Implementarea echipamentelor digitale de protectie si comanda pentru retele electrice

Lucrare editata n cadrul programuluiJEP 09737 cu sprijinul financiar al

EC TEMPUS

IMPLEMENTAREA ECHIPAMENTELORDIGITALE DE PROTECTIE SICOMANDA PENTRU RETELE

ELECTRICE

ALEXANDRU VASILIEVICI

STELIAN GAL

FLORIN BALASIU

TRAIAN FAGARASAN

EDITURA TEHNICA

CUPRINS

1. INTRODUCERE 1

2. DEFECTE SI REGIMURI ANORMALE N RETELE DE NALTA TENSIUNE 32.1. Scurtcircuitul monofazat 32.2. Scurtcircuitul bifazat izolat 52.3. Scurtcircuitul bifazat la pamnt 52.4. Scurtcircuitul trifazat 62.5. ntreruperea unei faze 6

2.5.1. ntreruperea fazei R 72.5.2. ntreruperea fazelor S si T 9

3. DEFECTE SI REGIMURI ANORMALE N RETELE DE MEDIE TENSIUNE 113.1. Punerea la pamnt n retele cu neutrul izolat sau tratat prin bobina de stingere 113.2. Dubla punere la pamnt n retele de medie tensiune cu neutrul compensat 173.3. Calculul tensiunilor de pas si de atingere la duble puneri la pamnt in retele

cu neutrul compensat 203.4. Scurtcircuitul trifazat n retele de medie tensiune 223.5. Scurtcircuit bifazat n retele de medie tensiune 233.6. Defecte faza pamnt n retele de medie tensiune cu neutrul tratat prin rezistenta 253.7. Defecte faza pamnt n retele de medie tensiune cu neutrul tratat combinat 28

4. SESIZAREA DEFECTELOR N RETELE DE NALTA TENSIUNE 334.1. Detectia scurtcircuitelor bifazate si trifazate; 33

4.1.1. Protectia maximala de curent nedirectionata; 334.1.2. Protectia maximala de curent directionata 344.1.3. Protectia de distanta 35

4.2. Sesizarea cresterilor anormale de tensiune 354.3. Sesizare asimetriilor de curenti 354.4. Sesizarea pendulatiilor de putere 36

5. SESIZAREA DEFECTELOR N RETELE DE MEDIE TENSIUNE 415.1. Detectia scurtcircuitelor bifazate si trifazate 41

5.1.1. Protectia maximala de curent nedirectionata 415.1.2. Protectia maximala de curent directionata 46

5.2. Detectia punerilor la pamnt n retele de medie tensiune cu neutrul izolat 535.2.1 Protectia maximala de curent homopolar nedirectionata 535.2.2. Protectia maximala de curent homopolar directionata 54

5.3. Detectia punerilor la pamnt n retele cu neutrul tratat prin bobina de stingere 565.3.1. Protectia maximala de curent homopolar nedirectionata 565.3.2. Protectia maximala de curent homopolar directionata 585.3.3 Protectia maximala de curent homopolar wattmetric 58

ii

5.3.4. Metoda variatiei curentului homopolar wattmetric 605.3.5. Protectia maximala de curent de armonici superioare 625.3.6. Metoda DESIR (Dtection Slective par les Intensits Rsiduelles) 645.3.7. Metoda masurarii admitantelor 65

5.4. Detectia dublelor puneri la pamnt n retele de medie tensiune 675.5. Sesizarea defectelor faza-pamnt n retele cu neutrul tratat prin rezistor 68

5.5.1. Protectia maximala de curent homopolar nedirectionata 695.5.2 Protectia maximala de curent homopolar directionata 69

5.6 Sesizarea defectelor monofazate n retele de medie tensiune cu neutrultratat combinat 71

5.6.1. Protectia maximala de curent homopolar nedirectionata 725.6.2 Protectia maximala de curent homopolar directionata 73

6. ARHITECTURA ECHIPAMENTELOR NUMERICE DE PROTECTIE SI RESURSE SOFTWARE GENERALE 75

6.1. Arhitectura hard a echipamentului 756.1.1. Circuitele de intrare pentru semnalele analogice 766.1.2. Placa procesorului de semnal 786.1.3. Placa procesorului decizional 796.1.4. Placa surselor de alimentare 80

6.2. Resurse software generale 806.2.1. Filtrarea numerica 816.2.2. Calculul valorii efective si a defazajului marimilor analogice de intrare 83

7. PROTECTIILE LINIILOR DE NALTA TENSIUNE 897.1. Probleme generale 897.2. Principiile protectiilor de distanta 90

7.2.1. Principiul de masura al protectiei de distanta REL-521 917.2.2. Principiul de masura al protectiei de distanta SEL-321 93

7.3. Functiile terminalelor numerice de protectie pentru linii 1007.3.1. Functia de teleprotectie 1017.3.2. Functia de supraveghere a circuitelor de masura de tensiune 1027.3.3. Functia de accelerarea protectiei la conectarea pe defect 1027.3.4. Functia de protectie maximala de curent instantanee 1027.3.5. Functia de protectie homopolara de curent directionata 1037.3.6. Functia de locator de defecte 1037.3.7. Functia de nregistrator secvential de evenimente 1067.3.8. Functia RAR 1067.3.9. Functia de protectie maximala de tensiune 1077.3.10. Functii de supraveghere sistem 1077.3.11. Functia de protectie de ciot 1077.3.12. Functia de configurare a intrarilor si iesirilor 1087.3.13. Functia de interfatare cu operatorul 109

7.4. Stabilirea reglajelor protectiilor de distanta 1097.5. Utilizarea protectiei de distanta la linii paralele 113

8. SISTEME DE CONDUCERE A ECHIPAMENTELOR ELECTRICE SCADA 1198.1. Functiile sistemelor SCADA 120

8.1.1. Functii principale ale sistemelor SCADA. 1208.1.2. Functii EMS 121

CUPRINS iii

8.1.3. DMS - Aplicatii pentru distributia energiei electrice. 1228.2. Arhitectura sistemelor SCADA 1228.3. Prezentarea principalelor semnale din procesul tehnologic 1248.4. Achizitia semnalelor si comanda 126

8.4.1. Intrari numerice 1268.4.2. Intrari analogice 1288.4.3. Comenzi catre procesul tehnologic 129

8.5. Functii locale 1308.5.1. La ivelul celulei 1308.5.2. La nivelul statiei de transformare 1308.5.3. Sincronizarea timpului. 130

8.6. Comunicatia 1318.6.1. Modelul arhitectural ISO-OSI 1318.6.2. Profiluri arhitecturale de retele 1348.6.3. Comunicatia la nivelul statiei de transformare 1358.6.4. Comunicatia la distanta 1378.6.5. Comunicatia la nivelul punctului central 138

8.7. Analiza si prelucrarea datelor la nivelul PCC 138

9. ECHIPAMENTE DE ACHIZITIE SI COMANDA 1419.1. Structura hardware 141

9.1.1. Intrari numerice 1429.1.2. Intrari de contorizare 1449.1.3. Intrari analogice 1459.1.4. Iesiri numerice 1489.1.5. Consola locala 1499.1.6. Comunicatia seriala 150

9.2. Functii de comunicatie 1509.2.1. Mesaje de configurare: 1529.2.2. Mesaje de comanda catre proces 1539.2.3. Mesaje de preluare informatii curente despre proces 1539.2.4. Mesaje de eveniment 153

9.3. Compatibilitate electromagnetica 1539.3.1. Surse de interfererenta electromagnetica 1549.3.2. Masuri de protectie mpotriva interferentelor electromagnetice 156

10. INTEGRAREA FUNCTIILOR DE PROTECTIE, AUTOMATIZARE, MASURA, CONTROL 157

10.1. Sisteme integrate de protectie, automatizare, masura si control, a statiilor electrice 15710.1.1. Sisteme coordonate de protectie si comanda. 15810.1.2. Sisteme integrate de control si protectie. 16010.1.3. Principalele cerinte ale subsistemelor secundare moderne. 16010.1.4. Optiuni si implicatii ale sistemelor moderne de protectie, control

si monitorizare. 16310.2. Echipamente multifunctionale de protectie si control 164

10.2.1. Structura unui echipament digital multifunctional configurabil 16510.2.2. Analiza interdependentelor 16710.2.3. Avantaje si riscuri ale echipamentelor digitale multifunctionale 16810.2.4. Fiabilitatea echipamentelor multifunctionale 170

10.3. Modelarea unui sistem integrat de protectie, control si monitorizare 170

iv

10.3.1. Aplicatii la nivelul statiei de transformare 17010.3.2. Modelul de baza pentru componentele statiei 173

11. FIABILITATEA ECHIPAMENTELOR NUMERICE DE PROTECTIE,COMANDA SI CONTROL 175

11.1 Predictia fiabilitatii componentei hardware 17511.2. Fiabilitatea programelor. 178

11.2.1. Metode de calcul ale fiabilitatii programelor. 17911.2.2. Predictia fiabilitatii software a echipamentelor numerice bazata pe modelul

cresterii fiabilitatii programelor 18011.3. Calculul fiabilitatii echipamentelor numerice utiliznd lantul Markov 182

11.3.1. Modelarea fiabilitatii echipamentelor de achizitie si comanda aflate n exploatare 184

11.4. Fiabilitatea predictiva n contextul elementului protejat 18711.5. Fiabilitatea sistemului SCADA 19411.6. Implicatiile sistemului SCADA asupra fiabilitatii retelei si echipamentelor

electrice din statiile de transformare. 198

BIBLIOGRAFIE 201

PROGRAMUL TEMPUS JEP 09737

Programul TEMPUS JEP 09737 derulat n perioada 1995 1998 este un program demobilitate axat pe dezvoltarea unei scoli de electronica de putere romneasca, avnd caparteneri Universitatea Politehnica din Bucuresti, Universit des Sciences et Technologiesde Lille Franta, Politecnico di Torino Italia, National Technical University of Athena Grecia, Universit Paul Sabatier Toulouse Franta, Universit du Havre Franta, ELWE Lehrsysteme GmbH Cremlingen Germania, Universitatea Politehnica din Timisoara,Universitatea Tehnica Gh. Asachi Iasi, Universitatea Dunarea de Jos Galati,Univestitatea Lucian Blaga Sibiu, S.C. ICPE-ACTEL S.A. Bucuresti, S.C. ICPE SAERP S.A.Bucuresti si S.C. Electrotehnica S.A. Bucuresti.

Coordonarea programului a fost asigurata de D-l Prof. Dr. Ing. Florin Ionescu de laUniversitatea Politehnica din Bucuresti.

Scopul programului a fost creearea unei retele de mobilitate studenteasca siperfectionarea cadrelor didactice care sa conduca la:

dezvoltarea unor specializari n electronica de putere n principalele universitatiromnesti;

pregatirea de cadre ingineresti de nalta calificare pentru industrie si cercetare prinspecializarea studentilor la universitati din vest;

modernizarea nvatamntului n domeniul electronicii de putere n universitatile romnestiprin specializarea de cadre didactice la universitatile partenere;

scrierea si publicarea unor carti de specialitate; elaborarea unor teze de doctorat.

Prin derularea acestui program, introducerea si dezvoltarea de noi specializari a fostposibila prin trei actiuni paralele:

crearea suprastructurii necesare prin organizarea unor laboratoare de electronica deputere moderne;

formarea si reciclarea cadrelor didactice carora le-a revenit sarcina sa predea noilecursuri, prin stagii de specializare n laboratoarele universitatilor partenere;

formarea unor studenti specializati n electronica de putere prin trimiterea lor la stagii laparteneri din Comunitatea Europeana si la parteneri din industria romneasca, pentruntocmirea proiectelor de diploma.

