигает предельно допустимого значения, в 8, раз.

3. В районах с повышенной геомагнитной активностью необходимо организовать мониторинг датчиками температуры наиболее нагретых точек стенок бака, а также обмоток силовых трансформаторов для контроля их температуры при геомагнитных бурях, т.к. современные системы мониторинга силовых трансформаторов средней мощности в РФ не предусматривают контроль теплового состояния бака и обмоток силового трансформатора при геомагнитных бурях. В качестве датчиков температуры рекомендуется использовать оптоволоконные температурные сенсоры. Определить места установки датчиков температуры на стенках бака и обмотках СТ позволят разработанные методы расчета максимальных удельных дополнительных потерь активной мощности и определения температуры наиболее нагретой точки от координат на стенке бака при ГМБ.

Для обеспечения ЭМС электродвигательной нагрузки 6…10 кВ при геомагнитных бурях выработаны требования к СЭС, обеспечивающие допустимый уровень несинусоидальности кривой напряжения на шинах их питания.

1. С целью обеспечения ЭМС электродвигательной нагрузки 6…10 кВ с питающей сетью при геомагнитных бурях электроснабжение высоковольтных электродвигателей должно выполняться через силовые трансформаторы ГПП с расщепленными обмотками или трехобмоточные СТ. Недопустимо отключение одной секции СШ НН силовых трансформаторов ГПП при геомагнитных бурях.

2. В районах с повышенной геомагнитной активностью для удаленных ГПП с длиной воздушной линии ВЛ 110…220 кВ LВЛ кр 20,3 км рекомендуется включение кабельных вставок. Кабельная линия или вставка со стороны ВН силового трансформатора ГПП может служить естественной защитой – фильтром от высших гармоник намагничивающего тока при геомагнитных бурях для потребителей на стороне НН ГПП, включая и СД, за счет увеличения емкостной поперечной проводимости линии электропередачи 110…220 кВ, питающей ГПП.

3. Для исключения резонансных явлений в статорных обмотках СД необходимо ограничение длины кабельных линий 6…10 кВ (не более 500 – 1000 м), питающих СД. Недопустимо электроснабжение высоковольтных электродвигателей от «длинных» кабельных линий 6…10 кВ: LКЛ 6 2,9 км, LКЛ10 2,66 км. При удаленном расположении потребителей от шин НН ГПП для снижения длин отдельных участков кабельных линий 6…10 кВ следует устанавливать промежуточные РП 6…10 кВ.

В зонах геомагнитной активности, а по данным специалистов Metateach Corp.

большая часть СЭС России подвержена влиянию геоиндуцированных токов, необходим постоянный мониторинг геоиндуцированных токов в глухозаземленных нейтралях силовых трансформаторов. Совместно с регистрацией квазипостоянных токов в нейтралях силовых трансформаторов необходим анализ сопутствующих факторов – исследование токов и напряжений в обмотках силовых трансформаторов на присутствие четных высокочастотных составляющих при ГМБ с учетом вклада и изменения параметров потребителей, чтобы отсечь составляющие техногенного характера. Для этого в аппаратную часть системы мониторинга силового трансформатора следует ввести: систему анализа спектров сигналов в нейтрали – обнаружение квазипостоянной составляющей сигнала;

систему анализа спектров сигналов в обмотках ВН и НН – обнаружение четных высокочастотных составляющих сигналов при геомагнитных бурях.

Блок – схема разработанной системы измерения ГИТ в нейтрали силового трансформатора приведена на рисунке 18. В качестве датчика тока (ДТ) в разработанной системе измерения ГИТ используются токовые клещи – модель APPA39MR с частотным диапазоном от 0 до 10000 Гц, в основе работы которых лежит эффект Холла. Центр сбора данных располагается на пультовой, удаленной от места замера ГИТ на расстояние l. Для корректной оцифровки сигнала разработан блок усиления (БУ), позволяющий усилить аналоговый сигнал, поступающий с датчика тока по экранированному кабелю ЭКС-ГВПП3-5Е и отфильтровать его.

Блок усиления имеет возможность выбора коэффициента усиления. Питание на БУ поступает по тому же кабелю с пультовой от гальванически развязанного источника питания. Усиленный и отфильтрованный сигнал с блока усиления поступает на модуль сбора и оцифровки сигнала NI-6289. За основу промышленного персонального компьютера (ПК) взята платформа PXI со встроенным контроллером NI PXI – 8133.

Рисунок 18 – Блок – схема измерения геоиндуцированного тока в нейтрали силового трансформатора Система регистрации ГИТ в нейтралях силовых трансформаторов при геомагнитных бурях удовлетворяет следующим условиям: непрерывное измерение в течение 24 часов и 7 дней в неделю, возможность удалённого мониторинга измерений (просмотр состояния и изменения настроек), а также удалённого сбора информации.

ЗАКЛЮЧЕНИЕ В результате выполненной работы разработаны основы теории и эффективных режимов функционирования систем электроснабжения потребителей при воздействии геоиндуцированных токов, позволяющие достигать наиболее эффективных решений целого ряда технико-экономических задач на стадии проектирования, эксплуатации и реконструкции систем электроснабжения при геомагнитных бурях.



Pages:   || 2 |
 

Похожие работы:





 
2013 www.netess.ru - «Бесплатная библиотека авторефератов кандидатских и докторских диссертаций»

Материалы этого сайта размещены для ознакомления, все права принадлежат их авторам.
Если Вы не согласны с тем, что Ваш материал размещён на этом сайте, пожалуйста, напишите нам, мы в течении 1-2 рабочих дней удалим его.