[Разделы] [Оглавление раздела] [Главная страница СПЭТ] [Назад] [Дальше]

Область применения и принцип действия. Дифференциальная защита применяется в качестве основной быстродействующей защиты трансформаторов и автотрансформаторов. Ввиду ее сравнительной сложности дифференциальная защита устанавливается в следующих случаях:

на одиночно работающих трансформаторах (автотрансформаторах) мощностью 6300 кВА и выше;

на параллельно работающих трансформаторах (автотрансформаторах) мощностью 4000 кВА и выше;

на трансформаторах мощностью 1000 кВА и выше, если токовая отсечка не обеспечивает необходимой чувствительности при КЗ на выводах низшего напряжения (kч < 2), а максимальная токовая защита имеет выдержку времени более 1 с.

Рис. 4.1. Прохождение тока КЗ и действие максимальной токовой защиты при повреждении одного из параллельно работающих трансформаторов (автотрансформаторов).

При параллельной работе трансформаторов (автотрансформаторов) дифференциальная защита обеспечивает не только быстрое, но и селективное отключение поврежденного трансформатора (автотрансформатора), что поясняется на рис. 4.1. Если параллельно работающие трансформаторы Т1 и Т2 оснащены только максимальными токовыми защитами, то при повреждении на вводах низшего напряжения трансформатора, например в точке К, подействуют максимальные токовые защиты обоих трансформаторов, а так как их выдержки времени одинаковы, отключатся оба трансформатора. Дифференциальная защита, действующая без выдержки времени, обеспечивает в рассмотренном случае отключение только поврежденного трансформатора.

Для выполнения дифференциальной защиты трансформатора {автотрансформатора) устанавливаются ТТ со стороны всех его обмоток, как показано на рис. 4.2 для двухобмоточного трансформатора. Вторичные обмотки ТТ соединяются в дифференциальную схему и параллельно к ним подключается токовое реле. Аналогично выполняется дифференциальная защита автотрансформатора. При рассмотрении принципа действия дифференциальной защиты условно принимается, что защищаемый трансформатор имеет коэффициент трансформации, равный единице, одинаковое соединение обмоток и одинаковые ТТ с обеих сторон.

Согласно выражению (7.2) при прохождении через трансформатор сквозного тока нагрузки или КЗ ток в реле равен:

Рис. 4.2. Принцип действия дифференциальной защиты трансформатора (автотрансформатора):
а — токораспрсделение при сквозном КЗ;
б — то же при КЗ в трансформаторе (в зоне действия дифференциальной защиты)

При принятых выше условиях и пренебрегая током намагничивания трансформатора, который в нормальном режиме имеет малое значение, можно считать, что первичные токи равны Ii = Iп и, следовательно, вторичные токи I₁ = I₂. С учетом этого

Таким образом, если схема дифференциальной защиты выполнена правильно и ТТ имеют точно совпадающие характеристики, то при прохождении через трансформатор тока нагрузки или внешнего КЗ ток в реле отсутствует и дифференциальная защита на такие режимы не реагирует.

Практически вследствие несовпадения характеристик ТТ вторичные токи не равны I_{1 ?} I₂ и поэтому в реле проходит ток небаланса, т. е.

Для того чтобы дифференциальная защита не подействовала от тока небаланса, ее ток срабатывания должен быть больше этого тока, т. е.

При КЗ в трансформаторе или любом другом месте между ТТ направление токов I_II и I₂ изменится на противоположное, как показано на рис. 4.2, б. При этом ток в реле согласно (7.9) станет равным

или:

Таким образом, при КЗ в зоне дифференциальной защиты в реле проходит полный ток КЗ, деленный на коэффициент трансформации трансформаторов тока. Под влиянием этого тока защита срабатывает и производит отключение поврежденного трансформатора.

Особенности, влияющие на выполнение дифференциальной защиты трансформаторов (автотрансформаторов). Наличие намагничивающего тока, проходящего только со стороны источника питания. Даже в том случае, когда трансформатор (автотрансформатор) имеет коэффициент трансформации, равный единице, и одинаковое соединение обмоток, ток со стороны источника питания больше тока со стороны нагрузки на значение намагничивающего тока.

Намагничивающий ток в нормальном режиме составляет примерно 1—5 % номинального тока трансформатора (автотрансформатора) и поэтому вызывает лишь некоторое увеличение тока небаланса. Иные явления происходят при включении холостого трансформатора (автотрансформатора) под напряжение или при восстановлении напряжения после отключения КЗ. В этих случаях в обмотке трансформатора (автотрансформатора) со стороны источника питания возникает бросок намагничивающего тока, который в первый момент времени в 5—8 раз превышает номинальный ток трансформатора (автотрансформатора), но быстро, в течение 1 с, затухает до значения порядка 20 % номинального тока.

Рис. 4.3. Соотношение вторичных токов в схеме дифференциальной защиты трансформатора и схемы включения промежуточного автотрансформатора тока для выравнивания вторичных токов.

Для предотвращения ложного срабатывания дифференциальной защиты от броска намагничивающего тока ток срабатывания защиты должен быть больше максимального значения намагничивающего тока, т. е.

ток Iнам.max зависит от конструкции трансформатора (автотрансформатора), момента его включения под напряжение и ряда других условий, чрудно поддающихся учету. Поэтому при расчетах дифференциальной защиты ток срабатывания определяется по формуле

где Iном —Для трансформаторов номинальный ток обмотки, имеющей наибольшую мощность; для автотрансформаторов — номинальный ток, определенный по его типовой мощности; kн—коэффициент надежности отстройки, принимаемый равным 1—4 в зависимости от типа реле, используемых в схеме дифференциальной защиты.

Автотрансформаторы характеризуются двумя значениями мощности: номинальной или проходной мощностью s_hom и типовой или расчетной мощностью S_ТИП. Номинальной мощностью автотрансформатора называется та предельная мощность, которая может быть передана через автотрансформатор на стороне высшего напряжения. Типовой мощностью автотрансформатора называется мощность, на которую рассчитаны его обмотки. Номинальная (проходная) и типовая (расчетная) мощности находятся между собой в следующем соотношении;

U_В — номинальное высшее напряжение; Uc — номинальное среднее напряжение.

Неравенство вторичных токов и разнотипность трансформаторов тока. Поскольку у трансформаторов и автотрансформаторов токи со стороны обмоток высшего, среднего и низшего напряжений не равны, трансформаторы тока, выбираемые по номинальным токам обмоток, имеют разные коэффициенты трансформации и различное конструктивное выполнение. Вследствие этого они имеют различные характеристики и погрешности.

Номинальные токи обмоток трансформаторов (автотрансформаторов), как правило, не совпадают со шкалой номинальных токов ТТ. Поэтому при выборе ТТ принимается трансформатор тока, номинальный ток которого является ближайшим большим по отношению к номинальному току обмотки трансформатора (автотрансформатора).

Так, например, номинальные токи обмоток трансформатора мощностью 5600 кВА, напряжением 35/6,6 кВ составляют;

При определенных выше номинальных токах ТТ должны иметь коэффициенты трансформации: со стороны 35 кВ—100/5 и со стороны 6,6 кВ — 600/5.

При этом вторичные токи ТТ составляют (рис. 4.3, а):

Таким образом, вследствие неравенства вторичных токов в плечах дифференциальной защиты в дифференциальном реле при номинальной нагрузке трансформатора проходит ток небаланса, равный:

При сквозном КЗ этот ток возрастает пропорционально току КЗ, а также вследствие возрастания погрешностей ТТ, имеющих неодинаковые характеристики, что может вызвать ложное действие дифференциальной защиты.

Поэтому для снижения тока небаланса, вызванного неравенством вторичных токов ТТ дифференциальной защиты, производится выравнивание этих токов путем включения специальных промежуточных автотрансформаторов тока TL или путем использования выравнивающих или уравнительных обмоток дифференциальных реле (см. ниже).

Промежуточные автотрансформаторы тока, как показано на рис. 4.3, б и в, могут включаться со стороны обмотки как низшего, так и высшего напряжения. Рекомендуется включать их со стороны более мощных ТТ.

Для рассмотренного выше трансформатора промежуточный автотрансформатор тока TL, установленный со стороны 6,6 кВ (рис. 4.3, б), должен повышать ток с 4,08 до 4,62 А, т. е. должен включаться как повышающий и иметь коэффициент трансформации:

Рис 4.4. Прохождение токов в обмотках трансформатора с соединением обмоток по схеме звезда—треугольник и векторные диаграммы токов, поясняющие образование углового сдвига.

При установке промежуточного автотрансформатора тока со стороны 35 кВ (рис. 4.3, б) он должен понижать ток с 4,62 до 4,08 А, т. е. должен включаться как понижающий и иметь коэффициент трансформации

Неодинаковые схемы соединения обмоток трансформаторов. Рассмотренные выше соотношения токов в схеме дифференциальной защиты справедливы только для трансформаторов, имеющих одинаковые схемы соединения обмоток: звезда—звезда или треугольник—треугольник. При неодинаковых схемах соединения обмоток, например звезда—треугольник, эти соотношения несправедливы, так как токи со стороны обмотки, соединенной в звезду, и токи со стороны обмотки, соединенной в треугольник, оказываются сдвинутыми относительно друг друга на некоторый угол, который зависит от схемы соединения обмоток. Угловой сдвиг токов создает большие токи небаланса в реле дифференциальной защиты. Прохождение токов через трансформатор с соединением обмоток звезда— треугольник и векторные диаграммы, поясняющие образование углового сдвига, показаны на рис 4.4.

Как видно, токи в фазах обмотки, соединенной в звезду, I_АI, I_ВI I_CI и в фазах обмотки, соединенной в треугольник, I_A, I_B, I_C (рис. 4.4, б и в) не имеют углового сдвига. Однако в месте установки трансформаторов тока ТА2 со стороны обмотки, соединенной в треугольник, проходят токи, равные геометрической разности фазных токов (рис. 4.4, г); так, в фазе AII проходит ток I_AII, равный разности фазных токов I_A, и I_B т.е. I_AII = I_A, - I_B, аналогично в фазе BII проходит ток Iв_II= Iв — Iс и в фазе CII ток Iс_II = Iс — Ib. Эти токи, как видно из векторной диаграммы на рис. 4.4, г и д, сдвинуты относительно токов I_АI, I_ВI I_CI на угол 330° по движению часовой стрелки (или на 30° против движения часовой стрелки). Соединение обмоток трансформатора по схеме звезда—треугольник, создающее такой угол между токами, называется 11-й группой.