O contributie importanta n formarea cadrelor didactice si a specialistilor n electronicade putere din intreprinderile romnesti au avut-o conferintele tinute n Romnia de profesori

straini, o buna parte din acestea desfasurndu-se la Universitatea Politehnica dinTimisoara.

Simultan s-a urmarit achizitionarea unui fond de carte de specialitate care sa deaposibilitatea cunoasterii si nsusirii cunostintelor moderne din domeniul electronicii de puteresi din domeniile apropiate, ct si perfectionarea cunostintelor de limbi straine de circulatieinternationala.

Materialele didactice elaborate cu ocazia stagiilor de perfectionare ale cadrelor didacticeservesc la pregatirea la nivel european a studentilor romni.

Prof. Dr. Ing. Alexandru VasilieviciUniversitatea Politehnica Timisoara

1. INTRODUCERE

Scopul principal al sistemului energetic este de a genera, transporta si distribui energiaelectrica la consumatori. Atingerea scopului impune o fiabilitate adecvata att a echipamentelorprimare ct si a echipamentelor secundare de protectie automatizare cu luarea n considerarea factorului economic. Eforturile ndreptate n directia modernizarii si cresterii performantelorechipamentelor de protectie sunt de reala actualitate si importanta att pentru furnizorul deenergie electrica ct si pentru consumatorul acesteia.

Referindu-ne strict la protectia retelelor de medie si nalta tensiune trebuie stabilite lanceput defectele si regimurile anormale ce pot aparea n functionarea acestora. Cunoscndmetodele de sesizare si detectia acestor defecte s-au dezvoltat echipamente deprotectie diversecare sa acopere majoritatea conditiilor de avarii ce pot aparea n sistemul energetic. Astfel s-audezvoltat diferite tipuri de relee de protectie functie de marimile electrice supravegheate.

Integrarea tot mai strnsa a supravegherii si controlului, a protectiei si automatizarii,precum si a monitorizarii este o necesitatea izvorta din constatarea ca aceste obiective au sursecomune de informatii dinspre echipamentele electrice primare, iar n economia informatieicolectarea si transportul datelor este una din cele mai costisitoare componente.

Dezvoltarea sistemelor SCADA (Supervisory Control And Data Acquisition) este strnslegata de evolutia integrarii reciproce ntre tehnologiile primare si secundare din statiile detransformare, care poate fi mpartita n trei etape majore: conventionala, moderna si inteligenta.

n prima etapa, tehnologia releelor de protectie electromecanice a determinat schemele silegaturile circuitelor secundare dintr-o statie. Etapa se caracterizeaza prin existenta unui numarmare de echipamente, fiecare din ele concepute pentru o aplicatie distincta, interconectate ntreele prin fire conductoare n vederea ndeplinirii functiilor de protectie, control si masura.Constatam astfel un numar mare de conexiuni ntre echipamentul primar si cel secundar aflaten locuri diferite, celula de nalta sau medie tensiune respectiv camera de protectie sau cea decomanda.

Progresul realizat n domeniul electronicii digitale face ca astazi majoritatea functiilorechipamentului secundar sa poata fi implemenmtate cu ajutorul modulelor software careruleaza pe o platforma bazata pe calculator. Asemenea unitati multifunctionale sunt utilizateatt pentru control ct si pentru protectie. n anii din urma, se constata o tendinta de integrare aechipamentului secundar al unei celule ntr-un singur dispozitiv. Comunicatia ntre nivelulcelulei si cel al statiei se realizeaza prin transmisie seriala, nlocuind astfel conexiunileindividuale traditionale pentru fiecare semnal.

n viitor, introducerea conexiunii pe fibra optica ntre echipamentul de protectie si cel denalta tensiune va duce la mutarea delimitarii traditionale ntre secundar si primar. Functii de

2conversie analog-digitala, precum si unele functii de procesare vor fi descentralizate siamplasate ct mai aproape de proces si vor fi integrate fizic n echipamentul primar.

Cartea este o sinteza a trei teze de doctorat: Protectie de distanta digitala pentru sistemulelectroenergetic, Echipament integrat de protectie, automatizare si masura pentru liniileelectrice de medie tensiune si Sistem pentru teleconducerea distribuita a echipamentelorelectrice din statiile electrice de transformare elaborate n perioada 1994-1997.

2. DEFECTE SI REGIMURIANORMALE N RETELE DE NALTA

TENSIUNE

n mod normal retelele electrice de nalta tensiune sunt tratate ca retele trifazate echilibratesi simetrice. Simetria si echilibrul sunt puternic perturbate n cazul aparitiei defectelor. Singuraexceptie o reprezinta scurtcircuitul trifazat care prin natura sa este tratat ca un defect simetric siechilibrat.

Retelele electrice de nalta tensiune, ncepnd cu nivelul de 110 kV au neutrul legat directla pamnt. n astfel de retele, aparitia accidentala a unei legaturi la pamnt a unei faze provoacaun scurtcircuit, cu toate efectele negative asupra instalatiilor si asupra consumatorilor. Pe dealta parte, scurtcircuitele care implica doua sau toate cele trei faze sunt, de regula, mult maisevere din punct de vedere al valorii intensitatilor curentilor de scurtcircuit si al valoriitensiunilor remanente. Sesizarea si eliminarea rapida si selectiva a unor astfel de defectereprezinta functia de baza a instalatiilor de protectie.

n continuare se face o scurta analiza a defectelor monofazate si polifazate, indicndu-secteva caracteristici des utilizate n cadrul protectiilor numerice drept criterii de sesizareadefectelor. Analiza acestor regimuri nesimetrice se face prin utilizarea componentelor simetricede succesiune directa, inversa si homopolara.

2.1. Scurtcircuitul monofazat

n cazul defectului monofazat (Fig. 2.1), ecuatiile tensiunilor si curentilor la locul dedefect sunt:

Fxx

zy

ZIE

II

=== 0

pentru cazul general al existentei uneiimpedante de trecere la locul de defect.Daca defectul este net atunci:

0=xEAplicnd descompunerea n componentesimetrice se obtine imediat:

I I I I Id i h xd= = = sau 3

E E Ed i h+ + = 0

RST

IyIz Ix

Ex Ey Ez

Fig. 2. 1 Defectul monofazat

4 de unde rezulta conectarea serie a schemelor de succesiune directa (S.S.D.), inversa (S.S.I.) sihomopolara (S.S.H.).Fig. 2.2 prezinta schema echivalenta n componente simetrice a unei LEA care face legaturantre statiile A si B si functioneaza buclat (cu surse la ambele capete).

Componentele simetrice aletensiunilor pe barele statiei A,la un defect la capatul opus alliniei se deduc n baza acesteischeme si au urmatoareaforma:

U Z I EAd

Ld

Ad d= +

U Z I EAi

Li

Ai i= +

U Z I EAh

Lh

Ah h= +

unde IA# reprezinta aportuldinspre capatul statiei A, ncomponente simetrice, ladefect. Cum tensiunearemanenta pe faza cu defect, pebarele statiei A, este nsumareacelor trei tensiuni decomponente simetrice, se

obtine:

[ ]31

13

-+

=+-++=

dL

hLh

AdL

RA

dL

hZ

hL

hA

dL

hA

iA

dA

dL

ROA

ZZ

IZIZ

IZIZIIIZU

(2.1)

Daca se noteaza factorul de pamnt

kZZ

Lh

Ld0

13

1= -

iar I IAn Ah= 3

se obtine relatia:

( )U Z I k IARO Ld AR An= + 0 si impedanta masurata de releu este:

ZU

I k IZA

RO ARO

AR

An L

d= + =0 (2.2)

n concluzie, la defecte monofazate, raportuldintre tensiunea remanenta de defect si curentul de faza compensat, determina impedantabuclei pna la locul de scurtcircuit.Relatia (2.1) poate fi scrisa si sub forma U Z I I ZA

ROLd

AR

An

An= +

ZA_d ZL_d ZB_d

ZA_i ZL_i ZB_i

ZA_h ZL_h ZB_h

EA EBS.S.D.

S.S.I.

S.S.H.

IA_d

IA_i

IA_h

Fig. 2. 2 Schema echivalenta

ZLd

ZLn

IAR

IAn

UARO

Fig. 2. 3 Schema echivalenta la defectmonofazat

2. DEFECTE SI REGIMURI ANORMALE N RETELE DE NALTA TENSIUNE 5

cu ZZ Z

An L

hLd

=-3

impedanta de nul, iar schema echivalenta acestei exprimari devine

deosebit de sugestiva, asa cum se prezinta in Fig. 2.3.

2.2. Scurtcircuitul bifazat izolat

n cazul unui defect S-T izolat de pamnt, situat la capatul liniei, ecuatiile tensiunilor sicurentilor la locul de defect sunt:

zy

zy

x

EE

III

=-=

= 0

iar schema echivalenta n componentesimetrice, dedusa similar defectuluimonofazat, se prezinta in Fig. 2.4.Admitnd o impedanta de defect nula,raportul ntre tensiunea remanenta sicurentul de defect este tocmai impedantadirecta pna la locul de defect:

ZU

I IZA

ST AST

AS

AT L

d= - =

2.3. Scurtcircuitul bifazat la pamnt

Fie un defect lapamnt S-T-O, situat lacapatul liniei. Ecuatiiletensiunilor si curentilor lalocul de defect sunt:

IEE

x

z

y

===

000

iar schema echivalenta ncomponente simetrice seprezinta in Fig. 2.5.Admitnd o impedanta de defect nula, raportul ntre tensiunea remanenta si curentul de defecteste tocmai impedanta directa pna la locul de defect:

ZU

I IZA

ST AST

AS

AT L

d= - =

IA_iIA_d

ZA_d ZA_iZB_d ZB_i

ZL_d ZL_i

RF

EA EB

S.S.D. S.S.I.Fig. 2. 4 Schema echivalenta la defect bifazat

izolat

IA_i IA_iIA_d

ZA_d ZA_i ZA_iZB_d ZB_i ZB_i

ZL_d ZL_i ZL_i

RF

EA EB

S.S.D. S.S.I. S.S.H.Fig. 2. 5. Schema echivalenta la defect S-T-O

6De remarcat utilizarea buclei bifazate n locul celor doua bucle monofazate de defect.Acest mod de calcul creste precizia masuratorii eliminnd influenta impedantei de trecere lalocul de defect.

2.4. Scurtcircuitul trifazat

Defectul trifazat poate fi tratat ca un regimsimetric. Ecuatiile tensiunilor si curentilor la locul dedefect sunt:

I I I

E E

E E

x y z

z y

y z

+ + ===

0

iar schema echivalenta n componente simetrice, pentruun defect trifazat R-S-T, se prezinta n Fig. 2. 6.Admitnd o impedanta de defect nula, raportul ntretensiunea remanenta, de exemplu pe bucla de defect S-Tsi curentul de defect este tocmai impedanta directa pnala locul de defect:

ZU

I IZA

ST AST

AS

AT L

d= - =

Relatii similare pot fi scrise si pentru celelalte bucle bifazate de defect.

2.5. ntreruperea unei faze

Fie schema echivalenta simplificata a unei linii cu dubla alimentare:

~ ~

A B

mZLZAEA EBZB(1-m)ZL

Fig. 2.7 Schema echivalenta

Sistemul se considera n functionare n regim simetric si echilibrat (att pentrusistemul de tensiuni ct si pentru sistemul de curenti), astfel nct sunt valabile urmatoarelerelatii pentru curentii de faza:

IaIIaIII === 3221 ; ; (2.3)

IA_d

ZA_d ZB_d

ZL_d

EA EB

S.S.D.Fig. 2. 6. Schema echivalenta la

defect trifazat


2.1.1. ntreruperea fazei R

n acest caz 01 =I si componentele simetrice ale curentilor devin:

IIaIaI

IIaIaI

IIII

d

i

h

=+=-=+=

-=+=

23

3

3

32

2

322

32

(2.4)

de unde rezulta, intuitiv, conectarea S.S.I. (parcursa de I) n paralel cu S.S.H. (parcursa de I)si schema echivalenta nseriata cu S.S.D. (parcursa de 2I).

