Применение защитных аппаратов для защиты воздушных линий электропередачи

Размещено на http://allbest.ru/

Наименование этапов:

1. Обследование систем электроснабжения в сетях 110, 35, 6(10) кВ.

2. Разработка методики оценки эффективности мероприятий грозозащиты в сетях 6 - 35 кВ.

3.Уточнённая оценка размеров опасной зоны подстанций по заданному уровню надёжности грозозащиты.

4.Расчёт характеристик выбранных ОПН, места их установки на подстанции и числа ОПН для достижения заданного уровня грозозащиты.

5.Разработка мероприятий по защите ЛЭП в опасной зоне. Разработка рекомендаций по проверке величины сопротивления растеканию тока на землю при напряжении промышленной частоты и импульсе грозового перенапряжения.

6.Разработка методик монтажа ОПН в сетях 6 -110 кВ в сетях и подстанциях.

7.Разработку 6 типовых карт на установку новых ОПН и замену существующих ОПН и разрядников вентильных.

Оглавление

Раздел 1. Методики по оценке эффективности мероприятий грозозащиты в сетях 6 - 35 кВ

1.1 Характеристики молнии

1.2 Грозоупорность линий электропередач

1.2.1 Грозоупорность ЛЭП без тросовой защиты

1.2.2 Грозоупорность ЛЭП с молниезащитными тросами

1.3 Применение защитных аппаратов для защиты воздушных линий электропередачи

1.3.1 Искровые промежутки

1.3.2 Разрядники трубчатые (РТ)

1.3.3 Разрядники вентильные (РВ)

1.3.4 Ограничители перенапряжения нелинейные (ОПН)

1.3.5 Устройство защиты от перенапряжений (УЗПН)

1.3.6 Разрядники длинно искровые (РДИ)

Раздел 2. Оценка размеров опасной зоны подстанций

2.1 Волны грозовых перенапряжений на ЛЭП

2.2 Устройство защищённых подходов к подстанции

2.3. Расстановка защитных аппаратов

2.4 Расчёт размеров опасной зоны

2.5 Каскадная схема размещения ОПН

Раздел 3. Расчёт характеристик выбранных ОПН, места их установки на подстанции

3.1 Требования к характеристикам ОПН

3.2 Замена вентильных разрядников на ОПН

3.3 Выбор ОПН для подстанции 110/10 кВ

3.4 Характеристики ОПН, устанавливаемых на входе РУ

Раздел 4. Защита ЛЭП в опасной зоне. Методики проверки сопротивления заземления

4.1 Методы проверки состояния заземляющих устройств

4.1.1 Проверка выполнения элементов ЗУ

4.1.2 Проверка соединения заземлителей с заземляемыми элементами, а также естественных заземлителей с ЗУ

4.1.3 Проверка коррозионного состояния элементов ЗУ, находящихся в земле

4.2 Измерение сопротивления ЗУ подстанций и линий электропередачи



Введение

В процессе бурения, добычи и транспорта нефти применяются различные виды стандартного и нестандартного электрооборудования от 220 В до 220 кВ. На изоляцию этого электрооборудования воздействуют длительное рабочее напряжение, кратковременные грозовые перенапряжения микросекундной длительности и внутреннее перенапряжение миллисекундного, секундного и даже минутного диапазона. При этом изоляция работает в тяжёлых условиях, испытывая высокую температуру, большую влажность, сильные механические (электродинамические) нагрузки. Вместе с тем совокупность всех электрических и неэлектрических воздействий приводят к кумулятивному эффекту и выходу из строя изоляции сразу или через некоторое время. Поэтому считается целесообразным глубокое ограничение электромагнитных возмущений, в том числе перенапряжений. Тем более необходимость этого мероприятия продиктована тем, что в настоящее время более 80 % электрооборудования исчерпало свой ресурс, проработав более 25 лет.

Значительная часть электроприёмников предприятий нефти имеет первую или вторую категорию согласно ПУЭ. Потребителями этих категорий являются компрессорные станции для газлифтного способа добычи нефти, центральные пункты сбора подготовки нефти, кусты эксплуатационных скважин механизированной добычи нефти, кустовые насосные станции для заводнения пластов, дожимные насосные станции, резервуарные парки, насосные станции производственного снабжения объектов с электроприёмниками I категории, насосные станции производственного водоснабжения других объектов, противопожарные насосы, насосные станции промканализации, насосы нефтеловушек, электроприёмники систем телемеханики, связи, вычислительных центров, одинокие работающие скважины с механизированной добычей нефти, буровые установки с электроприводом для скважин глубиной 3000 м и более, электроприёмники промбаз, складов и др. Для обеспечения высокой надёжности электроснабжения этих электроприёмников, наряду с другими мероприятиями, должна быть обеспечена надёжная защита от воздействующих на изоляцию импульсных и внутренних перенапряжений.

Для предприятий нефти в настоящее время меры защиты изоляции от перенапряжений сведены к определённым правилам, приведённым в соответствующих руководящих указаниях (РУ), руководящих документах (РД) и правилах устройства электроустановок (ПУЭ), не учитывающих местную специфику климата, производства и «культуру» эксплуатации электроустановок. По этой причине имеет место высокая аварийность электрооборудования и линий вследствие воздействия на их изоляцию даже небольших по величине грозовых и внутренних перенапряжений.



Раздел 1. Методики по оценке эффективности мероприятий грозозащиты в сетях 6 - 35 кВ

Грозовая активность атмосферы и возникающие при этом разряды атмосферного электричества - молнии - приводят к негативным последствиям в практике работы систем электроснабжения. Применительно к распределительным электрических сетях 6 -35 кВ эти негативные последствия можно объединить в три группы:

1. Отключения линий электропередач (ЛЭП) вследствие поражения их ударами молний. Круг вопросов, связанных со снижением негативного воздействия молний на работу ЛЭП, известен под названием грозоупорности ЛЭП.

2. Поражение оборудования открытых распределительных устройств (ОРУ) при прямых ударах молнии (ПУМ).

3. Поражение оборудования ОРУ от волн грозовых перенапряжений, которые приходят (набегают) на ОРУ по ЛЭП, присоединённых к ОРУ.

