CC BY
158
Кадомская Кира Пантелеймоновна,
профессор кафедры "Техника и электрофизика высоких напряжений" (ТЭВН) ГОУ ВПО "Новосибирский государственный технический университет"
(ГОУ ВПО "НГТУ"), д.т.н.
Россия, 630092, г. Новосибирск, пр. К. Маркса, д.20 эл. почта: kpkadomakava@mail.ru
Кандаков Семен Александрович,
директор Филиала ОАО "НТЦ электроэнергетики" - СибНИИЭ, к.т.н.
Россия, 630126, Новосибирск, ул. Кленовая, 10/1 эл. почта: kandakovsa@mail.ru
Лавров Юрий Анатольевич,
заведующий кафедрой ТЭВН НГТУ, к.т.н.
Россия, 630092, г. Новосибирск, пр. К. Маркса, д.20 эл. почта: lavrov-08@ngs.ru
Степанов Илья Михайлович,
ассистент кафедры ТЭВН НГТУ, к.т.н.
Россия, 630092, г. Новосибирск, пр. К.Маркса, д.20 эл. почта: st ilva@list.ru
Шевченко Станислав Сергеевич,
ассистент кафедры ТЭВН НГТУ
Россия, 630092, г.Новосибирск, пр. К.Маркса, д.20
эл. почта: stas@power.nstu.ru
УДК 621.311
А.С.Карпов, Ю.М.Невретдинов, Г.П.Фастий
РАЗРАБОТКА ТРЕБОВАНИЙ К УСТРОЙСТВАМ ЗАЩИТЫ ПОДЗЕМНЫХ ПРОВОДНЫХ КОММУНИКАЦИЙ
ОТ ОПАСНЫХ ВЛИЯНИЙ АВАРИЙНЫХ ТОКОВ В ДЕЙСТВУЮЩЕЙ СЕТИ* Аннотация
Определено направление совершенствования защиты кабельных коммуникаций с помощью включения токоограничивающих элементов, которые обеспечивают изменение перераспределения напряжения на изоляции по всей трассе кабеля до безопасного уровня. Определены критерии для выбора характеристик токоограничивающих элементов.
Ключевые слова:
электрическое поле, электромагнитная совместимость
* Работа выполнена при финансовой поддержке РФФИ (проект № 09-08-00276).
A.S.Karpov, Yu.M.Nevretdinov, G.P.Fastiy
ANALYTICAL SOLUTION FOR THE ELECTRIC FIELD COMPONENTS IN THE MEDIUM LOCATION OF UNDERGROUND UTILITIES
Abstract
The direction of cable communications protection perfection by means of current limitation elements inclusion provided change voltage redistribution on isolation along the full length of a cable to safe level is defined. Criteria for selection of characteristics current limitation elements are defined.
Keywords:
electric field, electromagnetic compatibility
В настоящее время защита кабельных линий связи (КЛ) от перенапряжений предполагает удаление их трассы от высоковольтных ЛЭП на расстояние не менее 100 м [1], прокладку тросов для защиты от разрядов молний и установку защитных разрядников, а также использование разделительных, редукционных и нейтрализующих трансформаторов [2]. Выполнение требований ПУЭ к сопротивлению растекания контуров заземления электроэнергетических объектов также позволяет уменьшить опасность выноса потенциалов и сопровождающих токов в КЛ при замыканиях на землю в ОРУ электростанций и подстанций [3, 4]. Однако специфические грунтовые условия ряда регионов, в том числе Кольского п-ова, затрудняют или исключают возможность выполнения этого защитного мероприятия, что снижает надежность работы и вызывает повреждение кабельных линий [5, 6]. При этом возможны повреждения концевых аппаратов, а также повреждения кабелей на трассе. В процессе развития повреждения происходят перекрытия изоляции и прожигание жил и токопроводов в точках заземления оболочки кабеля. Пример повреждения концевого присоединения на линии связи при возникновении замыкания в высоковольтной сети показан на рис.1.
По данным эксплуатации, такие повреждения характерны на линиях связи, соединяющих ГЭС одного каскада между собой, так как они находятся в зоне влияния высоковольтных линий и распределительных устройств ГЭС. При этом по элементам кабельной линии протекают токи, обусловленные индуктивным влиянием аварийных токов высоковольтных ЛЭП и повышением потенциалов контуров концевых устройств. В статье рассматривается метод совершенствования защиты кабельных магистралей от опасных влияний замыканий на землю в высоковольтной сети.
