Перенапряжения при однофазных дуговых замыканиях на землю в кабельных распредсетях - Результаты мониторинга

• Перенапряжения при однофазных дуговых замыканиях на землю в кабельных распредсетях
• Результаты мониторинга

Длительный период времени мониторинг перенапряжений выполнялся в радиальной питающей компенсированной сети 10 кВ. Основной целью мониторинга являлось определение основных характеристик перенапряжений, связанных с дуговыми замыканиями на землю, являющимися наиболее частыми причинами возмущений в сети, а также оценка характеристик перенапряжений другого происхождения.

Рис. 4. Иллюстрация алгоритма обработки измерительной информации

В качестве объекта исследований были выбраны участки кабельной сети с расчетными емкостными токами замыкания порядка 45 и 65 А, которые компенсировались дугогасящими катушками (ДГК) типа ЗРОМ. Величина тока замыкания определялась на основе данных о протяженности и марках проложенных кабелей.

В результате мониторинга из всего потока переходных процессов было зарегистрировано 17 дуговых замыканий на землю. Как показал анализ, первичный пробой изоляции в зарегистрированных событиях всегда происходил при напряжении, близком к фазному максимальному Uфм (8,16 кВ), т.е. в нормальном эксплуатационном режиме. Профилактические испытания кабелей 10 кВ в зависимости от сроков их эксплуатации, числа соединительных муфт, типа концевых заделок и других факторов выполняются с периодичностью 1-5 лет [6] (т.е. со средней периодичностью порядка 3 лет) постоянным напряжением Uисn = (4 6)Uисп, что равносильно переменному напряжению (2,9 -:- 4,3)[Uфм [7]. Это свидетельствует о том, что электрическая прочность отдельных кабелей (или их участков) по различным причинам (исключая случаи прямых механических повреждений) может значительно снижаться за указанный (а иногда меньший) интервал времени.

Рис. 5. Стилизованная диаграмма распределения электрической прочности по длине кабеля и напряжения, воздействующие на кабельную изоляцию:

Стилизованную (воображаемую) картину распределения электрической прочности вдоль кабеля единичной длины можно представить как случайную кривую (рис. 5), каждая точка которой имеет тенденцию к снижению (хотя под действием сезонных климатических изменений и тепловых процессов она может несколько колебаться относительно некоторого более устойчивого состояния). При достижении одной из точек уровня испытательного напряжения происходит пробой этого участка и подъем его до послеремонтной прочности на новый, более высокий уровень. Такую же роль, в какой-то степени, играют перенапряжения в сети Uпн, особенно дуговые, охватывающие всю сеть. Коэффициент импульса последних, по отношению к постоянному напряжению, приближенно можно принять равным 1 при количестве воздействующих импульсов напряжения, ограниченных несколькими сотнями [8]. Уровень таких “испытательных” напряжений ниже, а последствия “испытаний” сопряжены с большими материальными и финансовыми издержками.

На рис. 6, а и б приведены характерные осциллограммы естественного однофазного дугового замыкания. Первичный пробой фазной изоляции произошел при напряжении, близком к фазному максимальному. Максимальные перенапряжения, достигнутые в первый момент времени, не превысили 15 кВ (примерно 1,8Uфм). Это обусловлено практически полным отсутствием колебаний напряжения свободной частоты на неповрежденных фазах. Повторные пробои в дуговом промежутке в начальный момент горения дуги происходили при напряжении (0,8 -:-1,0) U. В большинстве случаев напряжение повторного пробоя несколько уменьшается при стабилизации процесса горения дуги, снижаясь до (0,6-:-0,7)Uфм. Ряд зарегистрированных событий показывает медленное обуглероживание канала дуги и переход его в хорошо проводящее состояние, когда характер замыкания близок к устойчивому замыканию на землю. Длительность такого перехода составляет, как правило, единицы минут.

