Новости Электротехники 4(106) 2017







<  Предыдущая  ]  [  Следующая  >
Журнал 4(106) 2017 год    

Релейная защита

Проблема надежного и быстрого определения места однофазного замыкания на землю (ОЗЗ) в сетях 6–35 кВ вновь приобретает актуальность в связи с наметившейся тенденцией перевода действия защит на отключение. Но, вследствие многообразия параметров сетей и применяемых на практике режимов заземления нейтралей, общепризнанных решений по построению защит от ОЗЗ нет. Об этом свидетельствует и одна из последних публикаций [1].

В своем материале наши петербургские авторы рассматривают вопросы негативного влияния на режимные параметры и соответственно на чувствительность защит от ОЗЗ величины переходного сопротивления Rзам в месте замыкания на землю. Они обращают внимание на эффективность незаслуженно мало реализуемых на практике направленных защит от ОЗЗ с рабочими сигналами «активная мощность» и «энергия нулевой последовательности», которые только в аварийном присоединении имеют противоположную направленность и повышенную величину.

ПЕРЕХОДНОЕ СОПРОТИВЛЕНИЕ В МЕСТЕ ОЗЗ
Влияние на режимные параметры и рабочие сигналы защит от ОЗЗ

Леонид Кучумов, к.т.н.
Антон Кузнецов, к.т.н.
Денис Червочков,
ЗАО «НПФ «ЭНЕРГОСОЮЗ», г. Санкт-Петербург

В реальных режимах ОЗЗ напряжения, и особенно токи нулевой последовательности (НП), часто имеют несинусоидальный и импульсный характер. В этих условиях расчеты с использованием комплексных схем замещения трехфазной сети на составляющих основной частоты, строго говоря, являются некорректными.

Однако с целью получения базовых закономерностей влияния тех или иных параметров такие расчеты практикуются [2, 3]. Авторы настоящей статьи также сочли целесообразным вначале привести результаты выполненных на линейной модели сети исследований воздействия сопротивления Rзам на режимные параметры ОЗЗ и на применяемые для определения аварийного фидера сигналы защит. Такие расчеты позволили уточнить подходы к анализу влияния нестабильного и нелинейного сопротивления Rзам на условия работы направленных защит, проведенному с привлечением осциллограмм реальных процессов однофазных повреждений изоляции.

РАСЧЕТНЫЕ МОДЕЛИ ТРЕХФАЗНЫХ СЕТЕЙ В РЕЖИМАХ ОЗЗ

Для анализа выбрана простейшая одноузловая схема замещения трехфазной сети, приведенная на рис. 1. Питающая сеть представлена источником трехфазной синусоидальной ЭДС прямой последовательности. Относительно малые продольные сопротивления не учитываются. Показаны связанные с землей активно-емкостные сопротивления изоляции z0 = (r0 + jx0) радиально отходящих от центра питания нагрузочных присоединений. Полагаем, что емкостное сопротивление x0 имеет отрицательный знак. Отдельно выделено аварийное присоединение, в фазе А которого возникает замыкание на землю через сопротивление Rзам. Сопротивления изоляции этого присоединения помечены индексом «^». Трансформаторы ТТНП кабельного типа в голове присоединений измеряют утроенные токи 3I0 нулевой последовательности при положительном, как это делается на практике, направлении токов в сторону нагрузки (земли).

Рис. 1. Трехфазная схема замещения сети

Рассматриваются четыре варианта обустройства нейтрали:

  • изолированная;
  • резистивно-заземленная через сопротивление RN;
  • компенсированная дугогасящим реактором (ДГР);
  • комбинированная при шунтировании ДГР резистором.

Для расчета тока ÎОЗЗ, протекающего через ветвь с сопротивлением Rзам, может быть использована формула (1), выведенная с помощью теоремы об эквивалентном генераторе [4]:

(1)

где 0 Г – вектор напряжения на аварийной фазе в исходном, до наступления ОЗЗ, режиме (в данном случае 0 Г = A исх);
0 Г – эквивалентное относительно земли сопротивление трехфазной сети, внешней по отношению к ветви с сопротивлением Rзам при закорачивании всех имеющихся в сети ЭДС (в данном случае A, B и C).

