Résorber la résonance

Fiabilité
Résorber la
résonance
Prévenir la ferrorésonance dans les transformateurs MT
Wojciech Piasecki, Marek Florkowski, Marek Fulczyk,
Pentti Mahonen, Mariusz Luto, Wieslaw Nowak, Otto Preiss
Tout ingénieur connaît la résonance à l’origine de la musique, des liaisons radio
et d’une multitude de phénomènes naturels tant astronomiques que subatomiques. Or, lorsque les oscillations résonantes atteignent des amplitudes
pour lesquelles un système n’est pas conçu, les conséquences peuvent être
désastreuses, provoquant destructions et dysfonctionnements. En témoigne
l’effondrement spectaculaire du pont Narrows de Tacoma aux Etats-Unis en
1940, du fait de résonances non amorties. La résonance est également une
source fréquente de dysfonctionnements dans les systèmes électroniques.
Heureusement, les fréquences d’apparition des résonances peuvent être
prises en compte dès la phase de conception d’un matériel. Mais les calculs
de résonance se compliquent pour des caractéristiques non linéaires : lorsque
le flux magnétique dans un noyau (ex., d’un transformateur) franchit une
valeur donnée, la résonance devient beaucoup plus difficile à prédire. Cela est
souvent le cas des transformateurs de tension qui abaissent les niveaux élevés
et moyens de tension à des fins de mesure ou de protection.
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Revue ABB 4/2005
Résorber la résonance
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Le phénomène de ferrorésonance
La résonance dans un circuit constitué
d’une inductance et d’un condensateur
est un phénomène physique bien connu.
Les formes les plus simples sont les
circuits résonants parallèles et série 1 .
Dans le circuit série, l’impédance
équivalente est la somme des impédances individuelles :
1 +R
Ζ(ω) = jωL – j __
s
ωC
Dans le circuit résonant parallèle,
l’admittance équivalente est la somme
des admittances individuelles :
1 + __
1
Y(ω) = jωC – j __
ωL RP
Dans les deux cas, la pulsation de
résonance est :
ωr = 1
√LC
A ce niveau de fréquence dans le circuit série, les tensions qui traversent
la capacité et l’inductance peuvent
atteindre des valeurs nettement supérieures à la tension de la source. Dans
le circuit parallèle, ce sont les courants
traversant ces composantes qui sont
amplifiés de manière similaire. Ces
valeurs extrêmes endommagent l’équipement faute de mesures correctives.
Pour des valeurs L et C connues, la
fréquence résonante est prévisible. Les
risques liés à la résonance peuvent
être évités en maintenant une marge
de sécurité adéquate par rapport à la
fréquence réseau.
Revue ABB 4/2005
Circuits résonants linéaires parallèle et série
Circuit résonant série
Circuit résonant parallèle
RS
L
C
I
U
IC
RP
I
Z (ω)
IL
Y (ω)
UL
U
Avec le phénomène de ferrorésonance, cependant, les fréquences de résonance sont plus difficiles à prédire.
En effet, il apparaît lorsque le circuit
magnétique d’un dispositif inductif est
saturé, rendant sa caractéristique courant-flux non linéaire 2 . Cette nonlinéarité fait que la résonance peut
survenir à différentes fréquences.
2
Caractéristique non linéaire d’une composante inductive avec circuit magnétique saturable
Ln
saturation
En pratique, les oscillations ferrorésonantes sont induites par la saturation
momentanée du noyau de l’élément
inductif à la suite, par exemple, de
manœuvres de commutation. Leurs
effets sont encore aggravés si l’amortissement est insuffisant.
Ls
current i
3
Des courants très supérieurs aux valeurs nominales sont susceptibles
d’endommager les TT.
Comme souvent dans le cas de la
résonance en régime non transitoire
mettant en cause un élément inductif
saturé, certains nœuds du circuit équivalent sont isolés de la terre (ou raccordés aux points de tension fixes par
des impédances très élevées). Ce type
de situation sur un réseau est illustré
en 3 .
C
L
UC
operati
ng
conditio
ns
Le phénomène de ferrorésonance peut
apparaître lorsque les TT sont raccordés entre phase et terre dans un réseau
non mis à la terre avec des courants
très supérieurs aux valeurs nominales
susceptibles de les endommager.