Considernd ntreruperea fazei la distanta mZL fata de statia A, scheme de succesiunesunt:

mZLd

ZAd

IAd IB

d

EA EB

ZBd

(1-m)ZLd

K1 K2Fig. 2.8 Schema de succesiune directa la ntreruperea fazei R

mZLi

IAi IB

i

ZAi ZB

i

(1-m)ZLi

K1 K2Fig. 2.9 Schema de succesiune inversa la ntreruperea fazei R

8mZLh

IAh IB

h

ZAh ZB

h

(1-m)ZLh

K1 K2Fig. 2.10 Schema de succesiune homopolara la ntreruperea fazei R

n baza relatiilor (2.4) schema echivalenta n componente simetrice devine:

mZLd mZL

i

mZLh

ZAd

IAd

IAh

IAi

ZAi

ZAh

EA EB

ZBd

ZBi

ZBh

(1-m)ZLd(1-m)ZL

i

(1-m)ZLh

K1 K2

Fig. 2.11 Schema echivalenta la ntreruperea fazei R

Impedanta echivalenta Zechi vazuta ntre bornele K1, K2, ale S.S.I. este:

ddB

dA

dL

iL

iB

iA

iL

iech ZZZZZmZZZmZ =++=++++= )1( (2.5)

n mod similar rezulta impedanta echivalenta vazuta ntre bornele K1, K2 ale S.S.H.:

hhB

hA

hL

hL

hB

hA

hL

hech ZZZZZmZZZmZ =++=++++= )1( (2.6)

Din fig. 2.11, se poate calcula curentul de succesiune directa:

0

0

2132

3 kk

ZEE

ZZZZZZZ

EEId

BA

hech

iech

hech

iechd

LdB

dA

BAdA +

+-=

++++

-= (2.7)


unde: ( )d

h

d

h

ZZ

qqZZ

k =-=

-= 1

31

131

0

Componentele de succesiune inversa si homopolara rezulta imediat, tot n baza fig. 2.11:

hech

iech

hechd

AiA ZZ

ZII

+-= (2.8)

hech

iech

iechd

AhA ZZ

ZII

+-= (2.9)

Revenind la calculul curentilor reali (n baza componentelor simetrice) se obtine:

( ) ( )q

qaIaI

qaqa

IaIIIII dAAdAA

hA

iA

dAA +

--=

+-

-==++=1

11 ;

11 ;0 3

221

(2.10)Componentele tensiunilor simetrice pe barele statiei A se calculeaza:

hd

ddA

dL

hA

hL

hA

hd

hdA

dL

iA

dL

iA

dA

dL

dA

ZZZIZmIZmU

ZZZIZmIZmU

IZmU

+=-=

+=-=

=

(2.11)

de unde rezulta ca la ntreruperea fazei R, apare pe barele statiei A o tensiune homopolara datade relatia:

q

IZmU sarcinadL

hA +

=211

(2.12)

Deci tensiunea homopolara va fi cu att mai mare cu ct distanta pna la locul dedefect este mai mare si cu ct impedanta homopolara echivalenta este mai mica. De asemeneatensiunea homopolara va fi cu att mai mare cu ct curentul de sarcina anterior defectului (saucurentul de sarcina ce urmeaza a ncarca linia) este mai mare.

2.1.2. ntreruperea fazelor S si T

n acest caz 02 =I si 03 =I , componentele simetrice ale curentilor devin:

IIIIIIIII

d

i

h

======

1

1

1

333

(2.13)

de unde rezulta, intuitiv, conectarea S.S.I. n serie cu S.S.H. si nseriata cu S.S.D. ntre K1 siK2.

10

mZLd

ZLi ZL

h

ZAd

IAd

ZAi ZA

h

EA EB

ZBd

ZBi ZB

h

(1-m)ZLd

K1 K2

Fig. 2.12 Schema echivalenta la ntreruperea fazelor S si T

Impedanta echivalenta Zechi vazuta ntre bornele K1, K2, ale S.S.I. este:

ddB

dA

dL

iL

iB

iA

iL

iech ZZZZZmZZZmZ =++=++++= )1( (2.14)

In mod similar rezulta impedanta echivalenta vazuta ntre bornele K1, K2 ale S.S.H.:

hhB

hA

hL

hL

hB

hA

hL

hech ZZZZZmZZZmZ =++=++++= )1( (2.15)

Din fig. 2.12, se poate calcula curentul de succesiune directa:

( )qZEE

ZZEEIII

d

BA

hd

BAhA

iA

dA +

-=+

-===2

12

(2.16)

Revenind la calculul curentilor reali (n baza componentelor simetrice) se obtine:

0 ;0 ;3 321 ===++= AAdA

hA

iA

dAA IIIIIII (2.17)

Componentele tensiunilor simetrice pa barele statiei A se calculeaza:

dA

hL

hA

dA

dL

iA

dA

dL

dA

IZmU

IZmU

IZmU

===

3

3

3

(2.18)

de unde rezulta ca la ntreruperea fazelor S si T, apare pe barele statiei A o tensiunehomopolara data de relatia:

( )q

EEmU BAhA +

-=2

3 (2.19)

3. DEFECTE SI REGIMURIANORMALE N RETELE DE MEDIE

TENSIUNE

Retelele de medie tensiune, avnd tensiuni nominale de 6-20 kV, functioneazaactualmente cu mai multe moduri de tratare a neutrului:

retele de medie tensiune avnd neutrul izolat; retele de medie tensiune avnd neutrul tratat prin bobina de stingere; retele de medie tensiune avnd neutrul tratat prin rezistenta ohmica; retele de medie tensiune avnd neutrul tratat prin bobina de stingere si rezistenta

ohmica;De modul de tratare a neutrului retelei de medie tensiune depind decisiv valorile

tensiunilor si ale intensitatii curentilor n cazul unui defect. Acest capitol face o prezentare aproblematicii defectelor din retelele de medie tensiune, functie de modul de tratare a neutrului,si se stabilesc metodele de calcul ale curentilor si tensiunilor de defect.

3.1. Punerea la pamnt n retele cu neutrul izolat sautratat prin bobina de stingere

Punerea la pamnt n retelele de medie tensiune este un defect care consta n aparitiaunei legaturi accidentale cu rezistenta nula sau de valoare finita ntre pamnt si o faza a reteleiavnd neutrul izolat sau tratat prin bobina de stingere. n cazul retelelor de medie tensiuneavnd neutrul tratat prin rezistenta ohmica acest defect reprezinta n fapt un scurtcircuitmonofazat cu curent de scurtcircuit limitat de rezistenta de tratare. Aparitia unei puneri la pa-mnt conduce la modificarea valorii tensiu-nilor de faza si acurentilor datorita capaci-tatilor faza-pamnt si chiar al rezistentelor faza-pamnt existente,cum se prezinta in Fig. 3.1 Fig. 3.3

Fig. 3.1 Circulatia curentilor capacitivi n cazul unei puneri la pamnt ntr-oretea cu neutrul izolat

12

Cum se observa din Fig.3.2, tensiunile fazelorsanatoase fata de pamntse modifica trecnd lavaloarea tensiunilor delinie, iar punctul neutrusuporta o diferenta depotential fata de pamntegala cu tensiunea de fazaa fazei defecte si de senscontrar. Aceasta tensiunea punctului neutru fata depamnt constituiedeplasarea punctuluineutru sau tensiunea dedeplasare si se noteaza cuU0

Din Fig. 3.2 rezulta

U U U U U URO RS RN SN RN= = - = + 0 U U U U USO SS SN SN NS= = - + = 0 (3.1) U U U U U UTO TS TN SN TN= = - = + 0

n cazul punerii la pamnt n retelele cu neutrul izolat, prin capacitatile fata de pamntale fazelor sanatoase vor circula curenti determinati de tensiunile fata de pamnt. Sumavectoriala a acestor curenti formeaza curentul capacitiv rezultant care circula prin pamnt sitrecnd prin locul cu defect se nchide prin faza cu defect, ca n Fig. 3.1. La determinareavalorii acestor curenti se pot neglija caderile de tensiune pe care le provoaca (valoarea acestorcurenti fiind mica) si deci:

IUZR

RO

C

= ; IUZS

SO

C

= ; I UZT

TO

C

= (3.2)

Curentul de punere la pamnt (care circula prin faza sanatoasa si prin pamnt) va fi:

I I IU U

ZR TRO TO

C0 = + =

+(3.3)

Trebuie observat ca n Fig. 3.1 capacitatile fazelor sanatoase s-au consideratconcentrate n aval de locul de defect.

Diagrama fazoriala a marimilor care intervin n cazul defectului considerat se prezintan Fig. 3.3.

Din relatia (3.3) si din Fig. 3.3 rezulta:

Fig. 3.2 Diagrama fazoriala a tensiunilor n cazul punerii la pamntnete pe faza S

3. DEFECTE SI REGIMURI ANORMALE IN RETELE DE MEDIE TENSIUNE 13

U U U

U U

U U

RO TO RO

RS S

f

+ = =

= =

=

2

23

23 3

3 30

cos30o

si ca urmare:

IU

ZU

ZUZ

S

C C C0

0 03 3

3

= -

=

= (3..4)

Curentul 0I este defazat capacitiv cu 90fata de tensiunea 0U si este identic cucurentul care s-ar obtine daca tensiunea

0U ar debita asupra celor trei capacitati alefazelor retelei legate in paralel.Schema echivalenta a retelei cu defectulconsiderat este prezentata in Fig. 3.4.Prezenta arcului electric n cazul punerii lapamnt determina aparitia unei caderi detensiune pe arc, ceea ce face ca potentialulfazei defecte sa difere de potentialulpamntului, astfel nct diagramatensiunilor din Fig. 3.2 se modifica si esteprezentata n Fig. 3.5.n acest caz tensiunea U0 nu mai este egala

si de sens contrar cu tensiunea pe faza a fazei cu defect ci va fi ntotdeauna mai mica.

Tensiunile pe cele trei faze vor fi:U U URO SO RS= + ;U U UTO SO TS= + ; (3.5)U U URS TS S+ = - 3

Fig. 3.3 Diagrama fazoriala a tensiunilor si curentilorn cazul punerii la pamnt nete

Fig. 3.4 Schema echivalenta a retelei n cazulsimplei puneri la pamnt

Fig. 3.5 Diagrama fazoriala a tensiunilor ncazul punerii la pamnt prin arc electric

14

iar curentul de punere la pamnt:

=++++=++=C

TSSOSORSSO

C

TOSORO

ZUUUUU

ZUUU

I 0

=+ +

=- + U U U

ZU U

ZRS TS SO

C

S SO

C

3 3 3

Caderea de tensiune pe arc va fi n acest caz:U R ISO arc= - 0 (3.6)

si curentul de punere la pamnt:

IU U

ZU

Z R

S SO

C

S

C arc

0

3 313

=- +

= - +

(3.7)

Din Fig. 3.5 rezulta U U USO S0 = - si tinnd cont de relatiile (3.6) si (3.7) se obtine relatia:

U R I U I Zarc S C0 0 013

= - - = - sau IUZ

S

C0

3

=

identica cu valoarea obtinutan cazul punerii la pamnt nete.

Astfel, si n cazul unei punerila pamnt prin rezistenta dearc, curentul de defect I0 estedeterminat de deplasareapunctului neutru si decapacitatile fata de pamnt alecelor trei faze.Pe baza relatiilor (3.6) si (3.7)se obtine schema echivalentadin Fig. 3.6 n realitatecapacitatile faza-pamnt nusunt concentrate dar pot ficonsiderate uniform distribuite

de-a lungul liniei, iar relatia: I I I IR S T0 = + + (3.8)

ramne valabila att n cazul unei linii fara defect, ct si n cazul liniei cu punere la pamnt.

