РУКОВОДЯЩИЕ УКАЗАНИЯ ПО РЕЛЕЙНОЙ ЗАЩИТЕ

6 кВ в точке К2 (рис. 2.3,я) в минимальном режиме работы питающей системы и при максимальном сопротивлении защищаемого трансформатора

/,«(п<²>-462 А.

Коэффициент чувствительности, определяемый по

(2.26), равен

1.63 > 1.5,

где коэффициент схемы при КЗ между двумя фазами на стороне низшего напряжения защищаемого трансформатора    =    Кз    взят    из    табл.    2J.

Коэффициент чувствительности А, больше требуемого ПУЭ в крайних случаях, поэтому расчет защиты с реле типа РНТ-565 можно продолжить. Однако в рассматриваемых условиях желательно использовать реле типа ДЗТ-11.

2.3.1.2.6. Определяется число витков обмотки НТТ реле для основной стороны ПО кВ (за основную сторону в соответствии с п. 2.2.6 принята сторона основного питания). Принимается ближайшее меньшее по

отношению к полученному из (2.18) число витков

И'оси^б.

2.3.1.2.7.    Определяется число витков кц рас* обмотки НТТ реле для неосновной стороны 6 кВ защищаемого трансформатора по (2.20) в соответствии с п. 2.2.7. Число витков игоеп и ел уточняется после учета составляющей тока небаланса /"'„s.peот» обусловленной неточностью установки на НТТ реле расчетных чисел витков, согласно п. 2.2.8.

Расчеты по пп. 2.3.1.2.6 и 2.3.1.2.7 приведены в табл. 2.3. Схема включения реле для рассматриваемого примера приведена на рис. 2.3#.

2.3.1.2.8.    Определяется значение коэффициента чувствительности ‘для тока срабатывания защиты, соответствующего окончательно принятому, в режиме, при котором производилась предварительная проверка чувствительности, по (2.26)

1.6 > 1,5.

Рассмотренная защита может быть использована в крайних случаях для защиты двухобмоточного трансформатора по рис. 2.3,о.

Наимепсазкис псл-чи-ы

Обозначение и метод определенна

Числовое значение для стороны

ПО кВ б кВ

Первичный ток на сторонах защищаемого трансформатора, соответствующий его номинальной мощности и оптимальному напряжению, А

Smou

/-««.опт -Узу_<лт

16000

7Иом ^{= 88}’⁵

16000

К36.6 - ¹⁴⁰⁰

Схема соединения трансформаторов тока

—

д

У

Коэффициент трансформации трансформаторов тока

К/

300/5

2СОО/5

Вторичный ток в плечах защиты, соответствующий номинальной мощности защищаемого трансформатора, А

. Аюм. оп^сх W в - _К/

88.5^?

300/5 ^{= 2,56}

¹⁴⁰⁰ ■» е

2000/5 ~ ³*⁵

Таблица 2.5

2.3.2.2.6. Производится предварительная проверка чувствительности с целью выявления в первом приближении возможности выполнения зашиты с реле типа РНТ-565 в соответствии с п. 2.2.5.

В рассматриваемом примере расчетным по чувствительности является КЗ между двумя фазами на стороне 6 кВ (в точке К?, рис. 2.4,а) в минимальном режиме работы системы и при максимальном сопротивлении защищаемого трансформатора.

Коэффициент чувствительности, определяемый по выражению (2.26), равен

502 V 3 224,6 V J

т. е. удовлетворяет требованиям ПУЭ. поэтому расчет защиты, выполненной с реле типа РНТ-565, следует продолжить.

2.3.2.2.7. Выбор витков рабочих обмоток НТТ реле для основной стороны (6 кВ) производится в соответствии с п. 2.2.6, исходя из оптимального напряжения на регулируемой стороне. Первичный ток на стороне высшего напряжения при оптимальном напряжении U_oat

16 ООО УТ 1С4.4

Расчеты показали, что в рассматриваемом примере коэффициент трансформации трансформаторов тока стороны ПО кВ целесообразно принять равным Кщо— -300/5, а нс 150/5 (как в табл. 2.2). Указанное приводит к увеличению чувствительности защиты (за счет уменьшения составляющей тока небаланса /'"«е.раеч в этом случае).

Окончательно выбранные коэффициенты трансформации и расчет номинальных токов приведены в табл. 2.4.

2.3.2.2.8.    Определяется число витков ич рас* обмотки НТТ реле для неосновной стороны ПО кВ защищаемого трансформатора по (2.20) в соответствии с п. 2.2.7. Расчеты по пп. 2.3.2.2.7 и 0.3.2.2.8 сведены в табл. 2.5.

Схема включения реле для рассматриваемого примера приведена на рис. 2.4,в.

2.3.2.2.9.    Определяется значение коэффициента чувствительности для тока срабатывания защиты, соответствующего окончательно принятому, в режиме, при котором производилась предварительная проверка чувствительности, по (2.26)

502 V 3 231,2^3

Вторичный ток в плече защиты на стороне 110 кВ 88.5 У~3

'■ом, опт. в *■ дпп/5 л,аап.

Рассмотренная защита имеет достаточную чувствительность и может быть использована для защиты двухобмоточного трансформатора по рис. 2.4,о.

3.1. УКАЗАНИЯ ПО РАСЧЕТУ

3.1.1. Ниже даны основные указания по расчету дифференциальной токовой защиты, выполненной с реле серии ДЗТ-11 (типов ДЗТ-Н, ДЗТ 11/2, ДЗТ-П/З и ДЗТ-П/4), применительно к двух- и трехобмоточным

типов

трансформаторам, а также автотрансформаторам, находящимся в эксплуатации.

Реле серии ДЗТ-11 характеризуется наличием одной тормозной обмотки в НТТ реле, что дает возможность обеспечить торможение от тока в одном комплекте (или от суммарного тока в одной группе комплектов) трансформаторов тока. Характеристика срабатывания реле при наличии торможения /рао^/^торм) неоднозначна и зависит от угла между рабочим /рав.р и тормозным /торм.р (см. п. 3.1.6) токами в НТТ реле.

На рис. 3.1 приведены заводские характеристики реле для таких углов между рабочим и тормозным токами, при которых обеспечивается максимальное (кривая /) и минимальное (кривая II) торможение.

Использование тормозной обмотки дает возможность не отстраивать минимальный ток срабатывания защиты /(.min по (2.1) от токов небаланса при таких внешних повреждениях, когда имеется торможение, поскольку недействие защиты в этих случаях обеспечивается торможением. Указанное обусловливает большую чувствительность зашиты.

Схема внутренних соединений реле и примеры принципиальных схем его включения в защитах двух- и трехобмоточных трансформаторов (автотрансформаторов) показаны на рис. 3.2.

3.1.2. Недействие защиты при таких внешних КЗ. когда торможение отсутствует (по тормозной обмотке НТТ реле ток не проходит, например, при отключении стороны, на которой она установлена), а также при включении ненагруженного трансформатора (автотрансформатора) под напряжение, обеспечивается выбором минимального тока срабатывания защиты /е._]п<, по тем же условиям, что и тока срабатывания защиты 1_С выполненной с реле серии РНТ-560 (см. п. 2.1.2):

отстройки от расчетного максимального первичного тока небаланса /ив.расч при переходном режиме внешних КЗ, определяемого с учетом влияния НТТ реле, т. е. по (2.1), в котором Лоте принимается равным 1,5;

"Рис. 3.3. Расчет защиты, выполненной с реле типа ДЗТ-11:

я — спрямление характеристики срабатывания реле, соответствующей минимальному торможению; 6 — определение раСочеи •МДС срабатывания реле Ср_1в__{с р} по характеристике, соответствующей максимальному торможению

на трехобмоточных трансформаторах — к трансформаторам тока, ограничивающим защищаемую зону с той стороны, при внешнем КЗ на которой ток небаланса имеет большее значение, если при этом минимальный ток срабатывания защиты Ic.imtn определяется по (2.2); в противном случае, т. е. если определяющим остается (2.1) — на сумму токов трансформаторов тока, установленных на сторонах среднего и низшего напряжений. если при этом не следует считаться со случаем внешнего КЗ на стороне низшего напряжения в режиме отключенного выключателя на стороне высшего напряжения или если отстройка от токов небаланса при указанном КЗ не является определяющей при рассматриваемом включении тормозной обмотки;

на автотрансформаторах — к трансформаторам тока, установленным на стороне среднего напряжения, где, как правило, предусмотрено регулирование напряжения под нагрузкой.

