автореферат диссертации по энергетике, 05.14.02, диссертация на тему:Обоснование эффективности резистивного заземления нейтрали сетей 6(10) кВ

3

4

ОН На правах рукописи

УДК 621 311

КОРНПАНОВ Александр Александрович

ОБОСНОВАНИИ ТФФГ.КТИВНОСТИ РКЗИСТИПНОГО ЗА31-:МЛ1НИЯ ННЙТРАЛИ СК'П-Й 6<10) КВ

Специальность 05.14 02 - "Электрические станции (электрическая часть),

сети, члсктро жергстические системы и управление ими

Автореферат

диссертации на соискание ученой степени кандидата технических наук

Санкт-Петербург - 1998

Работа выполнена на кафедре "')лектричсские системы и сети" Сан»сг-11с1србурккою юсударственною техническою университета.

Научный руководитель — док-юр технических наук,

профессор / '. А Ен<и>кунин

Официальные онпоненты - - доктор технических наук,

профессор Ф. Л'. Холило«,

кандидат технических наук, доцент Н Я. Шмурмв

Ведущая ор^нишция — Северо-Западный иноигуг

"')нерюсс1 ьироект" (| Сан кг- Петербург),

Защита состой гея " " 19^9 I в часов в ауд 325

главною щания на мседании диссергиционною совета К 063 38.24 Саню-11егербур1Скою юсударстнснною техническою университета (195251, г. Санкт-Мегербург, ул. Полшехническал, д 29)

Оттыиы на автореферат просим направлять но укатанному адресу на имя ученою секрет аря совета.

С диссергацисй можно ознакомиться в фундаментальной библиотеке универси1е1а.

Аиторсфераг раюслан " % " "1998 г.

Ученый секретарь диссерт ационною совета

В. А. Масленников

ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ

Актуальность темы. Состояние нейтрали обусловливает всю техническую и организационную структуру сетей. К нему приспособлены режимы работы и конфигурация сети, изоляция оборудования и зашита от перенапряжений, заземляющие устройства, релейная защита и т п В России подавляющее большинство распределительных сетей 6(10) кВ работают с изолированной нейтр&чью или с компенсацией емкоегиого тока замыкания на землю, в которых в связи с повышением требований к надежности и бесперебойности работы оказывается весьма актуальной проблема борьбы с дуговыми замыканиями на землю, с квазистационарными перенапряжениями, обусловленными смещением нейтрали. В этих сегях также вероятны феррорезонансные перенапряжения, возникающие при самопроизвольных смещениях нейтрали и всякого рода неполнофазных режимах питания.

Для предотвращения этих нежелательных воздействий на изоляцию электрооборудования и для повышения надежности электроснабжения потребителей эффективным мероприятием является заземление нейтралей распределительных сетей 6(10) кВ через резистор (высокоомный или низкоомный). Использование резистора в нейтрали сети повышает чувствительность токовых защит от замыканий на землю, селективность их работы даже в условиях резонансной настройки дугогасящих реакторов при компенсации емкостного тока замыкания на землю. Высокоомное заземление нейтрали оказывает существенное влияние на снижение рассеиваемой энергии в варисторач ОПМ за счет уменьшения числа повторных зажиганий заземляющих дуг в сети и позволяет защитить от перенапряжений изоляцию с пониженным уровнем прочности.

Цель работы — анализ достоинств и недостатков различных систем заземления нейтрали сетей 6(10) кВ с позиции уровня тока замыкания и воздействующих перенапряжений, а также разработка рекомендаций по выбору оборудования для заземления нейтрали и устройства релейной защиты.

Научная новнша диссертационной работы. Получены аналитические выражения условий вошжновения кпазнстацнонарных перенапряжений большой кратности, определены кратное,:! дуговых и феррорезонансных перенапряжений, в том числе, с учетом их эффективного ограничения высокоомный резистором в нейтрали сети; выявлены закономерности распределения токов нулевой последовательности в распредел!ггельных сетях сложной конфигурации при различных типах заземления нейтрали; проведен шал из работы фильтров токовых реле; получены вероятностные зависимости распределения максимальных перенапряжений при отключениях вакуумными выключателями пусковых токов электродвигателей и недогруженных грансформаторов.

Практическая ценность полученных результатов состоит в следующем:

1. Разработана методика выбора величины заземляющего резистора и трансформатора для высокоомного и низкоомного резистивного заземления нейтрали.

2. Показана целесообразность сочетания резистивного заземления нейтрали и ОГТН для глубокого ограничения дуговых и коммутационных перенапряжений.

3. Полученные вероятностные зависимости распределения максимальных иеренапряжений при отключениях вакуумными выключателями пусковых токов электродвигателей и ненагруженных трансформаторов позволяет принять необходимые меры для ограничения коммутационных перенапряжений.

Реализация результатов работы. Обоснованный в работе принцип целесообразности перехода к системе резистивного заземления нейтрали был применен в процессе выполнения НИР в сетях электроснабжения Октябрьской железной дороги, предприятия г. Кириши "Киришинефтеоргсинтез", Московской кабельной сети, где получил одобрение служб эксплуатации н принят для проведения проектной реконструкции сетей.

Апробация работы. Основные результаты диссертационной рабогы докладывались и обсуждались на четвертой Российской научно-технической конференции "Электромагнитная совместимость технических средств и биологических объектов" (г. Санкт-Петербург, 18-20 сентября 1996 г.); на совещании "Эксплуатация, производство и обеспечение качества защитных средств от перенапряжений в классе 0,5-35 кВ" (г. Санкт-Петербург, 6-7 октября 1997 г.).

Публикации. По результатам работы опубликовано б печатных работ.

Структура и объем диссертации. Диссертация включает введение, 3 главы, заключение, список литературы из 28 наименований. Основной материал изложен на 111 страницах машинописного текста.

СОДЕРЖАНИЕ РАБОТЫ

Во введении отражена актуальность темы и очерчен круг вопросов, которые исследуются в диссертации.

В первой главе проведен анализ некоторых видов квазистационарных, дуговых и феррорезонансных перенапряжений.

Согласно действующим нормам ПУЭ сети 6, 10, 15, 20, 35 кВ выполняются с изолированной (или заземленной через дугогасяший реактор) нейтралью. В режиме работы сети с изолированной нейтралью ненулевое напряжение на нейтрали (смещение нейтрали) имеет место в случае неуравновешенности системы э.д.с. (сумма фазных э.д.с. не равна нулю), возникающей, например, при меж-витковом замыкании в одной из фазных обмоток питающего трансформатора, когда выведена из работы или нечувствительна к этому повреждению газовая защита трансформатора. Смещение нейтрали также имеет место в случае несимметрии сети (не равными между собой поперечными проводимостями между фазами и землей) даже при уравновешенной системе э.д.с. Как следствие смещения нейтрали, возникает повышение напряжений фаз относительно земли, что приводит к более быстрому старению изоляции электрооборудования и к увеличению вероятности пробоя изоляции.

Эффект "смещения" нейтрали используется для экспериментального измерения емкости сети (и далее для определения емкостного тока замыкания на землю), путем подключения к одной из фаз сети дополнительной емкости, зная величину которой и измерив напряжение на нейтрали с помощью специального измерительного трансформатора с разомкнутым треугольником, называемого трансформатором контроля изоляции, можно определить суммарную емкость сети.

При однофазном замыкании на землю сети с изолированной нейтралью сопротивление поврежденной фазы на землю приближенно становится равным нулю, что приводит к неснмметрии сети и смещению нейтрали, по модулю равному фазному напряжению сети, поэтому напряжения на неповрежденных фазах относительно земли превышают фазную э.д.с. в Л" раз, т. е. их велитана достигает номинального напряжения сети. Ток замыкания на землю в этом случае пропорционален номинальному напряжению сети и поперечной проводимости неповрежденной фазы на землю (обусловленной, в основном, емкостью фазы), поэтому ток носит емкостный характер и опережает э.д.с. поврежденной фазы на 90°.

