Развитие теории переходных процессов при замыканиях на землю, разработка методов и средств повышения надежности работы электрических сетей с изолированной и компенсированной нейтралью

Вид материала

Автореферат

Содержание Основное содержание работы. В первой главе Во второй главе В третьей главе В четвертой главе В пятой главе

Подобный материал:

• Лабораторная работа №1 2 исследование переходных процессов, 92.12kb.
• Методические указания к выполнению курсового расчёта на тему: «Анализ и моделирование, 58.09kb.
• Исследование возможностей применения методов и средств интегрированных экспертных систем, 28.11kb.
• Ei al republicii moldova universitatea Liberă Internaţională din Moldova, 51.82kb.
• Рабочей программы дисциплины Электроэнергетические системы и сети по направлению подготовки, 21.71kb.
• Лекция №4. Операторный метод расчета переходных процессов, 59.84kb.
• Аннотация дисциплины, 39.03kb.
• Итоги работ по диагностике электрооборудования схемы выдачи мощности аэс, рекомендации, 7.77kb.
• Контрольная работа ( типовой расчет) №3 " Расчет переходных процессов в электрических, 11.69kb.
• Годовой отчет о финансово-хозяйственной деятельности ОАО «Электросети», 769.07kb.

Основное содержание работы.

Во введении обосновываются актуальность и формулируются цель работы и научные задачи, отражается научная новизна и практическая ценность результатов.

Приведены методы исследования и положения, выносимые на защиту, оценка личного вклада автора в получении научных результатов. Приводятся сведения о реализации результатов работы, апробации и публикациях по теме диссертации, а также структура и объем работы.

В первой главе приводится обзор существующих в мировой практике способов заземления нейтрали в сетях 6 – 10 кВ, рассматриваются их достоинства и недостатки, а также области применения. Показано, что в силу присущих режиму изолированной нейтрали принципиальных недостатков, связанных с высоким уровнем перенапряжений и сложностью организации РЗЗЗ, область применения его должна быть ограничена. Отмечается низкая эффективность режима компенсированной нейтрали при использовании ДГР с малодискретным ступенчатым регулированием. Отмечается все более широкое применение резистивного заземления нейтрали, в том числе, комбинированного для сетей с компенсацией емкостных токов.

Выполнен обзор существующих способов оптимизации режима нейтрали сетей 6 – 35 кВ и технических средств для их реализации с анализом достоинств, недостатков и возможных областей применения.

Приводятся примеры организации управления резистивным заземлением нейтрали и отмечается неоптимальность такого управления.

Формулируются задачи исследований по управлению режимом нейтрали для ограничения дуговых перенапряжений и повышения селективности РЗЗЗ в различных эксплуатационных условиях и при учете развития процесса замыкания на землю во времени с изменением параметров в широких пределах.

Во второй главе приводится анализ особенностей переходных процессов при замыканиях на землю в сетях с различными способами заземления нейтрали. Отмечается, что выполненные ранее исследования и разработки явно недостаточно учитывали возможность изменения параметров режима замыкания на землю, особенно, при развитии процесса во внутренней, преимущественно кабельной изоляции. Приводится анализ развития процесса на примере повреждения поясной изоляции кабелей 6 – 10 кВ. Выделяется несколько этапов развития замыкания:

• начальная фаза процесса предпробойного состояния с единичными самоустраняющимися пробоями без повреждения оболочки кабелей;
  
• режим непрерывных импульсных пробоев с разрушением оболочки и горением перемежающейся дуги при изменении пробивного напряжения;
  
• переход к устойчивому горению дуги с синусоидальным током.
  

Наиболее подробно исследовалась на физической модели сети вторая фаза процесса.

Установлен сложный характер изменения перенапряжений на здоровых фазах сети. Известно также, что уровень дуговых перенапряжений зависит от уровня пробивного напряжения дугового промежутка, поэтому были проведены расчеты максимальных перенапряжений U_ПЕР в функции электрической прочности промежутка U_ПР и горении дуги по теории Петерсена и получена кривая изменения U_ПР(t) в процессе развития места повреждения (см. рисунок 1).



Рисунок 1 – Качественный характер изменения пробивного напряжения дугового промежутка

Анализ экспериментальных данных позволил построить гипотезу развития повреждения во внутренней изоляции, основанную на тепловой модели процесса. Принимается к рассмотрению два фактора, влияющих на электрическую прочность промежутка: процесс выделения энергии в месте повреждения и соответствующее изменение подвижности проводящих частиц. При допущении о постоянстве мощности дуги и об экспоненциальном увеличении площади контакта дуги с окружающей изоляцией из-за увеличения размера повреждения, имеем экспоненциальный характер уменьшения количества энергии, приходящейся на единицу площади изоляции в зоне дуги . Следовательно, можно считать, что подвижность проводящих частиц Δ, обуславливающая уровень пробивного напряжения растет сростом температуры прогрева и также имеет в ходе развития повреждения экспоненциальный характер

.

Очевидно, что электрическая прочность дугового промежутка тем больше, чем глубже внутрь изоляции выбрасываются проводящие частицы. Глубина их выброса зависит от давления в канале дуги и вязкости среды (подвижности частиц). Т.к. давление в канале дуги пропорционально удельной мощности, а глубина выброса проводящих частиц пропорциональна их подвижности, можно предположить, что прочность дугового промежутка пропорциональна произведению и (t)


,


где К₁ и К₂ – некоторые коэффициенты пропорциональности.

Тогда качественный характер пробивного напряжения можно представить в виде


,


где А – фактор удельной мощности дуги;

В – фактор подвижности проводящих частиц;

С – подвижность в начале процесса.

Вид этой аналитической зависимости, приведенной на рисунке 2, качественно совпадает с экспериментальной (рисунок 1), что свидетельствует о непротиворечивости предложенной теоретической модели процесса.

В свете предложенной тепловой гипотезы развития процесса замыкания на землю были проанализированы особенности переходных процессов в сетях с различными способами заземления нейтрали. Отмечено, что в разветвленных сетях с изолированной нейтралью из-за электрической удаленности места замыкания от источника наиболее вероятные значения коэффициента демпфирования отвечают слабой колебательности процесса вплоть до апериодического.



Рисунок 2


Как показывают расчеты токов замыкания при различных значениях активного сопротивления в нейтрали, перевод сети в режим резистивного заземления нейтрали с уровнем к качественному изменению режима горения дуги в перемежающейся фазе не приводит. Этот вывод следует из анализа влияния величины активного тока нейтрали на кривую тока замыкания. При наложении такого активного тока () практически не изменяются ни амплитуда, ни действующее значение, ни момент перехода высокочастотной составляющей через нулевое значение в начале колебательной фазы процесса, как показано на рисунке 3. Это представляется особенно важным для механизмов гашения дуги на высокочастотных составляющих тока замыкания (теории Петерсена и Белякова) и связанных с опасными перенапряжениями. Распространенное мнение о быстром переходе замыкания в установившуюся фазу при наложении в этой связи представляется необоснованным.



