kommutatsionnye-perenapryazheniya-i-zashchita-ot-nikh-avtonomnykh-elektroenergeticheskikh-si

Южно-Российский государственный технический университет
(Новочеркасский политехнический институт)
На правах рукописи
Влащицкий Андрей Валерьевич
УДК 621.3.015.334
КОММУТАЦИОННЫЕ ПЕРЕНАПРЯЖЕНИЯ И ЗАЩИТА ОТ НИХ АВТОНОМНЫХ
ЭЛЕКТРОЭНЕРГЕТИЧЕСКИХ СИСТЕМ НАПРЯЖЕНИЕМ ДО 1 кВ
Специальность 05.14.02 - Электростанции и электроэнергетические системы
ДИССЕРТАЦИЯ
на соискание ученой степени кандидата технических наук
доктор технических наук, профессор Кужеков
Научный руководитель
Станислав Лукьянович
Новочеркасск 2007
ОГЛАВЛЕНИЕ
Стр.
ВВЕДЕНИЕ .......................................................................................................... 5
ГЛАВА 1. АНАЛИЗ СОСТОЯНИЯ ЗАДАЧИ ОПРЕДЕЛЕНИЯ И
ОГРАНИЧЕНИЯ
ПЕРЕНАПРЯЖЕНИЙ
УРОВНЕЙ
В
КОММУТАЦИОННЫХ
АВТОНОМНЫХ
ЭЛЕКТРОЭНЕРГЕТИЧЕСКИХ СИСТЕМАХ НАПРЯЖЕНИЕМ ДО 1
кВ ...........................................................................................................................
10
1.1 Описание объекта исследований .............................................................. 10
1.2
Состояние задачи определения параметров коммутационных
перенапряжений ...................................................................................................... 13
1.2.1 Условия возникновения и распространения коммутационных
перенапряжений ...................................................................................................... 13
1.2.2
Коммутационные перенапряжения при отключении тока
автоматическим выключателем с дугогасительной решеткой ........................... 19
1.2.3
Коммутационные перенапряжения при срабатывании
предохранителей ..................................................................................................... 22
1.3 Современные устройства защиты от импульсных перенапряжений для
применения в силовых распределительных системах напряжением
до 1 кВ ............................................................................................................... 29
1.4 Выводы ........................................................................................................ 39
ГЛАВА 2. МАТЕМАТИЧЕСКИЕ МОДЕЛИ ДЛЯ РАСЧЕТА
КОММУТАЦИОННЫХ ПЕРЕНАПРЯЖЕНИЙ ..................................... 42
2.1 Математическая модель для расчета коммутационных перенапряжений
при отключении электрической цепи автоматическими выключателями с
дугогасительной решеткой.............................................................................. 42
2.1.1 Общие положения ................................................................................... 42
2.1.2
Коммутационные перенапряжения при отключении автоматическим
выключателем активно-индуктивной цепи .......................................................... 43
2.1.3
Коммутационные перенапряжения при отключении
автоматическим выключателем индуктивно-емкостной цепи в случае
малых токов среза ................................................................................................... 45
2.1.4 Срез тока при наличии активной нагрузки, шунтирующей электрическую
дугу отключения ..................................................................................................... 50
2.1.5
Коммутационные
перенапряжения
при
отключении
автоматическим выключателем индуктивно-емкостной цепи в случае
больших токов среза ........................................................................................ 51
2.2
Математическая модель для расчета коммутационных перенапряжений
при срабатывании предохранителя с наполнителем ........................................... 53
2.3 Результаты
исследований
коммутационных
перенапряжений
при
отключении цепей автоматическими выключателями с дугогасительной
решеткой, проведенные на экспериментальных установках ....................... 62
2.4 Результаты
срабатывании
исследований
коммутационных
предохранителей
с
перенапряжений
наполнителем,
проведенные
при
на
экспериментальных установках ..................................................................... 70
2.5 Выводы............................................................................................................... 76
ГЛАВА 3. ОПРЕДЕЛЕНИЕ ПРЕДЕЛЬНЫХ ПАРАМЕТРОВ
КОММУТАЦИОННЫХ ПЕРЕНАПРЯЖЕНИЙ ............................................ 79
3.1 Определение
параметров
коммутационных
перенапряжений
при
отключении электрических цепей силовыми полупроводниковыми ключами
и другими аппаратами с бездуговой коммутацией...........................................
79
3.2
Разработка
методики
расчета
параметров
коммутационных
перенапряжений при отключении электрических цепей автоматическими
выключателями ................................................................................................ 83
3.2.1 Параметры коммутационных перенапряжений при отключении
автоматическими выключателями активно-индуктивных цепей ...................... 83
3.2.2 Параметры коммутационных перенапряжений при отключении
автоматическими выключателями индуктивно-емкостных цепей .................... 84
3.3
Разработка методики расчета параметров коммутационных перенапряжений
при срабатывании предохранителей
87
3.4 Оценка возможных параметров коммутационных перенапряжений при
отключении электрических цепей автоматическими выключателями
и при срабатывании предохранителей ................................................................... 102
3.5 Выводы ............................................................................................................... 112
ГЛАВА 4. РАЗРАБОТКА УСТРОЙСТВ ЗАЩИТЫ ОТ ИМПУЛЬСНЫХ
ПЕРЕНАПРЯЖЕНИЙ
И
МЕТОДИК
ОПРЕДЕЛЕНИЯ
ИХ
ТРЕБУЕМЫХ ХАРАКТЕРИСТИК.......................................................... 114
4.1 Общие положения.............................................................................................. 114
4.2 Разработка комбинированных устройств поглощающего типа для защиты от
импульсных перенапряжений ................................................................................. 116
4.2.1
Описание принципа действия комбинированного устройства защиты от
импульсных перенапряжений ................................................................................. 116
4.2.2 Определение параметров элементов комбинированного устройства защиты
от импульсных перенапряжений ............................................................................ 118
4.3 Обоснование характеристик типоряда комбинированных устройств защиты от
импульсных перенапряжений ................................................................................. 125
4.4
Разработка экспериментального образца комбинированного устройства
защиты от импульсных перенапряжений .............................................................. 127
4.5
Методика выбора комбинированных устройств защиты от импульсных
перенапряжений ....................................................................................................... 129
4.6 Разработка схемы защиты от внешних импульсных перенапряжений
автономных объектов на примере автоматизированной системы контроля
изоляции маслонаполненных трансформаторов тока 750 кВ.................... 131
4.7 Выводы ............................................................................................................... 149
ЗАКЛЮЧЕНИЕ ...................................................................................................... 151
ЛИТЕРАТУРА ........................................................................................................ 153
ПРИЛОЖЕНИЯ ..................................................................................................... 166
ВВЕДЕНИЕ
Актуальность
темы.
В
процессе
эксплуатации
автономных
электроэнергетических систем (ЭЭС) напряжением до 1 кВ наблюдаются
повреждения
электрооборудования
возникающих
при
коммутации
при
импульсных
нагрузок
перенапряжениях,
выключателями
и
перегорании
предохранителей. В настоящее время указанная проблема обостряется вследствие
того, что в автономных ЭЭС постоянно увеличивается доля электрооборудования
на базе микроэлектронной, микропроцессорной и силовой полупроводниковой
техники
(ЮВТ,
МОЗБЕТ
транзисторы
и
т.п.),
имеющего
повышенную
чувствительность к импульсным перенапряжениям.
В автономных ЭЭС возможны как внешние, так и внутренние импульсные
перенапряжения. Защита от внешних импульсных перенапряжений (грозовых и
коммутационных) может быть разработана на основе известной зонной
концепции. Значительно чаще возникают, и поэтому, как правило, представляют
наибольшую опасность внутренние - коммутационные перенапряжения (КП).
В настоящее время для защиты от КП используют фильтры КП и устройства
поглощающего типа на основе варисторов. Недостатками фильтров КП являются
их сложность, значительные массогабаритные показатели, а также применимость
только на постоянном токе в качестве индивидуальных устройств защиты
электроприемников.
Устройства
защиты
поглощающего
типа
могут
использоваться не только в качестве индивидуальных устройств защиты
электроприемников, но и в качестве элементов комплексной защиты от
импульсных
перенапряжений
ЭЭС
всего
автономного
объекта.
Однако
современные устройства защиты не во всех случаях позволяют обеспечить
уровень защиты, соответствующий стойкости электрооборудования к импульсным
перенапряжениям. Кроме того, в настоящее время практически отсутствуют
методики, которые бы позволяли оценить возможные параметры КП и выбрать
соответствующие средства защиты от них.
Приведенные соображения объясняют актуальность исследования КП и
разработки средств для их снижения в автономных ЭЭС напряжением до 1 кВ.
Решению указанных проблем посвящено большое количество публикаций,
как в нашей стране, так и за рубежом. Среди них можно отметить работы Я.Л.
Арцишевского, Бакстера, О.Б. Брона, В.А. Бурцева, Г.В. Буткевича, O.A. Глухова,
Г.А. Евдокунина, A.M. Залесского, P.C. Кузнецова, И.П. Кужекина, C.JI.
Кужекова, О. Майра, К.К. Намитокова, С.А. Некрасова, JI.K. Сушкова, И.С. Таева,
Э. Хабигера, А. Шваба и многих других.
Однако многие вопросы и проблемы еще не решены.
Объектом исследования диссертационной работы являются автономные
ЭЭС постоянного и переменного тока напряжением до 1 кВ.
Цель работы и задачи исследования. Целью диссертационной работы
является повышение надежности работы электрооборудования автономных ЭЭС
при КП.
Для достижения поставленной цели решены следующие задачи:
• Разработана математическая модель для расчета коммутационных
перенапряжений при отключении тока автоматическими выключателями с
дугогасительной решеткой.
• Разработана математическая модель для расчета коммутационных
перенапряжений
при
образовании
электрической
дуги
(далее
дуга)
в
предохранителях с наполнителем.
•
Разработаны методики, позволяющие определять предельные параметры
КП (амплитуду, форму импульса) при отключении цепей коммутационными
аппаратами (автоматическими выключателями с дугогасительной решеткой,
предохранителями с наполнителем и коммутационными аппаратами с бездуговой
коммутацией), а также параметры КП (ток перегрузки, длительность тока
перегрузки, энергию) при установке устройств защиты поглощающего типа.
•
Определены предельные параметры коммутационных перенапряжений
в автономных ЭЭС при отключении электрических цепей автоматическими
выключателями с дугогасительной решеткой и при срабатывании предохранителей
с наполнителем.
• Предложены устройства поглощающего типа для защиты от импульсных
перенапряжений. Разработанные устройства имеют более низкое по сравнению с
варисторами напряжение ограничения, но не имеют сопровождающих токов.
• Определены параметры элементов типоряда устройств поглощающего
типа для защиты от импульсных перенапряжений автономных ЭЭС напряжением
до 1 кВ.
Методы исследований. При решении поставленных задач использовались
методы
теории
нелинейных
электрических
цепей,
математического
моделирования, планирования эксперимента и др.
Научная новизна заключается в следующем:
1. Математическая модель для расчета коммутационных перенапряжений
при
отключении
дугогасительной
электрической
решеткой,
цепи
состоящая
автоматическим
из
трех
частей,
выключателем
с
соответствующих
следующим основным случаям коммутаций: 1) отключение активно-индуктивной
цепи, 2) отключение индуктивно- емкостной цепи при токах среза до 50 А и 3)
отключение индуктивно- емкостной цепи при токах среза более 50 А. Первая часть
модели
базируется
на
использовании
динамической
вольтамперной
характеристики дуги. Вторая часть модели основана на предположении, что срез
тока происходит после изменения характера переходного процесса в отключаемой
индуктивно- емкостной цепи с апериодического на колебательный. Третья часть
модели основана на предположении, что при токах среза более 50 А основную
роль в процессе среза тока играет производная проводимости дуги, обусловленная
потоками плазмы.
2. Аналитические зависимости удельного сопротивления плавкой вставки
предохранителя от поглощенной энергии для стадий нагрева от начальной
температуры до температуры кипения.
3. Аналитическая зависимость амплитуды импульса перенапряжения от тока
в момент начала кипения материала плавкой вставки.
4.
Методика
расчета
предельных
параметров
коммутационных
перенапряжений в автономных ЭЭС напряжением до 1 кВ при отключении
электрических
цепей
автоматическими
выключателями
с
дугогасительной
решеткой.
5.
Методика
расчета
предельных
параметров
коммутационных
перенапряжений в автономных ЭЭС напряжением до 1 кВ при срабатывании
предохранителей с наполнителем.
Практическая ценность:
1.
Предельные
параметры
коммутационных
перенапряжений
в
автономных ЭЭС при отключении электрических цепей автоматическими
выключателями с дугогасительной решеткой и при срабатывании предохранителей
с наполнителем позволяют научно обоснованно выбирать устройства защиты.
2. Предложенное
поглощающего
типа
и
запатентованное
обеспечивает
комбинированное
эффективное
ограничение
устройство
импульсных
перенапряжений.
3. Обоснованы параметры типоряда комбинированных устройств защиты
от импульсных перенапряжений для применения в условиях автономных ЭЭС.
Разработан и испытан один элемент типоряда.
4. Исследования по теме диссертации использованы при выполнении
научно-исследовательской работы "Поисковые исследования по разработке новых
методов защиты электроэнергетических систем стационарных и подвижных
комплексов
от
импульсных
коммутационных
перенапряжений
поглощающих ограничителей (гос. контракт № 1328,2003 - 2005 г).
Реализация результатов работы.
на
основе
В ОАО «Электроцентроналадка» (г. Москва) внедрен блок защиты от
импульсных перенапряжений автоматизированной системы контроля изоляции
маслонаполненных трансформаторов тока напряжением 750 кВ.
Результаты диссертационной работы используются в учебном процессе при
подготовке инженеров-электриков по специальности 140211 «Электроснабжение»
(в лабораторных занятиях и дипломном проектировании).
Апробация работы. Основные положения диссертационной работы
докладывались и обсуждались на VII симпозиуме «Электротехника 2010» (г.
Москва,
2005
г.);
на
двенадцатой
международной
научно-технической
конференции студентов и аспирантов «Радиоэлектроника, электротехника и
энергетика» (г. Москва, МЭИ, 2006 г.); на научно-практической конференции
«Проблемы энергосбережения и технической диагностики энергетического
оборудования» (г. Ростов-на-Дону, 2006 г.); на XXV, XXVI и XXVIII сессиях
семинара «Кибернетика электрических систем» по тематикам «Электроснабжение
промышленных предприятий и городов» и «Диагностика энергооборудования» (г.
Новочеркасск, 2003, 2004 и 2006 г.); на III, IV и VI международных научнопрактических конференциях «Современные энергетические системы и комплексы
и управление ими» (г. Новочеркасск, 2003, 2004 и 2006 г.).
Публикации. По результатам выполненных исследований опубликовано 19
печатных работ, получены 4 патента на полезные модели устройств защиты от
импульсных перенапряжений, 1 патент на изобретение способа защиты от
импульсных перенапряжений.
Структура и объем работы. Диссертация состоит из введения, 4 глав,
заключения, списка литературы и приложения и включает 130 стр. основного
машинописного текста, 81 рисунок, 12 таблиц, список литературы из 124
наименований и приложения.
1 АНАЛИЗ СОСТОЯНИЯ ЗАДАЧИ ОПРЕДЕЛЕНИЯ И ОГРАНИЧЕНИЯ
УРОВНЕЙ КОММУТАЦИОННЫХ ПЕРЕНАПРЯЖЕНИЙ В АВТОНОМНЫХ
ЭЛЕКТРОЭНЕРГЕТИЧЕСКИХ СИСТЕМАХ НАПРЯЖЕНИЕМ ДО 1 кВ
1.1 Описание объекта исследований
Объектом
исследований
электроэнергетические
в
системы
данной
(ЭЭС)
работе
являются
постоянного
и
автономные
переменного
тока
напряжением до 1 кВ.
Для автономных ЭЭС характерны соизмеримость мощностей источников и
потребителей электроэнергии, а также относительно короткие кабельные линии
(десятки
метров),
что
определяет
значительную
взаимозависимость
всех
элементов ЭЭС. Указанное обстоятельство влияет на условия возникновения и
распространения КП.
Род тока автономных ЭЭС часто определяется основными источниками
электроэнергии. Существуют системы переменного тока, постоянного тока, а
также системы с питанием на переменном и постоянном токе. Основными
источниками постоянного тока являются генераторы постоянного тока и
аккумуляторные батареи. В качестве дополнительных источников постоянного
тока
иногда
используются
электрохимические
генераторы.
Источниками
переменного тока являются синхронные генераторы.
Наиболее распространенными номинальными напряжениями постоянного
тока являются 12, 24, 110 и 220 В. Напряжения 12 и 24 В используются в
подвижных автономных ЭЭС малой мощности (до нескольких десятков киловатт).
На переменном токе, как правило, электроприемники получают питание с
номинальным линейным напряжением 0,4 кВ (фазное напряжение - 220 В) при
частоте
50
Гц.
Исключением
являются
авиационные
ЭЭС,
в
которых
распространено номинальное напряжение 208 В частоты 400 Гц. Частота 400 Гц
получила
распространение
из-за
того,
что
массогабаритные
параметры
электрических машин при этой частоте меньше, чем при стандартной частоте 50
Гц.
Широкое распространение получили также автономные ЭЭС смешанного
типа, работающие на постоянном и переменном токах, в связи с тем, что в них
возможно использование преимуществ обоих родов тока. Так на постоянном токе
проще изменять скорость вращения различных электродвигателей, а на
переменном токе можно применять простые и надежные трехфазные асинхронные
электродвигатели с короткозамкнутым ротором и изменять уровень напряжения с
помощью
трансформаторов.
осуществляется
обычно
с
Связь
между
помощью
системами
обратимых
двух
родов
тока
преобразователей
-
электромашинных и статических. В настоящее время по многим характеристикам
предпочтение отдается статическим преобразователям, которые, однако, более
чувствительны к КП [1].
Большинство автономных ЭЭС должно удовлетворять высоким требованиям
надежности. Поэтому в них широко распространено так называемое "двубортное"
питание, т.е. с использованием двух основных генераторов, двух аккумуляторных
батарей и др. На мощных надводных кораблях по соображениям надежности и
живучести наряду с "двубортным" питанием применяется деление общей судовой
электростанции не на две, а на большее количество частей, расположенных в
разных отсеках корабля.
В сочетании с высокой надежностью принципиальной особенностью
большинства автономных ЭЭС является удовлетворение требования минимальных
габаритов. Указанные требования особенно трудно выполнить при наличии КП,
т.к. минимальные габариты предопределяют относительно невысокие запасы
потенциальной электрической прочности изоляции, а требования надежности не
допускают отказов электроустановки при действии КП.
Автономные ЭЭС, как правило, имеют радиальную структуру. Типичный
фрагмент автономной ЭЭС приведен на рис. 1.1.
ВРЩ
1
ГРЩ
АИ1 Х^1
&1ПН—У-
Условные обозначения:
ИП - источник питания,
АИ - автомат источника питания,
ВРЩ 2
ФА
кл
2
КЛ ^
ГРЩ - главный распредщит,
АС - секционный автомат,
ФА - фидерный автомат,
КЛ - кабельная линия,
ВРЩ - вторичный распредщит,
ЭП - электроприемник,
/АС
^ АИ2
ВРЩЗ
ФАЗ
КЛ
-^Чзп)
ВРЩ 4
ФА 4
КЛ
Рис. 1.1 - Фрагмент ЭЭС радиальной структуры Из рис. 1.1
видно, что источники питания ИП подключены к главному распределительному
щиту ГРЩ. ГРЩ обычно выполнен с одинарной секционированной системой шин.
Наиболее
ответственная
и
наиболее
мощная
нагрузка
подключается
непосредственно к ГРЩ. Большинство электроприемников ЭП получает питание
через вторичные распределительные щиты ВРЩ. Связь между генераторами и
ГРЩ может осуществляться кабелями или токопроводами, а между ГРЩ и
нагрузкой, как правило, кабельными линиями КЛ.
Основными аппаратами защиты в автономных ЭЭС являются автоматические
выключатели и предохранители. Как правило, предохранители устанавливают
только во вторичных распределительных щитах. В современных автоматических
выключателях (типов АЗ700, АЗ300, АЕ, ВА, АК и др.) гашение дуги
осуществляется преимущественно с помощью дугогасительной решетки. Щелевые
и закрытые камеры для гашения дуги в автоматических выключателях
используются крайне редко [2]. Предохранители, применяемые в автономных ЭЭС,
выполняются с наполнителем в виде кварцевого песка (типы НПН2 и ПН2).
В последнее время в автономных ЭЭС начинают применяться силовые
полупроводниковые ключи. Это преимущественно ЮВТ - транзисторы,
которые позволяют отключать токи в несколько десятков ампер со скоростью
порядка нескольких ампер в микросекунду. Для индуктивных цепей такие
коммутации неизбежно приводят к недопустимым импульсным перенапряжениям.
Наиболее эффективной мерой по ограничению таких перенапряжений является
шунтирование силовых полупроводниковых ключей ограничительными диодами.
В случаях, когда токи коротких замыканий превышают коммутационную
способность
автоматических
выключателей,
для
ограничения
сверхтоков
применяют взрывные предохранители (пиристоры). Эти аппараты за несколько
десятых долей миллисекунд после появления короткого замыкания значительно
увеличивают
свое
сопротивление.
Для
ограничения
перенапряжений
их
шунтируют варисторами.
Аналогами
пиристоров
являются
жидкометаллические
самовосстанавливающие предохранители и сверхпроводящие ограничители тока.
Однако в настоящее время только рассматривается вопрос о возможности
применения
этих
сверхбыстродействующих
токоограничивающих
коммутационных аппаратов в автономных ЭЭС. Эти аппараты также шунтируют
варисторами для ограничения перенапряжений.
1.2
Состояние
задачи
определения
параметров
коммутационных
распространения
коммутационных
перенапряжений
1.2.1
Условия
возникновения
и
перенапряжений
В цепях напряжением до 1 кВ возможны следующие коммутации, которые
теоретически могут сопровождаться возникновением КП:
- отключение
выключателями
(автоматическими
выключателями
или
силовыми полупроводниковыми ключами) индуктивной нагрузки;
-
отключение выключателями активных нагрузок и коротких замыканий;
- срабатывание предохранителей;
- включение индуктивной нагрузки, сопровождаемое отскоком контактов
выключателя;
- отключение выключателями емкостной нагрузки переменного тока.
В случае отключения выключателями индуктивной нагрузки могут создаться
условия, когда дуга гаснет при подходе тока к нулю [3 - 19]. Ток, проходящий по
индуктивности в момент погасания дуги, является током среза.
Предельное
восстанавливающееся
напряжение
(напряжение
между
контактами выключателя) после среза тока определяется следующим образом
где /с - ток среза, Ь и С - эквивалентные индуктивность и емкость цепи, Е ЭДС источника питания.
Исследования явления среза тока проводились для высоковольтных
выключателей
переменного
тока.
Чаще
всего
срез
тока
объясняется
нестабильностью дуги при малых токах [4 - 6, 20 - 25]. Стабильность дуги при
малых
токах
определяется
материалом
контактов,
условиями
и
средой
дугогашения, а также электрическими параметрами отключаемой нагрузки. Кроме
того, дуга может существовать только при токах, превышающих минимальный ток
поддержания дуги (от 0,1 до 1 А) [26], так как при меньших токах электрический
разряд между контактами выключателя переходит в стадию тлеющего разряда. В
[27, 28] срез тока в вакуумных выключателях объясняется тем известным фактом,
что существует некоторая вероятность погасания малого тока в пределах
временного интервала
где ^ - время горения дуги; - момент инициирования дуги; / - ток,
^ = ЩА - среднее время жизни дуги с током /, А и В - константы.
В других работах [29-31] говорится о том, что срез тока появляется в
результате того, что в дуге протекает сумма синусоидального тока промышленной
частоты и высокочастотного тока колебаний, обусловленных емкостями и
индуктивностями отключаемой цепи. Срез тока в этом случае происходит в момент
перехода через нуль суммарного тока дуги.
Таким образом, в настоящее время не существует общепринятой теории
процесса среза тока. Поэтому влияние отдельных факторов на значение тока среза
определяется преимущественно экспериментальным путем.
О влиянии электрических параметров отключаемой нагрузки на величину
тока среза указывается в работах [31, 32]. В [31] приводится экспериментально
полученная для воздушного выключателя зависимость тока среза от емкости
отключаемой нагрузки. В [32] приводится эмпирическая зависимость тока среза от
емкости, включенной параллельно контактам выключателя
где п - число разрывов дуги коммутационным аппаратом; С5 - емкость
отключаемой цепи относительно контактов выключателя; Л - постоянная,
зависящая от среды дугогашения (Л = 8...20-104 - элегаз; Л -10...100-Ю4 - воздух).
После среза тока возможно возникновение повторного зажигания дуги, если
восстанавливающееся напряжение превысит восстанавливающуюся электрическую
прочность промежутка между контактами выключателя [3, 33 - 35]. Процессы среза
и последующие повторные зажигания могут повториться несколько раз, пока дуга
окончательно не погаснет при прохождении тока через нуль.
При отключении электрических цепей силовыми полупроводниковыми
ключами, пиристорами и другими аппаратами с бездуговой коммутацией
характерно практически полное отсутствие потерь запасенной в индуктивности
отключаемой цепи энергии в коммутационном аппарате в процессе отключения.
Поэтому аппараты с бездуговой коммутацией способны создавать более опасные
как по амплитуде, так и по энергии КП, по сравнению с аппаратами с дуговой
коммутацией. В существующих методиках выбора устройств защиты от КП при
отключении тока коммутационными аппаратами с бездуговой коммутацией
рассматривается только случай установки устройств защиты параллельно
отключаемой нагрузке. Установка устройств защиты от КП параллельно
коммутационному аппарату в отдельных случаях более предпочтительна, так как
позволяет селективно ограничить мощные импульсы, создаваемые именно
рассматриваемым аппаратом с бездуговой коммутацией, и защитить не только
отключаемую нагрузку, но и питающую сеть. Разработка методики расчета
параметров КП, необходимых для выбора ограничителей перенапряжений,
устанавливаемых параллельно аппаратам с бездуговой коммутацией, является
одной из задач автора.
В
коммутационных
аппаратах
напряжением
до
1
кВ
отключение
индуктивных нагрузок, имеющих лишь собственную паразитную емкость,
происходит без среза тока. Это объясняется тем, что постоянная времени заряда
собственной паразитной емкости, как правило, меньше постоянной времени дуги.
В этом случае причиной перенапряжений является то, что вольтамперная
характеристика дуги в области малых токов имеет падающий характер [2].
При отключениях выключателями активных нагрузок, коротких замыканий, а
также при срабатываниях предохранителей, вызванных короткими замыканиями,
перенапряжения могут возникнуть со стороны источника питания. В этом случае
причины
появления
перенапряжений
совпадают
с
причинами
появления
перенапряжений при отключении индуктивной нагрузки.
Включение индуктивной нагрузки, сопровождаемое отскоком контактов
выключателя, является частным случаем отключения индуктивной нагрузки.
Однако возникающие при этом перенапряжения значительно меньше по амплитуде
и энергии, так как в этом случае происходит отключение не установившегося тока
цепи, а переходного тока, который заведомо меньше. Поэтому нет необходимости
изучения данного вида коммутаций с точки зрения КП.
Отключение емкостной нагрузки переменного тока может привести к
возникновению перенапряжений только при условии, что электрическая прочность
промежутка между контактами выключателя через полпериода частоты источника
после момента прохождения тока через нуль окажется меньше удвоенного
амплитудного значения напряжения источника [3, 36, 37]. Однако на практике в
коммутационных аппаратах напряжением до 1 кВ электрическая прочность
возрастает значительно быстрее [2], а, следовательно, возникновение КП при этом
виде коммутаций здесь невозможно.
Таким образом, для цепей напряжением до 1 кВ можно выделить следующие
виды коммутаций, которые представляют реальную опасность возникновения КП:
- отключение выключателями индуктивной нагрузки;
- отключение выключателями токов активных нагрузок и коротких
замыканий;
- срабатывание предохранителей.
Возможные параметры КП (амплитуда напряжения, длительности фронта и
полуспада, энергия) в цепях напряжением до 1 кВ в настоящее время определяют
экспериментальным путем [38 - 40], что обусловливает значительный разброс
значений этих параметров. Так, например, в автономных ЭЭС действуют
требования по стойкости к КП [41], регламентирующие для электрооборудования
испытательные импульсы с амплитудой до 1 кВ при импульсе 10/2000 мкс в сети
постоянного тока и до 800 В при импульсе 3/100 мкс в сети переменного тока.
Однако в [42] приводятся возможные максимальные амплитуды КП в сетях
напряжением 0,4 кВ, установленные также опытным путем, которые составляют: 4
кВ при отключении индуктивной нагрузки выключателями и 2,4 кВ при
срабатывании предохранителей.
В [43] приводится значение возможной амплитуды КП в сети 0,4 кВ, которое
составляет 4,5 кВ при длительности импульса на уровне 0,5 амплитуды импульса,
равной 1000 - 5000 мкс.
В [44] приведены результаты статистического анализа экспериментальных
данных по внутренним перенапряжениям в сетях напряжением 0,4 кВ. Автором
указанной работы было установлено, что длительности импульсов находятся в
диапазоне 0,4...20 мс; наиболее вероятное значение амплитуды импульса
составляет 3,6 от номинального напряжения сети; наиболее вероятное значение
длительности переднего фронта импульса - 3,2 мкс.
Основываясь на имеющихся опытных значениях возможных длительностей
КП, можно определить характер распространения КП в условиях автономных ЭЭС.
Если
известна
длительность
фронта
импульса
коммутационного
перенапряжения, то наибольшую по частоте и все еще заметную по величине
составляющую его спектра можно определить по выражению [26]:
/ = —, (1-1) Л - Т ф
где тф - длительность фронта импульса.
В [26] предлагается заменять линию с распределенными параметрами
сосредоточенным звеном, если длина линии / < —, где Л - длина волны.
6
Для длительности самого короткого фронта импульса в сети, учитывая - С
что Я = у, максимальная длина линии при которой можно не учитывать
волновой характер распространения импульса составляет
Я сжтф (3-108)-я"-(3-10"6)
шях
=
~~ = --- = --------------------------- = 235,0 м.
тах
6 2-6 2-6
Эта величина, как правило, превышает линейные размеры автономных
объектов. Поэтому нет необходимости учета волнового характера распространения
КП, а схемы замещения отдельных элементов автономных ЭЭС можно
представлять сосредоточенными параметрами [45].
1.2.2
Коммутационные
перенапряжения
при
отключении
тока
автоматическим выключателем с дугогасительной решеткой
В дугогасительной решетке используется разбиение дуги на ряд коротких
дуг, напряжение на которых определяется приэлектродными (в основном
околокатодным) падениями напряжений и поэтому практически не зависит от тока,
при условии, что ток превышает некоторое значение (около 50 А) [2, 46-50].
Характерная форма напряжения на контактах автоматического выключателя
при отключении электрического тока приведена на рис. 1.2.
Рис. 1.2 - Напряжение на контактах
автоматического выключателя
при отключении тока Как видно из
рисунка, формирование импульса
коммутационного перенапряжения
происходит по окончанию процесса
дугогашения. Следует отметить, что на
приведенном рисунке не показаны
колебания напряжения в области
отрицательных значений. В индуктивноемкостной цепи импульс имеет форму
затухающих колебаний, а в
индуктивной цепи - форму одиночного
импульса.
