РД 153-34.3-35.125-99 Руководство по защите электрических сетей 6-1150 кВ от грозовых и внутренних перенапряжений (Части 1-3. Приложения к частям 1, 2, 3)
РД 153-34.3-35.125-99 Руководство по защите электрических сетей 6-1150 кВ от грозовых и внутренних перенапряжений (Приложения к части 3)

ПРИЛОЖЕНИЕ 17

РАСЧЕТ ЧИСЛА ГРОЗОВЫХ ОТКЛЮЧЕНИЙ ВЛ 110 кB И БОЛЕЕ
ВЫСОКОГО НАПРЯЖЕНИЯ С ТРОСОМ*

________________
     * Программа расчета для ПЭВМ разработана в НИИПТ и ВНИИЭ (см. Приложение 34).
     
     17.1. Для ВЛ 110 кВ и выше с индуктированными перенапряжениями при ударах в землю можно не считаться.
     
     На ВЛ, имеющей тросовую защиту, различаются три расчетных случая грозовых поражений:
     
     - удар в опору или удар в трос вблизи опоры, по своим последствиям приравниваемый к удару в опору;
     
     - удар в трос в средней части пролета;
     
     - удар в провод (прорыв молнии через тросовую защиту).
     
Общее число грозовых отключений ВЛ с тросом определяется суммой отключений по указанным причинам. Обычно рассчитывается удельное число грозовых отключений на 100 км и 100 грозовых часов, равное
     

.                                       (П17.1)

     
     Расчет абсолютного числа грозовых отключений на фактическую длину ВЛ () и фактическую интенсивность грозовой деятельности () производится по формуле (7.1).*
________________     
     * Cоответствует оригиналу. Формула (7.1) в оригинале отсутствует. - Примечание .     
     
     17.2. Ожидаемое удельное число грозовых отключений от обратных перекрытий линейной изоляции при ударах молнии в опору определяется по формуле
     

,                                             (П17.2)

     
где

 - число ударов в опору.                           (П17.3)

     
 - высота подвеса на опоре, м;  - длина пролета, м;  - общее число ударов молнии на 100 км линии, рассчитывается в зависимости от средней высоты подвеса троса   по формулам (6.14) и (6.15);  - коэффициент перехода импульсного перекрытия в дугу тока промышленной частоты, определяется по формуле
     

,                                 (П17.4)

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

.                               (П17.5)

     
     Удар молнии возможен в любую фазу . Импульсная составляющая в выражении (П17.5), кроме всего прочего, зависит от высоты подвеса провода, поэтому в зависимости от фазы  в неблагоприятных условиях может оказаться тот или другой провод.
     
     При ударе молнии в опору импульсное напряжение на линейной изоляции состоит из следующих составляющих:
     
     - составляющая, вызванная падением напряжения на сопротивлении заземления опоры
     

,                                    (П17.6)

где  - ток через опору, кА;  - сопротивление заземления, Ом;

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

,                 (П17.7)

     
где  - крутизна тока молнии, кА/мкс;  - индуктивность опоры до точки подвеса провода, определяемая по рекомендациям Приложения 16 (п.16.1), мкГн;  - взаимная индуктивность между каналом молнии и петлей провод-земля, мкГн, рассчитывается по формуле
     

,                        (П17.8)

     
в которой ,  - высота подвеса троса и провода, м; , м; , м;  и  - абсолютная (м/мкс) и относительная скорость обратного разряда молнии;
     
     - электрическая составляющая индуктированного напряжения
     

,      (П17.9)

     
где  - коэффициент связи провода с коронирующим тросом;
     
     - напряжение, индуктированное на проводе током в тросе
     

,                  (П17.10)

     
где  - индуктивность опоры до точки подвеса троса, мкГн;  - взаимная индуктивность между каналом молнии и петлей трос-земля, мкГн, равная
     

.               (П17.11)

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

.   (П17.12)

     
     Для определения  необходимо рассчитать распределение тока молнии между опорой и тросом. Для этого используется в зависимости от момента времени на фронте импульса одна из двух схем замещения (рис.П17.1:  а  - до прихода волны, отраженной от соседней опоры, б - после прихода отраженной волны).
     
     Обозначения на схемах:
     
      - крутизна тока молнии;
     
      - ток молнии;
     
      - ток, протекающий по опоре;
     
      - ток, ответвляющийся в тросы;
     
      - индуктивность опоры до точки подвеса троса;
     
      - взаимная индуктивность между каналом молнии и петлей трос-земля;
     
      - волновое сопротивление тросов;
     
      - индуктивность тросов;
     
      - сопротивление заземления опор.
     
     Рассчитываемые токи связаны равенством
     

,                      (П17.13)

     
а их производные при косоугольном фронте импульса тока молнии соотношением
     

.            (П17.14)

Рис.П17.1. Схемы замещения для расчета токов в опоре и тросе при ударе молнии в опору  

а) до прихода отраженной волны; б) после прихода отраженной волны

     
     
     Для расчета токов  и  используются дифференциальные уравнения относительно :
     
     для схемы рис П17.1, а

;     (П17.15)

     
     для схемы рис П17.1, б

.      (П17.16)

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

.                      (П17.17)

Рис.П17.2. К расчету координат границы области опасных параметров

          
     Пределы интегрирования (=0,7 мкс и =10 мкс) соответствуют минимальной и максимальной длительности фронта расчетного импульса. Многократные расчеты с перебором значений крутизны тока молнии позволяют получить кривые, ограничивающие области опасных параметров для каждого провода и различных фаз . Вероятность перекрытия изоляции для каждого расчетного случая определяется интегрированием распределения случайных сочетаний параметров  и  по соответствующей области опасных параметров:
     

,   (П17.18)

     
где  - число точек кривой опасных параметров для провода  при рабочем напряжении ; ,- вероятность значений  и , превышающих соответственно  и , рассчитывается по формуле (6.5) с параметрами логарифмически нормального распределения, принятыми в п.6.2.2 и 6.2.3 для первого импульса многократного разряда молнии. Для каждого провода вероятность перекрытия изоляции должна определяться усреднением за период рабочего напряжения
     

,                     (П17.19)

     
где  - число расчетных точек на синусоиде рабочего напряжения.
     
     Общее число грозовых отключений ВЛ из-за обратных перекрытий определяется суммированием чисел отключений от обратных перекрытий отдельных проводов
     

,                      (П17.20)

     
где   рассчитаны по формуле (П17.2).
     
     17.3. Отключение ВЛ при грозовом поражении в середине пролета возможно из-за перекрытия изоляции на опорах, ограничивающих пораженный пролет, так как выбор воздушного промежутка трос-провод в соответствиями с требованиями ПУЭ (п.2.5.66) (Приложение 13, рис.П13.2) исключает его перекрытия при ударах молнии в середину пролета. Ожидаемое удельное число грозовых отключений ВЛ из-за ударов молнии в трос в середине пролета рассчитывается по формуле
     

,                     (П17.21)

     
где  - число ударов молнии в трос в середине пролета на 100 км линии с использованием формул (6.14) или (6.15), (П17.3) и (П17.34):
     

,                     (П17.22)

     
 - рассчитывается по формуле (П17.4);  - вероятность перекрытия изоляции при ударе молнии в трос в середине пролета рассчитывается по алгоритму, аналогичному расчету  с использованием условия (П17.5).
     
     Импульсное напряжение на гирляндах складывается из следующих составляющих:
     
     - составляющая, вызванная падением напряжения на сопротивлении заземления опоры
     

,                        (П17.23)

     
где  - ток через опору, кА;  - сопротивление заземления опоры, Ом;
     
     - магнитная составляющая индуктированного напряжения, которая создается током в опоре
     

,                   (П17.24)

     
где  - индуктивность опоры до точки подвеса провода, мкГн;

     - напряжение, индуктированное на проводе током в тросе
     

,          (П17.25)

     
где  - коэффициент связи провода с коронирующим тросом;  - индуктивность опоры до точки подвеса троса, мкГн.

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

.    (П17.26)

     Необходимый для определения  ток через опору рассчитывается с использованием схемы замещения (рис.П17.3), токи и их производные в которой связаны равенствами
     

,                                (П17.27)

     
.                       (П17.28)

Рис.П17.3. Схемы замещения для расчета токов в опоре и тросе при ударе молнии в трос в середине пролета:

а) общая; б) расчетная

     Дифференциальное уравнение для расчета  имеет вид:
     

.         (П17.29)

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

Рис.П17.4. Деформация фронта волны при пробеге по коронирующему тросу:

1 - фронт волны в середине пролета;
2 - деформированный фронт, определяющий крутизну импульсного тока через опору после пробега волны

     
     
     В точке удара молнии за время пробега половины пролета  напряжение на тросе нарастает до значения

     
,                (П17.30)

где  и  - ток и крутизна тока молнии;  - волновое сопротивление коронирующего троса.

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

,              (П17.31)

где  - длина пролета;  - скорость света (=300 м/мкс);  - обозначения, как в формулах (П16.5) и (П16.11);  пo формуле (П16.24).

     
     Расчетная крутизна тока деформированной волны определяется по формуле

.                        (П17.32)

     17.4. Удельное число отключений от прорыва молнии через тросовую защиту на провода рассчитывается по формуле
     

,                     (П17.33)

где  - вероятность значений тока молнии, превышающих критическое для удара молнии в провод;  - число прорывов молнии на 100 км линии:

     
,                        (П17.34)

где  - вероятность прорыва молнии на провода при положительных углах защиты троса (трос расположен ближе к оси опоры, чем провод); определяется по эмпирической формуле*
     

,              (П17.35)

где     ,

     
     в которой
     

      и         ,

     
где  - номинальное напряжение линии, кВ;  - разность высот подвеса проводов и тросов на опоре, м;  - смещение троса и провода по горизонтали, м;  - высота подвеса троса на опоре, м;  - радиус провода (для расщепленной фазы - ), м;  - средняя высота подвеса провода, м.
________________

     * Формула (П17.35) до ее уточнения может быть использована только для ВЛ 110-750 кВ с 10°.

     
     Для ВЛ с треугольным расположением проводов в расчетах числа отключений от ударов в провод должно использоваться среднее из значений вероятности прорыва молнии на верхний провод и на нижний провод, расположенные по разным сторонам от оси опоры. Соответственно в формулу (П17.35) подставляются разные значения ,  и .
     
     Значение критического тока молнии для ВЛ номинального напряжения до 330 кВ рассчитывается по формуле
     

,                        (П17.36)

     
где  - 50%-ное разрядное напряжение изоляции для импульсов отрицательной полярности с косоугольным фронтом при среднестатистических временных параметрах импульса определяется по формуле (П14.3);  - волновое сопротивление провода с учетом короны, Ом.
     