Включение высокоомного резистора в нейтраль системы приводит при однофазных замыканиях на землю к появлению в месте повреждения активной составляющей тока наряду с емкостной. Как будет видно из последующего, включение параллельно емкости нулевой последовательности сети активного сопротивления играет большую роль в снижении перенапряжений и увеличении надежности работы изоляции оборудования сети.

Согласно ПТЭ при емкостных токах замыкания на землю более 30,20, 15, 10 А соответственно в сетях напряжением 6, 10, 15-20, 35 кВ должна приме-

пяться компенсация тока с помощью заземляющих дугогасящих реакторов, включенных в нейтраль сети. В сетях 6-35 кВ с ВЛ на железобетонных и металлических опорах должны использоваться дугогасящие реакторы при емкостном токе замыкания на землю более 10 А. Ток однофазного замыкания на землю в этом случае определяется действием фазной э.д.с. в цепи, состоящей из параллельно соединенных емкостей всех фаз относительно земли и индуктивности дуюгасящего реактора (при пренебрежении активным сопротивлением его обмотки) Степень компенсации емкостного тока характеризуется коэффициентом компенсации А', равном отношению индуктивного тока реактора к емкостному току сеги. При К-1 (резонансная настройка) имеем полную компенсацию емкостного тока сети (резонанс токов) —■ ток в месте замыкания равен нулю; при А'<1 —недокомпенсацию (емкостный ток замыкания); при К> 1 — перекомпенсацию (индуктивный ток замыкания).

Но работа сети с нейтралью, заземленной через дугогасящий реактор, при определенных значениях коэффициента компенсации может привести к резонансному смещению нейтрали, возникающего из-за несимметрии сети или неуравновешенности э.д.с., несимметричного режима неполнофазного включения сеги или части ее присоединений, однофазного замыкания через индуктивное сопротивление (например, внутри обмотки трансформатора).

В случае шунтирования дугогасящего реактора резистором даже при резонансном заземлении нейтрали (А'-;1) имеем в месте повреждения активный остаточный ток, зависящий от величины резистора. Такая схема весьма эффективно снижает перенапряжения при дуговых замыканиях, имеющих место вследствие расстройки компенсации (AV1), помогает повысить чувствительность релейной за щиты, а также снижает резонансные перенапряжения, вызванные несимметрией сети.

Подавляющее большинство нарушений нормальной работы сетей с изолированной нейтралью связано с повреждением изоляции относительно земли, < однофазным замыканием на землю. Для обеспечения максимально возможно} надежности работы сети необходимо, чтобы ток замыкания был настолько мал 'fio в течение достаточно длительного времени (времени, необходимого для поиска и устранения повреждения) можно было бы обойтись без отключения по требителей. Согласно ПТЭ такими допустимыми токами замыкания, не тре бующнми немедленного отключения потребителей, считаются токи 30, 20,10 / (для сетей 6, 10, 35 кВ соответственно). В сетях генераторного напряжения и i сетях, содержащих высоковольтные электродвигатели, допустимым током од нофазного замыкания считается ток 5 А. Заметим, что во многих странах безо пасные величины токов замыкания существенно ниже.

Реальная картина переходного процесса дугового замыкания и гашения ток достаточно сложна, и к тому, же этот процесс сопровождается возникновение! значительных перенапряжений, которые сами по себе или при их наложении к переходные процессы другого вида (например, коммутационные лсренапряжени при включении) могут быть опасными для изоляции оборудования сети. При не

благоприятном процессе протекания дуговых замыканий максимальные перенапряжения могут достигал, величины 3,5, и в редких случаях — выше.

Теоретические исследования и опыт эксплуатации показывают, что уменьшить величину дуговых перенапряжений и число замыканий на землю без значительного искусственного увеличения тока замыкания на землю, сохранив тем самым возможность работы сети без автоматического отключения однофазных повреждений, можно за счет включения в нейтраль сети (как правило, в нейтраль специального вспомогательного трансформатора) высокоомного реш-стора, который обеспечивает стекание заряда нулевой последовательности за полупериод промышленной частоты (0,01 сек):

/?„ =1/(900 С). Ом (1)

где С — суммарная емкость сети, Ф.

Резистор, выбранный из этого условия, создает в месте повреждения активную составляющую тока, равную емкостной, что увеличивает ток замыкания при чисто емкостной цепи в 42 раз.

В работе приведен пример процесса возникновения однофазного замыкания в сети с высокоомным резистором в нейтрали, который показывает, что первичное замыкание, сопровождающееся перенапряжением, примерно такой же кратности (2,14), как и при изолированной нейтрали, было единственным

(при пробиваемом напряжении ослабленного места 1)пр> 1), так как при правильно выбранной величине резистора обеспечивается практически полное стекание заряда нулевой последовательности (равенство нулю напряжения на пейггра-ли) за время от момента самогашения дуги до момента возникновения максимального напряжения на поврежденной фазе, которое становится близким к фазному. Даже в том случае, если пробивное напряжение ослабленного места станет меньше амплитуды фазного напряжения, и может установиться процесс многократных зажиганий и гашений дуги, кратность дуговых перенапряжений не превысит таковую при первом зажигании, то есть 2,0...2,2.

Важной особенностью применения высокоомного резистивного заземления нейтрали является то, что при снижении емкости сети постоянная времени стекай ия заряда нулевой последовательности через выбранный резистор уменьшится, и, следовательно, стекание заряда будет происходить еще быстрее.

В сетях с большими емкостными токами замыкания на землю в случаях, регламентированных ГГТЭ, должны устанавливаться дугогасящие реакторы. При резонансной настройке дугогасящего реактора мы получаем ряд благоприятных условий протекания процессов при однофазных замыканиях: минимальный ток промышленный частоты в месте повреждения, минимальная скорость восстановления напряжения после гашения дуги, минимальный уровень дуговых перенапряжений. В работе приведен пример такого процесса, полученный с помощью программы ЫКАЭТ, где видно, что в отличие от системы с изолированной нейтралью, однократное замыкание с самогашением дуги вызывает ко-

лсбательный затухающий процесс изменения напряжения на нейтрали. Частота эгого процесса тем ближе к промышленной, чем ближе коэффициент компенсации к единице. В реальных условиях изменяющейся емкости сети, недостаточных мощностей дугогасящих реакторов и отсутствия систем автоматической настройки компенсации обеспечить режим благоприятной во многих отношениях резонансной настройки оказывается невозможным (тем более, что согласно ПТЭ, допускается работа с перекомпенсацией и временно — с недокомпен-сацией). Однако расстройка полной компенсации нежелательна не только из-за увеличения в месте замыкания составляющей тока промышленной частоты, но она также крайне ухудшает картину возникающих при этом перенапряжений. Здесь в отличие от случая полной компенсации ликвидация дугового замыкания сопровождается процессом биения (наложением на установившееся напряжение промышленной частоты свободной составляющей близкой частоты), при котором напряжение на поврежденных фазах достигает существенно больших значений. При этом становится возможным режим многократных пробоев ослабленного места при высоких значениях пробивного напряжения и на неповрежденных фазах возможны высокие кратности дуговых перенапряжений — 2,6...2,77, когда как, при резонансной настройке многократные пробои могут

иметь место только при Цпр< 1.

Снижение перенапряжений в сети при расстройке дугогасящего реактора (а также при несимметричных режимах, сопровождающихся резонансными перенапряжениями) может быть достигнуто путем применения высокоомного резистора, включенного параллельно ДГР, величина которого определяется током расстройки компенсации:

Ян=иф/\1р-1е\. Ом (2)

где 11ф = С/ном / Л" — фазное напряжение сета; /р = 1/ф ¡X р — ток реактора при однофазном замыкании на землю; /с = ЗауС1/ф — суммарный емкостный ток сета.

Применение такой схемы заземления нейтрали приводит к прекращению биений напряжений на фазах после погасания дуги и, как следствие, к прекращению пробоев в поврежденной фазе при пробивном напряжении ослабленного места больше фазного. Максимальная кратность перенапряжений здесь определяется первым замыканием и не превышает 2,2...2,4.