При малых токах напряжение на дуге
зависит от тока и определяется
вольтамперной характеристикой дуги.
Моделированию динамических
характеристик дуги постоянного и переменного тока на базе термо - и
гидродинамического приближения посвящена группа работ [51 - 55]. Их
результаты позволяют исследовать электродуговые системы вблизи их равновесия
и анализировать устойчивость горения дуги. Исследованиям физических процессов
в дуге отключения автоматических выключателей посвящены работы [2, 29, 46, 56
- 59]. Эти исследования позволяют определить распределение плотности тока и
напряжения на дуге, закон движения опорных площадок в зависимости от
начальных условий и параметров электрической цепи, а также условия входа дуги
в дугогасительную решетку.
Для исследования дуги отключения в области малых токов часто используют
динамическую модель дуги Майра [2, 60 - 63]
л 8 до
где в - постоянная времени дуги, g - проводимость дуги, / - ток дуги, /(/) статическая вольтамперная характеристика дуги.
Следует отметить, что данное уравнение было получено в пренебрежении
приэлектродными процессами, а также в предположении, что дуга заключена в
гибкую оболочку, в которой практически отсутствуют потери газа. Последнее
предположение, как следует из исследований [64 - 66], для дуги в дугогасительной
решетке при токах более 50 А недопустимо, так как большую роль в дугогашении
начинают играть процессы испарения вещества электродов - потоки плазмы.
Постоянная времени дуги в модели Майра не является строго постоянной и
зависит от химического состава среды, динамики потока и электротепловых
процессов, скорости изменения теплосодержания дугового столба, тока дуги [60,
67 - 70]. Так в [2] приведены результаты экспериментального измерения
постоянной времени дуги при отключении токов величиной до 1840 А
автоматическими выключателями. Как следует из результатов, постоянная времени
дуги изменяется в широких пределах (от 15 до 310 мкс), причем нет четкой
корреляции между текущим значением тока и постоянной времени дуги.
Таким образом, для использования данной модели необходимо иметь
экспериментально
полученные
зависимости
постоянной
времени
дуги
от
соответствующих параметров.
Поэтому
перенапряжений,
модель
Майра
создаваемых
практически
при
не
коммутации
пригодна
цепей
для
расчета
автоматическими
выключателями с дугогасительной решеткой.
Кроме того, для дуги отключения характерны колебания напряжения [71]. В
[72]
в
качестве
возможной
причины
этих
колебаний
называются
электродинамические силы, быстро растягивающие контур дуги. При этом каждый
новый спад напряжения происходит вследствие закорачиваний контура.
Однако эти колебания напряжения могут быть также вызваны потоками
плазмы. Потоки плазмы, имеющие непостоянный характер, обеспечивают
дополнительное охлаждение столба дуги, а, следовательно, и изменение
напряжения на нем.
В некоторых работах [2] для определения условий устойчивости горения
дуги
и
расчета
перенапряжений
предлагается
использовать
статическую
вольтамперную характеристику дуги. Это объясняется тем, что постоянная времени
дуги очень мала (порядка нескольких микросекунд).
Обзор опытных данных по вольтамперным характеристикам дуги приведен в
[2]. Для статических характеристик дуги существует ряд эмпирических формул.
Одна из них
ид(г) = а + Ы + (с + <й)Гп, где я = 0.000267^; Тк - температура кипения
материала анода [К]; / - длина дуги [см]; а, Ь, с и ¿/ - коэффициенты, зависящие от
материала контактов.
В других работах [29, 73] для расчета перенапряжений в активноиндуктивных
цепях
предлагается
использовать
некоторую
определенную
динамическую вольтамперную характеристику дуги, не зависящую от параметров
отключаемой цепи.
Задача
расчета
перенапряжений
при
отключении
автоматическими
выключателями индуктивно-емкостных цепей до настоящего времени не решена.
Не проводились исследования зависимости среза тока в автоматических
выключателях от емкости и других параметров отключаемой цепи. Поэтому
отсутствуют математические модели и методики, позволяющие определить
указанные зависимости.
На практике случаи отключения выключателями с дугогасительной решеткой
индуктивно-емкостных
цепей
встречаются
достаточно
часто.
Поэтому
представляется необходимой разработка математической модели, позволяющей
определять токи среза, а также амплитуды КП при отключении цепей с
произвольными параметрами автоматическими выключателями с дугогасительной
решеткой. Для практических расчетов необходима разработка методики расчета
параметров КП как при отсутствии ограничителей перенапряжений (амплитуды,
формы импульса), так и при установке устройств защиты от импульсных
перенапряжений
поглощающего
типа
(ток
перегрузки,
длительность
тока
перегрузки, энергия).
1.2.3 Коммутационные перенапряжения при срабатывании предохранителей
В
общем
перегорании
случае
плавкой
импульсы
вставки
коммутационных
предохранителя
с
перенапряжений
наполнителем
в
при
виде
мелкозернистого кварцевого песка имеют вид, приведенный на рис. 1.3 [74].
На этом импульсе можно выделить три характерных участка:
I -
участок
напряжения,
возникающего
после образования
дуги
максимумом и1;
II - участок практически постоянного напряжения дуги (ип);
III - участок напряжения, возникающего в момент погасания дуги с
максимумом ит.
На участке 01 происходит перегорание плавкой вставки. На участке IV
напряжение равно напряжению сети щ.
Рис. 1.3 -Импульс напряжения между выводами предохранителя
Первый пик (импульс на участке I) возникает только при достаточно
больших плотностях тока, когда плавкая вставка перегорает сразу в нескольких
местах [75 - 77]. Он зависит от материала плавкой вставки, величины тока в
с
момент появления дуги, индуктивности цепи, длины и сечения плавкого
элемента и свойств наполнителя.
Если индуктивность контура мала, то ток существенно уменьшается (или
прекращается) до образования дуги на всей длине участка постоянного сечения.
В этом случае увеличение индуктивности цепи в некоторых пределах приводит к
увеличению амплитуд перенапряжений. Если же электромагнитной энергии
достаточно для образования дуги на всей длине плавкой вставки, то амплитуда
перенапряжения не определяется величиной индуктивности [76]. Кроме того,
увеличение индуктивности цепи может привести к снижению тока (из-за
снижения скорости его нарастания). Поэтому перенапряжения могут даже
уменьшиться с увеличением индуктивности [76].
В обычных условиях при коротких замыканиях, когда коэффициент
мощности не выше 0,4 (или постоянная времени не менее 5 - 1 0 мс),
электромагнитной энергии достаточно для образования максимальной величины
перенапряжения.
Амплитуда перенапряжения возрастает с ростом плотности тока в момент
образования дуги [76]. На рисунке 4.16 приведена экспериментально полученная
зависимость амплитуды напряжения от плотности тока в момент образования дуги
при отключении ее предохранителем с медными элементами разного диаметра
длиной 50 мм [76]. Размер зерен кварцевого наполнителя 0.3 - 0.4 мм, постоянное
напряжение цепи 240 В, индуктивность цепи 1.34 мГн.
Рис. 1.4 - Зависимость амплитуды напряжения от плотности тока в момент
образования дуги при отключении ее предохранителем с наполнителем Наибольшее
значение
перенапряжения,
возникающее
при
образовании
дуги,
является
следствием практически скачкообразного увеличения сопротивления дугового
промежутка,
которое
происходит
в
течение
нескольких
десятых
долей
миллисекунды с момента образования дуги на всей длине выплавившегося участка
[76].
Величина указанного выше скачка сопротивления при токах, равных в
момент появления дуги нескольким сотням или тысяче ампер, мало зависит от
тока, индуктивности цепи и напряжения и в основном определяется диаметром
плавкого элемента [76].
Из зависимости, приведенной на рис. 1.4, можно сделать вывод, что для
образования первого пика перенапряжения необходима плотность тока
л
}п > 1200 А/мм . Для всех предохранителен с наполнителем площадь наименьшего
поперечного сечения медной плавкой вставки д0 связана с номинальным током
соотношением [76]
(1<2)
д= ------- 1н ---- [ММ2].
0
100-160
Поэтому плотность тока при номинальном токе равна
= 100-160 [А/мм2].
(1.3)
Яо
Таким образом, минимальное отношение тока в момент образования дуги к
номинальному току плавкой вставки, при котором возможно образование первого
пика перенапряжения, равное отношению соответствующих значений плотностей
токов, определится следующим образом
^шт
= — = ———— = 7.5 -12.
тш
}н 100-160
В
[46]
появление
скачка
(1.4)
сопротивления
объясняется
тем,
что
в
ограниченном объеме перегоревшего участка плавкой вставки ее пары при
высокой плотности тока имеют высокое давление, а, следовательно, в соответствии
с формулой Сага, высокое сопротивление.
В [78] для определения напряжения на дуге предохранителя с наполнителем
на основании анализа экспериментальных данных предложена следующая
аппроксимирующая функция
ид = ит{\-е-а')№ + Ы{1У,
где t - время; к и а - основные параметры дуги в предохранителе данной
конструкции при любых параметрах испытательного контура; /(?) - функция,
определяющая форму кривой э. д. с. источника питания (для постоянного тока
равна 1, а для переменного - бЦ^у/+ #>)); ит - экспериментально полученное
значение максимума напряжения при данном токе срабатывания предохранителя; /
- ток.
Очевидно, что данная функция может быть использована для описания
только уже проведенных экспериментов, но не для определения перенапряжений в
цепи с произвольными параметрами.
Процесс образования первого пика по величине плотности тока может быть
отнесен к такому явлению, как медленный электрический взрыв проводников, для
которого _/ >100 А/мм [79]. Моделирование электрического взрыва проводников в
однородных
средах
осуществляют
с
помощью
магнитогидродинамических
моделей. Для взрыва алюминиевых фольг в пылевидном кварце получены
эмпирические формулы, позволяющие определить относительное сопротивление
взрываемого проводника на каждой из стадий его фазовых превращений [79].
1. Нагрев металла до температуры плавления:
Д / Д0 = 1 + 6.25м>к при 0 < < 0.64 кДж/г,
где
- удельная на единицу массы энергия, поглощаемая
взрываемым проводником.
2. Плавление:
Я/Я0 = 5 + 5.8(-и>я - 0.64) при 0.64 <1.02 кДж/г.
3. Нагрев алюминия в жидком состоянии до начала взрыва:
Д/Д0 = 7.2 + 5.06(м>пК-1.02) при 1.02<м?к<м>пК кДж/г,
где м>пК =2.5 + 2.3-Ю-46/4; - максимальная плотность тока через
проводник.
4. Собственно взрыв
= {Яп /Д0)ехр[£К "
где Яп/Я0, м?пК - параметры начальной точки взрыва;
(1-5)
8 -
энергетический
коэффициент, характеризующий крутизну экспоненциального роста сопротивления
и определяемый с помощью аппроксимационного выражения
¿ = 0.42 + 0.012^.
В работе [80] исследовались жидкометаллические токоограничители. Здесь
также происходит импульсное испарение токоведущего элемента, но из жидкого
металла. Для расчета законов изменения токов и напряжений на токоограничителе
в данной работе предложена нелинейная модель сопротивлений, которая
математически описывается следующим образом
-К*
т
ит Чт
*(0 =
Кит
^ ^ Кт
где Я0 - сопротивление в нормальном состоянии, Яш - сопротивление при
максимальном токе короткого замыкания, Яит - сопротивление при максимальном
падении напряжении на жидкометаллическом токоограничителе.
Сопротивления Я0, и Я1т определяются экспериментальным путем. Время
определяется от момента короткого замыкания до момента достижения интегралом
квадрата тока импульса испарения вставки. Зависимости - tA и (¡т - (ит имеют
линейный характер и определяются
экспериментально.
Серьезным недостатком нелинейной модели сопротивлений является то, что
для каждой вставки различного сечения необходимо определять экспериментально
большое число параметров модели.
Влияние материала взрываемого проводника на величину максимальных
перенапряжений исследовано в [79]. Так перенапряжения при взрыве медных
проводников в кварцевой пыли приблизительно в 1,3 раза больше, чем при взрыве
алюминиевых проводников.
В дальнейшем с увеличением времени напряжение дуги снижается до
момента начала участка II, где оно стабилизируется. Участок с постоянным
напряжение на дуге объясняется тем, что градиент напряженности дуги в
наполнителе постоянен в диапазоне токов от 100 А до нескольких сот ампер [76]. В
области более высоких токов вольтамперная характеристика дуги возрастающая.
При одной или нескольких тысячах ампер средний градиент напряженности дуги
составляет 200...600 В/см. Он мало зависит от материала плавкой вставки.
Градиент тем больше, чем тоньше плоская плавкая вставка или чем меньше
диаметр вставки круглого сечения.
При токах менее 100 А вольтамперная характеристика дуги падающая и
поэтому при погасании дуги (участок III) возможны перенапряжения [77]. Однако
в [76] говорится о том, что при погасании дуги перенапряжения отсутствуют, так
как в предохранителях наполнитель охлаждается медленно. По-видимому,
возникновение перенапряжений при погасании дуги (второго пика) зависит от
температуры наполнителя в этот момент. Поэтому возникновение перенапряжений
при погасании дуги должно быть возможным только при относительно небольших
токах срабатывания предохранителей.
Вследствие того, что первому пику импульса перенапряжения соответствует
существенно большее значение тока, чем второму, его энергия многократно
превосходит энергию второго импульса. Кроме того, амплитуда первого пика
импульса для предохранителей, имеющих плавкую вставку переменного сечения
(16 А и более), как правило, превышает амплитуду второго пика. Поэтому
наибольшее практическое значение имеет исследование первого пика импульса.
Обобщая результаты обзора литературы, посвященной исследованиям
перенапряжений
при
срабатывании
предохранителей
и
исследованиям
аналогичных явлений, можно сделать вывод, что в настоящее время отсутствуют
методики и математические модели, позволяющие рассчитывать параметры КП,
создаваемых предохранителями с наполнителем при отключениях цепей с
произвольными
параметрами.
Поэтому
актуальна
задача
разработки
математической модели, позволяющей определять параметры первого пика
импульса перенапряжения (амплитуда, длительность, энергия) в зависимости от
характеристик цепи, в которой установлен предохранитель с наполнителем. Для
практических расчетов необходима разработка методики расчета параметров КП
как при отсутствии ограничителей перенапряжений (амплитуду, форму импульса),
так и при установке устройств защиты от импульсных перенапряжений
поглощающего типа (ток перегрузки, длительность тока перегрузки, энергию).
1.3 Современные устройства защиты от импульсных перенапряжений для
применения в силовых распределительных системах напряжением до 1 кВ
Все устройства защиты от импульсных перенапряжений можно разделить на
две группы: устройства поглощающего типа и устройства, принцип действия
которых основан на увеличении продольного сопротивления.
К устройствам поглощающего типа можно отнести газонаполненные
разрядники, варисторы, ограничительные диоды, а также комбинированные
устройства, содержащие указанные элементы. К устройствам второй группы
можно отнести различные фильтры.
Газонаполненные разрядники. Эти разрядники, несмотря на малые размеры,
обладают высокой импульсной нагрузочной способностью [26, 81, 82]. В
зависимости от типа и изготовителя достижимы токи до 40 кА (импульс 8/20мкс).
Газонаполненный разрядник состоит из небольшой стеклянной или
керамической трубочки, по обоим концам которой расположены металлические
электроды. Герметичное газоразрядное пространство между этими электродами
заполнено благородным газом, преимущественно аргоном или неоном.
Для газонаполненных разрядников характерна невысокая межэлектродная
емкость (до 10 пФ), что позволяет их использовать для защиты от импульсных
перенапряжений высокочастотных цепей.
Одним из недостатков газонаполненного разрядника, является то, что он
имеет зависящую от времени характеристику зажигания (рис. 1.5).
Рис. 1.5 - Вольт-секундная характеристика газонаполненного разрядника
Медленно нарастающее напряжение с крутизной примерно 100 В/с
пересекает характеристику зажигания в момент в области электрической прочности
при постоянном напряжении. Напряжение пробоя обозначено через и 22. При более
быстрых переходных процессах в микросекундной области имеет место
пересечение характеристики зажигания при существенно большем напряжении. На
рисунке точка пересечения обозначена координатами Хг\ и иг). Это напряжение
может
превышать
электрическую
прочность
разрядника
при
постоянном
напряжении во много раз. Таким образом, защитный уровень при защите от
переходных перенапряжений нельзя определить точно. Этот эффект объясняется
тем, что для ионизации газа требуется время.
После зажигания напряжение между электродами падает сначала до
напряжения тлеющего разряда, а потом при возрастании тока в газонаполненном
разряднике - до напряжения горения дуги. Напряжение горения дуги составляет
обычно 10-20 В.
Вследствие низкого напряжения горения дуги газонаполненные разрядники
имеют следующий недостаток: наличие сопровождающего тока. Поэтому в
низкоомных цепях с напряжением выше 24 В эти разрядники применяются
совместно с предохранителями, которые быстро отключают ток короткого
замыкания.
Варисторы. В последние годы применяются, как правило, оксидноцинковые
варисторы (ЪпО) [26, 81, 82]. Варисторы не могут проводить такие же большие
токи, что и газонаполненные разрядники с такими же размерами. Однако они
реагируют с временем отклика менее 20 не и не имеют проблем с
сопровождающим током, так как ток при рабочем напряжении пренебрежимо мал
(не более десятых долей миллиампера).
Основной
электрической
характеристикой
варистора
является
вольтамперная характеристика (ВАХ). Наиболее часто в технической литературе
[81, 83 - 85] ВАХ варистора в рабочем диапазоне токов описывается уравнением:
I = к-и",
где / - ток через варистор; V - напряжение на варисторе; к - константа
керамического материала (зависит от типа варистора); а - коэффициент
нелинейности варистора (обычно а >25).
Для моделирования варисторов, как правило, используют более точное
эмпирическое выражение для описания ВАХ [83]
\%и = Ь\ + Ы ■ ^ ( 7 ) + ЬЗ ■ е~т + Ы •
е х т , где Ы..Ы - специфические параметры каждого варистора.
В настоящее время для варисторов достижимы максимальные токи до 100
кА (импульс 8/20мкс). Уровень ограничения перенапряжений в рабочем диапазоне
токов составляет 1,7...2,2 от наибольшего напряжения, которое может быть
приложено к выводам варистора неограниченно долго.
Недостатками варисторов являются старение вследствие воздействия
импульсов тока больших амплитуд, а также относительно высокая емкость. При
старении, зависящем от амплитуд импульсов тока и их числа, сопротивление
варистора уменьшается. Характерные кривые ухудшения параметров варистора
приведены на рис. 1.6. Старение варистора в силовой цепи может привести к его
сильному нагреву. Поэтому устройства защиты от импульсных перенапряжений на
основе
варисторов
сигнализации отказа.
снабжаются
тепловыми
размыкателями
и
элементами
10
Ч«5«
510»
«¿Л1Ш0
Рис. 1.6 - Кривые ухудшения параметров варистора
Емкость варисторов находится в диапазоне от сотен до нескольких десятков
тысяч пикофарад. Поэтому применение варисторов в высокочастотных цепях
ограничено.
Ограничительные диоды. Ограничительные диоды отличаются высоким
быстродействием [26, 81, 82]. Время отклика этих элементов находится в
пикосекундной области. Другим преимуществом является низкое напряжение
ограничения, которое не превышает 1,8 от наибольшего напряжения, которое
может быть приложено к выводам ограничительного диода неограниченно долго.
Недостатками ограничительных диодов являются, прежде всего, низкая
нагрузочная способность и относительно высокая емкость. Для ограничительных
диодов при номинальном напряжении 5 В достижим максимальный импульсный
ток 900 А (8/20 мкс). Максимальная рассеиваемая мощность ограничена из-за
трудностей
конструктивного
исполнения.
Поэтому
при
более
высоких
номинальных напряжениях достижимы токи, не превышающие нескольких
десятков ампер.
Комбинированные схемы. Комбинированные схемы применяют с целью
использования преимуществ и компенсации недостатков перечисленных выше
элементов [26,38, 81, 82, 86 - 90].
Классической комбинированной схемой является ступенчатая схема (рис.
1.7). При появлении импульса на входе схемы ограничительный диод, как самый
быстродействующий элемент, первым начинает ограничивать импульс. Схема
настраивается так, что благодаря падению напряжения на разделительной
индуктивности установленный выше элемент своевременно включается в работу.
При этом энергия импульса перераспределяется между всеми элементами, так что
исключается
их
повреждение.
Таким
образом,
напряжение
импульса
ограничивается ступенчато и на выходе схемы определяется напряжением
д
и
А
и
ограничения ограничительного диода.
В ступенчатой схеме для ограничения грозовых импульсов (1,2/50 мкс)
значения разделительных индуктивностей составляет порядка единиц мкГн. На
практике роль разделительных индуктивностей играют провода самой сети (длина
более 5.. 10 м). При коммутационных импульсах, длительности которых
определяются от нескольких сотен мкс до единиц мс, значения необходимых
Рис. 1.7 - Ступенчатая схема
разделительных индуктивностей должны составлять несколько мГн. При этом
массогабаритные
показатели
всего
устройства
защиты
оказываются
неприемлемыми.
Как было сказано выше, применение варисторов и ограничительных диодов в
высокочастотных цепях ограничено из-за наличия у них относительно большой
емкости. Для устранения этого влияния последовательно с защитным диодом или
варистором включают диоды, имеющие малую емкость (рис. 1.8 а).
Схема
на
рис.
1.8
а
обеспечивает
однополярное
ограничение
импульсов
напряжения, а на
рис. 1.8 б Рис. 1.8 - Схемы включения
варисторов
с диодами ограничение
а)
б)
симметричное
импульсов
перенапряжений.
На практике для защиты от импульсных перенапряжений используется
также схема с параллельным включением варистора и разрядника (рис. 1.9 а). В
этой схеме перенапряжение вначале ограничивается варистором. Значение
напряжения ограничения варистора должно быть таким, чтобы затем пробился
разрядник. После срабатывания разрядника напряжение на выводах схемы
снижается, и весь импульсный ток на себя принимает разрядник. Уровень
ограничения этой схемы определяется достижимым уровнем ограничения
варистора.
Недостатком
схемы
является
наличие
сопровождающего тока.
Щ
/
Т
б)
Рис. 1.9 - Параллельное
и разрядника
а)
и последовательное включение варистора
Еще одной известной комбинированной схемой защиты от импульсных
перенапряжений является схема с последовательным включением разрядника и
варистора (рис. 1.9 б). Включение варистора в последовательную цепь с
разрядником обеспечивает устойчивое гашение дуги сопровождающего тока
через разрядник. Кроме того, длительно-допустимое рабочее напряжение
варистора может быть ниже рабочего напряжения сети, поэтому высокое
напряжение пробоя разрядника будет приложено к защищаемому устройству
несколько микросекунд, после чего напряжение на выходе защитного устройства
при соответствующем выборе варистора будет близким к рабочему напряжению
сети. Уровень ограничения этого устройства определяется напряжением пробоя
разрядника. Поэтому недостатком этой схемы является то, что напряжение перед
срабатыванием разрядника может принимать недопустимо высокие для
защищаемой нагрузки значения.
В настоящее время широкое распространение получают многозазорные
газонаполненные разрядники закрытого исполнения [26]. Они самостоятельно
гасят дугу сопровождающего тока благодаря большому падению напряжения на
последовательно
соединенных
электродах
(в
основном
это
сумма
приэлектродных падений напряжения). Токи, поступающие в них из сети, сильно
ограничены.
Одним
управляемого
из
таких
разрядника
устройств
с
является
рогообразными
устройство,
состоящее
электродами,
а
из
также
дугогасительной решетки из металлических пластин [91, 92]. При появлении на
входе устройства импульса перенапряжения по факту достижения им некоторого
фиксированного уровня осуществляется поджиг управляемого разрядника.
Напряжение на выводах устройства падает до напряжения горения короткой
дуги (20...30 В). Затем под действием электромагнитных сил дуга движется по
рогообразным электродам и входит в дугогасительную решетку. Недостатками
этого устройства являются: 1) выхлоп ионизированного газа (дуги) за пределы
устройства, что может привести к возгоранию расположенных вблизи горючих
материалов, а также к коротким замыканиям в расположенном вблизи
электрооборудовании; 2) провал напряжения до низкого значения (20.. .30 В) в
момент поджига дуги.
Устройство [93] представляет собой комбинацию предыдущего устройства
и установленного параллельно ему варистора. Применение в данном устройстве
варистора позволяет ограничивать импульсы с очень коротким фронтом (до 1
мкс), а также избегать срабатываний разрядника с рогообразными электродами
при воздействиях импульсов с малой энергией. Данное устройство имеет
практически те же недостатки, что и предыдущее.
Существует также многозазорный газонаполненный разрядник, который
состоит
из
ряда
одинаковых
последовательно
включенных
искровых
промежутков, а также конденсаторов, распределяющих напряжение между
искровыми промежутками [94 - 96]. При воздействии импульса перенапряжения
емкостное
распределение
напряжения
между
искровыми
промежутками
обеспечивает то, что пробой промежутков происходит поочередно. В результате
напряжение
ограничения
всего
устройства
незначительно
превышает
напряжение пробоя отдельного искрового промежутка. Недостатком этого
устройства является относительно высокое напряжение ограничения, которое
зависит от скорости нарастания напряжения импульса перенапряжения.
Фильтры. Различают пассивные и активные фильтры. Пассивные фильтры
имеют в своем составе только пассивные элементы - катушки индуктивности,
конденсаторы и резисторы. Активные фильтры кроме пассивных элементов
имеют
в
своем
составе
ключевые
элементы,
управление
которыми
осуществляется специальной схемой в соответствии с заданным алгоритмом.
В зависимости от числа элементов и способа их соединения различают
следующие основные типы пассивных фильтров [97]:
1) простые фильтры - однозвенные (индуктивный фильтр, емкостный
фильтр, Г,Т,П-образные и др.) и многозвенные;
2) сложные фильтры, состоящие обычно из нескольких звеньев с
резонансной настройкой отдельных цепочек.
Принцип
работы
пассивных
фильтров
основан
на
зависимости
сопротивлений элементов фильтров от частоты воздействующего сигнала [97,
98]. Ограничение амплитуды импульсных напряжений на входе защищаемых
потребителей
осуществляется
за
счет
создания
продольными
и
(или)
поперечными частотно-зависимыми элементами фильтра делителя напряжения.
Пассивные фильтры могут применяться только для ограничения коротких
импульсов (до нескольких мкс) малой энергии. Для длительных и мощных
коммутационных импульсов значения емкостей и индуктивностей фильтров
должны быть относительно большими. Поэтому для эффективного ограничения
КП пассивные фильтры должны иметь большие массогабаритные показатели,
неприемлемые для автономных ЭЭС.
В активных фильтрах коммутационных перенапряжений (ФКП) благодаря
использованию управляемой коммутации ключевыми элементами (мощные
полевые или ЮВТ-транзисторы) обеспечивается уменьшение массогабаритных
показателей фильтров и улучшение таких их параметров, как, например, уровень
пульсаций выходного напряжения.
Схема простейшего последовательного активного ФКП приведена на рис.
1.10 а. [97].
в)
Рис. 10 - Схемы фильтров КП
г)
Схема управления СУ ключом контролирует напряжение на входе и
при воздействии КП закрывает ключ (транзистор УТ1). Питание нагрузки при
этом осуществляется энергией, запасенной в конденсаторе до возникновения
КП. Включение ключа осуществляется при снижении входного напряжения до
допустимого значения. Такая схема имеет следующие недостатки: 1) снижение
выходного напряжения во время действия КП; 2) большие импульсные токи при
включении фильтра, скачкообразном увеличении питающего напряжения, а
также при включении ключа по окончании КП, обусловленные применением
конденсаторов большой емкости.
На рис. 1.10 б приведена схема ФКП с транзистором, включенным
параллельно защищаемой нагрузке [97]. В установившемся режиме транзистор
VT1 закрыт, и ток нагрузки течет через дроссель L. При воздействии КП
приращение тока дросселя проходит через транзистор, который открывается
схемой управления СУ. В данной схеме дроссель включен во время воздействия
всего импульса, поэтому, если длительность КП лежит в миллисекундном
диапазоне, дроссель будет иметь большие массогабаритные показатели.
На рисунке 1.10 в приведена предложенная в [98, 99] схема активного
ФКП, в котором реализован компенсационный принцип. Этот фильтр содержит
двухобмоточный
дроссель
L,
одна
из
обмоток
I
которого
включена
последовательно в питающую сеть. При отсутствии КП эта обмотка образует с
конденсатором Сф пассивный Г-образный фильтр. Вторая обмотка II включена
последовательно с транзистором VT1 на напряжение питания. При воздействии
КП схема управления СУ включает транзистор, и на вторую обмотку подается
входное
напряжение,
которое
трансформируется
в
первую
обмотку
с
коэффициентом трансформации, определяемым отношением витков дросселя в
первой и во второй обмотках. В результате вычитания трансформированного
напряжения из входного происходит компенсация импульса КП. Недостатком
этого фильтра при необходимости ограничения импульсов миллисекундного
диапазона
также являются его
неприемлемо
большие массогабаритные
показатели.
Работа следующего ФКП (рис. 1.10 г) основана на модуляции КП
бесконтактным ключом VT1 и сглаживании напряжения индуктивно- емкостным
фильтром [97, 98]. Диод VD обеспечивает непрерывность тока дросселя L, при
разомкнутом ключе. Схема управления СУ, контролируя различные параметры
электрической цепи, регулирует длительности замкнутого и разомкнутого
состояний
ключа,
обеспечивая
незначительные
изменения
выходного
напряжения. Модуляционный способ ограничения тока потребителя позволяет
значительно уменьшить габаритные размеры дросселя и ФКП в целом, т.к.
дроссель в этом случае подключается к КП на короткое время, равное
длительности замкнутого состояния ключа [100-102].
Следует отметить, что одним из общих недостатков всех ФКП является то,
что они применимы только на постоянном токе. Другим недостатком является
то, что ФКП могут быть использованы только в качестве индивидуальных
устройств защиты для электроприемников небольшой мощности: до нескольких
сотен Вт для схем 1.10 а - в и до нескольких кВт для схемы 1.10 г. ФКП
поглощают лишь незначительную часть энергии КП и поэтому КП воздействует
на остальное незащищенное электрооборудование.
Таким образом, из всех рассмотренных устройств защиты для защиты от
КП автономной ЭЭС в целом и отдельных ее электроприемников наиболее
подходят варисторы и многозазорные разрядники.
Однако
для
более
эффективного
ограничения
КП
считается
целесообразным разработка устройств поглощающего типа, которые бы не
имели недостатков присущих варисторам и многозазорным разрядникам, либо в
которых эти недостатки были бы значительно снижены. Так как энергетические
характеристики КП в условиях автономных ЭЭС могут быть различными, то по
экономическим и массогабаритным критериям целесообразно разработать
типоряд
этих
устройств.
Типоряд
необходимо
разработать
на
основе
определения возможных параметров КП в автономных ЭЭС.
1.4 Выводы
Анализ литературных источников по исследованию коммутационных
перенапряжений в электроэнергетических системах напряжением до 1 кВ
позволил сделать следующие выводы:
1.
Практически
все
элементы
автономных
ЭЭС
для
условий
распространения коммутационных перенапряжений могут быть представлены
схемами замещения с сосредоточенными параметрами.
2.
Необходимым
условием
для
возникновения
импульса
перенапряжения в момент образования дуги в предохранителе с наполнителем
является минимальное значение отношения наибольшего тока при срабатывании
предохранителя к номинальному току плавкой вставки равное 7,5... 12.
