Повышение грозоупорности ВЛ с помощью ОПН

Âсоответствии с ПУЭ [1] воздушные линии электропередачи (ВЛ) 110 кВ и выше должны быть защищены от грозовых перенапряжений тросами по всей длине. Однако эффективность грозозащитного троса резко снижается с увеличением сопротивления заземления опор. Кроме того, часто возникает необходимость в отказе от применения грозозащитного троса на отдельных участках линий электропередачи. Так, в районах с загрязненной атмосферой грозозащитный трос быстро коррозирует, что приводит к его обрыву с аварийными последствиями. Нередко при гололедно-вет- ровых нагрузках происходит обрыв тросов, в том числе в труднодоступных местах. Таким образом,

âэксплуатации появляются участки ВЛ, не защищенные тросом, что ухудшает грозозащиту линий и приводит к увеличению числа отключений.

Для повышения грозоупорности ВЛ как при наличии, так и при отсутствии тросовой защиты в последние годы в мировой практике применяется установка на ВЛ нелинейных ограничителей перенапряжений (ОПН). Ограничители, используемые для грозозащиты ВЛ, должны при ударах молнии

âлинию обеспечивать уменьшение числа отклю- чений ВЛ до требуемого уровня, а также быть способными выдерживать энергетические воздействия с малым риском повреждения. Эти два условия определяют основные характеристики защитного аппарата.

Оценки токовых и энергетических воздействий на ОПН при разрядах молнии в провода и опоры ВЛ приведены, например, в [2 – 5]. Однако разнообразие исходных данных по грозопоражаемости ВЛ, параметрам токов молнии, параметрам ОПН и их расстановке вдоль линии и отсутствие методики определения основных параметров ОПН не дают возможности прямого применения литературных источников и требуют дополнительных исследований.

Âнастоящей статье рассматривалась грозозащита бестросовых участков ВЛ 220, 330 и 500 кВ

с низким сопротивлением заземления опор (10 Ом) с помощью ОПН, установленного без искрового промежутка параллельно гирлянде изоля-

торов. Было принято, что половина разрядов молнии в бестросовый участок поражает опоры, а другая половина поражает провода. Поскольку ВЛ 220 – 500 кВ имеют высокий уровень линейной изоляции, то удары молнии в опоры с небольшими сопротивлениями заземления не приводят к перекрытиям изоляции ВЛ и большим нагрузкам на ОПН. Поэтому удары молнии в опоры можно не учитывать. Рассматривались удары молнии в фазный провод в середине пролета и непосредственно перед гирляндой изоляторов.

Воздействия на ОПН во многом определяются параметрами токов молнии. В расчетах учитывался только первый импульс тока разряда молнии. Импульс тока разряда молнии имеет амплитуду Iì, крутизну фронта aì и длину ì. Эти параметры принято считать независимыми случайными вели- чинами. Распределения параметров тока молнии в соответствии с [6] подчиняются логарифмическому нормальному закону. Распределение амплитуд токов молнии и ударов молнии принималось постоянным по всей длине пролета без учета экранирующего влияния опор. Однако в [3] на основании расчетов с использованием электрогеометриче- ской теории показано, и что опоры перехватывают разряды молнии с большими токами, и это снижает предельные значения амплитуд тока при ударах молнии в провода и должно уменьшить энергети- ческие воздействия разрядов молнии на ОПН.

Случайно также место поражения молнией бестросового участка. Распределение ударов молнии на всем протяжении бестросового участка было принято равновероятным.

Для каждой расчетной схемы проводилось по 200 расчетов с параметрами (амплитуда, крутизна фронта, длина волны и точка удара), выбранными с применением метода Монте-Карло.

Расчет производился в однофазной схеме замещения. Бестросовый участок длиной 2,5 км моделировался участками линии с распределенными параметрами и длиной, равной длине пролета. К обоим концам моделируемого участка ВЛ подклю- чались линии с распределенными параметрами,

длиной 50 – 100 км и емкостью на конце, равной входной емкости подстанции.

