Содержание к диссертации
Введение
1. Общие вопросы выполнения защит понижающих трансформаторов. Известные принципы функционирования дифференциальных защит . 10
1.1. Аварийные режимы и виды релейной защиты трансформаторов 10
1.1.1. Виды повреждений и ненормальных режимов работы трансформаторов 10
1.1.2. Виды релейной защиты трансформаторов 13
1.2. Общие принципы функционирования дифференциальных защит трансформаторов 15
1.3. Требования к чувствительности и быстродействию ДЗ 19
1.4. Расчетные режимы ДЗ 20
1.4.1. Режим броска намагничивающего тока защищаемого трансформатора 20
1.4.2. Режим внешнего КЗ 24
1.4.3. Режимы переходных сквозных токов анормальных режимов . 27
1.5. Наиболее распространенные принципы функционирования ДЗ . 29
1.5.1. Использование апериодической составляющей тока в качестве информационного признака 29
1.5.2. Времяимпульсный принцип функционирования 30
1.5.3. Сочетание временных и гармонических признаков 32
1.5.4. Некоторые принципы функционирования реле, выполненных на основе микропроцессорных технологий 35
1.5.4.1. SPAD346C 35
1.5.4.2. RET 316 40
1.6. Выводы 42
2. Электромагнитные переходные процессы резервного трансформатора собственных нужд при самозапуске электродвигателей секций 43
2.1. Характеристика механизмов собственных нужд электрических станций, схемы питания 43
2.2. Переходные процессы при групповом выбеге электродвигателей и последующем самозапуске 48
2.3. Выбор метода расчета электромагнитных переходных процессов при самозапуске нагрузки СН 50
2.4. Выбор схемы замещения асинхронного двигателя и расчет сопротивлений 54
2.5. Математическая модель схемы СН для расчета электромагнитных переходных процессов 58
2.6. Расчетные условия самозапуска 63
2.7. Расчет переходных токов самозапуска 66
2.8. Гармонический анализ тока расчетного режима 77
2.9. Выводы 79
3. Математическая модель ДЗ и исследование информативных признаков реле в режиме самозапуска нагрузки СН 81
3.1. Характеристики ТТ 81
3.2. Схемы соединений ТТ защиты : 84
3.3. Математическая модель ДЗ 87
3.4. Выбор эквивалентного ТТ на стороне НН 93
3.5. Гармонический анализ тока небаланса 95
3.5.1. Режим самозапуска двигательной нагрузки 95
3.5.2. Режим внешнего КЗ 99
3.6. Гармонический анализ выпрямленного тока РДЗ 103
3.7. Выводы 109
4. Анализ и совершенствование принципов функционирования ДЗ 110
4.1. Информативные признаки, используемые в схемах функционирования ДЗ 110
4.2. Принципы функционирования дифференциальных реле и их совершенствование 112
4.3. Основные соотношения для выбранных принципов функционирования 116
4.4. Анализ работы защит в расчетных режимах 119
4.4.1. Режим сквозного переходного тока трансформатора 119
4.4.2. Режим переходного тока внутреннего КЗ 122
4.4.2.1. Расчетные коэффициенты торможения аналогового реле 122
4.4.2.2. Расчетные коэффициенты торможения предложенного принципа функционирования на базе микропроцессорных технологий 125
5. Рекомендации по выбору параметров защит 128
4.5.1. Защита на реле РСТ-23 128
4.5.2. Защита на базе предложенного алгоритма функционирования 130
6. Выводы 133
Заключение 135
Литература 137
Материалы о внедрении результатов работы 142
- Режим броска намагничивающего тока защищаемого трансформатора
- Выбор метода расчета электромагнитных переходных процессов при самозапуске нагрузки СН
- Гармонический анализ выпрямленного тока РДЗ
- Принципы функционирования дифференциальных реле и их совершенствование
Введение к работе
Актуальность темы. Основной защитой трансформаторов юшностью 6,3 MB А и более является дифференциальная защита. В юследнее время как в отечественной, так и в мировой практике [ыявилась тенденция использования различных принципов функционирования дифференциальной защиты трансформаторов, іаботающих в различных условиях. В частности, в одну группу часто іьщеляются блочные трансформаторы электрических станций, рансформаторы связи и автотрансформаторы. В другую группу іьщеляются понижающие трансформаторы электрических станций трансформаторы собственных нужд как основные, так и резервные), і также понижающие трансформаторы распределительных сетей и тромышленных предприятий. Основной особенностью режимов іифференциальной защиты трансформаторов второй группы гвляются переходные режимы, обусловленные двигательной сгрузкой.
