Методика определения допустимого времени отключения дугового замыкания в ячейках 6-35 кВ

Методика определения допустимого времени отключения дугового замыкания в ячейках 6-35 кВ

Системы дуговой защиты в КРУ 6-35 кВ должны классифицироваться не как опциональные элементы, а как фундаментально обоснованные средства ограничения деструктивных термических и механических воздействий внутренней дуги.

В настоящей статье предложена инженерная методика определения допустимого времени ликвидации внутреннего дугового замыкания в ячейках распределительных устройств напряжением 6, 10, 20 и 35 кВ. В основу разработанного подхода положены принципы энергетического баланса электрической дуги, алгоритмы расчета динамики нарастания температуры газовой среды в защищаемом отсеке, а также оценка повышения уровня абсолютного давления в замкнутом объеме ячейки.

В качестве базовых критериев безопасности утверждены предельно допустимая температура газовой среды на уровне 140 °C и предельное избыточное давление 1,5 атм.

Для каждого класса напряжения вычислены значения градиента напряжения дуги, произведена оценка степени влияния тепловой энергии дугового разряда на скорость изменения давления и температуры. На базе полученных данных выведены итоговые аналитические зависимости для определения допустимого времени ликвидации дугового замыкания, применение которых позволяет минимизировать уровень термической и механической деструкции оборудования ячеек 6-35 кВ, а также снизить риски для эксплуатационного персонала.

Дополнительно принимается во внимание тот факт, что интеграция клапанов сброса давления и газоотводящих каналов не только лимитирует рост избыточного давления, но и способствует замедлению повышения температуры вследствие отвода и последующего охлаждения нагретых масс газа.

На основании полученных данных продемонстрировано, что при соблюдении заданных критериев безопасности превалирующим лимитирующим фактором выступает температура газовой среды в отсеке. Кроме того, установлено, что увеличение тока короткого замыкания и повышение класса напряжения приводят к экспоненциальному ужесточению требований, предъявляемых к быстродействию комплексов дуговой защиты [1]–[14].

Введение

Развитие внутреннего дугового замыкания в комплектном распределительном устройстве (КРУ) среднего напряжения характеризуется интенсивным выделением тепловой энергии, стремительным нагревом окружающего воздуха и продуктов эрозии контактных соединений, а также резким повышением внутреннего давления с последующим выбросом высокотемпературных газов. Нормативная база, регламентирующая требования к распределительным устройствам в металлической оболочке и их стойкости к воздействию внутренней дуги, закреплена в отечественных и международных стандартах для КРУ соответствующего класса напряжения. При этом требования к коммутационным аппаратам и общему уровню безопасности подстанций дополняются стандартами на высоковольтные выключатели, отраслевыми нормами проектирования и регламентами, описывающими технические характеристики систем дуговой защиты [1]–[4].

Ключевая практическая значимость вычисления предельно допустимого времени отключения замыкания, сопровождающегося открытой электрической дугой, заключается в том, что тяжесть последствий подобного аварийного режима детерминируется не только абсолютной величиной тока короткого замыкания, но и продолжительностью его протекания. Анализ отечественных публикаций, посвященных быстродействующим защитам 6-10 кВ и исследованию дуговых повреждений в сетях среднего напряжения, свидетельствует о необходимости отключения поврежденного участка без выдержки времени или с минимально возможной задержкой с целью минимизации ущерба [5], [6].

Вместе с тем, невзирая на отсутствие искусственной задержки времени в алгоритмах функционирования защит от дугового замыкания, итоговое время ликвидации повреждения подвержено существенным вариациям (от 5 до 90 мс) в зависимости от архитектуры схем вторичной коммутации, количества промежуточных звеньев в цепи отключения и собственного времени срабатывания коммутационных аппаратов и терминалов РЗА.

Современные исследования физики внутренней дуги в закрытых отсеках, ячейках 12 кВ, устройствах с элегазовой изоляцией и кабельных сборках демонстрируют, что для корректной инженерной оценки фундаментальными переменными остаются термическая энергия дугового разряда, температура газа, абсолютное давление и конфигурация путей сброса избыточного давления [7]–[14].

