CC BY
85
й01: 10.18721/ ^БТ.230114 УДК 621.311: 621.316: 621.317
Ш.С. Абоу Накира, М.Г. Попов
ПОВЫШЕНИЕ ЭФФЕКТИВНОСТИ ПРОДОЛЬНОЙ ДИФФЕРЕНЦИАЛЬНОЙ ЗАЩИТЫ ВОЗДУШНЫХ ЛИНИЙ ЭЛЕКТРОПЕРЕДАЧИ
Несовершенство дифференциальных защит связано с так называемым током небаланса защиты, обусловленным причинами различной природы. Для ослабления его влияния используется тормозной ток, формируемый по заданному разработчиком алгоритму. Наиболее эффективными из применяемых являются алгоритмы получения тормозного тока пропорционально вторичным токам трансформаторов тока, которые установлены в плечах защищаемого объекта. Недостаток подобных способов: в случае внешних КЗ при увеличении тока намагничивания трансформаторов тока тормозной сигнал значительно уменьшается, в то время как дифференциальный сигнал возрастает. Чтобы исключить ложное срабатывание это требует существенного снижения чувствительности защиты или ее блокировки, увеличения времени срабатывания защиты. В работе предлагается дополнительный алгоритм для повышения чувствительности защиты воздушной ЛЭП с помощью вычислительно-программного комплекса 81шиИпк, основанный на контроле (вычислении) емкостных токов математической модели. Как показали результаты исследований, при отсутствии компенсации емкостного фазного тока ВЛ минимальный ток срабатывания защиты, необходимый для обеспечения селективной работы оказался выше нормы. Следовательно, для достижения требуемых чувствительности и быстродействия необходимо увеличение основного сигнала торможения. Использование дополнительного торможения за счет компенсации емкостных токов ВЛ позволяет в значительной мере повысить чувствительность защиты.
ДИФФЕРЕНЦИАЛЬНАЯ ЗАЩИТА; ЛИНИЯ ЭЛЕКТРОПЕРЕДАЧ; ТРАНСФОРМАТОР ТОКА; МАТЕМАТИЧЕСКАЯ МОДЕЛЬ; ДИНАМИЧЕСКИЕ СВОЙСТВА; КОРРЕКЦИЯ ЧУВСТВИТЕЛЬНОСТИ.
Ссылка при цитировании:
Абоу Накира Ш.С. Повышение эффективности продольной дифференциальной защиты воздушных линий электропередачи // Научно-технические ведомости СПбГПУ. № Том 23, № 1, 2017. С. 140-156. DOI: 10.18721/ JEST.230114
S.X. Abounakera, M.G. Popov
IMPROVING THE EFFICIENCY OF DIFFERENTIAL PROTECTION OF OVERHEAD TRANSMISSION LINES
When applied to protecting over head transmission lines, the differential protection may mal-operate due to unbalanced currents caused by electromagnetic saturation of the current transformers under transient conditions. Restrain methods are the most common used to mitigate the effect of these currents. The disadvantage of such methods is that the restrain signal for external fault is significantly reduced by increasing the magnetizing current of the current transformers, whereas the differential signal increases. This leads to a reduction ofthe sensitivity of protection or increase tripping time to prevent mal-operation. This paper proposes an additional algorithm based on control (calculation) of capacitive currents mathematical models by using MATLAB/Simulink. to improve the sensitivity of transmission lines differential protection. Simulation results on MATLAB/Simulink. Simulation Results show that the new algorithm that using capacitive compensation current signal has better sensitivity than other methods.
DIFFERENTIAL PROTECTION; OVERHEAD TRANSMISSION LINES; IMPROVING PROTECTION SENSITIVITY; EFFICIENCY IMPROVEMENT.
Citation:
S.X. Abounakera, Improving the efficiency of differential protection of overhead transmission lines, St. Petersburg Polytechnic University Journal of Engineering Sciences and Technology, 23 (1) (2017) 140-156, DOI: 10.18721/ JEST.230114
Целью статьи является исследование динамических свойств продольной дифференциальной защиты линии электропередачи с помощью вычислительно-программного комплекса БгтиИпк и выработка рекомендаций по повышению чувствительности защиты.
Состояние проблемы и постановка задачи исследований
Продольная токовая дифференциальная защита воздушных линий (ВЛ) электропередачи относится к основным защитам. В ее современном исполнении полукомплекты микропроцессорной защиты (МП РЗА) должны быть установлены на граничащих с защищаемой ВЛ подстанциях. Классическая реализация алгоритмов МП РЗА основана на получении посредством коммуникационных интерфейсов измеренных в полукомплектах фазных токов.
