CC BY
27
ИЗВЕСТИЯ
ТОМСКОГО ОРДЕНА ТРУДОВОГО КРАСНОГО ЗНАМЕНИ ПОЛИТЕХНИЧЕСКОГО
ИНСТИТУТА имени С. М КИРОВА
Том 98 1960 г.
ПРОИЗВОДСТВЕННЫЕ ИСПЫТАНИЯ ДИФФЕРЕНЦИАЛЬНОЙ ЗАЩИТЫ ГЕНЕРАТОРА С РАВНОВЕСИЕМ Э, Д. С. ХОЛОСТОГО ХОДА ТРАНСФОРМАТОРОВ ТОКА
Л. В. БАКИНСКИЙ (Представлено проф. докт. техн. наук И. Д. Кутявпным)
Производственные испытания проводились с целью проверки основных выводов в отношении свойств дифференциальной защиты генератора с равновесием э. д. с. холостого хода трансформаторов тока, изложенных в [1] и [2]. Из [1] известно, что трансформаторы тока в названной схеме работают в режиме холостого хода. В [2] показано, что такой режим работы допустим, если сечение стали спирального сердечника не превосходит д <;17 см2, а число витков вторичной обмотки и значение д выбраны из условия ограничения максимально возможной величины амплитуды вторичной э. д. с. Е2.ь <11000 в. Возможность такого ограничения заключается в том, что при синусоидальном первичном токе зависимость £2.« = /(Л) нелинейна, причем Е2м нарастает медленнее, чем 1Х.
Первый этап производственных испытаний состоял в проверке этих положений в условиях эксплуатации. Для этого был изготовлен опытный образец посредством переделки трансформаторов тока типа ТПШФ 10—4000—3. На внутренней поверхности тора сердечника был укреплен горячий спай тщательно отградуированной термопары „капель-хромель". Сердечник был изолирован тремя слоями микаленты и двумя—асболенты. Вторичная обмотка выполнена проводом ПСД и пропитке не подвергалась. Изготовленный таким образом трансформатор тока имел следующие параметры: длина средней магнитной линии сердечника /^ = 104 см, д = 5,9 см-, 1Ю2 — 10 витков. В условиях испытаний предусмотрены ряд мероприятий, обеспечивающих достаточный запас надежности в результатах опыта, а именно:
1. Сечение сердечника завышено в 2—3 раза против потребностей исследуемой схемы защиты.
2. Измерялась температура наиболее нагретого участка поверхности сердечника, а не температура вторичной обмотки.
3. Сердечник изолирован непропитанной асболентой, которая существенно ухудшала условия его охлаждения.
Испытания на тепловую устойчивость производились длительным пропусканием рабочего тока трансформатора 1000 ква 1Х = 750 а через первичную обмотку испытуемого трансформатора тока, что соответствует напряженности поля в сердечнике Н= 10,2 а\см. При
7. Изв. ТПИ, т. 98.
этом температура перегрева стали оказалась 1С — 8°С. Затем опыт был повторен на генераторе 50 мгвт при /, = 3200 а (// = 43,5 а/см), причем температура перегрева получилась ^с = 39°С. На основании этих замеров можно заключить, что зависимость приблизительно линейна. Поэтому ориентировочно можно оценить величину тс и при других значениях Д. Например, при номинальном первичном токе трансформатора тока /ш — 5000 а, // = 68 а/см и, следовательно, можно ожидать тс ----- 61 °С. Считая, что температура окружающей среды не должна превосходить 60 = 35°С, получим наибольшую возможную температуру сердечника 0С = 96°С. Поэтому для изготовления трансформаторов тока при /1я<;5000 а можно применять провод ПБД с пропиткой, изолируя сердечник электрокартоном. При 1ХН = = 6000 а температура стали повысится незначительно, так как существенно возрастет величина 1ср и значение напряженности поля в сердечнике повысится мало.
