CC BY
123
УДК 621.311
И.М.Антропов, Ю.М.Невретдинов
ОСОБЕННОСТИ ФОРМИРОВАНИЯ ГРОЗОВЫХ ПЕРЕНАПРЯЖЕНИЙ НА ПОДСТАНЦИИ
Аннотация
Представлена модель защиты подстанции от грозовых волн, в которой учтены многократные перекрытия изоляции линии. Показано влияние многократных перекрытий изоляции на опорах линии на формирование грозовых перенапряжений. Выявлена неоднозначность определения опасных параметров тока молнии при фиксированной длине его фронта.
Ключевые слова:
грозовые волны, грозозащита подстанции, модель перекрытия изоляции.
I.M.Antropov, Y.M.Nevretdinov
FEATURES OF FORMATION OF LIGHTNING OVERVOLTAGES IN SUBSTATION
Abstract
We presented the model of substation protection against lightning waves in which repeated overlapping of line isolation is taken into account. Influence of repeated overlapping of isolation in line support on formation of lightning overvoltages is shown. Ambiguity of determination of dangerous parameters of lightning current is revealed with the fixed length of its front.
Keywords:
lightning surges, lighting protection of substation, isolation overlapping model.
При составлении моделей формирования грозовых перенапряжений в системе «подстанция с подключенной линией» [1], как правило, учитывается однократное перекрытие изоляции линии на подходах с помощью модели вольт-секундной характеристики изоляции. Однако при ударе молнии в провод или трос возникающая волна перенапряжения распространяется по проводу или тросу в обе стороны от точки удара и, соответственно, действует на изоляцию на опорах не в одной, а в нескольких точках. Лишь в ситуации удара молнии вблизи опоры с последующим перекрытием изоляции на этой опоре распространяющаяся по тросу волна не создает повторных перекрытий, если сопротивление заземления опор мало. В этом случае можно считать модель однократного перекрытия достаточной. В случаях ударов молнии на удалении от опоры образовавшиеся волны могут вызвать перекрытия изоляции на обеих опорах, близких к точке удара. Другим случаем, вызывающим неоднократное перекрытие изоляции на разных опорах, может быть образование опасных перенапряжений при перекрытии изоляции на опоре с большим импульсным сопротивлением ее заземления. В этих случаях возникновения волн, отраженных от точек перекрытия, и при неблагоприятном наложении падающих и преломленных волн возможно формирование опасных перенапряжений на оборудовании подстанции.
Такая ситуация наиболее вероятна в районах с низкой проводимостью грунта.
Рассмотрим целесообразность учета многократных перекрытий
[2] на примере подстанции 110 кВ в Мурманском регионе. Выбор параметров линии и подстанции определен тем, что на территории Кольского полуострова
72
эксплуатируется 77 подстанций на напряжении 110-150 кВ; 55% подстанций 110-150 кВ работают по блочным схемам: 1ВЛ-1Т или 2ВЛ-2Т с неавтоматической перемычкой. Схема 2ВЛ-2Т в итоге может быть сведена либо к первой, либо к схеме 1ВЛ-2Т, которая возможна при длительном выводе одной из линий в ремонт или недостаточной мощности одного трансформатора. Режим 2ВЛ-1Т не возможен по условиям надежности. Таким образом, рассмотрение схем 1ВЛ-1Т и 1ВЛ-2Т охватывает 60% подстанций Кольской энергосистемы.
При моделировании грозовых перенапряжений использована схема 1ВЛ-1Т. Принципиальная схема подстанции 110 кВ представлена на рис. 1
Рис.1. Принципиальная схема подстанции 110 кВ
Ошиновка ОРУ выполнена проводом АС-120/19. Высота ошиновки - 10 м. Расстояние между фазами по горизонтали - 2 м.
Выбор защитных аппаратов типа ОПН-110/88/550/10 основан на том, что в системе 51% трансформаторов 110-150 кВ эксплуатируются в режиме с разземленной нейтралью. При этом возможно возникновение опасных для ОПН внутренних перенапряжений, поэтому применяют ОПН с повышенным на 20% наибольшим допустимым рабочим напряжением [3, 4].
