CC BY
173
Эл. почта: domonovap@mail.ru Невретдинов Юрий Масумович,
заведующий лабораторией надежности и эффективности оборудования энергосистем Центра физико-технических проблем энергетики Севера КНЦ РАН, к.т.н.
Россия, 184209, Мурманская область, г. Апатиты, мкр. Академгородок, д. 21А Эл. почта: ymnevr@mail.ru
УДК 621.311
Б.В.Ефимов, Н.И.Гумерова, А.Н.Данилин, Т.К.Кузнецов, В.Н.Селиванов
ЧИСЛЕННЫЙ И ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНЫЙ АНАЛИЗ РАЗВИТИЯ ГРОЗОВЫХ ПЕРЕНАПРЯЖЕНИЙ НА ПОДСТАНЦИЯХ *
Аннотация
В статье выполнен численный анализ результатов экспериментального исследования грозовых перенапряжений на высоковольтных подстанциях при ударах молнии в ВЛ. Выполнена оценка влияния различных упрощений и допущений в физической модели на развитие грозовых перенапряжений.
Ключевые слова:
моделирование, молния, грозовые перенапряжения, надежность.
B.V.Efimov, N.I.Gumerova, A.N.Danilin, T.K.Kuznezov, V.N.Selivanov
NUMERICAL AND EXPERIMENTAL ANALYSIS OF THE DEVELOPMENT OF lightning OVERVOLTAGES ON THE SUBSTATIONS
Abstract
The article presents numerical analysis of the experimental investigations of the lightning overvoltage's on the high voltage substations at lightning strikes in transmission line. It was carry out the estimation of influence of different simplifications in the physical model on the development of lightning overvoltages.
Keywords:
modeling, lightning, lightning overvoltages, reliability.
Проблема грозозащиты оборудования открытых распределительных устройств (ОРУ), которая имеет место в воздушных линиях электропередачи (ВЛ), не теряет своей актуальности, так как появляется новое оборудование, новые защитные
* Работа выполнена при финансовой поддержке РФФИ (проект № 11-08-00690).
аппараты. Для большинства нестандартных схем подстанций, схем с новым оборудованием, прежде всего с нелинейными ограничителями перенапряжений, для ситуаций, когда условия окружающей среды и параметры ВЛ отличаются от принятых в ПУЭ [1], единственно верным путем является численное моделирование грозовых перенапряжений с целью определения показателей надежности грозозащиты подстанций, рекомендуемые величины которых приведены в РД [2].
Теория и практика численного моделирования распространения волн в длинных линиях достаточно хорошо обоснована. Однако при проектировании защиты высоковольтного оборудования подстанций от грозовых волн, набегающих с линий, имеется еще много недостаточно проработанных моментов. Данная система не абсолютно соответствует теории длинных линий. Множество участков ошиновки различной длины, размещенных на разных высотах и под разными углами, имеют отличающиеся друг от друга параметры. Сравнительно небольшой длины спуски к оборудованию вообще проходят вертикально по отношению к уровню земной поверхности. В таких ситуациях возможно влияние концевого эффекта. Кроме того, фронты набегающих волн в некоторых случаях могут составлять доли микросекунд, а это уже требует учета излучения. И, наконец, модели самих высоковольтных аппаратов недостаточно обоснованы. Замена их входными емкостями базируется на ограниченном числе экспериментов. Расчетные методики чаще всего отсутствуют. Последний аспект также касается моделирования контура заземления подстанций в импульсном режиме. Имеются эксперименты, подтверждающие необходимость учета локального сопротивления заземления для ряда аппаратов подстанции, и численные оценки, свидетельствующие о возможном снижении эффективности защитных аппаратов в этих случаях. Однако экспериментальные исследования, подтверждающие влияние процессов в контуре заземления на работу защитных аппаратов, до сих пор отсутствовали.
В сентябре 2010 г. в КНЦ РАН был проведен импульсный обмер ОРУ 330 кВ подстанции ПС-204 [3]. Это позволяет проверить правильность принятых предпосылок в части моделирования волн напряжений и токов при грозовых воздействиях, а именно:
1. Моделирование распространения волн напряжений грозового происхождения в приходящих воздушных линиях и ошиновке подстанции. Оценка роли деформации волн за счет поверхностного эффекта в земле и проводах в величине возникающих перенапряжений.
