WWW.DISSERS.RU

БЕСПЛАТНАЯ ЭЛЕКТРОННАЯ БИБЛИОТЕКА

загрузка...
   Добро пожаловать!

Pages:     | 1 || 3 |

C p(YBaCuO) (T) = 2,0228·10-4·T2 – 7,8163·10-9·T4, C p(Ag) = 235, C p(h) (T) = 345,18145 + 0,2205·T – температурные зависимости удельной теплоёмкости ВТСП, серебра и хастеллоя марки С4, Дж.(кг.K)-1;

Q = (Uсп (I))2/Rэ (I,T) – мощность тепловыделений в ВТСП и серебряном слоях проводника, Вт/м;

Uсп (I) = Uк (I/I к)n – падение напряжения на ВТСП проводе, В/м;

Uк = 10-510-12 В/м; n ~ 2735;

Rэ (I,T) = (Uсп (I)·RAg(Т))/(Uсп (I) + RAg(Т)·I) – эквивалентное сопротивление параллельно включенных слоёв: ВТСП и серебра в функции тока и температуры, Ом/м;

RAg(Т) = -0,02035 + 0,00124.T - 4,52933.10-7.T2 – аппроксимация экспериментально измеренного сопротивления серебряного слоя ВТСП проводника второго поколения, Ом/м;

I – величина тока в цепи, А.

Для ВТСП проводника SF12050 общей длиной 24м: mсп = 0,0055кг/м; SYBaCuO = 1,2·10-8м2;

SAg = 4,8·10-8м2; Sh = 6·10-5м2; S = 6,6·10-5м2.

Рис. 2 – Схема замещения ВТСП проводника второго поколения Приняв допущение, что проводник SF12050 изолирован от внешнего поля и работает лишь в собственном поле отличном от нуля, влияние которого на величину Iк учитывает экспериментально измеренная вольтамперная характеристика (рис. 3), численное решение уравнения (1) позволяет рассчитать время его перехода в нормальное состояние в зависимости от амплитуды, формы и скорости нарастания тока (рис. 4-6).

Отсчёт времени начинается с момента появления первого теплового возмущения в ВТСП проводнике при I > Iк и заканчивается с достижением температуры порядка 88К, которая ниже критической температуры характерной для соединения YBaCuO ввиду технологических особенностей производства сверхпроводников на его основе.

Рис. 3 – Вольтамперная характеристика Рис. 4 - Время перехода ВТСП проводника ВТСП проводника 2-го поколения SF12050 второго поколения t = 0,03112с Рис. 5 - Время перехода ВТСП проводника Рис. 6 - Время перехода SF12050 в норвторого поколения t = 0,00232с мальное состояние и достигаемая кратность тока в зависимости от dI/dt Расчёт распределения температуры перегрева по сечению использованного ВТСП проводника второго поколения – SF12050 в режиме ограничения тока короткого замыкания показал, что по истечении, как промежуточных, так и заданного отрезка времени разность температур между наиболее и наименее нагретыми точками его поперечного сечения не превышает 0,3К. Это обстоятельство является основным доказательством того, что распределение температуры по сечению проводника SF12050, получаемое посредством решения нестационарного уравнения теплопроводности (2), можно считать равномерным, а это позволяет перейти к расчёту температуры перегрева в центральной точке его поперечного сечения, используя уравнение (3):

T & Cp + (-kT ) = Q; (2) t dT & mспCр = Q; (3) dt & где: – мощность джоулевого тепловыделения, отнесенная к объQ = U /(RAg (T) L2 S) & ему серебра в проводе (для хастеллоевой подложки ), Вт/м3; U – допустимое падеQ = ние напряжения на ВТСП проводе; L – длина ВТСП провода, м; S – суммарная площадь поперечного сечения серебряных слоев, м2;, Ср и к - плотность, удельная теплоемкость и тензор теплопроводности вещества в каждой рассматриваемой подобласти/ Также было выяснено, что тепловые постоянные времени SF12050, в силу малой толщины образующих этот ВТСП провод слоёв, существенно меньше постоянных времени переходных электрических процессов развивающихся в цепи при его переходе в нормальное состояние, вследствие чего резистивный нагрев последнего происходит от квадрата мгновенного значения тока (рис. 7).

