РД 153-34.3-35.125-99. Руководство по защите электрических сетей 6 — 1150 кВ от грозовых и внутренних перенапряжений. Часть 3. Грозозащита линий и подстанций 6 - 1150 кВ

(утв. РАО «ЕЭС России» 12.07.1999)

ИСТОРИЯ ИЗМЕНЕНИЙ НОРМАТИВНО-ТЕХНИЧЕСКИХ АКТОВ

flowchart LR
  n0["Руководящие указания по защите... (от 29.01.1975)"]:::doc
  n1["РД 153-34.3-35.125-99"]:::doc
  click n1 "https://bukva.ai/docs/rd-153-34-3-35-125-99-2" "РД 153-34.3-35.125-99. Руководство по защите электрических сетей 6 - 1150 кВ от грозовых и внутренних перенапряжений. Часть 3. Грозозащита линий и подстанций 6 - 1150 кВ (утв. РАО'"
  n0 --> n1
classDef rst fill:#FFEBEB,stroke:#8B0000,color:#000;
classDef doc fill:#EBFFEB,stroke:#006400,color:#000;
classDef notEnt fill:#FFFFEB,stroke:#FF8C00,color:#000;

12 июля 1999 года

ГОССТАНДАРТ РОССИИ

РУКОВОДСТВО ПО ЗАЩИТЕ ЭЛЕКТРИЧЕСКИХ СЕТЕЙ 6 — 1150 кВ ОТ ГРОЗОВЫХ И ВНУТРЕННИХ ПЕРЕНАПРЯЖЕНИЙ

РД 153-34.3-35.125-99

В «Руководстве» изложены методы расчета внутренних (коммутационных и резонансных) перенапряжений и выбора комплекса мер защиты от них в электрических сетях 110 — 1150 кВ с эффективно заземленной нейтралью, в электрических сетях 6 — 35 кВ с изолированной, компенсированной и резистивно-заземленной нейтралью, в том числе в системе собственных нужд электрических станций.

Приведены методы расчета грозоупорности и выбора средств ее повышения для воздушных линий электропередачи, РУ и подстанций 6 — 1150 кВ в зависимости от грозовой активности в регионе и использованных средств их защиты от грозовых перенапряжений.

«Руководство» предназначено для инженеров, работающих в области проектирования и эксплуатации энергосистем, электрических сетей и станций.

ПРЕДИСЛОВИЕ

Первое издание «Руководства по защите электрических сетей 6 — 1150 кВ от грозовых и внутренних перенапряжений» (в дальнейшем — «Руководство») было введено в действие в 1994 г. (РД 34.35.125-93).

По поручению Департамента стратегии развития и научно-технической политики РАО «ЕЭС России» АО НИИПТ и АО ВНИИЭ редакционно переработали, дополнили и подготовили к типографскому изданию вторую редакцию «Руководства». При ее подготовке учтен накопленный опыт защиты от перенапряжений в энергосистемах и научно-технический прогресс в этой области электроэнергетики. В частности, принято во внимание, что в России и других странах прекращен выпуск разрядников, вместо которых с середины 70-х годов производятся более эффективные ограничители перенапряжений разных типов. Добавлена глава о защите подстанций 110 — 750 кВ с элегазовыми КРУ. Основной текст «Руководства» значительно сокращен, а методические и справочные материалы перенесены в Приложения.

«Руководство» состоит из 3-х частей:

Часть 1. Защита от внутренних перенапряжений электрических сетей 110 — 1150 кВ;

Часть 2. Защита от внутренних перенапряжений электрических сетей 6 — 36 кВ;

Часть 3. Грозозащита линий и подстанций 6 — 1150 кВ.

В каждой части «Руководства» содержатся: рекомендации по защите от перенапряжений, Приложения с методиками и примерами расчета, справочные материалы, информация об имеющемся программном обеспечении расчетов перенапряжений различных видов.

В подготовке «Руководства» принимали участие АО НИИПТ (головная организация) и АО ВНИИЭ. Кроме них к разработке отдельных вопросов привлекались: АО ЭНИН, АО «Институт „Севзапэнергосетьпроект“, АООТ НИИ „Электрокерамика“, ЗАО НПО „Электрокерамика“, ОАО „Корниловский фарфоровый завод“, СПбГТУ и другие организации, что видно по списку составителей „Руководства“.»

Компьютерный набор «Руководства» подготовлен ЗАО НПО «Электрокерамика», макетирование — Петербургским энергетическим институтом повышения квалификации (ПЭИПК) Минтопэнерго РФ.

Отправной точкой для развития изложенных ниже методов расчета перенапряжений послужили фундаментальные труды проф. Л.И. Сиротинского, проф. А.А. Горева, проф. Н.Н. Щедрина, проф. И.С. Стекольникова, проф. Д.В. Разевига, проф. А.И. Долгинова, проф. М.Л. Левинштейна, проф. В.В. Бургсдорфа, проф. И.А. Груздева, к.т.н. Д.Е. Артемьева, к.т.н. А.А. Акопяна, к.т.н. А.В. Корсунцева и многих других отечественных ученых и специалистов, а также рекомендации СИГРЭ.

Научное руководство работой по подготовке 2-го издания «Руководства» осуществил академик РАН Н.Н. Тиходеев (АО НИИПТ).

Основными авторами и составителями «Руководства» являются:

по части 1 — проф., д.т.н. С.С. Шур (АО НИИПТ);

по части 2 — к.т.н., зав. сектором перенапряжений АО ВНИИЭ Н.Н. Беляков;

по части 3 — зав. сектором перенапряжений АО НИИПТ А.Н. Новикова.

Кроме них в подготовке отдельных разделов «Руководства» и Приложений к нему принимали участие следующие специалисты:

по внутренним перенапряжениям и защите от них -

инженер В.В. Крыжановский (АО НИИПТ, подраздел 2.9, приложения 3 и 10 — не приводятся);

инженер М.Н. Редругина (АО НИИПТ, приложения 6 и 8 — не приводятся);

к.т.н. А.А. Филиппов (АО НИИПТ, подразделы 3.2, 3.3 и 3.7);

к.т.н. В.И. Гавриков (АО НИИПТ, подразделы 3.3, 3.6 и 3.7);

к.т.н. В.Е. Розет (АООТ НИИ «Электрокерамика», приложение 4 — не приводится);

к.т.н. Г.М. Иманов (ЗАО НПО «Электрокерамика», приложение 4);

к.т.н. К.И. Кузьмичева (АО ВНИИЭ, часть 2).

по грозовым перенапряжениям и защите от них -

проф., член-корр. РАН М.В. Костенко (СПбГТУ, разделы 6, 7 и 9, Приложение 17);

проф., д.т.н. Ф.Х. Халилов (СПбГТУ, раздел 9);

к.т.н. А.И. Таджибаев (ПЭИПК, раздел 9);

к.т.н. Н.И. Гумерова (СПбГТУ, раздел 9, Приложения 31 и 33);

к.т.н. С.М. Попов (АО ВНИИЭ, раздел 9, Приложения 31 и 32);

инженер Б.Б. Бочковский (АО ВНИИЭ, разделы 6 и 7, Приложение 22);

д.т.н. Э.М. Базелян (АО ЭНИН, Приложение 29);

к.т.н. М.Л. Фельдман (АО «Институт Севзапэнергосетьпроект», подраздел 8.3, Приложение 28);

инженер М.Б. Кегелес (АО «Институт Севзапэнергосетьпроект», подраздел 8.3, Приложение 30);

д.т.н. Б.В. Ефимов (Кольский НЦ РАН, Приложение 21);

к.т.н. Я.А. Цирель (АО НИИПТ, Приложение 15);

инженер О.В. Шмараго (АО НИИПТ, Приложения 23 и 26);

к.т.н. В.Я. Ерунов и инженер И.П. Полякова (АО НИИПТ, Приложение 34).

С введением в действие «Руководства» утрачивают силу «Руководящие указания по защите электростанций и подстанций 3 — 500 кВ от прямых ударов молнии и грозовых волн, набегающих с линий электропередачи» (ОРГРЭС, 1975).

СПИСОК ОБОЗНАЧЕНИЙ ЧАСТИ 3

A — крутизна тока молнии на фронте импульса с косоугольным фронтом, кА/мкс;

\overline{A_{1}} , \overline{A_{2}} — математическое ожидание крутизны тока на фронте соответственно первого и последующих импульсов многократного разряда молнии, кА/мкс;

A_{\text{кр}} — критическое значение крутизны тока на фронте импульса при ударе молнии в опору и трос, кА/мкс;

A_{\text{р}} — расчетная крутизна фронта волны тока, деформированной после пробега по коронирующему тросу от середины пролета до опоры, кА/мкс;

E_{\text{д}} — градиент разрядного напряжения по дереву, кВ/м;

E_{\text{кр}} — критическое значение напряженности электрического поля в земле при пробое грунта, кВ/см;

E_{\text{пр}} — пробивная напряженность грунта в однородном поле, кВ/см;

E_{\text{ср}} — средняя напряженность на границе коронного чехла при отрицательной полярности, кВ/см;

I — амплитуда импульса тока молнии, кА;

\overline{I} — математическое ожидание амплитуды импульса тока молнии, кА;

I_{\text{иск}} — критическое значение импульсного тока через заземлитель, при котором происходит пробой грунта, кА;

I_{\text{к}.\text{з}} — ток к.з., кА;

I_{\text{кр}} — критическое значение амплитуды тока молнии для линейной изоляции при прорыве молнии на провода, кА;

I_{l} — ток к.з. при удалении точки удара молнии на расстояние l от шин ПС, кА;

I_{\text{о}} — нормируемый ГОСТ 687-78 ток отключения к.з. выключателем, кА;

I_{\text{об}} — амплитуда тока молнии, протекающего через объект с ненулевым сопротивлением заземления, кА;

I_{R - 0} — амплитуда тока молнии, протекающего через хорошо заземленный объект, кА;

L — длина ВЛ, км;

L_{\text{м} - \text{м}} — расстояние между молниеотводами, м;

L_{\text{оп}}^{\text{пр}} — индуктивность участка опоры от основания до уровня точки подвеса провода, мкГн;

L_{\text{оп}}^{\text{тр}} — индуктивность опоры от основания до точки подвеса троса (на ВЛ с тросом) или до вершины опоры (для ВЛ без троса), мкГн;

L_{\text{тр}} — индуктивность тросов, мкГн;

L_{\text{у}} — длина пути тока утечки изолятора, м;

M^{\text{пр}}(t) — взаимная индуктивность между каналом молнии и петлей провод — земля, мкГн;

M^{\text{тр}}(t) — взаимная индуктивность между каналом молнии и петлей трос — земля, мкГн;

N — число ударов молнии на 100 км длины ВЛ в год, удары;

N_{\text{Б}} — число «боковых» ударов молнии в ВЛ (из пространства слева и справа от оси опоры или вертикальных плоскостей, проходящих через тросы), удары;

N_{\text{г}} — абсолютное число грозовых отключений ВЛ в год, шт.;

N_{\text{г}.\text{д}} — число грозовых дней в году, дни;

N_{\text{г}.\text{ч}} — число грозовых часов в году, ч;

N_{\text{доп}} — допустимое число автоматических отключений ВЛ длиной L по всем причинам, шт.;

N_{\text{доп}.\text{г}} — допустимое число грозовых отключений ВЛ длиной L при фактическом N_{\text{г}.\text{ч}} , шт.;

N_{\text{и}} — число индуктированных перенапряжений с амплитудой, равной и более 25 кВ, шт.;

N_{\text{н}.\text{в}} — число опасных перенапряжений, возникающих на оборудовании ПС от набегающих грозовых волн в год, шт.;

N_{\text{о}} — допустимое без ремонта выключателя количество отключений тока к.з., шт.;

N_{\text{оп}} — число ударов молнии в опоры на 100 км, удары;

N_{\text{п}} — число «прямых» ударов молнии в ВЛ (в полосу шириной, равной расстоянию между тросами или проводами на бестросовых линиях), удары;

N_{\text{пр}} — число прорывов молнии на провод на 100 км, шт.;

N_{\text{п}.\text{у}} — число случаев перекрытия изоляции на ПС в год при прямых ударах молнии, шт.;

N_{\text{гр}} — число ударов молнии в трос в пролете на 100 км, удары;

P_{A_{i}} — вероятность значений крутизны тока молнии больше A_{i} , отн. ед.;

P_{I_{i}} — вероятность значений амплитуды тока молнии больше I_{i} , отн. ед.;

P_{I_{\text{кр}}} — вероятность значений тока молнии, превышающих критическое для удара молнии в провод, отн. ед.;

P_{\text{оп}} — вероятность обратного перекрытия линейной изоляции при ударе молнии в опору, отн. ед.;

P_{\text{гр}} — вероятность перекрытия линейной изоляции при ударе молнии в трос в пролете, отн. ед.;

P_{U_{\text{и}}} — вероятность индуктированных перенапряжений, превышающих значение U_{\text{и}} , отн. ед.;

P_{\alpha} , P_{\alpha}\prime — вероятность прорыва молнии на провода, отн. ед.;

R, R_{\text{з}} — сопротивление заземления, Ом;

R_{\text{и}} — сопротивление заземления при стекании импульсного тока, Ом;

R_{\text{к}} — радиус расщепления коронирующего провода, м;

R_{\text{р}} — радиус расщепления фазы, м;

R_{\text{экв}} — эквивалентная ширина полосы стягивания «боковых» разрядов (см. N_{\text{Б}} ) с одной стороны от оси ВЛ, м;

R_{\Sigma} — сопротивление заземления комбинированного заземлителя, Ом;

R_{\sim} — сопротивление заземления на переменном токе промышленной частоты, Ом;

S — характеристический размер заземлителя, м;

T — число грозовых дней в году (изокераунический уровень), дни;

T_{\text{н}.\text{в}} — повторяемость опасных перенапряжений на изоляции оборудования ПС от набегающих с ВЛ грозовых волн, годы;

T_{\text{п}.\text{р}} — средний период планового ремонта выключателей, годы;

T_{\text{п}.\text{у}} — то же, что T_{\text{н}.\text{в}} , но от прямых ударов в ОРУ, годы;

U — наибольшее длительно допустимое рабочее (линейное) напряжение, кВ;

U_{50} — 50%-ное разрядное напряжение изоляции при стандартном грозовом импульсе по обобщенной для различных типов гирлянд зависимости U_{50} от l_{\text{разр}} , кВ;

U_{50}^{*} — 50%-ное разрядное напряжение гирлянды, используемой на ВЛ, при стандартном грозовом импульсе, кВ;

U_{50}^{+}(1,2) , U_{50}^{-}(1,2) — 50%-ное разрядное напряжение изоляции для стандартного импульса соответственно положительной и отрицательной полярности, кВ;

U_{50}(l_{\text{разр}}) — 50%-ное разрядное напряжение гирлянды для отрицательного импульса с усредненными параметрами (\tau_{\text{ф}} = 4 \div 5\text{мкс}) в зависимости от длины гирлянды;

U_{50}^{+}(\tau_{\text{ф}}) — 50%-ное разрядное напряжение изоляции для импульса положительной полярности с длительностью фронта более длительности фронта стандартного импульса, кВ;

U_{\text{а}} — амплитудное значение грозового импульса, кВ;

U_{\text{а}}\prime — крутизна грозового импульса на фронте, кВ/мкс;

U_{\text{доп}} — напряжение, допустимое для изоляции оборудования ПС, кВ;

U_{\text{и}} — индуктированное напряжение на ВЛ 6 — 35 кВ, кВ;

U_{\text{и}_{1,2}} , U_{\text{и}_{1,2,3}} — значение индуктированного напряжения, вызывающего двух- и трехфазное перекрытие изоляции на ВЛ 6 — 35 кВ, кВ;

U_{\text{из}}(t) — суммарное (импульсное и рабочее) напряжение на линейной изоляции при ударе молнии в опору и трос, кВ;

U_{\text{имп}}(t) — импульсное напряжение на линейной изоляции, кВ;

U_{\text{ин}.\text{м}}(t) — составляющая индуктированного напряжения, создаваемая током в опоре и током в канале молнии, кВ;

U_{\text{ин}.\text{тр}}(t) — напряжение, индуктированное на проводе током в тросе, кВ;

U_{\text{ин}.\text{э}}(t) — электрическая составляющая индуктированного напряжения, кВ;

U_{\text{к}} — напряжение начала короны на проводе или тросе, кВ;

\Delta U_{\text{к}} — координационный интервал по напряжению, кВ;

U_{\text{к}.\text{п}} — напряжение докоронного порога, кВ;

U_{min} — минимальное разрядное напряжение линейной изоляции, кВ;

U_{\text{н}} — номинальное напряжение ВЛ, кВ;

U_{\text{ост}} — остающееся напряжение на защитном аппарате, кВ;

U_{\text{п}.\text{в}} — амплитуда испытательного напряжения полной волной, кВ;

U_{\text{пр}} — напряжение на проводе в точке удара молнии, кВ;

U_{\text{р}} — фазное рабочее напряжение ВЛ, кВ;

U_{\text{разр}}(t) — вольт-секундная характеристика гирлянды изоляторов для разрядов на косоугольном фронте импульса, кВ;

U_{\text{р}.\text{и}} — амплитуда расчетного грозового импульса, кВ;

U_{R}(t) — составляющая импульсного напряжения на изоляции, вызванная падением напряжения на сопротивлении заземления опоры, кВ;

U_{\text{т}}(t) — напряжение на трансформаторе, кВ;

U_{\text{экс}} — среднее эксплуатационное линейное рабочее напряжение, кВ;

a — крутизна тока молнии, кА/мкс;

c — скорость света, м/мкс;

c_{\text{о}} — геометрическая емкость провода на единицу длины, пФ/м;

c_{\text{д}} — динамическая емкость провода на единицу длины, пФ/м;

c_{\text{ш}} — удельная емкость ошиновки, пФ/м;

d — шаг расщепления, м;

\Delta d — расстояние между тросом и проводом по горизонтали, м;

d_{\text{тр} - \text{тр}} — расстояние по горизонтали между тросами или верхними проводами (для бестросовых ВЛ), м;

f_{\text{пр}} — стрела провеса провода, м;

f_{\text{тр}} — стрела провеса троса, м;

h — высота стержневого или протяженного молниеотвода, м;

\Delta h — разность высот подвеса троса и провода на опоре, м;

h_{\text{эф}} — наибольшая высота зоны защиты молниеотвода, м;

h_{\text{г}} — наименьшее допустимое расстояние от провода до земли в середине пролета, м;

h_{\text{с}.\text{г}} — наименьшая высота границы внутренней зоны защиты совместно действующих молниеотводов, м;

h_{\text{оп}} — высота опоры, м;

h_{\text{пр}} — высота подвеса провода на опоре, м;

h_{\text{ср}} — средняя высота подвеса троса (провода), м;

h_{\text{ср}.\text{пр}} — средняя высота подвеса провода, м;

h_{\text{ср}.\text{тр}} — средняя высота подвеса троса, м;

h_{\text{тр}} — высота подвеса троса на опоре, м;

h_{\text{тр} - \text{пр}} — расстояние по вертикали между тросом и проводом в середине пролета, м;

i_{\text{м}} — ток молнии, кА;

i_{\text{оп}} — ток, протекающий по опоре, кА;

i_{\text{тр}} — ток, ответвляющийся в тросы, кА;

j — плотность тока, кА/м2;

k_{\text{АПВ}} — коэффициент успешности автоматического повторного включения (АПВ), отн. ед.;

k_{\text{в}} — коэффициент, учитывающий условия эксплуатации линейного выключателя, отн. ед.;

k_{\text{г}} — геометрический коэффициент связи провода и троса (нескольких тросов), находящихся под напряжением, отн. ед.;

k_{E} — коэффициент, учитывающий снижение градиента разрядного напряжения с увеличением длины гирлянды, отн. ед.;

k_{f} — коэффициент формы для расчета сопротивления заземления, отн. ед.;

k_{h} — отношение эквивалентной полосы стягивания «боковых» разрядов к средней высоте подвеса троса (провода на бестросовых ВЛ) — R_{\text{экв}}/h_{\text{ср}} , отн. ед.;

k_{\text{к}} — коэффициент связи провода с коронирующим тросом (тросами), отн. ед.;

k_{\text{кон}} — коэффициент, учитывающий различие в конструкции изоляторов (отношение длины пути тока утечки L_{\text{у}} к строительной высоте изолятора H_{\text{из}} ), отн. ед.;

k_{\text{под}} — коэффициент подобия при расчете сопротивления заземления лучевого заземлителя, отн. ед.;

k_{\text{э}} — коэффициент экранирования трассы ВЛ от разрядов молнии, отн. ед.;

l — расстояние между точкой к.з. на ВЛ и шинами ПС, км;

l_{\text{арм}} — длина строительной арматуры, м;

l_{\text{г}} — длина гирлянды для подвески провода (со строительной арматурой), м;

l_{\text{г}.\text{тр}} — длина гирлянды для подвески троса (со строительной арматурой), м;

l_{\text{габ}} — габаритный пролет, м;

l_{\text{д}} — длина изоляции по дереву, м;

l_{\text{о}.\text{з}} — длина опасной зоны на подходе к ПС, км;

l_{\text{прол}} — длина пролета, м;

l_{\text{р} - \text{а}} — расстояние между разрядником и автотрансформатором, м;

l_{\text{р} - \text{р}} — расстояние между разрядником и реактором, м;

l_{\text{разр}} — длина разрядного пути по гирлянде изоляторов, м;

n — число составляющих проводов расщепленной фазы, шт.;

n_{\text{б}.\text{у}} — удельное число грозовых отключений ВЛ 6 — 35 кВ на 100 км и 100 грозовых часов от близких ударов молнии в землю, шт.;

n_{\text{вл}} — число отходящих от подстанций ВЛ, шт.;

n_{\text{г}} — удельное число грозовых отключений ВЛ, рассчитанное на 100 км и 100 грозовых часов, шт.;

n_{\text{г}}\prime — удельное число грозовых отключений на 100 км и один год эксплуатации, шт.;

n_{\text{г}.1\text{н}} — удельное число грозовых отключений одной цепи ВЛ на двухцепных опорах на 100 км и 100 грозовых часов, шт.;

n_{\text{г}.2\text{н}} — удельное число грозовых отключений одновременно двух цепей ВЛ на общей опоре на 100 км и 100 грозовых часов, шт.;

n_{\text{г}.\text{пред}} — предельное значение удельного числа грозовых отключений ВЛ по критерию коммутационного ресурса выключателя на 100 км и 100 грозовых часов, шт.;

n_{\text{г}}\prime_{.\text{пред}} — предельное значение удельного числа грозовых отключений одной цепи на двухцепных опорах по критерию коммутационного ресурса выключателя на 100 км и 100 грозовых часов, шт.;

n_{\text{из}} — число изоляторов в гирлянде, шт.;

n_{\text{п}.\text{у}} — удельное число грозовых отключений ВЛ 6 — 35 кВ на 100 км и 100 грозовых часов от прямых ударов молнии в линию, шт.;

n_{\text{общ}} — общее число автоматических отключений ВЛ по всем причинам, рассчитанное на 100 км и один год эксплуатации, шт.;

n_{\text{оп}} — удельное число грозовых отключений от обратных перекрытий от ударов в опору, рассчитанное на 100 км и 100 фазовых часов, шт.;

(n_{\text{оп}} + n_{\text{тр}})_{\text{пред}} — предельное значение удельного числа грозовых отключений от обратных перекрытий по критерию коммутационного ресурса выключателя на 100 км и 100 грозовых часов, шт.;

(n_{\text{оп}} + n_{\text{тр}})_{\text{пред}} — то же самое, что и (n_{\text{оп}} + n_{\text{тр}})_{\text{пред}} , но для двух цепей на двухцепных опорах и только от первых перекрытий, т.е. без учета перекрытий после перекрытия изоляции соседней цепи, шт.;

n_{\text{пр}} , n_{\text{п}}\prime_{\text{р}} — удельное число грозовых отключений от прорывов молнии на провода, рассчитанное на 100 км и 100 грозовых часов, шт.;

n_{s} — удельное число грозовых отключений от перекрытий воздушного промежутка трос — провод от ударов молнии в среднюю часть пролета, рассчитанное на 100 км и 100 грозовых часов, шт.;

n_{\text{тр}} — удельное число грозовых отключений от обратных перекрытий от ударов в середину пролета, рассчитанное на 100 км и 100 грозовых часов, шт.;

n_{\text{экс}} — удельное число грозовых отключений ВЛ по опыту эксплуатации на 100 км и 100 грозовых часов, шт.;

p_{\text{о}} — плотность разрядов молнии на 1 км2 поверхности земли за год;

r_{\text{о}} — граница зоны защиты стержневого молниеотвода на уровне земли, м;

r_{\text{к}} — радиус чехла короны провода или составляющего провода расщепленной фазы, м;

r_{\text{пр}} — радиус провода или составляющей расщепленной фазы, м;

r_{\text{с}.\text{о}} — граница внутренней зоны защиты совместно действующих молниеотводов на уровне земли, м;

r_{\text{э}} — эквивалентный радиус фазы, м;

r_{\text{тр}} — радиус троса, м;

r_{\text{э}.\text{к}} — эквивалентный радиус расщепленной коронирующей фазы, м;

t — время, мкс;

t_{\text{кр}} — момент перекрытия линейной изоляции при ударе молнии в опору, мкс;

t_{max} , t_{min} — максимальная и минимальная длительность фронта расчетного импульса тока молний, мкс;

t_{l_{\text{прол}/2}} — время пробега волной половины пролета, мкс;

u — импульсное напряжение на проводе (тросе), кВ;

u_{\text{р}}(\phi) — рабочее напряжение в момент разряда молнии в ВЛ, кВ;

u_{\text{тр}} — напряжение на тросе, кВ;

v — скорость распространения главного разряда молнии, м/мкс;

z — волновое сопротивление, Ом;

z_{\text{г}} — геометрическое (без учета короны) волновое сопротивление троса или провода, Ом;

z_{\text{г}.\text{пр}} — геометрическое волновое сопротивление провода, Ом;

z_{\text{к}.\text{пр}} — волновое сопротивление коронирующего провода, Ом;

z_{\text{к}.\text{тр}} — волновое сопротивление тросов с учетом короны, Ом;

z_{\text{м}} — сопротивление канала молнии, Ом;

z_{\text{тр}} — волновое сопротивление тросов, Ом;

z_{\text{экв}} — волновое сопротивление нескольких параллельных тросов или проводов, Ом;

\alpha — угол защиты троса, град;

\beta — относительная скорость обратного разряда молнии, отн. ед.;

\beta_{\text{г}} — доля грозовых в общем числе автоматических отключений ВЛ, отн. ед.;

\delta_{\text{оп}} — доля ударов в опоры и прилегающие участки троса от общего числа ударов молнии в пролет ВЛ, отн. ед.;

\epsilon — относительная диэлектрическая проницаемость грунта, отн. ед.;

\epsilon_{0} — диэлектрическая постоянная, равна 8,85 пФ/м;

\eta — коэффициент перехода импульсного перекрытия в дугу тока промышленной частоты, отн. ед.;

\rho — удельное сопротивление грунта, Ом x м;

\sigma_{lgA_{1}} , \sigma_{lgA_{2}} — коэффициент изменчивости крутизны тока на фронте соответственно первого и последующих импульсов многократного разряда молнии для логарифмически нормального распределения, где A_{1} и A_{2} в кА/мкс;

\sigma_{lgI} — коэффициент изменчивости амплитуды тока молнии для логарифмически нормального распределения, где I в кА;

\tau_{\text{и}} — длительность спада импульса тока до значения 0,5I, мкс;

\tau_{\text{ф}} — длительность фронта импульса, мкс;

\psi_{\text{пр}} , \psi_{\text{оп}} — доли опасных для изоляции ПС импульсов соответственно при прорыве молнии на провода и при обратных перекрытиях изоляции ВЛ, отн. ед.;

\text{П}_{1} , \text{П}_{2} — координаты критериальной зависимости для расчета импульсного сопротивления заземления, отн. ед.;

\text{П}_{1}^{0} , \text{П}_{2}^{0} — координаты критериальной зависимости для расчета импульсного сопротивления заземления, но соответствующие стационарному сопротивлению заземления, отн. ед.

РАЗДЕЛ 6. ОСНОВНЫЕ ХАРАКТЕРИСТИКИ РАЗРЯДА МОЛНИИ В РАСЧЕТАХ ГРОЗОЗАЩИТЫ

6.1. Краткие сведения о механизме разряда молнии

Грозовое облако является носителем электрических зарядов, сосредоточенных на водяных каплях. Их движение и распределение в облаке зависят не только от сил электростатического взаимодействия, но также от силы тяжести капель, скорости и направления воздушных потоков. Вследствие совместного действия этих сил в облаке могут длительно существовать зоны положительной и отрицательной полярности с различной плотностью зарядов. Неравномерность распределения зарядов приводит к возникновению сильного электрического поля внутри облака между зонами различной полярности и между облаком и землей. Условия для возникновения молнии создаются, когда в каком-либо месте облака напряженность электрического поля превысит электрическую прочность воздуха.

Разряд молнии прорастает в виде лидера, направленного в основном по силовым линиям электрического поля. Как показывают результаты инструментальных исследований, разряды молнии в землю с вероятностью 0,9 возникают из отрицательной по отношению к земле зоны облака (такие разряды принято называть отрицательными). Образование и дальнейшее развитие лидера молнии представляет собой сложный физический процесс, многие детали которого до сих пор недостаточно исследованы, поэтому для инженерных расчетов неизбежно использование упрощенной модели разряда молнии, в которой лидер отрицательного разряда рассматривается как канал, заполненный отрицательными зарядами.

Время прорастания лидера от облака до поверхности земли составляет несколько миллисекунд. Как показывают фотографические наблюдения (фоторазвертки), лидер прорастает не равномерно, а скачками или ступенями. Средняя скорость прорастания лидера оценивается значениями, близкими к 0,0005 скорости света, а во время скачка к земле направление прорастания лидера определяется картиной электрического поля вблизи его головки, в частности, скоплениями объемных зарядов, создаваемых заряженными водяными каплями в пространстве между облаком и землей. Поэтому лидер молнии обычно прорастает по искривленному пути, имеющему многочисленные изломы и разветвления. По мере того, как отрицательно заряженный канал лидера приближается к поверхности земли, напряженность электрического поля между ним и землей растет. На земле и наземных объектах накапливаются заряды противоположной (положительной) полярности, индуктированные зарядом лидера, и напряженность электрического поля на отдельных точках поверхности земли, в особенности на возвышающихся объектах, достигает критического значения, при этом на наземных объектах (на опорах, тросах и проводах ВЛ) возникают положительные стримеры, а затем развивается и встречный лидер.

В заключительной фазе разряда молнии происходит перекрытие промежутка между нисходящим и встречным лидерами. Таким образом, при определенной высоте лидера над землей проявляется ориентация разряда молнии на тот или иной наземный объект. Предполагается, что ориентировка лидера происходит, когда средняя напряженность в промежутке между головкой лидера и наземными объектами достигнет 500 кВ/м.

Перекрытие воздушного промежутка между головкой лидера и наземным объектом является переходом от первой (лидерной) стадии к главной стадии разряда молнии, в которой происходит компенсация отрицательного заряда лидера положительными зарядами, притекающими из земли, при этом через пораженный молнией объект протекает ток, который и представляет собой «ток молнии». Процесс нейтрализации отрицательного заряда распространяется вверх по лидеру, образуя ярко светящийся канал главного разряда, прорастающий от земли к облаку со скоростью порядка десятых долей скорости света. Амплитуда тока молнии, протекающего через пораженный объект, так же как и высота ориентировки, зависит от заряда лидера. Это дает возможность установить связь между током молнии и высотой ориентировки, которая изменяется от 200 и более метров — для ударов с токами свыше 200 кА, и до 20 — 30 м — для ударов с токами 15 — 20 кА.

При отрицательном ударе молнии вслед за главным разрядом обычно наблюдаются повторные разряды по тому же каналу. Повторные разряды вызываются тем, что нейтрализация зарядов канала приводит к разрядам соседних заряженных областей облака на канал и через него в землю. Типичная осциллограмма многократного разряда изображена на рис. 6.1. В отдельных случаях наблюдалось до тридцати и более повторных разрядов в одном ударе молнии, однако 50% ударов содержит не более двух — трех импульсов. На рис. 6.2 показано распределение числа составляющих N_{\text{и}} в многократном разряде. Общая продолжительность многократного разряда может достигать 1 с, как на рис. 6.1, но такие затяжные удары являются редким явлением. Большая часть ударов имеет длительность не более 0,3 с.

молнии отрицательной полярности (медленная развертка)

в многократном разряде молнии (6000 регистраций)

Характерные осциллограммы импульсов тока первой (1) и последующих (2) составляющих многократного разряда показаны на рис. 6.3 в двух масштабах времени. Форма импульса первой составляющей имеет следующие особенности: ток в начальной стадии нарастает относительно медленно; фронт импульса имеет вогнутую форму; наибольшая крутизна фронта наблюдается вблизи максимума тока. Изломы и колебания кривой тока вблизи максимума объясняются искривлениями канала молнии и наличием в нем ответвлений. После нейтрализации канала лидера в стадии главного разряда ток молнии через пораженный объект в течение 100 — 200 мкс спадает до небольшого или до нулевого значения (см. рис. 6.3, б, кривая 1).