а) – для сети с изолированной нейтралью; б) – при наложении активного тока

Рисунок 3 – Кривые тока замыкания

Однако при сильном демпфировании, характерном для разветвленных сетей, влияние активной составляющей тока замыкания может стать определяющим уже при . Токи замыкания на землю в таких случаях на высокочастотной фазе процесса могут не переходить через нулевое значение, а следовательно, гашение дуги может происходить только на принужденной составляющей, что резко изменяет условия функционирования РЗЗЗ. Кроме того, отмечается значительное снижение амплитуд импульсов тока замыкания из-за ограничительного действия резистора в нейтрали, снижающего уровень дуговых перенапряжений в 1,28 – 1,45 раз. Поэтому воздействие импульсного тока замыкания на место повреждения заметно снижается по сравнению с режимом изолированной нейтрали с соответствующим изменением времени перехода дуги в устойчивую фазу горения.

Наложение активного тока достаточной величины от резистора, как показали расчеты, позволяет превратить процесс горения дуги из импульсного в пятидесятигерцовый, минуя стадию развития места повреждения только за счет соответствующего смещения кривой тока замыкания. Такой качественный переход возможен уже при наложении активного тока , поэтому дальнейшее увеличение , например, рекомендованное для сетей собственных нужд электростанций нецелесообразно, т.к. лишь увеличивает размеры повреждения. Таким образом, для сетей 6 – 10 кВ с токами замыкания в единицы ампер можно предложить низкоомное заземление нейтрали, обеспечивающее . При этом необходимо учитывать ограничение на величину максимально допустимого тока замыкания, устанавливаемое ПУЭ.

Для сетей с компенсированной нейтралью из-за большой энергии импульса тока замыкания и высокой скорости его изменения в момент перехода через нулевое значение гашение на высокочастотной составляющей гораздо менее вероятно, чем в сетях с изолированной нейтралью и с малыми токами замыкания на землю. Поэтому были проведены расчеты токов замыкания в предположении гашения дуги на вынужденной пятидесятигерцовой составляющей. Как известно, при таком механизме гашения возможно глубокое насыщение ДГР и соответствующее изменение характера тока замыкания. Показано, что при неблагоприятной фазе возникновения очередного замыкания в режиме перемежающегося горения дуги возможно глубокое насыщение ДГР и соответствующее резкое увеличение тока в месте повреждения. Кратность тока ДГР в долях от номинального в режиме насыщения достигает 5 – 6, а тока замыкания на землю – 4 – 5. При этом очевидно резко изменяются условия электробезопасности, условия функционирования защит от замыканий на землю и процесс развития замыкания.

Комбинированное заземление нейтрали через параллельно включенные ДГР и защитный резистор обеспечивает ограничение дуговых перенапряжений при перемежающемся характере горения дуги за счет искусственного демпфирования процесса восстановления напряжения на поврежденной фазе и к заметному увеличению тока замыкания не приводит. Однако при устойчивом характере горения дуги наличие защитного резистора увеличивает ток в месте повреждения и при учете требований по максимально допустимой величине тока замыкания по ПТЭ область применения этого способа заземления нейтрали оказывается сильно ограниченной.

В третьей главе приведен анализ особенностей процесса развития замыкания на землю в сетях с резистивным заземлением нейтрали. Показано, что в отличие от процессов в сети с изолированной нейтралью количественно время перехода в устойчивую фазу и кривая U_ПЕР(t) несколько изменяются с сохранением качественного характера процесса. Так, время перехода в устойчивую фазу при наличии резистора в нейтрали может уменьшаться на 30 – 50%, а кривая U_ПЕР(t) принципиально не превосходит значений, характерных для первого цикла «зажигание – гашение» - 2,4 – 2,5 U_Фm.

Отсюда следует, что режим перемежающегося горения закрытой дуги с импульсными токами является принципиально кратковременным, а при наличии резистора в нейтрали эти временные зависимости заметно деформируются. Время перехода дуги в устойчивую фазу с синусоидальным током составляет не более нескольких десятков секунд, и это обстоятельство должно быть учтено, прежде всего, при разработке алгоритмов работы автоматических устройств управления режимом нейтрали и при определении характеристик заземляющего резистора. Наложение активного тока в режиме устойчивого горения заземляющей дуги зачастую нецелесообразно, и при возможности организации управления резистором, его энергоемкость может определяться только временем существования перемежающегося режима дуги.

Вышеизложенные соображения о развитии повреждения во внутренней изоляции во время замыкания на землю показывают, что из трех стадий процесса: начальной с заплывающими пробоями, перемежающегося замыкания и устойчивого замыкания с синусоидальным током – наиболее важной для решения задачи управления является вторая. Дело в том, что на первой стадии, характеризующейся сначала постепенным увеличением тока проводимости в месте повреждения, затем появлением скачков этого тока до пробоя и восстановления прочности промежутка, влияния режима нейтрали не наблюдается. Управление режимом нейтрали и работа РЗЗЗ в этой стадии процесса нецелесообразна из-за неопределенности перспектив развития места повреждения. После импульсного пробоя и восстановления прочности места повреждения нормальный режим может просуществовать несколько суток с последующим пробоем и восстановлением места повреждения еще на несколько суток. Опасности для оборудования такие единичные «клевки» не представляют, и подобный режим, в принципе, может существовать как угодно долго.

В режиме устойчивого замыкания на землю, как известно, перенапряжения по абсолютной величине не превосходят линейного напряжения, проблемы функционирования РЗЗЗ, в основном, решаются с помощью несложных реле, и если величина тока замыкания не превышает нормированного ПТЭ значения, нейтраль сети может быть неуправляемой.

Вторая стадия представляет собой сложный переходный процесс с изменяющимися во времени и в широких пределах параметрами схемы замещения. Эта стадия процесса продолжается единицы – десятки секунд. При этом изменяются не только параметры режима замыкания, но и нередко схема сети из-за отключений линий релейной защитой. Поэтому режим нейтрали при использовании неуправляемых заземляющих резисторов априори можно считать неоптимальным.

В стадии перемежающегося горения заземляющей дуги во внутренней изоляции переход к режиму устойчивого горения идет с изменением параметров управления и с различной скоростью в зависимости от величины емкостного тока замыкания на землю, направления выброса продуктов горения дуги, герметичности места повреждения и т. д. Поэтому задать логику действия релейной защиты и автоматики на базе традиционно применяемых фиксированных уставок по всем параметрам для эффективного управления не представляется возможным.

