LCOS
32,5 руб/кВт·ч

© 2017 технологическая
инжиниринговая компания ООО
«Системы накопления энергии»

Публикации

Авторы: Ворошилов А.Н., Антонов Л.Е.

Влияние синфазных электромагнитных помех на работу РЗА в СОПТ. Борьба с ложными срабатываниями

А.Н. Ворошилов - главный инженер ООО «Системы накопления энергии».

Л.Е. Антонов - генеральный директор ООО ПИК «РОС».

Статья опубликована в журнале "Новости электротехники" 2016 - № 1 - 2

Ключевые слова: система оперативного постоянного тока, ложное срабатывание РЗиА, балансировочные резисторы, перенапряжение в сети, коэффициент синфазно-противофазной передачи, борьба с электромагнитными перенапряжениями.

Аннотация

В работе рассматривается проблема некорректной работы микропроцессорных терминалов РЗиА, связанных с появлением на их дискретном входе потенциала, достаточного для его срабатывания, которое возможно при замыкании на землю положительного полюса системы оперативного постоянного тока (СОПТ). Анализируется возможность использования для борьбы с этим явлением установки низкоомных балансировочных резисторов между полюсами СОПТ и заземляющим проводником. Анализируется вероятность ухудшения электромагнитной обстановки в СОПТ при уменьшении номиналов этих резисторов. Создана модель, поясняющая вероятные механизмы проникновения дифференциального перенапряжения в цепи вторичной коммутации и его влияния на работу оборудования РЗиА. Проведено численное моделирование процессов, приводящих к перенапряжению в СОПТ, предложены способы борьбы с ним.

Проблема ложного срабатывания оборудования РЗиА и параметры питающего напряжения СОПТ

В связи с широким внедрением микропроцессорной техники в системах РЗиА на подстанциях, обострилась проблема ложного срабатывания микропроцессорных терминалов  (далее - МП РЗиА) из-за замыканий полюсов системы оперативного постоянного тока на «землю». Основная причина ложного срабатывания дискретного входа (далее - ДВ) МП РЗиА описана в [1]. Там же приведена схема, поясняющая механизм этого явления (рис. 1).

 

Рис.1 Схема, поясняющая механизм появления напряжения на ДВ при замыкании на землю полюса СОПТ

Здесь: 

1 - Аккумуляторная батарея

2 - Плата дискретных входов МП РЗА

3 - Внешний аварийный контакт, например, газовой защиты

R+ и R-  - Сопротивления балансировочных резисторов

Rиз+ и Rиз-  - Сопротивления изоляции полюсов относительно земли

С+ и С-  - Емкости полюсов относительно земли

Балансировочные резисторы R+ и R-  призваны снизить перекос напряжений положительного и отрицательного полюсов СОПТ относительно "земли". Номиналы этих резисторов сейчас выбираются не менее 1 МОм (учитывая требования [2, п. 5.32]). В случае ухудшения сопротивления изоляции одного из полюсов (в данном случае – положительного полюса), происходит перекос напряжения полюсов относительно земли, который определяется соотношением сопротивлений делителя R+//Rиз+ и  R-//Rиз-.  Емкость С- (емкость отрицательного полюса СОПТ на землю) может оказаться заряженной до потенциала, достаточного для срабатывания ДВ, к которому этот потенциал прикладывается при пробое изоляции положительного полюса. Постоянная времени перезарядки емкостей С+ и С- равна (С+ + С-) • (R+//Rиз+//R-//Rиз+) и, в худшем случае, может быть равна величине от сотен миллисекунд до секунд, что вполне достаточно для ложного срабатывания устройства РЗиА. Именно поэтому в сетях СОПТ стремятся к снижению электрической емкости полюсов сети относительно земли, что не всегда удается добиться на подстанциях, учитывая разветвленный характер кабельных трасс при централизованной схеме построения СОПТ. Еще более критическая ситуация имеет место в СОПТ электростанций, где длины кабельных трасс могут достигать полутора километров, а количество присоединений измеряется тысячами.

