Содержание к диссертации
Введение
ГЛАВА 1. Структура и гтринципъ! построения дифференциальных защит генераторов и блоков генератор-трансформатор 13
1.1. Общая структура и основной состав программного обеспечения цифровых защит генераторов и блоков генератор-трансформатор 13
1.2. Основные принципы построения дифференциальных защит генераторов и блоков генератор-трансформатор и требования, предъявляемые к ним 16
1.3. Дифференциальные защиты с торможением от апериодической составляющей 20
1.4. Дифференциальные защиты с торможением от высших гармоник... 22
1.5. Дифференциальные защиты на основе время-импульсного принципа . 24
1.6. Дифференциальные защиты на основе принципа с направленным торможением 29
ВЫВОДЫ 34
ГЛАВА 2. Математическое моделирование переходных процессов, влияющих на устойчивость функционирования дифференциальных защит 35
2.1. Расчет переходных процессов в ТТ 35
2.1.1. Анализ известных методов расчета переходных процессов с учетом насыщения ТТ ,. 36
2.1.2. Расчет токов намагничивания методом численного решения дифференциального уравнения трансформатора 41
2Л .3. Гистерезисная модель Джайлса-Эсетона 42
2.2. Математическое моделирование броска тока намагничивания...48
2.2.1. Сравнительный анализ типов моделей для БТН 49
2.2.2. Анализ режимов БТН для исследования алгоритмов дифференциальных защит 53
2.3. Выбор математической модели ТТ с целью исследования алгоритмов дифференциальных защит... . 61
2.3Л. Сравнительный анализ моделей ТТ при БТН 62
2.3.2. Сравнительный анализ моделей ТТ для исследования дифференциального тока небаланса 64
ВЫВОДЫ 68
ГЛАВА 3. Анализ устойчивости функционирования дифференциальных защит при БТН 69
3.1.. Предотвращение ложных срабатываний защит при броске тока намагничивания силовых трансформаторов 69
3.2. Анализ алгоритмов отстройки от БТН 75
3.2.1. Расчетные величины для алгоритмов отстройки от БТН 75
3.2.2. Выбор граничных условий для отстройки от БТН
всех типов 83
3.3. Повышение устойчивости функционирования алгоритмов отстройки от БТН с учетом КЗ 88
ВЫВОДЫ 95
ГЛАВА 4. Анализ устойчивости функционирования дифферениальных защит в статических и переходных режимах кз 96
4.1. Анализ алгоритмов в статических режимах работы 96
4.1.1. Исследование алгоритмов в режимах внешнего КЗ 96
4.1.2. Исследование алгоритмов в режимах внутреннего КЗ 98
4.1.3. Исследование алгоритмов в режимах наложения внутреннего КЗ на внешнее 102
4.2. Анализ алгоритмов в переходных режимах КЗ ...103
4.2.1. Выбор граничных условий моделирования переходных процессов при КЗ 103
4.2.2. Анализ защиты на основе ВИ принципа 106
4.2.3. Работа алгоритма с направленным торможением 114
4.3. Повышение устойчивости функционирования алгоритма с направленным торможением в переходных режимах 119
ВЫВОДЫ 127
ГЛАВА 5. Разработка и экспериментальное исследование дифференциальных защит генераторов, трансформаторов и блоков генератор-трансформатор 129
5.1. Синтез структурной схемы и анализ поведения защиты в различных режимах работы 129
5.2. Экспериментальное исследование дифференциальных защит... 140
5.2.1. Исследование поведения защит при БТН 140
5.2.2. Исследование поведения защит при наложении внешнего БТН на нормальный режим 145
5.2.3. Исследование поведения защит при включении генератора в сеть .150
5.3. Конструктивное выполнение и основные технические
данные шкафов защит типов ШЭ 1110...ШЭ1113 155
Выводы 162
Заключение 163
Литература 166
- Общая структура и основной состав программного обеспечения цифровых защит генераторов и блоков генератор-трансформатор
- Анализ известных методов расчета переходных процессов с учетом насыщения ТТ
- Предотвращение ложных срабатываний защит при броске тока намагничивания силовых трансформаторов
- Анализ алгоритмов в статических режимах работы
Введение к работе
Актуальность темы
Генераторы и трансформаторы являются одними из наиболее ответственных компонентов энергосистем, поэтому к системам их защиты предъявляются особо жесткие требования по быстродействию, селективности, надежности функционирования и чувствительности в условиях интенсивных переходных процессов, возникающих при различных коммутациях в энергосистемах.
