Новости Электротехники 2(116) 2019





<  Предыдущая  ]  [  Следующая  >
Журнал 5(89) 2014 год     

Трансформаторное оборудование

Электродинамические испытания – необходимый этап создания нового трансформаторного и реакторного оборудования, в ходе которого проверяется правильность принимаемых конструкторско-технологических решений.
Алексей Алексеевич Кувшинов и Александр Юрьевич Хренников в своем материале рассматривают функциональные требования к коммутационному оборудованию для проведения электродинамических испытаний силовых трансформаторов.

ОБОРУДОВАНИЕ ДЛЯ ЭЛЕКТРОДИНАМИЧЕСКИХ ИСПЫТАНИЙ ТРАНСФОРМАТОРОВ
Высоковольтный сильноточный полупроводниковый ключ

Алексей Кувшинов, д.т.н., профессор кафедры «Электроснабжение и электротехника» Тольяттинского государственного университета
Александр Хренников, д.т.н., профессор, главный научный сотрудник Дирекции электрооборудования и ЛЭП ОАО «НТЦ ФСК ЕЭС», г. Москва

Проблематика и необходимость проведения электродинамических испытаний силовых трансформаторов уже освещались в ряде работ [1, 2, 3, 4].

В [2–5] описана практика проведения электродинамических испытаний с использованием высоковольтных тиристорных вентилей (ВТВ) широкой номенклатуры силовых трансформаторов номинальной мощностью до 666 МВА и номинальным напряжением 110–750 кВ. Такие испытания проводились на МИС ВЭИ (г. Тольятти) с 1983 по 1994 гг.

Проведение испытаний силовых трансформаторов на электродинамическую стойкость предполагает преднамеренное создание режима короткого замыкания (КЗ) при номинальном напряжении сетевой обмотки на предварительно заданный интервал времени [4, 5]. Такой испытательный режим может быть создан с помощью ВТВ, способного включаться в необходимый момент и сохранять проводящее состояние заданное количество периодов сетевого напряжения [5]. В этом отношении ВТВ предпочтительнее контактных коммутационных аппаратов.

Однако в настоящее время выпускаются силовые полупроводниковые приборы и других видов, которые по многим техническим параметрам вполне сопоставимы и даже превосходят мощные силовые тиристоры. Поэтому для обоснованного выбора элементной базы высоковольтного сильноточного полупроводникового ключа (ВСПК) необходимо сформулировать технические требования, которые учитывают специфические условия функционирования при проведении электродинамических испытаний силовых трансформаторов. Такая задача чрезвычайно актуальна, поскольку сейчас существует острая необходимость в проведении электродинамических испытаний силовых трансформаторов мощностью свыше 40 МВА.

КОММУТАЦИОННОЕ ОБОРУДОВАНИЕ

Для наиболее полного использования потенциала электродинамических испытаний необходимо коммутационное оборудование, способное обеспечить [3, 4]:

  • многократные циклы «В-О» испытуемых силовых трансформаторов с искусственно закороченными выводами к питающим шинам испытательного стенда с необходимой мощностью КЗ;
  • синхронизацию начала опытов КЗ с напряжением на шинах испытательного стенда с точностью до единиц микросекунд для обеспечения полной повторяемости проводимых экспериментов;
  • регулирование фазы включения в диапазоне (0 ÷ π/2) относительно момента перехода напряжения на шинах испытательного стенда через нулевое значение для нормирования апериодической составляющей тока КЗ;
  • синхронизацию окончания опытов с моментом перехода тока КЗ через нулевое значение для минимизации перенапряжений при отключении испытуемого трансформатора от шин испытательного стенда;
  • предварительное намагничивание магнитопровода испытуемого трансформатора однополярным током от напряжения на шинах испытательного стенда;
  • регулирование продолжительности опытов КЗ от одного периода промышленной частоты до максимально допустимой величины (3 с в соответствии с ГОСТ 11677-85).

Обеспечить выполнение перечисленных требований с помощью контактных коммутационных аппаратов (высоковольтных выключателей) практически невозможно, поскольку время включения и отключения в зависимости от конкретного типа может составлять десятки миллисекунд и является статистической характеристикой. Кроме того, высоковольтные выключатели имеют ограниченный коммутационный ресурс.

