(e) a n w e n d u n g s r i c h t l i n i e

NWENDUNGSRICHTLINIEN
N W E N D U N G S R I C H T L I N I E N
Ü B E R S P A N N U N G S S C H U T Z
Bemessung,
Prüfung und Einsatz
von Metalloxid-Ableitern
in Mittelspannungsnetzen

Vorwort
Die positive Aufnahme der Richtlinien zur Bemessung,
Prüfung und Einsatz von Metalloxid-Ableitern in
Mittelspannungsnetzen, in erster Auflage 1994
erschienen, hat uns sehr gefreut und bestätigt, dass
kompetente Beratung zum Einsatz unserer Produkte
genauso wichtig ist, wie die Qualität der Produkte
selbst.
Der technologische Fortschritt machte es nunmehr nötig die vorliegende Broschüre für die 3. Auflage neu zu
bearbeiten.
Die Dimensionierung und die theoretischen Ableitungen zum optimalen Einsatz der Ableiter wurden
unverändert übernommen. Herrn René Rudolph, seinerzeit zuständig für Anwendungsberatung im
Teilbereich Überspannungsableiter, sei an dieser Stelle gedankt für die Überarbeitung der Tabellen, nötig
geworden durch die verbesserten technischen Daten der Ableiter und der Erweiterung des
Produkteprogrammes.
Herr Bernhard Richter, nunmehr im Teilbereich Überspannungsableiter zuständig für Engineering und
Anwendung von Überspannungsschutzgeräten, hat die Gesamtüberarbeitung gerne übernommen. Herr
Richter ist Mitglied in verschiedenen Arbeitsgruppen von IEC SC 37 A und IEC TC 81, und beschäftigt sich
neben der Entwicklung und Prüfung hauptsächlich mit der Anwendung von Ableitern.
Die bei ABB in der Mittelspannung verwendete Silikontechnologie und die Weiterentwicklung des
MO-Materials eröffnen neue Anwendungsgebiete. Dem wird in der vorliegenden Auflage Rechnung
getragen.
Wir hoffen, dass Sie als Leser auch aus der vorliegenden Neuauflage im neuen Erscheinungsbild viel Nutzen
ziehen können. Für Ergänzungen oder Anregungen sind wir darüberhinaus sehr dankbar, um möglichst alle
Kundenbedürfnisse erfassen zu können.
Erste Auflage: November 1994
2. überarbeitete Auflage September 1995
3. überarbeitete Auflage Mai 1999
Alle Rechte vorbehalten. Weder das Buch noch
Teile davon dürfen ohne vorherige Genehmigung der ABB
Hochspannungstechnik kopiert, reproduziert oder in andere
Formen übertragen werden, noch in andere Sprachen übersetzt
werden.
ABB Hochspannungstechnik AG
Wettingen, im Mai 1999
© ABB Hochspannungstechnik AG
Bereich Überspannungsableiter, Wettingen / Schweiz
1

Inhaltsverzeichnis
1
Einleitung
8.3
Netze mit niederohmiger Sternpunkterdung (Ce<
1,4)
2
2.1
3
4
4.1
4.2
4.3
4.4
Ableitertechnik
MO-Ableiter und Ableiter mit Funkenstrecken
Metalloxid-Widerstände als Ableiterelemente
Mittelspannungsableiter der ABB
Ableiteraufbau
Isolation aus Silikonkautschuk
Energieaufnahmevermögen und Abkühlzeit
Nennableitstrom und Energieaufnahmevermögen
8.4
8.5
8.6
8.7
9
9.1
9.2
Netze mit niederohmig geerdeten Sternpunkten,
aber nicht überall Ce<
1,4
Netze mit niederohmiger Sternpunkterdung und Ce > 1,4
Ableiter zwischen den Phasen (Neptunschaltung)
Betriebsspannung mit Oberschwingungen
Die Schutzdistanz von Ableitern
Theoretischer Ansatz für die Schutzdistanz L
Zu erwartende Steilheit S von Blitzüberspannungen in
MS-Schaltanlagen
5
5.1
5.2
Besondere Betriebsbedingungen
Kurzschlussleistung des Netzes
Erhöhte Umgebungstemperatur
9.3
9.4
Beeinflussung der Schutzdistanz durch die Betriebsmittel,
den Ableitertyp und die Anordnung der Ableiter
Ausfallrisiko des Betriebsmittels und seine Entfernung
vom Ableiter
5.3
Mechanische Festigkeit
10
Einige Sonderfälle
5.4
Luftverschmutzung
10.1
Überspannungsschutz bei Kabelstrecken
5.5
Höhenanpassung der Ableitergehäuse
10.2
Kabelmantelschutz
6
Schutzcharakteristik der Ableiter, Stabilität
10.3
Transformator am Ende eines Kabels
6.1
6.2
6.3
7
Schutzniveau der Ableiter
Stabilitätsfragen bei MO-Ableitern
Temporäre, zeitweilige Überspannungen
Prüfungen
10.4
10.5
10.6
Transformator nur einseitig mit einer
blitzgefährdeten Leitung verbunden
Ableiter in gekapselten MS-Schaltanlagen
Generator, verbunden mit einer
blitzgefährdeten MS-Leitung
7.1
Typprüfungen
10.7
Ableiterschutz bei Motoren
7.2
Stückprüfungen
10.8
Überspannungsschutz auf Lokomotiven
7.3
Abnahmeprüfungen
10.9
Ableiter parallel zu einer Kondensator-Batterie
7.4
Sonderprüfungen
10.10
Hochfrequenzsperren (Parallelschutz)
8
Auswahl der Ableiter und Bestimmung von U c
11
Ableiter für Gleichspannung
8.1
8.2
Netze mit Erdschlusskompensation oder mit
hochohmig isoliertem Sternpunkt
Netze mit hochohmig isoliertem Sternpunkt
und Erdschluss-Abschaltung
12
13
Consulting bei Ableiterfragen
Schlussbemerkungen
Verzeichnis der verwendeten Symbole
Literaturverzeichnis
2

1 Einleitung
Überspannungen in elektrischen Versorgungsnetzen entstehen
durch Blitzeinwirkungen und Schalthandlungen und sind nicht zu
vermeiden. Sie gefährden die Betriebsmittel, weil deren
Spannungsfestigkeit aus wirtschaftlichen Gründen nicht beliebig
hoch ausgelegt werden kann. Ein wirtschaftlicher und
zuverlässiger Netzbetrieb erfordert also einen ausreichenden
Schutz der Betriebsmittel vor unzulässiger Überspannungsbeanspruchung.
Dies gilt sowohl für Hochspannungs- als auch für
Mittel- und Niederspannungsnetze.
Der Überspannungsschutz kann grundsätzlich auf zwei Arten
erfolgen:
• Vermeiden der Blitzüberspannungen am Entstehungsort, z.B.
mittels Erdseilen vor einer Schaltanlage, welche Blitze
abfangen.
• Begrenzung der Überspannung beim Betriebsmittel, z.B. mittels
Ableitern in der Nähe der Betriebsmittel.
In Hochspannungsnetzen sind beide Schutzarten üblich. In
Mittelspannungsnetzen ist der Erdseilschutz im allgemeinen nicht
sehr wirkungsvoll. Infolge der geringen Abstände zwischen dem
Erdseil und den Leiterseilen wird der direkte Blitzschlag meistens
auch die Leiterseile treffen. Dazu kommt, dass das Erdseil
induzierte Überspannungen (indirekte Blitzeinwirkung) in den
Leiterseilen nicht verhindern kann.
Der wirkungsvollste Überspannungsschutz im Mittelspannungsnetz
ist demnach der Einsatz von Überspannungsableitern
in der Nähe der Betriebsmittel.
Die Höhe der Überspannungen wird meistens in der Einheit p.u.
(per unit) angegeben. Sie ist definiert als
1 p.u. = √2 * U / √3,
m
wobei unter Um
die maximale Spannung als Effektivwert zwischen
den Phasen beim ungestörten Netzbetrieb verstanden wird [1].
Im wesentlichen unterscheidet man drei Arten von Überspannungen
[2] :
• Zeitweilige (temporäre) Überspannungen treten z.B. bei
Lastabwurf oder bei Fehlern mit Erdberührung auf. Die Dauer
dieser betriebsfrequenten Überspannungen liegt zwischen
0,1 Sekunden und einigen Stunden. Sie liegen im allgemeinen
nicht wesentlich oberhalb √3 p.u. und sind für den Netzbetrieb
meist ungefährlich, für die Dimensionierung der Ableiter jedoch
massgebend.
• Schaltüberspannungen entstehen bei Schalthandlungen und
bestehen meist aus stark gedämpften Schwingungen mit
Frequenzen bis zu einigen kHz und einer Höhe bis zu 3 p.u.
Ein Spezialfall sind Schaltungen in induktiven Stromkreisen. Hier
kann die Anstiegszeit der Überspannung im Bereich von 0,1 bis 10
µs liegen und der Scheitelwert kann 4 p.u. erreichen. Steile
Überspannungen sind auch beim Einschalten von Leitungen oder
Kabeln möglich. Der Scheitelwert liegt aber unterhalb 2,2 p.u. und
ist daher für den Netzbetrieb ungefährlich.
• Blitzüberspannungen haben ihre Ursache in atmosphärischen
Entladungen. Sie erreichen ihren Scheitelwert nach wenigen µs
und klingen anschliessend schnell wieder ab. Die Höhe dieser
unipolaren Überspannungen kann im Mittelspannungsnetz weit
über 10 p.u. erreichen.
Blitzüberspannungen stellen also die extremste Bedrohung im
Mittelspannungsnetz dar. Der Überspannungsschutz muss darauf
ausgerichtet sein diese Überspannungen auf einen ungefährlichen
Wert zu begrenzen.
2 Ableitertechnik
Bis Mitte der 80iger Jahre wurden im Mittelspannungsnetz fast
ausschliesslich sogenannte "konventionelle" Ableiter eingesetzt.
Sie bestanden aus einer Serieschaltung von SiC Widerständen und
Plattenfunkenstrecken. Während des Ansteigens der
Überspannung erfolgt beim Ansprechen der Funkenstrecken ein
Erdschluss . Der in Serie geschaltete SiC Widerstand begrenzt den
von der Netzspannung getriebenen Folgestrom und ermöglicht so
das Löschen des Lichtbogens durch die Funkenstrecken beim
nächsten Nulldurchgang des Stromes.
In den letzten Jahren gab es zwei wesentliche Verbesserungen bei
Ableitern für den Einsatz im Mittelspannungsnetz. Zum einen
wurde die Serieschaltung von Funkenstrecken und SiC
Widerständen abgelöst durch Metalloxid-Widerstände (MO-
Widerstände) ohne Funkenstrecken in Serie, zum anderen wurden
die bis dahin verwendeten Ableitergehäuse aus Porzellan abgelöst
durch Ableitergehäuse aus Polymermaterial (Kunststoff).
2.1 MO-Ableiter und Ableiter mit Funkenstrecken
Ableiter schützen ein Betriebsmittel unabhängig von dem
Vorhandensein anderer Ableiter. Deshalb können in der selben
Anlage sowohl konventionelle Funkenstreckenableiter als auch
moderne MO-Ableiter nebeneinander arbeiten. Es ist nicht einmal
erforderlich, dass ein Betriebsmittel in allen drei Phasen vom
gleichen Ableitertyp geschützt wird. Der Netzbetreiber kann also,
sobald ein Funkenstreckenableiter ausfällt, diesen durch einen
MO-Ableiter ersetzen. Das gibt ihm die Möglichkeit, mit der Zeit
die grössere Betriebssicherheit der MO-Ableiter kostensparend
einzuführen.
Ein wesentlicher Vorteil der MO-Ableiter besteht darin, dass sie
aufgrund der extrem nichtlinearen Kennlinie der MO-Widerstände
keine Funkenstrecken benötigen. Der Strom durch die Ableiter
beginnt deshalb bereits zu fliessen, bevor die Überspannung den
Wert Up
erreicht hat. Sie reduzieren also die Überspannung früher
als die Funkenstreckenableiter. Diese werden erst leitend,
nachdem die Überspannung auf Up
angestiegen ist. Ihre
Schutzdistanz ist daher in vielen Fällen kleiner (siehe Kapitel 9).
Dies ist gleichbedeutend mit einer höheren Überspannung am
Betriebsmittel, wenn es bei gleicher Entfernung vom Ableiter mit
einem Funkenstreckenableiter an Stelle eines MO-Ableiters
geschützt ist.
Bei Frontzeiten unterhalb 1 µs nimmt die Ansprechspannung der
Funkenstrecken bei abnehmender Frontzeit stark zu. Dies bewirkt
eine Verschlechterung des Schutzverhaltens von Funkenstreckenableitern
bei Überspannungswellen mit steiler Front.
Ist die äussere Isolation der Ableiter stark verschmutzt, dann ist die
Spannungsverteilung entlang der feuchten Aussenoberfläche sehr
ungleichmässig. Es können zwischen den Schirmen Teillichtbögen
auftreten, welche im Aktivteil Überspannungen induzieren. Diese
sind bei Funkenstreckenableitern besonders kritisch, denn sie
können ihn periodisch zum Ansprechen bringen, wodurch er
zerstört wird. Dies ist der Grund, weshalb MO-Ableiter ohne
Funkenstrecken prinzipiell eine wesentlich höhere Verschmutzungsfestigkeit
besitzen.
3

Sind mehrere Funkenstreckenableiter parallel geschaltet, so
zündet in der Regel im Verlauf einer Überspannung nur einer der
Ableiter. Dieser begrenzt dann die Überspannung auf einen Wert,
der unterhalb der Zündspannungen der restlichen parallelen
Ableiter liegt. Es ist deshalb nicht möglich, die Energie der
Überspannung auf mehrere parallele Funkenstreckenableiter zu
verteilen. Ist die Energie zu gross, dann wird der Ableiter, der
gezündet hat, überlastet. Dies gilt insbesondere für
Funkenstreckenableiter, die parallel zu Kondensator-Batterien
grosser Blindleistung geschaltet sind.
Bei MO-Ableitern ohne Funkenstrecken führen alle parallelen MO-
Säulen gleichzeitig Strom. Die Energie der Überspannung wird
daher auf alle parallelen Ableiter verteilt, so dass das
Energieaufnahmevermögen als begrenzende Grösse wegfällt.
Weil MO-Ableiter keinen Folgestrom führen, sind sie sowohl bei 50
Hz als auch bei 16 2/3 Hz einsetzbar. Bei Funkenstreckenableitern
hingegen fliesst der Folgestrom bei 16 2/3 Hz dreimal so lange wie
bei 50 Hz. Dadurch würden die Funkenstrecken und SiC
Widerstände mit einer entsprechend höheren Energie belastet. Um
das zu verhindern muss der Scheitelwert des Folgestromes
verkleinert werden. Dies erfordert Funkenstreckenableiter mit
vergrösserter Nennspannung, was jedoch eine beträchtliche
Erhöhung des Schutzniveaus zur Folge hat. Zur Erhellung dieser
Sachverhalte sei noch erwähnt, dass MO-Ableiter auch bei
Gleichspannung einsetzbar sind, dass hingegen Ableiter mit
Plattenfunkenstrecken dieser Form der Belastung nicht
gewachsen sind.
3 Metalloxid-Widerstände
als Ableiterelemente
Metalloxid-Widerstände besitzen eine extrem nichtlineare Strom-
Spannungs-Charakteristik. In Bild 1 ist die Kennlinie eines solchen
Widerstandes dargestellt. In
ist der Nennableitstrom (in Bild 1 z.B.
I n=10 kA). Upist das Schutzniveau. Es ist definiert als die maximale
Spannung über dem Widerstand beim Fliessen von I n. Die maximal
zulässige netzfrequente Dauerbetriebsspannung des Widerstandes
wird mit Uc
bezeichnet und als Effektivwert angegeben; im
englischen Sprachgebiet auch MCOV (Maximum Continuous
Operating Voltage) genannt.
20
[kV]
13
10
5.66
0
Figur 1
MO
SiC
10 -4 10 -2 1 10 2 10 4 [A]
200A
Gleichspannungsmessung Stromwelle 8 / 20 s
I = 10 kA n
U = 4 p.u p
√2 xU c
Vergleichsweise ist im Diagramm auch die Kennlinie eines SiC-
Widerstandes eingezeichnet, für den ebenfalls U p=13 kV gelte. Da
SiC eine wesentlich kleinere Nichtlinearität aufweist, würde der
Dauerstrom eines funkenstreckenlosen SiC-Ableiters bei
Nennbelastung rund 200 A betragen. Ein solcher Ableiter wäre
natürlich aus thermischen Gründen nicht machbar. Ausserdem
würde er das elektrische Netz stark belasten. Die konventionellen
Ableiter benötigen deshalb Seriefunkenstrecken, an denen bei
Dauerbetrieb die Spannung anliegt.
Die MO-Widerstände bilden das Aktivteil der MO-Ableiter. MO-
Widerstände werden aus verschiedenen pulverförmigen
Metalloxiden zu runden Blöcken gepresst und gesintert. Die
Durchmesser der MO-Widerstände der ABB Hochspannungstechnik
AG, hergestellt für Mittelspannungsanwendung, liegen
zwischen 38 mm und 75 mm. Die Höhe der Blöcke liegt typisch
zwischen 23 mm und 46 mm. Die Durchmesser der MO-
Widerstände bestimmen die Stromtragfähigkeit, die Höhe der MO-
Widerstände (oder Widerstandsstapel) die Dauerbetriebsspannung
und das Volumen die Energieaufnahmefähigkeit. Die
Durchmesser der MO-Widerstände korrelieren mit den
Leitungsentladungsklassen entsprechend IEC 60099-4, wie in
Tabelle 1 gezeigt .
Leitungsentladungsklasse
entsprechend IEC 60099-4
Durchmesser des Widerstandes in mm
Rechteckwelle, 2000 µ s in A
Energieaufnahmefähigkeit in (kJ / kV )
Uc
Tabelle 1
Zuordnung typischer MO -Widerstände zu den Leitungsentladungsklassen
nach IEC. Leitungsentladungsklasse 5, hier
nicht aufgeführt, hat nur in Hochspannungsgrenzen oberhalb
420 kV Bedeutung.
Die Stirnseiten der MO-Widerstände sind mit Weichaluminium bis
zum Rand des Blockes metallisiert, die Mantelfläche ist mit Glas
passiviert. Somit ist bei den MO-Widerständen der ABB
Hochspannungstechnik AG das MO-Material vollständig bedeckt.
Bild 2 zeigt eine Auswahl von MO-Widerständen .
Die Energieaufnahmefähigkeit der MO-Widerstände hängt neben
dem Volumen auch von der Konstruktion der Ableiter
(Wärmeabfuhr) ab. Darauf wird in Kapitel 4 eingegangen.
1
38
250
3.6
2
47
550
5.5
3
62
1000
9.0
4
75
1350
13.3
Bild 1
Einfach logarithmische Darstellung der Strom-Spannungs-Charakteristik
von Wiederständenaus MO- und SiC-Material für U c =4kV
Die Kennlinie in Bild 1 entspricht einem Widerstand mit U c=4 kV.
Bei Gleichspannungsbelastung mit √2 x U c=5,66 kV fliesst ein
Gleichstrom in der Grössenordnung von 0,1 mA. Die kapazitive
Komponente bei 50 Hz und Uc
liegt bei 0,5 mA für den
dargestellten Widerstandstyp. Das Schutzniveau Up
bei I n=10 kA
beträgt 13 kV.
Bild 2
MO-Widerstände (Auswahl) hergestellt bei ABB
4