Параметры линии на подходе также выбраны по конструктивному исполнению линий 110 кВ, характерных для Кольской энергосистемы:
- расстояние от ОРУ до первой опоры - 50 м; средняя длина пролета - 200 м;
- число изоляторов в гирлянде - 8 шт; длина гирлянды изоляторов около 1 м;
- погонная индуктивность опор - 0.75 мкГн/м;
- защитный угол троса - 300;
- расстояние между проводом и тросом в середине пролета - 4.5 м;
- удельное сопротивление грунта вдоль трассы - 1000 Омм;
- сопротивление заземления опор - 30..60 Ом.
На рисунке 2 приведена расчетная модель подстанции с линией.
Модель перекрытия гирлянды изоляции линии задана в соответствии с формулой Горева - Машкиллейсона:
U(г) = A,
где A и В - коэффициенты, определенные по методике НИИПТ: для перекрытий с провода на опору А = 605 кВ, В = 1.661 мкс; для обратных перекрытий с опоры на провод А = 595 кВ, В = 2.388 мкс.
73
^1
4--
L-imp <5>”
<«а
2м р 2м ^^ирлянда 2м 2м ГОЗГирлянда 2м
подход
Гирлянда
л
1 ГГ I Г.Г. I Г.Г.
4пЬНВЬ-Ни
Т—МГ----
т‘"5м-аст"
-j_ ОД-110
U0 Зм
Гирлянда
%
ЗУ оп.1
%
I ЗУ ПС
ОПН1Ю/88/11 ОПН110/88/11 ОПН110/88/11
Рис. 2. Расчетная модель подстанции 110 кВ с подходом подключенной линии, выполненная в ЕМТР. Сопротивления заземляющих устройств опор (ЗУ оп.) и контура подстанции (ЗУ ПС). FLASH - модель импульсного перекрытия гирлянды изоляции на опоре. ОПН 110/88/11 -модель защитного аппарата одной фазы
Начало отсчета предразрядного времени т принято при превышении напряжения на гирлянде более амплитуды наибольшего рабочего фазного напряжения сети (103 кВ).
В программе ATP-EMTP моделирование импульсной короны может быть выполнено сосредоточенными элементами [5] и необходимой точности не достигается, поэтому в расчетах действие короны не учтено, что, по мнению авторов, допустимо для пробега волны расстояний до нескольких сотен метров.
Модель молнии выбрана в соответствии с [6, 7], то есть с учетом нулевой начальной производной тока на фронте. Эквивалентное сопротивление канала молнии принято 1000 Ом.
Основные расчетные случаи
1. Удар молнии в трос в середине пролета
Пример кривых опасных токов молнии (КОТ) для удара молнии в трос в середине 2-го пролета между опорами 1 и 2 (150 м от ОРУ) приведен на рис. 3. В расчетах учтено однократное перекрытие гирлянды на опоре 1 (рис. 2) - мономодель перекрытий. Второй вариант
расчета - размещение моделей перекрытия изоляции на всех опорах подхода и на портале (полимодель). Сопротивление заземления
опор в приведенном примере принято 60 Ом.
Из рисунка 3 видно, что при полимоделировании перекрытий КОТ снижается для значений крутизны тока молнии менее 20 кА/мкс. Таким образом, ограничение числа точек перекрытий изоляции мономоделью в расчетной модели может привести к недооценке опасности ударов молнии. Для пояснения рассмотрим осциллограммы перенапряжений на гирляндах изоляции 1-й и 2-й опор, которые приведены на рис. 4. Здесь же показаны перенапряжения на трансформаторе.
Как видно, при моделировании перекрытия изоляции на 1 -й опоре (по ходу волны к подстанции) перенапряжение на изоляции 1 -й опоры не превышает разрядное напряжение и перекрытия не происходит. Соответственно, перенапряжения на трансформаторе не фиксируются. Однако перенапряжение на гирлянде опоры 2 достигает разрядного (рис. 4а).
75
а
б
Рис.4. Сопоставление расчетов формирования перенапряжений на трансформаторе при ударе молнии в трос в середине пролета. Параметры тока молнии: амплитуда - 40 кА, длина фронта - 3 мкс: а - мономодель перекрытий на опоре 1; б - полимодель перекрытий
В полимодели перекрытий изоляции (рис. 4б) на опоре 2 происходит обратное перекрытие с опоры на провод и волна на проводе создает опасное перенапряжение на трансформаторе. Таким образом, упрощенное моделирование не выявляет все случаи опасных ударов молнии.