     Для ВЛ 500 кВ и выше критическое значение тока молнии рассчитывается в два этапа: по формуле (П17.36) находится , для которого по рис.6.7 определяется сопротивление канала молнии  и уточненное значение  рассчитывается по формуле

     
.            (П17.37)

     Примечание. Подвеска троса с отрицательным углом защиты троса (<0) значительно снижает вероятность прорыва молнии на провода. В настоящее время объем опыта эксплуатации ВЛ с <0 (в Японии и др. странах) еще недостаточен для вывода эмпиpичecких формул расчета .
     
     

ПРИЛОЖЕНИЕ 18

РАСЧЕТ ЧИСЛА ГРОЗОВЫХ ОТКЛЮЧЕНИЙ ЛИНИЙ БЕЗ ТРОСА
НА МЕТАЛЛИЧЕСКИХ И ЖЕЛЕЗОБЕТОННЫХ ОПОРАХ*

________________

     * Программа для ПЭВМ разработана в НИИПТ (см. Приложение 34).

     
     18.1. На ВЛ без троса разряды молнии могут поражать опоры и провода в пролете. Исследования грозопоражаемости ВЛ с помощью магнитных регистраторов показали, что разряды молнии распределяются примерно поровну между опорами и проводами в пролете*, т.е.
     

,                     (П18.1)

где  - общее число ударов молнии в линию, определяемое по формулам (6.14) и (6.15), в которые вместо  подставляется средняя высота подвеса провода , м.
________________
     * Исключение составляют горные линии или участки с очень высокими опорами, на которых могут наблюдаться восходящие разряды от опоры.
     
     Общее удельное число грозовых отключений воздушной линии без троса определяется суммой
     

.                                (П18.2)

     
     18.2. Расчет удельного числа грозовых отключений от обратных перекрытий при ударе молнии в опору ВЛ без троса выполняется так, как для ВЛ с тросом за исключением определения импульсного напряжения на линейной изоляции.
     
     При ударе молнии в опору ВЛ без троса импульсное напряжение на изоляции состоит из суммы составляющих
     

.                        (П18.3)

     
     - составляющая, вызванная падением напряжения на сопротивлении заземления опоры
     

,                    (П18.4)

где  - сопротивление заземления, Ом,  - крутизна тока молнии, кА/мкс;

     
     - магнитная составляющая индуктированного напряжения, создаваемая при протекании тока по опоре и каналу молнии

     
,                       (П18.5)

     
где  - индуктивность опоры от основания до точки подвеса провода, определяемая по рекомендациям Приложения 16 (п.16.1), мкГн;  - коэффициент взаимоиндукции, учитывающий э.д.с. в опоре, наводимую током в канале молнии, определяемый по формуле (П17.8);
     
     - электрическая составляющая индуктированного напряжения , вычисляемая по формуле (П17.9), в которую подставляется .
     
     18.3. Критический ток молнии при ударе в провод определяется по формуле (П17.36), а удельное число грозовых отключений по этой причине рассчитывается по формуле (П17.33).
     
     

ПРИЛОЖЕНИЕ 19

РАСЧЕТ ЧИСЛА ГРОЗОВЫХ ОТКЛЮЧЕНИЙ ВОЗДУШНОЙ ЛИНИИ
БЕЗ ТРОСА НА ДЕРЕВЯННЫХ ОПОРАХ

     19.1. На ВЛ без троса на деревянных опорах из-за небольшой длины пролетов и стрел провеса можно пренебречь вероятностью поражения молнией опоры по сравнению с вероятностью поражения провода, т.е. принять
     

,                         (П19.1)

     
где  - общее число ударов в линию, определяемое по формуле (6.14) с использованием средней высоты подвеса провода.
     
     Линии на деревянных опорах обычно имеют на трассе опоры с пониженным по сравнению с основной трассой уровнем изоляции (см. п.7.4.12). На ВЛ с неоднородной изоляцией по трассе грозовые отключения происходят по двум причинам: на участках с полным использованием изоляции дерева - от перекрытий изоляции на опорах, ограничивающих пораженный пролет; на опорах с ослабленной изоляцией - от волн, набегающих с прилегающих участков, имеющих более высокий уровень изоляции.
     
     19.2. Перекрытие изоляции на ВЛ с деревянными опорами при полном использовании изолирующих свойств дерева происходит, как правило, между проводами соседних фаз, по деревянной траверсе и двум гирляндам. Напряжение, приложенное к этой изоляции, должно определяться с учетом коэффициента связи между здоровым и пораженным проводами.
     
     Критическое значение тока молнии (уровень грозоупорности) рассчитывается по формуле
     

.                      (П19.2)

     Для волнового сопротивления провода () и коэффициента связи двух проводов с учетом короны () при напряжении на пораженном проводе, равном 50%-ному разрядному напряжению комбинированной изоляции, принимаются следующие значения:
     

     
     
     Дальнейший расчет ведется по формуле (П17.33), причем коэффициент перехода импульсного перекрытия в дугу тока промышленной частоты для междуфазного перекрытия определяется по формуле
     

,                   (П19.3)

где  - наибольшее длительно допустимое рабочее (линейное) напряжение (Приложение 13, табл.П13.1);  - суммарная длина пути разряда по двум гирляндам изоляторов и участку траверсы между ними, м.
     
     19.3. Вероятность перекрытия на опоре с ослабленной изоляцией от набегающих волн зависит от уровня изоляции на этой опоре, от параметров волны в месте удара молнии и от удаленности точки удара, так как при распространении по проводам набегающие волны затухают за счет потерь в земле и на импульсную корону. Для ВЛ 110-220 кВ основной причиной затухания волны является импульсная корона.
     
     Амплитуда набегающих волн ограничена уровнем изоляции на участках с нормальной изоляцией. На опору с ослабленной изоляцией будут набегать полные волны от токов молнии с амплитудой от  и ниже и срезанные волны от токов с амплитудой  и выше. Значение  рассчитывается по формуле (П19.2). Волна является опасной для ослабленной изоляции, если молния поражает ВЛ внутри некоторого участка длиной  для полной волны и  для срезанной волны.
     
     Связь между расстоянием, пробегаемым волной, и деформацией фронта за счет импульсной короны описывается соотношением
     

,                       (П19.4)

где  - смещение ординаты напряжения  на фронте волны после пробега расстояния , мкс (рис.П19.1);  - скорость света , км/мкс,

     
,     ,

 и  - радиус и средняя высота подвеса провода, м;  - радиус коронирующего провода при напряжении на проводе в точке удара молнии  рассчитывается по методике, изложенной в Приложении 16 (п.16.4), при этом
     

.                        (П19.5)

Рис.П19.1. К расчету смещения () ординаты  при пробеге волны по коронирующему проводу:

а) полная волна; б) срезанная волна

     Параметр  зависит, кроме всего прочего, от формы набегающих волн: срезанные волны затухают значительно быстрее полных, см. рис.П19.1. В качестве расчетных приняты: для полных - волна с отвесным фронтом и экспоненциально спадающим хвостом при среднестатистической длине волны =32 мкс; (постоянная времени =46,2 м); для срезанных - волна с косоугольным фронтом с  до 10 мкс.
     
     Длина пробега, необходимая для снижения амплитуды расчетной волны до напряжения, вызывающего перекрытие на опоре с ослабленной изоляцией , рассчитывается по формулам:
     

     для полной волны
     

,              (П19.6)

     для срезанной волны
     

,                    (П19.7)

           рассчитывается по формуле (П19.5);
     

                                                             (П19.8)

     
           для однофазного перекрытия;                       (П19.9)
     
         для междуфазного перекрытия,                    (П19.10)
     
где  и  - 50%-ное разрядное напряжение нормальной и ослабленной изоляции.

     
     На рис.П19.2 показаны области сочетаний опасных параметров  и  для полных () и  и  для срезанных волн (). Наибольшие длины  и  соответствуют разрядам молнии с амплитудой тока  и минимальной крутизной для этого тока, равной .

     
     Для построения зависимости  необходимо сделать серию расчетов по формуле (П19.6) при различных значениях амплитуды тока молнии от уровня грозоупорности на опоре с нормальной изоляцией () до уровня грозоупорности на опоре с ослабленной изоляцией (), а для построения зависимости  - серию расчетов по формуле (П19.7) для различных значений  (до 10 мкс) при амплитуде тока .
     
     Число грозовых отключений от набегающих с одной стороны на опору с ослабленной изоляцией волн рассчитывается по формулам:
     
     для полных волн
     

,                     (П19.11)

     для срезанных волн

,                   (П19.12)

     
в которых ,  - вероятность опасных сочетаний параметров  и  или  и  представляют результат интегрирования областей  и :

     
     для полных волн (рис.П19.2, а)
     

,              (П19.13)

     
где  - число участков интегрирования;  - длина -того участка, км;  - вероятность амплитуд тока молнии, превышающих средний ток для -го участка;  - вероятность амплитуд тока молнии, превышающих :

     
     для срезанных волн (рис.П19.2, б)
     

,        (П19.14)

     
где  - число участков интегрирования;  - длина -го участка, км;  - вероятность крутизны тока молнии, превышающих среднюю крутизну -го участка;  - коэффициент перехода импульсного перекрытия в дугу тока промышленной частоты на опоре с ослабленной изоляцией;  - число ударов молнии, сопровождающихся импульсным перекрытием изоляции на опорах с нормальной изоляцией, не переходящих в дугу тока промышленной частоты, т.е. число срезанных волн, набегающих на опоры с ослабленной изоляцией, которые могут привести к отключению ВЛ за счет перекрытия только на опоре с ослабленной изоляцией.
     
    

Рис.П19.2. К расчету вероятности опасных параметров волны и удаленности точки удара молнии
 от опоры с ослабленной изоляцией:

а)  и  для полной волны; б)  и  для срезанной волны

     Для практического использования необходимо построить зависимости  и . При длине прилегающего к опоре с ослабленной изоляцией участка с нормальным уровнем изоляции  или  в формулы (П19.11) и (П19.12) необходимо подставить  и .

