Tension transitoire de rétablissement

L'importance de la TTR lors de la coupure d'un courant a été mise en évidence pendant les années 1950, elle a été introduite dans la norme des disjoncteurs CEI 56 (seconde édition) en 1954[1]. Son influence sur la coupure des disjoncteurs à haute-tension commençait à être reconnue, par suite les valeurs en essai devaient être notées dans les rapports mais il était encore trop tôt pour spécifier des caractéristiques dans les normes[2].

Le terme de TTR et des valeurs normalisées des paramètres ont été introduits dans la norme CEI 56 en 1971, à la suite d'études effectuées par le CIGRE.

Figure 1 - Exemples de formes de TTR

La TTR se décrit suivant deux paramètres principaux : l'amplitude maximale de la tension (AF pour amplitude factor), et sa vitesse de montée (RRRV pour Rate of Rise of Recovery Voltage).

L'amplitude maximale peut être exprimée comme le ratio entre la valeur maximale de la surtension et la tension nominale du réseau (en PU pour « Par Unité »). Une amplitude trop importante peut entraîner la reformation d'un arc électrique après la coupure du courant dans un réseau.

La vitesse de montée, qui s'exprime en kV/µs, est un facteur qui va déterminer si un arc électrique va se reformer et s'entretenir aux bornes de l'appareillage de coupure, dans le cas où ce dernier n'est pas adapté pour l'application.

Les paramètres de la TTR (amplitude, pente) dépendent des caractéristiques du réseau électrique où la coupure s'effectue et du type de défaut (monophasé, biphasé, triphasé, à la terre ou isolé). Ils sont définis par les normes internationales CEI et IEEE.

En première approximation (si les réflexions d'ondes de tension ne sont pas prises en compte), un réseau électrique peut être schématisé par un circuit RLC et les variations temporelles possibles de la TTR sont montrées par la figure 1.

La TTR est influencée en particulier par :

• la condition du neutre du réseau (effectivement à la terre, isolé, etc.) ;
• le type de charge (capacitive, inductive, etc.) ;
• le type de réseau (par câble, avec lignes aériennes, etc.).

La TTR la plus sévère est appliquée au premier pôle du disjoncteur ou de l'interrupteur qui interrompt un défaut, dans un système triphasé isolé de la terre[3].

Une TTR se rétablit aux bornes d'un appareil lorsqu'il interrompt un courant de défaut (défaut aux bornes, défaut en ligne, discordance de phases) mais aussi dans des conditions normales de service (ouverture de lignes, déconnexion d'une réactance, d'un transformateur ou d'un moteur).

La coupure est généralement réalisée lors d'un passage par zéro naturel du courant alternatif, ou plus rarement lorsque l'appareil force le passage par zéro du courant (voir Coupure de charges inductives).

Pour réussir la coupure, la tension de tenue entre les contacts d'un disjoncteur ou d'un interrupteur après l'interruption du courant doit être supérieure à la TTR de façon à éviter un claquage diélectrique et un rétablissement du courant. Avec les techniques de coupure actuelles, il n'est généralement pas nécessaire de modifier la TTR pour obtenir la coupure de courants, y compris avec des valeurs très élevées de 50 kA ou 63 kA. Pour la coupure de défauts en lignes de forte intensité il peut être utile cependant de réduire la pente de la TTR à l'aide de condensateurs montés en parallèle à l'appareil ou entre le disjoncteur et la ligne aérienne[4]. Pour faciliter la coupure de faibles courants inductifs des circuits RC ou des varistances sont parfois utilisés pour respectivement réduire la pente ou l'amplitude de la TTR.

Figure 7 - TTR après coupure de court-circuit dans un circuit inductif.

Figure 8a - Schéma simplifié montrant un défaut aux bornes d'un disjoncteur.

La coupure d'un défaut aux bornes est faite normalement à un passage par zéro du courant et, par suite, à un instant où la tension du réseau est maximale. La tension en amont du disjoncteur, qui est nulle avant interruption du courant de défaut, tend à rejoindre la tension du réseau avec un régime transitoire dont la fréquence vaut plusieurs kilohertz (figure 7).

On obtient ce type de TTR dans le cas de coupures de courants de court-circuit par un disjoncteur, en particulier avec le courant de défaut d'intensité maximale qui n'est limité que par l'impédance de court-circuit du réseau (figure 8a).

Par analogie des oscillateurs en électricité et en mécanique, le régime transitoire de la TTR dans le réseau représenté par la figure 7a est similaire à celui d'un système mécanique (figure 8b) constitué par une masse actionnée par un ressort avec des pertes par frottement correspondant à la résistance (non représentée) du circuit électrique.

La tension en amont du disjoncteur (TTR) varie comme la charge de la capacitance (C), son évolution est analogue au déplacement de la masse dans le système mécanique. C'est par exemple une oscillation amortie comme illustré par la figure 7b qui montre le déplacement d'une masse sous l'action d'un ressort qui a été comprimé au préalable.

