2015-03-27
1520
Выбор уставок срабатывания дифференциальной защиты заключается в определении следующих параметров (в скобках указаны пределы регулировки):
- минимальной уставки Ids (30% In1 –100% In1);
- крутизны тормозной характеристики первого наклонного участка Id/It (15-50%);
- крутизны тормозной характеристики второго наклонного участка Id/It2 (50-100%);
- точки изменения крутизны SLP (нет, In1-18 In1);
- тока срабатывания дифференциальной отсечки Id макс (3-18 In1);
- уставки по второй гармонике (нет, 5-40%);
- уставки по пятой гармонике (нет, 5-40%).
Тормозная характеристика должна обеспечить высокую чувствительность защиты при малых токах повреждения (ток срабатывания меньше номинального тока трансформатора) с одной стороны, а с другой стороны – несрабатывания от токов небаланса: в нагрузочном режиме, в режиме внешнего максимального установившего тока короткого замыкания и в переходных режимах внешнего повреждения, когда информационный признак насыщения трансформаторов тока (вторая гармоника, используемая в реле Sepam) недостаточен для блокировки защиты. Поэтому ток срабатывания дифференциальной защиты тормозной характеристики выбирается по условию отстройки от соответствующего расчетного тока небаланса по выражению
I cз > К отс. I нб расч., (П3.1)
где К отс – коэффициент отстройки, учитывающий погрешности реле, ошибки расчетов, запас.
Для дифференциальной защиты Sepam Т 87 К отс можно принять К отс= 1,1.
Расчетный ток небаланса I нб расч. определяется как сумма абсолютных значений трех составляющих по формуле
I нб расч.У = | I нб е | + | I нб рег.| + | I нб f |, (П3.2)
где I нб е – составляющая тока небаланса, обусловленная погрешностью трансформаторов тока;
I нб рег. – составляющая тока небаланса, обусловленная регулированием напряжения;
I нб f' составляющая тока небаланса, обусловленная погрешностью выравнивания плеч, погрешностью преобразования АЦП и т.п.
Составляющая тока небаланса, обусловленная погрешностью трансформаторов тока, определяется по формуле
I нб е = К пер.• К одн. •е• I КЗ; (П3.3)
где К пер – коэффициент, учитывающий переходный режим;
К одн – коэффициент однотипности ТТ;
е – полная погрешность ТТ.
Коэффициент однотипности ТТ для дифференциальной защиты трансформаторов следует принимать К одн.= 1,0, так как возможен режим, когда с одной стороны силового трансформатора ТТ имеют погрешность, равную допустимой, а с другой стороны ТТ работают без погрешности.
Это обусловлено тем, что ТТ сторон имеют разные коэффициенты трансформации, разные типы, разные условия работы.
Составляющая тока небаланса, обусловленная регулированием напряжения, определяется по формуле
I нб рег = U рег./ (1– U рег.) I КЗ, (П3.4)
где U рег – максимальное относительное изменение напряжения на стороне регулирования по отношению к напряжению, при котором выравнивались вторичные токи. Как правило, выравнивание выполняется при номинальном коэффициенте трансформации.
Составляющая тока небаланса, обусловленная погрешностями выравнивания, погрешностью преобразования АЦП и т.п.,
I нб f=0,02 – по данным фирмы Schneider Electric.
Общая формула для определения тока срабатывания дифференциальной защиты терминала Sepam Т 87 по условию отстройки от тока небаланса:
I cз > 1,1 (К пер.•е + (U рег. / (1– U рег.)) + 0,02) I КЗ. (П3.5)
Полную погрешность ТТ для всех режимов будем для определенности принимать равной предельной допустимой, принятой в России: е = 0,1.
Минимальный ток срабатывания дифференциальной защиты выбираем из следующих соображений. При небольших размерах повреждения напряжение на шинах потребителя не будет уменьшаться, и ток нагрузки также не изменится. Ток нагрузки, являясь тормозным, будет увеличивать ток срабатывания защиты. Поэтому переход с горизонтального участка тормозной характеристики на наклонный желательно производить при токе нагрузки (тормозном токе), равном номинальному току трансформатора. Согласно [4], ТТ могут насыщаться даже при небольших кратностях тока. В таких режимах информационный параметр насыщения (вторая гармоника), используемый для отстройки от тока небаланса, как правило, невелик, и отстройка может быть осуществлена только за счет соответствующего выбора параметров тормозной характеристики.