В отечественной практике для защиты понижающих трансформаторов используются, в основном, электромеханические шфференциальные реле ДЗТ-11 и электронные дифференциальные эелеДЗТ-21, РСТ-23. Электромеханические дифференциальные реле имеют начальный ток срабатывания, равный 1,5 номинального тока защищаемого трансформатора по условию отстройки от режима эроска намагничивающего тока, и не обеспечивают необходимой чувствительности при витковых замыканиях в обмотках трансформатора. Указанные реле постепенно вытесняются электронными дифференциальными реле, использующими времяимпульсный принцип функционирования (реле ДЗТ-21) или сочетание гармонических и временных информативных признаков броска намагничивающего тока (реле РСТ-23 и др.). В последнее время в Российской Федерации получили распространение микропроцессорные реле защиты трансформаторов, например, типов SPAD 346С и RET 316 фирмы АББ. Функциональные дифференциальные блоки указанных реле обеспечивают отстройку в режиме броска намагничивающего тока за счет использования относительной амплитуды второй гармоники (за базу принимается амплитуда первой гармоники) дифференциального тока.
Использование как времяимпульсного способа функционирования, так и гармонических признаков дифференциального тока (отдельно или в сочетании с временными признаками) позволяет существенно снизить начальный ток срабатывания (до 10-20% номинального тока трансформатора) по условию отстройки от режима броска намагничивающего тока. В то же время отстройка от режима сквозных токов, возникающих в
режиме пуска или самозапуска мощных двигателей, по-прежнем представляет серьезную проблему. Исследованию переходных токо в процессе самозапуска двигательной нагрузки и токов небаланс; дифференциальных защит посвящены работы Г.Г.Гимояна В.Ф.Сивокобыленко, И.М.Постникова, А.К.Черновца Л.В.Багинского, А.Д.Дроздова, С.Л.Кужекова, В.И.Новаша Э.В.Подгорного, И.М.Сироты, Б.С.Стогния, Е.М.Ульяницкого идр Однако достаточно точного решения задачи, удовлетворяющей потребностям как современных, так и вновь проектируемы: дифференциальных защит нет.
Целью диссертационной работы является исследованш переходных режимов дифференциальной защиты понижающие трансформаторов, в основном, в режиме сквозных токов и разработка на этой базе рекомендаций как по применению, так и п< совершенствованию их алгоритмов функционирования.
Для достижения поставленной цели в работе решены следующие теоретические и прикладные задачи.
-
Исследованы электромеханические характеристики нагрузка и возможное время перерыва питания. Получено аналитическое выражение для тока самозапуска нагрузки собственных нужд, позволяющее учесть сопротивление питающей сети и остаточнук ЭДС двигателей.
-
Усовершенствована математическая модель дифференциальной защиты трансформатора, позволяющая более точно учесті нелинейность характеристики намагничивания трансформаторов тока защиты.
-
Исследованы входные токи и токи небаланса дифференциальной защиты, возникающие в режиме переходных сквозных токов. На этой базе выполнен анализ принципов функционирования защиты применительно к выполнению защит понижающих трансформаторов.
-
Проведен анализ максимальных токов небаланса и выявлен гармонический состав таких токов.
-
Предложен и исследован усовершенствованный принцип функционирования дифференциальной зашиты применительно к реализации на базе микропроцессорной технологии обработки информации.
Методы исследований. Для решения поставленных задач использовались методы математического моделирования, аналитические и численные методы расчета с применением ЭВМ.
Научная новизна диссертационной работы состоит в следующем.
1. Разработаны аналитические выражения для переходных токов резервных трансформаторов в режиме автоматического включения
резервного питания собственных нужд электрических станций, полученные с использованием методов эквивалентирования и малого параметра.
2. Выявлены переходные режимы, в которых в результате биения
колебательной составляющей тока самозапуска возникают
повышенные значения отношения апериодической составляющей к
амплитуде колебательной составляющей.
3. Усовершенствована математическая модель
функционирования групп трансформаторов тока дифференциальной
защиты, на базе которой выявлено, что такие информативные
признагаї переходных токов небаланса как отношение амплитуд
второй и первой гармоник тока небаланса или отношение амплитуды
первой гармоники к постоянной составляющей в модуле тока на
выходе реального дифференцирующего звена могут быть значительно
ниже, чем в режиме броска намагничивающего тока.
