Сертификация: тел. +7 (495) 175-92-77
Стр. 1
 

44 страницы

517.00 ₽

Купить официальный бумажный документ с голограммой и синими печатями. подробнее

Официально распространяем нормативную документацию с 1999 года. Пробиваем чеки, платим налоги, принимаем к оплате все законные формы платежей без дополнительных процентов. Наши клиенты защищены Законом. ООО "ЦНТИ Нормоконтроль".

Наши цены ниже, чем в других местах, потому что мы работаем напрямую с поставщиками документов.

Способы доставки

  • Срочная курьерская доставка (1-3 дня)
  • Курьерская доставка (7 дней)
  • Самовывоз из московского офиса
  • Почта РФ

Распространяется на трехфазные электроустановки промышленной частоты и определяет методы расчета и проверки проводников и электрических аппаратов на электродинамическую и термическую стойкость при коротких замыканиях

Оглавление

1. Область применения 2. Нормативные ссылки 3. Термины и определения 4. Общие положения 5. Электродинамическое действие тока короткого замыкания 5.1. Расчет электродинамических сил взаимодействия проводников 5.2. Выбор расчетной механической схемы шинных конструкций и гибких проводников 5.3. Допустимые механические напряжения в материале проводников и механические нагрузки на опоры при коротком замыкании 5.4. Определение механических напряжений в материале проводников и механических нагрузок на опоры при коротком замыкании 5.5. Проверка шинных конструкций, гибких проводников и электрических аппаратов на электродинамическую стойкость при коротком замыкании 6. Термическое действие тока короткого замыкания 6.1. Определение интеграла Джоуля и термически эквивалентного тока короткого замыкания 6.2. Проверка электрических аппаратов на термическую стойкость при коротком замыкании 6.3. Проверка проводников на термическую стойкость при коротком замыкании 6.4. Проверка силовых кабелей на невозгораемость при коротком замыкании Приложение А (рекомендуемое) Расчетные выражения для определения коэффициента ?(Z) Приложение Б (рекомендуемое) Методика проверки токопроводов на электродинамическую стойкость при повторном включении на короткое замыкание Приложение В (рекомендуемое) Методика расчета гибких проводников на электродинамическую стойкость Приложение Г (рекомендуемое) Примеры расчета электродинамической стойкости шинных конструкций

Показать даты введения Admin

ФЕДЕРАЛЬНОЕ АГЕНТСТВО ПО ТЕХНИЧЕСКОМУ РЕГУЛИРОВАНИЮ И МЕТРОЛОГИИ

НАЦИОНАЛЬНЫЙ СТАНДАРТ РОССИЙСКОЙ ФЕДЕРАЦИИ

ГОСТР

52736

2007

Короткие замыкания в электроустановках

МЕТОДЫ РАСЧЕТА ЭЛЕКТРОДИНАМИЧЕСКОГО И ТЕРМИЧЕСКОГО ДЕЙСТВИЯ ТОКА КОРОТКОГО ЗАМЫКАНИЯ

Издание официальное

о

о

о

сч

о

со

ш

Москва

Стандартинформ

2007

Предисловие

Цели и принципы стандартизации в Российской Федерации установлены Федеральным законом от 27 декабря 2002 г. № 184-ФЗ «О техническом регулировании», а правила применения национальных стандартов Российской Федерации — ГОСТ Р 1.0-2004 «Стандартизация в Российской Федерации. Основные положения»

Сведения о стандарте

1    РАЗРАБОТАН Филиалом ОАО «НТЦ электроэнергетики» — ВНИИЭ, Московским энергетическим институтом (Техническим университетом) (МЭИ (ТУ))

2    ВНЕСЕН Техническим комитетом по стандартизации ТК 437 «Токи короткого замыкания»

3    УТВЕРЖДЕН И ВВЕДЕН В ДЕЙСТВИЕ Приказом Федерального агентства по техническому регулированию и метрологии от 12 июля 2007 г. № 174-ст

4    ВЗАМЕН ГОСТ Р 50254-92

Информация об изменениях к настоящему стандарту публикуется ежегодно в издаваемом информационном указателе «Национальные стандарты», а текст изменений и поправок — в ежемесячно издаваемых информационных указателях «Национальные стандарты». В случае пересмотра (замены) или отмены настоящего стандарта соответствующее уведомление будет опубликовано в ежемесячно издаваемом информационном указателе «Национальные стандарты». Соответствующая информация, уведомление и тексты размещаются также в информационной системе общего пользования — на официальном сайте Федерального агентства по техническому регулированию и метрологии в сети Интернет

© Стандартинформ, 2007

Настоящий стандарт не может быть полностью или частично воспроизведен, тиражирован и распространен в качестве официального издания без разрешения Федерального агентства по техническому регулированию и метрологии

Содержание

1    Область применения............................................1

2    Нормативные ссылки............................................1

3    Термины и определения..........................................1

4    Общие положения.............................................2

5    Электродинамическое действие тока короткого замыкания.......................3

5.1    Расчет электродинамических сил взаимодействия проводников.................3

5.2    Выбор расчетной механической схемы шинных конструкций и гибких проводников.......5

5.3    Допустимые механические напряжения в материале проводников и механические нагрузки

на опоры при коротком замыкании..................................6

5.4    Определение механических напряжений в материале проводников и механических нагрузок

на опоры при коротком замыкании..................................8

5.5    Проверка шинных конструкций, гибких проводников и электрических аппаратов на электродинамическую стойкость при коротком замыкании ........................15

6    Термическое действие тока короткого замыкания...........................16

6.1    Определение интеграла Джоуля и термически эквивалентного тока короткого    замыкания . . 16

6.2    Проверка электрических аппаратов на термическую стойкость при коротком замыкании ... 21

6.3    Проверка проводников на термическую стойкость при коротком замыкании..........21

6.4    Проверка силовых кабелей на невозгораемость при коротком замыкании...........27

Приложение А (рекомендуемое) Расчетные выражения для определения коэффициента A(Z) ... 29 Приложение Б (рекомендуемое) Методика проверки токопроводов на электродинамическую

стойкость при повторном включении на короткое замыкание.............30

Приложение В (рекомендуемое) Методика расчета гибких проводников на электродинамическую

стойкость..........................................31

Приложение Г (рекомендуемое) Примеры расчета электродинамической стойкости шинных

конструкций ........................................ 37

НАЦИОНАЛЬНЫЙ СТАНДАРТ РОССИЙСКОЙ ФЕДЕРАЦИИ

Короткие замыкания в электроустановках МЕТОДЫ РАСЧЕТА ЭЛЕКТРОДИНАМИЧЕСКОГО И ТЕРМИЧЕСКОГО ДЕЙСТВИЯ ТОКА КОРОТКОГО ЗАМЫКАНИЯ

Short-circuits in electrical installations.

Calculation methods of electrodynamics and thermal effects of short-circuit current

Дата введения — 2008—07—01

1    Область применения

Настоящий стандарт распространяется на трехфазные электроустановки промышленной частоты и определяет методы расчета и проверки проводников и электрических аппаратов на электродинамическую и термическую стойкость при коротких замыканиях (КЗ).

2    Нормативные ссылки

В настоящем стандарте использованы нормативные ссылки на следующие стандарты:

ГОСТ 687-78 Выключатели переменного тока на напряжение свыше 1000 В. Общие технические условия

ГОСТ 16442-80 Кабели силовые с пластмассовой изоляцией. Технические условия

ГОСТ 18410-73 Кабели силовые с пропитанной бумажной изоляцией. Технические условия

Примечание — При пользовании настоящим стандартом целесообразно проверить действие ссылочных стандартов в информационной системе общего пользования — на официальном сайте Федерального агентства по техническому регулированию и метрологии в сети Интернет или по ежегодно издаваемому информационному указателю «Национальные стандарты», который опубликован по состоянию на 1 января текущего года, и по соответствующим ежемесячно издаваемым информационным указателям, опубликованным в текущем году Если ссылочный документ заменен (изменен), то при пользовании настоящим стандартом следует руководствоваться заменяющим (измененным) документом. Если ссылочный документ отменен без замены, то положение, в котором дана ссылка на него, применяется в части, не затрагивающей эту ссылку.

3    Термины и определения

В настоящем стандарте применены следующие термины с соответствующими определениями:

3.1

термическое действие тока короткого замыкания в электроустановке: Изменение температуры элементов электроустановки под действием тока короткого замыкания.

[ГОСТ 26522-85, статья 87]

3.2

электродинамическое действие тока короткого замыкания в электроустановке: Механическое действие электродинамических сил, обусловленных током короткого замыкания, на элементы электроустановки.

[ГОСТ 26522-85, статья 88]

Издание официальное

3.3

интеграл Джоуля: Условная величина, характеризующая тепловое действие тока короткого замыкания на рассматриваемый элемент электроустановки, численно равная интегралу от квадрата тока короткого замыкания по времени, в пределах от начального момента короткого замыкания до момента его отключения.

[ГОСТ 26522-85, статья 89]

3.4

ток термической стойкости электрического аппарата при коротком замыкании (ток термической стойкости): Нормированный ток, термическое действие которого электрический аппарат способен выдержать при коротком замыкании в течение нормированного времени термической стойкости.

[ГОСТ 26522-85, статья 90]

3.5

ток электродинамической стойкости электрического аппарата при коротком замыкании (ток электродинамической стойкости): Нормированный ток, электродинамическое действие которого электрический аппарат способен выдержать при коротком замыкании без повреждений, препятствующих его дальнейшей работе.

[ГОСТ 26522-85, статья 91]

4 Общие положения

4.1    Исходные положения

4.1.1    При проверке проводников и электрических аппаратов электроустановок на электродинамическую и термическую стойкость при КЗ предварительно должны быть выбраны расчетные условия КЗ, т. е. расчетная схема электроустановки, расчетный вид КЗ в электроустановке, расчетная точка КЗ, а также расчетная продолжительность КЗ в электроустановке (последнюю используют при проверке на термическую стойкость проводников и электрических аппаратов, а также при проверке на невозгораемость кабелей).

4.1.2    Расчетная схема электроустановки должна быть выбрана на основе анализа возможных электрических схем этой электроустановки при продолжительных режимах ее работы. К последним следует относить также ремонтные и послеаварийные режимы работы.

4.1.3    В качестве расчетного вида КЗ следует принимать:

-    при проверке электрических аппаратов и жестких проводников с относящимися к ним поддерживающими и опорными конструкциями на электродинамическую стойкость — трехфазное КЗ;

-    при проверке электрических аппаратов и проводников на термическую стойкость — трех- или однофазное КЗ, а на генераторном напряжении электростанций — трех- или двухфазное КЗ, в зависимости от того, какое из них приводит к большему термическому воздействию;

-    при проверке гибких проводников по условию их допустимого сближения во время КЗ — двухфазное КЗ.

4.1.4    В качестве расчетной точки КЗ следует принимать такую точку на расчетной схеме, при КЗ в которой проводник или электрический аппарат подвергается наибольшему электродинамическому или термическому воздействию.

Примечание — Исключения из этого требования допустимы лишь при учете вероятностных характеристик КЗ и должны быть обоснованы требованиями соответствующих ведомственных нормативных документов.

4.1.5    Расчетную продолжительность КЗ при проверке проводников и электрических аппаратов на термическую стойкость следует определять путем сложения времени действия основной релейной защиты, в зону которой входят проверяемые проводники и электрические аппараты, и полного времени отключения соответствующего выключателя, а при проверке кабелей на невозгораемость — путем сложения времени действия резервной релейной защиты и полного времени отключения ближайшего к месту КЗ выключателя.

