CC BY
18
Шабанов В. А. Shabanov V. А.
кандидат технических наук, профессор кафедры электротехники и электрооборудования
предприятий, ФГБОУВО «Уфимский государственный нефтяной технический университет», г. Уфа, Российская Федерация
Сорокин А. В. Sorokin А. V
ассистент кафедры электротехники и электрооборудования
предприятий, ФГБОУ ВО «Уфимский государственный нефтяной технический университет», г. Уфа, Российская Федерация
УДК 621.316.1
DOI: 10.17122/1999-5458-2021-17-1-33-43
АЛГОРИТМЫ ДИСТАНЦИОННОГО ОПРЕДЕЛЕНИЯ РАССТОЯНИЯ ДО МЕСТА ОДНОФАЗНОГО ЗАМЫКАНИЯ
С ИСПОЛЬЗОВАНИЕМ ТОКА НУЛЕВОЙ ПОСЛЕДОВАТЕЛЬНОСТИ В КАЧЕСТВЕ ОПОРНОГО ТОКА
Актуальность
В статье обсуждается использование аварийных составляющих токов и напряжений для дистанционного определения места повреждения (ОМП) при однофазных замыканиях на землю (ЗНЗ) в сетях 6-35 кВ, работающих с изолированной нейтралью. На однофазные ЗНЗ в сетях напряжением 6-35 кВ приходится до 75 % от всех повреждений. Такие ЗНЗ опасны для электрооборудования и повышают риск поражения человека и животных электрическим током. Однако дистанционные методы ОМП в таких сетях при однофазных ЗНЗ применяются в основном на отключенных от сети линиях. Поэтому тема статьи, посвященной анализу дистанционных ОМП в сетях 6-35 кВ по аварийным составляющим токов и напряжений, является актуальной.
Цель исследования
Исследовать алгоритмы дистанционного ОМП по аварийным токам и напряжениям с использованием тока нулевой последовательности в качестве опорного тока и обсудить пути их совершенствования. Такие алгоритмы нашли широкое применение при однофазных коротких замыканиях в сетях 110 кВ. Но в сетях 110 кВ они имеют методическую погрешность, обусловленную тем, что токи нулевой последовательности в начале линии и в месте повреждения не совпадают по фазе из-за комплексности коэффициентов распределения тока. В сетях с изолированной нейтралью токи нулевой последовательности в начале линии и в месте повреждения совпадают по фазе. Поэтому такие алгоритмы при однофазных ЗНЗ в таких сетях могут не иметь методической погрешности. Основной проблемой, которую приходится решать при разработке устройств для ОМП при однофазных ЗНЗ в сетях 6-35 кВ, это малые токи ЗНЗ. При этом на точность ОМП влияют соответствие расчетного значения коэффициента компенсации его фактическому значению и угловая погрешность измерения тока нулевой последовательности. В статье исследуется влияние отмеченных факторов на точность алгоритмов ОМП по аварийным составляющим
Методы исследования
Анализ работы алгоритмов определения места повреждения и оценка погрешностей их работы выполнены с помощью математической модели электрической сети с использованием программного пакета Excel.
Результаты
Исследовано применение алгоритма дистанционного ОМП по аварийным токам и напряжениям с использованием тока нулевой последовательности в качестве опорного тока. Показано, что при однофазных ЗНЗ в сетях с изолированной нейтралью он может не иметь методической погрешности. Показано, что при наличии угловой погрешности трансформаторов тока нулевой последовательности работа алгоритма становится зависимой от переходного сопротивления в месте повреждения и по мере увеличения переходного сопротивлениях погрешность ОМП. Исследованы алгоритмы, в которых в качестве опорного тока вместо тока нулевой последовательности используется разность фазных токов, измеренных до и после повреждения. Такой алгоритм, в котором ток нулевой последовательности используется только для компенсации фазного тока, менее чувствителен к угловой погрешности трансформаторов тока нулевой последовательности. Показано, что погрешность ОМП снижается, если ток нулевой последовательности для компенсация фазного тока поврежденной фазы определять через разность фазных токов, измеренных до и после повреждения.
Ключевые слова: сети с изолированной нейтралью, определение места повреждения, ток нулевой последовательности, аварийные составляющие токов, однофазное замыкание на землю.
ALGORITHMS FOR REMOTE DETERMINATION OF THE DISTANCE TO THE SINGLE-PHASE FAULT LOCATION USING THE ZERO-SEQUENCE CURRENT AS THE REFERENCE CURRENT
Relevance
The article discusses the use of emergency components of currents and voltages for remote determination of the fault location in single-phase earth faults in 6 35 kV networks operating with an isolated neutral. Single-phase short circuits in networks with a voltage of 6-35 kV account for up to 75 % of all damage. Such short circuits are dangerous for electrical equipment and increase the risk of electric shock to humans and animals. However, remote methods for determining the location of damage in such networks with single-phase short circuits are mainly used on disconnected lines. Therefore, the topic of the article devoted to the analysis of remote methods for determining the location of damage in 6-35 kV networks by emergency components of currents and voltages is relevant.