4 Mittelspannungsableiter der ABB
Der Wunsch, die Zuverlässigkeit und Sicherheit der Ableiter und
damit der Energieversorgung, zu erhöhen führte Mitte der 80iger
Jahre zur Entwicklung von MO-Ableitern mit Silikongehäuse.
Silikon ist seit ca. 30 Jahren als hervorragendes Isoliermaterial in
der Hochspannungstechnik, zum Beispiel bei Langstabisolatoren
und Durchführungen, bekannt und erprobt. Die ersten MO-Ableiter
mit Silikongehäuse in der typischen ABB Ausführung
(Direktverguss) kamen 1986 ins Netz. Heute, 1999, sind weltweit
mehr als 600 000 Ableiter unter verschiedensten Umweltbedingungen
im Netz.
Ableitertyp
POLIM-DN
POLIM-D
POLIM-DA
MWK / MWD
POLIM-I
POLIM-S
I
kA n U p / Uc
Hochstrom E/U
kJ/kV c Rechteckwelle
kA
Uc I mA t ms
5
10
10
10
10
10
3.33
3.5
3.33
3.07
3.07
3.00
65
100
100
100
100
100
3.6
5.5
5.5
5.5
9.0
250
350
550
550
1000
2000
2000
2000
2000
2000
2000
4.1 Ableiteraufbau
Im Prinzip bestehen Ableiter aus zwei Teilen: Dem Aktivteil,
bestehend aus einem oder mehreren übereinander gestapelten
MO-Widerständen, und einem isolierenden Gehäuse, das neben
der Isolation auch die mechanische Festigkeit gewährleistet.
Die MO-Widerstände wurden im vorigen Kapitel kurz beschrieben.
Es gibt im wesentlichen drei unterschiedliche Konstruktionsmöglichkeiten:
• Ein glasfaserverstärktes Kunststoffrohr wird mit Isoliermaterial
beschirmt. Diese sog. hohlen Verbundisolatoren haben die selben
Probleme wie Porzellanisolatoren, sie brauchen ein Dichtungsund
Druckentlastungssystem, und es können innere Teilentladungen
auftreten.
• Das Aktivteil wird mit Glasfasermatten umwickelt und mit
Epoxydharz getränkt, was einen harten Körper ergibt. Über diesen
wird dann das isolierende Kunststoffgehäuse geschoben oder
aufgeschrumpft. Diese Konstruktion hat den Nachteil, dass bei
Überlastung der Giessharzblock gewaltsam auseinanderbricht.
Weiterhin sind auf Grund der verschiedenen Isolierstoffe und
damit mehreren Grenzschichten besondere Massnahmen zur
Dichtung nötig.
• Das Aktivteil wird mit glasfaserverstärkten Schlaufen oder
Bändern mechanisch zusammengehalten. Das Silikon wird direkt
auf die MO-Widerstände aufgebracht. Dieser Direktverguss hat
den Vorteil, dass kein Gasvolumen im Ableiter verbleibt.
Dichtigkeitsprobleme und innere Teilentladungen sind damit
ausgeschlossen. Es gibt keine Schnittstellen zwischen mehreren
Kunststoffen in die Feuchtigkeit eindringen kann. Weiterhin ist eine
Explosion oder ein Zerfallen des Gehäuses nicht möglich.
POLIM-H
20
3.19
100
13.3
1350
Tabelle 2
Elektrische Hauptdaten der wichtigsten MS-Ableiter von ABB
2000
Die Freiluftableiter besitzen beschirmte Gehäuse aus Silikon. Der
Typ MWD für Innenraumanwendung ist mit glattem Silikongehäuse
ausgeführt. (siehe dazu Bild 3 und Bild 3a)
Bild 3
MO-Ableiter mit Silikongehäuse (POLIM-Familie)
Alle Mittelspannungsableiter der ABB sind entsprechend dem
drittgenannten Prinzip (Direktverguss) aufgebaut.
Die Anforderungen an die Ableiter sind abhängig von den
Betriebsbedingungen und von der Art des zu schützenden
Betriebsmittels. Deshalb bietet ABB für das Mittelspannungsnetz
und für spezielle Anwendungen eine ganze Reihe von
unterschiedlichen Ableitertypen zur Auswahl an. Der konstruktive
Aufbau, die Funktionsweise und die Eigenschaften der Ableiter
sind zum Beispiel in [5] beschrieben. In Tabelle 2 sind die
elektrischen Hauptdaten der Mittelspannungsableiter zusammengestellt.
Bild 3a
MO-Ableiter mit Silikongehäuse
Links: MWK für Freiluftanwendung
Rechts: MWD für Innenraumanwendung
5

Der Durchmesser der MO-Widerstände richtet sich nach dem
Energieaufnahmevermögen E und nach dem Nennableitstrom I n.
Die Spezialableiter der Reihen POLIM-S und POLIM-H besitzen
Widerstände, wie sie in Hochspannungsableitern Verwendung
finden. Diese Ableitertypen setzen im Mittelspannungsnetz neue
Massstäbe, indem sie den schwersten Beanspruchungen
standhalten und gleichzeitig ein tiefes Schutzniveau garantieren.
Die Dauerbetriebsspannungen Uc
der MS-Ableiter (siehe
Tabelle 2) reichen von 4 kV bis 36 kV.
Nebst den bisher genannten Typen fertigt ABB noch den
Spezialableiter POLIM-C. Auch dieser Ableiter ist nach dem oben
genannten Prinzip des Direktvergusses aufgebaut und mit Silikon
vergossen. Der Nennableitstrom beträgt I n =10 kA und die
Dauerbetriebsspannung Uc
reicht von 1 kV bis 7,2 kV. Im
Mittelspannungsnetz wird dieser Typ u.a. zum Schutz eines nicht
geerdeten Kabelmantels eingesetzt.
Die Funktionsweise eines Ableiters, der nur aus der Serieschaltung
von MO-Widerständen (ohne Funkenstrecken) besteht, ist extrem
einfach. Bei einer Überspannung an den Ableiterklemmen steigt
der Strom durch den Ableiter entsprechend der dargestellten
Kennlinie, Bild 3b, kontinuierlich und verzögerungsfrei an, d.h. es
findet kein eigentliches Ansprechen statt, sondern der Ableiter
geht kontinuierlich in den leitenden Zustand über. Nach dem
Abklingen der Überspannung wird der Strom entsprechend der
Kennlinie wieder kleiner. Im Gegensatz zu den Funkenstreckenableitern
fliesst also kein Folgestrom.
U
[p.u.]
1.0
4/10s
1/5s
8/20s
30/60s
2000s
Dank des einfachen, funkenstreckenlosen, und damit mechanisch
sehr stabilen Aufbaus des Aktivteiles und der gesamten
Konstruktion können solche Ableiter auch Stützerfunktion
übernehmen und bergen zudem bei einer Überlastung keine
Explosionsgefahr. Silikon ist das beste Isoliermaterial bei
Verschmutzung, weshalb mit Silikon isolierte Ableiter sich bei
starker Verschmutzung besonders günstig verhalten.
4.2 Isolation aus Silikonkautschuk
Silikonkautschuk, auch Silikongummi, Silikonelast oder kurz
Silikon genannt, ist ein hervorragendes Isoliermaterial für
Hochspannungsisolationen. Vergleiche mit traditionellen
Isolatoren, wie Porzellan, Glas und anderen Kunststoffen wie
EPDM ( Ethylen-Propylen-Dien-Monomer), verdeutlichen die
Überlegenheit des Silikons. Wie bereits erwähnt, wird bei der
Herstellung der Überspannungsableiter die Isolationshülle aus
Silikon durch Vergiessen oder Druckinjektion in Formen bei hoher
Temperatur haftend aufvulkanisiert. Durch verschiedene Formen
kann der Isolator der Struktur des Apparates optimal angepasst
werden. Der entstehende luftspaltfreie Isolator der Ableiter hat
folgende vorteilhaften Eigenschaften:
• kein Kohlenwasserstoff in der chemischen Hauptbindung,
Bild 3c; dies verhilft der Isolation zu der ausgezeichneten
Beständigkeit bei starker Oberflächenverschmutzung und
verhindert weitgehend die Bildung karbonisierter Kriechspuren;
• Hydrophobie; das Material ist wasserabweisend. Auch bei
starkem Kontakt mit Wasser bleiben lediglich einzelne Tropfen
ohne durchgehende Benetzung auf der Oberfläche. Schwerkraft
oder Wind können zudem die Wassertropfen leicht von der
Oberfläche entfernen.
0.5
0
10 -4 10 -3 10 -2 10 -1 10 0 10 1 10 2 10 3 10 4
I [A]
Bild 3b
Normierte Strom-Spannungskennlinie eines MO-Ableiters mit
I n = 10 kA
Der Aktivteil der MO-Ableiter besteht aus einer Säule von
übereinandergestapelten zylindrischen Widerständen. Die Anzahl
der Widerstände im Stapel ist abhängig vom Uc
des Ableiters. Die
Säule wird wie beschrieben in Kunststoff vergossen.
Die Widerstandssäule verhält sich bei Uc
kapazitiv. Die
Streukapazitäten der einzelnen Widerstände gegen Erde bewirken
daher, dass die Spannungsverteilung längs der Ableiterachse bei
Uc
nicht linear ist. Diese Nichtlinearität nimmt mit der Länge der
Widerstandssäule zu [3]. Deshalb benötigen Hochspannungsableiter
Steuerringe, welche den ungünstigen Einfluss der
Streukapazitäten weitgehend kompensieren. Die Säule bei MS-
Ableitern ist hingegen so kurz, dass hier die Versteuerung der
Spannung zu vernachlässigen ist. Diese Ableiter benötigen daher
keine Steuerringe.
Seit rund 15 Jahren werden in Hochspannungsnetzen bei
Neuinstallationen fast ausschliesslich moderne MO-Ableiter
eingesetzt [4]. Bis vor wenigen Jahren wurden dagegen im MS-
Netz auch noch die konventionellen Ableiter, bestehend aus SiC-
Widerständen und Serie-Funkenstrecken verwendet. Mittlerweile
werden auch hier Metalloxid-Ableiter ohne Funkenstrecken,
bevorzugt mit Polymergehäuse, eingesetzt. Die Gründe für diesen
Technologiewandel sind auch hier erhöhte Betriebstüchtigkeit,
tieferes Schutzniveau bei sehr steilen Überspannungen und hohe
Verschmutzungsfestigkeit [5].
6
Si
O
O
Si
O
Si
O
Si
O
Si
O
O
Si
O
Si
Schmutzablagerungen an der Oberfläche wird der Effekt der
Hydrophobie teilweise mitgeteilt, so dass die Oberfläche nicht so
schnell wie bei anderen Isoliermaterialien mit halbleitenden
Fremdschichten bedeckt wird. Silikonisolation hat deshalb extrem
kleine Oberflächen-Leckströme. Der Transfer der Hydrophobie
von Silikon zu Schmutz-Fremdschichten wird in der Literatur mit
dem Ausdampfen von niedermolekularem Silikon erklärt.
In einem geringeren Ausmass als bei anderen Stoffen wird die
Hydrophobie bei Silikon temporär durch starke elektrische
Teilentladungen oder extreme Wassereinwirkung reduziert. Dies
verdeutlicht der künstliche Alterungstest von EPDM und Silikon
nach IEC 1109, Bild 3d. Während nach 5000 Stunden zyklischer
Alterung mit Regen, Salzwasser-Sprühnebel und UV-Bestrahlung
das Silikon noch zu 50% hydrophob war, hatte EPDM diese
Eigenschaft verloren. Es wurde ausserdem bei Versuchen
beobachtet, dass sich Silikon nach einigen Stunden Trockenheit
bis zur ursprünglichen Hydrophobie regenerieren kann.
O
Si
Si
O
O
Si
O
Si
CH 3
CH 3
CH 3
CH 3
Bild 3c
Silikonmolekül - die Hauptbindung ist kohlenwasserstofffrei

0%= ^ 7
HC Hydrophobie
6
5
4
3
2
100%= ^ 1
0
0
1000 2000 3000 4000 h 5000
Versuchsdauer
t v
Bild 3d
Veränderung der Hydrophobie von EPDM (schwarz) und Silikon
(weiss) bei künstlicher Alterung nach IEC 1109
Der Versuch mit Salzwassernebel nach IEC 507 zeigte zudem, dass
die Silikonisolation im Vergleich zu Porzellanisolatoren bei
gleichem Salzgehalt im Mittel 30% kürzere Kriechwege erfordert,
Bild 3e. Der Kriechweg von Silikonisolatoren könnte demnach um
diesen Betrag verringert werden.
Solche Kurzzeitprüfungen nach IEC 507 bilden die Basis der
Dimensionierung. Das Verhalten der Isolatoren kann unter realen
Bedingungen im Betrieb durch andere Parameter, z.B. bedingt
durch die Schirmformen, in bestimmten Fällen abweichen.
Allgemein gilt jedoch für Silikon wie für Porzellanisolatoren, dass
bei stärkerer Verschmutzung ein verlängerter Kriechweg
erforderlich ist.
Die erwähnte zeitlich begrenzte Abnahme der Hydrophobie wurde
bei den POLIM-Ableitern berücksichtigt und der spezifische
Kriechweg nicht verringert. Alle vorgestellten Überspannungsableiter
mit Silikonisolation hat man deshalb mit einem
spezifischen Kriechweg von wenigstens 25 mm pro kV
Dauerbetriebsspannung ausgeführt, so dass die Sicherheitsmargen
mehr als ausreichend sind. So weit wie möglich wurden
alle Verschmutzungs- und Lebensdauerversuche an kompletten
MO-Ableitern durchgeführt. Die Versuche unter Berücksichtigung
der verschiedenen Standards, z.B. der 1000-h-Feuchtraumtest
nach IEC 1109, der 5000-h-Langzeit-Zyklus-Alterungstest oder
der Salzwasser-Nebeltest nach IEC 507, ergaben, dass sich die
Silikonisolation auch nach zehn Betriebsjahren günstiger als
andere Isolationen verhält.
8
5
4
3
Typenprüfung und Betriebserfahrungen
Die Typenprüfungen der vorgestellten Ableiter erfolgten, wie
bereits erwähnt, generell in Überstimmung mit IEC 99-4 (1991)
und nach ANSI C 62.
Diese derzeit gültigen Vorschriften gelten jedoch im wesentlichen
für Ableiter mit Porzellanisolatoren. Für Überspannungsableiter
mit Kunststoffisolatoren werden z.Zt. noch Standards erarbeitet.
Prüfungen an solchen Ableitern wurden aber bereits weitgehend
unter Berücksichtigung dieser Normenentwürfe (z.B. für
Polymerableiter nach IEC TC 37 WG 04) durchgeführt.
Ausser den bereits erwähnten Untersuchungen zum Alterungsund
Verschmutzungsverhalten hat man das Überlastverhalten
ausführlich getestet. Dabei wurden sowohl Überlastungsversuche
mit konstanter Spannung und mit konstantem Strom als auch
Versuche mit elektrisch vorgeschädigtem Aktivteil durchgeführt.
Diese Prüfverfahren haben einen direkten Praxisbezug und sind in
den meisten Prüflabors durchführbar.
Die Überlastung mit konstanter Spannung bildet z.B. den Fall eines
Spannungsübertritts von einem Netz höherer Spannung auf ein
Netz mit niedrigerer Spannung nach. Die plötzlich aufgeschaltete
Spannung vom 1,5- bis zum 2fachen der Ableiter-Dauerspannung
Uc
bewirkt, dass der MO-Aktivteil in einem Zeitraum, der bis zu
einigen zehn Sekunden dauern kann, versagt.
Die Überlastung mit konstantem Strom gemäss Kennlinie im
Bereich bis zu einigen 100 mA bewirkt ein langsames Aufheizen
des Ableiters bis zur thermischen Instabilität. Der gesamte
Versuch dauert je nach eingestelltem Strom von einigen Minuten
bis gegen eine Stunde. Die gewollte Druckentlastung kann mit
einer zweiten Hochleistungs-Spannungsquelle am Ende des
Versuchs erfolgen.
Der Einbau vorgeschädigter Aktivteile mit niederohmigem
Kurzschluss bildet den Fall des Einschaltens auf einen bereits
durch Überlastung defekten Ableiter nach.
Überlast- bzw. Druckentlastungsprüfungen an Ableitern mit
durchbohrten MO-Scheiben und/oder künstlich kurzgeschlossenem
Aktivteil sollen dagegen einen theoretisch denkbaren
schlimmsten Fall nachbilden. In diesem Fall müssen die Ableiter
vor den Versuchen durch manuelle Eingriffe speziell für die
Fehlersimulation präpariert werden. Die Ergebnisse der Versuche
sind deshalb weniger realistisch als bei natürlicher Überlastung
bzw. Druckentlastung eines vorher einwandfreien Ableiters.
Das Ergebnis eines wirklichkeitsnahen Versuchs mit konstanter
Spannung bei einem Strom von 25 kA rms, 0,2 s zeigt Bild 4-das
explosionsfreie Versagen des Ableiter ist gut zu erkennen. Bei
vielen anderen Versuchen mit Strömen von 5 A bis 63 kArms
wurde
bewiesen, dass die Ableiter bei der Druckentlastungsprüfung
mechanisch intakt bleiben und keine die Umgebung gefährdenden
Teile weggeschleudert werden. Für diese Prüfungen liegen
ebenfalls, wie für alle Prüfungen, Protokolle vor. Die
Typenprüfungen wurden grösstenteils in neutralen Prüfinstituten
verifiziert, und die Protokolle stehen den Kunden zur Verfügung.
cm/kV rms
kg/m 3
Kriechweg
2
1
0
0
2.5
3 4 5 7 10 15 20 30 40 80
Salzgehalt des Wassers
Bild 3e
Vergleich der spezifischen Kriechwege von Porzellan- (schwarz)
und Silikonisolatoren (weiss) in Abhängigkeit vom Salzgehalt
beim Sprühnebel-Versuch nach IEC 507
Bild 4
POLIM-H-Ableiter für 24 kV Ableiter-Dauerspannung U
einem Überlastversuch mit 25 kA , 0,2 s
rms
c
nach
7

