ФЕДЕРАЛЬНОЕ ГОСУДАРСТВЕННОЕ БЮДЖЕТНОЕ ОБРАЗОВАТЕЛЬНОЕ УЧРЕЖДЕНИЕ ВЫСШЕГО ПРОФЕССИОНАЛЬНОГО ОБРАЗОВАНИЯ
advertisement
ФЕДЕРАЛЬНОЕ ГОСУДАРСТВЕННОЕ БЮДЖЕТНОЕ ОБРАЗОВАТЕЛЬНОЕ УЧРЕЖДЕНИЕ ВЫСШЕГО ПРОФЕССИОНАЛЬНОГО ОБРАЗОВАНИЯ "НАЦИОНАЛЬНЫЙ ИССЛЕДОВАТЕЛЬСКИЙ УНИВЕРСИТЕТ "МЭИ" На правах рукописи Тимонин Илья Александрович РАЗРАБОТКА РЕКОМЕНДАЦИЙ ПО ЗАЩИТЕ СИСТЕМ ОПЕРАТИВНОГО ПОСТОЯННОГО ТОКА ОТ ПЕРЕНАПРЯЖЕНИЙ Специальность 05.14.02 – «Электрические станции и электроэнергетические системы» Диссертация на соискание учёной степени кандидата технических наук Научный руководитель: кандидат технических наук, доцент Гусев Ю. П. Москва, 2013 г. 2 ОГЛАВЛЕНИЕ ОГЛАВЛЕНИЕ ................................................................................................................ 2 ВВЕДЕНИЕ ...................................................................................................................... 5 ГЛАВА 1. УСТРОЙСТВА ЗАЩИТЫ ОТ ПЕРЕНАПРЯЖЕНИЙ В СИСТЕМАХ ОПЕРАТИВНОГО ПОСТОЯННОГО ТОКА ............................................................. 13 1.1. Типовые схемы и состав систем оперативного постоянного тока ............ 13 1.2. Проблемы электромагнитной совместимости ............................................ 22 1.3. Импульсные коммутационные перенапряжения ........................................ 30 1.4. Сравнение устройств защиты от перенапряжений..................................... 32 1.5. Выводы ......................................................................................................... 40 ГЛАВА 2. МАТЕМАТИЧЕСКОЕ ОПЕРАТИВНОГО ПОСТОЯННОГО МЕЖПОЛЮСНЫХ МОДЕЛИРОВАНИЕ ТОКА ДЛЯ КОММУТАЦИОННЫХ СИСТЕМЫ ИССЛЕДОВАНИЯ ПЕРЕНАПРЯЖЕНИЙ, ВЫЗЫВАЕМЫХ СРАБАТЫВАНИЕМ ПЛАВКИХ ПРЕДОХРАНИТЕЛЕЙ ПРИ ОТКЛЮЧЕНИИ КОРОТКИХ ЗАМЫКАНИЙ........................................................... 41 2.1. Введение ....................................................................................................... 42 2.2. Физические процессы при отключении коротких замыканий предохранителем ................................................................................................... 47 2.2.1. Стадии развития и гашения дуги ............................................................. 47 2.2.2. Плавление вставки предохранителя ........................................................ 49 2.2.3. Влияние продольной теплопередачи ....................................................... 51 2.2.4. Практические выводы............................................................................... 52 2.3. Сведения о программе EMTP-RV ................................................................ 53 2.4. Расчетная схема и основные уравнения модели ........................................ 54 2.5. Реализация модели в EMTP-RV ................................................................... 60 2.6. Реализация модели в Mathcad ..................................................................... 67 2.7. Верификация модели ................................................................................... 71 2.7.1. Сопоставление результатов моделирования в EMTP-RV и Mathcad ...... 71 2.7.2. Сопоставление результатов моделирования и данных фирмы- производителя ........................................................................................................ 75 3 2.7.3. Допустимость представления схем замещения элементов сосредоточенными параметрами .......................................................................... 80 2.8. Выводы ......................................................................................................... 80 ГЛАВА 3. ИССЛЕДОВАНИЕ ПРОЦЕССА ОГРАНИЧЕНИЯ ПЕРЕНАПРЯЖЕНИЙ РАЗЛИЧНЫМИ УСТРОЙСТВАМИ ЗАЩИТЫ ........................................................ 82 3.1. Введение ....................................................................................................... 82 3.2. Межполюсное коммутационное перенапряжение ..................................... 82 3.2.1. Описание условий исследования ............................................................. 82 3.2.2. Вариант без использования защиты от перенапряжений ....................... 82 3.2.3. Вариант с использованием устройства защиты от импульсных перенапряжений ..................................................................................................... 85 3.2.4. 3.3. Анализ результатов................................................................................... 88 Перенапряжение между полюсом и землей................................................ 89 3.3.1. Общие сведения ........................................................................................ 89 3.3.2. Вариант с использованием устройства защиты от импульсных перенапряжений ..................................................................................................... 90 3.3.3. Вариант с использованием диодной защиты .......................................... 92 3.3.4. Анализ результатов................................................................................... 95 3.4. Перенапряжение при отключении соленоида включения высоковольтного выключателя .......................................................................................................... 95 3.4.1. Описание условий исследования ............................................................. 95 3.4.2. Сравнение эффективности диодной защиты и устройства защиты от импульсных перенапряжений ............................................................................... 96 3.4.3. 3.5. Анализ результатов................................................................................... 99 Натурные испытания по отключению коротких замыканий в системе оперативного постоянного тока автоматическими выключателями ................ 101 3.5.1. Цель, объект и задачи испытаний .......................................................... 101 3.5.2. Технические средства ............................................................................. 102 3.5.3. Анализ результатов................................................................................. 107 3.6. Выводы ....................................................................................................... 112 4 ГЛАВА 4. РЕКОМЕНДАЦИИ ПО ЗАЩИТЕ СИСТЕМ ОПЕРАТИВНОГО ПОСТОЯННОГО ТОКА ОТ ПЕРЕНАПРЯЖЕНИЙ С УЧЕТОМ СОВРЕМЕННЫХ ТРЕБОВАНИЙ К КАЧЕСТВУ ЭЛЕКТРОПИТАНИЯ МИКРОПРОЦЕССОРНЫХ УСТРОЙСТВ ............................................................................................................... 113 4.1. Введение ..................................................................................................... 113 4.2. Рекомендации по выбору защиты от перенапряжений ............................ 113 4.3. Выводы ....................................................................................................... 117 ЗАКЛЮЧЕНИЕ ........................................................................................................... 119 СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ ........................................................................................... 121 ПРИЛОЖЕНИЕ 1. ПИСЬМО О ВНЕДРЕНИИ РЕЗУЛЬТАТОВ ДИССЕРТАЦИОННОЙ РАБОТЫ ОТ ОАО «ФСК ЕЭС» ...................................... 128 5 ВВЕДЕНИЕ Актуальность работы. Опыт эксплуатации низковольтных установок постоянного тока на электростанциях (ЭС) и подстанциях (ПС) свидетельствует о периодически возникающих случаях появления перенапряжений в этих сетях. Ранее, когда релейная защита (РЗ) выполнялась на базе электромеханических реле, перенапряжения не вызывали существенных проблем. С внедрением микропроцессорной техники, более чувствительной к перенапряжениям, возникла опасность повреждений и ложных срабатываний релейной защиты и автоматизированных систем управления ЭС и ПС. Это, в свою очередь, может вызывать серьёзные аварии на энергообъектах страны. Скудная статистика таких аварий объясняется отсутствием системы сбора и анализа подобной информации, а также объективными трудностями в определении истинных первопричин аварий. Данная работа посвящена разработке рекомендаций по защите установок постоянного оперативного тока от перенапряжений. Система оперативного постоянного тока (СОПТ) предназначена для снабжения электроэнергией устройств релейной защиты, автоматики и сигнализации, а также аварийного освещения и ответственных механизмов собственных нужд, в том числе электроприводов силовых выключателей. СОПТ должна обеспечивать надежное снабжение электроприемников как в нормальном, так и в аварийных режимах работы энергообъекта. С внедрением микропроцессорных устройств релейной защиты значительно усиливаются требования к качеству питания и электромагнитной совместимости электроприемников и систем питания. Изменение состава электроприемников постоянного тока приводит к необходимости пересмотра требований к устройствам защиты от перенапряжений. В настоящее время, в России, наметилась не всегда оправданная тенденция к использованию зарубежных средств защиты и необоснованному отказу от проверенных практикой отечественных защитных устройств. 6 Решить эти проблемы может разработка научно обоснованных рекомендаций по выбору способов и средств защиты от перенапряжений в СОПТ с учетом современных требований к качеству электропитания. Ввиду того, что система оперативного постоянного тока является неотъемлемой частью любой электрической станции и подстанции напряжением 110 кВ и выше, задача повышения надежности работы таких систем является масштабной и актуальной. Объектом исследования является система оперативного постоянного тока подстанций 110-750 кВ с устройствами защиты от перенапряжений на базе силовых диодов и варисторов. Предметом исследования являются переходные процессы в СОПТ, сопровождающиеся перенапряжениями, с учетом влияния на них устройств защиты: диодов и варисторов. Целью диссертации является разработка рекомендаций по защите СОПТ от перенапряжений с учетом современных требований к электромагнитной совместимости и качеству электропитания микропроцессорных устройств для предотвращения повреждений и ложных срабатываний релейной защиты и автоматики подстанций 110-750 кВ. Задачи исследования. Для достижения цели исследования поставлены и решены следующие задачи: 1) анализ схем и состава СОПТ, оценка электромагнитной обстановки, анализ факторов, влияющих на параметры перенапряжений, современных тенденций изменения состава потребителей и применяемых устройств защиты от перенапряжений в СОПТ; 2) разработка электромагнитных перенапряжениями, математической переходных модели СОПТ процессов, расчетно-экспериментальное для исследования сопровождающихся исследование процесса 7 возникновения перенапряжения в СОПТ при срабатывании плавких предохранителей; 3) расчетно-экспериментальное исследование процесса ограничения перенапряжений в СОПТ с помощью диодной защиты и устройств защиты от импульсных перенапряжений эффективности указанных (УЗИП) способов на основе защиты; варисторов, сравнение проведение натурных экспериментов по отключению коротких замыканий (КЗ) в СОПТ, оценка параметров перенапряжений; 4) разработка рекомендаций по защите СОПТ от перенапряжений с учетом современных требований к качеству электропитания микропроцессорных устройств. Методы исследования. Решение поставленных задач производилось с помощью математического моделирования на основе системы линейных алгебраических уравнений, составленных по законам Кирхгофа, математического моделирования на основе теории обыкновенных дифференциальных уравнений, расчетно - экспериментального исследования в специализированной компьютерной программе EMTP-RV, натурных экспериментов на учебной исследовательской установке постоянного тока фирмы Gutor кафедры «Электрические станции». Научная новизна. В диссертации получены следующие новые научные результаты: 1) проведен анализ эффективности защиты СОПТ от перенапряжений, вызванных отключающими защитными аппаратами, электрической дугой, воздействием электромагнитных полей, выявлены преимущества диодной защиты по сравнению с УЗИП комбинированного и ограничивающего типов. Показано, что напряжения среза УЗИП в 2-3 раза выше напряжения среза диодной защиты, а способность к поглощению энергии в несколько раз ниже, чем у диодов. 2) разработана электромагнитных математическая переходных модель процессов, для исследования сопровождающихся 8 перенапряжениями, содержащая отключающие защитные аппараты, силовые диоды и варисторы. Модель учитывает влияние активных и индуктивных сопротивлений кабельной сети и аккумуляторной батареи, емкостей полюсов относительно земли и постоянной времени цепи КЗ, позволяет оценивать основные параметры возникающих импульсов перенапряжений: амплитуду, длительность фронта, длительность полуспада и энергию. 3) проведено исследование эффективности защиты СОПТ от перенапряжений с помощью силовых диодов и УЗИП, преимуществ и недостатков применения данных устройств. Были рассмотрены случаи возникновения и ограничения внутренних межполюсных коммутационных перенапряжений при отключении КЗ предохранителем, внешних перенапряжений между полюсом и землей, а также перенапряжений, возникающих при отключении соленоида включения высоковольтного выключателя. 4) разработаны рекомендации по защите СОПТ от перенапряжений с учетом современных требований к качеству электропитания микропроцессорных устройств. Даны научно-обоснованные рекомендации по выбору мест присоединения, подбору параметров защитных устройства, конструктивного исполнения, способу подключения, защите выбранных устройств от сверхтоков. Достоверность научных положений диссертационной работы обусловлена корректным использованием теории электромагнитных переходных процессов, теоретических основ электротехники, обоснованностью принятых допущений и полученных при удовлетворительным использовании совпадением разработанной результатов математической расчетов, модели, реализованной в программных комплексах EMTP-RV и Mathcad с данными, предоставляемыми производителями защитных аппаратов. Расхождение между сопоставляемыми параметрами не превысило 10%. 9 Научные положения, выносимые на защиту: 1) математическая модель СОПТ для исследования электромагнитных переходных процессов, сопровождающихся перенапряжениями. с отключающими защитными аппаратами, силовыми диодами и варисторами; 2) результаты исследования эффективности средств защиты СОПТ от различных видов перенапряжений с помощью силовых диодов и УЗИП; 3) рекомендации по защите от перенапряжений в СОПТ с учетом современных требований к качеству электропитания микропроцессорных устройств. Практическая значимость и область применения результатов: – результаты исследования эффективности устройств защиты от перенапряжений при отключении КЗ плавкими предохранителями могут быть использованы для оценки параметров возникающих импульсов перенапряжений при проектировании на этапе разработки схемы СОПТ, выбора защитных аппаратов и устройств защиты от перенапряжений. – разработанные рекомендации по защите СОПТ от перенапряжений были использованы на кафедре «Электрические станции» ФГБОУ ВПО «НИУ «МЭИ» при разработке с участием автора внедренного и действующего стандарта организации ОАО «ФСК ЕЭС» СТО 56947007 - 29.120.40.041 - 2010 «Системы оперативного постоянного тока подстанций. Технические требования» и его изменений от 14.12.2012 г. Апробация и внедрение результатов работы. Работа была апробирована на следующих конференциях: − на Пятнадцатой Международной научно-технической конференции студентов и аспирантов «Радиоэлектроника электротехника и энергетика» (МЭИ, 26-27 февраля, г. Москва, 2009 г.); − на Шестнадцатой Международной научно-технической конференции студентов и аспирантов «Радиоэлектроника электротехника и энергетика» (МЭИ, 26-27 февраля, г. Москва, 2010 г.); 10 − на Семнадцатой Международной научно-технической конференции студентов и аспирантов «Радиоэлектроника электротехника и энергетика» (МЭИ, 24-25 февраля, г. Москва, 2011 г.), − на XXXIV сессии семинара «Кибернетика энергетических систем» по тематике «диагностика энергооборудования» (ЮРГТУ (НПИ), 25-27 сентября, г. Новочеркасск, 2012 г.). В приложении 1 приводится письмо о внедрении результатов диссертационной работы от ОАО «ФСК ЕЭС». Публикации. По результатам исследований было опубликовано шесть печатных работ, в том числе две в изданиях, рекомендованных ВАК РФ для публикаций материалов диссертационных работ. Структура и объем диссертации. Диссертация состоит из введения, четырех глав, заключения, библиографического списка, состоящего из 69 наименований, одного приложения. Основной текст изложен на 120 страницах, включает 68 рисунков и 16 таблиц. Общий объем диссертации составил 128 страниц. В первой главе приведен обзор публикаций, описаны типовые схемы и состав потребителей, охарактеризована электромагнитная обстановка в СОПТ. Рассмотрены причины возникновения перенапряжений в СОПТ, влияющие факторы, особенности коммутаций на постоянном токе, перечислены основные способы защиты: схемные решения, применение выпрямительных диодов, устройств защиты от импульсных перенапряжений на основе варисторов и разрядников. Приведены технические характеристики защитных устройств и сведены для удобства сравнения в общую таблицу характеристик. Во второй главе разработана математическая модель для исследования электромагнитных переходных процессов, сопровождающихся межполюсными перенапряжениями при отключении КЗ плавкими предохранителями. Модель 11 реализована в среде EMTP-RV и Mathcad. Рассмотрены физические процессы, при отключении коротких замыканий плавкими предохранителями. Приведено описание основных элементов расчетной модели. Произведена верификация результатов, полученных с помощью разработанной модели. Обоснована допустимость представления элементов расчетной схемы сосредоточенными параметрами В третьей главе произведено моделирование процесса ограничения межполюсных коммутационных перенапряжений с помощью УЗИП. Произведено сравнение эффективности ограничений перенапряжений между полюсом и землей с помощью диодной защиты и УЗИП ограничивающего типа на основе варисторов. Рассмотрен случай возникновения перенапряжений при отключении в аварийных условиях соленоида включения высоковольтных выключателей У-110 и У-220, выполнено сравнение эффективности режекции возникающих при этом перенапряжений варисторами и диодами. Моделирование проводилось с использованием программы EMTP-RV. Таким образом, было проведено исследование процесса ограничения перенапряжений в СОПТ различными устройствами защиты, на основании полученных результатов сделаны выводы об эффективности рассмотренных защитных устройств. В четвертой главе приведены рекомендации по выбору устройств защиты СОПТ от перенапряжений с учетом современных требований по электромагнитной совместимости и качеству электропитания микропроцессорных устройств подстанций напряжением 110–750 кВ. Даны рекомендации выбору типа защитных устройств, мест присоединения, подбору параметров защитных устройства, конструктивного исполнения, способу подключения, защите выбранных устройств от сверхтоков. Таким образом, рекомендовано в щите постоянного тока (ЩПТ) применять диодную защиту, вследствие большей её эффективности для режекции импульсов 12 перенапряжений полюс - земля, а также возможных импульсов при отключении соленоидов включения высоковольтных выключателей. 