Принятая в настоящее время методика [3]  предусматривает ряд мер по борьбе с ложным срабатыванием МП РЗиА, в том числе увеличение порога напряжения срабатывания ДВ, а также срабатывания катушки соленоида отключения высоковольтных выключателей, который  сейчас должен быть не менее 170В.  Последнее требование обусловило ужесточение требования на минимально допустимое напряжение аккумуляторной батареи. Это приводит к существенному удорожанию аккумуляторной батареи и сопутствующего оборудования (увеличена мощность зарядных устройств и т.д.).

Есть другие способы борьбы с ложным срабатыванием, не требующие удорожания оборудования. В [1] было показано, что для того, чтобы исключить риск срабатывания ДВ, достаточно  снизить номиналы балансировочных резисторов примерно до 10кОм. До появления в системах РЗиА микропроцессорных терминалов использовались системы контроля изоляции с резисторами примерно такого номинала и реле РН-51/32, что существенно уменьшало вероятность ложного срабатывания. Очевидно, что установка низкоомных балансировочных резисторов позволяет отказаться от завышения напряжения срабатывания дискретных входов МП РЗА выше принятых ранее пределов  0,6 – 0,7Uном (132 -154 В). Снижение этого уровня позволило бы повысить живучесть системы РЗА при потере питания собственных нужд переменного тока и разряде батареи до величины напряжения 0,8Uном на входах потребителей.   Разница между 0,7Uном - срабатывания РЗА и 0,8Uном - разряда батареи, даст запас 10%, необходимый для надежной работы всей системы вторичной коммутации подстанции.

Цель исследования

Прежде чем использовать данное решение в качестве типового, необходимо оценить влияние уменьшения номинала балансировочных резисторов на электромагнитную обстановку в цепях вторичной коммутации. Необходимо доказать, что установка низкоомных балансировочных резисторов не ухудшает электромагнитную обстановку. Для этого нужно рассмотреть возможные пути проникновения помех в цепи СОПТ и их влияние на работу оборудования РЗиА.

Путей для проникновения помех в сеть СОПТ несколько, их влияние многообразно и анализируется в ряде работ (например, в [5]). Принципиально важно оценить влияние самого опасного фактора. На наш взгляд, самым опасным фактором (с точки зрения выхода из строя вторичного оборудования), является возникновение высоковольтного перенапряжения между полюсами СОПТ (дифференциального перенапряжения). Остальные факторы значительно слабее.

Перенапряжение между полюсами СОПТ возникает:

• при коммутации высокоиндуктивной нагрузки;

• при КЗ в цепях, содержащих высокоиндуктивную нагрузку;

• при трансформации синфазного перенапряжения (между заземляющим проводником и системой СОПТ как целое), возникающего при разряде молнии или коммутации силового оборудования, в дифференциальное перенапряжение (прикладываемое между полюсами СОПТ).

Очевидно, что величина балансировочных резисторов не влияет на процессы коммутации и отключения КЗ, проходящие непосредственно в сети СОПТ, но может влиять на преобразование синфазного перенапряжения в дифференциальное перенапряжение. Таким образом, необходимо провести анализ влияния номиналов балансировочных резисторов на коэффициент преобразования синфазной помехи в дифференциальную Ksd = |Ud|/ |Us| Также необходимо определить влияние других параметров СОПТ на этот коэффициент.

Целью настоящей работы является:

• оценить последствия снижения балансировочных резисторов с точки зрения преобразования синфазного перенапряжения в противофазное в СОПТ;

• определить уровень возможного перенапряжения, оценить факторы, определяющие его величину;

• предложить меры по ограничению перенапряжения.

Классификация помех. Грозовые перенапряжения

Согласно классификации, представленной в [4], помехи разделяются на:

• естественные (природные) и искусственные (индустриальные);

низкочастотные и высокочастотные;

• кондуктивные (передаваемые по гальванически связанным цепям) и индуктивные (передаваемые за счет явления электромагнитной индукции);

• синфазные (возникающие между сетью и  потенциалом «земли») и дифференциальные (возникающие между полюсами сети).

