Практический расчет начального момента внезапного КЗ СМ.

Для упрощения расчетов принимают X’’_q = X’’_d, что исключает необходимость разложения величин на составляющие по осям симметрии ротора.

Расчет величины сверхпереходной ЭДС возможен по 2-м формулам (если известен предшествующий режим, если не известен то берем номинальный режим):

или еще более приближенно:

Для двигателей и генераторов расчет ведется по этой же формуле (но: “-” ре-жим недовозбуждения; “+” режим перевозбуждения). Таким образом, для расчета начального сверхпереходного тока, возникающего при рассматриваемом внезапном нарушении режима, нужно составить схему замещения, введя в нее все генераторы, крупные синхронные и асинхронные двигатели, компенсаторы, а также обобщенные нагрузки отдельных достаточно мощных узлов своими приведенными значениями X’’ и Е’’₀. При отсутствии необходимых данных и во всех приближенных расчетах можно применять средние значения X’’ и Е’’₀ указанные в табл.1. Абсолютная величина начального сверхпереходного тока в месте трехфазного КЗ мо-

жет быть определена как

где U_к0 - предшествующее напряжение в месте короткого замыкания;

X’’_S - результирующая реактивность схемы относительно т. КЗ.

7. Параметры элементов расчетной схемы для токов обратной и нулевой последовательности.

Все сопротивления, которыми характеризуются отдельные элементы в нормальном симметричном режиме, а также в симметричном п/п, по существу являются сопротивлениями прямой последовательности. При отсутствии магнитной связи м/у фазами какого-либо элемента его сопротивление не зависит от порядка чередования фаз тока. Активная и реактивная слагающие сопротивления такого элемента зависят только от частоты тока и, следовательно, для всех последовательностей одинаковы, т. е. r₁ = r₂ = r₀ и X₁ = X₂ = X₀; cоответствено Z₁ = Z₂ = Z₀.

Для элемента, магнитносвязанные цепи которого неподвижны относительно друг друга, сопротивления прямой и обратной последовательностей одинаковы, так как от перемены порядка чередования фаз симметричной трехфазной системы токов взаимоиндукция между фазами такого элемента не изменяется. Таким образом, для трансформаторов, автотрансформаторов, ВЛ, кабелей и реакторов r₁ = r₂ и x₁ = x₂; соответственно Z₁ = Z₂.

Система токов нулевой последовательности резко отличается от систем токов прямой и обратной последовательностей, вследствие чего сопротивления нулевой последовательности в общем случае весьма существенно отличаются от соответствующих сопротивлений двух других последовательностей.

Синхронные машины. Магнитный поток, созданный токами обратной последовательности синхронной частоты, вращаясь относительно ротора с двойной синхронной скоростью, встречает на своем пути непрерывно изменяющееся магнитное сопротивление; это обусловлено магнитной не симметрией ротора и тем, что наведенные в продольных и поперечных контурах ротора токи создают различные ответные реакции. Таким образом, при неизменной н. с. статора поток обратной последовательности гармонически изменяется с двойной синхронной скоростью в пределах м/у его наибольшим и наименьшим значениями, разница между которыми зависит от степени несимметрии ротора; она велика при резкой не симметрии ротора и, напротив, совсем исчезает при его полной симметрии.

Для СМ без демпферных обмоток выражение для реактивности:

Представим себе теперь, что напряжение обратной последовательности приложено не непосредственно к статору машины, а через внешнюю реактивность X_ВН. Тогда общая реактивность обратной последовательности всей цепи, очевидно, будет:

и на долю самой машины приходится величина:

которая, как видно, зависит от внешней реактивности X_ВН.

Для СМ с демпф. обм. реактивность Х₂ может быть определена по тем же выражениям, если заменить в них X’_d и X_q соответственно X’’_d и X’’_q.

В качестве приближенных соотношений принимают: - для машин без демпф. обм. Х₂ = 1, 45· X’_d; для турбогенераторов и машин с демпф. обм. в обеих осях ротора Х₂ = 1, 22· X’’_d.