Aim of research
The aim of the article is to investigate algorithms for remote identification of the fault location by emergency currents and voltages using the zero-sequence current as a reference current and discuss ways to improve them. Such algorithms are widely used in single-phase short circuits in 110 kV networks. But in 110 kV networks, they have a methodological error due to the fact that the zero-sequence currents at the beginning of the line and at the point of damage do not coincide in phase due to the complexity of the current distribution coefficients. In networks with an isolated neutral, the zero-sequence currents at the beginning of the line and at the fault point coincide in phase. Therefore, such algorithms for single-phase short circuits in such networks may not have a methodological error. The main problem that has to be solved when developing devices for determining the location of damage in single-phase short circuits in 6-35 kV networks is small short-circuit currents. At the same time, the accuracy of determining the fault location is affected by the correspondence of the calculated value of the compensation coefficient to its actual value and the angular error of measuring the zero-sequence current. The article examines the influence of these factors on the accuracy of algorithms for determining the location of damage by emergency components
Research methods
The analysis of the algorithms for determining the location of damage and the estimation of errors in their operation were performed using a mathematical model of the electrical network using the Excel software package.
Results
The application of the algorithm for remote determination of the fault location based on emergency currents and voltages using the zero-sequence current as a reference current is investigated. It is shown that for single-phase short circuits in networks with an isolated neutral, it may not have a methodological error. It is shown that in the presence of the angular error of zero-sequence current transformers, the operation of the algorithm becomes dependent on the transient resistance at the fault location and, as the transient resistance increases, the error in determining the fault location. Algorithms are investigated in which the difference of phase currents measured before and after the fault is used as the reference current instead of the zero-sequence current. Such an algorithm, in which the zero-sequence current is used only to compensate for the phase current, is less sensitive to the angular error of zero-sequence current transformers. It is shown that the error in determining the location of the damage is reduced if the zero-sequence current for the compensation of the phase current of the damaged phase is determined through the difference of the phase currents measured before and after the damage.
Keywords: networks with isolated neutral, fault location detection, zero-sequence current, emergency components of currents, single-phase earth fault.
Введение
На однофазные замыкания на землю (ЗНЗ) в сетях напряжением 6 35 кВ приходится до 75 % от всех повреждений [1]. Такие ЗНЗ опасны для электрооборудования и повышают риск поражения человека и животных электрическим током. Поэтому определение места повреждения (ОМП) в таких сетях является актуальной задачей. Для ОМП в воздушных электрических сетях промышленных предприятий напряжением 6, 10 кВ обычно требуется проводить три операции [2, 3]: определение поврежденной линии (присоединения); дистанционное ОМП и топографическое (трассовое) ОМП. Под дистанционным ОМП понимают определение расстояния от начала линии до места повреждения по измерениям, выполненным на подстанции. Средства дистанционного ОМП широко применяются при коротких замыканиях (КЗ), сопровождающихся протеканием больших токов [4, 5]. Сети 6-35 кВ работают с изолированной нейтралью. Однофазные ЗНЗ в таких сетях не являются КЗ и не сопровождаются протеканием больших токов. Поэтому алгоритмы дистанционного ОМП, предназначенные для действия при КЗ, не применяются при однофазных ЗНЗ в сетях с изолированной нейтралью. Дистанционные методы ОМП в таких сетях при однофазных ЗНЗ применяются в основном на отключенных от сети линиях. К таким методам относятся импульсные и волновые методы [6, 7].
Разрабатываются методы и средства ОМП с использованием активного зондирования [8], стоячих волн [9], по наложенным токам высокой частоты [10] с использованием переходных процессов [11, 12], по параметрам аварийного режима [5, 13, 14] и на других принципах. Основными проблемами, которые приходится решать при разработке таких устройств для ОМП при однофазных ЗНЗ в сетях 6-35 кВ, это малые токи ЗНЗ и большие переходные сопротивления в месте повреждения изоляции. В статье рассматриваются методы дистанционного ОМП при однофазных ЗНЗ по аварийным составляющим токов и напряжений, в которых в качестве опорного тока используется ток нулевой последовательности. Рассмотрены пути совершенствования алгоритмов.
Алгоритмы ОМП при однофазных КЗ в сетях 110 кВ при одностороннем питании и их применимость для сетей 6—35 кВ. При одностороннем питании сопротивление линии до места замыкания определяется через входное сопротивление, под которым понимают отношение входного напряжения к входному току. Для дистанционного ОМП при однофазных КЗ в сетях 110 кВ в качестве входных величин используются фазное напряжение Щ и фазный ток 1ф поврежденной фазы, компенсированный током нулевой последовательности 10 [4]. При этом выражение для входного сопротивления записывают в виде:
ZD =
Ua
I0+kIo
(1)
где к — коэффициент компенсации.