Особо тяжелые повреждения генераторов и трансформаторов образуются при междуфазных коротких замыканиях (КЗ). В качестве основной релейной защиты (РЗ) от междуфазных КЗ в генераторах и трансформаторах применяется быстродействующая продольная дифференциальная защита.
В свое время в СССР было разработано значительное количество различных модификаций устройств дифференциальной защиты генераторов и трансформаторов. Исследованиями в этой области занимались М.И.Царев (ВНИИЭ), А.Д.Дроздов (НПИ), А.М.Дмитриенко (ЧТУ) и др. На основе их исследований были созданы реле типов РНТ и ДЗТ, нашедшие широкое применение в отечественных энергосистемах. Однако, как показал опыт эксплуатации, надежность функционирования упомянутых реле является недостаточной. Статистические данные показывают, что процент правильного действия находящихся в настоящее время в эксплуатации дифференциальных защит, в том числе выполненных на микроэлектронной и на микропроцессорной базе, находится в пределах 90-95%.
Основной причиной излишних срабатываний дифференциальных защит при отсутствии неисправностей и ошибок в выборе их параметров срабатывания, является насыщение магнитопроводов измерительных трансформаторов тока (ТТ) в силовых цепях генератора или трансформатора. Указанное явление в наибольшей степени проявляется в переходных режимах, сопровождающимися бросками токов намагничивания (БТН), а также при наличии значительных апериодических составляющих в токах внешних КЗ и при неточной синхронизации генератора.
В России за последнее время появилось много устройств РЗА разных изготовителей, применяющих различные алгоритмы дифференциальных защит. И если принципы работы традиционных защит изучены весьма досконально, то многие алгоритмы цифровых защит имеют весьма слабое теоретическое обоснование и недостаточно полно изучены. Как правило, техническая документация фирм либо носит рекламный характер, либо описывает лишь эксплуатационные характеристики. '
Учитывая изложенное, исследование наиболее распространенных алгоритмов дифзащит, а также дальнейшее совершенствование и разработка новых, обладающих лучшей селективностью, чувствительностью и быстродействием алгоритмов работы этих защит, представляет собой актуальную научно-техническую задачу. В то же время, в связи с тем, что в настоящее время не накоплено достаточной базы осциллограмм реальных повреждений в генераторах и трансформаторах, необходим анализ переходных процессов в силовых цепях трансформаторов тока и цепях самой защиты с помощью правильно выбранных математических методов.
Результаты такого анализа должны быть основой для последующих разработок более совершенных, отвечающих современным требованиям дифференциальных защит генераторов и блоков генератор-трансформатор.
Цель и задачи работы. Целью работы является исследование и разработка чувствительной, быстродействующей дифференциальной защиты генераторов, трансформаторов и блоков генератор-трансформатор, а также внедрение этой защиты в серийное производство.
Для достижения указанной цели были поставлены следующие задачи: а- анализ факторов, влияющих на устойчивость функционирования дифзащиты в установившихся и переходных режимах; б- разработка математических методов моделирования переходных процессов, влияющих на устойчивость работы дифференциальных защит; в— аналитические и экспериментальные исследования устойчивости функционирования дифференциальных защит при БТН; г- аналитические и экспериментальные исследования устойчивости функционирования дифзащит в установившихся и переходных режимах КЗ; д- разработка способов построения более совершенных продольных дифференциальных защит генераторов и блоков генератор-трансформатор.