La fréquence d'oscillation de la TTR est donnée par la formule suivante :

${\displaystyle f_{O}={1 \over {2\pi {\sqrt {LC}}}}}$

L est l'inductance de court-circuit

C est la capacité du circuit en amont du disjoncteur ou de l'interrupteur.

L'amplitude de la TTR dépend de l'amortissement dû aux pertes dans les composants du circuit et par l'impédance caractéristique des lignes et câbles connectés en amont de l'interrupteur. Le facteur d'amplitude est le rapport entre l'amplitude maximale de la TTR et la valeur instantanée de la tension source à l'instant de coupure.

La norme CEI 62271-100 pour les disjoncteurs à haute tension spécifie un facteur d'amplitude égal à 1,4 pour un défaut aux bornes avec le courant de défaut maximal.

Dans les réseaux de distribution, la TTR oscille avec une seule fréquence qui dépend de l'inductance de court-circuit et de la capacité en amont de l'interrupteur (figure 7a).

Dans les réseaux de transport, la TTR oscille généralement avec une double fréquence, avec une première montée de tension qui dépend de l'inductance de court-circuit et de la capacité locale du réseau, suivie d'une deuxième oscillation due aux réflexions d'onde de tension sur les lignes connectées en amont de l'appareil (figure 5)[9].

Comme indiqué sur la figure 9, les normes internationales spécifient une enveloppe caractéristique de tenue à la tension transitoire de rétablissement qui couvre la grande majorité des applications.

La TTR spécifiée dans ce cas est dite à quatre paramètres car quatre valeurs (deux tensions et deux temps) sont nécessaires pour tracer l'enveloppe.

Lors des essais de type d'un disjoncteur, l'enveloppe de la TTR en essai doit être au-dessus de l'enveloppe spécifiée par la norme (CEI ou IEEE) afin d'assurer que la tenue de l'appareil est supérieure à celle de la TTR imposée par le réseau.

Par rapport à ce qui est obtenu lors d'une coupure de défaut monophasé, la valeur crête de la TTR est 30 % ou 50 % plus élevée lors d'une coupure de défaut aux bornes triphasé[10].

La valeur crête de tension est maximale aux bornes du premier pôle qui coupe, sa valeur dépend des conditions de mise à la terre du réseau.

Figure 9 - TTR d'un réseau de transport et TTR normalisée de tenue par un disjoncteur.

Le rapport des tensions rétablies maximales obtenues en coupure de défaut triphasé et de défaut monophasé est appelé facteur de premier pôle dans les normes de disjoncteurs à haute tension. La valeur du facteur de premier pôle est fonction des composantes symétriques des impédances du réseau et du type de défaut (isolé ou à la terre).

Le facteur de premier pôle spécifié par la norme CEI 62271-100 est égal à 1,3 pour les réseaux à neutre effectivement à la terre, il est égal à 1,5 pour les réseaux à neutre non-effectivement à la terre et pour les défauts triphasés isolés par rapport à la terre[11].

La norme CEI considère que pour des tensions nominales supérieures à 170 kV, le neutre des réseaux est effectivement à la terre, de sorte que le facteur de premier pôle est égal à 1,3. En d'autres termes, la valeur crête de la TTR est augmentée de 30 % pour le premier pôle qui coupe un défaut triphasé, par rapport à la valeur obtenue lors d'une coupure d'un défaut monophasé.

Parmi les défauts aux bornes, on distingue ceux dont le courant est limité essentiellement par l'impédance d'un transformateur et qui se produisent dans les cas particuliers où il n'y a pas de composants capacitifs (ligne, câble ou condensateur, etc.) entre le transformateur et le disjoncteur[12].

Le disjoncteur et le point de défaut sont situés du même côté du transformateur défaut limité par le transformateur (figure 9a) ou de part et d'autre du transformateur défaut au secondaire du transformateur (figure 9b)[13] - [14].

Figure 10a - Défaut limité par un transformateur

Figure 10b - Défaut au secondaire d'un transformateur

La TTR associée à ces défauts est caractérisée par une vitesse de rétablissement (ou pente) élevée.

La fréquence d'oscillation de la TTR est la fréquence propre du transformateur, réduite en partie par la capacité de la liaison entre le transformateur et le disjoncteur (ou interrupteur).

Les normes internationales prennent en compte ces défauts au secondaire d'un transformateur (ou limités par un transformateur) en spécifiant des valeurs adaptées de TTR pour les essais de type effectués avec 10 % et 30 % du pouvoir de coupure des disjoncteurs.

Pour des tensions assignées inférieures à 100 kV, la norme CEI préconise des TTR particulières pour un courant de défaut égal à 30 % du pouvoir de coupure lorsque la capacité de la liaison entre le disjoncteur et le transformateur est négligeable.