Наиболее опасными являются высоковольтные перенапряжения, возникающие при грозовых разрядах вследствие удара молний. При стекании разряда молнии через молниеприемник возникают импульсные токи амплитудой до 100 – 200кА. Вследствие конечности сопротивления заземлителя (величина которого может составлять несколько Ом) в данной точке возникает локальное перенапряжение амплитудой до нескольких сотен киловольт, которое прикладывается между заземлителем и зоной нулевого потенциала (удаленной точкой земли). При этом происходит прямой перенос этого импульса перенапряжения в систему заземляющих проводников подстанции (к которой подключаются корпуса оборудования сборок РЗиА) и перезаряд емкостей между полюсами СОПТ и заземляющим проводником и полюсами СОПТ и удаленной точкой земли (зоной нулевого потенциала). На перезаряд емкостей может оказывать влияние величина сопротивления балансировочных резисторов. На рисунке 2 приведена схема, поясняющая природу этого процесса.

 

Рис. 2 Схема, поясняющая процесс возникновения перенапряжения в системе заземления

Здесь:

1 - Точка стекания заряда молнии через заземлитель

2 - Точка подключения заземляющего проводника к сборке РЗА

3 - Зона нулевого потенциала (часть земли, находящаяся вне зоны влияния какого-либо заземлителя

4 - Положительный проводник СОПТ

5 - Отрицательный проводник СОПТ

R1 и R2 - Балансировочные резисторы

C1 и C2 - Конструктивные емкости полюсов СОПТ (оборудования ЩПТ и т.п.) на заземляющий проводник

C+ и C- - Емкости полюсов СОПТ относительно зоны нулевого потенциала

В работе [5] проводились  эксперименты по определению влияния этого импульса перенапряжения на чувствительную аппаратуру. Было показано, что существующие меры по защите от грозовых перенапряжений (применение системы молниеприемников и заземлителей с минимально возможным сопротивлением, использование устройств ОПН, экранированные измерительных  кабелей), иногда оказывается недостаточно для того, чтобы гарантировать безаварийную работу чувствительного оборудования.

Согласно [6] разряд молнии моделируется тестовыми импульсами тока, которые бывают двух типов:

1 – ток прямого разряда молнии. Он возникает при прямом попадании молнии и имеет фронт нарастания порядка 10 мкс (от уровня 10% до уровня 90% Umax) и затем спадает до нуля со временем спада до уровня 0,5 Umaxпорядка 350 мксек.

2 – наведенный  ток при удаленном ударе молнии. Характеризуется параметрами фронта и спада 8/20 мксек.

На рисунке 3 представлены тестовые импульсы обоих типов.

Рис. 3 Параметры тестовых импульсов тока при разряде молнии

При дальнейшем рассмотрении нас интересует импульс первого типа, так как его энергия во много раз больше энергии импульса второго типа. Кроме того, поскольку этот импульс имеет длительность порядка 1 мсек, он может возбуждать в сети СОПТ низкочастотные (наиболее опасные) электромагнитные колебания.

Модель сети

Рассматриваемое перенапряжение является синфазными, оно не приложено между полюсами СОПТ.  В  [4] анализируется случаи, когда  синфазная помеха преобразовывается в противофазную. Это происходит тогда, когда уравнительные токи, возникающие при синфазной помехе, и протекающие в контурах между положительным полюсом и заземляющим проводником, а также  между отрицательным полюсом и заземляющим проводником, имеют разную величину. Преобразуем схему, представленную на рис. 2, в более подходящий для анализа вид.

Рис. 4 Электрическая схема, поясняющая процессы, протекающие в сети, модель которой представлена на рисунке 2

Здесь:

Es - Синфазное перенапряжение, прикладываемое между точкой нулевого потенциала (3) и точкой заземления молниеприемника (1)

R1 и R2 - Балансировочные резисторы

С1 т С2 - Конструктивные емкости между полюсами СОПТ и заземляющим проводником

С+ и С- - Емкости между полюсами СОПТ и зоной нулевого потенциала

Zk1, Zk2 - Импедансы положительной и отрицательной жил кабелей полюсов СОПТ

Zt - Импеданс заземляющего проводника

Напряжение  Esравно току разряда молнии, помноженному на импеданс заземлителя, который имеет как активную, так и индуктивную составляющую. Индуктивный реактанс определяется как его формой, так и параметрами импульса тока, теоретическое определение его затруднительно. При моделировании рассматривалась  только активная часть импеданса  -сопротивление величиной 1 Ом. Таким образом, источник импульсного тока амплитудой 100кА был заменен источником напряжения амплитудой 100кВ (учет индуктивности приводит к изменению формы импульса напряжения Esи увеличения его амплитуды). Для простоты было принято, что молниеприемник заземлен в одной точке, ослаблением Es, связанным с протеканием тока разряда через другие заземлители, пренебрегалось (учет параллельных сопротивлений заземлителей приводит к уменьшению амплитуды Es).

