Особенности использования УЗИП для защиты от многокомпонентных молний

Э.М. Базелян, ОАО “Энергетический институт им. Г.М. Кржижановского”

А.И. Федоров, ООО “ДЕН РУС”

Массовое применение устройств защиты от импульсных перенапряжений (УЗИП) в сетях низкого напряжения вынуждает обращать пристальное внимание на схему их включения и защитные средства, поскольку эти устройства пока еще не обладают 100%-ной надежностью и могут быть повреждены токами экстремально сильных разрядов молнии. Повреждение УЗИП практически всегда ведет к короткому замыканию (КЗ), которое должно быть отключено специально установленной аппаратурой (как правило, плавкими вставками). Они подбираются так, чтобы беспрепятственно пропустив ток молнии, ответвившийся в УЗИП, быстро разорвать цепь сопровождающего тока при КЗ.

Приходится избегать применения автоматических устройств многократного действия, которые, как правило, обладают катушкой электромагнита. Ее индуктивность существенно увеличивает остаточное напряжение на защищаемом оборудовании, снижая качество его защиты.  Необходимость применения простых отключающих устройств вынуждает обращать серьезное внимание на выбор места их установки. Обычно предохранители устанавливаются либо последовательно с УЗИП, либо в защищаемых электрических коммуникациях по пути следования электрической энергии  (рис. 1).

Рис. 1 – Установка средств отключения КЗ при повреждении УЗИП

Хорошо известны недостатки этих схем. Первая из них после повреждения УЗИП I уровня оставляет электротехническое оборудование без защиты от грозовых перенапряжений, вторая же полностью прерывает его электроснабжение. Чаще предпочтение отдается все-таки первой схеме на том основании, что частота грозовых разрядов даже в высотный объект не превышает нескольких ударов в год, и потому у обслуживающего персонала будет достаточно времени для замены поврежденного УЗИП. Реальное положение не столь благоприятно. По результатам полевых измерений, обобщенных СИГРЭ [1], приблизительно 85% вспышек молний многокомпонентны, причем около 50% компонентов повторяют траекторию канала первого компонента. Это означает, что повторное воздействие тока молнии может случиться уже через 70 – 100 мс (время межкомпонентной паузы), когда замена УЗИП еще не произведена.

В подобной ситуации остается рассчитывать только на УЗИП II класса, если его установка предусмотрена в электрической цепи следом за УЗИП класса I.  Вот почему принципиально важно достоверно рассчитать  нагрузку УЗИП током последующих компонентов и правильно оценить уровни грозовых перенапряжений в электрических коммуникациях защищаемого  объекта.

В методическом отношении задача о распределении импульсного тока по электрическим коммуникациям объекта не создает проблем. Она может быть решена численными методами для цепи любой сложности, как в рамках схемы замещения с сосредоточенными параметрами, так и в волновом приближении. Задачи такого рода детально рассмотрены в методических указаниях по расчету грозовых перенапряжений в воздушных линиях передачи высокого напряжения [2].  Перенос разработанной методики на электрические сети 380/220 В не требует особых усилий. Тем не менее, проектировщикам активно навязываются качественные расчетные схемы, в которых ток молнии практически в равных долях распределяется между металлическими коммуникациями объекта, пораженного молнией. Как пример, одна из таких схем приведена на рис. 2.

Рис. 2 – Пример расчетной схемы с равномерным делением тока молнии между коммуникациями пораженного объекта

Два момента вызывают здесь наибольшее недоумение. Во-первых, без какой-либо аргументации принято, что 50% тока молнии направляется в заземляющее устройство объекта и, во-вторых, остальная часть тока молнии распределяется равными долями между всеми наземными и подземными металлическими коммуникациями объекта. Расчетные данные на рис. 3 и 4 показывают, что  такие  элементарные оценки очень сильно отличаются от реального распределения тока молнии. Представленные на рисунках результаты получены в рамках схемы замещения с распределенными параметрами и характеризуют воздушную линию электропередачи (ВЛ), связывающую защищаемый объект с подстанцией (ПС). Помимо сопротивления заземления объекта R_об и сопротивления заземления на подстанционном конце ВЛ R_k в расчете учитываются также погонные значения ее индуктивности, емкости и продольного сопротивления.  Импульс тока молнии с временными параметрами 0,25/100 мкс соответствует нормированному импульсу последующих компонентов.