отрицательной полярности в разных масштабах времени (а, б)

Импульс тока молнии, протекающего через пораженный объект при повторных разрядах, отличается более коротким фронтом и длительностью и, как правило, меньшей амплитудой при большей крутизне тока на фронте. По форме он ближе к стандартному грозовому импульсу с параметрами 1,2/50 мкс.

Положительные удары молнии, составляющие в среднем 10%, бывают, как правило, однократные. Они могут иметь значительную амплитуду тока, однако обычно для них характерен пологий фронт. В редких случаях (около 4%) наблюдаются колебательные разряды. В настоящее время эти два типа разрядов молнии не учитываются в расчетах грозозащиты ВЛ и ПС.

6.2. Количественные характеристики разряда молнии

6.2.1. Параметры разряда молнии, используемые в расчетах грозозащиты ВЛ и ПС, и информация об их количественных характеристиках дана в табл. 6.1.

Таблица 6.1

используемые в расчетах грозозащиты ВЛ и ПС

Грозоупорность ВЛ, как правило, рассчитывается только для первого импульса разряда молнии, так как вероятность перекрытия изоляции при воздействии последующих импульсов на порядок и более меньше, чем при воздействии первого импульса. Учет последующих импульсов в оценке грозоупорности оправдан только в некоторых специальных случаях при большой индуктивности опор (многоцепные ВЛ на одностоечных опорах, большие переходы ВЛ через водные преграды и т.д.).

При многократном разряде молнии перенапряжения на изоляции ВЛ возникают как на первом, так и при последующих импульсах тока, однако при обычном времени действия защит и АПВ (не менее 1 с) все возможные при многократном разряде молнии перекрытия линейной изоляции укладываются в интервал одного отключения ВЛ.

Грозозащита ПС должна рассчитываться с обязательным учетом первых и последующих импульсов многократного разряда молнии.

6.2.2. В результате обработки осциллограмм многократного разряда молнии получены статистические распределения, описанные логарифмически нормальным законом, для следующих параметров первого и последующих импульсов: - амплитуда тока I;

• крутизна тока на фронте: на участке (0,1 — 0,9)I — A_{0,1} ;

на участке (0,3 — 0,9)I — A_{0,3} ;

максимальная — A_{max} ;

• длительность спада импульса тока до значения 0,5I — \tau_{\text{и}} ;
• длительность фронта: на участке (0,1 — 0,9)I — \tau_{\text{ф}0,1} ;

на участке (0,3 — 0,9)I — \tau_{\text{ф}0,3} .

Характеристики логарифмически нормальных распределений параметров разряда молнии (математическое ожидание \overline{I} и коэффициент изменчивости \sigma_{lgI} ), значения параметров, превышение которых возможно с вероятностью 0,95; 0,5 и 0,05, а также наибольшие зарегистрированные их значения приведены в табл. 6.2.

Таблица 6.2

распределений параметров многократного разряда молнии

Для амплитуды тока первых импульсов приведены три варианта распределений (рис. 6.5), полученные по результатам полевых исследований в разных странах:

• рекомендация Исследовательского комитета № 33 СИГРЭ — обобщенное распределение по результатам измерений преимущественно на башнях;
• два распределения, обобщающие измерения токов на воздушных линиях, разница высот которых составляет примерно 20 м.

а)

б)

а) первый импульс; б) последующие импульсы

3 — по измерениям на ВЛ ( h_{\text{оп}} до 20 м)

Для расчета грозоупорности ВЛ предпочтительнее использовать распределения токов молнии, полученные по регистрациям на ВЛ. Параметры логарифмически нормального закона в зависимости от высоты опор h_{\text{оп}} выбираются следующим образом:

при h_{\text{оп}} \leq 20\text{м} \overline{I} = 20\text{кА} , (6.1)

\sigma_{lgI} = 0,39 , (6.2)

при h_{\text{оп}}>20\text{м} \overline{I} = 20 + 0,32(h_{\text{оп}} - 20)\text{кА} , (6.3)

\sigma_{lgI} = 0,39 - 0,0028(h_{\text{оп}} - 20) . (6.4)

Вероятность амплитуды тока молнии, превышающей I_{i} , рассчитывается с использованием полученных параметров по формуле:

P_{I_{i}} = 1 - \frac{lge}{\sqrt{2\pi\sigma_{lgI}}} \int_{I_{min}}^{I_{i}} \frac{1}{I} exp[- \frac{1}{2} (\frac{lgI - lg\overline{I}}{\sigma_{lgI}})^{2}]dI , (6.5)

где \overline{I} — значение амплитуды тока молнии, вероятность превышения которой равна 0,5.

6.2.3. Форма фронта импульса тока имеет принципиальное значение в расчетах грозоупорности ВЛ 110 кВ и выше при ударе молнии в опору: в этом случае обратное перекрытие изоляции наиболее вероятно на фронте волны. Фронт импульса, имеющий достаточно сложную форму и непостоянную крутизну, в расчетах заменяется косоугольным с постоянной крутизной с учетом следующих обстоятельств. Обратное перекрытие изоляции при ударе молнии в опору происходит на фронте импульса при достижении значений тока молнии около 30 кА и выше. Для подавляющего большинства импульсов при среднем значении амплитуды тока молнии (20 — 30) кА этот момент наступает на участке фронта выше 0,5I, т.е. форма начального участка фронта не имеет существенного значения для расчета грозоупорности ВЛ 110 — 1150 кВ.

Расчетный импульс должен быть близок к реальному на участке выше 0,5I. Этому условию удовлетворяет импульс с косоугольным фронтом, проходящим через значение 0,9I и абсциссу, соответствующую значению 0,3I (см. рис. 6.4). Параметры логарифмически нормального распределения крутизны тока молнии принятого расчетного импульса оцениваются следующими значениями:

для первого импульса \overline{A_{1}} = 10,8\text{кА}/\text{мкс} ; \sigma_{lgA_{1}} = 0,265 ; (6.6)

для последующих импульсов \overline{A_{2}} = 30,2\text{кА}/\text{мкс} ; \sigma_{lgA_{2}} = 0,4 . (6.7)

Для этого вида воздействия на основании обработки разрядных характеристик изоляции на нестандартных волнах получены необходимые для расчета и соответствующие типу импульсного воздействия вольт-секундные характеристики изоляции для случаев перекрытия на фронте импульса с \tau_{\text{ф}} до 10 мкс.

6.2.4. Связь между амплитудой и крутизной тока молнии характеризуется значениями коэффициентов корреляции, приведенными в табл. 6.3.

Таблица 6.3

значениями крутизны A на фронте волны тока молнии

На рис. 6.6 представлено корреляционное поле амплитуды и максимальной крутизны A_{max} для первой составляющей разряда. Для амплитуды и крутизны A_{0,3} (при меньшем коэффициенте корреляции) корреляционное поле характеризуется еще большим разбросом точек, поэтому в расчетах грозозащиты амплитуда и крутизна тока молнии для первых и последующих импульсов приняты взаимно независимыми.

крутизны фронта тока для первой составляющей разряда молнии

6.2.5. Скорость распространения главного разряда молнии v зависит от амплитуды тока и изменяется во времени по мере развития канала. Значение v лежит в пределах (0,1 — 0,5)c, где c — скорость света. При одинаковой амплитуде тока молнии скорость распространения главного разряда последующих импульсов больше, чем первого импульса. С учетом того, что амплитуда последующих импульсов обычно меньше, для всех импульсов многократного разряда принимается одинаковое расчетное значение v = 0,3c.

6.2.6. Сопротивление канала молнии на стадии главного разряда не остается постоянным, уменьшаясь по мере возрастания протекающего тока. Этот параметр характеризуется некоторым эквивалентным значением z_{\text{м}} и зависит от амплитуды тока молнии (рис. 6.7).

сопротивления канала от тока молнии

Расчетное значение сопротивления канала молнии влияет на амплитуду тока, протекающего через пораженный объект I_{\text{об}} . Расчет I_{\text{об}} выполняют по следующей формуле:

I_{\text{об}} = I_{R - 0} \cdot \frac{z_{\text{м}}}{z_{\text{м}} + z_{\text{экв}}} , (6.8)

где I_{R - 0} — амплитуда тока молнии, протекающего через хорошо заземленный объект;

z_{\text{экв}} — эквивалентное сопротивление пораженного объекта. Например, при ударе молнии в провод z_{\text{экв}} = z_{\text{пр}}/2 .

В большинстве расчетных случаев z_{\text{м}} принимается равным бесконечности, при этом I_{\text{об}} = I_{R - 0} , что соответствует представлению о канале молнии как источнике заданного тока. Расчет показателей грозоупорности ВЛ при z_{\text{м}} = \infty дает небольшой запас при расчете числа грозовых отключений от прорывов молнии на провода. Уточнение значения z_{\text{м}} в соответствии с рис. 6.7 следует делать для расчета критического значения тока при ударе молнии в провода ВЛ напряжением 500 кВ и выше, для которых прорывы молнии являются основной причиной грозовых отключений.

6.3. Интенсивность грозовой деятельности

6.3.1. Наиболее информативной для расчета грозопоражаемости энергетических объектов характеристикой является плотность разрядов молнии на землю p_{\text{о}} , наблюдаемая с помощью счетчиков разрядов молнии в течение длительного срока. Накопленный статистический материал по инструментальным измерениям числа разрядов в большинстве случаев пока еще недостаточен для построения региональных карт плотности наземных разрядов, поэтому p_{\text{о}} приходится оценивать косвенно через другие многолетние характеристики грозовой деятельности: число грозовых дней и продолжительность грозовой деятельности в часах за год.

6.3.2. Число грозовых дней N_{\text{г}.\text{д}} (в зарубежной литературе — изокераунический уровень T) — наиболее распространенный и длительно наблюдаемый во многих странах показатель грозовой активности. Имеющиеся ограниченные данные свидетельствуют о слабой корреляционной зависимости числа дней с грозой и плотности разрядов молнии на землю. При отсутствии других данных для равнинных территорий бывшего СССР p_{\text{о}} может быть оценено через N_{\text{г}.\text{д}} по формуле:

p_{\text{о}} = 0,036N_{\text{г}.\text{д}}^{t,3} , (6.9)

где p_{\text{о}} — плотность разрядов молнии на 1 км2 поверхности земли за год.

6.3.3. Продолжительность грозовой деятельности в часах наблюдается в ряде стран (30 лет и дольше), в том числе и на территории бывшего СССР. Отмечена корреляция p_{\text{о}} и N_{\text{г}.\text{ч}} , описываемая для равнинных районов зависимостью

p_{\text{о}} = 0,05N_{\text{г}.\text{ч}} . (6.10)

На рис. 6.8 представлена карта N_{\text{г}.\text{ч}} , разработанная по данным наблюдений за грозой на 1700 гидрометеостанциях (ГМС) на территории бывшего СССР. Эта карта, построенная в масштабе 1:10000000, дает общее представление о распределении грозовой активности на большой территории.

гроз в часах для территории бывшего СССР

Продолжение рис. 6.8

В настоящее время появилась возможность для разработки более детальных региональных карт N_{\text{г}.\text{ч}} . На рис. 6.9, а, в качестве примера представлена региональная карта N_{\text{г}.\text{ч}} с интервалом между изолиниями 5 часов для Ленинградской области, разработанная в отделе прикладной климатологии Главной геофизической обсерватории (ГГО). Карта построена в масштабе 1:500000 с привлечением данных наблюдений за грозой за 40 — 50-летний период по 140 гидрометеорологическим станциям и постам, расположенным на территории Ленинградской области и в пограничных районах. Для сравнения на рис. 6.9, б, изображен фрагмент карты N_{\text{г}.\text{ч}} по территории бывшего СССР для Ленинградской области.

в масштабе 1:10000000)

6.3.4. В тех случаях, когда имеются данные только о числе дней с грозой N_{\text{г}.\text{д}} (например, при сопоставлении опыта эксплуатации зарубежных и отечественных ВЛ), пересчет к числу грозовых часов производится по формуле

N_{\text{г}.\text{ч}} = 0,72N_{\text{г}.\text{д}}^{t,3} . (6.11)

6.3.5. При проектировании и сопоставлении расчетных и эксплуатационных показателей грозоупорности ВЛ и ПС рекомендуется использовать данные наблюдений за грозой гидрометеостанций, наиболее близко расположенных к трассе ВЛ или территории ПС. В первом случае используется среднемноголетнее число грозовых часов не менее чем за 30 лет, а во втором — фактическое число грозовых часов за каждый анализируемый год.

6.3.6. При оценке продолжительности гроз вдоль трассы ВЛ приходится считаться с неоднородностью сети ГМС и удаленностью отдельных ГМС от трассы на расстояние, превышающее радиус обнаружения грозы (порядка 15 км), т.е. условно относить отдельные участки трассы к зоне «охвата» ближайшей ГМС (см. Приложение 13, рис. П13.1).

В пределах практических зон «охвата» ГМС могут быть отдельные области, в которых интенсивность грозовой деятельности в силу местных условий заметно отличается от показателей, фиксируемых ближайшей ГМС. Правильная оценка интенсивности грозовой деятельности в таких случаях возможна только на основе специального анализа, учитывающего географические и климатические особенности местности, наличие крупных водоемов и рек. Такой анализ может оказаться полезным для выявления причин пониженной грозоупорности ВЛ.

6.4. Грозопоражаемостъ воздушных линий

6.4.1. Возвышаясь над окружающей местностью, ВЛ поражается разрядами, развивающимися непосредственно над ней, и «стягивает» боковые разряды.

Число «прямых» ударов в линию N_{\text{п}} зависит от плотности разрядов молнии на землю p_{\text{о}} , расстояния между тросами (или проводами на ВЛ без троса) d_{\text{тр} - \text{тр}} и длины линии L следующим образом:

N_{\text{п}} = p_{\text{о}}Ld_{\text{тр} - \text{тр}} , (6.12)

где p_{\text{о}} — плотность разрядов молнии на землю;

L — длина линии;

d_{\text{тр} - \text{тр}} — расстояние между тросами (или проводами для бестросовой линии).

Вероятность поражения ВЛ боковым разрядом зависит от амплитуды тока молнии I_{i} и высоты подвеса тросов и проводов. Чем больше I_{i} и высота ВЛ, тем с большего расстояния разряд молнии ориентируется на ВЛ. В расчетах числа боковых ударов молнии N_{\text{Б}} используется эквивалентная ширина полосы стягивания R_{\text{экв}} , пропорциональная средней высоте подвеса троса h_{\text{ср}} и вычисляемая по формуле:

N_{\text{Б}} = 2p_{\text{о}}LR_{\text{экв}} = 2p_{\text{о}}Lk_{h}h_{\text{ср}} . (6.13)

С увеличением высоты поражаемого объекта значение k_{h} = R_{\text{экв}}/h уменьшается. На рис. 6.10 показана зависимость k_{h} от h, полученная по результатам обобщения данных по поражаемости объектов (ВЛ и молниеотводов) различной высоты.

\triangle Украина

Число ударов молнии на 100 км длины ВЛ рассчитывается по формулам:

При h_{\text{ср}} \leq 30\text{м} N = 0,2p_{\text{о}}(\frac{d_{\text{тр} - \text{тр}}}{2} + 5h_{\text{ср}} - \frac{2h_{\text{ср}}^{2}}{30}) ; (6.14)

При h_{\text{ср}}>30\text{м} N = 0,15p_{\text{о}}(\frac{d_{\text{тр} - \text{тр}}}{2} + h_{\text{ср}} + 90) , (6.15)

где p_{\text{о}} — плотность разрядов молнии на землю, определяется по рекомендациям подраздела 6.3;

d_{\text{тр} - \text{тр}} — расстояние между тросами (или проводами на бестросовой линии), м. Для ВЛ с одним тросом d_{\text{тр} - \text{тр}} = 0 ;

h_{\text{ср}} — средняя высота подвеса троса или провода, м; рассчитывается по рекомендациям Приложения 16 (п. 16.2).

РАЗДЕЛ 7. ПОКАЗАТЕЛИ ГРОЗОУПОРНОСТИ И СРЕДСТВА ГРОЗОЗАЩИТЫ ВОЗДУШНЫХ ЛИНИЙ

Показателем грозоупорности ВЛ является число ее грозовых отключений. В проектной и эксплуатационной практике в зависимости от рассматриваемой задачи могут использоваться:

• удельное число грозовых отключений n_{\text{г}} , рассчитанное на 100 км и 100 грозовых часов в год. Этот показатель обычно используется для сравнения расчетных или эксплуатационных показателей грозоупорности ВЛ, различающихся по конструктивному выполнению и классу номинального напряжения;
• удельное число грозовых отключений на 100 км и один год эксплуатации n_{\text{г}}\prime . Этот показатель удобен, например, для сопоставления грозоупорности ВЛ в одной энергосистеме;
• абсолютное число грозовых отключений N_{\text{г}} , рассчитанное на фактическую длину ВЛ (L) и фактическую интенсивность грозовой деятельности, т.е. число грозовых отключений за анализируемый период, отнесенное к продолжительности этого периода в годах. Этот показатель необходим, например, при выборе средств грозозащиты или при сопоставлении расчетных и эксплуатационных показателей грозоупорности.

7.1. Влияние конструктивных параметров ВЛ на показатели ее грозоупорности

Взаимосвязь показателей грозоупорности и конструкции ВЛ наиболее ярко проявляется для ВЛ напряжением 110 кВ и выше, выполненных на металлических и железобетонных опорах и защищенных тросом.

7.1.1. На ВЛ, защищенной тросом, возможны грозовые отключения от ударов в опору (n_{\text{оп}}) , трос (n_{\text{тр}}) и прорыва молнии на провода (n_{\text{пр}}) . При ударе в опору возникают обратные перекрытия линейной изоляции из-за перенапряжений, возникающих при протекании тока молнии по опоре. По последствиям для изоляции к этой категории относятся и удары в прилегающие к опоре участки троса. При ударе молнии в трос в средней части пролета возникают перенапряжения на воздушном промежутке трос — провод и, после пробега по пролету и стекания тока молнии по опоре, на линейной изоляции. Расстояние между тросом и проводом в середине пролета по вертикали нормируется ПУЭ по условиям грозозащиты в зависимости от длины пролета (п. 2.5.66): до и после прихода в точку удара волны перенапряжений, отраженной от опоры с противоположным знаком, напряжение на воздушном промежутке не должно достигать его пробивного значения, поэтому число грозовых отключений от ударов молнии в средней части пролета (n_{\text{тр}}) рассчитывается, как правило, по вероятности обратного перекрытия линейной изоляции на опоре. Оценка числа грозовых отключений от перекрытий воздушного промежутка при ударах в трос (n_{s}) может оказаться необходимой в некоторых специальных случаях: при отступлении от требований ПУЭ, при разработке новых конструкций опор и т.д. Алгоритм расчета n_{s} дан в Приложении 20 применительно к переходному пролету ВЛ. Методика расчета отдельных составляющих общего числа грозовых отключений ( n_{\text{оп}} , n_{\text{тр}} и n_{\text{пр}} ) приведена в Приложении 17.

7.1.2. Критические значения тока молнии, приводящие к перекрытию линейной изоляции, при прорывах молнии на провода невелики: изоляция ВЛ 110 — 330 кВ перекрывается при амплитуде тока молнии от 3 до 10 кА и выше, для изоляции ВЛ 500 — 1150 кВ опасен ток молнии от (15 — 35) кА. Практически каждый удар молнии в провод ВЛ 110 кВ вызывает перекрытие изоляции, опасными при прорывах молнии на провода ВЛ 1150 кВ являются 30 — 40% разрядов молнии. Таким образом, высокая импульсная прочность линейной изоляции ВЛ 500 — 1150 кВ не обеспечивает их грозоупорности при прорывах молнии на провода.

7.1.3. Обратные перекрытия возникают при значительно большей амплитуде тока молнии. Например, изоляция ВЛ 110 кВ перекрывается при ударах молнии в опору с током, достигающим нескольких десятков килоампер. При удалении точки удара молнии от опоры к середине пролета вероятность обратного перекрытия изоляции уменьшается из-за распределения тока молнии между двумя опорами, снижения крутизны тока за счет потерь на импульсную корону при пробеге по тросу и удаленности канала молнии.

7.1.4. Вероятность прорыва молнии на провода зависит от числа и расположения тросов относительно проводов (угла защиты \alpha и превышения троса над проводом \Delta h ) и высоты опоры h_{\text{оп}} . Эффективность тросовой защиты от прорывов возрастает с уменьшением h_{\text{оп}} и \alpha и увеличением \Delta h . На ВЛ 500 — 1150 кВ вероятность прорыва молнии на провода может возрастать под влиянием рабочего напряжения проводов, способствующего возникновению и прорастанию встречного лидера.

7.1.5. Распределение ударов молнии между опорой и тросом в пролете зависит от соотношения высоты опоры и длины пролета. При увеличении длины пролета уменьшается доля ударов молнии в опоры, т.е. ударов с повышенной вероятностью обратного перекрытия.

7.1.6 На вероятность обратного перекрытия изоляции влияют следующие конструктивные параметры ВЛ:

• импульсная прочность линейной изоляции, зависящая от класса номинального напряжения ВЛ. Эта зависимость выражена значительно сильнее, чем при прорывах молнии на провода, так как с ростом импульсной прочности значения опасных для изоляции амплитуд тока молнии изменяются от десятков килоампер (для ВЛ 110 кВ), имеющих вероятность появления (0,3 — 0,4), до сотен килоампер (для ВЛ 500 кВ и выше) — с вероятностью появления 0,05 и менее;
• тип и размеры опоры (с увеличением высоты опоры возрастает поражаемость ВЛ разрядами молнии и увеличивается индуктивность опоры; одностоечные железобетонные и стальные опоры имеют большую индуктивность, чем портальные или опоры с оттяжками; наибольшую индуктивность на единицу длины имеют одностоечные железобетонные опоры, но такие опоры обычно имеют меньшую высоту);
• тросовая защита (подвеска троса за счет электростатического экранирования снижает разность потенциалов на линейной изоляции и уменьшает долю тока молнии, стекающего по опоре, что способствует снижению падения напряжения на индуктивности и сопротивлении заземления опоры; эффективность тросов возрастает при увеличении числа тросов, разнесении их на большее расстояние по горизонтали и приближении к проводам по вертикали);
• сопротивление заземления опоры (уменьшение значений сопротивления заземления R_{\text{з}} приводит к снижению перенапряжений на изоляции ВЛ; меньшие значения R_{\text{з}} необходимо обеспечить на ВЛ, выполненных на одностоечных опорах, имеющих более высокую поражаемость разрядами молнии и большую индуктивность опор. Наиболее жесткие требования следует предъявлять к R_{\text{з}} для ВЛ 110 кВ, выполняемых в настоящее время исключительно на одностоечных опорах и имеющих сравнительно невысокую импульсную прочность линейной изоляции).

7.1.7. Соотношение числа отключений из-за обратных перекрытий (n_{\text{оп}} + n_{\text{тр}}) и прорывов n_{\text{пр}} зависит от класса номинального напряжения U_{\text{н}} и конструкции ВЛ (типа опоры, числа и расположения тросов, сопротивления заземления). С ростом U_{\text{н}} и повышением импульсной прочности линейной изоляции повышается общая грозоупорность ВЛ и снижается доля отключений от обратных перекрытий.

7.2. Влияние природно-климатических условий и особенностей трассы на показатели грозоупорности ВЛ

7.2.1. Основными природно-климатическими характеристиками, влияющими на показатели грозоупорности ВЛ, являются интенсивность грозовой деятельности, статистическое распределение амплитуды тока молнии и электрофизические характеристики грунтов в районе прохождения трассы ВЛ (удельное сопротивление, диэлектрическая проницаемость и пробивная электрическая прочность грунта).

В настоящее время объем накопленных регистраций амплитуд тока молнии I недостаточен для построения статистических распределений I для регионов с различными природно-климатическими условиями, поэтому в практических методиках расчета учтена только зависимость статистического распределения от высоты опор ВЛ. Учет региональных особенностей грунтов обычно производится на стадии проектирования ВЛ по материалам вертикального электрозондирования.

7.2.2. На показатели грозоупорности могут влиять такие особенности трассы ВЛ, как прохождение ВЛ в одном коридоре с другими ВЛ, в том числе и на более высоких опорах, или экранировка ВЛ городской застройкой и лесным массивом. Во всех указанных случаях поражаемость ВЛ разрядами молнии уменьшается по сравнению с ВЛ, проходящей по открытой местности. Поражаемость разрядами молнии каждой из двух одинаковых ВЛ, идущих в одном коридоре, составляет около половины поражаемости отдельно идущей ВЛ.

Показатели грозоупорности экранируемых ВЛ улучшаются также за счет более благоприятного статистического распределения амплитуды тока молнии разрядов, поражающих ВЛ: опасные для линейной изоляции разряды с большими значениями I, ориентирующиеся на наземные объекты с больших высот, поражают преимущественно близко расположенные к ВЛ высокие объекты (здания городской застройки или лесной массив). Указанные обстоятельства могут быть причиной значительного расхождения расчетных и эксплуатационных показателей грозоупорности из-за невозможности учета в существующих методиках таких особенностей трассы ВЛ.

Например, по данным обработки опыта эксплуатации отношение числа грозовых отключений ВЛ 110 — 220 кВ, экранируемых лесом и идущих по открытой местности, характеризуется следующими значениями:

           Опора:               ВЛ с тросом       ВЛ без троса
портальная                         0,50               0,40
одностоечная одноцепная            0,70               0,60
одностоечная двухцепная            0,75               0,70

7.3. Эксплуатационные показатели грозоупорности ВЛ 110 — 750 кВ

В настоящее время опыт эксплуатации ВЛ 110 — 750 кВ характеризуется следующими удельными показателями по числу отключений (табл. 7.1 <*>): n_{\text{общ}} — число отключений по всем причинам; n_{\text{г}}\prime — число грозовых отключений. Большой разброс эксплуатационных показателей грозоупорности ВЛ 110 — 330 кВ по регионам является следствием местных условий по уровню грозовой деятельности и характеристикам грунта, а также различий в конструкции опор.

<*> За исключением некоторых ВЛ 330 кВ, опыт эксплуатации относится к ВЛ, проходящим в районах с хорошими грунтами.

Таблица 7.1

по отключениям (на 100 км и 1 год эксплуатации)

7.4. Средства грозозащиты воздушных линий

В качестве основных средств грозозащиты ВЛ используются:

• подвеска заземленных тросов;
• снижение сопротивления заземления опор;
• повышение импульсной прочности линейной изоляции;
• защита отдельных опор и участков с ослабленной изоляцией;
• ограничители перенапряжений (ОПН).

Резервным средством повышения надежности и бесперебойности работы ВЛ является автоматическое повторное включение (АПВ), в особенности быстродействующее (БАПВ) и однофазное (ОАПВ). Коэффициент успешности АПВ при грозовых отключениях, по данным опыта эксплуатации, для ВЛ 110 — 500 кВ составляет в среднем 0,6 — 0,8, а для ВЛ 750 и 1150 кВ — 0,8 — 0,9. АПВ позволяет частично компенсировать низкую грозоупорность ВЛ при трудностях устройства хороших заземлений и т.п. Однако применение АПВ не должно исключать использование основных средств грозозащиты, так как к.з. снижают ресурс оборудования ПС.

7.4.1. Подвеска заземленных тросов позволяет уменьшить в сотни раз число ударов молнии непосредственно в провода, представляющих наибольшую опасность для изоляции ВЛ: в этом случае гирлянды ВЛ 110 — 1150 кВ перекрываются при небольших токах молнии (от нескольких килоампер до 30 кА).

Расположение тросов относительно проводов должно обеспечить наибольшую эффективность тросовой защиты при преобладающем для данной ВЛ типе грозовых отключений (прорывы или обратные перекрытия, см. п. 7.1.7). В первом случае снижение вероятности прорыва достигается уменьшением угла защиты троса (тросов), в том числе подвеской тросов с отрицательным углом защиты, и увеличением расстояния между тросом и проводом по вертикали. Во втором случае вероятность обратного перекрытия уменьшается при увеличении числа тросов, разнесении их на большее расстояние, в том числе при подвеске части тросов под проводами. Перечисленные мероприятия способствуют уменьшению импульсного тока через опору и усиливают электростатическое экранирование проводов тросами.

7.4.2. На ВЛ, ранее выполненных на деревянных опорах, трос подвешивался только на подходах к ПС, так как грозоупорность ВЛ на деревянных опорах без троса достаточно высока (грозовые отключения происходят только при междуфазном перекрытии по двум гирляндам и участку траверсы). В процессе эксплуатации грозоупорность и надежность ВЛ резко снижаются из-за расщепления и загнивания стоек и траверс, что требует больших трудозатрат на ремонт ВЛ. Для нового электросетевого строительства рекомендуются только комбинированные деревянные опоры (с грозозащитным тросом — одним или двумя, стальными траверсами, железобетонными фундаментами и стальным заземляющим спуском — разработка НИИПТ); у ВЛ с такими опорами грозоупорность и надежность примерно те же, что у ВЛ со стальными и железобетонными опорами.

7.4.3. Применение грозозащитного троса на ВЛ 6 — 35 кВ малоэффективно из-за низкой импульсной прочности линейной изоляции и соответственно высокой вероятности обратного перекрытия при ударе в опору и трос.

7.4.4. Для снижения потерь энергии от индуктированных в тросах токов, а также для использования тросов в качестве канала высокочастотной связи или в целях емкостного отбора мощности грозозащитный трос крепится к опоре на изоляторах, снабженных шунтирующими искровыми промежутками. При разряде молнии искровые промежутки пробиваются уже во время развития лидерного канала, и в стадии главного разряда трос работает как заземленный наглухо.

7.4.5. Снижение сопротивлений заземления опор ВЛ с тросом является одним из основных средств уменьшения вероятности импульсного перекрытия изоляции при ударе молнии в трос или опору. Исключением являются ВЛ или участки на очень высоких опорах (переходы через реки и т.п.), грозоупорность которых в значительной мере определяется индуктивностью опор.

7.4.6. В тех случаях, когда не удается осуществить низкое сопротивление заземления опор, тросовая защита может оказаться малоэффективной, так как большинство ударов молнии в трос или опору будет приводить к перекрытиям изоляции.

7.4.7. Сопротивление заземления металлических и железобетонных опор на ВЛ без троса должно быть по возможности низким. Это способствует уменьшению вероятности перекрытия изоляции при ударах в опору и уменьшению вероятности перехода однофазных перекрытий в многофазные при ударах молнии в опоры и провода.

7.4.8. В обычных грунтах с удельным сопротивлением не более 100 — 300 Ом x м выполнение заземлений опор с достаточно низким сопротивлением не вызывает больших трудностей и их стоимость невысока. В сухих песчаных и скальных грунтах для этого приходится применять глубинные вертикальные заземлители, достигающие хорошо проводящих слоев грунта, или горизонтальные (лучевые) заземлители длиной до 60 м. Применение сплошных противовесов, проложенных в земле от опоры к опоре, часто неэкономично, так как даже в грунтах высокого удельного сопротивления большая часть импульсного тока стекает с противовеса в землю на участке 60 — 100 м от опоры. Прокладка параллельных лучей нецелесообразна из-за снижения коэффициента их использования вследствие взаимного экранирования. При применении двух лучей их следует направлять в противоположные стороны вдоль оси ВЛ. Электромагнитная связь между проводами ВЛ и лучами в земле не оказывает существенного влияния на эффективность заземлителя.

Для повышения грозоупорности ВЛ, проходящих в районах с высоким удельным сопротивлением грунта, по совокупности факторов (трудности прокладки, повреждаемость в эксплуатации, низкая эффективность при стекании тока молнии) можно увеличить число тросов (с подвеской одного или двух из них под проводами).

7.4.9. Импульсная прочность изоляции ВЛ с тросом определяется типом изоляторов, длиной гирлянды, длиной воздушных промежутков на опоре и промежутка трос — провод в пролете. Тип изоляторов и длина гирлянды для ВЛ всех классов напряжения выбираются не по соображениям грозозащиты, а по рабочему напряжению. Увеличение длины гирлянды и скоординированных с ней воздушных промежутков на опоре повышает капитальные затраты и практически не используется как средство грозозащиты.

7.4.10. Изоляцию очень высоких переходных опор, выбранную по рабочему напряжению, рекомендуется усиливать на 15%. Эта мера позволяет компенсировать накапливаемые в эксплуатации поврежденные изоляторы и исключить проведение труднодоступных профилактических и ремонтных работ по замене изоляторов на переходных опорах в течение 25 лет.

7.4.11. Грозоупорность ВЛ 6 — 35 кВ на железобетонных и металлических опорах существенно повышается при использовании для подвески нижних проводов изоляционных траверс из пластических материалов.

7.4.12. Особое внимание уделяется защите опор с ослабленной изоляцией. На ранее построенных ВЛ с деревянными опорами без троса к ним относятся: отдельные металлические или железобетонные опоры; опоры, ограничивающие тросовый подход к ПС; опоры отпаек, подключенных через трехполюсные разъединители, скомплектованные на металлической раме; транспозиционные опоры. К ослабленной изоляции относятся также воздушные промежутки, образующиеся при пересечении воздушных линий между собой.

