Системы оперативного тока

Некорректная работа микропроцессорных терминалов РЗиА может быть связана с появлением на их дискретных входах избыточного потенциала при замыкании на землю положительного полюса системы оперативного постоянного тока (СОПТ). Одним из способов борьбы с этим явлением является установка низкоомных балансировочных резисторов между полюсами СОПТ и заземляющим проводником.
Алексей Николаевич Ворошилов в первой части статьи предлагает свое видение модели сети.

Алексей Ворошилов, технический директор ООО «Отечественные аккумуляторы», г. Новосибирск

ВЛИЯНИЕ СИНФАЗНЫХ ЭЛЕКТРОМАГНИТНЫХ ПОМЕХ НА РАБОТУ РЗА В СОПТ
Борьба с ложными срабатываниями

В связи с широким внедрением микропроцессорной техники в системах РЗА на подстанциях (ПС), обострилась проблема ложного срабатывания микропроцессорных терминалов (МП) РЗА из-за замыкания полюсов системы оперативного постоянного тока (СОПТ) на землю.

Основная причина ложного срабатывания дискретного входа (ДВ) микропроцессорных терминалов РЗА описана в [1]. Там же приведена схема, поясняющая механизм этого явления (рис. 1).

Рис. 1. Механизм появления напряжения на ДВ при замыкании на землю полюса СОПТ

1 – аккумуляторная батарея; 2 – плата дискретных входов МП РЗА; 3 – внешний аварийный контакт, например газовой защиты; R+ и R– – сопротивления балансировочных резисторов; Rиз+ и Rиз– – сопротивления изоляции полюсов относительно земли; С+ и С– – емкости полюсов относительно земли.

Балансировочные резисторы R₊ и R_– призваны снизить перекос напряжений положительного и отрицательного полюсов СОПТ относительно земли. Номиналы этих резисторов сейчас выбираются не менее 1 МОм, учитывая требования [2, п. 5.32]. При ухудшении сопротивления изоляции одного из полюсов (в данном случае положительного) происходит перекос напряжения полюсов относительно земли, который определяется соотношением сопротивлений делителя R₊ // R_из+ и R_– // R_из–.

Емкость С_– (емкость отрицательного полюса СОПТ на землю) может оказаться заряженной до потенциала, достаточного для срабатывания дискретного входа, к которому этот потенциал прикладывается при пробое изоляции положительного полюса. Постоянная времени перезарядки емкостей C₊ и C_– равна (C₊ + + C_–) · (R₊ // R_из+ // R_– // R_из–) и в худшем случае ее значение может достигать величины от сотен миллисекунд до секунд, вполне достаточной для ложного срабатывания микропроцессорного устройства РЗА.

Именно поэтому в сетях СОПТ стремятся снизить электрическую емкость полюсов сети относительно земли. Этой цели не всегда удается добиться на подстанциях, учитывая разветвленный характер кабельных трасс при централизованной схеме построения системы оперативного постоянного тока. Еще более критическая ситуация имеет место в СОПТ электростанций, где длины отдельных фидеров могут достигать километра и более, а количество присоединений измеряется тысячами.

МЕТОДЫ БОРЬБЫ С ЛОЖНЫМ СРАБАТЫВАНИЕМ

Принятая в настоящее время методика [3] предусматривает ряд мер по борьбе с ложным срабатыванием МП РЗА, в том числе увеличение порога напряжения срабатывания ДВ, а также соленоида отключения высоковольтных выключателей, который сейчас должен быть не менее 170 В. Последнее обстоятельство обусловило ужесточение требования к минимально допустимому напряжению аккумуляторной батареи (АБ) и привело к существенному удорожанию АБ и сопутствующего оборудования (увеличена мощность зарядных устройств и т.д.).

Есть другие способы борьбы с ложным срабатыванием, не приводящие к удорожанию оборудования. В [1] было показано: чтобы исключить риск срабатывания ДВ, достаточно снизить номиналы балансировочных резисторов примерно до 10 кОм. До появления в системах РЗА микропроцессорных терминалов использовались системы контроля изоляции с резисторами примерно такого номинала и реле РН-51/32, что существенно уменьшало вероятность ложного срабатывания.

Очевидно, что установка низкоомных балансировочных резисторов позволяет отказаться от увеличения напряжения срабатывания дискретных входов МП РЗА выше принятых ранее пределов 0,6–0,7 U_ном (132–154 В). Снижение этого уровня позволило бы повысить живучесть системы РЗА при потере питания собственных нужд переменного тока и разряде батареи до величины напряжения 0,8 U_ном на вхо-дах потребителей. Разница между величиной напряжения 0,7 U_ном – срабатывания ДВ и 0,8 U_ном – разряда АБ даст запас 10%, необходимый для надежной работы всей системы вторичной коммутации ПС.

ЦЕЛЬ ИССЛЕДОВАНИЯ

Прежде чем использовать данное решение в качестве типового, следует оценить влияние уменьшения номинала балансировочных резисторов на электромагнитную обстановку в цепях вторичной коммутации и доказать, что установка низкоомных балансировочных резисторов не ухудшает электромагнитную обстановку. Для этого нужно рассмотреть возможные пути проникновения помех в цепи СОПТ и их влияние на работу оборудования РЗА.