Рис. 4 5. Прохождение токов и векторные диаграммы токов в схеме дифференциальной защиты трансформатора с соединением обмоток по схеме звезда—треугольник, поясняющие принцип компенсации углового сдвига.

Вторичные обмотки трансформаторов тока ТА1, установленных со стороны обмотки ВН трансформатора, соединенной в схему звезды, соединяются в такой же треугольник, как и обмотка НН трансформатора, а вторичные обмотки трансформаторов тока ТА2, установленных со стороны обмотки НН трансформатора, соединенной в схему треугольника, соединяются в такую же звезду, как и обмотка ВН трансформатора.

При таком соединении вторичных обмоток ТТ, как показано на рис. 4.5, в трансформаторах тока ТА1, вторичные обмотки которых соединены в треугольник, создается сдвиг токов на такой же угол, как и в соединенной в треугольник обмотке НН трансформатора, что и обеспечивает совпадение фаз вторичных токов в плечах дифференциальной защиты.

При определении коэффициента трансформации промежуточного автотрансформатора тока в случае соединения одной из групп ТТ в треугольник необходимо учитывать увеличение в 1,73 раза (vЗ) тока, подходящего со стороны этих ТТ.

Если принять, что обмотки рассмотренного выше трансформатора соединены по схеме звезда—треугольник, то ТТ должны быть соединены по схеме рис. 4.5. При этом вторичный ток со стороны обмотки 35 кВ будет равен:

Соответственно разность вторичных токов при отсутствии промежуточного автотрансформатора тока возрастет до

Поэтому промежуточный автотрансформатор тока при установке его со стороны 6,6 кВ должен иметь коэффициент трансформации

а при установке ео стороны 35 кВ

Для уменьшения коэффициента трансформации промежуточного автотрансформатора тока коэффициент трансформации ТТ, устанавливаемых со стороны обмотки трансформатора, соединенной в звезду, выбирается по номинальному току обмотки, увеличенному в 1,73 раза.

Так, для рассмотренного выше трансформатора при номинальном токе обмотки 35 кВ, 92,5 А коэффициент трансформации ТТ выбираетея по току 92,5·1,73 = 160 А и принимается равным 200/5. Тогда вторичный ток ТТ со стороны 35 кВ будет равен;

При этом коэффициент трансформации промежуточного автотрансформатора тока становится близким к единице и равным при уатановке его ео стороны 6,6 кВ

а при установке ео стороны 35 кВ

При таких коэффициентах трансформации промежуточных автотрансформаторов тока их можно вообще не устанавливать.

Наличие токов небаланса в схеме дифференциальной защиты, Токи небаланса в схеме дифференциальной защиты трансформаторов и автотрансформаторов имеют место из-за погрешностей ТТ, из-за изменения коэффициента трансформации защищаемого трансформатора (автотрансформатора) при регулировании напряжения, из-за неточного выравнивания вторичных токов.

Для отстройки дифференциальной защиты от тока небаланса при сквозном КЗ ее ток срабатывания должен удовлетворять условию

где kн—коэффициент надежности отстройки, принимаемый равным 1,3.

Расчетный ток небаланса, определяемый погрешностями ТТ, вычисляется по формуле

где k_А — коэффициент, учитывающий влияние на быстродействующие защиты переходных процессов при КЗ, которые сопровождаются прохождением апериодических составляющих в токе КЗ; принимается равным 1 для реле, имеющих БНТ с короткозамкнутыми обмотками, и равным 2 для реле без БНТ; kодн —коэффициент однотипности условий работы ТТ. принимаемый равным 0,5 в тех случаях, когда ТТ обтекаются близкими по значению токами, и равным 1 в остальных случаях; f == 0,1 —погрешность ТТ, удовлетворяющих 10 %-ной кратности; Iк.мах —наибольший ток при сквозном КЗ.

Расчетный ток небаланса, определяемый изменением коэффициента трансформации защищаемого трансформатора при регулировании напряжения, вычисляется по формулам:

при регулировании в одной стороны трансформатора (автотрансформатора)

при регулировании о двух сторон трансформатора (автотрансформатора)

где D N — половина регулировочного диапазона, для которого производится выравнивание вторичных токов (например, при половине регулировочного диапазона N = ±10%, D N = 0,1).

Расчетный ток небаланса, определяемый неточным выравниванием вторичных токов, вычисляется по формуле

где w I _РАСЧ, w I I _РАСЧ —расчетные числа витков обмоток БНТ реле РНТ для неосновных сторон (сторон с меньшим вторичным током); w I , w I I — принятые числа витков обмоток БНТ реле РНТ для неосновных сторон (ближайшие большие или меньшие целые числа витков); II _К.max и II I K .max —наибольшие значения токов КЗ при сквозном КЗ со стороны, где включены обмотки БНТ с витками w I , и w I I .

Таким образом, суммарный расчетный ток небаланса определяется как сумма трех составляющих, т. е.

Обычно при расчете дифференциальной защиты трансформаторов (автотрансформаторов) вначале определяется ток небаланса как сумма•

Затем после выбора тока срабатывания и определения расчетных чисел витков БНТ реле РНТ определяется дополнительно суммарный ток небаланса по формуле (8.10) и производится уточнение ранее выбранного тока срабатывания.

Коэффициент чувствительности должен быть не менее двух.

Основными элементами реле РНТ являются промежуточный трансформатор (НТТ) и исполнительный орган - реле РТ-40 или ЭТ-521 (рис.4.6).

Промежуточный НТТ имеет два назначения:

1) обеспечивает отстройку реле от токов небаланса при переходных процессах;

2) служит одновременно для выравнивания магнитодвижущих сил (МДС), возникающих под действием различных по величине вторичных токов в плечах дифференциальной защиты.

Рис.4.6. Принцип выполнения реле РНТ

Промежуточный НТТ имеет трехстержневой сердечник. На левом стержне расположена вторичная обмотка w_ВТ, к которой подключено исполнительное реле. На среднем стержне магнитопровода расположены три или две первичные обмотки w_П, включаемые в токовые цепи дифференциальной защиты. Кроме того, на среднем и правом стержнях размещены две секции w'_K и w"_K короткозамкнутой обмотки, используемой для улучшения отстройки защиты от "бросков" намагничивающих токов силовых трансформаторов и токов небаланса в переходном режиме при внешних КЗ.

При повреждении в зоне действия дифференциальной защиты, когда ток в первичной обмотке Iп быстро делается синусоидальным, происходит непосредственная трансформация из первичной обмотки wп во вторичную w_{ВТ ,} и в часть короткозамкнутой обмотки w'_K, откуда он поступает в другую часть короткозамкнутой обмотки w"_K . Магнитные потоки среднего и правого стержней Фсред и Фк суммируются и образуют поток в левом стержне, обусловливающий ток I₂ во вторичной обмотке w_ВТ и обмотке реле КА. Таким образом, переменный ток из первичных обмоток трансформируется двумя путями: при помощи прямой трансформации из w_П во вторичную обмотку и двойной трансформацией из w_П в w'_K, а затем из w"_K в w_ВТ. При токе I₂, превышающем ток срабатывания реле, защита действует.

При внешних КЗ апериодическая составляющая практически не трансформируется в короткозамкнутый контур. Апериодическая слагающая первичного тока I п создает в среднем стержне апериодический поток, разветвляющийся в левый и правый стержни. Апериодические потоки в среднем и правом стержнях ухудшают трансформацию. Из обмотки wп в обмотку w'_K, а затем и в обмотку w_ВТ (за счет насыщения стержней). Апериодический поток среднего и левого стержней уменьшает прямую трансформацию переменного тока из первичной обмотки во вторичную w_ВТ и дополнительно ухудшает вторичную трансформацию из короткозамкнутой обмотки w"_K в обмотку w_ВТ. Таким образом, апериодический ток особенно сильно ослабляет двойную трансформацию, этим и достигается значительное увеличение тока срабатывания (загрубление) реле при наличии апериодической слагающей. При увеличении числа витков короткозамкнутой обмотки или уменьшении сопротивления Rк двойная трансформация проявляется сильнее, и, следовательно, сильнее действует апериодический ток на загрубление реле.

Но, изменяя число витков короткозамкнутой обмотки, важно сохранить неизменной уставку реле по переменному току, т.е. МДС срабатывания. Fср при подаче в первичную обмотку тока, не содержащего апериодической составляющей, не должна зависеть от изменения условий двойной трансформации.

На реле РНТ старого исполнения (РНТ-562 - РНТ-564) число витков короткозамкнутой обмотки регулируют обычно таким образом, чтобы отношение w"_K / w'_K оставалось постоянным. В этом случае магнитные потоки в среднем Фсред и правом Фк стержнях насыщающегося трансформатора обеспечивают неизменный результирующий поток в левом стержне Фр, что обусловливает неизменность уставки реле по переменному току.

Рис.4.7. Кривые, характеризующие коэффициент смещения Ксм при:
а - синусоидальном токе; б - несинусоидальном токе

Если в цепь короткозамкнутой обмотки ввести активное сопротивление Rк при неизменном числе витков w"_K и w'_K, то им можно влиять на двойную трансформацию так же, как и изменением числа витков короткозамкнутой обмотки. При этом поток двойной трансформации Фк проявляется сильнее при уменьшении Фк. У реле новых образцов (РНТ-565 - РНТ-567) уставка на короткозамкнутой обмотке регулируется активным сопротивлением Rк, включенным последовательно в цепь короткозамкнутой обмотки. Число витков короткозамкнутой обмотки не регулируется.

Таким образом, при наличии в токе Iп проходящем в первичной обмотке НТТ, апериодической составляющей автоматическое загрубление реле происходит по двум причинам: из-за насыщения сердечника НТТ и за счет влияния короткозамкнутой обмотки, которая особенно сильно ослабляет трансформацию части периодической составляющей тока небаланса, претерпевающей двойную трансформацию.

Относительный ток срабатывания

где Iср.п —переменная составляющая тока срабатывания при наличии постоянной (апериодической) составляющей; Iср sin — синусоидальный ток срабатывания реле при отсутствии постоянной (апериодической) составляющей.

Коэффициент смещения k = Iсм.а/Iср.п где Iсм.а ^— постоянная (апериодическая) составляющая тока в реле; Iср.п —та же что и в предыдущей формуле, переменная составляющая тока срабатывания при наличии постоянной (апериодической) составляющей.