     
     
ПРИЛОЖЕНИЕ 20

ГРОЗОЗАЩИТА БОЛЬШИХ ПЕРЕХОДОВ

     Причинами грозовых отключений ВЛ из-за перекрытий изоляции на опорах перехода являются удары молнии в высокие переходные опоры и прорывы молнии на провода. Особенности высоких переходных пролетов ВЛ, связанные с большой высотой переходных опор, с точки зрения грозозащиты, таковы:
     
     - повышенная по сравнению с основной трассой ВЛ удельная поражаемость ударами молнии;
     
     - повышенная вероятность перекрытия изоляции при прямом ударе молнии в переходные опоры из-за их больших индуктивностей;
     
     - снижение эффективности тросовой защиты от прорывов молнии на провода.
     
     В зависимости от пересекаемого препятствия переходы имеют различные профили и схемы расстановки опор. На рис.П20.1 в качестве примера дана наиболее часто встречающаяся схема перехода К-А-А-К с одним переходным и двумя смежными пролетами между переходной и концевой опорами.
     
     

     
Рис.П20.1. Спрямление профиля перехода относительно уровня поверхности воды
для расчета его грозопоражаемости:

  действительное расположение троса;
  расчетное расположение троса (после спрямления профиля перехода)

     
     
     Расчет числа обратных перекрытий от ударов молнии в общем случае проводится для каждой переходной опоры по обычной методике (Приложение 17) с учетом следующих дополнений.
     
     а) Для определения средней высоты подвеса троса и провода профиль перехода спрямляется относительно уровня поверхности воды. По найденным значениям  рассчитывается число ударов молнии с использованием формул (6.14) или (6.15), длины перехода и фактической грозовой деятельности.
     
     б) К ударам в опору относятся удары, поражающие половину длины смежного пролета и четверть длины переходного пролета.
     
     в) Расчет эквивалентной индуктивности тросов в примыкающих к переходной опоре пролетах выполняется по формуле
     

.                     (П20.1)

     
     Индуктивность переходных опор при >50 м рассчитывается по формуле (П16.3).
     
     Расчет вероятности обратного перекрытия путем интегрирования по области опасных параметров (рис.П20.2) проводится с учетом многокомпонентности разряда молнии, так как при большой индуктивности переходных опор последующие импульсы, имеющие большую крутизну, могут быть опасны для изоляции переходных опор. При этом вероятность обратного перекрытия при числе последующих импульсов, равном 3, рассчитывается по формуле
     

, (П20.2)

     
где  - число полосок области опасных параметров;  - число ячеек на -той полоске области опасных параметров*;  - вероятность обратного перекрытия при многокомпонентном разряде с параметрами отдельных импульсов тока молнии: по крутизне - от  до ; по амплитуде: для первого импульса - от  до ; для трех последующих - от  до **;  - вероятность отсутствия обратного перекрытия при воздействии первого импульса с параметрами по крутизне тока молнии от  до  и по амплитуде тока от  до ;  - вероятность отсутствия обратного перекрытия при воздействии последующего импульса с параметрами по крутизне тока молнии от  до  и по амплитуде от  до ; ,  - вероятность появления разрядов с крутизной тока молнии  для первого и последующих импульсов разряда; ,  - вероятность появления разрядов с амплитудой  для первого импульса и  для последующих импульсов многократного разряда.
________________
     * В пределах одной полоски амплитуда тока меняется от  до  (см. рис.П20.2).
     
     ** Амплитуда тока последующих импульсов принимается равной половине амплитуды тока первого импульса.
          

Рис.П20.2. К интегрированию области опасных параметров многокомпонентного разряда молнии

     Для расчета  первого импульса используется логарифмически нормальное распределение с параметрами =30 кА и =0,32, полученное при обработке результатов регистрации токов молнии в основном на одиночных объектах, по высоте близких к высотам переходных опор.
     
     Для расчета числа перекрытий от прорывов молнии на провода ввиду большого разнообразия типов и конструкций переходов и отсутствия опыта эксплуатации по грозовым отключениям, обусловленным перекрытием изоляции на опорах переходного участка, невозможен подход с использованием эмпирических формул, подобных (П17.35). Расчет вероятности прорыва молнии на провода должен проводиться по методикам, основанным на анализе параметров электрического поля в пространстве между каналом молнии и ВЛ и применимым для произвольного взаимного расположения проводов и тросов*.
________________
     * Соответствующие методики и программы расчета для ЭВМ разработаны в ЭНИН, МЭИ, НИИПТ и ВНИИЭ.
      

     Дополнительно оценивается число грозовых отключений ВЛ из-за перекрытий воздушного промежутка трос-провод () при ударах молнии в трос в средней части основного пролета перехода по формуле
     

,                   (П20.3)

где  - число ударов молнии на 100 км и 100 грозовых часов при  для спрямленного профиля определяется по формулам (6.14) или (6.15);  - число ударов молнии в переходные опоры, отнесенное к 100 км и 100 грозовым часам, определяется по формуле (П17.3);  - коэффициент перехода импульсного перекрытия воздушного промежутка в дугу тока промышленной частоты по формуле (П17.4), отн.ед;  - вероятность тока молнии , отн.ед., рассчитывается по рекомендациям Раздела 6 (п.6.2.2). При этом  определяется следующим образом:

     
,                   (П20.4)

     
где  - градиент разрядного напряжения промежутка , кВ/м;  и  - волновое сопротивление троса (Ом) и коэффициент связи троса и провода с учетом короны при напряжении ;  - сопротивление канала молнии определяется по рис.6.7 при  (кА);  - коэффициент, учитывающий уменьшение тока молнии при ударе в трос по сравнению с ударом в хорошо заземленный объект.
     
     В качестве расчетного при определении градиента разрядного напряжения  принимается импульс тока молнии со среднестатистической длительностью фронта 4-5 мкс. При длине переходного пролета 1,5-2,0 км напряжение на воздушном промежутке будет нарастать в течение 5-7 мкс до прихода волны, отраженной от переходной опоры, при этом импульс перенапряжений достигает амплитудного значения. На воздушных промежутках трос-провод на трассах ВЛ 110-750 кВ напряжение достигает только 0,2-0,4 амплитудного значения.
     
     Градиент разрядного напряжения промежутка трос-провод при предразрядных временах 5-7 мкс на волне с косоугольным фронтом длительностью 4-5 мкс оценивается значениями 700-750 кВ/м. Большое значение  соответствует предразрядному времени 5 мкс и длине пролета 1,5 км.
     
     Полученное по формуле (П20.3) значение  сопоставляется с числом грозовых отключений от обратных перекрытий гирлянд изоляторов на переходных опорах при ударе молнии в трос в середину пролета (). При расчете общего числа грозовых отключений к сумме () добавляется большая из составляющих  или , так как при ударе в середину пролета произойдет обратное перекрытие гирлянды на опоре при стекании тока молнии или перекрытие воздушного промежутка трос-провод в месте удара молнии.
     
     Расчет  оправдан для переходов ВЛ 330 кВ и выше. Для ВЛ 110-220 кВ вероятность перехода импульсного перекрытия промежутка  в дугу тока промышленной частоты мала: расстояние трос-провод по вертикали нормируется ПУЭ (п.2.5.66) по длине пролета независимо от класса номинального напряжения и для пролетов длиной 1,5-2,0 км составляет 21 м и более (рис.П13.2).
     
     Выбор комплекса средств грозозащиты переходных участков ВЛ проводится индивидуально для каждого перехода и определяется следующими требованиями:
     
     - удельные показатели грозоупорности основной трассы ВЛ и перехода не должны различаться более чем на порядок (1 км перехода по числу грозовых отключений должен быть эквивалентен не более чем 10 км линии);
     
     - учитывая трудность проведения профилактических и ремонтных работ, абсолютное число грозовых отключений от перекрытий изоляции на переходных опорах должно обеспечить не менее чем 25-летний межремонтный период эксплуатации гирлянд перехода.
     
     Выполнение первого требования в сочетании с использованием в гирляндах переходных опор изоляторов с качеством не хуже 10 в год и вероятностью пробоя остатка до 0,03 для переходов ВЛ 110-330 кВ и до 0,2 для ВЛ более высоких классов напряжения обеспечивает межремонтный период эксплуатации гирлянд перехода не менее 25 лет при увеличении числа изоляторов, выбранных по нормальному режиму, на 15%.
     
     Комплекс средств для улучшения показателей грозоупорности переходных участков ВЛ различается в зависимости от преобладающей причины грозовых перекрытий изоляции.
     
     Для снижения числа отключений от обратных перекрытий рекомендуется: снижение сопротивления заземления переходных опор; усиление тросовой защиты (увеличивается число тросов, которые размещаются так, чтобы повысить коэффициенты связи тросов и проводов и снизить индуктивность тросов).
     
     Для снижения числа отключений от прорывов молнии на провода рекомендуется: усиление тросовой защиты за счет увеличения числа тросов и рационального их размещения с использованием отрицательных углов защиты, увеличения увеличения превышения троса над проводом; применение защитных аппаратов, в том числе, ОПН, которые могут быть установлены: на всех опорах перехода; только на переходных опорах или только на концевых. В последнем случае следует обеспечить некоторое превышение импульсной прочности изоляции переходной опоры по сравнению с изоляцией концевой опоры, чтобы исключить перекрытия от прорывов на переходной опоре до момента прихода волны, отраженной от концевой опоры. Установка ОПН обеспечивает также и снижение числа отключений от обратных перекрытий.
     
     Первый комплекс мероприятий относится в основном к переходам ВЛ напряжением до 330 кВ, второй - к ВЛ 750 кВ и выше. ВЛ 500 кВ занимают промежуточное положение: для них примерно равновероятностны отключения от обратных перекрытий и прорывов. Эффективным для всех классов ВЛ, с точки зрения грозозащиты, является выполнение перехода по многопролетной схеме с опорами меньшей высоты.
     
     Выбор средств грозозащиты перехода, находящегося в зоне подхода ВЛ к подстанции, должен проводиться по требованиям, предъявляемым к надежности грозозащиты подстанции от набегающих волн.
     
     

ПРИЛОЖЕНИЕ 21

РАСЧЕТ ЧИСЛА ГРОЗОВЫХ ОТКЛЮЧЕНИЙ ВОЗДУШНЫХ ЛИНИЙ,
ПРОХОДЯЩИХ ПО ТРАССЕ С ВЫСОКИМ УДЕЛЬНЫМ СОПРОТИВЛЕНИЕМ ГРУНТА*

________________

     * Программа для ЭВМ разработана в Институте физико-технических проблем энергетики Севера Кольского научного центра РАН (см. Приложение 34).