Как уже отмечено, действие дифференциальной защиты основано на том, что в нормальных условиях полная сумма всех токов, протекающих в защищаемой зоне, равна нулю. Это предварительное условие верно только для первичных цепей и только в том случае, если токи, создаваемые емкостями линий, и токи намагничивания трансформаторов и реакторов пренебрежимо малы. Вторичные токи, регистрируемые в МП РЗА, имеют погрешности, обусловленные частотными характеристиками трансформаторов тока (ТТ) и входных цепей МП РЗА. Ошибки при передаче сигналов также могут способствовать появлению дополнительных погрешностей. Вследствие этого для обеспечения правильной работы ДЗЛ необходимо выполнить ее отстрой-
ку от тока небаланса, характеризующего описанные выше факторы.
В установившемся режиме работы интегральные значения токов включения линии можно считать неизменными, постоянными; их величина определяется уровнем напряжения и емкостью линии.
Обобщенная постановка задачи исследования переходных процессов воздушной линии и динамических свойств математической модели ее дифференциальной защиты заключается в тщательном и всестороннем анализе различных схемно-режимных условий воздушной линии. Из всего многообразия режимов работы можно выделить наиболее характерные расчетные условия, позволяющие в полной мере оценить надежность, селективность и чувствительность защиты. К этим расчетным условиям относятся режимы включения на холостой ход, включения под нагрузку, а также различного вида внутренние и внешние («сквозные») короткие замыкания. С целью выявления достоверной работы дифференциальной защиты в наихудших условиях рассмотрены коммутации, отвечающие моменту прохождения фазного напряжения через 0 и характеризующиеся наибольшими амплитудами токов. Также в последующем выполнен анализ переходных процессов воздушной линии и работы дифференциальных защит при повторных коммутациях силового оборудования в режимах внезапного короткого замыкания и нагрузки после включения на холостой ход. Кроме того, для выявления возможных ложных срабатываний про-варьированы схемы организации питания воздушной линии.
Рис. 1. Принципиальная схема подключения полукомплектов дифференциальной защиты воздушной линии
Отрицательная сторона применения данного способа: методика выбора параметров срабатывания защиты основана на вероятностной оценке тока небаланса в зависимости от величины тока плеч (чем больше токи плеч защиты, тем выше вероятность увеличения тока небаланса). Это обусловливает ряд трудностей при выборе коэффициентов торможения. В частности возникает необходимость либо проведения различных дополнительных испытаний при наладке защиты, либо наличия достаточно большого опыта эксплуатации на схожих объектах защиты. Тем не менее есть ряд дополнительных способов, увеличивающих быстродействие и чувствительность защиты. Они основаны на вычислении токов намагничивания измерительных трансформаторов тока, используют численные методы контроля погрешности измерительного тракта защиты и предназначены для дополнительного торможения. Это, в свою очередь, еще более усложняет выбор параметров срабатывания защиты и в большинстве случаев приводит к необходимости их адаптации при изменении параметров энергосистемы, например апериодической постоянной первичной электрической цепи.
Математические описание
переходных процессов ВЛ и средств РЗА
Для решения поставленной задачи требуется создать математическую модель воздушной линии. В качестве примера рассмотрена межсистемная электропередача сверхвысокого напряжения (СВН) класса 500 кВ, схема которой представлена на рис. 2.
Математическая модель воздушной линии СВН с двумя грозозащитными тросами описывается следующей системой дифференциальных уравнений:
^дхЫк (х,*)= д
= гк1к (х 0 + Ч-^Л (х о+ д*
п-1 д
+Е мкт ^ т(х > *);
т=1 д*
д п-1
к (х> 0 = £кЫк (х> 0 + Е ёктЫкт (х> 0 +
т=1
(1)
дх
д п-1 д
+ Ск^7Ык (х> *) + Е Ккт^ТЫкт (х> *)> (2)
д*
т =1
д*
где к — номер рассматриваемого провода; гк, Ьк, gk ,Ск — собственные погонные электрические параметры к-го провода на единицу длины ВЛ; gkm, Мкт, Ккт — взаимные погонные электрические параметры между проводами к ит ВЛ; п — число проводов многопроводной ЛЭП.
Значения взаимных активных проводимо-стей между проводами и тросами линии настолько малы, что при дальнейших преобразованиях уравнения (2) будет принято gkm = 0.
Исследуемая в работе линия электропередачи имеет три фазных провода и два грозозащитных троса. На основании уравнений (1) и (2) составим подсистемы уравнений (3) и (4), описывающие распределение токов и напряжений в данной ЛЭП.