Рис. 3 – Расчетные импульсы тока в заземлителе пораженного объекта R_об = 10 Ом и в проводах участка ВЛ  (сумма токов) длиной 200 м при сопротивлении заземления на ПС R_k = 1 Ом.

Легко убедиться, что доля тока молнии в заземлителе пораженного объекта в очень сильной степени меняется во времени. Уже только по одной этой причине качественная оценка по схеме рис. 2 лишена физического смысла. В расчетном примере рис. 3 для типичного участка ВЛ длиной 200 м, связывающего защищаемый объект с подстанцией 380/220 В, доля тока в заземлителе объекта падает до 50% уже через 20 мкс и продолжает резко снижаться во времени. Соответственно нарастает ток в проводах ВЛ, суммарная доля которого поднимается до 60%.

Рис. 4 – Расчетные импульсы тока в заземлителе пораженного объекта R_об = 20 Ом в проводах участка ВЛ  (сумма токов) длиной 50 м при сопротивлении заземления на ПС R_k = 0,5 Ом.

Переход тока из заземлителя объекта в питающую его ВЛ ускоряется по мере роста сопротивления заземления R_об, сокращения длины линии и снижения ее сопротивления заземления на подстанционном конце. Так, в расчетном примере рис. 4 ток в заземлителе объекта держится на уровне 50%  меньше 5 мкс, а через 20 мкс он мало отличается от нуля. При этом практически весь ток молнии транспортируется по проводам ВЛ и фактически нагружает УЗИП. Сходная в целом картина разгрузки заземляющего устройства объекта наблюдается и при наличии подземной коммуникации (рис. 5).

Рис. 5 – Расчетные импульсы тока в подземной коммуникации  пораженного объекта длиной 200 м в грунте с удельным сопротивлением 100 Ом м; сопротивления заземления объекта и дальнего конца коммуникации 10 Ом.

Даже при ударе молнии в провода ВЛ ток молнии не распределяется равными долями в направлении защищаемого объекта и питающей его ПС. Результат такого распределения зависит от длины участков ВЛ и сопротивлений заземления на их концах. На рис. 6 показана динамика изменения во времени тока в проводах участков ВЛ при ударе молнии на расстоянии 100 м от защищаемого объекта с заземлителем 10 м и 200 м от питающей его ПС с заземлителем 1 Ом. Расчет выполнен в схеме замещения с сосредоточенными параметрами для импульсного тока 0,25/100 мкс.

Рис. 6 – Динамика изменения тока молнии в заземлителях и проводах ВЛ в направлении защищаемого объекта (100 м от точки удара) и ПС (200 м от точки удара) с сопротивлениями заземления 10 Ом и 1 Ом соответственно.

Как и следовало ожидать, начальное распределение тока молнии осуществляется обратно пропорционально индуктивностям участков проводов (L_o, L_ПС), а стационарный режим токовой нагрузки определяется сопротивлениями заземления (R_o, R_ПС); постоянная времени перераспределения тока при этом равна

 ,

и для типичных значений параметров ВЛ исчисляется десятками микросекунд.

Представленные расчетные примеры приводят к заключению о необходимости ввода методики расчета токовой нагрузки УЗИП в нормативные документы по молниезащите, подобно тому, как это давно сделано для ВЛ высших классов напряжения. Следует отметить, что удовлетворительный по точности результат можно получить не только в рамках схемы замещения с распределенными параметрами, но и при использовании LR–схемы с сосредоточенными значениями индуктивности участков ВЛ [3].