Ввиду этого, в рамках проектных изысканий целесообразно опираться на следующий логический алгоритм: мощность дугового разряда → энергия, аккумулированная воздухом в замкнутом отсеке → градиент температуры (и давления) → допустимое время локализации аварии.

Принятые коэффициенты и исходные параметры

Все принятые для расчетов коэффициенты и исходные физические параметры сведены в табл. 1.

Таблица 1

Коэффициент η рассматривается в качестве эмпирической величины (определяемой опытным путем на базе анализа физических экспериментов), отражающей тот факт, что на непосредственный нагрев воздушной среды в замкнутом пространстве расходуется лишь часть выделяемой энергии дуги. Оставшаяся часть диссипирует, расходуясь на эрозию электродных структур, термический нагрев токоведущих контуров и металлической оболочки ячейки, а также на электромагнитное и световое излучение. Исследования динамики внутренней дуги подчеркивают, что коэффициенты энергетического распределения не могут считаться универсальной константой, поскольку они сильно зависят от геометрии ячейки, величины межэлектродного зазора, архитектуры отсека и специфики термодинамической разгрузки [7], [11], [14].

Интеграция клапанов сброса давления и системы газоотводящих каналов обуславливает не только редукцию давления внутри ячейки, но и существенное торможение скорости нарастания температуры в отсеке. Подобный эффект достигается за счет активной эвакуации раскаленных масс газа во внешнюю среду и их последующего термодинамического охлаждения. Данное явление формализовано в расчетной модели посредством введения коэффициентов k_т и k_б [11], [14].

Базовые расчётные соотношения

Мощность электрической дуги, тепловая энергия, переданная объему воздуха, температура воздуха в защищаемом отсеке и абсолютное давление определяются следующими математическими выражениями:

где U_дуги - напряжение дуги, В;

I_кз - ток короткого замыкания, А.

В представленных аналитических выражениях коэффициент k_т вводится с целью количественного учета того факта, что функционирование сбросных клапанов обеспечивает более плавное нарастание температуры в отсеке по сравнению с абсолютно герметичным (изохорным) объемом. Подобное допущение не призвано полностью заменить исчерпывающий газодинамический расчет или проведение натурных испытаний КРУ, однако оно предоставляет возможность в корректной и прагматичной инженерной форме учесть эффект тепловой разгрузки ячейки [11], [14].

Анализ предложенных математических моделей позволяет сформулировать следующий фундаментальный физический вывод: интенсификация тока короткого замыкания и возрастание напряжения дуги обуславливают прямо пропорциональное увеличение скорости нагрева воздушной массы. Напротив, расширение полезного объема отсека демпфирует градиент роста температуры. Установка систем клапанного сброса выступает дополнительным фактором, подавляющим темпы роста как температуры, так и давления [7], [11], [14].

Выбор напряжения дуги для классов 6, 10, 20 и 35 кВ

Для расчёта напряжение дуги принимается пропорциональным её эффективной длине:

где l_эфф — эффективная длина дуги, см;

g — межфазный зазор, см.

В специализированной научно-технической литературе для дуговых разрядов среднего напряжения приводится вариативный диапазон градиента напряжения порядка 10-16 В/см. Проведенные эмпирические исследования феномена внутренней дуги также подтверждают, что картина распределения термобарических характеристик в значительной степени детерминируется величиной межфазного зазора, архитектурой камеры и позиционированием самого разряда [7]–[10], [12], [13]. Исходя из этого, в настоящем расчёте оперируют унифицированным инженерным значением U_дуги, экстраполированным из табл. 2.

Таблица 2

Анализируя данные из табл. 2, можно заключить, что повышение класса напряжения оборудования напрямую коррелирует с увеличением генерируемого напряжения дуги. Следствием этого факта является рост аккумулируемой тепловой мощности разряда (при условии неизменности тока короткого замыкания), что диктует императивную необходимость пропорционального сокращения предельно допустимого времени ликвидации аварии.

Формула допустимого времени отключения дугового замыкания

Исходя из граничного условия температурного критерия T_отс ≤ T_пред, формируется базовое аналитическое выражение для расчета допустимого времени отключения дугового разряда:

Путем приведения размерностей к миллисекундам и килоамперам уравнение трансформируется в более компактный вид с использованием агрегированного коэффициента К:

В условиях консервативного подхода к расчету уставок (при отсутствии верифицированных экспериментальных профилей) следует принимать коэффициент k_т равным 1,0. При расчетах архитектуры, оснащенной системами разгрузочных клапанов, значение k_т постулируется на уровне 0,75.

