Автор: Фигурнов Е.П.
Теги: электротехника электроэнергетика электрические сети релейная защита трансформаторы тяговые подстанции учебник для студентов желдориздат
ISBN: 5-94069-013-0
Год: 2002
Текст
£ П Нигурю/р
Р ЕЛЕЙНАЯ
ЗАПИТА
Е. П. Фигурнов
РЕЛЕЙНАЯ ЗАЩИТА
Утвержден^
Департаментом кадров и учебных заведений
МПС России
в качестве учебника для студентов вузов
железнодорожного транспорта
Москва
2002
УДК 621.316.925 (075.8)
БЕК 31.27-05 я73
Ф49
Фигурнов Е. П. Релейная защита. Учебник для вузов ж.-д.
трансп. — М.: Желдориздат, 2002.720 с.
Изложены сведения о назначении н основных свойствах релейной защиты.
Рассмотрены измерительные преобразователи и Источники питания защиты.
Приведены описания основных видов реле и комплектов защиты. Рассмотрены
принципы, схемы и особенности защиты электрических сетей, синхронных
генераторов, электродвигателей н трансформаторов. Изложены методики рас-
чета параметров и сведения о защите тяговых сетей переменного и постоянно-
го тока от коротких замыканий н перегрузки. Рассмотрена защита элементов
тяговых подстанций. Приведены сведения о надежности и техническом обслу-
живании защит.
Учебник предназначен для студентов вузов железнодорожного транспорта,
может быть полезен слушателям курсов повышения квалификации, а также ин-
женерно-техническим работникам, занятым проектированием и эксплуатацией
релейной защиты.
Ил. 297, табл. 59, список лит. 112.
Рецензенты: зам. руководителя Департамента элетрификации и электро-
снабжения МПС России—А. П. Мезенцев;
д-р техн, наук, профессор, зав. кафедрой «Электроснабжение железных
дорог» ПГУПСа — А.Т. Бурков;
зав. отделом систем управления комплексного отделения «Тяговый под-
вижной состав и электроснабжение» ВНИИЖТа, канд. техн, наук —
В. В. Белов.
ISBN 5-94069-013-0
© Е.П. Фигурнов, 2002
© ИПКЖелдориздат,
оформление, 2002
ПРЕДИСЛОВИЕ
Релейная защита относится к числу основных дисциплин, формирую-
щих общепрофессиональную и специальную подготовку инженера в обла-
сти транспортной электроэнергетики по специальности «Электроснабжение
желетнодорожного транспорта». Освоение этой дисциплины предполагает
широкие междисциплинарные связи с предварительны м изучением важ-
нейших положений таких дисциплин как «Теоретические основы электро-
техники», «Метрология», «Вычислительная техника», «Электрические ма-
шины», составляющих фундамент электротехнической подготовки, цикла
общепрофессиональных дисциплин, объединеннь1х^онятйём)«Электро-
энергетика» (устройства и системы выработки, передачи, преобразования и
распределения электроэнергии), а также специальных дисциплин, посвя-
щенных изучению основ электроснабжения железных дорог, тяговым и по-
низительным подстанциям, контактной сети и электрическим линиям элект-
ропередач,автоматизации систем электроснабжения. По многим из этих дис-
циплин имеются зарекомендовавшие себя учебники для вузов, например
[1-8].
Учебник по дисциплине «Релейная защита» для транспортных вузов
не издавался уже 20 лет. За это время на смену электромеханическим
реле пришли сначала Полупроводниковые на дискретных элементах,
затем на интегральных микросхемах, наконец настает время микропро-
цессорных защит. Коренное изменение техники сопровождалось новы-
ми разработками в области теоретических основиметодов расчета за-
щитустрОйсттггяГбвогоэлекТроснабЖёнйя.1Гзменились>азтоЬремя
объем и содержание дисциплины. Все это требовало написанмя-нового.
учебника. Работа над ним велась несколько лет и автор с благодарнос-
тью отмечает полезные советы, помощь и поддержку своих коллег, со-
ратников и учеников, которые во многом способствовали завершению
этого труда. П. 3.6 написан совместно с Ю. И. Жарковым, п. 8.2 напи-
сан совместно с И. П. Петровым, глава Юнаписана соВместносТ. Е. Пет-
ровой, п. п. 12-1-12.3 написаны Е. А. Стороженко.
Автор выражает глубокую благодарность д. т. н. профессору
А. Т. Буркову, к. т. н. А. И. Бурьяноватому, к. т. н. В. В. Белову, к.т.н.
Г. В. Кузнецову, А. П. Мезенцеву за ценные советы и замечания, кото-
рые способствовали улучшению содержания книги, а также Т. Е. Пет-
ровой и И. П. Петрову, оказавшим неоценимую помощь при подготовке
рукописи к изданию.
3
ВВЕДЕНИЕ
Технический прогресс во всех отраслях связан с автоматизацией 1
технологических процессов и систем управления производством, как
важнейшим фактором повышения производительноститруда. На первом
этапе автоматизация использовалась в первую очередь для облегчения
труда и повышения его качества в отдельных наиболеетрудоемких опера-
циях, производственных процессах. Постепенно область автоматизации
расширилась до целых производств. Стали создаваться автоматизиро-
ванные системы управления отраслями.
Автоматизированная система управления электроснабжением
железнодорожного транспорта,(АСУЭ), которая находится в стадии ста-
новления, призвана обеспечить оптимальные условия передачи и распре-
деления электроэнергии железнодорожным и нетраиспортным потреби-
телям в нормальных и аварийных режимах. Нарушение нормального ре-
жима одного из элементов системы электроснабжения может повлечь за
собой нарушение всего процесса перевозок на значительном расстоянии.
Особенностью функционирования системы электроснабжения является,
в частности, быстротечность электромагнитных й электромеханических
процессов при аварийных ситуациях (нарушениях нормального режима),
вследствие чего диспетчерский или оперативный персонал не может ус-
петь вмешаться в эти процессы для предотвращения их развития.
Раздичакд-уетр^а^пя теологической и шггпойсгва системной
автоматики. Технологическая автоматика управляет локальными про-
цессами нормального режима на отдельных объектах и не оказывает
существенного воздействия на режим работы системы электроснабже-
ния в целом. К таким устройствам относятся, например, устройства ав-
томатического включения обдува силовых трансформаторов, освеще-
ния территорий и т.п. Системная автоматика осуществляет управление,
оказывающее заметное влияние на режим работы значительной части
системы электроснабжения.
Системная автоматика, в свою очередь, делится на автоматику уп-
равления в нормальных режимах и автоматику управления в аварийных
режимах. А втоматика управления в нормальных режимах обеспечи-
вает должный уровень напряжения и повышение экономичности. К ней
относятся, например, устройства автоматического регулирования напря-
жения на шинах тяговых подстанций. К автоматике управления в аза-
4
рийныхрежимах относятся устройства репейной зашиты, а также сете-
вая автоматика (автоматическое включение резерва, автоматическое по-
вторное включение, опробование контактной сети на наличие коротко-
го замыкания, определение места короткого замыкания и др.).
Являясь составной частью комплекса устройств автоматики, редей-
ная защита обладает в то же время спецификой, выделяющей ее в само-
стоятельные научное и научно-техническое направления, основы кото-
рых базируются на фундаментальных положениях теории стационар-
ных и нестационарных электромагнитных и электромеханических про-
цессов, теории надежности, математической логики, электрических ап-
паратов, электроники и микроэлектроники и др. Назначением релейной
защиты является локализация повреждений, предотвращение или сокра-
щение ущерба при внезапном возникновении повреждений или ненормаль-
ных режимов работы электроэнергетических устройств выработки, пе-
редачи, преобразования и распределения электроэнергии, обеспечение ус-
тойчивости, надежности и живучести систем электроснабжения.
Релейная защита является обязательной частью всех электроэнерге-
тических установок, объектов и систем напряжением 1 кВ и выше. Она
имеет особо важное и самостоятельное функциональное назначение,
представляет собой сложную^дшформационную систему, состоящую
из комплекса взаимосвязанных электромагаитГНьк, электронных и мик-
роэлектронных устройств, а также источников питания.
Защита первых электрических установок от коротких замыканий
осуществлялась с конца позапрошлого столетия плавкими предох-
ранителями. В начале XX века появились сначала реле тока, а потом
и реле напряжения. С 1910 года начинают использоваться токовые
защиты, дополненные реле направления мощности. Реле сопротив-
ления, как составная часть дистанционной защиты, стали выпускать-
ся в начале 20-х годов. Для реле тока и напряжения использовались
электромагнитные механизмы, реле направления мощности и сопро-
тивления выполнялись на индукционном принципе.
К началу 30-х годов относится появление высокочастотных защит
линий электропередач с электронными лампами. С конца 40-х годов
наметилась тенденция конструирования реле с использованием по-
лупроводниковых диодов и транзисторов. Уже в 60-х годах такие реле
стали получать все большее распространение и в настоящее время,
например, вместо индукционных реле направления мощности и со-
противления выпускаются полупроводниковые.
5
В 80-х годах стали появляться отдельныереле и комплекты защит,
выполненные с применением элементов микроэлектроники (аналоговых
и цифровых микросхем). Дальнейшая тенденция развития техники релей-
ной защиты связана с использованием микропроцессорных комплексов.
Такие комплексы осуществляют как функции релейной защиты, так и
ряд дополнительных и сервисных функций (автоматическое повторное
включение, определение места повреждения, фиксация параметров аварий-
ного режима и т.п.) с отображением на встроенном дисплее.
С развитием техники релейной защиты уменьшались ее габариты и
собственное потребление, улучшались ее характеристики, повышались
быстродействие, чувствительность и надежность, совершенствовались
алгоритмы функционирования. Все это позволяет более уверенно ре-
шать основную проблему: четкое разграничение аварийного и нормаль-
ного режимов.
История развития релейной защиты в довоенное время неразрывно
связана с именами таких крупных ученых как В. И. Иванов, Е. А. Карпо-
вич,П. Ф.Марголин,П. И.Рыжов,Л. Е.Соловьев,Ф. А.Ступельидр.
[9-11]. В послевоенные годы вышла обобщающая монография Г. И. Ата-
бекова [12], посвященная теоретическим основам релейной защиты. В
60-е годы сложились.'ццукш.белеедркие шкодылобласти релейной за-
щиты, которые оказывали решающее влияние на ее развитие в течение
нескольких десятков лет. Руководили ими выдающиеся ученые
А. М. Федосеев (Москва), В. Л. Фабрикант (Рига), А. Д. Дроздов (Но-
вочеркасск) [13-17]. Их деятельность пришлась на период расцвета Элек-
тромеханических реле, создания защит электрооборудования и сетей вы-
сокого и сверхвысокого напряжения, на период начала полупроводнико-
вой эры в устройствах защиты и автоматики.
Обобщающие сведения о релейной защите электрических систем в
80-90-х годах содержатся в [18-24 и др.].
Для защиты оборудования тяговых подстанций электрифицирован-
ных железных дорог используются в основном те же защиты, что и на
понизительных подстанциях энергосистем. Особое место занимают за-
щиты тяговых сетей, обладающие своей спецификой. В тяговых сетях
постоянного и переменного тока максимальные токи нагрузки являют-
ся соизмеримыми с минимальными (удаленными) токами короткого за-
мыкания и это обстоятельство вызывает существенные трудности для
защиты, которая должна четко разграничить эти режимы. Для этого за
6
щиту стремятся выполнить так, чтобы она реагировала на какие-либо
дополнительные признаки, характерные для нормальных и аварийных
режимов именно тяговых сетей.
В тяговых сетях постоянного тока защита от коротких замыканий
осуществляется главным образом с помощью автоматических быстро-
действующих выключателей, которые совмещают в себе функции за-
щиты и коммутации высоковольтной цепи. Большая работа по совер-
шенствованию таких выключателей выполнялась во Всесоюзном
(ныне— Всероссийском) научно-исследовательском институте
железнодорожного транспорта (ВНИИЖТ) под руководством И. И. Ры-
кова. В дополнение к этим выключателям применялись защиты, реаги-
рующие на уровень напряжения в контактной сети, в том числе и пред-
ложенные К. Г. Кучмой (Днепропетровский институт инженеров желез-
нодорожного транспорта—ДИИТ). Важное значение и большую прак-
тическую значимость имели работы по основам теории защит, реаги-
рующих на нестационарные процессы в тяговой сети. Эти работы в
Московском институте инженеров железнодорожного транспорта
(МИИТ-МГУПС) начинались Г. Г. Марквардтом. Их продолжение и ус-
пешное дальнейшее развитие осуществлено В. Н. Пупыниным. Основ-
ные достижения в этой области, относящиеся к 40-м годам, описаны в
[1], а к послевоенным — в [25].
Совершенствование защит тяговой сети постоянного тока в после-
дние десятилетия связано, в основном, с работами МИИТа
(В. Н. Пупынин) и ВНИИЖТа (В. Я. Овласюк). В конце 90-х годов в
разработке микропроцессорных защит стал принимать участие научно-
исследовательский институт электрофизической аппаратуры им.
Д. В. Ефремова (НИИЭФА).
В 60-х годах на отечественных железных дорогах началось интен-
сивное внедрение электрической под на однофазном переменном токе.
Для защиты тяговых сетей в этот период использовались реле тока и
индукционные реле сопротивления общепромышленного изготовления.
Условия их применения, атакже рекомендации по улучшению свойств
защиты были описаны в [25]. Электромагнитные и, особенно, индукци-
онные реле не могли обеспечить необходимые свойства защиты тяго-
вых сетей переменного тока и уже с конца 60-х годов они стали вытес-
няться, а вскоре и совсем вытеснились комплектами полупроводнико-
вых защит.
7
В эти годы Главное управление (ныне— департамент) электрифика-
ции и электроснабжения МПС (С. М. Сердинов, Г. В. Дмитриевский)
приступило к осуществлению технической политики интенсивного вне-
дрения систем автоматики и телеуправления в устройствах электроснаб-
жения тяги. Под руководством Н. Д. Сухопрудского (ВНИИЖТ) впер-
вые в мировой практике были разработаны электронные комплексы ав-
томатики и телеуправления для систем электроснабжения электрифици-
рованных железных дорог и налажено их массовое производство [26].
На этой же базе (СЕЙМА, МИАСС, ЛИСНА) под руководством В.Я.Ов-
ласюка и при участии В. В. Белова, В. А. Быкова, В. А. Зимакова и др.
наосновеглубоких теоретических и экспериментальных исследований
были созданы типовые электронные защиты тяговых сетей племенного
тока (УЗТБ, УЭЗФТ, УЭЗФП, УЭЗФМ) с улучшенными свойствами и
характеристиками, серийно выпускавшимися несколько десятилетий
Московским электромеханическим заводом МПС (МЭЗ ЦЭ МПС). Были
созданы устройства фидерной автоматики, защиты фидеров постоянно*
го тока, защиты трансформаторов, преобразовательных агрегатов и др.
[27, 28].
Заложенные в эти устройства(идеи, принципы,^Кническиерешения^
намного оперед H,T]£^OBej^jrexHHK итого периода?п5дтвер^ёнымно-
голегнеипраетикой применения, остаются актуальными и в настоящее
время при переходе элементной базы на микроэлектронику и микро-
процессорные комплексы.
В Ростовском институте инженеров железнодорожного транспорта
(РИИЖТ-РГУПС) начиная с 60-х годов под руководством автора прово-
дились работы по совершенствованию теории и практики защит тяговых
сетей, главным образом—переменноготока, повышению их техническо-
го совершенства и созданию новых принципов функционирования
(Ю. И. Жарков, Е. А. Стороженко, Ю. И. Блинников, А. В. Кукаркин и др.).
Оригинальные устройства с повышенным быстродействием и поме-
хоустойчивостью, с поперечными логическими связями и автоматизиро-
ванным контролем исправности (ЭЗПС, БПЗ, БПЗк, ФСТКЗ, УКЗН и др.)
поставлялись на железные дороги страны [29]. В развитии этого направле-
ния заметную роль играла Северо-Кавказская железная дорога (В. П. Кру-
чинин, М. Е. Поляков, В. И. Грушевский, В. В. Курганов) и Проектно-
конструкторское бюро департамента электрификации и электроснабжения
МПС—ПКБ ЦЭ МПС (Я. Д. Гуральник, В. И. Удод, В. М. Эрлих).
8
Интересные работы выполнялись в Омском (М. Г. Шалимов), Хаба-
ровском (Б. Е. Дынькин) и других вузах железнодорожного транспор-
та, а также на дорогах.
Теоретическим основам и практике релейной защиты устройств
электроснабжения тяги посвящены обобщающие работы [25,27-35].
В 90-х годах за рубежом и в России стали появляться опытные партии
цифровых защит с использованием микропроцессоров [36,37].
Релейная защита, как объект с особо высокой надежностью, должна
отвечать специальным нормативным требованиям. Эти требования со-
держатся в [38-49].
Целью подготовки студента по дисциплине «Релейная защита» являет-
ся формирование у него знаний, умений и представлений в области тео-
рии и практики применения релейной защиты, на основе которых он смо-
жет обеспечить ее проектирование, наладку и эксплуатацию в электри-
ческих устройствах, в том числе и на железнодорожном транспорте.
ЧАСТЬ 1
ОСНОВЫ РЕЛЕЙНОЙ ЗАЩИТЫ
m Основные понятия о релейной защите
............ ........ .......‘Т"—""
1.1. Назначение и структурная схема релейной защиты
В системах электроснабжения нередко внезапно возникают короткие
замыкания (к.з.) и другие ненормальные режимы работы. Различают
к.з. между фазами электрической установки (междуфазное к.з.), а так-
же между фазой и землей (замыкание на землю). В трансформаторах и
электрических машинах, кроме того, возможны межвитковые замыка-
ния в обмотке одной фазы. К,з. возникают вследствие дефектов, старе-
ния и загрязнения изоляции токоведущих частей, обрыва и схлестыва-
ния проводов при сильном ветре или гололеде, неисправности в цепях
электропод вижного состава, ошибочных переключений и т. п. Электри-
ческая дуга в месте замыкания способна вызывать пережоги, оплавле-
ние и разрушения электрического оборудования и распределительных
устройств, отжиг и обрыв контактных проводов. Разрушения оказыва-
ются тем значительнее, чем больше ток в дуг,е и время ее существова-
ния. Чтобы к.з. не вызвало большого ущерба, поврежденное электро-
оборудование необходимо как можно быстрее отключить.
К другим ненормальным режимам относят прежде всего перегрузки.
Этот режим характеризуется протеканием по неповрежденному оборудо-
ванию токов, превышающих длительно допустимое значение. Перегрузки
опасны вследствие чрезмерного повышения температуры токоведущих
частей и преждевременного старения изоляции. Снижение или увеличение
напряжения относительно предельных нормативных значений и качания в
энергосистеме также являются проявлением ненормальных режимов.
Ненормальные режимы, как и к.з., могут явиться причиной аварий,
т. е. порчей или разрушением оборудования, недоотпуском потребителям
электроэнергии. Чем быстрее отключается участок электрической систе-
мы, на котором произошло к.з. или возник ненормальный режим работы,
тем меньше возможностей для возникновения и развития аварий. За доли
секунды необходимо выявить такой участок и отключить как можно мень-
шую часть электрической системы, чтобы обеспечить бесперебойное элек-
троснабжение максимально возможного числа потребителей.
12
Отключение электрической системы осуществляется коммутацион-
ными аппаратами — высоковольтными выключателями, привод кото-
рых снабжен специальным механизмом. Для отключения выключателя
необходимо осуществить управляющее воздействие на этот механизм.
Автоматические устройства, служащие для выявления к.з. и ненормаль-
ных режимов и воздействующие в необходимых случаях на механизм
отключения выключателя или на сигнал, называютрелейной защитой.
Релейная защита выполняется с помощью реле. Реле — это автомати-
чески действующий аппарат, осуществляющий скачкообразные измене-
ния в управляемых системах при заданном значении воздействующей на
него величины. При этом под воздействующей понимается величина, на
которую должно реагировать реле (ток, напряжение, температура, поток
газовых пузырей и т. д.).
Релейная защита (рис. 1.1) состоит из одного или нескольких измери-
тельных органов ИО1, ИО2,.... логической частиЛЧи выходного органа
ВО. Каждый измерительный орган содержит измерительный элемент (схе-
му)ИС1, ИС2,и элемент (схему) сравнения СС1, СС2... На вход релей-
ной защиты ЛЛподаются один или несколько сигналов от трансформатора
тока ТА и трансформатора напряжения TV, несущих информацию о режимах
работы защищаемого объекта. Из-
мерительныеорганы анализируют
информацию о вход ных величинах
(значениях тока, напряжения, их со-
отношения или фазового угла меж-
ду ними и т. д.) и при определенных
условиях формируют дискретный
сигнал , поступающий на вход ло-
гической части. В измерительных
органах могут быть использованы
релетока, напряжения, сопротив-
ления и др.
В логической часта защиты вы-
ходные дискретные сигналы от
всех измерительных органов ана-
лизируются по опред еленной про-
грамме, формируется выдержка
времени защиты. Если выполня-
Рис 1.1. Структурная схема релейной
защиты
13
ются заранее заданные условия, то на выходеЛЧ появляется дискретный
сигнал, поступающий на вход выходного органа ВО, в котором сигнал
усиливается и поступает на катушку электромагнита отключения ЭО вык-
лючателя Q. Информацию о срабатываний релейной защиты в целом и ее
отдельных измерительных органов выдает блок сигнализации БС.
Релейная защита является частью комплекса устройств автоматики в
системе электроснабжения железных дорог. Вместе с устройствами ав-
томатического повторного включения (АПВ) и автоматического вклю-
чения резерва (АВР) релейная защита образует так называемую систему
противоаварийной автоматики (автоматики управления в аварийных
режимах).
Релейная защита, контролирующая состояние только одного объекта
и отключающая при аварийных режимах выключатель только данного
объекта, называется индивидуальной. Во многих случаях основные
свойства защиты (чувствительность, селективность, быстродействие)
улучшаются, если индивидуальные устройства взаимосвязаны.
Взаимная связь таких устройств может быть продольной и попереч-
ной. Продольная взаимная связь объединяет защиты АК1 и АК2 на раз-
ных концах (на входе и выходе) одного объекта, например, линии (рис.
1.2, а). Взаимная связь, при которой объединяются защиты АК1 и АК2
разных объектов, присоединенных к общим шинам, называется попе-
Продольная
Рис. 1.2. Взаимные связи релейных защит
речной (рис. 1.2, б).
До недавнего времени релейная
защита и другие устройства авто-
матики выполнялись только наре-
лейно-коигакгных элементах. В пос-
ледние десятилетия широко начали
применять электронныеустройства.
Это повышает надежность защит,
уменьшает их размеры, собствен-
ное потребление и эксплуатацион-
ныерасходы, а также позволяет ре-
ализовать совершенно новые фун-
кциональныезависимосги. Приме-
нениеполупроводниковойэлектро-
ники д ает возможность выполнить
релейную защиту вместе с други-
14
ми устройствами автоматики и телемеханики в виде единой системы, ком-
плекса.
Применение микроэлектроники и микропроцессорных систем еще
больше повышает эффективность релейной защиты и автоматики, от-
крывает перспективы для передачи функций релейной защиты и автома-
тики специальным управляющим вычислительным машинам, которые
будут управлять устройствами электроснабжения в нормальных и ава-
рийных режимах. В этой связи особое значение приобретает изучение
ajtf’opHTMOB (программ), которым должно подчиняться действие релей-
ной защитьТвне зависимости от той элементной базы, на основе кото-
рой она выполнена.
1.2. Основные виды релейной защиты
Наибольшее распространение получили токовые защиты. Для них
воздействующей величиной является ток, проходящий по токоведущим
частям электрической установки в месте включения защиты. Измери-
тельный орган защиты приходит в действие, если воздействующая ве-
личина (контролируемый ток) превысит заранее установленное значе-
ние, называемое уставкой срабатывания.
В качестве первых токовых защит использовались плавкие предох-
ранители. Как наиболее простые и дешевые защитные аппараты, они
нашли широкое распространение, главным образом, в сетях низкого
напряжения, а также в ряде случаев и для защиты коротких высоко-
вольтных линий электропередачи, трансформаторов, электродвигате-
лей и некоторых других установок небольшой мощности. Однако цдавг-
крр предохранители обляляют малой разрывной мощностью, их за-
шитнр1е характеристики нестабильны, они не могут быть использова-
ньд для условийавтоматизированногоуправления(АПВ, АВР), так как
после расплавления плавкая вставка автоматически не восстанавли-
вается.
Более совершенна защита, выполненная с помощью реле. Измери-
тельным органом токовой защиты является реле тока. Ток срабатывания
реле (уставку) можно регулировать в широких пределах. Токовая за-
щита весьма эффективна в тех случаях, когда токи к.з. и ненормальных
режимов существенно больше рабочих.
15
В системах постоянного и переменного токов защита контролиру-
ет, как правило, полные токи цепей (фаз). В системах трехфазного
переменного тока измерительный орган в ряде случаев подключают
через фильтры симметричных составляющих тока, что повышает чув-
ствительность защиты к таким видам коротких замыканий и ненор-
мальных режимов, которые сопровождаются существенной несим-
метрией токов.
Защита, измерительный орган которой сравнивает значения щти
фазы токов в разных концах защищаемого объекта или в параллель-
ных ветвях, присоединенных к общим шинам, называется диффе-
ренциальной токовой защитой. Если сравниваются токи разных кон-
цов защищаемого объекта, например, линии (см. рис. 1.2, а), то диф-
ференциальная защита является продольной, если же сравниваются
токи, например, параллельных линий (см. рис. 1.2, б), то— попе-
речной. Для передачи в измерительный орган информации о значе-
ниях и фазах сравниваемых токов используют вспомогательные про-
вода. Дифференциальные защиты относятся к защитам с взаимной
связью. Они обладают абсолютной селективностью и являются быс-
тродействующими.
Защиты, для которых воздействующей величиной является напряжение,
называются защитами напряжения, вольтметровыми или потенциальны-
ми. В качестве измерительного органав них применяется реле напряжения. В
трехфазных системах такую защиту можно выполнить, включая реле не
только на полные фазные и линейные напряжения, но и на их симметрич-
ные составляющие. В последнем случае повышается чувствительность к
тем видам к.з., которые сопровождаются существенной несимметрией на-
пряжений. Для этого реле напряжения включают через фильтры симметрич-
ных составляющих напряжений.
В линиях электропередачи напряжением 35 кВ и выше.^в контакт-
ных сетях перем еншмхиьока широко лсполъз\ют:.дистанционныезд-
В качестве измерительного органа этих защит применяют реле
сопротивления. К реле от трансформаторатока защищаемой линии под-
водится ток I и от трансформатора напряжения — напряжение Up.
Реле срабатывает, если сопротивление Zp на его зажимах (на входе)
будет равно или меньше наперед заданного значения Z т.е. Zp Zcp.
При этом под сопротивлением Zp понимают величину, которая опре-
деляется выражением:
16
(1.1)
и и .
Z=^ = -^eJ^
~р I I
-р р
где — фазовый угол между/ и U?.
Дистанционная защита в отличие, например, от токовой, реагирует
не на один признак, а натри: ток, напряжение и фазовый угол между
ними. Такая защита более четко отличает ненормальныережимы от нор»
мальных и способна выявить к.з. даже в том случае, если ток к.з. мень-j
ше тока нормального режима.
В защитах могут применяться реле, для которьисвоздействующей
величинрй^ддяются скачонили скорость изменения тока, или же отно-
шениескорости изменения тока к скорости изменения напряженияЛа-
киереле называются импульсными, они реагируют на параметры пере-
ходного процесса к.з. Некоторые из них используют в защитах тяговых
сетей постоянного тока. Кроме импульсных, в защитах тяговых сетей
постоянного и переменного токов возможно применять реле, реагирую-
щие на содержание высших гармоник в кривой тока или напряжения.
Скачки, скорости изменения токов и напряжений, содержание высших
гармоник относятся к так называемым косвенным признакам к.з. Реле,
реагирующие на косвенные признаки, применяют в качестве дополни-
тельных органов в токовой и дистанционной защитах в тех случаях,
когда необходимо повысить способность защиты отличать короткое за-
мыканиеот нормального режима работы.
В магистральных линиях Электроперед ачи напряжением 110 кВ и выше
применяются высокочастотные защиты, которые осуществляют сравне-
ние значений или фазы токов, или же направлений мощности в концах защи-
щаемого участка линии. Передача информации о контролируемой величине
с одного конца линии на другой осуществляется с помощью токов высокой
частоты, причем в качестве канала связи используется, как правило, сама
линия электропередачи.
В тяговых сетях получила распространение так называемая те-
леблокировка (устройство телеотключения), которая, как и высоко-
частотная защита, относится к защитам с продольной взаимной свя-
зью. При срабатывании АК1 на одном конце линии и отключении,
например, выключателя Q1 (см. рис. 1.2, а), на выключатель Q2,
находящийся на другом конце линии, по каналам телемеханики по-
дается команда на отключение.
17
В релейной защите находят применение и такие измерительные орга-
ны, для которых воздействующая величина не является электрической.
Так, для трансформаторов используют газовую, адля преобразователь-
ных агрегатов тяговых подстанций—тепловую защиту. Измеритель-
ный орган первой реагирует на интенсивность газообразования транс-
форматорного масла, а второй—на температуру полупроводниковых
приборов.
1.3. Основные требования, предъявляемые к защите
Назначение релейной защиты определяет ту особо ответственную
роль, которую она выполняет в устройствах электроснабжения. Поэто-
му ряд предъявляемых к ней требований регламентируется норматив-
ными документами и является обязательным для выполнения при ее эк-
сплуатации. Для защит общего назначения таким нормативным доку-
ментом являются Правила устройства электроустановок (ПУЭ) [38].
Основные требования к специфическим защитам устройств электричес-
кой тяги изложены в [39,40].
Основные требования к релейной защите связаны с ее функциями и
свойствами.
Функциями релейной защиты являются: срабатывание (выдача коман-
ды на отключение) при к.з. в защищаемой зоне на контролируемом
объекте; несрабатывание при отсутствии к.з. в защйщаембй зоне; не-
срабатывание при к.з. за пределами зоны защиты. Действия защиты, вы-
полняемыев соответствии с указанными функциями, являются верными.
Однако в силу тех или иных причин, например, отказов элементов
защиты, внешних электромагнитных помехах и т. п., защита может дей-
ствовать неправильно: не сработать при к.з. в зоне защиты (отказ сра-
батывания), сработать при отсутствии повреждений на защищаемом
объекте (ложное срабатывание), сработать при к.з. за пределами зоны
защиты (излишнее срабатывание). Неправильные действия Защиты от-
носятся к отказам ее функционирования. Отказ функционирования при
к.з. приводит к тяжелым повреждениям электрооборудования, распре-
делительных устройств, пережогу проводов контактной сети и т.д., а
отказ функционирования в нормальном режиме работы защищаемого
объекта влечет за собой прекращение питания потребителей.
18
Для обеспечения правильного функционирования защита должна
обладать определенными свойствами: селективностью, устойчивостью
функционирования, надежностью функционирования [16,17,24,30].
Обобщенным показателем качества защиты является эффективность ее
функционирования.
Селективность (избирательность). Это свойство заключается в
способности с заданным быстродействием отключать с помощью вык-
лючателей только поврежденный элемент системы. Рассмотрим, напри-
мер, электрическую сеть, связывающую источник питания П1 с под-
станциями П2, ПЗ, П4 (рис. 1.3). На отдельных участках установлены
выключатели QI, Q2,..., Q1, каждый из которых имеет самостоятель-
ное устройство релейной защиты A KI, АК2,.... АК7. По принципу се-
лективности, если к.з. произошло в точке К2, должен отключиться вык-
лючатель Q4, а при к.з. в точке КЗ—выключатель Q5. Селективность
защиты обеспечивает отключение минимального возможного участка
и, следовательно, сохранение нормального электроснабжения макси-
мального числа потребителей.
Короткие замыкания в пределах защищаемой данной защитой зоны
называются внутренними, а за пределами этой зоны—внешними. Если
защита способна реагировать только на внутренние повреждения, то ее
селективность является абсолютной. Таким свойством обладают, на-
пример, продольные дифференциальные защиты и токовые отсечки. В
ряде случаев, однако, к защите предъявляется требование срабатывать
и при внешних к.з.,т.е. неселективно. Защита, которая селективно сра-
батывает в обычных условиях только при внутренних к.з., но может при
необходимости отключить и внешние к.з., обладает относительной се-
лективностью.
Защиты с относительной селективностью используются для резерви-
рования выключателей смежных участков. Так, в обычных условиях
выключатель Q3(puc. 1.3) должен отключаться только при повреждени-
ях в зоне между подстанциями П2 и ПЗ, например, в точке К1. Если же
этот выключатель отключится при к.з. в точке КЗ, то такое его действие
будет квалифицироваться как излишнее, неселективное, поскольку при
этом должен отключаться выключатель не Q3, a Q5. Однако если выклю-
чатель Q5 при к.з. в точке КЗ почему-либо не отключился, то необходимо
отключать выключатель Q3. Для этого защита А КЗ должна обладать свой-
ством относительной селективности.
19
Рис. 1.3. Схема электрической сети
Относительная селективность обеспечивается, как правило, с помо-
щью выдержки времени. Например, защита АК5, воздействующая на
выключатель Q5, должна иметь выдержку времени больше, чем защиты
АКби АК7, азащитаЛЮ, воздействующая на выключатель Q3, —боль-
шую, чем выдержка времени защит А К4 и АК5 и т.д. В этом случае при
к.з., например, в точке КЗ быстрее всех сработает защита АК5 и отклю-
чит выключатель Q5. Если же он почему-либо не отключился, то с вы-
.. держкой времени защита ЛЮ отключит выключатель Q3.
В ряде случаев допускается неселективное действие защит, напри-
. мер, одновременное отключение выключателей Q3 и Q4 при к.з. в точке
К2, если выключатель Q3 снабжен устройством АПВ. При этом несе-
лективное отключение выключателя Q3 «исправляется» АПВ, после чего
остается отключенным только выключатель Q4. К неселективным защи-
там прибегают тогда, когда это обеспечивает более быструю ликвида-
цию повреждения или упрощение защит.
Селективность при внутренних к.з. характеризуется защитоспособнос-
тью и быстродействием. Защитоспособностъю называется свойство, обес-
печивающее способность защищать контролируемый объект при всех ви-
дах к.з. В ряде случаев, однако, защита может не реагировать на некоторые
к.з. Часть контролируемой линии, в пределах которой данная защита не
реагирует на к.з., называется мертвой зоной. Мертвые зоны перекрывают-
ся обычно резервными защитами.
Быстродействие защиты определяется необходимым временем отключе-
ния короткого замыкания. Чем меньшевремя отключения повреждения,тем:
♦ выше устойчивость параллельной работы генераторов электро-
станций (нарушение синхронизма является наиболее тяжелой ава-
рией в энергосистеме);
20
♦ меньше разрушения изоляции, токоведущих частей, атакже кон-
струкций электротехнических аппаратов, оборудования и сетей;
♦ меньше продолжительность снижения напряжения, отрицательно
влияющего на технологические процессы, работу электроподвиж-
ного состава и условия безопасности (снижение напряжения, на-
пример, в высоковольтных линиях питания автоблокировки мо-
жет привести к неверному действию или погасанию светофоров,
а это связано с безопасностью движения поездов);
♦ выше эффективность действия АПВ и АВР, так как чем меньше
время существования к.з.,тем меньше вероятность разрушения
оборудования.
По этим причинам повреждения на линиях электропередачи 300—
500 кВ необходимо отключать за время не более 0,1-0,12 с, в сетях
110-220 кВ — не более 0,15-0,3 с, в сетях 6-10 кВ — не более 1,5-3 с.
В тяговых сетях чем болыце длительность к.з., тем больше вероятность
пережога контактных прбводов. Пережоги не возникают, если время
отключения повреждения не превышает 0,12-0,14 с.
Полное время отключения повреждения складывается из времен
действия защиты и выключателя. Быстродействующие выключатели
постоянного тока, в конструкции которых выключатель и защита
составляют единое целое, имеют время отключения 0,02-0,085 с. Вык-
лючатели переменного тока отключаются за 0,06-0,12 с.
Защиты, время действия которых не превышает 0,1 с, считаются
быстродействующими. У современных электронных защит время дей-у
ствия составляет 0,01-0,04 с. Технические средства позволяют снизить
и эти значения. Однако такие защиты очень чувствительны к помехам, '
что может привести к недопустимо большому числу ложных отключе-
ний выключателей. Применение в релейных защитах помехоустойчивых
выходных органов с системой контроля позволяет избавиться от этого
недостатка.
Устойчивость функционирования. Это свойство характеризует-
ся чувствительностью к коротким замыканиям при внутренних к.з., а
также отстроенностью (нечувствительностью) при внешних к.з. и от-
строенностью от нормальных режимов (при отсутствии к.з). Рассмот-
рим, например, токи через выключатель Q7(см. рис. 1.3) в нормаль-
ном режиме и при к.з. Пусть, например, защита, воздействующая на
выключатель, реагирует на вектор тока линии. Известно, что фазовый
21
♦й>)
Рис. 1.4. Комплексная плоскость токов
угол фн тока в нормальном режи-
ме не превышает обычно 40°, а
угол <рк при к.з. достигает 65-75°.
Условимся, что в комплексной
плоскости токов (рис. 1.4) дей-
ствительная ось совпадаете осью
активной составляющей тока, а
мнимая — с осью реактивной со-
ставляющей тока. Вектор Д, соот-
ветствует току через рассматрива-
емый выключатель в нормальном
(рабочем) режиме, вектор I* —
току в режиме к.з. Наэтой же ком-
плексной плоскости приведен от-
резок граничной линии ab, кото-
рая разделяет области срабатывания (заштрихована) и несрабатывания.
Если вектор тока линии в нормальном режиме или при к.з. попадет в
заштрихованную область, защита сработает. Наименьший ток, соответ-
ствующий данному фазовому углу фсз, при котором защита срабатывает,
называется током срабатывания защиты .При кз. защита сработает, если
IK >Lci,k' гДе LC3,k —ток срабатывания защиты при фсз = фк. В режиме
перегрузки защита сработает, если /„ >Х-3.« при фсз = фм.
/Чувствительность—это способность защиты реагировать на по-
вреждения в защищаемой зоне при самых неблагоприятных условиях.
Чем дальше место повреждения от источника питания, тем меньше ток
к.з. Значение этого тока еще больше снижается, если энергосистема
< работает в минимальном режиме, а замыкание произошло через пере-
ходное сопротивление электрической дуги. В этих условиях ток удален-
ного к.з. £imin может быть соизмерим с током нормального режима и
обеспечить чувствительность защиты достаточно трудно.
Чувствительность защиты характеризуют коэффициентом чувстви-
тельности кч. Применительно к рассматриваемому случаю:
Кч k min ! ^сз, к’
(1.2)
Защита будет срабатывать при к.з., если кч >1.
22
В общем случае, если защита реагирует на некоторую комплексную
величину А, которая в режиме малых нагрузок имеет значение в нор-
мальном рабочем режиме Ли,аврежиме короткого замыкания Л*,то
для обеспечения чувствительности к к.з. необходимо так выбрать пара-
метр срабатывания защиты Лсз, чтобы соблюдались условия:
—сз ^|—xminP^x’ ФхттЬ
—сз ^^ч|—хтах|’ 1-Фсз Ф/стахЬ
(1.3)
(1-4)
гДе Д .3 — уставка срабатывания защиты, реагирующей на величину А,
при фазовом угле фсз; Лкт;п— наименьшее значение контролируемой
величины Л, при к.з. в конце зоны защиты и угле ФА.тп; Д,.тах— наи-
большее значение контролируемой величины А при к.з. в конце зоны за-
щиты и фазовом угле Фктах •
Выражение (1.3) применяется для тех величин, которые при корот-
ком замыкании возрастают. Например, ток к.з. больше тока при малых
нагрузках, поэтому условие (1.3) используется для защит, реагирую-
щих наток. Выражение (1.4) применяется для тех контролируемых ве-
личин, которые при коротком замыкании уменьшаются. Например, на-
пряжение сети или ее входное сопротивление при к.з. меньше, чем в
нормальном режиме. Поэтому условие (1.4) используется для защит,
реагирующих на напряжение, входное сопротивление или другие при-
знаки, уменьшающиеся при к.з. Коэффициент чувствительности для
большинства основных защит, реагирующих наток, напряжение или
сопротивление, должен быть не ниже 1,5, а для некоторых, например,
продольных и поперечных дифференциальных защит, токовых отсечек
генераторов и трансформаторов — не менее 2, для резервных—более
1,25 [38]. Эти значенияопределяются в рсновном,наличием переходно-
го сопротивления в месте повреждения, которое в расчетах токов к.з.,
как правило, не учитывается, атакже возможными неточностями на-
стройки защиты. ~
Отстроенность защиты от внешних к.з. (от к.з. на внешних участ-
ках) может быть обеспечена, если ее уставку срабатывания Аа выб-
рать по условиям:
—сз Komc I —кmax|’
—сз ^|—к min Р^отс’
(Ф« Фхтах-1’
[Ф«=Фхт,п];
(1-5)
(1.6)
23
где Л^тах—наибольшее значение контролируемой величины Л при к.з.
в начале смежного участка и угле фктах; Л'т|П— наименьшее значе-
ние контролируемой величины А при к.з. в начале смежного участка и
угле фктт ;котс— коэффициент отстройки.
Выражение (1.5) используется для тех контролируемых защитой
величин Л, которые при к.з. возрастают (например, ток). Выражение
(1.6) применяют при выборе уставки тех защит, которые реагируют на
параметр Л, снижающийся при к.з. (например, сопротивление).
Коэффициент отстройки учитывает погрешность реле и измеритель-
ных трансформаторов. Для защит, ^ЁагируюТцйхнаток или напряже-
ние, принимают котс = 1,2-1,3. Для защит, реагирующих на сопротив-
ление (дистанционные защиты), принимают котс = 1,1-1,15.
Вместо выражения (1.6) для дистанционных защит часто использу-
ют другую форму записи:
|л |Л' |, [<Р =Ф • 1, (1-7)
сз|^- отс |— xminl’ •тез тктщЗ’ ' '
в которой очевидно к'отс = 1 / котс. Обычно для дистанционных защит
принимают к'отс = 0,85 - 0,9.
В защитах от однофазных к.з. величины Ак в формулах (1.3)—(1.7)
однозначно определяются параметрами этого вида к.з. В защитах от мно-
гофазных к.з. Ак зависит от вида к.з.: для двухфазного к.з. Ак = Л®, для
трехфазного к.з. Ак = А®. В формулах (1.3)-(1.7) в качестве расчетного
принимают тот вид к.з., при котором Ак тах является наибольшим, а
Лх mjn — наименьшим. Например, при к.з., расположенном близко отэлек-
трической станции (относительное сопротивление до расчетной точки к.з.
при базисных условиях X, < 0,6) установившееся значениетокадвух-
фазного к.з. I® больше установившегося значения тока трехфазного к.з.
7<3). В этом случае в формулах (Г.З), (Г.6) и (1.7) понимают Ак = Л<3),
ав формулах (1.4) и (1.5) принимают Л*.^ Л^.Если точкак.з. доста-
точно удалена от подстанций (X, „с > 0,6 ), то 7<2) < 7<3). При этом в
формулах (1.3), (1.6) и (1.7) Ак — А&\ а в формулах (1.4) и (1.5)
Ак = А™. Следует отметить, что при значительном удалении точки к.з.
от электрических станций (Х,рас>3) имеет место соотношение
Z<2) = V3Z<3>/2 = 0,866 .
Чтобы защита не срабатывала в режиме нормальной работы (при от-
сутствии к.з.), необходимо выполнить условия:
24
|—сзг к |—итах|’ £фсз Фитах]’ 0-8)
6
|—сз| I — wminl’ [ф. Фитт]’ (1-9)
КвКз
где А н тах — максимальное значение контролируемой величины А с фа-
зовым углом <ритах в нормальном режиме; Лнпйп — наименьшее зна-
чение контролируемой величины Л с фазовым углом фнти1 —коэф-
фициент запаса, равный 1,15-1,25; кв—коэффициент возврата.
Выражение (1.8) используют в том случае, если контролируемый
защитой параметр А при к.з. возрастает (например, ток). Выражение
(1.9) применяют для тех защит, которые контролируют параметр А, умень-
шающийся при к.з. (например, напряжение, сопротивление).
Коэффициент возврата в выражениях^ 1.8) и (1.9) используется в
тех, сдучяя¥..клгца защита имеет выдержку времени. Он учитывает то,
что возврат защиты в исходное состояние осуществляется при значе-
нии контролируемой величины , несколько отличающемся от ее
значения при срабатывании: кв = Авз! Асз. Значение коэффициента
возврата указывается в паспорте используемых реле. Для защит, сра-
батывающих при возрастании контролируемой величины, кя < 1 (обыч-
но 0,8-0,9); для защит, срабатывающих при уменьшении контролируе-
мой величины, кв > 1 (обычно 1,1-1,25). Если защита не имеет выдерж-
ки времени, то принимают кв = 1.
Надежность. Это свойство определяется как способность объекта вы-
полнять зад анные функции, сохраняя во времени значения установленных*
эксплуатационных показателей в заданных пределах, соответствующих
заданным режимам и условиям использования, технического обслужива-
ния,ремонтов, хранения и транспортирования.
Для релейной защиты характерны два режима: дежурства (ожида-
ния) и тревоги. В режиме дежурства защита находится при нормаль-
ной работе защищаемого объекта, а также при тех повреждениях в за-
щищаемой зоне и за ее пределами, при которых эта защита не должна
выдавать выходного сигнала на отключение выключателя. Режим тре-
воги соответствует появлению в защищаемой зоне тех видов поврежде-
ний, на которые данная защита должна реагировать путем отключения
выключателя. Иными словами, в релейную защиту в режиме тревоги
25
поступает требование срабатывания, а в режиме дежурства—требова-
ние несрабатывания.
В общем случае, в каждом из режимов действие защиты может быть
верным или неверным. В режиме дежурства верное действие не сопро-
вождается отключением выключателя, а неверное действие приводит к
излишнему (неселективному) или ложному отключению. В режиме тре-
воги верное действие вызывает отключение выключателя, а неверное—
не вызывает. Таким образом, надежность функционирования релейной
защиты заключается в ее надежном срабатывании при поступлении тре-
бования срабатывания и надежном несрабатывании при поступлении
требования несрабатывания.
На релейную защиту постоянно воздействует множество случайных
факторов, каждый из которых может вызвать ее неверное действие (от-
каз). Эти факторы можно разделить на две группы. Факторы первой
группы связаны с нарушением работоспособности собственно аппара-
туры релейной защиты, которая характеризуется аппаратурной (эле-^
ментной) надежностью. Ко второй группе относятся так называемые
внешние факторы, которые не зависят от показателей надежности са-
мой аппаратуры защиты. Внешними факторами являются помехи в це-
пях измерительных трансформаторов, первичных датчиков и источниках
оперативного питания, изменение режимов работы и схемы питания за-
щищаемого объекта, срабатываниеразрядников на шинах и высоковоль-
тных линиях при атмосферных и коммутационных перенапряжениях, брос-
ки тока при АПВ, недостаточная или излишняя чувствительность защиты,
неверный выбор уставки и т. п. Надежность функционирования (эксплу-
атационная надежность) учитывает обе группы событий.
Надежность функционирования оценивается рядом показателей: ве-
роятностью безотказной работы, параметром потока отказов, периодич-
ностью отказов срабатывания, излишних и ложных действий и др. Сущ-
ность показателей надежности и их оценка рассматриваются в гл. 12 и
[17, 50].
Для повышения надежности функционирования важное значение имеют
правильная эксплуатация и своевременная ревизия защиты. Надежность
защиты стремятся повысить, применяя наиболее простые схемы и уст-
ройства, содержащие небольшое число элементов, особенно элементов
с низкой надежностью. В связи с этим предпочтительно применение бес-
контактных элементов, микроэлектроники.
26
Повышение надежности А К в режиме тревоги достигается также
путем резервирования и дублирования защит. Различают основные и
резервные защиты.
Основная защитна реагирует на повреждения в пределах данной за-
щищаемой зоны или защищаемого элемента со временем, меньшим,
чем другие защиты рассматриваемой системы электроснабжения. Ре-
зервная защита должна реагировать на повреждения вместо основной,
если последняя неисправна или выведена из работы. Резервная защита,
установленная совместно с основной и воздействующая на тот же вык-
лючатель, осуществляет так называемое ближнее резервирование, или
дублирование. Резервная защита, отключающая данный выключатель при
внешнем повреждении (при повреждении на смежном элементе), если
защита или выключатель смежного элемента отказали, осуществляет
дальнее резервирование. Так, при относительной селективности защи-
ты АКЗ, воздействующей на выключатель Q3 (см. рис. 1.3), эта защита
является основной для зоны между подстанциями П2, ПЗ и резервной
для зоны между подстанциями ПЗ, П4, а также для выключателя Q4 и
подключенной к нему линии.
Более подробная классификация требований, предъявляемых к ре-
лейным защитам, приведена в [17].
1.4. Эффективность функционирования защит
0»'
Любой защищаемый объект может быть оборудован различными
устройствами релейной защиты и их комплексами, отвечающими в
той или иной степени основным требованиям. Для сравнения защит
необходимо оценить качество функционирования каждой из них.
Неверные действия защиты в режиме тревоги и дежурства приводят
к соответствующему ущербу (развитие аварии, недоотпуск электроэнер-
гии и т. п.). Верные действия в режиме тревоги также могут быть причи-
ной появления ущерба (например, пережог проводов при слишком боль-
шом времени отключения повреждения резервной защитой из-за отказа
основной защиты). Приданном числе верных и неверных действий сум-
марный ущерб, обусловленный ненадежностью функционирования за-
щиты, целиком' зависит от тогоОЬъекта. который оня -ши|щцает. Напри-
мер, одно неверное действие защиты на ответственном объекте может
принести значительно больший ущерб, чем несколько неверных дей-
ствий зато же время менее надежной защиты малоответственного по-
требителя. Поэтому полную оценку качестаафу^кционирования следу-
ет давать применительно к конкретному защищаемому объекту при дан-
ных условиях эксплуатации.
Обобщенным показателем качества функционирования является эф-
фективность функционирования:
Е=Р/П = (П-У)/П,
(1-Ю)
гдеР—реальный выходной эффект защищаемого объекта за данное
время (объем продукции, перевозок, отпуск электроэнергии и т. п.);
П — предельный выходной эффект того же объекта в предположении,
что из-за действий защиты ущерба не возникает; У—суммарный ущерб,
обусловленный действием защиты за то же время.
Если значение Уопределить трудно, то приближенная оценка каче-
ства функционирования Ех определяется по соотношению верных и
неверных действий защиты. Предельный эффект защиты в этом слу-
чае оценивают числом повреждений п1Юв, которые защита должна от-
ключить за данное время, а вместо суммарного ущерба принимают
приведенное число неверных действий защиты пу, при которых появ-
ляется ущерб.
Число повреждений (требований срабатывания) равно:
’ 1 пПОа=п,гс + П^
гяеп/к.—число правильных срабатываний;пж—числоотказовсрабатывания
защиты.
Приведенное число неверных действий защиты, сопровождающих-
ся ущербом, определяют как
ny = Пос + %сПу, nc + zucny, ис + &ЛсПу, пс
где пу пс, пу ис, Пу лс—число действий защиты, вызвавших появление
ущерба соответственно при правильных срабатываниях, при излишних
срабатываниях (т. е. при к.з. за пределами защищаемого объекта или за-
щищаемой зоны) и при ложных срабатываниях (т. е. при отсутствии по-
вреждений); еис, £tfC, £лс-^-коэффициенты значимости ущербов C.OOT-
ветственно при правильном срабатыванииупри излишнем срабатывании
и при ложном срабатывании защиты.
28
Коэффициент значимости ущерба при данном конкретном действии за-
щиты определяется как отношение среднего значения ущерба при этом дей-
ствии к среднему значению ущерба при отказе срабатывания.
Тогда
г, Ппов ~ Пу Ппс ~ ЕпсПу, пс ~ £исПу, ис ~ ЕлсПу, лс
Е\ = ---------~. (1 л 0
П/Юв пс ос
Еще более приближенная оценка качества функционирования К—про-
цент правильной работы—используется в тех случаях, когда неизвестно
число действий защиты, сопровождающихся ущербом,%:
ппс+пос+пис+плс
(1-12)
где пис—число излишних срабатываний; «лс—число ложных срабаты-
ваний.
Процент правильной работы в настоящее вприя является основным
показателем качества защиты. Его называют также коэффициентом эф-
фективности функционирования при условии, что последствия отказов
разного рода принимаются одинаковыми. Значение для разных защит I;
различных объектовизменяются в пределах 67-98 процентов [50]. До-
полнительными показателями могут служить периодичность или часто-
та неправильных и правильных срабатываний. Качество функциониро-
вания защиты тем выше, чем больше величины Е, и К. Их предель-
ные значения равны единице или 100%. Показатели качества функцио-
нирования могут быть определены для действующих защит по статисти-
ческим данным. Для проектируемых к установке защит необходим про-
гноз верных и неверных действий [29].
29
Измерительные преобразователи
и источники оперативного питания
2.1 Измерительные преобразователи постоянного тока
Устройстварелейной защиты и измерительные приборы рассчитаны
на сравнительно малые токи (доли ампер) и небольшие напряжения (еди-
ницы или Десятки вольт). При этих условиях они могут быть выполнены
достаточно компактными и недорогими.
Устройства же системы электроснабжения, исправность которых
контролирует релейная защита, могут потреблять значительные токи и
быть высоковольтными. Например, по контактной сети постоянного тока
с напряжением 3000 В в нормальном режиме протекаюттоки до 2-4кА,
а при коротком замыкании до 20 кА. Согласование высоковольтных и
многоамперных установок с низковольтными и малоамперными устрой-
ствами защиты осуществляется при помощи измерительных преобра-
зователей.
Измерительный преобразователь — это техническое устройство,
обеспечивающее функциональную зависимость между размером одной
(входной) физической величины и размером другой (выходной) физи-
ческой величины. Как правило, стремятся иметь линейную функцио-
нальную зависимость, т. е. прямую пропорциональность между измене-
нием входной величины и соответ-
ствующим приращением выходной
величины преобразователя.
В установка^ постярного тока
Рис. 2.1 Подключение шунта
СнаЙбОЛБШее распространениЭпо-
лучили измерительные преобоазо-
н в^тедил в-ипе^рунто^добавоч-
ных сопротивлениии делителей
напряжения, ограниченное при-
менение пока еще имеют гальва-
номагнитные преобразователи.
Незначительное распространение
имеют преобразователи на основе
30
магнитных усилителей [51] из-за громоздкости, невысокого класса точ-
ности и большой инерционности.
UlyumRS является простейшим измерительным преобразователем
тока в падение напряжения (рис. 2.1). Он включается в рассечку линии
(например, высоковольтного фидера контактной сети, питающегося от
шин подстанции через выключатель QF), в которой необходимо контро-
лировать величину тока/. Шунт RS имеет четыре зажима. Токовыми
зажимами АА он включается в цепь измеряемого тока I. К его потенци-
альным зажимам UU подключается нагрузка с сопротивлением RH. В
качестве такой нагрузки может использоваться измерительный прибор
или входная цепь реле защиты.
Падение напряжения 1)ш на шунте RS между зажимами UUравно
произведению IuRtl (в сопротивление RH входит и сопротивление соеди-
нительных проводов). Эта же величина UM может быть найдена как про-
изведение 1ШКШ, где 1ш — ток в шунте между зажимами UU, a Rul—
сопротивление шунта между этими зажимами. Для цепи, показанной на
рис.2.1, имеем:
А«=/-4-
Отсюда следует
гдепш—коэффициент деления (шунтирования), показывающий во
сколько раз ток в нагрузке меньше тока в контролируемой цепи.
Сопротивление нагрузки Rn, подключаемой к шунту, стремятся сде-
лать как можно больше. При этом уменьшаются потери мощности в
шунте и его габариты. Если сопротивление нагрузки на несколько по-
рядков превышает сопротивление шунта, то шунт в этом случае выпол-
няет роль преобразователя тока/в пропорциональное ему напряжение
на зажимах UU: UM=I Rw.
Шунты изготовляются из манганиновых пластин, впаянных в мас-
сивные наконечники из красной меди. Они калибруются по току и паде-
нию напряжения. При номинальном токе падение напряжения на потен-
циальных зажимах шунта имеет номинальное значение (45,60,75,100
или 300 мВ) и класс точности (0,05; 0,1; 0,2; 0,5). Число класса точно-
сти обозначает допустимое отклонение сопротивления в процентах от
его номинального значения.
31
а) б)
Рис. 2.2. Схемы подключения
добавочных сопротивлений (а) и
делителя напряжения (б)
Добавочные сопротивле-
ния являются измерительными
преобразователями напряже-
ния в ток. На рис. 2.2, а пока-
зана схема подключения реле
К с сопротивлением Rp к плю-
совой шине (например, тяго-
вой подстанции) с напряжени-
ем U через цепочку последо-
вательно соединенных доба-
вочных резисторов с суммар-
ным сопротивлением Яд. Ток
в реле Ip = UI(Ra + Rp) про-
порционален напряжению на
шинах U, а коэффициент преоб-
разования равен п = RA + Rp,
В/A. Срабатывание реле проис-
ходит при токе 1р = I . Если
это срабатывание должно соответствовать уровню напряжения на
шинах U = U', то величина сопротивления /?д должна быть равна:
Rz=J--RP- (2.2)
ср
Если в качестве реле К используется реле напряжения с напряжени-
ем срабатывания Up = IcpRp, то величину добавочного сопротивления
определяют по формуле:
р —'I
J
(2.3)
Делители напряжения предназначены для уменьшения напряже-
ния в определенное число раз. На постоянном токе они выполняются в
виде цепочки последовательно соединенных резисторов, к одному из
которых параллельно присоединяется входная цепь защиты. Такая схе-
ма подключения показана нарис. 2.2, б, в которой входная цепь защи-
ты представлена в виде операционного усилителя А, подключенного
к резистору R2. Входное сопротивление цепи защиты обозначим RH.
Тогда имеем:
32
U
9
п
гаеп—коэффициент деления, равный
=Щ-|Л)+ДА =,+V,+V
(2.4)
Если входное сопротивление Ru цепи защиты на несколько порядков
больше, чем сопротивление R2, то можно принять R2IRh = 0. В этом
случае коэффициент деления равен:
т. е. практически не зависит от сопротивления нагрузки.
Резисторы добавочных сопротивлений и делителей напряжения изго-
тавливают из манганиновой изолированной проволоки, намотанной на спе-
циальные каркасы из изоляционного материала, или из литого микропро-
вода в стеклянной изоляции с допустимым током от 0,01 до 60 мА. Как и
шунты, эти резисторы делятся на классы точности. Для устройств защиты
используются классы точности 0,2;
Гальваномагнитные преобра-
зователи основаны на использова-
нии так называемых гальваномаг-
нитных явлений, которыевозника-
ют для некоторых материалов, если
их поместить в магнитное поле
[52]. К гальваномагнитным явле-
ниям относятся, в частности, эф-
фекты Холла и Гаусса. Эффект
Холла заключается в возникнове-
0,5; 1,0.
Рис. 2.3. Преобразователь Холла
нии э.д.с. Е на боковых гранях полупроводниковой пластины ПХ,
по которой протекает ток I, если пластину поместить в магнитное поле
с индукцией В (рис. 2.3). Величина Ех достаточно мала (единицы и десят-
ки мВ), поэтому к выходу преобразователя Холла ПХ подключают уси-
литель А, входное сопротивление которого на несколько порядков боль-
ше, чем выходное сопротивление преобразователя. Измерительные при-
боры или входные цепи защиты подключают к выходу этого усилителя.
2 Релейная защита
33
(2.5)
Мгновенное значение э.д.с. Холла определяется выражением [53]:
с =—В/ cos а,
d у
где Bv — коэффициент (постоянная) Холла, зависящий от материала и
геометрических размеров полупроводниковой пластины, В-м / (Тл-А);
d—толщина полупроводниковой пластины, м; В— магнитная индук-
ция, Тл; I—ток управления, A; a—угол между вектором магнитной
индукции и нормалью к плоскости полупроводниковой пластины.
При использовании преобразователя Холла в качестве датчика тока
или датчика напряжения принимают специальные меры для стабилиза-
ции величины тока управления I на уровне, равном, как правило, но-
минальному значению I = I. Выведем в отдельный сомножитель по-
стоянные величины, входящие в выражение (2.5): Sb = RJ /d. Он но-
сит название чувствительности преобразователя и для разных типов
преобразователей составляет 0,03-1,0 В/Тл. Тогда для мгновенного зна-
чения э.д.с. Холла вместо (2.5) можно использовать формулу:
ех = SbBcosa. (2.6)
Использование гальваномагнитных преобразователей для измерения
величины тока основано на законе полного тока:
jHd( = I,
t
vjxcH—вектор напряженности магнитного поля, А/м; €—длиназам-
кнутого контура интегрирования, м.
Если контур интегрирования проходит через ненамагничивающую
среду, то можно пользоваться уравнением:
t
где В—вектор магнитной индукции, Тл; ц0— магнитная постоянная
(4тг10'7 Гн/м).
В приборах с немагнитным интегрирующим контуром используется
п преобразователей Холла (ПХ1, Г1Х2,... IlXi,... ПХп), расположенных
равномерно по окружности вокруг проводника Шс током I, который
надо измерить (рис. 2.4, а).
34
Преобразователи размещаются радиально на ферромагнитных под-
ложках между наружной КН и внутренней КВ поверхностями цилинд-
рического корпуса из немагнитного материала. На выходной усилитель
А (рис. 2.3) подается сумма э.д.с. всех преобразователей. Для такого
устройства справедливо приближенное уравнение:
(^cosocj + B2cosa2 + ... + В. cosa(. +... + 5rtcosan)^n = ц0/, (2.7)
где 7?.—магнитная индукция в месте расположения преобразователя
nXi; a,— угол между вектором магнитной индукции и нормалью к
плоскости ьго преобразователя; £л — расстояние между соседними
преобразователями.
Умножим правую и левую части выражения (2.7) на чувствитель-
ность Sh, которую для всех ПХ принимаем одинаковой. Тогда с учетом
выражения (2.6) получим:
2.
1 = 1
(2.8)
откуда следует’, что сумма э.д.с. преобразователей Холла в устройстве,
приведенном на рис. 2.4, а, пропорциональна току 1ъ шинеШ.
Бесконтактные измерители тока такого типа выпускаются для измере-
ния токов до 181)00 А в цепях с напряжением до 9000 В. Погрешность
измерениЙдля разных типов состав-
ляет off до 3-5 процентов^
Для снижения погрешностей кн ---------—
от несимметричного расположе- кв ।-------
ния шины Ш в окне корпуса КВ Х1 У Х2
и влияния внешних магнитныхя/^^^^^^у | |
полей, а также повышения чув- N-grrggz
ствительности используют ферро- а) е)
магнитный интегрирующий кон- рис 2.4. Бесконтактные преобразователи
тур. Устройство бесконтактного тока
преобразователя тока с таким кон-
туром показано на рис. 2.4, б, в котором преобразователи Холла ПХ]
и ПХ2 расположены в воздушных зазорах магнитопровода М, охва-
тывающего шину Ш с измеряемым током. О величине тока в шине
Ш судят по сумме э.д.с. преобразователей ПХ1 и ПХ2.
35
Если магнитопровод М (рис. 2.4, б) содержитп участков и имеет т
зазоров, то на основании закона полного тока можно составить прибли-
женное уравнение:
п т
И нж, i £ж, (2.9)
1=1 к=\
где Н . — среднее значение напряженности магнитного поля в Z-om
ферромагнитном участке магнитопровода; Н3 к —среднее значение на-
пряженности магнитного поля в к-м зазоре; £ж (.,€ к —длинасоот-
ветственно Z-ro ферромагнитного участка и к-го зазора.