Рис. 7 – Временные зависимости температуры центральной точки сечения ВТСП проводника 2-го поколения длиной 24м на постоянном и переменном токе при амплитуде падения напряжения на нём 380В и В соответственно 2 380 = 537,При моделировании восстановления секцией ВТСП токоограничивающего элемента сверхпроводящих свойств, основанном на решении уравнения (2) в отсутствии & джоулева тепловыделения (Q = 0 ), было выяснено, что в мировой практике нет единого мнения каким из граничных условий (рис. 8), определяющим величину теплового напора с нагретой поверхности в жидкий азот пользоваться. Однако это не помешало сделать вывод о том, что для сокращения времени восстановления секцией ВТСП токоограничивающего элемента сверхпроводящих свойств нужно прибегать к конструктивным решениям, максимально развивающим площадь охлаждаемой поверхности.

Рис. 8 – Зависимости коэффициента теплопередачи в жидкий азот от температурного напора с нагретой поверхности Ответной реакцией ВТСП токоограничителя резистивного типа (СОТ) на изменение величины тока в электрической цепи является изменение его активного сопротивления, соответственно основные режимы его работы:

1) нулевое сопротивление – величина тока в цепи с СОТ не превышает его критического значения – I < Iк;

2) переход в нормальное состояние – величина тока в цепи с СОТ – I [I к; I ;

) у 3) токоограничивающее действие – величина тока в цепи больше или равна току уставки – I > Iу;

4) восстановление сверхпроводящего состояния – после отключения быстродействующего выключателя, установленного в цепи последовательно с СОТ (величина тока в цепи равна нулю – I = 0).

Из режимов работы ВТСП токоограничителя резистивного типа вытекает общая математическая модель его работы (4), которая, как было показано выше, в основном базируется на решении нестационарного уравнения теплопроводности (3). Однако для моделирования токоограничивающего действия СОТ в силовых цепях реальных электроустановок необходимо получить совместное решение модифицированного нестационарного уравнения теплопроводности (5), и дифференциальных уравнений, описывающих изменение электрического тока в такой цепи.

RСОТ = 0, I < Iк, RСОТ = Uсп (I) RAg (T ), Iк I < Iу, Uсп (I ) + RAg (T ) I (4) RСОТ = RAg (T ), I Iу, RСОТ = f (T )*, I = 0.

*Изменение сопротивления токоограничивающего элемента СОТ – RСОТ при восстановлении им сверхпроводящего состояния представлено в функции температуры по той причине, что конечные выкладки определяются особенностями теплоотдачи в жидкий азот зависящей также от конструкции токоограничивающего элемента.

Модифицированное нестационарное уравнение теплопроводности, описывающее изменение температуры токоограничивающего элемента СОТ от времени и величины тока в цепи:

i2 (t) RСОТ (T ) T (t) = Tнач + T (t) = Tнач +, (5) cp (T ) m где: Tнач = 77К – начальная температура токоограничивающего элемента СОТ; T(t) – температура перегрева токоограничивающего элемента СОТ, К; m – суммарная масса ВТСП провода в токоограничивающем элементе, кг; cp(T) – удельная теплоемкость ВТСП провода, Дж·(кг·K)-1; RСОТ(T) – сопротивление токоограничивающего элемента СОТ, Ом.

В диссертации были получены совместные решения модифицированного нестационарного уравнения теплопроводности (5), и дифференциальных уравнений, описывающих переходные процессы в электрических цепях постоянного тока, как при работе СОТ в случае отказа быстродействующего выключателя (ВАБ), так при совместной работе СОТ и ВАБ, однако ввиду большого объёма эти выкладки не представлены.

Рассмотрен случай использования СОТ на переменном токе, при его установке на фазах ввода в распределительное устройство и отказе выключателя или устройства защиты на одном из фидеров (рис. 9).