4. Предложена и проверена с помощью методов математического
моделирования новая функциональная схема дифференциальной
зашиты применительно к реализации на базе микропроцессорных
технологий.
Практическая ценность результатов работы
Разработана программа расчета сквозного тока трансформатора при электромагнитных переходных процессах, возникающих в результате самозапуска электродвигательной нагрузки. Расчет выполняется с учетом остаточной ЭДС двигателей и сопротивления внешней сети.
Получено аналитігческое выражение, позволяющее с высокой точностью аппроксимировать характеристики электротехшгческих сталей при напряженностях магнитного поля более 100 А/м, модифицирован алгоритм поиска участка характеристики намагничивания трансформатора тока, в результате которого время расчета уменьшается примерно в 2 раза.
Разработаны рекомендации по применению реле РСТ-23 для защиты трансформаторов собственных нужд электрических станций, которые позволяют в 2-3 раза снизить начальный ток срабатывания защиты по сравнению с вариантом применения реле ДЗТ-21. С учетом этого на проектируемых электрических станциях защиту таких трансформаторов целесообразно выполнить на реле РСТ-23.
Разработана новая функциональная схема дифференциальной защиты, в которой в качестве дополнительных информационных признаков используются вторая и третья гармоники модуля производной дифференциального тока. Такая функциональная схема позволяет получить более высокое быстродействие в переходных режимах по сравнению с защитой на реле РСТ-23.
Реализация результатов работы
Теоретические и практические результаты, полученные в диссертационной работе, использованы при выполнении в Чувашском государственном университете госбюджетной научно-исследовательской работы по теме "Исследование функционирования дифференциальных зашит мощных трансформаторов в переходных режимах", а также хоздоговорных работ по темам "Исследование переходных режимов и выбор уставок дифференциальной защиты блочных трансформаторов на реле ДЗТ-23" с Чебоксарской ГЭС и "Исследование и совершенствование дифференциальных защит трансформаторов" с АО ВНИИР.
Отдельные результаты диссертационной работы использованы при разработке рекомендаций по выбору уставок микропроцессорных дифференциальных реле SPAD 346С и RET 316, выпускаемых совместным предприятием АББ Реле — Чебоксары.
Результаты работы также используются в учебном процессе по дисциплине "Релейная защита и автоматика электроэнергетических систем", а также в учебных научно-исследовательских работах при подготовке бакалавров по направлению 551700 — Электроэнергетика, инженеров по специальности 100400 — Электроснабжение (по отраслям) и магистров по направлению 551300 — Электроэнергетика, электромеханика и электротехнологии по программе 551323 — Режимы работы электрических источников питания, подстанций, сетей и систем в Чувашском государственном университете.
Апробация работы. Основные положения работы и ее результаты докладывались на Всероссийских научно-технических конференциях "Проблемы электроэнергетики на региональном уровне" (г.Чебоксары, 1997 г.), "Релейная зашита и автоматическое управление электроэнергетическими системами" (г. Чебоксары, 1997 г.), на юбилейной итоговой научной конференции "Технические науки: сегодня и завтра" (г.Чебоксары, 1997 г.) и на итоговых научно-технических конференциях преподавателей Чувашского госуниверситета.
Публикации. Содержание диссертационной работы нашло отражение в 6 опубликованных работах.
Структура и объем работы. Диссертация содержит введение, 4 главы, заключение, список использованной литературы из 50 наименований. Обший объем составляет 140 страниц текста компьютерной верстки, в том числе 57 рисунков, 32 из которых являются графиками, отражающими результаты проделанной работы, и 5 страниц списка литературы.
Режим броска намагничивающего тока защищаемого трансформатора
Особенностью ДЗ трансформатора и основной трудностью, с которой приходиться сталкиваться при ее выполнении, является неравенство нулю суммы МДС его обмоток [7]. В схеме замещения трансформатора это характеризуется наличием поперечной ветви, по которой проходит намагничивающий ток. В нормальном режиме значение этого тока не превышает нескольких процентов номинального. Например, для трансформаторов ПО кВ ток намагничивания составляет 0,554-1,5% номинального тока.[5]. Это практически не влияет на чувствительность и селективность защиты. Исключение составляет работа трансформатора с напряжениями, превышающими номинальное, когда ток намагничивания может быть соизмерим с токами срабатывания чувствительных ДЗ [7].
