О проверке кабелей на термическую стойкость

Мокеев С. Ф., Вицинский С. А., кандидаты техн. наук, Мокеев А. С., èíæ.

Ленинградская АЭС – Федеральное государственное унитарное предприятие Научно-исследовательский институт комплексных испытаний оптоэлектронных приборов – АО “СТЕК-Ресурс”

Согласно [1] выбор сечения электрических проводников (неизолированных и изолированных проводов, кабелей и шин) производят по нагреву и экономической плотности тока. По режиму короткого замыкания должны проверяться кабели и другие проводники напряжением выше 1 кВ. В электроустановках до 1 кВ такая проверка выполняется только для распределительных щитов, токопроводов и силовых шкафов. Причем, в соответствии с ПУЭ, стойкими при коротких замыканиях являются те аппараты и проводники, которые при расчетных условиях выдерживают воздействие этих токов, не подвергаясь электрическим, механическим и иным разрушениям или деформациям, препятствующим их нормальной дальнейшей эксплуатации; в качестве расчетного вида короткого замыкания следует принимать для определения термиче- ской стойкости аппаратов и проводников трехфазное короткое замыкание. Расчетный ток короткого замыкания следует определять исходя из условия повреждения в такой точке рассматриваемой цепи при коротком замыкании, в которой аппараты и проводники этой цепи находятся в наиболее тяжелых условиях.

В связи с имеющими место случаями пожаров на ряде электростанций институтом Атомтеплопроект Минэнерго в 1986 г. были выпущены директивные указания [2], предусматривающие выбор и проверку на термическую стойкость и невозгорание при воздействии токов короткого замыкания кабелей не только выше, но и до 1 кВ. В документе определены условия проверки при работе основных и резервных защит. В частности, согласно [2] кабели должны проверяться как при коротких замыканиях в начале (при работе основной защиты присоединения), так и за расчетным отрезком кабеля длиной 20 м и более (при работе резервной защиты).

Учитывая актуальность проблемы, в 1995 г. РАО “ЕЭС России” выпустило циркуляр ¹ Ц-03- 95 “О проверке кабелей на невозгорание при воздействии токов короткого замыкания”, а позднее (в 1998 г.) – циркуляр [3], который отменил первый циркуляр, уточнил методику проверки кабелей и фактически распространил действие [2] в

дополнение к требованиям главы 1.4 ПУЭ на все действующие энергетические объекты.

Циркуляр [3] определяет методику проверки по условиям невозгорания силовых кабелей напряжением до 10 кВ, проложенных в кабельных коммуникациях энергетических объектов, и предписывает выполнить определенные мероприятия в случае отрицательных результатов проверки. В отличие от [2] в циркуляре снято требование проверки при коротких замыканиях в начале кабеля – допускается принимать расчетные токи короткого замыкания на расстоянии 20 м от начала кабельной линии напряжением до 1 кВ и 50 м от начала кабельной линии напряжением 6 – 10 кВ.

Для определения температуры нагрева жил кабелей при действии токов короткого замыкания длительностью до 4 с рекомендуется пользоваться номограммами, данными в приложении 1 к [3]. Номограммы построены на основании выражения, полученного решением уравнения адиабатического процесса нагрева проводника с учетом роста его сопротивления при протекании тока

I2R0{1 + 0}dt = cmd0,

(1)

ãäå I – ток проводника; R0 = 1L/S – сопротивление проводника с удельным сопротивлением 1 длиной L и сечением S при температуре 0 = 0°С; – температурный коэффициент сопротивления; ñ – удельная теплоемкость; m = LS – масса проводника плотностью ; dt – дифференциал времени; d0 и 0 – соответственно дифференциал и текущая температура жилы.

Для пояснения: левая часть уравнения – энергия, выделяемая в проводнике при протекании тока I через активное сопротивление R за время dt; правая часть уравнения – нагрев проводника с массой m и удельной теплоемкостью c.

Решая уравнение (1), получаем выражение, рекомендуемое методикой [3]

0	ê	0	í	e k a(e k 1),	(2)

ãäå 0ê – температура жилы в конце короткого замыкания, °С; 0í – температура жилы до короткого замыкания, °С; a = 1/ – величина, обратная температурному коэффициенту электрического со-

2003, ¹ 9

49

противления при 0°С, равная 228°С; k = btI2/S2 – расчетный коэффициент, рекомендуемый [3]; b = /c – коэффициент, характеризующий теплофизические характеристики материала жилы, со-

гласно [3] равный для алюминия – 45,65 мм4/(êÀ2ñ), äëÿ ìåäè – 19,58 ìì4/(êÀ2ñ).

Решая уравнение (1) относительно времени t, получаем

t S 2 ln	(1 0ê ) (1 0í )	,	(3)
	bI 2

ãäå 0ê – конечная температура проводника за время нагрева t.

 òàáë. 1, рассчитанной по методике [3], дана зависимость времени нагрева t от сечения кабеля с алюминиевыми жилами при повреждении на расстоянии 20 м.

Начальная температура кабеля 50°С, конечная – 350°С, трансформатор 1000 кВ А, 6/0,4 кВ,

Uê = 8%.

Считая, что резервная защита из условий селективности не может иметь уставку по времени ниже 0,5 – 0,8 с, согласно табл. 1 фактически необходимо либо заменять кабели, отходящие от шин первичной секции 0,4 кВ, на кабели с сечением не менее 95 мм2, либо устанавливать неселективную максимальную токовую защиту трансформатора.

Очевидно, что при неизменном токе (нагрев проводника от источника тока) допустимое время нагрева проводника определяется его сечением и не зависит от расстояния до места короткого замыкания. Однако в реальных условиях при повышении температуры с ростом сопротивления проводника снижается и ток повреждения – имеет место, так называемый, тепловой спад тока. Расчет же теплового импульса тока, рекомендуемый приложением 2 [3], определяется как сумма интегралов Джоуля от периодической и апериодической составляющих по ГОСТ 30323-95 с учетом подпитки токов короткого замыкания от электродвигателей и, по нашему мнению, не учитывает факта теплового спада тока.

Для определения влияния теплового спада тока выполним расчет допустимого времени отключе- ния в зависимости от температуры в схеме с источником напряжения U. Исходным уравнением при этом будет выражение

U 2dt/R (1 + 0) = cmd 0.

(4)

Решая уравнение (4) относительно времени нагрева, получим

Ò à á ë è ö à 1

t = c1L2(0ê – 0í){1 + (0ê + 0í)/2}/U 2 .

(5)

Таким образом, в схеме с источником напряжения согласно уравнению (5) при заданных значе- ниях начальной и конечной температур время отключения, в отличие от схемы с источником тока, не зависит от сечения и определяется только расстоянием до места короткого замыкания. Так, например, повреждение на расстоянии 20 м в сети с напряжением 0,4 кВ, исходя из требований невозгорания кабеля (температура 350°С), должно быть отключено за время 0,29 с, а на расстоянии 50 м – за 1,78 с.

В реальных сетях с источником конечной мощности ток короткого замыкания определяется не только активным сопротивлением кабеля и его реактивной составляющей, но и сопротивлением питающей сети

U 2R (0)dt/Z(0)2 = cmd 0,

(6)

ãäå R (0) – активное сопротивление кабеля; Z (0) – полное сопротивление “петли” короткого замыкания.

Решение уравнения (6) относительно времени t можно представить в виде суммы

t = t1 + t2 + t3 + t4.

(7)

Первое слагаемое t1 характеризует нагрев кабеля от тока, определяемого реактивным сопротивлением “петли” короткого замыкания с учетом тока подпитки от электродвигателей. В данном случае проявляется эффект источника тока – при заданном токе Iêç время нагрева проводника не зависит от расстояния до места короткого замыкания. Второе слагаемое t2 – нагрев кабеля от тока, определяемого активным сопротивлением кабеля до места повреждения. Характерно для нагрева проводника от источника напряжения, когда время нагрева не зависит от сечения проводника. Третье слагаемое t3 – нагрев кабеля от тока, определяемого активным сопротивлением сети до места подключения кабеля Rñ (время нагрева не зависит от расстояния до места повреждения). Четвертое слагаемое t4 – нагрев кабеля определяется половиной условной мощности, равной произведению тока, определяемого активным сопротивлением сети до места подключения кабеля Rñ (ток нагрева составляющей t3), на фазное напряжение сети. В данном случае время нагрева зависит как от места повреждения, так и от сечения жилы кабеля.

Рассмотрим влияние этих составляющих, и прежде всего, влияние эффекта теплового спада тока, а также расчетной длины “петли” короткого

S, ìì2	16	25	35	50	70	95	120	150	185
t, ñ	0,08	0,12	0,16	0,24	0,38	0,62	0,92	1,37	2,03

50 2003, ¹ 9

замыкания на время нагрева кабеля в сетях напряжением до и выше 1 кВ.