В тех случаях, когда присоединение тормозной обмотки на сумму токов трансформаторов тока, уста, новленных на стороне среднего и низшего напряжений. приводит к большому загрублению, или невыполнимо из-за недостаточного числа витков тормозной обмотки. целесообразно присоединять к трансформаторам тока, установленным на сторонах среднего и низшего напряжений, разное количество витков тормозной обмотки. Необходимое при этом дополнительное присоединение к расчетному витку тормозной обмотки реле от второго трансформатора тока конструктивно может быть выполнено аналогично рассмотренному в п. 6 приложения ПЗ.

3.1.6. Недействие защиты при таких внешних КЗ. когда имеет место торможение (по тормозной обмотке НТТ реле проходит ток), обеспечивается с учетом характеристики срабатывания реле, соответствующей минимальному торможению (кривая // на рис. 3.1).

Очевидно, что несрабатывание защиты будет обеспечено, если все точки, соответствующие возможным при внешних КЗ отношениям рабочей и тормозной МДС в плоскости fp.e, Frot*. будут лежать надежно ниже этой характеристики.

В случаях, когда максимальная рабочая МДС Л>ав*«х>200 А. для упрощения расчета характеристика, соответствующая минимальному торможению, заменяется касательной к этой характеристике, проведенной из начала координат (рис. 3.3м), а в расчет вводится тангенс угла а наклона касательной к оси абсцисс tRa.

При этом несрабатывание защити (с запасом) будет обеспечено, если удовлетворяется неравенство

^рдб. рЦ’роб ^0ТС ^торм. р^а,тсри

где /р.с.р н /торм.р — рабочий и тормозной токи, подводимые К реле; Шторм—используемое число витков тормозной обмотки НТТ реле; ш_р»о —-число витков рабочей обмотки НТТ реле на стороне, к которой присоединена тормозная обмотка; при этом учитывается принятое число витков, если рассматриваемая сторона является основной и расчетное число витков, если рассматриваемая сторона является неосновной; /tore — коэффициент отстройки, учитывающий ошибку реле и необходимый запас; может быть принят равным 1,6.

Из (3.3), учитывая, что отношение токов в реле /р>б.р//торх.р равно отношению соответствующих первичных токов /р»и//торм, а также что при внешних КЗ рабочий ток /рае равен току небаланса /ао.расч. для определения необходимого числа пнтков тормозной обмотки получаем следующее выражение:

р»СЧ®р!Й «Чор*>*_вгс /_TopMtga *

где /пв.расч н /тори — соответственно первичный ток небаланса, определенный по (2.3), и первичный тормозной ток при КЗ, расчетном для выбора числа витков тормозной обмотки НТТ реле.

Остальные обозначения те же, что в (3.3).

Тангенс угла а наклона касательной к оси абсцисс при F_p^ma*>200 А, исходя из заводской характеристики срабатывания, может приниматься равным примерно 0,75 (рис. 3.3,а).

В случае, когда максимальная рабочая МДС Fpacma*<200 А, спрямление характеристики срабатывания производится для расчетного участка. При этом кривая характеристики срабатывания заменяется прямой, которая соединяет начало координат с точкой, ограничивающей расчетный участок характеристики и соответствующей максимально возможной МДС Fр„вт«* при внешнем КЗ на рассматриваемой стороне, определяемой по выражению

F р*л«« г — feotc/пс,р»сч.»Шр»е.

где /_ив.рагч.» — расчетный максимальный вторичный ток небаланса на стороне, к которой присоединена тормозная обмотка, прн внешнем КЗ на рассматриваемой стороне. определенный с учетом составляющей тока небаланса V" «С.р»еч-

Остальные обозначения тс же, что в (3.3).

При спрямлении характеристики на расчетном участке в расчет необходимого числа витков тормозной обмотки по (3.4) вводится тангенс угла а' (рис. З.З.о) наклона к оси абсцисс спрямляющей прямой, проведенной из точки, ограничивающей расчетный участок.

Расчетным для определения необходимого числа витков тормозной обмотки по (3.4), т. е. обусловливающим максимальное число необходимых витков, явится металлическое КЗ между тремя фазами в таком режиме работы, когда будет наибольшим отношение

= ₍₃._в)

'ТОрм

Прн этом должны рассматриваться КЗ на тех сторонах, от повреждений на которых отстройка производится с помощью торможения. Для трехобмоточного трансформатора с присоединением тормозной обмотки на сумму токов трансформаторов тока, установленных на сторонах среднего и низшего напряжений при параллельной работе трансформаторов на стороне среднего

напряжения, должен рассматриваться случай КЗ на стороне низшего напряжения. В (3.4) должно учитываться число витков рабочей обмотки НТТ реле «'рае для стороны низшего напряжения, где рассматривается КЗ к протекает больший ток торможений, а под током /тори должен пониматься результирующий ток в тормозной обмотке реле, приведенный к расчетной стороне, например стороне высшего напряжения, и определяемый

*СН. в

^торч. НИ ^— 'герм. СН /

нн, ■

где /тор».ни, /торя.си —первичный тормозной ток соответственно на сторонах низшего и среднего напряжений при рассматриваемом внешнем КЗ на стороне низшего напряжения, приведенный к расчетной стороне; /си.», /ил.» — вторичные токи о плечах защиты на сторонах среднего и низшего напряжений, соответствующие номинальной мощности трансформатора (проходной — автотрансформатора).

В случае, когда в защите трехобмоточного трансформатора к трансформаторам тока, установленным на сторонах среднего и низшего напряжений, присоединяется разное число витков тормозной обмотки, т. с. выполняется дополнительное присоединение к расчетному числу витков последней (п. 3.1.5), необходимое число витков тормозной обмотки следует рассчитывать, исходя из токов внешнего КЗ на рассматриваемой стороне: для стороны среднего напряжения — по (3.4); для стороны низшего напряжения — по выражению, составленному по аналогии с (3.4) с учетом (3.7):

Arf.pac^pMt.HH “W-.HH>*orc /_{торм |m}tga ¹

(3.8)

где все обозначения те же, что и в (3.4) н (3.7).

3.1.7.    Чувствительность защиты при металлических КЗ в защищаемой зоне в таких режимах, когда торможение отсутствует, характеризуется коэффициентом чувствительности, определяемым по (2.22) или (2.26). Расчетные режимы и виды повреждения, а также минимально допустимое значение коэффициента чувствительности аналогичны таковым для защиты, выполненной с реле серин РНТ-560.

3.1.8.    Чувствительность защиты при металлических КЗ в защищаемой зоне в таких режимах, когда имеется торможение (по тормозной обмогкс НТТ реле протекает ток), определяется по характеристике срабатывания реле, соответствующей максимальному торможению (кривая / на ркс. 3.1), и оценивается коэффициентом чувствительности *,,_Тор*. вычисляемым по выражению:

/"pMS. с. р

где Fp.e — рабочая МДС НТТ реле при рассматриваемом металлическом КЗ; fp»e.«,p — рабочая МДС срабатывания реле в условиях, когда защита находится на грани срабатывания при рассматриваемом КЗ, но не металлическом, а через переходное сопротивление.

Рабочая МДС НТТ реле Fp.e определяется по выражению

р

Fpt6 ⁼ 2    P"^t£,P^3,5^^,'    (3.19)

л=1

где Храо„—число витков рабочей (дифференциальной н уравнительной) обмотки I1TT реле, используемое на стороне «; /рае,р» — ток, подводимый к рабочей обмот-

ке НТТ реле с числом витков ш_рав„ с учетом его знака при рассматриваемом металлическом КЗ.

При одностороннем питании, а также для грубо ориентировочных расчетов при многостороннем питании рабочая МДС реле F_Р»6 может определяться по выражению

/^раб ⁼/р»б,р.полвХраО,аат>    (3.11)

где /раб.р.оолв — ток при рассматриваемом металлическом КЗ в рабочей обмотке НТТ реле (при многостороннем питании в предположении, что он полностью проходит по стороне основного питания); Шрав.оит— число витков рабочей обмотки НТТ реле, используемых на питающей стороне (при многостороннем питании — на стороне основного питания).