13 ГЛАВА 1. УСТРОЙСТВА ЗАЩИТЫ ОТ ПЕРЕНАПРЯЖЕНИЙ В СИСТЕМАХ ОПЕРАТИВНОГО ПОСТОЯННОГО ТОКА 1.1. Типовые схемы и состав систем оперативного постоянного тока Объектом исследований данной работы являются системы оперативного постоянного тока подстанций напряжением 110-750 кВ. СОПТ на электрических подстанциях является функционирования одной зависит из важнейших надежность систем. работы, как От её исправного подстанции, так и энергосистемы в целом. Постоянный оперативный ток от аккумуляторных батарей применяется на ЭС различных типов и крупных ПС напряжением 110-750 кВ, а также на ПС с воздушными выключателями, синхронными компенсаторами и принудительной системой охлаждения трансформаторов. Широкое использование постоянного оперативного тока в основном вызвано тем, что многие применяемые в электроустановках собственных нужд ЭС и ПС механизмы, выполненные на постоянном токе, имеют более простую конструкцию и лучшие характеристики, чем выполненные на переменном токе. Оперативный ток на ПС используют для обеспечения рабочего и резервного питания следующих электроприемников: - устройств релейной защиты и автоматики (РЗА); - устройств управления и приводов высоковольтных выключателей; - устройств сигнализации; - устройств противоаварийной автоматики; - устройств коммерческого учета электроэнергии; - устройств связи, обеспечивающих передачу сигналов РЗА; - приводов автоматических вводных и секционных выключателей щитов собственных нужд (ЩСН) напряжением 0,4 кВ. СОПТ должна обеспечивать резервное питание: - инверторов резервного питания автоматизированной системы управления технологическим процессом (АСУ ТП); 14 - светильников аварийного освещения помещений аккумуляторной батареи, общеподстанционного пункта управления (ОПУ), релейного щита, закрытых распределительных устройств (ЗРУ), насосных, камер задвижек пожаротушения. На подстанциях единой национальной электрической сети (ЕНЭС) должны использоваться системы оперативного постоянного тока, где источником тока является свинцово-кислотные аккумуляторы открытых (вентилируемых) типов [1]. На рис. 1.1 показана типовая схема системы оперативного постоянного тока с раздельными вводами шинок питания (ШП) электромагнитов включения и шинок управления (ШУ) [2]. Рис. 1.1. Вариант схемы системы оперативного постоянного тока с раздельными вводами ШП и ШУ: АБ – аккумуляторная батарея, ЗУ1,ЗУ2 – зарядные устройства, EY – шинки питания электромагнитов включения выключателей или механизмов заводки включающей пружины, EC – шинки управления, QF1-QF12 – защитные коммутационные аппараты (предохранители) 15 У схемы рис. 1.1 есть недостаток: не резервируется цепь ввода АБ. Лишена такого недостатка схема СОПТ на рисунке 1.2. Рис. 1.2. Вариант схемы СОПТ повышенной надежности: АБ – аккумуляторная батарея, ЗУ1, ЗУ2 – зарядные устройства, EY – шинки питания электромагнитов включения выключателей или механизмов заводки включающей пружины, EC – шинки управления В [3] не рекомендуется применять схемы с питанием электроприемников (обычно терминалы РЗА) через разделительные диоды в обоих полюсах СОПТ. Каждый такой потребитель получает питание сразу от двух секций шин постоянного тока DC1 и DC2 через 4 диода, обеспечивающих разделение между положительными и отрицательными полюсами этих двух секций шин СОПТ (см. рис. 1.3). 16 Рис. 1.3. Вариант схемы СОПТ с питанием электроприемников через разделительные диоды в обоих полюсах: АБ1, АБ2 – аккумуляторные батареи первого и второго комплекта СОПТ, ЗУ1, ЗУ2 – зарядные устройства первого комплекта СОПТ, ЗУ3, ЗУ4 – зарядные устройства второго комплекта СОПТ, VD – разделительные диоды, Q1-Q4 – автоматические выключатели Несмотря на то, что данное техническое решение содержит минимальное число коммутационных аппаратов и обеспечивает надежное резервирование цепей питания РЗА, в некоторых нештатных режимах работы установки диоды с емкостями полюсов фактически могут образовывать удвоитель напряжения. Например, при проведении наладочных или ремонтных работ в СОПТ или при не выявленном вовремя замыкании на землю цепи соединенной с одним полюсом DC1 и последующим внезапным замыканием на землю цепи, соединенной с противоположным полюсом DC2. При этом к устройствам РЗА оказывается приложенным напряжение около 450 В, приводящее к выходу из строя большинства устройств, оказавшихся под этим напряжением. Из практики эксплуатации подобных схем известны неоднократные случаи массовых повреждения устройств РЗА из-за суммирования напряжений DC1 и DC2 через диоды. 17 На действующих подстанциях наибольшее распространение получили аккумуляторные батареи открытого типа с пластинами из свинца [4]: отечественные аккумуляторы типа СК Курского завода «Аккумулятор» и батареи типа СН Югославского производства, большая часть из которых, выработала свой ресурс. В последнее время наблюдается массовая замена отечественных аккумуляторных батарей на зарубежные батареи открытого исполнения серии GroE с удельным внутренним сопротивлением менее 180-200 мОм*А*ч. [5], основным отличием которых от батарей типа СК является малообслуживаемость (доливка дистиллированной воды осуществляется один раз в 3-5 лет) и устойчивость к коррозии. Также преимуществом батарей данного типа является существенное снижение выделения взрывоопасной водородной газовой смеси в процессе эксплуатации, что снижает требования к вентиляции помещений аккумуляторных батарей [6-10]. На вновь сооружаемых подстанциях емкость аккумуляторных батарей выбирается исходя из условия работы СОПТ от аккумуляторов в аварийном режиме не менее 2 часов [11]. В комплект СОПТ входит аккумуляторная батарея, два зарядных устройства и щит постоянного тока, в котором кроме коммутационно распределительной аппаратуры размещена аппаратура управления, мониторинга, регистрации аварийных событий, измерения и сигнализации. Для всех аккумуляторных батарей выполняется сеть взаимного резервирования так, что в каждый щит постоянного тока может быть подано питание от батареи второго щита. В качестве зарядных устройств на подстанциях используются выпрямительные агрегаты. Типичным для большинства ЭС и ПС является зарядно-подзарядный выпрямительный агрегат типа ВАЗП-380/260-40/80. В системе постоянного тока выделяют генерирующую и распределительную части [12]. В генерирующую часть системы входит ЩПТ с присоединенными к нему аккумуляторной батареей и зарядными устройствами. Распределительная часть СОПТ включает сборные шины, коммутационные и защитные аппараты, кабельную сеть. 18 Щит постоянного тока выполняется с двумя системами шин. К силовым шинам подключается аккумуляторная батарея и зарядное устройство, питающие цепи электромагнитов выключателей, двигательная нагрузка, устройства связи, аварийное освещение и др. От оперативных шин питаются цепи управления, автоматики, сигнализации и защиты. Распределительная сеть СОПТ включает сборные шины, коммутационные и защитные аппараты, кабельную сеть. Распределительная сеть в существующих установках имеет вид колец, при этом каждое кольцо подключается к двум разным секциям ЩПТ, что обеспечивает возможность выполнения ремонтнопрофилактических работ в сети и повышает надежность питания электроприемников. В нормальном режиме кольца питания при наличии одного вводного выключателя на ЩПТ работают в разомкнутом режиме. Работа колец питания в замкнутом режиме может привести к затяжному КЗ и неселективному отключению защитного аппарата в цепи ввода аккумуляторной батареи. Так как питание устройств РЗА от ЩПТ осуществляется по разомкнутому кольцу, то отключение по любой причине защитного аппарата рабочего кабеля ведет к потере питания устройств РЗА, установленных в щите управления. Распределительные сети постоянного тока обычно имеют разветвленную кабельную сеть. Длина отдельных кабельных линий может достигать километра. Это обстоятельство обуславливает большую емкость полюсов распределительной сети относительно земли. Увеличение емкости сети способствует нежелательному проникновению помех через контур заземления в сеть из первичных цепей подстанции, создает трудности в применении устройств автоматического поиска присоединений ЩПТ с повреждениями изоляции относительно земли. Основная тенденция схемотехнических решений в современных СОПТ – это повышение надежности работы при одновременном уменьшении затрат на обслуживание, ориентация на возможность использования систем постоянного тока на энергетических эксплуатационного персонала. объектах без постоянного присутствия 19 В СОПТ энергообъектов в качестве отключающих защитных аппаратов применяются плавкие предохранители и автоматические выключатели. При этом, последние 20-30 лет при проектировании отечественных СОПТ преимущество отдавалось автоматическим выключателям, однако в последнее время ситуация начала меняться. В наиболее старых проектах использовались выключатели типа АВМ, позднее стали использоваться выключатели серии A3700 или серии ВА. Основным аргументом в пользу автоматических выключателей является удобство эксплуатации. Широкому распространению автоматических выключателей способствовал специфический характер нагрузок. Включение наиболее мощных электроприемников – соленоидов включения высоковольтных выключателей – сопровождалось значительными бросками токов, от которых необходимо отстроить защитные аппараты. Автоматические выключатели было проще отстроить от бросков тока, так как они имеют расцепитель вставок существует комбинированного действия. При использовании современных плавких возможность предусмотреть меры по индикации их состояния. Современные вставки имеют комбинированный индикатор срабатывания, обеспечивающий возможность местного визуального контроля и дистанционного контроля. При реконструкции старых и строительстве новых энергообъектов для защиты от перегрузок и КЗ используются аппараты комбинированного типа, объединяющие функции предохранителя, предохранители не выключателя требуют затрат на и разъединителя. техническое Кроме того, обслуживание, а к обслуживающему персоналу предъявляются минимальные квалификационные требования. Цена плавких предохранителей намного ниже, чем у автоматических выключателей. За рубежом тенденция изменения состава электроприемников оперативного тока возникла раньше, чем в России. При этом в качестве защитных аппаратов на ЩПТ преимущественно используются плавкие предохранители. В настоящее время в СОПТ применяются трехуровневые и двухуровневые системы построения защит [1], требующие обеспечения селективности защитных аппаратов. 20 Нижний уровень защит – это защита конечных электроприемников: устройств релейной защиты, автоматики, связи и др. Защита выполняется как автоматическими выключателями c тепловыми расцепителями и электромагнитной отсечкой, работающей без выдержки времени при КЗ на своих присоединениях, так и плавкими предохранителями. Средний уровень защиты – это защита кабельных линий и вторичных сборок, находящихся в щите управления, на релейных щитах, в распределительных устройствах. Выполняется предохранителями с токами плавких вставок 15 - 60 А в цепях ШУ и 80 - 400 А – в цепях ШП. На существующих подстанциях этот уровень защит мог выполняться с помощью выключателей A3793 с токами срабатывания полупроводникового расцепителя в зоне перегрузки 200 - 250 А и временем срабатывания 4 с при токах КЗ 1000 1250 А, и с полупроводниковым расцепителем в зоне токов КЗ с токами срабатывания 350 - 400 А и временем срабатывания 0,1 - 0,15 с (для A3793 с I ном = 160 ÷ 200 А и кратности полупроводникового расцепителя в зоне КЗ равной 2). Защита выключателей на 2-ом уровне также иногда выполняется автоматическими выключателями АК-63, ВА21-29, A3700 с электромагнитными отсечками без выдержки времени. Верхний уровень защит – это защита секции шин ЩПТ на вводе АБ и вводах зарядных устройств. Уровень выполняется предохранителями с токами плавких вставок от 400 до 600 А. На существующих подстанциях этот уровень защит мог выполняться с помощью автоматических выключателей АВМ-4с с токами срабатывания зависимых расцепителей 15 - 500 А (при номинальных токах расцепителя 120 - 140 А) и токами срабатывания независимых расцепителей 960 -4400 А и временем срабатывания обычно 0,6 сек или с помощью выключателей A3793 с токами срабатывания полупроводникового расцепителя в зоне перегрузки 312,5 А и временем срабатывания 8 или 16 с при токах КЗ 800 - 1500 А и с полупроводниковым расцепителем в зоне токов КЗ с токами срабатывания 800 - 1500 А и временем срабатывания 0,25 с. 21 В процессе эксплуатации автоматических выключателей выявлен ряд недостатков, в числе которых сложность организации безопасного проведения работ по проверке выключателя, особенно вводного; необходимость выполнения обходных цепей для питания устройств управления и РЗА при проверке головного автомата; отсутствие прогрузочных устройств на большие токи и проверка их работоспособности; необходимость в специально обученном персонале. Значительное количество (от 30 до 80%) от всей установленной на ЩПТ защитной аппаратуры было не чувствительно к токам дуговых коротких замыканий. Расцепители мгновенного действия автоматических выключателей АВМ, установленных в цепях ввода рабочего и резервного питания щита, обычно были не чувствительны даже к токам металлических КЗ на шинах щита. Отключение таких КЗ при отсутствии выносных защит происходило с большой выдержкой времени расцепителями с обратно зависимой защитной характеристикой. Защитные коммутационные аппараты, установленные на ЩПТ, при нормативном сроке службы 20 - 30 лет, фактически работают без замены 40 - 50 лет. При этом их фактические характеристики отличаются от паспортных, что приводит к их непредсказуемой работе. В цепях оперативного постоянного тока ПС применяются алюминиевые и медные кабельные линии сечением до 240 мм2. Длина этих линий может достигать нескольких сотен метров. В общем виде потребителей оперативного постоянного тока принято делить на три вида: • постоянная нагрузка – аппаратура управления, защиты, сигнализации и т.п.; • кратковременная нагрузка – токи электромагнитов выключателей; • временная (аварийная) нагрузка – аварийное освещение, инверторы АСУ ТП и т.д. в случае прекращения питания со шкафа собственных нужд. 22 1.2. Проблемы электромагнитной совместимости Неправильная работа релейной защиты по причине недостаточной электромагнитной совместимости (ЭМС), по данным «Мосэнерго» составляет до 10% от всех случаев ложной работы и касается в основном только реле на микроэлектронной и микропроцессорной элементной базе [13]. Столь высокий процент случаев неправильной работы по причине недостаточной ЭМС вызван тем, что чувствительность к электромагнитным помехам микропроцессорных устройств релейной защиты на несколько порядков выше, чем у традиционных электромеханических защит. Так, если для нарушения работы электромеханического реле требуется энергия порядка 10-3 Дж, то для нарушения работы интегральных микросхем – всего 10-7 Дж. Разница составляет 4 порядка [14]. Согласно статистике, собранной представителями крупнейших японских компаний - производителей релейной защиты, сбои в работе устройств РЗ по причине проблем в цепях постоянного тока подстанций составляют примерно в 10% от общего числа сбоев работы [15]. Нужно учитывать, однако, значительно более благоприятную электромагнитную обстановку на энергообъектах в Японии по сравнению с российскими в виду длительности применения там микропроцессорных терминалов защит. Рис. 1.4. Данные японских производителей устройств релейной защиты о повреждаемости устройств от электромагнитных воздействий Согласно диагностике состояния систем оперативного постоянного тока на объектах ОАО МОЭСК 2009 г. на 90% обследованных подстанций коэффициент 23 затухания импульса напряжения при его проникновении из цепей приводов выключателей распределительных устройств в цепи РЗА РЩ (ГЩУ) находится в диапазоне от 6 до 20. Амплитуда ожидаемого импульса напряжения в цепях РЗА при этом может достичь 1,5 - 5кВ. Из ГОСТ 29280-92 и ГОСТ Р 51317.4.12-99 [58, 59] следует, что предельно допустимая амплитуда импульса противофазного напряжения, наводимого в цепях АСТУ разрядом молнии, составляет 1кВ (3-я степень жёсткости). На 90% подстанций не выполняются условия ЭМС при воздействии молниевых разрядов. Следовательно, для защиты устройств РЗА от импульсных перенапряжений в цепях СОПТ на ЩПТ необходимо устанавливать устройства защиты от перенапряжений. При использовании постоянного оперативного тока возникают следующие затруднения в решении задач электромагнитной совместимости [16]: - коммутация цепей постоянного тока со значительными индуктивностями вызывает опасные для электроприемников перенапряжения. Уровень указанных перенапряжений выше, чем при коммутации цепей переменного тока, в силу особенности гашения электрической дуги. На переменном токе гашение дуги, как правило, происходит при токах близких к нулевому значению. В этих условиях в индуктивностях цепи почти отсутствует магнитная энергия, и, следовательно, перенапряжения также практически отсутствуют. На постоянном токе в электрической дуге, возникающей при размыкании цепи выделяется значительная энергия, запасенная в индуктивностях. Этот процесс, как правило, сопровождается срезом тока и, значительными перенапряжениями; - элементы защиты от перенапряжений должны гасить более значительные сопровождающие токи по сравнению с переменным током (который проходит через нулевое значение); - более широкий диапазон отклонений напряжения на зажимах аккумуляторной батареи и сети по сравнению с переменным током. Это обусловлено различием максимально возможного напряжения (при заряде) и минимального допустимого (при разряде). Современная электроэнергетика становится все более информатизированной, что осуществляется с помощью 24 микроэлектронных и микропроцессорных технических средств. Однако эта аппаратура является довольно чувствительной к напряжениям, превышающим номинальное (см. рис. 1.5). Рис. 1.5. Требования микропроцессорной техники к уровню напряжения. Характеристика предоставлена ITIC (Informational Technology Industry Counsil) Требования к помехоустойчивости низковольтных входных и выходных портов питания постоянного тока электростанций и подстанций устанавливается в ГОСТ Р 51317.6.5-2006 [17]. В таблице 1.1 приведены требования по ЭМС к оборудованию ПС, получающему питание от СОПТ. Если в СОПТ применяется устройство, имеющее помехоустойчивость ниже, чем требует [17], то соответственно, более жесткие требования должны предъявляться к СОПТ по ЭМС. Из этого следует, что, применяя устройства с низкой помехоустойчивостью по портам электропитания, должны вкладываться дополнительные финансовые средства в мероприятии по снижению уровней помех в СОПТ [18]. 25 Таблица 1.1 Требования по ЭМС к оборудованию ПС, получающему питание от СОПТ Вид помех Провалы напряжения электропитания Прерывания напряжения электропитания Пульсация напряжения питания постоянного тока Напряжение промышленной частоты Микросекундные импульсные помехи большой энергии (1/50 мкс - 6,4/16 мкс) по схеме: - провод-провод Стандарт на метод испытаний на помехоустойчивость МЭК 61000-429 ГОСТ Р 51317.4.16 Повторяющиеся колебательные затухающие помехи по схеме ∆U 100% (0,5 с) ГОСТ Р 51317.4.4 Примечание Требования не применяют для выходных портов постоянного тока 10% U ном 4 10 В (длительны е помехи) 100 В (1 с) ГОСТ Р 51317.4.5 - 3 2 кВ 2 1 кВ 4 4 кВ Испытания проводят при частоте 1 МГц (более высокие частоты для испытаний оборудования для подстанций с газовой изоляцией - на рассмотрении) ГОСТ Р 51317.4.12 - провод-провод 3 - провод-земля Кондуктивные помехи, наведенные радиочастотными электромагнитными полями Испытательный уровень ∆U 30% (1 с) ∆U 60% (0,1 с) ГОСТ Р 51317.4.17 - провод-земля Наносекундные импульсные помехи Степень жесткости испытаний 2,5 кВ 1 кВ ГОСТ Р 51317.4.6 3 10 В 10 В=140 дБ (мкВ) 26 Поэтому темпы информатизации электроэнергетики во многом зависят от электромагнитной совместимости указанных технических средств с объектами информации. Электромагнитная обстановка в цепях оперативного тока является либо жесткой, либо крайне жесткой [16]. Жесткая электромагнитная обстановка характеризуется хотя бы одним из перечисленных ниже пунктов: - технические средства имеют общую с энергетическим оборудованием систему защитного заземления; - технические средства питаются от общей с другим оборудованием (включая силовое) сети; - линии с различными уровнями сигналов и напряжений, кабели питания, управления, связи, информационные линии не разнесены. Кабели не экранированы и не защищены от перенапряжений; - технические средства расположены за пределами основного здания. Сосредоточенные части технического средства гальванически развязаны друг с другом. Кабели связи, выходящие за пределы основного здания, защищены от перенапряжений; - в помещении имеется другое оборудование, подсоединенное к той же системе питания, что и техническое средство. В помещении могут быть оборудование высокого напряжения и источники статического электричества; - возможно использование переносных радиотелефонов и радиостанций мощностью не более 12 Вт. Крайне жесткая электромагнитная обстановка характеризуется хотя бы одним из перечисленных ниже пунктов: - отсутствует специально спроектированная система защитного заземления технических средств, и они заземляются неупорядоченно; - технические средства расположены в основном здании и вне его. Не все удаленные друг от друга части аппаратуры гальванически развязаны. Не все информационные кабели защищены от перенапряжений. информационные кабели, выходящие за пределы основного здания; Имеются 27 - возможно неограниченное использование переносных радиотелефонов и радиостанций. Поблизости могут находиться мощные радиопередатчики. Такая электромагнитная обстановка затрудняет внедрение устройств релейной защиты, электроавтоматики, телемеханики, управления, связи, техники АСУ ТП и других вторичных систем, реализованных на микроэлектронной и микропроцессорной базе. В связи с отмеченным, существуют две задачи, которые необходимо решить с целью создания требуемого уровня информатизированности электроэнергетики: - улучшение электромагнитной обстановки на объектах информатизации, т.