авторефераты диссертаций БЕСПЛАТНАЯ БИБЛИОТЕКА РОССИИ

КОНФЕРЕНЦИИ, КНИГИ, ПОСОБИЯ, НАУЧНЫЕ ИЗДАНИЯ

<< ГЛАВНАЯ
АГРОИНЖЕНЕРИЯ
АСТРОНОМИЯ
БЕЗОПАСНОСТЬ
БИОЛОГИЯ
ЗЕМЛЯ
ИНФОРМАТИКА
ИСКУССТВОВЕДЕНИЕ
ИСТОРИЯ
КУЛЬТУРОЛОГИЯ
МАШИНОСТРОЕНИЕ
МЕДИЦИНА
МЕТАЛЛУРГИЯ
МЕХАНИКА
ПЕДАГОГИКА
ПОЛИТИКА
ПРИБОРОСТРОЕНИЕ
ПРОДОВОЛЬСТВИЕ
ПСИХОЛОГИЯ
РАДИОТЕХНИКА
СЕЛЬСКОЕ ХОЗЯЙСТВО
СОЦИОЛОГИЯ
СТРОИТЕЛЬСТВО
ТЕХНИЧЕСКИЕ НАУКИ
ТРАНСПОРТ
ФАРМАЦЕВТИКА
ФИЗИКА
ФИЗИОЛОГИЯ
ФИЛОЛОГИЯ
ФИЛОСОФИЯ
ХИМИЯ
ЭКОНОМИКА
ЭЛЕКТРОТЕХНИКА
ЭНЕРГЕТИКА
ЮРИСПРУДЕНЦИЯ
ЯЗЫКОЗНАНИЕ
РАЗНОЕ
КОНТАКТЫ


Pages:     | 1 || 3 |

«ФЕДЕРАЛЬНОЕ ГОСУДАРСТВЕННОЕ БЮДЖЕТНОЕ ОБРАЗОВАТЕЛЬНОЕ УЧРЕЖДЕНИЕ ВЫСШЕГО ПРОФЕССИОНАЛЬНОГО ОБРАЗОВАНИЯ "НАЦИОНАЛЬНЫЙ ИССЛЕДОВАТЕЛЬСКИЙ УНИВЕРСИТЕТ "МЭИ" ...»

-- [ Страница 2 ] --

Интегралы Джоуля преддуговой фазы для плавких элементов из серебра, меди и алюминия, как с наполнителем, так и без наполнителя, практически одина ковы 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 0, температурного коэффициента 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, 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 (, 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 являются интуитивно-понятный EMTP-RV 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.

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.

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, ( 2.13 ) E где I p = – 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 Начало дугообразования происходит при достижении преддуговым интегралом некоторого значения:

tp dt = K p, i ( 2. 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. ( 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:

di(t ) E = R i (t ) + L + u a (t ) ;

( 2.16 ) dt L IC t tt t t 2 t E i(t )dt + 2 = u a (t ) i(t )dt + R i (t )dt.

( 2.17 ) tp tp tp 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 IC WM = ( 2.19 ).

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:

di (t ), u a (t ), t p, tt. Очевидно, что решить такую систему без дополнительных i (t ), 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:

= (E u a (t ) ) di (t ) ( 2.20 ) dt L 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 di (t ) завершения отключения – u a E. Также очевидно, что с ростом по модулю 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.

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 ду гогашения 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 ;

( 2.21 ) g dt P = 0 g ;

( 2.22 ) P = P0 g, ( 2.23 ) где g – проводимость дуги;

u – напряжение дуги;

i – ток дуги;

0 – постоянная времени горения дуги (независимый параметр);

P0 – мощность (независимый параметр);

– независимый параметр;

– независимый параметр.

Однако ввиду значительной сложности подбора значений независимых параметров для адекватного описания модели дуги в конкретном предохранителе было принято решение использовать другую форму эмпирического представления спада тока со степенной функцией вида [26]:

t t p n i (t ) = I C 1 t, ( 2.24 ) г 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).

