 |
| ЗАМЫКАНИЯ НА ЗЕМЛЮ В СЕТЯХ 6–35 КВ
РАСЧЕТ УСТАВОК НЕНАПРАВЛЕННЫХ ТОКОВЫХ ЗАЩИТ
Как отмечают многие наши читатели, в особенности специалисты проектных организаций, в имеющейся российской технической литературе нет конкретных рекомендаций по выбору защит от замыканий на землю (ОЗЗ) и отсутствуют современные методики расчета уставок. Поэтому материалы на эту тему вызывают большой интерес.
|
Алексей Шалин, д.т.н., профессор кафедры электрических станций Новосибирского государственного технического университета
В предыдущем номере журнала («Новости ЭлектроТехники» № 4(34) 2005) была опубликована статья Алексея Ивановича Шалина [1], в которой был приведен пример расчета уставок защиты от замыканий на землю, реагирующей на напряжение нулевой последовательности.
В сегодняшнем материале автор рассматривает вопросы, связанные с расчетом ненаправленных токовых защит.
О значениях коэффициента броска
В [2] были приведены рекомендации авторов [3, 4, 5, 6] по расчету уставок ненаправленных токовых защит нулевой последовательности от ОЗЗ. Из этих рекомендаций видно, что специалисты существенно расходятся во мнениях относительно таких основополагающих для расчета величин, как коэффициент броска, нормируемый коэффициент чувствительности и т.д.
В комментарии к [2] Сергей Титенков утверждает, что используемый в расчетах коэффициент броска, зависящий в основном от высокочастотного тока нулевой последовательности, возникающего в процессе разряда емкости поврежденной фазы цепи и заряда емкостей неповрежденных фаз, не уменьшается при резистивном заземлении нейтрали сети. Это определяется, в частности, тем, что этот резистор в сетях 6–10 кВ включается в цепь маломощного нейтралеобразующего трансформатора.
Как это часто бывает в действительности, любое конкретное высказывание имеет свои «границы истинности». Если речь идет о резисторах, устанавливаемых в нейтрали нейтралеров (нейтралер – трехфазная дроссельная катушка с соединением зигзагом) в соответствии с [7, 8, 9], то такое мнение в большинстве случаев совершенно справедливо. По первой гармонике индуктивное сопротивление нейтралера мощностью 63 кВА на напряжении 10 кВ составляет 96 Ом [9]. По 10–20 гармоникам, которые присутствуют в процессе перезаряда емкостей при ОЗЗ, это сопротивление возрастет до 960–1920 Ом и при сопротивлении резистора порядка 100–150 Ом суммарное сопротивление цепочки «нейтралер – заземляющий резистор» будет практически полностью индуктивным. В результате, в полном соответствии с мнением Сергея Титенкова, заземляющий резистор практически не окажет влияния на токи перезаряда емкостей и, таким образом, не повлияет на коэффициент броска.
На напряжении 35 кВ трехобмоточные силовые трансформаторы обычно имеют выведенную нейтраль. Заземляющий резистор включают в цепь этой нейтрали. В этом случае говорить о том, что этот резистор не влияет на токи перезаряда, было бы неверно.
О выдержке времени
Рассмотрим этот вопрос на примере схемы, приведенной в [1]. Здесь питающий трансформатор напряжением 35 кВ имеет мощность 10 МВА. От него запитана одна воздушная ЛЭП, которая потом разделяется на две цепи, каждая из которых питает свой трансформатор мощностью 4 МВА со схемой соединения первичной обмотки в звезду с выведенной нейтралью. Для снижения уровня перенапряжений в нейтрали трансформаторов включены заземляющие резисторы. Использование в сети заземляющих резисторов позволяет повысить эффективность защиты, но при этом должна быть пересмотрена методика выбора ее уставок.
В соответствии с [2, 3, 4] ток срабатывания защиты от ОЗЗ IСЗ в сети с изолированной нейтралью при наличии кабельного трансформатора тока нулевой последовательности выбирается из следующего условия:
 | (1) |
где kн = 1,2 (коэффициент надежности);
kбр – коэффициент броска, учитывающий бросок емкостного тока в момент возникновения ОЗЗ, а также способность реле реагировать на него;
Iс.фид.макс – максимальный емкостный ток защищаемого фидера.