2. Параметры входных емкостей высоковольтного оборудования и оценка достоверности такой модели.
3. Влияние локального сопротивления заземления подстанции на величины перенапряжений на защищаемом оборудовании, в первую очередь силовых трансформаторах.
4. Оценка показателей надежности грозозащиты рассматриваемой подстанции и анализ влияния различных факторов на их величину.
ПС-204 является транзитной подстанцией, которая связывает Кольскую атомную станцию и предприятие в пос.Титан (ПС-74) на стороне 150 кВ. На ПС-204 установлены два автотрансформатора типа АТДЦТН-250000/330/150-80У1, со встроенными трансформаторами тока типа ТВТ-330-1 1000-750-600-400/1А. Для защиты от перенапряжений автотрансформаторов на стороне 330 кВ в настоящее время используются разрядники типа РВМГ-330МУ1; выключатели воздушные типа
ВВ-330Б-31,5/2000У1 330 кВ; 2000 А; 31.5 кА; трансформаторы тока типа ТФУМ-330А-У1 р/р/р/0,5 2000-1000-500/1А, разъединители типов РНДЗ2-330/3200У1.
Одноцепная линия Л-404 связывает Кольскую АЭС с ПС-204, ин=330 кВ. Длина линии 59.726 км, она выполнена проводом 2хАС-300 (радиус расщепления 20 см, радиус составляющего 12 мм), трос ТК-70. Для осуществления высокочастотной связи по линии в фазах А и В установлены
конденсаторы связи (КС) типов СМП-166/л/3 -14У1+, СМВ-166/л/3, для защиты оборудования подстанции в этих же фазах используют высокочастотные заградители ВЗ-2000-0.5У1.
Высота подвеса ошиновки на ОРУ 330 кВ варьируется от 3 до 20 м. Разрез и план подстанции представлены на рис.1.
Принципиальная схема подстанции изображена на рис.2, эквивалентная расчетная схема - на рис.3. Положения коммутирующих аппаратов соответствуют моменту проведения исследований. Переход от принципиальной схемы подстанции к эквивалентной расчетной схеме выполнен по общим принципам, путем замены электрооборудования его входными емкостями.
а
5 + 5 +49 + 12,4 + 7 + 12 + 6,4 + 6 + 11 + 18 + 25,6 + 14 + 11 =
= 182 м - от ТН до ввода АТ-2 фазы С
б
Рис.1. План подстанции:
а - вид сбоку (в разрезе); б - вид сверху
Рис.2. Принципиальная схема ОРУ 330 кВ ПС-204
Рис. 3. Эквивалентная расчетная схема ОРУ 330 кВ ПС-204
Эквивалентные входные емкости оборудования (на фазу) выбирались в соответствии со справочными данными, приведенными в табл.1.
Таблица 1
Емкости электрооборудования подстанции 330 кВ
Электрооборудование Эквивалентные входные емкости по данным различных источников, пФ
[4] [2] [5]
Силовые трансформаторы (автотрансформаторы) Выключатели воздушные 2000 3000 2000-3000
во включенном положении 500 250
в отключенном положении 300 250
Трансформаторы напряжения 300 300
Трансформаторы тока 300 900
Разрядники и ОПН 100 300
Линия Л-404 на подходе к ПС-204 выполнена в основном на опорах П-330-1, кроме двух ближайших к ПС опор, которые имеют маркировку У-330-1. Эскизы опор приведены на рис.4. Параметры ВЛ на подходе к ПС приведены в табл.2 для верхней фазы. Гирлянда состоит из 19 изоляторов типа ПС70-Д (подвесной, стеклянный, на разрушающую электромеханическую нагрузку не менее 70 кН) и при высоте изолятора 0.127 м имеет длину 2.41 м.
Сопротивления заземления опор были предварительно измерены в импульсном режиме. На подходе они колеблются от 14 до 70 Ом. Величины их приведены в табл.2.
