Расстояния защиты разрядников на подстанциях

Защита от перенапряжения с помощью беззазорных разрядников из оксида цинка принята и принята во всем мире.В частности, такие активы, как трансформаторы, кабели и подстанции с элегазовой изоляцией, очень уязвимы для переходных перенапряжений от молнии и переключений.Несмотря на то, что характеристики таких разрядников при этих типах перенапряжений превосходят предыдущие координирующие промежутки и технологию карбида кремния, эффективность защиты от перенапряжения и полученный запас защиты для оборудования в значительной степени зависят от физического расстояния между разрядником и защищаемым оборудованием.

В этом отредактированном вкладе в INMR за 2015 год профессоров А. Хаддада и М. Альбано из Кардиффского университета в Великобритании, а также экспертов из Национальной энергосистемы исследованы различные сценарии расположения подстанций и количественно определены запасы защиты, предлагаемые разрядниками в зависимости от их расстояния от оборудование.

Перенапряжения из-за грозовых и коммутационных перенапряжений оказывают значительное влияние на конструкцию подстанции и координацию изоляции энергосистем.Необходимо исследовать количественную оценку и смягчение их воздействия на подстанциях и вокруг них, чтобы можно было определить уровни перенапряжения и их вероятность на подстанции.Это облегчает процедуры координации изоляции с целью снижения количества отказов, простоев системы и затрат на восстановление.Чтобы уменьшить простои системы, уровень выдерживаемого напряжения выбирается таким, чтобы он допускал возникновение пробоев в выбранных точках (например, в согласованных промежутках) вдали от дорогостоящего и трудно ремонтируемого оборудования.При высоком напряжении системы, как правило, более экономично использовать защиту от перенапряжения, а не повышать уровень выдерживаемой изоляции оборудования.

Разрядники из оксида цинка признаны эффективным средством защиты от грозовых и коммутационных перенапряжений.Они характеризуются более быстрым действием и превосходной способностью поглощать энергию, а также подавляют последующий переменный ток, обеспечивая непрерывность питания после работы.Практика текущего согласования изоляции использует статистический подход, который включает определение распределения перенапряжения, вызванного ударами молнии и операциями переключения, а затем соотнесение этого с электрической прочностью оборудования.Такое упражнение гарантирует, что диэлектрическая прочность оборудования подстанции останется выше уровня воздействующей на него перенапряжения.Если не выполняется, необходима защита от перенапряжения.Обычно для обеспечения надежности системы принимается защитный запас.Внедрение защиты от перенапряжения может быть использовано для повышения стойкости подстанции.

В Великобритании, например, оборудование подстанции 420 кВ имеет стандартное выдерживаемое напряжение грозового импульса (LIWV) 1425 кВ.В IEC 60071-2 рекомендуется, чтобы максимальное возникающее напряжение на зажимах оборудования с несамовосстанавливающейся изоляцией было снижено в 1,15 раза (1239 кВ).В соответствии с этим стандартом минимальный защитный запас составляет 15 % для коммутационных перенапряжений и 25 % для грозовых явлений.

Обычно используемые разрядники на 400 кВ имеют определенное значение LIWV, полученное в результате стандартных лабораторных испытаний.Однако клеммы оборудования подстанции, на которых установлены разрядники, могут испытывать значительно более высокие значения напряжения из-за расположения защитного разрядника.

Параметры модели схемы

Модели EMTP для выбранных конфигураций компоновки подстанций разработаны для расчета грозовых и коммутационных перенапряжений.В этих моделях рассматриваются воздушные линии, кабели, трансформаторы, входные цепи КРУЭ и подстанции, а также моделируются различные сценарии подключения цепей.

Опоры и проводники воздушных линий

Опора воздушной линии, выбранная для данного исследования, представляет собой опору L6 STD с размерами, показанными на рис. 1 и в таблице 1. Четыре линии с распределенными параметрами, представляющие конструкцию опоры, используются последовательно с сопротивлением основания опоры.Сопротивление основания башни смоделировано как простое линейное сопротивление и установлено равным 20 Вт. Ионизация почвы не учитывается.

Рис. 1: Размеры башни L6.