В соответствии с [4] для мгновенно действующих защит от ОЗЗ в расчетах следует принимать значение произведения kн • kбр = 4…5. Для защит с выдержкой времени при возможности возникновения перемежающейся дуги kн • kбр = 2,5. По-видимому, эти значения рекомендованы автором для традиционных отечественных реле защиты, включая РТЗ-51.
В [3] предлагается считать kн = 1,2, kбр = 3…5 (применительно к реле старых типов). Для реле РТЗ-51 рекомендуется принимать kбр = 2…3. При этом предлагается выполнять защиту без выдержки времени. «При использовании для защиты от ОЗЗ современных цифровых реле, например, серии SPACOM, в том числе SPAC-800 …, можно принимать значения kбр = 1…1,5 (необходимо уточнить у фирмы–изготовителя)» [3].
По моему мнению, там, где это возможно, лучше использовать защиту от ОЗЗ с выдержкой времени. Это дает возможность обеспечить селективность при двух и более последовательно включенных ЛЭП, использовать в расчетах меньшее значение коэффициента броска, предотвращает ложные отключения неповрежденных линий после того, как отключается поврежденная линия (из-за феррорезонансных явлений, связанных с измерительными трансформаторами напряжения), и т.д.
В некоторых отраслях (шахты, карьеры и т.д.) имеются нормативные документы, требующие немедленного отключения ОЗЗ. Там необходимо использовать мгновенно действующие защиты от ОЗЗ.
Определение емкостных токов
Величину Iс.фид.макс = ICS для сетей с изолированной нейтралью в [3] рекомендуется, например, определять следующим образом:
для кабельных сетей
 | (2) |
для сетей с воздушными ЛЭП
 | (3) |
где U – номинальное напряжение сети (кВ);
S – суммарная длина линий (км).
Суммарный емкостный ток сети определяется как сумма описанных выше составляющих для всех гальванически связанных линий сети.
Более точно величину емкостного тока Iс.фид.макс ЛЭП можно подсчитать, используя, например, данные по удельным емкостным токам в воздушных и кабельных ЛЭП, приведенные в [10]. Однако там же отмечается, что величина емкостного тока, определенная по (2), (3), может давать погрешность порядка 40–80% по сравнению с реальным, замеренным при ОЗЗ в сети, током. Одна из причин – неучет емкостей относительно земли потребителей электроэнергии, например, двигателей, а также конструкции воздушных ЛЭП (тип опоры, с заземляющим тросом или без него) и т.д.
В [10] рекомендуется для дальнейшего повышения точности расчетов емкостного тока сети I ICS (в кА) использовать метод, основанный на определении тока ОЗЗ через емкость сети относительно земли:
 | (4) |
где Uф – фазное напряжение (кВ);
w = 2pf = 314 (рад/с);
CS – емкость одной фазы сети относительно земли (Ф).
 | (5) |
где ci – удельная емкость на фазу i-ой линии (Ф/км);
li– длина i-ой линии (км);
m – число линий (кабельных, воздушных с заземляющим тросом и без него);
cj – емкость на фазу j-го элемента сети (Ф);
qj – число учитываемых элементов сети, кроме ЛЭП (например, двигателей);
n – общее число таких элементов.
В [11] емкостные токи двигателей рекомендуется определять по (4), причем емкость Cд (в фарадах) для неявнополюсных синхронных двигателей и асинхронных двигателей с короткозамкнутым ротором рассчитывается по следующему выражению:
 | (6) |
где Sном – номинальная полная мощность двигателя (МВ·А);
Uном – номинальное напряжение двигателя (кВ).
Для остальных типов электрических двигателей
 | (7) |
где nном – номинальная частота вращения ротора (об/мин).
Как отмечалось выше, расчетные емкостные токи сети обычно отличаются от реальных, которые можно определить лишь замером на объекте. Однако процесс замера емкостного тока, кроме технических трудностей, связан еще и с некоторой методической неопределенностью. Опыт показывает, что на многих объектах в составе емкостного тока сети даже при металлическом ОЗЗ присутствуют не только составляющие промышленной частоты, но и значительные токи высших гармоник.
Замер суммарного значения тока, например, с помощью традиционных приборов, предназначенных для измерения токов промышленной частоты, связан с существенными погрешностями. Реально отмечались погрешности порядка 30% (в том числе в сторону уменьшения замеренных токов относительно расчетного). Более точно емкостный ток сети можно измерить путем осцилло-графирования с последующим разложением на гармонические составляющие.