Выбор ОПН в сетях 6(10) кВ с изолированной или заземленной через дуго-гасящий реактор нейтралью, где не предусмотрено отключение релейной защитой однофазных повреждений, сводится в основном к обеспечению его работоспособности в течение гарантированного срока эксплуатации в условиях возможных длительных однофазных замыканий в сети (обычно в течение 2...6 часов). Основным воздействием на варисторы в таких сетях являются импульсы токов, возникающих в режиме перемежающих дуг однофазных замыканий. В таком режиме работы системы основными факторами, влияющими на рассей-

ваемую энергию в варисторах ОПН, являются: длительность горения дуги и пробивного напряжения, мощность питающей сети (трансформатора) и величина емкости сети, увеличение которой при прочих равных условиях увеличивает длительность протекания импульсов токов через ОПН (а, следовательно, и энергии в ОПН). Высокоомное заземление нейтрали оказывает существенное влияние на снижение рассеиваемой энергии в варисторах ОПН в основном за счет уменьшения числа повторных зажиганий заземляющих дуг в сети.

Особенностью применения ОПН в сетях с нейтралью, заземленной через дугогасящий реактор, является необходимость исключить резонансные повышения напряжения из-за смещения нейтрали; которые в случае их появления немедленно выведут из строя ОПН. Естественно, что, как и при изолированной нейтрали, должны быть предусмотрены мероприятия по недопущению длительных феррорезонансных перенапряжений. В том числе резистор снижает число замыканий в сети, их частость и кратность дуговых перенапряжений, что существенно увеличивает срок службы ОПН.

В процессе эксплуатации электрических сетей возможно образование таких схем, когда оказывается включенными последовательно нелинейные индуктивности и емкости. Как правило, такие схемы возникают в неполнофазных и несимметричных режимах. При определённых соотношениях между параметрами элементов этого кошура возможно возникновение и длительное существование феррорезонансных перенапряжений высокой кратности, часто сопровождающихся сверхтоками в обмотках трансформатора. Расчет феррорезонансных явлений в трехфазных сетях с изолированной нейтралью с помощью какого-либо аналитического метода анализа переходных процессов практически исключен, поэтому единственным достоверным способом остается прямой расчет переходного процесса с помощью компьютерных программ. Одна из наиболее удачных моделей ферромагнитных устройств с произвольными схемами магнитной и электрической цепей реализованы в программном комплексе NRAST.

В работе приведен пример расчета переходного процесса возникновения феррорезонансных перенапряжений, связанного с разрывом одной из фаз иена-груженного трансформатора. Схема типична для городской разветвленной кабельной сети, где имеется возможность неполнофазного подключения отдельных присоединений с малонагруженным трансформатором. В примере переходный процесс размыкания одной фазы трансформатора (например, при перегорании плавкой вставки предохранителя) вызывает длительно существующие перенапряжения высокой кратности (4,9 o.e.). Наличие однофазного замыкания в сети не имеет принципиального значения. В качестве эффективного мероприятия по подавлению этих перенапряжений может служить высокоомный резистор, включенный в нейтраль трансформатора со стороны обмотки ВН (естественно, в том случае, если схема соединения обмоток ВН — звезда с выведенной нейтралью).

Феррорезонансные явления в сетях 6-35 кВ опасны не только из-за возможности возникновения опасных перенапряжений, но часто приводят к повреждению трансформаторов из-за длительного протекания по их обмоткам то-

ков, существенно превышающих номинальные. Обычно эта проблема актуальна для маломощных измерительных трансформаторов и трансформаторов контроля изоляции. Наиболее часто такие сверхтоки сопровождают процессы возникновения и ликвидации однофазных замыканий на землю. При длительно протекающих замыканиях на землю (в режиме перемежающейся дуги) повышенные токи мо1ут привести к термическому разрушению изоляции обмотки и повреждению трансформатора. Наиболее целесообразным способом, предотвращающим подобные процессы, является высокоомное заземление нейтрали в какой-либо одной точке сети. Высокоомный резистор, выбранный по условию ограничения дуговых перенапряжений, оказывается достаточным для того, чтобы с рассмотренным феррорезонансным явлением можно было бы не считаться.

Во второй главе приведена методика расчета токов нулевой последовательности для выбора уставок токовых релейных защит от замыканий на землю при различных способах заземления нейтрали сетей 6(10) кВ; даны рекомендации по выбору дополнительного оборудования сети для резистивного заземления нейтрали.

Применение токовой релейной защиты при правильной ее настройке позволит предотвратить развития аварии, связанной с однофазным замыканием в сети (дуговые перенапряжения, переход в междуфазное замыкание, термическое воздействие на оборудование в месте замыкания), путем выявления места повреждения с последующей сигнализацией или отключением поврежденного присоединения.

Величины токов и напряжений, лежащих в основе выбора уставок устройств релейной защиты, зависят от ряда факторов, главными из которых являются: суммарная емкость всей сети и ее отдельных присоединений; схема сети и место замыкания; способ заземления нейграпи; величина сопротивления в месте замыкания и вид замыкания — устойчивое или носящее перемежающийся характер.

В случае изолированной нейтрали сети ток нулевой последовательности поврежденного присоединения меньше полного тока замыкания на величину собственного тока замыкания этого поврежденного присоединения. Токи неповрежденных присоединений находятся в противофазе с током поврежденного присоединения и составляют долю полного тока замыкания, пропорциональную отношению емкости данного присоединения к полной емкости сети. Или иначе: токи неповрежденных присоединений равны по модулю собственным емкостным токам этих присоединений и находятся с ними в противофазе. Использование резистивного заземления нейтрали увеличивает ток поврежденного присоединения за счет активной составляющей, обусловленной резистором, что можно использовать для повышения селективности действия токовых защит от замыканий на землю, а токи неповрежденных присоединений остаются неизменными. Кроме того, при использовании направленных защит косинусного типа следует иметь в виду, что, если фазовый сдвиг между напряжением Щ и токами неповрежденных присоединений, остается близким к 90°, то угол между напряжением (/о и током в поврежденном присоединении уменьшается, что повышает чувствительность таких защит.

В сетях с нейтралями, заземленными через дугогасящие реакторы, выполнение токовых защит от однофазных замыканий на землю, реагирующих на установившиеся токи замыкания, вызывает определенные трудности: при полной компенсации емкостного тока сети отличить поврежденное присоединение от неповрежденных невозможно ни по модулям токов, ни по фазовым сдвигам между ними. Шунтирование дугогасящего реактора высокоомным резистором позволит использовать для определения поврежденного присоединения направленную токовую защиту косинусного типа.

Процесс однофазного повреждения в сети может иметь вид перемежающегося замыкания, когда устанавливается режим периодически повторяющихся зажиганий и гашений заземляющей дуги, и токи нулевой последовательности в поврежденном и неповрежденных присоединениях существуют в течение нескольких миллисекунд, а их амплитуды существенно превышают значения установившихся токов при устойчивом "металлическом" замыкании. В работе приведены характерные примеры такого процесса, рассчитанные для сети с изолированной и резистивно заземленной нейтралью, с учетом работы аналогового фильтра, который выделяет первую гармонику соответствующего сигнала и существенно подавляет гармонические составляющие других частот. Такой фильтр имеют на входе большинство современных полупроводниковых и цифровых реле, например, направленная земляная защита типа БРСБ ЗС4. Аналоговая фильтрация периодических токов и напряжений сложной формы с выделением первой гармонической соответствующих переменных позволяет получить значения токов и напряжений (по величине к фазе) близкими к тем, какие имеют место при устойчивом металлическом замыкании на землю.