Быстронасыщающийся трансформатор реле РНТ-565 является одновременно и промежуточным трансформатором для компенсации неравенства вторичных токов в плечах дифференциальной защиты и имеет для этой цели специальные уравнительные обмотки. Ток во вторичной обмотке БНТ, к которой подключено реле, определяется суммарным магнитным потоком в сердечнике, который создается как рабочей, так и уравнительными обмотками. Для того чтобы при прохождении через трансформатор сквозного тока нагрузки или КЗ ток во вторичной обмотке был равен нулю, необходимо правильно включить рабочую и уравнительные обмотки в дифференциальную схему и так подобрать числа витков обмоток, чтобы компенсировать неравенство вторичных токов ТТ и установить необходимый ток срабатывания.

Рис. 4.8. Принципиальная схема токовых                       Рис. 4.9. Принципиальная схема токовых цепей
цепей дифференциальной защиты двухобмоточного      дифференциальной защиты трехобмоточного
трансформатора с реле типа РНТ-565 (РНТ-562).     трансформатора с реле типа РНТ-565 (РНТ-562).

При выполнении дифференциальной защиты двухобмоточного трансформатора (рис. 4.8) цепи от ТТ с обеих его сторон присоединяются к уравнительным обмоткам Y₁ и Y₂ так, чтобы при прохождении через трансформатор сквозного тока токи в уравнительных обмотках были направлены встречно. В принципе для компенсации неравенства вторичных токов ТТ можно было бы использовать только одну уравнительную обмотку БНТ. Однако при использовании обеих обмоток обеспечивается более точная компенсация неравенства вторичных токов.

Дифференциальная защита с торможением. Для повышения чувствительности дифференциальной защиты в таких случаях используются реле КА W с тормозным действием типа ДЗТ. У таких реле на БНТ кроме обмоток, аналогичных тем, что имеются у реле типа РНТ, расположены дополнительно одна или несколько тормозных обмоток. Включение реле с одной тормозной обмоткой типа ДЗТ-11 показано на рис. 4.10.

Рис. 4.10. Принципиальная схема токовых цепей дифференциальной защиты с реле ДЗТ-11 для двухобмоточного трансформатора:
а — схема включения реле: б — тормозная характеристика зависимости тока срабатывания Iс.р от тока в тормозной обмотке Iт.о

Тормозная обмотка Т, включенная в плечо дифференциальной защиты, по которой проходит ток сквозного КД, подмагничивает сердечник БНТ, что приводит к увеличению тока срабатывания реле. Зависимость тока срабатывания реле ДЗТ от тока, проходящего в тормозной обмотке, показана на рис. 4.10, б. Эта зависимость, называемая тормозной характеристикой, показывает, что при увеличении тока сквозного КЗ ток срабатывания также возрастает, что обеспечивает отстройку от увеличивающихся токов небаланса.

Промышленностью выпускается реле с одной тормозной обмоткой типа ДЗТ-11, с тремя тормозными обмотками типа ДЗТ-13 и с четырьмя тормозными обмотками типа ДЗТ-14.

Для защиты трансформаторов и автотрансформаторов большой мощности в Советском Союзе освоен выпуск дифференциальной защиты с торможением типов ДЗТ-21 и ДЗТ-23, в которых применен новый принцип отстройки от бросков тока намагничивания и токов небаланса. Эта защита обладает более высокой чувствительностью, быстродействием и потребляет меньшую мощность по сравнению с применяемыми в настоящее время защитами, использующими насыщающиеся трансформаторы тока [50].

На дифференциальных защитах с реле ДЗТ-21 и ДЗТ-23 может быть выполнена минимальная уставка по току срабатывания 0,3Iном трансформатора. Для отстройки от бросков намагничивающего тока силовых трансформаторов (автотрансформаторов) и переходных токов небаланса используется время-импульсный принцип блокирования защиты в сочетании с торможением от составляющих второй гармонической тока, содержащихся, как показывает анализ, в токах намагничивания.

Время-импульсный принцип основывается на анализе длительности пауз, появляющихся в кривой дифференциального тока (рис. 4.11). При апериодическом броске тока намагничивания паузы <п между моментами, когда мгновенные значения тока намагничивания превышают ток срабатывания реагирующего органа защиты (РО), велики (рис 4.11, а и б). При синусоидальном токе (режим КЗ в защищаемой зоне) паузы между мгновенными значениями выпрямленного тока КЗ, превышающими ток срабатывания РО, малы (рис. 4 11, в и г) Таким образом, оценивая с помощью специальной схемы (см ниже) продолжительность пауз, защита может отличить режим броска тока намагничивания (блокировка защиты) от режима КЗ в зоне (срабатывание защиты).

-

Рис. 4.11. Временные диаграммы, поясняющие принцип действия дифференциальной защиты с реле типа ДЗТ-21:
а — выпрямленный рабочий ток в реле при броске тока намагничивания; б — то же при симметричном токе КЗ; в — импульсы и паузы на выходе органа, формирующего импульсы при броске тока намагничивания; г — то же при симметричном токе КЗ

Рис. 4.12. Однолинейная структурная схема защиты ДЗТ-21.

Сочетание в ДЗТ-21 (ДЗТ-23) двух указанных способов позволяет обеспечить отстройку защиты от бросков тока намагничивания при необходимых быстродействии и чувствительности. В защите предусмотрено также торможение от фазных токов в двух плечах защиты, улучшающее отстройку от установившихся и переходных токов небаланса. При больших кратностях тока в защищаемой зоне, особенно при наличии апериодической составляющей, может наступить насыщение ТТ защиты При этом во вторичных токах ТТ появляются паузы которые могут вызвать замедление иль отказ защиты. Для обеспечения надежности и быстродействия защиты в этих режимах в схеме предусмотрена дополнительная отсечка

Реле ДЗТ 21 (ДЗТ-23) выполнено трехфазным в четырехмодульной кассете три фазных модуля (по числу фаз) и четвертый общий модуль питания и управления (стабилизатор питания полупроводниковых цепей, выходное промежуточное реле, сигнализация и т. д ).

Рис. 4.13. Характеристика срабатывания защиты ДЗТ в зависимости от тормозного тока.

Однолинейная структурная схема защиты приведена на рис 4 12, она содержит- промежуточные автотрансформаторы TL1 и TL2 для выравнивания вторичных токов, промежуточные трансформаторы TL3, TL4 и выпрямители VS1, VS2, через которые формируется тормозной ток плечей защиты, подаваемый к реагирующему органу РО, стабилитрон VD, включенный последовательно в тормозную цепь и обеспечивающий при небольших токах работу защиты без торможения (рис. 4 12); трансреактор TAV, к вторичным обмоткам которого подключено через выпрямитель VS3 реле дифференциальной отсечки К.А и цепь торможения от тока второй гармоники, фильтр тока второй гармоники ZF и выпрямитель VS4, через которые подается к РО тормозной ток второй гармоники; устройства формирования, подготавливающие токи смещения, подаваемые в РО, пропорциональные тормозным токам

Рис. 4.14. Принципиальная схема фазного модуля МРЗД

Рис. 4.15. Схема реагирующего органа Э1 дифференциального реле

Принципиальная схема фазного модуля МРЗД (рис. 4.14) содержит следующие основные узлы: рабочую цепь; упрощенную цепь торможения от тока второй гармоники; цепь торможения от токов в плечах защиты; реагирующий орган.

Рабочая цепь состоит из трансреактора TAV (обмотка w2), выпрямительного моста на диодах VDI—VD4 и резисторов R8, R9. Обмоточные данные трансреактора и значения сопротивлении резисторов R8, R9 и R3 подобраны так, что постоянная времени вторичной цепи трансреактора составляет 0,06 периода промышленной частоты. Такое значение постоянной времени позволило улучшить отстройку от “трансформированных” токов включения примерно в 3—5 раз. В то же время апериодическая составляющая тока КЗ в защищаемой зоне поглощается ветвью намагничивания трансреактора практически полностью за 0,18 Т (Т—постоянная времени вторичной цепи TAV). Благодаря этому реле не замедляется при синусоидальных токах КЗ с апериодической составляющей. К выпрямительному мосту VDI—VD4 через диод VD5, резисторы R2, R4*, R5*, конденсатор CI подключено реле КА с магнитоуправляемым контактом. С помощью этих элементов осуществляется дифференциальная отсечка, обеспечивающая надежную работу защиты при больших (более 40 %) погрешностях ТТ.

С помощью переключателя SX2 можно получить уставку отсечки 6Iном отв или 9Iном, отв (отклонение не более ±10%), где Iном отв—номинальное значение ответвления на трансреакторе, выбираемое близким к номинальному току трансформатора или автотрансформатора.

Конденсатор С5, подключенный параллельно обмотке w2 трансреактора, предназначен для защиты рабочей цепи от высокочастотных помех (при частотах более 1000 Гц).

Цепь торможения от токов второй гармоники состоит из трансреактора TAV (обмотка w3), резисторов R3, R10, фильтра второй гармоники L—С2, выпрямительного моста на диодах VD10—VD13, сглаживающего конденсатора С4 и разделительного диода VD14.

Существенным недостатком дифференциальных реле, использующих принцип торможения от второй гармонической составляющей, является замедление их срабатывания при КЗ в зоне, что обусловлено появлением больших значений токов второй гармоники при насыщении ТТ. Для устранения указанного замедления в схему цепи торможения от второй гармонической составляющей введены стабилитроны, которые ограничивают тормозной сигнал на уровне, соответствующем периодическому броску намагничивающего тока с амплитудой 2Iном, отв.

Рис. 4.16. Структурная схема реагирующего органа

Рис. 4.17- Диаграммы, поясняющие принцип работы реагирующего органа реле ДЗТ-21 при КЗ в зоне.

Цепь торможения от токов в плечах защиты состоит из промежуточных трансформаторов TL1 и TL2, выпрямительных мостов VS1 и VS2, диодов VD6, VD7, стабилитронов VD8, VD9, сглаживающего конденсатора СЗ и резисторов Rl, R6. Rll. R12.

Тормозные характеристики реле показаны на рис. 4.12. Регулирование коэффициента торможения производится с помощью переменного резистора R12. Благодаря наличию стабилитронов VD8, VD9 в начальной части тормозных характеристик имеется горизонтальный участок. Он обеспечивает работу защиты без торможения при тормозных токах, меньших Iном, отв или 0,6Iном, отв (изменяется переключением накладки SX.3).

В схеме тормозной цепи реле предусмотрены выводы ХТ2/6а и ХТ2/7а для подключения одной или двух приставок дополнительного торможения.

Схема реагирующего органа РО дифференциального реле приведена на рис 4.15, а принцип действия поясняется диаграммами на рис. 4.15. Реагирующий орган состоит из релейного формирователя РФ, элемента выдержки времени на возврат Вв (5 мс) и элемента выдержки времени на срабатывание Вср (22 мс).