Pour des tensions assignées supérieures à 100 kV, le cas particulier où la capacité de la liaison est négligeable est à l'étude par CIGRÉ. Le guide IEEE C37.011 (2011) préconise plusieurs méthodes pour déterminer la vitesse de rétablissement de tension et la comparer avec des résultats d'essais[15].

Figure 11 - TTR dans le cas d'un défaut proche en ligne.

Les figures 6 et 11 illustrent le cas particulier d'un défaut proche en ligne, c'est-à-dire d'un défaut qui se produit sur une ligne à quelques centaines de mètres ou quelques kilomètres en aval du disjoncteur, d'où le nom de défaut kilométrique qui est parfois donné à ce type de défaut.

La TTR est caractérisée par une oscillation initiale à haute fréquence, due aux réflexions d'onde entre le disjoncteur et le point de défaut[16], qui impose une vitesse de rétablissement élevée de la tension après la coupure du courant de défaut (origine des temps sur la figure 11)[17].

La figure 12 donne l'évolution de la tension le long de la ligne après l'interruption du courant. La durée T_L est égale au temps mis par une onde pour effectuer le trajet aller et retour entre le disjoncteur et l'extrémité de la ligne. La tension en chaque point est à chaque instant la somme des ondes incidentes et des ondes réfléchies aux deux extrémités de la ligne. L'évolution de la tension en chaque point de la ligne est montrée pendant une demi-période de l'oscillation, elle évolue d'une manière similaire pendant la demi-période suivante, mais avec une polarité opposée.

L'évolution temporelle de la tension sur la borne aval du disjoncteur, qui peut être déduite à partir de la figure 12, est représentée par la figure 13. Cette tension a une forme triangulaire qui est caractéristique d'un défaut en ligne, les oscillations sont en réalité amorties par les pertes résistives. La tension en amont du disjoncteur variant peu pendant les premières micro-secondes du rétablissement de tension, la TTR (différence entre les tensions en amont et aval) a par suite l'évolution indiquée sur la figure 11.

L'amplitude de la première crête de tension vaut quelques dizaines de kilovolts et le temps T_L est de l'ordre de quelques micro-secondes.

Figure 12 - Évolution de la tension le long de la ligne en défaut après coupure

Instant 0 (instant de coupure du courant)

Instant T_L/8
T_L étant le temps mis par une onde pour effectuer le trajet aller et retour entre le disjoncteur et l'extrémité de la ligne.

Instant T_L/4

Instant 3T_L/8

Instant T_L/2

Instant 5T_L/8

Instant 3T_L/4

instant 7T_L/8

Instant T_L

Figure 13 - Évolution de la tension sur la borne du disjoncteur, côté ligne.

Figure 14 - Courant d'un défaut proche en ligne.

Le défaut en ligne est caractérisé par le fait que la pente de la TTR est proportionnelle à la pente du courant avant l'instant de coupure (en valeur absolue) et donc à l'intensité du courant :

${\displaystyle {\frac {du}{dt}}=Z{di \over dt}\,}$, où Z est l'impédance caractéristique de la ligne.

La valeur normalisée de Z est égale à 450 Ω. On rappelle que Z est égal à ${\displaystyle {\sqrt {(}}l/c)\,}$, où l et c sont les inductance et capacité de la ligne par unité de longueur.

Comme on peut le voir sur la figure 14, le courant d'un défaut proche en ligne (I_L) est plus faible que le courant d'un défaut qui se produit aux bornes d'un disjoncteur (I_S). Dans les normes, le courant de défaut proche en ligne est exprimé en pourcentage du courant de défaut aux bornes.

Lorsque la longueur de ligne en défaut est courte (X_L faible), le courant de défaut est élevé et la tension rétablie côté ligne est faible. À l'inverse, lorsque le défaut se produit loin du disjoncteur (X_L élevé), le courant est faible et la tension rétablie côté ligne est élevée.

Les contraintes les plus sévères pour un disjoncteur sont obtenues lorsque le défaut se produit à un ou plusieurs kilomètres de l'appareil, ce qui correspond à un courant de défaut en ligne égal à environ 90 % du courant de défaut aux bornes du disjoncteur[18] - [19]. La distance entre le disjoncteur et le point de défaut étant relativement courte, on parle alors de défaut proche en ligne.

Dans le cas d'un courant de défaut de 36 kA à 50 Hz, la pente de la TTR est égale à 7,2 kV/µs, soit 3,6 fois supérieure à celle qui est spécifiée pour un défaut aux bornes avec 100 % du courant de défaut. La TTR générée par la coupure défaut en ligne est donc plus contraignante pour un disjoncteur pendant la phase initiale du rétablissement de tension. Par contre la valeur crête d'une TTR de défaut aux bornes triphasé est plus élevée et donc plus contraignante pendant la phase dite diélectrique de la coupure, quelques centaines de micro-secondes après l'instant de coupure. Les deux conditions de coupure de défaut aux bornes et de défaut en ligne, qui présentent des contraintes différentes, sont testées lors d'essais de type pour la qualification d'un disjoncteur.

