4.5. Дуговые перенапряжения в сетях с изолированной нейтралью

Подавляющее большинство нарушений нормальной работы сетей с изолированной нейтралью связано с повреждением изоляции относительно земли, то есть с однофазным замыканием на землю. Установившееся значение тока в месте повреждения как следует из §.1.2. определяется емкостью фаз на землю. Для обеспечения максимально возможной надежности работы сети необходимо, чтобы ток замыкания был настолько мал, чтобы в течение достаточно длительного времени (времени, необходимого для поиска и устранения повреждения) можно было бы обойтись без отключения потребителей. Согласно [2] такими допустимыми токами замыкания, не требующими немедленного отключения потребителей, считаются токи 30, 20, 10 А (для сетей 6, 10, 35 кВ соответственно). В сетях генераторного напряжения и в сетях, содержащих высоковольтные электродвигатели, допустимым током однофазного замыкания считается ток 5 А. Заметим, что во многих странах безопасные величины токов замыкания существенно ниже (около 3-7 А).

Реальная картина переходного процесса дугового замыкания и гашения тока достаточно сложна,и к тому же этот процесс сопровождается возникновением значительных перенапряжений, которые сами по себе или при их наложении на переходные процессы другого вида (например, коммутационные перенапряжения при включении) могут быть опасными для изоляции оборудования сети.

Рассмотрим приближенную схему замещения сети с изолированной нейтралью (рис.4.6), в которой можно выявить все особенности переходного процесса дугового замыкания.

На схеме показаны: L - индуктивность прямой последовательности, трансформатора и системы; С, С_т - емкости кабелей или воздушных линий относительно земли и между фазами.

Рис.4.6. Схема замещения сети для анализа дуговых замыканий.

Здесь допустимо не учитывать распределенность параметров линий и продольные индуктивности кабелей и воздушных линий. Не учитываются также активные сопротивления и проводимости сети.

На рис.4.7 до момента t=t₁ (момента возникновения однофазного замыкания) показан график установившегося симметричного режима. Здесь приведены фазные uа⁽¹⁾ , u_b⁽¹⁾ , uс⁽¹⁾ и линейные и_са , и_bа напряжения, отнесенные к амплитуде Е_т уравновешенной системы эдс е_а, е_b, е_с;

uа⁽¹⁾ = е_а= - sin (ω0 t)

u_b⁽¹⁾ = e_b = - sin(ω0 t-120^o) = cos(ω0 t-30⁰);

uс⁽¹⁾ = ec = -sin(ω0 t + 120^o) = -cos(ω0 t+ 30^o);

и_са = uс⁽¹⁾ - uа⁽¹⁾ = -sin(ω0 t+120^o)+ sin(ω0 t)= -2 cos(ω0 t+ 60^o) ·sin60°= -√3cos(ω0 t+ 60°);

и_bа = √3 cos(ω0 t - 60^o). В этом симметричном режиме при малом емкостном токе и индуктивности L можно считать, что e_a,b, c ≈ u⁽¹⁾а ,b , c

Предположим, что первое замыкание фазы " а " произошло в момент достижения этой фазой амплитудного напряжения (t = t₁, см. рис.13.2a). До момента замыкания фазы t = t₁- 0 (см. рис.13.2б) напряжения на емкости С в фазе "с" было , uс⁽¹⁾ (t₁- 0) = 0,5, а на емкости С_т соответственно равнялось и_са (t₁- 0) = √3 cos(π/2 + π/3) = 1,5 (выделенные емкости, см. рис.4.6).

Рис.4.7. Переходный процесс при дуговых замыканиях.

Начиная с момента времени t = t₁ + 0, эти емкости оказываются включенными параллельно, следовательно, произойдет мгновенное пере­распределение зарядов для выравнивания их потенциалов. Используя закон коммутации о неизменности суммарного заряда на емкостях в моменты времени

t = t₁ - 0 и t = t₁ + 0, получим напряжение uс⁽¹⁾ (t₁ +0) после коммутации (в момен т t = t₁ + 0): (C_m+C)- uс⁽¹⁾ (t_l+0) = C_m· и_са (t _l - 0) + C· uс⁽¹⁾ (t_l-0).