а б
Рис.4. Эскиз опоры:
а - П330-1; б - У330-1
Таблица 2
Параметры ВЛ 404 на подходе к ПС-204
№ Я оп, Ом Тип опоры Р ^ пр? м коп, г* оп? м к '*пр? м Лр, м /тр, м х, м а, град ^оп, мкГн N 1 у пум
1 14 У330-1 49 36 27 4.5 3 3 16.8 21.6 212.53
2 36 У330-1 393 36 27 8 6 3 16.3 21.6 198.13
3 70 П330-1 274 32 27 7 5 2 19.2 19.1 173.75
4 36 П330-1 245 38 33 7 5 2 20.7 22.5 214.15
5 30 П330-1 405 38 33 8 6 3 28.8 22.5 210.31
6 54 П330-1 335 38 33 7 5 4 35.8 22.5 216.15
7 66 П330-1 435 38 33 8 6 5 41.7 22.5 212.31
ПРИМЕЧАНИЕ. Яоп - сопротивление заземления опоры, - длина пролёта, коп -
высота опоры, кпр - высота подвеса провода, /пр - стрела провеса провода, /тр -стрела провеса троса, х - расстояние по горизонтали от троса до провода, а -угол тросовой защиты, Ьоп - индуктивность опоры, Жпум - число прямых ударов молнии в год на 100 км за 100 грозовых часов.
* В таблице указаны максимально возможные значения сопротивления заземления опор.
При выполнении импульсного обмера ОРУ 330 кВ ПС-204 генерирование проводилось в нижнюю фазу С приходящей линии, в которой отсутствует заградитель ВЧ-связи. Генератор импульсных напряжений был установлен около 3-й опоры на расстоянии 688 м от подстанции. Схема проведения эксперимента представлена на рис.5. Параметры генератора: иимп =24 кВ, емкость в ударе -
0.1 мкФ. В качестве устройства, моделирующего защитный аппарат, установлена группа из четырех последовательно соединенных ОПН типа 810К510 фирмы ЭПСОН (при 1 мА 820 В, при 25 А - 1355 В).
ПС-204 — Ї.НКЕР АНКЕР х Щ =п г—п Фаза С 1л ПРОМЕЖУТ. | Р ПРОМЕЖУТ.
: ^ — фаза А < 419 > < 269 > 3ф < 247 ,|
688 м
Рис.5. Схема проведения опыта
Напряжение фиксировалось на трансформаторе напряжения (ТН), трансформаторе тока (ТТ), автотрансформаторе (АТ) и модели защитного аппарата (ОПН) в различных режимах - при наличии модели защитного аппарата и его отсутствии. На рис.6-7 показаны осциллограммы напряжений на этих аппаратах.
б
Рис. 6. Осциллограммы напряжения на автотрансформаторе (1) и ОПН (2): а - относительно спуска; б - относительно удаленной земли
а
Рис. 7. Осциллограмма напряжения:
а - на трансформаторе напряжения; на трансформаторе тока
В настоящей статье приведены результаты первичного анализа полученных результатов для ситуации, когда на подстанции имеется защитный аппарат, в нашем случае его модель.
Комплекс расчетов по уточнению параметров высоковольтного оборудования подстанции и оценке степени влияния потерь за счет конечного сопротивления земли и проводов был выполнен с помощью программного комплекса АТР. В программном комплексе АТР была составлена расчётная схема ОРУ 330 кВ (рис.8), на основе эквивалентной схемы, представленной выше на рис.3, вместе с приходящей ВЛ и моделью генератора импульсных напряжений. Вся ошиновка подстанции выполнена с учетом потерь.
Предыдущие исследования показали, что при грозовых воздействиях важную роль играет локальное заземление высоковольтных аппаратов подстанции. Это подтверждается осциллограммами на рис.ба. Напряжение на АТ превысило напряжение на модели ОПН больше, чем в 2 раза (12760 и 5630 кВ).