При удалении точки удара молнии от ОРУ подстанции разница в кривых опасных токов при расчетах моно- и полимоделированием перекрытий изоляции становится практически незаметной. Для примера на рис. 5 представлены КОТ при ударе молнии в трос в середину 3-го пролета (350 м от ОРУ).
60,00
50.00
40.00
30.00
20.00 10,00
0,00
I [кА] — -KUI (мономодель)
0,00 10,00 20,00 30,00 40,00
киI (полимодель!
Г [кА/ыкс]
50,00 60,00 70,00 80,
Рис. 5. Сопоставление расчетов КОТ для мономоделирования и полимоделирования перекрытий изоляции на подходе при ударе молнии в третий пролет
76
При уменьшении сопротивления заземления опор до 30 Ом результат идентичен: существенное влияние полимодели на КОТ оказывают лишь удары молнии в трос в середину первых двух пролетов.
2. Удар молнии в опору c тросом
Для случаев удара молнии в опоры на подходе к подстанции (рис. 1) расчеты выполнены с варьированием величины сопротивления заземления опор ЯЗ = 30 Ом и ЯЗ = 60 Ом. Моделирование импульсных перекрытий изоляции на опорах выполнено в двух вариантах:
- только на опоре, в которую ударила молния (мономодель),
- на всех опорах подхода и на портале (полимодель).
Для иллюстрации изменений при использовании полимодели перекрытий изоляции в табл. 1 дано сопоставление расчетов опасных амплитуд тока молнии при ударе в опоры 1 и 2.
Таблица 1
Опасные параметры тока молнии при ударе в первую и вторую опоры
Точка удара молнии Длина фронта, мкс Амплитуда опасных токов молнии, кА
мономодель перекрытий полимодель перекрытий
Сопротивление заземления опор
30 Ом 60 Ом 30 Ом 60 Ом
Опора 1 0.5 >40.0 >36.0 40-62 36-49
(50 м от ОРУ) 1 >41.0 >36.0 41-81 >36
2 >53.0 >40.0 >53.0 >40
Опора 2 0.5 >41.0 >29.0 >41.0 >29.0
(250 м от ОРУ) 1 >45.0 >28.0 >45.0 >28.0
2 >46.0 >26.0 >46.0 >26.0
Из таблицы 1 видно, что для ударов молнии в 1-ю и 2-ю опоры подхода различие опасных токов молнии в расчетах с полимоделью перекрытий проявилась при длине фронта тока молнии 1 мкс и менее. Так, при длине фронта
0.5..1.0 мкс происходит ограничение области опасных токов для ударов молнии в опору 1. Это объясняется тем, что при амплитуде тока, превышающей верхнюю границу, происходит второе перекрытие изоляции на портале и соответствующее ограничение волны перенапряжений.
Для ударов молнии в опоры 2, 3 и т. д. кривые опасных токов молнии практически совпадают при использовании мономодели и полимодели перекрытий.
3. Прорывы молнии на фазные провода мимо тросовой защиты В расчетном случае прорыва молнии на провод, также как в случае удара молнии в опору, отмечается образование дополнительных областей, характеризующих опасность или безопасность параметров тока молнии. При этом диапазон неоднозначности оценки опасности расширяется в сторону увеличения длины фронта тока молнии.
Иллюстрация изменений в оценке опасных параметров тока молнии для прорывов на провода мимо тросовой защиты дана в табл. 2. Здесь рассмотрены удары молнии на расстоянии 25 м и 50 м от ОРУ. В мономодели учтено перекрытие на опоре 1, а в полимодели дополнительно учтена возможность перекрытия изоляции на портале и на опоре 2.
