Новости Электротехники 3(123) 2020





<  Предыдущая  ]  [  Следующая  >
Журнал №4 (58) 2009 год     

АНАЛИЗ НАДЕЖНОСТИ ГРОЗОЗАЩИТЫ ПОДСТАНЦИЙ
Современные проблемы

Авторы полагают, что нормативные документы, в частности ПУЭ, в целом обеспечивают надежную работу высоковольтного оборудования в энергосистемах, однако пришло время учесть в рекомендациях и требованиях по грозозащите накопленные результаты теоретической и практической работы в данной области.
Необходимый научный задел для совершенствования грозозащиты и конкретные предложения по решению назревших проблем в этой области имеются в ряде организаций нашей страны.

Борис Ефимов, д.т.н., директор Центра физикотехнических проблем энергетики Севера – Филиала Кольского научного центра РАН, г. Апатиты
Фирудин Халилов, д.т.н., профессор
Натэлла Гумерова, к.т.н.
Аркадий Данилин, к.т.н.
Юрий Невретдинов, к.т.н.
Санкт-Петербургский государственный политехнический университет

Опыт эксплуатации высоковольтных линий (ВЛ) и подстанций (ПС) в различных климатических условиях показывает, что проблема эффективности грозозащиты подстанционного оборудования остается одной из наиболее актуальных в обеспечении его надежной работы в плане как защиты от прямых ударов молнии, так и ограничения перенапряжений, вызванных волнами, набегающими с ВЛ.
Большая часть новых вопросов возникает при совершенствовании защиты от набегающих волн. Это связано с переходом от вентильных разрядников к нелинейным ограничителям перенапряжений (ОПН), с установкой ОПН на подходах линий, с появлением рекомендаций по сокращению длины тросовой защиты на подходах, с эксплуатацией сетей с повышенным сопротивлением заземлений опор и т.д.

СОВЕРШЕНСТВОВАНИЕ ГРОЗОЗАЩИТЫ – ТРЕБОВАНИЕ ЭКСПЛУАТАЦИИ

В силу особенностей функционирования ОПН первичный выбор их параметров определяется наибольшим длительно допустимым рабочим напряжением и коммутационными перенапряжениями. Уже после этого, практически для выбранного ограничителя производится проверка степени успешности защиты высоковольтного оборудования от грозовых воздействий. Такая проверка выполняется только в том случае, если анализируемая схема не относится к стандартным, регламентируемым Правилами устройства электроустановок (ПУЭ) [1]. Причем, если расстояние между защищаемым объектом и защитным аппаратом не превышает рекомендуемое ПУЭ, то дальнейший анализ не проводится, а величина расчетного грозового тока определяется только классом напряжения энергосистемы.
В то же время в практике проектирования и эксплуатации высоковольтных сетей необходимость более подробного анализа надежности грозозащиты линий и подстанционного оборудования возникает достаточно часто. В частности, можно привести в пример положение с грозоупорностью в энергосистемах, расположенных в западной части Европейского Севера, т.е. на Кольском полуострове, в Карелии и северной части Ленинградской области.
В целом технические решения, заложенные при проектировании высоковольтных сетей для этого довольно большого региона, растянутого по меридиану почти на 1000 км, себя оправдали. Общее число автоматических отключений линий в Мурманской области и Карелии находится на уровне среднего для нашей страны (при очень большом разбросе данных по регионам). На этом фоне резко выделяются число и доля грозовых отключений. По этим параметрам северные энергосистемы в разы превосходят сети, расположенные в районах с гораздо большей грозовой активностью (среднее число грозовых часов вдоль трасс ВЛ на Кольском полуострове – 7, на юге России – 40–60).
Согласно данным по автоматическим отключениям линий Центральных электрических сетей Колэнерго (общий объем регистраций составил более 40 000 км·лет), приведенным в табл. 1, почти половина всех отключений имела случайные, редко повторяющиеся причины или они вообще не были установлены (строки «Прочие установленные» и «Не установленные»). Среди отключений по другим причинам около 3/4 произошли из-за поражения молнией. В летние месяцы подавляющая часть отключений происходит из-за гроз. Это видно из рис.1, на котором выделяется резкий июльский пик.
На Кольском полуострове есть двухцепные линии, построенные без тросовой защиты. Отказ от тросов в свое время обосновывался незначительной грозовой активностью. На практике ежегодно отмечается несколько случаев одновременного отключения обеих цепей при ударе молнии в одну из линий или в опору.
Число грозовых перекрытий линейной изоляции позволяет, хоть и косвенно, по данным эксплуатации судить о частоте появления и степени опасности атмосферных перенапряжений на подстанционном оборудовании. Это наиболее объективный в настоящее время показатель, т. к. счетчики срабатывания защитных аппаратов (особенно ОПН) далеко не везде установлены и надежно работают. В любом случае они лишь фиксируют факт повышения напряжения.
В анализе причин аварийности подстанционного оборудования практически всегда присутствует субъективный фактор. Тем не менее можно считать доказанным, что ряд тяжелейших аварий на ПС рассматриваемого региона происходил именно из-за поражения молнией ВЛ на подходах. Развитие аварий приводило к остановке генераторов и погашению ответственных потребителей.
Причины низкой грозоупорности северных сетей известны давно. Это недостаточный учет высокого удельного сопротивления грунта и связанного с этим высокого импульсного сопротивления заземлений опор ВЛ, в том числе и на подходах. В последнее время были выявлены также отрицательные эффекты, связанные с повышением в местах установки защитного оборудования входных сопротивлений контуров ПС в микросекундном диапазоне [2].
Проблемы совершенствования грозозащиты, наиболее остро стоящие перед энергетиками Европейского Севера России, существуют и в районах с обычными грунтовыми и климатическими условиями. Об этом свидетельствуют публикации в научной литературе и запросы различных эксплуатирующих организаций.