Рабочая МДС срабатывания реле F_vto.c.p, входящая в (3.9), определяется по характеристике срабатывания реле, соответствующей максимальному торможению (кривая / на рис. 3.1), следующим образом:

определяется тормозная МДС НТТ реле F_Tори при рассматриваемом металлическом КЗ по выражению

F т орм=/то гм.рХтогм,    (3.12)

где /тори.р и Шторм— то же, что в (3.3);

на плоскость F_р»б. /чор* наносится точка, соответствующая Гр»0, определенной по (3.10) или (3.11), и /■ торм, определенной по (3.12), т. е. соответствующая рассматриваемому случаю металлического КЗ (точка А на рис. 3.3,6);

проводится прямая, соединяющая эту точку с началом координат (прямая О А на рис. 3.3,6). Эта прямая явится геометрическим местом точек, соответствующих рассматриваемому случаю КЗ через различные переходные сопротивления, поскольку при появлении и увеличении переходного сопротивления в месте КЗ то-кораспределенке, а следовательно, и соотношение между рабочими и тормозными токами и МДС не изменяются.

Точка пересечения этой прямой с расчетной по чувствительности характеристикой срабатывания реле, соответствующей максимальному торможению (точка Л' на рис. 3.3,6), будет являться точкой, где защита находится на грани срабатывания, и, следовательно, соответствующая этой точке рабочая МДС будет являться рабочей МДС срабатывания    при    рассматривае

мом случае КЗ, но через переходное сопротивление.

Расчетным для определения чувствительности является металлическое КЗ на выводах защищаемого трансформатора (автотрансформатора) прн работе его на расчетном ответвлении. Расчетными режимами работы подстанции н питающих систем являются реальные режимы, обусловливающие минимальный ток прн рассматриваемом виде КЗ. Прн этом должны учитываться такие режимы работы защищаемого трансформатора (автотрансформатора), при которых возможно большая доля тока КЗ протекает через тормозную обмотку.

На сторонах, примыкающих к сети с глухозаземлен-иыми нейтралями, должны рассматриваться КЗ между фазами и замыкания одной фазы на землю.

В соответствии с ПУЭ (3.2.21) требуется обеспечить наименьший коэффициент чувствительности Л,.тори око-

Допускается снижение требуемого коэффициента чувствительности до значения около 1.5 в тех же случаях, что и для защиты, выполненной с реле серии РНТ-560 (см. п. 2.1.7).

Следует отмстить, что при оценке чувствительности защиты по (3.9) с учетом возможности смещения характеристики срабатывания из-за погрешности реле необходимо также, чтобы точки, соответствующие расчетным случаям КЗ (например, точка А на рис. 3.3,6), находились от расчетной по чувствительности характеристики срабатывания реле на расстояниях, не меньших, чем 10 % координат точки. Указанное является необходимым условием надежной работы реле.

3.2. РЕКОМЕНДУЕМЫЙ ПОРЯДОК РАСЧЕТА

В соответствии с приведенными в п. 3.1 указаниями расчет дифференциальной защиты, выполненной с реле серии ДЗТ-11, производится в следующем порядке.

3.2.1.    Определяются первичные токи для всех сторон защищаемого трансформатора (автотрансформатора), соответствующие его номинальной мощности (проходной мощности автотрансформатора).

По этим токам определяются соответствующие вторичные токи в плечах защиты h ». /п » и 1т ■, исходя нз коэффициентов трансформации трансформаторов тока Кг (выбираются с учетом параметров используемого оборудования, его перегрузочной способности, требований релейной защиты и схемы соединения трансформаторов тока — при соединении трансформаторов тока в треугольник исходят из первичного тока /_иау^З ввиду' целесообразности иметь вторичные токи в плече защиты, нс превышающие 5 А) и коэффициентов схемы Асх-

3.2.2.    Выбирается сторона, к трансформаторам тока которой наиболее целесообразно присоединить тормозную обмотку НТТ реле в соответствии с рекомендациями п. 3.1.5.

3.2.3.    Определяется ориентировочное значение первичного минимального тока срабатывания защиты /с.»1я< „ без учета составляющей тока небаланса /"'■«.р»еч. исходя из принятого места установки тормозной обмотки. Расчет производится в соответствии с п. 3.1.2.

Для двухобмоточиых трансформаторов, а также трехобмоточных трансформаторов с включением тормозной обмотки реле на сумму токов трансформаторов тока, установленных на сторонах среднего и низшего напряжений (а также при подведении этих токов к разным числам витков тормозной обмотки), выбор минимального тока срабатывания защиты /*.»_т<* производится по условию отстройки от броска намагничивающего тока при включении защищаемого трансформатора иод напряжение по (2.2).

3.2.4.    Определяются числа витков рабочих обмоток НТТ реле, соответствующие минимальному току срабатывания защиты /<!.•*,<я, для основной стороны и для других сторон защищаемого трансформатора (автотрансформатора).

Расчет производится по (2.18), (2.20) и (2.21) в той же последовательности, что и для защиты, выполненной с реле серии РНТ-560 (см. пп. 2.2.6 и 2.2.7). При этом учитывается, что минимальная МДС срабатывания гс.р«.1я при отсутствии торможения для реле серин ДЗТ-11 также равна 100 А.

В случае необходимости полученные числа витков НТТ реле уточняются за счет учета составляющей тока небаланса А^/расч аналогично тому, как для реле серии РНТ-560 (V 2.2.8). При этом в расчет вводится составляющая 1^'_рвсч, соответствующая внешнему КЗ при отсутствии торможения, являющемуся расчетным для определения минимального тока срабатывания защиты /с.эгМя (см. II. 3.2.3).

3.2.5.    Определяется необходимое число витков тормозной обмотки НТТ реле в соответствии с п. 3.1.6. Для этого при внешних КЗ, отстройка от которых производится с помощью торможения, в расчетных режимах работы подстанции и питающих систем определяется первичный тормозной ток /тори и первичный ток небаланса /вб.р«еч но (2.3) —(2.6).

Определяется необходимое число витков тормозной обмотки НТТ реле ш_твР- по (3.4). При этом исходным являются наибольшее отношение вышеуказанных токов и число витков рабочей обмотки НТТ реле а>_р«в для стороны, к которой присоединяется тормозная об-мотка.

3.2.6.    Определяются первичные токи в месте КЗ и коэффициенты чувствительности при металлических КЗ

разных видов на выводах защищаемого трансформаторе (автотрансформатора) в расчетных по чувствительности режимах работы подстанции и питающих систем для случаев, когда отсутствует торможение. Расчет производится по (2.22) или (2.26) в соответствии с п. 3.1.7 так же, как для защиты с реле серин РНТ-560.

3.2.7.    Определяются первичные токи в месте КЗ, соответствующие токи в реле /р*в,_р на отдельных сторонах защищаемого трансформатора (автотрансформатора) и ток в тормозной обмотке НТТ реле 1 торы.р при металлических КЗ различных видов на выводах защищаемого трансформатора (автотрансформатора) для случаев, когда имеется торможение, в расчетных по чувствительности режимах. Расчетным является минимальный режим работы питающих систем и такой режим работы (например, отключение одной из сторон) защищаемого трансформатора (автотрансформатора), при котором возможно ббльшая доля тока КЗ протекает через тормозную обмотку.

3.2.8.    Определяется рабочая МДС Fp.e и тормозная МДС F7орм НТТ реле в рассматриваемых случаях металлических КЗ по (3.10) и по (3.12). При этом исходным являются значения токов в рабочей и тормозной обмотках НТТ, полученные в п. 3.2.7.

3.2.9.    Графически определяется рабочая МДС срабатывания реле Fраб.ср в случаях, когда защита в рассмотренных выше расчетных по чувствительности условиях находится на грани срабатывания из-за наличия переходного сопротивления в месте КЗ, исходя нз расчетной по чувствительности характеристики срабатывания реле (соответствующей максимальному торможению) и значений рабочей fp»e и тормозной г»_0Рм МДС» полученных в п. 3.2.8.

3.2.10.    Определяется значение коэффициента чуо-ствительности к_ч._торм в рассматриваемых случаях повреждения с торможением по (3.9) в соответствии с п. 3.1.8. При этом используются значения рабочей МДС Fра« и рабочей МДС срабатывания реле г_ра6.е._р, полученные соответственно в пп. 3.2.8 и 3.2.9.

В случаях, когда чувствительность недостаточна, должны быть рассмотрены другие выполнения дифференциальной защиты (см. ниже).