При наличии в нейтрали сети сопротивления N (установлен ДГР или резистор), сопротивление 0 Г может быть выражено как параллельное соединение сопротивления N и эквивалентного сопротивления изоляции трех фаз сети на землю 0 Σ:

0 Г = N · 0 Σ / ( N + 0 Σ). (2)

Формуле (1) отвечает отображенная на рис. 2 эквивалентная схема замещения сети для расчета тока ОЗЗ. В развернутом виде при раздельном представлении аварийного и неаварийных присоединений, а также при изменении направления ЭДС 0 Г, включенной в цепи аварийного фидера, расчетная схема сети для составляющих НП представлена на рис. 3.

Рис. 2. Схема замещения сети на составляющих нулевой последовательности

Рис. 3. Расчетная схема нулевой последовательности для сети, отображенной на рис. 1

Стрелки токов во всех присоединениях, подключенных к узлу с напряжением 0, в соответствии с общепринятыми представлениями направлены в сторону земли. В аварийном присоединении включен генератор с ЭДС 0 Г = –A исх, который вырабатывает мощность 30 Г = 3P0 Г + j3Q0 Г, идущую на покрытие потерь в активных и реактивных сопротивлениях всех элементов сети, включая потери в сопротивлении Rзам:

?PRзам = I2ОЗЗ · Rзам = IОЗЗ · Uзам. (3)

Можно показать, что мощности к этому генератору передаются от энергосистемы на составляющих напряжения и тока прямой последовательности. О корректности схемы замещения свидетельствует полное совпадение результатов расчетов токов и напряжений НП с использованием трехфазной схемы рис. 1 и схемы рис. 3.

На рис. 3 показаны места измерений в узле 0 токов НП отдельных присоединений, модули которых могут являться пусковыми сигналами ненаправленных защит от ОЗЗ. В направленных защитах применяются сигналы активной 3P0 и реактивной 3Q0 мощностей НП присоединений, которые рассчитываются с использованием информации о векторах 30 и 0 по формулам:

3P0 = Re[30, U0] = 3I0 · U0 · cosφ0;

3Q0 = Im[30, U0] = 3I0 · U0 · sinφ0.

(4)

ЗНАКИ АКТИВНОЙ МОЩНОСТИ НП КАК ОТЛИЧИТЕЛЬНЫЕ ПРИЗНАКИ АВАРИЙНОГО ПРИСОЕДИНЕНИЯ

В узле подключения аварийного и неаварийных присоединений соблюдается баланс токов и мощностей:

i30 неав i +30 ав i + N = –30 ав ;

i3P0 неавi + PN = –3P0 ав ,

(5)

где N и PN – соответственно ток и потери активной мощности в устройствах, включенных в нейтраль сети.

Следовательно, при однотипном для всех присоединений выполнении монтажа цепей измерения токов НП признаком аварийного присоединения является отрицательный знак мощности 3P0 ав при ее наибольшей величине. Мощности 3P0 неав неаварийных присоединений имеют положительные знаки и заметно меньшие собственные величины. Указанные отличительные признаки сигналов 3P0 сохраняются при любых типах заземления нейтрали, и поэтому сигналы 3P0 могут быть названы универсальными для направленных ваттметрических защит. Надежность работы подобных защит, анализирующих активные мощности НП, резко возрастает при установке в нейтрали сети резистора.

Обратим внимание на то, что при наличии в режиме ОЗЗ переходного сопротивления Rзам под его влиянием уменьшаются напряжения, токи и мощности НП. Это должно отрицательно влиять на чувствительность направленных защит, использующих рассчитанные по (4) сигналы 3P0 ав, равные мощностям активных потерь во внешней по отношению к аварийному присоединению сети.

Обсуждаемые в материале далее расчеты с использованием математической модели сети убедительно подтверждают сказанное, но расчеты также показывают на возможность в этих условиях повышения надежности работы защит за счет представления пускового сигнала 3P0 ав защиты аварийного присоединения в виде суммы всех активных потерь в сети на составляющих НП, включая доминирующие в ряде режимов потери ?PRзам.