77
Таблица 2
Опасные параметры тока молнии при прорывах на провод (R3 опор 30 Ом и 60 Ом)
Точка удара молнии Длина фронта, мкс Амплитуда опасных токов молнии, кА
мономодель перекрытий полимодель перекрытий
Сопротивление заземления опор
30 Ом | 60 Ом 30 Ом | 60 Ом
Провод в середине 0.5 4-10 и >45 4-10 и >42 4-10 и >54 4-10 и >54
1-го пролета 1 4-11 и >36 4-11 и >33 4-11 и >49 4-11 и >48
(25 м от ОРУ) 2 >5.0 >5.0 5-18 и >39 5-18 и >38
3 >7.0 >7.0 >7.0 >7.0
Провод у опоры 1 0.5 4-10 и >22 4-10 и >15 4-10, 22-41 и >89 4-10, 15-39 и >76
(50 м от ОРУ) 1 4-9 и >18 >4,0 4-9 и >18 >4.0
2 >5.0 >5.0 >5.0 >5.0
Из приведенных в табл. 2 данных видно, что применение полимодели перекрытий - увеличение числа точек возможных перекрытий при прорывах молнии в провода линии - приводит к следующим изменениям:
- смещение верхней границы опасных амплитуд тока молнии; так, для прорыва молнии на расстоянии 25 м при длине фронта тока 1 мкс верхняя граница опасных амплитуд изменяется от 36 до 49 кА (для R3 опор 30 Ом) и от 33 до 48 кА (для R3 опор 60 Ом);
- образование дополнительных зон безопасных значений амплитуды тока молнии; так, для ударов молнии с длиной фронта 2 мкс образуется зона безопасных токов от 18 до 38..39 кА. Впервые образование дополнительных зон опасных значений токов молнии отмечено в [8].
Таким образом, в рассмотренной схеме грозозащиты подстанции 110 кВ более точный учет числа возможных перекрытий при прорывах молнии на провода приводит к увеличению показателя надежности защиты.
Для иллюстрации влияния полимодели перекрытий на формирование перенапряжений и формирование областей безопасных параметров на рис. 6 приведены осциллограммы перенапряжений на силовом трансформаторе тупиковой подстанции (схема на рис. 1) для расчетов с учетом перекрытий моно- и полимоделями. Здесь же показан уровень предельно допустимых грозовых перенапряжений для силового трансформатора 468 кВ.
Приведенные осциллограммы соответствуют расчетному варианту прорыва молнии на провод вблизи опоры 1 при длине фронта тока молнии 0.5 мкс.
Как видно, при амплитуде тока молнии 8 кА перенапряжения на силовом трансформаторе превышают допустимый уровень (верхние осциллограммы). При увеличении тока появляется зона безопасных токов молнии. Так, для амплитуды 12 кА перенапряжения ниже уровня допустимых перенапряжений. Это свидетельствует об ограничении перенапряжений вследствие перекрытия гирлянды изоляции на опоре 1. При дальнейшем повышении амплитуды тока молнии уровень перенапряжений увеличивается
и при токе 30 кА они становятся опасными.
Как видно, форма и опасность перенапряжений одинакова при расчетах с мономоделью и полимоделью перекрытий для токов от 30 кА и менее. Однако при дальнейшем увеличении амплитуды тока молнии
формирование перенапряжений отличается при использовании полимодели. Так, при токе молнии 45 кА перенапряжения, полученные расчетом
78
с мономоделью, являются опасными, а перенапряжения при расчетах с полимоделью вновь становятся безопасными. Это объясняется влиянием перекрытия гирлянды изоляции на портале. Таким образом, ограничение числа точек возможных перекрытий изоляции вместе с упрощением моделирования может привести к переоценке опасности ударов молнии в провода.
Рис.6. Сопоставление осциллограмм на трансформаторе подстанции при прорыве молнии на провод вблизи опоры 1 для вариантов моделирования перекрытий изоляции моно- или полимоделью
79
Отметим, что представленные результаты получены для условий, способствующих эффективному действию грозозащитных мер. К ним относятся: компактное исполнение ОРУ, применение ОПН, небольшое расстояние от ОПН до защищаемого трансформатора (15 м), расположение
ОПН по ходу волны относительно трансформатора, отсутствие учета спуска к ОПН и его индуктивности, большое число изоляторов в гирлянде на подходе линии, что снижает вероятность обратных перекрытий при ударах молнии в опоры и в трос.
Изменение этих факторов может способствовать увеличению влияний повторных перекрытий изоляции на формирование перенапряжений и необходимости использования полимодели перекрытий изоляции на опорах и портале ОРУ.
Выводы
1. Показано, что упрощение расчетных моделей защиты подстанций от грозовых волн, набегающих по линиям, за счет ограничения числа точек возможных перекрытий изоляции может привести к искажению процессов формирования перенапряжений на оборудовании подстанций и снизить достоверность результатов расчетов. При этом вносимые искажения могут привести как к завышению, так и занижению показателей эффективности системы грозозащиты в целом и отдельных мероприятий.