Резистивное заземление нейтрали, основанное в настоящее время на постоянном подключении нерегулируемых резисторов, преследует две цели: ограничение дуговых перенапряжений и повышение селективности РЗЗЗ.

Эти резисторы могут быть включены как непосредственно в нейтраль силового трансформатора сети, так и на стороне низкого напряжения специального присоединительного трансформатора.

Дискуссионным остается лишь вопрос о выборе величины этого резистора, оцениваемой часто как кратность накладываемого активного тока I_А в долях от емкостного тока замыкания I_С и заключающаяся в пределах 0,25–4,0. Столь широкий диапазон возможных кратностей объясняется противоречивостью требований к величине I_Ав разных условиях. Так, с целью повышения чувствительности защит от замыканий на землю с измерительным органом, использующим сигнал, пропорциональный 3U₀, предлагается ограничить величину накладываемого активного тока значением 0,25–0,35 I_С. Для обеспечения условий электробезопасности величина активного тока может составлять 0,5–0,9 I_С, что близко к известному условию ограничения дуговых перенапряжений I_А = I_С. По условиям надежности работы защит от замыканий на землю рекомендуемая величина I_А гораздо выше и составляет (3–4) I_С, однако при этом резко возрастают размеры повреждения и исчезает главное преимущество сетей с изолированной нейтралью – возможность длительного существования режима замыкания. Кроме того, в условиях непрерывного изменения в широких пределах величины емкости сетей нерегулируеиый резистор малоэффективен.

Разработке специальной автоматики для более гибкого использования возможностей резистивного заземления нейтрали посвящено несколько работ, настоящая работа, в основном, посвящена развитию методов и средств управления резистором в нейтрали в условиях развития процесса замыкания на землю.

Отсюда следует необходимость разработки более сложных алгоритмов и оценки возможности использования более сложных технических средств для интеллектуального управления, например, на базе микропроцессорной техники.

Разработаны принципы управления и алгоритмы работы устройств автоматики резистивного заземления нейтрали и предложен ряд технических решений по ограничению дуговых перенапряжений и повышению селективности простых токовых РЗЗЗ, основанных на быстродействующей коммутации с учетом характера процесса и эксплуатационных требований. Для управления режимом нейтрали предлагается использовать как дискретное, так и фазовое управление величиной активного тока.

Для случаев, когда даже кратковременное существование режима замыкания на землю по каким-либо соображениям, например, ввиду наличия вращающихся машин или из условий электробезопасности, нежелательно, используется низкоомное заземление нейтрали. При этом величина накладываемого активного тока, как известно, достигает 8–10 кратной величины по отношению к емкостному току замыкания. Опыт эксплуатации РЗЗЗ при низкоомном заземлении нейтрали показал во многих случаях явную избыточность воздействия активной составляющей. Применение принципа управляемости резистивным заземлением нейтрали в подобных случаях может улучшить характер процесса и минимизировать размеры повреждения.

Изменяя величину накладываемого активного тока в режиме замыкания можно перевести процесс перемежающегося горения в устойчивый за время, намного меньшее времени естественного перехода режима в устойчивую фазу и без лишних повреждений.

При разработке алгоритма управления резистором здесь необходимо учитывать следующие соображения:

• наложение активного тока начинается с некоторого минимального значения, достаточного для ограничения дуговых перенапряжений, и быстро увеличивается вплоть обеспечения перехода режима замыкания в устойчивую фазу;
  
• увеличение активного тока прекращается с момента перехода к устойчивому горению дуги;
  
• наложение активного тока прекращается вообще спустя время, необходимое для срабатывания РЗЗЗ.
  

Увеличение активной составляющей тока замыкания в режиме перемежающегося горения дуги, как было показано выше, может обеспечить принудительное устойчивое горение дуг за счет того, что мгновенное значение свободного тока замыкания в переходном процессе не переходит нулевого значения, и каждое очередное гашение дуги может происходить только на вынужденной пятидесятигерцовой составляющей. При этом, как известно, простые токовые защиты с входными фильтрами (типа РТЗ-51) функционируют вполне удовлетворительно.

Величина накладываемого активного тока для обеспечения устойчивого режима горения дуги зависит от степени демпфирования колебаний свободной составляющей тока замыкания и может быть существенно различной в одной и той же сети в зависимости от места замыкания. Именно поэтому оказывается целесообразным непрерывное увеличение активного тока в ходе процесса до достижения устойчивого режима. Этот режим ввиду опасности чрезмерных разрушений не должен существовать длительно и прекращается спустя минимальное время, необходимое для обеспечения селективности РЗЗЗ.

Реализовать описанную логику управления резистором можно с помощью устройства, принципиальная схема которого показана на рисунке 3. На рисунке приняты следующие обозначения: 1 – однофазный присоединительный трансформатор устройства заземления нейтрали; 2 – устройство резистивного многоступенчатого заземления нейтрали; 3 – блок определения режима замыкания на землю; 4 – устройство измерения емкостного тока замыкания на землю сети; 5 – интегратор; 6 – сумматор; 7 – АЦП; 8 – элемент «ВРЕМЯ».

Устройство работает следующим образом. В нормальном режиме, который идентифицируется блоком определения режима замыкания на землю 3, сигнал с выхода блока запускает устройство измерения величины емкостного тока замыкания на землю 4, на выходе которого образуется сигнал, пропорциональный емкостному току сети. Сигнал с выхода этого устройства подается на один из входов сумматора 6. На втором входе сумматора 6 сигнал отсутствует, т.к. на вход интегратора 5 в нормальном режиме сигнала с выхода блока 3 не поступает, а сигнал «сброс» с другого выхода блока 3 обнуляет сигнал на выходе интегратора 5. Таким образом, на вход АЦП 7 поступает сигнал, пропорциональный I_c, и комбинация сигналов на выходе АЦП обеспечивает необходимую величину сопротивления устройства заземления, выбранную по условию I_А = I_С. При любом изменении емкости сети происходит автоматическое изменение величины активного тока, что обеспечивает оптимальность ограничения дуговых перенапряжений.





Рисунок 4

При возникновении режима замыкания на землю с выхода блока 3 подается сигнал на вход интегратора и начинается его заряд с увеличением сигнала на втором входе сумматора 6, изменением комбинации сигналов АЦП и соответствующим увеличением активного тока устройства 2. Увеличение активного тока может происходить до предельного значения тока устройства заземления. При переходе режима замыкания в устойчивую фазу, определяемому с помощью блока 3, спустя выдержку времени блока 8 произойдет сброс интегратора и соответствующее уменьшение величины накладываемого активного тока до значения I_a = I_c.