В ряде событий зарегистрированы ОДЗ с самогашением дуги. На изображенной на рис. 7 осциллограмме самогашение дуги происходит при постепенно возрастающем напряжении повторного пробоя, которое в конечной фазе горения дуги достигает линейного значения. В данном случае значительная переходная составляющая, не способная вызвать свободных колебаний в силу значительного затухания, не приводит к появлению существенного всплеска напряжения на неповрежденных фазах.

Анализ кривых восстанавливающегося напряжения на поврежденных фазах (в том числе и на приведенных рисунках) показывает, что степень компенсации тока замыкания на землю во всех зарегистрированных аварийных режимах явно недостаточна (наблюдается быстрый рост восстанавливающегося напряжения после погасания дуги). Этот момент в значительной мере связан с потоком перенапряжений на неповрежденных фатах и с уровнем токов, воздействующих на дефект изоляции поврежденного кабеля, а также, в связи с последним, с условиями самогашения дуги.

На основе записанных регистратором осциллограмм качество настройки ДГК можно контролировать:

по скорости восстановления напряжения на поврежденной фазе в режиме устойчивого горения дуги [2], анализируя амплитуду колебаний на поврежденной фазе;

по частоте заполнения f3 (если ее удается оценить с достаточной точностью), исходя из которой частота свободных колебаний = 2f3 - , а коэффициент компенсации К = (/)2 = (2f| - l)2;

по результатам измерения тока в ДГК в переходных режимах.

Прямые измерения на различных участках сети показали 20 - 40%-ную недокомпенсацию токов замыкания на землю (реальные значения токов составили 64 и 93 А), что, несомненно, многократно увеличивает поток перенапряжений и существенно снижает вероятность успешного самогашения дуги. Указанный факт также подтверждают некоторые осциллограммы аварийных режимов, соответствующие резонансам напряжений при недокомпенсации емкости сети. Практически на всех измеренных участках сети токи превышали нормируемый ПУЭ предел 20 А - для сетей 10 кВ и 30 А - для сетей 6 кВ.

Таблица 1

Статистические характеристики перенапряжений при ОДЗ

При возникновении дуговых замыканий в сети со значительной раскомпенсацией фазной емкости наибольшие уровни перенапряжений наблюдаются в основном в первые 50 - 100 мс после пробоя, что обусловлено процессом стабилизации канала пробоя (обуглероживанием канала, его расширением и др.).

Рис. 6. Осциллограммы напряжений при ОДЗ (I3 = 20 А, К= 70%):

а - начальная фаза; б - спустя 30 с горения дуги

Статистические характеристики перенапряжений, полученные по результатам 17 осциллограмм естественных ОДЗ, приведены в табл. 1. Максимальный уровень перенапряжений, достигнутый в переходных процессах, составил 20-21 кВ (примерно 2,4 UфМ), а среднее значение максимальных перенапряжений M[Umax] = 18,9 кВ (2,31 UфМ). При учете перенапряжений на обеих неповрежденных фазах, т.е. при статистической обработке фозоперенапряжений (I ). их среднее значение снижается до уровня М[Uфп] = 17,7 кВ (2,17 Uфм). Число всех фазоперенапряжений, возникших в первые 100 мс (U100) с уровнем более 15 кВ (примерно 1,05 составило 108. На рис. 8, приведена гистограмма плотности распределения фазоперенапряжений в первые 100 мс переходного процесса.

При установлении стабильного процесса горения дуги появление перенапряжений при повторных пробоях с большими уровнями маловероятно. Как правило, устанавливающийся процесс дугового амыкания сопровождается максимальными напряжениями на неповрежденных фазах, незначительно превышающими линейное значение.

В [4] приведен статистический материал опытных данных по дуговым перенапряжениям в воздушных и кабельных сетях 6 и 10 кВ, согласно которому предельные перенапряжения достигали величин примерно равных 3,1 Uфм.

