Реферат: Грозозащита подстанции на напряжение 110 кВ

Министерство образования Российской Федерации

Томский Политехнический Университет

Факультет АЭЭ

Кафедра ТЭВН

Курсовой проект

по курсу: Перенапряжения и грозозащита

на тему:

Расчет и проектирование грозозащиты подстанции U _н =110 кВ.

Выполнил:

студент группы 9А94

Пятков В.А.

Проверил преподаватель

Кузнецов Ю.И.

Томск 2003
Содержание

Задание 2

1.Назначение элементов схемы подстанции,

их параметры и принцип работы. 4

2. Расчет напряжения на изоляции силового

трансформатора при заданной волне перенапряжения. 6

2.1 Расчет напряжений в узловых точках подстанции

методом бегущих волн. 7

3. Расчет кривой опасных параметров (КОП). 13

4.Расчет волнового сопротивления ЛЭП и напряжения на

РВ для заданной волны напряжения. 18

5. Выбор мест установки и расчет зон защиты

стержневых молниеотводов для заданной подстанции. 19

6. Определение импульсного разрядного напряжения

U_50% гирлянд изоляторов для заданной линии. 20

7. Выбор конструкции заземления опор, обеспечивающей

нормированное значение сопротивления заземления. 21

8. Эффективность грозозащиты подстанции от волн

перенапряжений, набегающих с линии. 22

9. Расчет среднегодового числа грозовых

отключений воздушной линии. 24

Заключение 27

Список использованных источников 28

1.Назначение элементов схемы подстанции, их параметры и принцип работы

Электрическая подстанция – это электроустановка, предназначенная для преобразования и распределения электроэнергии. Подстанция состоит из трансформаторов, сборных шин и коммутационных аппаратов, а также вспомогательного оборудования: устройств релейной защиты и автоматики, измерительных приборов и защитных аппаратов. Подстанция предназначена для связи генераторов и потребителей с линиями электропередач, а также для связи отдельных частей электрической системы.

Основными аппаратами защиты электрооборудования подстанции от волн перенапряжения, набегающих с линии, являются вентильные разрядники (РВ) (Рисунок 1.1). вентильные разрядники снижают амплитуду набегающих волн до величин безопасной для изоляции электрооборудования. При воздействии на РВ импульса грозового перенапряжения пробивается искровой промежуток и через РВ проходит импульсный ток, который создает падение напряжения на сопротивлении разрядника. Благодаря нелинейности вольтамперной характеристики (ВАХ) материала, из которого выполнено сопротивление РВ падение напряжения мало меняется при существенном изменении импульсного тока. Одной из основных характеристик разрядника является остающееся напряжение разрядника U_ост , т.е. напряжение при определенном токе, который называется током координации. После окончания процесса ограничения перенапряжения через разрядник продолжает проходить ток, определяемый рабочим напряжением промышленной частоты. Этот ток называется сопровождающим током. Сопротивление нелинейного резистора резко возрастает при малых по сравнению с перенапряжениями рабочих напряжениях, сопровождающий ток существенно ограничивается и при переходе тока через нулевое значение дуга в искровом промежутке гаснет. Второй характеристикой РВ является напряжение гашения U_гаш – это наибольшее напряжение промышленной частоты на РВ, при котором надежно обрывается проходящий через него ток.

Рисунок 1.1 Вентильный разрядник: 1 - многократный искровой промежуток; 2 - кожух искровых промежутков; 3 - общий кожух разрядника; 4 - диск общего сопротивления.

Трубчатые разрядники (РТ) (Рисунок 1.2) служат вспомогательным элементом в схемах защиты подстанций. При воздействии на РТ импульса грозового перенапряжения искровые промежутки S₁ и S₂ пробиваются.

Рисунок 1.2 Трубчатый разрядник: 1 - газогенерирующая трубка;

2- стержневой электрод; 3 - кольцевой электрод; S₁ – внешний искровой промежуток;S₂ – внутренний искровой промежуток.

