CC BY
39
ИЗВЕСТИЯ
ТОМСКОГО ОРДЕНА ТРУДОВОГО КРАСНОГО ЗНАМЕНИ ПОЛИТЕХНИЧЕСКОГО Том 66, в. 1 ИНСТИТУТА имени С. М. КИРОВА 1&48 г.
УВЕЛИЧЕНИЕ ЧУВСТВИТЕЛЬНОСТИ И СЕЛЕКТИВНОСТИ ДИФФЕРЕНЦИАЛЬНОЙ ЗАЩИТЫ ТРАНСФОРМАТОРОВ
Н. В. ЛИСЕЦКИЙ
Обзор существующих схем и анайиз их работы показывают, что все виды дифференциальной защиты трансформаторов не удовлетворяют современным требованиям. Одни схемы обладают низкой чувствительностью, другие допускают возможность неселективной работы, третьи работают чересчур медленно.
Все попытки улучшить работу защиты сводятся к введению в схему дополнительных элементов, которые загромождают последнюю и часто не дают требуемых результатов, причем при разработке новых схем возможности улучшения работы существующих или вовсе не рассматриваются, или рассматриваются очень поверхностно.
Например, для селективной работы зашиты при включении трансформатора и при коротких замыканиях вне зоны защиты, сопровождающихся асимметричными токами, предлагается шунтировать реле цепью намагничивания быстронасыодающегося трансформатора тока. Эта идея, конечно, очень оригинальна и ценна, но ведь в схему защиты кроме быстронасы-щающегося трансформатора тока входит еще ряд других трансформаторов, имеющих также ветви намагничивания. Поэтому, естественно, возникает вопрос—нельзя ли путем правильного подбора и расстановки оборудования простейшей схемы снизить ток небаланса, отстроить защиту от действия ударного намагничивающего тока и вовсе отказаться от быстро-насыщающегося трансформатора тока.
Вопрос подбора и расстановки оборудования схемы защиты до настоящего времени остается еще недостаточно исследованным и требует ряда уточнений. Например, в разделе Т—3 Руководящих указаний по релейной защите (§ 3, пункт 5 В) говорится [1], что автотрансформатор необходимо располагать непосредственно около реле. Это обосновано тем, что при указанном расположении автотрансформатор будет менее нагружен и даст меньшие ошибки, что является, конечно, бесспорным. Однако, данное расположение может привести к большой разнице в ошибках трансформаторов тока, даст большой ток небаланса и может вызвать неселективное действие защиты.
Далее в § 8 указанного раздела [2] рекомендуется ток небаланса подсчитывать, как арифметическую сумму ошибок в токе менее мощного трансформатора тока и автотрансформатора, причем величину этих ошибок для обеих единиц рекомендуется принимать одинаковую и равную 5% от тока, протекающего в цепи циркуляции.
Как известно из основ электротехники, ошибки трансформаторов тока есть величины векторные и суммироваться арифметически могут только при совпадении их направлений, а это не всегда может быть. Кроме того, если автотрансформатор присоединен к более мощным трансформаторам тока, то ток небаланса выразится не суммой, а геометрической
разностью этих ошибок (см. далее). При этом сами ошибки по своей абсолютной величине бывают равными только в частных случаях.
Этот же параграф требует, чтобы при замыканиях вне защищаемой зоны ошибки в токе трансформаторов тока не превышали 5°/0. Логичнее было бы требовать, чтобы ошибки в токе у всех трансформаторов тока были бы одинаковыми, так как при этом приведенные значения токов в цепи циркуляции были бы равными, и ток небаланса, обусловленный их разностью, был бы равным нулю.
Для решения этих и еще ряда других вопросов выясним возможности простейшей дифференциальной защиты трансформатора с максимальными токовыми реле. Для чего попытаемся путем математического анализа и экспериментов определить, при каких условиях этот аид защиты даст наибольшую чувствительность и возможна ли селективная работа защиты без дополнительной выдержки времени.