Рис. 7. Осциллограммы напряжений с самогашением дуги спустя 60 мс после первичного пробоя

Сопоставление показывает, что перенапряжения в рассмотренной разветвленной кабельной сети 10 кВ имеют меньшие максимальные значения. Это обусловлено большим затуханием на частотах свободных колебаний в кабельных сетях, в результате которых переходные процессы напряжений на неповрежденных фазах, возникающие при повторных зажиганиях дуги, имеют апериодический характер. Этот же факт, очевидно, повлиял и на уменьшение среднего значения фазоперенапряжений (см. табл. 1).

Затухания на частотах свободных колебаний во многом обусловлены потерями в канапе дуги и нагрузке, значительная часть которой является активной. Характер процесса определяется также топологией сети и местом замыкания. Для рассмотренной сети особенностью ее топологии является удаленное расположение (более 3 км от центра питания) некоторых РП с большим количеством присоединений, питающих значительные нагрузки. Поскольку протекание токов колебаний свободной частоты в основном происходит по жилам и оболочкам кабелей (токи, протекающие по земле, невелики), то протяженные участки сети (например, питающие линии) вносят значительные активные сопротивления в колебательный контур, которые в совокупности с другими слагаемыми становятся соизмеримыми с удвоенным значением характеристического сопротивления контура, составляющим для разветвленных кабельных сетей с токами замыкания порядка 100 А от 5 до 15 Ом. По этой же причине при ОДЗ на удаленном от источника питания конце длинного кабеля в силу значительного затухания периодические колебания на высоких частотах часто не возникают или имеют большие декременты. Меньшие потери имеют место в изоляции линий, в трансформаторах источника и понижающих трансформаторах на вихревые токи [9].

Рис. 8. Гистограмма плотности распределения фазоперенапряжений при ОДЗ в первые 100 мс после первичного пробоя

В качестве примера, показывающего влияние нагрузки и места замыкания на затухание свободной составляющей в переходном процессе замыкания на землю, в табл. 2 приведены расчетные величины потерь (с применением [1]) в канале дуги для участка кабельной сети (рис. 9), близкой по параметрам к исследуемой, в которой от центра питания (ЦП) отходят питающие линии к двум удаленным на расстояние 3 км РП. Емкость сети в узлах ЦП и РП2 моделировалась сосредоточенной и составляла соответственно 20 и 40% общей; в узле РП2 нагрузка питалась по линиям, составляющим вместе с питающими 40% емкости сети. Емкостный ток замыкания на землю составлял 73 А. Нагрузка (cos = 0,97) по узлам распределялась следующим образом: РП1-67, РП2-20, ЦП - 13%. Питающие линии имели сечение 240 мм2, остальные (длиной 1 -2 км) - 120 мм2. Модели линий для большей достоверности определения потерь были приняты частотно-зависимыми. Сопротивление дуги, значительно изменяющееся в процесс ее горения, было принято постоянным и равным 10 Ом [10].

Уменьшение потерь в дуге при увеличении мощности нагрузки и удалении места замыкания от источника питания свидетельствует об увеличении затухания и соответственно приводит к увеличению сопротивления R в эквивалентном последовательном RLC-контуре, характеристическое сопротивление которого приближенно может быть определено как

где Сф и Сфф - фазная и междуфазные емкости сети.

Для моделируемой сети Zc = 6,3 Ом (для исследованных участков реальной сети сопротивления имеют близкие значения); его удвоенное значение соизмеримо с активным сопротивлением контура R.

Рис. 9. Участок моделируемой кабельной сети

Поэтому при близких к источнику питания замыканиях и слабой загруженности сети колебания могут иметь колебательный характер, но с очень большим декрементом затухания = 3500 -:- 4000. Для загруженной сети и удаленных от центра питания замыканиях потери в сети весьма велики и колебания имеют апериодический характер. Потери в трансформаторах на вихревые токи могут дополнительно увеличивать затухания свободных колебаний в зависимости от степени загруженности сети, ее топологии и места замыкания на 5 - 8%. Большие величины характеристических сопротивлений соответствуют участкам сетей с малыми емкостными токами замыкания, питаемым от маломощных понижающих трансформаторов. В таких сетях преобладает периодический характер свободных колебаний и, следовательно, перенапряжения имеют большие значения.