Представим входное фазное напряжение в виде суммы двух составляющих: падения напряжения в линии АЦЛ от ее начала до места ЗНЗ и напряжения ик в точке замыкания (напряжение на переходном сопротивлении):
иф=Аил+ик, (2)
где А ил=(1ф+И0)-г1к;
и к — • Кп,
21К — сопротивление линии прямой последовательности до места повреждения;
RП — переходное сопротивление;
10 и 10К — токи нулевой последовательности в начале линии и в месте замыкания.
Фазный ток поврежденной фазы 1Ф в соответствии с методом симметричных составляющих можно представить в виде:
1ф=1н+1?+12+10, (3)
где 1Н — ток нагрузки;
11ав и 12 — аварийные токи прямой и обратной последовательностей в поврежденной линии.
В сетях 110 кВ ток нагрузки мал по сравнению с аварийными составляющими фазного тока. При этом можно пренебречь током нагрузки в выражении (3) и выражение (1) для ZР принимает вид:
- Z1K + -
Uqk ' Rg
• (4)
В случае одностороннего питания составляющие прямой, обратной и нулевой последовательностей в поврежденной линии 11ав, 12 и 10 будут совпадать по фазе с током нулевой последовательности в месте замыкания 10К. При этом аргумент отношения тока 10К к сумме токов 11ав+12+(1+к)^10, а следовательно, и мнимая часть второго слагаемого в выражении (4) будут равны нулю. В этом случае для расстояния Lк до места однофазного КЗ получаем:
Lr =
1
X,
•Im Zp,
1 уд
Сети 6-35 кВ, как правило, с односторонним питанием. Но в сетях 6-35 кВ с изолированной нейтралью аварийные составляющие тока при однофазных ЗНЗ существенно меньше тока нагрузки. При этом током нагрузки 1Н в выражении (3) пренебрегать нельзя, и токи в месте измерения и в месте повреждения существенно отличаются. Поэтому выражение (5) неприменимо для ОМП в сетях с изолированной нейтралью при однофазных ЗНЗ.
Алгоритмы ОМП при однофазных КЗ в сетях 110 кВ при двухстороннем питании и их применимость для сетей 6-35 кВ. В случае двухстороннего питания линии 110 кВ составляющие прямой, обратной и нулевой последовательностей /1ав, 12 и 10 не будут совпадать по фазе с током нулевой последовательности в месте замыкания 10К. При этом аргумент отношения тока 10К к сумме токов 1/в + 12 + (1 + ку10 в выражении (4) не будет равен нулю, и ОМП по выражению (5) с использованием входного сопротивления не используется.
При двухстороннем питании сопротивление до места однофазного КЗ в сетях 110 кВ определяется косвенно с помощью специальных алгоритмов. Рассмотрим алгоритмы, в которых в качестве опорного тока используется ток нулевой последовательности [15-18]. Опорным называют ток, относительно которого определяются фазы входных величин. Разделим обе части уравнения (2) на ток нулевой последовательности:
U,
Т ■7
— ^К ^УД
1Ф+к10
'О К
3 Rr,
т Л т Т "
(6)
Приравняем мнимые части левой и правой частей уравнения (6) и примем, что переходное сопротивление чисто активное, а токи 10 и 10К совпадают по фазе. Тогда получим:
/.
I
п
(1ф+Ы о)
■Z,
уд
V
(7)
(5)
Откуда для расстояния до места однофазного замыкания получаем [18]:
где ImZp — мнимая составляющая комплексного сопротивления Zp;
Х1уд — удельное индуктивное сопротивление линии прямой последовательности.
bÄ
1к=-
Im
"УД
1Ф+к10
(8)
В сетях 110 кВ ОМП по алгоритму (8) с током нулевой последовательности в качестве опорного тока имеет методическую погрешность, обусловленную тем, что токи 10 и 10К не совпадают по фазе из-за комплексности коэффициентов распределения тока. Для снижения методической погрешности Е.А. Аржанниковым [4] и Т. Takagi [19] предлагалось учесть сдвиг по фазе токов 10 и 10К введением фиксированного угла в и вместо тока 10 вводить в алгоритм опорный ток 10-е>в. Но так как угол в в алгоритм вводится фиксированный, а при ЗНЗ в сети он зависит от места повреждения, то алгоритм (8) и при введении угла в будет иметь методическую погрешность.
Рассмотрим возможность использования алгоритма (8) для определения расстояния до места ЗНЗ в сетях 6-35 кВ с изолированной нейтралью. Для этого найдем фазовые соотношения между током нулевой последовательности в поврежденной линии 10 и током нулевой последовательности 10К в месте повреждения. Комплексная схема замещения сети 6-35 кВ при однофазном ЗНЗ, содержа-
щая схемы замещения прямой, обратной и нулевой последовательностей, приведена на рисунке 1, а [20].
В комплексной схеме замещения приняты следующие обозначения: иКН — напряжение доаварийного режима в точке замыкания; 2К1, 2К2, 2К0 — сопротивления прямой, обратной и нулевой последовательностей поврежденной линии до места повреждения; ХС1Э и ХС2Э — эквивалентные емкостные сопротивления схем замещения прямой и обратной последовательностей; ХС0НЛ — эквивалентное емкостное сопротивление нулевой последовательности неповрежденных линий; ХС0 — емкостное сопротивление нулевой последовательности поврежденной линии; Rп — переходное сопротивление.