При возникновении грозового перенапряжения оба промежутка S₁ и S₂ пробиваются и импульсный ток отводится в землю. После окончания импульса через разрядник продолжает проходить сопровождающий ток и, искровой разряд переходит в дуговой. Под действием высокой температуры канала дуги переменного тока в трубке происходит интенсивное выделение газа и давление сильно увеличивается. Газы устремляются к открытому концу трубки, создают продольное дутье, в результате чего дуга гасится при первом же прохождении тока через нулевое значение.

Величина внешнего искрового промежутка выбирается по условиям защиты изоляции и может регулироваться в определенных пределах. Величина внутреннего искрового промежутка устанавливается в соответствии с дугогасящими свойствами разрядника и регулированию не подлежит.

Установленные на подстанции силовые трансформаторы, предназначены для преобразования электрической энергии с одного напряжения на другое.Действие трансформатора основано на явлении электромагнитной индукции. При подключении первичной обмотки к источнику переменного тока в витках этой обмотки протекает переменный ток I, который создает в магнитопроводе переменный магнитный поток Ф. Замыкаясь в магнитопроводе, этот магнитный поток сцепляется с обеими обмотками и индуцирует в них ЭДС Е₁ и Е₂ . При подключении нагрузки к выводам вторичной обмотки под действием ЭДС Е₂ в цепи этой обмотки создается ток I₂ , а на выводах этой обмотки устанавливается напряжение U₂ (Рисунок 1.3).

Рисунок 1.3 Электрическая схема трансформатора:1 - первичная обмотка;

2 – магнитопровод; 3 – вторичная обмотка.

В качестве коммутационных аппаратов на подстанциях используют выключатели и разъединители. Выключатели служат для отключения и включения цепи в любых режимах: длительная нагрузка, перегрузка, короткое замыкание, холостой ход, несинхронная работа. Разъединители предназначены для отключения и включения цепи без тока. Разъединитель для обеспечения безопасности имеет между контактами в отключенном положении изоляционный промежуток.

2. Расчет напряжения на изоляции силового трансформатора при заданной волне перенапряжения

Расчет производим по правилу эквивалентной волны. Данный метод заключается в следующем: пусть в узле xсходятся n линий, по которым в узел х набегают волны перенапряжения U_mx . К узлу х подключено сопротивление нагрузки Z_х . Каждая линия обладает собственным волновым сопротивлением W_m (Рисунок 2.1.).

Рисунок 2.1 Схема с распределенными параметрами.

В соответствии с правилом эквивалентной волны (Рисунок 2.2.) схема с распределенными параметрами приводится к схеме с сосредоточенными параметрами.

Рисунок 2.2 Эквивалентная схема с сосредоточенными параметрами.

Эквивалентное волновое сопротивление W_экв находится параллельным сложением всех волновых сопротивлений линий, сходящихся в узле х:

(1)

Падающие волны заменены включением ЭДС , равной сумме преломленных в узле х волн, т.е. , (2)

где - коэффициент преломления в узле х, проходящей по линии m.

Ток через сопротивление z_х будет равен:

, (3)

тогда напряжение в узле х найдется из уравнения:

(4)

При этом в выражении (2) необходимо учитывать запаздывание волн, приходящих в узел х относительно друг друга.

2.1 Расчет напряжений в узловых точках подстанции методом бегущих волн

Метод бегущих волн, включая в себя правило эквивалентной волны, позволяет производить расчет схем содержащих ряд узлов. Для этого определяют по правилу эквивалентной волны суммарное напряжение U_x (t) в каждом из узлов, возникающее вследствии прихода в узел волн U_mx (t) по всем линиям. Далее вычисляют для каждой из линий волну, распространяющуюся от данного узла к соседнему: . Каждая из этих условных отраженных волн U_xm будет для соседнего узла m приходящей волной. Для расчета напряжений в узловых точках подстанции выбрана простейшая схема (Рисунок 2.3).

Рисунок 2.3 Схема подстанции.

На (Рисунке 2.4) изображена схема замещения подстанции, в которой трансформатор заменен входной емкостью.

Рисунок 2.4 Схема замещения подстанции

Порядок расчета:

· Рассчитываем крутизну волны перенапряжения:

· Выбираем расчетный интервал времени Δt.

Для достижения высокой точности расчета рекомендуется Δt выбирать из условия:

.

Но в условиях ручного счета обычно снижают требования к точности.