     
     Для ВЛ в районах с высоким удельным сопротивлением грунта существенно увеличивается доля грозовых отключений от обратных перекрытий изоляции при ударах молнии в опоры и грозозащитные тросы за счет увеличения падения напряжения на активной составляющей сопротивления заземления опор. Перекрытие изоляции в этом случае может иметь место как на фронте, так и на хвосте волны. В алгоритме расчета обратных перекрытий необходимо учитывать снижение напряжения на изоляции пораженной опоры после прихода волны, отраженной от соседних опор, с учетом деформации ее при распространении по тросам за счет потерь на импульсную корону.
     
     Для расчета перенапряжений на изоляции с учетом влияния отраженных от соседних опор волн достаточно ограничиться расчетом волновых процессов только в ближайших к точке удара молнии пролетах. При проведении серии расчетов с изменением точки удара от опоры до середины пролета необходимо иметь расчетную схему из трех пролетов, рис.П21.1. Влияние остальных пролетов учитывается введением в схему замещения волновых сопротивлений тросов .
     
     

Рис.П21.1. Схема размещения участка ВЛ для расчета грозоупорности ВЛ
при высоком удельном сопротивлении грунта:

 - индуктивность опоры до точки подвеса троса;
 , ,  - активное, емкостное и индуктивность сопротивление заземлителя*;
  - волновое сопротивление тросов;  - сопротивление канала молнии

_______________
     * Текст соответствует оригиналу. - Примечание .
     
     
     Переходный процесс рассчитывается по методу бегущих волн. Влияние импульсной короны на тросах учитывается введением в схему замещения дискретно распределенных динамических емкостей на землю, зависящих от напряжения в данной точке троса. Напряжение на сосредоточенном заземлителе опоры определяется с учетом искрообразования в грунте. При расчете сопротивления растеканию тока молнии протяженного заземлителя предполагается, что определяющими являются его волновые характеристики. Процесс искрообразования в грунте при этом не учитывается. Для расчета волновых процессов в протяженном заземлителе используется интеграл Дюамеля.
     
     Алгоритм расчета числа грозовых отключений состоит в следующем. Для ряда значений длительности фронта импульса тока молнии  рассчитываются кривые напряжения на изоляции. Для каждого  подбирается амплитуда тока молнии, при которой выполняется условие (П17.5). Сочетания опасных значений амплитуды и крутизны тока молнии для всех  представляют кривую, ограничивающую область опасных параметров тока молнии. Такие кривые определяются для всех расчетных точек удара молнии. Интегрирование плотностей вероятностей всех опасных токов молнии с учетом доли каждого из участков пролета дает суммарную вероятность обратного перекрытия изоляции линии. Число отключений от прорывов молнии на провода рассчитывается по п.17.4 Приложения 17.

     
     
ПРИЛОЖЕНИЕ 22

ГРОЗОЗАЩИТА ВОЗДУШНЫХ ЛИНИЙ 6-35 кВ

22.1. Методика расчета числа грозовых отключений ВЛ 6-35 кВ

     
     22.1.1. ВЛ 6-35 кВ работают, чаще всего, с изолированной или компенсированной нейтралью, поэтому однофазные перекрытия на землю опасности не представляют: возникающая при однофазных перекрытиях дуга тока к.з. гаснет. Грозовые отключения ВЛ 6-35 кВ возможны только при двухфазных или трехфазных перекрытиях изоляции.
     
     Причиной грозовых отключений ВЛ 6-35 кВ могут быть прямые удары молнии в линию, а также близкие удары молнии в землю, вызывающие индуктированные перенапряжения на проводах ВЛ, поэтому
     

.                       (П22.1)

     22.1.2. Общее число грозовых отключений ВЛ 6-35 кВ на металлических или железобетонных опорах от прямых ударов складывается из отключений от ударов в опоры и провода в пролете
     

.                         (П22.2)

     При расчете числа отключений от ударов в опоры принимается, что из-за низкого разрядного напряжения при любом ударе молнии перекрывается изоляция одной из фаз. После этого такая фаза работает как заземленный трос. Вероятность перекрытия изоляции второй и третьей фазы рассчитывается по методике, аналогичной расчету вероятности перекрытия изоляции ВЛ, защищенной соответственно одним и двумя тросами (Приложение 17).
     
     Число грозовых отключений от ударов в опору рассчитывается по формуле
     

,            (П22.3)

где  - число ударов молнии в опоры определяется по формуле (П17.3), в которую вместо высоты подвеса троса подставляется высота подвеса верхнего провода;  и  - вероятность сочетаний параметров амплитуды и крутизны тока молнии, приводящих, соответственно, к двухфазным и трехфазным перекрытиям;  - вероятность перехода импульсного перекрытия в дугу тока промышленной частоты на двух фазах.
     
     Вероятность возникновения к.з. после импульсного перекрытия изоляции зависит от степени ионизации канала дуги, ее длины и мгновенного значения рабочего напряжения. Для гирлянд изоляторов и изоляционных траверс вероятность возникновения к.з. после импульсного перекрытия изоляции двух фаз определяется по формуле
     

,                      (П22.4)

где  - линейное напряжение, кВ;  - суммарная длина пути разряда между проводами двух фаз, м.

     
     На железобетонных и металлических опорах с металлическими траверсами суммарная длина дуги  равна удвоенной длине дуги по гирлянде (или штыревому изолятору): длина дуги по гирлянде принимается равной строительной длине изоляционной части гирлянды плюс диаметр изолятора; длина дуги по штыревому изолятору рассчитывается, как сумма расстояний от штыря до края юбки и от края юбки изолятора до части, находящейся под напряжением; на опорах с комбинированной изоляцией длина дуги увеличивается на расстояние, равное длине древесины или полимерной траверсы, перекрываемой дугой.
     
     На ВЛ со штыревыми изоляторами к.з возникает, если в момент импульсного перекрытия значение  составляет 14 кВ/м и более. Критическая фаза для синусоиды рабочего напряжения определяется так:
     

,                      (П22.5)

где  и  аналогичны использованным в формуле (П22.4).

     
     Для штыревых изоляторов вероятность перехода импульсного перекрытия в дугу тока промышленной частоты рассчитывается по формуле
     

,                        (П22.6)

где  в градусах.

     
     Для трехфазного перекрытия вероятность возникновения к.з. составляет:

.                     (П22.7)

     Число грозовых отключений при ударах в пролет будет зависеть от его длины и сопротивления заземления опор. Оно увеличивается по мере их возрастания. Перекрытие изоляции происходит на опоре при набегании волны перенапряжения от удара в пролет. Отношение числа отключений при ударах в провод в пролете  к числу отключений при ударах в опору  для типичных конструкций линий приведено в табл.П22 1.
     
     

Таблица П22.1

Отношение числа грозовых отключений от ударов в провод в пролете к числу отключений
от ударов в опору для ВЛ 10 и 35 кВ

     22.1.3. Индуктированные перенапряжения возникают одновременно на всех фазах. При расположении проводов на одной высоте равновероятно перекрытие изоляции любой из фаз, в остальных случаях более вероятно перекрытие изоляции верхней фазы. После перекрытия изоляции одной из фаз перенапряжения на двух здоровых фазах снижаются из-за появления потенциала на опоре. Для перекрытия изоляции на второй фазе индуктированное перенапряжение должно иметь значение, превосходящее рассчитанное по формуле
     

.                  (П22.8)

     При перекрытии на третью фазу значение индуктированного перенапряжения

,                    (П22.9)

гдe  - 50%-ное разрядное напряжение изоляции относительно земли;  - сопротивление заземления опоры, Ом; , , ,  - собственное волновое сопротивление провода первой перекрытой фазы и взаимные волновые сопротивления проводов всех трех фаз рассчитываются, соответственно, по формулам П16.5 и П16.14;
     

;   ;     .

     
     Индуктированные напряжения при ударах в землю должны учитываться при расчете числа грозовых отключений ВЛ 10 кВ и 35 кВ с металлическими и железобетонными опорами. Для ВЛ 10 кВ и 35 кВ с изолирующими траверсами с индуктированными перенапряжениями при ударах в землю можно не считаться. Число индуктированных перенапряжений зависит от плотности разрядов молнии на землю и длины ВЛ, а распределение их амплитуды  от высоты подвеса проводов и распределения вероятности тока молнии. Значения индуктированных перенапряжений рассчитываются для средней высоты подвеса проводов. В открытой местности для ВЛ со средней высотой проводов над землей 10 м число индуктированных перенапряжений с амплитудой, равной 25 кВ и более, рассчитывается по формуле
     

.                          (П22.10)

где  - число разрядов молнии за год на 1 км земной поверхности по формуле (6.10);  - длина линии, км.

     
     Вероятность индуктированных перенапряжений  с амплитудой, превышающей  для ВЛ со средней высотой провода 10 м определяется по кривой рис.П22.1. Если для ВЛ со средней высотой проводов над землей 10 м была определена вероятность индуктированных перенапряжений  амплитудой , то на ВЛ с другой высотой  вероятность  будут иметь перенапряжения с амплитудой
     

,                       (П22.11)

где  в метрах.

Рис.П22.1. Вероятность индуктированных перенапряжений, превышающих значение абсциссы,
для ВЛ с =10 м

     Число индуктированных перенапряжений амплитудой 25 кВ равно

.                       (П22.12)

     Вероятность индуктированных перенапряжений, приводящих к двухфазным и трехфазным перекрытиям изоляции,  и  определяется по рис.П22.1 для  и . Для ВЛ со средней высотой провода над землей, отличной от 10 м, эта вероятность определяется для значений амплитуд индуктированных перенапряжений:

     
 и .

     
     Число грозовых отключений линии от индуктированных перенапряжений рассчитывается по формуле
     

.          (П22.13)

     Здесь  - коэффициент перехода импульсного перекрытия от индуктированных перенапряжений в дугу тока промышленной частоты на двух фазах принимается равным 0,05-0,1 из-за меньшей, чем при прямом ударе, амплитуды импульсного тока.
     
     При прохождении ВЛ по лесистой или застроенной местности число грозовых отключений определяется по формуле
     

,                         (П22.14)

где  - число отключений для ВЛ на открытой местности;  - коэффициент экранирования.

     
     В городских условиях и вблизи деревьев коэффициент экранирования =0,3-0,5. При прохождении ВЛ по просеке =0,6-0,8.

     
     
22.2. Мероприятия по повышению грозоупорности ВЛ 6-35 кВ

     
     22.2.1. ВЛ 6 и 10 кВ на железобетонных опорах имеют очень низкий уровень грозоупорности из-за малой электрической прочности штыревых изоляторов и высокой вероятности возникновения к.з. после импульсного перекрытия. Кроме того, с большой вероятностью изоляция этих ВЛ перекрывается от индуктированных перенапряжений при близких ударах молнии в землю. Небольшое улучшение эксплуатационных показателей этих ВЛ достигается при повышении электрической прочности изоляции и снижении сопротивления заземлений.
     