Используя равенство и_са (t₁ -0) = uс⁽¹⁾ (t₁ -0 ) - uа⁽¹⁾ (t₁-0), получим:

uс⁽¹⁾(t₁+0)= и_нач= uс⁽¹⁾ (t₁-0)-К· uа⁽¹⁾ (t₁-0) где К= C_m / (C_m+C) .

Если подставить в uа⁽¹⁾(t₁-0)= -1 и К=0,2, то uс⁽¹⁾(t₁₊0) = 0,5-0,2·(-1) = 0,7.

Таким образом, при возникновении замыкания в фазе " а " в момент t = t₁ (при амплитудном значении напряжения) напряжение на фазе "с" претерпевает скачок от uс⁽¹⁾(t₁- 0) = 0,5 до uс⁽¹⁾(t₁+0) = 0,7 (см. рис.13.2б). Далее начинается второй этап переходного процесса, связанного с перезарядом емкостей С и С_т неповрежденных фаз в колебательном процессе. При замыкании фазы " а " в момент максимума ее напряжения начальные напряже­ния на фазах " b " и " с " одинаковы: ub⁽¹⁾(t₁₊0) = uс⁽¹⁾(t₁+0) = 0,7 (см. рис.13.2б). становившиеся значения напряжений на этих фазах равны соответствующим линейным напряжениям: и_b⁽²⁾_уст (t)= e_ba(t), uc⁽²⁾_уст (t) = e_ca(t).

Частота колебательного переходного процесса установления нового режима, как правило, очень высока. За время установления можно считать, что вынужденные составляющие мало изменятся от своего первоначального значения и_b⁽²⁾ (t1)= uc⁽²⁾ (t1)= 1,5 при котором они были равны друг другу. Частота β переходного процесса может быть определена следующим образом. Предположив, что за время переходного процесса потенциалы фаз и_b и и_с остаются одинаковыми, объединим эти точки схемы (см. рис.4.6), отбросив емкость С_т между фазами " b " и "с". Тогда ветви с эдс е_b и е_с и индуктивностями L соединяются параллельно, при этом их эквивалентная индуктив­ность равна L/2 (рис.4.8а). Схема (рис.4.8а) может быть преобразована к схеме (рис.4.86), откуда сразу определяется частота свободных колебаний напряже­ния на фазе "с" (" b").

Рис.4.8 Эквивалентные преобразования схемы замещения (рис.4.6)

Момент замыкания фазы " а " принят при максимуме эдс, поэтому мгновенное значение тока в емкости в этот момент равно нулю, кроме того, мы предположили, что вынужденная составляющая напряжения во время переходного процесса может считаться постоянной (т.к. β»ω₀). Следовательно, для определения максимальных перенапряжений можно воспользоваться формулой для максимального напряжения на емкости и_ст при включении постоянной эдс Е в контур с ненулевым начальным значением напряжения U₀ на емкости и_ст = 2Е - u₀, где вынужденная составляющая Е_т = Е = иb⁽²⁾ (t₁) = 1,5, начальное напряжение и_нач= u₀ = uс⁽¹⁾ (t₁ + 0) = 0,7:

иb мах = uс мах =2Е- и_нач =2·(3/2)-0,7 = 2,3

Итак, напряжение на фазе "с" (на фазе "b" и будет аналогичная картина) скачком изменится от мгновенного значения равного uс⁽¹⁾ (t₁ - 0) = 0,5 до uс⁽¹⁾ (t₁ + 0) = 0,7 и далее будет изменяться колебательно относительно неиз­менного во времени квазиустановившегося значения, как относительно гори­зонтальной оси.

Дальнейшее развитие процесса определяется условиями гашения тока дуги и повторными пробоями места повреждения. Наиболее благоприятные условия для гашения дуги создаются в моменты времени, когда ток дуги близок к нулю. Первая возможность гашения тока дуги имеет место спустя половину периода собственных колебаний высокочастотного тока (см. рис.4.7в), момент времени t=t₂. Здесь же показан фрагмент установившегося емкостного тока замыкания на землю iу(t), имеющего существенно меньшее амплитудное значение и частоту по сравнению с высокочастотным переходным током замыкания.