Вторым принципиальным моментом методологических проработок должна стать достоверная оценка индуцированных перенапряжений в низковольтных электрических цепях. Здесь главным источником расчетной погрешности становится конечная скорость распространения волны тока по каналу молнии. Прямая пропорциональность между напряженностью магнитного поля и током молнии, равно как и следующее из нее подобие этих импульсов, используемое в МЭК [4], справедливы только для элементарной схемы замещения, представляющей канал молнии в виде бесконечно длинного проводника с неизменным током в любом его сечении. В реальности, согласно данным прямых измерений, обобщенным в [1], волна тока в главной стадии молнии распространяется со скоростью близкой к (1/3 – 1/2) скорости света, что приводит к существенному завалу фронта напряженности магнитного поля. Эффект проявляется тем в большей степени, чем короче фронт импульса тока молнии и больше горизонтальное смещение точки наблюдения от места удара.

Рис. 7

Искажение фронта импульса напряженности магнитного поля за счет конечной скорости распространения волны тока по каналу молнии. Расчетные значения H(t) нормированы предельными величинами, соответствующими  бесконечно длинному проводнику с неизменным током в любом его сечении.

Расчетные данные на рис. 7 демонстрируют динамику изменения магнитного поля у поверхности земли на различных расстояниях от канала молнии для импульсного тока 0,25/100 мкс, характеризующего последующие компоненты. Принято, что волна тока молнии движется по ее каналу без затуханий и искажений со скоростью  v_г  = с/3 = 100 м/мкс. Можно видеть, что уже на расстоянии 20 м от канала длительность фронта напряженности магнитного поля в несколько раз превышает время 0,25 мкс, приписанное нормированному току последующих компонентов. На расстоянии r = 100 м это различие достигает уже порядка величины. Соответственно в той же степени снижается и ЭДС магнитной индукции. В реальности сглаживание фронта импульса магнитного поля от тока молнии должно проявляться в еще большей степени, поскольку волна тока, распространяющаяся по плазменному каналу, деформируется за счет его конечной проводимости, причем, тем сильнее, чем меньше амплитудное значение тока [5].

Выводы

1. Для защиты от грозовых перенапряжений, вызванных многокомпонентными молниями, в дополнение к УЗИП класса I целесообразно устанавливать УЗИП класса II, обеспечивая правильную селективность их работы. По пропускной способности это УЗИП должно обеспечивать нормальное функционирование при токах последующих компонентов молнии.
2. Расчет доли тока молнии в УЗИП по упрощенным схемам в большинстве практических ситуаций связан с недопустимой погрешностью, нарушающей нормальную работу защищаемого электротехнического оборудования в грозовой обстановке. Нормативные документы по молниезащите должны быть дополнены методическими указаниями по расчету токовой нагрузки УЗИП в низковольтных электрических цепях.
3. Оценка уровня индуцированных грозовых перенапряжений по нормированной скорости роста тока последующих компонентов в ряде практически значимых ситуаций ведет к многократному превышению их реальной величины. Методика расчета индуцированных перенапряжений должна быть дополнена с учетом реальной скорости распространения волны тока главной стадии молнии по ее плазменному каналу.

Литература

1. Lightning Parameters for Engineering Applications. CIGRE. Working Group C.4.407

№ 547 Aug. 2013

2. Руководство по защите электрических сетей 6-1150 кВ от грозовых и внутренних перенапряжений. РД 153-34.3-35.125-99. С-Петербург. ПЭИПК. 1999
3. J. Birkl, C. F. Barbosa. Modeling the current through the power conductors of an installation struck by lightning. XI International Symposium on Lightning Protection. 3-7 October, 2011, Fortaleza, Brazil.
4. International Standard IEC 62305. Protection against lightning.
5. Базелян Э.М., Чичинский М.И. Синтез параметров импульса тока молнии по измерениям электромагнитного поля в дальней зоне. Физика плазмы. 2009, Т.35, № 9, С. 861-868.