     22.2.2. ВЛ 6 и 10 кВ на деревянных опорах с креплением изоляторов с помощью крюков на стойках также имеют низкий уровень грозоупорности: междуфазное перекрытие изоляции происходит практически при каждом прямом ударе в молнию*. Число грозовых отключений этих ВЛ меньше по сравнению с ВЛ на железобетонных опорах: меньше вероятность возникновения к.з. после импульсного перекрытия; индуктированные перенапряжения не вызывают перекрытия линейной изоляции. Близкие, но несколько худшие показатели имеют линии на деревянных опорах с металлическими траверсами за счет уменьшения импульсной прочности изоляции между фазами и увеличения вероятности перехода импульсного перекрытия в силовую дугу. Основным мероприятием для повышения эксплуатационных показателей этих ВЛ является AПB. На этих ВЛ целесообразно использование АПВ двухкратного действия. Учитывая небольшую длину ВЛ 10 кВ, при соблюдении этих мероприятий удается обеспечить приемлемые эксплуатационные показатели в районах с умеренной грозовой деятельностью.
________________
     * Текст соответствует оригиналу. - Примечание .

     22.2.3. В качестве мероприятий по повышению грозоупорности ВЛ основных сетей 10 кВ могут использоваться изоляционные траверсы (из сухой и пропитанной древесины или пластических масс) для крепления нижних проводов. Верхний провод крепится на изоляторе, устанавливаемом на вершине железобетонной или деревянной стойки, и работает как трос. На деревянных опорах от штыря изолятора верхнего провода вдоль стойки прокладывается стальной спуск с разрывом 15 см на высоте 4 м от земли. Заземляющий спуск погружается в грунт на глубину заложения стойки. Такая конструкция ВЛ за счет повышения импульсной прочности изоляции и снижения вероятности возникновения к.з. после импульсного перекрытия позволяет снизить число грозовых отключений по сравнению с ВЛ на железобетонных и деревянных опорах с металлическими траверсами и креплениями изоляторов на крюках.
     
     22.2.4. Уровень грозоупорности ВЛ 35 кВ на железобетонных опорах существенно зависит от сопротивления заземлений опор. Для обеспечения эксплуатационной надежности этих ВЛ необходимо ограничить сопротивление заземлений в соответствии с рекомендациями ПУЭ 1998 (табл.2.5.21).
     

     Повышенная (примерно на порядок) грозоупорность ВЛ 35 кВ на железобетонных опорах может быть достигнута при использовании изоляционных траверс для подвески нижних проводов.
     
     22.2.5. ВЛ 35 кВ на деревянных портальных опорах с расстоянием между проводами 3 м при выполнении сопротивлений заземления опор в соответствии с рекомендациями ПУЭ более грозоупорны. Для повышения надежности таких ВЛ oт траверсы вдоль стоек опор следует проложить заземляющие спуски, которые закладываются в грунт на глубину 0,5 м и соединяются между собой в земле. При этом уровень грозоупорности ВЛ повышается и предотвращается расщепление стоек.
     
     На BЛ 6-35 кВ с деревянными опорами отдельные железобетонные (металлические) опоры с ослабленной изоляцией и крайние опоры участка с железобетонными опорами (или участка с чередующимися железобетонными и деревянными опорами) должны защищаться подвесными ОПН.
     
     22.2.6. На ВЛ 35 кВ с деревянными опорами защиту единичных железобетонных или металлических опор следует выполнять либо с помощью ОПН, либо за счет усиления изоляции (до 10-12 изоляторов) в гирлянде, при этом должен быть обеспечен габарит до земли в соответствии с ПУЭ и импульсная прочность воздушного промежутка не ниже импульсной прочности гирлянды.
     
     22.2.7. Ha отпайках от ВЛ 6-35 кВ на деревянных опорах за отпаечным разъединителем со стороны питания устанавливается ОПН.
     
     22.2.8. Грозозащита ВЛ 6-20 кВ с защищенными (изолированными) проводами должна выполняться в соответствии с рекомендациями "Правил устройства воздушных линий электропередачи напряжением 6-20 кВ с защищенными проводами" (ПУ ВЛЗ 6-20 кВ)*.
________________
     * ПУ ВЛЗ 6-20 кВ утверждены Министерством топлива и энергетики и введены в действие с 1 января 1999 года.
     
     

ПРИЛОЖЕНИЕ 23

СПРАВОЧНЫЕ КРИВЫЕ ПО ОЖИДАЕМОМУ УДЕЛЬНОМУ ЧИСЛУ ГРОЗОВЫХ
 ОТКЛЮЧЕНИЙ ВЛ 110-750 кB НА УНИФИЦИРОВАННЫХ И ТИПОВЫХ ОПОРАХ

     
     Информация по составу справочных кривых и их использованию для оценки грозоупорности ВЛ 110-750 кВ дана в подразделе 8.1. На рис.П23.1-П23.32 все расчетные зависимости по удельным числам грозовых отключений даны на 100 км и 100 грозовых часов.
     
     Для ВЛ с тросом (сплошные кривые) приведены отдельные составляющие числа грозовых отключений: () - от обратных перекрытий при ударах молнии в опору и трос;  - при прорывах молнии на провода. Общее число грозовых отключений ВЛ с тросом .
     
     Для ВЛ на двухцепных опорах дополнительно даны зависимости от  и  общего удельного числа грозовых отключений одновременно двух цепей -  (тонкие сплошные линии).
     
     Область А ( до 30 Ом) дана в увеличенном масштабе. Для составляющей  приведены численные значения.
     
     Для ВЛ без троса (пунктирные кривые) даны зависимости от сопротивления заземления () общего числа грозовых отключений () и выделена составляющая от прорывов молнии на провода (). Составляющая от обратных перекрытий .
     

Рис.П23.1. Удельное число грозовых отключений ВЛ 110 кВ на одноцепных стальных башенных опорах
 с одним тросом при различной линейной изоляции:

     
а) 8 ПС70Е =1,02 м; б) 9 ПС70Е =1,14 м;
 в) 10 ПС70Е =1,27 м (на 100 км и 100 грозовых часов);
  ВЛ с тросом;  ВЛ без троса

Рис.П23.2. Удельное число грозовых отключений ВЛ 110 кВ на двухцепных стальных башенных опорах
 с одним тросом при различной линейной изоляции:

а) 8 ПС70Е =1,02 м; б) 9 ПС70Е =1,14 м;
в) 10 ПС70Е =1,27 м (на 100 км и 100 грозовых часов);
  ВЛ с тросом;  ВЛ без троса

Рис.П23.3. Удельное число грозовых отключений ВЛ 110 кВ на одноцепных железобетонных опорах
 с одним тросом при различной линейной изоляции:

а) 8 ПС70Е =1,02 м; б) 9 ПС70Е =1,14 м;
в) 10 ПС70Е =1,27 м (на 100 км и 100 грозовых часов);
  ВЛ с тросом;  ВЛ без троса

Рис.П23.4. Удельное число грозовых отключений ВЛ 110 кВ на двухцепных железобетонных опорах
 с одним тросом при различной линейной изоляции:

а) 8 ПС70Е =1,02 м; б) 9 ПС70Е =1,14 м;
в) 10 ПС70Е =1,27 м (на 100 км и 100 грозовых часов);
  ВЛ с тросом;  ВЛ без троса

Рис.П23.5. Удельное число грозовых отключений ВЛ 150 кВ на одноцепных стальных башенных опорах
 с одним тросом при различной линейной изоляции:

а) 10 ПС70Е =1,27 м; б) 11 ПС70Е =1,40 м;
в) 13 ПС70Е =1,65 м (на 100 км и 100 грозовых часов);
  ВЛ с тросом;  ВЛ без троса

Рис.П23.6. Удельное число грозовых отключений ВЛ 150 кВ на двухцепных стальных башенных опорах
 с одним тросом при различной линейной изоляции:

а) 10 ПС70Е =1,27 м; б) 11 ПС70Е =1,40 м;
в) 13 ПС70Е =1,65 м (на 100 км и 100 грозовых часов);
  ВЛ с тросом;  ВЛ без троса

Рис.П23.7. Удельное число грозовых отключений ВЛ 150 кВ на одноцепных железобетонных опорах
с одним тросом при различной линейной изоляции:

а) 10 ПС70Е =1,27 м; б) 11 ПС70Е =1,40 м;
в) 13 ПС70Е =1,65 м (на 100 км и 100 грозовых часов);
  ВЛ с тросом;  ВЛ без троса

Рис.П23.8. Удельное число грозовых отключений ВЛ 150 кВ на двухцепных железобетонных опорах
с одним тросом при различной линейной изоляции:

а) 10 П70Е =1,27 м; б) 11 ПС70Е =1,40 м;
в) 13 ПС70Е =1,65 м (на 100 км и 100 грозовых часов);
  ВЛ с тросом;  ВЛ без троса

Рис.П23.9. Удельное число грозовых отключений ВЛ 150 кВ на портальных железобетонных опорах
 с двумя тросами при различной линейной изоляции:

а) 10 ПС70Е =1,27 м; б) 11 ПС70Е =1,40 м;
в) 12 ПС70Е =1,52 м (на 100 км и 100 грозовых часов);
  ВЛ с тросом;  ВЛ без троса

Рис.П23.10. Удельное число грозовых отключений ВЛ 220 кВ на одноцепных стальных башенных опорах
 с одним тросом при различной линейной изоляции:

а) 14 ПС70Е=1,78 м; б) 15 ПС70Е =1,91 м;
в) 17 ПС70Е =2,16 м (на 100 км и 100 грозовых часов);
  ВЛ с тросом;  ВЛ без троса

Рис.П23.11. Удельное число грозовых отключений ВЛ 220 кВ на одноцепных стальных башенных опорах
 с двумя тросами при различной линейной изоляции:

а) 14 ПС70Е =1,78 м; б) 15 ПС70Е =1,91 м;
 в) 17 ПС70Е =2,16 м (на 100 км и 100 грозовых часов);
  ВЛ с тросом;  ВЛ без троса

Рис.П23.12. Удельное число грозовых отключений ВЛ 220 кВ на двухцепных стальных башенных опорах
 с одним тросом при различной линейной изоляции:

а) 14 ПС70Е =1,78 м; б) 15 ПС70Е =1,91 м;
в) 17 ПС70Е =2,16 м (на 100 км и 100 грозовых часов);
  ВЛ с тросом;  ВЛ без троса