Рис. 9 – Схема замещения для случая возникновения короткого замыкания в тяговой сети переменного тока при отказе фидерного выключателя и наличии СОТ, и зависимости изменения тока в ней & На схеме замещения (рис. 9) приняты следующие обозначения элементов: – Uхх действующее значение напряжения холостого хода на шинах тяговой подстанции (ТП);

LП, RП – эквивалентное сопротивление и индуктивность ТП, определяемые параметрами первичной питающей системы, мощностью и числом включенных понижающих трансформаторов; RСОТ(Т) – сопротивление вводимое СОТ в цепь протекания тока; Rтс, Lтс – удельное сопротивление и индуктивность тяговой сети (суммарные значения последовательно соединенных и индуктивно связанных контактной и рельсовой сетей); К(2,1) – место короткого замыкания.

Все элементы схемы замещения (рис. 9) считаются линейными, кроме RСОТ(Т), проявляющего себя в на втором этапе длительностью tII.

Для схемы (рис. 9) и первого этапа длительностью tI линейное дифференциальное уравнение записанное по второму закону Кирхгофа:

di L + Ri = 2U sin(t + ), (6) xx dt где: L = 2LП+Lтс; R = 2RП+Rтс; – угловая скорость, рад·с-1; – начальная фаза напряжения, эл. град., решение которого выглядит так:

R - t 2U L хх i = (sin(t + - к ) - sin( - к )) e, (7) R + (L )где: – угол сдвига фазы между током и напряжением, эл. град.

к = arctg(L / R ) Для схемы (рис. 9) и второго этапа длительностью tII по второму закону Кирхгофа запишем нелинейное дифференциальное уравнение:

di L + (R + RСОТ (Т ))i = 2U sin(t + ), (8) xx dt решение которого, справедливое для интервала линеаризации t, выглядит так:

R +RСОТ (T ) - t sin(t + - к ) 2U хх L i =. (9) e (R + RСОТ (T ))2 + (L )2 - sin( - к ) С использованием полученных уравнений, в том числе и на постоянном токе, было выполнено математическое (имитационное) моделирование токоограничивающего действия СОТ в тяговых сетях постоянного и переменного тока.

В третьей главе описаны задачи и представлены схемы проведённых экспериментальных исследований свойств ВТСП проводников второго поколения различных производителей, в частности вольтамперных характеристик и температурной зависимости их погонного сопротивления, а также комплексные лабораторные испытания модельной секции ВТСП токоограничивающего элемента резистивного типа (рис. 10).

Рис. 10 – Конструкция модельного ВТСП токоограничивающего элемента Проведён анализ полученных экспериментальных данных, на основе которых построены кривые уровня потерь в модельном ВТСП токоограничивающем элементе (рис. 11) и времени восстановления им сверхпроводящих свойств (рис. 12).

Рис. 11 – Зависимость погонной величины Рис. 12 – Временная зависимость погонного потерь на переменном токе от действующе- сопротивления модельного ВТСП токоограго значения рабочего тока в модельном ничивающего элемента в ходе восстановлеВТСП токоограничивающем элементе ния им сверхпроводящих свойств Представлены совмещённые осциллограммы ограниченного тока короткого замыкания, падения напряжения на ВТСП токоограничивающем элементе и температуры его перегрева снятые при разной начальной фазе короткого замыкания (рис. 13, 14).

Рис. 13 – Осциллограммы снятые при на- Рис. 14 – Осциллограммы снятые при начальной фазе тока короткого замыкания чальной фазе тока короткого замыкания к = 334 (-26) к = Произведена верификация математической модели СОТ, полученные данные по результатам моделирования при прочих равных условиях были сопоставлены в одних координатных осях (рис. 17, 18).