Будем иметь в виду, что если умножить напряженность магнитного
поля Н3 к в к-ом зазоре на магнитную постоянную ц0, то получим зна-
чение магнитной индукции В3 к в этом зазоре. А если теперь умножить
Вз к на чувствительность Sh преобразователя Холла, размещенного в
этом зазоре, то получим значение э.д.с. Холла на выводах этого преоб-
разователя, определяемую выражением (2.6). Преобразователь разме-
щается в зазоре так, чтобы соблюдалось условие а — 0, тогда
ех,к = ^Ь^з,к = ^О^Ь^з,к-
Умножим правую и левую части выражения (2.9) на и будем
считать, что все зазоры имеют одинаковую длину £з к =£3- Тогда по-
лучим после простейших преобразований
у M/LlyH л | (2.10)
х,к f г ж,1 ж,1 ' '
к=1 1з V 1 i=l J
Отсюда следует, что сумма э.д.с. преобразователей Холла, разме-
щенных в зазорах магнитопровода М (рис. 2.4, б), будет пропорцио-
нальна току в том случае, если сомножитель выражения (2.10), заклю-
ченный в скобки, весьма мало отличается от единицы. Это условие и
определяет требования к материалу и конструкции магнитопровода, ко-
торый выполняется, как правило, из кремнистой холоднокатаной элект-
ротехнической стали. Погрешность от преобразования тока в магнит-
ную индукцию (которую и измеряет преобразователь Холла) опреде-
ляется гистерезисом и нелинейностью основной кривой намагничива-
ния магнитопровода. Сечение магнитопровода выбирается из условия,
чтобы при самых больших значениях измеряемого тока ни один из его
36
участков не насыщался. Поэтому масса магнитопровода оказывается
достаточно большой и такие устройства имеют гябаритысущественно /
больше,^емустройства, показанные на рис. 2.4, а.
Эффект Гаусса или магниторезистивный эффект заключается в из-
менении сопротивления полупроводникового элемента под воздействи-
ем магнитного поля. К магниторезистивным преобразователям отно-Ъ
сятся магнитодиоды и магниторезисторы [54]. Метрологические харак-\
теристики (нелинейность, разброс, температурная зависимость\магни-
тдрезисторов и магнитодиодов пока невысока, что препятствует их при-
мене'никтв качестве измерительных преобразователей.
Более благоприятны свойства^агнитотранзисторовЗвыполненных по
стандартной технологии для полевых транзисторов. Это позволило ис-
пользовать их в пока еще отдельных преобразователях тока в напряжение
для устройств релейной защиты [55]. Конструкция такого преобразовате-
ля сходна с приведенной на рис. 2.4, а. Ось магнитной чувствительности
магнитотранзистора расположена планарно по отношению к поверхности
кремниевой пластины (вдольр-и переходов). Поэтому, если поверхность
пластины преобразователя Холла располагается перпендикулярно магнит-
ному потоку, то магнитотранзистор располагается вдоль него. Для цепей
релейной-защиты вокруг проводника стоком должно быть расположена
нежнее 12^гнйт5тр5нзи£торов? Их чувствительность к магнитной ин-
дукции примерно i/Сддапорядка выше, чем ^преобразователей Холла, а
линейность обеспечивается в диапазоне от 10 мкТл до 2 Тл. Опытные
экземпляры изготовлялись для токов 1,4 и 10 кА для установок с напря-
жением соответственно 0,4; 0,66 и 20 кВ. Погрешности преобразователей
соответствуют классу точности 1.
2.2. Гальваническая развязка измерительных преобразователей
Нагрузка с сопротивлением Ru, подключенная к шунту RS (рис. 2.1),
находится по отношению к земле под тем же потенциалом, что и шунт. В
высоковольтных установках постоянного тока измерительные цепи и цепи
релейной защиты, подключенныек шунтам, добавочным сопротивлениям
и делителям, должны иметь изоляцию на рабочее напряжение установки.
Исполнительные органы релейной защиты выполняются, как прави-
ло, в виде низковольтных электрических аппаратов и исполнительных
37
цепей. При этом высоковольтные и низковольтные цепи должны быть
для безопасности не связаны. Устройство, которое способно переда-
вать энергию или информацию из одной цепи в другую, электрически с
ней не связанную, называется гальванической развязкой. В цепях пере-
менного тока гальваническая развязка осуществляется с помощью
/ трансформатора. Для цепей любого рода тока могут использоваться
оптические, высокочастотные, ультразвуковые устройства гальваничес-
кой рдзвязки. На рис. 2.5 приведен пример использования оптической
развязки для передачи информации о величине падения напряжения на
резисторе R из цепи высокого напряжения постоянного тока в цепь низ-
кого напряжения. В качестве такого резистора может выступать шунт
или часть делителя напряжения высоковольтной установки.
Рис 2.5. Устройство с оптической
развязкой
Падение напряжения на резис-
торе R поступает на вход усили-
теля А, к выходу которого подклю-
чен преобразователь напряжения
в частоту UZ1. На выходе преоб-
разователя формируются прямо-
угольные импульсы постоянной
ширины и амплитуды, частота ко-
торых прямо пропорциональна величине постоянного напряжения на
входе. К преобразователю UZ1 подключен излучающий светодиод VD1.
Импульсы света, излучаемые этим светодиодом, попадают на фотоди-
од VD2 и преобразуются им в электрические импульсы с постоянной
шириной и амплитудой, частота которых равна частоте импульсов све-
тодиода VD1. Преобразователь UZ2 преобразует эту частоту электри-
ческих импульсов в прямо пропорциональную ей величину постоянно-
го тока (или напряжения), которое поступает на вход устройства релей-
ной защиты АК. Таким образом сигнал навходе устройства А /доказы-
вается прямо пропорциональным падению напряжения на резисторе R.
В общем случае к устройству А /Смогут поступать полученные таким же
образом сигналы от других шунтов или резисторов. Гальваническая раз-
вязка на рис.’2.5 обеспеченаза счет того, что информация о падении напря-
жения на резисторе R в высоковольтной цепи передается в низковольтную
цепь по воздуху или оптическому каналу.
I Усилитель А и преобразователь UZ1 (рис.2.5) нуждаются в источни-
' ках питания. Поскольку эти приборы находятся в распределительном
38
устройстве высокого напряжения, то источник питания в свою очередь
не должен иметь гальванической связи с цепями оперативного питания
низкого напряжения. В качестве такого источника в принципе могут
применяться аккумуляторы и гальванические элементы, однако в стаци-
онарных установках, как правило, их не используют из-за необходимо-
сти постоянного контроля напряжения, частой замены или подзарядки.
При отсутствии постоянного дежурного персонала это вызывает нео-
правданное усложнение условий эксплуатации.
Обычно используют источники сразделительным трансформатором.
Приведенный на рис. 2.6, а источник подключается через разделитель-
ный трансформатор Тк цепям оперативного питания низкого напряже-
ния, например, 220 В. К вторичной обмотке трансформатора присоеди-
нен выпрямитель UZ, на выходе которого получают двуполярное посто-
янное напряжение, необходимое для операционных усилителей, напри-
мер, + 12 В. Вариант источника, показанный на рис. 2.6, б, не имеет
связи сцепями оперативного тока. К шине-(-(/высокого напряжения под-
ключена цепочка RPдобавочных сопротивлений, последовательно с кото-
рыми включен стабилитрон VD. Параллельно ему подключен инвертор UZ1,
преобразующий постоянное падение напряжения на стабилитроне в пере-
менное, нагруженный на разделительный трансформатор Т. Ковторичной
обмоткетрансформатора подключен двуполярный выпрямитель UZ2. Галь-
ваническая развязка в обоих случаях осуществляется при помощи транс-
форматора Т, изоляция между первичной и вторичной обмотками которого
должна быть рассчитана на номинальное напряжение высоковольтного рас-
пределительного устройства.
Рис. 2.6. Гальванически развязанные источники питания
39
2.3. Виды измерительных преобразователей переменного тока
\
Измерительные преобразователи тока и напряжения широко исполь-
зуются в релейной защите в качестве источников (датчиков) информа-
ции о режимах работы защищаемого объекта. Они изолируют цепи вто-
ричной коммутации от высокого напряжения. Наибольшее распростра-
нение в установках переменного тока в качестве таких преобразовате-
лей получили измерительные трансформаторы тока и напряжения [16,
17,56,57]. Номинальный вторичный ток для трансформаторов тока (ТТ)
равен 5 или 1 А, номинальное вторичное напряжение трансформаторов
напряжения (ГН) составляет 100 В.
Как правило, релейная защита присоединяется к тем жетрансформато-
рам тока или напряжения, к которы м подключены измерительные приборы.
Для измерительных приборов важна точность преобразований, осуществ-
ляемых трансформаторами при нормальных нагрузках, а д ля релейной за-
шиты—при коротких замыканиях,когдатокимогутбьпъзначигельноболь-
ше, чем в нормальном режиме, а напряжения меньше. Снижение напряже-
ния не приводит к возрастанию погрешности TH, а увеличениеТока вызы-
вает увеличение погрешности ТТ. Поэтому выбранные для целей измере-
ния трансформаторы тока, если к ним под ключаются реле, необходимо про-
верять по допустимой погрешности в режиме короткого замыкания.
В качестве преобразователей тока для релейной защиты в ряде
случаев используют так называемые трансреакторы. Если трансфор-
маторы тока преобразуют первичный ток в пропорциональный ему вто-
ричный ток, то трансреакторы преобразуют первичный ток в пропорци-
ональную ему вторичную э.д.с. Трансреакторы работают в режиме, близ-
ком к холостому ходу, их сердечник имеет немагнитный зазор. Угол
между первичным током и вторичной э.д.с. близок к 90°.
Трансформаторы тока и трансреакторы для установок с напряжением
500 кВ и выше достаточно сложны по конструкции и имеютзначительные
погрешности. При таких высоких напряжениях целесообразно использо-
вать преобразователи токов, основанные на других принципах. К ним от-
носятся «магнитные» трансформаторы тока, использующие индуктивную
связь между первичными и вторичными цепями, атакже устройства с
иными видами связи [56,57,58].
«Магнитный» трансформатор тока и меет П-образный ферромагнитный
сердечник, на котором размещены вторичные обмотки. Его устанавливают
40
под проводомтой фазы, токв которой необходимо контролировать. Магнит-
ный поток, создаваемый током фазы, индуктирует во вторичных обмотках
пропорциональную току э.д.с., которая и используется для входных цепей
защиты. Принимаются специальные меры для уменьшения влияния магнит-
ных потоков других фаз. Такие преобразователи просты, экономичны, одна-
ко мощность,которую они могут отд авать во вторичную обмотку, очень мала.
Возможно, кроме того, в преобразователях первичного тока во
вторичный использовать радио- и оптические каналы связи. При этом
измеряемый ток преобразуется в радио- или световой сигнал и пере-
дается в приемник, находящийся под потенциалом земли. Приемник
преобразует этот сигнал в электрический, используемый для вход-
ных цепей защиты.
2.4. Условия работы и схемы включения трансформаторов тока
Условия работы. Рассмотрим принципиальную схему трансформа-
тора тока и его схему замещения (рис. 2.7). Первичная обмотка с чис-
лом витков w। включена последовательно в цепь контролируемого тока
/]. Ко вторичной обмотке с числом витков w2 подключено сопротивле-
ние нагрузки Zlt—сумма сопротивлений последовательно включенных
обмоток реле, измерительных приборов и соединительных проводов.
Согласно закону полного тока:
М -Z2w2=Iuwi =£ц’ (2-11)
где —соответственно результирующая магнитодвижущая сила
(м.д.с.) и намагничивающий ток. Разделим выражение (2.11) на w2:
Рис. 2.7. Трансформатор тока
41
е2
1^}^2-1_2=к^/уи2- Г] = /2+/'ц (2.12)
где I_\ = Liw, /w2, Гц = ZgWj /w2.
Последнему выражению соответствует схема замещения, изображен-
ная на рис. 2.7, б, в которой сопротивления первичной обмотки Z\ и ветви
намагничивания приведены ко вторичной обмотке.
На основании схемы замещения пост-
роена векторная диаграмма, приведенная
на рис. 2.8, в которой учтено, что сопро-
тивление Z'] не влияет на распределение
тока 1\ между ветвями Z'^ и Zl(. Ток на-
магничивания создает результирую-
щий магнитный поток Ф. который отстает
от него на угол у из-за потерь в стади.
Магнитный потокФ наводит э.д.с. Е2.
Примем, что положительное направление
совпадает с положительным направ-
__Ь. 2
ф лением тока / 2 (от конца к началу об-
Рис. 2.8. Векторная диаграмма ’ мотки w2). Тогда вектор Е2 опережает
трансформатора тока вектор Ф на угол 90°. Ток / 2 отстает от
э.д.с. Е2 на некоторый угол у, определяемый соотношением активной
и реактивной составляющих сопротивлений Z2 и Zn.
Из векторной диаграммы видно, что вторичный ток отличается от
приведенного первичного по абсолютному значению на токовую погреш-
ность А/ = /' - /2 и по фазе на угловую погрешность 8. Относительная
токовая погрешность трансформатора, %:
„ А/ Г,-1,
ft=—100 = ^-^100 = J-------2—400, (2.13)
где = w2 /W]—витковый коэффициент трансформации трансформа-
тора тока.
Полная погрешность е трансформатора тока определяется поформуле,%:
42
е = (214)
yi V о
где г,, i2 — мгновенные значения соответственно первичного и вто-
ричного токов; Т —период тока.
Величина, находящаяся под знаком радикала, есть не что иное, как квад-
рат действующего значения тока намагничивания, поэтому:
e = (/g//j) Ю0%. (2.15)
Идеальной трансформации, когда между первичным и вторичным
токами сохраняется пропорциональность, соответствует условие = 0.
При этом 12 = Ц / w2 = 1Х / Кт. Чем меньше сопротивление ZH по срав-
нению с Zj, тем меньше 7^ и тем ближе условия трансформации к иде-
альным. Следовательно, нормальным для трансформатора тока являет-
ся режим работы с малым сопротивлением вторичной цепи, т.е. режим
короткого замыкания. При этом не допускается размыкание цепи вто-
ричной обмотки, поскольку тогда весь первичный ток становится на-
магничивающим^и магнитный поток в магнитопроводе трансформатора 'J
резко увеличивается. Это приводит к насыщению магнитопровода, воз-
растанию в нем потерь и недопустимому нагреву изоляции обмоток.
Кроме того, на разомкнутой вторичной обмотке появляются опасные
для людей и изоляции пики напряжения в несколько тысяч вольт.
Рис. 2.9 Зависимость вторичного тока /2 от первичного /, (а), осциллограмма
первичного / и вторичного /2 токов при насыщении трансформатора тока(б) и
зависимость предельной кратности Кю первичного тока от сопротивления
нагрузки (в)
43
Точность преобразования первичного тока в пропорциональный ему
вторичный ток зависит не только от сопротивления нагрузки, но и от
значения первичного тока. На рис. 2.9, а кривая 1 соответствует зависи-
мости изменения тока 12 от величины первичного тока 7, при реальном
насыщении сердечника, а прямая 2 соответствует этой зависимости в
том идеальном случае, если насыщение сердечника отсутствует. Вели-
чина Ы на рис. 2.9, а определяет токовую погрешность измерений для
данного значения первичного тока78. С увеличением первичного тока
токовая погрешность Д7возрастает. Увеличивается также и насыщение
сердечников трансформаторов тока, поэтому форма вторичного тока рез-
ко искажается, становится несинусоидальной (рис. 2.9, б). Вследствие
возрастания токовой погрешности релейная защита получает искажен-
ную информацию о режиме работы защищаемого объекта, что может
привести к ее неправильному действию (отказ срабатывания или из-
лишнее срабатывание). Искажение формы кривой вторичного тока мо-
жет явиться причиной отказа срабатывания некоторых видов измери-
тельных органов, применяемых в релейной защите. Для правильной
работы большинства ее устройств в установившемся режиме погреш-
ность по току не должна превышать 10%, а погрешность по углу 7°. Эти
условия выполняются, если е < 10%.
Для оценки степени насыщения трансформатора тока введено понятие
кратности первичного тока к1 = 7]/7|ном,где7| —величина первичного
тока;/, —номинальный первичный ток трансформатора тока.
Пределънойкратностъюуокъ. называют отношение к|0 = 71тах/71ном,
где 71тах — максимально допустимый ток первичной обмотки транс-
форматора тока, при котором полная погрешность е при данной нагруз-
ке Z(/ не превосходит 10 %. Предельная номинальная кратность тока
к10 ном является частным случаем предельной кратности к|0 при нагруз-
ке Z/(, равной номинальной Z„ //ои с cos срн — 0,8.
Заводы-изготовители дают для трансформаторов тока каждого типа кри-
вые зависимости предельной кратности токак10 — f(Zt) от величины сопро-
тивления нагрузки [59], примерный вид которых приведен на рис. 2.9, в.
Кроме того в паспортных данных указываются значения номинальной на-
грузки^ 1ЮМ и номинальной кратноститокак10нан[59].
Трансформаторы тока, как известно, выбираются по роду установ-
ки, напряжению, номинальному току, классу точности и проверяются
на устойчивость к действию токов короткого замыкания. Используемые
44
для подключения цепей релейной защиты трансформаторы тока допол-
нительно должны удовлетворять следующим трем требованиям [38]:
♦ в целях предотвращения излишних срабатываний при коротких за-
мыканиях вне зоны действия каждой из ступеней токовая погреш-
ность трансформатора тока (полная или относительная), как прави-
ло, не должна превышать 10 %;
♦ в целях предотвращения отказов защиты при коротком замыкании в
начале защищаемой зоны токовая погрешность не должна превы-
шать значений, допустимых для выбранного типа реле (по условиям
повышенной вибрации контактов), а для реле направления мощнос-
ти и направленных реле сопротивления — 50 % (по условиям угло-
вой погрешности);
♦ напряжение на выводах вторичной обмотки трансформатора тока при
коротком замыкании в защищаемой зоне не должно превышать зна-
чений, допустимых для устройств релейной защиты по условиям
прочности изоляции вторичных цепей.
Для проверки трансформатора тока по условию 10 % погрешности
необходимо вычислить величину первичного тока /1тах при коротком за-
мыкании в конце зоны действия каждой из ступеней защиты, а также
сопротивление Z/( вторичной цепи трансформатора тока.
Расчетные формулы для вычисления сопротивления вторичной на-
грузки трансформаторов тока при разном их соединении приведены в
табл. 2.1, в которой: г — сопротивление соединительных проводов;
z^—сопротивление всех реле в данной фазе; —сопротивление реле
в нулевом проводе; г—переходное сопротивление контактов (0,1 Ом).
В целях упрощения все сопротивления складываются арифметически.
Сопротивление нагрузки ZH вычисляют для наиболее нагруженной фазы
и для того вида к.з., при котором это сопротивление получится наи-
большим. Сопротивление реле равно zp = S/I2, где 5—потребляемая
мощность, В-А;7—ток реле, при котором задана потребляемая мощ-
ность, А.
Далеевычисляютвеличинупредельнойкратносгитокак10 = ^max/A/(0VH
сравнивают величины к10 и Zlt с паспортными данными. Если соблюда-
ются условия к10 ^io,/OA(hZ„ ZH ,,au, то погрешность трансформато-
ра тока не превысит 10 %. Более точная проверка осуществляется с
использованием кривых предельной кратности к,0 = /(Z/() для данного
45
Таблица 2.1
Схема соединений Вид к.з. Формулы для вычисления сопротивления вторичной нагрузки трансформатора тока (на фазу)
1. I CU-O Трехфазное и двухфазное Однофазное ZH=rnp+zP+rnep 2,1=2гпр+2рф+гро+гпер
2. I -CD-CZh А В Трехфазное Двухфазное в фазах АВ или ВС ia8, % + + ь? t г + N £. + + J*- Р’ (N сн « II II № № №
3. n rrOCZJ- Л| rnp [ / \| Трехфазное Двухфазное в фазах АС Двухфазное в фазах АВ или ВС N „N _N X ж = II II " >3 -8 -в4 + + 53 w w .а''1 в + + + ^ s'1 s'* Y л 45 + г
4.| CZJ-CJ-I 4 b[ гЩщТ rv zpi Трехфазное и двухфазное; двухфазное за трансфор- матором Однофазное ZH=3rnp+3zP+rneP ZH=2rnp+2zp+rnep
5. i J] — z'„=0,5ZH
6. 1 Z'n=2ZU
J
Примечание: при последовательном или параллельном соединении транс-
форматоров тока в каждой фазе (схемы 5 и 6) сопротивление нагрузки каж-
дого из них обозначено Z', при этом сопротивление вторичной цепи ZH
вычисляют по формулам, приведенным для остальных схем.
46
типа трансформатора тока (рис. 2.9, в). По оси ординат откладывают
вычисленное значение к10, а на оси абсцисс находят значение Z, = Z/4
допустимого сопротивления нагрузки. Если соблюдается условие
ZH С Z/t/юи, где Z;/—вычисленное по табл. 2.1 сопротивление нагруз-
ки, то погрешность трансформатора не превышает 10 %. В противном
случае необходимо либо уменьшить значение Z(/ за счет увеличения се-
чения соединительных проводов, либо заменить трансформатор тока
(выбрать другое значение Z1/ev или другой тип трансформатора тока).
При к.з. в месте установки защиты первичные токи трансформато-
ров тока могут быть значительно больше расчетного тока Гу (см. рис.
2.9, а) и полная погрешность окажется больше допустимого значения,
равного 10%. Глубокое насыщение трансформаторов тока, а следова-
тельно, и увеличение токовой погрешности могут быть вызваны апери-
одической составляющей в кривой тока к.з. В этих случаях релейная
защита может срабатывать нечетко или иметь отказы. Например, при
токовой погрешности более 50 % и вторичном токе, в 3,5 раза и более
превышающем ток срабатывания, у электромагнитных реле возникает
неустранимая~вибрация контактов вследстаие резкого искажения фор-
мы кривой тока. Поэтому для"максимальных токовых защит и токовых
отсечек с реле РТ-40, для полупроводниковых реле, а также для дис-
танционных защит с индукционными реле токовая погрешность транс-
форматоров тока более 50 % не допускается. Для максимальных токо-
вых направленных защит эта погрешность не должна превышать 30%.
В то же время ряд реле, выполненных н^нтёгральньпГмикросхемах,
например, РСТ11-РСТ14, могут четко работать при погрешностях транс-
форматора тока до 80-90% [22].
Проверка погрешности трансформатора тока при коротком за-
мыкании в начале защищаемой зоны выполняется следующим об-
разом. По известной величине нагрузки Z/z находят предельную крат-
ность тока к10 по кривым к10 = /(ZJ для данного типа трансформа-
тора тока [59]. Вычисляют величину тока /|п1ах, соответствующую
короткому замыканию в начале зоны защиты, и определяют вели-
чину наибольшей кратности тока для этого случая ктах = /|тах//1т)„.
Используя справочные данные, например [59], задаются максималь-
ной допустимой для выбранной защиты токовой погрешностью/% и по
графику, приведенному на рис. 2.10, находят значение коэффициента Л.
Затем проверяется условие:
47
1Л
max
А
(2.16)
*10
Рис. 2.10. Зависимость токовой
погрешности f от коэффициента А
Если это условие выполняется,
то токовая погрешность трансфор-
матора тока не превысит допусти-
мого для данного случая значения.
В противном случае проверка
трансформатора тока по токам к.з.
в месте установки защиты может
потребовать либо уменьшения Zn,
выбранного по условию 10%-ной
А погрешности, либо выбора транс-
форматора тока того же типа с бо-
лее высоким значением 1Ькп1, либо
выбора его другого типа. Более точ-
ный метод проверки пригодности
трансформатора тока д ля релейной защиты при погрешности выше 10%
изложен в [59].
Еще одну проверку трансформатора тока необходимо выполнить по
напряжению иъ!1, которое возникает при первичном токе /1тах, равном
максимальному току к.з. в месте установки защиты:
U?=k42L
2m у Imax zz
vt
(2.17)
где ку = 1,8—ударный коэффициент тока к.з. Это напряжение не дол-
жно превышать 41U (амплитудное значение), где Uucn— испыта-
тельное напряжение для изоляции токовых цепей, принимаемое равным
1000 В (действующее значение) [38].
Схемы включения трансформаторов тока. Рассмотрим наибо-
лее распространенные схемы соединения. Схема соединений трансфор-
маторов тока и обмоток реле тока КА в звезду (рис. 2.11, я) применяет-
ся для защит, реагирующих на все виды однофазных и многофазных
замыканий. В нулевом проводе протекает ток только при коротких за-
мыканиях на землю, либо при обрыве вторичной цепи одного из транс-
форматоров тока. Коэффициент схемы ксх—отношение тока в реле ко
вторичному току трансформатора тока той же фазы, равен 1. По усло-
48
виям электробезопасности все вторичные обмотки трансформаторов тока
необходимо заземлять.
Рис. 2.11. Схемы включения трансформаторов тока
На рис. 2.11,6 приведена так называемая схема соединения в непол-
ную звезду. По реле, включенным в фазы, протекает ток соответствую-
щих трансформаторов тока, поэтому ксх = 1. В нулевом проводе ток ра-
вен геометрической сумме токов фаз. При замыкании на землю фазы В
ток в схеме защиты по сравнению с током нормального режима не изме-
няется. Поэтому такая схема применяется в сетях с изолированной нейт-
ралью только для защит от междуфазных замыканий. Для защиты трех-
фазных электрических сетей и трансформаторов со схемой соединения
обмоток a/Y можно применять соединение трансформаторов тока в не-
полную звезду с двумя реле (в обратный провод реле не включается). В
этих случаях ее чувствительность такая же, что и у схемы с тремя реле.
При двухфазном к.з. за трансформатором со схемой а/Д чувствитель-
ность рассмотренной схемы в 2 раза ниже, чем у схемы с тремя реле.
В схеме рис. 2.11, в трансформаторы тока включены в треугольник,
ареле—в звезду. Схема применяется в основном для дифференциаль-
ных защит трансформаторов. Через катушку каждого реле проходитток,
равный геометрической разности токов двух фаз. При симметричной
нагрузке и трехфазном замыкании через реле течет линейный ток, в д/з
раз больший тока фазы и сдвинутый относительно него на 30°. В этом
режиме ксх = д/з. Токи через катушки реле проходят при всех видах
49
к.з., однако отношение тока в данном реле к фазному току зависит от
вида к.з. Токи нулевой последовательности замыкаются внутри треу-
гольника и в реле не попадают. Возможно применение рассматривае-
мой схемы соединения трансформаторов тока с двумя реле. Такое со-
единение получается, если в схеме, приведенной на рис. 2.11, в, одно из
реле замкнуто накоротко. Однако при двухфазном к.з. за трансформа-
тором со схемой соединения обмоток A/Y ее чувствительность оказы-
вается в 2 раза меньше, чем при трех реле.
В схеме, приведенной на рис. 2.11, г, реле включено на геометри-
ческую разность токов двух фаз. При симметричной нагрузке и трех-
фазном к.з. ток в реле в у/з раз больше тока фазы (ка — л/З). При к.з.
между фазами А и Сток через реле в 2 раза больше тока фазы (ксх = 2),
а при двухфазных к.з. между другими фазами через реле проходит ток
только одной фазы (ксх = 1). Эта схема наиболее проста, но имеет су-
щественный недостаток: ее чувствительность к разным видам к.з. раз-
лична. Кроме того, она не реагирует на к.з. между фазами Ви С за
трансформаторами с соединением обмоток Y/Д, а также на замыкания
на землю в фазе В. Обычно она применяется для защит от многофазных
замыканий линий небольшой длины с изолированной нейтралью и элек-
тродвигателей небольшой мощности.
При разных видах к.з.(трехфазные, двухфазные, однофазные) через
реле тока разных фаз схем включения, приведенных на рис. 2.11, могут
протекать разные по величине токи. Условия работы защиты определя-
ются тем из вторичных токов трансформатора тока, который при данном
виде к.з. является наибольшим, и который проходит хотя бы по одному
из реле защиты. Для схем включения трансформаторов тока и реле та-
кой наибольший вторичный ток 1р является расчетным. В табл. 2.2 при-
ведены формулы для вычисления тока/, в симметричных режимах и
при трехфазных (/<3)) и двухфазных (/<2)) к.з. Имеется в виду при этом,
что для распределительных сетей и сетей внешнего электроснабжения
железных дорог имеет место соотношение /(2)^737(3)/2 = о,866/<3\
Расчетный ток I связан с током первичной сети соотношением
Ip = / Кг, где Fni>—ток в защищаемой цепи при данном режи-
ме или виде к.з.; —расчетный коэффициент схемы притом же
режиме или виде к.з.; К,.—коэффициент трансформации трансформа-
тора тока.
50
Для трехфазного к.з. (т = 3) имеем = к^1^, для двух-
фазного к.з. («1 = 2) — =/с^)/(2), для однофазного к.з. —
K(m)y(m) _^0)^(1) ц нормальном (симметричном) режиме
к(^)/("1) _к(3)дгде/;(—ток нормальной нагрузки, а = к£>.
Таблица 2.2
Схема включения трансформаторов тока и реле Формулы для вычисления тока /р в реле при к.з. и в симметричных режимах
Трехфазные к.з. и симметричные режимы Двухфазные к.з.
в месте установки защиты или за трансформатором А/Л- 0(12) за трансформатором Д/А-п
Полная звезда (см. рис. 2.11. а) 7(3) к КТ 7(2) _ 737(3) *т 2*т 2Z<2> /<3> 7з/ст “ /ст
Неполная звезда с двумя реле (см. рис. 2.11,6 — реле в обрат- 7(3) К *т КТ 2КТ /(2) /(3) к Лк J1KT ~ 2КТ
Неполная звезда с тремя реле (см. рис. 2.11, б) у(3) К /<2) Уз/р» Кт 2Кт 21^ 1™
Треугольник с тремя реле (см. рис. 2.11, в) 2Z<2> V3Z<3> V3Z<2> 1,5Z<3>
Треугольник с двумя реле (одно из реле, показанных на Уз/*3? кТ Z<2> = >/37<3> /Ст 2Кт _ 1,57<3> /ст /ст
Включение одного реле на разность токов двух фаз (см. рис. 2.11, г) кТ Z<2> V3Z<3) /Ст 2/Ст Не применяется
В табл. 2.3 приведены значения расчетных коэффициентов схемы для
различных схем и режимов. Для трансформатора со схемой соедине-
ния обмоток А/Д— 11 значения ик£р принимаюттакимже,каки
для схемы Д/А — 11 (поскольку в схеме Л/Д — 11 вторичная обмот-
ка не имеет нулевой точки, то однофазные к.з. невозможны). Прочерк
означает, что для защиты от к.з. данного вида такая схема соединений
не применяется из-за сложности или возможности появления отказа при
к.з. в какой-либо из фаз.
51
Таблица 2.3
Схема включения трансформаторов тока и реле Значение коэффициента схемы ксх при к.з. и в симметричных режимах
V II 0 к В месте установки защиты или за трансформатором Л/Л-0(12) В месте установки защиты или за трансформатором Д/Л-и
<2’ к11’ сх „(2) Ксх
Полная звезда (см. рнс. 2.11, а) 1 1 — 2 7з —
Неполная звезда с двумя реле (см. рис. 2.11. б — реле в обрат- 1 1 3 1 з/З 1 7з
Неполная звезда с тремя реле (см. рнс. 1 1 2 3 2 7з 1 7з
Треугольник с тремя реле з/з 2 — з/З 2 7з
Треугольник с двумя реле (одно из реле, показанных на з/З 1 — з/З 1 з/З
Включение одного реле на разность токов двух фаз (см. рнс. 2.11, г) з/J 1 — — —
Ток срабатывания реле I в симметричном режиме определяется по
формулам для трехфазного к.з. при замене наток срабатывания
защиты 1а, также приведенный к напряжению той стороны, где установ-
лены трансформаторы тока. Аналогично определяется ток 1р через реле
в нормальном симметричном режиме. В этом случае в формулах для
трехфазного к.з. ток заменяется на фазный ток 1н нормального ре-
жима, протекающий по первичной обмотке трансформатора тока.
2.5. Условия работы и схемы включения
трансформаторов напряжения
Однофазный трансформатор (рис. 2.12, а) первичной обмоткой вклю-
чен на линейное напряжение между двумя любыми фазами. Если его
вторичная обмотка разомкнута, то под действием приложенного к пер-
52
вичной обмотке напряжения по ней протекает ток намагничивания, со-
здающий в магнитопроводе магнитный поток. Этот поток Ф наводит в
первичной обмотке с числом витков w, э.д.с. = 4,44/^]Ф и во вто-
ричной с числом витков w2 — э.д.с. Е2 - гдеf— частота. В
режиме холостого хода во вторичной обмотке тока нет, а ток намагни-
чивания в первичной мал. Поэтому напряжения 17( и U2 на первичной и
вторичной обмотках можно считать равными соответствующим э.д.с.
Коэффициент трансформации:
Ку = Е} / Е2 = и1, / w2 = Ц / U2.
Если же ко вторичной обмотке подключить нагрузку, то в ней по-
явится ток, увеличится ток также и в первичной обмотке. Эти токи со-
здают в сопротивлениях обмоток падения напряжения. Чем больше токи
в обмотках, тем больше падения напряжения и тем больше напряжения
на обмотках отличаются отэ.д.с. В связи с этим нарушается пропорци-
ональность между вторичным и первичным напряжениями. Угловая по-
грешность невелика (менее 1%). Погрешность по напряжению:
/С,, 17, -U,
—|00%’ <218>
а)
ABC TV
II га г-—Ь
_xlx
tzzi ‘ Ч--*----с
* KV1 KV2 КУЗ KV4 KV5 KV6
б)
TV
АВС
-- ь с
KVl КУ2 КУЗ KV4 КУЗ КУ6 КУ7 КУ8 КУ9
ртОтрр гРд О р] Ор
А
Рис. 2.12. Схемы включения трансформаторов напряжения и реле
53
Для уменьшения погрешностей следует стремиться к режиму, близ-
кому к холостому ходу. По этой погрешности ГОСТом установлены
четыре класса точности: 0,2; 0,5; 1 и 3. Каждому классу точности соот-
ветствует своя номинальная мощность.
Схема, приведенная на рис. 2.12, а, применяется в тех случаях, ког-
да необходимо измерять одно линейное напряжение между какими-либо
двумя фазами. Схема соединения трансформаторов напряжения в от-
крытый треугольник (рис. 2.12, б) позволяет измерять все три между-
фазных напряжения, а схема соединения трех трансформаторов в звез-
ду (рис. 2.12, в) — все линейные и все фазные напряжения.
Защита трансформаторов напряжения от внутренних повреждений осу-
ществляется предохранителями, которые устанавливают на каждом из вы-
водов первичной обмотки. Однако эти предохранители не защищают вто-
ричные цепи от перегрузок и коротких замыканий. Поэтому все незазем-
ленные провода присоединяются к выводам вторичных обмоток транс-
форматоров напряжения через предохранители или автоматические вык-
лючатели. По условиям безопасности вторичная обмотка должна быть
заземлена. Провод, подключенный к вторичной обмотке в точке ее за-
земления, предохранителем или автоматическим выключателем не обо-
рудуется.
Если перегорание предохранителей или отключение автоматических
выключателей, при которых исчезает вторичное напряжение, может при-
вести к неверному действию защиты, то такие защиты должны снаб-
жаться специальными органами, которые автоматически выводят эти
защиты из работы.
Для напряжений 500 кВ и выше
элекгромагнитныетрансформаторы
напряжения получаются громозд кими
и дорогими. В таких установках при-
меняют емкостные преобразователи
напряжения (рис. 2.13), в которых ис-
пользуются емкостные делители на-
пряжения и электромагнитныетранс-
форматоры напряжения. Напряжение
UC2 на конденсаторе С2 равно
(7С2 =ЦС1/(С1 + С2).Этонапря-
жение подается напервичную обмот-
Рис. 2.13. Емкостной измерительный
преобразователь напряжения
54
кутрансформатора Т, со вторичной обмотки которого снимается напря-
жение U2. Номинальное напряжение = ЮО ®-
Реактор LR совместно с индуктивностью рассеяния трансформатора
Ткомпенсирует падение напряжения в делителе, вызванное токами на-
грузки. Разрядник/^защищает трансформатор Тот перенапряжений.
В качестве С1 может использоваться батарея последовательно соеди-
ненных конденсаторов.
Емкостные измерительные преобразователи напряжения могут при-
меняться и в сетях более низкого напряжения. Распространены схемы,
в которых в качестве емкости С1 используются конденсаторные обкладки
вводов 110—500 кВ трансформаторов и выключателей. Однако, точ-
ность их ниже, чем электромагнитных трансформаторов напряжения.
2.6. Согласующие и промежуточные трансформаторы.
Переходные процессы
Электромеханические реле подключают непосредственно ко вторич-
ным обмоткам трансформаторов тока и напряжения. В то же время но-
минальные вторичные токи 5 А трансформаторов тока и номинальные
вторичные напряжения 100 В трансформаторов напряжения для полу-
проводниковых элементов, особенно для микроэлектронных схем, ока-
зываются слишком большими. Поэтому электронные блоки релейной
защиты подключают к измерительным трансформаторам не непосред-
ственно, а через согласующие трансформаторы [22,27].
Так, измерительные приборы и измерительные органы И01, И02, ИОЗ
полупроводниковых защит комплекса «Сейма» подключены к транс-
форматору тока ТА через согласующий трансформатор TL (рис. 2.14, а).
Ко вторичной обмотке трансформатора TL присоединена цепочка пос-
ледовательно соединенных потенциометров Rl, R2, R3. Падение напря-
жения на них используется в качестве входных сигналов для измери-
тельных органов. Уставки срабатывания регулируют движками потен-
циометров. Коэффициент трансформации согласующего трансформато-
ра TL равен 50, номинальный вторичный ток 0,1 А. Промежуточные
трансформаторы TL1, TL2, TL3 выполняют роль разделительных, они
осуществляют гальваническую развязку измерительных органов и уст-
раняют взаимное влияние цепей этих органов.
55
При подключении приборов и измерительных органов релейной за-
щиты к трансформатору напряжения TV (рис. 2.14, б) через согласую-
щий трансформатор TL (коэффициент трансформации 25, номинальное
вторичное напряжение 4 В) во входных цепях измерительных органов
протекают весьма малые токи. Полупроводниковые устройства релей-
ной защиты в этом случае можно выполнит^ в виде модулей на разъе-
мах, что существенно облегчает замену модулей при ревизиях и ремон-
тах. Такой принцип используется в электронном комплексе «Сейма»,
предназначенном для управления и защиты тяговых подстанций и по-
стов секционирования переменного тока [27].
Рис. 2.14. Схемы подключения
полупроводниковых защит к
измерительным трансформаторам
Рис. 2.15. Входной блок для реле,
реагирующего на две
подведенные величины
В ряде случаев, например, для реле сопротивления, на вход измери-
тельных органов необходимо подавать электрическую величину, про-
порциональную геометрической сумме (или разности) напряжения U и
тока_/р, подводимых к реле от измерительных трансформаторов. На
56
рис. 2.15, а приведена измерительная схема, осуществляющая с помо-
щью согласующих трансформаторов преобразование вида:
Ц}=^ + к2Ур, U^k^-k^, (2.19)
где К], к2, к3, к* — комплексные коэффициенты.
Схема состоит из двух промежуточных трансформаторов ТЫ
и TL2. Первичная обмотка трансформатора ТЫ подключается к
трансформатору напряжения TV, а первичная обмотка трансфор-
матора TL2 — к трансформатору тока ТА. В качестве TL2 исполь-
зуется промежуточный трансформатор с воздушным зазором в
магнитопроводе (трансреактор). Э.д.с. на его вторичных обмот-
ках пропорциональна току в первичной обмотке и сдвинута на угол,
близкий к 90°.
Вторичные обмотки трансформаторов ТЫ и TL2 включены соглас-
но-последовательно и встречно-последовательно. На вторичных обмот-
ках трансформатора ТЫ имеем напряжения Ull} и Ull2, а на вторичных
обмотках TL2—напряжения!/^ и Ут2. Напряжения на выходных зажи-
мах:
и} = ит1 + ин1, и2=ит2-ин2. (2.20)
Необходимые фазовые сдвиги в схеме обеспечиваются цепочками
R1-C1HR2-C2.
На векторной диаграмме (рис. 2.15,6) за исходный принят вектор
У. Вектор I отстает от него на угол фр. Вектор L7z । сдвинут относитель-
но U на угол п - у. Угол у обусловлен наличием цепочки R1—С1 и
потерями в трансформаторе ТЫ. Векторы (/т| и Ут2 отстают от вектора
[ на угол т + р. Угол р обусловлен наличием цепочки R2-C2, характе-
ром нагрузки и потерями в трансформаторе TL2. Если в качестве TL2
используется трансреактор, то т = л/2 (в качестве TL2 можно приме-
нять также специальные трансформаторы тока [60], в этом случает = л).
Поскольку ТЫ и TL2 являются трансформаторами, то:
и,л = ир. 4,2 = 4, = ил = <2.20)
гдекн1 = Кт,кп2 = Ки2—коэффициенты трансформации трансформа-
тора ТЫ, а кт1, к12—коэффициенты преобразования для трансреактора
TL2. Коэффициенты кт1 и кт2 имеют размерность, В/А.
57
Из треугольников ОВС и OAF по теореме косинусов находим:
Ц2 = ^1+^,-^Л«»(’'-е)=
=+‘'iL7.+“5(ъ -
= + k1,2V1, + 2S >К.2,7р !„ С°*(Фр - «Ji
(2.21)
X, = arccos
I
— arccos
Кт17р+кН1^СО5(фр-а)
ц
X2 = arccos
= arccos
'U^U^-U^
l 2Ц[/т2 J
^p+x^p^^p-
^2
где е = л- у-ф^-т-р,а = л- у- т- р.
Угол а является конструктивным параметром и носит название угла
максимальной чувствительности. Напряжения Ц и U2 подаются на вхо-
ды реле, реагирующих на две подведенные величины. В зависимости от
конструкции такие реле могут реагировать на абсолютное значение Ц и
U2, на фазовый угол между ними + Х2, либо на то и другое одновре-
менно.
Согласующие и промежуточные трансформаторы работают, как пра-
вило, в режимах, отличающихся от режимов других маломощных транс-
форматоров, используемых, например, в блоках питания разных уст-
58
ройств. Если для трансформаторов блоков питания характерно пример-
ное постоянство величины входного напряжения и стремление к сниже-
нию их стоимости,то для согласующих и промежуточных трансформа-
торов релейной защиты важно, чтобы их основные параметры и линей-
ность сохранились в условиях большого диапазона изменений напряже-
ний и токов. При использовании для устройства защиты модульных кон-
струкций важно иметь возможно малые габариты этих трансформаторов
и удобную их форму. Большое распространение получили тороидальные
трансформаторы.
В то же время трансреакторы (трансформаторы с воздушным зазо-
ром) натороидах из трансформаторной стали выполнять неудобно. Для
ихизготовленйяиспользуютсяШ-образныепластины.Возможно изго-
товление трансреакторов в виде трансформаторов при использовании
ферритовых магнитопроводов. Если обычные согласующие или проме-
жуточные трансформаторы предназначены для преобразования напряже-
ния (или тока) одной величины в напряжение (или ток) другой величины,
то трансреактор преобразует ток первичной обмотки в э.д.с. на вторич-
ной обмотке, величина которой пропорциональнаэтому току, аугол сдвига
между ней и током близок к л/2. Коэффициент преобразования Кт мо-
жет грубо регулироваться изменением числа витков первичной обмотки.
Методика расчета согласующих и промежуточных трансформато-
ров и трансреакторов приведена в [60]. у
Возникновение в электрических сетях, генераторах и трансформауо-
рах коротких замыканий сопровождается переходным процессом^о-
стоящим из периодических и апериодических составляющих. Основ-
ное влияние на работу трансформаторов тока и других трансформато-
ров устройств релейной защиты оказывает апериодическая составляю-
щая [15,16,17, 20]. Эта составляющая имеет наибольшее значение,
равное амплитуде установившегося тока короткого замыкания, в том
случае, если короткое замыкание наступает в момент, когда кривая на-
пряжения проходит через нулевое или близкое к нулю значение. В этом
случае примерно через полпериода амплитуда тока короткого замыка-
ния (ударный ток) достигнет почти удвоенной амплитуды установивше-
гося значения этого тока.
Если магнитопроводтрансформаторатока(или согласующих транс-
форматоров) не был насыщен предыдущей нагрузкой нормального
режима, то в его вторичной цепи кроме периодической появляется и
59
апериодическая составляющая. Ударный ток при этом может вызвать
излишнее действие тех защит, которые не предназначались для этого
короткого замыкания. В том же случае, если магнитопровод трансфор-
матора тока (или согласующих трансформаторов) был насыщен преды-
дущей нагрузкой нормального режима, то из-за апериодической состав-
ляющей тока короткого замыкания эти трансформаторы могут перейти в
режим глубокого насыщения. В таком режиме трансформация периоди-
ческой составляющей тока (на которую обычно настраивается защита)
ухудшается. В этом случае защита может не срабатывать до тех пор,
пока апериодическая составляющая не затухнет. Срабатывание проис-
ходит с замедлением,.
Для быстродействующих защитснижениевлияния апериодической со-
ставляющей тока короткого замыкания является весьмажелательным. Та-
кое снижение может быть обеспечено с помощью немагнитных зазоров в
магнитопроводах трансформаторов тока, согласующих и промежуточных
трансформаторов в цепях тока. Такие трансформаторы (трансреакторы)
создают вторичные э.д.с., пропорциональные производной тока по време-
ни (di/df). Поэтому апериодическая составляющая плохо трансформирует-
ся. Наличие зазоров в магнитопроводах приводит, однако, при той же ве-
личине вторичной нагрузки к увеличению сечения магнитопроводов, а сле-
довательно, и габаритов. Кроме того, имеются существенные технологи-
’ ч<^кЛ трудности изготовления магнитопроводов с зазором при обеспече-
на от образца к образцу совпадающих магнитных характеристик.
В том случае, если измерительные органы релейной защиты выпол-
нены с применением интегральной микроэлектроники или микропро-
цессоров, т. е. имеют весьма высокое входное сопротивление, то согла-
сующие и промежуточные трансформаторы могут быть выполнены с
Ферритррымщмагнцтрпроводагли. В этом случае они обладают свой-
ствами трансреакторов.
Подавление апериодической составляющей на входе релейной за-
. щиты может быть обеспечено также с помощью диффепенпдпующих
I цепо^ или частотных фиды^в._
^Что касается трансформаторов напряжения, а также согласующих и
промежуточн ых трансформаторов в цепях напряжения, то переходные про-
цессы в них существуют практически только в первом полупериоде. Ос-
новная гармоника первичного напряжения хорошо ими трансформирует-
ся и на работу даже быстродействующих защит практически не влияет.
60
Переходные процессы в отдельных элементах электронных защит
рассмотрены в [23]. В таких защитах переходные процессы затухают
практически через 0,5-1 периода, т. е. через 10-20 мс.
2.7. Фильтры
По назначению фильтры делятся на фильтры симметричных состав-
ляющих, частотные и сглаживающие фильтры.
Втрехфазных симметричных электрических системах некоторые виды
повреждений приводят к нарушению симметрии и появлению обратной
или нулевой последовательностей в напряжениях и токах. Выделение
прямой, обратной и нулевой последовательностей токов и напряжений и
их контроль может помочь релейной защите более четко отличить ава-
рийный режим от нормального. Выделение этих последовательностей
осуществляется фильтрами симметричных составляющих [62,63].
Релейная защита в системах переменного тока рассчитывается, как
правило, для работы в цепях с синусоидальной формой токов и напря-
жений. Однако, на практике, особенно в цепях с выпрямителями, что
характерно, например, для электрической тяги, форма тока может отли-
чаться от синусоидальной, т. е. содержать кроме первой и большое чис-
ло других гармонических составляющих. В меньшей степени искаже-
нию подвергается кривая напряжения, однако в момент короткого за-
мыкания и в ней наблюдается появление высших гармоник.
Искажения кривых тока и напряжения изменяют характеристики сра-
батывания некоторых защит [18,28], что может явиться причиной их
неверного действия. С другой стороны признаки, которые характеризу-
ют искажение формы кривой тока, можно использовать для искусст-
венного торможения действия защиты в тех режимах, когда она сраба-
тывать не должна. Подавление или, наоборот, выделение тех или иных
гармонических составляющих (или полосы частот) осуществляется с
помощью частотных фильтров.
’ Питание устройств релёййой защиты осуществляется от встроенных
выпрямительных блоков. Выпрямленное напряжение содержит постоян-
ную С70 и переменную Un составляющие, на основании которых опреде-
ляется коэффициент пульсаций Кп = UJUn. Коэффициент пульсаций двух- _
полупериодного выпрямителя с активной нагрузкой составляет 0,67. В то
61
же время для нормальной работы электронных и микроэлектронных схем
допустимый коэффициент пульсаций должен быть меньше в сотни и ты-
сячи, а то и большее число раз. Снижение пульсаций осуществляется
сглаживающими фильтрами.
Мерой качества такого фильтра является коэффициент сглаживания
Ксгл = Kn,JKn,eb^rAeKn,ex —Коэффициент пульсаций на входе фильтра,
а Кп —коэффициент пульсаций на выходе фильтра.
Фильтры симметричных составляющих. Эти фильтры использу-
ются для выделения в многофазной системе токов или напряжений пря-
мой, обратной и нулевой последовательности. Через фильтр ZA симмет-
ричных составляющих тока подключают реле КА к трансформаторам
тока (рис. 2.16). Ток 1р в реле можно выразить через токи фаз или через
составляющие прямой (/р, обратной (/2) и нулевой (10) последователь-
ностей:
4 = + (2.22)
где к^, к^, к,, Kj, «0 — коэффициенты пропорциональности, завися-
щие от свойств фильтра ZA.
Рис. 2.16. Защита с фильтром
симметричных составляющих тока
При к2 = к0 — 0 получаем
фильтр тока прямой последова-
тельности. Защита с таким
фильтром распространения не
получила, так как при несим-
метричных к.з. у нее снижает-
ся чувствительность. При
к, = к0 = 0 получаем фильтр
тока обратной последовательно-
сти. Защиту с таким фильтром
можно применять для отключе-
ния несимметричных (двухфаз-
ных и однофазных) к.з. Она
может использоваться, в частности, навьшрямит^льных агоегатах
тяговых подстанций постоянного тока?При^=^ = 0 получаем
фильтр токов нулевой последовательности. Защита с таким фильтром
реагирует на повреждения, сопровождающиеся появлением токов ну-
левой последовательности, например, на замыкание одной фазы на
землю.
62
Рис. 2.17. Фильтр тока нулевой
последовательности
Фильтры симметричных составляющих в общем случае выполняют,
соединяя специальным образом элементы с активными и реактивными
(индуктивными и емкостными) сопротивлениями — резисторы, ка-
тушки индуктивности или взаимной индуктивности, конденсаторы.
Схемы и расчет фильтров описаны в [60,62,63]. Широко применяют
фильтры токов и напряжений нулевой последовательности, выполнен-
ные на трансформаторах тока и напряжения.
Рассмотрим схему включения
трансформаторов тока, образу-
ющую фильтр токов нулевой
последовательности (рис. 2.17).
Ток в реле КА равен геометри-
ческой сумме вторичных фазных
токов 1р = 1а + 1Ь + 1С = 31О/КТ.
Ток в реле появляется только при
замыканиях одной или двух фаз
на землю. Реле в этой схеме на-
ходится в таких же условиях, что
и реле в нулевом проводе на рис. 2.11, а Поскольку трансформаторы
тока в фазах по характеристикам не идентичны (в пределах заводских
допусков), то и в нормальном режиме через реле протекает ток неба-
ланса, часто соизмеримый с ^Кт. Поэтому схема, приведенная на
рис. 2.17, распространения не получила.
Для выделения составляющей нулевой последовательности более
целесообразно применять фильтр в виде трансформатора тока нуле-
вой последовательности (ТИП). Этот трансформатор имеет кольцевой
магнитопровод 7 (рис. 2.18, а), на котором размещена вторичная об-
мотка 2. Первичной обмоткой является трехфазный кабель 3, который
пропущен внутри кольца магнитопровода. К выводам вторичной об-
мотки подключают чувствительное токовое реле КА (рис. 2.18, б).
При нормальном режиме работы и междуфазных к.з. результирую-
щий магнитный поток вокруг кабеля обусловлен лишь несимметрией
расположения его токоведущих жил, поэтому вторичная э.д.с. ТПП при-
мерно равна нулю. При замыкании одной фазы на землю
IA + h + А?= К Этот ток нулевой последовательности создает вокруг
кабеля и в магнитопроводе соответствующий магнитный поток, благо-
даря которому во вторичной обмотке появляется э.д.с. и ток в реле. По
63
^4
металлической оболочке кабеля 3 могут протекать токи замыкания на зем-
лю других кабелей. Для того, чтобы они не вызвали ложной работы за-
щиты, в месте закрепления воронки 4 (рис. 2.18, б), через которую про-
ходит кабель 3, установлены изолирующие прокладки 5. К воронке при-
варивают заземляющий проводник 6, который вместе с кабелем пропус-
кают внутри кольца магнитопровода. В этом случае результирующий маг-
нитный поток оттока, протекающего по оболочке кабеля к воронке и от
нее обратно по заземляющему проводнику в землю, в магнитопроводе
равен нулю.
У измерительного пятистержневого трансформатора напряжения НТМИ
(рис. 2.19) первичная и одна из вторичных обмоток соединены в звезду,
а другая вторичная обмотка—в разомкнутый треугольник (фильтр на-
пряжений нулевой последовательности). Используя вторичную обмотку,
Рис. 2.19. Схема соединения обмоток
трансформатора НТМИ
соединенную в звезду, можно из-
мерять все линейные и фазные на-
пряжения. В нормальном режиме
напряжения на вторичных обмот-
ках разомкнутого треугольника
суммируются и так как векторы
этих напряжений сдвинуты на
120°, то напряжение между точка-
ми al и х1 должно быть равно
нулю. В действительности на этих
зажимах имеется напряжение не-
64
баланса 3-10В,обусловленноеглавным образом погрешностью транс-
форматора напряжения и наличием в первичном напряжении гармоник,
кратных трем.
При замыкании на землю одной из фаз первичной обмотки система
становится несимметричной. Для_того, чтобы выделит»-
нулевой последовательности, нулевую точку первичной обмотки за-_
земляют. При этом составляющие нулевой последовательности сум-
мируются в разомкнутом треугольнике и напряжение в точках al и х1
становится равным = 100 В. Эти составляющие напряжения вы- h
зывают появление в магнитопроводе магнитных потоков нулевой пос-I
ледовательности, которые не могут замыкаться по тем трем стержням, 4
на которых размещены обмотки. Для создания пути, по которому эти *
потоки могут замкнуться, магнитопровод НТМИ снабжается еще дву-
мя стержнями. Такими же обмотками снабжены конструктивно более
совершенные трансформаторы напряжения НАМИ-10.
Рис. 2.20. Схемы фильтров нулевой последовательности
Фильтр напряжений нулевой последовательности может быть
выполнен с помощью трех сопротивлений Zo (рис. 2.20, а) или
трех конденсаторов (рис. 2.20, б). Выходное напряжение фильтра
снимается с зажимов тп.
Рис. 2.21. Схема фильтра напряжения обратной последовательности
Схема фильтра обратной последовательности приведена на рис. 2.21.
Сопротивления Ха, Ra, Хс, Rc подбирают так, чтобы напряжение на вы-
3 Релейная защита
65
ходных зажимах пт было равно нулю, если междуфазные напряжения
Uah, Uhc, Uca не содержат составляющих обратной последовательнос-
ти. Если в схеме, приведенной на рис. 2.21 поменять местами резис-
торы и конденсаторы, то получится фильтр напряжений прямой после-
довательности. Методика расчета таких фильтров приведена в [60].
Частотные электрические фильтры. Частотным фильтром назы-
вается четырехполюсник, пропускающий токи в определенной полосе
частот с небольшим затуханием (полоса пропускания) и не пропускаю-
щим (или пропускающим с большим затуханием) тока с частотами,
; лежащими вне этой полосы [2,23,63,64]. Частота, лежащая на грани-
це полос пропускания и непропускания, носит название частоты среза
fe Собственное затухание в фильтре на заданной частоте определяется
выражениями:
£нп=0,51п
(Нп); (2.23)
где P\,UVIX — соответственно мощность, напряжение и ток на входе
фильтра; Р2> U2,I2—то же на выходе фильтра (1дБ = 0,115 Нп, 1Нп =
= 8,68 дБ).
Фильтры нижних частот (ФНЧ) пропускают токи с частотами от 0
доfc, фильгрыверхнихмастот (ФВЧ) пропускают токи от частоты fc до
бесконечности. Полосовые фильтры (ПФ) пропу.скают.то.ки в полосе
частот от/| до f2. Пассивные фильтры не содержат внутри схемы источ-
ников энергии. Активными называют фильтры, содержащие внутри
схемы усилители. Нарис. 2.22 приведены примеры некоторых схем пас-
сивных фильтров нижних частот (а), верхних частот (б), полосового (в)
и заграждающего (г) фильтров.
Для увеличения затухания в полосе пропускания и увеличения кру-
тизны характеристики затухания LC-фильтры могут составляться из
многих звеньев, образуя цепочечные фильтры. Наряду с этим в про-
стейших случаях могут использоваться последовательные или парал-
лельные цепочки, состоящие из одной катушки индуктивности и кон-
денсатора (рис. 2.23). В этом случае частота свободных колебаний кон-
66
Рис. 2.22. Схемы пассивных фильтров
тура близка к резонансной частоте (Од = 1/(ZC), при которой сопротив-
ление последовательной LC- цепочки (рис. 2.23, а) равно ее активному
сопротивлению и весьма мало. При частоте со < со0 сопротивление кон-
тура имеет емкостной характер, а при со>со0 —индуктивный. Чем боль-
L С
а) о—||-о
L
Рис. 2.23. Резонансные цепочки
ше® отличается от®0, тем выше сопротивление контура.
При той же резонансной частоте ®0
проводимость параллельного контура
(рис. 2.23, б) близка к нулю. Для частот
со < со0 проводимость контура имеет ин-
дуктивный характер, а для частот
со>(оо —емкостной. Сопротивление па-
раллельного контура при резонансной ча-
стоте стремится к бесконечности.
На рис. 2.24 приведены схемы для выделения какой-либо одной, на-
пример, третьей гармоники тока контактной сети электрифицированной
железной дороги однофазного переменного тока. Ктрансформаторутока
фидера подключен промежуточный трансформатор TL. Параллельно его
а) б) в)
Рис. 2.24. Схемы выделения одной гармоники тока
67
вторичной обмотке подключен параллельный LC-контур, настроенный на
заданную частоту. Сопротивление контура при заданной (резонансной)
частоте весьма велико и гармоника тока, соответствующая этой частоте,
проходит в нагрузку практически без затухания. На других частотах со-
противление контура мало и гармоники этих частот большей частью от-
ветвляются в него. Доля этих гармоник в нагрузке невелика. В схемах,
приведенных на рис. 2.24, б, в, роль индуктивности L выполняет проме-
жуточный трансформатор TL. Для снижения в нагрузке, например, пер-
вой гармоники можно параллельный LC- контур (рис. 2.24, а) зашунти-
ровать последовательной LC-цепочкой, показанной на рис. 2.23, а, на-
строенной в резонанс на частоту первой гармоники.
Качество частотных фильтров, состоящих из индуктивностей и ем-
костей, во многом определяется их добротностью, под которой подра-
зумевают отношение реактивной мощности Р к активной Ра, выделяю-
щейся на элементе, и обозначается Q = Р/Ра- Схема замещения катуш-
ки индуктивности представляется в виде последовательно соединенных
сопротивления rL и индуктивности L. Добротность катушки при этом
равна:
„ рР I2mL (йЬ
<2-24>
В области низких частот добротность катушки возрастает с увеличе-
нием частоты. Однако, в области высоких частот добротность падает
из-за существенного увеличения сопротивления rL за счет поверхност-
ного эффекта в проводе, эффекта близости, потерь в сердечнике и т.п.
При некоторой частоте катушка индуктивности обладает наибольшей доб-
ротностью и это следует учитывать при проектировании. Добротность
катушек индуктивности фильтров колеблется от десятков до нескольких
сотен.
Схема замещения конденсатора представляется в виде параллельно
соединенных сопротивления гси емкости С. Добротность конденсатора
равна:
_ Рр и2аС „
в'=Т=йй7с=аСг‘:- <2-25>
Бумажные конденсаторы имеют добротность 100-200, керамичес-
кие — около 2000, слюдяные — от 2000 до 4000.
68
Чем ниже добротность фильтра, тем меньше его затухание. Пассив-
ные фильтры имеют невысокую добротность, а из-за наличия катушек
индуктивности—и сравнительно большие габариты.
а) б) в) г)
Рис. 2.25. Схемы пассивных R.C-фильтров
Наряду с АС-фильтрами, особенно в области низких частот, применя-
ются ЯС-фильтры. На рис.2.25 приведены некоторые схемы фильтров
нижних (а) и верхних (б) частот, полосового (в) и заграждающего (г),
называемого также двойным Т-образным мостом. Для увеличения кру-
тизны характеристики затухания показанные на рис. 2.25 простейшие зве-
нья можно соединять в последовательные цепочки. RC- цепи не обладают
резонансными свойствами, поэтому характеристика затухания от частоты
имеет весьма незначительную крутизну при отсутствии ярко выраженной
полосы пропускания. В этом отношении ЯС-фильтры значительно усту-
пают LC-фильтрам. Исключением является заграждающий ЯС-фильтр, вы-
полненный по двойной Т-образной схеме (рис. 2.25, г). Кроме того ЯС-
фильтры имеют ограниченный верхний предел рабочих частот.
Рис. 2.26. Активные RC-фильтры
69
Значительно лучшими характеристиками обладают активные RC- филь-
тры, состоящие из пассивного RCзвена и усилителя, охваченного отри-
цательной обратной связью. В электронных устройствах защиты и авто-
матики используются активные ЛС-фильтры с операционными усилите-
лями. В качестве примера на рис. 2.26 приведены некоторые схемы филь-
тров нижних (а) и верхних (б) частот, полосового (в) и заграждающего
(г) фильтров. Для улучшения характеристик фильтров, т. е. для увеличе-
ния затухания в полосе непропускания и увеличения крутизны характери-
стики затухания при изменении частоты, активные фильтры могут быть
многозвенными (многокаскадными).
Методика реализации активных RC-фильтров для релейной защиты
описана в [23].
Сглаживающие фильтры. Такие фильтры должны пропускать по-
стоянную составляющую и подавлять пульсации переменной составляю-
щей выпрямленного тока. Эти фильтры выполняются на основе LC- (рис.
2.22, а) или RC- (рис. 2.25, а) фильтров нижних частот. Для уменьшения
коэффициента пульсаций они могутвыполняться многозвенными.
Рис. 2.27. Схемы однозвенного транзисторного фильтра и его включения
в цепь выпрямителя
На частоте 50 Гц, однако, более выгодно по массогабаритным по-
казателям использовать транзисторные сглаживающие фильтры, в ко-
торых транзистор по существув^полняетроль индуктивности. Про-
стейший транзисторньшсрильтр показан на рис. 2.27, а, а схема вып-
рямителя с Г-образным RC-фильтром и транзисторным фильтром, на-
груженным на сопротивление Rtl, приведена на рис. 2.27, б.
С увеличением величины сопротивления R6 коэффициент сглажива-
ния увеличивается, однако при этом возрастает напряжение между кол-
лектором и эмиттером транзистора и выделяемая на нем потеря мощно-
сти. Значительно больший коэффициент сглаживания можегбыть полу-
чен, если использовать составные транзисторы, как например, показа-
но на рис. 2.28, а. На вход однозвенного фильтра, в том числе и с со-
70
ставным транзистором, подается
выпрямленное напряжение, содер-
жащее постоянную и переменную
составляющие. При наличии в схе-
ме (рис. 2.27, а) цепочки /?бСб пе-
ременная составляющая выделяет-
ся на резисторе R6, включенном в
цепь базы транзистора VT. В этом
случае ток базы практически не
содержит переменной составляю-
щей, а следовательно, и ток кол-
лектора является почти постоян-
ным. Из-за этого вся переменная
составляющая входного напряже-
ния практически полностью выде-
ляется на транзисторе. Методика
расчета сглаживающих фильтров
приведена в [65].