Таблица 1: Тип башни L6 STD

Для изучения молний все пролеты были детально смоделированы, исходя из предположения, что длина каждого пролета от точки удара до подстанции составляет 360 м.Кроме того, более длинные эквивалентные пролеты использовались для представления общей длины линии, что подавляет нереалистичные отражения волн.Двойные цепи L6 характеризуются четырьмя субпроводниками Zebra на фазных проводах и одним проводником Lynx на заземляющем проводе.Предполагается, что нижний проводник в середине пролета находится на высоте 12,95 м над уровнем земли.Для этой работы была выбрана модель JMarti.

Изоляторы и дугогасительные рожки

Выдерживаемое напряжение гирлянды изолятора и его вольтамперная характеристика во время пробоя моделировались с помощью TACS.Модель струны изолятора состоит из переключателей, зависящих от напряжения, параллельно с конденсаторами между фазами и опорой, которая находится под потенциалом земли, чтобы имитировать эффект связи между проводниками и конструкцией опоры.Риск перекрытия изолятора оценивается путем сравнения кривых зависимости напряжения от времени и фактического напряжения изолятора с использованием модели TACS.Для модели EMTP вместо длины изолятора рассматривалось расстояние до дуги дуги.Настройка дугогасительного сирены соответствует NGTS 3.2.3 и показана в таблице 2.

Таблица 2: Расстояние дугового рога

Линейный ввод, шины и кабели

Было сочтено, что использование наклонных проводников от первой опоры до портала подстанции уменьшает нереально высокое отражение.Шинные работы и проводники на подстанциях с воздушной изоляцией (AIS) моделируются как участки линии, нетранспонированные участки с распределенными параметрами: для длин более 3 м использовалось модальное импульсное сопротивление, но длины менее 3 м вводятся в систему как сосредоточенный параметр индуктор;здесь было принято значение 1,0 мкГн/м.Кабели моделируются как распределенные линии с сопротивлением перенапряжения ниже, чем у воздушной линии.Типичные диапазоны составляют от 30 до 60 Вт для кабелей из сшитого полиэтилена.Модели кабелей высокого напряжения, принятые в исследованиях EMTP, представляют собой компоненты LCC, а модель PI рассчитана для частоты 500 кГц, и каждый компонент представляет собой 50 м кабеля.Следовательно, при анализе кабеля длиной 500 м используется 10 секций.Модель EMTP здесь представляет спецификации кабеля из сшитого полиэтилена на 420 кВ с поперечным сечением 2500 мм2 и осевым расстоянием, равным 0,25 м.Наличие кабеля требует некоторых дополнительных допущений по соединению и количеству принятых секций кабеля.Как правило, для длины кабеля менее или равной 300 м используется только одна секция кабеля, и поэтому средняя точка недоступна.Вместо этого для длины более 300 м требуются две секции кабеля, а средняя точка может быть доступна вдоль секции кабеля.

Другая подстанция

На подстанциях в анализе переходных процессов должны быть представлены другие высоковольтные установки.Основным параметром оборудования, влияющим на грозовой перенапряжение, является емкость по отношению к земле, поскольку она уменьшает наклон/величину входящего перенапряжения.В исследованиях молний модель разрядника включала дополнительную индуктивность соединительных проводов, как это было предложено производителями;использован элемент сосредоточенной индуктивности со значением на единицу длины 1,0 мкГн/м.В этой работе индуктивность была включена в группу ЭМТР для модели разрядника.Выбранный разрядник относится к коммерчески доступному типу ZnO с номиналами: Um=420 кВ / Ur=330. Чтобы принять во внимание возможные эффекты постоянного напряжения переменного тока во время грозы, все длины воздушной линии были смоделированы и подключены к модели источника переменного тока с эквивалентным импедансом перенапряжения сети и импедансом короткого замыкания.Используемое эквивалентное значение импульсного сопротивления составляет 200 Ом при условии, что в этом узле были соединены две исходящие линии.

Сценарии моделирования

Было проведено несколько исследований молний и переключений, чтобы определить максимальное расстояние между разрядником и трансформатором, которое все еще обеспечивает удовлетворительную защиту от перенапряжения.Были рассмотрены следующие два сценария:

Сценарий S1: Однолинейная (сооружение Л6, протяженностью 10 км, 50 км и 100 км) на сборные шины АИС и трансформатор;

Сценарий S2: Одна линия с кабельным участком (длиной 50 м, 100 м, 200 м, 400 м, 500 м), АИС и трансформатором.

В качестве показателей эффективности защиты были рассчитаны защитный запас по грозовому импульсу (LIPM) и импульсный запас по переключению (SIPM), как определено в NGTS 3.2.3.