Расчет производился для двух вариантов расстановки ОПН на бестросовом участке: установка ОПН на каждой опоре и через одну опору. Поскольку импульсная прочность ВЛ существенно выше импульсной прочности оборудования ПС, то на ВЛ может быть установлен ОПН с более высоким защитным уровнем по сравнению с ОПН, устанавливаемым на ПС. Расчеты проводились для ограничителей, имеющих наибольшее рабочее напряжение на 15 – 20% выше наибольшего рабо- чего напряжения сети.

Число грозовых перекрытий линейной изоляции на бестросовом участке производилось по факту превышения перенапряжением 50%-ного разрядного напряжения линейной изоляции (1200, 1560 и 2100 кВ соответственно для ВЛ 220, 330 и 500 кВ). Для определения эффективности грозозащиты бестросовых ВЛ было также определено число грозовых отключений бестросовой ВЛ и ВЛ, экранированной тросами по [6], которые сопоставлялись с числом грозовых отключений при защите ВЛ ОПН.

Расчеты показали, что поглощаемая ОПН энергия возрастает с увеличением амплитуды (Iì) и длины (ì) импульса тока молнии и практически не зависит от крутизны (aì). При одинаковых параметрах импульса тока молнии наибольшая энергия, поглощаемая в ОПН, и наибольший ток в ОПН вызываются ударом молнии в провод вблизи опоры, у которой установлен ограничитель.

По результатам расчетов построены распределения напряжений P (U ) на изоляции ВЛ (ðèñ. 1) и рассеиваемой ОПН энергии P (Ýîïí) за один грозовой удар (ðèñ. 2).

Èç ðèñ. 1 следует, что при расстановке ОПН на каждой опоре напряжение на изоляции не превышает разрядное напряжение (1200 кВ). При установке ОПН через опору удар в середину пролета либо вблизи опоры приводит в ряде случаев к повышению напряжения на изоляции опоры, не защищенной ОПН, превышающему разрядное. Так, только в 15% случаев напряжение на линейной изоляции ВЛ 220 кВ не превышает разрядное напряжение, следовательно в 85% случаев происходит перекрытие линейной изоляции (ðèñ. 1). Перекрытия линейной изоляции при установке ОПН через опору наблюдаются в 85, 60 и 45% случаев соответственно для ВЛ 220, 330 и 500 кВ. Наименьший уровень изоляции имеет ВЛ 220 кВ, поэтому число грозовых перекрытий больше, чем на ВЛ более высокого номинального напряжения.

Перекрытия на опорах, не защищенных ОПН, приводят к снижению энергии, рассеиваемой ОПН. Этим объясняется ход кривых ðèñ. 2.

 таблице приведены значения практически максимальной (вероятность 0,01) рассеиваемой энергии для ограничителя, устанавливаемого на бестросовом участке ВЛ длиной 2,5 км. Кроме того, приведено число грозовых отключений в год при различных вариантах защиты этого участка (ОПН на каждой опоре или через опору, тросовая защита ВЛ) и при числе грозочасов в году, равном 50.

Èç таблицы следует, что, хотя максимальная энергия, рассеиваемая ОПН, увеличивается с ростом номинального напряжения ВЛ, но удельная энергия на 1 кВ наибольшего рабочего напряжения снижается. Поэтому наибольшую удельную энергоемкость должен иметь ОПН, устанавливаемый на бестросовом участке ВЛ 220 кВ. Снижения удельной энергоемкости можно достичь увеличением наибольшего рабочего напряжения и за-

щитного уровня ОПН, устанавливаемого на ВЛ 220 кВ. Расчеты показали, что увеличение наибольшего рабочего напряжения ОПН на ВЛ 220 кВ на 40% по сравнению с наибольшим рабочим напряжением сети снижает удельную энергоемкость почти в 2 раза.