На рисунке 1, Ь приведена схема замещения для токов нулевой последовательности, в которой принято, что сопротивления 2К1, 2К2, 2К0 поврежденной линии малы по сравнению с емкостными сопротивлениями. Все параметры сети представлены сосредоточенными параметрами. Распределенный характер емкости не учитывается.
кн
кн
а)
X
Рисунок 1. Схемы замещения при однофазном ЗНЗ: комплексная (а);
для токов нулевой последовательности (b) Figure 1. Substitution schemes for single-phase earth fault: complex (a); for zero-sequence currents (b)
Из рисунка 1, Ь находим, что токи нулевой дают по фазе. Следовательно, выражение (6) последовательности в месте замыкания и в преобразуется в (7), и алгоритм ОМП (8) начале поврежденной линии связаны соотно- будет справедлив для сетей 6-35 кВ при шением: однофазных ЗНЗ.
Структурная схема устройства для ОМП по алгоритму (8) приведена на рисунке 2.
Хп
Xсо Хсонл
Из этого выражения следует, что токи нулевой последовательности 10 и 10К совпа-
UA ив-
tu
IA.
1г.
BH иф БД1
—ъ
ВТ
Iml
ф
I *
к
KT
БД2
БУ Im2
'уд
Гт
—} "
Рисунок 2. Структурная схема устройства для ОМП по алгоритму (7) Figure 2. Block diagram of the device for determining the location of damage according to the algorithm (7)
К устройству подводятся три фазных напряжения, три фазных тока и ток нулевой последовательности. Входные блоки ВН и ВТ выделяют напряжение иф и ток 1Ф поврежденной фазы. Блок КТ формирует компенсированный фазный ток 1Ф+к10. Параметры контролируемой линии задаются коэффициентом компенсации к и удельным сопротивлением 2Уд. Блоки БД1, БД2 и БД3 — блоки деления входных величин; 1т1 и 1т2 — блоки выделения мнимой части. В блоке 1т1 формируется мнимая часть комплекса (иф/10) в числителе выражения (8). В блоке 1т2 формируется мнимая часть комплекса в знаменателе выражения (8). В блоке деления БД3 выполняется деление числителя на знаменатель выражения (8) и формируется сигнал, пропорциональный расстоянию до места замыкания.
Анализ алгоритмов ОМП. На точность ОМП по алгоритму (8) влияют соответствие расчетного значения коэффициента компенсации к его фактическому значению и погрешности измерения токов и напряжения.
Коэффициент компенсации зависит от соотношения сопротивлений прямой 21Л и нулевой 20Л последовательностей линии и определяется по выражению:
■чл
-1! Л
Сопротивление нулевой последовательностей линий 6-35 кВ в справочниках не приводится, а достаточно точные формулы для его вычисления для кабельных линий отсутствуют. В большинстве случаев ток нулевой последовательности в сетях 6-35 кВ мал по сравнению с фазным током и значением к10 по сравнению с 1Ф можно пренебречь [15, 16, 21]. Алгоритм ОМП (8) без компенсации фазного тока (при к = 0) принимает вид:
(9)
13 — "
Im
"уд
Наибольшее влияние на погрешность ОМП по (8), кроме коэффициента компенсации, оказывает угловая погрешность измерения тока нулевой последовательности. При наличии угловой погрешности измерения тока нулевой последовательности измеренный ток 10 и ток в месте повреждения 10К не будут совпадать по фазе. и мнимая часть второго слагаемого в выражении (6) не будет равна нулю:
(10)
1(\
При этом ОМП по алгоритмам (8) и (9) становится зависимым от переходного сопротивления.
Трансформаторы тока нулевой последовательности имеют значительные угловые погрешности. Для измерения тока нулевой последовательности применяются кабельные трансформаторы тока типа ТТНП с коэффициентом трансформации 25/1 или 30/1, угловая погрешность которых достигает 30 электрических градусов. В последние годы разработаны трансформаторы тока нулевой последовательности типа ТЗЛК с повышенным коэффициентом трансформации и с улучшенными характеристиками [22]. На рисунке 3 приведены экспериментальные зависимости угловой погрешности трансформаторов тока ТТНП и ТЗЛК от первичного тока при подключении к реле РТЗ-51 [23].
Из рисунка 3 следует, что при первичном токе больше 5 А угловая погрешность трансформаторов типа ТЗЛК не превышает 2 %.