La valeur élevée de la pente initiale de la TTR lors d'une coupure d'un défaut proche en ligne fait que ce type de coupure est difficile à supporter par un disjoncteur à haute tension et que ce dernier doit parfois être muni de condensateurs pour diminuer la pente de la TTR et faciliter ainsi la coupure du courant de défaut.

Dans le cas particulier de coupure d'une charge inductive, la TTR est notablement différente car un interrupteur n'attend pas généralement le passage par zéro du courant pour effectuer l'ouverture du circuit[20]. La puissance d'extinction de l'interrupteur est souvent telle que le courant est interrompu alors qu'il vaut plusieurs ampères ou dizaines d'ampères dans la charge (représentée par une inductance dans le schéma monophasé équivalent de la figure 15). Ce phénomène est appelé arrachement de courant ou hachage de courant.

Figure 15 - L'alimentation charge l'inducteur à travers la résistance.

Figure 16 - L'interrupteur s'ouvre. Le courant ne peut circuler qu'en chargeant les capacités parasites.

Figure 17 - À l'instant ${\displaystyle \scriptstyle {t\circ }}$ l'interrupteur coupe et l'inductance oscille avec les capacités parasites.

Le circuit LC qui oscille avec une pulsation :

${\displaystyle \omega ={1 \over {\sqrt {LC}}}}$

où ${\displaystyle \scriptstyle {C}}$ est la valeur équivalente des capacités parasites. Si l'isolation électrique et la rigidité électrique du bobinage sont suffisantes pour résister aux hautes tensions et si la tension de tenue de l'interrupteur est suffisante, l'oscillation continuera avec une amplitude décroissante à cause des pertes diélectriques des capacités parasites et de pertes résistives du bobinage. Si, de plus, la bobine comporte un noyau ferromagnétique il y aura aussi des pertes dues à l'hystérésis.

La tension maximale de l'oscillation peut être très élevée, comme illustré sur la figure 17 qui montre le cas extrême où le courant est interrompu alors qu'il a son amplitude maximale. Ceci lui vaut le nom de surtension. Ceci vient du fait qu'après l'interruption du courant l'énergie de l'inductance ${\displaystyle \scriptstyle {{1 \over 2}LI^{2}}}$ a été transférée aux capacités parasites ${\displaystyle \scriptstyle {{1 \over 2}CV^{2}}}$.

Dans le cas extrême illustré par la figure 17, la tension maximale peut être calculée à partir de l'égalité : ${\displaystyle \scriptstyle {{1 \over 2}LI_{o}^{2}}=\scriptstyle {{1 \over 2}CVmax^{2}}}$, ${\displaystyle \scriptstyle {I_{o}}}$ étant la valeur du courant à l'instant de coupure, dit aussi courant arraché.

${\displaystyle Vmax=I_{o}{\sqrt {L \over C}}}$

Ce cas de figure est peu réaliste car il n'est possible qu'avec un disjoncteur à très fort soufflage (disjoncteurs autopneumatiques) qui serait amené à couper un courant de faible intensité (15 A) dans un circuit de charge avec une capacité élevée.

Dans le cas plus général où l'appareil arrache un courant Io à un instant où la tension de la charge est égale à Uo, la tension maximale est donnée par la formule :

${\displaystyle Vmax={\sqrt {(}}Uo^{2}+{\frac {LIo^{2}}{C}})}$

À courant donné la surtension est d'autant plus élevée que l'inductance est plus grande et que la capacité est plus faible. Io (le courant arraché) ne dépend pas uniquement du disjoncteur mais aussi des caractéristiques du circuit. Dans le cas de disjoncteurs au SF₆, Io est proportionnel à la racine carrée de la capacité du circuit aux bornes du disjoncteur. La surtension est donc aussi fonction des caractéristiques du circuit dans lequel le disjoncteur fonctionne.

Si la surtension est très élevée, la TTR aux bornes de l'interrupteur peut dépasser sa tension de tenue entre contacts, il se produit alors un réamorçage (appelé aussi ré-allumage, car l'arc est ré-allumé entre les contacts de l'interrupteur) comme illustré sur la figure 18.

Le courant est rétabli dans le circuit et l'interrupteur peut alors tenter une nouvelle interruption du courant à un instant ultérieur (instant ${\displaystyle \scriptstyle {t_{2}}}$ sur la figure 19).

L'interruption sera réussie si la tenue en tension de l'interrupteur est suffisante (cas illustré sur la figure 19), ce qui est habituellement le cas après un ou plusieurs ré-allumages car la tension de tenue de l'interrupteur augmente avec le temps étant donné que l'écartement entre contacts augmente. L'évolution du courant et de la tension sont donnés en pointillé sur la figure 19 dans le cas où il n'y a pas de ré-amorçage de l'interrupteur.

Figure 18 - Ré-amorçage de l'interrupteur

Figure 19 - À l'instant ${\displaystyle \scriptstyle {t1}}$ un ré-amorçage se produit et le courant qui circule est interrompu de nouveau à l'instant ${\displaystyle \scriptstyle {t2}}$.