Токи нулевой последовательности создают практически только магнитные потоки рассеяния статорной обмотки, которые, как правило, меньше, чем при токах прямой или обратной последовательности, причем это уменьшение сильно зависит от типа обмотки. Поэтому величина Х₀ СМ колеблется в широких пределах: Х₀ =(0, 15 -0, 6) X’’_d.

Асинхронные двигатели. Т.к ротор АД симметричен, то X₂ = X₁ – в силу симметрии. Х₀ - АД, как и СМ, определяется только рассеянием статорной обмотки и сильно зависит от типа и конструкции последней. Точные значения могут быть получены опытным путем или по данным завода изготовител.

Обобщенная нагрузка. Реактивность обратн. послсти обобщенной нагр-ки зависит от характера приемников ЭЭ и относительного участия каждого из них в рассматриваемой нагрузке. Для средней типовой промышленной нагр. можно считать, что основная ее часть состоит из АД, реактивность обратной посл-сти которых, как показано выше, та же, что и в нач. момент. внезапного нарушения режима. Поэтому для реактивности обрат. посл-сти обобщенной нагрузки в практических расчетах можно принимать X₂ = 0, 35, считая ее отнесенной к полной рабочей мощности в мегавольтамперах данной нагрузки и среднему номин-му U той ступени, где она присоединена. Поскольку обо-бщ. нагр. включает в себя сеть и понижающие тр-ры, ее сопротивление нулевой послед-сти обычно определяется именно этими элементами. Привести средние величины этого сопротивления не представляется возможным.

Трансформаторы. X₂ = X₁. Реактивность нулевой последсти Х₀ тр-ра в значительной мере определяется его конструкцией и соединением обмоток. Со стороны обмотки, соединенной в D или в U без заземленной нейтрали, независимо от того, как соединены другие обмотки, реактивность Х₀ = µ, т.к при этих условиях вообще исключена возможность циркуляции тока нулевой

посл-сти в данном тр-ре. Следовательно, реактивность Х₀ определяется со стороны его обмотки соединенной в U₀. На рис. 12-3, а, б, в, приведены осн-овные варианты соединения обмоток двухобмоточного тр-ра, при которых приложенное к обмотке I напряжение нулевой последовательности вызывает в одной или в обеих обмотках ток той же последовательности.

Рис. 12-3. Соединения обмоток трансформаторов и их схемы замещения для токов нулевой последовательности.

При соедин. обм U₀/D (рис. 12-3, а) ЭДС нулевой послед-сти тр-ра целиком расходуется на проведение тока той же послед-cти только ч/з реактивность рассеяния обм-ки, соединенной D, т. к. этот ток (подобно третьей гармонике тока) не выходит за пределы данной обмотки. В сх. замщ это отражают закорачиванием ветви с Х_II. При соедин. обм. U₀/U₀ сх замещ предполагает, что на стороне обмотки II обеспечен путь для тока нулевой послед-сти, т. е. в це-пи этой обм. имеется по меньшей мере еще одна заземленная нейтраль (см. пунктир). Если же этого нет, то сх замещ будет такой же, как и при соедине-нии обм. U₀ / U (рис. 12-3, е), что соответствует режиму ХХ тр-ра.

Оценим величину реактивности намагнич-ия нулевой послед-сти тр-ра X_m0

Для группы из трех однофазных тр-ров, трехфазных 4- и 5-cтержневых (бро-невых) тр-ров магнитные потоки нулевой послед-ти замыкаются по свободным стержням при этом I_m0 очень мал, реактивность X_m0 = µ.

Для трехфазных трехстержневых тр-ров, где магнитные потоки нулевой послед-ти вынуждены замыкаться ч/з изолирующую среду и кожух тр-ра. Для проведения магн. потока по пути со столь высоким магнитным сопротивлением необх достаточно большой I_m0; =>, X_m0 имеет конечную вел-ну, в зависимости от конструкции X_m0 =(0, 3-1, 0) о.е. Имея в виду, что X_II < < X_m0, можно практически считать, что и для трехстержн. тр-ра с соед. обм. U₀/D X_m0» µ. В табл. сведены указания по оценке X₀ двухобмоточных тр-ров.