Увеличение погрешности ТТ учитывается введением коэффициента К пер, который зависит от многих факторов, таких как постоянная времени затухания апериодической составляющей, остаточная намагниченность магнитопровода, нагрузка и тип ТТ и т.п. Кроме того, как показано в [4], переходные токи небаланса зависят от приведенной предельной кратности, т.е. от отношения допустимого тока, при котором погрешность ТТ не превышает 10%, к номинальному току силового трансформатора:
К’ = I1 ном тт К 10/ I1 ном тт, (П3.6)
где I1 ном тт' – первичный номинальный ток ТТ;
I1 ном т – первичный номинальный ток силового трансформатора;
К 10 – предельная кратность ТТ, при которой полная погрешность ТТ при заданной вторичной нагрузке не превышала 10%.
Минимальный ток срабатывания дифференциальной защиты (Ids) выбираем по (П3.5), принимая К пер.=1,0.
Тормозные характеристики терминала проходят через начало координат и отсекают горизонтальную часть вблизи номинального тока. При таких токах ТТ не должны насыщаться, и погрешность ТТ должна быть меньше 10%. Принятая погрешность ТТ, равная 10%, обеспечивает надежную отстройку от тока небаланса при токах нагрузки.
При максимальном диапазоне регулирования напряжения трансформатора, равном ±16%, минимальный ток срабатывания защиты составить величину
Ids =1,1•(1,0•0,1 + 0,16/(1' 0,16) + 0,02)= 0,34. (П3.7)
Принимаем к установке: Ids =34%.
При меньшем диапазоне регулирования напряжения минимальный ток срабатывания дифференциальной защиты принимаем равным 30%, т.е. наименьшей уставке предела регулирования Ids.
Уставка крутизны первого наклонного участка тормозной характеристики определяется из следующих соображений.
Крутизна тормозной характеристики рассчитывается как отношение желаемого тока срабатывания к тормозному току. Ток срабатывания – это произведение относительного тока небаланса на тот же тормозной ток. Поэтому наклон тормозной характеристики равен относительному току срабатывания дифференциальной защиты при данном тормозном токе.
Id/It = К отс. I нб расч/ I торм. =
= 1,2 (К пер•е + U рег / (1– Uрег.) + 0,02) I торм / I торм =
= 1,2 (К пер•е + U рег / (1– Uрег) + 0,02). (П3.8)
Как указывалось выше, ТТ могут насыщаться при токах (2-3)• I ном . Особенно большая вероятность насыщения ТТ существует при питании силовым трансформатором двигательной нагрузки. Это объясняется большой апериодической составляющей и составляющей низкой частоты в токе пуска и самозапуска электродвигателей. Поэтому даже при небольших сквозных токах следует принимать К пер=2,0 для трансформаторов с двигательной нагрузкой, составляющей менее 50% от номинальной мощности трансформатора, и К пер=2,5 для трансформаторов с двигательной нагрузкой, составляющей более 50% от номинальной мощности трансформатора.
Таким образом, крутизна первого наклонного участка тормозной характеристики определяется как
Id/It = 1,1•(К пер•0,1 + U рег./ (1– U рег) + 0,02), (П3.9)
где К пер=2-2,5.
Точка изменения крутизны характеристики (SLP) и уставка крутизны второго наклонного участка тормозной характеристики (Id/It2) выбираются исходя из следующих положений.
Для отстройки от броска тока намагничивания фирма использует тот факт, что в броске содержится большая доля второй гармоники. Но в переходном токе внутреннего короткого замыкания тоже существует вторая гармоника, что может привести к замедлению действия защиты.