3. Динамическая
электрической
дуги
модель
дуги
отключения
Майра
в
непригодна
автоматическом
для
описания
выключателе
с
дугогасительной решеткой вследствие не учета влияния приэлектродных
процессов.
В первой главе показана также необходимость решения следующих задач:
1. Разработка математической модели возникновения коммутационных
перенапряжений при отключении тока автоматическими выключателями с
дугогасительной решеткой.
2. Разработка математической модели возникновения коммутационных
перенапряжений при образовании дуги в предохранителях с наполнителем.
3. Разработка
отключении
цепей
методик,
позволяющих
коммутационными
определять
возможные
аппаратами
при
(автоматическими
выключателями с дугогасительной решеткой, предохранителями с наполнителем
и коммутационными аппаратами с бездуговой коммутацией) параметры
коммутационных
перенапряжений
перенапряжений
(амплитуду,
коммутационных
перенапряжений
при
форму
(ток
отсутствии
импульса),
а
перегрузки,
ограничителей
также
параметры
длительность
тока
перегрузки, энергию) при установке устройств защиты поглощающего типа.
4. Разработка
устройств
защиты
от
импульсных
перенапряжений
поглощающего типа с более низким по сравнению с варисторами напряжением
ограничения, и не имеющих сопровождающих токов.
РОССИЙСКАЯ ГОСУДАРСТВЕННАЯ БИБЛИОТЕКА
5. Определение параметров коммутационных перенапряжений возможных в
условиях автономных ЭЭС и на этой основе разработка типоряда устройств
защиты от импульсных перенапряжений поглощающего типа для автономных
ЭЭС напряжением до 1 кВ.
2 МАТЕМАТИЧЕСКИЕ МОДЕЛИ ДЛЯ РАСЧЕТА КОММУТАЦИОННЫХ
ПЕРЕНАПРЯЖЕНИЙ
2.1 Математическая модель для расчета коммутационных перенапряжений
при
отключении
электрической
цепи
автоматическим
выключателем
с
дугогасительной решеткой
2.1.1 Общие положения
При разработке математической модели для расчета коммутационных
перенапряжений
при
отключении
электрической
цепи
автоматическим
выключателем с дугогасительной решеткой не рассматривался процесс входа
электрической дуги в дугогасительную решетку, так как он не может
сопровождаться
возникновением
КП.
Данная
математическая
модель
предназначена для определения максимальных параметров КП (амплитуда
импульса, ток среза в индуктивно-емкостной цепи, энергия импульса). Поэтому
принимается, что дуга входит во все промежутки дугогасительной решетки.
Характер процесса формирования импульса перенапряжения при отключении
электрической цепи автоматическим выключателем с дугогасительной решеткой,
что было показано в п. 1.2.2, определяется как параметрами отключаемой цепи
(индуктивностью и емкостью), так и значением отключаемого тока. В активноиндуктивной цепи перенапряжения определяются, прежде всего, вольтамперной
характеристикой дуги и не зависят от значения отключаемого тока и
индуктивности электрической цепи, если отключаемый ток достаточен для входа
дуги во все промежутки дугогасительной решетки. Под активно-индуктивной
цепью здесь понимается цепь, имеющая только незначительную паразитную
емкость (до 1 нФ). В такой цепи практически невозможны срезы тока, так как
постоянная времени заряда такой емкости меньше постоянной времени дуги.
. Характер процесса среза тока в цепи с емкостью определяется, прежде
всего, самим значением тока среза. Это объясняется тем, что вольтамперная
характеристика дуги в дугогасительной решетке при малых токах (до 50 А) имеет
падающий характер, а при больших токах напряжение дуги практически не зависит
от тока, но ее проводимость характеризуется нестабильностью, обусловленной
потоками плазмы.
В связи с указанными обстоятельствами математическая модель разделена на
три части, описывающие следующие основные случаи коммутаций:
1) отключение автоматическим выключателем активно-индуктивной цепи;
2) отключение автоматическим выключателем индуктивно-емкостной цепи в
случае малых токов среза;
3) отключение автоматическим выключателем индуктивно-емкостной цепи в
случае больших токов среза.
2.1.2 Коммутационные перенапряжения при отключении автоматическим
выключателем активно-индуктивной цепи
В активно-индуктивной цепи коммутационные перенапряжения возникают
только при погасании дуги и определяются максимумом напряжения динамической
вольтамперной характеристики дуги отключения автоматического выключателя.
В области малых токов (при погасании дуги) отсутствуют потоки плазмы.
Поэтому в этой области токов для описания столба электрической дуги в
дугогасительной решетке можно использовать модель Майра [60]
д^ст _
л 8ея ДО'
+_±_
(2 1)
где в - постоянная времени дуги, gcm - проводимость столба дуги, / - ток дуги, /(/) статическая вольтамперная характеристика столба дуги между пластинами
дугогасительной решетки.
Приэлектродные падения напряжения могут быть учтены отдельно своими
значениями иэл, которые не зависят от тока дуги.
Таким образом, для напряжения на дуге автоматического выключателя
можно записать
;\
и +ид = "эл
(2.2)
N,
ст у
где N - число промежутков в дугогасительной решетке.
В
целом
математическая
модель
для
расчета
коммутационных
перенапряжений при отключении активно-индуктивной цепи автоматическим
выключателем может быть представлена следующей системой уравнений
сИ
£(г) = £— + Ш + и д { 1 ) \ Ж
ид = и +-
ЛГ;
(2.3)
&ст У
л оет №
ост
где Я и Ь - активное сопротивление и индуктивность отключаемой цепи
соответственно; Е(?) - ЭДС источника питания.
В приведенной системе первое уравнение является дифференциальным
уравнением цепи с дугой (рис. 2.1). Второе и третье уравнения представляют
собой
динамическую
вольтамперную
характеристику
дуги
отключения.
}
£
(Ь
Рис. 2.1 - Схема замещения отключаемой активно-индуктивной цепи
Численное решение системы (2.3) позволяет определить напряжение
импульса в зависимости от времени t, то есть определить форму импульса.
Определение
вольтамперной
характеристики
дуги
с
достаточной
точностью теоретическим путем представляет в настоящее время практически
неразрешимую задачу [60]. Поэтому статическую
вольтамперную характеристику дуги в дугогасительной решетке (рис. 2.2)
необходимо определить экспериментально.
Максимум напряжения статической вольтамперной характеристики дуги
идтах соответствует минимальному току поддержания дуги (~0,5А).
Рис. 2.2 - Статическая
вольтамиериая
характеристика дуги в
дугогасительной решетке
автоматического
выключателя
Постоянная времени дуги
по данным [2] находится в
пределах от 15 до 310
мкс. Максимальновозможной амплитуде
импульса соответствует
минимальное значение
постоянной времени дуги.
Если пренебречь
постоянной времени дуги
(использовать
статическую
вольтамперную
характеристику), то, как
следует из (2.3),
амплитуда импульса щ
может быть определена
следующим образом
Щтр =т + Ь- = Е« п )~ № дт ,
(2.4)
где идтах - максимум напряжения статической вольтамперной характеристики
дуги, приходящийся на один промежуток дугогасительной решетки; - момент
времени, соответствующий значению тока дуги 1дт[п. Таким образом, предельная
амплитуда импульса щ определяется
числом промежутков в дугогасительной решетке выключателя. Кроме того, из
(2.4) следует, что при отключении цепи переменного тока наибольшая
амплитуда импульса будет иметь место, если погасание дуги произойдет в
момент равенства нулю ЭДС источника питания.
2.1.3 Коммутационные перенапряжения при отключении автоматическим
выключателем индуктивно-емкостной цепи в случае среза малых токов
Для исследования процесса среза малых токов, необходимо рассмотреть
схему замещения коммутируемой цепи (рис. 2.3.). На этой схеме питающая сеть
представлена источником ЭДС Е и активным сопротивлением Я0; дуга в
автоматическом выключателе представлена сопротивлением Яд; Я, Ь и С активное сопротивление, индуктивность и
емкость отключаемой цепи, соответственно. При составлении схемы замещения не
учтена индуктивность цепи со стороны источника питания, так как значение этой
индуктивности, как правило, значительно меньше значения индуктивности
отключаемой части цепи и, кроме того, эта индуктивность зашунтирована
емкостью
кабельных
линий
и
подключенного
к
источнику
питания
электрооборудования.
Рис. 2.3 - Схема замещения коммутируемой цепи Переходные
процессы в рассматриваемой схеме описываются следующей системой уравнений
/- /! - ¿ 2 = 0 ;
(2.5)
Свободные составляющие токов в рассматриваемой схеме, описываются
следующей системой уравнений
/ - ц - и = 0;
1 ( я 0 + я д ) + 1 ^ - + ц Я = 0;
ш
(2.6)
Определитель матрицы сопротивлений
системы имеет вид
1 -1 -1 ( я 0 + я д )
(рь+я) о
1 А=
РС
(Д0+Д,) 0
=
Д,)СД) + (Др + Я
рС
р 2 ( Я о + Яд)ЬС + ;?(! + (Д0 +
(2.7)
Характеристические
числа
можно
определить
из
условия
равенства определителя матрицы нулю
р2(Я0 + Яд)ЬС +
Р (Ь
+ (Д0 + Я д ) С Я ) + (Д0 + Я д ) + Д = 0.
(2.8)
Граничным условием между апериодическим и колебательным процессом
изменения одной из составляющих токов в системе является равенство нулю
мнимой составляющей характеристических чисел [103]. Равенство нулю мнимых
составляющих обеспечивается равенством нулю дискриминанта квадратного
уравнения (2.8)
(¿ + (Д0 + Я д ) С Я ) 2 -4(Д0 + Яд)ьф0 + Я д ) + Я ) = о.
Отсюда следует граничное условие, при котором возможно развитие
колебаний в системе
яс-241с
Я2С2
-АС
-д 0 .
(2.9)
Колебательный характер переходного процесса в системе подразумевает
возможность перехода тока дуги через нуль, а, следовательно, и возможность среза
тока. Таким образом, условие (2.9) является граничным условием, позволяющим
определить максимально-возможный ток среза.
Сопротивление дуги в функции тока можно определить, используя ее
вольтамперную характеристику (2.2)
= (2.10)
/
После подстановки условия (2.9) в выражение (2.10) последнее принимает
вид
лс-2У1с асо
}
Ь
Решение уравнения (2.11) позволяет найти значение тока среза /с.
Полученное решение имеет смысл только при условии, что найденное
значение тока среза больше значения минимального тока поддержания дуги ¿дтт, но
меньше значения отключаемого тока 10
1дт^с<10-
(2.12)
Если найденное значение тока среза меньше значения минимального тока
поддержания дуги, то это означает, что дуга погаснет без среза тока, и амплитуда
импульса
в
этом
случае
будет
определяться
максимумом
напряжения
вольтамперной характеристики.
Следует отметить, что, как правило, влиянием активных сопротивлений
источника Я0 и отключаемой цепи Л можно пренебречь. В этом случае условие
(2.9) упрощается
(2ЛЗ)
Амплитуда импульса колебательной формы на ¿С контуре может быть
найдена из закона сохранения энергии. Если пренебречь потерей энергии в
активном сопротивлении, то закон сохранения энергии можно записать в
следующем виде
222
Си1тр ^ Ыс ^ Сис0
2
2
2 '
где ис0 - напряжение на емкости в момент среза тока.
Отсюда амплитуда импульса равна
(2 14)
Цтр=^г'с2 + исо2>
(2-15)
Напряжение на емкости в момент среза тока равно разности напряжений
дуги и источника ЭДС в этот момент
ис0=Е(О-ид(1с)
Таким
образом,
(2.16)
выражение
для
амплитуды
импульса
принимает
следующий вид
Щтр = ^с2Лт-иА)]\
(2.17)
где мД/с) определяется из (2.1) - (2.2).
Частота колебаний напряжения на ЬС контуре определится частотой его
собственных колебаний
Полученная система уравнений (2.1), (2.2), (2.5), (2.11), (2.17), (2.18) с
учетом
неравенства
(2.12)
представляет собой
математическую
модель
перенапряжений при отключении автоматическим выключателем индуктивноемкостной цепи в случае малых токов среза.
Следует
отметить,
что
решение
уравнения
(2.11)
для
наиболее
характерного числа промежутков (Л^ = 12), имеющего наиболее характерную
длину (/ = 0.3 см), представленное графически в виде зависимости
при полученной экспериментальным путем (п. 2.3) вольтамперной
характеристике, представляет собой практически прямую линию (рис. 2.4).
Из (2.11) с учетом последнего обстоятельства можно сделать вывод, что
приближенно ток среза прямо пропорционален числу разрывов дуги в
дугогасительной решетке
(2.19)
Рис. 2.4 - Зависимость л —
VI
\' ^ /
Следует отметить, что
после среза тока
теоретически возможно
повторное зажигания
дуги, если
восстанавливающаяся
электрическая прочность
остывающего канала дуги
будет возрастать
медленнее
восстанавливающегося
напряжения. Однако на
практике при малых токах
среза (до 50 А) в
автоматических
выключателях такие
условия не возникают, и
повторные зажигания дуги
отсутствуют.
2.1.4 Срез тока при наличии активной нагрузки шунтирующей электрическую
дугу отключения
Целью данного параграфа является качественная оценка влияния активной
нагрузки шунтирующей дугу. Поэтому при составлении схемы замещения
отключаемой цепи не учитывались активные сопротивления источника и
отключаемой индуктивной нагрузки.
При
отключении
автоматическим
выключателем
сразу
нескольких
электроприемников, часть из которых представляет собой активную нагрузку,
эквивалентная схема замещения коммутируемой цепи имеет вид представленный
на рис. 2.5. На этой схеме Я - эквивалентное активное сопротивление отключаемых
электроприемников.
К
Рис. 2.5 - Схема
замещения
коммутируемой цепи
Сопротивления дуги отключения Яд и эквивалентное активное
сопротивление
отключаемых
электроприемников
R
включены
в
рассматриваемом случае параллельно. Поэтому граничное условие среза тока
(2.13) для рассматриваемого случая можно записать
(2.20)
R + Rd 2 VC
Или после разрешения этого уравнения относительно Rd 2 V C
Из последнего выражения следует условие, при котором срез тока не
возможен
ЧёТаким
(2-22)
образом,
наличие
активной
нагрузки
шунтирующей
дугу
отключения приводит к уменьшению значения тока среза или даже, если
выполняется условие (2.22) приводит к тому, что отключение цепи происходит
без среза тока.
2.1.5 Коммутационные перенапряжения при отключении автоматическим
выключателем индуктивно-емкостной цепи в случае больших токов среза
При токах более 50 А, как было сказано выше, напряжение дуги в
дугогасительной решетке слабо зависит от тока, однако проводимость дуги
характеризуется нестабильностью, обусловленной потоками плазмы [64]. Схема
замещения коммутируемой цепи приведена на рис. 2.6. При составлении схемы
замещения не учтена индуктивность цепи со стороны источника питания, так
как значение этой индуктивности, как правило, значительно меньше значения
индуктивности отключаемой части цепи и,
кроме того, эта индуктивность зашунтирована емкостью кабельных линий и
подключенного к источнику питания электрооборудования.
«а(0 I
Н
Ф
к
Рис.
2.6
-
Схема
замещения
коммутируемой
цепи
Падение
напряжения на дуге на схеме замещения представлено включенным встречно току
источником напряжения ид(/")■ Напряжение дуги в модели представлено в виде
суммы двух составляющих: постоянной составляющей напряжения дуги щ и
основной гармонической составляющей напряжения дуги ит
ид{() = и0 + ит бш^) ,
(2.23)
где ит - амплитуда основной гармонической составляющей напряжения дуги;
и0 - постоянная составляющая напряжения дуги; со - циклическая
частота основной гармонической составляющей напряжения дуги.
С учетом (2.23) система уравнений, описывающая переходные процессы в
рассматриваемой схеме замещения, имеет следующий вид
<И
£(/) - ид{() = /Я,, + цЯ + Ь—1;
ск
/-/, - ¿2=0;
иЯ + Ь^- — ¡иЖ = 0;
идЦ) = и0 + итъ
1
Ж С
(2.24)
] г
где Е и Я 0 - ЭДС и активное сопротивление источника питания соответственно; Я,
Ь и С - активное сопротивление, индуктивность и емкость отключаемой цепи
соответственно.
Максимально
возможный
ток
среза
может
амплитудное
быть
значение
определен,
как
гармонической
составляющей тока
с
(2.25)
Амплитуда импульса при найденном из (2.25) значении тока среза может
быть определено следующим образом
(2.26)
2.2 Математическая модель для расчета коммутационных перенапряжений
при срабатывании предохранителя с наполнителем
Как было показано в главе 1, скорость фазовых превращений (от твердого
до плазменного состояния) материала плавкой вставки при образовании первого
пика перенапряжения соответствует явлению медленного электрического взрыва
проводников.
Учитывая высокую скорость фазовых превращений при срабатывании
предохранителей с наполнителем при разработке модели возникновения
перенапряжений можно принять следующие основные допущения [104]:
1) нагрев плавкой вставки от начальной температуры до температуры
кипения осуществляется адиабатически;
2) тепловыделение при нагреве происходит равномерно по объему
плавкой вставки;
3) не учитывается перегрев жидкого металла плавкой вставки выше
температуры кипения в нормальных условиях.
Первое
допущение
объясняется
тем,
что
при
превышении
тока
перегорания по отношению к номинальному току плавкой вставки более чем в 5
раз процесс нагрева плавкой вставки при любых коэффициентах теплоотдачи
протекает практически адиабатически [78].
Справедливость
второго
и
третьего
допущений
при
медленном
электрическом взрыве показана в [79].
Следующие
допущения
обусловлены
незначительным
(менее
5%)
изменением отдельных параметров металла плавкой вставки (медь, алюминий) при
изменении температуры [105]:
4)
не
учитываются
зависимости
температурных
коэффициентов
сопротивления металла плавкой вставки в твердом и жидком состояниях от
температуры;
5) не учитываются зависимости удельных теплоемкостей металла плавкой
вставки в твердом и жидком состояниях от температуры;
6) не учитывается линейное расширение металла плавкой вставки при
нагреве его от начальной температуры до температуры плавления;
На стадии нагрева металла плавкой вставки до температуры плавления Т р её
сопротивление растет линейно и определяется выражением
(2.27)
Я = Я 0 (1 + а 0 (Т-Т 0 )),
где - начальное сопротивление металла, определяемое при начальной
температуре Т 0 ; а 0 - температурный коэффициент сопротивления твердого
металла.
Начальное сопротивление металла определяется по следующей формуле
где р0 - удельное электрическое сопротивление металла при температуре Г0, / длина плавкой вставки, Я - поперечное сечение плавкой вставки.
Так как нагрев металла определяется удельной (на единицу массы)
поглощенной энергией то выражение
(2.27) можно записать в следующем
виде
(2.28)
где с - удельная теплоемкость твердого металла.
Удельная поглощенная энергия определяется следующим образом 1 'г 2
(2.29)
о
м>
т где т - масса плавкой вставки, / - ток через плавкую вставку, / - время,
отсчитываемое с момента начала прохождения тока (момента возникновения
короткого замыкания).
Сопротивление металла к моменту начала плавления Я, достигает значения
Л, =^(1 + 00(7^-7-0)).
(2.30)
На стадии плавления сопротивление металла продолжает возрастать, так как
удельное электрическое сопротивление жидкого металла выше, чем твердого.
Приняв, что при плавлении жидкая и твердая фазы включены параллельно
[79], для сопротивления металла на этой стадии можно записать
Я=
(2.31)
где и - сопротивления жидкой и твердой фаз плавкой вставки соответственно.
Если ввести обозначение м> х =с(Т р -Т 0 ), то выражение, описывающее
плавление металла плавкой вставки, можно записать
1 т/ = Я— ,
т
где т! - масса жидкой части плавкой вставки, Я - удельная теплота
плавления металла.
Отсюда масса жидкой части плавкой вставки равна т
(2.32)
Соответственно, масса твердой части плавкой вставки равна
т, ч = т-Шг =т
/
т
- и 1 ,).
Я
Сопротивления жидкой и твердой фаз плавкой вставки
соответственно
(2.33)
равны
0
/ /V Р / /V
и
т/
(2.34)
н '"к
где р^ и р к - удельные электрические сопротивления металла в жидком
и
твердом состояниях при температуре плавления, р - удельная плотность
металла, и - поперечные сечения жидкой и твердой фаз.
С учетом (2.32) и (2.33) указанные выражения принимают вид
ти
2
1Р
Яг/ =
=Р Г
Ш
\v-\v,
Я
12 Р
^ \V-Wi
(1 + ?)
(2.35)
т
где 77 - относительное увеличение объема при плавлении.
После постановки выражений (2.35) в (2.31) можно найти искомое
выражение для сопротивления металла плавкой вставки на стадии плавления
У/Л ____________ ?
д
( п - М р Х р н к + д - р ^ + р ^ ' при С (7;- Т 0 ) < м > < с ( Т р - Т 0 ) + Л .
(2.36)
К моменту полного расплавления металла его сопротивление достигает
значения
(2.37)
2
РнЬ + чУ
При нагреве жидкого металла до температуры кипения Тк
сопротивление растет линейно, как и при нагреве твердого металла
\ + ^-{с(Тр-Т0)
V сз
+
л))\,
прис(Тр-Т0) + Л<м><с(Т -Т0) + Л + с3(Тк-Т),
(2.38)
где а ъ - температурный коэффициент сопротивления жидкого металла, с ъ теплоемкость жидкого металла.
К моменту начала испарения металла его сопротивление достигает значения
Щ = К2{\ + а,{тк-Тр)).
(2.39)
Стадия электрического взрыва, которая характеризуется наиболее резким
возрастанием сопротивления, соответствует стадии испарения. На этой стадии
происходит переход от металлической проводимости к плазменной. Жидкий
металл плавкой вставки разбивается участками с плазменной проводимостью.
Таким образом, сопротивление плавкой вставки на этой стадии может быть
определено, как сумма последовательно соединенных сопротивлений жидкой Я ж и
газообразной (плазменной) Яп фаз
Я = Яж+Яп.
(2.40)
Сопротивление газообразной фазы
(2-41)
где х, х и " Длина, удельная проводимость и поперечное сечение плазменного
участка соответственно. Сопротивление жидкой фазы
Кж=Кз
1-*
/
(2.42)
Согласно [53] удельная электрическая проводимость газа определяется
следующим образом
л1Р
где До - длина свободного пробега электронов, см; (при р = 130-10~5атм и р давление дугового газа, атм; е1/( - эффективный потенциал ионизации дугового
газа, эВ.
Давление газа определяется следующим выражением р = п к Т ,
(2.44)
где п - концентрацией молекул.
Концентрация молекул газа равна N
п =—,
где N - число молекул газа.
Число молекул газа равно
т\х/) М
где NА - постоянная Авогадро.
Таким образом, выражение для концентрации молекул газа принимает
вид
п = ----- (2.45)
Ш'М
К;
Выражение для удельной проводимости газа принимает вид
4.74-ЮЧ^*
Х
= ---- ¡=7== ------- « г •
На к
(2-46)
Следует отметить, что проводимость газа, как видно из выражения (2.46),
возрастает с увеличение температуры.
Выражение для сопротивления плавкой вставки на стадии взрыва после
подстановки (2.46), (2.41) и (2.42) в (2.40) принимает вид
На
к
Энергия на стадии взрыва идет как на испарение жидкой части плавкой
вставки, так и на нагрев газа.
л:
т
Г
+
|+
(2.48)
тк
где к - удельная теплота парообразования, с 4 - удельная теплоемкость газа.
Для определения из системы (2.47) - (2.48) зависимости сопротивления
плавкой вставки от поглощенной ею энергии на стадии взрыва необходимо
дополнительно знать, как соотносятся между собой части энергии, идущие на
испарение жидкой части плавкой вставки и на нагрев газа, а также как изменяется
сечение плазменного канала в процессе взрыва. Установление этих зависимостей
представляет очень сложную задачу. Однако, качественно ясно, что сечение
плазменного канала будет тем меньше, чем больше
(1мг
скорость ввода энергии —. Кроме того, очевидно, что чем выше скорость
ввода энергии —, тем большая часть энергии пойдет на испарение Л
оставшейся жидкой части плавкой вставки. Поэтому, как следует из (2.47) и (2.48),
чем выше скорость ввода энергии —, тем круче зависимость
Я = /(м?). При очень большой скорости ввода энергии ^ крутизна
зависимости Я = /(м>) уже не определяется значением —. Из последнего
заключения следует, что при больших токах перегорания плавкой вставки должна
нарушаться прямая пропорциональность между током перегорания и амплитудой
первого пика импульса перенапряжения. То есть увеличение тока перегорания
относительно какого-то определенного значения уже не будет приводить к
увеличению амплитуды первого пика.
Поэтому в модели выражение для определения амплитуды первого пика
будет иметь вид
и=
тр
^п 'и гшп — 'л — 'л шах
шах ^ шах
^ ^д^
где 1п - ток перегорания плавкой вставки (в момент нагрева до температуры
кипения); /йт1п - минимальный ток перегорания плавкой вставки, при котором
возможно образования первого пика; ¡птах - максимальный ток перегорания плавкой
вставки, при котором еще сохраняется прямая пропорциональность между током
перегорания и амплитудой первого пика; к - коэффициент пропорциональности
между током перегорания и амплитудой первого пика для данной плавкой вставки,
который может быть определен экспериментально.
На
стадии
взрыва
представляется
целесообразным
использовать
эмпирическую зависимость сопротивления от удельной введенной энергии (1.5),
полученную в [79] для взрыва алюминиевой фольги в пылевидном кварце, так как
с точки зрения физики процессов здесь наблюдается полная аналогия
К = 11пехр[я(ц>-м>пк)1
При
допущении,
что
перегревом
жидкого
металла
выше (2.50)
температуры кипения при характерных скоростях нагрева плавких
вставок можно пренебречь, параметры начальной точки взрыва определяются
моментом нагрева плавкой вставки до температуры кипения, то есть:
(2.51)
Энергетический
коэффициент
д,
характеризующий
крутизну
экспоненциального роста сопротивления можно определить из (2.50) и (2.49),
приняв, что максимуму напряжения импульса соответствует полное испарение
плавкой вставки.
Математическая модель для расчета перенапряжений при срабатывании
предохранителя с наполнителем в целом описывается следующей системой
уравнений
сИ
{
а
Я, 1 0
—Ы
1+
V сз
С >
Л3 ехр[£(н> -
О <М? <
14>3)]
<W<W
1Г2
л,
1 + -{м>-м> 2 )
(2.52)
2 М>2 <
М> <
и=
тр
I кК 'пшт — г'и — 'птах
^тах ^ 'итах
При записи данной системы уравнений введены следующие обозначения:
Щ=с(Тр-То)>
™3 = с(Тр-Т0) + Л + с3(Тк-Тр),
м>4 =с(Тр-Т0) + Я + с3(Тк -Тр) + к,
(2.53)
^О = РО ^»
Я^^ + а^Т-То)),
Я
ЬР/
Рн^ + лУ
Я3=Я2(1 + а3{ТкТр)).
Определение зависимости коэффициента к от формы, поперечного
сечения и длины плавкой вставки выполнено в п. 2.4. на основе анализа
результатов экспериментальных исследований.
2.3
Результаты
исследований
коммутационных
перенапряжений
при
отключении цепей автоматическими выключателями с дугогасительной решеткой,
проведенные на экспериментальных установках
Данные исследования были выполнены при токах отключения до 50 А в
лаборатории электромагнитной совместимости кафедры ЭППиГ ЮРГТУ (ИЛИ), а
также в лаборатории
низковольтной
аппаратуры
Всероссийского научно-
исследовательского, проектно-конструкторского и технологического института
релестроения с опытным производством (ОАО «ВНИИР», г. Чебоксары), где токи
отключения достигали 1320 А.
Экспериментальные исследования были выполнены по схеме, приведенной
на рис. 2.7.
в
<21
км
■V
-
я*
X
= 220 В
К осциллографу
Рис. 2.7 - Схема исследований - автоматический
выключатель источника питания; КМ - контактор; () испытуемый автоматический выключатель; Яш - сопротивление измерительного
шунта; V - вольтметр для измерения падения напряжения на шунте; Я - регулируемое
активное сопротивление; С- конденсатор с регулируемой емкостью; Ь- дроссель с
переменной индуктивностью; 1 и 2 - точки измерения напряжения между контактами
автоматического выключателя и тока отключаемой цепи соответственно относительно
точки 0
Каждый опыт проводился в следующей последовательности:
1) Установка значений активного сопротивления, индуктивности и емкости
отключаемой цепи путем регулирования Я, Ь и С соответственно.
2) Включение испытуемого автоматического выключателя £ и контактора
КМ.
3) Подключение схемы к сети постоянного напряжения 220 В посредством
включения автоматического выключателя 0\.
4) Измерение значения отключаемого тока по падению напряжения (показания
вольтметра V) на шунте Яш.
5) Отключение контактора К М .
6) Отключение
испытуемого
автоматического
выключателя
и
измерение
напряжения между его контактами и тока отключаемой цепи с помощью
осциллографа, первый и второй каналы которого подключены относительно точки
0 к точкам 1 и 2, соответственно.
Все экспериментальные исследования были проведены на постоянном токе,
так как на постоянном токе, в отличие от переменного, отсутствуют естественные
переходы тока через нулевое значение, облегчающие погасание дуги. Напряжение
питающей сети при испытаниях составляло 220 В.
Объектами исследований при малых токах отключения (до 50 А) являлись
наиболее распространенные автоматические выключатели типов АЕ2046, ВА-7729-3, А3716, отличающиеся числом промежутков в дугогасительной решетке.
Характеристики дугогасительных решеток этих выключателей приведены в табл.
2.1
Таблица 2.1 - Характеристики дугогасительных решеток испытуемых
автоматических выключателей
Тип
автоматического
А3716 (160 А)
ВА-77-29-3 (50 А)
АЕ2046 (40 А)
12
13
14
3
2
3
выключателя
Число промежутков в
решетке
Расстояние
между
пластинами решетки
При
токах
отключения
более
50
А
исследовались
импульсные
перенапряжения, создаваемые при коммутации автоматического выключателя
типа АЗ716.
Так как индуктивности мощных электрических нагрузок находятся в
пределах нескольких мГн, то для обеспечения максимально тяжелых условий
при
экспериментальных
исследованиях
были
приняты
два
значения
индуктивности 16 и 31 мГн. Значение емкости отключаемой цепи изменялось от
0 до 460 мкФ.
Результаты исследований КП при токах отключения от 210 А до 1320 А
приведены в табл. 2.2.
Таблица 2.2 - Результаты исследований автоматического выключателя А3716
VА
Ь, мГн
и,В
/с, А
С, мкФ
Наличие повторт
ных зажиганий
'
248
248
16,2
31
210
640
640
670
640
670
640
670
16,2
31
0
0,01
0,5
3,2
30
100
200
300
720
736
696
1370
940
1340
920
1200
0
0,41
2,64
16,2
31
88
77,8
133,4
-
0
0,01
0,5
3,2
12,5
40
100
200
300
460
0
0,01
0,5
3,2
30
100
200
300
0
0,01
0,5
3,2
10
30
100
100
200
300
460
960
960
1040
610
920
900
1100
1540
1660
1540
960
1020
1900
1520
1100
2380
2740
2900
1000
1220
1140
1700
1150
1940
3700
3180
3920
3660
1820
0
0,42
3,29
3,96
14,1
24,4
50
106
141,7
160,8
0
0,63
9,33
18,3
37,9
169,7
280
364,7
0
0,57
3,7
15
16,7
53,5
197,6
168,1
297,2
338,4
194,9
-
-
-
-
-
-
-
-
-
-
-
-
-
-
-
-
-
+
»,А
7
1320
1240
Продолжение таблицы 2.2
ЧА
мГн
С, мкФ
16,2
0
0,01
0,5
3,2
30
100
130
200
300
460
1320
1240
840
780
1600
1620
1360
2820
3440
3800
3500
1740
Наличие повторных зажиганий
-
0
0,44
7,67
19,7
49,1
204,3
288,5
397,8
446,4
256,1
-
+
Значение тока среза определялось на основе измеренного значения
амплитуды КП между контактами автоматического выключателя ит по
следующей формуле
ге=^(ия-Е).