В качестве примера в òàáë. 2 представлены результаты расчета общего времени допустимого нагрева кабеля и его четырех составляющих для слу- чая короткого замыкания на расстоянии 20 м от

секции. Питание секции от трансформатора мощностью 1000 кВ А, 6/0,4 кВ, Uê = 8%.

Èç òàáë. 2 видно, что значения составляющих t3 è t4 незначительны, а определяющей время нагрева, особенно для кабелей малого сечения, является составляющая t2, как раз и не учитываемая в [3].

 òàáë. 3 дана сравнительная зависимость общего времени нагрева кабеля при повреждении на расстоянии 50 м с учетом теплового спада тока (время t1) и без его учета (время t2) по методике [3].

Анализ данных òàáë. 2, 3 показывает, что при учете теплового спада тока допустимое время отключения значительно повышается даже при небольшом увеличении расстояния до места короткого замыкания. В [3] допускается принимать рас- четные токи короткого замыкания на расстоянии 20 м от начала кабельной линии напряжением до 1 кВ. Хотя это расстояние выбрано достаточно условно (например, для сетей 6 кВ принято расстояние 50 м), оно оказалось определяющим при выборе кабелей в сетях 0,4 кВ, несмотря на то, что

âэтом случае при работе резервных защит вероятность повреждения (возгорания) кабеля невелика, так как время работы защиты при ее достаточной чувствительности меньше допустимого времени нагрева кабеля при коротком замыкании практиче- ски в любом месте трассы.

Оценим влияние эффекта теплового спада тока

âсетях напряжением 6 – 10 кВ (òàáë. 4). Расчеты,

Ò à á ë è ö à				2
									Время, с
S, ìì2
				t				t1	t2				t3				t4
16			0,348			0,011			0,32				0,00			0,02
25			0,385			0,028			0,33				0,00			0,02
35			0,442				0,05		0,35				0,00			0,03
50			0,546				0,11		0,38				0,00			0,05
70			0,718				0,22		0,43				0,00			0,07
95			0,987				0,40		0,46				0,01			0,09
120			1,318				0,64		0,55				0,01			0,12
150			1,794				1,00		0,63				0,02			0,14
185			2,450				1,53		0,72				0,03			0,18
Ò à á ë è ö à				3
S,	16			25	35			50	70		95		120	150			185
ìì2
t1, ñ	1,84			2,00	2,13			2,32	2,58		3,00		3,39	4,00			4,80
t2, ñ	0,27			0,39	0,49			0,64	0,85		1,18		1,58	2,18			3,02

представленные в òàáë. 4, выполнены для случая

повреждения кабелей 6 кВ в сети с питанием от трансформатора 63 МВ А, 20/6 кВ, Uê = 10%. Â

òàáë. 4: t1 – время нагрева кабеля с учетом теплового спада тока, t2 – время нагрева кабеля по методике [3]. Расстояние до места повреждения выбрано согласно [3] равным 50 м.

 òàáë. 5 даны те же зависимости при коротком замыкании на расстоянии 200 м.

Èç òàáë. 4 è 5 видно, что в отличие от сетей до 1 кВ влияние теплового спада тока в сетях 6 кВ на время нагрева кабелей невелико и время нагрева кабеля в сети 6 кВ мало зависит от расстояния до места короткого замыкания, т.е., если кабель не проходит по пожарной безопасности при коротком замыкании в начале трассы, то он будет нестойким

èпри коротком замыкании практически по всей трассе.

Сравнивая результаты расчетов для сетей 0,4 и 6 кВ, можно сделать следующие выводы:

âсетях высокого напряжения 6 – 10 кВ выбор

èпроверку сечения кабеля можно выполнять согласно [3] (без учета теплового спада тока). В данном случае влияние расстояния до места короткого замыкания на конечный результат невелико и рекомендованное в [3] расчетное расстояние в 50 м практически соответствует рекомендациям [1] – выбор сечения кабеля из условия короткого замыкания в начале трассы;

âсетях напряжением до 1 кВ при проверке кабелей доминирующим является эффект теплового спада тока и соответственно определяющей вели- чиной, выбранной в [3] достаточно условно, – расстояние до места короткого замыкания. В [3] при определении условий повышения пожарной безопасности кабельных трасс это обстоятельство не

Ò à á ë è ö à			4
S, ìì2	16		25	35	50	70	95	120	150	185
t1, ñ	0,011	0,017		0,025	0,042	0,075	0,132	0,206	0,317	0,478
t2, ñ	0,004	0,009		0,017	0,034	0,067	0,124	0,198	0,309	0,472
Ò à á ë è ö à			5
S, ìì2	16		25	35	50	70	95	120	150	185
t1, ñ	0,131	0,137		0,147	0,167	0,206	0,273	0,36	0,49	0,678
t2, ñ	0,005	0,010		0,02	0,04	0,079	0,145	0,231	0,361	0,55
Ò à á ë è ö à			6
S, ìì2	16		25	35	50	70	95	120	150	185
L1, ì	3,9		9,2	15,5	22,6	31,8	42,2	54,8	66,8	81,4
L2, ì	0,7		2,6	4,8	6,5	10,3	14,2	20,0	25,4	31,5

2003, ¹ 9

51

учитывается и поэтому ведет к существенному завышению сечения жил кабелей, т.е. к неоправданным материальным затратам в наиболее распространенных сетях 0,4 кВ (согласно [1] сечение определятся допустимым током нагрева и экономической плотностью тока);

по нашему мнению, критерии выбора кабеля, рекомендованные [1], оптимальны и не требуют какой-либо корректировки.

В тесной взаимосвязи с задачей повышения пожарной безопасности кабелей, особенно в сетях 0,4 кВ, находится проблема дальнего резервирования, связанная с недостаточной чувствительностью резервных защит. В òàáë. 6 в качестве примера приведена зависимость зоны работы (L) традиционных защит понижающих трансформаторов, где L1

– зона работы максимальной токовой защиты с уставкой срабатывания, равной трехкратному току трансформатора (это минимальная применяемая уставка по току), L2 – зона работы максимальной токовой защиты с вольтметровой блокировкой (с уставкой по напряжению 0,55 номинального на-

пряжения). Трансформатор секции мощностью 1000 кВ А, 6/0,4 кВ, Uê = 10%.

Из табл. 6 видно, что зона резервирования традиционных защит секций недостаточна, она, как правило, значительно меньше длин кабелей, применяемых на энергетических объектах. На это обстоятельство директивный документ, каким является [3], также не акцентирует внимание. Например, под резервными защитами, о которых упоминается в [3], можно понимать как традиционную защиту вводного выключателя секции, так и резервную защиту (в частности, тепловую защиту) выключателя отходящего фидера.

Выводы

1.Методика проверки по условиям невозгорания силовых кабелей, представленная в [3], не учитывает эффект теплового спада тока, что необоснованно завышает требования к сечению применяемых кабелей, особенно в сетях 0,4 кВ, и приводит к значительным материальным затратам.

2.Основная проблема защиты сетей напряжением 0.4 – 10 кВ – это не столько быстродействие защит, а, прежде всего, проблема дальнего резервирования, так как традиционные защиты (максимальные токовые защиты, защиты с вольтметровыми блокировками) имеют малую зону резервирования и отказ выключателя поврежденной кабельной линии, как правило, ведет к пожару в кабельных коммуникациях объекта.

3.Необходим выпуск нового директивного документа, в котором должно быть выполнено следующее:

отменена или откорректирована методика выбора кабелей на невозгорание с учетом теплового спада тока и с обоснованием допустимых расчетных расстояний до мест повреждений отдельно для сетей до и выше 1 кВ;

акцентировано внимание на необходимость оснащения кабельных сетей собственных нужд энергетических объектов защитами дальнего резервирования.

Список литературы

1.Правила устройства электроустановок. М.: Энергоатомиздат, 1986.

2.Директивные указания ¹ 2794-Э, АТЭП Минэнерго, 1986.

3.Ö-02-98(ý). О проверке кабелей на невозгорание при воздействии токов короткого замыкания. РАО “ЕЭС России”, 1998.

Перенапряжения в высокочастотных заградителях

Шляхов С. С., êàíä. òåõí. íàóê, Чирков Г. С., Макаров А. П., инженеры

ОАО РОСЭП – ОАО “Раменский электротехнический завод “Энергия”

В последние годы большое внимание уделяется проблеме электромагнитной совместимости (далее ЭМС) электротехнического оборудования с техногенной средой энергообъектов, от которой в значительной степени зависят надежность и безопасность электроснабжения.

Электрические аппараты, находясь неограни- ченно долго под рабочим напряжением промышленной частоты, должны выдерживать ограниченные во времени воздействия импульсных перенапряжений. Переходные процессы и сопутствующие им перенапряжения присутствуют в любой

электроустановке и являются одним из основных источников аварий в сетях высокого напряжения. Как правило, они имеют вид затухающих колебаний, проходят через трансформаторы и автотрансформаторы в сети других напряжений и распространяются на большие расстояния.