2. В расчетах с варьированием амплитуды тока молнии при фиксированной длине фронта возможна неоднозначность определения опасных параметров тока молнии. Это также снижает точность расчетных исследований в задачах грозозащиты подстанций.
Литература
1. Руководство по защите электрических сетей 6-1150 кВ от грозовых и внутренних перенапряжений: РД 153-34.3-35.125-99 / под. науч. ред. Н.Н.Тиходеева. - 2-е изд. - СПб.: пЭиПК Минтопэнерго РФ, 1999. - 353 с.
2. Регистрации грозовых перенапряжений на подстанции / Б.В.Ефимов, Ю.М.Невретдинов, Д.И.Власко, А.О.Востриков // Труды Кольского научного центра рАн. Энергетика. - 2012. - Вып. 5. - С. 28.
3. Методические указания по применению ограничителей в электрических сетях 110-750 кВ. - М.: НТК «Эл-Проект», 2000. - 68 с.
4. Дмитриев М.В. Применение ОПН в электрических сетях 6-750 кВ. - СПб., 2007. - 60 с.
5. Ефимов Б.В. Оптимизация схем замещения систем «подход ВЛ - подстанция» для целей анализа надежности грозозащиты подстанций // Четвертая Российская конференция по молниезащите: сб. докл. - СПб., 2014. - С. 373-382.
6. Кадомская К.П., Лавров Ю.А., Рейхерд А. Перенапряжения в электрических сетях различного назначения и защита от них: учебник. - Новосибирск: НГТУ, 2004. - 319 с.
7. Дмитриев В.Л., Дмитриев М.В. Параметры разряда молнии в задачах грозозащиты // Известия РАН: Энергетика. - 2005. - №4. - С. 54-61.
8. Костенко М.В., Невретдинов Ю.М., Халилов Ф.Х. Грозозащита электрических сетей в районах с высоким сопротивлением грунта. - Л.: Наука, 1984. - 112 с.
80
Сведения об авторах Антропов Илья Михайлович,
инженер по изоляции и средствам защиты от перенапряжений
второй категории ПО «ЦЭС» филиала ОАО «МРСК Северо-Запада» «Колэнерго».
Россия, 184209, Мурманская область, г. Апатиты, ул. Фестивальная, д. 2А
Эл. почта: [email protected]
Невретдинов Юрий Масумович,
ведущий научный сотрудник лаборатории высоковольтной энергетики 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: [email protected]
УДК 621.311 Д.В.Куклин
МОДЕЛИРОВАНИЕ ПРОВОДНИКОВ БЕСКОНЕЧНОЙ ДЛИНЫ ПРИ ПРИМЕНЕНИИ МЕТОДОВ, ИСПОЛЬЗУЮЩИХ ТЕЛЕГРАФНЫЕ УРАВНЕНИЯ СОВМЕСТНО С МЕТОДОМ КОНЕЧНЫХ РАЗНОСТЕЙ ВО ВРЕМЕННОЙ ОБЛАСТИ
Аннотация
Для моделирования проводников малого диаметра в методе конечных разностей во временной области существует несколько методов, основанных на решении телеграфных уравнений. Однако при проникновении проводников в поглощающие граничные условия возникает ошибка расчетов. Это не позволяет точно моделировать проводники бесконечной длины. В статье представлен простой способ избежать данной ошибки. Проверка данного способа выполнена для метода, предложенного Guiffaut и др., так как он позволяет моделировать произвольно ориентированные проводники и численно устойчив при сложных соединениях проводников. Вероятно, предложенный способ подойдет и для других методов, основанных на решении телеграфных уравнений.
Ключевые слова:
метод конечных разностей во временной области, заземлитель.
D.V.Kuklin
MODELING OF INFINITE LENGTH WIRES WITH THE HELP OF METHOD USING TELEGRAPHER EQUATIONS TOGETHER WITH FINITE DIFFERENCE TIME DOMAIN METHOD
Abstract
There are several techniques based on telegrapher equations for modeling thin wires in finite-difference time-domain (FDTD) method. However, an error occurs when wires penetrate absorbing boundary conditions, which does not allow to model wires with infinite length exactly. A simple way to avoid this error is presented in the article. Verification of the presented approach is made for method proposed by Guiffaut et al. as this method allows to model arbitrarily oriented wires and it is numerically stable for wire junctions. The presented approach can probably be used for other methods based on telegrapher equations.
Keywords:
finite-difference time-domain method, grounding.
81