При наличии на трассе опор с ослабленной изоляцией грозоупорность ВЛ снижается вследствие увеличения вероятности перекрытия ослабленной изоляции при ударе молнии в такую опору и от волн атмосферных перенапряжений, набегающих на нее с прилегающих участков трассы с нормальной изоляцией.

Защита опор с ослабленной изоляцией ранее осуществлялась с помощью трубчатых разрядников, обеспечивающих гашение дуги после импульсного перекрытия. Недостатком трубчатых разрядников является нестабильность их характеристик, что нередко приводит к развитию аварий при отказе и разрушении разрядников. Обслуживание трубчатых разрядников трудоемко. Более перспективно использование ОПН. Опоры с ослабленной изоляцией могут защищаться также специально предусмотренными искровыми промежутками.

7.4.13. Грозозащита пересечений ВЛ между собой и с линиями электрифицированного транспорта и связи обеспечивается соблюдением нормированных расстояний по воздуху. Кроме того, на ВЛ с деревянными опорами и АПВ для ограничения амплитуды перенапряжений применялись разрядники или искровые промежутки, установленные на опорах, ограничивающих пролет пересечения. В настоящее время более удобны ОПН (см. п. 7.4.14).

7.4.14. Дополнительным средством повышения грозоупорности ВЛ могут служить ОПН, устанавливаемые непосредственно на опорах ВЛ. Применение ОПН на ВЛ наиболее эффективно в следующих случаях:

• на одной из цепей двухцепной ВЛ, что практически полностью предотвращает грозовые отключения одновременно двух цепей;
• при высоком сопротивлении заземления опор;
• на высоких опорах, например, на переходах через водные преграды.

При этом ОПН могут устанавливаться либо на всех фазах каждой опоры, либо на части опор или только на одной или двух фазах.

РАЗДЕЛ 8. ВЫБОР СРЕДСТВ ГРОЗОЗАЩИТЫ ВЛ 110 кВ И ВЫШЕ

8.1. Оценка грозоупорности ВЛ 110 — 750 кВ по справочным кривым

8.1.1. В Приложении 23 представлены справочные кривые, построенные по результатам расчета на ЭВМ грозоупорности ВЛ 110 — 750 кВ на металлических и железобетонных опорах, вошедших в унификацию опор, разработанную Институтом «Энергосетьпроект» в течение 1968 — 1984 гг., а также для типовых опор, разработанных после появления этой унификации и выпускаемых заводами. Схемы опор и необходимая для пользования справочными кривыми информация даны в табл. 8.1, в которой указаны: шифр опоры, выбранной в качестве расчетного варианта для данной конструкции опор (промежуточная без подставки); расчетная длина пролета l_{\text{прол}} , равная 0,89 среднего значения габаритного пролета; номер таблицы с информацией для расчета сопротивления заземления опор; номер рисунка с результатами расчета удельного числа грозовых отключений ВЛ на 100 км и 100 грозовых часов n_{\text{г}} . Расчеты выполнены по методике, изложенной в Приложениях 17 и 18 соответственно для ВЛ с тросом и без троса.

грозоупорности ВЛ 110 — 750 кВ на унифицированных и типовых опорах: шифр опоры (расчетная длина пролета), номер таблицы к расчету сопротивления типового заземлителя, номер рисунка справочных кривых удельного числа грозовых отключений

жения, кВ

8.1.2. Зависимости n_{\text{г}} от сопротивления заземления R_{\text{з}} (от 1 до 100 Ом) даны для трех конструкций изоляционных подвесок с длиной разрядного пути по гирлянде изоляторов l_{\text{разр}} в пределах:

U_{\text{н}} , кВ 110 150 220 330 500 750

l_{\text{разр}} , м 1,0 — 1,3 1,3 — 1,5 1,8 — 2,2 2,7 — 3,2 3,2 — 4,7 5,1 — 7,0

В качестве базовых использованы изоляторы нормального исполнения типа ПС70Б и ПС120Б со строительной высотой H_{\text{из}} = 0,127\text{м} . Варианты l_{\text{разр}} = n_{\text{из}}H_{\text{из}} , где n_{\text{из}} — число изоляторов в гирлянде, выбраны по следующим условиям <*>:

<*> В случаях совпадения l_{\text{разр}} по этим условиям для получения серии кривых n_{\text{г}} длина l_{\text{разр}} выбиралась по дополнительным соображениям (см. Приложение 23).

1. наименьшего допустимого ПУЭ-98 (п. 2.5.14, табл. 2.5.19) изоляционного расстояния по воздуху от токоведущих до заземленных частей опоры;

2. по рекомендациям «Инструкции по выбору изоляции электроустановок» РД 34.51.101 для районов с I и II степенью загрязненности атмосферы;

3. после введения в гирлянды дополнительных изоляторов для обеспечения 25-летнего безремонтного периода эксплуатации линейной изоляции.

8.1.3. Удельное число грозовых отключений для ВЛ с тросом разделено на составляющие: от обратных перекрытий при ударе в опору и в трос n_{\text{оп}} + n_{\text{тр}} <**>; от прорывов на провод n_{\text{пр}} . В последнем случае расчетные зависимости представляют горизонтальные прямые.

<**> Расчеты n_{\text{оп}} + n_{\text{тр}} для справочных кривых выполнены при фиксированных значениях R_{\text{з}} , т.е. без учета влияния ценообразования на значение сопротивления заземления и конечный результат расчета грозоупорности (n_{1}) . Влияние этого фактора на показатели грозоупорности ВЛ 110 — 330 кВ различного конструктивного исполнения анализируется в Приложении 25.

Для ВЛ без троса приведены зависимости общего удельного числа грозовых отключений n_{\text{г}} от R_{\text{з}} и составляющей от прорывов молнии на провода n_{\text{пр}} .

Для ВЛ на двухцепных опорах кроме удельного числа грозовых отключений на две цепи приведено удельное число грозовых отключений одновременно двух цепей n_{\text{г}.2\text{ц}} (без разделения на составляющие).

8.1.4. Абсолютное число грозовых отключений ВЛ N_{\text{г}} , имеющей по трассе одинаковые конструктивные параметры (тип промежуточной опоры, число тросов, изоляцию), оценивается через удельное число грозовых отключений n_{\text{г}} по соответствующему типу опоры и классу напряжения, рисунку справочных кривых с учетом фактической интенсивности грозовой деятельности ( N_{\text{г}.\text{ч}} , см. Приложение 13) и длины ВЛ L по формуле:

N_{\text{г}} = n_{\text{г}} \frac{N_{\text{г}.\text{ч}}}{100} \frac{L}{100} . (8.1)

В качестве R_{\text{з}} принимается среднее из измеренных (рассчитанных) значений сопротивления заземления опор на промышленной частоте на трассе.

Если среди гирлянд, используемых при разработке справочных кривых, нет гирлянды с l_{\text{разр}} , равной длине разрядного пути гирлянд на анализируемой ВЛ, необходимо по трем значениям n_{\text{г}} для конкретного R_{\text{з}} построить дополнительную зависимость n_{\text{г}} от l_{\text{разр}} , по которой определить необходимое для формулы (8.1) значение n_{\text{г}} . Для быстрой оценки n_{\text{г}} возможна интерполяция внутри исходных справочных кривых.

8.1.5. Абсолютное число грозовых отключений неоднородной по трассе ВЛ (например, идущей участками на одноцепных и двухцепных опорах или имеющей участки без тросовой защиты и т.д.) определяется с привлечением удельных чисел отключений по нескольким рисункам справочных кривых через сумму абсолютных чисел грозовых отключений на отдельных участках ВЛ по формуле:

. (8.2)

8.1.6. Удельное число грозовых отключений одной цепи двухцепной ВЛ, необходимое для подстановки в формулу (8.1) или (8.2), вычисляют по формуле:

n_{\text{г}.1\text{ц}} = n_{\text{г}}/2 + n_{\text{г}.2\text{ц}} (8.3)

где n_{\text{г}} и n_{\text{г}.2\text{ц}} — удельное число грозовых отключений двухцепной ВЛ и одновременно двух цепей соответственно.

8.1.7. При существенном различии в расположении тросов относительно проводов на опорах анализируемой ВЛ и соответствующего варианта справочных кривых (по углу защиты \alpha и смещению троса относительно провода по вертикали и горизонтали) и особенно в случаях, когда число отключений от прорывов n_{\text{пр}} близко или превышает число отключений от обратных перекрытий, следует рассчитать вероятность прорыва молнии на провода для двух вариантов взаимного расположения троса и провода. После этого удельное число отключений от прорыва молнии на провода анализируемой ВЛ определяется по формуле:

n_{\text{п}}\prime_{\text{р}} = n_{\text{пр}} \frac{P_{\alpha}\prime}{P_{\alpha}} , (8.4)

где n_{\text{пр}} — удельное число грозовых отключений от прорывов молнии на провода по справочным кривым;

P_{\alpha} и P_{\alpha}\prime — вероятность прорыва молнии на провода для ВЛ, используемой при разработке справочных кривых, и для анализируемой ВЛ по формуле (П17.35).

Общее удельное число грозовых отключений анализируемой ВЛ для подстановки в формулу (8.1) или (8.2) вычисляют по формуле:

n_{\text{г}} = (n_{\text{оп}} + n_{\text{тр}}) + n_{\text{п}}\prime_{\text{р}} . (8.5)

8.1.8. При оценке числа отключений N_{\text{г}} действующих ВЛ учитываются особенности их трассы (например, прохождение ВЛ в одном коридоре с другими ВЛ или по лесному массиву). В этом случае полученное по формуле (8.1) значение N_{\text{г}} следует умножить на коэффициенты, рекомендованные в п. 7.2.2.

8.2. Критерии выбора средств грозозащиты ВЛ 110 кВ и выше

8.2.1. Опыт эксплуатации (табл. 7.1) показывает, что грозовые отключения ВЛ в среднем составляют 10 — 20% от общего числа автоматических отключений по всем причинам. С ростом класса номинального напряжения число грозовых отключений уменьшается, но возрастает на фоне повышения общей надежности ВЛ доля грозовых отключений.

8.2.2. При выборе комплекса средств грозозащиты необходимо учитывать их эффективность для повышения надежности ВЛ в целом в конкретных природно-климатических условиях (например, подвеска троса на сильно гололедных участках может приводить к снижению надежности ВЛ) и возможности технической реализации предлагаемых мероприятий (например, устройство заземлителей в скальных грунтах).

8.2.3. По совокупности природно-климатических условий, влияющих на грозоупорность ВЛ, и их ответственности ВЛ разделяются на следующие категории.

А. ВЛ, проходящие в районах с умеренной грозовой деятельностью (N_{\text{г}.\text{ч}} \leq 40\text{грозовых часов}) и удовлетворительными характеристиками грунтов (\rho \leq 1000\text{Ом } \cdot \text{м}) . К этой категории относится большинство эксплуатируемых ВЛ в крупных энергосистемах, отключение которых, в том числе и с неуспешным АПВ, не приводит к перерыву энергоснабжения потребителей.

Б. ВЛ, проходящие в районах с повышенной грозовой активностью (N_{\text{г}.\text{ч}}>40\text{грозовых часов}) или с высокими удельными сопротивлениями грунтов (\rho>1000\text{Ом } \cdot \text{м}) .

В. Особо ответственные ВЛ: межсистемные связи; незарезервированные источники питания; двухцепные ВЛ, используемые в качестве независимых источников питания; ВЛ, отходящие от АЭС; практически все ВЛ 500 и 750 кВ и т.д.

8.2.4. Общим ориентиром для выбора средств грозозащиты может быть учет эксплуатационных показателей надежности ВЛ, достигнутых в конкретном регионе: общего удельного числа автоматических отключений n_{\text{общ}} ; доли грозовых отключений \beta_{\text{г}} ; коэффициента успешности k_{\text{АПВ}} .

8.2.5. Практическим критерием для определения допустимого числа грозовых отключений N_{\text{доп}.\text{г}} и выбора средств грозозащиты ВЛ 110 — 330 кВ категорий А и Б является обеспечение готовности оборудования энергосистемы, а именно, соблюдение нормированной периодичности ремонта линейных выключателей. Методика расчета N_{\text{доп}.\text{г}} по этому критерию дана ниже (подраздел 8.3).

8.2.6. Удельное число отключений ВЛ 110 — 330 кВ категории В должно быть по крайней мере вдвое меньше, чем других ВЛ в данном регионе. При отсутствии эксплуатационных показателей надежности по конкретному региону следует ориентироваться на усредненные значения общего числа автоматических отключений в табл. 7.1, введя в допустимое число отключений коэффициент запаса 0,5.

На ВЛ 110 — 330 кВ категории В должны быть реализованы все возможности по повышению их надежности и грозоупорности, в том числе и нетрадиционные (увеличение числа тросов, подвеска одного из них под проводами, усиление изоляции, установка ограничителей перенапряжений). Следует преимущественно использовать опоры с двумя тросами. Выбор комплекса средств грозозащиты таких ВЛ должен проводиться, как правило, индивидуально путем многовариантных расчетов с применением справочных кривых (Приложение 23) или использованием программы расчета грозоупорности ВЛ для ЭВМ.

8.2.7. При выборе средств грозозащиты вновь сооружаемых ВЛ 500 и 750 кВ следует ориентироваться на достигнутые эксплуатационные показатели по удельному числу грозовых отключений ( n_{\text{г}}\prime в табл. 7.1) без введения коэффициента запаса: в используемых в настоящее время опорах для этих ВЛ реализованы практически все возможности по созданию ВЛ повышенной грозоупорности (что подтверждает и опыт эксплуатации). Дополнительные возможности повышения грозоупорности ВЛ 500 и 750 кВ могут появиться только при освоении опор с отрицательным углом защиты троса.

8.2.8. Улучшение тросовой защиты актуально и для ВЛ 1150 кВ. Ожидаемое число грозовых отключений ВЛ 1150 кВ в Северном Казахстане оценивается значением 0,4 на 100 км в год при работе на номинальном напряжении (при работе на пониженном до 500 кВ напряжении ВЛ 1150 кВ не должны отключаться). Объем опыта эксплуатации ВЛ 1150 кВ (с 1986 г. до 1995 г. включительно) составил 16,7 тыс. км x лет, в том числе при работе на номинальном напряжении 3 тыс. км x лет. За весь период эксплуатации ВЛ 1150 кВ отключались от грозы 21 раз. Основная причина отключений — прорывы молнии на провода в области анкерно-угловых опор. Повышение грозоупорности ВЛ 1150 кВ может быть обеспечено за счет использования промежуточных и анкерно-угловых опор с отрицательными углами защиты троса.

8.3. Допустимое число грозовых отключений ВЛ и выбор средств грозозащиты по критерию коммутационного ресурса линейных выключателей

8.3.1. Абсолютное допустимое число грозовых отключений ВЛ по условию полного исчерпания коммутационного ресурса выключателя в межремонтный период рассчитывается по формуле

N_{\text{доп}.\text{г}} = N_{\text{о}}\beta_{\text{г}} \frac{1}{T_{\text{п}.\text{р}}(2 - k_{\text{АПВ}})} k_{\text{в}} , (8.6)

где N_{\text{о}} — допустимое без ремонта выключателя количество отключений номинального тока к.з. (по ГОСТ 687-78 с изменениями № 2, табл. 4);

T_{\text{п}.\text{р}} — средний период планового ремонта выключателей, годы. При отсутствии уточняющих местных инструкций принимаются в соответствии с ПТЭ следующие значения T_{\text{п}.\text{р}} для разных типов выключателей: масляных 6 — 8, воздушных 4 — 6, элегазовых 12 лет;

\beta_{\text{г}} — отношение числа грозовых отключений к общему числу автоматических отключений. При отсутствии соответствующих данных по опыту эксплуатации ВЛ в рассматриваемом регионе используются следующие усредненные показатели:

U_{\text{н}} , кВ 110 150 220 330 500

\beta_{\text{г}} 0,10 0,11 0,13 0,15 0,25

k_{\text{АПВ}} — коэффициент успешности АПВ при грозовых отключениях (по опыту эксплуатации ВЛ 110 — 550 кВ k_{\text{АПВ}} = (0,64 \div 0,8) ;

k_{\text{в}} — коэффициент, учитывающий условия эксплуатации выключателя: длину ВЛ, значение тока к.з. в ближайшей к шинам подстанции точке ВЛ и изменение коммутационного ресурса выключателя при удалении точки к.з. от шин подстанции. Значения коэффициента для трех типов выключателей ВЛ 110 — 500 кВ, двух совокупностей значений токов к.з. в ближайшей к шинам подстанции точке на ВЛ — I_{\text{к}.\text{з}} , равному нормируемому ГОСТ 687-78 току отключения к.з. — I_{\text{о}} (15; 20; 31,5; 40; 50; 63 кА), а также для I_{\text{к}.\text{з}} = 0,5I_{\text{о}} представлены в Приложении 28 сериями зависимостей коэффициента k_{\text{в}} от длины ВЛ (рис. П28.1 - П28.4).

8.3.2. Практически выбор комплекса средств грозозащиты, обеспечивающий допустимое по коммутационному ресурсу выключателя число грозовых отключений, определенное по формуле (8.6), для ВЛ длиной L, проходящей в районе с интенсивностью грозовой деятельности N_{\text{г}.\text{ч}} , сводится к определению предельно допустимого значения сопротивления заземления R_{\text{з}} , так как в большинстве случаев конструкция опоры и, следовательно, количество и расположение тросов выбираются по другим соображениям.

Значение R_{\text{з}} может быть определено с использованием справочных кривых Приложения 23 после перехода от абсолютного допустимого числа грозовых отключений N_{\text{доп}.\text{г}} к предельному значению удельного числа грозовых отключений <*> n_{\text{г}.\text{пред}} (на 100 км и 100 грозовых часов) по формуле:

n_{\text{г}.\text{пред}} = N_{\text{доп}.\text{г}} \frac{10^{4}}{N_{\text{г}.\text{ч}}L} . (8.7)

<*> Справочные кривые построены для удельного числа грозовых отключений на 100 км и 100 грозовых часов.

В Приложении 26 описана процедура определения предельного допустимого значения R_{\text{з}} применительно к ВЛ на одноцепных и двухцепных опорах.

8.3.3. Результаты определения R_{\text{з}} для унифицированных и типовых опор ВЛ 110 — 330 кВ (в соответствии с номенклатурой табл. 8.1) приведены в Приложении 24. В расчетах варьировались следующие природно-климатические, конструктивные и эксплуатационные характеристики ВЛ:

• тип выключателя: воздушный ( I_{\text{о}} = 31,5\text{кА} , T_{\text{п}.\text{р}} = 6 , N_{\text{о}} = 8 );

масляный ( I_{\text{о}} = 20,0\text{кА} , T_{\text{п}.\text{р}} = 8 , N_{\text{о}} = 5 );

• ток к.з. в ближайшей к подстанции точке ВЛ: I_{\text{к}.\text{з}} = I_{\text{о}} и I_{\text{к}.\text{з}} = 0,5I_{\text{о}} ;
• длина ВЛ — три значения в пределах длин, характерных для ВЛ 110 — 330 кВ:

U_{\text{н}} , кВ L, км (расчетные значения)

         110                            20; 50; 100
         150                           20; 100; 160
         220                           40; 100; 200
         330                           60; 100; 300

• интенсивность грозовой деятельности: N_{\text{г}.\text{ч}} = 20;40\text{и }80\text{грозовых часов} ;
• число изоляторов в гирлянде: по рекомендациям «Инструкции по выбору изоляции электроустановок» РД 34.51.101 для районов с I и II степенью загрязнения; с увеличенным числом изоляторов.

Коэффициент успешности АПВ принят одинаковым, k_{\text{АПВ}} = 0,8 .

Предельное значение R_{\text{з}} меняется в зависимости от N_{\text{доп}.\text{г}} и уровня грозовой деятельности. Требования к R_{\text{з}} ужесточаются при использовании выключателей, допускающих меньшее число отключений токов к.з., при больших токах к.з. на шинах ПС, для ВЛ на металлических башенных опорах, в том числе с одним тросом, с ростом N_{\text{г}.\text{ч}} и увеличением длины ВЛ. Однако существует много вариантов сочетаний природно-климатических и эксплуатационных условий, допускающих значения R_{\text{з}} большие, чем регламентируемые в настоящее время ПУЭ <**>. Усиление изоляции позволяет ослабить требования к R_{\text{з}} , что может быть использовано как альтернативное средство грозозащиты на ВЛ 110 — 150 кВ и при трудностях устройства заземлителей.

<**> В ПУЭ-1998 (п. 2.5.75) требования к R_{\text{з}} определяются удельным сопротивлением грунта.

8.4. Определение области рационального использования унифицированных и типовых опор для ВЛ 110 — 330 кВ различных категорий по грозозащите

Различие в числе грозовых отключений ВЛ 110 — 330 кВ, выполненных на опорах различной конструкции, но имеющих одинаковое сопротивление заземления в пределах (10 — 30) Ом, характеризуется следующими значениями кратностей по отношению к наименьшему n_{\text{г}} в каждом классе номинального напряжения ВЛ (Приложение 24):

U_{\text{н}} , кВ 110 150 220 330

Различие в n_{\text{г}} , 1,5 — 2 2 — 3 3,5 — 6 3 — 4 кратность, число раз

Для каждой конструкции опор ВЛ 110 — 330 кВ существуют сочетания природно-климатических и эксплуатационных условий, при которых требуемые показатели грозоупорности могут быть обеспечены с наименьшими затратами на сооружение заземляющих устройств.

При определении границ рационального использования опор при сооружении ВЛ 110 — 330 кВ различных категорий по грозозащите необходимо исходить из следующего:

• опора может использоваться для сооружения ВЛ 110 — 330 кВ категории А ( N_{\text{г}.\text{ч}} \leq 40 грозовых часов и обычные грунты), если предельное значение R_{\text{з}} \geq 9\text{Ом} <*>;

<*> В зарубежной практике нормировано значение R_{\text{з}} = 8\text{Ом} .

• ВЛ категории Б разделяются на две или три группы: умеренная грозовая деятельность и плохие грунты; повышенная грозовая активность и обычные грунты; повышенная грозовая активность и плохие грунты. В количественных показателях это выражается следующим образом:

Номер группы N_{\text{г}.\text{ч}} , ч Предельное значение R_{\text{з}} , Ом

         1                  <= 40                        >= 30
         2                  > 40                         >= 9
         3                  > 40                         >= 30

• во всех случаях предельное значение R_{\text{з}} представляет среднее значение сопротивления заземления опор на трассе ВЛ.

В Приложении 27 по материалам табл. П26.1 - П26.4 Приложения 26 представлены области применения унифицированных и типовых опор (табл. 8.1) для ВЛ 110 — 330 кВ категорий А и Б по грозозащите. Варианты по природно-климатическим, конструктивным и эксплуатационным характеристикам ВЛ те же, что в п. 8.3.3. Границы областей даны значениями N_{\text{г}.\text{ч}} , наибольшей возможной длиной ВЛ в конкретных условиях и допустимыми значениями R_{\text{з}} для наименьшей рассматриваемой и наибольшей возможной длины ВЛ.

Например, одноцепную башенную опору ВЛ 220 кВ с одним тросом рекомендуется использовать в следующих случаях (табл. П27.2).

Линейная изоляция 15ПС70Е <**>

<**> В соответствии с «Инструкцией по выбору изоляции электроустановок РД 34.51.101».

Линейный выключатель — воздушный.

I_{\text{к}.\text{з}} = I_{\text{о}} .

При N_{\text{г}.\text{ч}} \leq 20\text{ч} башенная опора с одним тросом может использоваться для сооружения ВЛ категории А во всем диапазоне длин от 40 до 200 км; на ВЛ длиной до 40 км можно допускать R_{\text{з}} \leq 13\text{Ом} ; при L = 200 км только R_{\text{з}} \leq 9\text{Ом} .

I_{\text{к}.\text{з}} = 0,5I_{\text{о}} .

При N_{\text{г}.\text{ч}} \leq 20\text{ч} допустимы большие значения сопротивления заземления (R_{\text{з}} \leq 30\text{Ом}) и появляется возможность использовать опору при 20\text{ч}<N_{\text{г}.\text{ч}} \leq 40\text{ч} 40 ч, если длина ее не превышает 75 км. В этом случае: при L = 40 км R_{\text{з}} \leq 14\text{Ом} , при L = 75 км R_{\text{з}} \leq 9\text{Ом} .

Линейный выключатель — масляный.

Опора может использоваться только при I_{\text{к}.\text{з}} = 0,5I_{\text{о}} и при невысокой грозовой активности (N_{\text{г}.\text{ч}} \leq 20\text{ч}) для ВЛ длиной до 50 км с R_{\text{з}} \leq 9\text{Ом} .

Линейная изоляция 17ПС70Е

Линейный выключатель — воздушный.

I_{\text{к}.\text{з}} = I_{\text{о}} .

Усиление изоляции позволяет повысить пределы по R_{\text{з}} до (17 — 13) Ом при N_{\text{г}.\text{ч}} \leq 20\text{ч} ; появляется возможность использовать опору на коротких ВЛ (до 40 км) при 20\text{ч}<N_{\text{г}.\text{ч}} \leq 40\text{ч} ;

I_{\text{к}.\text{з}} = 0,5I_{\text{о}} .

Допускается повышение R_{\text{з}} до (36 — 20) Ом при N_{\text{г}.\text{ч}} \leq 20\text{ч} , расширяется допустимая длина ВЛ до наибольшей (200 км) при 20\text{ч}<N_{\text{г}.\text{ч}} \leq 40\text{ч} при одновременном повышении предельных значений R_{\text{з}} . Появляется область использования опор в районах с повышенной грозовой активностью и обычными грунтами (категория Б, группа 1): при N_{\text{г}.\text{ч}} = 40\text{ч} L до 200 км, при N_{\text{г}.\text{ч}} = 80\text{ч} L до 50 км, при R_{\text{з}} соответственно (19 — 10) Ом и (10 — 9) Ом.

Линейный выключатель — масляный.

По-прежнему возможно использование башенной опоры с одним тросом только при I_{\text{к}.\text{з}} = 0,5I_{\text{о}} и N_{\text{г}.\text{ч}} \leq 20\text{ч} , но допустимая длина ВЛ увеличивается от 50 м до 130 м при одновременном повышении предельных значений R_{\text{з}} от (10 — 9) Ом до (14 — 9) Ом.

При подвеске двух тросов на одноцепной башенной опоре область ее применения значительно расширяется, в том числе и для ВЛ категории Б. При добавлении двух изоляторов в гирлянды опора с двумя тросами может использоваться в районах с плохими грунтами: при N_{\text{г}.\text{ч}} \leq 20\text{ч} и длине ВЛ от 40 до 200 км среднее значение R_{\text{з}} на линии может быть от 50 до 30 Ом.

Сооружение ВЛ в соответствии с рекомендациями Приложения 27 обеспечивает показатели грозоупорности ВЛ 110 — 330 кВ на уровне достигнутых в эксплуатации, так как допустимое число грозовых отключений по критерию коммутационного ресурса выключателей N_{\text{доп}.\text{г}} , рассчитанное по формуле (8.6) для L = 100 км и реальных условий эксплуатации по типу и характеристикам выключателей, достаточно хорошо согласуется с удельным числом грозовых отключений по опыту эксплуатации при фактической грозовой деятельности (n_{\text{г}}\prime) , а именно:

U_{\text{н}} , кВ 110 220 330

N_{\text{доп}.\text{г}} (по формуле (8.6)) 0,39 — 1,64 0,34 — 1,44 0,21 — 1,17

n_{\text{г}}\prime по опыту эксплуатации, среднее 1,0(0,33 — 2,3) 0,45(0,03 — 1,2) 0,2(0,10 — 0,66) (пределы изменения)

Предельные значения R_{\text{з}} в Приложениях 26 и 27 не являются заниженными, так как они определялись из справочных кривых удельного числа грозовых отключений n_{\text{г}} (Приложение 28), рассчитанных без учета уменьшения сопротивления заземления за счет искрообразования в грунте при стекании тока молнии.

В перспективе при широком внедрении элегазовых выключателей и накоплении опыта их эксплуатации может потребоваться пересмотр критериев выбора комплекса средств грозозащиты. При более высоком коммутационном ресурсе элегазовых выключателей надежность электроснабжения будет определяться готовностью других видов подстанционного оборудования, чувствительных к воздействию грозовых перенапряжений и токов к.з. от них (например, силовых трансформаторов).

РАЗДЕЛ 9. ЗАЩИТА СТАНЦИЙ И ПОДСТАНЦИЙ 6 — 1150 кВ ОТ ГРОЗОВЫХ ПЕРЕНАПРЯЖЕНИЙ

9.1. Общие положения

Опасные грозовые воздействия на подстанционном оборудовании возникают при ударах молнии непосредственно в подстанцию (ПС), а также при поражениях ВЛ и приходе по ним на распределительное устройство (РУ) и ПС грозовых волн. Кроме того, для РУ 6 и 10 кВ опасны перенапряжения, индуктированные на токоведущих частях при ударах молнии в землю или другие объекты вблизи ВЛ или ПС.

Эффективность защиты от грозовых перенапряжений внутренней изоляции подстанционного оборудования должна быть значительно более высокой по сравнению с воздушной и линейной изоляцией ВЛ, так как внутренняя изоляция оборудования подстанций имеет небольшие запасы по отношению к импульсным испытательным напряжениям и не обладает свойством самовосстановления после грозового перекрытия.

Защита оборудования подстанций от прямых ударов молнии обеспечивается системой стержневых и тросовых молниеотводов. Для оценки эффективности грозозащиты изоляции оборудования, подвесной и воздушной изоляции на ПС от прямых ударов молнии применяется такой же качественный, но более жесткий количественный критерий, что и для ВЛ, т.е. ожидаемое число обратных перекрытий при ударах молнии в молниеотводы, а также от прорывов через систему молниезащиты. В качестве критерия используется среднее ожидаемое число лет безаварийной работы ПС при этих воздействиях T_{\text{п}.\text{у}} . Считается, что если T_{\text{п}.\text{у}} расчетно оценивается 500 — 3000 годами соответственно для ПС 35 — 1150 кВ, то грозозащита оборудования, подвесной и воздушной изоляции ПС надежно защищена от обратных перекрытий и прорывов на территории РУ.

Защита ПС от набегающих с ВЛ волн грозовых перенапряжений основана на выборе соответствующих защитных аппаратов (ОПН, разрядников), числа и места их установки на ПС с тем, чтобы обеспечить такое снижение воздействующих волн грозовых перенапряжений по амплитуде и крутизне, при котором в течение нормированного срока безаварийной эксплуатации T_{\text{н}.\text{в}} не будут превышены допустимые значения перенапряжений для наиболее ответственного и дорогостоящего оборудования (трансформаторов, автотрансформаторов, шунтирующих реакторов и т.д.). Показатель надежности грозозащиты ПС 35 — 1150 кВ от набегающих волн T_{\text{н}.\text{в}} должен быть соответственно не менее 200 — 1500 лет.

9.2. Защита станций и подстанций от прямых ударов молнии

9.2.1. Для защиты подстанционного оборудования от прямых ударов молнии используется система молниеотводов. Требуемое количество и высота молниеотводов выбираются в соответствии с рекомендациями Приложения 29. При этом должны быть приняты меры по предотвращению обратных перекрытий с молниеотводом на токоведущие части РУ по воздуху и выноса высокого потенциала по земле.

Расчетное значение надежности защиты станций и ПС от прямых ударов молнии выбирают в зависимости от степени ответственности защищаемого объекта, от тяжести ущербов, возникающих при его поражении, интенсивности грозовой деятельности и пр. Наибольшая надежность грозозащиты должна обеспечиваться следующим объектам: ОРУ вместе с его шинными мостами и гибкими связями; зданиям машинного зала и ЗРУ; зданиям трансформаторной башни, маслохозяйства, нефтехозяйства, электролизной и ацетилено-генераторной станции; угледробилке, вагоноопрокидывателям, резервуарам с горючими жидкостями или газами; местам хранения баллонов с водородом; градирням и дымовым трубам. Электрические цепи 6 и 10 кВ, имеющие гальванические связи с генераторным напряжением, также защищаются от прямых ударов молнии.

9.2.2. Установка молниеотводов на зданиях ЗРУ не является обязательной. В случае выполнения кровли здания полностью из металла или применения металлических несущих конструкций достаточно заземлить металлические части кровли. Плоскую неметаллическую или железобетонную кровлю защищают наложением молниеприемной сварной сетки из стальной проволоки непосредственно на кровлю или под слой негорючего утеплителя или гидроизоляции. При этом для предотвращения нежелательной разности потенциалов между различными металлическими элементами здания (трубы, вентиляционные устройства, заземляющие спуски и пр.) они должны быть соединены между собой.