4.3 Energieaufnahmevermögen und Abkühlzeit
Damit die Ableiter im Netz zuverlässig arbeiten können, muss ihr
Energieaufnahmevermögen grösser sein als die zu erwartende
Energiebelastung beim Ansprechen. Einige Beispiele für die
Ableiterbelastung im Netz sind in Tabelle 3 zusammengestellt. Bei
Ableitern der Leitungsentladungsklasse 1 ist die auftretende
Energiebelastung am höchsten beim Hochstrom (65 kA bzw. 100
kA). Die Beherrschung dieser Belastung ist deshalb an Hand einer
speziellen Typprüfung nachzuweisen.
Arrestertyp
POLIM-DN
POLIM-D
POLIM-DA
MWK, MWD
POLIM-I
POLIM-S
POLIM-H
3.5 p.u. Ladespannung Wellenform des Stromes
200 km Leitung 10 km Kabel In Hochstrom
8/20 s 4/10 s
kJ/kV U c kJ/kV U c kA kJ/kV U c kA kJ/kV U c
0.4
0.4
0.4
0.4
0.4
0.4
0.33
0.33
0.33
0.33
0.33
0.33
Tabelle 3
Energiebelastung von Ableitern in MS-Netzen
Bei den Typen mit Leitungsentladungsklasse 2 und höher erfolgt
der Nachweis des garantierten Energieaufnahmevermögens
mittels rechteckförmiger Strombelastung, analog der Prüfung bei
Hochspannungsableitern.
Die Garantiedaten enthalten eine gewisse Energiereserve und
bedeuten demnach keineswegs die Grenze für die thermische
Stabilität der Ableiter (siehe Kapitel 6).
Auf jeden Fall werden die Ableiter beim Ableiten von sehr hohen
Blitzströmen kräftig aufgeheizt. Sie benötigen deshalb zwischen
zwei solchen Belastungen eine angemessene Abkühlzeit. Diese
Einschränkung ist jedoch nicht von Bedeutung, weil es höchst
unwahrscheinlich ist, dass der gleiche Ableiter innerhalb seiner
Kühlperiode ein zweites Mal einen sehr hohen Blitzstrom ableiten
muss. Dies ist auch der Grund, weshalb der Prüfling bei der
Typprüfung mit Hochstrom [6] zwischen den beiden
Stromstössen auf 60 ° C abgekühlt werden darf .
Die benötigte Abkühlzeit der Ableiter ist u.a. abhängig von der
Umgebungstemperatur und von der Höhe der Betriebsspannung.
Sie nimmt mit der Umgebungstemperatur und der Betriebsspannung
zu. Im ungünstigsten Fall, bei 45 ° C Lufttemperatur und
Uc
gelten folgende Werte:
Abkühlzeit zwischen zwei hohen Blitzstrombelastungen
(65 kA bzw. 100 kA):
Typ POLIM-S und POLIM-H
Restliche Ableitertypen
Abkühlzeit zwischen zwei Energiebelastungen nach Tabelle 2:
Typ POLIM-S und POLIM-H
60 Minuten
Restliche Ableiter
60 Minuten
4.4 Nennableitstrom und Energieaufnahmevermögen
Im MS-Netz haben sich Ableiter mit einem Nennableitstrom von
5 kA als hinreichend zuverlässig erwiesen. Im allgemeinen wird
daher der Typ POLIM-D bzw. der Typ POLIM-DN eingesetzt. Wie
aus den Tabellen 2 und 3 zu entnehmen ist, liegt das
Energieaufnahmevermögen dieser Typen weit oberhalb der zu
erwartenden Belastungen im Netz, wenn von sehr hohen
Blitzströmen abgesehen wird. Diese werden von den Ableitern
auch beherrscht, sind jedoch äusserst unwahrscheinlich, da sie
praktisch nur bei einem direkten Blitzeinschlag in den Ableiter
auftreten können.
5
10
10
10
10
20
0.48
0.47
1.0
65
0.55 100 3.6
100
100
100
100
5.0
3.4
3.6
3.5
keine Pause notwendig
75 Minuten
8
Bei Freileitungen mit Holzmasten können aber auch weit entfernte
Blitzeinschläge relativ hohe Ströme durch die Ableiter
verursachen. Ist U = 3000 kV die Überschlagsspannung der
Leitung gegen Erde und Z = 450 Ω der Wellenwiderstand der
Leitung, so folgt aus Gleichung (3), Seite 16, dass Blitzströme bis
zu 13 kA durch die Ableiter zu erwarten sind. Dieser Strom erzeugt
bei Ableitern mit I n= 5 kA eine Restspannung, welche 15%
oberhalb UP
liegt. Damit wird deren Schutzwirkung auf das
Betriebsmittel verschlechtert. Befindet es sich beispielsweise am
Ende einer 10 km langen Freileitung, so wird es dieser erhöhten
Spannungs-beanspruchung alle 3 Jahre einmal ausgesetzt sein.
Deshalb führt ABB im Sortiment der MS-Ableiter auch die Typen
MWK, MWD, POLIM-I, POLIM-S und POLIM-H. Sie besitzen
Nennableitströme von 10 kA bzw. 20 kA. Ihr Einsatz wird dort
empfohlen, wo bezüglich der Belastung, der Betriebssicherheit
und des Schutzniveaus höhere und höchste Anforderungen
gestellt werden.
Dies ist der Fall
• in Regionen mit hoher Blitztätigkeit
• bei Freileitungen mit Beton- oder Holzmasten und nicht geerdeten
Traversen
• bei Ableitern an Standorten, in deren Nähe sich oft Personen
aufhalten
• Im Zuge von Leitungen, welche hinsichtlich der Betriebssicherheit
aussergewöhnlich hohe Anforderungen stellen
• zum Schutz von Motoren, Generatoren und Kabeln
• in Gegenden mit hoher Industrieverschmutzung, oder wenn die
Ableiter nicht weiter als 1000 m vom Meer entfernt sind
In Fällen, wo 10 kA-Ableiter ratsam sind, ist auch ein höheres
Energieaufnahmevermögen von Vorteil und es sollte ein
Ableitertyp mit Leitungsentladungsklasse 2 oder höher gewählt
werden. Deshalb haben diese Ableiter eine Belastungsfähigkeit
von mindestens 5,5 kJ/kV Uc (MWK, POLIM-I) bzw. 9,0 kJ/kVUc
(POLIM-S).
Die Besonderheit mancher Betriebsmittel, wie etwa bei
• Lichtbogenöfen
• grossen Kondensatorbatterien
• sehr langen Kabelstrecken
• teuren rotierenden Maschinen
Kann ein noch grösseres Energieaufnahmevermögen erforderlich
machen. In solchen Fällen ist der Spezialtyp POLIM-H mit I n = 20
kA und mit 13,3 kJ / kV vorzuziehen.
Uc
5 Besondere Betriebsbedingungen
5.1 Kurzschlussleistung des Netzes
Jeder Ableiter kann überlastet werden. Die Ursache dafür sind
extrem hohe Blitzströme, eine grosse Anzahl von Folgeblitzen [16,
17] oder der sogenannte Spannungsübertritt. Darunter versteht
man einen Kurzschluss zwischen zwei verschieden hohen
Spannungsebenen. Die Spannung an den Ableitern der unteren
Spannungsebene übersteigt dabei den zulässigen Grenzwert. Bei
einer Überlastung der einen oder anderen Art schlagen die
Widerstände durch oder über. Im Ableiter entsteht ein Lichtbogen,
dessen Strom durch die Kurzschlussleistung des Netzes gegeben
ist. Bei Ableitern mit einem Porzellangehäuse lässt der Lichtbogen
den Gasdruck im Gehäuse rasch ansteigen. Ist der Kurzschluss-
Strom des Netzes nicht zu hoch, dann öffnen die
Druckentlastungsventile der Ableiter bevor der Berstdruck des
Gehäuses erreicht ist. Bei sehr grossen Strömen hingegen ist ein
Bersten des Gehäuses nicht auszuschliessen. Bei Silikonableitern
von ABB besteht bei Überlastung keine Berstgefahr. Zwischen dem
Aktivteil und der Silikonisolation befindet sich kein Luftraum, in
welchem sich ein Überdruck aufbauen könnte. Es entstehen bei
einem solchen Vorgang vielmehr Löcher in der Hülle, durch die
dann sofort die Zündung des Aussenüberschlages erfolgt.

Die MS-Ableiter der Typen POLIM-D, MWK und MWD sind mit
Kurzschluss-Strömen bis 20 kA geprüft. Die Typen POLIM-I,
POLIM-S und POLIM-H sind mit Kurzschluss-Strömen bis 65 kA
geprüft. Aufgrund der speziellen Konstruktion sind die Ableiter
auch bis zu den höchsten Kurzschluss-Strömen explosions- und
zerfallsicher.
5.2 Erhöhte Umgebungstemperatur
Die garantierten Werte für U c gelten für Umgebungstemperaturen
bis 45 °C. Bei den Freiluftableitern ist zusätzlich noch die extremste
2
Sonnenbestrahlung ( 1,1 kW/m ) berücksichtigt. Befinden sich in
der Nähe der Ableiter andere Wärmequellen, so muss
gegebenenfalls der grösseren Erwärmung mit Erhöhung von U c
Rechnung getragen werden. Bei Umgebungstemperaturen
oberhalb 45 °C muss pro 5 °C Temperaturerhöhung U um 2% c
vergrössert werden.
5.3 Mechanische Festigkeit
Die MS-Ableiter von ABB sind auch in Gegenden mit starker
Erdbebentätigkeit betriebssicher. Die Silikonableiter von ABB
können auch Stützerfunktion übernehmen. Dabei ist nach DIN
48113 bei der Kopfzugbelastung zu unterscheiden zwischen
Kurzzeit- und Betriebslast. Die zulässigen Belastungen ergeben
sich aus den jeweiligen Produkten von Ableiterhöhe und den
maximal zulässigen Biegemoment-Belastungen. In Tabelle 4 sind
die mechanischen Daten der verschiedenen Ableitertypen
angegeben.
Ableitertyp
POLIM-DN
POLIM-D
POLIM-DA
MWK, MWD
POLIM-I
POLIM-S
POLIM-H
Umbruchmoment
Nm
250
250
350
350
2500
4000
6000
Tabelle 4
Mechanische Daten der MS-Ableiter der ABB
Torsion
Nm
5.4 Verschmutzung
Silikon ist das beste Isoliermaterial bei Verschmutzung. Dies
insbesondere deshalb, weil das Material wasserabweisend ist. Der
Silikonableiter verhält sich deshalb bei starker Luftverschmutzung
günstiger als Ableiter mit Porzellan oder anderen polymeren
Isolierstoffen. Zusätzlich sind die materialbedingten Selbstreinigungseigenschaften
beim Silikonableiter hervorragend, da
der Schmutz an den flexiblen Schirmen kaum haftet und durch das
Regenwasser abgewaschen wird. Beim Einsatz in Regionen mit
extrem starker Luftverschmutzung ist es ratsam, generell
Ableitergehäuse mit verlängertem Kriechweg zu verwenden.
Bild 5
Abperlendes Wasser auf Silikonoberfläche (Hydrophobie-Effekt)
50
50
50
68
100
100
100
Zug
Vertikal
N
625
625
1000
1200
2000
3000
4000
9
5.5 Höhenanpassung der Ableitergehäuse
Bis zur Einsatzhöhe von 1800 m über Meer können normale MS-
Ableiter von ABB verwendet werden. In höheren Lagen ist die
Dichte der Luft so stark abgesunken, dass die Haltespannung der
Ableitergehäuse gegen äusseren Überschlag nicht mehr
ausreichend sein könnte. Für diesen Fall muss das unveränderte
Aktivteil der Ableiter (gleiches Schutzniveau) in einem
verlängerten Gehäuse mit grösserer Fadenlänge bzw. Schlagweite
untergebracht werden.
Als Richtwert kann man annehmen, dass bei einer Einsatzhöhe des
Ableiters von je 1000 m oberhalb 1800 m über Meer die
Fadenlänge des Gehäuses um je 12% vergrössert werden muss.
Auf einer Höhe von beispielsweise 3300 m über Meer muss die
Fadenlänge der Gehäuse 18% grösser sein als beim normalen
Ableiter.
6 Schutzcharakteristik
und Stabilitätsfragen bei MO-Ableitern
6.1 Schutzniveau der Ableiter
Das Schutzniveau U ist die maximale Spannung an den Klemmen
p
des Ableiters beim Fliessen des Nennableitstromes, der
definitionsgemäss eine Stromform von 8/20 ms aufweist. Der
Scheitelwert des Stromes wird also nach ca. 8 ms erreicht und
nach ca. 20 ms ist er auf 50% des Scheitelwertes abgeklungen. Bei
Funkenstreckenableitern ist U noch zusätzlich durch die
p
Ansprechspannung bei Blitzstoss gegeben. Dies ist der
Scheitelwert der kleinsten Stossspannung mit der Impulsform
1,2/50 ms welche jedesmal zum Ansprechen des Ableiters führt.
Bei gleicher Dauerbetriebsspannung U c ermöglichen heute MOund
Funkenstreckenableiter praktisch das gleiche Schutzniveau.
Es liegt bei etwa U p= 3,33 U cund darunter. Genaue Werte sind den
entsprechenden Prospekten zu entnehmen.
Die Schutzcharakteristik eines Ableiters besteht aber nicht nur aus
dem Wert U p sondern aus zwei weiteren Merkmalen. Da ist auf der
einen Seite das bei MS besonders wichtige Verhalten der Ableiter
bei steiler Wellenfront. Die Prüfung bei MO-Ableitern erfolgt beim
Nennableitstrom, dessen Anstiegszeit jedoch von 8ms auf 1ms
verkleinert wird. Bei dieser steilen Stromwelle erreicht die
Restspannung über dem Ableiter maximal 1,13 U p. Bedingt durch
die extrem grosse Nichtlinearität der Strom-Spannungs-
Charakteristik der MO-Ableiter liegt die Anstiegszeit der
Restspannung in der Grössenordnung von 50 ns.
Zum Vergleich wird bei den Funkenstreckenableitern oft die
Ansprechspannung bei Steilstoss herangezogen. Sie liegt etwa bei
1,15 U . Bei dieser Prüfung wird die Frontzeit auf rund 400 ns
p
eingestellt. Ein echter Vergleich mit den MO-Ableitern erfordert
jedoch eine Frontzeit welche ebenfalls in der Grössenordnung von
50 ns liegt. Bei so steiler Front erreicht die Frontansprechspannung
mindestens einen Wert von 1,4 U . Daraus folgt,
p
dass bei steiler Front die Begrenzungsspannung der
Funkenstreckenableiter mindestens 24% höher liegt als bei MO-
Ableitern.
Das Verhalten der Ableiter bei Schaltüberspannungen ist ein
weiteres Merkmal der Schutzcharakteristik. Bei den Funkenstreckenableitern
erreicht die Zündspannung bei diesen relativ
langsam ansteigenden Überspannungen etwa den Wert U . MOp
Ableiter haben keine Zündspannung. Bei MS-Ableitern ist hier das
Schaltschutzniveau durch die Restspannung bei 500 A der
Stromwelle 30/60 ms gegeben. Die Restspannung erreicht je nach
Ableitertyp den Betrag 0,77....0,83 U . Die Begrenzungsspannung
p
bei Schaltüberspannungen ist also bei Funkenstreckenableitern
um mindestens 20% höher als bei MO-Ableitern.