На рис.бб приведены напряжения на АТ и модели ОПН, зафиксированные относительно удаленной земли, т.е. относительно уровня нулевого потенциала. Видно, что напряжение на АТ практически не изменилось, а на модели ОПН увеличилось до 7078 кВ. Это может быть объяснено только
наличием локального сопротивления заземления. Проявляется оно в основном для защитного аппарата, так как, во-первых, соединение АТ с контуром заземления выполняется спусками со всех 4-х углов. Для защитных аппаратов выполняется, как правило, только один спуск. И, самое главное, через защитный аппарат протекает практически весь ток молнии, в данном случае - источника, а через все остальные аппараты - только емкостные токи. Тот факт, что разница между напряжениями на модели ОПН на графиках (рис.ба, б) уменьшается со временем, говорит о том, что помимо некоторого активного сопротивления схема заземления должна содержать реактивный элемент. При отсутствии дополнительной информации (импульса тока через заземление) самое простое -параллельно включить индуктивность, которая будет шунтировать сопротивление. Путем подбора были выбраны следующие параметры: активное сопротивление 10 Ом и индуктивность 25 мкГн.
Рис.8. Расчетная схема ОРУ 330 кВ в программе АТР
Чтобы достичь наилучшего совпадения расчетов и экспериментов, необходимо варьировать в разумных пределах, определяемых условиями проведения экспериментов и характеристиками системы, довольно большое количество параметров. Рассмотрим их влияние последовательно. Первичные расчеты выполнялись для эквивалентных емкостей из табл.1. Соответствующие осциллограммы напряжения на основном высоковольтном электрооборудовании, представлены на рис.9.
а б
Рис.9. Осциллограммы напряжения на автотрансформаторе (а),
трансформаторе напряжения (б) и трансформаторе тока (в) при справочных значениях входных емкостей
При сравнении опытных и расчётных осциллограмм напряжения на автотрансформаторе видно, что максимальные амплитуды и период колебаний различны. Максимальная амплитуда из опыта составляет 12763 В, а период равен 2 мкс. По результатам расчётов максимальная амплитуда напряжения на автотрансформаторе равна 11603 В при периоде 2.6 мкс. Таким образом, разница по амплитуде составляет 9.05%, что может быть существенным при расчёте показателя надежности грозозащиты подстанции. Поэтому возникла необходимость корректировки входных емкостей высоковольтного оборудования. Желаемые результаты были получены только при снижении емкости автотрансформатора до 1200 пФ. Варьирование остальных емкостей не дало практически заметного результата. Окончательно входные ёмкости оборудования представлены в табл.3. Ошиновка ОРУ, как было упомянуто выше, моделировалась линиями с потерями, с учетом конкретной геометрии, но в однофазной постановке.
Таблица 3
Расчетные значения емкости электрооборудования подстанции 330 кВ
Электрооборудование Эквивалентные входные емкости, пФ
Силовые трансформаторы 1200
(автотрансформаторы)
Выключатели воздушные
во включенном положении 500
в отключенном положении 300
Трансформаторы напряжения 100
Трансформаторы тока 500
Разрядники и ОПН 100
На рис.10 дано сопоставление расчетных и экспериментальных результатов на упомянутых аппаратах.
а
б
г
Рис.10. Осциллограммы напряжения на автотрансформаторе (а), трансформаторе напряжения (б), трансформаторе тока (в) и ОПН (г) при скорректированных значениях входных емкостей. Обозначения на фрагменте г:
1 - экспериментальное напряжение на ОПН относительно спуска;
2 - экспериментальное напряжение на ОПН относительно удаленной земли;
3 - экспериментальное напряжение на спуске ОПН относительно
удаленной земли; 4 - расчётное напряжение на ОПН относительно
спуска; 5 - расчётное напряжение на ОПН относительно удаленной земли;
6 - расчётное напряжение на спуске ОПН относительно удаленной земли
Благодаря изменениям входных емкостей был получен период колебания на автотрансформаторе, практически равный экспериментальному, разница составляет сотые доли микросекунды. Также увеличилась максимальная амплитуда на автотрансформаторе, и теперь различие с опытом составляет 591 В (4.6%). И только это изменение позволило получить наиболее близкое совпадение экспериментальной и расчетной осциллограмм напряжения на трансформаторе напряжения.
Таким образом, видно, что представленные в нормативных документах входные емкости не вполне отвечают реальности.
Следующий этап - моделирование потерь в ВЛ и ошиновке подстанции вследствие конечного сопротивления земли и проводов с учетом скин-эффекта.