При использовании в качестве молниеприемной сетки стальной арматуры железобетонных плит кровли возможно щепление бетона. Этот способ грозозащиты зданий не рекомендуется в сильногрозовых районах. Защита зданий ЗРУ от прямых ударов экономически оправдана при интенсивности грозовой деятельности 20 грозовых часов в год и более. Число грозовых разрядов в сооружение N_{c} определяется по формуле

N_{c} = p_{\text{о}}(a_{c} + 2R_{\text{экв}})(b_{c} + 2R_{\text{экв}}) \cdot 10^{- 6} , (9.1)

где p_{\text{о}} — плотность разрядов молнии на 1 км2 земной поверхности (принимается по рекомендациям подраздела 6.3 (Часть 3));

a_{c} , b_{c} , h_{c} — длина, ширина и высота сооружения, м;

R_{\text{экв}} — эквивалентная ширина, с которой сооружение собирает боковые разряды молнии, м:

при h_{c} \leq 30\text{м} R_{\text{экв}} = 5h_{c} - \frac{2h_{c}^{2}}{30} ;

при h_{c}>30\text{м} R_{\text{экв}} = 0,75(h_{c} + 90) .

Здания с неметаллической или железобетонной кровлей допускается не защищать, если N_{c}<0,05 в год.

Для предотвращения обратных перекрытий с заземляющих спусков и металлических конструкций здания на ошиновку и оборудование ЗРУ, а также на токоведущие части наружных вводов должны быть приняты меры по улучшению экранировки здания за счет увеличения числа заземляющих спусков, их объединения (на крыше и у фундамента) и уменьшения сопротивления заземляющего контура.

9.2.3. Для защиты ОРУ от прямых ударов молнии применяются стержневые и тросовые молниеотводы. Последние в основном используются для защиты ошиновки большой протяженности. Наиболее простым и дешевым решением является расположение молниеотводов на металлических конструкциях ОРУ и других высоких объектах. При такой схеме молниезащиты для ОРУ 35 — 150 кВ следует предусмотреть меры по предотвращению обратных перекрытий путем устройства дополнительного сосредоточенного заземлителя в месте входа тока молнии в землю. Для ОРУ 220 кВ и выше обратные перекрытия практически исключены.

При расчете вероятности обратного перекрытия следует учитывать, что портал с молниеотводами имеет более сложную конструкцию, чем отдельно стоящий молниеотвод (несколько стоек и молниеотводов) и располагается вблизи элементов ОРУ с различными уровнями изоляции. Контур заземления такого портала имеет сетчатую конструкцию с вертикальными заземляющими электродами.

9.2.4. Надежность защиты ОРУ станций и подстанций от прямых ударов молнии характеризуется числом случаев перекрытия изоляции при прорывах молнии через зону защиты молниеотводов и обратных перекрытий при ударах молнии в молниеотводы (для ОРУ 35 — 150 кВ) в год. Это число может быть определено по формуле

N_{\text{п}.\text{у}} = p_{\text{о}}(a_{\text{г}} + 2R_{\text{экв}})(b_{\text{г}} + 2R_{\text{экв}})(\eta_{\text{пр}}P_{\alpha}P_{\text{пр}} + \eta_{\text{оп}}P_{\text{оп}}) \cdot 10^{- 6} , (9.2)

где a_{\text{г}} , b_{\text{г}} — длина и ширина территории ОРУ, м;

R_{\text{экв}} и p_{\text{о}} — как в формуле (9.1);

\eta_{\text{пр}} , \eta_{\text{оп}} — вероятность перехода импульсного перекрытия изоляции в силовую дугу соответственно при разрядах молнии в ОРУ, минуя молниеотводы, и при обратных перекрытиях (в расчетах принимается равной 0,9);

P_{\alpha} — вероятность грозового поражения ошиновки ОРУ, минуя молниеотводы (при использовании для выбора системы молниезащиты рекомендаций Приложения 29 указанная вероятность имеет значение 0,05 или 0,005);

P_{\text{оп}} — вероятность обратного перекрытия (может быть определена с помощью методов расчета обратных перекрытий, используемых для ВЛ);

P_{\text{пр}} — доля опасных грозовых перенапряжений, возникающих при непосредственном грозовом разряде в ошиновку ОРУ, минуя молниеотводы (определяется с использованием методики Приложения 17 (формула (П17.30)).

Наряду со значением N_{\text{п}.\text{у}} в качестве показателя надежности ПС используется обратная величина

T_{\text{п}.\text{у}} = \frac{1}{N_{\text{п}.\text{у}}} , (9.3)

которая характеризует среднюю повторяемость (в годах) опасных перенапряжений на ПС из-за грозовых разрядов непосредственно в ЗРУ или ОРУ.

Система молниезащиты ПС должна обеспечить в зависимости от класса ее номинального напряжения T_{\text{п}.\text{у}} не ниже следующих значений:

U_{\text{н}} , кВ 35 110 220 330 500 750 1150

T_{\text{п}.\text{у}} 500 700 1000 1500 2000 2500 3000

Если при установке молниеотводов на конструкциях ОРУ необходимая грозоупорность не может быть достигнута или порталы не рассчитаны на установку молниеотводов, грозозащиту следует выполнять отдельно стоящими молниеотводами с обособленными заземлителями, которые при хороших грунтах допускается подключать к контуру заземления подстанции. Сопротивление заземления молниеотвода при этом определяется сопротивлением заземления части контура подстанции в радиусе 20 м от места присоединения к нему заземляющего спуска молниеотвода.

Расстояние по воздуху L_{\text{в}} от отдельно стоящего молниеотвода с обособленным заземлителем до токоведущих частей ОРУ, а также до ЗРУ, зданий и сооружений должно удовлетворять условиям:

L_{\text{в}} \geq (0,12R_{\text{з}} + 0,1H_{U})\text{и }L_{\text{в}} \geq 5\text{м} , (9.4)

где H_{U} — высота до точки возможного перекрытия над уровнем земли, м.

9.2.5. В грунтах с низкой проводимостью соединение заземлителя отдельно стоящего молниеотвода с контуром подстанции не допускается. Для предотвращения выноса высокого потенциала расстояние L_{\text{з}} между обособленным заземлителем отдельно стоящего молниеотвода и ближайшей к нему точкой заземляющего контура подстанции, ЗРУ, зданий и сооружений следует определять из условий:

L_{\text{з}} \geq 0,2R_{\text{з}}\text{и }L_{\text{з}} \geq 3\text{м} , (9.5)

где R_{\text{з}} — сопротивление заземления отдельно стоящего молниеотвода, значение которого должно быть не более 40 Ом.

При этом тросовая защита ВЛ не должна соединяться с порталами ОРУ: последний пролет ВЛ следует защищать отдельно стоящими молниеотводами.

9.2.6. При установке на конструкциях с молниеотводами, имеющими обособленные заземлители, светильников, радиоантенн или электрооборудования напряжением до 1000 В необходимы мероприятия по защите цепей электропроводки от грозовых повреждений, выноса высокого потенциала на контур заземления ОРУ и в цепи вторичной коммутации. Электропроводку рекомендуется прокладывать в металлической трубе на всем протяжении от электрооборудования на конструкции с молниеотводом до места присоединения к контуру заземления ОРУ и ввода в кабельный канал. Расстояние в земле от спуска трубы в землю до места присоединения к заземляющему контуру ОРУ ( L_{\text{т}} , м) должно удовлетворять условиям:

L_{\text{т}} \geq 0,6R_{\text{з}}\text{и }L_{\text{т}} \geq 10\text{м} . (9.6)

Для увеличения скорости спада грозового перенапряжения вдоль трубы на ней рекомендуется устанавливать ряд вертикальных заземляющих электродов. В месте ввода в кабельный канал трубу с кабелем следует присоединить к контуру заземления ОРУ и соединить с оболочками других кабелей. По концам кабеля, идущего от конструкции с молниеотводом, во взрывоопасных помещениях рекомендуется устанавливать защитные аппараты — ОПН.

9.3. Защита станций и подстанций от набегающих грозовых воли

На подходе к ПС грозовые волны возникают при прорыве молнии на провода или при обратных перекрытиях линейной изоляции при ударах молнии в опоры (тросы). Амплитуда грозовых волн в точке удара при прорывах молнии на провода ограничена импульсной прочностью линейной изоляции, а при обратных перекрытиях зависит от момента перекрытия (на фронте или хвосте волны) и падения напряжения на сопротивлении заземления и индуктивности опоры. При прорывах на проводах могут появляться срезанные и полные волны. Полные волны более опасны, так как срезанные быстрее затухают за счет потерь энергии на импульсную корону. При обратных перекрытиях на проводах возникают волны с отвесным фронтом, опасные для междувитковой внутренней изоляции трансформаторов (автотрансформаторов) и реакторов.

При воздействии набегающих с ВЛ волн атмосферных перенапряжений схема РУ ведет себя, как сложный колебательный контур, в котором подстанционное оборудование участвует своими входными емкостями, а ошиновка — отрезками длинной линии с распределенными параметрами. Значения входных емкостей подстанционного оборудования и рекомендации по составлению расчетной схемы замещения распределительного устройства приведены в Приложении 30. В отдельных случаях, например, при расчете грозоупорности схем с вращающимися машинами, последние более правильно представлять не только входной емкостью, но и моделировать обмотку машины входным сопротивлением или отрезком длинной линии с распределенными параметрами. Волновые сопротивления обмоток, особенно мощных вращающихся машин, невелики (50 — 100 Ом), что существенно снижает воздействующие перенапряжения. Силовые трансформаторы представляются входной емкостью и отрезком длинной линии, замещающим обмотку. Однако волновое сопротивление обмотки обычно составляет несколько тысяч Ом и поэтому слабо снижает амплитуду колебательного импульса. Представление силового трансформатора входной емкостью несколько увеличивает расчетные грозовые перенапряжения на нем. При анализе схем грозозащиты мощных силовых трансформаторов должны быть учтены волновые свойства обмотки путем использования частотно-зависимых характеристик обмоток, предварительно полученных расчетным или экспериментальным путем.

При переходном процессе в сложном колебательном контуре ПС в отдельных ее точках могут появляться перенапряжения, превышающие импульсную прочность изоляции оборудования. Задача грозозащиты ПС состоит в снижении значений перенапряжений на ПС за счет использования защитных аппаратов с нелинейными вольт-амперными характеристиками (ограничителей перенапряжений или вентильных разрядников) и уменьшения числа опасных набегающих волн путем повышения грозоупорности ВЛ на подходе к ПС.

Старые методики и рекомендации по выбору типа, количества и места установки защитных аппаратов, а также длины защищенного подхода основывались на понятии «опасной зоны». Длина «опасной зоны» соответствовала предельной длине участка ВЛ на подходе к ПС, после пробега которого полная волна с отвесным фронтом максимальной возможной амплитуды в результате деформации из-за потерь энергии на импульсную корону становилась безопасной для изоляции подстанционного оборудования. Описание этого метода дано в подразделе 9.6.

Современные методы расчета грозозащиты ПС основаны на учете статистических распределений параметров импульсов атмосферных перенапряжений в точке их возникновения и вероятности поражения разрядами молнии отдельных участков ВЛ на подходе к ПС. Критерием выбора схемы грозозащиты ПС является повторяемость опасных перенапряжений в точках присоединения наиболее ответственного оборудования ПС (трансформаторов, автотрансформаторов и шунтирующих реакторов) (см. подраздел 9.7).

9.4. Средства защиты РУ от набегающих грозовых волн

9.4.1. Средства грозозащиты и требуемая длина защищенного тросом подхода, определяемая затуханием волн при распространении по проводам за счет импульсной короны и потерь в земле, зависят от класса номинального напряжения ВЛ и схемы ПС. Наиболее опасные воздействия на изоляции ПС возникают при ударах молнии в ближайшие опоры и прорывах на провода в первых пролетах.

Комплекс средств грозозащиты ВЛ на подходе к ПС в зависимости от класса номинального напряжения должен выбираться с учетом рекомендаций подраздела 7.1 в части влияния конструктивных параметров ВЛ 110 — 750 кВ на показатели их грозоупорности и с использованием справочных кривых по удельному числу грозовых отключений ВЛ 110 — 750 кВ на унифицированных опорах (Приложение 23), а для ВЛ 6 — 35 кВ — с учетом рекомендаций Приложения 22.

9.4.2. Основным средством снижения перенапряжений на изоляции электрооборудования РУ являются ОПН. Защитные характеристики ОПН, выпускаемых различными фирмами, даны в приложении 4. Необходимое количество и схема расстановки ОПН определяются на основании расчета грозозащиты ПС. Примеры расчета грозозащиты ПС даны в Приложениях 32 и 33.

Все силовые трансформаторы, автотрансформаторы и шунтирующие реакторы 330 кВ и более высокого напряжения должны защищаться ОПН от грозовых и коммутационных перенапряжений.

9.5. Координация импульсной прочности изоляции подстанционного оборудования с защитными характеристиками ОПН

9.5.1. На оборудовании, установленном между ВЛ и защитным аппаратом по ходу волны (по ошиновке), форма импульсного перенапряжения в первый момент повторяет форму исходного грозового импульса (рис. 9.1, а). После прихода волны, отраженной от вступившего в работу защитного аппарата, перенапряжение быстро снижается, приближаясь к значению, равному сумме остающегося напряжения на защитном аппарате и падению напряжения на индуктивности ошиновки. Такое воздействие на изоляцию менее опасно, чем воздействие полного стандартного грозового импульса той же амплитуды. Перенапряжение в точках подстанции, расположенных по движению волны за защитным аппаратом, имеет вид импульса униполярной формы (рис. 9.1, б); период затухающих колебаний, наложенных на остающееся напряжение защитного аппарата, зависит от параметров схемы подстанции.

а)

б)

U_{\text{ост}} — остающееся напряжение защитных аппаратов

9.5.2. Шкала допустимых воздействий (U_{\text{доп}}) для различных расчетных условий для силовых трансформаторов, автотрансформаторов и шунтирующих реакторов приведена в табл. 9.1.

Таблица 9.1

и шунтирующих реакторов

Примечание. Числитель — полная волна, знаменатель — срезанная волна.

9.5.3. Одним из условий обеспечения надежной грозозащиты ПС является следующая координация прочности изоляции подстанционного оборудования и характеристик защитных аппаратов:

U_{\text{доп}} = U_{\text{ост}} + \Delta U_{\text{к}} , (9.7)

где U_{\text{ост}} — остающееся напряжение на защитном аппарате при нормированном импульсном токе (токе координации), кВ;

\Delta U_{\text{к}} — координационный интервал, кВ.

Перенапряжения на оборудовании, в непосредственной близости к которому установлен защитный аппарат, практически совпадают с напряжением на защитном аппарате и определяются его характеристиками, амплитудой и формой протекающего через него тока. Перенапряжения на оборудовании, удаленном на некоторое расстояние от защитного аппарата, превышают напряжение на защитном аппарате вследствие многократных преломлений и отражений грозовых импульсов в узловых точках подстанции. Это превышение зависит в основном от крутизны фронта, амплитуды набегающего на подстанцию импульсного напряжения и параметров схемы подстанции: количества установленных защитных аппаратов и расстояний от них до защищаемого оборудования, волнового сопротивления ошиновки и входных емкостей аппаратов ближайших участков подстанции, количества подключенных к ней ВЛ.

Координационный интервал необходим для компенсации: превышения грозового перенапряжения на защищаемом оборудовании по отношению к напряжению на защитном аппарате из-за его удаленности; увеличения остающегося напряжения при крутом фронте волны тока через защитный аппарат. Значение координационного интервала обычно составляет 20 — 50%, при этом большие значения соответствуют ПС до 500 кВ.

Достаточность координационного интервала проверяется путем сопоставления тока, протекающего через защитный аппарат I_{\text{З}.\text{А}} , с нормированным током координации. Ток I_{\text{З}.\text{А}} определяется по результатам измерений импульсных токов через защитный аппарат в эксплуатации и по формуле

I_{\text{З}.\text{А}} = \frac{2U_{\text{а}} - U_{\text{ост}}}{z} , (9.8)

где z — волновое сопротивление провода;

U_{\text{а}} — амплитудное значение грозового импульса, равное 50%-ному разрядному напряжению линейной изоляции.

Для выполнения условия (9.7) I_{\text{З}.\text{А}} должен быть меньше нормированного тока координации.

Графическое построение для определения тока I_{\text{З}.\text{А}} и соответствующего ему U_{\text{ост}} приведено на рис. 9.2. При наличии в РУ нескольких защитных аппаратов должна использоваться обобщающая вольт-амперная характеристика, полученная в результате параллельного сложения вольт-амперных характеристик всех защитных аппаратов и волновых сопротивлений отходящих линий. Получение обобщающих характеристик пояснено на рис. 9.3.

2 — зависимость u = 2U_{\text{а}} - iz

а)

б)

защитных аппаратов, установленных в РУ

9.6. Определение максимальной длины защитного подхода (опасной зоны)

9.6.1. Амплитуда атмосферных перенапряжений в различных точках ПС с выбранными компоновкой и характеристиками подстанционного оборудования и защитных аппаратов зависит от амплитуды и формы грозового импульса на входе ПС. Параметры этого импульса определяются параметрами разряда молнии в точке удара, импульсным уровнем изоляции ВЛ и показателями грозоупорности ВЛ на подходе, расстоянием от места удара до ПС и характеристиками деформации грозового импульса при распространении его по проводам. При известных характеристиках защитных аппаратов и допустимой амплитуде грозовых волн для подстанционного оборудования (табл. 9.1), амплитуде, крутизне и длине импульса в точке удара для фиксированного расстояния между разрядником и защищаемым объектом может быть определена максимальная длина участка ВЛ на подходе (опасная зона l_{\text{о}.\text{з}} ), после пробега которого амплитуда атмосферного перенапряжения на защищаемом оборудовании не превысит допустимого.

9.6.2. Расчеты переходных процессов на ПС проводятся с использованием «метода бегущих волн»: перенапряжения в каждом узле рассчитываются как сумма всех набегающих на него грозовых импульсов с учетом коэффициентов преломления. Импульсы, отраженные от узла, определяются как разность напряжения в узле и падающего на узел импульса напряжения и т.д. Одновременный расчет процессов в каждом узле позволяет моделировать переходный процесс на ПС в целом.

При определении длины опасной зоны параметры грозового импульса в точке удара принимаются фиксированными: фронт импульса — вертикальный, длина импульса до 100 — 200 мкс; амплитуда равна U_{50} — 50%-ному импульсному разрядному напряжению линейной изоляции. Грозовые импульсы с большими амплитудами будут срезаны при малых предразрядных временах и деформируются под действием импульсной короны. Колебательная составляющая грозового перенапряжения (рис. 9.1) при таких воздействиях не успевает дорасти до максимального значения.

9.6.3. Деформация грозового импульса под действием короны рассчитывается с учетом докоронного порога и влияния рабочего напряжения U_{\text{р}} по формуле (П19.1) при u = U_{\text{доп}} (Приложение 31). Учитывается также, что рабочее напряжение на ошиновке подстанции оказывает влияние на время вступления в работу защитных аппаратов.

В качестве исходного принимается наиболее неблагоприятный случай: грозовой импульс совпадает с максимальным значением U_{\text{р}} противоположной полярности. При этом амплитуда расчетного грозового импульса (см. рис. П31.2 и 9.4):

U_{\text{р}.\text{а}} = U_{50} = U_{\text{р}} , (9.9)

а значение докоронного порога

U_{\text{к}.\text{п}} = U_{\text{к}} + U_{\text{р}} , (9.10)

где U_{\text{к}} — напряжение начала короны.

по «методу бегущей волны»

Расчет длины опасной зоны не позволяет оценить надежность грозозащиты ПС. Однако такой метод позволяет выбрать схему, защитные аппараты и их размещение на ПС в соответствии с требованиями ПУЭ по длине опасной зоны <*>. В этом случае показатели надежности грозозащиты ПС с ОПН будут того же порядка или лучше, чем по рекомендациям ПУЭ, которые проверены многолетним опытом эксплуатации.

<*> При использовании в качестве защитных аппаратов вентильных разрядников, на применение которых были ориентированы рекомендации ПУЭ.

9.7. Показатели надежности грозозащиты РУ станций и подстанций от набегающих волн

9.7.1. Надежность грозозащиты ПС оценивается средним числом случаев появления опасных для подстанционной изоляции грозовых импульсов в год. Опасность могут представлять только грозовые импульсы, возникающие при ударе молнии в ВЛ в пределах опасной зоны l_{\text{о}.\text{з}} . Часть этих импульсов небольшой амплитуды или с малой крутизной фронта и небольшой длительности не вызывают повреждения или перекрытия изоляции оборудования подстанций. При оценке надежности грозозащиты ПС от набегающих с ВЛ грозовых импульсов используются методы, учитывающие статистические распределения амплитуды, крутизны и длительности первого и последующих импульсов тока многократного разряда, а также рабочее напряжение и удаленность грозового разряда. Анализируются перенапряжения, создаваемые на изоляции подстанционного оборудования полными и срезанными грозовыми импульсами.

Оценка надежности грозозащиты РУ станций и подстанций состоит в определении доли опасных импульсов среди поражающих ВЛ в пределах опасной зоны. Среднее число опасных грозовых перенапряжений от набегающих волн на каком-то аппарате или на подстанции в целом (т.е. перенапряжений, превышающих допустимые значения) за год может быть определено по формуле:

N_{\text{н}.\text{в}} = NN_{\text{г}.\text{ч}}l_{\text{о}.\text{з}}n_{\text{вл}}(1 - k_{\text{э}})(P_{\alpha}\psi_{\text{пр}} + \delta_{\text{оп}}P_{\text{оп}}\psi_{\text{оп}}) \cdot 10^{- 4} , (9.11)

где N_{\text{н}.\text{в}} — среднее число опасных перенапряжений, возникающих на защищаемом аппарате или на ПС в целом в течение года;

N — число грозовых ударов в ВЛ длиной 100 км при 100 грозовых часах в год;

N_{\text{г}.\text{ч}} — число грозовых часов в год;

l_{\text{о}.\text{з}} — длина опасной зоны, км;

n_{\text{вл}} , k_{\text{э}} — число отходящих ВЛ и коэффициент их взаимного экранирования;

P_{\alpha} — вероятность прорыва молнии на провода;

\delta_{\text{оп}} — доля грозовых ударов в опоры и прилегающие участки троса, отн. ед.;

P_{\text{оп}} — вероятность обратного перекрытия линейной изоляции;

\psi_{\text{пр}} , \psi_{\text{оп}} — доли опасных для изоляции ПС импульсов соответственно при прорыве молнии на провода и при обратных перекрытиях изоляции ВЛ, возникающих в пределах опасной зоны, отн. ед.

При определении \psi_{\text{пр}} и \psi_{\text{оп}} необходимо учитывать более 10 статистически изменяющихся параметров, что может быть реализовано при использовании ЭВМ. В настоящее время разработано и апробировано несколько версий программ расчета вероятности возникновения опасных перенапряжений на оборудовании ПС. Две из них представлены в Приложениях: программа ВНИИЭ, использующая метод статистических испытаний Монте-Карло (Приложение 32), и программа СПбГТУ, основанная на построении и интегрировании объема опасных волн с координатами — амплитуда, крутизна тока молнии и удаленность точки удара от шин ПС (Приложение 33).

Величина, обратная N_{\text{н}.\text{в}} , характеризует среднюю повторяемость опасных перенапряжений, возникающих на защищаемом аппарате или на ПС в целом (в годах):

T_{\text{н}.\text{в}} = \frac{1}{N_{\text{н}.\text{в}}} . (9.12)

9.7.2. Для установления критерия достаточности надежности грозозащиты подстанционного оборудования использован многолетний опыт эксплуатации ПС 35 — 220 кВ с высокими показателями надежности. Показатели надежности грозозащиты ПС более высокого класса номинального напряжения получены экстраполяцией имеющихся значений по ПС 35 — 220 кВ с учетом большей стоимости и ответственности ПС высших классов напряжения. Рекомендуемые показатели надежности грозозащиты наиболее дорогого и ответственного подстанционного оборудования (силовых трансформаторов, автотрансформаторов и шунтирующих реакторов) в зависимости от класса номинального напряжения ПС оцениваются следующими значениями:

U_{\text{н}} , кВ 35 110 220 330 500 750 1150

T_{\text{н}.\text{в}} , годы 200 — 300 300 — 400 400 — 600 600 — 800 800 — 1000 1000 — 1200 1200 — 1500

Приложение 13

ИСХОДНЫЕ ДАННЫЕ ДЛЯ РАСЧЕТА ГРОЗОУПОРНОСТИ ВЛ 110 кВ И ВЫШЕ

Для расчета грозоупорности ВЛ необходимы следующие данные:

U_{\text{н}} — номинальное напряжение ВЛ (кВ);

U — наибольшее длительно допустимое рабочее (линейное) напряжение, определяемое в соответствии с ГОСТ 1516.1-76, кВ (табл. П13.1);

L — длина ВЛ, км;

N_{\text{г}.\text{ч}} — среднемноголетнее или фактическое число грозовых часов за анализируемый период эксплуатации, определяется с учетом расположения трассы ВЛ на региональной карте или относительно близлежащих метеостанций (ГМС) (рис. П13.1) по формуле

N_{\text{г}.\text{ч}} = \frac{\sum_{i = 1}^{m} N_{\text{г}.\text{ч}_{i}}L_{i}}{L} , (П13.1)

где L_{i} — длина участка ВЛ, на котором грозовая деятельность оценена значением N_{\text{г}.\text{ч}_{i}} (применительно к карте N_{\text{г}.\text{ч}} ) или среднемноголетним значением N_{\text{г}.\text{ч}_{i}} по i-й ГМС. Длина в последнем случае определяется после подготовительных построений, определяющих «зоны охвата» отдельных ГМС: ближайшие ГМС соединяются прямыми и из середины полученных отрезков восстанавливаются перпендикуляры до пересечения с трассой ВЛ или с другими перпендикулярами;

• конструктивный эскиз промежуточной опоры, на котором указываются: материал опоры; высота точек крепления и горизонтальное смещение от оси опоры гирлянд тросов и каждого из проводов, м;

l_{\text{прол}} — длина пролета, м. Для действующих ВЛ

l_{\text{прол}} = \frac{L \cdot 10^{3}}{m_{\text{оп}} - 1} , (П13.2)

где L — длина ВЛ, км;

m_{\text{оп}} — число опор на трассе.

Для проектируемых ВЛ l_{\text{прол}} = 0,89l_{\text{габ}} , где l_{\text{габ}} — габаритный пролет;

h_{\text{тр} - \text{пр}} — расстояние по вертикали между тросом и проводом в середине пролета. Определяется в зависимости от длины пролета l_{\text{прол}} по рис. П13.2, построенному в соответствии с требованиями ПУЭ (шестое издание, п. 2.5.66);

h_{\text{г}} — наименьшее допустимое расстояние от провода до земли в середине пролета. Значения h_{\text{г}} для ненаселенной местности по ПУЭ (шестое издание, п. 2.5.103) приведены в табл. П13.1;

f_{\text{тр}} и f_{\text{пр}} — стрелы провеса троса и провода в условиях грозового сезона, м (см. Примечание к формуле (П16.6) и (П16.7));

• конструкция фазы: r_{\text{пр}} — радиус составляющей, м; n — число составляющих; d — шаг расщепления;
• конструкция троса: r_{\text{тр}} — радиус троса, м; n — число составляющих и d — шаг расщепления для расщепленного троса;
• конструкция изоляционных подвесок провода и троса: тип изоляторов, n_{\text{из}} — число изоляторов в поддерживающей гирлянде; H_{\text{из}} — строительная высота изолятора, м; l_{\text{г}} , l_{\text{г}.\text{тр}} — длина гирлянды провода и троса со строительной арматурой (длина арматуры для поддерживающих гирлянд провода (l_{\text{арм}}) и общая длина гирлянды троса приведены в табл. П13.1; информация о разрядных характеристиках линейной изоляции дана в Приложении 14);

R — среднее по трассе сопротивление заземления опоры при промышленной частоте, Ом. При наличии данных о конструкции заземлителя и удельных характеристиках грунта расчет грозоупорности ВЛ выполняется с учетом ценообразования в земле при стекании тока молнии (см. Приложение 15).

а)

б)

близлежащими метеостанциями

(п. 2.5.66)

Таблица П13.1

<*> Для расщепленного троса.

Приложение 14

РАЗРЯДНЫЕ ХАРАКТЕРИСТИКИ ЛИНЕЙНОЙ ИЗОЛЯЦИИ

14.1. Под линейной изоляцией подразумевается либо поддерживающая гирлянда, либо воздушный промежуток на опоре при отклоненной ветром гирлянде (при атмосферных перенапряжениях), если он имеет меньшую импульсную прочность, чем гирлянда, либо комбинированная изоляция на деревянных опорах. При комбинированной изоляции должна быть учтена также длина разрядного пути по дереву.

14.2. Расчетная форма импульса тока молнии отрицательной полярности — импульс с косоугольным фронтом длительностью \tau_{\text{ф}} до 10 мкс.

14.3. Для расчета вероятности перекрытия изоляции при трех возможных видах поражения ВЛ (ударе в опору, в трос в середине пролета и прорыве молнии на провода) требуются различные разрядные характеристики изоляции:

при ударе молнии в опору используется вольт-секундная характеристика для перекрытий изоляции с предразрядным временем от 0,5 до 10 мкс на фронте импульсов различной крутизны положительной полярности;

при ударе молнии в трос в середине пролета используется 50%-ное разрядное напряжение для импульса положительной полярности.

14.4. Вольт-секундная характеристика гирлянд изоляторов для разрядов на косоугольном фронте импульса определяется с использованием разрядных характеристик гирлянд изоляторов на стандартном грозовом импульсе 1,2/50 мкс, а именно, 50%-ного разрядного напряжения U_{50}^{*} примененной гирлянды изоляторов и аналогичной характеристики для обобщенной зависимости U_{50} от l_{\text{разр}} (рис. П14.1) по формуле

U_{\text{разр}}(t) = 340k_{\text{кон}}k_{E}l_{\text{разр}}(1 + \frac{15}{t + 9,5}) , (П14.1)

где l_{\text{разр}} — длина разрядного пути по гирлянде изоляторов, равная произведению числа изоляторов n_{\text{из}} на строительную высоту изолятора H_{\text{из}} , м;

k_{\text{кон}} — коэффициент, учитывающий различие в конструкции изоляторов (отношение длины пути тока утечки L_{\text{у}} к строительной высоте H_{\text{из}} ;

k_{E} — коэффициент, учитывающий снижение градиента разрядного напряжения с увеличением длины гирлянды l_{\text{разр}} ).

а)

б)

а) без защитной арматуры; б) с защитной арматурой

Коэффициенты k_{E} и k_{\text{кон}} выбираются в соответствии с рекомендациями табл. П14.1.

Таблица П14.1

напряжения на косоугольном фронте импульса

Расчет 50%-ного разрядного напряжения для импульса положительной полярности с длительностью фронта более длительности фронта стандартного импульса производится по формуле

U_{50}^{+}(\tau_{\text{ф}}) = U_{50}^{+}(0,45 + \frac{9}{\tau_{\text{ф}}^{0,9} + 15}) , кВ (П14.2)

где \tau_{\text{ф}} — длительность фронта, мкс;

U_{50}^{+} — 50%-ное разрядное напряжение для стандартного импульса положительной полярности, кВ.

14.5. Для расчета вероятности перекрытия изоляции при ударе молнии в провод используется 50%-ное разрядное напряжение для импульса с усредненными параметрами \tau_{\text{ф}} \approx (4 - 5)\text{мкс} , определяемое в зависимости от l_{\text{разр}} по формуле

U_{50}^{-}(l_{\text{разр}}) = U_{50}^{-}(0,92 - 0,012l_{\text{разр}}^{(0,74 - 0,06l_{\text{разр}})(l_{\text{разр}} - 3)}) , (П14.3)

где l_{\text{разр}} — как в табл. П14.1;

U_{50}^{-} — 50%-ное разрядное напряжение для стандартного импульса отрицательной полярности.

14.6. Для определения 50%-ных разрядных напряжений воздушных промежутков на опоре могут использоваться следующие усредненные градиенты напряжения:

для импульса положительной полярности — 580 кВ/м;

для импульса отрицательной полярности — 625 кВ/м.

14.7. Для комбинированной изоляции на линиях с деревянными опорами U_{50} = U_{50}^{\text{г}} + l_{\text{д}}E_{\text{д}} , где U_{50}^{\text{г}} — 50%-ное разрядное напряжение одной или двух гирлянд изоляторов, кВ; l_{\text{д}} — длина по дереву, м; E_{\text{д}} — градиент разрядного напряжения по дереву, равный 70 кВ/м.

14.8. Рекомендации п. 14.4 - п. 14.6 распространяются на линейную изоляцию ВЛ до 750 кВ ( l_{\text{разр}} до 7 м). Для более длинных гирлянд ВЛ 1150 кВ характерен каскадирующий механизм перекрытия, приводящий к снижению разрядных градиентов.

Приложение 15

СОПРОТИВЛЕНИЯ ЗАЗЕМЛЕНИЯ ОПОР ВЛ

15.1. Электрофизические характеристики грунта

Удельное сопротивление \rho и диэлектрическая проницаемость \epsilon грунта должны определяться в ходе предпроектных изысканий по трассе ВЛ. Пределы изменения значений \rho для разных типов грунтов приведены в табл. П15.1. Усредненные значения диэлектрической проницаемости даны в табл. П15.2.

Таблица П15.1

Удельное сопротивление грунтов

Таблица П15.2

Диэлектрическая проницаемость различных типов грунтов

Примечание. С увеличением влажности грунта (горной породы) значение возрастает, так как для воды \epsilon = 80 , т.е. значительно больше, чем для сухих грунтов.