Опасность электромагнитных влияний зависит от электрической прочности изоляции, термической стойкости жил и оболочки кабельных линий. Испытательные напряжения изоляции кабелей дальней связи типа ТЗГСА, ТЗПкА, NPGF между жилой и оболочкой, а также между жилами составляют 1500-2000 В. Электрическую прочность изоляции аппаратуры и кабелей связи следует проверять в течение 1-2 мин испытательным напряжением (при частоте 50 Гц), равным 6070% от пробивного напряжения. Таким образом, электрическая прочность изоляции кабелей связи указанных типов составляет 2100-3300 В.
Рис.1. Пример повреждений кабеля связи:
а) выгорание ввода кабеля связи; б) повреждение на пульте подключения аппаратуры связи
Как было указано выше, основным средством защиты элементов линий связи от перенапряжений являются искровые разрядники, в том числе разрядники типа РБ-380, РА-350, КБ 3/250, разрядники серии Р-175, Р-176, серии А60, А61, N80, N81 и др. Защитными характеристиками разрядников являются напряжение срабатывания (уровень защиты) и пропускная способность (энергетическая характеристика).
Защитные разрядники аппаратуры связи, как правило, предотвращают действие импульсных перенапряжений и практически не обеспечивают защиту от действия перенапряжений промышленной частоты. Например, разрядники серии Р-175, Р-176 имеют следующие характеристики:
• напряжение срабатывания - 300 ± 55 В и 400 ± 70 В;
• напряжение гашения - 150 В;
• допустимые амплитуды тока в импульсе 1.0 кА (50/140 мкс), 10.0 кА (8/20 мкс), 0.5 кА (10/1000 мкс);
• допустимые амплитуды синусоидального тока частотой 50 Гц в течение 1с не более 10 А.
Разрядники двухэлектродные серии А60, А61, N80, N81 допускают действие разрядного тока 50 Гц в течение 1 с величиной до 10 А и 9 циклов тока величиной до 50-65 А.
Разрядники серии А80, А81 (20 кА/20 А) допускают действие разрядного тока 50 Гц в течение 1 с величиной до 20 А и 9 циклов тока до 50 ... 100 А.
Разрядники высоковольтной серии У10/У12 допускают действие тока до 40 А (50 Гц 1 с) и до 65 А (9 циклов) - У12-А600Х.
Рассмотрим электромагнитные влияния аварийных токов высоковольтной сети на проводные магистрали на примере подземной линии связи между двумя ГЭС Пазского каскада. Для каскада характерны высокие сопротивления растеканию заземляющих контуров (ЯЗ от 1.5 до 4.0 Ом) вследствие низкой проводимости грунта (рГР от 5000 до 10000 Омм и более). Наиболее опасными для подземных коммуникаций являются случаи замыканий на землю в пределах распределительных устройств электростанций или на подходах ЛЭП. Характер распределения составляющих аварийных токов для участка, связывающего две электростанции, показан на рис.2.
Рис.2. Физический процесс распределения аварийных токов в контурах и воздушных линиях
Как видно, через контур общего распределительного устройства (ОРУ) с замыканием (ГЭС-1У) протекает часть тока замыкания, обусловленная внешними источниками энергии (ГЭС-У, система). Однако гальваническое влияние, определяемое разностью потенциалов концевых контуров заземлений, увеличивается за счет того, что токи в контурах находятся в противофазе относительно земли. Так, для приведенного на рис.2 направления тока в земле 1з2 потенциал контура ГЭС-1У (ф1) имеет положительное значение, а потенциал контура ГЭС-У (ф 2) - отрицательное. Кроме того, аварийный ток во влияющей ЛЭП (12) и индуцированная в кабеле напряженность электрического поля (Еинд) не меняют направленность на протяжении всей трассы (в отличие от случаев замыканий на трассе ЛЭП на удалении от электростанций), что способствует увеличению наведенной ЭДС [6].
Исследования распределения напряжений на оболочке, жилах и изоляции выполнены на основе разработанного метода расчета наведенной напряженности
вл
Г
Т
е2 ГЭС-\’
электрического поля в подземном кабеле от тока во влияющей воздушной ЛЭП [7]. Распределение составляющих тока замыкания на землю в элементах сети (в ЛЭП, контурах заземления) определено с учетом влияния связи между контурами по кабельной линии.
Иллюстрации распределения напряжений по трассе кабеля связи между ГЭС-1У и ГЭС-У при однофазном замыкании в ОРУ ГЭС-1У на разных стадиях развития повреждения представлены на рис.3.