Рис. 2.28. Схемы транзисторного
фильтра и фильтра-стабилизатора
На рис. 2.28, б приведена схема транзисторного фильтра-стаби-
лизатора. Она не только снижает пульсации напряжения на нагруз-
ке R, но и стабилизирует его при изменениях величины напряже-
ния на входе. В схемах защиты и автоматики, выполненных на ин-
тегральных микросхемах, применяются интегральные стабилиза-
торы напряжения, выполняющие одновременно и роль сглажива-
ющих фильтров. Например, интегральный стабилизатор напряже-
ния серии К142 имеет коэффициент сглаживания Ксгл равный при-
мерно 32 [66]. Дополнительное увеличение коэффициента сглажива-
ния обеспечивается Г-^эбразным ЛС-фильтром, как на рис. 2.27, б.
2.8. Источники оперативного питания
При срабатывании релейной защиты она подключает источник опе-
ративного питания к катушке (соленоиду^ электромагниту) отключения
привода высоковольтного выключателя. Ток, протекая по этой катушке,
приводит в действие соответствующий электромагнитный механизм и
выключатель отключается. Величина тока в катушке отключения досги-
71
гает для некоторых приводов 10Дпри напряжении 110 В и 5 А при
напряжении 220 В. Для работы самой релейной защиты, особенно с
применением полупроводников и микроэлектроники, также необходи-
мо напряжение питания, которое обеспечивается источником оператив-
ного питания.
Особые требования к безотказности работы релейной защиты рас-
пространяются и на источники ее питания. Защита должна срабатывать
и обеспечивать подачу напряжения на катушку отключения выключателя
даже в том случае, если исчезает напряжение на трансформаторах соб-
ственных нужд электростанции или подстанции. Например, при трехфаз-
ном коротком замыкании на шинах высшего напряжения тяговой под-
станции напряжение на вводах падает практически до нуля и все транс-
форматоры собственных нужд оказываются обесточенными. Внезависи-
мости от этого соответствующая защита должна сработать и отключить
выключатели ввода.
В качестве источника оперативного тока могут использоваться акку-
муляторные батареи (постоянный оперативный ток)—это самый на-
дежный источник. Источниками переменного оперативного тока могут
быть трансформаторы тока того присоединения, который защищает дан-
ная защита. Источник выпрямленного оперативного тока выполняется в
виде специального блока питания, подключаемого к трансформатору
тока, трансформатору напряжения, либо к трансформатору собственных
нужд. Наконец, в некоторых случаях возможно применение конденса-
торных батарей, которые заряжаются в нормальном режиме и отдают
энергию катушкам отключения выключателей при срабатывании релей-
ной защиты.
Источник постоянного оперативного питания в виде аккумуляторной
батареи требует специального отапливаемого идентилируемого помеще-
ния, нуждается в зарядных и подзарядных устройствах', требует квалифи-
цированного обслуживания. Из-за больших капиталовложений и трудо-
затрат аккумуляторные батареи в качестве источника оперативного пита-
ния используются только на электростанциях, распределительных под-
станциях с первичным напряжением 110-220 кВ и выше с несколькими
вводами или отходящими линиями высшего напряжения, а также натяго-
вых подстанциях.
На понизительных и менее ответственных подстанциях более низко-
го напряжения аккумуляторные батареи не устанавливаются. Если при-
72
Рис. 2.29. Схема с дешунтированием
катушки отключения выключателя
водвыключателя нетребует для от-
ключения большой мощности, то
применяют переменный оператив-
ный ток от трансформаторов тока
с дешунтированием катушки от-
ключения (рис. 2.29). Реле тока КА
подключено ко вторичной цепи
трансформатора тока ТА через свой
переключающий контакт. При сра-
батывании реле его контакт пере-
ключается и обмотки реле КА оказываются включены последовательно
с катушкой отключения YA Твыключателя Q. Вторичный ток трансфор-
матора тока ТА протекает через реле/С4 и катушку YA Т, обеспечивая
отключение выключателя Q.
Схема с дешунтированием требует выполнения некоторых специаль-
ных условий. Во-первых, катушка отключения привода YA Твыключа-
теля Q не должна потреблять при срабатывании мощность более 50 В-А.
Во-вторых, переключающий'контакт реле должен быть усиленным и спо-
собным шунтировать и дешунтировать управляемую токовую цепь при
токах до 150 А. В-третьих, этот контакт должен быть выполнен так, что-
бы при его переключении сначала замыкался замыкающий (верхний на
рис. 2.29) контакт и лишь потом размыкался размыкающий (нПЖний на
рис. 2.29) контакт. Такими контактами снабжаются некоторыетоковые
реле серии PT-80 (PT-85, РТ-86).
После дешунтирования катушки отключения YА Тв результате сраба-
тывания реле КА резко возрастает нагрузка на трансформатор тока, уве-
личивается его погрешность, из-за чего может произойти возврат реле
и отказ защиты. Чтобы этого не произошло, необходимо при расчете
схемы проверять коэффициент чувствительности для короткого замы-
кания в конце зоны защиты с учетом погрешности трансформаторов
тока при дешунтировании и достаточность величины вторичного
трансформатора тока для катушки отключения YA Т, а также допусти-
мость для контактов реле КА максимального тока при коротком замы-
кании вблизи места установки защиты.
Для оперативного питания более сложных защит и устройств автомати-
ки, атакже для заряда конденсаторных батарей используются блоки пита-
ния UGA, подключаемыектрансформаторам тока, и UGV, подключаемые
73
Рис. 2.30. Схемы подключения блоков питания
к трансформаторам напряжения TV или трансформаторам собствен-
ных нужд Т (рис. 2.30, а, б). Для надежности блоки питания UGA и
UGV можно использовать совместно и подключать их выходы на одни
и те же шины выпрямленного напряжения (рис. 2.30, в, г).
В качестве примера на рис. 2.31 приведена схема блока питания и
заряда типа БПЗ-402. Этот блок содержит промежуточный насыщаю-
щийся трансформатор тока TLA Т, первичная обмотка которого подклю-
чается ко вторичной цепи трансформатора тока. К вторичной обмотке
TLA Тподключен выпрямитель VD1, выпрямленное напряжение которо-
го поступает в цепи релейной защиты й автоматики. К нему же можно
ч,- подключать (через резистор 7? и диод VD2) зарядную цепь батареи кон-
денсаторов С2. Диод VD2 предотвращает разряд конденсаторов С2 при
уменьшении или исчезновении тока в первичной обмотке ТТЛ Т. Обмот-
ка насыщающего трансформатора TLA Твместе с конденсатором С1 об-
разует контур, в котором при определенном значении тока первичной
обмотки наступает феррорезонанс токов [2]. При этом напряжение на
74
вторичной обмотке в известной
мере стабилизируется и мало
возрастает при значительных
увеличениях тока на входе.
Блок питания и заряда БПЗ-
401 предназначен для подклю-
чения во вторичные цепи
трансформатора напряжения
или трансформатора собствен-
ных нужд. В отличие от бло-
ка БПЗ-402 в блоке БПЗ-401 не
Рис. 2.31. Блок питания и заряда
БПЗ-402
предусмотрена стабилизация выходного напряжения. Блоки
БПЗ-401 и БПЗ-402 имеют мощность до 240 Вт и могут заря-
жать батареи конденсаторов емкостью до нескольких тысяч мик-
рофарад. Выходное напряжение блоков ПО или 220 В. Близки
по конструкции к ним менее мощные (100 Вт) блоки питания
серии БП-11 (БПТ-11 и БПН-11) с длительной мощностью до
20 Вт и наибольшей кратковременной — до 40-50 Вт. Выход-
ное напряжение 24 В или 110 В. Для питания нагрузки мощ-
ностью до 1-1,5 кВт применяются блоки питания серии БП-1002
(БПТ-1002 и БПН-1002) [67].
Блоки конденсаторов серии БК-400 предназначены для использо-
вания в схемах с предварительным зарядом конденсаторов. Они мо-
гут подключаться к любым зарядным устройствам с напряжением до
400 В. В блоках используются металлобумажные конденсаторы типа
МБГП общей емкостью 40,80 или 200 мкФ.
3| Реле и комплекты защит
3.1. Классификация реле
Релейная защита состоит из ряда самостоятельных элементов (реле),
связанных определенным образом. На вход реле может быть подан не-
прерывный или дискретн ый сигнал (ток, напряжение, давление газов, тем-
пература и т. п.). На выходе же сигнал появится только в том случае,
когда входной сигнал удовлетворяет определенным, наперед заданным
условиям (достигает уставки срабатывания).
Воспринимающий орган (вход) электромеханических реле выпол-
нен в виде катушки электромагнитного, индукционного, электродина-
мического, индукционно-динамического или магнитоэлектрического
механизма. Исполнительный орган (выход) выполняется в виде элек-
трических контактов. У электронных реле входной сигнал подается на
первичные катушки (обмотки) магнитных сердечников с прямоуголь-
ной петлей гистерезиса, на полупроводниковые схемы сравнения элек-
трических величин или на управляющие электроды активных полупро-
водниковых элементов (транзисторов, тиристоров, интегральных мик-
росхем). Исполнительный орган может быть выполнен в виде контактов
электромагнитных, магнитоэлектрических, поляризованных реле или маг-
нитоуправляем ых контактов-герконов, либо с помощью бесконтактных
элементов —транзисторов и тиристоров. При срабатывании реле с кон-
тактами последние замыкаются или размыкаются. В случае срабатыва-
ния бесконтактных реле меняется скачком выходной сигнал, например,
ток в цепи или напряжение.
По назначению реле подразделяют на измерительные (основные) и
логические (вспомогательные). Измерительные реле контролируют ре-
жим работы защищаемого объекта. По роду контролируемой величины
их подразделяют нарелетока, напряжения, направления мощности, со-
противления и т. п. Реле могут контролировать и неэлектрические вели-
чины, например, температуру масла трансформаторов (температурные
реле), давление газов (газовые реле) и т.п. К измерительным реле
предъявляют повышенные требования по чувствительности, точности
работы, коэффициенту возврата, собственному потреблению.
76
Логические реле действуют по команде измерительных и использу-
ются в логической части схемы. К ним относятся реле времени (служат
для замедления действия защиты), промежуточные реле (служат для
передачи действия основных реле к отключающему механизму выклю-
чателя, для размножения сигнала на несколько цепей, для усиления
мощности сигнала основных реле) и указательные реле (служат для
сигнализации и фиксации действия защиты). В электронных, микроэлек-
тронных и микропроцессорных (цифровых) реле (защитах) измеритель-
ные и логические органы объединены конструктивно или программно.
По способу включения воспринимающего органа измерительные реле
делят на первичные и вторичные. Катушки первичных реле включают
непосредственно в защищаемую цепь, катушки вторичных реле вклю-
чают во вторичные обмотки измерительных трансформаторов.
По способу воздействия на объект управления различают реле пря-
мого и косвенного действия. Реле прямого действия имеют подвиж-
ную систему, механически связанную с отключающим механизмом
выключателя. Реле косвенного действия имеют контакты (или бескон-
тактный ключ), включенные в цепь катушки механизма отключения вык-
лючателя. Для питания этой катушки необходим источник оперативного
постоянного или переменного тока.
Первичные реле прямого действия не нуждаются в измерительных
трансформаторах и источнике оперативного тока. Однако в установках
высокого напряжения они требуют усиленной изоляции, оказываются
громоздкими и имеют низкую чувствительность. Такие реле находят при-
менение, главным образом, в установках с напряжением менее 1 000 В.
В системах электроснабжения тяги на железных дорогах, метро, на го-
родском электрическом транспорте постоянного тока в качестве комму-
тационных аппаратов на тяговых подстанциях и постах секционирова-
ния используются поляризованные быстродействующие выключатели
(АБ 2/4, ВАБ 43 и др.). В их конструкции объединены реле максималь-
ного тока прямого действия и коммутационный аппарат [3,68]. Вторич-
ные реле прямого действия более компактны и имеют более высокую
чувствительность. Для них нетребуется источник оперативного тока.
Катушка 1 такого реле (рис. 3.1) подключена ко вторичной обмотке
трансформатора тока ТА. При увеличении тока в реле до уставки сраба-
тывания, якорь 2 электромагнита отключения YA Тпреодолевает натяже-
ние пружины 5 и бойком 3 ударяет по защелке 4. Защелка освобождает
77
Рис. 3.1. Схема подключения вторичных
реле прямого действия
механизм привода выключате-
ля Q и пружина G его отключает.
Исполнительный орган реле прямо-
го действия, непосредственно свя-
занный с механизмом отключения
выключателя б, должен совершать
при отключении существенную ме-
ханическую работу. Поэтому такие
реле потребляют при срабатывании
большую мощность и имеют зна-
чительные погрешности. Вторич-
ные реле прямого действия приме-
няют в защитах мало ответственных линий 6-35 кВ, выключатели кото-
рых оборудованы приводами ВМП-10П, ПП-61-К, ПП-67, УПГП,
ППМ-Юидр.
Наибольшее распространение в релейной защите получили вторич-
ныереле косвенного действия (рис. 3.2). При достижении током в ка-
тушкереле/СЛ значения уставки срабатывания, его контакты замыкают-
ся и включают в цепь оперативного тока катушку 1 электромагнита от-
ключения YA Т. Сердечник последнего преодолевает натяжение пружи-
ны 2 и ударяет по защелке 3. Выключатель Q отключается. Ток во вто-
ричной обмотке трансформатора тока ТА исчезает и реле АХ возвраща-
ется в исходное состояние—его контакты размыкаются. Чтобы эти
маломощные контакты не повреждались электрической дугой при от-
Рис. 3.2. Схема подключения вторичных
реле косвенного действия
ключении активно-индуктивнои
цепи электромагнита YA Т, в цепь
катушки 1 включены вспомога-
тельные контакты 4 выключателя.
Эти контакты механически связа-
ны с основными контактами вык-
лючателя Q и повторяют его поло-
жение, они достаточно мощные и
отключаются раньше контактов реле
КА.
Параметры вторичных реле кос-
венного действия не зависят от па-
раметров защищаемого элемента и
78
конструкции привода выключателя. Их исполнительные органы (кон-
такты или бесконтактные ключи) не требуют такой большой мощности
для срабатывания, как у реле прямого действия. Они более компактны и
просты по конструкции, имеют высокую чувствительность, незначитель-
ные погрешности и легко регулируются.
По конструкции и принципу действия реле делят на электромехани-
ческие, электронные (полупроводниковые) и реле с использованием
насыщающихся магнитных элементов. Наибольшее распространение
получили электромеханические реле, выполняемые на основе электро-
магнитных, индукционных, поляризованных и магнитоэлектрических
систем. Однако они обладаютрядом недостатков, например, значитель-
ным собственным потреблением, недостаточной надежностью контак-
тов, невысоким быстродействием и т. д.
В последние годы все большее применение находят полупроводни-
ковыереле с использованием диодов, транзисторов, тиристоров, оптро-
нов, а также интегральных микросхем.
По числу подведенных электрических величин различают реле, реа-
гирующие:
♦ на одну электрическую величину—ток или напряжение (реле тока,
реле напряжения);
♦ на две электрические величины—ток и напряжение, или два напря-
жения, сформированных из тока и напряжения сети (реле направле-
ния мощности, реле сопротивления);
♦ натри и более электрические величины, сформированные из тока и
напряжения сети (трехфазныереле мощности, реле сопротивления
со сложными характеристиками и т. п.).
У каждого реле воспринимающий орган характеризуется номиналь-
ными током, напряжением, частотой и пределами регулирования устав-
ки срабатывания.
Пусть к реле подводится некоторая электрическая величина А (ток,
напряжение). Максимальное реле срабатывает, если эта величина станет
больше определенного значения А (т.е. А > Аср), которое называется
уставкой срабатывания. Возврат максимального реле в исходное состоя-
ние происходит, если величина А станет ниже определенного значения Авр
(т.е. А < Авр), называемого параметром возврата. Минимальноереле сра-
батывает, если А < Аср, и возвращается в исходное состояние при
А >Аир. Коэффициентом возврата кв называется отношение параметра
возврата к параметру срабатывания:
79
^ = ^/ЛР- 0-1)
Для максимальных реле кв < 1, для минимальных реле к(> 1. Нера-
венство параметров срабатывания и возврата обусловлено различием
воздушных зазоров магнитных систем в притянутом и отпущенном со-
стоянии, наличием трения в подвижных частях, наличием положитель-
ной обратной связи в электронных системах и т. д. У измерительных
релестремятся иметь коэффициент возврата близким к единице—это
повышает чувствительность защиты. Д ля электромеханических реле тока
и напряжения он равен 0,8-0,85, для электронных — 0,9-0,98.
Логические реле управляются измерительными. Напряжение на их
воспринимающем органе появляется и исчезает скачком. Поэтому они
не обладают высокой чувствительностью, а их коэффициент возврата
равен 0,3-0,5.
Время срабатывания электромеханических релетем меньше, чем боль-
ше контролируемая величина А отличается от А . Для максимальных
релетока,например,время срабатывания при 1,2/^ равно 0,1 с,апри
31 равно 0,03 с. У электронных реле время срабатывания меньше и
слабо зависит от превышения уставки срабатывания.
Воспринимающий орган реле характеризуется нагревоспюйкостъю,
т. е. значениями тока или напряжения, которые допускаются длительно
или кратковременно. Важно и значение мощности, которую реле по-
требляет во входных цепях переменного тока и напряжения и в цепи
оперативного (постоянного или переменного) напряжения питания (соб-
ственное потребление). Эта мощность определяется как произведение
тока на напряжение на соответствующих зажимах реле. Электромеха-
нические реле в зависимости от конструкции потребляют в цепях тока
0,5-5 ВАи в цепях напряжения 1-40 В-A. Электронные реле в цепях
тока и напряжения имеют собственное потребление на порядок ниже. В
цепи оперативного питания они потребляют 3-10 В А.
Контактная система электромеханических реле и выходной орган элек-
тронных реле характеризуются числом контактов (выходов), их нормаль-
ным положением и коммутационной способностью.
Промежуточныереле имеют до десятка мощных контактов. У изме-
рительных реле число контактов, их масса, а следовательно, и коммута-
ционная способность невелики. Эго обусловлено необходимостью обес-
печить высокую чувствительность реле и близкий к единице коэффици-
ент возврата. Обычно они имеют 1-2 контакта, рассчитанных на комму-
80
тацию токов не более 2 А. Нормальным является положение контактов
при обесточенной катушке электромеханического реле или, в общем
случае, при отсутствии сигнала на входе реле.
Различают контакты, работающие на замыкание (замыкающие кон-
такты) и на размыкание цепи (размыкающие контакты). При подаче
в катушку реле тока большего, чем ток срабатывания, замыкающие
контакты замыкаются, а размыкающие—размыкаются. Для бескон-
тактных реле выходной сигнал характеризуется уровнями 0 и 1, соот-
ветствующими замкнутому и разомкнутому положениям контактов.
Коммутационная способность контактов характеризуется мощностью,
при которой обеспечивается замыкание и размыкание контактов.
Эта мощность определяется как произведение напряжения питания
коммутируемой цепи наток, проходящий по контактам при условии,
что напряжение и ток не превышают допустимых значений [69,70].
3.2. Электромеханические реле, реагирующие
на одну электрическую величину
На вход большого числа реле подается только одна электрическая
величина—напряжение или ток. Эта величина сравнивается, как пра-
вило, с некоторым эталоном, на-
пример, механическим моментом
пружины или стабилизированным
напряжением. Для этого подводи-
мая электрическая величина дол-
жна быть предварительно преобра-
зована в величину, однородную
эталону, в данном случае—в ме-
ханический момент или напряже-
ние постоянного тока.
Электромагнитные реле.
Среди реле, к которым подводит-
ся одна электрическая величина,
наибольшее распространение по-
лучили электромагнитные (реле
тока, напряжения, промежуточные
Рис. 3.3. Схема, поясняющая устройство
электромагнитного репе
81
реле, реле времени). Они имеют разомкнутый магнитопровод 1 (рис.
3.3), на котором размещена обмотка? с числом витков wp и подвижной
стальной якорь 3, удерживаемый в крайнем положении противодейству-
ющей пружиной 4.
На якоре имеется изоляционная колодка 5. На ней установлены под-
вижные контакты 6, которые при перемещении якоря замыкаются с не-
подвижными контактами 7. Ток 1р в обмоткереле создает намагничиваю-
щую силу Ipwp, под действием которой в магнитопроводе возникает
магнитный поток Ф. Этот магнитный поток создаете зазоре между яко-
рем и магнитопроводом электромагнитную силу F, которая стремится
притянуть якорь к магнитопроводу.
Электромагнитная сила для равномерного поля в зазоре определяет-
ся формулой Максвелла, Н:
F3 = B2S/(2il0), (3.2)
где В — магнитная индукция в зазоре, Тл; S — сечение полюсов, м2;
ц0 — магнитная проницаемость воздушного зазора, Гн/м.
Учитывая, что магнитный поток Ф=ВЗ, получим вместо выражения
(3.2):
где к—постоянная. Магнитный поток и ток I связаны соотношением
Ф = Ipwp/R}i, где Ru — магнитное сопротивление цепи, по которой за-
мыкается магнитный поток.
Подставляя это соотношение в выражение (3.3), получаем:
KW2
F3=^rl2P = K'l2P- <3’4)
При изменении положения якоря изменяется зазор 5, а следователь-
но, и магнитное сопротивление Rt(. Поэтому в процессе притяжения якоря
электромагнитная cwiaF увеличивается. Вращающий момент, действу-
ющий на подвижной якорь от электромагнитной силы:
M3=F3£, (3.5)
где £ — плечо силы F. Для срабатывания реле необходимо соблюде-
ние условия:
82
М>М.
э т’
(3.6)
или
F,OMT. (3.7)
где Мг — тормозной момент от сил сопротивления пружины, трения
в осях и веса якоря. Знак равенства в выражениях (3.6) и (3.7) соответ-
ствует граничному условию срабатывания, т. е. наименьшему момен-
ту, а следовательно, и наименьшему значению тока I = 1ср, при кото-
ром произойдет срабатывание. Ток срабатывания I найдем из выра-
жения (3.4) при граничном условии срабатывания F3 = Л/т /£:
Я /^7
°'8’
Регулированиетока срабатывания осуществляют, изменяя момент Мг
путем регулировки натяжения пружины и изменения числа витков w с
помощью отпаек. В электромагнитных реле, как следует из выражения
(3.4), направление силы F3 не зависит от полярности тока, так как вели-
чина тока входит в это выражение во второй степени. Поэтому электро-
магнитные реле возможно выполнять для цепей как постоянного, так и
переменного тока.
Если по обмотке реле проходит переменный ток i = 7msincor, то мгно-
венное значение электромагнитного момента на основании выражений
(3.4) и (3.5):
С
М , - к'й2 — к'£12 sin2 (О/ =—I2 (1-cos 2(0/) =
Л р т 2 V /
= к'II2 - к'II2 cos2(0/, (3.9)
где/р—действующее значение тока в обмотке реле 1т — у[21р.
Из выражения (3.9) следует, что мгновенное значение вращаю-
щего момента имеет постоянную составляющую к'U2 и перемен-
ную составляющую к'(.12р cos2(o/, изменяющуюся с двойной часто-
той. Их сумма образует результирующий вращающий момент, кото-
рый является пульсирующим (рис. 3.4). Там же приведен график
тормозного момента А/т пружины, который имеет неизменное значе-
ние. В моменты, когда M3t > Mv якорь стремится притянуться, а в мо-
менты, когдаМ^ < МТ—отпасть. Притянутый якорь непрерывно виб-
83
рирует, вызывая также вибрацию контактов при срабатывании. Вибра-
ция контактов приводит к их подгоранию; нечеткое замыкание контак-
тов может привести к отказу срабатывания защиты.
Рис. 3.4. Изменение электромагнитного
момента во времени
Для уменьшения вибрации
контактов увеличивают момент
инерции якоря или осуществля-
ют расщепление магнитного по-
тока обмотки на две составляю-
щих, сдвинутых по фазе [11,16].
Однако эти меры увеличивают
время срабатывания и потребле-
ние реле.
Реле тока. Наиболее распрос-
траненным видом электромагнитных релетока являются реле серии
РТ-40. Если такое реле выполняется в унифицированной оболочке, то ему
присваивается шифр РТ-140.
На магнитопроводе 1 (рис. 3.5) серийных реле тока РТ-40 и реле
напряжения РН-50 [69] размещены две полуобмотки 2. Стальной якорь
3 укреплен на осях 5и 5'и может поворачиваться вокруг них. В край-
нем положении он удерживается спиральной противодействующей пру-
жиной 4. На якоре с помощью изоляционной колодки установлены под-
Рис. 3.5. Схема, поясняющая устройство
релетока РТ-40
вижные контакты 6, которые при
повороте якоря замыкается с не-
подвижными контактами 7. Устав-
ку срабатывания регулируют, со-
единяя полуобмотки 2 последова-
тельно или параллельно и изменяя
натяжение пружины 4 при помощи
поводка 5. Коэффициент возврата
0,8-0,85, время срабатывания при
токе 31 ср равно 0,03 с, потребляе-
мая мощность реле тока 0,5 ВА.
Разрывная мощность контактов в
цепи постоянного тока 60 Вт, в цепи
переменного тока — 300 В А (при
напряжении до 220 В и токе не
84
выше 2 А). Увеличение числа и разрывной способности контактов выз-
вало бы резкое ухудшение остальных показателей реле и их нельзя было
бы использовать в качестве измерительных.
Обмотки реле тока рассчитаны надлительное протекание тока вторич-
ных цепей трансформаторов тока; эти обмотки выполняют, в основном,
изолированным проводом диамегром 2-3 мм со сравнительно небольшим
числом витков (от единиц до нескольких десятков).
Для разных типов максимальный ток уставки имеет величину от 0,2 А
до 200 А. Оно может эксплуатироваться при температурах окружаю-
щей среды от минус 10 (минус 20) до плюс 40 °C. Погрешность тока
срабатывания по отношению к уставке не превышает ± 5%. Коэффици-
ент возврата не ниже 0,85 на первой уставке и 0,8 на остальных за ис-
ключением реле РТ-40/50 и РТ-40/100, у которых коэффициент возвра-
та не ниже 0,7. Время срабатывания реле не более 0,1 с при токе, рав-
ном 1,2 тока срабатывания и не более 0,03 с при токе в три раза боль-
шем тока срабатывания (уставки). Время возврата не более 0,035 с. Реле
имеет один замыкающий и один размыкающий контакты, рассчитанные
на ток до 2 А, способные коммутировать нагрузку переменного тока
(250 В, coscp = 0,5) мощностью до 300 В-A и постоянного тока (250 В)
до 60 Вт. Коммутационная износостойкость 2000 циклов. На сердечни-
ке реле расположены две катушки. Их концы выведены на зажимы цо-
коля реле. С помощью металлической перемычки катушки реле можно
соединять параллельно или последовательно. Уставка при этом изменя-
ется в 2 раза. Диапазон изменения уставок от минимальной до макси-
мальной 1 : 4. Схема внутренних соединений показана на рис. 3.6, а.
В том случае, когда через катушки может длительно протекать ток,
используют реле типа РТ-40/1Д, схема внутренних соединений которо-
го показана на рис. 3.6, б. Реле содержит насыщающийся трансформа-
тор TL, выпрямительный мост VD и RC-цепочку, защищающую диоды
от перенапряжений. При токах, возрастающих свыше значения макси-
мальной уставки, указанной на шкале, сердечник трансформатора на-
сыщается, благодаря чему среднее значение тока не увеличивается.
В цепях с несинусоидальной формой кривой тока, особенно в тех
цепях, где существенное значение имеет третья гармоника (150 Гц), при-
меняют реле тока РТ-40/Ф, схема внутренних соединений которого по-
казана на рис. 3.6, в. Обмотки реле включены во вторичную цепь про-
межуточного трансформатора TL, а параллельно им подключены кон-
85
РТ-40
РТ-40/1Д
РТ-40/Ф
Рис. 3.6. Схемы внутренних соединений реле тока РТ-40
денсаторы С1 и С2. Индуктивность обмоток и емкость конденсаторов
настроены в резонанс на третью гармонику (фильтр-пробка). Для тре-
тьей гармоники сопротивление контура оказывается весьма высоким,
благодаря чему третья и более высокие гармоники замыкаются в ос-
новном через конденсаторы. Поэтому уставка срабатывания реле зави-
сит, главным образом, от величины первой гармоники тока.
86
Реле тока РТ-40/Р (рис. 3.6, г) содержит суммирующий промежу-
точный трансформатор TLстремя первичными 1,2,3 и одной вторич-
ной '/обмотками. Оно включается в три фазы электрической сети и ис-
пользуется в устройствах резервирования отказов выключателя (УРОВ),
атакжевдругих специальных случаях. Если при коротком замыкании
одна, две или три фазы выключателя не отключились, то необходимо
подать команду на отключение выключателей смежных элементов со
стороны питания—это назначение УРОВ. Для контроля за такими ре-
жимами в реле РТ-40/Р две первичные обмотки 2-4 пб-8 имеют оди-
наковое число витков, а третья 5-7в два раза больше. На рис. 3.6, г
приведены два примера включения реле РТ-40/Р в цепи трансформато-
ра тока. В остальном конструкция аналогична реле РТ-40/1Д.
Электромагнитный момент реле переменного тока MJt (рис. 3.4) в
условиях срабатывания в течение одного периода переменного тока
дважды превышает и в два раза становится меньше тормозного мо-
мента пружины. Для исключения вибрации контактов применяют ме-
ханические демпферы (гасители колебаний) в виде пластмассового бара-
банчика, разделенного на секции, которые заполнены чистым просеянным
песком. Для тех реле, конструкция которых содержит промежуточные на-
сыщающиеся трансформаторы, ограничивающие величину тока в обмот-
ках реле, применяют выпрямители переменного тока, что также способ-
ствует снижению вибраций.
Реле напряжения. Конструкции реле напряжения РН-50 и релетока
РТ-40 в основном аналогичны. Реле напряжения в унифицированной
оболочке имеют марку PH-150. Катушки реле напряжения выполнены
проводом диаметром 0,1-0,25 мм с числом витков от 2 до 14 тысяч и
рассчитаны на длительное подключение к цепям, напряжение которых
соответствует номинальному напряжению репе. Механический гаситель
колебаний отсутствует. На рис. 3.7, а приведены схемы внутренних
соединений реле максимального напряжения РН-51 д ля цепей постоян-
ного тока, а на рис. 3.7, б — схема соединений реле PH-53 (РН-54,
РН-53/60Д) для цепей переменного тока. Реле PH-51 и РН-53 реагиру-
ют на появление или повышение напряжения. Уставки реле PH-51/М
для разных исполнений находятся в диапазоне от 0,7 до 320 В (коэффи-
циент возврата не менее 0,5), а у реле РН-53 для разных исполнений от
15 до 400 В (коэффициентвозврата не менее 0,8). Реле минимального
напряжения РН-54 реагирует на уменьшение напряжения сдиапазоном
87
в) г)
Рис. 3.7. Схемы внутренних соединений реле напряжения РН-50
уставки для разных исполнений от 12 до 320 В (коэффициент возврата
не более 1,25). Максимальные реле напряжения РН-53/60Д применяют-
ся в устройствах защиты и автоматики в тех случаях, когда в цепи мо-
жет возникать напряжение, значительно превышающее напряжение сра-
батывания.
Реле напряжения РНН-57 (рис. 3.7, в) содержит фильтр, настроен-
ный на частоту 150 Гц, снижающий чувствительность к высшим гармо-
никам. Реле применяют в цепях с искаженной формой кривой напряже-
ния при малых значениях напряжения срабатывания. Термическая стой-
кость при напряжении 115В составляет всего 6 с, поэтому реле нельзя
применять в устройствах, где на него может длительно подаваться на-
пряжение, превышающее уставку срабатывания в 2-3 раза.
Реле максимального напряжения РН-58 (рис. 3.7, г) предназначе-
но для применения в тех устройствах защиты и автоматики, где тре-
буется повышенный коэффициент возврата. Это обеспечивается вклю-
88
Рис. 3.8. Промежуточное реле РП-23
чением обмоток К последова-
тельно с цепочкой стабилитронов
VD2 (через выпрямитель VD1),
крутизна вольт-амперной харак-
теристики которых в конечном
счете и определяет коэффициент
возврата, равный примерно 0,95.
Промежуточные реле. Если
требуется коммутировать несколь-
ко цепей контактами с большой
разрывной способностью, то при-
меняют промежуточные реле, об-
мотка которых получает питание
через маломощные контакты изме-
рительных реле. В качестве примера рассмотрим конструкцию проме-
жуточного реле РП-23 (рис. 3.8), выполняемого д ля работы на постоян-
ном токе. Обмотка реле 1 размещается на сердечнике магнитопровода 2
с шарнирно закрепленным якорем 3. Хвостовик 4 якоря механически
связан с подвижной контактной системой 7. Реле имеет неподвижные
контактыЗГвозвратную пружину 8, упор 5, регулировочные пластины
10. Основанием служит цоколь^закрывается реле кожухом И. При
подаче на обмотку реле напряжения якорь опускается и хвостовиком 4
перемещает контактную систему.
Промежуточныереле должны надежно срабатывать при снижении
напряжения питания до 0,7 номинального. У них низкий коэффициент
возврата: 0,1 —0,4. Потребляемая мощность при номинальном напря-
жении 6—8 Вт, время срабатывания 0,06 с. Имеются и более быстро-
действующие промежуточные реле со временем действия до 0,01 с,
например серии РП-220, а также реле с замедлением на срабатывание
или возврат до 0,12 с, например серии РП-250 [69].
У промежуточных реле, например типа РП-25, РП-311, предназначенных
д ля работы в цепях переменного оперативного тока, магнитопровод выпол-
няется шихтованным. Однако более совершенными, с меньшим собствен-
ным потреблением, промежуточныереле переменного тока получаются при
использовании электромагнитных реле постоянного тока, включенных через
полупроводниковые выпрямители, например типа РП-321Т, РП-341 [69].
Схема внутренних соединений реле РП-341 приведена нарис. 3.9.
89
В устройствах релейной защи-
ты и автоматики в качестве изме-
рительных и, особенно, логичес-
ких начинают применять реле с
магнитоуправляемыми контак-
тами (герконами). Геркон состо-
ит из стеклянной колбочки 2 (рис.
3.10), внутрь которой впаяны кон-
такты 3 из пружинящего ферро-
магнитного материала. В колбе со-
здается разрежение. Геркон поме-
щается в катушку 1. Если пропу-
стить по ней ток, то под дейстаи-
ем магнитного поля контакты 3
замкнутся. Герконы обладают вы-
соким быстродействием (0,5-
2 мс), малым собственным по-
треблением (20-100 мВт) и высо-
кой надежностью (10^-1^1пере-
ключений). Коммутируемый ток 0^2-1 А при напряжении jo-110 В, ко-
эффициент возврата 0,3-0,6 [70].
Для цепей постоянного тока применяют промежуточные герконо-
вые реле РПГ-4 с числом замыкающих контактов от 2 до би РПГ-14,
содержащем до трех замыкающих
Рис. 3.11. Схема соединений
промежуточного реле РПГ-202-60
и трех переключающих контактов.
Коммутационная способность на
постоянном токе при напряжении
24 В — 1 А, при напряжении
220 В —0,15 А. При переменном
токе напряжением 110 В коммути-
руется ток 0,4 А, а при напряже-
нии 220 В — 0,2 A (cosq> = 0,4).
Промежуточные реле РПГ-16
имеют более мощные контакты и
снабжены светодиодным указате-
лем срабатывания. При напряже-
нии 220 В контакты этих реле спо-
90
собны коммутировать токи о/р 10-6 до 2,5 А^а при редких коммутаци-
ях и больше. На рис. 3.11 приведена схема внутренних соединений реле
РПГ-16 для одной из модификаций.
Разработаны силовые герконы (герсиконы) на ток до 6,3 А при
напряжении до 380 В с коммутируемой мощностью 2400 ВА [71],
а также высоковольтные герконы на напряжение 5 и 10 кВ с комму-
тируемой мощностью 50 Вт [72]. На основе герсиконов выпускают-
ся контакторы типа КМГ13-19, КМГ14-19 и др. [71].
Миниатюрные герконовые реле серии РЭС-42 ... РЭС-46,
РЭС-55 и др. предназначены для впаивания в платы и модули совмест-
но с электронными и микроэлектронными схемами [70].
Реле времени. Для создания регулируемой выдержки времени при-
меняют реле времени. В электромагнитном реле времени ЭВ-100 или
ЭВ-200 на катушку 1 (рис. 3.12) подается напряжение. При этом якорь 2
втягивается и сжимает возвратную пружину 3, освобождая палец 4,
который упирался в верхнюю часть якоря 2. Под воздействием ведущей
пружины 5 начинает вращаться зубчатый сектор 6, укрепленный на оси
7. Сектор 6 находится в зацеплении с шестерней 8- На одном валу с
шестерней £ расположена контактная траверса 9. Таким образом, вра-
щение зубчатого сектора 6 вызывает вращение траверсы 9. Для того,
чтобы она вращалась с постоянной угловой частотой, используется ча-
совой механизм с храповой пружиной. При вращении шестерни 8
Рис. 3.12. Схема, поясняющая устройство электромагнитного реле времени
91
происходит сцепление ее вала с ведущей щестерней Юс помощью фрик-
ционного устройства 11, расположенного на оси 12. Часовой механизм
(детали 13, 14, 15) связан с ведущей шестерней 10 через трибку 16 и
промежуточные шестерни 17,18.
Поскольку движение траверсы 9 осуществляется с постоянной уг-
ловой частотой, то выдержка времени от момента подачи напряжения
на катушку 1 до замыкания подвижного контакта 19(находящегося на
траверсе 9) с неподвижными контактами 20 или проскальзывающими
контактами 21 зависит от пути, который проходит траверса 9. Изменение
уставки осуществляют, перемещая траверсу по шкале реле. Реле имеет
и контакты мгновенного действия 22, переключающиеся при втягива-
нии якоря 2.
Реле времени ЭВ-1 ОО^ршускают для работы на постоянном опеоа-
тивном токе, реле времени ЭВ-200 - на переменном. Различные моди-
фикации реле времени позволяют устанавливать выдержку времени от
0,1 до 20 с. Мощность, потребляемая обмотками реле времени, равна
15-30 Вт. Контакты реле имеют примерно такую же разрывную мощ-
ность, как у реле тока и напряжен и я.
Реле времени серии ЭЪ-20ЩТ?редназначенное для работы на пере-
менном оперативном токе и выполненное аналогично релеЭВ-100, име-
етзначительную потребляемую мощность и может отказать при глубо-
ком снижении напряжения в цепях оперативного тока, получающих пи-
тание от трансформатора собственных нужд при внешних коротких за-
мыканиях. В других модификациях часовой механизм заводится при
наличии напряжения в цепи оперативного питания и приходите дей-
ствие с замыканием соответствующих контактов при снижении или ис-
чезновении этого напряжения. При колебаниях напряжения оператив-
ной цепи возможен ложный пуск реле.
Более надежным для цепей спере^щным оперативным током явля-
ется реле времени серии PgM с синхронным микродвигателем, схема и
конструкция которого показаны на рис. 3.13. Реле содержит насыщаю-
щиеся трансформаторы ТЫ и TL2 (рис. 3.13, а), каждый из которых
содержит по две секции первичной обмотки (клеммы 1-5,3-7 и 2-6,4-8).
Эти секции могут включаться последовательно или параллельно для
регулировки тока срабатывания. Первичные обмотки насыщающихся
трансформаторов ТЫ и TL2 включаются в разные фазы вторичных це-
пей трансформаторов тока трехфазного защищаемого объекта. В широ-
92
ком диапазоне изменения тока в первичных обмотках на вторичных об-
мотках этих трансформаторов поддерживается примерно одинаковое
действующее значение напряжения. Пики напряжения и высшие гармо-
ники во вторичном напряжении подавляются RC-цепочками, включае-
мыми параллельно вторичным обмоткам трансформаторов ТЫ и TL2.
Запуск реле времени осуществляется замыканием выводов 9-11 или
11—13,причем с помощью контактов пусковых реле обеспечивается
замыканиетолько одной пары выводов. В этом случае обмотка статора
it подключается ко вторичной обмотке трансформатора ТЫ или TL2 и
по ней протекает ток. При этом ротор 2 (рис. 3.13, б) втягивается в
межполосное расстояние статора микродвигателя и начинает вращаться
с частотой, определяемой частотой тока. Трибка 3 на оси ротора входит
в зацепление с трехступенчатым редуктором, ее вращение передается
рамке 4, на которой закреплены подвижные контакты. Выдержка време-
ни зависит от того пути, который требуется пройти каждому из них до
замыкания с проскальзывающими 5 и упорными (конечными) ^непод-
вижными контактами. При исчезновении тока в первичных обмотках
ТЫ и TL2 вращение ротора прекращается и он выходит из межполос-
ного пространства. Трибка 3 расцепляется с редуктором и пружина воз-
вращает рамку 4 в первоначальное положение.
Рис. 3.13. Схема и конструкция реле времени РВМ
93
Указательные реле. Указательные реле служат для индикации о сраба-
тывании, возврате или несрабатывании отдельных устройств релейной
защиты и автоматики. Чаще всего применяются указательные реле, об-
мотки которых включаются последовательно с обмотками того аппара-
та, действие которого контролируется. При протекании тока по обмот-
кам этого аппарата, напри мер, электромагнита отключения УАТ высоко-
вольтного выключателя, он протекает также и по обмотке указанного
реле, которое при этом срабатывает.
В реле типа РУ-21 пластмассовый барабан с диском, на котором
имеется три сектора светлого цвета, закрыт скобой черного цвета. При
срабатывании реле втягивается якорь электромагнита, под действием
груза на диске барабан вместе с диском поворачивается, а в вырезах
скобы появляются светлые секторы диска, которые видны в специаль-
ном окне корпуса реле. В исходное положение реле возвращается вруч-
ную при надавливании на специальный рычаг.
Более новые конструкции указательных реле типа РЭУ11 пп^дстав-
ляют собой реле блинкерного типа с электромагнитным приводом и
ручным возвратом. Оно состоит из размещенных в пластмассовом кор-
пусе двухобмоточного П-образного электромагнита с поворотным яко-
рем, узла индикации и контактного блока. При срабатывании релев
специальном окне корпуса появляется пластина красного цвета. Крас-
ный цвет является индикатором срабатывания. В реле имеются замыка-
ющий и размыкающий контакты. При срабатывании реле замыкающие
контакты замыкаются, аразмыкающие —размыкаются. При снятии пи-
тания с обмотки реле указатель срабатывания (красная пластина) и кон-
такты без самовозврата остаются в том же положении, как при сраба-
тывании. Они возвращаются в исходное положение нажатием специ-
альной кнопки. Дополнительный контактреле—повторитель входного
сигнала (ссамовозвратом) —замыкается при наличии питания на об-
мотке управления и размыкается при его отсутствии.
Индукционные реле. К обмоткам такого реле подводится перемен-
ная электрическая величина (ток, напряжение). Конструкция индукци-
онных реле не проще, а время действия существенно больше, чем у
реле электромагнитных. Поэтому применение индукционных реле с од-
ной подведенной величиной целесообразно только в том случае, если
время срабатывания должно зависеть от кратности превышения током в
обмотке величины уставки срабатывания.
94
Рис. 3.14. Схема, поясняющая устройство индукционного реле тока
Индукционное реле тока (рис. 3.14) состоит из электромагнита 1, на
верхнем и нижнем полюсах которого имеются короткозамкнутые витки
3. На сердечнике электромагнита расположена обмотка 2 с ответвлени-
ями для регулирования тока срабатывания. Алюминиевый диск 4 сво-
бодно входит в зазор между полюсами электромагнита 1. Ось этого
диска укреплена в подшипниках. При токе в обмотке 2, равном 0,1—0,2
оттока срабатывания индукционного элемента, диск 4 приходит во вра-
щение. Вращающий момент создается благодаря взаимодействию из-
меняющихся во времени магнитных потоков в зазоре между полюсами
стоками в диске. Известно, что для получения вращающего момента
надиске необходимо иметь по крайней мере два магнитных потока,
смещенных в пространстве и сдвинутых по фазе. Эти условия создают-
ся благодаря тому, что часть сечения верхнего и нижнего полюсов маг-
нитопровода 1 охвачена короткозамкнутыми витками 3. Поэтому сум-
марный магнитный поток Фр, созданный током 1_р в обмотке2, делит-
ся в полюсах на два потока Фр| и Ф₽2, смещенных в пространстве.
Поток Фр| проходит через часть полюсов, охваченную короткозамкну-
тыми витками 3, поток Фр2 проходит через остальную часть полюсов.
Под влиянием магнитного потока, пронизывающего короткозамкнутый
виток, в нем возникает ток Д. Этот ток создает магнитный поток Фк ।.
Из-под сечения полюса, охваченного витком, выходит результирующий
магнитный поток ф, = фр] + Фх1. Из-под остальной части полюса вы-
ходит поток Фп =Фр2 ~ФК2 (Фк2 меньше Фи вследствие полей рас-
сеивания). Оба потока пронизывают диск 4 и индуктируют в нем вихре-
выетоки.
95
Рис. 3.15. Векторная диаграмма
индукционного реле тока
Э. д. с. Ек, индуктированная в
короткозамкнутом витке потоком
Ф|, отстает от него на угол 90° (рис.
3.15). Ток 1К в витке отстает от Ек
на небольшой угол, так как индук-
тивность витка невелика. Пренебре-
гая потерями на намагничивание,
вектор магнитного потока Фк1 при-
нимаем совпадающим свектором
тока 1_к. Вектор Фр] находим из
условия Фр1 =Ф, -Ф,:1. Вектор
Фр2 совпадает по направлению с
вектором Фр1 .Вектор Ф|( находит-
ся из условия Фп = Фр2 - Фк2, Из векторной диаграммы видно, что
магнитные потоки Ф( и Фн , пронизывающие диск, сдвинуты на угол
. Кроме того, эти потоки разнесены и в пространстве. Каждый из них
наводите диске вихревые токи. Взаимодействие между магнитным пото-
ком Ф( и вихревым током, наведенным в диске магнитным потоком Фп,
а также взаимодействие между магнитным потоком Фв и вихревым то-
ком в диске, наведенным магнитным потоком Ф,, создает электромаг-
нитную силу действующую надиск:
F3 = к'/Ф1Фп sin у, (3.10)
гдеf — частота; к' — постоянный коэффициент.
Электромагнитный момент, действующий на диск, равен про-
изведению электромагнитной силы на расстояние от точки ее при-
ложения до оси диска. Полагая это расстояние, а также частоту
неизменными, получаем:
Мэ =кФ]Фп sin у. (3.11)
Поскольку оба магнитных потока пропорциональны току в обмотке
2 реле, то выражение (3.11) можно представить в виде:
(3-12)
Навращающий диск действуеттакжетормозной момент Мг кото-
рый складывается из момента трения в подшипниках, противодей-
ствующего момента спиральной пружины 8 (см. рис. 3.14Л тор-
96
мозных моментов от э. д. с. резания и от успокоительного магнита 5,
момента инерции диска. Э. д. с. резания появляются в диске при его
вращении, когда элементарные проводники пересекают магнитные поля
> Фц >и успокоительного магнита. Эти э. д. с. наводят в диске токи,
взаимодействие которых с вызвавшими их магнитными потоками со-
здает моменты резания, направленные против направления вращения
диска.
Вращение диска происходит под влиянием избыточного вращающе-
го момента Миз = Мэ- Мг. На оси диска укреплен подвижной кон-
такт 6. Поворачиваясь под воздействием MUJ диск замыкает подвиж-
ной контакт 6с неподвижным 7. Чем больше Мт, тем больше частота
вращения диска и тем меньше время действия реле.
Регулирование тока срабатывания осуществляется изменением чис-
ла витков в обмотке с помощью отпаек. Укрепляя подвижной контакт 7
в различных точках неподвижной шкалы 9, при одном и том же токе
срабатывания можно получить различное время действия реле.
Промышленность выпускает индукционные реле тока типа РТ-80 и
РТ-90 (рис. 3.16). Такое реле является комбинированным, оно имеет
индукционный и электромагнитный элементы с общей магнитной сис-
темой [69]. Индукционный элемент состоит из магнитопровода /, на
верхнем и нижнем полюсах которого расположены короткозамкнутые
витки 2 (рис. 3.16, а). На магнитопроводе находится обмотка 3 с ответ-
влениями для регулирования тока срабатывания. Эти ответвления под-
ведены к штепсельному блоку 4 и переключаются с помощью винтов 5.
Алюминиевый диск 16 свободно входит в зазор между полюсами маг-
Рис. 3.16. Схема, поясняющая устройство реле РТ-80
4 Релейная защита
97
нитопровода 1. Ось этого диска укреплена в подшипниках подвиж-
ной рамки 13, а сама рамка может вращаться вокруг оси 14-17.
Пружина 18 оттягивает рамку 13 в одно из крайних положений до
упора. На оси диска 16 имеется червяк 11. При повороте рамки 13
против усилия пружины червяк входит в зацепление с зубчатым
сегментом 12, который может свободно перемещаться вверх и вниз.
Когда ток в катушке 3 достигнет 0,1-0,2 тока срабатывания реле,
диск 16 начнет вращаться под действием силы F3. Однако реле еще не
срабатывает, так как сегмент 12 не входит в зацепление с червяком И.
Диск проходит в зазоре между полюсами постоянного магнита 15. Его
магнитный поток наводит в диске вихревые токи и создает противодей-
ствующую силу FT (рис. 3.16, 6). Чем больше ток в обмотке реле, тем
больше сила F3 и выше частота вращения диска, тем больше и сила Fr
Равенство сил F3 и FT наступает при установившейся частоте вращения
диска. Равнодействующая сил F3 и FT стремится повернуть диск с рам-
кой 13 вокруг оси. При определенном значении тока (токе срабатыва-
ния) эта равнодействующая преодолеет силу FT пружины 18 и рамка 13
повернется вокруг своей оси. Сегмент 12 войдет в зацепление с червя-
ком 11. Рычаг сегмента начнет подниматься, упрется в коромысло 10 и
поднимет его. Коромысло жестко связано с якорем 6, поэтому после-
дний повернется так, что воздушный зазор между его правым краем и
магнитопроводом 1 уменьшится. Якорь притянется к электромагниту
и коромыслом 10 замкнет контак-
ты 9.
Время между началом зацепле-
ния сегмента 12 с червяком 11 и за-
мыканием контактов определяется
скоростью подъема рычага сегмен-
та и длиной пути, которую после-
дний проходит. Скорость подъема
зависит от частоты вращения дис-
ка, т. е. от тока 1р. Длина пути зави-
сит от начального положения сег-
мента. Его можно регулировать пе-
ремещением движка 19 по винту 8.
Поэтому при одном и том же токе
срабатывания можно получить
98
различные выдержки времени. На рис. 3.17 приведена серия характе-
ристик 1-5 реле, т. е. зависимостей выдержки времени t от отношения
(кратности) тока в реле 1р к току срабатывания 1ср.
Если ток в катушке реле достигнет значения (2 -ь 8) I , то якорь 6
мгновенно повернется и замкнет контакты 9. В этом случае реле дей-
ствует без выдержки времени. Уставку срабатывания индукционной
системы регулируют изменением числа витков обмотки 3. При данном
числе витков регулировку уставки электромагнитной системы осуще-
ствляют, изменяя воздушный зазор между правым краем якоря 6 и маг-
нитопроводом / с помощью винта 7.
Контакты реле имеют два исполнения: нормальное и усиленное. Кон-
такты нормального исполнения являются замыкающими. Однако, при
необходимости простой перестановкой подвижного и неподвижного
контактов можно их переделать на размыкающие. Усиленные контак-
ты выполнены переключающими. Размыкающие и замыкающие кон-
такты кинематически связаны таким образом, что сначала происходит
замыкание замыкающего контакта и лишь после этого—размыкание
размыкающего контакта. Замыкающий контактреле предназначен для за-
мыкания цепи катушки отключения YA /"высоковольтного выключателя,
размыкающий—для дешунтирования этой катушки в схемах с питанием
ее оперативным переменным током от трансформатора тока (см. п. 2.8).
Реле PT-81 ...РТ-84 предназначены для объектов, имеющих источ-
ник постоянного или выпрямленного оперативного напряжения в виде
аккумуляторной батареи или блока питания. Замыкающие контакты этих
реле рассчитаны на включение цепи с током до 5 А при напряжении до
250 В. Этого может хватить для включения катушки привода механизма
отключения выключателя, однако отключение цепи этой катушки долж-
но производиться не контактами реле, а вспомогательными контактами
выключателя.
Реле PT-85, РТ-86 применяются в устройствах, где в качестве опера-
тивного используется переменный ток. У этих реле контакты способны
шунтировать и дешунтировать цепь отключающей катушки привода вык-
лючателя при токах до 150 А при условии, что полное сопротивление этой
катушки не превышает 4 Ом при токе 4 А и 1,5 Ом при токе 50 А. В
обозначении релетипаРТ-80 за дробной чертой (например, РТ-80/1) циф-
ра 1 соответствует диапазону уставок 4-10 А со ступенью 1 А, а цифра
2—диапазону 2—5 А со ступенью 0,5 А.
99
Реле серии РТ-90 предназначены для защиты асинхронных двигате-
лей большой мощности с «тяжелым» пуском (значительные кратности
пускового тока, длительный пуск). У них времятоковая характеристика
переходите независимую оттока часть при кратности тока почти вдвое
меньшей, чем у реле РТ-80. Реле типа РТ-91 имеют контакты нормаль-
ного исполнения, а реле типа РТ-95 — усиленные контакты для дешун-
тирования катушки отключения выключателя (см. рис. 2.29).
Использование индукционной и электромагнитной систем в реле
РТ-80 и РТ-90 позволяет выполнить с помощью одного реле и токовую
отсечку от коротких замыканий, и максимальную токовую защиту с
выдержкой времени от перегрузки. Коэффициент возврата индукцион-
ного элемента 0,8. Недостатком реле является сложность конструкции и
большое собственное потребление при срабатывании (10-30 В-А).
3.3. Полупроводниковые реле, реагирующие на одну
электрическую величину
Реле тока и напряжения. Схема простейшего универсального реле
тока (напряжения) приведена на рис. 3.18. Такое реле является состав-
ной частью модуля ДТС защиты тяговой сети переменного тока [27].
Реле присоединяют к трансформатору тока или напряжения через про-
межуточный трансформатор, как показано нарис. 3.18. При отсутствии
сигнала на входе транзистор VT1 открыт отрицательным смещением,
которое подается на базу через резистор R1. Напряжение смещения базы
стабилизировано стабилитроном VD1 и диодами VD2, VD3, осуществ-
ляющими температурную компенсацию. Транзисторы К72и VT3 зак-
рыты, транзистор VT4 открыт. Последние два транзистора выполняют
роль промежуточного реле.
Входное напряжение через малогабаритный трансформатор TL по-
ступает на выпрямитель VD4 и сглаживается конденсатором С. Ток,
протекающий по резистору R2, пропорционален входному сигналу.
Если этот ток станет примерно равным току смещения в сопротивле-
нии RJ или превысит его, транзистор VT1 закроется, транзисторы VT2
и VT3 откроются, a VT4 закроется. Это соответствует срабатыванию
реле. Для более четкого действия реле на границе срабатывания при-
меняется положительная обратная связь через резистор R3. Уставка
100
Рис. 3.18. Схема полупроводникового реле тока (напряжения)
срабатывания регулируется потенциометром. Коэффициент возврата
реле 0,9, время срабатывания 0,02-0,06 с.
Все большее применение в защитах находят интегральные микро-
схемы [21,22,73]. В комплект многих типовых устройств релейной
защиты входит измерительный орган тока (напряжения), выполненный
в виде времяимпульсной схемы с операционными усилителями, при-
веденный на рис. 3.19, о [19,21]. Входной сигнал поступает на пер-
вичную обмотку согласующего трансформатора TL, которая для реле
тока и реле напряжения имеет разное число витков разного сечения. В
узлерелетока первичная обмотка трансформатора TL (TLA) включа-
ется во вторичную цепь трансформатора тока, в узле реле напряжения
первичная обмотка трансформатора TL (TL V) включается во вторич-
ную обмотку трансформатора напряжения. Входной сигнал выпрямля-
ется двухполупериодным выпрямителем VD1, но не сглаживается.
Поэтому напряжение Ц на выходе выпрямителя VD1 имеет вид полу-
волн (рис. 3.19, б).
В схеме, приведенной на рис. 3.19, о, потенциалы всех точек отсчи-
тываются от потенциала шинки 0, который принимается равным нулю.
Напряжение равно разности потенциалов между положительным
выводом выпрямителя VD1 и шинкой 0. Оно подается на инвертирую-
щий вход (-) операционного усилителя А1, на неинвертирующем входе
(+) которого установлено опорное напряжение (7Я. Потенциал неинвер-
тирующего входа относительно шинки 0 положителен, а его величина
101
Рис. 3.19. Времяимпульсный узел (измерительный орган) для одной электрической
величины
устанавливается путем регулировки резисторов RluR2. Если напря-
жение Uх отсутствует или соблюдается соотношение Uini < U()l, где
Uini — амплитудное значение напряжения Ц, то на выходе операцион-
ного усилителя А] напряжение U2 положительно и по величине практи-
102
чески равно +ЕП. При возрастании Ut, как только начинает соблюдаться
условие UXm Ug}, операционный усилитель А1 переключается и на
его выходе напряжение U2 изменяет свой знак (рис. 3.19, в).
Положительное значение напряжения U2 заряжает конденсатор С че-
рез резистор R3. При отрицательном значении напряжения (^конден-
сатор перезаряжается через параллельно включенные сопротивления
R3 и R4 (диод VD2 при отрицательном значении напряжения U2 от-
крывается). Поскольку параллельно конденсатору Свключен двусто-
ронний стабилитрон VD3, то положительное напряжение на конденса-
торе не может превысить значения +Ucm, а отрицательное не может
быть больше-Um, где (ДП|—напряжение стабилизации стабилитрона
(рис. 3.19, г). Интервал времени а (рис. 3.19, б) соответствует дли-
тельности соблюдения условия (7lm UoV В течение этого времени
напряжение (73 на конденсаторе С снижается, а в остальное время —
возрастает.
Напряжение (73 поступает на инвертирующий вход операционного
усилителя А2. При условии (71ш < Uoi напряжение (73 имеет положи-
тельный знак, следовательно, напряжение (7выл. на выходе операционно-
го усилителя А2 имеет отрицательную величину почти равную -Еп
(рис. 3.19, д). При этом опорное напряжение (Д2 также отрицательное.
Такое положение соответствует исходному (несработавшему) состоя-
нию измерительного органа. При условии (71т (7н1 напряжение (73
(из-за пилообразного напряжения) в момент времени /0 станет более
отрицательным, чем опорное напряжение-(/о2. Это вызывает переклю-
чение операционного усилителя А2 и изменение знака выходного на-
пряжения (7^. (рис. ЗЛ9,д).Положительное значение соответствует
сработавшему состоянию измерительного органа.
Положительному значению соответствует и положительное зна-
чение опорного напряжения + (Д2(рис. 3.19, г). До тех пор, пока со-
блюдается (7|т (7н|, положительные значения напряжения (Доказы-
ваются меньше опорного напряжения + Uo2 и операционный усилитель
А2 обратно не переключается, сохраняя на выходе положительное зна-
чение (7выу (рис. 3.19, д). Возврат измерительного органа в исходное
положение произойдет при условии Uim< (7о|.
Напряжение (/^ управляет транзистором ИГ. При отрицательном
значении этого напряжения транзистор VTзакрыт. При положительном
значении (/^ транзистор VTоткрывается и срабатывает промежуточ-
на
ное миниатюрное реле KL. Одновременно загорается светодиод VD6,
сигнализируя о срабатывании измерительного органа. Этот светодиод
выполняет роль указательного реле с самовозвратом.
Измерительный орган, упрощенная схема которого приведена нарис.
3.19, а, лежите основерелетока серии РСТ-11...РСТ-14 и реле напряже-
ния серии РСН-14...РСН-17 [22], он используется также в комплексном
устройстве защиты типа ЯРЭ-2201 в составе модулей тока и напряжения.
Другие виды измерительных органов с одной подведенной электричес-
кой величиной описаны в [ 27,28,58,60].
Применение статическихрелетока РСТ-11...РСТ-14возможново
всех случаях, когда не требуется принимать меры по отстройке от апе-
риодических составляющих высших гармоник в токе защищаемого
объекта. Реле РСТ-11 и РСТ-12 рассчитаны на источник оперативного
питания 220 В переменного тока, а реле PCT-13 и РСТ-14—на источ-
ник оперативного питания 220 В постоянного тока. Имеется семь вари-
антов исполнения по величине максимальной уставки в диапазоне от
0,2 до 120 А. Коэффициент возврата не менее 0,9, время действия при
1,2I составляет не более 60 мс, а при 31ср — не более 35 мс. Контакты
реле способны коммутировать постоянный ток до 1А и переменный
ток —до 2 А. Потребляемая мощность из сети оперативного питания
7 Вт в нормальном режиме и 8,5 Вт в режиме срабатывания.
Схема статического реле тока приведена на рис. 3.20. В промежу-
точном трансформаторе TLA между первичной и вторичной обмотками
помещена еще одна обмотка, конец которой соединен с корпусом. Эта
обмотка ундяется экраном и защищает схему от высокочастотных им-
пульсов, которы^йогут проникнуть из вторичных цепей трансформато-
ратока. Регулировка тока срабатывания I (уставки) осуществляется
ступенчато ключами SBJ...SB5 и плавно потенциометром R3.
Измерительный времяимпульсный орган реле на двух операционных уси-
лителях А1 и А2 выполнен аналогично приведенному нарис. 3.19. Питание
реле от источника оперативного переменного тока осуществляется через
выпрямительный мост V2. С помощью стабилитронов VD4 и VD5 полу-
чают напряжение ± 15 В для питания операционных усилителей.
Максимальные реле напряжения РСН-14, РСН-15 и минимальные реле
напряжения РСН-16, РСН-17 выполняются в основном по схеме, по-
добной реле тока РСТ. Отличием является использование вместо про-
межуточного трансформатора тока TLA промежуточного трансформа-
104
R19
Рис. 3.20. Релетока PCT-13
тора напряжения TLV с двумя резисторами, включенными последова-
тельно в цепь первичной обмотки. Реле максимального напряжения ре-
агируют на понижение напряжения в этой цепи.
Реле РСН-14, РСН-16 используются при оперативном постоянном
токе (220В),релеРСН-15,РСН-17 — при оперативном переменном
токе (220 В). Имеется пять модификаций по напряжению уставок от 12
до 400 В.
Реле времени. Полупроводниковые (электронные) реле времени де-
лятся на аналоговые и цифровые. В аналоговых реле задатчиком време-
ни служит интегрирующая RC-цепочка, в цифровом реле—генератор
импульсов стабильной частоты и счетчик числа импульсов. Аналого-
вые реле выполняют с выдержкой времени до 10-20 с. С увеличением
предельного значения выдержки времени возрастают габариты конден-
сатора, что мешает его размещению на стандартной плате вместе с дру-
«)
Рис. 3.21. Узел выдержки времени с зарядом конденсатора
106
гими элементами схемы, и снижается точность работы. Цифровые реле
времени таких ограничений в схемах защиты и автоматики практически
не имеют и могут по принципу действия выполняться на выдержки вре-
мени, измеряемые не только секундами, но и минутами, часами, сутка-
ми. В устройствах релейной защиты, выполняемых в виде отдельных
реле или модулей, составляющих комплект защиты, чаще исподьз^ааь
ся аналоговые реле. В цифровых и микропроцессорных защитах—циф-
ровые элементы выдержки времени.
Резисторно-конденсаторную RC-цепочку для формирования выдер-
жки времени можно использовать в режимах заряда, разряда и переза-
ряда конденсатора. Наибольшее распространение получили первый и
последний режимы. Простейший узел выдержки времени с зарядом
конденсатора С через резистор Я показан нарис. 3.21, а. В режиме
ожидания контакт Кзамкнут и конденсатор С разряжен. При срабатыва-
нии пусковых измерительных органов релейной защиты контакт раз-
мыкается и конденсатор начинает заряжаться. При бесконечно большом
сопротивлении реле KVнапряжение ис на конденсаторе изменяется по
закону:
uc=En(l-e~l/RC), (3.13)
где Еп — напряжение питания, t—текущее время, начиная с момента
размыкания контакта К.