Угловая погрешность, град 16
14
12
10
б
6
4
г о
О 10 20 30 40 50 60
Первичный ток, А
-При w? = 25; -при w?= 125
Рисунок 3. Угловые погрешности трансформаторов тока по [23] Figure 3. Angular errors of current transformers according to [23]
Таблица 1. Результаты исследований ОМП по алгоритму (8)
Table 1. Results of damage location determination studies using algorithm (8)
Фактическое расстояние до места повреждения LK, км 2 2 2 2 2
Переходное сопротивлении Rn, Ом 0 10 50 100 500
Измеренное расстояние по (8) LK, км, и относительная погрешность, 5LK, %
Без учета погрешностей измерения токов 2 2 2 2 2
При угловой погрешности измерения тока нулевой последовательности е = 2° Lk, км 2,0 2,1 2,1 3,1 13,2
5Lk, % 0 5 5 55 560
При угловой погрешности измерения тока нулевой последовательности е = 2° и фазного тока 0,5°0 Lk, км 2,01 2,11 2,53 3,13 13,70
5Lk, % 0,5 5,5 26,5 56,5 585,0
- 39
Электротехнические и информационные комплексы и системы. № 1, т. 17, 2021
Однако при токах менее 5 А погрешность увеличивается до 6 %.
При выполнении неравенства (10) алгоритм ОМП принимает вид:
-_ У л , (11)
In, Z^*™0 V 1оп , где 10П — измеренное с угловой погрешностью ё значение тока нулевой последовательности I0:
Ion =1оф.
Модель сети с схемой замещения по рисунку 2 и алгоритм ОМП по (8) с учетом (11) были реализованы в программе Excel. Результаты определения расстояния до места замыкания для электрической сети с суммарным емкостным током 5 А при угловой погрешности измерения тока нулевой последовательности при é = 2° и фазного тока 0,5° приведены в таблице 1.
Как видно из таблицы 1, при измерении токов без погрешностей алгоритм (8) не имеет методической погрешности измерения расстояния до места повреждения как при металлических замыканиях, так и при замыканиях через переходное сопротивление, и в этом случае может использоваться для целей ОМП в сетях с изолированной нейтралью. При работе трансформаторов тока с угловой погрешностью нарушается равенство измеренного и фактического расстояний до места повреждения. Влияние угловой погрешности измерения тока нулевой последовательности на ОМП значительно больше, чем влияние угловой погрешности измерения фазного тока.
Для исключения проблемы с угловой погрешностью трансформаторов тока нулевой последовательности в [17, 18] было пред-ложно вместо тока нулевой последовательности использовать в качестве опорного тока разность фазных токов А1Ф, измеренных до и после замыкания:
Л1ф = 1ф — 1Н, где 1ф — фазный ток аварийного режима;
1Н — фазный ток нагрузки предаварийного режима.
Алгоритм ОМП без использования тока нулевой последовательности может быть получен из (9) при замене 10 на Л1Ф [18]:
LK =
Im
"УД
А/.
(12)
Угловая погрешность измерения фазных токов существенно меньше, чем тока 10, поэтому погрешность ОМП по алгоритму (12) при замыкании через переходное сопротивление, меньше чем по алгоритму (9). Но вследствие отсутствия компенсации фазного тока алгоритм (12) имеет методическую погрешность даже при отсутствии переходного сопротивления. Поэтому при использовании разности фазных токов Л1Ф в качестве
опорного тока вместо 10 остается необходимость измерения тока 10 для формирования компенсированного фазного тока. Рассмотрим формирование компенсированного тока, используя для компенсации не ток 10, а разность фазных токов Л1Ф. Для этого представим разность токов Л1Ф в виде суммы аварийных составляющих прямой, обратной и нулевой последовательностей:
мф=1Г+12+10.
В месте повреждения симметричные составляющие токов (токи 11К, 12К, 10К через переходное сопротивление на рисунке 1, а) равны. Равенство симметричных составляющих тока примерно выполняется и в начале линии:/™ =/2 =/„. Тогда ток нулевой последовательности будет примерно равен одной трети от Л1ф. При этом алгоритм (8) для расстояния до места замыкания принимает вид:
ImÇ; )
Im
-<уд
1Ф +к- А1Ф /3 ДА»
(13)
Алгоритм (13) в отличие от (8) свободен от основной проблемы — для своего применения он не требует измерения тока нулевой последовательности, а в отличие от (12) в алгоритме (13) используется компенсация фазного тока. Расчеты по алгоритму (13) без учета и с учетом погрешности измерения фазного тока приведены в таблице 2.
Из сравнения данных таблиц 2 и 1 следует, что при одинаковой угловой погрешности измерения фазных токов ОМП по алгоритму (13) при замыканиях через переходное сопротивление имеет меньшую погрешность по сравнению с ОМП по алгоритму (8). При точном измерении токов оба алгоритма (8) и (13) определяют расстояние до места повреждения без погрешности, как при металлических замыканиях, так и при замыканиях через переходное сопротивление.
