CC BY
42
УДК 621.316.93
doi: 10.20998/2074-272X.2019.3.11
И.В. Нижевский, В.И. Нижевский
РАСЧЕТНАЯ ОЦЕНКА ПЕРЕНАПРЯЖЕНИЙ НА ИЗОЛЯЦИИ ОБОРУДОВАНИЯ ПОДСТАНЦИИ ПРИ УДАРЕ МОЛНИИ В ЕЕ МОЛНИЕОТВОД
Розроблено тженерний nidxid до розрахунку грозовых перенапруг на обладнант шдстанци при ydapi блискавки в блискав-Koeideid. Сформульовaнi умови безпечного для обладнання проходження струму блискавки по блискавковдводу. Показано, що розрахунок допустимоi довжини пoвiтряныx 1золяцшних прoмiжкiв на тдстанци базуеться на oснoвi пробивний на-пруженост1 повтря, яка прийнята рiвнoю 500 кВ/м Це призводить до помилки розрахунку довжини повтряного про-мжку i, як наслдок, ймoвiрнoстi його пробою, значения яког використовуеться для розрахунку показника грозоупорност1 п^стшци Як приклад розглянута методика розрахунку допустимой напруги на корпуа трансформатора при удaрi блискавки в блискавкоприймач трансформаторного порталу. На oснoвi нелiнiйнol шпульсног електричног мщно<т Грунту отримано уточнену мттально допустиму вiдстaнь в земл мж заземлювачем блискавковШоду i найближчою до нього точкою пристрою, що захищаеться. Наводяться aиaлiтычнi вирази длярозрахункш. Бiбл. 11, табл. 4, рис. 6 Ключовi слова: rp030Bi перенапруги, тдстанщя, блискавковвдввд, вольт-секундна характеристика, прлянда iзолято-piB, електричне поле, повггряний промiжок, допустиме напруження, корпус трансформатора, iмпульсна електрична мщшсть.
Разработан инженерный подход к расчету грозовых перенапряжений на оборудовании подстанции при ударе молнии в молниеотвод. Сформулированы условия безопасного для оборудования прохождения тока молнии по молниеотводу. Показано, что расчет допустимой длины воздушных изоляционных промежутков на подстанции базируется на основе пробивной напряженности воздуха, которая принята равной 500 кВ/м Это приводит к ошибке расчета длины воздушного промежутка и, как следствие, вероятности его пробоя, значение которой используется для расчета показателя грозоупорности подстанции. В качестве примера рассмотрена методика расчета допустимого напряжения на корпусе трансформатора при ударе молнии в молниеприемник трансформаторного портала. На основе нелинейной импульсной электрической прочности грунта получено уточненное минимальное допустимое расстояние в земле между заземлителем молниеотвода и ближайшей к нему точкой защищаемого устройства. Приводятся аналитические выражения для расчетов. Библ. 11, табл. 4, рис. 6
Ключевые слова: грозовые перенапряжения, подстанция, молниеотвод, вольт-секундная характеристика, гирлянда изоляторов, электрическое поле, воздушный промежуток, допустимое напряжение, корпус трансформатора, импульсная электрическая прочность.
Введение и постановка задачи. Известно [1], что в атмосфере Земли может одновременно существовать около 2000 грозовых очагов, в которых ежесекундно происходит около 100 разрядов молнии. Высокая интенсивность грозовых процессов приводит к тому, что многие страны, в том числе и Украина, имеют карты грозовой деятельности, которые построены по данным многолетних метеорологических наблюдений и периодически обновляются. Это позволяет совершенствовать методы расчета грозовых перенапряжений, которые возникают в электроустановках. Анализ известных публикаций показывает, что вопросами защиты электрооборудования подстанций (ПС) от грозовых перенапряжений при прямых ударах молнии занимаются многие отечественные и зарубежные ученые. Координация изоляции в условиях ограничения перенапряжений, а также результаты исследований по рассматриваемой проблеме представлены в [2], а особенности работы изоляционных конструкций при грозовых и внутренних перенапряжениях в электрических системах и их ограничение рассмотрены в [1]. Для определения длины изоляционного воздушного промежутка 4.в между телом опоры или портала и гибкой шиной или оборудованием часто используют кривые зависимостей ^50% = 7(4^). Зависимость 50%-ных разрядных напряжений воздушного промежутка от его длины при положительной и отрицательной полярности грозовых импульсов приведена, например, в [3]. Эти зависимости имеют слабую нелинейность. Следовательно, вели-
чина пробивной напряженности воздуха в длинных воздушных промежутках с ростом их длины уменьшается, что должно учитываться в расчетах при определении длины промежутка. Не учёт этого, т.е. принятие величины допустимой напряженности электрического поля в воздушном промежутке постоянной и равной 500 кВ/м, может привести к неточности определения его длины и соответственно к ее уменьшению, что увеличивает вероятность пробоя указанного промежутка. Кроме того, пренебрежение возможными перекрытиями воздушной изоляции подстанции после окончания роста тока приводит к недооценке опасности токов молнии с относительно низкими амплитудами при большой крутизне и длительности их импульсов [4]. Более точные результаты по определению электрической прочности изоляции при так называемых нестандартных напряжениях можно получить с помощью изложенных в [5-7] методов, что также позволяет уточнить длины разрядных промежутков. Однако существующие методики расчета грозовых перенапряжений в электроустановках требуют дальнейшего совершенствования.
