1. А.В. Лыков. Электрические системы и сети.–.М.: Университетская книга; Логос, 2006. – 254 с. 2. Справочник по проектировании электрических сетей / под ред. Д.Л.Файбисовича. –
2-е ид., перераб. и доп. – М.: ЭНАС, 2007. – 352 с.: ил. 3. А.А. Герасименко, В.Т. Федин. Передача и распределение электрической энергии. –Ростов-н/Д.: Феникс; Красноярск: Издательские проекты, 2006. – 720с. АНАЛИЗ АЛЬТЕРНАТИВНЫХ МЕТОДОВ ОГРАНИЧЕНИЯ ТОКОВ КОРОТКОГО ЗАМЫКАНИЯ ДЛЯ СЕТЕЙ 6 – 27,5 кВ
Богданов В.В. (КЭЛ-051)
Научный руководитель − Хавроничев С.В.
Камышинский технологический институт (филиал) ВолгГТУ
Тел.:(84457)9-45-67; факс 9-43-62; E-mail: kti@kti.ru
В качестве устройств ограничения токов короткого замыкания (КЗ) в сетях до 35 кВ в настоящее время в основном используются токоограничивающие реакторы и предохранители. Применение предохранителей ограничено номинальными токами (при номинальном токе 400 А токоограничение практически отсутствует), в то время как реакторы при всех своих преимуществах имеют ряд недостатков (например, падение напряжения и потери), что заставляет искать альтернативные методы ограничения токов КЗ.
В последние годы взгляды разработчиков обращены на токоограничивающие устройства, основанные на принципах сверхпроводимости, а также на новое поколение полупроводниковых выключателей. Данные ограничители и выключатели будут иметь неоспоримые преимущества перед другими, но серийные образцы, удовлетворяющие предъявляемым требованиям, будут готовы не раньше 2012 г., а проблема ограничения токов КЗ требует решения уже сейчас.
Если обратиться к зарубежной практике, то в схемах электроснабжения 2,8 - 38 кВ больших заводов различных отраслей промышленности, а также в схемах электростанций можно встретить так называемые коммутационные ограничители тока [1,с.53].
Каждая фаза коммутационного ограничителя тока состоит из трёх основных элементов: разъединительного устройства, параллельно подключённого плавкого токоограничивающего предохранителя и блока логических схем.
В нормальном режиме работы (рис. 1, а) ток течёт по медной шине разъединительного устройства (сопротивление шины при токе 3000 А составляет порядка 16мк0м). При этом надо отметить, что через параллельно подключённый предохранитель проходит около 0,1% номинального тока вследствие его большего сопротивления.
При возникновении КЗ (рис. 1, б) логические схемы подают сигнал на разъединитель, рвущий шину с помощью пиротехнических зарядов.
Пиротехнические заряды рвут шину в нескольких точках, тем самым образуя несколько промежутков (типовое решение представляет собой четыре промежутка). Процесс коммутации (разрыв шины и переход тока на предохранитель) занимает порядка 13 мкс. Следует отметить, что для обеспечения безопасности взрыв происходит в патроне, сдерживающем выброс ионизированных газов наружу.
После завершения процесса коммутации ток полностью переходит на плавкий предохранитель (рис. 1, в).
Рис. 1. Принцип работы коммутационного ограничителя тока: а - нормальный режим работы;
б - возникновение КЗ; в - процесс ограничения тока; г - КЗ отключено
Устанавливаемый предохранитель в общих чертах представляет собой традиционный токоограничивающий предохранитель с наполнителем из кварцевого песка (отличие применяемого предохранителя заключается в некоторых особенностях конструкции плавкой вставки, например, плавкая вставка ограничителя характеризуется меньшим числом перфораций в перешейках).
После устранения КЗ (рис. 1, г) разъединитель и предохранитель заменяются.
Выводы.
Коммутационные ограничители тока представляют собой токоограничивающие предохранители, коммутируемые в цепь при КЗ с помощью взрывного устройства, тем самым устраняя недостатки предохранителей, увеличивая диапазон номинальных токов (вплоть до 6000 А), а также позволяя отключать КЗ с токами более 300 кА (действующее значение).