Необходимые для расчета сопротивления заземляющих устройств при стекании больших токов (токов к.з. или токов молнии) значения напряженности электрического поля, при которой в грунте начинаются искровые разряды E_{\text{н}} , а также значения пробивной напряженности грунта в однородном поле E_{\text{пр}} для различных типов грунта приведены в табл. П15.3.

Таблица П15.3

и при пробое грунта в однородном поле

15.2. Определение эквивалентного удельного сопротивления неоднородного грунта

Расчет заземлителей, размещенных в неоднородном грунте, проводится после приведения реальной многослойной структуры к эквивалентной двухслойной модели. Способы приведения зависят от типа заземляющего устройства и характера электрической структуры грунта.

В общем случае эквивалентное удельное сопротивление верхнего слоя двухслойной модели (\rho_{1\text{э}}) определяется путем усреднения проводимостей слоев, расположенных по высоте h_{1\text{э}} , по формуле

\rho_{1\text{э}} = \frac{h_{1\text{э}}}{\sum_{i = 1}^{i = n_{c1}} \rho_{i}h_{i}} , (П15.1)

в которой \rho_{i} и h_{i} — удельное сопротивление и толщина 1-го из n_{c1} слоев, составляющих первый эквивалентный слой двухслойной модели грунта.

Для вертикального электрода h_{1\text{э}} = l_{\text{в}} + h_{\text{з}} , где l_{\text{в}} — длина вертикального электрода, h_{\text{з}} — глубина заложения заземлителя.

Для протяженных заземлителей h_{1\text{э}} равна глубине их заложения и состоит из одного слоя с \rho_{1\text{э}} = \rho_{1} . Толщина второго слоя эквивалентной двухслойной модели определяется расчетной глубиной H_{\text{расч}} , равной:

(1,3 - 1,4)l_{\text{в}} для вертикального заземлителя;

(0,1 - 0,2)n_{\text{л}}l_{\text{л}} \leq 10\text{м} для горизонтального (где n_{\text{л}} и l_{\text{л}} — число и длина лучей).

Если в пределах H_{\text{расч}} имеется один слой, то его удельное сопротивление принимается за \rho_{2\text{э}} . Если слоев 2 и более, то \rho_{2\text{э}} определяется путем усреднения в зависимости от характера изменения удельного сопротивления слоев по глубине:

при уменьшении удельного сопротивления слоев по глубине

\rho_{2\text{э}} = \frac{i \sum_{= n_{c1} +}^{i = n_{c}} {}_{1}\rho_{i}h_{i}}{H_{\text{расч}} - h_{1\text{э}}} ; (П15.2)

при увеличении удельного сопротивления слоев по глубине

\rho_{2\text{э}} = \frac{H_{\text{расч}} - h_{1\text{э}}}{i \sum_{= n_{c1} +}^{i = n} {}_{1}\rho_{i}h_{i}} . (П15.3)

В формулах (П15.2) и (П15.3) \rho_{i} и h_{i} — удельное сопротивление и толщина i-го из (n_{c} - n_{c1}) слоев, составляющих второй эквивалентный слой, Ом x м и м соответственно; h_{1\text{э}} — граница разделения слоев двухслойной модели, м.

При составлении двухслойной модели следует учитывать, что в пределах верхних слоев грунта имеют место сезонные изменения температуры и влажности и следовательно удельного сопротивления грунта. Общая толщина слоев составляет (1,5 — 1,8) глубины промерзания и оценивается значениями 2,4; 2,0 и 1,2 м соответственно для I, II и III климатических зон, относящихся условно к северным, средним и южным районам России.

Двухслойная модель приводится к однослойной с эквивалентным удельным сопротивлением \rho_{\text{э}} , в которой заземлитель будет иметь такое же значение сопротивления, как в двухслойной модели грунта.

На рис. П15.1 представлены графики, позволяющие определить значение удельного сопротивления для вертикального электрода (рис. П15.1, а), заземляющее устройства с n_{\text{л}} горизонтальными лучами (рис. П15.1, б) и для комбинированного заземлителя ( n_{\text{л}} лучей с вертикальными электродами (рис. П15.1, в)).

( n_{\text{л}} лучей с вертикальными электродами)

15.3. Стационарное сопротивление заземления одиночных искусственных заземлителей в однородном грунте

Формулы для расчета стационарного сопротивления одиночных искусственных заземлителей опор ВЛ, выполненных из электродов круглого сечения диаметром d, расположенных в однородном грунте с удельным сопротивлением \rho , приведены в табл. П15.4. При использовании электродов некруглого сечения в расчетные формулы табл. П15.4 следует подставлять эквивалентный диаметр d_{\text{э}}(D_{\text{э}}) , определенный в соответствии с рекомендациями табл. П15.5.

Таблица П15.4

с удельным сопротивлением \rho

Примечание. l_{\text{з}} — длина электрода, d_{\text{з}} — диаметр электрода, D — диаметр кольца (пластина), h_{\text{з}} — глубина заложения.

Таблица П15.5

Эквивалентный диаметр для электродов некруглого сечения

15.4 Расчет сопротивления заземления различных конструкций заземляющих устройств опор ВЛ <*>

<*> Рекомендации по расчету сопротивления заземления ориентированы на фундаменты опор действующей унификации и на лучевые заземлители.

15.4.1. Расчет стационарного сопротивления растеканию естественных заземлителей — железобетонных оснований опор ВЛ (стоек, свай, плит, сборных фундаментов и т.д.) проводится из условия: железобетонные конструкции замещаются сплошными металлическими, размеры которых соответствуют внешним размерам части арматурного каркаса, находящегося в грунте.

Сопротивление заземления различных конструкций фундаментов опор рассчитывается по соответствующим формулам:

для заглубленной железобетонной стойки

R_{\text{ст}_{1}} = \frac{\rho_{\text{з}}}{2\pi l_{\text{з}}} ln \frac{4l_{\text{з}}}{d_{\text{з}}} , (П15.4)

где l_{\text{з}} и d_{\text{з}} — длина и средний диаметр заглубленного участка стойки, м;

для двух стоек портальной железобетонной опоры

R_{\text{ст}_{2}} = \frac{1}{k_{\text{ис}}} \frac{R_{\text{ст}_{1}}}{2} , (П15.5)

где k_{\text{ис}} — коэффициент использования, имеющий в зависимости от расстояния между стойками следующие значения:

расстояние между стойками, м 5,0 (ВЛ 110 — 220 кВ) 8,4 (ВЛ 330 кВ)

k_{\text{ис}} 0,88 0,92;

для фундамента из четырех грибовидных подножников

R_{\text{ф}} = k_{f} \frac{\rho_{\text{з}}}{H_{\text{п}}} , (П15.6)

где H_{\text{п}} — высота подножника, м;

k_{f} — коэффициент формы, который определяется по рис. П15.2 с учетом расстояния между осями подножников и геометрических размеров стойки и основания подножника;

\frac{a}{H_{\text{п}}} = 0,2 ; \frac{A}{H_{\text{п}}} = 0,8 ; \frac{a}{H_{\text{п}}} = 0,1 ; \frac{A}{H_{\text{п}}} = 0,5

для фундамента портальной опоры на оттяжках

расчет ведется по формуле (П15.6), где k_{f} определяется по результатам модельных исследований (рис. П15.3) с учетом расстояний между грибовидными подножниками и заглубленными плитами оттяжек;

\frac{A}{H_{\text{п}}} = 0,5 ; \frac{A}{H_{\text{п}}} = 0,9

для фундамента одностоечной металлической опоры на оттяжках, состоящего из подножника и трех плит

R_{\text{ф}} = \frac{\frac{R_{\text{пл}}}{3k_{\text{ис}.\text{пл}}} R_{\text{п}}}{(\frac{R_{\text{пл}}}{3k_{\text{ис}.\text{пл}} + R_{\text{п}}})k_{\text{ис}.\text{ф}}} , (П15.7)

где R_{\text{пл}} — сопротивление заземления плиты, рассчитывающееся по формуле

R_{\text{пл}} = 0,3(\frac{\rho_{\text{э}}}{D_{\text{э}}}) , (П15.8)

в которой D_{\text{э}} = 1,13 \sqrt{A_{3}B_{3}} , где A_{3} и B_{3} — размеры плиты, м;

R_{\text{п}} — сопротивление заземления подножника, рассчитывающееся по формуле

R_{\text{п}} = \frac{R_{\text{ст}}R_{\text{пл}}}{(R_{\text{ст}} + R_{\text{пл}})k_{\text{ис}}} , (П15.9)

в которой R_{\text{ст}} — сопротивление заземления стойки (см. формулу (П15.4));

R_{\text{пл}} — сопротивление основания подножника (см. формулу (П15.8));

k_{\text{ис}} — коэффициент совместного использования частей подножника, равный 0,9;

k_{\text{ис}.\text{пл}} = 0,95 и k_{\text{ис}.\text{ф}} = 0,9 — коэффициенты использования соответственно трех плит и фундамента, окруженного тремя плитами.

15.4.2 Сопротивление заземления комбинированного заземлителя (фундамент и лучи) рассчитывается по формуле

R_{\Sigma} = \frac{R_{\text{ф}}R_{\text{л}}}{R_{\text{ф}} + R_{\text{л}}} \frac{1}{k_{\text{ис}}} , (П15.10)

где k_{\text{ис}} — коэффициент использования, равный (0,8 — 0,9);

R_{\text{л}} — сопротивление заземления лучей, рассчитывающееся по формуле

R_{\text{л}} = \rho_{\text{э}} \frac{k_{\text{под}}}{l_{\text{л}}} , (П15.11)

в которой l_{\text{л}} — длина лучей, k_{\text{под}} — коэффициент подобия, определяющийся по рис. П15.4 в зависимости от числа лучей (n_{\text{л}}) и отношения диаметра лучей (d_{\text{л}}) к их длине.

а — 2 луча, б — 4 луча

При добавлении вертикальных стержней сопротивление лучевого заземлителя рассчитывается по формуле

R_{\text{л}} = \rho_{\text{э}} \frac{k_{\text{под}}}{l_{\text{л}}} k_{\text{л} - \text{в}} , (П15.12)

где k_{\text{л} - \text{в}} — коэффициент, учитывающий снижение сопротивления лучевого заземлителя при добавлении вертикальных электродов длиной l_{\text{в}} по рис. П15.5. Остальные обозначения аналогичны обозначенным в формуле (П15.11).

вертикальных электродов

При \rho_{\text{э}}>1000\text{Ом } \cdot \text{м} естественная проводимость фундаментов не учитывается, т.е. R_{\Sigma} = R_{\text{л}} .

15.5. Расчет импульсного сопротивления заземления опор ВЛ

При стекании тока молнии происходит изменение значения сопротивления заземления по сравнению с измеренным на частоте 50 Гц вследствие нелинейности удельного сопротивления грунта при импульсном воздействии, процесса искрообразования при стекании тока, приводящего к пробою грунта в приэлектродной зоне, а также индуктивности и емкости заземляющего контура.

В зависимости от характеристик грунта (типа, влажности, удельного сопротивления, электрической прочности) и конструкции заземлителя возможно проявление всех или части перечисленных факторов с преобладающим влиянием одного из них. Например, во влажных глинистых грунтах, имеющих значительную нелинейность, обусловленную электрохимическими процессами, снижение сопротивления заземления может иметь место без образования искровой зоны; в сухих песчаных грунтах снижение сопротивления будет происходить за счет пробоя грунта и образования искровой зоны; в плохо проводящих грунтах интенсивность искрообразования возрастает, но при использовании в них протяженных заземлителей эффект искрообразования будет компенсироваться увеличением сопротивления заземления из-за его индуктивности; для сосредоточенных заземлителей в грунтах с высоким удельным сопротивлением необходимо считаться с емкостью заземляющего контура.

Расчет изменения сопротивления опоры при протекании тока молнии рекомендуется проводить по международной признанной методике, разработанной на основе теории подобия (Корсунцев А.В. Научные доклады высшей школы. Энергетика: 1958, № 1). При определении критериев подобия в основу представлений о механизме работы заземлителя положено понятие искровой зоны, т.е. области, охваченной разрядом в грунте, границы которой определяются характеристическим размером S (рис. П15.6) и критическим значением напряженности электрического поля

E_{\text{кр}} = \rho j , (П15.13)

где j — плотность тока;

\rho — удельное сопротивление грунта.

разряда в грунте вокруг заземлителя

Критериальная зависимость \text{П}_{1} = f(\text{П}_{2}) , полученная по результатам обобщения отечественных и зарубежных экспериментальных данных, представленная на рис. П15.7 в координатах:

\text{П}_{2} = \frac{I\rho}{S^{2}E_{\text{пр}}} , (П15.15)

имеет три участка:

I — горизонтальный участок зависимости (\text{П}_{1} = \text{П}_{1}^{0}) соответствует стационарному сопротивлению при промышленной частоте и относится к случаю малых токов, когда наличием искровой зоны можно пренебречь. Значение \text{П}_{1}^{0} зависит от формы заземлителя (электрода); II и III криволинейные участки аппроксимируются формулами:

II — участок (\text{П}_{1}^{0}<\text{П}_{2}<45) \text{П}_{1} = 0,256\text{П}_{2}^{- 0,354} ; (П15.16)

III — участок (область \text{П}_{2}>45 ) \text{П}_{1} = 1,829\text{П}_{2}^{- 0,871} . (П15.17)

импульсного сопротивления заземления

Характеристика электрической прочности грунта учтена в критерии подобия \text{П}_{2} значением пробивной напряженности грунта в однородном поле (см. табл. П15.3). При отсутствии конкретных экспериментальных данных E_{\text{пр}} может быть оценена формулой

E_{\text{пр}} = 6,9lg\rho - 0,6(lg\rho)^{2} - 3,4 . (П15.18)

Расчету сопротивления заземления с учетом искрообразования предшествует определение критического значения стекающего с заземлителя тока, при котором начинается процесс искрообразования (I_{\text{кр}}) . Для этого рассчитываются критериальные параметры \text{П}_{1} и \text{П}_{2} для стационарного значения сопротивления заземления по формулам

\text{П}_{2} = exp(\frac{ln \frac{0,256}{\text{П}_{1}}}{0,354}) . (П15.20)

С использованием полученного параметра \text{П}_{2} критическое значение тока I_{\text{иск}} определяется по формуле (П15.15) при I = I_{\text{иск}}

I_{\text{иск}} = \frac{\text{П}_{2}S^{2}E_{\text{пр}}}{\rho} . (П15.21)

При условии, что ток через опору больше I_{\text{иск}} , расчет импульсного сопротивления заземления ведется следующим образом:

• рассчитывается значение критериального параметра \text{П}_{2} по формуле (П15.15);
• по одной из формул (П15.16) или (П15.17) определяется соответствующее значение \text{П}_{1} ;
• импульсное сопротивление заземления определяется по формуле:

R_{\text{и}} = \frac{\text{П}_{1}\rho}{S} . (П15.22)

В расчетах грозоупорности ВЛ описанная процедура должна выполняться по мере возрастания тока молнии до момента перекрытия линейной изоляции <*>. Степень влияния эффекта искрообразования на показатели грозоупорности зависит от электрофизических характеристик грунта и конструкции заземлителя, а также других особенностей ВЛ разного номинального напряжения.

<*> Реализовано в алгоритме программы расчета грозоупорности ВЛ (Приложение 34, версия НИИПТ).

ВЛ напряжением до 110 кВ из-за низкой импульсной прочности линейной изоляции имеют невысокую грозоупорность: при ударах молнии в опору обратное перекрытие изоляции будет происходить уже при небольших значениях импульсного тока без интенсивного развития искровой зоны вокруг заземлителя, т.е. при импульсном сопротивлении заземлителя, мало отличающемся от стационарного. Оценка грозоупорности ВЛ без учета поправки на искрообразование в этом случае дает небольшой запас в расчете, а эффективным средством повышения грозоупорности этих ВЛ является обеспечение низких значений сопротивления заземления на частоте 50 Гц.

ВЛ 220 и 330 кВ имеют более высокую грозоупорность, а доля отключений от обратных перекрытий на этих ВЛ превышает долю отключений от прорывов. Развитие искровой зоны у этих ВЛ будет происходить еще до перекрытия изоляции, поэтому для ВЛ 220 и 330 кВ необходимо более точно определять как стационарное сопротивление заземления, так и учитывать искрообразование в грунте.

Конструктивные особенности ВЛ 500 — 1150 кВ (высокая импульсная прочность линейной изоляции, портальные опоры, два троса, небольшие значения сопротивления заземления при частоте 50 Гц за счет размещения заземляющего контура и фундаментов опор в большом пространстве) обеспечивают высокую грозоупорность ВЛ при ударах молнии в опору без возникновения интенсивной искровой зоны из-за небольших плотностей стекающего в землю импульсного тока, поэтому при расчетах числа отключений от обратных перекрытий этих ВЛ допустимо использовать значение сопротивления заземления при частоте 50 Гц.

15.6. Справочные данные для расчета сопротивления заземления ( R_{\sim} и R_{\text{и}} ) типовых заземляющих устройств унифицированных опор ВЛ 110 — 500 кВ

В табл. П15.6 - П15.11 приведена длина лучей многолучевых заземляющих устройств, используемых в качестве типовых для всех конструкций опор табл. 8.1, обеспечивающих нормируемое ПУЭ (п. 2.5.75) сопротивление заземления R_{\text{и}} при промышленной частоте в грунтах с удельным сопротивлением \rho до 2200 Ом x м, а также дана информация, необходимая для расчета R_{\sim} и R_{\text{и}} этих заземлителей: коэффициент подобия k_{\text{под}} , характеристический размер S.

Таблица П15.6

металлических опор ВЛ 110 — 330 кВ

Примечания. <*> Числитель для ВЛ 110 кВ, знаменатель для ВЛ 330 кВ;

<**> k_{f} фундаментов из четырех подножников.

Таблица П15.7

устройств металлических портальных опор ВЛ 330, 500 и 750 кВ

Примечание. <*> k_{f} фундаментов из двух подножников и двух плит.

Таблица П15.8

устройств металлической опоры типа «рюмка» ВЛ 500 кВ

Примечание. k_{f} = 0,105 для фундамента из четырех подножников.

Таблица П15.9

и 220 кВ: ПБ 110-1, ПБ 110-2, ПБ 150-1, ПБ 150-2, ПБ 220-1

Примечание. <*> k_{f} заглубленной части стойки;

<**> для двух лучей.

Таблица П15.10

опор ВЛ 150, 220, 330, 500 и 750 кВ

Примечание. <*> k_{f} заглубленной части стойки.

Таблица П15.11

опор на оттяжках ВЛ 500 кВ

Примечание. <*> k_{f} заглубленной части стойки.

Приложение 16

РАСЧЕТНЫЕ ПАРАМЕТРЫ ВОЗДУШНОЙ ЛИНИИ

Для расчета грозоупорности линии требуется предварительно определить необходимые параметры: индуктивность опоры, волновые сопротивления и коэффициенты связи проводов и тросов.

16.1. Индуктивность опоры от основания до точки подвеса троса (на линиях с тросом) или до вершины опоры (для ВЛ без троса) рассчитывается по формуле

L_{\text{оп}}^{\text{тр}} = k_{\text{тр}}h_{\text{тр}} , (П16.1)

где h_{\text{тр}} — высота точки подвеса троса на опоре, м;

k_{\text{тр}} — коэффициент, который для различных типов опор выбирается по табл. П16.1, мкГн/м.

Таблица П16.1

опор воздушных линий из различного материала

Примечания. <*> См. формулу (П16.4);

<**> q_{h} — коэффициент, равный отношению длины участка опоры, расположенного выше уровня крепления оттяжек, к общей высоте опоры.

Индуктивность участка опоры от основания до уровня точки подвеса провода (нижний конец гирлянды), которая рассчитывается по формуле

L_{\text{оп}}^{\text{пр}} = k_{\text{пр}}h_{\text{пр}} , (П16.2)

где h_{\text{пр}} — высота точки подвеса провода на опоре, м (нижний конец гирлянды);

k_{\text{пр}} — коэффициент, который для различных типов опор выбирается по табл. П16.1, мкГн/м.

Для металлических башенных опор высотой более 50 м, например, для переходных пролетов, индуктивность вычисляется по формуле

L_{\text{оп}}^{\text{пр}} = 0,2h_{\text{пр}}(ln \frac{2H}{r_{\text{оп}}} + \frac{\Delta h}{2h_{\text{пр}}} ln \frac{H}{\Delta h} - 1) , (П16.3)

где H = h_{\text{тр}} + h_{\text{пр}} ;

\Delta h = h_{\text{тр}} - h_{\text{пр}} ;

h_{\text{тр}} — высота точки подвеса троса на опоре, м;

h_{\text{пр}} — высота подвеса провода на опоре (нижний конец гирлянды), м;

r_{\text{оп}} — средний эквивалентный радиус опоры, вычисляющийся по формуле

r_{\text{оп}} = \frac{C_{\text{г}}}{2\pi} , (П16.4)

где C_{\text{г}} — периметр горизонтального сечения опоры на половине ее высоты, м.

16.2 Геометрическое (без короны) волновое сопротивление одиночного троса или провода рассчитывается по формуле

z_{\text{г}} = 60ln \frac{2h_{\text{ср}}}{r} , (П16.5)

где r — радиус троса или провода, м;

h_{\text{ср}} — средняя высота подвеса троса или провода над землей (м) определяется по формулам:

для провода h_{\text{ср}.\text{пр}} = h_{\text{пр}} - \frac{2}{3} f_{\text{пр}} , (П16.7)

в которых h_{\text{тр}} и h_{\text{пр}} — высота подвеса троса и верхнего провода на опоре, определяется с использованием эскиза опоры и длины гирлянд со строительной арматурой (см. Приложение 13, табл. П13.1).

Примечание. При отсутствии данных о стрелах провеса f_{\text{тр}} и f_{\text{пр}} они вычисляются через нормированные ПУЭ расстояния по вертикали между тросом и верхним проводом \Delta h в середине пролета длиной l_{\text{прол}} (см. Приложение 13, рис. П13.2) и наименьшее допустимое расстояние между нижним проводом и землей h_{\text{г}} , м (см. Приложение 13, табл. П13.1):

при h_{\text{тр} - \text{пр}} \leq h_{\text{тр}} - h_{\text{пр}}^{\text{в}}f_{\text{тр}} = f_{\text{пр}} = h_{\text{пр}}^{\text{н}} - h_{\text{г}} , (П16.10)

где h_{\text{пр}}^{\text{н}} и h_{\text{пр}}^{\text{в}} — высота подвеса нижнего и верхнего проводов на опоре.

Для расщепленного провода в формулу (П16.5) вместо r подставляется эквивалентный радиус

r_{\text{э}} = (nrR_{\text{р}}^{n - 1})^{\frac{1}{n}} , (П16.11)

где n — число составляющих расщепленного провода;

r — радиус составляющего провода, м;

R_{\text{р}} — радиус расщепления, рассчитывающийся по формуле

R_{\text{р}} = \frac{d}{2sin \frac{\pi}{n}} , (П16.12)

в которой d — шаг расщепления, м.

Волновое сопротивление z параллельных тросов (проводов) рассчитывается по формуле

z_{\text{э}} = \frac{1}{n^{2}} \sum_{k,m = 1}^{n} z_{km} , (П16.13)

где z_{kk} — собственное волновое сопротивление (по формуле (П16.5));

z_{km} — взаимное волновое сопротивление, которое определяется по формуле

z_{km} = 60ln \frac{D_{km\prime}}{d_{km}} , (П16.14)

в которой D_{km\prime} — расстояние между тросом k и зеркальным изображением троса m относительно земной поверхности;

d_{km} — расстояние между тросами k и m.

Геометрическое волновое сопротивление двух тросов 2 и 3 одинакового радиуса r, расположенных на высоте h_{\text{ср}} (рис. П16.1, б), рассчитывается по формуле

z_{\text{г}} = 30ln \frac{2h_{\text{ср}}D_{23\prime}}{rd_{23}} , (П16.15)

где h_{\text{ср}} — средняя высота тросов над землей, м;

D_{23\prime} — расстояние между тросом 2 и зеркальным изображением троса 3 относительно земной поверхности, м;

d_{23} — расстояние между тросами 2 и 3, м.

и коэффициентов связи проводов и тросов

16.3. Геометрический коэффициент связи провода 1 с одиночным тросом или другим проводом 2 (рис. П16.1, а) <*> рассчитывается по формуле

<*> Все геометрические размеры на рис. П16.1 определяются по средней высоте троса и провода над землей.

k_{\text{г}} = \frac{ln \frac{D_{12\prime}}{d_{12}}}{ln \frac{2h_{\text{ср}}}{r}} , (П16.16)

где D_{12\prime} — расстояние между проводом и зеркальным изображением троса (второго провода) относительно земной поверхности, м;

d_{12} — расстояние между проводом и тросом (вторым проводом), м;

h_{\text{ср}} — средняя высота троса (второго провода) над землей, м;

r — радиус троса (второго провода), м.

Коэффициент связи провода n относительно (n — 1) проводов, находящихся под одинаковым напряжением, определяется по формуле

, (П16.17)

в которой собственные и взаимные волновые сопротивления рассчитываются по формулам (П16.5) и (П16.14).

Геометрический коэффициент связи провода 1 с двумя тросами 2 и 3, имеющими одинаковый радиус r и расположенными на высоте h_{\text{ср}} , на расстоянии d_{23} друг от друга (см. рис. П16.1, б), вычисляется по формуле

k_{\text{г}} = \frac{ln \frac{D_{12\prime}D_{13\prime}}{d_{12}d_{13}}}{ln \frac{2h_{\text{ср}}D_{23\prime}}{rd_{23}}} . (П16.18)

16.4. При возникновении на проводах и тросах импульсной короны волновое сопротивление снижается, а коэффициент связи возрастает. Поправка на корону для волновых сопротивлений и коэффициентов связи вводится по методике, базирующейся на понятии «коронного чехла». Связь между радиусом одиночного или эквивалентным радиусом расщепленного на n составляющих коронирующего провода r_{\text{э}.\text{к}} и воздействующим напряжением U описывается трансцендентным уравнением

где r_{\text{э}.\text{к}} = (nr_{\text{к}}R_{\text{к}}^{n - 1})^{\frac{1}{n}} , (П16.20)

в котором r_{\text{к}} — радиус чехла короны составляющего провода;

R_{\text{к}} — радиус расщепления коронирующего провода в соответствии с принятой картиной на расщепленных проводах (рис. П16.2 и П16.3), рассчитывается по формуле

R_{\text{к}} = R_{\text{р}} - r + r_{\text{к}} , (П16.21)

где R_{\text{р}} — радиус расщепления по формуле (П16.12);

r — радиус составляющего провода без короны;

в формуле (П16.19) E_{\text{ср}} — средняя напряженность на границе коронного чехла при отрицательной полярности напряжения.

на одиночном (а) и расщепленном (б) проводе

на составляющей расщепленного провода

По результатам обработки экспериментальных данных E_{\text{ср}}^{-} связана с радиусом чехла короны провода зависимостью

E_{\text{ср}}^{-} = 33,9r_{\text{к}}^{0,268} , (П16.22)

в которой r_{\text{к}} берется в см, E_{\text{ср}}^{-} — в кВ/см.

При подстановке r_{\text{э}.\text{к}} по формуле (П16.20) в уравнение (П16.19) расчетное выражение для r_{\text{к}} принимает вид

r_{\text{к}} = \frac{U}{E_{\text{ср}}^{-}nln \frac{2h_{\text{ср}}}{r_{\text{э}.\text{к}}}} . (П16.23)

Для одиночного провода r_{\text{э}.\text{к}} = r_{\text{к}} и n = 1 расчет ведется методом итерации, начиная с r_{\text{к}} = r , до выполнения условия (r_{\text{к}_{i + 1}} - r_{\text{к}_{i}})<0,005\text{м} .

Расчет волнового сопротивления коронирующего троса (тросов) и коэффициента связи провода с коронирующим тросом (тросами) проводится с использованием в формулах (П16.5), (П16.13), (П16.16) и (П16.17) вместо ln \frac{2h_{\text{ср}}}{r} параметра, равного

lnw_{\text{к}} = \sqrt{ln \frac{2h_{\text{ср}}}{r_{\text{э}}} ln \frac{2h_{\text{ср}}}{r_{\text{э}.\text{к}}}} , (П16.24)

где r_{\text{э}.\text{к}} определено с использованием значения r_{\text{к}} на последней итерации. При таком подходе учитывается неравномерность заполнения зарядами «коронного чехла».

16.5. В программе расчета числа грозовых отключений поправка на корону для волнового сопротивления провода вводится однократно при расчете критического значения амплитуды тока молнии, вызывающего перекрытие линейной изоляции при ударе молнии в провод.

Поправка на корону для коэффициента связи вводится при расчете числа обратных перекрытий от удара молнии в опору или трос в середине пролета в динамическом режиме по мере изменения напряжения на тросе.

В табл. П16.2 приведены значения волнового сопротивления проводов (геометрических и с учетом короны) и геометрических коэффициентов связи проводов и тросов ВЛ 35 — 1150 кВ.

Таблица П16.2

и коэффициент связи проводов и тросов ВЛ 35 — 1150 кВ

Приложение 17

И БОЛЕЕ ВЫСОКОГО НАПРЯЖЕНИЯ С ТРОСОМ <*>

<*> Программа расчета для ПЭВМ разработана в НИИПТ и ВНИИЭ (см. Приложение 34).

17.1. Для ВЛ 110 кВ и выше с индуктированными перенапряжениями при ударах в землю можно не считаться.

На ВЛ, имеющей тросовую защиту, различаются три расчетных случая грозовых поражений:

• удар в опору или удар в трос вблизи опоры, по своим последствиям приравниваемый к удару в опору;
• удар в трос в средней части пролета;
• удар в провод (прорыв молнии через тросовую защиту).

Общее число грозовых отключений ВЛ с тросом определяется суммой отключений по указанным причинам. Обычно рассчитывается удельное число грозовых отключений на 100 км и 100 грозовых часов, равное

n_{\text{г}} = n_{\text{оп}} + n_{\text{тр}} + n_{\text{пр}} . (П17.1)

Расчет абсолютного числа грозовых отключений на фактическую длину ВЛ (L) и фактическую интенсивность грозовой деятельности (N_{\text{г}.\text{ч}}) производится по формуле (7.1).

17.2. Ожидаемое удельное число грозовых отключений от обратных перекрытий линейной изоляции при ударах молнии в опору определяется по формуле

где N_{\text{оп}} = 4N \frac{h_{\text{тр}}}{l_{\text{прол}}} — число ударов в опору; (П17.3)

h_{\text{тр}} — высота подвеса на опоре, м;

l_{\text{прол}} — длина пролета, м;

N — общее число ударов молнии на 100 км линии, рассчитывается в зависимости от средней высоты подвеса троса h_{\text{ср}.\text{тр}} по формулам (6.14) и (6.15);

\eta — коэффициент перехода импульсного перекрытия в дугу тока промышленной частоты, определяется по формуле

\eta = (0,92 \frac{U}{l_{\text{разр}}} - 6) \cdot 10^{- 2} , (П17.4)

в которой l_{\text{разр}} — длина разрядного пути по гирлянде изоляторов, м;

U — наибольшее длительно допустимое рабочее (линейное) напряжение, кВ (см. Приложение 13, табл. П13.1). В случаях, когда значение \eta по формуле (П17.4) получается больше 0,9, оно принимается равным 0,9; P_{\text{оп}} — вероятность перекрытия линейной изоляции, определяется интегрированием области опасных параметров амплитуды и крутизны тока молнии. Перекрытие возникает при условии, когда сумма импульсного и рабочего напряжения провода достигает разрядного напряжения линейной изоляции, определяемого вольт-секундной характеристикой для разрядов на фронте импульса перенапряжений, т.е. когда

U_{\text{имп}}(t) + u_{\text{р}}(\phi) \geq U_{\text{разр}}^{+}(t) . (П17.5)

Удар молнии возможен в любую фазу u_{\text{р}}(\phi) . Импульсная составляющая в выражении (П17.5), кроме всего прочего, зависит от высоты подвеса провода, поэтому в зависимости от фазы U_{\text{р}} в неблагоприятных условиях может оказаться тот или другой провод.