У трехобмоточных тр-ров одна из обмоток соединена в D. Поэтому для них всегда можно принимать X_m0 = µ. Основные варианты соединения обмоток трехобмоточного тр-ра и сх замещ нулевой послед-сти приведены на рис. 12-3, г, д, е. В варианте рис. 12-3, г ток нулевой послед-сти в обмотке III отсутствует => X₀ = X_I + X_II. В варианте рис. 12-3, д предполагается, что путь для I₀ на стороне обмоткиIII обеспечен. В этом случае в схему нулевой последовательности тр-тор должен быть введен своей сх. замещ. В варианте рис. 12-3, е компенсация I₀ обмотки I осуществляется токами, наведенными в обмотках II и III. В этом случае

Автотрансформаторы. Т.к. обмотки автотр-ра связаны не только магнитно но и электрически, возможно протекание тока нулевой последовательности. Двухобмоточные автотрансформаторы: X₀ = X₁; 3-х обмоточные автотрансформаторы: вводятся в сх замещения трехлучевой сх.

ВЛ. I₀ ВЛ возвращается ч/з землю и по заземленным цепям, расположенным // данной линии (защитные тросы, рельсовые пути вдоль линий и пр.).

Представим себе однопроводную линию ~I, обратным проводом которой служит земля (рис. 1). Характер изменения плотности тока в земле по мере удаления в стороны и углубления в землю иллюстрируют кривые.

Ток в земле как бы подтягивается к проводнику; соответственно наибольшая плотность тока имеет место на

поверхности земли непосредственно под самим проводником. Индуктивность такой линии, может быть определена как индуктивность эквивалентной двухпроводной линии с расстоянием м/у проводами D₃ (рис.1). Это расстояние называется эквивалентной глубиной возврата тока через землю и может быть определено по формуле, предложенной Карсоном (1):

где f - частота тока, Гц; l- удельная проводимость земли, 1/Ом·см.

При отсутствии данных обычно

принимают D₃ = 1 000 м.

Индуктивное сопротивление линии «провод—земля» легко определить (2):

Здесь r_э - эквивалентный радиус провода, значения которого составляют:

Для линий с расщепленными проводами в (2) в место r_э следует вводить средний геометрический радиус r_ср системы проводов одной фазы(3):

где n - число проводов в фазе; a_{с р} - среднее ге-ом. расстоян м/у проводами одной фазы.

Активное сопротивление линии «провод — земля» складывается из активного сопротивления провода и дополнительного сопротивления, учитывающего потерю активной мощности в земле от протекающего в ней тока (4) и (5):

где

При f=50 Гц r₃ = 0, 05 ом/км. Сопрот-ние, обусловленное взаимоиндукцией м/у двумя // линиями «провод-земля» с расстоян d, м/у осями их проводов (если d < < D₃) (6):

где активная составляющая соответствует потере активной мощности, возникающей от протекания тока в земле.

Для 3^xф одноцепной линии с полным циклом транспозиции проводов сопрот взаимоин м/у фазами при возврате I ч/з землю следует определять по (6), заменив d средним геометрическим расстоянием м/у проводами фаз а, b и с:

(7)

Тогда Z₀ одноцепной 3^хф линии, при протек. I₀ (9)

после подстановки (2, 4, 5, 8) имеем

где - средний геометрический радиус системы трех проводов линии. Если по линии протекает I прямой последовательности с эффективным

значением 1 а

, то(10)

после подстановки и преобразования имеем формулу:

Z₀> > Z₁

Из (9) (10) вытекают важные соотношения:

В приближенных практических расчетах в качестве средних соотношений м/у индуктивными сопротивлениями Х₀ и X₁ для ВЛ можно принимать значения приведенные в табл.1.