При заземлении нейтрали сети через дугогасящий реактор интервал времени между очередными замыканиями зависит от степени расстройки компенсации и может составлять несколько периодов промышленной частоты. При этом первая гармоническая составляющая тока в поврежденном присоединении проявляется только в течение времени, составляющем часть периода промышленной частоты (причем, в тот период фильтрации, когда имело место замыкание). В последующие несколько периодов отсутствия замыкания фильтрация будет давать нулевые значения тока. Качественно аналогичная картина будет иметь место в сети с изолированной или заземленной через высокоомный резистор нейтралью, если неустойчивые замыкания будут нерегулярными. Таким образом, чтобы зафиксировать повреждение в виде неустойчивых и нерегулярных замыканий на землю, по всей видимости, органы релейной защиты должны иметь не только устройства сравнения с заданной уставкой по току (и напряжению), но и устройства запоминания числа этих превышений и времештых интервалов между ними. Поврежденным будет считаться присоединение, в котором превышение уставки происходит часто и через относительно малые интервалы времени.

В третьей главе приведены расчетные осциллограммы при различных видах коммутаций электродвигателя (включение в процессе АВР; отключение в режимах пуска, а также выпавших из синхронизма синхронных электродвигате-

лей); показан эффект ограничения коммутационных перенапряжений с помощью ОПН; основное внимание было уделено особенностям возникновения перенапряжений при отключениях электродвигателей вакуумными выключателями и предложены меры для ограничения таких перенапряжений; рассмотрены и проанализированы отключения вакуумными выключателями ненагруженного трансформатора из установившегося режима и ненагруженного трансформатора в цикле В-0 с малой выдержкой времени.

Основным элементом современных схем неблочных электрических станций, имеющих мощную и разветвленную сеть собственных нужд, являются крупные асинхронные электродвигатели напряжением 6 кВ, питающиеся от трансформаторов собственных нужд через отдельные кабельные присоединения, причем, общее количество присоединений к данной секции достаточно велико (20...30). В процессе выполнения технических операций производятся включения и отключения отдельных присоединений с помощью выключателей, коммутирующих электродвигатели вместе с соответствующими питающими кабелями. Кроме того, возможны коммутации электродвигателей в процессе АВР, отключения заторможенных электродвигателей и др. Все эти коммутационные операции сопровождаются перенапряжениями различной кратности и частоты.

Высоковольтные вакуумные выключатели (ВВ) — это высокая надежность, высокий механический и коммутационный ресурс, пожаро- и взрывобезопас-ность, быстродействие и бесшумность в работе, малые габариты и вес, минимальные эксплуатационные затраты, экологически чистое применение, что делает их весьма привлекательными для массового потребителя, особенно при необходимости в том или ином технологическом процессе выполнять частые коммутации рабочих токов, но некоторые особенности процесса гашения дуги в вакуумном выключателе (например, явление многократных повторных зажиганий) могут в редких случаях приводить к возникновению высоких кратностей перенапряжений.

Па основе экспериментальных данных (в основном зарубежных исследователей), реали юваиа следующая математическая модель вакуумного выключателя, способная воспроизвести особенности поведения дуги в вакуумной камере, а также моделировать восстановление диэлектрической прочности межконтактного промежутка:

• скорость роста диэлектрической прочности межконтактного промежутка ди^/б! с момента первого прерывания тока принимается постоянной (2 0 ¿с! 11<)э ¡&1 < 60 кВ/мсек);

• первое прерывание (срез) тока до его "естественного" нулевого значения считается возможным при заданном мгновенном значении тока (/Ср) через ВВ (2£/са4 5 А);

• при возникновении первого и последующих пробоев межконтактного промежутка считается возможным гашение высокочастотного тока при его переходе через "нуль" со скоростью не выше заданной (50£<1//<1/£100 А/мксек).

В работе при рассмотрении проблемы перенапряжений основное внимание уделялось явлениям среза тока и многократным повторным зажиганиям при отключениях первой фазы выключателя. Не рассматривались перенапряжения, возникающие из-за виртуального среза и при многократных "предпробоях" межконтактного промежутка при включении выключателя, так как эти перенапряжения должны быть ликвидированы конструктивно заводом-изгоговителем, или подавлены с помощью устройств, предназначенных для снижения перенапряжений при отключении (включении) первой фазы.

Расчетной коммутацией присоединения с электродвигателем, которая может приводить к многократным повторным зажиганиям, и как следствие — к росту перенапряжений, является коммутация отключения пускового тока электродвигателя (прерванный пуск) и отключение его при самозапуске. В этих случаях (а также при коммутации отключения рабочего тока) с достаточной для практики точностью может быть использована схема замещения электродвигателя в виде трехлучевой звезды э.д.с. (с изолированной нейтралью) за сверхпереходными индуктивными сопротивлениями. Схема замещения справедлива как для асинхронных так и для синхронных электродвигателей. Внутренняя э.д.с. электродвигателей при коммутации отключения пусковых токов равна нулю для обоих типов.

Для схемы замещения кабеля, питающего электродвигатель, на основании экспериментальных и многочисленных расчетных данных можно принять одну или две трехфазные "Т" — схемы замещения с параметрами прямой и нулевой последовательностей. Модель питающего силового трансформатора допускается представлять в виде индуктивностей прямой и нулевой последовательностей. Другая двигательная и иная нагрузка на сборных шинах представлена в виде сосредоточенных емкостей прямой и нулевой последовательностей питающих ее кабелей при их параллельном соединении.

При анализе коммутационных перенапряжений, связанных с отключением ненагруженных трансформаторов схема замещения сети аналогична, за исключением того, что трансформатор замещается нелинейной индуктивностью ветви намагничивания /=f(*у). Потери учтены постоянным активным сопротивлением RT.

Сравнение экспериментальной осциллограммы, полученной при отключе- * нии пускового тока заторможенного электродвигателя напряжением 6 кВ мощностью 200 кВт в натурном эксперименте, проведенном ОРГРЭС на одной из ТЭЦ г. Уфы, и расчетной осциллограммы, выполненной с помощью программы "Triada" (разработка СПбГТУ) для условий этого эксперимента, показало, что математическое моделирование дает неплохое соответствие экспериментальных и расчетных данных.

Основными факторами, влияющими на возможное число повторных зажиганий дуги в выключателе и кратность возникающих при этом перенапряжений, являются: длина кабеля, при увеличении которой уменьшается частота восстанавливающегося напряжения, что при прочих равных условиях увеличивает вероятность отключения без повторных зажиганий (или при меньшем их числе); увеличение мощности электродвигателя (при той же длине кабеля) увеличивает

частоту свободных колебаний процесса и скорость восстановления напряжения на контактах ВВ. Возникновению Г13 благоприятствует момент начала движения контактов (tumKi), если он попадает в зону 0,5+1 мсек до "естественного" нуля тока (или момента среза тока).

При нормальном отключении вращающегося электродвигателя вне зависимости от его загрузки на расходящихся контактах ВВ создается столь малое переходное восстанавливающееся напряжение, что отсутствуют условия для пробоя промежутка практически вне зависимости от момента начала движения контактов, длины кабеля и мощности электродвигателя.

В режиме отключения пускового тока электродвигателя отключение первой фазы в момент 1,ткя>0,5 + 1 мсек вызывает появление на зажимах электродвигателя перенапряжений кратностью i/m»2,0 +2,1 и меньших — пгри отключении двух других. В случае попадания момента начала движения контактов в зону 'отк7<0,5-г1 мсек при отключении пускового тока электродвигателя прочность межконтактного промежутка оказывается недостаточной, и происходит первый, а затем и ряд последующих пробоев промежутка с гашением дуги каждый раз после прохождения через выключатель одного-трех (в зависимости от скорости подхода тока к нулю) высокочастотных полуволн тока, при этом максимальные относительно земли перенапряжения, воздействующие на корпусную изоляцию электрической машины, (в примере, приведенном в диссертации, при 22 пробоях максимальное перенапряжение -5,0 o.e.) намного выше, чем без учета явления многократных ПЗ. Также при очередном пробое межконтактного промежутка возникает импульс напряжения с крутым фронтом (порядка микросекунды), равный разности мгновенных значений напряжений относительно земли перед зажиганием дуги и после первого перехода высокочастотного тока через нуль (в примере А//тах=6,64 o.e.), который является определяющим для оценки возможности выдерживать перенапряжения для витковой изоляции электрической машины.