Методы исследования. При решении поставленных задач в работе использованы системный подход к проблеме, современные методы моделирования, теория электромагнитных переходных процессов в электрических цепях, теория основ электротехники (ТОЭ), аналитические и экспериментальные методы исследований продольных дифференциальных защит.
Научная новизна работы
Анализ и классификация факторов, влияющих на устойчивость функционирования дифзащит в условиях установившихся режимов и переходных процессов.
Математическая модель нелинейного ТТ на основе гистерезисной модели ферромагнитного сердечника Джайлса-Эсетона и методы моделирования переходных процессов, влияющих на устойчивость работы дифференциальных защит, с учетом нелинейности ТТ и силовых трансформаторов.
Методы и результаты экспериментальных исследований и анализа в режиме БТН дифзащит на основе время-импульсного (ВИ) принципа и принципа с направленным торможением, для которого дифференциальный /д и тормозной /т токи определяются из выражений: Jl.-Ij-cosa при cosa>0 /T - < v > [О при cosa<0 где /, - векторы фазных токов первой гармоники первой группы ТТ; /2 - векторы фазных токов первой гармоники второй группы ТТ. а - угол сдвига фаз между токами 1Х и -/2.
Методы и результаты экспериментальных исследований и анализа защит на время-импульсном принципе и принципе с направленным торможением при внешних и внутренних КЗ.
Способ с дополнительным динамическим торможением от производной средней величины тормозного тока, обеспечивающий высокую устойчивость функционирования дифференциальной защиты на основе принципа с направленным торможением в различных режимах работы, и выбор оптимальных параметров этой защиты.
Достоверность результатов, полученных в диссертационной работе, подтверждается проверкой адекватности разработанных математических моделей, сопоставлением результатов моделирования и реальных электромагнитных переходных процессов, а также положительным опытом эксплуатации в энергосистемах России разработанного алгоритма дифференциальной защиты в составе терминалов защит генераторов и блоков генератор-трансформатор.
Практическая значимость работы
Определены и сформулированы основные требования к дифференциальным защитам генераторов, трансформаторов и блоков генератор-трансформатор. Разработан способ их построения, а основной алгоритм работы дифзащиты защищен патентом.
Разработана полная математическая модель дифзащиты для проверки работоспособности предложенных алгоритмов в различных режимах, в том числе и для анализа в условиях реальных режимов на электростанциях.
9 Реализация результатов работы
Результаты исследований использованы при разработке микропроцессорной чувствительной, быстродействующей дифференциальной защиты генераторов, трансформаторов и блоков генератор-трансформатор. Разработанный алгоритм внедрен в виде базовых программных модулей аппаратно-программного комплекса микропроцессорных защит производства ООО НЛП «ЭКРА» в составе серийно выпускаемых шкафов ШЭШ0...ШЭ1113. Шкафы защит в 2003 году были приняты межведомственной комиссией под председательством представителя Департамента научно-технической политики и развития ОАО РАО «ЕЭС России» и рекомендованы к широкому применению на электростанциях всех типов.
Основные положения, выносимые на защиту
Классификация принципов выполнения дифзащит, обеспечивающих необходимое быстродействие, селективность и чувствительность.
Выбор модели нелинейного трансформатора, на основе гистерезисной модели ферромагнитного сердечника Джайлса-Эсетона для расчета переходных процессов.
Обоснование целесообразности применения дополнительного торможения от второй гармонической составляющей с использованием информации всех фаз и ограничением действия алгоритма отстройки токами /«з < 6/ном для отстройки от БТН.
Использование более совершенного алгоритма дифференциальной защиты с органами, реагирующими на абсолютное значение и фазу токов, а также дополнительным динамическим торможением от производной средней величины специально сформированного тормозного тока для повышения устойчивости функционирования в условиях интенсивных переходных процессов.
Разработанная структурная схема дифзащиты.
