Диссертация на соискание ученой степени кандидата технических наук Научный руководитель доктор технических наук, профессор Абрамович Б. Н. СанктПетербург 199
 Скачать 2.67 Mb.
|
2 ху2 -6-1(ГУ -ЗЛ7.10^3^3 + 2,38 ■ 10"4/ - 4,58 • \0': ху4\ + ТаЭ). (3.40) |
| | |2РЗ| ВЛИ 2 | |1РЗ ¡ОБ ВЛИ 1 |
| / | | 4 |
Последующий Предыдущий
и
Рис.3.2.
В соответствии с условием 1 для предыдущей зоны ток срабатывания защиты:
раб.макс
(3.42)
где: 1Раб шах - максимальный рабочий ток в конце защищаемой зоны;
Кн и Ксзп - коэффициенты надежности и самозапуска;
Кв - коэффициент возврата, Кв = 0,96 для цифровых реле.
При отсутствии в составе нагрузки электродвигателей напряжением 6(10) кВ и времени срабатывания МТЗ более 0, 3 с принимается Ксзп >1,1+ 1,3. Максимальное значение коэффициента Ксзп определяется условиями пуска полностью заторможенных двигателей.
К.
По второму условию ток срабатывания последующей защиты является модулем комплекса 1СЛ поел., который определяется из уравнения
:
( - \
(3.43)
I = к
с.з.поел н.с
МАХ
( ^ / ^ с.з.пред.тлх ) ^^ ^раб.тг
у
где: кис = 1,1 - коэффициент надежности согласования чувствительности ступени МТЗ;
мм{^1сзп?едтх^- модуль наибольшей из геометрических сумм токов срабатывания максимальных токовых защит параллельно работающих предыдущих элементов
; геометрическая сумма максимальных значений рабочих токов
всех предыдущих элементов (1М), за исключением тех, которые входят в наибольшую геометрическую сумму токов срабатывания максимальных токовых защит параллельно работающих предыдущих элементов (п).
Для проверки реализации третьего условия определяется коэффициент чувствительности по первичным значениям тока к.з. и срабатывания защиты:
>1,5
(3.44)
/(2). ££ к.тш
1
где: I(2)K.min - ток двухфазного к.з. в минимальном режиме, который может быть принят равным 0,45I(3)max.
Выдержка времени последующей ступени МТЗ определяется из уравнения:
tc,,oc, (3-45)
Ступень селективности А1 для цифровых защит принимается 0,15-1-0,2 с. В цифровых защитах при выполнении согласования уставок имеется возможность выбора и изменения времятоковых характеристик. Например, в реле серии БРАС имеется возможность выбора одной из шести времятоковых характеристик. Четыре характеристики соответствуют стандарту МЭК, одна (II1) - специальная для согласования с характеристиками электромеханических реле и еще одна ЯХШО - для реализации защиты от замыканий на землю. Кроме того имеется независимая от тока характеристика
.
При выборе одной из четырех характеристик должны быть определены кратность тока, время срабатывания защиты при этой кратности и "временной" коэффициент к, по формуле:
*= р , (3-46)
где: /ф = 1К/1СЗ, кратность тока к.з. 1к по отношению к току срабатывания защиты;
1с.з - время срабатывания защиты, с.
Для различных типов времятоковых характеристик постоянные коэффициенты аир, имеют следующие значения: а = 0,02, р - 0,14 - "нормальная"; а = 1,0, р = 13,5 - "очень зависимая"; а = 2,0, р = 80,0 - "экстремально зависимая";
а = 1,0, Р = 120,0 - "зависимая с очень продолжительным временем". При согласовании селективности действия защиты в сетях 6(10) кВ рассматриваются следующие ситуации:
предыдущим элементом является трансформатор 10/0,4 кВ, защита которого выполнена плавкими предохранителями, а последующим элементом ВЛИ с защитой на цифровом реле;
на предыдущей линии установлена защита на электромеханическом реле с обратнозависимой времятоковой характеристикой, а на последующей ВЛИ защита на цифровом реле;
на предыдущей линии установлена защита на электромеханическом реле для которого введена токовая отсечка, а на последующей ВЛИ защита на цифровом реле
;
на предыдущей линии установлена защита на цифровом реле с обратноза- висимой времятоковой характеристикой, а на последующей ВЛИ установлена МТЗ с независимой характеристикой;
предыдущий участок представляет из себя сеть с параллельно работающими линиями, а на последующем участке установлена цифровая защита на реле с обратнозависимой времятоковой характеристикой.