Из-за наличия ЭДС Esв контурах 1 и 2 возникают токи Iк1 и Iк2, которые замыкаются через емкости жил кабелей полюсов СОПТ относительно зоны нулевого потенциала (C+ и C-), а также через параллельно подключенные между полюсами СОПТ и заземляющим проводником балансировочные резисторы (R1 и R2) и емкости С1 и С2. Величина С1 и С2 определяется электрической схемой и конструктивными особенностями оборудования, используемого в шкафу РЗиА.  Влияние импедансов кабелей Zк1 и Zк2 мало, так как СОПТ включает в себя большое количество кабелей, включаемых параллельно. Влияние импеданса заземлителя также мало, так как, как правило, его величина составляет не более 0,1Ом.

Если схема полностью симметрична (сопротивления  R1 и R2, реактансы емкостей C1 и C2, а также емкостей C+ и C-  имеют одинаковые между собой значения), наведенное напряжение U1 полностью компенсируется напряжением U2 и дифференциальное напряжение между полюсами 4 и 5  не наводится. В случае несимметрии параметров схемы возникает нескомпенсированное дифференциальное напряжение, определяемое величиной этой несимметрии. Таким образом, неодинаковые значения импедансов  в контурах 1 и 2 приводят к тому, что синфазное напряжение частично преобразуется в противофазное. В схеме также показаны сопротивление платы дискретных вводом RДВ и  аккумуляторная батарея (их параметры существенно влияют на переходные процесс при протекании токов Iк1 и Iк2).

Как было указано выше, для количественного определения величины перенапряжения между полюсами СОПТ  используется коэффициент синфазно-противофазного преобразования, который, вообще говоря, зависит от частоты:

Ksd (w) = Ud(w)|/|Us(w)                (1)

Или в логарифмической форме:

Ksd (w)=20wlg (|Ud(w)|)/(|Us(w)|)   (2)

 

Здесь Ud(w) – напряжение наведенной дифференциальной помехи; Us(w) – напряжение синфазной помехи.

Параметры схемы замещения

Для определения параметров схемы проводились измерения значений емкости между полюсами СОПТ и заземляющим проводником для различных видов оборудования. Измерения емкости С1 и С2 проводились методом, аналогичным тому, который применяется для определения общей емкости сети СОПТ [3].

  Рис. 5а типовая схем измерения электрической емкости сети СОПТ         

Рис. 5б типичная осциллограмма переходного процесса, возникающего в сети при замыкании тестового резистора Rtestна какой-либо полюс

Осциллограф подключался между полюсом и заземляющим проводником (корпусом шкафа), измерялась постоянная времени перезарядки емкостей С1 и С2 при замыкании тестового сопротивления Rtestноминалом 1 кОм на положительный или отрицательный полюсы.  По величине постоянной времени перезаряда определялась суммарная емкость С1 и С2. Измерения показали, как правило, наибольший вклад в значение C1 и C2 дают зарядно-подзарядные устройства (ЗПУ), на выходе которых между шинами и заземляющим проводником установлены емкости номиналом примерно по 1 мкФ. При отключении ЗПУ значения емкостей С1 и C2 составляют примерно 20 – 200 нФ.  Основной вклад в значение этой емкости вносят устройство контроля изоляции, устройства ограничения перенапряжения, щитовые приборы, реле. Монтаж проводов значительного влияния не оказывает.