МЕТОДИКИ РАСЧЕТА АТМОСФЕРНЫХ ПЕРЕНАПРЯЖЕНИЙ

В последние годы активно развиваются численные методы исследования импульсных и волновых процессов в отдельных электроэнергетических устройствах и сетях. Появился ряд пакетов программ, которые всё более широко используются в проектных и научных организациях. При этом далеко не всегда результаты расчетов поддаются не то что количественному, но даже качественному объяснению, в частности из-за того, что используются неадекватные схемы замещения устройств и методы определения их параметров. В области расчета микросекундных импульсных процессов в высоковольтной электроэнергетике сложилось положение, когда самыми современными методами исследуются процессы в схемах замещения, разработанных в первой половине прошлого века в основном для ручного счета. В этой части развитие методов расчета долгое время шло путем простой детализации, то есть увеличения числа элементов в схеме, каждый из которых определялся по простейшим правилам и несложным формулам. В то же время надо понимать, что схема замещения устройства отличается от обычной электрической схемы тем, что это не набор заданных элементов, а некий эквивалент картины нестационарного (и часто трехмерного) электромагнитного поля. Для более полного учета всех влияющих факторов в Петербургском политехническом университете и Кольском научном центре РАН были разработаны методики, рекомендуемые [3]. В основе методов расчета атмосферных перенапряжений лежит теория распространения волн напряжений, токов и зарядов от места поражения молнией линии электропередачи [4, 5]. Главными причинами деформации волн являются импульсная корона вокруг проводов и потери в грунте и проводах. Кроме того, на форму волн значительно влияют дискретные неоднородности линии (заземление тросов на опорах, перекрытие гирлянд изоляторов, изменение взаимного расположения проводов и т. п.). Расчет деформации волн сводится к анализу импульсных процессов в кусочно-однородной многопроводной линии.

Разработчиками последовательно проводится идея моделирования изменения первичных параметров линии и различных неоднородностей схемами с сосредоточенными параметрами, так называемыми узлами схемы замещения линии, между которыми включены участки многопроводных линий без потерь. Такие модели линии включаются в развернутую схему замещения нескольких пролетов ВЛ, прилегающих к расчетному месту удара молнии.
Если моделируется удар в ВЛ вдали от оконечных ПС, то с помощью расчета серий кривых опасных токов [3] при разряде молнии в опору или в промежуточные точки пролета определяется вероятное число отключений линии с учетом импульсных характеристик заземлений опор. Если моделируется удар молнии вблизи ПС (или расчет производится для очень короткой ВЛ), то на концах линии включаются многоузловые, различной степени сложности схемы замещения ПС, возможно, с применением дополнительных активно-реактивных элементов, моделирующих процессы постепенного охвата импульсным током контура заземления ПС. В объединенной схеме замещения линии и ПС в соответствии с методикой [4] производятся многовариантные расчеты для определения амплитуд и форм атмосферных перенапряжений, показателей надежности грозозащиты оборудования (обычно математического ожидания числа лет безаварийной работы – Т) и вероятностных характеристик токов, протекающих через защитные аппараты.
Такой подход к расчету грозозащиты позволяет наиболее естественно вносить всевозможные уточнения в схемы замещения и анализировать их влияние на конечный результат – на правильность выбора характеристик и мест установки защитных аппаратов.