Эти проблемы возникли одновременно с возникновением распределительных электрических сетей, имеют давнюю историю и наработанные методы решения, которые постоянно совершенствуются. Каждая из указанных групп проблем имеет свои собственные решения, а основной общей чертой при рассмотрении проблем грозоустойчивости является случайных характер процессов грозовой деятельности атмосферы. Ни одна из проблем молниезащиты не может быть успешно решена с заданной вероятностью без рассмотрения статистики распределения характеристик молний.

1.1 Характеристики молнии

Ток молнии является наиболее хорошо изученной из всех характеристик молнии

Типичная форма импульса тока в поражённом молнией объекте представлена на рис.1. С точки зрения грозозащиты главным параметром импульса тока молнии i_м=i_м(t) является амплитуда тока молнии I_м, которую для краткости будем называть просто током молнии. Другим параметром, влияющим на величину перенапряжений в поражённом объекте, является крутизна тока молнии, т. е. скорость нарастания на фронте импульса di_м/dt. Поскольку мгновенные значения скорости нарастания тока в разных точках фронта различны, обычно под крутизной тока молнии понимают её среднее значение: а=I_м/Т₁. Длительность фронта импульса Т₁ принято определять следующим образом. На графике импульса тока отмечают точки фронта, соответствующие значениям тока 0,3I_м и 0,9I_м. Через эти точки проводят прямую до пересечения с нулевым уровнем тока (осью абсцисс) и с уровнем амплитуды тока (I_м=1). Интервал времени между полученными таким образом точками обозначают Т₁ (рис.1) и называют длительностью фронта.

Рис.1. Осциллограмма тока молнии

После достижения амплитуды импульс тока молнии относительно медленно спадает к нулевому уровню. Длину волны, или длительность импульса тока молнии принято оценивать временем полуспада Т₂ (см. рис.1), т.е. интервалом времени от условного начала импульса до того момента, когда прошедшая через максимум кривая импульса снизится до значения тока, равного половине амплитуды. Вслед за первым импульсом тока молнии могут последовать повторные импульсы. В приближенных расчётах используются усреднённые распределения I_м и а без учёта их различия при первом и последующих импульсах. В этом случае статистические распределения [1] можно аппроксимировать экспоненциальными функциями вида

P(I_м) = ехр( -k1I_м); Р(а) = ехр( -k2а), (1.1)

где Р(I_м) и Р(а) - вероятности того, что амплитуда (или крутизна) при одном ударе молнии превысит заданное значение; k1 = 0,038 (k1 = 0,077) - для равнинной (горной) местности, k2 = 0,064 (k2 = 0,128) - для равнинной (горной) местности. Следует отметить, что выражение (1.1), которое встречается в различных изданиях, не соответствует рекомендациям Международной электротехнической комиссии (МЭК). По МЭК за опорные вероятности приняты [3] значения, представленные в таблице 1.

Таблица 1. Опорные вероятности токов молнии

Молниеотводы	Iм, кА	4	20	90
	Р(Iм)	0,98	0,80	0,05
Здания и сооружения	Iм, кА	3	6	10	15
	Р(Iм)	0,99	0,98	0,95	0,85

Аппроксимация этих опорных точек может быть осуществлена по формуле:

(1.2)



Рис.2. Вероятность тока молнии

Как видно из рис.2 возникает большая разница в вероятностях по (1.1) и по рекомендациям МЭК. Кроме того, и это наиболее важно, вероятности возникновения молний с малыми токами, рассчитанные по (1.1), неправильно описывают экспериментальные данные при малых токах молнии. В дальнейшем при расчётах молниезащиты будем использовать (1.2).

Между амплитудой и крутизной тока молнии наблюдается слабая положительная корреляционная связь, т.е. большим амплитудам тока, вообще говоря, соответствуют и большие крутизны, и наоборот. Однако имеющихся в настоящее время данных недостаточно для получения надёжной количественной оценки этой связи. Ввиду относительно слабой статистической связи между I_м и а в расчётах часто полагают амплитуду и крутизну тока молния статистически независимыми случайными величинами.

Длина фронта Т₁ и длина волны Т₂ грозового разряда являются случайными величинами, причём их статистические распределения также существенно различаются при первом и повторных разрядах. Первые разряды характеризуются относительно большими длинами фронта и большими длинами волны по сравнению с повторными разрядами.

Длина фронта для первого разряда молнии колеблется в пределах 2 10 мкс при средней величине 5 мкс. Для повторных разрядов она существенно меньше - в среднем 0,6 мкс.

Длина волны у первого импульса молнии составляет 20 200 мкс при средней величине 75 мкс. У повторных импульсов она приблизительно вдвое меньше: в среднем 32 мкс. Однократные молнии наблюдаются в 20 % случаев, а в остальных ударах число разрядов молнии колеблется от 2 до 10. В отдельных случаях отмечались молнии с числом разрядов свыше 20.

Общая продолжительность многократного разряда молнии может достигать одной секунды, но такие затяжные удары являются редким явлением. Большая часть ударов имеет длительность не более 0,3 с. Интервалы времени между повторными разрядами изменяются в пределах от 0,01 до 0,5 с, а в среднем они составляют 0,06 с. В интервалах между разрядами по каналу молнии протекает ток около 100 А.

Для расчётов перенапряжений в объектах, поражённых молнией, необходимо принять эквивалентную схему замещения канала молнии со стекающим в объект током. Эквивалентное сопротивление канала молнии зависит от мгновенного значения тока на фронте [2]:

Z_м=140(1 +240/I_м), (1.3)

где Z_м выражено в омах, а I_м - в килоамперах, причём 5 ? I_м ? 300 кА.

С другой стороны, ток молнии, протекающий по поражённому объекту, зависит как от расчётного значения волнового сопротивления канала молнии (2), так и величины заземления объекта. В соответствии с [1] можно записать:

, (1.4)



где - амплитуда тока молнии, протекающего по хорошо заземлённому объекту; - эквивалентное волновое сопротивление поражённого объекта. Формула (4) получена на основе схемы рис.3а.