Перенапряжения и уровни защиты от грозовых перенапряжений

Были исследованы два основных сценария воздействия молнии на ВЛ: отказ экранирования и обратный разряд.В качестве источника молнии используется источник Хайдлера с параллельным импедансом сопротивления 400 Вт.Выбранные величины тока грозового перенапряжения составляют 30 кА и 150 кА для прямого удара и обратного удара соответственно.Импульс молнии приложен в точке, расположенной в 0,9 км от подстанции (3 пролета).При моделировании отказа экрана удар применяется непосредственно к проводнику фазы А входящей воздушной линии, а в случае обратного пробоя удар применяется к проводу заземления в месте расположения третьей опоры.На LIWV был выбран запас прочности, равный 1,15.Поэтому любое перенапряжение выше порога 1240 кВпик было определено как критическое для несамовосстанавливающейся изоляции.

Сценарий S1

В сценарии S1 (включающем трансформатор SG, АИС и воздушную линию, как показано на рис. 2) максимальные величины перенапряжения были рассчитаны на сверхсетевом трансформаторе, установленном на подстанции с воздушной изоляцией, как для событий молнии, так и для переключений.Затем можно оценить эффективное защитное расстояние разрядников для каждого события.Наличие дугогасительных рожков на гирляндах изоляторов ЛЭП играет существенную роль в снижении максимальных перенапряжений, поступающих на подстанцию.Однако известно, что пороговое напряжение дугового разряда в реальных электрических сетях изменчиво и, следовательно, его нелегко учесть.При моделировании, когда принята упрощенная модель дугогасительных рожков, искровой промежуток устанавливается равным 2,54 м для последних 3 опор перед подстанцией и 2,74 м для остальных опор.

Рис. 2: Модель AIS и SGT EMTP с указанием предполагаемого расположения разрядника.

a) Сценарий S1 – Моделирование отказа экранирования

Были рассчитаны максимальные предполагаемые величины перенапряжения на SGT при отсутствии ОПН при отказе защиты.Моделирование предполагаемых пиковых перенапряжений, возникающих на подстанции в результате пробоя экрана с перекрытием дуги и без него, представлено на рис. 3. Результаты моделирования для двух конфигураций (с перекрытием изолятора и без него) с учетом применения разрядников. в выбранных местах отображаются как изменение величины напряжения молнии на клеммах SGT в зависимости от расстояния до места расположения разрядника – соответственно для моделей без перекрытия и с перекрытием.

Рис. 3: Неисправность экрана. Расчетные значения перенапряжения на клеммах SGT в зависимости от расстояния до оборудования от разрядника защиты от перенапряжений.

b) Сценарий S1 – Моделирование обратного пробоя молнии

В этой модели удар молнии наносится на заземляющий провод в точке, расположенной на расстоянии 0,9 км от подстанции.На рис. 4 показана величина перенапряжения, рассчитанная на клеммах SGT (узел M1 на рис. 2), в зависимости от расстояния до разрядника от оборудования (красная кривая) и без разрядников (синяя кривая).Максимальный расчетный LIPM составляет около 32% при установке разрядников на терминалах SGT.Разрядники не обеспечивают защиту от перенапряжения на расстоянии более 20 м.

Рис. 4: Событие обратного пробоя – рассчитанная величина перенапряжения на клеммах SGT в зависимости от расстояния до ОПН от оборудования (красная линия) и в случае отсутствия ОПН (синяя линия).

Сценарий S2

Во втором сценарии при моделировании учитывается дополнительный эффект при наличии секции кабеля из сшитого полиэтилена, как показано на рис. 5. Были исследованы случаи для следующих длин кабеля: 50 м 100 м, 150 м, 200 м, 250 м, 400 м. м и 500 м.Были проведены исследования для оценки уровня защиты при размещении ОПН в выбранных местах:

• В месте SA1, на стороне высокого напряжения силового трансформатора,

• В месте SA2, на передающем конце кабеля и

• В точках SA1 и SA2, т. е. на стороне высокого напряжения силового трансформатора и на передающем конце кабеля.