Цель статьи - разработка инженерной методики расчета грозовых перенапряжений на оборудовании подстанции при ударе молнии в ее молниеотвод.
Формулирование условий ограничения грозовых перенапряжений и их выполнение. Интенсивность грозовой деятельности в местности расположе-
© И.В. Нижевский, В. И. Нижевский
ния защищаемого объекта характеризуется средним числом грозовых часов в году Ы.^ Другой характеристикой грозовой деятельности является среднее число ударов молнии п& в 1 км2 поверхности земли за 100 грозовых часов. При этом на территории Украины пь = 6,7 1/км2 за 100 грозовых часов.
Защиту объектов от прямых ударов молний принято выполнять с помощью молниеотводов различной конструкции. Молниеотвод представляет собой возвышающееся над защищаемым объектом устройство, через которое ток молнии, минуя защищаемый объект, отводится в землю. Молниеотвод состоит из мол-ниеприемника, непосредственно воспринимающего на себя удар молнии, токоотвода (мачта, портал, арматура стойки, полоса) и заземляющего устройства (ЗУ). Эти протяженные элементы обладают индуктивностью, которая также определяет распределение напряжения вдоль них. Кроме того, сопротивление заземлителя зависит от его геометрических размеров и удельного сопротивления грунта р, в котором он находится, а также от параметров импульса тока молнии: косоугольный фронт, крутизна фронта а, длина фронта ту, длина импульса тр, амплитуда //. При стека-нии с заземлителя тока молнии плотность проходящего через заземляющие электроды тока велика, поэтому в земле у поверхности электродов создаются высокие напряженности электрического поля, превосходящие пробивные напряженности грунта Еь. Вокруг электродов образуются зоны с высокой проводимостью (прежде всего, за счет процессов ионизации, густой сети стримеров и др.), увеличивающие их эффективные размеры. В результате чего сопротивление заземлителя уменьшается. Быстрое нарастание тока молнии на фронте импульса создает падение напряжения на индуктивности протяженного заземлителя, что ограничивает отвод тока с более удаленных его частей. При этом сопротивление заземлителя, наоборот, увеличивается. В результате влияния того или иного фактора (образование зоны ионизации и стри-мерных каналов или падения напряжения на индуктивности) сопротивление заземлителя стекающему с него току молнии, т.е. сопротивление Кр (без учета индуктивности) или 2р (с учетом индуктивности), отличается от сопротивления заземлителя току промышленной частоты Кг, измеренного при переменном напряжении и сравнительно небольшом токе.
Сопротивление горизонтального заземлителя току промышленной частоты Къ определяется по известной формуле [8]:
£ 2ж-1
1п-
12
(
2г ■ И„
- + 0,51п
1 + -
4И
2 ^
12
(1)
7-р (0, ту) =-
К* + * 3 ■ту
п ■ц
(2)
где Ь0 - удельная индуктивность (на единицу длины электрода заземлителя, мкГн/м); п - число горизонтальных лучей; п - коэффициент взаимного экранирования.
Максимальное напряжение в точке ввода тока молнии в заземлитель рассчитывается по формуле:
итах = II ■ (0,Ту ). (3)
Напряжение на конце горизонтального заземли-теля при вводе тока молнии в его начало рассчитывается по формуле [9]:
и (ту )— ± ■
( Г /л К* - бт
& 6 ■т
у
(4)
Относительное снижение напряжения в конце горизонтального заземлителя в зависимости от его длины рассчитывается по формуле:
X % =
и (1,ту )
и т
■100%.