Чувствительность защиты
(без учета тока небаланса)
На рис. 1 показана принципиальная схема защиты для однофазного эдли одной фазы трехфазного трансформатора с соединением обмоток —12. Разбирая вопросы чувствительности защиты, будем исходить из данной схемы при замыкании в точке „КПринятые направления токов
показаны на схеме. Во всех выводах обозначения комплексной формы опущены. Сопротивления и токи, протекающие в схеме, обозначены следующим образом;
1н\ и /2—первичный и вторичный токи нагрузки (или короткого замыкания) силового трансформатора, имеющего коэффициент трансформации Ыу равный отношению линейных напряжений;
/о—ток холостого^ хода силового трансформатора;
¿1 и ¿2—вторичные токи трансформаторов тока защиты, имеющих коэффициенты трансформации пх и п2 и сопротивления ветвей холостого хода Zo1 и Zn2;
'о! и /ог—намагничивающие токи этих трансформаторов тока;
¿оа~намагничивающий ток автотрансформатора, имеющего коэффициент трансформации па и сопротивление ветви холостого хода
¿оа
1Р—ток, протекающий через реле, имеющее сопротивление Zp\ и Zг—полные сопротивления всех последовательно соединенных элементов цепи циркуляции (обмотки трансформаторов тока, соединительные провода и пр.).
Найдем связь между током в реле и первичным током. Для этого запишем напряжение на клеммах реле:
У? = — ¿оа^оаПа — ^Ог) ~
т
Считая, что сопротивление соединительных проводов и обмоток трансформаторов тока Zt и Z2 по сравнению с сопротивлениями Z0l, Z02> Z<» я Zp мало и пренебрегая падением напряжения в сопротивлении Zu можно записать:
Up ~ ipZp — ¿oaZoatla — ¿02^02 ~ ¿OlZoiUay ОТСЮДЙ
- _* ^р , _. Zp i V
'оа — —-— íp—~ > Hx-ip——{.i)
Zoa^a "02 ¿01
На основании первого'закона Кирхгофа для схемы замещения вторичной цепи имеем:
— = ¿01 4- loa + hn<* + k%Па. (2)
til
Подставляя в выражение (2) значения токов ioa> % и г03 из (1), получим:
/1 _. Zp | . Zр . . Zр _
— tp --Y lp ----Г hna ~т Ь~ па —
fl\ ¿oatla ¿02
ЬрПа
1 (Zo2Zoa^2ß + Z0i«2flZ02 Z^xtl-aZооП2а)
(3)
ZolД2íг' ZoвЛ2в■Zoí
Беря первую производную отЛ^Лпо гр и приравнивая ее нулю» на-
ХПг)
ходим условие минимума для (-М, при котором будет работать реле
\пх)
\«1
dip -Па
J ^ (ZojZoa fl2a Zoi^"öZo2 Zq\TV*a* Zoa?l2a)
= 0,
Z0ln * a * Zoa' f^cíLt 02 отсюда абсолютная величина сопротивления реле:
— - (4)
Zqi/t2a*Zoatlia Z02
Z0ln>a-Z0, + Zoen2eZ03 + Z§\tftaZoafl2a
Рассматривая выражение (4), легко заметить, что для обеспечения максимальной чувствительности защиты необходимо применять реле с определенным сопротивлением. Сопротивление этого реле должно быть равно эквивалентному импедансу при параллельном соединении приведенных сопротивлений цепей намагничивания трансформаторов тока и автотрансформатора.
Zp—-можно найти из потребляемой мощности реле, которая приводится в каталогах или определяется опытом.
Различные реле одного и того же типа, выполненные на различные токи трогания, имеют при минимальном токе трогания по шкале (imp min) одинаковую потребляемую мощность, которую мы обозначим через Р. Пользуясь приведенными величинами, можно найти сопротивление реле
Р
Zp
Imp min
Численная величина импедансов цепей намагничивания может быть определена экспериментально или подсчитана по методу, опубликованному в работе Соловьева и Федосеева [3]. Однако, эта величина непостоянна и зависит от намагничивающего тока. Для того чтобы выяснить, при каком намагничивающем токе следует брать этот импеданс, необходимо рассмотреть вопросы, связанные с селективностью работы защиты.