При наличии устройств автоматического повторного включения (АПВ) цепи следует учитывать суммарное термическое действие тока КЗ.

4.1.6 При расчетной продолжительности КЗ до 1 с допустимо процесс нагрева проводников под действием тока КЗ считать адиабатическим, а при расчетной продолжительности КЗ более 1 с и при небыстродействующих АПВ следует учитывать теплоотдачу в окружающую среду.

5 Электродинамическое действие тока короткого замыкания

5.1    Расчет электродинамических сил взаимодействия проводников

5.1.1    Электродинамические силы взаимодействия F, Н, двух параллельных проводников с токами следует определять по формуле

F =2 • 10-7/112 а кф,    (1)

где 2 • 10-7 — постоянный параметр, Н/А2;

1^, г'2 — мгновенные значения токов проводников, А; l — длина проводников, м; а — расстояние между осями проводников, м;

Кф — коэффициент формы.

Для проводников прямоугольного сечения коэффициент формы следует определять по кривым, приведенным на рисунке 1.

0.4

0    0,4    0,8    1,2    1,6 а-Ь

h + b

Рисунок 1 — Диаграмма для определения коэффициента формы проводников прямоугольного сечения


1.2


1,0


0,8


0.6


0,2


Для круглых проводников сплошного сечения, проводников кольцевого сечения, а также проводников (шин) корытообразного сечения с высотой профиля 0,1 м и более следует принимать Кф = 1,0.

5.1.2    Наибольшее значение электродинамической силы имеет место при ударном токе КЗ.

5.1.3    Максимальную силу F^aX, Н, (эквивалентную равномерно распределенной подлине пролета нагрузки), действующую в трехфазной системе проводников на расчетную фазу при трехфазном КЗ, следует определять по формуле

f(3) = Уз •10-7 I (,(3))2 кфк ' max    *' уд ' кфкрасп>

где l — длина пролета, м;

iу3) — ударный ток трехфазного КЗ, А;

к

расп — коэффициент, зависящий от взаимного расположения проводников.

Значения коэффициента Красп для некоторых типов шинных конструкций (рисунок2) указаны в таблице. 1.

^тах ^"раст

а

^"тах ^"раст

Рисунок 2 — Схемы взаимного расположения шинных конструкций

Таблица 1 — Значения коэффициента К

расп

Расположение шин

Расчетная

фаза

Значение коэффициента Красп для нагрузок

результиру

ющей

изгибающей

растягива

ющей

сжимающей

В одной плоскости (рисунок 2 а)

В

1,00

1,00

0

0

По вершинам равностороннего треугольника (рисунок 2 б)

А

1,00

0,94

0,25

0,75

В

1,00

0,50

1,00

0

С

1,00

0,94

0,25

0,75

По вершинам прямоугольного равнобедренного треугольника (рисунок 2 в)

А

0,87

0,87

0,29

0,87

В

0,95

0,43

0,83

0,07

С

0,95

0,93

0,14

0,43

По вершинам равностороннего треугольника, но оси изоляторов расположены под углом 2 я/3 друг к другу (рисунок 2 г)

А, В, С

1,00

0,50

1,00

0

При двухфазном КЗ максимальную силу определяют по формуле

F(2) = 2'10 l(i(2))2 КфК    ^3)

1 max    1 \'у^ КфКрасп’

a

где iу2) — ударный ток двухфазного КЗ, А.

5.2 Выбор расчетной механической схемы шинных конструкций и гибких проводников

5.2.1    Методику расчета электродинамической стойкости шинных конструкций и гибких проводников следует выбирать на основе расчетной механической схемы, учитывающей их особенности.

5.2.2    Следует различать:

-    статические системы, обладающие высокой жесткостью, у которых шины и изоляторы при КЗ остаются неподвижными;

-    динамические системы с жесткими опорами, у которых изоляторы при КЗ считаются неподвижными, а шины колеблются;

-    динамические системы с упруго податливыми опорами, в которых при КЗ колеблются и шины, и опоры;

-    динамические системы с гибкими проводниками.

5.2.3    Расчетные механические схемы шинных конструкций различных типов, обладающих высокой жесткостью, представлены в таблице 2.

Таблица 2 — Расчетные схемы шинных конструкций

Номер

схемы

Расчетная схема

Тип балки и опоры

Коэффициент

X

р

r1

1

и и

Однопролетная:

А и В — простые опоры

8

1

3,14

2

1 д

t* и

Однопролетная:

А — неподвижная опора В — простая опора

8

1,25

3,93

3

ь—1

и и

Однопролетная:

А и В — неподвижные опоры

12

1

4,73

4

l.z1, <z2.

£> А

U \в и

Двухпролетная:

А и В — простые опоры

8

1,25

3,93

5

Ь А А А

\А f в |в

Трех и более пролетная: А и В — простые опоры

10*

12**

1,13

1

4,73

* Для крайних пролетов.

** Для средних пролетов.

Примечание — Коэффициент X используют при определении максимального напряжения в материале проводника, р — при определении нагрузки на изолятор, г, — параметр основной частоты собственных колебаний шины.

Расчетные схемы имеют вид равнопролетной балки, лежащей или закрепленной на жестких опорах и подвергающейся воздействию равномерно распределенной нагрузки.

Различают следующие типы шинных конструкций и соответствующих расчетных механических

схем:

-    шинная конструкция, длина которой равна длине одного пролета; для нее расчетной схемой является балка с шарнирным опиранием на обеих опорах пролета (таблица 2, схема № 1);

-    шинная конструкция, длина которой равна длине одного пролета, с одной простой и одной неподвижной опорами; для нее расчетной схемой является балка с шарнирным опиранием на простой опоре и жестким опиранием (защемлением) на неподвижной опоре пролета (таблица 2, схема № 2);

-    шинная конструкция, длина которой равна длине одного пролета, с неподвижными опорами; для нее расчетной схемой является балка с жестким опиранием (защемлением) на обеих опорах пролета (таблица 2, схема № 3);

-    шинные конструкции, длина которых равна длине двух, трех и более пролетов; для них расчетной схемой является балка с шарнирным опиранием на каждой из опор (таблица 2, схемы № 4 и 5).

5.2.4    Расчетной схемой шинной конструкции с упруго податливыми опорами следует считать схему, в которой масса шины распределена подлине пролета, а опоры представлены телами с эквивалентной массой М и пружинами с жесткостью Соп.

5.2.5    Для гибких проводников в качестве расчетной схемы применяют схему с жестким стержнем, ось которого очерчена по цепной линии. Гирлянды изоляторов вводят в механическую схему в виде жестких стержней, шарнирно соединенных с проводниками и опорами. Размеры стержней расчетной схемы определяют из статического расчета на действие сил тяжести.

5.3 Допустимые механические напряжения в материале проводников и механические нагрузки на опоры при коротком замыкании

5.3.1 Допустимое напряжение в материале жестких шин стдоп, Па, следует принимать равным 70% временного сопротивления разрыву материала шин Стр

°доп _ 0,7стр.    (4)

Допустимое напряжение в материале шин должно быть ниже предела текучести этого материала.

Временные сопротивления разрыву и допустимые напряжения в материалах шин приведены в таблице 3.

В зоне сварных соединений шин их временное сопротивление разрыву снижается. Его значение обычно определяют экспериментально; при отсутствии экспериментальных данных значения временного сопротивления разрыву, а также допустимого напряжения следует принимать, используя данные таблицы 3.

Таблица 3 — Основные характеристики материалов шин

Материал шины

Марка

Временное сопротивление разрыву, МПа

Допустимое напряжение, МПа

Модуль упругости, 1010 Па

материала

в области сварного соединения

материала

в области сварного соединения

Алюминий

АО, А

118

118

82

82

7

АДО

59—69

59—69

41—48

41—48

7

Алюминиевый

сплав

АД31Т

127

120

89

84

7

АД31Т1

196

120

137

84

7

АВТ1

304

152

213

106

7

1915Т

353

318

247

223

7

Медь

МГМ

245—255

171,5—178

10

МГТ

245—294

171,5—206

10

5.3.2 В зависимости от взаимного расположения шин и изоляторов последние при воздействии на них электродинамических сил работают на изгиб или растяжение (сжатие) или одновременно на изгиб и растяжение (сжатие). В общем случае допустимую нагрузку на изолятор (изоляционную опору) Гдоп следует принимать равной 60% минимальной разрушающей нагрузки Fpa3p, приложенной к вершине изолятора (опоры) при изгибе или разрыве

^доп _ °,6^разр-    (5)

5.3.3 В случае работы изолятора на изгиб или растяжение (сжатие) значения допустимых нагрузок

на изолятор(опору)F


и F^ р, Н, следует принимать соответственно равными:


^оп.изг °,6 ^азр.изг; Fдоп.p _ °,6 Fpaзp.p,


доп.изг доп.р


(6)


где ^азр.изг и Fpaзp.p '

задаваемые предприятием-изготовителем минимальные разрушающие нагрузки соответственно при изгибе и растяжении (сжатии) изолятора, Н.

5.3.4    Допустимую нагрузку на спаренные изоляторы (опоры) следует принимать равной 50 % суммарного разрушающего усилия изоляторов (опор)

^оп _ 0,5^азр &    (7)

где Fp^p Е — суммарное разрушающее усилие спаренных изоляторов (опор), Н.

5.3.5    При удалении центра масс шины от вершины опорного изолятора, например, когда плоская шина поставлена на ребро (рисунок 3а, б), значение допустимой нагрузки на опорный изолятор при изгибе следует пересчитать в соответствии с формулой

^оп _ ^^азр.изгh , где N — коэффициент допустимой нагрузки, равный 0,6 или 0,5 (5.3.2—5.3.4); h и Н — расстояния от опасного сечения изолятора соответственно до его вершины и центра масс поперечного сечения шины, м.

Опасное сечение опорно-стержневых изоляторов с внутренним креплением арматуры (рисунок 3а) следует принимать у опорного фланца, опорно-стержневых изоляторов с внешним креплением арматуры (рисунок3б, в) — у кромки нижнего фланца, а опорно-штыревых изоляторов (рисунок3г) — на границе контакта штыря с фарфоровым телом изолятора.

Допустимую изгибающую нагрузку многоярусных изоляционных опор (колонок изоляторов) (рисунок 3г, д) следует принимать равной допустимой нагрузке наименее прочного яруса, определяемой по формуле (8).


7777/

7777

Рисунок 3 — Определение допустимых нагрузок на изоляторы и изоляционные опоры


в    г    д


5.3.6    При расположении фаз по вершинам треугольника (рисунок2б, в, г) изоляторы одновременно испытывают как растягивающие (сжимающие), так и изгибающие усилия. Допустимые изгибающую •доп изг и растягивающую Гдоп р нагрузки в ньютонах следует определять по формулам (6).

5.3.7    Допустимое напряжение в материале гибких проводников стдоп, МПа, следует принимать равным

°доп Nстпр,

(9)

где N — коэффициент допустимой нагрузки, равный 0,35—0,50; стпр — предел прочности при растяжении, Н.

5.3.8 Допустимую нагрузку на подвесные изоляторы следует принимать равной 30 % разрушающей нагрузки, т. е.

(10)

•доп °,3^разр.

5.3.9 Расстояния между проводниками фаз Аф^, а также между проводниками и заземленными частями Лф шинных конструкций напряжением 35 кВ и выше и проводников ошиновки распределительных устройств и воздушных линий, а также токопроводов к моменту отключения КЗ должны оставаться больше допустимых изоляционных расстояний, определяемых при рабочих напряжениях, т. е.

Аф-ф > Аф-ф.доп; Аф-з > Аф-з.доп,

(11)

и Аф-здоп— минимально допустимые расстояния по условиям пробоя соответственно между проводниками фаз и проводниками и заземленными частями при рабочем напряжении.