Таким образом, для обеспечения тепловой устойчивости при разогреве сердечника в режиме холостого хода следует выполнять вторичную обмотку проводом ПБД с пропиткой, если /ш<5000 а, и проводом ПСД, если 11к = 6000 а. С точки зрения тепловой устойчивости, нет препятствии к помещению трансформаторов тока дифференциальной защиты с равновесием э.д.с. холостого хода в одном кожухе с трансформаторами другого назначения.
Описанный образец трансформатора тока использовался также для снятия зависимости удельной амплитуды вторичной э. д.с. от напряженности синусоидального магнитного поля в сердечнике UM —■/(//). Для этого испытуемый образец монтировался на трансформаторе 1000 ква) генераторах 25 и 50 мгвт, включенных на закоротку. Результаты этого опыта приведены на фиг. 1. Они свидетельствуют о нелинейности зависимости U_M = /(//), повторяя характер кривой рис. 3 в [2].
Для проверки основных свойств дифференциальной защиты с равновесием э. д. с. холостого хода трансформаторов тока, описанных в [1], а также для количественной оценки этих свойств был изготовлен трехфазный комплект этой защиты. Параметры трансформаторов
Ьит см*
ичс
Фи г. Л
го
ю
этого комплекта были следующие: <7=2,34 см2, 1ср = 77 см, w2=340 витков. Сердечники не подвергались отжигу и были изолированы электрокартоном. Вторичная обмотка была выполнена проводом ПСД без пропитки, так как в отведенный для подготовки к испытаниям промежуток времени невозможно было выполнить обмотку проводом ПБД с пропиткой в условиях мастерской кафедры электрические станции, сети и системы Томского политехнического института. На фиг. 2 приведены характеристики холостого хода трансформаторов тока испытуемой схемы Ё2 = /(/j wx). Наибольшее различие наблюдается между характеристиками трансформаторов №№ 1, 5, 6, с одной стороны, и трансформатора № 2, с другой. Это различие имеет место в области средних индукций и достигает 41,5%, что объясняется, вероятно, существенными деформациями лент сердечника трансформатора № 2, которые они испытывали при перемотке сердечника.
Схема дифференциаль- ^ ной защиты с равновеси- ^ ем э.д. с. холостого хода трансформаторов тока была смонтирована на генераторе 25 мгвт 10,5 кв. Трансформаторы тока были распределены по фазам таким образом, чтобы получить наибольшие токи небаланса при испытаниях. Для этого трансформаторы №№ 1, 5 и 6 были размещены на нулевых выводах обмоток фаз К, 3 и Ж соответственно, а трансформаторы №№2, 3 и 4 соответственно на те же фазы, но со стороны линейных выводов. Таким образом, наибольшее расхождение характеристик было у трансформаторов тока фазы К (41,5%).
Схемк соединения вторичных и оперативных цепей при испытаниях показана на фиг. 3. В качестве токовых реле Т использованы реле типа ЭТ—521/0,6, промежуточных реле II—ЭП—101 и добавочных индуктивных сопротивлений Д—дроссели с малым воздушным зазором. Последние использовались не во всех опытах. С помощью осциллографа записывались токи вторичной и первичной цепей (шлейф А питался от измерительных трансформаторов тока ТТи класса 0,5) и линии контактов реле П.
В наиболее тяжелых условиях находилась фаза К схемы из-за несоответствия характеристик трансформаторов тока. Поэтому результаты, полученные в ходе испытаний этой фазы схемы, являются наиболее характерными. В дальнейшем будем рассматривать в основном эти результаты. -
Как известно, внезапное короткое замыкание в зоне дифференциальной защиты с равновесием э. д. с. холостого хода, установленной на изолированно работающих генераторах с большой постоянной времени цепи статора, может отключаться с задержкой. Задержка может быть преодолена посредством увеличения постоянной времени вто1 ричной цепи Т2 [1] или увеличением коэффициента чувствительности
1 1 1 1 1
/V { F А-з в / \ / Л'* 11 1 1 1 1 1 1 !