Токи небаланса защиты и их уменьшение
Токи небаланса не поддаются простому математическому расчету, таю как они зависят от многих факторов. Значительное влияние на их величину оказывает различие характеристик трансформаторов тока. Поэтому целесообразно выяснить, каким образом нужно подбирать эти характеристики, чтобы ■ ток небаланса, обусловленный их различием, свести к минимуму. Для этого необходимо найти хотя бы приближенное аналитическое выражение для токов небаланса, учитывающее только различие характеристик. Другие причины, вызывающие ток небаланса, подробно рассмотрены в разделах дифференциальной защиты генераторов, и меры, устраняющие их, могут быть целиком распространены и на дифференциальную защиту трансформаторов.
При выводе выражения для тока небаланса будем исходить из схемы, изображенной на рис. 1, при коротком замыкании в точке Я/С2". Принятые направления токов указаны на схеме. Обозначениями для токов и сопро-. тивлений воспользуемся теми же, что и в предыдущих выводах.
На основании первого закона Кирхгофа для схемы замещения трансформатора тока „1" можно записать:
A + + (g).
щ nv
для схемы замещения автотрансформатора
Íi — loa —. hna -j- ipîla (6)
и для схемы замещения трансформатора тока „2*
—- — - Hl - — i2 -f- г02. (7)
п2 Nn-¿
Коэффициент трансформации автотрансформатора из условий уравнивания вторичных токов должен быть выбран:
■ZV tin
на = ~- (8)
Решая уравнения (5) и (6) совместно, получим:
---Íoi îoa z= Í"¿tta ipfta •
nl
Если в полученное равенство подставить i2 из выражения (7) и заменить па согласно (8) будем иметь:
U , h . , hx Nn-y
_ _ 1оа — в 1о2^а
Пх МПг Пх
Отсюда ток в реле, являющийся током небаланса, будет:
1р — 1нб = —°--— ~ ~Ь • (9)
ЩПа Па Па
Из выражения (9) видно, что ток небаланса дифференциальной защиты трансформаторов зависит от величины и фазы токов холостого хода силового трансформатора, трансформаторов тока и автотрансформатора.
Намагничивающий ток силового трансформатора при установившемся режиме холостого хода составляет 2—5°/0 от номинального тока. При всех режймах нагрузки этот ток снижается (ввиду уменьшения магнитного потока). Таким образом, составляющая тока небаланса, обусловленная током намагничивания силового трансформатора, по сравнению с другими
•его слагающими мала и в практических расчетах при данных режимах, работы ее можно не учитывать. Тогда выражение (9) запишется:
. _ . _ . 1о\ &оа ■
1р — /но — 'о2 ~ " ~~ •
Па Па
Условия наибольшей чувствительности и селективной работы защиты требуют, чтобы ток небаланса был равен нулю. На основании этого для всех режимов должно быть:
= + (10)
Па Па
Намагничивающие токи могут быть выражены через электродвижущие силы трансформаторов тока и сопротивления цепей намагничивания
(
— — j. Тогда полученное выражение запишется: •Za!
_
¿-Oí Па ZaaH-a
Если допустить, что сопротивления плеч защиты уравновешены и па*-денне напряжения в сопротивлениях Zx и Z>> мало, можно считать, что
, е, с% = еа ~ — , тогда Па
е2 е-> . е2 1 1,1
--= - - " ■ - "i--— или — =--- ------------—-— (
Zoan а Zq^H-u ZoaTtu
отсюда Z'oa = znana = (] i)
Z^\Лa—Z{yl
Если соблюдается равенство (11) и сопротивления плеч защиты уравновешены, то токи небаланса должны иметь наименьшие значения. Теоретически их величина должна равняться приведенному значению тока намагничивания силового трансформатора. Действительные значения токо» небаланса будут несколько большими за счет неточности подбора параметров схемы. Однако, снижение токов небаланса получается настолько значительным, что селективная работа защиты при сквозных коротких замыканиях ц. малых токах трогания реле, как показывают опыты, становится возможной.
Метод подбора параметров трансформаторов тока, позволяющий сохранить равенство (11) почти при всех режимах работы, дан ниже.