е. снижение уровня электромагнитных помех; - повышение помехоустойчивости технических средств вторичных систем объектов информатизации. Решение первой задачи связано с проведением сравнительно дорогостоящих обследований и трудоемких операций по реконструкции заземляющих устройств, прокладке информационных кабелей, установке экранов, барьеров и др. Вторую задачу решают, обычно, путем установки устройств защиты от перенапряжений, фильтров помех и т.д. В общем случае рациональный метод решения проблемы ЭМС заключается в технически и экономически обоснованном сочетании способов решения первой и второй задач. Принцип, положенный в основу конструкции большинства защитных устройств заключается в шунтировании помех в защищаемой цепи на землю. Это, очевидно, требует наличия хорошего заземления, обеспечивающего связь между всеми присоединенными к нему элементами вторичных систем, как по промышленной, так и по высокой частоте. В противном случае защитные устройства малоэффективны или даже бесполезны. Во многих случаях обследование электромагнитной обстановки устанавливает наличие конструктивных особенностей объектов, принципиально приводящих к проникновению электромагнитных полей, токов и потенциалов помех в защищенные зоны. Это, например, относится к случаю, когда элементы цепей высокого напряжения и силовых цепей находятся на расстоянии нескольких метров от здания или даже заходят в него. Обеспечить приемлемый 28 уровень экранирования низкочастотных полей оказывается практически невозможным. Единственный выход – это такая коррекция схемы размещения аппаратуры и рабочих мест, при которой они выводятся из опасной зоны, определяемой по результатам оценки электромагнитной обстановки. Широкое применение защитных устройств позволяет уменьшить стоимость работ по обеспечению требуемого уровня ЭМС. Это достигается за счет минимизации доли таких дорогостоящих защитных решений, как масштабная реконструкция заземляющего устройства, изменение трасс прокладки кабелей, изменение схем грозозащиты, замена существующих кабелей на экранированные, широкое использование оптоволоконных средств и т.п. Экономии можно добиться и за счет некоторого снижения объема работ по контролю электромагнитной обстановки. Аварийные потенциалы на элементах заземляющих устройств и помехи от грозовых разрядов в основном определяются состоянием заземляющих устройств. Поэтому помехи, вызванные внешними перенапряжениями - грозовыми разрядами и аварийными потенциалами заземляющих устройств могут быть существенно подавлены путем реализации зонной концепции заземления. Основные ее положения приведены в стандартах МЭК 1024-1 (1990-03) "Защита сооружений от удара молний. Часть 1. Общие принципы" [19] и МЭК 1312-1 (1995-02) "Защита от электромагнитного импульса молнии. Часть 1. Общие принципы" [20]. Суть данной концепции заключается в том, что объект, подлежащий молниезащите (защите от перенапряжений), разбивается на три условных зоны. Предусматривается последовательное снижение уровня перенапряжений от зоны 0 к зоне 1 и далее к зоне 2, в которой устанавливается оборудование. Границей зоны 0 и зоны 1 служит внешний контур заземления и стены здания. Современная классификация защитных устройств строится в соответствии с зоновой концепцией молниезащиты. Основные классы защитных устройств приведены в IEC 1643-1 (37A/44/CDV: 1996-03) "Устройства защиты от волн перенапряжения для низковольтных систем распределения электроэнергии. Эксплуатационные требования и методы испытания". 29 Однако, внутренние перенапряжения – импульсные коммутационные перенапряжения не могут быть уменьшены с помощью зонной концепции. Поэтому при анализе систем защиты цепей оперативного постоянного тока от электромагнитных помех основное внимание должно быть уделено использованию элементов, ограничивающих помехи. Существуют два подхода к определению параметров импульсных помех: • экспериментальный (статистический), реализуемый с помощью непосредственных измерений на существующих объектах; • теоретический (расчетный), с помощью применения математического и (или) физического моделирования процессов, происходящих в исследуемых электроэнергетических системах при импульсных коммутационных помехах. Каждый из этих подходов имеет свои недостатки. Статистический подход к определению параметров помех с использованием математического аппарата теории вероятности требует большого количества измерений в течение длительного времени из-за того, что возникновение недопустимых помех – редкое явление и носит случайный характер. Кроме того, для применения традиционных средств измерения (осциллографы, импульсные вольтметры и др.) необходим ряд дополнительных устройств: входных делителей, фильтров, схем запуска и управления, схем сопряжения с ЭВМ, защиты от импульсных помех в их цепях питания. В результате получается достаточно сложная информационноизмерительная система, эксплуатация которой вне лабораторных условий затруднена. Это приводит к необходимости создания дорогостоящих специализированных устройств для исследования импульсных коммутационных помех. Применение статистического подхода в качестве единственного для определения параметров помех сомнительно еще из-за того, что не исключена возможность неучета или не фиксирования маловероятного, но возможного, максимального импульса перенапряжений. Учитывая ответственное назначение цепей оперативного тока, более целесообразно ориентироваться на наихудший случай – максимально-возможные параметры импульсных коммутационных помех. Для точного определения параметров помех необходимо учесть большое количество факторов, не все из 30 которых возможно учесть без соответствующих измерений на исследуемых объектах или на их физических моделях, т.е. создание точных расчетных методов является сложной задачей без исходных данных, полученных экспериментально. Однако расчетные модели, несмотря на большую трудность их получения, более универсальны, и после небольшой адаптации, возможно их применение для различных объектов. импульсных Как известно, коммутационных помех основной причиной являются возникновения процессы коммутации, приводящие к быстрому изменению отключаемого тока и соответственно к быстрому перераспределению и преобразованию энергии. Поэтому при расчетном подходе к анализу помех определяющими являются модели аппаратов, производящих коммутацию: автоматические выключателей и предохранителей. 1.3. Импульсные коммутационные перенапряжения Импульсные коммутационные перенапряжения наиболее опасны по последствиям в СОПТ, так как они приложены к входам электроприемников в виде противофазной помехи и приводят к повреждениям их блоков питания, в частности, конденсаторов, транзисторов, выпрямительных диодов и тиристоров. Причиной возникновения импульсных коммутационных перенапряжений, является коммутация индуктивных элементов системы. Примерами таких коммутаций являются: - отключение автоматическими выключателями, предохранителями или контакторами индуктивной нагрузки; - отключение выключателями или предохранителями коротких замыканий; - включение индуктивной нагрузки, сопровождаемое отскоком контактов выключателя. При отключениях выключателями коротких замыканий, а также при срабатываниях предохранителей, вызванных короткими замыканиями, перенапряжения могут возникнуть со стороны источника питания. В этом случае причина появления перенапряжения совпадает с причиной появления 31 перенапряжения при отключении индуктивной нагрузки – высвобождение запасенной в индуктивности электромагнитной энергии. Включение индуктивной нагрузки, сопровождаемое отскоком контактов выключателя, является частным случаем отключения индуктивной нагрузки. Однако возникающие при этом перенапряжения значительно меньше по амплитуде и энергии, так как в этом случае происходит отключение не установившегося тока цепи, а переходного тока, который заведомо меньше. Поэтому нет необходимости изучения данного вида коммутаций с точки зрения коммутационных перенапряжений. По продолжительности такие перенапряжения подразделяют на микросекундные большой энергии и наносекундные малой энергии. Микросекундные импульсные коммутационные перенапряжения в цепях оперативного постоянного тока возникают при срабатывании предохранителей и автоматических выключателей. Микросекундные перенапряжения могут содержать компоненты как в высокочастотной, так и в низкочастотной областях. Спектр частот микросекундных импульсных помех зависит не только от вида коммутационного аппарата, но и от протяженности отключаемых участков. Частота будет тем выше, чем меньше протяженность (и, следовательно, емкость и индуктивность) коммутируемого участка. Микросекундные перенапряжения, имеющие спектр частот в высокочастотной области, представляют большую опасность по сравнению с низкочастотными микросекундными импульсными помехами. Существует различие в проявлении воздействий микросекундных импульсных помех большой энергии и наносекундных импульсных помех с малой энергией. Первые могут иметь энергию до 1 кДж и выше и могут привести к повреждению кабелей и входных фильтров. В свою очередь, наносекундные импульсные помехи с существенно меньшей энергией по сравнению с микросекундными, обычно вызываемые коммутациями электромеханическими реле (чаще всего промежуточными), могут проникать во внутренние цепи аппаратуры и вызывать сбои цифровых систем управления преобразователями, автоматов бесперебойного питания, выпрямителей и др. Наносекундные 32 импульсные помехи чаще всего возникают при коммутации тока обмоток электромеханических реле. Такие реле являются наиболее распространенными электроприемниками в системах оперативного постоянного тока, так как они составляют основу логической части релейной защиты, автоматики, управления, сигнализации и др. Таблица 1.2 Идентификация причин отказов аппаратуры Вид помехи Вид отказа Перегорание плавких элементов предохранителей. Разрушение Микросекундные интерфейсных импульсные преобразователей и т. п.). Перекрытие между цепями ввода- помехи вывода и внутренними цепями аппаратуры, приводящее к (трансформаторов, оптронов, выходу из строя основных логических элементов. Ложное срабатывание индикаторов из-за изменения состояНаносекундные импульсные помехи ния соответствующих логических схем под действием помех. Перезагрузка из-за срабатывания сторожевых таймеров и других средств самоконтроля. «Зависание» аппаратуры из-за появления фатальных ошибок в программах и данных. Невосстанавливающееся повреждение интегральных схем. 1.4. Сравнение устройств защиты от перенапряжений Среди полупроводниковых ограничителей перенапряжений поглощающего типа напряжением до 1 кВ различают три основных типа защитных устройств: варисторы, разрядники и ограничительные диоды. В СОПТ в частности для защиты от перенапряжений используются устройства защиты от импульсных перенапряжений ограничивающего и комбинированного типов, а также силовые выпрямительные диоды в составе так называемой диодной защиты. В УЗИП ограничивающего типа основным защитным элементом является варистор, а в 33 УЗИП комбинированного типа применяется сочетание варистора с искровым промежутком (см. рис. 1.6). Устройства защиты от перенапряжений в СОПТ УЗИП УЗИП Диодная ограничивающего комбинированного типа защита Варистор и искровой Варистор промежуток Силовой диод Рис. 1.6. Виды защиты от коммутационных перенапряжений в СОПТ и их элементная база В последние десятилетия для защиты от импульсных перенапряжений в электрических сетях различного назначения наиболее широкое применение нашли варисторы. Название «Varistor» образовано от двух слов: «Vari(able) (Resi)stors», или «переменное сопротивление», — это полупроводниковые (карбидокремниевые или металлооксидные, оксидноцинковые) резисторы, электрическое сопротивление (проводимость) которых нелинейно зависит от приложенного напряжения. Защитное действие варисторов проявляется при параллельном подключении к защищаемому устройству. В нормальном режиме работы ток через варистор равен сотням микроампер и варистор находится в непроводящем состоянии. В момент возникновения волн перенапряжений варистор переходит в проводящее состояние, характеризующееся значительным ростом тока и незначительным увеличением напряжения. Когда напряжение снижается до номинальных значений, варистор возвращается в непроводящее состояние. Типичная вольт-амперная характеристика (ВАХ) варистора имеет резко выраженную нелинейную симметричную форму, пример вольт-амперных характеристик варисторов на основе оксида цинка и карбида кремния приведен на рисунке 1.7. 34 Рис. 1.7. Типичная ВАХ варистора (синим цветом – на основе оксида цинка, красным – карбида кремния) В технической литературе [21] ВАХ варистора в рабочем диапазоне описывается уравнением: I = K ⋅U α ( 1.1 ) где K – коэффициент, зависящий от типа варисторов и его размеров; а α – коэффициент нелинейности варистора, как правило, α лежит в области от 2 до 10 для варисторов из карбида кремния (SiC) и от 20 до 100 для варисторов на основе оксида цинка (ZnO). Уравнение (1.1) может быть представлено в двойном логарифмическом масштабе: lg I = lg K + α lg U ( 1.2 ) Уравнение (1.2) представляет собой уравнение прямой линии. Зная две пары величин ( U1 I1 и U 2 I 2 ), ВАХ варистора можно найти. Исходя из (1.2), коэффициент нелинейности: α= Формула (1.3) моделирования ВАХ. получила lg I1 − lg I 2 lg U1 − lg U 2 широкое ( 1.3 ) применение на практике для 35 В целом у варисторов можно выделить следующие достоинства: а) широкий диапазон использования: от защиты электронных компонентов непосредственно на печатной плате до защиты электрических сетей напряжением 500 кВ мощными нелинейных ограничителями перенапряжений, выполненными на базе варисторов; б) высокое значение допустимого тока (до 100 кА при импульсе тока 8/20 мкс); в) относительно высокое быстродействие (до 25 нс); г) большая энергоемкость. Недостатки варисторов и ОПН: а) ограниченный срок службы, вызванный старением варисторов; б) не всегда достаточный уровень ограничения перенапряжения (не ниже 1,7 - 2,2 от наибольшего напряжения, которое может быть приложено к выводам варистора неограниченно долго); в) невозможность применения для защиты от перенапряжений в высокочастотных цепях. При старении, зависящем от амплитуд импульсов тока и их количества, сопротивление варистора уменьшается. Характерные кривые ухудшения параметров варистора приведены на рис. 1.8. Старение варистора в силовой цепи может привести к его сильному нагреву. Поэтому устройства защиты от импульсных перенапряжений на основе варисторов снабжаются тепловыми размыкателями и устройствами сигнализации отказа. Рис. 1.8. Кривые ухудшения параметров варисторов 36 На рисунке 1.9 показана конструкция варистора, крепящегося на стандартную DIN-рейку. Внутри корпуса модуля расположен дисковый варистор и механизм указателя степени износа варистора. При отсутствии импульсных напряжений ток через варистор пренебрежимо мал, и поэтому варистор в этих условиях представляет собой изолятор. Однако, по причине того, что варистор постоянно находится под напряжением, постепенно происходит деградация его вольт-амперной характеристики, о чем обычно не сообщается в рекламных проспектах по данному типу устройств. При возникновении импульса перенапряжения варистор в силу нелинейности своей характеристики резко уменьшает своё сопротивление до долей Ома и шунтирует нагрузку, защищая её и рассеивая поглощённую энергию в виде тепла. Рис. 1.9. Внешний вид варистора, устанавливаемого на DIN-рейку, 1– Корпус, 2 – Встроенный предохранитель, 3 – Сменный варисторный модуль, 4 – Указатель «износа» варисторного модуля, 5 – Насечки на контактных зажимах На рисунке 1.10 показана принципиальная схема УЗИП комбинированного типа. Рис. 1.10. Принципиальная схема типового УЗИП комбинированного типа 37 В сетях постоянного тока с изолированными от земли полюсами хорошо зарекомендовала себя в качестве защиты от коммутационных перенапряжений диодная защита, состоящая из силовых полупроводниковых диодов, подключаемых встречно по отношению к полярности напряжения АБ между каждым полюсом СОПТ и «землей». Первоначально, для ограничения перенапряжений использовались диоды с номинальным током 50 А (предложение Борухмана В.А. из ОРГРЭС). Позже, из опыта эксплуатации, для предотвращения пробоев стали применять более мощные диоды на номинальный ток до 200 А и обратное напряжение 2000 В. Диоды переключаются через плавкий предохранитель и рубильник (см. рис. 1.11). Рис. 1.11. Диодная защита СОПТ Требование установки в СОПТ лавинных диодов часто обосновывается ошибочным предположением, что те ограничивают перенапряжения между полюсом и землей в СОПТ за счет обратной ветви своей вольт-амперной характеристики. На самом деле, при возникновении перенапряжения между полюсом и землей в СОПТ максимальное обратное напряжение, приложенное к диодам, не превышает по модулю напряжения на аккумуляторной батарее. Любое превышение обратного напряжения на одном из диодов сразу же приведет к ограничению данного напряжения до уровня напряжения АБ благодаря прямой ветви вольт-амперной характеристики диода на противоположном полюсе. В процессе режекции перенапряжений, обратная часть характеристики лавинных диодов может быть задействованной лишь при крутых, наносекундных, фронтах перенапряжений. Но перенапряжения с такими фронтами на шинах ЩПТ практически не возможны из-за больших значений емкости полюсов СОПТ 38 относительно земли связывающих ЩПТ и из-за с наличия индуктивности потенциальными кабельных источниками линий, перенапряжений. Следовательно, для защиты от перенапряжений между полюсом и землей в СОПТ могут использоваться обычные силовые выпрямительные диоды. Положительные свойства диодов защиты: а) высокая рассеиваемая энергия импульса (до 6,3 кА для импульса длительностью 10 мс); б) высокое быстродействие (время открытия – единицы наносекунд по прямой ветви ВАХ и единицы пикосекунд – по обратной ветви); в) уровень ограничения напряжения равен напряжению АБ г) отсутствие деградации характеристики д) низкая цена е) простота контроля исправности. Сравнение характеристик защитных устройств от перенапряжений в СОПТ приведено в таблице 1.3 [22]. Вообще, вопрос ограничения перенапряжений в системах оперативного постоянного тока является малоизученным. Публикаций на эту тему в отечественных и зарубежных источниках практически не встречается. В докладе [23] утверждалось, что согласно замерам амплитуды перенапряжений на входах терминалов релейной защиты в СОПТ достигали 5 кВ. Авторами публикации также заявлено, что диоды оказываются неэффективными при частоте перенапряжений свыше 100 кГц. Предложено устанавливать в качестве защитных устройств параллельно соединенные ветви с металлооксидным варистором и последовательно соединенными диодом и дросселем. Однако высокочастотные перенапряжения с частотой свыше 100 кГц при протекании в СОПТ от источника до чувствительного оборудования с большой вероятностью будут рассеяны на распределенных индуктивностях и емкостях соединительных кабелей. В самой публикации приводится оценка уменьшения амплитуды помех в процессе распространения – от 6 до 20 раз. Минусом предложенной схемы является усложнение защитного устройства, а, следовательно, снижение его надежности. В публикации, также не освещен 39 вопрос согласования параметров дросселя, диода и варистора, что, в общем-то является нетривиальной задачей. Таблица 1.3 Сравнение устройств защит СОПТ от перенапряжений Устройство для защиты от импульсных перенапряжений Наименование ограничивающего комбинированного параметра типа типа (металлооксидные (варистор с искровым варисторы) промежутком) 20 кА при 1 мс – для класса I Рассеиваемая 20 кА при 20 мкс – класс II энергия 10 кА при 20 мкс – класс III согласно [30] Время открытия Диапазон эффективного ограничения, В 25 нс единицы наносекунд от максимального длительного рабочего напряжения Uc = Uном Уровень защиты 2÷4 кВ – для класса I (напряжение >1 кВ – для класса II среза) >0,6 кВ – для класса III Деградация характеристики Цена Диод 6,3 кА при импульсе 10 мс (для Д161-200) единицы наносекунд от 0,7-1,0 В UАБ = 220 В присутствует отсутствует отсутствует от 25 $ до 50 $ до 50 $ 40 1.5. Выводы 1. Перенапряжения могут вызывать отказы и ложные срабатывания релейной защиты и сбои автоматизированной системы управления ПС, что, в свою очередь, может вызывать серьёзные аварии в энергосистеме. До 10% случаев ложной работы устройств релейной защиты происходит по причине нарушения ЭМС на стороне СОПТ. 2. Коммутационные перенапряжения в установках постоянного тока более опасны для чувствительного оборудования, так как ток в момент среза не проходит через ноль, поэтому энергия, запасенная в индуктивности цепи, при прочих равных условиях, на постоянном токе оказываются больше чем на переменном. 