Выбираем

· Определяем вспомогательные параметры M и N:

;

;

где

ν=300 м/мкс – скорость распространения электромагнитной волны.

· Определим параметры линии, которой заменяется емкость трансформатора:

длина линии: м

волновое сопротивление линии:

· Заменяем нелинейную вольтамперную характеристику (ВАХ) вентильного разрядника отрезками прямых и находим уравнения этих прямых. Когда срабатывает РВ, то в соответствии с правилом эквивалентной волны схема замещения узла с разрядником будет иметь вид (Рисунок 2.5):

Рисунок 2.5 Эквивалентная схема замещения узла с разрядником.

На основании второго закона Кирхгофа можно записать:

, (5)

откуда

(6)

Уравнение (6) является уравнением прямой линии, которая отсекает на оси ординат отрезок 2U_э1 , а на оси абсцисс отрезок . Вентильный разрядник срабатывает когда 2U_э1 =U_пр , следовательно, точку 1 на ВАХ можно найти, если провести линию через точку U_пр на оси ординат и через точку на оси абсцисс (Рисунок 2.6).

Таблица 2.1 Характеристики вентильного разрядника

ВАХ РВ строится по трем точкам при токах 3, 5, 10 кА и соответствующим этим токам U_ост (Таблица 2.1). Начальный участок ВАХ (Рисунок 2.6) от 0 до 3 кА строим произвольно. Через точку 2 проводим прямую параллельную прямой, проходящей через точку 1. Эта прямая отсекает на оси ординат значение U_г , которое можно определить из выражения:

где: - координаты точки 2; - эквивалентное сопротивление линии.

Запишем уравнение прямой, проходящей через точки 1 – 2:

U = E₁ + I · Z_{p 1} (7)

Значение Е₁ находится из графика (Рисунок 2.6) или вычисляется по формуле:

, (8)

где - координаты точки; - координаты точки 2

Сопротивление разрядника Z_{p 1} определяется по формуле:

(9)

Решим систему уравнений:

(10)

Получим , (11)

или U_p =b₁ ·2U_э1 +d₁ – уравнение отрезка 1 – 2. (12)

Учитывая, что U_p =U₁ , для узла 1 имеем:

U₁ = b₁ ·2U_э1 + d₁ , (13)

где:

Уравнение прямой, проходящей через точки 2–3 рассчитывается аналогично:

U_p =b₂ ·2U_э1 +d₂ , (14)

где: ;

Таким образом, для узла 1, где подключен вентильный разрядник, используются следующие уравнения для нахождения напряжения U₁ :

1. U₁ =2·U_э1 до пробоя РВ; (15)

2. U₁ = b₁ ·2U_э1 +d₁ , если U_пр £ 2·U_э1 £ U_г ; (16)

3. U₁ = b₂ ·2U_э1 +d₂ , если 2·U_э1 >U_г (17)

· Приведем расчет эквивалентных сопротивлений для каждого узла и коэффициентов преломления для каждой линии.

· На основе приведенных формул составляется таблица исходных данных. (Таблица 2.2).

Таблица 2.2

Параметр	,кВ/мкс	∆t,мкс	,мкс
Числовое значение	1600	0,05	0,25
Параметр
Числовое значение	0,199	42,46	0,034	228
Параметр	,кВ	,Ом	,Ом
Числовое значение	1122,15	171,43	300
Параметр
Числовое значение	0,857	1,143	2

· Составим расчетные уравнения для каждого узла.

Узел 1.

(18)

Пока разрядник не сработал и (19)

, (20)

где U_m1 – волна напряжения, идущая по m-ной линии к узлу 1; α_m1 – коэффициент преломления для волны U_m1 ; n – число линий,

сходящихся в узле 1.

Запишем уравнение (16) в виде:

, (21)

где - отраженная от точки 2 волна, пришедшая в узел 1 с запаздыванием на время двойного пробега по участку 1 – 2 , т.е:

(22)

Таким образом, до пробоя РВ напряжение в узле 1 определяется по формуле:

. (23)

Когда разрядник срабатывает:

U₁ = b₁ ·(2U_э1 )+d₁ , если U_пр £ 2·U_э1 £ U_г ; (24)

U₁ = b₂ ·(2U_э1 )+d₂ , если 2·U_э1 >U_г (25)

Определим волну напряжения идущую от узла 1 к узлу 2:

(26)

Узел 2

; (27)

(28)

(29)

; (30)

Волна, отраженная от узла 2:

(31)

Напряжение U₂ находится графическим методом подкасательной.