Значение емкостей С+ и С- (емкости сети СОПТ относительно точки нулевого потенциала) определяются электрической емкостью кабельных линий на землю. Эта величина существенно зависит от расположения кабелей (определяется расстоянием кабелей до земли, их расстоянием до заземляющих проводников, расстоянием между жилами). При отсутствии данных погонная емкость кабелей принимается равной 0.3 мкФ/км [3]. Обычно суммарная электрическая емкость полюсов кабелей СОПТ относительно земли на подстанциях с разветвленной сетью составляет примерно 1 – 10 мкФ, при этом С+ равна С- с хорошей точностью (поскольку емкость полюсов кабелей СОПТ относительно земли определяется кабельной трассами, образованной двужильными кабелями, имеющими общую изоляцию).  Значения сопротивлений R1 и R2 равны между собой с хорошей точностью (в нашем случае - 10кОм). Их номиналы могут быть подобраны с точностью не хуже 1%, например, при использовании прецизионных резисторов типа С2-23. Номиналы емкостей С1 и C2, определяемые схемами применяющихся устройств, могут существенно различаться, поскольку их равенство не регламентируется никакими нормативными документами. Более того, используемые сегодня методы диагностики [3] не позволяют определить разницу между С1 и С2. Постоянная времени на рис. 5б, измеряемая для определения емкости, принципиально зависит от их суммы емкостей С1 и С2.

Оценим величины импедансов. Поскольку тестовый импульс напряжения имеет длительность порядка 1 мсек, нас интересуют частоты от нескольких кГц и выше. На частоте 10 кГц импеданс емкости C1 и С2 Xc =1/(jw×C) = 160 Ом при С1 = С2 = 100 нФ, импеданс емкостей Xc+ и Xc- в равен примерно значений 1.6 – 16 Ом. Таким образом значения номиналов резисторов R1 и R2 много больше номиналов Xc1 и Xc2, соответственно коэффициент синфазно-противофазной передачи определяется разностью значений емкостей С1 и С2, а также величиной емкостей С+ и С-и не зависит от номиналов R1 и R2.

Таким образом, можно сделать следующие важные выводы:

Вывод 1: снижение номиналов балансировочных резисторов R1 и R2 до 10 кОм не окажет влияния на величину коэффициента Ksd.

Вывод 2: величина коэффициента синфазно-противофазной передачи определяется разностью емкостей С1 и С2. Данная величина (разность емкостей) в настоящее время никак не контролируется. Возможна ситуация, при которой напряжения полюсов сети относительно заземляющего проводника, определяемые балансировочными резисторами, равны между собой, но при появлении синфазной помехи в сети СОПТ может появиться значительное дифференциальное перенапряжение. Это перенапряжение обусловлено протеканием нескомпенсированных емкостных токов в контурах полюс – земля – заземляющий проводник – полюс.

Расчет коэффициента синфазно-противофазной передачи

Расчет делался для тестового импульса Esформы 10/350 мксек (тип 1 на рисунке 3), использовалась линейная аппроксимация импульса. Рассчитывалась схема, представленная на рис. 6. Параметры нагрузки менялись в пределах от 5 до 500 Ом, что соответствует току нагрузки СОПТ от 0,44 до 44А.

Учитывалось влияние аккумуляторной батареи. Как было показано в (7,8,9), аккумуляторная батарея в режиме разряда и поддерживающего заряда на переменном токе представляет собой последовательно соединенные низкоомное сопротивление (величиной примерно 0,01 – 0,04 Ом) и индуктивность, определяемая параметрами кабеля, через который батарея подключается к ЩПТ, и пространственным расположением аккумуляторов. Величина индуктивности равна примерно 40 – 60 мкГн. Сопротивления кабелей (Rк1 и Rк2) и заземляющего проводника Rзп имеют малые величины (порядка 0,1 Ом), поскольку представляют собой множество кабелей, подключенных параллельно. Величины индуктивностей Lк1, Lк2 и Lзп приняты равными 1 мкГн.

 

Для расчета Ksdиспользовался программный пакет NL5 [10], который предназначен для расчета электрических цепей, включающих линейные или нелинейные элементы, генераторы, пассивные двухполюсники, логические устройства и т.п. ПО позволяет редактировать цепи, рассчитывать переходные процессы, возникающие в них при воздействии возмущений, проводить частотный анализ схемы. Генераторы тока и напряжения могут выражаться периодическими функциями или представлять собой одиночные импульсы произвольной формы, задаваемой аналитически или по таблицам значений.

