zbornik8

Nadzemni vodovi – Električne komponente, I. dio – Izolacija str. 1432.4. Odabir dalekovoda kandidata Sublimiranjem postupaka prethodno opisanih u ovom poglavlju za bilo koji realan dalekovod,mogu�e je donijeti jasnu odluku o opravdanosti postupka zaštite izolacije dalekovoda odvodnicimaprenapona. Veliku ulogupri odlu�ivanju igra pra�enje prisilnih ispada dalekovoda. Navedeno je ujedno iosnovni razlog zbog kojega postoji opravdana potreba za aktivnostima koji dovode do smanjenja brojaprisilnih ispada. Detaljnom analizom dnevnih pogonskih izvještaja mogu�e je utvrditi esencijalni razlog takvihispada dalekovoda. Ukoliko se utvrdi da je u ve�ini slu�ajeva ispad izazvan nevremenom, odnosnogrmljavinom, pristupa se daljnjoj analizi. Pritom je u obzir potrebno uzeti podatke o grmljavinskojaktivnosti na promatranom podru�ju. U tu svrhu služi vizualizirani prikaz grmljavinske aktivnosti dužnekog dalekovoda, koji daje prikaz detektiranih udara munje u njegovoj trasi, kao i rezultate statisti�keobrade udara munje u trasu dalekovoda u odre�enom vremenskom razdoblju. Ovakvim pristupommogu�e je potvrditi podatke iz dnevnog pogonskog izvještaja i dobiti to�ne mikrolokacije s u�estalimudarima groma. Potom se pristupa provjeri podataka o izmjerenim otporima uzemljenja stupova dalekovoda. Upravilu se za prijenosne elektroenergetske vodove mjerenje otpora uzemljenja vrši svakih pet godinaNatemelju analize dostupnih podataka o otporima uzemljenja daje se zaklju�ak o opravdanosti zaštiteizolacije dalekovoda odvodnicima prenapona. Ispunjavanje svih navedenih uvjeta, dakle u�estalih ispada, izražene grmljavinske aktivnosti tevisokih iznosa izmjerenih otpora uzemljenja, �ine odre�eni dalekovod kandidatom za ugradnju odvodnikaprenapona.3. IZBOR ODVODNIKA PRENAPONA ZA UGRADNJU NA DALEKOVODE Postupak odabira odgovaraju�eg linijskog odvodnika prenapona zapo�inje analizom parametaramreže i samog dalekovoda. Ulazni podaci su nazivni napon mreže, maksimalni pogonski napon,frekvencija, uzemljenje sustava, karakteristike podnosivih napona i mogu�ih prenapona, struja kvara, tevrsta dalekovoda, broj sistema, stupova, duljina, itd. Potom se analiziraju uvjeti okoliša, topologija, tegeometrija i uzemljenje dalekovoda. Tako�er, relevantne podatke za prora�un odvodnika prenaponapredstavljaju i mehani�ki uvjeti voda i karakteristike odvodnika prenapona ugra�enih u rasklopnimpostrojenjima na krajevima voda. Svaki od navedenih ulaznih parametara utje�e na izbor odgovaraju�eglinijskog odvodnika prenapona u vidu elektri�kih i mehani�kih karakteristika, kao i sustava montaže. Slika 3. Mogu�i na�ini ugradnje linijskog odvodnika prenapona – s lijeva na desno: 1. montaža na linijski izolator; 2. i 3. montaža na DV stup; 4. i 5. ovješenje na vodi� Mogu�i na�ini montaže prikazani su na slici 3 pri �emu treba imati na umu da se, usprkosispravnoj funkcionalnosti metaloksidnih varistora u oba elektri�na smjera, linijski odvodnici prenaponauvijek montiraju prema profilu rebara izolatora; preciznije, u svrhu zadržavanja visoke otpornosti navremenske uvjete, odvodnik prenapona treba biti montiran s nagibom rebara izolatora prema tlu. Za karakteristi�ne 110 kV tipizirane vodove, kao idealno rješenje se pokazao tzv. Cage Designprincip odvodnika prenapona s UV otpornim i hidrofobi�nim silikonom (SiR) direktno injektiranim naaktivni dio odvodnika prenapona. Aktivni dio sa�injavaju metaloksidni varistor (MOV) blokovi smješteniunutar kaveza od 8 staklo-plasti�nih šipki. Opisana tehnologija osigurava potpunu zaštitu MOV blokova s jedinstvenim na�inom brtvljenja,gdje se silikon injektira na metalne prirubnice i aktivni dio zajedno, te u kona�nici daje maksimalnu 6

Nadzemni vodovi – Električne komponente, I. dio – Izolacija str. 144otpornost na vlagu. Tako�er, kao posljedica opisane tehnologije javlja se i eliminacija mjehuri�a zraka izaktivnog dijela, što dovodi do potpune eliminacije parcijalnih izbijanja. Za pravilan izbor odgovaraju�eg odvodnika, odnosno njegovih tehni�kih karakteristika,uzimanjem u obzir prije opisanih zahtjeva, možemo se poslužiti shemom prikazanom na slici 4. Napotonjoj je prikazan osnovni princip odabira parametara odvodnika prenapona s obzirom na ulazneparametre sustava. Slika 4. Shema odabira odvodnika prenapona4. IZRA�UN BROJA ODVODNIKA I MJESTA UGRADNJE Izra�un broja potrebnih odvodnika prenapona i mjesta njihove ugradnje temeljen je nao�ekivanim kompozitnim performansama dalekovoda s ukupnim brojem ispada dalekovoda/100km/godišnje. Kao referentna vrijednost uzima se svjetski priznata dozvoljena granica, koja se kre�e urasponu od 2 do 3 ispada na 100 km dalekovoda u godini dana. Prora�uni ukupnog broja odvodnika prenapona i njihove raspodjele duž nekog dalekovoda vršese korištenjem univerzalnog programskog paketa SIGMA SLP. Navedeni programski paket omogu�ujeodre�ivanje prenaponskih karakteristika visokonaponskih vodova proizvoljne konfiguracije. Prilikommodeliranja dalekovoda, isti se podijeli na nekoliko podsustava, �ime se postiže ve�a brzina prora�una,jer se u osnovi prijelazni procesi na vodi�ima i stupovima promatraju odvojeno. Povezivanje takodefiniranih podsustava, vrši se Thevenin-ovim ekvivalentima. Na taj na�in se, kod prora�una prijelaznihpojava na vodi�ima, pojavljuje homogeni podsustav koji se sastoji iz više kratkih segmenata iste dužine.Simulacije udara groma duž voda vrše se statisti�kom metodom Monte Carlo, korištenjemtrodimenzionalnoga elektrogeometrijskog modela. Za uspješno provo�enje simulacije potrebno jedefinirati realnu konfiguraciju dalekovoda, provesti simulaciju za konfiguraciju dalekovoda bez odvodnikaprenapona, a potom izabrati optimalnu konfiguraciju s odvodnicima prenapona za o�ekivani rezultat.Pritom je potrebno definirati odre�ene ulazne parametre simulacije.4.1. Atmosferska pražnjenjaProra�uni se izvode uz definiranje izokerauni�ke razine (KN) podru�ja, koja definira broj grmljavinskihdana neke mikrolokacije, u ovom slu�aju duž trase dalekovoda. Odgovaraju�a gusto�a atmosferskih pražnjenjau odnosu na definiranu izokerauni�ku razinudefinirana je izrazom (4)> @Nap 0,04 ˜ KN1,25 gromova / km2 / god (4) 7

Nadzemni vodovi – Električne komponente, I. dio – Izolacija str. 1454.2. Model stupa za simulacije i izolacija dalekovoda Prije izvršenja same simulacije potrebno je definirati model stupa kojim se ide u simulacijskeprora�une. Na slici 5 prikazan je model stupa koji se koristi za simulaciju presko�nih karakteristikarealnog 110 kV dalekovoda. Slika 5. Model karakteristi�nog stupa kao ulazni parametar simulacije Kao ulazni parametar izolacije dalekovoda uobi�ajeno se usvaja vrijednost kriti�nog presko�nog> @napona U50% 550 kV uz napomenu da je prilikom statisti�kog simuliranja presko�ni napon izolacijevariran po normalnoj raspodjeli, sa standardnom devijacijom od 3 %.4.3. Elektrogeometrijsko modeliranje Za što to�nije odre�ivanje presko�nih karakteristika visokonaponskih vodova vrlo je bitno to�noodre�ivanje mjesta udara groma. Posebno je važno imati to�nu raspodjelu struja groma duž dionice vodaizme�u dva stupa, kao i to�ne podatke o udarima groma u vrhove stupova. Pritom je neophodno koristitielektrogeometrijski model u tri dimenzije, kod kojeg se za fazne vodi�e i zaštitnu užad uzima njihovato�na (a ne prosje�na) visina izme�u stupova. Za potrebe prora�una vrši se 30 000 Monte Carlosimulacija u svrhu to�nog odre�ivanja elektrogeometrijskog modela. Nakon izvršene simulacije dobije seto�no definiran elektrogeometrijski model, kako je to prikazano tablicom II. Tablica II. Definirani elektrogeometrijski model Parametar Vrijednost JedinicaAtraktivna širina voda WE mBroj udara groma u vod NL udara/100 km /godSrednja vrijednost raspodjele struja groma IM kA4.4. Model preskoka na izolaciji voda Preskok na izolaciji voda (prema stupovima i me�ufazno) modelira se korištenjem dva razli�itamodela [6]: a) Model propagacije lidera b) Integracijski model Oba modela uzimaju u obzir ovisnost presko�nog napona od strmine prenaponskog vala (U - tkarakteristika). Presko�na karakteristika izolacije voda korištena u okviru programa Sigma SLP dana jeslijede�im izrazom (5): U t d ˜ ¨§ 400  710 ¸· >kV @ (5) © t 0,75 ¹ gdje je U t - presko�ni napon izolacije (kV), t - vrijeme nastanka preskoka (µs), d - presko�naudaljenost (m). 8

Nadzemni vodovi – Električne komponente, I. dio – Izolacija str. 146Izraz (5) vrijedi za vremena od 0,5 µs do 16 µs, pri �emu se vrijednost presko�nog naponaodre�ena za t = 16 µs može smatrati jednakom kriti�nom presko�nom naponu izolacije (U50%). Model propagacije lidera izložen je detaljno u [6], pri �emu je u korištenom programskom paketuintegracijski model preskoka na izolaciji opisan slijede�om jednadžbom (6): t (6) D ³ u(t)  U0 n dt t0gdje je U0 - minimalni napon pražnjenja, u(t ) - napon na izolaciji, n - konstanta. Integracijski model preskoka izolacije najbolje je ilustrirati uz primjenu slike 6. Na slici jeprikazana presko�na karakteristika izolacije, minimalni (referentni) napon U0, te prenaponski val naizolaciji strmine s. U trenutku kada napon na izolaciji postane ve�i od napona U0 (trenutak t0) zapo�injeizra�unavanje integralnog izraza (6). Preskok na izolaciji nastupa u trenutku (trenutak tf) kada je D t Dfpri �emu je Df konstanta odre�ena na osnovu stvarne presko�ne karakteristike razmatrane izolacije(dobivene na osnovu mjerenja). U (t) s .tUf Df U - t karakteristika izolacije vodaU0 t (Ps) t0 tf Slika 6. Integracijski presko�ni model Za slu�aj n=1 integralna metoda poprima formu tzv. “kriterija jednakih površina”. Kriterij jednakihpovršina implementiran je u razmatranom programskom paketu, pri �emu je za referentni napon uzeto daje on jednak 90 % kriti�nog presko�nog napona (U0 = 0,9U50%). Prilikom udara groma u vrh stupa ili zaštitno uže, napon na vrhu stupa uglavnom je u funkcijiotpora uzemljiva�a. Naime, amplituda tog napona proporcionalna je umnošku strujnog vala koji se spuštastupom i otpora uzemljenja stupa. Dakle, visoki iznosi otpora uzemljenja direktno pridonose pove�anjunapona na vrhu stupa. Ta se amplituda umanjuje refleksijama valova negativnog predznaka, koji sereflektiraju od uzemljiva�a pogo�enog stupa, kao i susjednih stupova. Za zadovoljavaju�e to�nomodeliranje dovoljno je uzeti u obzir po tri stupa odnosno raspona sa svake strane pogo�enog stupa.4.5. Simulacija presko�nih karakteristika dalekovodaKada su definirani svi ulazni parametri i na�ini simulacije, uz poznavanje tehni�kih specifikacijaodabranog odvodnika prenapona, pristupa se simulaciji presko�nih karakteristika. Simulacija se vršistatisti�kom analizom, korištenjem programskog paketa Sigma SLP, kako bi se pokazale generalneperformanse dalekovoda bez ugra�enih odvodnika prenapona. Rezultat provedene simulacije je broj kojidaje mogu�i broj preskoka na 100 kilometara dalekovoda na godinu (x preskoka/100 km/god), zadefinirani otpor uzemljenja stupnog mjesta. Simulacija u obzir uzima povratne preskoke i grešku zaštitnogužeta. Izgled simulacijskog prozora programskog paketa prikazan je slikom 7. 9

Nadzemni vodovi – Električne komponente, I. dio – Izolacija str. 147 Slika 7. Izgled simulacijskog prozora U narednom koraku provodi se simulacija takozvanim „multiple“ postupkom, unutar kojega semogu varirati slijede�i parametri: x Otpor uzemljenja stupova x Stupanj izolacije voda x Konfiguracija postavljana odvodnika prenapona Konfiguriranjem sustava, na na�in da se osnovnoj konfiguraciji, koja je služila za izra�unmogu�eg broja preskoka na izolaciji, varira parametar konfiguracije postavljanja odvodnika prenaponavrši se simulacija koja za rezultat treba dati optimalan broj odvodnika po stupnom mjestu i fazama, �imese smanjuje broj povratnih preskoka na izolaciji, a posljedi�no i ukupan broj ispada/100 km/ god. Nakon ovako izvršene simulacije, to�no je definiran broj odvodnika prenapona i njihov rasporedpo faznim vodi�ima kojima se ukupne performanse promatranog dalekovoda dovode na optimalnozadovoljavaju�u razinu.5. ZAKLJU�AK Pravilnim pristupom problemu prisilnih ispada dalekovoda, koji uklju�uje prou�avanjei cijeloganiza parametara koji na isti utje�u, mogu�e je provesti adekvatnu zaštitu, kako samog dalekovoda, tako ielektroenergetskog sustava u cjelini. Postoje brojnina�ini zaštite izolacije dalekovoda, od kojih seugradnja linijskih odvodnika prenapona pokazala kao jednostavna, jeftina, brza i u ve�ini slu�ajeva jedinaalternativa postoje�im mogu�nostima. Da bi se neki dalekovod kvalificirao kao potencijalan i opravdanobjekt za ugradnju odvodnika prenapona potrebno je ispitati osnovne parametre poput broja grmljavinskihdana na podru�ju protezanja dalekovoda, iznosa izmjerenih otpora uzemljenja, podataka iz dnevnihpogonskih izvještaja i izvještaja o održavanju dalekovoda. Sublimiranjem svih spomenutih podatakadonosi se odluka o ugradnji odvodnika prenapona na nekom dalekovodu. Za zadovoljavaju�u zaštitu dalekovoda odvodnicima prenapona, potrebno je, uzimanjem u obzirparametara dalekovoda, izra�unati osnovne tehni�ke podatke odvodnika. Me�u osnovnim parametrimakoje je potrebno definirati svakako je maksimalni trajni pogonski napon, �ijim se pravilnim odabirompostiže optimalan efekt zaštite dalekovoda. Tako�er, s obzirom na mehani�ku konfiguraciju stupnihmjesta, potrebno je definirati i dizajn odvodnika koji u kasnijoj fazi definira i na�in ugradnje istih na stupnamjesta. Posebno važnu ulogu u adekvatnoj zaštiti dalekovoda od atmosferskih pražnjenja upotrebomlinijskih odvodnika prenapona ima i prora�un optimalnog broja odvodnika te pozicija njihove ugradnje, kojise u pravilu izvodi nizom simulacija upotrebom naprednih programskih paketa. Ovakvim pristupom u zaštiti dalekovoda osigurava se bolja raspoloživost i podiže stupanjsigurnosti dalekovoda i elektroenergetskog sustava u cjelini.6. LITERATURA[1] M. Kalea, , \"Prijenos elektri�ne energije, što je to?“, Kigen, Zagreb, Hrvatska, 2006.[2] Pravilnik o tehni�kim normativima za izgradnju nadzemnih elektroenergetskih vodova nazivnog napona od 1 kV do 400 kV, Sl. l. SFRJ 065/1988 i NN broj 24/97, preuzet na temelju Zakona o preuzimanju Zakona o standardizaciji koji se u Republici Hrvatskoj primjenjuje kao republi�ki zakon 10

Nadzemni vodovi – Električne komponente, I. dio – Izolacija str. 148 (NN broj 53/91), �l. 53 Zakona o normizaciji (NN broj 55/96) i �l. 20 Zakona o tehni�kim zahtjevima za proizvode i ocijeni sukladnosti (NN broj 158/03)[3] M. Mijo�, J. Radovanovi�, P. Tuškan, \"Iskustva u primjeni linijskih odvodnika prenapona na dalekovodu Ston - Komolac“, 11. savjetovanje HRO CIGRE, Cavtat, Hrvatska, studeni 2013.[4] I. Ugleši�, V. Milardi�, B. Franc, B. Filipovi�-Gr�i�, J. Horvat \"Prva iskustva sa sustavom za lociranje munja u Hrvatskoj“, 9. simpozij o sustavu vo�enja EES-a, Zadar, Hrvatska, studeni 2010.[5] I. Saraj�ev, J. Radovanovi�, ''Atmosferska izbijanja i ošte�enje OPGW užeta'', 7. Savjetovanje HO Cigre, Cavtat, Hrvatska, studeni 2005.[6] CIGRE WG 33.01, “Guide to Procedures for Estimating the Lightning Performance of Transmission Lines”, CIGRE Technical brochure No. 63, October 1991. 11