Релейный формирователь прямоугольных импульсов РФ выполнен по схеме усилителя-ограничителя на транзисторе VTI. В элемент Вв входят зарядная цепь R12*—С2 и пороговый орган, выполненный на транзисторах VT2, VT3 и делителе напряжения R16, R17. В элемент Вср входят зарядная цепь R12*—С2 и пороговый орган на транзисторах VT4, VT5 и делителе напряжения R16, RI7.

Регулирование тока срабатывания РФ и, следовательно, тока срабатывания защиты при отсутствии торможения производится с помощью резистора R13, подключенного к выводам 17 и 1 РО (см. рис 4.14).

Для получения релейной характеристики РО в его схему введена цепь положительной обратной связи, действующая на увеличение уставки элемента Вв. Увеличение уставки элемента Вв после срабатывания РО позволяет улучшить работу реле при токах КЗ с апериодической составляющей. В первом периоде после возникновения КЗ степень насыщения ТТ значительно меньше, чем во втором периоде, и длительность пауз на заданном уровне измерения также меньше. Поэтому РО, сработав в первом периоде, будет удерживаться в последующих благодаря увеличению уставки по длительности паузы. Положительная обратная связь в РО осуществляется подключением диода VD7 между выходом РО и средней точкой делителя R6. R7. К этой же точке подключено зарядное сопротивление R5 элемента Bв.

В нормальном режиме и режиме внешнего КЗ ток на выходе РО мал, поэтому сигнал на выходе релейного формирователя прямоугольных импульсов РФ (рис. 4.16) равен нулю. Сигналы на выходе органов Bв и Вср также равны нулю.

Рис. 4.18. Схема модуля питания защиты ДЗТ-21.

При этом транзистор VT1 открыт, конденсатор С1 заряжен, транзисторы VT2 и VT3 открыты, конденсатор С2 разряжен, транзисторы VT4 и VT5 открыты. Сигнал на выходе РО равен нулю.

При появлении на входе РО синусоидального тока, выпрямленного по схеме двухполупериодного выпрямления и превышающего ток срабатывания РФ, транзистор VT1 начинает периодически закрываться и открываться (рис. 4.15). При закрывании транзистора VT1 конденсатор С1 разряжается через диод VD6 и резистор R4, транзисторы VT2 и VT3 закрываются и конденсатор С2 начинает заряжаться.

При последующем открывании VT1 диод VD6 закрывается и конденсатор С1 заряжается через резистор R5*. Если длительность открытого состояния транзистора VT1 (длительность пауз) велика, то конденсатор С1 успевает зарядиться до напряжения, равного опорному; транзисторы VT2 и VT3 открываются на время, достаточное для полного разряда конденсатора С2 (0,25—0,75 мс). При этом транзисторы VT4 и VT5 остаются открытыми и сигнал на выходе РО равен нулю.

При увеличении тока на входе РФ до значения, превышающего ток срабатывания реле, длительность открытого состояния VT1 уменьшается и конденсатор С1 не успевает зарядиться до напряжения, равного опорному. Транзисторы VT2 и VT3 в этом случае остаются закрытыми и конденсатор С2 заряжается до напряжения, достаточного для выхода транзисторов VT4 и VT5 из насыщения. При этом снижается потенциал выхода РО, диод VD7 закрывается и потенциал средней точки делителя R6. R7 снижается. Это приводит к увеличению времени заряда конденсатора С1 до значения, при котором напряжение станет равным опорному, т. е. к изменению уставки элемента Вв. Поэтому транзистор VT2 продолжает оставаться закрытым (проявление релейной характеристики РО), а транзисторы VT4 и VT5 переходят в режим отсечки. На выходе РО появляется сигнал, равный 1.

Для повышения помехоустойчивости реле при появлении высокочастотной помехи в схеме РО установлен конденсатор СЗ, создающий задержку на срабатывание РФ около 0,4 мс.

Модуль питания. Схема модуля питания (МПУ) защиты (рис. 4.18) содержит следующие узлы: усилитель, выполненный на транзисторах VT1 и VT2; параметрический стабилизатор питания, выполненный на стабилитронах VD1—VD5. диоде VD6.1 и резисторах R1—R4; выходное реле защиты.

Усилитель имеет на входе схему ИЛИ на диодах VD1—VD3 и служит для связи выходов РО дифференциальных реле каждой фазы с промежуточным реле K.L1 (геркон). Дифференциальные отсечки (см. выше) также действуют через реле KL1.

Контакт промежуточного реле KL1.1 находится в цепи обмотки выходного промежуточного реле KL4. Искрогасящий контур R6—С2 и диоды VD7.1 и VD7.2 улучшают условия переключения герметизированного контакта.

В схеме параметрического стабилизатора питания стабилитроны VD1—VD3 и диод VD6.1 служат для некоторой компенсации разброса напряжений стабилизации стабилитронов VD4 и VD5 соответственно. Номинальные напряжения питания полупроводниковых цепей —13 и +6 В.

Диод VD6.2 защищает полупроводниковые приборы от повреждения при подаче не МПУ напряжения обратной полярности. Конденсатор С1 служит для предотвращения влияния помех по цепям питания на реагирующие органы реле.

В схеме МПУ защиты ДЗТ-21 предусмотрены вывод XT 1/9с, позволяющий подключать последовательно с обмоткой реле KL4 указательное реле РУ-21, и вывод ХТ1/0а, позволяющий при необходимости подключать дополнительное выходное промежуточное реле.

Защита ДЗТ-23 имеет несколько отличающуюся схему МПУ и пофазный выход.

Принципы расчета. Выбор уставок и схемы включения защиты в основном сводится к расчету минимального тока срабатывания и коэффициента торможения чувствительного органа; выбору тока срабатывания отсечки; определению ответвлении в плечах рабочей и тормозной цепей, включая при необходимости выбор ответвлений выравнивающих автотрансформаторов; расчету чувствительности.

Первичный минимальный ток срабатывания защиты (ее чувствительного органа) при отсутствии торможения I_{C3 min} выбирается по следующим условиям.

1. Отстройка от расчетного первичного тока небаланса в режиме внешнего КЗ, соответствующем началу торможения I_{HB, ТОРМ, НАЧ},

где k_ОТС — коэффициент отстройки, учитывающий погрешности реле, ошибки расчета и необходимый запас, принимаемый равным 1,5; 2. Отстройка от броска намагничивающего тока при включении ненагруженного трансформатора (автотрансформатора) под напряжение

где k - коэффициент, учитывающий времяимпульсный принцип отстройки от бросков тока намагничивания и наличие торможения от второй гармоники, принимается равным 0,3; k_ВЫГ — коэффициент выгодности, равный отношению типовой (электромагнитной) мощности S _ТИП автотрансформатора к его номинальной (проходной) мощности S_НОМ и учитывающий, что бросок намагничивающего тока определяется объемом железа, соответствующим его типовой мощности:

U_{НОМ ВН} и U_{НОМ СН} - высшее и среднее номинальные напряжения автотрансформатора; I_HOM — номинальный ток, соответствующий номинальной проходной мощности.

Для трансформатора принимается равным 1. Следует отметить, что включение в зону действия защиты автотрансформатора линейного регулировочного трансформатора, устанавливаемого на стороне низшего напряжения, практически не влияет на рассматриваемое условие отстройки от броска намагничивающего тока автотрансформатора.

где I_HОМ - то же, что и в (2).

Указанное условие определяется тем, что недействие защиты в переходном режиме внешнего КЗ обеспечивается совокупностью ряда факторов, действующих на загрубление защиты (форма кривой тока небаланса, торможение от второй гармоники, наличие процентного торможения от токов плеч защиты), дающих гарантированный эффект при минимальном токе срабатывания защиты, удовлетворяющем (4).

Условие 2 для автотрансформаторов не является расчетным, так как обеспечивается при меньших значениях I_{C.3 min}, чем условие 3.

За расчетное значение I_{C.3 min} принимается большее из значений, получаемых по условиям 1 и 3.

Расчетный первичный ток небаланса I _{НБ, ТОРМ, НАЧ}. входящий в (1), может быть определен как сумма трех составляющих:

I _{НБ, ТОРМ, НАЧ} — составляющая, обусловленная погрешностью трансформаторов тока; I'_{НБ, ТОРМ, НАЧ} - составляющая, обусловленная регулированием напряжения защищаемого трансформатора (автотрансформатора); I''_{НБ, ТОРМ, НАЧ} — составляющая, обусловленная несовпадением расчетных токов и номинальных токов используемых ответвлений автотрансформаторов тока типов АТ-31 и АТ-32 или трансреактора реле ТАК

Все три составляющие тока небаланса рассчитываются в режиме, соответствующем началу торможения (когда полусумма вторичных тормозных токов равна току начала торможения I _{ТОРМ, НАЧ} .

За расчетный принимается режим, при котором сумма трех составляющих тока небаланса будет максимальной. Этот режим не обязательно соответствует максимальному значению каждой из трех составляющих тока небаланса и максимальному значению тока I _{ТОРМ, НАЧ},_П и выбирается из нескольких рассматриваемых режимов.

Составляющая I'_{НБ, ТОРМ, НАЧ} определяется по выражению

где k_ПЕР - коэффициент, учитывающий наличие апериодической составляющей тока, принимается равным 1; k_ОДН - коэффициент однотипности трансформаторов тока. При внешних КЗ на той стороне, где защищаемое оборудование имеет два присоединения и трансформаторы тока рассматриваемой защиты установлены в цепях этих присоединений (защита имеет два плеча), k_ОДН принимается равным 0,5-1, причем меньшее из указанных значений принимается в случаях, когда трансформаторы тока обтекаются мало различающимися между собой токами и примерно одинаково нагружены. При внешних КЗ на сторонах, где защищаемое оборудование имеет одно присоединение k_ОДН) следует принимать равным 1; ? — относительное значение полной погрешности трансформаторов тока, соответствующее режиму начала торможения. С учетом дополнительной погрешности, вносимой выравнивающими автотрансформаторами тока, ? принимается равным 5% первичного тока, проходящего по одному наиболее нагруженному плечу защиты в режиме, соответствующем началу торможения. Если в наиболее нагруженном плече защиты выравнивающие автотрансформаторы не используются, то погрешность е может приниматься равной 3% указанного тока. Однако при этом должна быть проведена сравнительная оценка погрешности ? от токов, проходящих в других плечах защиты, в которых установлены выравнивающие автотрансформаторы. Значения ?, равные 3 или 5%, принимаются с учетом того, что нагрузка трансформаторов тока высокого напряжения при протекании сквозного тока, равного номинальному, не превышает номинальной; I _{ТОРМ, НАЧ, П} - тормозной ток, соответствующий началу торможения, определяемый по (19) или (20). Составляющая I''_{НБ, ТОРМ, НАЧ} определяется по выражению

где ? U_a и ? Ub — относительные погрешности, обусловленные регулированием напряжения на сторонах защищаемого трансформатора и принимаемые равными половине действительного суммарного диапазона регулирования на соответствующей стороне; k_ТОК a и k_ТОК b - коэффициенты токораспределения, равные отношению слагающих тока I _{ТОРМ, НАЧ, П} проходящих на сторонах, где производится регулирование напряжения, к полному току I _{ТОРМ, НАЧ, П.}

Максимальное значение I''_{НБ, ТОРМ, НАЧ} будет в режиме, когда

полностью проходит по сторонам, где производится регулирование напряжения.