При ударе молнии в опору импульсное напряжение на линейной изоляции состоит из следующих составляющих:

• составляющая, вызванная падением напряжения на сопротивлении заземления опоры

U_{R}(t) = i_{\text{оп}}R , (П17.6)

где i_{\text{оп}} — ток через опору, кА;

R — сопротивление заземления, Ом;

• магнитная составляющая индуктированного напряжения, которая создается током в опоре и током в канале молнии

U_{\text{ин}.\text{м}}(t) = L_{\text{оп}}^{\text{пр}} \frac{di_{\text{оп}}}{dt} + aM^{\text{пр}}(t) , (П17.7)

где a — крутизна тока молнии, кА/мкс;

L_{\text{оп}}^{\text{пр}} — индуктивность опоры до точки подвеса провода, определяемая по рекомендациям Приложения 16 (п. 16.1), мкГн;

M^{\text{пр}}(t) — взаимная индуктивность между каналом молнии и петлей провод — земля, мкГн, рассчитывается по формуле

M^{\text{пр}}(t) = 0,2h_{\text{пр}}(ln \frac{vt + H}{(1 + \beta)H} - \frac{\Delta h}{2h_{\text{пр}}} ln \frac{H}{\Delta h} + 1) , (П17.8)

в которой h_{\text{тр}} , h_{\text{пр}} — высота подвеса троса и провода, м;

H = h_{\text{тр}} + h_{\text{пр}} , м;

\Delta h = h_{\text{тр}} - h_{\text{пр}} , м;

v и \beta — абсолютная (м/мкс) и относительная скорость обратного разряда молнии;

• электрическая составляющая индуктированного напряжения

U_{\text{ин}.\text{э}}(t) = a \frac{0,1h_{\text{пр}}}{\beta} (1 - k_{\text{к}} \frac{h_{\text{тр}}}{h_{\text{пр}}})ln \frac{(vt + h_{\text{тр}}) \sqrt{(vt + H)(vt + \Delta h)}}{(1 + \beta)^{2}h_{\text{тр}} \sqrt{\Delta h \cdot H}} , (П17.9)

где k_{\text{к}} — коэффициент связи провода с коронирующим тросом;

• напряжение, индуктированное на проводе током в тросе

U_{\text{ин}.\text{тр}}(t) = k_{\text{к}}(i_{\text{оп}}R + L_{\text{оп}}^{\text{тр}} \frac{di_{\text{оп}}}{dt} + aM^{\text{тр}}(t)) , (П17.10)

где L_{\text{оп}}^{\text{тр}} — индуктивность опоры до точки подвеса троса, мкГн;

M^{\text{тр}}(t) — взаимная индуктивность между каналом молнии и петлей трос — земля, мкГн, равная

M^{\text{тр}}(t) = 0,2h_{\text{тр}}(ln \frac{vt + 2h_{\text{тр}}}{(1 + \beta)2h_{\text{тр}}} + 1) . (П17.11)

Суммарное напряжение на линейной изоляции при ударе молнии в опору с учетом рабочего напряжения линии составляет

U_{\text{из}}(t) = U_{\text{имп}}(t) + u_{\text{р}}(\phi) = U_{R}(t) + U_{\text{ин}.\text{м}}(t) + U_{\text{ин}.\text{э}}(t) - U_{\text{ин}.\text{тр}}(t) + u_{\text{р}}(\phi) . (П17.12)

Для определения U_{\text{имп}}(t) необходимо рассчитать распределение тока молнии между опорой и тросом. Для этого используется в зависимости от момента времени на фронте импульса одна из двух схем замещения (рис. П17.1: а — до прихода волны, отраженной от соседней опоры; б — после прихода отраженной волны).

б) после прихода отраженной волны

Обозначения на схемах:

a — крутизна тока молнии;

i_{\text{м}} — ток молнии;

i_{\text{оп}} — ток, протекающий по опоре;

i_{\text{тр}} — ток, ответвляющийся в тросы;

L_{\text{оп}}^{\text{тр}} — индуктивность опоры до точки подвеса троса;

M_{\text{тр}}(t) — взаимная индуктивность между каналом молнии и петлей трос — земля;

z_{\text{тр}} — волновое сопротивление тросов;

L_{\text{тр}} — индуктивность тросов;

R — сопротивление заземления опор.

Рассчитываемые токи связаны равенством

i_{\text{оп}} = i_{\text{м}} - 2i_{\text{тр}} , (П17.13)

а их производные при косоугольном фронте импульса тока молнии соотношением

\frac{di_{\text{оп}}}{dt} = a - 2 \frac{di_{\text{тр}}}{dt} . (П17.14)

Для расчета токов i_{\text{оп}} и i_{\text{тр}} используются дифференциальные уравнения относительно i_{\text{тр}} :

для схемы рис. П17.1, а

\frac{di_{\text{тр}}}{dt} = \frac{1}{2L_{\text{оп}}^{\text{тр}}} (a(M^{\text{тр}}(t) + L_{\text{оп}}^{\text{тр}}) + atR - 2i_{\text{тр}} \frac{z_{\text{тр}}}{2} + R) ; (П17.15)

для схемы рис. П17.1, б

\frac{di_{\text{тр}}}{dt} = \frac{1}{L_{\text{тр}} + 3L_{\text{оп}}^{\text{тр}}} (a(M^{\text{тр}}(t) + L_{\text{оп}}^{\text{тр}}) + atR - i_{\text{тр}}3R) . (П17.16)

Дифференциальные уравнения (П17.15) и (П17.16) при учете импульсной короны на тросах, а также введении поправки на искрообразование при стекании тока молнии через заземлитель опоры являются дифференциальными уравнениями с нелинейными коэффициентами, для решения которых используются реализованные на ЭВМ численные методы. При этом на каждом интервале интегрирования по времени значение сопротивления заземления опоры R и напряжение на тросе u_{\text{тр}} принимается постоянным и в случае необходимости, т.е. при превышении напряжений на тросе напряжения начала импульсной короны и после возникновения искрообразования в грунте, делаются поправки на коэффициенты связи провода с коронирующим тросом и на снижение сопротивления заземления при протекании импульсного тока в соответствии с рекомендациями Приложений 15 и 16. Для каждого расчетного значения рабочего напряжения u_{\text{р}}(\phi) время прекращения расчета уравнений (П17.15) и (П17.16) t_{\text{кр}} для одного из возможных значений крутизны тока молнии A_{i} определяется выполнением условия (П17.5) для одного из трех проводов, например, с номером k (рис. П17.2). Критическое значение амплитуды тока молнии для этого провода определяется по формуле

I_{\text{кр}_{i,j,k}} = t_{\text{кр}_{i,j,k}}A_{i} . (П17.17)

Пределы интегрирования ( t_{min} = 0,7\text{мкс} и t_{max} = 10\text{мкс} ) соответствуют минимальной и максимальной длительности фронта расчетного импульса. Многократные расчеты с перебором значений крутизны тока молнии позволяют получить кривые, ограничивающие области опасных параметров для каждого провода и различных фаз u_{\text{р}}(\phi) . Вероятность перекрытия изоляции для каждого расчетного случая определяется интегрированием распределения случайных сочетаний параметров A_{\text{кр}} и I_{\text{кр}} по соответствующей области опасных параметров:

P_{\text{оп}_{k,\phi}} = \sum_{i = 1}^{n_{k,\phi}} \Delta_{i}P \sum_{i = 1}^{n_{k,\phi}} P_{I_{i}}(P_{A_{i}} - P_{A_{i - 1}}) , (П17.18)

где n_{k,\phi} — число точек кривой опасных параметров для провода k при рабочем напряжении u_{\text{р}}(\phi) ;

P_{I_{i}} , P_{A_{i}} — вероятность значений I и A, превышающих соответственно I_{i} и A_{i} , рассчитывается по формуле (6.5) с параметрами логарифмически нормального распределения, принятыми в п. 6.2.2 и 6.2.3 для первого импульса многократного разряда молнии. Для каждого провода вероятность перекрытия изоляции должна определяться усреднением за период рабочего напряжения

P_{\text{оп}} = \frac{1}{n_{\phi}} \sum_{\phi = 1}^{n_{\phi}} P_{\text{оп}_{k,\phi}} , (П17.19)

где n_{\phi} — число расчетных точек на синусоиде рабочего напряжения.

Общее число грозовых отключений ВЛ из-за обратных перекрытий определяется суммированием чисел отключений от обратных перекрытий отдельных проводов

n_{\text{оп}} = \sum_{k = 1}^{3} n_{\text{оп}_{k}} , (П17.20)

где n_{\text{оп}_{k}} рассчитаны по формуле (П17.2).

границы области опасных параметров

17.3. Отключение ВЛ при грозовом поражении в середине пролета возможно из-за перекрытия изоляции на опорах, ограничивающих пораженный пролет, так как выбор воздушного промежутка трос — провод в соответствии с требованиями ПУЭ (п. 2.5.66) (Приложение 13, рис. П13.2) исключает его перекрытия при ударах молнии в середину пролета. Ожидаемое удельное число грозовых отключений ВЛ из-за ударов молнии в трос в середине пролета рассчитывается по формуле

n_{\text{тр}} = N_{\text{тр}}P_{\text{тр}}\eta , (П17.21)

где N_{\text{тр}} — число ударов молнии в трос в середине пролета на 100 км линии с использованием формул (6.14) или (6.15), (П17.3) и (П17.34):

N_{\text{тр}} = N - N_{\text{оп}} - N_{\text{пр}} , (П17.22)

\eta — рассчитывается по формуле (П17.4);

P_{\text{тр}} — вероятность перекрытия изоляции при ударе молнии в трос в середине пролета, рассчитывается по алгоритму, аналогичному расчету P_{\text{оп}} с использованием условия (П17.5).

Импульсное напряжение на гирляндах складывается из следующих составляющих:

• составляющая, вызванная падением напряжения на сопротивлении заземления опоры

U_{R}(t) = i_{\text{оп}}R , (П17.23)

где i_{\text{оп}} — ток через опору, кА;

R — сопротивление заземления опоры, Ом;

• магнитная составляющая индуктированного напряжения, которая создается током в опоре

U_{\text{ин}.\text{м}}(t) = \frac{di_{\text{оп}}}{dt} L_{\text{оп}}^{\text{тр}} , (П17.24)

где L_{\text{оп}}^{\text{тр}} — индуктивность опоры до точки подвеса провода, мкГн;

• напряжение, индуктированное на проводе током в тросе

U_{\text{ин}.\text{тр}}(t) = k_{\text{к}}\prime(U_{R}(t) + \frac{L_{\text{оп}}^{\text{тр}}}{L_{\text{оп}}^{\text{пр}}} U_{\text{ин}.\text{м}}(t)) , (П17.25)

где k_{\text{к}}\prime — коэффициент связи провода с коронирующим тросом;

L_{\text{оп}}^{\text{тр}} — индуктивность опоры до точки подвеса троса, мкГн.

Суммарное напряжение на линейной изоляции при ударе молнии в трос в середине пролета с учетом рабочего напряжения линии

U_{\text{из}}(t) = U_{\text{имп}}(t) + u_{\text{р}}(\phi) = U_{R}(t) + U_{\text{ин}.\text{м}}(t) - U_{\text{ин}.\text{тр}}(t) + u_{\text{р}}(\phi) . (П17.26)

Необходимый для определения U_{\text{имп}}(t) ток через опору рассчитывается с использованием схемы замещения (рис. П17.3), токи и их производные в которой связаны равенствами

\frac{di_{\text{оп}}}{dt} = \frac{a}{2} - \frac{di_{\text{тр}}}{dt} . (П17.28)

а)

б)

а) общая; б) расчетная

Дифференциальное уравнение для расчета i_{\text{тр}} имеет вид:

\frac{di_{\text{тр}}}{dt} = \frac{a}{2} \frac{L_{\text{тр}}}{L_{\text{тр}} + L_{\text{оп}}^{\text{тр}}} + \frac{a}{2} t \frac{R}{L_{\text{тр}} + L_{\text{оп}}^{\text{тр}}} - i_{\text{тр}} \frac{R}{L_{\text{тр}} + L_{\text{оп}}^{\text{тр}}} . (П17.29)

Способ и алгоритм решения уравнения (П17.29) аналогичен описанному выше для уравнений (П17.15) и (П17.16), за исключением одного момента: в уравнение (П17.29) необходимо подставлять значение крутизны тока молнии, уменьшенное после пробега волной половины пролета по коронирующему тросу. Алгоритм введения поправки на импульсную корону поясняет рис. П17.4.

импульсного тока через опору после пробега волны

В точке удара молнии за время пробега половины пролета t_{l_{\text{прол}/2}} напряжение на тросе нарастает до значения

u_{\text{тр}} = \frac{i_{\text{м}}z_{\text{к}.\text{тр}}}{2} = \frac{at_{l_{\text{прол}/2}}z_{\text{к}.\text{тр}}}{2} , (П17.30)

где i_{\text{м}} и a — ток и крутизна тока молнии;

z_{\text{к}.\text{тр}} — волновое сопротивление коронирующего троса.

Без импульсной короны нарастание напряжения на тросе соответствует зависимости 1 рис. П17.4. Под действием импульсной короны волновое сопротивление троса снижается. Методом итерационного счета достигается устойчивость выражения (П17.30) и для полученного по выражению (П16.20) расчетного значения радиуса коронирующего троса рассчитывается сдвиг ординаты u_{\text{тр}} на фронте волны перенапряжений по формуле

\Delta t_{u} = \frac{0,5l_{\text{прол}}}{c} (\sqrt{\frac{nlnw_{0}}{nlnw_{\text{к}} - 1} - 1}) , (П17.31)

где l_{\text{прол}} — длина пролета;

c — скорость света (c = 300 м/мкс);

lnw_{0} = ln(2h_{\text{ср}}/r_{\text{э}}) — обозначения, как в формулах (П16.5) и (П16.11);

lnw_{\text{к}} по формуле (П16.24).

Расчетная крутизна тока деформированной волны определяется по формуле

A_{\text{р}} = A \frac{t_{l_{\text{прол}/2}}}{t_{l_{\text{прол}/2}} + \Delta t_{u}} . (П17.32)

17.4 Удельное число отключений от прорыва молнии через тросовую защиту на провода рассчитывается по формуле

n_{\text{пр}} = N_{\text{пр}}P_{l_{\text{кр}}}\eta , (П17.33)

где P_{l_{\text{кр}}} — вероятность значений тока молнии, превышающих критическое для удара молнии в провод;

N_{\text{пр}} — число прорывов молнии на 100 км линии:

N_{\text{пр}} = NP_{\alpha} , (П17.34)

где P_{\alpha} — вероятность прорыва молнии на провода при положительных углах защиты троса (трос расположен ближе к оси опоры, чем провод); определяется по эмпирической формуле <*>

<*> Формула (П17.35) до ее уточнения может быть использована только для ВЛ 110 — 750 кВ с \alpha \geq 10^{\circ} .

P_{\alpha} = exp[\frac{1}{D_{U}} (3,2 \frac{\Delta d}{\Delta h} \sqrt{\frac{h_{\text{тр}}}{\Delta h}} - \frac{9}{D_{U}})] , (П17.35)

где D_{U} = 1 + \frac{U_{\text{н}}}{100\Delta h} (0,75 \frac{h_{\text{пр}}}{\Delta h} \frac{Q}{Q + Q_{0}})3 ,

в которой

Q_{0} = 200(^{1 + 0,1}^{\frac{U_{\text{н}}}{1000}})\text{и }Q = \frac{U_{\text{н}}}{ln \frac{2h_{\text{ср}.\text{пр}}}{r_{\text{пр}}}} ,

где U_{\text{н}} — номинальное напряжение линии, кВ;

\Delta h — разность высот подвеса проводов и тросов на опоре, м;

\Delta d — смещение троса и провода по горизонтали, м;

h_{\text{тр}} — высота подвеса троса на опоре, м;

r_{\text{пр}} — радиус провода (для расщепленной фазы — r_{\text{э}} ), м;

h_{\text{ср}.\text{пр}} — средняя высота подвеса провода, м.

Для ВЛ с треугольным расположением проводов в расчетах числа отключений от ударов в провод должно использоваться среднее из значений вероятности прорыва молнии на верхний провод и на нижний провод, расположенные по разным сторонам от оси опоры. Соответственно в формулу (П17.35) подставляются разные значения \Delta d , \Delta h и h_{\text{ср}.\text{пр}} .

Значение критического тока молнии для ВЛ номинального напряжения до 330 кВ рассчитывается по формуле

I_{\text{кр}} = \frac{2U_{50}}{z_{\text{к}.\text{пр}}} , (П17.36)

где U_{50} — 50%-ное разрядное напряжение изоляции для импульсов отрицательной полярности с косоугольным фронтом при среднестатистических временных параметрах импульса, определяется по формуле (П14.3);

z_{\text{к}.\text{пр}} — волновое сопротивление провода с учетом короны, Ом.

Для ВЛ 500 кВ и выше критическое значение тока молнии рассчитывается в два этапа: по формуле (П17.36) находится I_{\text{кр}} , для которого по рис. 6.7 определяется сопротивление канала молнии z_{\text{м}} , и уточненное значение I_{\text{к}}\prime_{\text{р}} рассчитывается по формуле

I_{\text{к}}\prime_{\text{р}} = I_{\text{кр}} \frac{z_{\text{м}} + \frac{z_{\text{к}.\text{пр}}}{2}}{z_{\text{м}}} . (П17.37)

Примечание. Подвеска троса с отрицательным углом защиты троса (\alpha<0) значительно снижает вероятность прорыва молнии на провода. В настоящее время объем опыта эксплуатации ВЛ с \alpha<0 (в Японии и др. странах) еще недостаточен для вывода эмпирических формул расчета P_{\alpha} .

Приложение 18

НА МЕТАЛЛИЧЕСКИХ И ЖЕЛЕЗОБЕТОННЫХ ОПОРАХ <*>

<*> Программа для ПЭВМ разработана в НИИПТ (см. Приложение 34).

18.1. На ВЛ без троса разряды молнии могут поражать опоры и провода в пролете. Исследования грозопоражаемости ВЛ с помощью магнитных регистраторов показали, что разряды молнии распределяются примерно поровну между опорами и проводами в пролете <**>, т.е.

<**> Исключение составляют горные линии или участки с очень высокими опорами, на которых могут наблюдаться восходящие разряды от опоры.

N_{\text{пр}} = N_{\text{оп}} = 0,5N , (П18.1)

где N — общее число ударов молнии в линию, определяемое по формулам (6.14) и (6.15), в которые вместо h_{\text{ср}.\text{тр}} подставляется средняя высота подвеса провода h_{\text{ср}.\text{пр}} , м.

Общее удельное число грозовых отключений воздушной линии без троса определяется суммой

n_{\text{г}} = n_{\text{оп}} + n_{\text{пр}} . (П18.2)

18.2. Расчет удельного числа грозовых отключений от обратных перекрытий при ударе молнии в опору ВЛ без троса выполняется так, как для ВЛ с тросом, за исключением определения импульсного напряжения на линейной изоляции.

При ударе молнии в опору ВЛ без троса импульсное напряжение на изоляции состоит из суммы составляющих

U_{\text{имп}}(t) = U_{R}(t) + U_{\text{ин}.\text{м}}(t) + U_{\text{ин}.\text{э}}(t) : (П18.3)

• составляющая, вызванная падением напряжения на сопротивлении заземления опоры

U_{R}(t) = i_{\text{м}}R = atR , (П18.4)

где R — сопротивление заземления, Ом;

a — крутизна тока молнии, кА/мкс;

• магнитная составляющая индуктированного напряжения, создаваемая при перетекании тока по опоре и каналу молнии

U_{\text{ин}.\text{м}}(t) = a(L_{\text{оп}}^{\text{пр}} + M^{\text{пр}}(t)) , (П18.5)

где L_{\text{оп}}^{\text{пр}} — индуктивность опоры от основания до точки подвеса провода, определяемая по рекомендациям Приложения 16 (п. 16.1), мкГн;

M^{\text{пр}}(t) — коэффициент взаимоиндукции, учитывающий э.д.с. в опоре, наводимую током в канале молнии, определяемый по формуле (П17.8);

• электрическая составляющая индуктированного напряжения U_{\text{ин}.\text{э}}(t) , вычитаемая по формуле (П17.9), в которую подставляется k_{\text{к}} = 0 .

18.3. Критический ток молнии при ударе в провод определяется по формуле (П17.36), а удельное число грозовых отключений по этой причине рассчитывается по формуле (П17.33).

Приложение 19

ЛИНИИ БЕЗ ТРОСА НА ДЕРЕВЯННЫХ ОПОРАХ

19.1. На ВЛ без троса на деревянных опорах из-за небольшой длины пролетов и стрел провеса можно пренебречь вероятностью поражения молнией опоры по сравнению с вероятностью поражения провода, т.е. принять

N_{\text{пр}} = N , (П19.1)

где N — общее число ударов в линию, определяемое по формуле (6.14) с использованием средней высоты подвеса провода.

Линии на деревянных опорах обычно имеют на трассе опоры с пониженным по сравнению с основной трассой уровнем изоляции (см. п. 7.4.12). На ВЛ с неоднородной изоляцией по трассе грозовые отключения происходят по двум причинам: на участках с полным использованием изоляции дерева — от перекрытий изоляции на опорах, ограничивающих пораженный пролет; на опорах с ослабленной изоляцией — от волн, набегающих с прилегающих участков, имеющих более высокий уровень изоляции.

19.2. Перекрытие изоляции на ВЛ с деревянными опорами при полном использовании изолирующих свойств дерева происходит, как правило, между проводами соседних фаз, по деревянной траверсе и двум гирляндам. Напряжение, приложенное к этой изоляции, должно определяться с учетом коэффициента связи между здоровым и пораженным проводами.

Критическое значение тока молнии (уровень грозоупорности) рассчитывается по формуле

I_{\text{кр}.\text{н}} = \frac{2U_{50}^{-}}{(1 - k_{\text{к}})z_{\text{к}.\text{пр}}} . (П19.2)

Для волнового сопротивления провода (z_{\text{к}.\text{пр}}) и коэффициента связи двух проводов с учетом короны (k_{\text{к}}) при напряжении на пораженном проводе, равном 50%-ному разрядному напряжению комбинированной изоляции, принимаются следующие значения:

Дальнейший расчет ведется по формуле (П17.33), причем коэффициент перехода импульсного перекрытия в дугу тока промышленной частоты для междуфазного перекрытия определяется по формуле

\eta_{\text{п}} = (\frac{1,6U_{\text{л}}}{l_{\text{разр}}} - 6) \cdot 10^{- 2} , (П19.3)

где U_{\text{л}} — наибольшее длительно допустимое рабочее (линейное) напряжение (Приложение 13, табл. П13.1);

l_{\text{разр}} — суммарная длина пути разряда по двум гирляндам изоляторов и участку траверсы между ними, м.

19.3. Вероятность перекрытия на опоре с ослабленной изоляцией от набегающих волн зависит от уровня изоляции на этой опоре, от параметров волны в месте удара молнии и от удаленности точки удара, так как при распространении по проводам набегающие волны затухают за счет потерь в земле и на импульсную корону. Для ВЛ 110 — 220 кВ основной причиной затухания волны является импульсная корона.

Амплитуда набегающих волн ограничена уровнем изоляции на участках с нормальной изоляцией. На опору с ослабленной изоляцией будут набегать полные волны от токов молнии с амплитудой от I_{\text{кр}.\text{н}} и ниже и срезанные волны от токов с амплитудой I_{\text{кр}.\text{н}} и выше. Значение I_{\text{кр}.\text{н}} рассчитывается по формуле (П19.2). Волна является опасной для ослабленной изоляции, если молния поражает ВЛ внутри некоторого участка длиной l_{\text{п}_{i}} для полной волны и l_{\text{с}_{i}} для срезанной волны.

Связь между расстоянием, пробегаемым волной, и деформацией фронта за счет импульсной короны описывается соотношением

l_{i} = \frac{\Delta t_{u}c}{\sqrt{\frac{lnw_{0}}{lnw_{\text{к}} - 1}} - 1} , (П19.4)

где \Delta t_{u} — смещение ординаты напряжения U_{\text{пр}_{i}} на фронте волны после пробега расстояния l_{i} , мкс (рис. П19.1);

c — скорость света, км/мкс,

w_{0} = \frac{2h_{\text{ср}.\text{пр}}}{r} ,w_{\text{к}} = \frac{2h_{\text{ср}.\text{пр}}}{r_{\text{к}}} ,

r и h_{\text{ср}.\text{пр}} — радиус и средняя высота подвеса провода, м;

r_{\text{к}} — радиус коронирующего провода при напряжении на проводе в точке удара молнии U_{\text{пр}_{i}} , рассчитывается по методике, изложенной в Приложении 16 (п. 16.4), при этом

U_{\text{пр}_{i}} = \frac{I_{i}z_{\text{к}.\text{пр}}}{2} . (П19.5)

Параметр \Delta t_{u} зависит, кроме всего прочего, от формы набегающих волн: срезанные волны затухают значительно быстрее полных, см. рис. П19.1. В качестве расчетных приняты: для полных — волна с отвесным фронтом и экспоненциально спадающим хвостом при среднестатистической длине волны \tau_{\text{в}} = 32\text{мкс} (постоянная времени T = 46,2 м); для срезанных — волна с косоугольным фронтом с \tau_{\text{ф}} до 10 мкс.

а) полная волна, б) срезанная волна

Длина пробега, необходимая для снижения амплитуды расчетной волны до напряжения, вызывающего перекрытие на опоре с ослабленной изоляцией U_{\text{пр}.\text{ос}} , рассчитывается по формулам:

для полной волны

l_{\text{п}_{i}} = \frac{cT_{\text{в}}ln \frac{U_{\text{пр}_{i}}}{U_{\text{пр}.\text{ос}}}}{\sqrt{\frac{lnw_{0}}{lnw_{\text{к}} - 1}} - 1} , (П19.6)

для срезанной волны

l_{\text{с}_{i}} = \frac{c(1 - \frac{U_{\text{пр}.\text{ос}}}{U_{\text{пр}.\text{н}}})\tau_{\text{ф}}}{\sqrt{\frac{lnw_{0}}{lnw_{\text{к}} - 1}} - 1} . (П19.7)

U_{\text{пр}_{i}} рассчитывается по формуле (П19.5):

U_{\text{пр}.\text{ос}} = \frac{U_{\text{из}.\text{ос}}}{1 - k_{\text{к}}} для междуфазного перекрытия, (П19.10)

где U_{\text{из}.\text{н}} и U_{\text{из}.\text{ос}} — 50 %-ное разрядное напряжение нормальной и ослабленной изоляции.

На рис. П19.2 показаны области сочетаний опасных параметров I и l_{\text{п}} для полных (S_{\text{п}}) и A и l_{\text{с}} для срезанных волн (S_{\text{с}}) . Наибольшие длины l_{\text{п}_{max}} и l_{\text{с}_{max}} ответствуют разрядам молнии с амплитудой тока I_{\text{кр}.\text{н}} и минимальной крутизной для этого тока, равной I_{\text{кр}.\text{н}}/\tau_{\text{ф}_{max}} .

б) A и l_{\text{с}} для срезанной волны

Для построения зависимости I(l_{\text{п}}) необходимо сделать серию расчетов по формуле (П19.6) при различных значениях амплитуды тока молнии от уровня грозоупорности на опоре с нормальной изоляцией (I_{\text{кр}.\text{н}}) до уровня грозоупорности на опоре с ослабленной изоляцией (I_{\text{кр}.\text{ос}}) , а для построения зависимости A(l_{\text{с}}) — серию расчетов по формуле (П19.7) для различных значений \tau_{\text{ф}} (до 10 мкс) при амплитуде тока I_{\text{кр}.\text{н}} .

Число грозовых отключений от набегающих с одной стороны на опору с ослабленной изоляцией волн рассчитывается по формулам:

для полных волн

n_{\text{п}} = NP_{I,l_{\text{п}}}\eta_{\text{ос}} , (П19.11)

для срезанных волн

n_{\text{с}} = NP_{l_{\text{п}}}(1 - \eta_{\text{н}})P_{A,l_{\text{с}}}\eta_{\text{ос}} , (П19.12)

в которых P_{I,l_{\text{п}}} , P_{A,l_{\text{с}}} — вероятность опасных сочетаний параметров I и l_{\text{п}} или A и l_{\text{с}} представляют результат интегрирования областей S_{\text{п}} и S_{\text{с}} :

для полных волн (рис. П19.2, а)

P_{I,l_{\text{п}}} = \sum_{i = 1}^{m} \Delta_{i}P_{I,l_{\text{п}}} = \sum_{i = 1}^{m} \frac{\Delta_{i}l}{100} (P_{I_{i}} - P_{I_{\text{кр}.\text{н}}}) , (П19.13)

где m — число участков интегрирования;

\Delta_{i}l — длина i-того участка, км;

P_{I_{i}} — вероятность амплитуд тока молнии, превышающих средний ток для i-го участка;

P_{I_{\text{кр}.\text{н}}} — вероятность амплитуд тока молнии, превышающих I_{\text{кр}.\text{н}} ;

для срезанных волн (рис. П19.2, б)

P_{A,l_{\text{с}}} = \sum_{j = 1}^{q} \Delta_{j}P_{A,l_{\text{с}}} = \sum_{j = 1}^{q} \frac{\Delta_{j}l}{100} (1 - P_{A_{j}}) , (П19.14)

где q — число участков интегрирования;

\Delta_{j}l — длина j-го участка, км;

P_{A_{j}} — вероятность крутизны тока молнии, превышающей среднюю крутизну j-го участка;

\eta_{\text{ос}} — коэффициент перехода импульсного перекрытия в дугу тока промышленной частоты на опоре с ослабленной изоляцией;

NP_{l_{\text{п}}}(1 - \eta_{\text{н}}) — число ударов молнии, сопровождающихся импульсным перекрытием изоляции на опорах с нормальной изоляцией, не переходящих в дугу тока промышленной частоты, т.е. число срезанных волн, набегающих на опоры с ослабленной изоляцией, которые могут привести к отключению ВЛ за счет перекрытия только на опоре с ослабленной изоляцией.

Для практического использования необходимо построить зависимости P_{I,l_{\text{п}}}(l_{\text{п}}) и P_{A,l_{\text{с}}}(l_{\text{с}}) . При длине прилегающего к опоре с ослабленной изоляцией участка с нормальным уровнем изоляции l_{\text{уч}}<l_{\text{п}_{max}} или l_{\text{уч}}<l_{\text{с}_{max}} в формулы (П19.11) и (П19.12) необходимо подставить P_{I,l_{\text{п}}}(l_{\text{уч}}) и P_{A,l_{\text{с}}}(l_{\text{уч}}) .

Приложение 20

ГРОЗОЗАЩИТА БОЛЬШИХ ПЕРЕХОДОВ

Причинами грозовых отключений ВЛ из-за перекрытий изоляции на опорах перехода являются удары молнии в высокие переходные опоры и прорывы молнии на провода. Особенности высоких переходных пролетов ВЛ, связанные с большой высотой переходных опор с точки зрения грозозащиты, таковы:

• повышенная по сравнению с основной трассой ВЛ удельная поражаемость ударами молнии;
• повышенная вероятность перекрытия изоляции при прямом ударе молнии в переходные опоры из-за их больших индуктивностей;
• снижение эффективности тросовой защиты от прорывов молнии на провода.

В зависимости от пересекаемого препятствия переходы имеют различные профили и схемы расстановки опор. На рис. П20.1 в качестве примера дана наиболее часто встречающаяся схема перехода К-А-А-К с одним переходным и двумя смежными пролетами между переходной и концевой опорами.

(после спрямления профиля перехода)

Расчет числа обратных перекрытий от ударов молнии в общем случае проводится для каждой переходной опоры по обычной методике (Приложение 17) с учетом следующих дополнений.

а) Для определения средней высоты подвеса троса и провода профиль перехода спрямляется относительно уровня поверхности воды. По найденным значениям h_{\text{ср}} рассчитывается число ударов молнии с использованием формул (6.14) или (6.15), длины перехода и фактической грозовой деятельности.

б) К ударам в опору относятся удары, поражающие половину длины смежного пролета и четверть длины переходного пролета.

в) Расчет эквивалентной индуктивности тросов в примыкающих к переходной опоре пролетах выполняется по формуле

L_{\text{тр}.\text{э}} = \frac{L_{\text{тр}.\text{см}}L_{\text{тр}.\text{пер}}}{L_{\text{тр}.\text{см}} + L_{\text{тр}.\text{пер}}} . (П20.1)

Индуктивность переходных опор при h_{\text{оп}}>50\text{м} рассчитывается по формуле (П16.3).

Расчет вероятности обратного перекрытия путем интегрирования по области опасных параметров (рис. П20.2) проводится с учетом многокомпонентности разряда молнии, так как при большой индуктивности переходных опор последующие импульсы, имеющие большую крутизну, могут быть опасны для изоляции переходных опор. При этом вероятность обратного перекрытия при числе последующих импульсов, равном 3, рассчитывается по формуле

, (П20.2)

где ni — число полосок области опасных параметров;

(nj)_{i} — число ячеек на i-той полоске области опасных параметров <*>;

\Delta_{ij}P — вероятность обратного перекрытия при многокомпонентном разряде с параметрами отдельных импульсов тока молнии: по крутизне — от A_{i} до A_{i + 1} ; по амплитуде: для первого импульса — от I_{j} - \Delta I до I_{j} ; для трех последующих — от (I_{j}/2 - \Delta I) до I_{j}/2 <**>;

(Q_{ij})_{1} — вероятность отсутствия обратного перекрытия при воздействии первого импульса с параметрами по крутизне тока молнии от A_{i} до A_{i + 1} и по амплитуде тока от I_{j} - \Delta I до I_{j} ;

(Q_{ij})_{2} — вероятность отсутствия обратного перекрытия при воздействии последующего импульса с параметрами по крутизне тока молнии от A_{i} до A_{i + 1} и по амплитуде от (I_{j}/2 - \Delta I) до I_{j}/2 ;

(P_{A_{i}})_{1} , (P_{A_{i}})_{2} — вероятность появления разрядов с крутизной тока молнии A>A_{i} для первого и последующих импульсов разряда;

(P_{I_{j}})_{1} (P_{I_{j}/2})_{2} — вероятность появления разрядов с амплитудой I>I_{j} для первого импульса и I>I_{j}/2 для последующих импульсов многократного разряда.