Рис. 6 Схема замещения сети СОПТ

Расчет делался для следующих параметров схемы замещения:

Находилась зависимость Ksd от коэффициента несиммертрии емкостей С1 и С2 d при Rдв = 500 Ом. Здесь d = 1 – C2/C1, при этом  d= 0 если С1 = С2; d = 3 если С2/С1 = 4. Находилось отношение действующего значения Uдв (Root mean square) к амплитуде импульса Es на промежутке 200 мксек.

При приложении синфазного импульса перенапряжения Es в сети возникает резонансные колебания, частота которых определяется соотношением индуктивности кабелей и аккумуляторной батареи и емкостей сети (см. рис. 7). В данном случае частота резонансного колебания равна примерно 17 кГц, мощность пика – примерно 15 Дб (соответствует усилению гармонического сигнала на резонансной частоте примерно в 5,6 раз). Постоянная времени затухания τ ≈ Rдв·С1//С2.

 

Рис. 7 Амплитудо-частотная и фазо-частотная характеристики, а также переходной процесс, возникающий в сети при подаче импульса синфазного перенапряжения  (Rдв = 500 Ом).

Из графика видно, что при пиковом значении Es = 100 кВ, действующее значение Uдв равно 7,9 кВ (Ksd = 0,079), пиковое значение примерно 15 кВ, что опасно для чувствительного оборудования (согласно требованиям ГОСТ Р 51317.6.5-2006  оборудование испытывается на импульсное напряжение 2 – 4 кВ). На рисунке 8 представлена зависимость Ksd от коэффициента несимметрии d. Видно, что при изменении d в диапазоне от  0,7 до 3,0 дифференциальное напряжение в сети СОПТ изменяется в диапазоне от 2 до 8 кВ при амплитуде импульса синфазного перенапряжения 100кВ. То есть если величины электрических емкостей между положительным и отрицательным проводниками оборудования ЩПТ относительно заземленного корпуса шкафа, где располагается это оборудование, различается в четыре раза, то величина перенапряжения между полюсами СОПТ при грозовом разряде может достигать 8 кВ и выше, что достаточно для выхода из строя вторичного оборудования. 

Рис. 8 Зависимость коэффициента синфазно-противофазного преобразования  от степени несимметрии электрических емкостей между положительным и отрицательным проводниками оборудования ЩПТ относительно заземленного корпуса шкафа.

Как уже говорилось выше, разность величин электрических емкостей С1 и С2 в настоящее время никак не контролируется, что может привести к ситуации, когда вторичное оборудование выйдет из строя при грозовом разряде «по непонятной причине».

На рисунке 9а и 9б представлены осциллограммы переходного процесса при сопротивлении нагрузки 50 Ом и 5 Ом соответственно. Видно, что при уменьшении сопротивления нагрузки постоянная времени затухания импульса дифференциального перенапряжения пропорционально падает, соответственно уменьшается действующее значение напряжения и коэффициент Ksd. Эта зависимость представлена на рис. 9в. Зависимость мощности, выделяемой на нагрузке, от величины сопротивления нагрузки  выглядит сложнее, так как при уменьшении  нагрузки  возрастает мощность, P ~ 1/Rдв. На рисунке 9г представлен график мощности, выделяющейся на нагрузке от величины Rдв. Видно, что пиковая мощность, выделяющаяся на нагрузке, может достигать несколько сотен киловатт.

Рис. 9а переходной процесс при нагрузке 50 Ом.

Рис. 9б переходной процесс при нагрузке 5 Ом.

Рис. 9в зависимость Ksd от сопротивления нагрузки

Рис. 9г зависимость мощности, рассеиваемой на нагрузке в кВт,  от сопротивления нагрузки

В случае если аккумуляторная батарея отсутствует, происходит адиабатический процесс отклика на ступеньку возмущения, при  котором Ksd ~ 0,1 – 0,2. При этом нужно более внимательно подойти к учету влияния индуктивности кабелей сети СОПТ, поскольку они будут определять резонансную частоту колебаний, возмущаемых в сети СОПТ. Как было показано в [7], погонная индуктивность кабеля Lk = 0,5 мкГн/м, соответственно индуктивность кабеля может составлять десятки мкГн, и колебательный процесс при ступенчатом воздействии будет определяться уже конфигурацией кабельных трасс.