КЛ. Активное и индуктивное сопротивления прямой (обратной) последовательности кабеля можно определить так же, как и для ВЛ. Однако, поскольку геометрические размеры кабеля часто отсутствуют, значения X₁ кабелей обычно находят по заводским данным, приводимым в справочной литературе. В ориентировочных расчетах для трехжильных кабелей обычно принимают:

r₀» 10 r₁; Х₀ »(3, 5¸ 4, 6) X₁. Единственный путь получения надежных данных о Z₀ КЛ состоит в проведении соответствующих замеров в реальных условиях.

8. Расчет однофазного короткого замыкания.

При КЗ на землю фазы А граничные условия будут:

Запишем фазные токи ч/з симметричные составляющие:

I^*_КА1 + I^*_КА2 + I^*_К0 = I^*_КА (1)

а²·I^*_КА1 + а·I^*_КА2 + I^*_К0 = 0 (2)

а·I^*_КА1 + а²·I^*_КА2 + I^*_К0 = 0 (3)

Складываем (1, 2, 3):

I^*_КА1 (1+а²+ а) + I^*_КА2 (1+а²+ а) + 3I^*_К0 = I^*_КА; => 3I^*_К0 = I^*_КА; => I^*_К0 = I^*_КА/3

По разности (2) и (3) имеем: I^*_КА1 (а² - а) - I^*_КА2 (а²- а) = 0 т.е ток прямой = току обратной послед-ти (4):

Для заземленной фазы имеем (5):

или, подставив сюда вместо симметричных составляющих напряжений их выражения (6):

получим: U^*_КА1 + U^*_КА2 + U^*_К0 = Е^*_АS - jI^*_КА1·X_1S - jI^*_КА2·X_2S - jI^*_К0·X_0S = Е^*_АS – j(X_1S+X_2S + X_0S)I^*_КА1 = 0, откуда

Ток в поврежденной фазе в месте короткого замыкания:

Этот же ток в соответствии с (4) является током, посту-

пающим в землю в месте замыкания. Симметричные составляющие напряж-ений в месте КЗ:

Фазные (относительно земли) напряжения в месте короткого замыкания:

На рис. 2 приведены векторные диаграммы U и I в месте однофазного КЗ. Угол a м/у напряжениями неповрежденных фаз зависит от соотношения м/у Х_2S и Х_0S. Он изменяется в широких пределах: 60°< a < 180°.

Нижний предел соответствует условию Х_0S = µ; к верхнему пределу a стремится при Х_0S --> 0. Лишь при Х_0S = Х_2S угол a =120°.

9. Расчет двухфазного короткого замыкания на землю.

При одновременном коротком замыкании фаз В и С на землю в одной точке граничные условия будут:

В записи через симметричные составляющие эти граничные условия дают(1):

откуда ток прямой последовательности: I^{*(1, 1)}_КА1= - (I^{*(1, 1)}_КА2 + I^{*(1, 1)}_К0). Запишем фазные напряжения ч/з симметричные составляющие:

Согласно системы имеем(2):

Подставив сюда вместо симметричных составляющих напряжений их выражения(3):

можно записать:

теперь, прибавив к обеим частям равенства I^{*(1, 1)}_К0·jX_2S и учтя (1), после небольших преобразований получим (4):

аналогично

Из (3), учитывая (2) и (4), имеем:

откуда

Токи поврежденных фаз в месте короткого замыкания (5) и (6):

Ток в земле

Модули выражений в скобках, входящих в (5) и (6), одинаковы; они составляют:

В зависимости от соотн-ия м/у Х_0S и Х_2S значение m^{(1, 1)} находится в пределах:

Нижний предел наступает при Х_0S = Х_2S, а верхний - при Х_2S/Х_0S, равном 0 или µ. Векторные диаграммы напряжений и токов в месте двухфазного КЗ на землю приведены на рис.2. Угол a между токами поврежденных фаз может изменяться в пределах 60° < a< 180°, стремясь к нижнему пределу при Х_0S --> 0 и к верхнему - при Х_0S = µ. Напряжение неповрежденной фазы (относительно земли) в месте короткого замыкания составляет:

напряжения двух других фаз равны нулю.