Расчеты подтверждают, что критерий безопасности, базирующийся на мониторинге избыточного давления, демонстрирует значительно меньшую степень жесткости по сравнению с термодинамическим критерием. В связи с этим, детерминирующим параметром при расчете допустимого времени ликвидации дуги выступает именно предельная температура воздушной среды [7], [11], [14].

Пример расчёта коэффициента К для класса 6 кВ

Для ячейки 6 кВ из табл. 2 принимается U_дуги = 1250 В. Тогда коэффициент К определяется следующим образом:

Графическая зависимость роста температуры воздуха в ячейке 6 кВ при I_кз = 15 кА

На рис. 1 приведена динамика роста температуры воздуха при возникновении дугового замыкания 6 кВ (по оси абсцисс — время развития аварии в мс, по оси ординат — температура в °C) для тока короткого замыкания 15 кА и расчётного объёма отсека 1 м³. Синяя кривая иллюстрирует процесс стремительного линейного нагрева в полностью замкнутом отсеке (без клапанов) — предельно допустимое значение 140 °C (отмечено горизонтальной пунктирной линией) достигается всего за ~21 мс. Оранжевая кривая демонстрирует более пологий темп нагрева при наличии клапанов сброса давления, что существенно задерживает достижение критической температуры, предоставляя релейной защите дополнительное время на реакцию. Клапаны сброса давления значительно снижают интенсивность теплового воздействия на конструкцию.

Рис. 1. – Рост температуры воздуха при дуговом замыкании 6 кВ, I_кз = 15 кА

Графическая зависимость роста давления в ячейке 6 кВ при I_кз = 15 кА

На рис. 2 показана динамика изменения абсолютного давления в отсеке 6 кВ при аналогичных условиях (по оси абсцисс — время в мс, по оси ординат — абсолютное давление в атм). Синяя кривая (без клапанов) и оранжевая кривая (с клапанами) показывают, что давление внутри ячейки нарастает значительно медленнее, чем температура. Горизонтальной пунктирной линией отмечен критерий предельного давления в 2,5 атм (абсолютных), до которого кривые не доходят в рассматриваемом временном интервале. Это подтверждает вывод о том, что именно температура воздуха в защищаемом отсеке, а не избыточное давление, является первичным ограничивающим параметром.

Рис. 2. – Рост абсолютного давления при дуговом замыкании 6 кВ, I_кз = 15 кА

Сводный график предельного времени ликвидации дуги для оборудования 6-35кВ

На рис. 3 представлен сводный график зависимости допустимого времени ликвидации дуги от величины тока короткого замыкания (по оси абсцисс — ток КЗ в кА, по оси ординат — допустимое время в мс) для различных классов напряжения (6, 10, 20 и 35 кВ) при условии наличия клапанов сброса (k_т = 0,75) и объеме отсека V = 1 м³. График имеет вид гиперболических кривых (обратно пропорциональная зависимость): чем выше ток КЗ и класс напряжения, тем меньше времени остается на безопасное отключение повреждения. Рост тока замыкания вызывает быстрое уменьшение допустимого времени ликвидации дуги даже при наличии разгрузочных клапанов.

Рис. 3 – Сводный график допустимого времени ликвидации дуги при наличии клапанов (V = 1 м³)

Сводная таблица допустимого предельного времени ликвидации дуги для оборудования 6-35кВ

Ниже в табл. 3 приведены значения допустимого времени ликвидации дуги в миллисекундах для случая наличия клапанов: V = 1 м³ и k_т = 0,75.

Таблица 3

Представленные расчеты наглядно иллюстрируют, что классические селективные выдержки времени токовых защит являются недостаточными для обеспечения безопасности. В связи с этим возникает острая необходимость внедрения специализированных технологических решений, гарантирующих локализацию повреждения без выдержки времени [4]–[6], с обязательной верификацией полного быстродействия аппаратной архитектуры применяемых дуговых защит.