Представляется также полезным упоминание здесь об имеющемся практическом опыте реализации в сетях с изолированной нейтралью направленных защит от ОЗЗ типа ЗЗН и ЗЗП-1М [5], использующих в качестве рабочих сигналов реактивные токи НП (мощности 3Q0). В аварийном присоединении эти мощности имеют индуктивный характер, а в неаварийных – емкостный (соответственно противоположные знаки). Однако тенденции к прекращению эксплуатации сетей с изолированной нейтралью и возникающая явная некорректность в работе подобных защит при ОЗЗ через переходное активное сопротивление, а также в сетях с компенсированной и резистивной нейтралью позволяют полагать, что совершенствование подобных разработок малоперспективно.

ВЛИЯНИЕ ПЕРЕХОДНОГО СОПРОТИВЛЕНИЯ ЗАМЫКАНИЯ НА РЕЖИМНЫЕ ПАРАМЕТРЫ И СИГНАЛЫ ЗАЩИТ ОТ ОЗЗ

С использованием обоснованных выше моделей сетей в несимметричных режимах ОЗЗ были выполнены представленные на рис. 4 и рис. 5 расчеты, позволяющие проследить основные закономерности влияния Rзам на напряжения, токи и мощности НП для всех применяемых на практике типов обустройства нейтрали.

Рис. 4. Режимные параметры ОЗЗ в вариантах изолированной нейтрали (сплошные линии) и резистивной нейтрали с RN = 1 о.е. (пунктирные линии)

 

Рис. 5. Режимные параметры ОЗЗ в вариантах компенсированной нейтрали (сплошные линии) и включения параллельно ДГР резисора с RN = 1 о.е. (пунктирные линии)

Расчеты соответствуют варианту неучета в схеме замещения сопротивления изоляции на землю аварийного присоединения 0 ав, когда ток ОЗЗ совпадает с доступным для измерений на подстанции током 3I0 ав (это допущение мало влияет на интересующие нас величины активных составляющих мощностей НП).

Использовались относительные единицы при базисных величинах Uбаз = Uф ном, Iбаз = IОЗЗ емк = Uф ном / x0 Σ и zбаз = Uбаз / Iбаз = x0 Σ. Активные сопротивления изоляции сети r0 Σ полагались равными 10% от соответствующих реактивных сопротивлений x0 Σ (в результате составляющие суммарного сопротивления изоляции сети относительно земли составили величины x0 Σ = 1,0 о.е. и r0 Σ = 0,1 о.е.).

В режимах с ДГР рассматривался случай 100%-ной компенсации емкостного тока с соответствующими сопротивлениями реактора xДГР = 1,0 о.е. и rДГР = 0,02 о.е. Диапазон варьирования сопротивления Rзам принимался в пределах Rзам = (0÷50) о.е. относительно сопротивления x0 Σ, что, например, для сети класса 10 кВ при величинах IОЗЗ емк = 80 А и x0 Σ?= Uф.ном / IОЗЗ = (10 000 / ) / 80 = 72,2 [Ом] даст значение Rзам = 0÷3,6 [кОм].

Обсудим результаты расчетов для четырех применяемых режимов нейтралей.

Нейтраль изолирована

На рис. 4 а,б сплошными линиями построены зависимости, характеризующие режим ОЗЗ при изолированной нейтрали (зависимости при резистивно заземленной нейтрали, показанные пунктирными линиями, обсуждаются ниже).

Согласно рис. 4а при росте переходного сопротивления Rзам относительно нуля происходит интенсивное уменьшение напряжения U0 и тока IОЗЗ при увеличении напряжения на замкнувшейся фазе UА ав = Uзам. Если при металлическом ОЗЗ имеем Uзам = 0 и U0 = IОЗЗ = 1 о.е., то при Rзам = 1 о.е. данные параметры равны: Uзам = U0 = IОЗЗ = 0,7 о.е., а при Rзам = 10 о.е. они составляют соответственно Uзам = 0,99 о.е. и U0 = IОЗЗ = 0,099 о.е.