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;

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].

C1 = C 2 = 5 мкФ - Емкость полюсов СОПТ относительно земли (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]:

Ur Ut K t _ Ut = Kp ( 2.25 ) Kt _Ur K p где K t _ U t – интеграл Джоуля отключения, определенный при тестовом (номинальном) напряжении предохранителя [ А 2 с ], 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.

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, - задержка максимального значения сигнала.

На вход блока расчета сопротивления подаются следующие сигналы: v – напряжение на предохранителе, пропускаемый ток Ic – (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:

(t t p ) I c R=u I c 1 + R0, ( 2.26 ) n (K K p ) n + 2 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 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.

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) 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 t U tp 1 e dt = K.

i(t ) dt = R ( 2.27 ) p После проведения интегрирования по времени данное выражение было преобразовано к виду:

t p 2t p tp U =K.

1,5 + 2e e ( 2.28 ) p R 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 После подстановки в выражение (2.18) u a (t ) согласно уравнению (2.16) получено выражение напряжения для дуги постоянного тока:

tt tt tt di(t ) Wa = E i (t )dt Ri (t )dt L i (t )dt. ( 2.29 ) dt tp tp tp tt 0 LI C di (t ) Здесь L i (t )dt = Li (t )di = = WM – это магнитная энергия, dt tp IC запасенная в индуктивности.

Напряжение батареи E выражается через ток I C согласно формуле:

1 E = IC R = I C R X, где X =.

tp tp (2.30 ) 1 e 1 e После подстановки в уравнение (2.29) выражений для i (t ) и E, взятых из (2.24) и (2.30) соответственно, было получено уравнение:

tt t t p n t t p n tt Wa = RXI C I C 1 dt R I C 1 dt + WM ;

( 2.31 ) tг t г tp tp tt t t n tt 2n dt 1 t t p dt = W, X Wa WM = tг г p RI C ( 2.32 ) tp tг tp 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 C t г k, ( 2.33 ) где X+2 k = X 1 ( 2.34 ) n + 1 2n + 2.

Рассмотрев выражение (2.34) как квадратное уравнение относительно показателя n, было получено:

a = 2 (k X + 1) b± D =, где b = 2k X + n1, 2 ( 2.35 ) 2a c=k+ 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 ввиду того, что дуговой интеграл Джоуля в tp, Kг 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:

t t p n tt I C 1 t г dt = K г. ( 2.36 ) tp 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. 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 Рис. 2.20. Блок численного решения уравнения (2.36) в Mathcad После расчета необходимо уточнить показатель степени n, tг используемый в аналитическом представлении зависимости тока от времени. Для этого целесообразно рассчитать численно энергию гашения дуги как:

tt LI C Wг = Wa WM = (u a (t ) i (t ) )dt. ( 2.37 ) tp Eг Из выражения (2.33) было получено: k =. Далее, зная численно k и RI C t г 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.

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 В + 15% (см. рис. 2.21).

Рис. 2.21. Значения преддугового и полного интегралов Джоуля для предохранителя gG 500 V на 40 А (каталожные данные) Таблица 2. Параметры расчетной схемы отключения КЗ предохранителем K p, А2 с K t, А2 с U сети, В № опыта L, мкГн R, мОм 1 44 220 4700 2 76 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.

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 = 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 = 3 мс и ожидаемом токе I p = 8,8 кА 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 = 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 = 3 мс и ожидаемом токе I p = 8,8 кА Таблица 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, % EMTP-RV Mathcad 1 1704 1720 0,93 3,46 3,25 6, 2 1805 1799 0,33 3,38 3,13 7, Таблица 2.2 (продолжение) t И, мкс t Ф, мкс № опыта, % EMTP-RV Mathcad, % EMTP-RV Mathcad 1 110 100 9,52 12 11 8, 2 120 110 8,70 16 17 6, W, Дж № опыта, % EMTP-RV Mathcad 1 188 200 6, 2 281 310 9, 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 растет амплитуда и длительность импульса перенапряжения, также растет длительность фронта импульса и его энергия.