(5)
Защита ОРУ на 110 кВ и более от прямых ударов молнии обычно выполняется стержневыми молниеотводами, молниеприемники которых устанавливают, как правило, на конструкциях ОРУ. Установка мол-ниеприемников на порталах, расположенных вблизи трансформаторов или шунтирующих реакторов, допускается при выполнении ряда требований. Во-первых, должно быть обеспечено растекание тока молнии от точки присоединения токоспуска к ЗУ ПС не менее, чем по двум-четырем направлениям магистралей заземления. Во-вторых, должны быть установлены два-три вертикальных электрода длиной 3-5 м на расстоянии не менее длины электрода по магистрали заземления от точки присоединения токоспуска. Известно [9], что при воздействии импульсных токов молнии наблюдается уменьшение доли стекающего тока с удаленных участков заземлителя, т. е. имеет место неэквипотенциальность, которая усиливается с ростом длины электрода. Это явление связано с величиной индуктивности стального электрода и зависимостью ее от эквивалентной частоты и амплитуды протекающего тока. Удельная индуктивность электрода заземлителя определяется по известной формуле [1, 9, 10]: "
Ь0 = 0,2 ■
1п|^ - 0,31
(6)
а полная индуктивность электрода длиной I в этом случае определяется как
Ье — Ьп ■ I .
(7)
где I - длина заземлителя, м; г - радиус заземлителя, м; И* - глубина укладки в грунте заземлителя, м.
Сопротивление горизонтального лучевого зазем-лителя импульсному току (молнии) в точке ввода тока молнии для момента его максимума рассчитывается по приближенной формуле [9]:
Прохождение тока молнии по молниеотводу на ПС будет безопасным для оборудования в том случае, если оно основано на следующих расчетах.
Расчет допустимых перенапряжений на гирлянде изоляторов. Импульсное разрядное напряжение гирлянды изоляторов должно быть больше напряжения, возникающего в процессе эксплуатации между точкой крепления гирлянды к порталу и точкой крепления гибкой шины к гирлянде. Это означает, что допустимое напряжение, возникающее на гирлянде изоляторов в период ее эксплуатации, должно лежать
ниже вольт-секундной характеристики гирлянды, определяемой по известной формуле [1]:
и (( ) = А 1 +
101 Г
(8)
где / - время, мкс; А и Т0 - постоянные.
Значения постоянных определяются подстановкой в (8) испытательных напряжений полным (при / = 10 мкс) и срезанным (при / = 2 мкс) импульсами. Так, например, для гирлянды 110 кВ из семи изоляторов типа ПС12-А имеем испытательные напряжения и^ = 600 кВ и и10и, = 480 кВ. Подставляя эти значения в формулу (8), получаем систему двух уравнений с неизвестными постоянными А и Т0. На основании решения этой системы уравнений относительно постоянных А и Т0 вольт-секундная характеристика гирлянды описывается выражением:
и (() = 444,994 • 1 +
1,636
(9)
Обратное перекрытие гирлянды изоляторов на портале с молниеприемником происходит при критическом токе 1С, который находится из равенства потенциала портала и 50 %-ного импульсного разрядного напряжения гирлянды изоляторов по формуле [1]: 1с • яр + а • Ь0 • к = и50%, (10)
где Яр - сопротивление заземлителя подстанции импульсному току (молнии); к - высота точки крепления гирлянды на портале.
Критическое значение тока 1С, при котором происходит обратное перекрытие гирлянды изоляторов, получаем из выражения (10) в следующем виде:
1с =-
и
50%
- а•¿0•к
Яг
(11)
Расчет допустимой длины воздушных промежутков. Кратчайшее расстояние по воздуху между молниеотводом и ближайшим к нему оборудованием ПС должно быть не менее допустимого. Расчет этого расстояния основывается на определении максимального потенциала в конкретной точке молниеотвода (мачты, портала или отдельно проложенного токоот-водящего спуска), которая находится на расстоянии к1 от точки подключения токоспуска (портала) к ЗУ ПС. Для рассматриваемой формы импульса тока молнии максимальный потенциал в конкретной точке молниеотвода наступает в момент максимума тока молнии и определяется по формуле
и „
= 11 • Яр + а • ¿Т • к .
(12)
того, допустимая напряженность электрического поля в воздухе Еа принимается в расчетах равной 500 кВ/м. Исходя из изложенного, кратчайшее расстояние по воздуху можно записать в следующем виде:
1а >
11 • Яр + а • ¿т • \ Еа
(13)
Подставляя приведенные выше значения величин в формулу (13), получаем допустимое расстояние по воздуху
1а >
60 • Яр + 30 -1,7 • ^ 500
¡0,12 • Яр + 0,1 • . (14)
где ¿Т - индуктивность единицы длины токоспуска.