где А

5.4 Определение механических напряжений в материале проводников и механических нагрузок на опоры при коротком замыкании

5.4.1    Расчет шинных конструкций, обладающих высокой жесткостью

5.4.1.1    При расчете шинной конструкции, обладающей высокой жесткостью, шину в любом пролете между изоляторами, кроме крайних, следует рассматривать как стержень (балку). Наличие ответвлений допускается не учитывать.

5.4.1.2    Максимальное напряжение в материале шины amax, Па, и нагрузку на изолятор шинной конструкции высокой жесткости F^, Н, при трехфазном КЗ следует определять по формулам:

ф-ф.доп

(12)


М и

W


F(3) l

1 maxt.

XW ’


F (3) _BF (3)

(13)

• 1лп    m

из    max

где Fmax — максимальная сила, возникающая в многопролетной балке при трехфазном КЗ, Н, определяемая по формуле (2);

l — длина пролета, м;

X и р — коэффициенты, зависящие от условия опирания (закрепления) шин, а также числа пролетов конструкции с неразрезными шинами (таблица 2);

W — момент сопротивления поперечного сечения шины, м3; формулы для его расчета приведены в таблице 4.

Таблица 4-ний шин

■ Формулы для определения момента инерции J и момента сопротивления Wпоперечных сече-

Расчетные формулы

J, м4

W, м3

I bh3 Jy _ 12

... bh2 Wy _ IT

Форма поперечного сечения и расположение шин

Продолжение таблицы 4

Расчетные формуёы

J, м4

W, м3

hb 3 Jy _ 12

... hb2 Wy ■ -in

bh 3 Jy _ 6

... bh2 Wy _-3-

hb 3* Jy _ 6

... hb2 Wy _ 3

, H4- h 4 Jy _ 12

H4- h 4

Wy _-

y 6H

%D 4 Jy _ 64

Wy _’D 3

y 32

_n(D 4- d 4) y 64

Wy _^ 4- d 4) y 32D

j _ h4 Jy _ 12

... H3

Wy _ t

j _ h4 Jy _ 12

H3

Wy _^^ y 6^2

Форма поперечного сечения и распоёожение шин

i."

_

W-

W-

и

н

i

6

*

X

Окончание таблицы 4

Форма поперечного сечения и расположение шин

Расчетные формулы

J, м4

W, м3

, H4 — h4 Jy _ 12

м/ _ H4 — h4 y 6HV2

he3 - (h - 2A)(e - A)3 + 2A(b - e)3

Jy

W. _ y

Jy _ 3 ,

bA(b - A) A

где e _-----+ —

hb - (b - A)(h - 2A) 2

y

1

b

-

e

Jyo _ 2Jy

Wyo _ 2w;*

Примечание — Когда прокладки приварены к обеим полосам пакета, то вместо формул, отмеченных и 1, следует применять формулы:

ay<i

J

2a=:

P

X

23

]

b

hb (3a2 + b 2); 3    (an + b)

, hb

Jy- — (3a2 + b 2); Wy _

При двухфазном КЗ

„    _ F^al l;    (14)

°max _ XW ’

F(2) _RF(2)    (15)

1 из Ь" max’    v 7

Где F(2) — максимальная сила, возникающая в многопролетной балке при двухфазном КЗ, Н, и опре-

max

деляемая по формуле (3).

При расчете напряжений в области сварных соединений, находящихся на расстоянии Zот опорного сечения, в формулы (12) и (14) следует подставлять значения A(Z), вычисленные в соответствии с таблицей А.1 (приложение А).

5.4.1.3 Электродинамические нагрузки на отдельные проводники составных шин (рисунок 4) обусловлены взаимодействием их токов с токами проводников других фаз и с токами других элементов проводника одной и той же фазы. Максимальное напряжение в материале составных шин при КЗ допускается определять по формуле

CTmax _ стф.тах + стэл.max,    (16)

где Стф max — максимальное напряжение в материале шины, обусловленное взаимодействием тока данного проводника с токами проводников других фаз, Па, которое в зависимости от вида КЗ следует определять по формулам (12) или (14); стэл max — максимальное напряжение в материале шины, обусловленное взаимодействием токов отдельных элементов проводника одной фазы, Па, которое следует определять по формуле

_    _ 2 • 10-7/ЭлКф f /уд ^2    (17)

стэл.тах    , „    I    „    I    ,

Хаэл^Эл    I    n    )

где /эл —    расстояние    между    осями прокладок,    м;

аэл —    расстояние    между    осями поперечных сечений элементов составных шин, м (рисунок 4);

— момент сопротивления поперечного сечения элемента составной шины, м3;

/уд — ударный ток трехфазного или двухфазного КЗ, А; n — число проводников в одной фазе.

Рисунок 4 — Двухполосная шина

5.4.2 Расчет шинных конструкций с жесткими опорами

5.4.2.1    Шинную конструкцию, изоляторы которой обладают высокой жесткостью, в расчетах на динамическую стойкость при КЗ следует представлять как стержень с защемленными концами, имеющий лишь основную частоту собственных колебаний.

5.4.2.2    Максимальное    напряжение    в материале шин сттах, Па,    и    нагрузку    на    изоляторы Гиз, Н,    при

расположении    шин    в одной    плоскости    и    высокой жесткости изоляторов    шинной    конструкции    следует

определять по формулам:

при трехфазном КЗ

„ _ Fmax i.    (18)

сттах _ XW П;

Fi33) _Р'=т3)хП;    (19)

при двухфазном КЗ

F(2) l 1 max lr

XW

Fи(з2) = PFrmaX^>

(21)

где л — коэффициент динамической нагрузки, зависящий от основной частоты собственных колебаний шины fi (5.4.2.3) и от ударного коэффициента тока %. Значения коэффициента л для двухфазного и трехфазного КЗ в зависимости от отношения /1//синх (/синх = 50 Гц) при разных коэффициентах % следует определять по графикам, приведенным на рисунке 5.

Рисунок 5 — Зависимость коэффициента динамической нагрузки для изоляторов и шин от частоты собственных колебаний шины при различных ударных коэффициентах %: 1 — % > 1,6; 2 — % =1,4; 3 — % =1,25; 4 — % = 1,1;

5 — % =1,0

5.4.2.3    Расчетную частоту собственных колебаний шины /1, Гц, следует определять по формуле

f^-^л EJ,    (22)

1    2%12 V m

где Г| — параметр основной частоты собственных колебаний шины. Значения этого параметра зависят от типа шинной конструкции и указаны в таблице 2;

Е — модуль упругости материала шины, Па;

J — момент инерции поперечного сечения шины, м4; m — масса шины на единицу длины, кг/м.

5.4.2.4    Максимальную нагрузку на проходные изоляторы F^, Н, следует определять по формуле

F = R ^'10 7 l (/(3) )2 кфК л    (23)

' из н а 'пр'у^ КфКрасп'1>

где 1пр — расстояние от торца проходного изолятора до ближайшего опорного изолятора фазы, м.

5.4.2.5    Максимальное напряжение amax (Па) в материале составных шин шинной конструкции с жесткими опорами допустимо определять по формуле (16). При этом максимальное напряжение в материале шин, обусловленное взаимодействием проводников других фаз, ^фтах следует определять в зависимости от вида КЗ по формуле (18) или (20), а максимальное напряжение в материале шин, обусловленное взаимодействием отдельных элементов проводника одной фазы, стэл max — по формуле

2 ■ 10-7 llK f iyR '] 2    (24)

Л эл,

max    Хаэл^эл

где лэл— коэффициент динамической нагрузки, зависящий от расчетной основной частоты собственных колебаний элементов составной шины /1эл, который следует определять по расчетным графикам, приведенным на рисунке 5.

Расчетную основную частоту собственных колебаний элементов составной шины фазы /1эл, Гц, определяют по формуле

=    ГЁГ    (25)

1эл 2d*\ т 3

где 1эл — расстояние между осями прокладок, м;

J — момент инерции поперечного сечения элемента шины, м4; тэп — масса элемента шины на единицу длины, кг/м.

5.4.2.6 Максимальное напряжение в материале шин amax, Па, и максимальную нагрузку на опорные и проходные изоляторы 'из, Н, при расположении шин по вершинам треугольника (рисунок 26, в, г) следует определять с учетом их пространственных колебаний, используя формулы:

_ F(3) l ? .    (26)

°max _ XW ;

F(3) _ F(3)    '    (27)

'из Fmax'l SF ’    v '

F(2) _ F(2)    (28)

' из ' max'l^F>    v '

где W —меньший из двух моментов сопротивления поперечного сечения шины, м3, т. е. момента сопротивления при изгибе в плоскости, проходящей через ось изоляторов, и момента сопротивления при изгибе шины в плоскости, проходящей через другую ось шины;

F(3) и F(2) —электродинамические силы, определяемые соответственно по формулам (2) и (3);

max max

и £,f —коэффициенты, значения которых для наиболее распространенных типов шинных конструкций (рисунок 2, б, в, г) приведены в таблице 5.

Таблица 5 — Значения коэффициентов Е,а и £ f шинных конструкций

Значение коэффициента

Расположение шин

Схема конструкции на рисунке 2

Значение коэффициента ^F

для шин круглого и кольцевого сечений

для шин квадратного сечения

По вершинам прямоугольного равнобедренного треугольника

в

0,95

0,95

1,16

По вершинам равностороннего

б

1,0

1,0

1,39

треугольника

г

1,0

1,0

1,21

5.4.3 Расчет подвесного самонесущего токопровода

5.4.3.1 Расчетное максимальное напряжение в материале проводников подвесного самонесущего токопровода Страсч max, Па, следует определять с учетом собственного веса, веса изоляционных распорок и льда, а также действия напора ветра, т. е.

страсч. max _ CTmax + ств,    (29)

где CTmax — максимальное напряжение в материале проводников вследствие электродинамического действия тока КЗ;

ств — напряжение в материале проводников от собственного веса, веса изоляционных распорок и льда, а также действия напора ветра.

Нагрузку на изолятор подвесного самонесущего токопровода следует определять по формуле (13).

5.4.4 Расчет шинных конструкций с упругоподатливыми опорами

5.4.4.1 Максимальное напряжение в материале шин и максимальную нагрузку на изоляторы шинных конструкций супругоподатливыми опорами следуетопределять соответственно по формулам (18) и (19) или (20) и (21), а частоту собственных колебаний — по формуле (22), учитывая при этом, что параметр основной частоты Г| является функцией безразмерных величин Соп/3/EJ и M/ml, где Соп — жесткость опор, а М —приведенная масса. Значения жесткости опор определяют экспериментально, а приведенной массы — согласно 5.4.4.2. Кривые для определения Г1 шин с жестким закреплением на опорах приведены на рисунке 6, а для шин с шарнирным закреплением — на рисунке 7. Для шин с чередующимися жесткими и шарнирными закреплениями на опорах значение параметра Г1 допустимо приблизительно оценивать как среднее между его значениями, найденными по кривым рисунков 6 и 7.

Рисунок 6 — Кривые для определения параметра основной частоты собственных колебаний шины при ее жестком

закреплении на упругоподатливых опорах

Рисунок 7 — Кривые для определения параметра основной частоты собственных колебаний шины при ее шарнирном закреплении на упругоподатливых опорах

Значения Г1 для шин сжестким закреплением на опорах при Conl 3/EJ>5000 и для шин с шарнирным закреплением на опорах при Conl3/EJ > 3000 приведены в таблице 2.