10 Апробация работы
Материалы диссертационной работы докладывались на третьей всероссийской научно-технической конференции ИТЭЭ-2000 ЧТУ (2000г.), на XXII- XXIV сессиях семинара «Диагностика энергооборудования» ЮРГТУ (НПИ) (2000-2002 г.), на XI международной научно-технической конференции «Радиоэлектроника, электротехника и энергетика» МЭИ (2005 г.).
Публикации
По результатам выполненных исследований опубликовано 8 научных работ, в том числе 2 публикации в центральных журналах, получен патент на полезную модель и решение о выдаче патента на изобретение «Способ дифференциальной защиты электроустановки». Статья «Исследование алгоритмов дифференциальных защит генераторов и трансформаторов» принята к печати в журнал «Электрические станции».
Структура и объем работы
Диссертационная работа состоит из введения, пяти глав, заключения, списка литературы из 70 наименований, содержит 48 рисунков и 2 приложения. Общий объем диссертационной работы составляет 182 страницы.
В главе 1 рассмотрены структура и принципы построения МП защит генераторов, требования к ним. Показана актуальность задач, рассмотренных в последующих главах. Выявлены алгоритмы, позволяющие обеспечить в большинстве режимов выполнение поставленных требований по быстродействию, чувствительности и надежности, которые и определяют совершенство комплексной защиты генераторов и блоков генератор трансформатор. Рассмотрены основные принципы их построения, а также определены режимы для математического моделирования и исследования.
Общая структура и основной состав программного обеспечения цифровых защит генераторов и блоков генератор-трансформатор
С помощью элементов на интегральных микросхемах с малой и средней степенью интеграции могут быть созданы все современные устройства РЗ [1]. Эффективность цифровых устройств, используемых в схемах защиты и автоматики, может быть повышена, если сделать их программируемыми, т. е. способными изменять законы их функционирования при неизменной структуре технических средств. Высшим уровнем программируемых цифровых элементов являются микропроцессорные системы (МПС), обрабатывающие вводимые в них данные и управляющие внешними устройствами, на базе которых возможна реализация любых алгоритмов функционирования устройств РЗ [2].
При использовании МПС алгоритм функционирования РЗ задается программой, хранящейся в памяти микропроцессора. Для изменения алгоритма достаточно изменить программу, не меняя элементы РЗ и связи между ними. Выполняемые таким образом РЗ называются программными, или микропроцессорными (МП).
Для микропроцессорной (цифровой) РЗ первостепенное значение имеет программа ее функционирования. Эта программа разрабатывается на основе алгоритмов действия данного вида РЗ и ее отдельных частей.
Алгоритмы измерительных органов (ИО) микропроцессорных устройств РЗ существенно отличаются от алгоритмов аналоговых устройств РЗ на электромеханической и полупроводниковой элементной базах. Если в аналоговых устройствах алгоритмы ИО основаны на том, что фиксируется факт нахождения измеряемой величины в зоне срабатывания РЗ, независимо от значения этой величины (например, ток больше тока срабатывания, напряжение меньше напряжения срабатывания и т. д.), то в микропроцессорном устройстве сначала вычисляется значение измеряемой величины, а затем уже происходит его сравнение с уставкой или характеристикой срабатывания устройства, имеющейся в памяти МП системы [3].
Применение мультипроцессорной архитектуры при решении проблемы защиты генераторов делает возможным реализацию многих функций в одном и том же техническом обеспечении. Все используемые защитные функции имеют высокую точность и стабильность с незначительной чувствительностью к составляющим постоянного тока или гармоникам. Регулирование возможно в больших диапазонах, а защитные функции используются для большого количества разнообразных применений. Защитные функции применяют аналоговую и цифровую фильтрацию, а численные алгоритмы используют для вычислений мгновенные или действительные значения.
Одним из важнейших требований, предъявляемых к алгоритмам МП устройств РЗА, является требование минимизации занимаемого процессорного времени. Т.е. чем проще алгоритм работы, тем меньше времени требуется на его выполнение, а значит можно увеличить частоту дискретизации и повысить точность и надежность функционирования устройства РЗ на его основе.