В инженерных расчетах удельная величина ¿Т принимается равной ¿Т = 1,7 мкГн/м как для отдельно проложенного токоотводящего спуска, так и для металлических молниеотводов решетчатой конструкции. К воздушному промежутку длиной 1а приложено напряжение Еа-1а, где Еа - допустимая напряженность электрического поля в воздухе.
В связи с тем, что число ударов молнии в ПС относительно небольшое, то в (12) в качестве расчетных значений параметров 1 и а принимают их следующие численные значения: 1 = 60 кА и а = 30 кА/мкс. Кроме
Например, при Яр = 10 Ом и к\ = 10 м из (14) получаем, что 1а = 2,2 м. Общеизвестно, что воздушный промежуток, который имеет однородное электрическое поле, обладает наибольшей электрической прочностью. Если рассматриваемый промежуток имеет однородное электрическое поле при малых расстояниях, то при неизменных электродах увеличение расстояния между ними приводит к росту неоднородности электрического поля, а при дальнейшем увеличении расстояния электрическое поле в промежутке становится резко неоднородным. Следовательно, при больших расстояниях между электродами пробивная напряженность воздуха в промежутке уменьшается [3], т.е. для предотвращения пробоя необходимо увеличение расстояния между электродами. Поэтому, при расстояниях между электродами, измеряемых метрами, используемое на практике численное значение пробивной напряженности воздуха 500 кВ/м должно уточняться. Чем длиннее воздушный промежуток, тем эта величина будет меньше. Предварительная оценка показывает, что увеличение длины данного промежутка приводит к нелинейному снижению пробивной напряженности электрического поля.
Так, например, для пробоя воздушного промежутка длиной 6 м при пробивной напряженности 500 кВ/м необходимо приложить напряжение, равное 3000 кВ. Однако, исходя из кривых и50% = 7(4^) [3], пробой такого промежутка произойдет при напряжении около 2834 кВ, т.е. при напряжении на 5,5 % меньшем. При этом пробивная напряженность воздуха в рассматриваемом промежутке составит 472,3 кВ/м. Исходя из пробивной напряженности воздуха 472,3 кВ/м, определяем допустимое расстояние по воздуху по формуле (13), которое составляет 2,31 м, что на 11 см (или на 5 %) больше, чем при принятой напряженности электрического поля в 500 кВ/м.
Расчет допустимого напряжения на корпусе трансформатора. Кратчайшее расстояние по магистрали заземлителя от точки присоединения к нему то-коспуска (портала) до точки присоединения к зазем-лителю корпуса трансформатора должно быть не менее допустимого значения. Выполнение этого условия исследуем путем расчета напряжения на корпусе трансформатора, присоединенного к ЗУ ПС, при различных удельных сопротивлениях грунта и параметрах грозовых импульсов.
В качестве примера рассмотрим силовой трансформатор 110/6 кВ, который установлен у трансформаторного портала.
г
Для обеспечения заданной надежности работы трансформатора в грозовой сезон необходимо определить расстояние Ь по магистрали электрода зазем-лителя от точки присоединения токоспуска молниеотвода до точки заземления корпуса трансформатора, при котором напряжение на корпусе не превышает допустимого значения (электрической прочности внешней изоляции). В данном случае в качестве допустимого напряжения принимаем испытательное напряжение внешней изоляции силового трансформатора грозовыми импульсами. Испытательные напряжения электрооборудования при грозовых импульсах, приведенные к нормальным атмосферным условиям, представлены в табл. 1. При этом в числителе представлено значение полного импульса, а в знаменателе значение срезанного.
Таблица1
Испытательные напряжения грозовых импульсов [1]
Действующее значение напряжения, кВ Максимальное значение грозового импульса, кВ
Класс Наибольшее рабочее Трансформатор силовой, напряжения и тока, реактор, аппарат
3 3,6 42/50
6 7,2 57/70
10 12 75/90
15 17,5 100/120
20 24 120/150
35 40,5 185/230
110 126 460/570
Рассчитаем напряжение на корпусе трансформатора при ударе молнии в молниеприемник, расположенный на трансформаторном портале. Корпус трансформатора присоединяется к сетке заземляющего устройства, которая выполнена из стального прутка круглого сечения диаметром ё = 2г = 12 мм, глубина заложения к. = 0,7 м. Пусть удельное сопротивление грунта составляет р = 100 Ом-м, а амплитуда импульса тока молнии равна 1 = 20 кА при длительности его фронта ту = 2 мкс. Длина луча I заземлителя изменяется в пределах от 3 до 21 м. Высота молниеотвода составляет к¡г = 19,35 м.