Рис.3. Эквивалентные расчётные схемы для определения тока в месте удара молнии

На рис.3. символом U_м обозначено условное значение напряжения между грозовым облаком и землёй.

Наиболее объективным показателем интенсивности грозовой деятельности является число ударов молнии на 1 км² земной поверхности за один грозовой сезон. За 1 грозовой час в среднем происходит n_m = 0,06 0,1 удара молнии на 1 км² земной поверхности Средняя продолжительность грозы в течение грозового дня составляет 1,5 -2 грозовых часа. Среднее число ударов молнии в площадь 1 км² в течение года может быть оценено по формуле:

,

где n_y - число грозовых часов в году для данной местности. Число грозовых часов определяется по результатам многочисленных метеорологических наблюдений, является случайной величиной и зависит от характера местности. Для территории Татарстана n_y = 45, тогда N₁ =0,06745=3,015. В расчётах можно принимать N₁ = 3. Следует отметить, что данные цифры являются усреднёнными показателями и если имеются данные местных метеорологических наблюдений, то пользоваться следует местными данными. Удар молнии в объект является, в какой то степени, избирательным: чем больше высота объекта и чем лучше объект заземлён, тем больше вероятность поражения данного объекта.

Для определения числа поражений ударами молнии линий электропередачи (ЛЭП) нужно знать её эквивалентную (с точки зрения молниезащиты) площадь S_ЛЭП. Она вычисляется по формуле

, где (1.5)

, а (1.6)

, где (1.7)

h_{пр -} высота подвески провода (троса) на опоре, f - стрела провеса провода (троса), W - эффективная ширина ЛЭП, которая равна расстоянию между крайними проводами ЛЭП на без тросовых ЛЭП, расстоянию между двумя тросами, для линий с тросовой защитой. Все эти расстояния подставляются в метрах, вследствие чего в (1.5) появляется множитель 10 ^-3, т.к. площадь должна быть получена в квадратных километрах. L - длина ЛЭП берётся в километрах.

Пример 1. Пусть имеется одноцепная линия 35 кВ на ж/б опорах типа ПБ -35 -1В с тросовой защитой длиной 20 км. Высота подвески троса на опоре 15,65 м. Стрела провеса троса не превышает стрелу провеса любого из проводов. Пусть стрела провеса нижнего провода составляет 4 м, Тогда

h -15,65 -8/3=13 м, W=0, .

км².

Число ударов молний в такую линию за год составит в среднем 32.25=6,75 ударов молний.



Пример 2. Линия из примера 1, но без тросовой защиты.

h = 12,8 -8/3=10 м. ; км².

Число ударов молний в такую линию за год составит в среднем 32=6 ударов молний.

Сравнение результатов расчётов примеров 1 и 2 показывает, что число ударов молний в ЛЭП с тросами несколько выше числа ударов в однотипные ЛЭП без тросов. Это происходит за счёт увеличения эффективной ширины ЛЭП с тросовой защитой.

1.2 Грозоупорность линий электропередач

Грозоупорность ЛЭП определяется как число отключений ЛЭП за год в результате воздействия молний. Она различна для линий с тросами и без тросов. Такой показатель, хотя и является реальным для каждой ЛЭП, но не позволяет проводить сравнение между собой грозоупорности ЛЭП различной длины и в районах с различной грозовой активностью. Часто с этой целью применяют показатель удельной грозоупорности ЛЭП, где ведётся расчёт количества отключений для линий длиной 100 км при числе грозовых часов в году равным 100.

1.2.1 Грозоупорность ЛЭП без тросовой защиты

В расчётах молниезащиты при прямых ударах молнии (ПУМ) в ЛЭП без тросовой защиты считается, что удары распределяются поровну между ударами в опору и фазный провод.

Удар молнии в опору

При ударе молнии в опору по ней протекает ток через заземлитель опоры в землю. На опоре наводится напряжение, которое имеет две основные слагаемые

, (1.8)

где - импульсное сопротивление заземления опоры, L_y - удельная индуктивность опоры, h_тр - высота траверсы опоры, на которой подвешен провод, I_м и а - амплитуда тока молнии и крутизна фронта, соответственно.

Значения некоторых удельных индуктивностей приведены в таблице 2.

Таблица 2. Удельные индуктивности некоторых типов опор.

Тип опоры	Ly, 10 -6 Гн/м
Башенная, металлическая	0,6
Одностоечная, железобетонная (ж/б)	0,7
Одностоечная, ж/б на оттяжках	0,4
Портальная, металлическая или ж/б	0,5
Деревянная, одностоечная	1,31,7
Деревянная, А -образная с двумя токоотводами	0,7

Пример 3. Рассчитать напряжение на траверсе относительно земли для опоры примера 2 при попадании в неё молнии током I_м = 40 кА и крутизной а = 20 кА/мкс. Заземление опоры R_з = 10 Ом, коэффициент импульса k_и = 0,5.

Импульсное сопротивление заземления опоры составит = R_з k_и = 5 Ом и первое слагаемое в (8) равно 200 кВ. Второе слагаемое в (8) равно 0,713,320=186 кВ. Суммарное напряжение на траверсе относительно земли составит U_пр = 386 кВ.

Разностное напряжение между наведённым напряжение и мгновенным значением фазного напряжения на проводе ЛЭП прикладывается к изоляторам ЛЭП. Если это напряжение превысит U_50% изолятора (гирлянды), то произойдёт перекрытие воздушного промежутка между траверсой и проводом. Такое перекрытие называют обратным. Пятидесяти процентное импульсное напряжение (U_50%) называют импульсной прочностью изолятора (гирлянды). С достаточной для расчётов точностью оно может быть оценено по строительной высоте изолятора (гирлянды) H_и и среднему пробивному напряжению (Е_ср) воздушных промежутков в резко неоднородном электрическом поле. Для ЛЭП 6 -35 кв можно использовать значение Е_ср = 5 кВ/см. .

При строительной высоте изолятора 50 см его импульсная прочность составит 250 кВ. Попадание молнии примера 3 в опору приведёт к обратному перекрытию изоляции провод - траверса.