Подбор параметров и характеристик трансформаторов тока
В настоящее время подбор трансформаторов тока, входящих в схему защиты, сводится к выбору их коэффициентов трансформации, проверке на термическую и динамическую устойчивость и по пятипроцентным кривым [2]. Однако, как показывает проведенный анализ, вместо выбора по пятипроцентным кривым необходим подбор сопротивлений цепей намагничивания. Величина и степень изменения этих сопротивлений зависит от количества и "качества железа сердечников, У различных трансформаторов тока магнитные качества железа сердечников примерно одинаковы, по*-тому выбору должны подлежать размеры последних,
5* Изш. ТПИ, т. 66, в. 1
65
В плечи защиты обычно включаются трансформаторы тока, изготовленные на заводе. Изменять количество железа их сердечников трудно и нецелесообразно, так как легче по характеристикам цепей намагничивания этих трансформаторов тока подобрать соответствующую характеристику автотрансформатора таким образом, чтобы при всех режимах работы величины сопротивлений цепей намагничивания трансформаторов тока и автотрансформатора одной и той же фазы удовлетворяли выражению (11).
В качестве характеристик трансформаторов тока удобнее использовать зависимости сопротивления от вторичной электродвижущей силы {¿¿ = /(еа) 1, снятые при холостом ходе трансформаторов тока.
Можно было бы использовать зависимости ¿0 от первичного или вторичного тока, но для снятия таких характеристик может потребоваться большой нагрузочный ток, так как кривую нужно снимать до значений
Д — ^отах*
Зависимости Z0 могут быть сняты опытным путем по схеме рис. 2.
Вместо электродвижущих сил ег можно определять напряжения на зажи-
I----—*----1
Рис.2.
мах вторичных обмоток, так как разница между этими величинами будет мала.
На рис. 3 показаны типичные кривые этого вида (кривая ,ДК и „2").
На основании этих характеристик и выражения (11) можно построить аналогичную кривую для автотрансформатора (кривая „3е рис. 3).
Определив по полученной кривой максимальное приведенное сопротивление цепи намагничивания автотрансформатора (Z'oamax) и соответствующую ему электродвижущую силу (еа)9 можно найти необходимый намагничивающий ток ioa при Z^a — Zoamax
. _ еа Па f oa ■
.......... (12)
^ оатах
Задавшись числом витков и для обеспечения коэффициента трансформации па и помножив число витков первичной обмотки на можно найти намагничивающие ампервитки {1оа для достижения
Zoa ~ Zoamax*
Максимальное сопротивление цепи намагничивания соответствует определенной магнитной индукции (В'т) и определенным удельным намаГни-
чивающим ампервиткам у * Эти величины могут- быть определены
о \
экспериментально путем построения кривых Дя=/1-у-~1 и г0 = <?
для железа, из которого будет изготовлен сердечник автотрансформатора» или взяты по данным заводов—изготовителей.
т
Зная необходимые (ioaWx) и удельные ампервитки для достижения
Вт~Вт и Zoa = Zoamax, можно найти среднюю длину сердечника автотрансформатора из выражения
/ _ ion U^I /1
V I )
Если средняя длина сердечника автотрансформатора получается неконструктивных размеров, можно изменением чисел витков W% и Wz увеличить или уменьшить ее размер.
Поперечное сечение сердечника автотрансформатора (q) можно найти из соотношения:
7 4.44 fqWiBm 10~8
¿*oamfix — *— ~ " " ................
loa joa
ir
„ Zoamax ioa /л л\
q ~ —-----------------------e
4.44/ Wi B'm
При использовании автотрансформаторов заводского изготовления подгонка их характеристик может быть произведена подбором сечения сердечника и числа витков обмоток. Тогда расчет параметров автотрансформатора может быть произведен в следующем порядке.
Сначала по формуле (12) определяется намагничивающий ток (iоа), необходимый для достижения Zoa~Z оатах. Затем замеряется средняя длина сердечника автотрансформатора (1ср) и определяются удельные ампервитки
и магнитная индукция (В'т) при максимальном сопротивлении це-
пи намагничивания.
Необходимое число витков первичной обмотки автотрансформатора
Число витков вторичной обмотки (1^) выбирается из условий обеспечения требуемого коэффициента трансформации автотрансформатора—па* Поперечное сечение сердечника автотрансформатора определяется по формуле (14).