Ток молнии растекается от точки присоединения токоспуска (портала) к ЗУ ПС по магистралям (лучам) заземлителя. Кратчайшее расстояние по магистрали заземлителя рассчитываем по программе, алгоритм которой приведен на рис. 1.
Выполним расчеты для трех случаев:
1) токоспуск молниеотвода присоединяется к двум противоположно направленным лучам сетки;
2) токоспуск молниеотвода присоединяется к трем лучам сетки, направленным под углом 90° (при этом коэффициент использования заземлителей в системе (экранирование) пР = 0,8);
3) токоспуск молниеотвода присоединяется к четырем лучам сетки (при этом Пр = 0,65).
Результаты расчетов приведены в табл. 2-4.
я. =-
2л-1
I2 ( 4к 1п—-+ 0,51п| 1
2г - к I ,2
Ь, = 0,2 -1 -
1п I — - 0,31 ё
?р (0, х у) =
П
ишах = I, - гр (0, х у)
и ( х у ) = А- -
К
6 - х,
X %
и(, х.)
-100%
Рис. 1. Блок-схема алгоритма расчета зависимости напряжения на корпусе трансформатора от удаления точки заземления токоспуска молниеотвода
Таблица 2 Результаты расчета для случая двухлучевого заземлителя
Ь, м и,, кВ ^тг^ кВ 2Р, Ом X, %
3 351,492 360,408 18,02 97,526
6 187,853 206,909 10,345 90,79
9 129,254 159,676 7,984 80,948
12 95,783 138,082 6,904 69,367
15 73,031 127,59 6,379 57,239
18 55,878 123 6,15 45,429
21 42,027 121,967 6,098 34,458
Таблица 3 Результаты расчета для случая трехлучевого заземлителя
Ь, м и,, кВ Uшax, кВ 2Р, Ом Х,%
3 234,328 300,34 15,017 78,021
6 125,235 172,424 8,621 72,632
9 68,17 133,063 6,653 64,758
12 63,855 115,069 5,753 55,493
15 48,687 106,325 5,316 45,791
18 37,252 102,5 5,125 36,343
21 28,018 101,639 5,082 27,566
Полученные результаты показывают следующее. Для первого случая, когда корпус трансформатора присоединен к сетке на расстоянии 15 м по магистрали заземлителя от точки присоединения токоспуска
Р
Ь0 -1
(портала) к двум лучам, атмосферное перенапряжение на корпусе составляет 73 кВ, т.е. превышает 70 кВ. В данном случае присоединение корпуса к ЗУ необходимо выполнить на расстоянии 15,5 м или более.
Таблица 4
Результаты расчета для случая четырехлучевого заземлителя
Ь, м и, кВ ишаХ5 КВ 1р, Ом Х,%
3 175,746 277,237 13,862 63,392
6 93,926 159,161 7,958 59,013
9 64,627 122,828 6,141 52,616
12 47,892 106,217 5,311 45,088
15 36,515 98,146 4,907 37,205
18 27,939 94,616 4,731 29,529
21 21,014 93,82 4,691 22,398
и,. Кб
250
200
150
100
ВО
1 - Т =1 мкс 2 - г>=2 мкс 3 - Г/=5 мкс и - Г/=10 мкс
и
17 3
2
¿, м
циал и снижается во всех рассмотренных случаях. При этом скорость снижения зависит как от амплитуды тока молнии, так и от крутизны его фронта.
Для второго случая, когда токоспуск молниеотвода присоединен к трем лучам сетки, а на расстоянии 11,03 м по магистрали заземлителя находится точка заземления корпуса трансформатора, атмосферное перенапряжение на корпусе составляет 70,026 кВ, т.е. практически не превышает 70 кВ.
Для третьего случая, когда токоспуск молниеотвода присоединен к четырем лучам сетки, а на расстоянии 9 м по магистрали заземлителя находится точка заземления корпуса трансформатора, атмосферное перенапряжение на корпусе составляет около 64,63 кВ, т.е. не превышает 70 кВ.
Как видим, при одинаковой величине тока молнии в точке ввода в ЗУ ПС с ростом числа лучей при р = 100 Ом-м сопротивление заземлителя импульсному току уменьшается. Кроме того, с увеличением р от 50 Ом-м до 500 Ом-м при числе лучей п = 4 и токе молнии II = 20 кА указанное сопротивление тоже растет. Аналогичные результаты получены и при других токах, например, I = 60 кА.