Гашение дуги возвращает схему к исходному симметричному виду. При этом начальные значения напряжений на емкостях фаз относительно земли будут: иа⁽²⁾ (t₂) = 0; иb⁽²⁾ (t₂) = ис⁽²⁾ (t₂) = и_тах = 2,3. Напряжение на нейт­рали (напряжение нулевой последовательности) после гашения тока останется постоянным (см. рис.4.7а) и равным: иа⁽²⁾ + иb⁽²⁾ + ис⁽²⁾ 0+2,3+2,3

Новое установившееся состояние схемы будет определяться эдс е_а,b,с и постоянным смещением нейтрали. Складывая эдс соответствующих фаз и напряжение смещения нейтрали, получаем фазные напряжения иа⁽³⁾ , ис⁽³⁾ (см. рис.2.2а,б). Переход от начальных значений к новым установившимся сопро­вождается колебаниями в симметричной схеме с параметрами прямой по­следовательности, частота колебаний : β2 = 1/ ( √3L(C + C_m))

Максимум напряжения, возникающего на аварийной фазе "а" после погасания дуги, называют пиком гашения (см. рис.4.7а). Его величина (без учета потерь)находится по известному начальному напряжению иа(t₂)=0 и квазиустановившемуся значению в тот же момент времени иа⁽³⁾(t₂) = e_a(t₂) + u_N (t₂)= -1 + 1,5= 0,5 (ось 0₂). Тогда по формуле и_{т ПГ} =2·0,5+0 =1,0. С той же частотой происходит установление напряжений ис⁽³⁾(t) и иb⁽³⁾ (t).

Протекание процесса в дальнейшем зависит от скорости восстановления электрической прочности дугового промежутка по сравнению со скоростью восстановления напряжения иа⁽³⁾(t). В частности, если пробой произойдет на максимуме напряжения (t = t₃, ω₀t₃⁼270⁰), то это приведет к существенному возрастанию перенапряжений при вторичном зажигании дуги.

Действительно, начальное значение напряжения на фазе "с" (с учетом мгновенного перезаряда емкостей):

и_нач = uс⁽³⁾ (t₃ + 0)= uс⁽³⁾ (t₃ - 0)-К· uа⁽³⁾ (t₃ - 0) = =е_с (t₃)+ u_N (t₃ - 0)- К·[ е_а(t₃)+ u_N (t₃ - 0) ]= -0,5 +1,5 - 0,2 ·[1 +1,5] = 0,5

а вынужденная составляющая напряжения в этой точке

E = uс⁽⁴⁾ (t₃) = e_ca(t₃) = e_c(t₃)-e_a(t₃) = -0,5-1 = -1,5.

Отсюда максимальное перенапряжение на фазе "с":

u_мах = -2-1,5-0,5 = -3,5.

Здесь, как и раньше, мы предполагаем, что квазистационарное напряже­ние не изменяется во времени (колебание напряжения вокруг оси 0₃ на рис.2.2б, параллельной оси времени).

Горение заземляющих дуг зависит от большого числа факторов, главны­ми из которых являются: величина и характер квазиустановившегося тока замыкания (емкостный, индуктивный, активный) и пробивное напряжение поврежденного места после гашения дуги. На длительность горения и условия гашения оказывают существенное влияние: переходное сопротивление в месте горения дуги; вид диэлектрика, непосредственно контактирующего с дуговым каналом; интенсивность охлаждения; давление в зоне горения дуги; возмож­ность ее растяжения и др.. Большое разнообразие локальных мест однофазных повреждений в элементах электрооборудования и условий горения заземля­ющих дуг, трудно преодолимые проблемы технического анализа и учета всех влияющих факторов в условиях их статистического разброса не позволяют в настоящее время создать детерминированно-статистическую математическую модель дугового промежутка. Однако варьирование таких основных влияю­щих факторов как: время горения заземляющей дуги, пробивное напряжение поврежденного места и переходное сопротивление дают более или менее правдивую картину явления, в целом не противоречащую большому объему накопленных экспериментальных данных.

Рис.4.9. Дуговое замыкание в сети 6 кВ с изолированной нейтралью (ток однофазного замыкания на землю 5А).

Пример расчёта процесса возникновения перенапряжений при перемежающейся дуге, полученный с помощью компьютерной программы NRAST, приведен на рис.13.4 (расчётная схема сети - рис.13.1), где показан момент первого замыкания на землю на максимуме фазного напряжения, самогашение заземляющей дуги в месте повреждения и повторный пробой повреждённой фазы, возникший уже при большем пробивном напряжении U_np= 2,0 (в качестве базисного напряжения принята амплитуда фазного номинального напряжения сети Uф_т = U_б = 6 · √2 / √3).Как видно из рисун­ка, мак-симальные перенапряжения на неповреждённых фазах составляют 2,2 и 3,0 о.е..