Для того, чтобы при любых режимах работы выдерживалось соотношение М^ЖДу СОПрОТИВЛеНИЯМИ 2о2 И обусловленное выражением (] 1), необходимо, чтобы Хоа изменялось в зависимости от электродвижущей, силы автотрансформатора по полученной ранее кривой („3"). Это будет достигнуто лишь в том случае, если сердечники трансформаторов токаи автотрансформатора будут изготовлены из одинакового материала. Однако, даже при различном материале сердечников, ток небаланса будет иметь меньшие значения при подобранных характеристиках трансформаторов тока и автотрансформатора. Это видно из результатов опытов, приведенных ниже.
Кроме того, автотрансформатор следует устанавливать возле трансформатора тока с большим ¿0. Реле необходимо включать между трансформатором тока „2" и группой, состоящей из трансформатора тока „1" и автотрансформатора. Сопротивления проводов от места включения реле-до трансформатора тока „2й и до группы, состоящей из трансформатора тока „1" и автотрансформатора, должны быть одинаковы.
Это может быть достигнуто соответствующим подбором сечений проводов плеч защиты.
Если пренебречь сопротивлением разности витков- обмоток автотран-
£пр1 и глр%— сопротивления соединительных проводов плеч цепи циркуляции;
Zг1 = (rг1-H/Л:г1) и = — сопротивление вторичных обмоток
трансформаторов тока.
Выразив сопротивления проводов через удельное сопротивление (р), длины (/) и поперечные сечения (5) и пренебрегая разностью реактансов рассеяния вторичных обмоток трансформаторов тока, получим
Сопротивления вторичных обмоток трансформаторов тока могут быть взяты из каталога или определены экспериментально. Длины плеч защиты определяются расположением оборудования. Следовательно, полученное соотношение может быть использовано для подбора сечений -проводов.
Неселективная работа защиты, как показал опыт эксплоатации, происходит при сквозных коротких замыканиях, включении трансформатора на холостой ход и восстановлении напряжения после короткого замыканжя*
находится из соотношу
Возможность селективной работы защиты
В первом случае это происходит из-за протекания через реле большого тока небаланса, обусловленного разностью намагничивающих токов трансформаторов тока и автотрансформатора. Если характеристики этих элементов схемы будут подобраны и сопротивления плеч защиты уравновешены, то причина, вызывающая большой ток небаланса, устранится, и можно предполагать, что защита будет работать селективно.
Во втором и третьем случаях неселективные отключения происходят из-за протекания в цепи реле ударных намагничивающих токов. Отстроить защиту от действия при протекании этих токов можно несколькими -способами. Наиболее надежными из них необходимо считать следующие:
1) введение выдержки времени; 2) загрубление защиты; 3) включение реле через быстронасыщающийся трансформатор тока; 4) использование основных трансформаторов тока и автотрансформатора в качестве быст-ронасыщающегося трансформатора тока.
Первый способ замедляет действие защиты и, как было,указано ранее, не отвечает современным требованиям.
Второй способ чрезмерно загрубляет защиту, так как токи трогания приходится устанавливать в пределах от 150 до 300°/о от номинального тока. Поэтому и этот вид отстройки защиты от действия ударного намагничивающего тока не может быть признан удовлетворительным.
Третий способ вводит в схему дополнительный элемент—быстронасыщающийся трансформатор. Однако, применение этого способа целесообразно, когда в оба плеча защиты включены мощные трансформаторы тока. Быстронасыщающийся трансформатор, для этого случая, следует подбирать согласно методу, предложенному И. Д. Кутя в иным [4]. Сопротивление цепи реле, по условиям максимальной чувствительности, должно определяться выражением (4). Если параметры трансформаторов тока подобраны, то в выражении (4)Zoatita может быть заменено равенством (11), и тогда величина сопротивления цепи реле может быть подсчитана по формуле
= 05)
Величина ZQ2 зависит от нагрузки трансформатора тока рабочим током и током повреждения и может изменяться, в связи с этим, в значительных пределах, поэтому определение Zo2 можно произвести только для какого-нибудь частного режима. Таким частным режимом можно считать работу силового трансформатора с номинальной нагрузкой.
^ Принятый способ определения Z0i оправдывается тем, что минимум l\mp = f(Zp) выражен нерезко и при небольших отклонениях от оптимальных условий первичный ток трогьния почти не меняется [5J.