График изменения напряжения ис показан нарис. 3.21, б. Когда на-
пряжение на конденсаторе достигнет уставки срабатывания U реле KV,
оно сработает и замкнет свои контакты. Величина выдержки времени
г = te соответствует условию ис = U . Подставив это условие в (3.13),
получим:
te = RC\n—(3.14)
Еп
В действительности закон изменения ис отвремени имеет более сложный
вид из-за наличия сопротивлений утечки конденсатора С и резистора R, а
также из-за того, что сопротивление реле КУне равно бесконечности. Эти
сопротивления определяют нестабильность выдержки времени. Чем меньше
значения R к С, тем выше при прочих равных условиях стабильность, однако
при малых значениях Я и Снельзя получить больших выдержек времени. При
107
Ucl]En — 0,632 обеспечивается наилучшая стабильность реле Р4]. В этом слу-
чае te = RC. Так, например, при R = 1 МОм, С — 10 мкФ получаем
zg= 1-Ю6 • 1010-6 = 10 с.
При замыкании контакта К конденсатор С быстро разряжается че-
рез малое сопротивление/?/ и реле АТ возвращается в исходное со-
стояние. В качестве KVвыгодно использовать операционный усилитель
с большим входным сопротивлением, включенный по схеме порогово-
го элемента (триггер Шмитта). В реальных схемах часто используется
модификация, показанная нарис. 3.21, в, в которой вместо порогового
элемента КУ использованы делитель напряжения нарезисторах R2, R3,
нуль-орган ЕА и диод VD. В этой схеме конденсатор С начинает заря-
жаться также после размыкания контактов К, при этом диод VD заперт,
поскольку^ < t/0. Когда напряжение на конденсаторе превысит зна-
чение U — Uo + UD,vae UD—падение напряжения надиоде ИО,диод
откроется и через нуль-индикатор ЕА будет протекать ток в направле-
нии, показанном стрелкой. Нуль-индикатор сработает и замкнет кон-
такты ЕА. Выдержка времени также определяется формулой (3.14).
Нестабильность этой^схемы несколько ниже из-за наличия диода VD.
Некоторое увеличение предельного значения выдержки времени при
той же емкости конденсатора С можно получить, если заряд конденса-
тора осуществлять неизменным по величине током. Такой узел показан
на рис. 3.22, а. Его отличие от предыдущего заключается в использо-
вании стабилизатора тока, выполненного на транзисторе VT, включен-
ного по схеме с общей базой, и резисторов R4, R5, R6. Величина тока
а)
б)
Рис. 3.22. Узел выдержки времени с линейным зарядом конденсатора
108
I коллектора транзистора в процессе заряда остается неизменной. Она
может регулироваться изменением сопротивлений R4 и R6. Напряже-
ние на конденсаторе изменяется по закону:
It
График этого изменения показан на рис. 3.22, б. Когда напряжение
ис достигает величины U — Uo+ UD,rne UD—падение напряжения на
диоде VD, нуль-индикатор сработает. Выдержка времени t — te равна:
CU
(3-16)
В остальном работа этого узла не отличается от предыдущего.
На рис. 3.23, а приведена простейшая схема узла с перезарядом
конденсатора С. В исходном состоянии (ждущем режиме) контакт
К. 1 разомкнут, контакт К.2 замкнут, конденсатор С заряжен. В про-
цессе заряда ток протекает от шинки +ЕП, конденсатор С и резистор
R1 небольшого сопротивления к шинке -Еп. Полярность обкладок
конденсатора указана на рис. 3.23, а (без скобок). Потенциал пра-
вой обкладки конденсатора равен примерно +ЕП, потенциал левой
обкладки конденсатора равен -Еп. Диод VD закрыт.
Запуск узла выдержки времени осуществляется путем замыка-
ния контакта К.1 и размыкания контакта К.2. При этом диод
VD остается заперт, поскольку к его аноду приложен потенциал
+2^ правой обкладки конденсатора С, а к катоду
Рис. 3.23. Узел выдержки времени с перезарядом конденсатора
109
(через нуль-индикатор ЕА ) потенциал -Еп левой обкладки этого кон-
денсатора. В этот момент начинается перезаряд конденсатора С то-
ком, протекающим по цепи от шинки +Еп, замкнутый контакт К.1,
конденсатор С, резистор R к шинке -Еа. Если бы диод VD был все
время заперт, то потенциал обкладок конденсатора изменился бы на
обратный, указанный на рис. 3.18, а в скобках. Напряжение ис на
обкладках конденсатора при перезаряде меняется по закону:
uc=U}+(U2-U})(l-e-‘/RC), (3.17)
где (71 — начальное напряжение на конденсаторе; U2 — конечное
напряжение на конденсаторе в случае, если бы диод VD в процес-
се перезаряда был все время заперт.
Для схемы, приведенной на рис. 3.23, а, имеем Ux = +ЕП, U2 = -Еп.
График процесса перезаряда конденсатора показан на рис. 3.23, б. Крг-
да напряжение на конденсаторе перейдет через нуль (ис — 0) и изменит
свой знак, откроется диод VD и через нуль-орган ЕА потечет ток в
направлении, указанном стрелкой. Нуль-орган сработает и замкнет свои
контакты ЕА. Выдержка времени определяется интервалом времени от
момента замыкания контакта К .1 до момента замыкания контакта ЕА.
Подставив в (3.17) значения ис= 0, Ц = +ЕП, U2 = -Еп, получаем:
te = 7?С1п 2 = 0,693ЯС. (3.18)
При размыкании контакта К.1 и замыкании контакта К.2 (воз-
врат защиты в исходное состояние — ждущий режим) происходит
быстрый заряд конденсатора С через резистор R1 с небольшим
сопротивлением и схема приходит в первоначальное состояние.
Принцип выполнения цифровых реле времени рассмотрим примени-
тельно к схеме, показанной на рис. 3.24. Она содержит генератор не-
прерывной последовательности импульсов GN, счетчик числа импуль-
сов СТ, дешифратор DC, исполнительный орган SQ и контакт запуска
К. Генератор GN вырабатывает импульсы постоянной длительности и
формы, чаще всего—прямоугольной или треугольной, следующих друг
за другом с неизменной частотой f и периодом т = 1 / f. В режиме ожи-
дания контакты К находятся в верхнем положении и импульсы генера-
тора GN поступают на входы сброса SR счетчика СТ и дешифратора
DC. При этом на выходе дешифратора DC сигнал равен логическому 0
и исполнительный орган SQ также находится в режиме ожидания.
НО
Запуск реле времени происходит в момент переключения контакта К
в нижнее положение. В этом случае импульсы генератора GN поступают
на счетный вход счетчика СТ и он начинает заполняться. Дешифратор
DC фиксирует заполнение счетчика СТ до заданного заранее числа им-
пульсов N, при котором на выходе дешифратора появляется сигнал, рав-
ный логической 1, приводящий в действие исполнительный орган SQ.
Рис. 3.24. Схема цифрового реле времени
Выдержка времени от момента переключения контакта К до момента
срабатывания исполнительного органа SQ равна te = tN . Однако это
равенство выполняется только в том случае, если момент замыкания
контакта К совпадает с генерацией импульса. Если же замыкание кон-
такта К совпадает с паузой между импульсами, то /в = t(jV -1). В об-
щем случае выдержка времени равна:
(2ЛГ-1) L т 2ЛГ-1 , 1
t =т ----- ± — =-----± .
в 1 1 2 2/ 2/
(3.19)
2
Последний член выражения (3.19) определяет погрешность выдерж-
ки времени. Так, например, при частоте импульсов генератора GN 1 Гц
погрешность выдержки времени составит 0,5 с. Выдержку времени
можно регулировать изменением частоты импульсов генератора GN или
фиксируемым числом импульсов N, на которое настраивается дешиф-
ратор PC.
Если в качестве выходного использовать сигнал на том из выходов
счетчика СТ, на котором появляется логическая 1 при его полном
заполнении, то дешифратор DC из схемы можно исключить. При этом
выдержка времени будет зависеть от частоты генератора GN и емкости
счетчика СТ. Если используется «-разрядный двоичный счетчик с ко-
эффициентом деления (системой счисления) т, то максимальная вы-
держка времени устройства будет определяться выражением:
1в = т(т"-1).
(3.20)
111
Так, например, для 5-разрядного (п = 5) двоичного (т = 2) счетчика
te = 31т. С учетом того, что момент переключения контакта К может не
совпасть с моментом генерации импульса, выдержка времени будет
определяться выражением:
На рис. 3.25, а приведена схема модуля одной из самых первых
конструкций реле времени с перезарядом конденсатора, в которой роль
нуль-органа ЕА выполняет блокинг-генератор [27]. Это реле времени
управляется предшествующими каскадами релейной защиты, его вход
может подключаться, в частности, к выходу 0 реле тока, схема которо-
го изображена на рис. 3.18. Выдержка времени определяется временем
перезаряда конденсатора С через резисторы R1 и R2. На транзисторе
VT1 собран блокинг-генератор, а транзисторы VT2 и VT3 образуют
триггер, используемый в качестве выходного органа реле.
В ждущем режиме на входе реле времени имеется отрицательный
потенциал. Диод VD1 заперт. Через переход эмиттер—база транзистора
VT1 и диод VD конденсатор Сзаряжается так, что потенциал его левой
обкладки равен-UK, а правой — нулю. В триггере диод VD2 закрыт,
транзистор VT2 открыт отрицательным смещением через резистор R3,
транзистор VT3 закрыт.
Если на вход реле подать нулевой потенциал, то диоды VD1 и VD2
откроются. Диод VD4 при этом закрывается, но триггер еще не изменит
своего состояния, так как отрицательное смещение на базу VT2 продол-
жает поступать через диод VD6 и резисторы R4 и R5. Через диод VD1
на левую обкладку конденсатора С подается нулевой потенциал, потен-
циал правой обкладки становится равным +U*, диод VDзапирается, а
конденсатор начинает перезаряжаться по закону (3.17), где R = Rl + R2.
Когда потенциал правой обкладки конденсатора станет равным
примерно ис = 0, диод VD откроется и введет в работу цепь обрат-
ной связи блокинг-генератора. В результате развития регенератив-
ного процесса ток в цепи коллектора транзистора VT1 резко возра-
стает. Открывается диод VD3, а диод VD6запирается. В результате
триггер переключается (открывается VT3 и закрывается VT2)—реле
сработало. Выдержку времени можно регулировать переменным ре-
зистором R1. Реле предназначено для создания выдержек времени
112
до 2 с. Максимальная выдержка времени с дополнительным вне-
шним конденсатором может быть увеличена до 20 с.
Реле времени, которые выполнены только на полупроводниковых эле-
ментах.без трансформаторов (рис, 3.25, б) [28], являются более ком^
паюгными и технологичными. В исходном состоянии транзисторы VT1,
VT3^VT4,'VT5идиодьП^Щ VD3 открыты,а И72и VT6закрыты. На
выходе потенциал отрицательный. Конденсатор Сразряжен.
Реле времени запускается положительным потенциалом, подаваемым
на его вход. Этот потенциал закрывает транзистор VT1, при этом закры-
113
вается диод VD2. Начинается заряд конденсатора С через резистор R.
Когда потенциал точки п превысит потенциал точки т, транзистор VT2
откроется, a VT3 закроется. Закрываются при этом транзисторы VT4 и
VT5, а транзистор VT6 открывается. На выходе реле отрицательный по-
тенциал меняется на положительный, что и является признаком сраба-
тывания реле.
Дифференциальный усилитель на транзисторах И72и VT3 является
пороговым элементом. Напряжение, при котором он переключается,
зависит от потенциала точки т. Этот потенциал определяется делителем
напряжения на резисторах Rl, R2:
VWW (3.22)
Потенциал точки п (после запирания транзистора VT1), равный на-
пряжению на обкладках конденсатора С, изменяется по закону (3.13)
приЕп=^.
Выдержка времени t = te определяется условием ип = Unf при кото-
ром дифференциальный усилитель переключается. Логарифмируя пос-
леднее выражение, получаем с учетом выражения (3.22):
te=RC\n(l + R2/Ri). (3.23)
Обычно принимают R1 = (0,6-г 1,0)Я2. Выдержку времени регули-
руют, изменяя сопротивление резистора R (до 5 МОм) или емкость кон-
денсатора С.
На рис. 3.26 приведена упрощенная схема промежуточного реле РП-18
сэлектронным блоком замедления при включении [21]. При отключен-
Рис. 3.26. Схема реле РП-18
114
ном напряжении питания, т. е. в ждущем режиме, транзисторы VT1,
VT2, тиристор К5 закрыты, конденсаторы разряжены. В момент подачи
питания стабилитрон VD1 входит в режим стабилизации и на базе тран-
зистора VT1 устанавливается опорное напряжение Uo, снимаемое с ча-
сти резистораR5. Транзистор VT1 остается закрытым,т. к. приразря-
женном конденсаторе С/ напряжение Ц близко к напряжению на ста-
билитроне VD1 и эмиттер транзистора VT1 находится под более отри-
цательным потенциалом, чем его база. Конденсатор С1 начинает заря-
жаться, а напряжение Ц уменьшаться. В тот момент, когда напряжение
Ux станет меньше ий на 0,3-0,5 В, транзисторы VT1 и И72 лавинооб-
разно открываются и конденсатор С1 разряжается через резистор R4 на
управляющий электрод тиристора VS. Открытиетиристора вызывает
срабатывание реле KL, которое удерживается в этом состоянии свои-
ми контактами KL. 1. Другие контакты этого реле (на схеме не показа-
ны) используются в схеме управления и автоматики, составной частью
которой является реле РП-18. Конденсаторы С2, СЗ и С4 используются
для повышения помехоустойчивости реле,
Упрощенная схема органа выдержки времени устройства за-
щиты типа ЯРЭ-2201 приведена на рис. 3.27 [19]. В этой схеме
транзистор VT1 включен по схеме стабилизатора тока. Времязада-
ющим элементом является конденсатор СЗ. В качестве нуль-органа
Рис. 3.27. Схема органа выдержки времени до 20 с устройства защиты ЯРЭ-2201
115
использован операционный усилитель А. Принцип действия со-
ответствует схеме, приведенной на рис. 3.22.
В ждущем режиметранзистор VT2 открыт, а конденсатор СЗ разря-
жен. Транзистор VT3 закрыт. Начало работы схемы соответствует мо-
менту подачи на вход 1/0 (базу транзистора VT2 ) потенциала шинки 0.
Транзистор VT2 закрывается и конденсатор С? начинает заряжаться и
тем быстрее, чем меньше сопротивление R4. Когда напряжение на кон-
денсаторе СЗ достигнет величины опорного напряжения, определяемо-
го резисторами R6, R7, R8 nRll, напряжение на выходе операцион-
ного усилителя А скачком изменяется от уровня, близкого к нулю, до
уровня примерно+15 В. Открывается транзистор VT3 и срабатывает
выходное герконовое реле KL. Резистор R11 осуществляет положи-
тельную обратную связь, способствующую лавинообразному измене-
нию выходного напряжения усилителя Л. Конденсаторы Cl, С2 повы-
шают помехоустойчивость схемы.
Сочетание аналогового и цифрового способов формирования вы-
держки претим i^rrnghTnaaHO в органе выдержки времени до 20.0 с,
которое также используется в устройстве защиты ЯРЭ-2201. Упрощен-
* ная схема такого органа приведена на рис. 3.28 [21]. Она содержит
генератор импульсов, выполненный на транзисторах VT1, VT2 и опе-
рационном усилителей свремязадающимиконденсаторами СЗ, С4и
двоичный счетчик числа импульсов СТ2. Генератор импульсов выпол-
нен практически по той же схеме, что и орган выдержки времени, при-
веденный на рис. 3.27. При подаче на клемму «Вход» сигнала 0 транзи-
стор К72 запирается и конденсатор СЗ заряжается неизменным во вре-
мени током, величина которого определяется транзистором VT1, вклю-
ченным по схеме стабилизатора тока. Опорное напряжение задается
резисторами R8, R9, R10. Выходное напряжение операционного уси-
лителя А скачком переключается от уровня 0 до уровня примерно +15 В
в тот момент, когда напряжение на неинверсном входе (напряжение на
конденсаторах СЗ, С4) станет равным напряжению на инверсном входе
(опорному напряжению) операционного усилителя А. Переключившее-
ся на выходе Л напряжение через резисторы R12, R13, конденсатор
С6, стабилитрон VD7 и диод VD8 открывает транзистор VT2 и кон-
денсаторы СЗ, С4 разряжаются. Операционный усилитель переключа-
ется и весь процесс заряда начинает повторяться. Длительность заряда
регулируется резистором R5, а также подключением конденсатора СЗ.
116
Рис. 3.28. Схема органа выдержки времени до 200 с устройства защиты ЯРЭ-2201
При подаче на клемму «Вход» сигнала 0 нетолько запускается генера-
тор импульсов, но и снимается сигнал сброса со входа SR счетчика СТ2.
Импульсы счета поступают на вход /Осчетчика каждый раз, когда опера-
ционный усилитель переключается в положение, соответствующее разря-
женным конденсаторам СЗ, С4, т. е. при напряжении на его выходе близ-
ком к нулю. Когда на выходах 14 и 15 счетчика СТ2 одновременно
появятся логические сигналы 1, открывается транзистор VT3 и срабатыва-
ет реле KL1. Открытие этого транзистора соответствует также подаче на
вход 10 счетчика СТ2 логического сигнала 0, который останавливает счет-
чик вне зависимости оттого, переключается генератор импульсов или нет.
При снятии напряжения со входа схемы транзистор VT2 открывает-
ся, конденсаторы СЗ, С4 разряжаются, на вход SR счетчика подается
сигнал сброса, транзистор VT3закрывается. Если на клемму «Запрет»
подать сигнал+15 В, то транзистор VT2 откроется независимо от нали-
чия пускового сигнала на клемме «Вход» и реле остановится.
Серийное реле времени РВ-01 запускается при подаче на его вход на-
пряжения питания. Выдержка времени определяется зарядом конденсато-
ра по схеме, аналогичной показанной на рис. 3.26. Реле выпускаются на
диапазоны выдержек времени 0,1-1; 0,3-3; 0,1-10; 0,3-30 с. Коммутаци-
онная способность контактов 30 Вт для постоянного и 250 В-А для пере-
Рис. 3.29. Схема реле времени ВЛ-64, ВЛ-66, ВЛ-69
118
менного тока. Реле времени РВ-03 действует с замедлением при снятии
напряжения. Схемы релеРВ-01 и РВ-03 приведены в [19].
Реле времени ВЛ-63...ВЛ-69 содержат генератор импульсов и счет-
чик. Выдержка времени регулируется путем изменения частоты зада-
ющего генератора G1 и коэффициента пересчета счетчика импульсов
СТ (рис. 3.29). Реле состоит из выпрямителя (диоды VD1 ...VD4),
сглаживающего фильтра (резистор R1 и конденсатор С Г), стабили-
затора напряжения (резистор R3 и стабилитрон VD5 ), схемы уста-
новки счетчика в исходное состояние (транзистор VT1) и выходного
усилителя (транзистор VT2 ) с электромагнитным реле К.
Работа реле начинается после подачи на входные клеммы /-^напряже-
ния питания. Транзистор VT1 открывается, разрешая работу счетчика СТ.
Генератор G1 запускается и начинает заполнять импульсами счетчик СТ.
При заполнении счетчика на его выходе появляется положительный сиг-
нал, который через резистор./? 7 открывает транзистор VT2, что вызывает
срабатывание реле К. Транзистор Р72 закрывается только при исчезнове-
нии напряжения на клеммах/-2. При этом закрывается и транзистор И77,
после чего конденсатор С2 разряжается, устанавливая счетчик СТ в ис-
ходное состояние.
Реле выполняются на номинальные напряжения постоянного и пере-
менного тока 24,110,220 В. Выдержка времени для реле ВЛ-64, ВЛ-65
имеет у разных модификаций диапазоны 0,1-1; 0,3-3; 0,1-10; 0,3-30 с.
Реле ВЛ-66, ВЛ-67 и ВЛ-69 имеют диапазоны выдержки времени 0,1-9,9
и 1-99 с, а реле ВЛ-68—0,1-99,9 и 1-999 с. Потребляемая мощность 4,5
В А. Коммутационная способность контактов при напряжениях 24,110,
220 в переменного тока составляет, соответственно, д ля процесса вклю-
чения 8; 6; 5 А и для процесса отключения 0,8; 0,6; 0,5 А (нагрузка ин-
дуктивная). При постоянном токе для включения и отключения токи, со-
ответственно, равны 0,8; 0,16; 0,08 А. Время повторной готовности со-
ставляет около 0,3 с.
По выполняемым функциям реле ВЛ-63 является однокомандным с
выдержкой времени на включение, отключение или циклическим (вклю-
чение—отключение). Реле ВЛ-64, ВЛ-66, ВЛ-68, ВЛ-69 являются одно-
командными с выдержкой времени на включение, а реле ВЛ-67 на от-
ключение. Реле ВЛ-65 является циклическим, оно производит пооче-
редное включение и отключение нагрузки через заданное время.
119
3.4. Схемы сравнения двух и более электрических величин
К входу реле могут быть подведены два тока или два напряжения.
Наиболее распространенными реле такого типа являются реле сопро-
тивления (KZ) и реле направления мощности (KW), измерительные цепи
которых присоединяют ко вторичным обмоткам трансформаторов на-
пряжения и тока защищаемой линии (рис. 3.30, а). Структурная схема
подобных реле содержит измерительную схему ИС, к которой подво-
дятся величины^ и I?, схему сравнения СС и логическую часть ЛЧ
(рис. 3.30, б). Измерительная схема ЯСвыполняется в виде двух транс-
форматоров так, как это показано на рис. 2.15, а. На два входа схемы
сравнения поступают синусоидальные напряжения и tZ2, сформиро-
ванныев ИСв соответствии с выражениями (2.19) и (2.21).
Два входных сигнала (два тока) подводят также к дифференциаль-
ным релетока с торможением (KAZ). Один из этих сигналов (1р) явля-
ется рабочим, другой—тормозным (7Т). Реле срабатывает, если рабо-
чий сигнал превышает величину уставки срабатывания {1р~^1у). Тор-
мозной сигнал воздействует на уставку I. С увеличением /т, как прави-
ло, возрастает I. Такие реле используются в защитах трансформаторов
и могут применяться в защитах контактных сетей переменного тока.
Рис. 3.30. Схема подключения к сети с двухсторонним питанием
реле сопротивления (а) и структурная схема этого реле (б)
Реле направления мощности и реле сопротивления широко использу-
ются в защитах электрических сетей высокого напряжения и контактных
сетей. Ко входам этих релеоттрансформаторов напряжения и тока подво-
дятся две электрические величины — соответственно^, и./,. В зависи-
мости от их соотношения реле KW hKZ срабатывают или не срабаты-
вают. Условия срабатывания этих реле удобно и наглядно представлять
120
графически. Для этой цели вводят условную величину_Zp, опреде-
ляемую как отношение сигналов U и I:
U U
ZD= — = —ej4> = Ze* = Rn+ jX„, n
—p j j p p J p’
-p p
Рис. 3.31. Комплексная
плоскость сопротивлений
где Zp — модуль отношения Up к Ip (сопротивление, измеряемое реле);
Rp, Хр—соответственно активная и индуктивная составляющие отноше-
ния входных сигналов и_/; фр — угол между векторами LJp и I.
Анализ характеристик Z (фр) на комплексной плоскости. Ха-
рактеристики и свойства подобного рода реле удобно рассматри-
вать в комплексной плоскости сопротив-
лений Z (рис. 3.31). По действительной
оси этой плоскости откладывают актив-
ные, а по мнимой — реактивные состав-
ляющие. Положение вектора Zp на комп-
лексной плоскости зависит от величин U,
1р, фр и определяется, следовательно, ре-
жимом работы электрической системы.
Рассмотрим некоторую линию с двусто-
ронним питанием, изображенную на рис.
3.30, а. На подстанции П2 имеется реле KZ, к
которому через трансформаторы напряжения
TV и тока ТА подводятся Цри 1_р. Пусть в
нормальном режиме мощность в линии направлена от шин П2 к ши-
нам ПЗ. Примем это направление мощности за положительное (сплош-
ная стрелка на рис. 3.30, а). Совместим начало координат комплексной
плоскости с местом установки реле KZ и изобразим на ней вектор сопро-
тивления на зажимах реле в нормальном режиме Z (рис. 3.32). При
активно-индуктивной нагрузке угол typil не превышает, как правило, 20-
40°, однако в некоторых режимах, например, при пусках мощных дви-
гателей, он может быть и больше. Вектор Z располагается в квадранте
/комплексной плоскости Z. В зависимости от значения и характера на-
грузки конец вектора Zpil может оказаться в любой точке области Н. При
активно-емкостной нагрузке вектор Z^ может смещаться в квадрант IV.
Для режима короткого замыкания в линии характерно увеличение угла
ФрА. до 50-80°. Сопротивление на зажимах реле в этом режиме обозна-
121
ложное (штриховая стрелка на рис. 3.30, а).
Рис. 3.32. К анализу сопротивлений, измеряемых
защитой
чим Zpk. Если к.з. происходит, например, в точке к! (см. рис. 3.30, а), то
направление мощности по условию положительно, поэтому вектор
Zpk = _Z будет находиться в квадранте/комплексной плоскости (см.
рис. 3.32). В зависимости от места замыкания на участке П2—ПЗ конец
вектора Zpk{ может оказаться в любой точке области К1. Если же к.з.
произойдет на участке П1—П2, например, в точке к2, то направление
мощности на участке, где установлена защита, изменится на противопо-
В этом случае век-
тор Zpk2 переместится
в область К2, располо-
женную в квадранте III
комплексной плоско-
сти (см. рис. 3.32).
Очевидно, что, ког-
да конец вектора
Z = Z находится в
области Я (нормаль-
ный режим работы),
реле не должно сраба-
тывать. Если же конец
вектора Zp = Zpk по-
падет в область К1 или
К2 (режим короткого
замыкания), реле дол-
жно сработать. В ряде
случаев для обеспечения селективности требуется, чтобы реле срабаты-
вало только тогда, когда конец вектораZp = Zpk попадет в область К1, и
не срабатывало, если он попадете область К2.
Совокупность точек комплексной плоскости, соответствующих дей-
ствию реле, называется областью срабатывания, а совокупность ос-
тальных точек—областью несрабатывания. Зоны срабатывания и не-
срабатывания разделяет гран ичная линия, которая называется характе-
ристикой срабатывания реле в комплексной плоскости или угловой
характеристикой. Пусть, например, характеристика реле имеет вид
окружности 1. Если конец вектора сопротивления Zp попадет внутрь
окружности, реле сработает, а если он окажется вне окружности, реле
122
не сработает. В том случае, когда необходимо, чтобы реле срабатывало
при попадании конца вектора.2^ только в область К1, выбирают для
реле такую форму характеристики, чтобы область К1 оказалась внутри
зоны срабатывания, а области Н и К2—вне ее.
Характеристика 1 удовлетворяет этим требованиям для тех условий,
когда область Я ограничена слева сплошной линией, приведенной нарис.
3.32. Однако, если нагрузка линии в нормальном режиме увеличится, то
граница зоны Я сместится влево (штриховая линия 2) и характеристика
1 уже не будет удовлетворять поставленным условиям. В этом случае
придется применять реле с более сложной формой характеристики.
Рис. 3.33. Характеристики срабатывания реле сопротивлений
на комплексной плоскости
Математическое описание характеристик. Общая теория анали-
тического описания характеристик реле, сравнивающих две подведен-
ные электрические величины, основана на дробно-линейном преобра-
зовании конформных отображений [60,75]. Для описания вида и фор-
мы наиболее распространенных характеристик используются также урав-
нения, записанные в комплексной форме, в прямоугольной или поляр-
ной системе координат [12,16].
123
Большое распространение получили реле с характеристиками в виде
окружностей и прямых линий (рис. 3.33). Такие характеристики реали-
зуются наиболее простыми техническими средствами. На рис.3.33, а
изображена характеристика в виде окружности, центр которой Ot не
совпадает с началом координат О комплексной плоскости Z. Окруж-
ность радиуса R с центром О{, отстоящим от начала координат О на
расстоянии р, описывается уравнением:
zcp - 2ZC/,Pcos(<P/> - а) + р2 - R1 = о, (3.25)
гдеа — угол между осью действительных чисел и диаметром окруж-
ности Нт, проходящим через начало координат (угол максимальной
чувствительности); Zcp—расстояние от начала координат О до окруж-
ности при данном значении ср^; р = ОО] —расстояние от начала коор-
динат до центра окружности; R = Ojn —радиус окружности.
Обозначим Z' = R + р = От, Z" = R-p = От, тогда вместо выра-
жения (3.25) получим:
ZCP - zcp(z' - z")^p -«)- z'z" = 0- (3.26)
Уравнение той же окружности в комплексной форме имеет вид:
Zcp -0,5(Z' + z") =0,5 Z -Z" .
(3.27)
Изменяя параметры Z', Z", а, можно менять диаметр окружности
и перемещать ее центр в различныеточки комплексной плоскости. Так,
при Z' — Z" из выражения (3.25) получаем характеристику реле пол-
ного сопротивления (рис. 3.33, б), которая не зависит от угла между
подведенными электрическими величинами:
Zcp-Z' = b (3.28)
или
ы=
z'
(3.29)
Реле срабатывает при Zp Zcp. Приняв в выражениях (3.26)и (3.27)
Z" = 0, получим характеристику направленного реле сопротивления
(рис. 3.33, в):
Zc/)-Z'cos((p/,-a) = 0
(3.30)
124
или
Zcp-0,5Z =0,5 Z .
(3.31)
Реле с такой характеристикой не реагирует на короткие замыкания,
при которых вектор сопротивления располагается в квадранте IIIкомп-
лексной плоскости. При использовании направленных реле сопротив-
ления отпадает необходимость применять реле направления мощности.
Само же реле направления мощности, характеристика которого приве-
дена на рис. 3.33, г, можно рассматривать как частный случай направ-
ленного реле сопротивления при Z, равном бесконечности:
cos(<pp-a) = 0 (3.32)
или
\Z^P+Z\ = Q,S\Z^P-Z'\. (3.33)
В уравнении (3.33) под Z'следует понимать произвольный вектор, прове-
денный под углом 90 градусов к прямолинейной характеристике этого реле.
Реле направления мощности реагирует на угол между подведенны-
ми величинами. Область срабатывания -<р, Фр ^л-ф| заштрихова-
на. Зона изменения углов фр, при которых срабатывает реле направле-
ния мощности, определяется углом между лучами граничной линии,
выходящими из начала координат (в данном случае он равен 180°). Зону
срабатывания можно сузить, если уменьшить угол между лучами до
л - Р (рис. 3.33, д). Характеристика в виде прямой линии (рис. 3.33, е)
описывается уравнением:
Z£.pcos(9/>-a)-Z' = 0 (3.34)
или
\zcp\=2Z'-Zcp, (3.35)
где Z' = От —длина перпендикуляра, опущенного из центра коорди-
нат 0 на прямую. Если принять Z' = 0, то граничная линия пройдет че-
рез начало координат, что соответствует характеристике срабатывания
реле направления мощности (3.32) и (3.33).
Схемы сравнения двух входных электрических величин. В схе-
мах сравнения могут сравниваться абсолютные значения подведенных
величин, их фазы или те и другие одновременно. При сравнении абсо-
лютных значений условие срабатывания имеет вид:
125
|t/.|-|c2>o, (3.36)
где U}, U2—напряжения на выходе входного блока защиты, приведен-
ного нарис. 2.15,а.
Схема сравнения входных величин Ц и U2 по фазе применяется для
периодических сигналов, имеющих одинаковую частоту. Условие сра-
батывания имеет вид:
(pi < Xj + Х2 < <р2, (3.37)
гдеф],(р2—заданные постоянные углы;Х] + А-2 —фазовый угол меж-
ду входными сигналами Ц и U2 (см. рис. 2.15, б).
Дифференциально-выпрямительные схемы сравнения. Эти схе-
мы носят название также схем сравнения абсолютных значений сигна-
лов. Схема сравнения абсолютных значений входных величин опериру-
ет постоянными напряжениями (или токами). Поэтому, чтобы осуще-
ствить сравнение периодических величин (сигналов), их необходимо
предварительно выпрямить и сгладить. Структурная схема подобного
устройства (рис. 3.34, а) содержит измерительную схему ИС, выпря-
мители VD1 и VD2, сглаживающие устройства Z77 и 712, нуль-орган ЕА
и выходной орган ВО. Выпрямители, сглаживающие устройства и нуль-
орган образуют схему сравнения СС абсолютных значений входных
сигналов и |С2|. Схема сравнения СС срабатывает (переключает-
ся) при условии |С, | > |С21 ине срабатывает, если это условие не вы-
полняется.
Рис. 3.34. Схемы сравнения абсолютных значений входных величин
126
Поскольку входные сигналы, поступающие на нуль-орган, предва-
рительно выпрямляются и сглаживаются, то очевидно, что сравнивае-
мые периодические сигналы могут иметь как одинаковую, так и раз-
личные частоты. Возможно также сравнение периодического сигнала с
постоянным или двух постоянных сигналов.
Имеются две разновидности рассматриваемой схемы сравнения: с
циркуляцией токов (рис. 3.34, б) и реагирующая на равновесие напря-
жений (рис. 3.34, в). При |t/| | = |J72| ток в нуль-органе первой из них
равен 0, если |Z]+/?|| = |Z2+7?2|, а во второй — если
: |Z| + /?] | = : |Z2 + 2^|. При |(7| | > |С/21 ток в нуль-органе протека-
ет в направлении, соответствующем срабатыванию, а при |C7t | < |t/21 —
в обратном направлении. Конденсаторы С, CI и С2 служат для сглажи-
вания выпрямленных токов и напряжений.
Если условие |(Zi | < |^г| соответствует области несрабатывания, а
условие |^/] | > |t/21—области срабатывания, то уравнение граничной
линии характеристики реле на комплексной плоскости соответствует зна-
ку равенства в выражении (3.36).
Подключим схему сравнения СС абсо-
лютных значений входных величин через со-
гласующие трансформаторы TLA иТЬУво
вторичные цепи измерительных трансформа-
торов тока и напряжения (рис. 3.35). В каче-
стве схемы сравнения может быть исполь-
зована любая из показанных на рис. 3.34.
Для схемы, приведенной на рис. 3.35, име-
ем £7, = кнIp, U2 = книр, где Lp, Up —
ток и напряжение, подводимые к реле; кт,
кц—коэффициенты преобразования соот-
Рис. 3.35. Схема реле
сопротивления
ветсгвенно тока и напряжения в напряжение с учетом коэффициентов
передачи схемы. Величина коэффициента кт регулируется числом вит-
ков вторичной обмотки согласующего трансформатора TLA и пере-
менным резистором R1. Величина коэффициента кц регулируется чис-
лом витков трансформатора TL V и потенциометром R2.
Для схемы, приведенной на рис. 3.35, граничное условие срабаты-
вания (3.36) принимает вид
127
к.
или
ь-=4=о,
КН
где LcpiU-cp —соответственно ток 1_р и напряжение U_ на границе
срабатывания.
Обозначим:
КН
1^-,
Тогда условие срабатывания принимает вид Z' -Zcp=Q или
Zcp — Z' = 0, что совпадает с выражением (3.28). Отсюда следует, что схе-
ма, приведенная на рис. 3.35, является схемой реле полного сопротивления
с угловой характеристикой, показанной на рис. 3.33, б. Если же какую-
либо из схем сравнения абсолютных значений (рис. 3.34) подключить ко
вторичным цепям трансформаторов тока и напряжения соответственно с
током I и напряжением Д, через входной блок, приведенный на рис. 2.15,
то можно получить и другие угловые характеристики в виде прямых и ок-
ружностей, показанных на рис. 3.33 (кроме рис. 3.33, б).
Нуль-органы. Для того, чтобы граничная линия была стабильной,
необходимо применять нуль-орган с очень высокой чувствительностью:
его мощность срабатывания не должна превышать, как правило,
10*4 -г КГ6 Вт. Нуль-орган должен обладать направленностью действия,
т. е. срабатывать только при одном направлении тока в нем (или одной
полярности приложенного к его зажимам напряжения), быть достаточ-
но быстродействующим (собственное время срабатывания не более
5-10 мс), простым и надежным.
Большой чувствительностью обладают нуль-органы на основе маг-
нитоэлектрических герметизированных реле. Мощность срабатывания
таких нул ь-органов достигает 10-6 -т-10-9 Вт и для их работы не требует-
ся дополнительного источника питания. В то же время магнитоэлектри-
ческая система не развивает опрокидывающего момента, поэтому за-
мыкание контактов может быть недостаточно надежным; контактная си-
стема не позволяет коммутировать токи выше нескольких десятков мил-
лиампер. Для возврата в исходное положение через реле надо пропус-
кать ток, направление которого противоположно определяемому усло-
вием срабатывания (это усложняет схему защиты); реле имеет время
срабатывания, исчисляемое десятками миллисекунд [60].
128
Для транзисторных нуль-органов требуется дополнительный источник
питания. Однако они проще, дешевле и надежнее магнитоэлектрических
реле, могут выполняться сдостаточно мощным контактным (герконы) или
бесконтактным (тиристоры) выходом, при отсутствии сигнала на входе са-
мостоятельно переключаются в исходное состояние, имеют на порядок мень-
шее время срабатывания. Применениевнуль-органах операционных уси-
лителей,выполненных на основе интегральной микроэлектроники, по-
зволяет получить мощность срабатывания до 10-6 4-10~7 Вт. В установ-
ках со значительным объемом автоматизации производственных про-
цессов, в частности на тяговых подстанциях электрического транспор-
та, релейная защита использует те же источники оперативного постоян-
ного тока, что и другие устройства автоматики. Кроме того, наличие
дополнительного источника питания позволяет широко применять в ре-
лейной защите типовые логические и функциональные элементы, вы-
полненные на транзисторах или интегральных микросхемах, что суще-
ственно расширяет ее возможности и улучшает свойства. Поэтому в
устройствах электроснабжения железнодорожного транспорта электрон-
ная релейная защита выполняется в основном с применением полупро-
водниковых нуль-органов.
Схема транзисторного нуль-органа приведена на рис. 3.36. При отсут-
ствии входного сигнала/sv транзистор VT1 открыт и насыщен, транзистор
VT2 закрыт, потенциал выхода отрицателен. Для надежного закрытия тран-
зистора VT2 потенциал его эмиттера смещен за счет падения напряжения
на диоде VD2. Транзистор VT1 открыттоком базы, который от плюсовой
шины протекает по сопротивлениям R2 wR5. Изменением сопротивления
резистора/?/ подбираетсятакаявеличинатока через диод VD1, чтобы по-
Рис. 3.36. Схема транзисторного нуль-органа
5 Релейная защита
129
тенциалы точек т ип были одинаковыми. В этом случаетемпературные
изменения величины падения напряжения в цепи эмиттер—база транзистора
VT1 компенсируются практически таким же падением напряжения на диоде
VD1 и чувствительность нуль-органа значительно изменяться небудет.
При наличии входного сигнала определенной величины (10-50 мкА)
транзистор VT1 закрывается, а транзистор VT2—открывается, при этом
потенциал выхода становится положительным. Для обеспечения скачко-
образного изменения потенциала (релейного эффекта) в схеме исполь-
зуется положительная обратная связь, реализуемая резистором R5.
Значительно лучшие и более стабильные параметры имеют нуль-орга-
ны на операционных усилителях [21,22]. На рис. 3.37 приведены схе-
мы использования операционных усилителей в качестве нуль-органов
для сравнения двух сигналов. В схеме, приведенной на рис. 3.37, а,
осуществляется сравнение двух выпрямленных сигналов UAxi и 17ву2оди-
наковой полярности. Если сигнал Uexi меньше сигнала 17sv2, то напря-
жение на выходе равно наибольшему положительному значению
+J7max вых. Если же сигнал t7evl превышает величину U&x2 хотя бы на
несколько милливольт (3-4 мВ), то из-за большого коэффициента уси-
ления происходит скачкообразное переключение выходного сигнала,
который становится равным наибольшему отрицательному значению-
C7max ,(ЫЛ.. Для согласования операционного усилителя с последующими
каскадами в ряде случаев требуется ограничить величину 17eMV. Это осу-
ществляется с помощью двухполярного стабилитрона VD3, в цепи об-
ратной связи. Без него выходное напряжение равно напряжению пита-
ния схемы +Еп или -Еп. Диоды VD1 и VD2 защищаютвход операцион-
ного усилителя от больших уровней входных сигналов.
Схема нуль-органа, приведенная на рис. 3.37, б, сравнивает два вып-
рямленных напряжения 17rv1 и 17rv2 разной полярности. Если в этой схеме
убрать сигнал Uax2 и резистор R2, то она будет реагировать на изменение
полярности входного сигнала Uaxl. Такой нуль-орган можно подключить к
точкам пг и п схем сравнения, показанных на рис. 3.34, бив, заменив в
них предварительно блок ЕА на резистор.
Нуль-органы, приведенные на рис. 3.37, а и б, требуют, чтобы вход-
ные сигналы 17rv1, Uax2 были хорошо сглажены фильтрами. Это приво-
дит к замедлению действия реле, что может быть нежелательно. В пане-
лях защит ЭПЗ-1636м используется нуль-орган с двумя операционны-
ми усилителями А1 иА2, схема которого показана на рис. 3.37, в [76].
130
При отсутствии входного сигнала Ugx напряжение Ц на выходе
усилителя АI положительно и конденсатор С заряжен до напряже-
ния, определяемого падением напряжения на открытом диоде VD1.
Если напряжение Uex превысит порог срабатывания усилителя А1
(около 60 мВ), то последний переключается и напряжение 17( стано-
вится отрицательным, что ведет к перезаряду конденсатора. Когда
131
напряжение на конденсаторе станет отрицательным и равным па-
дению напряжения на открывающемся диоде VD2, операционный
усилитель А2 переключается и открывает транзистор VT. При этом
срабатывает выходное реле KL. Положительная обратная связь
через резистор R7 удерживает А1 в сработанном состоянии.
Схема работает следующим образом. Входное напряжение Uex явля-
ется разностью выпрямленных напряжений схемы сравнения, приведен-
ной на рис. 3.34, в. При слабом сглаживании этих напряжений в сигна-
ле Uex имеется как постоянная, так и переменная составляющие. Вблизи
границы срабатывания постоянная составляющая может быть меньше
амплитуды переменной составляющей.
На рис. 3.37, г приведена диаграмма напряжений схемы. Как только
входное напряжение U&x превысит порог срабатывания усилителя Al Uo,
он переключается в положение, при котором напряжение отрицатель-
но. Пока постоянная составляющая в сигнале Uax мала (левее точки а),
длительность отрицательного значения напряжения мала и конденса-
тор С не успевает перезарядиться до напряжения срабатывания усилите-
ля А2. С увеличением постоянной составляющей в сигнале t7ftV (правее
точки а), длительность интервала, при котором напряжение Ux отрица-
тельно, увеличивается и конденсатор С успевает перезарядиться до на-
пряжения срабатывания усилителя А2. В этой схеме пульсации входно-
го напряжения и&х не влияют на ее работу и не вызывают вибрации кон-
тактов реле KL. Длительность отрицательного значения сигнала U\ для
обеспечения срабатывания А2 принята 15 мс для отстройки от переход-
ных процессов, в том числе при насыщении трансформаторов тока.
По сравнению с транзисторными нуль-органы на операцион-
ных усилителях имеют на несколько порядков большее входное
сопротивление и, по крайней мере, на порядок меньшее входное
напряжение переключения, а также более высокую температур-
ную стабильность.
Демодуляторные схемы сравнения. Такие схемы реагируют на
фазу и предполагают использование так называемых фазочувствитель-
ных выпрямителей. Нарис. 3.38 приведены схемы диодного фазочув-
ствительного выпрямителя (симметричного кольцевого модулятора) и
волновые диаграммы токов и напряжений [19,75]. Клеммы входных
напряжений и U2 (рис. 3.38, а) в общем случае подключаются к
выходным зажимам входного блока, приведенного нарис. 2.15. Для
132
реле направления мощности, а также в ряде других случаев эти клеммы
через согласующие трансформаторы подключаются непосредственно во
вторичные цепи измерительных трансформаторов тока и напряжения.
Для более точной работы стремятся выполнить условия Z( = Z2 = Z,
R1 = R2 = R3 = R4= R6,R5 = R6 = R7=R8 = R(). Вместо делителей
R5, R6mR7, R8 можно использовать согласующие трансформаторы с
нулевой точкой на вторичных обмотках (рис. 3.38, б).
То из выходных напряжений Ul hjihU2, которое имеет большее зна-
чение, является управляющим, а то из них, которое имеет меньшую ве-
личину—управляемым. Управляющее напряжение переключает диоды
из открытого состояния в закрытое, а ток в нагрузке i определяется
управляемым напряжением. Если, например, |с/( | > |С/21,то управляю-
щим является напряжение Uv Его положительная полуволна открывает
диоды VD3 и VD4, а диоды VD1 и VD2 закрывает. Отрицательная
полуволна напряжения Ux открывает диоды VD1 и Р7)2,адиоды VD3 и
VD4 закрывает. Под влиянием управляемого напряжения U_2 через от-
крытые диоды и сопротивление нагрузки Rn протекает ток zH0. Форма
Рис. 3.38. Диодный фазочувствительный выпрямитель (кольцевой модулятор)
133
тока в нагрузке (при отсутствии сглаживающего фильтра) показана на
рис. 3.38, в для случая, когда напряжения U] и U2 совпадают по фазе
(у = 0) и когда фазовый угол ц/ между ними равен 90° (ц/ = л/2).
Напряжение на нагрузке UIIO — ill(lRllo носит пульсирующий харак-
тер и содержит существенную гармонику двойной частоты. Она осо-
бенно сказывается вблизи границы срабатывания, поэтому выходное
напряжение необходимо сглаживать. С этой целью может быть ис-
пользован, например, Я^Ссглаживающий фильтр (показан пункти-
ром на рис. 3.38, а). Для получения высокой чувствительности ди-
одный мост должен выполняться с большой степенью симметрии и
поэтому хотя бы один из резисторов, включенных последовательно с
диодами, должен быть регулируемым. Среднее значение напряжения
на нагрузке при условии |t/i|>|CZ2| равно:
2л/2
Uho=— U2ncxco^, (3.38)
где псх—коэффициент передачи напряжения схемы.
В том случае, если |С£] | < |^2| >то вместо (3.38) имеем:
7 F)
UHO=—-Uxncxco^. (3.39)
л
Коэффициент передачи напряжения псх при условии Z, = Z2 = Z,
Rl = R2 = R3 = R4 — R6, R5 — R6 — R7 = R8 = Rd равен [77]:
2R,.
п
2Rl
*т|2| + 2Яа
(3.40)
+ R +2 Я +
:------г + Z Кл +
|2+2Я„ ' ( -
Для той же схемы, если вместо резисторов R5, R6 и R7, R8 исполь-
зуются согласующие трансформаторы ТЫ и TL2 (рис. 3.38, б), этот
коэффициент равен:
(3.41)
где и —коэффициент трансформации согласующих трансформаторов.
134
Рис. 3.39. Транзисторный фазочувствительный выпрямитель
Аналогом кольцевого модулятора, выполненного на бескорпусных
транзисторах в диодном включении, является микросхема 435МА1.
Значительно более высокими значениями стабильности и коэффици-
ента передачи напряжения обладают фазочувствительные выпрямители
на транзисторах. Одна из таких двухполупериодных схем приведена на
рис. 3.39, а. Транзисторы в ней выполняют роль ключей. Напряжение
U2 является управляющим. Его положительная полуволна открывает
транзисторы VT3 и VT4 и закрывает транзисторы VT1 и VT2. Под
влиянием напряжения Ц через сопротивление RH нагрузки (показана на
рис. 3.39, а пунктиром) протекает ток illo. Форма тока в нагрузке (при
отсутствии сглаживающего фильтра) показана на рис. 3.39, б для слу-
чая, когда между напряжениями и U2 фазовый угол равен ц/. Для
сглаживания пульсаций необходим фильтр (сглаживающий R^Cфильтр
показан на рис. 3.39, а пунктиром).
Среднее напряжение на нагрузке вычисляют по формуле (3.39) при
(3.42)
где Z — предвключенное сопротивление (например, выходное со-
противление фазоповоротной схемы).
В том случае, если вместо делителя из двух сопротивлений /?() ис-
пользуется согласующий трансформатор TL2 с коэффициентом транс-
формации п и с выведенной средней точкой во вторичной обмотке (см.
рис. 3.38, б), то коэффициент передачи напряжения схемы будет равен:
135
п
(3.43)
й.п + R
~^ + Кф+Кн
Схемы фазочувствительных выпрямителей на операционных усили-
телях можно реализовать также на типовых интегральных микросхемах
синхронных детекторов, в частности К174ХАУ идр.
а) б) в)
Рис. 3.40. Фазоповоротные схемы
При необходимости искусственно сдвинуть фазовый угол между
напряжениями_J7| и_С72 используют конденсаторы С1 и С2 во вход-
ном блоке (рис. 2.15, а). Если же входной блок выполнен иначе, на-
пример в виде трансформаторов ТЫ и TL2, вторичные обмотки
которых не связаны между собой, а сердечники не имеют воздушных
зазоров, то можно применить фазоповоротные схемы (устройства)
ФПУ, две из которых показаны на рис. 3.40, а, б [60]. Фазовый угол
а между выходным U и входным U напряжениями изменяется при
регулировании переменными резисторами R в диапазоне 0 а я,
причем в схеме, приведенной на рис. 3.40, а, сопротивления обоих
резисторов всегда должны быть одинаковыми. В режимах, близких
к холостому входу, для схемы, показанной на рис. 3.40, а, имеем:
(/==<?>“, (3.44)
п
а для схемы, приведенной на рис. 3.44,6:
(3.44')
2п
где и —коэффициент трансформации промежуточного трансформа-
тора TL.
В этих режимах угол а равен:
136
(3.45)
. Хс о 1
а = 2arctg—- = zarctg--,
6 R (OCR
авеличинасопротивления/? призаданныхвеличинахаиСопределя-
ется соотношением:
R=^c4=ic,4 <3-46)
Выходное сопротивление фазоповоротного устройства, приведенно-
го на рис. 3.40, а, равно:
2ФПу =2XcosO,5a, (3.47)
а для устройства, показанного на рис. 3.40, б, оно равно:
zony=Xccos0’5a’ (3.47')
Простейшее фазоповоротное устройство на операционном усилите-
ле показано на рис. 3.40, в. Изменение угла а в пределах от 0 до 120°
осуществляется резистором R. Другие схемы и их расчет приведены в
[23, 73].
Среднее напряжение на нагрузке в схеме, состоящей из фазопово-
ротного устройства ФПУ и фазочувствительного выпрямителя, зависит
от места включения ФПУ. С его помощью можно поворачивать либо
вектор , либо вектор U2. Кроме того, величина напряжения зависит
от схемы фазочувствительного выпрямителя. Структурная схема реле с
фазочувствительным выпрямителем UR, содержащая фазоповоротное
устройство С7<р, сглаживающий фильтр ZZ и нуль-орган ЕА, показана
на рис. 3.41.
Для диодного фазочувствительного выпрямителя (рис. 3.38, а), вклю-
ченного по схеме, приведенной на рис. 3.41,а, при |t7^|>|t72| имеем:
UHO = — U2ncx C0S(V + a), (3.48)
к
апри |tC||<|t/2|:
Сно = —С,псх cos(y + a). (3.49)
7Г
Если этот же фазочувствительный выпрямитель включен по схеме, при-
веденной на рис. 3.41,6, то при [£/,[ >|(/'2| имеем на нагрузке:
137
(3.50)
(3.51)
а при p,|<|C/\|:
и»о=—-f/^cosCv-a),
я
f/HO=——Цп^соЧу-а).
я
Напряжение навыходетранзисгорногофазочувсгвительного выпрями-
теля (рис. 3.39, а), включенного по схеме, приведенной на рис. 3.41, а,
определяется по формуле (3.49), а включенного по схеме, приведенной
на рис. 3.41,6, — по формуле (3.51). В приведенных формулах коэф-
фициент схемы пех вычисляют по выражениям (3.40), (3.41), (3.42),
(3.43), в которых принимают Z = 2фПу. Сопротивление фазоповоротно-
го устройства находят по формулам (3.47) или (3.47').
Рис. 3.41. Структурные схемы реле с фазочувствительным выпрямителем
и фазоповоротным устройством
На выход устройства, схемы которого приведены на рис. 3.41, вклю-
чают нуль-орган, срабатывание которого происходит при условии
UHO 0. Подключив входы £7, и U2 во вторичные цепи трансформато-
ров тока и напряжения так, как показано на рис 3.35, получим реле
направления мощности, что следует из сравнения формулы (3.32) с
выражениями (3.50) и (3.51) при UIIO = 0. Если же фазочувствитель-
ный выпрямитель подключить к цепям с током 1р и напряжением Up
через входной блок, приведенный на рис. 2.15, то можно получить реле
сопротивления с угловыми характеристиками в виде прямых или ок-
ружностей, показанных на рис. 3.33 (кроме рис. 3.33, д).
Недостатком реле со схемой, приведенной на рис. 3.41, является
наличие сглаживающего фильтра ZI, из-за которого собственное время
срабатывания реле может возрасти в некоторых случаях до 30-40 мс.
138
Этот недостаток является общим как для реле на основе использования
фазочувствительных выпрямителей, так и для реле дифференциально-
выпрямительной системы. Однако быстродействие реле с фазочувстви-
тельным выпрямителем можно значительно (по крайней мере — вдвое)
увеличить. Для этого из схемы, приведенной на рис. 3.41, исключается
сглаживающий фильтр ZI, а нуль-орган ЕА вместо контроля за посто-
янной составляющей напряжения Ulm должен контролировать длитель-
ность t положительных (или отрицательных) полуволн выходного
сигнала или Ull0 (см. рис. 3.38, б и рис. 3.39, 6). Срабатывание нуль-
органа может происходить, если соблюдается условие 0^см;(о . В
этом случае, очевидно, происходит не'контроль абсолютного значения
выходного сигнала фазочувствительного выпрямителя, а контроль фа-
зового сдвига между напряжениями [7, и U2. Если на входы реле пода-
ются сигналы Ux = кт1р и U2 = кн7р, то приведенное условие соответ-
ствует характеристике реле направления мощности (рис. 3.33, г). Мож-
но выполнить нуль-орган так, чтобы он срабатывал при условии (3.37),
т. е. Ф1 ^(^11О ^Фз> причем <Pj > 0, а<р2 < п. Тогда угловая характерис-
тика реле примет вид, показанный на рис. 3.33, а. Использование фазо-
чувствительного выпрямителя с таким нуль-органом при подведенных
величинах и U2, сформированных из 1р и Up входным блоком (рис.
2.15) в соответствии с формулой (2.20), позволяет получить угловые
характеристики, отличающиеся от окружности и прямой, например в
виде эллипса, гиперболы, кардиоиды и др.
Дифференциально-демодуляторные схемы сравнения. В этих схе-
мах один из выпрямителей VD1 или VD2, показанных на рис.
3.34,6 ив, заменяется на фазочувствительный выпрямитель. Струк-
турные схемы таких устройств приведены на рис. 3.42. В схеме, приве-
денной нарис. 3.42, а, на выходе фазочувствительного выпрямителя
UR имеем Ц = к^1р С08(фр - а), а на выходе выпрямителя UZ
t/2 = кн1^,гдект,к(/—коэффициенты пропорциональности,учитываю-
щие коэффициенты трансформации промежуточных трансформаторов
TLA, TLV и коэффициенты передачи схем выпрямления^—фазовый
угол между подведенными к реле входными величинами Jp и Цр, а —
фазовый сдвиг, определяемый фазоповоротным устройством СЛр. Гра-
ничное условие срабатывания нуль-органа ЕА имеет вид (3.36) при
знаке равенства, или
к/р cos(<pp - а) - книр = 0. (3.52)
139
а) б)
Рис. 3.42. Структурные схемы дифференциально-демодуляторных реле
сопротивления
Разделим правую и левую части этого выражения на к! и примем
во внимание, что = Z, а при граничных условиях срабатывания
Up/Ip = Z Тогда вместо (3.52) получим выражение (3.30), что соот-
ветствует угловой характеристике направленного реле сопротивления
(рис. 3.33, в).
В схеме, приведенной на рис. 3.42, б, изменены места подключе-
ния выпрямителя UZ и фазочувствительного выпрямителя UR к транс-
форматорам TLA и TLV. Для этой схемы U\ = к^1р,
С/2 = кн~^р СО8(ФР “а)- Для условий срабатывания l/( - U2 = 0 полу-
чаем:
к^р ~ книР C0S(<Pp - а) = 0. (3.53)
Также, как выражение (3.52), это уравнение преобразуется к виду,
совпадающему с формулой (3.34), что соответствует угловой характе-
ристике в виде прямой линии (рис. 3.33, е).
При сравнении не двух, а трех электрических величин, сформиро-
ванных из I и Цр, можно получить угловые характеристики в виде кри-
вых второго порядка. На рис. 3.43, а приведена структурная схема реле
сопротивления с угловой характеристикой в виде эллипса. Она содер-
жит два выпрямителя UZ1 и UZ2, фазочувствительный выпрямитель
UR с фазоповоротным устройством Ц>, сумматор А1 и нуль-орган ЕА.
Для выпрямленных напряжений имеют место соотношения:
Ц = Мр’ U2 = KH\Up С05(фр - «)> из = Кн2ир-
В сумматоре Л 7 осуществляется операция Uz = UX +U2 -Щ. Гра-
ничное условие срабатывания имеет вид UZ=Q или
140
Рис. 3.43. Реле сопротивления с эллиптической угловой характеристикой
К^Р + К«1 иР cos(4>p " а> - кн2 иР = °- (3.54)
Разделим левую и правую части этого уравнения на кп11р и обозна-
чим для граничных условий срабатывания UpIIp = Zcp. Тогда из выра-
жения (3.54) получим:
7 К"2
,_s.c0S(4> _„) <3-55>
».2
К_ К„1
Обозначим —— = р,-----= е.
Кн2 Ки2
Тогда выражение (3.55) примет вид:
\ Z_=---------(3.56)
р l-ecos^-а)
что соответствует уравнению эллипса в полярной системе координат с
одним из фокусов , расположенным в начале координат (рис. 3.43, б).
Расстояние между фокусами и F2 обозначено 2с. Большая ось эл-
липса имеет длину 2а, а малая ось — ширину 2Ь. Эксцентриситетэл-
липсае = с/а (е < 1). Фокальный параметр равенр = Ьг/а, крометого,
141
имеет место соотношение Ь2 = а1 - с2. Для длин отрезков F{n и F{m
введем обозначения foi^Z' и J^/n^Z". Очевидно:
Z' = a+c = a(l + s), Z" = a-c = a(l-£). Кроме того, обозначим
q = Ыа, где q — степень сплющенности эллипса.
Заданными являются Z, q и а. Угол а устанавливается фазоповорот-
ным устройством t/ср, а из приведенных соотношений следует:
Коэффициент ки1 задается обычно из условий обеспечения точной
работы реле, поэтому из первых двух равенств (3.57) можно найти зна-
чения кц] и кт для получения заданной характеристики, которая кроме
выражения (3.56) может быть представлена в виде:
qy[z^
Zcp=г/ ;• <3-56)
i-jV1-? jc°s((pp-a)
Дифференциально-демодуляторные схемы сравнения можно выпол-
нить на интегральных микросхемах. Наиболее громоздким в защите и
наименее технологичным является входной блок (рис. 2.15). Замена его
на согласующие трансформаторы с магнитопроводом без зазора значи-
тельно упрощает устройство, однако ограничивает возможность полу-
чения разнообразных угловых характеристик. Наиболее просто полу-
чить угловую характеристику в виде окружности с центром в начале
координат (рис. 3.33, б) с помощью дифференциально-выпрямительной
схемы сравнения (схемы сравнения абсолютных значений входных ве-
личин), приведенной на рис. 3.34. Угловую характеристику реле на-
правления мощности, показанную нарис. 3.33,г, проще получить с
помощью демодуляторной схемы, а угловые характеристики, приведен-
ные нарис. 3.33, в не, проще выполнить с помощью дифференциаль-
но-демодуляторной схемы.
Время-импульсные схемы сравнения. На вход этих схем подают
переменные электрические сигналы, подлежащие оценке или сравне-
нию. Если на вход подается только один сигнал, то критерием его оцен-
ки является продолжительность полуволны одного знака. Например, для
142
фазочувствительных выпрямителей, изображенных на рис. 3.38 и 3.39,
условие срабатывания UH0 ^0 соответствует условию, при котором
положительные значения тока ilt в нагрузке длятся более одной четверти
периода ((Мно я/ 2 ). При использовании этого критерия не нужны
сглаживающие фильтры R^C на входе таких выпрямителей, что увели-
чивает быстродействие схем сравнения.
Если же сравниваются несколько сигналов, то критерием оценки слу-
жит время совпадения знаков мгновенных значений входных величин.
Используются две разновидности этого способа. В одной из них время
совпадения одинаковых знаков входных сигналов сравнивается с некото-
рым заданным значением (эталоном). В другой—время совпадения зна-
ков мгновенных значений этих сигналов сопоставляется со временем,
когда знаки этих же величин не совпадают. Таким образом, эти схемы
сравнения реагируют на фазовые углы.
Одна из возможных схем, оценивающих время совпадения мгно-
венных значений входных сигналов, приведена на рис. 3.44, а. Она со-
держит два согласующих трансформатора ТЫ и TL2, входные цепи ко-
торых подключаются к выходам входного блока (рис. 2.15) или непос-
редственно во вторичные цепи трансформаторов тока и напряжения. По-
ложительные полуволны токов Z) и 12 запирают соответственно транзи-
сторы VT1 и VT2 за счет падения напряжения на диодах VD5 и VD6,
отрицательные полуволны их отпирают. Если оба транзистора запира-
ются, диод VD7закрывается и происходит заряд конденсатора С1 с по-
стоянной времени т = RC. Через время tg после начала процесса заряда
потенциал точки а станет более отрицательным, чем потенциал точки b
на величину 1/ди диод VD7 откроется. Через нуль-орган ЕА потечет
ток, который заставит его сработать. Промежуток времени tg от начала
заряда конденсатора С1 до момента срабатывания нуль-органа опреде-
ляется по формуле (3.14), где Ucp = Uo + 1/д.
Таким образом, если транзисторы VT1 и К72 одновременно закрыты в
течение времени tg или дольше, то нуль-орган ЕА срабатывает. Однако, если
до истечения времени один из транзисторов откроется,то конденсатор С1
через него мгновенно разряжается и нуль-орган не сработает. Следователь-
но, схема, приведенная нарис. 3.34, а, контролирует время совпадения оди-
наковых знаков мгновенных величин входных сигналов: если это время мень-
ше значения tg—нуль-орган не срабатывает, если это время равно или боль-
ше tg—нуль-орган срабатывает. Диоды VD1- VD4 ограничивают напряже-
143
Рис. 3.44. Время-импульсная схема сравнения двух входных сигналов
ние на обмотках трансформаторов TL1 и TL2 при значительных изменениях
токов во входных цепях, защищая тем самым базовые цепи транзисторов
VTI и VT2. Конденсатор С служит д ля обеспечения фазового сдвига (если
он необходим) между токами и 12.
Нарис. 3.44, б приведены волновые диаграммы токов, в которых
учтено, что напряжение U2 отстает от напряжения на угол ср. Если бы
в схеме отсутствовал конденсатор С, то ток 12 (с мгновенными значени-
ями Z2) во вторичной обмотке трансформатора TL2 отставал бы от тока
(с мгновенными значениями i{) во вторичной обмотке трансформато-
ра ТЫ на угол ср. При наличии конденсатора Сток 72 во вторичной
обмотке трансформатора TL2 (с мгновенными значениями f2) опережа-
ет ток/2 на угол а.
144
Совпадение положительных знаков мгновенных значений токов i(и
?2 нарис. 3.44, б имеет место в пределах угла у = л - <р + а. При изме-
нении угласр в сторону отставания или опережения, совпадение поло-
жительных знаков токов и f2 будет иметь место в интервале от значе-
ния ср = -(л - а) до значения ф = л + а. Отсюда следует, что при усло-
вии ф-а|^л имеет место совпадение знаков мгновенных значений
токов i। и i2. В общем виде, поскольку л = а>Т / 2, это условие можно
записать следующим образом:
|<p-a| = cozc, [tc^T/2\, (3.58)
где Т — период частоты входных сигналов; te—время совпадения оди-
наковых знаков входных сигналов.