С ростом Rзам наблюдаются специфические расхождения в уровнях напряжений неаварийных в данном случае фаз В и С, когда Uнеав С > Uнеав В, а при Rзам ≥ 1,8 о.е. напряжение фазы В становится даже меньше напряжения аварийной фазы А.

По рис. 4б можно проследить закономерности влияния Rзам на сигналы активных мощностей 3P0 присоединений, которые используются в качестве рабочих сигналов направленных защит.

В аварийном присоединении мощность 3P0 ав отрицательна и при Rзам = 0 она составляет максимальную величину 3P0 ав = 0,1 о.е., соответствующую потерям в активных сопротивлениях изоляции сети относительно земли (принято r0 Σ = 0,1 о.е.).

В неаварийных присоединениях мощности 3P0 неав имеют противоположный знак (они положительны), а показанная на рис. 4б их суммарная величина ∑i 3P0 неав i равна мощности 3P0 ав в аварийном фидере. Быстрое затухание сигналов 3P0 с ростом Rзам должно неблагоприятно сказываться на надежности работы защит с такими рабочими сигналами.

Принципиального повышения чувствительности и селективности направленных защит с «ваттметрическими» рабочими сигналами можно достичь за счет прибавления к сигналу 3P0 ав защиты аварийного фидера, рассчитанной по (3) и взятой с обратным знаком активной мощности ?PRзам. Основанием для такого решения является безусловный факт выделения потерь ?PRзам только в аварийном фидере.

Максимального значения мощность ?PRзам достигает при Rзам = 1,0 о.е., когда она составляет 0,45 о.е., что при данных условиях в 10 раз больше традиционно используемой направленными защитами мощности 3P0 ав = 0,042 о.е.

При Rзам > 1,0 о.е. показанный на рис. 4б суммарный сигнал 3P0 ав Σ = 3P0 ав + ?PRзам становится практически равным мощности ?PRзам, и он даже при Rзам = 10 о.е. остается соизмеримым с величиной наибольшего сигнала 3P0 ав = 0,1 о.е., которая фиксируется только при Rзам = 0.

Резистивно заземленная нейтраль

Постоянное включение в нейтраль сети резисторов RN обычно обосновывается двумя вносимыми эффектами: при выборе RNx0 Σ (RN ≤ 1,0 о.е.) достигается приемлемое уменьшение кратности перенапряжений при дуговых ОЗЗ; при RN K 1,0 о.е. создаются условия для существования устойчивого ОЗЗ и надежной селективной работы простых токовых защит от ОЗЗ.

Расчеты зависимостей режимных параметров ОЗЗ от Rзам для варианта установки резистора RN = 1,0 о.е. представлены на рис. 4 а,б пунктирными линиями. Такой резистор при Rзам = 0 увеличивает ток ОЗЗ до значения IОЗЗ IОЗЗ емк = 1,41 о.е. По сравнению с вариантом сети с изолированной нейтралью наличие резистора приводит к более интенсивному снижению напряжений на неповрежденных фазах и тока в месте ОЗЗ при увеличении Rзам.

Измеряемый в аварийном присоединении сигнал 3P0 ав направленной защиты за счет существования потерь в резисторе ?PRN = U02 / RN принципиально повысился по сравнению с вариантом изолированной нейтрали, особенно при RN < 2,0 о.е. И это благоприятно для работы «ваттметровых» защит. Но тем не менее при Rзам > 5 о.е. сигнал 3P0 ав заметно ослабевает, и для повышения чувствительности защит здесь также было бы полезным формирование пускового сигнала 3P0 ав Σ защиты аварийного фидера в виде суммы мощностей 3P0 ав и ?PRзам. Построенные на рис. 4б зависимости от Rзам мощностей 3P0 ав, ?PRзам и 3P0 ав Σ отчетливо показывают полезность такого решения: сигнал 3P0 ав Σ сохраняет повышенное значение вплоть до Rзам = 50 о.е.