Nadzemni vodovi – Električne komponente, I. dio – Izolacija str. 149HRVATSKI OGRANAK MEĐUNARODNOG VIJEĆA B2-12ZA VELIKE ELEKTROENERGETSKE SUSTAVE – CIGRÉ8. savjetovanje HRO CIGRÉCavtat, 8. - 12. studenoga 2009.Ivo Uglešić Božidar Filipović-GrčićViktor Milardić Boško MileševićMilivoj Mandić Fakultet elektrotehnike i računarstvaFakultet elektrotehnike i računarstva [email protected]@fer.hr [email protected]@[email protected] PRIMJENA ODVODNIKA PRENAPONA NA DVOSTRUKOM DV 220 KV SAŽETAK U radu su predstavljeni rezultati studije koja je obradila mjere za smanjenje broja preskoka nadvosistemskom 220 kV dalekovodu. Uz poznatu geometriju stupa i gustoću udara munje u zemljumoguće je izračunati očekivani broj preskoka. Postupak za izračun broja preskoka se sastoji iz tri koraka:primjena elektro-geometrijskog modela udara munje, simulacija elektromagnetskih prijelaznih pojavauslijed udara munje te izračun očekivanog broja preskoka. Prikazano je modeliranje slijedećih elemenataza proračun: udar munje, stup, vodiči, izolatorski lanac, odvodnik prenapona i otpor rasprostiranjauzemljivača stupa. Postupak je proveden za slučaj dvosistemskog 220 kV dalekovoda u cilju poboljšanjanjegovih preskočnih karakteristika. Za prevenciju preskoka mogu biti primijenjene različite mjera a jednaod najučinkovitijih je instalacija odvodnika prenapona na dalekovod. Konačni izbor rješenja ovisi o brojuodvodnika prenapona, njihovoj lokaciji i cijeni. Proračuni su provedeni pomoću programa EMTP-RV iLIPS. Ključne riječi: Dvosistemski 220 kV dalekovod, modeliranje, EMTP-RV, LIPS, preskok,preskočne karakteristike, odvodnika prenapona na dalekovodu LINE SURGE ARRESTERS ON 220 KV DOUBLE-CIRCUITS LINE SUMMARY The paper presents the results of a study for the reduction of the number of flashovers on a 220kV double-circuit line. With known geometry of the tower and ground-flash density it is possible tocalculate the number of flashovers. The procedure for the calculation of flashovers includes three steps:application of an electro-geometric model, simulation of the electromagnetic transients due to lightningstrokes, and evaluating the flashover rate. Models of the elements in the calculation are presented:source of lightning stroke, tower, conductors, insulator string, line surge arrester (LSA) and tower footingresistance. The case study for the 220 kV double-circuit overhead line is conducted in order to improve itslightning performance. Different mitigation measures on a line for prevention of flashovers could beapplied and one of the most effective means is the installation of LSAs. The final choice of the bestsolution depends on the number of LSAs, their location and their price. Calculations are conducted usingthe software EMTP-RV and LIPS. Key words: 220 kV double-circuit line, modeling, EMTP-RV, LIPS, flashover, lightningperformance, LSA. 1

Nadzemni vodovi – Električne komponente, I. dio – Izolacija str. 1501. UVOD Kvarovi na dalekovodima uzrokovani udarima munje mogu se klasificirati kao povratni preskoci ipreskoci uslijed greške štićenja. Povrati preskoci na izolatorskom lancu mogu nastupiti u jednoj ili višefaza jednog ili oba sistema (trojke) dvosistemskog voda. Da bi se izbjegli povratni preskoci zbog udaramunje u stup ili zaštitno uže, otpor rasprostiranja uzemljivača stupa treba biti što manji. U područjima svisokim specifičnim otporom tla vrlo je teško, a ponekad i nemoguće, smanjiti otpor rasprostiranjauzemljivača pojedinih stupova na zadovoljavajuću vrijednost.Jedno od rješenja koje se koristi za izbjegavanje istovremenog ispada obje trojke dvosistemskogdalekovoda je električki pojačana izolacija jedne trojke [1].Povećanje broja zaštitnih užeta i uzemljenih vodiča (sidara) je mjera koju je teško provesti na izgrađenimdalekovodima. Nabrojane mjere često nisu dovoljne da spriječe pojavu preskoka a instalacija odvodnikaprenapona može biti efikasna mjera za sprječavanje istovremenog ispada obje trojke. Na taj način jeosigurana neprekinutost opskrbe a broj ispada dvosistemskog dalekovoda znatno smanjen. Svjetskaiskustva pokazuju da je instalacija odvodnika na dalekovod efikasnija od drugih konvencionalnih mjera,naročito u sprječavanju ispada oba sistema dvosistemskog dalekovoda, koji se mogu skoro potpunoeliminirati [2]. Primjer pokazan u ovom članku se odnosi na poboljšanje preskočnih karakteristikadvosistemskog 220 kV dalekovoda koji povezuje termoelektranu s ostatkom elektroenergetskog sustava.Nekoliko ispada obje trojke dalekovoda, prouzročenih udarima munje, imala su za posljedicu prekid(ispad) rada termoelektrane i isporuke električne energije. Stoga je potrebno prvo razumjeti, a zatim ispriječiti takve ispade. Uspoređeni su slučajevi proračuna bez i s instaliranim odvodnicima prenapona nadalekovodu.2. SIMULACIJA UDARA MUNJE U DALEKOVOD Simulacijom se želi odrediti raspodjela amplituda struja munje koje udaraju u trasu dalekovoda,odnosno direktno u fazni vodič. Također se žele odrediti karakteristične veličine kao na primjerminimalna, maksimalna, te kritična amplitudu struje koja udara u fazni vodič. Za simulaciju se koristipoznata metoda Monte Carlo koja se primjenjuje kada se prilikom proračuna ne poznaju egzaktno sviulazni parametri, ali su poznate funkcije distribucije prema kojima se parametri mijenjaju. U ovomproračunu nepoznata je amplituda struje munje, ali je poznata raspodjela. Velikim brojem simulacijadobivaju se relevantne vrijednosti koje su statistički obrađene, te se kasnije koriste u proračunuatmosferskih prenapona.Osnovna veličina potrebna za provedbu simulacije je amplituda struje munje za koju je poznata statističkaraspodjela. Najčešće se koristi log - normalna raspodjela, koju je moguće aproksimirati slijedećimizrazom: P = 1  2,6 (1) I 1+   31gdje je: P vjerojatnost pojave amplitude struje munje veće ili jednake od I; I amplituda struje munje. Snimanjem razvoja udara munje, utvrđeno je da se munja širi stohastički i skokovito. Brojnimistraživanjima utvrđeno je da probojna udaljenost ovisi, između ostalog, direktno o amplitudi struje munje,te se može odrediti iz izraza: R = a ⋅ Ib (2)gdje je: R probojna udaljenost u metrima I amplituda struje u kA a konstanta [3,3 ; 10,6] b konstanta [0,5 ; 0,85] Izraz (2), a i drugi slični izrazi povezuju električnu i geometrijsku veličinu, čime je stvorena osnovaza simulaciju pomoću elektro-geometrijskog modela udara munje u trasu dalekovoda.Modelirani stup i dalekovod prikazani su na slici 1. Zbog jednostavnijeg unosa u trodimenzionalnomkoordinatnom sustavu DV je prikazan kao pravac po osi x što u stvarnosti nije slučaj, ali to2

Nadzemni vodovi – Električne komponente, I. dio – Izolacija str. 151pojednostavljenje nema utjecaja na rezultate simulacije. Pravcima je modelirano zaštitno uže u osamraspona te devet stupova zajedno s konzolama. Ovo čini sustav zaštitnih elemenata (crna boja). Sustavštićenih elemenata sastoji se od pravaca kojima su modelirani fazni vodiči. Slika 1. Stup i 3D prikaz modeliranog sustava dalekovoda Simulacija se provodi za veći broj generiranih amplituda struje munje, dok se ne dobije dovoljanbroj podataka za statističku obradu.Simulacije su provedene za slijedeće vrijednosti parametara: - a=7,2 - b=0,65 - Imin=1 kA - Imax=190 kA - visina oblaka = 1000 mPromatrano je osam raspona (devet stupova) dalekovoda i to redom:62. nosni stup Nd 1.1 (visina do donje konzole 18,9 m) ;63. nosni stup Nd 1.1 (27,0 m);64. zatezni stup ZDp 120/130 (13,5 m);65. nosni stup Nd 1.1 (27,0 m);66. nosni stup Nd 1.1 (29,9 m);67. nosni stup Nd 1.1 (29,9 m);68. zatezni stup ZDKp/130 (26,0 m);69. nosni stup Nd 1.1 (29,9 m);70. nosni stup Nd 1.1 (14,0 m); Budući je pojava udara munje slučajna, to se za njeno kvantificiranje koriste metode statističkematematike. Rezultati statističke obrade su to vjerodostojniji što je broj uzoraka veći. Zato su provedenesimulacije s velikim brojem udara, kako bi se dobila što bolja predodžba o odnosu broja udara u zemlju,zaštitnu užad i stupove, te fazne vodiče.Ukupno je provedeno 37932 simulacije, od čega je 25635 završilo pogodcima u zemlji, 11297 pogodakau zaštitno uže i stup, te 1000 u fazni vodič. Statističkom obradom dobivene su slijedeće vrijednosti zastruje koje su pogodile fazne vodiče:ƒ srednja vrijednost: 15,40 kAƒ varijanca: 98,36 kAƒ standardna devijacija: 9,92 kAƒ maksimalna struja koja je pogodila fazni vodič: 42,80 kAƒ kritična struja iznosi: 47,30 kA.Kritična struja izračunata je za nosne stupove Nd 1.1 (br. 66, 67 i 69.) koji su viši od ostalih. Ako se napravi omjer pogodaka u fazne vodiče (1000) te pogodaka u zaštitno uže dalekovoda istupove (11297) dobije se omjer 0,088519. To nadalje znači, oko 8,85% svih udara munje u dalekovod ćezavršiti pogotkom u fazne vodiče (greška štićenja). Ovo potvrđuje poznatu činjenicu, dalekovodi s jednimzaštitnim užetom nisu najbolje zaštićeni od direktnog udara munje u fazne vodiče. Također, struje munjekoje mogu direktno pogoditi fazne vodiče su relativno velikih amplituda. 3

Vjerojatnost Nadzemni vodovi – Električne komponente, I. dio – IzolacijaVjerojatnost str. 152 Zbog svega rečenog se sugerira slijedeće. Pri izgradnji novih ili rekonstrukciji postojećih VNdalekovoda (osobito se to odnosi na naponske razine 220 kV i 400 kV) potrebno je razmotriti mogućnostiuporabe glava stupova s dva zaštitna užeta te manjim zaštitnim kutom, što je uobičajena praksa umnogim zemljama. Na slici 2. je prikazana raspodjela po razredima, struja munje koje pogađaju fazne vodiče. Iz slike2. se može zaključiti, amplitude struje munje, koje pogađaju fazne vodiče, podliježu očekivanoj distribuciji,s očekivanjem srednje vrijednosti rezultata simulacije, te gornjom granicom kritične amplitude strujemunje. Vrh stupa ili zaštitno uže može pogoditi bilo koja struja munje, slika 3. Raspodjela struja munje koje pogađaju fazne vodiče 0,1 0,09 0,08 0,07 0,06 0,05 0,04 0,03 0,02 0,01 0 1-3 3-5 5-7 7-9 9-11 11-13 13-15 15-17 17-19 19-21 21-23 23-25 25-27 27-29 29-31 31-33 33-35 35-37 37-39 39-41 >41 Razredi (kA)Slika 2. Distribucija struja munje koje pogađaju fazne vodiče pri simulaciji bez uračunanog provjesa Raspodjela struja koje pogađaju zaštitne elemente 0,25 0,2 0,15 0,1 0,05 0 1-10 10-20 20-30 30-40 40-50 50-60 60-70 70-80 80-90 90-100 100-110 110-120 120-130 130-140 140-150 150-160 160-170 170-180 180-190 Razredi (kA)Slika 3. Distribucija struja munje koje pogađaju vrh stupa ili zaštitno uže Distribucija udara munje po fazama pokazuje da 66.18% udara munje, koji pogađaju fazne vodičepogađa gornje faze. Približno 32,35% udara u fazne vodiče pogađa srednje faze a oko 1,47% pogađadonje faze. Struje munje koje pogode donje faze su malih amplituda (npr. 2,56 kA, 3,06 kA) i ne moguprouzročiti preskok.3. MODELIRANJE ZA SIMULACIJU ELEKTROMAGNETSKIH PRIJELAZNIH POJAVA Elektromagnetski prijelazni proces koji nastaje pri udaru munje u vrh stupa dalekovoda jeizuzetno složen. Računalnim programima za simulaciju elektromagnetskih prijelaznih procesa može sepribližno odrediti elektromagnetski odziv dalekovoda pri udaru munje, [3]. Danas se za takve analizeobično koristi neka od verzija EMTP programa [4]. Slijedi opis korištenog modela.4

Nadzemni vodovi – Električne komponente, I. dio – Izolacija str. 1533.1. Struja munjeOdnos između strmine S i struje munje I može se dati općom jednadžbom: S = α ⋅ Iβ (3)gdje je: S - strmina struje [kA/µs], I - struja [kA], Faktori α i β su dani u tablici I. za strminu definiranu na slici 4. kao S30. U proračunima se simulira prvi udar. Za prvi udara je strmina vala manja nego li za ponovni(uzastopni) udar. Prema ranije navedenom izrazu (1) može se izračunati koliki postotak struja munje je veći ododređene vrijednosti struje munje. Npr. tjemena vrijednost struje munje od 31 kA biti će premašena u50% udara munje. Tjemena vrijednost struje munje 72 kA biti će premašena u 10% udara munje, a 96 kAu 5% udara. Konačno, tjemena vrijednost struje munje 138 kA biti će premašena u 2% udara munje. Zausvojene struje munje se mogu izračunati maksimalne strmine Sm pomoću izraza (3) i tablice I. Slika 4. Izgled čela struje groma i strmine valaTablica I. Iznosi koeficijenata α i β u ovisnosti o vrsti i tipu strmine struje groma Faktori α β Prvi udar 3,2 0,25 S30 3,9 0,55 Sm 6,9 0,42Uzastopni udar 3,8 0,93 S30 Sm3.2. Fazni vodiči i zaštitno uže Fazni vodiči i zaštitno uže dalekovoda su modelirani frekvencijski zavisnim modelom, kojipredstavlja prirodni model prijenosnog voda, uzimajući parametre voda kao distribuirane i frekvencijskiovisne. Frekvencijski ovisni parametri voda su računati za raspon frekvencija od 0,1 Hz do 10 MHz.Korištena je realna transformacijska matrica, a optimalna frekvencija modela je određena programski. Umodel je uključen skin efekt. Korišteni su geometrijski parametri vodiča i zaštitnog užeta te stvarne visinei razmaci između pojedinih vodiča.3.3. Stupovi Stupovi dalekovoda su modelirani valnom impedancijom koristeći slijedeći izraz: Z = 60ln H  − 1 (R << H) (4)  R   Ekvivalentni radijus stupa R u gornjem izrazu je određen nadomještanjem stupa cilindrom.Srednji radijus R je definiran slijedećim izrazom: 5

Nadzemni vodovi – Električne komponente, I. dio – Izolacija str. 154 R = (r1h2 + r2H + r3h1) (5) 2Hgdje je: r1 - radijus vrha stupa [m], r2 - radijus na sredine stupa [m], r3 - radijus baze stupa [m], h1 - visina od baze do sredine stupa [m], h2 - visina od sredine stupa do vrha [m]. Stupovi su u EMTP modelu podijeljeni na četiri dijela (od vrha stupa do gornje konzole, od gornjedo srednje konzole, od srednje do donje konzole te od donje konzole do tla) kako bi se mogao izračunatiprijelazni napon pojedinih konzola, odnosno ovjesišta izolatorskih lanaca, pri udaru munje, slika 1.Premda se može usvojiti brzina gibanja prenaponskog vala duž stupa dalekovoda jednaka brzinisvjetlosti, rešetkasta struktura stupa i konzole uzrokuju određeno vremensko kašnjenje. Kao posljedicatoga vrijeme refleksije od baze stupa (zemlje) je duže nego bi se dobilo dijeljenjem visine stupa i brzinesvjetlosti. Zbog toga se brzina gibanja prenaponskog vala u gornjem modelu može smanjiti u ciljuuzimanja u obzir opisanog efekta. U modelu je usvojena brzina gibanja prenaponskog vala 240 m/µs(80% brzine svjetlosti).3.4. Fazni napon Fazni napon u trenutku udara munje u dalekovod mora biti uključen u model. Najveći napon naizolatoru nastaje u trenutku vršne vrijednosti faznog napona, koji je suprotnog polariteta od strujnog inaponskog vala nastalog udarom munje.3.5. Izolatori Izolator na dalekovodu predstavlja kapacitet s vrlo malim utjecajem na prenapone. Najvažnijiparametar za opis odziva izolatora pri atmosferskim prenaponima je njegov preskočni napon, koji ovisi onaponskoj razini dalekovoda odnosno udaljenosti između zaštitnih armatura izolatora (preskočni razmak).Preskočna karakteristika izolatorskog lanca je vremenski ovisna, a može se modelirati kriterijem jednakihpovršina: ∫ ( )t vgap (t) − v0 K dt ≥ D (6) t0gdje je: t0 - vrijeme od kojeg je napon vgap postao veći od napona v0 (kada napon vgap padne ispod v0integral se resetira), Vrijednosti konstanti K, vo(kV) i D ovisi o preskočnom razmaku. Za preskočni razmak 1610 mmusvojene su slijedeće vrijednosti konstanti: K = 1; vo = 958 kV; i D = 0,3805718. Preskok nastupa kadavrijednost integrala postane veća ili jednaka D.3.6. Otpori rasprostiranja uzemljivača Otpori rasprostiranja uzemljivača svih stupova dalekovoda su modelirani konstantnim djelatnimotporom, osim otpora rasprostiranja uzemljivača pogođenog stupa za koji je usvojen model ionizacijeokolnog tla. Model [5] uzima u obzir efekt ionizacije tla, koja se događa u slučaju velikih amplituda strujemunje, koje odvodi uzemljivač stupa, slika 5. Otpor rasprostiranja uzemljivača stupa može se predstaviti kao nelinearni otpor: Ri = R0  (7)   1+  I Iggdje je: R0 - otpor rasprostiranja uzemljivača stupa pri maloj struji i niskoj frekvenciji (50 ili 60 Hz) [Ω],6

Nadzemni vodovi – Električne komponente, I. dio – Izolacija str. 155I - struja munje kroz uzemljivača [kA],Ig - granična struja za nastanak dovoljne ionizacije u tlu [kA]. Slika 5. Ionizacija u tlu pri odvođenju velikih struja munje [6]Otpor rasprostiranja uzemljivača stupa ostaje Ri = R0 ako je I < Ig a mijenja se u skladu sizrazom (7) u slučaju I > Ig . Granična struja je određena izrazom: Ig = ρ ⋅E0 (8) 2 ⋅ π ⋅ Ro2gdje je: ρ - specifični otpor tla [Ωm], E0 - je gradijent ionizacije tla, preporučena vrijednost: 400 [kV/m].3.7. Odvodnik prenapona Model odvodnika prenapona uključuje nelinearni dinamički odziv pri nailasku prenapona.Nelinearna U-I karakteristika odvodnika prenapona prikazana je na slici 6. 800 700 600 500Voltage (kV) 400 300 200 100 0 1 10 100 0,1 Current (kA)Slika 6. U-I karakteristika odvodnika prenapona za 220 kV dalekovod (Ur=210 kV) Model DV 220 kV od stupa 62 do stupa 70, korišten za računalni program EMTP-RV [4] jeprikazan na slici 7. 7