Distributia curentilor capacitivi pentru o linie fara defect se prezinta n Fig. 3.7, iar pentru olinie cu punere la pamnt n Fig. 3.8.

ntr-o retea reala, izolatia fazelor fata de pamnt nu este perfecta, astfel nct pe lnga curentiicapacitivi circula ntre faze si pamnt si curenti activi avnd o distributie similara, dar la ununghi de 90 fata de cei capacitivi.

Fig. 3.6 Schema echivalenta a retelei n cazul unei puneri lapamnt prin rezistenta de arc


I I I IR SO TO0 0 0= + + =

Fig. 3.7 Distributia curentilor capacitivi ntr-o linie la functionare normala

Fig. 3.8 Distributia curentilor capacitivi si prin pamnt n cazul unei puneri la pamnt

16

O metoda eficienta de eliminare a acestor tipuri de defecte este utilizarea compensarii neutruluiretelei de medie tensiune prin bobina de stingere. Aceasta metoda se utilizeaza pe scara larga nretelele de medie tensiune din tara noastra, avnd n vedere avantajul major: eliminareadefectelor trecatoare fara a necesita interventia instalatiilor de protectie si deci fara declansareantreruptorului si trecerea prin zero a consumatorilor.n cazul aparitiei unei puneri la pamnt ntr-o retea avnd neutrul tratat prin bobina de stingere,tensiunea de deplasare a neutrului provoaca un curent inductiv LI prin bobina, carecompenseaza curentul capacitiv de defect, dupa cum rezulta din Fig. 3.9

Fig. 3.9 Circulatia curentilor de defect la punere la pamnt ntr-o retea cu neutrul compensat

Fig. 3.10 Schema echivalenta a unei retele cu neutrul tratat prin bobina de stingere la o punere lapamnt.


Deci prin locul de defect trece suma celor doi curenti capacitiv si inductiv, suma careeste nula daca cei doi curenti sunt egali ca modul.

n acest fel schema echivalenta a retelei cu punere la pamnt se modifica fata de Fig.3.4 si devine cea din Fig. 3.10.

Avnd n vedere ca impedanta bobinei este de fapt o reactanta, Z jL = w L si cu

notatia XX

CeC=

3se deduce pentru compensarea totala:

X XL C= adica w w w L =1Ce

= 13 C

(3.9)

care este de fapt o conditie de rezonanta. Daca aceasta conditie este satisfacutaatunci I IL C= - , curentul de punere la pamnt este compensat si la locul defectului curentuleste nul, desi exista curent n fazele sanatoase si prin bobina de stingere. Relatiile de mai sus,stabilite pentru cazul considerarii capacitatilor retelei ca fiind concentrate, ramn valabile si ncazul distributiei reale a acestora.

Compensarea curentului capacitiv la locul de defect provoaca stingerea curentului dedefect si deci izolarea defectului (pentru defecte trecatoare) fara a fi necesara functionarea unorinstalatii de protectie si fara ntreruperea alimentarii consumatorilor. Acest fapt constituieavantajul major n cazul retelelor tratate prin bobina de stingere. Pe de alta parte, solicitarilesuplimentare ale fazelor sanatoase (de la tensiunea de faza la cea de linie) n regim stabilizat sin regim tranzitoriu reprezinta un dezavantaj al acestui mod de tratare a neutrului.

Detectarea selectiva a punerilor la pamnt n retelele de medie tensiune cu neutrulizolat sau tratat prin bobina de stingere implica utilizarea unor metode specifice tinnd seaman primul rnd de valorile mici (mult mai mici dect curentii de scurtcircuit) ale curentilor depunere la pamnt. Aceste metode se prezinta n cap. 3.

3.2. Dubla punere la pamnt n retele de medietensiune cu neutrul compensat

Dubla punere la pamnt este un defect asemanator scurtcircuitului bifazat si consta npunerea la pamnt - neta sau prin arc - a doua faze diferite, n doua puncte diferite ale uneiretele de medie tensiune avnd neutrul izolat sau tratat prin bobina de stingere.

Desi asemanator cu scurtcircuitul bifazat, dubla punere la pamnt difera de acesta prindiagramele fazoriale de tensiune si n special prin aparitia deplasarii punctului neutru.

Fie o retea de medie tensiune cu o dubla punere la pamnt pe fazele S si T ca n Fig.3.11. Tensiunea care da nastere curentului de defect I S este U ST , iar cea care da nasterecurentului de defect I T este U TS , evident egala si de sens contrar cu U ST . Impedantele Z1si Z 2 sunt portiuni din impedantele liniei, avnd valori diferite, determinate de pozitiile celordoua defecte, dar practic acelasi unghi.

18

n Fig. 3.12 se prezinta diagramele fazoriale ale tensiunilor la sursa, la locul primului defect sila locul celui de-al doilea defect n cazul unor puneri la pamnt nete.

Se observa ca tensiunile de faza ale fazelor defecte variaza de-a lungul liniei, ajungnd egale side sens contrar cu tensiunea de deplasare la locul celei de-a doua puneri la pamnt. Valoareacurentului de dubla punere la pamnt este mai mare dect valoarea curentului de defect la osimpla punere la pamnt si n general mai mica dect valoarea curentului de scurtcircuitbifazat. Datorita valorii mai mici dect a curentului de scurtcircuit bifazat, dubla punere lapamnt poate sa nu fie sesizata de protectia maximala de curent, astfel nct este necesar a seprevedea protectii speciale mpotriva dublelor puneri la pamnt, cu att mai mult cu ct asacum se va vedea n continuare, acest tip de defect da nastere la locurile de defect la tensiuni depas si de atingere periculoase. Valoarea intensitatii curentului de dubla punere la pamnt nregim permanent se calculeaza n acelasi mod cu cel folosit la calculul curentilor de scurtcircuittrifazat, n baza metodei componentelor simetrice. Pentru o dubla punere la pamnt pe aceeasilinie, valoarea intensitatii curentului prin pamnt se determina prin relatia (3.10), iar pentru odubla punere la pamnt pe linii diferite se determina prin relatia (3.11) corelat cu Fig. 3.13.

Fig. 3.11 Dubla punere la pamnt pe fazele S si T

Fig. 3.12 Diagramele fazoriale ale tensiunilor la sursa, la locul primei respectiv celei de a doua punerila pamnt


( )Ij E

Z Z Z Z Z Z ZP da ia db ib hb= -

+ + + + + +3 3

3 3 31 2 (3.10)

( )Ij E

Z Z Z Z Z Z Z Z Z ZP da ia db ib hb dc ic hc= -

+ + + + + + + + +3 3

3 3 31 2 (3.11)

unde: Z Z Zd i h, , sunt impedantele directa, inversa si homopolara ale liniei pna la locul dedefect, Z Z1 2, sunt impedantele de trecere la locul de defect iar I P este curentul prin pamnt,

tensiunea de referinta este E E e j= 0 .

Fig. 3.13 Explicativa la calculul curentului de dubla punere la pamnt

20

3.3. Calculul tensiunilor de pas si de atingere la dublepuneri la pamnt in retele cu neutrul compensat

Tensiunea ntre talpile pasilor unui om care se deplaseaza n lungul liniei de cmpelectric poarta denumirea de tensiune de pas UP. Tensiunea de pas stabileste prin corpul uman,de rezistenta RC, un curent IC care se poate determina cu relatia (3.12):

IURC

P

C

= (3.12)

Rezulta ca valoarea curentului IC este cu att mai mare cu ct este mai mare tensiunea de pasUP iar valoarea minima a intensitatii acestui curent (ICm) care poate provoca moartea se poatededuce din valoarea maxima a tensiunii de pas:

IU

RcmP

C

= max (3.13)

Zona periculoasa a unei prize de pamnt esta zona la suprafata pamntului n care pentru uncurent prin priza mai intens dect cel periculos, exista pericolul de moarte pentru viataoamenilor sau animalelor.

Limita inferioara a rezistentei RC a circuitului format de pamnt si corpul uman,considerat perfect conductor, se calculeaza acceptnd ca talpile picioarelor alcatuiesc prize desuprafata de forma unor discuri circulare de raze a=0,1 m (Fig. 3.14), avnd fiecare rezistentaRd:

Rad

= r4

(3.14)

unde r este rezistivitatea solului. Rezistentele talpilor si prizelor fiind conectate n serie,valoarea rezistentei RC are expresia:

R=0 R=0

p aa

Fig. 3.14 Explicativa la tensiunea de pas


RaC

= +r r1 24

(3.15)

Rezistenta minima, RC min, se obtine n cazul n care se calca cu un picior pe priza (r1 0= ) sicu celalalt picior pe sol (r r2 = ) si este data de relatia:

RaC min

= r4

(3.16)

Rezistenta maxima se obtine atunci cnd se calca cu ambele picioare pe sol (r r r1 2= = )si are valoarea data de relatia:

RaC max

= r2

(3.17)

Cu o valoare medie a rezistivitatii solului r @102 Wm si a=0,1m se obtine RCmin=250Wrespectiv RCmax= 500W. Intensitatea curentului minim mortal fiind Icm= 50mA, tensiuneapericuloasa de pas este:

UP max= RC max ICm= 5000.05= 25 V.

Considernd o priza de suprafata emisferica si acceptnd ipoteza simplificatoare, privindconductivitatea pamntului mult mai mica dect a metalelor, aceasta din urma se poateconsidera n calcule infinita. Prin urmare liniile de cmp electric si ale densitatii de curent suntnormale pe suprafata prizei. Liniile densitatii de curent ale prizei fiind radiale (Fig. 3.15), dinfluxul densitatii de curent prin suprafata emisferei de raza r, egal cu intensitatea curentului Iprin priza:

J ndA r J I= = 2 2p (3.18)se deduce intensitatea cmpului electric stationar E n sol:

EIr

rr

= -2 2p s (3.19)

Integrnd produsul scalar Edr n lungul unei linii de cmp situata la suprafata solului seobtine tensiunea prizei fata de sfera de la infinit. Notnd cu p lungimea pasului, UP tensiuneade pas, ntr-un punct pe suprafata solului la distanta r, se calculeaza cu relatia:

r0 r

I

Fig. 3.15 Priza de pamnt de suprafata emisferica

22

U EdrI

r p r pI p

r pP r p

r p

= - = - - +

= --

+

rpr

p21

21

2 2 42

2

2 2/ / //

/

(3.20)

si este maxima cnd se calca cu un picior pe marginea prizei:

( )UI p

r r pP max=

+r

p2 0 0 (3.21)

iar pentru r >> p, neglijnd p2/4 n raport cu r2 relatia devine:

UI p

rP max rp2 2 (3.22)

care este cu att mai mare cu ct este mai mare I. La valori chiar minime ale curentului dedubla punere la pamnt de I=250 300 A, tensiunea de pas atinge valori periculoase. Acestaeste motivul principal pentru care dubla punere la pamnt trebuie sesizata si eliminata rapid deinstalatiile de protectie.

3.4. Scurtcircuitul trifazat n retele de medie tensiune

Scurtcircuitul trifazat reprezinta un defect simetric deosebit de sever n cadrul reteleide medie tensiune. Se caracterizeaza printr-o scadere profunda a tensiunii, dar cu pastrareasimetriei, n timp ce intensitatile curentilor cresc accentuat dar pastrnd simetria.

n Fig. 3.16 esteprezentata schema reteleide medie tensiune ncazul unui scurtcircuittrifazat metalic precum sidiagrama fazoriala atensiunilor si curentilor.Valoarea efectiva acomponentei periodice acurentului de scurtcircuiteste:

IUZ

UZSC

f( )3

3= =

3.23)

Unghiul de scurtcircuitjSC este:

jSC =++arctg

X XR R

e l

e l

(3.24)

unde: Xe, Re - reprezinta reactanta, respectiv rezistenta echivalenta a sistemului la locul demontare al protectiei; Xl , Rl - reprezinta reactanta, respectiv rezistenta liniei pna la locul de defect.