Рис. 2. Схема межсистемной электропередачи 500 кВ и ее дифференциальной защиты: £1 и £2 — электрические системы; п1 и п2 — комплексные нагрузки; МП РЗА.1, МП РЗА.2 — микропроцессорные устройства релейной защиты; ДопМП РЗА 1, ДопМП РЗА 2 — дополнительные микропроцессорные устройства релейной защиты
Рис. 3. Расчетная схема однородного участка ЛЭП между узлами Р и О
диа *) . (Х л + г д/а ^ *) + м д/Ь (Х> *) + М д/с *) + м дЬ 1(Х *) + м дЬ2 (x, *) . -дГ" = а а (Х, О + ^^Т" + МаЬ + Мас+ Ма*Г—^ + Ма*2~^'
диь(Х - ьь (х, *) + МЬа ^ (Х 0 + ЬЬЫЬ(Х + МЬс^^ + Мм ^ 0 + МЬ*2 ^ ; дх Ь ^^ д* Ь д* Ьс д* Ь*1 дt Ь*2 д*
дХ
дис (х, *)
= /с ^(x, *) + мс
д/а (Х, *) ^ д/Ь (Х, *) + ^ д1с (х, *)
-+ М
дХ «I д* д*
1 (Х, *) - /^(Х, *) + М11а да ( Х, 0 ■ " ^ (Х,
д*
+ м
с* 1 "
д/* 1(Х, *)
д*
+ М
'с* 2"
*
д/*2 (х, *)
д*
^ - ,(Х, *)+м +м, - М ^+А ■ ^+М,, ;
^^ = Ъ2(Х, *) + М*2а ^ + М,+ М,2, + М,„, М^ + ^ ^
дх д* д* д* д* д*
+ А+м 1*2^ *)-д* д, д,
(3)
д/а (х, *)
дх д/ь (х, *)
дх д/с (х, *)
дх дцх(х, *)
дх дц2(Х, *) дх
- п и (Х ,) + С "' + Г (Х, *) + Г диас(х, *) + ^ ^иа* 1(х, *) + г
- паиа (Х, *) + ---+ КаЬ---+ Кас-Г:-+ 1-:-+ К'
диа (Х, *) , ^ диаЬ (x, *)
д*
д*
д*
диЬа (x, *) ^ диЬ (x, *) ^ диЬс (x, *)
Ьс
д*
диь* х(х , *)
а* 2
- пьиь (Х, *) + + с^ги^ + + кы Г'Ь* у + К
д*
диса (x, * )
д*
д* д* Ш1 д* дись (х, *) ^ дис (х, *) ^ дис*х(х, *)
с* 1"
Ы 2
-Псис(Х, *) + '7 + Кь""сЬГ '7 + сг^г '7 + Кс,^ '7 + К
д*
д*
д*
С 2"
диа*2(x, *) ; д* ' диь* 2( Х, *); д* ' дис*2(Х, *).
д*
- Пг 1и* 1(x, * ) + К 1а
ди* 1а(x, *) + К ^и* 1Ь(x, *) ^ ди* 1с(x, *) ди* 1(x, *)
д*
* 1Ь"
д*
+ К,
* 1с"
д*
-+с* 1
-+К,
д* "*1*г д* -дщ2* 1(х, *) *)
ди* 1*2(Х, * ) .
п и ( Х *) + К Зи<2а *) + К ди2Ь (x, *) + К ди2с *) + К
- ^2и*2(Х, *) + К*2а--+ К*2Ь--+ К*2с-=-+ К*
д*
д*
д*
* 2* 1"
д*
- + с,
* 2"
д*
(4)
Уравнения переходных процессов эквивалентных источников (электрических систем) £1 и £2:
<1(1) = ) + Ьл)+Ыа(0, *); д*
ел(*) = + Ьх д-М) + ЫЪ(0, *); (5)
д*
есл(() = Ш(*) + Ьх+ ыс(0, *); д*
еЪ«) = Я2С.2(*) + Ь2 ) + Ыа(X, *); д*
4(0 = **&(*) + кг¿4(0 + Ыъ(X, *); (6)
д*
еС2(*) = Я£2(*) + Ь2 ^С2(*) + Ыс(X, *), д*
где е8Х(1 ),е5 2(1) — трехфазные ЭДС электрических систем £1 и £2; Я^*), Я52(*) — активные сопротивления ЭС £1 и £2; Ьл(*),К2(*) — индуктивности ЭС £1 и £2; ы(0, *) — фазное напряжение в начале линии электропередачи при х = 0 км; и(Х, ?) — фазное напряжение в конце линии электропередачи.