2.7.2. Сопоставление результатов моделирования и данных фирмы производителя 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 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. Параметры предохранителя SRG 1200V DC фирмы Ferraz-Shawmut Преддуговой Общий интеграл Джоуля K t = i t, интеграл tt Джоуля А с, при постоянной времени сети, мс U ном, В I откл, кА K p = i 2t, tp 10 25 А2 с 1200 100 37150 58740 105078 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, 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. Результаты моделирования в EMTP-RV отключения короткого замыкания предохранителем SRG 1200V DC фирмы Ferraz-Shawmut (1-я серия) Kt, А2 с U сети, В Ua, В I max, А L, мГн R, мОм n 200 1077 1239 9997 4,4 1 100, 300 1220 1653 11779 3,4 1 100, 500 1388 2161 16355 2,9 1 100, 700 1471 2500 21499 2,1 1 100, 900 1516 3001 31529 1,6 1 100, Таблица 2. Результаты моделирования в EMTP-RV отключения короткого замыкания предохранителем SRG 1200V DC фирмы Ferraz-Shawmut (2-я серия) K t, А2 с U сети, В Ua, В I max, А L, мГн R, мОм n 200 1250 1434 7921 3,5 1 40, 350 1489 1995 13333 2,7 1 40, 450 1619 2236 14815 2,4 1 40, 600 1750 2911 23584 2,0 1 40, 750 1812 3307 35112 1,9 1 40, Таблица 2. Результаты моделирования в EMTP-RV отключения короткого замыкания предохранителем SRG 1200V DC фирмы Ferraz-Shawmut (3-я серия) Kt, А2 с U сети, В Ua, В I max, А L, мГн R, мОм n 200 1450 1971 18520 3,3 1 12, 300 1634 2391 23008 2,8 1 12, 400 1773 2776 28583 2,6 1 12, 500 1849 3139 35510 2,3 1 12, 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.

Таблица 2. Оценка погрешности экспериментов на модели в EMTP-RV по отношению к кривым, предоставленных заводом - производителем предохранителя Ua в, % U сети, В Ua, В эксперименте, В 1-я серия 200 1120 1077 3, 300 1240 1220 1, 500 1400 1388 0, 700 1500 1471 1, 900 1530 1516 0, 2-я серия 200 1270 1250 1, 350 1500 1489 0, 450 1630 1619 0, 600 1770 1750 1, 750 1840 1812 1, 3-я серия 200 1460 1450 0, 300 1660 1634 1, 400 1800 1773 1, 500 1880 1849 1, 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 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= ( 2.38 ) ф где ф – длительность фронта импульса. В [54] предложено заменять линию с распределенными параметрами сосредоточенным звеном, если длина, где – длина волны.

линии l Для длительности самого короткого фронта импульса в сети, учитывая что c =, максимальная длина линии при которой можно не учитывать волновой f характер распространения импульса составляет:

c ф (3 10 8 ) (11 10 6 ) l max = = = = 1,73 км 6 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 разработана математическая модели СОПТ для исследования 1.

электромагнитных переходных процессов, сопровождающихся перенапряжениями, произведено расчетно-экспериментальное исследование процесса возникновения перенапряжения в СОПТ при срабатывании плавких предохранителей;

Для аналитического расчета процесса отключения дуги 2.

предохранителем при временах плавления до 3 мс целесообразно использовать эмпирическую степенную зависимость спада тока, как обеспечивающую достаточную точность расчета.

Для рассматриваемых длительностей фронта импульса 3.

перенапряжения расчетные схемы можно составлять из элементов с сосредоточенными параметрами, т.к. линейные размеры сети СОПТ не превосходят максимально допустимый расчетный.

С увеличением постоянной времени цепи увеличивается амплитуда 4.

и длительность импульса перенапряжения, также растет длительность фронта импульса и его энергия.

Верификация модели показала её адекватность. Модель позволяет 5.