На рис. 2 представлены зависимости напряжения в рассматриваемой точке ЗУ от расстояния Ь до точки ввода тока.
Рис. 3. Зависимости Ц = ДЬ)
На рис. 4 представлены зависимости сопротивления заземлителя ПС импульсному току в точке ввода (4 луча) тока молнии от радиуса зоны его растекания по магистралям (длины лучей Ь) и длины фронта тока молнии.
Рис. 2. Зависимость напряжения в рассматриваемой точке ЗУ на расстоянии Ь от точки ввода тока молнии I = 20 кА при разных значениях длины его фронта
На рис. 3 представлены зависимости напряжения в рассматриваемой точке ЗУ от расстояния Ь до точки ввода тока молнии при разных значениях его амплитуды, но при неизменной длине фронта тока тд = 2 мкс.
Как следует из рис. 2 и рис. 3, приведенных выше, по мере удаления (Ь, м) от точки ввода тока молнии в ЗУ вдоль луча магистрали заземлителя потен-
Рис. 4. Зависимости = ДЬ)
Анализ результатов, приведенных на рис. 4, показывает, что сопротивление ЗУ молниеотвода ПС импульсному току сложно зависит от размера зоны растекания тока молнии в момент его максимума при разных значениях длины фронта. Например, при тд > 2 мкс сопротивление 2-р с ростом размера Ь зоны снижается. При значении тока молнии 60 кА и удельном сопротивлении грунта р = 50 Ом-м кривые = ДЬ) монотонно снижаются, а при уменьшении тд (< 2 мкс) сопротивление 2-р вначале снижается, а затем начинает увеличиваться, при этом минимальное значение смещается в сторону меньших значений Ь.
На рис. 5 представлена зависимость Ь = Дп), которая показывает уменьшение зоны растекания тока молнии с ростом числа лучей сетки ЗУ. При этом напряжение на границе зоны сохраняется на уровне допустимого 70 кВ.
I.
1 1 Ъ и п
Рис. 5. Зависимость радиуса (Ь) зоны растекания тока молнии по магистралям заземлителя ПС от числа лучей п в точке ввода тока
Вычислим число лет работы трансформатора без поражений, в течение которых напряжение на его корпусе, вызванное атмосферными перенапряжениями, не превысит допустимого 70 кВ:
1
N = -
Ni.s • Pj,
(15)
ная электрическая прочность грунта (пробивная напряженность).
Из условия (16) определяем минимальное допустимое значение величины ,е:
le ^
jl • Rp
E,
(17)
b.g
где N¡2 = л(3,5-к,г)2 -10 6 -а-- число ударов молнии в молниеотвод ПС; к1г - высота молниеотвода, м; а = 0,067 1/(км)2-гроз. час; = 60 гроз.час;
= 3,14 - (3,5 -19,35)2 -10-6 - 0,067 - 60 = 0,058 .
Вероятность того, что амплитуда тока молнии превысит значение I,, рассчитывается по формуле
Р, = 10-1'/60.
Для тока молнии I, = 60 кА получаем
р = ш-60/60 = 0,1.
Таким образом, подставляя полученные выше значения в формулу (15), получаем число лет работы трансформатора без поражений:
N =-1-= 172,634 года.
0,058 - 0,1
Если амплитуда тока молнии превысит 60 кА, то перенапряжение окажется более 70 кВ. Чтобы избежать этого применяют защитные аппараты (разрядники или ограничители перенапряжений).
Выполненные по этому алгоритму расчеты представлены на рис. 6. Кривая зависимости числа лет, в течение которых может появиться значение тока молнии большее заданного, как следует из рис. 6, нелинейно возрастает.
Рис. 6. Зависимость N = _/(!,)
Расчет длины допустимого промежутка в земле. Для отдельно стоящего молниеотвода кратчайшее расстояние в земле между заземлителем молниеотвода и ближайшей к нему точкой защищаемого устройства в земле должно быть не менее допустимого значения.
Исходя из того, что в земле к кратчайшему промежутку длиной ,е приложено напряжение Ее7е, где Ее - допустимая в земле напряженность электрического поля, это условие запишем как
,е - Ее > I, - Яр , (16)
где ,е - кратчайшее расстояние в земле между зазем-лителем молниеотвода и ближайшей к нему точкой защищаемого устройства в земле; Ее (Еь.„) - импульс-
Результаты экспериментального определения импульсной электрической прочности грунта в НТУ «ХПИ» показали [11], что эта величина является нелинейной, т.е. Eb g = f (s) = A + — .