1
JM (о.}
i'J и и
■ЮОО Фиг. 2.
3000
аг4. Основной целью устройства внезапных коротких замыканий в зоне защиты в данном опыте является поверка второго способа устранении задержек. Всего было произведено 12 внезапных коротких замыкании в зоне защиты при напряжении генератора £Уг —6,3 кву что обусловило значение сверхпереходного тока Гг--- 9 на.
Фиг. 3.
Фаза К схемы настраивалась на величину постоянной времени = 0,01 сек. При активном сопротивлении цепи л> — 2,42 ом для этого потребовалось иметь величину индуктивного сопротивления цепи реле ш£2=6,2 ом. На основании лабораторных испытаний схемы с трансформаторами тока №№ 1 и 2 при данных величинах г2 и была принята уставка реле /у —0,5 а при коэффициенте надежности кя — 2 (фиг. 6). Такая уставка обеспечивала величину для
условий данного опыта, когда наибольшее значение первичного тока было /1 = 9 на (фиг. 5).
ОщМк.
Фиг. 4.
Испытания показали, что ни в одном из случаев задержек в срабатывании реле фазы к схемы не было. Типичная осциллограмма про-
цесса в цепях фазы к защиты при внезапном коротком замыкании в зоне приведена на фиг. 4. Ввиду ограниченности разрешенного числа включений на закоротку не удалось испытать фазу К схемы при других значениях Т2 и а*4. Отметим лишь, что приблизительно при таком же значении Т2 фазы 3 схемы (Т2 = 0,012 сек), но при лг.^2,5 имели место задержки в срабатывании защиты. Таким образом, повышение величины кА является эффективным способом устранения задержек в срабатывании защиты при изолированной работе генератора. Поскольку индуктивные добавочные сопротивления в цепи реле не повышают значений целесообразно отказаться от них, если селективность работы защиты при &том будет обеспечена.
Для выявления возможности возникновения задержек в срабатывании при работе защищаемого генератора в системе на фазе ж схемы вместо дросселя была установлена закоротка, соединяющая фазный провод схемы с нулевым. Этим имитировался режим внутреннего повреждения с равными токами, притекающими в точку повреждения со стороны системы и генератора. Отметим, что значения Т> и г2 в данном опыте были существенно заниженными по сравнению с имитируемым режимом. В самом деле, при коротком замыкании в зоне защиты с двухсторонним питанием на каждый трансформатор тока приходится нагрузка, состоящая из половины суммы сопротивлений реле zp и соединительного фазного провода znp, что для испытуемой схемы составит 1,5 ом. В данном опыте нагрузка была равна 0,5 {znp + z0np-\~ где Zonp — сопротивление нулевого провода, что обусловило результирующее сопротивление порядка 3,2 ом. Уставка реле фазы ж схемы была выбрана /у—0,3 а при 2. Однако даже и при этих условиях не было отмечено ни одного случая задержки в срабатывании. Этот же опыт свидетельствует о достаточной тепловой устойчивости катушек реле ЭТ - 521/0,6 (односекундный ток 1)С = 45 а при последовательном соединении катушек) в режиме короткого замыкания в зоне защиты с двухсторонним питанием, так как значения тока в реле не превысили 8 а.
Для определения первичного тока срабатывания /кр, а также тока в реле при повреждении в зоне защиты hn была снята зависимость hn —/(/1*01) при указанных выше параметрах цепи реле фазы К и одностороннем питании точки короткого замыкания в зоне защиты. Результаты этого опыта показаны на фиг. 5 кривой 2. Там же кривая 1 показывает результат испытания пары трансформаторов тока №№ 1- 5 в лабораторных условиях при тех же значениях г2 и o>Z,2> что и для кривой 2. Несовпадение кривых 1 и 2 объясняется тем, что при снятии кривой 1 трансформатор тока, первичная обмотка которого обтекалась током больше загружался индуктивным сопротивлением второго трансформатора, чем при снятии кривой 2, (фиг. 2). Поскольку различие в характеристиках трансформаторов тока №№ 1 и 2 наиболее значительно в области малых и средних индукций, следует ожидать, что при весьма больших 1г кривые 1 и 2 должны совпасть. Проверить это положение не удалось, поскольку нельзя было получить установившийся ток короткого замыкания более 2800 а.