Ток намагничивания может резко возрастать в переходных режимах, вызванными включениями трансформатора под напряжение и отключениями внешних КЗ, сопровождавшихся значительными снижениями остаттгцьіх напряжений. В таких случаях возникают броски намагниадвающего тока (БНТ), которые могут достигать значений 6 8/ном [3]. Магнитопроводы рассчитаны для работы в нормальном рабочем режиме с большими индукциями, близкими к индукции в точке перегиба кривой намагничивания. При скачкообразном увеличении напряжения магнитопровод насыщается и происходит смещение рабочей точки на пологий участок ВАХ. Ток намагничивания /нам кратковременно достигает очень больших значений. Кривая тока в таком переходном режиме практически полностью смещается относительно оси ординат (рис. 1.2). В дальнейшем происходит убывание тока унам Д весьма малых значений в установившемся режиме. Постоянная времени затухания тока намагничивания может достигать нескольких секунд. Однако уже по истечении 0,3-4-0,5 с его максимальное мгновенное значение становится меньше амплитуды номинального тока трансформатора [2].
Кривая тока намагничивания имеет ряд особенностей: в каждом периоде существует бестоковые паузы, в пределах которых /нам теоретически отсутствует; помимо основной гармоники в токе намагничивания содержатся значительная апериодическая слагающая и слагающие двойной и тройной частоты [2]. Слагающие более высоких частот имеют существенно меньшие значения или вообще отсутствуют. Возможное соотношение основных составляющих тока намагничивания приведено в табл. 1.1.
Для анализа БНТ кривая намагничивания аппроксимируется ломанной, состоящей из вертикального и наклонного участков. Точка перегиба кривой соответствует индукции насыщения Bs, равной для холоднокатаных сталей 2,0 Тл [2]. При такой аппроксимации расчетная кривая тока намагничивания представляет собой часть косинусоиды с амплитудой смещенной относительно оси времени и не имеющую отрицательных полуволн (рис. 1.3):
Относительное смещение определяется как функция начальных условий А= Br Bs +cos(o t0, где Вг и Bs - относительные остаточная индукция и индукция насыщения магнитопровода (за базу принята амплитуда индукции в установившемся режиме, равная 1,65 Тл [1]).
Наибольшее значение остаточной индукции составляет: для трансформаторов с высшим напряжением 110-220 кВ - 0,42 330 кВ и выше -0,33] Относительное значение индукции насыщения для современных трансформаторов из холоднокатаной стали равна 1,21 [1].
Максимальное значение однофазного БНТ возникает при включении выключателя в момент прохождения напряжения через ноль, увеличиваясь в положительном направлении. В этом случае ток однофазного БНТ
В этом случае при указанных значениях индукций относительное смещение Л равна 0,79.
С целью упрощения анализа кривой БНТ удобно ввести основание импульса D[8], которое является функцией относительного смещения
В этом случае целесообразно рассматривать кривую БНТ относительно другой системы координат, ось ординат которой сдвинута вправо на п рад (пунктирная линия, проходящая через точку О). Тогда относительное значение тока БНТ выражается в виде
Полученные выражения позволяют найти длительность бестоковой паузы в зависимости от основания импульса tn=(l-D/2n)/T, где Т- период промышленной частоты.
При условной периодизации процесса коэффициенты ряда Фурье при косинусных составляющих определяются по выражениям [8]:
В трехфазных трансформаторах вид переходных токов /нам несколько отличается из-за взаимного влияния фаз. форма кривой тока переходного процесса зависит от группы соединения обмоток и разновременности шдио еїшя-фаз.
Различают два основных расчетных типа трехфазного тока БНТ [1]: апериодический и периодический. Первый тип БНТ сопровождается максимальной апериодической составляющей в особой фазе, в то время как в двух других фазах равны по значению и противоположны по знаку первой. Относительные смещения косинусоид фаз в группе однофазных трансформаторов в этом случае составляет А»А=А(»; \в=А сгАХ)- 0,5 , где /40) - относительное смещение при однополярном БНТ(ос=0).
В трехстержневом трансформаторе относительные смещения в фазах В к С несколько меньше Л в=\с=Л[) 0,6 .
При периодическом БНТ апериодическая составляющая намагничивающего тока особой фазы равна нулю, а в двух других фазах равны по значению и противоположны по знаку. Относительные смещения в этом случае Лл=0;Л/гЛ т=л(1)-о,13.
Амплитуды периодического БНТ существенно меньше чем апериодического, но тем не менее могут превышать номинальный ток силового трансформатора [7].