Векторы установившихся падений напряжений соответствуют рабочей частоте и имеют фазовые сдвиги, поэтому на графиках приведены значения их модулей. График (рис.3, а) соответствует первоначальному режиму при отсутствии пробоев изоляции и срабатываний защитных разрядников. Как видно, модуль напряжения на оболочке (|ИО |) определяется на концах кабельной линии напряжением на контурах заземления ГЭС-1У и ГЭС-У. Распределение напряжения на жилах кабеля определяется наведенной напряженностью электрического поля Еинд от тока во влияющей ЛЭП и влиянием потенциалов контуров заземлений концевых устройств через сопротивления концевой аппаратуры. В результате напряжение на изоляции кабельной линии (|ИИЗ|) имеет наибольшую величину на концах КЛ в точках подключения и превышает уровень допустимого напряжения 2 кВ (и доп) на участках около 1.5 км от обоих концевых ГЭС (заштрихованная область на рис.3). Такое повышение напряжения вызывает срабатывание защитных разрядников, перекрытия изоляции в точках подключения кабеля или пробой изоляции кабеля.
Распределение напряжений для случая срабатывания разрядников со стороны ГЭС-1У (в начале КЛ) в предположении, что на противоположном конце разрядники еще не сработали, показано на рис.3, б. На графиках видно, что односторонние срабатывания защит вызывают значительное повышение напряжения на изоляции кабельной линии на противоположном конце (более 5 кВ) и по трассе на длине около 7 км (заштрихованная область на рис.3, б). В результате происходит срабатывание разрядников (или пробой изоляции КЛ) на противоположном конце (или на трассе).
При срабатывании защитных разрядников с обоих концов кабельной линии напряжение изоляции кабеля по трассе снижается до нескольких вольт (см. рис.3, в). Ток в жилах зависит от наведенной ЭДС и разности напряжений между контурами заземления концевых станций, которая непосредственно зависит от токов, стекающих в землю. При увеличении составляющей аварийного тока на землю до 3 кА и более (на ГЭС-1У) уравнительный ток в жилах может достигать 390 А (около 25 А на один разрядник). При выводе пар жил из работы токи в отдельных разрядниках могут увеличиться до 30 А и более. Время термического действия уравнительных токов ограничено временем срабатывания защит на отключение замыкания от 0.5 до 1 секунды с повторением опасного действия при работе АПВ в случае отсутствия ликвидации замыкания. Следовательно, действие тока превышает по величине допустимый уровень для большинства защитных разрядников (кроме У12-А600Х) и по времени действия превышает допустимую длительность действия больших токов в пределах 9 циклов (менее 0.2 с).
в
г
Рис. 3. Распределения напряжений по трассе кабеля связи между ГЭС-1У и ГЭС-V при однофазном замыкании в ОРУ ГЭС-1У на разных стадиях развития повреждения:
а) отсутствие срабатываний разрядников и перекрытий изоляции;
б) срабатывание разрядников в начале кабельной линии; в) срабатывание разрядников в начале и в конце кабельной линии; г) распределение напряжения при пережигании жил в начале КЛ
Термическое разрушение разрядников или пережигание жил приводит к режиму обрыва контура с одновременным повышением напряжения в точке обрыва, распределение напряжения при пережигании жил в начале КЛ показано на рис.3, г. Далее происходят повторные пробои изоляции в токах пережигания жил и циклическое развитие повреждения кабеля и пунктов подключения. При этом повреждения на трассе могут сопровождаться повреждениями в пунктах подключения.
По результатам расчетов электромагнитных влияний аварийных токов высоковольтной сети на кабельные линии выявлены следующие особенности:
• наибольшие повышения напряжения в пунктах подключения и на трассе КЛ возникают при обрыве контура жила - земля (оболочка);
• наиболее опасные токи протекают при замыканиях жил на оболочку с обоих концов (в короткозамкнутых режимах).
Таким образом, существующая защита разрядниками, ограничивая перенапряжения, вызывает опасные токи в элементах КЛ. Совершенствование защиты от опасных влияний возможно путем поиска компромиссного варианта
ограничения тока, когда при безопасной величине токов обеспечивается снижение напряжения на изоляции ниже допустимого уровня.
Для оценки возможности реализации указанного условия выполнены расчеты распределения напряжения на изоляции при включении в контур (со сработавшими разрядниками) добавочного сопротивления для ограничения тока в контуре. Результаты расчетов представлены на рис.4.