Если известна импульсная прочность гирлянды из справочных данных, то следует использовать справочные данные.

Напряжение на опоре, которое приводит к обратному перекрытию с опоры на провод, зависит как от тока молнии, так и от крутизны фронта молнии. Например, согласно (1.8) при токе молнии равном нулю, перекрытии произойдёт при крутизне фронта

,

а при крутизне фронта равном нулю, ток молнии должен быть

.

Поскольку события появления молнии с определённым током и определённой крутизной считаются независимыми, то для определения вероятности обратного перекрытия изоляции приходится строить так называемую кривую безопасности. Общая вероятность обратного перекрытия

(1.9)

Удар молнии в провод

При ударе молнии в фазный провод ЛЭП считается, что удар пришёлся на середину пролёта между двумя опорами. В этом случае ток молнии растекается по проводам в обе стороны от места поражения и создаёт на импульсном волновом сопротивлении провода (Z_пр) дополнительное падение напряжения, которое можно оценить по закону Ома:

. (1.10)

Импульсное волновое сопротивление рассчитывается с учётом возникновения коронного разряда при прохождении импульса молнии. Возникновение короны увеличивает ёмкость провода относительно земли и волновое сопротивление провода уменьшается. Уменьшение составляет 10 15 %.

Ток молнии, при котором происходит перекрытие изоляции провода, называют критическим током или защитным уровнем линии. Ток защитного уровня в этом случае определится

(1.11)

Пусть импульсное волновое сопротивление провода составляет 300 Ом. При попадании в провод молнии примера 2,3 на изоляции провода возникнет напряжение 40200 = 6000 кВ. Это напряжение почти в 20 раз больше напряжения примера 3, т.е. при таком сочетании параметров удар в провод более опасен для изоляции, чем при ударе молнии в опору. В этом случае также произойдёт перекрытие изоляции на опоре. Для перекрытия изоляции при таких значениях волнового сопротивления достаточно тока 1,67 кА. Вероятность появления молний с такими токами близка к единице. Можно утверждать, что при ПУМ в ЛЭП 6 -35 кВ вероятность импульсного перекрытия изоляции практически равна единице.

Если после прохождения импульса молнии дуга горит устойчиво и не погасает, то говорят, что импульсная дуга перешла в силовую дугу. Вероятность перехода _с зависит от средней напряжённости поля Е_ср при максимальном допустимом рабочем фазном напряжении линии (). Для ж/б и металлических опор в (1.9) вместо U_50% следует подставить

(1.12)

Если используются деревянные траверсы, то при расчётах по (1.11) к строительной высоте изолятора следует добавить эквивалентную длину по траверсе от изолятора до заземляющего спуска. Эту эквивалентную длину можно получить, разделив расстояние в сантиметрах по траверсе до спуска на 5 при использовании штыревых изоляторов и на 7 для подвесных изоляторов.

, где (1.13)

m = 5 (7) для штыревых (подвесных) изоляторов.

Значение вероятности _с вычисляют по эмпирической формуле

, (1.14)



Импульсную прочность (U_50%) для междуфазного перекрытия определяют на ЛЭП с металлическими (ж/б) траверсами как

(1.15)

где - импульсная прочность гирлянды изоляторов и штыревого изолятора. Для ЛЭП с деревянными траверсами

(1.16)

где Е_ср2 - средняя напряжённость вдоль траверсы (Е_ср2 = 70 кВ/м при подвесных изоляторах и Е_ср2 = 100 кВ/м для штыревых изоляторов), l_тр - длина траверсы меду изоляторами фаз.

В этом случае ток защитного уровня определится

(1.17)

где Кк - коэффициент электромагнитной связи между проводами, который для ЛЭП 6 -35 кВ может быть принят равным 0,24. При расстоянии между фазами 3 м и строительной высоте изолятора 50 см U_50% = 250 кВ, а I_зу = 32,8 кА. Вероятность появления тока молнии с таким или большим током равна 0,484. Очевидно, что снижение импульсного сопротивления заземления опоры приводит к увеличению тока защитного уровня и снижению вероятности перехода однофазного замыкания в междуфазное.

Пример 4. Рассчитать вероятность перехода импульсной дуги в силовую дугу при поражении молнией крайнего провода на ЛЭП 35 кВ с металлическими (ж/б) и деревянными траверсами с горизонтальным расположением фазных проводов на штыревых изоляторах.

Пусть строительная высота изолятора 50 см, а максимальное рабочее междуфазное напряжение 38 кВ, тогда

кВ, а Е_ср1 = 0,44 кВ/см, и =0,66.

Если используется деревянная траверса с

= 3 м, то , а =0,26.

ЛЭП 6 -35 кВ как правило работают с изолированной или компенсированной нейтралью. Однофазное замыкание на землю в таких сетях не является коротким замыканием, и отключения ЛЭП не происходит. Однако, импульсное перекрытие изоляции с вероятностью _м приводит к между фазному, которое отключается системами релейной защиты. Вероятность _м также рассчитывается по (1.14), но при расчёте средней напряженности в (1.12, 1.13) следует подставлять двойную строительную высоту изолятора. Это объясняется тем, что междуфазное перекрытие происходит по кратчайшему эквивалентному пути изолятор - траверса - изолятор. грозоупорность перенапряжения заземления линии электропередачи

Пример 5. Рассчитать вероятность междуфазного перекрытия изоляции по данным примера 4.

Для ЛЭП с металлическим (ж/б) траверсами длина дуги 250 = 100 см, Е_ср1 = 0,22 кВ/см, и . Если траверса деревянная, то , а =0,16.

ЛЭП без устройств автоматического повторного включения (АПВ) будут отключаться за год N раз:

(1.18)

где Ро - вероятность удара молнии в опору, Роп - вероятность обратного перекрытия с опоры на провод (1.9), Рп - вероятность удара молнии в провод, Р(I_зу) - вероятность возникновения молнии с током защитного уровня или большим током (1.17), м - вероятность перехода искрового замыкания между фазами в силовую дугу (1.14). При расчётах можно принять Ро = Рп =0,5.

Совместив данные примеров 2 и 5, получим, что такая ЛЭП будет отключаться 1,8 и 0,96 раз при использовании металлических (ж/б) и деревянных траверс.