1
normal
a puissance nominale des transformateurs de tension (TT) est souvent très faible car ils assument des
fonctions de mesure plutôt que d’alimentation. Les valeurs nominales de
courant primaire dans l’enroulement
d’un transformateur sont de l’ordre de
quelques milliampères (pour quelques
unités à quelques dizaines de kV).
flux ψ
L
Réseau MT non mis à la terre avec trois TT
monophasés raccordés entre phase et
neutre
R
S
T
UN
C
C
C
VT1 VT2 VT3
4
Effet de la ferrorésonance sur un TT non
protégé
Même si le phénomène de ferrorésonance apparaît dans d’autres circonstances (ex., couplage capacitif entre
des lignes parallèles, ferrorésonance
entre le TT et la capacité interne du
transformateur de puissance ou découplage monophasé dans les réseaux
mis à la terre), la configuration en 3
illustre un réseau de distribution non
mis à la terre type avec TT unipolaires.
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Résorber la résonance
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Alors que les premières publications
sur le phénomène de ferrorésonance
remontent au début du 20e siècle,
La compacité des transformateurs de tension modernes et la haute qualité
du matériau magnétique
(faibles pertes) compliquent l’amortissement.
aucune solution fiable de prévention
des risques de ferrorésonance n’a été
trouvée à ce jour. Aucune méthode de
réduction universellement applicable
n’existe, mise à part la résistance
d’amortissement raccordée aux enroulements auxiliaires connectés en triangle ouvert de trois TT.
peuvent atteindre plusieurs ampères.
Cette différence entre régime normal
et régime ferrorésonant provoque des
défaillances thermiques dans l’enroulement primaire sans amortissement
approprié 4 .
Quels risques pour le matériel
électrique ?
La compacité des transformateurs de
tension modernes ainsi que la haute
qualité du matériau magnétique (faibles pertes) compliquent l’amortissement. La valeur de charge résistive doit
être faible pour suffisamment dissiper
les oscillations. Or une valeur trop faible prélève trop de courant du TT en
cas de tension homopolaire entretenue
En régime d’exploitation normal, les
courants primaires dans les transformateurs de tension MT sont le plus
souvent très inférieurs à 10 mA. En
régime de ferrorésonance, le circuit
magnétique du TT opère à la limite de
la saturation et les courants primaires
Courant primaire d’un TT et tension du neutre obtenus par simulation et par expérimentation pour C dans la zone dangereuse
Tension système 20 kV/
√3, C = 70 nF/phase
primary current (A)
Simulation
Mesure
2.0
0
-2.0
0
0.2
0.4
0.6
0.8
1.0
primary current (A)
5
2.0
0
-2.0
0
0.2
20
0
-20
0
0.2
0.4
0.6
0.6
0.8
1.0
0.8
1.0
time ( seconds)
0.8
1.0
neutral voltage (kV)
neutral voltage (kV)
time ( seconds)
0.4
20
0
-20
0
0.2
time ( seconds)
0.4
0.6
time ( seconds)
Courant primaire d’un TT et tension du neutre obtenus par simulation et par expérimentation pour C au-dessus de la zone dangereuse
Tension système 20 kV/
√ 3, C = 240 nF/phase
neutral voltage (kV)
Mesure
500
0
-500
0
0.2
0.4
0.6
1.0
time ( seconds)
2.0
0
-2.0
0
0.2
0.4
0.6
time ( seconds)
44
0.8
0.8
1.0
primary current (mA)
primary current (mA)
Simulation
neutral voltage (kV)
6
500
0
-500
0
0.2
0.4
0.6
0.8
1.0
0.8
1.0
time ( seconds)
2.0
0
-2.0
0
0.2
0.4
0.6
time ( seconds)
Revue ABB 4/2005
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7
FerroTool identifie les risques de ferrorésonance pour une configuration réseau-TT particulière
VT type selection
Substation view
Link to cable manager
Link to VT manager
(ex., suite à un défaut à la terre non
résolu) et entraîne une surcharge thermique du TT. Le choix d’une résistance
appropriée est donc primordial.
FerroTool inclut une base
de données qui établit la
correspondance entre les
TT et leurs paramètres,
y compris les plages de
capacité dangereuses et
les résistances d’amortissement préconisées.