Широкие возможности управления резистивным заземлением нейтрали позволяют не только обеспечить оптимальное управление процессом, но и подойти к выбору параметров резисторов с учетом особенностей режимов замыкания в различных эксплуатационных условиях. Так, для случаев повреждения внутренней изоляции, например, кабельной, характерные особенности поведения которой описаны в главе 2, за счет оптимального управления можно резко снизить величину выделяемой в резисторе энергии, а следовательно, уменьшить его стоимость.

Для ограничения дуговых перенапряжений без наложения дополнительного активного тока на место повреждения предложено техническое решение на базе силовой полупроводниковой коммутации заземляющего резистора, что представляется особенно ценным в случаях, когда наложение дополнительного активного тока неприемлемо по условиям электробезопасности.

Проведенный анализ поведения РЗЗЗ в условиях резистивного заземления нейтрали, в том числе при импульсном управлении резистором, показал возможность некоторого улучшения селективности при использовании высокоомного резистивного заземления. Однако для надежности функционирования РЗЗЗ представляется целесообразным использование управления резистором с наложением активного тока дозированной величины в определенный момент времени.

В четвертой главе приведен анализ особенностей процесса развития замыкания на землю в сетях с компенсированной нейтралью.

Произведена качественная оценка скорости изменения электрической прочности дугового промежутка на начальной, быстрой (единицы миллисекунд после погасания дуги) стадии восстановления прочности и медленной ее части (сотни миллисекунд после погасания). Оценка выполнена на основе многочисленных осциллограмм процесса замыкания в компенсированных сетях. Скорость восстановления электрической прочности на начальной стадии (около 0,1 – 0,2 U_Фm/мс) оказывается гораздо выше, чем скорость восстановления напряжения на поврежденной фазе-даже при запредельных расстройках компенсации, что обеспечивает отсутствие повторных зажиганий сразу после погасания дуги. Следовательно, для анализа процесса повторных зажиганий можно оценить лишь амплитуду начальной прочности и скорость ее изменения на медленной стадии, которая составляет около 0,001 – 0,005 U_Фm/мс.

При больших емкостных токах в компенсированных кабельных сетях за счет большой энергии импульсов тока замыкания возможно столь сильное очищение места повреждения от продуктов горения, что восстановление электрической прочности возможно на длительное время (до нескольких часов и суток) после нескольких циклов «зажигание – гашение» дуги.

Процесс развития замыкания на землю в компенсированной сети протекает с теми же закономерностями, что и в сети с изолированной нейтралью, однако может быть растянутым во времени из-за гораздо более низкой скважности импульсов тока замыкания, определяющей его действующее значение. Скважность импульсов здесь, как известно, зависит от расстройки компенсации и изменяется в широких пределах. В сети с комбинированной нейтралью следует ожидать уменьшения скважности импульсов тока, и соответственно, увеличения скорости восстановления напряжения поврежденной фазы при наличии резистора в нейтрали, особенно на падающей части кривой U_ПР(t).

Изменение действующего значения тока замыкания в компенсированных сетях по сравнению с сетями с изолированной нейтралью из-за значительного отличия в скважности, амплитудах и форме импульсов и соответствующего изменения времени перехода в устойчивую фазу может определяться дополнительным, ранее не учитываемым фактором – насыщением ДГР в процессе развития замыкания.

Как известно, насыщение ДГР в режиме замыкания обусловлено начальными условиями и вызывается двумя факторами: фазой возникновения замыкания на землю относительно источника поврежденной фазы и величиной и знаком начального потока магнитопровода реактора в момент замыкания.

В циклическом переходном процессе с многократными зажиганиями и гашениями дуги в компенсированной сети начальные условия очередного режима с замыканием на землю изменяются в широких пределах. Фаза возникновения замыкания в циклическом режиме определяется моментом пересечения кривой электрической прочности дугового промежутка после очередного гашения дуги и кривой мгновенного значения напряжения на поврежденной фазе в процессе восстановления. Т. к. процесс восстановления напряжения происходит с частотой, которая зависит от произвольных значений К и d, пересечение этих кривых может иметь место при любой фазе возникновения замыкания на землю.

Начальный поток в магнитопроводе ДГР определяется мгновенным значением напряжения на нейтрали в момент очередного замыкания, которое в процессе восстановления напряжения на поврежденной фазе также может быть произвольным.

При неблагоприятных фазе замыкания и значении начального магнитного потока возможно глубокое насыщение магнитопровода ДГР и соответствующее увеличение тока компенсации в 5–7 раз по сравнению с установившимся током, что принципиально меняет характер горения дуги. Опасность развития повреждения с переходом однофазного замыкания в междуфазное кз при этом резко возрастает, изменяются условия функционирования РЗЗЗ. Поэтому факторы, влияющие на насыщение, рассмотрены более подробно.

Проведены многочисленные расчеты процессов повторного пробоя при моделировании электрической прочности места повреждения согласно закономерности, показанной на рисунке 1. Точки пресечения кривой в переходном процессе восстановления напряжения на поврежденной фазе с кривой электрической прочности дугового промежутка в этих расчетах определяли момент очередного пробоя внутри цикла «зажигание-гашение». Из-за несоизмеримо малой скорости изменения по сравнению со скоростью изменения огибающей точки пересечения располагаются вблизи амплитуд мгновенного значения напряжения на поврежденной фазе и для каждого конкретного цикла восстановления напряжения в зависимости от значений степени настройки компенсации и демпфирования . Кратность насыщения, определяемая фазой очередного пробоя , представлена здесь суммарным фактором . Для цикла «зажигание-гашение», изображенного на рисунке 4, получено, что максимальное насыщение возникает при через 0,035с после очередного погасания дуги. Здесь фактор , фаза возникновения относительно ЭДС источника питания , а начальный поток . Кривые тока замыкания и тока ДГР для этого случая показаны на рисунке 5.

В работе показано, что степень возможного насыщения ДГР в процессе развития зависит от скорости восстановления напряжения на поврежденной фазе, которая определяется, в свою очередь, величиной расстройки компенсации V и степени демпфирования d. Особенно опасным насыщение становится на завершающей стадии процесса перехода к устойчивому режиму замыкания при значительном снижении уровня пробивного напряжения. Тогда из-за неблагоприятного сочетания фактора фазы возникновения очередного замыкания а и фактора начального магнитного потока b возможно глубокое насыщение ДГР с токами до 3 – 4 I_НОМ и соответственным увеличением тока замыкания до значения 2,5 – 3 I_С. При этом ток замыкания содержит значительную постоянную составляющую и не переходит нулевого значения в течение нескольких периодов промышленной частоты, что резко изменяет условия гашения, его действующее значение и влияние на развитие места повреждения, а также работу РЗЗЗ.