Путей для проникновения помех в сеть СОПТ несколько, их влияние многообразно и анализируется в ряде работ (например, в [5]). Принципиально важно оценить влияние самого опасного фактора. На наш взгляд, самым опасным фактором с точки зрения выхода из строя вторичного оборудования является возникновение перенапряжения между полюсами СОПТ (дифференциального перенапряжения).

Перенапряжение между полюсами СОПТ возникает в следующих случаях:

• при коммутации высокоиндуктивной нагрузки;
• при коротких замыканиях (КЗ) в цепях, содержащих высокоиндуктивную нагрузку;
• при трансформации синфазного перенапряжения (между заземляющим проводником и СОПТ в целом), возникающего при разряде молнии или коммутации силового оборудования, в дифференциальное перенапряжение (между полюсами СОПТ).

Очевидно, что номинал балансировочных резисторов не влияет на процессы коммутации и отключения КЗ в сети СОПТ, но может влиять на преобразование синфазного перенапряжения в дифференциальное. Таким образом, необходимо провести анализ влияния номиналов балансировочных резисторов на коэффициент преобразования синфазной помехи в дифференциальную K_sd = |U_d| / |U_s|. Кроме того, требуется определить влияние других параметров СОПТ на этот коэффициент.

Задачи настоящей работы:

• оценить последствия снижения номиналов балансировочных резисторов с точки зрения преобразования синфазного перенапряжения в противофазное в СОПТ;
• определить уровень возможного перенапряжения, оценить факторы, определяющие его величину;
• предложить меры по ограничению перенапряжения.

КЛАССИФИКАЦИЯ ПОМЕХ. ГРОЗОВЫЕ ПЕРЕНАПРЯЖЕНИЯ

Согласно классификации, представленной в [4], помехи разделяются на:

• естественные (природные) и искусственные (индустриальные);
• низкочастотные и высокочастотные;
• кондуктивные (передаваемые по гальванически связанным цепям) и индуктивные (передаваемые за счет явления электромагнитной индукции);
• синфазные (возникающие между сетью и потенциалом земли) и дифференциальные (возникающие между полюсами сети).

Наиболее опасными являются высоковольтные напряжения, возникающие при грозовых разрядах вследствие удара молний. При стекании разряда молнии через молниеприемник возникают импульсные токи амплитудой до 100–200 кА. Вследствие конечности сопротивления заземлителя (величина которого может составлять несколько Ом) в данной точке возникает локальное перенапряжение амплитудой до нескольких сотен киловольт между заземлителем и зоной нулевого потенциала (удаленной точкой земли).

При этом происходит прямой перенос указанного импульса перенапряжения в систему заземляющих проводников подстанции (к которой подключаются корпуса оборудования РЗА) и перезаряд емкостей:

• между полюсами СОПТ и заземляющим проводником;
• между полюсами СОПТ и удаленной точкой земли (зоной нулевого потенциала).

На перезаряд емкостей может оказывать влияние величина сопротивления балансировочных резисторов. На рис. 2 приведена схема, поясняющая природу этого процесса.

Рис. 2. Схема, поясняющая процесс возникновения перенапряжения в системе заземления

1 – точка стекания заряда молнии через заземлитель; 2 – точка подключения заземляющего проводника к оборудованию РЗА; 3 – зона нулевого потенциала (часть земли, находящаяся вне зоны влияния какого-либо заземлителя); 4 – положительный проводник СОПТ; 5 – отрицательный проводник СОПТ; R1 и R2 – балансировочные резисторы; C1 и C2 – конструктивные емкости полюсов СОПТ (оборудования ЩПТ и т.п.) на заземляющий проводник; C+ и C– – емкости полюсов СОПТ относительно зоны нулевого потенциала.

В работе [5] проводились эксперименты по определению влияния этого импульса перенапряжения на чувствительную аппаратуру. Было показано, что существующие меры по защите от грозовых перенапряжений (применение системы молниеприемников и заземлителей с минимально возможным сопротивлением, использование устройств ОПН, экранированных измерительных кабелей) иногда оказываются недостаточными для того, чтобы гарантировать безаварийную работу чувствительного оборудования.

Согласно [6] разряд молнии моделируется тестовыми импульсами тока, которые бывают двух типов:

1. Ток прямого разряда молнии. Возникает при прямом по- падании молнии и имеет фронт нарастания порядка 10 мкс (от уровня 10% до уровня 90% U_max) и затем спадает до нуля со временем спада до уровня 0,5 U_max порядка 350 мкс;
2. Наведенный ток при удаленном ударе молнии. Характеризуется параметрами фронта и спада 8/20 мкс.

На рис. 3 представлены тестовые импульсы обоих типов.

Рис. 3. Параметры тестовых импульсов тока при разряде молнии

1 – ток прямого разряда молнии; 2 – наведенный ток при удаленном ударе молнии.