3.3. ПРИМЕР РАСЧЕТА ДИФФЕРЕНЦИАЛЬНОЙ ТОКОВОЙ ЗАЩИТЫ ТРЕХОБМОТОЧНОГО ТРАНСФОРМАТОРА

3.3.1.    В настоящем примере дан расчет дифференциальной токовой защити понижающего трехобмоточно-го трансформатора 115/38,5/11 кВ мощностью 40 МВ-А. Трансформатор имеет встроенное регулирование напряжения иод нагрузкой (РИН) в нейтрали высшего напряжения в пределах ±16% номинального и переключения (Г1БВ) ответвлений обмотки среднего напряжения трансформатора в пределах ±(2x2,5%) номинального напряжения.

Трансформатор установлен на двухтрансформатор-ной подстанции; предусматривается питание трансформаторов со стороны ВН и параллельная работа трансформаторов на стороне ПО и 35 кВ. Исходная схема дли примера расчета, а также схема замещения прямой Обратной) последовательности приведены на рис. 3.4.

Пример рассчитан в именованных единицах. Сопротивления, приведенные к стороне высшего напряжения, на рис. 3.4,6 указаны в омах.

Сопротивления защищаемого трансформатора рассчитаны при двух крайних реально возможных положениях регулятора.

3.3.2.    Рзсяет защиты, выполненной с реле типа ДЗТ-11, производится в следующем порядке.

3.3.2.1. Определяются первичные токи для всех сторон защищаемого трансформатора, соответствующие его номинальной мощности. По этим токам определяются соответствующие вторичные токи в плечах защиты, исходя из коэффициентов трансформации траисформа-

торов тока Ki и коэффициентов схемы А_еж (см. табл. 2.1).

Расчеты выполнены в соответствии с п. 3.2.1 и сведены в табл. 3.1.

3.3.2.2. Выбирается сторона, к трансформаторам тока которой целесообразно присоединить тормозную обмотку реле.

В соответствии с рекомендациями п. 3.1.5 тормозную обмотку целесообразно включить на сумму токов трансформаторов тока, установленных на сторонах среднего и низшего напряжений, так как при подключении тормозной обмотки только к трансформаторам тока, установленным на одной из сторон (среднего или низшего напряжения) защищаемого трансформатора, определяющим условием для выбора тока срабатывания защиты остается отстройка от внешнего КЗ.

Минимальный ток срабатывания защиты определяется по условию отстройки от броска намагничивающего тока при включении ненагружеикого трансформатора под напряжение в соответствии с п. 3.2.3

!«...<•-1,5-201 -301.5 А.

3 3.2.3. Определяются числа витков рабочей обмотки НТТ реле для основной стороны 110 кВ (стороны

2*

с наибольшим вторичным током в плече защиты) и для других сторон —35 и 10 кВ, исходя из значения минимального тока срабатывания защиты (/_e.am<>i-301.5 А), полученного в п. 3.3.2.2.

Расчеты производятся в соответствии с п. 3.2.4 по (2.18), (2.20) и (2.21) н сведены в табл. 3.2.

Принимаются к использованию следующие числа витков: ®пур=15 витков, что соответствует мннималь-

100 400/5

ному току срабатывания защиты Iу~- -=

= 308 А. и ом ур-19 витков.

3.3.2.4. Выбирается необходимое число витков тормозной обмотки НТТ реле в соответствии с п. 3.2.5. Для этого рассматриваются внешние КЗ между тремя фазами в максимальном режиме работы сис?емы. При включении тормозной обмотхи иа сумму токов трансформаторов тока, установленных на сторонах среднего и низшего напряжений, расчетным является КЗ на сто-

Йжс НН при параллельной работе трансформаторов.

сходя из полученных значений токов (рис. 3.4,«), определяется первичный ток небаланса и необходимое число витков тормозной обмотки. Расчеты сведены в табл. 3.3.

19

Принимается ближайшее большее к рассчитанным число витков ю,_в,,,= 18 витков. Схема включения реле с указанием числа использованных витков рабочих и тормозной обмоток НТТ реле приведена на рис. 3.4,А

3.3.2.5. Определяется чувствительность защиты при металлических КЗ в защищаемой зоне, когда торможение отсутствует, в соответствии с п. 3.2.6. Рассматривается КЗ между двумя фазами на стороне низшего напряжения трансформатора (в точке Кг на рис. 3.4,а) при раздельной работе трансформаторов в минимальном режиме работы системы.

Первичный ток в защите при рассматриваемом КЗ равен (рис. 3.4,г).

308 КГ

3.3.2.6. Определяется чувствительность защиты при КЗ в защищаемой зоне, когда имеется торможение, в соответствии с п. 3.2.7. Рассматривается КЗ между двумя фазами на стороне низшего напряжения (в топке К* на рис. 3.4,а) при параллельной работе трансформаторов в минимальном режиме работы системы.

Первичный ток в защите на сторонах 110 и 35 кВ при рассматриваемом КЗ (рис. 3.4,г)

/'²* •_ — 598-0,87 = 520 Л.

к пип    ⁹

J&IIO-ASm» =470.5-0,87 = 409,4 А.

Настоящий выпуск руководящих указаний по релейной защите» утвержден заместителем министра энергетики и электрификации СССР Ф. В. Сапожниковым (протокол № 7 от 4.02.80). Выпуск предназначен для использования совместно с выпуском I3A взамен «Руководящих указаний по релейной защите. Выпуск 4. Защита понижающих трансформаторов к автотрансформаторов» (М.: Госэнергоиздат, 1962).

В выпуске даны новые методы расчетов дифференциальных защит трансформаторов и автотрансформаторов с реле, содержащими насыщающиеся трансформаторы тока (типов РНТ-565 и ДЗТ-11), дифференциальной защиты трансформаторов с зонами разной чувствительности. дифференциальной защиты трансформаторов и автотрансформаторов с реле типа ДЗТ-21, дифференциальной защиты ошиновок высшего и низшего напряжений автотрансформаторов, дистанционной защиты автотрансформаторов, защит синхронного компенсатора, работающего в блоке с автотрансформатором и т. д,

Настоящие Руководящие указания соответствуют гл. 3.2 «Релейная защита» ПУЭ и директивным материалам. Однако нс исключена возможность временных расхождений между Руководящими указаниями и документами, которые будут издаиы в дальнейшем. В таких случаях обязательными являются ПУЭ и директивные материалы.

Руководящие указания являются рекомендуемым материалом, которому должны следовать как проектные, так и эксплуатационные организации с целью максимального применения типовых решений, удешевления и ускорения строительства электроустановок, внедрения в эксплуатацию наиболее совершенных и проверенных опытом решений. Отступления от соответствующих решении, приведенных в Руководящих указаниях, допускаются в случаях, когда это обосновано конкретными местными условиями, а также для ранее запроектированных. монтируемых или действующих устройств, если эти отступления не ведут к серьезным недостаткам и не противоречат принципиальному направлению Руководящих указаний.

В выпуске учтены директивные материалы Главтсх-управления Министерства энергетики и электрификации СССР (зам. начальника К. М. Антипов), а также отзывы энергетических систем и проектных организаций.

Настоящий выпуск Руководящих указаний разработан в институте «Энсргосетьпроект» (зам. главного инженера С. Я. Петров) сотрудниками подразделения типовых работ отдела релейной защиты, автоматики, устойчивости и моделирования (иач. отдела Д. Д. Лев-копкч): руководителем подразделения, главным инжене-

?ом проекта В. А. Рубннчнком. главным специалистом . Н. Дородиовой. руководителем группы 3. И. Айрапетовой, инженером Н. В. Куликовой. При разработке выпуска использовались также работы других сотрудников отдела релейной защиты, автоматики, устойчивости и моделирования Эиергосетьпроекта: | А. Б. Чсрнина), Б. Я. Смслянской, Н. В. Вавина — в приложении 6, Н. Е. РиСеля и В. М. Запальской — в приложении 7, |А. Б. Чернина| н Э. П. Смирнова — в приложении 8, С. Я. Петрова, Н. Е. Рнбеля и П. А. Бергер — в приложении 9.

В оформлении работы принимали участие инженер С. А. Дутина и ст. техник Н. Т. Андреева.