5.4.4.2 Приведенную массу опоры М, кг, определяют по приближенной формуле

ч2

(30)

ц. оп

M = мп

Н,

ц. ш

где Мо

масса опоры, кг;

Нц оп и Нцш — расстояния от основания опоры соответственно до центра масс опоры (изолятора) и цен-

тра масс поперечного сечения шины (рисунок 8), м .

При известной частоте собственных колебаний опоры, закрепленной на упругом основании, приведенную массу М, кг, следует определять по формуле

M = с°п _(31)

А

(2я/оп)2

где Соп — жесткость опоры, практически равная жесткости изолятора Сиз,

Н/м;

/оп— частота собственных колебаний опоры, Гц, равная частоте колебаний изолятора /из.

а:

Г77777

77777:

5.4.5 Проверка токопроводов на электродинамическую стойкость при наличии устройств АПВ

Рисунок 8 — К расчету приведенной массы опоры

5.4.5.1 При наличии быстродействующих АПВ токопроводы электроустановок напряжением 35 кВ и выше следует проверять на электродинамическую стойкость при повторном включении на КЗ.

Методика проверки приведена в приложении Б. Такая проверка не требуется, если продолжительность бестоковой паузы tб п, с

,2,3    (32)

%.п —

f-,8 ’

где fi — первая (основная) частота собственных колебаний ошиновки, Гц;

8 — логарифмический декремент затухания токопровода при горизонтальных колебаниях, значение которого определяется экспериментально для каждой конкретной конструкции токопровода.

5.4.6 Расчет гибких проводников

5.4.6.1    При расчете гибких проводников следует определять максимальное тяжение в проводниках и максимальное отклонение проводников при КЗ и после его отключения (приложение В).

5.5 Проверка шинных конструкций, гибких проводников и электрических аппаратов на электродинамическую стойкость при коротком замыкании

5.5.1    При проверке шинных конструкций на электродинамическую стойкость расчетными величинами являются максимальное напряжение в материале шин amax (Па) и максимальная нагрузка на изоляторы Fmax (Н).

Для проверки электродинамической стойкости шинных конструкций следует использовать следующие неравенства:

<    а

(33)

доп

<    F.

доп

где адоп и Гдоп — допустимое механическое напряжение в материале шин, Па, и допустимая механи-

доп

ческая нагрузка на изоляторы, Н, которые следует определять в соответствии с 5.3.

Примеры расчета электродинамической стойкости шинных конструкций приведены в приложении Г.

5.5.2 При проверке гибких проводников на электродинамическую стойкость расчетными величинами являются максимальное тяжение Fmax /и максимальное сближение проводников при КЗ.

Для проверки электродинамической стойкости гибких проводников следует использовать следующие неравенства:

Fmax f < ^доп; a — 2(s — rp ) — aдоп. min,

(34)

где Гдоп — допустимое тяжение проводников, которое следует определять в соответствии с 5.3; а — расстояние между проводниками фаз при отсутствии их смещения; s — расчетное смещение проводников;

Гр — радиус расщепления фазы; адоп min — наименьшее допустимое расстояние между проводниками разных фаз при наибольшем рабочем напряжении.

5.5.3 Электродинамическая стойкость электрических аппаратов в зависимости от типа и конструкции характеризуется их предельными сквозными токами /,

и 1пр скв и номинальными токами электро-

15

динамической стойкости i    и /дин или кратностью тока электродинамической стойкости ^/(^2/^) =

н.

= К Кдин-

Электродинамическая стойкость электрического аппарата обеспечена, если выполняются усло-

вия:

/дин 1п0;

1 дин 1 уд;

(35)

1 пр. скв 1 п0’

1 пр. скв — iуд,

где /п0 — начальное действующее значение периодической составляющей тока КЗ в цепи с электрическим аппаратом;

1уд — ударный ток КЗ.

6 Термическое действие тока короткого замыкания

6.1    Определение интеграла Джоуля и термически эквивалентного тока короткого замыкания

6.1.1    Степень термического воздействия тока КЗ на проводники и электрические аппараты определяется значением интеграла Джоуля Вк, А2 • с

2    (36)

в к = i i «dt,

0

где /^ — ток КЗ в произвольный момент времени t, A; toncn — расчетная продолжительность КЗ в электроустановке (4.1.5), с.

Степень термического воздействия тока КЗ на проводники и электрические аппараты допустимо также определять с использованием значений термически эквивалентного тока КЗ

г    =    ,    B    к    (37)

/тер.эк Jt

t Г

•откл

и расчетной продолжительности КЗ.

6.1.2    Интеграл Джоуля Вк допускается определять приближенно как сумму интегралов от периодической Вкп и апериодической Вка составляющих тока КЗ, т. е.

Вк ~ Вк.п + Вк.а.    (38)

6.1.3    Методика аналитических расчетов интеграла Джоуля и термически эквивалентного тока КЗ зависит от расчетной схемы электроустановки, положения расчетной точки КЗ и ее удаленности от генераторов, синхронных компенсаторов и электродвигателей. При этом возможны следующие случаи:

а)    исходная расчетная схема электроустановки имеет произвольный вид, но для всех генераторов и синхронных компенсаторов КЗ является удаленным, т. е. отношение действующего значения периодической составляющей тока любого генератора или синхронного компенсатора в начальный момент КЗ к его номинальному току менее двух. В этом случае все источники электрической энергии и связывающие их с точкой КЗ элементы расчетной схемы путем преобразования схемы замещения должны быть заменены общим эквивалентным источником (системой), ЭДС которого принимается неизменной по амплитуде, а индуктивное сопротивление равным результирующему эквивалентному индуктивному сопротивлению элементов расчетной схемы;

б)    исходная расчетная схема содержит один или несколько однотипных и одинаково удаленныхот расчетной точки КЗ генераторов или синхронных компенсаторов, причем расчетное КЗ для нихявляется близким, т. е. начальное действующее значение периодической составляющей тока каждого генератора или синхронного компенсатора превышает его номинальный ток в два и более раза;

в)    исходная расчетная схема содержит различные источники энергии, а расчетная точка КЗ делит схему на две независимые части, одна из которых содержит источники энергии, для которых расчетное КЗ является удаленным, а другая — один или несколько генераторов (синхронных компенсаторов), находящихся в одинаковых условиях относительно точки КЗ и связанных с точкой КЗ по радиальной схеме, причем для этой машины или группы машин расчетное КЗ является близким. В этом случае эквивалентную схему замещения следует преобразовать в двухлучевую: все источники энергии, для которых расчетное КЗ является удаленным, и связывающие их с точкой КЗ элементы представить в виде одной ветви с неизменной по амплитуде эквивалентной ЭДС и результирующим эквивалентным сопротивлением, а машину или группу машин, для которых расчетное КЗ является близким, — в виде другой ветви с изменяющейся во времени ЭДС и соответствующим эквивалентным сопротивлением;

г) исходная расчетная схема содержит различные источники энергии, а расчетная точка КЗ делит схему на две независимые части, одна из которых содержит источники энергии, для которых расчетное КЗ является удаленным, а другая — группу однотипных электродвигателей (синхронных или асинхронных), для которых расчетное КЗ является близким. В этом случае эквивалентную схему замещения также следует преобразовать в двухлючевую: все источники энергии, для которых расчетное КЗ является удаленным, и связывающие их с точкой КЗ элементы представить в виде одной ветви с неизменной по амплитуде эквивалентной ЭДС и результирующим эквивалентным сопротивлением, а группу электродвигателей — эквивалентной ЭДС и эквивалентным сопротивлением.

6.1.4 При определении интеграла Джоуля и термически эквивалентного тока КЗ допускается принимать, что апериодическая составляющая тока КЗ от той части расчетной схемы, которая содержит удаленные от места КЗ источники энергии, независимо от конфигурации этой схемы изменяется по экспоненциальному закону с эквивалентной постоянной времени. Последнюю следует определять по одной из следующих формул:

j _ xэк (R = 0)    ;    (39)

^синх^эк (x = 0)

(40)


;1)


а. эк


Im Z3K

°Ъинх Re Z3


Im Z

(41)

эк(20)

^. эк 2,5

Ъинх Re Z3k(20)

где хэк (R_0) и ^к (х_0) ■

^эк

Im 1эки Re 1эк-

^эк(20)'

Im ^эк(20) и Re ^эк(20) '


эквивалентные индуктивное и активное сопротивления относительно точки КЗ, определяемые из схем замещения, в которых все элементы исходной расчетной схемы учтены соответственно только индуктивными и только активными сопротивлениями;

комплексное эквивалентное сопротивление схемы замещения относительно расчетной точки КЗ, определяемое при частоте 50 Гц; соответственно мнимая и действительная составляющие этого сопротивления;

комплексное эквивалентное сопротивление схемы замещения относительно расчетной точки КЗ, определяемое при частоте 20 Гц; соответственно мнимая и действительная составляющие этого сопротивления.


Примечание — При определении эквивалентной постоянной времени J^k по любой из этих формул синхронные и асинхронные машины должны быть учтены индуктивным сопротивлением обратной последовательности и активным сопротивлением обмотки статора.

6.1.5 В тех случаях, когда исходная расчетная схема имеет произвольный вид, но для всех генераторов и синхронных компенсаторов КЗ является удаленным (6.1.3, перечисление а), интеграл Джоуля Вк, А2 •с, следует определять по формуле

1-е

(42)

где /пс — действующее значение периодической составляющей тока КЗ от эквивалентного источника энергии (системы), А.

В этом случае термически эквивалентный ток КЗ /тер эк, А, равен

1


^тер. эк    1п. с..

f

2t откл

1 + _а.эк t откл

1-

е Т а. эк

V.

У

Вк = 1 п. с^откл + Та. эк),


(43)

(44)

(45)


При ?откл > 3Таэк интеграл Джоуля допустимо определять по формуле


а термически эквивалентный ток КЗ по формуле


I = I И

-'тер.эк    -Vo-11


t


6.1.6 В тех случаях, когда исходная расчетная схема содержит один или несколько однотипных и одинаково удаленных от расчетной точки КЗ генераторов (синхронных компенсаторов), причем расчетное КЗ для нихявляется близким (6.1.3, перечисление б), интеграл Джоуля, А2 • с, следует определять по формуле


Вк = 1 п0г


В к. гtоткл + _а. г


1-е


а. г


(46)


где 1п0г— начальное действующее значение периодической составляющей тока КЗ от генератора


(генераторов, синхронных компенсаторов), А; относительный интеграл Джоуля:

^откл

} 1п2dt


В 1)

тк. г


(47)


В =

Вк. г =    2


2

4п0г‘откл


где !пй- — действующее значение периодической составляющей тока КЗ от генератора (генераторов, синхронных компенсаторов) в произвольный момент времени, А;

Таг— постоянная времени затухания апериодической составляющей тока КЗ от генератора (генераторов, синхронных компенсаторов), с.

Значения относительного интеграла Джоуля Вкг, учитывающего влияние изменения во времени амплитуды периодической составляющей тока КЗ, при разных системах возбуждения генераторов и разных удаленностях расчетной точки КЗ от генераторов, т. е. разных отношениях действующего значения периодической составляющей тока генератора в начальный момент КЗ к номинальному току машины могут быть определены по кривым на рисунках 9—11.

При рассматриваемой исходной расчетной схеме термически эквивалентный ток КЗ, А, следует определять по формуле


т


1)


а. г


1тер.эк    1п0г


В


1-е


а. г


(48)


к. г


t


*


При tOTI<n > 3_а г интеграл Джоуля допустимо определять по формуле


(49)


Вк * 1 п0гк. гtоткл

а термически эквивалентный ток КЗ по формуле


_а. г)’


(50)


а. г


1тер. эк    Люгт B к. г +


t


1)


Знак «*», расположенный под обозначением (В), означает, что данная величина выражена в относитель


ных единицах (здесь и далее).