На электрических подстанциях основным источником перенапряжений являются удары молнии, коммутации первичного оборудования и короткие замыкания.

Статистические данные среднегодовой повторяемости переходных процессов были получены

52

2003, ¹ 9

лабораторией Ленинградского политехнического института в полевых условиях [1]. Автоматиче- ская регистрация производилась на шинах 32 действующих подстанций напряжением 110 – 500 кВ в 8 энергосистемах. Суммарная длительность наблюдений составила 60 лет. Всего было записано 14 000 осциллограмм переходных процессов. При этом интенсивность потока перенапряжений для отдельных подстанций в 3 – 5 раз отличается от средней.

Последнее время характеризуется интенсивностью работ по исследованию высокочастотных перенапряжений, которые в ряде случаев являются наиболее опасными и определяющими при выборе уровня изоляции, например, для комплектных распределительных устройств с элегазовой изоляцией (КРУЭ). Большое внимание этим перенапряжениям уделяется в связи с их опасностью для современных устройств релейной защиты и противоаварийной автоматики, выполненных на микропроцессорных элементах.

Амплитуда и частота высокочастотных импульсов зависят от ряда факторов: схемы сети, режима работы, нагрузки, параметров установленного оборудования и др.

Резонансными свойствами на высоких частотах обладают как различные элементы сети (трансформаторы, реакторы, генераторы), так и совокупность емкостей и индуктивностей основного оборудования подстанций. В ряде случаев шины на подстанциях и провода ВЛ должны рассматриваться как линии с распределенными параметрами, в которых может возникать множество колебаний с частотами, кратными или не кратными частотам основной гармоники.

Импульсные высокочастотные перенапряжения часто образуются при эксплуатационных и аварийных коммутациях ненагруженных шин подстанций и аппаратов с небольшой емкостью на землю (трансформаторов и реакторов). Вероятность появления таких высокочастотных перенапряжений достаточно велика. Так, по данным полевых исследований лаборатории имени А. А. Горева ЛПИ в действующих электрических сетях установлено, что среднее годовое число коммутаций выключателем шунтирующих реакторов равно 300. При включении реакторов происходит переходный процесс с частотой от 18 до 300 кГц, наложенной на напряжение промышленной частоты.

Наибольшая частота повторяемости и максимальная амплитуда импульсов высокочастотных перенапряжений возникают при эксплуатационных переключениях разъединителями холостых участков шин высоковольтных подстанций. Каждая такая коммутация может сопровождаться генерацией импульсов с амплитудой, в несколько раз превышающей номинальное напряжение, и с частотами от 50 до 1000 кГц [2], которые совпадают с рабочим диапазоном частот высокочастотных за-

градителей и представляют для них большую опасность, так как они не были рассчитаны на такие условия работы.

Высокочастотные заградители (в дальнейшем заградители) применяются при организации высокочастотных каналов связи по проводам линий электропередачи, с помощью которых осуществляется передача сигналов диспетчерского управления, релейной защиты и противоаварийной автоматики, обеспечивающих высокую эффективность производства, передачи и распределения электроэнергии.

Заградители включаются в провода ВЛ и подвергаются непосредственному воздействию электрических волн, которые могут появляться в электрических сетях. На некоторых линиях электропередачи, например, напряжением 500 кВ, отказы ныне действующих заградителей носят системати- ческий характер из-за низкой стойкости к воздействию высоковольтных импульсов.

Суть проблемы заключается в том, что ЭМС заградителей недостаточно изучена, а их традиционная защита, в частности, от перенапряжений, малоэффективна [2].

Эксплуатационная возможность заградителей

âосновном определяется эффективностью устройств защиты от перенапряжений и электри- ческой прочностью элементов блока настройки.

Основной недостаток вентильных разрядников с искровым промежутком, используемых ранее в качестве защитных устройств заградителей, заключается в нестабильности их напряжения пробоя при воздействии волн перенапряжений с крутым фронтом, возникающих, например, при коммутационных переключениях в энергосистемах. Кроме того, разрядники обладают низким значе- нием рабочего тока и рассчитаны на ограниченное число импульсов тока.

Всероссийским электротехническим институтом совместно с ОАО РОСЭП были разработаны для отечественных заградителей специальные защитные устройства без искровых промежутков на базе металлооксидного высоконелинейного ограничителя перенапряжений (в дальнейшем ОПН).

Защитный уровень импульсного напряжения ОПН мало (в пределах 10%) зависит от фронта волны перенапряжения, а эксплуатационный ресурс в десятки раз превышает ресурс разрядников.

Относительно различных аспектов применения в заградителях новых средств защиты от крутизны перенапряжений типа ОПН необходимо учитывать следующие особенности:

ОПН обладает собственной емкостью, которая составляет от 160 до 250 пФ и зависит от частоты. Включенная на входе заградителя емкость ОПН оказывает шунтирующее влияние на высокочастотные сигналы канала связи;

защитное устройство по условиям размещения

âзаградителе устанавливаетя внутри реактора с

2003, ¹ 9

53

	Блок настройки		C2	L2
	L2	C2
L1	F1 C1	Rí	e	Rí

' "	! A "

мощным магнитным полем, поэтому необходимо принять меры по снижению вихревых токов промышленной частоты в металлических выводах ОПН.

ОПН ограничивает амплитуду перенапряжений на входе заградителей. Однако остается возможность появления перенапряжений на элементах его блока настройки при переходных процессах в самом заградителе. Поэтому рассмотрим более подробно электрические процессы в заградителе, связанные с воздействием на него двух видов высоковольтных перенапряжений: прямоугольной импульсной волны и периодической последовательности прямоугольных импульсов чередующейся полярности (биполярных), которые представляют наибольшую опасность для элементов схемы заградителя.

Заградитель состоит из реактора и подключенных параллельно к нему защитного устройства от перенапряжений и блока настройки, обеспечивающего настройку заградителя на рабочую полосу заграждения с помощью параллельных и последовательных LC-контуров, соединенных в основном по двух- (рис. 1) и трехконтурным схемам полосовых фильтров [3].

Наибольшую сложность в обеспечении необходимой электрической прочности представляют высокочастотные конденсаторы блока настройки.

Когда со стороны линии электропередачи или шин подстанции на входные зажимы заградителя (ðèñ. 1) поступает волна перенапряжения, то под воздействием перепада напряжений начинается заряд конденсатора Ñ1, включенного параллельно реактору L1, и конденсатора Ñ2 в последовательном контуре блока настройки, состоящего из конденсатора Ñ2, индуктивности L2 и резистора Rí.

Рост напряжения на конденсаторе Ñ1 прекращается в момент достижения на нем значения напряжения, равного защитному уровню защитного устройства F1, подключенного параллельно входу заградителя. Таким образом решается проблема защиты от волн перенапряжений конденсатора Ñ1

и реактора L1.

Однако переходный процесс продолжается в последовательном контуре схемы блока настройки.

Íà ðèñ. 2 показана эквивалентная схема заградителя для дальнейшего анализа переходного процесса, где å – ЭДС источника импульсных волн.

Сначала рассмотрим более простой случай воздействия на заградитель фронта волны прямоуго-

льной формы большой длительности. До этого момента токи заряда и напряжения на конденсаторе Ñ2 малы, так как в последовательном контуре включено достаточно большое активное сопротивление Rí, поэтому для удобства анализа принимаем нулевые начальные условия. Перепад напряжения Å импульсной волны приравниваем значению защитного уровня ОПН.

Сопротивление ОПН составляет единицы ом и шунтирует включенные параллельно сопротивления ВЛ и электрической подстанции, а также реактора L1 и конденсатора Ñ1. Поэтому при дальнейшем анализе можно не считаться с влиянием этих элементов на переходный процесс. Тогда напряжение на реактивных элементах Ñ2, L2 эквивалентной схемы можно определить исходя из формул для расчетов переходных процессов в цепи последовательного RLC-контура.

В случае прямоугольной волны имеем

1

t

%

e t (cos

(

! idt

U Ñ (t)

E 1

ê t

sin ê t) ; (1)

C

0

&

ê

)

di(t)

%

(

t

U L(t) L

E

sin ê t cos ê t e

,

ê t

dt

&

)

ãäå = Rí/2L2 – коэффициент затухания;

ê

1

Rí2

L2C 2

4L22

– собственная частота контура.

Из этих выражений видно, что в схеме на ðèñ. 2 возникают свободные колебания, характеризующиеся следующими основными параметрами: T = 2 /0 – период, Q = ê/2 – добротность,= 1/ = 2L2/R0 – постоянная времени, соответствующая времени, на протяжении которого амплитуда колебаний убывает в e ðàç.