Скорость отключения токов КЗ ограничителями превосходит скорости отключения выключателей.
Основные направления применения ограничителей в сетях 6 — 27,5 кВ: защита вводных и отходящих присоединений.
Применение коммутационных ограничителей тока позволяет использовать распределительное оборудование с токами электродинамической стойкости и отключающей способностью меньшими, чем ожидаемый ток КЗ.
Список литературы
1. Ежемесячный производственно-технический журнал «Электрические станции» №8.-Москва., 72 стр., 2008 год
ВЛИЯНИЕ МАГНИТНОГО ПОЛЯ КАБЕЛЕЙ 6-10 КВ
НА ИХ ИЗОЛЯЦИЮ
Божков С.С. (КЭЛ-052)
Научный руководитель – Сарафанова О.В.
Камышинский технологический институт (филиал) ВолгГТУ
Тел.:(84457)9-45-67; факс 9-43-62; E-mail: kti@kti.ru
Большинство эксплуатируемых в России силовых трёхжильных кабелей напряжением 6-10 кВ имеют бумажно-масляную изоляцию с пропиткой бумажной компоненты минеральным маслом повышенной вязкости с добавками канифоли. Электропроводность технических диэлектриков обусловлена небольшим количеством свободных зарядов, связанных с наличием примесей, либо продуктов окисления, возникающих в результате нагрева и старения изоляции в эксплуатации. В режиме х.х. кабеля, находящегося под напряжением, сила, действующая на электрические заряды, определяется интенсивностью электрического поля.
Известно, что поле в нагрузочных режимах нерадиально и вращается, напряжённость его на поверхности жилы изменяется от точки к точке. Сила электрического поля, действующая на свободные заряды в различных точках трёхфазного силового кабеля, обусловлена напряжением, толщиной изоляции и конфигурацией электрических проводящих поверхностей, между которыми проходят силовые линии электрического поля. Поэтому в изоляционном слое трёхфазного кабеля вектор электрического поля направлен не по нормали к слоям бумажной изоляции, а под некоторым углом, что вызывает появление тангенциальной составляющей напряжённости поля, действующей вдоль слоёв бумажной изоляции. В случае применения секторных жил достигается большая однородность поля между жилами и между жилами и оболочкой, однако, напряжённость поля у поверхности жилы неодинакова и становится максимальной на боковых закруглениях секторных жил при линейном напряжении между ними.
Действие электрического поля на свободные заряды в диэлектрике приводит к возникновению токов утечки [3], а поляризационные процессы смещения связанных зарядов в веществе до момента установления равновесного состояния вызывают появление токов смещения, которые обусловлены изменением потока вектора электрического смещения и определяются состоянием электрического поля. Процесс поляризации в диэлектрике необходимо рассматривать с учётом магнитного поля и теплового режима работы кабеля, зависящего от нагрева жил током нагрузки, потерь в диэлектрике и оболочке кабеля. Тепловое старение является одной из основных причин разрушения изоляции кабельных линий, что проявляется, прежде всего, в изменении электрических и физико-химических характеристик диэлектрика [4-9], однако и само электромагнитное поле не может не влиять на срок службы изоляции [10-12]. Известно [10], что при длительном воздействии на бумажную изоляцию с вязкой пропиткой электрического переменного тока наблюдается значительное (в 5 раз за 2000 ч) снижение электрической прочности диэлектрика.
Обычно, рассматривая воздействие электрического и магнитного полей, кабель под нагрузкой представляют практически линейной системой, что позволяет анализировать поля отдельно. Используя принцип наложения, анализируют увеличение электрического сопротивления токопроводящих жил кабеля за счёт поверхностного эффекта; появление электродинамических усилий; магнитные потери в металлических оболочках кабеля.