3. Вопрос ограничения перенапряжений в системах оперативного постоянного тока является малоизученным. В связи с ужесточившимися требованиями по качеству электропитания потребителей вследствие внедрения микропроцессорных устройств релейной защиты и автоматики необходимы дополнительные исследования в области ограничения перенапряжений и выбора защитных устройств. 4. Основными расчетными случаями, порождающими внутренние межполюсные коммутационные перенапряжения в СОПТ, являются отключения коммутационными аппаратами индуктивной нагрузки и токов короткого замыкания. 5. В борьбе с внешними перенапряжениями эффективным средством является реализация зонной защиты с правильно выполненной системой заземления. Для ограничения внутренних перенапряжений необходимо использовать специальные ограничивающие устройства. 6. По итогам проведенного анализа выявлено, что у диодной защиты напряжение среза ниже, чем у УЗИП, оно фактически равно напряжению аккумуляторной батареи – 220 В. Варисторы имеют напряжение среза порядка тройного напряжения сети. Также у диодной защиты возможный уровень рассеиваемой энергии импульсов перенапряжения превышает таковой у УЗИП. 41 Отрицательной чертой УЗИП ограничивающего типа является постепенная деградация основных характеристик ввиду того, что эти устройства постоянно должны находиться под напряжением. ГЛАВА 2. МАТЕМАТИЧЕСКОЕ МОДЕЛИРОВАНИЕ СИСТЕМЫ ОПЕРАТИВНОГО ПОСТОЯННОГО ТОКА ДЛЯ ИССЛЕДОВАНИЯ МЕЖПОЛЮСНЫХ КОММУТАЦИОННЫХ ПЕРЕНАПРЯЖЕНИЙ, 42 ВЫЗЫВАЕМЫХ СРАБАТЫВАНИЕМ ПЛАВКИХ ПРЕДОХРАНИТЕЛЕЙ ПРИ ОТКЛЮЧЕНИИ КОРОТКИХ ЗАМЫКАНИЙ 2.1. Введение В данной главе описан процесс разработки математической модели СОПТ для исследования возникающих при отключении КЗ плавкими предохранителями межполюсных перенапряжений. В главе также приведены результаты исследований, проведенных на модели. Рассмотрены физические процессы, при отключении коротких замыканий. Приведено описание основных элементов расчетной модели. Произведена верификация результатов, полученных с помощью разработанной модели. Как было показано в пункте 1.3 данной работы, основной причиной возникновения коммутационных перенапряжений в СОПТ являются операции отключения токов предохранителями, короткого замыкания автоматическими либо индуктивной выключателями и нагрузки контакторами, сопровождающиеся возникновением и гашением электрической дуги. Второе уравнение Кирхгофа для сети, состоящей из источника напряжения E , сопротивления R , индуктивности L и коммутационного аппарата с напряжением на дуге U a (рис. 2.1, а) имеет вид: E = i ⋅ R + Ua + L di . dt ( 2.1 ) При замкнутых контактах коммутационного аппарата U a = 0 . При устойчивом горении дуги, когда ток не изменяется, уравнение (2.1) имеет вид: E = i ⋅ R + Ua . ( 2.2 ) Если это равенство не удовлетворяется, то при условии E > i ⋅ R + U a появляется положительная ЭДС самоиндукции (+ L di ) и ток будет увеличиваться. dt Если E < i ⋅ R + U a , то возникает отрицательная ЭДС самоиндукции (- L di ) и ток dt будет уменьшаться. Графически уравнение (2.1) представлено на рис. 2.1, б. 43 Прямая параллельная оси абсцисс, соответствует напряжению источника E , а прямая, проведенная под углом к оси абсцисс, соответствует падению напряжения на сопротивлении R . Кривая 1 представляет статическую ВАХ дуги. Отрезки, заключенные соответствуют L между кривой U a = f (i ) и прямой ( E − i ⋅ R ), di . dt Рис. 2.1. Условия гашения дуги постоянного тока. Расчетная схема (а), графическое представление второго уравнения Кирхгофа (б) ВАХ дуги и прямая ( E − i ⋅ R ) пересекаются в точках А и В. Уравнение (2.2) выполняется лишь в этих двух точках. Действительно, если по каким-либо причинам произойдет увеличение тока I B , то в цепи возникает положительная ЭДС самоиндукции (+ L di ), уменьшающая ток до значения I B . Наоборот, при dt уменьшении тока I B в цепи возникает отрицательная ЭДС самоиндукции (- L di ), dt которая будет увеличивать ток до значения I B . Таким образом, точка B является точкой устойчивого горения дуги. Точка А является точкой неустойчивого горения дуги, так как при уменьшении тока I A отрицательная ЭДС самоиндукции (-Ldi/dt) будет уменьшать ток до нуля, и дуга погаснет. Таким образом, электрическая дуга постоянного тока погаснет, если будет ликвидирована точка устойчивого горения (точка В), т. е., если ВАХ дуги будет лежать выше прямой ( E − i ⋅ R ) и не будет с ней пересекаться. Таким образом, 44 условие успешности гашения дуги постоянного тока характеризуется следующим выражением: Ua > E − i ⋅ R . ( 2.3 ) Достигнуть этого можно либо увеличением сопротивления R , либо повышением падения напряжения на дуге. В первом случае увеличивается угол наклона прямой i ⋅ R = f (i ) . Во втором случае ВАХ дуги поднимается выше. Статическая характеристика дуги зависит от расстояния между электродами (длины дуги), материала электродов, параметров среды и условий охлаждения. Напряжение на дуге Ua можно рассматривать как сумму приэлектродных падений напряжения U э и падения напряжения в столбе дуги [23]: U a = U э + Eп ⋅ l , ( 2.4 ) где Eп – напряженность электрического поля в столбе дуги; l – длина столба дуги. Величина Eп зависит от тока и условий горения дуги. Статические ВАХ дуги изображены на рисунке 2.2. Чем больше длина дуги, тем выше лежит ее статическая ВАХ. С ростом давления среды, в которой горит дуга, также увеличивается напряженность Eп и ВАХ поднимается так же, как показано на рисунке 2.2. Охлаждение дуги существенно влияет на ВАХ. Чем интенсивнее охлаждение дуги, тем большая мощность от нее отводится. При этом должна возрасти мощность, выделяемая дугой. Поскольку при заданном токе это возможно за счет увеличения напряжения на дуге, то ВАХ поднимается, что также широко используется при конструировании дугогасительных устройств. 45 Рис. 2.2. Статические ВАХ дуги при различной ее длине Таким образом, в дугогасительных устройствах применяются следующие способы, позволяющие повысить падение напряжения на дуге: 1) растягивание дуги, при этом ВАХ перемещается параллельно самой себе в сторону больших падений напряжений; 2) деление дуги на ряд коротких дуг, при этом используются приэлектродные падения напряжения; 3) повышение давления газов в дуговом промежутке; 4) движение дуги в газовой среде, или наоборот, обдувание дуги газами; 5) соприкосновение дуги с поверхностью твердого изоляционного материала. Последние три метода повышают падение напряжения на дуговом промежутке за счет увеличения градиента напряжения в стволе дуги. В момент погасания дуги, когда ток равен нулю, напряжение на дуговом промежутке равно напряжению гашения U г . В этом случае уравнение (2.1) принимает вид: E = Uг + L di , dt ( 2.5 ) Uг = E − L di . dt ( 2.6 ) Отсюда: Но так как L di < 0 , то (2.6) можно записать в виде: dt 46 Uг = E + L di . dt ( 2.7 ) Таким образом, в момент гашения дуги напряжение на контактах равно напряжению источника плюс модуль напряжения на индуктивности. Чем больше индуктивность коммутируемой цепи и чем больше скорость спада тока в момент гашения, тем большее перенапряжение образовывается на контактах коммутирующего аппарата. Скорость спада тока ( дугового промежутка и di ) зависит от скорости роста сопротивления dt от скорости его деионизации. Поэтому, быстродействующие аппараты при отключении цепи постоянного тока могут давать большие перенапряжения. Эти перенапряжения могут в десятки раз превышать напряжение источника. Для определения теоретически максимально возможного значения перенапряжения, вызванного этими явлениями, в технической литературе принято допущение, что ток при отключении спадает мгновенно до нуля. Если значение тока перед его срезом ic , то с ним была связана электромагнитная энергия отключаемой цепи Lic2 2 , где L – индуктивность отключаемой цепи. Переход этой энергии в электростатическую энергию Cu 2 2 , где C – емкость отключаемой цепи, может привести к значительным перенапряжениям. Максимально возможное значение напряжения в отключаемой цепи будет в момент полного перехода электромагнитной энергии в электростатическую энергию и определяется исходя из баланса энергий по формуле: ua_max = E + ic ⋅ L , C ( 2.8 ) где ic – ток среза, L и С – эквивалентные индуктивность и емкость цепи, E – ЭДС источника питания. 47 2.2. Физические процессы при отключении коротких замыканий предохранителем 2.2.1. Стадии развития и гашения дуги Физические процессы, развивающиеся в быстродействующих предохранителях при отключении тока КЗ, несмотря на кажущуюся простоту, отличаются значительной сложностью. Недостаточный уровень сведений об этих процессах в определенной степени связан с недостаточно эффективной работой аппаратуры, позволяющей анализировать физико-химические и тепломеханические явления, развивающиеся в наполнителе предохранителя при температурах порядка 15 − 20 ⋅ 103 °C , давлениях 1 − 3 ⋅ 106 Па и длящиеся всего несколько миллисекунд. Тем не менее, исследования, приведенные в [25] пополнили объем сведений о явлении дугогашения. Развитие и гашение дуги целесообразно подразделить на две стадии. На первой, продолжающейся несколько десятков микросекунд, происходят нагрев, расплавление и испарение перешейков плавкого элемента под воздействием джоулева тепла. Интенсивное охлаждение образовавшихся при этом электрических уплотнения дуг, обусловленное наполнителя, вызывает рост достаточно напряжения высокой степенью и формирование так называемого первичного скачка напряжения. На второй стадии происходит выгорание широкой части плавкого элемента, которое реализуется через приэлектродные явления, т. е. через непосредственное воздействие дуги на плавкий элемент. Рис. 2.3. Сложная форма плавкого элемента быстродействующего предохранителя (слева). Конец дугообразования и начала горения дуги в предохранителе (справа) 48 Ввиду образовавшегося в столбе дуги высокого давления основная часть расплавившегося металла широкой части плавкого элемента разбрызгивается в окружающий наполнитель, а меньшая часть его (не более 10 %) испаряется. Спектроскопические исследования позволили выявить ряд интересных особенностей. В частности, спектральные линии Ag I и Si I, II и III можно наблюдать через кварцевый песок в корпусе из пирекса при расплавлении перешейков серебряного плавкого элемента. В результате определения плотности каждого вида указанных частиц установлено, что отношение содержания паров кремния к кислороду равно 1 : 2 в воздухе, а отношение паров серебра к кремнию составляет 1 : 80 в кварцевом песке. Таким образом, дуга горит практически в парах наполнителя и, значит, независимо от материала плавкого элемента. Практически в течение всего периода дугогашения, температура дуги, составляет около 20 ⋅ 103 °C . Расчетное значение давления дуги находится в пределах 6 ⋅ 105 Па и определяется в основном парами наполнителя. На рисунке 2.4 приведена типовая осциллограмма отключения тока КЗ предохранителем. Рис. 2.4. Типовая осциллограмма отключения тока КЗ предохранителем в установке постоянного тока, t p – момент зажигания дуги, tt – момент погасания дуги 49 2.2.2. Плавление вставки предохранителя Преддуговые быстродействующих процессы, плавких развивающиеся предохранителей, в при срабатывании значительной степени предопределяют характер процессов инициирования и развития дуги. Они существенно влияют также на значение интеграла Джоуля отключения, селективность работы предохранителей и надежность всей системы защиты. В качестве основного количественного параметра, характеризующего преддуговые процессы, используется преддуговой интеграл Джоуля. Часто его также называют защитным преддуговым показателем. Последний теоретически просто определяется для проволочных плавких элементов однородного сечения. Для ленточных плавких элементов со сложной геометрией, характерной для современных быстродействующих предохранителей, методы расчета фактически отсутствуют ввиду необходимости учета ряда сложных и мало изученных факторов. Для проволочного плавкого элемента предохранителя для преддугового нагрева в [25] получено уравнение: I 2t = C М ⋅ S 2 . ( 2.9 ) где I , t — ток [А] и время [с] плавления плавкого элемента; S — сечение плавкого элемента [мм2]; CМ — константа Мейера [ А 2 ⋅ с мм 4 ]. Основные соотношения были выведены из уравнения теплового баланса в предположении отсутствия теплоотдачи с поверхности плавкого элемента, т. е. при его адиабатическом нагреве. Допускается, что при протекании через предохранитель тока КЗ, имеет место кратковременный процесс нагрева (не более 10 мс), при котором можно пренебречь теплопередачей как с внешней поверхности, так и внутрь предохранителя и считать нагрев адиабатическим с погрешностью около 2%. Указанное допущение эквивалентно рассмотрению адиабатического нагрева проволочного плавкого элемента бесконечно большой длины, когда процессы на концах проводника (его границах) не учитываются. 50 Уравнение теплового баланса для такого плавкого элемента можно записать в виде: dTVc = i 2 (t )r (t )dt , ( 2.10 ) где r (t ) — сопротивление элемента; Т — температура плавкого элемента; V — его объем; с — удельная теплоемкость материала плавкого элемента. После преобразований уравнение 2.10 сводится к виду: c ρ 0α ln(1 + αTn ) = ∫ J 2 (t )dt , ( 2.11 ) где с – удельная теплоемкость [ Дж °С ⋅ м 3 ], ρ 0 - удельное сопротивление [ Ом ⋅ м ], α - температурный коэффициент [1 °C ], Tn - температура плавления плавкого элемента [ °C ], ∫J 2 (t )dt - преддуговой интеграл Джоуля [ А 2 ⋅ с мм 4 ]. Данное уравнение свидетельствует о том, что преддуговой интеграл Джоуля (интеграл квадрата плотности тока по времени до точки плавления) является постоянной величиной и зависит лишь от удельной теплоемкости с, удельного сопротивления ρ0 и его температурного коэффициента α плавления Tn и температуры плавкого элемента. Левую часть (2.11) принято называть константой Мейера. Для алюминия, серебра и меди константа Мейера до момента плавления (первый этап) равна 2,83; 5,92 и 8,65 x 10 4 А 2 ⋅ с мм 4 соответственно. Для второго этапа — от момента достижения температуры плавления до расплавления всего элемента — справедливо выражение: Q 1 1 + = ∫ J 2 (t )dt , 2 ρ1 ρ 2 ( 2.12 ) где Q — скрытая теплота плавления на единицу объема [ Дж м 3 ]; ρ1 , ρ 2 — удельное сопротивление материала плавкого элемента в твердом и жидком состоянии [ Ом ⋅ м ]. При температуре плавления, при которой протекает второй этап, ρ 2 >> ρ1 . Здесь происходит быстрый рост температуры, равный для меди 100, а для серебра и алюминия 60 %. Для стадии расплавления константа Мейера равна (0,88; 1,02 и 51 1,35) x 10 4 А 2 ⋅ с мм 4 соответственно для алюминия, серебра и меди. Однако анализ показывает, что скачок удельного сопротивления металла особой роли не играет. Например, при ρ 2 = 3ρ1 увеличение интеграла на этом этапе не превысит 5% по сравнению с ρ 2 = 1,6 ρ1 . Третий этап процесса нагрева, завершающийся испарением, описывается выражением, аналогичным тому, что было записано для первого этапа. Константа Мейера для третьего этапа равна (0,84; 1,07 и 1,76) x 10 4 А 2 ⋅ с мм 4 для алюминия, серебра и меди соответственно. 2.2.3. Влияние продольной теплопередачи Расположение весьма коротких (0,4—2,0 мм), узких (0,15—0,25 мм) и тонких (0,1—0,2 мм) перешейков между достаточно массивными широкими частями плавкого элемента в среде кварцевого наполнителя нарушает условия адиабатического нагрева даже при постоянном сечении перешейков. Экспериментальные исследования свидетельствуют о том, что в этом случае на преддуговой интеграл оказывают влияние практически все параметры контура КЗ. Рис. 2.5. Форма и размеры (мм) плавких элементов быстродействующих предохранителей 52 В конечном счете, это влияние сводится к возрастанию длительности преддугового нагрева по сравнению со случаем адиабатического нагрева. Эксперименты показали, что одним из основных факторов, нарушающих условия адиабатического нагрева, является продольная теплопередача от перешейков к широкой части элемента путем теплопроводности (радиальная отдача тепла через наполнитель незначительна). При длительном тепловом режиме независимо от наличия наполнителя до 65—70% тепла передается через торцы плавкого элемента. Интегралы Джоуля преддуговой фазы для плавких элементов из серебра, меди и алюминия, как с наполнителем, так и без наполнителя, практически одинаковы при длительности преддуговой стадии 1—3 мс. Сопоставительные расчеты показали, что в реальных условиях нарушение адиабатического режима приводит к снижению температуры перешейка на 100—150 °С. Можно полагать, что в зависимости от геометрии плавкого элемента влияние продольной теплопередачи может привести к увеличению преддугового интеграла примерно на 15—20 % при длительности преддуговой стадии до 3 мс и к значительно большему его росту при превышении этой длительности. 2.2.4. Практические выводы Преддуговой интеграл Джоуля является постоянной величиной и зависит лишь от удельной теплоемкости с, удельного сопротивления ρ 0 , температурного коэффициента α и температуры плавления Tn плавкого элемента. При протекании через плавкий предохранитель тока КЗ имеет место кратковременный процесс нагрева (не более 10 мс), который может приближенно считаться адиабатическим при длительности преддуговой стадии до 3 мс. Увеличение интеграла Джоуля при указанной длительности преддуговой стадии не превысит 15-20%. Согласно пункту 5.8.2 ГОСТ Р МЭК 60269-1-2010 [26] изготовитель предохранителей должен представить характеристики преддугового интеграла Джоуля для преддугового времени от значения менее 0,1 с до значения, 53 соответствующего номинальной отключающей способности. Это должны быть минимальные значения, возможные при эксплуатации, как функция ожидаемого тока. Характеристики интеграла Джоуля отключения с установленными напряжениями в качестве параметра должны быть представлены изготовителем для значений преддугового времени менее 0,1 с. Это должны быть максимальные значения, возможные при эксплуатации, как функция ожидаемого тока. Таким образом, согласно пунктам 2.2.2 и 2.2.3 преддуговой интеграл Джоуля может считаться константой в любых интервалах пропускаемого и ожидаемого тока при рассматриваемых условиях гашения дуги (τ , R, E), обеспечивающих преддуговое время менее 3 мс. 2.3. Сведения о программе EMTP-RV EMTP-RV (ElectroMagnetic Transient Program) – программный комплекс для расчета переходных процессов в электрических сетях. В отличие от MATLAB данная программа специализирована для решения задач электроэнергетики, имеет большее количество моделей элементов электрических сетей, защит и автоматики. ЕМТР обладает широкими возможностями для моделирования и осциллографирования электромагнитных и электромеханических процессов длительностью от микросекунд до единиц секунд. Основным достоинством программного пакета EMTP-RV являются интуитивно-понятный пользовательский графический интерфейс EMTPWorks (см. рис. 2.6), который совмещает в себе среду моделирования. EMTPWorks имеет открытую архитектуру для оптимальной пользовательской настройки: от базового пользовательского набора до более продвинутого набора сценариев программирования. 54 Рис. 2.6 Требования к математической модели Разрабатываемая математическая модель отключения предохранителя должна содержать блок предохранителя в виде отдельного элемента в программе EMTP-RV, который можно поместить в расчетную схему для построения осциллограмм тока в цепи и напряжения в различных точках схемы при отключении предохранителем токов КЗ. Разрабатываемая модель позволит определить параметры возникающих в процессе отключения перенапряжений: амплитуду, длительность фронта и полуспада, энергию, ток среза и зависимость данных величин от влияющих факторов: индуктивности, активного сопротивления и постоянной времени в цепи КЗ, номинального напряжения предохранителя. 