Мониторинг перенапряжений осуществлялся также в некомпенсированной сети с емкостным током замыкания 19,4 А. За 6 мес. не было зарегистрировано ни одного случая ОДЗ (сеть обладала как незначительной протяженностью, так и относительно новыми кабелями). Поэтому в такой сети было инициировано искусственное ОДЗ. Для этого в разделанном кабеле напротив одной из жил высверливалось отверстие в оболочке и изоляции диаметром 500 мкм, в которое помещался медный проводник диаметром 80- 100 мкм, после чего отверстие в оболочке кабеля зачеканивалось. “Задефектованный” указанным образом кабель подключался через выключатель к одной из секций РП. Фрагменты осциллограмм перенапряжений при искусственном ОДЗ приведены на рис. 10.

Дута при токе замыкания около 19 А горела неустойчиво: зажигалась и часто гасла на достаточно длительные интервалы времени, причем в начальной стадии горения интервалы фазы горения были более короткие, чем в конце (спустя 30 с после первичного пробоя). Напряжение на нейтрали большей частью находилось в диапазоне (0,7 -:- 1,0)Uфм (предельно достигнутое значение - 1,35Uфм). После гашения дуги напряжение на нейтрали достаточно быстро снижалось из-за стекания зарядов, главным образом, через измерительные трансформаторы напряжения.

Таблица 2

Потери в канале дуги и активное сопротивление эквивалентного RLC-контура

Примечание. W- потери в канале дуги в процентах от полной энергии, рассеиваемой при свободных колебаниях в режиме замыкания на землю; R -активное сопротивление эквивалентного RLC-контура; Рн - мощность нагрузки; р - мощность питающего трансформатора

Рис. 10. Осциллограммы напряжений при искусственном ОДЗ:

а - фазные напряжения; б - напряжение на нейтрали

дуги с частотой

Характер напряжения на нейтрали, практически не содержащего свободных колебаний напряжения в момент горения говорит о процессе гашения дуги, близком к модели Петерсена [5]. В отличие от естественных ОДЗ в компенсированной сети после гашения дуги на фазах наблюдались колебания свободной частоты, но со значительным декрементом затухания и 2400 1/с (частота колебаний - примерно 1,4 кГц). Зарегистрированные максимальные перенапряжения не превысили 2,3 Uфм. Характеристическое сопротивление в режиме замыкания на землю для данного участка сети, питаемого от трансформатора ТРДН-40000/110/10 с расщепленной обмоткой, равно 17,6 Ом, что говорит о более благоприятных условиях для развития колебательного переходного процесса.

Максимальные перенапряжения при ОДЗ являются далеко не предельными во всем потоке зарегистрированных перенапряжений. Значительные перенапряжения возникают при междуфазных дуговых замыканиях, обрывах фаз и других режимах, одако перенапряжения при ОДЗ являются частым видом возмущения в сети и достаточно длительным. Из гистограммы распределения перенапряжений в рассмотренных сетях видно, что максимальные перенапряжения большей частью (более 90%) находятся в диапазоне до 2,2 Uфм и поэтому не могут ограничиваться традиционными защитными аппаратами типа разрядников и ОПН с порогом ограничения (3,2 -:- 3,4)Uфм. По этой же причине рассмотренный вид перенапряжений не определяет энергетических характеристик защитных аппаратов указанного уровня ограничения. Этот вывод подтверждают также некоторые замеры характеристик ОПН, находящихся в эксплуатации.

Следует отметить, что мониторинг перенапряжений, недавно начатый в Новосибирских городских кабельных сетях, в целом, показывает статистические характеристики перенапряжений при ОДС, аналогичные указанным ранее, несмотря на коэффициенты компенсации емкостных токов (около 70 А), близкие к 100%. Это, по-видимому, объясняется однотипностью топологии сетей, соизмеримыми характеристическими сопротивлениями, затуханиями и напряжениями первичного и повторных пробоев, определяющими амплитуды свободных составляющих напряжений.

Выводы