Nadzemni vodovi – Električne komponente, I. dio – Izolacija str. 156Slika 7. Nadomjesna shema dijela dalekovoda između stupova 62 i 70.4. REZULTATI SIMULACIJA Da li će pri udaru munje u konkretni stup DV 220 kV nastupiti povratni preskok, a samim time ikratki spoj ovisi o više parametara. U prvom redu to je tjemena vrijednost struje munje i njena strminačela, otpor rasprostiranja uzemljivača stupa, preskočni razmak izolatorskih lanaca na pogođenom stupu,amplituda i fazni kut pogonskog napona, atmosferski uvjeti (kiša, snijeg, tlak, temperatura i vlažnost), itd.U tablici II. su prikazani rezultati stotinjak simulacija, za različite otpore rasprostiranja uzemljivača stupa teranije određene vrijednosti struja munje koje će biti premašen u 50%, 20%, 10%, 5% i 2% slučajeva.Zelena boja prikazuje kombinacije u kojima neće nastupiti povratni preskok niti u jednoj fazi i za bilo kojifazni kut pogonskog napona. Siva boja označava ovisnost nastanka povratnog preskoka o faznom kutunapona. Crvena boja označava da će nastupiti povratni preskok, barem u jednoj fazi razmatrane trojkedalekovoda, neovisno o faznom kutu napona u trenutku udara. Analizirajući tablicu II. lako je zaključiti da postoji određena korelacija između otporarasprostiranja uzemljivača stupa dalekovoda i nastanka povratnog preskoka. Za relativno male amplitudestruje munje (npr. 31 kA) povratni preskok će sigurno nastupiti samo ako munja pogodi stup čiji je otporrasprostiranja uzemljivača relativno visok (npr. 75 Ω). Naravno, ako neka struja munje veće amplitude(npr. 96 kA) pogodi vrh stupa, povratni preskok će sigurno nastupiti i pri manjim vrijednostima otporarasprostiranja uzemljivača pogođenog stupa (npr. 17 Ω). Osim navedene ovisnosti, nastanak povratnog preskoka ovisi i o (maksimalnoj) strmini čela strujemunje. Što je strmina čela struje munje veća, to je za određeni otpor rasprostiranja uzemljivača stupapotrebna manja amplitude struje munje a koja može izazvati povratni preskok.Tablica II. Ovisnost nastanka povratnog preskoka o struji munje i otporu rasprostiranja uzemljivača stupa Ponavljajući simulaciju za slučaj kada je odvodnik prenapona postavljen u gornju (A) fazu, slika8., dobije se tablica III. Jedan ugrađeni odvodnik prenapona poboljšava prenaponske karakteristike8

Nadzemni vodovi – Električne komponente, I. dio – Izolacija str. 157dalekovoda, što se jasno vidi iz tablice III. Npr. za isti slučaj struje munje amplitude 31 kA sada jegranična vrijednost otpora rasprostiranja uzemljivača stupa, za koju će sigurno nastupiti povratni preskok,oko 160 Ω. Dakle, ugradnja jednog odvodnika prenapona je na određeni način ekvivalentna smanjenjuotpora rasprostiranja uzemljivača stupa. S tim u vezi je oportuno, prije odluke o ugradnji odvodnikaprenapona na dalekovod, izmjeriti točne vrijednosti otpora rasprostiranja uzemljivača pojedinih stupova,te ocijeniti koji uzemljivači bi se mogli sanirati. Cijenu sanacije pojedinog uzemljivača potrebno jekomparirati s cijenom ugradnje odvodnika prenapona, te tako donijeti odluku na kojim stupnim mjestimaugraditi odvodnik prenapona a na kojim stupnim mjestima sanirati uzemljivač i smanjiti otporrasprostiranja.Slika 8. Odvodnik prenapona u gornjoj fazi štićenog sustavaTablica III. Ovisnost nastanka povratnog preskoka o struji munje i otporu uzemljenja stupa za odvodnikprenapona u fazi A jednog sustava Ponavljajući simulacije za slučaj kada je odvodnik prenapona postavljen u srednju fazu (B), udonju fazu (C), te u srednju i donju fazu (B i C) dobiju se odgovarajuće tablice. Ako se usvoji broj udar NL = 11.011 (na 100 km duljine u godini) 220 kV dalekovoda dobiju seslike 9 i 10. Slike su dobivene pomoću EMTP-RV LIPS simulacija velikog broja udara munje. LIPS jerazvijen partnerstvom EDF, RTE i HYDRO-QEBEC. LIPS računa broj preskoka dalekovoda višestrukimsimulacijama pomoću EMTP-RV [7]. 9

Broj povratnih preskoka (godišnje, na 100 km dalekovoda) Nadzemni vodovi – Električne komponente, I. dio – IzolacijaBroj preskoka (godišnje, na 100 km dalekovoda) str. 158 Ukupni broj preskoka (povratni preskoci i greške štićenja) jednog sistema 220 kV dalekovoda jenešto veći, slika 10. 7 NO LSA LSA in B LSA in C 6 LSAs in B and C 5 4 3 2 1 0 0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 110 120 130 140 150 Otpor uzemljivača stupa (Ohm)Slika 9. Broj povratnih preskoka jednog sistema 220 kV dalekovoda bez instaliranih odvodnikaprenapona, s instaliranim odvodnikom u srednju fazu (B), donju fazu (C) te srednju i donju fazu (B i C) 7 NO LSA LSA in B LSA in C 6 LSAs in B and C 5 4 3 2 1 0 0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 110 120 130 140 150 Otpor uzemljivača stupa (Ohm)Slika 10. Ukupni broj preskoka (povratni preskoci i greške štićenja) jednog sistema 220 kV dalekovodabez instaliranih odvodnika prenapona, s instaliranim odvodnikom u srednju fazu (B), donju fazu (C) tesrednju i donju fazu (B i C) Provedene su i simulacije s udarom struje munje velike amplitude 138 kA u stup s visokimotporom rasprostiranja uzemljivača (npr. R=250 Ω). Rezultati se mogu sažeti u slijedećem: Ako u trasidalekovoda postoji npr. jedan stup s jako visokim otporom rasprostiranja uzemljivača, tada ugradnjaodvodnika prenapona i u sve tri faze na tom stupu sprečava samo preskok na istomu (u štićenomsustavu), ali su mogući preskoci na susjednim stupovima (u štićenom sustavu) neovisno o njihovimotporima rasprostiranja uzemljivača. To je posljedica jako visokog prijelaznog napona faznih vodičaštićenog sustava (putni valovi se šire od pogođenog stupa i mogu prouzročiti preskoke na susjednimstupovima).5. ZAKLJUČAK Razmatrana je mogućnosti smanjenja ispada dvostrukog DV 220 kV uslijed atmosferskihpražnjenja u dalekovod, pri čemu u najvećoj mogućoj mjeri treba izbjeći istovremeni ispad obje trojke DV220 kV.Smanjeni broj povratnih preskoka na izgrađenim dalekovodima praktično se može ostvariti:10

Nadzemni vodovi – Električne komponente, I. dio – Izolacija str. 159 1. Poboljšanjem otpora rasprostiranja uzemljivača stupova; mjera je opravdana ako se može provesti, što ovisi o lokalnim karakteristikama tla. 2. Instalacijom odvodnika prenapona na vodu; mjera se provodi kao samostalna ili u kombinaciji s mjerom 1. Instalacija jednog a osobito dva odvodnika prenapona poboljšava prenaponske karakteristikedalekovoda i na određeni način je ekvivalentna smanjenju otpora rasprostiranja uzemljivača stupa. Prijeodluke o instalaciji odvodnika prenapona na dalekovod, treba točno poznavati vrijednosti impulsnogotpora rasprostiranja uzemljivača stupova. Potrebno je ocijeniti koji uzemljivači bi se mogli sanirati, acijenu sanacije pojedinog uzemljivača treba komparirati s cijenom instalacije odvodnika prenapona. Prema rezultatima simulacije usvojeni su slijedeći kriteriji za instalaciju odvodnika prenapona naDV 220 kV: - Otpor rasprostiranja uzemljivača stupa manji od 21 Ω, ne treba instalirati odvodnik prenapona. - Otpor rasprostiranja uzemljivača stupa veći od 21 Ω a maniji od 47 Ω instalirati odvodnik prenapona u jednu fazu štićene trojke. - Otpor rasprostiranja uzemljivača stupa veći od 47 Ω, instalirati dva odvodnika prenapona u srednji i donju fazu štićene trojke. - Otpor rasprostiranja uzemljivača stupa veći od 150 Ω, instalirati tri odvodnika prenapona u sve tri faze štićene trojke. Ako u trasi dalekovoda postoji stup s jako visokim otporom rasprostiranja uzemljivača (npr. 250Ω), ugradnja odvodnika prenapona i u sve tri faze na tom stupu sprečava samo preskok na istomu (uštićenom sustavu), ali su mogući preskoci na susjednim stupovima (u štićenom sustavu) neovisno onjihovim otporima rasprostiranja uzemljivača.5. LITERATURA[1] Wei-Gang H., “Lightning performance of 500 kV double-circuit line schemes for the Three-Gorge project”, IEEE Transactions on Power Delivery, vol. 21, no. 2, pp. 736-743, Apr. 2006.[2] Shigeno T., “Experience and effectiveness of transmission line arresters”, Transmission and Distribution Conference and Exhibition 2002: Asia Pacific. IEEE/PES, vol.1, 636 – 639, Oct. 2002.[3] J. A. Martinez, F. Castro-Aranda: “Lightning Performance Analysis of Overhead Transmission Lines Using the EMTP”, IEEE Trans. on Power Delivery, Vol. 20, No. 3, July 2005.[4] EMTPWorks Version 2.1.0, www.emtp.com[5] IEC 60071-4: “Insulation co-ordination – Part 4: Computational guide to insulation co-ordination and modelling of electrical networks”, 2004.[6] Hileman R. A., “Insulation coordination for power systems”, Power Engineering Book, Marcel Dekker, Inc., 1999.[7] A. Xemard, S. Dennetiere, J. Michaud, P.Y. Valentin, Q. Bui-Van, A. Dutil, M. Giroux, J. Maheserdjian, \"Methodology for the calculation of the lightning flashover rate of a line equipped or not with line arresters”, report of the study committee C4, CIGRE general session 2006, Paris. 11

Nadzemni vodovi – Električne komponente, I. dio – Izolacija str. 160HRVATSKI OGRANAK MEĐUNARODNOG VIJEĆA B2-10ZA VELIKE ELEKTROENERGETSKE SUSTAVE – CIGRÉ11. savjetovanje HRO CIGRÉCavtat, 10. – 13. studenoga 2013.mr. sc. Siniša Jergović, dipl. ing.HEP ODS d.o.o. Elektroistra [email protected] Jakovčić, dipl.ing.HEP ODS d.o.o. Elektroistra [email protected] POVEĆANJE POUZDANOSTI POGONA NADZEMNIH SN MREŽA U PODRUČJU INTENZIVNE GRMLJAVINSKE AKTIVNOSTI PRIMJENOM SUVREMENIH TEHNIČKIH RJEŠENJA SAŽETAK Atmosferski prenaponi glavni su uzrok kvarova na srednjenaponskim (SN) nadzemnim vodovima,gdje su zbog radijalnog pogona distribucijskih mreža najčešći uzrok prekida opskrbom električnomenergijom potrošača napajanih preko nadzemnih mreža. Kako je dužnost HEP ODS-a d.o.o. omogućiti iosigurati kvalitetno i sigurno napajanje svih potrošača na distribucijskoj mreži, poduzimaju se tehničkemjere radi smanjenja broja takvih prekida. Ujedno godišnji broj prekida ulazi i kao parametar kvaliteteelektrične energije te je također iz te perspektive potrebno prekide napajanja smanjiti na najmanjumoguću mjeru. U referatu su opisana primijenjena tehnička rješenja sa svrhom povećanja pouzdanosti pogonana dva voda na kojima je u prošlosti zabilježen velik broj oštećenja izolatora zbog atmosferskihpražnjenja. Opisana su pogonska iskustva s navedenim vodovima prije i nakon primjene tehničkihrješenja kojima se nastojalo povećati sigurnost pogona. Ključne riječi: Atmosferski prenaponi, povratni preskok, linijski odvodnik prenapona, izolatorskilanac, silikonski kompozitni izolator INCREASE OF SUPPLY RELIABILITY OF MV OVERHEAD NETWORK IN THE AREA WITH INTENSE LIGHTINING ACTIVITY BY APPLYING MODERN TECHNICAL SOLUTIONS SUMMARY Ligtining overvoltages are the main cause of failures in the medium voltage (MV) overhead lines,where becouse radial drive of distribution networks cause long interruptions in power supply. The duty ofthe HEP ODS d.o.o. is to provide and ensure quality and safe supply of all consumers in the distributionsystem, are taken technical measures to reduce number of interruptions. The annual number andduration of interruptions count as a parameter of quality of power supply, and so it is necessary to reducethem to a minimum. The paper describes the applied technical solutions in order to increase the reliability of thesupply in two lines which has in the past recorded a large number of damaged insulators due to lightningdischarges. It describes the operational experience with these lines before and after the modificationwhich significantly improves the reliability of the supply. Key words: Ligtining overvoltage, backflashover, overhead line arrester, insulator string,composite silicon insulator. 1

Nadzemni vodovi – Električne komponente, I. dio – Izolacija str. 1611. UVOD Atmosferski prenaponi najčešći su uzrok kvarova na nadzemnim elektroenergetskim vodovima.To se osobito odnosi na srednjenaponske (SN) vodove gdje su atmosferski prenaponi osnovni čimbenikkod koordinacije izolacije. U posljednjih dvadesetak godina ugradnjom metaloksidnih odvodnikaprenapona značajno je smanjen broj kvarova u rasklopnim postrojenjima, dok su oštećenja i kvarovi naizolatorima nadzemnih vodova i dalje učestala pojava. Problem je još izraženiji u područjima s velikimbrojem grmljavinskih dana i visokim specifičnim otporom tla što je redovito slučaj u našem priobalju. Tajse problem u prošlosti pokušavalo riješiti na razne načine, međutim s više ili manje uspjeha. Zbog velikegrmljavinske aktivnosti i teških uvjeta uzemljenja nisu bila moguća tehnoekonomski opravdana rješenjakojima bi se s raspoloživom opremom značajnije smanjio broj kvarova na nadzemnim vodovima. Brojni idugotrajni prekidi napajanja bili su skoro svakodnevnica, naročito u ljetnim mjesecima kada je i brojgrmljavinskih dana najveći. U nastojanju da se smanji broj kvarova i poveća pouzdanost napajanja nadzemnih vodova uElektroistri su primijenjena dva koncepcijski različita rješenja od kojih svako ima određene prednosti.Stjecanjem pogonskih iskustava u primjeni istih biti će moguće u budućnosti odabrati najpovoljnijerješenje za određeni vod.2. NASTANAK POVRATNOG PRESKOKANa vodovima sa zaštitnim užetom većina udara groma završava na stupu ili zaštitnom užetu, štose za praktična razmatranja može smatrati istim mjestom. Kod udara groma u stup ili zaštitno uže, strujagroma odvodi se u zemlju preko više stupova, a raspodjela struja ovisi o više faktora. Međutim, duž stupamože doći do takvog pada napona odnosno takvih povišenja potencijala prema faznim vodičima daizazove preskok ili proboj prema njima. Do toga dolazi kad je stup, točnije konzole na višem potencijaluod podnosivog udarnog napona izolacije voda. Takav preskok naziva se povratni preskok i za izolacijuvoda jednako je opasan kao i preskok koji nastaje kod udara groma u fazni vodič. Preskok preko izolatorastvara ionizirani kanal kojim nakon odvođenja struje groma u zemlju može teći struja kvara tjerana faznimnaponom mreže. Tu struju relejna zaštita detektira kao kvar i djeluje na isklop prekidača odnosno na relejza automatski ponovni uklop (APU). U beznaponskoj pauzi luk se gasi te se deionizira okolni zrak pa uvelikom broju slučajeva već nakon brzog ponovnog uklopa vod ostaje u pogonu. Električni luk koji gori uzpovršinu izolatora dovodi do velikih termičkih naprezanja materijala izolatora te moguće do njegovarazaranja. O energiji električnog luka ovisi da li će doći do oštećenja izolatora u tolikoj mjeri da on izgubiizolacijsku sposobnost. Ta energija ovisi u prvom redu o jakosti struje i vremenu trajanja luka. Iz tograzloga naročito je opasan povratni preskok. Naime, velika je vjerojatnost da će do povratnog preskokadoći istovremeno na više faznih vodiča pa je u takvom slučaju nastao višefazni kratki spoj sa strujom redaveličine kA koja zbog relativno dugog trajanja može oštetiti izolatore. Iz tog se razloga povratni preskocinastoje što je moguće više spriječiti jer su oni najčešći uzročnici kvarova na srednjenaponskimnadzemnim vodovima sa zaštitnim užetom.Prema važećim tehničkim propisima [1] smatra se da povratni preskok na fazni vodič nijevjerojatan ako je ispunjen uvjet: R uz ≤ Ui (1) ImRuz – otpor uzemljenja stupa bez spoja sa zaštitnim užetom (Ω)Ui – podnosivi udarni napon izolatora (kV)Im – amplituda struje groma (kA) Izraz (1) predstavlja veoma pojednostavljen pristup zaštiti od povratnih preskoka, budući da napojavu povratnog preskoka utječu i druge veličine. Iz izraza (1) vidi se da otpor uzemljenja ima odlučujućiutjecaj na vjerojatnost nastanka povratnog preskoka. Smanjenje broja kvarova zbog povratnog preskoka postiže se na slijedeći način: ƒ smanjenjem broja povratnih preskoka ƒ povećanjem otpornosti izolacije na električni luk. 2

Nadzemni vodovi – Električne komponente, I. dio – Izolacija str. 1623. PRIMJENA LINIJSKIH ODVODNIKA PRENAPONA3.1. Općenito o linijskim odvodnicima prenapona Odvodnik prenapona je najpouzdanija zaštita električnih postrojenja i opreme od prenapona. Natemelju dugogodišnjih ispitivanja utvrđena su točno određena pravila prema kojima se određujeponašanje odvodnika prenapona u raznim stanjima postrojenja. Njegova je osnovna zadaća zaštitapojedinih uređaja ili dijelova postrojenja od prenapona, prije svega atmosferskih, a da se istodobno neizazovu različiti poremećaji pri normalnom radu postrojenja. Zahvaljujući razvoju tehnologije proizvodnje metaloksidnih odvodnika prenapona s kućištem odpolimera, i njihovoj sve nižoj cijeni, značajno se proširila njihova uporaba za poboljšanje prenaponskihkarakteristika visokonaponskih dalekovoda, ugradnjom odvodnika duž samog dalekovoda. Najveći brojovakvih primjena poznat je u SAD-u, Japanu, Kanadi, Brazilu i Meksiku, dok su velike europskeelektroprivrede također započele s korištenjem ovakve vrste zaštite. Primjenjuje se na vodovima nazivnihnapona od 6 kV do 123 kV, pa sve do najviših napona 550 kV. Najviše ih ima u Japanu i to gotovo 90%na vodovima nazivnog napona 66 kV i 77 kV, gdje se takav način zaštite od prenapona koristi od 1980.godine. Glavna namjena ugradnje linijskih odvodnika na dalekovode je poboljšanje preskočnihkarakteristika s obzirom na atmosferska pražnjenja, spriječavanje istovremenih ispada kod dvosistemskihvodova, te kod podizanja naponskog nivoa postojećih vodova. Metaloksidni odvodnici prenapona, usvojstvu linijskih odvodnika mogu eliminirati prenapone bez prekida napajanja, pa čak i bez oscilacijenapona. Na slici 1. može se zaključiti da odvodnik proradi prije nego proradi zaštita od zemnog spoja čijeje vrijeme prorade u uzemljenim mrežama kreće oko 0,5 s. Ukoliko dođe do prorade zaštite od zemnogspoja, nakon ciklusa brzog automatskog ponovnog uklopa (APU) vod ostaje u pogonu jer su umeđuvremenu prošle prijelazne pojave nakon udara groma. Slika 1. Brzina prorade metaloksidnih odvodnika prenapona nakon udara groma3.2. Utjecaj linijskih odvodnika na vjerojatnost preskoka Najbolja kombinacija štićenja voda je zaštitno uže i odvodnik prenapona na svakom stupu, uznizak otpor uzemljenja stupova. U tom slučaju na vodu ne bi bilo preskoka. Ukoliko se pojedini elementiovakve zaštite ne koriste ili su otpori uzemljenja stupova viših vrijednosti, povećava se vjerojatnostpreskoka na vodu. Učinak rasporeda odvodnika prenapona prikazan je na slici 2., gdje se na slici vidi dana vodu izolacijske čvrstoće 199 kV odvodnik mora biti na svakom stupu kako bi se vod zaštitio od oddirektnih udara groma. Povećavanjem razmaka među odvodnicima povećava se vjerojatnost preskoka navodu. Direktan udar u stup s odvodnikom može prouzročiti povišeni napon na susjednom uzemljenomstupu, iznosa većeg od preostalog napona na odvodniku. Na primjer, s uzemljenjem na svakom stupu iodvodnicima na svakom drugom, iz slike 2. vidi se da će 75% direktnih udara groma uzrokovati preskok.Ovo se neće dogoditi ako susjedni uzemljeni stup ima ugrađene odvodnike. 3