Таким образом, существует реальная необходимость создания ВСПК для проведения опытов КЗ с нормированным уровнем воздействий при электродинамических испытаниях силовых трансформаторов. Современная элементная база силовой электроники предоставляет достаточно широкий выбор различных видов силовых полупроводниковых приборов (СПП), которые обладают потенциальной возможностью для применения в составе ВСПК. К числу таких СПП можно отнести:

  • мощные низкочастотные тиристоры с управлением электрическим током (ЕТТ), особенности работы которых в условиях опытов КЗ силовых трансформаторов рассмотрены в [5];
  • мощные низкочастотные тиристоры с прямым управлением светом (фототиристоры – LTT), применение которых существенно упрощает схему и конструкцию высоковольтного тиристорного вентиля;
  • запираемые тиристоры (GTO), которые включаются и выключаются путем подачи на управляющий электрод импульсов соответственно положительного и отрицательного тока;
  • запираемые тиристоры с кольцевым выводом управляющего электрода, получившие название тиристоров с жестким управлением (GCT), и более совершенная их модификация – запираемые тиристоры с интегрированным устройством управления–драйвером (IGCT);
  • биполярные транзисторы с изолированным затвором (IGBT).

По функциональным возможностям каждый из перечисленных СПП способен обеспечить комплекс требований, сформулированных выше. Однако при выборе вида СПП необходимо учитывать специфические особенности режима работы ВСПК при проведении электродинамических испытаний. Основная особенность заключается в том, что аварийный режим КЗ испытуемого трансформатора является, по существу, номинальным для ВСПК. Последний должен обладать соответствующей коммутационной способностью и коммутационным ресурсом, чтобы многократно пропускать токи КЗ широкой номенклатуры силовых трансформаторов без превышения предельно допустимых значений параметров СПП. Для этого обязательно должна учитываться кратковременность опытов КЗ.

ТРЕБОВАНИЯ К ВСПК

Перегрузочная способность СПП, работающих в составе ВСПК, должна быть достаточной для пропускания тока КЗ на стороне высокого напряжения испытуемого силового трансформатора в двухобмоточном режиме при искусственном закорачивании выводов на стороне низкого напряжения. Кратность установившегося тока КЗ в двухобмоточных режимах трехфазного трансформатора определяется выражением:

, (1)

где uK% – напряжение КЗ испытуемого трансформатора, выраженное в процентах;
IНОМ, SНОМ – номинальный ток и номинальная мощность испытуемого силового трансформатора;
SC – мощность КЗ питающей сети на шинах испытательного стенда (с учетом промежуточных трансформаторов для согласования напряжений на шинах испытательного стенда с номинальным напряжением испытуемого трансформатора).

Для силовых трансформаторов с номинальной мощностью SНОМ = 40–1250 МВА, номинальным напряжением сетевых обмоток 110–500 кВ и напряжением КЗ uK% = 10–14% при SC ≈ 0 (шины бесконечной мощности) кратность установившегося тока КЗ составит I*K = 7,14–10. В именованных единицах действующие значения установившегося тока КЗ составят ≈ 1–18 кА.

В общем случае электродинамические испытания могут предусматривать воздействие на испытуемый трансформатор установившегося тока КЗ с наложением апериодической составляющей с нормированным значением ударных коэффициентов.

Согласно ГОСТ 11677-85 наибольший ударный ток КЗ (амплитуда первой полуволны тока КЗ) IУДm = IK · ( · kУД) определяется величиной ударного коэффициента kУД, которая в зависимости от соотношения uK(р) / uK(a) реактивной uK(р) и активной uK(a) составляющих напряжения КЗ испытуемого трансформатора может находиться в пределах kУД = 1,07–1,8. Для мощных трансформаторов принимают максимально возможное значение kУД = 1,8.

Для сравнительных оценок ВСПК, реализованных на основе различных видов СПП, целесообразно использовать понятие коммутационной мощности ВСПК, под которой следует понимать произведение действующего значения блокирующего напряжения на действующее значение пропускаемого тока. Следует различать номинальную коммутационную мощность, величина которой определяется установившимся током КЗ, и ударную коммутационную мощность, величина которой определяется ударным током КЗ.

Выражение (1) позволяет оценить величину номинальной коммутационной мощности при пропускании установившегося тока КЗ и напряжении на шинах испытательного стенда, равном номинальному напряжению UНОМ сетевой обмотки испытуемого трансформатора:

. (2)

В наиболее неблагоприятном случае SНОМ / SС ≈ 0 (шины испытательного стенда бесконечной мощности) и при типичных значениях напряжения КЗ uK% = 10–14% номинальная коммутационная мощность ВСПК достигает значений S*KНОМ 2,38–3,33, т.е. более чем в 2–3 раза превышает номинальную мощность SНОМ испытуемого силового трансформатора. Ударная коммутационная мощность благодаря апериодической составляющей тока КЗ увеличивается до значений S*KУД = KУД · S*K 4–6.