Figure 20 - TTR dans le cas de coupures en opposition de phases.

Dans le cas où un disjoncteur interrompt un court-circuit provoqué par la connexion de deux portions de réseaux en opposition de phases, la tension à chaque borne se rétablit autour de la tension de chaque réseau, de sorte que la TTR a une amplitude approximativement double de celle obtenue dans le cas d'un défaut monophasé aux bornes de ce disjoncteur (figure 20).

Cette situation peut se produire en particulier dans le cas où de longues lignes relient les générateurs aux zones de consommation maximale.

Ce type de défaut a une faible probabilité d'occurrence car un relayage interdit l'ouverture du circuit si la différence de phases est excessive. Il ne peut donc se produire en pratique qu'en cas de défaut des moyens de détection de discordance de phases.

La coupure en discordance de phases n'est pas obligatoire, elle n'est requise que si spécifiée par l'exploitant du réseau.

Tensions assignées inférieures à 100 kV

La figure 21 montre les TTR spécifiées par la norme CEI pour les disjoncteurs de tensions assignées supérieures à 1 kV et inférieures à 100 kV.

Les TTR sont données en fonction du courant de défaut qui est exprimé en pourcentage du pouvoir de coupure du disjoncteur.

Les enveloppes des TTR sont dites à deux paramètres car les deux coordonnées du point d'intersection des segments en pointillé suffisent pour les tracer.

Les pentes les plus élevées de la TTR sont associées aux courants les plus faibles, afin de couvrir le cas de défauts aux secondaires de transformateurs. Les valeurs normalisées de pente de TTR varient en fonction de la tension assignée du disjoncteur, elles sont en cours d'harmonisation par la CEI et IEEE.

Tensions assignées supérieures ou égales à 100 kV

La figure 22 montre les TTR spécifiées par la norme CEI pour les disjoncteurs de tensions supérieures ou égales à 100 kV.

Les enveloppes sont à deux paramètres pour les essais à 10 % et 30 % du pouvoir de coupure et à quatre paramètres pour les essais à 60 % et 100 % du pouvoir de coupure.

La pente de la TTR diminue de 3 kV/µs à 2 kV/µs lorsque le courant de défaut passe de 60 % à 100 % du pouvoir de coupure. Ceci est dû au fait que cette pente est proportionnelle à ${\displaystyle {Z \over N}{di \over dt}\,}$, où Z est l'impédance caractéristique d'une ligne et N le nombre de lignes connectées en amont du disjoncteur[24]. Lorsque le nombre de lignes (N) augmente, le courant de défaut augmente et la pente de la TTR diminue (l'augmentation de N l'emporte sur l'augmentation de di/dt).

Les paramètres de TTR pour les disjoncteurs à haute tension sont en cours d'harmonisation par la CEI et IEEE[25].

La figure 23 donne les valeurs normalisées de la pente de la TTR pour les séquences d'essais de défaut aux bornes T10, T30, T60 et T100 effectuées respectivement avec 10 %, 30 %, 60 % et 100 % du pouvoir de coupure d'un disjoncteur.

Les valeurs les plus élevées de pente de TTR sont associées aux courants les plus faibles, les deux paramètres (pente et courant) allant en sens inverse il n'est généralement pas possible de dire si une séquence d'essais est plus contraignante pour un disjoncteur qu'une autre. Par suite, toutes les séquences d'essais doivent être effectuées pour qualifier un appareil.

Les normes spécifient deux essais de type de défaut en ligne avec 90 % et 75 % du pouvoir de coupure du disjoncteur. Ces essais sont effectués sous la tension phase-terre ${\displaystyle U \over {\sqrt {3}}\,}$ et avec un circuit d'alimentation qui délivre 100 % du pouvoir de coupure. Ces exigences permettent de calculer la réactance de la ligne.

La tension transitoire rétablie du côté ligne est définie par deux paramètres :

• impédance d'onde de la ligne égale à 450 Ω ;
• amplitude de la TTR égale à 1,6 fois la valeur de la tension ligne à l'instant de coupure.

Les essais d'établissement et de coupure de courants capacitifs doivent normalement être effectués en triphasé avec une tension entre phases égale à la tension assignée de l'appareil. Lorsqu'il n'est pas possible d'effectuer les essais en triphasé, les normes autorisent la réalisation des essais en monophasé, sous une tension qui dépend du type d'application et qui reproduit sensiblement la contrainte qui serait obtenue sur le pôle le plus contraint lors d'un essai triphasé.

La tension d'un essai monophasé est égale à la tension phase-terre ${\displaystyle U \over {\sqrt {3}}\,}$ multipliée par le facteur suivant :

• 1,0 pour les réseaux à neutre à la terre sans influence mutuelle significative entre phases voisines ;
• 1,2 pour les essais sur les câbles à ceinture et pour les essais de coupure de courants de lignes à vide dans les réseaux à neutre effectivement à la terre ;
• 1,4 pour les essais correspondant à la coupure dans des réseaux à neutre non-effectivement à la terre et à la coupure de courants de batteries de condensateurs à neutre isolé.