После выбора выдержек времени максимально токовых защит по условию селективности необходимо выполнить проверку проводов ВЛИ на термическую стойкость.
В тех случаях, когда МТЗ не обеспечивает термической стойкости изолированных проводов, применяются токовые отсечки. Время срабатывания токовой отсечки определенное с учетом действия АПВ и подпитки т.к.з. электродвигателями напряжением свыше 1 кВ и должно удовлетворять уравнению:
<
Кпд1 к
йГ. (3.47)
В тех случаях, когда выбранные характеристики и уставки защит ВЛИ не
удовлетворяют требованиям термостойкости, то должно быть выполнено одно из следующих мероприятий:
ограничена величина тока короткого замыкания путем реагирования линии;
уменьшен максимальный рабочий ток линии;
увеличено сечение изолированного провода;
увеличен ток 1(2)к.шт путем уменьшения длины защищаемой основной зоны с помощью установки автоматических секционирующих выключателей;
исключено АПВ или максимально возможно ускорено действие защиты при АПВ
;
обеспечена отстройка неселективной отсечки от бросков тока намагничивания трансформаторов 6(10)/0,4(0,69) кВ;
разрешено неселективное срабатывание МТЗ линии при малых значениях тока к.з. при внутренних к.з. трансформаторов 6(10)/0,4(0,69) кВ, подключенных к ВЛИ через плавкие предохранители;
разрешено невыполнение дальнего резервирования при к.з. в конце длинного предыдущего участка ВЛИ.
3.5, Выводы к главе 3
Разработана система выбора сечения изолированных проводов воздушных линий по допустимому длительному току и по термической стойкости к токам короткого замыкания и параметров устройств защиты воздушных ЛЭП с изолированными проводами. Система включает теоретические и методические положения, позволяющие выбрать сечение изолированных проводов с учетом мощности силовых трансформаторов электроподстанций, конфигурации сети, наличия автоматического повторного включения и подпитки точки короткого замыкания от синхронных и асинхронных электродвигателей напряжением свыше 1 кВ.
Разработана методика проверки термической стойкости изолированных проводов воздушных линий 6(10) кВ в экстремальных условиях без учета двигательной нагрузки. Уставлено, что даже при мощности силовых трансформаторов подстанции >10 MB А, линии, выполненные изолирован- ными проводами сечением 70 мм могут оказаться нетермостойкими. Уменьшение импульса квадратичного тока, воздействующего на провода ВЛИ, путем ограничения длительности к.з. благодаря выполнению защиты на электромеханических реле в виде токовой отсечки оказывается недостаточным при использовании для повышения надежности электроснабжения
АПВ. Снижение величины времени приведенного к.з. до необходимого значения может быть достигнуто путем применения цифровых реле за счет ускорения отключения к.з., благодаря их более высокой точности работы и введению ускорения действия защиты после АПВ. При этом минимальное значение времени отключения к.з. составит 0,3-Ю,65 с, а собственное время работы защиты 0,2ч-0,25 с.
Разработана методика оценки термической стойкости изолированных проводов ВЛИ 6(10) кВ с учетом действия АПВ и подпитки точки короткого замыкания от электродвигателей напряжением свыше 1 кВ. Установлена зависимость величины теплового импульса тока к.з. от параметров питающей системы, величины э.д.с. и постоянных времени затухания переходной составляющей тока к.з. от синхронных и асинхронных двигателей напряжением свыше 1 кВ. Выполнена проверка адекватности установленной зависимости. Показано, что полученная зависимость позволяет определить импульс квадратичного тока с погрешностью не более 5%. Установлено, что в условиях горных предприятий подпитка точки короткого замыкания может приводить к увеличению импульса квадратичного тока к.з. на 10-5-30%.