Ограничители, устанавливаемые на ПС, имеют номинальный разрядный ток 10 и 20 кА соответственно для сетей 220 кВ и 330 и 500 кВ. Установка ОПН на бестросовом участке ВЛ приводит к увеличению токовых воздействий на ОПН по сравнению с токовыми воздействиями на подстанционный аппарат. Так, вероятность токов через ОПН 220, 330 и 500 кВ, превышающих 10 кА, составляет 55 – 60%, а 20 кА – 20 – 25%, что должно учи- тываться при выборе номинального разрядного тока ОПН.

Расчеты предполагали установку ОПН на всех трех фазах опоры. Установка ОПН на двух или одной фазе опоры может увеличить число отключе- ний, т.е. ухудшить грозозащиту бестросового уча- стка ВЛ.

Пропускная способность ОПН и соответствующая ей удельная энергоемкость могут быть определены, исходя из требуемой надежности защитного аппарата и вероятности его повреждения только при грозовых воздействиях. Коммутационные перенапряжений, возможные на ВЛ, не влияют на выбор его пропускной способности. Частота коммутационных перенапряжений существенно ниже и потому все ОПН на ВЛ будут работать параллельно, что снижает воздействия на каждый ОПН до безопасной величины.

Пропускную способность ограничителя следует выбирать исходя из заданного допустимого чис-

ла повреждений ОПН (nîïí) за определенный период времени (Ò, лет). Для этого необходимо опре-

делить число грозовых поражений проводов бестросового участка ВЛ (Në) за тот же период времени (Ò, лет) с учетом интенсивности грозовой деятельности, требуемую вероятность превыше-

ния нормированной для энергии ОПН (nîïí/Në) и по распределению рассеиваемой энергии – требуе-

Список литературы

1.Правила устройств электроустановок (ПУЭ). 7-е изд. М.: Изд-во НЦ ЭНАС, 2003.

2.Stenström L., Lundquist J. Energy Stress on Transmission Line Arresters Considering the total Lightning Charge Distribution Presented at the IEEE / PES Transmission and Distribution Conference and Exposition, Los Angeles, September 15 – 20, 1996.

3.Use of Line Surge Arresters for the Improvement of the Lightning Performance of 63 kV and 90 kV Shielded and Unshielded Transmission Lines / Sadovic S., Joulie R., Tartier S., Brocard E. IEEE Transactions on Power Delivery, 1997, Juli, ¹ 3, vol. 12.

4.Новая система защиты изоляции воздушных ЛЭП от грозовых и коммутационных перенапряжений. Екатеринбург: АББ УЭТМ, 1999.

5.Кадомская К. П., Рейхердт А. А. Анализ токовых нагрузок ограничителей перенапряжений, устанавливаемых на опорах воздушных линий. – Электричество, 2000, ¹ 3.

6.Руководство по защите электрических сетей 6 – 1150 кВ от грозовых и внутренних перенапряжений / Под редакцией Тиходеева Н. Н. Санкт-Петербург: Изд-во ПЭ ИПК, 1999.

Колебания проводов и грозозащитных тросов при умеренных ветрах со скоростями от 0,6 до 7 м с, называемые эоловой вибрацией, характерны для ВЛ всех классов напряжения и являются практически непрерывно действующим фактором

âпериод их эксплуатации [1].

Âкачестве основного средства защиты от вибрации применяются гасители вибрации типа “Стокбриджа” [2], конструкция которых получила зна- чительное развитие со времени ее создания. В на-

+$' 4$ $+ .$ $+*+%

1 – плашка; 2 – зажим; 3 – гибкий элемент; 4 – ãðóç; 5 – втулка

W, Äæ

0,5

II

I

1 0,4

0,3

I

0,2

II

0,1

2

0

0 10 20 30 40 50 60 f, Ãö

& A 5 , 1

' 4 J ' : K + . E L &E$!+*+ /8& L / L EE "%

I и II – пиковые значения на резонансных частотах и соответствующие им формы колебаний грузов

стоящее время за рубежом в ряде стран достигнуты значительные успехи в области создания усовершенствованных конструкций гасителей вибрации для проводов и тросов ВЛ [3, 4]. Эта задача особенно актуальна для обеспечения надежности оптико-волоконных кабелей, подвешиваемых к опорам ВЛ как неметаллических (ОКНН), так и встроенных в грозозащитные тросы (ОКСНOPGW).