Как
следует
(2.54)
из
приведенных
результатов
испытаний,
амплитуды
импульсов при отключении активно-индуктивной нагрузки практически не
зависят от отключаемого тока и индуктивности отключаемой цепи, что
полностью соответствует предложенной математической модели. Амплитуды
напряжений импульсов между контактами автоматического выключателя А3716
при отключении активно-индуктивной нагрузки не превышают 1000 В.
Статическая
вольтамперная
характеристика
дуги
отключения
рассчитанная на основе осциллограмм тока и напряжения, соответствующих
коммутации с максимальным по амплитуде импульсом в 1000 В, приведена на
рис. 2.8. Вольтамперная характеристика была получена для случая отключения
цепи с большой постоянной времени (более 100 мс), чтобы исключить влияние
постоянной времени дуги. Она обозначена на рисунке точками.
Рис. 2.8 - Вольтамперная характеристика
дуги отключения автоматического
выключателя А3716
Экспериментальные
точки
этой
вольтамперной
характеристики
для
значений токов больших минимального тока поддержаний дуги достаточно
хорошо описываются следующей зависимостью
ид (/) = 375 +
.
Отклонение
приведенной
(2.55)
зависимости
от
реальной
при
одном
вольтамперной
характеристики не превышает 3 %.
Вольтамперная
характеристика
дуги
промежутке
в
дугогасительной решетке будет иметь вид
u M ( i ) = = 31.25 + 52.08е~°-24^.
(2.56)
Полученная вольтамперная характеристика дуги была использована при
математическом
моделировании
процессов
отключения
автоматическим
выключателем активно-индуктивной и индуктивно-емкостной цепей.
Моделирование отключения автоматическим выключателем А3716 активноиндуктивной цепи было осуществлено согласно предложенной в п. 2.1
математической модели. Для моделирования этого процесса была разработана
программа в среде программирования Delphi. На рис. 2.9 приведены в сравнении
результаты
моделирования
и
результаты
измерения
напряжения
между
контактами автоматического выключателя А3716 при отключении цепи с
индуктивностью 16,2 мГн и активным сопротивлением 0,887 Ом.
ш
/
/
600
__
400
200
Рис. 2.9 - Измеренное напряжение меяеду контактами автоматического выключателя
А3716 1/0 и результаты моделирования II при отключении активно-индуктивной
цепи
Как видно из рис. 2.9, напряжение измеренного импульса достаточно
хорошо согласуется с результатами моделирования. Погрешность не превышает
10 %.
В области малых токов среза (до 50 А) сравнение результатов
экспериментальных
исследований
математической модели
/с, А 40
и
Т— -
•-~
расчетов
А
А 16,2 мГ> •
согласно
предложенной
приведено на рис. 2.10.
31 мГн
А
30
20
10
0 0.002 0.004 д/^Ф0'5
Рис. 2.10 - Результаты исследований КП при отключении индуктивно-емкостных
цепей в области малых токов среза
На этом рисунке представлены значения эквивалентных токов среза,
соответствующих сумме энергий, запасенных в индуктивности и в емкости в
момент среза. При расчете согласно математической модели эквивалентный ток
среза определялся следующим образом
.1 С
сэкв Цс £
(2.57)
где гс - ток среза, определяемый из решения уравнения (2.13).
Из рис. 2.10 видно удовлетворительное согласие предложенной модели с
результатами экспериментальных исследований для предельных токов среза.
Экспериментальные значения токов среза не превышают расчетных более чем на
10 %.
Таким образом, экспериментальные исследования перенапряжений при
отключении цепей автоматическим выключателем с дугогасительной решеткой
показали
достаточно
хорошее
согласие
с
экспериментом
разработанной
математической модели.
Результаты
расчетов
и
исследований
при
отключении
индуктивно-
емкостной нагрузки в области токов среза более 50 А, за исключением случаев с
повторными
зажиганиями,
представлены на рис. 2.11.
/'„, А т
Г' . .г."«
110' ¡10 3 10'
С,мкФ
410
а)
2 10"' ЗЮ"'
С, мкФ
б)4 10"'
3 10 4 10'
С, мкФ
В)
Рис. 2.11 - Результаты исследований КП при отключении индуктивно-емкостных
цепей в области токов среза более 50 А а) отключаемый
ток 210...240 А, б) отключаемый ток 640...670 А, в) отключаемый ток
1240...1320 А
На представленных рисунках экспериментальные значения обозначены
точками: при индуктивности 16,2 мГн знаками " п ", а при индуктивности 31 мГн
знаками "о". Следует отметить, что расчетные зависимости для двух значений
индуктивностей практически совпадают. Приведенные зависимости были
построены
с
использованием
экспериментально
определенных
значений
амплитуды (150 В) и частоты (1500 Гц) основной гармонической составляющей
колебаний напряжения дуги, обусловленной потоками плазмы.
Из рис. 2.11 видно удовлетворительное согласие предложенной модели с
результатами экспериментальных исследований для предельных токов среза.
Экспериментальные значения токов среза отличаются от расчетных значений не
более чем на 25 %.
В области токов среза более 50 А, как видно из рис. 2.12, результаты вне
зависимости от индуктивности отключаемой цепи при постоянном токе
отключения достаточно хорошо укладываются на прямой линии. Угол наклона
этой прямой определяется значением отключаемого тока. Поэтому результаты
исследований при отключении индуктивно-емкостной нагрузки в области токов
среза более 50 А можно также представить в виде следующей эмпирической
формулы
(2.58)
где С - емкость отключаемой цепи, мкФ; 10 - отключаемый ток.
Указанную эмпирическую формулу можно представить в следующем
виде
(2.59)
где N - число промежутков дугогасительной решетки.
ушщ.
/
500
1с.
А
г
450
НМ..670
М
/х
♦ 210 А, 31 мГн
• 248 А, 16,2 мГн А
'■
248 А, 31 мГн Х640А,
//
400
16,2 мГн Ж640 А, 31
мГн ■ 670 А, 31 мГн
/'/ х
350
+ 1240 А, 16,2 мГн 1320 А, 16,2 мГн
300
/А
250
4
!
200
■#
150
0,005
1
0,015
ж* •а |
0
0,010,02
0,025 С05, (шФ)°
0
50
Рис. 2.12 - Результаты исследований КП при отключении индуктивно-
0 емкостных
цепей
Полученная
эмпирическая
формула
может
быть
использована
для
упрощенных практических оценок значений тока среза. Она позволяет определить
максимально возможный ток среза при произвольном числе промежутков в
дугогасительной решетке.
Следует отметить, что при емкости отключаемой цепи более 300 мкФ и токах
среза более 350 А возможны повторные зажигания дуги. [106] Это приводит к
тому, что амплитуда импульса при дальнейшем увеличениии емкости снижается,
несмотря на увеличение значения тока среза. Повторные зажигания дуги в
автоматических выключателях возможны лишь при сочетании параметров
отключаемой цепи, практически не достижимых в условиях автономных ЭЭС.
2.4
Результаты
срабатывании
исследований
предохранителей
коммутационных
с
наполнителем,
перенапряжений
при
проведенные
на
экспериментальных установках
Экспериментальные исследования были выполнены по схеме приведенной на
рис. 2.13.
К осциллографу
71
-В------ Т
Рис. 2.13 - Схема исследований Q\ - --------- С±Ь
X
= 220 В
автоматический выключатель
Г7
питания; ЕУ - 1
испытуемый предохранитель; Яш
- сопротивление измерительного
шунта; Я - регулируемое
активное сопротивление; С - конденсатор с регулируемой емкостью; Ь- дроссель с
переменной индуктивностью; 1 и 2 - точки измерения напряжения менеду выводами
предохранителя и тока отключаемой цепи соответственно
источника
Каждый опыт исследований проводился в следующей последовательности
[74]:
1) Установка значений активного сопротивления, индуктивности и емкости
отключаемой цепи путем регулирования Я, Ь и С соответственно.
2)
Подключение схемы к сети постоянного напряжения 220 В посредством
включения автоматического выключателя 0 и измерение напряжения между
выводами предохранителя и тока отключаемой цепи с помощью осциллографа,
первый и второй каналы которого подключены к точкам 1 и 2, соответственно.
Все экспериментальные исследования были проведены на постоянном токе,
так как на постоянном токе, в отличие от переменного, отсутствуют естественные
переходы тока через нулевое значение, облегчающие погасание дуги. Напряжение
питающей сети при испытаниях составляло 220 В.
Объектами
исследований
являлись
наиболее
распространенные
предохранители с наполнителем типов ПН2 и НПН2 с плавкими вставками на
номинальные токи от 6 до 100 А. Геометрические характеристики плавких вставок
приведены в табл. 2.3.
Для плавкой вставки из меди на номинальный ток 10 А, которая выполнена в
виде круглой проволоки постоянного сечения, экспериментально полученная
зависимость относительного сопротивления
Я/Я0 от удельной энергии м> приведена на рис. 2.14 в сравнении с зависимостью,
рассчитанной на основе математической модели.
Рис. 2.14 - Зависимости относительного
сопротивления медной плавкой вставки
на ток 6 А от выделяющейся в ней
удельной энергии: 1 - расчетные значения;
2 - данные эксперимента
Как
видно
из
рисунка,
расчетная
зависимость
удовлетворительно
согласуется с экспериментом. Теоретическая зависимость относительного
сопротивление плавкой вставки от удельной энергии в интервале времени от
момента начала ее нагрева до момента начала кипения практически линейная
и поэтому может быть аппроксимирована следующим выражением
Л/Ло =1 + 1.314- 1(Г5 • м;, при 0 < < 1.392• 106Дж/кг.
(2.60)
Таблица 2.3 - Геометрические характеристики плавких вставок
Число
Длина
параллельных
элемента
ток плавкой
элементов П, шт вставки /,
вставки, 1 п , А
мм
Номинальный
6
1
Минимальная Максимальная Толщина
Диаметр
ширина
элемента
элемента
ширина элемента
элемента
вставки Ьт{п, мм вставки И, вставки
вставки
мм
мм
¿>тах >мм
65
-
-
-
0,14
-
-
0,25
2,2
10
1
65
-
16
1
24
0,9
20
1
24
0,95
31,5
1
24
1,75
3,0
0,15
40
1
24
1,75
3,0
0,15
63
1
24
1,75
0,25
100
6
12
0,75
0,15
0,11
0,15
На основе анализа полученных экспериментальных данных, а также на
основе данных [76], приведенных на рис. 1.4, было определено, что коэффициент
пропорциональности между максимальной амплитудой первого пика импульса
перенапряжения и током срабатывания
предохранителя, может быть определен из следующего эмпирического
выражения (рис. 2.15) [74]
(2.61)
где Я - площадь поперечного сечения плавкой вставки, мм2.
■
я
_
имен ьные чные
эксле та/
да
9 ИЗ
данн [31]
ы
г
1
1
\
\
'""-ж-
—... ____
—« —
0.1 0.1 аз 0.4 0.5 0.6 0.7 0.1 0.9
Б, мм2
I
Рис. 2.15 - Зависимость коэффициента к от поперечного сечения медной плавкой
вставки предохранителя 5
Эмпирическая зависимость (2.61) справедлива для плавкой вставки из
меди постоянного круглого сечения длиной 65 мм.
Экспериментальные исследования показали, что линейная зависимость
(2.60) между максимальным током через плавкую вставку и максимальным
напряжением импульса сохраняется до напряжения импульса итах = 1800 В.
Результаты испытаний предохранителей с номинальными токами плавких
вставок от 10 до 100 А приведены в табл. 2.4.
I, А
280
640
640
640
1320
1320
1320
1320
Таблица 2.4 - Результаты испытаний предохранителей
Ь, мГн С, мкФ
и,, в и2, в
НПН-10
30
0 1640 1020
30
0 1450 1000
30
1 1480 980
0
30
100 1460 1040
16,2
0 900
1040
16,2
3 980
1060
16,2
30
940
960
16,2
100 960
940
Продолжение таблицы 2.4
280
280
640
640
640
1320
1320
1320
1320
280
640
640
1320
640
640
640
640
640
640
1320
1320
1320
1320
640
640
640
640
1042
1040
1040
1320
1320
1320
1320
1320
НПН-16
30
0
832
30
100 886
30
0
137
0
30
1
140
0
0
30
100 148
0
16,2
0
940
16,2
3
980
16,2
3
968
0
16,2
100 100
0
ШШ-20
30
0
605
30
0
150
0
30
1
120
0
0
16,2
0
880
И[ПН-31,5
30
0
129
0
НПН-40
30
0
116
0
30
1
129
0
0
ШН-63
30
0
580
30
1
580
0
30
100 520
16,2
0
740
16,2
30
760
16,2
100 780
16,2
3
780
ПН2-100
30
0
400
30
0
620
30
30
490
30
100 600
16,2
0
460
16,2
30
570
16,2
100 520
16,2
0
820
16,2
3
600
16,2
30
700
16,2
100 960
16,2
100 720
830
560
1200
1100
1100
900
980
960
890
672
1750
1280
1040
1360
1270
1100
570
560
500
740
560
640
560
420
550
520
500
405
545
500
570
550
510
515
480
Из табл. 2.4 видно, что амплитуда первого пика при равных значениях тока
перегорания плавкой вставки практически не зависит от индуктивности и емкости
цепи. Для амплитуд второго пика характерен широкий разброс значений от 480 до
1750 В.
Коэффициент
пропорциональности
между
максимальной
амплитудой
первого пика импульса перенапряжения и током срабатывания предохранителя,
имеющего
плоскую
экспериментальных
плавкую
вставку,
исследований,
может
как
быть
следует
из
определен
результатов
с
помощью
эмпирической формулы (2.61). Для этого плоская плавкая вставка должна быть
принята при расчете эквивалентной плавкой вставкой круглого сечения. Ее длина
должна равняться длине суженного участка плавкой вставки /. Эквивалентный
диаметр <1жв практически не зависит от ширины плавкой вставки, а также при
наличии нескольких параллельных участков от их числа, а определяется толщиной
плавкой вставки к следующим образом с1жв = 1 М к .
(2.62)
Таким образом, эмпирическая формула (2.61) для плоской плавкой вставки
переменного сечения имеет вид 0.00633 •/
к =
1.42
(2.63)
к
где / - длина участка плавкой вставки с наименьшим сечением, к толщина плавкой вставки.
Коэффициенты пропорциональности между максимальной амплитудой
первого пика импульса перенапряжения и током срабатывания предохранителя,
рассчитанные с помощью эмпирических формул (2.62) и (2.63) для исследованных
предохранителей, приведены в табл. 2.5.
т а
н.всш '
к , Ом
6
Таблица 2.5 - Коэффициенты к предохранителей
10
16 20 31,5 40
63
100
11,0 4,83 3,49
2,25 2,25
Рассчитанные коэффициенты
2,25 1,09 1,12
к
хорошо согласуются с результатами
экспериментальных исследований. Прямая пропорциональность между
током срабатывания предохранителя и амплитудой импульса сохраняется до
амплитуды импульса мтах = 1800 В.
2.5 Выводы
1. Предложена математическая модель для расчета коммутационных
перенапряжений
выключателем
при
с
отключении
дугогасительной
электрической
решеткой,
цепи
автоматическим
позволяющая
определить
амплитуду и форму коммутационного импульса. Модель состоит из трех частей,
соответствующих следующим основным случаям коммутаций: 1) отключение
активно-индуктивной цепи, 2) отключение индуктивно- емкостной цепи при
токах среза до 50 А и 3) отключение индуктивно- емкостной цепи при токах
среза более 50 А. Первая часть модели базируется на использовании
динамической вольтамперной характеристики дуги. Вторая часть модели
основана на предположении, что срез тока происходит после изменения
характера переходного процесса в отключаемой индуктивно- емкостной цепи с
апериодического на колебательный. Третья часть модели основана на
предположении, что при токах среза более 50 А основную роль в процессе среза
тока играет производная проводимости дуги, обусловленная потоками плазмы.
2. Предложена математическая модель для расчета коммутационных
перенапряжений в момент образования дуги при срабатывании предохранителя с
наполнителем. Произведено уточнение и дополнение формул расчета цепей с
фольговыми электровзрывными размыкателями, I определяющих зависимость
относительного сопротивления алюминиевой фольги в пылевидном кварце от
поглощенной ей удельной (на единицу массы) энергии на различных стадиях
электрического взрыва. Модель позволяет рассчитать форму и амплитуду
импульса при срабатывании предохранителя с песчаным наполнителем.
3. Исследования, проведенные на экспериментальных установках,
показали, что предложенные математические модели для расчета
коммутационных
перенапряжений
при
отключении
электрической
цепи
автоматическим выключателем с дугогасительной решеткой и при срабатывании
предохранителей позволяют с достаточной точностью определять амплитуды и
длительности
коммутационных
перенапряжений.
Превышение
значений
наибольших амплитуд импульсов, зарегистрированных в ходе экспериментальных
исследований, по отношению к расчетным значениям амплитуд импульсов
составляет не более 10%.
4. Исследования показали, что наибольшая амплитуда импульса при
отключении активно-индуктивной цепи пропорциональна числу промежутков в
дугогасительной решетке выключателя.
5. При
отключении
активно-индуктивной
цепи
переменного
тока
наибольшая амплитуда импульса будет иметь место, если погасание дуги
произойдет в момент равенства нулю ЭДС источника питания.
6. При
токах
среза
до
50
А
в
автоматическом
выключателе
с
дугогасительной решеткой погасание дуги происходит при таком увеличении
сопротивления дуги, при котором становится возможным развитие колебательного
процесса в системе - дуга, емкость и индуктивность отключаемой цепи. Значение
тока
среза
приближенно
прямо
пропорционально
числу
промежутков
в
отключения
в
приводит
к
дугогасительной решетке
выключателя и значению выражения у —.
7. Наличие
автоматическом
уменьшению
активной
выключателе
значения
тока
нагрузки,
с
шунтирующей
дугогасительной
среза.
Получено
дугу
решеткой,
аналитическое
выражение,
определяющее зависимость значения среза тока от активного сопротивления,
включенного параллельно дуге.
8. Исследования показали, что при токах среза более 50 А в автоматическом
выключателе с дугогасительной решеткой погасание дуги происходит вследствие ее
нестабильности,
вызванной
процессом
испарения
материала
пластин
дугогасительной решетки. Максимально возможный ток среза может быть
определен,
как
амплитудное
значение
вызванной колебаниями проводимости дуги.
гармонической
составляющей
тока,
9. Момент формирования первого пика импульса при срабатывании
предохранителя с наполнителем соответствует моменту начала испарения плавкой
вставки предохранителя.
10. Для
плавкой
вставки
переменного сечения
основную
роль при
образовании первого пика импульса играет длина ее суженного участка.
11. Для
плавкой
вставки
постоянного
сечения
круглой
формы
экспериментально получена зависимость коэффициента пропорциональности между
током срабатывания предохранителя и амплитудой первого пика импульса от
значения площади поперечного сечения плавкой вставки.
12. Экспериментально
определено,
что
плоская
плавкая
вставка
прямоугольного сечения при расчете амплитуды и формы первого пика импульса
может быть заменена эквивалентной плавкой вставкой круглого сечения, диаметр
которой практически не зависит от ширины плавкой вставки, а также при наличии
нескольких параллельных участков от их числа, а определяется толщиной плавкой
вставки. Эквивалентный диаметр составляет 1,41 от толщины плавкой вставки.
3 ОПРЕДЕЛЕНИЕ ПРЕДЕЛЬНЫХ ПАРАМЕТРОВ КОММУТАЦИОННЫХ
ПЕРЕНАПРЯЖЕНИЙ
Основными параметрами КП являются: амплитуда импульса, длительность
его переднего фронта и время спада импульса до половины амплитудного
значения (время полуспада). Дополнительными параметрами КП, определяемыми
с целью выбора устройства защиты от перенапряжений (УЗИП), являются:
импульсный ток перегрузки УЗИП при ограничении импульса, постоянная
времени спада импульсного тока перегрузки, а также энергия, поглощаемая УЗИП.
В данной главе представлены результаты разработки практических методик
расчета параметров КП, возможных при отключении электрических цепей
автоматическими выключателями с дугогасительной решеткой, предохранителями
с наполнителем, а также силовыми полупроводниковыми ключами и другими
аппаратами с бездуговой коммутацией. Кроме того, в главе приведена оценка
возможных параметров КП в условиях автономных
ээс.
3.1
Определение
параметров
коммутационных
перенапряжений
при
отключении электрических цепей силовыми полупроводниковыми ключами и
другими аппаратами с бездуговой коммутацией
Характерным параметром силовых полупроводниковых ключей является
скорость уменьшения тока при отключении цепи с1И&. Поэтому величину
возможных перенапряжений на индуктивности отключаемой цепи можно
определить следующим образом
и = ЬсИ/Ж.
(3.1)
Если это напряжение превышает допустимый предельный
уровень
электрической стойкости изоляции оборудования, то необходима установка УЗИП
параллельно отключаемой индуктивности либо параллельно коммутационному
аппарату.
Импульсный ток перегрузки УЗИГ1 1п при ограничении импульса
практически равен отключаемому току 10, так как за время нарастания напряжения
импульса до уровня ограничения УЗИЛ (единицы микросекунд) отключаемый ток
снижается незначительно
1п=10-
(3-2)
Энергия, поглощаемая УЗИЛ, и импульсный ток перегрузки зависят от
места установки УЗИЛ.
При установке УЗИЛ параллельно отключаемой активно-индуктивной
нагрузке энергия, поглощаемая УЗИП, равна энергии, запасенной в индуктивности
Ы2
=
(3.3)
Длительность
воздействия
тока
перегрузки
на УЗИП
определяется
постоянной времени спада тока в цепи УЗИП - отключаемая цепь. При установке
УЗИП параллельно отключаемой активно-индуктивной нагрузке постоянная
времени спада тока, если пренебречь увеличением сопротивления УЗИП при
уменьшении тока, составляет
т — ———,
(3.4)
Я + Яу
где Яу - сопротивление УЗИП при токе перегрузки /„, Ь и Я - индуктивность и
активное сопротивление отключаемой цепи, соответственно.
Для определения энергии, поглощаемой УЗИП, установленным параллельно
коммутационному аппарату, использована схема замещения отключаемой цепи,
приведенная на рис. 3.1 [107].
На схеме, приведенной на рис.3.1, Ь - индуктивность отключаемой цепи, Я активное сопротивление отключаемой цепи, Е - напряжение источника питания, V
- УЗИП.
У полупроводниковых устройств поглощающего типа (варисторов) в
области рабочих токов перегрузки напряжение ограничения изменяется, как
правило, в пределах 20%. Поэтому, с целью упрощения вывода выражения для
расчета указанной энергии, можно принять, что падение напряжения и у на УЗИП
V постоянно, т.е. не зависит от тока.
I
Ф
Рис. 3.1 - Расчетная схема для определения энергии, поглощаемой УЗИП
установленного параллельно коммутационному аппарату
Для исследуемой схемы, используя операторный метод, изображение тока
можно записать следующим образом
„
ч
(3.5)
Е-иу Щ 0)
р(Я + р1) Я + рЬ где 7(0) - начальное значение тока в
индуктивности (1(0) = 1 0 ). Оригинал выражения для тока
(Е~иу)
/(0 =
Я
( л ^ —/
+ /(0)е Л
1-е 1
(3.6)
\
В момент ¿о значение тока в цепи уменьшится до нуля. Выражение (3.6)
для этого момента
(
я \
времени имеет
вид
1-Л*
_(Е~Цу)
0=
Я
)
к
+
/(0)е~ 1 '°,
(3.7)
\
Отсюда время уменьшения тока в цепи
до нуля
/
ТТ 1". N
/0 =
--------- 1 и у - Е
п
Я1(0) + и у - Е
0 Я
л^
Энергия,
— поглощенная УЗИП за
время спадания
г 1 - е тока до нуля
1
'о
Ж = \иу1(1)Ж = иу )
(Е-Щ)
Я
+ Ще
\
1
'
(3.8)
I
'о
с г Е - г Л >\
иу
Я
1 1Я
-Щ-е
Я
Е-1/у
Ш-Е
+■
Я1(0) + и у Е
\Jv-E
у
-Ц
о
Я
-/(О)
\Jv-E
Я1(0) + и у - Е
Я
Я1(0) + и у - Е
Шу
Ь
Я
Е-Щ1
Я Я
и У -Е
я
Я1(0) + и у - Е
Я
Я
Я1(0) + и у - Е
Шу
+ 7(0)
(3.9)
(Е-Уу)
Я
Для случая, когда коммутационный аппарат отключает цепь при
Е
установившемся токе, т.е. когда 7(0) = —, выражение для поглощенной
Я
энергии упрощается
Т = —1п
Я
Е - ( Е - и у ) 1п
1У =
Яг
V иу ,
(3.11)
(3.10)
При установке УЗИП параллельно коммутационному аппарату время ;
спада тока перегрузки до половинного значения, как следует из (3.6), составляет
Щ0)
+ иу - Е
Щ0) + иу-Е
\
;
Для случая, когда коммутационный аппарат отключает цепь при
установившемся токе, т.е. когда 1(0) = — , выражение для времени спада тока
Я
перегрузки до половинного значения упрощается
т = —1п
Я
2£/,
Vу
2 иу-Е
(3.12)
3.2
Разработка
методики
расчета
параметров
коммутационных
перенапряжений при отключении электрических цепей автоматическими ;
выключателями
3.2.1 Параметры коммутационных перенапряжений при отключении
автоматическими выключателями активно-индуктивных цепей
Длительность импульса напряжения, возникающего при отключении .
активно-индуктивной цепи автоматическим выключателем, можно определить на
основе первого дифференциального уравнения системы (2.2). Если пренебречь
падением напряжения на активном сопротивлении, то после интегрирования это
уравнение можно записать в следующем виде
1'тР
'дх
1
¡ТПМ=
\* '
(злз)
где /0 - начальное значение тока, соответствующее половине максимального
значения напряжения импульса; 11тр - время спада тока от /0 до ¡дх.
Из (3.13) следует, что длительность импульса прямо пропорциональна
индуктивности отключаемой цепи, и выражение для длительности импульса
!
можно записать в следующем виде
(3.14) :
где к - коэффициент пропорциональности, определяемый по выражению
'дх
7к= —™ -------- .
(3.15)
I
Рассчитанные значения коэффициентов к, а также значения амплитуд
импульсов
:
при отключении активно-индуктивной цепи
автоматическим выключателем с N промежутками в дугогасительной решетке
приведены в табл. 3.1.
Энергия импульса может быть определена как энергия, запасенная в
индуктивности цепи в момент, когда напряжение импульса достигает уровня
напряжения ограничения устройства защиты от перенапряжений.
Таблица 3.1 - Значения коэффициентов к и амплитуд импульсов и т [ при отключении
N, шт.
активно-индуктивной цепи автоматическим выключателем
/0 , А
к, с/Гн
^т тр ' ®
10
4,5
8,53-10"3
613
11
5,5
9,57-10'3
697
12
6,5
0,0104
780
13
7,5
0,0113
863
14
8,5
0,0118
947
Приближенно уровень напряжения ограничения УЗИП, при котором
происходит погасание дуги, может быть определен как уровень напряжения,
соответствующий равенству тока через устройство защиты от перенапряжений току
дуги
\Е-и д {1 п )\ = и у {1 п ),
(3.16)
где и у (1 п ) - напряжение ограничения УЗИП при максимальном токе перегрузки 1 п,
определяемое по его вольтамперной характеристике.
Справедливость (3.16) следует из того, что нелинейность сопротивления
УЗИП на один - два порядка выше нелинейности суммарного сопротивления
источника
и
дуги.
Это
обстоятельство
позволяет
пренебречь
некоторым
незначительным временем погасания дуги, обусловленным постоянной времени
дуги.
Определив из (3.16) ток в момент гашения дуги /„, например, . графическим
способом, можно вычислить энергию импульса и постоянную ;
времени тока перегрузки по выражениям (3.3) и (3.4) соответственно.
3.2.2
Параметры
коммутационных
перенапряжений
автоматическими выключателями индуктивно-емкостных цепей
при
|
1
I
отключении
Как было показано в главе 2, эквивалентный ток среза при отключении :
автоматическим выключателем индуктивно-емкостной цепи может быть определен
следующим образом
;
где /с - ток среза, определяемый из решения уравнения (2.10).
Вторая
часть
данного
выражения
определяется
на
основе
значений
отключаемого тока и емкости отключаемой цепи. Значения эквивалентного тока
среза, рассчитанные согласно первой части этого выражения, могут быть
представлены графически. Рассчитанные согласно первой части
выражения (3.17) значения 1сэкв в зависимости от значений выражения
при
отключении
индуктивно-емкостной
цепи
автоматическим
выключателем, имеющим N промежутков в дугогасительной решетке,
приведены на рис. 3.2.
После определения из (3.17) значения эквивалентного тока среза ¡сэкв
может быть рассчитана ожидаемая амплитуда импульса колебательной формы
следующим образом
(3.18)
а частота колебаний может быть рассчитана согласно выражению (2.14).
Если
пренебречь
незначительным
снижением
тока
в
индуктивности
отключаемой цепи с момента погасания дуги до момента начала ограничения
импульса УЗИП, то можно считать, что импульсный ток перегрузки
УЗИП 1п практически равен значению эквивалентного тока среза 1С жв
п гС же'
(3.19)
7
СЭК6' л
А
N = 14^"
N = П^
^=
11™:
I 1 ^^
решетке
Длительность тока перегрузки может быть рассчитана по выражению
(3.4).
Энергия, поглощаемая УЗИП, равна энергии, запасенной в индуктивности
и емкости отключаемой цепи в момент среза тока. Если использовать значение
эквивалентного тока среза, то выражение для энергии принимает следующий
вид
иа
с же
ЦГ-.
3.3
(3.20)
Разработка
методики
расчета
параметров
коммутационных
перенапряжений при срабатывании предохранителей
Расчет параметров КП при срабатывании предохранителей согласно
предложенной математической модели может быть разбит на два этапа:
определение тока перегорания плавкой вставки предохранителя и собственно
определение амплитуды, длительности и энергии импульса.
Схема для расчета тока перегорания плавкой вставки предохранителя
приведена на рис. 3.3.
О
Рис. 3.3 - К расчету тока перегорания плавкой вставки предохранителя
На
этой
схеме
электрическая
сеть
относительно
места
установки
предохранителя FF представлена источником ЭДС Е, индуктивностью I и
активным сопротивлением Я. Согласно предложенной модели предохранитель на
этой схеме представлен активным сопротивлением Яру, значение которого от
момента короткого замыкания до момента перегорания плавкой вставки прямо
пропорционально выделяемой на этом сопротивлении энергии ¡V. Ток перегорания
плавкой вставки ¡п определяется как ток через указанное сопротивление к моменту,
когда поглощенная энергия №
достигнет значения, необходимого для нагрева вещества плавкой вставки до I
температуры кипения.