S
При больших промежутках, измеряемых десятками сантиметров, а тем более метрами, величина Ebg стремится к численным значениям (100-150) кВ/м в зависимости от характеристик грунта.
Подставляя в выражение (17) значение Eb.g = = 150 кВ/м и Ii = 60 кА, получаем условие
le > 0,4 • Rp , (18)
которое позволяет определить минимальное допустимое расстояние в земле между заземлителем молниеотвода и ближайшей к нему точкой защищаемого устройства.
Выводы.
Разработана инженерная методика расчета допустимого напряжения на корпусе трансформатора при ударе молнии в молниеприемник трансформаторного портала и допустимого числа лет работы трансформатора, в течение которых напряжение на его корпусе, вызванное атмосферными перенапряжениями, не превысит допустимого значения.
Выполнен инженерный расчет грозовых перенапряжений на оборудовании подстанции при ударе молнии в ее молниеотвод. Сформулированы условия безопасного для оборудования ПС прохождения тока молнии по молниеотводу. Выполненные исследования показали, что используемая величина импульсной пробивной напряженности воздуха 500 кВ/м приводит к неточному определению допустимой длины la воздушного разрядного промежутка (с погрешностью до 5 %). С увеличением длины la данного промежутка нелинейно снижается импульсная пробивная напряженность воздуха и, как следствие, допустимая минимальная длина указанного промежутка увеличивается.
Учет нелинейной импульсной электрической прочности грунта позволил получить уточненное минимальное допустимое расстояние le в земле между заземлителем молниеотвода и ближайшей к нему точкой заземляемого устройства.
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
1. Базуткин В.В., Ларионов В.П., Пинталь Ю.С. Техника высоких напряжений: Изоляция и перенапряжения в электрических системах: Учебник для вузов / Под общ. ред. В.П. Ларионова. - М.: Энергоатомиздат, 1986. - 464 с.
2. Гуль В.И., Нижевский В.И., Хоменко И.В. Координация изоляции и перенапряжения в электрических высоковольтных сетях: Учеб. пособ. / Под ред. проф. Гуля В.И. - Харьков: ЭДЕНА, 2009. - 270 с.
3. Кучинский Г.С., Кизеветтер В.Е., Пинталь Ю.С. Изоляция установок высокого напряжения. - М.: Энергоатомиз-дат, 1987. - 368 с.
4. Куклин Д.В., Ефимов Б.В. Расчет кривых опасных параметров при высоких сопротивлениях заземлений опор линий электропередачи. Электричество. - 2016. - №6. - С. 16-21.
5. Pigini A., Rizzi G., Garbagnati E., Porrino A., Baldo G., Pesavento G. Performance of large air gaps under lightning overvoltages: experimental study and analysis of accuracy predetermination methods // IEEE Transactions on Power Delivery. - 1989. - vol.4. - no.2. - pp. 1379-1392. doi: 10.1109/61.25625.
6. Caldwell R., Darveniza M. Experimental and Analytical Studies of the Effect of Non-Standard Waveshapes on the Impulse Strength of External Insulation // IEEE Transactions on Power Apparatus and Systems. - 1973. - vol. PAS-92. - no.4. -pp. 1420-1428. doi: 10.1109/tpas.1973.293550.
7. Chisholm W. New challenges in lightning impulse flashover modeling of air gaps and insulators // IEEE Electrical Insulation Magazine. - 2010. - vol.26. - no.2. - pp. 14-25. doi: 10.1109/mei.2010.5482551.
8. Бургсдорф В.В., Якобс А.И. Заземляющие устройства электроустановок. - М.: Энергоатомиздат, 1987. - 400 с.
9. Рябкова Е.Я. Заземления в установках высокого напряжения. - М.: Энергия, 1978. - 224 с.
10. Калантаров П.Л., Цейтлин Л.А. Расчет индуктивностей: справ. кн. - 3-е изд., перераб. и доп. - Л.: Энергоатомиздат, 1986. - 487 с.
11. Нижевский В.И., Гуль В.И. Электрическая прочность ограниченных объемов грунта // Вестник Харьковского политехнического института. - 1984. - № 213: Электроэнергетика и автоматизация энергоустановок. - Вып. 12. - С. 3-6.
REFERENCES
1. Bazutkin V.V., Larionov V.P., Pintal' Y.S. Tekhnika vy-sokikh napryazheniy: Izolyatsiya i perenapryazheniya v elek-tricheskikh sistemakh [High voltage technique. Insulation and surge in electrical systems]. Moscow, Energoatomizdat Publ., 1986. 464 p. (Rus).