Tenant compte des contraintes obtenues en triphasé et de leur probabilité d'occurrence, les normes CEI et IEEE spécifient un facteur de discordance de phases égal à 2 pour les réseaux à neutre effectivement à la terre et 2,5 pour les réseaux à neutre non-effectivement à la terre. Le facteur d'amplitude qui permet de calculer la valeur crête de la TTR en régime transitoire est égal à 1,25.

La norme couvre la grande majorité des cas qui peuvent se produire dans un réseau. La norme CEI 62271-100 indique qu'il « est possible de réduire la sévérité des contraintes dues aux manœuvres en discordance de phases en utilisant des relais possédant des éléments coordonnés sensibles à l'impédance pour déterminer l'instant de déclenchement, de façon que la coupure survienne soit notablement après, soit notablement avant l'instant où l'angle de phase atteint 180°. »

La tension rétablie aux bornes des contacts est très élevée, la valeur de crête de la TTR est la plus grande de toutes celles qui sont spécifiées pour un appareil donné. Par contre, le courant de défaut exigé par les normes ne vaut que 25 % du pouvoir de coupure en court-circuit, cette exigence tenant compte du fait que les deux sous-réseaux connectés aux bornes n'ont pas simultanément leur puissance maximale.

Varistance haute tension

Pour des applications en moyenne tension (inférieures ou égales à 52 kV), la limitation des surtensions est faite le plus souvent par des circuits RC et parfois par des varistances. Les circuits RC peuvent aussi adoucir la pente de la TTR, et les varistances peuvent aussi en limiter la crête. Les varistances permettent en théorie d’écrêter les tensions trop importantes générées par une TTR. En pratique leurs effets sont limités par leur capacité à dissiper la puissance excédentaire (limitation en temps et en courant). De plus ils n'interviennent pas sur le temps de montée des TTR.

L'ajout de condensateurs en parallèle dans le cas d'un circuit inductif permet de diminuer la pente de la TTR. Cette possibilité est parfois utilisée pour assister la coupure de défaut aux bornes par des appareils moyenne tension, elle est d'usage courant dans le cas de disjoncteurs de générateurs.

Un condensateur monté en parallèle à un disjoncteur de ligne ou sur un départ ligne, entre phase et terre, permet de diminuer la vitesse de rétablissement de la TTR et, par suite, de faciliter la coupure d'un défaut proche en ligne.

En haute tension, la méthode la plus souvent employée actuellement pour limiter les surtensions consiste à synchroniser l'ouverture des contacts par rapport à l'onde de courant (ou de tension) de façon à effectuer les coupures avec des durées d'arc relativement courtes (voisines de 5 ms) avec lesquelles le niveau des surtensions ne dépasse généralement pas 2 p.u. (car le soufflage exercé par le disjoncteur est faible pour de courtes durées d'arc). Le choix d'un temps d'arc bien défini permet aussi de garantir que la coupure se fera de façon optimale, évitant ainsi tout risque de réamorçage et reclaquage, l'un et l'autre étant source de surtensions et d'usure prématurée des contacts du disjoncteur.

La synchronisation des contacts est faite à l'aide d'un boîtier électronique qui laisse passer l'ordre d'ouverture vers la commande du disjoncteur à un instant prédéterminé à partir de la durée d'ouverture de l'appareil et des tensions et courants du réseau détectés par les transformateurs de tension et transformateurs de courant. Elle est effectuée essentiellement pour la manœuvre de réactances shunt ou de batteries de condensateurs. Le même type de boitier permet en général aussi de synchroniser à la fermeture le disjoncteur, en particulier pour l'enclenchement ou le réenclenchement de longues lignes dans les réseaux à très haute tension.

Figure 26 - Disjoncteur à air comprimé 800 kV avec résistance d'ouverture

Des résistances sont utilisées pour faciliter la coupure de courts-circuits et la mise hors tension de réactance shunt par les disjoncteurs à air comprimé. Dans le cas d'un défaut proche en ligne, l'insertion d'une résistance dans le circuit permet de diminuer la pente de la TTR, cette résistance est ensuite court-circuitée par un interrupteur auxiliaire afin d'éviter un échauffement excessif de la résistance.

La pente de la TTR est réduite dans le rapport : ${\displaystyle Z \over \mathbb {R} +Z\,}$, R étant la valeur de la résistance et Z l'impédance caractéristique de la ligne.

Une résistance peut être aussi utilisée pour amortir la tension de rétablissement lors d'une mise hors tension d'une réactance shunt. Cette technique était utilisée avec les disjoncteurs à air comprimé, elle n'est que rarement appliquée aux disjoncteurs à SF₆ car les manœuvres synchronisées, qui ont été développées avec ces disjoncteurs, sont plus efficaces pour la réduction des surtensions.