Известны методики электрического и теплового расчёта кабелей [2, 13] и расчёта потерь в оболочках с использованием отношения указанных потерь к потерям в жиле. Известна также более точная методика расчёта магнитных потерь от потока, создаваемого в трёхжильном кабеле [2], но без учёта направления прохождения основного суммарного магнитного потока от фазных токов. Эта методика основана на расчёте отношения общего магнитного потока, созданного током в двух жилах, к потоку, пересекающему оболочку. Расчёт отношения при этом выполняется без учёта магнитной проницаемости среды, на базе эмпирических формул и без ссылок на источник их формирования.
Из расчётов следует, что потери от воздействия на диэлектрик электрического и магнитного полей незначительны, особенно по сравнению с мощностью потерь, выделяемой в жилах от тока нагрузки. При токе нагрузки 100 А для рассматриваемого кабеля электрические потери в жилах кабеля составляют 7,8 кВт, мощность, выделяемая в диэлектрике от воздействия магнитного поля, 0,197 Вт, за счёт электрического поля — 7,016 Вт. Электрические потери в жилах обусловливают только рост температуры жил и кабельной изоляции. С увеличением температуры в масле нарастает интенсивность окислительных процессов, в результате чего проводимость и диэлектрические потери в масле увеличиваются, а электрическая прочность изоляции снижается. При этом продукты окисления масла воздействуют на бумагу, ухудшая её электрические и физико-химические свойства. Таким образом, электрические потери в жилах косвенным образом (из-за увеличения температуры) воздействуют на диэлектрические свойства изоляции. Как известно [17], тепловое старение маслоканифольной композиции при нагреве до 60 oC мало заметно и начинает изменяться только при дополнительном росте температуры. Необходимо учитывать, что нагрев изоляции и, соответственно, снижение её изоляционных характеристик существенно зависят от состояния окружающей среды и при одних и тех же электрических потерях в жилах будут различны. Поэтому указанное выше значение потерь (7,8 кВт), выделяемых в кабеле от тока нагрузки, при высокой теплопроводности окружающей среды может не вызвать повышения температуры кабеля свыше 50 °С, т.е. разрушение изоляции будет меньше, чем при длительном воздействии на нее переменного электрического поля, приводящего к электрохимическим процессам в диэлектрике. Электрические процессы длительностью от нескольких минут до нескольких лет можно рассматривать как самостоятельный вид пробоя, в результате которого возрастает проводимость, увеличиваются диэлектрические потери, снижается кратковременная электрическая прочность, а на завершающей стадии, как правило, происходит тепловой пробой [12].
Учитывая, что магнитная система кабеля линейна, увеличение нагрузки приведёт к линейному росту магнитных потерь, увеличению разрушающего воздействия от действия магнитного поля по сравнению с действием электрического поля и, соответственно, к снижению срока службы изоляции. При длительно допустимом токе нагрузки для данного кабеля 240 А коэффициент пропорциональности потерь составит 0,067, а при протекании тока КЗ 2000 А этот коэффициент равен 0,562.
Таким образом, токовая нагрузка в жилах кабеля приводит к возникновению кругового вращающегося магнитного поля, создающего магнитные потери в оболочке кабеля, и к дополнительному воздействию на изоляцию. Относительно нагрузочных потерь доля магнитных потерь при расчёте по средней силовой линии магнитного потока составляет до 0,015%. При расчёте же по методике, основанной на определении отношения общего магнитного потока, созданного током в двух жилах, к потоку, пересекающему оболочку, доля магнитных потерь достигает значения 0,3%.
Разрушающее воздействие на диэлектрик магнитного поля, вероятно, аналогично действию электрического поля и соизмеримо по результатам и, следовательно, связано с ростом интенсивности электрохимических процессов, приводящих к изменениям в структуре диэлектрика и развитию пробоя. Магнитное поле увеличивает износ изоляции в рабочих режимах на несколько процентов по сравнению с износом от действия электрического поля. При этом за время действия устройств релейной защиты при протекании токов двух- и трёхфазного КЗ разрушающее воздействие на кабель от магнитного поля будет соизмеримо с действием электрического поля. Изгиб кабеля или наличие реактивной составляющей нагрузки кабеля приведёт к изменению взаимного расположения вектора напряжённости электрического поля и вектора магнитной индукции, что изменит значения токов утечки как между фазами, так и между жилами и оболочкой и соответственно изменит соотношение разрушающего воздействия на изоляцию электрического и магнитного полей. Для уточнения механизма влияния магнитного поля на изоляцию кабельных линий и учёта совместного воздействия переменного электрического и магнитного полей необходимы дальнейшие исследования.