· Составляем расчетную таблицу и заполняем ее построчно:

Таблица 2.3

, мкс	,кВ		,кВ			, кВ
	1600·А1	0,86·А2	А11 (t – 0,5)	1,14·А4	А3 +А4	1.U1 =2UЭ1 2.U1 =0.199А6 +42,46 3. U1 =0.034А6 +228			Гр.расчет
0	0	0	-	-	0	0	0	0	0	0
0,05	80	68,8	-	-	68,8	68,8	68,8	137,6	10	-78,8
0,10	160	137,6	-	-	137,6	137,6	137,6	275,2	30	-107,6
0,15	240	206,4	-	-	206,4	206,4	206,4	412,8	75	-131,4
0,20	320	275,2	-	-	275,2	97,2	97,2	194,4	110	12,8
0,25	400	344	-	-	344	110,9	110,9	221,8	125	14,1
0,30	480	412,8	-	-	412,8	124,6	124,6	249,2	145	20,4
0,35	560	481,6	-	-	481,6	138,3	138,3	276,6	160	21,7
0,40	640	550,4	-	-	550,4	152,1	152,1	304,2	180	27,9
0,45	720	619,2	-	-	619,2	165,7	165,7	331,4	200	34,3
0,50	800	688	0	0	688	179,4	179,4	358,8	220	40,6
0,55	800	688	-78,8	-89,8	609,2	163,7	242,5	485	250	7,5
0,60	800	688	-107,6	-122,7	580,4	158	265,6	531,2	285	19,4
0,65	800	688	-131,4	-148	556,6	153,2	284,6	569,2	320	35,4
0,70	800	688	12,8	14,6	700,8	182	169,2	338,4	340	170,8
0,75	800	688	14,1	16,1	702,1	182,2	168,1	336,2	335	166,9
0,80	800	688	20,4	23,3	708,4	183,4	163	326	333	170
0,85	800	688	21,7	24,7	709,7	183,7	162	324	332	170
0,90	800	688	27,9	31,8	715,9	184,9	157	314	330	173
0,95	800	688	34,3	39,1	722,3	186,2	152	304	327	175
1,00	800	688	40,6	46,3	728,6	187,5	146,9	293,8	323	176,1

3. Расчет кривой опасных параметров (КОП)

Расчет КОП осуществим с помощью метода бегущих волн на ЭВМ.

С целью повышения точности расчетов напряжений в узловых точках подстанции необходимо изменить исходные данные.

Выбираем

Определяем вспомогательные параметры M и N:

, (37)

где

Число шагов расчета: , т.е. . Принимаем

Волновое сопротивление:

Для расчета КОП подстанции необходимо выбрать четыре значения τ_ф и для каждого значения определить . После предварительных расчетов составляется таблица исходных данных, необходимых для расчета кривой опасных параметров. Для расчета также необходимо знать параметры кривой допустимых импульсов перенапряжений для внутренней изоляции трансформатора (Рисунок 3.1). Данные для построения этой кривой приведены в Таблице 3.1.

Таблица 3.1

Рисунок 3.1 Кривая допустимых импульсных перенапряжений для внутренней изоляции трансформатора.

Расчет производится при помощи компьютерной программы, в которой используются те же уравнения, составленные ранее для каждого узла. Падающая волна представляется дискретными значениями для каждого расчетного шага:

, если (K- N )≤0, (38)

, если (K- N )>0, (39)

где K -порядковый номер расчетного шага.