Выбор метода расчета электромагнитных переходных процессов при самозапуске нагрузки СН
Точность расчета переходных процессов в системе многодвигательного привода, какой является система СН, во многом зависит от точности математического описания ее элементов и достоверности исходной информации [25]. Математическая модель электродвигателя на основе уравнений Парка-Горева и уравнения движения ротора охватывает как электромагнитные так и механические переходные процессы. Высокую степень точности обеспечивают полные уравнения Парка-Горева. В этом случае для описания процессов в АД необходимо использовать систему из трех дифференциальных уравнений [26]: два для электромагнитных и одно для механических переходных процессов. Математическая модель АД через сверхпереходные вынужденную Ев" и свободную Ес" составляющие ЭДС записываются в следующем виде [27]
Погрешности в исходных данных такой системы, как и при решении любых дифференциальных уравнений, могут привести к значительному искажению процесса. Поэтому следует иметь в виду, что не всегда полное описание процессов приводит к повышению достоверности результатов [28].
Приняв допущения, что угловая частота вращения свободной и вынужденной составляющих ЭДС одинакова и равна частоте сети и значение вынужденной составляющей равно значению в установившемся режиме, можно получить упрощенные уравнения Парка-Горева. Суммирование первого и второго уравнений системы и замена суммы вынужденной и свободной составляющих ЭДС и их производных через соответствующие значения суммарной сверх переходной ЭДС Е позволяет получить модель АД, описываемого системой из двух дифференциальных уравнений
Принятые допущения существенно сказываются в форме кривой переходного тока. При наложении двух синусоидальных токов с близкими частотами возникает колебательная составляющая, меняющаяся с частотой, равной полуразности частот исходных токов [29]. Ее амплитуда может достигать амплитуды номинального тока электродвигателя. Влияние этой низкочастотной составляющей по воздействию на магнитопровод ТТ во многом эквивалентно апериодическому току [9]. Упрощенные уравнения Парка-Горева не отражают эту составляющую, что недопустимо в уточненных расчетах ДЗ.
Разновидностью математической модели является схема замещения [28], позволяющая свести сложные явления к простым и обеспечить наглядность изучаемых процессов. При этом процессы в схеме замещения могут соответствовать только какой-либо одной стороне сложного явления в характерный интервал времени исследуемого процесса [28].
На основе схемы замещения можно получить аналитические выражения, достаточно точно отражающие переходной процесс оригинала в исследуемом режиме. Данный подход широко применяется во многих научных работах. Достоинством этого метода является упрощение анализа без существенного снижения точности расчета.
Переходные токи при отключениях и повторных включениях после кратковременного перерыва питания АД с использованием аналитических выражений исследованы в [30]. В данной статье изложена инженерная методика расчета коммутационных сверхтоков с учетом параметров сети двигателей мощностью не более 100-й 50 кВт, работающих в режимах частых включений и противовключений. Поскольку время перерыва электроснабжения мало, предполагается, что за время протекания электромагнитных переходных процессов электромеханические переходные процессы отсутствуют и скорость вращения ротора остается постоянной.
Двигатель после отключения от сети, пока не израсходуется запасенная магнитная энергия, представляется активным линейным двухполюсником. Для определения токов коммутации после повторного включения используется метод наложения. Согласно этому методу ток в любом контуре линейной электрической цепи может быть получен как алгебраическая сумма токов, вызываемых в этом контуре каждой из ЭДС в отдельности. В соответствии с этим, полный ток коммутации состоит из свободных и вынужденных составляющих, обусловленных остаточной ЭДС двигателя и ЭДС сети. Выражение для тока переходного процесса дает значительные погрешности при скольжениях, отличных от нулевых. По этой причине им нельзя воспользоваться для расчета электромагнитных переходных процессов после действия АВР.
Выражение для расчета переходного тока при произвольном скольжении рассматривается в [31]. Однако при этом не учитывается остаточная ЭДС двигателя, которая при перерывах питания менее 1 с значительна. Данное выражение справедливо для режима пуска, а также самозапуска, происходящего после длительного перерыва питания, когда остаточная ЭДС практически равна нулю, а скорость вращения ротора имеет ненулевое значение. Кроме того, не учитывается влияние на характеристики переходного процесса схемы питания. Это допустимо только в случае одиночного двигателя, когда внешнюю сеть можно рассматривать как систему бесконечной мощности.
При исследовании переходного процесса группы двигателей влияние схемы питания можно учесть путем включения последовательно с обмоткой статора сопротивления хс, равного суммарному сопротивлению РТСН и питающей системы. При этом значение переходного тока, обусловленное ЭДС системы, снижается. Это особенно сильно сказывается при подключении к шинам секции группы двигателей, суммарная номинальная мощность которых соизмерима с мощностью КЗ питающей системы.