Выдерживаемые импульсные напряжения для новой изоляции электрических машин нормируются стандартом МЭК (IEC 34-15 1995-01). В частности, для электрических машин с номинальным напряжением 6 кВ нормируется: номинальное выдерживаемое напряжение грозового импульса с фронтом 1,2 мкеек и длиной 50 мкеек на уровне 29 кВ (5,9 o.e.); номинальное выдерживаемое напряжение импульса с крутым фронтом 0,2 мкеек на уровне 19 кВ ампл. (3,9 o.e.) и номинальное выдерживаемое напряжение промышленной частоты 13 кВ действ. (3,8 o.e.). Заметим, что в отечественной практике при проведении периодических профилактических испытаний главной изоляции в качестве испытательного напряжения применяется одноминутное испытательное напряжение промышленной частоты 10 кВ действ. (2,9 o.e.). Однако это испытание, естественно, не дает информации об импульсной прочности изоляции электрической машины, находящейся в эксплуатации.

Полученные в работе данные показывают, что подобные коммутации опасны как для корпусной, так и для витковой изоляции электродвигателей.

В диссертации представлены условные статистические функции распределения максимальных перенапряжений, возникающих в процессе повторных зажиганий дуги в ВВ при отключении им пускового тока электродвигателя мощностью 250 кВт для различных длин питающего кабеля ((к= 100, 300, 500 м). Каждая функция распределения получена при фиксированной скорости восстановления диэлектрической прочности межконтактного промежутка 20^di/,)j/d/^60 кВ/мсек путем многократных расчетов (100...1000) процесса отключения при изменении времени отключения с шагом 1 мксек.

В работе предложено ограничивать коммутационные перенапряжения при включениях и отключениях электродвигателей с помощью ОГ1Н, установленного в ячейке выключателя электродвигателя (установка ОПН на сборных шинах вообще не приведет к участию ОПН в ограничении перенапряжений при любых коммутациях электродвигателя). Расчеты показывают, что основные электрические нагрузки на варисторы ОНИ имеют место при длительных дуговых замыканиях на землю (если не предусмотрено или резистивное заземление нейтрали, или автоматическое отключение однофазных повреждений релейной защитой). Работа ОПН при ограничениях перенапряжений, возникающих при коммутациях электродвигателей, напротив, сопровождается в большинстве случаев однократными импульсами тока длительностью от единиц до нескольких сотен микросекунд и величиной в десятки ампер, что легко поглощается варисторами ОПН.

На основании приведенных зависимостей сделаны следующие предварительные выводы.

1. Вероятность появления перенапряжений с высокой кратностью мала, так в самом худшем случае вероятность появления перенапряжения выше трехкратного равна примерно 0,05 или вероятность непревышения этого уровня — 0,95. Однако механизм возникновения перенапряжений здесь таков, что хотя и с очень малой вероятностью, но перенапряжения могут достигать 6...7 o.e. и даже более.

2. Вакуумные выключатели, гарантирующие скорость нарастания диэлектрической прочности межконтактного промежутка iU^j/df >70...Ю0 кВ/мсек вне зависимости от длины кабеля и мощности электродвигателя, не дают крат остей перенапряжений выше 3,0 o.e.

3: Увеличение длины кабеля в основном приводит к росту максимальной кратности перенапряжений.

Предполагая далее равновероятной любую реализацию скорости восстановления диэлектрической прочности dU^'dt, условные функции распределения для электродвигателей различной мощности были перестроены в безусловные, которые позволяют определить вероятность того, что не будет превышена заданная кратность перенапряжений для электродвигателей заданной мощности и длины кабеля. Дополнительно к выводам, сделанным выше, можно добавить следующее.

-о

4. Высокие кратности перенапряжений могут иметь место при коммутации электродвигателей как малой, так и большой мощности (если заложенная модель ВВ, обоснованная опытными данными для случаев отключения пусковых токов порядка 100 А, справедлива при отключении больших токов — больше 500...600 А).

5. В зависимости от мощности электродвигателя и длины кабеля необходимость защиты изоляции электродвигателя следует в том случае, если будет признано чрезмерно высоким для данной установки среднее число повреждений электродвигателя в год.

Наиболее существенными факторами, влияющими на перенапряжения при отключении ненагруженных трансформаторов при возможном срезе тока являются: величина тока среза; емкость между выключателем и трансформатором (емкость кабеля или входная емкость трансформатора при отсутствия кабеля); ■ исходный режим трансформатора, предшествующий отключению; форма кривой намагничивания трансформатора; мощность трансформатора; потери (на гистерезис и вихревые токи).

При обосновании расчетной модели трансформатора для проведения статистических расчетов перенапряжений было принято целесообразным кривую намагничивания всех трансформаторов представить в виде степенной зависимости / = £х где / — ток намагничивания, У — потокосцепление. Коэффициент пропорциональности к для каждого трансформатора определялся номинальным напряжением и известным действующим значением тока холостого хода трансформатора. Потери в стали на вихревые токи учитывались по каталожным данным для промышленной частоты. В работе не принималось увеличение потерь на вихревые токи вследствие переходного процесса.

При отключении ненагруженного трансформатора из установившегося режима наибольшая кратность перенапряжений имеет место при отсутствии повторных зажиганий, и перенапряжение имеет вид однократного импульса амплитудой 2,4 o.e., что не представляет опасности для трансформаторов.

Отключение ненагруженного трансформатора в цикле В-О с малой выдержкой времени, когда апериодическая составляющая потокосцепления трансформатора имеет максимальное значение, и неустановившийся ток намагничивания многократно превышает его установившееся значение, дает однократный значительный импульс перенапряжения ((/^0**5,0). Особенность работы вакуумных выключателей (отключение с рядом повторных зажиганий) дает снижение наибольшей кратности.

Такой механизм отключения ненагруженных трансформаторов использовался при построении вероятностных зависимостей максимальных кратностей перенапряжений при варьировании мощности трансформатора, длин кабеля, момента tomni начала движения контактов выключателя. Из зависимостей следует, что с ростом мощности трансформатора или длины питающего кабеля максимальная кратность перенапряжений имеет тенденцию к снижению.

Таким образом, если ориентироваться на стандарт МЭК для новой изоляции электрической машины и гарантируемую импульсную прочность на волне 1,2 мксек на уровне 5,9 o.e., то в работе получено, например, что для электродвигателя 630 кВт при любой длине кабеля она не будет превзойдена на очень высоком уровне надежности (/'«0,996) в том случае, если в ячейке выключателя будет установлен О ПН с указанными параметрами. Очевидно, что кратность перенапряжений относительно земли будет не выше 2,7...3,0 o.e.

В заключение заметим, что установка ОПН в ячейке выключателя также приводит к ограничению опасных кратностей коммутационных перенапряжений, которые возникают при АВР электродвигателя и при его отключении (особенно в режиме асинхронного хода), даже если это отключение не сопровождается повторными зажиганиями дуги.

ЗАКЛЮЧЕНИЕ

Основные научные и практические результаты, полученные в работе, заключаются в следующем:

1. Выбором величины резистора при резистивном заземлении нейфали сетей 6(10) кВ можно добиться любого уровня ограничения резонансного смещения нейтрали в условиях возможной работы сетей при несиммегрии э.д.с. или поперечных проводимостей, при резонансной компенсации емкостного тока сета, при несимметричных режимах неполнофазных включений или при однофазном замыкании на землю через индуктивное сопротивление. Величина высо-коомного резистора, выбранного по условию (1) или (2), и низкоомного, требуемого для селективной работы релейной защиты от однофазных замыканий на землю, достаточна для ограничения таких квазистационарных перенапряжений.

2. Самогашение дуги при однофазных повреждениях в сетях 6(10) кВ или отсутствие перехода однофазного замыкания в многофазное в кабельных сетях можно ожидать только при относительно малом токе в месте повреждения, действующее значение которого не превышает 5... 10 А (действующее значение включает в себя составляющие промышленной частоты и высших гармоник).

3. Нейтраль сети с малым током замыкания на землю должна быть заземлена через высокоомный резистор, выбранный по условию (1), для снижения кратностей дуговых перенапряжений и опасных срезов напряжения, для уменьшения числа повторных однофазных замыканий в сети и для снижения риска многоместных повреждений.