Список литературы
1. Яворский Б.М., Детлаф А.А. Справочник по физике для инженеров и студентов вузов. — М.: Наука, 1979.
2. Брагин С.М. Электрический и тепловой расчёт кабеля. — М.: Госэнергоиздат, 1960.
3. Богородский Н.П., Пасынков В.В., Тареев Б.М. Электротехнические материалы. — Л.: Энергия, 1977.
4. Белорусов Н.И. Электрические кабели и провода (теоретические основы кабелей и проводов, их расчёт и конструкции). М.: Энергия, 1971.
5. Грейсух А.В., Кучинский Н.И. Бумажно-масляная изоляция. М.: Энергоатомиздат. 1984.
6. Пешков И.Б. Новые направления в разработке методов определения ресурса кабелей и проводов. — Электричество,1985, № 4.
7. Канискин В.А., Костенко Э.М., Таджибаев А.Н. Неразрушающий метод определения ресурса электрических кабелей с полимерной изоляцией в условиях эксплуатации. — Электричество, 1995, №5.
8. Шувалов М.Ю. Моделирование процесса старения кабельных диэлектриков на основе данных спектрального анализа. — Электричество, 2006, №2.
9. Кобыляков А.А. Причины старения изоляции силовых кабелей электрических сетей 6-10 кВ. — Электробезопасность,2001, № 4.
10. Привезенцев В.А, Гроднев И.И, Холодный С.Д., Рязанов И.Б. Основы кабельной техники/Под ред. В.А. Привезенцева.— М.; Л.: Энергия, 1967.
11. Борисова М.Э., Койков С.Н., Орос Я. Закономерности электрического старения полиэтиленовой кабельной изоляции при отсутствии частичных разрядов. — Электричество, 1982, №12.
12. Воробьев Г.А., Похолков Ю.П., Королев Ю.Д., Меркулов В.И. Физика диэлектриков (область сильных полей). — Томск: Изд-во ТПУ, 2003.
13. Ларина Э.Т. Силовые кабели и высоковольтные кабельные линии: Учебник для вузов. 2-е изд., перераб. и доп. — М.: Энергоатомиздат, 1996.
14. Вольдек А.И. Электрические машины. — Л.: Энергия,1978.
15. Макаров Е.Ф. Справочник по электрическим сетям 0,4—35 кВ и 110—1150 кВ. Т. 3/Под ред. И.Т. Горюнова, А.А. Любимова.
16. Баранов Б.М. Сооружение и эксплуатация кабельных линий. Изд. 2-е, перераб.
17. Брагин С.М. Электрический кабель. — М.; Л.: Госэнергоиздат, 1955.
ЗАЩИТА ОБЪЕКТОВ ОГРАНИЧЕННОЙ ПЛОЩАДИ
И ПРОТЯЖЁННЫХ ОБЪЕКТОВ ОТ ПРЯМЫХ УДАРОВ МОЛНИИ
Браташова Н.М. (КЭЛ-051)
Научный руководитель – Сарафанова О. В.
Камышинский технологический институт (филиал) ВолгГТУ
Тел.:(84457)9-45-67; факс 9-43-62; E-mail: kti@kti.ru
Разряд молнии формируется в лидерной форме (лидер -слабо светящийся канал с током в несколько сотен ампер), и средняя скорость его продвижения от заряженного центра облака (ЗЦО) к земле составляет 1∙106 м/с. Это означает, что полное время продвижение искрового заряда от ЗЦО к земле при средней длине канала лидера 2-3 км составляет около 2000-3000мкс. Это время соответствует времени увеличения напряжённости электрического поля в воздушном промежутке между окончанием лидера и землёй (или заземлёнными предметами на поверхности земли). В реальных условиях формирование разряда между ЗЦО и землёй происходит при минимально возможной напряжённости электрического поля, достигаемой в процессе разделения разрядов в восходящем потоке воздуха при формировании грозовых облаков [1].