Компенсированная нейтраль

Зависимости от Rзам параметров этого распространенного в стране режима заземления нейтрали представлены на рис. 5 (сплошные линии). За счет компенсации реактивной составляющей тока ОЗЗ возникают эффекты относительно медленного роста при увеличении Rзам напряжения Uав на поврежденной фазе и соответственно медленного спада напряжения U0 по сравнению с его значением U0 = 1,0 о.е. при металлическом ОЗЗ.

Также отчетливо видно, что при резонансной настройке ДГР ток ОЗЗ остается малым при любых величинах сопротивления Rзам, и поэтому учет малых потерь в переходном сопротивлении ?PRзам=I2ОЗЗ · Rзам практически не может способствовать увеличению рабочего сигнала направленных защит. Работоспособность направленных защит с рабочими сигналами 3P0 в этих условиях сохраняется только за счет различных величин и знаков мощностей 3P0 ав и 3P0 неав. Некоторым благоприятным фактором здесь является увеличение мощности 3P0 ав за счет активных потерь в ДГР.

Комбинированная нейтраль

Для повышения надежности и селективности работы направленных защит НП в сетях с ДГР целесообразно применять известный прием кратковременного включения в режиме ОЗЗ параллельно реактору резистора RNДГР, создающего дополнительные активные потери и соответственно увеличивающего сигнал 3P0 ав аварийного присоединения. Многие производители ДГР устанавливают сопротивления RN во вторичную низковольтную обмотку реактора и используют для его включения и отключения управляемые контакторы [6].

На рис. 5 пунктирными линиями показаны зависимости от Rзам режимных параметров при включении параллельно ДГР резистора с величиной сопротивления RNДГР = 1,0 о.e. При этом в режиме ОЗЗ резко увеличиваются ток IОЗЗ и напряжение Uзам. Также увеличивается сигнал 3P0 ав Σ = 3P0 ав + ?PRN + ?PRзам за счет добавления к нему мощностей ?PRN и ?PRзам, что способствует распознаванию аварийного фидера.

 

Итак, выполненные расчеты режимных параметров ОЗЗ через переходное сопротивление подтвердили известные факты существенного снижения в этих условиях используемых в направленных защитах рабочих сигналов 3P0 и, как следствие, повышения вероятности ложных срабатываний защит.

Но также было показано, что принципиального повышения чувствительности направленных защит можно достичь за счет расчета активных потерь ?PRзам в месте замыкания и сложения этих потерь (со знаком «–») с сигналом 3P0 ав аварийного присоединения. В результате в этом присоединении будет фиксироваться отрицательная и наибольшая по величине мощность 3P0 ав Σ = 3P0 ав +?PRзам, резко выделяющаяся по сравнению с мощностями 3P0 неав неаварийных присоединений, имеющих другой знак и уровни, пропорциональные относительно небольшим значениям активных потерь в изоляции от токов НП отдельных неаварийных присоединений.

ПОВЫШЕНИЕ ЧУВСТВИТЕЛЬНОСТИ НАПРАВЛЕННЫХ ЗАЩИТ ЗА СЧЕТ УЧЕТА АКТИВНЫХ ПОТЕРЬ В ПЕРЕХОДНОМ СОПРОТИВЛЕНИИ ЗАМЫКАНИЯ НА ЗЕМЛЮ

В рабочих сигналах современных микропроцессорных направленных защит мощности потерь ?PRзам в месте ОЗЗ не используются, что обусловлено определенными сложностями их расчета по доступной для измерения информации о напряжениях и токах НП присоединений. Если в расчетах на математической модели поврежденное присоединение и фаза назначались и была возможность расчета ?PRзам по (3), то в действующих сетях алгоритм таких расчетов неочевиден.

Проведенный анализ показал на приемлемость следующих действий по реализации поставленной задачи.

По факту наступления режима ОЗЗ, о чем свидетельствует, например, превышение уставки срабатывания защит по напряжению U0, запускаются процедуры определения поврежденной фазы. При близком к металлическому ОЗЗ очевидна справедливость признака наименьшего значения напряжения на поврежденной фазе. Но при Rзам ≠ 0 этот признак согласно расчетам на рис. 5а может использоваться только в вариантах компенсированной и комбинированной нейтрали сети. По данным рис. 4а, в сетях с изолированной нейтралью при Rзам > 2,0 о.е. напряжение на неаварийной фазе может быть даже меньшим по значению, чем на поврежденной, а в сетях с резистивным заземлением нейтрали при повышенных значениях Rзам напряжения на аварийной и неповрежденных фазах соизмеримы.