2. Gul' V.I., Nizhevskiy V.I., Khomenko I.V. Koordinatsiya izolyatsii i perenapryazheniya v elektricheskikh vysokovol't-nykh setyakh [Coordination of insulation and overvoltage in high-voltage electrical networks]. Kharkiv, EDENA Publ., 2009. 270 p. (Rus).
3. Kuchinskii G.S., Kizevetter V.E., Pintal' Iu.S. Izoliatsiia ustanovok vysokogo napriazheniia [Isolation of installations of high tension]. Moscow, Energoatomizdat Publ., 1987. 368 р. (Rus).
4. Kuklin D.V., Yefimov B.V. Calculation of hazardous parameters curves at high grounding resistance of power line poles. Electricity, 2016, no.6, pp. 16-21. (Rus).
5. Pigini A., Rizzi G., Garbagnati E., Porrino A., Baldo G., Pesavento G. Performance of large air gaps under lightning overvoltages: experimental study and analysis of accuracy predetermination methods. IEEE Transactions on Power Delivery, 1989, vol.4, no.2, pp. 1379-1392. doi: 10.1109/61.25625.
6. Caldwell R., Darveniza M. Experimental and Analytical Studies of the Effect of Non-Standard Waveshapes on the Impulse Strength of External Insulation. IEEE Transactions on Power Apparatus and Systems, 1973, vol. PAS-92, no.4, pp. 1420-1428. doi: 10.1109/tpas.1973.293550.
7. Chisholm W. New challenges in lightning impulse flashover modeling of air gaps and insulators. IEEE Electrical Insulation Magazine, 2010, vol.26, no.2, pp. 14-25. doi: 10.1109/mei.2010.5482551.
8. Burgsdorf V.V., Yakobs A.I. Zazemlyayushchie ustroystva elektroustanovok [Grounding device of electrical installations]. Moscow, Energoatomizdat Publ., 1987. 400 p. (Rus).
9. Ryabkova E.Y. Zazemleniya v ustanovkah vysokogo napryazheniya [Grounding installations high voltage]. Moscow, Energy Publ., 1978. 224 p. (Rus).
10. Kalantarov P.L., Tseytlin L.A. Raschet induktivnostey [Inductance calculations]. Leningrad, Energoatomizdat Publ., 1986. 488 p. (Rus).
11. Nizhevskyi V.I., Gul' V.I. Dielectric strength of limited soil volumes. Bulletin of the Kharkov Polytechnic Institute, 1984, no.213, Series «Electric power industry and automation of power plants», no.12, pp. 3-6. (Rus).
Поступила (received) 27.12.2018
Нижевский Илья Викторович1, к.т.н., Нижевский Виктор Ильич1, к.т.н., доц., 1 Национальный технический университет «Харьковский политехнический институт», 61002, Харьков, ул. Кирпичева, 2, тел/phone +380 57 7076977, e-mail: victornizhevski@gmail.com
1. V. Nizhevskyi1, V.I. Nizhevskyi1
1 National Technical University «Kharkiv Polytechnic Institute»,
2, Kyrpychova Str., Kharkiv, 61002, Ukraine. Calculation estimation of overvoltage on insulation of the equipment of a substation at the lightning strike in its lightning arrester.
Purpose. The complex approach to calculating thunderstorm overvoltage on substation equipment is considered when lightning strikes in a lightning rod. Methodology. The conditions of safe passage of lightning current through a lightning arrester are formulated. Results. It is shown that the calculation of the permissible length of air insulating gaps in the substation is based on the breakdown of the air tension, which is assumed to be 500 kV/m. This leads to an error in calculating the length of the air gap and, as a consequence, the probability of its breakdown, the value of which is used to calculate the indicator of the lightning resistance of the substation. A technique is proposed for calculating the permissible voltage on the transformer case when a lightning strike strikes the lightning receptacle of the transformer portal. On the basis of the nonlinear pulsed electric strength of the ground, the specified minimum permissible ground distance between the grounding rod of the lightning rod and the nearest point of the protected device is obtained. Originality. Refined calculation of the length of the minimum breakdown gap in the air and in the ground. Practical value. The proposed approach makes it possible to calculate thunderstorm overvoltage on substation equipment. References 11, tables 4, figures 6.
Key words: lightning overvoltage, substation, lightning arrester, volt-second characteristic, insulator string, electric field, air gap, permissible voltage, transformer case, pulsed electric strength.