Величина максимальных перенапряжений, которые могут возникать каждый полупериод промышленной частоты (при каждом зажигании дуги), зависит от пробивного напряжения ослабленного места, которое, в свою очередь, зависит от прочности промежутка и длительности горения дуги. Зажигания и гашения дуги приводят к появлению напряжения смещения нейтрали, меняющего свою полярность при замыкании в каждый полупериод (в данном расчёте напряжение на нейтрали равно - 1,2 и +1,4).

Перенапряжения в сетях с изолированной нейтралью по описанному выше механизму не возрастают бесконечно, а с течением времени имеют тенденцию к достижению некоторой предельной величины, на которую влияют активные проводимости изоляции на землю и снижение пробивного напряжения в месте повреждения из-за все большего разрушения изоляции дугой. Как правило, кратность дуговых перенапряжений в сетях с изолиро­ванной нейтралью не превышает величины 3,0-3,5 (исключение составляют сети с изолированной нейтралью при наличии токоограничивающих реакторов см. ниже).

Опасность дуговых перенапряжений определяется не столько их величиной, сколько длительностью их существования и тем, что они охватывают всю сеть, создавая возможность пробоев ослабленных мест изоляции неповрежденных фаз в других точках сети. Пробой изоляции на неповрежденной фазе ведет к возникновению двойного замыкания через землю. Двойное замыкания означает, что фаза, поврежденная на одном из присоединений, имеет связь через сопротивление грунта с поврежденной на другом присоединении. Такая ситуация зачастую ведет к протеканию по петле замыкания значительных токов, величина которых меньше уставки действия релейной защиты, но больше номинального тока оборудования. Эти токи, длительно неотключаемые защитой (либо отключаемые с большой выдержкой времени), вызывают термическое разрушение ячеек распределительных устройств и выгорание кабелей на которых существует замыкание, вызывая тем самым междуфазные короткие замыкания. Кроме того повреждаются кабели проложенные рядом с первоначально поврежденными в кабельных каналах и туннелях из-за возгорания изоляции. После такого развития аварии поврежденные присоединения отключаются действием защит от междуфазных коротких замыканий, а распределительные устройства защитами выключателей ввода, обесточивая всех потребителей имеющих питание от данной подстанции. Даже в том случае если защиты имеют достаточную чувствительность к двойным замыканиям существует опасность повреждения токоограничивающих реакторов при них, а также опасность перенапряжений, возникающих при отключении одного из поврежденных присоединений. Таким образом дуговые замыкания на землю являются серьезным фактором, снижающим надежность работы систем электроснабжения.

Дуговые перенапряжения в сетях с нейтралью, заземленной через высокоомный резистор

Многочисленные теоретические исследования и опыт эксплуатации показывают, что уменьшить величину дуговых перенапряжений и число замыканий на землю без значительного искусственного увеличения тока замыкания на землю, сохранив тем самым возможность работы сети без автоматического отключения однофазных повреждений, можно за счет включения в нейтраль сети высокоомного РЗ (рис.4.10, ключ В₂ замкнут, В₁ разомкнут).

Рис.4.10 Схема замещения сети 6 кВ для анализа перенапряжений при дуговых замыканиях на землю

Высокоомный резистор R_N в нейтрали системы (как правило, в нейт­рали специального вспомогательного трансформатора мощностью не менее S = U ²_ном /(3·R_N)) обеспечивает стекание заряда нулевой последовательности за время Т между ближайшими замыканиями (при U_np>Uф_тах), составляющее полупериод промышленной частоты

(Т=0,01 сек). Таким образом, имея выражение для постоянной времени T=R_N··3C и полагая практически полное стекание заряда за время t=3T=0,01 сек, получаем выражение: 3T = 3·R_N··3C=0,01. откуда

R_N= 1 /(900 · C)

Резистор, выбранный исходя из этого условия, создает в месте повреж­дения активную составляющую тока, примерно равную емкостной. Действи­тельно, емкостный ток замыкания равен: I_С = 3 ·ωС ·Uф, а ток резистора I_RN = Uф / R_N Из условия I_С = I_RN получаем:

R_N = Uф / I_С =1 / 3ωС ≡ 1 /(900 · C)

При чисто емкостной цепи замыкания на землю резистор, выбранный таким образом, увеличивает ток замыкания в √2 раз.