Запишем системы дифференциальных уравнений электрических нагрузок п1и п2:
0 = КА(<)+Кх - Ыа(0, *); д*
0 = КА(<) + Кпх ¿£(0 - Ыъ(0, *); д*
0 = ЯЦх«) + Ь„хд&00 - ыс (0, *);
д*
(7)
_ V к
= Ккт
дык (х, *) дыт (х, *)
д*
- К
кт'
д*
(9)
Введем в систему уравнений (4) фазные величины напряжений и запишем системы (3)—(8) в матричном виде:
-±[и(х, *)] = [Я][1(х, *)] + [ЬМ]д[1(х,*^^^
дх д*
—[1(х, *)] = [0][Щх, *)] + [СК]д[и(х,*)];
дх д*
(10)
(11)
Ы*)] =
= [ЗД^ х(*)] + М ^ [15х(*)] + [и (0,*)]; д*
\е8 2(*)] =
= Я 2(* )] + Ь 2] 2(* )] + [и (X,* )]; д*
[0] = [Ямх ] [1Мх(*)] + [Ьмх]д. [1Мх(*)] - [и(0, х)];
д (12)
[0] = [Ям2][1М2(г)]+[Ьм2]д[1М2(г)]-[и(Х, г)]. д*
Совместное решение систем уравнений (10)—(12) осуществляется с использованием многошаговых численных методов интегрирования жестких систем дифференциальных уравнений. Для этого преобразуем систему (10), используя выражения
—и(х, V = Ып(*) - Ып-х({);
дх Ах
(13)
0 = КШ*) + Ьп2 дгШ - Ыа{X, *); д*
0 = КА^) + Ьп2 ^ и*) - Ыъ (X, *); (8) д*
0 = ЯпШ) + Ьп2 д/п2 (*) - Ыс (X, *), д*
где Япх(*), Яп2(*) - активные сопротивления нагрузок п1 и п2; Ьпх(*), Ьп2(*)- индуктивности нагрузок п1и п2.
Используя выражение
К
дикт (^ *)
кт
д\*
= К,
кт
д(Ык (х, *) - Ыт (х, *))
д* '
— I*) = 1т+х(*) - 1т(*) ,
дх Ах
(14)
где Ах - шаг дискретизации; п, т - индексы. Тогда (10) принимает следующий вид:
[и(*)]п - [и(*)]п-х
Ах
= [Я]т [I(*)]т + [ЬМ]т ^ [I(*)]т \
д*
[I(*)]т+х - [I(*)\т =
Ах
= [С]п [и(*)]п + [СК]п д [и(*)]п.
д*
S1 SS1 Q1 TA 1
Рис. 4. Структурная схема микропроцессорной дифференциальной защиты
воздушной ЛЭП
На рис. 4 представлена усовершенствованная структура дифференциальной защиты ВЛ. К основным серийно выпускаемым полукомплектам ДЗЛ (МПРЗА 1, 2) посредством коммуникационных интерфейсов (I/O) подключаются вспомогательные микропроцессорные модули (ДопМП РЗА), в контроллерах (CPU) которых реализован программный алгоритм дополнительного торможения. Измерительные цепи вспомогательных модулей включают первичные (ТА 1, 2 и TV1, 2) и вторичные (i/u; u/u) преобразователи электрических сигналов тока и напряжения, а также аналогово-цифровые преобразователи (ADC). При этом значения фазных токов измеряются в основных полукомплектах, а затем передаются во вспомогательные модули по каналам (I/O) информационного обмена.
Одним из способов совершенствования дифференциальной защиты, исключающим указанные выше недостатки, является применение дополнительных алгоритмов, основанных на контроле (вычислении) емкостных токов математической модели воздушной линии электропередачи.
Мгновенное значение зарядного фазного тока вычисляется как произведение фазного напряжения и емкостной проводимости линии
ic (t ) = u (t )(2fo )C
(16)
а его интегральное значение определяется выражением
Ic =
t+-
1 2
T í С (t)dt,
(17)
t--
где /0 — синхронная частота сети, равная 50 Гц; С — емкость фазы ВЛ относительно земли, Ф.
Величина тока срабатывания защиты определяется с учетом дополнительного сигнала торможения (/доп.торм) :
диф
К
торм
(I-
торм + 1доп торм
), (18)
где /диф — дифференциальный сигнал фазного тока, А; 1торм — основной сигнал тормозной сигнал фазного тока, А; Кторм — коэффициент торможения защиты, о. е.
Дополнительное торможение защиты производится сигналом, пропорциональным вычисленному емкостному фазному току математической модели линии:
доп торм
Кс
^фазн
(19)
где Кс — коэффициент компенсации емкостного фазного тока ВЛ, о. е.
Кроме того, для повышения надежности дополнительного торможения при обрыве каналов связи во вспомогательном модуле (рис. 4, модель ДопМП РЗА) также вычисляется емкостной ток модели линии по выражениям
(1)—(15) относительно фазных напряжений на шинах противоположной подстанции.