Рис. 5: Сценарий 2 – кабель с изоляцией из сшитого полиэтилена и модели подстанции AIS и SGT EMTP с указанием возможного расположения разрядника для защиты от перенапряжения.

a) Сценарий S2: Моделирование прямого удара молнии (отказ экранирования)

Без учета дополнительной защиты от перенапряжения, обеспечиваемой дугогасительным рожком на линии передачи, результаты показывают, что кабель из сшитого полиэтилена и высоковольтное оборудование на подстанции будут подвергаться риску из-за отказа экрана на линии передачи, как показано на рис. 6а.Применение ограничителей перенапряжения значительно снижает максимальные значения входящего перенапряжения.Однако в случае, когда ограничитель перенапряжения используется только на передающем конце кабеля (SA2), кабель из сшитого полиэтилена защищен, но трансформатор будет подвергаться воздействию напряжений, превышающих допустимый уровень изоляции, и, следовательно, не будет защищен от перенапряжения. разрядник, как видно на рис. 6б.Применение ограничителя перенапряжения в SGT (расположение SA1) обеспечивает превосходную защиту трансформатора от перенапряжения;кабели длиной более 150 м обеспечивают дополнительную защиту.В результате этих исследований было установлено, что защиту кабеля и SGT можно обеспечить с помощью разрядников как в точках SA1, так и в точках SA2.

Рис. 6: Отказ экранирования – вычисленные величины перенапряжения на клеммах SGT в зависимости от длины кабеля из сшитого полиэтилена (без пробоя вдоль линии передачи).

b) Сценарий S2 – Моделирование обратного пробоя молнии

Результаты моделирования обратного разряда молнии для сценария 2 представлены на рис. 7. Без защиты разрядником были рассчитаны очень высокие величины перенапряжения на клеммах трансформатора.Применение разрядников на конце кабеля недостаточно для снижения напряжения ниже допустимого выдерживаемого уровня (SA2) на трансформаторе из-за большой длины шин между кабелем и SGT.Установка разрядников на SA1 эффективно защищает SGT.LIPM увеличивается с увеличением длины кабеля, но дополнительная защита кабеля в SGT остается постоянной для отрезков кабеля от 250 м до 500 м.Для эффективной защиты кабеля SGT и кабеля с сшитым полиэтиленом разрядники должны использоваться как в точках SA1, так и в точках SA2.

Рис. 7: Моделирование обратного пробоя — величина перенапряжения, зарегистрированная на SGT, в зависимости от длины кабеля из сшитого полиэтилена.

Перенапряжения и защитные уровни при коммутационных перенапряжениях

Моделирование переключения выполнялось с включением захваченного заряда (с уровнями напряжения -1, -1 и +1 о.е.).Максимальные значения перенапряжения, зарегистрированные на клеммах SGT, показаны на рис. 8а.Без разрядников (синяя полоса) рассчитанные пиковые напряжения близки к уровню выдерживаемого импульсного напряжения переключения (SIWL 1050 кВ);применение разрядников на входе линии (местоположение SA2) или на клеммах SGT (местоположение SA1) позволяет снизить перенапряжения до уровней, находящихся в допустимых пределах.Частота появления величин перенапряжения на выводах SGT без разрядников показана на рис. 8b (рассчитано с помощью систематического исследования EMTP с 1000 переключений за 1/3 цикла).Изменения величины перенапряжения в зависимости от расстояния до разрядника от оборудования, рассчитанного на клеммах SGT, показаны на рис.9. Ясно, что правильное применение разрядников позволяет обеспечить эффективную защиту SGT в самых разных местах.

Рис. 8: Действие ОПН.

Рис. 9: Перенапряжения при переключении – расчетные величины перенапряжения, рассчитанные на клеммах SGT, в зависимости от расстояния ОПН от оборудования (синяя линия) и в случае отсутствия ОПН (красная линия).

Выводы

Моделирование пробоя экрана и обратного пробоя молнии, а также систематическое переключение с учетом захваченного заряда были выполнены для двух выбранных типовых сценариев подстанции – конфигурации линий, включающие воздушные линии, сборные шины, кабели, трансформаторы и разрядники.Обширное моделирование EMTP количественно определило влияние разделительного расстояния между разрядником и защищаемым оборудованием (в данном случае SGT).Было продемонстрировано, что эти расстояния меняются в зависимости от места установки разрядника или в зависимости от длины кабеля и типа перенапряжения.Были описаны полезные выводы для определения эффективного расположения пламегасителя.

Эта статья является копией из INMR (https://www.inmr.com), не для коммерческого использования, только для технического обучения и общения.