Рисунок 5








Рисунок 6


Подобные расчеты были проведены и для сетей с комбинированным заземлением нейтрали. Насыщение ДГР в сети с комбинированным заземлением нейтрали проявляется теми же закономерностями, что и насыщение в компенсированной сети. Отличие состоит в том, что в сильно демпфированном контуре нулевой последовательности напряжение U₀ и отвечающий ему поток Ф₀ затухают за 1,5–2 периода, и его влияние на насыщение заметно только в начале процесса восстановления напряжения.

Через 0,03–0,04 с напряжение U_ПФ достигает номинального уровня и далее остается неизменным. При таком характере изменения восстанавливающегося напряжения во времени очередное замыкание в начале процесса развития, когда , может происходить только на амплитудном значении напряжения поврежденной фазы. При этом насыщение ДГР отсутствует, т. к. расчеты показывают, что для моментов времени, отвечающих амплитудным значениям U_ПФ, величина не превышает единицы.

В конце процесса снижения пробивного напряжения на дуговом промежутке при насыщение ДГР не превышает 1,2–1,3, т.е. становится незначительным, и лишь в диапазоне существует область возможного насыщения.

Так, при самых неблагоприятных моментах замыкания при различных расстройках компенсации токи ДГР могут достигать амплитудных значений около 2,5–3,0.

Отмечается при этом, что форма кривой тока в месте замыкания заметно отличается от тока в компенсированной сети из-за наличия активной составляющей. Переход тока замыкания через нуль и соответственно гашение дуги этого тока здесь наступает гораздо раньше, чем в компенсированной сети – в течение первого периода промышленной частоты.

Рассмотрены также вопросы организации управления резистивным заземлением нейтрали в компенсированных сетях.

Предложен ряд новых принципов управления защитным резистором для ограничения дуговых перенапряжений.

Для минимизации энергоемкости и воздействия резистора на место повреждения для управления величиной накладываемого активного тока предложено использовать информацию о степени расстройки компенсации и режиме горения дуги. Мощность блока резисторов при этом управляется по двум факторам: расстройке компенсации и режиму горения дуги, - и при перемежающейся дуге строго дозирована, а в режиме устойчивого горения равна нулю, т.е. блок резисторов отключается.

Управление защитным резистором по предложенному алгоритму обеспечивает изменение величины накладываемого активного тока при изменении в широких пределах схемы сети, степени расстройки компенсации и режима горения заземляющей дуги. Однако большинство устройств АНКЗ основаны на измерении частоты свободных колебаний контура нулевой последовательности и используются устройствами, имеющими заметную инерционность (плунжерные ДГР, ДГР с подмагничиванием), поэтому особых требований по быстродействию АНКЗ не предъявлялось. Между тем, запаздывание устройств АНКЗ в процессе резкой и глубокой расстройки компенсации для целей управления резистором в нейтрали может быть опасным.

Поэтому в данной работе рассмотрены принципы организации быстродействующих устройств выявления расстройки компенсации в режиме замыкания на землю, предназначенных для управления защитным резистором.

Технические требования к таким устройствам могут быть несколько иными, чем к устройствам АНКЗ ДГР.

В первую очередь это касается быстродействия – оно должно быть максимальным, во-вторых, требования по точности определения расстройки могут существенно снижены по сравнению с АНКЗ.

При возможных в условиях эксплуатации расстройках компенсации емкостных токов на уровне 30% включение защитного резистора должно быть обеспечено за время, меньшее времени бестоковых пауз режима перемежающегося горения дуги. Для V= 30% это время составляет около 0,02 - 0,03с при d = 0,05. За столь короткое время определение степени расстройки и включение защитного резистора с помощью известных устройств АНКЗ затруднительно, поэтому предлагается измерение настройки компенсации с помощью более информативных для указанных целей параметров.

В режиме перемежающегося горения дуги единственным источником информации о расстройке компенсации служит контур нулевой последовательности сети. Измерение частоты свободных колебаний контура, как было показано в ряде работ, связано со сложной аппаратурной реализацией и ограничено допустимой степенью расстройки из-за неизбежных погрешностей измерения при малых временах восстановления напряжения на поврежденной фазе.

Поэтому была рассмотрена возможность использования альтернативных способов получения информации о степени расстройки компенсации. На основе проведенного анализа разработаны принципы функционирования, наиболее простым из которых является использование информации о скорости нарастания напряжения на поврежденной фазе и величине угла между напряжением на нейтрали и напряжением источника питания.

Предложен принцип создания замкнутой системы непрерывного управления величиной накладываемого активного тока по двум параметрам: величине отклонения напряжения на поврежденной фазе от номинального уровня и производной этой величины. Разработан алгоритм функционирования и схема устройства предлагаемого управления.

Алгоритм управления защитным резистором может быть выбран из следующих соображений.

В процессе восстановления напряжения на поврежденной фазе после очередного погасания дуги, как известно, опасность возникновения перенапряжений имеет место только в случае появления биений. Если при биениях с помощью дополнительного демпфирования защитным резистором исключить возможность увеличения напряжения на поврежденной фазе выше номинального уровня, то при повторных зажиганиях дуги перенапряжения не превысят 2,4 - 2,5U_фm. Включение защитного резистора определенной величины, как было показано выше, предотвращает перенапряжения, однако, может увеличивать частоту пробоев, а следовательно, количество воздействий перенапряжений на изоляцию. Такое влияние имеет место при снижении пробивных напряжений дугового промежутка до уровня ниже номинального на завершающей стадии процесса развития замыкания. Количество воздействий перенапряжений при повторных зажиганиях дуги в этом случае напрямую зависит от скорости восстановления напряжения на поврежденной фазе. В случае, когда V=d, начальная скорость восстановления напряжения увеличивается, а следовательно и время достижения U_ПФ уровня пробивного напряжения уменьшается в раз. Следовательно, также в раз увеличивается частота воздействия перенапряжений. Нерегулируемый защитный резистор включается в нейтраль компенсированной сети без какой-либо настройки компенсации, и поэтому возможна ситуация, когда в результате изменения емкости сети настройка может стать острой. Тогда постоянно включенный защитный резистор, выбранный по максимально возможной расстройке может увеличить скорость восстановления напряжения на поврежденной фазе не в , а в 5 - 6 раз по сравнению с острой настройкой с соответствующим увеличением частоты воздействия перенапряжений. Поэтому на начальном участке процесса восстановления напряжения действие защитного резистора должно быть блокировано. При этом в принципе не важно, имеется ли тенденция к опасному превышению U_ПФ номинального значения при отключенном защитном резисторе, т.е. под действием расстройки компенсации, или настройка обеспечивает полное отсутствие превышения U_ПФ над номинальным значением. Включение резистора необходимо производить при уровне U_ПФ, близком к номинальному, в предположении, что интенсивность демпфирования после его включения может обеспечить безопасный уровень напряжения на поврежденной фазе к моменту повторного зажигания дуги.