Nadzemni vodovi – Električne komponente, I. dio – Izolacija str. 163 Slika 2. Preskoci uslijed direktnog udara groma u zavisnosti od razmaka među odvodnicima Za bliske udare, inducirani naponi su mnogo manji nego naponi uslijed direktnog udara za istustruju groma, tako da odvodnici mogu biti još više razmaknuti, a još uvijek će biti efikasna zaštita zapreskoke uslijed bliskog udara groma. Ako se odvodnici ugrađuju samo u gornju fazu, posljedica je dagornji vodič postaje dozemno uže za vrijeme rada odvodnika. Otpor uzemljenja stupa mora biti dovoljnonizak da bi spriječio povratni preskok na jedan ili oba preostala fazna vodiča. Gornji vodič također morabiti smješten dovoljno visoko kako bi prikupljao što više direktnih udara groma. Vanjski vodiči (ovisno onjihovom rasporedu) dobiti će značajan broj direktnih udara, obzirom na kut štićenja gornjeg vodiča. Tajbroj je toliki da odvodnici najčešće moraju biti instalirani u sve tri faze da bi efikasno štitili vod od udaragroma.3.3. Izvedbe linijskih odvodnika prenapona Postoje dvije osnovne izvedbe linijskih odvodnika prenapona: ƒ odvodnici sa iskrištima u seriji s MO blokovima ƒ odvodnici bez iskrišta Osnovne značajke i usporedba pojedine izvedbe prikazane su tablici I. Usporedbom podataka iztablice I. očito je da postoje prednosti i nedostaci kod obje izvedbe, a na korisniku je da poznavajućikarakteristike mreže odabere odgovarajuću izvedbu linijskog odvodnika prenapona.Tablica I. Važnije značajke linijskih odvodnika prenapona ZNAČAJKE LINIJSKIH ODVODNIKA PRENAPONAZaštita od atmosferskih prenapona Zaštita od atmosferskih i sklopnih prenaponaMO blokovi nisu trajno pod naponom – manje MO trajno pod naponom, više blokova, višiblokova, niži preostali napon, jeftinije rješenje troškoviDodatni troškovi za iskrišteNema utjecaja zagađenja Moguće pregrijavanje MO blokova zbog zagađenjaPreskok na iskrištu ovisan o vremenskim uvjetima Vremenski uvjeti nemaju utjacaja na rad odvodnikaNije sigurno da će doći do dijeljenja energije Najvjerojatnije će doći do dijeljenja energijepražnjenja među odvodnicima na vodu pražnjenja na bliske odvodnike 4

Nadzemni vodovi – Električne komponente, I. dio – Izolacija str. 1643.4. Ugradnja linijskih odvodnika prenapona na DV 20 kV Petehi Problem atmosferskih prenapona na srednjenaponskim mrežama izražen je u cijelomdistribucijskom području HEP ODS-a d.o.o. Elektroistre Pula. U unutrašnjosti istarskog poluotoka brojgrmljavinskih dana je najveći i kreće se između 40-50 godišnje. Trasa DV Petehi rasprostire se upravopodručjem s najvećim brojem grmljavinskih dana. Izloženosti atmosferskim prenaponima doprinosi inadmorska visina trase koje postiže i visinu od 340 m iznad razine mora. Posebno je izraženagrmljavinska aktivnost na dijelu trase iznad kanjona rijeke Raše. Ukupna dužina voda iznosi 17,5 km.Kvarovi uslijed atmosferskih pražnjenja su na vodu brojni i česti. Pregledom trase dalekovoda te analizom kvarova odabrano je 10 stupnih mjesta na kojima suugrađeni linijski odvodnici prenapona. Korišteni su odvodnici sa serijskim iskrištem koji su ugrađeni u svetri faze. Izbor stupnih mjesta predviđenih za ugradnju odvodnika prenapona izvršen je iskustveno, te natemelju broja kvarova odnosno izloženosti udarima groma, nadmorskoj visini i što nižim specifičnimotporom tla. Pripremni radovi obuhvaćali su sljedeće radnje: a) mjerenje specifičnog otpora tla, b) zamjenu oštećenih stupova te izradu uzemljivača oko stupnog mjesta na koji će se odvodnici ugraditi, c) mjerenje otpora uzemljenja. U sklopu montaže linijskih odvodnika prenapona na svakom stupnom mjestu postavljen jebrojač prorade. Brojač prorade odvodnika registrira odvođenje prenapona u bilo kojoj fazi voda na jednomstupnom mjestu. U tom slučaju nije poznato u kojoj je faza voda pogođena, ali su dobivene spoznaje otome na kojim dijelovima trase češća atmosferska pražnjenja. Glava stupa s ugrađenim odvodnicima prenapona prikazana je na slici 3. Slika 3: Glava 20 kV voda s ugrađenim linijskim odvodnicima prenapona3.5. Iskustva nakon ugradnje Linijski odvodnici prenapona ugrađeni su na vod u travnju 2008. godine. Nakon 5 godina uprimjeni linijskih odvodnika prenapona može da je njihova ugradnja bila ispravno rješenje u otklanjanjuproblema atmosferskih pražnjenja na spomenutom vodu. Taj zaključak proizlazi na osnovu statistikekvarova koja kazuje da je na spomenutom vodu bilo četiri puta manje prekida napajanja i intervencija radikvarova. Istovremeno brojači prorade zabilježili su ukupno 92 prorade odvodnika prenapona. Svakuproradu odvodnika moguće je promatrati kao potencijalni kvar ukoliko prenapon ne bi bio odveden uzemlju. Odvodnik prenapona djeluje u tako kratkom vremenu da najčešće ne dolazi do proradezenljospojne zaštite, jer je podešeno vrijeme zatezanja duže od vremena odvodnje struje groma u zemlju. Podaci o broju zabilježenih prorada odvodnika prenapona po mjestu ugradnje prikazani su utablici II. 5

Nadzemni vodovi – Električne komponente, I. dio – Izolacija str. 165 Tablica II: Broj prorada odvodnika prenapona po mjestu ugradnje Mjesto ugradnjeRazdoblje Bričanci Bričanci Foli Foli Foli Draguzeti Filini J.Kal Bašići Balići cesta polje polje cesta 8 5IV 2008 - 7 2XI 2009 1 2 6 11 12 1 35 15 7XI 2009 -VI 2013 1 3 75 3 2 17 2 5 13 16 15 3 4 12Ukupno4. PRIMJENA ŠTAPNIH SILIKONSKIH IZOLATORA4.1. Uvod Preskok preko izolatora na nadzemnim vodovima nije moguće u potpunosti spriječiti što senaročito izraženo kod vodova srednjeg napona. Do preskoka može doći na bilo kojem mjestu na vodu, pačak i u rasponu. Ugradnjom linijskih odvodnika prenapona nastoji se spriječiti preskok i oštećenjaizolatora na najugroženijim mjestima duž voda, međutim kako ugradnja odvodnika prenapona na svakomstupnom mjestu nema tehnoekonomskog opravdanja, preskoci preko izolatora na SN vodovima suneminovni. Jedina preostala mjera za smanjenje broja kvarova na nadzemnim vodovima zbog atmosferskihprenapona jest povećanje otpornosti izolacije na toplinsko djelovanje električnog luka ili otklanjanje lukadalje od površine izolatora. Ovo posljednje rješenje pretpostavlja korištenje zaštitnih rogova što ima isvojih nedostataka kao npr. smanjenje izolacijske razine, veći investicijski troškovi, složenije održavanjedalekovoda i sl. Pojavom na tržištu novih vrsta izolatora koji bi zbog primjenjenih novih materijala trebalibiti značajno otporniji na razarajuće djelovanje električnog luka došlo se na ideju da se takvi izolatori„testiraju“ u najtežim uvjetima u pogonu radi stjecanja iskustva s novim izolatorima.4.2. Ugradnja silikonskih štapnih izolatora na DV 35 kV Pazin - Vranja Preko DV 35 kV Pazin – Vranja radijalno se napaja električnom energijom TS 35/20/10 kVVranja. Svaki kvar na dalekovodu predstavlja prekid napajanja TS 35/20/10 kV Vranja zbog ograničenemogućnosti rezervnog napajanja po vodu napona 20 kV. Dalekovod cijelom trasom prolazi područjem ukojem se broj grmljavinskih dana kreće od 40 do 45, odnosno prema podatku iz projektne dokumentacijes 50% vjerojatnosti očekuje se 50 grmljavinskih dana godišnje. Izolacija voda je prije zahvata bilaizvedena od kapastih izolatora od čega je 52 stupa s dva izolatora u lancu, dok su 53 stupa sa električkipojačanom izolacijom (3 izolatora u lancu). Tijekom eksploatacije porculanski izolatori zamijenjivani sustaklenim tako da je na vodu bilo otprilike jednak broj porculanskih i staklenih izolatora. Prema podacima iz pogonske evidencije na navedenom vodu je tijekom eksploatacije zabilježenizuzetno velik broj prekida napajanja zbog kvarova na izolaciji uzrokovanih atmosferkom prenaponima, teoštećenih izolatora koji su zamijenjeni u sklopu redovitog godišnjeg pregleda. O ugroženosti DV 35 kV Pazin-Vranja dovoljno govori podatak o 12 dužih prekida napajanja urazdoblju između travnja 1999. godine i rujna 2001. godine, odnosno prosječno 0,4 prekida mjesečno.Tijekom intervencija je na otklanjanju kvara u tom razdoblju zamijenjeno ukupno 22 izolatorska lanca.Pronalažanje kvara na vodu dodatno otežava i duljina voda od 23,15 km i nepristupačan teren kojim diotrase prolazi. Na temelju evidencije kvarova i pogonske dokumentacije zaključeno je slijedeće: ƒ većina (74,5 %) oštećenih izolatora je bilo na izolatorskim lancima s 2 izolatora. Ta oštećenja izolatora su bila takva da nije došlo do proboja, odnosno kvara, ƒ više od 90 % kvarova koji su doveli do prekida napajanja dogodilo se na lancima s 2 izolatora u lancu, ƒ velik broj kvarova zabilježen je na stupovima s osnovnom izolacijom (2 izolatora u lancu) koji su susjedni stupovima s električki pojačanom izolacijom ƒ u 50 % kvarova bilo je oštećeno dva ili više izolatorskih lanaca ƒ polovica od ukupnog broja kvarova bila je na dionici od stupa br. 78 do 93 ƒ na raspodjelu kvarova po stupnim mjestima nije primjećen utjecaj visine stupa i izvedbe uzemljivača 6

Nadzemni vodovi – Električne komponente, I. dio – Izolacija str. 166 Početkom lipnja 2001. godine izvršena je zamjena svih izolatorskih lanaca s 2 izolatora na dioniciod stupa br. 40 do stupa br. 97, ukupno 30 stupova. Slijedeće godine izvršena je zamjena svih preostalihizolatorskih lanaca s dva izolatora. U razdoblju od tri godine prije prve ugradnje silikonskih izolatora natim je stupovima zamijenjen ukupno 101 izolator i bilo je 9 od ukupno 11 kvarova. Budući da do preskokadolazi najčešće na izolatorskim lancima s dva izolatora u lancu, za zamjenu je odabran silikonski štapniizolator istog podnosivog udarnog napona da bi se preskoci u što većoj mjeri ograničili na stupovima snovim izolatorima. Radi veće otpornosti silikonskog izolatora na toplinsko djelovanje električnog luka, biloje realno očekivati manji broj kvarova na vodu. Na DV 35 kV Pazin - Vranja ugrađeni su silikonski izolatori renomiranog europskog proizvođačaslijedećih karakteristika: Tablica III: Tehničke karakteristike ugrađenog silikonskog izolatorapodnosivi napon industrijske frekvencije na kiši 105 kVpodnosivi udarni napon (1,2/50 μs) - pozitivan 220 kVduljina preskočne staze 385 mmduljina strujne staze 1000 mmprekidna mehanička sila 70 kNpromjer i broj šešira 8 / 120 mmduljina između ovjesišta 440 mmmasa izolatora 1,7 kgovjes zdjelica-batić4.3. Pogon DV 35 kV Pazin – Vranja nakon zamjene izolatora Nakon ugradnje novih izolatora proveden je pojačani monitoring voda u smislu praćenja radarelejne zaštite i vremenskih prilika u području trase voda. Broj i uzroci prorade relejne zaštite uvremenskom periodu od dvije godine nakon ugradnje silikonskih izolatora prikazani su u tablici IV: Tablica IV: Prorade relejne zaštite u periodu lipanj 2001. - travanj 2003.Vrsta kvara Zemni spoj Preopterećenje Kratki spojBroj prorada 10 2 5 Sve prorade relejne zaštite navedene u tablici IV bile su za grmljavinskog nevremena. Jedini kvarbio je na dijelu trase u kojoj tada još nisu bili ugrađeni silikonski izolatori, kada su zbog preskoka oštećenisvi izolatorski lanci na stupu br. 34. Tom prilikom je presječen batić jednog izolatora, što dovoljno govori oenergiji električnog luka. U ostalim slučajevima kvarovi su bili prolaznog karaktera i nakon brzog APU vodje ostao u pogonu. Dvije prorade nadstrujne zaštite (preopterećenje) treba promatrati kao preskok prekoizolatora u više faza, ali je zbog prijelaznog otpora struja kvara bila oko 500 A. Poslije tog kvara nijezabilježen niti jedan kvar do 16. lipnja 2013. kada je oštećen jedan izolatorski lanac sa staklenimkapastim izolatorima. Tijekom redovnog održavanja u razdoblju od 2002. do 2013. godine zamijenjeno jeukupno 16 silikonskih izolatora na kojima su primijećena veća oštećenja uslijed termičkog djelovanjaelektričnog luka na metalnim dijelovima ili silikonskom plaštu te su preventivno zamijenjeni. Na slici 4prikazani su prvi zamijenjeni silikonski izolatori s oštećenjima metalnih dijelova uzrokovanih povratnimpreskokom. Električni luk takve energije sigurno bi svojim toplinskim učinkom doveo do takvog oštećenjastaklenog ili porculanskog izolatora da bi daljnji pogon dalekovoda bio onemogućen. Ovom prilikom vodje ostao u pogonu iako je izolator pretrpio znatna oštećenja. 7

Nadzemni vodovi – Električne komponente, I. dio – Izolacija str. 167Slika 4: Oštećenja na zdjelicama izolatora uslijed povratnog preskokaSlika 5: Oštećenja na batićima izolatora uslijed povratnog preskokaSlika 6: Detaljni prikaz oštećenog batića jednog izolatora 8

Nadzemni vodovi – Električne komponente, I. dio – Izolacija str. 1685. ZAKLJUČAK Ugradnjom linijskih odvodnika prenapona na pomno odabrana stupna mjesta moguće jeznačajno smanjiti broj prekida napajanja nadzemnih vodova što se potvrđuje statistika kvarova za DV 20kV Petehi na kojem je broj intervencija smanjen za četiri puta u odnosu na vrijeme prije ugradnjeodvodnika. Zamjenom klasičnih izolatorskih lanaca silikonskim štapnim izolatorima na 50% stupova naDV 35 kV Pazin – Vranja postiglo se da jedan od najugroženijih i „problematičan“ vod 35 kV u posljednjih12 godina ima samo dva prekida zbog kvara izazvanih atmosferskim pražnjenjem. Nakon tog perioda upogonu može se potvrditi da je silikonski izolator značajno otporniji na djelovanje električnog luka i da gaelektrični luk ne može lako oštetiti kao porculanske i staklene izolatore. Prednost silikonskog izolatora je iveoma mala masa, koja omogućava monteru lakše kretanje do pogođenog stupa i zamjenu oštećenihizolatora, što neposredno utječe na skraćenje trajanja prekida pogona dalekovoda. Od presudne jevažnosti kakvoća izrade izolatora i u tom pogledu nema mjesta kompromisima. Stoga prilikom izbora inabave silikonskih izolatora posebnu pozornost treba posvetiti rezultatima ispitivanja, atestima ireferencama proizvođača. Kvarove uzrokovane atmosferskim prenaponima te njima uzrokovane prekide napajanja naSN nadzemnim vodovima je nemoguće u potpunosti eliminirati. Međutim, suvremena tehnička rješenjakao primjena linijskih odvodnika prenapona i štapni silikonski izolatori mogu u značajnoj mjeri povećatipouzdanost pogona distribucijskih nadzemnih mreža, a broj prekida napajanja svesti na prihvatljivu razinuuz prihvatljive troškove.6. LITERATURA [1] Pravilnik o tehničkim normativima za izgradnju nadzemnih elektroenergetskim vodova nazivnog napona od 1 do 400 kV, SL 65/88 [2] M. Padelin: Zaštita od groma, Školska knjiga, Zagreb, 1987. [3] S. Žutobradić: Zaštita nadzemnih vodova od atmosferskih napona, Energija 1, 1995. [4] S. Žutobradić: O vjerojatnosti nastanka povratnog preskoka na elektrodistributivnim vodovima, Energija 2, 1986. [5] D. Mišković, D. Gambaletta, D.Jakovčić: Smanjenje utjecaja atmosferskih prenapona na dalekovode srednjeg napona ugradnjom liniskih odvodnika prenapona, Prvo savjetovanje Hrvatskog ogranka međunarodne elektrodistribucijske konferencije, Šibenik, 18- 21.svibnja 2008. [6] S. Jergović. G. Licul: Povećanje pogonske sigurnosti SN nadzemnih vodova korištenjem silikonskih izolatora, Treće savjetovanje Hrvatskog ogranka međunarodne elektrodistribucijske konferencije, Sveti Martin na Muri, 13-16. svibnja 2012. [7] l. Kehl, J. Bošnjak: „Primjena zaštitnih iskrišta sa strujnim ograničenjem u cilju poboljšanja pogonske sigurnosti srednjenaponskih nadzemnih vodova“ Drugi simpozij o elektrodistribucijskoj djelatnosti, Trogir , 10-13.svibnja 1998, Referat br. 3-03 [8] http://www.encron.hr [9] http://www.ieee.org/ [10] http://www.lightning.ece.ufl.edu/ [11] http://www.energy.tycoelectronics.com 9