Уравнение (21) в программе записано в виде:

, (40)

если (K- M )≤0, то

Напряжение в узле 1 находится по уравнениям (22,23,24):

, если <U_пр (41)

, если (42)

, если >U_г (43)

По уравнению (26) определяется волна напряжения U₁₂ :

, (44)

если (K-M)≤0, то

Для узла 2 используются уравнения (27,28,29,30):

(45)

,

если (K-1)≤0, то

(46)

(47)

если (K-1)≤0, то

При расчете напряжения в узле 3 используются уравнения (34,35,36,):

, , (48)

Расчет КОП производится следующим образом. Вводится заданная амплитуда падающей волны (U _п ) и длительность фронта (τ_Ф ), а также все остальные параметры, приведенные в Таблицах 3.2, 3,3:

Таблица 3.2

Таблица 3.3

В Таблице 3.2 * помечены исходные данные, которые меняются в процессе расчета КОП.

Для определения КОП необходимо добиться касания кривой перенапряжения на трансформаторе U₂ с кривой импульсной прочности изоляции трансформатора (изменяя значения U_п.оп ). Таким образом будет найдена первая точка КОП - сочетание опасной амплитуды падающей волны U_п.оп и опасной длительности фронта волны τ_Ф . Далее нужно изменить τ_Ф и, изменяя амплитуду падающей волны, вновь добиться касания U₂ кривой допустимых импульсных перенапряжений для внутренней изоляции трансформатора.

Таким образом, определяем амплитуду опасного импульса напряжения U_опас и величину фронта этого импульса τ_ф . Эти значения заносим в Таблицу 3.2.

По данным Таблицы 3.2 построим кривую опасных параметров Рисунок 3.2. На эту же координатную плоскость нанесем вольт-секундную характеристику линейной изоляции, которую можно рассчитать по формуле:

, где n=8 – число изоляторов в гирлянде; t – время, изменяющееся в пределах (0÷10)мкс.

кВ (49)

Результаты расчета (ВСХ) занесем в таблицу 3.4.

Таблица 3.4

Рисунок 3.2 Кривая опасных параметров подстанции и ВСХ линейной изоляции.

По Рисунку 3.2 определяется точка пересечения кривых и область неопасных волн, амплитуда наиболее опасной волны U_m = 1380 кВ и максимальное время смещения фронта волны по действием импульсной короны Δt_max = 0,9 мкс.

Определим длину защитного подхода.

Для определения средней высоты подвеса провода выбираем тип опоры, параметры которой приведены в таблице 3.5.

Таблица 3.5

Приведем эскиз опоры (Рисунок 3.3).

Рисунок 3.4 Эскиз опоры.

Определим среднюю высоту подвеса троса:

, (50)

где h_оп – высота опоры, м; f_тр – стрела провеса троса, м

f_тр = h_оп – [h_п-з +(h₁ -h₂ )+h_т-п ], (51)

где h_п-з =6.0 м – нормированное минимальное расстояние провод-земля в середине пролета; h_т-п =2.0 м – нормированное расстояние по вертикали трос-провод в середине пролета в зависимости от длины пролета.

f_тр = h_оп – [h_п-з +(h₁ -h₂ )+h_т-п ] = 20.5-[6.0+(17.5-14.5)+2.0]=9,5 м,

тогда h_тр.ср = 20.5 – 2/3·9,5=14,17 м

Средняя высота подвеса провода: h_ср.пр =h_тр.ср – h_{т- n} = 14,17 – 2,0 =12,17 м

Найденные параметры позволяют рассчитать длину защитного подхода подстанции:

, (52)

где С – скорость света, м/мкс; U_m – амплитуда волны перенапряжения, МВ; Dt_max – максимально необходимое смещение фронта волны; h_{тр ср} – средняя высота подвеса провода, м.

4.Расчет волнового сопротивления ЛЭП и напряжения на РВ для заданной волны напряжения

Определим высоту подвеса верхнего провода над землей:

, (53)

где n – количество изоляторов, n=8; H – строительная высота изолятора, м

Для изоляторов ПФ6-В строительная высота изолятора Н=0.134м

Таблица 4.1

Определим волновое сопротивление ЛЭП:

, (54)

где h_ср.пр =12.17 м - средняя высота подвеса провода; D – диаметр провода, D=0.016 м, для линии 110кВ выбираем провод типа АС-95/16.

Определяем напряжение на вентильном разряднике при набегании волн по проводу. В связи с нелинейной ВАХ ВР вычисление U_p (t) производится графическим методом, т.е. производится графическое решение уравнения.