На рис.4.11 показан процесс возникновения однофазного замыкания в сети с высокоомным резистором в нейтрали R_N=700 Ом (на рис.2.5 ключ В₂ замкнут, В₁ разомкнут). Из рис.4.11 видно, что первичное замыкание, сопровож­дающееся перенапряжением, примерно такой же кратности (2,14) было единственным (при U_np>1), так как при такой величине резистора обеспечивается практически полное стекание заряда нулевой последова­тельности (равенство нулю напряжения на нейтрали) за время от момента самогашения дуги до момента возникновения максимального напряжения на поврежденной фазе, которое становится близким к фазному (в данном расчете 1,07).

Даже в том случае, если пробивное напряжение ослабленного места станет меньше амплитуды фазного напряжения (U_np <1), и может установиться процесс многократных зажиганий и гашений дуги, кратность

Рис.4.11 Дуговое замыкание в сети 6 кВ с нейтралью заземленной через высокоомный резистор (ток однофазного замыкания на землю 5А).

дуговых перенапряжений не превысит таковую при первом зажигании, то есть 2,2...2,5.

Важной особенностью применения высокоомного резистивного заземления нейтрали является то, что при снижении емкости сети постоянная времени стекания заряда нулевой последовательности через выбранный резистор уменьшится, и, следовательно, стекание заряда будет происходить еще быстрее.

Дуговые перенапряжения в сетях с компенсацией емкостного тока

В сетях 6, 10, 35 кВ с токами замыкания на землю более 30, 20 и 10 А соответственно, согласно [2] применяется их компенсация путем установки дугогасящих реакторов. При резонансной настройке, когда емкостное сопротивление на землю равно индуктивному сопротивлению реактора, мы получаем ряд благоприятных условий протекания процессов при однофазных замыканиях:

минимальный ток промышленной частоты в месте повреждения, минимальная скорость восстановления напряжения на поврежденной фазе после гашения дуги, минимальный уровень дуговых перенапряжений. Пример такого процесса, полученный с помощью программы NRAST, показан на рис.4.11 (расчетная схема сети — рис.4.10, ключ В₁ замкнут, В₂ разомкнут). Видно, что в отличие от системы с изолированной нейтралью, однократное замыкание с самогашением дуги вызывает колебательный затухающий процесс изменения напряжения на нейтрали. Частота этого процесса тем ближе к промышленной, чем ближе коэффициент компенсации к единице.

В реальных условиях изменяющейся емкости сети, недостаточных мощностей дугогасящих реакторов и отсутствия систем автоматической на­стройки компенсации обеспечить режим благоприятной во многих отношени­ях резонансной настройки оказывается невозможным (тем более, что согласно [2], рекомендуется работа с перекомпенсацией и временно — с недокомпенсацией).

Однако расстройка полной компенсации нежелательна не только из-за увеличения в месте замыкания составляющей тока промышленной частоты, но она также значительно ухудшает картину возникающих при этом перенапряжений. Так на рис.4.12а,б показан процесс однократного замыкания и последующего гашения заземляющей дуги в условиях недокомпенсации (рис.4.12а) и перекомпенсации (рис.4.126). Здесь в отличие от случая полной компенсации ликвидация дугового замыкания сопровождается процессом биения (наложением на установившееся напряжение промышленной частоты свободной составляющей близкой частоты). Эта свободная составляющая создается колебаниями в контуре L_р-3С (индуктивность реактора - утроенная емкость сети на землю). Зависимость частоты этой составляющей от степени компенсации может быть определена из системы уравнений:

К =1/ (3ω² L_рС), где ω = 2πf₅₀ и f₅₀ = 50 Гц

f = 1 / (2π √ L_р3С)

Выражая величину 3L_рС из первого уравнения и подставляя во второе получим выражение для частоты свободной составляющей (или частоты напряжения на нейтрали):

f =f₅₀ /(√1/ К) =50√К Расчет частоты напряжения на нейтрали для случаев рис.4.12а,б дает: в случае недокомпенсации (К=0,75) частоту 43,3 Гц, в случае перекомпенсации (К=1,25) 55,9 Гц, что совпадает с компьютерным расчетом.