<*> В пределах одной полоски амплитуда тока меняется от I_{max} до I_{S_{i}} = (I_{i} + I_{i + 1})/2 (см. рис. П20.2).

<**> Амплитуда тока последующих импульсов принимается равной половине амплитуды тока первого импульса.

параметров многокомпонентного разряда молнии

Для расчета (P_{I_{j}})_{1} первого импульса используется логарифмически нормальное распределение с параметрами \overline{I} = 30\text{кА} и \sigma_{lgI} = 0,32 , полученное при обработке результатов регистрации токов молнии в основном на одиночных объектах, по высоте близких к высотам переходных опор.

Для расчета числа перекрытий от прорывов молнии на провода ввиду большого разнообразия типов и конструкций переходов и отсутствия опыта эксплуатации по грозовым отключениям, обусловленным перекрытием изоляции на опорах переходного участка, невозможен подход с использованием эмпирических формул, подобных (П17.35). Расчет вероятности прорыва молнии на провода должен проводиться по методикам, основанным на анализе параметров электрического поля в пространстве между каналом молнии и ВЛ и применимым для произвольного взаимного расположения проводов и тросов <***>.

<***> Соответствующие методики и программы расчета для ЭВМ разработаны в ЭНИН, МЭИ, НИИПТ и ВНИИЭ.

Дополнительно оценивается число грозовых отключений ВЛ из-за перекрытий воздушного промежутка трос — провод (S_{\text{тр} - \text{пр}}) при ударах молнии в трос в средней части основного пролета перехода по формуле

n_{s} = (N - N_{\text{оп}})P_{I_{\text{кр}}}\eta , (П20.3)

где N — число ударов молнии на 100 км и 100 грозовых часов при h_{\text{ср}.\text{тр}} для спрямленного профиля, определяется по формулам (6.14) или (6.15);

N_{\text{оп}} — число ударов молнии в переходные опоры, отнесенное к 100 км и 100 грозовым часам, определяется по формуле (П17.3);

\eta — коэффициент перехода импульсного перекрытия воздушного промежутка в дугу тока промышленной частоты по формуле (П17.4), отн ед.;

P_{I_{\text{кр}}} — вероятность тока молнии I>I_{\text{кр}} , отн. ед., рассчитывается по рекомендациям Раздела 6 (п. 6.2.2). При этом I_{\text{кр}} определяется следующим образом

I_{\text{кр}} = \frac{2E_{\text{пр}}S_{\text{тр} - \text{пр}}}{z_{\text{к}.\text{тр}}(1 - k_{\text{к}})} \frac{z_{\text{м}} + z_{\text{к}.\text{тр}}/2}{z_{\text{м}}} , (П20.4)

где E_{\text{пр}} — градиент разрядного напряжения промежутка S_{\text{тр} - \text{пр}} , кВ/м;

z_{\text{к}.\text{тр}} и k_{\text{к}} — волновое сопротивление троса (Ом) и коэффициент связи троса и провода с учетом короны при напряжении u_{\text{тр}} = E_{\text{пр}} \cdot S_{\text{тр} - \text{пр}} ;

z_{\text{м}} — сопротивление канала молнии, определяется по рис. 6.7 при I = \frac{2u_{\text{тр}}}{z_{\text{к}.\text{тр}}(1 - k_{\text{к}})} (\text{кА }) ;

\frac{z_{\text{м}} + z_{\text{к}.\text{тр}}/2}{z_{\text{м}}} — коэффициент, учитывающий уменьшение тока молнии при ударе в трос по сравнению с ударом в хорошо заземленный объект.

В качестве расчетного при определении градиента разрядного напряжения E_{\text{пр}} принимается импульс тока молнии со среднестатистической длительностью фронта 4 — 5 мкс. При длине переходного пролета 1,5 — 2,0 км напряжение на воздушном промежутке будет нарастать в течение 5 — 7 мкс до прихода волны, отраженной от переходной опоры, при этом импульс перенапряжений достигает амплитудного значения. На воздушных промежутках трос — провод на трассах ВЛ 110 — 750 кВ напряжение достигает только 0,2 — 0,4 амплитудного значения.

Градиент разрядного напряжения промежутка трос — провод при предразрядных временах 5 — 7 мкс на волне с косоугольным фронтом длительностью 4 — 5 мкс оценивается значениями 700 — 750 кВ/м. Большое значение E_{\text{пр}} соответствует предразрядному времени 5 мкс и длине пролета 1,5 км.

Полученное по формуле (П20.3) значение n_{s} сопоставляется с числом грозовых отключений от обратных перекрытий гирлянд изоляторов на переходных опорах при ударе молнии в трос в середину пролета (n_{\text{тр}}) . При расчете общего числа грозовых отключений к сумме (n_{\text{оп}} + n_{\text{пр}}) добавляется большая из составляющих n_{\text{тр}} или n_{s} , так как при ударе в середину пролета произойдет обратное перекрытие гирлянды на опоре при стекании тока молнии или перекрытие воздушного промежутка трос — провод в месте удара молнии.

Расчет n_{s} оправдан для переходов ВЛ 330 кВ и выше. Для ВЛ 110 — 220 кВ вероятность перехода импульсного перекрытия промежутка S_{\text{тр} - \text{пр}} в дугу тока промышленной частоты мала: расстояние трос — провод по вертикали нормируется ПУЭ (п. 2.5.66), по длине пролета независимо от класса номинального напряжения и для пролетов длиной 1,5 — 2,0 км составляет 21 м и более (рис. П13.2).

Выбор комплекса средств грозозащиты переходных участков ВЛ проводится индивидуально для каждого перехода и определяется следующими требованиями:

• удельные показатели грозоупорности основной трассы ВЛ и перехода не должны различаться более чем на порядок (1 км перехода по числу грозовых отключений должен быть эквивалентен не более чем 10 км линии);
• учитывая трудность проведения профилактических и ремонтных работ, абсолютное число грозовых отключений от перекрытий изоляции на переходных опорах должно обеспечить не менее чем 25-летний межремонтный период эксплуатации гирлянд перехода.

Выполнение первого требования в сочетании с использованием в гирляндах переходных опор изоляторов с качеством не хуже 10^{- 3} в год и вероятностью пробоя остатка до 0,03 для переходов ВЛ 110 — 330 кВ и до 0,2 для ВЛ более высоких классов напряжения обеспечивает межремонтный период эксплуатации гирлянд перехода не менее 25 лет при увеличении числа изоляторов, выбранных по нормальному режиму, на 15%.

Комплекс средств для улучшения показателей грозоупорности переходных участков ВЛ различается в зависимости от преобладающей причины грозовых перекрытий изоляции.

Для снижения числа отключений от обратных перекрытий рекомендуется: снижение сопротивления заземления переходных опор; усиление тросовой защиты (увеличивается число тросов, которые размещаются так, чтобы повысить коэффициенты связи тросов и проводов и снизить индуктивность тросов).

Для снижения числа отключений от прорывов молнии на провода рекомендуется: усиление тросовой защиты за счет увеличения числа тросов и рационального их размещения с использованием отрицательных углов защиты, увеличения превышения троса над проводом; применение защитных аппаратов, в том числе ОПН, которые могут быть установлены: на всех опорах перехода; только на переходных опорах или только на концевых. В последнем случае следует обеспечить некоторое превышение импульсной прочности изоляции переходной опоры по сравнению с изоляцией концевой опоры, чтобы исключить перекрытия от прорывов на переходной опоре до момента прихода волны, отраженной от концевой опоры. Установка ОПН обеспечивает также и снижение числа отключений от обратных перекрытий.

Первый комплекс мероприятий относится в основном к переходам ВЛ напряжением до 330 кВ, второй — к ВЛ 750 кВ и выше. ВЛ 500 кВ занимают промежуточное положение: для них примерно равновероятностны отключения от обратных перекрытий и прорывов. Эффективным для всех классов ВЛ с точки зрения грозозащиты является выполнение перехода по многопролетной схеме с опорами меньшей высоты.

Выбор средств грозозащиты перехода, находящегося в зоне подхода ВЛ к подстанции, должен проводиться по требованиям, предъявляемым к надежности грозозащиты подстанции от набегающих волн.

Приложение 21

ПО ТРАССЕ С ВЫСОКИМ УДЕЛЬНЫМ СОПРОТИВЛЕНИЕМ ГРУНТА <*>

<*> Программа для ЭВМ разработана в Институте физико-технических проблем энергетики Севера Кольского научного центра РАН (см. Приложение 34).

Для ВЛ в районах с высоким удельным сопротивлением грунта существенно увеличивается доля грозовых отключений от обратных перекрытий изоляции при ударах молнии в опоры и грозозащитные тросы за счет увеличения падения напряжения на активной составляющей сопротивления заземления опор. Перекрытие изоляции в этом случае может иметь место как на фронте, так и на хвосте волны. В алгоритме расчета обратных перекрытий необходимо учитывать снижение напряжения на изоляции пораженной опоры после прихода волны, отраженной от соседних опор, с учетом деформации ее при распространении по тросам за счет потерь на импульсную корону.

Для расчета перенапряжений на изоляции с учетом влияния отраженных от соседних опор волн достаточно ограничиться расчетом волновых процессов только в ближайших к точке удара молнии пролетах. При проведении серии расчетов с изменением точки удара от опоры до середины пролета необходимо иметь расчетную схему из трех пролетов, рис. П21.1. Влияние остальных пролетов учитывается введением в схему замещения волновых сопротивлений тросов z_{\text{тр}} .

тросов; z_{\text{м}} — сопротивление канала молнии

Переходный процесс рассчитывается по методу бегущих волн. Влияние импульсной короны на тросах учитывается введением в схему замещения дискретно распределенных динамических емкостей на землю, зависящих от напряжения в данной точке троса. Напряжение на сосредоточенном заземлителе опоры определяется с учетом искрообразования в грунте. При расчете сопротивления растеканию тока молнии протяженного заземлителя предполагается, что определяющими являются его волновые характеристики. Процесс искрообразования в грунте при этом не учитывается. Для расчета волновых процессов в протяженном заземлителе используется интеграл Дюамеля.

Алгоритм расчета числа грозовых отключений состоит в следующем. Для ряда значений длительности фронта импульса тока молнии \tau_{\text{ф}} рассчитываются кривые напряжения на изоляции. Для каждого \tau_{\text{ф}} подбирается амплитуда тока молнии, при которой выполняется условие (П17.5). Сочетания опасных значений амплитуды и крутизны тока молнии для всех \tau_{\text{ф}} представляют кривую, ограничивающую область опасных параметров тока молнии. Такие кривые определяются для всех расчетных точек удара молнии. Интегрирование плотностей вероятностей всех опасных токов молнии с учетом доли каждого из участков пролета дает суммарную вероятность обратного перекрытия изоляции линии. Число отключений от прорывов молнии на провода рассчитывается по п. 17.4 Приложения 17.

Приложение 22

ГРОЗОЗАЩИТА ВОЗДУШНЫХ ЛИНИЙ 6 — 35 кВ

22.1. Методика расчета числа грозовых отключений ВЛ 6 — 35 кВ

22.1.1. ВЛ 6 — 35 кВ работают чаще всего с изолированной или компенсированной нейтралью, поэтому однофазные перекрытия на землю опасности не представляют: возникающая при однофазных перекрытиях дуга тока к.з. гаснет. Грозовые отключения ВЛ 6 — 35 кВ возможны только при двухфазных или трехфазных перекрытиях изоляции.

Причиной грозовых отключений ВЛ 6 — 35 кВ могут быть прямые удары молнии в линию, а также близкие удары молнии в землю, вызывающие индуктированные перенапряжения на проводах ВЛ, поэтому

n_{\text{г}} = n_{\text{п}.\text{у}} + n_{\text{б}.\text{у}} . (П22.1)

22.1.2. Общее число грозовых отключений ВЛ 6 — 35 кВ на металлических или железобетонных опорах от прямых ударов складывается из отключений от ударов в опоры и провода в пролете

n_{\text{п}.\text{у}} = n_{\text{оп}} + n_{\text{пр}} . (П22.2)

При расчете числа отключений от ударов в опоры принимается, что из-за низкого разрядного напряжения при любом ударе молнии перекрывается изоляция одной из фаз. После этого такая фаза работает как заземленный трос. Вероятность перекрытия изоляции второй и третьей фазы рассчитывается по методике, аналогичной расчету вероятности перекрытия изоляции ВЛ, защищенной соответственно одним и двумя тросами (Приложение 17).

Число грозовых отключений от ударов в опору рассчитывается по формуле

n_{\text{оп}} = N_{\text{оп}}[(P_{1,2} - P_{1,2,3}) + P_{1,2,3}(2 - \eta_{1,2})]\eta_{1,2} , (П22.3)

где N_{\text{оп}} — число ударов молнии в опоры, определяется по формуле (П17.3), в которую вместо высоты подвеса троса подставляется высота подвеса верхнего провода;

P_{1,2} и P_{1,2,3} — вероятность сочетаний параметров амплитуды и крутизны тока молнии, приводящих соответственно к двухфазным и трехфазным перекрытиям;

\eta_{1,2} — вероятность перехода импульсного перекрытия в дугу тока промышленной частоты на двух фазах.

Вероятность возникновения к.з. после импульсного перекрытия изоляции зависит от степени ионизации канала дуги, ее длины и мгновенного значения рабочего напряжения. Для гирлянд изоляторов и изоляционных траверс вероятность возникновения к.з. после импульсного перекрытия изоляции двух фаз определяется по формуле

\eta_{1,2} = (1,6 \frac{U_{\text{н}}}{l_{\text{разр}}} - 6) \cdot 10^{- 2} , (П22.4)

где U_{\text{н}} — линейное напряжение, кВ;

l_{\text{разр}} — суммарная длина пути разряда между проводами двух фаз, м.

На железобетонных и металлических опорах с металлическими траверсами суммарная длина дуги l_{\text{разр}} равна удвоенной длине дуги по гирлянде (или штыревому изолятору): длина дуги по гирлянде принимается равной строительной длине изоляционной части гирлянды плюс диаметр изолятора; длина дуги по штыревому изолятору рассчитывается как сумма расстояний от штыря до края юбки и от края юбки изолятора до части, находящейся под напряжением; на опорах с комбинированной изоляцией длина дуги увеличивается на расстояние, равное длине древесины или полимерной траверсы, перекрываемой дугой.

На ВЛ со штыревыми изоляторами к.з. возникает, если в момент импульсного перекрытия значение U_{\text{н}}/l_{\text{разр}} составляет 14 кВ/м и более. Критическая фаза для синусоиды рабочего напряжения определяется так:

\phi_{\text{кр}} = arcsin(\frac{10}{U_{\text{н}}l_{\text{разр}}}) , (П22.5)

где U_{\text{н}} и l_{\text{разр}} аналогичны использованным в формуле (П22.4).

Для штыревых изоляторов вероятность перехода импульсного перекрытия в дугу тока промышленной частоты рассчитывается по формуле

\eta_{1,2} = \frac{90^{\circ} - \phi_{\text{кр}}}{90^{\circ}} , (П22.6)

где \phi_{\text{кр}} — в градусах.

Для трехфазного перекрытия вероятность возникновения к.з. составляет:

\eta_{1,2,3} = \eta_{1,2}(2 - \eta_{1,2}) . (П22.7)

Число грозовых отключений при ударах в пролет будет зависеть от его длины и сопротивления заземления опор. Оно увеличивается по мере их возрастания. Перекрытие изоляции происходит на опоре при набегании волны перенапряжения от удара в пролет. Отношение числа отключений при ударах в провод в пролете n_{\text{пр}} к числу отключений при ударах в опору n_{\text{оп}} для типичных конструкций линий приведено в табл. П22.1.

Таблица П22.1

в опору для ВЛ 10 и 35 кВ

22.1.3. Индуктированные перенапряжения возникают одновременно на всех фазах. При расположении проводов на одной высоте равновероятно перекрытие изоляции любой из фаз, в остальных случаях более вероятно перекрытие изоляций верхней фазы. После перекрытия изоляции одной из фаз перенапряжения на двух здоровых фазах снижаются из-за появления потенциала на опоре. Для перекрытия изоляции на второй фазе индуктированное перенапряжение должно иметь значение, превосходящее рассчитанное по формуле

U_{\text{и}_{1,2}} = \frac{U_{50}(z_{11} + 2R)}{z_{11}(1 - k_{1,2 - 3})} . (П22.8)

При перекрытии на третью фазу значение индуктированного перенапряжения

U_{\text{и}_{1,2,3}} = \frac{U_{50}(z_{\text{э}} + R)}{z_{\text{э}}(1 - k_{1,2 - 3})} , (П22.9)

где U_{50} — 50%-ное разрядное напряжение изоляции относительно земли;

R — сопротивление заземления опоры, Ом;

z_{11} , z_{12} , z_{13} , z_{23} — собственное волновое сопротивление провода первой перекрытой фазы и взаимные волновые сопротивления проводов всех трех фаз, рассчитываются соответственно по формулам П16.5 и П16.14;

k_{1,2} = \frac{z_{12}}{z_{11}} ;k_{1,2 - 3} = \frac{z_{23} + z_{13}}{z_{11} + z_{13}} ;k_{\text{э}} = \frac{z_{11} + z_{12}}{4} .

Индуктированные напряжения при ударах в землю должны учитываться при расчете числа грозовых отключений ВЛ 10 кВ и 35 кВ с металлическими и железобетонными опорами. Для ВЛ 10 кВ и 35 кВ с изолирующими траверсами с индуктированными перенапряжениями при ударах в землю можно не считаться. Число индуктированных перенапряжений зависит от плотности разрядов молнии на землю и длины ВЛ, а распределение их амплитуды U_{\text{и}} — от высоты подвеса проводов и распределения вероятности тока молнии. Значения индуктированных перенапряжений рассчитываются для средней высоты подвеса проводов. В открытой местности для ВЛ со средней высотой проводов над землей 10 м число индуктированных перенапряжений с амплитудой, равной 25 кВ и более, рассчитывается по формуле

N_{\text{и}} = 1,3p_{0}L , (П22.10)

где p_{0} — число разрядов молнии за год на 1 км2 земной поверхности по формуле (6.10);

L — длина линии, км.

Вероятность индуктированных перенапряжений P_{U_{\text{и}}} с амплитудой, превышающей U_{\text{и}} для ВЛ со средней высотой провода 10 м, определяется по кривой рис. П22.1. Если для ВЛ со средней высотой проводов над землей 10 м была определена вероятность индуктированных перенапряжений P_{U_{\text{и}}} амплитудой U_{\text{и}} , то на ВЛ с другой высотой h_{\text{ср}} вероятность P_{U_{\text{и}}} будет иметь перенапряжения с амплитудой

U_{\text{и}}\prime = 0,1h_{\text{ср}}U_{\text{и}} , (П22.11)

где h_{\text{ср}} — в метрах.

превышающих значение абсциссы для ВЛ с h_{\text{ср}.\text{пр}} = 10\text{м}

Число индуктированных перенапряжений амплитудой U_{\text{и}} \geq 25\text{кВ} равно

N_{U_{\text{и}}\prime} = P_{U_{\text{и}}}N_{\text{и}} . (П22.12)

Вероятность индуктированных перенапряжений, приводящих к двухфазным и трехфазным перекрытиям изоляции P_{\text{и}_{1,2}} и P_{\text{и}_{1,2,3}} , определяется по рис. П22.1 для U_{\text{и}_{1,2}} и U_{\text{и}_{1,2,3}} . Для ВЛ со средней высотой провода над землей, отличной от 10 м, эта вероятность определяется для значений амплитуд индуктированных перенапряжений:

U_{\text{и}}\prime_{1,2} = \frac{U_{\text{и}_{1,2}}}{0,1h_{\text{ср}}} \text{и }U_{\text{и}}\prime_{1,2,3} = \frac{U_{\text{и}_{1,2,3}}}{0,1h_{\text{ср}}} .

Число грозовых отключений линии от индуктированных перенапряжений рассчитывается по формуле

n_{\text{б}.\text{у}} = N_{\text{и}}((P_{\text{и}_{1,2}} - P_{\text{и}_{1,2,3}}) + P_{\text{и}_{1,2,3}}(2 - \eta_{1}\prime_{,2}))\eta_{1}\prime_{,2} . (П22.13)

Здесь \eta_{1}\prime_{,2} — коэффициент перехода импульсного перекрытия от индуктированных перенапряжений в дугу тока промышленной частоты на двух фазах принимается равным 0,05 — 0,1 из-за меньшей, чем при прямом ударе амплитуды импульсного тока.

При прохождении ВЛ по лесистой или застроенной местности число грозовых отключений определяется по формуле

n_{\text{э}} = n_{\text{г}}(1 - k_{\text{э}}) , (П22.14)

где n_{\text{г}} — число отключений для ВЛ на открытой местности;

k_{\text{э}} — коэффициент экранирования.

В городских условиях и вблизи деревьев коэффициент экранирования k_{\text{э}} = 0,3 - 0,5 . При прохождении ВЛ по просеке k_{\text{э}} = 0,6 - 0,8 .

22.2. Мероприятия по повышению грозоупорности ВЛ 6 — 35 кВ

22.2.1. ВЛ 6 и 10 кВ на железобетонных опорах имеют очень низкий уровень грозоупорности из-за малой электрической прочности штыревых изоляторов и высокой вероятности возникновения к.з. после импульсного перекрытия. Кроме того, с большой вероятностью изоляция этих ВЛ перекрывается от индуктированных перенапряжений при близких ударах молнии в землю. Небольшое улучшение эксплуатационных показателей этих ВЛ достигается при повышении электрической прочности изоляции и снижении сопротивления заземлений.

22.2.2. ВЛ 6 и 10 кВ на деревянных опорах с креплением изоляторов с помощью крюков на стойках также имеют низкий уровень грозоупорности: междуфазное перекрытие изоляции происходит практически при каждом прямом ударе в молнию. Число грозовых отключений этих ВЛ меньше по сравнению с ВЛ на железобетонных опорах: меньше вероятность возникновения к.з. после импульсного перекрытия; индуктированные перенапряжения не вызывают перекрытия линейной изоляции. Близкие, но несколько худшие показатели имеют линии на деревянных опорах с металлическими траверсами за счет уменьшения импульсной прочности изоляции между фазами и увеличения вероятности перехода импульсного перекрытия в силовую дугу. Основным мероприятием для повышения эксплуатационных показателей этих ВЛ является АПВ. На этих ВЛ целесообразно использование АПВ двукратного действия. Учитывая небольшую длину ВЛ 10 кВ, при соблюдении этих мероприятий удается обеспечить приемлемые эксплуатационные показатели в районах с умеренной грозовой деятельностью.

22.2.3. В качестве мероприятий по повышению грозоупорности ВЛ основных сетей 10 кВ могут использоваться изоляционные траверсы (из сухой и пропитанной древесины или пластических масс) для крепления нижних проводов. Верхний провод крепится на изоляторе, устанавливаемом на вершине железобетонной или деревянной стойки, и работает как трос. На деревянных опорах от штыря изолятора верхнего провода вдоль стойки прокладывается стальной спуск с разрывом 15 см на высоте 4 м от земли. Заземляющий спуск погружается в грунт на глубину заложения стойки. Такая конструкция ВЛ за счет повышения импульсной прочности изоляции и снижения вероятности возникновения к.з. после импульсного перекрытия позволяет снизить число грозовых отключений по сравнению с ВЛ на железобетонных и деревянных опорах с металлическими траверсами и креплениями изоляторов на крюках.

22.2.4. Уровень грозоупорности ВЛ 35 кВ на железобетонных опорах существенно зависит от сопротивления заземлений опор. Для обеспечения эксплуатационной надежности этих ВЛ необходимо ограничить сопротивление заземлений в соответствии с рекомендациями ПУЭ 1998 (табл. 2.5.21).

Повышенная (примерно на порядок) грозоупорность ВЛ 35 кВ на железобетонных опорах может быть достигнута при использовании изоляционных траверс для подвески нижних проводов.

22.2.5. ВЛ 35 кВ на деревянных портальных опорах с расстоянием между проводами 3 м при выполнении сопротивлений заземления опор в соответствии с рекомендациями ПУЭ более грозоупорны. Для повышения надежности таких ВЛ от траверсы вдоль стоек опор следует проложить заземляющие спуски, которые закладываются в грунт на глубину 0,5 м и соединяются между собой в земле. При этом уровень грозоупорности ВЛ повышается и предотвращается расщепление стоек.

На ВЛ 6 — 35 кВ с деревянными опорами отдельные железобетонные (металлические) опоры с ослабленной изоляцией и крайние опоры участка с железобетонными опорами (или участка с чередующимися железобетонными и деревянными опорами) должны защищаться подвесными ОПН.

22.2.6. На ВЛ 35 кВ с деревянными опорами защиту единичных железобетонных или металлических опор следует выполнять либо с помощью ОПН, либо за счет усиления изоляции (до 10 — 12 изоляторов) в гирлянде, при этом должен быть обеспечен габарит до земли в соответствии с ПУЭ и импульсная прочность воздушного промежутка не ниже импульсной прочности гирлянды.

22.2.7. На отпайках от ВЛ 6 — 35 кВ на деревянных опорах за отпаечным разъединителем со стороны питания устанавливается ОПН.

22.2.8. Грозозащита ВЛ 6 — 20 кВ с защищенными (изолированными) проводами должна выполняться в соответствии с рекомендациями «Правил устройства воздушных линий электропередачи напряжением 6 — 20 кВ с защищенными проводами» (ПУ ВЛЗ 6 — 20 кВ) <*>.

<*> ПУ ВЛЗ 6 — 20 кВ утверждены Министерством топлива и энергетики и введены в действие с 1 января 1999 г.

Приложение 23

ОТКЛЮЧЕНИЙ ВЛ 110 — 750 кВ НА УНИФИЦИРОВАННЫХ И ТИПОВЫХ ОПОРАХ

Информация по составу справочных кривых и их использованию для оценки грозоупорности ВЛ 110 — 750 кВ дана в подразделе 8.1. На рис. П23.1 - П23.32 все расчетные зависимости по удельным числам грозовых отключений даны на 100 км и 100 грозовых часов.

а) 8 ПС70Е l_{\text{разр}} = 1,02\text{м} ; б) 9 ПС70Е l_{\text{разр}} = 1,14\text{м} ;

ВЛ с тросом; ВЛ без троса

ВЛ 110 кВ на двухцепных стальных башенных опорах с одним тросом при различной линейной изоляции:

а) 8 ПС70Е l_{\text{разр}} = 1,02\text{м} ; б) 9 ПС70Е l_{\text{разр}} = 1,14\text{м} ;

ВЛ с тросом; ВЛ без троса

ВЛ 110 кВ на одноцепных железобетонных опорах с одним тросом при различной линейной изоляции:

а) 8 ПС70Е l_{\text{разр}} = 1,02\text{м} ; б) 9 ПС70Е l_{\text{разр}} = 1,14\text{м} ;

ВЛ с тросом; ВЛ без троса

ВЛ 110 кВ на двухцепных железобетонных опорах с одним тросом при различной линейной изоляции:

а) 8 ПС70Е l_{\text{разр}} = 1,02\text{м} ; б) 9 ПС70Е l_{\text{разр}} = 1,14\text{м} ;

ВЛ с тросом; ВЛ без троса

ВЛ 150 кВ на одноцепных стальных башенных опорах с одним тросом при различной линейной изоляции:

а) 10 ПС70Е l_{\text{разр}} = 1,27\text{м} ; б) 11 ПС70Е l_{\text{разр}} = 1,40\text{м} ;

ВЛ с тросом; ВЛ без троса

ВЛ 150 кВ на двухцепных стальных башенных опорах с одним тросом при различной линейной изоляции:

а) 10 ПС70Е l_{\text{разр}} = 1,27\text{м} ; б) 11 ПС70Е l_{\text{разр}} = 1,40\text{м} ;

ВЛ с тросом; ВЛ без троса

ВЛ 150 кВ на одноцепных железобетонных опорах с одним тросом при различной линейной изоляции:

а) 10 ПС70Е l_{\text{разр}} = 1,27\text{м} ; б) 11 ПС70Е l_{\text{разр}} = 1,40\text{м} ;

ВЛ с тросом; ВЛ без троса

ВЛ 150 кВ на двухцепных железобетонных опорах с одним тросом при различной линейной изоляции:

а) 10 П70Е l_{\text{разр}} = 1,27\text{м} ; б) 11 ПС70Е l_{\text{разр}} = 1,40\text{м} ;

ВЛ с тросом; ВЛ без троса

ВЛ 150 кВ на портальных железобетонных опорах с двумя тросами при различной линейной изоляции:

а) 10 ПС70Е l_{\text{разр}} = 1,27\text{м} ; б) 11 ПС70Е l_{\text{разр}} = 1,40\text{м} ;

ВЛ с тросом; ВЛ без троса

ВЛ 220 кВ на одноцепных стальных башенных опорах с одним тросом при различной линейной изоляции:

а) 14 ПС70Е l_{\text{разр}} = 1,78\text{м} ; б) 15 ПС70Е l_{\text{разр}} = 1,91\text{м} ;

ВЛ с тросом; ВЛ без троса

ВЛ 220 кВ на одноцепных стальных башенных опорах с двумя тросами при различной линейной изоляции:

а) 14 ПС70Е l_{\text{разр}} = 1,78\text{м} ; б) 15 ПС70Е l_{\text{разр}} = 1,91\text{м} ;

ВЛ с тросом; ВЛ без троса

ВЛ 220 кВ на двухцепных стальных башенных опорах с одним тросом при различной линейной изоляции:

а) 14 ПС70Е l_{\text{разр}} = 1,78\text{м} ; б) 15 ПС70Е l_{\text{разр}} = 1,91\text{м} ;

ВЛ с тросом; ВЛ без троса

ВЛ 220 кВ на двухцепных стальных башенных опорах с двумя тросами при различной линейной изоляции:

а) 14 ПС70Е l_{\text{разр}} = 1,78\text{м} ; б) 15 ПС70Е l_{\text{разр}} = 1,91\text{м} ;

ВЛ с тросом; ВЛ без троса

ВЛ 220 кВ на одноцепных стальных башенных опорах с одним тросом при различной линейной изоляции:

а) 14 ПС70Е l_{\text{разр}} = 1,78\text{м} ; б) 15 ПС70Е l_{\text{разр}} = 1,91\text{м} ;

ВЛ с тросом; ВЛ без троса

ВЛ 220 кВ на одноцепных железобетонных опорах с одним тросом при различной линейной изоляции:

а) 14 ПС70Е l_{\text{разр}} = 1,78\text{м} ; б) 15 ПС70Е l_{\text{разр}} = 1,91\text{м} ;

ВЛ с тросом; ВЛ без троса

ВЛ 220 кВ на одноцепных портальных опорах с двумя тросами при различной линейной изоляции:

а) 14 ПС70Е l_{\text{разр}} = 1,78\text{м} ; б) 15 ПС70Е l_{\text{разр}} = 1,91\text{м} ;

ВЛ с тросом; ВЛ без троса

на двухцепных портальных двухъярусных железобетонных опорах с двумя тросами при различной линейной изоляции:

а) 14 ПС70Е l_{\text{разр}} = 1,78\text{м} ; б) 15 ПС70Е l_{\text{разр}} = 1,91\text{м} ;

ВЛ с тросом; ВЛ без троса

на двухцепных портальных одноярусных железобетонных опорах с двумя тросами при различной линейной изоляции:

а) 14 ПС70Е l_{\text{разр}} = 1,78\text{м} ; б) 15 ПС70Е l_{\text{разр}} = 1,91\text{м} ;

ВЛ с тросом; ВЛ без троса

ВЛ 330 кВ на одноцепных стальных башенных опорах с одним тросом при различной линейной изоляции:

а) 21 ПС70Е l_{\text{разр}} = 2,67\text{м} ; б) 23 ПС70Е l_{\text{разр}} = 2,92\text{м} ;

ВЛ с тросом; ВЛ без троса

ВЛ 330 кВ на одноцепных стальных башенных опорах с двумя тросами при различной линейной изоляции:

а) 21 ПС70Е l_{\text{разр}} = 2,67\text{м} ; б) 23 ПС70Е l_{\text{разр}} = 2,92\text{м} ;

ВЛ с тросом; ВЛ без троса

ВЛ 330 кВ на двухцепных стальных башенных опорах с одним тросом при различной линейной изоляции:

а) 21 ПС70Е l_{\text{разр}} = 2,67\text{м} ; б) 23 ПС70Е l_{\text{разр}} = 2,92\text{м} ;

ВЛ с тросом; ВЛ без троса

ВЛ 330 кВ на двухцепных стальных башенных опорах с двумя тросами при различной линейной изоляции:

а) 21 ПС70Е l_{\text{разр}} = 2,67\text{м} ; б) 23 ПС70Е l_{\text{разр}} = 2,92\text{м} ;

ВЛ с тросом; ВЛ без троса

ВЛ 330 кВ на портальных стальных опорах на оттяжках с двумя тросами при различной линейной изоляции:

а) 21 ПС70Е l_{\text{разр}} = 2,67\text{м} ; б) 23 С70Е l_{\text{разр}} = 2,92\text{м} ;

ВЛ с тросом; ВЛ без троса

ВЛ 330 кВ на одноцепных портальных железобетонных опорах с двумя тросами при различной линейной изоляции:

а) 21 ПС70Е l_{\text{разр}} = 2,67\text{м} ; б) 23 ПС70Е l_{\text{разр}} = 2,92\text{м} ;

ВЛ с тросом; l_{\text{разр}} ВЛ без троса

ВЛ 330 кВ на двухцепных портальных двухъярусных железобетонных опорах при различной линейной изоляции:

а) 21 ПС70Е l_{\text{разр}} = 2,67\text{м} ; б) 23 ПС70Е l_{\text{разр}} = 2,92\text{м} ;

ВЛ с тросом; ВЛ без троса

ВЛ 500 кВ на портальных стальных опорах на оттяжках с двумя тросами при различной линейной изоляции:

а) 25 ПС70Е l_{\text{разр}} = 3,18\text{м} ; б) 30 ПС70Е l_{\text{разр}} = 3,81\text{м} ;

ВЛ с тросом; ВЛ без троса

ВЛ 500 кВ на стальных опорах типа «рюмка» с двумя тросами при различной линейной изоляции:

а) 25 ПС70Е l_{\text{разр}} = 3,18\text{м} ; б) 30 ПС70Е l_{\text{разр}} = 3,81\text{м} ;

ВЛ с тросом; ВЛ без троса

ВЛ 500 кВ на портальных железобетонных опорах с двумя тросами при различной линейной изоляции:

а) 25 ПС70Е l_{\text{разр}} = 3,18\text{м} ; б) 30 ПС70Е l_{\text{разр}} = 3,81\text{м} ;

ВЛ с тросом; ВЛ без троса

на портальных железобетонных опорах с оттяжками (h_{\text{оп}} = 27\text{м}) и двумя тросами при различной линейной изоляции:

а) 25 ПС70Е l_{\text{разр}} = 3,18\text{м} ; б) 30 ПС70Е l_{\text{разр}} = 3,81\text{м} ;

ВЛ с тросом; ВЛ без троса

на портальных железобетонных опорах с оттяжками (h_{\text{оп}} = 32\text{м}) с двумя тросами при различной линейной изоляции:

а) 25 ПС70Е l_{\text{разр}} = 3,18\text{м} ; б) 30 ПС70Е l_{\text{разр}} = 3,81\text{м} ;

ВЛ с тросом; ВЛ без троса

ВЛ 750 кВ на портальных стальных опорах на оттяжках с двумя тросами при различной линейной изоляции:

а) 40 ПС70Е l_{\text{разр}} = 5,08\text{м} ; б) 45 ПС70Е l_{\text{разр}} = 5,72\text{м} ;

ВЛ с тросом; ВЛ без троса

отключений ВЛ 750 кВ на железобетонных опорах с двумя тросами при различной линейной изоляции:

а) 40 ПС70Е l_{\text{разр}} = 5,08\text{м} ; б) 45 ПС70Е l_{\text{разр}} = 5,72\text{м} ;

в) 55 ПС70Е l_{\text{разр}} = 6,99\text{м} (на 100 км и 100 грозовых часов); ВЛ с тросом; ВЛ без троса

Для ВЛ с тросом (сплошные кривые) приведены отдельные составляющие числа грозовых отключений: (n_{\text{оп}} + n_{\text{тр}}) — от обратных перекрытий при ударах молнии в опору и трос; n_{\text{пр}} — при прорывах молнии на провода. Общее число грозовых отключений ВЛ с тросом n_{\text{г}} = (n_{\text{оп}} + n_{\text{тр}}) + n_{\text{пр}} .