Использование микропроцессоров улучшает готовность - благодаря непрерывному самоконтролю всей системы защиты. Система защиты на базе микропроцессора характеризуется высокой гибкостью и имеет новые дополнительные функции при уменьшенном объеме стандартных технических средств, что также повышает надежность.
Генераторы и блоки генератор-трансформатор являются одними из наиболее ответственных и дорогостоящих компонентов энергосистем, ложное их отключение может приводить к системным авариям и отключениям крупных потребителей. Поэтому защиты генератора и блока генератор-трансформатор должны обладать высокой степенью надежности и быть достаточно быстродействующими для уменьшения масштабов возможных повреждений. С учетом этих требований комплекс защит генератора состоит из двух независимых и дублирующих друг друга систем защит и выполняющих функции: традиционных автоматических устройств защитного отключения при КЗ и замыканиях на землю в обмотках статора [5]; отключения генератора при опасных для него несимметричном, двигательном и асинхронном режимах, при перегрузках и потере возбуждения; противоаварийной автоматики ограничений снижений и повышений действующих значений напряжения и его частоты; отображения на экране ПЭВМ информации о режимах работы генератора и функционировании терминала; регистрации информации об аварийных ситуациях и действиях программных защиты и противоаварийной автоматики.
Необходимые для защиты определенного объекта защитные функции выбираются из библиотеки программ цифрового терминала с помощью персонального компьютера.
Для правильного выбора защитного оборудования генератора или блока генератор-трансформатор необходимо знать возможные нагрузки, которым подвергается агрегат во время эксплуатации. Объем защитных функций зависит при этом от главной электрической схемы станции, требований к выключающим цепям и от мощности защищаемого устройства.
Анализ известных методов расчета переходных процессов с учетом насыщения ТТ
Обоснованно решать вопросы применения в релейной защите ТТ того или иного исполнения и рационально выбирать их параметры можно лишь на основе достаточно полного анализа работы ТТ при переходных процессах. Инженерные расчеты погрешностей ТТ в переходных режимах должны выполняться с учетом нелинейности магнитных свойств сердечников и других реальных условий. Однако это затруднялось отсутствием достаточно простой и точной методики.
Практика проектирования и эксплуатации устройств релейной защиты и автоматики энергетических систем уже давно знает простые методы определения погрешностей трансформаторов тока в установившемся режиме [1,13]. Расчеты же токов намагничивания и погрешностей при переходных процессах еще не сделались достоянием широких кругов инженеров-электроэнергетиков и проводятся лишь в сравнительно редких случаях [30].
Такое положение возникло вследствие недостаточной точности или большой трудоемкости существующих методов расчета. В лучшем случае вводится тот или иной поправочный коэффициент на результаты проверки при установившемся режиме, например по так называемым кривым 10%-ной кратности. Однако, как можно заключить из дальнейшего, такой способ нельзя считать обоснованным. Известно, что относительный ток намагничивания при переходном процессе может оказаться во много раз больше, чем в установившемся режиме. Соотношение между этими токами в обоих режимах зависит от ряда параметров и может изменяться в широких пределах. Поэтому непосредственное определение токов, намагничивания и условий трансформации токов, при переходных процессах в различных схемах должно быть таким же обязательным элементом проектирования релейной защиты, как и общепринятая их проверка при установившемся режиме.
При t=0 и /0(?) = 0 находится постоянная С,, такая, что уравнение (2.3) превращается в (2.2). Численное решение (2.2) дает значение тока намагничивания /01, при котором ток намагничивания достигает значения, соответствующего первому перегибу кривой намагничивания.
Далее для значений t tx, и f o(0- o(fi) находится постоянная интегрирования С,, для второго участка кривой рис. 2,1 ,а, после чего производится численное решение нового уравнения, из которого определяется момент времени ґ2, характеризующий второй перегиб характеристики намагничивания, и т. д.
