Выбор модели опоры Вл 35-220 кВ при анализе грозовых перенапряжений

УДК 621.311

Ф.Х.Халилов, Г.Г.Хохлов

ВЫБОР МОДЕЛИ ОПОРЫ ВЛ 35-220 кВ

ПРИ АНАЛИЗЕ ГРОЗОВЫХ ПЕРЕНАПРЯЖЕНИЙ

Аннотация

Проанализированы пять вариантов расчетной схемы замещения опоры воздушной линии электропередач. Цель такого анализа - определить, какими элементами схемы можно пренебречь без ухудшения точности расчета количества грозовых отключений линии. Результаты расчета показали, что предпочтительной схемой замещения опоры является схема с рассредоточенной индуктивностью и без учёта индуктивностей траверс.

Ключевые слова:

модель опоры линии электропередачи, молниезащита

F.Kh.Khalilov, G.G.Hochlov

SELECTION OF TRANSMISSION LINE 35-220 kV TOWER MODEL FOR LIGHTNING SURGES ANALYSIS

Abstract

Five versions of transmission line tower substitution circuit are analyzed. The purpose of analysis is to determine the network elements disregarded without calculation accuracy degradation of a transmission line lightning faults. The results of calculation shows that the preferred transmission line tower substitution circuit is the diagram with the distributed inductance and without taking into account the inductance of crossarms.

Keywords:

transmission line tower model, lightning protection

Снижение числа отключений высоковольтных воздушных линий (ВЛ) является важной задачей современной электроэнергетики. Значительная доля отключений ВЛ (до 60%) спровоцирована ударами молний. Как известно, надёжность электрической системы в целом зависит от надёжности её компонентов. Наиболее уязвимыми являются линии электропередачи, поскольку вследствие большой протяжённости они более всего подвержены различным атмосферным воздействиям.

Для оценки эффективности средств молниезащиты, в том числе и альтернативных средств (например, подвеска ОПН на опорах ВЛ), используемых в случае недостаточной грозоупорности линий, защищённых в соответствии с ПУЭ [1], широко применяются различные расчётные методики.

От выбора модели опоры в значительной степени зависит результат вычисления т.е. показатель надёжности молниезащиты - количество грозовых отключений ВЛ в год, так как именно на опоре происходит перекрытие линейной изоляции (именно оно является наиболее вероятной причиной отключения линии).

Ниже будут проанализированы несколько вариантов эквивалентной расчетной схемы опоры. Цель такого сравнения - установить, какие допущения и в какой мере влияют на интегральный результат (количество грозовых

отключений линии), т.е. определить, какими элементами схемы можно пренебречь без ухудшения точности расчета.

Сравнение выполнено для следующих пяти схем замещения опоры:

1) самая простая с точки зрения моделирования схема - замещение активным сопротивлением растеканию тока в землю без учёта индуктивностей тела опоры (рис.1, а). Расчёт переходного процесса в такой схеме не требует решения дифференциальных уравнений, ввиду отсутствия реактивных элементов;

2) схема с сосредоточенной полной индуктивностью тела опоры, без учёта индуктивностей траверс (рис.1, б) [2];

3) схема (рис.1, в), в отличие от предыдущей схемы, учитывает индуктивности между траверсами, т.е. траверсы имеют разный потенциал;

4) схема с учетом индуктивностей траверс (рис.1, г). По сути, напряжения и токи в такой модели будут отличать от рассчитанных по предыдущей схеме только после перекрытия гирлянды изоляторов (срабатывания ОПН), когда по траверсам опоры начинает течь ток. Поэтому, до перекрытия линейной изоляции результат для схем, указанных на рис.1, в и г будет одинаков;

5) схема, учитывающая ёмкости участков тела опоры. Индуктивность такого участка разбивается на две равные половины, и между ними включается ёмкость на землю (рис.1, д).

Индуктивность участка тела опоры определяется из высоты опоры к по формуле: Ь = Ьпог  к, где Ьпог - погонная индуктивность опоры (0.6-0.8 мкГн/м).

Для схемы на рис.1, д, погонная ёмкость составляет 12-32 пФ/м.

В грунтах с удельным сопротивлением менее 5000-10000 Омм даже при импульсах с длиной фронта порядка нескольких микросекунд емкостные токи пренебрежимо малы по сравнению с токами проводимости. В этом случае схема замещения заземления будет содержать только индуктивности и проводимости (активные сопротивления).

При длинах лучей более 10 м индуктивность несколько увеличивает сопротивление заземления опор. С другой стороны, при больших импульсных токах напряженность электрического поля вблизи заземлителя достигает критической величины и в грунте возникает дуго- и искрообразование, что уменьшает сопротивление заземлителя опоры. Поэтому будем считать, что приведенные факторы взаимно компенсируют друг друга и, в первом приближении, в расчетах можно в качестве импульсного сопротивления заземления использовать постоянное активное сопротивление растеканию.

Различия результатов расчётов в разных моделях проиллюстрированы зависимостями напряжений на гирляндах изоляторов от времени. Эти зависимости представлены на рис.2 для различных параметров импульсов молнии и сопротивлений заземления опор. Значение тока молнии в расчетах выбиралось таким, чтобы напряжения на гирляндах изоляторов не вызывали перекрытий.