При использовании на ЛЭП устройств АПВ для расчёта случаев перерыва электроснабжения в формулу (1.18) следует добавить множитель, равный вероятности неуспешного срабатывания АПВ. По статистике вероятность успешного повторного подключения линий составляет _АПВ0,85, тогда грозоупорность ЛЭП без тросов можно определить по

(1.18 а)

для вышеприведённого примера число отключений составит 0,27 и 0,14 раза. Следует отметить, что каждое успешное АПВ ЛЭП после ударов молнии хотя и оставляет линии в работе, происходит через время, определяемое уставками релейной защиты, т.е. кратковременные перерывы электроснабжения потребителей возникают. Кроме этого, остаточный ресурс выключателей АПВ снижается пропорционально числу отключения ЛЭП по (1.18).

Для ЛЭП класса 6 -35 кВ эффективным мероприятием по повышению устойчивости электроснабжения является снижение средней напряжённости электрического поля Е_ср1 по (1.11, 1.12) за счёт увеличения длины дуги. Это достигается установкой на ЛЭП современных длинно искровых разрядников (РДИ) различного типа, которые хорошо зарекомендовали себя в условиях эксплуатации. При относительно недорогой цене они практически исключают возможность перехода искрового замыкания в устойчивую силовую дугу между фазами, т.е. исключают отключения ЛЭП и сберегают ресурс выключателей АПВ.

Другим эффективным мероприятием, но дорогостоящим, является установка нелинейных ограничителей напряжения параллельно изоляторам ЛЭП.

Удар молнии вблизи ЛЭП (индуцированные перенапряжения

При ударе молнии в землю вблизи ЛЭП на проводах индуцируются перенапряжения, величину которых можно оценить по формуле

, (1.19)

где - средняя высота подвески провода, b - расстояние от точки удара молнии в землю до провода ЛЭП.

1.2.2 Грозоупорность ЛЭП с молниезащитными тросами

Линии электропередачи 6 -35 кВ обычно используются без тросовой защиты, за исключением подходов к подстанциям. Отключение ЛЭП с тросовой защитой может происходить по следующим трём сценариям:

1. Удар молнии в опору или в трос вблизи опоры с последующим перекрытием линейной изоляции, как это было рассмотрено в предыдущем разделе «Удар молнии в опору». Зависимости вероятности импульсного междуфазного перекрытия изоляции от высоты подвески троса показаны на рис.4, 5,6. Верхняя кривая рассчитана для металлической траверсы, нижняя кривая - для деревянной траверсы с расстоянием между подвесными изоляторами 3 м. Расчёт проводился по формулам (1.9) и (1.2) для металлической опоры при 50% прочности гирлянды 250 кВ и импульсном сопротивлении растеканию тока на землю 12 Ом.

Рис.4. Зависимости вероятности импульсного междуфазного перекрытия изоляции в зависимости от высоты подвески троса на металлической опоре.

Рис.5. Зависимости вероятности импульсного междуфазного перекрытия изоляции в зависимости от высоты подвески троса на одностоечной деревянной опоре.

Рис.6. Зависимости вероятности импульсного междуфазного перекрытия изоляции в зависимости от высоты подвески троса на А -образной деревянной опоре.

Зависимости вероятности импульсного междуфазного перекрытия изоляции от импульсного заземления опоры показаны на рис.7. Опора железобетонная, высота подвески троса 15 м. Верхняя кривая для металлической (ж/б) траверсы, нижняя для деревянной траверсы.

Рис.7. Зависимости вероятности импульсного междуфазного перекрытия изоляции от величины импульсного заземления опоры.

2. Прорыв молнии через тросовую защиту. При прорыве молнии через тросовую защиту удар молнии приходится в провод, с последующим перекрытием изоляции на опоре, как было описано в предыдущем разделе. Вероятность такого события оценивают по формуле

, , (1.20)

где А = 90, В = 4, h - средняя высота подвески молниезащитного троса.. Значения коэффициентов А, В получены из обработки статистических данных по молниезащите в сетях 110 - 220 кВ. При фактическом отсутствии экспериментальных данных для ЛЭП 6 -35 кВ приходится пользоваться для оценок вероятности прорыва коэффициентами для ЛЭП 110 - 220 кВ. Погрешность оценок вероятности прорыва молнии через тросовую защиту по (1.20) довольно значительна.

Рис.8. Вероятность прорыва молнии через тросовую защиту в зависимости от защитного угла при средней высоте подвески провода 15 м.

Рис.9. Вероятность прорыва молнии через тросовую защиту в зависимости от средней высоты подвески провода при защитном угле 30.

Угол защиты показан на рис.10.

Рис. 10. Угол защиты () молниезащитного троса: 1 - трос, 2 - верхний провод.

Средние значения угла защиты составляют ~30. В опасной зоне на подходах к п/с угол уменьшают до 22 25. Обычно это достигается увеличением длины тросостойки, т. е. более высокой подвеской троса.

Вероятность перекрытия линейной изоляции при прорыве молнии через тросовую защиту определяется по (1.2), где за ток защитного уровня принимается ток по (1.17), т. е. расчёт производится так же, как и при ударе молнии в провод, рассмотренный в предыдущем разделе.

3. Удар молнии в трос в середине пролёта и перекрытие воздушного промежутка трос провод. Если расстояние трос - провод менее двух процентов длины пролёта, то вероятностью такого события можно пренебречь.

Тогда вероятность импульсного перекрытия линейной изоляции при ударе молнии в ЛЭП с тросами можно определить по:



, (1.21)

где - вероятность удара молнии в опору , - вероятность перекрытия междуфазной изоляции при ударе молнии в опору (см. пример 6), - вероятность прорыва молнии через тросовую защиту, - вероятность перекрытия междуфазной изоляции при ударе молнии в провод, т.е. , где ток защитного уровня определяется по (1.17).

Грозоупорность ЛЭП с тросовой защитой определяется по:

(1.22)

Выводы

Для повышения грозоупорности ЛЭП следует проводить следующие мероприятия:

1. Устанавливать устройства АПВ.