Оценка эффективности предлагаемого нового способа дополнительного торможения выполняется в ходе анализа переходных процессов воздушной линии электропередачи и измерительных цепей ее защиты в следующих расчетных режимах: включение на холостой ход (рис. 5—10, расчетный интервал ? = 0,1—0,2) и последующие однофазное или междуфазные короткие замыкания (рис. 11—14, расчетный интервал 1= 0,2—0,5). Для указанных расчетных условий производилась вариация от 0 до 1 (с шагом 0,1) коэффициента торможения Кт и приведенного коэффициента компенсации, определяемого согласно выражению К = К К
с тоРм сфазн. '
Характеристики изменения приведенных к номинальному первичному току трансформаторов тока (1\ТА ном = 2000 А) фазных токов срабатывания защиты при включении на холостой ход и последующем двухфазном (АВ) коротком замыкании на шинах подстанций представлены на рис. 5—14.
Необходимо отметить, что из всех представленных результатов наиболее характерными с точки зрения определения чувствительности и селективности защиты являются характеристики изменения тока фазы С при включении ВЛ на холостой ход, а также расчетные осциллограммы токов поврежденных фаз (А и В) при двухфазном коротком замыкании вблизи шин подстанции SS2. В связи с этим ниже приведен сопоставительный анализ выбора минимального тока срабатывания, а также коэффициентов компенсации и торможения, требуемых предельными условиями эффективности торможения
(Кт < 0,5) и достаточными условиями чувстви-
*
тельности (/сзтщ = 0,1 — 0,2 о. е.).
Анализ представленных на рис. 5 расчетных осциллограмм показал, что при отсутствии компенсации емкостного фазного тока (Кс = 0) ВЛ для обеспечения селективной работы минимальный ток срабатывания защиты должен составлять более 0,562 (см. рис. 5, фаза С при Кт = 0). Достижение приемлемых (по условиям чувствительности и быстродействия) значений минимального тока срабатывания защиты 1с з т1п = 0,1 — 0,2 возможно при снятии блокировки торможения защиты и одновременно
с этим увеличения основного сигнала торможения до 65—85 % (Кт = 0,65—0,85). Такие значения коэффициентов торможения не допустимы по условиям эффективности основного способа торможения (полусумма токов плеч по модулю). Альтернативным мероприятием, позволяющим снизить величину минимального тока срабатывания защиты, служит введение дополнительного торможения защиты при сохранении ее стандартной логики работы — блокировке основных алгоритмов торможения при рабочем токе менее величины 1сз т1п. Использование дополнительного торможения в функции степени компенсации емкостных токов ВЛ позволяет в значительной мере повысить чувствительность защиты (см. рис. 6—10). В частности, для достижения раннее указанных приемлемых условий чувствительности *
и быстродействия (/сзтщ = 0,2 — 0,25 о.е.) степень компенсации (дополнительного торможения) должна составлять 80—115 % (Кс = 0,8— 1,15 о.е.). Перекомпенсация на 90 % (Кс = 1,9) соответствует 1сзтп =0,1 о.е.
В свою очередь, при отсутствии компенсации (Кс = 0) эффективному сигналу основного торможения (Кт < 0,5) по условиям чувствительности и селективности защиты при двухфазном КЗ на шинах подстанции SS2 (см. рис. 8, б; фазы А и В) соответствует величина минимального тока срабатывания защиты 1сзт;п ^ 5,5 . Следует также отметить, что при введении (разблокировке) основного алгоритма торможения блокировка сигнала дополнительного торможения даже при Кс = 1 не обязательна, поскольку в несущественной мере снижает чувствительность защиты при двухфазных (А В) КЗ близи шин подстанций SS2. Для достижения идентичных показателей чувствительности требуется незначительное увеличение сигнала основного торможения: АКТ = 0,5 — 1% (0,005— 0,01 о.е.).
Заключение
В среде визуального программирования выполнено исследование продольной дифференциальной защиты воздушной линии с применением разработанной математической модели высоковольтной линии электропередачи и ее продольной токовой дифференциальной защиты.