4. Высокоомный резистор, шунтирующий ДГР, позволяет избежать многократных повторных зажиганий дуги при пробивных напряжениях выше фазного, снижает кратность дуговых перенапряжений и опасных срезов напряжения, уменьшает опасность резонансных явлений.

5. Высокоомные резисторы, выбранные по условиям (1) или (2), как правило, достаточно эффективно подавляют феррорезонансные перенапряжения, способствуют ликвидации многократных сверхтоков в обмотках измерительных

трансформаторов и трансформаторов контроля изоляции, исключая тсм самым их термическое повреждение.

6. Высокоомные резисторы, обеспечивая должную защиту от перенапряжений, не ухудшают условий гашения дуги, и активный ток, создаваемый ими, как правило, оказывается достаточным для селективной работы простой токовой защиты, которая может действовать как на сигнал, гак и на отключение в зависимости от условий обеспечения надежности и безопасности электроснабжения.

7. Низкоомнос резистивное заземление нейтрали призвано создать ток при однофазном замыкании десятки и сотни ампер и, естественно, сочетается с устройством дленной защиты, действующей только на отключение. Такое заземление не имеет'особых преимуществ с точки зрения ограничения перенапряжений по сравнению со случаем высокоомного резистора, выбранного по формуле (1).

8. Для защиты от коммутационных перенапряжений необходимо устанавливать как на сборных шинах, так и на коммутируемых присоединениях к трансформаторам и 'электродвигателям нелинейный ограничитель перенапряжений в непосредственной близости к трансформатору и электродвигателю. Установку ОПП целесообразно сочетать с высокоомнмм (или низкоомным) ре-зистивныч заземлением нейтрали, 'гго существенно снижает уровень рассеиваемой энергии в рабочем сопротивлении ОПН при дуговых и феррорезонанс-ных перенапряжениях и обеспечивает комплексную и надежную защиту оборудования сети от перенапряжений всех основных видов.

Основные положения диссертации отражены в следующих публикациях: •

1. Нвдокунин Г. А., Корепанов А. А. Перенапряжения, создаваемые вакуумными выключателями при коммутациях высоковольтных электродвигателей, и их ограничение с помощью ОНИ // Тезисы докладов четвертой российской научно-технической конференции "ЭМС технических средств и биологических объектов", 1996, с. 27-31.

2. Защита сетей 6 35 кВ от перенапряжений. Под ред. проф. Халилова Ф. X., проф. Р.вдокунина Г.. А., доц. Таджибаева А. И, // С.-Петербург, ПЭИГЖ, 1997, с.67-131.

3 Нвдокунин Г. А., Корепанов А. А. Ограничение с помощью ОПН перенапряжений в сетях 6-35 кВ при различных способах заземления // Сборник материалов совещания 6 9 октября 1997. С. -Петербург, ПЭИПК, 1997, с. 44-52.

4. Нвдокунин Г. А., Гулилин С. В., Корепанов А. А. Автоматическая компенсация тока замыкания на землю с помощью магнитно-вентильных дугога-сящих реакторов // Труды СП5ГТУ. Электротехника и электроэнергетика. Проблемы управления электроэнергетическими системами, 1997.

5. Нвдокунин Г". А., Корепанов А. А. Коммутационные перенапряжения, создаваемые вакуумными выключателями, и их ограничение // Электричество, №4, 1998.

6. Нвдокунин Г". А., Корепанов А А Выбор способа заземления нейтрали в сетях 6-10 кВ // Электричество, № 12, 1998, (в печати)

Санкт-Петербургский Государственный Технический Университет

На правах рукописи УДК 621.311

КОРЕПАНОВ Александр Александрович

ОБОСНОВАНИЕ ЭФФЕКТИВНОСТИ РЕЗИСТИВНОГО ЗАЗЕМЛЕНИЯ НЕЙТРАЛИ СЕТЕЙ 6(10) КВ

специальность 05.14.02—электрические станции (электрическая часть),

сети, электроэнергетические системы и управление ими

Диссертация на соискание ученой степени кандидата технических наук

Научный руководитель:

доктор технических наук, профессор ЕВДОКУНИН Г. А.

/-л 1

/ А

/

с кй

/ С С\

С*

еЖ

/

Санкт-Петербург - 1998

СОДЕРЖАНИЕ

ВВЕДЕНИЕ............................................................................................................4

ГЛАВА 1. ВНУТРЕННИЕ ПЕРЕНАПРЯЖЕНИЯ В СЕТЯХ 6(10) КВ........7

1.1. КВАЗИСТАЦИОНАРНЫЕ ПЕРЕНАПРЯЖЕНИЯ В СЕТЯХ С РАЗЛИЧНЫМ ТИПОМ ЗАЗЕМЛЕНИЯ НЕЙТРАЛИ..................................7

1.2. ДУГОВЫЕ ПЕРЕНАПРЯЖЕНИЯ В СЕТЯХ С ИЗОЛИРОВАННОЙ, ЗАЗЕМЛЕННОЙ ЧЕРЕЗ РЕЗИСТОР ИЛИ

ДУГОГАСЯЩИЙ РЕАКТОР НЕЙТРАЛЬЮ..............................................21

1.2.1. Дуговые перенапряжения в сетях

с изолированной нейтралью......................................................21

1.2.2. Дуговые перенапряжения в сетях с нейтралью, заземленной через резистор.......................................................24

1.2.3. Дуговые перенапряжения в сетях

с компенсацией емкостного тока.............................................26

1.3. ОГРАНИЧЕНИЕ ДУГОВЫХ ПЕРЕНАПРЯЖЕНИЙ

С ПОМОЩЬЮ ОПН....................................................................................29

1.4. ФЕРРОМАГНИТНЫЕ ЯВЛЕНИЯ И ПЕРЕНАПРЯЖЕНИЯ....................33

ГЛАВА 2. РАСЧЕТ ТОКОВ НУЛЕВОЙ ПОСЛЕДОВАТЕЛЬНОСТИ И ВЫБОР ОБОРУДОВАНИЯ ПРИ РЕЗИСТИВНОМ ЗАЗЕМЛЕНИИ НЕЙТРАЛИ СЕТЕЙ 6(10) КВ............................38

2.1. РАСЧЕТ ТОКОВ НУЛЕВОЙ ПОСЛЕДОВАТЕЛЬНОСТИ ДЛЯ ВЫБОРА УСТАВОК РЕЛЕЙНЫХ ЗАЩИТ ОТ ЗАМЫКАНИЙ НА ЗЕМЛЮ ПРИ РАЗЛИЧНЫХ СПОСОБАХ ЗАЗЕМЛЕНИЯ НЕЙТРАЛИ СЕТЕЙ 6(10) КВ......................................................................38

2.1.1. Устойчивое однофазное замыкание на землю.........................40

2.1.2. Однофазные замыкания через перемежающуюся дугу............54

2.2. ВЫБОР ОБОРУДОВАНИЯ ДЛЯ РЕЗИСГИВНОГО ЗАЗЕМЛЕНИЯ НЕЙТРАЛИ........................................................................59

2.2.1. высокоомное резистивное заземление нейтрали..................... 59

2.2.2. низкоомное резистивное заземление нейтрали........................64

ГЛАВА 3. КОММУТАЦИОННЫЕ ПЕРЕНАПРЯЖЕНИЯ

В СЕТЯХ 6(10) КВ.........................................................................69

3.1. ПЕРЕНАПРЯЖЕНИЯ ПРИ КОММУТАЦИИ ВЫСОКОВОЛЬТНЫХ ЭЛЕКТРОДВИГАТЕЛЕЙ.....................................69

3.2. КОММУТАЦИОННЫЕ ПЕРЕНАПРЯЖЕНИЯ, СОЗДАВАЕМЫЕ ВАКУУМНЫМИ ВЫКЛЮЧАТЕЛЯМИ, И ИХ ОГРАНИЧЕНИЕ............78

3.2.1. Экспериментальные данные по коммутационным

перенапряжениям, связанными с отключением электродвигателей и трансформаторов......................................79