Предложена методика выбора параметров цифровых устройств защиты воздушных линий с изолированными проводами, в том числе по условиям, несрабатывания защиты после отключения к.з. на предыдущем участке, согласования чувствительности защит последующего и предыдущего участков и обеспечения требуемой чувствительности в основной зоне и зонах дальнего резервирования, а также рассмотрено согласование селективности действия защиты в сетях 6(10) кВ с учетом действия АПВ и подпитки точки к.з. от синхронных и асинхронных двигателей напряжением свыше 1 кВ.
ГЛАВА 4 ГРОЗОЗАЩИТА ВОЗДУШНЫХ ЛИНИЙ С ИЗОЛИРОВАННЫМИ ПРОВОДАМИ 6(10) кВ
4.1. Грозозащита ВЛИ 6(10) кВ с использованием импульсных грозовых разрядников
В системе Ленэнерго в настоящее время разрабатывается перспективная комплексная система повышения надежности и бесперебойности электроснабжения потребителей, как составной части программы увеличения прибыли АО "Ленэнерго" (и соответственно снижения убытков за счет уменьшения упущенной прибыли потребителей за перерыв в энергоснабжении). В частности, при реконструкции В Л 10 кВ предполагается переход на изолированные провода с устройством грозозащиты ВЛИ.
Т.к. в Ленэнерго основная часть (почти все опоры) ВЛ 6(10) кВ железобетонные и металлические, то принято решение о применении принципиально нового подхода к грозозащите ВЛИ, основанного на использовании длин- нойскровых грозозащитных разрядников (ДИГР) простых по конструкции и вследствие этого надежных и дешевых устройств [65].
После грозового перекрытия изоляции вероятность установления силовой дуги главным образом зависит от средней напряженности электрического поля, создаваемой рабочим напряжением линии на канале перекрытия.
Физические закономерности, связанные с переходом импульсного перекрытия в силовую дугу, исследовались в разных лабораториях мира [22, 28, 29, 59, 86, 88, 89, 105]. На основе обобщения результатов этих исследований и опыта эксплуатации действующих ВЛ в России принято нормативное соотношение, позволяющее оценивать вероятность возникновения силовой дуги при грозовых перекрытиях изоляции [19].
Рд =(1,59£/ф//,-б)1(Г2 =(1,59^-б)10"2, (4.1)
где: Е = Цф/L - средняя напряженность электрического поля на канале перекрытия, кВ/м;
11ф - фазное напряжение BJI, кВ;
L - длина пути перекрытия, м.
Формула (4.1) справедлива при Е > 10 кВ/м. При Е < 7 кВ/м образование силовой дуги практически невозможно [32, 54, 87, 90, 91, 94]. Рд = 0, при Е < 7 кВ/м. Как видно из (4.1), при заданном номинальном напряжении вероятность возникновения дуги приблизительно обратно пропорциональна длине пути перекрытия. Поэтому за счет увеличения L можно снизить Р и, следовательно, сократить число отключений линии.
Разрядные напряжения по поверхности изолированных проводов ВЛИ 6(10) кВ весьма низкие. Так, например, в [104] исследовались пробивные напряжения полиэтиленовой изоляции изолированного провода. Авторы отмечают, что первоначально они испытывали затруднения при испытаниях: при импульсном напряжении 150 кВ разряд скользил по поверхности, причем длина перекрытия по поверхности достигала 15 м, а твердая изоляция толщиной 3 мм не пробивалась. Аналогичный феномен отмечен в [84]. Сходные результаты были получены при испытаниях различных конструкций изолированных проводов в НПО "Стример" [63, 65].
На линиях с деревянными опорами, являющимися дополнительными изоляторами, длина пути перекрытия существенно больше, чем на линиях с металлическими или бетонными опорами. Вследствие этого вероятность возникновения дуги для деревянных опор существенно ниже, чем для металлических или бетонных. Опыт эксплуатации показывает [89, 93], что для металлических опор Рд = 0,7-й),85, а для деревянных Рд = 0,3-Ю,5.