Такой алгоритм может быть реализован, например, с помощью управления резистором по двум параметрам: отклонению напряжения на поврежденной фазе от номинального уровня и скорости его изменения – путем непрерывного (фазового) управления тиристорным коммутатором. Схема, реализующая описанный алгоритм, показана на рисунке 6.

Напряжение поврежденной фазы, выявленное с помощью одного из известных стандартных блоков, например, выпрямляется, фильтруется и подается в оба канала управления. В канале по отклонению напряжения поврежденной фазы от рабочего фазного напряжения происходит вычисление управляющего воздействия пропорционального типа U_ПФ = U_ПФ –U_Ф, которое вводится только при положительном его значении. Второй канал управления по производной работает после дифференцирования сигнала и подачи его на сумматор, формирующий общий сигнал управления с возможностью установки требуемых значений коэффициентов усиления по общим входам. Сигнал управления подается на управляющее устройство, запускаемое пороговым блоком только при превышении уровнем заданной уставки.




Рисунок 7

Подбор коэффициентов усиления по обоим каналам с целью оптимизации процесса является стандартной задачей любого непрерывного управления, поэтому в данной работе не выполняется.

Характер процесса управления защитным резистором получен расчетным путем и при вариации коэффициентов усиления по каналам управления показан на рисунке 8.




Рисунок 8


Показано, что при увеличении коэффициентов усиления по отклонению, управление резистором становится в принципе импульсным. Это может быть использовано для создания простой и эффективной системы управления нерегулируемым защитным резистором для сетей с изменением емкостного тока в широких пределах и в условиях изменения режима горения заземляющей дуги

Идея предлагаемого управления заключается в следующем. После очередного погасания перемежающейся дуги в случае возникновения глубокой расстройки и связанных с ней биений фазных напряжений предлагается не допускать очередного зажигания дуги на поврежденной фазе в момент, когда могут возникнуть опасные перенапряжения. Для этого достаточно предотвратить увеличение напряжения на поврежденной фазе в процессе биений выше уровня фазного напряжения нормального режима. Это условие достигается тем, что в процессе биений после каждого очередного погасания дуги напряжение поврежденной фазы сравнивается с уставкой, равной фазному напряжению сети, и в случае превышения уставки обеспечивается быстродействующее включение защитного резистора в контур нулевой последовательности. При этом напряжение на нейтрали становится равным нулю, а напряжения на фазах сети – нормальным фазным, и условий для возникновения максимальных перенапряжений не образуется.

После перехода тока в резисторе через нуль происходит его отключение, а при возникновении нового цикла биений процесс повторяется. При такой логике управления напряжение на поврежденной фазе практически не превосходит нормального фазного, что позволяет поврежденной изоляции восстановить диэлектрическую прочность, а следовательно улучшить условия дугогашения.

Коммутация защитного резистора может быть осуществлена, например, тиристорным коммутатором как непосредственно в нейтрали сети, так и через понижающий присоединительный трансформатор мощностью около10-15% мощности ДГР, т.к. ожидаемая скважность импульсов тока через резистор достаточно велика.

Схема устройства для реализации импульсного управления защитным резистором показана на рисунке 9.




Рисунок 9


Устройство содержит дугогасящую катушку, присоединительный однофазный трансформатор, защитный резистор, включенный параллельно катушке через быстродействующий коммутатор К, блок выбора поврежденной фазы БВПФ, пороговый блок ПБ и блок управления коммутатором БУК.

В нормальном режиме на выходах блоков выбора поврежденной фазы, порогового и управления коммутатором сигналы отсутствуют, коммутатор К разомкнут и резистор не влияет на параметры контура нулевой последовательности.

При устойчивом замыкании на землю напряжение на поврежденной фазе близко к нулю, пороговый блок не срабатывает, резистор находится в отключенном состоянии и на параметры контура нулевой последовательности также не влияет.

При замыкании на землю с дугогасящей катушкой, настроенной в резонанс, напряжение на поврежденной фазе в переходном процессе не превосходит фазного напряжения сети, и повторные зажигания дуги не связаны с большими перенапряжениями (U_ПЕР 2,5U_Фm).

При заметных расстройках компенсации возможно возникновение перенапряжений с кратностью 3 - 3,5U_Фm, что, безусловно, представляет опасность для ослабленной изоляции. Характерным в этом случае является увеличение напряжения на поврежденной фазе в процессе биений до значений, существенно превышающих нормальное фазное напряжение (до 1,8 - 2,0U_Фm). При этом напряжение нейтрали к моменту повторного зажигания дуги не успевает уменьшиться до уровня, безопасного по условиям возникновения максимальных перенапряжений на здоровых фазах. В процессе биений после каждого очередного погасания дуги напряжение поврежденной фазы, выявленное БВПФ, подается на пороговый блок, который срабатывает при превышении напряжением на поврежденной фазе U_ПФ нормального фазного напряжения цепи и запускает блок управления коммутатором, последний подает импульс на включение коммутатора. Причем управление организовано так, что резистор остается включенным в цепь нейтрали сети до тех пор, пока не произойдет полного затухания напряжения на нейтрали под действием повышенного демпфирования. Для этого управляющий импульс должен иметь соответствующую длительность После полного затухания тока в резисторе происходит его отключение и при возникновении нового цикла биений процесс повторяется. Такая логика управления может быть реализована не только силовыми полупроводниковыми коммутаторами с фазовым управлением, но и гораздо более дешевой и надежной контактной коммутацией с достаточным быстродействием.

Резистор, включаемый коммутатором в цепь тока нулевой последовательности, выбирается из условия затухания колебательного процесса разряда емкости нулевой последовательности сети за время около полупериода промышленной частоты (R_З U_НОМ/I_С) по максимально возможному в условиях эксплуатации значению емкости сети.

В пятой главе рассмотрены некоторые вопросы разработки средств повышения эффективности функционирования защит от замыканий на землю в сетях с изолированной и компенсированной нейтралью. Для сетей с компенсированной нейтралью предложено управление заземляющим резистором по адаптивному алгоритму с учетом развития процесса замыкания во времени. При этом начало воздействия резистивного заземления на режим, его длительность и интенсивность определяются не по заранее выбранным уставкам, а по контролируемым параметрам развивающегося процесса.