Для ВЛ на двухцепных опорах дополнительно даны зависимости от R_{\text{з}} и l_{\text{разр}} общего удельного числа грозовых отключений одновременно двух цепей — n_{\text{г}.2\text{ц}} (тонкие сплошные линии).

Область A ( R_{\text{з}} до 30 Ом) дана в увеличенном масштабе. Для составляющей n_{\text{пр}} приведены численные значения.

Для ВЛ без троса (пунктирные кривые) даны зависимости от сопротивления заземления (R_{\text{з}}) общего числа грозовых отключений (n_{\text{г}}) и выделена составляющая от прорывов молнии на провода (n_{\text{пр}}) . Составляющая от обратных перекрытий (n_{\text{оп}} + n_{\text{тр}}) = n_{\text{г}} - n_{\text{пр}} .

Приложение 24

ВЛ 110 — 750 кВ РАЗЛИЧНОГО КОНСТРУКТИВНОГО ИСПОЛНЕНИЯ

В табл. П24.1 - П24.6 приведены расчетные показатели грозоупорности ВЛ 110 — 750 кВ для всех типов опор, приведенных в табл. 8.1. Удельное число грозовых отключений на 100 км и 100 грозовых часов n_{\text{г}} <*> дано для ВЛ с тросом и без троса при R_{\text{з}} = 10;20\text{и }30\text{Ом} , выделена составляющая от прорывов молнии на провода (n_{\text{пр}}) . С точки зрения грозозащиты ВЛ каждого класса номинального напряжения 110 — 750 кВ имеют существенные особенности, а именно:

<*> Вариант l_{\text{разр}} по «Инструкции по выбору изоляции электроустановок» РД 34.51.101 для районов с I и II степенью загрязненности атмосферы.

ВЛ 110 кВ (табл. П24.1)

Таблица П24.1

конструктивного исполнения (вариант а) справочных кривых)

На ВЛ 110 кВ используются только одностоечные опоры (металлические башенные и железобетонные), рассчитанные на подвеску одного троса. При сравнительно невысокой импульсной прочности линейной изоляции (l_{\text{разр}} \approx 1,0\text{м}) вероятность обратного перекрытия при ударах молнии в опоры при таком конструктивном исполнении ВЛ достаточно высока, что и является основной причиной грозовых отключений ВЛ 110 кВ. Доля отключений от прорывов молнии на провода для ВЛ на одноцепных железобетонных опорах не превышает 15%. Для остальных типов опор эта величина еще меньше.

Лучшие показатели грозоупорности (примерно в 1,5 — 2 раза) имеют ВЛ на железобетонных опорах из-за меньшей высоты (и следовательно грозопоражаемости) снижения индуктивности опор и более благоприятной статистики токов молнии, «собираемых» ВЛ.

Основным средством повышения грозоупорности ВЛ 110 кВ является обеспечение небольших значений сопротивления заземления на промышленной частоте.

Эффективным средством повышения грозоупорности ВЛ 110 кВ на башенных опорах может быть и подвеска второго троса в области нижних проводов, что улучшает электростатическое экранирование проводов и снижает вероятность обратных перекрытий при ударе в опору и трос. Особенно эффективно это мероприятие для уменьшения числа отключений одновременно двух цепей на двухцепных ВЛ. На участках без троса грозоупорность ВЛ 110 кВ ухудшается в 3 — 7 раз (табл. П24.1). Эффективность тросов повышается с уменьшением R_{\text{з}} .

ВЛ 150 кВ (табл. П24.2)

Таблица П24.2

конструктивного исполнения (вариант а) справочных кривых)

На ВЛ 150 кВ используются одноцепные одностоечные (металлические и железобетонные) опоры, по высотам близкие к аналогичным опорам ВЛ 110 кВ, поэтому при подвеске изоляции класса номинального напряжения 150 кВ число грозовых отключений уменьшается в 1,5 — 2 в зависимости от типа опоры и R_{\text{з}} . Увеличение высоты двухцепных опор ВЛ 150 кВ компенсируется усилением изоляции по сравнению с ВЛ 110 кВ и поэтому показатели грозоупорности двухцепных ВЛ 110 и 150 кВ близки.

Номенклатура опор ВЛ 150 кВ включает одноцепную портальную железобетонную опору с двумя тросами. ВЛ на таких опорах имеют наилучшие показатели грозоупорности: n_{\text{г}} при всех значениях R_{\text{з}} в табл. П24.2 в 1,5 раза меньше, чем ВЛ 150 кВ на одноцепных железобетонных опорах и в 3 раза меньше, чем ВЛ на башенных опорах с одним тросом.

ВЛ на портальных опорах вследствие небольшого числа грозовых отключений от обратных перекрытий имеют наибольшую долю отключений от прорывов молнии на провода (около 20% при R_{\text{з}} = 10\text{Ом} ). Абсолютное значение n_{\text{пр}} оказывается наибольшим для ВЛ 150 кВ на двухцепных опорах, но оно составляет 6 — 12% от общего числа грозовых отключений этих ВЛ 150 кВ.

Выбор средств грозозащиты ВЛ 150 кВ на одностоечных опорах так же, как и на ВЛ 110 кВ должен быть направлен на уменьшение числа отключений от обратных перекрытий, что достигается снижением R_{\text{з}} , добавлением и рациональным размещением тросов. На участках без троса число грозовых отключений ВЛ 150 кВ возрастает в зависимости от R_{\text{з}} и конструкции опоры в 3 — 14 раз (табл. П24.2).

ВЛ 220 кВ (табл. П24.3)

Таблица П24.3

конструктивного исполнения (вариант б) справочных кривых)

ВЛ 220 кВ имеют разнообразную номенклатуру опор. Показатели грозоупорности в зависимости от конструкции ВЛ различаются в 6 — 7 раз (при R_{\text{з}} = 10\text{Ом} ). Наибольшее число грозовых отключений имеют ВЛ на высоких одноцепных и двухцепных башенных опорах с одним тросом. Подвеска второго троса снижает число грозовых отключений в 1,4 — 1,6 раза в зависимости от R_{\text{з}} . Основной причиной грозовых отключений являются обратные перекрытия при ударах в опору. Наилучшие показатели грозоупорности имеют одноцепные и двухцепные ВЛ на портальных опорах с двумя тросами. Одноцепные ВЛ 220 кВ в таком исполнении за счет увеличения l_{\text{разр}} гирлянды в 1,5 раза имеют в 3 раза меньше грозовых отключений, чем аналогичные ВЛ 150 кВ. Каждая цепь двухцепной ВЛ на портальных железобетонных опорах имеет n_{\text{г}} не больше, чем ВЛ 220 кВ на одноцепных портальных опорах. На таких опорах значительно меньше вероятность отключения одновременно двух цепей, чем на одностоечных и башенных опорах. На участках без троса число грозовых отключений ВЛ 220 кВ возрастает в зависимости от R_{\text{з}} и конструкции опоры в 4 — 40 раз.

ВЛ 330 кВ (табл. П24.4)

Таблица П24.4

конструктивного исполнения (вариант а) справочных кривых)

На ВЛ 330 кВ используются в основном стальные опоры. Железобетонные опоры по механическим нагрузкам должны быть портальными.

Усиление импульсной прочности изоляции по сравнению с ВЛ 220 кВ способствует уменьшению n_{\text{г}} на однотипных одностоечных опорах в 2 — 2,5 раза. Показатели грозоупорности одноцепных ВЛ 220 кВ и 330 кВ на портальных опорах близки, так как около половины грозовых отключений составляют отключения от прорывов молнии на провода.

Подвеска второго троса на башенных одноцепных и двухцепных опорах уменьшает число грозовых отключений в 2 раза практически при всех значениях R_{\text{з}} табл. П24.4, но при этом n_{\text{г}} остается в 2 раза больше, чем на портальных опорах с двумя тросами. Показатели грозоупорности ВЛ 330 кВ на портальных опорах, в том числе и на железобетонных двухцепных, близки, поэтому каждая из ВЛ на двухцепной железобетонной опоре будет отключаться из-за грозы в 2 раза реже, чем ВЛ на одноцепной портальной опоре. Вероятность отключения одновременно двух цепей на такой опоре в 2 — 3 раза меньше, чем на башенных опорах с двумя тросами и в 4 — 6 раз — при одном тросе на башенных опорах. На участках без троса число грозовых отключений ВЛ 330 кВ возрастает в зависимости от R_{\text{з}} и конструкции ВЛ в 5 — 50 раз.

ВЛ 500 кВ и 750 кВ (табл. П24.5 и П24.6)

Таблица П24.5

конструктивного исполнения (вариант б) справочных кривых)

Таблица П24.6

конструктивного исполнения (вариант б) справочных кривых)

ВЛ 500 и 750 кВ выполняются исключительно в одноцепном варианте с горизонтальным расположением фаз и защищаются двумя тросами. В табл. П24.5 и П24.6 расчетные показатели даны для гирлянд из малогабаритных изоляторов ПС120Б, имеющих длину разрядного пути по изоляции (l_{\text{разр}}) меньшую, чем у ВЛ 500 и 750 кВ, находящихся в эксплуатации (см. табл. П24.7). На рис. П24.1 и П24.2 показаны зависимости от l_{\text{разр}} общего удельного числа грозовых отключений ВЛ 500 и 750 кВ (при R_{\text{з}} = 10\text{Ом} ) и его составляющих от обратных перекрытий (n_{\text{оп}} + n_{\text{тр}}) и прорывов молнии на провода (n_{\text{пр}}) . Там же показаны эксплуатационные показатели грозоупорности, которые составляют в пересчете на 100 грозовых часов: для ВЛ 500 кВ n_{\text{экс}} = 0,16 - 0,20 и для ВЛ 750 кВ n_{\text{экс}} = 0,15\text{грозовых отключений} на 100 км в год.

Таблица П24.7

ПУЭ-1998 и на действующих ВЛ

<*> В том числе на действующих ВЛ 500 кВ в Свердловэнерго.

<**> На действующих ВЛ 750 кВ в России.

n_{\text{экс}} — опыт эксплуатации

для ВЛ 750 кВ на опорах ПП 750-1

Для ВЛ 500 кВ расчеты выполнены для двух распространенных в эксплуатации типов опор — стальной (h_{\text{оп}} = 32,2\text{м}) и железобетонной (h_{\text{оп}} = 27\text{м}) . Общее число грозовых отключений для этих вариантов практически совпадают, но на ВЛ с железобетонными опорами отключений от прорывов молнии на провода происходит больше, чем на ВЛ со стальными опорами, имеющей большее на 1 м превышение троса над проводами. Одновременно ВЛ с железобетонными опорами имеет меньше грозовых отключений от обратных перекрытий вследствие меньшей высоты опор. Из рис. П24.1 видно, что эксплуатационные показатели грозоупорности ВЛ 500 кВ хорошо согласуются с расчетными при l_{\text{разр}} = 4,08 - 4,7\text{м} , т.е. в пределах длин, характерных для гирлянд, комплектуемых из ранее выпускаемых изоляторов (см. табл. П24.7). Переход на использование более коротких гирлянд с l_{\text{разр}} = 3,8\text{м} может привести к увеличению числа грозовых отключений ВЛ 500 кВ в 1,5 — 2 раза по сравнению с показателями, достигнутыми в эксплуатации. Уменьшение длины l_{\text{разр}} одновременно со снижением импульсной прочности изоляции приводит к сокращению расстояния между тросом и проводом по вертикали, что увеличивает вероятность прорывов молнии на провода, являющихся основной причиной отключений ВЛ 500 и 750 кВ.

Расчетные оценки грозоупорности ВЛ 750 кВ на рис. П24.2 выполнены для конструкции опоры, которая использовалась при сооружении ВЛ 750 кВ в Центральной части России. На рис. П24.2 и в табл. П24.8 показана также зависимость расстояния трос — провод по вертикали от длины l_{\text{разр}} для этой опоры. На действующих ВЛ 750 кВ из-за различной высоты тросостоек и длин поддерживающих гирлянд проводов (первый столбец табл. П24.8) и тросов получаются различные сочетания l_{\text{разр}} и \Delta h . В табл. П24.8 выделяются три группы ВЛ 750 кВ, на которых при одинаковой с используемой в расчете длиной l_{\text{разр}} значение \Delta h на действующих ВЛ больше получающегося в расчете, примерно равно расчетному или меньше его. Объемы опыта эксплуатации ВЛ 750 кВ в этих группах не совпадают: больший объем имеет первая группа с большими превышениями тросов над проводами, но при этом с меньшим l_{\text{разр}} из используемых изоляционных подвесок. Основной причиной грозовых отключений ВЛ 750 кВ являются прорывы молнии на провода. Вероятность таких отключений в большей степени зависит от превышения троса над проводами, чем от импульсной прочности линейной изоляции. Кривая n_{\text{пр}} на рис. П24.2 является зависимостью от l_{\text{разр}}(\Delta h) . В столбце 7 табл. П24.8 значения n_{\text{пр}_{i}} для l_{\text{разр}_{i}} на действующих ВЛ 750 кВ приведены в предположении, что вероятности критических значений токов молнии при ударах в провод одинаковы при всех значениях l_{\text{разр}_{i}} . Значения (n_{\text{оп}} + n_{\text{тр}})_{i} (столбец 8 табл. П24.8) приняты по кривой числа отключений от обратных перекрытий рис. П24.2, т.е. без учета конкретных значений \Delta h_{i} . Усредненное удельное число грозовых отключений, полученное по расчетным кривым рис. П24.2 и с учетом долей каждой ВЛ в общем объеме опыта эксплуатации \overline{n_{\text{экс}}} = 0,184 в табл. П24.8, достаточно хорошо согласуется с обобщенным значением n_{\text{экс}} = 0,15 по опыту эксплуатации, что свидетельствует о достоверности расчетных оценок и правильности прогноза; при использовании гирлянд с уменьшенным значением l_{\text{разр}} изоляции на унифицированных опорах ВЛ 750 кВ возможно двукратное по сравнению с опытом эксплуатации увеличение числа грозовых отключений, в основном из-за сокращения расстояния трос — провод по вертикали. Неблагоприятное влияние этого фактора на ВЛ с положительными углами защиты троса может быть компенсировано такими мероприятиями, как увеличение высоты тросостойки или перетяжки троса в пролете.

Таблица П24.8

на опоре (\Delta h) на эксплуатационные показатели ВЛ 750 кВ

                                                                     _

Всего: 20581,3 n = 0,1839 экс

<*> \Delta h уменьшилось в результате использования более длинной гирлянды троса, рассчитанной на подвеску расщепленного на две составляющие троса.

Приложение 25

НА ПОКАЗАТЕЛИ ГРОЗОУПОРНОСТИ ВЛ 110 — 330 кВ

Процесс искрообразования в грунте приводит к уменьшению сопротивления заземления и следовательно к уменьшению вероятности обратного перекрытия линейной изоляции (P_{\text{оп}}) . В методике расчета грозоупорности ВЛ (Приложения 17 и 18) учет импульсного сопротивления заземления вводится не постоянным коэффициентом, а в динамическом режиме в течение всего переходного процесса до момента перекрытия изоляции. Уменьшение P_{\text{оп}} зависит не только от параметров импульса тока молнии, конструкции заземлителя и характеристик грунта (удельного сопротивления \rho и пробивной напряженности E_{\text{пр}} ), но и от класса номинального напряжения ВЛ и конструктивных параметров, влияющих на ее грозоупорность (типа опоры, числа и расположения тросов). Например, с ростом класса номинального напряжения увеличиваются размеры зоны искрообразования, создающейся до момента перекрытия линейной изоляции, происходит более значительное уменьшение сопротивления заземления, и следовательно уменьшается расчетное число грозовых отключений. Подобная ситуация имеет место, если на ВЛ вместо одного подвешено два троса. На ВЛ с невысокой грозоупорностью (например, ВЛ 110 кВ со стальными опорами и одним тросом) перекрытие изоляции происходит до образования искровой зоны.

Учет искрообразования может дать существенные поправки в значениях числа грозовых отключений ВЛ 110 — 330 кВ только при сооружении их на железобетонных опорах (одностоечных и портальных) и в определенной области сочетаний размеров заземлителя и характеристик грунта. Начало и интенсивность искрообразования зависят от плотности тока j, удельного сопротивления \rho и критического значения напряженности электрического поля при пробое грунта E_{\text{кр}} , которые связаны соотношением

E_{\text{кр}} = \rho j . (П25.1)

В табл. П25.1 даны результаты расчета удельного числа грозовых отключений при фиксированных значениях сопротивления заземления при промышленной частоте R_{\sim} от 10 до 100 Ом, а также для трех типов заземляющих устройств: заглубленный конец железобетонной стойки (стоек) без лучей и две конструкции комбинированного заземлителя (стойка и лучи длиной 5 м, стойка и лучи длиной 10 м). Значение удельного сопротивления грунта в табл. П25.1 обеспечивают сопротивление R_{\sim} , приведенное в левом столбце табл. П25.1. Перебор вариантов проводился до выполнения условия \rho \leq 1000\text{Ом } \cdot \text{м} , так как при больших значениях \rho расчет должен проводиться с учетом влияния грунтов с высоким удельным сопротивлением на атмосферные перенапряжения, возникающие на линейной изоляции (Приложение 21). В соответствии с табл. 8.1 рассмотрены три типа железобетонных опор ВЛ 110 — 330 кВ: одностоечная (одноцепная и двухцепная) и портальная. Во всех расчетных случаях наблюдается общая тенденция: с увеличением \rho грунта относительная поправка сначала растет, но затем из-за снижения грозоупорности ВЛ при больших сопротивлениях заземления перекрытие изоляции начинает чаще происходить до момента интенсивного искрообразования в грунте, при этом абсолютное число отключений растет, а влияние искрообразования снижается.

• \rho>1000\text{Ом } \cdot \text{м} .

** 4 луча для одностоечных опор, по 2 луча для каждой стойки портальной опоры.

- искрообразование происходит после перекрытия линейной изоляции и не оказывает влияния на число грозовых отключений.

С ростом класса номинального напряжения ВЛ при одинаковой конструкции опор влияние искрообразования возрастает. Например, для ВЛ 220 кВ на одностоечных одноцепных опорах наибольшая относительная поправка составляет 47,5%, что в 2 раза больше, чем на ВЛ 110 кВ. При добавлении 4-х лучей по 5 м, при сохранении тех же значений R_{\sim} наибольшее значение поправки для ВЛ 220 кВ уменьшается до 10%. На ВЛ 110 и 150 кВ при добавлении лучей процесс искрообразования развивается после перекрытия линейной изоляции: n_{\text{г}}(R_{\sim}) = n_{\text{г}}(R_{\text{и}}) .

На ВЛ с портальными опорами заземлитель размещается в большем объеме грунта, плотности стекающего импульсного тока меньше, и поэтому уменьшается влияние искрообразования на число грозовых отключений. Для ВЛ 220 кВ на таких опорах наибольшее значение поправки при использовании в качестве заземлителя только заглубленных участков железобетонных стоек и при добавлении к ним 2-х лучей по 5 м примерно в 1,5 раза меньше, чем для ВЛ 220 кВ на одностоечных одноцепных опорах. На ВЛ 330 кВ эти поправки увеличиваются за счет повышения импульсной прочности изоляции, но при добавлении 2-х лучей по 10 м снижение числа грозовых отключений за счет искрообразования составляет только около 1,0%.

Данные табл. П25.1 позволяют скорректировать предельные значения R_{\text{з}} , обеспечивающие допустимое число грозовых отключений ВЛ. Например, если для одноцепной ВЛ 220 кВ на одностоечных железобетонных опорах n_{\text{г}.\text{пред}} = 4,0 , то при расчете грозоупорности с фиксированным значением сопротивления заземления R_{\text{з}} = R_{\sim} = 20\text{Ом} . (Заземлитель — заглубленная часть стойки). При учете искрообразования требуемые показатели грозоупорности будут получены при R_{\text{з}} = R_{\sim} = 30\text{Ом} при \rho \approx 200\text{Ом } \cdot \text{м }(n_{\text{г}.\text{доп}} = 3,6) .

Материалы табл. П26.1 - П26.4 составлены в соответствии с методическим подходом подраздела 8.3 при исходных данных п. 8.3.4.

Обозначения, не расшифрованные в табл. П26.1 - П26.4:

T_{\text{пр}} — средний период планового ремонта выключателей, год;

N_{\text{о}} — допустимое без ремонта выключателя количество отключений номинального тока к.з.;

n_{\text{пр}} — удельное число грозовых отключений ВЛ от прорыва молнии на провода (не зависит от R_{\text{з}} , входит составляющей в n_{\text{г}.\text{пред}} ).

Для определения предельного значения сопротивления заземления R_{\text{з}} по справочным кривым Приложения 23 необходимо из n_{\text{пред}} выделить долю грозовых отключений от обратных перекрытий изоляции при ударах молнии в опору и трос, т.е. получить предельное значение составляющей (n_{\text{оп}} + n_{\text{тр}})_{\text{пред}} , зависящей от R_{\text{з}} . Для этого:

• для одноцепных ВЛ — от значения n_{\text{г}.\text{пред}} , полученного по формуле (8.7), следует вычесть удельное число грозовых отключений от прорывов молнии на провода (n_{\text{пр}}) , приведенное на соответствующем рисунке Приложения 23 для рассматриваемой конструкции гирлянды, т.е. в этом случае (n_{\text{оп}} + n_{\text{тр}})_{\text{пред}} = n_{\text{г}.\text{пред}} - n_{\text{пр}} ;
• для двухцепных ВЛ — чтобы воспользоваться справочными кривыми, необходимо получить составляющую (n_{\text{оп}} + n_{\text{тр}})_{\text{пред}} для двух цепей, так как по формуле (8.7) определяется n_{\text{г}.\text{пред}}^{1} для ВЛ, принадлежащей одной цепи на двухцепной опоре.

Число грозовых отключений каждой цепи на двухцепных опорах состоит из отключений из-за перекрытий собственной изоляции и отключений, вызванных развитием перекрытия изоляции соседней цепи (n_{\text{г}.2\text{ц}}) , поэтому

n_{\text{г}.\text{пред}}^{1} = 0,5(n_{\text{оп}} + n_{\text{тр}})_{\text{пред}} + 0,5n_{\text{пр}} + n_{\text{г}.2\text{ц}},\text{а }(n_{\text{оп}} + n_{\text{тр}})_{\text{пред}} = 2(n_{\text{г}.\text{пред}}^{1} - 0,5n_{\text{пр}} - n_{\text{г}.2\text{ц}}) .

Предельное значение R_{\text{з}} находится через два — три приближения n_{\text{г}.2\text{ц}} . В начале расчета значение n_{\text{г}.2\text{ц}} берется по справочным кривым для R_{\text{з}} = 10\text{Ом} . В случае, если найденное по ординате (n_{\text{оп}} + n_{\text{тр}})_{\text{пред}} значение R_{\text{з}} отличается от 10 Ом, производится корректировка n_{\text{г}.2\text{ц}} и повторение процедуры определения R_{\text{з}} .

Примечания.

1. В табл. П26.1 - П26.4 внесены только расчетные значения R_{\text{з}} \geq 1\text{Ом} , в остальных случаях позиции таблиц оставлены незаполненными, т.е. требования по N_{\text{г}.\text{доп}} для данной конструкции опор практически не выполнимы.

2. Знаком * отмечены варианты, в которых расчетное число грозовых отключений от прорыва (n_{\text{пр}}) больше общего предельно допустимого, т.е. n_{\text{пр}}>n_{\text{г}.\text{пред}} и значение R_{\text{з}} принципиально не определяется.

Таблица П26.1

по допустимому числу грозовых отключений по условию полного

Таблица П26.2

Предельные значения сопротивления различных конструкций опор ВЛ 150 кВ по допустимому числу грозовых отключений

выключателя в период между плановыми ремонтами в различных

• n_{\text{пр}}>n_{\text{г}.\text{пред}} .

Таблица П26.3

Предельные значения сопротивления заземления различных конструкций опор ВЛ 220 кВ по допустимому числу грозовых

ресурса выключателя в период между плановыми ремонтами

• n_{\text{пр}}>n_{\text{г}.\text{пред}} .

Таблица П26.4

Предельные значения сопротивления заземления различных конструкций опор ВЛ 330 кВ по допустимому числу грозовых

ресурса выключателя в период между плановыми ремонтами

• n_{\text{пр}}>n_{\text{г}.\text{пред}} .

Приложение 27

УНИФИЦИРОВАННЫХ И ТИПОВЫХ ОПОР ДЛЯ ВЛ 110 — 330 кВ

<*> Таблицы составлены с использованием материалов Приложения 26.

Эти области определены по критерию коммутационного ресурса линейных выключателей для различных природно-климатических и эксплуатационных условий (п. 8.3.4) для номенклатуры опор табл. 8.1.

Границы областей заданы в табл. П27.1 - П27.4 параметрами:

N_{\text{г}.\text{ч}} — наибольшая допустимая интенсивность грозовой деятельности, ч;

L — наибольшая допустимая длина ВЛ, км;

R_{\text{з}} — предельное значение сопротивления заземления опор, Ом.

Разделение ВЛ по категориям грозозащиты выполнено по условиям:

На смену типовым ВЛ 110 кВ и 220 кВ в ближайшие годы придут ВЛ нового поколения. В 1994 — 96 гг. по заданию РАО «ЕЭС России» АО НИИПТ и АО «Институт „Севзапэнергосетьпроект“ разработали технические проекты новой унификации ВЛ 110 кВ и 220 кВ со стальными одноцепными и двухцепными опорами башенного типа. Проекты были утверждены НТС РАО „ЕЭС России“, так как в них был реализован ряд новых идей: снижены потери в проводах примерно вдвое за счет перехода к оптимальной плотности тока; сведен к минимуму расход стали на опоры и железобетона на фундаменты к ним; во все гирлянды введены запасные изоляторы, снижающие число перекрытий и расцеплений гирлянд при рабочем напряжении и грозах и позволяющие исключить замену „остатков“ изоляторов (ремонт гирлянд) в течение 25 лет эксплуатации. Оптимизация промежуточных опор (их высоты и ширины стойки, числа и конструкций секций) и длины пролета в расширенном диапазоне сечений проводов и при значительном увеличении нагрузок от них позволила существенно сократить расход стали на опоры для ВЛ 110 и 220 кВ. Применение опор новой унификации позволит сократить общее число опор на вновь строящихся ВЛ 110 кВ и 220 кВ примерно на 18 и 15% соответственно за счет увеличения длины пролета. Грозоупорность ВЛ 110 и 220 кВ нового поколения существенно выше грозоупорности ВЛ на типовых стальных и железобетонных опорах.»

Для ВЛ 110 кВ оптимальная плотность тока в проводах ВЛ обеспечена за счет расширения диапазона поперечного сечения по алюминию — вплоть до 600 мм2 (вместо 70 — 240 мм2 в действующей унификации). Использование на ВЛ с двухцепными опорами разного числа изоляторов на каждой из двух цепей (9 на одной из них и 10 — на другой) обеспечит снижение в 3 — 4 раза вероятности одновременного отключения обеих цепей при ударах молнии в опоры и трос. Серьезные изменения внесены в конструкцию промежуточных опор. Многочисленными оптимизационными механическими расчетами опор на ЭВМ показано, что минимальных затрат стали на промежуточные опоры можно достигнуть при увеличении их высоты (на 5 — 6 м) и длины пролета, а также при использовании у опор перекрестной схемы решетки вместо треугольной.

На основе расчетов опор для ВЛ 220 кВ со всеми сочетаниями проводов (одиночных от 240 мм2 до 600 мм2 и расщепленного провода 2 x 400 мм2) и климатических условий в новую унификацию введены 4 типа одноцепных и 3 типа двухцепных промежуточных опор и по 2 — 3 типа анкерно-угловых опор (с подставками). Сооружение ВЛ 220 кВ новой унификации с расщепленными проводами (2хАС 300/39 и 2хАС 400/51) может оказаться экономически выгодным при повышенной длине ВЛ и для обеспечения баланса реактивной мощности в энергосистеме взамен шунтовых батарей конденсаторов.

Дополнительные капиталовложения на ВЛ 110 и 220 кВ нового поколения окупаются за 3 — 5 лет. Поэтому переход к новой унификации ВЛ 110 и 220 кВ экономически целесообразен и является серьезным энергосберегающим мероприятием для энергосистем России.

(Дополнительная литература: Тиходеев Н.Н., Кузнецова Л.Е., Зевин А.А., Штин С.А., Константинова Е.Д. Новая унификация ВЛ 110 кВ со стальными опорами. Энергетик, № 4, 1996. Новая унификация ВЛ 220 и 330 кВ со стальными опорами башенного типа. Энергетик, № 12, 1997.)

Таблица П27.1

и типовых опор для ВЛ 110 кВ категорий А и Б по грозозащите

Таблица П27.2

Области рационального использования унифицированных

Таблица П27.3

и типовых опор для ВЛ 220 кВ категорий А и Б по грозозащите

Области рационального использования унифицированных и типовых опор для ВЛ 330 кВ категорий А и Б по грозозащите

УЧЕТ РЕАЛЬНЫХ УСЛОВИЙ ЭКСПЛУАТАЦИИ ПРИ ОЦЕНКЕ ДОПУСТИМОГО ПО КОММУТАЦИОННОМУ РЕСУРСУ ВЫКЛЮЧАТЕЛЯ ЧИСЛА ОТКЛЮЧЕНИЙ

Допустимое число коммутаций нормируемого тока к.з. I_{0} для масляных и воздушных выключателей (N_{0}) приведено в табл. П28.1.

Данные для расчета допустимого числа коммутаций выключателем токов к.з. с учетом реальных условий эксплуатации