В, г

0,9

0,8

0,7

0,6

0,5

0,4

0,3

0

Ч, 7г

10(ном)

= 2

^2£ . ч

^4

0,1    0,2    0,3    0,4    f,    с

Рисунок 10 — Кривые для определения Вкг от синхронных генераторов с тиристорной системой самовозбуждения

Рисунок 9 — Кривые для определения Вк г от синхронных генераторов с тиристорной независимой системой возбуждения

Рисунок 11 — Кривые для определения Вк г от синхронных генераторов с диодной бесщеточной системой самовозбуждения

6.1.7 В тех случаях, когда исходная расчетная схема содержит различные источники энергии, а расчетное КЗ делит схему на две независимые части, одна из которых содержит источники энергии, для которых КЗ является удаленным, а другая — один или несколько генераторов (синхронных компенсаторов), находящихся водинаковых условиях относительно точки КЗ и связанныхсточкой КЗ по радиальной схеме, причем для этой машины или группы машин расчетное КЗ является близким (6.1.3, перечисление в), интеграл Джоуля следует определять по формуле

21    ^

21 откп

Т


+ I \ Та г

п0г а. г


1-е


1-е


а. г


+


Вк    (Iп. с + 3п. с Люгфк. г + 1 п0г Вк. г^откл + 1 п. с Тг


(51)


л


1 отклС^ а. эк + Т а.г) 1 е Т а. экТ а. г


41п.с 1п0гТа.экТа. г Та.эк + Та.г


где Ок г — относительный интеграл от периодической составляющей тока в месте КЗ, обусловленно-

* го действием генератора (синхронного компенсатора):

^откл

J 1п1г^1

9- = fr—    (52)

'п0г‘откл

Значения относительного интеграла Ок г при разных системах возбуждения генераторов и разных удаленностях расчетной точки КЗ от генераторов могут быть определены по кривым на рисунках 12—14. В тех случаях, когда 3Та г > 1откл >3Га эк, интеграл Джоуля допустимо определять по формуле

+ 41п.с 1п0гТа.экТа. г    (53)


1-е


а. г


Вк    (Iп. с +    21п. с    1п0г?к.    г +    1 п0г Вк.    г)1откл +    1 п.    с Та.    эк+    1 п0г    Та.    г


а в случае, когда 1откл > 3Таг, интеграл Джоуля можно определять по формуле

г

0(ном)

= 2

2,5

_ 3

^ 4__ _5

___6

Рисунок 12 — Кривые для определения QKr от синхронных генераторов с тиристорной независимой системой возбуждения

Рисунок 14 — Кривые для определения QK г от синхронных генераторов с диодной бесщеточной системой самовозбуждения

Рисунок 13 — Кривые для определения QK г от синхронных генераторов с тиристорной системой самовозбуждения

4Тп.сТп0г7а.эк7а. г Та.эк + Та.г


(54)


Вк = (! 2


+ 2 Т Т

с    2-*п. с пОг


QK. г + Тпог Рк. г^откл + Тп. с Та. эк+ Тпог Та. г +


При рассматриваемой расчетной схеме термически эквивалентный ток КЗ следует определять по формуле (37), предварительно найдя значение 6кс помощью формулы (51) или (53), или (54).

6.1.8 В тех случаях, когда исходная расчетная схема содержит различные источники энергии, а расчетная точка КЗ делит схему на две независимые части, одна из которых содержит источники энергии, для которых расчетное КЗ является удаленным, а другая — группу однотипных электродвигателей, для которых расчетное КЗ является близким (6.3.1, перечисление з), интеграл Джоуля следует определять по методике, изложенной в 6.1.7, т. е. с использованием формул (51), (53) или (54), в которые вместо Тпог, Та г, бкги ркг следует подставлять соответственно начальное значение периодической составляющей тока КЗ от эквивалентного двигателя Тпод, постоянную времени затухания апериодической составляющей его тока Та д и значения функций Вк д и СЗк д для эквивалентного электродвигателя . Значения этих функций для синхронных электродвигателей могут быть определены по кривым на рисунках 15 и 16, а для асинхронных электродвигателей — по кривым на рисунках 17 и 18.

Зд(ном

= 2^

3

4

5

6

_ 7 ~

0    0,1    0,2    0,3    0,4    f,    с

Рисунок 15 — Кривые для определения Вкд от синхронного электродвигателя

-к.д

о,э|

0,8

0,7

0,6

0,5

0,4

0,3


Рисунок 16 — Кривые для определения Окд от синхронного электродвигателя

хронного электродвигателя


Q,


0,8


0,6


0,2


Рисунок 17 — Кривые для определения 6к д от асин- Рисунок 18 — Кривые для определения QK д от асин


хронного электродвигателя


К.Д

0,4

jndf

1(ном)

3

2

/

5

4

6

0,1    0,2    0,3    0,4    f,    с


Термически эквивалентный ток КЗ следует определять по формуле (37).

6.2 Проверкаэлектрическихаппаратовнатермическуюстойкостьприкороткомзамыкании

6.2.1 Термическая стойкость электрических аппаратов при сквозных КЗ характеризуется их нор

мированным током термической стойкости 1т го тока L

в амперах и допустимым временем воздействия это-

тер.норм

‘тер.норм в секундах (ГОСТ 687).

6.2.2 Расчетное выражение, которое следует использовать при проверке коммутационных аппаратов на термическую стойкость, зависит от расчетной продолжительности КЗ.

В тех случаях, когда расчетная продолжительность КЗ ?откл в секундах равна или больше допустимого времени воздействия нормированного тока термической стойкости норм в секундах, для проверки коммутационных аппаратов следует использовать выражение

г2

2

(55)

°к- 1 тер.нормЧер. норм-

В случае же, когда расчетная продолжительность КЗ меньше допустимого времени воздействия нормированного тока термической стойкости, условием термической стойкости коммутационных аппаратов является выполнение соотношения

®к 1 тер. норм ^ткп.    (56)

6.2.3 Допускается проверку коммутационных электрических аппаратов на термическую стойкость при КЗ проводить путем сравнения термически эквивалентного тока КЗ с допустимым током термической стойкости, учитывая при этом соотношение между допустимым временем воздействия нормированного тока термической стойкости и расчетной продолжительностью КЗ. При ^ткл >^ер.норм проверку коммутационных аппаратов на термическую стойкость при КЗ следует проводить, используя соотношение

^тер. эк ^тер. норм -\j tтер.норм ! tоткл ,    (57)

а при ^ткл < t^p норм условием термической стойкости коммутационного аппарата является выполнение соотношения

^тер.эк Тер.норм.

(58)

6.3 Проверка проводников на термическую стойкость при коротком замыкании

6.3.1 Проверка проводников на термическую стойкость при КЗ заключается в определении их температуры нагрева к моменту отключения КЗ и сравнении этой температуры с предельно допустимой тем-

пературой нагрева при КЗ. Проводник удовлетворяет условию термической стойкости, если температура нагрева    проводника к моменту отключения КЗ $к не превышает    предельно    допустимую

температуру нагрева    соответствующего    проводника при КЗ $кдоп, т. е. если выполняется    условие

$ <$    (59)

к к.доп

6.3.2    Допускается проверку проводников на термическую стойкость при КЗ проводить также путем сравнения термически эквивалентной плотности тока КЗ Лтер эк с допустимой в течение расчетной продолжительности КЗ плотностью тока Лтердоп (6.3.7). Проводник удовлетворяет условию термической стойкости при КЗ, если выполняется соотношение

^тер.эк <^тер.доп    (60)

6.3.3    Определение температуры нагрева проводников к моменту отключения КЗ следует проводить с использованием кривых зависимости температуры нагрева проводников $ от величины Л$.Такие кривые приведены на рисунке 19 — для жестких шин, кабелей и некоторых проводов и на рисунке 20 —для проводов других марок. Расчеты необходимо вести в следующей последовательности:

Материалы проводников: 1 — ММ; 2 — МТ; 3 — AM; 4 — АТ; 5 — АДО, АСТ; 6 — АД31Т1; 7 — АД31Т; 8 — Ст3

Рисунок 19 — Кривые для определения температуры нагрева шин, кабелей и проводов из различных материалов при КЗ

Материалы проводов: 1 — сплавы АЖ и АЖКП; 2 — сплавы АН и АНКП; 3 — алюминий марок А, АКП, АпКП и сталеалюминий марок АС, АСКП, АСКС, АСК, АпС, АпСКС, АпСК

Рисунок 20 — Кривые для определения температуры нагрева проводов при КЗ

Таблица 6 — Предельно допустимые температуры нагрева проводников при КЗ

Вид проводников

$к.доп, °С

Шины алюминиевые

200

Шины медные

300

Шины стальные, не имеющие непосредственного соединения с аппаратами

400

Шины стальные, имеющие непосредственное соединение с аппаратами

300

Кабели бронированные и небронированные с бумажной пропитанной изоляцией на напряжение,

кВ:

1

250

6—10

200

20—35

130

110—220

125

Кабели и изолированные провода с медными и алюминиевыми жилами и изоляцией:

из поливинилхлоридного пластиката

160

резины

160

полиэтилена (кабели до 35 кВ)

130

вулканизированного (сшитого) полиэтилена (кабели до 35 кВ)

250

Медные неизолированные провода при тяжениях, Н/мм2:

менее 20

250

20 и более

200

Алюминиевые неизолированные провода при тяжениях, Н/мм2:

менее 10

200

10 и более

160

Алюминиевая часть сталеалюминиевых проводов

200

Самонесущие изолированные провода на напряжение до 1 кВ с изоляцией из: термопластичного полиэтилена вулканизированного (сшитого) полиэтилена

135

250

Провода с защитной оболочкой на напряжения 6—20 кВ

250

6.3.4    В тех случаях, когда определяющим условием при выборе сечения проводника является его термическая стойкость при КЗ, следует определить минимальное сечение проводника по условию термической стойкости 5тер min, мм2, используя выражение

5тер. min = J А$    6-V ’    (62)

\(    $    к.    доп    $ н

где А$    — значение    функции А$, соответствующее предельно допустимой температуре нагрева

.    проводника при    КЗ (таблица 6);

А$н — значение этой функции, соответствующее температуре проводника до КЗ.

Термическая стойкость проводника обеспечивается, если площадь сечения 5,мм2, удовлетворяет неравенству

S ^ S^min    (63)

6.3.5    В тех случаях, когда нагрузка проводника до КЗ близка к продолжительно допустимой, минимальное сечение проводника, отвечающее требованию термической стойкости при КЗ, следует определять по формуле

S    -    VВк    (64)

°тер. min г

Стер

где Стер - А$    -    , А • с1/2/мм2;

тер у $ к.доп $ ном ’    ’

А$ном — значение функции А$ при продолжительно допустимой температуре проводника.

Значения параметра Стер для жестких шин приведены в таблице 7, для кабелей — в таблице 8, для проводов — в таблице 9.