При использовании для дифференциальной защиты втулочных или маломощных трансформаторов тока отстройку защиты от действия ударных намагничивающих токов целесообразно осуществлять по четвертому способу.
У втулочных трансформаторов тока сопротивление цепи намагничи-, вания при номинальном режиме работы близко.к максимальному. Поэтому при сравнительно небольших дополнительных загрузках они переходят на режим работы быстронасыщающихся трансформаторов.
Величину дополнительной загрузки трансформаторов тока и ток трогания реле в каждом конкретном случае следует определять опытным путем при наладке защиты, причем для сохранения равенства сопротивлений плеч защиты необходимо загружать оба плеча равномерно.
Сопротивление цепи реле, при подобранных параметрах трансформаторов тока, может быть подсчитано, как и в предыдущем случае, по фор-
муле (15). Только в данную формулу, вместо Z02, следует подставлять
Zo2max*
При принятом сопротивлении цепи реле и подобранных параметрах трансформаторов тока, ток отсоса в ветви намагничивания при токе тро-гания будет примерно равен последнему. Таким образом, первичный ток трогания будет соответствовать удвоенному току трогания реле, приведенному к первичной цепи
\тр — 2imp Па Пи (16)
Вопрос возможности отстройки защиты от действия ударных токов иамагничивания рассмотренным способом был подвергнут экспериментальной проверке в лаборатории релейной защиты Томского политехнического института. Результаты опытов приведены ниже,
Экспериментальная проверка теоретических выводов
Для проверки теоретических выводов была собрана схема, имитирующая дифференциальную защиту трансформатора, приведенная на рис, 4.. Трансформаторы тока, входящие в схему, были рассчитаны на номинальное число ампервитков, равное 500, имели различное сечение железа сердечника и характеристики сопротивления цепей намагничивания, приведенные на рис. 3. Вместо реле включалось активное сопротивление к миллиамперметр. В плечи защиты было введено сопротивление гх—гг—2ома<.
Исследование влияния параметров автотрансформаторов на токи небаланса при сквозном коротком замыкании производилось следующим образом: в схему подключались различные автотрансформаторы. Замыкались рубильники ЩК2Л и тКх* и снимались зависимости тока небаланса от кратности первичного тока по отношению к номинальному. Сопротивление цепи реле и плеч защиты оставались постоянными.
Полученные кривые приведены на рис. 5. Кривая „а* показывает зависимость тока небаланса от кратности тока сквозного короткого замы-
кания при наличии в схеме подобранного по железу автотрансформатора. Кривая „б" снята при отсутствии в схеме автотрансформатора, а кривая „в* при наличии в схеме неподобранного по железу автотрансформатора.
Рис.5.
. На основании сравнения приведенных кривых можно заключить, что правильным подбором параметров автотрансформатора можно достигнуть значительного снижения токов небаланса.
Интересным также является вопрос влияния сопротивления реле и величины сквозного тока короткого замыкания на величину токов небалан-
са. Для выяснения этого вопроса были сняты кривые зависимости ток» небаланса от сопротивления реле. Кривые снимались при номинальном н четырехкратном токе. При этом параметры всех остальных элементов схемы оставались постоянными. Полученные кривые приведены на рис.6. На этом рисунке кривая „а- соответствует номинальному первичному току, а кривая „8* четырехкратному.
Из рассмотрения полученных кривых видно, что введение в цепь реле дополнительного сопротивления хотя и уменьшает абсолютную величину
.тока небаланса, но кратность его возрастания при сквозных коротких замыканиях остается почти неизменной, поэтому, для уменьшения тока небаланса, нецелесообразно вводить в цепь реле дополнительное сопро^ тивление, Сопртивление цепи реле должно оставаться таким, какое требуют условия наибольшей чувствительности, а селективность защиты целесообразнее увеличивать только путем увеличения тока трогания.
Далее рассматризался вопрос возможности селективной работы защиты. Для этого в схему рис. 4 вместо амперметров были включены шлейфы осциллографа и произведено осциллографирование токов при включе-
Рис. 7
нин трансформатора на холостой ход и при коротком замыкании вне зоны защиты.