Nadzemni vodovi – Električne komponente, I. dio – Izolacija str. 169HRVATSKI OGRANAK MEĐUNARODNOG VIJEĆA B2-01ZA VELIKE ELEKTROENERGETSKE SUSTAVE – CIGRÉ10. savjetovanje HRO CIGRÉCavtat, 6. – 10. studenoga 2011.Petar Sarajčev Anto JaspricaSveučilište u Splitu, FESB Sveučilište u Splitu, [email protected] [email protected] BROJA ISPADA VN DALEKOVODA USLJED IZRAVNIH UDARA GROMA U FAZNI VODIČ SAŽETAK U ovom radu predstavit će se analiza očekivanog broja ispada VN dalekovoda, koji su posljedicaizravih udara groma u fazne vodiče. Valja naglasiti da spomenuta analiza predstavlja sastavni dioprocesa projektiranja glave stupa VN dalekovoda (tj. pozicioniranja zaštitnog užeta u odnosu na faznevodiče). Analiza broja ispada VN dalekovoda, koji su posljedica preskoka na njegovoj izolaciji (engl.:shielding failure flashover rate – SFFOR), provesti će se korištenjem tzv. elektrogeometrijskog modelarazvoja udara groma. Osim toga, pri odreñivanju broja SFFOR visokonaponskog prijenosnog voda uvažitiće se i statistička raspodjela amplituda struje groma, kao i keraunička razina područja duž kojeg seproteže promatrani dalekovod. Konačno, prezentirana analiza broja broja ispada VN dalekovoda usljedizravnih udara groma u fazni vodič primijenit će se na karakterističnom primjeru DV 110 kV tipa „Jela“. Ključne riječi: dalekovod, elektrogeometrijski model, izravni udar groma, preskok, SFFOR ANALYSIS OF SHIELDING FAILURE FLASHOVER RATES FOR HV TRANSMISSION LINES SUMMARY This paper presents analysis of the expected number of shielding failure flashovers for the HVtransmission lines, due to direct lightning strikes to phase conductors. It should be noted that thementioned analysis forms a part of the HV transmission line design (i.e., positioning the shield wire(s) inrespect to the phase conductors). Analysis of the so-called shielding failure flashover rate (SFFOR) willbe carried out with the use of the electrogeometric model. Furthermore, SFFOR analysis will account forthe statistical distribution of the lightning current amplitudes and keraunic level of the transmission linelocation. Finally, presented analysis of the SFFOR will be applied to a typical HV transmission lineexample of the 110 kV line type „Jela“. Key words: transmission line, electrogeometric model, direct lightning strike, flashover, SFFOR1. UVOD Visokonaponski (VN) prijenosni vodovi protežu se na velike udaljenosti te su stoga izloženičestim udarima groma. Grom može pritom pogoditi zaštitno uže, vrh dalekovodnog stupa ili pak faznevodiče dalekovoda. Zaštitno uže pruža odreñenu zaštitu faznih vodiča dalekovoda od izravnih udaragroma. U tom smislu definiran je tzv. zaštitni kut zaštitnog užeta, o kojem ovisi učinkovitost štićenja faznihvodiča od izravnih udara groma. Meñutim, postoji ipak odreñeni broj gromova koji mogu izravno pogoditifazne vodiče dalekovoda, bez obzira na iznos spomenutog zaštitnog kuta. Usljed ovih udara groma može 1

Nadzemni vodovi – Električne komponente, I. dio – Izolacija str. 170doći do pojave preskoka na izolaciji dalekovoda (izolatorskom lancu), što ima za posljedicu nastupjednopolnoga kratkog spoja i posljedični ispad dalekovoda iz pogona. Ovo je, dakako, nepovoljno. Projektiranje glave stupa VN dalekovoda, tj. pozicioniranje zaštitnog užeta iznad faznih vodiča,počiva – izmeñu ostalog – na poznavanju očekivanog broja ispada dalekovoda usljed izravnih udaragroma u fazne vodiče. Potonji broj ispada temelji se na tzv. engl.: shielding failure flashover rate –SFFOR analizi, npr. [1], [2]. Nadalje, spomenuta analiza provodi se korištenjem tzv. elektrogeometrijskogmodela razvoja udara groma u VN dalekovode. Uzima se u razmatranje, pritom, samo najgornja fazadalekovoda (kod vertikalne konfiguracije faznih vodiča na stupu), odnosno jedna vanjska faza dalekovoda(kod horizontalne konfiguraciuje faznih vodiča na stupu). Naime, spomenute faze dalekovoda sunajugroženije izravnim udarom groma [1]. Prvi spomenuti slučaj javlja se kod npr. stupova tipa „Jela“, dokse drugi spomenuti slučaj razmatra kod stupova tipa „Portal“. Pri odreñivanju broja SFFOR za VN prijenosne vodove valja uvažiti i činjenicu da su očekivaneamplitude struje groma statističke veličine, koje se podvrgavaju logaritamsko-normalnoj raspodjeli, npr.[3]. Meñutim, parametri ove statističke raspodjele (medijan i standardna devijacija) nisu jedinstvenodefinirani, što donekle otežava spomenutu analizu. Osim toga, SFFOR dalekovoda ovisi i o kerauničkojrazini područja duž kojeg se isti proteže. Nadalje, više različitih autora predložilo je vlastite izraze zaspomenuti elektrogeometrijski model razvoja udara groma u VN dalekovod, što dodatno kompliciraproblematiku odreñivanja broja SFFOR dalekovoda. O svemu ovome voditi će se računa pri analiziveličine SFFOR za VN dalekovode. Teorijske podloge analize veličine SFFOR za VN dalekovode, koje se ovdje prezentiraju,primijenit će se na konkretnom primjeru VN dalekovoda 110 kV tipa „Jela“.2. STATISTIČKA RASPODJELA AMPLITUDA STRUJA GROMA Struja groma ima karakterističan oblik koji se definira s četiri osnovna parametra, a to su:amplituda, trajanje čela, trajanje hrpta i polaritet. Najvažniji podatak za daljnju analizu, od spomenutačetiri, predstavlja amplituda struje groma. Dobro je poznata činjenica da statistička raspodjelavjerojatnosti amplituda struje groma slijedi logaritamsko-normalnu raspodjelu [1] – [3]. Statističkavarijacija logaritma slučajne varijable iz logaritamsko-normalne raspodjele slijedi normalnu (tj. Gaussovu)raspodjelu. U tom slučaju, funkcija gustoće vjerojatnosti amplitude struje groma I, dana je sljedećomrelacijom [3]: ( )p(I ) = 2 1  ln I − ln I µ  (1) ⋅ exp− 2π ⋅ I ⋅σ ln I 2 ⋅ σ 2  ln I gdje je Iµ medijan i σlnI standardna devijacija logaritamsko-normalne raspodjele amplituda struje groma.Osim toga, lako se može odrediti i kumulativna funkcija gustoće vjerojatnosti, koja daje vjerojatnost da ćeodreñena vrijednost slučajne varijable (npr. amplituda I0) biti prekoračena [3]: ∫P(I ≥ I0 ) =1∞ ⋅ du = 0,5 ⋅ erfc(uo ) (2) π e −u 2 u0gdje je: u0 = ln I 0 − ln I µ (3) 2 ⋅ σ ln Ipri čemu erfc predstavlja komplementarnu funkciju pogreške. Izraz (2) vrijedi za negativne i za pozitivneamplitude struje, silaznih udara groma. Medijan (Iµ) i standardna devijacija (σlnI) amplitude struje gromadefinirani su posebno za prvi negativni udar, sljedeći / sekundarni negativni udar i pozitivni udar groma.Meñutim, samo će se prvi negativni udar groma razmatrati u daljnjem tekstu, što je standardna praksa prianalizi ugroženosti VN prijenosnih vodova. Razlog tome je što su upravo ovi udari, statistički gledano,najčešći [3]. Treba naglasiti da parametri logaritamsko-normalne raspodjele amplituda struja groma (medijan istandardna devijacija) nisu, nažalost, jedinstveno definirani za cijeli svijet. Značajne razlike postojeizmeñu različitih geografskih lokacija. Daljnje razlike nastaju izmeñu različitih regija, pod utjecajem 2

Nadzemni vodovi – Električne komponente, I. dio – Izolacija str. 171orografskih i drugih parametara. Osim toga, postoje primjetne / znatne sezonske razlike u grmljavinskojaktivnosti u nekim regijama. Nadalje, razlike nastaju izmeñu statističkih podataka dobivenih od stranerazličitih istraživača zbog razlika u mjernoj opremi i drugim čimbenicima (npr. veličina mjernog uzorka,razlika u pozicijama senzora za mjerenje, pragovi osjetljivosti instrumenata, i tome sl.), koji kasnije utječuna dobivene statističke parametre logaritmsko-normalne raspodjele [4]. Stoga su u tablici I usporednoprikazani parametri logaritmsko-normalne raspodjele amplituda struja groma koje preporučaju IEEE iCIGRE radne skupine [3], [5].Tablica I. Parametri logaritamsko-normalne raspodjele negativnih amplituda struja groma Parametar I /kA σlnI Naziv raspodjele µ 30,1 0,76 IEEE I/kA 31,1 0,48 IEEE T&D Committee 61,1 1,34 CIGRE (I ≤ 20 kA) 33,3 0,61 CIGRE (I > 20 kA)3. ODREĐIVANJE BROJA PRESKOKA NA VN VODOVIMA USLJED IZRAVNOG UDARA GROMA (SFFOR)3.1. Elektrogeometrijski model Elektrogeometrijski model (EG) razvoja udara groma u VN dalekovod temelji se na empirijskimfunkcionalnim relacijama koje povezuju iznos amplitude struje groma s njegovom preskočnomudaljenošću [1]. Naime, poznata je činjenica da je putanja koju formira skokoviti predvodnik (engl.:stepped leader), pri razvoju udara groma, krivudava i skokovita, te da nije a priori poznato gdje će udargroma završiti. Točku udara groma definira tzv. posljednji probojni razmak (tj. preskočna udaljenost)skokovitog predvodnika, sukladno spomenutom EG modelu. Vrijedi, naime, sljedeća relacija koja definirapreskočnu udaljenost skokovitog predvodnika groma [1]: r = A⋅Ib (4)gdje su: r – preskočna udaljenost (m), I – amplituda struje groma (kA), A,b – parametri elektrogeometrijskog modela. Kao što je već spomenuto u Uvodu, više različitih autora predložilo je vlastite izraze za spomenutiEG model (parametre A i b u gornjem izrazu) razvoja udara groma u VN dalekovod. Neki od spomenutihmodela prikazani su u tablici II, [1], [6] – [9]. Nazivi elektrogeometrijskih modela, koji su navedeni u tabliciII, predstavljaju ujedno imena autora koji su ih predložili. Ovdje je važno naglasiti da neki od predloženihmodela razlikuju preskočnu udaljenost (tj. posljednji probojni razmak) u odnosu na fazne vodiče i zaštitnouže te u odnosu na zemlju. Razlog tome su, izmeñu ostalog, različiti uvjeti (prvenstveno ambijentalnogelektričnog polja) koji vladaju kod približavanja skokovitog predvodnika zaštitnom užetu i faznom vodičunego li površini zemlje. Tablica II. Pregled elektrogeometrijskih modela razvoja udara groma u dalekovod Naziv modela Preskočna udaljenost prema Preskočna udaljenost prema zemlji (rg) u metrima zaštitnom užetu i faznom vodiču (rc) u metrima Ab A bWagner 14,2 0,42 14,2 0,42Young 27,0 0,32 γ ⋅ rg 1) 0,32Armstrong & Whitehead 6,0 0,80 6,7 0,80 3

Nadzemni vodovi – Električne komponente, I. dio – Izolacija str. 172Brown & Whitehead (CIGRE) 6,4 0,75 7,1 0,75 0,65Love 10,0 0,65 10,0 0,65Mousa & IEEE-1995 8,0 0,65 8,01) γ = 444/(462-h) za h > 18 m; γ = 1 za h < 18 m, gdje je h – visina zaštitnog užeta (m) Povijesno gledano Wagner je meñu prvima predložio relaciju oblika jednadžbe (8) koja povezujeamplitudu struje groma s preskočnom udaljenošću [1], [6]. Značajne doprinose razvoju EG modela dalisu, izmeñu ostalog, Hileman [1], Young [7], Armstrong, Whitehead [8], [9], Mousa [10], i drugi. Važan jetakoñer i doprinos IEEE i CIGRE radnih skupina u razvoju EG modela. Tako je, primjerice, CIGRE radnaskupina usvojila / predložila korištenje Brown & Whitehead modela. Detaljniji pregled razvojaelektrogeometrijskih modela, kao i njihov teorijski tretman, prikazan je primjerice u [1]. Valja naglasiti da jerazvoj EG modela bio relativno dugotrajan proces, te da je više autora doprijnijelo njegovomunaprijeñenju i usavršavanju. Štoviše, može se konstatirati da njegov razvoj nije niti završio.3.2. Odreñivanje veličine SFFOR pomoću EG modela Metodologija odreñivanja veličine SFFOR jest dobro poznata i dokumentirana, npr. [1], [6] – [10].Temelj za odreñivanje spomenute veličine predstavlja prethodno opisani EG model razvoja udara gromau VN dalekovod. Ovdje valja naglasiti da klasično odreñivanje veličine SFFOR podrazumjeva promatranjesamo jedne faze dalekovoda (najgornja faza kod vertikalne konfiguracije vodiča na stupu, te vanjska fazakod horizontalne konfiguracije vodiča), [6] – [10]. Smatra se, naime, da je taj fazni vodič najizloženijiudarima groma. Veličina SFFOR se pritom definira kao dvostruka vrijednost broja preskoka dobivenog natemelju promatranja jedne (spomenute) faze. Ovo je potpuno korektno kod horizontalne konfiguracijevodiča na stupu dalekovoda (srednji vodič je nemoguće pogoditi prema EG modelu), meñutim nijeegzaktno za vertikalnu konfiguraciju, budući da su u tom slučaju svi vodiči na različitim visinama iznad tla,uz konzole različitih duljina. Osim toga, klasični model pretpostavlja samo vertikalne udare groma udalekovod, vidjeti npr. [1]. Ovdje će se, pak, predstaviti analiza veličine SFFOR na temelju promatranja svih triju fazadalekovoda, čija glava stupa ima vertikalnu konfiguraciju (npr. stupovi tipa „Jela“). Osim toga,pretpostavlja se da grom može pogoditi fazne vodiče iz općenitog kosog (a ne samo vertikalnog) smjera.Slika 1 predstavlja grafički prikaz geometrije dalekovodnog stupa (položaj zaštitnog užeta i faznih vodičaglave stupa tipa „Jela“). Na dotičnoj slici prikazana je grafička EG konstrukcija izloženih površina za dvijerazličite amplitude struje groma, sukladno EG modelu. Osim toga, zbog jasnoće prikaza konstruirana jegrafička analiza izloženosti samo najgornjeg faznog vodiča, iako se ona ovdje provodi nezavisno za svatri nazočna fazna vodiča. Ista je provedena za neku općenitu i-tu amplitudu struje groma. Pritom senaglašava da u slučaju najdonjeg faznog vodiča u njegovom štićenju sudjeluje, osim zaštitnog užeta,istovremeno i najgornji fazni vodič. Oznake primijenjene na slici 1 imaju sljedeća značenja: h – visinazaštitnog užeta nad tlom (m), y1, y2, y3 – visine faznih vodiča nad tlom (m), x1, x2, x3 – duljine konzolafaznih vodiča (m), α – zaštitni kut najgornje faze dalekovoda, rci – preskočna udaljenost prema zaštitnomužetu i faznim vodičima za i-tu amplitudu struje groma (m); ova veličina odreñuje se temeljem usvojenogEG modela i, dakako, funkcija je amplitude struje groma (vidjeti tablicu II), rgi – preskočna udaljenostprema zemlji za i-tu amplitudu struje groma (m); ova veličina odreñuje se takoñer temeljem usvojenog EGmodela (vidjeti tablicu II), L1Dei – veličina koja definira izloženost najgornjeg faznog vodiča izravnimudarima groma kod i-te amplitude struje groma (m); ova veličina ovisi, dakle, o amplitudi struje groma,usvojenom EG modelu, kao i o meñusobnom položaju zaštitnog užeta i faznog vodiča (tj. zaštitnom kutu).Na slici 1 osjenčano su prikazane izložene površine faznih vodiča izravnim udarima groma kod različitihamplituda struje groma. Uočava se da se spomenute površine smanjuju s povećanjem amplitude strujegroma. Temeljem toga, postoji odreñena maksimalna amplituda struje groma kod koje više ne postojiizloženost faznih vodiča, odnosno, koja više ne može pogoditi fazne vodiče, sukladno EG modelu razvojaudara groma. Ova spomenuta veličina struje groma različita je za fazne vodiče faza L1, L2 i L3. Ovdje valja naglasiti da se veličine h, y1, y2 i y3 sa slike 1, mogu definirati kao visine zaštitnogužeta i faznih vodiča na samom stupu dalekovoda ili kao srednje visine iznad tla, vidjeti npr. [1]. Istovrijedi i za visine preostalih dvaju faznih vodiča. Pod pojmom srednje visine vodiča podrazumjeva sevisina vodiča na stupu dalekovoda umanjena za 2/3 maksimalnog provjesa. Osim toga, odreñenimkorekcijama spomenutih veličina moguće je uzeti u obzir i utjecaj terena (okoliša) na veličinu SFFOR,vidjeti npr. [11]. Korištenjem visine zaštitnog užeta i faznog vodiča kako je definirana na samom stupudalekovoda (uzima se najzastupljeniji tip stupa duž trase) ostvaruju se nešto nepovoljniji uvjeti, tj. 4

Nadzemni vodovi – Električne komponente, I. dio – Izolacija str. 173dobivaju se rezultati na strani sigurnosti. Iz toga razloga, kao i iz razloga usporedbe različitih EG modela,ovdje je usvojena definicija spomenutih veličina kao visina na stupu dalekovoda.Slika 1. Definiranje geometrije potrebne za odreñivanje veličine SFFOR pomoću EG modelaTemeljna pretpostavka za odreñivanje veličine SFFOR dalekovoda, korištenjem EG modela, jestda će svi udari groma koji se nañu u području koje definira veličina L1De na slici 1 pogoditi najgornji faznivodič. Budući da svaki od faznih vodiča posjeduje svoje vlastito područje De, sukladno geometriji stupa,oni će biti različito izloženi izravnim udarima groma. U analizi veličine SFFOR, koja se ovdje prezentira,uvažava se izloženost svakog od triju fLa1Dzneihmvooždeičsae(pordorreadčituin(opmrimnjjeengoomveavnlaaslittiitčekevegliečoinmeeDtrei)je. )Nsaljteedmećeilmjugrafičkog prikaza sa slike 1, veličinaopćenitim izrazom: L1Dei = rci ⋅ (α + β −θ ) (5)pri čemu se navedeni kutevi (vidjeti sliku 1) uvrštavaju u radijanima. Spomenute kuteve je moguće lakoodrediti na temelju grafičkog prikaza na slici 1, kako slijedi: α = tg −1 x1 (6) h − y1 β = sin −1 x12 + (h − y1)2 (7) 2 ⋅ rci 5