2. Снижать величину импульсного заземления опор.

3. Увеличивать импульсную прочность линейной изоляции.

4. Снижать величину индуктивности опор устанавливая дополнительные токоотводы на деревянных опорах и дополнительные токоотводы из немагнитных материалов(медь, алюминий) на всех типах опор.

5. Использовать деревянные траверсы.

6. Уменьшать угол защиты троса.

Указанные мероприятия особенно целесообразно проводить в опасной зоне по ЛЭП от подстанций.



1.3 Применение защитных аппаратов для защиты воздушных линий электропередачи

1.3.1 Искровые промежутки

Наиболее старым, простым и дешёвым устройством защиты от перенапряжений первоначально являлись искровые промежутки. В сетях 3-35 кВ искровой промежуток обычно выполнялся в виде "рогов". При такой форме электродов электродинамические силы и тепловые потоки воздуха перемещают возникшую после перекрытия дугу вверх по "рогам". Это приводит к её растягиванию и успешному гашению.

В сетях до 35 кВ защитные промежутки имеют небольшую длину и могут закорачиваться птицами, садящимися на электроды. С целью предотвращения замыканий, в заземляющих спусках защитных промежутков создаются дополнительные искровые промежутки.

Искровые промежутки обладают рядом недостатков, которые ограничивают их применение. Пробивное напряжение искровых промежутков имеет большой статистический разброс, что сильно затрудняет координацию пробивных напряжений защитных промежутков с характеристиками защищаемой изоляции. Вследствие резкой неоднородности электрического поля между электродами имеет место существенное повышение разрядного напряжения промежутка при крутых фронтах волн воздействующих перенапряжений. В области малых предразрядных времён () вольтсекундная характеристика изоляции (с учётом статистического разброса) может проходить ниже вольт-секундной характеристики искрового промежутка (рис. 11). Таким образом, при малых предразрядных временах изоляция остаётся незащищённой и может быть повреждена.

Рис. 11. Вольт-секундные характеристики изоляции (1) и искрового промежутка с резконеоднородным полем (2)

Любое срабатывание искровых промежутков вызывает образование дуги тока короткого замыкания, которая в сетях с глухим заземлением нейтрали, а в ряде случаев и в сетях с изолированной нейтралью, самопроизвольно погаснуть не может. Каждое такое короткое замыкание вызывает нежелательные электродинамические воздействия в обмотках трансформаторов и генераторов, ускоренный износ и внеочередные ревизии выключателей, допускающих ограниченное количество отключений токов короткого замыкания.

Срабатывание искровых промежутков, установленных параллельно защищаемой изоляции, вызывает резкий срез напряжения на ней. Это приводит к возникновению переходных процессов и опасных перенапряжений на продольной изоляции между витками и катушками обмоток трансформаторов, реакторов и электрических машин.

В настоящее время открытые искровые промежутки в качестве специальных защитных устройств применяются лишь в сетях с номинальным напряжением не выше 10 кВ. Однако в сети любого напряжения в роли защитного промежутка может выступать изолятор воздушной линии, если его импульсная прочность окажется ниже амплитуды воздействующего напряжения. Например, при грозовых разрядах амплитуда волны перенапряжения, движущейся от точки удара молнии, будет срезаться за счёт перекрытий линейных изоляторов до тех пор, пока она не станет ниже импульсной прочности изоляторов. Это существенно облегчает решение задачи защиты подстанционного оборудования от воздействия набегающих по линиям грозовых волн.

1.3.2 Разрядники трубчатые (РТ)

Некоторое улучшение характеристик может быть получено путём принудительного гашения дуги. Для этого искровые промежутки помещают в трубку из газогенерирующего материала. Такой защитный аппарат называется разрядником трубчатым (РТ) (рис. 12). Разрядник имеет внешний искровой промежуток S₁ и внутренний S₂, размещённый внутри трубки 1 из изолирующего газогенерирующего материала. Дугогашение обеспечивает промежуток S₂, образованный между стержневым 2 и кольцевым 3 электродами. Промежуток S₁ служит для отделения газогенерирующей трубки от сети. Это позволяет избежать разложения материала трубки под влиянием тока утечки при длительном воздействии рабочего напряжения.

Искровые промежутки S₁ и S₂ пробиваются при появлении перенапряжений на фазном проводе. Через них протекает импульсный ток молнии и ток короткого замыкания рабочей частоты. Под действием высокой температуры дуги в трубке происходит интенсивное выделение газов и давление в ней нарастает до нескольких десятков атмосфер. Газы, выходя через открытый конец трубки, создают продольное дутье, и при первом же прохождении тока через нуль дуга гаснет.

Рис. 12. Схема устройства и включения трубчатого разрядника



Трубчатые разрядники лишены одного из основных недостатков защитных искровых промежутков - образования длительного короткого замыкания, отключаемого сетевыми выключателями. Однако другие недостатки защитных промежутков (нестабильность вольт-секундных характеристик, наличие срезов напряжения) имеются и у трубчатых разрядников. Эти недостатки, а также наличие зоны выхлопа исключают возможность применения трубчатых разрядников в качестве основного аппарата для защиты подстанционного оборудования.

Учитывая перечисленные недостатки, а также большие эксплуатационные расходы на обслуживание трубчатых разрядников, в настоящее время их установка во вновь сооружаемых сетях не предусматривается.

1.3.3 Разрядники вентильные (РВ)

Широкое распространение в сетях высокого напряжения нашли вентильные разрядники. Они состоят из искровых промежутков и последовательных нелинейных сопротивлений (рис. 13, а). В большинстве вентильных разрядников параллельно искровым промежуткам присоединяются шунтирующие резисторы или ёмкости. Они дают возможность управлять распределением напряжения по большому числу последовательно соединённых искровых промежутков вентильных разрядников. Шунтирующие резисторы служат для создания более равномерного распределения напряжения рабочей частоты и внутренних перенапряжений между искровыми промежутками. Шунтирующие ёмкости могут использоваться как для выравнивания напряжения, так и для принудительного создания более неравномерного его распределения между искровыми промежутками при грозовых перенапряжениях, что позволяет снизить импульсное пробивное напряжение разрядников за счет каскадного пробоя искровых промежутков.