Таблица 2. Результаты исследований ОМП по алгоритму (13)
Table 2. The results of studies of determining the location of damage by the algorithm (13)
Фактическое расстояние до места повреждения LK, км 2 2 2 2 2
Переходное сопротивлении Rn, Ом 0 10 50 100 500
Измеренное расстояние по (8) LK, км и относительная погрешность, 5LK, %
Без учета погрешностей измерения токов 2 2 2 2 2
При угловой погрешности измерения фазного тока е - 0,5° Lk, км 2,00 2,01 2,05 2,09 2,56
5Lk, % 0 0,5 2,5 4,5 28,0
40 -
Electrical and data processing facilities and systems. № 1, v. 17, 2021
Выводы
1. Для целей ОМП при однофазных ЗНЗ в сетях 6-35 кВ с изолированной нейтралью можно использовать алгоритм с током нулевой последовательности в качестве опорного тока, разработанный для сетей 110 кВ и основанный на совпадении по фазе токов нулевой последовательности в начале линии и в месте повреждения. Такой алгоритм при однофазных ЗНЗ в сетях 6-35 кВ не имеет методической погрешности, и при отсутствии угловой погрешности измерения тока нулевой последовательности и фазных токов позволяет определять расстояние до места повреждения без влияния переходного сопротивления.
2. Основной проблемой при практическом применении алгоритма с использованием
Список литературы
1. Лихачев Ф.А. Замыкания на землю в сетях с изолированной нейтралью и с компенсацией емкостных токов. М.: Энергия, 1971. 121 с.
2. Гельфанд Я.С. Релейная защита распределительных сетей. М.: Энергоатомиздат, 1987. 368 с.
3. Шабанов В.А. Определение места повреждения в распределительных сетях при однофазных замыканиях на землю. Уфа: УГНТУ, 2003. 96 с.
4. Аржанников Е.А. Дистанционный принцип в релейной защите и автоматике линий при замыканиях на землю. М.: Энергоатомиздат, 1985. 175 с.
5. Аржанников Е.А., Чухин А.М. Методы и приборы определения мест повреждения на линиях электропередачи. М.: НТФ «Энергопресс», 1998. 87 с.
6. Шалыт Г.М. Определение мест повреждения в электрических сетях. М.: Энерго-атомиздат, 1982.
7. Арцишевский Я.Л. Определение мест повреждения линий электропередачи в сетях с изолированной нейтралью. М.: Высшая школа, 1989. 87 с.
8. Куликов А.Л., Мисриханов М.Ш., Петрухин А.А. Определение мест повреждений ЛЭП 6-35 кВ методами активного зондирования / Под ред. В.А. Шуина. М.: Энергоатомиздат, 2009. 162 с.
9. Владимиров Л.В., Ощепков В.А., Суриков В.И. Алгоритм и методика опреде-
тока нулевой последовательности в качестве опорного тока в сетях 6-35 кВ является наличие угловой погрешности измерения тока нулевой последовательности.
3. Показано, что при замене опорного тока нулевой последовательности в алгоритме ОМП на разность фазных токов, измеренных до и после повреждения, из алгоритма ОМП исключается ток нулевой последовательности и исчезает основная причина погрешности ОМП. Показано, что при наличии угловой погрешности измерения токов ОМП по алгоритму (13) при замыканиях через переходное сопротивление имеет меньшую погрешность по сравнению с ОМП по алгоритму (8).
ления места повреждения в распределительных сетях электроэнергетических систем методом стоячих волн // Омский научный вестник. 2011. № 1(103). С. 209-211.
10. Шабанов В.А., Мушкин В.В. Представление входного сопротивления линии с распределёнными параметрами сосредоточенным комплексным сопротивлением // Проблемы нефти и газа» (III Конгресс нефте-газопромышленников России). Уфа: Изд-во УГНТУ, 2001. С. 83-86.
11. Hannien S. Single Phase Earth Faults in High Impedance Ground Networks Characteristics, Indication and Location. Technical Research Center of Finland (VTT), Espoo, Finland, 2001. 78 р.
12. Hanninen S., Lehtonen M. Method for Detection and Location of Very High Resistive Earth Faults // ETEP (European Transactions on Electrical Power), 1999. Vol. 9, No. 5, pp. 285291. http://www.ETEP.de.
13. Roberts J., Altuve H.J., Hou D. Review of Ground Fault Protection Methods of Grounded, Ungrounded and Compensated Distribution Systems. http://www.selmc.com/techpprs/6123. pdf. (дата обращения: 21.01.2021).
14. Мирошник В.Ю., Багулько Д.В., Ляш-ков А.А. Методы и алгоритмы для определения места однофазного замыкания на землю в сетях 6-35 кВ с использованием параметров аварийного режима // Омский научный вестник, 2017.
15. Takagi T., Yamacoshi Y., Baba J., Uemu-ra K., Sakaguchi T. A New Algorithm of an
Electrical facilities and systems
Accurate Location for EHV/UHV Transmission Line: Part 1 — Fourier Transformation Method // IEEE Trans on Power App & Syst. Vol. PAS.
100, No. 3. March 1981. P. 1316-1323.
16. Takagi T., Yamacoshi Y., Baba J., Uemu-ra K., Sakaguchi T. A New Algorithm of an Accurate Location for EHV/UHV Transmission Line: Part 2 — Laplace Transform Method // IEEE Trans on Power App & Syst. Vol. PAS.
101, No. 3. March 1982. P. 564-753.