На (рисунке 4.1) нанесена ВАХ разрядника U_p = f(I) и ВАХ линии . Их сумма дает ВАХ схемы, удвоенная падающая волна нанесена в правом квадранте. Там же приведена ВАХ разрядника. До момента срабатывания разрядника, определяемого точкой пересечения ВСХ и кривой 2·U_п (t), напряжение на разряднике изменяется по закону 2·U_н (t). После пробоя искровых промежутков напряжение на ВР определяется его ВАХ. По Рисунку 4.1 видно, что благодаря нелинейному характеру ВАХ, напряжение на разряднике в широком диапазоне изменения напряжения падающей волны остается практически неизменным. При этом ток в разряднике изменяется в широких пределах.

5. Выбор мест установки и расчет зон защиты стержневых молниеотводов для заданной подстанции

Зоной защиты принято называть пространство вокруг молниеотвода, попадание в которое разрядов молнии маловероятно. Рассчитываемая подстанция защищается четырьмя стержневыми молниеотводами, зона защиты которых превышает сумму зон защиты одиночных или двойных молниеотводов.

Необходимым условием защищенности всей площади, заключенной вокруг прямоугольника 1-2-3-4 (Рисунок 5.1) является: D£8·h_a ·p, где D – диаметр окружности, проходящей через вершины четырехугольника, D=25 м (из рисунка 5.1); h_а – активная высота молниеотвода; р – коэффициент, равный 1 для молниеотводов с высотой .

Из вышеприведенной формулы можно определить величину h_а :

(55)

Высота защищаемого объекта над поверхностью земли:

, (56)

где h_м – высота молниеотвода, м

Радиус зоны защиты одиночного молниеотвода на высоте h_х :

(57)

Определим ширину зоны защиты на высоте h_х , при этом рассматриваем каждую пару молниеотводов отдельно:

, (58)

где а – расстояние между молниеотводами, м

Рисунок 5.1 Зона защиты молниеотводов на уровне минимальной высоты зоны защиты.

6. Определение импульсного разрядного напряжения U _50% гирлянд изоляторов для заданной линии

Определяем импульсное разрядное напряжение гирлянд изоляторовU_50% как напряжение на линейной изоляции при времени t=10 мкс:

,

где n – число изоляторов в гирлянде, n=8

7. Выбор конструкции заземления опор, обеспечивающей нормированное значение сопротивления заземления

Определим удельное сопротивление грунта r:

(59)

где: к_с – сезонный коэффициент, к_с =1.4; r_изм = 120 Ом·м – измеренное значение удельного сопротивления грунта

Для расчета сопротивления заземления на переменном напряжении используется выражение:

, (60)

где l – длина трубы заземления, l=20 м; d – диаметр трубы заземления, d =0.02 м; t – глубина залегания заземления; t= 3.0 м (Рисунок 7.1), тогда

При этом нормированное значение сопротивления заземлителя при удельном сопротивлении грунта r_изм = 120 Ом·м не должно превышать 15Ом.

Рисунок 7.1 Эскиз заземлителя.

Выбираем трехлучевой вид заземлителя и определяем его импульсное сопротивление:

, (61)

где n – количество лучей заземлителя, n=3; α_и – импульсный коэффициент заземлителя, α_и =0.94; η_и - коэффициент использования заземлителя, η_и =0.85.

Тогда:

8. Эффективность грозозащиты подстанции от волн перенапряжений, набегающих с линии

Опасные импульсы перенапряжений, набегающие на подстанцию с воздушной линии, могут возникать в результате прорыва молнии через тросовую защиту и при обратных перекрытиях при ударе молнии в опоры или тросы в пределах защитного подхода. Среднее годовое число перекрытий изоляции подстанции вследствие набегания на нее опасных импульсов грозовых перенапряжений определяется:

b = b^/ +b^// +b^/// , (62)

где b^/ - среднее годовое число перекрытий изоляции вследствие прорыва молнии через тросовую защиту; b^// - среднее годовое число перекрытий изоляции вследствие обратных перекрытий при ударах молнии в опору; b^/// – среднее годовое число перекрытий изоляции вследствие обратных перекрытий при прямом ударе молнии в трос.