При воздействии на вентильный разрядник перенапряжения U_nep, превышающего его пробивное напряжение U_np (рис. 13, б), происходит пробой искровых промежутков (ИП), и нелинейное последовательное

Рис.13. Принципиальная схема вентильного разрядника (а) остающееся напряжение и импульсный ток при его срабатывании (б), напряжение промышленной частоты и сопровождающий ток (в) сопротивление (НС) присоединяется к сети.

После пробоя ИП действующее на изоляцию перенапряжение определяется в основном падением напряжения на НС (остающимся напряжением U_ocm на разряднике) вследствие протекания через него импульсного тока. Напряжение U_acm на 20 -30% должно быть меньше допустимого для защищаемой изоляции. Ток, протекающий через разрядник под действием напряжения промышленной частоты, называется сопровождающим током 1_сопр (рис. 13, в). Он ограничивается нелинейным последовательным сопротивлением разрядника, величина которого резко возрастает при снижении напряжения на разряднике. При переходе тока через нуль дуга в искровых промежутках гаснет и разрядник приходит в исходное состояние.

Таким образом, искровые промежутки вентильных разрядников при отсутствии перенапряжений отделяют нелинейные последовательные сопротивления от сети и подключают их в момент появления опасных для изоляции перенапряжений. Искровые промежутки, по возможности, должны иметь горизонтальную вольт -секундную характеристику, т. е. малое изменение пробивного напряжения U_np в широком диапазоне предразрядных времён - от микросекунд до миллисекунд - и малый разброс U_np. Кроме того, U_np не должно изменяться после многократного пропускания нормированных импульсных и сопровождающих токов, а также при колебаниях температуры и воздействии тряски, ударов и вибрации. Искровые промежутки должны гасить дугу сопровождающего тока, как правило, при первом переходе его через нуль.

Для выполнения этих требований в вентильных разрядниках применяют многократные искровые промежутки, т. е. соединяют последовательно большое число единичных промежутков с малым зазором. Это позволяет использовать свойства короткой дуги с характерным для неё катодным падением напряжения в каждом промежутке после гашения сопровождающего тока. В вентильных разрядниках при наибольшем допустимом напряжении промышленной частоты на единичный искровой промежуток приходится от 1,0 до 1,7 кВ (действующее значение).

В настоящее время применяются искровые промежутки:

а) с неподвижной дугой сопровождающего тока, которая гасится практически в том же месте, где происходит пробой;

б) с дугой, вращающейся в кольцевом зазоре между электродами под действием магнитного поля;

в) с растягивающейся дугой, которая, передвигаясь между электродами под действием магнитного поля, значительно (в десятки и сотни раз) увеличивает свою длину.

Искровые промежутки с неподвижной дугой используются в разрядниках серий РВС, РВО (РВС - разрядник вентильный станционный, РВО -- разрядник вентильный облегчённой конструкции). Их недостатком является малая дугогасящая способность (т. е. способность гасить дугу сопровождающего тока при первом переходе его через ноль). Для промежутков типа РВС ток 1_сопр не должен превышать 80-100 А.

Увеличение 1_сопр может быть допущено при переходе к промежуткам с вращающейся дугой, которые применяются в магнитно-вентильных разрядниках серий РВМГ (разрядник вентильный магнитный грозовой) и РВМ (разрядник вентильный магнитный). Такой промежуток надёжно гасит значительно большие сопровождающие токи (до 250 А). Это позволяет уменьшить величину нелинейного последовательного сопротивления, а следовательно, и остающееся напряжение разрядника, что приводит к существенному улучшению защитного коэффициента разрядника

, (1.23)

где - амплитуда остающегося напряжения на разряднике при протекании через него импульсного тока координации; - напряжение гашения сопровождающего тока разрядника (действующее значение).

Дальнейшее улучшение защитных свойств магнитно-вентильных разрядников может быть достигнуто при применении в них токоограничивающих искровых промежутков с растягиванием дуги сопровождающего тока и вводом её в узкую щель, в которой происходит интенсивное охлаждение и деионизация дуги у стенок, в результате чего градиент напряжения на ней значительно увеличивается. Падение напряжения на дуге сопровождающего тока при ширине щели 1 мм составляет около 6 кВ/м. В начальный момент, когда через разрядник протекает импульсный ток, падение напряжения на промежутке пренебрежимо мало по сравнению с напряжением на нелинейном последовательном сопротивлении. Это позволяет применить сопротивление с меньшей нелинейностью, но с более высокой пропускной способностью или уменьшить сопровождающий ток разрядника. Защитные характеристики его улучшаются, повышается пропускная способность, уменьшаются габариты, вес и себестоимость производства разрядников. Если для разрядников с искровыми промежутками типа РВС защитный коэффициент составляет 2,5 2,7, то для разрядников с магнитным гашением 2,0, т. е. при одинаковом напряжении гашения остающееся напряжение на 20 26% ниже (рис. 14). Величина для разрядников с токоограничивающими искровыми промежутками уменьшается до 1,6 1,8.

Разрядники разделены на 4 группы. IV группа - это разрядники серий РВП и РВО на напряжения 3 -10 кВ. Нелинейные резисторы комплектуются из вилитовых дисков, искровой промежуток набирается из элементов, состоящих из двух латунных электродов, разделённых миканитовой шайбой.

К III группе относятся разрядники серий РВС (15 -220 кВ). Вилитовые диски обычно имеют диаметр 100 мм.

II группа - разрядники серии РВМ (3 -35 кВ) и РВМГ - 110 - 500 кВ. Применяются искровые промежутки с магнитным гашением и вилитовые диски диаметром 150 мм, что увеличило их пропускную способность.

I группа - это разрядники РВТ (токоограничивающий) и РВРД (c растягивающейся дугой). Комплектуются из тервитовых дисков и токоограничивающих искровых промежутков.