Рис.2

10. Правило эквивалентности для токов прямой последовательности.

Выражения для симметричных составляющих токов и напряжений в месте несимметричного К.З сведены в табл. 1.

Замечаем, что токи обратной и нулевой послед-стей и напряжения всех послед-стей пропорциональны току прямой послед-сти в месте КЗ. Следовательно, задача расчета любого несимметричного КЗ прежде всего состоит в нахождении тока прямой послед-сти в месте рассматриваемого вида КЗ.

Ток прямой послед-сти любого несимметричного КЗ может быть определен как ток при трехфазном КЗ в точке, удаленной от действительной точки КЗ на дополнительное сопротивление Z⁽ⁿ⁾_D, которое не зависит от параметров схемы прямой последовательности и для каждого вида КЗ определяется

результирующими сопротивлениями обратной и нулевой последовательностей относительно рассматриваемой точки схемы, а также в общем случае сопротивлением возникшей дуги. Это положение, которое называют правилом эквивалентности прямой последовательности справедливо при условии, что, рассматривается только основная гармоника тока несимметричного КЗ.

Ток прямой последовательности особой фазы (А) при любом (n) виде несимметричного КЗ в общем виде:

где Z⁽ⁿ⁾_D - дополнительное сопротивление, величина которого для каждого вида КЗ определяется соответствующим выражением из табл. 2.

л. 14-2. Поскольку фазные токи в месте КЗ пропорциональны току прямой последовательности, модуль фазного тока в месте любого (n) несимметричного КЗ в общем виде можно представить как:

где m⁽ⁿ⁾ - коэффициент, определяемый по данным табл. 2.

Из выражений для напряжения U^*_К1 (см. табл. 1) видно, что это напряжение можно записать в общем виде как

Рис.1. Несимметричное КЗ (а) и эквивалентное трехфазное КЗ(б) для определения величин токов и напряжений прямой последовательности.

Рис. 1 раскрывает смысл эквивалентного трехфазного КЗ, при котором могут быть найдены ток и напряжение прямой последовательности в месте заданного несимметричного КЗ.

Ток прямой послед-сти в месте КЗ, а также токи других последстей зависят от сопротивлений элементов; всех последовательностей рассматриваемой схемы (включая сопротивление дуги). Так, если нейтраль тр-ра, на выводах которого имеется одно- или двухфазное КЗ на землю, заземлить ч/з какое-либо сопротивление, то это скажется на токах всех послед-стей, хотя токи прямой и обратной послед-стей ч/з это сопротивление не протекают.

Установленная идентичность м/у токами прямой послед-сти несимметричного КЗ и токами при некотором эквивалентном трехфазном КЗ подтверждает то, что все выражения тока трехфазного КЗ можно распространить на случай несимметричных КЗ.

12. Расчет токов короткого замыкания в электроустановках до 1000 В.

1) Т.к электроустановки напряжением до 1000 В питаются от распределительной сети электрической системы ч/з понижающие тр-ры, то они характеризуются большой электрической удаленностью относительно ист. питания. Поэтому, при КЗ за таким понижающим тр-ром напряжение в точке сети, где он присоединен, практически остается неизменным и равным своему ср-едненоминальному значению U_СР.НОМ при Х_С ¹ 0. Сопротивление системы определяется по значению I_П0. Если принимаем X_C = 0, тогда берем U_НОМ.

Ряд ср. ном. напряжений: 690; 525; 400; 230; 127 В.