Fig. 3.16 Schema retelei si diagrama fazoriala a tensiunilor sicurentilor la scurtcircuit trifazat


Valorile unghiului de scurtcircuit depind de tipul si parametrii liniei, astfel n cazul LEA acestunghi este cuprins ntre 20 - 60 iar pentru LES de medie tensiune ntre 10 - 20 .

Scurtcircuitele trifazate sunt defecte deosebit de severe avnd n vedere valorile mariale curentilor (mult mai mari dect n cazul unor puneri la pamnt simple sau duble) sitensiunile scazute, determinate de impedanta pna la locul de defect, afecteaza majorconsumatorii (n special motoarele electrice). Acesta este motivul pentru care se impunesesizarea si eliminarea ntr-un timp ct mai scurt a defectului.

3.5. Scurtcircuit bifazat n retele de medie tensiune

n acest caz de defect se pierde simetria ntre curenti si tensiuni. Curentii descurtcircuit circula prin bucla formata de cele doua faze afectate de defect, ca n Fig. 3.17.

Valoarea efectiva a curentului de scurtcircuit bifazat se calculeaza cu relatia:

IUZSC d

( )2

2= (3.25)

Asa cum rezulta din Fig. 3.17, la locul de defect, tensiunea ntre fazele de defect S-Teste zero (la scurtcircuit metalic). Curentii de scurtcircuit n cele doua conductoare sunt egali nvaloare absoluta, nsa de sensuri opuse si defazati fata de tensiunea U care-i genereaza, cuunghiul de scurtcircuit definit n relatia (3.24). Valoarea intensitatii curentului de scurtcircuitbifazat se poate calcula n baza coordonatelor simetrice. Astfel, se descompune reteaua reala ntrei retele elementare, de succesiune directa, inversa si homopolara, fiecare din acestea fiindstrabatuta de curenti simetrici si echilibrati, corespunznd componentelor simetrice alesistemului de curenti reali dati. La locul de defect se ramifica trei conductoare fictive deimpedanta nula (Fig. 3.18).

Prin aceste conductoare trec curentii de defect, notati I I Ix y z, , , derivati din fazele1,2,3 ale retelei. Aceste conductoare au anumite potentiale fata de pamnt, notate E E Ex y z, ,Pentru studierea diferitelor tipuri de scurtcircuit se stabilesc conditiile defectului n acest punctsi apoi prin aplicarea teoriei coordonatelor simetrice se determina modul de cuplare adiverselor retele fictive si se calculeaza componentele fictive. Marimile reale ale curentilor sitensiunilor se determina n baza componentelor simetrice.

Fig. 3.17 Schema retelei si diagrama fazoriala a tensiunilor si curentilor la scurtcircuit bifazat

24

Pentru cazul scurtcircuitului bifazat izolat, conditiile defectului sunt:I x = 0 , I Iy z+ = 0 , E Z I Ey y z= + (3.26)

Componentele simetrice ale curentilor se calculeaza dupa cum urmeaza:

( )I I I Ih x y z= + + =13 0 , ( )I I a I a I a a Id x y z z= + + = - +13 32

2

, (3.27)

( )I I a I a I a a Ii x y z z= + + = -13 322

si rezulta imediat I Id i+ = 0 . Dar, I h = 0 si deci E Z Ih h h= - = 0 . Prin urmare nschema echivalenta nu intervine reteua fictiva de secventa homopolara. Pentru celelalte valoriale tensiunilor de componenta directa, respectiv inversa se obtin urmatoarele relatii:

( )E E E aZ Id x z z= - -13

( )E E E a Z Ii x z z= - -132 (3.28)

iar diferenta este:

I x I y I z

E x E y E zZ

123

Fig. 3.18 Scurtcircuit bifazat cu arc dar izolat fata de pamnt


( )E E a a Z Id i z- = - 132 (3.29)

nlocuind valoarea curentului, n baza relatiei (3.27), se obtine: E E Z Id i d= + (3.30)

relatie n baza careia cele doua retele fictive se conecteaza n paralel, ca n Fig. 3.19.

Din schema echivalenta se deducimediat relatiile:

E Z I Z I Z Id d d i d= + +

IE

Z Z Zd d i= + + (3.31)

Cunoscnd valorile compo-nentelor simetrice se pot calculavalorile reale ale curentilor lalocul de defect:

( )I a I a I I a a I j EZ Z Zy d i h d d i

= + + = - = - + +2 2 3

(3.32)

si I I Iz y x= - =, 0 .

Pentru retelele de medie tensiune (omogene) valorile impedantelor directa si inversa sunt egale,iar pentru un scurtcircuit metalic net, relatia de calcul a modulului intensitatii curentului descurtcircuit bifazat este cea prezentata n relatia (3.25).

3.6. Defecte faza pamnt n retele de medie tensiunecu neutrul tratat prin rezistenta

Utilizarea bobinelor de stingere n retelele de medie tensiune prezinta pe lngaavantajele mentionate si anumite dezavantaje si anume:

imposibilitatea practica de a compensa retele extinse de LES, avnd deci curenti maride punere la pamnt;

supratensiunile tranzitorii, care apar pe fazele fara defect, pot atinge valori periculoasepentru izolatia echipamentelor de medie tensiune;O alternativa pentru eliminarea acestor dezavantaje o constituie utilizarea rezistentei

ohmice pentru tratarea retelelor de medie tensiune avnd curenti capacitivi mari (> 200 300A).

Din punct de vedere al instalatiilor de protectie, acest mod de tratare al neutruluiretelelor de medie tensiune prezinta cteva particularitati care trebuie retinute si anume:

ZdZiE

ZId Ii

Fig. 3.19 Schema echivalenta pentru scurtcircuitul bifazatizolat

26

valorile intensitatii curentului de defect (faza pamnt) sunt mult mai mari dect ncazul retelelor tratate prin bobina de stingere, cu consecinte severe asupra tensiunilorde pas si de atingere;

conditiile de detectie a defectelor faza pamnt sunt mai bune, avnd n vederevaloarea mai mare a curentului homopolar;

implica conditii de rapiditate mai severe, tinnd cont de valorile importante alecurentului injectat prin pamnt, n caz de defect,;

n general, instalatiile de protectie clasice devin mai complexe.Calculul intensitatii curentilor de defect se poate face similar cu calculul prezentat la

punctul 3.5, pornind de la schema monofilara simplificata, prezentata n Fig. 3.20.Curentul de defect faza-pamnt este determinat pe deo parte de tensiunea retelei siimpedantele inductive aleretelei, iar pe de alta parte decirculatia curentilor capaci-tivi, ntocmai ca n cazulretelelor avnd neutrul izolat.Conditiile la locul de defect,pentru defecte faza-pamnt,sunt:E Z I I Ix x y z= = =, 0

(3.32a)si determinnd componentelesimetrice ale curentului lalocul de defect se obtine:

I I I Id i h x= = =13

(3.33)Pentru tensiuni se obtine relatia:E E E E Z I Z Ix h d i x d= + + = = 3

(3.34)

Analiznd relatiile (3.33) si (3.34) rezulta o schemaechivalenta serie, pentru defectul faza-pamnt (Fig.3.21).Din schema rezulta imediat:

( )I I IE

Z Z Z Z Zd i h d i h Nul= = =

+ + + +3si respectiv:E E Z I E Z I E Z Id d d i i i h h h= - = - = - , , (3.35)

Curentii reali la locul de defect vor fi:

Zd

Zd

Zd

E

a2E

ZZNul Tnul=R+jX

IxIy IzEx

aE

Fig. 3.20 Retea cu neutrul tratat prin rezistor

Zd

Zi

Zh

E

Z

ZNul

Fig. 3.21 Schema echivalenta pentrudefectul faza-pamnt


( )I I I IE

Z Z Z Z Zx d i h d i h Nul= + + =

+ + + +3

3, I Iy z= = 0 (3.36)

iar tensiunile la locul de defect:

( )E EZ

Z Z Z Z Zx d i h Nul=

+ + + +3

3

( )E EZ aZ

Z Z Z Z Zey

h i

d i h Nul

j= ++ + + +

- 33

150 0

( )E EZ a Z

Z Z Z Z Zez

h i

d i h Nul

j= -+ + + +

+ 33

2150 0 (3.37)

PrinZ d s-a notat impedanta de secventa directa totala, ca suma a impedantelor directe ale: sistemului 110 kV, raportata la tensiunea barei de medie tensiune; transformatorului de forta 110 kV / m.t.; liniei de medie tensiune pna la locul de defect.

PrinZ i s-a notat impedanta de secventa inversa totala, ca suma a impedantelor inverse ale: sistemului 110 kV, raportata la tensiunea barei de medie tensiune; transformatorului de forta 110 kV / m.t.; liniei de medie tensiune pna la locul de defect.

PrinZ h s-a notat impedanta de secventa homopolara totala a liniei de medie tensiune pna lalocul de defect.PrinZ R jXNul Nul= + s-a notat impedanta totala a circuitului de creare a nulului artificial,ca suma dintre:

reactanta trafo de servicii interne (sau bobina de nul); rezistenta rezistorului de tratarea neutrului.

U

I(1)def[Im]

I(1)def[Im]

I(1)def[Re]I(1)def

U

Im

Re

Im

Re

I(1)def[Re]

Fig. 3.22 Calculul curentului de defect rezultant

28

Cu valoarea intensitatii curentului calculata conform relatiei (3.36), tinnd cont de circulatiacurentului capacitiv al retelei (Fig. 3.22) si de intensitatea acestuia data de relatia (3.4), sepoate calcula valoarea intensitatii curentului rezultant de defect:

( ) [ ]( ) ( )

IE

Xtot Xtot Xtot X Rdef

d i h Nul

1

2 2

3

3 3Re =

+ + + +S S S( ) [ ]I U Cdef1 03Im = w (3.38)( ) ( ) [ ] ( ) [ ]I I Idef def def1 1 1= +Re Im

3.7. Defecte faza pamnt n retele de medie tensiunecu neutrul tratat combinat

Tratarea combinata a neutrului retelei de medie tensiune utilizeaza bobina de stingereca element de retea conectat n permanenta la bara de nul si un rezistor conectat n paralel prinintermediul unui ntreruptor monopolar (Fig. 3.23).

ntreruptorul este comandat printr-o automatica adecvata si se conecteaza n cazulpunerilor la pamnt permanente, neeliminate de bobina de stingere. Odata conectat rezistorul ncircuit, tratarea neutrului devine practic o tratare prin rezistenta. Metoda com-binata pastreazaavanta-jele oferite de bobina de stingere dar aduce si avantajul rezistorului n ceea ce privestesesizarea defectelor faza - pamnt cu rezistenta mare de trecere. Este o solutie care are eficientamaxima n retelele mixte, cu ponderi pratic egale ntre reteaua n cablu si cea aeriana. Trebuiesubliniat ca acest mod de tratare pastreaza nsa si dezavantajele bobinei de stingere prezentatela punctul 3.1.

Trafo110 kV / MT

Bara MT

Bara Nul

I

RBS

TSI(BPN)

Fig. 3.23 Schema de principiu a tratarii combinate


Functionarea se poate analiza n baza Fig. 3.23. Astfel, la o punere la pamnt aparuta lamomentul t0, bobina va genera un curent inductiv de valoare egala si de sens contrar curentuluicapacitiv al retelei. Daca defectul este trecator, acesta se autoelimina urmare a curentuluirezultant de valoare redusa. Daca defectul este persistent, atunci dupa un interval de timp t1, seva comanda conectarea ntreruptorului monopolar al rezistorului. n acest fel punerea la pamntse transforma ntr-un scurtcircuit monofazat limitat de impedanta de nul si sunt create conditiipentru actionarea protectiilor de curent homopolar. Dupa un interval de timp t2 suficient demare, pentru a permite actionarea protectiei pe linia cu defect, automatica tratarii va emiteimpuls de deconectare a ntreruptorului rezistorului, schema revenind la normal si pregatitapentru o noua actionare.