Таблица 7 — Значения параметра Стер для жестких шин

Система

Материал проводника или марка

Значение Стер, А

с1/2/мм2, при начальной температуре, °С

легирования

сплава

70

90

120

Медь

170

Al

АДО

АД1Н

АДОМ, АД1М

90

91

92

81

82

83

68

69

70

Al-Mg-Si

АД31Т1

АД31Т

АД33Т1

АД33Т

АВТ1

АВТ

85

82

77

74

73

71

77

74

71

67

66

63

64

62

59

57

55

53

Al-Zn-Mg

1911

1915, 1915Т

71

66

63

60

53

51

Al-Mg-Mn

АМг5

63

57

48

Сталь при $доп - 400 °С Сталь при $доп - 300 °С

70

60

Таблица 8 — Значения параметра Стер для кабелей

Характеристика кабелей

Значение С„ „, А • с1/2/мм2

тер’

Кабели до 10 кВ:

с медными жилами

140

с алюминиевыми жилами

90

Кабели 20—30 кВ:

с медными жилами

105

с алюминиевыми жилами

70

Кабели и изолированные провода с поливинилхлоридной или резиновой изоля-

цией:

с медными жилами

120

с алюминиевыми жилами

75

Кабели и изолированные провода с поливинилхлоридной изоляцией: с медными жилами с алюминиевыми жилами

103

65

Таблица 9 — Значение параметра Стер для проводов

Материал провода

Марка провода

Значение Стер, А • с1/2/мм2, при допустимых температурах нагрева проводов при КЗ, °С

160

200

250

Медь

М

142

162

Алюминий

А, АКП, Ап, АпКП

76

90

Алюминиевый сплав

АН, АНКП

69

81

АЖ, АЖКП

66

77

Апюминий-сталь

АСК, АпС, АСКС, АпСКС,

76

90

АпСК, АС, АСКП

6.3.6 В тех случаях, когда для кабелей и проводов известны значения односекундного тока термической стойкости (допустимого односекундного тока КЗ) /тедоп1, их проверку на термическую стойкость при КЗ допустимо проводить путем сравнения интеграла Джоуля Вк с квадратом односекундного тока термической стойкости. Термическая стойкость кабеля или провода обеспечивается при выполнении условия

Вк < 12    ,.    (65)

к тер.доп1

Значения односекундного тока термической стойкости для кабелей с бумажной пропитанной изоляцией по ГОСТ 18410 приведены в таблице 10. Если нагрузка кабелей до КЗ меньше продолжительно допустимой, то указанные в таблице 10 значения односекундного тока термической стойкости следует умножить на соответствующий поправочный коэффициент. Его значения приведены в таблице 11.

Значения односекундного тока термической стойкости для кабелей с пластмассовой изоляцией напряжением до 6 кВ по ГОСТ 16442, приведены в таблице 12, для кабелей с изоляцией из сшитого полиэтилена напряжением 10 кВ — в таблице 13, для медных экранов этих кабелей — в таблице 14, для самонесущих изолированных проводов напряжением до 1 кВ — в таблице 15 и для проводов с защитной оболочкой напряжением 6—20 кВ — в таблице 16.

Таблица 10 — Односекундные токи термической стойкости для кабелей с бумажной пропитанной изоляцией

Односекундный ток термической стойкости, кА, при напряжении кабеля, кВ

Сечение токопроводящей жилы, мм2

6

10

20—

35

Медные жилы

Алюминиевые

жилы

Медные жилы

Алюминиевые

жилы

Медные жилы

Алюминиевые

жилы

6

0,72

0,47

0,76

0,49

10

1,82

0,79

1,28

0,82

16

1,94

1,28

2,04

1,33

25

3,11

2,02

3,26

2,12

2,42

1,58

35

4,32

2,79

4,53

2,93

3,37

2,18

50

5,85

3,78

6,13

3,96

4,55

2,94

70

8,43

5,52

8,84

5,79

6,57

4,32

95

11,71

7,66

12,28

8,04

9,13

5,98

120

14,77

9,68

15,49

10,16

11,52

7,55

150

18,22

11,88

19,10

12,46

14,76

7,58

185

22,78

14,94

23,88

15,66

17,75

11,70

240

29,95

19,62

31,40

20,56

23,34

15,30

300

28,91

19,12

Таблица 11 — Поправочные коэффициенты на односекундные токи термической стойкости для кабелей с бумажной пропитанной изоляцией, учитывающие предварительную нагрузку кабелей до КЗ

Номинальное напряжение кабеля, кВ

Место прокладки кабеля

Значение поправочного коэффициента на односекундный ток термической стойкости при коэффициенте предварительной нагрузки

0,4

0,5

0,6

0,7

0,8

0,9

1,0

1—6

На воздухе

1,22

1,20

1,17

1,14

1,10

1,05

1,0

В земле

1,26

1,24

1,20

1,16

1,11

1,06

1,0

10

На воздухе

1,17

1,15

1,13

1,11

1,07

1,04

1,0

В земле

1,21

1,19

1,16

1,13

1,09

1,05

1,0

20—35

На воздухе

1,27

1,24

1,21

1,16

1,12

1,06

1,0

В земле

1,35

1,29

1,25

1,21

1,15

1,08

1,0

Таблица 12 — Односекундные токи термической стойкости для кабелей с пластмассовой изоляцией напряжением до 6 кВ

Односекундный ток термической стойкости, кА, для кабелей с изоляцией

Сечение

токопроводящей

Поливинилхлоридный пластикат

Полиэтилен

Сшитый полиэтилен

жилы, мм2

Медные жилы

Алюминиевые

жилы

Медные жилы

Алюминиевые

жилы

Медные жилы

Алюминиевые

жилы

1,5

0,17

0,14

0,21

2,5

0,27

0,18

0,23

0,15

0,34

0,22

4

0,43

0,29

0,36

0,24

0,54

0,36

6

0,65

0,42

0,54

0,35

0,81

0,52

10

1,09

0,70

0,91

0,58

1,36

0,87

16

1,74

1,13

1,45

0,94

2,16

1,40

25

2,78

1,81

2,32

1,50

3,46

2,24

35

3,86

2,30

3,22

2,07

4,80

3,09

50

5,23

3,38

4,37

2,80

6,50

4,18

70

7,54

4,95

6,30

4,10

9,38

6,12

95

10,48

6,86

8,75

5,68

13,03

8,48

120

13,21

8,66

11,03

7,18

16,43

10,71

130

16,30

10,64

13,60

8,82

20,26

31,16

185

20,39

13,37

17,02

11,08

25,35

16,53

240

26,30

17,54

22,37

14,54

33,32

21,70

Таблица 13 — Односекундные токи термической стойкости для кабелей с изоляцией из сшитого полиэтилена напряжением 10 кВ

Сечение токопроводящей жилы, мм2

Односекундный ток термической стойкости, кА, для кабелей

с медной жилой

с алюминиевой жилой

50

7,15

4,7

70

10,0

6,6

95

13,6

8,9

120

17,2

11,3

150

21,5

14,2

185

26,5

17,5

240

34,3

22,7

300

42,9

28,2

400

57,2

37,6

500

71,5

47,0

630

90,1

59,2

800

114,4

75,2

Таблица 14 — Односекундные токи термической стойкости медных экранов кабелей с изоляцией из сшитого полиэтилена напряжением 10 кВ

Сечение медного экрана, мм2

Односекундный ток термической стойкости, кА

16

3,3

25

5,1

35

7,1

Таблица 15 — Односекундные токи термической стойкости для самонесущих изолированных проводов напряжением до 1 кВ

Число и сечение токопроводящих и нулевой несущей жил, шт. х мм2

Односекундный ток термической стойкости, кА, для проводов с изоляцией из

термопластичного полиэтилена

сшитого полиэтилена

1 х 16 + 1 х 25

1,0

1,5

3 х 16 + 1 х 25

1,0

1,5

3 х 25 + 1 х 35

1,6

2,3

3 х 35 + 1 х 50

2,3

3,2

3 х 50 + 1 х 95

4,5

6,5

3 х 120 + 1 х 95

5,9

7,2

Таблица 16 — Односекундные токи термической стойкости для проводов с защитной оболочкой напряжением 6—20 кВ

Сечение фазных и нулевого

2

проводов, мм2

Односекундный ток термической стойкости, кА

Сечение фазных и нулевого проводов, мм2

Односекундный ток термической стойкости, кА

35

3,2

120

11,0

50

4,3

150

13,5

70

6,4

185

17,0

95

8,6

240

22,3

6.3.7 В тех случаях, когда проверку проводников на термическую стойкость при КЗ проводят путем сравнения термически эквивалентной плотности тока КЗ Лтер эк, А/мм2, с допустимой в течение расчетной продолжительности КЗ плотностью тока Лтер доп,А/мм2, (6.3.2) следует предварительно определить значения этих величин, используя формулы:

.    _    ^тер^к _ 1 ГЩ< .    (66)

^тер.эк S Svt ’

S S Готкл

,    _    1тер.доп1 j 1 _    к. доп    н    (67)

“тер.доп    S    Vt    t    ’

S    v ‘откл    v ‘откл

где /тер доп1 — допустимый ток односекундного КЗ, А;

S — площадь поперечного сечения проводника, мм2.

Термическая стойкость проводника обеспечивается, если выполняется условие (60).

6.4 Проверка силовых кабелей на невозгораемость при коротком замыкании

6.4.1    При проверке силовых кабелей на невозгораемость при коротких замыканиях расчетную точку КЗ следует выбирать в начале кабеля независимо от того, является ли он одиночным или частью кабельной линии, содержащей несколько параллельно включенных кабелей. Если одиночный кабель имеет ступенчатое сечение подлине, то для каждого участка с новым сечением кабеля необходимо принимать свою расчетную точку КЗ в начале этого участка.

6.4.2    Расчетную продолжительность КЗ следует принимать в соответствии с 4.1.5.

6.4.3    Для проверки силовых кабелей на невозгораемость при КЗ необходимо в соответствии с 4.1.5 и 6.3.3 определить конечную температуру нагрева их жил 5к при расчетной продолжительности КЗ и сравнить ее с предельно допустимой температурой нагрева жил по условию невозгораемости кабелей 5нв. Невозгораемость кабелей обеспечивается, если выполняется условие

«к -Знв.    (68)

Предельно допустимые температуры нагрева жил кабелей напряжением 6—10 кВ по условию невозгораемости при КЗ приведены в таблице 17.

Таблица 17 — Предельно допустимые температуры нагрева жил кабелей напряжением 6—10 кВ по условию невозгораемости при КЗ

Характеристика кабеля

Предельно допустимая температура нагрева жил кабеля, °С

Бронированные кабели с пропитанной бумажной изоляцией на напряжение до 6 кВ

400

Бронированные кабели с пропитанной бумажной изоляцией на напряжение 10 кВ

360

Небронированные кабели с пропитанной бумажной изоляцией на напряжение до 6 кВ

350

Небронированные кабели с пропитанной бумажной изоляцией на напряжение 10 кВ

310

Кабели с пластмассовой (поливинилхлоридный пластикат) и резиновой изоляцией

350

Кабели с изоляцией из вулканизированного полиэтилена

400

А$ - А$

Расчетные выражения для определения коэффициента X(Z)

Таблица А.1

Номер расчетной схемы в таблице 2

Расчетная формула для определения коэффициента X(Z)

1

2

Z Z2

l l2

2

1

3 1 Z - l 8 2 l

3

2

Z Z2 1

l l2 6

4

1

3 1 Z

8 2 7 1

3 1 Z - l 8 2 l

при отсчете от опоры А — при отсчете от опоры В

5

1

^него пролета *ля второго пролета пролета

Z Z2 0,394 Z- 0,5 Z-l l2

1

0,529 Z- 0,5 l

2

Z Z2 1

l l2 6

Z2 ^ -0,106

l2

— для среднего

Методика проверки токопроводов на электродинамическую стойкость при повторном

включении на короткое замыкание

Наибольшее напряжение в материале шин и максимальную нагрузку на изоляторы при повторном включении на КЗ следует определять по формулам:

л/3 ■ 10-7/2 .2 „®.    (Б.1)

XaW

■ ai® -    ,    *уд'

с    с ® PV3 ■ 10-7/ ;2 „®    (Б 2)

'max - '1max ® - Р    .уд „®,

a

где ai и 'imax— наибольшее напряжение и максимальная нагрузка при первом КЗ;

® — коэффициент превышения напряжения и нагрузки при повторном КЗ.