б
и, кВ
II 1111^1 Напряжение на изоляции |ииз|
X \
N X 1 Го ч
V £ и.,
*-'ж| км
и, кВ
3 4 5
7 8 9 10 11
1 1 1 1 1 1 Напряжение на изоляции ^из
V Г-. \
Ч Х^ 1^0 X X <
' _\
Л КМ
0 2 3 4 5 6 7 8 9 10
и, кВ
и, кВ
ч Нг іпря 1 жение на ИЗО] ІІЯЦ ии |Циз
\ Ч \
Ч ■4и о X
15 ж|
-“Г " /, КМ
3 4 5
7 3 9 10 11
Ы 1 іпряже ние на 1_! ляц ИИ ^из
ч ■% у го \
- - "V / N \ У
::ч. \
. ^ X км
9 10 И
а
В
г
Рис. 4. Влияние токоограничивающих сопротивлений на распределение напряжений на оболочке, жилах и изоляции. Эквивалентное сопротивление токоограничивающих элементов ЯЭ: 50 Ом (а); 25 Ом (б); 10 Ом (в); 5 Ом (г)
Как видно из рис.4, а и б, включение резисторов с эквивалентным сопротивлением 50-25 Ом не позволяет снизить уровень напряжения на изоляции |иИЗ | рассматриваемой линии связи до безопасного. Необходимый эффект достигается при включении эквивалентного сопротивления 10 Ом и менее. При этом происходит увеличение тока в жилах и разрядниках. Для определения области значений эквивалентных токоограничивающих сопротивлений на рис.5 дано сопоставление зависимостей напряжения на изоляции кабельной линии с суммарным током в жилах кабеля и защитных разрядниках от величины эквивалентного сопротивления токоограничивающих элементов.
Из приведенных зависимостей следует, что эффективное снижение напряжения на изоляции до допустимых уровней (менее 2 кВ) в наиболее опасной ситуации срабатывания всех разрядников достигается в случае, когда эквивалентное сопротивление всех резисторов составляет 10 Ом и менее. Указанная величина определена из условия срабатывания разрядников на всех жилах и, соответственно, параллельного включения токоограничивающих элементов. При этом суммарный ток через параллельно включенные резисторы снижается до 160 А
и менее, т.е. менее 10 А на жилу и разрядник. Для 16-жильного кабеля на каждое присоединение включается последовательно с разрядником дополнительный резистор, сопротивление которого должно быть не более 160 Ом. Тогда токовая нагрузка на искровой разрядник и резистор составит не более 10 А в наихудшей ситуации.
Мощность токоограничивающих элементов выбирается в соответствии с уставками релейной защиты и временем срабатывания коммутационных аппаратов на ликвидацию аварийного режима. Реализация компактных токоограничивающих элементов при длительности токовых воздействий до 1.5 сек является большой проблемой.
Рис.5. Зависимость напряжения на изоляции кабеля \иИЗ\ и токов в жилах \1Ж\ от величины эквивалентного сопротивления токоограничивающих элементов ЯЭ
Так как изменение сопровождающего тока практически сфазировано с напряжением на изоляции, термическое действие сопровождающего тока можно значительно ограничить за счет увеличения динамического сопротивления токоограничивающего элемента в интервалах времени с безопасным снижением напряжения. Для этого токоограничивающий элемент должен иметь нелинейную вольт-амперную характеристику.
Напряжение на изоляции кабельной линии по концам иИЗ(0) и иИЗ(1) определяется падением напряжения АиТЭ поэтому вольт-амперная характеристика токоограничивающего элемента должна быть скоординирована с допустимым напряжением на изоляции ицОП. При этом возможно противоречие, когда разность напряжений между концами кабеля (иО(0) -иО(1)) не позволяет одновременно снизить напряжение на изоляции на концах кабеля до допустимых значений.
Условие координации защитных характеристик токоограничивающих элементов можно записать следующим образом [8]:
ра (0) - ио(1)\ < \2 • Ли тэ (1тэ ) + Ж ж (I ж )\, (1)
ЛиТЭ (1ТЭ ) < иЦОП ,
где Литэ (1ТЭ) - падение напряжения на токоограничивающем элементе при протекании тока 1ТЭ (определяется по вольт-амперной характеристике элемента), ЛиЖ (IЖ ) - напряжение на жилах между концами кабеля при протекании тока 1ж .