определять параметры импульсов перенапряжений, возникающих в сети при заданных условиях с погрешностью, не выходящей за допустимые рамки для инженерных расчетов - 10%.

При отключении КЗ с помощью предохранителей в СОПТ 6.

наблюдаются перенапряжения, представляющие опасность для МПРЗА.

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);

- 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].

C1 = C 2 = 5 мкФ - Емкость полюсов СОПТ относительно земли (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 SW 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.

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 = 1 мс и ожидаемом токе I p = 5 кА 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:

44 L u max = E АБ + ic 220 + 3,3 10 = 7,1 кВ.

( 3.1 ) 10 C 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:

7,1 u max u + max = u max = = 3,6 кВ. ( 3.2 ) 2 В действительности такой уровень 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 до 40 кА при длительности импульса 8/20 мкс. Устройства выполняются как в виде отдельных элементов для установки в радиоаппаратуру, так и в виде DIN модуля для установки в силовые щиты.

Вольт-амперная характеристика УЗИП в моделируется EMTP-RV симметричной относительно начала координат кривой, состоящей из нескольких участков (см. рис. 3.3). Характеристика каждого участка, кроме первого, q vj j описывается уравнением: i j = p j, т.е. фактически обычной степенной V ref 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 и j Vref приведены в таблице 3.1, сама ВАХ изображена на рисунке 3.5.

На рисунке изображена схема замещения в при 3.4 EMTP-RV моделировании ограничения варистором перенапряжения, возникающего при 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. Параметры вольт-амперной характеристики варистора в EMTP-RV № участка V ref, В Vmin j, В pj qj 1 - - 0, 2 320 33 5 1, 3 266 2 2, Рис. 3.5. Использованная вольт-амперная характеристика УЗИП 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 = 1 мс и ожидаемом токе I p = 5 кА 3.2.4. Анализ результатов Согласно ГОСТ Р МЭК перенапряжения при 60269-1-2010 [26] 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.

Таблица 3. Допустимый уровень перенапряжений при срабатывании предохранителей Номинальное напряжение Максимальное мгновенное значение предохранителя, В перенапряжения, В 61-300 301-660 661-800 801-1000 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 при использовании УЗИП, такие уровень и длительность перенапряжения все ещё являются недопустимым 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 – 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 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.

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 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) Таблица 3. Основные параметры диода Д-161-200- I FSM 10 мс, I RRM, U F (TO ), В rT, мОм I FAV, А U RRM, В U R, В мА кА 0,9 0,85 200 1000 750 40 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;

– максимальная амплитуда пропускаемого импульса тока I FSM 10 мс 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 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 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 полюс земля 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 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 типа на основе металлооксидных варисторов.

Исследование осуществлялось путем математического 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 4070 мс. Рассмотрен случай, имевший место на одной из подстанций рис. Цепь шунтирующего резистора, (см. 3.16).

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 LЭВ = 100 мГн, включения активное сопротивление соленоида включения RЭВ = 120 мОм, распределенная емкость полюсов кабельной сети C КС = 5 мкФ.

Модель дуги, используемая для моделирования процесса отключения контактора МК, основана на уравнениях Мейера-Касси. Датчики и Uмп, U+ U использовались для регистрации межполюсного напряжения на 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 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 Рис. 3.19. Осциллограммы напряжения полюсов относительно земли, межполюсного напряжения и тока соленоида при использовании варисторов Анализ результатов 3.4.3.

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 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.

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.

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. Технические характеристики измерительных приборов Измерительные Характеристики приборы • Сопротивление изоляции до до 2 ГОм • Испытательное напряжение 50 В, 100 В, 250 В, 500 В, 1000 В • Пост./ пер. напряжение 0-1000 В Мультиметр • Пост./ пер. ток 0-400 мА (разрешение 0,01 мА) мегаомметр • Сопротивление 0-50 МОм • Погрешность от 0,09% Fluke • Измерение частоты, емкости, температуры • Проверка диодов • Батарейное питание • Ударопрочный, пыле- и влагозащищенный корпус Цифровой • Двухканальный цифровой осциллограф с полосой пропускания 60 МГц • Частота выборки 500 MS/S осциллограф • Одноканальный цифровой мультиметр с разрядностью дисплея в Fluke 192B отсчетов при точности 0,5% Измерительные Характеристики приборы • 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.