Полезные предложения, рекомендации и соображения по данному выпуску дали работники ряда организаций: Г.В. Бердов, М. М. Середин, Э. Б. Пугачевский (Южное отделение ЭСП); К. М. Добродеев. А. П. Цветков (Горьковское отделение ЭСП); Б. В. Чигиринский, В. А. Гмтмак (Киевское ОКП ЭСП); А. С. Засыпкин (Новочеркасский политехнический институт); В. Н. Кудрявцев (Мосэнерго); И. Р. Таубсс (Рязаньэнсрго); К. П. Махова (Кузбассэнерго); М. А. Шабад (Ленэнерго); К- Г. Бакалинский (Чслябэиерго); Е. М. Риндзюн-ский (Куйбышевэнерго); В. Н. Вапии (Атомтсплоэлек-тропроскт); В. И. Корогодскнй (Тяжпромэлектропро-скт), П. М. Ханбекян (Минэнерго Узбекской ССР),

Все замечания и пожелания просьба направлять по адресу:    113114, Москва. М-114, Шлюзовая наб., 10,

Энергоатомиздат.

Авторы

1.1.    В настоящем выпуске рассмотрены расчеты защит понижающих трансформаторов и автотрансформаторов 110—500 кВ, выполненных на постоянном оперативном токе.

1.2.    Расчеты защит производятся для выбора принципов выполнения защиты, а также параметров ее срабатывания и коэффициента чувствительности для расчетных режимов работы систем и вида КЗ; при этом в случае выполнения защиты с двумя или тремя реле тока расчет чувствительности производится для реле, по которому проходит наибольший ток повреждения.

Все расчеты параметров срабатывания и чувствительности защит, за исключением чувствительности некоторых устройств со сложными характеристиками (например, реле серии ДЗТ-11), производятся по первичным токам и напряжениям.

1.3.    Приведенные в настоящем выпуске указания даны в предположении, что полные погрешности трансформаторов тока, используемых для защиты, не превышают 10 % при внешних КЗ — для дифференциальной защиты и при КЗ в расчетной точке —для других защит (см. ПУЭ, п. 3.2.29.1).

1.4.    Расчет токов КЗ для выбора параметров срабатывания и проверки чувствительности защит должен производиться с учетом изменения сопротивлений трансформаторов (автотрансформаторов) при регулировании напряжения под нагрузкой. При этом минимальные и максимальные значения сопротивлений трансформаторов

(автотрансформаторов) и соответствующие им коэффициенты трансформации должны приниматься по возможности с учетом реально используемых положений переключателя устройства РПН.

1.5.    Согласование по чувствительности защит от внешних КЗ с защитами смежных элементов производится в соответствии с ПУЭ, п. 3.2.27. В настоящем выпуске вопросы согласования рассматриваются для дистанционной защиты, токовой защиты обратной последовательности и токовой защиты нулевой последовательности, поскольку для этих защит условие согласования в ряде случаев является определяющим для выбора параметров срабатывания.

1.6.    Все расчеты токов КЗ, в том числе для резервных защит, в целях упрощения производятся для начального момента времени, при этом учитывается только периодическая составляющая тока.

1.7.    Приведенные в настоящем выпуске указания по расчету дифференциальной защиты трансформаторов, выполненной с реле серии РНТ-560, даны в полном объеме, несмотря на то что область применения этой защиты ограничена. Такое решение принято в связи с тем, что эти реле еще широко используются и будут использоваться в эксплуатации. Однако на вновь вводимом оборудовании, как правило, следует применять реле серин ДЗТ-11 и лишь в отдельных случаях реле серии РНТ-560.

2. ДИФФЕРЕНЦИАЛЬНАЯ ТОКОВАЯ ЗАЩИТА ВЫПОЛНЕННАЯ С РЕЛЕ СЕРИИ РНТ-560

2.1. УКАЗАНИЯ ПО РАСЧЕТУ

2.1.1. Ниже даны основные указания по расчету дифференциальной токовой защиты, выполненной с реле серии РНТ-560 (типов РНТ-565 н РНТ-566), применительно к двух- и трехобмоточным трансформаторам ¹, однако эти указания могут использоваться также и для расчета дифференциальной защиты автотрансформаторов.

Следует отмстить, что в соответствии с «Руководящими указаниями по релейной защите. Выпуск 13 А» использование дифференциальных защит трансформаторов, выполненных с реле серии РНТ-560. на проектируемых подстанциях не рекомендуется, поскольку на трансформаторах с РПН такие защиты в большинстве случаев не удовлетворяют требованиям чувствительности, регламентируемым ПУЭ. Однако в данном выпуске учитывалось большое распространение таких защит в эксплуатации, а также возможность использования нх и отдельных случаях при проектировании (в первую очередь для защиты двухобмоточных трансформаторов мощностью менее 25 МВ-А).

ТРАНСФОРМАТОРОВ,

Схема внутренних соединений реле типа РНТ-565 и примеры принципиальных схем его включения в защитах двух- и трехобмоточного трансформатора показаны на рис. 2.1.

В дифференциальной защите трехобмоточных трансформаторов трансформаторы тока защиты в общем случае присоединяются к рабочей н обеим уравнительным обмоткам насыщающегося трансформатора тока (НТТ) реле типа РНТ-565 (рис. 2.1,6).

В дифференциальной защите двухобмоточных трансформаторов, а также трехобмоточных трансформаторов в случаях, когда вторичные токи в плечах защити для двух сторон, соответствующие одной и той же мощности, получаются примерно одинаковыми, трансформаторы тока защиты могут присоединяться только к уравнительным обмоткам НТТ реле; при этом рабочая обмотка может не использоваться (на рнс. 2.1,а соответствующее соединение показано пунктиром).

2.1.2. Первичный ток срабатывания защиты /_с>, выбирается по следующим условиям.

2.1.2.1. Отстройки от расчетного максимального первичного тока небаланса /_пв.р»еч при переходном режиме внешних КЗ. определяемого с учетом влияния НТТ реле, и при токе качаний (здесь н ниже первичные токи

предполагаются приведенными к одной и той же ступени напряжения),

/<,*^Лоте/яО,р«еч»    (2.1)

где *оте — коэффициент отстройки, учитывающий погрешности реле, ошибки расчета и необходимый запас; может быть принят равным 1,3.

2.1.2.2. Отстройки от броска намагничивающего тока при включении неиагруженного трансформатора (автотрансформатора) под напряжение

ыг/.ом,    (2.2)

где А — коэффициент, используемый при отстройке защиты от броска намагничивающего тока, в ориентировочных расчетах принимается равным 1—1,3 (с учетом того, что рассматриваемое реле выполнено с НТТ, имеющим короткозамкнутая обмотка, которая усиливает эффект отстройки от нестационарных режимов) и в случае необходимости может быть уточнен в сторону уменьшения (см. п. 2.1.5); А*_Ыг— коэффициент выгодности, представляющий собой отношение электромагнитной мощности автотрансформатора к его проходной мощности, поскольку бросок намагничивающего тока определяется, в частности, объемом стали сердечника, который соответствует электромагнитной мощности автотрансформатора; для трансформаторов принимается А»ыг—1.0; /щом — номинальный ток, соответствующий номинальному напряжению среднего ответвления устройства РПН и номинальной мощности трансформатора.

2.1.3. Расчетный ток небаланса /_в«.расч, входящий в (2.1), может быть определен как сумма трех составляющих

/м®.рас1=1/'иб.Р»еч|-Н^^,«в.р»еч1-Н^^,,,11в.р*еч|,

„    х    <²³>

где 1 пб.расч — составляющая, обусловленная погрешностью трансформаторов тока; /"_вв.раеч —составляющая, обусловленная регулированием напряжения защищаемого трансформатора (автотрансформатора); /'"«в.раеч — составляющая, обусловленная неточностью установки на НТТ реле расчетных чисел витков для неосновных сторон (см. п. 2.1.6).