Рис. 17 – Сравнение расчётных данных с Рис. 18 – Сравнение расчётных данных с результатами эксперимента при начальной результатами эксперимента при начальной фазе тока короткого замыкания к = 7 фазе тока к = Ввиду невозможности проведения на имеющемся экспериментальном стенде опыта глухого короткого замыкания (к.з.) с целью определения амплитуды ударного и установившегося токов короткого замыкания, последние были получены расчётным способом при начальной фазе короткого замыкания к = 334 (рис. 19) и к = 7 (рис. 20).

Рис. 19 Рис. Характер изменения тока к.з. в преимущественно активной цепи с модельным ВТСП токоограничивающим элементом и без него при L = 0,492мГн, R = 0,0782Ом Рис. 21 Рис. Характер изменения тока к.з. в преимущественно индуктивной цепи с модельным ВТСП токоограничивающим элементом и без него при L = 2,46мГн, R = 0,0782Ом Ввиду невозможности проведения экспериментов по определению достигаемого эффекта от токоограничивающего действия модельной секции ВТСП токоограничивающего элемента в цепи с преобладанием индуктивного сопротивления оно было смоделировано при начальной фазе короткого замыкания к = 7 (рис. 21) и к = 334 (рис. 22).

В четвертой главе выполнена разработка схемы и конструкции токоограничивающих элементов СОТ для тяговых сетей постоянного и переменного тока (рис. 23).

Рис. 23 – Токоограничивающие элементы прототипов промышленных СОТ Предложена схема системы принудительного перевода в нормальное состояние токоограничивающего элемента СОТ по сигналу от микропроцессорной защиты (СППНС), позволяющая регулировать его уставку в широком диапазоне. Выполнен расчёт электрической прочности изоляции криогенной части токовводов ВТСП электротехнических устройств (рис. 24).

а) б) Рис. 24 – Уровни пробивного напряжения в токовоодах прототипа ВТСП кабельной линии: а) – без изоляционных барьеров; б) – с изоляционными барьерами Проведен расчёт тепловых потерь в СОТ постоянного и переменного тока, на основе которых осуществлялся выбор производительности компактной воздухоразделительной установки и объёма буферной ёмкости. Разработана универсальная система криогенного обеспечения СОТ. Показана возможность размещения СОТ в стандартной ячейке постоянного тока совместно с быстродействующим выключателем (ВАБ-49). Дан план размещения оборудования типовой тяговой подстанции переменного тока с первичным напряжением 110кВ и разработанных ячеек вводов в распределительное устройство тягового напряжения.

В пятой главе выполнено имитационное моделирование токоограничивающего действия СОТ при его установке на фидере питания депо тяговой подстанции «Ожерелье» Московской железной дороги (рис. 25, 26). Разработан порядок взаимодействия СОТ с существующими системами защиты и автоматики тяговых подстанций переменного тока при его установке на вводах в распределительное устройство тягового напряжения.

Рис. 25 – Временные зависимости процессов отключения близких токов к.з. (для СОТ использовалась СППНС, действующая по сигналу от ЦЗАФ-3,3), где: 1 – отключаемый ток к.з., 2 – напряжение на дуге выключателя, 3 – перенапряжения на индуктивности цепи, 4 – падение напряжения на активном сопротивлении СОТ вводимом в цепь; а – () 1ВАБ-49+СОТ, (- - - -) 2ВАБ-49; б – () 2ВАБ-49+СОТ, (- - - -) 2ВАБ-49.

Рис. 26 – Изменение тока к.з. при отказе быстродействующего выключателя Выполнено имитационное моделирование токоограничивающего действия СОТ при его установке на вводах в распределительное устройство 27,5кВ тяговой подстанции «Грязи» для случая отказа фидерного выключателя (рис. 27).

Рис. 27 – Токоограничивающее действие СОТ на вводах РУ-27,5кВ ТП «Грязи» при отказе фидерного выключателя и начальной фазе к.з. к = 30 и 90 эл.град. соответственно Приведены соображения о технико-экономической эффективности использования СОТ в системе тягового электроснабжения переменного тока.

Pages:     | 1 || 3 |






© 2011 www.dissers.ru - «Бесплатная электронная библиотека»