Dans le cas de lignes optimisées par des batteries de condensateurs en série, les systèmes de protection rapide (FPD pour Fast Protecting Devices) peuvent court-circuiter les batteries de condensateurs série entre l'instant de détection d'un défaut et l'ouverture de l'interrupteur[28]. Ces condensateurs série sont utilisés pour la compensation des longues lignes afin de contrôler les échanges de puissance réactive et donc le niveau de tension du réseau. Des TTR de fortes amplitudes seraient obtenues si ces condensateurs n'étaient pas court-circuités avant la manœuvre d'un disjoncteur.

• (en) TRV for High-voltage circuit breakers, IEEE tutorial by Denis Dufournet, sur ewh.ieee.org

Normes

• (en) IEC 62271-100, High-voltage switchgear and controlgear – Part 100 : High-voltage alternating-current circuit-breakers, Édition 1.2, octobre 2006.
• IEC 62271-110, Appareillage à haute tension - Partie 110 : Manœuvre de charges inductives, Édition 1.0, juin 2005.
• (en) IEEE C37.011, Application Guide for TRV for AC High-Voltage Circuit Breakers, (2005).
• (en) CIGRE Technical Brochures n^o 304-305 : Application Guide to IEC 62271-100 and 62271-1, octobre 2006.
• (en) ANSI/IEEE C37.012-2005, IEEE Application Guide for Capacitance Current Switching for AC High-Voltage Circuit Breakers Rated on a Symmetrical Current Basis, (2005).
• (en) IEEE Standard C37.015-1993, IEEE Application Guide for Shunt Reactor Switching.

Généralités TTR

• Hochrainer (A.), Proposition relative à la détermination d’une tension transitoire de rétablissement équivalente pour les disjoncteurs (méthode des quatre paramètres). CIGRE session 1958, rapport 151.
• Pouard (M.), Nouvelles notions sur les vitesses de rétablissement de la tension aux bornes de disjoncteurs à haute tension. Bulletin Société Française des Electriciens n^o 95 (1958-11).
• (en) Braun (A.), Hinterthür (K.H.), Lipken (H.), Stein (B.), Völcker (O.), Characteristics values of the transient recovery voltage for different types of short-circuits in an extensive 420 kV system. ETZa, vol.97 (1976).
• Calvino (B.), Quelques aspects des contraintes supportées par les disjoncteurs haute-tension à la coupure d’un court-circuit. CIGRE Session 1974, Rapport 13-08 (1974).
• (en)CIGRE-CIRED Groupe de travail CC03, TRV in Medium Voltage Networks, Electra n^o 181 and Technical Brochure n^o 134 (1998-12)
• Baltensperger (P.). Définition de la tension transitoire de rétablissement aux bornes d’un disjoncteur par quatre paramètres, possibilités des stations d’essais de court-circuit, Bulletin de l’Association Suisse des électriciens n^o 3 (1960).
• (en) Catenacci (G.), Paris (L.), Couvreux (J.P.), Pouard (M.), Transient recovery Voltage in French and Italian High-Voltage Networks, IEEE Transactions on Power Apparatus and Systems, n^o 11 (1967-11).
• (en) Beehler (J.E.), Naef (0.), Zimmerman (C.P.), Proposed transient recovery voltage ratings for power circuit breakers, IEEE Transactions on Power Apparatus and systems n^o 84 (1965).
• (en) Greenwood (A.). Electrical Transients in Power Systems, (livre) 2nd edition, John Wiley & Sons (1991).
• (en) Petitpierre (R.), Watschinger (H.), Transient Recovery Voltage Conditions to be Expected when Interrupting Short-circuit Currents Limited by Transformers, CIGRE Session 1970, Paper 13-07 (1970).
• (en) Wagner (C.L.), Smith (H.M.), Analysis of Transient Recovery Voltage (TRV) rating concepts, IEEE Transactions on Power Apparatus and Systems, vol. PAS-103, n^o 11 (1984-11).
• (en) CIGRE WG 3.1. Transient Recovery Voltage in High Voltage Networks – Terminal faults, CIGRE Session 1968, Report 13-10 (1968-06).
• (en) Colclaser (R.G.), Buettner (D.E.), The Traveling-wave Approach to Transient Recovery Voltage, IEEE Transactions on Power Apparatus and Systems, vol. PAS-88, n^o 7 (1969-07).
• Braun (A.), Suiter (H.), Détermination des tensions transitoires de rétablissement apparaissant aux bornes des disjoncteurs de groupes dans les grandes centrales modernes, CIGRE Session 1976, Rapport 13-03 (1976).
• Dienne (G.), Frisson (J.M.), Contribution à l’étude expérimentale des tensions de rétablissement lors de la coupure de transformateurs court-circuités au secondaire, CIGRE Session 1968, rapport 13-07 (1968).
• Baltensperger (P.), Cassie (A.M.), Catenacci (G.), Hochrainer (A.), Johansen (O.S.), Pouard (M.), Tensions transitoires de rétablissement dans les réseaux à haute tension - Défauts aux bornes, CIGRE Session 1968, Rapport 13-10 (1968).
• Dufournet (D.), Willième (J.M.)., Disjoncteurs de générateur : Chambre de coupure SF6- Coupure de courants avec passages par zéro retardés- Influence des connexions par câbles sur la TTR en coupure de défauts alimentés par le réseau, CIGRE Session 2002, Rapport 13-101 (2002).
• (en) Iliceto (F.), Dilli (B.), TRVs across circuit breakers of series compensated lines. Analysis, design and operation experience in the 420 kV Turkish grid, CIGRE Session 2002, Rapport 13-109 (2002).
• (en) Dufournet (D.), Montillet (G.), TRV Requirements for System Source Fault Interrupting by Small Generator Circuit Breakers, IEEE Transactions on Power Delivery, vol. 17, n^o 2 (2002-04).
• (en) Ebner (A.), Summary of Switching Cases Lecture Electric Power Systems, sur eeh.ee;ethz.ch
• (en) Johnson (Anders L.), Analysis of Circuit Breaker Transient Recovery Voltages Resulting from Transmission Line Faults, Thesis Master of Science in Electrical Engineering, University of Washington (2003).
• (en) Wagner (C.L.), Dufournet (D.), Montillet (G.F.), Revision of the Application Guide for Transient Recovery Voltage for AC High-Voltage Circuit Breakers of IEEE C37.011, IEEE Transactions on Power Delivery, vol. 22, n^o 1 (2007-01).