Таким образом, для обеспечения электродинамических испытаний силовых трансформаторов с номинальной мощностью до SНОМ = 1250 МВА ударная коммутационная мощность ВСПК должна составлять SКУД ≈ 7500 МВА.

Для сравнения, наиболее мощные серийные СПП таблеточной конструкции с диаметром кремниевой пластины 100–125 мм способны коммутировать мощность только до 10–20 МВА, т.е. во много раз меньше требуемой коммутационной мощности ВСПК. Данное обстоятельство необходимо учитывать при выборе вида СПП, силовой схемы ВСПК и способа применения последнего в опытах КЗ.

СХЕМЫ ВКЛЮЧЕНИЯ ВСПК

На рис. 1 представлены два возможных варианта включения ВСПК в схему проведения электродинамических испытаний силового трансформатора Т.

Рис. 1. Схемы включения ВСПК для реализации полного коммутационного цикла (а) и синхронизации опытов КЗ (б)

В первом случае (рис. 1а) для проведения опыта КЗ ВСПК должен осуществлять полный коммутационный цикл, состоящий из следующих этапов:

  • блокирование напряжения UC на шинах испытательного стенда после включения выключателя Q1;
  • включение в заданную фазу напряжения UC для обеспечения нормированной величины апериодической составляющей тока КЗ;
  • пропускание аварийного тока КЗ в течение заданной продолжительности опыта КЗ;
  • выключение в момент перехода тока IK КЗ через нулевое значение для минимизации амплитуды восстанавливающегося напряжения;
  • блокирование восстанавливающегося напряжения до отключения выключателя Q1.

Выключатель Q1 выполняет защитные функции, обеспечивая при отказе ВСПК прекращение опыта КЗ в результате действия максимальной токовой защиты (МТЗ) с выдержкой времени, согласованной с требуемой продолжительностью опыта КЗ. Сигналы трансформаторов напряжения TV и тока ТА поступают в шкаф управления (ШУ) для синхронизации соответственно моментов включения и отключения ВСПК.

Во втором случае (рис. 1б) ВСПК обеспечивает только синхронизацию опытов КЗ. Из полного коммутационного цикла исключается этап пропускания аварийного тока КЗ. Испытательная схема усложняется за счет введения шунтирующего выключателя Q2, но требования к коммутационной мощности ВСПК существенно снижаются. Включение ВСПК должно происходить в заданную фазу напряжения UC, но с некоторым опережением ΔtОП относительно момента замыкания контактов шунтирующего выключателя Q2. Если обеспечить ω · ΔtОП ≤ π/2, то ВСПК не будет подвергаться воздействию амплитуды ударного тока КЗ (здесь ω – угловая частота сетевого напряжения). После замыкания контактов ток КЗ переходит в цепь шунтирующего выключателя Q2, поскольку падение напряжения на переходном сопротивлении контактов во много раз меньше падения напряжения на p-n переходах СПП.

Выключение ВСПК должно происходить после размыкания контактов шунтирующего выключателя Q2 в момент первого перехода тока КЗ через нулевое значение, т.е. с некоторым запаздыванием ΔtЗП. Продолжительность интервала запаздывания не превысит величины, определяемой неравенством ω · ΔtЗП ≤ π. Таким образом, общая продолжительность интервалов протекания тока через ВСПК в начале и в конце опыта КЗ не превысит одного периода сетевого напряжения. В результате коммутационная мощность синхронизирующего ВСПК для испытательной схемы, изображенной на рис. 1б, должна быть существенно меньше коммутационной мощности ВСПК полного коммутационного цикла для испытательной схемы, изображенной на рис. 1а.

ТРЕБОВАНИЯ К СПП

Сравнительный анализ коммутационной способности различных видов СПП удобно проводить на основе обобщенных характеристик, которыми могут служить номинальная коммутационная мощность:

и ударная (импульсная) коммутационная мощность единичного прибора:

,

где IКЛ , UКЛ – классификационные значения тока и напряжения СПП;
IУД – ударный (импульсный) ток в открытом состоянии.