На рис. 2.1,6 и в показаны способы аппроксимирования кривой намагничивания, согласно которым кривая намагничивания замещается ломаной линией, первый участок которой совпадает с осью ординат, а второй представляет прямую, образующую некоторый угол с осью абсцисс (рис. 2.1,6) или параллельную оси абсцисс (рис. 2.1,в). Эти способы аппроксимирования основаны на пренебрежении током намагничивания до момента наступления насыщения.
Кривая рис. 2.1,6 предполагает, что до тех пор, пока магнитный поток в сердечнике трансформатора не достигнет значения Ф0, индуктивность ветви намагничивания равна бесконечности и ток намагничивания полностью отсутствует. После достижения потоком значения Ф0 индуктивность ветви намагничивания остается постоянной и определяется тангенсом угла наклона прямой.
Способ расчета по рис. 2.1,в является дальнейшим упрощением способа рис. 2.1,6. Кривая рис. 2.1,в предполагает, что после того, как магнитный поток достигнет значения Ф0, индуктивность ветви намагничивания скачкообразно обратится в нуль и весь первичный ток становится током намагничивания. Во вторичной цепи ток отсутствует до тех пор, пока поток не упадет до предельного значения Ф0, что соответствует нулевому значению тока намагничивания, а так как ток намагничивания равен первичному току, то, следовательно, до тех пор, пока первичный ток не достигнет значения, равного нулю. После этого первичный ток вновь полностью трансформируется во вторичную цепь, и это продолжается до тех пор, пока снова не наступит насыщение, т. е. пока поток не достигнет величины Ф0.
Предотвращение ложных срабатываний защит при броске тока намагничивания силовых трансформаторов
В режиме БТН /j O, /2=0, для защиты на основе алгоритма с торможением величиной /т = /j -I2 -cosa, значения /д 0, /т=0, следовательно, защита не отстроена от БТН и для исключения ложного срабатывания необходимо использовать дополнительные алгоритмы отстройки от БТН [6,7].
ВИ принцип реагирует на форму сигнала и хорошо отстроен от большинства типов токов БТН, исключая периодический БТН, при отсутствии насыщения ТТ [29]. В то же время, при насыщении ТТ в их вторичном токе появляются отрицательные полуволны (рис. 3.1), что может приводить к ложной работе защиты на ВИ алгоритме, поэтому для ВИ принципа для надежной отстройки от БТН, в том числе и при насыщении ТТ недостаточно отстраиваться только от периодического БТН. На рис. 3.1 приведен пример ложной работы алгоритма на ВИ принципе для т = 0.4. Как и отмечалось, при появлении во вторичном токе ТТ отрицательных полуволн алгоритм срабатывает. Кроме того, быстродействующий канал вообще не отстроен от БТН и работает в течение 2-5 мс после возникновения тока. Поэтому ВИ принцип должен блокироваться с помощью дополнительного алгоритма от всех типов БТН при насыщении ТТ. Исходя из вышесказанного, для надежной отстройки от всех типов БТН с учетом ТТ для ВИ принципа необходимо учитывать те же параметры алгоритмов отстройки, как и для алгоритма с направленным торможением.
В настоящее время в аналоговых дифференциальных защитах трансформаторов применяется ряд алгоритмов, различающих БТН и ток КЗ по форме кривой дифференциального тока (ДТ) [43]. Способ отстройки от БТН с помощью насыщающихся трансформаторов тока [12] (реле РНТ-560, ДЗТ-11) не обеспечивает требуемого быстродействия при повреждениях в трансформаторах, если ток КЗ содержит апериодическую составляющую. Кроме того, необходимость отстройки от периодических БТН приводит к загрублению защиты. Одним из распространенных способов отстройки дифференциальных защит трансформаторов от БТН является использование торможения составляющими двойной промышленной частоты (ДПЧ) ДТ [12], Этот способ применяется практически во всех устройствах дифференциальной защиты, выпускаемых западными фирмами, а также в комбинации с другими способами в защите ДЗТ-21 [22]. Менее распространен способ отстройки от БТН, использующий для торможения составляющую промышленной частоты (ПЧ) выпрямленного ДТ. Сигнал ГТЧ в модуле ДТ появляется при наличии в БТН апериодической составляющей и четных гармоник. Поскольку торможение апериодической составляющей приводит к замедлению срабатывания защиты, то в [54] было предложено подавать на измерительный орган производную ДТ, что резко снижает влияние апериодической составляющей и подчеркивает высшие гармоники. Этот способ, реализованный в реле РСТ-15, аппаратно осуществлен применением трансреактора в качестве входного преобразователя вместо промежуточного трансформатора тока. При реализации на МП базе, способы отстройки от БТН на основе торможения составляющими ДПЧ и ПЧ легко реализуются математически и допускают относительно низкую частоту квантования.