Влияние остаточной ЭДС на значение тока переходного процесса рассматривается в [32]. В статье исследуются токи КЗ мощных синхронных и АД. С целью уменьшения объема расчетов и упрощения анализа режима КЗ группа двигателей заменяется эквивалентным двигателем, имеющим такие же переходные характеристики. Расчет параметров эквивалентного двигателя производится по частотной характеристике группы, полученной на основе частотных характеристик каждого отдельного двигателя. Найденные параметры схемы замещения могут быть использованы как для расчета установившихся, так и переходных режимов группы асинхронных машин. На основе сопоставления полученных частотных характеристик эквивалентных двигателей СН блоков мощностью от 150 до 800 МВт делается заключение, что влияние нагрузки СН можно достаточно точно учесть заменой реальной группы двигателей типовым. Расчеты токов подпитки КЗ группой двигателей, выполненные по полным дифференциальным уравнениям каждого из них и расчеты с применением аналитического выражения для типового двигателя практически совпадают, что свидетельствует о достоверности методики [32].
Самозапуск можно представить как наложение двух режимов: режима разворота двигателя с начальной скорости совкл и режима КЗ, удаленного от выводов двигателя за сопротивление хс. Первый режим идентичен режиму пуска, за исключением ненулевого значения скорости вращения ротора. Переходный ток данного режима обусловлен только ЭДС системы. Во втором режиме источником ЭДС является двигатель. ЭДС системы в данном случае принимается равной нулю. Эти два независимых режима полностью определяют результирующий переходный процесс. В соответствии с методом наложения полный ток самозапуска определяется суммой переходных токов этих двух режимов.
Гармонический анализ выпрямленного тока РДЗ
В реле РСТ-23 (РСТ-15) в качестве гармонического информативного признака используется относительная первая гармоника 1(\)ш выпрямленного тока на выходе РДЗ (за базу принимается постоянная составляющая /Q). Как показали расчеты режимов ДЗ, наименьшие значения параметра /(і)ум возникают при угле а, равном -69.
На рис. ЗЛО показаны графики изменения относительной амплитуды в случае установки на стороне НН защищаемого трансформатора ТТ с ЛГю=55. Кривая, соответствующая четвертому периоду выпрямленного тока /}, расположена заметно ниже на графике чем остальные. Минимальное значение I(\)nf соответствует схеме ДЗ с нагрузкой на стороне ВН сопротивлением 0,69 Ом, при котором K\Q равна 13 - 0,40. Постоянная составляющая в данном случае имеет значение 1,31 А.
Ток небаланса при АГювн" и К10ущ=55 определяется погрешностями трех ТТ: со стороны ВН - ТТ фаз А и В, со стороны НН - ТТ фазы А (рис. 3.11). Как видно из графиков, насыщение ТТ фазы А стороны ВН происходит уже в первом периоде. По истечении 10 мс с момента начала самозапуска происходит резкое увеличение тока намагничивания. Ее максимальное значение равно 41 А, что примерно в 6 раз больше амплитуды приведенного номинального тока силового трансформатора. В дальнейшем происходит постепенное снижение этого тока.
ТТ в фазе В насыщается в меньшей степени. Максимальное значение тока намагничивания наблюдается в первом периоде и составляет 4,3 А. С течением времени величина тока несколько уменьшается. В конце рассматриваемого интервала времени ее максимальное значение составляет 1,5 А.
Кривые первичного приведенного и вторичного токов ТТ фазы Л стороны НН до третьего периода практически совпадают. Начиная с середины данного периода возникает существенный ток намагничивания, что объясняется насыщением ТТ значительной долей апериодической составляющей тока переходного процесса. Максимальное значение тока намагничивания возникает в четвертом периоде 17 А, что в 2,5 раза больше приведенного номинального тока защищаемого трансформатора. На рис. 3.12, а приведены токи плеч для указанного случая. Ток плеча стороны ВН, за исключением первого периода, практически не содержит постоянной составляющей, в то же время в токе стороны НН она значительна. Кривые токов начиная с четвертого периода становятся почти одинаковыми по форме и расположенными на координатной плоскости практически на одном уровне. В соответствии с изложенным, в течение первых трех периодов возникает значительный ток небаланса (рис. 3.12, б), содержащий большую долю постоянной составляющей и второй гармоники. Максимальное значение тока в первых двух периодах составляет около 43,5 А. Насыщение в третьем периоде ТТ стороны НН приводит к уменьшению максимального значения тока небаланса более чем на порядок. Начиная с четвертого периода ток небаланса содержит лишь небольшую основной и значительную долю высших гармоник.