Bei gleicher Dauerbetriebsspannung haben also die MO-Ableiter
gegenüber den Funkenstreckenableitern eine günstigere
Schutzcharakteristik. Die oben genannten Zahlen gelten für den
Ableitereinsatz in Netzen mit hochohmig isoliertem Sternpunkt.
Hier besitzen die MO-Ableiter bezüglich der Betriebssicherheit
noch den Vorteil, dass sie auch temporären Überspannungen nach
Bild 7 standhalten können.
MO- und Funkenstreckenableiter müssen in Netzen mit
niederohmiger Sternpunkterdung unterschiedlich dimensioniert
werden [8]. Die Folge ist, dass Uc
um 28% tiefer gewählt werden
kann als die Dauerbetriebsspannung der Funkenstreckenableiter.
Daraus resultiert für die MO-Technik eine Schutzcharakteristik,
welche je nach Wellenform 28% bis 42% tiefer liegt.
6.2 Stabilitätsfragen bei MO-Ableitern
In Bild 6 ist P die Verlustleistung der MO-Widerstände eines
Ableiters bei U c. Es ist ersichtlich, wie P mit der MO-Temperatur T
exponentiell ansteigt, was eine immer stärkere Erwärmung des
Aktivteiles zur Folge hat. Die Kühlung der Widerstände erfolgt
durch den Wärmefluss Q vom Aktivteil des Ableiters an die äussere
Umgebung. Im Temperaturbereich oberhalb des kritischen
Punktes ist P>Q. Hier reicht also die Kühlung nicht aus, um die
erzeugte Verlustleistung nach aussen abzuführen. Die
Widerstände würden immer heisser und der Ableiter würde
thermisch zerstört. Durch geeignete Dimensionierung der
Widerstände und konstruktive Massnahmen zur Kühlung der
Blöcke ist es möglich, den kritischen Punkt so hoch zu legen, dass
er auch bei schwersten im Betrieb zu erwartenden Belastungen mit
Sicherheit nicht erreicht wird.
Der beschriebene Mechanismus zeigt jedoch die Grenzen des
Energieaufnahmevermögens der MO-Ableiter. Die zugeführte
Energie darf nur so gross sein, dass der kritische Punkt nie erreicht
wird. Dann ist P

7 Prüfungen
Die Prüfung der ABB-Ableiter erfolgt nach den international
vereinbarten Prüfvorschriften. Für MO-Ableiter ist seit August
1998 die IEC 60099-4 gültig [6]. In den USA ist die Norm ANSI
C62.11-1993 massgebend [7], welche weitgehend mit IEC
übereinstimmt. Die MS-Ableiter von ABB erfüllen beide Normen.
Die Prüfungen werden unterteilt in Typprüfungen, Stückprüfungen
und Abnahmeprüfungen.
Weiterhin werden an den Ableitern Sonderprüfungen
durchgeführt, die nicht in den internationalen Vorschriften
festgehalten sind.
7.1 Typprüfungen
Nach Abschluss der Entwicklung einer Ableiterkonstruktion
werden Typprüfungen durchgeführt. Sie dienen dem Nachweis der
Einhaltung der entsprechenden Norm. Bei MS-Ableitern sind
folgende Prüfungen vorgesehen:
Spannungsprüfung der Ableitergehäuse: bei dieser Prüfung wird
nachgewiesen, dass die äussere Isolation der Gehäuse den zu
erwartenden Spannungsbeanspruchungen gewachsen ist.
Restspannungsprüfung: der Zweck dieser Prüfung ist die
Bestätigung, dass das Schutzniveau der Ableiter die garantierten
Daten nicht übersteigt.
Prüfung mit Rechteckwellenstrom: mit dieser Prüfung wird
belegt, dass die MO-Widerstände ohne Durch- bzw. Überschlag
den möglichen dielektrischen und energetischen Beanspruchungen
standhalten.
Zeitraffende Alterungsprüfung: bei dieser Prüfung werden
Widerstände bei 115 ° C während 1000 Stunden mit einer
Spannung oberhalb Uc
belastet. Dabei wird beobachtet, ob und wie
stark die Verlustleistung der Widerstände im Laufe ihrer
Lebensdauer zunimmt. Unter Lebensdauer wird nach [7] eine
Zeitspanne von 110 Jahren verstanden. In dieser Zeit zeigen ABB-
Widerstände keine Zunahme der Verlustleistung: sie unterliegen
somit keinem Alterungsprozess.
Arbeitsprüfung: Folgende Grössen sind bei dieser Prüfung von
Bedeutung:
• Referenzstrom Iref
Er ist der Scheitelwert der ohmschen Stromkomponente bei dem
die Referenzspannung gemessen wird. Iref
soll gross genug sein,
damit diese Messung nicht durch die Streukapazitäten der
Ableiterbauglieder beeinflusst wird. Er muss vom Hersteller
angegeben werden. Für die ABB-MS-Ableiter gelten folgende
Werte für I :
ref
Die Arbeitsprüfung dient dem Nachweis der thermischen Stabilität
der Ableiter. Sie erfolgt in zwei Schritten. Zuerst ist die
Konditionierung der Widerstände durchzuführen. Dazu werden die
Widerstände an die Spannung 1,2 * Uc
gelegt und dieser
Spannung überlagert 20 mal mit dem Nennableitstrom belastet.
Die Konditionierung kann auch am kompletten Ableiter
durchgeführt werden.
Anschliessend werden die Widerstände in das Ableitergehäuse
eingebaut und bei Raumtemperatur mit einem Hochstromstoss
belastet. Nach dem Abkühlen des Prüflings wird er auf 60 ° C
aufgeheizt und anschliessend erneut mit einem Hochstromstoss
belastet. Spätestens 100 ms nach dem zweiten Hochstromstoss
wird dem Prüfling für 10 s die netzfrequente Spannung Ur
und
dann 30 min lang Uc
angelegt. In der letzten Phase der Prüfung
muss sich zeigen, ob der Prüfling thermisch stabil bleibt oder aber
instabil wird.
Der hier beschriebene Prüfungsablauf gilt für MS-Ableiter mit
Nennableitstrom 5 kA und 10 kA der Leitungsentladungsklasse 1.
Der Ableiter hat die Prüfung bestanden, wenn
• thermische Stabilität erreicht wurde
• die Änderung der Restspannung, vor und nach der Prüfung
gemessen, nicht grösser als5%ist
• die Sichtkontrolle des Prüflings nach der Prüfung keinen
Durchschlag, Überschlag oder mechanische Beschädigung der
Widerstände ergibt.
Wechselspannungs-Zeit-Kennlinie: bei dieser Prüfung geht es
darum, die Kurven in Bild 7, welche im allgemeinen auf
rechnerischem Wege ermittelt werden, experimentell zu
bestätigen. Sie dient also dem Nachweis der ausreichenden
Festigkeit der Ableiter gegenüber temporären Überspannungen.
Druckentlastungsprüfung: bei Ableitern mit Druckentlastungsvorrichtungen
weisen diese Prüfungen nach, dass das Ableiter-
Gehäuse Kurzschluss-Strömen unter festgelegten Prüfbedingungen
standhält ohne zu bersten. Bei Ableitern mit
Kunststoffgehäuse ohne Druckentlastungsvorrichtung wird die
Überprüfung des Verhaltens im Überlastungsfall durchgeführt
indem der Ableiter gezielt elektrisch überlastet wird. An allen ABB-
Ableitern mit Silikongehäuse wurden diese Prüfungen
durchgeführt.
1,4mA für POLIM-DN
1,4 mA für POLIM-D
1,6 mA für POLIM-DA
2,2 mA für MWK, MWD, POLIM-I, POLIM-C
3,6 mA für POLIM-S
5 mA für POLIM-H
• Referenzspannung Uref
Sie ist definiert als die betriebsfrequente Spannung am Ableiter,
bei der Iref
fliesst. Uref
wird ermittelt aus dem Scheitelwert der
Spannung geteilt durch √ 2.
• Bemessungsspannung (Rated Voltage) Ur
Sie ist der höchste zulässige Effektivwert der Wechselspannung,
für die der Ableiter bemessen ist, um unter der Bedingung der
zeitweiligen Spannungserhöhung, wie sie in der Arbeitsprüfung
festgelegt ist, bestimmungsgemäss zu arbeiten. Ur
ist vom
Ableiterlieferanten anzugeben und liegt bei ABB-Ableitern bei
1,25 * U c. Die während der Prüfung angelegten Spannungen Ur
und Uc
sind entsprechend zu erhöhen, wenn
- die Widerstände bei der zeitraffenden Alterungsprüfung eine
Zunahme der Verlustleistung zeigen.
- die Referenzspannung des Prüflings grösser ist als der vom
Lieferanten garantierte Minimalwert für die Ableiter.
Bild 8
MO-Überspannungsableiter Typ MWK nach Überlastversuch mit
20 kA (0,2 s) Kurzschlussstrom
Prüfung bei künstlicher Verschmutzung: diese Prüfung soll
zeigen, dass durch äussere Fremdschichtbedingungen die
Ableiterinnenteile keine Beschädigung erleiden. Dabei ist
besonders die erhöhte Temperaturbeanspruchung des Aktivteiles
zu beachten, hervorgerufen durch die ungleichmässige
Spannungsverteilung entlang der verschmutzten äusseren
Isolation. Bei nichtkeramischen Isolationen wie Silikon sind
Kurzzeitversuche wenig aussagekräftig. Hier werden Langzeitversuche
durchgeführt zur Überprüfung der Alterungsbeständigkeit
des Isoliermaterials und der Dichtigkeit der
Konstruktion. Alle ABB-Ableiter wurden erfolgreich mit zyklischen
Langzeitversuchen geprüft.
11

7.2 Stückprüfungen
Stückprüfungen werden an jedem Ableiter oder an Teilen von ihm
(z.B. an Widerständen) durchgeführt, um sicherzustellen, dass
das Produkt der Auslegung genügt.
Messung der Referenzspannung: die gemessenen Werte der
Referenzspannung Uref
müssen innerhalb des vom Hersteller
vorgegebenen Toleranzbereiches liegen. Die unterste Grenze von
Uref
garantiert die thermische Stabilität des Ableiters. Je höher der
gemessene Wert von Uref
bei der Endprüfung eines bestimmten
Ableiter-Typs ist, desto kleiner ist die Verlustleistung bei Uc
und
desto besser ist seine Stabilität im Netzbetrieb.
Prüfung der Restspannung: sie dient dem Nachweis, dass das
garantierte Schutzniveau des Ableiters eingehalten wird. Die
Restspannung kann an den einzelnen Widerständen beim
Nennableitstrom gemessen werden.
Teilentladungsprüfung: sie dient dem Nachweis der
Teilentladungsfreiheit der Ableiter. Die Messung erfolgt bei der
Spannung 1,05 Uc
am gesamten Ableiter. Nach IEC ist ein
Teilentladungspegel < 50 pC noch zulässig. ABB-Ableiter werden
jedoch schärfer geprüft, indem die Grenze 5 pC eingehalten
werden muss.
Dichtigkeitsprüfung: mit dieser Prüfung wird nachgewiesen, dass
das Porzellangehäuse die Ableiterinnenteile luftdicht abschliesst.
Bei Kunststoffableitern entfällt diese Prüfung, da der Aktivteil
direkt in Kunststoff vergossen ist.
Zusätzlich zu den von IEC empfohlenen Stückprüfungen werden
bei ABB-MS-Ableitern noch folgende zwei Prüfungen
durchgeführt:
• Messung des totalen Betriebsstromes bei Uc
an jedem Ableiter
• zeitraffende Alterungsprüfung über 300 Stunden an mindestens
2 Widerständen jedes Fertigungsloses. Diese Prüfung stellt sicher,
dass im Montageprozess nur Widerstände Verwendung finden,
welche keinem Alterungsprozess unterliegen.
7.3 Abnahmeprüfungen
Werden bei Bestellung Abnahmeprüfungen vereinbart, so sind
folgende Prüfungen an einer Anzahl der zu liefernden Ableiter
durchzuführen, die sich aus der auf eine ganze Zahl nach unten
abgerundeten dritten Wurzel der Liefermenge ergibt:
•
•
Messung der Referenzspannung
Messung der Restspannung am Ableiter bei Nennableitstrom
• Messung des Teilentladungspegels bei 1,05 * Uc
mit der
gegenüber IEC verschärften Prüfbedingung < 5 pC.
7.4 Sonderprüfungen
Die in der neuesten Ausgabe der relevanten IEC-Vorschrift [6]
aufgeführten Prüfungen beziehen sich auf Ableiter mit
Porzellanisolatoren. In dem IEC-Arbeitspapier für MO-Ableiter mit
Polymergehäuse [22] werden Prüfungen speziell für Ableiter mit
Kunststoffgehäuse diskutiert. In Anlehnung an dieses
Arbeitspapier, und darüber hinausgehend, wurden an ABB-MS-
Ableitern mit Silikonisolation unter anderem die folgenden
Prüfungen durchgeführt:
Überlastungsprüfung: diese Prüfung zeigt das Verhalten des
Ableiters bei Überlastung. In der Prüfung wird der Ableiter durch
anlegen erhöhter Spannung gezielt überlastet bis zur Zerstörung
und Auftreten des Netz-Kurzschlussstromes. Aufgrund der
besonderen Konstruktion (Direktverguss) und des gewählten
Isolationsmaterials (Silikon) sind die ABB-MS-Ableiter
explosions- und zerfallsicher bis zu höchsten Prüfströmen. Da
Silikon selbstlöschend ist, besteht keine Gefahr, dass durch
herabfallende brennende Isolationsteile Brände ausgelöst werden
können.
Wetter-Alterungsprüfung: die Prüfung zeigt das Langzeitverhalten
des Isoliermaterials und der Konstruktion gegenüber zyklischer
Umweltbelastung wie Wärme, Feuchtigkeit, Regen, Salznebel und
UV-Strahlung bei dauernd anliegender Spannung. Die gesamte
Prüfdauer beträgt 5000 Stunden.
UV-Strahlung: das Isoliermaterial wird einer 1000 Stunden
dauernden UV-Strahlung mit zusätzlicher Befeuchtung ausgesetzt.
Die Isoliereigenschaften von Silikon werden davon nicht negativ
beeinflusst. Im Gegenteil, die UV-Strahlung fördert den Prozess
der sich ständig erneuernde Hydrophobie der Silikonoberfläche.
Tieftemperatur: die Konstruktion wie auch die verwendeten
Materialien der ABB-MS-Ableiter mit Silikongehäuse vertragen
o
Temperaturen bis zu minus 60 C ohne Veränderung der
elektrischen und mechanischen Eigenschaften. Weiterhin haben
o
zyklische Vereisungen bis zu minus 40 C in Wasser gezeigt, dass
die Konstruktion und insbesondere die Oberfläche des Silikons
nicht durch die Eisbildung beeinträchtigt wird.
Feuchtigkeit: Langzeitversuche mit Prüfdauern von bis zu über 2
Jahren, in denen die Ableiter rel. Luftfeuchte von über 90%
ausgesetzt waren, zeigen, dass das elektrische Verhalten der
Ableiter nicht durch eindringende Feuchtigkeit beeinflusst wird,
oder die Ableiter defekt werden.
8 Auswahl der Ableiter und Bestimmung von U c
c
Damit der Ableiter den Anforderungen des Netzbetriebes genügt,
sind bei der Wahl seiner maximalen Dauerbetriebsspannung U
zwei Bedingungen einzuhalten:
• Uc
muss grösser sein als die dauernd an den Klemmen des
Ableiters anliegende netzfrequente Spannung.
• T*Uc
muss grösser sein als die zu erwartende temporäre Überspannung
an den Ableiterklemmen. Nach Bild 7 ist T abhängig von
der Zeitdauer t der temporären Überspannung. Bei der
Bestimmung von T ist also auch t zu berücksichtigen. Aus
Sicherheitsgründen wird man dazu im allgemeinen die untere
Kurve von Bild 7 verwenden.
Für die Wahl von Uc
des Ableiters im Drehstromnetz ist in erster
Linie sein Einsatzort massgebend: zwischen Phase und Erde,
zwischen Sternpunkt und Erde oder zwischen den Phasen. Die
maximale stationäre Spannung an den Anschlussklemmen des
Ableiters lässt sich mit Hilfe der maximalen Spannung Um
zwischen den Phasen berechnen. Ist diese nicht genau bekannt,
dann sollte Um
durch die höchste Spannung des Netzes oder durch
die höchste Spannung für Betriebsmittel ersetzt werden.
In Drehstromnetzen sind vor allem die temporären Überspannungen
UTOV
zu beachten. Sie treten meistens bei
Erdschlüssen auf. Ihre Höhe ist durch die Sternpunktbehandlung
des Netzes gegeben. Ferner ist die Betriebsführung des Netzes von
Bedeutung, da sie die Dauer t dieser temporären Überspannungen
festlegt, und damit die Grösse T(t) für Uc
mitbestimmend ist:
UTOV
Uc
> -------------
T(t)
8.1 Netze mit Erdschlusskompensation oder mit
hochohmig isoliertem Sternpunkt
Unter Erdschlussbedingungen steigt die Spannung an den
"gesunden" Phasen höchstens auf U m:
U > U für Ableiter zwischen Phase und Erde.
c
m
Die Spannung am Sternpunkt des Transformators kann höchstens
U / 3 erreichen:
m √
Um
Uc
> ------- für Ableiter zwischen dem Transformator-
√3 Sternpunkt und Erde.
In jedem Netz sind Induktivitäten und Kapazitäten vorhanden,
welche zusammen Schwingkreise bilden. Liegt deren Frequenz in
der Nähe der Betriebsfrequenz, so könnte beim einpoligen
Erdschluss die Spannung zwischen Phase und Erde grundsätzlich
höher als Um
werden. Der Netzbetreiber ist aber bemüht, solche
Resonanzerscheinungen zu vermeiden. Gelingt dies nicht, so ist
U entsprechend höher zu wählen.
c
12