Выражение (7) составлено применительно к трехобмоточному трансформатору и автотрансформатору, для двухобмоточного трансформатора в правой части формулы (7) исключается второй член, принимается равным 1.

Составляющая I''_{НБ, ТОРМ, НАЧ} определяется по выражению

где I_{ОТВ, РАСЧ 1}, I_{ОТВ,РАСЧ2,}.-., I_{ОТВ, РАСЧ} п - расчетные значения токов в плечах 1,2,..., п неосновных сторон для выбора схемы включения выравнивающих автотрансформаторов или ответвлений трансреактора реле TAV, соответствующих принятому включению (ответвлению) в плече основной стороны I_{ОТВ, РАСЧ, НЕОСН} (общее обозначение I_{ОТВ, РАСЧ, НЕОСН});

I_ОТВ,НОМ1 I_ОТВ,НОМ2 •••• I_ОТВ,НОМ,N - ближайшие к расчетным номинальные токи принятых ответвлений выравнивающих трансформаторов или трансреактора реле TAV в плечах 1, 2,…,п неосновных сторон (общее обозначение I_ОТВ,НОМ, _НЕОСН); k_tok1, k_tok2,.-., k_tok,п - коэффициенты токораспределения, равные отношению слагающих тока I_{ТОРМ, НАЧ.П} проходящих в плечах 1,2, … n, неосновных сторон к полному току I_{ТОРМ, НАЧ.П} - Знак + или - в (8) определяется направлением составляющих тока I_{ТОРМ, НАЧ.П} при одинаковом направлении составляющих тока (например, к защищаемому оборудованию) используется знак +, при противоположном -.

Максимальное значение I'_{НБ, ТОРМ, НАЧ} будет в режиме, при котором направление составляющих тока I_{ТОРМ, НАЧ.П} неосновных сторон будет одинаковым, а k_tok будет максимальным на тех сторонах где максимальны значения

Выражение (8) составлено применительно к защищаемому оборудованию, имеющему п плеч дифференциальной защиты. При наличии трех плеч защиты в правой части (8) остаются только два первых члена с индексами 1 и 2. При наличии двух плеч (например, двухобмоточный трансформатор) в правой части (8) остается только первый член с индексом 1 и k_{tok i} = 1.

Для плеч защиты основной стороны номинальный ток ответвления трансреактора реле ТА V или выравнивающих автотрансформаторов I_ОТВ,НОМ,ОСН последние используются в рассматриваемом плече, выбирается исходя из вторичного тока в этом плече защиты I_ОТВ,В,ОСН соответствующего номинальной мощности защищаемого оборудования. Расчет дифференциальной защиты блока генератор-трансформатор (автотрансформатор) ведется по номинальной мощности трансформатора (автотрансформатора)

Вторичный ток в плече защиты, соответствующий номинальной мощности защищаемого оборудования,

где I_НОМ — номинальный первичный ток, соответствующий номинальной мощности защищаемого оборудования; K_I и k_CX — соответственно коэффициент трансформации трансформаторов тока и коэффициент схемы для расчетного плеча защиты.

За основную сторону обычно принимается сторона, которой соответствует наибольший из вторичных токов в плечах защиты, так как при этом в общем случае третья составляющая тока небаланса получается меньше. Если токи в плечах различаются незначительно, то за основную сторону целесообразно принять сторону основного питания, так как это несколько упрощает расчеты чувствительности. Для плеч защиты неосновных сторон номинальный ток ответвлений трансреактора реле ТА V или выравнивающих автотрансформаторов (при их использовании) I_ОТВ,НОМ,HEОСН выбирается исходя из вторичного тока I_ОТВ,НОМ,HEОСН в плече защиты на рассматриваемой неосновной стороне, соответствующего номинальной мощности защищаемого оборудования и выбранного ответвления I_ОТВ,НОМ,ОСН для основной стороны

По выражениям (9) и (11) принимаются ответвления с номинальным током, равным расчетному или ближайшим меньшим. Для выравнивающих автотрансформаторов выбранные ответвления являются первичными (со стороны трансформаторов тока высокого напряжения).

Такой выбор необходим для обеспечения возможности выставления не реле уставки относительного минимального тока срабатывания ("P" отсутствии торможения), соответствующей наименьшему возможному значению первичного минимального тока срабатывания защиты I_{C,3 min} ? 0,3 I_НОМ

где I_{C,P min} - абсолютное значение минимального тока срабатывания реле (при отсутствии торможения); I_{ОТВ, НОМ} - номинальный ток ответвлений ТА V или выравнивающих автотрансформаторов в рассматриваемом плече защиты.

Если преобразовать (12) с учетом (10) и выражений

то получим

При использовании выравнивающих автотрансформаторов АТ-31 и АТ-32 первичное ответвление AT со стороны трансформаторов тока высокого напряжения I_ОТВ,НОМ _AT1 может быть выражено через вторичное ответвление AT со стороны трансреактора TAV I_ОТВ,НОМ _АТ2 и коэффициент трансформации AT К_ат

В этом случае выражение (15) с учетом того, что I_ОТВ,НОМ _АТ2 должен быть всегда равен номинальному току одного из ответвлений ТА V I_ОТВ,НОМ _АТV, примет вид

Все величины в (12)-(17) должны приниматься для стороны, обусловливающей наибольшее загрубление защиты. Такой стороной является та (основная или неосновная), для плеча которой принятое ответвление I_ОТВ,НОМ больше отличается от расчетного по (9) и (11).

Регулирование уставки на реле до значений, полученных по (15) и (15а), производится с помощью резистора R13 (см. рис. 12,13).

Если значение I_ОТВ,НОМ в для какого-либо плеча выходит за пределы диапазона номинальных токов трансреактора ТА V (2,5—5 А) более чем на 0,5 А, то в этом плече необходима установка выравнивающих автотрансформаторов. При выборе ответвлений выравнивающих автотрансформаторов и трансреактора ТА V для снижения I'_{НБ, ТОРМ, НАЧ} кроме заводского технического описания защиты могут использоваться табл. 5 и 6.

В плече защиты на основной стороне выравнивающие автотрансформаторы могут не использоваться, если получаемая при этом кратность тока

позволяет обеспечить требуемую термическую стойкость реле защиты с учетом возможной перегрузки защищаемого оборудования.

С учетом высокой чувствительности защиты и ограниченного диапазона регулирования коэффициента торможения целесообразно осуществлять процентное торможение от токов всех плеч защиты, что сокращает число рассматриваемых расчетных режимов, упрощает расчет и повышает надежность защиты на несрабатывание.

Опыт эксплуатации защиты ДЗТ-21 показывает, что при числе плеч защиты более четырех возможно подключение трех приставок дополнительного торможения ПТ-1 без ухудшения технических характеристик защиты.

При необходимости повышения чувствительности защиты, двух- и трехобмоточных трансформаторов подстанций при наличии питания только со стороны высшего напряжения и отсутствия параллельной работы на стороне среднего напряжения можно торможение осуществлять только от токов на приемных сторонах, если на подстанции нет синхронных двигателей. Использование торможения только от токов приемных сторон обеспечивает отсутствие торможения от токов внутренних КЗ.

Ответвления промежуточных трансформаторов тока ТА цепи торможения реле и приставки дополнительного торможения I'_{НБ, ТОРМ, PACЧ} рассчитывается исходя из вторичного тока I_{НОМ, В} в плече защиты соответствующего номинальной мощности защищаемого трансформатора (проходной для автотрансформатора) и выбранных коэффициентов трансформации K_AT выравнивающих автотрансформаторов, если последние используют на рассматриваемой стороне, по выражению

Принимаются ответвления I_ОТВ,TOPM,НОМ с номинальным током, ближайшим к расчетному I_ОТВ,TOPM,PAC Уставка начала торможения I_ОТВ,НОМ (см. рис. 14), т. е. отношение вторичного тока начала торможения к номинальному току I_ОТВ,TOPM,НОМ принятого ответвления промежуточных трансформаторов тока ТА цепи торможения и приставки дополнительного торможения, должна приниматься: I_{ТОРМ НАЧ} = 1, когда торможение осуществляется от токов всех плеч защиты; I_{ТОРМ НАЧ} = 0,6, когда торможение осуществляется от токов не всех плеч защиты.

При таком выборе уставки начала торможения отсутствие торможения будет обеспечиваться при первичных токах меньше указанных:

для уставки: I_{ТОРМ НАЧ} = 1

для уставки

где k_ТОК1, k_ТОК2,..., k_ТОКN - коэффициенты токораспределения соответственно для плеч 1,2,..., п защиты в рассматриваемом режиме. В (20) члены соответствующие плечам защиты, от которых торможение не осуществляется, равны 0.

При выборе I_ОТВ,TOPM,НОМ = I_{ОТВ,TOPM,РАСЧ} во всех плечах защиты, участвующих в рассматриваемом режиме, (19) и (20) примут соответственно вид

Если в (20) токи I_{ОТВ,TOPM,РАСЧ} значительно превышают соответствующие токи I_ОТВ,TOPM,НОМ, то в целях обеспечения отсутствия торможения в нагрузочном режиме от тока I_НОМ и при осуществлении торможения не от всех плеч защиты следует принимать I_TOPM,HАЧ = 1. При этом вместо коэффициента 1,2 в (20) надо принимать коэффициент, равный 2.

Первичные токи начала торможения I_{TOPM,HАЧ,П} пo (19)-(20) являются расчетными при выборе минимального тока срабатывания защиты при отсутствии торможения I_{C,3 min} и входят в (6)—(8).