Гасители вибрации типа “Стокбриджа” серийных конструкций (ðèñ. 1, таблица) разработаны на базе грузов массой 0,8; 1,6; 2,4; 3,2 и 4,0 кг и стальных тросов из оцинкованной проволоки диаметром 13; 11 и 9,1 мм. Как следует из данных таблицы, стандартные гасители вибрации характеризуются двумя резонансными частотами f1 è f2.

Частотно-энергетическая характеристика стандартного гасителя вибрации, выпускаемого промышленностью РФ, показана на ðèñ. 2. Между двумя пиками кривой, характеризующими области частот, при которых стандартный гаситель вибра-

f, Ãö

60

50

L

40

2

30

2'

20

1 1'

10

/ + 6 # # 1 ,

' 4 ' 4

$ %

сплошные линии – масса груза 1,6 кг; пунктирные – масса груза 2,4 кг; 1 – резонансная частота первого максимума; 2 – то же второго

ции обладает максимальной эффективностью по показателю рассеиваемой энергии, наблюдается “провал”, и область частот вибрации, приходящихся на этот минимум в частотно-энергетиче- ской характеристике, может оказаться опасной для провода, защищенного этими гасителями вибрации.

Íà ðèñ. 3 показаны изменения частотно-энер- гетических характеристик стандартных гасителей вибрации при постоянной массе грузов и при увеличении общей длины гасителя вибрации L, т.е. при увеличении плеча l1 крепления груза на конце тросика.

Из данных, приведенных на ðèñ. 3, следует, что при закреплении на тросике гасителя вибрации грузов разной массы число резонансных частот должно удвоиться и появляется возможность за-

полнить провал в его частотно-энергетической характеристике дополнительными пиками.

Сравнение характеристик гасителей вибрации при разных массах грузов, закрепленных на одном тросике и на равных расстояниях от держателя, показывает, что таким образом можно также удвоить число пиков в частотно-энергетической характеристике гасителя вибрации. По такому пути пошли некоторые зарубежные фирмы с целью полу- чения более однородных частотно-энергетических характеристик гасителей вибрации на разных частотах.

Еще большие возможности для повышения однородности частотно-энергетических характеристик дает использование частот крутильных колебаний несимметричными, эксцентрично закрепленными на концах тросика грузами.

Конструкция гасителей вибрации практически не изменялась в течение последних 40 лет, поэтому возникла необходимость поиска новых технологических и конструктивных решений, отвечающих современным требованиям массового производства.

В настоящее время на ряде фирм за рубежом разработаны, испытаны и выпускаются серийно многочастотные (мультирезонансные) гасители вибрации. К их числу, в первую очередь, относятся гасители вибрации типа “Догбоун” (ðèñ. 4, à ) фирмы Dulmison (Великобритания, Австралия) [5, 6].

Многочастотный гаситель типа “Догбоун” наряду с двумя резонансными частотами, характерными для гасителя вибрации “Стокбриджа”, имеет дополнительные резонансные частоты за счет крутильных колебаний грузов, эксцентрично закрепленных на тросике. Итальянская фирма Salvi разработала серию многочастотных гасителей вибрации, конструкция которых показана на ðèñ. 4, á [7, 8].

Гаситель вибрации содержит гибкий элемент (тросик), на концах которого на разных расстояниях от держателя закреплены два груза симметрич-

ной конфигурации разной массы. Гаситель вибрации разработан применительно к проводам и грозозащитным тросам диаметрами от 7 до 55 мм, массой от 2,2 до 12,0 кг.