Определим среднее годовое число перекрытий изоляции вследствие прорыва молнии через тросовую защиту:

, (63)

где N_п - число ударов молнии в трос в пределах защитного подхода; Р_α - вероятность прорыва молнии через тросовую защиту;

Вероятность прорыва молнии через тросовую защиту:

, (64)

где a – защитный угол троса, α=25⁰ ; А=90, В=4 – для линий напряжением 110-220кВ

Тогда:

Число ударов молнии в трос в пределах защитного подхода:

, (65)

где h_сртр – средняя высота подвеса троса, h_сртр =14,17 м; l_зп – длина защитного подхода, l_зп =1,1414 км; D_г – число грозовых часов в году, D_г =55 часов

Тогда:

Определим среднее годовое число перекрытий изоляции вследствие обратных перекрытий при ударах молнии в опору:

, (66)

где N_оп – число прямых ударов молнии в опору; Р_оп – вероятность обратных перекрытий при ударе молнии в опору.

, (67)

где l_пр – длина пролета, l_пр =90м; h_оп – высота опоры, h_оп = 20.5м.

Тогда:

, (68)

где I_0кр – критический ток молнии при ударе в опору, который приводит к перекрытию линейной изоляции.

, (69)

где - импульсное разрядное напряжение гирлянд изоляторов; R_и – импульсное сопротивление заземлителя; δ – коэффициент, который характеризует один грозозащитный трос на линии, δ=0.3.

- импульсное сопротивление для трехлучевого заземлителя,

Тогда:

Тогда

Определим среднее годовое число перекрытий изоляции вследствие обратных перекрытий при прямом ударе молнии в трос:

, (70)

где N_тр – число ударов молнии в трос в середине пролета; Р^тр _обр – вероятность пробоя промежутка трос-провод при ударе молнии в трос в середине пролета.

(71)

где a_кр - критическая крутизна тока молнии, при которой происходит пробой промежутка тром-провод:

, (кА/мкс) (72)

где l_т-п - расстояние между проводом и тросом, l_т-п = h_т-п /cosα = 2/cos25=2.21; К - геометрический коэффициент связи между проводом и тросом.

(73)

Определим среднее годовое число перекрытий изоляции подстанции вследствие набегания на нее опасных импульсов грозовых перенапряжений:

b = b^/ +b^// +b^/// = 0.00065+0.012565+0,00029=0.0135

Показатель грозоупорности при трехлучевом заземлителе опор:

лет;

9. Расчет среднегодового числа грозовых отключений воздушной линии

Определим число ударов молнии в линию за год:

, (74)

где h_тр.ср – средняя высота подвеса троса, h_тр.ср =14.17 м; L_вл – длина воздушной линии, L_вл =240 км; D_г – число грозовых часов в году, D_г = 55 часов

Тогда

Вероятность прорыва молнии сквозь тросовую защиту:

, (75)

где a – защитный угол троса, α=25⁰ ; А=90, В=4 – для линий напряжением 110-220кВ

тогда

Ток защитного уровня:

, (76)

где W_к = 435 Ом – волновое сопротивление проводов воздушной линии с учетом короны.

При токе I_зу £ 20 кА вероятность импульсного перекрытия гирлянды изоляторов при ударе молнии в провод вычисляется по формуле:

Р_пр = exp·(-0.008·I_зу ) = exp·(-0.008·4.075) = 0.968 (77)

Вероятность перехода импульсного перекрытия изоляции в короткое замыкание при ударе молнии в провод и опору:

h_пр = h_оп = 0.7 для линии U_ном £ 220 кВ с металлическими и железобетонными опорами.

Доля ударов молнии в опору:

, (78)

где l_п – длина пролета, l_п =90 м

Доля ударов молнии в трос:

Вероятность перекрытия линейной изоляции:

Р_оп = exp·(-0.008·I_кр ) при I_кр <20кА

Р_оп = exp·(-0.03·I_кр ) при I_кр >20кА,

где I_кр – критический ток, кА

(79)

тогда Р_оп = exp·(-0.03·84.5)=0.0793

Критическая крутизна волны напряжения, при которой может произойти пробой промежутка трос-провод.