Воздушная линия в АТР моделировалась с помощью частотнозависимой модели ІМаїїі, то есть в виде линии с потерями, зависящими от частоты. Во всех расчётах это было взято за основу, так как длина линии от генератора импульсных напряжений до входа на подстанцию составляет почти 700 м, и не учитывать потери было бы ошибкой. При использовании модели ІМаїїі были заданы следующие параметры линии: внутренний радиус проводника - 0.5 см, внешний радиус проводника - 1.2 см, активное сопротивление провода на постоянном токе - 0.1 Ом/км, высота подвеса провода -15 м, количество проводников фазы - 2, расстояние между проводниками фазы - 40 см. А также было задано сопротивление грунта, равное 1000 Омм.
Ошиновка реальной подстанции состоит из множества участков, которые имеют различные длины, размещены на разных высотах и под разными углами.
Соответственно, это будет приводить к изменению волнового сопротивления этих участков. Также важным вопросом при расчётах является учёт поверхностного эффекта в земле, так как от него зависит величина волнового сопротивления и потери. В табл.4 представлены параметры и волновые сопротивления ошиновки рассматриваемой подстанции с учётом и без учёта поверхностного эффекта.
Таблица 4
Влияние поверхностного эффекта на волновые сопротивления ошиновки подстанции
Номер участка 1, м h с 43 м г, м Zv, Ом Z, Ом
1 20 14.4 0.06928 362 406
2 5 8 0.06928 327 392
3 14 7.5 0.06928 323 390
4 5 8.75 0.06928 332 394
5 4 10 0.06928 340 397
6 49 10 0.06928 340 397
7 38.2 10 0.06928 340 397
8 16 8.25 0.06928 328 392
9 6 7 0.06928 319 389
10 12 8 0.06928 327 392
11 6.5 8.5 0.06928 330 393
12 6.5 8 0.06928 327 392
13 11 7.5 0.06928 323 390
14 18 13.25 0.06928 357 404
15 28 18.5 0.06928 377 414
16 10 18 0.06928 375 413
17 10.5 18 0.06928 375 413
18 11 14 0.06928 360 405
19 9 13.5 0.06928 358 405
20 8.5 6 0.005 467 544
ПРИМЕЧАНИЕ. I - длина участка ошиновки, h ср - средняя высота подвеса провода, r - эквивалентный радиус провода, Zv - волновое сопротивление провода без учёта поверхностного эффекта в земле, Z - волновое сопротивление провода с учётом поверхностного эффекта в земле.
Для сопоставления с экспериментом рассматривалось 4 варианта, а именно:
1. Ошиновка подстанции выполнена из линий с потерями, то есть учитываются все параметры каждого участка. Как отмечено выше, в программе ATP это модель - JMarti. Входные емкости взяты из табл.3.
2. Ошиновка подстанции без потерь, но с различными волновыми сопротивлениями (учет высоты подвеса). Поверхностный эффект в земле не учитывался.
3. Ошиновка подстанции без потерь, но с одинаковыми усреднёнными волновыми сопротивлениями. Поверхностный эффект в земле не учитывался. Волновые сопротивления всех участков равны 350 Ом.
4. Ошиновка подстанции без потерь, но с одинаковыми усреднёнными волновыми сопротивлениями. Поверхностный эффект в земле учитывался. Волновые сопротивления участков равны 400 Ом.
Осциллограммы напряжения на автотрансформаторе представлены на рис.11. Основные результаты сведены в табл.5.
1 5-і--------1---------1--------1----------;--------1----------
[щ\----------;---------:---------;---------;--------;----------
3,0 3,5 4,0 4,5 5,0 5,5 [из] 6,0
Рис.11. Осциллограммы напряжения на автотрансформаторе при различном задании ошиновки подстанции. ° — вариант 1; □ — вариант 2;
А — вариант 3; х — вариант 4
Таблица 5
Сравнительная таблица максимальных значений напряжений на автотрансформаторе
Вариант Максимальное значение напряжения, В Период колебания, мкс
1 12173 2
2 12281 1.71
3 11962 1.68
4 12294 1.79
Эксперимент 12763 2
Из таблицы и осциллограмм следует, что наиболее близкое совпадение (и по амплитуде и по периоду) получается при моделировании линии с потерями. Однако это невозможно во всех программах. При сравнении остальных трёх вариантов видно, что усреднение волнового сопротивления ошиновки без учёта поверхностного эффекта в земле даёт наихудший результат. Таким образом, можно сделать вывод, что при моделировании ошиновки подстанции необходимо учитывать характеристики каждого участка в отдельности и поверхностный эффект в земле.