Nadzemni vodovi – Električne komponente, I. dio – Izolacija str. 174θ = sin −1 rgi − y1 (8) rciUkoliko vrijedi da je rgi ≤ y1 tada je θ = 0. Slična analiza provodi se i za preostala dva fazna vodičadalekovodnog stupa, pri čemu se u relacije (5) - (8) uvodi geometrija koja opisuje njihove položaje nastupu (visinu iznad tla, duljinu pripadne im konzole, itd.). Pritom valja uočiti da kod odreñene amplitudestruje groma najniži fazni vodič (L3 na slici 1) najprije prestaje biti moguće izravno pogoditi. Naime,ukoliko je y-koordinata točke presjecišta dviju kružnica čije su ishodište položaji faza L1 i L3 (vidjeti sliku1) manja od veličine rgi za i-tu amplitudu struje groma, spomenuta faza L3 ne može više biti pogoñenarazmatranom (tj. i-tom) amplitudom struje groma (niti bilo kojom drugom većeg iznosa). Na ovaj se način dobiju izloženosti preostalih faza dalekovoda izravnim udarima groma (tj.veličine L2Dei i L3Dei). Valja naglasiti, što se indirektno očituje u izrazu (5), da je izloženost faznog vodiča ufunkciji amplitude struje groma. Nadalje, amplitude struje groma I (kA), koje mogu izravno pogoditi faznevodiče, te izazvati preskok s faznog vodiča na stup dotičnog dalekovoda, moraju zadovoljiti sljedećurelaciju:Ic ≤ I ≤ Im (9)gdje su: Ic – amplituda struje groma koji kod izravnog udara u fazni vodič izaziva preskok s faznog vodiča na stup (kA); ova struja ovisi o valnoj impedanciji faznog vodiča te o podnosivom (nestandardnom) atmosferskom naponu izolatorskog lanca dalekovoda, npr. [1]:Ic = 2 ⋅ CFO (10) Zc pri čemu je CFO – podnosivi (nestandardni) atmosferski napon izolacije dalekovoda (kV), dok je Zc – valna impedancija promatranog faznog vodiča (Ω); ona je različita za svaki fazni vodič, jer ovisi o njegovoj visini iznad tla.Im – maksimalna amplituda struje groma koja još uvijek (sukladno EG modelu) može izravno pogoditi fazne vodiče (kA); ona se može odrediti za svaki od faznih vodiča, a dobiva se na temelju preskočne udaljenosti kod koje više ne postoji izložena površina faznih vodiča, [1]. Naime, vidljivo je na temelju slike 1 da se izložene površine faznih vodiča smanjuju s povećanjem amplitude promatrane struje groma, te pri odreñenoj amplitudi u potpunosti nestaju.Veličina SFFOR dalekovoda može se odrediti kao superpozicija pojedinačnih veličina SFFORLk svakogod faznih vodiča (ovisno o njegovom položaju na stupu, tj. izloženosti), kako slijedi: 3 (11)SFFOR = ∑ SFFORLk k =1pri čemu se pojedinačna veličina SFFORLk odreñuje na temelju pojave amplitude struje groma iz rasponadefiniranog izrazom (9) i ukupnog broja udara groma u privlačnu (atraktivnu) površinu Lk-tog faznogvodiča, kako slijedi:SFFORLk = P(LkIc ≤ I ≤LkI m )⋅Lk Nu (12)gdje veličina P( Lk Ic ≤ I ≤ Lk I m ) predstavlja vjerojatnost pojave amplitude I (kA) struje groma izprethodno uvedenog raspona struja koje izazivaju pojavu preskoka. Spomenutu veličinu lako je odreditikorištenjem funkcije gustoće vjerojatnosti raspodjele amplituda struja groma prema izrazu (1). Ukupni brojudara groma u Lk-ti fazni vodič tijekom nekog vremenskog razdoblja može se odrediti sljedećim izrazom:Lk Nu = N g ⋅ S Li ⋅τ (13) 6

Nadzemni vodovi – Električne komponente, I. dio – Izolacija str. 175gdje su: Ng – godišnja gustoća udara groma u zemlju površine 1 km2, koja se odreñuje sljedećim dobro poznatim izrazom: N g = 0,04 ⋅ Td1,25 (14) pri čemu je Td keraunička razina (godišnji broj grmljavinskih dana) područja kojim se proteže promatrani dalekovod,SLk – atraktivna površina Li-te faze dalekovoda, koja se pak može odrediti sljedećim izrazom: SLk =Lk Dei ⋅10−3 ⋅ l (15) pri čemu je LkDei prethodno uvedena izloženost Lk-tog faznog vodiča dalekovoda, dobivena proračunom prema EG modelu za svaku pojedinu i-tu amplitudu struje groma, dakle, u funkciji je amplitude struje groma (vrijedi izraz (5) za fazu L1), dok je l ukupna duljina dalekovoda (km).τ - promatrano vremensko razdoblje, (god.). Konačno, na temelju svega prethodno navedenog, veličina SFFOR dalekovoda tipa „Jela“ računase korištenjem sljedećeg izraza: 3 Lk Im (16)SFFOR = N g ⋅τ ⋅ l ⋅10−3 ⋅ ∑ ∫ Lk Dei ⋅ p(I ) ⋅ dI k =1 Lk Ic Za dalekovod kojem se duž ukupne duljine trase mijenja keraunička razina, prethodni izrazprelazi u sljedeći oblik: n 3 Lk Im = 0,04 ⋅τ ⋅  Td1,j25 ⋅l ⋅10−3 ⋅ Lk ⋅ p(I ) ⋅ dI  (17)∑ ∑ ∫SFFOR =1 j Lk Ic Dei  j k =1 pri čemu su: n – ukupni broj podpodručja kojima se proteže trasa dalekovoda s obzirom na promjenu kerauničke razine, Tdj – keraunička razina j-tog podpodručja kojim se proteže trasa dalekovoda, l j - duljina dalekovoda unutar j-tog podpodručja s obzirom na kerauničku razinu (km).4. PRIMJER PRORAČUNA Za analizu je usvojen karakteristični nosni stup tipa „Jela“, kakav se često koristi nadalekovodima naponske razine 110 kV u mreži HEP-a. Spomenuti stup ima sljedeću geometriju glave: - duljina gornje konzole: 2,5 m - duljina srednje konzole: 3 m - duljina donje konzole: 3,5 m - razmak od gornje konzole do vrha stupa: 3 m - razmak meñu konzolama: 2 m - visina najdonjeg faznog vodiča iznad tla: 21 m.Nadalje, duljina izolatorskog lanca ovog dalekovoda iznosi 0,8 m dok se valna impedancija svakogpojedinog faznog vodiča posebno računa. Na slici 2 prikazan je očekivani broj SFFOR (preskoka na 100 km duljine dalekovoda godišnje) zarazmatrani DV 110 kV, dobiven primjenom izraza (16) i prethodno izložene teorije. Područje kojim seproteže cjelokupni dalekovod okarakterizirano je pritom kerauničkom razinom od 35 (grmljavinskih danagodišnje). Na dotičnoj slici usporeñeni su očekivani brojevi SFFOR dobiveni korištenjem CIGRE i IEEEpreporučenih parametara logaritamsko-normalne raspodjele amplituda struje groma prema Tablici I. 7

Nadzemni vodovi – Električne komponente, I. dio – Izolacija str. 176Ovdje valja naglasiti da su razmaci i geometrija faznih vodiča i zaštitnog užeta zadržani duž cijelograspona, te da se odnose na visine definirane na stupu dalekovoda. 3SFFOR (preskoka / 100 km god.) 2.5 2 1.5 CIGRE IEEE 1 0.5 0 Young Armstrong & Brow n & Love Mousa & Wagner Whitehead Whitehead IEEE-1995 Slika 2. Očekivani broj SFFOR za razmatrani DV 110 kV tipa „Jela“Na temelju slike 2 uočavaju se razlike u dobivenom broju SFFOR promatranog dalekovoda, koje suposljedica korištenja EG modela različitih autora, kao i različitih parametara logaritamsko-normalneraspodjele amplituda struje groma. Veće razlike, pritom, nastaju kao posljedica korištenja EG modelarazličitih autora, dok korištenje IEEE preporučene raspodjele amplituda struja groma uvijek daje neštoveče vrijednosti SFFOR bez obzira na usvojeni EG model. Konkretno, za EG model Brown & Whitehead(kojeg preporučuje CIGRE), te uz CIGRE preporučene parametre logaritamsko-normalne raspodjeleamplituda struje groma, dobiva se sljedeća vrijednost: SFFOR = 2,407 preskoka / 100 km god. (18) Nadalje, na slici 3 prikazana je usporedba izračuna veličine SFFOR promatranog dalekovodaprema ovdje prezentiranoj metodi (sve tri faze) i „klasičnoj“ [1] metodi proračuna. Naime, klasična metodarazmatra samo najgornju fazu dalekovoda (koja je najviše izložena, te za odreñivanje veličine SFFORudvostručuje dobivenu izloženost), ali istovremeno uvažava samo vertikalne udare groma. S druge straneovdje predstavljena metoda uzima u razmatranje sve tri faze, kao i mogućnost kosih udara groma udalekovod. Korišteni su pritom CIGRE preporučeni parametri logaritamsko-normalne raspodjeleamplituda struje groma. Na temelju slike 3 ponovno se uočavaju odreñene razlike izmeñu dobivenog broja SFFORrazmatranog dalekovoda, te činjenica da se promatranjem svih triju faza (uz uvažavanje udara groma izsvih smjerova) dobiva nešto veča očekivana vrijednost SFFOR. Meñutim, veće razlike ostvaruju se usljedkorištenja EG modela različitih autora, nego li je to posljedica razmatranja samo vertikalnih udara gromaili broja faza na stupu dalekovoda, što se takoñer zorno vidi iz slike 3. U svrhu analize utjecaja kerauničke razine na očekivani SFFOR neka se pretpostavi da trasapromatranog dalekovoda s 80 % svoje duljine prolazi prodručjem koje ima kerauničku razinu 35, dok sepreostalih 20 % trase dalekovoda proteže područjem koji ima kerauničku razinu 50. Primjenom Brown &Whitehead EG modela, te uz CIGRE preporučene parametre logaritamsko-normalne raspodjeleamplituda struje groma, primjena relacije (17) uz prethodno izloženu teoriju, daje sljedeću vrijednost: SFFOR = 2,677 preskoka / 100 km god. (19)Usporedbom relacija (18) i (19) evidentna je razlika u izračunatom očekivanom broju SFFORpromatranog dalekovoda. Ovo je posljedica isključivo utjecaja kerauničke razine područja duž kojeg seproteže trasa dalekovoda. Nadalje, valja naglastiti da će se javiti daljnje razlike u očekivanom broju 8

Nadzemni vodovi – Električne komponente, I. dio – Izolacija str. 177SFFOR dalekovoda ukoliko se uvaže utjecaji terena (ravničarski, planinski) na proračun spomenuteveličine, vidjeti npr. [1], [11]. 3SFFOR (preskoka / 100 km god.) 2.5 2 1.5 Sve tri faze Klasično 1 0.5 0 Young Armstrong & Brow n & Love Mousa & Wagner Whitehead Whitehead IEEE-1995 Slika 3. Usporedba broja SFFOR razmatranog dalekovoda, dobivenog prema metodi „sve tri faze“ i „klasičnoj“ [1] metodi5. ZAKLJUČAK Temeljem prethodno prezentiranih rezultata proračuna posve je evidentno da postoje značajnerazlike u očekivanom broju SFFOR, ovisno o korištenom EG modelu, kao i o implemeniranojlogaritamsko-normalnoj raspodjeli amplituda struja groma. Trenutno je u uporabi više EG modela zaproračun SFFOR, budući da se preporuke radnih skupina IEEE i CIGRE meñusobno razlikuju po ovompitanju. Takoñer, valja naglasiti da rezultati numeričkih proračuna veličine SFFOR, koji su dobivenikorištenjem različitih modela, nisu u suglasju s dostupnim podacima mjerenja / bilježenja broja ispada VNvodova (različitih naponskih razina) u svijetu. Ovo je dobro poznata i dokumentirana činjenica, kojupotvrñuje više autora. Razlog tome vjerojatno leži djelomično i u činjenici da spomenuti podaci mjerenja /bilježenja veličine SFFOR na VN vodovima sadrže odreñene manjkavosti i pogreške. Osnovnamanjkavost spomenutih podataka očituje se u činjenici da je vrlo teško razlikovati ispade VN vodovausljed nastupa povratnog preskoka (koji je posljedica udara groma u vrh stupa ili u zaštitno uže) odispada istog dalekovoda usljed preskoka (koji je, pak, posljedica izravnog udara groma u fazne vodiče).Prvi spomenuti broj ispada bilježi se kao BFR (engl.: backflashover rate), dok je drugi spomenuti brojispada traženi SFFOR. Osim toga, pojedini EG modeli su razvijani upravo usporedbom očekivanogposljedičnog broja SFFOR sa stvarnim / bilježenim brojem ispada VN vodova.6. LITERATURA[1] A. R. Hileman, „Insulation Coordination for Power Systems“, CRC Press, Boca Raton, 1999.[2] P. Chowdhuri, „Electromagnetic Transients in Power Systems“, Research Studies Press Ltd., Taunton, 1996.[3] Lightning and Insulator Subcommittee of the T&D Committee, „Parameters of Lightning Strokes: A Review“, IEEE Transactions on Power Delivery, Vol. 20, No. 1, 2005, pp. 346-358.[4] V. A. Rakov, F. Rachidi, „Overview of Recent Progress in Lightning Research and Lightning Protection“, IEEE Transactions on Electromagnetic Compatibility, Vol. 51, No. 3, 2009, pp. 428- 442.[5] IEC 62305-1 Protection against lightning - Part 1: General principles, Genewa, Switzerland, 2006.[6] C. F. Wagner, A. R. Hileman, „The Lightning Stroke II“, AIEE Transactions on Power Apparatus and Systems, October 1961, pp. 622-642. 9

Nadzemni vodovi – Električne komponente, I. dio – Izolacija str. 178[7] F. S. Young, J. M. Clayton, A. R. Hileman, „Shielding of Transmission Lines“, AIEE Trans., 61S, 1951, pp. 132-154.[8] H. R. Armstrong, E. R. Whitehead, „Field and Analytical Studies of Transmission Line Shielding“, IEEE Transactions on Power Apparatus and Systems, Vol. 87, No. 1, 1968, pp. 270-281.[9] G. W. Brown, E. R. Whitehead, „Field and Analytical Studies of Transmission Line Shielding: Part II“, IEEE Transactions on Power Apparatus and Systems, Vol. 88, No. 5, 1969, pp. 617-626.[10] A. M. Mousa, K. D. Srivastava, „The Implications of the Electrogeometric Model Regarding Effect of Height of Structure on the Median Amplitude of Collected Lightning Strokes“, IEEE Transactions on Power Delivery, Vol. 4, No. 2, 1989, pp. 1450-1460.[11] M. Savić, Z. Stojković, „Tehnika visokog napona: Atmosferski prenaponi“, drugo izdanje, Beopres, Beograd, 2001. 10

Nadzemni vodovi – Električne komponente, I. dio – Izolacija 22/33-03 str. 179HRVATSKI KOMITET MEĐUNARODNE KONFERENCIJEZA VELIKE ELEKTRIČNE SISTEME, ZAGREB, Berislavićeva 6ČETVRTO SAVJETOVANJECAVTAT, 17-21. listopada 1999.Krešo Rosean, dipl.ing.Gordan Mirošević, dipl.ing.\"Dalekovod\" d.d. Zagreb, djelatnost \"Projektiranje\"Ivo Tomasović, dipl.ing.Ivan Ribičić, dipl.ing.\"HEP\" d.d. Zagreb, Direkcija za upravljanje i prijenosPrijenosno Područje Zagreb ISPITIVANJE IZOLATORSKIH KONSTRUKCIJA ZA DALEKOVOD 400 kV VELEŠEVEC - ŽERJAVINEC - HÉVIZ (MAĐARSKA GRANICA) SAŽETAK U referatu su izneseni tehnički parametri koji su uvjetovali pristup rješavanju problematikedefiniranja izolacije za predmetne 400 kV dalekovode. Rezultati dielektričkih ispitivanja izolatorskih lanacai mjerenja radio smetnji od korone, odnosno njezinog utjecaja u području visokih napona na radiodifuzijskiprijem, provedenih u visokonaponskim laboratorijima \"CESI\" u Milanu (Italija) i \"Končar\" u Zagrebu,razmatrani su u odnosu na propisom utvrđene načine ispitivanja određene važećim normama ipreporukama. Ključne riječi: koordinacija izolacije, ispitni naponi, izolatorski lanci, korona, radio smetnje TESTING OF INSULATOR SETS OF 400 kV TRANSMISSION LINE VELEŠEVEC - ŽERJAVINEC - HÉVIZ (HUNGARY BORDER) ABSTRACT The paper deals with technical parametres that has conditioned the approach to solve theproblem of defining the insulation for the captioned 400 kV transmission lines. The results of dielectricaltests of insulator strings and measurements of radio interference by corona namely its influence in thehigh voltage laboratories \"CESI\" in Milano (Italy) and \"Končar\" in Zagreb, have beeen considered inrelation to statutory test methods determined by valid standards and recommendations. Key words: insulation co-ordination, testing voltage, insulators set, corona, radio interference 19

Nadzemni vodovi – Električne komponente, I. dio – Izolacija str. 18022/33-031. UVOD Primjeni izolacije, posljednjih se godina, posebno na nadzemnim elektroenergetskim vodovimavisokih i vrlo visokih napona, posvećuje dužna pozornost. Iako, u najopćenitijem smislu, izolacija nadalekovodima mora biti tako dimenzionirana da pri djelovanju električnog polja u različitim pogonskimuvjetima spriječi proboj ili preskok električnog luka, što se postiže odabirom izolatora odgovarajućihizolacijskih, odnosno dielektričnih svojstava, upotreba izolacije koja se ugrađuje na otvorenim prostorimamora pored tehničkih, zadovoljiti sigurnosne i ekonomske zahtjeve. Njezina primjena u području visokihnapona pokazala je da dielektrički zahtjevi uvjetuju takve kvalitete i dimenzije izolatora da se već timepostižu potrebna izolacijska svojstva, a što jednako vrijedi i obzirom na ekonomičnost pogona i sigurnostosoblja. Pravilnim izborom dielektrične čvrstoće izolacije u odnosu na prenapone koji se mogu pojaviti umreži smanjuje se vjerojatnost njezina oštećenja, a prekidi pogona zbog naprezanja od prenapona svodese na ekonomski i pogonski prihvatljivu razinu. Na interkonektivnom dalekovodu nazivnog napona 400 kV, na dijelu Veleševec - Žerjavinec -- državna granica s Republikom Mađarskom (prema TS Héviz) razmatran je izbor i primjenaodgovarajućih izolatorskih vrsta i konstrukcija (izolatorskih lanaca). Kako se u praksi, glede navedeneproblematike ne raspolaže dovoljnim brojem potrebnih podataka, odabir i sastav izolatorskih lanaca,predviđenih za ugradnju na spomenutom 400 kV dalekovodu, izvršen je temeljem dosadašnjih saznanja ipozitivnih iskustava kod nas i u svijetu, a vezano uz podatke o mogućim prenaponima u 400 kVelektroenergetskoj mreži. Tijekom eksploatacije, izolatorski lanci ugrađeni na dalekovodu, pored trajnog izlaganjaizmjeničnom naponu industrijske frekvencije, povremeno su izloženi i dielektričnim naprezanjima uslijedsklopnih i atmosferskih prenapona. Izolacijski nivo, odnosno stupanj izolacije ugrađene opreme na dalekovodima, u načelu, određujupodnosivi naponi koje ta oprema u određenim uvjetima može izdržati bez proboja ili preskoka. Stupanjizolacije opreme kao i način ispitivanja propisuju posebne norme, a u skladu s normom za koordinacijuizolacije. Za 400 kV mrežu, u području najvišeg napona opreme 420 kV, nazivni stupanj izolacije (Si)određen je tjemenim vrijednostima nazivnog podnosivog sklopnog i atmosferskog udarnog napona.Navedenim se naponima, dakle, definira i ispituje standardna izolacijska razina ugrađene opreme. U uvjetima dovoljno visokih nazivnih napona vodljivi i izolacijski elementi dalekovoda postajuizvori radiofrekvencijskih smetnji (radio smetnji), koje su po manifestaciji jednake, a po intenzitetu ikarakteru nastajanja različite. Uzrok nastajanja radio smetnji pojava je parcijalnih tinjavih izbijanjapoznatijih pod nazivom korona. Glavne posljedice korone, u tehničkom se smislu, pored uzrokovanja radio smetnji manifestiraju ikroz gubitke energije. U zanemarivom se smislu korona očituje proizvodnjom čujnog šuma i beznačajnimstvaranjem agresivnih plinova (ozona). Izbijanja koja nastaju zbog relativno velikog lokalnog električnogpolja manifestiraju se u slučajevima kada vrijednost električnog polja premaši dielektričnu čvrstoćuokolnog zraka. Ispitivanja 400 kV izolatorskih lanaca provedena su u specijaliziranim visokonaponskimlaboratorijima \"CESI\" u Milanu (Italija) i \"Končar\" u Zagrebu. Svojim opsegom obuhvatila su dielektričkaispitivanja (po načelima i definiciji koordinacije izolacije) i mjerenja napona djelovanja korone naradiodifuziju, a dobiveni rezultati, izneseni su i analizirani u ovom referatu.2. ISPITIVANJA IZOLATORSKIH LANACA SA STANOVIŠTA IZOLACIJSKIH RAZINA DEFINIRANIH VAŽEĆIM PROPISIMA Normirani iznosi stupnjeva izolacije za najviši napon opreme 420 kV u odnosu na podnosivenapone određeni su važećim propisom HRN N.B0.030/1978., sukladno IEC propisima o koordinacijiizolacije iznesenim u publikaciji pod oznakama 71-1 i 71-2. Njihove vrijednosti prikazane su u tablici I.20