В действительности искажение поля развивающегося лидера молнии определяется зарядом наземного объекта. И чем больше его заряд, тем больше его влияние на путь развивающегося искрового разряда. При этом совершенно необязательно поражаемый молнией объект должен быть острым. Важно, чтобы заряд объекта обеспечил достаточно сильное увеличение электрического поля в его сторону, что определяется частью лидера, связываемой зарядом объекта. При этом имеет значение не полный заряд на возвышающемся объекте, образованный таким образом (например, заряд на проводах линий электропередач), а заряд, наведённый развивающимся лидером молнии. И чем большая часть заряда лидера оказывается связанной зарядом объекта, тем больше вероятность его поражения [2].
Также необходимо иметь в виду, что увеличение наводимого заряда на молниезащитном устройстве приводит к увеличению разрядов молнии в рассматриваемую комбинацию в целом. Это обстоятельство снижает эффективность молниезащитных устройств, и его необходимо учитывать при их выборе. При подходе лидера молнии к объекту механизм ориентирования молнии изменяется: определяющее значение имеет расстояние между окончанием лидера и элементами объекта (включая молниезащитные устройства) Чем меньше это расстояние, тем раньше развивающиеся стримеры с окончания лидера достигнут этого элемента и спровоцируют разряд молнии на этот элемент. Поэтому основная роль молниезащитных устройств сводится к обеспечению меньшего расстояния от окончания лидера до них, чем до элементов защищаемого объекта при приближении лидера на опасное расстояние.
Вероятность поражения молнией того или иного объекта (с учётом молниезащитных устройств) определяется относительным значением заряда, наведённого на объекте развивающимся лидером молнии:
 (1)
где - наведённый на объект заряд;  - заряд развивающегося лидера молнии, причём «минус» перед дробью определяется тем, что знак заряда развивающегося лидера молнии и знак наведённого заряда на наземном объекте противоположны.[3]
Современные компьютерные программы позволяют вычислить вероятность поражения молнией любого отдельно стоящего объекта.
При этом задача решается в два этапа:
- сначала определяется положение поверхности равновероятного появления окончания лидера согласно (1), минимальное расстояние от которой до элементов объекта (включая молниезащитные устройства) соответствует длине стремеров лидера молнии.
- затем определяется расстояние от этой поверхности до всех элементов объекта.
И вероятность прорыва молнии на объект определяется отношением площади поверхности, расстояние от которой до элементов защищаемого объекта меньше, чем до молниезащитных устройств, к общей площади поверхности равновероятного поражения молнией объекта (включая молниезащитные устройства, в том числе и землю) [2].
Эффективность оценки молниезащиты наземных объектов также нуждается в обосновании. Дело в том, что вероятность поражения наземных объектов даже при развитии разряда молнии непосредственно над объектом не равна 100%.При наличии молниеотвода (молниеотводов) часть разрядов попадает в молниеотводы, но при этом по-прежнему некоторая часть разрядов попадает на плоскость, имитирующую землю. В связи с этим предполагается использовать не вероятность поражения молнией объекта Р, защищённого молниеотводами, а коэффициент поражаемости объекта, равный:
 (2)
где – вероятность поражения незащищённого молниеотводами объекта.
Экспериментальные исследования стержневых молниеотводов. Прежде всего, необходимо иметь ясное представление о том, что такое зона защиты стержневого молниеотвода. Обычно при исследованиях на моделях зон защиты стержневых молниеотводов используют одиночный объект ограниченных размеров, расположенный на заданном расстоянии от молниеотвода. При расположении любого числа объектов на этом же расстоянии от молниеотвода вероятность поражения этих же объектов сохраняется такой же, как было получено при исследованиях с одним объектом. Но, чем больше объектов располагается на окружности, тем больше вероятность поражения одного из них.