Выводы

На основании проведенного исследования можно утверждать:

  1. Снижение номиналов балансировочных резисторов, выравнивающих потенциалы положительного и отрицательного полюсов СОПТ относительно потенциала «земли»  до величины порядка 10 кОм, не оказывает влияния на процесс преобразования синфазного перенапряжения в сети СОПТ в дифференциальное перенапряжение, прикладываемое непосредственно между полюсами СОПТ, то есть не ухудшает электромагнитную обстановку.
  2. Для уменьшения вероятности ложного срабатывания МП РЗиА можно рекомендовать снижение номиналов балансировочных резисторов до величины порядка 10 кОм. При этом можно существенно смягчить требования к порогу срабатывания дискретных входов МП РЗиА и минимальному напряжению аккумуляторной батареи.
  3. Величина коэффициента синфазно-противофазной передачи Ksdопределяется разностью электрических емкостей между положительным и отрицательным проводниками оборудования ЩПТ относительно заземленного корпуса шкафа, где располагается это оборудование.
  4. Данная разность, в настоящее время, никак не контролируется. При типичных значениях емкостей и параметрах СОПТ, дифференциальное перенапряжение,   возникающее в сети постоянного тока при грозовом разряде, может достигать опасных величин. При этом вероятен выход из строя чувствительного оборудования РЗиА.
  5. Необходимо принять меры для снижения емкости полюсов цепей оборудования ЩПТ на «землю» и их балансировке. Для более точного определения эффекта желательно провести натурные испытания на какой-либо подстанции, по результатам которых можно будет составить техническое задание на доработку системы контроля изоляции, включающую в свой состав балансировочные устройства, в том числе низкоомные балансировочные резисторы и устройство выравнивания емкостей полюсов цепей оборудования ЩПТ на «землю».
  6. Нужно разработать методы для диагностики степени несимметрии емкостей полюсов цепей оборудования ЩПТ на «землю» и определить в отраслевых стандартах необходимость проведения такой диагностики при производстве оборудования СОПТ.

 

Список литературы

  1. Алимов Ю.Н., Галкин И.А., Шаварин Н.И.– Особенности контроля изоляции в цепях оперативного постоянного тока 220В, Энергоэксперт №3, 2011 г.
  2. СТАНДАРТ ОРГАНИЗАЦИИ ОАО «ФСК ЕЭС» СТО 56947007-29.120.40.041-2010  Системы оперативного постоянного тока подстанций. Технические требования.
  3. СТО 56947007-29.240.044-2010 МЕТОДИЧЕСКИЕ УКАЗАНИЯ по инженерным расчетам в системах оперативного постоянного тока для предотвращения неправильной работы дискретных входов микропроцессорных устройств релейной защиты и автоматики, при замыканиях на землю в цепях оперативного постоянного тока подстанций ЕНЭС
  4. Шваб,Электромагнитная совместимость, Энергоатомиздат, 1995 г.
  5. М. Кузнецов, Д. Кунгуров, М. Матвеев, В. Тарасов, Входные цепи устройсв РЗА. Проблема защиты от импульсных перенапряжений, Новости Электротехники №6 (42) 2006 г.
  6. ГОСТ Р МЭК 62305-5-2010.  Менеджмент риска. Защита от молнии, часть 1. Общие принципы.
  7. Л. Антонов, А. Ворошилов, П. Смирнов, Аккумуляторные Батареи. Влияние на распространение электромагнитных помех в сети оперативного постоянного тока, Новости Электротехники №2 (92) 2015 г.
  8. Exide, Handbook, Стационарные свинцово-кислотные аккумуляторные батареи.
  9. Г.Альбер, Измерение активного сопротивления батареи. История и Факты.
  10. NL5 Circuit Simulator, nl5.sidelinesoft.com
  11. ГОСТ Р 51317.6.5-2006 (МЭК 61000-6-5;2001). Устойчивость к электромагнитным помехам технических средств, применяемых на электростанциях и подстанциях. Требования и методы испытаний.