Следует отметить, что особенностью расчета на переменном токе в |
\
отличие от расчета на постоянном токе является то, что ток перегорания < плавкой
вставки зависит от начальной фазы э. д. с. источника напряжения в момент
короткого замыкания. Поэтому на переменном токе необходимо ! производить ряд
расчетов, в которых начальная фаза э. д. с. (р источника напряжения изменяется
от 0 до я с некоторым шагом. В результате
1;
определяется начальная фаза э. д. с. источника напряжения, при которой ток
|
перегорания плавкой вставки максимален
;
1 П =МАХ{Ф)У
(3.21) :
й«р<Ж
;
!
Выражение для сопротивления плавкой вставки на стадии ее нагрева до I
г
температуры кипения может быть записано согласно выражениям (2.19) и : (2.49) в
следующем виде
I
к\?№ку<Ь),
о
(3-22)
где ЯРУ0 - начальное сопротивление плавкой вставки, а коэффициент ; к
определяется по выражению
>
А-1Л14"Г\
т
(3.23) :
\
Масса плавкой вставки т приближенно может быть рассчитана по ;
следующему выражению
!
т = рШ,
(3.24) :
Л
'
где р - плотность материала плавкой вставки (8900 кг/м ), / - длина плавкой ;
вставки (0,06 м), £ - площадь поперечного сечения суженного участка ' плавкой
вставки.
I
Начальное сопротивление плавкой вставки Я Е У 0 определяется ; выражением
I
=
(3-25) !
где сг - удельное электрическое сопротивление материала плавкой вставки I (1.7Ом/м).
10"8
!
Для предохранителей серии НПН2-60 значения сечений суженных участков
плавких вставок и рассчитанных значений к и К Р У 0 приведены в ' табл. 3.2.
!
Таблица 3.2 - Параметры плавких вставок предохранителей серии НПН2-60
Кл
10
16
20
31,5
40
63
S , мм2
0,049
0,09
0,143
0,263
0,263
0,438
R f v o , Ом
0,0208
0,0113
0,0072
0,0039
0,0039
0,0023
0,5015
0,2734
0,1727
0,0937
0,0937
0,0562
Алгоритм расчета тока перегорания плавкой вставки и определения '
энергии импульса при ограничении его УЗИП, составленный согласно i
\
приведенным выше положениям и полученным в параграфе 3.2 формулам, j
представлен на рис. 3.4.
j
»
В алгоритме используются следующие исходные данные: 1) род тока; ■
2) напряжение источника Е (действующее значение для переменного тока);
3) сечение плавкой вставки; 4) активное сопротивление сети относительно j
!
точки установки предохранителя (точки короткого замыкания)
Rs ;
5) ;
индуктивность сети относительно точки установки предохранителя (точки i
короткого замыкания) L; 6) плотность материала плавкой вставки pi; 7) j длина
суженного участка плавкой вставки /0; 8) удельное активное j
I
сопротивление плавкой вставки в исходном состоянии; 9) коэффициент j
линейного роста сопротивления при увеличении поглощенной плавкой ]
i
вставкой энергией vm; 10) шаг расчета по времени dt.
i
Согласно приведенному алгоритму была составлена программа расчета ,
токов перегорания плавких вставок в среде программирования Delphi.
Результаты расчета токов перегорания плавких вставок в зависимости от
значений установившихся токов короткого замыкания в достаточно широком
диапазоне параметров сетей с номинальным напряжением 220 В приведены на рис.
3.5 -3.14.
Результаты расчета представлены в зависимости от следующих исходных
данных: 1) род тока; 2) номинальный ток плавкой вставки /„; 3) постоянная
времени сети Т относительно точки установки предохранителя (точки короткого
замыкания) и 4) значение ожидаемого тока короткого замыкания 1к.
Ток перегрузки УЗИП, устанавливаемого для ограничения импульса со
стороны источника питания (параллельно предохранителю) равен току перегорания
плавкой вставки I
1п=1р-
(3-26)
Рис. 3.5 — Зависимость тока перегорания плавкой вставки от ожидаемого тока короткого
замыкания
1
7=1
VIC _
7=3 мс
7=7
\лс
=20 мс
1000 2000 3000 4000 50СЮ 6D0Q 7000 8000 5000 1 -10
lk, A
Т= 1 Л
т =3 мс
_ ________
>0 мг
7=7 г
11
—V
IV! и
ЛС
111/....
¡ж
1-'---------------100
0
200
0
3000
400
0
500
0
600
0
700
0
800
0
900
0
I 110'
/„А
Рис. 3.12 - Зависимость тока перегорания плавкой вставки от действующего значения ожидаемого тока короткого замыкания
После определения тока перегорания плавкой вставки амплитуда первого
пика импульса может быть рассчитана согласно выражению (2.39) при итах = 1800
В и значениях коэффициентов к, приведенных в табл. 2.5.
Первый пик импульса, как показали расчеты согласно предложенной модели,
имеет длительность переднего фронта 100...2500 мкс и длительность полуспада 400...2500 мкс [108, 109]. Эти значения могут быть использованы для практической
оценки длительностей КП при срабатывании предохранителей.
Энергия импульса и длительность времени спада тока перегрузки
определяются напряжением ограничения УЗИП. При известном токе перегорания
плавкой вставки энергия импульса может быть рассчитана по выражению (3.9), а
время спада тока перегрузки до половинного значения по выражению (3.11).
3.4 Оценка возможных параметров коммутационных перенапряжений при
отключении электрических цепей автоматическими выключателями и при
срабатывании предохранителей
В
автономных
индуктивные
ЭЭС
элементы,
электрооборудованием,
являются
вращающиеся
представляющим
электрической
собой
машины
постоянного и переменного тока. Поэтому оценка возможных параметров КП при
отключении электрических цепей автоматическими выключателями и при
срабатывании предохранителей была произведена на основе характерных
параметров указанных электрических машин.
Индуктивность электрической машины постоянного тока (электродвигателя
или генератора) определяется из следующего выражения [2]
А11 4 и1
=
рп1и рпР
(3.27)
где и н - номинальное напряжение, В; р - число пар полюсов электрической
машины, п - число оборотов электрической машины в минуту; 1 Н - номинальный
ток, Р - активная мощность электрической машины.
Индуктивность одной обмотки электрической машины переменного тока
(двигателя или генератора) определяется из следующего выражения:
1 = и;) оЛ<Р ^
ЩРном
(3 28)
где ином - номинальное напряжение электрической машины, Рном - номинальная
мощность одной обмотки электрической машины, со - циклическая частота, 77 КПД электрической машины.
Значения индуктивностей, а также номинальных и пусковых токов
электрических машин с типовыми значениями мощностей приведены в табл. 3.3.
При определении указанных параметров было принято следующее: 1)
кратность пускового тока по отношению к номинальному току составляет 5; 2) для
машин постоянного тока р = 2, п = 600 об/мин; 3) для машин переменного тока 77
= 0,95, tg(p = 0,95.
Максимальная собственная емкость электрической машины :
переменного тока с учетом емкости кабеля может быть определена на основе I
зависимости минимальной собственной частоты от номинальной мощности I
1
]
)
машины, полученной в [2] на основе практических измерений
|
1
/0 = 1200Р07,
(3.29) •
где Р - номинальная мощность электрической машины, кВт.
;
Выражение для собственной емкости электрической машины следует ; из
(3.29)
С
=
(
;
3
—
.
Ат^Ь
3
0
)
Таблица 3.3 - Параметры вращающихся электрических машин
Р,
кВт
Машины постоянного тока
1,Гн
/А
ТА
х
Л
0,18
0,25
0,55
0,75
1,1
1,5
2,2
3
4
5,5
7,5
11
15
18,5
22
30
37
45
55
75
90
110
132
160
200
500
1000
2500
3200
0,97963
0,705333
0,320606
0,235111
0,160303
0,117556
0,080152
0,058778
0,044083
0,032061
0,023511
0,01603
0,011756
0,009532
0,008015
0,005878
0,004766
0,003919
0,003206
0,002351
0,001959
0,001603
0,001336
0,001102
0,000882
0,000353
0,000176
7,05Е-05
5,51Е-05
ном'
0,783
1,087
2,391
3,261
4,783
6,522
9,565
13,04
17,39
23,91
32,61
47,83
65,22
80,43
95,65
130,4
160,9
195,7
239,1
326,1
391,3
478,3
573,9
695,7
869,6
2174
4348
10870
13913
пуск'
3,913
5,4348
11,957
16,304
23,913
32,609
47,826
65,217
86,957
119,57
163,04
239,13
326,09
402,17
478,26
652,17
804,35
978,26
1195,7
1630,4
1956,5
2391,3
2869,6
3478,3
4347,8
10870
21739
54348
69565
Машины переменного тока
¿,Гн
/А
ТА
НОМ '
пуск'
0,368
0,511
1,124
1,533
2,248
3,065
4,496
6,13
8,174
11,24
15,33
22,48
30,65
37,8
44,96
61,3
75,61
91,96
112,4
153,3
183,9
224,8
269,7
327
408,7
1022
2043
5109
6539
1,839
2,554
5,62
7,663
11,24
15,33
22,48
30,65
40,87
56,2
76,63
112,4
153,3
189
224,8
306,5
378
459,8
562
766,3
919,6
1124
1349
1635
2043
5109
10217
25543
32696
1
2,80778
2,0216
0,91891
0,67387
0,45945
0,33693
0,22973
0,16847
0,12635
0,09189
0,06739
0,04595
0,03369
0,02732
0,02297
0,01685
0,01366
0,01123
0,00919
0,00674
0,00562
0,00459
0,00383
0,00316
0,00253
0,00101
0,00051
0,0002
0,00016
Так как приближенно собственная емкость пропорциональна индуктивности
электрической машины, то для машин постоянного и переменного токов при
равных номинальных мощностях машин, выражение для собственной емкости
электрической машины постоянного тока принимает вид
_ /~> ^пост
^ пост ~ ^ пер * '
где С п о с т ,
Спер,
пер
/"2 о 1 \
^-Э.Л;
Ьпост, Ьпер - соответственно емкости и индуктивности
электрических машин постоянного и переменного тока равных мощностей.
Максимальная собственная емкость при оценке по формулам (3.30) и (3.31)
не превышает 0,07 мкФ (машина переменного тока мощностью 0,18 кВт). При этом
значении собственной емкости отключение электрической машины происходит
практически без среза тока, то есть происходит также как отключение активноиндуктивной нагрузки.
Возможный
диапазон
длительностей
импульсов
можно
оценить
по
выражению (3.14). При отключении электрических машин постоянного тока
автоматическими выключателями с числом промежутков в дугогасительной
решетки от 10 до 14 получен следующий диапазон длительностей импульсов
0.5 мкс < < 3.8 мс,
а при отключении электрических машин переменного тока
1А мкс < ti < 5Амс.
Амплитуда импульса при отключении активно-индуктивной нагрузки в
соответствии с табл. 3.1 может достигать 950 В.
Значение максимального тока перегрузки УЗИП при ограничении импульсов
на уровне 600 В определяется вольтамперной характеристикой дуги и не
превышает 8,5 А.
^ птах
~ А.
Максимальная длительность тока перегрузки УЗИП в соответствии с (3.4)
при отключении электрических машин постоянного тока автоматическими
выключателями составляет
Г=
А = ^ = М^ = 4.5.10-3 С, Яу 600 600
а при отключении электрических машин переменного тока
600
Яу
600
Соответствующая максимальному току перегрузки максимальная энергия
импульса
при
отключении
электрических
машин
постоянного
тока
автоматическими выключателями составляет
и* 0.32 • 8.52
= 2 =11.6 Дж,
а при отключении электрических машин переменного тока
В автономных ЭЭС суммарная длина кабеля может достигать нескольких
километров, кроме того, возможно подключение параллельно электрическим
машинам электрического оборудования с относительно большой емкостью.
Однако, как правило, можно принять, что емкость отключаемого присоединения в
наихудшем случае не превысит 100 мкФ. Параметры импульсов, воздействующих
на УЗИП, рассчитанные при этой емкости приведены в табл. 3.4.
В зависимости от значения емкости отключаемой цепи амплитуды
импульсов находятся в диапазоне 1000.. .2000 В.
Предельные характеристики КП при срабатывании предохранителей с
наполнителем можно оценить применительно к предохранителю с наибольшим
номинальным током плавкой вставки (63 А) из применяемых в автономных ЭЭС
предохранителей. Результаты расчета энергии, поглощаемой УЗИП при уровне
ограничения 600 В в широком диапазоне параметров цепи в месте установки
предохранителей приведены на рис. 3.15 -3.18.
Согласно рекомендациям [110] при расчетах токов короткого замыкания в
сетях напряжением до 1 кВ необходимо учитывать сопротивление дуги. При учете
сопротивления дуги ток короткого замыкания составляет 0,7 - 0,8 от ожидаемого
тока короткого замыкания. Таким образом, постоянная времени при учете
сопротивления дуги составляет 0,7 - 0,8 от постоянной времени без учета
сопротивления дуги.
Таблица 3.4 - Параметры импульсов при емкости, отключаемой
!
Р, кВт
Машины постоянного тока
Г, мс
ЛрА
Машины переменного тока
Г, мс
'„.А
0,18
0,25
0,55
0,75
1,1
1,5
2,2
3
4
5,5
7,5
11
15
18,5
22
30
37
45
55
75
90
110
132
160
200
500
1000
2500
3200
3,91
6,39
7,5
1,84
8,61
4,8
5,44
6,43
10,5
2,55
8,61
6,6
11,96
6,38
22,9
5,62 100 мкФ
8,61
14,5
автоматическим
выключателем
цепи,
16,30
6,39
31,2
7,66
8,61
19,8
I
23,91
6,38
45,7
11,24
8,62
29,1
_______________________________
32,61
6,41
62,7
15,33
8,61
39,6
I
38,42
5,12
59
22,48
8,62
58,1
43,58
4,27
55,8
30,65
8,58
79,3
49,09
3,6
53
34,54
7,25
75,2
58,14
3,1
54,1
39,77
6,1
72,8
69,07
2,71
56,1
46,14
5,18
71,6
86,39
2,3
59,7
56,23
4,31
72,7
104,34
2,05
64
66,7
3,75
75
118,94
1,89
67,4
75,2
3,42
77,2
132,77
1,77
70,6
83,26
3,19
79,6
162,23
1,59
77,3
100,4
2,82
85
186,19
1,48
82,6
114,4
2,61
89,4
212,04
1,39
88,1
129,47
2,42
94,1
242,58
1,3
94,3
147,27
2,26
99,7
299,31
1,17
105,3
180,33
2,03
109,6
339,02
1,11
112,6
203,48
1,91
116,3 |
389,15
1,04
121,4
232,69
1,78
124,3
441,37
0,98
130,1
263,13
1,68
132,6 ,
504,37
0,93
140,2
299,85
1,58
142,1 |
589,18
0,87
153,1
349,28
1,47
154,3 !
1121
0,66
221,9
659,46
1,11
219,6 !
1832
0,54
295,2
1073
0,91
293,8 !
3514
0,41
435,2
2054
0,69
421,8 |
4189
0,39
483,5
2448
0,65
479,2 1
)
'1
Максимальная энергия импульса возможна при установке |
предохранителя сразу за выводами генератора в случае короткого замыкания ;
/
сразу за предохранителем. Генераторы имеют постоянную времени порядка : 10
мс. При учете дуги постоянная времени составит 7 - 8 мс. При этой !
постоянной времени, как следует из рис. 3.15 - 3.18, предельная энергия !
1
импульса составляет 1590 Дж в сети постоянного тока и 2800 Дж в сети ;
переменного тока. Этим предельным импульсам соответствуют токи ! перегрузки
УЗИП 4000 А в сети постоянного и переменного токов.
IV, Дж
Рис. 3.15 —
энергии,
Зависимость
поглощаемой
ограничителем
перенапряжения от
постоянной
времени сети Т „
[мс] и значения
установившегося
тока короткого
замыкания в месте
установки
предохранителя 1к
(постоянный
ток, £=230 В, /„=63
А, 1/р=600 В)
600 В)
И/, Дж
2704,31л
2457.0 Ц?
2209.7
231.25+-
1.11-10
И/, Дж
600 В)
И/,Дж
1278.971036.91794.85
6000
7200
8400
9600
1.0810
1ШЦ
132 Ю4 1.44-104
156-НГ 1.6810
1.810
К,
А
Рис. 3.18 — Зависимость энергии, поглощаемой ограничителем перенапряжения от постоянной
времени сети Т а
[мс] и значения установившегося тока короткого замыкания в месте установки предохранителя Iк (переменный ток, £=230 В, /„=63 А,
иу=600 В)
Длительность тока перегрузки УЗИГ1 при ограничении импульса,
создаваемого
при
срабатывании
рассматриваемого
предохранителя,
в
соответствии с выражением (3.11) составляет в сети
постоянного тока
'(230/4000)-2500
+ 600-230
т = -—1п Я1(0) + и у - Е
Я
= —8 • 10~31п(230/4000) • 2500 + 600 - 230
'^Уг-Е
= 1.21-КГ3,
и в сети переменного тока
т = -—
1п Я
= -8-10~31п
Я1(0) + и у - Е
^(230/4000).4000 + б00_2з;
2 _______________
(230/4000) • 4000 + 600 - 230
= 1.7-Ю-3 с.
3.5 Выводы
1.
Разработаны
перенапряжений,
при
методики
отключении
расчета
параметров
электрических
цепей
коммутационных
автоматическими
выключателями с дугогасительной решеткой, предохранителями с наполнителем, а
также силовыми полупроводниковыми ключами и другими аппаратами с
бездуговой коммутацией. Методики разработаны на основе математических
моделей, предложенных в главе 2.
2. Получена
оценка
параметров
коммутационных
перенапряжений
возможных в условиях автономных ЭЭС при отключении цепи автоматическим
выключателем
с
дугогасительной
решеткой.
При
отключении
активно-
индуктивных цепей (электрических машин) автоматическими выключателями с
дугогасительной решеткой возможны КП с амплитудой до 950 В и длительностью
импульса на уровне 0,5 в сети постоянного тока 0,5 мкс...3,8 мс, а в сети
переменного тока 1,4 мкс...5,4 мс. Предельные параметры коммутационных
перенапряжений при воздействии на устройство защиты при отключении активноиндуктивных цепей
(электрических машин) автоматическими выключателями с дугогасительной
решеткой не превышают следующих значений:
- импульсный ток перегрузки 8,5 А;
- постоянная времени спада импульсного тока перегрузки в сети
постоянного тока 4,5 мс, а в сети переменного тока - 6,5 мс;
- энергия, поглощаемая устройством защиты, в сети постоянного тока 11,6
Дж, а в сети переменного тока - 16,6 Дж.
При отключении индуктивно-емкостных цепей (электрических машин с
подключенной емкостью) автоматическими выключателями с дугогасительной
решеткой возможны коммутационные перенапряжения с амплитудой до 2000 В.
Энергия импульса, поглощаемая устройством защиты, и импульсный ток
перегрузки возрастают с увеличением мощности отключаемой электрической
машины и значения емкости. Постоянная времени спада импульсного тока
перегрузки уменьшается с увеличение мощности отключаемой электрической
машины.
3.
Получена
оценка
параметров
коммутационных
перенапряжений,
возможных в условиях автономных ЭЭС при срабатывании предохранителей с
наполнителем. Амплитуда первого пика коммутационных перенапряжений при
срабатывании предохранителей в сетях как переменного, так и постоянного токов
может достигать 1800 В. Первый пик импульса может иметь длительность
переднего фронта 100...2500 мкс и длительность полуспада - 400...2500 мкс.
Импульсный ток перегрузки при ограничении устройством защиты импульсов
может достигать 4 кА. Энергия, поглощаемая устройством защиты, в сети
постоянного тока до 1590 Дж, а в сети переменного тока - 2800 Дж. Постоянная
времени спада импульсного тока перегрузки в сети постоянного тока до 1,2 мс, а в
сети переменного тока -1,7 мс.
4
РАЗРАБОТКА
ПЕРЕНАПРЯЖЕНИЙ
И
УСТРОЙСТВ
МЕТОДИК
ЗАЩИТЫ
ОТ
ОПРЕДЕЛЕНИЯ
ИМПУЛЬСНЫХ
ИХ
ТРЕБУЕМЫХ
ХАРАКТЕРИСТИК
4.1 Общие положения
Установленные в главе 3 области возможных значений параметров КП,
создаваемых автоматическими выключателями и предохранителями, показывают,
что амплитуды КП могут в несколько раз превышать параметры испытательных
импульсов, регламентированных действующими требованиями по стойкости к КП
[41].
Согласно
этим
требования
разработано
все
существующее
электрооборудование автономных ЭЭС. Поэтому для обеспечения защищенности
электроприемников в автономных ЭЭС от КП представляется необходимой
установка УЗИП, обеспечивающих ограничение амплитуд импульсов до значений,
не превышающих значения регламентированные требованиями [41].
Исходя
из
рассмотренных
выше
условий
возникновения
КП
для
эффективной защиты автономной ЭЭС от КП, УЗИП должны устанавливаться в
распределительных щитах [111], а также непосредственно у электрооборудования,
при отключении которого возможно возникновение КП. На рис. 4.1 показаны
целесообразные места установки УЗИП на примере двухступенчатой радиальной
схемы электроснабжения.
Требования к устанавливаемым на главном распределительном щите (ГРЩ)
устройствам защиты У31 определяются исходя из максимально- возможных
параметров КП, возникающих при отключении головного автоматического
выключателя ГРЩ и при срабатывании предохранителей, а также при
отключениях автоматическими выключателями присоединений к ГРЩ токов
коротких замыканий. Характеристики защитных устройств устанавливаемых на
вторичном распределительном щите (ВРЩ) УЗП выбираются по максимальновозможным параметрам КП, создаваемых в питающей сети при коммутации токов
КЗ потребителей, присоединенных к конкретному ВРЩ, и в отключаемой части
сети при срабатывании головного
автоматического выключателя ВРЩ. Характеристики устройств защиты УЗШ
должны быть рассчитаны на параметры КП, возникающие при отключении тока
индивидуальным коммутационным аппаратом отдельного электрооборудования.
■э>Г
Щ
Рис. 4.1 - Схема расстановки УЗИП в автономной
ЭЭС
Следует отметить, что при разработке схемы защиты автономной ЭЭС от
импульсных перенапряжений необходимо учитывать возможность проникновения в
ЭЭС внешних импульсных перенапряжений как коммутационных, так и грозовых.
Возможными путями проникновения являются все проводники, выходящие за
металлический корпус автономного объекта, которые могут подвергаться прямым
грозовым разрядам, полевому воздействию тока молнии, полевому воздействию
объектов электроэнергетики, полевому воздействию ядерного взрыва, а также
проводники, связывающие автономную ЭЭС с неавтономной энергосистемой
(например, питание корабельной ЭЭС во время стоянки от береговой ЭЭС).
Наиболее опасным из указанных внешних воздействий является воздействие
грозового разряда [26].
Поэтому все входы в автономный объект должны защищаться
устройствами защиты (на рассматриваемой схеме - УЗО). Эти устройства
1
защиты должны быть согласованы с устройствами защиты, предназначенными
для ограничения КП. Согласование может быть осуществлено либо введением
между ограничителями последовательной разделительной индуктивности либо с
использованием собственной индуктивности проводов между ограничителями.
Согласование УЗИП заключается в том, что их параметры с учетом значения
разделительной { индуктивности выбираются таким образом, чтобы основную
часть энергии : внешнего импульса воспринимало УЗИП, установленное на
границе I автономного объекта, а ближайшее УЗИП, предназначенное для защиты
от |
I
КП, воспринимало допустимую для него часть энергии.
!
Для построения защиты автономных ЭЭС от всех внешних и
(
внутренних импульсных перенапряжений может быть использовано \
!
разработанное автором комбинированное УЗИП на основе варисторов и
газонаполненного разрядника. Описание указанного устройства приведено ниже.
4.2 Разработка комбинированных устройств поглощающего типа для |
}
защиты от импульсных перенапряжений
!
!
4.2.1 Описание принципа действия комбинированного устройства защиты
от импульсных перенапряжений
Схема
разработанного
комбинированного
устройства
защиты
от
импульсных перенапряжений представлена на рис. 4.2 [113].
/
'
У2
I
\
Рис. 4.2 - Комбинированное устройство защиты от
импульсных перенапряжений
Комбинированное устройство состоит из двух варисторов VI, V2 и
газонаполненного разрядника SF.
Принцип работы устройства основан на подключении во время действия
импульса с помощью газонаполненного разрядника варистора с низким
напряжением ограничения.
В нормальном режиме (при отсутствии импульсов перенапряжения) токи
через защитные элементы не протекают, так как варистор VI выбирается из
условия возможности его длительной работы при рабочем напряжении, а варистор
V2 отделен от сети разрядником SF.
Варистор
V2
имеет
максимальное
длительно
допустимое
рабочее
напряжение значительно меньшее, чем напряжение сети, а, следовательно, и более
низкое напряжение ограничения.
При воздействии импульса перенапряжения первым его будет ограничивать
варистор VI. Затем под воздействием остаточного напряжения варистора VI по
истечении статистического времени запаздывания пробивается разрядник SF и
напряжение снижается приблизительно до уровня напряжения ограничения
варистора V2. Так как ток импульса перенапряжения, как правило, достигает
своего максимума значительно позже момента пробоя разрядника SF (через
единицы - десятки мкс), то напряжение ограничения всего устройства
определяется напряжением ограничения варистора V2 (рис. 4.3).
2000
У
v
1000
800
600
Рис.
при
i0
V'.............Ю"2 .... ' 10-' ....... !0С ........ Î0'"~ Ю2 ~~ 103 ЮГ А Ю5
----/
4.3 - Работа варисторов
ограничении импульса
Так как варистор VI работает только в течение статистического времени
запаздывания разрядника, а основную часть энергии импульса поглощает
варистор V2, то необходимая энергоемкость варистора VI сравнительно невелика.
После воздействия импульса дуга в газонаполненном разряднике гаснет
даже при работе данного устройства в сети постоянного тока, так как значение
сопровождающего тока не превышает 1 мА. Это значение тока является
пороговым, при котором, как известно, уже невозможно существование тлеющего
разряда, который протекает при токах от 1 мА до 50. ..100 мА с напряжением 70.
..150 В.
Следует отметить, что варистор VI при ограничении импульсов не
подвергается воздействию больших импульсных токов и поэтому снижение
значения его наибольшего длительно допустимого рабочего напряжения
происходит очень медленно. Включение же варистора V2 последовательно с
разрядником SF обеспечивает то, что даже значительное снижение значения его
наибольшего длительно допустимого рабочего напряжения не влияет на работу
устройства.
Достоинствами комбинированного устройства являются:
- более низкое напряжение ограничения по сравнению с варисторами (в 1,2... 1,3
раза) при равном максимальном длительном рабочем напряжении;
- большая надежность и больший срок службы по сравнению с варисторами.
4.2.2 Определение параметров элементов комбинированного устройства
защиты от импульсных перенапряжений
Для того чтобы определить параметры элементов комбинированного
ограничителя перенапряжений необходимо рассмотреть следующие режимы его
работы:
- стационарный режим при максимальном длительном рабочем напряжении
питающей сети;
- режим ограничения импульсов;
- режим самостоятельного гашения сопровождающего тока.
Стационарный режим при максимальном длительном рабочем напряжении
питающей сети. В стационарном режиме работы к варистору VI приложено
напряжение питающей сети. Поэтому рабочее постоянное напряжение варистора
VI - 11пост
п
должно быть не меньше максимального длительного рабочего
напряжения сети постоянного тока С/с
ипостУ1 >ис.
(4.1)
Для переменного тока это условие принимает следующий вид
иперемУХ>ид,
(4.2)
где ид - действующее значение максимального длительного рабочего напряжения
сети переменного тока, иперемуХ - рабочее переменное
напряжение варистора VI.
Следует отметить, что при выборе варистора по рабочему напряжению
достаточно знать его рабочее напряжение любого рода тока, так как для
применяемых
в настоящее время
оксидно-цинковых варисторов рабочие
постоянное и переменное напряжения связаны следующим соотношением
ипостУЛ_ =
перемУ\
(1.27... 1.33).
(4.3)
Варистор К2 подключен к сети через газонаполненный разрядник FV. В
стационарном режиме необходимо обеспечить отсутствие условий для искрового
пробоя разрядника. Следовательно, статическое напряжение пробоя разрядника
исРУ должно больше максимального длительного
рабочего напряжения сети 11с
ис8Р>ис.
(4.4)
Для переменного тока это условие имеет следующий вид ис5Р>42ид. (4.5)
Режим ограничения импульсов. В случае воздействия на комбинированный
устройство импульсов перенапряжений с крутым
передним фронтом первым начинает работать варистор V I . И только спустя
некоторое время, необходимое для формирования разряда между электродами
газонаполненного разрядника, в работу включается варистор У2, разгружая при
этом варистор VI.
Таким образом, для определения энергии, поглощаемой варистором VI,
необходимо найти время с момента прихода импульса до момента пробоя
газонаполненного разрядника.
В технике высоких напряжений для расчета времени пробоя изоляции в
зависимости от приложенного напряжения используется так называемый закон
жизни изоляции. Так как этот закон применим к газовой изоляции, то его можно
использовать и для определения условий пробоя газонаполненного разрядника.
Согласно этому закону время до момента пробоя определяется следующим
образом [114]
(4.6)
где и - приложенное к разрядному промежутку напряжение, а и п
- постоянные коэффициенты.
Если принять продолжительность «жизни» межэлектродного промежутка
газонаполненного разрядника за единицу, то время до момента пробоя ¡пр при
произвольном законе изменения напряжения ¿(и) определится
следующим образом
(4.7)
Стандартными
характеристиками
газонаполненного
разрядника являются: статическое напряжение пробоя, определяемое при скорости
нарастания напряжения 100 В/с; динамическое напряжение пробоя,
определяемое при скорости нарастания напряжения 1 кВ/с. Напряжение на
разряднике при воздействии испытательных импульсов нарастает линейно =
(4.8)
где к - скорость нарастания напряжения, ? - время.
Поэтому время до момента пробоя при воздействии испытательного
импульса
где ипр - напряжение пробоя разрядника при скорости нарастания
напряжения к.
После подстановки (4.8) и (4.9) в (4.7) получаем
уда* 1,
»
оа
(4.10)
п
После интегрирования последнего выражения оно приобретает
следующий вид
/ \л+1
к"
' Ы
пр
х
а(п +1)
■=1,
п+1
или ------------- = 1.
ак(п +1)
(4.11)
Из (4.11) определяется скорость нарастания напряжения в зависимости от
напряжения пробоя
п+1
к = _^р ------- _ (4Л2)
а(п +1)
Неизвестные постоянные коэффициенты а и п можно определить из
следующей системы уравнений, которая записана на основе (4.11) для
нормируемых значений статического и динамического напряжений пробоя
=1
(4.13)
=1
п+1
ипр\
ак^ (п +1)
ак 2 (п +1)
п+1
ипр2
,
где мпр] - статическое напряжение пробоя при к { =100 В/с, «пр2
динамическое напряжение пробоя при к 2 = 1 кВ/мкс. Из (4.9) можно получить
п+1
я+1
М
яр1 _ Цяр2
п
+1
/\
и
пр\
Ы1
\ Ф )
ИЛИ
Из (4.14) определяются искомые постоянные коэффициенты а и п
(4.14)
/
1<>£
Я = -1,
У
/л
и
пр\
1ов
\ и пр1.