Coupure de courants capacitifs

• Prigent (H.), Mécanismes de l’enclenchement et de la coupure des batteries de condensateurs raccordées en dérivation dans les réseaux à moyenne tension, Société Française des Electriciens (1954-09).
• (en) Sölver (C-E), Morais (Sérgio de A.), Line-Charging Current Interruption by HV and EHV Circuit Breakers: Standard and Non-Standard Test Requirements as Determined by the Stresses Applied and by Breaker-Capability Considerations, ipst.org Tech papers (2001)

Coupure de défaut en ligne

• (en) R.G. Colclaser, Jr., J.E. Beehler, T.F. Garrity, A field study of the short-line fault component of transient recovery voltage, IEEE Trans. Power Apparatus and Systems, Vol. PAS-94, No. 6, 1975, p. 1943-1953
• (en) U. Habedank, R. Kugler, Theoretical and experimental studies of the critical line length for the interruption of short-line faults, IEEE Trans. Power Apparatus and Systems, Vol. PAS 100, July 1981, p. 3345–3357
• (en) Dubanton (Ch.), Gervais (G.), Van Nielsen, Surge impedance of overhead lines with bundle conductors during short-line fault, Electra n^o 17 (1971-04).

Coupure de charges inductives

• (en) van den Heuvel (W.M.C.), Interruption of small inductive currents in A.C. circuits, Thèse, Eindhoven (1966).
• Dufournet (D.), Modélisation des phénomènes d’arc à la coupure des faibles courants inductifs, CIGRE Session 1988, rapport 13-01 (1988-08).
• (en) Peelo (D.F.), Sawada (J.H.), Experience with controlled transmission line autoreclosing and controlled shunt reactor switching on B.C.Hydro system, CIGRE Session 1998, report 13-101 (1998-08).
• Portela (C.M.), Morais (S.A.) et al. Études de méthodes et de modèles pour la simulation de manœuvres de réactances, CIGRE Session 1988 (1988-08).
• Rizk (J.), Instabilité de l’arc et constante de temps des disjoncteurs à air comprimé, CIGRE Session 1964, rapport n^o 107 (1964-06).

• Disjoncteur à haute tension
• Surtension
• Ouverture d'un circuit inductif
• Contact électrique

• Appareillage électrique d'interruption HT (partie 1), sur techniques-ingénieur.fr
• (en) IEEE Switchgear Committee Tutorial 2008: Transient Recovery Voltages (TRV) for High Voltage Circuit Breakers, D. Dufournet, sur ewh.ieee.org
• (en) Application of Power Circuit Breakers for Switching Capacitive and Light Inductive Currents, John H. Brunke, sur ewh.ieee.org
• (en) TRV for High Voltage Circuit Breakers - Harmonization of IEC and IEEE Standards, R. Kirkland Smith & Denis Dufournet, sur ewh.ieee.org
• (en) International Conference on Power Systems Transients (IPST) - 2007 Conference Papers
• (en) IEEE Switchgear Committee Technical Presentation 2013: TRV for High Voltage Circuit Breakers - Part 1, D. Dufournet, sur ewh.ieee.org
• (en) IEEE Switchgear Committee Technical Presentation 2013: TRV for High Voltage Circuit Breakers - Part 2, D. Dufournet, sur ewh.ieee.org