8.2 Netze mit hochohmig isoliertem Sternpunkt und
Erdschluss-Abschaltung
Die temporären Überspannungen sind gleich hoch wie die im
Abschnitt 8.1. Die frühzeitige Abschaltung des Erdschlusses
ermöglicht jedoch eine Verkleinerung von Uc
um den Faktor T.
Erfolgt beispielsweise die Erdschlussabschaltung nach höchstens
t = 10 s, dann ergibt sich mit Hilfe von Bild 7 die Reduktion T = 1,26.
Uc
>
Um
-----
T
für Ableiter zwischen Phase und Erde.
Um
Uc
> ----------- für Ableiter zwischen dem
T * √3
Transformator-Sternpunkt und Erde.
8.3 Netze mit niederohmiger Sternpunkterdung (C e < 1,4)
In solchen Netzen sind mindestens so viele Transformatoren im
Sternpunkt niederohmig geerdet, dass bei Erdschlüssen die
Phasenspannung im ganzen Netz nie über 1,4 p.u. ansteigt
(Erdfehlerfaktor Ce < 1,4). Daher ist UTOV < 1,4 * U m / √3. Es darf
angenommen werden, dass die Abschaltzeit des Erdschlusses
höchstens t=3sbeträgt. Daraus folgt (zum Beispiel für den
Ableiter MWK) T = 1,28, so dass gilt:
U
c
1,4 * Um
1,1 * Um
> ------------- = ------------- für Ableiter
1,28 * √3 √3 zwischen Phase und Erde.
Die Spannung an den Sternpunkten der nicht geerdeten
Transformatoren erreicht höchstens U = 0,4 * U :
TOV
Uc
>
0,4 * Um
---------- = 0,32 * Um
für Ableiter zwischen
1,28 Transformator-Sternpunkt
und Erde.
8.4 Netze mit niederohmig geerdeten Sternpunkten,
aber nicht überall Ce < 1,4
Für Ableiter in der Nähe des im Sternpunkt geerdeten
Transformators kann Uc
entsprechend Abschnitt 8.3 gewählt
werden, da hier Ce
< 1,4 zutrifft.
Sind die Ableiter aber einige km vom Transformator entfernt, z.B.
bei einem entfernten Übergang von einer Freileitung zu einem
Kabel, dann ist Vorsicht geboten. Ist der Boden ausgetrocknet oder
besteht er aus Fels, so ist der Untergrund relativ hochohmig. Dies
kann dazu führen, dass die Phasenspannung am Ort des Ableiters
in die Nähe von Um
kommt, weshalb in diesem Fall zu empfehlen
ist: Um
Uc
> -------- für Ableiter zwischen Phase und Erde
T
Im allgemeinen wird die Erdschlussüberwachung den Erdschluss
rasch abschalten (t < 3 s): also T = 1,28 (für den Ableiter MWK).
Unter extrem schlechten Erdungsbedingungen, wie z.B in
Wüstenregionen, fliesst unter Umständen beim entfernten
Erdschluss nur ein geringer Kurzschlussstrom. Wird dieser durch
die Überwachung nicht erfasst, so unterbleibt die Ausschaltung.
Die Ableiter in der Nähe des Erdschlusses sind für längere Zeit mit
Umbelastet, weshalb hier Uc > Umzu wählen ist.
Zur Erinnerung: befinden sich die Ableiter im eben beschriebenen
Netz beim Transformator mit niederohmig geerdetem Sternpunkt,
so ist Uc
> 1,4 * U m/ 1,28 * √3 zulässig. Es empfiehlt sich, die
Erdanschlüsse der Ableiter mit dem Transformator-Kessel
galvanisch zu verbinden und diese Verbindungen möglichst kurz
zu gestalten.
m
8.5 Netze mit niederohmiger Sternpunkterdung und C e > 1,4
Dies betrifft Netze, welche mit einer Impedanz geerdet sind, damit
der Kurzschlusstrom auf beispielsweise 2 kA begrenzt wird. Im
Erdschlussfall steigt die Spannung in den "gesunden" Phasen auf
U m. Bei ohmscher Sternpunkterdung kann die Spannung auch 5%
höher als Um
sein. Ist die Ausschaltzeit des Erdschlusses
höchstens t = 10 s, dann ergibt sich mit T = 1,26 (für den MWK):
1,05 * Um
Uc
> -------------- = 0,84 U m.
T
8.6 Ableiter zwischen den Phasen (Neptunschaltung)
In speziellen Fällen wie z.B. beim Transformator von
Lichtbogenofenanlagen treten Schaltüberspannungen auf, welche
durch die Ableiter zwischen Phase und Erde nur ungenügend
begrenzt werden. Hier sind Ableiter zwischen den Phasen
einzusetzen:
U > U für Ableiter zwischen den Phasen.
Der Ableiterschutz besteht dann aus 6 Ableitern, 3 zwischen den
Phasen und 3 zwischen Phase und Erde.
Bild 9 zeigt als Abwandlung davon eine Ableiterschaltung, welche
wegen der Anordnung der Ableiter Neptunschaltung genannt wird.
Sie besteht aus 4 gleichen Ableitern. Zwischen Phase und Erde
sowie zwischen den Phasen sind jeweils 2 Ableiter in Serie
geschaltet. Diese Anordnung liefert daher einen Überspannungsschutz
sowohl zwischen Phase und Erde als auch zwischen den
Phasen. Sie hat aber einen wesentlichen Nachteil gegenüber der
oben beschriebenen Anordnung mit 6 Ableitern. Bei einem
Erdschluss z.B. in der Phase des Ableiters A1 sind die Ableiter A1
und A4 parallel geschaltet. Da sich die Ableiter bei
Dauerbetriebsspannung kapazitiv verhalten, bilden alle 4 Ableiter
zusammen ein unsymmetrisches kapazitives System.
Dies hat zur Folge, dass die Spannung an den Ableitern A2 und A3
den Wert 0,667 * U erreicht. Alle 4 Ableiter müssen daher für
U
c
c
m
> 0,667 * U
m
m
ausgelegt werden. Das Schutzniveau dieser Schaltung, bei der
immer zwei Ableiter in Serie liegen, entspricht also dem von
Ableitern mit Uc>
1,334 * U m. Bei der Anordnung mit 6 Ableitern
reicht dagegen Uc
> Um
aus. Das Schutzniveau bei der
Neptunschaltung ist also 33 % höher als bei der Anordnung mit 6
Ableitern.
Bild 9
Uc>
Um
T
Uc>
Um
A1
a) b)
Überspannungsschutz zwischen Phase und Erde
und zwischen den Phasen
T:
a):
b):
A1, A2, A3, A4
A2
A4
A3
Transformator
Ableiterschutz mit 6 Ableitern
Neptunschaltung
vier gleiche Ableiter mit U c> 0.667 x Um
T
Uc>
0,667 x Um
13

8.7 Betriebsspannung mit Oberschwingungen
Oberwellenströme erzeugen in der betriebsfrequenten Spannung
Oberschwingungen. Deshalb kann der Scheitelwert der
verketteten Spannung unter Umständen grösser sein als √2 * U m.
Liegt dieser Unterschied unterhalb 5 %, dann ist Uc
entsprechend
zu erhöhen, sofern Uckleiner als 1,05 * U m* √3, bzw. kleiner als
1,05 * Um
ist bei Ableitern zwischen Phase und Erde, bzw. bei
Ableitern zwischen den Phasen.
Ist hingegen die Spannungserhöhung infolge der Oberwellen
grösser als 5 %, so sollte die Wahl von Uc
mit dem
Ableiterlieferanten abgesprochen werden. Dasselbe gilt für
Spannungsformen welche oft in der Nähe von Thyristventilen
beobachtet werden können: Spannungssprünge, Zündspitzen,
Unsymmetrie in den beiden Halbperioden.
9 Die Schutzdistanz von Ableitern
Ein Betriebsmittel ist um so besser gegen Blitzüberspannungen
geschützt, je mehr seine Blitzstoss-Haltespannung (BIL) das
Schutzniveau Updes Ableiters übersteigt. Moderne Ableiter mit Up
= 3,33 * Ucund darunter halten Up
< 4 p.u. ein, selbst wenn der
Sternpunkt des Netzes hochohmig isoliert sein sollte. Für
Betriebsmittel, welche Blitzüberspannungen ausgesetzt sind,
empfiehlt IEC [9] die in Tabelle 5 genannten BIL-Werte. Ferner
empfiehlt IEC [10] für das MS-Netz BIL > 1,4 * U p. Wie aus Tabelle
5 hervorgeht, genügen moderne Ableiter diesen Anforderungen.
U
Überspannung am Leitungsende E
U: einlaufende Überspannungswelle
v: Fortpflanzungsgeschwindigkeit von U
S: Frontsteilheit von U
A: Ableiter
U p: Schutzniveau von A
a, b: Länge der Verbindungsleitungen
E: Ende der Leitung
U E: Überspannung bei E
Bild 10
v
2 * S * (a+b)
U E = U p + ---------------------- v = 300 m/ s
v
S
A
b
U p
a
U E
E
Um
BIL
Up
BIL/U
p
kV 3.6 7.2 12 17.5 24 36
kV 40 60 75 95 125 170
kV 12 24 40 58.3 79.9 119.9
3.33 2.5 1.88 1.63 1.56 1.42
Tabelle 5
Blitzstoss-Haltespannung (BIL) nach IEC [9] und Schutzniveau
von modernen Ableitern mit U = 4 p. u. p
Der Faktor 1,4 ist deshalb so reichlich bemessen, weil es zu
berücksichtigen gilt, dass die Überspannung beim Betriebsmittel
Up
übersteigen kann. Reflexionseffekte bewirken eine Zunahme
der Spannung am Betriebsmittel mit dessen Entfernung vom
Ableiter. Ab einer gewissen Entfernung ist also der Ableiterschutz
ungenügend. Unter der Schutzdistanz L wird der maximale
Abstand zwischen dem Ableiter und dem Betriebsmittel
verstanden, bei welchem dieses noch ausreichend geschützt ist.
Für die Auslegung des Überspannungsschutzes ist es natürlich
wichtig, diese Schutzdistanz zu kennen. Sie wird im Folgenden für
Ableiter in MS-Anlagen abgeschätzt.
9.1 Theoretischer Ansatz für die Schutzdistanz L
Auf der Freileitung in Bild 10 läuft eine Überspannung U als
Wanderwelle mit der Geschwindigkeit v auf das Leitungsende E zu.
An der Stelle E befindet sich das zu schützende Betriebsmittel. Für
die folgende Betrachtung wird angenommen, dass das zu
schützende Betriebsmittel hochohmig ist (Transformator, offener
Schalter). Wenn die Wanderwelle E erreicht, wird sie reflektiert und
die Spannung steigt auf 2 * U an. Es ist die Aufgabe des Ableiters A,
zu verhindern, dass die Spannung am zu schützenden
Betriebsmittel unzulässig hohe Werte erreicht. Unter der
vereinfachenden Annahme, dass die Frontsteilheit S der
einlaufenden Überspannungswelle zeitlich konstant ist, gilt für den
Maximalwert von U folgende Beziehung:
E
Die Erfahrung hat gezeigt, dass zwischen dem BIL des
Betriebsmittels und der Blitzüberspannung UE
am Betriebsmittel
ein Sicherheitsabstand von 1,2 ausreichend ist.
BIL
2 * S * (a+b)
----- > U E = U p+ -------------------
1,2 v
Setzt man als Grenzwert L = a + b, so folgt die gesuchte Gleichung
(1) für
v BIL
L = -------- * [--------- - U p ] (1)
2 * S 1,2
Ist die Summe der Verbindungsleitungen a + b kleiner als die
Schutzdistanz L des Ableiters, dann ist das Betriebsmittel an der
Stelle E ausreichend geschützt. Damit aus Gleichung (1) die
Schutzdistanz L ermittelt werden kann, muss die Steilheit S
bekannt sein. Im folgenden Abschnitt wird der Erwartungswert
von S abgeschätzt.
9.2 Zu erwartende Steilheit S von Blitzüberspannungen in
MS-Schaltanlagen
Bild 11 zeigt einen Blitzeinschlag in ein Leiterseil. Die Zeitfunktion
des Blitzstromes ist mit i(t) bezeichnet. Im Leiterseil fliessen vom
Einschlagort aus nach beiden Seiten die Blitzströme i/2. Ist Z der
Wellenwiderstand des Leiters gegen Erde, so erzeugen diese
Ströme zwischen Leiterseil und Erde die Blitzüberspannung u(t)
mit der Steilheit des Spannungsanstieges S(t). Wie in Bild 11
angedeutet, ist S(t) im allgemeinen zeitlich nicht konstant. Im
Folgenden wird die maximale Steilheit im Anstieg der
Überspannungswelle mit S bezeichnet.
14

Bild 11
i/2
F
i(t)
Blitzüberspannung bei Blitzeinschlag in Freileitung
F:
Z:
t:
i(t):
di / dt:
u(t):
S:
i/2
u(t)
S=
Zxdi/dt
2
u(t) =
Zxi/(t)
2
Freileitung
Wellenwiederstand von F
Zeit
totaler Blitzstrom in Funktion der Zeit
maximale Steilheit von i(t)
Blitzüberspannung in Funktion der Zeit
maximale Steilheit von u(t)
Bei 10% aller Blitze ist die maximale Stromänderung di/dt grösser
als 32 kA/ s. Ist Z = 450 Ω , so wird also jeder zehnte
Blitzeinschlag eine maximale Spannungssteilheit S > 7200 kV/ s
bewirken. Eine solche Steilheit ist in der Schaltanlage nur zu
erwarten, wenn der Blitzeinschlag in der Nähe der Anlage auftritt.
Die Wahrscheinlichkeit für das Eintreffen eines solchen
Ereignisses ist allerdings sehr gering. Innerhalb eines Abstandes
von beispielsweise 25 m vor der Anlage wird durchschnittlich nur
alle 5000 Jahre einmal ein Blitz einschlagen, dessen Stromsteilheit
32 kA/ s übersteigt.
Erfolgt der Blitzeinschlag weit entfernt von der Schaltanlage, so
sind wesentlich kleinere Spannungssteilheiten in der Anlage zu
erwarten. Auf dem Weg vom Einschlagsort bis zur Schaltanlage
erfährt nämlich die Front der Überspannungswelle infolge Korona-
Dämpfung eine Abflachung. Ist So
die Steilheit beim Einschlagsort,
so reduziert sich die Steilheit längs der Leiterstrecke d auf den
Wert 1
S = -----------------
1/S o + K * d
Die Konstante K ist von der Geometrie der Freileitung abhängig.
-6
Für MS-Leitungen wurde sie in [11] zu K=5*10 s/ kVm
abgeschätzt.
Beim Einschlagort, der z.B. d = 135 m von der Anlage entfernt sei,
verursache ein Blitz eine unendlich grosse Spannungssteilheit S o.
Nach obiger Formel wird die Steilheit S in der Schaltanlage dank
der Koronadämpfung kleiner als 1500 kV/ s sein. Daraus folgt,
dass nur Blitze, welche im Streckenabschnitt d = 135 m vor der
Anlage das Leiterseil treffen, in der Anlage S > 1500 kV/ s
bewirken können.
Aus [12] lässt sich ableiten, dass im Mittel pro Jahr 8 Blitze in eine
100 km lange Freileitung einschlagen. Diese Zahl gilt für deutsche
MS-Netze der Spannungsebenen 10, 20 und 30 kV. In Deutschland
beträgt die Einschlagsdichte der Erdblitze im Mittel etwa 3 Blitze
2
pro Jahr und km . Dies ergäbe nach [13] etwa 25 Blitzeinschläge
pro Jahr und 100 km Freileitungslänge. Dieser um den Faktor 3
grössere, auf rechnerischem Wege ermittelte Wert setzt eine MS-
Leitung im ebenen Gelände voraus. Der Unterschied ist also darauf
zurückzuführen, dass MS-Leitungen oft nicht freistehend sind: sie
werden von Nachbarleitungen, Gebäuden und Waldungen gegen
Blitzeinwirkung abgeschirmt. Im Folgenden wird mit dem
Erfahrungswert von 8 Blitzen pro Jahr und 100 km
Freileitungslänge gerechnet. Dabei ist aber im Auge zu behalten,
dass bei topographisch ungünstigen Bedingungen mit mehr
Blitzeinschlägen zu rechnen ist. Insbesondere in Gegenden mit
extrem hoher Blitztätigkeit sind 100 Blitze pro Jahr und 100 km
Freileitungslänge nicht auszuschliessen.
t
Z
Die Wahrscheinlichkeit eines Blitzeinschlages im Streckenabschnitt
d = 135 m beträgt also 0,01 pro Jahr. In eine MS-
Schaltanlage wird demnach höchstens alle 100 Jahre einmal eine
Blitzüberspannung einlaufen, deren Steilheit oberhalb 1500 kV/ s
liegt.
Diese zwei willkürlich ausgewählten Beispiele sollen zeigen, dass
grosse Spannungssteilheiten seltener auftreten als kleine. Der
Erwartungswert einer Steilheit ist daher immer gekoppelt mit der
Wahrscheinlichkeit des Eintreffens. Es ist üblich, an Stelle der
Wahrscheinlichkeit den Zeitintervall ts
anzugeben, welcher im
Durchschnitt zwischen zwei Ereignissen verstreicht. Im obigen
Beispiel werden natürlich nicht alle Blitze, welche das Leiterseil im
Streckenabschnitt d = 135 m treffen, in der Schaltanlage eine
Steilheit grösser 1500 kV/ s bewirken. Bei manchen Blitzen ist die
Steilheit des Stromanstieges dazu zu gering. Viele Blitze treffen
mehr als nur eines der drei Leiterseile, was zur Reduktion der
Stromsteilheit in den einzelnen Leitern führt und damit die
Spannungssteilheit heruntersetzt.
Wesentliche Bedeutung kommt ferner dem Umstand zu, dass der
Anstieg der Blitzströme konkav verläuft [13]. Deshalb tritt die
höchste Steilheit der Überspannung, wie in Bild 11 angedeutet,
erst im Bereich des Spannungsmaximums auf. Bei
Spannungswellen von Blitzen mit hoher Stromamplitude erfolgt
bereits ein Überschlag von Leiter gegen Erde, bevor das Maximum
der Spannung erreicht ist. Dadurch wird der obere Teil der Welle
abgeschnitten, sodass die höchste Spannungssteilheit gar nicht
wirksam wird.
Nur ein Bruchteil der Blitze, welche im Streckenabschnitt d = 135 m
in das Leiterseil einschlagen, erzeugen also in der Schaltanlage S >
1500 kV/ s. Die Wahrscheinlichkeit für S > 1500 kV/ s ist deshalb
bedeutend kleiner als 0,01 pro Jahr. Sie lässt sich mit Hilfe der
Blitzstromstatistik von Berger [14] abschätzen. Unter der
Annahme eines parabelförmigen Verlaufes des Stromanstieges
ergeben sich die in Tabelle 6 genannten Werte für die zu
erwartenden Steilheiten in einer MS-Schaltanlage. Die kleineren
Werte für S bei Leitungen mit geerdeten Traversen sind eine Folge
der kleineren Überschlagsspannungen der Isolatoren gegenüber
der Überschlagsspannung längs der Holzmasten.
Die Werte von ts
in Tabelle 6 wurden unter der Annahme von 8
Blitzeinschlägen pro Jahr und 100 km Freileitungslänge ermittelt.
Für ts
sind nur Blitze von Bedeutung, welche in den ersten 300 m
vor der Schaltanlage die Leitung treffen. Ist dieses Leitungsstück
freistehend, d.h. ist es nicht von Nachbarleitungen, Gebäuden oder
Waldungen gegen Blitzeinwirkung abgeschirmt, dann sind die
Werte von ts
dreimal kleiner. Sie sind sogar 12 mal kleiner, wenn
zusätzlich eine extrem hohe Blitztätigkeit vorherrscht.
Art der
Freileitung
Zeitintervall
t [Jahre] s
600
400
300
200
100
Holzmasten mit 3000 kV
Überschlagsspannung
1
S[kV/ s]
1940
1630
1450
1200
820
2
S[kV/ s]
1850
1530
1350
1100
660
20 kV Netz mit
geerdeten Traversen
1
S[kV/ s]
1060
920
820
700
520
2
S[kV/ s]
820
730
660
580
440
Tabelle 6
Zu erwartede Steilheiten S von Blitzüberspannungen in MS-Schaltanlagen:
Die angegebenen Werte von S werden durchschnittlich einmal im Zeitintervall
ts
überschritten.
1 bei einphasigen Blitzeinschlägen / 2 bei dreiphasigen Blitzeinschlägen
15