2) Достоверность расчета токов КЗ в установках напряжением до 1 000 В зависит от того, насколько правильно оценены и полно учтены все сопротивления короткозамкнутой цепи. Поэтому наряду с индуктивными сопротивлениями учитывают и активные сопротивления, причем последние иногда могут преобладать. В частности необходимо учитывать: сопротивления кабелей, проводов, если l ³ 10 м, таких элементов, как сборные шины и присоединения к ним, трансформаторы тока, сопротивления токовых катушек расцепителей автоматических выключателей. Наконец, весьма существенно здесь сказываются сопротивления различных контактных соединений - болтовых соединений шин, зажимов и разъемных контактов аппаратов и др., а также контакта непосредственно в месте КЗ. При отсутствии достоверных данных о переходных сопротивлениях учитываем их совокупно вводя в короткозамкнутую цепь активное сопротивление в пределах 0, 015-0, 03. Нижний предел соответствует КЗ в РУ НН п/с, а верхний - при КЗ непосредственно у эл.приемников, получающих питание от вторичных распределительных пунктов.

3) Необходимо учитывать ЭД непосредственно соединенный с т. КЗ. Учет ЭД обязателен, если его мощность составляет 20% от мощности питающего тр-ра или Z_К < Z_Т·1, 5, где Z_К – сопротивление от ввода генератора до т. КЗ; Z_Т – сопротивление тр=ра.

4) Целесообразно учитывать сопротивление дуги: r_Д = U_¶ / I_К0 = (Е_¶ · l_¶) / I_К0, где I_К0 – ток для фазного КЗ без учета дуги; Е_¶ - 1, 6 В/мм; l_¶ - зависит от растоян. м/у фазам, можно определить по справочным или расчетным формул.

Поскольку сопротивления большинства элементов рассматриваемых установок задаются в именованных ед., то весь расчет обычно ведут в имен. ед.; при этом в виду малости самих сопротивлений их выражают в мОм, мощность – в кВА, ток – в кА, напряжение – в В.

5) Для проверки аппаратов и проводников по условиям КЗ производят расчет трехфазного КЗ, поскольку при этом виде КЗ ток достигает наибольшей величины. Исключение составляет только случай, когда для проверки тр-ров тока, устанавливаемых в двух фазах, требуется определение тока двухфазного КЗ (см.ниже). Для настройки защиты от замыканий на землю проводят также расчет токов при однофазном КЗ, чтобы выявить возможную наименьшую величину тока при этом виде замыкания.

По найденным результирующим сопротивлениям прямой и нулевой послед-стей относительно т. КЗ r_1S, r_0S, х_1S и х_0S легко определить начальное значение периодической слагающей тока:

трехфазного КЗ:

двухфазного КЗ:

где r_ТТ и x_ТТ - сопротивления трансформатора тока.

однофазного КЗ:

где U_СР.НОМ - среднее номинальное напряжение той ступени, где рассматривается КЗ.; к этому же напряжению приведены все сопротивления цепи.

6) Рассмотрим в отдельности, как определяются сопротивления силовых элементов короткозамкнутой цепи.

Силовые трансформаторы. Полное, активное и индуктивное сопротивления понижающего тр-ра, приведенные к ступени НН, в мОм рассчитывают:

где S_ТР – номинальная мощность тр-тора, кВА; U_{НОМ Н} - номинальное линейное напряжение обмотки НН тр-ра, кВ; Р_К - потери КЗ в тр-ре, кВт; u_К.Р - реактивная составляющая напряжения КЗ, %; u_К - напряжение КЗ тр-ра, %.

Шины и шинопроводы. Их сопротивления определяются на основании значений активного и индуктивного сопротивлений, отнесенных к единице дли-ны шины, табличные значения.

Воздушные и кабельные линии. Значения активного и индуктивного сопротивлений ЛЭП также вычисляют через табличные данные. Приближенно ин-дуктивное сопротивление ВЛ равно 0, 4 мОм/м, а КЛ — 0, 08 мОм/м.