В настоящем эксперименте невозможно было учесть влияние импульсной короны, но именно она является основным фактором деформации волн грозового происхождения. В программе АТР отсутствует блок учета
влияния импульсной короны, поэтому эта часть расчетов, а также расчеты, связанные с определением показателя надежности грозозащиты, были выполнены с помощью программы Minsk.
При расчетах показателя надежности грозозащиты подстанции использовалось два защитных аппарата: ОПН и РВМГ.
ОПН фирмы «Феникс» - ОПН-330/210-20/2200(У). Вольт-амперные характеристики ОПН и РВМГ представлены в табл.6.
Таблица 6
Вольтамперные характеристики защитных аппаратов
Остающееся на ОПН напряжение, кВ
амплитуда при коммутационном импульсе тока 30/60 мкс амплитуда при грозовом импульсе тока 8/20 мкс вольт-амперная характеристика РВМГ
I, кА U, кВ I, кА U, кВ I, кА U, кВ
250 486 500 508 1000 500
500 501 5000 568 3000 650
1000 517 10000 596 10000 770
2000 537 20000 40000 633 681
Самым опасным для высоковольтного оборудования являются прорывы молнии мимо тросовой защиты вблизи входа воздушной линии на подстанцию. Были выполнены расчёты в программе Minsk для определения наименьших опасных амплитуд тока молнии относительно различных длин фронтов. Удар молнии проводился в первый пролёт на расстоянии 20 и 70 м от трансформатора напряжения, т.е. у первой и второй опор. Также изменяли сопротивление заземления защитного аппарата, было рассмотрено два варианта - нулевое и 10 Ом.
Результаты получены для двух защитных аппаратов: ОПН и РВМГ (табл.7). Допустимое напряжение для АТ в обоих случаях было принято равным 900 кВ.
Таблица 7
Наименьшие амплитуды тока молнии, опасные для автотрансформатора
ОПН В Р Г М
R опн 0 Ом Лопн =10 Ом Ярвмг 0 Ом Ярвмг ■ 0 Ом
Тф, мкс 1м, кА Тф, мкс 1м, кА Тф, мкс 1м, кА Тф, мкс Iм, кА
1 2 3 4 5 6 7 8
и Пр ударе молнии в ВЛ на расстоянии 20 м от ТН
0.483 2.46 0.483 2.41 0.484 1.97 0.484 2.13
0.965 3.39 0.965 3.26 0.967 2.6 0.968 2.7
1.45 4.98 1.45 4.76 1.45 3.59 1.45 3.72
1.93 6.64 1.93 6.38 1.93 4.79 1.94 4.48
2.41 8.28 2.41 6.74 2.42 4.63 2.42 4.14
2.9 7.49 2.9 8.17 2.9 5.1 2.9 4.4
3.38 8.47 3.38 8.71 3.39 5.74 3.39 5.12
3.86 9.68 3.86 9.6 3.87 5.74 3.87 4.82
Окончание таблицы 7
1 2 3 4 5 6 7 8
ОПН В Р Г М
Яопн 0 Ом Яопн =10 Ом Я рвмг 0 Ом Я рвмг 10 Ом
тф, мкс А к , Тф, мкс 1м, кА тф, мкс А к , Тф, мкс 1м, кА
и р П ударе молнии в ВЛ на расстоянии 70 м от ТН
0.481 2.54 0.481 2.50 0.484 2.03 0.484 2.18
0.962 3.57 0.962 3.43 0.967 2.71 0.967 2.81
1.44 5.28 1.44 5.08 1.45 3.8 1.45 3.94
1.92 7.06 1.92 6.77 1.93 4.94 1.93 4.47
2.41 8.85 2.41 8.43 2.42 4.74 2.42 4.21
2.89 10.6 2.89 10.1 2.9 5.34 2.9 4.6
3.37 12.4 3.37 11.8 3.39 6.21 3.39 5.25
3.85 14 3.85 13.5 3.87 5.96 3.87 5
ПРИМЕЧАНИЕ. Яопн и Лрвмг - сопротивление заземления ОПН и РВМГ соответственно, Тф - длина фронта, 1м - амплитуда тока молнии.