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 (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 заряда разряда дополнительное активное сопротивление. Внешний вид сварочного сопротивления приведен на рисунке 3.25.

Рис. 3.25. Внешний вид сварочного сопротивления Посредством кабелей через предохранители осуществлялось FU 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.

Рис. 3.26. Внешний вид предохранителя FU Клеммные колодки K1 - K4 использовались для подключения проводов сечением до 10 мм. 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 Модульный автоматический QF2: SEZ PR61 B выключатель 1-полюсный, Iном = 25А, защитная характеристика B, Iоткл.ном.= ширина – 1 модуль. В опыте выключатель является 10кА, Uном=400В, резервным защитным аппаратом. При помощи этого выключателя осуществляется включение в общую цепь разряда катушки индуктивности.

Выключатель Модульный автоматический QF3: SEZ PR61 B выключатель 1-полюсный, Iном = 20А, защитная характеристика B, Iоткл.ном.= ширина – 1 модуль. В опыте выключатель является 10кА, Uном=400В, резервным защитным аппаратом. При помощи этого выключателя осуществляется включение в общую цепь разряда активного сопротивления.

Выключатель Модульный автоматический QF4: SEZ PR61 B 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 характеристики и токи срабатывания 3. коммутационных аппаратов.

Таблица 3. Характеристики и ток срабатывания коммутационных аппаратов Характеристика и ток Обозначение Тип аппарата срабатывания Предохранитель-разъединитель 125 А gG FU Предохранитель-разъединитель 63 А gL –1Q Выключатель нагрузки 3-х полюсный на входе в 32 А –Q выпрямитель Выключатель нагрузки 100 А –Q Предохранитель-разъединитель 40 А gL –Q Автоматический выключатель А QF1 Автоматический выключатель SEZ 25 А (B) QF Автоматический выключатель ABB 20 А (B) QF Автоматический выключатель SEZ 16 А (B) QF 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 1 0,2 мс, при этом установившееся значение тока равно U I max 1 = = 370 А, максимальный уровень напряжения составляет R1 0, U msx1 = 258 В.

L2 12 мГн б) во втором опыте 2 = = 10 мс, при этом установившееся R2 1,2 Ом U значение тока I max = = 180 А. Здесь L2 и R2 – индуктивное и активное R2 1, 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 1 0,2 мс время отключения цепи составило t откл1 6 мс, а при 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 Рис. 3.28. Осциллограмма напряжения и тока при отключении автоматическим выключателем тока разряда одной банки суперконденсатора через катушку индуктивности Рис. 3.29. Осциллограмма напряжения и тока при отключении автоматическим выключателем тока разряда одной банки суперконденсатора через катушку индуктивности 3.6. Выводы Проведено расчетно-экспериментальное исследование процесса 1.

ограничения перенапряжений в СОПТ с помощью диодной защиты и устройств защиты от импульсных перенапряжений (УЗИП) на основе варисторов, сравнение эффективности указанных способов защиты;

Применение УЗИП на основе варисторов не позволяет 2.

ограничивать межполюсные коммутационные перенапряжения до уровня, безопасного для устройств МПРЗА, однако, позволяет значительно (до 1,5 – 2 крат) сократить амплитуды возникающих перенапряжений.

Диодная защита является эффективным средством ограничения 3.

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.

В случае возникновения перенапряжений при отключении 4.

соленоида включения высоковольтного выключателя с приводом ШПЭ, диодная защита показала себя как более эффективное средство режекции перенапряжений, чем УЗИП.

Проведены натурные экспериментов по отключению коротких 5.

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 кривой требований микропроцессорной техники к уровню напряжения.