Полученные осциллограммы приведены на рисунках 7, 8, 9 и 10, Верхние кривые осциллограмм показывают токи в первичной цепи, а нижние—токи в цепи реле. На рис. 7 и 8 приведены осциллограммы токов при включении трансформатора на холостой ход. В первом случае параметры схемы защиты были подобраны, а во втором были не подобраны. Масштабы токов в обоих рисунках приняты одинаковыми.
Из приведенных осциллограмм видно, что при подобранных параметрах схемы токи в цепи реле, при включении трансформатора, не превосходят значений установившегося тока. Отсюда следует, что неселективное отключение защиты при данном режиме работы невозможно.
Осциллограммы рисунков 9 и 10 показывают токи при включении трансформатора на короткое замыкание вне зоны защиты, соответственно при -подобранных и неподобранных параметрах последней. Величина тока короткого замыкания была принята такой, что ее установившееся значение соответствовало трехкратному номинальному току. Масштабы токов в обоих рисунках одинаковы.
Из рассмотрения приведенных осциллограмм видно, что токи небаланса имеют небольшую апериодическую составляющую. Относительная величина ее примерно одинакова для обоих случаев. Однако, полная вели,-
чина тока небаланса в первом случае значительно меньше, чем во втором. При этом максимальная величина тока небаланса осциллораммы рис. 9 не достигает значения установившегося тока небаланса осциллограммы рис. 10.
—Шшшшяч—
I
Рис. 9.
р
¡1С.
10
I..
Выводы
На основании всего вышеизложенного можно сделать следующие выводы:
1. Специальным подбором характеристики автотрансформатора, входящего в схему дифференциальной защиты силового трансформатора, и места его установки в схеме можно значительно снизить величину токов небаланса.
2. Для дифференциальных защит, в которых используются втулочные или маломощные трансформаторы тока, специальным подбором параметров схемы можно одновременно с уменьшением токов небаланса заставить трансформаторы тока и автотрансформатор выполнять роль быстронасы-щающегося трансформатора и отстроить этим защиту от действия ударного намагничивающего тока.
3. Если защита выполнена при помощи- мощных трансформаторов тока, то для селективной работы последней необходимо применять добавочный быстронасыщающийся трансформатор тока. ;
4. Перед заводами, изготорляющими измерительные трансформаторы, необходимо поставить вопрос о комплектной поставке подобранных трансформаторов тока и автотрансформатора для дифференциальной защиты силовых трансформаторов. В случае отсутствия комплектности возможен подбор трансформаторов тока на месте.
Подбор параметров трансформаторов тока для дифференциальной защиты трехфазных трансформаторов
При всех teopeтичecкиx выводах, сделанных ранее, рассматривалась принципиальная схема дифференциальной защиты для однофазного или
одной фазы трехфазного трансформатора, имеющего группу соединений обмоток Л/д —12. В практике часто встречаются трехфазные силовые трансформаторы с иными схемами соединения обмоток. Этим обусловливается некоторый сдвиг по фазе между первичными и вторичными токами. Для компенсации этого сдвига в цепях защиты приходится вторичные обмотки трансформаторов тока в одном из плеч соединять в треугольник. При этом все ранее выведенные формулы для подбора параметров трансформаторов тока будут несколько видоизменены.
Ниже приведены формулы для подбора параметров и характеристик трансформаторов тока при различных соединениях их вторичных обмоток. Вывод указанных формул произведен аналогично ранее приведенным.
Основные формулы для подбора параметров трансформаторов тока дифференциальной защиты силовых трансформаторов
I. Для схемы защиты, изображенной на рис. 11.
1) Коэффициент трансформации автотрансформатора
N п2
Па =---
2) Приведенное сопротивление цепи намагничивания лвтотрзнсформа' тора
2оа
П,,
Z0inf( ~ ^
3) Для определения оа max nl необходимо симости (рис. 3):
построить еле л у к> щ и е за а и
оа
па = /, (ехПа) и Z02
4) Намагничивающий ток автотрансформатора для достижения
£оа тах
е'а Па 2[
оа
•оа тах
5) Средняя длина сердечника автотрансформатора
lep
ha W,
/ iW у
г г)
6) Поперечное сечение сердечник* автотрансформатора
Л Фонтах ¿оа 108
Ч" 4.44/ 1) Сопротивление цепи реле
почтах 2
Zр —
II. Для схемы защиты, изображенной на рис. 12. 1) Коэффициент трансформации автотрансформатора
Па~
N пг пх
■ 2) Приведенное сопротивление цепи намагничивания автотрансформатора
-оа
Z0a Я а
2 _ 1 'Ло\ П
а' Zо».