Calculul valorii curentilor de defect se poate face similar cu calculul prezentat lapunctul 2.6, pornind de la schema monofilara simplificata din Fig. 3.20.

Conditiile la locul de defect, pentru defecte faza-pamnt, sunt:

E Z I I Ix x y z= = =, 0 (3.39)

si determinnd componentele simetrice alecurentului la locul de defect se obtine:

I I I Id i h x= = =13

(3.40)

Pentru tensiuni se obtine relatia:

E E E E Z I Z Ix h d i x d= + + = = 3 (3.41)

Analiznd relatiile (3.39) si (3.41) rezulta o schemaechivalenta serie pentru defectul faza-pamnt (Fig.3.24). Din schema rezulta imediat:

( )I I IE

Z Z Z Z Zd i h d i h Nul= = =

+ + + +3si

E E Z I E Z I E Z Id d d i i i h h h= - = - = - , ,

(3.42)

Curentii reali la locul de defect vor fi:

( )I I I IE

Z Z Z Z Zx d i h d i h Nul= + + =

+ + + +3

3,

I Iy z= = 0 (3.43)

Zd

Zi

Zh

E

Z

ZNul

Fig. 3.24 Schema echivalenta pentrudefectul faza-pamnt.

30

iar tensiunile la locul de defect:

( )E EZ

Z Z Z Z Zx d i h Nul=

+ + + +3

3

( )E EZ aZ

Z Z Z Z Zey

h i

d i h Nul

j= ++ + + +

- 33

150 0

( )E EZ a Z

Z Z Z Z Zez

h i

d i h Nul

j= -+ + + +

+ 33

2150 0 (3.44)

PrinZ d s-a notat impedanta totala de secventa directa, ca suma a impedantelor directe ale: sistemului 110 kV, raportata la tensiunea barei de medie tensiune; transformatorului de forta 110 kV / m.t.; liniei de medie tensiune pna la locul de defect.

PrinZ i s-a notat impedanta totala de secventa inversa, ca suma a impedantelor inverse ale: sistemului 110 kV, raportata la tensiunea barei de medie tensiune; transformatorului de forta 110 kV / m.t.; liniei de medie tensiune pna la locul de defect.

PrinZ h s-a notat impedanta totala de secventa homopolara a liniei de medie tensiune pna lalocul de defect.

PrinZ R jXNul Nul Nul= + s-a notat impedanta totala a circuitului de nul, ca suma dintre: reactanta trafo de servicii interne (sau bobina de nul); impedanta echivalenta a circuitului paralel format din reactanta bobinei de stingere si

rezistenta rezistorului de tratarea neutrului;

Impedanta echivalenta este definita de relatia:

ZR jXR jX

R XR X

jR XR X

R jXechB

B

B

B

B

Bech ech=

+ =

+ +

+ = +

2

2 2

2

2 2 (3.45)

unde s-au notat: R - rezistenta rezistoruluiXB - reactanta bobinei de stingere

Tinnd seama de relatia (3.45), impedanta de nul se calculeaza:

Z R R j X XNul TSIh

ech TSIh

ech= + + +( ) (3.46)


nlocuind valoarea impedantei de nul n relatia (3.43) si admitnd la locul de defect Z=0, seobtine:

IE

Z Z Z Zx d i h Nul= + + +

33

(3.47)

Cu valoarea intensitatii curentului calculata conform relatiei (3.47), tinnd cont si decirculatia curentului capacitiv al retelei, respectiv de circulatia curentului inductiv al bobinei destingere (Fig. 3.25), se poate calcula valoarea intensitatii curentului rezultant de defect:

( ) [ ]( ) ( )

IE

X X X X R R R Rdef

totd

toti

toth

Nul totd

toti

toth

Nul

1

2 2

3

3 3Re =

+ + + + + + +

( ) [ ]I U C UL

def tot1

003Im = - w w (3.48)

( ) ( ) [ ] ( ) [ ]I I Idef def def1 1 1= +Re Im

E

I(1)def[Im]

I(1)def[Im]

I(1)def[Re]

I(1)def

E

Im

Re

Im

Re

I(1)def[Re]

ICtot IB

Fig. 3.25 Calculul curentului de defect rezultant

La bornele filtrului de curent homopolar se obtine un curent rezultant dat de relatiile:

( ) [ ]( ) ( )

IE

X X X X R R R Rdef

totd

toti

toth

Nul totd

toti

toth

Nul

1

2 2

3

3 3Re =

+ + + + + + +

( ) [ ]I U C C UL

def tot prop1

003Im ( )= - - w w (3.49)

( ) ( ) [ ] ( ) [ ]I I Idef def def1 1 1= +Re Im

32

n relatiile (3.48) respectiv (3.49) s-au utilizat urmatoarele notatii:Ctot - capacitatea totala a retelei;Cprop - capacitatea proprie a liniei cu defect;L - inductivitatea bobinei de stingere;

4. SESIZAREA DEFECTELOR NRETELE DE NALTA TENSIUNE

n acest capitol se prezinta pe scurt cteva metode de sesizare a defectelor care potapare n retelele de nalta tensiune, folosite drept criteriu pentru realizarea functiilor deprotectie n cadrul terminalelor de protectie.

4.1. Detectia scurtcircuitelor bifazate si trifazate;

4.1.1. Protectia maximala de curent nedirectionata;

Cresterea semnificativa a intensitatii curentilor pe faze ofera un criteriu simplu sirelativ usor de implementat n cadrul terminalelor de protectie numerice.

Schema logica echivalenta unei implementari software se prezinta in fig. 4.1.

+_

+_

+_

>1t

0

IR

IS

IT

I >

C

TO

Fig. 4.1 Protectia maximala de curent temporizata

unde: IR, IS, IT reprezinta valorile efective ale intensitatilor curentilor pe faze,I > este curentul de pornire reglat,C reprezinta comparatoarele,T elementul de timp cu temporizare la actionare.

Iesirea O a protectiei maximale de curent este asignata logicii de declansare.n cazul unei protectii maximale de curent instantanee, schema logica echivalenta

implementarii software se modifica conform fig. 4.2.

34

+_

+_

+_

>1

IR

IS

IT

I >>

C

O

Fig. 4.2 Protectia maximala de curent instantanee

Semnificatia simbolurilor este similara cu cele din fig. 4.2, iar I >> reprezinta curentulde pornire reglat pentru aceasta protectie.

4.1.2. Protectia maximala de curent directionata

Retelele de nalta tensiune functioneaza n general buclat. Ca urmare este necesar a secomplecta schema unei protectii maximale de curent cu elementul directional, care sa permitaactionarea protectiei numai la o circulatie a curentului de defect de la bare spre linie. Schemalogica echivalenta implementarii sotware se prezinta in fig. 4.3

+_

+_

+_

>1 t0

IR

IS

IT

I >

C

TO

&

dF

Fig. 4.3 Protectia maximala de curent directionata si temporizata

Poarta logica SI conditioneaza impulsul de declansare de decizia elementuluidirectional. Daca defectul este ncadrat n fata variabila logica dF=1 si se permite actionarea.n caz contrar actionarea este blocata.Detalii privind protectiile maximale de curent se prezinta n cap. 5.

4. SESIZAREA DEFECTELOR N RETELE DE NALTA TENSIUNE 35

4.1.3. Protectia de distanta

Scurtcircuitele sunt caracterizate de att de cresterea accentuata a intensitatiicurentului ct si de scaderea tensiunii pe faza sau fazele cu defect. Protectia de distantautilizeaza criteriul U/I pentru sesizarea selectiva a scurtcircuitelor.Detalii privind protectia de distanta se prezinta n cap. 7.

4.2. Sesizarea cresterilor anormale de tensiune

Cresterea nivelului de tensiune, n regim permanent, ntr-o zona a retelei conduce lasolicitari ale izolatiei echipamentelor, iar daca nu se iau masuri de scoatere de sub tensiune aacestora, regimul anormal poate conduce la avarii n sistem. Pentru sesizarea acestui regim seutilizeaza protectia maximala de tensiune temporizata.

Schema principiala de functionare a unei protectii maximale de tensiune se prezinta nfig. 4.4

+_

+_

+_

>1

&

t

t

0

0

URO

USO

UTO

U >

C

T

T

Op

Os

Fig. 4.4 Protectia maximala de tensiune temporizata

La depasirea pragului reglat U > de oricare dintre tensiunile de faza URO, USO,UTO, unul din cele trei comparatoare va bascula, iar la expirarea temporizarii reglate T, iesirealogica Op=1 conducnd fie la semnalizare fie la declansare. n cazul n care toate cele treitensiuni de faza depasesc pragul reglat pentru un interval de timp mai mare dect temporizareareglata, a doua iesire logica Os=1 conducnd fie la semnalizare fie la declansare.

4.3. Sesizare asimetriilor de curenti

La functionarea n regim normal a retelelor electrice trifazate, cei trei curentialcatuiesc un sistem simetric si echilibrat. n anumite conditii, ca de exemplu, scurtcircuite (cuexceptia scurtcircuitelor trifazate), ntreruperea unei faze sau ntreruperea a doua faze sau unregim puternic de sarcina asimetrica provoaca aparitia componentei de secventa inversa n

36

retea. Tocmai aparitia componentei de secventa inversa a curentilor este criteriul utilizat demulte terminale numerice de protectie pentru sesizarea acestui regim anormal.

O schema de principiu pentru protectia maximala de curent de secventa inversa seprezinta n fig. 4.5.

+_

+ t0

IRa I2 SaIT

C T

Ti

Op

Ost

I

3Iinv >

S

Fig. 4.5 Protectie maximala de curent de secventa inversa

Curentii efectivi de pe cele trei faze sunt aplicati sumatorului S, dupa urmatoarealogica: IR nemodificat, IS rotit cu 120 n sens invers trigonometric si IT rotit cu 120 n senstrigonometric. Sumatorul realizeza de fapt un filtru de curent de secventa inversa. Iesireasumatorului se aplica comparatorului C, iar daca valoarea curentului de secventa inversadepaseste pragul reglat, 3Iinv > se produce fie pornirea elementului de timp T (pentrucaracteristica de actionare independenta) fie pornirea elementului de timp Ti (pentrucaracteristica de actionare invers dependenta). La expirarea temporizarii reglate (functie deoptiunea validata) se activeaza una din iesirile Op, respectiv Os, care poate conduce lasemnalizare sau la declansare. De regula, temporizarile reglate au valori mari pentru prevenireaactionarii intempestive la scurtcircuitele nesimetrice. Valoarea de lucru a protectiei maximalede curent de secventa inversa trebuie astfel stabilita, nct sa depaseasca nesimetriile naturale,datorate micilor nesimetrii ale sarcinii sau neidentitatii caracteristicilor transformatoarelor demasura de curent.

4.4. Sesizarea pendulatiilor de putere

Regimul de funcsionare cu pendulatii de putere reprezinta un regim anormal defunctionare al retelelor electrice, caracterizat de: variatii ale circulatiei de putere ca urmare a alunecarii relative a tensiunilor generatoarelor

n diferite puncte din sistem; variatii ale impedantei masurate de un releu de distanta (att ca modul ct si ca faza); sistemul de tensiuni si curenti ramne simetric si echilibrat;

Ca rezultat al pendulatiilor de putere, impedanta masurata de releul de distanta trece dinzona normala de sarcina n zonele caracteristicilor de masura ale releului. n cazul unorperturbatii tranzitorii (care se amortizeaza) este important a se preveni eventuala actionare areleului de distanta prin asa numitul blocaj la pendulatii.