2.4. Расчетная схема и основные уравнения модели Типовая расчетная схема короткого замыкания в сети постоянного тока приведена на рисунке 2.7. 55 Рис. 2.7. Типовая расчетная схема короткого замыкания в сети постоянного тока: E – ЭДС аккумуляторной батареи, L – индуктивность цепи КЗ, R – активное сопротивление цепи КЗ, U a – напряжение на дуге, i – ток в цепи При возникновении короткого замыкания в момент времени t = 0 в течении преддугового времени ток проходит по нагревающемуся металлу проводящей плавкой вставки предохранителя (в преддуговом этапе дуги ещё не существует, поэтому u a (t ) = 0 ) и возрастает по закону: − t i (t ) = I p ⋅ 1 − exp , τ где I p = τ= ( 2.13 ) E – ожидаемый ток короткого замыкания; R L – постоянная времени сети, с; R E – ЭДС аккумуляторной батареи, В; R – активное сопротивление цепи КЗ, Ом; L – индуктивность цепи КЗ, Гн. Так как ток, протекавший в цепи до короткого замыкания много меньше тока КЗ и его можно не учитывать, т.е. i (0) ≈ 0 (см. рис. 2.8). Рис. 2.8. Кривая изменения тока в преддуговой фазе КЗ 56 Начало дугообразования происходит при достижении преддуговым интегралом некоторого значения: tp ∫i 2 dt = K p , ( 2.14 0 Это значение, как было указано выше остается практически неизменным для времени дугообразования до 3 мс. Соответственно к моменту зажигания дуги ток успеет достигнуть значения: − t p . I C = I A ⋅ 1 − exp τ ( 2.15 ) По достижении времени дугообразования металл плавкой вставки расплавляется и испаряется, образуя электрическую дугу. После этого момента ток в схеме начинает уменьшаться, т.е. происходит процесс дугогашения. Для описания процесса гашения дуги была составлена следующая система уравнений: E = R ⋅ i (t ) + L di(t ) + u a (t ) ; dt t L ⋅ I C2 t 2 ∫ E ⋅ i(t )dt + 2 = ∫ u a (t ) ⋅ i(t )dt + ∫ R ⋅ i (t )dt . tp tp tp tt t ( 2.16 ) t ( 2.17 ) Первое уравнение – это уравнение Кирхгофа для контура, изображенного на рисунке 2.7. Второе уравнение представляет собой закон сохранения энергии. Во втором уравнении энергия дуги: tt Wa = ∫ u a (t ) ⋅ i (t )dt . ( 2.18 ) tp Магнитная энергия, запасенная в индуктивности, и выделяемая в процессе горения дуги: L ⋅ I C2 . WM = 2 ( 2.19 ) 57 Таким образом, независимо от способа гашения дуги постоянного тока в ней выделится энергия, запасенная в магнитном поле отключаемой цепи. Также за время горения дуги часть энергии поступит от генератора. Так, например, в устойчиво горящей дуге вся выделяющаяся в ней энергия поступает от генератора. В системе уравнений (2.16 - 2.17) два уравнения и пять неизвестных: i (t ), di (t ) , u a (t ), t p , tt . Очевидно, что решить такую систему без дополнительных dt уравнений невозможно. Необходима значительно более сложная модель электрической дуги, учитывающая физические процессы, происходящие внутри дугового разряда. Рассмотрим, однако, подробнее первое уравнение системы, выражая из него производную тока и пренебрегая составляющей R ⋅ i (t ) ввиду её малости: di (t ) 1 = ⋅ (E − u a (t ) ) dt L ( 2.20 ) Очевидно, что для того, чтобы уменьшить ток КЗ до нуля (отключить его), необходимо, чтобы на отрезке времени от t p до t t производная тока была отрицательной. Чтобы осуществить успешное отключение, необходимо, чтобы напряжение дуги u a (t ) было выше приложенного напряжения E вплоть до завершения отключения – u a > E . Также очевидно, что с ростом по модулю di (t ) dt время горения дуги (tt − t p ) уменьшается, а напряжение дуги u a увеличивается. Типовые осциллограммы тока и напряжения дуги при срабатывании предохранителя были показаны выше на рисунке 2.4. В отношении возникающих перенапряжений, а также отключающей способности защитного аппарата наиболее легкие условия возникают в цепях, имеющих небольшие индуктивности при воздействии значительных сверхтоков. В таких цепях обеспечивается быстрое нарастание тока, приводящее к одновременному плавлению ослабленных мест, развитию последовательных дуг и выгоранию плавкой вставки. 58 В цепях со значительными индуктивностями при воздействии небольших сверхтоков, медленное нарастание тока увеличивает время, необходимое для плавления предохранителя. Ослабленные места могут оплавиться не одновременно, а дуги могут гаснуть и снова зажигаться в пределах вставки. Длительное образование электрической дуги из-за запасенной электромагнитной энергии создает избыток тепла в предохранителе. При этом вставка расплавится в одном месте, что приведет к увеличению времени горения дуги. При применении неподходящего предохранителя возможно образование одной большой дуги, что может привести к разрыву предохранителя. Время действия перенапряжений зависит от многих факторов, в первую очередь от защитного аппарата и параметров цепи. Для защиты от сверхтоков используются плавкие вставки различного быстродействия – как небыстродействующие, например типа gG, так и быстродействующие типа aR и gR. Времена отключения и горения дуги у рассматриваемых типов существенно различаются. В целом, по мере увеличения индуктивности цепи, затягивается процесс горения дуги. Сложность построения точных математических моделей этапа дугогашения привела к распространению различных типов эмпирических моделей представления данного процесса. Одной из таких моделей является модель Майра – Касси [7, 8], где ток, напряжение и проводимость дуги связаны следующими уравнениями: 1 dg 1 ui = − 1 ; g dt τ P ( 2.21 ) τ = τ 0 ⋅ gα ; ( 2.22 ) P = P0 ⋅ g β , ( 2.23 ) где g – проводимость дуги; u – напряжение дуги; i – ток дуги; τ 0 – постоянная времени горения дуги (независимый параметр); P0 – мощность (независимый параметр); α – независимый параметр; β – независимый параметр. Однако ввиду значительной сложности подбора значений независимых параметров для адекватного описания модели дуги в конкретном предохранителе 59 было принято решение использовать другую форму эмпирического представления спада тока со степенной функцией вида [26]: t − t p n , i (t ) = I C ⋅ 1 − tг ( 2.24 ) где I C – пропускаемый ток или ток, ограниченный предохранителем [А] (см. формулу 2.15), t p – момент зажигания дуги [с], tt – момент погасания дуги [с]. Тогда, в зависимости от показателя n, ток может спадать до нуля согласно кривым, показанным на рисунке 2.9. Рис. 2.9. График тока дуги, в зависимости от показателя n. Значение тока приведено в относительных единицах Такую форму представления спада тока можно позволить ввиду независимости дугового интеграла Джоуля (при рассматриваемых кратностях отключаемого тока по отношению к номинальному току предохранителя) от параметров схемы на рассматриваемом временном интервале отключения – порядка 1-3 мс (см. пункт 2.2.4). 60 2.5. Реализация модели в EMTP-RV Блок предохранителя является отдельным блоком расчетной схемы, созданный с использованием встроенного в EMTP-RV языка программирования. Внешне блок представляет собой «черный ящик» с двумя входами, служащими силовыми контактами для подключения предохранителя в расчетную схему (см. рис. 2.10). Рис. 2.10. Внешний вид расчетной схемы с моделью предохранителя из библиотеки программы EMTP-RV На схеме присутствуют следующие элементы: - Постоянная ЭДС аккумуляторной батареи DC1 ( EАБ = 220 В); - Активное сопротивление ветви КЗ, включающее в себя внутреннее сопротивление АБ, сопротивление ввода АБ, сопротивление соединяющих кабелей и проводов R = 44 мОм; - Индуктивное сопротивление ветви КЗ, включающее в себя индуктивность перемычек АБ, вводных кабелей или шин, а также индуктивности соединяющих кабелей и проводов L = 44 мкГн; 61 Активные и индуктивные сопротивления ветви КЗ системы постоянного оперативного тока могут варьироваться в различных пределах в зависимости от емкости АБ, нагрузки, и удаленности КЗ от источника, однако постоянная времени данной ветви для СОПТ обычно не превышает 10 мс [27]. - Емкость полюсов СОПТ относительно земли C1 = C 2 = 5 мкФ (изменяется в зависимости от разветвленности кабельного хозяйства сети, может достигать значения 250 мкФ на полюс, может наблюдаться неравенство емкостей C1 и C 2 ); - Сопротивление изоляции полюсов СОПТ относительно земли R1 = R2 = 20 МОм (изменяется в зависимости от разветвленности и состояния изоляции сети, в нормальном режиме работы может достигать значения в 135 кОм на полюс [28], может наблюдаться неравенство сопротивлений R1 и R2 ). - Сопротивление нагрузки Rн = 2,2 Ом; - Ключ, инициирующие начало возникновения короткого замыкания SW1; - Измерительный вольтметр TV1 для измерения напряжения на полюсах ЩПТ и измерительный и измерительный амперметр TA1 для измерения тока в ветви КЗ; При параметризации модели задаются (рис. 2.11) показатель степени спада тока n, начальное сопротивление предохранителя R0 , преддуговой и общий интегралы Джоуля – K p и K t . Последние две величины заимствованы из каталогов фирм производителей предохранителей. Общий интеграл K t требует пересчета в случае использования предохранителя с номинальным напряжением, значительно превышающим напряжение сети. Пересчет ведется согласно «формуле Генри Тернера» [27]: Kt _Ur K t _ Ut = K p Ur Ut ×Kp ( 2.25 ) где K t _ U t – интеграл Джоуля отключения, определенный при тестовом (номинальном) напряжении предохранителя [ А 2 ⋅ с ], 62 K t _ U r – интеграл Джоуля отключения при пониженном напряжении сети [ А 2 ⋅ с ], K p – преддуговой интеграл Джоуля [ А 2 ⋅ с ]. Рис. 2.11. Окно параметризации предохранителя Внутреннее устройство модели представлено на рисунке 2.12. Схему можно условно разделить на пять ветвей, которые частично связаны между собой посредством входных и выходных сигналов. Имена сигналов показаны над выводами элементов. Далее все пять ветвей будут рассмотрены подробнее. 63 Рис. 2.12. Схемы макромоделей предохранителя в программе EMTP-RV Первая ветвь состоит из основного элемента модели – источника тока с управляемым значением внутренней проводимости (см. рис. 2.13). Этот элемент отвечает также за осциллографирование кривых напряжения и тока предохранителя. FU_in и FU_out – выводы из модели во внешнюю сеть. Сигналы v и i (напряжение на предохранителе и ток в сети) выводятся на осциллограф (scope). Рис. 2.13. Макромодель источника тока с управляемой проводимостью Вторая ветвь служит для расчета сопротивления дуги в предохранителе и состоит из трех элементов, слева направо (см. рис. 2.14): - блок расчета сопротивления дуги, - ограничитель значения сопротивления, 64 - задержка максимального значения сигнала. На вход блока расчета сопротивления подаются следующие сигналы: v – напряжение на предохранителе, Ic – пропускаемый ток (выходной сигнал третьей ветви), tp – время плавления плавкой вставки (выходной сигнал пятой ветви), К – текущее значение интеграла Джоуля (выходной сигнал четвертой ветви). Выходным сигналом является сопротивление R, которое также выводится на осциллограф scp15. Расчет сопротивления производится согласно формуле: R=u (t − t p ) ⋅ I c2 I c ⋅ 1 − n 2 (K − K p ) ⋅ n + 1 + R0 , ( 2.26 ) где u – текущее значение напряжения на дуге; I c – текущее значение пропускаемого тока (после достижения током максимального значения, остается постоянным благодаря элементу задержки максимального значения сигнала – элемент №2 рис. 2.15), А; t – текущее значение времени, с. t p – текущее значение преддугового времени (до момента загорания дуги, совпадает по значению с t, после загорания дуги остается постоянным благодаря элементу задержки значения сигнала – элемент №4 рис. 2.17), с; n – степенной показатель; R0 – начальное значение сопротивления предохранителя, Ом, K – текущее значение интеграла Джоуля, А 2 ⋅ с 65 Рис. 2.14. Основная ветвь расчета сопротивления дуги в предохранителе Третья ветвь необходима для определения значения пропускаемого тока через предохранитель (см. рис. 2.15). Элемент №1 служит для изменения полярности тока, т.к. в процессе гашения дуги ток i, замеряемый на источнике тока имеет отрицательное значение. Элемент №2 определяет максимальное значение протекающего тока за время срабатывания предохранителя и выдает его в качестве выходного сигнала. Рис. 2.15. Ветвь расчета пропускаемого тока (тока среза) Четвертая ветвь используется для расчета текущего значения квадрата тока (верхняя часть) и текущего значения интеграла Джоуля (нижняя часть) (см. рис. 2.16). Первый элемент связывает напряжение на дуге, её проводимость и ток согласно закону Ома. Второй элемент используется для получения текущего значения квадрата тока. Третий элемент запускает отсчет интеграла Джоуля только после достижения временем значения t_trip – времени возникновения короткого замыкания. Четвертый элемент – это интегратор, который позволяется определить текущее значение интеграла Джоуля. 66 Рис. 2.16. Ветви расчета квадрата тока (сверху) и текущего интеграла Джоуля (снизу) Пятая ветвь необходима для расчета текущего значения проводимости дуги G и определения момента времени ее загорания tp (см. рис. 2.17). Первый элемент необходим для расчета проводимости как функции от сопротивления, полученного в результате выполнения второй ветви. Второй элемент служит для формирования логического сигнала в случае превышения текущим интегралом Джоуля значение преддугового интеграла Kp. Третий элемент на выходе выдает текущее значение времени. Четвертый элемент используется для фиксирования выходного сигнала при достижении момента загорания дуги в предохранителе. Это происходит в момент подачи на вход hc четвертого элемента логического сигнала с вывода второго элемента. Рис. 2.17. Ветви расчета текущего значения проводимости дуги (сверху) и момента ее загорания (снизу) 67 2.6. Реализация модели в Mathcad Для получения осциллограмм тока и напряжения в среде MathCAD использовались программируемые блоки численного решения уравнений (2.16 - 2.17). Ввиду практически постоянного значения преддугового интеграла Джоуля, после подстановки выражения для тока i (t ) (2.24) в уравнение (2.14), получено уравнение: tp 2 −t U 2 τ i ( t ) dt = 1 − e ∫ ∫ R dt = K p . 0 0 tp ( 2.27 ) После проведения интегрирования по времени данное выражение было преобразовано к виду: −t p −2t p 2 −tp 1 U − 1,5 + 2e τ − e τ ⋅τ ⋅ τ 2 R =K . p ( 2.28 ) Данное уравнение содержит только одну неизвестную – искомое время образования дуги t p , которое определяется путем численного решения уравнения (2.28) в среде MathCad (см. рис.2.18). Рис. 2.18. Блок численного решения уравнения (2.28) в MathCAD 68 После подстановки в выражение (2.18) u a (t ) согласно уравнению (2.16) получено выражение напряжения для дуги постоянного тока: tt tt tt Wa = ∫ E ⋅ i (t )dt − ∫ Ri (t )dt − ∫ L 2 tp tp tp di(t ) i (t )dt. dt ( 2.29 ) tt 0 LI C2 di (t ) Здесь − ∫ L i (t )dt = − ∫ Li (t )di = = WM dt 2 tp IC – это магнитная энергия, запасенная в индуктивности. Напряжение батареи E выражается через ток I C согласно формуле: 1 E = IC ⋅ R ⋅ 1− e tp − τ 1 = I C ⋅ R ⋅ X , где X = 1− e tp − τ . (2.30 ) После подстановки в уравнение (2.29) выражений для i (t ) и E, взятых из (2.24) и (2.30) соответственно, было получено уравнение: 2 tt t − t p n t − t p n ⋅ dt − ∫ R I C 1 − dt + WM ; Wa = ∫ RXI C ⋅ I C 1 − t t tp tp г г tt Wa − WM = RI C2 2n tt tt t − t n t − t p p dt − ∫ 1 − dt = Wг , ⋅ X ∫ 1 − t t p t г г tp ( 2.31 ) ( 2.32 ) где Wг – энергия гашения, или энергия, поступающая от источника к дуге за время её гашения. Энергия гашения была определена из выражения (2.32), посредством взятия соответствующих определенных интегралов: Wг = RI C2 t г ⋅ k , ( 2.33 ) где k = X −1− X+2 1 − n + 1 2n + 2 . ( 2.34 ) Рассмотрев выражение (2.34) как квадратное уравнение относительно показателя n, было получено: 69 n1, 2 a = 2 ⋅ (k − X + 1) −b± D = , где b = 2k − X + 8 2a c=k+4 ( 2.35 ) Это выражение для показателя n понадобилось позже, для подбора такой кривой тока дуги i (t ) , при котором бы выполнялся закон сохранения энергии. Расчет времени гашения дуги t г проводился аналогично расчету времени дугообразования tp , ввиду того, что дуговой интеграл Джоуля Kг в предохранителе зависит в основном от одного фактора – от напряжения в сети. Так как напряжения в рассматриваемом примере постоянно, то можно считать что K г = K t − K p , где K t – общий интеграл Джоуля. Уравнение для нахождения момента погасания дуги tt имеет вид: 2 t − t p n ∫ I C ⋅ 1 − − t г dt = K г . tp tt ( 2.36 ) Задавшись для начала показателем степени n равным единице, в MathCAD было численно найдено значение времени tt . Время гашения дуги равно t г = tt − t p . Определив зависимость тока от времени i (t ) , можно найти напряжение на дуге u a (t ) , пользуясь исходным уравнением Кирхгофа. На рисунке 2.19 приведены кусочные функции для тока и напряжения на дуге, определенные в среде Mathсad. Рис. 2.19. Аналитические выражения для тока и напряжения дуги предохранителя в Mathcad 70 Рис. 2.20. Блок численного решения уравнения (2.36) в Mathcad После расчета tг необходимо уточнить показатель степени n, используемый в аналитическом представлении зависимости тока от времени. Для этого целесообразно рассчитать численно энергию гашения дуги как: tt LI C2 Wг = Wa − WM = ∫ (u a (t ) ⋅ i (t ) )dt − . 2 tp Из выражения (2.33) было получено: k = Eг RI C2 t г ( 2.37 ) . Далее, зная численно k и X , по выражению (2.35) был определен уточненный показатель степени n . Хотя уравнение имеет два корня, подойдет из них только один – положительный. После подстановки уточненного значения n в выражение для тока, необходимо еще раз пересчитать значения t г . В итоге, после повтора последней части расчета, определяется новое значение n . Оно уже ближе находится к оптимальному (при котором выполняется закон сохранения энергии). За несколько итераций вполне возможно найти значение n с достаточной точностью. 71 2.7. Верификация модели 2.7.1. Сопоставление результатов моделирования в EMTP-RV и Mathcad Верификация модели производилась двумя способами: сопоставлением осциллограмм тока и напряжения на предохранителе, полученных с помощью EMTP-RV и Mathcad, а также сравнением максимального напряжения на дуге в процессе отключения токов короткого замыкания предохранителем с данными, предоставленными заводом изготовителем. Для верификации модели произведено сравнение осциллограмм тока и напряжения на предохранителе в процессе отключения короткого замыкания, полученных при моделировании в программе EMTP-RV и в результате аналитического расчета в среде Mathcad. Расчетная схема в EMTP-RV приведена на рисунке 2.10. Осциллограммы были получены при ожидаемом токе 5 и 8,8 кА и постоянной времени сети 1 и 3 мс соответственно (согласно п. 5.11 [1] «Суммарная индуктивность цепей, соединяющих АБ и ЩПТ должна обеспечивать значение постоянной времени, не более 5 мс»). В качестве расчетного был выбран предохранитель типа gG 500 V с номинальным током 40 А. Предохранитель с указанным номиналом является типичным защитным аппаратом для отходящих присоединений шин управления ЩПТ. Осциллограммы приведены на рисунках 2.22 и 2.23. Параметры расчетной схемы сведены в таблице 2.1. Из каталога предохранителей типа gG 500 V NH фирмы Siba были взяты соответствующие преддуговой интеграл Джоуля K p и общий интеграл Джоуля (интеграл Джоуля отключения) K t для напряжения 254 В, что соответствует 220 В + 15% (см. рис. 2.21). 72 Рис. 2.21. Значения преддугового и полного интегралов Джоуля для предохранителя gG 500 V на 40 А (каталожные данные) Таблица 2.1 Параметры расчетной схемы отключения КЗ предохранителем № опыта U сети , В 1 2 220 L, мкГн R, мОм 44 44 76 25 K p , А2 ⋅ с K t , А2 ⋅ с 4700 6750 Далее на рисунках 2.22 – 2.25 приведены осциллограммы u a (t ) и i (t ) , полученные в программах EMTP-RV и Mathcad. В таблице 2.2 приведено сравнение результатов моделирования. 