и
пр\
а-——
«+1
(4.15)
Энергия, поглощаемая варистором с момента начала воздействия импульса
перенапряжения до момента пробоя Спр газонаполненного
разрядника ЗБ, определяется следующим образом
•пр
IV = ^и у 1у{иу)Ж,
(4.16)
где и у - напряжение, приложенное к варистору; Ц / { и у ) - ток
варистора при напряжении щ.
Предельная энергия, поглощаемая варистором V I , может быть оценена при
воздействии импульса перенапряжения с сопротивлением источника импульса
равным нулю. Напряжение, прикладываемое к варистору, в этом
случае возрастает независимо от тока варистора. При постоянной скорости
нарастания напряжение импульса определяется следующим образом
иу=к,
(4.17)
где к - скорость нарастания напряжения импульса.
Вольтамперная
характеристика
варистора
может
быть
представлена
функцией следующего вида [83]
г у ( и у ) = уи у ,
(4.18)
где у - константа керамического материала (зависит от типа варистора), а показатель степени нелинейности вольтамперной характеристики.
Постоянные у и а могут быть определены на основе любых двух точек
справочной вольтамперной характеристики рассматриваемого варистора в области
рабочих токов (более 1 мА).
После подстановки (4.17) в (4.18) получаем
¡ у { и у ) = уи$=у{Ы) а ,
(4.20)
Выражение для энергии, поглощаемой варистором V I , определяется из
(4.16) путем подстановки в него (4.17) и (4.20)
1
'пр
пр
¡сс+2
?уа+2
№ = \ktyiktfdt = ука+1 = ука+1 -Я— = Г-ЛЕ-.
0
д
а+2 ка+2
(4.21)
После подстановки в (4.21) выражения (4.12) определяется искомое
выражение для расчета энергии, поглощаемой варистором VI в зависимости от
скорости нарастания напряжения импульса
а+2
Г ( / ш ( п + 1))"'
к а + 2
Это же выражение, записанное относительно напряжения пробоя
ж=
УФ + 1) а - я +1
пр
(а + 2)
(422)
( 4 23 )
'
^
}
Следует отметить, что мощные импульсы, как было показано в главе 3,
имеют длительность переднего фронта более 100 мкс. Наиболее коротким
передним фронтом (100 мкс) обладает первый пик импульса при
,
124
срабатывании предохранителя с наполнителем. Амплитуда этого импульса
составляет 2000 В. Это соответствует скорости нарастания напряжения 2-Ю7 В/с.
Более короткие импульсы возможны при отключении активно- индуктивных цепей
автоматическими выключателями с дугогасительной решеткой. Однако энергия
этих импульсов, что следует из формулы (3.14) и данных табл. 3.1, не превышает
0,5 Дж. Поэтому в качестве расчетной
скорости нарастания напряжения можно принять значение к р а с ч = 2 • 107 [В/с].
Энергия, поглощаемая варистором V I , определится согласно приведенным
рассуждениям,
следующим
образом
г
у(ка(п +1))" + 1
¡V = МАХ
а + 2
Для
_
а+2
0.5 Дж
того
чтобы
(4.24)
газонаполненный
разрядник выдержал проходящий через него импульс тока, его необходимо
согласовать по току с варистором У2. Для этого можно использовать
общепринятый параметр - максимальный импульсный ток формы 8/20 мкс
18Р>1У2.
Режим
(4.25)
самостоятельного
гашения
сопровождающего
тока.
После
воздействия импульса необходимо, чтобы газонаполненный разрядник перешел
обратно
в
непроводящее
состояние.
Для
этого
нужно,
чтобы
значение
сопровождающего тока не превышало 1 мА. Это значение тока является
пороговым, при котором, как известно, уже невозможно существование тлеющего
разряда.
Тлеющий разряд существует при токах от 1 мА до 50... 100 мА с
напряжением 70... 150 В. При дальнейшем увеличении тока до 0,5... 1 А происходит
переход разряда в дуговой с напряжением 10.. .20 В.
Для пояснения на рис. 4.4, а приведена вольтамперная характеристика
газонаполненного разрядника при малых токах (напряжение тлеющего разряда - 80
В). Результирующая вольтамперная характеристика
последовательно соединенных газонаполненного разрядника и варистора ¥2
полученная суммированием вольтамперных характеристик этих двух элементов
приведена на рис. 4.4, в.
I I I I I I I I I I I ....................... .
................................................ ЗЯ1 I
1 1 1 1 1 1 1
О Й.1 0.2 03 0.4 0.3 И 0.7 0.8 0.9 1 1.1 1.2 13 1.4 1.5 . . МО 50.1 0.2 0.3 0.4 0.3 0.« 0.7 0.8 09 1 1.1 1.2 1.3 1.4 и
. . . . .
/.А
/.А
б)
В)
Рис. 4.4 - Вольтампериые характеристики газонаполненного
разрядника (а), варистора (б) и последовательно соединенных элементов (в) Таким
образом, для устойчивого гашения сопровождающих токов необходимо, чтобы
при минимальном напряжении на газонаполненном разряднике значение тока не
превышало 1 мА. Указанное условие можно записать применительно к варистору
¥2 в следующем виде, приняв, что в наихудшем случае напряжение дугового
разряда составляет 10 В
/К2(£/с-10)<10-3,
(4.26)
где 1 у 2 ( У с - Щ - ток [А], протекающий через варистор ¥ 2 при напряжении
равном - ( I / с - 1 0 ) [В].
Следует отметить, что ток в 1 мА является классификационным
напряжением варистора и приводится в его справочных параметрах. Поэтому
условие (4.26) целесообразно переписать в более удобном виде
^2>(ас-Ю),
где итУ2 - классификационное напряжение варистора ¥2.
(4.27)
1
I
1
126 !
4.3 Обоснование характеристик типоряда комбинированных устройств <
/
I
|
защиты от перенапряжении
|
Основным параметром для построения типоряда комбинированных I
I
полупроводниковых ограничителен перенапряжении поглощающего типа |
!
является энергоемкость. В рассматриваемом устройстве энергоемкостью ■
I
всего устройства можно считать энергоемкость варистора У2.
|
Типоряд по энергоемкости целесообразно построить с номинальным |
шагом 1.6, так как при этом линейные размеры поперечного сечения !
1
варистора (так называемый номинальный диаметр варистора) будут иметь I
)
номинальный шаг 1.25.
I
I>
Как показал приведенный в главе 3 анализ результатов | математического и
физического моделирования, энергия КП не превышает 2800 Дж.
Исходя из этого, представляется возможным, принять для наибольшего |
I
типоразмера варистора У2 энергоемкость, равную 2800 Дж.
|
Для наименьшего типоразмера представляется возможным принять >
энергоемкость равную 300 Дж.
Соотношение между максимальной и минимальной энергоемкостями |
I
при числе типоразмеров - п выражается следующей зависимостью
IV =м> ■ Л б""1.
"тах "Ът 1 •
(4.28) 1
^-г.^иу ]
Отсюда следует, что число типоразмеров равно « =1 +
1о&.6(2800/300)« 6.
|
=1+
(4.29)
Таким образом, число типоразмеров целесообразно принять равным
шести.
1
I
Согласно выражениями, полученным в п. 4.2, были рассчитаны |
параметры элементов комбинированных устройств защиты от импульсных ;
!
перенапряжений.
Максимальное
длительное
рабочее
напряжение
сети
|
постоянного тока равнялось 350 В. Для сети переменного тока действующее |
значение максимального длительного рабочего напряжения сети равно 275 В. |
I
I
!
(
В табл. 4.1. приведены характеристики элементов, имеющих ближайшие к
расчетным значениям стандартные параметры.
Таблица 4.1 - Параметры элементов комбинированных устройств
Наименование параметра
Единица
измерения
Типоразмер ограничителя
перенапряжений
1
2
3
4
5
Энергоемкость варистора
У2
Дж
300
460
730
1200
1900
защиты от импульсных перенапряжений
В
230 230 230 230
230
Длительное рабочее напряжение
переменного тока варистора У2
(действующее значение)
кА
25
40
70
100
160
Максимальный импульсный ток 8/20
мкс варистора У2
Энергоемкость варистора VI
Дж
8,6
8,6 8,6
8,6
8,6
В
275
275
275
275
275
Длительное рабочее напряжение
переменного тока варистора VI
(действующее значение)
В
350 350 350 350
350
Статическое напряжение пробоя
газонаполненного разрядника ББ
700 700 700 700
700
Динамическое напряжение пробоя
в
газонаполненного разрядника БР
кА
25
40
70
100
160
Максимальный импульсный ток 8/20
мкс газонаполненного разрядника БР
6
3000
230
250
8,6
275
350
700
250
Для предложенных устройств характерно то, что вольтамперные
характеристики основных варисторов (У2) лежат на 20 % ниже, чем I
»
вольтамперные характеристики варисторов, выбранных на длительное \
I
рабочее напряжение сети. Поэтому предложенные устройства имеют | напряжения
ограничения на 20 % ниже относительно напряжений | ограничения отдельных
варисторов с такими же энергетическими |
характеристиками.
|
!
4.4 Разработка экспериментального образца комбинированного |
устройства защиты от импульсных перенапряжений
I
I
Автором диссертации было разработано комбинированное УЗИП, '
имеющее характеристики первого элемента типоряда [115]. Внешний вид ;
и<
устройства приведен на рис. 4.5.
I
;
Рис. 4.5 Экспериментальный образец
комбинированного
устройства защиты от
импульсных
перенапряжений
Разработанное комбинированное УЗИП имеет тепловую защиту
варисторов, обеспечивающую безопасность, а также сигнализацию рабочего
и аварийного состояний. Эти функции реализованы посредством выполнения
УЗИП по схеме, представленной на рис. 4.6.
Рис. 4.6 - Электрическая
схема комбинированного
УЗИП
Перечень элементов электрической схемы разработанного устройства приведен в табл.
4.2.
VI
Таблица 4.2 - Перечень элементов электрической схемы комбинированного УЗИП
Варистор Б05К275
У2
Варистор В32К230
N1
Лампа неоновая N-80411. кр.
N2
Лампа неоновая N-8040. зел.
XI
Колодка клеммная СОВ-2,5-006-03
8П
Разрядник Т63-С350
РУ1
Термопредохранитель ТЪ 8-105
ЕУ
2
Термопредохранитель ТЪ 0-093
!
■•
I
129
|
На приведенной схеме основным варистором, поглощающим
практически всю энергию импульсов, является варистор У2. Варистор VI |
предназначен для работы в течение статистического времени запаздывания !
I!
разряда газонаполненного разрядника
Функцию тепловой защиты |
варисторов выполняют термопредохранители РУ1 и РУ2. Сигнализация |
нормальной работы схемы осуществляется с помощью неоновой лампочки |
зеленого цвета N2. Аварийное состояние схемы - отключение вследствие |
перегрева одного из термопредохранителей - осуществляется с помощью |
I
;
I
Указанное разработанное устройство было изготовлено автором и !
|
испытано в лаборатории электромагнитной совместимости кафедры ЭППиГ |
неоновой лампочки красного цвета N2.
)
ЮРГТУ (НПИ). Для испытаний разработанного устройства автором был |
изготовлен генератор стандартной комбинированной волны, схема которого |
приведена в приложении. Результаты испытаний разработанного устройства !
!
стандартной комбинированной волной приведены в приложении.
;
4.5 Методика выбора комбинированных устройств защиты от импульсных
перенапряжений
Приведенная ниже методика предназначена для выбора | комбинированных
устройств защиты от импульсных перенапряжений.
1) Выбор устройства защиты по рабочему напряжению
Максимальное длительно допустимое рабочее напряжение устройства защиты и
должно быть выше максимального длительного рабочего |
напряжения сети Vс.
|
ир>ис.
(4.30)
2) Выбор устройства защиты по току перегрузки
Выбор комбинированного устройства защиты по току перегрузки ;
осуществляется
}
по
условию
/тах(г,Л0>/„,
(4.31) !
где /тах(г,ЛО - максимальный ток повторяющихся импульсных перегрузок
варистора, включенного последовательно с газонаполненным разрядником, при
длительности импульсов т и минимальном числе повторений импульсов N.
Максимальный ток повторяющихся импульсных перегрузок варистора при
длительности импульсов т и минимальном числе повторений импульсов : N
определяется по справочным кривым ухудшения параметров варистора. |
3) Проверка устройства защиты по энергии абсорбции
Для выбранного устройства защиты при токе /тах(г, А'') по ; вольтамперной
характеристике варистора, включенного последовательно с . газонаполненным
разрядником, определяется соответствующее напряжение ;
^тах •
Максимальная энергия абсорбции выбранного устройства защиты при
!
заданной длительности импульса т может быть определена по следующему |
выражению
^шах = ^тахАпах7 ■
]
(4-32)
Максимальная энергия абсорбции выбранного устройства защиты ¡¥тах |
)
должна быть больше или равной максимальной рассчитанной энергии | импульса ;
(4-33) 5
4) Проверка устройства защиты по средней рассеиваемой мощности
Средняя рассеиваемая в устройстве защиты мощность Р может быть :
I
определена по максимальной энергии запасенной в индуктивности отключаемой
цепи IV и минимальному периоду коммутации этой цепи Т из
I
следующего
соотношения
!
Ж
Р=—.
Т
(4.34) ;
I
!
Минимальный период коммутации - это время между двумя ' операциями
отключения тока коммутационными аппаратами
!
(автоматическими выключателями, контакторами и т.п.), определяемое уставками
автоматики или иным способом.
Средняя рассеиваемая мощность Р не должна превышать максимально
допустимую среднюю рассеиваемую мощность Рт варистора, включенного
последовательно
с
газонаполненным
разрядником,
то
есть
|
Рт>Р.
(4.35) |
I
5) Проверка устройства защиты по требуемому уровню защиты
Для выбранного устройства защиты по вольтамперной характеристике ;
варистора, включенного последовательно с газонаполненным разрядником,
при токе 1п определяется соответствующее напряжение ограничения V .
1
Напряжение ограничения выбранного устройства защиты с учетом
;
падения напряжения на дуге газонаполненного разрядника и допуска на
;
параметры вольтамперной характеристики варистора, включенного
|
последовательно с газонаполненным разрядником, не
должно превышать
и<и
т огр
1+-
; требуемого уровня
+ ид,
(4.36)
100,
j
где Л - допуск на параметры вольтамперной характеристики варистора, %; I и д напряжение на дуге газонаполненного разрядника (10 - 15 В).
1I
4.6 Разработка схемы защиты от внешних импульсных перенапряжений 1
j
автономных объектов на примере автоматизированной системы контроля j
изоляции маслонаполненных трансформаторов тока 750 кВ
Автоматизированная система контроля изоляции маслонаполненных •
трансформаторов тока 750 кВ состоит из микропроцессорных модулей КТУ"Квазар", подключенных к измерительным выводам контролируемых j объектов.
Данные измерений, полученные от микропроцессорных модулей,
передачи данных передаются на диспетчерский щит управления.
:
по линиям
Микропроцессорный
модуль
КТУ-"Квазар"
реализует
неравновесно-
компенсационный метод, основанный на измерении суммы трехфазной системы
токов,
протекающих
через
изоляцию
трех
однотипных
объектов.
В
предположении малых различий характеристик изоляции в исходном состоянии
трех одновременно контролируемых объектов можно считать, что измеряемый
суммарный ток будет близок к нулю. При увеличении комплексной проводимости
изоляции одного из этих объектов увеличится !
ток через нее и соответственно изменится суммарный ток; приращение этого *
!
тока и измеряется в указанном модуле.
|
В устройстве присоединения к объекту (УПО) расположены ; резистивные
шунты, зашунтированные защитными искровыми
разрядниками. Пропорциональные токам утечки напряжения на резистивных •
)
шунтах передаются по радиочастотным кабелям к групповой ! коммутационной
сборке, где и располагается микропроцессорный модуль.
причин,
по
которой
непрерывный
контроль
не
1
,
Одной из основных
получил
широкого
распространения, является недостаточная | проработанность вопроса защиты
устройств контроля изоляции от импульсных перенапряжений. Наиболее часто
устройства контроля изоляции \ повреждаются при проведении операций
разъединителями открытого : распределительного устройства, на котором
находятся контролируемые | трансформаторы тока. Возникающие при этом
коммутационные ; перенапряжения воздействуют на входы устройства контроля
как ; непосредственно через изоляцию контролируемых объектов, так и ;
посредством полевого влияния на подходящие к устройству кабели. '
!
Амплитуда таких колебательных затухающих импульсов в цепях релейной |
защиты согласно данным измерений, проведенных авторами работы [116] на ;
Курской АЭС, может достигать 4,8 кВ.
Кроме коммутационных перенапряжений на устройство контроля |
I
изоляции воздействуют также грозовые перенапряжения, приходящие по ! линиям
электропередач на открытое распределительное устройство; ;
перенапряжения, вызванные полевым влиянием на кабельные линии токов
грозовых разрядов; и перенапряжения вызванные обратными перекрытиями.
Согласно данным измерений авторов работы [116] при обратных перекрытиях в
цепях релейной защиты наблюдаются импульсы амплитудой до 5-10 кВ.
В настоящее время в энергосистемах России и Украины применяется схема
устройства присоединения к объекту (УПО), которая показана на рис. 4.7 [117], и
ее модификация, не содержащая разрядника 57<7.
К измерительному
выводу объекта
о-
К ЭР)
микропроцессорному модулю
4Г
Рис. 4.7 - Применяемая схема устройства присоединения к объекту
Отсутствие 67<7 резервируется использованием разрядников во входных
цепях переносных и стационарных устройств измерения. В качестве БУ1
применяется в основном газоразрядный элемент типа Р-350. Он имеет статическое
напряжение пробоя 310-390 В и не нормируется на динамическое напряжение
пробоя,
которое
в
5-6
раз
больше
[117],
поэтому
при
импульсных
перенапряжениях, работает часто не разрядник, а искровой промежуток 67*2, что
неоднократно подтверждалось результатами ревизий УПО.
При непрерывном контроле резисторы Яш не шунтируются и вследствие
этого подвергаются частому воздействию импульсных перенапряжений, хотя и
ограниченных по уровню искровым промежутком. Проволочные резисторы типа
ПЭВ-25, как показал опыт эксплуатации, такого воздействия не выдерживают.
Поэтому
на
подстанциях
и
электростанциях
России,
где
применяется
непрерывный контроль, происходит массовый переход на более надежные
объемные резисторы типа ТВО-20. Однако как показывает практика эксплуатации,
устойчивость
резисторов Яш к воздействию импульсов не означает защищенности элементов
автоматизированной
системы
контроля
изоляции
и,
в
частности,
микропроцессорных модулей.
Согласно требованиям зонной концепции схема защиты от импульсных
перенапряжений
должна
предусматривать
установку
ограничителей
перенапряжений на всех входах защищаемого объекта. Поэтому схема защиты от
импульсных перенапряжений автоматизированной системы контроля изоляции
должна
состоять
из
схемы
присоединения
к
объекту,
блока
защиты
микропроцессорного модуля и блока защиты ввода кабеля передачи данных на
диспетчерском щите управления.
Предлагаемая схема устройства присоединения к объекту может содержать в
качестве основного защитного элемента газонаполненный разрядник. Эта схема
УПО представлена на рис. 4.8. Для предотвращения повышения потенциала (до 4
кВ) на измерительном выводе объекта при обрыве цепи измерительного шунта Яш
предлагается
использовать
газонаполненный
разрядник
с
устройством
термозащиты. Устройство термозащиты обеспечит замыкание цепи разрядника
накоротко в случае перегрева капсулы разрядника длительным сопровождающим
током.
К измерительному
выводу объекта 0-
£
Э
Я
2
К
микропроцессорному модулю
Рис. 4.8 - Схема устройства присоединения к объекту с газонаполненным
разрядником
Предлагаемая схема блока защиты от импульсных перенапряжений
микропроцессорного модуля приведена на рис. 4.9.
135
УПОА
УПОС
УЛ
ОВ
тЗ
тЗ
-к.
тш
ьш
№
ю и —
УОЗ УВ4
УБ5
1 -шД
4
кг
УИ
2 Ш-
-ко-1
—
У08
Л
5
УО 6 К£> 7
т-ь из
Я6
У
В9
Микропроцессорный
модуль КТУ «Квазар»
уто
Ш-
коп УО12
Д9
ф
Ю
Д8
■ш
е-
У
1
5^4
В кабель
связи 118-
232
К2
£
КЗ
В
кабель
питани
я -220 В
Рис. 4.9 - Блок защиты микропроцессорного модуля от импульсных перенапряжений ■
Измерительные входы устройства защищены с помощью | двухступенчатой
схемы.
Первой
ступенью
этой
схемы
является
I
трехэлектродный
газонаполненный разрядник с устройством термозащиты. Второй ступенью
являются защитные диоды. Разделительными элементами являются активные
сопротивления.
Схема блока защиты от импульсных перенапряжений входа кабеля
передачи данных также является двухступенчатой, первой ступенью которой
является трехэлектродный газонаполненный разрядник, включенный между
1
1
:
жилами кабеля относительно оболочки кабеля. Оболочка кабеля заземляется
через газонаполненный разрядник. Второй ступенью являются защитные диоды,
которые включаются через разделительные сопротивления между каждой из жил
кабеля и его оболочкой, а также между оболочкой кабеля и землей.
Защиту входа питания предлагается защитить варисторами, включенными
как между проводами, так и между каждым из проводников и землей.
Схема блока защиты от импульсных перенапряжений ввода кабеля
передачи данных на диспетчерском щите управления аналогична схеме защиты
входа кабеля передачи данных в микропроцессорный модуль. Эта схема
приведена на рис. 4.10.
т
В кабель
связи 118-
$1
гт
о—
V
232
ЛЗ
Рис. 4.10 - Схема блока защиты от импульсных перенапряжений ввода кабеля передачи
данных на диспетчерском щите управления
Во всех блоках схемы защиты предварительно выбираем к установке
следующие элементы:
- варисторы
820К275;
-
<
I
- защитные
диоды
—
1.5КЕ12СА;
<
- разделительные активные сопротивления - 10 Ом;
- двухэлектродные газонаполненные разрядники - А81-А230Х (статическое
напряжение пробоя - 230 В, динамическое напряжение пробоя - 600 В, |
амплитуда импульсного тока 8/20 мкс - 20 кА);
- трехэлектродные газонаполненные разрядники - Т81-А230Х (статическое •
напряжение пробоя - 230 В, динамическое напряжение пробоя - 600 В, амплитуда
импульсного тока 8/20 мкс - 20 кА);
- трехэлектродные газонаполненные разрядники с устройством термозащиты
- T23-A230XF4 (статическое напряжение пробоя - 230 В, динамическое
напряжение пробоя - 600 В, амплитуда импульсного тока 8/20 мкс - 20 кА).
Проверка возможности применения указанных элементов может быть
осуществлена путем моделирования следующих возможных воздействий на
схему защиты: 1) импульсные перенапряжения, вызванные воздействием на
изоляцию трансформаторов тока грозовых и коммутационных перенапряжений;
2) грозовые перенапряжения, вызванные полевым влиянием тока молнии либо
выносом потенциалов (обратными перекрытиями).
Импульсные перенапряжения, воздействующие на трансформаторы тока
напряжением 750 кВ, могут иметь амплитуду до 2600 кВ [3]. Стандартные
импульсы
имеют
следующие
длительности:
грозовой
1.2/50
мкс
и
коммутационный 250/2500 мкс.
, . Грозовые перенапряжения, вызванные полевым влиянием тока молнии либо
обратными перекрытиями, могут иметь амплитуду до 6 кВ [81]. Воздействие этих
импульсов может быть промоделировано воздействием импульса от генератора
стандартной комбинированной волны с внутренним сопротивлением 2 Ом. Форма
напряжения этого импульса при холостом ходе генератора импульсов составляет
1.2/50 мкс, а форма импульса тока при коротком замыкании на выводах
генератора импульсов - 8/20 мкс.
Расчет воздействия на схему защиты импульсных перенапряжений,
вызванных воздействием на изоляцию трансформаторов тока грозовых и
коммутационных перенапряжений со стороны высокого напряжения.
Расчетная
схема
замещения
линии
электропередачи,
изоляции
трансформатора тока и измерительного шунта, установленного в УПО, для
расчета волновых процессов изображена на рис. 4.11 [112, 118]. На этой схеме Zc волновое
сопротивление
линии,
по
которой
распространяется
перенапряжения (линейный провод - земля); ип - напряжение
волна
падающей волны; Ь - паразитная индуктивность резистивного шунта. В схеме
замещения не учтена активная проводимость изоляции, так как обусловленные ею
токи пренебрежимо малы по сравнению с емкостными токами.
А
2и
п
Рис. 4.11 замещения
Данная
искажения
схема
отображает
формы
импульса
К
устройству
контроля
_
изоляции
к,,.
□
Расчетная схема
случай
перенапряжения
отсутствия
волнами,
отраженными от другого электрооборудования, вызванными этим же импульсом.
Для упрощения расчета волновые сопротивления участка линии распространения
волны, по которому волна приходит к трансформатору тока, и участка, по
которому она идет дальше, приняты равными. Для заданного класса напряжения
волновое сопротивление составляет не менее 280 Ом (воздушные линии, шины
распределительного устройства) при всех значениях частот [119].
При расчетах влиянием рабочего напряжения можно пренебречь, так как
обусловленное им падение напряжения на шунтирующем резисторе не превышает
0,6 В.
При расчете значения емкостей С1 и С2 были приняты равными 770 пФ и
1700 пФ (определены с помощью замеров на реальных ТТ) соответственно.
Значение паразитной индуктивности резистивного шунта, установленного в УПО,
составляет 10 мГн (определена с помощью замеров). Значение паразитной
индуктивности резистивного шунта, установленного в микропроцессорном
модуле, составляет 50 нГн (определена с помощью замеров). Параметры
радиочастотного кабеля, связывающего УПО с микропроцессорным модулем:
длина - 12 м, погонная емкость - 52 пФ,
погонная индуктивность - 256 нГн, погонное активное сопротивление - 27 мОм.
'
I
Расчет переходных процессов произведен на ЭВМ с помощью системы ;
схемотехнического моделирования Micro - Сар [120].
Расчетная схема для моделирования воздействия на схему УПО грозового
импульса со стороны высокого напряжения приведена на рис. 4.12. Разрядник на
этой схеме представлен индуктивностью своих выводов L3, | межэлектродной
емкостью СЗ. Пробой разрядника моделируется включением ключа Parti,
включенного последовательно с источником напряжения 15 В (падение
напряжения на дуге). Момент включения ключа (момент срабатывания
разрядника) определяется по скорости нарастания : напряжения между его
электродами
согласно
rii}wv42)
R1 280 R2
——
28
ei .
ЛЛЛ—j
770рТ 0
vi©&
15
С
2
17
00
р
формуле (4. 12).
i
R3
|l 5k
• 10m
гч ßh
C 3
j' 1
p^
5
t.13.7n,0lä
Parti
Рис. 4.12 - Схема для моделирования воздействия грозового импульса на
газонаполненный разрядник УПО
Результаты моделирования представлены на рис. 4.13 (напряжение на
выводах резистивного шунта) и 4.14 (ток через газонаполненный разрядник).
кту вн_тт грозовой имлульо.ст
140
вн тт
грозовой
импульсст
КТУ
ООО
Ои
«
L
3I
Рис. 4.14 - Ток через газонаполненный разрядник УПО при воздействии грозового
импульса
Расчетная
схема
для
моделирования
воздействия
на
г(1Ьмл{2)
схему УПО коммутационного ------- - импульса со стороны высокого
------- MV—
напряжения приведена на рис. 280 С1- 4.15.
^280
770р[3 -vi©
15
V2±
i R3
С
2
17
00
р
Л 50r
L3
1.5 y.
'•¿■и
I.
k
р, 10m
СЗ »ft,272n,0 ffl Parti
Рис. 4.15 - Схема для моделирования воздействия коммутационного импульса на
газонаполненный разрядник УПО
Результаты моделирования представлены на рис. 4.16 (напряжение на
выводах резистивного шунта) и 4.17 (ток через газонаполненный разрядник).
КТУ ВН.ТТ.КОММУТАЦИОННЫЙ ИМПУЛЬС* CIR
ООООи
0.4
00U
itä]
О.в
ОО
и
т
225.0
150.1
75
00
0:
-1500000000и0400и
о 800и 1.200и
¡0.31
1 600и
2.000и
0.00
РИС. 4.17
- Ток через газонаполненный
разрядник УПО при воздействии
т
коммутационного импульса Расчетная схема для моделирования воздействия
0-
грозового импульса■7
со стороны высокого напряжения на измерительный вход
блока защиты5.0
микропроцессорного модуля приведена на рис. 4.18.
00
Рис. 4.18 - Схема для моделирования воздействия грозового импульса со
стороны
высокого напряжения на
измерительный вход блока защиты
микропроцессорного модуля
Результаты
представлены на
рис.
4.19
моделирования
(напряжения
на
выводах
газонаполненного разрядника и выводах защитного диода), 4.20 (ток через
газонаполненный разрядник) и 4.21 (ток через защитный диод).
15 Я4 50п
И7
10
12*0 027 14 ___ _____
12*256е-91
£ 1750п
50пШ —
11>:
т
15КЕ12^01
1 - 3
Е
= = С4 *С5 ф СЗ
15КЕ12
6*52р 6"52р
±02
| 1.5р у2
50п
15
Ю
У2+ 17011,0Л
РагМ
ф
11
40.000
Рис. 4.21 - Ток через защитный диод измерительного входа блока защиты
микропроцессорного модуля при воздействии грозового импульса
Рис. 4.19 - Напряжения на выводах газонаполненного разрядника и выводах
защитного диода измерительного входа блока защиты микропроцессорного модуля
при воздействии грозового импульса
-1 000К0000и
1 000и
2000и
¡на
3000и
4.000и
5000и
Т
Рис. 4.20 - Ток через газонаполненный разрядник измерительного входа блока
защиты микропроцессорного модуля при воздействии грозового импульса
_
КТУ ВН ТТ ГРОЗОВОЙ ИМПУЛЬС.СШ
60.000 ................................................................. ...........................................................................................................
Расчетная схема для моделирования воздействия коммутационного
импульса со стороны высокого напряжения на измерительный вход блока
защиты микропроцессорного модуля приведена на рис. 4.22.
1 21—
»—
280 С11280
т ^ Н2
VI©
, 770р(з)
А
С 2
1700р Ф
Я7
50п 10
12*0.027 14
15КЕ1 Э1
> ИЗ I?
"ЭДп
ЩГ
И Р™1^
|,ют 4= 9*
12*256е-9
С5
6*52р 6*52р
15
Я4
13
е
=сз
Ф
15ру
16
Я5
50п 10
Рис. 4.22 - Схема для моделирования воздействия коммутационного импульса со
стороны высокого напряжения на измерительный вход блока защиты
микропроцессорного модуля Результаты моделирования представлены на рис. 4.23
(напряжения на выводах газонаполненного разрядника и выводах защитного
диода), 4.24 (ток через газонаполненный разрядник) и 4.25 (ток через защитный
диод).
ЯУ.ВН.ТТ.КОММУТАЦИО^ЫЙ ИМПУЛЬССШ
25.000 -
20 000
15 000; 10,000 5.000 0.000;
О ОООи
у(8.10
1
Рис. 4.23 - Напряжения на выводах газонаполненного разрядника и выводах
защитного диода измерительного входа блока защиты микропроцессорного модуля
при воздействии коммутационного импульса
0000и
ми
«О.ОООи
Рис. 4.24 - Ток через защитный диод измерительного входа блока защиты
микропроцессорного модуля при воздействии коммутационного импульса
Расчет воздействия на схему защиты импульсных перенапряжений,
вызванных полевым влиянием тока молнии либо выносом потенциалов.