Как видно из фиг. 5, расположение трансформаторов тока с более высокой характеристикой со стороны нулевых выводов дает значительные преимущества в величине 11Ср по сравнению расположением их со стороны линейных выводов. Например, при 1у — 0,5 а в случае расположения трансформатора тока № 1 со стороны нулевых выводов 1ХСр~ 220 а или 11Ср = .0,13 /Нг, а при совпадающих характеристиках — /\ср — 600 а или 1'1ср = 0,35 /нг. При расположении трансформатора тока № 1 со стороны линейных выводов можно ожидать 0,7 1нг.
Такое расположение трансформаторов тока может быть выполнено без дополнительных затрат времени, так как и в настоящее время вольтамперные характеристики трансформаторов тока дифференциальной защиты снимаются эксплуатационным персоналом.
Фиг. 5.
Таким образом, в данном опыте при индуктивном добавочном сопротивлении в цепи реле 5,2 ом и кн 2 фаза К защиты обладает первичным током срабатывания /к/, — 0,13и коэффициентом чув-
ствительности кА
кого замыкания
0.3
0,2
0,1
00
4,4. В действительности ток двухполюсного корот-на выводах защищаемого генератора будет не 9,
а 12/ш и поэтому /г4 = 6.
Проверка селективности испытуемой защиты производилась путем измерения токов небаланса /2 в стационарном режиме и осциллографирова-нием токов в цепях защиты и линии контактов реле П (фиг. 2) при внешних внезапных коротких замыканиях.
Наибольшая величина тока небаланса в стационарном режиме определялась посредством снятия характеристик /, ^/ причем/, замерялись с помощью реле ЭТ-521,'0,6. Эти зависимости снимались сначала в лаборатории при подго-в процессе испытаний, и в обоих слу-Как и следовало ожидать,
Хг = И,5ом Хг-7,77он
1 ! 1 1 I
1М(Г:
1000
1500
Фиг. б.
товке к испытаниям, а затем чаях получены одинаковые результаты, наибольший ток небаланса был зарегистрирован в фазе Л" схемы (фиг. 6). Его максимум располагается при Д^ЗЗО а и достигает величины
0,25 а при o)i2 = 5,89 ом. Из фиг. 6 следует, что увеличение <«/,._, незначительно снижает максимальное значение />, но зато сильно снижает /2 при больших значениях /,. Это объясняется преобладанием первой гармоники в токе /2 при малых величинах /ь вызванным значительным расхождением характеристик трансформаторов тока. При увеличении /2 содержание высших гармонических в токе /2 резко возрастает за счет насыщения стали сердечников трансформаторов, вследствие чего /2 существенно ограничивается Поэтому нецелесообразно стремиться ограничивать ток /2 добавочными индуктивными сопротивлениями, если максимум его располагается в области малых токов. Эти соображения позволили исключить из цепи реле фазы К дроссель перед опытом внешнего короткого замыкания. Катушки реле были соединены последовательно и вновь замерен ток /.,. Он имел следующие значения: при /, — 2800 а Л —0,15 а и при /, = 350 д /2 = 0,3 а.
В двух других фазах схемы измерить токи /, во время производственных испытаний не удалось, так как при последовательном соединении катушек реле они не срабатывали при /v —0,15 а. Это свидетельствует о весьма больших значениях коэффициентов надежности в этих фазах схемы.