17. А.с. № 1432428 СССР. Устройство для определения расстояния до места однофазного короткого замыкания на землю /
B.А. Шабанов, Х.Ф. Ахуньянов, А.С. Сау-хатас. Заявка от 09.03.87. БИ № 39, 1988.
18. Патент № 1661687 СССР. Способ определения расстояния до места однофазного короткого замыкания и устройство для его осуществления / А.С. Саухатас, В.А. Шабанов, И.А. Федотов, В.Н. Аронсон. Заявка от 04.03.86. БИ № 25, 1991.
19. Takagi T., Yamacoshi Y., Yamaura K., Matsushima R.T. K. Development of a New Type Locate Using a One-Terminal Voltage and Current Data // IEEE Trans on Power App & Syst. Vol. PAS. 101, No. 8. August 1982. P. 2892-2898.
20. Шабанов В.А. Симметричные составляющие токов и напряжений при однофазных замыканиях на землю в сетях с изолированной нейтралью. Уфа, 2002. 61 с.
21. Сорокин А.В., Шабанов В.А. Дистанционный метод определения расстояния до однофазного замыкания на землю в сети с изолированной нейтралью // Повышение надежности и энергоэффективности электротехнических систем и комплексов»: VI меж-вуз. сб. науч. тр. Уфа: Изд-во УГНТУ, 2020.
C. 193-199.
22. Бадулин Д.Н. Трансформаторы тока нулевой последовательности для использования в схемах релейной защиты совместно с микропроцессорными терминалами релейной защиты (Электронный ресурс). Режим доступа: intzv.ru. (дата обращения 01.08.2020).
23. Шалин А., Дехтерев А., Ильиных М., Сенченко В. Кабельные трансформаторы тока. Способы улучшения характеристик // Новости электротехники. 2008. № 6 (48).
References
1. Likhachev F.A. Zamykaniya na zemlyu v setyakh s izolirovannoi neitral'yu i s kompen-
satsiei emkostnykh tokov [Earth Faults in Networks with Isolated Neutral and Capacitive Current Compensation]. Moscow, Energiya Publ., 1971. 121 p. [in Russian].
2. Gel'fand Ya.S. Releinaya zashchita raspredelitel'nykh setei [Relay Protection of Distribution Networks]. Moscow, Energo-atomizdat Publ., 1987. 368 p. [in Russian].
3. Shabanov V.A. Opredelenie mestapov-rezhdeniya v raspredelitel'nykh setyakh pri odnofaznykh zamykaniyakh na zemlyu [Determination of the Location of Damage in Distribution Networks with Single-Phase Earth Faults]. Ufa, UGNTU Publ., 2003. 96 p. [in Russian].
4. Arzhannikov E.A. Distantsionnyi print-sip v releinoi zashchite i avtomatike linii pri zamykaniyakh na zemlyu [Distance Principle in Relay Protection and Line Automation in Case of Ground Faults]. Moscow, Energoatomizdat Publ., 1985. 175 p. [in Russian].
5. Arzhannikov E.A., Chukhin A.M. Me-tody i pribory opredeleniya mestpovrezhdeniya na liniyakh elektroperedachi [Methods and Devices for Determining the Locations of Damage on Power Lines]. Moscow, NTF «Energo-press», 1998. 87 p. [in Russian].
6. Shalyt G.M. Opredelenie mest povrezhdeniya v elektricheskikh setyakh [Determination of Places of Damage in Electrical Networks]. Moscow, Energoatomizdat Publ., 1982. [in Russian].
7. Artsishevskii Ya.L. Opredelenie mest povrezhdeniya linii elektroperedachi v setyakh s izolirovannoi neitral'yu [Determination of Places of Damage to Power Lines in Networks with Isolated Neutral]. Moscow, Vysshaya shkola Publ., 1989. 87 p. [in Russian].
8. Kulikov A.L., Misrikhanov M.Sh., Petrukhin A.A. Opredelenie mest povrezhdenii LEP 6-35 kVmetodami aktivnogo zondirovaniya [Determination of Damage Locations of 6-35 kV Power Transmission Lines by Active Sounding Methods]. Moscow, Energoatomizdat Publ., 2009. 162 p. [in Russian].
9. Vladimirov L.V., Oshchepkov V.A., Surikov V.I. Algoritm i metodika opredeleniya mesta povrezhdeniya v raspredelitel'nykh setyakh elektroenergeticheskikh sistem meto-dom stoyachikh voln [Algorithm and Method for Determining the Location of Damage in the Distribution Networks of Electric Power Systems by the method of Standing Waves].
Электротехнические комплексы и системы
Omskii nauchnyi vestnik — Omsk Scientific Bulletin, 2011, No. 1(103), pp. 209-211. [in Russian].
10. Shabanov V.A., Mushkin V.V. Pred-stavlenie vkhodnogo soprotivleniya linii s raspredelennymi parametrami sosredotochen-nym kompleksnym soprotivleniem [Representation of the Input Impedance of a Line with Distributed Parameters by a Concentrated Complex Impedance]. Problemy nefti i gaza (III Kongress neftegazopromyshlennikov Rossii) [Problems of Oil and Gas (III Congress of the Oil and Gas Producers of Russia). Ufa, Izd-vo UGNTU, 2001, pp. 83-86. [in Russian].