Коэффициент торможения I_TOPM, равный тангенсу угла наклона тормозной характеристики реле (см. рис. 14), выбирается по условию отстройки (в совокупности с другими факторами) защиты от тока небаланса переходного режима внешнего КЗ:

где I_{НБ, РАСЧ, В} — относительный максимальный расчетный вторичный ток небаланса, подводимый к ответвлению трансреактора реле ТА V при расчетном внешнем металлическом КЗ, от которого защита должна быть отстроена соответствующим выбором коэффициента торможения I_{TOPM,РАСЧ,B,} min - относительный ток срабатывания реле при отсутствии торможения (у ставка минимального тока срабатывания), определяемый по (15) или (15а); 0,5 2 I_{TOPM,РАСЧ,B} ~ полусумма относительных вторичных токов, подводимых к ответвлениям промежуточных трансформаторов тока ТА цепи торможения реле и приставок дополнительного торможения при расчетном внешнем КЗ; I_TOPM,HАЧ — относительный вторичный ток начала торможения (уставка начала торможения); k_ОТС — коэффициент отстройки, принимаемый равным 1,5.

Значения всех токов, входящих в (23), рассчитываются по отношению к принятым ответвлениям в соответствующей цепи реле: рабочих токов — трансформатора реле ТА V, тормозных токов — промежуточных трансформаторов тока ТА цепи торможения реле или приставок дополнительного торможения.

Относительный ток небаланса I_{НБ, РАСЧ, В} состоит из трех составляющих относительных расчетных вторичных токов небаланса, аналогичных (5)

Первая составляющая тока небаланса рассчитывается по формулам

где I_К,В — относительный вторичный ток расчетного внешнего КЗ, подводимый к ответвлению трансреактора реле ТА V от рассматриваемого плеча защиты; I_К — первичный ток расчетного внешнего КЗ в рассматриваемом плече защиты; I_ОТВ,НОМ — принятый номинальный ток ответвления трансреактора реле ТА V рассматриваемого плеча защиты.

Для обеспечения недействия защиты от тока небаланса переходного режима внешнего КЗ коэффициент, учитывающий переходный режим, k_ПЕР принимается равным 1,5—2.

Меньшее значение принимается при использовании на разных сторонах защищаемого оборудования однотипных трансформаторов тока (только встроенных или только выносных) и одинаковой схемы их соединения (например, в звезду). Большое значение принимается при использовании для защиты различных трансформаторов тока и разных схем их соединения (на одной из сторон в звезду, на другой — в треугольник).

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.

Вторая составляющая небаланса рассчитывается по выражению

где I_{К В a} и I_{К В b} — относительные вторичные токи при расчетном внешнем КЗ, подводимые к ответвлениям трансреактора реле ТА V от плеч защиты, соответствующих сторонам защищаемого оборудования, на которых производится регулирование напряжения; они рассчитываются по (26).

Третья составляющая тока небаланса рассчитывается по выражению

где I_{К В 1}, I_{К В 2} > I_{К В n} — относительные вторичные токи при расчет ном внешнем КЗ, подводимые к ответвлениям трансреактора реле ТА V от неосновных плеч 1,2,..., n защищаемого оборудования; рас считываются по (26);

где I_{К В ТОРМ 1}. I_{К В ТОРМ 2};... I_{К, В, ТОРМ} N - относительные вторичные токи при расчетном внешнем КЗ, подводимые к ответвлениям промежуточных трансформаторов тока ТА цепи торможения реле и приставок дополнительного торможения от всех плеч 1, 2,..., п защиты основной и неосновных сторон защищаемого оборудования, от которых осуществляется торможение; рассчитываются по выражению

где I_K — первичный ток расчетного внешнего КЗ в рассматриваемом плече зашиты.

В (23)

где I_ТОРМ,НАЧ,П, берется из (19) или (20).

За расчетный для выбора k_ТОРМ принимается режим, при котором I_ТОРМ получается максимальным. Из (23) видно, что при незначительно изменяющемся I_ТОРМ,НАЧ и постоянном значении I_С,Р максимальное значение I_ТОРМ будет при максимальном значении I_{HБ, РАСЧ, В} и соответствующем ему минимальном значении I_{ТОРМ, РАСЧ, В} выбора расчетного режима, как правило, необходимо рассмотреть режимы сквозных КЗ, при которых через защиту протекают максимальные и минимальные вторичные токи. Часто расчетным режимом, определяющим I_ТОРМ является именно режим с минимальным сквозным током КЗ. Если торможение осуществляется не от всех плеч защиты, то должны быть рассмотрены режимы, когда полный ток сквозного КЗ проходит по плечу защиты, от которого нет торможения.

Уставка I_ТОРМ выставляется на реле с помощью переменного резистора R12.

Ток срабатывания отсечки определяется по условиям отстройки от броска намагничивающего тока трансформатора (автотрансформатора) и от максимального тока небаланса при переходном режиме расчетного внешнего металлического КЗ. Отстройка от броска намагничивающего тока трансформатора, а тем более автотрансформатора, надежно обеспечивается уже при минимальной уставке на реле по току срабатывания отсечки, равной I_HOM если ответвления рабочей цепи реле с тех сторон, с которых может быть подано напряжение толчком, выбраны примерно равными вторичным номинальным токам в соответствующих плечах защиты (I_{ОТВ, НОМ},_В).

При выборе ответвлений рабочей цепи реле значительно меньшими вторичных номинальных токов в указанных плечах защиты должна приниматься большая уставка отсечки (9 I_{ОТВ, НОМ}). Выбор относительного тока срабатывания реле отсечки I_ОТС пo условию отстройки от максимального тока небаланса при переходном режиме расчетного внешнего КЗ производится по выражению

где k_ОТС - коэффициент отстройки, принимаемый равным 1,5; I_{HБ, РАСЧ, В} рассчитывается для рассматриваемого расчетного режима по (24)—(28).

При расчете первой составляющей тока небаланса I_{HБ,РАСЧ,В} по (25) коэффициент отстройки, учитывающий, что отсечка не реагирует на импульс тока небаланса в первый период от возникновения КЗ, а реагирует на среднее значение напряжения на вторичной обмотке трансреактора TAV, следует принимать:

• k_ПЕР =1,5-2,5 - при использовании на разных сторонах защищаемого оборудования однотипных трансформаторов тока (только встроенных или только выносных);
• k_ПЕР = 2-3 - при использовании на разных сторонах защищаемого оборудования разнотипных трансформаторов тока.

Меньшие значения k_ПЕР принимаются при одинаковой схеме соединения трансформаторов тока защиты на разных сторонах (например, в звезду), большие значения — при разных схемах соединения трансформатора тока защиты (на одной стороне в звезду, на другой - в треугольник).

Первичный ток срабатывания отсечки

Чувствительность защиты (ее чувствительного органа) определяется при металлическом КЗ в зоне защиты. Рассматриваемые режимы, обусловливающие минимальный ток при расчетном виде КЗ, выбираются в соответствии с [12] и [14].

Коэффициент чувствительности вычисляется по выражению

и не должен быть менее значений, определенных по ПУЭ.

Следует отметить, что, как правило, чувствительность защиты при I_С,З ⁼ 0,3 I_НОМ обеспечивается с большим запасом, поэтому необходимость в ее расчете возникает лишь в особых случаях, характеризуемых очень малыми токами КЗ в защищаемой зоне, при которых возможны значения k_Ч < 2.

Чувствительность дифференциальной токовой отсечки не определяется, так как она является вспомогательным элементом, назначение которого предотвращать недопустимое замедление или отказ в срабатывании защиты при больших кратностях тока, когда чувствительный орган может сработать с большим замедлением или не сработать из-за искажения формы кривой вторичного тока в переходном режиме КЗ (например, при значительном насыщении трансформаторов тока) и торможения вследствие этого чувствительного органа защиты токами 2-й и более высоких гармоник.

Для обеспечения расчетной чувствительности и требуемого быстродействия защиты трансформаторы тока защиты должны проверяться по условию 10%-ной погрешности по кривым предельных кратностей [4].

1. Определяются первичные токи для всех сторон защищаемого оборудования, соответствующие его номинальной мощности, для блоков генератор-трансформатор (генератор-автотрансформатор) - соответствующие номинальной мощности трансформатора (проходной мощности автотрансформатора):

2. По первичным токам определяются соответствующие вторичные токи в плечах защиты Iном в с учетом коэффициентов трансформации трансформаторов тока K_I и коэффициента схемы k_CX по (10).

3. Выбирается ответвление I_{ОТВ, НОМ, ОШ} трансреактора реле ТА V или выравнивающих автотрансформаторов (если они используются в плече защиты на рассматриваемой стороне) для стороны, принятой в расчете за основную, по (9).

4. Выбираются ответвления трансреактора реле TAV выравнивающих автотрансформаторов для других неосновных сторон I_{ОТВ НОМ НЕОСН} по (11).

5. Определяются стороны, на которых используется торможение, и уставка начала торможения I_{ТОРМ, НАЧ} равная 1 или 0,6.

6. Выбираются ответвления I_{ОТВ, ТОРМ, НОМ} промежуточных трансформаторов тока ТА цепи торможения реле или приставок дополнительного торможения исходя из вторичных токов I_{НОМ В} в плече защиты и коэффициентов трансформации К_АТ выравнивающих автотрансформаторов тока, если они используются в плече защиты, I_{ОТВ, ТОРМ, НОМ}

7. Определяется расчетный ток небаланса в режиме внешнего КЗ, соответствующий началу торможения I_{НБ, ТОРМ, НАЧ П} (5)—(8). Ток начала торможения I_{ТОРМ,НАЧ,П} определяется по (19) или (20) в зависимости от выбранной выше схемы процентного торможения по п. 5.

8. Определяется первичный минимальный ток срабатывания защиты при отсутствии торможения I_{C,3 min} (ее чувствительного органа) по (1), (2) и (4) и относительный минимальный ток срабатывания защиты I_{C,3 min} по (14).

9. Определяются относительные минимальные токи срабатывания реле I_{C,P min}. Для всех плеч защиты по (15) или (15а), соответствующие рассчитанному выше по п. 8 току I_{C,3 min}. Уставка I_{C,P min}, выставляемая на реле с помощью переменного резистора R13, принимается равной большему из полученных значений.

Определяются действительные токи срабатывания чувствительного органа защиты для всех плеч защиты, соответствующие принятой уставке I_C,P:

10. Определяется коэффициент торможения защиты I_ТОРМ по (23). Значения величин, входящих в (23), для расчетных внешних КЗ определяются по (24) — (31).