Из анализа выражения (1) следует, что изменение функции напряжения UC на конденсаторе Ñ2 имеет апериодический при < ê, либо колебательный характер при > ê относительно постоянной слагаемой Å, равной по значению напряжению защитного уровня ОПН (ðèñ. 3). Таким образом, значение UÑ в отдельные интервалы времени превышает значение защитного уровня ОПН. При этом в высокодобротной схеме наибольший из

54

2003, ¹ 9

U0

E

0

t

% -*

!

максимумов напряжения, называемый выбросом, может приблизиться к удвоенному значению Å.

Следовательно, при воздействии на заградитель волны перенапряжения с крутым фронтом максимальное напряжение на конденсаторе Ñ2 может до 2 раз превысить защитный уровень защитного устройства.

Принимая во внимание, что у заградителей, как правило, выполняется условие /ð << 1, выражение (1) можно упростить.

В результате получаем окончательно:

UÑ (t ) = E (1 – e– tcos êt ).

(2)

На основании выражения (2) удобно рассмотреть зависимость напряжения на конденсаторе Ñ2 при воздействии прямоугольных импульсов перенапряжений различной длительности 0 с учетом влияния среза импульса.

Когда постоянная времени мала по сравнению с длительностью импульса 0, ò.å. 0 > èê > , то возникают затухающие колебания при каждом перепаде напряжения на фронте и срезе импульса (ðèñ. 4). Выбросы отсутствуют при

ê. Затухание колебаний происходит тем медленнее, чем выше добротность схемы.

Åñëè 0 , òî ïðè t > 0 имеет место наложение свободных колебаний, возникающих на фронте и срезе импульса.

Максимальное возрастание амплитуды суммарных колебаний происходит при длительности импульса, равной половине периода свободных колебаний 0 = T/2, которое равно

					C2
			Rí
U C(t) E 1	e		2		L2		.

При дальнейшем сокращении длительности импульса 0 < T/2 амплитуда колебаний будет убывать.

Для оценки влияния крутизны фронта волны на выброс напряжения при переходном процессе рассмотрим воздействие на высокодобротный LC- контур косоугольной волны с крутизной a = dU/dt и длительностью фронта tô, имеющей за фронтом постоянное напряжение Å.

При подключении к контуру косоугольной волны a = dU/dt напряжение на конденсаторе опреде-

E

0

t

Uc

E

t

0 7 !

, t/ !

ляется с помощью интеграла Дюамеля при нулевых начальных условиях [при UÑ(0) = 0] следующим выражением:

U C at a sin t.

Следовательно, на волну крутизной a накладываются синусоидальные колебания, амплитуда которых a/ наступает при t = /2. В этот момент

a

напряжение atmax 2 превосходит амплитуду

a/ â /2 ðàç.

Напряжение на конденсаторе от воздействия косоугольной волны при времени, большем длительности косоугольного фронта tô, найдем методом наложения на волну at обратной волны a(t – tô).

Тогда при t > tô получаем следующее выражение для определения напряжения на конденсаторе

%			sin t sin (t tô ) (
U C a tô
&								)
%			tô			t		(
	sin
E 1			2		cos t	ô		.
		tô				2
			2
&								)

Из анализа последнего выражения следует, что длинам фронтов T/2, 3T/2, и так далее соответству-

ют максимальные UÑ. Ïðè tô = T/2 будет наибольшее значение UÑ, равное Umax1 = E (1 + 2/ ) = = 1,63E.

Этому максимуму соответствует

	t	ô
				–1,
cos t max –	2

откуда

	t	ô			T		T		3
				è t max						T,
t max	2				2		4		4

2003, ¹ 9

55

	E
0	t

1 8

"

ãäå tmax соответствует выбросу напряжения на конденсаторе.

Åñëè tô = 3T/2, òî

			2
U max2	E 1				121,E.
			3

Таким образом, максимальное напряжение на конденсаторе LC-контура возрастает с увеличением крутизны воздействующего фронта косоугольной волны, а максимальное значение составляет 2Е для прямоугольного фронта.

Согласно международному стандарту МЭК (Высокочастотные заградители. Публикация 353) крутизна фронта волны при импульсных испытаниях заградителей принимается равной 200 кВ/мкс.

Амплитуда этого импульса, например, для заградителя типа ВЗ 1250-0,5, равна 26 кВ. Находим длину фронта волны испытательного импульса tô = E/a = 0,13 мкс. Затем для косоугольной волны этого импульса определяем период, которому соответствует Umax1. Он будет равен Tmax1 = 2tô = = 0,26 ìêñ.

Реальные частоты собственных колебаний заградителей не превышают 500 кГц, а их период составляет не менее 2 мкс, что значительно больше длины фронта волны tô и соответствующего ему периода Òmax1 испытательного импульса.

В случаях грозовых перенапряжений максимальная крутизна фронта волны может достигать 600 кВ/мкс, а при коротких замыканиях на данном фазном проводе ВЛ может превысить 1000 кВ/мкс [3]. Это означает, что такие волны можно считать прямоугольными.

Следовательно, для определения необходимой электрической прочности конденсаторов блока настройки заградителя наибольший интерес представляют волны перенапряжений с прямоугольным фронтом, которые наиболее опасны для заградителя.

Важно отметить, что у импульсов чередующейся полярности перепад напряжения составляет 2Å и при воздействии на заградитель таких импульсов происходит соответственно увеличение значения выброса перенапряжения на элементах Ñ2 è L2 при переходном процессе.

Когда на вход заградителя поступает периоди- ческая последовательность однолибо биполярных импульсов высокочастотных перенапряжений, то защитное устройство F ограничивает их амплитуду до уровня остающегося напряжения на ОПН. Таким образом, на входе блока настройки образуется последовательность однолибо двухполярных импульсов, по форме близких к прямоугольным.

В этом случае определение напряжений на конденсаторе Ñ2 двухконтурной схемы заградителя при переходном процессе можно осуществить методом разложения частотного спектра периодиче- ского сигнала прямоугольной формы в гармониче- ский ряд Фурье.

Периодическая последовательность биполярных прямоугольных импульсов одинаковой длительности (ðèñ. 5) довольно часто встречается в практике и может быть представлена в следующем виде:

e(t)	4E	%sin 2		t	1	sin 32		t	1	sin 52		t	(.
			1				1				1
				3				5
		&											)

Из последнего выражения следует, что представленная на ðèñ. 5 импульсная последовательность содержит лишь нечетные гармоники, а амплитуда гармоник убывает по закону

1		1	,
n		2k 1

ãäå n – номер гармоники, а k = 1, 2, 3….

При этом амплитуда основной синусоиды превышает ординату и составляет 1,27Å. Амплитуда высших гармоник сравнительно быстро убывает: амплитуда третьей гармоники составляет 33%, а пятой – 20% амплитуды основной гармоники.

Íà ðèñ. 6. показаны амплитуды первых двух гармоник.

Из анализа выражения для периодической последовательности биполярных прямоугольных импульсов и графического построения основной и третьей гармоник вытекает, что гармоники низших порядков, в основном, формируют значение амплитуд импульса, а гармоники высших порядков играют основную роль в образовании крутизны импульсов на фронтах. Тогда отдельно взятая первая гармоника в достаточной мере дает представление о выбросе напряжения при переходном процессе от воздействия рассматриваемой функции.

Следовательно, дальнейший анализ можно проводить исходя из воздействия на контур RLC переменного синусоидального напряжения основной гармоники с неизменной амплитудой, равной 1,27Å.

В случае, когда частота этого напряжения совпадает с частотой собственных колебаний контура, функция огибающей амплитуды колебаний на-

56

2003, ¹ 9

		U1
T	0	T	t
2		2
	à)
		U1 + U3
		U1
T	0	T	t
2		2
		U3
	á)

: # 3 5 "

3 5 " "

пряжения на конденсаторе Ñ2 будет изменяется по закону

U Ñ 127,E ê (1 e t ) 127,EQ(1 e t ). 2

Следовательно, амплитуда колебаний на конденсаторе при резонансе не сразу достигает своих больших значений, она возрастает по показательному закону от нуля до предельных значений в установившемся режиме. По большей части это происходит после многих периодов (ðèñ. 7).

Колебательный процесс считается закончившимся, если огибающая колебаний отличается от ее установившегося значения не более чем на 5%. Для этого необходимо время

6

t > ê Q,

согласно которому соответственно

ê t > 3. 2Q

Время затухания колебаний тем больше, чем выше добротность схемы.

В установившемся режиме амплитуда напряжения на конденсаторе Ñ2 будет максимальной. Она равна

UÑ = 1,27EQ.

(3)

Такое значение амплитуды напряжения будет и на индуктивности L2.

Начиная с момента прекращения действия синусоидального напряжения, происходит убывание

амплитуды напряжения на конденсаторе по закону

e – at.