Коммутационные аппараты, реле и трансформаторы тока. Их индуктивные сопротивления зависят от номинального тока, табличные данные. Активное сопротивление элементов аппаратуры и устройств, контактов, дуги в месте КЗ определяют в составе результирующего переходного сопрот-ния:

Здесь r_П - переходное сопрот. контактного соединения токоведущих шин; r_А - активное сопрот. автоматического выключателя, состоящее из активного сопрот. токовых катушек расцепителя и переходного сопрот. контактов; r_ТР.Т - активное сопрот первичной обмотки тр-ра тока; r_Д — активное сопрот дуги в месте КЗ.

Результирующее активное переходное сопрот. зависит от мощности понижающего тр-ра КТП, места КЗ по ступеням распределения электрической энергии (ступень КЗ) и минимального расстояния м/у фазами в месте КЗ.

Для оценки результирующего активного переходного сопротивления для

точки КЗ в сети, находящейся за КТП:

где k_CТ – коэф. ступени КЗ, определяемый с соответствии с типовой расчетной сх. сети; а - расстояние м/у фазами проводов сети в месте КЗ, от которо-го зависит сопротивление дуги в месте КЗ.

Синхронные двигатели. Если они учитываются, то вводятся: Е’’ = 1, 1; (X’’_d, Т_а) – справочные данные; r = X’’_d / w Т_а.

Асинхронные двигатели. Вводятся: Е’’ = 0, 9; полное сверхпереходное сопротивление: Z_АД = (U_н·10³)/(Ö 3·I_Н·I_П), мОм, где I_П – кратность пускового то-ка; I_Н – номин. значен. тока двиг-ля (А). Сверхпереходное активное и индуктивное сопрот. АД: r_АД = (0, 63·Р_НОМ·10⁶)/ (I_Н·I_П)², Р_НОМ - номин. значен. мощн. двиг-ля (кВт); X’’_АД = Ö (Z_АД² - r_АД²). Начальное действующее значение периодической составляющей тока КЗ: I_Д⁽³⁾ = Е’’/(Ö 3·Ö ((r_АД+ r_ВН)²+(X’’_АД + X_ВН)²)).

13. Метод расчетных кривых для расчета периодич составляющей тока кз в данный момент времени

14 Метод спрямленных характеристик

15 Образование высших гармоник. +

16. Составление схем прямой и обратной последовательности.

Схемы прямой посл-сти полностью совпадают со сх замещения для расчета 3-х фазного КЗ, за исключением того, что в месте КЗ включается напряжение прямой посл-сти.

В сх замещения обратной посл-сти отсутствует ЭДС и в месте КЗ включается напряжение обратной посл-сти, синхронные машины вводятся в сх замещения с сопротивлениемХ2 обратной пос-сти.

Началом сх обратной и прямой пос-сти считается точка объединяющая свободные концы генераторных и нагрузочных ветвей, концом всех сх замещения считается точка КЗ

17. Составление схем нулевой последовательности.

18. Комплексные сх замещения при расчетах несимметричных кз

19. Простое замыкание на землю в системах электроснабжения 6-35 кВ? \

20. Проверка оборудования подстанций (ячеек с выключателями, разъединителей, отделителей, сборных шин и.т.д) на динамическую устойчивость к токам короткого замыкания.

. Проверка шинных конструкций на электродинамическую стойкость при КЗ заключается в расчете максимального механического напряжения в материале (s_max) и максимальной нагрузки на изоляторы (F _max) и в сравнении полученных значений указанных величин с допустимыми значениями. Шинная конструкция обладает электродинамической стойкостью, если выполняются условия (7.12):

где s_доп - допустимое механическое напряжение в материале шин; F _доп - допустимая механическая нагрузка на изоляторы.

Максимальное напряжение в материале шины и нагрузку на изолятор шинной конструкции высокой жесткости при трехфазном КЗ следует определять по формулам(7.13 и 7.14)

где - максимальная сила, возникающая в многопролетной балке при трехфазном КЗ, Н;

a – расстояние м/у осями проводников; К_Ф – коэффициент формы; К_РАСП – коэффициент, зависящий от взаимного расположения проводников; l - длина пролета шин, м; W - момент сопротивления поперечного сечения шины, м³; формулы для его расчета приведены в справочниках; l и b - коэффициенты, зависящие от условия опирания (закрепления) шин, а также числа пролетов конструкции с неразрезными шинами. Их значения даны в справочниках.