Уставка I_ТОРМ принимается равной максимальному из полученных по (23) значению в рассматриваемых расчетных режимах и выставляется на реле с помощью переменного резистора R12.

11. Определяется относительный ток срабатывания реле отсечки I_C,P,ОТС по (32).

Уставка отсечки (6 I_{ОТВ, НОМ} или 9 I_{ОТВ, НОМ}) принимается ближайшей большей значения, рассчитанного по (32).

12. Определяется значение коэффициента чувствительности k_Ч по (34) в режимах с минимальными токами КЗ в защищаемой зоне.

Назначение, виды и размещение защиты. Защита трансформаторов и автотрансформаторов от сверхтоков является резервной, предназначенной для отключения их от источников питания как при повреждениях самих трансформаторов (автотрансформаторов) и отказе основных защит, так и при повреждениях смежного оборудования и отказах его защиты или выключателей. При отсутствии специальной защиты шин защита трансформаторов (автотрансформаторов) от сверхтоков осуществляет также защиту этих шин.

Рис. 4.20. Примеры размещения защит от сверхтоков на повышающих двухобмоточном (а) и трехобмоточном (б) трансформаторах:
TA1 — трансформаторы тока соединены в схему фильтра токов нулевой последовательности;
ТА2 и ТАЗ — то же в схему полной или неполной звезды, КА0 — защита нулевой последовательности; КА — защита от между фазных КЗ.

Рис. 4.21. Примеры размещения защит от сверхтоков при междуфазных КЗ на понижающих трансформаторах:
а — двухобмоточном; б — трехобмоточном при отсутствии питания со стороны обмотки среднего напряжения, в — двухобмоточном, питающем две секции шин.

В качестве защиты от сверхтоков при междуфазных КЗ используются максимальная токовая защита, максимальная токовая защита с пуском от напряжения, максимальная направленная защита максимальная токовая защита обратной последовательности. Для защиты от сверхтоков при однофазных КЗ используются максимальная токовая защита и максимальная направленная защита нулевой последовательности. Защита от сверхтоков при междуфазных КЗ устанавливается со стороны источника питания, а при нескольких источниках питания — со стороны главных источников. Защита от сверхтоков при однофазных КЗ устанавливается со стороны обмоток, соединенных в схему звезды с заземленной нулевой точкой.

На рис. 4.20 приведены примеры размещения защиты от сверхтоков повышающих трансформаторов и автотрансформаторов. На двухобмоточном трансформаторе (рис. 4.20, а) предусматривается защита от сверхтоков при междуфазных КЗ со стороны шин генераторного напряжения с действием на все выключатели трансформатора и максимальная токовая защита нулевой последовательности со стороны обмотки ВН с действием на выключатель этой обмотки.

На трехобмоточном трансформаторе при отсутствии питания со стороны обмотки среднего напряжения (рис. 4.20, б) устанавливаются два комплекта защиты от сверхтоков при междуфазных КЗ: один со стороны среднего напряжения с действием на выключатель обмотки этого напряжения и второй со стороны шин генераторного напряжения с двумя выдержками времени. С одной выдержкой времени защита действует на отключение выключателя со стороны обмотки ВН, а с другой (большей) — на отключение всех выключателей трансформатора. Кроме того, со стороны обмотки ВН устанавливается максимальная токовая защита нулевой последовательности.

Рис. 4.22. Принципиальная схема максимальной токовой защиты с пуском по напряжению.

Аналогично выполняется защита от сверхтоков при междуфазных КЗ автотрансформаторов, при отсутствии питания со стороны среднего напряжения. Максимальная токовая защита нулевой последовательности автотрансформаторов устанавливается со стороны высшего и среднего напряжений, причем одна из них выполняется направленной.

На рис. 4.21 приведены примеры размещения защиты от сверхтоков понижающих трансформаторов. На двухобмоточнгм трансформаторе с односторонним питанием (рис.,4.21, а) устанавливается один комплект защиты со стороны источника питания, действующий на отключение всех выключателей. На трехобмоточном трансформаторе с односторонним питанием (рис. 4.21, б) устанавливаются два комплекта защиты. Один комплект со стороны обмотки НН действует на отключение выключателя этой обмотки. Другой комплект со стороны обмотки ВН действует с двумя выдержками времени, с меньшей — на отключение выключателя обмотки СН и с большей — на отключение всех выключателей трансформатора. Аналогично выполняется защита понижающих автотрансформаторов при отсутствии питания со стороны обмотки среднего напряжения.

На двухобмоточном трансформаторе, питающем две секции шин, например, через сдвоенный реактор (рис. 4.21, в), устанавливается три комплекта защиты; один со стороны источника питания и два со стороны каждого ответвления к секциям шин.

Схемы защит от сверхтоков. Схемы максимальных токовых и максимальных направленных защит от междуфазных КЗ и нулевой последовательности были рассмотрены в гл. 6 и 7. Кроме рассмотренных схем, для защиты трансформаторов и автотрансформаторов применяется максимальная токовая защита с пуском от напряжения и максимальная токовая защита обратной последовательности. Принципиальная схема максимальной токовой защиты с пуском от напряжения приведена на рис. 4.25.

Рис. 4.24. Принципиальная схема максимальной токовой защиты обратной последовательности с приставкой для действия при трехфазных КЗ: а— цепи тока; б — цепи напряжения; в — цепи оперативного постоянного тока.

Как видно из схемы, последовательно с контактами токовых реле КА1 1 и КА2.1 в цепи обмотки реле времени КТ включен контакт промежуточного реле KL.1- Это реле фиксирует положение контактов пускового органа напряжения KV2, который состоит из фильтра-реле напряжения обратной последовательности ZV2 типа РНФ-1 и минимального реле напряжения KV1. Напряжение на реле KV1 подается через контакт KV2.1 реле, включенного через фильтр напряжения обратной последовательности ZV2. При всех видах двухфазных КЗ вследствие возникновения напряжения обратной последовательности реле KV2 срабатывает и снимает напряжение с реле KV1, которое при этом также срабатывает и подает плюс на контакты токовых реле КА1.1 и КА2.1. При трехфазных КЗ напряжение обратной последовательности отсутствует, и поэтому реле KV2 не работает. Однако в этом случае сработает реле KV1, включенное на междуфазное напряжение, вследствие снижения напряжения на всех фазах.

Принципиальная схема максимальной токовой защиты обратной последовательности приведена на рис. 4.26. Схема состоит из фильтра-реле тока обратной последовательности типа РТ-2 (КА2 и ZA2) и реле времени КТ. В таком виде защита действует только при несимметричных КЗ. Поэтому часто для обеспечения действия защиты при трехфазных КЗ токовую защиту обратной последовательности дополняют приставкой, состоящей из токового реле КА1 и реле минимального напряжения KV (рис. 4.26). Приставка действует на то же реле времени.

Рис. 4.25. Структурная схема дистанционной защиты.

На мощных трансформаторах и автотрансформаторах, связывающих между собой основные сети напряжением 750—110 кВ, в качестве резервной защиты от внешних междуфазных КЗ применяется дистанционная защита. Применение ступенчатой дистанционной защиты позволяет обеспечить необходимую чувствительность к удаленным КЗ, а также селективность с аналогичными защитами линий электропередачи.

На рис. 4.25 приведена структурная схема панели типа ПЗ-5, устанавливаемой на трансформаторах и автотрансформаторах большой мощности. Защита содержит дистанционные ступени KZ1 и KZ2, блокировку при качаниях АКВ и блокировку при неисправности цепей напряжения KBV. Взаимодействие этих элементов осуществляется с помощью промежуточных реле и реле времени, которые на рис. 4.27 условно показаны в виде логического блока D. Цепи отключения и сигнализации защиты объединены в выходном блоке А. Дистанционные ступени защиты осуществлены с помощью комплектных реле сопротивления типов КРС-2 (первая ступень) и КРС-3 (вторая ступень), применяемых в панелях дистанционных защит линий 110—500 кВ.

Обычно токовые цепи дистанционной защиты включаются на ТТ, встроенные во втулки обмоток среднего или высшего напряжения трансформатора или автотрансформатора. Направленность при этом осуществляется в сторону шин соответствующего напряжения. Цепи напряжения защиты обычно подключаются к ТН стороны низшего напряжения трансформатора (автотрансформатора). При этом необходимо учитывать группу соединения обмоток силового трансформатора (автотрансформатора), так чтобы к реле сопротивления подводилось напряжение, соответствующее по фазе токам, на которые подключены токовые цепи защиты. Кроме того, при подключении цепей напряжения защиты к ТН стороны низшего напряжения необходимо учитывать падение напряжения от тока нагрузки в обмотке низшего напряжения трансформатора (автотрансформатора).

На рис. 4.5 показаны отключающие цепи защиты ПЗ-5, направленной в сеть среднего напряжения автотрансформатора. Каждая ступень дистанционной защиты в данном случае выполнена с тремя выдержками времени: первая (t₁ и t₅) — на отключение секционного QB (или шиносоединительного QA) выключателя шин среднего напряжения; вторая (t₂ и t₆) — на отключение выключателя стороны среднего напряжения автотрансформатора; третья (t₃ и t₇) — на полное отключение автотрансформатора.

Перегрузка трансформаторов (автотрансформаторов) обычно бывает симметричной. Поэтому защита от перегрузки выполняется с помощью максимальной токовой защиты, включенной на ток одной фазы. Защита действует с выдержкой времени на сигнал, а на необслуживаемых подстанциях — на разгрузку или отключение трансформаторов (автотрансформаторов).

На двухобмоточных трансформаторах защита от перегрузки устанавливается со стороны основного питания. На трехобмоточных трансформаторах при двустороннем питании — со стороны основного питания и со стороны обмотки, где питание отсутствует, а при трехстороннем питании — со всех трех сторон.

Рис. 4.26. Размещение защит от перегрузки автотрансформатора с трехсторонние
питанием: а — цепи переменного тока; б — оперативные цепи.

На автотрансформаторах с трехсторонним питанием (рис. 4.26) защита от перегрузки устанавливается со стороны основного питания КА1, со стороны высшего напряжения КА2 и со стороны выводов обмотки автотрансформатора к нулевой точке (нейтрали) КАЗ для контроля за перегрузкой общей части обмотки. Кроме того, на повышающих автотрансформаторах с трехсторонним питанием устанавливается защита от перегрузки стороны среднего напряжения КА4 в режиме, когда в обмотке НН нет тока. Необходимость этой защиты вызывается тем, что в таком режиме пропускная мощность автотрансформаторов снижается. Защита КА4 от перегрузки стороны среднего напряжения вводится в действие контактом реле КА5.1, который замыкается при исчезновении тока в обмотке НН.