з z0ínl — Z;,
3) Для определения Ъоа тах nl необходимо построить следующие зав*-симости:
Zot nt=fi (et па) и Z03 = /2 (с2).
4) Намагничивающий ток автотрансформатора для достижения
z=- 'Zoa max
■оа
еа Па V3Z
оя max
5) Средняя длина сердечника автотрансформатора
, _ ha Wt
ÍC9 *--
т
6) Поперечное сечение сердечника автотрансформатора
Л Zoa тах loa 10®
4 4.44 / Wx Bm
7) Сопротивление цепи реле
/Jp - — •
6
III. Для схемы защиты, изображенной на рис. 13. 1) Коэффициент трансформации автотрансформатора
N п. Па = • г__,
КЗ П!
2) Приведенное сопротивление цепи намагничивания автотрансформа тора
Zpa — Zoa ft а
Zq\ Па ^о?
3 Zoi Па ~~ Zq2
3) Для определения Zoa max н"а необходимо построить следующие зависимости:
Zox п'а = fl (е{ У"3 Па) и Z0, = /2 (б2).
4) Намагничивающий ток автотрансформатора для ДОСТИЖеНИЯ Zoa —
—— Zcmt max •
еа Па
'оа
/з z
оа max
5) Средняя длина сердечника-автотрансформатора
о ср
lea Wj
¿W
w у I )
6) Поперечное сечение железа сердечника автотрансформатора
9 —
•оа max
Ua Ю*
4A4fWlBm 7) Сопротивление цепи реле
Zq2 max
Zp —
4.73
IV. Для схемы защиты, изображенной на рис. 14. 1) Коэффициент трансформации автотрансформатора „1* .
п
N2 п->
<*\
2) Коэффициент трансформации автотрансформатора „2"
Nx п2
Па> —
У 3 я,
3) Приведенное сопротивление цепей намагничивания автотрансформаторов я1' и „2е
Jf _ у 2 _ 1 Zo3 Hal* Zo2_
¿pal — ¿<oai Hal — О 2 '
^ ZoS Пах
7f _ у 2 _ Zoi /ta2-Z02
6 Z0i /tag — Zoj
4) Для определения Zoaj тахПах необходимо построить следующие зависимости:
Zqz nh—fi (е3 пщ) и Zo2=f2 (е2).
5)Для определения Z0a2 тах необходимо построить зависимости:
Zox nlz = /з (ех Паг) и Z02 = /2 (е2).
6) Намагничивающие токи автотрансформаторов „1" и ж2" для достижения Zoa -= Zoa тах
г
__€а\ tla]
ioal —
y-3Z
f _ _¿аг Jl,
оаг —
oa\ тах
а 2
3 тах
7) Средняя длина сердечников автотрансформаторов .1* и „2"
— "/ iW
lepz
l
loa 2
(TV
8) Поперечные сечения сердечников автотрансформаторов „1" и w2'
^oal max ioal
<7-2 =
4.44/ U?JÖJ £,„
Zoa2 max ioa2 ^
4.44 / Wlo2 Я, 9) Сопротивление цепи реле
Z02 max
9.46 ЛИТЕРАТУРА
1. Руководящие указания по релейной защите. Журн. .Электрические станции* >6 3,. 1940.
2. Руководящие указания по релейной защите. Журн. .Электрические станции* № 5—6, 1940.
3. Л. Е. Соловьев и А. М. Федосее в.—Релейная защита, часть 1, ОНТИ, 1938.
4. И. Д. К у т я в и н.—Быстронась/щающийся трансформатор тока для увеличения чувствительности дифференциальных згшит. Журн. .Электрическиестанции" 1946.
5. Г. В. 3 е в е к е—Дифференциальные защиты электрических машин. Жури. „Элект трические станции" 1, 1940. *