Токи нулевой последовательности в резистивно-заземленных сетях
При наличии в сети нескольких заземляющих резисторов при внешнем ОЗЗ по защите может протекать также активный ток I IR. При этом вместо Iс.фид.макс в (1) надо подставлять
 | (7) |
Чувствительность проверяется по величине коэффициента kч:
 | (8) |
где kч.норм – нормируемый коэффициент чувствительности;
IЗАЩ – ток в защите поврежденной ЛЭП.
В [3] рекомендуется принимать значение kч.норм на уровне 1,5...2, в [4] kч.норм> 1,25…1,5.
В резистивно-заземленных сетях и установках
 | (8) |
где I'CS– суммарный емкостный ток сети за вычетом емкостного тока защищаемого фидера;
IR – ток заземляющего резистора, протекающий по защите поврежденного присоединения.
В [1] было показано, что при защите от ОЗЗ воздушных линий пользоваться рекомендованными в [3, 4] значениями нормативного коэффициента чувствительности опасно из-за возможности образования в месте ОЗЗ большого переходного сопротивления и отказа защиты по этой причине. Там же были приведены рекомендации по проверке чувствительности защиты в этом случае.
Токи в переходных режимах ОЗЗ
В настоящее время слабо изучен вопрос о том, каким должно быть значение коэффициента kбр при установке в нейтрали сети заземляющего резистора. Есть два мнения на этот счет:
- значение kбр должно быть таким же, как в сетях без заземляющих резисторов;
- значение kбр должно быть принято меньшим, чем в предыдущем случае.
Известно, что kбр зависит, в частности, от отношения максимального тока перезаряда емкостей сети (токов разряда емкости поврежденной фазы и дозаряда емкостей «здоровых» фаз) и значения емкостного тока защищаемого присоединения в установившемся режиме внешнего ОЗЗ. На рис. 1 показана осциллограмма тока нулевой последовательности 3I0 в переходном процессе ОЗЗ в одном из присоединений электрической сети, описанной в [1], суммарный ток ОЗЗ в которой равен19 А. Осциллограмма соответствует повторному загоранию прерывистой дуги в сети, где заземляющие резисторы отсутствуют. Максимальное значение тока переходного процесса составило 138 А, амплитудное значение установившегося тока 3I0 равно 16 А. Обозначив отношение максимального тока к амплитуде установившегося как kmax, получаем для рассматриваемого случая kmax = 8,62.
Установив в нейтраль питающего трансформатора заземляющий резистор сопротивлением 2 кОм (ток резистора при ОЗЗ равен 10 А, т.е. 0,53 от полного емкостного тока сети), получаем для того же присоединения kmax = 1,3, т.е. kmax снизился более чем в 6,5 раза. Увеличение сопротивления резистора приводит к росту kmax (в пределах в рассматриваемом случае до 8,62).
Если в сети установлено несколько заземляющих резисторов и по рассматриваемому присоединению при внешнем ОЗЗ протекает активный ток одного из них, то это приводит к некоторому снижению значения kmax, поскольку установившийся ток 3I0 в рассматриваемом присоединении возрастает.
Из описанного ясно, что значение kбр в рассматриваемом случае может быть принято ниже, чем при отсутствии заземляющих резисторов, причем степень снижения kбр зависит от сопротивления резистора.
В [12] описан еще один способ заземления, предназначенный для обеспечения эффективной работы селективной защиты от замыканий на землю в сетях 6–10 кВ (рис. 2). В рассматриваемом случае нейтралеобразующий трансформатор не устанавливается.
При появлении в сети напряжения нулевой последовательности, свидетельствующего о том, что произошло замыкание на землю, специальным выключателем между каждой фазой и землей включается свой заземляющий резистор. При этом образуются активные токи замыкания на землю, пригодные для селективного выявления поврежденного присоединения.
Для ограничения перенапряжений, которые могут возникнуть в сети до включения заземляющих резисторов, предусматривается установка на шины ОПН. Их термическая стойкость должна быть обеспечена на время до включения заземляющих резисторов и выявления релейной защитой поврежденного присоединения. Сработав, релейная защита отключает поврежденное присоединение, после чего заземляющие резисторы отключаются. Заземляющие резисторы выполняются маломощными, теплопоглощающими, с временем термической стойкости порядка 10–20 секунд.