Номинальная коммутационная мощность SПНОМ характеризует коммутационную способность СПП в длительных режимах работы с установившимся тепловым режимом полупроводниковой структуры. Ударная коммутационная мощность SПУД характеризует предельную величину мощности, которую СПП способен коммутировать только в кратковременном режиме, пока температурный режим полупроводниковой структуры не успевает достигнуть теплового равновесия и превысить предельно допустимый уровень.

В табл. 1 представлены значения номинальной и ударной коммутационной мощности трех видов СПП различных производителей: ОАО «Электровыпрямитель» (фототиристор типа ТФ183–2000) [6], АВВ Semiconductors (IGCT типа 5SHY35L4510) [7] и IXYS (IGBT типа T1800GA45A) [8]. Выбранные СПП имеют таблеточную конструкцию (корпус press–pack), наиболее удобную для изготовления высоковольтных конструкций, и практически одинаковый диаметр кремниевой пластины (≈ 100 мм).

Табл. 1. Сравнительная характеристика коммутационной способности СПП различных типов

В качестве классификационного напряжения в табл. 1 указаны для тиристоров повторяющееся импульсное прямое (UDRM) и обратное (URRM) напряжение в закрытом состоянии, а для IGBT – максимально допустимое постоянное напряжение коллектор–эмиттер (UCE) и постоянное обратное напряжение (UR).

В качестве классификационного тока в табл. 1 для тиристоров указан средний ток в открытом состоянии ITAV. Дополнительно для IGCT указан импульсный запираемый ток ITQRM, а для IGBT – максимально допустимое значение постоянного тока коллектора IC. В качестве ударного тока для тиристоров показан ударный неповторяющийся ток в открытом состоянии ITSM, для IGBT – импульсный коллекторный ток ICM.

Как видно из табл. 1, по величине номинальной коммутационной мощности рассматриваемые виды СПП вполне сопоставимы. Однако отношение ударной коммутационной мощности к номинальной κПMAX = SПУД / SПНОМ, характеризующее предельную перегрузочную способность СПП, составляет для фототиристоров κПMAX 19, для запираемых тиристоров κПMAX = 8, для транзисторов с изолированным затвором только κПMAX = 2. Следует отметить, что в последнем случае допустимая длительность протекания импульсного коллекторного тока (1 мс) значительно меньше допустимой длительности протекания ударного неповторяющегося тока через тиристоры (10 мс).

Ударная коммутационная мощность ВСПК:

(3)

определяется ударной коммутационной мощностью единичного СПП и количеством N последовательно-параллельно соединенных приборов. Выражение (3) позволяет с учетом (2) определить минимально необходимое количество СПП в составе ВСПК по номинальным параметрам испытуемого трансформатора:

, (4)

где S*ПНОМ = SПНОМ / SНОМ; S*C = SC / SНОМ.

Поскольку продолжительность опытов КЗ отличается от допустимой длительности ударного тока, указанной в информационных материалах, величина kП должна выбираться таким образом, чтобы 1 ≤ kПkПМАХ.

При kП = 1 силовые приборы работают в номинальном режиме при классификационных значениях тока и напряжения. В этом случае практически не используются перегрузочные способности СПП, количество которых в составе ВСПК будет максимальным.

Поэтому необходимо учитывать главную отличительную особенность ВСПК: благодаря кратковременности опытов КЗ испытуемого трансформатора температурный режим полупроводниковых структур СПП не достигает теплового равновесия. Это позволяет выбирать kП значительно больше единицы, но не превышая предельной величины kПМАХ. Чем больше значение kП, тем меньше потребуется СПП для реализации ВСПК, но тяжелее будет температурный режим полупроводниковых структур.

Способность СПП выдерживать аварийный ток определяется максимально допустимой температурой перехода на интервале проводимости, которая не должна достигать значений 400–600 °С, когда начинаются процессы шнурования прямого тока.

Максимально допустимая температура перехода в момент приложения обратного напряжения не должна достигать значений 200–300 °С из-за процесса шнурования обратного тока. Если к СПП после протекания аварийного тока прикладывается прямое напряжение, то температура перехода не должна превышать 150–170 °С, поскольку в противном случае возможно самопроизвольное включение [9, 10, 11]. Для обеспечения надежного функционирования ВСПК необходимо, чтобы температура полупроводниковых структур СПП на всем интервале опыта КЗ, включая этап восстановления напряжения, не превышала допустимой величины, указанной в информационных материалах (обычно 120 или 125 °С).

Анализируя классификационные параметры, представленные в табл. 1, можно заключить, что каждый из рассмотренных СПП можно использовать для создания ВСПК, способного коммутировать токи КЗ широкой номенклатуры силовых трансформаторов.