Íà ðèñ. 5 показаны частотно-силовые и частот- но-энергетические характеристики многорезонансного гасителя вибрации фирмы Dalekovod (Югославия) по конструкции аналогичного выпускаемому фирмой Salvi (Италия).

Японская фирма “The Furukawa Electric Co. Ltd” предложила серию гасителей вибрации типа “VIBLESS” [8] с грузами U-образной формы (ðèñ. 6). Один из концов груза имеет отверстие, в которое вводится конец тросика гасителя вибрации. Конец груза с тросиком опрессовывается шестигранной матрицей.

Для оптических кабелей связи фирма RIBE разработала ряд конструкций гасителей вибрации, показанных на ðèñ. 7, но для создания конструкций новых гасителей вибрации требуется измерять и оценивать количественные характеристики показателей разработанных конструкций.

ВНИИЭ проведены обширные комплексные экспериментальные исследования на специальных моделях макетов гасителей вибрации параметров

B

A

C

7 , ' 4 JXYZ[\MMK

à)

á)

â)

H + ' 4 # 6 ]YZ\ !+ "$ $1$' %

à – двухрезонансный (2R); á – четырехрезонансный (4R) за счет разной массы левого и правого грузов; â – трехрезонансный (3R)

гасителей вибрации при изменениях распределений масс грузов, закрепленных на тросике, относительно держателей. В качестве объекта для экспериментальных исследований параметров гасителей вибрации принят макет, показанный на ðèñ. 8.

Макет состоит из упругого элемента (тросика) и закрепленных на его концах подковообразных грузов с добавочными объемными грузиками. В середине каждого подковообразного груза закреплен патрубок с отверстием для тросика. Крепление грузов на концах тросика производится методом опрессования шестигранной матрицей. Тросик с закрепленными по концам грузами образует модуль макета гасителя вибрации.

Добавочные грузики, прикрепляемые друг к другу на резьбовых соединениях, позволяют изменять общую массу каждого груза, его геометриче- ские размеры, менять положение центра тяжести

à)

á)

? ' #4 ' 4$ $ $' %

à – модуль; á – конец гасителя вибрации с частично снятыми грузами

груза относительно точки его заделки и создавать крутящий момент на тросике, закрепляемом в держателе.

Такой комбинаторный подход к решению зада- чи повышения эффективности гасителей вибрации должен базироваться на результатах прямого и достоверного измерения характеристик новых конструкций.

В качестве показателей эффективности гасителей вибрации могут быть приняты их частотноэнергетические или частотно-силовые характеристики (ðèñ. 5). Как следует из графика, кривая час- тотно-силовой характеристики F гасителя вибрации практически подобна кривой частотно-энерге- тической характеристики P. В связи с этим для проведения экспериментальных исследований эффективности гасителей вибрации на макетах был выбран метод получения их частотно-силовых характеристик.

Для проведения испытаний использовалась установка ВЭДС-100Б, на вибраторе которой закреплялся исследуемый макет гасителя вибрации (ðèñ. 9).

Макет гасителя вибрации крепился плашеч- ным зажимом за середину тросика к опорному стакану, установленному на столе вибратора. При этом за счет изменения места крепления зажима на тросике макета гасителя вибрации могли изме-

^ ) ' # 4 ' 4

+ 82 ^8 , '

, # '

няться соотношения длин плеч грузов l1 è l2. Вынуждающая частота f и амплитуда стола вибратора A0 при испытаниях задавались оператором.

Для измерений динамической составляющей силы Fä, необходимой для поддержания заданного режима колебаний макета гасителя вибрации, использовалась система тензометрических датчиков, смонтированных по мостовой схеме. Два измерительных тензодатчика наклеивались на тонкие стенки опорного стакана (ðèñ. 9). Два компенсационных датчика фиксировались на опорном стакане изоляционной лентой для обеспечения одинаково-

0 A2

2A0·5

F 4 :

1 ' '

$ > @

го температурного режима с измерительными дат- чиками.