В (2.3) учитываются абсолютные значения составляющих тока небаланса /'«в.р.сч, /"«в.р.сч и /'"_вв.расч. Последние могут определяться как значения, пропорциональные периодической составляющей соответствующих токов внешнего КЗ, по выражениям:

(2.4)

А(б.ркч ⁼    -Ь^Д^з*токЗ)!*тах‘ (2.5)

V.. рисч ^— 1    "ток    li

\ ^wl Р»еч

. Ц'Ирпсч — “’ll    ,    \

±    *ток    И )1*тах>    (2-6)

“’ll реет    /

где /ктах — периодическая составляющая тока (при (=* »=0), проходящего через защищаемую зону при расчетном внешнем (как правило, трехфазном) металлическом КЗ на стороне, где рассматривается повреждение; определяется при работе трансформатора на расчетном ответвлении, соответствующем, как правило, минимальному значению напряжения регулируемой обмотки (—РО), или ток качаний, если в рассматриваемом случае он является расчетным; А_В._Р — коэффициент, учитывающий переходный режим (наличие апериодической составляющей тока); для реле серии РНТ-560, имеющего НТТ с короткозамкнутой обмоткой, может быть принят равным 1; к_ояв — коэффициент однотипности трансформатора тока; при внешних КЗ на той стороне, где защищаемый трансформатор имеет два присоединения и трансформаторы тока рассматриваемой защиты установлены в цепях этих присоединений, принимается равным 0,5—1, причем меньшее из указанных значений принимается в случаях, когда указанные трансформаторы тока обтекаются мало различающимися между собой токами и примерно одинаково нагружены: при внешних КЗ на сторонах, где защищаемый трансформатор имеет одно присоединение, коэффициент однотипности А₀*_в следует принимать равным 1; е — относительное значение полной погрешности трансформаторов тока, соответствующее установившемуся режиму КЗ или качаний; при выборе трансформаторов тока по кривым предельных кратностей при 10 %-ной погрешности принимается равным 0,1, а при 5%-ной погрешности — 0,05; Д0_Л и ДUt — относительные погрешности, обусловленные регулированием напряжения на сторонах защищаемого трансформатора и принимаемые равными половине используемого диапазона регулирования на соответствующей стороне (в условиях эксплуатации следует учитывать реально используемый диапазон регулирования); при этом выбор числа витков обмоток НТТ реле (см. п. 2.1.6) производится по режиму, соответствующему среднему значению регулируемого напряжения (см. также п. 2.1.4); Атома и Атон» —коэффициенты токораспре-деления, равные отношению слагающих тока расчетного внешнего КЗ, проходящих на сторонах, где производится регулирование напряжения, к току на стороне, где рассматривается КЗ; a»i рас* и а»ц _Гаеч— расчетные числа витков обмоток НТТ реле для неосновных сторон.

определяемые по условию баланса МДС при внешних КЗ [п. 2.1.6. выражения (2.20) и (2.21)]; »₍ и wu — принятые (целые) числа витков обмоток НТТ реле для соответствующих неосновных сторон; А_Тои i и «тон п — коэффициенты токораспределения, равные отношению слагающих тока расчетного внешнего КЗ, про :одящих на сторонах, где используются соответствег о числа витков Ю| и ши обмоток НТТ реле, к току г лоронс. где рассматривается КЗ.

Использование знака «-f> или «—» в (2.6) определяется направлением составляющих тока КЗ: при одинаковом направлении составляющих тока (например, к защищаемому трансформатору) используется знак «+». при противоположном—знак «—».

Выражения (2.4)—(2.6) составлены применительно к трехобмоточиому трансформатору; для двухобмоточного трансформатора в правой части (2.5) и (2.6) исключаются вторые члены.

Определение составляющей тока небаланса /'яб.раеч по (2.4) в ряде случаев может привести к завышению /ив.расч, поскольку полная погрешность трансформаторов тока в реальных условиях может быть меньше 10 %. В этих случаях возникает вопрос о введении и расчет тока небаланса, соответствующего уточненному значению полной погрешности е, рассчитываемому по кривым намагничивания трансформаторов тока. Указанное особенно актуально для случая, когда защищаемый трансформатор имеет два присоединения к данной сети (схема мостика или четырехугольника) и трансформаторы тока в цепи этих присоединений, используемые для дифференциальной защиты, объединяются в распределительном устройстве. Впиду сложности этого расчета снижение полной погрешности в рассматриваемых случаях может быть грубо учтено коэффициентом A_oxn<I.

2.1.4. На трансформаторах с РПН расчетное значение суммы составляющих тока небаланса при необходимости может быть уточнено d сторону уменьшения, если при расчете учитывать отклонение регулятора напряжения не от среднего его положения и к ом.ер (рис. 2.2). а от некоторого оптимального U₀ пт. которое характеризуется тем. что ему соответствуют равные по значению суммы составляющих тока небаланса О'пь+Гпа) при крайних, реально возможных отклонениях регулятора в сторону увеличения (-Т-РОпажрьо) и В сторону уменьшения (—РО„(„р_1б) напряжения регулируемой обмотки

((ив Ай)(+РО max раб) ⁼ (&+£>< —РО min роб)-

(2.7)

Положение регулятора, соответствующее оптимальному напряжению 0овт. находится между средним положением и тем крайним, реально возможным его положением. при котором значение суммарного тока, проходящего при расчетном внешнем КЗ через защищаемый

трансформатор, будет максимальным /«то [как правило, соответствующим минимальному реальному значению напряжения регулируемой обмотки (—РО_т<_яр«б)|—

см. рис. 2.2.

Следует отметить, что оптимальное напряжение является расчетной величиной и может не соответствовать какому-то конкретному ответвлению.

Оптимальное напряжение U₀от может быть определено по выражению

^опт“ [ 1-|-Д(/(4-РОтахраб)—Д£/овт]^мон.ер, (2.8) • •

где Д(/(₊рота«рав) — разность реального максимального

и среднего относительных значений напряжения регулируемой обмотки трансформатора; Д1/₀пт — разность ре-

•

ального максимального и оптимального относительных значений напряжения регулируемой обмотки трансформатора.

Относительная погрешность, обусловленная регулированием напряжения на стороне а защищаемого трансформатора, ДУопта может быть определена из (2.7)

с учетом (2.4) и (2.5)

(&аср&оди£-Т-Д1/оатаАтока-4-Д^вАто^|||1)/а(4- POma* раб)™

~ [А₀ерА₀двв-|-(Д1/полва—Д(7оптв) ^

ХАтоиа-ЬД^Р^токб] I н*-РОт( правь    (2.9)

*

где /к(+РОт а.р.б) н /и<—рот (прав) — периодические составляющие максимальных суммарных токов (при t*= =0), проходящих при расчетном внешнем КЗ через защищаемый трансформатор при крайних реально возможных положениях регулятора, соответственно на ответвлениях (-fPO max раб) и (—РО min раб); Д1/„олиа —

•

разность реальных максимального и минимального относительных значений напряжений регулируемой обмотки трансформатора, получаемых при регулировании напряжения на стороне а защищаемого трансформатора; ДУовтв —то же, что в (2.8), на стороне а.

Из (2.9), учитывая, что A_Iep— 1, A₀*q=l, е=0,1, получают выражение для определения Д(/_Оото

ток а

*токв1'к <— РОт/л р*б) +

Х7* <_РОт/лр»5)^—(0.1+Д(/р*токр )Лс ( + РО/паг рвб) (-j-fO max раб) I

(2.10)

Для двухобмоточных трансформаторов выражение (2.10) упрощается и приобретает следующий вид:

(Д^- + 0.1)/_к

(—РО min раб)

(—РО min роб)

0.1/, (+рО щах рвб)

At (+ГОтм рдб)

После нахождения по (2.10) или (2.11) Д£Л>ат

определяется уточненное значение (/'вв4-/"«о) по левой или правой части (2.9):

для трехобмоточного трансформатора (по левой части)

/'иб-г/^иб™ (0,1-4-Д(/овтаАтвиа-Т~

*

-4-Д^цто*в)/и(+рот««р»б);    (2.12)

для двухобмоточного трансформатора (по левой части)

I'a6-hl"n0“ (0,1-}-Д(/опт)/и<+РО»*вжр*бЬ    (2.13)

•

Следует отмстить, что уточнение значения тока небаланса по выражению (2.12) или (2.13) может оказаться целесообразным в тех случаях, когда ток внеш-

него КЗ (при котором определяется ток небаланса), рассчитанный при одном из крайних реально возможных положений регулятора напряжения, отличается на 15 % и более от тока, рассчитанного при среднем положении регулятора напряжения.

2.1.5. Первичный ток срабатывания защиты по условию отстройки от броска намагничивающего тока при включении ненагруженного трансформатора (автотрансформатора) под напряжение по (2.2) может быть снижен за счет уточнения значения коэффициента к о соответствии с конкретными условиями (см. приложение П1).