U, êÂ

120

80

1

3

2

40

0

–40

–80

–120

0	50	100	t, ìêñ	150

= B ! *

" 3 5$

1 – напряжение на C2; 2 – напряжение на Rí; 3 – напряжение на входе блока настройки

Если частоты вынужденных и собственных колебаний контура мало отличаются друг от друга, то огибающая амплитуды колебаний напряжений на конденсаторе C2 нарастает не монотонно, а с пульсациями. Частота пульсаций, называемых биениями, равна разности этих двух частот. Так как собственные колебания со временем затухают, то биения постепенно уменьшаются и полностью ис- чезают. При этом максимальная амплитуда в первом периоде биений может в 2 раза превосходить установившиеся значения.

Практически значение добротности в последовательном RLC-контуре блока настройки заградителя может достигать 5. Тогда, на основании сказанного, выброс амплитуды напряжения на конденсаторе Ñ2 при переходном процессе в случае резонанса может превышать защитный уровень ОПН в 6,35 раза.

В качестве иллюстрации на ðèñ. 7 построены зависимости изменения напряжения на конденсаторе Ñ2 и резисторе Rí блока настройки двухконтурной схемы заградителя с индуктивностью реактора 0,5 мГн, заграждающим сопротивлением 500 Ом в рабочей полосе частот от 32 до 40 кГц и добротностью контура, равной 4. Они были полу- чены методом математического моделирования на компьютере при воздействии периодической последовательности прямоугольных биполярных импульсов с частотой, равной резонансной частоте контура.

Из рассмотрения кривых видно, что максимальное напряжение на конденсаторе Ñ2 в 5 раз превышает значение амплитуды импульса на входе блока настройки, равной защитному уровню ОПН (ðèñ. 1). Таким образом, подтверждается опасность появления на элементах последовательного контура блока настройки перенапряжений, значи- тельно превышающих напряжения на конденсаторе Ñ1 и реакторе L1, включенных на входе заградителя.

2003, ¹ 9

57

Это обстоятельство обусловливает необходимость повышения требований к уровню изоляции и электрической прочности элементов блока настройки заградителя, исходя из максимально возможных значений напряжений на них в условиях переходных процессов, а не по напряжению срабатывания защитного устройства, как это было принято в ранее разработанных заградителях.

Нахождение точного аналитического выражения для определения напряжений на элементах схемы заградителя в трехконтурной схеме настройки при воздействии сложных периодических сигналов становится чрезмерно трудоемким, поэтому для анализа перенапряжений на конденсаторах трехконтурной схемы были использованы математические методы моделирования переходных процессов, которые позволяют с достаточной точ- ностью произвести серию однотипных импульсов и определить результаты их воздействия на различные элементы схемы. Результаты расчетов затем были подтверждены измерениями на макетах электрических схем заградителей.

Таким образом установлено, что в условиях возникновения резонанса максимальная амплитуда напряжений на реактивных элементах блока настройки трехконтурной схемы настройки может быть существенно больше (до 2), чем в двухконтурной схеме, широко используемой в зарубежных конструкциях заградителей.

Заградители должны стабильно работать в те- чение всего срока службы на открытом воздухе в условиях наружной установки, так как их контроль и ремонт в процессе эксплуатации затруднены необходимостью отключений ВЛ.

Важными составными частями заградителя являются конденсаторы и резисторы блока настройки. Они должны обеспечивать: постоянные значе- ния емкости и сопротивления после воздействия перенапряжений, высокую стабильность при климатических воздействиях и в течение срока службы, высокие требования по электрической прочности при перенапряжениях, необходимую реактивную мощность на частоте до 1000 кГц и необходимую наработку всех элементов для обеспечения

надежной работы изделий в течение всего срока службы.

Очевидно, что ранее применяемые в отечественных заградителях низкочастотные конденсаторы типа К75 с недостаточной температурной стабильностью, а также объемные резисторы типа ТВО, у которых изменение номинального значе- ния их сопротивления в пределах рабочих температур достигает 12%, а в течение срока службы 30%, не могут обеспечить эксплуатационную надежность заградителя вследствие возможной расстройки колебательных контуров и значительных отклонений заграждающего сопротивления заградителя от его номинальных значений с течением времени и при изменениях температуры внешней среды. Поэтому необходима модернизация блоков настройки таких заградителей.

В настоящее время в электрических сетях Российской Федерации и странах СНГ находится в эксплуатации несколько десятков тысяч высокочастотных заградителей, 90% из которых физически и морально устарели и требуется их замена.

Раменским заводом “Энергия” совместно с ОАО РОСЭП и ВЭИ освоено промышленное производство блоков настройки нового поколения типов ЭНЗ-600-0,25, ЭНЗ-630-0,5, ЭНЗ-1250-0,5, ЭНЗ-2000-0,5 для заградителей на рабочие токи соответственно 600, 630, 1250 и 2000 А, в которых увеличены электрическая прочность и уровень изоляции, применены ОПН, а также использованы высокочастотные конденсаторы и резисторы с повышенной стабильностью. Они соответствуют требованиям стандарта МЭК (публикация ¹ 353), успешно прошли испытания в НИЦ ВВА “Бескудниково”, приняты межведомственной комиссией под представительством ОАО РАО “ЕЭС России “ и являются конкурентоспособными с зарубежными аналогами.

В настоящее время ведется разработка новых блоков настройки типа ЭНЗ-2000-1,0 для заградителей на рабочий ток 2000 А с индуктивностью реактора 1 мГн.

Основные технические данные заградителей с новыми блоками настройки приведены в таблице.

	Параметр	ÂÇ-630-0,5	ÂÇ-1250-0,5	ÂÇ-2000-0,5	ÂÇ-2000-1,0
	Номинальное значение индуктивности реактора, мГн	0,5	0,5	0,5	1,0
	Минимальное заграждающее сопротивление в поло-	640	640	470	440
	се заграждения, Ом
	Диапазон рабочих частот, кГц	36 – 1000	36 – 1000	24 – 1000	24 – 1000
	Номинальный ток, А	630	1250	2000	2000
	Ток термической стойкости в течение 1 с, кА	16	31,5	40	40
	Ток электродинамической стойкости, кА	41	80	100	100
	Число витков реактора	29,5	28,5	29,5	34,5
	Масса с элементом настройки и разрядником, кг	168	393	648	1050

58 2003, ¹ 9

При техническом перевооружении высокочастотных каналов релейной защиты, противоаварийной автоматики и связи должны применяться современные заградители, адаптированные в части принципов и технических характеристик к условиям отечественных электрических сетей с учетом воздействия возможных перенапряжений.

Выводы

1.Основной причиной нарушения нормальной работы заградителей в процессе эксплуатации является воздействие волн перенапряжений, возникающих в электрических сетях.

2.В качестве защитных устройств заградителей необходимо использовать ОПН, которые должны быть адаптированы для работы в условиях магнитных полей реактора.

3.Перенапряжения в последовательном контуре блока настройки заградителя могут в несколько раз превышать напряжение защитного уровня ОПН.

4.Необходимые уровни изоляции и электриче- ской прочности элементов блока настройки заградителя должны определяться исходя из максимально возможных значений напряжения в нем при переходных процессах.

5.В качестве элементной базы блока настройки должны применяться резисторы и высокочастотные конденсаторы, обеспечивающие стабильность заграждающего сопротивления заградителя

âтечение всего срока эксплуатации.

Список литературы

1.Половой И. О., Михайлов Ю. А., Халилов Ф. Х. Внутренние перенапряжения на электрооборудовании высокого и сверхвысокого напряжения. Л.: Энергоатомиздат, 1990.

2.Методические указания по ограничению высокочастотных коммутационных перенапряжений и защите от них электротехнического оборудования в распределительных устройствах 110 кВ и выше. М.: ОРГРЭС, 1998.

3.Микуцкий Г. В. Высокочастотные заградители и устройства присоединения для каналов высокочастотной связи. М.: Энергоатомиздат, 1984.

Измерение расстройки компенсации в сетях 6 – 35 кВ

Головко С. И., êàíä. òåõí. íàóê, Потапов П. Н., èíæ.

ООО “Релейная защита”, г. Томск

Согласно [1] ДГР должны иметь резонансную настройку. Допускается настройка с перекомпенсацией, при которой реактивная составляющая тока замыкания на землю должна быть не более 5 А, а расстройка компенсации – не более 5%.

Для реализации указанных требований необходимы соответствующие технические средства, непосредственно измеряющие расстройку компенсации в сетях со ступенчатым регулированием индуктивности и осуществляющие автоматическую настройку при плавном регулировании индуктивности.

В настоящее время получили распространение два основных метода, с помощью которых решается рассматриваемая задача.

Первый метод основан на измерении фазового сдвига между напряжением смещения нейтрали и опорным напряжением, которое создается введением в сеть искусственной несимметрии. Последнее выполняется либо с помощью силового конденсатора, включаемого между одной из фаз сети и землей, либо посредством наложения на сеть напряжения 50 Гц с помощью дополнительного трансформатора, включаемого последовательно с ДГР.

Второй метод основан на наложении на сеть контрольного тока с частотой 25 Гц [2, 3].