Рис.П23.13. Удельное число грозовых отключений ВЛ 220 кВ на двухцепных стальных башенных опорах
с двумя тросами при различной линейной изоляции:

а) 14 ПС70Е =1,78 м; б) 15 ПС70Е =1,91 м;
в) 17 ПС70Е =2,16 м (на 100 км и 100 грозовых часов);
  ВЛ с тросом;  ВЛ без троса

Рис.П23.14. Удельное число грозовых отключений ВЛ 220 кВ на одноцепных стальных башенных опорах
 с одним тросом при различной линейной изоляции:

а) 14 ПС70Е =1,78 м; б) 15 ПС70Е =1,91 м;
в) 17 ПС70Е =2,16 м (на 100 км и 100 грозовых часов);
  ВЛ с тросом;  ВЛ без троса

Рис.П23.15. Удельное число грозовых отключений ВЛ 220 кВ на одноцепных железобетонных опорах
с одним тросом при различной линейной изоляции:

а) 14 ПС70Е =1,78 м; б) 15 ПС70Е =1,91 м;
в) 17 ПС70Е =2,16 м (на 100 км и 100 грозовых часов);
  ВЛ с тросом;  ВЛ без троса

Рис.П23.16. Удельное число грозовых отключений ВЛ 220 кВ на одноцепных портальных опорах
 с двумя тросами при различной линейной изоляции:

а) 14 ПС70Е =1,78 м; б) 15 ПС70Е =1,91 м;
в) 17 ПС70Е =2,16 м (на 100 км и 100 грозовых часов);
  ВЛ с тросом;  ВЛ без троса

Рис.П23.17. Удельное число грозовых отключений ВЛ 220 кВ на двухцепных портальных
 двухъярусных железобетонных опорах с двумя тросами при различной линейной изоляции:

а) 14 ПС70Е =1,78 м; б) 15 ПС70Е =1,91 м;
в) 17 С70Е =2,16 м (на 100 км и 100 грозовых часов);
  ВЛ с тросом;  ВЛ без троса

Рис.П23.18. Удельное число грозовых отключений ВЛ 220 кВ на двухцепных портальных
 одноярусных железобетонных опорах с двумя тросами при различной линейной изоляции:

а) 14 ПС70Е =1,78 м; б) 15 ПС70Е =1,91 м;
в) 17 ПС70Е =2,16 м (на 100 км и 100 грозовых часов);
   ВЛ с тросом;  ВЛ без троса

Рис.П23.19. Удельное число грозовых отключений ВЛ 330 кВ на одноцепных стальных башенных опорах
 с одним тросом при различной линейной изоляции:

а) 21 ПС70Е =2,67 м; б) 23 ПС70Е =2,92 м;
в) 25 ПС70Е =3,18 м (на 100 км и 100 грозовых часов);
  ВЛ с тросом;  ВЛ без троса

Рис.П23.20. Удельное число грозовых отключений ВЛ 330 кВ на одноцепных стальных башенных опорах
 с двумя тросами при различной линейной изоляции:

а) 21 ПС70Е =2,67 м; б) 23 ПС70Е =2,92 м;
в) 25 ПС70Е =3,18 м (на 100 км и 100 грозовых часов);
  ВЛ с тросом;  ВЛ без троса

Рис.П23.21. Удельное число грозовых отключений ВЛ 330 кВ на двухцепных стальных башенных опорах
 с одним тросом при различной линейной изоляции:

а) 21 ПС70Е =2,67 м; б) 23 ПС70Е =2,92 м;
 в) 25 ПС70Е =3,18 м (на 100 км и 100 грозовых часов);
  ВЛ с тросом;  ВЛ без троса

Рис.П23.22. Удельное число грозовых отключений ВЛ 330 кВ на двухцепных стальных башенных опорах
с двумя тросами при различной линейной изоляции:

а) 21 ПС70Е =2,67 м; б) 23 ПС70Е =2,92 м;
в) 25 ПС70Е =3,18 м (на 100 км и 100 грозовых часов);
  ВЛ с тросом;  ВЛ без троса

Рис.П23.23. Удельное число грозовых отключений ВЛ 330 кВ на портальных стальных опорах на оттяжках
 с двумя тросами при различной линейной изоляции:

а) 21 ПС70Е =2,67 м; б) 23 ПС70Е =2,92 м;
в) 25 ПС70Е =3,18 м (на 100 км и 100 грозовых часов);
  ВЛ с тросом;  ВЛ без троса

Рис.П23.24. Удельное число грозовых отключений ВЛ 330 кВ на одноцепных портальных
железобетонных опорах с двумя тросами при различной линейной изоляции:

а) 21 ПС70Е =2,67 м; б) 23 ПС70Е =2,92 м;
в) 25 ПС70Е =3,18 м (на 100 км и 100 грозовых часов);
  ВЛ с тросом;  ВЛ без троса

Рис П23.25. Удельное число грозовых отключений ВЛ 330 кВ на двухцепных портальных двухъярусных
 железобетонных опорах при различной линейной изоляции:

а) 21 ПС70Е =2,67 м, б) 23 ПС70Е =2,92 м;
в) 25 ПС70Е =3,18 м (на 100 км и 100 грозовых часов);
  ВЛ с тросом;  ВЛ без троса

Рис.П23.26. Удельное число грозовых отключений ВЛ 500 кВ на портальных стальных опорах
 на оттяжках с двумя тросами при различной линейной изоляции:

а) 25 ПС70Е =3,18 м; б) 30 ПС70Е =3,81 м;
в) 37 ПС70Е =4,70 м (на 100 км и 100 грозовых часов);
  ВЛ с тросом;  ВЛ без троса

Рис.П23.27. Удельное число грозовых отключений ВЛ 500 кВ на стальных опорах типа "рюмка"
с двумя тросами  при различной линейной  изоляции:

а) 25 ПС70Е =3,18 м; б) 30 ПС70Е =3,81 м;
в) 37 ПС70Е =4,70 м (на 100 км и 100 грозовых часов);
  ВЛ с тросом;  ВЛ без троса

Рис.П23.28. Удельное число грозовых отключений ВЛ 500 кВ на портальных железобетонных опорах
 с двумя тросами при различной линейной изоляции:

а) 25 ПС70Е =3,18 м; б) 30 ПС70Е =3,81 м;
в) 37 ПС70Е =4,70 м (на 100 км и 100 грозовых часов);
  ВЛ с тросом;  ВЛ без троса

Рис.П23.29. Удельное число грозовых отключений ВЛ 500 кВ на портальных железобетонных опорах
с оттяжками (=27 м) и двумя тросами при различной линейной изоляции:

а) 25 ПС70Е =3,18 м; б) 30 ПС70Е =3,81 м;
в) 37 ПС70Е =4,70 м (на 100 км и 100 грозовых часов);
  ВЛ с тросом;  ВЛ без троса

Рис.П23.30. Удельное число грозовых отключений ВЛ 500 кВ на портальных железобетонных опорах
 с оттяжками (=32 м) с двумя тросами при различной линейной изоляции:

а) 25 ПС70Е =3,18 м; б) 30 ПС70Е =3,81 м;
в) 37 ПС70Е =4,70 м (на 100 км и 100 грозовых часов);
  ВЛ с тросом;  ВЛ без троса

Рис.П23.31. Удельное число грозовых отключений ВЛ 750 кВ на портальных стальных опорах
на оттяжках с двумя тросами при различной линейной изоляции:

а) 40 ПС70Е =5,08 м; б) 45 ПС70Е =5,72 м;
в) 55 ПС70Е =6,99 м (на 100 км и 100 грозовых часов);
  ВЛ с тросом;  ВЛ без троса

Рис.П23.32. Удельное число грозовых отключений ВЛ 750 кВ на железобетонных опорах
 с двумя тросами при различной линейной изоляции:

а) 40 ПС70Е =5,08 м; б) 45 ПС70Е =5,72 м;
в) 55 ПС70Е =6,99 м (на 100 км и 100 грозовых часов);
  ВЛ с тросом;  ВЛ без троса

ПРИЛОЖЕНИЕ 24

     
АНАЛИЗ ПОКАЗАТЕЛЕЙ ГРОЗОУПОРНОСТИ И СРЕДСТВ ГРОЗОЗАЩИТЫ
ВЛ 110-750 кВ РАЗЛИЧНОГО КОНСТРУКТИВНОГО ИСПОЛНЕНИЯ

     
     В табл.П24.1-П24.6 приведены расчетные показатели грозоупорности ВЛ 110-750 кВ для всех типов опор, приведенных в табл.8.1. Удельное число грозовых отключений на 100 км и 100 грозовых часов * дано для ВЛ с тросом и без троса при =10; 20 и 30 Ом, выделена составляющая от прорывов молнии на провода (). С точки зрения грозозащиты ВЛ каждого класса номинального напряжения 110-750 кВ имеют существенные особенности, а именно.

     
     ВЛ 110 кВ (табл.П24.1)     

________________

     * Вариант  по "Инструкции по выбору изоляции электроустановок" РД 34.51.101 для районов с I и II степенью загрязненности атмосферы.

Таблица П24.1

Показатели грозоупорности ВЛ 110 кВ различного конструктивного исполнения
(вариант а) справочных кривых)

     
     
     На ВЛ 110 кВ используются только одностоечные опоры (металлические башенные и железобетонные), рассчитанные на подвеску одного троса. При сравнительно невысокой импульсной прочности линейной изоляции (1,0 м) вероятность обратного перекрытия при ударах молнии в опоры при таком конструктивном исполнении ВЛ достаточно высока, что и является основной причиной грозовых отключений ВЛ 110 кВ. Доля отключений от прорывов молнии на провода для ВЛ на одноцепных железобетонных опорах не превышает 15%. Для остальных типов опор эта величина еще меньше.
     
     Лучшие показатели грозоупорности (примерно в 1,5-2 раза) имеют ВЛ на железобетонных опорах из-за меньшей высоты (и, следовательно, грозопоражаемости) снижения индуктивности опор и более благоприятной статистики токов молнии, "собираемых" ВЛ.
     
     Основным средством повышения грозоупорности ВЛ 110 кВ является обеспечение небольших значений сопротивления заземления на промышленной частоте.
     