По причине резкого насыщения ТТ фазы А стороны ВН в первом периоде на выходе РДЗ возникает ток, абсолютное мгновенное значение которого достигает 18,6 А (рис. 3.12, в). К четвертому периоду максимальное значение тока \іт\ уменьшается до 1,34 А. В дальнейшем происходит его увеличение. Особенностью тока /3 в течение последних трех периодов рассматриваемого интервала времени является трехкратное изменение его знака, что обуславливает три полуволны в выпрямленном токе. Это сказывается на гармоническом составе тока /}: амплитуда первой гармоники значительно меньше, чем постоянная составляющая.
Тормозной ток в первом периоде значителен, его максимальное значение составляет около 63 А. В последствии происходит уменьшение его до 17 А (четвертый период). В дальнейшем наблюдается небольшое увеличение тормозного тока.
С целью отстойки от данного режима целесообразно на стороне ВН применение ТТ с предельной кратностью не менее 20. Как правило, предельная кратность при использования ТТ с /2НОм=5 А во многих случаях несколько превышает указанное значение, при использовании ТТ с /2ном=1 А — значительно больше.
В соответствии с [45] неблагоприятным является также режим, когда предельная кратность ТТ составляет: на стороне ВН - 200 (/2НОм=1 А), на стороне НН - 46 (рис. 3.13). В этом случае в 4-м периоде значение /()/77 равно . 0,11 (/0=2,88А).
Кривые первичного приведенного и вторичного токов ТТ стороны ВН практически совпадают. Ток небаланса (рис. 3.14,а) определяется погрешностями ТТ стороны НН. Насыщение ТТ наблюдается начиная с третьего периода.
Максимальные значение тока небаланса составляют (рис. 3.14): в третьем периоде— 22,6 А (3,3/ном), в четвертом периоде- 17,5 А (2,5/ном). В то же время максимальное значение тормозного тока существенно уменьшается от 66 А в первом периоде до 16,8 А в четвертом периоде. Максимальное значение тока на выходе РДЗ достигает 4,75 А в третьем периоде, в дальнейшем до пятого периода происходит постепенное его уменьшение.
Таким образом, разная степень насыщенности магнитопроводов ТТ защиты приводит к сложным переходным процессам во вторичных цепях. В определенных случаях это обуславливает существенно отличающиеся от периода к периоду значения относительных амплитуд гармоник. В соответствии с изложенным, в качестве расчетного режима ДЗ следует принять режим с ТТ, предельная кратность которых составляет: на стороне ВН - 200, НН - 46. В этом случае параметр /(),„ выпрямленного тока РДЗ равно 0,11, которое примерно на 35% больше параметра / )т тока небаланса наихудшего для ДЗ режима.
Принципы функционирования дифференциальных реле и их совершенствование
Алгоритмы, основанные на использовании в качестве одного из информационных признаков отдельно взятую гармонику сигнала, нашли применение в аналоговых реле, таких как, например, РСТ-23 и ДЗТ-21. Как показывает опыт эксплуатации, не всегда подобные защиты отвечают требованиям чувствительности и селективности [9]. Применение более сложных алгоритмов связано со значительным увеличением массы и габаритов и усложнением конструкции реле. К недостаткам аналоговых реле следует отнести также частичное прохождение через полосовые фильтры смежных резонансной частоте гармонических составляющих сигнала. Это существенно затрудняет правильную работу реле в случае возможного изменения фазового сдвига этих гармоник [46]. С учетом изложенного, можно сделать вывод, что применять сложные алгоритмы в аналоговых реле вряд ли целесообразно. Алгоритм аналогового реле должен быть довольно простым, с использованием не более R2 гармонических составляющих сигнала.
В последние годы при выполнении устройств релейных защит наблюдается тенденция к переходу на микропроцессорную элементную базу (особенно западными фирмами). При использовании микропроцессорных технологий, возможно применение большего количества гармонических информационных параметров. Это позволяет реализовать более сложные алгоритмы функционирования. Но в то же время возникают определенные трудности, связанные с необходимостью обработки информации в реальном времени.