Для регистрации изменений тока через измерительные датчики при их деформации, вызываемой упругими деформациями стенок опорного стакана под действием силы F, использовались тензоусилитель и шлейфовый осциллограф. Амплитуда вынуждающих колебаний стола вибратора измерялась с помощью оптического клина. Фоторегистрация амплитуды колебаний A0 с помощью опти- ческого клина показана на ðèñ. 10.

16 56

L1 = 155

L = 340

d = 9,1

L2 = 185

300

250

200

150

100

50

& # ' 4 8 # ' ' 1 8

1$ $ .BB

Расшифровка осциллограмм электродинамиче- ской составляющей Fä по величине двойной амплитуды сигнала тока производилась по данным тарировки измерительной системы тензодатчиков, проведенной с помощью эталонных грузов в статическом режиме. На ðèñ. 11 построены зависимости по результатам испытаний трех модификаций макета гасителя вибрации с массой грузов 0,8 кг, закрепленных на стальном тросике диаметром 9,1 мм, для различных вариаций компоновки добавочных грузиков, закрепляемых на модуле макета гасителей вибрации, в диапазоне частот от 5 до 100 Гц.

Как следует из ðèñ. 11, имеется практически неограниченная возможность повышения однородности частотно-силовых характеристик гасителей вибрации за счет рационального выбора масс и геометрии грузов гасителей вибрации и их расположения относительно держателя.

ВНИИЭ разработана усовершенствованная методика прямого измерения частотно-силовых характеристик гасителей вибрации типа “Стокбриджа”, различных модификаций этих гасителей и гасителей вибрации других типов, позволяющая получать надежные данные об их эффективности.

Проведенные на макетах исследования вариаций конструкций гасителей вибрации типа “Стокбриджа” открывают широкие возможности их усовершенствования и создания гасителей вибрации нового поколения повышенной эффективности

для ограничения колебаний проводов, грозозащитных тросов и оптико-волоконных кабелей, монтируемых на ВЛ.

Íà ðèñ. 12 показана новая конструкция многорезонансного гасителя вибрации, разработанная ВНИИЭ на основе лабораторных испытаний, проведенных на моделях.

Определить защитные свойства любого средства борьбы с вибрацией можно экспериментальным путем по декрементам затухания вибрации проводов, защищенных и не защищенных гасителями. Однако до настоящего времени не установлен критерий, позволяющий на основе лабораторных экспериментов определить необходимый и достаточ- ный уровень защиты проводов. В связи с этим следует проводить полевые испытания и наблюдения на линиях, чтобы выявить необходимый и достаточный уровень защиты проводов от вибрации, создать экономичные и эффективные конструкции гасителей.

Окончательное суждение об эффективности гасителя вибрации можно вынести только после проведения его натурных испытаний в полевых условиях на линиях электропередачи.

Список литературы

1.ÐÄ 34.20.182-90. Методические указания по типовой защите от вибрации и субколебаний проводов и грозозащитных тросов воздушных линий электропередачи напряжением 35 – 750 кВ. М.: ОРГРЭС, 1991.

2.Stockbridge G. H. Overcoming vibration on transmission cables. – Electrical World, 1925, v. 86, ¹ 26.

3.Разработка и испытания нового гасителя вибрации для проводов ВЛ Бонн Г. И., Савваитов Д. С., Ловецкая Е. Н., Крылов С. В. – Электрические станции, 1980, ¹ 3.

4.Крылов С. В. Анализ работы средств защиты проводов ВЛ от вибрации. – Энергетическое строительство за рубежом, 1978, ¹ 1.

5.Hearnshaw D. Vibration damper reduces damage to transmission lines. – Electrical Review International, 1979, v. 204, ¹ 22.

6.Dulmison Dogbone vibration damper (DVD) for use with OPGW, OPCON conductors and ADSS cable, 1996.

7.Catalog 14 3. Salvi Dampers, 1972, Îct.

8.“VIBLESS” vibration damper. The Furukawa Electric Co, LTD, 1972, Îct.