Воздействие этих импульсов промоделировано воздействием импульса от
генератора стандартной комбинированной волны с внутренним сопротивлением 2
Ом [26].
Расчетная схема для моделирования воздействия комбинированной волны
на вход кабеля передачи данных приведена на рис. 4.25. Результаты
моделирования
представлены
на
рис.
4.26
(напряжения
на
выводах
газонаполненного разрядника и выводах защитного диода), 4.27 (ток через
газонаполненный разрядник) и 4.28 (ток через защитный диод).
Я11
1С0
-ОЭТ
то 19
. 21
6400 I 5-75и УЗ *
50п 10
Яцллл,^!
15КЕ12СА
Я1
2
26
0.78 11и
50п@
10
1.31
У4
сзф—
14?
3
4
15КЕ12СА
М58п,
0 РагН
Рис. 4.25 - Расчетная схема для моделирования воздействия комбинированной
волны на вход
кабеля передачи данных
1.0
00
К «
■ 02
О.О
ООи
750К
)
0.500к|
0250к|
оооок!
30.00
0
22.50
0
15.00
0
7500
0.
КТУ,ВН_ТТ.ВЫНОС ПОТЕНЦИМА.СЮ
ЮОООи
т
00
0 •7
500
О.О
ООи
ХМ)
РИС.
4.26 - Напряжения на выводах газонаполненного разрядника и выводах
защитного диода при воздействии комбинированной волны на вход кабеля передачи
145
КТУ.ВНТТ.ВЫН
ОС
ЛОТЕНЦИАЛАС
К
2 400К
/
\
20 ОООи
ЗО.ОООи
40 ОООи
Т
О ОООи
1Ш
РИС. 4.27
\
10 ОООи
- Ток через газонаполненный разрядник при воздействии
комбинированной волны на вход кабеля передачи данных
О ОООи
Ш
1
КТУ,ВН ТТ ВЫНОС ПОТЕНЦИАЛАС1Д
4.000ц
т
Рис. 4.28 - Ток через защитный диод при воздействии комбинированной волны на
вход кабеля передачи данных
Расчетная схема для моделирования воздействия комбинированной волны
на измерительный вход микропроцессорного модуля приведена на рис. 4.29.
Результаты моделирования представлены на рис. 4.30 (напряжения на выводах
газонаполненного разрядника и выводах защитного диода), 4.31 (ток через
газонаполненный разрядник) и 4.32 (ток через защитный диод).
1_5 И4 50п 10
X со
5.75и
640
0
г1
10
У
З
\50п
тз I 15КЕ12СА
04
15КЕ12СА
50п| 10
-
Я11 19
------ ^Лрпгсуто0.78 11и 21
26
: (?12
,1,280л,0
. X ..]РЭГП
КТУ.ВН_ТТ_ВЫНОС ПОТЕНЦИАЛА* С1Д
1 ооок
0750К 0.500К 0.250К О.ОООЮ
0000«
Й21
Рис. 4.30 - Напряжения на выводах газонаполненного разрядника и выводах
защитного диода при воздействии комбинированной волны на измерительный вход
1СТУ.ВН.ТТ_ВЫНОС
ПОТЕНЦИАЛА*.С1Н
микропроцессорного
Рис. 4.31 - Ток через газонаполненный разрядник при воздействии
комбинированной волны на измерительный вход микропроцессорного модуля
КТУ ВН ТТ ВЫНОС
ПОТЕНЦИАЛА*.С1Р
Ш)
О.ОООи
2000и
Рис. 4.32 - Ток через защитный диод при воздействии комбинированной
волны на измерительный вход микропроцессорного модуля Расчетная схема для
моделирования воздействия комбинированной волны на варистор защиты цепи
питания микропроцессорного модуля приведена на рис. 4.33. Результаты
моделирования представлены на рис. 4.34
модуля
(ток через варистор), 4.35 (напряжение на варисторе) и 4.36 (энергия,
поглощенная варистором).
X со
6400 (1) 5'75и
УЗ "
т
о
Я11 1.9
.78 11 и
21
R1
2
50п
- &Х1
26
РИС. 4.33
- Схема для моделирования воздействия комбинированной волны на варистор
защиты цепи питания микропроцессорного модуля
КТУ_ВНТТ_ВЬЧОС ПОТЕНЦИАЛА«.Ш
ООООи
»1101
Рис. 4.34 - Ток через варистор защиты цепи питания микропроцессорного модуля
1 500К
КТУ.ВН.ТТ.ВЫНОС ПОТЕНЦИАМ*. СИ?
ООО
Ои
У)5)
РИС.
10 ОООи
20 ОООи
т
4.35 - Напряжение на варисторе защиты цепи питания
микропроцессорного модуля
Рис. 4.36 - Энергия, поглощенная варистором
защиты цепи питания микропроцессорного
модуля Как следует из результатов
моделирования, уровни напряжений во всех
точках схемы не превышают следующих
допустимых значений: 1) измерительный
шунт У ПО - 2 кВ; 2) измерительный шунт
микропроцессорного модуля - 1,5 кВ; 3) входы
кабеля передачи данных и измерительный - 30
В.
Наибольшие значения параметров, действующих на элементы защитной
схемы, полученные при моделировании всех типов внешних воздействий и
допустимые значения параметров приведены в табл. 4.3.
Как видно из табл. 4.3 для элементов схемы защиты расчетные значения
параметров не превышают допустимых значений, а, следовательно, условия
работы выбранных элементов соответствуют нормальным.
Таблица 4.3 - Предельные расчетные и допустимые значения параметров
Элемент схемы
Расчетное значение
воздействия
Допустимое значение
воздействия
Газонаполненный разрядник Амплитуда тока 8/20 мкс: ЗкА Амплитуда тока 8/20 мкс: 20
кА
Защитный диод
Амплитуда тока и
Амплитуда тока и
длительность его
длительность его
воздействия: (30 А, 3
воздействия: (820 А, 3
мкс) (1.8 А, 250 мкс)
мкс) (100 А, 250 мкс)
(60 А, 0.3 мкс)
(2900 А, 0.3 мкс)
Варистор
Амплитуда тока 8/20 мкс: 2.5 Амплитуда тока 8/20 мкс: 5 кА
кА Энергия импульса: 36.5 Дж Энергия импульса: 100 Дж
Разработанные блоки схемы защиты были изготовлены при участии автора в
лаборатории диагностики электрооборудования кафедры ЭППиГ и испытаны воздействием
импульсов перенапряжений от стандартного генератора комбинированной волны. Результаты
испытаний
приведены
в
приложении.
Блоки
схемы
защиты
были
внедрены
на
микропроцессорных устройствах непрерывного контроля изоляции под рабочим напряжением
трансформаторов тока открытого распределительного устройства напряжением 750 кВ
Курской АЭС. Внешний вид блоков защиты приведен на рис. 4.37 и 4.38.
Рис. 4.37 - Внешний вид блока защиты
микропроцессорного модуля от
импульсных перенапряжений
Рис. 4.38 - Внешний вид блока
защиты от импульсных
перенапряжений ввода кабеля
передачи данных на
диспетчерском щите управления
Отказов микропроцессорных
схемы защиты не наблюдалось.
модулей контроля изоляции изза коммутационных и
атмосферных перенапряжений
после внедрения блоков
4.7 Выводы
1. Предложена схема расстановки устройств для защиты автономных ЭЭС
от импульсных перенапряжений, которая позволяет обеспечить ограничение
внутренних коммутационных перенапряжений, а также внешних импульсных
перенапряжений
(грозовых
и
коммутационных)
при
наличии
путей
их
проникновения в автономную ЭЭС. В предложенной схеме каждое устройство
защиты
отвечает
за
ограничение
импульсов,
вызываемых
отключением
определенных коммутационных аппаратов. Защита от внешних импульсов
базируется на зонной концепции подавления электромагнитных помех.
2. Предложено и запатентовано комбинированное устройство защиты от
импульсных
перенапряжений
поглощающего
типа,
которое
может
быть
использовано для защиты автономных ЭЭС постоянного и переменного токов от
импульсных перенапряжений. Устройство состоит из параллельно включенных
варистора и цепи последовательно соединенных газонаполненного разрядника и
второго варистора. Напряжение ограничения импульсов предлагаемого устройства
на 15 - 20 % ниже напряжения ограничения устройств защиты на основе
варисторов.
3. Обоснованы параметры типоряда комбинированных устройств защиты
от импульсных перенапряжений поглощающего типа для применения в условиях
автономных ЭЭС. Разработан и испытан один элемент типоряда.
4.
Предложена
методика
выбора
комбинированных
устройств
поглощающего типа для защиты от импульсных перенапряжений.
5. Разработана схема защиты от внешних импульсных перенапряжений
автоматизированной
системы
контроля
изоляции
маслонаполненных
трансформаторов тока напряжением 750 кВ. Блоки этой схемы внедрены в ОАО
«Электроцентроналадка» (г. Москва).
151
ЗАКЛЮЧЕНИЕ
Основные
следующем:
результаты
исследований
и
разработок
заключаются
в
1. Предложена математическая модель для расчета коммутационных
перенапряжений
при
отключении
электрической
цепи
автоматическим
выключателем с дугогасительной решеткой, позволяющая определить амплитуду
и форму коммутационного импульса. Модель
состоит из трех частей,
соответствующих следующим основным случаям коммутаций: 1) отключение
активно-индуктивной цепи, 2) отключение индуктивно- емкостной цепи при токах
среза до 50 А и 3) отключение индуктивно- емкостной цепи при токах среза более
50 А. Первая часть модели базируется на использовании динамической
вольтамперной характеристики дуги. Вторая часть модели основана на
предположении, что срез тока происходит после изменения характера переходного
процесса в отключаемой индуктивно- емкостной цепи с апериодического на
колебательный. Третья часть модели основана на предположении, что при токах
среза более 50 А основную роль в процессе среза тока играет производная
проводимости дуги, обусловленная потоками плазмы.
2. Предложена математическая модель, описывающая коммутационные
перенапряжения в момент образования дуги при срабатывании предохранителя с
наполнителем. Произведено уточнение и дополнение формул расчета цепей с
фольговыми
электровзрывными
размыкателями.
Получены
аналитические
зависимости удельного сопротивления плавкой вставки предохранителя от
поглощенной энергии для стадий нагрева от начальной температуры до
температуры кипения, а также аналитическая зависимость амплитуды импульса
перенапряжения от тока в момент начала кипения материала плавкой вставки.
3.
Предложена
методика
расчета
предельных
параметров
коммутационных перенапряжений в автономных ЭЭС напряжением до 1 кВ при
отключении
электрических
дугогасительной
решеткой.
цепей
автоматическими
Методика
базируется
выключателями
на
с
предложенной
математической модели для расчета коммутационных перенапряжений при
отключении цепей автоматическими выключателями с дугогасительной решеткой.
4.
Предложена
методика
расчета
предельных
параметров
коммутационных перенапряжений в автономных ЭЭС напряжением до 1 кВ при
срабатывании предохранителей с наполнителем. Методика базируется на
предложенной
математической
модели
для
расчета
коммутационных
перенапряжений при срабатывании предохранителей с наполнителем.
5.
Установлены
предельные
параметры
коммутационных
перенапряжений в автономных ЭЭС при отключении электрических цепей
автоматическими
срабатывании
выключателями
предохранителей
с
с
дугогасительной
наполнителем.
решеткой
Предельные
и
при
параметры
коммутационных перенапряжений зависят от мощности ЭЭС.
6. Предложено и запатентовано комбинированное устройство защиты от
импульсных
перенапряжений
поглощающего
типа,
которое
может
быть
использовано для защиты автономных ЭЭС постоянного и переменного токов от
импульсных перенапряжений.
7. Обоснованы параметры типоряда комбинированных устройств защиты
от импульсных перенапряжений поглощающего типа для применения в условиях
автономных ЭЭС. Разработан и испытан один элемент типоряда.
8. Разработана схема защиты от внешних импульсных перенапряжений
автоматизированной
системы
контроля
изоляции
маслонаполненных
трансформаторов тока напряжением 750 кВ. Блоки этой схемы внедрены в ОАО
«Электроцентроналадка» (г. Москва).
153
ЛИТЕРАТУРА
1. Токарев JI.H. Введение в электроэнергетику. Физические процессы, устройства
и системы автоматического управления. - Санкт-Петербург, «Алее», 1999, 223
с.
2. Таев И.С. Электрические контакты и дугогасительные устройства аппаратов
низкого напряжения. М., Энергия, 1973,424 с.
3. Неклепаев Б.Н. Электрическая часть электростанций. Учебник для студентов
вузов, обучающихся по специальности «Электрические машины». М.,
«Энергия», 1976, 552 с.
4. Евдокунин Г.А., Тиллер Г. Современная вакуумная коммутационная техника
для
сетей
среднего
напряжения
(технические
преимущества
и
эксплуатационные характеристики). - СПб: Изд-во Сизова М.П., 2002, 148 с.
5. P.G. Slade. Vacuum Interrupters: The New Technology for Switching and Protecting
Distribution Circuits. IEEE Transactions on Industry Applications, Vol. 33, №6,
Nov/Dec 1997.
6. D.L. Swindler. A Comparison of Vacuum and SF6 Technologies at 5 - 38 kV. IEEE
Transactions on Industry Applications, Vol. IA-20, a 5, Sept/Oct 1984.
7. Гиндуллин
Ф.А.,
Гольдштейн
В.Г.,
Дульзон
Халилов
A.A.,
Ф.Х.
Перенапряжения в сетях 6-35 кВ - М.: Энергоатомиздат, 1989. - 192 е.: ил.
8. Зархи И.М., Мещков В.М., Халилов Ф.Х. Внутренние перенапряжения в сетях
6-35 кВ. - Л.: Наука. Ленингр. Отд-ние. 1986. - 128 с.
9. Joung A. F. Some researches on current chopping in high voltage circuit breakers. «Ргос. 1ЕЕ», pt. II, vol. VIII, p. 337.
Ю.Данилович
M.C.,
перенапряжения
Паславский
при
M.O.,
Поляков
и
отключении
включении
Б.И.
Коммутационные
электродвигателей.
//
«Электрические станции», № 1,1973, С. 38-40.
П.Кузьмин С.В., Гончаров А.Ф., Тарнопольский В.Г. и др. Анализ внутренних
перенапряжений в сетях 6-10 кВ промышленных предприятий Красноярского
края//«Техника и технология», №4, 2001, С. 44-47.
12.
Беляков
Н.Н.
Защита
от
перенапряжений
установок
с
вакуумными выключателями // «Электрические станции», № 9, 1994, С. 65-71.
13.
РЫБКИН
A.M., Лукацкая И.А., Буйнов A.JI. и др. Перенапряжения при
отключении вакуумными выключателями трансформаторов без нагрузки и с
индуктивной нагрузкой // «Электрические станции», № 5, 1990, С. 62-67.
M.Colombo Е., Costa G., Piccarreta L. Results of an investigation on the
, overvoltages due to a vacuum circuit breaker when switching an H.V. motor. - IEEE
Transactions of Power Delivery, Vol. 3, № 1. Jan 1988, p. 205-213.
Демянчук B.M., Кадомская К.П., Тихонов А.А., Щавелев С.A.
15.
Методики
оценки
перенапряжений,
возникающих
при
отключении
электродвигателей вакуумными выключателями.
16.
S.H., Wilhelm M.R., Stump К.В. Surge limiters for vacuum
Telander
circuit breaker switchgear. IEEE Transaction on Power Delivery, Vol. 2, № 1,
January 1987.
17.
Greenwood A.N., Kurtz D.R., Sofianec J.C. A guide to the application
of vacuum circuit breakers. IEEE Transaction on Power Application and Systems,
Vol. 90, №3, 1971.
18.
Yokokura
K., Masuda S., Nishikava H. Multiple restriking voltage
effect in a vacuum circuit breaker on motor insulation. «IEEE Trans. On PAS», Vol.
PAS-100,№ 4, April 1981
Коммутационные
19.
перенапряжения в энергосистемах:
Учеб. пособие / Костенко М.В., Богатенков И.М., Михайлов Ю.А., Халилов
Ф.Х. Ленингр. Гос. техн. ун-т., Ленинград, 1990, 101 с.
20. Zhenbiao L. et al, A Theoretical Study on Chopping Current and Fusion Welding
Resistance of Contact Materials, J. Huazhong Univ. of Sci, &- Tech. (inChinse),
1994, No. 1
21. R.P.P. Smeets, E. Kaneko, I. Ohshima, Experimental Characterization of Arc
Instabilities and Their Effect on Current Chopping in Low-Surge Vacuum
Interrupters, Vol. 20, No. 4, pp. 439-446, 8/92.
22. A.M. Chaly, A.T. Chalaya, I.N. Poluyaova, V.N. Poluyanov, The Features of 0,4
kV Motor Interruption by a Vacuum Contactor with Different Contact Materials,
XVIIIth ISDEIV in Eindhoven/The Netherlads, pp. 435-438, 1998.
23. Г.А. Евдокунин, C.C. Титенков. Перенапряжения в сетях 6(10) кВ
создаются
при
коммутации
как
вакуумными,
так
и
элегазовыми
выключателями // Новости электротехники - 2002. - № 5, С. 62-67.
24.Защита сетей 6-35 кВ от перенапряжений. Под ред. Ф.Х. Халилова, Г.А.
Евдокунина, А.И. Таджибаева. - Спб.: Энергоатомиздат, 2002. - 272 с
25. Васюра Ю.Ф.,
Гавриков
перенапряжения
на
В.И.,
Евдокунин
высоковольтных
Г.А..
двигателях
Коммутационные
собственных
нужд
электростанций. Электротехника, №12, 1984, С. 34-36.
26. Дьяков А.Ф., Максимов Б.К., Борисов Р.К., Кужекин И.П., Жуков А.В.
Электромагнитная
совместимость
в
электроэнергетике.
-
М.:
Энергоатомздат, 2003. - 768 с.
27. Chaly A, Chalay A. A computer simulation of transformer magnetizing current
interruption by a vacuum circuit breaker, Tavrida Electric Ltd, Moscow, Russia.
28. Кесаев И.Г. "Катодные процессы электрической дуги", Москва: Наука, 1968,
278 с.
29. Буткевич Г.В. Дуговые процессы при коммутации электрических сетей. М.,
«Энергия», 1973, 264 с.
30.Улиссова И.Н.
Отключение
малых
индуктивных
токов
воздушными
выключателями. - «Бюллетень ЛПИ (Электротехника)», 1958, № 9.
31.Улиссова
И.Н. Токи среза и некоторые предпосылки выбора параметров
схемы для испытаний на отключение малых индуктивных токов. - «Труды
ВЭИ», 1965, вып. 72.
32.Fröhlich
К.
Elektrische
Energiesysteme.
Vorlesungsteil
Technologien,
Eidgenössische Technische Hochschule Zürich, 2002, S 86.
33.A.T. Roguski. Experimental investigation of tnhe dielectric recovery strength
between the separating contracts of vacuum circuit breakers. IEEE Transaction on
Power Delivery, Vol. 4, № 2, April 1989.
34.J.F. Perkins, D. Bhasavanich. Vacuum switchgear application study with inference
to switching surge protection. IEEE Transaction on Industry Application, Vol. 19, №
5, September 1983, p. 879-888.
35.Y. Matsui, T. Yokoyama, E. Umeya. Reignition current interruption characteristics
of the vacuum interrupters. IEEE Trans, on Power Delivery, Vol. 3, № 4, Oct 1988,
p. 1672-1677.
36.Capacitive current switching - state of art. Electra, №155,1994.
37.Shunt capacitor bank switching. Stresses and test methods (first part). Electra, №182,
1999.
38.J.L.
Haseborg.
Transiente
Störungen
-
Queleen,
Messtechnik,
Schutzmassnahmen. Electromagnetishe Verträglichkeit, WS8, Augsburg 2001.
39.Кужекин И.П., Кудяков К.И., Кондратов О.И. Проблемы защиты от
перенапряжений в сетях низкого напряжения.
40.Сливкин В.Г.
Электромагнитная
совместимость
электрооборудования
информационных технологий при воздействии импульсных электромагнитных
помех. Автореферат диссертации на соискание ученой степени кандидата
технических наук. Самара, 2004 г. 22 с.
41 .Методика проверки электрооборудования на соответствие требованиям по КП
№ 6/01449. 14.326.023М. Центральный научно- исследовательский институт
судовой электротехники и технологии, 1992.
42. Meppelink J., Mehl J., Trinkwald J. Behaviour of class I lightning current arresters
under very fast transient overvoltages. VI International Symposium on Lightning
Protection, 2001, Santos, Brazil.
43. ГОСТ 131109-98
«Электрическая
энергия.
Совместимость
технических
средств электромагнитная. Нормы качества электрической энергии в системах
электроснабжения общего назначения».
44. Исследования перенапряжений в сети 0,4 кВ. Сапига Н.Н. (УИПА).
Энергетика и электрификация, 2000, №10, С. 14-16.
45. Кужеков C.JL, Кривенко А.И., Влащицкий А.В. О замене длинной линии
цепной
схемой
при
использовании
программы
схемотехнического
моделирования Micro-Cap //Кибернетика электрических систем: Материалы
XXV сессии семинара «Электроснабжение промышленных предприятий и
городов», 15-16 октября 2003 г./ Юж.-Рос. гос. техн. ун-т. Новочеркасск: Ред.
журн. «Изв. вузов. Электромеханика», 2004- С. 20-21.
46. Брон О.Б.
Электрическая
Госэнергоиздат, 1954, 532 с.
дуга
в
аппаратах
управления
-
M.,JI:
47.3алесский A.M. Электрическая дуга отключения. - М.; Л.: Госэнергоиздат,
1963.-265 с.
48.3алесский A.M. Основы теории электрических аппаратов. - М.: Высш. шк.,
1974.-184 с.
49. Таев И.С. Электрическая дуга в аппаратах низкого напряжения. - М.; Л.:
Энергия, 1965.-220 с.
50. Родштейн Л.А. Электрические аппараты низкого напряжения. - М., Л.:
«Энергия», 1964. - 368 с.
51. Крижановский С.М.
К
теории
вольтамперной
характеристики
столба
нестационарного дугового разряда высокого давления, НТФ, 1965, Т.35, В. 10,
С. 1882- 1888.
52.Ионов Ю.Г. Схемы замещения электрической дуги постоянного тока.
Электричество, 1986, №12, С. 16- 19.
ЗЗ.Таев И.С. Электрические аппараты. М.: Энергия, 1977,272 с.
54.Математическое моделирование электрической дуги. Под ред. B.C. Энгельшта.
- Фрунзе: Илим, 1983.
.55.Егоров В.М., Новиков О.Я. Динамика электрической дуги. Некоторые задачи
устойчивости горения электрической дуги. - В кн.: Теория электрической дуги
в условиях вынужденного теплообмена. Под ред. Н.Ф. Жукова. Новосибирск,
Наука, 1977.
56.Мещеряков В.П., Капустин В.В., Подольский Д.В. Физические процессы при
отключении низковольтных сильноточных аппаратов. // «Электротехника»,
№1,1997, С. 30 - 36.
-57.Таев И.С., Пархоменко C.B., Горшков Ю.Е. Математическая модель для
расчета на ЭВМ дуговых процессов в автоматических выключателях.
Электромеханика, 1980, №3, С. 308 - 315. (Изв. высш. учеб. заведений).
58.Соколов A.A., Подольский Д.В., Мещеряков В.П. Исследование дуговых
процессов в автоматических выключателях. // «Электротехника», №5,2001, С.
16 - 19.
.59.Подольский Д.В., Топчий A.C., Соколов A.A., Самойлов В.В. Исследование
дуговых процессов в автоматических выключателях. // «Электротехника»,
№5,2001, С. 19-21.
60.Устойчивость горения электрической дуги / П.А. Кулаков, О.Я. Новиков, А.Н.
Тимошевский. - Новосибирск: Наука. Сиб. отделение, 1992. - 199 с. (Низкотемпературная плазма. Т. 5).
61 .Мауг О. Beitrage zur Theorie des statischen und dynamischen Lichtbogen // Arch.
f. Elektr. - 1943, Bd 37, N 12. - S. 588 - 608.
62.Mayr O. Über die Theorie des Lichtbogens und seiner Löschung. - «ETZ», 1943, S.
645.
63.Эмпирические дифференциальные уравнения электрических дуг / О.Я.
Новиков, В.М. Егоров, Ю.П. Камаева и др. // 4-я Всесоюз. межвуз. конф. по
теории и методам расчета нелинейн. электрич. цепей и систем. - Ташкент:
ТашПИ, 1971. - Вып. 1. - С. 17 - 19.
Брон О.Б., Сушков JI.K., Потоки плазмы в электрической дуге выключающих
аппаратов. Энергия, Л., 1975. - 212 с.
Müll er О. Dielektrische Wiederverfestigung von Gasentladungsstrecken bei
Wechselstromlichtbögen nach dem Stromnulldurchgang. - "Elektrie", 1966, Bd. 11,
S. 11, S. 413-417 mit Abb.
King L.A. Theoretical calculation of arc temperatures in different gases. Colloguim
Spectroscopicum Internationale VI, Amsterdam - London, Pergamon Press, Ltd,
1965, p. 152 - 161 with ill.
67.3аруди
M.E.
О
влиянии
нелинейных
свойств
плазмы
на
характер
нестационарных процессов в стволе каналовой дуги. Вопросы теории и
расчетов // ЖТФ. - 1971. - Т. 41, вып. 4. - С. 734 - 744.
68.Колонина
Л.И., Урюков Б.А. Расчет постоянной времени электрической
дуги // Устойчивость горения электрической дуги / Под ред. М.Ф. Жукова. Новосибирск: ИТ СО АН СССР, 1973. - С. 38 - 44.
69.Benenso D.M., Duhan D.P., Nacher С.Н. Dynamic response of coaxial electric arcs
// AIAA. - 1968. - V. 6, N 5. - P. 150 - 158.
70.Лесков Г.И. Электрическая сварочная дуга. - M.: Машиностроение, 1970.-230
с.
71.Влащицкий
A.B.,
перенапряжений
Кривенко
в
А.И.
электрических
Исследование
сетях
коммутационных
напряжением
до
1000
В
//Радиоэлектроника, электротехника и энергетика //Двенадцатая Междунар.
науч.-техн. конф. студентов и аспирантов: Тез. докл. В 3-х т. - М.: МЭИ, 2006.
Т. 3. - С. 358-359.
72.Буткевич Ю.В., Суслов М.И. Исследование дуг переменного тока при
атмосферном давлении. Электричество, 1936, №5, С. 43 - 53.
73.Рюденберг
Р. Переходные процессы в электроэнергетических системах. -
M.: Издательство иностранной литературы, 1955. - 714 с.
74.Кривенко
А.И., Влащицкий A.B. Анализ коммутационных перенапряжений,
создаваемых
предохранителями
с
наполнителями
//Изв.
вузов:
Электромеханика. 2005. № 1, С. - 16-18.
75.Buxter, Electric Fuses, 1950.
76.Кузнецов P.C.
Аппараты
распределения
электрической
энергии
на
напряжение до 1000 В. М: «Энергия», 1970. - 543 с.
77.Мелькумов A.M., Жиронкина 3.J1. «Электричество», 1947, № 5.
78.Намитков
К.К., Хмельницкий P.C., Аникеева К.Н. Плавкие предохранители.-
М.: Энергия, 1979,176 с.
79.Бурцев В.А.,
Калинин
Н.В.,
Лучинский
A.B.
Электрический
взрыв
проводников и его применение в электрофизических установках. - М.:
Энергоатомиздат, 1990. - 288 с.
80.Wu
H.
Berechnung
von
Lichtbogenkurzschlußströmen
im
Elektroenergieversorgungssystem mit Flüssigmetallstrombegrenzer. "Eingereichte
Dissertation, 2004,128 S.
81.Шваб А. Электромагнитная совместимость. M.: Энергоатомиздат, 1995. -480 с.
82.Хабигер Э. Электромагнитная совместимость. Основы ее обеспечения в
технике: Пер. с нем. / И.П. Кужекин; Под ред. Б.К. Максимова. - М.:
Энергоатомиздат, 1995. - 304 с.
83.Варисторы и разрядники фирмы SIEMENS&MATSUSHITA. - М.: ДОДЭКА,
2000. - -48 с.
84.Зайцев Ю.В., Марченко А.Н., Ващенко И.И. Полупроводниковые резисторы в
электротехнике. - М.: Энергоатомиздат, 1988. - 134 с.
85.Пантелеев В.А. Вольтамперные характеристики силовых варисторов //
«Промышленная энергетика», № 5,2002 г., С. 43-44.
86.Schimanski J. Überspannungssutz. Theorie und Praxis. - Heidlberg, Huthig Verlag,
1996.
87.Habiger E.
Handbuch
Elektromagnetische
Verträglichkeit:
Grundlagen,
Massnahmen, Systemgestaltung/Berlin - München: Verl.Technik, 1992.
88.Gonschorek
K.H., Singer H. Elektromagnetische Verträglichkeit: Grundlagen,
Massnahmen. - Stuttgart, Teubner-Verlag, 1992.
89.Кужеков
C.JI., Кривенко А.И., Влащицкий A.B., Буханец Д.И., Васильев В.К.,
Устройство защиты от импульсных перенапряжений //Патент на полезную
модель № 42921 от 02.08.2004.
90.Кужеков
С.Л., Кривенко А.И., Влащицкий A.B., Васильев В.К., Буханец Д.И.
Устройство защиты от импульсных коммутационных перенапряжений //Патент
на полезную модель № 43108 от 02.08.2004.
91.Wetter, М.: Blitzstromableiter und Überspannungsabieiter aktiv koordiniert, -ер 72000.
92.J.Pospiech, F.Noack, R.Brocke, P.Hasse, P. Zahlmann, "Seif blast spark gaps:a new
solution for lightning current arresters in low-voltage mains", Proceedings of 24th
International Conference on Lightning Protection (ICLP), pp.746-751, Birmingham,
1998.
93.Brocke, R; Noack, F; Hasse, P; Zahlmann, P.: Eine neue Generation von
folgestromlosen Blitzstromableitern, etz Heft 1-2/2001, S. 2-4.
94.Drilling,
C; Droldner, M; Jordan, E; Meppelink, J; Trinkwald, J.: Geschlossene
Blitzstromableiter mit erweitertem Betriebsbereich, etz Heft 78/2000, S. 2-4.
95.C.Drilling, M.Droldner, E.G.Jordan, J.Meppelink, "A new generator for testing of
SPD's using multiple lightning current impulses for combined tests with follow
currents", Proceedings of 24th International Conference on Lightning Protection
(ICLP), pp.905-912, Birmingham, 1998.
96.Meppelink,J.; Trinkwald,J.: New technology of spark gap arresters for protection of
120-240 Volt low power mains. VI International Symposium on Lightning
Protection. 2001 Santos Brazil.
97.
Векслер
Г.С., Недочетов B.C., Пилинский В.В. Подавление
электромагнитных помех в цепях электропитания. - К.: Тэхника, 1990. -167 с.
98.
Глухов O.A. Оптимальная коммутация силовых электрических цепей:
Научное издание. - Йошкар-Ола: Map., 2000. - 186 с.
99.
Глухов
O.A. Импульсные переходные процессы в автономных
электроэнергетических системах. Автореферат диссертации на соискание
ученой степени доктора технических наук. Санкт-Петербург, 2000. - 32 с.