Определяется это тем обстоятельством, что увеличение числа защищаемых объектов на плоскости приводит к увеличению суммарного заряда на объектах, связывающих больший заряд лидера молнии. И таким образом на первой стадии ориентировки молнии (по объёму связывающего заряда лидера) увеличивает ориентацию на объект в ущерб ориентации на молниеотвод. Фактически это означает, что зоны защиты молниеотводов должны определяться не на основе исследований молниезащиты одиночных объектов, располагаемых на различных расстояниях от молниеотвода, а при использовании колец различного диаметра, располагаемых на высоте предполагаемых объектов и иметь толщину, соответствующую ширине защищаемых объектов, так как от толщины объекта так же зависит объём накапливаемого на нём заряда. Поэтому, можно утверждать, что все зоны защиты молниеотводов, определённые на основании экспериментов с одиночными моделями защищаемых объектов, значительно завышены и нуждаются в пересмотре в сторону их сокращения [4].
Для надёжной молниезащиты одиночного объекта расстояние между ним и молниеотводом должно быть не более высоты объекта при вдвое большей высоте молниеотвода. Развитие вершины молниеотвода в горизонтальном направлении значительно уменьшает вероятность прорыва молнии к объекту
Так же были проведены исследования тросовой молниезащиты линий электропередач. При значении угла тросовой защиты меньше 30о вероятность прорыва молнии через тросовую защиту резко уменьшается. Для линий класса 1150 кВ вероятность прорыва тросовой молниезащиты по данным экспериментов оказалась выше, чем для модели линии класса 500 кВ. Такой результат определяется тем обстоятельством, что не только угол тросовой защиты определяет вероятность прорыва молнии через тросовую защиту, но и наводимым лидером молнии заряд на проводах линии. При восьми проводах в фазе линии 1150 кВ наводимый на проводах заряд значительно больше, чем при трёх проводах в фазе на линиях 500 кВ. Следовательно, чем больше число проводов в фазе, тем больше вероятность прорыва молнии через тросовую защиту при одинаковом угле молниезащиты. При увеличении класса напряжения и соответственно числа проводов в фазе необходимо уменьшить угол тросовой молниезащиты для обеспечения заданной её надёжности.
Как стало видно из статьи, устройство для защиты от прямых ударов молнии не настолько надёжно как хотелось бы, и требует дальнейших разработок и исследований в этой области.
Список литературы
Александров Г.Н., Иванов В.Л., Кизенветтер В.Е. Электрическая прочность наружной высоковольтной изоляции. – Л.: Энергия, 1969
Александров Г.Н., Иванов В.Л., Кадомская В.П. Техника высоких напряжений: Уч. пос. для вузов/Под ред. М.В. Котенко.—М.: Высшая школа,1973.
Акопян А.А. Исследование защитного действия молниеотводов на моделях. – Электричество, 1937
руководство по защите электросетей 6-1150кВ от грозовых перенапряжений. 2-е изд./Под науч. Ред. Н.Н. Тиходеева. –СПб: ПЭИПК Минтопэнерго РФ, 1999
ОПТИМИЗАЦИЯ РЕЖИМОВ РАБОТЫ ЭЛЕКТРИЧЕСКИХ СЕТЕЙ
Буйная Е.Б. (КЭЛ-042)
Научный руководитель – Шевченко Н.Ю.
Камышинский технологический институт (филиал) ВолгГТУ
(84457) 9-54-29, Факс: (84457) 9-43-62, E-mail: kti@kti.ru
Значительную часть исследований в электроэнергетике составляют так называемые оптимизационные задачи, когда из всех возможных вариантов нужно найти наиболее предпочтительный по заданным критериям оптимальности. Оптимизация режимов работы электрической сети, состоит в определении таких параметров режима, которым соответствует минимум эксплуатационных издержек на производство электроэнергии. В данном случае поиск наилучшего режима производится без дополнительных капитальных затрат. Эффективность реализации в значительной мере зависит от квалификации инженерно-технического персонала. Оптимизация должна проводиться с учетом соблюдения требований надежности электроснабжения потребителей, качества напряжения, обеспечения требуемой пропускной способности линии, ограничения токов короткого замыкания, удобства эксплуатации. Оптимизационные задачи сложные, многокритериальные. Одним из способов решения таких задач является сведение их к однокритериальной, при этом один из критериев выбирают в качестве основного, а остальные учитывают в виде ограничений. Так задачу оптимизации режима электрической сети можно сформулировать как задачу достижения минимума эксплуатационных затрат при заданном уровне надежности.