Испытания, проведенные фирмой, показали, что для отстройки от броска тока намагничивания необходимо уставку по второй гармонике принимать меньшей 30%, в то время как для отстройки от тока второй гармоники, вызванного насыщением трансформаторов тока при внутренних повреждениях, ее рекомендуется выставлять равной 15%. Фирма, учитывая малую разницу в требованиях к уставке по второй гармонике, предлагает следующее: для того чтобы не увеличивать время срабатывания защиты и при этом ложно не работать при значительных токах внешних КЗ, влекущих за собой насыщение ТТ, совместно использовать вторую гармонику и увеличение тока срабатывания защиты за счет торможения на втором участке тормозной характеристики.
Точка изменения крутизны тормозной характеристики (SLP) по рекомендации фирмы Schneider Electric определяется по выражению
SLP y 2 + 3/4 • (мин (I бр.нам.1*; I бр.нам.2*)) 4/3• Id / It, (П3.10)
где I бр.нам.1*= I бр.нам.1/2 I 1ном т и I бр.нам.2*= I бр.нам.2/2 I 2ном т ;
I бр.нам.1 – амплитудное первичное значение броска тока намагничивания силового трансформатора со стороны первой обмотки;
I бр.нам.2 – амплитудное первичное значение броска тока намагничивания силового трансформатора со стороны второй обмотки;
I 1ном т – номинальный ток силового трансформатора первой обмотки;
I 2ном т – номинальный ток силового трансформатора второй обмотки;
Id / It – наклон первого участка тормозной характеристики.
Крутизна второго наклонного участка тормозной характеристики (Id/It2) по рекомендации фирмы Schneider Electric принимается равной:
Id/It2 = 60–70%. (П3.11)
Для того чтобы дифференциальная защита не работала ложно при включении трансформатора под напряжение, необходимо (по рекомендации фирмы Schneider Electric), чтобы предельная кратность ТТ, при которой погрешность ТТ не превышает 10%:
1) была в 3 раза больше отношения амплитуды броска тока намагничивания к амплитуде номинального тока ТТ при I бр.нам > 6,7*2* I ном тт;
2) равнялась 20 при I бр.нам < 6,7*2* I ном тт .
В случае, если отсутствуют данные по предельной кратности ТТ, это граничное условие может быть представлено через напряжение точки перегиба кривой намагничивания ТТ (вольтамперной характеристики). Напряжение точки перегиба вольтамперной характеристики ТТ должно быть:
1) в 3 раза больше ЭДС вторичной обмотки, вычисленной при токе броска намагничивания, а именно:
U к > 3 (Z 2 + Z н) I 2ном. I бр.нам./(2 · I 1ном тт); (П3.12)
при I бр.нам > 6,7*2* I 1ном тт ;
2) больше ЭДС вторичной обмотки, вычисленной по формуле
U к > (Z 2 + Z н) * 20* I 2ном.,
при I бр.нам < 6,7*2* I 1ном тт,
где I бр.нам – амплитудное первичное значение броска тока намагничивания силового трансформатора;
I 1ном тт – номинальный первичный ток ТТ;
I 2ном.– номинальный вторичный ток ТТ;
Z 2 – полное сопротивление вторичной обмотки ТТ;
Zн – вторичная нагрузка ТТ.
Предельная кратность ТТ при заданной вторичной нагрузке может быть определена по кривым предельной кратности, по паспортным данным ТТ, по приближенной формуле. Если известна величина номинальной предельной кратности вторичной обмотки при номинальной мощности нагрузки S н ном., то величина предельной кратности при другой вторичной нагрузке может быть определена по формуле
К факт.= К ном. (Z 2 + Z н ном.) / (Z 2 + Z н факт.), (П3.13)
где К ном – номинальная предельная кратность вторичной обмотки;
Z 2– полное сопротивление вторичной обмотки ТТ;
Z н ном= S н ном / I 2ном тт и Z н факт – полные сопротивления вторичной нагрузки при номинальной мощности и при фактической нагрузке соответственно.