Из табл.7 видно, что наименьшая амплитуда тока молнии, опасная для автотрансформатора, примерно линейно зависит от длины фронта. Так, для ОПН с сопротивлением заземления 10 Ом при длине фронта 0.5 мкс амплитуда равна 2.5 кА, а при 3.5 мкс - 12 кА. Также видно, что наименьшая амплитуда тока молнии схемы с использованием ОПН больше в среднем на 35%, чем амплитуда тока молнии схемы с РВМГ. Это говорит о том, что ОПН при прочих равных условиях лучше ограничивает перенапряжения, чем РВМГ. Учёт локального сопротивления заземления защитных аппаратов, как и ожидалось, приводит к снижению их защитных характеристик: для ОПН - на 11%, для РВМГ - на 6.5%.
Анализ грозоупорности ОРУ 330 кВ ПС-204 был проведён также с помощью программного комплекса Minsk.
Весь анализ был выполнен для автотрансформатора (узел 11 схемы на рис.3). Было рассмотрено 5 вариантов грозозащитных мероприятий. Первый вариант - у автотрансформатора установлен ОПН. Сопротивление заземления нулевое. По формуле Лоханина находим идоп:
Uдоп П^ПВ - °.5и'раб.ф).
В соответствии с ГОСТ 1516.3-96 нормированное испытательное напряжение полного грозового импульса для схемы с применением ОПН составляет 330 кВ, для класса напряжения 950 кВ. Тогда допустимое напряжение для автотрансформатора составит 900 кВ.
Второй вариант отличается от первого тем, что сопротивление заземления ОПН принято равным 10 Ом.
Третий вариант - у автотрансформатора установлен РВМГ. Соответственно, учитывая, что по ГОСТ 1516.3-96 нормированное испытательное напряжение полного грозового импульса для схемы с применением вентильного разрядника составляет для класса напряжения 330 кВ - 1050 кВ, получим допустимое напряжение для автотрансформатора 1000 кВ. Сопротивление заземления равно нулю.
Четвертый вариант отличается от третьего тем, что сопротивление заземления РВ принято равным 10 Ом.
И, наконец, пятый вариант - в схеме используется ОПН, но допустимое перенапряжение на автотрансформаторе увеличено до 1000 кВ (как для РВ), сопротивление заземления равно 10 Ом.
В табл.8 представлены результаты численного определения показателей надежности грозозащиты автотрансформатора от набегающих волн для пяти вышеупомянутых вариантов.
Таблица 8
Показатели надежности грозозащиты (Т) автотрансформатора, лет
1-й 2-й 3-й 4-й 5-й Регламентируемый показатель
вар. вар. вар. вар. вар. надежности грозозащиты
1310 1030 3130 2030 2750 600-800
Во всех рассмотренных вариантах автотрансформатор достаточно защищен от грозовых воздействий, хотя и в разной степени. Из таблицы видно, что учет сопротивления заземления защитного аппарата снижает показатель надежности. В случае с использованием ОПН эта цифра снижается на 20%, а когда установлен РВМГ, - вовсе на 35%.
Также расчёты показали, что не всегда замена РВМГ на ОПН повышает надежность грозозащиты. Так показатель надежности при использовании РВМГ почти в 2.5 раза выше, чем при использовании ОПН. Такой результат в первую очередь объясняется тем, что в ГОСТ 1516.3-96 испытательное напряжение полного грозового импульса, по которому определяется допустимое напряжение, для схемы с ОПН задано на 10% ниже, чем для схемы с РВ (950 кВ против 1050 кВ). Такие рекомендации исходят из того, что защитные свойства ОПН гораздо выше, чем у вентильного разрядника, и трансформатор можно выполнить с более низким уровнем изоляции. Однако реальная ситуация показывает, что снижение уровня изоляции трансформатора на 10% является не вполне оправданным.