3.2.2. Математическая модель вакуумного выключателя...................81

3.2.3. Схемы замещения элементов сети при расчетах перенапряжений..........................................................................84

3.2.4. Перенапряжения, создаваемые в сети вакуумными выключателями при отключении электродвигателей...............87

3.2.5. Перенапряжения, создаваемые вакуумными выключателями при отключении ненагруженных трансформаторов ..................96

3.2.6. Ограничение перенапряжений в цепях, коммутируемых вакуумными выключателями.................................................. 101

ЗАКЛЮЧЕНИЕ.................................................................................................106

СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ...............................................................................109

ВВЕДЕНИЕ

Согласно принятым в России нормам [1], сети 6(10) кВ относятся к сетям с малыми токами замыкания на землю и должны работать или с изолированной, или заземленной через дугогасящий реактор нейтралью. Опыт эксплуатации показывает, что подавляющее большинство нарушений нормальной работы этих сетей связаны с повреждением изоляции относительно земли — с однофазным замыканием на землю. В распределительных сетях 6(10) кВ эти повреждения составляют не менее 75% от общего числа повреждений. Примерно 80% случаев замыканий на землю развивались в междуфазные короткие замыкания [2], что снижает надежность систем электроснабжения вследствие существенного увеличения числа отключений с большим током короткого замыкания, с расходованием ресурса выключателя, с глубокой посадкой напряжения, с возможностью отказа АВР. Статистическая обработка аварийных и неаварийных происшествий в этих распределительных сетях показывает, что развития замыканий на землю в междуфазные короткие замыкания от действия заземляющих дуг составляют приблизительно 35%, а от перенапряжений — 65% [2].

В принципе, имеется возможность обеспечить надежную работу всей системы электроснабжения и не отключать потребителей в условиях сохраняющегося однофазного замыкания в течение некоторого времени, необходимого для поиска и устранения повреждения или включения резервного питания. Однако, для этого прежде всего необходимо, чтобы ток в месте повреждения был настолько мал, чтобы по возможности было обеспечено его самогашение или переход в устойчивое состояние горения дуги с малой вероятностью перехода в междуфазные повреждения. Такими допустимыми токами у нас считаются токи не более 5 А для сетей, содержащих высоковольтные электрические машины, и не более 30, 20,10 А для остальных сетей 6, 10,35 кВ, соответственно [3]. Заметим, что во многих странах безопасные значения токов

значительно ниже. Так, например, многолетний опыт эксплуатации сетей классов напряжений 4-15 кВ в Соединенных штатах привел к требованию ограничить во всех случаях величину тока значением не более 7...10 А [4-5]. Применение дугогасящих реакторов (ДГР) в сетях также должно гарантировать достаточно малый ток в месте повреждения.

Однако не только ограничение величины тока в месте повреждения дает V' гарантию локализации и дальнейшего неразвития этого повреждения. Однофазным повреждениям в сети сопутствует большое разнообразие внутренних перенапряжений, делающих небезопасным длительное существование однофазного замыкания и приводящих к пробоям изоляции в других точках ' сети, т. е. — к возникновению многоместных повреждений. Наиболее типичными перенапряжениями являются: дуговые, связанные с перемежающимся характером дуги; перенапряжения, вызываемые обрывом заземляющих дуг, возникающие при отключениях двойных и междуфазных к. з., при обрыве тока в ДГР; коммутационные перенапряжения, связанные с технологическими и аварийными переключениями; резонансные перенапряжения в сетях с ДГР; резонансные перенапряжения на высших гармониках; многообразные феррорезонансные явления и перенапряжения [6]. Отсутствие каких-либо мер по ограничению многообразных перенапряжений в наших сетях приводит к тому, что повреждаемость оборудования остается весьма высокой и для сетей с токами замыкания меньше 5... 10 А.

И, наконец, третьей стороной проблемы, призванной повысить надежную работу системы электроснабжения в условиях однофазного замыкания, должно стать требование повсеместного использования устройств релейной защиты от замыканий на землю, обеспечивающих быстрое обнаружение, сигнализацию и (или) отключение поврежденного присоединения.

Опыт эксплуатации сетей 6-35 кВ в России как с изолированной нейтралью так и с ДГР показывает, что отсутствие тщательного контроля за величиной результирующего тока замыкания на землю (желательно до величины не большей 5...10 А с учетом раскомпенсации ДГР и активных потерь в сети, а также высших гармоник тока), отсутствие каких-либо мер ограничения перенапряжений, отсутствие селективных защит от замыканий на землю приводит к высокой аварийности работы сети и часто делает бессмысленной длительную работу с однофазным замыканием, не только не позволяющим повысить надежность работы сети, но, наоборот, увеличивающим ее аварийность.

Способ заземления нейтрали — исключительно важная проблема сетей этих классов напряжения. Она должна решаться индивидуально для каждой характерной электрической системы питания и потребления. Получение максимума преимуществ от выбранного способа заземления нейтрали увязывается со специфическими требованиями производственного процесса, основными из которых, как правило, являются надежность системы электроснабжения и стоимость обеспечения заданной надежности. Большое число факторов, которые должны быть учтены, тем не менее, не всегда могут быть проанализированы только с позиции стоимости. Поэтому наилучшее решение при выборе способа заземления нейтрали — одна из самых трудных задач проектирования системы электроснабжения.

Цель работы — анализ достоинств и недостатков различных систем заземления нейтрали сетей 6(10) кВ с позиции уровня тока замыкания и воздействующих перенапряжений, а также выбор оборудования для заземления нейтрали и устройства релейной защиты.

ГЛАВА 1. ВНУТРЕННИЕ ПЕРЕНАПРЯЖЕНИЯ В СЕТЯХ 6(10) КВ

В главе проведен анализ некоторых видов внутренних перенапряжений, представляющих наибольший интерес для практики в связи с их высокой кратностью по отношению к номинальному напряжению и частостью их появления. Представлены квазистационарные, резонансные, дуговые и феррорезонансные перенапряжения. Для каждого вида перенапряжений приведена упрощенная физико-математическая модель явления, иллюстрирующая его сущность. Далее уже с помощью компьютерных программ при тщательном моделировании элементов сети показано влияние на перенапряжения наиболее важных сетевых параметров, проиллюстрированы наиболее эффективные мероприятия по ограничению этих перенапряжений.

В процессе изложения картин перенапряжений значительное внимание уделено обоснованию необходимости повсеместного перехода на выеокоомное и низкоомное резистивное заземление нейтрали сетей 6(10) кВ. Показана также необходимость в ряде случаев дополнительной защиты от перенапряжений с помощью нелинейных ограничителей перенапряжений.

1.1. КВАЗИСТАЦИОНАРНЫЕ ПЕРЕНАПРЯЖЕНИЯ В СЕТЯХ С РАЗЛИЧНЫМ ТИПОМ ЗАЗЕМЛЕНИЯ НЕЙТРАЛИ

Согласно действующим нормам [1] сети с напряжением 6, 10, 15, 20, 35 кВ выполняются с изолированной (или заземленной через дугогасящий реактор) нейтралью . Упрощенная схема замещения сети представлена на рис. 1.1. Здесь не учитываются продольные активные и индуктивные сопротивления генераторов, трансформаторов, а также могут быть исключены из рассмотрения междуфазные проводимости (линий и нагрузок), которые включены на источники неизменных линейных напряжений (см. рис. 1.1, пунктир) и не влияют на напряжения относительно земли. Проводимости ¥аа, Уъъ, Усс можно считать чисто реактивными, вызванными собственными емкостями относительно земли

кабелей, воздушных линий и другого оборудования сети (см. рис. 1.3). Рассмотрим некоторые важные расчетные режимы.

Режим изолированной нейтрали сети (ключи В\, В2 на рис. 1.1 разомкнуты)

при различных в общем случае проводимостях Уаа, Уьь, Усс-

Для схемы (см. рис. 1.1) можно составить следующую систему уравнений:

^ . ■ •

Еа =иа

Еъ = иь - и м; (1.1)

Ес = ис ~ин.