     Эффективным средством повышения грозоупорности ВЛ 110 кВ на башенных опорах может быть и подвеска второго троса в области нижних проводов, что улучшает электростатическое экранирование проводов и снижает вероятность обратных перекрытий при ударе в опору и трос. Особенно эффективно это мероприятие для уменьшения числа отключений одновременно двух цепей на двухцепных ВЛ. На участках без троса грозоупорность ВЛ 110 кВ ухудшается в 3-7 раз (табл.П24.1). Эффективность тросов повышается с уменьшением .
     
     ВЛ 150 кВ (табл.П24.2)
     

Таблица П24.2

     
Показатели грозоупорности ВЛ 150 кВ различного конструктивного исполнения
(вариант а) справочных кривых)

     
     
     На ВЛ 150 кВ используются одноцепные одностоечные (металлические и железобетонные) опоры, по высотам близкие к аналогичным опорам ВЛ 110 кВ, поэтому при подвеске изоляции класса номинального напряжения 150 кВ число грозовых отключений уменьшается в 1,5-2 в зависимости от типа опоры и . Увеличение высоты двухцепных опор ВЛ 150 кВ компенсируется усилением изоляции по сравнению с ВЛ 110 кВ и поэтому показатели грозоупорности двухцепных ВЛ 110 и 150 кВ близки.
     
     Номенклатура опор ВЛ 150 кВ включает одноцепную портальную железобетонную опору с двумя тросами. ВЛ на таких опорах имеют наилучшие показатели грозоупорности:  при всех значениях  в табл.П24.2 в 1,5 раза меньше, чем BЛ 150 кВ на одноцепных железобетонных опорах и в 3 раза меньше, чем ВЛ на башенных опорах с одним тросом.
     
     ВЛ на портальных опорах вследствие небольшого числа грозовых отключений от обратных перекрытий имеют наибольшую долю отключений от прорывов молнии на провода (около 20% при =10 Ом). Абсолютное значение  оказывается наибольшим для ВЛ 150 кВ на двухцепных опорах, но оно составляет 6-12% от общего числа грозовых отключений этих ВЛ 150 кВ.
     
     Выбор средств грозозащиты ВЛ 150 кВ на одностоечных опорах так же как и на ВЛ 110 кВ должен быть направлен на уменьшение числа отключений от обратных перекрытий, что достигается снижением , добавлением и рациональным размещением тросов. На участках без троса число грозовых отключений ВЛ 150 кВ возрастает в зависимости от  и конструкции опоры в 3-14 раз (табл.П24.2).
     
     ВЛ 220 кВ (табл.П24.3)
     
     

Таблица П24.3

     
Показатели грозоупорности ВЛ 220 кВ различного конструктивного исполнения
(вариант Б) справочных кривых)

     
     
     ВЛ 220 кВ имеют разнообразную номенклатуру опор. Показатели грозоупорности в зависимости от конструкции ВЛ различаются в 6-7 раз (при =10 Ом). Наибольшее число грозовых отключений имеют ВЛ на высоких одноцепных и двухцепных башенных опорах с одним тросом. Подвеска второго троса снижает число грозовых отключений в 1,4-1,6 раза в зависимости от . Основной причиной грозовых отключений являются обратные перекрытия при ударах в опору. Наилучшие показатели грозоупорности имеют одноцепные и двухцепные ВЛ на портальных опорах с двумя тросами. Одноцепные ВЛ 220 кВ в таком исполнении за счет увеличения  гирлянды в 1,5 раза имеют в 3 раза меньше грозовых отключений, чем аналогичные ВЛ 150 кВ. Каждая цепь двухцепной ВЛ на портальных железобетонных опорах имеет не больше, чем ВЛ 220 кВ на одноцепных портальных опорах. На таких опорах значительно меньше вероятность отключения одновременно двух цепей, чем на одностоечных и башенных опорах. На участках без троса число грозовых отключений ВЛ 220 кВ возрастает в зависимости от  и конструкции опоры в 4-40 раз.
     
     ВЛ 330 кВ (табл.П24.4)     
          
     На ВЛ 330 кВ используются, в основном, стальные опоры. Железобетонные опоры по механическим нагрузкам должны быть портальными.
     
     

Таблица П24.4

     
Показатели грозоупорности ВЛ 330 кВ различного конструктивного исполнения
(вариант а) справочных кривых)

     
     
     Усиление импульсной прочности изоляции по сравнению с ВЛ 220 кВ способствует уменьшению  на однотипных одностоечных опорах в 2-2,5 раза. Показатели грозоупорности одноцепных ВЛ 220 кВ и 330 кВ на портальных опорах близки, так как около половины грозовых отключений составляют отключения от прорывов молнии на провода.
     
     Подвеска второго троса на башенных одноцепных и двухцепных опорах снижает число грозовых отключений в 2 раза практически при всех значениях  табл.П24.4, но при этом  остается в 2 раза больше, чем на портальных опорах с двумя тросами. Показатели грозоупорности ВЛ 330 кВ на портальных опорах, в том числе и на железобетонных двухцепных, близки, поэтому каждая из ВЛ на двухцепной железобетонной опоре будет отключаться из-за грозы в 2 раза реже, чем ВЛ на одноцепной портальной опоре. Вероятность отключения одновременно двух цепей на такой опоре в 2-3 раза меньше, чем на башенных опорах с двумя тросами и в 4-6 раз - при одном тросе на башенных опорах. На участках без троса число грозовых отключений ВЛ 330 кВ возрастает в зависимости от  и конструкции ВЛ в 5-50 раз.
     
     ВЛ 500 кВ и 750 кВ (табл.П24.5 и П24.6)
     
     

Таблица П24.5

     
Показатели грозоупорности ВЛ 500 кВ различного конструктивного исполнения
(вариант б) справочных кривых)

     
     
Таблица П24.6

     
Показатели грозоупорности ВЛ 750 кВ различного конструктивного исполнения
(вариант б) справочных кривых)

     
     
     ВЛ 500 и 750 кВ выполняются исключительно в одноцепном варианте с горизонтальным расположением фаз и защищаются двумя тросами. В табл.П24.5 и П24.6 расчетные показатели даны для гирлянд из малогабаритных изоляторов ПС120Б, имеющих длину разрядного пути по изоляции () меньшую, чем у ВЛ 500 и 750 кВ, находящихся в эксплуатации (см. табл.П24.7) На рис.П24.1 и П24.2 показаны зависимости от  общего удельного числа грозовых отключений BЛ 500 и 750 кВ (при =10 Ом) и его составляющих от обратных перекрытий () и прорывов молнии на провода (). Там же показаны эксплуатационные показатели грозоупорности, которые составляют в пересчете на 100 грозовых часов: для ВЛ 500 кВ =0,16-0,20 и для ВЛ 750 кВ =0,15 грозовых отключений на 100 км в год.
     

Рис.П24.1.* Удельное число грозовых отключений ВЛ 500 кВ на стальных и железобетонных портальных опорах
с оттяжками в зависимости от  (на 100 км и 100 грозовых часов)

________________
     *  Рисунок соответствует оригиналу. - Примечание .
     

, , () - по расчету:

 стальные опоры ПБ-I (=32,2 м);
  железобетонные опоры ПБ 500-I (=27 м).
  - опыт эксплуатации

Рис.П24.2. Удельное число грозовых отключений ВЛ 750 кВ на стальных портальных опорах
с оттяжками (ПП750-1) в зависимости от  (на 100 км и 100 грозовых часов):

, , () - по расчету;  - опыт эксплуатации;
 превышение тpoca над проводом от  для ВЛ 750 кВ на опорах ПП 750-1

     
     Для ВЛ 500 кВ расчеты выполнены для двух распространенных в эксплуатации типов опор - стальной (=32,2 м) и железобетонной (=27 м). Общее число грозовых отключений для этих вариантов практически совпадают, но на ВЛ с железобетонными опорами отключений от прорывов молнии на провода происходит больше, чем на ВЛ со стальными опорами, имеющей большее на 1 м превышение троса над проводами. Одновременно ВЛ с железобетонными опорами имеет меньше грозовых отключений от обратных перекрытий вследствие меньшей высоты опор. Из рис.П24.1 видно, что эксплуатационные показатели грозоупорности ВЛ 500 кВ хорошо согласуются с расчетными при =4,08-4,7 м, т.е. в пределах длин, характерных для гирлянд, комплектуемых из ранее выпускаемых изоляторов (см. табл.П24.7). Переход на использование более коротких гирлянд с =3,8 м может привести к увеличению числа грозовых отключений ВЛ 500 кВ в 1,5-2 раза по сравнению с показателями, достигнутыми в эксплуатации. Уменьшение длины  одновременно со снижением импульсной прочности изоляции приводит к сокращению расстояния между тросом и проводом по вертикали, что увеличивает вероятность прорывов молнии на провода, являющихся основной причиной отключений ВЛ 500 и 750 кВ.
     

     Расчетные оценки грозоупорности ВЛ 750 кВ на рис.П24.2 выполнены для конструкции опоры, которая использовалась при сооружении ВЛ 750 кВ в Центральной части России. На рис.П24.2 и в табл.П24.8 показана также зависимость расстояния трос-провод по вертикали от длины  для этой опоры. На действующих ВЛ 750 кВ из-за различной высоты тросостоек и длин поддерживающих гирлянд проводов (первый столбец табл.П24.8) и тросов получаются различные сочетания  и . В табл.П24.8 выделяются три группы ВЛ 750 кВ, на которых при одинаковой с используемой в расчете длиной  значение  на действующих ВЛ больше получающегося в расчете, примерно равно расчетному или меньше его. Объемы опыта эксплуатации ВЛ 750 кВ в этих группах не совпадают: больший объем имеет первая группа с большими превышениями тросов над проводами, но при этом с меньшим  из используемых изоляционных подвесок. Основной причиной грозовых отключений ВЛ 750 кВ являются прорывы молнии на провода. Вероятность таких отключений в большей степени зависит от превышения троса над проводами, чем от импульсной прочности линейной изоляции. Кривая  на рис.П24.2 является зависимостью от (). В столбце 7 табл.П24.8 значения  для  на действующих ВЛ 750 кВ приведены в предположении, что вероятности критических значений токов молнии при ударах в провод одинаковы при всех значениях . Значения  (столбец 8 табл.П24.8) приняты по кривой числа отключений от обратных перекрытий рис.П24.2, т.е. без учета конкретных значений . Усредненное удельное число грозовых отключений, полученное по расчетным кривым рис.П24.2 и с учетом долей каждой ВЛ в общем объеме опыта эксплуатации =0,184 в табл.П24.8, достаточно хорошо согласуется с обобщенным значением =0,15 по опыту эксплуатации, что свидетельствует о достоверности расчетных оценок и правильности прогноза: при использовании гирлянд с уменьшенным значением  изоляции на унифицированных опорах ВЛ 750 кВ возможно двукратное по сравнению с опытом эксплуатации увеличение числа грозовых отключений в основном из-за сокращения расстояния трос-провод по вертикали. Неблагоприятное влияние этого фактора на ВЛ с положительными углами защиты троса может быть компенсировано такими мероприятиями, как увеличение высоты тросостойки или перетяжка троса в пролете.
     