11. Hannien S. Single Phase Earth Faults in High Impedance Ground Networks Characteristics, Indication and Location. Technical Research Center of Finland (VTT), Espoo, Finland, 2001. 78 p.
12. Hanninen S., Lehtonen M. Method for Detection and Location of Very High Resistive Earth Faults. ETEP (European Transactions on Electrical Power), 1999. Vol. 9, No. 5, pp. 285291. http://www.ETEP.de.
13. Roberts J., Altuve H.J., Hou D. Review of Ground Fault Protection Methods of Grounded, Ungrounded and Compensated Distribution Systems. http://www.selmc.com/techpprs/6123. pdf (accessed 21.01.2021).
14. Miroshnik V.Yu., Bagul'ko D.V., Lyash-kov A.A. Metody i algoritmy dlya opredeleniya mesta odnofaznogo zamykaniya na zemlyu v setyakh 6-35 kV s ispol'zovaniem parametrov avariinogo rezhima [Methods and Algorithms for Determining the Location of a Single-Phase Earth Fault in 6-35 kV Networks Using Emergency Mode Parameters]. Omskii nauchnyi vestnik — Omsk Scientific Bulletin, 2017. [in Russian].
15. Takagi T., Yamacoshi Y., Baba J., Uemu-ra K., Sakaguchi T. A New Algorithm of an Accurate Location for EHV/UHV Transmission Line: Part 1 — Fourier Transformation Method. IEEE Trans on Power App & Syst. Vol. PAS.
100, No. 3, March 1981, pp. 1316-1323.
16. Takagi T., Yamacoshi Y., Baba J., Uemu-ra K., Sakaguchi T. A New Algorithm of an Accurate Location for EHV/UHV Transmission Line: Part 2 — Laplace Transform Method. IEEE Trans on Power App & Syst. Vol. PAS.
101, No. 3, March 1982, pp. 564-753.
17. Shabanov V.A., Ahun'yanov H.F., Sauhatas A.S. Ustrojstvo dlya opredeleniya rasstoyaniya do mesta odnofaznogo korotkogo
zamykaniya na zemlyu [Device for Determining the Distance to the Place of a Single-Phase Short Circuit to the Ground]. A.S. SSSR No.1432428. 1988. [in Russian].
18. Sauhatas A.S., Shabanov V.A., Fedo-tov I.A., Aronson V.N. Sposob opredeleniya rasstoyaniya do mesta odnofaznogo korotkogo zamykaniya i ustrojstvo dlya ego osushchest-vleniya [Method for Determining the Distance to the Place of a Single-Phase Short Circuit and a Device for its Implementation]. Patent SSSR No. 1661687. 1991. [in Russian].
19. Takagi T., Yamacoshi Y., Yamaura K., Matsushima R.T. K. Development of a New Type Locate Using a One-Terminal Voltage and Current Data. IEEE Trans on Power App & Syst. Vol. PAS. 101, No. 8, August 1982, pp. 2892-2898.
20. Shabanov V.A. Simmetrichnye sostav-lyayushchie tokov i napryazhenii pri odnofaz-nykh zamykaniyakh na zemlyu v setyakh s izolirovannoi neitral'yu [Symmetrical Components of Currents and Voltages for Single-Phase Earth Faults in Networks with Isolated Neutral]. Ufa, 2002. 61 p. [in Russian].
21. Sorokin A.V., Shabanov V.A. Distant-sionnyi metod opredeleniya rasstoyaniya do odnofaznogo zamykaniya na zemlyu v seti s izolirovannoi neitral'yu [Remote Method for Determining the Distance to a Single-Phase Earth Fault in a Network with an Isolated Neutral]. VI mezhvuzovskiy sbornik nauchnykh trudov «Povyshenie nadezhnosti i energoeffektivnosti elektrotekhnicheskikh sistem i kompleksov» [VI Interuniversity Collection of Scientific works «Improving the Reliability and Energy Efficiency of Electrical Systems and Complexes»]. Ufa, Izd-vo UGNTU, 2020, pp. 193-199. [in Russian].
22. Badulin D.N. Transformatory toka nulevoi posledovatel'nosti dlya ispol'zovaniya v skhemakh releinoi zashchity sovmestno s mikroprotsessornymi terminalami releinoi zashchity [Zero Sequence Current Transformers for Use in Relay Protection Circuits in Conjunction with Relay Protection Microprocessor Terminals] (Electronic Resource). Available at: intzv.ru (accessed 01.08.2020). [in Russian].
23. Shalin A., Dekhterev A., Il'inykh M., Senchenko V. Kabel'nye transformatory toka. Sposoby uluchsheniya kharakteristik [Cable Current Transformers. Ways to Improve Performances]. Novosti elektrotekhniki — News of Electrical Engineering, 2008, No. 6 (48). [in Russian].