Коэффициент превышения ® определяют по кривым рисунка Б.1 а в зависимости от логарифмического декремента затухания S. Номер расчетной кривой на рисунке Б.1 а определяют, исходя из продолжительности бестоковой паузы ?бп и частоты собственных    колебаний шины используя рисунок Б.1 б.    Если точка с координатами t6 п и ^

лежит в зоне, ограниченной осями координат и кривой I, то коэффициент ® определяют по кривой    1 рисунка    Б.1 а.

Если эта точка лежит в зоне, ограниченной кривыми I и II, то® определяют по кривой 2 и т. д. Следует отметить, что расчетные коэффициенты ® получены при наиболее неблагоприятных условиях коммутаций, которые при первом КЗ, в бестоковую паузу и повторном включении на КЗ приводят к наибольшим напряжениям в материале шин и нагрузкам на изоляторы и таким образом обеспечивают оценку электродинамической стойкости ошиновки.

Рисунок Б.1 — Определение коэффициента превышения напряжения и нагрузки ® в зависимости от S, f6ri и ^

Методика расчета гибких проводников на электродинамическую стойкость

Ниже приводится методика расчета на электродинамическую стойкость гибких проводников, которые закреплены на одном уровне (по высоте), при отсутствии гололеда и ветровой нагрузки. При определении смещений расчетной моделью проводника в пролете служит абсолютно жесткий стержень, который шарнирно закреплен на опорах, а его ось очерчена по цепной линии.

За расчетное принимают двухфазное КЗ. Влияние гирлянд учитывают увеличением погонной силы тяжести проводника.

При проверке гибких проводников на электродинамическую стойкость при КЗ необходимость расчета смещения проводников, у которых провес превышает половину расстояния между фазами, устанавливают значением параметра р, кА2 ■ с/Н, определяемого по формуле

p м42))2ил    .1)

aq '

где м — безразмерный коэффициент, учитывающий влияние апериодической составляющей электродинамической силы. Последний определяют по кривой, приведенной на рисунке В.1;

/п(2) — начальное действующее значение периодической составляющей тока двухфазного КЗ, кА;

^откл — расчетная продолжительность КЗ, с; а — расстояние между фазами, м; q — погонная сила тяжести провода, Н/м.

Рисунок В.1

■ Зависимость коэффициента М от

В случае, когда выполняется соотношение р < 0,4 кА2 ■ с/Н, расчет смещения проводников можно не проводить, так как опасности их чрезмерного сближения нет. В противном случае расчет смещения проводят в следующей последовательности:

1) Определяют предельно допустимую продолжительность КЗ, с

0,9 M ■ g

(В.2)

m2 F2)’

пред

ш0 ' расч

где М = тпог1 — масса проводника пролета, кг;

l — длина пролета, м; g — ускорение силы тяжести, м/с2;

®0

= 4gTL — частота малых собственных колебаний расчетного маятника, 1/с, причем L = 2f/3, м; f — провес провода в середине пролета, м;

£расч — расчетная электродинамическая сила при двухфазном КЗ, Н.

Последнюю вычисляют по формуле

Fpg> = f02' ,=цц o/^vs/jO''2108,=ki1(vs/ff'2<В3)

н 0    4/a    a

цц0106    1-4/-10-7 ■ 106    Гн

где к1 = ^-=- -= 0,1—;

4/    4/    м

F0(2' — постоянная составляющая электродинамической нагрузки на проводник в пролете при двухфазном КЗ, Н;

ц — относительная магнитная проницаемость воздушной среды (для воздуха ц =1); ц0 — магнитная проницаемость вакуума, Гн/м.

2) При ?откп < ?пред горизонтальное смещение проводника при КЗ, м, вычисляют по формуле

s = 1,23 ^Jgf ^n^10^ = kng X^л/O/п(C)))2f°ткл ,    .4)

4/    aq    aq

где k2 = 1,23 цц0106 = 1,231 4/10-7 -106 = 0,123^.

2    4/    4/    м

В случае, когда вычисленное по формуле (В.4) значение sоказывается больше стрелы провеса проводника в середине пролета, следует принимать s = f.

3)    При ^ред < ^ткл < 0,6(2//®0) горизонтальное смещение проводника при КЗ, м, вычисляют по одной из формул:

х ■    дщк „1

s = f sin amax при к < 1;

MgL

(В.5)

дщк -

s = f    при    -  > 1,

MgL

где amax — угол максимального отклонения проводника от вертикали, рад, определяемый по формуле

amax = arcos[1 — Д Ws/(MgL)j;    .4

F2    , ^

1 расч    L

~Mg~ ’ a ’ Тотн

д w = f

— энергия, накопленная проводником пролета за время КЗ, Дж, и определяемая с использованием рисунка В.2 (здесь тоткл = ^откл/^0 = ^откл®0/2/ — относительная продолжительность КЗ в долях от периода собственных колебаний проводника в пролете).

4) При ?откл > 0,6(2//®0) горизонтальное смещение проводника также вычисляют по формулам (В.5), однако входящую в формулы (В.5) и (В.6) энергию ДЩк, Дж, приближенно оценивают по одной из формул:

Д Щк = 0,5Гр(а2()ч a In a + 2L , если 0,5Яр(2()ч a In a + 2L > MgL;

(В.7)

aa

a + 2L

к    расч

где h — высота подъема проводника над его положением до КЗ, м, которую определяют с использованием рисунка В.3.

AW J MgL


f(2) , ^ = 2,5/

S

N

V

м

У

/

г

2,0

-

>

N

/.

/

1^5

\

S

1

5

т

>

1,0

-

-

11

г

/

г

0,5

Ж

У

0,1    0,2    0,3    0,4    0,5    т0


1

Р{2)

Г0

-1

= 2

-

2jQ

/1

Ад

1,0

05

0    0,01    0,02    0,03    0,04    0,05    т0ТКЛ

б - при 2Ua =1,1


AW J MgL


AW J MgL


1,25

1,0

0,75

0,5

0,25

0

0,1

0,05


0    0,01    0,02    0,03    0,04    0,05    тоткл

a - при 2Ua = 0,5


AW J MgL


I I I F{2)

^ = 2.5 У

м

У

2,0

■"Ч

1,5

N

1,0

S

П 5

0    0,1    0,2    0,3    0,4    0,5    tq

0,75

0,5

0,25

F?)

\

и

Мд

= 2’5/

2,0

\

_1.5

1,0

0,5

О 0,1    0,2    0,3    0,4    0,5    т0


I

0 _ „ г- .

А2,Д/

1,5

Мд

1,0^

0,5

0    0,01    0,02    0,03    0,04    0,05    т0ТКЛ

в-при 2L/a = 2,1

I

F(2)

0

До.

Мд

/45,

1Д)^

0,5 _

О 0,01    0,02    0,03    0,04    0,05    т0ТКЛ

г - при 2Ua = 3,1


0,1

0,05

0,1

0,05


Рисунок В.2 — Зависимость AWK/(MgL) от относительной продолжительности двухфазного КЗ

AW J MgL

AW J MgL

0,75

0,25

0,1    0,2    0,3    0,4    0,5    т

0,15    0,3    0,45

1

L

С

“So

ц.

1

До

Mg

-

0,5 _

0,01    0,02    0,03    0,04    0,05    т0ТКЛ

д-при 2L/a = 4,1

F(2)

0 „ ^

/2,0

1,5/

Mg

1,п

0,5

0,01    0,02    0,03    0,04    0,05    т0ТКЛ

e - при 2Ua = 5,1


0,1

0,05


0,1

0,05

0

AW J MgL

0    0,1    0,2    0,3    0,4    0,5    тоткл


0,75 0,5 0,25



0,1 0,05 0


Рисунок B.2, лист 2

Рисунок В.3 —Характеристики h /а = f(L/a) при двухфазном КЗ

Максимальное тяжение в проводнике Fmax f следует определять, полагая, что энергия, накопленная проводником во время КЗ, трансформируется в потенциальную энергию деформации растяжения при падении проводника после отключения КЗ, поднятого электродинамическими силами над исходным равновесным положением. При этом значение F x f, Дж, составляет

(В.9)

Fmax f = (ДИ£ + W(0))

Д/пр

1 '(0)/лр


где W0 =


потенциальная энергия деформации проводника в пролете при тяжении, равном тяжению в нем до КЗ, Дж;

— тяжение (продольная сила) в проводнике до КЗ, Н;


2 ES


о

тд/п2р

8f


F(0) =


m — погонная масса проводника, кг;


модуль упругости материала проводника, Н/м2; площадь поперечного сечения проводника, м2;

удлинение проводника в пролете при усилии в нем, равном Fmax f, м;

длина проводника в пролете, м, которую допускается принимать равной длине пролета /.


Е-

S

I

пр "

V


откё < ?пред значение    допускается определять по приближенной формуле


При выполнении условия t


г(2) t -----н ‘о

2M


(F ( грасч ‘откл)


(В.10)


AWK


-X.


При отсутствии характеристики жесткости провода Д/ = f(F) приближенное значение максимально возможного тяжения в проводнике допускается определять по формуле

(В.11)


(0),


/


= J 2ES Д^ + F(2


'max f


где ES — жесткость поперечного сечения провода при растяжении, Н;

Е — модуль упругости материала проводника, Н/м2;

S — площадь поперечного сечения проводника, м2.

Модуль упругости материалов проводника, полученного скручиванием проволок, следует снижать (вдвое-втрое) по сравнению с модулем упругости материала отдельных проволок.

Значение нижнего предела максимального тяжения в проводнике Fmax2 в случае, когда проводник после отключения КЗ (при относительно малом токе) плавно возвращается в исходное положение, совершая затем зату-

хающие (из-за аэродинамического сопротивления атмосферы) колебания, выбирается наибольшим из двух значений силы тяжения F2, вычисляемых по формулам:

'    (В.12)

(F(2) 'I

1 +

грасч

Mg

V J

F2 = F(0)

F2 = F(0) I1 + 2

при этом траектория движения центра масс проводника близка к окружности.

Влияние гирлянд изоляторов и ответвлений с гибкой ошиновкой приближенно учитывается увеличением погонной силы тяжести и стрелы провеса проводников путем замены в приведенных выше формулах массы проводника М" приведенной массой Мпр = Му + Мотв и стрелы провеса f «приведенной» стрелой провеса f = f + /rcos р, где у — коэффициент приведения массы (таблица В.1); Мотв — масса отводов в пролете; 1г — длина гирлянды изоляторов; р — угол отклонения натяжных гирлянд от вертикали до КЗ, рад.

Таблица В.1 —Коэффициент приведения массы у при различных отношениях провеса гирлянды к стреле провеса проводника fVf и массы гирлянды к массе проводника в пролете Мг

Значение коэффициента приведения массы у при различных Мг

0,01

0,02

0,05

0,10

0,20

0,50

1,00

2,00

3,00

0,01

1,000

1,000

1,000

1,000

1,001

1,002

1,003

1,005

1,006

0,02

1,000

1,000

1,000

1,001

1,002

1,004

1,007

1,010

1,012

0,05

1,000

1,000

1,001

1,002

1,004

1,010

1,016

1,024

1,029

0,10

1,000

1,001

1,002

1,004

1,008

1,019

1,031

1,048

1,058

0,20

1,001

1,002

1,004

1,008

1,015

1,034

1,059

1,090

1,110

0,50

1,002

1,003

1,008

0,016

1,031

1,071

1,130

1,200

1,250

1,00

1,002

1,005

1,012

1,024

1,048

1,110

1,200

1,330

1,430

2,00

1,003

1,007

1,017

1,033

1,065

1,150

1,290

1,500

1,670

3,00

1,004

1,007

1,019

1,037

1,073

1,180

1,330

1,600

1,820

Примечание — Мг — масса гирлянд (суммарная масса двух натяжных гирлянд у двух опор проводников в пролете или масса одной гирлянды, если на опорах гирлянды подвесные); М — масса проводника в пролете; f. — провес гирлянд; f — стрела провеса проводника.