Срабатывание нуль-органа ЕА (рис. 3.44, а) происходит при
где te—фиксированное значение, определяемое параметрами зарядной
цепочки RC1 и делителя напряжения R1—R2. Поэтому условие сраба-
тывания нуль-органа принимает вид |ф - а| со/„ или
-(co/e-a)^<p^(coze+a). (3.59)
Принимают, как правило, te=5-10-3 с, тогда = 1,57 = л/2 . В этом
случае, если напряжения L?t и IZ2 подключаются непосредственно во
вторичные цепи тока и напряжения, то схема, приведенная нарис. 3.44, а,
приобретает свойства реле направления мощности с угловой характе-
ристикой на комплексной плоскости, показанной нарис. 3.44, в. Если
принять te меньше указанной величины, то угловая характеристика при-
обретет вид, приведенный на рис. 3.44, г. В том случае, когда первичные
обмотки трансформаторов ТЫ и TL2 этой схемы подключаются к вы-
ходам входного блока, приведенного нарис. 2.15, угловые характерис-
тики на комплексной плоскости могут иметь более сложный вид. В ча-
стности при te = 5 103 с получают прямые и окружности, расположе-
ние которых на комплексной плоскости зависит от величины коэффици-
ентов трансформации согласующих трансформаторов входного блока.
Принцип сопоставления времени совпадения знаков мгновенных зна-
чений входных величин с временем, когда знаки мгновенных значений
этих же величин не совпадают, рассмотрен на примере схемы, приве-
денной нарис. 3.45. Входные сигналы 17], U2, U3 (их число практически
не ограничено) с мгновенными значениями, соответственно, и{, и2, и3
подаются на симметричный двухполупериодный формирователь импуль-
145
Рис. 3.45. Схема сравнения времен совпадения и несовпадения знаков
мгновенных величин
сов несовпадения (ФИН) их знаков. Если все напряжения на входе от-
сутствуют, то диоды VD1-VD6открыты током источника питания, про-
ходящим через резисторы R1-R4 (Rl = R2, R3 = R4). В этом случае к
диодам VD7h VD8 приложено обратное напряжение, равное при мерно
падению напряжения на резисторах/?/ и R2, и они закрыты. Полярность
и величина напряжения на входе операционного усилителя А1 такова,
что он насыщен и на выходе имеется напряжение UA (с отрицательной
полярностью. Полярность напряжения UAX не меняется, если на входе
имеется только один из сравниваемых сигналов, например Uv Его по-
ложительная полуволна проходит через диод VD1 и открывшийся диод
VD7 (диод VD2 закрывается). Однако это не приведет к переключению
усилителя А /, поскольку обратное напряжение Uii6 на запертом диоде пре-
вышает падение напряжения U(> на открытом д иоде. Такой режим достигает-
ся выбором сопротивления резисторов: Uo6= Ultum R1/(R2 + R3) =
= UiiuniR2/(R2 + R4) > Uo. Положение усилителя Al не изменится, если
отсутствует только одно из напряжений на входе, поскольку источник с
146
нулевым напряжением может быть представлен закороткой. Не изме-
нится положение усилителя АI и в том случае, если все входные напря-
жения £7], U2, U3 совпадают по фазе.
Только в том случае, когда на всех входах ФИН имеются напряже-
ния, но их мгновенные значения по крайней мере на двух входах име-
ют разные знаки, диоды VD7h KD5 одновременно открываются. Диод
VD/открывается положительной полярностью одного из входныхсиг-
налов, адиод VD8 открывается отрицательной полярностью другого
сигнала. При одновременно открытых диодах VD7n VD8 полярность
на входе операционного усилителя изменяется на противоположную и
напряжение UAl становится положительным.
На рис. 3.45, б приведена волновая диаграмма входных сигналов ,
и2, и3 и соответствующая им диаграмма напряжений UA! на выходе уси-
лителя А1. В интервале времени 0 - tl мгновенное значение напряжений
щ и «2 положительно, а напряжения и3—отрицательно. Так как наэтом
интервале знаки мгновенных величин всех входных напряжений не со-
впадают, то напряжение UAi положительно. В интервале времени г, -t2
мгновенные значения всех входных величин положительны. Поскольку
знаки всех сигналов совпадают, то напряжение UA (— отрицательно. В
интервале t2 -l3 для каждого из моментов времени знаки входных сигна-
лов не совпадают, поэтому UA, положительно. В интервале t3 -14 знаки
всех входных сигналов отрицательны, т. е. снова знаки совпадают, сле-
довательно, наэтом интервале UAi —отрицательно. Положительные и
отрицательные значения UAl поступают в остальную часть схемы (рис.
3.45, а), где производится сопоставление длительностей совпадения
мгновенных величин входных сигналов и их несовпадения&tllc.
Сопоставление этих длительностей осуществляется переключающим
диодным мостом VD и интегратором на операционном усилителе Л 2.
Для положительных значений напряжения UA1 цепь интегрирования об-
разуется через диод VD11 и резистор R 7, а для отрицательных—через
диод VD10 и резистор R6. Стабилитрон ИО9 ограничивает и обеспечи-
вает равенство положительных и отрицательных значений уровней на-
пряжения, поступающих на интегратор. Диод VD12 предотвращает по-
явление на выходе А2 напряжения положительной полярности.
При отсутствии сигналов.^ ,_£/2,1/з на входе напряжение UAX —
отрицательно. Оно поступает на инвертирующий вход усилителя Л 2 че-
рез мост VD и диод VD10, однако конденсатор С при этом не заряжает-
147
ся, поскольку он зашунтирован диодом VD12. На выходе логической
ячейки DD сигнал равен 0.
При наличии на входах сигналов I/,, U2, U3 в моменты несовпадения
их мгновенных значений на выходе усилителя А1 сигнал UA , приобрета-
ет положительную полярность. Он поступает на инвертирующий вход
усилителя А2 через мост VD и диод VD11. Конденсатор С начинает за-
ряжаться. Если интервал времени AZ)zc несовпадения мгновенных вели-
чин входных сигналов невелик (рис. 3.45, в), то напряжение U2 на кон-
денсаторе С и на выходе усилителя А2 не достигает порогового значе-
ния Un, при котором ячейка DD переключается. По истечении времени
М11С напряжение UA , меняет знак и конденсатор Сразряжается до нуля.
Если же продолжительность интервалов Afw достаточно велика,
то конденсатор С заряжается до большего значения напряжения (рис.
3.45, г). В период совпадения A/f мгновенных значений входных
величин конденсатор будет разряжаться, но поскольку длительность
этого периода мала, то разряд будет лишь частичным и в течение
следующего интервала AfZZ{. напряжение на конденсаторе превысит
порог срабатывания Un ячейки DD. На ее выходе появится выход-
ной сигнал 1, что соответствует срабатыванию схемы сравнения.
Если выполнить схему сравнения (рис. 3.45, а) на два входных
сигнала^/, и U2, которые поступают с выхода входного блока, приве-
денного на рис. 2.15, а, и в качестве условия срабатывания принять
условие Д/нс Д/с, то угловая характеристика в комплексной плоско-
сти для этой схемы будет иметь вид прямой линии или окружности.
Условие срабатывания Д/нс = Д/с обеспечивается при R6 = R7. Если
эти сопротивления не одинаковы, то скорости заряда и разряда кон-
денсатора Сбудутразными. При этом вместо окружности характерис-
тика примет вид эллипса.
Для получения многоугольных характеристик на входы схемы срав-
нения, приведенной нарис. 3.45, а, необходимо подавать столько вход-
ных сигналов, сколько имеется сторон в многоугольнике.
Импульсные схемы сравнения. Схемы сравнения импульсного
типа фиксируют моменты прохождения мгновенных значений входных
сигналов через нулевые значения. Они относятся к схемам сравнения
по фазе. Структурная схема такого метода сравнения приведена на рис.
3.46, а. Она содержит измерительную схему ИС, фазовращатель 17ср,
нуль-органы ЕА 1, ЕА2, одновибраторы DD1, DD2, логические ячейки
148
Рис. 3.46. Структурная схема реле с импульсной схемой сравнения
совпадения (И) DD3, DD4 и 2?5-триггер DD5. Элементы, относящиеся
собственно к схеме сравнения СС, размещены внутри рамки.
Измерительная схема ИС может быть выполнена в виде входного
блока, показанного на рис. 2.15, а. В этом случае отдельный фазовра-
щатель 17ср не нужен. Он необходим в том случае, если в измерительной
схеме ИС напряжения вторичных обмоток согласующих трансформа-
торов TL1 и TL2 не суммируются. В этом случае имеют место равен-
149
ства: U{ = ,1L2 = к^, где ки, кг—коэффициенты преобразования
соответственно первичных значений входных сигналов X/, и 7^ в напря-
жения-Г/! nU2 вторичных обмоток согласующих трансформаторов ТЫ
и TL2 (рис. 2.15, а).
Волновые диаграммы напряжений (7( (с мгновенными значениями
Н|) и U2 (с мгновенными значениями w2) при фазовом сдвиге между
ними срр1 приведены на рис. 3.46, б. С помощью фазоповоротного уст-
ройства (7<р напряжение Ц сдвигается на угол ф,, в данном случае в
сторону опережения. Полученное таким образом напряжение (с мгно-
венным значением ), а также напряжение!^ подаются на вход схемы
сравнения СС.
Нуль-органы ЕА1 иЕА2 переключаются при переходе синусоиды
соответствующего напряжения и w2 через нуль от положительных
значений к отрицательным. Нуль-орган ЕА1 срабатывает в точке b и воз-
вращается в исходное положение в точке d (рис. 3.46, бив). Нуль-
орган ЕА2 срабатывает в точке а и возвращается в исходное положение
в точке с. Срабатывание нуль-органов запускает, соответственно, одно-
вибраторы DDI и DD2. Одновибратор DD1 формирует на выходе пря-
моугольный сигнал А1 длительностью^! = ф2/ш. Одновибратор DD2
формирует на выходе прямоугольный сигнал А2 с очень короткой дли-
тельностью.
Сигналы А1 и А2 поступают на входы ячеек совпадения DD3 и DD4.
Поскольку один из входов ячейки 334 является инверсным,то сигнал
на ее выходе В2 появляется в тот промежуток времени, когда сигналы
А1 и А2 во времени не совпадают. Такое положение соответствует фа-
зовому углу фр1 (рис. 3.46, б). Сигнал В2 поступает на К-вход триггера
DD5, удерживая триггер в состоянии логического 0, что соответствует
выходному сигналу Fсхемы сравнения СС, равном нулю. Реле при
этом находится в несработанном состоянии (режим ожидания). В этом
режиме сигнал В1 на выходе ячейки совпадения DD3 отсутствует, по-
скольку входные сигналы А1 и А2 во времени не совпадают.
При изменении фазового угла (фр2 на рис. 3.46, в) появляются проме-
жутки времени, когда сигналы А1 и А2 во времени совпадают. В этом
случае на выходе ячейки DD4 сигнал В2 не появляется, а на выходе ячей-
ки DD3 каждый период будет появляться сигнал В1. Этот сигнал посту-
пает на S вход триггера, переключая его в режим логической 1, что соот-
ветствует появлению навыходесхемы сравнения сигнала^. Сигнал F
150
далее поступает в исполнительные цепи защиты. Появление сигнала соот-
ветствует режиму срабатывания реле.
Для ускорения действия за-
щиты такое сравнение сигналов
u'l = U2sin(at + ф() и и2 =
= U2sin(®z - фр) может осуще-
ствляться в течение каждого
полупериода. В общем случае,
при подключении реле со
структурной схемой, приведен-
ной на рис. 3.46, к входному
блоку, показанному на рис.
2.15, а, схема сравнения СС
сравнивает напряжения =
= L7jSin(a>t + и и2 =
= Cr2sin(co/ — X, — Х2). Если вы-
полнить одновибраторы DD1 и
DD2 так, чтобы суммарная ши-
рина импульсов Л / и сравня-
лась л (или 180°), что составля-
ет при частоте 50 Гц 0,01с = 10
мс, то угловая характеристика
реле может быть выполнена в
виде прямых линий или окруж-
ностей. При суммарной ширине
импульсов АI и А2 меньшей л
угловые характеристики могут
принимать вид ломаной линии
(рис. 3.44, г ) или эллипса.
Индукционные системы.
Реле индукционной системы
содержит неподвижный магни-
топровод 1 с обмотками 2 и 5
и подвижной алюминиевый ро-
тор 8 (рис, 3.47, а). Между по-
люсами 3, 4, 6 и 9 магнитопро-
вода 1 расположен стальной
Рис. 3.47. Структурная схема
индукционного реле направления мощности
(а) и его векторная диаграмма (6)
151
цилиндрический сердечник 7, который служит для уменьшения сопро-
тивления магнитной цепи. В зазор между полюсами и сердечником по-
мещен алюминиевый ротор 8, имеющий форму стакана. Ротор такой
формы обладает меньшим моментом инерции, чем, например, диск, что
обеспечивает более высокое быстродействие. Стакан снабжен осью 10,
концы 13 которой вращаются в верхнем 14 и нижнем 17 подпятниках.
На оси 10 жестко крепится подвижной контакт 11. При повороте ротора
8 этот контакт замыкает неподвижные контакты 12и16. Возвратрелев
исходное положение осуществляется спиральной пружиной 15.
Рассмотрим случай, когда к обмоткам 2 подводится ток 1, а к об-
моткам 5—напряжение!^ (см. рис. 3.47, б). Подведенный к оомотке2
ток I тсгает от напряжения U на угол <рр. Магнитный поток Фт, совпа-
дает по фазе стоком 1р (потерями в стали и размагничивающим дей-
ствием ротора пренебрегаем). Под действием напряжения Up по обмот-
кам напряжения 5 протекает ток 1и, угол сдвига которого у определяется
характером сопротивления обмотки (примерно 65°). Угол 8 равен 90° -у.
Магнитный поток Ф„ совпадает по фазе с током Д.
Магнитные потоки Фт и Фя сдвинуты в пространстве на 90° и по фазе
на угол V = Y “ — 90° - 5 - фр. Они пересекают алюминиевый ро-
тор и наводят в нем вихревыетоки. Взаимодействие магнитных потоков и
вихревыхтоков создает вращающий момент, действующий на ротор:
Мвр = кфнфт sin ф = кфнфу [sin 90° “ (фр + 8)] = (3.60)
= с17р/рСО5(фр-а),
где к и с— постоянные; а = - 8.
При cos (<р/; - а) > 0 момент, действующий на ротор, имеет поло-
жительный знак и ротор повернется в сторону замыкания контак-
тов. Если же cos(<p/J — а)< 0 , то ротор повернется в сторону раз-
мыкания контактов (до упора). Условие срабатывания cos(<pp -а)>0
тождественно выражению -(90° - а) < фр < (90° + а). Полагая
Л Л л л
I = Up U =ит и (У,; U2 =1р-ир =Фр = А1 +Л2, получаем, что в
условии срабатывания (3.37) для данной системы
ф1=-(90°-а) и ф2 =(90° + а). Угол а называется углом максималь-
ной чувствительности. При фр = а имеем со8(фр - а) = 1, что соот-
ветствует наибольшему значению Мвр.
152
Чувствительность реле. Характеристики реле Zcp = f (ф/?), приве-
денные на рис. 3.33, соответствуют идеальным условиям, которые не
учитывают механические тормозные моменты электромеханических
систем, ненулевой уровень срабатывания электронных схем сравнения
ит.д. В реальных условиях по указанным причинам |С7] | -1U_21 # 0, а
схемы сравнения по фазе срабатывают в диапазоне углов, отличающемся
от определяемого условием (3.37). Это приводит к искажению формы
характеристик и их смещению на комплексной плоскости. Такие изме-
нения отражаются на свойствах реле и зонах их действия, а поэтому их
необходимо учитывать.
Зависимость сопротивления
срабатывания реле полного сопро-
тивления от тока 1р носит нелиней-
ный характер (рис. 3.48). Действи-
тельное сопротивление срабатыва-
ния Z равно уставке срабатыва-
ния Z (т. е. заданному значению,
при котором должно наступить сра-
батывание реле) только при доста-
точно больших значениях тока I.
-р
Эту часть характеристики
Z = f (I) используют для ка-
либровки шкалы уставок реле. При
снижении тока I уменьшается и
значение Zcp, при котором насту-
пает срабатывание реле: Z становится меньше заданного Zy и зона за-
щиты сокращается. Одним из показателей качества реле и его чувстви-
тельности служит ток точной работы [тр, при котором отклонение со-
противления Z от уставки Zy составляет 10%:
Z — Z
^—^100 = 10%, [zp = zTp],
у
Чувствительность релетем выше, чем меньше ток точной работы I .
Для его уменьшения применяют высокочувствительные реагирующие
органы в схемах сравнения. У современных реле сопротивления ток точ-
ной работы равен 1-2 А. Для третьих ступеней защит тяговой сети эту
величину желательно иметь не более 0,5-0,7 А.
(3.61)
153
Угловой характеристикой реле направления мощности называется
зависимость U = f(typ) (рис. 3.49, а). Идеальным условиям срабаты-
вания, т. е. cos (фр - а) = 0 соответствует зона между двумя прямыми
линиями 1-1отстоящими друг от друга на угол 180°. В действитель-
ности cos (фр - а) 0 и угловая характеристика превращается в кри-
вую 2. Из рис. 3.49, а следует, что для срабатывания реле необходимо,
чтобы подведенное к нему напряжение U имело конечное значение,
минимальная величина которого зависит от угла фр. Если угол фр равен
углу максимальной чувствительности а, то напряжение срабатывания
Рис. 3.49. Угловая (а) и вольт-амперная (6) характеристики реле
направления мощности
Вольт-амперная характеристика (рис. 3.49, б) показывает, как из-
меняется минимальное напряжение срабатывания при увеличении тока
реле. Начиная с некоторого значения тока, напряжение U min практичес-
ки перестает уменьшаться. У современных реле U mjn 1 В. Так как
для срабатывания реле требуется определенное значение Up, неизбежно
наличие «мертвой зоны», т. е. зоны ложного действия или отказа сраба-
тывания реле, если подводимоек нему напряжение окажется меньше не-
обходимого. Приданном значении U = срабатывание произойдет в
том случае, если Iр 1ср.
Для того, чтобы обеспечить заданные значения тока точной работы
Ipj., наименьшего значения напряжения срабатывания U min, наимень-
шего значения тока I min, при котором реле еще способно выполнять
заданные функции, необходимо должным образом выбрать значения
154
Таблица 3.1
Вид характе- ристики рис. 3.33 Схема сравне- НИЯ Формулы для вычисления коэффициентов КтРКт2’К„1’К„2
Кт1 *т2 Кп\ Ки2
а) ДВ N to Г N К) Z + Z 2 кп2 0 1<ЧО Z"»D/OT
ДМ з(/с рт > 5Ц,О '^4 *Т| Z" *.2 Z'
ВИ, и >10(4 135(4 11* *т! Z" Кт2 Z'
б) ДВ >10*4 ' nDl„ 0 0 к,. Z'
дм Кт2 >0,5*4, Кп2 К,2 Z'
ВИ, и \оис 1 рт 41 *.1 Z' К„1
в) ДВ Кт2 > 5*4, 0 2-12- Z'
ДМ 0 >10*4, " nDI РТ б(/с ''и ср,min *Т2 Z'
ВИ, и 0 >135(4 20(4 ^cp.m'm к.г Z’
г) ДВ Кт2 К„2 1<Ч., " nDVq,,^
дм 0 >20*7,,,, 6UC ^cp.min 0
ВИ, и 0 20(7с 4 > 20(7с Uср,min 0
е) ДВ 0 > ю*4, К„2 *т2 2Z'
дм ср,min > ю*4, рт 0 Кт2 Z'
ВИ, и >20(4 4 135(/с 1 0 *т2 Z'
155
коэффициентов кт1, кт2, к;(), кн2, входящих в формулы (2.20') и (2.21).
Эти коэффициенты определяют уровень напряжений 17т|, U12, Uul, Uli2,
на вторичных обмотках входного блока, приведенного на рис. 2.15, а,
при данных значениях входных сигналов 1р и Up. Чем выше напряжения
С/т„ Ц-2» Ц/2’т-е-чем больше величина коэффициентов кт|,кт2,к;Н,
кн2, тем лучше характеристика реле: меньше величины I , Ucp min, I min.
Однако при этом возрастают мощность и габариты трансформаторов
TL1 и TL2 входного блока, собственное потребление, появляется необ-
ходимость защиты электронных компонентов от высоких уровней на-
пряжения.
В таблице 3.1 приведены формулы для выбора рассматриваемых ко-
эффициентов, при которых обеспечивается наименьшее допустимое зна-
чение напряжений С7Т|, 1/т2, Ull}, Uil2. Один или два коэффициента выби-
раются из условий обеспечения заданных минимальных значений / ,
Ucp min, Ip mjn, а остальные — исходя из вида характеристики на комп-
лексной плоскости и ее параметров, а также вида используемой схемы
сравнения [78]. В этой таблице для схем сравнения приняты обозначе-
ния: ДВ—дифференциально-выпрямительная; ДМ—демодуляторная;
ВИ — время-импульсная; И — импульсная системы. Напряжение сра-
батывания нуль-органа обозначено UIIO, а напряжение переключения тран-
зисторов или микросхем, фиксирующих моменты перехода перемен-
ного напряжения через нулевое значение, обозначено Uc. Для схем с
выпрямителями коэффициент!) вычисляют по формуле:
„ гтт . л г
D = yj2—sin—, |m^2|
л т
где т — число пульсаций выпрямленного напряжения.
При однопульсовом выпрямлении, когда в течение периода пере-
менного тока выпрямляется только одна полуволна, D = 0,45.
Реле со сложными характеристиками. В длинных, сильно загру-
женных линиях электропередачи максимальные токи нагрузки ока-
зываются соизмеримыми с минимальными токами удаленных к.з. В
этих условиях область Н на комплексной плоскости сопротивлений
(см. рис. 3.32) смещается влево (кривая 2) и реле сопротивления с про-
стыми характеристиками в виде окружности уже не в состоянии отли-
чить нормальный режим от режима к.з. Для того, чтобы понизить
чувствительность реле к нормальному режиму (в области малых зна-
156
чений фр//) при сохранении требуемой чувствительности к режимам
повреждений (в области больших значений <ррЛ), необходимо приме-
нять реле сопротивления со сложными характеристиками Z
Некоторые из таких характеристик на комплексной плоскости Z при-
ведены на рис. 3.50 (область срабатывания заштрихована).
Рис. 3.50. Сложные характеристики срабатывания реле сопротивления
В общем случае, для получения сложных характеристик необ-
ходимо к схеме сравнения подвести напряжения Ц, U2, U3,... (бо-
лее двух), сформированные из тока 1р и напряжения Up [см. выра-
жение (2.19)]. Эллиптическая характеристика, приведенная на рис.
3.50, а кроме того, может быть получена путем деформации окруж-
ности токами высших гармоник схемы сравнения. В этом случае
требуется сравнить только два напряжения [см. выражение (2.20)].
Остальные характеристики, приведенные на рис. 3.50, относятся к
типу составных. Они составлены из двух или нескольких простых
характеристик, имеющих вид окружностей или прямых линий.
Составные Характеристики могут быть получены различными спосо-
бами (рис. 3.51). В одном из них (рис. 3.51, а) на входы схем сравнения
СС1, СС2, ССЗ поступают по два напряжения, сформированных из
Рис. 3.51. Схемы, позволяющие получить составные характеристики
157
Ip и Hp tCM- выражение (2.20)]. Выходы схем сравнения присоединены
ко входу логической ячейки DD, осуществляющей логическое умно-
жение (операция И) или логическое сложение (операция ИЛИ). В за-
висимости от числа схем сравнения и типа элемента DD получают ту
или иную характеристику. Так, при использовании четырех схем срав-
нения и логической ячейки И может быть получена характеристика,
приведенная на рис. 3.50, б. Если применить логическую ячейку ИЛИ,
можно получить характеристику, изображенную на рис. 3.50, в.
Другой способ (рис. 3.51, б) основан на применении макси- и
миниселекторов в схемах сравнения абсолютных значений вход-
ных сигналов с применением логических ячеек И и ИЛИ. Схема
максиселектора для трех сигналов Ц, (72,173 приведена на рис. 3.52,
а. Падение напряжения на сопротивлении нагрузки Ru в этой схеме
равно тому из напряжений Uv U2, Uy которое является наиболь-
шим (за вычетом падения напряжения на диоде). Из трех диодов
VD1, VD2, VD3 будет открыт тот, который находится в цепи с
наибольшим напряжением, остальные два будут закрыты.
Рис. 3.52. Схемы макси- и миниселекторов
Если пренебречь обратными токами закрытых диодов, то на-
пряжение U на выходе схемы максиселектора равно:
_(^ах-^)ДН
вых Лв„+Л„ ’
где (7тах — наибольшее из напряжений на входе максиселектора;
U— прямое падение напряжения на диоде; Reil — внутреннее
сопротивление источников напряжения Ц, CZ2, Uy... (рис. 3.52, а).
Схема миниселектора для трех сигналов Ц, U2, U3 приведена на
рис. 3.52, б. Дополнительно в этой схеме должен присутствовать ис-
158
точник опорного напряжения Uo. Если величина (70 меньше любого из
сигналов Ц, U2, Uy то диоды VD1, VD2, VD3 будут закрыты и ток в
резисторе R отсутствует. Если же величина 170 больше любого из сиг-
налов 17], U2, U3, то откроется тот из диодов VD1, VD2, VD3, который
соединен с сигналом, имеющим наименьшую величину напряжения.
Ток в резисторе Rit, а следовательно, и выходное напряжение U^. ока-
зываются крайне малыми, т.к. RH « R. Если, например, из трех сигна-
лов 17], U2, U3 величина напряжения U2 меньше чем Ц и Uy то откро-
ется диод VD2. Остальные два будут закрыты. Напряжение на выходе
примерно будет равно напряжению того из сигналов, который
является наименьшим (в данном случае 172).
Для того, чтобы схема, приведенная на рис. 3.52, б, выполняла
функции миниселектора необходимо условие:
( R^\
Un> 1+— U'-
О n min >
\ н J
где I7'mjn — максимальная величина наименьшего из сигналов Ц,
U2, Uy... на входе миниселектора.
Если при этом обеспечить соотношения:
= ^in R =
R ReH ' вн 7?н+/?’
где U'min — минимальная величина наименьшего из сигналов (7,, U2,
Uy... на входе миниселектора, то напряжение на его выходе будет рав-
но: = ^in + Ullp.
Для правильной работы схем, приведенных на рис. 3.52, необходи-
мо хорошее сглаживание напряжений сигналов С7(, U2, Uy
На рис. 3.53 приведены схемы, в которых свойства макси- и минисе-
лекторов соединены со свойствами логических элементов И и ИЛИ.
Источники сигналов Ц, 173, 175 в обоих схемах включены по схеме
максиселектора, что соответствует на рис. 3.51, б логическим ячейкам
DD1 и DD2 ИЛИ. Источники сигналов U2, U4, U6 на схеме, приведен-
ной на рис. 3.53, а, включены по схеме максиселектора (логическая ячейка
DD1 ИЛИ), а на схеме, показанной на рис. 3.53, б, — по схеме мини-
селектора (логическая ячейка DD2 И). Схема сравнения, приведенная
на рис. 5.53, а, сравнивает максимальный сигнал из группы Ц, Uy U5
с максимальным сигналом из группы U2, U4, U6. Она срабатывает,
если любой из сигналов группы 17|5 Uy U5 станет больше любого из
159
а) б)
Рис. 3.53. Схемы сравнения с логическими элементами
сигналов группы С72,Ц, Ub. Схема сравнения, показанная на рис. 3.53, б,
сравнивает максимальный сигнал из группы Ц, Uy Us с минимальным
сигналом из группы U2, U4, U6. Нуль-орган ЕА срабатывает при на-
правлении тока, указанном стрелкой. Несрабатывание нуль-органа со-
ответствует условию, когда наибольший сигнал из группы Ц, U3, U5
будет меньше всех сигналов группы U2, U4, U6.
При использовании четырех пар напряжений, сформированных из 7
и и логических элементов DDJ и DD2 в виде максиселектора, мож-
но получить характеристику, приведенную на рис. 3.50, б. Если же при-
менить DD1 в виде миниселектора, a DD2 в виде максиселектора, то
можно получить характеристику, изображенную на рис. 3.50, в.
Схема сравнения, приведенная на рис. 3.51, в, сравнивает по фазе
несколько входных величин, сформированных таким же образом, как
и в предыдущих случаях, из I и Up. Таким способом можно, напри-
мер, получить характеристику, приведенную на рис. 3.50, г, при мень-
шем числе входных сигналов, чем при использовании других схем
".
Ег
<4
Рис. 3.54. Структурная схема реле
сопротивления с характеристикой
«замочная скважина»
(рис. 3.51).
С помощью трех схем сравне-
ния СС1, СС2, ССЗ и двух логи-
ческих ячеек И и ИЛИ (рис. 3.54)
можно получить составную харак-
теристику, изображенную на рис.
3.50, д. Эта характеристика состо-
ит из двух окружностей разного
диаметра с центрами в начале ко-
ординат и двух прямых, выходя-
160
щих из начала координат. Схемы сравнения СС1 и ССЗ формируют
окружности.
Схема сравнения СС2 формирует прямые. Более подробно ос-
новы получения составных характеристик с помощью схем срав-
нения с логическими ячейками изложены в [14, 16, 17, 18, 60,
63, 75, 79].
3.5. Реле направления мощности и реле сопротивления
Индукционное реле направления мощности. Токовая обмотка 2
реле направления мощности типа РБМ (см. рис. 3.47, а) включается во
вторичную цепь трансформатора тока, а обмотка 5—трансформатора
напряжения.
Уравнение граничной линии характеристики срабатывания соответ-
ствует условию М = 0. Подставляя в него значение Мвр, определяе-
мое выражением (3.60), получаем уравнение и соответствующую ему
характеристику срабатывания (см. рис. 3.33, г). Угол максимальной
чувствительности а можно регулировать, включая последовательно с
обмоткой напряжения 5 реле направления мощности (см. рис. 3.47, а)
добавочный резистор или конденсатор, или и то и другое. Переключе-
нием полярности одной из обмоток реле угол изменяется на 180°. Реле
направления мощности, у которого угол максимальной чувствительно-
стиа неравен 0 (180°) и не равен 90° (270°), называется реле смешан-
ного типа. Имеются такжереле с углами максимальной чувствительно-
сти-30°,-45°, 70° [69]. У реле активной мощности а = 0, у реле реак-
тивной мощности а = -90°.
Индукционные реле направления мощности имеют сравнительно
большое время действия (30—120 мс) и значительное потребление мощ-
ности в цепях тока (10 ВА) и напряжения (40 В-А). Габариты их значи-
тельны. Возможна вибрация контактов реле при насыщении трансфор-
маторов тока.
Угловая и вольт-амперная характеристики реле направления мощно-
сти имеют вид, приведенный на рис. 3.49. У реле серии РБМ напряже-
ние U mjn составляет около 0,25 В при токе 101Ц, где 7(—номиналь-
ный ток реле. Индукционные реле направления мощности все более ин-
тенсивно заменяются на полупроводниковые.
6 Релейная защита
161
Полупроводниковые реле направления мощности. Реле направ-
ления мощности, выполненные на основе схемы кольцевого диодного
модулятора (рис. 3.38), используются в панелях дистанционной защиты
линий электропередачи 35 кВ типов ПЗ-З и ПЗ-4 с нуль-органом в виде
магнитоэлектрического реле М237/054 (мощность срабатывания такого
нуль-органа около 0,2 мкВт). Минимальное напряжение срабатывания
L7 in ПРИ Угле максимальной чувствительности не более 0,6 В при
Рис. 3.55. Схема полупроводникового реле направления мощности (а) и временные
диаграммы его работы (б и в)
162
номинальном токе, минимальный ток срабатывания Zmin при номиналь-
ном напряжении неболее0,25//(. Применение диодного кольцевого мо-
дулятора не улучшило заметным образом свойства реле по сравнению
с индукционной системой. Использование транзисторов и интеграль-
ных микросхем открыло возможность существенного улучшения всех
свойств реле направления мощности.
Реле направления мощности, применяемое в электронном комплексе
«Сейма» [27], выполнено в соответствии со структурной схемой, приве-
денной на рис. 3.46, а. В реле производится сравнение Up и 1р по фазе в
соответствии с выражением (3.37). Схема реле, показанная на рис. 3.55, а,
содержит узел формирования импульса, фиксирующего моментперехо-
да кривой тока через нуль (транзисторы VTlw VT2), узел формирования
опорного импульса, определяющего зону срабатывания (транзисторы
VT3— VT5), логические схемы совпадения И1 и И2 и выходной триггер
(транзисторы КТби VTT).
Ток i во вторичной обмоткетрансформатора ТЫ пропорционален
току 1^ и совпадает с ним по фазе. Ток itl во вторичной обмоткетранс-
форматора TL2 пропорционален напряжению Up и опережает его на угол
а, определяемый емкостью конденсатора Су, выполняющего роль фа-
зовращателя. Первичные и вторичные обмотки трансформаторов шун-
тируются диодами для ликвидации опасных перенапряжений. Транзис-
торы VTlw VT3 открываются в момент перехода синусоид токов соот-
ветственно i и iH через нуль к отрицательному значению и закрываются
в момент перехода их через нуль к положительному значению. Таким
образом, эти транзисторы половину периода открыты, а половину —
закрыты. В последнем случае на их коллекторах формируются прямоу-
гольные импульсы UKi и Uk3 отрицательной полярности с длительнос-
тью в половину периода токов соответственно i и itl (рис. 3.55, б и в).
Импульс [7к1 дифференцируется конденсатором Спо заднему фронту и
поступаегнабазутранзистора П2.Навремяразрвдаконденсатора(0Д-03 мс)
этот транзистор закрывается и на его коллекторе образуется кратковремен-
ный импульсотрицательного напряжения UkT Эготимпульссовпадаетсмо-
ментом перехода синусоиды тока i через нуль. Транзисторы РТ4и КГ5 игра-
ют роль усилителей-инверторов. Напряжение UKi на коллекторе транзистора
ИТ^находится в противофазе, а напряжение Uk5 на коллекторетранзистора
VT5 совпадает по фазе с напряжением Uk3. На схему совпадения И1 посту-
паютимпульсы 17к2и UK^ а на схему совпадения И2—импульсы Uk1y< Uk4.
163
Реле срабатывает при таком направлении мощности, т. е. при таком
углеср^, при котором отрицательные импульсы UK1 и Uk4 совпадают во
времени на входах схемы совпадения И2 (см. рис. 3.55, б). Транзистор
VT7открывается, и триггер перебрасывается в положение 1. Релесрабо-
тало. Импульсы на перебрасывание триггера поступают через схему И2 в
каждом из периодов, и он надежно удерживается в этом положении.
При изменении направления мощности угол ф^ изменяется на 180°
(см. рис. 3.55, б). Отрицательные импульсы Uk2 и Uk5 совпадают при
этом во времени на входах схемы совпадения И1. Транзистор VT6 от-
крывается и триггер сбрасывается в положение 0, что соответствует со-
стоянию реле в режиме несрабатывания. Характеристика срабатывания
описывается уравнением со8(фр - а) — 0. Угол максимальной чувстви-
тельности равен а = 90° — Ф) (см. рис. 3.33,г).
Минимальное произведение I U' , при котором релесрабатывает(мощ-
ность срабатывания), составляет 0,4-0,6 В-A. Минимальное напряжение,
срабатывания 1,2 В, угловая погрешность не более 3°.
Серийные реле направления мощности PM 11,РМ 12 со держат полу-
проводниковые элементы и операционный усилитель, они призваны за-
менить релетипа РБМ индукционного типа [19,21,22,73]. Принципиаль-
ная схема реле РМ приведена на рис. 3.56. Реле подключается ко вторич-
ным цепям трансформаторов напряжения и тока через согласующие транс-
форматоры TLA и Несоответственно. Изменение угла максимальной
чувствительности а(ф^ мч) осуществляется резистором R1 и конденсато-
рами Cl, С2 в цепи напряжения и цепочкой R4, С4—в цепи тока. Клю-
чами SB1-SB4 можно изменять величину этого угла (-30° или -45°).
Стабилитрон VD1 предотвращает насыщение трансформатора TLA
при больших токах, а для компенсации изменения угла максимальной
чувствительности, возникающей из-за того, что при этом форма кривой
напряжения на резисторе R2 становится несинусоидальной, служит цепь
фазовой коррекции R3, СЗ.
В реле использован принцип сравнения времени совпадения по зна-
ку мгновенного значения выходных величин с временем несовпадения,
один из вариантов которого описан в п. 3.4 (рис. 3.45). Схема совпаде-
ния на рис. 3.56 содержит диоды VD3-VD6, транзисторы VT1, УТ2и
резисторы R5-R10, а также два интегратора, один из которых содержит
резисторы R13, R15, диод VD9 и конденсатор С5, а второй — резисто-
ры R14, R16, диод VD10 и конденсатор С6. Операционный усилитель
164
о>
ми
\R12
R13
R15
C5±
TLV SB1 rj SB3
VT2
C4
VD2
RIO
TLA R2 VD1 M
ил
±C6
7 7VD13
R22
VD16
R26 R27\
KL i , VD15
-----0
+220 В
Al
RI6
R18
'7j VD11 X"
H- »П/ 20
VD12 I ”
” —К—H Л2/
VD17
VD18
2 J.
0
VD19
C7
C8
R23
Рис. 3.56. Принципиальная схема реле направления мощности
A1 выполнен по схеме порогового элемента (триггера Шмитта) с поло-
жительной обратной связью. К его выходу подключен транзистор VT3.
При закрытии этого транзистора дешунтируется обмотка промежуточ-
ного реле KL и реле срабатывает.
Если на входах реле (первичные обмотки трансформаторов TL Ки
TLA) сигналов Up и I нет, либо нет какого-либо одного из этих сигна-
лов,то транзисторы VT1 и VT2 открыты токами базы, протекающими
соответственно через резисторы R5 и R6. Конденсаторы С5 и С6 при
этом разряжаются через резисторы R13 и R14. Потенциал инверсного
входа операционного усилителя А1 при этом отрицателен, потенциал его
выхода положителен. Поэтому транзистор VT3 открыт базовым током
через резисторы R17vi R24,uiy\mvpyn обмотку реле KL. Транзистор
VT4 закрыт и в таком режиме реле KL находится в несработанном со-
стоянии.
Если на обоих входах реле имеются сигналы U nlp и в схему совпа-
дения по знаку поступают напряжения и, и иг разной полярности, то один
из каждой пары диодов VD3, VD5 и VD4, VD6 открыт и полярность
тока в базе транзисторов остается такой же, как при отсутствии сигна-
лов на входе. Поэтому транзисторы при этом остаются открытыми.
В том же случае, когда полярности сигналов и, и w2 (рис. 3.56) совпадают,
то при положительных полуволнахзакрываютсядиоды VD4n VD6, а при от-
рицательных—диоды VD4n ИОб.Закрьпиеэтихдиодовприводиткзапира-
нию соответствующих транзисторов VTlw VT2.
При запертых транзисторах начинается заряд конденсатора С5 через
резистор R13 и диод VD9, и конденсатора С6 через резистор R14 и диод
VD10. На инверсный вход операционного усилителя А1 через сумматор
на резисторах R15 и R16 поступает полусумма напряжений конденсато-
ров С5и С6. Если это напряжение больше величины порога триггера
Шмитта, то операционный усилитель опрокинется и полярность на его
входе изменится на противоположную. Однако, если интервал времени,
когда транзисторы VTlvi VT2 одновременно закрыты, невелик, то при
открытии одного из них или обоих начинается разряд конденсаторов и
напряжение на входе А1 не достигает порога срабатывания.
Напряжения заряда и разряда конденсаторов С5 и С6 имеют пило-
образную форму, причем скорость заряда примерно в 3 раза больше
скорости разряда. Это обеспечивает возврат конденсаторов к началь-
ным условиям при времени совпадения, соответствующем фазовому
166
углу между Wj и м2 около 90°, т. е. вблизи границы срабатывания.
Уровни напряжения при заряде и разряде конденсаторов ограничены
диодным мостом VD и делителем на резисторах R22, R23. При нали-
чии на входах сигналов Up иI период изменения напряжения UC5 и
Ua на соответствующих конденсаторах С5 и С6 равен периоду вход-
ных сигналов, причем максимумы (минимумы) этих напряжений сдви-
нуты. На границе срабатывания этот сдвиг составляет половину пери-
ода (90°). Напряжение Uo на инверсном входе операционного усили-
теля Л 7 равно Uo — (77С5 + [7С6) и при времени совпадения запертого
состояния транзисторов VT1 и VT2 равном или больше л/2со (при ча-
стоте 50 Гц это составляет 5 мс) оно становится больше порога пере-
ключения усилителя Л 7. Этот порог устанавливается потенциометром
R20 и за счет диода VD11 действует только при непереключившемся
усилителе Л 7. Полярность напряжения на выходе Л 7 меняется с поло-
жительной на отрицательную, транзистор VT3 закрывается, а транзис-
тор VT4 открывается, что вызывает срабатывание выходного реле KL.
После переключения операционного усилителя автоматически изме-
няется его порог возврата, определяемый теперь потенциометром R21 и
диодом VD12. Это обеспечивает устойчивое состояние переключения
Л 7 при пилообразном напряжении на входе.
Реле PM 12 предназначено для защит, действующих при коротких за-
мыканиях на землю. Оно включается на напряжения и токи нулевой пос-
ледовательности и отличается схемой и параметрами входных и фазосд-
вигающих цепей. Угол максимальной чувствительности у него равен 70°.
Время срабатывания этих реле 25-45 мс, время возврата 30-50 мс.
Напряжение срабатывания U = 0,19 В. Потребляемая мощность реле
РМ11 в цепяхтока0,15 В-А,в цепях напряжения 1 В-A, от источника
постоянного оперативного напряжения 7,5 Вт. Эти показатели значительно
лучше, чем у реле индукционного типа, уменьшены и массо-габарит-
ные показатели.
Индукционное реле сопротивления. Реле сопротивления типа КРС
имеет примерно такую же конструкцию, как реле направления мощнос-
ти. Однако, если у реле направления мощности токовые обмотки и об-
мотки напряжения присоединяются к измерительным трансформаторам
непосредственно, то у реле сопротивления они подключаются к этим
трансформаторам через входной орган, аналогичный приведенному на
рис. 2.15, а. В этом случаев соответствии с выражением (2.20) ток Д в
167
Рис. 3.57. Схема полупроводникового реле сопротивления (а) и его
характеристики (6)
правленного реле сопротивления, показанную на рис. 3.33, в. Схема
сравнения реле КРС-1 приредена на рис. 3.57, а. В этой схеме предус-
мотрена возможность преобразования характеристики в виде окружно-
сти в эллиптическую характеристику (рис. 3.57, б). Такое преобразова-
ние осуществляется за счет выделения из разности выпрямленных сиг-
налов второй гармоники частотой 100 Гц, ее выпрямления и создания
таким образом дополнительного тормозного сигнала.
Первичная обмотка трансформатора с воздушным зазором TL
и конденсатор С1 представляют собой фильтр, настроенный на час-
тоту 100 Гц. Резистор R4, включенный параллельно нуль-органу
ЕА в виде магнитоэлектрического реле, образует вместе с его рам-
кой успокоительный контур, предотвращающий колебания рамки
и связанной с ней контактной системы при изменениях тока. Дрос-
сель L и конденсатор С2 также настраиваются на частоту 100 Гц.
Они образуют для переменной составляющей тока цепь с малым
сопротивлением, шунтирующую рамку ЕА. Это уменьшает вибра-
ции последнего при работе с характеристикой в виде эллипса.
Для создания характеристики в виде эллипса к тормозному сигналу
|(72| добавляется величина, пропорциональная переменной составляю-
щей на выходе схемы сравнения. Выпрямленное напряжение на резис-
торе RI пропорционально рабочему сигналу | С711 и содержит постоян-
ную и переменную составляющие. Выпрямленное напряжение на резис-
торе R2 пропорционально тормозному сигналу |С72| и также содержит
постоянную и переменную составляющие. На выходе схемы сравнения
169
на равновесие напряжений (точки 1 и 2 на рис. 3.57, а\ постоянные
составляющие выпрямленных напряжений сигналов |С/ J и |(72| вычи-
таются. Что же касается переменных составляющих этих сигналов (при
двухполупериодном выпрямлении их частота равна 100 Гц), то они, в
зависимости от угла между |(7t1 и |21, могут как складываться, так и
вычитаться. Если этот угол равен 0 или 180°, то переменные со-
ставляющие на выходе схемы сравнения взаимно вычитаются и при
граничных условиях срабатывания |(/11 = |(72| переменная составля-
ющая в цепи ЕА отсутствует. Если же угол между рабочим и тормоз-
ным сигналом равен 90°, то их переменные составляющие складыва-
ются и переменная составляющая на выходе схемы сравнения имеет
наибольшее значение.
Выделение результирующей переменной составляющей на выхо-
де схемы сравнения осуществляется вторичной обмоткой трансфор-
матора TL. Эта составляющая выпрямляется выпрямителем VD3 и
через резистор R3 подается в нуль-орган ЕА с той же полярностью,
что и постоянная составляющая тормозного сигнала |(72| • Результи-
рующая характеристика изображена на рис. 3.57, б штриховой лини-
ей. При увеличении сопротивления резистора R3 малая полуось эл-
липса увеличивается. Время срабатывания достигает 150 мс.
Схема реле ДЗ-2 отличается отсутствием выпрямителя VD3 и
резистора R3, в связи с чем его угловая характеристика в эллипти-
ческую не преобразуется.
Реле ДЗ-2 и КРС-1 вошли составной частью и в панели защит типа
ЭПЗ-1636 для линий 110-220 кВ [76]. Вначале в качестве нуль-органов в
них также применялись магнитоэлектрическиерелетипа М237/054 сто-
ком срабатывания 6-10 мкА при сопротивлении рамки 1,4-2 кОм. В мо-
дернизированных панелях ЭПЗ-1636М магнитоэлектрическиерелезаме-
нены на полупроводниковый нуль-орган, приведенный нарис. 3.37, в.
В 80-х годах были разработаны шкафы защит ШДЭ-2801 и ШДЭ-
2802, выполненные с применением интегральных микросхем [81]. Реле
сопротивления в этих шкафах выполнены по схеме, приведенной нарис.
3.45 стремя входными сигналами Ujt U2m U3, сформированными из
подведенных к реле напряжения U и тока7р, в виде аналогичных выра-
жениям (2.19). Такое реле имеет характеристику, близкую к окружнос-
ти (рис. 3.33, в). Кроме того, в шкафах имеется такое же реле с четырь-
мя входными сигналами, реализующее четырехугольную угловую ха-
рактеристику (рис. 3.50, г).
170
В ненаправленном реле сопротивления с транзисторным нуль-орга-
ном (рис. 3.58), используемом в электронном комплексе «Сейма» (мо-
дуль ДС), применена схема сравнения с циркуляцией выпрямленных
токов (см. рис. 3.34, б). Характеристика реле имеет вид, изображенный
на рис. 3.33,6. Транзистор VT1 нормально открыт, транзисторы VT2n
VT3 закрыты, на выходе 2 потенциал равен—UK. Когда рабочий сигнал
I^Z/,1 станет больше тормозного сигнала |кн{7/)|, транзистор УТ1зак-
роется,а УТ2и VT3 откроются и на выходе 2 появится сигнал + UK.
Сигнал + UK приводит в действие логическую часть защиты и ее выход-
ной орган. Конденсатор С служит для сглаживания пульсаций выпрям-
ленных токов, через резистор R осуществляется положительная обрат-
ная связь, обеспечивающая на границе срабатывания устойчивое пере-
ключение нуль-органа. Нуль-орган можно блокировать, подав на вход 1
положительный потенциал. Радиус окружности граничной линии (см. рис.
3.33,6) можно регулировать, используя потенциометры, включенныесо
стороны первичных обмоток трансформаторов TLlvi TL2, как показано
на рис. 2.14. Время срабатывания не превышает 20 мс.
В комплексе «Сейма» используется реле сопротивления с характери-
стикой, имеющей вид замочной скважины (рис. 3.50, д). Блоки CCI и
ССЗ структурной схемы реле (рис. 3.54) выполнены в виде одинаковых
модулей ДС (с различными уставками), образующих характеристики в
виде двух окружностей разного диаметра. Характеристики в виде двух
Рис. 3.58. Схема датчика (реле) полного сопротивления ДС
171
прямых, выходящих из начала координат (см. рис. 3.33, <)), получают с
помощью фазоограничивающего органа (модуль ФТН), уравнение сра-
батывания которого отвечает выражению (3.37) при <pt = ц/ДО < ц/|< 90°]
и <р2 = (р । + ц/2, где ц/2 — п - р [0 < 0 < л]. Транзисторы VT1 и VT2 органа
ФТН (рис. 3,59, а), как и в реле направления мощности, формируют
узкий импульс напряжения Uk2, совпадающий во времени с моментом
перехода сигнала i (рис. 3.59, б) через нуль от положительных значе-
ний к отрицательным. Транзистор VT3 закрыт в течение положительно-
го полупериода напряжения Up. Как только он откроется, закроется тран-
зистор VT4 и будет оставаться закрытым, пока неразрядится конденсатор
С2. Его емкость выбранатакой, чтобы время разряда составило пример-
но 5,5 мс, что соответствует ширине импульса напряжения 17к4, равной
50°. Этот транзистор формирует угол <р j характеристики (см. рис. 3.33, д).
Когда транзистор VT4 откроется, закроется транзистор VT5, формирую-
щий зону срабатывания л - 0,также равную примерно 50°. Транзистор
VT6 является инвертором, он сдвигает фазу напряжения Uk5 на 180°.
Сигналы [Л, и с коллекторов транзисторов РТ2и VT6 через схе-
му совпадения И1 поступают на левый вход триггера, образованного тран-
зисторами К77и VT8. Эти сигналы совпадают во времени, когда угол <?р
находится за пределами зоны срабатывания и удерживает триггер в од-
ном из устойчивых состояний. Сигналы Uk2 и Uk5 с коллекторов транзи-
сторов К72и VT5 через схему совпадения J72 поступают на правый вход
триггера. Они совпадают во времени в том случае, если угол <рр оказыва-
ется в зоне срабатывания. В этом случае сигналы Uk2h'U^ во времени
уже не совпадают. Триггер переключается в другое устойчивое состоя-
ние. При этом меняется напряжение на выходах У и 2, что и используется
для приведения в действие логической части реле. При переключении
триггера потенциал точки 1 изменяется с положительного на отрицатель-
ный, потенциал выхода 2—с отрицательного на положительный.
На входы измерительных органов реле сопротивления с характерис-
тикой «замочная скважина» (см. рис. 3.50, д) сигналы U? и подаются
через согласующие трансформаторы, как показано на рис. 2.14. Гео-
метрического сложения или вычитания входных сигналов для получе-
ния такой характеристики не требуется. Поэтому входные цепи такого
реле оказываются проще, чем у реле, имеющих другой вид сложных и
составных характеристик, приведенных на рис. 3.50. Проще и регули-
рование уставок срабатывания как по углу, так и по сопротивлению.
172
Рис. 3.59. Схема фазоограничивающего органа ФТН (а) и временные диаграммы
его работы (б)
173
3.6. Микропроцессорные защиты
Общие сведения. Перспективным направлением в теории и практи-
ке релейной защиты является использование микропроцессоров (МП)
и микро-ЭВМ, разработка на их основе защит, получивших название
микропроцессорных или программных. Микропроцессор — программ-
но-управляемое устройство, обрабатывающее цифровую информацию
и управляющеев соответствии с хранимой в памяти программой. Мик-
ро-ЭВМ — цифровая ЭВМ с интерфейсом ввода-вывода, состоит из
микропроцессора, памяти программ, памяти данных, пульта управления
и источников питания. Микропроцессоры и микро-ЭВМ составляют ос-
нову вычислительных систем (ВС), являющихся центральной частью
микропроцессорных релейных защит. В состав вычислительных сис-
тем могут входить один или несколько МП или микро-ЭВМ, образуя
соответственно однопроцессорную, много- (мульти-) процессорную, од-
номашинную или многомашинную вычислительные системы релейной
защиты. Обработка информации в многопроцессорных и многомашин-
ных вычислительных системах может осуществляться одновременно как
по независимым программам, так и по независимым на отдельных уча-
стках ветвям программы.
Применение МП и микро-ЭВМ для выполнения функций релейной
защиты обусловлено их широкими функциональными возможностями,
обеспечивающими создание защит нового поколени^раетическилю-
бой сдожности ^р&ыеокощнадежнрсти.
Обобщенная структурная схема микропроцессорной релейной защиты
приведена на рис. 3.60. Информация о параметрах режима работы объекта
защиты X выделяется измерительными преобразователями Я77(транс-
форматорами тока,трансформаторами напряжения, датчиками положе-
ния коммутационных аппаратов и др.), и подается в устройство релей-
ной защиты. В устройстве защиты вначале должно быть осуществлено
входное согласование ВС1 входных сигналов по уровню и гальваничес-
кая развязка. Это согласование осуществляется соответствующими
входными согласующими устройствами, например, промежуточными
трансформаторами тока и напряжения, образующими входной блок за-
щиты. После этого, при необходимости, надо выделить основную гар-
монику сигнала, так как входные сигналы кроме основной гармоники
могут содержать и другие гармоники, обусловленные наличием апери-
174
одической составляющей и другими причинами. Эти другие гармоники
затрудняют достоверное распознавание режима работы объекта защи-
ты. Для специальных защит также требуется выделение, например, сим-
метричных составляющих, других аварийных слагающих из полной
электрической величины. Эго выделение осуществляется частотной
фильтрацией Ф входного сигнала А^с применением соответствующих
фильтров, которые могут создаваться, в общем случае, как аппарат-
ным, так и программным путем в составе вычислительной системы.
Прошедший фильтрацию аналоговый сигнал А’1 затем должен быть пре-
образован в цифровой сигнал в аналого-цифровом преобразователе АЦП
и после этого подан на вход вычислительной системы защиты.
В процессе аналого-цифрового преобразования входной сигнал А7]
дискретизируется по времени и по уровню. Шаг дискретизации по вре-
мени влияет на быстродействие вычислительной системы и защиты в
целом, а шаг дискретизации по уровню определяет точность представ-
ления в цифровом виде входной величины Хг].
Сеть передачи данных,
УВВ '
Рис. 3.60. Обобщенная структурная схема микропроцессорной релейной защиты
Вычислительная система защиты осуществляет переработку поступа-
ющей информации в реальном масштабе времени, распознает и иденти-
фицирует режим работы объекта защиты. При обнаружении аварийного
режима она вырабатывает управляющие решения, которые после выход-
ного согласования ВС2 подаются на исполнительные органы ИО объекта
защиты, отключающие его с помощью высоковольтных выключателей от
источников электроэнергии. Согласование выходных сигналов вычисли-
тельной системы с сигналами управления U осуществляется в общем
случае с гальваническим разделением цепей. При выполнении релейной
175
защитой еще и функций автоматики, например АПВ, управляющие сиг-
налы U могут подключать объект к источникам электроэнергии, осуще-
ствлять другие регулирующие управления.
Для распознавания режима работы объекта в вычислительной систе-
ме релейной защиты создаются виртуальные измерительные органы,
которые, как и измерительные органы, выполненные на электромехани-
ческой и полупроводниковой элементной базе, формируют и сравнива-
ют сформированные величины по алгоритмам конкретных защит—то-
ковых, дистанционных и т.д. В общем случае может быть сформирова-
но несколько величин, являющихся функциями входных величин тока и
напряжения, которые затем попарно сравниваются.
Процесс формирования и сравнения имеет свои особенности, обус-
ловленные тем, что информация о значениях входных величин по-
ступает после АЦП в вычислительную систему в цифровом виде —
в виде цифровых сигналов, соответствующих мгновенным значениям
входных величин, над которыми затем производятся арифметические
цлогические операции по соответствующим алгоритмам. При этом
возможно получение характеристик срабатывания практически любой
сложности.
При создании микропроцессорных защит можно выделить два ос-
новных взаимосвязанных направления: разработка структуры вычис-
лительной системы, которая позволяла бы оптимально и без ограниче-
ний реализовать алгоритмы защит и отвечала бы требованиям, предъяв-
ляемым к аппаратуре релейной защиты, в том числе по надежности и
быстродействию функционирования, удобству эксплуатации и др.; раз-
работка длаорипшод функционирования зашиты, имеющих повышен-
ное техническое совершенство и эффективно использующих возмож-
ности вычислительной техники.
Микропроцессорные защиты выполняются децентрализованнымиин-
тегрированными, включающими в себя нетолько функции защиты, но и
автоматики АПВ, УРОВ и т.д. одного объекта или узла сети. Они имеют
интерфейс связи с другими системами и входят в состав автоматизиро-
ванных систем управления электроснабжением.
Принципы построения микропроцессорной релейной защиты.
Эти принципы должны обеспечить требуемый уровень ее технического
совершенства, в том числе чувствительность, селективность, быстро-
176
действием надежность. Современное развитие вычислительной техни-
ки и опыт создания микропроцессорных релейных защит позволяет вы-
делить следующие основные принципы разработки программно-техни-
ческого обеспечения защиты.
Иерархичность. Система защиты должна иметь в общем случае
несколько иерархических уровней внутреннего управления. Так, напри-
мер, для релейной защиты электротяговых сетей достаточно иметь дву-
хуровневую структуру —управляющий и управляемые уровни. Управ-
ляющий уровень выполняет функции управления программными и тех-
ническими элементами системы, расположенными на нижнем уровне,
а также функции связи с внешними системами, в том числе оператив-
ным и обслуживающим персоналом. На нижнем уровне (управляемом)
располагаются программы и технические средства, осуществляющие
собственно функции защиты и автоматики. Наличие двух (и более) уров-
ней позволяет рассматривать релейную защиту как сложную систему,
которая при отказе отдельных ее элементов продолжает выполнять часть
своих функций с сохранением полностью или частично показателей эф-
фективности функционирования.
Мультипроцессорность. Система защиты должна состоять из со-
вокупности, в общем случае, однородных (по возможности) независи-
мых микропроцессоров. взаимодействующих через поле общей памяти
или с помощью специального канала связи. Эго позволяет достигнуть
требуемой надежности и быстродействия защиты. При этом целесооб-
разно включить в систему избыточные по отношению к минимальному
набору микропроцессоры для обеспечения более высокой функциональ-
ной надежности и готовности защиты при работе в реальном масштабе
времени.
Функциональная децентрализация. Совокупность задач защи-
ты и автоматики должны распределяться между разными микропро-
цессорами для обеспечения одновременности выполнения этих за-
дач. Это позволяет обеспечить необходимое быстродействие и на-
дежность (живучесть) системы защиты. При этом следует учитывать,
что функции несколькихзашит также распределяются между раз-
личными микропроцессорами. На каждый микропроцессор возлага-
ется одна основная и еще 1-2 защиты по приоритету.
Модульность. Система защиты и совокупность ее системообразу-
ющих элементов должна выполняться в виде независимых взаимоза-
177
меняемых вычислительных (технических и программных) модулей для
обеспечения надежности функционирования и ремонтопригодности.
Модульность программного обеспечения позволяет расширять (нара-
щивать) функции системы защиты без существенного изменения про-
граммного и технического обеспечения.
Динамическое перераспределение функций. Система защиты дол-
жна обладать способностью перераспределения своих функций меж-
ду работоспособными элементами при возникновении отказов в ее
элементах путем автоматической реконфигурации системы, т. е. долж-
но обеспечиваться программное перераспределение функций защит.
Комплексное проектирование. Система защиты в общем случае
должна проектироваться как единое устройство, выполняющее все фун-
кции релейной защиты и автоматики электрооборудования и являться
автономной подсистемой в автоматизированной системе управления
электроснабжением, например, тяговой подстанции, имеющей инфор-
мационные связи с другими подсистемами.
Развитие системы. Система защиты должна строиться как откры-
тая система, позволяющая наращивать вычислительные мощности и
функции, модификацию программного обеспечения.
Использование приведенных принципов определяется конкретным
назначением и условиями использования защиты. С развитием средств,
вычислительной техники они могут расширяться и дополняться. Напри-
мер, уже сейчас релейная защита может быть создана по принципам и
методам экспертных систем с интеллектуализаций функций по распоз-
наванию и идентификации режима работы защищаемого электрообору-
дования.
Важнейшей задачей при создании микропроцессорной защиты явля-
ется разработка структуры ее вычислительной системы—техническо-
го состава, связей, организации внутреннего управления. В качестве
примера на рис. 3.61 приведена одна из возможных двухуровневых
иерархических структур вычислительной системы.
На первом уровне располагаются вычислительные модули BMlt,
выполненные на базе одного или нескольких микропроцессоров и, вы-
полняющие функции защит и автоматики. Их число, в общем случае,
равно числу исполняемых функций. Дополнительно могут устанавли-
ваться резервные модули ВМ1Р. Входная информация о токе, напряже-
нии и др. поступает в вычислительные модули первого уровня после
178
Сеть передачи данных, УВВ
От входных согласующих устройтсв
К входным
согласующим
устройствам
Рис. 3.61. Структура вычислительной системы микропроцессорной релейной защиты
преобразования в цифровой вид в аналого-цифровых преобразователях
АЦП. Эта информация подается в «свой» вычислительный модуль, а
также по внутренним линиям связи передается между вычислительны-
ми модулями первого уровня под управлением управляющего модуля
второго уровня ВМ2. Вычислительный модуль ВМ2 выполняет функ-
ции управления системой в соответствии с принятым принципом коор-
динации и связи с внешними системами (оператором, обслуживающим
персоналом, автоматизированной системой управления).
Защиты объекта могут быть распределены между вычислительными
179
модулями ВМ1 так, что каждый из них реализует одну основную (для
него) и 1 -2 других защит по приоритету. Это позволяет выполнять сис-
теме защиты свои функции при отказе ее элементов, путем реконфигу-
рации системы или динамического перераспределения функций. При
отказе одного из вычислительных модулей ВМ1 управляющий модуль
ВМ2 может вводить в действие один из резервных модулей ВМ1Р. Уп-
равляющий модуль также инициализирует самодиагностику системы,
выводит информацию на устройства отображения и осуществляет связь
с внешними системами. Вывод управляющих сигналов на исполнитель-
ные органы объекта защиты (через выходные согласующие устройства),
а также сигнализацию осуществляют вычислительные модули первого
уровня через свои выходные элементы независимо друг от друга.
Программное обеспечение релейной защиты реализует алгоритмы за-
щит и автоматики защищаемого объекта и внутреннее управление эле-
ментами системы в реальном масштабе времени. Его структура, состав и
содержание должны обеспечить выполнение всех функций защиты и ав-
томатики с заданным быстродействием и надежностью, и определяются
конкретным назначением системы защиты и предъявляемыми к ней тре-
бованиями, а также производительностью (объем памяти, быстродействие)
и структурой технических средств ее вычислительной системы. Боль-
шое значение имеют также опыт и предпочтения разработчиков.
Программное обеспечение релейной защиты целесообразно создавать
методами структурного программирования. При этом, в большинстве слу-
чаев, все программное обеспечение, например, вычислительных моду-
лей первого уровня мультипроцессорных защит (рис 3.61) достаточно
разделить также на два уровня. Первый уровень составляют программы
ввода-вывода информации, программы отдельных измерительных, пус-
ковых и логических органов защит, программы предварительной обра-
ботки информации — частотная фильтрация, расчет сопротивления петли
короткого замыкания и др. Второй уровень—это управляющая програм-
ма, организующая очередность выполнения программ первого уровня.
Эта программа после выполнения очередной программы первого уров-
ня, в зависимости от полученных результатов и текущего времени, запус-
кает следующую программу первого уровня.
Такой принцип построения программного обеспечения позволит до-
статочно просто в последующем изменять состав и содержание про-
грамм.
180
Программы первого уровня, осуществляющие распознавание и иден-
тификацию режима работы защищаемого объекта, в свою очередь, в
общем случае, можно разделить на две группы. Одну группу составля-
ют программы фиксации появления короткого замыкания в защищае-
мых элементах объекта—программы пусковых органов. Эти програм-
мы должны выполняться непрерывно в реальном масштабе времени.
Они требуют, обычно, контроля большого числа входных величин с ма-
лым шагом дискретизации (по некоторым оценкам 1-3 мс) и несмотря
на относительную простоту предъявляют к техническим средствам вы-
числительной системы весьма высокие требования по быстродействию.