Действие автоматики наступает только после выдержки времени, обеспечивающей надежную отстройку от режима единичных пробоев, когда восстановление нормального режима достаточно вероятно. После наступления режима непрерывных пробоев – перемежающегося дугового замыкания – включение резистора целесообразно обеспечивать только в фазе процесса, связанной с уменьшением прочности дугового промежутка (спадающая ветвь характеристики U_ПР(t) на рисунке 1), т.к. это свидетельствует о необратимости развития процесса в устойчивую фазу. При нецелесообразности сохранения режима замыкания включение резистора R_N приводит к переходу режима в устойчивую фазу и резкому повышению селективности РЗЗЗ.

Дополнительная функция определения факта снижения пробивного напряжения в ходе процесса может быть легко реализована, например, с помощью анализа кривой восстанавливающегося напряжения на поврежденной фазе. Уровень восстанавливающегося напряжения на поврежденной фазе в момент пробоя характеризует электрическую прочность дугового промежутка и численно равен его пробивному напряжению.

Схема такого устройства приведена на рисунке 10.

Устройство содержит: дугогасящий реактор 1; резистор 2; включенный параллельно ДГР через быстродействующий коммутатор 3; блок 4 выбора поврежденной фазы; блок 5 управления коммутатором; пороговый блок 6; блок 7 выявления устойчивого характера дуги и схему ИЛИ 8. Блок выявления устойчивого характера дуги содержит пороговые блоки 9 и 10, схему НЕ 11, схему И 12 и элемент ВРЕМЯ 13, блок определения пробивного напряжения 14, блок сравнения величин пробивного напряжения 15, дифференцирующий блок 16, пороговый блок 17.



Рисунок 10


Очередной момент пробоя фиксируется с помощью дифференцирующего блока 16 и порогового блока 17. В момент пробоя производная напряжения на нейтрали превышает уставку порогового блока 17, и сигнал с его выхода запускает блок 14 определения пробивного напряжения. Этим блоком производится определение пробивного напряжения на данном цикле процесса и запоминание его значения. На следующем цикле происходит определение пробивного напряжения и вычисление его приращения  U_ПР с помощью блока 15. Если пробивное напряжение настоящего цикла меньше пробивного напряжения предшествующего цикла, то характер развития процесса замыкания отвечает падающей ветви U_ПР (t), и подачей сигнала с блока 15 на третий вход схемы ИЛИ 8 обеспечивается включение резистора для скорейшего перехода режима замыкания в устойчивую фазу и срабатывания РЗЗЗ.

Длительность наложения активного тока в этом устройстве не задается фиксировано, а определяется характером процесса – резистор остается включенным в контур нулевой последовательности до тех пор, пока:

• не сработает РЗЗЗ;
  
• напряжение поврежденной фазы не станет близким к нулю в течение времени, гарантирующего надежное срабатывание РЗЗЗ.
  

Для всех токовых защит от замыканий на землю характерна проблема обеспечения селективности для присоединений с собственной емкостью, соизмеримой с суммарной емкостью всей сети. Принцип решения этой задачи известен и обеспечивается путем компенсации емкостного тока этого присоединения специальной компенсирующей обмоткой ТТНП, запитанной от трансформатора напряжения. Однако в условиях непрерывного эксплуатационного изменения емкостей присоединений этот метод оказывается малоэффективным.

Предложено в качестве одного из возможных технических решений этой проблемы использование регулирования параметров компенсирующей цепи применением специальной автоматики.

Желаемый результат можно получить следующим образом: при любых возмущениях в сети, связанных с появлением напряжения нулевой последовательности (3U₀), например, коммутациях присоединений, кратковременных замыканиях на землю, «клевков» и т.д., по величине 3U₀ и величине токов нулевой последовательности всех ТТНП производится расчет и запоминание емкостей нулевой последовательности фидеров и соответствующие изменения параметров компенсирующей цепи по каждому из присоединений. При таком управлении обеспечивается эффективная компенсация емкостных токов присоединений при любых изменениях схемы сети и ее параметров, что резко повышает чувствительность токовой защиты от замыканий на землю. Необходимо лишь блокировать процесс вычисления емкостей в течение времени замыкания фазы на землю, когда ток нулевой последовательности поврежденного фидера содержит токи нулевой последовательности всех фидеров.

Следует отметить также, что компенсация собственных емкостных токов присоединений при использовании предлагаемого способа становится управляемой и автоматически обеспечивает повышение чувствительности защит от замыканий на землю при любых изменениях схемы сети и ее параметров.

Новые функции: расчет емкостей нулевой последовательности присоединений при любом изменении схемы сети, запоминание рассчитанных значений емкостей и соответствующая перестройка параметров компенсирующей цепи освобождают эксплуатационный персонал от функций контроля за схемой сети, расчета емкостей фидеров, а также расчета и перестройки параметров компенсирующей цепи по каждому фидеру.

На рисунке 11 представлена схема, реализующая вышеописанный алгоритм.

Схема содержит трансформаторы тока нулевой последовательности 1 отходящих фидеров, блоки конденсаторов компенсирующих обмоток ТТНП 2, блок вычисления фидерных емкостей нулевой последовательности 3, аналого-цифровые преобразователи (АЦП) соответствующих блоков конденсаторов 4; пороговый блок напряжения нулевой последовательности 5 и блок выявления замыкания на землю 6.

Здесь в исходном режиме измеряются и запоминаются емкости всех фидеров. В соответствии с измеренным значением этих емкостей происходит перестройка блоков конденсаторов компенсирующих обмоток ТТНП с помощью ключей. Все дальнейшие изменения емкостей приводят к перестройке блоков конденсаторов и соответствующей коррекции величины емкостей компенсирующих цепей ТТНП, и следовательно, обеспечивают полную компенсацию собственных токов при эксплуатационных изменениях схемы.





Рисунок 10


В электрических сетях 6-35кВ возможны одновременные замыкания на землю разноименных фаз в двух разных точках сети – двойные замыкания на землю. При наличии в сети селективной и быстродействующей защиты от замыканий на землю, работающей на отключение, возникновение двойных замыканий маловероятно. Однако существующие защиты от замыканий на землю в основном неселективны, особенно в сетях с компенсацией емкостного тока, большая часть их работает на сигнал, кроме того, около 80% подстанций вообще не оснащены такими защитами, поэтому локализация двойных замыканий представляется достаточно актуальной.