Поэтому алгоритм функционирования реле не должен предъявлять чрезмерных требований к частоте квантования. С учетом перспективы развития микропроцессорной техники можно ориентироваться на использование не менее 40 выборок в течение периода.
В настоящее время в дифференциальных защитах трансформаторов применяется ряд алгоритмов, различающих БИТ и ток КЗ по форме кривой дифференциального тока. Широко используемый способ отстройки от БНТ с помощью насыщающихся ТТ (РНТ-560, ДЗТ-11) в случае значительной апериодической составляющей в токе КЗ не обеспечивает требуемое быстродействие при повреждениях внутри трансформатора [46]. Кроме того, необходимость отстройки от периодических БНТ приводит к загрублению защиты.
Одним из распространенных способов отстройки ДЗ трансформаторов от БНТ является использование торможения составляющими двойной промышленной частоты. Этот способ применяется во многих устройствах ДЗ, выпускаемых западными фирмами [21, 23], а также в комбинации с другими способами в защите ДЗТ-21 [8].
Используется также способ отстройки от БНТ, основанный на торможении составляющей промышленной частоты выпрямленного дифференциального тока. Сигнал промышленной частоты в модуле дифференциального тока появляется при наличии в БНТ апериодической составляющей и четных гармоник. С целью снижения влияния апериодической составляющей и подчеркивания высших гармоник применяется реальное дифференцирующее звено (РСТ-23, ДЗТ-21). Использование такого звена позволяет получить существенный положительный эффект.
В настоящее время как на основных, так и на резервных ТСН для выполнения ДЗ используется, в основном, реле ДЗТ-21. С учетом сквозных переходных токов начальный ток срабатывания защиты увеличивается до 0,6/иом и более. При этом возрастает вероятность тяжелых аварий в трансформаторах. Такие аварии могут сопровождаться пожарами. Проводимые исследования открывают перспективу применения реле РСТ-23 на таких объектах и возможность существенного снижения начального тока срабатывания защиты.
В соответствии с функциональной схемой аналогового реле РСТ-23 (рис. 1.7) постоянная составляющая выпрямленного тока на выходе РДЗ является рабочим сигналом; усиленная примерно в 2,4 раза первая гармоника - тормозным сигналом; второй и другими высшими гармониками при анализе можно пренебречь. С учетом этого, функциональную схему рис. 1.7 можно представить в несколько ином виде, более удобном для исследования поведения реле (рис.4.3): ФНЧ рассмотреть как фильтр постоянной составляющей и амплитудный детектор усиленной в 2,4 раза первой гармоники.
В случае микропроцессорной реализации защит способы, основанные на оценке бестоковой паузы БНТ, требуют высокой частоты выборок мгновенных значений тока и, следовательно, трудноосуществимы. Наиболее перспективным представляется использование для отстройки от БНТ торможения током промышленной частоты в сочетании с гармоническими составляющими более высоких частот модуля производной дифференциального тока. Такой алгоритм легко реализуется математически и допускает более низкую частоту квантования.
С учетом изложенного, разработана новая функциональная схема реле (рис. 4.4). Как показывает анализ, постоянная составляющая в моменты коммутации меняется монотонно. Поэтому в качестве рабочего сигнала принята постоянная составляющая выпрямленного тока на выходе РДЗ. В качестве тормозного сигнала совместно с амплитудой первой гармоники дополнительно используется амплитуды второй и третьей гармоник. Это позволяет уменьшить торможение первой гармоникой - она используется без усиления. Как показал анализ, наиболее оптимальным является случай использования амплитуд второй и третьей гармоник, уменьшенных в два раза.
Выделение гармоник выполняется с использованием процедуры дискретного преобразования Фурье для заданного окна наблюдения, которое принимается равным периоду промышленной частоты. Поскольку выявление режима БИТ возможно только через время, примерно равное периоду промышленной частоты, то в реле должен использоваться пусковой орган, который разрешает действие на срабатывание только через 20 мс после превышения тока на выходе ДВ порогового уровня компаратора К.
Таким образом, реле на основе второго варианта должно обеспечивать большую чувствительность по сравнению с первым вариантом. Дополнительное использование фильтров высших гармоник затрудняет реализацию схемы в виде аналогового реле. Данный вариант схемы предпочтительнее реализовать на базе микропроцессорных технологий.
При значительных кратностях токов КЗ ускорение защиты можно обеспечить дифференциальной токовой отсечкой. Данный блок представляет собой компаратор, входным сигналом которого является постоянная составляющая тока на выходе РДЗ (по тем же соображениям, что и для чувствительного органа).