Уточненное значение коэффициента к определяется по одному из следующих выражений в зависимости от значения номинального вторичного тока трансформаторов тока, установленных на стороне включаемой обмотки трансформатора (автотрансформатора):

а)    при номинальном вторичном токе 5 А

*=1.7—2.8А'„;    (2.14)

б)    при номинальном вторичном токе 1 А

*=1,3-1,25Х*.    (2.15)

где Х_н — относительное индуктивное сопротивление контура включения трансформатора (автотрансформатора), определяемое по выражению

(2.16)

Относительное индуктивное сопротивление прямой последовательности системы (сопротивление до вводов включаемой обмотки) /_е определяется по отношению

к базовому сопротивлению

(2.17)

В формулах (2.16) н (2.17)

■Sbom номинальная мощность включаемого трансформатора (проходная — автотрансформатора); Ояом — номинальное междуфазное

напряжение включаемой обмотки; — относительное

•

индуктивное сопротивление включаемой обмотки трансформатора (автотрансформатора) при включении одной фазы и полном насыщении стержней и ярм магнитопро-вода трансформатора (автотрансформатора); ^ — коэффициент. учитывающий увеличение индуктивного сопротивления включаемой обмотки трансформатора (автотрансформатора) за счет неполного насыщения ярм его магнитолровода.

Значения относительных индуктивных сопротивлений трехобмоточных трансформаторов и автотрансформаторов Хш⁰⁾ приведены в табл. П1.1, двухобмоточных

трансформаторов — в табл. П1.2; Х»М также могут

быть подсчитаны по упрощенным выражениям, приведенным в табл. П1.3.

Коэффициент *| ориентировочно может быть принят равным 1,15.

При расчете по (2.14) (номинальный вторичный ток 5 А) значения коэффициента к должны находиться в пределах 1,3>*^0.9, а при расчете по (2.15) (номинальный вторичный ток 1 Л)—в пределах 1,3>*Х).8 (см. приложение П.1).

2.1.6. Число витков обмотки НТТ реле, соответствующее току срабатывания защиты для одной из сторон защищаемого трансформатора, принимаемой в расчете за основную, определяется по выражению

F_C._p

^оск. pact — 7-»    (2-18)

•с. р. ОСП

где Ft.р — магнитодвижущая сила (МДС) срабатывания реле; для реле типов РНТ-565 н РНТ-566 по данным завода /^е.р = 100 А; /е.р.ош— ток срабатывания реле, отнесенный к основной стороне; определяется приведе

нием первичного тока срабатывания защиты ко вторичным цепям трансформаторов тока основной стороны.

За основную может приниматься сторона, которой соответствует наибольший из вторичных токов в плечах защиты (см. п. 2.2.1) (так как при этом в общем случае ток /'"пб.расч получается меньше), или сторона основного питания (так как это несколько упрощает расчеты чувствительности), последнее целесообразно в случаях, когда вторичные токи в плечах защиты близки по значению.

Числа витков обмоток НТТ реле, соответствующие току срабатывания защиты /<.,*, для других (неосновных) сторон защищаемого трансформатора определяются по условию равенства нулю (при неучетс небаланса) результирующей МДС в НТТ реле при нагрузочном режиме и внешних КЗ. Это обеспечивается при равенстве МДС всех сторон в условиях прохождения по ним одной и той же мощности, например номинальной мощности защищаемого трансформатора, т. е. когда имеет место соотношение

/оеш.»Шос||=Л »Ю1 р«еч = /|1 »®П р»еч,    (2.19)

где /осп.», h Ш И /и , —вторичные токи в плечах защиты для основной и неосновных сторон, соответствующие номинальной мощности трансформатора (проходной — автотрансформатора); u»<,cn — принятое число витков обмотки НТТ реле для основной стороны.

Из (2.19) следует:

».р*_ч -»oc^,^T^L;    (2.20)

*ОСП. п

*11 в

2.1.7. Чувствительность защиты при металлических КЗ расчетного вида (т) в защищаемой зоне характеризуется коэффициентом чувствительности    кото

рый определяется как отношение рабочей МДС реле, равной сумме МДС обмоток НТТ реле, в условиях повреждения, к МДС срабатывания реле

(2.22)

^е.р *4

где F_p»e«^m> —рабочая МДС НТТ реле при рассматриваемом металлическом КЗ расчетного вида (т); /р«^<т> —ток, подводимый к обмотке НТТ реле с числом витков и>„, с учетом его знака при рассматриваемом металлическом КЗ; сг„— число витков обмотки НТТ реле,, используемое на стороне л; F_e.p— то же, что

в (2.18);    .....—слагаемые коэффициента

чувствительности защиты, определяемые долей тока КЗ и током срабатывания защиты на соответствующей стороне.

Слагаемые коэффициента чувствительности для рассматриваемого вида КЗ (т) могут определяться через первичные значении токов, приведенных к стороне, принятой за расчетную, по выражению:

_Л(т) _ ^/рл^>СР" чл '

'с. Р

(2.23)

/("»)*«*>

*кя ^Ясхя

/ _*<³» ’ *с. апЛсхл

где /ит— первичное минимальное значение периодической составляющей суммарного тока КЗ рассматриваемого вида (т) в защищаемой зоне, приведенного к расчетной стороне; /«.»» — ток срабатывания защиты, обусловленный витками рабочей обмотки НТТ реле,

установленными на стороне п, приведенный к расчетной стороне; /«.'"1 — составляющая первичного минимального тока КЗ рассматриваемого вида (т) в защищаемой зоне, проходящего на стороне п и приведенного к расчетной стороне; U_х« и 1/_х.р«еч — напряжения холостого хода защищаемого трансформатора соответственно на л-й н расчетной сторонах; Атон»¹"¹ — коэффициент токораспределення для стороны п и рассматриваемого вида КЗ (т); Кт — коэффициент трансформации трансформаторов тока на стороне л; k_eXnⁱⁿ⁾ — коэффициент схемы, определяется видом повреждения (т), схемой соединения трансформаторов тока защиты на рассматриваемой стороне (л) и схемой соединения обмоток защищаемого трансформатора (если повреждение рассматривается на другой стороне) — рис. П2.1 (А_ех»**>), П2.2 и П2.3 (А«х„Ю) И П2.4 (Ас*»*¹»).

Следует отмстить, что в знаменателе (2.23) и (2.23а) учтен коэффициент схемы для замыкания между тремя фазами А«*„<*>, поскольку перевод на вторичную сторону тока срабатывания защиты /«,»„ осуществляется по симметричному режиму.

В табл. 2.1 приведены значения коэффициента схемы А_ех при различных видах и различном месте КЗ. Таблица составлена для трансформаторов со схемой соединения обмоток У/У/Д-11 исходя из следующего: на стороне У защищаемого трансформатора трансформаторы тока соединены в треугольник (Д), а да стороне Д —в звезду (У);

рассматривается трехрелейная схема защиты; для двухрелейной схемы значения коэффициентов (там, где они отличаются) даны в скобках;

коэффициенты схемы для замыкания одной фазы на землю даны для защиты трансформаторов, в которой токи на отдельных сторонах могут определяться распределением полного тока в месте КЗ по схеме прямой последовательности (см. приложение П2).

Первая и вторая строки в табл. 2.1 могут быть использованы также при расчетах коэффициентов чувствительности защиты автотрансформатора со схемой соединения У*._Го/Д-0-11.

Ток срабатывания защиты /«.»*. приведенный к расчетной стороне, может определяться по выражению

(2.24)

Обозначения те же, что и в (2.23).

Для реле серин РНТ-560, F₀.p которого равна 100 А, выражение (2.24) может быть представлено в виде

100*/л и_ха

*

Для двухобмоточных трансформаторов, а также для ориентировочных расчетов защиты трехобмоточных трансформаторов и автотрансформаторов коэффициент чувствительности А,<"> может определяться в предположении, что весь ток повреждения проходит по одной стороне

(2.26)

где /«иминимальное значение периодической составляющей суммарного тока КЗ рассматриваемого вида (т) в защищаемой зоне, приведенного к стороне основного питания; /_е.» —ток срабатывания защиты, приведенный к стороне основного питания.

Остальные обозначения те же, что в (2.23). Чувствительность защиты определяется при металлическом КЗ на выводах защищаемого трансформатора (автотрансформатора) при работе его на расчетном ответвлении. Расчетными режимами работы подстанции и питающих систем являются реальные режимы, обусловливающие минимальный ток при расчетном виде КЗ.

В соответствии с ПУЭ (п. 3.2.21) требуется обеспечить наименьший коэффициент чувствительности примерно 2.0.