Nadzemni vodovi – Električne komponente, I. dio – Izolacija str. 181 22/33-03 Tablica I - Standardne izolacijske razine za mrežu nazivnog napona 400 kV NAJVIŠI NAPON STANDARDNI PODNOSIVI SKLOPNI STANDARDNI OPREME PODNOSIVI Um UDARNI NAPON (kV) ATMOSFERSKI (efektivna (tjemena vrijednost) UDARNI vrijednost) NAPON Međufazna (kV) 420 Fazna izolacija izolacija (tjemena vrijednost) (kV) (omjer prema 1050 faznoj tjemenoj 1175 vrijednosti) 1175 850 1.6 1300 950 1.5 1300 1050 1.5 1425 Po definiciji, najviši napon opreme Um je efektivna vrijednost napona između faza za koji jeoprema izrađena, obzirom na njenu izolaciju kao i na neke druge karakteristike koje se odnose na tajnapon. Nazivni podnosivi sklopni i atmosferski udarni naponi propisane su tjemene vrijednosti udarnihnapona, koje obilježavaju izolaciju opreme obzirom na ispitivanje podnosivosti. Oblik takvih naponaodređen je \"trajanjem čela i hrpta vala\" u iznosima 250/2500 µs (za sklopni) i 1.2/50 µs (za atmosferski),dok su njihove vrijednosti izražene vrijednostima napona i polaritetima.2.1 Sastav ispitivanih izolatorskih lanaca Prilikom ispitivanja korišteni su uzorci jednostrukog nosivog i dvostrukog zateznog izolatorskoglanca, sastavljenih od jednog niza po 19 (kod nosivog), odnosno dva niza po 20 izolatorskih članaka (kodzateznog). Izolatorski članci, proizvodnje \"Sediver\" (Francuska) s IEC oznakom - U160BS, ugradbenevisine 146 mm i promjera 280 mm i odgovarajuća ovjesna i spojna oprema proizvodnje \"Dalekovod\" d.d.Zagreb, sadržani kao sastavni dijelovi ispitivanih izolatorskih lanaca. Tijekom ispitivanja, položajizolatorskih lanaca odgovarao je njihovu položaju koji isti zauzimaju u montažnom, odnosno pogonskomstanju. Nosivi izolatorski lanac bio je zavješen za čeličnu konzolu dužine 5 m (slika 1.). Za \"imitiranje\"snopa faznih vodiča korištene su čelične cijevi promjera 48 mm i dužine 12 m, koje su u paralelnompoložaju na udaljenosti 400 mm održavale čelične kugle promjera 2000 mm, ugrađene na krajevimacijevi. Zatezni izolatorski lanac zategnut je tijekom ispitivanja u približno horizontalnom položaju izmeđusuprotnih zidova laboratorija (slika 2.) Razmaci između zaštitnih armatura za nosivi i zatezni izolatorskilanac iznosili su 2365 mm i 2740 mm. 5000 2740 13000 5000 1000 2365 1300012000 2000 4000 6000 1000 400 6000 2000Slika 1. Ispitna konfiguracija za nosivi Slika 2. Ispitna konfiguracija za zatezni izolatorski lanac izolatorski lanac 21

Nadzemni vodovi – Električne komponente, I. dio – Izolacija str. 18222/33-032.2 Rezultati ispitivanjem sklopnim i atmosferskim naponom Prema definiciji, da bi neka izolacija \"podnijela\" prenapone, ona mora prije \"izdržati\" ispitivanjeudarnim standardnim naponima. Zato se otpornost izolacije, na neki način, ocjenjuje prema vrijednosti\"podnosivoga udarnog napona izolacije\". Podnosivi udarni napon izolacije ustanovljuje se ispitivanjemizolacije udarnim naponom, kojeg se karakteristike, kao što su tjemena vrijednost, strmina itd. definiranimvažećim normama. Primjena ispitnih napona na izolatorske lance (jednostruki nosivi i dvostruki zatezni),predviđene za ugradnju na 400 kV dalekovodima, koja uključuje način i metodologiju samih ispitivanjaovdje nije posebno opisivana, obzirom da je korištena uobičajena \"up and down\" metoda ispitivanjemnaponima pozitivnih i negativnih polariteta. Rezultati dobiveni takvim načinom ispitivanja provedeni su u visokonaponskom laboratoriju \"Cesi\"u Milanu i prikazani su u tablici II. Tablica II - Rezultati ispitivanja 400 kV izolatorskih lanaca i izolacijske razine PODNOSIVI POLARITET JEDNOSTRUKI DVOSTRUKI NAPONI NOSIVI ZATEZNI I IZOLATORSKI LANAC IZOLATORSKI LANAC IZOLACIJSKE RAZINE uz razmake armature \"d\" (mm) i broj pokusa \"n\" ATMOSFERSKI + d = 2365 n = 30 U50 d = 2740 UDARNI (kV) - U50 U10 1671 U10 SKLOPNI + 1465 1407* 1613 UDARNI (kV) - 1518 1458 1685 1619 1218 1123 1236 1140 1148 1058 1287 1187 NAZIVNI PODNOSIVI 1300/1050 1550/1050 NAPONI (ATM/SKL) 1300/1050 (kV/kV) NAZIVNA IZOLACIJSKA RAZINA DALEKOVODA (ATM/SKL) (kV/kV) gdje je: * - granična vrijednost za usvajanje niže nazivne izolacijske razine U50 - podnosivi napon uz vjerojatnost 50%, dobiven \"up and down\" metodom U10 - podnosivi napon uz vjerojatnost 10% dobiven iz U50 preko izraza; U10 = U50 x (1 - 1.3 x z), uz z = 0.03 Dobivene vrijednosti podnosivih atmosferskih i sklopnih udarnih napona preračunate suvrijednosti ispitnih napona svedene s laboratorijskih na normirane atmosferske uvjete.2.3 Rezultati ispitivanjem jednominutnim naponom industrijske frekvencije Otpornost prema unutarnjim prenaponima određuje se vrijednošću jednominutnog podnosivognapona industrijske frekvencije, sinusoidnog oblika. Ova provjera također spada u grupu ispitivanjadielektričke čvrstoće izolacijskog sustava izolatorskog lanca. Ispitivanje nazivnim kratkotrajnimpodnosivim izmjeničnim naponom industrijske frekvencije provedeno je u \"Končar\"-om visokonaponskomlaboratoriju, u skladu s IEC propisima, opisanim u publikaciji 60383-2. Prilikom ispitivanja, na ispitivani objekt (zatezni izolatorski lanac) \"narinuta\" je vrijednostkratkotrajnog podnosivog izmjeničnog napona industrijske frekvencije od 630 kV u trajanju od 60 sekundiprilikom čega nije došlo do preskoka. Navedeni iznos ispitnog napona korigirana je vrijednost ispitnognapona sa laboratorijskih na normirane atmosferske uvjete.22

Nadzemni vodovi – Električne komponente, I. dio – Izolacija str. 183 22/33-033. MJERENJE NAPONA RADIO SMETNJI ZBOG POJAVE KORONE Radiosmjetnje, kao posljedica nastajanja korone na izolatorskim lancima kao elementudalekovoda koji ga \"proizvodi\", neželjene su visokofrekvencijske oscilacije koje ometaju prijem informacijai komunikaciju putem elektromagnetskih valova. Jakost električnog polja u uvjetima nastajanja koroneovisi o geometrijskim i klimatskim karakteristikama objekta koji ga uzrokuje. Dosadašnja pozitivna saznanja i ispitivanja o vrijednostima kritičnih površinskih gradijenataelektričnih polja, koji dovode do pojave korone, pokazala su znatno niže vrijednosti u stvarnim ieksperimentalnim uvjetima u odnosu na teoretski razmatrane. Razlog tome leži u nezamjetljivim\"nepravilnostima\" površine vodiča i elemenata u sastavima izolatorskih lanaca. Takvi \"defekti\" vode nalokalne kocentracije električnih polja i, očito, na niže kritične napone koji dovode do pojave korone. Nadalje, u atmosferskim uvjetima povećane vlažnosti ili kiše, pri čemu se na vodičima iizolatorskim lancima formiraju kapljice vode, znatno se snizuje kritični napon koji uzrokuje pojavu korone.Osim redovitih, prisutnih promjenljivih klimatskih parametara (relativna vlažnost, tlak, temperatura itd.), narazinu radio smetnji može bitno utjecati i atmosferska zagađenost. Iako propisima nije definirana prihvatljiva razina smetnje, te kada je riječ o zaštiti radiodifuzijskogprijema od smetnji koje nastaju od korone visokonaponskih vodova, najprije treba znati područje koje sezaštićuje, konstatacija je da radio smetnje od izolatorskih lanaca mogu znatno doprinjeti općoj, višoj raziniradio smetnji. Mjerenja su pokazala da su radio smetnje najizraženije u frekvencijskom pojasu od 150 kHz pasve do 5 MHz u normalnim vremenskim uvjetima, a u najnepovoljnijim uvjetima mogu se zamijetiti i nafrekvencijama do 30 MHz. Moguće je, dakle, ustvrditi da će, kao posljedica korone, biti ometan prijemradio emisija uglavnom na srednjevalnom području (0.5 MHz - 1.7 MHz), dok će na ultrakratkovalnompodručju ili u prijemu televizijskih signala emisija smetnji od korone biti gotovo zanemariva. Pojednostavljeno rečeno, ukoliko se radijski prijemnik nalazi u dovoljnoj blizini od dalekovodavisokog napona (>220 kV), na radio prijemnik zajedno s \"korisnim\" signalom željene radiostanice doći će i\"smetajući\" signal uzrokovan koronom. Odnos između takvog korisnog signala i smetnje, premapreporukama Međunarodne unije za telekomunikacije (ITU), prihvaćenog i od CIGRÉ iznosi 30 dB. Na Regionalnoj administrativnoj konferenciji za radiodifuziju srednjeg vala, održanoj u Ženevi1975 g., definirane su vrijednosti minimalnih jakosti polja srednjevalnih odašiljača kao nominalnoupotrebljivih za radiodifuzni prijem. Za Hrvatsku, koja se, prema podjeli, nalazi u području klimatskezone A, u regiji 1, minimalna jakost polja iznosi između 60 dB - 70 dB, ovisno o područjima koja se nalazeunutar zone pokrivanja radiodifuzne postaje, gdje je prijem povoljniji obzirom na veću jakost poljakorisnog signala. Za određivanje razine jakosti polja radio smetnji zbog pojave korone, potrebno je prije svegaukazati na činjenicu kako utjecaj smetnje opada s porastom frekvencije i udaljenošću od dalekovoda.Postupak određivanja jakosti polja smetnje mjeri se ili izražava za određene standardizirane parametre.Pri tome se primjenjuje postupak prema preporukama CISPR (specijalizirano tijelo IEC-a za problematikuradio smetnji), iznesenim u publikaciji 18-2. Uz minimalnu jakost signala koji se štiti i njegov prihvatljivodnos signal/smetnja razmatra kao polazišni parametar za razmatranje važna je referentna jakost poljasmetnji na udaljenosti od 20 m od najbližeg vodiča i zaštitna udaljenost na kojoj će korisni signal bitiprimljen zadovoljavajućom kvalitetom. Preporukom CISPR utvrđena je statistička osnova za analizu ispitnih rezultata za utvrđivanjegranica smetnji u širokoj primjeni. U slučaju intereferencije od visokonaponskih vodova taj kriterij proširenje na statističku raspodjelu šuma uslijed promjene atmosferskih uvjeta. Prilikom metode određivanja granica smetnji osnovni zahtjev je dobivanje odgovarajućeg odnosasignal/šum na prijemnom uređaju za radiodifuzne signale koji nisu ispod minimalnog nivoa preporučenogpo zakonodavcu, a sve u cilju zadovoljavajućeg prijema. Pri tome se pretpostavlja udaljenost između visokonaponskog dalekovoda i mjesta prijema,temeljena na naponskom području dalekovoda. Uz veći napon veća je i udaljenost, jer statistički, postoji 23

Nadzemni vodovi – Električne komponente, I. dio – Izolacija str. 18422/33-03mala vjerojatnost da su kuće u blizini nadzemnih vodova visokih i vrlo visokih napona. Tako dobivamotermin koji se naziva zaštitnom udaljenošću i ustvari označava minimalnu udaljenost od dalekovoda nakojoj je moguć prijem minimalno preporučenog nivoa signala.3.1 Rezultati mjerenja napona radio smetnji zbog pojave korone na 400 kV izolatorskim lancima Mjerenja napona radio smetnji provedena su u Končarevom visokonaponskom laboratorijuInstituta za elektrotehniku, po usvojenoj metodologiji, sukladno preporukama CISPR, odnosnopodgrupe C, u okviru IEC. Rezultati dobiveni mjerenjem napona radio smetnji uslijed pojave korone, aprovedeni na nosivom i zateznom izolatorskom lancu istih konstrukcijskih elemenata kao i izolatorski lancina kojem su izvođena dielektrička ispitivanja, prikazani su u tablici III. Tablica III - Rezultati dobiveni mjerenjem napona radio smetnji ISPITNI 266 240 214 188 162 136 110 84 IZOLATORSKI NAPON[kV] LANCI 426.8/53 120.3/42 75.9/38 60.3/36 42.7/33 19.1/26 2.4/8 NAPON 75.9/38 85.2/39 38/32 13.5/23 2.4/8 JEDNOSTRUKI RADIO 758.9/58 302.1/50 120.3/42 85.2/39 67.6/37 38/32 15.1/24 NOSIVI SMETNJI [µv/m] / [dB] 758.9/58 113.6/41 63.2/36 44.8/33 35.6/31 20/26 DVOSTRUKI ZATEZNI 796.2/58 447.7/53 224.1/47 632.5/56 709.6/57 282.5/49 632.5/56 563.7/55 399.1/52 Rezultati mjerenja prikazanih u prethodnoj tablici iskazani su u µV/m, a preračunati u decibele.4. ANALIZA DOBIVENIH REZULTATA MJERENJA Dalekovodi Veleševec - Žerjavinec i Žerjavinec - Héviz (državna granica), predstavljaju prvudirektnu hrvatsku interkonektivnu vezu s elektroenergetskim sustavima srednje Evrope na 400 kVnazivnom naponu, te se u tom smislu moraju tretirati kao prijenosni vodovi visoke pouzdanosti snajmanjim faktorom rizika. U smislu navedenog, kao jedan od segmenata dovoljne pouzdanostidalekovoda predstavlja izbor izolacije odnosno kvaliteta izolatorskih članaka i ovjesne i spojne opreme. Važećim propisima definiraju se vrijednosti podnosivih napona koje izolatorski lanci, kompletnomontirani na stupovima dalekovoda nazivnog napona 400 kV moraju izdržati, a također i načini na koji seisti pri određenim naponima ispituju. Dobivene veličine podnosivih ispitnih napona odnosno njihovevrijednosti mogu se smatrati da su u okviru standardnih vrijednosti izolacijskih razina za promatranonaponsko područje (L 3). Pri tome je ovdje potrebno naznačiti kompleksnost kada se radi o izboru visine izolacijskih razinau mreži nazivnog napona 400 kV, a vezano uz tehnogospodarsku opravdanost primjenjivosti ugrađeneopreme.Činjenica je, da se u našim prilikama, kada raspoloživi podaci o stvarnim iznosima mogućihprenapona koji se pojavljuju u 400 kV mreži, u kvantitativnom smislu, nisu dovoljni, uglavnom kao osnovaza koordinaciju izolacije koriste dosadašnja pozitivna iskustva u praksi kod nas i u svijetu. U tom smislu, svakako će, za jednu kvalitetniju i točniju ocjenu odabrane izolacijske razinepredmetnog 400 kV interkonektivnog dalekovoda biti potrebno učiniti podrobniju analizu koja trebaobuhvatiti mjerenja stvarnih vrijednosti prenapona i statističku obradu dobivenih rezultata o njihovimvrijednostima koje se mogu očekivati na promatranom objektu. Rezultati mjerenja napona radio smetnji nastalih uslijed djelovanja korone na izolatorskimlancima, samo su jedan od pokazatelja mogućeg negativnog utjecaja na radiodifuzni prijem. Dobivenipodaci, u konkretnom su smislu u okviru podnošljivih razina koje su preporučene i usvojene od straneCISPR, međutim, kada se radi o dalekovodu, kao \"proizvođaču\" smetnji, potrebno je razmatrati granicesmetnji, za visokonaponski sustav u cjelini, a ne na njegove pojedinačne komponente (vodiči, izolatorskilanci). Budući da razina polja radio smetnji ovisi o mnogo parametara, potrebno je provesti veliki broj24