Внезапные короткие замыкания вне зоны защиты были включены в программу испытаний с целью проверки селективности защиты, а также для того, чтобы показать, что наибольшие токи небаланса вызывают периодический первичный ток. Чтобы поставить защиту в наиболее тяжелые условия, катушки реле были соединены параллельно для уменьшения их сопротивления, а на реле фаз 3 и /К заданы минимальные уставки /^~0,3 а. На реле фазы Л" уставка не могла быть принята минимальной, так как при параллельном соединении катушек и Д ~ 350 а /2 ^ 0,45 а, то есть при применении реле ЭТ - 521/0,6 не могло быть выдержано значение кн^2. Однако реле ЭТ-521/0,6 не было заменено на реле ЭТ - 521/2 из следующих соображений. Значение наибольшего тока небаланса фазы К имеет место при малых 1Х и поэтому зависит только от соотношения характеристик трансформаторов тока в области малых и средних индукций и не зависит от Д и Тх. Поскольку характеристики трансформаторов тока весьма устойчивы, возможно в данном случае существенно снизить величины кн вплоть до значений, принимаемых в максимальной защите. В данном опыте движок реле был выведен вправо до предела, что обеспечило Iy ^ 0,65 а.
При такой настройке схемы защищаемый генератор был 6 раз включен на закоротку, установленную вне зоны защиты, при ¿Уг—6,Ъка. Ни одного случая срабатывания зашиты в этом опыте не отмечено. Анализ осциллограмм показывает, что апериодическая составляющая в токе 12 не появляется, а при наличии апериодической слагающей в первичном токе ток /> резко уменьшается. Эти наблюдения полностью согласуются с выводами, сделанными в [1|, и-позволяют измерять наибольшее значение тока небаланса без проведения специальных испытаний при нормальной работе генератора.
Так как введение добавочных сопротивлений в цепь реле нежелательно по соображениям надежности работы схемы и отрицательного влияния их на величину кА, следует использовать для ограничения высших гармонических тока небаланса сопротивление катушек реле. Для этого необходимо применять в схеме реле с преимущественно индуктивным сопротивлением катушек (ЭТ- 521 0,6 или ЭТ -521,2 с последовательным соединением катушек). Это же реле может использоваться для замера тока небаланса в случае, когда характери-
етлки трансформаторов значительно расходятся. Для того, чтобы выдержать значения кн — (1,5—2), может возникнуть необходимость смещать движок реле за пределы шкалы уставок вправо. В связи с этим желательно при настройке реле в заводских условиях располагать поводок возвратной пружины таким образом, чтобы он позволял смещать движок реле как можно дальше вправо. Тогда выбор уставок можно производить следующим образом. В случае хорошего совпадения характеристик трансформаторов тока ток /2 не удается измерить при помощи реле. Тогда следует принять максимальную уставку при последовательном соединении катушек реле, что обеспечивает значение кн^> 2. Если ток 1> удается измерить с помощью реле, но он не нарастает с уменьшением /ь то уставку необходимо определять как 1у = (2—3) /2Н, где ток /2Я -ток /•>, измененный при Ь=1нг- При мощности защищаемого генератора 25 мгвт или более следует полагать кн=^2. Если максимальное значение тока /2 имеет место при малых /¡, следует принять кн = ( 1,3—1,5).
После окончания испытаний защиты она была оставлена в опытной эксплуатации на том же генераторе с действием на сигнал. В продолжении опытной эксплуатации было зарегистрировано б внешних коротких замыканий, па которые защита не реагировала.