Рис. 5. Фазные токи срабатывания защиты при включении ВЛ на ХХ и наличии только основного торможения (Кт = 0—1, Кс = 0)
Рис. 6. Фазные токи срабатывания защиты при включении ВЛ на ХХ и наличии только дополнительного торможения (Кт = 0, Кс = 0—1)
Рис. 7. Фазные токи срабатывания защиты при включении ВЛ на ХХ и наличии только дополнительного торможения (Кт = 0, Кс = 1—2)
Рис. 8. Фазные токи срабатывания защиты при включении ВЛ на ХХ и наличии основного (Кт = 0,1) дополнительного торможения (Кс = 0—1)
Рис. 9. Фазные токи срабатывания защиты при включении ВЛ на ХХ и наличии основного(Кт = 0,2) дополнительного торможения (Кс = 0—1)
Рис. 10. Фазные токи срабатывания защиты при включении ВЛ на ХХ и наличии основного (Кт = 0,5) дополнительного торможения (Кс = 0—1)
Рис. 11. Фазные токи сраб атывания защиты при КЗ и наличии только основного торможения (Кт = 0—1, Кс = 0): а — междуфазное (АВ) КЗ на шинах подстанции 551; б — междуфазное (АВ) КЗ на шинах подстанции 552
Рис. 12. Фазные токи срабатывания защиты при КЗ ВЛ и наличии основного (Кт = 0,1) дополнительного торможения (Кс = 0—1): а — междуфазное (АВ) КЗ на шинах подстанции 551; б — междуфазное (АВ) КЗ на шинах подстанции 552
Рис. 13. Фазные токи срабатывания защиты при КЗ ВЛ и наличии основного (Кт = 0,2) дополнительного торможения (Кс = 0 — 1): а — междуфазное (АВ) КЗ на шинах подстанции 551; б — междуфазное (АВ) КЗ на шинах подстанции 552
Рис. 14. Фазные токи срабатывания защиты при КЗ ВЛ и наличии основного (Кт = 0,5) дополнительного торможения (Кс = 0 — 1): а — междуфазное (АВ) КЗ на шинах подстанции 551; б — междуфазное (АВ) КЗ на шинах подстанции 552
Приведен сопоставительный анализ выбора минимального тока срабатывания, а также коэффициентов компенсации и торможения, требуемых предельными условиями эффективности торможения (Кт < 0,5 ) и достаточными условиями чувствительности (1*сзт1п = 0,1 — 0,2 о.е.).
Показано, что при отсутствии компенсации емкостного фазного тока ВЛ (Кс = 0 ) для обеспечения селективной работы минимальный ток срабатывания защиты должен составлять более 0,562. Для достижения чувствительности и быстродействия необходимо, увеличения основного сигнала торможения до 65—85 % (Кт = 0,65—0,85).
Использование дополнительного торможения за счет компенсации емкостных токов ВЛ позволяет в значительной мере повысить чувствительность защиты (I*C3min = 0,2 — 0,25 о.е.). Перекомпенсация на 90 % приводит к существенному увеличению чувствительности защиты при IC3 min = 0,1 °.е.
При введении (разблокировке) основного алгоритма торможения блокировка сигнала дополнительного торможения даже при Кс = 1 необязательна. Этот метод формирования тока торможения эффективен.
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
1. Ванин В.К., Попов М.Г., Попов С.О. Моделирование фильтров тока намагничивания и воспроизведение вторичных токов силовых трансформаторов // Сб.: Информационные технологии в электротехнике и электроэнергетике. Материалы X всероссийской научно-технической конференции. 2016. С. 268—269.
2. Ванин В.К., Амбросовская Т. Д., Попов М.Г., Попов С.О. Повышение достоверности работы измерительных цепей релейной защиты // Электрические станции. 2015. № 11. С. 30-35.
3. Ванин В.К., Попов М.Г. Теоретические основы цифровых средств релейной защиты и автоматики: Учебное пособие для студентов высших учебных заведений, обучающихся по направлению подготовки магистров «Системный анализ и управление» / В. К. Ванин, М. Г. Попов ; М-во образования и науки Российской Федерации, Санкт-Петербургский гос. Политехнический ун-т. Санкт-Петербург, 2012. Сер.: Приоритетный национальный проект «Образование».
4. Ванин В.К., Попов М.Г., Попов С.О. Повышение эффективности дифференциальных защит энергетического оборудования // Научно-технические ведомости Санкт-Петербургского государственного политехнического университета. 2011. № 3(130). С. 27-32.
5. Попов М.Г. Совершенствование методов численного расчета расстояния до места повреждения воздушных линий электропередачи // Научно-технические ведомости Санкт-Петербургского государственного политехнического университета. 2011. № 3(130). С. 54-61.
6. Попов М.Г. Система релейной защиты управляемой межсистемной электропередачи // Научно-технические ведомости Санкт-Петербургского государственного политехнического университета. 2010. № 2(100), Т.2. С. 11-19.
7. Бессолицын А.В., Новоселова О.А., Попов М.Г. Разработка методики численного расчета продольных
параметров воздушной линии на основе трехмерной краевой задачи // Научно-технические ведомости Санкт-Петербургского государственного политехнического университета. 2010. № 2(100), Т. 2. С. 50-55.