Для силовых трансформаторов с токами КЗ на стороне высокого напряжения до 1,5–3,0 кА существует принципиальная возможность создания ВСПК полного коммутационного цикла на базе высоковольтных IGBT.

При больших величинах тока короткого замыкания ВСПК полного коммутационного цикла может быть реализован на базе фототиристоров или запираемых тиристоров IGCT. Не следует исключать и вариант синхронизирующего ВСПК на базе IGBT.

ВЫВОДЫ

  1. Комплекс функциональных требований к коммутационному оборудованию для электродинамических испытаний силовых трансформаторов, включая предварительное намагничивание магнитопровода, синхронизацию, регулирование начальной фазы включения, пропускание и отключение тока КЗ, в наиболее полном объеме может быть выполнен только высоковольтным сильноточным полупроводниковым ключом.
  2. Для сравнительной характеристики различных вариантов реализации ВСПК целесообразно использовать понятия ударной и номинальной коммутационной мощности, величина которых для ВСПК в целом определяется параметрами испытуемого трансформатора и примыкающей сети, а для отдельных СПП определяется классификационными параметрами, указанными в информационных материалах.
  3. В зависимости от величины ударной коммутационной мощности, ВСПК при проведении электродинамических испытаний может использоваться либо самостоятельно для осуществления полного коммутационного цикла, включая синхронизацию и пропускание тока КЗ, либо совместно с шунтирующим выключателем только для синхронизации опытов КЗ.

ЛИТЕРАТУРА

  1. Хренников А.Ю. Проблема электродинамической стойкости силовых трансформаторов // Промышленная энергетика. 2008. № 9.
  2. Хренников А.Ю., Мажурин Р.В. Мощный испытательный центр в России. Технические и организационные факторы // Новости ЭлектроТехники. 2012. № 3(75).
  3. Хренников А.Ю., Мажурин Р.В. Электродинамические испытания для повышения надежности трансформаторно-реакторного оборудования (ТРО), существующая испытательная база и возможности испытаний ТРО в будущем // ЭЛЕКТРО. 2012. № 5.
  4. Дементьев Ю.А., Кувшинов А.А., Смекалов В.В., Хренников А.Ю., Шакарян Ю.Г. О создании Федерального испытательного центра. Электродинамические испытания силовых трансформаторов на стойкость к токам КЗ // Новости ЭлектроТехники. 2014. № 1(85).
  5. Хренников А.Ю., Кувшинов А.А. Электродинамические испытания силовых трансформаторов на стойкость к токам короткого замыкания на Федеральном испытательном центре: сборник докладов международной научно-технической конференции «Инновационные решения и современные технологии эксплуатации трансформаторного оборудования высокого напряжения». СПб., ПЭИПК, 2013.
  6. Конюхов А.В., Веселова И.М., Мартыненко В.А., Хапугин А.А., Гришанин А.В. Отечественные высоковольтные мощные фототиристоры с интегрированной самозащитой от пробоя // Электричество. 2011. № 10.
  7. ABB Switzerland Ltd. Semiconductors reserves the right to change specifications without notice // Doc. NO 5SYA1232-01. Dec.02.
  8. Wakeman F., Li G., Golland A. New family of 4,5 kV press-pack IGBTs // PCIM'05. Nuremberg, 2005.
    9. Абрамович М.И., Бабайлов В.М., Либер В.Е., Сакович А.А., Шпер В.Л. Диоды и тиристоры в преобразовательных установках. М.: Энергоатомиздат, 1992.
  9. Воронин П.А. Силовые полупроводниковые ключи: семейства, характеристики, применение. М.: Издательский дом «Додэка-ХХI», 2001.
  10. Eric Carroll, Swen Klaka, Stefan Linder. Тиристоры IGCT. Новый подход к сверхмощной электронике // Электротехника. 1998. № 7.





Очередной номер | Архив | Вопрос-Ответ | Гостевая книга
Подписка | О журнале | Нормы. Стандарты | Проекты. Методики | Форум | Выставки
Тендеры | Книги, CD, сайты | Исследования рынка | Приложение Вопрос-Ответ | Карта сайта




Rambler's Top100 Rambler's Top100

© ЗАО "Новости Электротехники"
Использование материалов сайта возможно только с письменного разрешения редакции
При цитировании материалов гиперссылка на сайт с указанием автора обязательна

Segmenta Media создание и поддержка сайта 2001-2019