РЕКОМЕНДАЦИИ ПУЭ: ПРОБЛЕМЫ ОЧЕВИДНЫ

В настоящее время не все алгоритмы расчетов и анализа их результатов разработаны с необходимой степенью глубины. Требуется дальнейшее развитие теории и проведение комплекса экспериментальных исследований. Однако уже на данном этапе можно обозначить проблемы, возникающие при анализе ряда положений ПУЭ, и соответственно обсудить возможность уточнения или пересмотра этих положений с учетом опыта эксплуатации, развития теории атмосферных перенапряжений, а также массового внедрения современных защитных аппаратов и схем грозозащиты.

Оценка допустимости выбранного по конструктивным соображениям расстояния между трансформатором и ОПН

Как уже указывалось, ограничители в первую очередь выбираются по наибольшему рабочему напряжению, затем – по энергоемкости, которая прежде всего зависит от энергии, запасаемой в линии, т. е. от коммутационных перенапряжений. В результате выбор падает на ОПН с различными вольт-амперными характеристиками (ВАХ). Так, ВАХ ограничителей класса напряжения 110 кВ УХЛ-110/73- 10/450(II) и УХЛ-110/88-10/450(II) отличаются по напряжению примерно на 17% (далее ограничители с низшей ВАХ – ОПН1, с высшей – ОПН2).
Для высоковольтного оборудования ряда ПС различных классов напряжения были рассчитаны показатели Т. Расчеты были выполнены для исходных данных и конфигураций РУ, соответствующих ПУЭ (с более подробной детализацией ошиновки, мест установки и параметров оборудования и ВЛ). В качестве характерного примера на рис. 2 приведены зависимости Т от расстояния между защитным аппаратом и защищаемым оборудованием для тупиковых подстанций 110 кВ. Видно, что показатели надежности грозозащиты при прочих равных условиях при установке ОПН2 хуже, чем для разрядников РВМГ. На рис. 2 выделена область рекомендуемых в [1] значений показателей надежности Т(l) (для класса напряжения 110 кВ это 300–400 лет [3]). Пересечение кривых Т(l) с нижним уровнем рекомендуемых значений определяет предельно допустимое расстояние (lЗА–ЗО) между защитным аппаратом (РВ или ОПН) и защищаемым объектом (ЗО), которое при анализе волновых процессов прямым способом, то есть при моделировании удара молнии в ВЛ на различных удалениях от подстанции, получается для заданного набора всех исходных данных однозначным. Получены следующие lЗА–ЗО для анализируемых подстанций: при установке ОПН1 – 130 м, при установке ОПН2 – 70 м.
В этих же расчетах автоматически определялась и длина подхода, то есть участок ВЛ, в пределах которого может быть опасен самый мощный разряд молнии. Расчеты показывают, что в большинстве случаев (не только для систем напряжением 110 кВ) удар молнии в воздушную линию за пределами первого километра от подстанции в принципе не может быть опасен (физика этого явления описана в [4, 5] и здесь не рассматривается).
Пересчет допустимых lЗА–ЗО от разрядников к ОПН в соответствии с ПУЭ должен производиться по выражению:

где lОПН–ЗО – рекомендуемое ПУЭ расстояние от ОПН до ЗО;
lРВ–ЗО – рекомендуемое ПУЭ расстояние от РВ до ЗО; UИСП – испытательное напряжение для аппарата; UОПН и UРВ – напряжения на ВАХ ОПН и вентильного разрядника при соответствующем расчетном грозовом токе.
Для линий, защищенных тросами только на подходах, ПУЭ дают некоторый диапазон рекомендуемых значений lЗА–ЗО для разных длин подходов. Это определяется в целом верным предположением о том, что, увеличивая длину защитного подхода ВЛ, можно снизить опасность грозовых воздействий и тем самым допустить некоторое увеличение lЗА–ЗО. Для рассматриваемой ПС такой пересчет дает при установке ОПН1 – (50.166) м, при установке ОПН2 – (43.144) м. Нижний предел в обоих случаях соответствует длине подхода 1 км, верхний – 3 км.
Возникает вопрос о том, какие из приведенных данных сопоставимы между собой. Для обоих вариантов ОПН уточненные расчеты находятся внутри диапазона изменения допустимых расстояний согласно ПУЭ. Но их смысл совершенно другой. Цифры уточненных расчетов однозначны и получены на длине подхода ~1 км. Тогда компьютерный расчет по сравнению с ПУЭ снижает требования к допустимым расстояниям.
С другой стороны, если подход на длине 1 км организован согласно ПУЭ (подвешен трос, обеспечены допустимые сопротивления заземлений опор), то остальную линию (даже без троса), с которой, как показывают расчеты, не могут прийти опасные волны, также можно считать продолжением подхода. В этом случае надо принимать, что подход составляет >3 км и результаты численных расчетов предъявляют значительно более жесткие требования к взаимному расположению защитного и защищаемого оборудования. Поэтому верхняя граница допустимых расстояний рекомендуется ПУЭ неправомерно.
Расчеты, результаты которых приведены выше, были выполнены для сопротивлений заземления всех опор 10 Ом. С увеличением этого значения допустимые расстояния уменьшаются, хотя в разной степени для разных ПС. Во многих случаях даже при допустимом сопротивлении заземления опор 30 Ом и использовании ограничителя ОПН2 высоковольтное оборудование оказывается недостаточно защищенным при lЗА–ЗО, рекомендуемых ПУЭ.
Положения ПУЭ, которые ориентируют проектирующие и эксплуатирующие организации на создание подходов длиной в несколько километров при тяжелых грунтовых условиях, приводят к тому, что реально не обеспечивается необходимое снижение сотен (в масштабах одной сетевой организации) сопротивлений заземлений опор. При этом многократное превышение сопротивлений заземлений опор может встречаться и в непосредственной близости от ПС. Наличие единичных опор, импульсные сопротивления которых невозможно снизить до нормы, еще не говорит о низком уровне надежности грозозащиты ПС и самой линии. Достаточно, если большинство опор имеет низкое сопротивление. Многочисленные расчеты, выполненные для систем, расположенных в районах с высоким удельным сопротивлением грунта, показали, что и в этих условиях можно обеспечить требуемую надежность. Но сопротивление заземления в сотни Ом у всех опор на подходе – недопустимо.
Мероприятия, которые на практике можно выполнить для снижения сопротивления заземлений опор, не всегда эффективны. Следует учитывать, что снижение низкочастотного сопротивления заземления еще не означает, как это по умолчанию предполагается нормативными документами, существенного уменьшения импульсного сопротивления в микросекундном диапазоне. Например, входные сопротивления длинных заземлителей, прокладываемых вдоль ВЛ, при малых временах имеют индуктивный характер. При распространении волн вдоль них практически отсутствуют процессы искрообразования в грунте. Оба эти фактора снижают эффективность применения этих мер. Вообще импульсные измерения на реальных опорах показывают, что на фронтах грозовых импульсов входные сопротивления опор имеют разнообразный активно-реактивный характер, зависящий не только от конструкции фундамента самой опоры (и, возможно, ее дополнительного заземлителя), но и от структуры окружающего грунта.
Следует отметить, что рекомендуемые нормативными документами измерения сопротивлений заземлений опор в эксплуатации с отсоединением тросов от каждой опоры практически невыполнимы, а методикой их измерений на импульсах (с последующим учетом влияния троса) владеют не все организации. Поэтому в эксплуатации чаще всего измеряется не сопротивление заземления данной опоры, а сопротивление контура ПС через участок троса, что воспринимается как благополучное положение с организацией тросового подхода. В следующем номере журнала авторы продолжат анализировать положения ПУЭ с позиций современной науки и практики в области грозозащиты.

ЛИТЕРАТУРА

1. Правила устройства электроустановок (ПУЭ), 7-е изд.
2. Гумерова Н.И., Данилин А.Н., Ефимов Б.В. и др. Влияние локальных импульсных сопротивлений заземлений основного и защитного оборудования на надежность грозозащиты подстанции // Первая российская конференция по молниезащите: сборник докладов. Новосибирск: Сибирская энергетическая академия, 2007. С. 480.
3. Руководство по защите электрических сетей 6–1150 кВ от грозовых и внутренних перенапряжений / под науч. ред. Н.Н. Тиходеева. СПб.: ПЭИПК Минтопэнерго РФ, 1999.
4. Костенко М. В., Ефимов Б.В., Зархи И.М., Гумерова Н.И. Анализ надежности грозозащиты подстанций / под общей редакцией И.Р. Степанова. Л.: Наука, 1981.
5. Ефимов Б.В. Грозовые волны в воздушных линиях. Апатиты: Изд. КНЦ РАН, 2000. 134 с.





Очередной номер | Архив | Вопрос-Ответ | Гостевая книга
Подписка | О журнале | Нормы. Стандарты | Проекты. Методики | Форум | Выставки
Тендеры | Книги, CD, сайты | Исследования рынка | Приложение Вопрос-Ответ | Карта сайта




Rambler's Top100 Rambler's Top100

© ЗАО "Новости Электротехники"
Использование материалов сайта возможно только с письменного разрешения редакции
При цитировании материалов гиперссылка на сайт с указанием автора обязательна

Segmenta Media создание и поддержка сайта 2001-2020