Другую группу представляют программы измерительных и логичес-
ких органов, предназначенные для выявления конкретного поврежденно-
го элемента, места (зоны) короткого замыкания и принятия решения по
локализации аварии. Эти программы могут выполняться эпизодически
после обнаружения факта наличия короткого замыкания в защищаемых
элементах объекта, т.е. запускаться от программ пусковых органов.
Программы измерительных органов целесообразно выполнять из двух
последовательно выполняемых этапов. Первый этап — сбор значений
входных величин (токов, напряжений), необходимых для выполнения
программы. Он выполняется сразу же после сообщения от программ
пусковых органов о возникновении короткого замыкания и составляет
обычно 10-20 мс (реальный масштаб времени). Второй этап — обра-
ботка информации. Время его выполнения определяется только быстро-
действием технических средств и для существующих микропроцессор-
ных средств может составлять единицы мс.
Принципы программного обеспечения достоверности, надежности,
помехоустойчивости, самодиагностирования, реконфигурации и дина-
мического перераспределения функций и др. принципиально не отлича-
ются от соответствующего программного обеспечения вычислительных
информационно-управляющих систем реального времени.
Ввод аналоговых входных величин в вычислительную систему
защиты. От измерительных преобразователей ИПсигналы в виде непре-
рывных значений напряжения, тока или омического сопротивления по-
ступают на входные согласующие устройства ВС 1 (рис. 3.60), где они
преобразуются в пропорциональные или непрерывные значения напряже-
ний. Далее, при необходимости, они фильтруются. После этого осуще-
ствляется их аналого-цифровое преобразование АЦП в цифровую фор-
181
Рис. 3.62. Дискретизация аналоговой входной величины по времени и уровню
му, в которой вычислительная система защиты способна их восприни-
мать и обрабатывать. В процессе преобразования эти сигналы дискрети-
зируются. Процесс дискретизации включаете себя квантование аналого-
вой входной величины по уровню и по времени (рис. 3.62) и заключается
в следующем. Используемый диапазон значений входной величины раз-
бивается на ряд дискретных значений по уровню и по времени. При этом
любому значению входной величины с координатами 1.и х( ставится в
соответствие ближайшая пара дискретных значений t* и х*. Расстояние
между двумя соседними значениями входных дискретных величин ДгДх
называют шагом квантования. Шаг квантования Дг задает темп поступле-
ния информации в вычислительную систему и, следовательно, быстро-
действие ввода информации и защиты в целом. Его величина может быть
определена на основании теоремы Котельникова, согласно которой
Дг 1 /(2 fm), гдеfm—значение максимальной частоты гармонической
слагающей, учитываемой во входной величине.
’ Шаг квантования по уровню Дх определяет точность представления
входной аналоговой величины входной дискретной величиной, выражен-
ной обычно в двоично- или в двоично-десятичном коде, и определяется
разрядностью АЦП. Так, например, при 16-ти разрядном АЦП весь диа-
пазон значений аналоговой входной величины может быть в двоичном
коде представлен 216 ее отдельными дискретными значениями.
Релейные защиты для распознавания и локализации аварийных ре-
жимов используют некоторое множество входных аналоговых вели-
чин — токи, напряжения и т.д., число которых определяется конкрет-
182
ним назначением системы защи-
ты. При этом важным вопросом
является организация структу-
ры ввода этих величин. Возмож-
ны два варианта структуры вво-
да, показанных на рис. 3.63.
Первый вариант показан д ля
группы аналоговых входных
сигналов общим числом А7,,
второй—для сигналов группы
Хг. В первом варианте исполь-
зуется общий для всех входных
Рис. 3.63. Структурная схема ввода
аналоговых входных величин
величин АЦП(1 с установкой
мультиплексора М(коммутатора входных сигналов), который по коман-
дам вычислительной системы поочередно подключает для преобразо-
вания к АЦП каждую входную величину х1(.. При этом время Тввода
п
всех величин группы А7] составляет: Т = , где Д/;—время преоб-
разования и ввода одной х, величины, п—число входных величин А71.
Поскольку в каждый момент времени вводится только одна величи-
на, то значения других входных величин в этот момент времени могут
быть потеряны. В то же время для принятия защитой достоверного ре-
шения часто требуется одновременное (синхронное) измерение вход-
ных величин. В этом случае применяют специальные блоки одновре-
менной выборки и запоминания входных сигналов с последующим
поочередным их преобразованием и вводом. Применение мультиплек-
сора уменьшает затраты на технические средства ввода. Однако все
другие характеристики — точность, быстродействие, помехоустой-
чивость, от его применения ухудшаются.
Отмеченные недостатки частично могут быть устранены соответству-
ющим увеличением быстродействия АЦП вычислительной системы или
применением второго варианта — с индивидуальными АЦП21 ...АЦП^
и для каждого преобразования и ввода каждой входной величины
х2|...хъе Целесообразность использования этих вариантов (или их ком-
бинаций) определяется в каждом конкретном случае.
Алгоритмы виртуальных измерительных органов. Вычислитель-
ная система защиты способна реализовать алгоритмы работы любого
183
органа и (или) их совокупности с любой характеристикой срабатыва-
ния. Алгоритм задается программой, в соответствии с которой прово-
дится непосредственный расчет по соотношениям, аналитически опи-
сывающим действия защиты по распознаванию и локализации аварии.
Существует большое число алгоритмов защиты, определяемое приня-
тыми принципами распознавания и идентификации режима работы за-
щищаемого объекта. В качестве примера рассмотрим алгоритмы защи-
ты с одной и двумя входными величинами.
При измерении значений одной входной величины —тока или на-
пряжения защищаемого объекта, наиболее простым может быть алго-
ритм (рис. 3.64, а), при котором контролируется интервал времени Дгр
в течение которого мгновенное значение сравниваемого напряжения и(.
(пропорциональное напряжению или току в защищаемом объекте) пре-
вышает уставку срабатывания и(* и, если этот интервал больше задан-
ного Дг;, формируется команда на отключение.
Пример алгоритма дистанционного измерительного органа с
двумя входными величинами ut и i. (для случая однофазного ко-
роткого замыкания) приведен на рис. 3.64, б.
Вычислительная система защиты фиксирует мгновенное значение на-
пряжения м11(м'л) в момент прохождения тока i. через нуль. Затем через
четверть периода 774 вновь измеряются мгновенные значения напряже-
ния и,2(г/,2) и тока гд0’л)- Эта значения могут измеряться непосред-
Рис. 3.64. Временные диаграммы
184
ственно или же осуществляется их выборка из серии всех мгновенных
значений, измеренных в течение периода Т. Полученные мгновенные
значения напряжения иа, мд, ii2 или г/п, i/(.2, t j 2 после вычислений по-
зволяют получить активную и реактивную составляющие сопротивле-
ния. Выразим напряжение и ток в виде и(0 = Umi sinco/, z(Z) = ZnHsin(coZ-
-jp). В.момент прохождения тока через нуль имеем i(t) — Zn||.sin(<BZ -
-<р) = 0, откуда следует, что в этот момент времени coZ = ip. Ёсливэтот
момент времени измерить величину напряжения и.,, то очевидно
wii = ^™sin(P- Далее измеряются ток i(t) = ii2 и напряжениеu(t) = ui2
ровно через четверть периода (774) после первого измерения. Посколь- <
ку со = 2л/, а Т= \/f, то этому моменту времени соответствует угол
со/ = ср + л/2. Следовательно, для этого момента времени имеем:
i(f) = ii2 = Imisin(4> + л/2 - <р) = 7П|;.,. . . .
“(О = «,-2 = w„„sin(cp + л/2) = Un „.coscp. *
Через полпериода измерения повторяются.
На основании полученных значений и(|, и|2, ij2 (или через полперио-
да iln, iti2, i’2) вычисляют:
ип t7m,cos(p sincp
-4 + JTiL = —------- + J—------- = R + jx = z,
Z/2 Zz2 Jmi Imi
где R, X, Z—активное, индуктивное и полное сопротивление цепи ко-
роткого замыкания, измеряемые защитой.
Далее полученные значения R и Xсравниваются с заданными значени-
ями, что позволяет судить о наличии или отсутствии короткого замыкания.
Вычисление и сравнение полученных величин с одной и двумя вход-
ными величинами может быть осуществлено в отдельности как при по-
ложительной, так и при отрицательной полуволне напряжения и тока, а
также в течение всего периода. В последнем случае может быть выяв-
лено наличие апериодической составляющей переходного процесса.
Цифровые комплексы. Отечественный и зарубежный опыт показы-
вает эффективность разработки и использования микропроцессорных
систем релейной защиты и автоматики в электроэнергетике. Их приме-
нение позволяет повысить надежность релейной защиты, поскольку мик-
ропроцессорные системы в значительной мере являются самоконтро-
лирующимися системами; получить характеристики измерительных ор-
ганов, труднодостижимые в аналоговых устройствах, причем характе-
185
ристики могут легко видоизменяться в зависимости от задаваемой про-
граммы; реализовать принципиально новые возможности построения
релейной защиты, обеспечивающие ее правильные действия в условиях
неполноты и недостоверности входной информации; использовать для
анализа аварийного режима информацию о режиме работы объекта за-
щиты передвозникновением аварии, а также информацию от многих
датчиков, установленных как на данном объекте защиты, так и на смеж-
ных; обеспечивать возможность автоматической самонастройки, адап-
тации к объекту защиты.
В то же время отсутствует достаточно обоснованная теория микро-
процессорных защит, оптимального построения ее технического и про-
граммного обеспечения, надежности функционирования, в том числе
при наличии сбоев. и др., что в известной степени сдерживает развитие
и применение этих защит. Кроме того, их стоимость пока еще значи-
тельно выше других видов защит. С развитием и совершенствованием
микропроцессорной техники эти недостатки будут преодолены.
Особенности цифровой обработки входных сигналов измерительны-
ми органами микропроцессорных защит рассмотрены в [18], а исполь-
зование микропроцессорной элементной базы — в [17]. Примеры вы-
полнения таких защит описаны в [36,37].
Наибольший эффект микропроцессорные (цифровые) системы обес-
печивают при комплексном использовании, когда они выполняют фун-
кции не только релейной защиты какого-либо присоединения, но и уст-
ройства автоматики (АПВ, АВР, УРОВ), диагносгики.(самоконтроль си-
стемы, предварительное опробование включаемого объекта для установ-
ления его исправности, определение места повреждения объекта при ава-
рийных отключениях), анализа характера электрических процессов,
вызвавших срабатывание защиты. В этом случае на вход цифрового ус-
тройства (рис. 3.65) поступают аналоговые сигналы от трансформаторов
тока ТА и напряжения TV и логические сигналы от переключателей SA и
контактов SQ схемы защиты, автоматики и управления объекта.
Входные преобразователи U1-U4 обеспечивают гальваническую раз-
вязку цифровой системы от внешних цепей, защиту от помех и напря-
жений, приведение входных сигналов к виду и уровню, удобному для
использования в микро-ЭВМ (микропроцессоре). Выходные сигналы
также гальванически развязываются от тех цепей, куда они поступают.
В качестве выходных преобразователей дискретных сигналов могут
186
выступать промежуточные (как правило, герконовые) реле KL1, KL2,
предусматривается и коммуникационный порт XI для дистанционной
связи с другими устройствами автоматической системы управления,
телемеханикой и т. п.
Аналоговые сигналы преобразуются в цифровую форму аналого-циф-
ровым преобразователем (АЦП) U6. В целях экономии числа АЦП ана-
логовые сигналы подаются на его вход через мультиплексор U5, кото-
рый выполняет роль электронного коммутатора. Мультиплексор по-
очередно подает аналоговые сигналы разных входов на АЦП, поэтому
один АЦП в данном случае используют для нескольких каналов.
Входные преобразователи Ul, U2 дискретных сигналов выполняются,
как правило, в виде оптронов (светодиод—фотоприемник). Входные пре-
образователи U3-U4 аналоговых сигналов должны обеспечить, кроме
Рис. 3.65. Функциональная схема цифрового устройства защиты и автоматики
187
всего прочего, линейную передаточную характеристику в заданном диа-
пазоне изменения контролируемой величины и температуры окружаю-
щей среды. Наибольшее распространение пока имеюттрансформаторы с
ферромагнитным сердечником, в котором принимаются специальные меры
для снижения межобмоточной емкости, поскольку именно через нее
импульсные помехи попадают в микро-ЭВМ. В установках постоянного
тока для этой цепи используются шунты, датчики Холла.
На дисплей Я выводится служебная информация, необходимая, на-
пример, при наладке защиты в соответствии с требуемыми уставками
срабатывания. В эксплуатации микро-ЭВМ запоминает и выводит на дис-
плей //информацию о характере параметров аварийного режима (ток,
напряжение, осциллограммы), имевшие место при нескольких последних
отключениях, и др. В простейшем виде дисплей Н может выглядеть как
светодиодный индикатор. Применяются такжежидкокристаллические
индикаторы, графические дисплеи.
Хранениерабочей программы осуществляется в постоянном запомина-
ющем устройстве ПЗУ, запись информации в которую вносится однократ-
но. Ряд параметров, например, уставки срабатывания в процессе эксплуа-
тации необходимо не только хранить, но и по мере надобности изменять.
Это осуществляется с помощью перепрограммируемого постоянного за-
поминающего устройства ППЗУ. ПЗУ и ППЗУ обязательно должны обла-
дать энергонезависимой памятью. Это значит, что при исчезновении напря-
жения питания хранимая в них информация разрушаться не должна.
Временное хранение результатов промежуточных вычислений в про-
цессе функционирования микро-ЭВМ U7 осуществляется в оператив-
ном запоминающем устройстве ОЗУ. При отключении питания инфор-
мация в ОЗУ, как правило, не сохраняется.
Кнопки SBJ, SB2 являются элементами или частью клавиатуры, с по-
мощью которой в цифровое устройство вводятся уставки, изменяется
режим его работы, вызываются на дисплей требуемые параметры и т. п.
Блок питания U8 подключается к цепи оперативного напряжения и
обеспечивает стабилизацию и помехоустойчивость выходного напряже-
ния, поступающего на все узлы цифрового устройства. Для надежнос-
ти к блоку питания могут подводиться две питающие сети: переменного
и постоянного тока. Основное питание осуществляется от сети пере-
менного тока. При исчезновении в ней напряжения блок питания автома-
тически переключается на резервную сеть постоянного тока.
188
Устройство «Сириус» микропроцессорной защиты линий 6-35 кВ,
выпускаемое НПФ «Радиус» (г. Москва), предназначено для защиты
воздушных или кабельных линий с изолированной или компенсирован-
ной нейтралью, а также трансформаторов собственных нужд. Оно со-
держит трехступенчатую ненаправленную защиту от многофазных за-
мыканий. Осуществляется контроль величины тока обратной после-
довательности, что позволяет обеспечить отключение линии или сигна-
лизацию при обрыве одного из ее фазных проводов. Имеется защита от
замыканий на землю.
Предусматривается возможность широкой регулировки уставок сра-
батывания и времен задержек (выдержки времени), значения которых
хранятся в энергонезависимой памяти. Устройство обеспечивает функ-
ции автоматики: программируемое двукратное АПВ, ускорение при вклю-
чении, функции УРОВ. Осуществляется постоянное самотестирование с
выдачей сигнала неисправности контактами реле «Отказ». При срабаты-
вании токовой защиты определяется вид и ориентировочное расстояние
до места повреждения.
При срабатывании защиты устройство запоминает параметры ава-
рийного режима для последующего анализа. Информация фиксируется
в памяти в порядке поступления и сохраняется о 9 последних отключе-
ниях. В число запоминаемых параметров входят причина о гключения,
вид повреждения и расстояние до места металлического к.з., время и
дата момента отключения, ток и длительность аварийной ситуации, ток
обратной последовательности, векторная диаграмма токов в линии в
момент аварии.
В устройстве применен алфавитно-цифровой дисплей, отображаю-
щий две строки по 16 символов и клавиатура из 4-х кнопок. Габарит-
ныеразмеры 335x310x140 мм, масса — 8 кг.
Большая серия микропроцессорных реле типов SPA-100, SPA-300
выпускаются ООО «АББРеле-Чебоксары» для защиты различных энер-
гетических объектов. Реле выполняют функции ненаправленных и на-
правленных защит, измерения, сигнализации и регистрации аварийных
параметров. В зависимости от назначения и состава выполняемых фун-
кций вместо черточки в обозначении типа реле используются буквы А
(комбинированные защиты), D (дифференциальные защиты трансфор-
маторов и двигателей), S (защита от однофазных замыканий на землю),
U (защита по напряжению). Все реле входят в семейство SPAKOM и
189
Рис. 3.66. Схема подключения микропроцессорного реле защиты SPAM 150 С
совместимы с комплексной системой защиты и управления концерна
АВВ. Реле этих типов используются для защиты воздушных и кабель-
ных линий, трансформаторов малой и средней мощности, синхронных
и асинхронных электродвигателей, реакторов, конденсаторных батарей
и других присоединений.
Реле защиты осуществляют индикацию текущих и аварийных значе-
ний токов и напряжений, уставок и сработавших каналов на цифровом
дисплее и индикаторах. В памяти сохраняются параметры последних ава-
рийных событий, позволяющие анализировать и оценивать место повреж-
дения и ресурс оборудования. Все данные аварийного и нормального ре-
жима передаются в систему наблюдения и управления верхнего уровня.
Потребляемая мощность для реле типа SPA-100 до 6 Вт, для реле типа
190
SPA-ЗОО не более 15 Вт, масса не более 3,5 и 5 кг соответственно. На
рис. 3.66 приведен пример схемы подключения реле типа SPAM 150 С.
Это реле предназначено для защиты электродвигателя и содержит за-
щиту тепловой перегрузки, защиту пусковых режимов, трехфазную то-
ковую отсечку, защиту от несимметричной работы, минимальную токо-
вую защиту и защиту от однофазных замыканий на землю.
Активно ведутся разработки цифровых защит и для тяговых сетей
железнодорожного транспорта. На рис. 3.67 приведена в качестве при-
мера функциональная схема устройства цифровой защиты и автомати-
ки ЦЗАФ-3,3 кВ ячейки фидера контактной сети постоянного тока, раз-
работанной МНИТ (г. Москва) и НИИЭФА (г. С.-Петербург) по заданию
департамента электрификации и электроснабжения МПС РФ. На этой
схеме: БВ1, БВ2—быстродействующие выключатели с реле РДШ; ШР,
ЛР, ЛРКС, ЗР—разъединители; ДНш, ДНф—датчики напряжения;
ДТ—датчик тока; ДТНВ—датчик температуры наружного воздуха;
КТУ—ключ системы телеуправления; АПВ — ключ системы автома-
тики повторного включения; БАПВН—датчик устройства быстродей-
ствующего АПВ при появлении на отключенном фидере напряжения со
стороны тяговой сети.
Цифровое представление входных сигналов нормированного уров-
ня, реализация заданной программы и выдача выходных сигналов и ко-
манд осуществляется в блоках ВБ, БР, НБ микропроцессорного уст-
ройства.
Программа устройства ЦЗАФ-3,3 кВ реализует следующие виды за-
щит: максимальную токовую, по приращению тока, по скорости нарас-
тания тока, по сопротивлению, от нагрева проводов контактной сети.
Кроме того, предусмотрены двукратное АПВ, опробование контактной
сети передвключением,УРОВ. Имеется подпрограмма самодиагности-
ки, осуществляется контроль текущих значений тока и напряжения, на-
растающим итогом суммируются величины отключаемых токов (для
определения остаточного ресурса быстродействующих выключателей).
Предусмотрены выводы для связи с телемеханикой и ЭВМ более высо-
кого уровня.
Для фидеров контактной сети переменного тока находится в разработ-
ке микропроцессорный блок релейной защиты БМРЗ-27,5-ФКС,
предназначенный для выполнения следующих основных функций: защи-
та от к.з., защита от перегрева проводов контактной сети, автоматика
191
ФИДН1\
мл шина
ОР
\ЛР \ШР
— ЗР_\
Б70К УПРАВЛЕНИЯ. ЦИФРОВЫХ ЗАЩИТИ АВТОМАТИКИ
ЯЧЕЙКИ ФИДЕРА 3.3 кВ
ЦЗАФ-З.З
.V.5
ВКЛ. БВ1
+ШУ
ОТКЛ. БВ1
+ШУ
ВКЛ. БВ2 “
+ШУ
ОТКЛ. БВ2
+ШУ
УРОВ
+ШУ
ВКЛ. ЛРКС~
-22ОВ
ОТКЛ. ЛРКС
-220 В
Неиспр. ЦЗАФ
+ШУ
ХО
дт
дн
Внеш iniii 3 РОВ
РКЦ
Датчи» лг.мл наружл/иг.
4?
7 БВ2
•24 В
+24 В
Датчик Б4ПБН
1 Нерж. кат\йики
Бяопрол. ПО 1ЯПСОС)
РДШ сработало
! а модуле >45 С
+ШУ
Запирание выпр. 2
+Шу
-220 В
7W
ДТНБ 2
+5 В
| Ключ П7/Т
+ШУ
+220 В
220 В
Б/ок
питания
Капая
телеуправления
! Нерж, катушка НВ
Отказ БВ
Отказ ЛРКС
УРОВ
Сигнал /ни шинного датчика напряманиш
Сигнал от
датчика така
Сигна! от фидер- иого даппика напряжения
ОРВкз.
ОР Откл.
&йкл. ~
ЗР Откл.
ГР Вкл.
ГР Откл.
БВ! Вка.
БВ1 Откл.
"Ж ВкГ ~
БВ2 Откл.
ЛРКС Вкл.
ЛРКС Откл.
33 py.J.j кВ сработало
|Км?ч запрета АПВ\-
Откл БВ! н БВ2
Вкл БВ1 к БВ2
Откл ЛРКС
Вк i ЛРКС
Сброс
п
12
И
14
15
16
Запирание выпр. 117
18
19
Питание ЦЗАФ
E'lQKiipgeKii
АПВ введено
3fMi.3aiH.l3y-3,3 кВ
БВ отключен
БВ включен
ЛРКС отключен
ЛРКС включен
карий». опвслючение
Запрет на включение
Канал ПК
ПОРТЯБ-232~1^
ДоРтю-мГ" »
Рис. 3.67. Функциональная схема устройства ЦЗАФ-З.З кВ и схема его подключения
192
присоединения, управление присоединением, регистрация аварийных
режимов, диагностика присоединения, формирование данных для об-
наружения места повреждения контактной сети. Функциональная схе-
ма блока приведена на рис. 3.68, а схема его подключения — на рис. 3.69.
Модификация блока для тяговой подстанции содержит следующие
виды защит от токов к.з.: токовую отсечку (ТО), дистанционную че-
тырехступенчатую защиту (Д31, Д32, ДЗЗ и Д34), защиту по мини-
мальному напряжению (ЗМН). Защиты Д31, Д32 и ДЗЗ имеют харак-
теристики, приведенные на рис. 8.14, в, а защита Д34, реагирующая на
к.з. через большие переходные сопротивления, выполнена с
характеристикой, примерный вид которой показан на рис. 8.13, и. В
модификации, предназначенной для установки на постах секциони-
рования, предусмотрены защиты: ТО, Д31, Д32, ДЗЗ и ЗМН. В блоках
для пунктов параллельного соединения содержится защита по мини-
мальному напряжению и дистанционная ненаправленная защита (одна
ступень) с характеристикой, вид которой показан на рис. 8.13, а.
Все защиты отстраиваются от бросков тока намагничивания транс-
форматоров подвижного состава, а параметры их срабатывания учи-
тывают, что в токе фидера при нормальной работе (при отсутствии
к.з.) содержание высших гармоник достигает 30%.
Автоматика присоединения выполняет функции: блокировки вклю-
чения высоковольтного выключателя (ВВ) при наличии внешнего сиг-
нала «Блокировка ВВ» и внешнего сигнала срабатывания защиты от
дуговых замыканий (ЗД31 и ЗД32), реагирующей на световое излуче-
ние дуги в распределительном устройстве; блокировки включения ли-
нейного (ЛР) и обходного (ОР) разъединителей при включенном поло-
жении ВВ или наличии внешних сигналов «Блокировка ЛР (ОР)» и
срабатывания защиты от дуговых замыканий; автоматического дву-
кратного повторного включения (АПВ) с пуском при срабатывании
токовой отсечки или дистанционной защиты и с блокировкой (запре-
том срабатывания) при действии защиты по минимальному на-
пряжению (ЗМН) и от дуговых замыканий (ЗД). На постах секциони-
рования и пунктах параллельного соединения АПВ может произво-
диться только в случае восстановления напряжения в контактной сети.
К функциям автоматики присоединения относится также
устройство резервирования при отказах выключателя (УРОВ).
В этом случае, если сработала любая из защит, но выключа-
тель ВВ не отключился, устройство УРОВ формирует сигнал
на отключение ближайших смежных выключателей,
7 Релейная защита
193
| I. Токовые защиты
ч©
4^
к!х______£&
Токовая _
отсечка
Ту(1у)\
КТЗ 1
от перегрузки
5. Память фазы j
Фильтр
50 Гц
I 2. Отстройка от токов 1
I иамагиыиыпяииа *
I 3. Контроль высших
1
j Есть гармоники
I 4-Д31 —•—
I 1 4' 1 dZv2
I * Реле полного _____
j • сопротивления
| /го
Блокировка ________
по току
\Uw6_________
Блокировка
по напряжению
|ф/ |ф-’
Фазовый
орган
И
Направлен шя
Ненапрвленная
_____ S2
। 6.Д32 ---------------
| I 4’ р4; I dZv2
| » Реле полного ____
। * сопротивления
| |ф;
|—• Фазовый
» орган
И
ТЛ1Т=0 I
Рис. 3.68. Функциональная схема блока БМРЗ- 27,5- ФКС
IUI 1а
ТА!
h Общ
Ш2 | — к ТА Ф2*~~ *
1а
1а общ
Ua
Uc
FV
-ИПВ---1
Вкл ВВ
Откл ВВ
Откл ВВ (резерв)
УРОВ
Неисправность
ОКЦ
Авар, откл —
Ускор. Д32 и ДЗЗ —
ЛЗШ датчик
Откл ВВ Ф2
+ У
-О
ШП
вФ2
27.5кВ
аФ2
QSG1.2
QS2
(ЛР)
кКС27.5кВ
+ У
-У
Запасная шина
27,5 Кв
РПВ
РПО
Блокировка ВВ
Блокировка ЛР
Блокировка ОР
Откл ВВ
33
ЗД31
ЗД32
Контроль цепей i
Усюр. Д32 и ДЗЗ
Блокировка АПВ
ЛЗШ приемник
•220 В (ПО)
+ U
КТУ
Вкл ВВ
Откл ВВ
ВклЛР
Откл ЛР
Вкл ОР
Откл ОР
Неисправность цепев управления
Питание
Блокировка ВВ
ВВвкл
ВВ откл
ЛРвкл
ЛР откл
ОР вкл
ОР откл
АПВ
УРОВ
Авар, откл ВВ
Авар, откл ВВ Ф2
ТО
Д31
Д32
ДЗЗ
Д34
ЗМН
здз
ЛЗШ
ОтклЛР
ВклЛР
Откл ОР
Вкл ОР
запасного
выключателя
— РПВЛР
РПОЛР
РПВОР
РПООР
+220 В (ПО)
•220 В (ПО)
Откл ЛР
ВклЛР
Откл ОР —
ВклОР —
Порт RS-232
Порт RS-M5
!□
□
Рис. 3.69. Схема подключения БМРЗ-27,5-ФКС
196
через которые может протекать ток к.з. Предусмотрена возможность
блокировки УРОВ отдельно по каждой из запускающих его защит и
возможность перевода ее действия на сигнал.
В блоке БМРЗ-27,5-ФКС предусматривается возможность управле-
ния тремя коммутационными аппаратами присоединения: высоковольт-
ным выключателем ВВ, линейным разъединителем ЛРи обходным разъе-
динителем ОР. В схеме подключения (рис. 3.69) использованы следую-
щие обозначения: КВ—контактор включения ВВ; КО—контактор от-
ключения ВВ; РПВ — реле-повторительвкдюченного положения ВВ;
ЗДЗ —защита от дуговых замыканий; КТУ — ключ телеуправления;
ЛЗШ —логическая защита шин; ОКЦ — оперативный контроль цепей;
±У — шлейф питания схем управления (оперативное напряжение);
ША — шлейф аварийной сигнализации; ШП—шлейф предупредитель-
ной сигнализации; ШС—шлейф питания схемы сигнализации.
Предусмотрены последовательные порты RS-485, RS-232 для соеди-
нения блока с системой телеуправления.
Регистрация аварийных режимов предусматривает фиксацию теку-
щего времени срабатывания любой защиты, регистрацию величин тока,
напряжения и фазового угла в момент срабатывания защиты, а также
тока и его фазового угла на смежном фидере, регистрацию величины
установившегося значения тока к.з.
Диагностика присоединения предусматривает контроль цепей управ-
ления и сигнализации, измерение действующих значений тока фидера,
напряжения и фазового угла, расчет выработанного ресурса высоко-
вольтного выключателя.
В блоке предусмотрена индикация светодиодами положения контро-
лируемых коммутационных аппаратов, атакже срабатывания отдельных
ступеней защиты и элементов автоматики. Формируются для общепод-
станционной сигнализации предупредительный сигнал при срабатыва-
нии ступеней защит, АПВ, УРОВ, неисправности БМРЗ, сигнал аварий-
ного отключения выключателя, сигнал целостности цепей питания ком-
мутационных аппаратов.
3.7. Выходные органы релейной защиты
Выходной орган является связующим звеном между логической ча-
стью релейной защиты и катушкой отключения выключателя защищае-
мого элемента. Логическая часть этого органа рассчитана на малыетоки
197
и может коммутировать лишь небольшие мощности, а накатушку от-
ключения подается напряжение 110 или 220 В и ток в ней равен 5-10 А.
В релейной защите, выполненной на контактных элементах, в каче-
стве выходных органов используют электромагнитные промежуточные
реле РЭН-17, РКС-3, ТКЕ и др. В релейной защите, выполненной на
бесконтактных элементах, выходной орган содержит кремниевый уп-
равляемый выпрямитель—тиристор. Тиристорный выходной орган имеет
более высокое быстродействие, олнако он очень чувствителен к поме-
хам, деиствуюшиш<а.у прав ляющий электрод, и к помехЗКГв’цепи пита-
ния катушки дтключения.
втцёгМхоперативного Питания 110-220 В могут возникать высокоча-
стотные коммутационные помехи, огибающая которых имеет вид крат-
ковременных выбросов (пиков) напряжения с крутыми фронтами, дос-
тигающих нескольких киловольт. Эти выбросы имеют малую длитель-
ность (от единиц до нескольких десятков микросекунд). Пачки выбро-
сов имеют длительность до 1-2 мс. Электромеханические релереаги-
ровать на них не успевают. Однако такие выбросы могут вызвать само-
‘произвольное отпирание тиристоров. Поэтому в тиристорном выходном
органе необходимо предусматривать специальные меры по повышению
помехоустойчивости.
В выходном тиристорном органе (рис. 3.70), применявшемся в аппа-
ратуре автоматики и релейной защиты электрифицированных железных
дорог [27], транзистор VTявляется оконечным в логической части защи-
Рис. 3.70. Схемы выходного органа «Откл» с трансформаторной связью
198
ты. Нормально он заперт, а конденсатор С1 заряжен и напряжение на
нем равно напряжению питания Un логической части. При срабатыва-
нии логической части защиты транзистор VTоткрывается и конденсатор
С1 разряжается на первичную обмотку импульсного трансформатора TL.
Последний служит для гальванической развязки цепей. Импульс напря-
жения, возникающий на вторичных обмотках этого трансформатора, по-
ступает на управляющие электроды последовательно включенных тиристо-
ров VS1 и VS2, которые открываются и подключают катушку электромаг-
нита отключения YA Твыключателя к источнику оперативного питания.
Запираниетиристоров производится путем размыкания вспомогательных
контактов SQ масляного выключателя после отключения последнего.
Последовательное соединение тиристоров принято для повыше-
ния надежности, однако опыт эксплуатации показал, что в этом нет
необходимости.
Конденсаторы С2-С5 служат для повышения устойчивости к крат-
ковременным помехам, которые могут поступать через паразитные ем-
кости между обмотками трансформатора на управляющие электроды.
а) РА
Рис. 3.71. Схемы выходного органа «Откл» с герконом (а) и оптронной парой (б)
199
Для защиты тиристоров от помех, возникающих в цепях оперативного
питания, служит П-образный фильтр, состоящий из конденсаторов Сб,
С7 и дросселя L.
Б^еедыдокой помехоустойчивостью обладают выходные органы, в
которых гальваническая развязка осуществляется без трансформатора,
например, при помощи оптронов или герконов (рис. 3.71) [28]. Транзис-
тор VT2 выходного органа с герконом (рис. 3.70, а ) является оконечным
выходного усилителя ВУлогической части защиты. Тиристор VS управ-
ляется специальным датчиком тока. Транзисторы VT1 и VT2 включены
последовательно с катушкой герконового реле KL1. Реле срабатывает
только при одновременном открытии транзисторов VT1 и VT2. Эго пре-
дотвращает ложную работу выходного органа при токах защищаемого
объекта,величины которых мрньшеуставки датчика тока. Контакты^еле
XL7 включены в упраЙЛЯКЯЦую цепьтйрйстора KS Ътабилитроны VD2
и VD3 ограничивают напряжение на контактах геркона. Защита от по-
мех осуществляется цепочкой R4, С2 и фильтром СЗ, С4, L.
В другом варианте выходного органа (рис. 3.71, б ) на выходе логи-
ческой части защиты включен светодиод, который совместно с фоторе-
зистором образует оптронную пару VI. Фоторезистор включен в цепь
управления маломощного тиристора VS1, который выполняет роль
усилителя. Стабилитроны VD2 и VD3 ограничивают напряжение пи-
тания этого тиристора и фоторезистора. При подаче логической частью
защиты команды на отключение, светодиод оптронной пары VI осве-
щает фоторезистор, сопротивление последнего уменьшается и по уп-
равляющей цепи VS1 протекает ток, достаточный для его включения.
При этом в управляющей цепи выходного тиристора VS2 появляется
ток и этот тиристор отпирается, подключая электромагнит отключения
YA Твыключателя к источнику оперативного питания.
В панелях дистанционной защиты ПДЭ-2001 [82] используется еще
одна разновидность тиристорного выходного органа, упрощенная схе-
ма которого приведена на рис. 3.72. В исходном состоянии, сразу после
подключения выходного органа к напряжению оперативного питания
Un (220 В), конденсаторы Cl, С2, СЗ быстро заряжаются через резисторы
Rl, R4 сравнительно небольшого сопротивления и цепь катушек отклю-
чения YA Т приводов соответствующих фаз выключателя (предусмотре-
на возможность использования одного выходного органа при наличии
на каждой фазе выключателя своего привода). Тиристор VS зак-
200
рыт, поскольку его управляющийр-п переход шунтирован низкоомным
резистором R2.
При срабатывании релейной защиты ее исполнительный орган, вы-
полненный с помощью герконового реле KL (например, типа РПГ-5),
приводит в действие выходной орган. Контакты KL замыкаются и кон-
денсатор СЗ разряжается через резистор R3 на управляющий переход,
тиристора VS. Тиристор открывается и подает напряжение на катушки
отключения выключателя. После разряда конденсатора С? открывается
диод VD3 и конденсатор С2 разряжается через резистор R4 на открыв'- .
шийся тиристор VS. Это улучшает условия включения тиристора при
работе на индуктивную нагрузку. Для повышения помехоустойчивости
выходного органа служат элементы Cl, Rl, R2.
VD6
Рис. 3.72. Выходной орган панели ПДЭ-2001_
Общим недостатком описанных выше органов является то, что после
отключения выключателя они не могут вернуться в исходное состояние.
Для запирания тиристора в этих органах необходимо разорвать цепь пита-
ния катушек отключения YA Т, что осуществляется вспомогательным кон-
тактом 5(2 высоковольтного выключателя. Если же по каким-либо при-
чинам (например, из-за заваривания) вспомогательный контакт SQ не
размыкается при отключении высоковольтного выключателя, то тирис-
тор выходного органа остается открытым и катушка YA Тсгорает, по-
скольку она не рассчитана на длительное протекание тока.
Эффективную защиту тиристорного выходного органа от помех при
самозапирании можно выполнить без громоздких фильтров, используя
инерционныесвойства привода выключателя. Рассмотрим изменениетока
201
1сп в катушке электромагнита отключения привода выключателя, шунти-
рованной цепочкой из обратно-включенного диода, соединенного после-
довательно с резистором (рис. 3.73). В момент t = 0 катушка подключа-
ется к источнику оперативного постоянного тока. Нарастаниетока проис-
ходит по кривой 1. Подвижный сердечник электромагнита приходите
I движение не сразу, а только через время трогания t . Величина этого
г времени обусловлена инерционными свойствами и для элекгромагнит-
/ ных приводов выключателей равна 16-20 мс. По истечении времени тро-
* гания сердечник приходит в д вижение и совершает работу по освобожде-
нию пружины, с помощью которой осуществляется размыкание контак-
тов выключателя. Промежуток времени t от момента подключения ка-
тушки электромагнита YA Тк источнику оперативного тока до момента
начала расхождения контактов называется временем срабатывания. По
истечении времени включенного состояния цепь катушки отключе-
ния электромагнита разрывается вспомогательными контактами выклю-
чателя и ток спадает до нуля.
Рис. 3.73. Изменение тока в катушке отключения привода выключателя
Если произвести размыкание цепи катушки отключения через проме-
жуток времени гк < то выключатель не отключится (так как сердечник
электромагнита в движение не придет), а спадание тока будет происхо-
дить по кривой 2.
Представим себе, что тиристор выходного органа открылся и под-
ключил катушку отключения к источнику оперативного тока. Через вре-
мя которое назовем временем контроля, попытаемся специальным
202
кратковременным запирающим сигналом выключить тиристор. Если от-
крытие тиристора было самопроизвольным (от помехи), то запираю-
щий сигнал его выключит при условии, что длительность пачки помех
меньше времени tK и к моменту появления запирающего сигнала поме-
ха уже исчезла. Выключатель отключиться не успеет. Если же открытие
тиристора произошло от действия защиты, то на его управляющий пе-
реход все время будет поступать отпирающий сигнал и кратковремен-
ный запирающий импульс выключить его не сможет. Тиристор будет
открыт до тех пор, пока не отключится выключатель.
Выходной самозапираемый орган, помехоустойчивость которого обес-
печивается благодаря инерционным свойствам электромагнита отклю-
чения привода выключателя (рис. 3.74, а), содержит два тиристора VS1
и VS2, между катодами которых включен конденсатор С. Тиристор VS1
является основным. Он управляется контактом герконового релеКТ,
катушка которого включена на выходе логической части защиты. Гер-
коновое реле можетбыть заменено оптроном. Тиристор VS1 выполняет
роль ключа, который подключает катушку электромагнита отключения
YA Тпривода выключателя к источнику постоянного оперативного тока
с напряжением Un.
В исходном состоянии контакты KL разомкнуты,тиристор VS1 заперт,
вспомогательные контакты SQ выключателя замкнуты, транзистор VTза-
перт. В момент подключения к напряжению оперативного питания вспо-
могательный тиристор VS2 открывается и конденсатор С быстро заряжа-
VD2
VD1
VD1
^R1 VD2.
W-
VS2
VS1 Я2
SQ |
"1УЛТ
203
ется через резистор R4 с малым сопротивлением и катушку отключения
YA Т. По окончании заряда конденсатора Стиристор И$2такжезапирает-
ся. Потенциал правой обкладки конденсатора Сравен потенциалу шины
+ Un, а потенциал левой обкладки—потенциалу шины-Un.
Если тиристор VS1 самопроизвольно открывается от помехи (кон-
такты KL разомкнуты), то открывается и транзистор VT. Потенциал ле-
вой обкладки конденсатора Сстановится равным + Un. Начинается пере-
заряд конденсатора по цепи + Un, VS1, R4, R8, VT,-Ua с постоянной
времени т = С (R4+R8). Поскольку в схеме принято R4 » R8, то с вли-
янием резистора R4 на постоянную времени можно не считаться. По-
тенциал правой обкладки конденсатора С, равный в режиме ожидания
+Un, начинает понижаться и стремится к-Un. Когдаразность потенциа-
лов между шиной + Un и правой обкладкой конденсатора С достигнет
уровня пробоя стабилитрона VD1—открывается вспомогательный ти-
ристор VS2. Конденсатор С разряжается через два открытых тиристора
VS1 и VS2, причем ток разряда конденсатора С направлен от катода
тиристора VS1 к его аноду, т. е. навстречу току нагрузки. В момент,
когда разность этих токов станет меньшетока удержания тиристора VS1,
он закроется и вся схема приходит в исходное состояние.
В процессе перезаряда конденсатора С напряжение на его обкладках
изменяется по закону:
uc=U2-QJ2-Ux)e~,/\ (3.63)
где Ц — начальное значение напряжения на конденсаторе при t — 0;
U2 — конечное значение напряжения на конденсаторе при t = t —
текущее время.
Начальное напряжение на конденсаторе С при закрытом тирис-
торе VS1 равно С7] = +Un. Конечное напряжение на этом конденса-
торе по завершении процесса перезаряда (если его не прерывать)
равно U2 — -Un. Подставив эти значения в (3.63) и решив это выраже-
ние относительно времени t, получим
/ = Т1п-—
1+-^
Интервал времени t = tK от момента самопроизвольного открытия
тиристора VS1 до его принуд ительного закрытия определяется напряже-
нием uc = -UK на конденсаторе С, при котором пробивается стабилит-
(3.64)
204
рон VD1 и открывается тиристор VS2. Подставив в (3.64) ис — -UK, по-
лучим:
2
/к=т1п—(3.65)
1--s-
Параметры R4,R8, Си UK подбираются таким образом, чтобы время
не превышало 0,1-0,12 с.
При срабатывании релейной защиты замыкается контакт AZ и тиристор
VS] открывается. Он будет открыт до тех пор, пока контакт KL замкнут. В
то же время конденсатор С в течение всего времени открытого состояния
тиристора VS1 находится в автоколебательном режиме заряда-разряда с
периодом tK. Запираниетиристора VS1 не происходит, поскольку при зам-
кнутом контакте KL через управляющий электрод тиристора проходит
ток отпирания. После отключения выключателя защита возвращается в
исходное состояние и контакт KL размыкается. Если к этому времени
вспомогательный контакт SQ выключателя почему-либо не отключился,
то тиристор VS1 запрется при очередном разряде конденсатора С.
Питание выходного органа можно осуществлять выпрямленным не-
сглаженным током (рис. 3.74,0. Катушка электромагнита отключения
YA Тпривода выключателя включена последовательно с тиристором VS1.
При самопроизвольном включении этого тиристора конденсатор С2 под-
заряжается через диод -VD3, а в ту часть полу периода, когда ток в ка-
тушке YA Тначинает спадать (из-за пульсаций оперативного тока), э.д.с.
самоиндукции этой катушки открывает диод VD4 и тиристор VS2. Кон-
денсатор С2 разряжается на катушку YA Т, что приводит к запиранию
тиристора VS1. Время процесса от момента открытия VS1 до момента
его запирания существенно меньше, чем время трогания привода вык-
лючателя, поэтому последний отключиться не успевает.
При устойчивом срабатывании релейной защиты замыкается контакт
KL герконового реле, катушка которого присоединена к выходу логи-
ческой части релейной защиты. Конденсатор С1 разряжается на управ-
ляющий электрод тиристора VS1, последний открывается и подключает
катушку YA Тк источнику оперативного тока. Пока контакт KL замкнут,
тиристор VS1 закрыться не может, так как по управляющему электроду
последнего протекает ток через диоды VD1, VD2 и резистор/?/. Вместо
реле KL и здесь можно использовать оптрон.
205
41 Защита электрических сетей
4.1. Виды аварийных и ненормальных режимов
Короткое замыкание между всеми тремя фазами трехфазной ли-
нии носит название трехфазного. Если при этом происходит соеди-
нение фаз с землей, то замыкание называется трехфазным на зем-
лю. Такие замыкания относительно редки и составляют около 5%
всех случаев замыкания. Двухфазные замыкания и двухфазные за-
мыкания на землю составляют около 30% повреждений. Наиболь-
шее число всех к.з. (около 65%) составляют однофазные замыка-
ния на землю. На землю могут замкнуться в разных местах и две
фазы — так называемое двойное замыкание на землю.
Если нейтраль системы заземлена (сети напряжением 110 кВ и выше),
замыкание одной фазы на землю является однофазным к.з. и сопро-
вождается большим током. Если же нейтраль изолирована или заземле-
на через дугогасящую катушку (компенсированная система), то замы-
кание одной фазы на землю сопровождается малыми токами (сети на-
пряжением 35 кВ и ниже). Условия защиты в сетях с большими и малы-
ми токами замыкания на землю существенно различны.
К ненормальным режимам относятся появление сверхтоков, сниже-
ние напряжения и частоты, качания в энергосистеме. Сверхтоки возни-
кают при внешних к.з. или перегрузке линии. Длительное протекание
их оказывает неблагоприятное термическое воздействие на провода ли-
нии, обмотки и изоляцию трансформаторов, поэтому защита должна
своевременно отключать поврежденные или перегруженные участки.
Снижение напряжения происходит вследствие коротких замыканий, а
также при некоторых тяжелых режимах работы, например, при самоза-
пуске большого числа неотключенных двигателей после исчезновения
и последующего восстановления питания. Д лительное снижение напря-
жения недопустимо для ряда технологических процессов.
При недопустимом увеличении потребляемой мощности частота/в
энергосистеме начинает снижаться, что ведет к уменьшению частоты
вращения электродвигателей, а также к нарушению технологических
206
процессов. Если частота f станет ниже 48 Гц, то работа энергосистемы
расстраивается. Для восстановления баланса мощности устройство ав-
томатической частотной разгрузки (АЧР) отключает ряд наименее ответ-
ственных потребителей.
В электрических сетях, осуществляющих связь между энергосисте-
мами, возможно возникновение качаний (низкочастотные колебания
действующих значений тока и напряжения), сопровождающихся изме-
нением направления потока мощности.
Причиной качаний могут являться к.з. Качания могут вызвать не-
верное действие защит.
4.2. Защиты по значению тока
Защита плавкими предохранителями. В электрических сетях и
электроустановках напряжением до 1000 В для защиты от коротких замы-
каний используются простейшие защитные элементы—плавкие предох-
ранители. В их корпусе размещается калиброванная плавкая вставка, по
которой протекает ток защищаемой цепи. При коротком замыкании, когда
ток во много раз превышает ток нормальной нагрузки, плавкая вставка
разогревается до плавления. Расплавившись, она разрывает цепь тока.
Предохранители серии ПР2 имеют корпус из толстостенной фибро-
вой трубки, на концах которой укреплены латунные втулки. На втулки
одеты колпачки, которыми закрепляется плавкая вставка, выполненная
из листового цинка. При расплавлении вставки образуется электричес-
кая дуга с высокой температурой. При этом фибровая трубка начинает
интенсивно выделять газы, которые создают внутри трубки большое
давление и способствуют гашению дуги. Номинальные токи плавких
вставок предохранителей этого типа 6-60 А. Предельные значения от-
ключаемого тока для разных напряжений 0,8-8 кА.
Плавкие предохранители с наполнителем насыпного типа способны
отключать более высокие значения тока. Такие предохранители, напри-
мер серии ПН2, состоят из фарфорового патрона, заполненного кварце-
вым песком. Плавкая вставка выполнена в виде узких медных лент с
отверстиями, причем в середине каждой ленты имеется оловянный ра-
створитель, ускоряющий процесс ее расплавления. Вся плавкая встав-
ка находится в песке. Номинальные токи плавкой вставки от 15 до 1000 А.
Отключающая способность достигает 30-100 кА.
207
Рис. 4.1. Защитные характеристики предохранителя ПН2
Обычно плавкая вставка выдерживает в течение 1 ч и более не рас-
плавляясь токи, превышающие ее номинальный в 1,3-1,5 раз. При то-
ках, превышающих номинальный ток плавкой вставки в 1,6-2 раза, она
плавится за время менее 1 ч. Защитная характеристика предохраните-
ля —это зависимость времени расплавления t плавкой вставки с но-
минальным током 7gc /дам от протекающего по нему тока I. Пример за-
щитных характеристик приведен на рис. 4.1. Для одинаковых значений
Лс ном У разных вставок возможен разброс характеристик по времени
на 25-50 %.
Выбор номинального тока плавкой вставки 7 1ЮЛ1 осуществляется с
учетом особенностей защищаемого объекта. Однако во всех случаях
должно удовлетворяться условие:
вс.ном J раб.mW
(4.1)
где max — максимальный рабочий ток.
Для ответвлений с одиночным асинхронным двигателем должно
соблюдаться условие:
7 (4 2)
* вс.ном
К
W£lltycK—пусковой ток электродвигателя, к—коэффициент снижения,
учитывающий, что при существующих кратностях пускового тока и его
длительности плавкая вставка не перегорает.
208
Для электродвигателей с легким пуском (длительностью 2-5 с) ко-
эффициент к принимают равным 2,5, при тяжелых пусках (длительнос-
тью около 10 с) и при частых пусках (более 15 в час), а также для особо
ответственных электродвигателей 1,6-2. Для двигателей с фазным ро-
тором принимают к = 0,8-1. При защите магистрали, питающей сме-
шанную или силовую нагрузку, условие выбора плавкой вставки имеет
вад:
1 (1
Iвеном 511раб max, < + пуск.max ’ (4-3)
KV=1 J
где 1раб max ;—максимальный рабочий ток i -го приемника электро-
энергии; I тах—пусковой ток наиболее мощного электродвигателя;
п — число приемников электроэнергии на магистрали; к—коэффици-
ент, имеющий те же значения, что и в формуле (4.2).
Если в магистрали имеется несколько предохранителей, установ-
ленных в разных местах последовательно, то плавкие вставки надо вы-
бирать с учетом селективности. Для однотипных предохранителей се-
лективность соблюдается, если их плавкие вставки различаются на две
и более ступеней шкалы номинальных токов. Для разнотипных предох-
ранителей селективность определяют сопоставлением защитных харак-
теристик плавких вставок с учетом разброса времени расплавления
вставок. Селективность соблюдается, если при одинаковых токах вре-
мя плавления вставки ближнего к источнику питания предохранителя
и время t2 плавления вставки следующего предохранителя отвечают ус-
ловию:
(4.4)
где к, — коэффициент запаса, принимаемый равным 1,7 при 25 % -ном
разбросе и 3 — при 50 % -ном разбросе защитных характеристик.
Чувствительность предохранителя к коротким замыканиям про-
веряется по условию:
вС.НОМ
где IK min—наименьшее значение тока короткого замыкания; кч—ко-
эффициент чувствительности.
209
В установках с глухозаземленной нейтралью в большинстве случаев
заток IK mjn принимается ток однофазного к.з., в установках с изолиро-
ванной нейтралью—ток двухфазного к.з. Защита предохранителя отве-
чает требованиям чувствительности, если кч ^3 для невзрывоопасной
и к, 4 для взрывоопасной среды. Более подробные условия изложе-
ны в [38, 83].
В сетях низкого напряжения вместо предохранителей все большее
распространение получают автоматическиевыключатели. Они снабжа-
ются либо тепловыми, либо электромагнитными расцепителями, либо
их комбинацией. Тепловые элементы осуществляют защиту от перегрузки
(то, что не могут обеспечить предохранители), а электромагнитные—
от коротких замыканий (к.з.).
В установках высокого напряжения (свыше 1 кВ) предохранители
применяют д ля защиты силовых трансформаторов небольшой мощнос-
ти, распределительных тупиковых сетей, высоковольтных электродви-
гателей, батарей конденсаторов, измерительных трансформаторов на-
пряжения. В распределительных сетях 6-10 кВ используются предохра-
нители типа ПКТ (прежнее название ПК), в которых патрон с плавкой
вставкой заполнен кварцевым песком. В сетях 35-220 кВ применяют
газогенерирующие предохранители типа ПВТ (прежнее название ПСН).
Выбор предохранителей для сетей, защищаемых от коротких замы-
каний и не защищаемых от перегрузки, осуществляется по формуле
(4.1) при условии, что отношение 1вс ,l0JIpa6 max не превышает 3. При
необходимости защищать не только от к.з., но и от перегрузки (протя-
женные коммунальные, сельские, силовые сети и др.) необходимо со-
блюдать условие Iec nmt = (0,8 - 1 )1д1, где 1дл—длительно допустимый
ток защищаемого объекта. Особенности методик выбора предохрани-
телей для силовых трансформаторов приведены в [24,84].
К недостаткам предохранителей относятся: старение плавких вста-
вок со временем и изменение их защитных характеристик; при одно-
фазных к.з. сгорает предохранитель только в одной фазе, что может
привести к опасному режиму для электродвигателей; плавкая встав-
ка —элемент однократного действия и после срабатывания предохра-
нителя ее надо заменять; плавкие вставки не защищают электродвигате-
ли от перегрузки; при большом числе ответвлений магистрали сложно
обеспечить селективность. По этим причинам в сетях высокого напря-
жения предохранители имеют ограниченное применение.
210
Рис. 4.2. Трехфазная максимальная токовая защита линии: совмещенная (а),
разнесенная (б), функциональная (в), структурная (г)
Максимальная токовая защита. На рис. 4.2, а изображена так
называемая совмещенная схема максимальной токовой защиты, в кото-
рой видна непосредственная связь между воспринимающими органами
реле или электромагнитными механизмами (изображенными в виде пря-
моугольников) и принадлежащим этим реле или механизмам контак-
там. Эта связь на рис. 4.2, а показана пунктиром. На совмещенной схе-
ме кроме реле, как правило, изображают схему первичных соединений
защищаемого присоединения.
Реле тока КА 1, КА2, КАЗ соединены звездой и подключены ко вто-
ричным обмоткам трансформаторов тока соответственно TAI, ТА2, ТАЗ,
также соединенным в звезду. Контакты реле КА1,КА2,КАЗ соединены
параллельно, поэтому при замыкании любого из них плюс оперативно-
го напряжения питания попадает на реле времени КТ и оно включается в
работу. По истечении заданной выдержки времени замыкается контакт
211
реле КТ и плюс оперативного напряжения питания попадает на проме-
жуточное реле KL. Реле срабатывает, его контакты замыкаются и плюс
оперативного напряжения питания попадает (через указательное реле КН
и замкнутый вспомогательный контакт SQ выключателя Q) на катушку
YA Тсоленоида электромагнитного механизма (привода) отключения
выключателя Q. Выключатель отключается и его вспомогательный кон-
такт Хбразмыкается, разрывая цепь соленоида YA Т(большая индуктив-
ная нагрузка) и освобождая от этой тяжелой операции, сопровождаю-
щейся достаточно мощной дугой между расходящимися контактами,
менее мощные контакты реле KL.
При малом числе реле совмещенные схемы достаточно просты и
наглядны, однако с увеличением числа реле и контактов они становятся
громоздкими и неудобочитаемыми. В этих случаях прибегают к разне-
сенной схеме (рис. 4.2, б), в которой измерительные трансформаторы,
воспринимающие органы (для электромагнитных—это обмотки) реле
и их контакты расположены в разных местах. Взаимная принадлежность
воспринимающих органов и контактов реле идентифицируется соответ-
ствующими буквенными и цифровыми обозначениями.
Совмещенная и разнесенная схемы относятся к принципиальным или
полным схемам. На этих схемах изображают все электрические эле-
менты и устройства, необходимые для осуществления и контроля задан-
ных электрических процессов. В тех случаях, когда достаточно графи-
чески проиллюстрировать лишь последовательность функциональных
процессов, используют более простые схемы, называемые функцио-
нальными (рис. 4.2, в). Функциональные части и связи между ними
показывают в виде условных графических изображений, установлен-
ных в стандартах ЕСКД [85]. Отдельные функциональные части на схе-
ме допускается изображать в виде прямоугольников. Структурная схе-
ма (рис. 4.2, г) изображает принцип работы в самом общем виде (обо-
значение АК-устройство защиты). На структурной схеме изображают
все основные функциональные части (источники информации—транс-
форматоры тока TAI, ТА2, ТА 3, устройство защиты АКи объект воз-
действия —соленоид отключения YA Тпривода выключателя), а также
основные взаимосвязи между ними.
Максимальная токовая защита реагирует на увеличение тока при к.з.
или перегрузке. Если несколько последовательных участков сети обору-
дованы самостоятельными защитами этого типа, то селективность их дей-
ствия обеспечивается с помощью выдержки времени.
212
Рис. 4.3. Схема сети с односторонним питанием (а), ступенчатый график выдержки
времени (6) и зависимости /. =f(l) (в)
Принцип обеспечения селективности защиты последовательных уча-
стков поясним на примере сети с односторонним питанием
(рис. 4.3, а). При коротком зам ыкании в точке кЗ ток повреждения прохо-
дит от источника по всем участкам, вызывая срабатывание токовых реле
защит A KI, АК2, АКЗ, выполненных по схеме рис. 4.2. Однако сработать
должна только защита А КЗ. При к.з. в точке к2 должна сработать только
защита А К2 и т. д. Такая селективность достигается специальным выбором
уставки реле времени на каждой из защит A KI, АК2, ЛЮ по ступенчатому
принципу. Защита ЛЮ имеет наименьшую выдержку времени, защита ЛЮ
более длительную. Защита ЛЮ имеет наибольшую выдержку времени.
Рассмотрим график зависимости времени срабатывания t защит от
места короткого замыкания (рис. 4.3, б). Защита ЛЮ имеет время дей-
ствия tt, защита ЛЮ—время t2, и т. д. Выдержка времени определяется
реле времени, она не зависит от величины тока короткого замыкания.
Поэтому такая защита называется защитой с независимой выдержкой
времени. Как следует из рис. 4.3, б:
t{=t2+&, t2=t3+St, (4.6)
где Аг — ступень селективности. Для защиты с независимой выдерж-
кой времени ступень селективности принимают 0,4-0,6 с.
213
Ток срабатывания защиты
*сз '«.max’ (4.7)
Кв
где k.j —коэффициент запаса, равный 1,1-1,2; кв—коэффициент воз-
врата; IH тах — максимальный рабочий ток нормального режима (с
учетом самозапуска асинхронных электродвигателей из-за возмож-
ного кратковременного отключения напряжения с последующим
его восстановлением).
Уже отмечалось, что при к.з., например, в точке кЗ (рис. 4.3, а) ток
повреждения проходит через все защиты и они могут прийти в действие.
После отключения защитой А КЗ своего выключателя Q3 все остальные
защиты должны вернуться в исходное состояние при оставшемся в ли-
нии рабочем токе. Для обеспечения условий надежного возврата защит
в выражение (4.7) и вводят коэффициент возврата кв.
Ток срабатывания реле зависит от коэффициента трансформации
трансформаторов тока Ку и схемы их включения:
I =—1 , (4.8)
ср к СЗ9 v '
т
где ксх — коэффициент схемы для нормального режима работы
сети.
Чувствительность защиты определяется по условию:
/ МАт)
К p,mm "тх к. min (4.9)
4 J к I
ср сх сз
где — минимальный ток к.з. при повреждении в конце защищае-
мой зоны; —коэффициент схемы для режима, при котором опреде-
ляется минимальный ток к.з.; Ip min—ток в реле, соответствующий мини-
мальному значению тока заданного вида к.з. в расчетной точке. Напри-
мер, для защиты АК1 (рис. 4.3, а ) расчетные точки к.з. принимаются на
шинах подстанций Б и В. В этом случае защита А К1 для участка А-Б
будет основной, а для участка Б-В —резервной. Для основной защиты
необходимо выполнение условия кч ^1,5, а для резервной кч ^1,2.
Поскольку ток I , вычисляемый по выражению (4.7), соответствует
нормальному (симметричному) режиму, то в формулах (4.8) и (4.9)
214
принимают ксх = (см. табл. 2.3). Значение зависит от вида
к.з., для которого вычисляют ток IK min. Если рассматривается трехфаз-
ное к.з. (/Kmin = то в формуле(4.9) принимают = к£). При
двухфазном к.з. (1к min =/^in) принимают = к^\ величину ко-
торого находят по табл. 2.3.
Выбор вида к.з. (/^j или /^|п) зависит от того, какой ток мень-
ше. Для удаленных от электрических станций к.з.
JW = /2 = 0,866/р\ Поскольку в этом случае ток двухфазного
к.з. меньше тока трехфазного к.з., то в качестве расчетного в формуле
(4.9) принимают 7^|п . При к.з.дблизи источников питания Д2> может
быть больше . В этом случаев качестве расчетного принимают .
Изменения*<5бпротивления энергосистемы существенно влияют
на длину защищаемой зоны. Это можно иллюстрировать графи-
ками рис. 4.3, в, на которых кривая 1 — это зависимость тока к.з.
1К в месте установки защиты от расстояния £ до места к.з. в режи-
ме максимума энергосистемы; кривая 2 — та же зависимость в
режиме минимума энергосистемы. Параллельно оси абсцисс про-
ведена прямая, соответствующая току срабатывания 1СЗ защиты,
вычисленному на основании (4.7). Точки пересечения кривых 1 и 2
с линией тока срабатывания определяют длину защищаемой зоны:
в режиме максимума энергосистемы эта длина равна £з1 + ^з2, а в
режиме минимума энергосистемы она сокращается до £'зХ + ^з2-
Кривые 3 и 4 получены из кривых 1 и 2 делением токов к.з. на коэф-
фициент чувствительности кч. Их пересечение с линией тока срабаты-
вания 1сз определяет зону устойчивой и неустойчивой работы. Для ре-
жима максимума энергосистемы длина £з1 определяет зону устойчи-
вой работы защиты с коэффициентом чувствительности, равным или
большим нормативного значения, а длина I г соответствует зоне не-
устойчивой работы (с коэффициентом чувствительности меньше нор-
мативного значения). Для режима минимума энергосистемы зона ус-
тойчивой работы равна €'t, а зона неустойчивой работы — £'2.
Достоинством защиты является ее простота, недостатками — боль-
шие выдержки времени, увеличивающиеся по мере приближения к ис-
точнику питания, и нестабильность зоны защиты. Защита широко ис-
пользуется в радиальных линиях всех напряжений.
Максимальную токовую защиту можно выполнить и с помощью репе
РТ-80, имеющих ограниченно зависимую характеристику времени сра-
215
Рис. 4.4. К выбору характеристики срабатывания реле тока РТ-80
батывания. Схема защиты с такими реле упрощается, так как отпадает
нужда в реле времени. Однако согласование времени действия защит
наразных участках при этом усложняется. Рассмотрим процесс согла-
сования, например, защит Л ТС? и АК2 (см. рис. 4.3, а ). Пусть защита
АК2, выполненная на токовом реле РТ80, имеет характеристику 2
(рис. 4.4). При коротком замыкании в расчетной точке к2 (см.
рис. 4.3 —в данном случае она выбирается вблизи шин подстанции Б,
где установлена защита А К2) последняя имеет выдержку времени t2.
Выдержку времени для защиты АК1 находим, как tt = t2 + At причем
для защит с ограниченно зависимой характеристикой времени срабаты-
вания ступень селективности принимается равной 0,6-1 с. Отмечаем
точку т (рис. 4.4) с координатами 1к2, t ( и проводим через эту точку
типовую характеристику реле РТ-80 (кривая 1), которой и должна обла-
дать защита АК1. Характеристика 1 найдена при условии, что через за-
щиту АК2 протекает наибольший ток короткого замыкания.
При меньших токах точка к2 смещается вправо к подстанции В и
условия селективности тем более выполняются.
Токовая отсечка. Эта защита отличается от максимальной токовой
принципом обеспечения селективности. Схема включения реле в про-
стой токовой отсечке отличается от схемы рис. 4.2 только отсутствием
реле времени. Селективность токовой отсечки достигается выбором та-
кого тока срабатывания защиты, при котором ограничивается зона ее
действия. Рассмотрим принцип выбора тока срабатывания защиты АК1
216
Рис. 4.5. К определению зон действия токовой отсечки
линии, питающейся от энергосистемы с э. д. с. Ес и сопротивлением Хс
(рис. 4.5). При к.з. в точке к1
Ik=Ec/(Xc+x0£), (4.10)
гдех0—удельное сопротивление 1км линии; I —расстояние от шин
подстанции А до точки к1.