Таблица П24.7

     
Комплектация гирлянд ВЛ 110-750 кВ по рабочему напряжению (для I и II СЗА) из разных типов изоляторов:
табл.3.2; ПУЭ-1998 и на действующих ВЛ

________________     
     * В том числе на действующих ВЛ 500 кВ в Свердловэнерго.
     
     ** На действующих ВЛ 750 кВ в России.
     
          

Таблица П24.8

     
Анализ влияния длины разрядного пути по гирлянде изоляторов ()
и расстояния трос-провод по вертикали на опоре () на эксплуатационные показатели ВЛ 750 кВ

________________

     *  уменьшилось в результате использования более длинной гирлянды троса, рассчитанной на подвеску расщепленного на две составляющие троса.
     
     

ПРИЛОЖЕНИЕ 25

     
ВЛИЯНИЕ ИСКРООБРАЗОВАНИЯ В ГРУНТЕ ПРИ СТЕКАНИИ ТОКА МОЛНИИ
 НА ПОКАЗАТЕЛИ ГРОЗОУПОРНОСТИ ВЛ 110-330 кB

     
     Процесс искрообразования в грунте приводит к уменьшению сопротивления заземления и, следовательно, к уменьшению вероятности обратного перекрытия линейной изоляции (). В методике расчета грозоупорности ВЛ (Приложение 17 и 18) учет импульсного сопротивления заземления вводится не постоянным коэффициентом, а в динамическом режиме в течение всего переходного процесса до момента перекрытия изоляции. Уменьшение  зависит не только от параметров импульса тока молнии, конструкции заземлителя и характеристик грунта (удельного сопротивления  и пробивной напряженности ), но и от класса номинального напряжения ВЛ и конструктивных параметров, влияющих на ее грозоупорность (типа опоры, числа и расположения тросов). Например, с ростом класса номинального напряжения увеличиваются размеры зоны искрообразования, создающейся до момента перекрытия линейной изоляции, происходит более значительное уменьшение сопротивления заземления и, следовательно, уменьшается расчетное число грозовых отключений. Подобная ситуация имеет место, если на ВЛ вместо одного подвешено два троса. На ВЛ с невысокой грозоупорностью (например, ВЛ 110 кВ со стальными опорами и одним тросом) перекрытие изоляции происходит до образования искровой зоны.
     
     Учет искрообразования может дать существенные поправки в значениях числа грозовых отключений ВЛ 110-330 кВ только при сооружении их на железобетонных опорах (одностоечных и портальных) и в определенной области сочетаний размеров заземлителя и характеристик грунта. Начало и интенсивность искрообразования зависят от плотности тока , удельного сопротивления  и критического значения напряженности электрического поля при пробое грунта , которые связаны соотношением
     

.                            (П25.1)

     
     В табл.П25.1 даны результаты расчета удельного числа грозовых отключений при фиксированных значениях сопротивления заземления при промышленной частоте  от 10 до 100 Ом, а также для трех типов заземляющих устройств: заглубленный конец железобетонной стойки (стоек) без лучей и две конструкции комбинированного заземлителя (стойка и лучи длиной 5 м, стойка и лучи длиной 10 м). Значение удельного сопротивления грунта в табл.П25.1 обеспечивают сопротивление , приведенное в левом столбце табл.П25.1. Перебор вариантов проводился до выполнения условия 1000 Ом·м, так как при больших значениях  расчет должен проводиться с учетом влияния грунтов с высоким удельным сопротивлением на атмосферные перенапряжения, возникающие на линейной изоляции (Приложение 21). В соответствии с табл.8.1 рассмотрены три типа железобетонных опор ВЛ 110-330 кВ: одностоечная (одноцепная и двухцепная) и портальная. Во всех расчетных случаях наблюдается общая тенденция: с увеличением  грунта относительная поправка сначала растет, но затем из-за снижения грозоупорности ВЛ при больших сопротивлениях заземления перекрытие изоляции начинает чаще происходить до момента интенсивного искрообразования в грунте, при этом абсолютное число отключений растет, а влияние искрообразования снижается.
     
     

Таблица 25.1

     
Влияние искрообразования в грунте на число грозовых отключений ВЛ 110-330 кВ
на железобетонных опорах

(числитель - ) - удельное число грозовых отключений на 100 км и 100 грозовых часов
при расчете с фиксированным значением сопротивления заземления;
 знаменатель -  - то же с учетом искрообразования в грунте;
  

________________
     * >1000 Ом·м;
     
     ** 4 луча для одностоечных опор, по 2 луча для каждой стойки портальной опоры;
     
     - искрообразование происходит после перекрытия линейной изоляции и не оказывает влияния на число грозовых отключений.
     
     
     С ростом класса номинального напряжения ВЛ при одинаковой конструкции опор влияние искрообразования возрастает. Например, для ВЛ 220 кВ на одностоечных одноцепных опорах наибольшая относительная поправка составляет 47,5%, что в 2 раза больше, чем на ВЛ 110 кВ. При добавлении 4-х лучей по 5 м, при сохранении тех же значений  , наибольшее значение поправки для ВЛ 220 кВ уменьшается до 10%. На ВЛ 110 и 150 кВ при добавлении лучей процесс искрообразования развивается после перекрытия линейной изоляции:  .
     
     На ВЛ с портальными опорами заземлитель размещается в большем объеме грунта, плотности стекающего импульсного тока меньше, и поэтому уменьшается влияние искрообразования на число грозовых отключений. Для ВЛ 220 кВ на таких опорах наибольшее значение поправки при использовании в качестве заземлителя только заглубленных участков железобетонных стоек и при добавлении к ним 2-х лучей по 5 м примерно в 1,5 раза меньше, чем для ВЛ 220 кВ на одностоечных одноцепных опорах. На ВЛ 330 кВ эти поправки увеличиваются за счет повышения импульсной прочности изоляции, но при добавлении 2-х лучей по 10 м снижение числа грозовых отключений за счет искрообразования составляет только около 1,0%.
     
     Данные табл.П25.1 позволяют скорректировать предельные значения , обеспечивающие допустимое число грозовых отключений ВЛ. Например, если для одноцепной ВЛ 220 кВ на одностоечных железобетонных опорах =4,0, то при расчете грозоупорности с фиксированным значением сопротивления заземления =20 Ом. (Заземлитель - заглубленная часть стойки). При учете искрообразования требуемые показатели грозоупорности будут получены при =30 Ом при 200 Ом·м (=3,6).
     
     

ПРИЛОЖЕНИЕ 26

     
СПРАВОЧНЫЕ ТАБЛИЦЫ: ДОПУСТИМОЕ ЧИСЛО ГРОЗОВЫХ ОТКЛЮЧЕНИЙ
ВЛ 110-330 кВ И ПРЕДЕЛЬНОЕ ЗНАЧЕНИЕ СОПРОТИВЛЕНИЯ ЗАЗЕМЛЕНИЯ ОПОР
(ПО КРИТЕРИЮ КОММУТАЦИОННОГО РЕСУРСА ЛИНЕЙНЫХ ВЫКЛЮЧАТЕЛЕЙ)

     
     Материалы табл.П.26.1-П26.4 составлены в соответствии с методическим подходом подраздела 8.3 при исходных данных п.8.3.4.
     
     Обозначения, не расшифрованные в табл.П26.1-П26.4:
     
      - средний период планового ремонта выключателей, год;
     
      - допустимое без ремонта выключателя количество отключений номинального тока к.з.;
     
      - удельное число грозовых отключений ВЛ от прорыва молнии на провода (не зависит от , входит составляющей в ).
     
     Для определения предельного значения сопротивления заземления  по справочным кривым Приложения 23 необходимо из  выделить долю грозовых отключений от обратных перекрытий изоляции при ударах молнии в опору и трос, т.е. получить предельное значение составляющей , зависящей от . Для этого:
     
     - для одноцепных ВЛ - от значения , полученного по формуле (8.7), следует вычесть удельное число грозовых отключений от прорывов молнии на провода (), приведенное на соответствующем рисунке Приложения 23 для рассматриваемой конструкции гирлянды, т.е. в этом случае ;
     
     - для двухцепных ВЛ - чтобы воспользоваться справочными кривыми, необходимо получить составляющую  для двух цепей, так как по формуле (8.7) определяется  для ВЛ, принадлежащей одной цепи на двухцепной опоре.
     
     Число грозовых отключений каждой цепи на двухцепных опорах состоит из отключений из-за перекрытий собственной изоляции и отключений, вызванных развитием перекрытия изоляции соседней цепи (), поэтому , а . Предельное значение  находится через два-три приближения . В начале расчета значение  берется по справочным кривым для =10 Ом. В случае, если найденное по ординате  значение  отличается от 10 Ом, производится корректировка  и повторение процедуры определения .
     
     Примечания.
     
     1. В табл.П26.1-П26.4 внесены только расчетные значения 1 Ом, в остальных случаях позиции таблиц оставлены незаполненными, т.е. требования по  для данной конструкции опор практически не выполнимы.
     
     2. Знаком * отмечены варианты, в которых расчетное число грозовых отключений от прорыва () больше общего предельно допустимого, т.е.  и значение  принципиально не определяется.
     
     

Таблица П26.1

Предельные значения сопротивления различных конструкций опор ВЛ 110 кВ по допустимому числу
 грозовых отключений по условию полного  использования коммутационного ресурса выключателя
 в период между плановыми ремонтами в различных природно-климатических
и эксплуатационных условиях

_______________     
     *
     

Таблица П26.2

     
Предельные значения сопротивления различных конструкций опор ВЛ 150 кВ по допустимому числу
грозовых отключений по условию полного использования коммутационного ресурса выключателя
в период между плановыми ремонтами в различных природно-климатических
и эксплуатационных условиях

________________     
     *
     
     ** Соответствует оригиналу. - Примечание .

     
Таблица П26.3

     
Предельные значения сопротивления заземления различных конструкций опор ВЛ 220 кВ
по допустимому числу грозовых отключений по условию полного использования
коммутационного ресурса  выключателя в период между плановыми ремонтами
в различных природно-климатических  и эксплуатационных условиях