Практика показывает, что хотя использование подобных блокировок и предотвращает ложную работу защиты при БТН, однако при этом увеличивается время срабатывания при тяжелых внутренних повреждениях, вызывающих насыщение измерительных трансформаторов тока. Вторичный ток насыщенного ТТ некоторое время содержит вторую гармонику, поэтому в некоторых случаях, величина тормозной функции может превысить установленный предел и это приведет к блокированию защиты на несколько циклов.
В [55] проведено сравнение нескольких алгоритмов отстройки дифференциальных защит от БТН; алгоритм В — рабочий сигнал — модуль ДТ, тормозной сигнал — составляющая ДПЧ ДТ: V - производная дифференциального тока; Т— период промышленной частоты. Исследование алгоритма с торможением от составляющей ПЧ модуля производной ДТ показало, что при реально возможном содержании четных и нечетных гармоник в ДТ значение тормозного сигнала ПЧ зависит практически только от содержания составляющей ДПЧ. Это означает, что данный алгоритм защиты является разновидностью алгоритма с торможением составляющей ДПЧ. Его основным отличием является то, что значение тормозного сигнала зависит не только от амплитуды составляющей ДПЧ, но и от фазы между составляющими ПЧ и ДПЧ ДТ. Соотношение между наибольшим и наименьшим значением тормозного сигнала изменяется приблизительно в 2 раза. Наибольшему значению тормозного сигнала соответствует начальный фазовый угол между составляющими ПЧ и ДПЧ 0 и 180 ДПЧ, а наименьшему 90 и 270 [55].
Сравнение ИО дифференциальных защит трансформаторов, использующих составляющие ДПЧ в качестве тормозного сигнала [55], показало, что наименьшего загрубления при повреждениях трансформатора, сопровождающихся токами КЗ с апериодическими составляющими, насыщающими магнитопроводы трансформаторов тока, можно достичь, используя ИО с рабочим и тормозным сигналами, являющимися, соответственно, модулем и составляющей ПЧ модуля производной дифференциального тока.
Анализ алгоритмов в статических режимах работы
Для ВИ алгоритма при коротких замыканиях в защищаемой зоне и сдвиге фаз токов присоединений ток /д уменьшается, а среднее значение тока /т, остается неизменным. Соотношение между максимальными значениями токов /д и /см в этом случае будет практически неизменным, как следует из выражений (1.2) и (1.3), при любом угле сдвига фаз токов присоединений, меньшем или равном 90.
При внешних КЗ ТТ плеч работают в разных условиях и при превышении предельной кратности, полная погрешность є может превысить 10%. В статических режимах для сравнения алгоритмов, можно, как правило, использовать прямоугольную характеристику намагничивания (ПХН) сердечника ТТ.
При оценке характеристик дифференциальных защит в условиях насыщения обычно пользуются понятием токовой или полной погрешности [1,62]. Поведение защит также зависит от формы кривой токов, поэтому при активной нагрузке ТТ их удобно выразить в виде зависимости от угла насыщения ТТ, который можно определить из выражения [63] coscu = \-2BJBm, где Bs - индукция насыщения ТТ; Вт - условная индукция (амплитудное значение), которая имела бы место при отсутствии насыщения.