Примеры расчета электродинамической стойкости шинных конструкций Пример 1

Проверить электродинамическую стойкость трехфазной шинной конструкции, изоляторы которой обладают высокой жесткостью, при действии ударного тока КЗ i^R = 155 кА.

Шины прямоугольного сечения (60 х 6) мм2 выполнены из алюминиевого сплава марки АД31Т1, расположены горизонтально в одной плоскости, имеют четыре пролета и параметры: l = 1,2 м; а = 0,6 м; т = 0,972 кг/м; Е =7 ■ 1010 Па; адоп = 137 МПа.

Согласно таблице 4

bh!=°,°°6°Я63 = 10,<м0-8»4:    (Г1)

у 12    12

= Ь*2 = °,°06 ■ °,°62 = 36 10-6 м3.    .2)

у

Частота собственных колебаний

1==^!^ =    7■    ■10-8 = 218,2 Гц,    (Г.3)

1    2%l2V m    2 ■ 3,14 ■ 1,22 Ч    0,972

где г, = 4,73 соответствует расчетной схеме 5 (таблица 2).

Для данной шинной конструкции ^ = 1,1 (рисунок5); Кф = 1,0 (рисунок 1); Красп = 1,0 (таблица 1); X = 12(табли-

ца 2).

Максимальная сила, действующая на шинную конструкцию, составляет

F (3) Л ■10-7    (3К2    43 ■ 10-7 ■ 12 ■15521061,01,0 = OOOOH

Fmax =    l(iуд ) ^ф^расп =    8322 н,    (Г.4)

3    0,6

при этом максимальное напряжение в материале шин, определяемое по формуле (18), равно

-max = FW ц= 198332?62126 ■ 1,1 = 254,3 МПА.    (Г5)

XW    12 ■ 3,6 ■ 10 6

Поскольку сттах = 254,3 МПа > адоп = 137 МПа, то шины не удовлетворяют условию электродинамической стойкости. Для снижения максимального напряжения в материале шин необходимо уменьшить длинупролета. Наибольшая допустимая длина пролета при адоп = 137,2 МПа равна

1доп = l I = 12    =    0,88    м.    (Г6)

доп 11 -max    254,3    ,

Примем длину пролета равной 0,8 м; в этом случае f1 = 491 Гц; ^ = 1,0; FmaX = 5548 H и атах = 102,7 МПа, что меньше адоп = 137 МПа.

Исходя из максимальной нагрузки, действующей на изолятор, F-naX = 5548 H принимаем к установке изоляторы типа И0Р-10-16,00 УХЛ3. Для них согласно формуле (5) допустимая нагрузка составляет Fдоп = 0,6Fразр = = 0,6 ■ 16000 = 9600 Н. Выбранные изоляторы удовлетворяют условию электродинамической стойкости

Fдоп = 9600 Н> Fm3aX = 5548 H.    .7)

Таким образом, при уменьшении длины пролета до 0,8 м шинная конструкция отвечает требованиям электродинамической стойкости.

Пример 2

Проверить электродинамическую стойкость трехфазной шинной конструкции в цепи генератора, шины которой состоят из двух элементов корытообразного профиля, при ^ = 120 кА.

Алюминиевые шины марки АД0 сечением 2 х 3435 мм2 расположены в горизонтальной плоскости и имеют следующие параметры: l =2 м; а = 0,75 м; тэл = 9,27 кг/м; Е =7 ■ 1010 Па; адоп = 41 МПа; аэл = 0,2 м; 1эл = 1 м; Лэл = 254 ■ 10-8 м4; J = 4220 ■ 10-8 м4; W^ = 40 ■ 10-6 м3; W =422 ■ 10-6 м3.

Частоты собственных колебаний шины и элемента шины в соответствии с формулами (22) и (25) равны:

,    л,2    [EJ    4,732    7 ■ 1010 ■4220 ■ 10-8    с г    (Г8)

f1 =—— =-о J-= 355,5 Гц,

1    2я/2V m    2 ■ 3,14 ■ 22 V    2 ■ 9,27

,    r-!2 I EJ    4,732    17 ■ 1010 ■ 254 ■ 10-8    .по . _    (Г9)

^" = 2^ ^    -92-=493'4Гц

Для данной шинной конструкции ^ = 1,0 и ^эл = 1,0 (рисунок 5); Кф = 1,0 (5.1.1); Красп = 1,0 (таблица 1); X = 12 (таблица 2).

Максимальная сила, обусловленная взаимодействием токов разных фаз, равна

Fmax=^ /«)2<ww=^°-72027f1°a^-°=6651 н.    (Г10)

При этом максимальные    напряжения в материале шин, обусловленные соответственно взаимодействием

токов разных фаз, определяемое по формуле (18), и токов отдельных элементов проводника одной фазы, определяемое по формуле (24), равны:

F(3) l    6651-2    (Г.11)

-cbmax = Fmaxl Л = —665' 2 6 ■ 1,0 = 2,63 МПА;    (    )

фтах XW 1    12    422■ 10

С    3 Л 2

2    о    -т—7 л 2    (120 ■ 10312

2 ■ 10 74 Кф (/уд ^    =    2    ■    10-7 ■ 12 ■ 1,0

Xa3nW3n    I. n ) Лэл    12 ■ 0,2 ■ 40 ■ 10-6

.1П    М9П.1    П3 I

■ 1,0 = 7,5 МПа.    (Г.12)

Суммарное напряжение в материале шины

-max = -фтах + -эл. max = 2,63 + 7,5 = 10,13 МПа.    .13)

Шины удовлетворяют условию электродинамической стойкости, так как -доп    = 41 МПа, что больше -max =

= 10,13 МПа.

Исходя из максимальной нагрузки, действующей на изолятор, F-nix = 6651 Н, принимаем кустановке изоляторы типа И0-10-20,00 У3.

Для этих изоляторов Fра3р = 20000 Н, высота h = 0,134 м. Изолятор имеет внутреннее крепление арматуры, поэтому для него Н = h + аэл/2 = 0,134 + 0,2/2 = 0,234 м.

Согласно формуле (8) допустимая нагрузка на изолятор при изгибе равна

F™ изг = NF^ h/H = 0,6 ■ 20000 ■ 0,134/0,234 = 6871,8 Н.    (Г.14)

доп.из1    разр    '    '

Выбранные изоляторы удовлетворяют условию электродинамической стойкости

Fдоп = 6871,8 Н> F<3ax = 6651 н.    .15)

Таким образом, шинная конструкция в целом отвечает требованиям электродинамической стойкости.

Пример 3

Проверить электродинамическую стойкость шинной конструкции наружной электроустановки напряжением 110 кВ при 43 = 50 кА.

Трубчатые шины квадратного сечения выполнены из алюминиевого сплава АД31Т и расположены в одной плоскости. Ширина шины Н =    125 мм,    ширина окна шины h =109 мм, погонная масса m = 8,96 кг/м. Длина пролета

l = 5 м, расстояние между фазами а =    1м. Допустимое напряжение в материале шины -доп    =    89    МПа, модуль упру

гости Е =7 ■ 1010 Па. Изоляторы типа И0С-110-600 (рисунок 3в) имеют F^^ = 6 кН, высоту Низ = 1100 мм, расстояние от центра головки до центра масс шины 80 мм, высоту арматуры нижнего фланца 100 мм, следовательно для них значения Н и h согласно рисунку 3в равны: h = 1100 — 100 = 1000 мм; Н = 1100 — 100 + 80 = 1080 мм. Жесткость изолятора Соп = 1100 кН/м, а частота собственных колебаний f = 28 Гц.

Согласно таблице 4 момент инерции и момент сопротивления шины равны:

J = H4- h4 = °-125< -°-1094 = 8582 ■ 10—8 м4,    (Г16)

12 12

W =    =    0,1254 - 0.Ю94 = 137310^„3.    <Г17>

6H    6 ■ 0,125

Допустимая нагрузка на изолятор согласно формуле (8) равна

Рдоп = 0,6 ■ 6000 ■ 1000/1080 = 3333 Н.    (Г.18)

Значения жесткости и частоты колебаний опоры допустимо принять равными жесткости и частоте колебаний изоляторов, так как изоляторы шинной конструкции установлены на весьма жестком основании.

Приведенная масса в соответствии с формулой (31) равна

M .-5п_ . 11001032 = 35,57 кг.    (Г19)

(2«/оп)2    (2    ■    3,14    ■    28)2

Необходимые для определения параметра основной частоты собственных колебаний шины значения величин равны:

Соп13 .    1100 ■ 103 ■ 53    =    (Г.20)

EJ 7 ■ 1010 ■ 8582 ■ 10-8    ’

— . 3557 = 0,795.    (Г.21)

ml 8,96 ■ 5

По кривым рисунка 6 параметр г, = 3,3, поэтому

3,32    7 ■ 1010 ■ 8582 ■ 10-8._пп    .22)

f1 =———= 17,96 Гц.

1    2    ■    3,14    ■    52 у    8,96

По кривой рисунка 5 коэффициент динамической нагрузки ^ = 0,9.

Максимальные нагрузка на изоляторы и напряжение в материале шины в соответствии сформулами (2) и (18) равны:

02-WW .Г"***5*;* ■ ^ = 2165 н.

(Г.23)

a    1,0

F(3) l    2165 ■ 5    (Г.24)

Fmaxl л =-2165 5    ■    0,9    =    5,88    МПа.    (

umax _ . ... ч_    _„-6

XW    12 ■ 137,3 ■ 10 6

Для данной шинной конструкции

стдоп = 89 МПа > amax = 5,88 МПа;    (Г.25)

ГдоП = 3333 Н> Fmax =2165 H.    .26)

Таким образом, шинная конструкция удовлетворяет условиям динамической стойкости.

УДК 621.3.064.1:006.354    ОКС    29.020    Е09

Ключевые слова: ток короткого замыкания, электроустановки, электродинамическая стойкость, термическая стойкость, интеграл Джоуля, невозгораемость

Редактор Л.И. Нахимова Технический редактор В.Н. Прусакова Корректор В.И. Варенцова Компьютерная верстка Л.А. Круговой

Сдано в набор 05.10.2007. Подписано в печать 12.11.2007. Формат 60 х 84^.    Бумага офсетная.    Гарнитура Ариал.

Печать офсетная. Усл. печ. л. 5,12. Уч.-изд. л. 4,00. Тираж 273 экз.    Зак. 817.

ФГУП «СТАНДАРТИНФОРМ», 123995 Москва, Гранатный пер., 4. www.gostinfo.ruinfo@gostinfo.ru Набрано во ФГУП «СТАНДАРТИНФОРМ» на ПЭВМ.

Отпечатано в филиале ФГУП «СТАНДАРТИНФОРМ» — тип. «Московский печатник», 105062 Москва, Лялин пер., 6.

1

Jy0 _ 2{dy + [hb - (b - A)(h - 2Д)(B - e)]};

2

' Знак «—», расположенный под обозначением (Z), означает комплексную величину (здесь и далее).

3

21откл

4

amin = a — 2(s + Гр),    .5

5

Гр — радиус расщепления фазы, м.

Заменяет ГОСТ Р 50254-92