Pendulatiile pornesc de regula din zona de sarcina si pot fi privite ca un regim trifazatechilibrat. Acest regim de pendulatii poate fi studiat prin luarea in coniderare a rotatiei relativedintre cele doua tensiuni ale generatoarelor echivalente (EA si EB) de la capetele LEA.(fig. 4.6)

~ ~

A BZLZA I

VR

EA EBZB

Fig. 4.6 Schema pentru studiul pendulatiilor

S-au notat:ZA, ZB - impedantele echivalente ale sistemului raportate la barele statiei A

respectiv B;EA, EB - tensiunile electromotoare echivalente ale sistemului raportate la barele

statiei A respectiv B;

In baza fig. 4.6 se pot scrie urmatoarele ecuatii:( ) BBLR EZZIV ++= (4.1)

AAR ZIEV -= (4.2)

IVZ RM = (4.3)

unde ZM este impedanta masurata de releul de distanta.

Se noteaza cu n=EA/EB (raportul modulelor t.e.m. EA si EB) iar EA se considera origine defaza. n acest caz (fig. 4.7) se obtine:

qjAB en

EE -= (? pozitiv in sens trifonometric si negativ in sens invers)

EA

EB

1

j

Fig. 4.7 Diagrama fazoriala a t.e.m.

din (4.3) => AA

MR Z

IEZ

IV -== (4.4)

38

din (4.1) si (4.2) => ( ) BBLAA EZZIIZE ++=-Notnd: ZT=ZA+ZL+ZB (impedanta totala) se obtine:

T

BA

ZEEI -= (4.5)

nlocuind (4.5) in (4.4) se obtine:

ATBA

AM ZZEE

EZ --

= (4.6)

si deci pentru:EeEE jAA == 0

qq jjBB enEeEE

-- == /se obtine:

AjT

M ZenZnZ --

= - qrespectiv

( ) AT

M ZjnZnZ -

+-=

qq sincossi deci:

( )( ) ATM Zn

jnZnZ -+---=

qqqq

22 sincossincos

(4.7)

Locul geometric al impedantei ZM cnd EB se roteste relativ la EA reprezintapendulatiile de putere. Locul geometric este reprezentat grafic n fig. 4.8.

Cazul 1. n=1 => locul geometric este o dreapta care mparte n doua Im{ZM}Cazul 2. n>1 => locul geometric este un cerc deplasat fata de B' cu:

ZT

n2 1-si avnd raza

12 -=

nZTnr

Cazul 3. n locul geometric un cerc deplasat fata de A' cu:

n

nZT

2

1 2-si raza ZT

nnr 21 -

=


R

jX B

A

Zp

Zp

Rp

ZM

ZZ

ZL

AB

++

ZA

Sarc

ina

norm

ala

n>1

n=1

n

40

>1

& & &t

0

TZIregl

Blc_p

Fig. 4.9 Principiul blocajului la pendulatii

La detectarea pendulatiilor, prin estimarea vitezei de scadere a impedantei masurate, variabilalogica Blc_p = 1. Aceasta variabila este utilizata apoi pentru blocarea zonelor de masura aimpedantelor buclelor de defect.

5. SESIZAREA DEFECTELOR NRETELE DE MEDIE TENSIUNE

n acest capitol se indica cteva metode de sesizare a defectelor care pot apare nretelele de medie tensiune, folosite drept criteriu pentru realizarea functiilor de protectie.

5.1. Detectia scurtcircuitelor bifazate si trifazate

5.1.1. Protectia maximala de curent nedirectionata

Protectia maximala de curent reprezinta actualmente cea mai raspndita metoda desesizare si eliminare a scurtcircuitelor bifazate si trifazate din retelele de medie tensiune,indiferent de modul de tratare al neutrului. Cresterea semnificativa a intensitatii curentilor pefaze ofera un criteriu simplu si relativ usor de implementat n cadrul protectiilor numerice.

n cazul retelelor de medie tensiune simple, radiale, protectia maximala de curentnedirectionata rezolva, de regula, toate cazurile de scurtcircuit. Problemele care apar tin maimult de coordonarea reglajelor protectiilor dect de realizarea acestora. Ca metode decoordonare se poate adopta metoda coordonarii n domeniul timp, coordonarii prin reglaj decurent sau o metoda combinata.

Coordonarea n domeniul timpAcest procedeu de coordonare al reglajelor protectiei maximale de curent

nedirectionate este ilustrat n Fig. 5.1.ncepnd de la

consumator spre sursa,reglajul temporizariiprotectiei se creste cucte o treapta deselectivitate Dt (deexemplu 0,5 s). Laaparitia unui scurtcircuitn portiunea C-D aretelei, vor demaraprotectiile maximale decurent din statia A si dinposturile B si C, dar protectia din C, cu temporizarea cea mai mica, va comanda declansareantreruptorului directia D, eliminnd defectul si permitnd alimentarea restului consumatorilor.n caz de refuz actionare protectie sau de refuz declansare al ntreruptorului din C directia D,protectia din B directia C va elimina defectul, asigurndu-se astfel si rezerva de actionare.Demarajul protectiei din statia A se va produce numai la un astfel de reglaj care sa permitasesizarea scurcircuitului pe portiunea de retea cea mai ndepartata de statie. Dezavantajul de

1,755 1,25 0,75 0,25

Fig. 5.1 Coordonarea n domeniul timp al reglajelor protectieimaximale de curent.

42

principiu al metodei l constituie timpul mare de ntrerupere cu ct defectele sunt mai apropiatede sursa si deci intensitatea curentului de scurtcircuit creste. Reglajul protectiei maximale de curent nedirectionate se calculeaza n functie de valoareacurentului de sarcina maxim:

Ikk

Ippsig

revsarc= _max (5.1)

unde: Ipp - valoarea curentului de pornire al protectiei exprimat n valori primare [Aprim];Isarc_max - valoarea maxima a curentului de sarcina prin linia protejata [Aprim];ksig - coeficient de siguranta;krev - coeficient de revenire definit ca raportul dintre valoarea de revenire si respectiv

valoarea de pornire a protectiei;Pentru reglajul astfel stabilit trebuie verificat daca se sesizeaza defectele la capat de

retea, verificare care nseamna a calcula coeficientul de sensibilitate:

kI

Isenssc

PP

= _min (5.2)

unde: Isc_min - valoarea curentului minim de scurtcircuit (de regula scurtcircuit bifazat) lacapatul zonei protejate;

ksens - coeficient de sensibilitate;

Valoarea obtinuta n baza relatiei(5.2) trebuie sa fie mai mare dectvaloarea impusa (de exemplu 1,5).

Caracteristica t=f(I)independenta, prezentata n Fig.5.2, ofera o temporizare aactionarii t=ta independenta devaloarea curentului de scurtcircuit,pentru Isc > Ip , unde prin Ip s-anotat valoarea de reglaj a protectieimaximale de curent nedirectionate.

n cazul utilizariiprotectiei maximale de curentnetemporizate, asa numitasectionare de curent, valoarea dereglaj de curent se stabilestefunctie de curentul de scurtcircuitmaxim (de regula scurtcircuit

trifazat) si anume:

( )I k Ipp sig scc= 3 _max (5.3)unde: I(3)scc_max - valoarea intensitatii curentului de scurtcircuit trifazat maxim, la capatulzonei protejate [Aprim];

ksig - coeficient de siguranta;Prin combinarea (Fig. 5.3) celor doua metode prezentate mai sus, se poate elimina

dezavantajul timpilor mari de declansare n cazul unor defecte apropiate de sursa.

Fig. 5.2 Caracteristica de actionare independenta

5. SESIZAREA DEFECTELOR N RETELE DE MEDIE TENSIUNE 43

Astfel, pentru un scurtcircuit npunctul K1 declansarea se vaproduce rapid (t=0 s) prinprotectia de sectionare de curent,iar la un scurtcircuit n punctulK2 sau n punctul K3 cu refuz deactionare al ntreruptorului dinpostul B directia C, declansareadin statia A directia B se vaproduce temporizat (t=1,25s) prinprotectia maximala de curenttemporizata.

Protectia maximala de curent cucaracteristica t=f(I) inversdependenta

O alta modalitate de anlatura dezavantajul major alprotectiei maximale de curentindependente consta nutilizarea protectiilor maximalede curent avnd caracteristicit=f(I) invers dependente. Desiacest principiu este mai vechi,existnd relee electromagnetice(relee de inductie) a carorcaracteristica de actionare esteinvers dependenta, dificultatiletehnologice de fabricatie aucondus, practic, la scoatareaacestora din exploatare.Trecerea la tehnologia numericapentru realizarea protectiilor,redescopera protectiile maxi-male de curent cu caracteristicainvers dependenta.

Modul n care acest tipde protectie rezolva deco-nectarea cu att mai rapida cuct defectul este mai aproape desursa rezulta analizndexemplul pentru reteaua dinFig. 5.4. Plecnd de la schemamonofilara a portiunii de reteade medie tensiune, s-a trasat nprimul grafic curba de variatie acurentului de scurtcircuittrifazat functie de distanta pna

A B C D

I> I> I>t=1,25 s t=0,75 s t=0,25 sI>>t=0 s

t [s]

l [km]

1,25 s

0

K1 K2 K3

Fig. 5.3 Coordonarea reglajelor la utilizarea sectionarii decurent

0

1000

2000

3000

4000

5000

6000

7000

8000

0 5 10 15 20 25 30

A B C D

I>t=1,25 sI>>t=0 s

5km 10km 15km

110/20 kV25MVAusc=10%

20/0.4 kV630 kVAusc=10%

110kV

L [km]

Isc [A]

E

0.0

0.2

0.4

0.6

0.8

1.0

1.2

1.4

1.6

1.8

2.0

500 1500 2500 3500 4500 5500 6500 7500

AB

C

Isc_AIsc_BIsc_C

I [A]

t [s]

Fig. 5.4 Coordonarea reglajelor la utilizarea protectiilormaximale de curent avnd caracteristici dependente

44

la locul de defect. Pentru protectiile din statia A si din posturile B si C s-au luat n considerareprotectii maximale de curent a caror caracteristica t=f(I) este data de relatia:

1

802

-

=

n

SC

II

t (5.4)

corespunzatoare standardului britanic BS142 - Extremely inverse care s-au trasat n cea de-adoua diagrama n gama curentilor de scurtcircuit ai retelei, pentru un curent nominal primar In= 200 A. La un defect n punctul B (ISC = 3200 A), protectia din B directia C, va emite impulsde declansare dupa t = 0,3 s. n caz de refuz de actionare, protectia din A directia B, vadeclansa ca rezerva, dupa t = 0,8 s. La un defect n C (ISC = 1500 A), protectia din C directia D,va comanda declansarea la t = 0,3 s, iar n caz de refuz vor declansa protectia din B directia C,la t = 1,4 s, sau protectia din A directia B, la t = 3,3 s. Asftel, se ndeplinesc conditiile deselectivitate de actionare a protectiilor. De remarcat si micsorarea timpului de declansare, ncazul unui refuz de actionare, functie de valoarea curentului de scurtcircuit. Intr-adevar, ladefectul din punctul C (ISC=1500 A), n caz de refuz actionare, timpul de declansare este t = 1,4s, n timp ce pentru un defect mai sever n punctul B (ISC= 3000 A) cu refuz de actionare,declansarea de rezerva se produce la t = 0,8 s.Standardele internationale prevad urmatoarele caracteristici pentru protectiile maximale decurent dependente:1) caracteristica normal inversa, definita de relatia:

tk

II

Ttimp

b

b=

-

+014

10 02

,, (5.5)

pentru I ISTART

t = pentru I ISTART )pentru I IL >> .