При биениях напряжение на поврежденных фазах достигает существенно больших значений (в примерах рис.4.12а, б — кратности перенапряжений на поврежденной фазе, достигаемые в процессе биений, составляют 1,62... 1,8, на неповрежденных — 1,5...2,0). При этом становится возможным режим многократных пробоев ослабленного места при высоких значениях пробивного напряжения. Так на рис.4.14 можно видеть такой процесс при U_nр =1,7, когда на здоровых фазах возможны высокие кратности дуговых перенапряжений — 2,6...2,8. Напомним, что при резонансной настройке многократные пробои могут иметь место только при U_пр < 1.

Снижение перенапряжений в сети при расстройке дугогасящего реактора (а также при несимметричных режимах, сопровождающихся резонансными перенапряжениями) может быть достигнуто путем применения высокоомного резистора, включенного параллельно ДГР (в схеме рис.4.10, выключатели В₁ и В₂ включены).

Рис.4.12 Однофазное замыкание в сети 10 кВ с нейтралью, заземленной через дугогасящий реактор. Емкостный ток замыкания на землю 70 А:

а) коэффициент компенсации емкостного тока равен К=1,2 (перекомпенсация);

б) К =0,8 (недокомпенсация).

Рис.4.13. Зависимость частоты свободной составляющей биений после исчезновения замыкания на землю от степени компенсации

Рис.4.14. Многократные замыкания в сети 10 кВ с нейтралью, заземленной через дугогасящий реактор. Емкостный ток замыкания на землю 70 А. Коэффициент компенсации емкостного тока равен К= 1,25 (перекомпенсация).

Выбор резистора с помощью соотношения R_N = U_ф / ∆ Iς (относительно тока расстройки ∆ Iς =|I_P-I_c| ) приводит к прекращению биений напряжений на фазах после погасания дуги и, как следствие, к прекращению пробоев на поврежденной фазе при пробивном напряжении ослабленного места больше фазного (U_np > Uф_тах). Максимальная кратность перенапряжений здесь определяется первым замыканием и не превышает Umax ⁼ (2,0…2,2)·U_{ф тах} как видно из рис.4.15.

Применение высокоомного резистора в случае резонансной настройки приводит к некоторому увеличению числа повторных зажиганий, но только для U_np < U_{ф тах} кратность перенапряжений здесь не превосходит таковую для идеальной настройки реактора. Высокоомный резистор весьма благоприятно сказывается на снижении времени воздействия повышенных напряжений на изоляцию неповрежденных фаз даже в случае резонансной настройки ДГР, что является несомненным достоинством такой схемы заземления нейтрали.

Рис.4.15. Однофазное замыкание в сети 10 кВ с нейтралью, заземленной через дугогасящий реактор и параллельный ему резистор RN= 770 Ом, выбранный по ∆Iς = 7,5 А при К=1,25, емкостный ток замыкания на землю 30 А.

Использование высокоомного резистора параллельно дугогасящему реактору позволяет выполнить простую селективную релейную защиту от устойчивых замыканий на землю на токовом принципе. При наличии резистора в токе замыкания на землю присутствует активная составляющая, которая протекает только через поврежденное присоединение.

Рассмотренные выше случаи однофазных замыканий в сети с дугогасящим реактором дают представление о характере переходных процессов при достаточно длительном горении дуги в месте замыкания. Время горения дуги таково, что высокочастотный ток в месте замыкания практически затухает. Однако, например, в кабельных сетях возможны так называемые «самозаплывающие» пробои изоляции (в компаундах кабельных муфт, концевых воронках). В таких случаях дуга высокочастотного тока, возникающего в момент пробоя, может гаснуть при первом же переходе тока через нуль и прочность изоляции в месте повреждения восстанавливается на достаточно высоком уровне. Подобный процесс изображен на рис.4.16.

Рис.4.16. Однофазное замыкание в сети 10 кВ с нейтралью, заземленной через дугогасящий реактор. Емкостный ток замыкания на землю 70 А. Коэффициент компенсации емкостного тока равен К=1. Гашение дуги происходит в первый нуль высокочастотного тока.

Рис.4.17. Однофазное замыкание в сети 10 кВ с нейтралью, заземленной через дугогасящий реактор. Емкостный ток замыкания на землю 70 А. Гашение дуги происходит в первый нуль высокочастотного тока: а) коэффициент компенсации емкостного тока равен К=1,2 (перекомпенсация); б) К=0,8 (недокомпенсация).