Приведенный краткий технический анализ рассматриваемого явления позволяет установить, что улучшение грозозащиты линий электропредачи путем удлинения пути импульсного грозового перекрытия за счет использования специальных длинноискровых грозозащитных разрядников (ДИГР), предотвращающих переход скользящего разряда в дуговой. Скользящий разряд при этом представляет собой электрический разряд малой мощности по поверхности диэлектрика изолированного провода, возникающий вследствие частичной ионизации газообразной или жидкой среды, в которой он находится, и имеет вид ярко светящихся нитей, часто разветвленных, быстро перемещающихся (скользящих) по поверхности.
В основных вариантах ДИГР главным элементом является отрезок изолированного провода длиной, в несколько раз превышающей длину изоляторов линии. Конструктивные особенности разрядника обеспечивают его более низкую импульсную электрическую прочность по сравнению с защищаемой изоляцией. Главной особенностью предлагаемых разрядников является то, что вследствие большой длины при его импульсном перекрытии вероятность установления дуги короткого замыкания практически сводится к нулю, за счет чего существенно сокращается количество отключений В ЛИ. Разработанные разрядники в зависимости от способа их установки по отношению к защищаемой фазной изоляции разделяются на конструкции параллельной и последовательной установки с изолятором.
Основной технической характеристикой длинно-искровых разрядников является длина скользящего разряда по поверхности изоляции, обеспечивающая необходимое условие для воспрепятствования образованию силовой дуги в момент импульсного грозового перекрытия, а значит работу линии без отключения.
Принятый критерий Едоп < 7 кВ/м (Едоп = иф/Ь - средний градиент фазного напряжения вдоль суммарного пути импульсного перекрытия Ь), практически гарантирует отсутствие дуговых замыканий при грозовых перенапряжениях. Исходя из длины импульсного грозового перекрытия определяется один из конструктивных параметров длинно-искрового разрядника - длина изоляционной поверхности.
Данные разрядники можно разделить на два вида, исходя из способа их установки по отношению к защищаемой фазной изоляции. Путь импульсного перекрытия, в случае установки параллельно изолятору (рис.4.6 а), состоит из воздушного зазора между проводом и поверхностным металлическим электродом разрядника и непосредственно поверхности изоляции разрядника.
Рассмотрим перспективные варианты длинноскровых разрядников для ВЛИ 6(10) кВ, созданные при выполнении настоящей работы. Принцип действия таких разрядников заключается в том, что при возникновении грозового перенапряжения формируется длинный искровой скользящий разряд по поверхности разрядника. Напряженность электрического поля на канале перекрытия от напряжения промышленной частоты недостаточна для образования силовой дуги вследствие большой длины разряда. Тем самым обеспечивается бесперебойная работа электрической сети.
На рис. 4.1 показан ДИГР установленный на опоре ВЛ 10 кВ, предназначенный как для линий с неизолированными, так и для линий с изолированными проводами.
Отрезок жесткого изолированного провода (например стальной стержень диаметром 12 мм, покрытый слоем светостабилизированного полиэтилена) 11 укреплен на опоре 4 при помощи узла крепления 5 (например, сварки). В средней части отрезка провода 11 поверх его изоляции надета металлическая трубка 12, которая образует с проводом 1 искровой разрядный промежуток 5.
1-провод, 3-изолятор, 4-опора, 5-узел крепления(сварка), 6-грозовое перекрытие, 11-отрезок жесткого изолированного провода, 12-металлическая трубка.
Рис.4.1. Защита линии от грозовых перенапряжений при помощи ДИГР Металлический стержень отрезка 11 имеет потенциал опоры. Благодаря большой емкости между трубкой 12 и стержнем она имеет практически тот же потенциал, что и стержень, т.е. она приблизительно имеет потенциал опоры 4. Таким образом перенапряжение между проводом 1 и опорой 4 будет также приложено между проводом 1 и трубкой 12. При достаточно большой величине перенапряжения искровой промежуток ^ пробьется и перенапряжение будет приложено между трубкой 12 и стержнем отрезка изолированного провода 11 к его изоляции. Под действием приложенного перенапряжения с трубки вдоль поверхности изоляции 11 развивается скользящий разряд в одну или обе стороны отрезка 1 1 до тех пор пока он не замкнется на конце металлического стержня 11 или на опоре 4.
Благодаря большой длине перекрытия по поверхности отрезка изолированного провода Ць общая длина перекрытия Ь = Ьп + Б оказывается весьма велика и импульсное перекрытие не переходит в силовую дугу промышленной частоты.