Первый метод имеет следующие недостатки: работа аппаратуры зависит от естественной не-

симметрии, имеющей случайный характер. В слу- чае, когда напряжение естественной несимметрии противоположно по фазе и близко по амплитуде к напряжению искусственной несимметрии, этот метод становится неработоспособным либо появляется большая погрешность, которую невозможно устранить аппаратными способами;

метод в полной мере применим лишь в сетях, оборудованных ДГР с плавным регулированием индуктивности. Причем, в автоматическом режиме он позволяет настроить реакторы лишь на одно значение = 0, в то время как, например, в ГРУ 6 кВ ТЭЦ часто необходимо поддерживать некоторую перекомпенсацию, при которой ток замыкания на землю достаточен для срабатывания земляных защит двигателей собственных нужд.

Недостатком второго метода считается то, что для его реализации требуется специальный источ- ник контрольного тока 25 Гц. Несмотря на это, в Сибирском регионе и Казахстане метод нашел широкое распространение. В настоящее время эксплуатируется 27 измерителей расстройки компенса-

2003, ¹ 9

59

580

					Äð	Ñ
530				K1	K2	K3
				H1	Í2	Í3
					220 Â, 50 Ãö	30 Â, 25 Ãö
					730

# * *

" *

ции. Срок их эксплуатации на различных объектах составляет от 20 лет до 1 года. В сетях 35 кВ эксплуатируются пять измерителей (Иркутскэнерго, Ангарская нефтехимическая компания), остальные – в сетях 6 – 10 кВ (Кузбассэнерго, Иркутскэнерго, Алтайэнерго, Восточный Казахстан). Большая часть измерителей (20 комплектов) эксплуатируется в ГРУ 6 – 10 кВ ТЭЦ, три комплекта установлены в распредустройствах 35 кВ ТЭЦ, четыре комплекта – на крупных подстанциях 35 и 10 кВ.

Распространенность этого метода обусловлена тем, что с его помощью создаются напряжения и токи с частотой 25 Гц, не зависящие от параметров сети и поэтому позволяющие точно измерять как в сетях со ступенчатым регулированием индуктивности, так и в сетях с плавным регулированием индуктивности. В последнем случае метод позволяет осуществлять автоматическую настройку ДГР не только в резонанс, но и на любое заданное значение . Помимо решения вопроса измерения распространению данного метода способствует и то, что наложение контрольного тока с частотой 25 Гц одновременно позволяет качественно решить вопрос защиты от замыканий на землю высоковольтных двигателей и генераторов, работающих на сборные шины, а также вопрос селективной сигнализации однофазных замыканий кабельных сетей 6 – 35 кВ и мощных шинопроводов 6 – 10 кВ [2, 3].

Для получения тока 25 Гц используется источ- ник контрольного тока (ИКТ) на базе электромагнитного делителя частоты, адаптированного к условиям работы в цепи ДГР [4]. Многолетний опыт эксплуатации десятков таких ИКТ показал

		ÄÃÐ-1		ÄÃÐ-2
	Ð1
		Ð2
			Ä×	Äð
220 Â, 50 Ãö	Ãö			Ñ
	50	Í1	Ê1
À	Â,
	220		Ñ
	Ãö	Í2	Ê2
Íà ÃÙÓ	25		Äð
	30Â,
		Í3	Ê3

! 4 , 7-J '#

их исключительно высокую надежность, обеспе- ченную соответствующим режимом работы всех узлов ИКТ.

Источник контрольного тока включает делитель частоты (ДЧ), дроссель (Др) и косинусный конденсатор (Ñ). ДЧ и Др находятся в маслонаполненных баках одного размера. На ðèñ. 1 показаны габаритные размеры ДЧ и обозначены обмотки, выведенные на его крышку.

Выходная обмотка разбита на три секции Í1 – Ê1, Í2 – Ê2, Í3 – Ê3. С помощью согласного или встречного включения секций обеспечивается изменение наложенного напряжения 25 Гц в необходимом диапазоне. Выходная обмотка наматывается медным проводником, сечение которого рассчи- тано на длительное протекание суммарного тока ДГР. Питание ИКТ осуществляется через автомат À от сети 220 В, 50 Гц. Предусмотрена измерительная обмотка 30 В, 25 Гц, которой непрерывно контролируется исправность ИКТ с помощью реле минимального напряжения, находящегося на главном щите управления (ГЩУ).

Схема подключения ИКТ к ДГР показана на ðèñ. 2. В случае, если сеть содержит несколько ДГР, то их заземляемые выводы объединяются и подключаются к контуру заземления через выходную обмотку ИКТ. На ðèñ. 2 выходная обмотка сформирована согласным соединением всех трех секций. Разъединители Ð1 è Ð2 предназначены для выведения ИКТ из цепи ДГР.

В настоящей статье описана последняя модификация измерителя расстройки компенсации типа ИРК-5А, в которой учтен многолетний опыт эксплуатации предыдущих вариантов измерителей. Ценные предложения и замечания при работе над этой статьей были сделаны Р. А. Вайнштейном (Томский политехнический университет).

Схема подключения ИРК-5А показана на ðèñ. 3.

60

2003, ¹ 9

Ò
	Uð
ÄÃÐ	UÄÃÐ	UL
	ÒÍ1
ÈÊÒ		U
		ÈÐÊ-5À
I'	ÒÍ2
Ð
W2 W1	TT	UI
R
	I

% 4 , 7-1S ,

'# $

Ò – трансформатор для подключения ДГР; ÈÊÒ – источник контрольного тока 25 Гц; Ð – реактор; R – резистор

В качестве ÒÍ1 è ÒÍ2 используются трансформаторы напряжения типа ЗНОМ или ЗНОЛ на номинальное напряжение сети.

Из рис. 3 следует, что к ИРК-5А подведены три сигнала: UL, U, UI. Сигнал UL формируется как сумма двух сигналов UÄÃÐ è Uð. UÄÃÐ – это сигнал, пропорциональный падению напряжения на ДГР, которое обусловлено контрольным током I, 25 Ãö; Uð – падение напряжения на реакторе, обусловленное вторичным током I и приведенное ко вторич- ной стороне Ð. Опорное напряжение U пропорционально наложенному напряжению 25 Гц, вырабатываемому ИКТ. Сигнал UI пропорционален току I, так как этот сигнал представляет собой напряжение на активном сопротивлении R, включенном в цепь вторичной обмотки ÒÒ.

Сигналы UL è UI имеют сложную форму, так как помимо составляющей 25 Гц, обусловленной ИКТ, они содержат составляющую 50 Гц и высшие гармоники, обусловленные смещением нейтрали. Опорное напряжение U также не является чисто синусоидальным, так как напряжение 25 Гц, вырабатываемое ИКТ, содержит значительные не- четные гармоники. Поэтому под этими сигналами в дальнейшем подразумеваются составляющие с частотой 25 Гц, поскольку именно эти составляющие используются устройством ИРК-5А для из-

мерния .

Сопротивление реактора Xð, приведенное к числу витков его вторичной обмотки, выбирается по условию

X p X 0Ò nÒÒ ,

nÒÍ1

UL L

C

U ÈÊÒ

I

0 4 +

$

L – суммарная индуктивность ДГР и заземляющего трансформатора; C – суммарная емкость сети

ãäå X0Ò – сопротивление нулевой последовательности Ò; nÒÒ è nÒÍ1 – соответственно коэффициент трансформации ÒÒ è ÒÍ1.

Ó÷åò Uð при формировании UL устраняет погрешность измерения , вызванную влиянием X0Ò, òàê êàê Uð при таком подходе равно приведенному к низкой стороне ÒÍ1 падению напряжения на X0Ò, обусловленному током I.

Действительно,

U	p	X	p	I X	0Ò	nÒÒ		I		X 0ÒI	.
						nÒÍ1		nÒÒ		nÒÍ1

Принцип измерения показан на ðèñ. 4.

В этой схеме не учтены активные потери и индуктивности кабельных линий, поскольку их влияние незначительно. Из ðèñ. 4 найдем

U L	U		,	(1)
	1
		1

2LC

где – круговая частота напряжения U, вырабатываемого ИКТ.

По определению расстройка компенсации

	Iñ I ÄÃÐ	,	(2)
	Iñ

ãäå Iñ = 2Uô C è IÄÃÐ = Uô/2L – соответственно суммарный емкостный ток сети и ток ДГР на про-

мышленной частоте ï = 2 ; Uô – фазное напряжение сети.

Подставив в формулу (2) Iñ è IÄÃÐ и сделав несложные преобразования, получим

1	1	(3)
	.