Для ВИ принципа, как показано в [23], значение кТ, необходимое для отстройки при внешних КЗ, можно определить из выражения: Выражение (4.1) соблюдается с погрешностью не более 10% при Тр Т и 45 cots 5 45. При использовании выражения (4.1) следует учитывать, что имеется граничное значение ш ф-0.5тг-0.5 импср. (4.2) Если cots cotsrp, то для определения а необходимо пользоваться выражением (4.2). Если cots cotsrp, то надо принимать a = cotSTV. Например, при имп,Ср =0, следует принимать since = 1.
Данное выражение получено в приближении, что ток смещения пропорционален максимальному значению тока /т. Для реального ВИ измерительного органа (ВИИО) коэффициент кт несколько больше из-за затухания сигнала в схеме преобразования тормозного тока с постоянной времени разряда, а, следовательно, уменьшения гсм .
Для алгоритма с направленным торможением, в случае внешнего КЗ и расчете с учетом ПХН для ТТ, справедливо:
На рис. 4.1 приведены величины коэффициентов торможения для время-импульсного алгоритма с /импср=5мс, Гимпср=2.5мс и для алгоритма с направленным торможением в зависимости от ±)ts, град, а также в зависимости от полной погрешности ТТ (с ) по выражениям (4.1), (4.3).
Из рис. 4.1 видно, что для алгоритма направленным торможением и кт = 0.5 предельная относительная полная погрешность ТТ є = 55%, а для кт = ї, є=75.1%. Согласно техническим требованиям, работа защит регламентируется для относительной полной погрешности не более 50%, поэтому оба принципа удовлетворяют этим требованиям.
В установившемся режиме внутреннего КЗ при глубоком насыщении обоих ТТ, длительность бестоковой паузы может превысить уставку, что приведет к блокированию время-импульсного алгоритма. Принимая величины тормозного и дифференциального тока по выражениям (1.2), (1.3) при простейшем случае внутреннего КЗ и равном значении токов плеч, можно принять величину тормозного тока равной двукратному максимальному значению токов плеч. Тогда значение кт, необходимое для блокировки внутреннего КЗ, можно определить из выражения:
Таким образом, для надежной отстройки от внешнего КЗ и работе при внутренних КЗ в условиях установившегося режима ВИИО необходимо, чтобы полная погрешность ТТ была не более 70%, при этом кт 0.5. Следует заметить, что ограничение по величине кт в режиме внутреннего КЗ снимается при формировании тормозной величины по выражению (1.4) [61]: іт — іт — уд . Для алгоритма с торможением величиной lm = 1 х -I2 -cosа , характерно фазочувствительное поведение, поэтому наибольшая вероятность отказа в работе при внутренних КЗ достигается при наибольшем сдвиге фаз между токами плеч. При насыщении трансформатора тока вторичный ток опережает по фазе первичный, и чем глубже насыщение, тем больше опережение.
Задаваясь величиной сдвига фаз р и моментом насыщения измерительного ( гГ2 ТТ ts, можно построить зависимости кгбч0К = - f—2 » необходимого для блокирования защиты от р и ts (рис. 4.2). Наименьшее значение ктблоктіп 0.75 имеет место при наибольшем сдвиге фаз, равном ) = 120 и cos = 90. Для (р = 90, кТ 6л0К min = 1.43 при cas=7$.
Принимая коэффициент торможения kT =0.75, можно обеспечить надежную работу рассматриваемого алгоритма во всех установившихся режимах внутренних КЗ, в том числе при сдвиге фаз до 120, а также отстройку от всех установившихся внешних КЗ при работе ТТ с полной погрешностью не более 70%.
Таким образом, в условиях установившихся внутренних и внешних КЗ оба алгоритма (ВИИО с торможением как по (1.3), так и по (1.4), и алгоритма с торможением от величины /т = //, -I2 -cosа ) соответствуют техническим требованиям, предъявляемым к дифференциальной защите генераторов и блоков генератор-трансформатор.