Подключение длинноискрового разрядника между опорой и проводом через воздушный искровой промежуток обеспечивает отсутствие воздействия рабочего напряжения на изоляционное тело разрядника.
Величина воздушного зазора выбирается исходя из следующих ограничений.
В соответствии с [9] существуют рекомендуемые размеры основных и дополнительных промежутков, используемых на линиях электропередачи и подстанциях в качестве средств ограничения перенапряжений (табл. 4.2.7., с.409).
Эти нормы могут быть распространены и на предлагаемые длинноиск- ровые разрядники, поскольку, в соответствии с принципом их работы при грозовом перенапряжении на проводе происходит перекрытие искрового воздушного промежутка по поверхности изоляции самого разрядника. При этом промежуток вдоль поверхности разрядника является основным. Его длина всегда заведомо больше минимально допустимого расстояния, составляющего 60 мм. Воздушный искровой промежуток является дополнительным и, в соответствии с нормами [9], не должен быть для класса линии 10 кВ меньше 15 мм.
С учетом специфики предлагаемого способа грозозащиты для обеспечения достаточной его надежности необходимо руководствоваться не только нормами [9], но и реальными конструктивно-техническими условиями работы разрядников при эксплуатации линии [37, 41, 70]. В соответствии со схемой установки разрядника рабочее фазное напряжение постоянно приложено к воздушному промежутку между силовым проводом и трубчатым электродом на поверхности изоляции разрядника, имеющим вследствие емкостной связи с внутренним стержнем и относительно низкого активного поверхностного сопротивления изоляции нулевой потенциал.
Для того чтобы этот воздушный промежуток не перекрывался при возможных коммутационных перенапряжениях, его величина должна быть не менее 30 мм.
В экспериментальных исследованиях на модели В ЛИ 10 кВ с предлагаемыми разрядниками были получены данные по защитным характеристикам разрядника. Так, для разрядника с длиной пути перекрытия по поверхности 1 = 750 мм и воздушным зазором S = 50 мм 50% разрядные напряжения составили 11^50% = 135 кВ на положительной и U5o% = 105 кВ на отрицательной полярностях.
Соответствующие разрядные напряжения защищаемого изолятора имели следующие значения U*5o% = 146 кВ, изо% = 135 кВ.
Такое соотношение разрядных характеристик обеспечивает надежную защиту изоляции от грозовых перенапряжений вплоть до максимально возможных амплитуд Umax ^ 400 кВ.
При уменьшении воздушного зазора возможно незначительное улучшение защитных характеристик ДИГР.
Таким образом, исходя из вышеизложенного, можно установить допустимый диапазон для воздушного промежутка S = 30н-50 мм.
Промышленные исследования ДИГР, рассмотренных в данной главе, проводились на установке, содержащей генератор импульсных напряжений, который имел следующие параметры:
выходное напряжение 1250 кВ
емкость в ударе 64 нФ
форма импульса 1,2/50 мкс
количество каскадов 5
зарядное напряжение одного каскада 250 кВЧ
* С
У
У
(р
т
0
й 2
Рис.4.2. Принципиальная схема одного каскада генератора.
На рис.4.2 приняты следующие обозначения: и() - зарядное напряжение; И,, - зарядное сопротивление;
- разрядное сопротивление; Я,, - демпфирующее сопротивление; Р, - запальный разрядник.
Принцип работы генератора заключается в том, что при заряде все конденсаторы С через зарядные сопротивления И.5 заряжаются параллельно, а при срабатывании разрядников Р., - разряжаются последовательно, создавая на выходе суммарное импульсное напряжение равное:
(4.2
)
где: п ^ количество касакадов.
Промышленные исследования показали, что при толщине полиэтиленовой изоляции 4 мм, Б = 50 мм и Ьп = 750 мм при воздействии грозового импульса отрицательной полярности 50 % разрядное напряжение разрядника составляет изо % Ю5 КВ> а защищаемого изолятора - изо % = 130 кВ.