73 Рис. 2.22. Осциллограммы напряжения на дуге u a (t ) и тока предохранителя i (t ) gG 500 V 40 А в программе EMTP-RV при постоянной времени сети τ = 1 мс и ожидаемом токе I p = 5 кА Рис. 2.23. Осциллограммы напряжения на дуге u a (t ) и тока предохранителя i (t ) gG 500 V 40 А в программе EMTP-RV при постоянной времени сети τ = 3 мс и ожидаемом токе I p = 8,8 кА 74 Рис. 2.24. Осциллограммы напряжения на дуге u a (t ) и тока предохранителя i (t ) gG 500 V на 40 А в программе Mathcad при постоянной времени сети τ = 1 мс и ожидаемом токе I p = 5 кА Рис. 2.25. Осциллограммы напряжения на дуге u a (t ) и тока предохранителя i (t ) gG 500 V на 40 А в программе Mathcad при постоянной времени сети τ = 3 мс и ожидаемом токе I p = 8,8 кА Таблица 2.2 Сравнение осциллограмм напряжения на дуги u a (t ) и ток предохранителя i (t ) , полученных в EMTP-RV и Mathcad imax , кА u a _ max , В № опыта EMTP-RV Mathcad δ, % EMTP-RV Mathcad δ, % 1 1704 1720 0,93 3,46 3,25 6,26 2 1805 1799 0,33 3,38 3,13 7,64 75 Таблица 2.2 (продолжение) t И , мкс № опыта t Ф , мкс EMTP-RV Mathcad δ, % 1 110 100 9,52 12 11 8,70 2 120 110 8,70 16 17 6,06 № опыта EMTP-RV Mathcad δ, % W , Дж EMTP-RV Mathcad δ, % 1 188 200 6,19 2 281 310 9,81 По результатам, приведенным в таблице 2, видно, что погрешность по основным параметрам осциллограмм напряжения на дуги и тока предохранителя не превышает 10%. С ростом постоянной времени цепи τ растет амплитуда и длительность импульса перенапряжения, также растет длительность фронта импульса и его энергия. 2.7.2. Сопоставление результатов моделирования и данных фирмыпроизводителя Для верификации модели рассмотрена известная зависимость максимально возможного напряжения на дуге от напряжения сети при гашении тока КЗ предохранителем, представленная фирмой Ferraz-Shawmut (см. рис. 2.26). Рис. 2.26. Зависимость максимально возможного напряжения на дуге при гашении тока КЗ предохранителем в зависимости от напряжения сети для различных постоянных времени сети 76 В программе EMTP-RV была составлена расчетная схема, изображенная на рис. 2.10. По каталогу Ferraz-shawmut был взят предохранитель SRG 1200V DC с параметрами, приведенными в таблице 2.3. Таблица 2.3 Параметры предохранителя SRG 1200V DC фирмы Ferraz-Shawmut 0 Общий интеграл Джоуля K t = ∫ i t , 2 tt U ном , В I откл , кА А ⋅ с , при постоянной времени сети τ , мс Преддуговой интеграл Джоуля 2 10 25 0 K p = ∫ i 2t , tp 80 А2 ⋅ с 1200 100 37150 58740 105078 8000 Было проведено три серии экспериментов на модели: с постоянной времени 10, 25 и 80 мс. Индуктивность цепи во всех экспериментах была постоянной и составляла L = 0,1 мГн. Активное сопротивление равнялось 100, 40 и 12,5 мс для первой, второй и третьей серии экспериментов соответственно. Внутри каждой серии экспериментов менялось рабочее напряжение сети, т.е. напряжение источника питания. С помощью осциллограмм в EMTP-RV определялись максимальное напряжение на дуге. Результаты моделирования сведены в таблицах 2.4 - 2.6. Таблица 2.4 Результаты моделирования в EMTP-RV отключения короткого замыкания предохранителем SRG 1200V DC фирмы Ferraz-Shawmut (1-я серия) U сети , В Ua , В I max , А Kt , А2 ⋅ с n L, мГн R, мОм 200 1077 1239 9997 4,4 1 100,0 300 1220 1653 11779 3,4 1 100,0 500 1388 2161 16355 2,9 1 100,0 700 1471 2500 21499 2,1 1 100,0 900 1516 3001 31529 1,6 1 100,0 77 Таблица 2.5 Результаты моделирования в EMTP-RV отключения короткого замыкания предохранителем SRG 1200V DC фирмы Ferraz-Shawmut (2-я серия) U сети , В Ua , В I max , А K t , А2 ⋅ с n L, мГн R, мОм 200 1250 1434 7921 3,5 1 40,0 350 1489 1995 13333 2,7 1 40,0 450 1619 2236 14815 2,4 1 40,0 600 1750 2911 23584 2,0 1 40,0 750 1812 3307 35112 1,9 1 40,0 Таблица 2.6 Результаты моделирования в EMTP-RV отключения короткого замыкания предохранителем SRG 1200V DC фирмы Ferraz-Shawmut (3-я серия) U сети , В Ua , В I max , А Kt , А2 ⋅ с n L, мГн R, мОм 200 1450 1971 18520 3,3 1 12,5 300 1634 2391 23008 2,8 1 12,5 400 1773 2776 28583 2,6 1 12,5 500 1849 3139 35510 2,3 1 12,5 Ниже было проведено сравнение результатов экспериментирования на модели в EMTP-RV по отношению к зависимостям, предоставляемых заводом – изготовителем предохранителя. Результаты сравнения приведены ниже в табличном (табл. 2.) и графическом виде (рис. 2.27 и 2.28). Из таблицы и графика видно, что расхождение не превышает 10%, следовательно, модель является адекватной. 78 Таблица 2.7 Оценка погрешности экспериментов на модели в EMTP-RV по отношению к кривым, предоставленных заводом - производителем предохранителя U сети , В Ua , В Ua в эксперименте, В δ, % 1-я серия 200 1120 1077 3,84 300 1240 1220 1,61 500 1400 1388 0,86 700 1500 1471 1,93 900 1530 1516 0,92 2-я серия 200 1270 1250 1,57 350 1500 1489 0,73 450 1630 1619 0,67 600 1770 1750 1,13 750 1840 1812 1,52 3-я серия 200 1460 1450 0,68 300 1660 1634 1,57 400 1800 1773 1,50 500 1880 1849 1,65 79 Рис. 2.27. Сравнение результатов экспериментов на модели в EMTP-RV по отношению к кривым, предоставленных производителем предохранителя Рис. 2.28. Относительное расхождение результатов моделирования в EMTP-RV и кривых от производителя в процентах 80 2.7.3. Допустимость представления схем замещения элементов сосредоточенными параметрами На основании полученных значений длительностей перенапряжений, был определен характер распространения импульсов перенапряжений в сети постоянного оперативного тока. В [51] приведено выражение для определения наибольшей по частоте, но все еще заметной по величине составляющей спектра фронта импульса коммутационного перенапряжения, если известна длительность фронта: f = 1 π ⋅τ ф ( 2.38 ) где τ ф – длительность фронта импульса. В [54] предложено заменять линию с распределенными параметрами сосредоточенным звеном, если длина линии l ≤ λ 6 , где λ – длина волны. Для длительности самого короткого фронта импульса в сети, учитывая что λ= c , максимальная длина линии при которой можно не учитывать волновой f характер распространения импульса составляет: l max = λ 6 = cπτ ф 6 = (3 ⋅ 10 8 ) ⋅ π ⋅ (11 ⋅ 10 −6 ) = 1,73 км 6 Эта величина, как правило, превышает линейные размеры системы постоянного оперативного тока. Поэтому нет необходимости учета волнового характера распространения коммутационных перенапряжений, а схемы замещения отдельных элементов СОПТ можно представлять сосредоточенными параметрами. 2.8. Выводы 1. разработана электромагнитных математическая модели СОПТ переходных процессов, для исследования сопровождающихся 81 перенапряжениями, произведено расчетно-экспериментальное исследование процесса возникновения перенапряжения в СОПТ при срабатывании плавких предохранителей; 2. Для аналитического расчета процесса отключения дуги предохранителем при временах плавления до 3 мс целесообразно использовать эмпирическую степенную зависимость спада тока, как обеспечивающую достаточную точность расчета. 3. Для рассматриваемых перенапряжения расчетные сосредоточенными длительностей схемы параметрами, т .к . можно фронта составлять линейные размеры из импульса элементов сети СОПТ с не превосходят максимально допустимый расчетный. 4. С увеличением постоянной времени цепи τ увеличивается амплитуда и длительность импульса перенапряжения, также растет длительность фронта импульса и его энергия. 5. Верификация модели показала её адекватность. Модель позволяет определять параметры импульсов перенапряжений, возникающих в сети при заданных условиях с погрешностью, не выходящей за допустимые рамки для инженерных расчетов - 10%. 6. При отключении КЗ с помощью предохранителей наблюдаются перенапряжения, представляющие опасность для МПРЗА. в СОПТ 82 ГЛАВА 3. ИССЛЕДОВАНИЕ ПРОЦЕССА ОГРАНИЧЕНИЯ ПЕРЕНАПРЯЖЕНИЙ РАЗЛИЧНЫМИ УСТРОЙСТВАМИ ЗАЩИТЫ 3.1. Введение В данной главе проводилось сравнение эффективности различных средств защиты от перенапряжений в СОПТ. Были рассмотрены случаи возникновения внутренних межполюсных коммутационных перенапряжений при отключении КЗ предохранителем, внешних перенапряжений между полюсом и землей, а также перенапряжений, возникающих при отключении соленоида включения высоковольтного выключателя. 3.2. Межполюсное коммутационное перенапряжение 3.2.1. Описание условий исследования В программе EMTP-RV были получены осциллограммы ограничения перенапряжений, возникающих при отключении КЗ в СОПТ предохранителем в случае отсутствия устройств защиты от перенапряжений и при установке на шинах ЩПТ УЗИП на основе варисторов. Ограничение межполюсных перенапряжений с помощью диодной защиты оказывается неэффективным. Это происходит, ввиду того, что возникающее межфазное перенапряжение создается на индуктивностях вводной цепи и сонаправлено с напряжением АБ, а, следовательно, приложено к диодам в обратном направлении. По этой причине осциллограммы напряжений на полюсах при установке в качестве защитных устройств диодов совпадают с осциллограммами, полученными при отсутствие защитных устройств. 3.2.2. Вариант без использования защиты от перенапряжений Расчетная схема сети СОПТ в программе EMTP-RV представлена на рисунке 3.1. На схеме присутствуют следующие элементы: - Постоянная ЭДС аккумуляторной батареи DC1 ( EАБ = 220 В); 83 - Активное сопротивление ветви КЗ, включающее в себя внутреннее сопротивление АБ, сопротивление ввода АБ, сопротивление соединяющих кабелей и проводов R = 44 мОм; - Индуктивное сопротивление ветви КЗ, включающее в себя индуктивность перемычек АБ, вводных кабелей или шин, а также индуктивности соединяющих кабелей и проводов L = 44 мкГн; Активные и индуктивные сопротивления ветви КЗ системы постоянного оперативного тока могут варьироваться в различных пределах в зависимости от емкости АБ, нагрузки, и удаленности КЗ от источника, однако постоянная времени данной ветви для СОПТ обычно не превышает 10 мс [27]. - Емкость полюсов СОПТ относительно земли C1 = C 2 = 5 мкФ (изменяется в зависимости от разветвленности кабельного хозяйства сети, может достигать значения 250 мкФ на полюс, может наблюдаться неравенство емкостей C1 и C 2 ); - Сопротивление изоляции полюсов СОПТ относительно земли R1 = R2 = 20 МОм (изменяется в зависимости от разветвленности и состояния изоляции сети, в нормальном режиме работы может достигать значения в 135 кОм на полюс [28], может наблюдаться неравенство сопротивлений R1 и R2 ). - Ключи, инициирующие начало возникновения короткого замыкания SW1 и SW2; - Измерительные вольтметры TV1 и TV2 для измерения напряжения на полюсах ЩПТ и измерительный вольтметр TV3 для измерения межполюсного напряжения; - Измерительный амперметр TA1 для измерения тока в ветви КЗ; - Блок отключения дуги предохранителем типа gG 500 V 40 А Fuse Arc Model в виде черного ящика, описание блока приведено в пункте 2.5 данной работы. В виду того, что в СОПТ предохранители устанавливаются в каждый полюс, на схеме также присутствуют блоки сразу двух предохранителей. 84 Рис. 3.1. Схема замещения элементов типовой СОПТ при моделировании возникновения перенапряжений во время отключения тока КЗ предохранителями. Без использования защитных устройств (либо с диодной защитой) Полученные осциллограммы тока и напряжения без использования защиты от перенапряжений приведены на рисунке 3.2. Амплитуда напряжения обоих полюсов относительно земли достигла 847 В. Рис. 3.2. Осциллограммы напряжения на полюсах ЩПТ без использования защиты от перенапряжений (либо с диодной защитой) u + (t ) , u − (t ) и тока в ветви КЗ i (t ) в программе EMTP-RV. при постоянной времени сети τ = 1 мс и ожидаемом токе I p = 5 кА 85 В случае, если в схеме на рис. 3.1 вместо предохранителей установлены срез тока от уровня ic ≈ 3,3 кА (из рис. 3.2) до нуля идеальные ключи, происходит мгновенно, а, следовательно, перенапряжение в данном случае максимально и определяется по формуле 2.8: u max = E АБ L 44 ⋅ 10−6 3 + ic ⋅ ≈ 220 + 3,3 ⋅ 10 ⋅ = 7,1 кВ . C 10 ⋅ 10−6 ( 3.1 ) где C = C1 + C2 = 5 ⋅ 10 −6 + 5 ⋅ 10 −6 = 10 ⋅ 10 −6 Ф – общая емкость полюсов на землю. Таким образом, максимальное теоретически возможное напряжение полюсов относительно земли при отключении КЗ идеальными ключами составило: u + max = u − max = В действительности u − max такой = 2 7,1 ⋅ 103 ≈ 3,6 кВ . 2 уровень ( 3.2 ) напряжения недостижим из-за ненулевой продолжительности гашения тока защитным аппаратом в цепи. 3.2.3. Вариант с использованием устройства защиты от импульсных перенапряжений Ниже рассмотрен вариант ограничения (режекции) перенапряжения, возникающего при срабатывании предохранителей, с помощью УЗИП. Напряжение срабатывания варисторов, применяемых в СОПТ, составляет 400 – 600 В, время срабатывания – менее 25 нс, максимальный импульсный ток – от 2 до 40 кА при длительности импульса 8/20 мкс. Устройства выполняются как в виде отдельных элементов для установки в радиоаппаратуру, так и в виде DINмодуля для установки в силовые щиты. Вольт-амперная характеристика УЗИП в EMTP-RV моделируется симметричной относительно начала координат кривой, состоящей из нескольких участков (см. рис. 3.3). Характеристика каждого участка, кроме первого, vj описывается уравнением: i j = p j V ref q j , т.е. фактически обычной степенной 86 функцией, что соответствует уравнению (1.1). Здесь i j и v j – это соответственно ток и напряжение на j-ом участке, p j – поправочный коэффициент, q j – степенной показатель функции, V ref – эталонное напряжение. Начало j-го участка происходит по достижению напряжением значения Vmin j , первый участок проходит через начало координат и имеет форму прямой линии. Встроенная модель в EMTP-RV позволяет также задавать ВАХ УЗИП комбинированного типа, содержащего искровой промежуток путем задания второго набора участков – после пробоя разрядника. Рис. 3.3. Внешний вид вольт-амперной характеристики УЗИП в EMTP-RV В рассматриваемом примере наличие в УЗИП искрового промежутка не учитывалось, поскольку согласно типовой схеме УЗИП комбинированного типа (см. рис. 1.10) искровой промежуток участвует в режекции только импульсов провод-земля, а при отключении КЗ предохранителями возникает межполюсное перенапряжение. При моделировании варистора была использована ВАХ, состоящая из трех участков. Использованные значения величин p j , q j , Vmin j и Vref приведены в таблице 3.1, сама ВАХ изображена на рисунке 3.5. На рисунке 3.4 изображена схема замещения в EMTP-RV при моделировании ограничения варистором перенапряжения, возникающего при 87 срабатывании предохранителей. УЗИП представлены в схеме элементами ZnO1 и ZnO2. Полученные осциллограммы приведены на рисунке 3.6. Рис. 3.4. Схема замещения элементов типовой СОПТ при моделировании возникновения перенапряжений во время отключения тока КЗ предохранителями. Вариант с УЗИП на основе варисторов Таблица 3.1 Параметры вольт-амперной характеристики варистора в EMTP-RV № участка V ref , В 1 2 3 320 pj qj Vmin j , В - - 0,0 33 5 1,0 266 2 2,1 Рис. 3.5. Использованная вольт-амперная характеристика УЗИП 88 Рис. 3.6. Осциллограммы напряжения на полюсах ЩПТ при использовании варисторов в качестве ограничителей перенапряжений u + (t ) , u − (t ) и тока в ветви КЗ i (t ) в программе EMTP-RV при постоянной времени сети τ = 1 мс и ожидаемом токе I p = 5 кА 3.2.4. Анализ результатов Согласно ГОСТ Р МЭК 60269-1-2010 [26] перенапряжения при срабатывании предохранителя с плавкими вставками всех типов, кроме aR и gR, не должны превышать значений, приведенных в таблице 3.2. Уровень перенапряжений при срабатывании предохранителей с плавкими вставками типов aR и gR устанавливается в стандартах или технических условиях на конкретные серии и типы предохранителей. Для автоматических выключателей этот параметр не нормируется. 89 Таблица 3.2 Допустимый уровень перенапряжений при срабатывании предохранителей Номинальное напряжение Максимальное мгновенное значение предохранителя, В перенапряжения, В 61-300 301-660 661-800 801-1000 2000 2500 3000 3500 Согласно таблице 3.2, при срабатывании предохранителей на номинальное напряжение менее 300 Вольт, уровень перенапряжений не должен превышать 2000 В. Перенапряжения полюс-земля для обоих полюсов ЩПТ в варианте без использования защитных устройств оказались равными 847 В по амплитуде, соответственно, межполюсное перенапряжение оказалось равным 1694 В. В случае использования УЗИП на основе варисторов перенапряжения составили соответственно 570 и 1140 В. В обоих случаях межполюсное перенапряжение вошло в допустимый диапазон согласно ГОСТ на предохранители [26]. Также в обоих случаях возникшие перенапряжения являются недопустимым согласно требованиям микропроцессорной техники к уровню напряжения (см. рис. 1.5). Таким образом, несмотря на полуторакратное снижение амплитуды импульса перенапряжения длительность при перенапряжения использовании все ещё УЗИП, являются такие уровень недопустимым и для чувствительной к уровню напряжения микропроцессорной техники. 3.3. Перенапряжение между полюсом и землей 3.3.1. Общие сведения Перенапряжения между полюсами СОПТ и землей определяются аварийными потенциалами на элементах заземляющих устройств и помехами от грозовых разрядов, которые, в свою очередь, зависят от состояния заземляющих устройств. Поэтому помехи, вызванные внешними перенапряжениями – 90 грозовыми разрядами и аварийными потенциалами заземляющих устройств могут быть существенно подавлены путем реализации зонной концепции заземления. Следовательно, грамотно построенная система заземления является залогом успешной работы защиты от перенапряжений. В последующих подпунктах было проведено сравнение эффективности ограничения указанного вида перенапряжений с помощью диодной защиты и УЗИП. 3.3.2. Вариант с использованием устройства защиты от импульсных перенапряжений Для проверки ограничения перенапряжений полюс-земля с помощью УЗИП в EMTP-RV была построена схема системы оперативного постоянного тока с учетом распределенных параметров, изображенная на рисунке 3.7. На положительный полюс подавалось синусоидальное напряжение с амплитудой 2 кВ и частотами 50 Гц, 1 и 10 кГц. Источник напряжения изображен в правой части схемы, напряжение измерялось непосредственно на шинах ЩПТ, На схеме измерительные вольтметры имеют индексы TV1 и TV2. Варисторы УЗИП подключены между источником помехи и аккумуляторной батареей. Рис. 3.7. Расчетная схема в EMTP-RV для оценки эффективности ограничения перенапряжений полюс-земля с помощью УЗИП Ниже на рисунках 3.8 - 3.10 приведены осциллограммы напряжения на полюсах ЩПТ при различных частотах подаваемого на шины напряжения. 91 Рис. 3.8. Осциллограммы напряжений на шинах ЩПТ при подаче на положительный полюс напряжения амплитудой 2000 В и частотой 50 Гц Рис. 3.9. Осциллограммы напряжений на шинах ЩПТ при подаче на положительный полюс напряжения амплитудой 2000 В и частотой 1 кГц 92 Рис. 3.10. Осциллограммы напряжений на шинах ЩПТ при подаче на положительный полюс напряжения амплитудой 2000 В и частотой 10 кГц Таким образом, с повышением частоты уровень перенапряжений на полюсах относительно земли повышается, однако в целом не превышает 1000 В. Также, с повышением частоты возрастает несимметричность формы кривых и амплитуды перенапряжений на разных полюсах относительно друг друга. 