4 2LC

Из уравнения (3) найдем

2LC	1		.	(4)
	4(1	)

Подставив формулу (4) в выражение (1), полу- чим

2003, ¹ 9

61

		U				U	.			(5)
			L
					3 4
Åñëè îò UL отнять U/3, получим
U			U			4U			.	(6)
	L
			3			3(3 4		)

Далее разделим уравнение (6) на уравнение (5)

U				U
		L		3		4	.
								(7)
		U L
					3
Из формулы (7)				следует, что				величина

(UL – U/3)/UL однозначно зависит от , причем эта зависимость носит линейный характер, обеспечи- вающий наилучшие метрологические возможности. Из формулы (7) следует также, что сигнал (UL – U/3)/UL не зависит от наложенного напряжения U, значение которого определяется суммарным емкостным током сети и поэтому может меняться.

Решив уравнение (7) относительно , получим

		U				U
	3			L
					3
								.	(8)
4				U L

Данное выражение является алгоритмом рассматриваемого способа измерения .

На подстанциях и в ГРУ ТЭЦ встречаются схемы, в которых ДГР подключены к разным секциям, работающим как раздельно, так и параллельно. На ðèñ. 5 показан случай, когда подстанция содержит две секции, связанные между собой секционным выключателем. Компенсация емкостного тока на каждой секции производится с помощью двух ДГР.

Èç ðèñ. 5 следует, что в такой схеме заземляемые выводы ДГР, подключенных к разным секциям, объединяются между собой и подключаются к земле через один ИКТ. Измеритель расстройки компенсации устанавливается на каждую секцию. Схема подключения ИРК-5А такая же, как на ðèñ. 3.

При раздельной работе секций 1 è 2 каждый измеритель показывает расстройку компенсации на своей секции. При объединении секций секционным выключателем ÂÑ показания обоих измерителей будут одинаковыми и соответствующими расстройке компенсации в общей сети, значение которой определяется соотношением суммарной емкости секций Ñ1 + Ñ2 и эквивалентной индуктивности всех ДГР.

Íà ðèñ. 6 показана блок-схема ИРК-5А, вклю- чающая канал измерения расстройки компенсации

(канал ) и канал измерения наложенного тока 25 Гц (канал I 25).

Рассмотрение начнем с канала . Этот канал включает: разделительный трансформатор Òð1; фазоповоротную схему ÔÑ1, собранную на обмотках W4, W5 è R2, R3, C1; частотно-избирательные

	C1		BC	C2
	1			2
		T1		T2
	TH1			TH2
	ÄÃÐ-1	ÄÃÐ-2	ÄÃÐ-3	ÄÃÐ-4
	P1			P2
W2	W1	TT1	TT2	W1	W2
	R1			R2
		ÈÊÒ
			TH3
	ÈÐÊ-5A			ÈÐÊ-5A

1 4 , 7-1S ,

'#

усилители Ó1, Ó2, Ó3; фазоповоротную схему ÔÑ2; фазочувствительный выпрямитель ÔÂ; выпрямитель Â1; делитель сигналов ÄÑ; измерительный прибор ÈÏ1, шкала которого проградуирована в процентах расстройки компенсации; блок задания базы ÁÇÁ; блок сигнализации ÁÑ1; блокирующий узел ÁÓ; блок тестовой проверки ÁÒÏ; переключатели Ï1 è Ï2.

Частотно-избирательные усилители осуществляют выделение и усиление сигнала с частотой 25 Гц. Эти усилители содержат двойной Т-образ- ный мост, который обеспечивает эффективное подавление составляющей 50 Гц, и активные полосовые фильтры, настроенные на частоту 25 Гц.

Из уравнения (8) следует, что для измерения прежде всего необходимо сформировать сигнал UL – U/3. Этот сигнал формируется на входе Ó2, напряжение на котором представляет собой разность между UL и суммарным напряжением на соответствующих плечах R1 è R3. Резисторы R1, R3 должны быть отрегулированы так, чтобы амплитуда их суммарного напряжения была равна U/3, а фаза была равна фазе U. Это делается следующим образом. На входы U è UL подаются напряжения с частотой 25 Гц, имеющие одинаковую фазу, при этом напряжение на входе UL составляет 1/3 напряжения на входе U. Указанному соотношению UL è U, как следует из уравнения (8), соответствует = 0, поэтому R1 è R3 подбираются таким образом, чтобы напряжение на входе Ó2 было равно 0. Резистором R1 регулируется амплитуда, а резистором R3 – фаза суммарного напряжения на R1 è R3. Необходимость регулировки фазы обусловле-

62

2003, ¹ 9

ÈÐÊ

Ð1

Tp1

ЗАБЛОК

Ó1

ÔÑ2

ÀÂÒ.

ÁÓ

ÐÓ×Í.

Êí1

2

1

ÐÇ-1

W2

ÐÇ

Òá

W1

3

ÀÂÒ.

Ð2

4

R1

UL –

U

ÐÓ×Í.

Êí2

3

ÐÇ-2

U

W3

Ó2

ÔÂ

ÔÑ1

UL

À

Ó3

Â1

Ð4

R2

W4

РЕЖИМ

Ï1

Ð1

R3

РАБОТА

ÒÅÑÒ

U

НЕДОК

W5

ÁÇÁ

ÄÑ

ÁÑ1

C1

U

ПЕРЕК

ÈÏ1

Ð2

UL

( , %)

ÁÒÏ

ÒÅÑÒ

ÒÅÑÒ I25

Канал

РАБОТА

Ï2

Òp2

UI

Ó4

Â2

Ô

Ð4

U4 -3

ИЗМЕНИТЬ I 25

ÏÑ

ÁÑ2

UI

ÈÏ2

(I25, A)

Канал I 25

: T 7-1S

на тем, что напряжение на R1 несколько сдвинуто по фазе относительно U трансформатором Òð1.

Операция сравнения UL è U/3 делается на входе измерителя с использованием минимального числа элементов, так как это обеспечивает большую точность по сравнению с тем, если бы сравнивались сигналы на выходах частотно-избирате- льных усилителей Ó2 è Ó3, дающих дополнительную погрешность.

Следующим этапом при выполнении операции на переменном токе является определение знака разности сигналов. Очевидно, что в зависимости от соотношения напряжений UL è U/3 фаза сигнала UL – U/3 изменяется на 180°, что может быть зафиксировано с помощью фазочувствительной схемы. В качестве таковой используется типовой фазочувствительный выпрямитель ÔÂ, собранный на операционном усилителе. На его нижний вход подается напряжение с выхода Ó2, пропорциональное UL – U/3. На верхний вход подаются импульсы управления, сформированные блоками Ó1 è ÔÑ2 из напряжения на обмотке W2, пропорционального U. Необходимость в частотно-избиратель- ном усилителе Ó1 обусловлена несинусоидальностью U, в то время как для формирования импульсов управления требуется синусоидальный сигнал 25 Гц. С помощью фазоповоротной схемы ÔÑ2 обеспечивается синфазность импульсов управле-

ния по отношению к сигналу UL – U/3, что является обязательным условием работы ФВ.

Заключительной операцией формирования сигнала U , пропорционального , является операция деления сигнала UL – U/3 íà UL, осуществляемая делителем сигналов ÄÑ, в качестве которого используется интегральная микросхема К525ПС3. Напряжение UL перед подачей на вход ÄÑ с помощью ÓÇ очищается от гармоник с частотой, отличной от 25 Гц, и с помощью выпрямителя Â1 выпрямляется.

В блоке задания базы из напряжения U вычи- тается калиброванное напряжение U áàç, численное значение которого равно напряжению U , соответствующему расстройке áàç. Значение áàç задается переключателем БАЗА (ðèñ. 7), который имеет пять положений. Выбор рабочего значения áàç для конкретной сети описан далее. Напряжение на выходе ÁÇÁ U пропорционально = – áàç, которая представляет собой отклонение текущего значения от принятого значения áàç.

Áëîê ÁÑ1 включает два компаратора, один из которых реагирует на отрицательные, а другой на положительные значения U . Уставки компараторов задаются с помощью двух переключателей, обозначенных НЕДОК и ПЕРЕК (ðèñ. 7), посредством которых задаются значения ñð. Ïîä ñð подразумевается отклонение от базового значе-

2003, ¹ 9

63

ния, при превышении которого происходит срабатывание ÁÑ1. Если текущее значение отклонилось от áàç в сторону недокомпенсации и отклонение > ñð, то выдается сигнал НЕДОК в виде загорания соответствующего светодиода на лицевой панели и замыкания контакта Ð1. И наоборот, при чрезмерном отклонении в противоположную сторону выдается световой и контактный сигнал ПЕРЕК. Благодаря рассмотренной комбинации ÁÇÁ è ÁÑ1 обеспечивается возможность автоматической настройки ДГР на любое заданное

значение áàç.