Таким образом, устанавливается связь между падением напряжения на дополнительном элементе (зависит от ицОП) и допустимым током в жилах кабеля и самом элементе 1Ж< 1цОП. При этом в условии координации (1) необходимо учесть векторное сложение АиТЭ и АиЖ.
Выводы
1. Определено направление совершенствования защиты кабельных коммуникаций с помощью включения токоограничивающих элементов, которые обеспечивают изменение перераспределение напряжения на изоляции по всей трассе кабеля до безопасного уровня.
2. Определены критерии для выбора характеристик токоограничивающих элементов в зависимости от уровня перенапряжений, допустимых на изоляции кабельной линии, и от величины токовых нагрузок на жилы кабельной линии и защитные разрядники.
Литература
1. Правила устройств электроустановок. М.: Энергосервис, 2003. 420 с.
2. Михайлов М.И. Влияние внешних электромагнитных полей на цепи проводной связи и защитные мероприятия. М.: Связь, 1967. 583 с.
3. Защита устройств проводной связи от электромагнитного влияния линий высокого напряжения / М.И.Михайлов, Л.Д.Разумов, А.С.Хоров. М.: Связьиздат, 1961. 72 с.
4. Шваб А. Электромагнитная совместимость / пер. с нем. В.Д.Мазина и С.А.Спектора; под ред. И.П.Кужекина. 2-е изд., перераб. и доп. М.: Энергоатомиздат, 1998. 508 с.
5. Совершенствование защиты линий связи от влияния токов в высоковольтной сети / Ю.М.Невретдинов, А.С.Карпов, Г.П.Фастий // Вестник МГТУ. 2009. Т. 12, № 1. С.65-69.
6. Распределение токов коротких замыканий на землю на ГЭС при оценке опасности «выноса» потенциалов / Ю.М.Невретдинов, Г.П.Фастий, А.С.Карпов // Технико-экономические и электрофизические проблемы развития энергетики Севера: сб. науч. тр. Апатиты: Изд-во КНЦ РАН, 2007. С.95-100.
7. Аналитическое решение для компонент электрического поля в среде расположения подземных коммуникаций / Б.В.Ефимов, А.С.Карпов, Ю.М.Невретдинов // Труды Кольского научного центра РАН. 2010. № 1. С.76-83.
8. Карпов А.С. Исследование опасных влияний высоковольтной сети каскадов ГЭС на подземные проводные коммуникации и разработка мер по повышению надежности их работы в условиях с низкой проводимостью грунта: автореф. дис. ... канд. техн. наук: 05.14.12. СПб., 2010. 17 с.
Сведения об авторах Карпов Алексей Сергеевич,
научный сотрудник лаборатории надежности и эффективности оборудования энергосистем Центра физико-технических проблем энергетики Севера КНЦ РАН Россия, 184209, Мурманская область, г.Апатиты, мкр.Академгородок, д. 21А эл. почта: dal_par07@ien.kolasc.net.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
Фастий Галина Прохоровна,
научный сотрудник лаборатории надежности и эффективности оборудования энергосистем Центра физико-технических проблем энергетики Севера КНЦ РАН Россия, 184209, Мурманская область, г.Апатиты, мкр.Академгородок, д. 21А эл. почта: fastiy@ien.kolasc.net.ru
УДК 621.311
О.В.Залесова, М.В.Якубович
РАСЧЕТ НАВЕДЕННОГО НАПРЯЖЕНИЯ НА ОТКЛЮЧЕННОЙ ЛЭП С ПОМОЩЬЮ ПРОГРАММЫ FEMM
Аннотация
Рассмотрено использование программы моделирования электромагнитных полей методом конечных элементов FEMM для расчёта наведённого напряжения на отключённой линии электропередачи, вызванного работой тяговой сети железной дороги.
Ключевые слова:
железная дорога, линия электропередачи, электромагнитное влияние, программа FEMM.
O.V.Zalesova, M.V.Yakubovich
СALCULATION OF INDUCED VOLTAGE IN DEENERGIZED TRANSMISSION LINE BY PROGRAM FEMM
Abstract
This paper presents an application of program for electromagnetic fields simulating by finite element method (FEMM) to calculate induced voltage in deenergized transmission line. Induced voltage caused by electric railway is considered for various ground-return current values.
Keywords:
railway, transmission line, electromagnetic influence, FEMM program.
Благодаря высокому уровню развития цифровой вычислительной техники в последнее время широкое применение получили численные методы