Für Betriebsmittel in Freiluftschaltanlagen wird in [15] ein
Zeitintervall ts
von 400 Jahren empfohlen. Aus Tabelle 6 ergeben
sich somit folgende Erwartungswerte für die Höhe U und die
Steilheit S der in die Anlage einlaufenden Überspannung:
Freileitung mit Holzmasten geerdeten
Traversen
U [kV] 3000 660
S [kV/ s] 1550 800
Dabei wurden 8 Blitzeinschläge pro Jahr und 100 km
Freileitungslänge angenommen und vorausgesetzt, dass
mehrphasige Blitzeinschläge öfter auftreten als einphasige.
Diese Steilheiten S werden in der Schaltanlage im Mittel alle 400
Jahre einmal überschritten. Der zeitliche Verlauf des Anstieges der
Überspannung ist parabelförmig und hat bei U die Steilheit S:
2 2
t * S
u (t) = ------------- (2)
4*U
Gleichung (2) ist für das Zeitintervall 0 < t < 2 * U/S definiert. Bei
Leitungen mit geerdeten Traversen wird U = 660 kV angenommen.
Dies ist etwa die Überschlagsspannung eines 20 kV-
Freileitungsisolators bei Keilstoss-Spannungen mit 800 kV/ s
Steilheit und negativer Polarität.
Setzt man in Gleichung (2) die Werte U und S ein, dann wird
ersichtlich, dass der zeitliche Anstieg der Blitzüberspannung u(t)
bei beiden Leitungsarten etwa gleich verläuft. Da der Ableiter die
Spannung weit unterhalb U begrenzt, wirkt sich daher der grössere
Wert S bei Holzmastleitungen hinsichtlich der Schutzdistanz des
Ableiters nicht aus. Trotzdem sind die Schutzdistanzen bei den
beiden Leitungsarten verschieden. Der Grund liegt in der
unterschiedlichen Höhe U der einlaufenden Überspannungswelle.
Der Blitzstrom i durch den Ableiter erreicht etwa den Scheitelwert
Im allgemeinen besitzt nämlich das Betriebsmittel, hier ein
Transformator, eine Kapazität C gegen Erde. Diese verursacht in
den Leiterabschnitten a und b eine Spannungsschwingung, mit
der Folge, dass die Spannung UT
mit C zunimmt. Dies führt zu einer
Verkleinerung der Schutzdistanz.
Einen gegenteiliegen Einfluss bewirkt hingegen der
parabelförmige Anstieg der Blitzüberspannung. Der Ableiter
begrenzt die Überspannung weit unterhalb ihres Scheitelwertes.
Die maximale Steilheit, welche erst im Bereich des
Spannungsmaximums auftritt, wirkt sich daher nicht aus.
Bei der Herleitung von L nach Gleichung (1) wurde davon
ausgegangen, dass der Ableiter erst leitend wird, wenn die
Spannung an seinen Klemmen den Wert Up
erreicht hat. Dies ist
bei Funkenstreckenableitern der Fall. MO-Ableiter ohne
Funkenstrecken sind jedoch schon leitend, bevor die
Klemmenspannung Up
erreicht hat. Ihre Schutzwirkung setzt also
früher ein. MO-Ableiter schützen daher unter gewissen
Umständen ein entferntes Betriebsmittel besser oder besitzen,
was gleichbedeutend ist, eine längere Schutzdistanz.
Für die Anordnung nach Bild 12 wurden die Schutzdistanzen der
Ableiter berechnet. Der Anstieg der Überspannungswelle wurde
parabelförmig angenommen und Ableiter mit U p= 4 p.u. bei I n= 5
kA vorausgesetzt. Mit b < 1 m ergab sich für die Netzspannungen
bis 7,2 kV
L = 20 m bei Holzmastleitungen, C = 0
L = 6 m bei Holzmastleitungen, C=2nF
L = 25 m bei Leitungen mit geerdeten Traversen, C = 0
L = 15 m bei Leitungen mit geerdeten Traversen, C=2nF
U
v
S
a
U T
2* U-Up
i = --------------- (3)
Z
A
b
U p
c
T
Mit Z = 450 Ω ist also bei Holzmastleitungen ( U = 3000 kV ) ein
Strom durch den Ableiter von 13 kA zu erwarten. Bei Leitungen mit
geerdeten Traversen ( U = 660 kV ) liegt er jedoch unterhalb 3 kA.
Dieser Unterschied beeinflusst die Begrenzungsspannung der
Ableiter. Diese liegt bei Holzmastleitungen also höher, was bei
dieser Leitungsart zu einer kürzeren Schutzdistanz der Ableiter
führt.
9.3 Beeinflussung der Schutzdistanz durch die
Betriebsmittel, den Ableitertyp und die Anordnung
der Ableiter
Setzt man obige Werte von S in Gleichung (1) ein, so ergeben sich
mit BIL und U aus Tabelle 5 etwa folgende Schutzdistanzen:
p
L = 2,3 m bei Holzmastleitungen
L = 4,5 m bei Leitungen mit geerdeten Traversen
Überspannung beim Transformator
U: einlaufende Überspannungswelle a, b: Länge der Verbindungsleitungen
v: Fortpflantzungsgeschwindigkeit von U
S: maximale Frontsteilheit von U T: Transformator
A: Ableiter
C: Kapazität von T zwischen
U p:
Schutzniveau von A
Phase und Erde
U : Überspannung bei T
Bild 12
Diese Werte gelten sowohl für MO-Ableiter als auch für
Funkenstreckenableiter. Der Einfluss der Kapazität C des
Betriebsmittels auf die Länge von L ist deutlich zu sehen. Die
Schutzdistanzen der Ableiter in den Netzebenen U m = 17,5 kV und
24 kV sind in Bild 13 dargestellt. Auch hier ist ersichtlich, wie L mit
zunehmender Kapazität des Betriebsmittels abnimmt.
T
Diese Werte sind gültig für die vereinfachenden Annahmen nach
Bild 10. Sie bedürfen deshalb einer Korrektur entsprechend
Bild 12.
16

Dies ist besonders beim Ableiterschutz von Transformatoren von
S=1550 kV / s
Bedeutung, da diese eine nicht zu vernachlässigende Kapazität
U=3000 kV
gegen Erde aufweisen. Bemerkenswert ist ferner die markante
U v
a U T
Abnahme von L mit der Leiterlänge b. Die Verbindung von der
blitzgefährdeten Leitung zum Hochspannungsanschluss des
30
T
b
Ableiters ist also möglichst direkt zu führen. In Bild 14 sind drei
20
Anschlussmöglichkeiten schematisch dargestellt und bewertet.
c
C=0
Die grössere Schutzdistanz der Ableiter bei Leitungen mit
10
geerdeten Traversen (Bild 13 b) rührt daher, dass hier die Höhe der
L (m)
in die Schaltanlage einlaufenden Überspannung kleiner ist
b (m)
C=0,5nF
5
(geringere Überschlagsspannung gegen Erde). Daraus resultiert
ein kleinerer Strom durch den Ableiter und eine tiefere
3
Begrenzungsspannung, was grössere Werte für L ermöglicht.
C=2nF
2
In Netzen mit U m = 12 kV sind die Schutzdistanzen der Ableiter
etwa 10 % länger als in Bild 13 dargestellt. Bei U m = 36 kV sind sie
1
hingegen etwa 30 % kürzer. Bei dieser Netzebene ist ferner von
0 0,5 b (m) 1 1,5
Bedeutung, dass für S = 1550 kV/ s (Holzmastleitung) der Wert
von L bereits ab b > 0,6 m sehr stark abnimmt.
S=800 kV / s
U=660 kV
U
F
U v
a U T
b
T
30
c
20 C=0
A T A T A T
C C C
10
C=0,5nF
1 2 3
L(m)
5
Bewertung der Anschlussverbindung Anordnung von Ableiter und Betriebsmittel
1: schlecht
F: blitzgefährdete Leitung
2: gut
U: Blitzüberspannung
3
C=2nF
3: sehr gut
A: Ableiter
2
T: Betriebsmittel (Transformator)
C: Kapazität von T gegen Erde
Bild 13a
Bild 13b
b(m)
Bild 14
Schutzdistanz L der Ableiter in den Netzebenen
Um= 17,5 kV und 24 kV in Abhängikeit der
Leiterlänge b.
Wenn a+b L, dann ist UT
BIL / 1,2
C: Kapazität des Transformators T
zwischen Phase und Erde
MO-Ableiter
Funkenstreckenableiter
U p= 4 p.u. bei I n= 5 kA
13a):
13b):
Leitung mit Holzmasten
Leitung mit geerdeten Traversen
Bild 15
MO-Überspannungsableiter Typ POLIM-D 12 N mit Abtrennvorrichtung
montiert an einem Mittelspannungstransformator
17

Bei unterschiedlicher Polarität von Blitzüberspannung und
Momentanwert der Phasenspannung ist die Schutzwirkung der
Ableiter etwas verkleinert. Dies wurde bei der Berechnung von L
berücksichtigt. Ferner wurde eine sehr kurze galvanische
Verbindung zwischen dem erdseitigen Ableiteranschluss und dem
Transformatoren-Kessel vorausgesetzt. Dies ist beim
Anschliessen der Ableiter zu beachten. Andernfalls hat die
zusätzliche Erdleitung eine Vergrösserung der Leiterlänge b in Bild
13 zur Folge. Verzweigungen zwischen Ableiter und Betriebsmittel
zu anderen Betriebsmitteln erzeugen zusätzliche Spannungsschwingungen,
welche in den meisten Fällen eine Verkleinerung
von L bewirken.
9.4 Ausfallrisiko des Betriebsmittels und seine
Entfernung vom Ableiter
Ein Ableiter in der Entfernung L vom Betriebsmittel begrenzt bei
diesem die Überspannung auf den Wert von BIL/1,2, sofern die
Steilheit S der Überspannungen in der Schaltanlage nicht grösser
ist als
1550 kV/ms bei Holzmastleitungen
800 kV/ms bei Leitungen mit geerdeten Traversen
Diese Steilheiten werden jedoch im Mittel alle 400 Jahre einmal
überschritten. In einem solchen Fall kann die Überspannung am
Betriebsmittel oberhalb dessen BIL liegen und einen bleibenden
Schaden verursachen. Ist die Lebensdauer des Betriebsmittels,
z.B. eines Transformators, etwa 40 Jahre, dann wird im
Zeitintervall t s = 400 Jahre mit einer Wahrscheinlichkeit von 90 %
kein Schaden auftreten. Dies schliesst jedoch mit ein, dass die
durch Überspannungen verursachte Ausfallrate in diesen 40
Jahren etwa 10 % beträgt, obwohl in der Entfernung L vom
Transformator ein Ableiter angebracht ist.
Die Ausfallrate ist um so kleiner, je kürzer die Summe der
Verbindungsleitungen a + b in Bild 13 gegenüber L ist. a + b muss
also möglichst klein und L möglichst gross sein. Letzteres wird
durch die richtige Wahl der Leitungsführung erreicht. Wie aus Bild
14 ersichtlich ist, muss die Freileitung zuerst mit dem Ableiter und
erst anschliessend mit dem Transformator verbunden werden. In
diesem Fall ist b = 0 und L wird maximal. Die Verbindungsleitung a
kann kurz gehalten werden, in dem der Ableiter möglichst nahe
beim Transformator aufgestellt wird. Beide Massnahmen
zusammen ermöglichen im allgemeinen, dass die Bedingung a + b
24 kV
nicht einzuhalten, dann ist es vorteilhaft, die Leitung so
abzuändern, dass sie sich bezüglich der Überspannungen in der
Schaltanlage und der Schutzdistanz ebenso günstig verhält, wie
eine Leitung mit geerdeten Traversen.
Die dazu notwendigen Massnahmen sind relativ einfach: die
Traversen der letzten drei Masten vor der Schaltanlage sind zu
erden. Die Überspannungen, welche von der abgeänderten
Leitung in die Schaltanlage einlaufen, haben jetzt dieselbe Form
wie wenn sie von einer Leitung mit durchgehend geerdeten
Traversen herrühren würden.
Der Nachteil dieser Lösung besteht jedoch darin, dass infolge der
reduzierten Isolation der Leitung mehr Blitzüberspannungen einen
Überschlag nach Erde auslösen. Statt die Traversen zu erden ist es
daher wirkungsvoller, beim letzten Mast vor der Anlage einen
weiteren Ableitersatz anzubringen, der die Amplitude der
einlaufenden Überspannungswelle stark herabsetzt. Die
Schutzwirkung der Ableiter beim Betriebsmittel ist nun günstiger
als im Fall von geerdeten Traversen.
10 Einige Sonderfälle
Auf der einen Seite ist die Schutzdistanz der Ableiter in manchen
Fällen nicht besonders gross. Dies betrifft vor allem
kapazitätsbehaftete Betriebsmittel in Schaltanlagen höherer
Netzspannung, welche mit Holzmastleitungen verbunden sind
(siehe Bild 13). Auf der andern Seite werden die Betriebsmittel in
den Schaltanlagen selten sehr nahe nebeneinander aufgestellt. Sie
sind also zu weit voneinander entfernt, als dass ein Ableiter
mehrere Betriebsmittel gleichzeitig ausreichend schützen könnte.
Jedes Betriebsmittel benötigt unter diesen Umständen einen
gesonderten Ableitersatz (je einen Ableiter pro Phase gegen Erde).
10.1 Überspannungsschutz bei Kabelstrecken
Der wesentlichste Unterschied in den elektrischen Daten von
Freileitung und Kabel ist der Wellenwiderstand der Leiter gegen
Erde. Er liegt bei Freileitungen in Verteilnetzen etwa bei 300 W bis
450 W , und beim Kabel im Bereich von 20 W bis 60 W . Dieser
Unterschied bewirkt vorerst eine starke Verkleinerung der
Blitzüberspannung, sobald die Wanderwelle das Kabel erreicht
hat. Die reduzierte Spannungswelle läuft durch das Kabel und wird
am Ende reflektiert, sodass sich dort die Spannung praktisch
verdoppelt. Anschliessend kehrt die Welle zum Kabelanfang
zurück, wird abermals reflektiert usw.. Auf diese Weise wird im
Kabel stufenweise eine Überspannung aufgebaut. Die Steilheit der
Überspannung im Kabel ist zwar geringer, aber der Maximalwert
liegt in der Nähe der Blitzüberspannung auf der Leitung[18].
Ein Überschlag von einer Sammelschiene oder von einem
Leiterseil gegen Erde verursacht in den meisten Fällen höchstens
eine kurzzeitige Abschaltung des Netzbetriebes. Folgeschäden
sind aber äusserst selten. Ganz anders verhält es sich bei einem
Kabel. Durchschläge in der Kabelisolation führen zu
unangenehmen Störungen und erfordern aufwendige
Reparaturarbeiten. Überschläge längs der Kabelendverschlüsse
können diese beschädigen und damit die gleichen Folgen zeigen
wie ein Isolationsdurchschlag. Kabel sind daher wie
Stationsmaterial zu behandeln und mit Ableitern gegen
Blitzüberspannungen zu schützen.
Die Ableiter sind unmittelbar neben den Kabelendverschlüssen
aufzustellen. Die Anschlussleitungen sollten möglichst kurz sein.
Es ist darauf zu achten, dass der erdseitige Anschluss des
Ableiters mit dem Kabelmantel verbunden ist.
18

8
8
8
8
8
8
8
8
Ableiter mit
U p = 3.8 p.u. für MO
U p = 4 p.u. für SiC
und I n = 10 kA
Art der Freileitung Holzmast geerdete Holzmast
Traversen
Längere Kabel benötigen an beiden Enden einen Ableiterschutz.
Bei kurzen Kabelstrecken ist unter Umständen ein einseitiger
Schutz ausreichend. Dies deshalb, weil der Ableiter auf der einen
Seite das andere Kabelende noch ausreichend gegen
Blitzüberspannungen schützen kann. Ein Kabel, welches die
Freileitung mit der Schaltanlage verbindet, ist oft nur von der
Leitung her blitzgefährdet. Der Ableiter muss daher beim
Übergang von der Leitung zum Kabel angebracht werden. Auf der
anderen Seite des Kabels ist für dessen Schutz kein zweiter
Ableiter erforderlich, sofern die Länge LK
des Kabels die auf der
linken Seite von Tabelle 7 angegebenen Werte nicht übersteigt. Auf
den ersten Blick fällt auf, dass LK
im 3,6 kV-Netz unbegrenzt ist.
Der Grund liegt im relativ hohen BIL von 13,6 p.u. in dieser
Netzebene. Der Ableiter auf der Leitungsseite des Kabels begrenzt
die Überspannung auf etwa 4 p.u.. Infolge von Spannungsreflexionen
im Kabel ist die Überspannung am anderen Kabelende
höher. Sie liegt aber unterhalb 10 p.u. und ist daher für das Kabel
ungefährlich. Dies gilt allerdings nicht für die Betriebsmittel
innerhalb der Schaltanlage. Bei diesen können zusätzliche
Spannungsreflexionen die Überspannung vergrössern, so dass
für ihren Schutz gegebenenfalls Ableiter vorzusehen sind.
Die maximal zulässige Länge von einseitig geschützten
Kabelstrecken ist bei MO-Ableitern grösser als bei solchen mit
Funkenstrecken. Dies beruht auf der günstigeren Schutzwirkung
der MO-Ableiter, welche schon leitend sind, bevor U erreicht wird.
p
geerdete
Traversen
Ableitertyp MO SiC MO SiC MO SiC MO SiC
Um
[kV]
3.6
7.2
12
17.5
24
36
ZK
[ Ω]
30
60
30
60
30
60
30
60
30
60
30
60
U
LK
[m]
64
45
40
30
25
21
28
23
22
20
LK
[m]
30
20
15
11
6
4
6
5
1
1
LK
[m]
64
50
40
32
26
22
28
24
22
20
L K
LK
[m]
28
19
14
10
5
4
5
4
1
1
U
LK
[m]
7
3
9
4
9
4
6
3
10
5
8
4
LK
[m]
6
3
9
4
7
3
4
2
5
3
1
1
L K
LK
[m]
17
10
22
13
19
14
15
13
17
15
15
14
LK
[m]
17
10
14
11
9
7
4
3
4
3
1
1
Tabelle 7
Maximal zulässige Länge LK
einer Kabelstrecke bei nur
einseitigem Ableiterschutz.
Das Kabel ist mit einer blitzgefährdeten Leitung verbunden.
Blitzüberspannung und Momentanwert der Netzspannung haben
unterschiedliche Polarität.
Anschlusslänge Ableiter / Kabel 1m
Z: K Wellenwiderstand des Kabels
MO: MO-Ableiter Typ MWK oder MWD
SiC: Funkenstreckenableiter
Kabel im Zuge einer Freileitung sind naturgemäss von beiden
Seiten her blitzgefährdet. Bei nur einseitig geschützten Kabeln ist
daher zu berücksichtigen, dass die Überspannung auch von der
ungeschützten Seite her einlaufen kann. In diesem Fall wird die
Schutzwirkung des Ableiters auf der anderen Seite stark
herabgesetzt. Die zulässige Länge von Kabeln im Zuge einer
Freileitung, bei denen ein einseitiger Ableiterschutz ausreicht, ist
daher kleiner. Sie ist besonders kurz bei Kabeln im Zuge von
Holzmastleitungen, wie aus Tabelle 7 ersichtlich ist. Die
angegebenen Werte für LKgelten für Ableiter mit I n= 10 kA. Längs
der ganzen Kabelstrecke muss der Wellenwiderstand des Kabels
konstant sein. Andernfalls bewirken Spannungsreflexionen eine
Verkürzung von L K. Dies ist beispielsweise bei Kabelverzweigungen
der Fall oder wenn ein doppelt geführtes Kabel mit
einem einfachen Kabel verbunden ist.
10.2 Kabelmantelschutz
Aus thermischen Gründen ist der Kabelmantel von Einleiterkabeln
meistens nur auf einer Seite geerdet. Unter diesen Umständen
kann der Mantel auf der ungeerdeten Seite bis zu 50 % der
Spannungsamplitude der einlaufenden Überspannung auf dem
Innenleiter annehmen. Die Mantelisolation ist dieser
Überspannungsbeanspruchung nicht gewachsen. Es können
kurzzeitige Überschläge zwischen Mantel und Erde auftreten,
welche die äussere Isolation des Mantels beschädigen.
Es ist daher notwendig, den Kabelmantel auf der ungeerdeten Seite
mit einem Ableiter gegen Blitzüberspannungen im Kabelleiter zu
schützen [2]. Dazu ist der Spezialableiter POLIM-C von ABB
besonders gut geeignet. Für Uc
des Ableiters ist die längs des
Kabelmantels induzierte Spannung im Kurzschlussfall
massgebend. Sie erreicht nach [19] höchstens 0,3 kV pro kA
Kurzschluss-Strom und km Kabellänge. Mit T = 1,28 bei einer
Dauer von t 0,24 * I L in kV
c K K
I : maximaler 50 Hz Kurzschluss-Strom in kA
K
L : Länge der ungeerdeten Kabelstrecke in km
K
U
F
Transformator am Ende eines Kabels
F:
U:
K:
A1, A2:
a, b:
U: K
U: T
MS:
NS:
A1
K
U K U T MS NS
A2
blitzgefährdete Leitung
Blitzspannung
langes Kabel
Ableiter
Länge der Verbindungsleitung
maximale Spannung am Kabelende
maximale Spannung beim Transformator
Mittelspannungsseite
Niederspannungsseite
b
a
Bild 16
19