Ток срабатывания защиты от перегрузки определяется по формулам;

где kн = 1,05—коэффициент надежности отстройки; kсх—коэффициент схемы; kв — коэффициент возврата реле; Iном — номинальный ток обмотки стороны трансформатора (автотрансформатора), на которой установлена рассматриваемая защита.

Область применения, принцип действия и устройство газовых реле. Газовая защита устанавливается на трансформаторах, автотрансформаторах и реакторах с масляным охлаждением, имеющих расширители.

Применение газовой защиты является обязательным на трансформаторах (автотрансформаторах) мощностью 6300 кВА и более, а также на трансформаторах (автотрансформаторах) мощностью 1000—4000 кВА, не имеющих дифференциальной защиты или отсечки и если максимальная токовая защита имеет выдержку времени 1 с и более. На трансформаторах мощностью 1000—4000 кВА применение газовой защиты при наличии другой быстродействующей защиты допускается, но не является обязательным. Применение газовой защиты является обязательным также на внутрицеховых трансформаторах (автотрансформаторах) мощностью 630 кВА и более независимо от наличия других быстродействующих защит.

Действие газовой защиты основано на том, что всякие, даже незначительные, повреждения, а также повышенные нагревы внутри бака трансформатора (автотрансформатора) вызывают разложение масла и органической изоляции, что сопровождается выделением газа. Интенсивность газообразования и химический состав газа зависят от характера и размеров повреждения. Поэтому защита выполняется так, чтобы при медленном газообразовании подавался предупредительный сигнал, а при бурном газообразовании, что имеет место при коротких замыканиях, происходило отключение поврежденного трансформатора (автотрансформатора). Кроме того, газовая защита действует на сигнал и на отключение или только на сигнал при опасном понижении уровня масла в баке трансформатора или автотрансформатора.

Газовая защита является универсальной и наиболее чувствительной защитой трансформаторов (автотрансформаторов) от внутренних повреждений. Она реагирует на такие опасные повреждения, как замыкания между витками обмоток, на которые не реагируют другие виды защит из-за недостаточного значения тока при этом виде повреждения.

Рис. 4.27. Установка газового реле на трансформаторе:
1 — газовое реле; 2 — кран; 3 — подкладки для создания необходимого уклона крышка трансформатора (автотрансформатора).

Газовая защита осуществляется с помощью специальных газовых реле, которые подразделяются на поплавковые, лопастные и чашечные.

Газовое реле представляет собой металлический кожух, врезанный в маслопровод между баком трансформатора (автотрансформатора) и расширителем, как показано на рис. 4.27. Реле заполнено маслом. Кожух реле имеет смотровое стекло со шкалой, с помощью которой определяется объем скопившегося в реле газа. На крышке газового реле имеется краник для выпуска воздуха и взятия пробы газа для его анализа, а также расположены зажимы для подключения кабеля к контактам, находящимся внутри кожуха. У поплавковых реле внутри кожуха укреплены на шарнирах два поплавка, представляющих собой полые металлические цилиндры (или пластмассовые шарики). На поплавках укреплены ртутные контакты, соединенные с выводными зажимами на крышке реле.

Рис. 4.28. Устройство поплавкового газового реле типа ПГ22.

Ртутный контакт представляет собой стеклянную запаянную колбочку с впаянными в ее верхнюю часть двумя контактами. Колбочка содержит небольшое количество ртути, которая при определенном положении колбочки замыкает между собой оба контакта. чем создается цепь через реле.

Конструкция наиболее распространенного газового реле типа ПГ-22 показана на рис. 4.28. Верхний поплавок является сигнальным элементом защиты. Нормально, когда реле полностью заполнено маслом, поплавок всплывает и его контакт при этом разомкнут. При медленном газообразовании газы, поднимающиеся к расширителю, постепенно заполняют верхнюю часть реле и вытесняют масло.

Рис. 4.29. Устройство лопастного газового реле фирмы AEG-Union:
1 — кожух; 2 — коробка зажимов; 3 — сигнальный поплавок; 4 — отключающий поплавок; 5 — лопасть; б — ртутные контакты; 7 — стержень для опробования отключающего элемента; 8— кран; 9 — зажимы; 10 — пробка; 11— экран; 12 — пробка; 13 — экран.

С понижением уровня масла в реле поплавок, опускаясь, поворачивается на своей оси, вследствие чего происходит замыкание ртутных контактов в цепи предупредительной сигнализации. При дальнейшем медленном газообразовании реле не может подействовать на отключение, так как оно заполняется газом лишь до верхней кромки отверстия маслопровода, после чего газы будут выходить в расширитель. Аналогично работает сигнальный элемент и при понижении уровня масла в реле по другим причинам, например из-за утечки масла из бака трансформатора или понижения температуры. Нижний поплавок, расположенный против отверстия маслопровода, является отключающим элементом реле.

Рис. 4.30. Устройство отключающего элемента газового реле чашечного типа.

При бурном газообразовании вследствие повышения давления в баке трансформатора (автотрансформатора) возникает сильный поток масла и газа в расширитель через газовое реле. При скорости движения потока газов и масла 0,5 м/с нижний поплавок, находящийся на пути движения потока, опрокидывается и происходит замыкание его ртутных контактов в цепи отключения. Благодаря тому, что при КЗ в трансформаторе (автотрансформаторе) сразу возникает бурное газообразование, газовая защита производит отключение с небольшим временем —0,1—0,3 с. Отключающий элемент работает так же при большом понижении уровня масла в корпусе реле.

У лопастных реле сигнальный элемент выполняется так же, как у поплавковых, а отключающий состоит из поплавка и поворотной лопасти, механически связанных с общим ртутным контактом, действующим на отключение.

Пример лопастного реле приведен на рис. 4.29. Лопасть 5 расположена против входного отверстия реле со стороны бака трансформатора (автотрансформатора) и действует так же, как поплавок у реле ПГ-22. Для регулирования скорости срабатывания в пределах 0,5—1,5 м/с предусмотрена возможность изменения площади лопасти, на которую воздействует поток газов и масла. Отключающий поплавок 4 защищен от потока масла и газов экраном 11 и поэтому срабатывает только при понижении уровня масла. Если действие на отключение при понижении уровня масла не требуется, то оно может быть выведено ввертыванием пробки 12.

У чашечных реле вместо поплавков используются открытые металлические чашки и вместо ртутных контактов обычные открытые контакты, работающие непосредственно в масле. Принцип действия отключающего элемента чашечного реле показан на рис. 4.30. Открытая чашка 1 с ушком 2 может поворачиваться на оси 3. С чашкой связана колодка 4, на которой укреплены подвижный контактный мостик 5, лопасть 6 и пластина 7, сцепленная с нижним концом пружины 8. Верхний конец пружины 8 и неподвижные контакты 9 укреплены на неподвижной части газового реле. Сигнальный и отключающий элементы помещены в корпус 10 (такой же, как у газового реле типа ПГ-22). Сигнальный элемент выполнен аналогично, но чашка не имеет лопасти.

Нормально, когда корпус реле полностью заполнен маслом, верхняя и нижняя чашки тоже заполнены маслом и удерживаются в исходном положении пружинами 8.

При понижении уровня масла в корпусе реле вследствие скопления газа в его верхней части верхняя чашка под воздействием момента, создаваемого весом масла, находящегося в чашке и превышающего момент пружины 8, поворачивается на оси 3. При этом контактный мостик 5 замыкает неподвижные контакты 9 в цепи предупредительной сигнализации. Аналогично срабатывают сигнальный и отключающий элементы при понижении уровня масла в корпусе реле по другим причинам, например при утечке масла из бака трансформатора (автотрансформатора) или понижении температуры. При этом отключающий элемент, расположенный ниже сигнального, срабатывает при более глубоком понижении уровня масла в реле.

Рис. 4.31. Газовое реле типа BF80IQ

Предусматривается следующее использование элементов газового реле: при слабом газообразовании — на сигнал и при интенсивном — на отключение. Допускается действие на сигнал как при слабом, так и при сильном газообразовании на трансформаторах (автотрансформаторах), имеющих дифференциальную защиту или отсечку, трансформаторах не имеющих выключателей, а также внутрицеховых трансформаторах мощностью 1600 кВА и менее при наличии защиты от КЗ со стороны источника питания. Для обеспечения действия газовой защиты на отключение при кратковременном замыкании контактов газового реле выполняется подхват отключающего импульса.

Большое распространение в последние годы получили газовые реле, изготовленные в ГДР: реле Бухгольца (типа BF80/Q) и струйные реле (типа URF 25/10). Реле BF 80/Q (рис. 4.31) имеет .сигнальный и два отключающих элемента. Сигнальный элемент управляется шарообразным пластмассовым поплавком 1. Отключающий элемент, кроме такого же поплавка 3, содержит пластину 2, установленную поперек потока масла и маслогазовой смеси. Контактная система сигнального и отключающего элементов выполнена при помощи магнитоуправляемых гер конов (см. гл. 3), замыкание которых происходит при воздействии на них постоянных магнитов, перемещаемых поплавками и поворотной пластиной. В отключающем элементе постоянный магнит можно установить в одном из трех положений, соответствующих следующим уставкам скорости срабатывания: 0,65—1—1,5 м/с.

Время срабатывания реле зависит от кратности действительной скорости потока масла по отношению к уставке. При кратности 1,25 время срабатывания не превышает 0,15 с; при кратности 1,5—не более 0,1 с. Коммутационная способность контактов: 2 А при 220 В постоянного тока, переходное сопротивление контактов не более 0,3 Ом. Реле снабжено устройством для ручного опробования работоспособности обоих элементов. Реле имеет кран для отбора проб газа. На трансформаторах с регулированием под нагрузкой коэффициента трансформации (РПН) для защиты устройства РПН от повреждений внутри его бака применяется газовое реле типа URF 25/10, называемое струйным. Эти реле имеют один отключающий элемент, реагирующим органом которого является поворотная пластина, установленная поперек потока маслогазовой смеси; как и у реле типа BF80/Q, поворотная пластина при срабатывании реле перемещает постоянный магнит, который переключает геркон. При срабатывании реле поворотная пластина фиксируется в сработавшем положении до возврата вручную. Это не дает возможности включить в работу трансформатор, отключившийся газовой защитой, до принятия необходимых мер и ручного возврата струйного реле. Для возврата отключающего элемента реле предусмотрено устройство, которое служит также и для опробования работоспособности реле.