8. Бессолицын А.В., Попов М.Г., Хорошинина Е.Н. Использование численного расчета трехмерного электростатического поля для определения собственных и взаимных емкостей проводов воздушной линии // Научно-технические ведомости Санкт-Петербургского государственного политехнического университета. 2010. № 2(100), Т. 2. С. 55-59.
9. Ванин В.К., Попов М.Г. Элементы систем автоматического управления в энергетике. Цифровая микроэлектроника систем управления и релейной защиты: Учебное пособие для студентов высших учебных заведений, обучающихся по направлению 220100 «Системный анализ и управление» / В. К. Ванин, М. Г. Попов ; Федеральное агентство по образованию, Санкт-Петербургский политехнический ун-т. Санкт-Петербург, 2008.
10. Ванин В.К., Мокеев А.В., Попов М.Г. Аналоговые и щитовые фильтры в измерительных условиях автоматики энергосистем: Учебное пособие для студентов высших учебных заведений, обучающихся по направлению подготовки 140400 «Техническая физика» / В.К. Ванин, А.В. Мокеев, М.Г. Попов ; Федеральное агентство по образованию, Санкт-Петербургский гос. политехнический ун-т. Санкт-Петербург, 2008.
11. Ванин В.К., Попов М.Г. Элементы автоматических устройств. Программирование микропроцессорных систем релейной защиты и автоматики : учебное пособие / В.К. Ванин, М.Г. Попов ; Федеральное агентство по образованию, Санкт-Петербургский гос. политехнический ун-т. Санкт-Петербург, 2007.
12. Попов М.Г. Определение мест коротких замыканий на высоковольтных линиях электропередачи // Энергетик. 2004. № 2. С. 44.
13. Попов М.Г., Мякушин М.Ю. Основные аспекты определения мест коротких замыканий на высоковольтных линиях электропередачи // Энергетик. 2002. № 10. С. 44.
14. Попов М.Г. Развитие методов и программного обеспечения исследований динамических свойств электроэнергетических систем: Дисс. ... кандидата технических наук / Санкт-Петербург, 2001.
СВЕДЕНИЯ ОБ АВТОРАХ
АБОУ Накира Шади Солейман Хуссейн — аспирант Санкт-Петербургского политехнического университета Петра Великого. 195251, Россия, г. Санкт-Петербург, Политехническая ул., 29. E-mail: eng_ [email protected]
ПОПОВ Максим Георгиевич — заведующий кафедрой "Электрические станции и автоматизация энергосистем" Санкт-Петербургского политехнического университета Петра Великого. 195251, Россия, г. Санкт-Петербург, Политехническая ул., 29. E-mail: [email protected]
REFERENCES
1. Vanin V.K., Popov M.G., Popov S.O. Modelirovani-ye filtrov toka namagnichivaniya i vosproizvedeniye vtorichnykh tokov silovykh transformatorov. Sb.: Informat-sionnyye tekhnologii v elektrotekhnike i elektroenergetike materialy Xvserossiyskoy nauchno-tekhnicheskoy konferen-tsii. 2016. S. 268-269. (rus.)
2. Vanin V.K., Ambrosovskaya T.D., Popov M.G., Popov S.O. Povysheniye dostovernosti raboty izmeritel-nykh tsepey releynoy zashchity. Elektricheskiye stantsii. 2015. № 11. S. 30-35. (rus.)
3. Vanin V.K., Popov M.G. Teoreticheskiye osnovy tsifrovykh sredstv releynoy zashchity i avtomatiki: Ucheb-noye posobiye dlya studentov vysshikh uchebnykh zave-deniy, obuchayushchikhsya po napravleniyu podgotovki magistrov «Sistemnyy analiz i upravleniye» / V.K. Vanin, M.G. Popov ; M-vo obrazovaniya i nauki Rossiyskoy Fed-eratsii, Sankt-Peterburgskiy gos. Politekhnicheskiy un-t. Sankt-Peterburg, 2012. Ser. Prioritetnyy natsionalnyy proyekt «Obrazovaniye» / Nats. Issled. Un-t. (rus.)
4. Vanin V.K., Popov M.G., Popov S.O. Povysheniye effektivnosti differentsialnykh zashchit energeticheskogo oborudovaniya. [Increase of efficiency of differential protection of the power equipment]. Nauchno-tekhnicheskiye vedomosti Sankt-Peterburgskogo gosudarstvennogo politekh-nicheskogo universiteta. 2011. № 3(130). S. 27-32. (rus.)
5. Popov M.G. Sovershenstvovaniye metodov chislen-nogo rascheta rasstoyaniya do mesta povrezhdeniya voz-dushnykh liniy elektroperedachi [Perfection of methods of numerical calculation of distance to the place of damage of air-lines of the electricity transmission]. Nauchno-tekhnicheskiye vedomosti Sankt-Peterburgskogo gosudarstvennogo politekhnicheskogo universiteta. 2011. № 3(130). S. 54-61. (rus.)