Nadzemni vodovi – Električne komponente, I. dio – Izolacija str. 185 22/33-03mjerenja u različitim uvjetima, duž cijele trase dalekovoda da se dobije ovisnost razine smetnji opojedinim parametrima. Zahtjev za veličinu dozvoljenog nivoa smetnje, koji se u konkretnim uvjetima može tolerirati, ovisio području kojim prolazi dalekovod, odnosno gustoće naseljenosti, jačine prijemnog signala i razinesmetnji koju \"proizvodi\" dalekovod u cjelini. Pri takvoj se analizi svakako mora znati koji je dozvoljeni nivoradio smetnji koji je funkcija korisnog signala i unaprijed zadanog kvaliteta prijema. Općenito, trase dalekovoda, u ovisnosti geografskih uvjeta, prolaze po terenima na različitimnadmorskim visinama. Neka istraživanja ukazuju da postoje razlike u razini radio smetnji kod istovjetnihdalekovoda, ali koje prolaze različite nadmorske visine. Nepobitna je činjenica da će i razlike ubarometarskim tlakovima, temperaturi, vlažnosti izazvati različite uvjete izboja, a time i različitu razinuradio smetnji. Prolaz dalekovoda kroz šumska područja može imati povoljan utjecaj obzirom na širinuzone smetajuće razine. Posebnu važnost imaju dalekovodne trase u blizini naseljenih područja, jerupravo na tim područjima radio smetnje mogu izazvati, kod šireg kruga korisnika, poteškoće oko prijemakorisnih radio signala. U fazi odabira trase odnosno projektiranja dalekovoda mogu se unaprijed izbjećismetajuće posljedice parcijalnih izboja, primjenom odgovarajućih izolatorskih lanaca sa zaštitnimarmaturama, ekonomski prihvatljivih, sa što nižim nivoima radio smetnji. Pravilnom izvedbom elemenataizolatorskih lanaca, iznosi radio smetnji mogu se znatnije umanjiti ili ograničiti. Pri tome treba imati u vidu činjenicu da se nivo radio smetnji, uslijed zagađenja površineizolatorskih lanaca, kasnije u pogonu, može znatno povećati. To zahtjeva mjerenja, ne samo nadalekovodima u pogonu nego i na eksperimentalnim odsječcima dalekovoda. Obzirom da mjerenja oviseo mnogo parametara, takvi rezultati vrijediti će samo za dalekovod za koje je mjerenje i provedeno. Ovim referatom djelomično je sagledana problematika negativnog utjecaja koje dalekovodi navisokim i vrlo visokim napona mogu imati po radioemitiranje. U Hrvatskoj nisu doneseni propisi kojima sereguliraju dozvoljene razine jakosti polja radio smetnji, a i minimalno potrebne zaštitne udaljenosti zakvalitetan prijem radiosignala, već kao osnova služe podaci preuzeti iz publikacija preporučenih od straneIEC-a. Raspoloživi podaci o mjerenjima radio smetnji zbog pojave korone na pojedinim visokonaponskimvodovima u Republici Hrvatskoj, pokazali su raznolikost dobivenih podataka, bilo da se radi o mjernommjestu, položaju duž trase dalekovoda ili vremenskim uvjetima u kojima je mjerenje provedeno. Činjenicaje da razina radio smetnji opada s udaljavanjem od dalekovoda, te se kao jedan od načina smanjenjarazine radio smetnji može izbjeći već u fazi projektiranja, kada se unaprijed, kvalitetnim odabirom trasedalekovoda, može osigurati zadovoljavajući prijem radijskih signala. Ovdje se dakle, radi o određivanjuzaštitne udaljenosti, za koju će u Republici Hrvatskoj biti potrebno definirati u sklopu odgovarajućih normikojima se regulira opisana problematika. LITERATURA[1] V. Sarioni, D.Perin, A. Cattaneo: Test report No. AT-98/005789, CESI, Milano, March 1998.[2] M.Poljak, R.Gardijan: Izvještaj o ispitivanju br. 022298, KONČAR, Institut za elektrotehniku, Visokonaponski laboratorij, Zagreb, lipanj 1998.[3] IEC: Insulation co-ordination, Part 1: Definitions, principles and rules, International standard No.71- 1, Seventh edition, Geneve, Dec. 1993.[4] IEC: Insulation co-ordination, Part 2: Aplication guide, International standard No. 71-2, Third edition, Geneve, Dec. 1996.[5] IEC: Insulators for overhead lines with a nominal voltage above 1000 V, Part 2: Insulator strings and insulator sets for a.c. systems - Definitions, test methods and acceptance criteria, No 383-2, First edition, Geneve, 1993-04[6] IEC: High-voltages test techniques, Part 2: Measuring Systems, No. 60-2, Second edition 1994-11[7] IEC: Radio interference test on high voltage insulators, Second edition, No. 60437, Geneve 1997-09 25

Nadzemni vodovi – Električne komponente, I. dio – Izolacija str. 18622/33-03[8] CISPR Publication 18-1: Radio intereference characteristics of overhead power lines and high voltage equipment, Part 1: Description of phenomena, Geneve 1982.[9] CISPR/C Publication 18-2 - Radio intereference characteristics of overhead power lines and high voltage equipment, Part 2: Methode of measuring and limits, First edition Geneve, 1986.[10] CISPR/C Publication 18-3 - Radio intereference characteristics of overhead power lines and high voltage equipment, Part 3: Code of practise for minimizing the generation of radio noise, First edition Geneve, 1986.[11] A. Sekso, S. Banić, V. Ilijanić, P.Pavlović: Definiranje i izbor parametara izolacije i prenaponske zaštite s koordinacijom izolacije na vodu 400 kV Žerjavinec - Héviz, I faza, Studija Instituta za elektroprivredu i energtiku, Zagreb, listopad 1996.[12] A. Sekso: Novi međunarodni stndardi o koordinaciji izolacije i primjena na interkonekciju 400 kV Hrvatska - Mađarska, R 33-12 na Trećem savjetovanju HK CIGRÉ, Cavtat, listopad 1996.[13] Smrkić, Kviz, Zentner, Kragić, Sinjeri: Studija o radiosmetnjama zbog pojave korone na visokonaponskim vodovima (I i II faza), Fakultet elektrotehnike i računarstva - Zavod za visokofrekventnu tehniku, Zagreb, 1981.26

Nadzemni vodovi – Električne komponente, I. dio – Izolacija str. 187HRVATSKI OGRANAK MEðUNARODNOG VIJEĆA B2-10ZA VELIKE ELEKTROENERGETSKE SUSTAVE – CIGRÉ10. savjetovanje HRO CIGRÉCavtat, 6. – 10. studenoga 2011.Srećko Bojić Gordan MiroševićInstitut za elektroprivredu i energetiku d.d., Zagreb Dalekovod-Projekt d.o.o., [email protected] [email protected] LevačićInstitut za elektroprivredu i energetiku d.d., [email protected] DIELEKTRIČNA ISPITIVANJA IZOLACIJSKIH KONSTRUKCIJA ZA PRIMJENU NAKOMPAKTIRANOM NADZEMNOM VODU 2X110 kV SAMOBOR-RAKITJE-BOTINEC SAŽETAK Rad prikazuje rezultate laboratorijskih dielektričnih ispitivanja izolacijskih konstrukcija primijenihna kompaktiranom dvostrukom dalekovodu 110 kV Samobor-Rakitje-Botinec, kao dio cjelokupnogprojekta rekonstrukcije starog voda Samobor-Rakitje-Botinec (dionica bivšeg voda Brestanica-Sv. Klaraizgrañenog 1947. godine). Okolni prostor trase starog dalekovoda je intenzivno urbaniziran te surekonstrokcijom predviñena rješenja kompaktiranja dalekovoda s minimalnim utjecajem na okoliš. U tom smislu, rekonstrukcijom su postojeći drveni portali zamijenjeni novim cijevnim stupovima, auz, širina koridora, s prvobitnih 10 m, sužena je na 3,5 m. Zbog tako značajnog smanjenja razmakaizmeñu vodiča, i ostalih dijelova pod naponom u odnosu na druge uzemljene dijelove stupa, provedenasu sveobuhvatna dielektrična ispitivanja takovih izolacijskih konstrukcija, i to u realnim uvjetima nalaboratorijskom modelu glave stupa. Ključne riječi: dielektrična ispitivanja, izolacijska konstrukcija, kompaktirani vod, kompozitniizolator DIELECTRIC TESTS OF INSULATING CONSTRUCTIONS FOR APPLICATION ON COMPACT OVERHEAD LINE 2X110 kV SAMOBOR-RAKITJE-BOTINEC SUMMARY The paper presents results of laboratory dielectric tests of insulating constructions, applied on the110 kV compact double overhead line Samobor-Rakitje-Botinec, as part of the overall project ofreconstruction of old overhead line Samobor-Rakitje-Botinec (part of former overhead line Brestanica-Sv.Klara, built in 1947th). The surrounding area of old overhead line has been intensively urbanized and withreconstruction are included solutions of compacting these transmission line with minimal enviromentalimpact. In this sense, the existing wooden portals are replaced with new steel pipe towers, and width ofthe corridor from 10 m, was reduced to 3,5 m. Due to the significant reduction of the spacing betweenconductors, and other parts under voltage regarding to other grounded parts of the tower, a completedielectric tests of these constructions were performed in real conditions on laboratory model of the towerhead. Key words: dielectric tests, insulating construction, compact line, composite insulator 1

Nadzemni vodovi – Električne komponente, I. dio – Izolacija str. 1881. UVOD Nadzemni vod 110 kV Samobor-Rakitje-Botinec dionica je bivšeg osnovnog voda Brestanica-Sv.Klara (izgrañenog 1947. godine) koji je služio za evakuaciju proizvedene električne energije iz tadanovoizgrañene termoelektrane u Brestanici (1943. godine) pokraj Krškog (danas Republika Slovenija) doZagreba kao potencijalnog najvećeg potrošača na širem promatranom području bivše države. Vod je izgrañen na drvenim portalnim stupovima, s osnovnom izolacijom sastavljenom odporculanskih kapastih izolatora te s aluminijskim vodičima nazivnog presjeka 120 mm2 (Slika 1.). Zbog dotrajalosti kompletne opreme te činjenice da je prostor unutar i oko trase dalekovodaintenzivno urbaniziran, odlučeno je da se isti rekonstruira u postojećoj trasi, ali uz uvjet minimiziranjautjecaja na urbani okoliš i to na način da se primjene odgovarajuće metode kompaktiranja. Slika 1. Pogled na stari nadzemni vod 110 kV Samobor-Rakitje-Botinec U svjetskoj elektroprivrednoj praksi već duže vrijeme kompaktirani dalekovodi kao rješenje svečešće zamjenjuju „klasične vodove“ i značajno mijenjaju pristup gradnji prijenosnih i distributivnih vodova.Stupanj implementacije ovisi od podneblja, zemlje, elektroprivredne organizacije, specifičnosti regulative,a naročito o tehno ekonomskim parametrima planiranog projekta. Kompaktiranje je posebno interesantno u sferi obnove i rekonstrukcije starijih vodova, pripodizanju njihove prijenosne moći, smanjenju elektromagnetskog utjecaja na okoliš ili pak u očuvanju iboljem elektroenergetskom iskorištenju postojećih koridora. U urbanim sredinama takva je mjera od presudnog interesa u ekonomici izgradnje istih obziromna sve veći porast cijene novih koridora i sve oštrijih zahtjeva smanjenja utjecaja na okoliš, što je uprikazanom slučaju od primarnog interesa. U kompaktiranju dalekovoda od presudnog je značaja primjena odgovarajuće izolacijskekonstrukcije koja, osim izolacije vodiča pod naponom, preuzima veći dio mehaničkih funkcija u usporedbis klasičnim konstrukcijama i načinom njihove primjene. U pravilu riječ je o primjeni štapne izolacije kaodio nosivih i potpornih konstrukcija koje zamjenjuju čitave dijelove čelično rešetkastih struktura konzola. Današnja tehnologija izrade relativno jeftinih kompozitnih izolatora s izuzetnim mehaničkim iizolacijskim svojstvima upravo pridonose primjeni istih u raznim projektnim rješenjima konzola saznačajnom rasterećenjem nosivog dijela stupova dalekovoda. U konkretnom slučaju, projekt rekonstrukcije DV 2x110 kV Samobor-Rakitje-Botinecpodrazumijevala ugradnju novih cijevnih stupova umjesto postojećih drvenih portalnih stupova, teprimjenu izolacijskih konstrukcija s kompozitnim štapnim izolatorima u „V“ formi na nosivim stupovima. Time je omogućena je znatna redukcija glave stupa, smanjene meñufaznih razmaka čime seširina koridora s osnovnih 10 m suzila na oko 3,5 m (Slika 2., Slika 3.). 2

Nadzemni vodovi – Električne komponente, I. dio – Izolacija str. 189Slika 2. Kompaktirani nadzemni vod 2x110 kV Slika 3. Pogled na glavu nosivog stupa Samobor-Rakitje-Botinec Obzirom na prioritetne zahtjeve dielektričnih svojstava izolacijskih konstrukcija, zbog posebnostikompaktiranja glava stupova i smanjenja razmaka vodiča prema uzemljenim dijelovima dalekovoda, odpresudne je važnosti utvrditi stvarna dielektrična svojstva istih, sukladno zahtjevima koordinacije izolacijei očuvanja pouzdanosti i sigurnosti voda, [3].2. DIELEKTRIČNA ISPITIVANJA IZOLACIJSKIH KONSTRUKCIJA U nastavku rada daje se kratki pregled pripreme, rezultati provedenih ispitivanja, komentar istihkroz aspekte i zahtjeve koordinacije izolacije te sagledavanje i mogućnost primjene specifičnih mjera ucilju očuvanja visoke pogonske pouzdanosti kompaktiranog voda u zadanim pogonskim uvjetima, [4], [7],[8].2.1. Priprema laboratorijskog modela za ispitivanja Izabrana projektna rješenja izolacijskih konstrukcija koja su implementirana na rekonstruiranomdvostrukom dalekovodu, podvrgnuta su sveobuhvatnim laboratorijskim dielektričnim ispitivanjima radiutvrñivanja podnosivih i preskočnih napona u suhom i na kiši, polazeći u pripremi ispitivanja od osnovnihdimenzija glave nosivog stupa i meñusobnog rasporeda izolacijskih konstrukcija (Slika 4.) s kompozitnimštapnim izolatorima u „V“ spoju (Slika 5), [5], [6].Slika 4. Skica glave nosivog stupa Slika 5. Skica kompozitnog izolatora 3

Nadzemni vodovi – Električne komponente, I. dio – Izolacija str. 190 Obzirom na vrstu stupa i načina zavješenja izolacijskih konstrukcija na samom stupu nadzemnogvoda, za ispitivanja su pripremljene dvije karakteristične konstrukcije za pripremu laboratorijskog modela;i to za : − nosivu izolacijsku konstrukciju s kompozitnim izolatorima u „V“ spoju, s prstenima za oblikovanje električnog polja i izjednačenje potencijala duž izolatora te kompletom ovjesnog pribora (model jedne faze voda), (Slika 6.) − zateznu izolacijsku konstrukcija s kompozitnim izolatorom u horizontalnom položaju, s prstenima za oblikovanje električnog polja i izjednačenje potencijala duž izolatora te kompletom ovjesnog pribora (model jedne faze voda), (Slika 7.)Slika 6. Detalj nosive izolacijske konstrukcije Slika 7. Skica zavješenja na zateznom stupu Takoñer, pri pripremi laboratorijskog modela potrebno je bilo uzeti u obzir dimenzije i meñusobniraspored metalnih masa glave stupa radi osiguranja realnih uvjeta ispitivanja glede formiranja električnogpolja oko dijelova pod ispitnim naponom i uzemljenih dijelova simuliranog dijela glave stupa. Na slici 8. dan je prikaz laboratorijskog modela dijela glave nosnog stupa s izolacijskomkonstrukcijom u „V“ spoju, sa zavješenim vodičem jedne faze. Iz slike se jasno vidi model ostalih uzemljenih metalnih dijelova glave stupa relevantnih zakonačni rezultat laboratorijskih dielektričnih ispitivanja (pogled na model stupa i metalni kosnik susjednedonje faze voda).Slika 8. Prikaz zavješenja vodiča jedne faze na modelu glave nosivog stupa 4

Nadzemni vodovi – Električne komponente, I. dio – Izolacija str. 1912.2. Provedba ispitivanjaIspitivanja su provedena na izolacijskim konstrukcijama s kompozitnim štapnim izolatorom zanaponsku razinu mrežnog napona Un/Um=110/123 kV. Osnovne karakteristike kompozitnog izolatora sukako slijedi, [6]:− Maksimalni napon mreže Um: 123 kV− Podnosivi izmjenični napon 50 Hz pod kišom/1min: 295 kV− Podnosivi udarni napon oblika vala 1,2/50 µs, pozitivni: 615 kV− Strujna staza: 3469 mm− Razmak izmeñu zaštinih armatura za uspostavu luka: 680 mm− Mehanička prekidna sila na vlak: 120 kN− Broj alterniranih rebara (veći/manji): 19/18− Masa izolatora: 5,1 kgIspitivanju su podvrgnute slijedeće karakteristične izolacijske konstrukcije:− Nosivi izolatoski lanac V („V“ spoj)− Jednostruki zatezni lanac Z (horizontalni položaj) Visokonaponska ispitivanja izolatorskog lanca provedena su prema normi HRN IEC 60060-2/2002 s ispitnim krugom prema shemama danim na slikama 9. i 10., i to u slijedećem opsegu, [2]:− Odreñivanje 50%-tnog udarnog napona u suhom− Odreñivanje podnosivog udarnog napona u suhom− Mjerenje preskočnog i podnosivog izmjeničnog napona 50 Hz pod kišomSlika 9. Shema ispitnog kruga za Slika 10. Shema ispitnog kruga za ispitivanje ispitivanje udarnim naponom izmjeničnim naponom 50 Hz Za utvrñivanje preskočnog i podnosivog izmjeničnog napona frekvencije 50 Hz u uvjetima kiše,korišten je laboratorijski ureñaj za proizvodnju umjetne kiše. Na slikama 11. i 12. pokazani su detalji sispitivanja izolacijskih konstrukcija (nosiva i zatezna) u visokonaponskom laboratoriju. 5

Nadzemni vodovi – Električne komponente, I. dio – Izolacija str. 192Slika 11. Nosivi „V“ lanac u uvjetima ispitivanja Slika 12. Zatezna izolacijska konstrukcija u uvjetimana umjetnoj kiši ispitivanja na umjetnoj kiši Dielektrična ispitivanja u suhoj atmosferi standardnim impulsnim naponom valnog oblika 1,2/50s potvrñuju prvenstveno geometriju cijele izolacijske konstrukcije, odnosno podnosive i preskočnenapone za zadani razmak zaštitnih armatura (prstenova) unutar cijele konstrukcije. Ispitivanja u uvjetima umjetne kiše prvenstveno imaju zadatak utvrditi podnosive i preskočnevrijednosti izmjeničnog napona industrijske frekvencije pri čemu je oblik i kvaliteta površine (duljina kliznestaze) samog izolatora odlučujuća za zadanu naponsku razinu. Naime, površinska naprezanja na izolatoru u uvjetima vlažne atmosfere (kiše) bitno mogu snizitipodnosive vrijednosti napona ukoliko je riječ o nedovoljnoj kliznoj stazi ili lošem stanju površine samogizolatora. Na slijedećim slikama 13. i 14. pokazani su detalji s dielektričnih laboratorijskih ispitivanja uuvjetima suhe i vlažne atmosfere, odnosno tijekom ispitivanja izmjeničnim naponom industrijskefrekvencije te standardnim impulsnim naponom valnog oblika 1,2/50 s, a prema zahtjevima koordinacijeizolacijeSlika 13. Električni luk uslijed preskoka pri Slika 14. Preskok izmeñu armatura pri ispitivanju ispitivanju izmjeničnim naponom impulsnim naponom u suhom u uvjetima umjetne kiše Ispitivanja izolacijskih konstrukcija standardnim impulsnim naponom valnog oblika 1,2/50 sprovedena su s pozitivnim i negativnim polaritetom primijenjenog ispitnog napona. Na slikama 15. i 16. dan je prikaz oscilograma ispitnog impulsnog napona pozitivnog i negativnogpolariteta. 6