Двойные замыкания отключаются МТЗ и при этом считается, что КЗ ликвидируется релейной защитой с наименьшим для потребителя ущербом (селективно) в случае, если отключаются не обе поврежденные линии, а лишь одна из них, а оставшееся однополюсное замыкание отключается вручную после определения поврежденного фидера с помощью сигнализации замыкания на землю или в результате поисковых переключений]. Поиск поврежденного фидера при этом зачастую затягивается на десятки минут.

Этот критерий селективности представляется небесспорным, особенно, при учете реального технического состояния защищаемых сетей и требуемой надежности электроснабжения. Особо отметим неоптимальность критерия селективности МТЗ при двойных замыканиях в сетях, где установлена защита от замыканий на землю (РЗЗЗ), работающая на отключение, когда в принципе не идет речи о сохранении режима однополюсного замыкания.

Применяемые в сетях с изолированной нейтралью МТЗ выполняются с трансформаторами тока в фазах А и С (по двухтрансформаторной схеме). Примерно в 1/3 случаев двойных замыканий, когда одно из замыканий на землю происходит на фазе без трансформатора тока, отключается лишь одна из поврежденных линий, а линия, где на поврежденной фазе трансформатор тока отсутствует, отключиться не может принципиально. Эта линия является неотключаемым источником однополюсного замыкания, который может последовательно вызывать повреждения на здоровых фазах других линий и их отключение. Такие многоместные (до 3-4 фидеров) повреждения в эксплуатации кабельных сетей 6-10 кВ нередки. Поэтому в связи с вышеизложенным применяемая для отключения двойных замыканий логика построения МТЗ представляется уместной лишь в том случае, когда возможно самоустранение или длительное существование режима однополюсного замыкания без перехода его в двухфазное, двойное или трехфазное КЗ, т. е. для сетей с небольшими токами замыкания на землю, либо со значительными токами замыкания на землю, имеющих настроенную компенсацию и с хорошей изоляцией. Однако, в настоящее время в большинстве случаев кабельные сети 6-10 кВ имеют ослабленную изоляцию и плохо настроенные дугогасящие катушки, особенно после аварийного отключения одного из фидеров в режиме двойного замыкания и соответствующей расстройки компенсации. Таким образом, критерий селективности, принятый при построении МТЗ линий сетей с изолированной нейтралью, и сама организация защиты в режиме двойного замыкания с помощью МТЗ являются безусловно корректными лишь в некоторых особых случаях, например, для воздушных радиальных сетей. Поэтому для случаев обязательной организации защитного отключения, предусмотренных нормативными документами, а также для старых кабельных сетей может оказаться технически и экономически оправданным иной критерий селективности защиты от двойных замыканий – обязательное, по возможности немедленное, отключение обоих мест повреждения.

В связи с вышеизложенным для немедленной локализации двойных замыканий в указанных случаях представляется приемлемым вместе с существующей МТЗ использовать простые токовые защиты от замыканий на землю основной частоты при установившемся режиме замыкания (защиты на РТ-40/0,2, РТЗ-50, РТЗ-51).

Описанная локализация двойных замыканий при использовании токовых защит от однополюсных замыканий на землю имеет простое техническое решение для радиальных сетей с тупиковыми линиями и одним выключателем на головном участке каждого фидера.

Здесь при замыканиях на землю на фазе В одного из фидеров не работает МТЗ именно этого фидера, т.к. на фазе В нет трансформатора тока. Если на фидерах ЦП установить ТТНП и простые токовые защиты от замыканий на землю и перестроить их уставки на режим двойного замыкания, вполне можно обеспечить надежное отключение обоих аварийных фидеров. При двойном замыкании на землю, например, в точках К2 и К3 Фидера N, как показано на рисунке 12, ток нулевой последовательности ТТНП (если пренебречь емкостной составляющей тока замыкания) равен нулю, т.к. фазные токи и содержат разнонаправленный ток замыкания I_З в разных фазах. При этом РЗЗЗ, отстроенная от режима однополюсного замыкания, не функционирует. Режим двойного замыкания на землю в этом случае практически идентичен режиму двухфазного КЗ на землю и отключается МТЗ.



Рисунок 12


Для разветвленных схем сетей, например с распредпунктами (РП), характерных для городского и внутризаводского электроснабжения, вопрос обеспечения селективного отключения двойных замыканий имеет более сложное техническое решение. Предложена логика построения предлагаемой защиты от двойных замыканий. основанная на том, что типовая МТЗ в 2/3 случаев возникновения режима двойного замыкания отключает оба места повреждения, а при одном из замыканий на фазе В – одно из них. В этом случае место однополюсного замыкания, возникшего после двойного, определяется специальной централизованной защитой на сборных шинах РП и ЦП.

Функция этой защиты – определение фидера с однополюсным замыканием после перехода двойного замыкания в однополюсное по параметрам режима двойного замыкания.

Для этого необходимо сравнить аварийную фазу по току фидера в режиме двойного замыкания и аварийную фазу по напряжению в режиме однополюсного замыкания. Для фидера с однополюсным замыканием повреждением эти фазы являются одноименными. В централизованной защите используется информация об аварийных фазах всех фидеров в режиме двойного замыкания, которая должна быть сохранена и в режиме однополюсного замыкания для определения поврежденного фидера.

Для решения задачи необходимо определить путь протекания аварийного тока не только по всем фидерам, но и по всем фазам этих фидеров. Задача была бы элементарной при наличии трансформаторов тока на всех фазах, но т.к. на фазе В трансформаторов тока нет, наличие аварийного тока в этой фазе может быть определено косвенно с использованием ТТНП. Признаком протекания аварийного тока в фазе В фидера является отсутствие его в трансформаторах тока фаз А и С и наличие аварийного тока в ТТНП фидера. Это позволяет идентифицировать аварийный ток в фазе В с помощью простейших логических элементов автоматики, как показано на рисунке 13

Принципиальная схема устройства определения фидера с повреждением, устанавливаемого на каждой секции шин ЦП и РП, показана на рисунке 14.

Здесь фазные аварийные токи всех фидеров секции запоминаются элементами «ПАМЯТЬ» и в режиме однополюсного замыкания после определения поврежденной фазы с помощью блока определения поврежденной фазы БОПФ происходит определение фидера с повреждением с использованием простой логики «И» и «ИЛИ».

Построение устройства защиты с описанной выше логикой принципиальных трудностей не вызывает и может быть реализовано с помощью стандартных элементов автоматики или микропроцессорной техники.





Рисунок 13




Рисунок 14


Для других схем сети, других требований по надежности и бесперебойности электроснабжения отдельных потребителей предлагаемый принцип построения защиты от двойных замыканий может быть адаптирован с соответствующими изменениями логики и функций ее основных блоков.