Analyse du risque de ferrorésonance
Pour analyser les régimes de fonction-
Modèle de circuit prédéfini et excitation
eA
RS
LS
iA
t=0
Rp
uA
eB
RS
LS
C
iB
t=0
RS
LS
C
iC
t=0
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C
k:1
Facteur de surtension
kov=Um/Em
ipB
Em
k:1
Rt
i(ψB)
t0
0
Temps
ipC
Rp
uC
Um
i(ψA)
Rp
uB
eC
ipA
Tension
8
nement du réseau où apparaît le
phénomène de ferrorésonance dans
des types particuliers de TT, des simulations furent réalisées au moyen de
logiciels spéciaux de simulation en
transitoire (PSpice, ATP/EMTP). Simuler les réponses transitoires aux
manœuvres de commutation suppose
de modéliser différents types de TT à
partir de paramètres magnétiques. Les
modèles sont insérés dans un modèle
du réseau équivalent avec des sources
de tension non mises à la terre et des
capacités phase-terre. Une analyse
du cas le plus défavorable du réseau
à vide fut ainsi réalisée pour déterminer la plage de capacité dans laquelle
la ferrorésonance dangereuse apparaît. L’insertion des enroulements
auxiliaires et des résistances d’amor-
i(ψC)
k:1
phase A
phase B
phase C
tissement dans les modèles a permis
de déterminer les valeurs de résistances optimales.
Les résultats des simulations furent
validés par expérimentations. 5 et 6
montrent, respectivement, la réponse
à une commutation avec et sans
oscillation ferrorésonante.
FerroTool et FerroSim
Les simulations ont servi à déterminer
les valeurs dangereuses de capacité et
la résistance d’amortissement optimale
pour différents types de TT et niveaux
de tension. Pour exploiter pleinement
ces résultats dans des applications
pratiques, des outils logiciels furent
utilisés pour identifier rapidement les
risques potentiels de ferrorésonance.
FerroTool 7 inclut une base de données qui établit la correspondance
entre les TT et leurs paramètres, y
compris les plages de capacité dangereuses et les résistances d’amortissement préconisées. L’outil logiciel calcule les valeurs de capacité équivalente pour les postes électriques sur la
base des caractéristiques des lignes
pour permettre une analyse rapide
des risques de ferrorésonance.
FerroTool est accompagné de FerroSim, logiciel dédié de simulation de la
réponse du réseau aux transitoires de
commutation 8 . La topologie du circuit étant prédéfinie, l’interface utilisateur reste très simple 9 .
SmartLoad, nouveau concept de
prévention de la ferrorésonance
Les simulations numériques et les expérimentations montrent que dans de
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9
Interface utilisateur de FerroSim et exemples de résultats montrant la tension du neutre et les courants primaires du TT
nombreux cas la résistance requise
pour amortir les oscillations ferrorésonantes est très faible (< 20 W). Or elle
prélèverait trop de courant du TT en
cas d’asymétrie du réseau. Un mode
de protection innovant et original a
donc été développé par ABB : un élément dipôle appelé SmartLoad remplace la résistance linéaire traditionnelle.
SmartLoad protège
les TT des surcharges
thermiques et peut
être utilisé quasiment avec tous les
types de transformateurs de tension MT inductifs
normalisés CEI.
10
cace les oscillations ferrorésonantes
sans surcharger les TT. Très compact,
il peut être monté sur un profilé DIN
normalisé dans l’armoire des auxiliaires 10 .
Conclusions
Les transformateurs de tension inductifs raccordés aux réseaux non mis à
la terre doivent toujours être protégés
du phénomène de ferrorésonance.
Les oscillations ferrorésonantes très
supérieures aux valeurs nominales
constituent un réel danger pour les
TT. L’amortissement résistif n’est pas
toujours envisageable car la faible
valeur ohmique requise surcharge les
TT. La solution innovante d’ABB est
une charge autoréglable (SmartLoad)
qui conjugue le meilleur des deux
mondes. Supprimant pratiquement le
risque de surcharge thermique des TT
en cas de défauts non transitoires
dans le réseau, SmartLoad permet de
protéger quasiment tous les types de
transformateurs de tension MT
inductifs normalisés CEI.
W. Piasecki
M. Florkowski
Installation pilote de SmartLoad
M. Fulczyk
ABB Corporate Research
Cracovie (Pologne)
[email protected]
[email protected]
[email protected]
Mariusz Luto
En cas de tension homopolaire due à un déséquilibre
naturel du système en régime normal, l’élément se
comporte comme une résistance très élevée et ainsi
ne prélève aucun courant
des TT. Pour autant, si la
tension homopolaire franchit un seuil prédéfini, la
valeur ohmique du dispositif baisse suffisamment
pour amortir les oscillations au cours d’un petit
nombre de cycles. Un
dispositif a été développé
qui amortit de manière effi46
ABB Medium Voltage
Przasnysz (Pologne)
[email protected]
Pentti Mahonen
ABB Medium Voltage
Vaasa (Finlande)
[email protected]
Otto Preiss
ABB Corporate Research
Baden (Suisse)
[email protected]
Wieslaw Nowak
University of Science and Technology
Cracovie (Pologne)
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