По условию селективности защита А К1 не должна срабатывать при
коротких замыканиях за шинами подстанции Б—эти повреждения от-
ключаются защитой АК2. Следовательно, зону действия защиты АК1
необходимо ограничить участком А—Б. Для этого расчетную точку к1
выбирают на шинах подстанции Б и находят наибольший ток короткого
замыкания в фазе в режиме максимума энергосистемы 1К-тах • Ток
срабатывания защиты
Z«^S4.max- (4.11)
Коэффициент запаса к3 учитывает возможные погрешности в расчете
тока к.з. и погрешность в токе срабатывания реле. Для реле РТ-40 к} =
= 1,2-1,3, для индукционных реле РТ-80 к3 = 1,5-1,6, для реле прямого
действия РТМ к3 = 1,8-2. Поскольку коэффициент запаса к3 > 1, то зона
действия токовой отсечки £3 оказывается меньше, чем расстояние между
шинами подстанций А и Б. Величина £3 находится графически
217
(см. рис. 4.5) как расстояние от шин подстанции А до точки п пересече-
ния прямой, соответствующей току срабатывания 1п, с кривой 1. Эта кри-
вая представляет собой зависимость тока к.з. от расстояния I до места
к.з. в режиме максимума энергосистемы. В режиме минимума энерго-
системы зона действия отсечки уменьшается до £'. Это расстояние оп-
ределяется точкой пересечения пг прямой IcJ с кривой 2 —зависимостью
Л (О в режиме минимума энергосистемы.
Так как отсечка не срабатывает при внешних к.з., то условий воз-
врата предусматривать не надо и коэффициент возврата в выражении
(4.11) не учитывается. Ток срабатывания реле находится по выражению
(4.8). Чувствительность отсечки определяют по условию (4.9), где
4 min —ток’ проходящий через защиту при двухфазном к.з. вблизи места
установки защиты в минимальном режиме энергосистемы. Коэффици-
ент чувствительности должен быть не менее 1,2.
Токовая отсечка может применяться и в линиях с двусторонним пи-
танием. Достоинством токовой отсечки является ее простота и быстро-
действие, недостатком — наличие незащищенного участка вблизи шин
смежной подстанции Б — мертвой зоны £мз — в режиме максимума и
£'мз — в режиме минимума энергосистемы (см. рис. 4.5). Для ликви-
дации этого недостатка можно применить токовую отсечку с выдерж-
кой времени, выполняемую по схеме рис. 4.2. В этом случае защиту
АК1 (см. рис. 4.5) выполняют в виде двух токовых отсечек. Одна из
них, не имеющая выдержки времени, выбирается по условию (4.11).
Вторая, с выдержкой времени, имеет несколько меньшее значение 1СЗ и
срабатывает при повреждениях за шинами подстанции Б (в точке к2). В
этом случае повреждения в зоне будут отключаться без выдержки вре-
мени, а повреждения в более удаленных точках (вплоть до шин под-
станции Б)—с выдержкой времени. Возможно также сочетание токо-
вой отсечки и максимальной токовой защиты.
Токовые направленные защиты. В сетях с двусторонним питанием
и в кольцевых сетях максимальная токовая защита не может обеспечить
выполнение принципа селективности. В этих случаях применяют макси-
мальную токовую направленную защиту (рис. 4.6). Дополнительным эле-
ментом схемы в каждой фазе является реле направления мощности KW.
Его токовая катушка включена последовательно с катушкой реле тока КА
во вторичную цепь трансформатора тока соответствующей фазы, а ка-
тушка напряжения получает питание от трансформатора напряжения TV,
218
устанавливаемого, как правило, на шинах распределительного устрой-
ства. Контакты реле КА и KWв каждой фазе включены последователь-
но, следовательно, защита приходит в действие только при одновремен-
ном срабатывании реле тока и реле направления мощности (логическая
операция И). Таким образом, эта защита реагирует не только на значе-
ние, но и на фазу тока. Для защит высоковольтных сетей реле мощнос-
ти выбираются так, чтобы их действие происходило при направлении
мощности короткого замыкания от шин в линию.
Рис. 4.6. Схема максимальной токовой направленной защиты
Рассмотрим линию с двусторонним питанием, защиты выключате-
лей которой оборудованы максимальной токовой направленной защи-
той (рис. 4.7). Направления мощности, при которых срабатывают реле
KWна каждом из выключателей, обозначены короткими стрелками. В
соответствии с этими направлениями защиты на выключателях Q2, Q4,
Q6 реагируют на токи, протекающие через них от источника питания
ЭС1, азащиты на выключателях Q3, Q5, ^/реагируют на токи, проте-
кающие через них от источника питания ЭС2. Выдержки времени t ,, ty
t5, z7 защит соответственно на выключателях QI, Q3, Q5, ^/выбирают,
как для максимальных токовых защит по ступенчатому признаку с уве-
личением времени срабатывания по мере приближения к источнику пи-
тания ЭС2. Выдержки времени t2, t4, t6, ts соответственно защит на вык-
лючателях Q2, Q4, Q6, Q8 увеличиваются по мере приближения к ис-
точнику питания ЭС1. Такой принцип определения выдержек времени
направленных защит называется встречно-ступенчатым.
219
При к.3, в точке к могут прийти в действие только защиты на выключа-
телях Q2, Q4, Q5, Q7, поскольку для них направление мощности, при кото-
ром они могут сработать (короткие стрелки), совпадает с действительным
направлением мощности к.з. 51 и 52 (длинные стрелки). При этом наимень-
шую выдержку времени имеют защиты на выключателях Q4 и Q5. Поэто-
му при к.з. в точке к отключатся только эти выключатели, что и требует-
ся по принципу селективности. Аналогичным образом селективность
обеспечивается при повреждениях и на других участках линии.
Рис. 4.7. Схема и диаграмма, поясняющие принцип встречно-ступенчатого
распределения выдержек времени
Токи срабатывания защит и реле выбираются по выражениям (4.7), (4.8).
Кроме того, для сетей с глухо заземленной нейтралью защита должна быть
отстроена оттоков, возникающих в неповрежденных фазах при замыкании
наземлю. Максимальная токовая направленная защита трехфазных линий
устанавливается в двух или трех фазах. При этом реле направления мощно-
сти (с углом максимальной чувствительности 30° или 45°) в каждой фазе
включаются по так называемой 90-градусной схеме: катушка тока включа-
ется на фазный ток, а катушка напряжения—на междуфазное напряжение
двух других фаз. При трехфазном к.з. вблизи места установки защиты на-
пряжение в сети резко падает. Если напряжение U? подводимое к реле на-
правления мощности, при этом окажется слишком малым,то оно не срабо-
тает. Участок линии, к.з. на котором не вызывают действия реле направле-
ния мощности, называется мертвой зоной.
Наличие мертвой зоны, как и большие выдержки времени, особенно
вблизи источников питания, являются недостатками рассматриваемой за-
щиты. Эти недостатки могут быть исправлены, если совместно с макси-
мальной токовой направленной защитой применить токовую отсечку. Та-
220
кая защита широко используется в сетях напряжением до 35 кВ с двусто-
ронним питанием, а в ряде случаев как резервная и в сетях 110 и 220 кВ.
4.3. Дистанционная защита
Дистанционная защита, которая основана на использовании реле со-
противления, на границе срабатывания реагирует на отношение подве-
денных величин ILp^Lp- Врежимекороткого замыкания это отношение
при определенных условиях пропорционально сопротивлению^азьПТй»-
нии оТместа установки защитыдбмёстакороткого замыкания. Для обес-
печения селективности дистанционной защиты на линии, состоящей из
нескольких участков, ее выдержка времени t плавно или ступенчато по-
вышается с увеличением расстояния до места повреждения I к. Наиболее
часто применяют защиты со ступенчатой зависимостью t При-
менение в релейной защите полупроводниковых элементов позволяет по-
лучить реле сопротивления с плавно зависимыми характеристиками вы-
держки времени [19].
При ступенчатой зависимости t — /(^к) для линии, разделенной вык-
лючателями на несколько участков (рис. 4.8), защита AKZ1 имеет ха-
рактеристику 1, характеристика 2 принадлежит защите AKZ2, характе-
ристика 3—защите AKZ3. При к.з. в точке кЗ придут в действие защи-
ты AKZ1 и A KZ2,
но отключится
выключатель с за-
щитой AKZ2, по-
скольку после-
дняя имеет мень-
шую выдержку
времени для по-
вреждения в дан-
ном месте. Как
видно из рис. 4.8,
чем ближе место
повреждения к
источнику пита-
ния, тем меньше
Рис. 4.8. Схема и диаграмма, поясняющие распределение
выдержек времени
221
выдержка времени защиты, что является ее достоинством по сравнению
с максимальными токовыми защитами. Поскольку дистанционная защи-
та реагирует на отношение U к^, то зона ее действия, в отличие от
токовых защит, независит от сопротивления энергосистемы. Поэтому к
достоинствам дистанционной защиты относится и то, чтоее чувствитель-
ность и селективность не зависят отрежима работы энергосистемы.
Дистанционная защита^?)стоит из следующих основных органов:
пускового, дистанционного, направления мощности, выдержки време-
ни, блокировки. Пусковой орган запускает защиту при возникновении
к.з. Как правило, ^^выполняется в виде реле тока или реле полного
сопротивления. Дистанционной орган определяет удаленность коротко-
го замыкания и выполняется с помощью реле сопротивления. Орган
направления мощности применяется в линиях с двусторонним питани-
ем. Он позволяет срабатывать защите только при направлении мощнос-
ти к.з. от шин в линию. Использование в дистанционном органе направ-
ленных реле сопротивления с характеристиками, проходящими через
начало координат (окружность, эллипс, многоугольник, «замочная сква-
жина» и др.) исключает надобность иметь в защите отдельный орган
направления мощности. В органе выдержки времени используют реле
времени с различными выдержками времени. Блокировки предотвра-
щают неправильное действие защиты при отсутствии к.з. на защищае-
мой линии, при повреждениях в цепях U, а также при качаниях в сис-
теме [14-18, 45, 46]. '
В упрощенной схеме трехступенчатой дистанционной защиты (рис.
4.9) к пусковому органу в виде реле тока или реле сопротивления
KZ, а также к дистанционному органу в виде двух реле сопротивле-
ния KZ1 и KZ2 подводятся ток от трансформаторов тока ТА и на-
пряжение (7, от трансформатора напряжения TV. Сопротивление на
зажимах реле KZ, KZ1 и KZ2 равно Zp = LLpll.p- На каждом из них
устанавливается своя уставка срабатывания реле Zcj, Zc3i, Za2. Сра-
батывание реле KZ, KZ1 и KZ2 происходит при условии соответственно
p C3* P СЭР P csl
Рассмотрим работу защиты AKZ1, установленной на подстанции А и
воздействующей на выключатель Q1 (см. рис. 4.8). Уставка срабатыва-
ния Z(7| реле KZ1 этой защиты соответствует повреждению нарасстоянии
I' от места ее установки. Уставка срабатывания Znl реле XZ2 соответ-
ствует расстоянию Iм, зона действия пускового органа KZ равна 1т.
222
+ЕС -EC
От других
защит
Рис. 4.9. Трехступенчатая дистанционная защита
Пусковой орган KZ подает оперативное напряжение на контакты репе
KZ1 и KZ2, а также на катушку реле времени КТ2 (см. рис. 4.9). Выдер-
жку времени реле КТ1 принимают меньшей выдержки времени реле
КТ2. Обычно выдержку времени принимают 0,5 с для релеХТ/ и 1 с
для реле КТ2.
При к.з. в зоне lK < I' одновременно срабатывают реле KZ, KZ1 и
KZ2, однако отключение произведет реле KZ1 без выдержки времени.
При к.з. в зоне I' < 1К < £" в защите AKZ1 сработают реле KZ и KZ2.
Отключение произведет реле KZ2 через 0,5 с, так как выдержка времени
реле К.Т1 меньше, чем у реле КТ2. Если повреждение произойдет в зоне
I" < 1к < I"', то сработает только реле KZ и с помощью реле времени
КТ2 произведет отключение выключателя Q1 с выдержкой времен и 1 с.
Первая ступень дистанционной защиты действует на длине I', состав-
ляющей 70-80 % расстояния до шин смежной подстанции. Остальные
20-30 % этого расстояния и шины смежной подстанции защищены вто-
рой ступенью. Третья ступень резервирует защиту линий, отходящих от
шин смежной подстанции.
Токовые пусковые органы используют обычно в сетях с напряжени-
ем до 35 кВ при одностороннем питании, если обеспечивается коэффи-
циент чувствительности кч = 1,5-2 по отношению к минимальному току
к.з. в конце защищаемой линии. В линиях более высокого напряжения,
а также при двустороннем питании пусковые органы выполняют с по-
мощью реле сопротивления.
223
ЕА
кт(1а~1ьУ
K'S~b~^c^
—О кн—аЬ
__q Кн-Ьс
__л кн—са
Рис. 4.11. Структурная схема односистемного реле сопротивления
ются сигналы, пропорциональные разности фазных токов, а на вход ячейки
D2—сигналы, пропорциональные междуфазным напряжениям. Навы-
ходе ячейки D1 формируется постоянное напряжение, пропорциональ-
ное наибольшему, а на выходе ячейки D2 — наименьшему из входных
сигналов. Таким образом, нуль-орган ЕА сравнивает наибольшую из
разностей фазных токов Zmax с наименьшим из междуфазных напряже-
ний I7min. Условие срабатывания: кн |Z7min| кт|/тах|. Отсюда имеем:
—max
КТ -7
7 или zP^zcP-
(4.12)
Здесь =|Emin|/|ZnJ> zcp = кт/кн, гдект,к, -коэффициенты
пропорциональности. ,
Определим сопротивление на зажимах реле при трех- и двухфазных
коротких замыканиях в линиях с медными или алюминиевыми прово-
дами. При трехфазном к.з. все три разности фазных токов и три между-
фазных напряжения соответственно равны и сдвинуты на 120°. Если
ток трехфазного повреждения , то
| = |Л, - L„ I = |Zt -11 = - L,| =
Междуфазное напряжение в месте установки дистанционной защиты
^|=1&,1=|£Л1 = ^3)Ы',.
где |zj J —модуль удельного сопротивления прямой последовательности
1 км линии (на одну фазу); 1К — расстояние до места повреждения. В
этом случае:
Z(3)
(4.13)
—max
8 Релейная защита
225
При двухфазном коротком замыкании, например, между фазами а и
Ь, разность имеет наибольшее значение, следовательно,
Цтах | — |Ze “ Lb I= 2/£2). где I™—ток двухфазного короткого замы-
кания. Токи 1а и1Ь при таком виде повреждения сдвинуты на 180°. В
месте установки защиты междуфазное напряжение будет иметь наимень-
шую величину между поврежденными фазами. Поэтому
kmin | = fc, ~ U-ь | = 2<2)U К • В этом случае
^min
—max
42)
к —1 к _ /
l-ilv (4.14)
Таким образом, Z^3) = , т. е. при всех видах междуфазных ко-
ротких замыканий сопротивление на зажима^ односистемной защиты с
макси- и миниселекторами одинаково и пропорционально расстоянию
до места повреждения. По этому принципу выполняется дистанционная
защита типа ДЗ-10 для линий 6—10 кВ [16].
Для того, чтобы и при однофазных к.з. (в сетях с заземленной нейтра-
лью) сопротивление Zp на зажимах реле сопротивления было пропорцио-
нально уд аленности места повреждения, к реле надо подвод ить другие соче-
тания Up и 1р. Фазное напряжение U<£> в месте установки защиты при одно-
фазном замыкании наземлю, например фазы А, равно:
где U%, U*2, —напряжения прямой, обратной и нулевой после-
довательностей в месте к.з.;12\ —токи прямой, обратной и
нулевой последовательностей в поврежденной фазе; £|, z2, z0— со-
противления прямой, обратной и нулевой последовательностей повреж-
денной фазы; £ —расстояние от места установки защиты до места к.з.
При металлическом к.з. в месте повреждения имеем:
LLkI + ILk2 + LLkO = 0- Для трехфазной линии сопротивления прямой и
обратной последовательностей одинаковы z. = z2 [2], поэтому:
U^A =L\l)^+L2}^+Lo^-
В левую часть этого выражения добавим член = ® ИУЧ‘
тем, что /Р +1^2 += /р. Тогда после преобразований получаем:
й”
гдек = (т0-г|)/2|.
226
Подадим на реле сопротивления фазы А входные величины
UpA — U^ ^1рА= +-*Zo> Т0ГДа сопротивление Zp на зажимах реле
фазы А будет равно:
—Р —рА
gpA.
1рл
Й’ +«£>
т. е. пропорционально удаленности до места к.з.
Очевидно, что к реле сопротивления, установленным в фазах В и С,
необходимо подавать величины:
zp = zpB
У-В
Z — Z -
~Р ~РС /g^Zo'
/?+2£/0
При однофазном к.з. сработает реле сопротивления в поврежденной
фазе. Два других реле не сработают.
Вводимый в I дополнительный ток к 10 называется током компенса-
ции, а коэффициент к—коэффициентом компенсации. Ток/0 можетбыть
получен с помощью специального трансформатора тока нулевой после-
довательности, либо трех трансформаторов тока, установленных по од-
ному в каждой из фаз. При соединении их вторичных обмоток в звезду и
замыкании одной фазы наземлю в нулевом проводе протекает ток /0,
который можно завести в реле [16].
Рассмотрим принципывыборауставокзащиты AKZ1 наподсганцииЛ
(см. рис. 4.8). Первая ступень дистанционной защиты выполняется, как
правило, с помощью реле полного сопротивления, характеристика сра-
батывания которого приведена на рис. 3.33, б. Сопротивление срабаты-
вания защиты Zf3l при условии, что на участке А-Б нет отпаек, рассчиты-
вается как
z„i=|Z=l| = '-,/|. (4-15)
rfleZ] — модуль сопротивления прямой последовательности линии
А-Б-,ка = 0,8-0,9 — коэффициент запаса, учитывающий неточность
настройки, погрешности реле и измерительных трансформаторов.
Зона защиты второй ступени должна заходить за шины подстанции
Б, но не далее конца зоны первой ступени защиты AKZ2. В то же время
зона действия второй ступени защиты A KZ1 не должна распространять-
227
ся на к.з. за трансформаторами, присоединенными к шинам подстанции
Б. Во второй ступени также применяют обычно реле полного сопротив-
ления. Сопротивление срабатывания этой ступени выбирают, пользуясь
выражениями:
Za2 — |^ст2 | — КЛ (Z1 + Кз2Ктл%сз\)’
(4.16)
где Z'3l —модуль сопротивления срабатывания первой ступени защиты
A KZ2', Z( — модуль полного сопротивления прямой последовательности
линии А-Б; ZT — сопротивление наиболее мощного трансформатора, при-
соединенного к шинам подстанции Б; &NT —отклонение коэффициента
трансформации трансформатора от номинального; кА = 0,85-0,9—ко-
эффициент запаса; ктл — коэффициент токораспределения, равный /к2//к|;
кп—коэффициент распределения, равный (см. рис. 4.8).
Если к шинам подстанции Б подключен еще хотя бы один источник
питания,токи 1к\,1кг и различны. В качестве расчетного принимается
меньшее из двух значений, вычисленных по (4.16) и (4.17).
Выбранное значение ZcA проверяется по условиям чувствительности:
K4=ZC32IZ\>№- (4.18)
Уставка срабатывания третьей ступени (пускового органа) определя-
ется условиями отстройки (нечувствительности) от нагрузки нормаль-
ного режима работы. Если в качестве пускового органа применяется
реле тока, то уставка срабатывания вычисляется &ак и для максималь-
ной токовой защиты по выражению (4.7). Чувствительность проверяет-
ся по выражению (4.9) для к.з. в конце зоны резервирования. В первом
случае коэффициент чувствительности должен быть не менее 1,5, во
втором — не менее 1,25.
При использовании в качестве пускового органа реле полного со-
противления уставку срабатывания третьей ступени защиты Zcj3 находят
по выражению:
“A.max ZC33 ZH.min Z(*A )’ (4‘19)
где Z„ min — модуль наименьшего сопротивления, замеряемого защи-
той в нормальном режиме; ZK max — модуль сопротивления, замеряе-
мого защитой при к.з. в конце следующего участка (на шинах под-
228
станции В на рис. 4.8); к3 — коэффициент запаса, равный 1,15-1,25;
кв —коэффициент возврата, равный 1,05-1,15; кч — коэффициент
чувствительности, который должен быть не менее 1,2 при к.з. в конце
зоны резервирования.
Сопротивление нормального режима:
Z . =U /Л/ , (4.20)
и.mm H.mm v «.max’ ' '
где UH min — наименьшее значение линейного напряжения на шинах
подстанции в месте установки защиты; 1ц тах — максимальный ток
нагрузки.
Если условие (4.19) не выполняется, то в качестве пускового органа
применяют направленное реле сопротивления с характеристикой (см.
рис. 3.33, б), описываемой выражением ZCJ = Zramexcos(q> -а). Угол
а реле выбирают примерно равным фазовому углу <рЛ между током и
напряжением при к.з. (60-70°). В этом случае при к.з. защита будет
обладать наибольшей чувствительностью, которая характеризуется со-
противлением срабатывания Zcj — ZC3 max, так как <рА. = а. При значени-
ях угла<р?/ — 20-40°, соответствующих нормальному режиму, чувстви-
тельность защиты уменьшается. Уставку срабатывания выбирают по ус-
ловию:
^ч^к.птах
».min
кЛсоз(а-ф„)'
(4-21)
В длинных, сильно загруженных линиях для пусковых органов и
третьих ступеней дистанционных защит условие (4.21) может не выпол-
няться. В этих случаях применяют реле сопротивления со сложными
характеристиками в виде эллипса, многоугольника, «замочной сква-
жины» (см. рис. 3.50).
Сопротивление срабатывания реле, включенного на междуфазные на-
пряжения и разность фазных токов, вычисляется по выражению:
(4.22)
где Кт и К и—коэффициенты трансформации соответственно трансфор-
маторов тока и напряжения.
229
4.4. Взаимные связи в защитах
Индивидуальные защиты, установленные на разных концах защища-
емой линии или разных линиях, присоединенных к общим сборным ши-
нам, можно объединить взаимными связями в групповую защиту. Ki^n-
повой^угносцтся и такая защита. которая получает информацию о режиме
работы из различныхместзащищаемого объекта и воздействует одновре-
менно на все выключатели, присоединяющие этот объект к источникам
питания. Распространение нашли логические взаимные связи, при кото-
рых обработка информации, получаемой из различных мест защищае-
мого объекта или от различных защит, осуществляется с помощью эле-
ментарных логических операций НЕ, И, ИЛИ, ЗАПРЕТ, ВРЕМЯ.
Защита с взаимными связями должна, очевидно, иметь блок анали-
за информации. В некоторых простейших случаях роль такого блока
могут выполнять измерительные органы защиты, однако болеессмгер-,
шенные защитырсушествдяют анализ информаццц_Д-ДОгическои час-
ти. Сигналы, которые поступают в блок анализа информации, могут
"иметь аналоговую, дискретно-аналоговую и дискретную формы.
С их помощью можно сравнивать направление мощности, значе-
ния токов, состояние изйерйтульных органов индивидуальных защит
в р"азличныхточках защищаемого объекта. Возможно также исполь-
зовать информацию от вспомогательных контактов выключателей и
разъединителей, шифраторов и дешифраторов автоматизированных
систем управления, от датчиков неэлектрических величин.
Защиты с аналоговой связью. Такие защиты сравнивают текущую
информацию (аналоговые сигналы) о режимах работы, получаемую,
например, от трансформаторов тока, установленных на разных кон-
Рис. 4.12. Структурная схема защиты с
аналоговой взаимной связью
цах объекта или разных объектах.
В схеме защиты (рис. 4.12) ко вто-
ричным обмоткам трансформато-
ров тока ТА1 и ТА2 присоедине-
на схема сравнения СС. Если вто-
ричные токи трансформаторов
тока одинаковы и совпадают по
фазе, то схема СС не срабатывает.
При неравенстве токов или несов-
падении их фаз она срабатывает и
230
с помощью выходного органа ВО производит откщонеци^обоихвык-
лючателеЙ^^И-^ /Такой принцип широко используют в так называе-
мых дифференциальных защитах.
Защиты с дискретно-аналоговой связью. При этом виде связи
предполагается, что аналоговые сигналы от всех объектов подсистемы,
с которыми данный элемент осуществляет взаимную связь, несущие
текущую информацию о режиме работы своего объекта, поступают пред-
варительно на макси- или миниселектор. Максиселектор пропускает на
выход тот из входных сигналов, который является наибольшим, а мини-
селектор—тот, который является наименьшим. Сигнал, прошедший
через макси-или миниселектор, поступает далее на схему сравнения,
где сопоставляется с аналоговым сигналом датчика защиты данного
объекта.
Для упрощения на структурной схеме защиты с дискретно-аналого-
вой поперечной связью (рис. 4.13,а) полностью показаны соответству-
ющие блоки только для двух присоединений к шинам, поскольку для
всех остальных присоединений (при любом их числе) защита выполня-
ется аналогично.
231
Релейная защита первого присоединения, например, линии, получа-
ет информацию от трансформаторов тока ТА1 и напряжения TV1. Эти
трансформаторы снабжают информацией измерительные схемы ИС1 и
ИС2, формирующие соответствующие аналоговые сигналы^ и Х2 Сиг-
нал X] поступает на один из входов схемы сравнения СС1. На второй
вход схемы СС1 поступает сигнал, прошедший через селектор D1. Сиг-
нал Х2 поступает на один из входов схемы сравнения СС2. На второй
вход этой же схемы подается сигнал, прошедший селекцию в селекто-
ре D2. На входы селекторов D1 и D2 поступают аналоговые сигналы Xt
от измерительных схем ИС защит всех остальных линий, присоединен-
ных к общим шинам (кроме своей).
Если в качестве D1 используется максиселектор, то схема сравне-
ния СС1 срабатывает, если сигнал Xt, поступающий на один из ее вхо-
дов, будет больше, чем любой из сигналов X., прошедший через D1 и
поступающий на второй вход СС1. В том случае, когда в качестве D1
используется Миниселектор, схема сравнения СС1 срабатывает, если
сигнал Xt меньше любого из сигналов X., прошедших через D1 и по-
ступающих на второй вход СС1. То же относится к схеме сравнения
СС2 и селектору D2. Таким образом, если, например, в качестве D1 и
D2 применены максиселекторы и сигнал Х{ больше любого из сигна-
лов Хр поступающего через D1 на второй вход схемы СС1, эта схема
сравнения сработает и подаст сигнал в логическую часть защиты ЛЧ1,
которая с помощью своего выходного органа отключит первое присое-
динение.
Аналогично построены защиты второго и всех других присоедине-
ний, объединяемые в групповую защиту.
Для приведенной структурной схемы в принципе безразлично, что
подразумевается под аналоговыми сигналами. Они могут быть пропор-
циональны току линии, сопротивлению, мощности и т. д. Если сравнива-
ются токи, то D должен быть максиселектором, если же сравниваются,
например, отношения напряжения к току линии, то—миниселектором.
Нетрудно убедиться, что защита с дискретно-аналоговой взаимной
связью, примененная для параллельных линий, обеспечивает отключение
iTQgbKO одной поврежденнойлинии. При этом число параллельных линий,
их параметры и загрузка могутбыть любыми. Вблизи шин смежной под-
станции имеется зона каскадного действия, как и при поперечной диффе-
ренциальной защите. Логические уравнения защиты имеютвид:
232
или
(4.23)
(4.23')
где Fk—сигнал на выходе схемы сравнения ССк защиты линии к\ Хк —
сигнал на выходе измерительной схемы ИСк защиты той же линии; X] —
сигнал на выходе схемы ИСл защиты линии номер i; п — число линий,
включенных в групповую защиту; V—знак логической операции ИЛИ.
Выражение (4.23) применимо для схемы с максиселектором, выра-
жение (4.23')— для схемы с миниселектором. Макси- (рис. 4.13, б) и
миниселекторы (рис. 4.13, в) можно выполнять, например, на основе
схем сравнения выпрямленных напряжений. В максиселекторе нуль-
орган ЕА откроется только в том случае, если сигнал Хк будет больше
любого из сигналов Хг В миниселекторе нуль-орган ЕА закроется толь-
ко в том случае, если сигнал Хк будет меньше любого из сигналов Хг
При сравнении токов защищаемых линий с помощью максиселектора
необходимо, чтобы ток в неповрежденной линии с учетом ее нагрузки
был меньше тока к.з. поврежденной линии.
Защиты с дискретной взаимной связью. Логическая часть такой
защиты оперирует только дискретными сигналами. По своим возмож-
ностям защита с дискретной поперечной связью является более универ-
сальной, чем рассмотренные выше.
Измерительные органы 1И01,1И02,2И01,2И02 рассматриваемой
защиты (рис. 4.14), состоящие из измерительной схемы и схемы сравне-
ния (последняя определяет уставку срабатывания), получают информа-
цию о режимах или состоянии защищаемого присоединения (линии) либо
от трансформаторов тока TAI, ТА2, либо от трансформаторов напряже-
ния TV1, TV2, либо оттех и других одновременно. Выходной сигнал из-
мерительных органов—дискретный, т. е. он существует, когда этот орган
сработал, и не существует, если он не сработал. Отключение данного
233
Рис. 4.14. Структурная схема защиты с дискретной взаимной связью
присоединения может произойти только в том случае, если имеется
сигнал от своей измерительной схемы и отсутствуют сигналы от
защит других присоединений.
В структурной схеме для упрощения полностью показаны ло-
гические связи только для двух линий (присоединений) из общего
числа п, объединенных взаимными связями. Рассмотрим взаимо-
действие элементов схемы для одной линии, защита которой по-
лучает информацию от TV1 и ТА1. Измерительный орган 1И01
является пусковым. При его срабатывании на выходе появляется
сигнал = 1. Сигнал А’"1 подается на вход ячейки ЗАПРЕТ(1D2).
Сигналы от всех линий, включенных в групповую защиту, по-
ступают на ячейку JD3 и далее на JD2. Если на входе ячейки 1D3
нет ни одного из сигналов Xl (VXi = 0),то ячейка 1D2 открывается
и на ее выходе появляется сигнал Fv который проходит в выход-
ной орган защиты данной линии и производит ее отключение. Если
же при наличии сигнала Х} существует хотя бы один из сигналов
%= 1, то ячейка 1D2 запирается и = 0. Линия не отключается.
Аналогичным образом выполнена защита всех других линий
в группе. Поперечную связь, если в этом появляется необходи-
мость, можно вводить лишь на определенное время.
Рассмотрим свойства и особенности групповой защиты с дискрет-
ной поперечной связью (рис. 4.15). Пусть к шинам подстанции Л через
234
Рис. 4.15. Электрическая сеть с параллельными линиями
индивидуальные выключатели присоединено п линий, объединенных
групповой защитой. Каждая линия с обеих сторон связана с источника-
ми питания.
1-й с л у ч а й. В групповой защите, структурная схема которой
приведена на рис. 4.14, замкнуты контакты К1, КЗ, К4, Кб, а контакты
К2 и К5 разомкнуты. Измерительные органы 1И01,2И01,..., пИ01 —
ненаправленные. В качестве измерительных органов 1И02, 2И02,...,
пИ02 используются устройства с действием (срабатыванием) при на-
правлении мощности от шин в линию. В этом случае отключение защи-
ты возможно только при повреждении «за спиной», например, в точке
к1 (см. рис. 4.15), причем отключаются одновременно все присоедине-
ния на подстанции А. В самом деле, при повреждении в данной точке
сработают измерительные органы 1И01,2И01,.... пИ01 всех линий (см.
рис. 4.14), но ни один из органов 1И02, 2И02,..., пИ02 не сработает,
так как для них направление мощности при к.з. в точке к1 противопо-
ложно тому, при котором они срабатывают. Все сигналы У. при этом
отсутствуют и ячейки 1D2,2D2,.... nD2 защит всех линий отпираются,
позволяя сигналам 2Ск пройти на выходные органы 1ВО,2ВО,...,пВО.
Логическое уравнение, характеризующее работу защиты:
(4.24)
где чертой обозначена логическая операция отрицания.
2-й с л у ч а й. В групповой защите (см. рис. 4.14) контакты К2-К5
замкнуты, а контакты К1 и Кб разомкнуты. Остальные условия те же.
Срабатывание защиты может произойти только при повреждении на
235
линии, например, в точке к2 (см. рис. 4.15). При этом со стороны под-
станции А отключается один лишь выключатель поврежденной линии.
Разрешение на срабатывание защиты поступает только для той линии, у
которой направление мощности не совпадает с направлением мощнос-
ти во всех других присоединениях. Логическое уравнение, характери-
зующееработу защиты,
п
п
(4.25)
i=i
i*k
3-й с л у ч а й. В групповой защите контакты КЗ и К4 замкнуты, а
остальные разомкнуты. Остальные условия те же. Срабатывание защи-
ты данной линии происходит в двух случаях: а) при повреждении, на-
пример, в точке к!—одновременно отключаются все выключатели груп-
пы; б) при повреждении на линии, например, в точкек2, отключается
выключатель только одной поврежденной линии. Логическое уравне-
ние, характеризующее работу защиты,
п
(4.26)
Таким образом, 3-й случай соединяет в себе свойства двух предыду-
щих. Дополнительным преимуществом здесь является то, что измери-
тельные органы 1И01 и 1И02 первой линии могут быть в принципе заме-
нены одним. То же самое относится и ко всем другим линиям. В таком
случае поперечная связь будет контролировать не физические параметры
режимов работы линии,атолько состояниелусковых органов защиты.
Поперечная связь, действие которой определяется выражениями
(4.25) и (4.26), может быть использована для защиты любого числа
параллельных линий, имеющих неодинаковые параметры и нагрузки.
Действие защиты при повреждении в точке к2 (см. рис. 4.15) рассмат-
ривалось выше. При к.з. в точке кЗ со стороны подстанции А срабаты-
вает защита только поврежденной линии, поскольку для остальных при-
соединений это повреждение находится за пределами зоны действия ор-
ганов 1И01,2И01,.... пИ01. При повреждении в зоне каскадного дей-
ствия т, например, в точке к4, на подстанции А срабатывают одновре-
236
менно измерительные органы всех линий. При этом ячейки 1D2,2D2,...,
nD2 защит всех линий со стороны подстанции А оказываются закрыты-
ми и ни одна из линий сигнала на отключение не получает. Однако пос-
ле отключения поврежденной линии со стороны подстанции Б измери-
тельные органы 1И01,2И01,.... пИ01 защит всех линий, присоединен-
ных к подстанции Л, кроме поврежденной, возвращаются в исходное
состояние, снимая запрещающий сигнал с ячейки 1D2 поврежденной
линии и последняя отключается каскадно.
4-й случай. Рассматривается продольная связь защит одной
линии со стороны подстанций А и Б (см. рис. 4.15). В этом случае TV1
иТА1 (см. рис. 4.14) относятся к одному концу линии, a TV2 иТА2—
к другому. Поэтому сигналы ^ отсутствуют. Контакты К1, К2, К5, Кб
замкнуты, а КЗ и ^разомкнуты. При этом
Fk = X'k (Xi + ~Xi) = Х'кХхХг = 1. (4.27)
По этому принципу работают высокочастотныеззшить! линий, рас-
сматриваемые ниже.
5-й с л у ч а й. Рассматривается продольная связь защит одной ли-
нии со стороны подстанции А и Б. Контакты КЗ и К4 замкнуты (см.
рис. 4.15), остальные контакты разомкнуты, а вместо ячеек ЗАПРЕТ
(1D2, 2D2) использованы ячейки ИЛИ. В этом случае 1ВО отключится
либо от своего сигнала Хх, либо от сигнала защиты другого конца
линии Ху. Логическое уравнение, характеризующее работу защиты,
Fk =Х;+Х2=1.
(4.28)
По такому принципу работает защита контактной сети с телеблоки-
ровкой.
4.5. Дифференциальные защиты
Продольная токовая дифференциальная защита сравнивает значения
токов по концам защищаемой линии (рис. 4.16). В начале линии у под-
станции Лив конце линии у подстанции Б устанавливают трансформато-
ры тока ТА 1 и ТА2 с одинаковыми коэффициентами трансформации. Вто-
ричные обмотки трансформаторов соединяются двухпроводной линией,
ккоторой подключено релетокаАЛ. Ток в реле= 721 -J22. При сраба-
тывании реле подается сигнал на отключение выключателей Q1 и Q2.
237
Рис. 4.16. Продольная дифференциальная защита линии
При к.з. в линии на участке между трансформаторами тока, напри-
мер, в точке к1, ток в реле равен сумме вторичных токов и реле сраба-
тывает. Если питание линии одностороннее, например, со стороны шин
Б линия отключена, то при к.з. в точке к1 по линии протекает только ток
/ц.Ток/21 практически целиком проходит по обмотке реле КА, не от-
ветвляясь в трансформатор тока ТА2, у которого 722 = 0, и реле сраба-
тывает. Это объясняется тем, что при отсутствии тока в первичной об-
мотке трансформатора тока сопротивление его вторичной обмотки оп-
ределяется, главным образом, сопротивлением ветви намагничивания,
которое много больше сопротивления обмотки реле.
В нормальном режиме и при внешних к.з., т. е. при замыканиях за
пределами зоны между трансформаторами тока, например, в точке к2,
через реле протекает разность вторичных токов. Так как в этом режиме
Z2) = Z22, ток в реле равен нулю. Защита, следовательно, реагирует на
внутренние и не реагирует на внешние к.з. и токи нормального режима,
т. е. она обладает абсолютной селективностью.
Вследствие погрешностей трансформаторов ТА их вторичные токи
неодинаковы, поэтому в нормальном режиме через реле протекает ток
небаланса. Ток срабатывания реле выбирают больше тока небаланса.
Однако при внешних к.з. ток небаланса резко увеличивается и может
привести к ложному срабатыванию защиты. Чтобы этого не произош-
ло, реле включают через промежуточные быстронасыщающиеся транс-
форматоры или применяют дифференциальное реле с торможением [17].
Недостатком защиты является необходимость в соединительных про-
водах и системе контроля их исправности, что увеличивает ее стоимость
и снижает надежность. Поэтому защита применяется лишь в линиях 110-
220 кВ длиной до 10-15 км. Более подробные сведения содержатся в
[17, 19].
238
Поперечная токовая дифференциальная защита сравнивает токи од-
ноименных фаз в двух параллельных линиях, присоединенных к общим
шинам (рис. 4.17). Трансформаторы тока обеих линий имеют одинако-
вые коэффициенты трансформации. Релетока КА и токовая обмотка реле
направления мощности KW1 и KW2 включаются на разность токов вто-
ричных обмоток трансформаторов ТА1 и ТА2. При нормальном режиме
работы и при внешних к.з., например в точке к2, токи в обеих линиях
равны, ток через реле не протекает и защита не срабатывает. Из-за по-
грешностей трансформаторов тока в действительности даже при нор-
мальном режиме через реле протекает небольшой ток небаланса. Ток
срабатывания реле выбирают больше тока небаланса.
При к.з. на одной из линий в зоне защиты (между трансформатора-
ми тока присоединений линии к шинам А и Б), например в точке к1,
равенство токов в линиях нарушается: ток через выключатель Q1 бу-
дет большетока через выключатель Q2. Если разность вторичных то-
ков трансформаторов ТА окажется больше тока срабатывания реле КА,
то оно сработает и (через контакты реле KW1 или KW2) отключит по-
врежденную линию. Два реле направления мощности необходимы
Рис. 4.17. Поперечная дифференциальная защита линии
239
Дистанционные защиты могутиметь трех-, двух- и односистемное
исполнение. В трехсистемных защитах реле KZ, KZ1 и KZ2 (см. рис.
4.9) устанавливают во всех трех фазах. Для того, чтобы при любом
двух- и трехфазном к.з. сопротивление Zp было пропорционально рас-
стоянию до места к.з., эти реле включают на междуфазные напряжения
и разности одноименных фазных токов. Если, например, к реле подво-
дится напряжение.^, =1/,Л’Т0 ток должен быть/р — Ja
Рис. 4.10. Схема включения трехсистемных дистанционных защит
Для получения разности фазных токов можно трансформаторы тока
соединить в треугольник (см. рис. 2.11, в). Однако более часто применя-
ется схема включения трансформаторов тока в звезду. В этом случае реле
сопротивления подключаются к ним через трансреакторы (рис. 4.10).
Трехсистемные защиты требуют большого числа реле: они сложны и гро-
моздки. Для уменьшения числа реле применяют двухсистемные и одно-
системные схемы включения дистанционных органов. Однако при таких
системах необходимо осуществлять переключение цепей тока и напряже-
ния в зависимости от вида повреждения [16,17]. Недостатком защите
переключением является наличие контактов в цепях тока и напряжения,
что снижает их надежность.
Односистемное реле сопротивления, одинаково чувствительное ко
всем видам многофазных повреждений, можно получить, включая
нуль-орган ЕА (рис. 4.11) через логические ячейки D1 (максисе-
лектор) и D2 (миниселектор). На вход ячейки D1 пода-
224
для определения той линии, на которой произошло к.з. Такая же за-
щита установлена со стороны шин подстанции Б.
Поперечная направленная токовая дифференциальная защита имеет
две мертвые зоны: в начале линии и в конце. Мертвая зона по напряже-
нию в начале линии обусловлена малым напряжением, подводимым к
реле мощности при близких трехфазных к.з. Эта зона перекрывается,
как правило, токовой отсечкой. Мертвая зона по току в конце линии
связана с тем, что при к.з. вблизи шин противоположной подстанции
токи в линиях различаются незначительно и ток в реле КА оказывается
меньше тока срабатывания.
При двустороннем питании параллельных линий к.з. в мертвой зоне
по току отключается каскадно. Пусть, например, точка к1 расположена
вблизи выключателя Q3 в мертвой зоне поперечной защиты выключате-
лей Q1 и Q2. Поскольку к.з. произошло близко от выключателя Q3,
последний отключится под действием своей поперечной дифференци-
альной или какой-либо другой защиты. После его отключения ток к.з.
через выключатель Q2 протекать не будет и равенство токов в выключа-
телях Q1 и Q2 нарушается. Дифференциальная защита отключит вык-
лючатель Q1. Таким образом, выключатели Q3 и Q1 отключаются по-
очередно (каскадно).
При отключении одной из параллельных линий поперечная диффе-
ренциальная защита должна автоматически выводиться из работы, ина-
че она неселективно отключит неповрежденную линию. Это осуществ-
ляется вспомогательными контактами выключателей Q1 и Q2, включен-
ными последовательно с контактом реле КА. Поэтому каждая из линий
должна иметь еще и резервную защиту. Поперечная дифференциальная
защита широко используется в сетях 35-110 кВ [17,19,24]. Примеры
выбора уставок дифференциальных защит линий приведены в [16,17,
47].
4.6. Высокочастотные защиты
Высокочастотные защиты применяют, главным образом, надоста-
точно протяженных линиях напряжением 110 кВ и выше. Они являются
быстродействующими и осуществляют логическую продольную связь
между защитами, установленными на разных концах линии, по высоко-
240
частотному каналу. В качестве последнего используются провода за-
щищаемой линии или специальный кабель.
Измерительный орган защиты ИО (рис. 4.18) получает информацию
орежимеработызащищаемойлинииоттрансформаторатока ТА итранс-
форматора напряжения TV. Логическая частьЛЧзащиты сравнивает
сигналы, полученные от своего ИО, с сигналами, получаемыми от ИО
противоположного конца линии и, в зависимости от результатов срав-
нения, выдает или не выдает команду на отключение выключателя свое-
го присоединения. Передача сигналов на противоположный конец ли-
нии и, соответственно, прием сигналов осуществляется приемопере-
датчиками ПП, например, по каналу связи «фаза—земля», в котором в
качестве прямого используется один из проводов защищаемой линии, а
в качестве обратного—земля. Приемопередатчик, работающий на фик-
сированной частоте в диапазоне 50-300 кГц, присоединяется к линии
через фильтр ФПм конденсатор связи С. С тем, чтобы сигналы приемо-
передатчиков данного участка линии не вышли за ее пределы, по кон-
цам линии устанавливаются заградительные фильтры ЗФ.
В зависимости от выполнения логической части различают направ-
ленную защиту с высокочастотной блокировкой, дифференциально-фаз-
ную высокочастотную защиту [16,17,48] и телеотключение (телебло-
кировку) [17, 28, 49].
Направленная защита реагирует на направление мощности по кон-
цам защищаемого участка. Измерительный орган ИО защиты срабаты-
вает лишь при направлении мощности от шин в линию (сплошные стрелки
на рис. 4.18), что соответствует повреждениям, находящимся в зоне
защиты между трансформаторами тока правого и левого концов линии,
например, в точке к1. В этом случае 7777 в работу не включается, а вык-
241
лючатели Q2n Q3 отключаются. Если же повреждение произойдет вне
пределов зоны защиты, например, в точке к2, то направление мощности
на правом конце линии изменится (штриховые стрелки). Измеритель-
ный орган правого конца линии не сработает и выключатель Q3 не от-
ключится, а приемопередатчик будет передавать на левый конец линии
блокирующий сигнал. На левом концелинии ИО сработает, однако ЛЧ
не отключит выключатель Q2, так как с противоположного конца линии
поступил блокирующий сигнал.
Дифференциально-фазная защита сравнивает фазы токов по кон-
цам защищаемой линии. Если принять за положительное направление токов
от шин в линию (сплошные стрелки на рис. 4.18), то при к.з. в зоне
защиты, например, в точке к1 токи на концах линии совпадают по фазе, а
при к.з. вне зоны защиты, например в точке к2, они сдвинуты на 180°.
В течение положительного полупериода тока в линии работают пере-
датчики на обоих концах линии и посылают на приемники как своего,
так и противоположного конца запрещающие сигналы. В течение отри-
цательного полупериода тока передатчики не работают, следовательно,
запрещающих сигналов нет, и защита может сработать.
Если повреждение произошло за пределами зоны защиты, напри-
мер, в точке к2 (см. рис. 4.18), то фазы токов по концам линии сдвину-
ты на 180° и положительные полуволны этих токов во времени не со-
впадают. Поэтому в течение одного полупериода будет работать левый
передатчик, в течение второго — правый, следовательно, по линии не-
прерывно будет проходить высокочастотный сигнал, который блокирует
(запрещает действие) защиту на обоих концах линии. При к.з. в зоне
защиты, например, в точке к1, фазы токов одинаковы и положительные
полуволны их на концах линии во времени совпадают. Поэтому оба пе-
редатчика будут работать одновременно в течение одного полупериода
тока и не работать — в течение другого. Высокочастотный сигнал в
линии будет прерывистым с паузами через каждый полупериод промыш-
ленной частоты. Во время пауз блокирующий сигнал исчезнет и защиты
по концам линии отключат соответствующие выключатели.
Система телеотключения (телеблокировка) применяется в тех
случаях, когда зона действия защит на выключателях Q2 и Q3 меньше,
чем расстояние между концами защищаемой линии. Если, например,
точка к! находится вблизи левого конца линии, то выключатель Q2 сво-
ей защитой отключится, а защита на выключателе Q3 в этом случае не
242
сработает из-за недостаточной чувствительности. Система телеотклю-
чения исправляет этот недостаток. При срабатывании защиты на одном
конце линии приходит в действие передатчик этой защиты и передает на
другой ее конец сигнал, вызывающий отключение выключателя, защита
на котором не сработала. Такая система применяется в устройствах за-
щиты контактных сетей, причем в качестве линии связи используются
каналы телемеханики. Приемопередатчик в этом случае работает на фик-
сированной частоте в диапазоне 2-3 кГц [27,28].
4.7. Защиты от замыканий на землю
В сетях с заземленной нейтралью замыкание одной или двух фаз
на землю является коротким замыканием. Такие сети называют сетями
с большим током замыкания на землю, в них наибольшее распростра-
нение получила защита, реагирующая наток и мощность нулевой пос-
ледовательности. Ее достоинствами является относительная простота и
то, что она не реагирует на токи нагрузки, т. е. ее не нужно отстраивать
оттоков нормального режима и перегрузок и можно выполнить более
чувствительной, чем защиты, реагирующие на фазные токи.
Токи нулевой пбследовательности при замыканиях на землю появ-
ляются в сети, где трансформаторы имеют заземленную нейтраль, при-
чем через обмотки трансформатора, если они не имеют заземленных
нулевых точек, ток нулевой последовательности со стороны одного на-
пряжения на сторону другого напряжения не проходит. Если заземлена
нулевая точка трансформатора только с одной стороны линии, то при
замыкании на землю ток нулевой последовательности проходит на уча-
стке между местом повреждения и заземленной нейтралью. В этом слу-
чае используется максимальная токовая защита нулевой последователь-
ности, выполненная по схеме, приведенной нарис. 2.16.
Ток срабатывания реле выбирается по условию
Iср Кз^н^б.тзх. ’ (4.29)
где кз — коэффициент запаса, равный 13-1,5; 7„б. тах — максимальное
значение тока небаланса в реле, определяемое неидентичностью харак-
теристик трансформаторов тока в нормальном режиме или режиме к.з.
243
В нормальном режиметок небаланса находят измерением. Ток сра-
батывания защиты вычисляют как произведениетока срабатывания реле
на коэффициент трансформации трансформатора тока. Если линия де-
лится научастки выключателя ми,то время срабатывания защиты нуле-
вой последовательности на каждом из них выбирают как для макси-
мальных токовых защит (см. п. 4.2).
К сети с большими токами замыкания на землю может быть подклю-
чено несколько трансформаторов с заземленными нейтралями. Ток ну-
левой последовательности разветвляется от места повреждения между
нейтралями обратно прдпорционапьнР сопротивлениям их ветвей. Се-
лективное действие защиты от замыканий на землю в этокНлу чае обес-
печивается максимальной направленной защитой нулевой последова-
тельности. Такая защита выполняется с одним реле тока и одним реле
направления мощности, аналогично схеме рис. 4.6, в которой в каче-
стве трансформатора тока ТА используется фильтр токов нулевой пос-
ледовательности (см. рис. 2.16), а напряжение Up подается от транс-
форматорного фильтра напряжений нулевой последовательности (вы-
воды al, xl на рис. 2.19), подключенного к шинам. При таком включе-
нии реле направления мощности /Среагирует на мощность нулевой
последовательности.
Для ускорения отключения замыканий на землю могут применяться
токовые отсечки нулевой последовательности. Принцип действия их тот
же, что и токовых отсечек, реагирующих на фазные токи.
Защиты нулевой последовательности широко используются в сетях
110 кВ и выше [16, 17, 41].
В сетях с изолированной нейтралью замыкание на землю одной
фазы не вызывает короткого замыкания. Такие сети называются сетя-
ми с малым током замыкания на землю. Рассмотрим векторные диаг-
раммы сети с изолированной нейтралью (рис. 4.19, я и б), полагая для
упрощения, чтсцшрузка линии отключена, а распределенныеемкости
фаз заменены сосредоточенными СА, Св, Сс. В нормальном режиме
напряжения фаз А, Ви Спо отношению к земле равны U_A, Ub,Uc.3t:h
напряжения образуют симметричную звезду, поэтому напряжение
нейтрали N относительно земли равно нулю. Фазные напряжения вы-
зывают протекание токов через емкости СА, Св, Сс. Векторы этих то-
ков опережают векторы соответствующих напряжений на 90° (рис.
4.19, б). Обычно принимают, что емкости СА, Св, Ссфаз относительно
244
ж)
Рис. 4.19. Схемы и векторные диаграммы, соответствующие замыканию сети
с изолированной нейтралью на землю
245
земли одинаковы и равны С. Емкостное сопротивление фазы по отно-
шению к земле Хс = 1 / соС. Это сопротивление во много раз больше
активного и индуктивного сопротивлений линии, поэтому при вычис-
лении токов, протекающих через емкости фаз, последними пренебре-
гают.
В этом случае 1Л = /о>СС/л, /д = j(£>CU_B, = joCU_c. Геомет-
рическая сум ма тщхдоков равна нул^р, поэтому ток в.земле в нормаль-
номрежиме отсутствует.
При замыканииТ5?щойфазы, напримед^фазы А, на землю в точкек
(рис. 4.19, в) напряжение ее относительно земли становится равным
нулю. Напряжение же двух неповрежденных фаз В и Сотносительно
земли Ц'в и U^. становится равным напряжению этих фаз относительно
фазы, замкнувшейся на землю: соответственно UBA и U_CA (см. рис. 4.19, г).
Из векторной диаграммы видно, что напряжение нейтрали по отноше-
нию к земле UN = -U_A.
Под действием напряжений UB и U’c через емкости Св и Сс
(см. рис. 4.19, в) протекают токи 1^, опережающие соответствую-
щие напряжения на 90°. Через емкость СА ток не течет, так как напряже-
ние фазы А относительно земли равно нулю. Напряжения неповрежден-
ных фаз относительно земли возрастают до линейных, т. е. увеличива-
ются в у/з раз, поэтому токи/д и также увеличиваются в у/з раз по
сравнению с токами /д и 1^.
Ток/^в месте повреждения равен взятой с обратным знаком геомет-
рической сумме токов и 1^. Как следует из векторной диаграммы рис.
4.19, г, угол между векторами Гв и 7^. равен 60°. Поэтому модуль векто-
ра Д в у/з раз больше, чем модуль вектора7^ или 1^. Учитывая, что
последние в свою очередь в у[з раз больше емкостного тока фазы при
нормальном режиме, получаем
73 = [La —~{Ив + LLc} = = (4.30)
где U—линейное напряжение сети.
Ток замыкания на землю, как правило, невелик. Тем не менее дли-
тельное протекание этого тока в месте повреждения может нарушить
изоляцию и замыкание на землю перерастет в междуфазное к.з. Кроме
того, возрастание напряжения неповрежденных фаз относительно зем-
ли в раз, которым сопровождается замыкание на землю, увеличи-
246
вает вероятность повреждения междуфазовой изоляции и появления
двойных замыканий на землю (замыкание на землю различных фаз в
разных точках сети). В последнем случае напряжения прикосновения
достигают недопустимых по условиям электробезопасности значений.
Поэтому ток замыкания на землю в сетях 6,10 и 35 кВ не должен пре-
вышать соответственно 30,2о н,10 АГЁсли ток замыкания на землю
превышает указанные величины, то нейтраль Nтрансформатора зазем-
ляется через дугогасящую катушку (индуктивность), что ведет к сни-
жению емкостного тока.
При малых (5 А и менее) токах замыкания на землю допускается в
течение некоторого времени не отключать поврежденную линию, за ис-
ключением ряда сетей (например, на торфоразработках, а также линий
продольного электроснабжения, прокладываемых по опорам контактной
сети), где по условиям электробезопасности или безопасности движения
поездов все однофазные замыкания должны немедленно отключаться.
Замыкание на землю может быть глухим, однако, чаще всего оно
происходит через значительное переходное сопротивление. В последнем
случае напряжение поврежденной фазы до нуля не снижается, а в не-
поврежденных фазах оно возрастает менее чем в у/з раз. Поэтому в
таком режиме напряжение нулевой последовательности имеет величину
меньше фазного напряжения.
В установившемся режиме ток замыкания на землю содержит выс-
шие гармоники из-за несинусоидальности фазных токов, вызванной
токами намагничивания трансформаторов и нелинейной нагрузкой.
При замыкании фазы на землю возникает переходной процесс, связан-
ный с волновым характером разрядаемкостдповрежденной фазы изаряда
емкостцповрежденных фаз, при этом возникаютвысокоЧастотнБге состав-
ляющие. Если замыкание носит перемежающийся характер (дуга в месте
повреждения то зажигается, то гаснет), могут возникать значительные пе-
ренапряжения, опасные для изоляции сети и потребителей.
Поскольку ток 1з, как правило, значительно меньше токов между-
фазных коротких замыканий и даже меньше токов нормального режи-
ма,™ максимальныетоковыезащитыктоку/зоказываются нечувстви-
тельными. Для контроля за наличием замыкания одной фазы на землю
применяют неселективную сигнализацию, а для защиты используют то-
ковую защиту нулевой последовательности, направленную токовую за-
щиту нулевой последовательности и ряд других менее распространен-
ных защит [16, 17, 19, 24].
247
Сигнализацию о замыкании одной фазы на землю можно осуще-
ствить с помощью реле напряжения, подключенного к трансформатор-
ному фильтру напряжений нулевой последовательности (точки al и х1
на рис. 2.19). Такая сигнализация является неселективной, т. е. она не в
состоянии определить, на какой из подключенных к шинам линий про-
изошло замыкание на землю. Можно также использовать три реле на-
пряжения, включаемые через трансформаторы напряжения на фазные
напряжения по отношению к земле (рис. 2.12, в — реле KV7, KV8,
KV9).
Сигнализацию о наличии замыкания на землю можно выполнить кон-
тролируя содержание высших гармонике токе нулевой последователь-
ности. Это осуществляется устройствами селективной сигнализации на
землю типаУСЗ(УСЗ 2/2,УСЗ-3,УСЗ-ЗМ), подключенными к выво-
дам вторичной обмотки трансформатора тока нулевой последователь-
ности (рис. 2.18). При однофазном замыкании на землю содержание
высших гармоник увеличивается (по сравнению с нормальным режи-
мом), особенно оно возрастает в токах нулевой последовательности при
наличии дугогасящего реактора. Устройство УСЗ 2/2 реагирует на уро-
вень высших гармоник в диапазоне частот 150-650 Гц, оно применяет-
ся в компенсированных сетях на головных участках линий, отходящих
от шин станций и крупных подстанций. Его упрощенная схема приве-
дена на рис. 4.20.
Рис. 4.20. Схема устройства УСЗ 2/2
Устройство подключается к трансформатору тока нулевой последо-
вательности через согласующий трансформатор TL, ко вторичной об-
мотке которого подключены фильтр LC и конденсатор С1. Фильтр LC
к настроен на частоту 50 Гц. Поскольку сопротивление его для этой час-
248
тоты очень мало, то основная гармоника замыкается через фильтр и на
выпрямитель VD не проходит. Частоты выше 50 Гц и менее 2000 Гц,
содержащиеся в токе нулевой последовательности, выпрямляются и
выпрямленный ток, пропорциональный величинетоков высших гармо-
ник (в указанных пределах), поступает на базу транзистора VT1. Этот
транзистор нормально (т. е. при отсутствии тока в резисторе R2) открыт
током базы через резистор R3, а транзистор VT2 закрыт и реле К обес-
точено. КонтактК1 этого реле замкнут, натиратрон с холодным катодом
VL подается отрицательный потенциал -Еп и он не горит.
При появлении в токе нулевой последовательности высших гармо-
ник ток в резисторе R2 увеличивается. Его направление в цепи база-
эмиттер транзистора VT1 противоположно току базы, ограниченному
резистором R3. Когда ток в резисторе R2 почти сравняется с величиной
тока в резисторе R3, транзистор VT1 закроется и конденсатор С2 начнет
заряжаться. Этот конденсатор предназначен для отстройки УСЗ от пере-
ходных режимов. Устройство не фиксирует однофазные замыкания дли-
тельностью менее 40 мс при 5-кратном токе срабатывания. Через 40-
50 мс напряжение на конденсаторе С2 станет достаточным для открытия
транзистора VT2. Реле К срабатывает и тиратрон VL зажигается.
При отключении линии или устранении повреждения транзис-
тор VT1 открывается, транзистор VT2 закрывается, реле К обесто-
чивается. Для того чтобы погасить тиратрон, надо нажать кнопку
SB. Регулировка уставки осуществляется резистором R1.
Для селективного действия защит при наличии нескольких отходя-
щих линий используют токовую защиту от замыканий на землю, реа-
гирующую на ток нулевой последовательности.
Рассмотрим эти возможности более подробно. Систему векторов
U'B и 17^ (см. рис. 4.19, г) можно разложить на симметричные состав-
ляющие. Напряжение прямой последовательности при этом будет рав-
но напряжению фазы UA (Ug, Uc) по отношению к земле при отсут-
ствии замыкания на землю. Напряжения обратной последовательности
отсутствуют, а напряжения нулевой последовательности
UM =_UqB =JJocравны -_UA, т. е. взятому с обратным знаком напря-
жению, которое имеет поврежденная фаза в нормальном режиме. От-чл,
сюда следует, что напряжения в линии при замыкании одной фазы нал
землю можно найти, если принять, что на систему векторов напряже-
ний нормального режима^, Ц_в, накладывается система напряже-
249
ний нулевой последовательности UqA, UQB, U$c. Векторная диаграмма
при этом соответствует рис. 4.19, е.
Ток нулевой последовательности равен:
70 =-^- = 7^0 =j^CUA =J^CU- <4-31)
X г у/3
В этом случае вместо схемы, приведенной на рис. 4.19, в, получим
схему, показанную на рис. 4.19, д, в которой глухое короткое замыка-
ние в точке кА замещено тремя источниками напряжения нулевой пос-
ледовательности UQ, подключенными между точками кА, кв, кс, распо-
ложенными на одинаковом удалении от источника питания, и землей.
Из схемы видно, что ток нулевой последовательности 70 в одиночной
линии протекает только на участке между сосредоточенными емкостя-
миСА,Св,Сси местом короткого замыкания^ = 3/0. Наголовныхже
участках между источником питания и теми же емкостями ток нулевой
последовательности в одиночной линии не протекает. Следовательно,
если к шинам источника питания присоединена только одна линия, то
защиту,реагирующую наток нулевой последовательности,устанавли-
вать на выключателе этой линии нельзя, поскольку ток нулевой после-
довательности на головном участке линии отсутствует.
Если же к шинам источника питания подключены не одна, а несколько
отходящих линий, то картина меняется. На рис. 4.19, ж гТриведена схема
питания с двумя отходящими линиями 1 и 2 при замыкании одной фазы
линии 1 на землю. Место замыкания на землю замещено тремя источни-
ками напряжения нулевой последовательности Как и при одиночной
линии (рис. 4.19, д)ток нулевой последовательности Ц (суммарный) про-
ходит на участке между сосредоточенными емкостями поврежденной
линии и местом повреждения. Но при двух линиях (рис. 4.19, ж) этот ток
^вземле раздваивается.Часть тока (/о]) проходит через емкости С1 сво-
ей линии 7, а другая часть тока (702) проходит через емкости С2 второй
линии и через шины источника возвращается к месту повреждения по
линии 7. При нескольких линиях ток нулевой последовательности на го-
ловном участке поврежденной линии будет определяться суммарной ем-
костью относительно земли всех линий, присоединенных к шинам данно-
го источника, кроме емкости данной (поврежденной) линии.
Таким образом, если на поврежденной линии установлен трансформа-
тор тока нулевой последовательности (рис. 2.18), то подключенное к его
вторичной обмотке реле КА будет реагировать наток7;о:
250
п 'У п
(4-32)
i=2 /=2
где i — номер отходящей линии, п — число отходящих линий, С(.
— емкость относительно земли z-ой линии.
В качествереле КА для защиты по токам нулевой последователь-
ности используют реле тока РТЗ-50, РТЗ-51 с электронными усилите-
лями. Комплектное устройство защиты типа ЯРЭ-2201 также содержат
блоки чувствительных органов для той же цели, выполненные на интег-
ральных микросхемах.
Защита, реагирующая натоки нулевой последовательности, не дол-
жна излишне срабатывать при повреждении на смежной линии. Уставка
срабатывания поэтому выбирается по условию:
(4-33)
где7з1 —емкостный ток при замыкании на землю, обусловленный ем-
костью данной (защищаемой) линии; к(тс—коэффициент отстройки.
Коэффициент отстройки учитывает броски емкостного тока
при переходном процессе. Он принимается равным 4-5 для защиты без
выдержки времени и 2-2,5 для защиты с выдержкой времени.
Сучетом (4.31)ток731 равен:
3
^З^-^соС,!/, (4.34)
где С] — емкость данной линии относительно земли.
В практических расчетах для воздушных и кабельных линий ис-
пользуют приближенную зависимость, А:
где U— линейное напряжение, кВ; — длина воздушной части
линии, км; 7К — длина кабельной части линии, км.
Чувствительность защиты проверяется по условию:
251
где Aj.min—ток замыкания на землю, протекающий по головному уча-
стку поврежденной линии при минимально возможном числе включен-
ных линий, вычисляемый по формуле (4.32).
""""Допускается ток 1зз mjn вычислять по формуле:
Г
•'aa.min (4.37)
г=2
где I3i — ток i-й неповрежденной линии, вычисляемый по формуле
(4.35); nmin — минимально возможное число включенных линий.
