ГОСТ Р 52736-2007

ФЕДЕРАЛЬНОЕ АГЕНТСТВО ПО ТЕХНИЧЕСКОМУ РЕГУЛИРОВАНИЮ И МЕТРОЛОГИИ

НАЦИОНАЛЬНЫЙ СТАНДАРТ РОССИЙСКОЙ ФЕДЕРАЦИИ

Короткие замыкания в электроустановках

МЕТОДЫ РАСЧЕТА ЭЛЕКТРОДИНАМИЧЕСКОГО И ТЕРМИЧЕСКОГО ДЕЙСТВИЯ ТОКА КОРОТКОГО ЗАМЫКАНИЯ

Издание официальное

о

<Б

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 к_ф,    ⁽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

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 к_фк ' max    *' уд ' ^кф^красп>

где l — длина пролета, м;

к

р_асп — коэффициент, зависящий от взаимного расположения проводников.

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

^тах ^"раст

а

^"тах ^"раст

Рисунок 2 — Схемы взаимного расположения шинных конструкций

При двухфазном КЗ максимальную силу определяют по формуле

F⁽²⁾ = ²'¹⁰ l(i⁽2))² К_фК    ^³)

¹ max    ¹ \'у^ ^Кф^Красп’

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.

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 С_оп.

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 ст_доп, Па, следует принимать равным 70% временного сопротивления разрыву материала шин Стр

°доп ^{_ 0,7ст}р.    ⁽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.

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) Г_доп следует принимать равной 60% минимальной разрушающей нагрузки F_pa3p, 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

^где ^азр.изг ^{и F}paзp.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.изг^h , 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

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 Г_доп р нагрузки в ньютонах следует определять по формулам (6).

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

°доп ^Nстпр,

где N — коэффициент допустимой нагрузки, равный 0,35—0,50; ст_пр — 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_-з 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,

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

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 a_max, Па, и нагрузку на изолятор шинной конструкции высокой жесткости F^, Н, при трехфазном КЗ следует определять по формулам:

ф-ф.доп

F (³) _BF (³)

• 1лп    m

из    max

_гд_е 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.

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

Продолжение таблицы 4

Окончание таблицы 4

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

, 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 ^{_ ст}ф.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); ст_{эл max} — максимальное напряжение в материале шины, обусловленное взаимодействием токов отдельных элементов проводника одной фазы, Па, которое следует определять по формуле

_    _ 2 • 10^-7/Э_лКф f /уд ^²    (17)

^стэл.тах    , „    I    „    I    ,

Хаэл^Эл    I    ⁿ    )

где /_эл —    расстояние    между    осями прокладок,    м;

а_эл —    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 ст_тах, Па,    и    нагрузку    на    изоляторы Г_из, 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⁽з^{2) =} P^FrmaX^>

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 E^J,    (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 к_фК л    ⁽²³⁾

' из н _а 'пр'у^ ^Кф^Красп'1>

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

5.4.2.5    Максимальное напряжение a_max (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, ^ф_тах 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, ст_{эл max} — по формуле

2 ■ 10^-7 llK f iy_R '] ²    (24)

Л эл,

^max    Хаэл^эл

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

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

=    ГЁГ    (25)

^1эл 2d*\ ^т₃

где 1_эл — расстояние между осями прокладок, м;

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

5.4.2.6 Максимальное напряжение в материале шин a_max, 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.

5.4.3 Расчет подвесного самонесущего токопровода

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

^страсч. max ^{_ CT}max + ^ств,    ⁽²⁹⁾

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

ст_в — 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 С_оп/³/EJ и M/ml, где С_оп — 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 C_onl ³/EJ>5000 и для шин с шарнирным закреплением на опорах при C_onl³/EJ > 3000 приведены в таблице 2.

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

ч2

(30)

M = м_п

Н,

масса опоры, кг;

Н_ц оп и Н_цш — 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)

(2я/оп)²’

где С_оп — жесткость опоры, практически равная жесткости изолятора С_из,

Н/м;

/_оп— частота собственных колебаний опоры, Гц, равная частоте колебаний изолятора /_из.