3.3.3. Вариант с использованием диодной защиты Полупроводниковые выпрямительные диоды моделировались в EMTP-RV с помощью схемы замещения для прямой и обратной ветвей, приведенной на рисунке 3.11. В расчетной схеме (см. рис. 3.12) применялcя диод Д161-200-10, параметры данного диода приведены в таблице 3.3. Рис. 3.11. Схема замещения выпрямительного диода (VD1 и VD2 – идеальные диоды) 93 Таблица 3.3 Основные параметры диода Д-161-200-10 U F (TO ) , В 0,9 rT , мОм I FAV , А U RRM , В U R , В 0,85 200 1000 750 I RRM , I FSM 10 мс , мА кА 40 5,5 Здесь U F (TO ) – максимальное пороговое напряжение, В; rT – дифференциальное сопротивление, мОм; I FAV – средний прямой ток, А; U RRM – повторяющееся импульсное обратное напряжение, В; U R – постоянное обратное напряжение, В; I RRM – максимальный импульсный обратный ток, мА; I FSM 10 мс – максимальная амплитуда пропускаемого импульса тока длительностью 10 мс, кА. На рисунках 3.13 - 3.15 приведены осциллограммы напряжения на полюсах ЩПТ при различных частотах подаваемого на шины напряжения. Рис. 3.12. Расчетная схема в EMTP-RV для оценки эффективности ограничения перенапряжений полюс-земля с помощью диодной защиты 94 Рис. 3.13. Осциллограммы напряжений на шинах ЩПТ при подаче на положительный полюс напряжения амплитудой 2000 В и частотой 50 Гц Рис. 3.14. Осциллограммы напряжений на шинах ЩПТ при подаче на положительный полюс напряжения амплитудой 2000 В и частотой 1 кГц 95 Рис. 3.15. Осциллограммы напряжений на шинах ЩПТ при подаче на положительный полюс напряжения амплитудой 2000 В и частотой 10 кГц 3.3.4. Анализ результатов Из представленных осциллограмм выявлено, что диоды не позволяют напряжению полюсов сети СОПТ относительно земли возрастать выше уровня напряжения АБ. При использовании варисторов напряжение на полюсах в три раза больше. Для изоляции это является допустимым, но такие импульсы перенапряжений могут вызвать ложное срабатывание МПРЗА [31]. Следовательно, для ограничения внешних импульсов перенапряжений полюсземля использование диодной защиты более предпочтительно, нежели УЗИП. 3.4. Перенапряжение при отключении соленоида включения высоковольтного выключателя 3.4.1. Описание условий исследования Причиной перенапряжений в СОПТ могут быть переходные коммутационные процессы в первичных и вторичных цепях подстанций [32]. Одними из наиболее опасных источников перенапряжений, возникающих в СОПТ, являются электромагнитные приводы силовых выключателей, особенно приводы ШПЭ масляных выключателей У-110 и У-220. В процессе включения через катушку соленоида такого привода может протекать ток 440 А. Коммутация 96 цепи питания привода осуществляется с помощью контакторов постоянного тока, например, серии МК. Для уменьшения возникающих, при размыкании цепи, перенапряжений в шкафу привода устанавливается специальный шунтирующий катушку соленоида резистор. Однако, возможны случаи, при которых происходит обрыв резистора или окисление его контактов. Если при этом в цепи соленоида возникает соединение с землей, то, при включении высоковольтного выключателя в СОПТ возникают опасные перенапряжения. Запасенная в соленоиде магнитная энергия рассеивается в дугогасительных камерах контактора и преобразуется в электрическую энергию заряда емкостей сети СОПТ. 3.4.2. Сравнение эффективности диодной защиты и устройства защиты от импульсных перенапряжений Далее представлены результаты сравнения эффективности режекции коммутационных перенапряжений кремниевыми выпрямительными диодами и УЗИП ограничивающего Исследование типа осуществлялось на основе путем металлооксидных математического варисторов. моделирования в программе EMTP-RV. В качестве источника коммутационных перенапряжений был выбран привод серии ШПЭ-44VI включения высоковольтного выключателя. Питание соленоида отключается с помощью контактора постоянного тока серии МК со временем отключения 40÷70 мс. Рассмотрен случай, имевший место на одной из подстанций (см. рис. 3.16). Цепь шунтирующего резистора, установленного в шкафу привода, оказалась разорванной, из-за неисправности или окисления контактов. Катушка соленоида оказалась соединенной с землей. При выполнении расчетов использовались следующие параметры элементов расчетной схемы: напряжение аккумуляторной батареи E АБ = 220В , активное сопротивление участка сети от АБ до соленоида включения привода R = 65 мОм , индуктивность того же участка L = 5 мкГн , индуктивность соленоида включения LЭВ = 100 мГн , активное сопротивление соленоида включения RЭВ = 120 мОм , распределенная емкость полюсов кабельной сети C КС = 5 мкФ . Модель дуги, используемая для моделирования процесса отключения контактора 97 МК, основана использовались на для уравнениях регистрации Мейера-Касси. Датчики межполюсного Uмп, напряжения и U+ на U- стороне соленоида привода и напряжений полюсов сети СОПТ относительно земли. Рис. 3.16. Расчетная схема для моделирования процесса отключения соленоида включения привода выключателя При выполнении расчетов, использовались модели идеального диода и варистора, т.е. не учитывались изменения вольт-амперных характеристик этих элементов вследствие нагрева протекающим по ним током. Для приведенной схемы рассчитаны три переходных процесса: 1) процесс отключения соленоида без использования устройств защиты от перенапряжений, 2) с диодной защитой и 3) с защитой на металлооксидных варисторах. Процессы для УЗИП комбинированного типа отдельно не рассматривались. Предполагалось, что они будут аналогичны переходным процессам при использовании варисторов, с той лишь разницей, что напряжение среза у них выше из-за наличия искрового разрядника, который добавляют в эти устройства для исключения тока утечки и снижения скорости деградации защитных характеристик. В случае без использования средств защиты от перенапряжений, максимальное мгновенное напряжение полюса относительно земли достигает 1,4 кВ при продолжительности около 45 мс (см. рис. 3.17). При использовании диодной защиты, напряжение полюсов относительно земли не превышает напряжения АБ (см. рис. 3.18). При использовании варисторов, напряжение 98 полюсов относительно земли достигает трех крат от напряжения АБ (см. рис. 3.19). При построении осциллограмм за начальное (установившееся) значение тока соленоида бралось его максимальное значение за время отключения контактором, т.е. на осциллограмме не показан участок возрастания тока до максимального значения после включения контактора. Рис. 3.17. Осциллограммы напряжения полюсов сети СОПТ относительно земли, межполюсного напряжения и тока соленоида без использования устройств защиты от перенапряжений. Рис. 3.18. Осциллограммы напряжения полюсов относительно земли, межполюсного напряжения и тока соленоида при использовании диодной защиты от перенапряжений 99 Рис. 3.19. Осциллограммы напряжения полюсов относительно земли, межполюсного напряжения и тока соленоида при использовании варисторов 3.4.3. Анализ результатов Из представленных результатов расчетов видно, что диоды не позволяют напряжению полюсов сети СОПТ относительно земли возрастать выше уровня напряжения АБ. При использовании варисторов напряжения на полюсах в три раза больше. Для изоляции это является допуститмым, но такие импульсы перенапряжений могут вызвать ложное срабатывание МПРЗА [31]. На рис. 3.20 приведены рассеиваемые диодом и варистором мощности в процессе режекции перенапряжения. Рис. 3.20. Мощность, выделяемая на защитных устройствах в процессе ограничения перенапряжения 100 Рассеиваемая варисторами энергия примерно равна 11,3 кДж. На диодах, при таких же условиях, рассеивается энергия около 0,25 кДж. Благодаря тому, что диоды пропускают ток коммутационного импульса в открытом состоянии, напряжение на них не превысило нескольких вольт. Напряжение на варисторах при режекции перенапряжения оказалось в сотни раз больше, равно как и рассеиваемая ими мощность. Сравнение условий работы диодов и варисторов по интегралу Джоуля также оказалось не в пользу варисторов. Через диод протекал импульсный ток около 980 А продолжительностью около 45 мс, интеграл Джоуля составил, примерно, 0,15 кА2 ⋅ с, при допустимом значении для диода 4 кА2 ⋅ с (см. табл. 1.3). Через варистор протекает импульсный ток порядка 750 А продолжительностью импульса около 35 мс, интеграл Джоуля около 0,007 кА2 ⋅ с, при допустимом значении 0,13 кА2 ⋅ с для УЗИП класса I и 0,003 кА2 ⋅ с для класса УЗИП II, см. табл. 1.3. Следовательно в рассматриваемом случае, надежность УЗИП оказывается ниже надежности диодов. Дополнительным недостатком варисторов является деградация их защитных характеристик в процессе эксплуатации. Необходимо контролировать ток через варистор при номинальном напряжении и, при его возрастании, своевременно заменять. Варисторы в УЗИП ограничивающего типа постоянно находятся под напряжением, поэтому, срок их службы намного меньше, чем у УЗИП комбинированно типа. У последних напряжение к варистору прикладывается только после пробоя разрядника, что позволяет увеличить срок службы, но ухудшает защитную характеристику, т.к. увеличивается напряжение среза. Одним из недостатков УЗИП комбинированного типа, по сравнению с диодами и простыми варисторами, является и их относительно высокие цены. 101 3.5. Натурные испытания по отключению коротких замыканий в системе оперативного постоянного тока автоматическими выключателями 3.5.1. Цель, объект и задачи испытаний Целью данных испытаний было сравнение уровней возникающего коммутационного перенапряжения при отключении тока автоматическим выключателем в цепях, имеющие различные постоянные времени. Проверялась селективность работы автоматических выключателей по отношению к предохранителям, установленным ближе к источнику питания и между собой. Определялась зависимость времени отключения автоматического выключателя от постоянной времени цепи. Объектом испытаний являлся щит постоянного тока фирмы Gutor и батарея суперконденсаторов. Местом проведения испытаний являлась Кафедра «Электрические станции» МЭИ (ТУ). К задачами испытаний было отнесено следующее: - проведение заряда одной банки суперконденсатора от выпрямителя; - проведение разряда одной банки суперконденсатора на закороченную через автоматический выключатель цепь. - запись осциллограммы процесса отключения тока КЗ автоматическим выключателем. - проведение разряда одной банки суперконденсатора на цепь, содержащую катушку индуктивности. - запись осциллограммы отключения тока разряда автоматическим выключателем. Основная электрическая схема испытательной установки приведена на рисунке 3.21. 102 Рис. 3.21. Электрическая схема испытательной установки 3.5.2. Технические средства Ниже перечислены измерительные приборы, технические средства, и описание основных элементов установки. Измерительные приборы вместе с характеристиками приведены в таблице 3.4. Таблица 3.4 Технические характеристики измерительных приборов Измерительные приборы Мультиметрмегаомметр Fluke 1587 Цифровой осциллограф Fluke 192B Характеристики • Сопротивление изоляции до до 2 ГОм • Испытательное напряжение 50 В, 100 В, 250 В, 500 В, 1000 В • Пост./ пер. напряжение 0-1000 В • Пост./ пер. ток 0-400 мА (разрешение 0,01 мА) • Сопротивление 0-50 МОм • Погрешность от 0,09% • Измерение частоты, емкости, температуры • Проверка диодов • Батарейное питание • Ударопрочный, пыле- и влагозащищенный корпус • Двухканальный цифровой осциллограф с полосой пропускания 60 МГц • Частота выборки 500 MS/S • Одноканальный цифровой мультиметр с разрядностью дисплея в 5000 отсчетов при точности 0,5% 103 Измерительные приборы Характеристики • 7 курсоров с увеличением, 30 автоматических измерений • Запоминание до 10 экранных и параметрических установок • Независимые изолированные входы допускают разность потенциалов до 1000В между входами, опорными источниками и заземлением • Оптически изолированный интерфейс RS-232 для ПК и принтера, ПО FlukeView® для работы под Windows • Жесткая ударопрочная конструкция корпуса, прочный компактный кейс • Сетевое питание: Адаптер/зарядное устройство в комплекте Батарея суперконденсаторов состоит из 20 конденсаторов, ёмкость каждого из которых составляет 2 Ф. Между собой конденсаторы соединены параллельно, т.е. общая емкость батареи равна сумме емкостей всех банок и составляет 40 Ф. Внутреннее сопротивление каждой банки конденсатора составляет 0,3 Ом. Сопротивление изоляции составляет 16 МОм. Внешний вид шкафа представлен на рисунке 3.22. Рис. 3.22. Шкаф со смонтированной батареей суперконденсаторов Выпрямитель компании Gutor в системе постоянного оперативного тока кафедры «Электрические станции» предназначен для подзарядки конденсаторной батареи, описанной выше. Максимальный заявленный ток устройства составляет 60 А. Внешний вид шкафа выпрямителя представлен на рисунке 3.23. 104 Рис. 3.23. Внешний вид шкафа выпрямителя Вводной шкаф устройства постоянного оперативного тока предназначен для коммутации цепей сети. В нем находятся как клеммные колодки, осуществляющие соединение суперконденсаторов с выпрямителем, так и защитные аппараты. Внешний вид вводного шкафа выпрямителя представлен на рисунке 3.24. Рис. 3.24. Внешний вид вводного шкафа ЩПТ Сварочное сопротивление использовалась для ограничения тока разряда суперконденсаторов. Эквивалентное последовательное сопротивление 105 (внутреннее) банки суперконденсатора заведомо меньше 1 Ома, а номинальный ток выпрямителя заряжающего суперконденсаторы составляет 50 А. Очевидно, что для достижения номинального тока, необходимо добавлять в цепь зарядаразряда дополнительное активное сопротивление. Внешний вид сварочного сопротивления приведен на рисунке 3.25. Рис. 3.25. Внешний вид сварочного сопротивления Посредством кабелей через предохранители FU1 осуществлялось соединение каждого суперконденсатора из батареи с общей шиной. Их количество соответствует числу банок в батарее. Номинальный ток каждого предохранителя составляет 125 А. Номинальное напряжение – 500 В, а значение тока отключения – 120 кА. На рисунке 3.26 показаны два положения предохранителя непосредственно в щите, а также сама плавкая вставка (рисунок справа). Благодаря раздельному коммутированию каждого конденсатора в батарее при помощи предохранителей, к схеме можно подключать любое число банок конденсаторов. 106 Рис. 3.26. Внешний вид предохранителя FU1 Клеммные колодки K1 - K4 использовались для подключения проводов сечением до 10 мм². Их применение необходимо для того, чтобы можно было не только привнести дополнительное сопротивление в цепь разряда, но также и для удобства проведения коммутаций. Выключатель является в опытах основным коммутационным аппаратом. Технические характеристики: Номинальный ток 100 А, число полюсов 3, род расцепителя – комбинированный/электромагнитный, номинальный ток расцепителей 15…100 А, уставки на ток мгновенного срабатывания 150…1000 А, предельная коммутационная способность при 380 В составляет 3200…12000 А. Выключатель QF2: SEZ PR61 B25 Модульный автоматический выключатель 1-полюсный, Iном = 25А, защитная характеристика B, Iоткл.ном.= 10кА, Uном=400В, резервным ширина – 1 модуль. В опыте выключатель является защитным аппаратом. При помощи этого выключателя осуществляется включение в общую цепь разряда катушки индуктивности. Выключатель QF3: SEZ PR61 B20 Модульный автоматический выключатель 1-полюсный, Iном = 20А, защитная характеристика B, Iоткл.ном.= 10кА, Uном=400В, резервным ширина – 1 модуль. В опыте выключатель является защитным аппаратом. При помощи этого выключателя осуществляется включение в общую цепь разряда активного сопротивления. 107 Выключатель QF4: SEZ PR61 B16 Модульный автоматический выключатель 1-полюсный, Iном = 16А, защитная характеристика B, Iоткл.ном.= 10кА, Uном=400В, ширина – 1 модуль. В опыте выключатель выполняет роль основного защитного аппарата. При помощи этого выключателя осуществляется отключение тока разряда батареи. При помощи выключателя нагрузки –Q003 осуществляется подключение / отключение выпрямителя от цепи батареи конденсаторов и ЩПТ / ШОТ. Iном = 100А. В таблице приведены 3.5 характеристики и токи срабатывания коммутационных аппаратов. Таблица 3.5 Характеристики и ток срабатывания коммутационных аппаратов Обозначение Характеристика и ток Тип аппарата срабатывания FU1 Предохранитель-разъединитель 125 А gG –1Q04 Предохранитель-разъединитель 63 А gL Выключатель нагрузки 3-х полюсный на входе в –Q001 32 А выпрямитель –Q003 Выключатель нагрузки –Q600 Предохранитель-разъединитель 100 А 40 А gL QF1 Автоматический выключатель А3114 QF2 Автоматический выключатель SEZ 25 А (B) QF3 Автоматический выключатель ABB 20 А (B) QF4 Автоматический выключатель SEZ 16 А (B) 100 3.5.3. Анализ результатов 1) Определением из рисунков 3.28 и 3.30 графическим способом постоянных времени, было получено, что: а) в первом опыте постоянная времени сети составляет порядка τ 1 ≈ 0,2 мс , I max 1 = при этом U 220 = ≈ 370 А , R1 0,6 U msx1 = 258 В . установившееся максимальный уровень значение тока напряжения равно составляет 108 б) во втором опыте τ 2 ≈ значение тока I max = L2 12 мГн = = 10 мс , при этом установившееся R2 1,2 Ом U 220 = ≈ 180 А. Здесь L2 и R2 – индуктивное и активное R2 1,2 сопротивления сети в случае подключенной катушки индуктивности, с Lкат ≈ 12 мГн, Rкат ≈ 0,6 Ом , максимальный уровень напряжения составляет U msx 2 = 532 В . Таким образом, с увеличением постоянной времени сети, уровень перенапряжения, возникающего при размыкании тока в цепи автоматическим выключателем, увеличивается, однако, в целом перенапряжения не выходят за пределы кривой требований микропроцессорной техники к уровню напряжения (см. рис. 1.5). 2) Селективность срабатывания автоматических выключателей и вышестоящих предохранителей была обеспечена. Не была обеспечена селективность срабатывания автоматических выключателей между собой, т.к. в опыте №1 одновременно сработали автоматические выключатели QF3 и QF4. Это произошло из-за малого времени отключения тока. Таким образом, следует выбирать номинальный ток автоматического выключателя с учетом того, чтобы расчетное время отключения возникающего в сети тока было больше 10 мс, т.к. в этой области времен срабатывания можно добиться селективности между автоматическими выключателями. Однако номинальный ток автомата не должен быть слишком высоким, иначе сложно будет согласовать его с вышестоящими предохранителями. Желательно также уменьшить общее количество последовательно соединенных автоматов в схеме для облегчения задачи согласования их характеристик срабатывания. Перед проведением опыта следует построить карту селективности. 3) При τ 1 ≈ 0,2 мс время отключения цепи составило t откл1 ≈ 6 мс , а при τ 2 ≈ 10 мс время отключения составило t откл1 ≈ 16 мс . Таким образом, с ростом постоянной времени, время отключения тока автоматом также возрастает. Рис. 3.27. Осциллограмма напряжения и тока при отключении автоматическим выключателем тока разряда одной банки суперконденсатора через закороченную цепь 110 Рис. 3.28. Осциллограмма напряжения и тока при отключении автоматическим выключателем тока разряда одной банки суперконденсатора через катушку индуктивности 111 Рис. 3.29. Осциллограмма напряжения и тока при отключении автоматическим выключателем тока разряда одной банки суперконденсатора через катушку индуктивности 3.6. Выводы 1. Проведено расчетно-экспериментальное исследование процесса ограничения перенапряжений в СОПТ с помощью диодной защиты и устройств защиты от импульсных перенапряжений (УЗИП) на основе варисторов, сравнение эффективности указанных способов защиты; 2. Применение УЗИП на основе варисторов не позволяет ограничивать межполюсные коммутационные перенапряжения до уровня, безопасного для устройств МПРЗА, однако, позволяет значительно (до 1,5 – 2 крат) сократить амплитуды возникающих перенапряжений. 3. Диодная защита является эффективным средством ограничения внешних перенапряжений полюс-земля в СОПТ, ввиду того, что диоды ограничивают величину возможных перенапряжений напряжением аккумуляторной батареи, т.е. 220 В и обладают малой инерционностью. Более того, они способны поглощать сравнительно большую энергию импульса. 4. В случае возникновения перенапряжений при отключении соленоида включения высоковольтного выключателя с приводом ШПЭ, диодная защита показала себя как более эффективное средство режекции перенапряжений, чем УЗИП. 5. Проведены натурные экспериментов по отключению коротких замыканий в СОПТ, которые показали, что с увеличением постоянной времени сети, уровень перенапряжения, возникающего при размыкании тока в цепи автоматическим выключателем, увеличивается, однако, в целом перенапряжения не выходят за пределы микропроцессорной техники к уровню напряжения. кривой требований 113 ГЛАВА 4. РЕКОМЕНДАЦИИ ПО ЗАЩИТЕ СИСТЕМ ОПЕРАТИВНОГО ПОСТОЯННОГО ТОКА ОТ ПЕРЕНАПРЯЖЕНИЙ С УЧЕТОМ СОВРЕМЕННЫХ ТРЕБОВАНИЙ К КАЧЕСТВУ ЭЛЕКТРОПИТАНИЯ МИКРОПРОЦЕССОРНЫХ УСТРОЙСТВ 4.1. Введение В данной главе приведены рекомендации по выбору устройств защиты от перенапряжений в СОПТ с учетом современных требований по электромагнитной совместимости и качеству электропитания микропроцессорных устройств подстанций напряжением 110 – 750 кВ. Даны рекомендации выбору типа защитных устройств, мест присоединения, подбору параметров защитных устройства, конструктивного исполнения, способу подключения, защите выбранных устройств от сверхтоков. 4.2. Рекомендации по выбору защиты от перенапряжений СОПТ должна иметь защиту от коммутационных перенапряжений и импульсных помех, проникающих через распределительную сеть из первичных силовых цепей ПС и контура заземления, и обусловленных работой молниезащиты, замыканиями в коммутационных высоковольтных аппаратов, распределительных короткими устройствах подстанции. В ЩПТ для защиты от перенапряжений рекомендовано использовать кремниевые диоды, подключаемые через плавкие предохранители между полюсами сборок и землей. Ток утечки устройства защиты от перенапряжений в течение срока эксплуатации объекта не должен превышать допустимое значение по сопротивлению полюсов сети относительно земли, т.е. устройства защиты от перенапряжений не должны оказывать влияние на работу системы контроля сопротивления изоляции. Необходимо обеспечить контроль за исправностью устройства защиты от перенапряжений. 114 Выбор диодов для цели защиты от перенапряжений в СОПТ производится по максимально допустимому прямому току, ударному прямому току, постоянному обратному напряжению, повторяющемуся импульсному напряжению и интегралу Джоуля. Максимально допустимый прямой ток диода определяется при заданной температуре корпуса и является предельным током конструкции диода. Достигается этот ток при определенных условиях охлаждения. Это может быть естественное охлаждение на охладителе, принудительное воздушное охлаждение или охлаждение водой, маслом и т.