10.3 Transformator am Ende eines Kabels
In der Anordnung nach Bild 16 ist ein mindestens 100 m langes
Kabel auf der einen Seite an eine blitzgefährdete Leitung
angeschlossen. Auf der anderen Seite verbindet eine
Sammelschiene bestehend aus den Abschnitten a und b das
Kabelende mit dem Transformator. Der Ableiter A1 übernimmt
leitungsseitig den Überspannungsschutz. Sowohl das Kabelende
als auch der Transformator müssen je mit einem weiteren Ableiter
geschützt werden, wenn die Verbindung dazwischen sehr lang ist.
Im Folgenden wird gezeigt, unter welchen Umständen nebst A1
der Ableiter A2 für den Überspannungsschutz ausreichend ist.
Die Reflexion der Überspannung U am Übergang von der Leitung
zum Kabel bewirkt eine starke Abflachung der Spannungssteilheit
im Kabel. Dies hat aber praktisch keinen Einfluss auf die zulässige
Länge der Verbindung b, da mit b die Spannung UK
sehr rasch
zunimmt. Ein guter Überspannungsschutz des Kabels erfordert
also, den Ableiter A2 möglichst nahe am Kabelende anzubringen,
damit die Strecke b kurz wird (siehe Abschnitt 10.1).
MO-Ableiter mit
U p = 3.8 p.u. bei
I n = 10 kA
Tabelle 8
Z K [ Ω]
Holzmasten
U m [kV] a [m] a [m] a [m]
3.6
7.2
12
17.5
24
36
geerdete Traversen
30 60 30 60
300
43
20
17
19
16
a [m]
Maximal zulässiger Abstand a zwischen Kabelende und
Transformator nach Bild 16 mitb=0.DasKabel ist mit einer
blitzgefährdeten Leitung verbunden und ist beidseitig mit
MO-Ableitern (Typ MWK oder MWD mit U c = U m) geschützt.
Der Transformator hat keinen zusätzlichen Ableiterschutz.
Anders verhält es sich beim Leitungsabschnitt a. Hier nimmt UT
mit zunehmender Länge von a langsamer zu. Deshalb ist der
Transformator auch noch bei einer relativ grossen Entfernung a
vom Ableiter noch ausreichend geschützt. Die maximal zulässigen
Werte für a sind in Tabelle 8 angegeben. Die Kapazität des
Transformators wurde zu 2 nF angenommen. Kleinere Kapazitätswerte
ergeben längere Abstände a.
300
37
14
10
12
11
500
53
20
16
19
20
500
53
14
10
12
11
10.4 Transformator nur einseitig mit einer
blitzgefährdeten Leitung verbunden
Grundsätzlich sind alle Transformator-Abgänge, welche direkt mit
blitzgefährdeten Leitungen verbunden sind, mit Ableitern
zwischen Phase und Erde auszurüsten. Verbindet ein
Transformator ein Hochspannungsnetz mit einem MS-Netz und ist
nur die Leitung auf der Oberspannungsseite blitzgefährdet, dann
sind hier also Ableiter erforderlich. Da Überspannungsvorgänge
sehr schnell ablaufen, wird bis zu 40 % der Überspannung auf der
Hochspannungsseite kapazitiv durch den Transformator auf die
MS-Seite übertragen [10]. Deshalb ist es oft notwendig, MS-seitig
einen Überspannungsschutz für den Transformator vorzusehen,
obwohl entsprechend obiger Annahme auf der MS-Seite keine
Blitzüberspannungen auftreten. Dieser Überspannungsschutz
kann nach [9] ein langes Kabel, ein induktionsarmer Kondensator
oder eine Kombination von diesen beiden Elementen sein. Sie
müssen möglichst nahe beim MS-Abgang des Transformators
angeschlossen sein und zusammen pro Phase mindestens eine
Kapazität von 50 nF besitzen.
Der Überspannungsschutz kann aber auch aus einem MS-Ableiter
bestehen. Diese Lösung hat zwei wesentliche Vorteile. Einerseits
ist zu beachten, dass induktiv übertragene Überspannungen durch
die Kondensatoren verstärkt werden können. Sorgfältig
ausgewählte Dämpfungswiderstände in Serie zu den
Kondensatoren ermöglichen zwar zum Teil eine Verminderung
dieser zusätzlichen Spannungsbelastung des Transformators.
Beim Einsatz von funkenstreckenlosen MO-Ableitern tritt diese
Mehrbelastung jedoch garnicht erst auf. Andererseits greift die
Oberspannung bei einem Spannungsdurchschlag im
Transformator auf die MS-Spannung über und kann dort
Folgeschäden verursachen. Beim Schutz mit Ableitern auf der MS-
Seite opfert sich der Ableiter, bewirkt einen Erdschluss und der
Schaden bleibt im wesentlichen auf den Transformator
beschränkt. Besonders augenfällig ist der Vorteil des Ableiters
gegenüber dem Kondensator, wenn der Transformator mit einem
Generator verbunden ist und der Ableiter den Generator vor
Folgeschäden schützt.
Die Verhältnisse sind ähnlich beim Verteiltransformator, der ein
MS-Netz mit einem Niederspannungsnetz verbindet. Auch hier
werden die Blitzüberspannungen vom MS-Netz durch den
Transformator kapazitiv auf die Unterspannungsseite übertragen.
Deshalb sind Ableiter auf der Niederspannungsseite notwendig,
selbst wenn nur die MS-Seite blitzgefährdet ist.
Ist dagegen nur die Niederspannungsseite blitzgefährdet, dann
werden oft keine Ableiter auf der MS-Seite angebracht. Dabei wird
angenommen, dass die Niederspannungsableiter auch die MS-
Seite ausreichend gegen niederspannungsseitige Überspannungen
schützen können. In [20] wird aber über viele
Transformator-Ausfälle berichtet, welche von Blitzüberspannungen
auf der 415 V-Seite verursacht wurden. Die Autoren
sind der Meinung, dass diese Überspannungen, sofern sie nicht
kurzzeitig sind, induktiv mit dem Windungsverhältnis des
Transformators auf die 11 kV-Seite übertragen werden können.
Jedenfalls haben die 415 V-Ableiter Durchschläge in den 11 kV-
Wicklungen nicht verhindern können. In Regionen mit hoher
Blitztätigkeit ist es daher empfehlenswert, auch Ableiter auf der
MS-Seite des Transformators anzubringen.
20

10.5 Ableiter in gekapselten MS-Schaltanlagen
Oft ist es erforderlich, Ableiter in gekapselte MS-Schaltanlagen
einzubauen. Verbindet ein Kabel die Schaltzelle mit einer
blitzgefährdeten Leitung, dann sollte der Nennableitstrom der
Ableiter am Kabelendverschluss in der Zelle 10 kA betragen. Es ist
damit zu rechnen, dass die Spannung am Ableiter Up
erreicht. Um
Überschläge in der Zelle auszuschliessen, sollten die vom
Ableiterlieferanten empfohlenen Mindestabstände zwischen den
Ableitern und zwischen Ableiter und Erde eingehalten werden.
Anders liegen die Verhältnisse, wenn die Ableiter nicht
Blitzüberspannungen sondern Schaltüberspannungen begrenzen
müssen. Letztere könnten entstehen, wenn bei Schalthandlungen
induktive Ströme vor dem Erreichen ihres natürlichen
Nulldurchganges unterbrochen werden. Bei solchen Schaltüberspannungen
ist die Strombelastung der Ableiter sehr gering, so
dass ein Nennableitstrom von 5 kA ausreichend ist. In diesem Fall
liegt die maximale Spannung bei MO-Ableitern weit unterhalb U p.
Daher können die Abstände zwischen den Ableitern und zwischen
Ableiter und Erde kleiner sein, was den Einbau der Ableiter in den
Zellen erleichtert. Die unteren Grenzen für diese Abstände sind
durch die jeweiligen Ländervorschriften gegeben und für MO-
Ableiter ausreichend.
Die maximale Spannung bei Funkenstreckenableitern erreicht
auch bei Schaltüberspannungen den Wert U p. Die Mindestabstände
bei diesen Ableitern müssen daher grösser sein, damit
Überschläge vermieden werden. Dies kann den Einbau der Ableiter
in die Schaltzellen, besonders wenn enge Verhältnisse vorliegen,
beträchtlich erschweren.
10.6 Generator, verbunden mit einer blitzgefährdeten
MS-Leitung
Der Überspannungsschutz erfolgt durch Ableiter zwischen Phase
und Erde. Wird ein belasteter Generator plötzlich vom Netz
getrennt, so steigt seine Klemmenspannung an, bis der
Spannungsregler die Generatorspannung nach einigen Sekunden
zurückgeregelt hat. Das Verhältnis dieser temporären
Überspannung zur normalen Betriebsspannung wird
Lastabwurffaktor L
genannt. Dieser Faktor kann bis zu 1,5
erreichen. Die Ableiter werden also im ungünstigsten Fall mit der
temporären Überspannung U TOV = L * Um
belastet, was bei der
Wahl von U zu berücksichtigen ist.
L* Um
Uc
> ----------------
T
c
Die Zeitdauer t von U
von 3 bis 10 Sekunden.
TOV
ist für T bestimmend. Sie liegt im Bereich
Anhand eines Beispiels wird im Folgenden Uc
des Ableiters der
Typenreihe MWK ermittelt:
U = 14 kV = 1,4
m
L
t = 10 s T = 1,26 (aus Bild 7)
1,4 * 14 kV
Uc
> ------------------ = 15,56 kV
1,26
Der gesuchte Ableiter heisst MWK 16. Sein Uc
beträgt 16 kV und
das Schutzniveau bei I = 10 kA ist 49,1 kV.
n
Wegen der hohen Anforderungen an die Betriebssicherheit von
Generatoren ist es wünschenswert, Ableiter mit einem möglichst
tiefen Schutzniveau einzusetzen. Deshalb wird für den
Generatorschutz der Spezialableiter der Reihe POLIM-H
empfohlen. Er hat nicht nur ein tieferes Schutzniveau; gleichzeitig
ist T grösser.
Für t = 10 s ist T = 1,31 zulässig, so dass sich ergibt
U
c
Der Ableiter POLIM-H 15 ist ausreichend. Sein Schutzniveau bei I =
10 kA beträgt 43,5 kV. Dieser Spezialableiter garantiert also ein um
11 % tieferes Schutzniveau. Dazu kommt, dass dieser Typ dank
seines wesentlich höheren Energieaufnahmevermögens (siehe
Tabelle 2) auch hinsichtlich der Betriebssicherheit Vorteile bringt.
Generatoren besitzen eine grosse Kapazität zwischen Phase und
Erde. Ähnlich wie in Bild 13 ersichtlich, führt diese Kapazität zu
einer beträchtlichen Verkürzung der Ableiterschutzdistanz.
Deshalb ist es bei Generatoren besonders wichtig, die Ableiter in
Generatornähe aufzustellen.
Hochspannungsmotoren können nach Ausschaltungen während
des Anlaufs durch multiple Wiederzündungen überbeansprucht
werden. Dieses trifft dann zu, wenn der Ausschaltstrom geringer
als 600 A ist. Zum Schutz dieser Motoren sind Überspannungsableiter
unmittelbar an den Motorklemmen oder
alternativ am Leistungsschalter zu empfehlen. Die Auslegung von
U erfolgt nach den Empfehlungen in Abschnitt 8.
c
1,4 * 14 kV
> ----------------- = 14,96 kV
1,31
10.7 Ableiterschutz bei Motoren
In besonderen Fällen, z.B. bei gealterter Wicklungsisolation ist es
notwendig, das Schutzniveau des Ableiters noch weiter zu senken.
Eine Möglichkeit besteht darin, Uc
zu verkleinern. Dieses Vorgehen
ist dann vertretbar, wenn die für Uc
massgebenden
Überspannungen nur sehr selten auftreten. Man nimmt dabei
bewusst in Kauf, dass der Ableiter in einem solchen Fall überlastet
werden kann. Die daraus erwachsenden Nachteile,
Betriebsunterbruch und Ersetzen des Ableiters, sind dabei dem
Vorteil eines besseren Überspannungsschutzes gegenüberzustellen.
U darf aber niemals kleiner gewählt werden als U / √ 3.
c
Bei einem Generator ist eine solche Verkleinerung von Uc
nicht zu
empfehlen. Es besteht nämlich die Gefahr, dass dadurch an den
Klemmen des Generators ein Zweiphasenkurzschluss ausgelöst
wird. Der daraus resultierende unsymmetrische Kurzschluss-
Strom in den Wicklungen führt dann zu einer extrem hohen
mechanischen Belastung des Rotors.
10.8 Überspannungsschutz auf Lokomotiven
Hier werden an die Ableiter hinsichtlich Betriebssicherheit höchste
Anforderungen gestellt. Deshalb wird ein Ableiter der Reihe
POLIM-H empfohlen. Der robuste mechanische Aufbau genügt
allen Anforderungen des Bahnbetriebes. Der Direktverguss in
Silikon gewährleistet höchste mechanische Sicherheit auch bei
extremen Stossbelastungen. Beim überlasteten Ableiter
verhindert die spezielle Konstruktion dieses Ableiters ein Bersten
des Gehäuses. Dieser Ableitertyp ist bis zu einem Kurzschluss-
Strom des Netzes von 65 kA geprüft und kann als explosions-und
zerfallsicher eingestuft werden. Ein weiterer Vorteil dieses
Ableitertyps ist das tiefe Schutzniveau und das hohe
Energieaufnahmevermögen.
m
21