Пример распределения токов
На рис. 3 показано распределение токов в цепях схемы.
При построении рисунка были приняты допущения о том, что:
- емкости фаз ЛЭП относительно земли многократно превышают емкости остальных элементов схемы;
- утечками через трансформаторы напряжения можно пренебречь;
- активный ток по изоляции фаз относительно земли пренебрежимо мал;
- сопротивления ЛЭП и обмоток трансформатора пренебрежимо малы.
На схеме рис. 3 не показаны коммутационные аппараты и ограничители перенапряжений. Здесь Тр – питающий трансформатор; ЛЭП1 – ЛЭП, на которой произошло замыкание фазы на землю; ЛЭП2 – неповрежденная ЛЭП (или группа таких линий); R1 – заземляющие резисторы.
Из рисунка видно, что активные токи заземляющих резисторов замыкаются через питающий трансформатор Тр и поврежденную фазу линии ЛЭП1. В результате по защите поврежденной ЛЭП протекает сумма активных токов резисторов неповрежденных фаз и емкостного тока неповрежденной ЛЭП. По защите неповрежденной ЛЭП протекает только емкостный ток этой ЛЭП.
Описанный выше способ резистивного заземления был реализован на трех подстанциях Ханты-Мансийских РЭС Нефтеюганских электрических сетей. Имеющийся к сегодняшнему дню опыт эксплуатации подтверждает высокую эффективность такого технического решения.
В случае применения этой схемы, как показывают наши исследования, заземляющие резисторы также снижают значение kmax, а значит, и kбр. При этом для достижения одинакового эффекта сопротивления резисторов в схемах рис. 2, 3 следует принимать в 3 раза большими, чем при включении заземляющего резистора, например, в нейтраль силового трансформатора.
Рис. 1
Осциллограмма тока нулевой последовательности в переходном процессе однофазного замыкания на землю в сети 35 кВ
Рис. 2
Включение заземляющих резисторов между фазами и землей при возникновении замыкания на землю
Рис. 3
Распределение токов в цепях схемы
Рекомендации по расчетному значению kбр
Проведенные исследования позволяют сделать следующий вывод: использование заземляющих резисторов без нейтралеров приводит к возможности уменьшения значения kбр. Применение нейтралеров заметно снижает этот эффект, в большинстве случаев практически сводя его к нулю.
В результате при включении заземляющих резисторов через нейтралеры значения коэффициента броска kбр следует брать, как и для сети с изолированной нейтралью, в соответствии с рекомендациями [3, 4].
При включении заземляющих резисторов по описанным выше схемам без использования нейтралеров расчетные значения kбр могут быть снижены. Если ток заземляющего резистора приблизительно равен суммарному емкостному току сети (как это рекомендуется для оптимального ограничения перенапряжений), значения коэффициентов броска в соответствии с [5, 6] могут быть приняты на уровне 1,2–1,3.
Если сопротивления заземляющих резисторов существенно больше емкостного сопротивления трех фаз сети (как это часто бывает при больших значениях емкостного тока), значение kбр может быть либо взято таким же, как для сетей с изолированной нейтралью, либо определено после дополнительных расчетов токов переходного процесса ОЗЗ.
В [13] была описана одна из особенностей горения дуги в отечественных кабелях с бумажно-масляной изоляцией. Речь шла о том, что на начальной стадии ОЗЗ загорание дуги в таком кабеле приводит к разложению масляно-канифольной пропитки и выделению значительного количества газов, которые гасят возникшую дугу. Пока образовавшиеся газы не «ушли» в разные стороны от места дуги между слоями бумаги, дуга не горит. При этом из-за образовавшейся «паузы» в токе нулевой последовательности защита от ОЗЗ, имеющая выдержку времени, может отказать в срабатывании. Причина в том, что во время бестоковой паузы токовый орган возвращается в исходное состояние и орган выдержки времени, так и «не отсчитав» установленную выдержку времени, также возвращается в исходное состояние.