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, коммутационных аппаратов, короткими замыканиями в высоковольтных распределительных 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.

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.

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 наибольшее URSM допустимое мгновенное значение напряжения, прикладываемого к диоду однократно или с частотой ниже рабочей. Для надежной работы диодов рекомендуется прикладывать рабочее импульсное напряжение URWM не бо лее 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):

dt iVD dt.

i 2 ( 4.3 ) Согласно результатам моделирования (см. пункт 3.4.3) интеграл кА 2 c. Такому значению защитного Джоуля может достигать 0, 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), SW18PHN (Westcode semiconductors, Великобритания), R700_18_03 (Powerex, Франция), рекомендованные к установке в СОПТ.

Диоды должны быть защищены от сверхтоков быстродействующими плавкими предохранителями класса Номинальный ток плавкого gR.

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 ( 4.5 ) Ниже приведена таблица 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).

Таблица 4. Соответствие параметров диодов и защищающих их плавких вставок класса gR iVD dt, iFU dt, 2 Марка I FAV, А I n _ FU, А диода кА2 с кА2 с Д161-200 200 200 0,15 0, Д161-250 250 250 0,20 0, Д161-320 320 315 0,28 0, SKN 240/18 240 200 0,18 0, SW18PHN320 320 315 0,08 0, R700_18_03 300 250 0,20 0, 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 Разработаны рекомендации по защите системы оперативного 1.

постоянного тока от перенапряжений на базе выпрямительных диодов с учетом современных требований к качеству электропитания микропроцессорных устройств.

Рекомендовано в ЩПТ применять диодную защиту. Диодная 2.

защита эффективна для режекции импульсов перенапряжений полюс - земля, а также возможных импульсов при отключении соленоидов включения высоковольтных выключателей.

Рекомендовано средний прямой ток диодов выбирать не ниже 3.

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.

ЗАКЛЮЧЕНИЕ В программном пакете EMTP-RV разработана математическая 1.

модель СОПТ для исследования электромагнитных переходных процессов, сопровождающихся перенапряжениями при отключении КЗ плавкими предохранителями. Модель позволяет оценить основные параметры возникающего импульса перенапряжения, получить 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%.

Выявлены преимущества диодной защиты по сравнению с УЗИП 2.

комбинированного и ограничивающего типов. Напряжения среза УЗИП в 2- раза выше напряжения среза диодной защиты, а способность к поглощению энергии в несколько раз ниже, чем у диодов.

Подтверждена эффективность диодной защиты в качестве 3.

устройства защиты от перенапряжений микропроцессорной релейной защиты. Применение диодной защиты позволяет значительно уменьшить количество отказов РЗА по причине нарушения ЭМС со стороны СОПТ – до 10% процентов.

Установлено, что ограничения межполюсных перенапряжений, 4.

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.

Разработаны рекомендации по выбору устройств защиты от 5.

перенапряжений в СОПТ. Рекомендовано на ЩПТ применять диодную защиту. Класс обратного повторяющегося напряжения диодов следует выбирать не ниже 18. Диоды должны быть защищены скоординированными с ними по току и защитному показателю плавкими предохранителями в составе устройства типа предохранитель-разъединитель.

Указанные рекомендации по защите СОПТ от перенапряжений 6.

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.

СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ СТО 56947007-29.120.40.041-2010 оперативного 1. «Системы 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- 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.

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- 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.

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 неправильной работы дискретных входов микропроцессорных устройств релейной защиты и 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.

Гусев Ю.П., Монаков Ю.В., Чо Г.Ч. Предотвращение 31.

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.



Pages:     | 1 || 3 |
 





 
© 2013 www.libed.ru - «Бесплатная библиотека научно-практических конференций»

Материалы этого сайта размещены для ознакомления, все права принадлежат их авторам.
Если Вы не согласны с тем, что Ваш материал размещён на этом сайте, пожалуйста, напишите нам, мы в течении 1-2 рабочих дней удалим его.