5.4.5 Проверка токопроводов на электродинамическую стойкость при наличии устройств АПВ

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 —

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 a_max (Па) и максимальная нагрузка на изоляторы Fmax (Н).

Для проверки электродинамической стойкости шинных конструкций следует использовать следующие неравенства:

<    а

<    F.

доп

где а_доп и Г_доп — допустимое механическое напряжение в материале шин, Па, и допустимая механи-

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 F_max /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,

где Г_доп — 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; а_{доп m}i_n — 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 1_пр _скв и номинальными токами электро-

15

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

н.

Электродинамическая стойкость электрического аппарата обеспечена, если выполняются усло-

вия:

^/дин ^— 1п0;

¹ дин ^— 1 уд^;

¹ пр. скв ^— 1 п0’

¹ пр. скв ^{— i}уд,

где /_п0 — начальное действующее значение периодической составляющей тока КЗ в цепи с электрическим аппаратом;

1_уд — 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 В_к, 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 J_t

^t Г

•откл

и расчетной продолжительности КЗ.

6.1.2    Интеграл Джоуля В_к допускается определять приближенно как сумму интегралов от периодической В_кп и апериодической В_ка 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)

Im Z

^. эк ²,⁵

Ъинх ^{Re Z}3k(20)

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 В_к, А² •с, следует определять по формуле

1-е

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

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

где О_{к 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 О_{к 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 3Т_{а г} > 1_откл >3Г_{а эк}, интеграл Джоуля допустимо определять по формуле

а в случае, когда 1_откл > 3Т_аг, интеграл Джоуля можно определять по формуле

Рисунок 12 — Кривые для определения Q_Kr 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

При рассматриваемой расчетной схеме термически эквивалентный ток КЗ следует определять по формуле (37), предварительно найдя значение 6_кс 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 Т_по_г, Т_{а г}, б_кги р_кг следует подставлять соответственно начальное значение периодической составляющей тока КЗ от эквивалентного двигателя Т_по_д, постоянную времени затухания апериодической составляющей его тока Т_{а д} и значения функций В_{к д} и СЗ_{к 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.

Рисунок 16 — Кривые для определения Окд от синхронного электродвигателя

хронного электродвигателя

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 1_т го тока L

‘тер.норм ^{в сек}унд^{ах (}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 _нор_м в секундах, для проверки коммутационных аппаратов следует использовать выражение

г2

²

°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._нор_м 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 _нор_м условием термической стойкости коммутационного аппарата является выполнение соотношения

^тер.эк ^— Тер.норм.

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 Л_тер _эк с допустимой в течение расчетной продолжительности КЗ плотностью тока Л_тер_доп (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

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 5_тер _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 С_тер - А$    -    , А • с^1/2/мм²;

^тер у $ к.доп $ ном ’    ’

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

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

6.3.6 В тех случаях, когда для кабелей и проводов известны значения односекундного тока термической стойкости (допустимого односекундного тока КЗ) /_те„ _доп1, их проверку на термическую стойкость при КЗ допустимо проводить путем сравнения интеграла Джоуля В_к с квадратом односекундного тока термической стойкости. Термическая стойкость кабеля или провода обеспечивается при выполнении условия

В_к < 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.

6.3.7 В тех случаях, когда проверку проводников на термическую стойкость при КЗ проводят путем сравнения термически эквивалентной плотности тока КЗ Л_тер _эк, А/мм², с допустимой в течение расчетной продолжительности КЗ плотностью тока Л_тер _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 5_к при расчетной продолжительности КЗ и сравнить ее с предельно допустимой температурой нагрева жил по условию невозгораемости кабелей 5_нв. 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.

Расчетные выражения для определения коэффициента X(Z)

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

_гд_{е a}i _и 'i_max— 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 ?б_п и частоты собственных    колебаний шины используя рисунок Б.1 б.    Если точка с координатами t_{6 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, f_6ri 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    ^(В.¹⁾

aq '

_гд_е 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

m2 F2)’

^ш0 ' расч

где М = т_пог1 — 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 < ?_пр_ед горизонтальное смещение проводника при КЗ, м, вычисляют по формуле

s = 1,23 ^Jgf ^n^¹⁰^ = _kng ^X^^л/O/п⁽C)⁾⁾2f°т^кл ,    ^(В.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 ^р_ед < ^_ткл < 0,6(2//®0) горизонтальное смещение проводника при КЗ, м, вычисляют по одной из формул:

х ■    дщк „1

s = f sin a_max при к < 1;

MgL

дщк -

s = f    при    -  > 1,

MgL

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

a_max = arcos[1 — Д W_s/(MgL)j;    ^(В.⁴

— энергия, накопленная проводником пролета за время КЗ, Дж, и определяемая с использованием рисунка В.2 (здесь т_откл = ^_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 ДЩ_к, Дж, приближенно оценивают по одной из формул:

Д Щ_к = 0,5Г_р⁽а²₍)_ч a In ^a + ^2L , если 0,5Я_р(2₍)_ч a In ^a + ^2L > MgL;

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

0    0,01    0,02    0,03    0,04    0,05    тоткл a - при 2Ua = 0,5

Рисунок В.2 — Зависимость AW_K/(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

AW J MgL

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

Рисунок B.2, лист 2

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

Максимальное тяжение в проводнике F_max 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

^Fmax f = ^(ДИ£ + ^W(0)⁾

^Д/пр

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

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 F_max2 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)

^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 М_пр = Му + М_отв и стрелы провеса f «приведенной» стрелой провеса f = f + /_rcos р, где у — коэффициент приведения массы (таблица В.1); М_отв — масса отводов в пролете; 1_г — длина гирлянды изоляторов; р — угол отклонения натяжных гирлянд от вертикали до КЗ, рад.

Примечание — М_г — 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; а_доп = 137 МПа.

Согласно таблице 4

bh!=°,°°⁶°Я⁶³ = 10,<м0-8»4_:    ^(Г1)

у 12    12

= Ь*² = °,°⁰⁶ ■ °,°⁶² = 36 10-6 м3.    ^(Г.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); К_расп = 1,0 (таблица 1); X = 12(табли-

ца 2).

Максимальная сила, действующая на шинную конструкцию, составляет

_F (3) Л ■^10-7    (3К2    43 ■ 1^0-7 ■ 12 ■¹⁵⁵² ■¹⁰⁶ ■^1,0 ■ ^1,0 = _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 ст_тах = 254,3 МПа > а_доп = 137 МПа, то шины не удовлетворяют условию электродинамической стойкости. Для снижения максимального напряжения в материале шин необходимо уменьшить длинупролета. Наибольшая допустимая длина пролета при а_доп = 137,2 МПа равна

1_доп = 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 а_тах = 102,7 МПа, что меньше а_доп = 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 F_доп = 0,6F_раз_р = = 0,6 ■ 16000 = 9600 Н. Выбранные изоляторы удовлетворяют условию электродинамической стойкости

Fдоп = 9600 Н> Fm³aX = 5548 H.    ^(Г.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; т_эл = 9,27 кг/м; Е =7 ■ 10¹⁰ Па; а_доп = 41 МПа; а_эл = 0,2 м; 1_эл = 1 м; Л_эл = 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); К_расп = 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)

-cb_max = ^Fmaxl Л = —⁶⁶⁵' ²₆ ■ 1,0 = 2,63 МПА;    ^{(    )}

^фтах XW ¹    12    422■ 10

С    3 Л 2

.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.    ^(Г.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 Fр_а3р = 20000 Н, высота h = 0,134 м. Изолятор имеет внутреннее крепление арматуры, поэтому для него Н = h + а_эл/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.    ^(Г.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 Н_из = 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 С_оп = 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

Р_доп = 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:

С_оп1³ .    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.__п„_п    ^(Г.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.

a    1,0

F⁽³⁾ l    2165 ■ 5    (Г.24)

^Fmax^l_{л =}-²¹⁶⁵ 5    ■    0,9    =    5,88    МПа.    ⁽

^umax ^_ . ... ч^_    _„_-6

XW    12 ■ 137,3 ■ 10 ⁶

Для данной шинной конструкции

ст_доп = 89 МПа > a_max = 5,88 МПа;    (Г.25)

Гдо_П = 3333 Н> Fmax =2165 H.    ^(Г.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⁾,    ^(В.⁵

5

Гр — радиус расщепления фазы, м.