При двухфазном КЗ (7.15 и 7.16)

где - максимальная сила, возникающая в многопролетной балке при двухфазном КЗ, Н.

Электродинамические нагрузки на отдельные проводники составных шин при КЗ обусловлены взаимодействием токов в проводниках разных фаз и токов отдельных проводников одной фазы. Максимальное напряжение в материале составных шин следует определять по формуле

s_max = s_ф.max + s_эл.max, (7.17)

где s_ф.max - максимальное напряжение в материале шины, обусловленное взаимодействием тока данного проводника с токами проводников других фаз, Па, которое следует определять в зависимости от вида КЗ, по формулам приведенным выше; s_эл.max – максимальное напряжение в материале шины, обусловленное взаимодействием токов отдельных проводников одной фазы. Па, которое следует определять по формуле

(7.18)

где l _эл - длина пролета элемента шины между прокладками, м; а _эл – расстояние м/у осями элементов составных шин, м; W _эл - момент сопротивления поперечного сечения элемента шины, м³; i _уд - ударный ток трехфазного или двухфазного КЗ, А; n - число составных проводников фазы.

Проверка подвесного самонесущего токопровода на электродинамическую стойкость

Расчетные максимальные напряжения в материале шин подвесного самонесущего токопровода следует определять с учетом собственного веса, веса изоляционных распорок и веса льда, а также действия напора ветра, т.е.

s_расч.max = s_max +s_в,

где s_max - максимальное напряжение в материале шины при электродинамическом действии тока КЗ; s_в - напряжение в материале шины от собственного веса, изоляционных распорок и веса льда, а также действия напора ветра.

Нагрузку на изолятор подвесного самонесущего токопровода следует определять по формуле (7.14).

Проверка гибких токопроводов на электродинамическую стойкость при КЗ. При проверке гибких проводников на электродинамическую стойкость расчетными величинами являются максимальное тяжение F _max и максимальное сближение проводников при КЗ.

Электродинамическая стойкость гибких проводников обеспечивается, если выполняются условия:

, (7.36)

где F _доп - допустимое тяжение в проводах, Н; а - расстояние м/у проводника-ми фаз, м; s - расчетное смещение проводников, м; а _{доп min} - наименьшее допустимое расстояние м/у проводниками фаз при наибольшем рабочем напря-жении, м; r _p - радиус расщепления фазы, м.

При проверке гибких токопроводов на электродинамическую стойкость при КЗ необходимость расчета смещения проводников, у которых провес превышает половину расстояния между фазами, устанавливается выражением (7.37). Расчет смещений следует выполнять, если параметр p равен:

кA²c/Н, (7.37)

где I_П0⁽²⁾ - начальное действующее значение периодической оставляющей тока двухфазного КЗ, кА; t _откл - расчетная продолжительность КЗ, с; а – расстояние м/у фазами, м; q - погонный вес провода (с учетом влияния гирлянд), Н/м; l - безразмерный коэффициент, учитывающий влияние апериодической составляющей электродинамической силы; Т _а - постоянная времени затухания апериодической составляющей тока КЗ, с.

Провода могут сблизиться до касания в середине пролетов при p > 0, 8кА²с/Н.

При отсутствии характеристики жесткости провода приближенное значение максимально возможного тяжения в проводнике можно определить по формуле

(7.52)

где ES - жесткость поперечного сечения провода при растяжении, Н; Е – модуль упругости, Н/м²; S - площадь поперечного сечения провода, м²; DW_К – энергия накопленная в проводнике; F ₀ - тяжение (продольная сила) в проводнике до КЗ, H; l – длина пролета, м.