Индуктивные сопротивления рассеяния вторичной обмотки не приводятся в технических данных на ТТ, поэтому вместо Z 2 в формулу (П3.12) можно вводить только активное сопротивление вторичной обмотки. Поскольку для современных ТТ X 2 < 0,5 R 2, то неучет индуктивного сопротивления вторичной обмотки вносит погрешность порядка 10%. Номинальная мощность нагрузки имеет cos φн = 0,8. Учитывая вышеизложенное, формулу (П3.12) можно преобразовать:
К факт= К ном. (R 2 + 0,8 Z н ном)2 + (0,6 Z н ном)2 / (R 2 + R н)2 + X н2. (П3.14)
Предельную кратность можно определить по приближенной формуле
К факт = 4,44 В пр. F W 2 S м / I 2ном.тт (R 2 + R н), (П3.15)
где В пр. – максимальное значение индукции в магнитопроводе ТТ при предельной кратности;
F – частота напряжения сети;
W 2 – число витков вторичной обмотки;
S м – площадь поперечного сечения магнитопровода, м2;
I 2ном.тт – номинальный вторичный ток ТТ, А;
R 2 – активное сопротивление вторичной обмотки ТТ, Ом.
Предельную кратность ТТ по известному напряжению точки перегиба вольтамперной характеристики при заданном сопротивлении нагрузки можно определить по следующему выражению:
К факт.= U к / I 2ном.тт (R 2 + R н)2 + X н2. (П3.16)
Для выбора необходимых ТТ и для определения возможности использования самоадаптирующегося торможения необходимо знать величину амплитуды броска тока намагничивания. Если эта величина отсутствует в паспортных данных трансформатора, то можно приближенно определить амплитуду броска тока намагничивания следующим способом.
Определяем относительное индуктивное сопротивление контура включения [5] по выражению:
X * = X *c + К 1 X (1) * в X * = X * c + К 1 X (3) * в, (П3.17)
где X *c – относительное индуктивное сопротивление прямой последовательности до вводов силового трансформатора, определенное по отношению к базисному сопротивлению.
За базовое сопротивление принимается сопротивление, соответствующее номинальным параметрам трансформатора: X б = U 2ном./ S ном;
U ном. – номинальное линейное напряжение обмотки той стороны, на которую подается напряжение, в кВ;
S ном.– номинальная мощность трансформатора, в МВА;
X (1) *в, X (3) *в – относительные индуктивные сопротивления трансформатора, приведенные к стороне подачи напряжения при однофазном, трехфазном включении и при полном насыщении стержней и ярм магнитопровода. Сопротивление трансформатора приведено к номинальным параметрам трансформатора X б;
К 1 – коэффициент, учитывающий увеличение индуктивного сопротивления трансформатора за счет неполного насыщения ярм магнитопровода. Значение К 1 принимается К 1= 1,1-1,15.
Относительные индуктивные сопротивления X (1) *в некоторых российских трансформаторов приведены в [5] и [6]. В случае отсутствия этих данных в паспорте трансформатора или в таблицах [5] и [6] сопротивление X (1) *в может быть ориентировочно определено по выражениям:
для трансформаторов до 63 МВА:
0,094 + 0,74 uк %/100; (П3.18)
для трансформаторов 75'125 МВА:
0,158 +0,74 u к%/100, (П3.19)
где u к% – напряжение короткого замыкания со стороны включаемой обмотки, принимается соответствующим среднему значению диапазона регулирования напряжения.
Сопротивление при 3-фазном включении можно ориентировочно принять X (3) * в = 1,3 X (1) * в .
Бросок тока намагничивания при 3-фазном включении следует принимать при включении трансформаторов масляными и элегазовыми выключателями с 3-фазным приводом. Бросок тока намагничивания при однофазном включении следует принимать при включении трансформатора воздушными и масляными выключателями с пофазными приводами.
Затухание броска тока намагничивания к моменту срабатывания дифференциальной защиты можно не учитывать, что идет в некоторый запас. Амплитудное значение броска тока намагничивания определяется по следующему выражению:
I ампл.= 2 U лин (1 + А) / 3 (X * c + К 1 X (1) * в) X б, (П3.20)
где U лин – линейное напряжение со стороны включения трансформатора под напряжение;
А – относительное смещение оси синусоиды потокосцепления по отношению к точке перегиба характеристики намагничивания.