Могут использоваться и другие признаки для определения аварийной фазы, например по появлению в ней характерных провалов напряжения в моменты бросков тока 3I0 и т.п.

После определения аварийной фазы появляется возможность использования теоретического положения о наличии в этой фазе аварийного присоединения «генератора НП», покрывающего все активные и реактивные потери в сети на составляющих НП. ЭДС 0 Г этого генератора равна взятому с обратным знаком напряжению ав.фаза исх на аварийной фазе в исходном режиме, и она при обычно приемлемом допущении о неучете в схеме замещения по рис. 3 собственных сопротивлений 0 ав и 0 ав аварийного присоединения может быть также выражена через измеряемые в режиме ОЗЗ параметры 0 и зам = ав.фаза:

0 Г = –ав.фаза исх  0ав.фаза. (6)

Расчет активной мощности аварийного присоединения по формуле (4) с заменой вектора 0 на вектор 0 Г дает мощность 3P0 ав Σ суммарных потерь в сети от токов НП. Определение мощностей НП неаварийных присоединений при такой же замене параметров напряжения, хотя и дает несколько завышенные значения этих мощностей, но, как показывают расчеты, вследствие относительно малых величин токов 3I0 неав (преимущественно емкостного характера) проблем со строгим выделением искомого аварийного фидера не возникает.

В редких случаях неуверенного выполнения этапа определения замкнувшейся на землю фазы следует отказаться от учета потерь ?PRзам и осуществить запуск расчета активных мощностей 3P0 присоединений по формуле (4) с последующим выделением аварийного фидера по признакам наибольшей и имеющей отрицательный знак мощности 3P0 ав.

ВЫВОДЫ

Обоснована схема замещения сети с однофазными через переходное сопротивление замыканиями на землю и представлены в виде номограмм результаты расчетов влияния этого сопротивления на режимные параметры ОЗЗ при всех применяемых на практике схемах заземления нейтрали в сетях 6–35 кВ.

Показана универсальность и эффективность направленных защит от ОЗЗ, использующих пусковые сигналы направления активной мощности и энергии нулевой последовательности в присоединениях. Для существенного повышения чувствительности и селективности таких защит предложены алгоритмы учета в рабочих сигналах защит аварийных присоединений активных потерь в переходном сопротивлении замыкания.

В следующем номере журнала будут представлены технические решения по организации работы направленных защит в режимах дуговых и неустойчивых ОЗЗ с использованием пусковых сигналов направления мгновенной мощности и энергии НП.

ЛИТЕРАТУРА

  1. Горюнов В.А. Однофазное замыкание на землю. Можно ли решить проблему? // Новости ЭлектроТехники. 2017. №2(104)–№3(105).
  2. Евдокунин Г.А., Титенков С.С. Резистивное заземление нейтрали сетей 6–10 кВ. СПб.: Терция, 2009.
  3. Цапенко Е.Ф. Замыкания на землю в сетях 6–35 кВ. М.: Энергоатомиздат, 1986.
  4. Нейман Л.Р., Демирчян К.С. Теоретические основы электротехники. Том 1. М.–Л.: Энергия, 1966.
  5. Соловьев А.Л. Выбор характеристик и уставок защиты электрооборудования с использованием микропроцессорных терминалов. Ч. 2. М.: НТФ «Энергопрогресс», 2008.
  6. Назарычев А.Н., Титенков С.С., Пугачев А.А. Комплексные инновационные решения по заземлению нейтралей в сетях 6–35 кВ // Электроэнергия: передача и распределение. 2016. № 3(36).





WebStudio Banner Network

Rambler's Top100 Rambler's Top100

Copyright © by news.elteh.ru
Использование материалов сайта возможно только с письменного разрешения редакции news.elteh.ru
При цитировании материалов гиперссылка на сайт с указанием автора обязательна