Допускается снижение требуемого коэффициента чувствительности примерно до 1.5 в следующих случаях (в которых обеспечение коэффициента чувствительности около 2,0 связано со значительным усложнением защиты или технически невозможно, при этом замену реле серин РНТ-560 на реле серии ДЗТ-11 нс следует считать значительным усложнением):

при КЗ на выводах низшего напряжения трансформаторов мощностью менее 80 МВ-А;

в режиме включения трансформатора (автотрансформатора) под напряжение, а также для кратковременных режимов его работы (например, при отключении одной из питающих сторон);

при КЗ за реактором, установленным на стороне низшего напряжения трансформатора (автотрансформатора) и входящим в зону его дифференциальной защиты.

При наличии других защит, охватывающих реактор и удовлетворяющих требованиям чувствительности к основным защитам при КЗ за реактором, чувствительность дифференциальной защиты трансформатора (автотрансформатора) при КЗ в этой точке допускается не обеспечивать.

2.2. РЕКОМЕНДУЕМЫЙ ПОРЯДОК РАСЧЕТА

В соответствии с приведенными в п. 2.1 указаниями расчет дифференциальной защиты трансформатора, выполненной с реле серии РНТ-560, производится в следующем порядке.

2.2.1.    Определяются первичные токи для всех сторон защищаемого трансформатора, соответствующие его номинальной мощности, /иол. По этим токам определяются соответствующие вторичные токи в плечах защиты h ,, In к и /ш к, исходя из коэффициентов трансформации трансформаторов тока К\ (выбираются с учетом параметров используемого оборудования, его перегрузочной способности, требований релейной защиты и схемы соединения трансформаторов тока — при соединении трансформаторов тоха в треугольник исходят из первичного тока /ком Уз ввиду целесообразности, иметь вторичные токи в плече защиты, не превышающие 5 А) и коэффициентов схемы 6«_х-

2.2.2.    Определяются первичные максимальные токи КЗ, проходящие через защищаемый трансформатор при внешних КЗ на всех его сторонах.

2.2.3.    Определяется расчетный первичный ток небаланса /иб.р.сч без учета /"'вв.раоч- Расчет производится по (2.3)—(2.5) с учетом значений токов КЗ, полученных в п. 2.2.2.

2.2.4.    Определяется ориентировочное значение первичного тока срабатывания защиты /_с,% по (2.1), исходя из значения небаланса /_пв, полученного в п. 2.2.3, и по

(2.2)    в соответствии с рекомендациями п. 2.1.2. Принимается большее из двух полученных значений.

Если для трансформаторов мощностью 25 МБ-А и выше значение первичного тока срабатывания защиты 1с.» по (2.1) окажется больше 1.& номинального тока трансформатора, то в соответствии с рекомендациями Г1УЭ (п. 3.2.21.4) следует выполнять защиту с реле серии ДЗТ-11.

2.2.5.    Производится предварительная проверка чувствительности. Для этого определяется первичный ток при металлических КЗ па выводах защищаемого трансформатора в расчетных по чувствительности режимах работы подстанции и питающих систем в предположении, что весь ток повреждения проходит по одной из сторон трансформатора. Коэффициент чувствительности определяется по (2.2о) с учетом ориентировочного значения тока срабатывания защиты /«,*, полученного в п. 2.2.4.

Если полученное значение коэффициента чувствительности окажется не ниже допустимого, то расчет защиты, выполненной с реле серин РНТ-560, следует продолжить. как показано ниже.

В тех случаях, когда значение коэффициента чувствительности окажется ниже допустимого, а расчетным условием для выбора тока срабатывания защиты являлась отстройка от броска намагничивающего тока по

(2.2) , следует произвести уточнение коэффициента k в этом выражении в соответствии с п. 2.1.5.

Если расчетным для выбора тока срабатывания защиты являлась отстройка от тока небаланса при внешних КЗ по (2.1), то следует перейти к расчету защиты, выполненной с реле серин ДЗТ-11. В тех редких случаях, когда защита, выполненная с реле серии ДЗТ-11, тоже не обеспечит требуемую чувствительность из-за отстройки от броска намагничивающего тока, следует попытаться добиться требуемой чувствительности защиты с реле серии РНТ-560, произведя расчет ее по оптимальному напряжению в соответствии с рекомендациями п. 2.1.4. Кроме того, указанный расчет целесообразно производить в условиях эксплуатации с целью увеличе-

Р1?Т^Ч560^{ТПИТСЛЬНОСТИ 3aUi,,TU}’ ^ВЫП0-^{1НСННС>Й} с реле серии

2.2.6.    Определяется число витков обмотки НТТ реле, соответствующее току срабатывания защиты /_е.», для основной стороны. Расчет производится по (2.18) в соответствии с п. 2.1.6.

Принимается ближайшее меньшее по отношению к полученному (2.18) целое число витков шоеи (из значений. которые могут быть установлены на НТТ реле в соответствии с имеющимися выводами).

2.2.7.    Определяются числа витков обмоток НТТ реле для других (неосновных) сторон защищаемого

трансформатора по (2.20) и (2.21), исходя нз принятого для установки на НТТ реле числа витков а>₀сп основной стороны.

В случаях, когда эти числа витков Vi _r,_et или м>и расч получаются дробными, принимаются ближайшие целые (меньшие или ббльшие) числа витков a»i и сои, а расчет уточняется за счет учета составляющей тока небаланса /"'пв.р*еч (обусловленной указанным округлением), как это показано в пп. 2.2.8 и 2.2.9.

При этом для уменьшения тоха небаланса /'"яв.ржвч в ряде случаев целесообразно округлять числа витков wi р»_с, к ten pact таким образом, чтобы составляющие тока небаланса пв.раеч в (2.6) имели противоположные знаки. Однако при этом необходимо проверить, не будет ли больше результирующий ток небаланса /во.расч в других случаях повреждений, в которых составляющие тока небаланса V"пв.расч имеют одинаковые знаки.

2.2.8.    Определяется первичный уточненный ток небаланса /_я в .р л с t (с учетом составляющей /^,,,яв.р«еч полученной в п. 2.2.7) по (2.3).

2.2.9.    Определяется ток срабатывания защиты, соответствующий принятому числу витков НТТ реле для основной стороны и приведенный к расчетной ступени напряжения п по (2.25).

2.2.10.    Определяется действительный коэффициент отстройки защиты *₀те. исходя нз (2.1). Если *₀те>1.3, следует перейти к расчетам по и. 2.2.11; если *отс<1.3. следует принять для основной стороны новое число витков. ближайшее меньшее по отношению к принимавшемуся ранее (для реле типа РНТ-565 на один виток меньше). Затем производится пересчет числа витков для других (неосновных) сторон защищаемого трансформатора по (2.20) и (2.21). Расчет повторяется до тех пор, пока действительный коэффициент отстройки защиты коте рассчитанный по току срабатывания защиты, вычисленному с учетом составляющей V^м,вб.раеж окажется примерно равным или большим 1,3.

2.2.11.    Определяются первичные токи повреждения и коэффициент чувствительности по (2.22) или (2.26) в соответствии с п. 2.1.7 при металлических КЗ между двумя фазами на выводах защищаемого трансформатора с питаемых сторон в расчетных по чувствительности режимах работы подстанции и питающих систем.

Для трехобмоточных трансформаторов с высшим напряжением 110—220 кВ, для которых возможно опробование со стороны среднего напряжения, должны определяться также первичные токи повреждения и коэффициент чувствительности по выражениям (2.22) или

(2.26) при металлическом замыкании на землю одной фазы на выводах высшего напряжения защищаемого трансформатора в режиме его опробования со стороны среднего напряжения.

2.3. ПРИМЕРЫ РАСЧЕТА ДИФФЕРЕНЦИАЛЬНОЙ ТОКОВОЙ ЗАЩИТЫ ДВУХОБМОТОЧНОГО ТРАНСФОРМАТОРА

2.3.1. Пример

2.3.1.1. В настоящем примере дан расчет дифференциальной токовой защиты двухобмоточного трансформатора 115/6,6 кВ мощностью 16 MB-А. Трансформатор имеет встроенное регулирование напряжения под нагрузкой (РПН) в нейтрали высшего напряжения в пределах ±16% номинального. Исходная схема н схемы замещения прямой и обратной последовательностей приведены па рис. 2.3.

Пример рассчитан в именованных единицах. Сопротивления, приведенные к стороне высшего напряжения, на рис. 2.3,6 указаны в омах. Сопротивления защищаемого трансформатора рассчитаны при двух крайних реально возможных положениях регулятора. Реально возможный диапазон регулирования принят от ыинимзль-

S