п. В случае использования диода в качестве ограничителя перенапряжения в СОПТ, прямой ток через него проходит исключительно в виде одиночного или серии повторяющихся импульсов, соответственно, при таком режиме работы нет необходимости в использовании охладителя и тем более систем принудительного охлаждения. Ударный прямой ток IFSM – это максимально допустимое мгновенное значение амплитуды одиночного импульса прямого тока полусинусоидальной формы длительностью 10 мс, причем по окончании импульса тока обратное напряжение к диоду не прикладывается. В процессе режекции перенапряжений ток, протекающий через диод более 10 мс не должен превышать значение ударного тока: IVD < I FMS 10 ms , ( 4.1 ) При выборе диодов также необходимо рассматривать основные параметры обратной вольт-амперной характеристики. Повторяющееся импульсное напряжение URRM (напряжение класса), включающее все наибольшие мгновенные значения обратного напряжения, повторяющиеся с рабочей частотой. Поскольку в СОПТ в нормальном режиме диоды подключены в противофазе к аккумуляторной батарее на постоянное напряжение 220 В, данный параметр не является определяющим при выборе диода. 115 Постоянное обратное напряжение U R не должно превышать 60 % от напряжения класса: U R < 0,6 U RRM , ( 4.2 ) Для напряжения сети Uсети = 220 В, повторяющееся импульсное напряжение U RRM > 220 / 0,6 = 367 В. Неповторяющееся импульсное напряжение URSM - наибольшее допустимое мгновенное значение напряжения, прикладываемого к диоду однократно или с частотой ниже рабочей. Для надежной работы диодов рекомендуется прикладывать рабочее импульсное напряжение URWM не более 80 % от напряжения класса (URWM < 0,8 URRM). При возможных импульсах перенапряжений с амплитудой 2,7 кВ (см. пункт. 3.4.3) на каждый полюс придется амплитуда порядка 1,4 кВ, что дает значение URRM порядка 1,4 / 0,8 = 1,75 кВ. Таким образом, рекомендовано выбирать диоды с классом по обратному восстанавливающемуся напряжению не ниже 18. К выпрямительным диодам прямой и обратной полярности не разрешается прикладывать, даже кратковременно, обратное напряжение больше допустимого неповторяющегося обратного напряжения URSM, так как выпрямительные диоды не предназначены для работы в области пробоя электронно-дырочного перехода. Для рассматриваемых силовых диодов неповторяющееся обратное напряжение, как правило превышает на 100 В напряжение класса и, например, для класса 18 составляет 1900 В. Для лавинных диодов дополнительно приводится значение обратного напряжения UBR, определяющее начало лавинного пробоя диода. Лавинные диоды могут рассеивать в течение ограниченного времени (порядка 100 мкс) импульс допустимой мощности обратных потерь в области лавинного пробоя PRSM. Интеграл Джоуля тока, проходящего через силовые диоды в процессе режекции перенапряжений не должен превышать допустимого интеграла Джоуля диодов (защитного показателя): 116 ∫i 2 2 dt < ∫ iVD dt . ( 4.3 ) Согласно результатам моделирования (см. пункт 3.4.3) интеграл кА 2 ⋅ c . Такому значению защитного Джоуля может достигать 0,15 показателя соответствуют диоды со средним прямым током не ниже 200 А. Таким образом, к установке в СОПТ рекомендованы следующие марки выпрямительных диодов, предназначенных для применения в электротехнических и радиоэлектронных устройствах в цепях постоянного и переменного тока частотой до 500 Гц: Д161-200, Д161-250, Д161-320. Это диоды прямой полярности, при этом анодом диодов является медное основание, катодом – гибкий вывод. Несмотря на то, что отечественные низкочастотные диоды серий Д1XX имеют хорошо отработанную технологию, достаточно надежны и сравнительно недороги, автором был проведен анализ зарубежных аналогов указанных диодов. Были найдены схожие по характеристикам диоды: SKN 240/18 (SEMIKRON International GmbH, Германия), SW18PHN30 (Westcode semiconductors, Великобритания), R700_18_03 (Powerex, Франция), рекомендованные к установке в СОПТ. Диоды должны быть защищены от сверхтоков быстродействующими плавкими предохранителями класса gR. Номинальный ток плавкого предохранителя не должен превышать значение среднего прямого тока диода: I n _ FU ≤ I FAV . ( 4.4 ) Рабочие значения защитного показателя выбранного предохранителя должны быть ниже, чем у защищаемого полупроводника. ∫ iFU dt < ∫ iVD dt . 2 Ниже приведена таблица 2 ( 4.5 ) 4. соответствия указанных выше марок диодов и защищающих их плавких вставок по условию соответствия номинального тока и защитного показателя вставки характеристикам диода (4.4 - 4.5). 117 Таблица 4.1 Соответствие параметров диодов и защищающих их плавких вставок класса gR Марка диода Д161-200 Д161-250 Д161-320 SKN 240/18 SW18PHN320 R700_18_03 ∫ iVD dt , ∫ iFU dt , кА2 ⋅ с кА2 ⋅ с 0,15 0,20 0,28 0,18 0,08 0,20 0,04 0,06 0,08 0,04 0,08 0,06 2 I FAV , А I n _ FU , А 200 250 320 240 320 300 200 250 315 200 315 250 2 При выборе плавких вставок для защиты диодов также необходимо учитывать селективность их работы с головными предохранителями, установленными на ЩПТ. В случае необеспечения селективности, следует уменьшить номиналы плавких вставок для защиты диодов, не смотря на снижение эффективности диодной защиты. Плавкие вставки должны входить в состав устройства предохранитель – разъединитель, сочетающего в себе функцию рубильника, для возможности выведения диодной защиты из работы с осуществлением видимого разрыва. В предохранителе-разъединителе также должна быть предусмотрена функция контроля срабатывания плавких вставок с передачей сигнала в системы управления. 4.3. Выводы 1. Разработаны рекомендации по защите системы оперативного постоянного тока от перенапряжений на базе выпрямительных диодов с учетом современных требований к качеству электропитания микропроцессорных устройств. 2. Рекомендовано в ЩПТ применять диодную защиту. Диодная защита эффективна для режекции импульсов перенапряжений полюс - земля, 118 а также возможных импульсов при отключении соленоидов включения высоковольтных выключателей. 3. Рекомендовано средний прямой ток диодов выбирать не ниже 200 А. Класс обратного повторяющегося напряжения – не ниже 18. Рекомендовано выбирать диоды штыревой конструкции с гибкими выводами. Диоды должны быть защищены скоординированными с ними по току и защитному показателю плавкими предохранителями в составе устройства типа предохранитель-разъединитель. 119 ЗАКЛЮЧЕНИЕ 1. В программном пакете EMTP-RV разработана математическая модель СОПТ для исследования электромагнитных переходных процессов, сопровождающихся перенапряжениями при отключении КЗ плавкими предохранителями. возникающего Модель импульса позволяет оценить перенапряжения, основные получить параметры осциллограммы напряжения и тока. Достоверность модели проверена путем сопоставления расчетных данных по токам и напряжениям с данными, предоставляемыми производителями защитных аппаратов. Расхождение между сопоставляемыми параметрами не превысило 10%. 2. Выявлены преимущества диодной защиты по сравнению с УЗИП комбинированного и ограничивающего типов. Напряжения среза УЗИП в 2-3 раза выше напряжения среза диодной защиты, а способность к поглощению энергии в несколько раз ниже, чем у диодов. 3. устройства Подтверждена защиты от эффективность перенапряжений диодной защиты в микропроцессорной качестве релейной защиты. Применение диодной защиты позволяет значительно уменьшить количество отказов РЗА по причине нарушения ЭМС со стороны СОПТ – до 10% процентов. 4. Установлено, что ограничения межполюсных перенапряжений, возникающих в СОПТ при отключении коротких замыканий предохранителями, не обеспечиваются ни диодной защитой, ни УЗИП, включаемыми между полюсами СОПТ и землей. Для предотвращения такого рода перенапряжений следует уменьшать индуктивность цепей питания электроприемников. 5. Разработаны рекомендации по выбору устройств защиты от перенапряжений в СОПТ. Рекомендовано на ЩПТ применять диодную защиту. Класс обратного повторяющегося напряжения диодов следует выбирать не ниже 18. Диоды должны быть защищены скоординированными 120 с ними по току и защитному показателю плавкими предохранителями в составе устройства типа предохранитель-разъединитель. 6. Указанные рекомендации по защите СОПТ от перенапряжений были использованы при разработке с участием автора внедренного и действующего стандарта организации ОАО «ФСК ЕЭС» СТО 56947007 - 29.120.40.041 - 2010 «Системы оперативного постоянного тока подстанций. Технические требования» и его изменений от 14.12.2012 г. 121 СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ 1. СТО 56947007-29.120.40.041-2010 «Системы оперативного постоянного тока подстанций. Технические требования», ОАО «ФСК ЕЭС». 2. Гусев Ю.П. Схемы подключения аккумуляторной батареи к щиту оперативного постоянного тока // Энергоэксперт. 2011, №1(24). – с. 42-48 3. Гуревич В.И. Проблемы повышения надёжности систем оперативного питания РЗА на постоянном токе // Электроэнергия. Передача и распределение, 2012, №2 (11) . – с. 70-73. 4. Устинов П.И. Стационарные аккумуляторные установки. – М., Энергия, 1970. – 312 с. 5. Гусев Ю.П. Компоненты СОПТ: Положительные тенденции и проблемы развития // Новости электротехники. 2005. № 31 .– с. 55. 6. IEEE Std 1187™-2002. IEEE Recommended Practice for Installation Design and Installation of Valve-Regulated Lead-Acid Storage Batteries for Stationary Applications. — New York.: The Institute of Electrical and Electronics Engineers, 2002 . – 33p. 7. Cassie A.M. Arc rupture and circuit severity: a new theory. Proceedings of Conference Internationale des Grands reseaux Electriques a Haute Tension, Paris, France, 1932, pp. 1-14. 8. Mayr O., “Beitrage zur Theorie des Statischen und des Dynamischen Lichthogens”, Archiv fЁur Elektrotechnik, vol. Band 37, no. Heft 12, pp. 588-608, 1943. 9. IEEE Std 485-1997(R2003). IEEE Recommended Practice for Sizing Lead-Acid Batteries for Stationary Applications. – New York.: The Institute of Electrical and Electronics Engineers, 1997. – 30 p. 10. IEEE Std 450™-2002. IEEE Recommended Practice for Maintenance, Testing, and Replacement of Vented Lead-Acid Batteries for Stationary Applications. – New York.: The Institute of Electrical and Electronics Engineers, 2002. – 39 p. 122 11. Гусев Ю.П., Гусев О.Ю., Седунов В.Н., Дунаев А.И. Опыт внедрения нового поколения систем оперативного постоянного тока на подстанциях МЭС Центра // ЛЭП-2005: Тезисы доклада конференции 1-2 декабря 2005. – М. 2005. 12. Разработка технических предложений но модернизации систем оперативного постоянного тока: Отчет о научно-технической работе/ МЭИ (ТУ); Руковод. работы ЮЛ. Гусев. – М., 2002. – 95 с. 13. Борисов Р. К. Невнимание к проблеме ЭМС может обернуться катастрофой // Новости электротехники. 2001. №6 (12). 14. Гуревич В.И. Проблема электромагнитных воздействий на микропроцессорные устройства релейной защиты. Часть 1 // Компоненты и технологии. 2010. №2. – с.80-84. 15. Matsumoto Т., Kurosawa Y., Usui M., Yamashita K., Tanaka T. Experience of Numerical Protective Relays Operating in an Environment with High-Frequency Switching Surge in Japan // IEEE Transactions On Power Delivery. Vol. 21. No. 1. 2006. 16. Электромагнитная совместимость электрической части атомных электростанций [Текст]: монография / Э.В. Вершков, А.В. Калеников, Д.А. Козлов, И.П. Кужекин, С.Л. Кужеков, Б.К, Максимов, О.В, Сарылов, Л.В. Ярных. – М.: Знак, 2006. – 280 с. 17. ГОСТ Р 51317.6.5-2006 (МЭК 61000-6-5:2001) Устойчивость к электромагнитным помехам технических средства, применяемых на электростанциях и подстанция. Требования и методы испытаний. 18. Борисов Р. К. Электромагнитная совместимость и защита от перенапряжений в системе оперативного постоянного тока // Энергоэксперт, 2009, №2 (13). – с. 30-31. 19. МЭК 1024-1: 1990 Защита сооружений от удара молний. Часть 1: Общие принципы. 20. МЭК 1312-1: 1995 Защита от электромагнитного импульса молнии. Часть 1. Общие принципы. 123 21. Зайцев Ю.В., Марченко А.Н., Ващенко И.И. Полупроводниковые резисторы в электротехнике. – М.: Энергоатомиздат, 1988. 22. Гусев Ю.П., Тимонин И.А. Защита микропроцессорных устройств релейной защиты от перенапряжений в системах оперативного постоянного тока // Известия вузов. Электромеханика. 2013, №1. – c. 84-85. 23. Borodulin, A.N. Experimental study of surge protective devices to apply in dc power supply system at power substation // Energetics (IYCE). Papers from Conference Proceedings (Published), 2011. 24. Брон О.Б. Электрическая дуга в аппаратах управления. – Л. – М.: Госэнергоиздат, 1954. – 532 с. 25. Таев И.С, Электрические контакты и дугогасительные устройства. – М.: Энергия, 1973. – 424 с. 26. Намитоков К.К., Ильина Н.А., Шкловский И.Г. Аппараты для защиты полупроводниковых устройств [Текст]: учеб. пособие / К.К. Намитоков, Н.А. Ильина, И.Г. Шкловский.— Москва: ЭнергоАтомИздат, 1988. – 280 с. 27. Mulertt C., GB001 – Introduction to protection by fuses [Электронный ресурс], http://ep.mersen.com/en/pdf/edupack/GB001_Introductio n_to_protection_by_fuses, (дата обращения:19.09.2012). 28. СТО 56947007- 29.120.40.102-2011 Методические указания по инженерным расчетам в системах оперативного постоянного тока для предотвращения микропроцессорных неправильной устройств работы релейной дискретных защиты и входов автоматики, при замыканиях на землю в цепях оперативного постоянного тока подстанций ЕНЭС ОАО «ФСК ЕЭС». 2011. 29. ГОСТ Р МЭК 60269-1-2010. Предохранители низковольтные плавкие. Часть 1. Общие требования. 30. A.Wright, P.G. Newbery. Electric Fuses // IET Power and Energy series 49 // 3rd Edition. 2004. – 251 p. 124 31. Гусев Ю.П., Монаков Ю.В., Чо Г . Ч. Предотвращение срабатываний дискретных входов микропроцессорных релейных защит при замыканиях на землю в системах оперативного постоянного тока // Энергоэксперт. 2011, № 5. 32. Гусев Ю.П., Тимонин И.А. Защита систем оперативного постоянного тока от коммутационных перенапряжений // Энергоэксперт. 2011, №6 (29). – c. 44-48. 33. ГОСТ Р 51992-2002 (МЭК 61643-1-98) Устройства для защиты от импульсных перенапряжений в низковольтных силовых распределительных системах. Часть 1. Требования к работоспособности и методы испытаний. 34. Зоричев А.Л. Устройства защиты от импульсных перенапряжений до 1 кВ. Выбор, эксплуатация, контроль // Новости электротехники. 2005, №31. – c.62. 35. Квасков В .Б . Полупроводниковые приборы с биполярной проводимостью. – М : Энерго-атомиздат. 1988. – 128 с.: ил. 36. Волков М.С., Гусев Ю.П., Тимонин И.А. Защита установок оперативного тока от коротких замыканий. // Радиоэлектроника, электротехника и энергетика. Тез. докл. XV междунар. науч.-техн. конф. студентов и аспирантов: В 3-х т. М.: Издательский дом МЭИ, 2009. Т. 3. c. 339-340. 37. Волков М.С., Гусев Ю.П., Тимонин И.А. Защита установок оперативного постоянного тока от перенапряжений // Радиоэлектроника, электротехника и энергетика. Тез. докл. XVI междунар. науч.-техн. конф. студентов и аспирантов: В 3-х т. М.: Издательский дом МЭИ, 2009. Т. 3. – c. 410-411. 38. Гусев Ю.П., Тимонин И.А. Защита систем постоянного оперативного тока от перенапряжений // Радиоэлектроника, электротехника и энергетика. Тез. докл. XVII междунар. науч.-техн. конф. студентов и аспирантов: В 3-х т. М.: Издательский дом МЭИ, 2011. Т. 3. – c.371-372. 125 39. Гусев Ю.П., Поляков A.M. Электрофизические процессы в аккумуляторах электростанций при коротких замыканиях. / Известия РАН. Энергетика. – 2001. – №4. – с. 99-105. 40. Борисова Е.С. Совершенствование методики выбора отключающих защитных аппаратов в электроустановках оперативного постоянного тока электрических станций и подстанций // Автореферат диссертации. 41. Родштейн Л.А. Электрические аппараты [Текст]: учеб. пособие / Л.А. Родштейн. — Ленинград: Энергоатомиздат, 1989. – 299 с. 42. Кужекин И .П . Основы электромагнитной совместимости современного энергетического оборудования [Текст]: учеб. Пособие / И.П. Кужекин. — М.: Издательский дом МЭИ, 2008. – 144 с.: ил. 43. IEC 60269-1 Low-voltage fuses – Part 1: General requirements. Switzerland, Geneva: Publication of International Electrotechnical Commission, 2006. 44. СТО56947007-29.240.10.028-2009 Нормы технологического проектирования подстанций переменного тока с высшим напряжением 35-750 кВ (НТП ПС). 45. СТО5694700729.120.40.093-2011 Руководство по проектированию систем оперативного постоянного тока (СОПТ) ПС ЕНЭС. Типовые проектные решения. 46. ГОСТ Р 50030.2-99 (МЭК 947-2-89) Автоматические выключатели. 47. РД 34.20.116-93 Методические указания по защите вторичных цепей электрических станций и подстанций от импульсных помех. 48. Сосков А.Г., Сабалаева Н .О . Расчёт коммутационных перенапряжений в гибридных контакторах постоянного тока и способы их ограничения // Электротехника и Электромеханика. 2009, №4. – с. 38-42. 49. Еникеев Т.У., Авдеев М.Н., Большаков Ю.И., Морозова О.А., ООО «Беннинг Пауэр Электроникс» Современные системы оперативного постоянного тока как элементы интеллектуальных подстанций. // Новости Электротехники. 2012, №1 (73). – c. 80-84. 126 50. Новые решения по построению высоконадежных систем постоянного тока для объектов энергетики. Мировые тенденции. – Первая международная научно-практическая конференция, 17-18 февраля 2005, Москва. 51. IEC 60255-1. Measuring relays and protection equipment – Part 11: Voltage dips, short interruptions, variations and ripple on auxiliary power supply port. 52. Гуревич В. И. Микропроцессорные устройства релейной защиты: настоящее и будущее // Вести в электроэнергетике, 2007, № 5. – с. 39 – 45. 53. Гуревич В. И. Новая концепция построения микропроцессорных устройств релейной защиты // Компоненты и технологии, 2010, № 6. – с. 12-15. 54. Дьяков А.Ф., Максимов Б.К., Борисов Р.К., Кужекин И.П., Жуков А.В. Электромагнитная совместимость в электроэнергетике. – М.: Энергоатомздат, 2003. – 768 с. 55. Диагностика электроустановок оперативного постоянного тока на подстанциях ОАО «Мосэнерго» / В. В. Балашов, Ю. П. Гусев, А. М. Поляков, В. А. Фещенко // Электрические станции. 2000. № 8. – c. 39 – 46. 56. Повышение надежности систем оперативного постоянного тока электростанций и подстанций средствами управления: Сб. науч. статей / Под ред. А.С. Засыпкина. – Новочеркасск: НГТУ, 1996. 57. Куско А. Сети электроснабжения. Методы и средства обеспечения качества энергии — М. : Додэка-ХХI, 2010. – 336 с. 58. ГОСТ 29280-92. «Совместимость технических средств электромагнитная. Испытания на помехоустойчивость. Общие положения». 59. ГОСТ Р 51317.4.12-99. «Совместимость технических средств электромагнитная. Устойчивость к колебательным затухающим помехам. Требования и методы испытаний». 127 60. Антипов К.М. Письмо Главтехуправления минэнерго СССР от 10.05.89 №0324-6-35/1725 о защите цепей постоянного тока электростанций от перенапряжений. 61. Шваб А. Электромагнитная совместимость. –М.: Энергоатомиздат, 1995. 62. Ковалев Б.И. Челазнов A.A. Математическое моделирование электромагнитных переходных процессов при выборе средств защиты от перенапряжений и ограничении токов КЗ // «Международный симпозиум по математическому моделированию», Москва, 1987. 63. Варисторы и разрядники фирмы SIEMENS&MATSUSfflTA. – М.: ДОДЭКА, 2000. – 48 с. 64. Диагностика электроустановок оперативного постоянного тока на подстанциях ОАО «Мосэнерго» / Балашов В. В., Гусев Ю. П., Поляков А. М., Фещенко В. А. – Электрические станции, 2000, № 8, с. 39–46. 65. Пантелеев В.А. Вольт-амперные характеристик силовых варисторов // «Промышленная энергетика», № 5,2002 .– с. 43-44. 66. Иванов И.С., Шаварин Н.И. Моделирование системы оперативного постоянного тока // Энергоэксперт. 2009, № 3, с. 52–56. 67. В.И. Антонов, В.А. Наумов, Ю.Н. Алимов, В.С. Петров. Цифровая автоматика ограничения повышения напряжения: алгоритмы и практическая реализация автоматики // Аннотации докладов 4-ей Международной научнотехнической конференции "Современный направления развития систем релейной защиты и автоматики энергосистем". CIGRE. Екатеринбург, 2013. 68. IEEE Std 946™-2004 (Revision of IEEE Std 946-1992) IEEE Recommended Pracitce for the Design of DC Axiliary Power Systems for Generating Stations. IEEE Std. 1277-2004, Institute of Electrical and Electronics Engineers, Piscataway, NJ, 2002. 69. Балашов В.В., Чо Г.Ч. Распределительная сеть СОПТ // Энергоэксперт. 2009, №6 (17). – c. 56-62. 128 ПРИЛОЖЕНИЕ 1. Письмо о внедрении результатов диссертационной работы от ОАО «ФСК ЕЭС»