10.9 Ableiter parallel zu einer Kondensator-Batterie
Beim Ausschalten einer Kondensator-Batterie treten üblicherweise
keine Überspannungen auf. Der Leistungsschalter unterbricht den
Strom im natürlichen Stromnulldurchgang und die Spannung an
den Kondensatoren gegen Erde erreicht höchstens 1,5 p.u.. Als
Folge der sich mit Betriebsfrequenz ändernden Netzspannung
ergibt sich über der Schaltstrecke des Leistungsschalters eine
Spannung von 2,5 p.u.. Tritt eine Rückzündung der Schaltstrecke
auf, führt das zu einem hochfrequenten Ausgleichsvorgang
zwischen der Kondensatorspannung und der Betriebsspannung.
Im Verlaufe dieses Vorganges wird der Kondensator auf ein
höheres Potential aufgeladen [21]. Diese Überspannung am
Kondensator zwischen Phase und Erde erreicht dabei nach [15]
höchstens 3 p.u..
Sind die Kondensatoren im Stern geschaltet, so werden sie durch
die zur Batterie parallelen Ableiter zwischen Phase und Erde
entladen. Während dieser Entladung bis auf die Spannung √ 2 * Uc
werden die Ableiter energiemässig belastet mit:
SK
E c = --------- * [3-(U c/U m) 2 ]
ω
S
E
K
c
: 3-phasen-Blindleistung der Kondensator-Batterie
: vom Ableiter aufgenommene Entladeenergie
Unter der Annahme, dass der Ableiter diesen Vorgang dreimal
ohne Abkühlpause beherrschen soll, folgt mit U > U
Ec
6 * SK
----- > --------------
U c ω * U m
Das auf Uc
bezogene Energieaufnahmevermögen E des Ableiters
muss also der Blindleistung der Batterie angepasst sein. In Tabelle
9 ist die maximal zulässige Blindleistung der parallelen Batterie für
verschiedene Typen von ABB-MS-Ableitern angegeben.
Ist der Sternpunkt der Kondensator-Batterie isoliert, dann kann der
Ableiter zwischen Phase und Erde den aufgeladenen Kondensator
nicht entladen. Er wird also nicht belastet. Hier gilt es jedoch zu
berücksichtigen, dass nach einer Rückzündung des Leistungsschalters
der Sternpunkt der Batterie auf 2 p.u. ansteigt. Ein
Spannungsüberschlag des Sternpunktes nach Erde hat zur Folge,
dass nun der Ableiter den Kondensator entladen muss. Auch die
Ableiter parallel zu einer Batterie mit isoliertem Sternpunkt
müssen also energiemässig deren Blindleistung angepasst sein.
Bleibt die Batterie nach der Abschaltung vom Netz getrennt, dann
entladen die Ableiter die Spannung nicht nur auf √2 * U c, sondern
bis auf Null. Unterhalb √2 * Uc
ist aber der Entladestrom durch
den Ableiter sehr klein, sodass die restliche Entladung sehr lange
dauert. In dieser Zeit kann sich der Ableiter abkühlen. Er gibt mehr
Wärme ab als ihm durch die restliche Entladung zugeführt wird.
Bei der obigen Berechnung von Ec
war es daher gerechtfertigt, nur
die vom Ableiter aufgenommene Energie bis zur Entladung auf
√2 * U zu berücksichtigen.
c
c
m
Überschreitet für einen bestimmten Ableitertyp die Blindleistung
der parallelen Kondensator-Batterie den in Tabelle 9 angegebenen
Grenzwert, dann muss ein energiemässig stärkerer Typ gewählt
werden. Für Netze, welche nicht mit einer normierten Spannung
betrieben werden, sind für SK
die Grenzwerte in der Spalte mit der
tieferen Normspannung massgebend. Ist die Blindleistung sehr
gross, dann sind parallelgeschaltete Ableiter vorzusehen. In
diesem Fall ist der Ableiterlieferant zu informieren, damit
Massnahmen ergriffen werden, um eine ausreichend gute
Stromaufteilung bei den parallelen Ableitern zu gewährleisten. Der
Lieferant sollte auch dann angefragt werden, wenn Ableiter mit Uc
< U eingesetzt werden.
Hochfrequenzsperren sind Luftdrosseln, welche im Zuge von
Hochspannungsleitungen geschaltet sind. Ihre Induktivität L ist im
Bereich von mH. Wenn keine Massnahmen getroffen werden, dann
müssen die Blitzströme im Leiterseil durch die Sperre fliessen.
Bereits relativ kleine Stromsteilheiten von einigen kA/ s würden
längs der Sperre Überspannungen von mehreren 1000 kV
erzeugen und zu einem Überschlag führen. Um dies zu verhindern,
werden parallel zur Sperre MS-Ableiter geschaltet, welche den
Blitzstrom übernehmen und die Überspannung auf deren
Restspannung begrenzen.
Bei einem Erdschluss im Hochspannungsnetz fliesst der
Kurzschluss-Strom IK
im Leiterseil. Dieser netzfrequente Strom
würde den Ableiter überlasten. Uc
ist daher so zu wählen, dass
dieser Strom durch die Sperre fliesst. Er induziert an der Sperre die
für Uc massgebende temporäre Überspannung U TOV = ω * L *
I K. Für eine Dauer des Kurzschluss-Stromes von t ---------- = ---------------
T 1,28
I
K
Ableitertyp
Uc
> Um
E/U [kJ/kV] c
m
U m [kV]
3.6
7.2
12
17.5
24
36
10.10 Hochfrequenzsperren (Parallelschutz)
: maximaler Kurzschluss-Strom durch die Sperre
L : Induktivität der Sperre
c
3.6 5.5 9.0 13.3
S [MVA] K
0.67
1.35
2.26
3.29
4.52
6.78
S [MVA] K
1.03
2.07
3.45
5.03
6.90
10.36
S [MVA] K
1.69
3.39
5.65
8.24
11.30
16.95
S [MVA] K
2.50
5.01
8.35
12.18
16.70
25.05
Tabelle 9
Ableiter parallel zu Kondensator-Batterie.
Maximal zulässige Blindleistung SK
der Batterie für den
angegebenen Ableitertyp. Es sind drei Entladungen der Batterie
ohne Abkühlpause für den Ableiter zulässig.
E / U : Auf U bezogenes Energieaufnahmevermögen der Ableiter.
c
c
POLIM-D
MWK
MWD
POLIM-I
POLIM-S
POLIM-H
22

11 Ableiter für Gleichspannung
Es gibt zum jetzigen Zeitpunkt keine international gültige Richtlinie
oder Vorschrift für den Ableitereinsatz in Gleichspannungsnetzen.
Prinzipiell treten auch in Gleichspannungsnetzen durch
Blitzeinwirkung oder Schalthandlungen verursachte Überspannungen
auf, die Geräte und Isolationen gefährden können.
Auch in diesem Fall ist ein Ableitereinsatz zum Schutz gegen
Überspannungen nötig. Es eignen sich dazu besonders
funkenstreckenlose MO-Überspannungsableiter, da sie nach der
Überspannungsbegrenzung keinen Folgestrom führen und somit
nicht das Problem besteht einen Gleichstrom-Lichtbogen löschen
zu müssen.
Beim Einsatz von MO-Ableitern in Gleichspannungsnetzen gibt es
zwei wesentliche Punkte zu beachten.
Zum Einen muss sichergestellt sein, dass das MO-Material auch
unter Gleichspannungs-Dauerbelastung langzeitstabil ist. Dies ist
nicht bei allem handelsüblichen MO-Material der Fall.
Zum Anderen sind die meisten Gleichspannungsnetze Bahnnetze.
Werden die Ableiter auf rollendem Material (Triebfahrzeuge)
eingesetzt, ist der Sicherheitsaspekt von besonderer Bedeutung
(Personenschutz).
Die von ABB hergestellten Ableiter sind für den Einsatz in
Gleichspannungsnetzen und insbesondere auch in Bahnnetzen
und auf Lokomotiven und Triebfahrzeugen geeignet.
Es muss in jedem Fall dem Hersteller mitgeteilt werden, wenn der
Ableiter in Gleichspannungsnetzen eingesetzt werden soll. Auch
für die Dimensionierung der Ableiter sollte mit dem Hersteller
Kontakt aufgenommen werden.
12 Consulting beim Einsatz von Ableitern
Es zeigt sich bei vielen Diskussionen mit Anwendern von
Überspannungsableitern, dass eine tiefergehende Beratung beim
Einsatz von Überspannungsableitern begrüsst wird. Dies sowohl
bei Technologiewechseln, z.B. von Funkenstreckenableitern mit
Porzellanisolatoren auf MO-Ableiter mit Silikongehäuse, wie auch
bei der Ableiterauswahl für Nachrüstungen bestehender Anlagen
oder der Planung neuer Anlagen in Mittel- und Niederspannungsnetzen.
Neue Anwendungsgebiete, wie z.B Gleichspannungsnetze,
oder Konzepte zum Schutz gegen Überspannungen
und Blitzgefährdung ganzer Anlagen brauchen
tiefergehende Betrachtung. Aufwertungen bestehender Anlagen
hinsichtlich Leistungsübertragung (höhere Systemspannung)
oder Zuverlässigkeit und Verfügbarkeit bedingen klare
Schutzkonzepte, unter Berücksichtigung einer ökonomischtechnisch
optimalen Lösung.
Wir offerieren daher gerne Beratungen und Berechnungen zum
Überspannungs- und Blitzschutz, die über die im
Vorangegangenen gegebenen Richtlinien hinausgehen.
13 Schlussbemerkungen
Blitzüberspannungen sind eine Gefahr für die Betriebsmittel im
MS-Netz. Ableiter gewährleisten einen sicheren Schutz vor
unzulässiger Überspannungsbeanspruchung. Ihr Schutz ist umso
besser, je näher die Ableiter beim Betriebsmittel angebracht sind.
Bei der Bestimmung vom Uc
der Ableiter sind zwei sich
widersprechende Anforderungen zu beachten. Einerseits sollte Uc
möglichst klein sein, damit der Ableiter die Überspannung bei
einem möglichst tiefen Wert begrenzt. Andererseits muss U gross
c
genug gewählt werden, damit der Ableiter den Anforderungen des
Netzbetriebes noch genügen kann. Moderne MO-Ableiter ohne
Funkenstrecke erfüllen beide Bedingungen. Sie ermöglichen einen
ausreichenden Schutz vor Überspannungen und gewährleisten
gleichzeitig einen sicheren Netzbetrieb.
Bei abnormalen Betriebsbedingungen, wie sie etwa während eines
Spannungsübertritts zu erwarten sind, werden im Netz alle
parallelen Ableiter etwa gleich stark mit der betriebsfrequenten
Überspannung überlastet. Sind MO-Ableiter eingesetzt, so kann
man erzwingen, dass nicht irgendeiner der angeschlossenen
Ableiter zuerst überlastet wird, sondern ein vorausbestimmter.
Dazu wird z.B. Uc
des Innenraumableiters im Gebäude einer
Schaltstation um etwa 10% höher gewählt als beim
Freiluftableiter vor der Station. Sobald die abnorme
betriebsfrequente Überspannung auftritt, wird der Freiluftableiter
zuerst überlastet sein. Er begrenzt die Überspannung, indem er
einen Aussenüberschlag einleitet, und verhindert so einen
Lichtbogen im Gebäude der Schaltstation.
Eine ähnliche Situation liegt vor wenn in einem MS-Netz sehr hohe
temporäre Überspannungen zu erwarten sind und diese nur
äusserst selten auftreten. Damit die Ableiter auch in diesem
seltenen Fall nicht überlastet werden sei z.B. ein um15% höheres
Uc
erforderlich. Solche Ableiter sind also beim Betriebsmittel
einzusetzen. Damit ist aber der Nachteil verbunden, dass der
Überspannungsschutz um 15% schlechter wird. Mehrere parallele
Ableiter würden das verhindern. Für diese Massnahme ist aber
beim Betriebsmittel oft nicht ausreichend Platz vorhanden.
Zwei Ableitersätze ermöglichen eine annehmbare Lösung des
Problems. Ein Satz mit 15% höherem Uc
ist beim Betriebsmittel
und ein zweiter mit tieferem Uc
ist in einiger Entfernung davon
anzubringen. In jeder Phase sind somit zwei MO-Ableiter parallel
geschaltet. Bei einer Blitzüberspannung werden beide leitend und
ermöglichen zusammen beim Betriebsmittel das gleiche
Schutzniveau wie ein einzelner Ableitersatz mit tiefem U c.
Während der oben erwähnten sehr hohen temporären
Überspannung werden nur die vom Betriebsmittel entfernten
Ableiter überlastet. Der dabei auftretende Lichtbogen kann daher
das Betriebsmittel nicht beschädigen. Und weil endlich die
Überlastung nur äusserst selten auftritt, kann der damit
verbundene Betriebsunterbruch in Kauf genommen werden.
Beim Aufstellen eines Ableiters sind zwei Sachen besonders zu
beachten. Beide sind zum Erzielen des bestmöglichen
Schutzniveaus des Ableiters gleich wichtig. Erstens muss die
blitzgefährdete Leitung zuerst zum Hochspannungsanschluss des
Ableiters und erst anschliessend zum zu schützenden
Betriebsmittel geführt werden. Eine kurze Verbindung zwischen
den Hochspannungsanschlüssen von Ableiter und Betriebsmittel
ist wohl wichtig aber nicht von ausschlaggebender Bedeutung.
Zweitens muss die galvanische Verbindung vom erdseitigen
Abgang des Ableiters bis zur Erdung des Betriebsmittels möglichst
kurz sein. Sie muss bei Leitungen mit geerdeten Traversen
unterhalb 2 m liegen. Bei Holzmastleitungen muss sie kürzer sein
als
1m für Um
< 24kV
0,6 m für U > 24 kV
m
Ist dies nicht möglich, dann sind die Traversen der letzten 3 Masten
vor der Schaltanlage bzw. vor dem Betriebsmittel zu erden oder
beim letzten Mast vor der Anlage ist ein weiterer Ableitersatz
anzubringen. In diesem Fall beträgt die obere Grenze für die
Erdverbindung 2 m. Bei einem Kabel hingegen müssen alle
Anschlussleitungen zum Ableiter möglichst kurz sein.
23

Literaturverzeichnis
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application recommendations.
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SEV/VSE 76 (1985) 4, S. 204-208.
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SEV/VSE 75 (1984) 23, S. 1407-1412.
[4] A. Mayer und R. Rudolph: Funkenstreckenlose Überspannungsableiter ermöglichen
optimalen Überspannungsschutz. Brown Boveri Technik 72(1985) 12, S. 576-585.
[5] W. Schmidt: Metalloxid ein fast idealer Überspannungsableiter. Bull.
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[6] IEC Publication 60099-4, Edition 1.1, 1998-08: Surge arresters Part 4: Metal-oxide
surge arresters without gaps for a.c. systems.
[7] ANSI/IEEE Publication C62.11 1993: IEEE Standard for Metal-Oxide Surge Arresters
for Alternating Current Power Circuits.
[8] R. Rudolph: ZnO-Ableiter. Eine Alternative zu konventionellen Ableitern. Elektrotechnik
und Maschinenbau 5 (1983), S. 195-200.
[9] IEC Publication 71-1 (1993-12): Insulation coordination - Part 1: Definitions, principles
and rules.
[10] IEC Publication 71-2 (1996-12): Insulation coordination Part 2: Application guide.
[11] G. Balzer und K.H. Weck: Isolationskoordination von gasisolierten Schaltanlagen.
ETG - Fachbericht 32 (1990), S. 71-89.
[12] VDEW Störungs- und Schadensstatistik 1990. Verlags- und Wirtschaftsgesellschaft
der Elektrizitätswerke m.b.H.
[13] A.J. Eriksson et al.: Guide to procedures for estimating the lightning performance of
transmission lines. Report of WG 01 of CIGRE Study Committee 33, Oct. 1991.
[14] K. Berger: Methoden und Resultate der Blitzforschung auf dem Monte San Salvatore bei
Lugano in den Jahren 1963 bis 1971. Bull. SEV/VSE 63 (1972) 24, S. 1403-1422.
[15] Surge arresters application guide. IEC 37 (Sec) 85, Jan 1992.
[16] R.B. Anderson and A.J. Eriksson: Lightning parameters for engineering application.
Electra, 69 (1980), S. 65-102.
[17] A.J. Eriksson et al.: A study of lightning stresses on metal oxide surge arresters.
Cigre paper 33-08 (1986).
[18] M. Christoffel: Der Einfluss von Kabelstrecken auf die Überspannungsvorgänge in
Übertragungssystemen mittlerer und hoher Spannungen. Brown Boveri Mitt. 51 (1964)
6, S. 369-376.
[19] A. Braun: Schirmspannungen und Schirmverluste bei Mittelspannungs-VPE-Kabeln.
Elektrizitätswirtschaft 88 (1989) 26, S. 1898-1906.
[20] M. Darveniza und D.R. Mercer: Lightning protection of pole mounted transformers.
IEEE Transactions on Power Delivery, Vol. 4, No. 2, April 1989, S. 1087-1093.
[21] G. Balzer: Schaltvorgänge in Mittelspannungsnetzen und deren Berücksichtigung bei
der Planung. Brown Boveri Technik, 73 (1983) 5, S. 270-278.
[22] Non-linear metal-oxide resistor polymeric housed surge arresters without sparkgaps.
IEC 37 / 154 / CD; March 1996
[23] W.Schmidt: Die neuen POLIM -Überspannungsableiter mit Silikonisolation für
Mittelspannungsnetze. ABB Revue 2/96
24

Verzeichnis der verwendeten Symbole
a in m Länge eines Leiters
BIL in kV Blitzstoss-Haltespannung (Scheitelwert)
b in m Länge eines Leiters
C in F Kapazität (meist angegeben in nF ader F)
Ce Erdfehlerfaktor, C e * U m/ √3 ist die maximale Spannung zwischen Phase
und Erde im Erdschlussfall
d in m Länge eines Leitungsabschnittes vor der Schaltanlage
E in J dem Ableiter zugeführte Energie (meist angegeben in kJ oder kJ/kVU c)
E c in J vom Ableiter aufgenommene Entladeenergie (meist angegeben in kJ)
I in A Rechteckwellenstrom
I n in A Nennableitstrom des Ableiters (meist angegeben in kA, Scheitelwert)
I K in A 50 Hz Kurzschlussstrom (meist angegeben in kA, Effektivwert)
I ref in A Referenzstrom eines Ableitertyps (meist angegeben in mA, Scheitelwert)
i in A Scheitelwert des Blitzstromes (meist angegeben in kA, Scheitelwert)
i(t) in A Zeitfunktion des Blitzstromes
K
Konstante der Koronadämpfung
L in H Induktivität einer Hochfrequenzsperre
L in m Schutzdistanz eines Ableiters
L K in m Länge eines Kabels
MCOV in V
Maximum Continuous Operating Voltage = U c (meist angegeben in kV, Effektivwert)
P in W Verlustleistung eines Ableiters bei U c
p.u. per unit, 1 p.u. = √2 * U m / √3
Q in W Wärmefluss vom Aktivteil eines Ableiters zur äusseren Umgebung (Kühlung)
S in V /s maximale Steilheit im Spannungsanstieg (meist angegeben in kV / s)
S(t) inV/s Steilheit des Spannungsanstieges in Funktion der Zeit (meist angegeben in kV / s)
S o inV/s Steilheit der Blitzüberspannung beim Einschlagort (meist angegeben in kV / s)
S K in Var Dreiphasen-Blindleistung einer Kondensatorbatterie
T
Festigkeit des Ableiters gegenüber temporären Überspannungen
U TOV =T * U c
T in ° C Temperatur
t in s Zeit
25

t s
U
U c
U E
U K
U m
U p
U r
U ref
U T
in s
inV
in V
in V
in V
in V
in V
in V
in V
in V
Zeitintervall
Scheitelwert der Überspannung einer Wanderwelle (meist angegeben in kV)
Maximale Dauerbetriebsspannung des Ableiters (meist angegeben in kV, Effektivwert)
Maximale Überspannung am Ende einer offenen Leitung (meist angegeben in kV, Scheitelwert)
Überspannung am Ende des Kabels (meist angegeben in kV, Scheitelwert)
Maximale Spannung zwischen den Phasen (meist angegeben in kV, Effektivwert)
Schutzniveau des Ableiters bei I n (meist angegeben in kV, Scheitelwert)
Bemessungsspannung (Rated Voltage meist angegeben in kV, Effektivwert)
Referenzspannung (meist angegeben in kV, Effektivwert, bzw.Û / √2)
Überspannung beim Transformator (meist angegeben in kV, Scheitelwert)
U TOV in V
Betriebsfrequente Überspannung begrenzter Dauer (meist angegeben in kV, Effektivwert)
u(t)
v
in V
in m/s
Zeitfunktion einer Blitzüberspannung
Geschwindigkeit der Wanderwelle, v = 300 m/ s in Luft
Z
in
Ω
Wellenwiderstand des Leiters einer Leitung, Z = 300...450Ω
Z K
in
Ω
Wellenwiderstand des Leiters eines Kabels, ZK = 20...60Ω
δ L
Lastabwurffaktor bei einem Generator
ω
1/s
Kreisfrequenz der Netzfrequenz, bei 50 Hz ist ω = 314 1/s
26

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CHHOS / AR 3257.99D (E)
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