При общей длине грозового перекрытия Ь = Ьп + 8 = 75 + 5 = 80 см средняя напряженность электрического поля на канале разряда от на-
10
пряжения промышленной частоты составит: Е = -т= 1кВ1м. При та-
V3 • 0,8
кой низкой величине напряженности электрического поля силовая дуга не образуется и линия продолжает бесперебойную работу без отключения.
Однако, реализация рассмотренной конструкция встречает значительные трудности при установке на опоре ЛЭП. Поэтому была предложена петлевая конструкция разрядника, показанная на рис. 4.3.
Петлевая конструкция разрядника (рис. 4.3 б) представляется оптимальной по технологичности монтажа и минимизации габаритов. Стальной стержень диаметром 7^9 мм является механической основой конструкции разрядника, одновременно выполняя роль электрической подложки, передающей потенциал опоры на всю длину разрядника. Толщина изоляции из светостабилизированного полиэтилена составляет 3+4 мм, общая длина изолированной части разрядника для ВЛИ 10 кВ -
160 см, для ВЛИ 6 кВ - 120 см. В месте изгиба петли крепится металлическая трубка длиной 10 см.
а) б)
1 - стальной изолированный провод, 2 - провод ВЛИ, 3 - изолятор, 4 - узел крепления, 5 - металлическая трубка, 6 - опора, 7 - грозовое перекрытие, а - узел крепления провода на опоре; б - конструкция петлевого разрядника.
Рис. 4.3. Установка петлевого разрядника на ВЛИ параллельно изолятору
Проведенные в лаборатории импульсные электрические испытания, моделирующие грозовые перекрытия молнией, подтвердили работоспособность данного разрядника на ВЛИ 6(10) кВ. Экспериментальная модель линии 10 кВ с изолятором ШС-10 и параллельно подключенным ДИГР, формирующим искровое перекрытие при воздействии импульса грозового напряжения, показана на рис.4.7. В данной модели применен ДИГР с металлическим стержнем диаметром 9 мм, полиэтиленовой изоляцией толщиной 4 мм и наружным электродом в виде металлической трубки длиной 100 мм, установленной в средней части ДИГР
.
Рис.4.4. Испытания ДИГР на модели ВЛИ 10 кВ В результате испытаний установлено, что 50%-ные разрядные напряжения ДИГР петлевой конструкции составляют:
Ц^оо/оДигр = 135 кВ - на положительной полярности;
5о%дигр Ю5 кВ - на отрицательной полярности. Соответствующие разрядные напряжения изолятора ШС-10 составили: и+5о%дагр = 146 кВ - на положительной полярности; и_5о%дигр = 135 кВ - на отрицательной полярности.
Результаты испытаний показали, что такое соотношение разрядных характеристик изолятора и разрядника обеспечивает надежную защиту основной изоляции провода ВЛИ 10 кВ от грозовых перекрытий при амплитудных значениях перенапряжений вплоть до Ц^юр = 400 кВ положительной и и"пер = 350 кВ на отрицательной полярностях.
Экспериментальная и конструкторская проработка возможности установки таких разрядников на ВЛИ 6(10) кВ показала, что наиболее эффективным вариантом защиты от грозовых перенапряжений является установка ДИГР на каждой опоре, параллельно каждому из трех фазных изоляторов
.
Рис.4.5. Узел крепления петлевого ДИГР на траверсе
Испытания, проведенные в условиях как нормальной, так и загрязненной атмосферы, показали, что разрядник защищает изолятор ШФ-10 при амплитудных значениях импульсов положительной и отрицательной полярности до 400 кВ.
Другим способом защиты ВЛИ является подключение ДИГР последовательно с фазной изоляцией (рис.4.8). Роль изоляционного элемента разрядника играет трубка из стойкого к атмосферным воздействиям материала (светосгабилизироваиный полиэтилен, кремнийорганическая резина), роль внутреннего проводящего стержня выполняет провод линии, на который при монтаже линии одевается трубка.
Варианты установки ДИГР на опорах показаны на рис.4 .5, 4.6 ул 4.7.
При последовательном включении с фазной изоляцией длина изоляционной трубки определяется исходя из условия обеспечения необходимо
й
Рис. 4.6. Промежуточная опора ВЛИ 10 кВ с изоляторами и петлевыми разрядниками, размещенными в вершинах треугольника
. 550 550
ь Г 1