Величина А зависит от материала магнитопровода, индукции насыщения, остаточной индукции, от однофазного или 3-фазного броска тока намагничивания. Величина А определяется по следующему выражению:
А (1)= 1– (Bs * – Br *) / Bm * A (3) = А (1) –0,13, (П3.21)
где Bs *= Bs / B ном м – относительная индукция насыщения;
Br *= Br / B ном м – относительная остаточная индукция;
B ном м – амплитудное значение индукции, соответствующее номинальному напряжению.
Можно принять согласно [7]:
для горячекатаной стали Bs *= Bs / B ном м = 1,93 / 1,4 = 1.38;
для холоднокатаной стали Bs *= Bs / B ном м = 2,0 / 1.65 =1.21;
остаточная индукция для трансформаторов 110-220 кВ Br * = 0,42;
остаточная индукция для трансформаторов меньших классов напряжения Br * = 0,5-0,6.
Тогда для трансформаторов с горячекатаной сталью напряжения 110 кВ:
А (1) = 1 – (1.38 – 0,42) / 1 = 0.04 A (3) = 0. (П3.22)
То же для трансформаторов меньших классов напряжения:
А (1) = 1 – (1.38 – 0,6) / 1 = 0.22 A(3) = 0,09. (П3.23)
Для трансформаторов с холоднокатаной сталью напряжением 110 кВ:
А (1) = 1 – (1,21 – 0.42) / 1 = 0.21 A (3) = 0,08. (П3.24)
То же для трансформаторов меньших классов напряжения:
А (1) = 1 – (1,21 – 0.6) / 1 = 0,39 A (3) = 0,26. (П3.25)
С целью повышения надежности отстройки от броска тока намагничивания и согласно рекомендации [6] принимаем для трансформаторов с холоднокатаной сталью всех напряжений коэффициент А (1)=0,39, а для трансформаторов с горячекатаной сталью А (1)=0,25 или 0,06.
Если принятие этих коэффициентов приводит к загрублению защиты или к усложнению выбора ТТ, то следует уточнить величину А (1) согласно (П3.22)-(П3.25) с учетом однофазного или трехфазного броска тока намагничивания. Ток срабатывания дифференциальной отсечки Id макс. выбираем по двум условиям:
– по условию отстройки от броска тока намагничивания;
– по условию отстройки от тока небаланса в режиме максимальной величины тока внешнего короткого замыкания.
Для отстройки от броска тока намагничивания уставка срабатывания дифференциальной отсечки должна быть:
Idmax > К отс•макс.(I бр.нам.1*; I бр.нам.2*), (П3.26)
где I бр.нам.1 – амплитудное первичное значение броска тока намагничивания силового трансформатора со стороны первой обмотки;
I бр.нам.2 – амплитудное первичное значение броска тока намагничивания силового трансформатора со стороны второй обмотки;
К отс – коэффициент отстройки, К отс.=1,4;
Для отстройки от тока небаланса при максимальном токе внешнего короткого замыкания уставка срабатывания дифференциальной отсечки определяется по выражению
Id макс.= К отс К нб I кз макс, (П3.27)
где К отс – коэффициент отстройки, К отс=1,2;
К нб – коэффициент равный отношению амплитуды первой гармоники тока небаланса к амплитуде периодической составляющей внешнего тока короткого замыкания;
К нб = 0,7 при установке со всех сторон силового трансформатора ТТ с вторичными токами 5 А;
К нб = 1,0 при условии установки с одной стороны ТТ с вторичным током 5А, а с другой стороны– 1А;
I кз макс – максимальное значение периодической составляющей тока внешнего короткого замыкания.
Уставку блокировки по второй гармонике можно принять равной 15% с поперечной (общей) блокировкой.
Новые силовые трансформаторы, использующие современные технологии, могут содержать меньшую долю второй гармоники в режиме включения трансформатора. Для таких трансформаторов следует вводить дополнительную блокировку по второй гармонике при включении трансформатора с меньшей уставкой.
Уставка блокировки по 5 гармонике принимается для сетевых трансформаторов равной 35%, а для трансформаторов станций – 25% с пофазной блокировкой.