ЮО.Кужеков C.JL, Кривенко А.И., Влащицкий A.B. Вариант системы управления
фильтрами импульсных коммутационных перенапряжений //Современные
энергетические системы и комплексы и управление ими: Материалы III
Междунар. науч.-практ. конф., г. Новочеркасск, 30 мая - 10 июня 2003 г.: В 3 ч.
/ Юж.-Рос. гос. техн. ун-т (НПИ). - Новочеркасск: ЮРГТУ, 2003. - Ч. 2.- С. 7882.
101. Долгих В.В., Кужеков С.Л., Васильев В.К., Буханец Д.И., Кривенко А.И.,
Влащицкий A.B. Способ защиты от импульсных перенапряжений //Патент на
изобретение № 2264015 от 2.08.04.
102. Влащицкий A.B., Якимчук А.И. Вариант снижения массогабаритных
показателей фильтров импульсных перенапряжений //Студенческая научная
весна - 2004: Материалы 53-й науч.-практ. конф. студентов и аспирантов
ЮРГТУ (НПИ), - г. Новочеркасск, 2004 г. - С. 54-55.
103. Зубов В.И. Методы Ляпунова и их применение. Л.: Изд-во ЛГУ, 1957. -241 с.
104. Влащицкий
A.B.
Определение
параметров
первого
пика
импульса
перенапряжения при срабатывании предохранителей с песчаным наполнителем
//Современные энергетические системы и комплексы и управление ими:
Материалы V Междунар. науч.-практ. конф., - г. Новочеркасск, 27 мая 2005 г: В
2 ч./Юж.-Рос. гос. техн. ун-т (НПИ). - Новочеркасск: ЮРГТУ, 2005. Ч. 1.-С. 2528.
105. Физические величины: Справочник/А.П. Бабичев, H.A. Бабушкина, A.M.
Братковский и др.; Под. ред. И.С. Григорьева, Е.З. Мейлихова. - М.;
Энергоатомиздат, 1991. - 1232 с.
Юб.Кужеков C.JI., Кривенко А.И., Влащицкий A.B., Токмаков Е.Г. О влияние
емкости на амплитуду коммутационных перенапряжений при отключении
автоматического выключателя с дугогасительной решеткой //Изв. вузов:
Электромеханика. 2005. № 5, С. - 97.
107. Влащицкий
A.B.
Определение
энергоемкости
устройств
защиты
от
перенапряжений, вызванных срабатыванием предохранителей с наполнителем
//Изв. вузов: Электромеханика. 2005. № 5, С. - 98-99.
108. Кривенко А.И., Влащицкий A.B., Васильев В.К., Буханец Д.И. Параметры
импульсных
коммутационных
электроэнергетических
Материалы
XXVI
системах
сессии
перенапряжений
//Кибернетика
Всероссийского
в
автономных
электрических
семинара
систем:
«Диагностика
энергооборудования», 21-24 сентября 2004 г./ Юж.-Рос. гос. техн. ун-т.
Новочеркасск: Ред. журн. «Изв. вузов. Электромеханика», 2004. - С. 206-208.
109. Буханец Д.И., Васильев В.К., Влащицкий A.B., Кривенко А.И., Кужеков С.Л.
Импульсные
коммутационные
перенапряжения,
создаваемые
предохранителями с наполнителем //VII Симпозиум «Электротехника 2010»,
Сборник тезисов 24 мая - 26 мая 2005 г. - С. 164.
110. ГОСТ 28249-93 «Короткие замыкания в электроустановках. Методы расчета в
электроустановках переменного тока напряжением до 1 кВ».
111. Кужеков С.Л., Буханец Д.И., Кривенко А.И., Влащицкий A.B. Защита
автономных электроэнергетических систем от импульсных коммутационных
перенапряжений //Современные энергетические системы и комплексы и
управление
ими:
Материалы
VI
Между
нар.
науч.-практ.
конф.,
г.
Новочеркасск, 21 апр. 2006 г.: В 2 ч. / Юж.-Рос. гос. техн. ун-т (НПИ). Новочеркасск: ЮРГТУ, 2006. - Ч. 2.- С. 15-18.
112.Влащицкий A.B., Чумак Н.Р., Галикян Г.С. О возможности использования
газонаполненных разрядников для защиты устройств контроля изоляции
маслонаполненных
трансформаторов
тока
330
кВ
от
импульсных
перенапряжений //Современные энергетические системы и комплексы и
управление ими: Материалы III Междунар. науч.-практ. конф., г. Новочеркасск,
30 мая - 10 июня 2003 г.: В 3 ч. / Юж.-Рос. гос. техн. ун-т (НПИ). Новочеркасск: ЮРГТУ, 2003. - Ч. 1- С. 67-72.
ПЗ.Кужеков C.JI., Влащицкий A.B., Кривенко А.И., Васильев В.К., Буханец Д.И.
Устройство защиты от импульсных перенапряжений //Патент на полезную
модель № 43109 от 02.08.2004.
114. Техника высоких напряжений: теоретические и практические и практические
основы применения: Пер. с нем. /[М. Бейер и др.]. - М.: Энергоатомиздат, 1989 555 с.
115.
Кужеков
C.JL,
Влащицкий
A.B.
Устройство
защиты
от
импульсных перенапряжений //Проблемы энергосбережения и технической
диагностики энергетического оборудования: Материалы науч.-практ. конф., - г.
Ростов-на-Дону, 15-17 февраля 2006 г. - С. 44-46.
116.Э.В. Вершков, A.B. Жуков, A.B. Калеников, Д.А. Козлов, И.П. Кужекин, C.JI.
Кужеков, Б.К. Максимов, О.В. Сарылов, JI.B. Ярных. Электромагнитная
совместимость электрической части атомных электростанций. М., Знак,
2006.208 с. Ил.
117.
Шинкаренко Г.В. Контроль опорных трансформаторов тока и
вводов силовых трансформаторов под рабочим напряжением в энергосистемах
Украины. - Электрические станции, 2001, № 12.
118. Зеевеке Г.В., Ионкин П.А., Нетушил A.B., Стахов C.B. Основы теории цепей.
М. - Л.,"Энергия", 1965,444с.
119. В.Д. Разевиг Система схемотехнического моделирования Micro-Cap 6. -M.:
Горячая линия-Телеком, 2001.
120.Кужеков С.Л., Влащицкий A.B., Кривенко А.И. Моделирование импульсных
коммутационных
перенапряжений,
создаваемых
предохранителями
//Моделирование. Теория, методы и средства: Материалы IV Междунар. науч.практ. конф., г. Новочеркасск, 9 апр. 2004 г.: В 4 ч./ Юж.-Рос. гос. техн. ун-т
(НПИ). - Новочеркасск: ЮРГТУ, 2004. - Ч. 4. - С. 23-25.
Ш.Кужеков С.Л., Влащицкий A.B., Кривенко А.И. Выбор параметров резистивноемкостных ограничителей перенапряжений //Кибернетика электрических
систем: Материалы XXV сессии семинара «Электроснабжение промышленных
предприятий и городов», 15-16 октября 2003 г./ Юж.-Рос. гос. техн. ун-т.
Новочеркасск: Ред. журн. «Изв. вузов. Электромеханика», 2004. - С. 17-19.
Кужеков
122.
С.Л., Влащицкий A.B., Кривенко А.И., Васильев В.К.,
Буханец Д.И. Моделирование импульсных коммутационных перенапряжений в
автономных ЭЭС постоянного тока //Кибернетика электрических систем:
Материалы
XXVI
сессии
Всероссийского
семинара
«Диагностика
энергооборудования», 21-24 сентября 2004 г./ Юж.-Рос. гос. техн. ун-т.
Новочеркасск: Ред. журн. «Изв. вузов. Электромеханика», 2004. - С. 205-206.
123.
разработке
Кужеков
методик
С.Л., Влащицкий A.B., Кривенко А.И., Буханец Д.И. О
расчета
параметров
импульсных
коммутационных
перенапряжений в сетях напряжением до 1 кВ //Кибернетика электрических
систем:
Материалы
XXVII
сессии
семинара
«Электроснабжение»,
Новочеркасск, 27-29 сент. 2005 г./ Юж.-Рос. гос. техн. ун-т. Новочеркасск: Ред.
журн. «Изв. вузов. Электромеханика», 2006. 158 с. [Приложение к журналу] С. 52-53.
124. Кужеков С.Л., Влащицкий A.B., Кривенко А.И., Васильев В.К., Буханец Д.И.
Устройство защиты от импульсных перенапряжений //Патент на полезную
модель № 57056 от 24.03.2006.
ПРИЛОЖЕНИЯ
167
Приложение 1
УТВЕРЖДАЮ
Директор по науке и развитию
Л
оао щиту /
--с-'* (* У В.И. Бочкарсп
¿у— —.... - ... —
0<Р ........ 2005 г.
Псс.и ктиния параметров коммутационных
нереншфнжемнй
Технически!!
протокол
ГЛЦИ.640146.00"3 Д5
1
А.Н.
Леонтьев
Заведу ¡ищи ¡1 отделом Чав. группой (
ЕЛ". Токмаков
г.ипшш инженер НИИ Энергетики
А.И. Крииспко
Старший инженер НИИ Энергетики
А.В.
Влащицкий
1 ЦЕЛЬ ИСПЫТАНИЙ
1.1 Определение
параметров
импульсов
коммутационных
перенапряжений
(ИКП),
создаваемых автоматическими выключателями с дугогасительной решеткой и предохранителями с
наполнителем при отключении цепей постоянного тока со смешанной нагрузкой, н степени
соответствия нх величины требованиям но ИКП Нч 6/01449.
1.2 Работа выполнена по договору № 357/06/1328-2005 от 19.04.05 г. между НИИ Энергетики
10РГТУ (МНИ) и ОАО «ВНИИР».
2 ОБЪЕКТ ИСПЫТАНИЙ
2.1 Па испытание представлены:
-1 образец автоматического выключателя типа АВ-8А-1 УЗ; 1)н = 550 В, 1н = 240 А;
- 1 образец автоматического выключателя типа А3716 6УЗ; Un ™ 380 В, 1н = 160 А. Fh = 50
Гц;
- предохранители НГ1Н2-63 с номинальными токами плавкой вставки 10, 16,20.40, 63 А и
ПИ2-100 с номинальным током плавкой вставки 100 А.
3 ПРОГРАММА И МЕТОДИКА ИСПЫТ АНИЙ
3.1 Испытания и обработка результатов исследований проводились в соответствии с планом
и методикой исследований, изложенными в программе исследований к договору К» 357/06/1328-2005
от 19.04.05 г. (приложение А).
3.2 Схема испытательной цепи, использовавшейся для исследований ИК11, создаваемых
коммутационными аппаратами, приведена на рисунке 1.
* 220 В
(} - испытуемый коммутационный аппарат; - шуит, с помощью которого производится измерение той
в испытательной цепи; И - регулируемое активное сопротивление; С - регулируемый конденсатор; I ~ регулируема*
кат>шкв индуктивности; СИ - средство измерения; СИ! - канал измерения напряжения между контактами
испытуемого аппарата; О - делитель напряжения; СН2 - канал измерения тока в испытательной
цепи.
Рисунок 1
£
ГЛЦИ.640146.009 Д5
Им.
Лист
X) докум.
Полнись
Дата
Г'алраб. Кршшико
Пргш
Токмакои
Ъи. «ил. Яеотьсп
II. контр.
Vjm
Ьичкдрсмз
•
Исследования параметров
коммутационных перенапряжений
Технический протокол
Лит
Лист
2
Диего«
9
Регулируемым активным сопротивлением служили ящики сопротивлений типа ЯС-3, регулируемой катушкой
индуктивности - реакторы типа РБА, регулируемым конденсатором - конденсаторы типа М6Г.
Для измерения тока использовались шунты типа 75ШСМ на номинальные токи 300 А, 750 А и 1500 А. В
качестве средства измерения использовался 4-х канальный осциллограф 71)82014, позволяющий регистрировать
сигналы с частотой до 100 МГц.
4 РЕЗУЛЬТАТЫ ИСПЫ ТАНИЯ
4.1 В результате испытаний были определены характерные формы импульсов ИКП, создаваемых
автоматическими выключателями и предохранителями с наполнителем, амплитуды и длительности возможных ИКП.
4.2 Результаты исследования ИКП, создаваемых автоматическим выключателем АВ-8А при отключении
различных нагрузок, представлены в таблице 1, а типичная форма ИКП - па рисунке 2.
"''"'"Г"'""
; 2 ■ ■< < < , . , ( г. -------------------------- ; *
I
!<1
'|М|*|п
Ц
) а*
Рисунок;
ИКП при отключении выключателя АВ-8А характеризуется двумя пиками. Наибольшую опасность для
оборудования представляет второй пик ИКП, возникающий в результате среза тока в выключателе. После среза тока в
отключаемой цени наблюдаются
затухающие колебания с частотой f = — = ------------- \=, где £ - индуктивность отключаемой
Г 2 ,Т\'£С
цепи;
мкость отключаемой цени.
И(м.
Лист
Л?
¡ОК' V!
I
Дата
ки;!!!
С(.
Unci
И)М
№
Ток
опы га
отключения
! отм
1
2
3
4
5
6
7
8
Индуктивность
>Л
отключаемой
цепи L , мГи
Таблица 1
Емкость
отключаемой
непи С, мкФ
0,8
16,2
16,2
... 0,1
___
16,2
16,2
16,2
16,2 .... .....
16-2 _____
' 16,2
31
'0
31
0
0
10
11
248
248
248
248
248
248
248
248
248
248
248
12
13
248
248
. 31
14
15
16
17
18
19
20
21
22
248
248
248
248
248
248
248
248
680
23 1
24™
680
680
9
31
31
31
31
31
31
31
31
31
33
Амплитуда
Амплитуда
первого пика
второго пика
«//, В
Uf.B
400
1100
850
1500
0
400
560
370
240
680
760
370
370
590
560
400
0
0,1
600
480
1400
1240
600
440
790
400
590
400
360
900
1240
1520
1280
1220
1080
1040
1050
1040
i 280 j
и
____
3,2
3,2
40
100
100
0,5
0.5
_____3,2
.3,2
1.2,5
12,5
40
40
0
Г 720
___
800
1200
1000
1050
900
1340
31
О
10
1040
1000
1090
990
31
31
31
31
10
40
40
]да——1
100
1000
800
900
900
1000
850
700
800
1900
1820"""-1
• 31
1
25
26
27
28
29
680
680
680
680
680
30
31
32
680
680
770
31
31
0.8
130
130
0
900
1050
200
1600
8 90
680
33
770
0,8
0
200
670
34
35
36
37
770
1100
3120
3120
15,8
15,8
3,3
3,3
0
0
0
880
900
1280
1470
1000
0
900
800
. 31
—
К«
Л»К}
М
ПолниДата
сь
4.3 Результаты исследования ИКП, создаваемых автоматическим выключателем тина А3716
при отключении различных нагрузок, приведены в таблице 2. а типичная форма ИК11 - на рисунке
3.
Рисунок 3
По рисунку видно, что ИКП при отключении данного автоматического выключателя также
возникают в результате среза тока.
Таблица 2
Ток
№
опыта
отключения
/ А ' откл' 71
И)ч
Лис.
отключаемой цепи
¿, мГн
Емкость
отключаемой цепи
Амплитуда ИКП
и ,В
С, мкФ
1
2
3
4
5
248
248
248
248
248
31
31
31
31
31
0
0
0
0
0,1
600
700
960
700 ~~~'
960
6
248
31
0,1
70Ö
7
8
248
248
31
31
0,5
0.5
1040
750
9
248
248
31
31
3,2
3,2
600
610
11
12
13
14
248
248
248
248
31
31
31
31
12,5
12,5
40
880
920
480
900
15
16
640
640
30
31
100
0
3700
1000
17
640
31
0
950
18
19
20
21
640
770
1320 1
1320
31
0,8
16,2
16,2
10
0
0
1150
680
840
920
22
23
24
25
1320
1320
1320
1320
16,2
16.2
16,2
16.2
100
100
100
130
10
г
' Индуктивность
Ss :\ок\v
Полтжа,
Д зга
Г 40
1
2280
2480
2820
3440
4.4 Результаты исследования ИКП, создаваемых предохрани гелями типов НПН2-63 и
II112-100 при отключении различных нагрузок, приведены в таблице 3, а типичная форма ИКП - на
рисунке 4.
Рисунок 4
Па импульсе, приведенном на рисунке 4, можно выделить два характерных пика: 1 - пик
напряжения Щ, возникающий после образования электрической дуги; И - ник напряженна
«2 > возникающий в момент погасания дуги. Таблица 3
Тип
ТокИндуктивность
Емкость
Амплитуда
Амплитуда
предохра
нителя
отключения
1<)ЩКЯ' ^
отключаемой
цепи £, мГн
первого
пика U j , В
второго
пика и а, В
нпн-ю
280
30
1040
640
30
0
1150
Гб1Г
г ¡ооо
30
10 _
з
1080
1160
900
980
610
1040
1040
980
30
100
940
960
800
840
640
f 640
1320
1320
11111И ó
•
Д
И»!.
Лист
I
I
i
Н1Ш-20
0
_
16.2
г
16.2
"¡320
1320
16,2
16,2
280
280
280
640
30
30
30
30
0
10
100
0
832
832
886
1370
830
805
560
¡200 1
640
640
1320
1320
1320
1320
30
30
16,2
16,2
16,2
16.2
10
100
0
3
30
100
1400
i486-1
940
980
968
1000
1100
1100
900
980
960
890
280
640
640
640
1320
30
30
30
30
16,2
1
1500
1200
1180
880
672
1750
1280
680
1040
.Vs ж«>м
Полнись
^ 30
отключаемой
цени С. мкФ
Дата
0
0
10
100
0
60S
Тип
1 ок
предохра
нителя
отключения
/А
1
Окончание таблицы 3
Индуктивность
Емкость
Амплитуда
отключаемой
откя'
И1111-31,5
НПН-40
НПН-бЗ
ПН2-100
цепи Ь,
мГн
отключаемой
цепи С.мкФ
Амплитуда
первого
пика И / ,
второго
пика «//,
16,2
30
30
30
30
30
16.2
16.2
16.2
16,2
16,2
0
0
10
0
10
100
0
3
30
100
0
0
0
30
100
0
30
100
0
3
В
1290
1160
1290
580
580
520
740
780
760
780
400
620
430
490
1120
460
570
520
820
600
В
1360
1270
1100
570
560
500
740
560
560
640
420
550
580
520
1100
405
640
500
600 1
550
16.2
16.2
16,2
30
100
100
700
960
720
510
900
480
640
640
640
640
640
640
1320
1320
1320
1320
640
640
640
640
640
1040
1040
1040
1320
1320
30
30
30
30
30
30
16.2
16,2
1320
1320
1320
5 ВЫВОДЫ
5,1 Амплитуды ИКП, создаваемые автоматическими выключателями и
предохранителями с наполнителем, превышают амплитуды ИКП, нормированные требованиями №
6/0144.9, Необходим пересмотр требований по импульсным коммутационным перенапряжениям в
сторону их ужесточения.
Ли«
Им.
Лис)
Xä лок) м
Липиа,
Дата
ГЛЦИ.640146.009 Д5
7
ПРИЛОЖЕНИЕ А
ПЛАН И МЕТОДИКА ПРОВЕДЕНИЯ ИССЛЕДОВАНИЙ
Экспериментальные исследования включают в себя определение зависимостей
амплитуды ИКП
( 1 ) шх, кВ), длительностей фронта и полуспада ИКП ( т ф и ги, мкс),
энергии ИКП (IV, Дж) и тока «среза» (/<■-,. А) между контактами автоматического
выключателя от различных факторов экспериментов. Факторами планируемых экспериментов
являются:
- номинальные токи автоматических выключателей и н о м и н а л ь н ы е токи плавких вставок
предохранителей с наполнителем;
- значение отключаемого тока (10ПУ/, А) до 10 кА;
- индуктивность отключаемой цепи {I, Ги) до 100 мГн;
- емкость отключаемой цепи (С, Ф) до 50 мкФ,
Для определения степени непосредственного воздействия каждого из факторов эксперимента на
( V , тф, Ги, ¡п ) при регулировании одного из факторов
эксперимента другие факторы остаются неизменными. Количество экспериментов п зависит от
числа испытуемых выключателей т и числа экспериментов дли одною выключателя (таблица 1)
определяемые параметры
(V
шх,
определяется по формуле:
п = 32'Ш.
Таблица АЛ - Обработка результатов экспериментальных исследований
Хг
Факторы эксперимента
1 ОГК.') •
А
с.
1
,
мкФ
мГн
1
50
0:0012; 0,(>18; 0,3:1,2
1
*
50
0; 0012; 0,048; 0,3; 1,2
3
3
50
0; 0012; 0,048; 0,3; 1,2
7
4
50
0; 0,04; 0,016; 1;4
10
50
0; 0,04; 0,016; 1;4
16
<1
50
0; 0.125:0.5; 3.2; 12,5
32
|?
50
0; 0,125; 0,5; 3,2; 12,5
50
100
.50
0; 0,4; 1,6; 10; 40
9
100
0; 0012; 0,048; 0,3; 1,2
1
10
100
0; 0012; 0,048; 0,3; 1,2
3
II
100
0; 0012; 0,048; 0,3; 1,2
7
Лия
Дата
Подпись
Им.
Определяемые параметры
Тф , мкс
ГИ.
'а>
г.
МКС
А
Дж
П. 2.1 Схема гибридного генератора импульсов напряжения 1,2/50 мкс
Приложение 2
и тока 8/20 мкс
П. 2.2 Параметры элементов схемы гибридного генератора
Обозначение
АТ1
Т1
Т2
- Т)25
Б26
С1
С2-С21
и
$А\
Ш-К25
К26-Ю7
Ю8
Я39
Я40
Я41
Я42
Я43 - Я67
А
Параметры элемента
220 В
220/10000 В
Первичная обмотка 20 вит., вторичная 1200 вит.
5 А, 1000 В
1 А, 400 В
1 мкФ, 400 В
Я42 Выход
200 мкФ, 1000 В
5,5 мкГн
Кнопка 220 В
1,6 МОм
39 КОм
39 КОм
1000 Ом
0,39 Ом
10,5 Ом
13 0м
4 МОм
Микроамперметр на 100 мкА
Управляемый искровой разрядник
176
Приложение 3
мм
1 м г I 1 М
1
I 1 М
1
I I I
1
II 1
1
1 II 1 I 1 II
г
I 1 1
Г" 1
1 п г
-
-
-
-
I М 1
мм
. Хл
1 "
Щ
"
•
-
-
тттартр-
V, Мир
1111!
II 1 1" ' м м
1 11 1 1 II 1 1 1
1М1(
111г
зы^иаднк мс!
П. 3.1 Осциллограмма напряжения (максимум 568 В) на выводах комбинированного
УЗИП при воздействии стандартной комбинированной волны с напряжением
холостого хода генератора 1000 В
____________ [ т
1 1 1
г
1 1 1 1 м м
1
1 ____________
I м 1
1
| 1 т- "1 1 1 I II II 1 1 I
п
1
I 1
1 1 II 1 II 1
1
1
-
-
-
-
'ц 1 |1|| . , 1. 1
гИЯг ,Тк
, . , . 1
.
-
,.
, ,"
-
-
-
-
-
1»|К(Ы1
1
<:т
т
.„1
. 1,1
1
М 1 1," '..1 1 1 1 . 1 1 1
1 1
1 М1
1 . 1 1 |„.| . 1,1.1 . |1
УЗИП при воздействии стандартной комбинированной волны с напряжением
холостого хода генератора 2000 В
_____________ [ т
1111
1 1 1 1
1 1 1
1
I ____________
|1111
| | м
1Г11
11111
|1111
1 1 1 1
1
1 1 1 1
-
-
-
-
111/
/
1+1 \-
N
11у/
-4-1 -1Ч-
1 1 1 1
_
и
-
/
1111
1111
1-1 1 1 л и
IJ._I.J-
•цг^тп
шт
1 1 1 1
и-*"**
-
-
/
-
-
<ш г .VI
Ю,и* , 1
11 м 1
1 1 1
1 '
11111 , 1 1 , 1
I , , I 1
.........
1 1.1
УЗИП при воздействии стандартной комбинированной волны с напряжением
холостого хода генератора 5000 В
П. 3.7 Осциллограмма напряжения (максимум 944 В) на выводах комбинированного
УЗИП при воздействии стандартной комбинированной волны с напряжением
холостого хода генератора 10000 В
_____________ [ т
М П " I
1 1 1 1
| 1
Г ! 1
| _____________
i
i
i
м
i
i
1
м м
м
м
м м -
i
I
м
м
I I
I I
-
-
-
\
" "1
,,,
,¡
Í
M
TF
м м
I I
1
1
1
1
М
м м
-
-
-
-
h,\t(i«,i H|.<:¡H¡> м ч
Г'Р Г-i,
M i l
1
1
1
1
1
1
1
1
1
■
1
1
1
..1. 1 ..1
....
1
M i l i
l i l i
"
180
Приложение 4
П. 4.1 Осциллограмма напряжения (25 мкс/дел; 100 В/дел) на разряднике блока
защиты при воздействии стандартной комбинированной волны (приложение
импульса «провод - земля») с напряжением холостого хода генератора 1000 В
[т
мм
1111 | 1 1
1 1 |
1
I М
1
I
I М
1 г
-п
. .
1
I й
ТТТТ"
. .
1,
1
1
1
1
1
" 1 1
1 . . . 1
-
111
1
....
1 1
I I
1
■
, ,
■ 1
-
ПТТиИг
1шХШМш
ПИГ
'
1Ммн
шш
Ч
л
Гц[»<|«| шяпн ПТ1Ц
111|
чш
л
хт г 1 си> 1V,
2511* 1
1МI
1 1 1 1"
111111111
....1
... 1.1 1
111 н
| 1 1
г . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . г;
1111
1, 1
11111 1
1
1
1
-
1 11 1 1 1 1 1
Г
П. 4.3 Осциллограмма напряжения (25 мкс/дел; 100 В/дел) на разряднике блока
защиты при воздействии стандартной комбинированной волны (приложение
импульса «провод - земля») с напряжением холостого хода генератора 2000 В
[т
1 1 1 1 Iм11|
ММ
м м !
11111
"ТГ'П
[ М М
11111
11м
1М1
-
-
-
-
мм
МI1
1111
мм
М11
мм
1М1
мм
-
-
шМИМЬ
хщ мог
•
ргапрлн
р
лак.
]\
1 м 11
..._
""Я" -
, ..2
'1М11
мм"
ЩЩ
ф
1 ,1. 1 . 1 ..
ИИГГтПЯШпТТПТ
I1111111г
.1 1 м 1
П. 4.5 Осциллограмма напряжения (25 мкс/дел; 100 В/дел) на разряднике блока
защиты при воздействии стандартной комбинированной волны (приложение
импульса «провод - земля») с напряжением холостого хода генератора 3000 В
[7
1 I I I | I ! I 1 | М 1 1 | ! I 1 1 ] ! 1 ! I | ! I 1 I | I I I !| ! I I I I I I I ! | ! I II
'Л
\
А
МIIм
+-+-+-+
+-М-+
ли
\
мм
ММ[)м^
'/
Ъй'ФчпФт I е»
1 I I I I I I I 1 II 1 I I I I I I I 1 I ) I I I I I I I I I I I
¡1
111
1
,
,
,
,|
Е ----- fi11 111 !I1 ' I I
1
1
1
II
I I I 1 1 1 1 1 1 мм
!
1
1
-
-1
-
-
;,( \ч
-
-
Ч
-1.
(II
I
тлт ,miv,
г*«*
i i i Г11
i ' 11
11I1111
1Г
, i ,it-, , , , I
. . . J iWéíf
Ч
Li
ШМи .уц
Й
П. 4.7 Осциллограмма напряжения (25 мк^/дел; 100 В/дел) на разряднике
блока защиты при воздействии стандартной комбинированной волны
(приложение импульса «провод - земля») с напряжением холостого хода
генератора 4000 В
iiiiiiiiiiiiiiiiiiiiiiiiiiiiiiiiiiiiiii[iiii|iiii
Ач
ч
Г
1 М 1 - V мм
-i
n-rntrn^ 111
I II I
I I I I ++++
\\ 1 1 1
\
/
| .' г . н I 1- у I I- у'| I I I I I I I I I I I I I I I I I I I I I I I I I I I I I I I
IIII
2J
защиты при воздействии стандартной комбинированной волны (приложение
импульса «провод - земля») с напряжением холостого хода генератора 6000
1 1 1 1 | 1 1 1 1 | 1 1 ! 1 | М М | 1 1 II 1 1 Г 1 ] 1 1 1 1 | 1 1 1 1 |
1111 1
1111
.4
■1''"................ 11111 111111111111
111
1111
¡К 1 '>. ¡¡./:':-и ■ ' V НКНГ*'
М-«»:-** 1 ^ 115«!и-1 1 1 1 1 1
111Г
П. 4.11 Осциллограмма напряжения (100 нс/дсл; 25 В/дел) на защитном диоде блока
зашиты при воздействии стандартной комбинированной волны (приложение
импульса «провод - провод») с напряжением холостого хода генератора 1000 В
Е------------------ Т- ---------------
]
Е ---- --------------- —— --------------- 1 )
П. 4.13 Осциллограмма напряжения (100 нс/дел; 25 В/дел) на защитном диоде блока
защиты при воздействии стандартной комбинированной волны (приложение
импульса «провод - провод») с напряжением холостого хода генератора 3000 В
Е --------------------Т-------------------- )
ч
Е ----------------- Т ----------------1
187
II. 4.15 Осциллограмма напряжения (100 нс/дел; 25 В/дел) на защитном диоде блока
! защиты цри воздействии стандартной комбинированной волны (приложение
импульса «провод - провод») с напряжением холостого хода генератора 6000 В
'
.
1
ч
.1
,( «УТВЕРЖДАЮ»
АКТ ВНЕДРЕНИЯ
результатов диссертационной работы на соискание ученой степени кандидата
технических наук Влащицкого A.B. на тему : «Параметры и защита от коммутационных
перенапряжений в автономных электроэнергетических система^ напряжением до 1 кВ»
Комиссия в составе главного инженера ОАО «Электроцентроналадка» Большова
B.iVl. и заместителя генерального"директора Луполова Е.Б. составила настоящий акт о
том, что предложенная Влащицким A.B. схема защиты от импульсных перенапряжений
автоматизированной
системы
контроля
изоляции
маслонаполненных
трансформаторов тока напряжением 750 кВ внедрена в ОАО «Электроцентроналадка».
Схема защиты от импульсных перенапряжений автоматизированной системы
контроля изоляции маслонаполненных трансформаторов тока напряжением 750 кВ и
результаты работы Влащицкого A.B. представляют научный и практический интерес,
поскольку на электростанциях и подстанциях актуальна проблема электромагнитной
совместимости и, в частности, защиты от импульсных перенапряжений.
Использование предложенной схемы защиты позволяет защитить микропроцессорный блок автоматизированной системы контроля изоляции маслонаполненных трансформаторов тока напряжением 750 кВ от импульсных коммутационных и грозовых перенапряжений, воздействующих на измерительные цепи от
диагностируемых трансформаторов тока, на цепи питания и цепи передачи данных
указанного устройства. Вследствие этого значительно повышается надежность
автоматизированной системы контроля состояния маслонаполненных трансформаторов
тока.
Члены комиссии:.
Главный инженер
Большов В.М.
Луполов Е.Б.
Заместитель генерального директора