Как следует из [1|, высокие значения амплитуды вторичной э.д. с. трансформаторов тока, определяемые свойствами -стали сердечников, и стремление ограничить величину Е2м до слишком малой величины могут составить препятствие к получению необходимой чувствительности дифференциальной защиты с равновесием э.д. с. холостого хода при большой мощности защищаемого генератора. В процессе эксплуатации защиты были измерены величины Е2м при полной нагрузке генератора. Трансформаторы тока, установленные на нулевых выводах, имели наибольшие значения Е2м~Ь2§ в ампл. Наименьшую величину Е2м имел трансформатор тока № 2 Е2м = 300 в ампл., что объясняется пологим ходом - его характеристики в области малых индукций. Наличие значительного тока небаланса в фазё К схемы понизило напряжение между фазным и нулевым проводами схемы до 375 в ампл. при 520 в ампл. в двух других фазах.
Следовательно, для снижения Е2м необходимо иметь пологие характеристики трансформаторов тока в области малых индукций. Это может быть достигнуто с одновременным упрощением технологии изготовления трансформаторов тока, если отказаться от отжига сердечников после их изготовления. Отказ от отжига не может понизить значения К4, так как трансформаторы работают при весьма высоких индукциях, а кривая намагничивания в области высоких индукций при отжиге не повышается [3]. С другой стороны, едва ли можно считать оправданным поставленное в [2] ограничение величины £о.и< 1000 в ампл., так как наибольшие значения возникают кратковременно (при рнешних коротких) и не могут быть опасными для изоляции. В самом деле, вторичные цепи защиты обычно проверяют мегомметром на 2,5 кв. Поэтому целесообразно ограничивать лишь амплитуду напряжения при 1х = 1яг величиной £^„<250- V2 = = 350 в ампл. из соображений безопасности обслуживания схемы. В этом случае Е2м может достигать при сверхтоках величины 1500— 1800 в ампл.
Защита находилась в непрерывной эксплуатации в продолжении года. Поскольку ни в цепях защиты, ни у трансформаторов тока за это время изоляция не ухудшилась, можно считать, что трансформаторы тока достаточно устойчивы в отношении нагрева потерями
н стали в режиме холостого хода, цепи защиты легко выдерживают повышенные напряжения.
Выводы
1. Режим холостого хода трансформаторов тока в исследуемой схёме не является препятствием к применению ее на генераторах любой -мощности.
2. Расход меди и стали на изготовление трансформаторов тока для такой схемы в 5—10 раз меньше, чем для трансформаторов класса „Д". Сердечники трансформаторов не должны подвергаться отжигу.
3. Наибольшее значение имеет ток небаланса, вызванный периодическим первичным током.
4. Если сердечники трансформаторов тока дифференциальной'защиты с равновесием э.д. с. холостого хода изготовлены из равного количества полос стали одной марки, она обладает следующими характеристиками: 1\Ср 0,3 1нг, Л~4 !> 7.
5. При отсутствии добавочных сопротивлений в цепи реле исследуемая защита не будет обладать задержками в срабатывании в случае замыкания в зоне даже при изолированной работе защищаемого генератора, если —6.
6. В исследуемой защите целесообразно применять реле с преимущественно индуктивным сопротивлением (ЭТ-521 0,6 или ЭТ-521/2 с последовательным соединением катушек).
В. подготовке и проведении производственных испытаний активное участие приняли инженеры В. С. Ануфриев, М. Г. Барышников, Б. А. Борковский, Л. Р. Верещагин, Я- Б. Вишневский, Н. А. Дуль-зон, Ю. Я. Кириченко, В. С. Колесников, Ю. А. Смирнов, которым автор приносит глубокую благодарность.
ЛИТЕРАТУРА
1. Б а г и н с к и й Л. В. О применении трансформаторов тока с малым объемом стали для дифференциальной защиты генераторов, Известия Томского ордена Трудового Красного Знамени политехнического института им. С. М. Кирова, том 94, 1958.
2. Багинский Л. В. О длительной работе трансформаторов тока с разомкнутой вторичной обмоткой, Известия Томского ордена Трудового Красного * Знамени политехнического института им. С. М. Кирова, том 94, 1958.
3. 3 а й м о в с к и й А. С. и Ч у д н о в с к а я Л. А. Магнитные материалы, ГЭИ, 1957.