Таким образом, 5-й вариант расчёта показывает, что если в схеме с ОПН увеличить допустимое напряжение для автотрансформатора на те же 10%, показатель надежности увеличится в 2.7 раза и станет несколько выше, чем в случае применения вентильного разрядника (вариант 4). Незначительное изменение допустимого напряжения может привести к существенному изменению показателей надежности, причем в обе стороны - как в сторону увеличения, так и в сторону снижения. Это в очередной раз подтверждает недопустимость подхода к схемам с нелинейными элементами, в которых к тому же развивается колебательный переходный процесс с принципами, допустимыми для линейных систем.
Выводы
1. Экспериментально доказано, что локальное сопротивление заземления защитного аппарата повышает перенапряжения на защищаемом оборудовании при грозовых воздействиях.
2. Реальная входная ёмкость автотрансформатора отличается от справочной более чем в 2 раза в сторону уменьшения, что существенно влияет на величину и период перенапряжения на нем.
3. При расчетах грозовых перенапряжений необходимо учитывать реальные потери в проводах и грунте с учетом скин-эффекта.
4. Прорывы молнии мимо тросовой защиты вблизи подхода к подстанции могут привести к появлению недопустимых перенапряжений практически почти для всех амплитуд токов молнии. Соответственно, первый
пролет должен быть защищен от прямых ударов молнии с такой же степенью надежности, как и территория подстанции.
5. Переход от вентильных разрядников к нелинейным ограничителям перенапряжения в директивных документах (ГОСТ, ПУЭ) сопровождается не вполне верными допущениями.
6. Изменение допустимого напряжения всего на 10% может привести к изменению показателя надежности грозозащиты в 2 раза.
Литература
1. Правила устройства электроустановок. СПб.: ДЕАН, 2003. 928 с.
2. Руководство по защите электрических сетей 6-1150 кВ от грозовых и внутренних перенапряжений / под науч. ред. Н.Н.Тиходеева. СПб.: ПЭИПК Минтопэнерго РФ, 1999.
3. Анализ надёжности грозозащиты подстанций / М.В.Костенко, Б.В.Ефимов, И.М.Зархи, Н.И.Гумерова. Л.: Наука, 1981.
4. Справочник по электрическим установкам высокого напряжения / под ред. И.А.Баумштейна, С.А.Бажанова. М.: Энергоатомиздат, 1989.
5. Экспериментальные исследования волновых процессов на шинах и заземлителе действующей подстанции / А.Н.Данилин, Б.В.Ефимов, В.В.Колобов, Д.В.Куклин, В.Н.Селиванов // Труды Кольского научного центра РАН. Энергетика. 2010. Вып. 1.
Сведения об авторах Ефимов Борис Васильевич,
директор Центра физико-технических проблем энергетики Севера КНЦ РАН, д.т.н. Россия, 184209, Мурманская область, г. Апатиты, мкр. Академгородок, д. 21А Эл. почта: efimov@ien.kolasc.net.ru
Гумерова Натэлла Идрисовна,
доцент кафедры «Электроэнергетика, техника высоких напряжений» Санкт-Петербургского государственного политехнического университета, к.т.н., ст.н.с.
Россия, Санкт-Петербург, Политехническая ул., д.29
Тел. 8-911-257 3809
Эл. почта: nigumerova@mail.ru
Данилин Аркадий Николаевич,
заведующий лабораторией высоковольтной электроэнергетики и технологии Центра физико-технических проблем энергетики Севера КНЦ РАН, д. т. н.
Россия, 184209, Мурманская область, г. Апатиты, мкр. Академгородок, д. 21А Эл. почта: danilin@ien.kolasc.net.ru
Кузнецов Тимофей Константинович,
студент кафедры «Электроэнергетика, техника высоких напряжений», Санкт-Петербургского государственного политехнического университета Россия, Санкт-Петербург, Политехническая ул., д.29
Селиванов Василий Николаевич,
ведущий научный сотрудник лаборатории высоковольтной электроэнергетики и технологии Центра физико-технических проблем энергетики Севера КНЦ РАН, к.т.н. Россия, 184209, Мурманская область, г. Апатиты, мкр. Академгородок, д. 21А Эл. почта: selivanov@ien.kolasc.net.ru