Универсальная формула определения предельно допустимого времени ликвидации дугового замыкания

Итоговая универсальная формула для всех рассматриваемых классов напряжения с уточнением по объему защищаемого отсека ячейки 6-35кВ имеет общий вид:

где значения коэффициента К представлены в таблице 4.

Таблица 4

Выводы

1. Разработана и обоснована унифицированная инженерная методика расчета допустимого времени ликвидации внутренней дуги для ячеек 6, 10, 20 и 35 кВ, базирующаяся на оценке энергетического баланса и температурного критерия. Применение данной методики позволяет минимизировать риски термической деструкции оборудования ячейки при возникновении замыканий, сопровождающихся открытым дуговым разрядом.

2. При соблюдении заданных критериев безопасности (предельная температура 140 °C и избыточное давление 1,5 атм), ориентированных на предотвращение необходимости капитального ремонта ячейки после аварийного инцидента, основным лимитирующим фактором выступает динамика нагрева воздушной среды в защищаемом отсеке.

3. С целью обеспечения возможности проведения высокоточных расчетов, итоговая аналитическая зависимость интегрирует физический объем отсека V (м³), что позволяет учитывать уникальные конструктивные особенности различных модификаций ячеек и тем самым повышает общую достоверность оценки безопасности.

4. Выведенные аналитические зависимости убедительно свидетельствуют о том, что системы дуговой защиты в КРУ 6-35 кВ должны классифицироваться не как опциональные элементы, а как фундаментально обоснованные средства ограничения деструктивных термических и механических воздействий внутренней дуги. Подобный подход всецело коррелирует с требованиями ГОСТ к распределительным устройствам и базируется на передовой инженерной практике быстродействующего отключения дуговых повреждений [1]–[6].

5. В процессе проектирования архитектуры дуговой защиты критически важно производить учет суммарного времени срабатывания всей цепи: терминалов защиты, дискретных входов/выходов, промежуточных реле и силового выключателя. В случае, если совокупное время срабатывания цепи отключения превышает расчетный лимит допустимого времени для конкретного отсека, регламентируется применение мер технической модернизации проектного решения (внедрение твердотельных реле, дугогасительных камер) с целью заблаговременной нейтрализации угроз для персонала и оборудования.

Список источников

1. ГОСТ Р 55190-2012 (МЭК 62271-200:2003). Устройства комплектные распределительные в металлической оболочке (КРУ) на номинальное напряжение до 35 кВ. Общие технические условия.

2. ГОСТ Р 52565-2006. Выключатели переменного тока на напряжения от 3 до 750 кВ. Общие технические условия.

3. СТО 56947007-29.240.10.248-2017. Нормы технологического проектирования подстанций переменного тока с высшим напряжением 35-750 кВ.

4. ПАО «Россети». Технические требования к дуговым защитам ячеек КРУ 6-35 кВ.

5. Нагай В. И. и др. Релейные защиты от дуговых коротких замыканий и замыканий на землю в электрических сетях 6-10 кВ. // Изв. Вузов. Северо-Кавказский регион. Технические науки. 2010 – Спецвыпуск. – С. 81-87.

6. Клецель М. Я. И др. Быстродействующая защита шин и отходящих присоединений напряжением 6-10 кВ. // Электроэнергетика. – 2013 – С. 175-178.

7. Li P. et al. Analysis of Pressure Rise in a Closed Container Due to Internal Arcing. Energies, 2017.

8. Hu Dingyin et al. Research and Analysis of Two-Phase Arc Fault Test in 12 kV Switchgear.

9. Wang Zhining et al. Research on Pressure and Temperature Characteristics of Arc Fault in Gas-Insulated Switchgear.

10. Guo Qing et al. Calculation and Analysis of Arc Pressure Rise in AIS Cable Chamber of Switchgear.

11. Li P. et al. Influence of Buffer Volume on the Effect of Pressure Relief for the Metal-Enclosed Switchgear due to Arc Fault.

12. IEC 62271-200:2021. Комплектные распределительные устройства переменного тока в металлической оболочке на напряжение свыше 1 кВ и до 52 кВ включительно.

13. Short T. A. Arc Flash Analysis Approaches for Medium-Voltage Distribution. IEEE / EPRI, 2009.

14. Материалы по снижению воздействия внутренней дуги за счёт разгрузочных устройств и отвода горячих газов в КРУ.