Caracteristici t=f(I) inverse

0.000

1.000

2.000

3.000

4.000

5.000

6.000

8 13 18 23 28 33 38 43

I = (1.6 3.6) Ib, Ib=5 [A]

t [s]

NI_calcFI_calcExI_calcDefL_calc

Fig. 5.5 Caracteristici de actionare invers dependente

Fig. 5.6 Caracteristica invers dependentacombinata

46

5.1.2. Protectia maximala de curent directionata

Un caz special al retelelor de medie tensiune l constituie cel al liniilor cu dublaalimentare, ca n exemplul prezentat n Fig. 5.7.

Coordonarea reglajelor cu timpi crescatori spre sursa impune o selectare a sensului descurgere a energie spre locul de defect, realizata de regula cu elemente directionale caresesizeaza sensul de scurgere al curentului de scurtcircuit. Cu reglajele de timp ale protectiilormaximale de curent independente ca n Fig. 5.7, la un defect pe linia A-B, vor actiona protectiadin A directia B la t = 1s si protectia din B directia A, la t = 0,5 s. Protectia din B directia C nuva actiona desi are aceeasi temporizare, deoarece sensul de curgere al curentului de defect estede la C spre B deci n directie opusa pentru elementul directional.

Scheme de conectare ale elementelor directionalePentru releele directionale electromecanice (electrodinamice, de inductie, etc.),

expresia cuplului activ care actioneaza asupra echipajului mobil provocnd nchidereacontactelor este:

M k U Ia r r r= +cos( )j a (5.9)

unde: Ur - tensiunea aplicata la bornele releului;Ir - intensitatea curentului aplicat la bornele releului;jr - unghiul de defazaj dintre fazorii Ur si Ir aplicati la bornele releului;k, a - factor de proportionalitate, respectiv unghi intern constructiv al releului;Daca Ma > Mr, releul si nchide contactele, iar daca Ma < Mr, releul si mentine

contactele deschise. Prin Mr s-a notat cuplul rezistent al releului, datorat resortului antagonist.Deci conditia de actionare a unui releu directional este o relatie de forma:

U Ir r r + >cos( )j a 0 (5.10)

Unghiul a, unghi de sensibilitate maxima, reprezinta acel unghi de defazaj dintre tensiunea sicurentul aplicat releului, pentru care se obtine cuplul maxim. Cu toate ca elementul directionaleste un element wattmetric, relatia (5.10), caracteristica de actionare poate fi modificata prinalegerea corespunzatoare a tensiunilor si curentului aplicat.

Pentru releele n constructie statica, cuplul maxim nu reprezinta o marime strictrelevanta, dar unghiul de cuplu maxim este ntr-adevar un unghi de sensibilitate maxima.

Fig. 5.7 Protectia maximala de curent directionata ntr-o retea de medie tensiune cu dubla alimentare


La elementele directionale realizate n tehnica numerica (de fapt functii implementateprin soft), notiunea de sensibilitate maxima are foarte putina relevanta, iar unghiul desensibilitate maxima defineste de fapt zona de actionare. Astfel, la un element directionaldigital, cu unghi de sensibilitate maxima j = 30 ind, Fig. 5.8, zonele de actionare si respectivblocare sunt implementate cu referire la acestunghi. De mentionat, spre deosebire de releeledirectionale clasice, posibilitatea facila derealizare a unei largimi a zonei de actionarediferita de 90, de exemplu 80.

Una din schemele de conectare a releuluidirectional este asa-numita schema de 30.Elementului directional de pe faza R i se aplicacurentul IR si tensiunea URT, ca n Fig. 5.9.Elementul directional de pe faza S este alimentatcu IS si USR , iar cel de pe faza T cu IT si UTS.Aceasta conexiune a elementelor directionaleofera actionari satisfacatoare pentru majoritateadefectelor din liniile de medie tensiune cuconditia existentei transformatoarelor de curent petoate trei fazele.n schema deracordare ladouatransformatoarede curent, deexemplu pefazele R si T,pot apareprobleme la unscurcircuit S-Tapropiat,deoareceelementul fazeiT este alimentattocmai cutensiuneascazuta, n timpce elementulfazei R nu sesizeaza defectul. Acest fapt a condus la utilizarea n practica, mult mai frecventa,a schemei de 90.

n schemele de racordare a elementelor directionale n conexiune de 90, marimileaplicate elementelor directionale sunt prezentate n tabela 5.1.

Tabela 5.1 Marimile aplicate elementelor directionale n schema de 90Elementul directional Curent aplicat Tensiune aplicata

Faza R IR USTFaza S IS UTRFaza T IT URS

U r

Ir

j r

90o

ZonaActionare

Z on aBlocare

Fig. 5.8 Zona de actionare la un elementdirectional digital

URO

IR

USO

UTO

URT

30o

60o

120o

UROIT

USOUTO

IS

a) Regim normal b) Scurtcircuit S - T

UTO1 USO1

U - USO1 RO

U - UTO1 SO1

Blocare

Actionare

Fig. 5.9 Diagrame fazoriale pentru conexiunea 30

48

Aceasta conectare a elementelor directionale ofera o buna comportare la toate tipurilede defecte, cu conditia alegerii corespunzatoare a unghiului de sensibilitate maxima.

Scheme de conectare pentru elemente directionale realizate numericImplementarea soft a functiei de element directional ofera o flexibilitate mult mai

mare de combinare a curentilor si tensiunilor necesare, aplicarea acestor marimi nsemnnd defapt executarea unor operatii algebrice. Apar asfel cteva avantaje imediate:

realizarea sensibilitatii nelimitate a elementului directional, chiar la defecte trifazateapropiate, prin implementarea memoriei de tensiune;

alegerea, conform cu necesitatile aplicatiei, a schemei de conectare dorite; ofera solutii noi pentru realizarea elementului directional;

Utilizarea elementelor directionale numerice ofera posibilitatea deosebit de comoda,prin proceduri de parametrizare, de a regla unghiul de sensibilitate maxima si/sau latimea zoneide actionare. n acest fel se pot stabili reglaje mult mai exacte pentru fiecare aplicatie n parte,fara a fi necesare modificari de circuite sau nlocuiri de componente. Astfel, pentru EPAM s-austabilit marimile aplicate elementelor directionale conform tabelei 5.2.

Tabela 5.2 Marimile utilizate la stabilirea directieiBucla de defect Curent aplicat Tensiune aplicata

R - S I IR S- ( )U U eST TRj- 90

S - T I IS T- ( )U U eTR RSj- 90

T - R I IT R- ( )U U eRS STj- 90

Caracteristica elementului directional prezinta un unghi de sensibilitate maximareglabil prin setarea corespunzatoare n cadrul meniului de parametrizare. Comportareaelementului directional rezulta analiznd Fig.5.10, care prezinta diagramele fazoriale aletensiunilor si curentilor n cazul normal si al unui scurtcircuit S-T, pe o linie de medie tensiune,cu unghiul liniei 60. La aceasta valoare se considera reglat si unghiul maxim de sensibilitate.n Fig. 5.10b sunt reprezentati fazorii de polarizare pentru elementul directional ST, respectivRS, la defectul S-T. Se observa corecta polarizare cu defazaj de cca. 60 ind pentru elementuldirectional ST, respectiv cca. 30 ind pentru elementul directional RS.

Principii noi pentru elementele directionalentre solutiile noi pentru implementarea elementelor directionale enumeram utilizarea

unor combinatii ale tensiunilor de succesiune directa de la bornele releului, sau a tensiunilor sicurentilor de succesiune inversa sau a metodelor incrementale si a tehnicilor bazate pe reteleneuronale. Aceste metode s-au dezvoltat n strnsa legatura cu protectiile de distanta pentruliniile de nalta si foarte nalta tensiune. Totusi, unele dintre aceste metode pot fi aplicate cuadaptari minime si pentru protectiile liniilor de medie tensiune. Astfel, se prezinta n continuareprincipiul metodei bazate pe tensiunea si curentul de succesiune inversa pentru retele de naltatensiune si o posibilitate de utilizare pentru retele de medie tensiune.Considernd schema echivalenta a unei retele de nalta tensiune cu dubla alimentare si schemaechivalenta pentru un defect faza-pamnt, Fig. 5.11, se poate calcula impedanta de succesiuneinversa, utiliznd tensiunea si curentul de succesiune inversa, n felul urmator:

Pentru defect faza-pamnt, directie fata ZV

ISZSi

i

ii=

- = -


Pentru defect faza-pamnt,directie spate

ZVIR

ZL ZRii

ii i=

-- = +

n acest fel se poate decide corectdaca defectul este n fata saudaca este n spate. Diagrama deactionare a elementului direc-tional, considernd numaireactantele, este prezentata naceeasi figura.Considernd acum o retea de medietensiune cu dubla alimentare si unscurtcircuit bifazat izolat n retea,se obtine schema echivalenta ncomponente simetrice din Fig.5.12. Calculnd impedanta desuccesiune inversa, utilizndtensiunea si curentul de succesiuneinversa, se obtine: pentru defect faza-pamnt,

directie fata

ZV

ISZSi

i

ii=

- = -

pentru defect faza-pamnt,directie spate

ZVIR

ZL ZRii

ii i=

-- = +

R EL EUSursa S S ursa R

Z S d Z L d ZR d

R F R F

ZSd ZL d ZR d

R F

ZR i

ZR h

ZL i

ZL h

ZS iIS i

ZSh

IR i

ES ER~ ~

~ ~

V i

ZS i

Z R iZL i +

+ X i

X = 0i

Direc tie S pate

Di rec tie F ata

Fig. 5.11 Element directional bazat pe marimi de succesiune inversa

URO

IR

USOUTO

UTR

30o60o

URO

USO

UTO

IS

a) Regim normal

b) Scurtcircuit S - T

UTO1 USO1

USTpol

Blocare

Actionare

ISIT

I -IS T

USR

( )U U eTR RS j- 90o

URSpol

I - IS T

I - IR S

60o

30o

Fig. 5.10 Diagrama fazoriala pentru elementele directionalela defect S-T

50

Diagrama elementului directional, considernd numai reactantele, este prezentata n aceeasifigura.n acest fel se poate decide corect daca defectul este n fata sau daca este n spate.

Problematica blocajului protectiei maximale la curentul de magnetizare

Aceasta problema estecomuna att protectieimaximale nedi-rectionate, ct si pro-tectiei maximale di-rectionate. Laconectarea liniilor elec-trice de medie tensiunerelativ lungi, cu multetransformatoare simotoare n derivatie,intensitatea curentuluipoate atinge valori mari,peste valorile de reglaj,datorita curentilor demagnetizare ai transfor-matoarelor si/sau de

pornire a motoarelor mari nedeconectate de la retea. Existenta n curba curentilor acomponentei aperiodice poate favoriza actionari incorecte ale protectiilor maximale de curent,n special n cazul unor temporizari reduse. Metodele actuale de desensibilizare fata de socul demagnetizare prin cresterea valorii curentului de actionare sau cresterea temporizarii conducimplicit la reducerea eficacitatii acestor protectii. n cele ce urmeaza se prezinta doua metodede sesizarea acestui regim tranzitoriu, care ofera posibilitatea blocarii protectiei maximale decurent pe durata acestui regim, dar fara a afecta sensibilitatea protectiei n cazul

RELEUSursa S Sursa RZSd ZLd ZRd

RF RF

ZSd

ZLd

ZRd

RF

ZRi

ZLiZSi

ISiIRi

ES ER~ ~

~ ~

Vi

ZSi

ZRiZLi ++Xi

X =0i

Directie Spate

Directie Fata

Fig. 5

Implementarea echipamentelor digitale de protectie si comanda pentru retele electrice

Documents

Transcript of Implementarea echipamentelor digitale de protectie si comanda pentru retele electrice