При дальнейшем рассмотрении нас интересует импульс первого типа, так как его энергия во много раз больше энергии импульса второго типа. Кроме того, поскольку этот импульс имеет длительность порядка 1 мкс, он может возбуждать в сети СОПТ низкочастотные (наиболее опасные) электромагнитные колебания.

МОДЕЛЬ СЕТИ

Рассматриваемое перенапряжение является синфазным, оно не приложено между полюсами СОПТ. В [4] анализируются случаи, когда синфазная помеха преобразовывается в противофазную. Это происходит в тех случаях, когда уравнительные токи, возникающие при синфазной помехе и протекающие в контурах между положительным полюсом и заземляющим проводником, а также между отрицательным полюсом и заземляющим проводником, имеют разную величину.

Преобразуем схему, представленную на рис. 2, в более подходящий для анализа вид (рис. 4).

Рис. 4. Эквивалентная схема сети, модель которой представлена на рис. 2

Es – синфазное перенапряжение между точкой нулевого потенциала 3 и точкой заземления молниеприемника 1; R1 и R2 – балансировочные резисторы; C1 и C2 – конструктивные емкости между полюсами СОПТ и заземляющим проводником; C+ и C– – емкости между полюсами СОПТ и зоной нулевого потенциала; Zк1, Zк2 – импедансы положительной и отрицательной жил кабелей полюсов СОПТ; Zt – импеданс заземляющего проводника.

Напряжение E_s равно току разряда молнии, помноженному на импеданс заземлителя, который имеет как активную, так и индуктивную составляющую. Индуктивный реактанс определяется как его формой, так и параметрами импульса тока, теоретическое определение его затруднительно. При моделировании рассматривалась только активная часть импеданса – сопротивление величиной 1 Ом. Таким образом, источник импульсного тока амплитудой 100 кА был заменен источником напряжения амплитудой 100 кВ (учет индуктивности приводит к изменению формы импульса напряжения E_s и увеличению его амплитуды). Для простоты было принято, что молниеприемник заземлен в одной точке; ослаблением E_s, связанным с протеканием тока разряда через другие заземлители, пренебрегалось (учет параллельных сопротивлений заземлителей приводит к уменьшению амплитуды E_s).

Из-за наличия ЭДС E_s в контурах 1 и 2 возникают токи I_к1 и I_к2, которые замыкаются через емкости жил кабелей полюсов СОПТ относительно зоны нулевого потенциала (C₊ и C_–), а также через параллельно подключенные между полюсами СОПТ и заземляющим проводником балансировочные резисторы (R₁ и R₂) и емкости С₁ и С₂. Величина С₁ и С₂ определяется электрической схемой и конструктивными особенностями оборудования, используемого в шкафу РЗА.

Влияние импедансов кабелей Z_к1 и Z_к2 мало, так как СОПТ содержит большое количество кабелей, включаемых параллельно. Влияние импеданса заземляющего проводника Z_t также мало, ведь его величина, как правило, составляет не более 0,1 Ом.

Если схема полностью симметрична (сопротивления R₁ и R₂, реактансы емкостей C₁ и C₂, а также емкостей C₊ и C_– имеют одинаковые между собой значения), то наведенное напряжение U₁ полностью компенсируется напряжением U₂ и дифференциальное напряжение между полюсами 4 и 5 не наводится.

В случае несимметрии параметров схемы возникает нескомпенсированное дифференциальное напряжение, определяемое величиной этой несимметрии. Таким образом, неодинаковое значение импедансов в контурах 1 и 2 приводит к тому, что синфазное напряжение частично преобразуется в противофазное.

В схеме на рис. 4 показаны также сопротивление платы дискретных вводов R_ДВ и аккумуляторная батарея АБ, параметры которых существенно влияют на переходные процессы при протекании токов I_к1 и I_к2.

Как было указано, для количественного определения величины перенапряжения между полюсами СОПТ используется коэффициент синфазно-противофазного преобразования, который, вообще говоря, зависит от частоты:

(1)

или в логарифмической форме:

, (2)

где U_d(ω) – напряжение наведенной дифференциальной помехи; U_s(ω) – напряжение синфазной помехи.
В следующем номере журнала автор определит параметры модели сети и проанализирует факторы, влияющие на появление опасных перенапряжений.

ЛИТЕРАТУРА

1. Алимов Ю.Н., Галкин И.А., Шаварин Н.И. Особенности контроля изоляции в цепях оперативного постоянного тока 220 В // Энергоэксперт. 2011. № 3.
2. СТО 56947007-29.120.40.041-2010. Системы оперативного постоянного тока подстанций. Технические требования: Стандарт организации. ОАО «ФСК ЕЭС», 2010.
3. 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: Стандарт организации. ОАО «ФСК ЕЭС», 2011.
4. Шваб А. Электромагнитная совместимость. М.: Энергоатомиздат, 1995.
5. Кузнецов М., Кунгуров Д., Матвеев М., Тарасов В. Входные цепи устройств РЗА. Проблемы защиты от мощных импульсных перенапряжений // Новости ЭлектроТехники. 2006. № 6(42). С. 48–52.
6. ГОСТ Р МЭК 62305-5-2010. Менеджмент риска. Защита от молнии: Ч. 1. Общие принципы.