Из рисунков видно, что результаты несколько различаются между собой. Это различие зависит от величины сопротивления заземления опоры, так как активное сопротивление изменяет постоянную времени схемы. Также различие тем больше, чем короче длина фронта импульса молнии, так как реактивные элементы «реагируют» на высокие частоты намного сильнее, чем на низкие. Поэтому наиболее различаются результаты при низком сопротивлении заземления опоры и воздействии молнии с коротким фронтом (рис.2, а). При больших сопротивлениях заземления опоры и пологих фронтах результат для разных моделей практически одинаков (рис.2, г). Однако при любых расчётных параметрах, результат для модели с учётом всех индуктивностей (рис.1, г) и модели с емкостью (рис.1, д) фактически один и тот же, ввиду малой величины погонной ёмкости тела опоры на землю.

ид, кВ

а) тсь — 1 мкс, Ом

ид. кВ

Ид, кВ

300 200 100 0 -1ПП

ктивнЬе сопротив ление

Разделённая индуктивное Индуктивность и ёмкость ть;

Сосредоточенная I индуктивность;

б) Т<Ъ — а МКС, Ом

ид, кВ

Г) = 8 мкс, Ом

Рис.2. Напряжения на верхней гирлянде изоляторов для различных схем

замещения опоры ВЛ

Для оценки влияния индуктивностей траверс рассматриваем напряжение на этих индуктивностях (рис.3). Напряжение имеет большие пиковые значения при резком изменении тока через индуктивность (при перекрытии гирлянды изоляторов и приходе отражённых волн от соседних опор). Однако действующее значение напряжения невелико и составляет примерно 45 кВ. Поэтому влияние индуктивности траверсы на ток в фазном проводе при перекрытии линейной изоляции незначительно (рис.4).

Рис. 3. Напряжение на индуктивности траверсы

Количество грозовых отключений, полученное при расчётах на моделях с различными схемами опор, представлено на рис.5. Расхождение в результатах для схем рис.1, а и б, достаточно велико, особенно при малых значениях сопротивления опор, и может достигать 50-70% (рис.6). Однако с ростом сопротивления заземления опор, из-за изменения постоянной времени, результаты для различных моделей становятся более близкими друг к другу. Расхождение результатов для схем рис.1, в, г и д, не превышает 2%. Количество грозовых отключений линии, рассчитанное в модели с рассредоточенной индуктивностью (рис.1, в), такое же, как и в самой полной модели (рис.1, д).

I, кА

Рис. 4. Ток дуги при перекрытии линейной изоляции с учётом индуктивности траверс

10 15 20 25 ЗО 35 40 45 50 55 60 65 70 '

Рис. 5. Количество грозовых отключений ВЛ для различных моделей опоры

Расхождение, %

Рис. 6. Отличие результатов, полученных при расчётах в разных моделях, от результатов наиболее полной модели опоры ВЛ

Таким образом, предпочтительной схемой замещения опоры представляется схема с рассредоточенной индуктивностью (рис.1, в), без учёта индуктивностей траверс. Результаты расчётов для этой схемы практически идентичны результатам для более «подробных» схем замещения. Она является более простой для описания в модели (в случае аналитического расчёта количества грозовых отключений), и её применение позволяет повысить скорость расчета (при численном моделировании переходного процесса в линии).

Литература

1. Правила устройства электроустановок. 7-е изд. СПб.: ДЕАН, 2008. 704 с.

2. Руководство по защите электрических сетей 6-1150 кВ от грозовых и внутренних перенапряжений / под науч. ред. акад. РАН Н.Н.Тиходеева. 2-е изд. СПб: Изд-во ПЭИПК Минтопэнерго РФ, 1999.

Сведения об авторах Халилов Фрудин Халилович,

профессор Санкт-Петербургского государственного политехнического университета, д.т.н.

Россия, 194251, Санкт-Петербург, ул. Политехническая, д.29 Хохлов Григорий Григорьевич,

аспирант Санкт-Петербургского государственного политехнического университета Россия, 194251, Санкт-Петербург, ул. Политехническая, д.29 Тел.: +7-905-2789490 E-mail: ceastwood@mail.ru

УДК 621.311

Ф.Х.Халилов, Ю.С.Попова, Г.Г.Хохлов ОБОСНОВАНИЕ УСТАНОВКИ ОПН НА ВЛ 35-110 кВ НЕФТЯНОЙ И ГАЗОВОЙ ПРОМЫШЛЕННОСТИ

Аннотация

В статье проведён анализ грозовых отключений линий в районах нефте- и газодобычи. Представлены результаты расчётов числа грозовых отключений для ВЛ, питающих предприятия нефти и газа.

Ключевые слова:

молниезащита, грозозащитный трос, число грозовых отключений

F.Kh.Khalilov, Y.S.Popova, G.G.Hochlov SUBSTANTIATION OF INSTALLATION OF ARRESTERS OVERHEAD 35-110 kV LINES OF OIL AND GAS INDUSTRY

Abstract

The article analyzes the lightning outages of lines in the areas of oil and gas production. The results of calculations of lightning outages for overhead lines, supplying of oil and gas manufacturing capacity.

Keywords:

lightning protection, ground wire, the number of lightning outages

Нефтяная и газовая отрасли промышленности России представляют собой сложные производственные процессы и являются одними из важнейших в экономике. Большинство линий 35-110 кВ на месторождениях нефти и газа