Для предотвращения таких отказов защиты от ОЗЗ в некоторых импортных защитах (а также в защите УЗЛ совместного производства Новосибирского государственного технического университета и ООО «ПНП БОЛИД») имеется опция запоминания факта запуска защиты. Если был «клевок» токового органа, то этот факт запоминается на время до 0,3 с и при повторном «клевке» защита работает на отключение. Для таких защит даже при наличии в сети заземляющего резистора рекомендуется принимать повышенное значение kбр, например, равное 1,5.
Область применения ненаправленных защит
В целом ненаправленные токовые защиты от ОЗЗ могут быть эффективны лишь в установках с большим количеством подключенных к секции присоединений, каждое из которых имеет малый емкостный ток. Тогда отстройка от этого тока в соответствии с (1) не приведет к недопустимому снижению чувствительности. Этот случай характерен, например, для цехов предприятий с большим количеством маломощных электродвигателей, включенных через короткие кабели.
Если в такой сети установлен дугогасящий реактор, то для обеспечения эффективного действия защиты от ОЗЗ целесообразно параллельно этому реактору включить заземляющий резистор, причем ток, протекающий по резистору при ОЗЗ, должен превышать уставку самой «грубой» защиты в 1,5–2 раза. В этом случае ненаправленные токовые защиты могут обеспечить необходимую селективность и высокую чувствительность при ОЗЗ.
Значительного повышения эффективности удается достичь при использовании токовых защит нулевой последовательности с относительным замером. Например, существует микропроцессорный терминал защиты, принцип действия которого основан на сравнении значений токов нулевой последовательности во всех присоединениях защищаемой секции сборных шин. Отстраивать ток срабатывания от емкостных токов присоединений не требуется. При отсутствии в сети дугогасящего реактора такая защита позволяет эффективно выявить поврежденное присоединение при ОЗЗ.
Литература
1. Шалин А.И. Защиты от замыканий на землю в сетях 6–35 кВ. Пример расчета уставок // Новости ЭлектроТехники. – 2005. – № 4 (34).
2. Шалин А.И. Замыкания на землю в сетях 6–35 кВ. Достоинства и недостатки различных защит // Новости ЭлектроТехники. – 2005. – № 3 (33).
3. Шабад М.А. Расчеты релейной защиты и автоматики распределительных сетей. – СПб.: ПЭИПК, 2003. – 350 с.
4. Андреев В.А. Релейная защита и автоматика систем электроснабжения. – М.: Высшая школа, 1991. – 496 с.
5. Александров А.М. Выбор уставок срабатывания защит асин-хронных электродвигателей напряжением выше 1 кВ. СПб.: ПЭИПК, 2001.
6. Челазнов А.А. Разработка технических регламентов и стандартов в области энергетики ОАО «Газпром» // Труды третьей всероссийской научно-технической конференции «Ограничение перенапряжений и режимы заземления нейтрали сетей6–35 кВ» / Новосибирск, 2004. – С.12–25.
7. О повышении надежности сетей 6 кВ собственных нужд энергоблоков АЭС. Циркуляр Ц-01-97(Э). – М.: Росэнергоатом, 1997.
8. Лурье А.И., Панибратец А.Н., Зенова В.П. и др. Серия нейтралеров типа ФМЗО для работы с управляемыми подмагничиванием дугогасящими реакторами серии РУОМ в распределительных сетях с изолированной нейтралью // Электротехника. – 2003. – №1.
9. Электротехнический справочник. Том 3. Производство, передача и распределение электрической энергии/ Под общей редакцией профессоров МЭИ В.Г. Герасимова и др. (гл. редактор А.И. Попов) – 8-е изд. – М.: Издательство МЭИ, 2002. – 964 с.
10. Бухтояров В.Ф., Маврицын А.М. Защита от замыканий на землю электроустановок карьеров. – М.: Недра, 1986. – 184 с.
11. Корогодский В.И., Кужеков С.Л., Паперно Л.Б. Релейная защита электродвигателей напряжением выше 1 кВ. – М.: Энергоатомиздат, 1987. – 248 с.
12. Патент на изобретение РФ № 2157038. Устройство для выявления присоединения с замыканием на землю в сети с изолированной нейтралью / Шалин А.И. Бюллетень изобретений № 27, 2000 г.
13. Шалин А.И. Замыкания на землю в сетях 6–35 кВ. Случаи неправильных действий защит // Новости ЭлектроТехники. – 2005. – № 2 (32).
| 
|