1-1 -и ■

Н = ^ъъ' ^ъ \ (1.2)

Для изолированной нейтрали по первому закону Кирхгофа

/о+/&+/с=0.

(1.3)

Подставим в (1.3) токи из (1.2) и напряжения IIа, [)ь, 0С из(1.1). В результате получим напряжение на нейтрали:

■Е„ + 1ал -Ей +¥„„ - Ег

и

я-

Уаа + %

(1.4)

сс

Таким образом, получаем ненулевое напряжение на нейтрали (смещение нейтрали) в случае несимметрии сети Уаа ф¥ъъ*¥сс, даже при уравновешенной системе э.д.с. Ёа+Ёь+Ёс= 0. Как следствие смещения нейтрали ин ф 0 имеем из (1.1) повышение напряжений Оа, иъ, 1}с относительно земли. Если

то им=0 И иа=Ёа, йь =ЁЬ> =ЁС.

Рис. 1.1. Схема замещения сети.

Эффект "смещения" нейтрали используется для экспериментального измерения емкости сети С (и далее для определения емкостного тока замыкания на землю, см, ниже формулу (1.7)), путем подключения к одной из фаз сети дополнительной емкости С(} (рис. 1.2).

На основании (1.4) имеем для напряжения на нейтрали:

Зная величину емкости С^ и измерив напряжение с помощью специального измерительного трансформатора с разомкнутым треугольником (рис. 1.2), называемого трансформатором контроля изоляции, можно по приведенной формуле определить емкость сети С (см. численный пример 4 этого параграфа).

Несимметричный режим однофазного замыкания при изолированной нейтрали ( ¥аа = ¥ьь = ¥сс = ¥ = ,/соС, ключи В\, В2 разомкнуты на рис. 1.3).

Вместо (1.3) (при /д=0)

4+/с+/,=0. (1.6)

Выразим из (1.6) ток замыкания и подставим токи ¿ь и 1С из (1.2), а напряжения йа>йь— из (1.1) (йа =0). Получим:

1г-¥-(Ёь+Ёс+2-и„). (1.7)

Из граничного условия IIа = 0 имеем {Ум=-Ёа, а из условия уравновешенности э.д.с. Ёь + Ёс -~Ёа- Тогда из (1.7) окончательно получим:

Ь=3-¥-Ёа=3-^С-Ёа (1.8)

(/дг = ^ф.ном' + С О'-О

Рис. 1.2. Схема измерения емкости сети на землю С.

или

ном

■юС-1

(1.9)

где С — погонная емкость "фаза-земля" кабеля или воздушной линии; I — суммарная длина линий; 1/пом — номинальное напряжение.

Напряжения неповрежденных фаз относительно земли согласно (1.1) равны:

Рис. 1.3. Емкостная схема замещения сети.

иь=\Ёь+йм\=\Ёь-Ёа\=^3-Еа; ис = Щ.

Таким образом, при однофазном замыкании на землю напряжение смещения нейтрали им=-Ёа по модулю равно фазной э.д.с., а напряжение на неповрежденных фазах относительно земли иь=11с= л/зГ ■ Еа превышает фазную э.д.с. в Л//3~ раз. Ток замыкания на землю носит емкостной характер и опережает э.д.с. своей фазы на 90°.

Несимметричный режим однофазного замыкания при нейтрали сети, заземленной через дугогасящий реактор (¥аа Тсс =¥ = /соС, ключ В\

замкнут, $2 разомкнут, см. рис. 1.3).

Согласно [3] при емкостных токах замыкания на землю более 30, 20, 15, 10 А соответственно в сетях напряжением 6, 10, 15-20, 35 кВ должна применяться компенсация тока с помощью заземляющих дугогасящих реакторов (Хр, см. рис. 1.3). В сетях 6-35 кВ с ВЛ на железобетонных и металлических опорах должны использоваться дугогасящие реакторы при емкостном токе замыкания на землю более 10 А.

Согласно схеме (см. рис. 1.3) вместо (1.6) имеем (/о =0)

4+4+^+7^=0. (1.10)

Подставив в (1.10) токи и напряжения из (1.1) и (1.2), получим

1г-(¥-{Ёь+Ёс+2-иы) + йы1]Хр), (1.11)

где Оы/]Хр =

Аналогично предыдущему 11М=-Ёа и Ёь+Ёс=-Ёа- Тогда из (1.11) получаем

3- ушС+—

1

jmL

= 2>j&C-Éa{\-K),

р У

(1.12)

где С, Хр=<йЬр, 1/(3-<в 2-Ьр-С) — коэффициент компенсации

емкостного тока. Как видно из (1.12) ток замыкания определяется действием э.дс. Ёа в цепи, состоящей из параллельно соединенных емкостей всех фаз относительно земли ЪС и индуктивности дугогасящего реактора Ьр (рис. 1.4). При К= 1 и Кр=0 имеем полную компенсацию емкостного тока: =О (резонанс токов), при К< 1 — недокомпенсацию (емкостный ток замыкания), при К > 1 — перекомпенсацию (индуктивный ток).

Рис. 1.4. Эквивалентная схема замегцепия сети (рис. 1.2) для pamema тока замыкания fy

Режим резонансного смещения нейтрали при наличии дугогасящего реактора (ключ Bi разомкнут, В2 замкнут, см. рис. 1.1).

Определим напряжение на нейтрали U*? с учетом несимметрии сети и активного сопротивления реактора Rp. Вывод формулы проведем по теореме об эквивалентном генераторе. Будем считать известным напряжение на нейтрали ÜNxx при отключенном душгасящем реакторе (1.5) и вычисленном с учетом имеющейся несимметрии сети Yaa^Ybb^Ycc. Тогда согласно теореме об эквивалентном генераторе напряжение на нейтрали при подключенном дугогасящем реакторе

UN

Рис. 1.5. Эквивалентная схема замещения сети (рис. 1.1) для определения напряжения смещения нейтрали 11м

ТТ — 1Ухх 4 Р Р'

Яр + ]&Ьр +1/(3 • ]&С) '

где приближенно проводимость сети можно определить без учета несимметрии.

Добротность реактора д=Хр1Кр=20...100 велика, поэтому напряжение на нейтрали и^ при К= 1 ([/# даже при небольшой несимметрии в сети

(&Нхх) может достигать опасных для изоляции величин. Схема замещения сети для этого случая приведена на рис. 1.5, она представляет собой последовательно соединенные емкость ЗС всех фаз относительно земли и индуктивность дугогасящего реактора Ьр (при К=1, Кр=0 — резонанс напряжений). Этот контур включен на напряжение смещения нейтрали и^, определенное без учета реактора.

Несимметричный режим однофазного замыкания при нейтрали сети, заземленной через резистор (рис. 1.6).

Можно воспользоваться формулой (1.11), где необходимо положить

где Х'1— индуктивное сопротивление нулевой последовательности заземляющего трансформатора. Получим вместо (1.12) выражение для определения тока замыкания:

Для К=\

(1.13)

При высокоомном заземлении нейтрали и ток замыкания

(1.14)

или

1гиф^(укн)2 +(3-шС)2 .

Выражению (1.14) соответствует схема замещения рис. 1.4 при Ьр=д при Кр=Кх.

Видно, что включение резистора в нейтраль системы приводит к появлению в месте повреждения активной составляющей тока наряду с емкостной. Как будет видно из последующего, включение

параллельно емкости нулевой последовательности сети С активного сопротивления К^ играет большую роль в снижении перенапряжений и увеличении надежности работы изоляции оборудования сети.

Несимметричные режимы неполнофазного включения в сети с дугогасящим реактором.

Рассмотрим сначала включение двумя фазами одного из присоединений с емкостью С-2 (рис. 1.7). Полную емкость сети на землю обозначим С^С^+С'г. Уравнения (1.1) и (1.2) для данной схемы можно записать в виде: (

Ь1=Ь2+^с1-иь, - '..........42 =]®с2-йь,

= К2