6. Popov M.G. Sistema releynoy zashchity upravlyay-emoy mezhsistemnoy elektroperedachi [Relay protection of phase-controlling power transmission line]. Nauchno-tekhnicheskiye vedomosti Sankt-Peterburgskogo gosudarstvennogo politekhnicheskogo universiteta. 2010. № 2(100). T.2. S. 11-19. (rus.)
7. Bessolitsyn A.V., Novoselova O.A., Popov M.G.
Razrabotka metodiki chislennogo rascheta prodolnykh parametrov vozdushnoy linii na osnove trekhmernoy krayevoy zadachi [Development of methodology for numerical calculation the series parameters of overhead transmission line on the basis of three-dimensional boundary problem ]. Nauchno-tekhnicheskiye vedomosti Sankt-Pe-terburgskogo gosudarstvennogo politekhnicheskogo universiteta. 2010. № 2(100). T. 2. S. 50-55. (rus.)
8. Bessolitsyn A.V., Popov M.G., Khoroshinina Ye.N. Ispolzovaniye chislennogo rascheta trekhmernogo elektrostaticheskogo polya dlya opredeleniya sobstvennykh i vzaimnykh yemkostey provodov vozdushnoy linii [Using of numerical calculation of three-dimensional electrostatic field to determine self and mutual capacitance wires overhead lin]. Nauchno-tekhnicheskiye vedomosti Sankt-Peterburgskogo gosudarstvennogo politekhnicheskogo universiteta. 2010. № 2(100). T. 2. S. 55-59. (rus.)
9. Vanin V.K., Popov M.G. Elementy sistem avto-maticheskogo upravleniya v energetike. Tsifrovaya mikro-elektronika sistem upravleniya i releynoy zashchity: Uchebnoye posobiye dlya studentov vysshikh uchebnykh zavedeniy, obuchayushchikhsya po napravleniyu 220100 «Sistemnyy analiz i upravleniye» / V.K. Vanin, M.G. Popov ; Federalnoye agentstvo po obrazovaniyu, Sankt-Peterburgskiy politekhnicheskiy un-t. Sankt-Peter-burg, 2008. (rus.)
10. Vanin V.K., Mokeyev A.V., Popov M.G. Anal-ogovyye i shchitovyye filtry v izmeritelnykh usloviyakh avtomatiki energosistem: Uchebnoye posobiye dlya stu-dentov vysshikh uchebnykh zavedeniy, obuchayushchikh-sya po napravleniyu podgotovki 140400 «Tekhniches-kaya fizika» / V.K. Vanin, A.V. Mokeyev, M.G. Popov ; Federalnoye agentstvo po obrazovaniyu, Sankt-Peter-burgskiy gos. Politekhnicheskiy un-t. Sankt-Peterburg, 2008. (rus.)
11. Vanin V.K., Popov M.G. Elementy avto-maticheskikh ustroystv. Programmirovaniye mikroprotses-sornykh sistem releynoy zashchity i avtomatiki : uchebnoye
posobiye / V.K. Vanin, M.G. Popov ; Federalnoye agent-stvo po obrazovaniyu, Sankt-Peterburgskiy gos. Politekh-nicheskiy un-t. Sankt-Peterburg, 2007. (rus.)
12. Popov M.G. Opredeleniye mest korotkikh za-mykaniy na vysokovoltnykh liniyakh elektroperedachi /m.g popov. Energetik. 2004. № 2. S. 44. (rus.)
13. Popov M.G. Razvitiye metodov i programmnogo
obespecheniya issledovaniy dinamicheskikh svoystv elek-troenergeticheskikh system: Diss. ... kandidata tekh-nicheskikh nauk / Sankt-Peterburg, 2001. (rus.)
14. Popov M.G., Myakushin M.Yu. Osnovnyye aspe-kty opredeleniya mest korotkikh zamykaniy na vysokovoltnykh liniyakh elektroperedachi. Energetik. 2002. № 10. S. 44. (rus.)
AUTHORS
ABOUNAKERA Shadi X. — Peter the Great St. Petersburg Polytechnic University. 29 Politechnicheskaya St., St. Petersburg, 195251, Russia. E-mail: [email protected]
POPOV Maxim G. — Peter the Great St. Petersburg Polytechnic University. 29 Politechnicheskaya St., St. Petersburg, 195251, Russia. E-mail: [email protected]
Дата поступления статьи в редакцию: 21.12.2016.
© Санкт-Петербургский политехнический университет Петра Великого, 2017