, (80)

где W_тр – волновое сопротивление троса; Е_р – разрядная напряженность, Е_р =750кВ/м; v – скорость движения волны, v=250м/мкс; к – коэффициент электромагнитной связи, к=0.23; l_п – длина пролета, l_п =90 м; l_т-п – расстояние трос-провод, при учете защитного угла троса, м.

(81)

, (82)

где D – диаметр троса, D=0.012м по ГОСТ-3063-66

Тогда:

Р(а_мкр ) = exp·(-0.06·а_мкр ) = exp·(-0.06·23.56) =0.243

Критический ток молнии:

, (83)

где v - скорость распространения электромагнитной волны, v=250 м/мкс

тогда

Вероятность импульсного пробоя воздушного промежутка трос-провод при ударе молнии в трос:

Р_тр = Р(а_мкр )·Р(I_мкр ), (84)

где:

Р(I_мкр )= exp·(-0.008·I_мкр ) = exp·(-0.008·8.482) = 0.934

тогда: Р_тр =0.243·0.934=0.227

Вероятность установления дуги при пробое воздушного промежутка трос- провод:

h_тр =(1.6·Е_ср - 6)·10^-2 , (85)

где Е_ср – средняя напряженность, кВ/м

, (86)

где:

(87)

тогда:

h_тр =(1.6·33.045- 6)·10^-2 =0.469

Число грозовых отключений линии:

n_откл =n_уд ·[Р_α ·Р_пр ·h_пр +(1 - Р_α )·(D_оп ·Р_оп ·h_оп +D_тр ·Р_тр ·h_тр )]

n_откл =74.82·[0.00182·0.968·0.7+(10.00182)·(0.911·0.0793·0.7+0.0889·0.227·0.469)]=

=4.576»5отключения (88)

Число отключений линии с учетом применения АПВ за год:

N_апв =n_откл. ·(1-β_апв ), (89)

где β_апв - коэффициент успешности срабатывания АПВ, β_апв =(0.8 ÷ 0.9). Принимаем β_апв =0.85

N_апв =n_откл. ·(1-β_апв ) = 4.576·(1-0.85) =0.69

Заключение

Как было сказано выше, эффективность защиты подстанции характеризуется числом перекрытия изоляции, поскольку каждое перекрытие сопровождается возникновением больших токов короткого замыкания и мощных дуг, а образующиеся при перекрытиях срезы напряжения представляют серьезную опасность для внутренней изоляции трансформаторов.

Произведя необходимые расчеты получили, что среднее годовое число перекрытий изоляции β=0,0135. При таком значении β число лет работы подстанции без отключений М=74 года. Что говорит о высоком уровне грозоупорности подстанции, если учесть, что срок службы электрооборудования подстанции гораздо ниже.

Эффективность молниезащиты воздушной линии электропередач определяется исходя из среднегодового числа грозовых отключений. В результате расчетов получили число отключений N_{откл.уст.} =0,69. Что говорит о том, что для данной ВЛЭП использование одного троса вполне удовлетворяет необходимые требования по молниезащите. Но, следует отметить , что выбор одноцепных железобетонных опор является положительным фактором, так как по статистике среднегодовое число грозовых отключений для одноцепных ВЛ существенно меньше, чем для двухцепных.

Для увеличения эффективности молниезащиты следует уменьшать вероятность прорыва молнии сквозь защиту, а также уменьшать среднегодовое число перекрытий изоляции подстанции. Этого добиваются путем применения других конструкций опор (в требуемых ситуациях), заземлителей, используя иную конфигурацию системы молниеотводов, применяя большее чем один число тросов и т.д.

В целом можно утверждать, что рассчитанная подстанция удовлетворяет требуемым условиям грозозащиты.

Список использованных источников:

1.Кузнецов Ю.И. Методические пособия к курсовой работе по курсу «Перенапряжения и грозозащита»-Изд.:ТПУ, 2003

2.Кузнецов Ю.И., Леонтьев Ю.Н. Руководство к лабораторным работам по технике высокого напряжения Изд.:ТПУ,1975, 170 с

3.Иерусалимов М.Е., Орлов Н.Н. Техника Высоких Напряжений Изд.:Киев-1967,444с

4.Бажанов С.А., Воскресенский В.Ф. Профилактические испытания оборудования высокого напряжения. Изд. М: Энергия 1977-288с.