Так как ежегодные издержки состоят из: отчислений на амортизацию эл. сети, расходов на эксплуатацию и стоимости потерянной электроэнергии, то можно от экономического критерия перейти к техническим к техническим критериям оптимизации. Если оптимизация режима электрической сети осуществляется за какой-то период времени, то в качестве критерия используют потери электроэнергии
где  – потери электроэнергии в i-м элементе сети за рассматриваемый период, МВт, n-количество элементов сети.
В тех случаях, когда оптимизация режима производится для данного момента времени, может быть использован более простой критерий в виде потерь активной мощности
где  – потери мощности в i-и элементе сети за рассматриваемый период, МВт, n – количество элементов сети.
Перечислим наиболее существенные эксплуатационные пути оптимизации режимов, не требующие дополнительных капитальных затрат: повышение уровня рабочего напряжения в разомкнутых распределительных сетях; управление потоками мощности в неоднородных замкнутых сетях; оптимизация режимов работы параллельных элементов сети, имеющих одинаковые параметры; оптимизация мест размыкания замкнутых сетей З5кВ и выше с различными номинальными напряжениями линий в контурах; оптимизация режимов работы трансформаторов на подстанциях.
Рассмотрим наиболее значимые пути оптимизации режимов на следующих примерах.
Оптимизация мест размыкания замкнутых эл. сетей 110кВ (рис.1)
а) по критерию минимума суммарных потерь активной мощности
Рис. 1. Радиальная схема
В режиме наибольших нагрузок составим развернутую схему (рис.2) с указанием мощности (МВА) в узлах нагрузки, и активных сопротивлений участков сети ( Ом). Напряжение по концам эл. сети  110 кВ.
 Рис. 2. Схема с оптимальным распределением мощностей
Экономическое распределение мощностей соответствует потокораспределению в сети, содержащей только активные сопротивления.
Оптимальным местом размыкания по критерию минимума потерь мощности является точка потокораздела 5. Но она питается с двух сторон. Поэтому логично разомкнуть сеть на участке с меньшим потоком мощности, примыкающим к узлу 5, т. е. в точке с (рис. 3).
Таблица 1 – Результаты исследований
Точки
|
а
|
b
|
c
|
d
|
e
|
 МВт
|
4.3
|
3.3
|
1.68
|
2.42
|
4.8
|
 Рис. 3. Схема размыкания сети в точке с.
Вывод: в максимальном режиме нагрузок оптимальной точкой размыкания электрической сети по критерию минимума потерь мощности является точка с.
б) Теперь определим оптимальную точку размыкания по критерию минимума годовых потерь электроэнергии, полагая, что нагрузки в узлах 8,3, 5, 6 характеризуются годовыми графиками нагрузки по продолжительности, приведенной на рис. 4.
Таблица 2 – В режиме максимальных нагрузок:
Точки
|
а
|
b
|
c
|
d
|
e
|
 МВт∙ч
|
11692
|
8228
|
4443
|
6380
|
13600
|
 
а) б)
Рис. 4. График нагрузки по продолжительности:
а) для узлов 8, 3; б) для узлов 5 и 6.
Таблица 3. В режиме минимальных нагрузок
Точки
|
а
|
b
|
c
|
d
|
e
|
МВт∙ч
|
7015
|
1777
|
4937
|
2552
|
5440
|
Выводы: в максимальном режиме нагрузок оптимальной точкой размыкания эл. сети по критерию минимума годовых потерь электроэнергии является точка с, а в режиме минимальных нагрузок – точка b.
Список литературы
|