Íà ðèñ. 6 показана схема соединения контактов реле Ð1 è Ð2, входящих в состав ÁÑ, è ðåëå Ð3, входящего в состав ÁÓ. Если сеть оборудована ДГР с плавным регулированием индуктивности, то клеммы 1, 2 è 3, 4 заводятся на управление приводом ДГР. При этом замыкание контакта Ð1 обеспечивает вращение привода в сторону увеличения тока ДГР, а замыкание контакта Ð2 – в сторону уменьшения тока ДГР. Тумблер Òá позволяет перейти от автоматического управления ДГР к руч- ному, осуществляемому с помощью конопок Êí1 è Êí2, обозначенных на рис. 7 НЕДОК и ПЕРЕК соответственно. Если сеть оборудована ДГР со ступенчатым регулированием индуктивности, то клеммы 1, 2 è 3, 4 заводятся на внешние световые табло НЕДОКОМПЕНСАЦИЯ и ПЕРЕКОМПЕНСАЦИЯ соответственно.

Блок тестовой проверки ÁÒÏ предназначен для тестовой проверки ИРК-5А. С его помощью проверяется как канал , так и канал I25. Оба канала проверяются без вывода ИРК-5А из работы, что существенно упрощает его эксплуатацию.

Тестирование канала осуществляется с помощью переключателя П1 РЕЖИМ (ðèñ. 6, 7). Если он находится в положении РАБОТА, то вход УЗ подключен к клемме UL. При переводе в положение ÒÅÑÒ на вход измерителя подаются тестовые сигналы от ÁÒÏ. Â ÁÒÏ сформированы четыре тестовых сигнала для канала и один тестовый сигнал для канала I25. Íà ðèñ. 6 с целью упрощения показан один тестовый сигнал для канала . Как следует из ðèñ. 7, в режиме ÒÅÑÒ формируются три калиброванных сигнала, соответствующих= 0%, = 20%, = –20%, и один изменяющийся сигнал ИЗМ, регулировка которого делается с помощью подстроечного резистора, входящего в ÁÒÏ. Калиброванные сигналы необходимы для проверки измерительной части, которая формирует сигнал U . Изменяющийся сигнал нужен для настройки и проверок уставок ÁÇÁ è ÁÑ1. Тестовые сигналы создаются из опорного напряжения U.

Блокирующий узел ÁÓ предназначен для блокировки ИРК-5А при замыкании на землю. ÁÓ срабатывает, когда UL увеличивается до 35 В. При срабатывании БУ обнуляется выход ÄÑ, на лицевой панели ИРК-5А загорается светодиод ИРК ЗАБЛОК и размыкаются контакты ÐÇ-1 è ÐÇ-2, ÷òî

= ( 7-1S

исключает возможность запуска привода ДГР. ÁÓ выполнен таким образом, что он надежно срабатывает не только при устойчивых замыканиях на землю, но и при замыканиях через перемежающуюся дугу.

Канал I25 предназначен для непрерывного контроля наложенного тока 25 Гц. Под наложенным током понимается ток, выдаваемый ИКТ при замыкании на землю, когда емкость Ñ íà ðèñ. 4 шунтируется местом замыкания. В этом режиме I25 равен

I25 = U/ L.

(9)

Из уравнения (9) следует, что при изменении индуктивности дугогасящего реактора L òîê I25 меняется. Поэтому появляется необходимость измерения I25 в сетях, которые кроме ИРК-5А оборудованы защитами от замыканий на землю, реагирующими на ток 25 Гц. Верхний предел I max25 ограничен мощностью ИКТ и составляет 1,0, 0,59, 0,17 А в сетях 6, 10, 35 кВ соответственно. Нижний предел I min25 определяется необходимостью

обеспечения достаточного коэффициента чувствительности защит.

Алгоритм формирования сигнала I25 получим с помощью схемы на ðèñ. 4. Из этой схемы вначале найдем, что ток 25 Гц, выдаваемый ИКТ в нормальном режиме.

I	U			1	.	(10)
	L 1
				1

2LC

U

Согласно уравнению (9) L I 25 и согласно уравнению (4)

64

2003, ¹ 9

	2LC	1		.
		4(1	)

Сделав указанные замены и решив полученное выражение относительно I25, получим необходимый алгоритм

I 25 I(4 3).

(11)

Для реализации этого алгоритма требуется сформировать два сигнала: сигнал, пропорциональный I(UI), и сигнал, пропорциональный 4 – 3(U4 – 3), и далее перемножить эти сигналы.

Блок-схема канала I25 показана на ðèñ. 6. Этот канал включает: разделительный трансформатор Òð2, частотно-избирательный усилитель Ó4, выпрямитель Â2, áëîê Ô формирования сигнала U4 – 3, перемножитель сигналов ÏÑ, измерительный прибор ÈÏ2, шкала которого проградуирована в амперах, блок сигнализации ÁÑ2. Формирователь Ô представляет собой вычитатель, собранный на операционном усилителе. Блок сигнализации ÁÑ2 собран на базе двухпорогового компаратора. Этот блок выдает сигнал ИЗМЕНИТЬ I25 в случаях, когда I 25 < I min25 и когда I 25 >I max25 . Сигнал ИЗМЕНИТЬ I 25 выдается в виде загорания соответствующего светодиода на лицевой панели ИРК-5А и в виде замыкания контакта Ð4, который заводится, как правило, на общую звуковую сигнализацию и на световое табло.

Действия персонала при появлении сигнала ИЗМЕНИТЬ I 25 состоят в следующем. С помощью ÈÏ2 определяют, в какую сторону нужно изменять I 25. Если необходимо увеличение I 25, то переходом на соответствующую отпайку выходной обмотки, расположенную на крышке бака источника контрольного тока, увеличивают наложенное напряжение U так, чтобы сигнал ИЗМЕНИТЬ I 25 был снят. Для уменьшения I 25 производится уменьшение U.

С точки зрения компенсации емкостного тока наилучшей является = 0, поэтому при отсутствии дополнительных требований переключатель БАЗА ставится в положение 0%. ПТЭ запрещают работу с недокомпенсацией, поэтому, чтобы исключить таковую, переключатель НЕДОК нужно поставить в положение 0%. Положение переклю- чателя ПЕРЕК задает в этом случае полный диапазон возможного изменения . Выбор положения этого переключателя осуществляется с учетом динамических свойств привода ДГР. В большинстве случаев принимается уставка 3%. Указанному положению всех трех переключателей соответствует то, что в сети будет поддерживаться от 0 до 3% в сторону перекомпенсации.

В сетях 6 кВ, от которых питаются высоковольтные электродвигатели, типичной является ситуация, когда двигатели оснащены земляными защитами с током срабатывания на частоте 50 Гц 5 А и

более. В таких случаях при = 0 ток замыкания на землю может быть недостаточен для срабатывания защит. Поэтому в нарушение ПТЭ персонал стремится эксплуатировать сеть с перекомпенсацией, при которой ток замыкания достаточен для срабатывания защит. С помощью ИРК-5А может успешно решаться задача поддержания в сети минимальной перекомпенсации, при которой обеспечивается работоспособность земляных защит.

Рассмотрим конкретную сеть с емкостным током 88 А, от которой питаются двигатели, оборудованные земляными защитами с током срабатывания 5 А.

Приняв коэффициент чувствительности защит K÷ = 1,4, получим необходимый для работы защит минимальный ток однофазного замыкания Iç = IÄÃÐ – Iñ = 7 А. По уравнению (2) найдем, что перекомпенсация, обеспечивающая такой ток, составляет = –8%. Установив переключатель БАЗА в положение –8%, переключатель НЕДОК в положение 0% и переключатель ПЕРЕК в положение 3%, получим, что автоматика будет поддерживатьв диапазоне от –8 до –11%, которому соответствует Iç = 7 9,7 À.

В сетях, оборудованных ДГР со ступенчатым регулированием индуктивности, выбор положения переключателя БАЗА делается из тех же соображений, что и в сетях с ДГР с плавным регулированием индуктивности. Переключатели НЕДОК и ПЕРЕК в случае ДГР со ступенчатым регулированием индуктивности задают допустимую зону изменения, при выходе из которой выдаются сигналы.

Вывод

Метод наложения контрольного тока с частотой 25 Гц позволяет успешно решать проблему измерения расстройки компенсации в сетях с ДГР со ступенчатым и плавным регулированием индуктивности. В последнем случае этот метод позволяет делать автоматическую настройку ДГР как в резонанс, так и на любое заданное значение расстройки компенсации.

Список литературы

1.ÐÄ 34.20.501.-95. Правила технической эксплуатации электрических станций и сетей Российской Федерации.

2.Головко С. И., Вайнштейн Р. А., Þäèí Ñ. Ì. Селективная сигнализация однофазных замыканий и измерение расстройки компенсации в сетях 30, 35 кВ. – Электрические станции, 2000, ¹ 7.

3.Защита от замыканий на землю в компенсированных сетях 6 – 10 кВ / Вайнштейн Р. А., Головко С. И., Юдин С. М. и др. – Электрические станции, 1998, ¹ 7.

4.Вайнштейн Р. А., Шмойлов А. В. Источник контрольного тока для защиты от замыканий на землю сетей с компенсированной нейтралью. –- Изв. Томского политехнического института, 1967, т. 172.

2003, ¹ 9

65