Последовательное сопротивление (НС на рис. 13, а) вентильного разрядника должно обладать нелинейной вольтамперной характеристикой и способностью многократно пропускать импульсные и сопровождающие токи. Оно ограничивает сопровождающий ток до величины, при которой искровые промежутки надёжно гасят дугу. Поэтому при напряжении гашения величина НС должна быть возможно большей. С другой стороны, при протекании максимального импульсного тока необходимо иметь минимальное НС, для того чтобы остающееся на разряднике импульсное напряжение не превышало допустимого для изоляции. Отсюда очевидно, что последовательное сопротивление не может быть линейным. Указанным условиям удовлетворяет нелинейное сопротивление, вольтамперная характеристика которого имеет вид, показанный на рис. 15. При производстве нелинейных сопротивлений используют твёрдые полупроводниковые материалы, проводимость которых практически мгновенно возрастает при увеличении приложенного напряжения.

Состав нелинейных сопротивлений

Карбид кремния (или чёрный карборунд) SiC используется в защитных аппаратах в виде мелкозернистого порошка (размеры зёрен порядка 10 ^-210 ^-3см). Каждое зерно карбида кремния покрыто тонким слоем оксида кремния SiO₂ (толщина порядка 10 ^-5см), обладающего p -проводимостью и обуславливающего нелинейность свойств материала. Удельное сопротивление карбида кремния около 1 Ом?см, а оксида кремния лежит в пределах 10⁶10⁸ Омсм. Переходное сопротивление в месте соприкосновения отдельных зёрен (запорный слой) оказывается различным в зависимости от внешних условий: плотности тока через контакты, скорости его нарастания и длительности, примесей в материале, температуры, при которой формировались зёрна. Для связи зёрен карборунда при прессовании из него элементов (дисков) резистора применяются связующие добавки (стекла, клеящие вещества, керамические материалы). Они несколько изменяют количественные характеристики нелинейных материалов и определяют технологический процесс их изготовления (высоко - или низкотемпературный обжиг, характер среды при обжиге -окислительный, либо восстановительный и пр.). На характеристиках материала рабочих сопротивлений (РС) сказываются: вид связующего, температура и газовая среда, в которой происходит его термообработка. Элементы РС изготавливаются из материалов, получивших наименование вилита, тервита и тирита.

Вилит - масса, состоящая из зёрен карбида кремния (84%) и связующего (16%). Связующим элементом является эмульсия мела в жидком стекле плотностью 1,48 г/см³. Из этой массы прессуются изделия требуемой формы (обычно диски) и затем подвергаются обжигу при температуре t=380°C. Показатель нелинейности вилита б=0,180,22 при токах в пределах 303000A. Он уменьшается при увеличении тока свыше 3000 A.

Тервит - масса, состоящая из зёрен карбида кремния (82%) и связующего (18%). Связующим элементом является эмульсия глинозема в жидком стекле. Изделия из тервита подвергаются обжигу в среде водорода при t=12801300°C. Показатель нелинейности здесь б=0,350,36 при токе 100ч500А и б=0,220,26 при токе 15005000A. Тервит обладает повышенной электропроводностью и высокой удельной пропускной способностью по сравнению с вилитом. Этот материал, кроме того, влагостоек.

Тирит - масса, содержащая 74% мелких фракций порошка карбида кремния и 26% связующего в виде глины + воды. Изделия из тирита подвергаются обжигу в среде водорода при t=1270°С. По сравнению с вилитом и тервитом этот материал имеет меньшую нелинейность. Элементы из тирита с поперечным сечением 7х14 =98мм² имеют б=0,30,35 при токе 60600 мкА, а у элементов 14х14=196мм² - б=0,30,45 при токе 1201200 мкА. Тирит влагостоек и применяется при изготовлении шунтирующих сопротивлений (ШС).

Сопротивление запорного слоя нелинейно зависит от напряжённости электрического поля. При малых значениях оно составляет 1О⁴-1О⁶ Ом -м и к нему прикладывается практически все напряжение.

Рис. 14. Динамика улучшения защитного коэффициента вентильных разрядников и нелинейных ограничителей перенапряжений

Рис. 15. Вольт-амперная характеристика нелинейного последовательного сопротивления вентильного разрядника

При повышении напряжённости электрического поля проводимость запорного слоя резко возрастает и общее сопротивление резистора начинает определяться собственно зёрнами карборунда.

Нелинейные резисторы вентильных разрядников прессуются в виде дисков из исходной массы, состоящей из порошка карбида кремния и связующего материала. В настоящее время применяются диски из вилита и тервита. Вольт-амперную характеристику нелинейных резисторов приближённо принято характеризовать степенной зависимостью.

, (1.24)

где С - постоянная, учитывающая свойства материала и размер резистора; - показатель степени, который принято называть коэффициентом нелинейности материала, имеющий разные значения в области малых и больших токов.

Как следует из приведённой зависимости, вольт-амперную характеристику РВ целесообразно строить в логарифмических шкалах, в которых она приближённо изображается отрезками прямых линий. На рис. 16 показана типичная вольт-амперная характеристика вилитовых дисков, которые применяются в разрядниках типа РВС.

Области больших токов, проходящих через разрядник при грозовых перенапряжениях, соответствует участок Б вольт-амперной характеристики. На этом участке коэффициент нелинейности а для вилита равен 0,1-0,2, для тервита - 0,15-0,25. Участок А вольт-амперной характеристики соответствует области сопровождающих токов и большинству токов коммутационных перенапряжений. Коэффициент а для этого участка значительно выше: для вилита 0,28-0,3; для тервита - 0,35-0,38.

Вольт-амперная характеристика нелинейного сопротивления, состоящего из т последовательно включённых одинаковых резисторов, записывается в виде

(1.25)

Значения С и различны для двух участков вольт-амперной характеристики. Вилитовые резисторы, имеющие относительно низкую пропускную способность, применяются в основном в грозозащитных разрядниках. Тервит обладает значительно большей пропускной способностью. В связи с этим разрядники с тервитовыми резисторами могут использоваться для защиты как от грозовых, так и от коммутационных перенапряжений. Требования к характеристикам грозозащитных вентильных разрядников устанавливает ГОСТ 16357 -83, согласно которому разрядники всех классов напряжения разделены на группы (табл. П.2).

...