Для воздушных линий коэффициент чувствительности должен быть
не менее 1,5, для кабельных — не менее 1,25.
При малом числе отходящих от шин линий обеспечить одновре-
менное соблюдение условий (4.33) и (4.36) не удается.
В этом случае применяется направленная защита нулевой последо-
вательности (рис. 4.21), обладающая более высокой чувствительнос-
тью и селективностью. Ее не надо отстраивать от собственных емкост-
ных токов защищаемой линии, так как при замыкании на землю на смеж-
ной линии эти токи имеют такое направление, при котором направлен-
ноерелене срабатывает. В защите используется чувствительное полу-
проводниковое реле направления мощности АЖтипа ЗЗП-1М, которое
токовыми выводами подключается к трансформатору тока ТА нулевой
последовательности (см. рис. 2.18, б), а выводами обмотки напряже-
ния —к выводам al, xl фильтра напряжений нулевой последовательно-
сти пятистержневого трансформатора напряжения (см. рис. 2.19). Вспо-
могательное устройство ВУ-1 (см. рис. 4.21) образует резонансный кон-
тур на 50 Гц, который предотвращает попадание в реле высших гармо-
нических составляющих напряжения нулевой последовательности (как
в нормальном режиме, так и при замыкании на землю с перемежаю-
щейся дугой), способных вызвать ложное действие защиты. В момент
возникновения замыкания на землю возможно образование кратковре-
менного всплеска напряжения, который опасен для реле ЗЗП-IM. По-
этому подключение последнего к трансформатору напряжения ГИтипа
НТМИ производится контактами реле напряжения KVс небольшой за-
держкой, равной времени срабатывания этого реле.
В разветвленных сетях с изолированной нейтралью и большой рас-
пределенной емкостью могут возникать феррорезонансные явления,
252
сопровождающие-
ся внутренними
перенапряжениями
в трансформато-
рах НТМИ. Для
защиты от таких
перенапряжений к
вторичной обмот-
ке разомкнутого
треугольника каж-
дого трансформа-
тора напряжения
подключен резис-
тор Rсопротивле-
нием 25 Ом.
ЛЭП6-10кВ
Рис. 4.21. Схема направленной защиты нулевой
последовательности
Однако эта мера оказывается недостаточной и более эффективные
результаты могут быть получены, если величину этого резистора сни-
зить до 5 Ом. Чтобы трансформатор напряжения не перегревался при
таком низком значении сопротивления, его следует включать автомати-
чески только в момент возникновения Феррорезонанса и автоматически
отключать при исчезнрвении этого явления [24]4Новы^Хуансформато-
ры типа НАМИ такой зашиты от перенапряжений^етребуюО
Упрощенная принципиальная схема защиты ЗЗП-1М приведена на
рис. 4.22. Клеммами 7, 9 защита подключена к трансформатору тока
нулевой последовательности, клеммами 8,10—к трансформатору на-
пряжения нулевой последовательности.
На транзисторах VT1, VT2 выполнен усилитель переменного тока с
частото-зависимой обратной связью (R7, СЗ), обеспечивающей пред-
варительную фильтрацию составляющей тока с частотой 50 Гц. Транзи-
сторы VT3, VT4 и диоды VD4, VD5 образуют фазочувствительный вып-
рямитель, нагрузкой которого является поляризованное реле ЛТ. Пере-
ключение транзисторов VT3, VT4 осуществляется напряжением вторич-
ной обмотки промежуточного трансформатора TL2. Конденсатор С4
настроен в резонансна частоту 50 Гц с индуктивностью первичной об-
мотки этого промежуточного трансформатора, что также обеспечивает
выделение первой гармоники.
Напряжение на выходе фазочувствительного выпрямителя (7 равно
253
Utl = 3 L70cos<p, где (p — фазовый угол между напряжением 3 UQ и напря-
жением вторичной обмотки промежуточного трансформатора TL2. В
свою очередь последнее зависит от напряжения на вторичной обмотке
согласующего трансформатора ТЫ. Как следует из векторных диаг-
рамм, приведенных на рис. 4.19, г, е, фазовый угол между током
13(13 = З/q) и напряжением Uo составляет 90°. Это достигается тем, что
согласующий трансформатор ТЫ работает в режиме, близком к холос-
тому ходу при шунтировании его вторичной обмотай конденсатором С1.
При двойных замыканиях на землю токи нулевой последовательнос-
ти возрастают в десятки тысяч раз. Защита элементов устройства от
повреждений в этих режимах осуществляется разрядником /Г (так же
как у устройства УСЗ 2/2, приведенного на рис. 4.20).
Защита ЗЗП-1М предназначена для селективного отключения защи-
щаемого присоединения при однофазных замыканиях на землю в сетях
с изолированной нейтралью напряжением 2-10 кВ с суммарными емко-
стными токами 0,2-20 А. Ток срабатывания защиты имеет три уставки:
0,07; 0,5; 20 А. В комплекте защит ЯРЭ-2201, выполненных на интег-
ральных микросхемах, имеется блок, параметры которого близки к за-
щите ЗЗП-1 М.
254
5J Защита синхронных генераторов
5.1. Виды аварийных и ненормальных режимов
Аварийные режимы проявляются в виде повреждений обмоток ста-
тора и обмоток ротора. Ненормальные режимы, если их своевременно
неликвидировать, могут привести к повреждениям.
Повреждения обмотки статора. Виды повреждений обмотки ста-
тора подразделяются на короткие замыкания между различными фаза-
ми (многофазные замыкания), однофазные замыкания на землю и за-
мыкания между витками одной фазы (витковые замыкания).
Многофазные короткие замыкания — это замыкания с большими
величинами токов. В месте короткого замыкания возникает электричес-
кая дуга, разрушающая изоляцию. Дуга, если короткое замыкание бы-
стро не отключить, может выплавлять сталь магнитопровода статора.
Это не только утяжеляет аварию, но и существенно удорожает ремонт.
Однофазные замыкания на землю (на корпусе) у генераторов с на-
пряжением выше 1000 В,работающих в сетях с изолированной нейтра-
лью, либо с нейтралью, заземленной через дугогасящий реактор, неве-
лики и значительно меньше токов нормального режима. Однако и при
этих токах возникает электрическая дуга. Поэтому длительное протека-
ние однофазных токов замыкания на землю может сопровождаться и
выжиганием изоляции, и оплавлением активной стали ротора. Установ-
лено, что если величина тока однофазного замыкания на землю равна
5 А и более, то защита этого вида повреждений должна отключать гене-
ратор. В тех установках, где ток такого повреждения меньше 5 А, защи-
та действует на сигнал.
Синхронные генераторы, работающие в сетях с напряжением до 1000 В,
имеют заземленную нейтраль. Ток замыкания на корпус в этом случае
является однофазным коротким замыканием и имеет большую величи-
ну. Такой ток, как и другие виды короткого замыкания, должен отклю-
чаться в результате действия защиты.
Замыкания между витками одной фазы, как и другие виды замы-
каний, сопровождаются образованием электрической дуги с такими же
255
последствиями. Поэтому рано или поздно витковое замыкание перехо-
дит в замыкание на корпус или многофазное короткое замыкание. С
тем, чтобы не допустить развития виткового замыкания генераторов,
которые имеют выведенные параллельные ветви обмотки статора, их
снабжают специальной защитой от этого вида повреждений. Для гене-
раторов же, не имеющих выведенных параллельных ветвей, такой за-
щиты не предусматривают из-за сложности ее выполнения, атакже имея
в виду, что витковые замыкания крайне редки.
Повреждения обмотки ротора. Различают замыкание обмотки ро-
тора на землю (на «тело» ротора) в одной точке и последующее замы-
кание этой обмотки во второй точке. Поскольку обмотка ротора питает-
ся либо постоянным (от мощного генератора), либо выпрямленным то-
ком, то при замыкании ее на землю в одной точке через место потери
изоляции ток либо вообще практически не проходит, либо крайне неве-
лик, поскольку определяется лишь пульсациями выпрямленного тока и
емкостью между цепями возбуждения и землей.
При появлении замыкания обмотки ротора на землю в еще одной точ-
ке, картина меняется. Часть обмотки возбуждения оказывается зашунти-
рованной пренебрежимо малым сопротивлением «тела» ротора, поэтому
ток в остальной части обмотки возрастает, перегревая ее. Магнитное поле
ротора из-за шунтирования части его обмотки искажается, аэто вызыва-
ет опасную вибрацию ротора. Особенно опасна вибрация для генерато-
ров явнополюсных машин.
Ненормальные режимы. К основным ненормальным режимам от-
носятся сверхтоки, вызванные внешними короткими замыканиями и
перегрузками, повышение напряжения, асинхронный режим с потерей
возбуждения, перегрузка обмотки ротора током возбуждения. При этом
сверхтпоком называется ток, величина которого существенно превыша-
ет номинальный ток рассматриваемого объекта, и который не является
током внутреннего повреждения (короткого замыкания) этого объекта.
Сверхток может проходить по токоведущим частям данного объекта либо
в результате перегрузки, либо в результате внешнего короткого замыка-
ния, т. е. короткого замыкания на каком-либо другом объекте, состав-
ляющим с данным последовательную цепь.
Сверхтоки, вызванные внешними короткими замыканиями, опас-
ны из-за перегрева обмоток статора. Кроме того, появление значитель-
ных токов обратной последовательности (при несимметричных корот-
256
ких замыканиях) ведет не только к повышенному нагреванию ротора,
но и вызывает вибрацию генератора, что может привести к его разру-
шению. Внешние короткие замыкания должны отключаться той защи-
той, которая установлена на поврежденном объекте, и ликвидироваться
путем отключения самого поврежденного объекта. В дополнение к это-
му, в целях повышения надежности, на генераторе должна быть предус-
мотрена защита, действующая на его отключение при внешних корот-
ких замыканиях, которая должна срабатывать в том случае, если защи-
та поврежденного объекта отказала.
Сверхтоки, обусловленные симметричной перегрузкой, появляются
при нерасчетных технологических процессах у потребителей, при вне-
запном отключении параллельно работающих генераторов, при самоза-
пускеэлектродвигателей и т. п. При перегрузках изоляция обмотки ста-
тора перегревается, что приводит к ее ускоренному старению или раз-
рушению. Из-за тепловой инерции температура обмотки изменяется не
скачком, а постепенно. Поэтому перегрузку не требуется отключать сразу
и можно принять меры для ее снижения или устранения. Допустимое
время перегрузки зависит от того, насколько много она отличается от
номинального режима. При малых перегрузках (например, 10 % -ной)
допустимое время измеряется десятками минут, при большой (напри-
мер, двукратной)— не^олее 1 мин.
Сверхтоки, обусловленные несимметричной перегрузкой, появляются
при неполнофазных режимах (обрыв одной из фаз, отказ во включении
или отключении выключателя одной из фаз) и при значительных одно-
фазных нагрузках, неравномерно загружающих три фазы системы. Не-
симметричная нагрузка ведет к образованию составляющих токов об-
ратной последовательности. Они создают магнитное поле статора, вра-
щающееся в сторону, обратную направлению вращения ротора. Пере-
секая обмотки и нешихтованную сталь ротора с двойной частотой, это
поле наводит в них э. д. с. и ток, который дополнительно нагревает
обмотки возбуждения и вызывает, кроме того, вибрацию генератора.
Неограниченно долгоз4ОЖ£ГС¥щвствовать режим, при котором нера-
венствотоков в фазах не превышает 10 З^для турбогенераторов и 20%
для гидрогенераторов, при условии, что ни в одной из фазток непрёГ
вышает номинального режима. При увеличении тока обратной последо-
вательности допустимое время работы сокращается тем больше, чем
больше значение этого тока.
9 Релейная защита
257
Повышение напряжения генератора является следствием внезап-
ного и глубокого снижения или отключения его нагрузки, что влечет за
собой увеличение частоты вращения ротора. Величина повышения уровня
напряжения и длительность существования такого явления зависят от
скорости действия регуляторов частоты вращения генераторов. У тур-
богенераторов эти регуляторы являются быстродействующими, у гид-
рогенераторов —медленнодействующими. Соответственно повышение
напряжения у турбогенераторов является небольшим и кратковремен-
ным, а у гидрогенераторов напряжение может возрасти в 1,5-2 раза.
Такое увеличение напряжения может привести к пробою изоляции об-
моток статора или обмоток подключенных к нему трансформаторов.
Поэтому гидрогенераторы, атакжетурбогенераторы мощностью 160 МВт
и более, работающие в блоке с трансформаторами, оборудуются защи-
той от увеличения напряжения.
Потеря возбуждения (исчезновение тока в обмотке ротора, созда-
ющего вращающееся магнитное поле) может явиться последствием не-
исправностей в системе возбуждения или случайного срабатывания
устройства автоматического гашения поля (АГП). Генератор переходит
в асинхронный режим, при котором возрастает частота вращения рото-
ра и возникает пульсация тока статора. Такой режим особенно опасен
для гидрогенераторов, а также турбогенераторов большой мощности с
непосредственным охлаждением обмоток статора (при такой системе
охлаждающая среда—вода, воздух — циркулирует внутри токоведу-
щих частей, плотность тока в которых может быть поэтому существен-
но повышена). Турбогенераторы с косвенным охлаждением менее чув-
ствительны к такому режиму, однако потеря возбуждения мощного ге-
нератора приводит к возникновению дефицита реактивной мощности в
энергосистеме, снижению напряжения и может явиться причиной нару-
шения устойчивости параллельной работы.
Перегрузка обмотки ротора током возбуждения опасна, главным
образом, для турбогенераторов с непосредственным охлаждением про-
водников обмоток. Такой режим может быть следствием длительной
форсировки возбуждения.
Основные виды защит. Для турбогенераторов с напряжением свыше
1 кВ мощностью 1МВтименее,работающих непосредственно насборные
шины генераторного напряжения, предусматриваются защиты от следую-
щих видов повреждений и нарушений нормального режима работы [38]:
258
♦ многофазных замыканий в обмотке статора генератора и на его вы-
водах;
♦ однофазных замыканий на землю, одно из которых возникло в об-
мотке статора, а второе — во внешней сети;
♦ внешних коротких замыканий;
♦ симметричной нагрузки обмотки статора.
Для турбогенераторов выше 1 кВ и мощностью более 1 МВт допол-
нительно к перечисленным предусматриваются защиты от:
♦ замыканий между витками одной фазы в обмотке статора (при нали-
чии выведенных параллельных ветвей обмотки);
♦ перегрузки токами обратной последовательности (для генераторов с
непосредственным охлаждением проводников обмоток);
♦ замыкания на землю во второй точке цепи возбуждения;
♦ асинхронного режима с потерей возбуждения.
Особенности защиты блоков генератор—трансформатор (в том чис-
ле и с гидрогенераторами) изложены в [16,38].
Защиту генераторов до 1 кВ мощностью до 1 МВт с незаземленной
нейтралью от всех видов повреждений и ненормальных режимов рабо-
ты следует осуществлять с помощью автоматического выключателя с
максимальными расцепителями или выключателя с максимальной то-
ковой защитой в двухфазном исполнении, устанавливаемых на выво-
дах генератора. Если такие выводы имеются и со стороны нейтрали, то
указанную защиту, если возможно, следует присоединять к трансфор-
маторам тока, установленным на этих выводах. Защиту таких же гене-
раторов, но с глухозаземленной нейтралью, следует устанавливать в трех-
фазном исполнении [24,38].
5.2. Защита обмотки статора
Защита от многофазных коротких замыканий. Для генераторов
выше 1 кВ мощностью более 1 МВт, имеющих выводы отдельных фаз
со стороны нейтрали, основной защитой является продольная диффе-
ренциальная защита (рис. 5.1).
Схема, приведенная на рис. 5.1, а, применяется для генераторов мощ-
ностью менее 30 МВт. Четыре одинаковых трансформатора тока образу-
ют две группы TAIn ТАИ, каждая из которых состоит из двух транс-
259
генератора
форматоров, уста-
навливаемых в
двух фазах и со-
единенных в непол-
ную звезду. Транс-
форматоры тока
ТИПразмещают со
стороны нулевой
точки генератора.
Зона защиты рас-
полагается между
трансформаторами
тока первой и вто-
рой групп. Защит-
ное заземление вторичных цепей трансформаторов тока для обеих групп
выполняется в одном месте у реле.
Через реле КА 1, КА2 протекают разности токов вторичных цепей
трансформаторов тока обеих групп соответствующей фазы. Поскольку
трансформаторы тока приняты одинаковыми, то в нормальном режиме
работы генератора эти разности равны нулю и реле не срабатывают. При
коротком замыкании между двумя или тремя фазами на участке внутри
зоны защиты разность токов вторичных цепей трансформаторов тока в
соответствующих фазах нулю не равна. Это приводит к срабатыванию
одного или обоих реле (КА 1, КА2) и отключению выключателя Q.
Недостатком этой схемы является то, что онанереагируег надвойныеза-
мыкания наземлю (одно в сети, другое в обмотке статора), если в генераторе
замкнется наземлю та фаза статора, в которой отсугствуюттрансформаторы
тока. Рассматриваемую схему можно применять в тех случаях, когдагене-
ратор снабжается специальной защитой от двойных замыканий на землю.
Если генератор не имеет защиты от двойных замыканий наземлю, а
для генераторов мощностью более 30 МВт во всех случаях, продольная
дифференциальная защита выполняется в трехфазном исполнении (рис.
5.1, б), действующей на отключение выключателя Q и останов турбины.
Реле тока КАО, включенное в нулевой провод, предназначено для сиг-
нализации об обрыве соединительных проводов защиты. Его ток сраба-
тывания принимают равным (0,2-0,3) IlimiIKr где I — номинальный
ток генератора; К^—коэффициент трансформации трансформатора тока.
260
Ток срабатывания защиты выбирают по условию:
— KJn6.pac'> (5.1)
где 1нбрас — расчетный ток небаланса, проходящий в реле при вне-
шних коротких замыканиях, обусловленный, в частности, допускае-
мым несовпадением характеристик трансформаторов тока, насыще-
нием их магнитопроводов при больших токах короткого замыка-
ния, неравенством сопротивлений соединительных проводов плеч
защиты; к3 — коэффициент запаса (1.3).
Величину расчетного тока небаланса вычисляют по выражению:
1цб,рас КаКод1^'^к,тах’ (5-2)
где ка—коэффициент, учитывающий влияние апериодической состав-
ляющей тока короткого замыкания на дополнительную погрешность
трансформаторов тока в переходном режиме, принимаемый 1,5—2; к х)/( —
коэффициент однотипности трансформаторов тока, принимаемый рав-
ным 0,5; е — полная погрешность трансформатора тока, принимаемая
равной 0,1; IK тах—расчетный ток внешнего короткого замыкания.
Величину 1к тах вычисляют для двух режимов: трехфазное короткое за-
мыкание на шинах генераторного напряжения одиночно работающего гене-
ратора и повреждение генератора, включаемого методом самосинхрониза-
ции. В формуле (5.2) используется большее из вычисленных значений 1к тах.
Выбранная уставка срабатывания защиты 1СЗ проверяется на чувстви-
тельность по условию кч = IK minfIC3, где IK min — ток двухфазного ко-
роткого замыкания на выводах генератора при том режиме, в котором
было получено наименьшее значение IK тах. Коэффициент чувствитель-
ности должен быть не менее 2.
Ток срабатывания 1СЗ продольной дифференциальной защиты не дол-
жен превышать 0,6 I . Допускается выполнять защиту с током сраба-
тывания (1,3—l,4)/„aw Д™ генераторов с косвенным охлаждением мощ-
ностью до 30 МВт. Для уменьшения тока небаланса целесообразно ис-
пользовать в защите реле тока с насыщающимися трансформаторами
(см. п. 7.4), при использовании которых в выражении (5.2) принимают
ка = 1. Ток срабатывания реле в схемах, приведенных на рис. 5.1, равен
= 4А>гДе*г—коэффициенттрансформации трансформаторов тока.
Токовая отсечка может использоваться для защиты от многофаз-
ных коротких замыканий в обмотке статора генераторов выше 1 кВ
мощностью до 1 МВт, работающих параллельно с другими генерато-
261
Рис. 5.2. Токовая отсечка
генератора
рами или электроэнергетической системой.
Схема соединения реле приведена на
рис. 5.2. Токовая отсечка устанавливает-
ся со стороны выводов генератора к сбор-
ным шинам и выполняется без выдержки
времени. Она может применяться взамен
продольной дифференциальной защиты
и для генераторов большей мощности,
не имеющих выводов фаз со стороны
нейтрали.
Уставка (ток) срабатывания защиты
выбирается по условию:
I ~к Д3> , (5.3)
сз onic к,max’ ' '
где ^ах—расчетный ток трехфазного ко-
роткого замыкания при повреждении на
шинах; к т(.—коэффициент отстройки, принимаемый для реле типа РТ-
40 равным 1,2-1,3, а для реле типа РТ-80 равным 1,5-1,6.
При параллельной работе электростанций возможны качания генера-
торов, при которых по соединяющей их линии протекает большой урав-
нительный ток I . Токовая отсечка при этом действовать не должна,
т. к. ее назначение—защита от повреждений в обмотках статора. Про-
верка этого условия производится по формуле (5.3), в которую вместо
^Зтах подставляют I . В качестве расчетного значения 1СЗ принимают
большее из вычисленных по формуле (5.3) при учете /^ах или I .
Чувствительность защиты проверяют по коэффициенту чувствитель-
ности кч = где I&min —ток двухфазного короткого замыкания
на шинах в минимальном режиме. Коэффициент чувствительности не
должен быть ниже 2. Если это условие не соблюдается, то допускается
вместо токовой отсечки применять продольную дифференциальную то-
ковую защиту.
Для одиночно работающих генераторов выше 1 кВ мощностью до
1 МВт отдельной защиты от многофазных замыканий в обмотке статора
не устанавливают. Защита от этого вида повреждений совмещается с
защитой от внешних коротких замыканий. Последняя же может выпол-
няться в виде максимальной токовой защиты, присоединяемой к транс-
форматорам тока со стороны нейтрали. Допускается также применение
упрощенной минимальной защиты напряжения [24,38].
262
Защиты от однофазных повреждений в обмотке статора. Защи-
ты от замыканий на землю. Защита применяется на генераторах при
собственном емкостном токе замыкания на землю 5 А и более. Она реа-
гирует на полный ток замыкания на землю ил и на его составляющие выс-
ших гармоник и действует также как защита от многофазных замыканий
в обмотке статора на отключение всех выключателей генератора, на га-
шение поля, а также на останов турбины. Как и в трехфазных электри-
ческих сетях с изолированной нейтралью, обнаружение емкостного тока
замыкания на землю осуществляется с помощью трансформаторов тока
нулевой последовательности (ТНП). Для повышения чувствительности
в защитах генераторов используют ТНП с подмагничиванием.
Шинный ТНП с подмагничиванием (рис. 5.3) состоит из двух замк-
нутых магнитопроводов, одетых на шины А, В, С, соединенные со ста-
торными выводами генератора. Магнитопроводы изолированы от шин.
На каждом из магнитопроводов имеется по две обмотки: подмагничи-
вания 1 и рабочие?. Обмотки 1 соединены встречно и подключены к
источнику тока подмагничивания UnM, в качестве которого использует-
ся измерительный трансформатор напряжения. Обмотки 2 соединены
согласно и к ним подключено чувствительное реле тока КА. Поскольку
обмотки ] включены встречно, то э. д. с., наводимые ими в обмотках 2,
взаимно компенсируются и не влияют на работу реле КА.
При отсутствии замыкания наземлю в цепях статора суммарный маг-
нитный поток вокруг шин А, В, Сравен нулю, в обмотке 2 этот поток э.д.с.
не наводит, реле КА не срабатывает. Замыкание на землю сопровождается
появлением токов, аследовательно,
и магнитных потоков нулевой пос-
ледовательности вокруг шин. Эти
потоки наводят в обмотках 2 обоих
магнитопроводов э.д.с., которые
складываются (из-за согласного
включения обмоток 2) и вызывают
срабатывание реле КА.
Магнитные потоки нулевой пос-
ледовательности невелики. Э. д. с.,
наводимые ими в обмотках 2, срав-
нительно малы еще и потому, что
при этом магнитопроводы ТНП
Рис. 5.3. Шинный трансформатор тока
нулевой последовательности
сподмагничиванием
263
слабо намагничены и работают в области малых значений магнитной
проницаемости характеристики намагничивания. Подмагничивание маг-
нитопроводов выводит их характеристику намагничивания в область наи-
большей ее крутизны, где магнитная проницаемость велика. Поэтому
наводимая в обмотках 2 э. д. с. (при той же величине магнитных пото-
ков нулевой последовательности) имеет значительно большее значение,
чем без подмагничивания.
Следует иметь в виду, что в действительности при отсутствии замы-
кания обмотки статора на землю через реле КА протекает небольшой
ток небаланса 1ц6, обусловленный неидентичностью магнитопроводов
ТИП и несимметричным расположением шин А, В, С относительно вто-
ричных обмоток. При внешних коротких замыканиях величина тока 1н6
значительно возрастает и может вызвать неверное действие защиты. Это
обстоятельство следует учитывать при выборе уставки срабатывания.
Схема, приве-
денная на рис. 5.4,
содержит две защи-
ты: от замыканий на
землю в обмотке
статора и от двой-
ных замыканий на
зеклю, когда одно
из них находится в
обмотке статора, а
другое — в сети.
Защита от замыка-
ний в обмотке ста-
Рис. 5.4. Схема защиты генератора от замыканий
на землю
тора выполняется реле тока КА 1. При срабатывании этого реле его кон-
такты КА 1 запускают реле времени ЯТ(выдержка времени 1—2 с), кон-
такты которого через указательное реле КН1 подают напряжение на про-
межуточное реле KL1. Выдержка времени необходимадля предотвраще-
ния неправильных действий, которые могут возникнуть из-за переходных
процессов при замыканиях на землю во внешней сети. Срабатывание про-
межуточного реле KL1 приводит к отключению выключателя Q и выклю-
чению АГП. Контакты KL принад лежат защите от внешних коротких за-
мыканий, при которых защита от замыканий на землю должна выводить-
ся из работы для предотвращения ее неверных действий. Трансформатор
тока ТА выполнен как ТИП (рис. 5.3).
264
Защита от двойных замыканий на землю (одно замыкание в
обмотке статора, другое — во внешней сети) осуществляется реле
КА2. Ток срабатывания реле КА2 выше, чем у реле KAJ. Ток сра-
батывания защиты от замыканий на землю (реле КА 7) должен быть
меньше 5 А [38] и больше тока небаланса, проходящего через ТНП
при внешнем двухфазном коротком замыкании [16, 24]:
+ (5.4)
Рис. 5.5. Поперечная
дифференциальная токовая защита
генератора
где I — емкостный ток генератора, приводимый в его справоч-
ных данных; I б — расчетный ток небаланса; к'отс — коэффици-
ент отстройки (2-3); к"отс — коэффициент отстройки (1,3-1,5);
кд — коэффициент возврата.
Обычно принимают I б = 1-1,5 А, кд— 0,8 для реле типа РТ-40,
к = 0,5 для реле типа РТЗ-50.
Защита от замыканий между вит-
ками одной фазы. Защита применяет-
ся для генераторов с выведенными па-
раллельными ветвями обмотки стато-
ра. Она действует на отключение всех
выключателей генератора, гашение
поля, а также на останов турбины. Схе-
мавключения трансформаторов тока и
реле приведена на рис. 5.5. Такая схе-
ма носит название односистемной по-
перечной дифференциальной токовой
защиты. Каждая из параллельных вет-
вей соединяется звездой. Нулевые точ-
ки звезд соединяются. В цепь между ними включен измерительный транс-
форматор тока ТА. Во вторичную обмотку ТА включено реле тока КА
через частотный фильтр ZF, пропускающий только составляющую тока
промышленной частоты.
В нормальном режиме, а также при внешних коротких замыканиях,
токи параллельных ветвей обмотки статора одинаковы. Через ТА проте-
кает разность этих токов, которая в идеальном случае должна быть рав-
на нулю. На самом деле в линии, соединяющей нулевые точки звезд,
протекает ток небаланса Ill6, обусловленный искажением кривой э. д. с.
параллельных ветвей обмоток в фазах. Ток 111б содержит высшие
265
гармоники, кратные трем, которые фильтруются фильтрами ZFи не про-
пускаются в реле КА.
При витковом замыкании равенство токов в параллельных ветвях
нарушается, их разность теперь нулю не равна и через ТА протекает
уравнительный ток, вызывающий срабатывание реле КА.
Для того, чтобы реле КА не срабатывало излишне при внешних ко-
ротких замыканиях, при которых величина тока небаланса 1цб возраста-
ет, уставку срабатывания защиты принимают равной
= (0,2-0,3)7/юи, где 11ЮМ—номинальный ток генератора. Срабатыва-
ние реле КА через промежуточные реле и выходной орган защиты при-
водит к отключению выключателя Q.
5.3. Защита генератора от внешних коротких замыканий
и ненормальных режимов
Рис. 5.6. Максимальная
токовая защита генератора
Максимальная токовая защита. Приме-
няется для защиты от внешних коротких за-
мыканий генераторов выше 1 кВ мощностью
до 1 МВт. Присоединяется к трансформато-
рам тока со стороны нейтрали (рис. 5.6). Цепи
управления выполняются как показано нарис.
4.2. Ток срабатывания защиты выбирается по
условию:
К к
J (5.5)
к.
где кз — коэффициент запаса (1,1-1,2);
ка—коэффициент самозапуска, учитываю-
щий возрастание тока при самозапуске электродвигателей после отклю-
чения внешнего короткого замыкания
(1,5-1,7);кв—коэффициент возврата; 11КШ—номинальный ток генератора, А.
Выдержку времени устанавливают как принято для максимальной то-
ковой защиты по ступенчатому принципу на одну ступень выше, чем у
защит от внутренних повреждений. Она согласуется также с выдержками
времени защит отходящих присоединений. Чувствительность защиты про-
266
веряют по коэффициенту чувствительности при двухфазных коротких за-
мыканиях на выводах одиночно работающего генератора (кч =
который не должен быть менее 1,5.
Минимальная защита напряжения. Может использоваться вместо
максимальной токовой защиты для генераторов выше 1 кВ мощностью
до 1 МВт. На рис. 5.7 приведена схема такой защиты. Три реле напряже-
ния КУЗ, KV2, КУЗ подключены к трансформатору напряжения через
автоматический выключатель SF. При снижении напряжения контакты
реле напряжения замыкаются и запускают реле времени КТ. Замыкание
контактов реле КТ вызывает срабатывание промежуточного реле KL,
которое отключает выключатель Q. При выведении защиты из работы
(отключение выключателя SF) вспомогательный контакт SF. 1 разрывает
цепь реле KL.
Для турбогенераторов уставку срабатывания UCJ принимают по усло-
вию Uc3 < (0,6-0,7)UIIOM, для гидрогенераторов — по условию
Uc3 < (0,5-0,6)Цю)(,где Unav—номинальное напряжение генератора.
Выдержка времени принимается наступень больше максимального вре-
мени действия других защит. Чувствительность проверяется по коэффици-
енту чувствительности кч = UCJ / где и^т.ЛХ—напряжение на выво-
дах генератора при трехфазном коротком замыкании в концезоны резерви-
рования. Коэффициент; чувствительности не должен быть менее 1,2.
Максимальная токовая защита с комбинированным пуском на-
пряжения. Используется для защиты от внешних коротких замыка-
ний генераторов мощностью более 1 МВт до 30 МВт. Схема защиты
приведена на рис. 5.8. В защиту входят реле тока КА 1, КА2, КАЗ,
реле минимального
напряжения KV1 и
реле максимально-
го напряжения
KV2, подключен-
ное ко вторичным
цепям трансформа-
тора напряжения
ТУ через фильтр
напряжения обрат-
ной последователь-
ности ZF2.
Рис. 5.7. Максимальная защита напряжения генератора
267
При внешних несимметричных коротких замыканиях срабатывает реле
KV2. Своими контактами оно разрывает цепь воспринимающего органа
реле напряжения KV1. Контакты KV1.1 этого реле замыкаются и сраба-
тывает промежуточное реле KL. Если при этом замкнут контакт хотя бы
одного из реле тока КА 1, КА2 или КА 3, то запускается реле времени
КТ1. Релевремени имеетдвевыдержки времени (уставки): первую(мень-
шую) и вторую (большую). По истечении времени, соответствующего
первой уставке, замыкается проскальзывающий контакт КТ1.1, в
результате чего подается управляющий сигнал на отключение секцион-
ных и шиносоединительных выключателей трансформатора, связываю-
щих данную секцию или систему шине соседними. По истечении вре-
мени, соответствующего второй уставке, замыкается контакт КТ1.2 и
подается сигнал на отключение выключателя Q и автоматическое гаше-
ние поля генератора.
Рис. 5.8. Схема максимальной токовой защиты с комбинированным пуском
напряжения
КТ1.2* 2-яуставка
SQ^, Сигнал
.... k ЧТ2
К.Т2 Сигнал
Напряжение срабатывания реле KV1 принимают как для минимальной
защиты напряжения: UC3 (0,6-0,7)UIU)M для турбогенераторов,
UCJ (0,5-0,6)Ц(Ш(—для гидрогенераторов. Вторичное напряжение сра-
батывания реле KV2 по опыту принимаютравным 6 В. Уставку релетока
КА 1, КА2, КАЗ выбирают по формуле (5.5) при ксз — 1.
Коэффициенты чувствительности кч1—для минимальной защиты на-
пряжения (реле KV1), кч2—для защиты по напряжению обратной пос-
268
ледовательности (реле KV2) и кч3—для токовых органов защиты вы-
числяют по формулам:
к U Z(2).
% сэ 2к, mm к> mm
” [/(3) ’ Кч1~ ~~й ’ КчЗ ~ ~~1
к, max сз сз
где min—минимальное значение напряжения обратной последова-
тельности в месте установки защиты при коротком замыкании в конце
зоны резервирования; кв— коэффициент возврата.
Величина коэффициентов чувствительности должна быть не менее 1,2.
Реле КА4 предназначено для действия с выдержкой времени при пе-
регрузке.
Максимальная токовая защита обратной последовательности.
Защита предназначена для генераторов мощностью более 30 МВт. Она
содержит фильтр тока обратной последовательности ZA2 с подключен-
ными к нему реле тока КА2, КАЗ, действующими при внешних несим-
метричных коротких замыканиях, а также реле тока КА1 и минимальное
реле напряжения КУ для действия при внешних трехфазных коротких
замыканиях (рис. 5.9).
Рис. 5.9. Схема максимальной токовой защиты обратной последовательности
Реле времени КТ, как и в предыдущей защите, имеет две уставки.
Первая уставка реализуется проскальзывающим контактом, вторая
уставка реализуется упорным контактом. Выдержка времени первой
уставки меньше, чем второй уставки. Если реле времени не имеет
269
проскальзывающих контактов, то в схеме управления следует исполь-
зовать два реле времени.
При возникновении внешнего несимметричного короткого замыкания
срабатывает реле КА2. Контакты этого реле включают в работу реле вре-
мени КТ. Через промежуток времени, соответствующий первой уставке,
замыкается контакт KTJ. 1, который подает питание на промежуточное реле
(на схеме не показано), действующее на отключение секционных и ши-
носоединительных выключателей, связывающих данную секцию или си-
стему шин с соседними. Затем, через промежуток времени, соответству-
ющий второй уставке срабатывания, замыкается контактКТ1.2, который
подает напряжение на свое промежуточное реле (на схеме не показано),
действующее на отключение выключателя Q и включение АГП.
При возникновении перегрузки генератора током обратной последо-
вательности срабатывает реле тока КАЗ и осуществляется сигнализация
об этом опасном режиме. В случае внешнего трехфазного короткого
замыкания срабатывают одновременно реле тока КТ1 и минимальное
реле напряжения ККи (так же как при срабатывании реле КА2) запус-
кают реле времени КТ.
Ток срабатывания реле КА2 выбирается таким образом, чтобы защи-
та от внешних несимметричных коротких замыканий срабатывала при
ICJ < (0,5-0,6)7/ш1, где 1нт1 — номинальный ток генератора. Ток сраба-
тывания реле КАЗ выбирается больше допустимого для генератора тока
несимметрии в нормальном режиме. Обычно принимают для этого реле
ICJ= 0,17;(fH(. Выбор уставки реле/СЛ/ и KV, осуществляющих макси-
мальную токовую защиту с пуском по минимальному напряжению, про-
изводится как для реле соответственно КА 1 (КА2, КАЗ) и KV1 макси-
мальной токовой защиты с комбинированным пуском напряжения.
Более сложной является защита мощных генераторов (от 60 МВт и
выше).
Защита от перегрузок. Защита от симметричных перегрузок осу-
ществляется максимальной токовой защитой (реле КА4 на рис. 5.8) или
максимальной токовой защитой с пуском минимального напряжения
(реле КА1и KVна рис. 5.9). Ток срабатывания органов защиты опреде-
ляют по условию (5.5). Если имеется пуск минимального напряжения,
то принимают kcj — 1. Выдержку времени устанавливают больше, чем
у защиты от внешних повреждений.
Защита от несимметричной перегрузки осуществляется с помощью
фильтров тока обратной последовательности. Пример такой защиты пока-
270
зан нарис. 5.9 (фильтр 7.А2 и реле тока КА3). Для мощных генераторов
несимметричная нагрузка опасна из-за перегрева ротора при наличии в
статоре токов обратной последовательности. Поскольку тепловая инер-
ция ротора достаточно велика, то защита от перегрузки токами обрат-
ной последовательности выполняется с выдержкой времени, величина
которой устанавливается тем меньше, чем больше величина этого тока.
Турбогенераторы мощностью 160 МВт также снабжаются защитой
от повышения напряжения с уставкой 1,2 UliaM> которая с выдержкой
времени около 3 с вводится в действие при переходе генератора в ре-
жим холостого хода. При срабатывании она действует на АГП без вы-
держки времени.
5.4. Защита от замыканий на землю обмотки возбуждения
Защита от замыкания на землю в одной точке. Защита применяет-
ся на гидрогенераторах, турбогенераторах с водяным охлаждением об-
мотки ротора и на всех.турбогенераторах мощностью 300 МВт и выше.
На гидрогенераторах она действует на отключение, на турбогенерато-
рах— на сигнал.
В схеме защиты
(рис. 5.10) исполь-
зован промежуточ-
ный трансформатор
TL, первичная об-
мотка которого
подключена к ши-
нам собственных
нужд напряжением
220 В. В цепь вто-
ричной обмотки
включены релетока
Рис. 5.10. Схема защиты обмотки возбуждения от
замыканий на землю в одной точке
КА и переключатель SA, а также контакты KL.2 промежуточного реле
KL. Один вывод вторичной обмотки подключен к выводу обмотки воз-
буждения LG, второй вывод вторичной обмотки трансформатора TL
подключен к земле (к валу ротора через специальную щетку). С тем,
чтобы исключить протекание постоянного тока через трансформатор TL,
271
во вторичную обмотку включен конденсатор С. Предусмотрены также
предохранители F1 и F2.
Переключателем SA устройство включается в работу.
При появлении в обмотке возбуждения ОВточки замыкания назем-
лю, через реле тока КА проходит переменный ток и оно срабатывает. С
выдержкой времени, определяемой реле времени КТ, приходит в дей-
ствие промежуточное реле KL, которое самоблокируется через свои
контакты KL.1, отключает трансформатор TL от обмотки возбуждения
ОВ и включает аварийную сигнализацию.
При пробое конденсатора С во вторичной обмотке трансформатора
TL возникает короткое замыкание (при наличии в обмотке LG замыка-
ния на землю), которое отключается предохранителями F1 и F2.
Защита от замыкания на землю во второй точке обмотки воз-
буждения. Защита устанавливается на турбогенераторах в одном комп-
лекте для всех генераторов электростанции. Она подключается двухпо-
люсным рубильником S к тому из них, у которого обнаружено замыка-
ние на землю в одной точке. Защита содержит потенциометр RP (рис.
5.11), подключаемый к выводам обмотки возбуждения LG (к кольцам
ротора генератора). Средний вывод потенциометра соединен с землей
через основную обмотку двухобмоточного реле тока КА и реактор L.
При наличии замыкания на землю в одной точке, например К1, в
обмотке возбуждения какого-либо из генераторов, устройство подклю-
чают к ней и балансируют потенциометром RP. Поскольку плечи потен-
циометра (относительно его среднего вывода) и плечи обмотки возбуж-
дения LG (относительно первой точки замыкания К1) образуют четы-
272
рехплечный мост, в диагональ которого включено реле тока КА, то из-
менением положения среднего вывода потенциометра можно добиться
режима, при котором постоянный ток в реле КА отсутствует. Этот ре-
жим фиксируется вольтметром Р V, показания которого не должны пре-
вышать 0,5 В. Балансировка устройства осуществляется при снятой
накладке SX. После окончания балансировки эта накладка устанавлива-
ется на место и защита включается в работу.
Из-за неравномерности воздушного зазора ротора через реле КА
может проходить переменный ток, вызывая его срабатывание. Включе-
нием реактора L величину переменного тока удается существенно
уменьшить. Кроме того, дополнительная обмотка реле КА подключена
к промежуточному трансформатору тока TLA так, чтобы магнитодви-
жущие силы основной и дополнительной обмоток были направлены
встречно. Это еще больше снижает влияние переменного тока на рабо-
ту реле КА [24].
При появлении второго замыкания на землю (точка К2) баланс моста
нарушается, через реле КА протекает ток и оно сработает. С выдержкой
времени защита действует на отключение выключателя.
273
Защита электродвигателей
6.1. Виды повреждений и ненормальных режимов
К основным видам повреждений для асинхронных и синхронных дви-
гателей относятся многофазные короткие замыкания, замыкания на зем-
лю одной фазы и витковые замыкания в одной фазе. Для синхронных
электродвигателей, кроме того, опасными являются обрывы в цепях воз-
буждения, приводящие к асинхронному режиму.
Для двигателей постоянного тока опасны замыкания в цепи якоря и
обрывы в цепи полюсов.
К ненормальным режимам двигателей всех видов относятся сверх-
токи технологической перегрузки, при понижении напряжения, при об-
рыве фазы. В синхронном электродвигателе, кроме того, сверхтоки
возникают при переходе в аварийный режим.
При многофазных коротких замыканиях существенно возрастает
ток, термическое действие которого ведет к повреждению изоляции всей
обмотки, пережогу проводников и выплавлению железа статора элект-
рической дугой. '
Однофазное замыкание на землю в сети с глухозаземленной нейт-
ралью является однофазным коротким замыканием и его последствия
также опасны, как при многофазных повреждениях. Если же нейтраль
системы заземлена через дугогасящие реакторы или изолирована, то
опасность такого повреждения проявится лишь при замыкании на зем-
лю в другой точке. В этом случае возникает двухфазное короткое замы-
кание (двойное замыкание на землю).
При витковых замыканиях в одной фазе двигателей переменного
тока происходит местный перегрев изоляции из-за увеличения тока в
замкнувшихся накоротко витках и ее разрушение. Кроме того, допол-
нительные разрушения вызываются и электрической дугой между зам-
кнувшимися витками. Эти же явления имеют место при витковом замы-
кании в якоредвигателей дтюстоявдого тока*
г Обрывывцепивоз^ж^епиясипх^бпиых двигателей сопровож-
даются значительным увеличением тока статора и переходом в асинх-
274
ровный режим. Однако такие обрывы чрезвычайно редки и за-
щита от такого повреждения устанавливается только для мощ-
ных электродвигателей.
Обрывы в цепи полюсов электродвигателей постоянного тока с
параллельным илй независимым возбуждением приводят в режи-
ме холостого хода к разносу, при котором частота вращения яко-
ря резко увеличивается и он может разрушиться. Если же на валу
двигателя имеется нагрузка, то он остановится. Поскольку в оста-
новленном якоре э. д. с. не наводится, то значительно возрастает
ток якоря, что может привести к разрушению изоляции.
При технологических перегрузках, когда тормозной момент приво-
димого во вращение механизма превышает длительно допустимое зна-
чение, возрастает потребляемый двигателем из сети ток и его термичес-
кое действие может разрушить изоляцию.
Такое же явление имеет место при понижении напряжения для
синхронных, асинхронных двигателей переменного тока и для дви-
гателей постоянного тока (кроме двигателей с последовательным
возбуждением). Снижение напряжения уменьшает момент враще-
ния на валу, при этом синхронный двигатель может перейти в асин-
хронный режим, а для асинхронного двигателя возможно «опроки-
дывание», т.е. остановка. Возрастающий при этом ток вызывает
перегрев двигателей.
При коротком замыкании в цепи, питающей группу электродвигате-
лей, напряжение снижается особенно сильно и двигатели останавлива-
ются. После автоматического отключения поврежденного элемента на-
пряжение восстанавливается и все двигатели переходят в режим само-
запуска. В этом режиме электродвигатель потребляет ток, в несколько
раз превышающий номинальное значение. При нормальном напряже-
нии этот режим не опасен из-за своей кратковременности. Однако, если
в режиме самозапуска всех двигателей суммарный ток будет слишком
велик, то из-за увеличенного падения напряжения в сети уровень на-
пряжения окажется значительно ниже номинального, что затягивает и
затрудняет процесс самозапуска двигателей и может привести к их пе-
регреву.
Bq избежание такой ситуации менее ответственные двигатели, а так-
же двигатели, для которых самозапуск недопустим по технологичес-
ким причинам, при снижении напряжения следует отключать.
275
Обрыв фазы чаще всего имеет место при перегорании предох-
ранителя в одной фазе. При этом уменьшается вращающий мо-
мент на валу и увеличивается ток статора. Защита от этого режи-
ма осуществляется, как правило, защитой от перегрузки.
6.2. Защита асинхронного электродвигателя
Защита от многофазных коротких замыканий. Токовая отсечка
без выдержки времени может иметь однорелейное, двухрелейное и трех-
релейное исполнение (рис. 6.1).
Ток срабатывания токовой отсечки выбирают по условию:
^сз ^отс^пуск’ (6-1)
где I—максимальное значение пускового тока; котс — коэффициент
отстройки, принимаемый равным 2-2,5 для реле прямого действия,
1,8-2,0 для электромагнитного элемента индукционных реле типа РТ-80,
1,4-1,5—для электромагнитных и электронных реле.
Рис. 6.1. Токовая отсечка электродвигателей
Ток срабатывания реле КА равен:
Ср TS 1 сз’ (6.2)
VT
где ксх — коэффициент схемы при трехфазном значении I .
Чувствительность защиты определяется коэффициентом чувствитель-
ности, вычисляемым по формуле (4.9) при к^ и 7^п, соответствующим
двухфазному короткому замыканию на выводах электродвигателя. Ко-
эффициент чувствительности не должен быть менее 2.
Схема, приведенная на рис. 6.1, а предназначена для двигателей мощ-
ностью менее 5 МВт. Двухрелейная схема (рис. 6.1,6) используется для
двигателей мощностью 2 МВт и более, имеющих защиту от однофазных
замыканий на землю, а также в тех случаях, когда для двигателей мощно-
стью менее 2 МВт не удовлетворяются требования чувствительности. Если
двигатели мощностью 2 МВт и более не оборудованы защитой от замыка-
ний на землю, то используется трехрелейная токовая отсечка (рис. 6.1, в).
Допускается защита в двухрелейном исполнении с дополнением ее за-
щитой от двойных замыканий на землю, выполненная с помощью транс-
форматора тока нулевой последовательности и реле тока [38].
Продольная дифференциальная защита устанавливается на элек-
тродвигателях мощностью 5 МВт и более, а также менее 5 МВт, если
токовая отсечка не обеспечивает требований чувствительности. Для
электродвигателей эта защита выполняется так же, как и для синх-
ронных генераторов (см. п. 5.2). Если электродвигатель снабжен за-
щитой от замыканий на землю, то продольная дифференциальная за-
щита выполняется в двухфазном исполнении, а при отсутствии за-
щиты от замыканий на землю — в трехфазном.
Ток срабатывания защиты определяют по формуле (5.1), в которой
hb.pac принимают равным 1н6рас ^отс^ноле но.м номинальный ток
двигателя; котс—коэффициент отстройки от пускового тока, принима-
емый равным 1,4-2,0. Использование специальных реле с торможени-
ем (см. гл. 7) позволяет принимать котс = 0,5.
Защита от замыканий на землю. Для двигателей мощностью до 2
МВт такая защита применяется, если емкостный ток замыкания на зем- '
лю равен 10 А и более, а для двигателей мощностью более 2 МВт—при
токах 5 А и более. Защита от замыканий на землю выполняется с приме-
нением трансформатора тока нулевой последовательности (рис. 2.18).
Для мощных электродвигателей используют трансформатор тока нуле-
вой последовательности с подмагничиванием (рис. 5.3). Ко вторичной
обмотке этих трансформаторов подключаются чувствительные реле РТ-
40/02, РТЗ-51, PCT-13-04. При необходимости повысить чувствитель-
ность используют защиту ЗЗП-1М (рис. 4.22).
Ток срабатывания защиты выбирают по формуле:
= КотСКб1е <6-3)
где 1С—утроенное значение собственного емкостного тока присоедине-
ния, А; кдтс—коэффициент отстройки, равный 1,2; к6 — коэффициент,
277
учитывающий бросок собственного емкостного тока присоединения при
возникновении внешнего замыкания на землю.
Для сети с изолированной нейтралью коэффициент кб принимают
равным 2-3 для реле РТЗ-51 и ЯРЭ2201, 3-4 для реле РТЗ-50 и
РТ-40/02. Если нейтраль заземлена через резистор, то для всех реле
принимаюткб = 1,2-1,3.
Величину емкостного тока 1С находят по формуле:
4 = 4,д + 4,л> (6.4)
где 1С д—утроенное значение собственного емкостного тока двигателя, А;
I — утроенное значение собственного емкостного тока кабельной ли-
нии, входящей в зону защиты, А.
Величина тока 1С д равна:
(6-5)
где UnoM—номинальное линейное напряжение, В; Сд—емкость фазы
электродвигателя, указываемая заводом-изготовителем или вычисляе-
мая по приближенным формулам [86].
Величину тока 1С л находят по формуле:
<-,^ = 3/^, (6.6)
где 1К()—значение собственного емкостного тока одной фазы кабель-
ной линии, А/км; £ —длина кабельной линии, входящей в зону защи-
ты, км; т — число кабелей в линии.
Ток срабатывания защиты, вычисленный по формуле (6.3), не должен
превышать 10 А для двигателей мощностью до 2 МВт и 5 А для двигате-
лей мощностью более 2 МВт. Защита должна действовать без вьщержки
времени. Если, однако, вычисленное по формуле (6.3) значение тока сра-
батывания превышает соответственно 10 и 5 А, то в защиту вводят выдер-
жку времени. Одновременно она дополняется реле тока с уставкой 50-
100 А, действующим на отключение без вьщержки времени при двойных
замыканиях на землю.
Защита от перегрузки предусматривается на электродвигателях, под-
верженных перегрузке по технологическим причинам, и при особо тяже-
лых условиях пуска и самозапуска длительностью 20 с и более. Защита от
перегрузки выполняется с помощью реле тока, устанавливаемого в одной
фазе, поскольку перегрузка относится к симметричным режимам.
278
Ток срабатывания защиты выбирают по формуле (4.7), в которой
(max — длительно допустимый ток двигателя, принимаемый равным
1,1 / где 1ШЮМ — номинальный ток двигателя. Коэффициент запаса
к3 принимают равным 1,05 при действии защиты на сигнал и 1,1-1,2
при действии на отключение. Коэффициент возврата кв для реле типов
РТ-40, РТ-80 принимают равным 0,8 для реле РСТ-11 и РСТ-13 рав-
ным 0,9. Выдержка времени защиты от перегрузки должна быть боль-
ше времени пуска и самозапуска: tC3> K3tnyCK. Коэффициент запаса при-
нимают равным 1,3. Время пуска tnycK не должно превышать допус-
тимого времени нагрева двигателя при перегрузке:
?„^(0.8_0,9)*доЯ- Допустимое время перегрузки определяется по
приближенной формуле 1доп = А/{к1 -1), где А — постоянная вели-
чина; к — коэффициент перегрузки, т. е. отношение тока перегрузки /
к номинальному току двигателя (к = Для закрытых электро-
двигателей с большой массой* и размерами величину А принимают
равной 250, для открытйВГ.элект^оЖйТ^Телей — 150.
Защита от перегрузки может выполняться с зависимой выдер-
жкой времени с помощью реле РТ-80 или электронными реле, вхо-
дящими в состав комплексного устройства ЯРЭ-2201 [19].
Минимальная защита напряжения выполняется общей для всех
электродвигателей секции и содержит две ступени. Первая ступень от-
ключает электродвигатели малоответственных механизмов, перерыв
в работе которых на незначительное время не отражается на произ-
водственном процессе. Это дает возможность при восстановлении
напряжения обеспечить самозапуск более ответственных двигателей.
Вторая ступень отключает те двигатели из числа ответственных, ко-
торые при длительном отсутствии напряжения не должны входить в
режим самозапуска по условиям обеспечения безопасности или по
условиям технологического процесса. Особое внимание придается
такому использованию защиты, в котором обрывы в цепях напря-
жения не приводят к ложному отключению электродвигателей.
Упрощенная схема минимальной защиты напряжения с фильтром На-
пряжения обратной последовательности ZV2 приведена на рис. 6.2. При
симметричном напряжении в нормальном режиме или при его сниже-
нии составляющие обратной последовательности отсутствуют, поэтому
контакт KV1.1 реле KV1 замкнут, а его контакт KV1.2 разомкнут. Если же
в цепи трансформатора напряжения TV имеется обрыв, то появляются
279
составляющие нулевой последовательности, реле KV1 срабатывает, кон-
такты KV1.1 размыкаются и выводят защиту из работы, а замкнувшиеся
контакты KV1.2 включают сигнализацию о неисправности цепей напря-
жения.
Рис. 6.2. Схема минимальнойза!
Если эти цепи исправны, то при снижении напряжения до 0,7 UHaM, где
—номинальное напряжение на шинах, срабатывает первая ступень
защиты: реле минимального напряжения KV2 замыкает свои контакты и
запускает реле времени КТ1 с вьщержкой времени 0,5-1,5 с. При замы-
кании контактов КТ1 подается напряжение в цепи отключения неответ-
ственных двигателей. Одновременно (при глубоком снижении напряже-
ния) срабатывает релЬ КУЗ второй ступени с уставкой (0,4-0,5) UIIOM и
запускается реле времени КТ2. Если снижение (или отсутствие) напря-
жения длится достаточно долго (уставка реле времени КТ2 принимается
10-15 с), то отключаются ответственные двигатели. В защите использу-
ются реле напряжения обратной последовательности РНФ-1М или РСН-
13 и реле минимального напряжения РН-54/160 или РСН-16.
Более подробные сведения о выборе уставок, в том числе для циф-
ровых защит, приведены в [37,86].
6.3. Особенности защиты синхронных электродвигателей
Синхронные электродвигатели, так же как асинхронные, должны
снабжаться защитой от многофазных коротких замыканий, защитой от
замыканий на землю, защитой от перегрузки, минимальной защитой
280
напряжения. Схемы защит описаны в п. 6.2. Одна из особенностей заклю-
чается в том, что защиты должны действовать не только на отключение
выключателей, но и на ДТП. Вместе с тем синхронные двигатели оборуду-
ются еще двумя защитами: от асинхронного режима и от п0рри питания.
Защита от многофазных коротких замыканий содержит токо-
вую отсечку (рис. 6.1) и продольную дифференциальную защиту
(рис. 5.1). Ток срабатывания реле токовой отсечки выбирается по
условию (6.2). Кроме того должно выполняться условие, при ко-
тором токовая отсечка отстраивается от сверхпереходного тока Z"
двигателя, протекающего в точку повреждения на шинах (к кото-
рым двигатель подключен), при трехфазных к.з. [24]. Величина этого
тока равна:
" Еа
т =_____Я т
Д у" у В.ЛОМ' (6.7)
где Е", X" —сверхпереходные э. д. с. и сопротивление электродвига-
теля; 1Д нам—номинальный ток электродвигателя; X—сопротивление
реактора, через который двигатель подключен к шинам.
Условие отстройки имеет вид:
К
j __ СХ г "
• 1ср—Г1л- (6.8)
Лт
Расчетным является наибольшее из вычисленных по (6.2) и (6.8)
значений.
Продольная дифференциальная защита выполняется так же, как для
синхронных генераторов (см. п. 5.2). Особенностью является необхо-
димость отстройки не только от пусковых токов, но и от внешних корот-
ких замыканий. Последнее условие выполняется при подстановке в
формулу (5.2) значения /"вместо /КП1ах.
Защита от замыканий на землю особенностей по сравнению с асин-
хронными двигателями не имеет, так же как и защита от перегрузки.
Защита от потери питания. При исчезновении напряжения синх-
ронный двигатель выходит из синхронизма. Некоторое время ротор
продолжает вращаться по инерции, однако частота его вращения сни-
жается. Снижается и частота э.д.с. обмотки статора. После действия ус-
тройств автоматического повторного включения (АПВ) или автомати-
ческого включения резервного питания (АВР) напряжение восстанав-
ливается и происходит несинхронное включение электродвигателей с
281
током, значительно превышающим пусковые. Для рада двигателей этот
режим опасен из-за возможных повреждений, поэтому при потере пи-
тания их следует отключать. Для этой цели может быть использована
минимальна^защита напряжения (рис. 6.2).
Другое [)еЙ1ение защиты реализуется с помощью реле направления
мощносттйГи^еЛг^Йстоты [24]. При изменении направления активной
мощности или ее исчезновении реле направления мощности снимает
запрет на действие реле времени. Уставка срабатывания реле частоты
принимается равной 48-48,5 Гц и, при снижении частоты до этого уровня,
реле частоты замыкает свой контакт, который запускает реле времени с
уставкой 0,3-0,5 с. По истечении времени уставки осуществляется от-
ключение двигателей, самозапуск которых нежелателен.
Защита от асинхронного режима. Синхронный двигатель может
выйти из синхронизма из-за снижения напряжения в питающей сети,
при уменьшении тока возбуждения, при возрастании тормозного мо-
мента на валу (перегрузка приводимого механизма), что приводит к
значительному возрастанию тока двигателя, появлению вибрации и, в
конечном счете, к повреждению двигателя. Защиту от этого режима
можно выполнить контролируя ток статора, отслеживая появление в
обмотке ротора переменной составляющей тока, а также с помощью
реле направления мощности, которое фиксирует изменение знака ак-
тивной мощности в статоре при асинхронном ходе и др.
При асинхронном ходе ток статора имеет пульсирующий характер и
состоит из синусоидальных полуволн одного знака (рис. 6.3, а). Реле
тока КА срабатывает, когда ток статора станет равным току срабатыва-
ния реле I (точки Ь) и разомкнет контакты, когда ток статора станет
меньше тока возврата реле I (точки а). Поэтому в асинхронном режи-
ме контакты реле тока КА вибрируют (разомкнутое состояние контактов
длится время А/), что делает работу защиты неустойчивой. Для обеспе-
чения устойчивости в схеме защиты (рис. 6.3, б) используется проме-
жуточное реле KL1 с замедлением при возврате, причем это замедле-
ние больше времени А/ на 20-50 %. Поэтому после первого же замыка-
ния контактов реле КА срабатывает промежуточное реле A7J, которое
за время At вернуться в исходное состояние не успевает и защита на-
дежно срабатывает.
В раде случаев защита от асинхронных режимов может быть выпол-
нена с применением индукционных реле РТ-80, которые из-за инерции
282
+ЕС
-EC
Рис. 6.3. Защита от асинхронного режима
своего механизма не успевают за время А/ возвратиться после сраба-
тывания в исходное состояние. Ток срабатывания защиты принимают
равным I = (1,3-1,5)1 л 1и)М. Сведения о других схемах защиты от асин-
хронных режимов содержатся в [24].
Защита синхронных электродвигателей любого исполнения в зависи-
мости от особенностей конструкции и условий использования двигателя
должна действовать с выдержкой времени на одну из схем, предусмат-
ривающих ресинхронизацию, ресинхронизацию с автоматической крат-
ковременной разгрузкой механизма до нагрузки, обеспечивающей втя-
гивание двигателя в сийхронизм, отключение электродвигателя и повтор-
ный автоматический пуск, отключение электродвигателя [37,86].
6.4. Защита электродвигателей напряжением до 1 кВ
Трехфазные асинхронные двигатели напряжением до 1 кВ имеют са-
мое большое распространение в различных областях промышленности,
транспорта, сельского хозяйства из-за своей простоты и надежности.
Их защита осуществляется плавкими предохранителями, автоматичес-
кими выключателями, тепловыми реле магнитных пускателей. На рис.
6.4 приведена одна из схем управления и защиты электродвигателя, со-
держащая плавкие предохранители и тепловые реле.
Электродвигатель подключен к питающей сети через предохраните-
ли Fn контакты магнитного пускателя КМ. В две фазы включены тепло-
вые реле КК1 и КК2, осуществляющие защиту от перегрузки. Включе-
ние двигателя осуществляется нажатием на кнопку SB1. При этом якорь
электромагнита YA втягивается и замыкает главные контакты КМ
283
Рис. 6.4. Схема защиты с магнитным пускателем
магнитного пуска-
теля и его вспомо-
гательный контакт
SKM. Последний
шунтирует кнопку
SB1, которую пос-
ыле включения КМ
можно отпустить.
Отключение двига-
теля произойдет
после нажатия на
кнопку SB2.
Защита от коротких замыканий осуществляется плавкими предохра-
нителями F, номинальное напряжение которых должно соответствовать
напряжению сети, а предельный ток отключения должен быть больше
максимального тока короткого замыкания. Номинальный ток плавкой
вставки 1 к ндм должен отвечать следующим трем условиям:
/ > к I J > пе? I
7 вс. ном от с рабтах’ ^вс.ном^ ' ^вс.ном^-<л (6.9)
Кпер IU-10
где —максимальный рабочий ток, принимаемый равным номи-
нальному току электродвигателя 7Д /(аи; —ток кратковременной пе-
регрузки, принимаемый равным пусковому току электродвигателя I ;
котс — коэффициент отстройки (1,1-1,25); кпер — коэффициент пере-
грузки, принимаемый для тяжелых условий пуска (10 с и более) элект-
родвигателей равным 1,6-2, для легких условий пуска (до Юс) — 2,5.
При коротком замыкании плавкая вставка должна сгорать настолько
быстро (0,15-0,2 с), чтобы магнитный пускатель не успел отпасть и
разомкнуть контакты КМ. В противном случае эти контакты будут раз-
рывать ток короткого замыкания, на что они не рассчитаны. Такое быс-
трое перегорание плавкой вставки возможно, если ток короткого замы-
кания в 10-15 раз превышает номинальный ток плавкой вставки. Чув-
ствительность плавкого предохранителя определяют по формуле (4.5).
Минимальная защита напряжения осуществляется без дополнитель-
ных устройств в результате того, что при снижении напряжения в сети
до 0,3-0,4 от номинального электромагнит YA отпадает и контакты КМ
размыкаются. Если двигатель не должен отключаться при снижении или
284
исчезновении напряжения, то вместо кнопок SB] и SB2 устанавливает-
ся однополюсный рубильник (переключатель) 5. Защита двигателя от
перегрузки осуществляется тепловым реле с биметаллической пласти-
ной. Срабатывание реле КК1 или КК2 ведет к размыканию их контактов
и отпаданию электромагнита YA. Ток срабатывания теплового реле I т
выбирается по условию:
hp. т ~ КрКз^л. пом’ (6.10)
где кр — коэффициент разброса характеристики срабатывания (1,15-
1,2); кз — коэффициент запаса (1,1 -1,3).
Тепловые реле устанавливаются в двух фазах, что позволяет осуще-
ствить защиту от работы на двух фазах.
Вместо предохранителей в схемах защиты и управления могут
использоваться автоматические выключатели. В этом случае защита
от междуфазных коротких замыканий осуществляется электромаг-
нитными расцепителями мгновенного действия и резервируется рас-
цепителем с зависимой характеристикой. Расцепителями осуществ-
ляется защита от перегрузки и снижения напряжения питания. Номи-
нальное напряжение автоматического выключателя Ue /юм не должно
быть меньше напряжения сети, а его предельный допустимый ток 1в пред
должен быть больше максимального тока короткого замыкания IK тах
защищаемой цепи. Номинальный ток расцепителя I пМ1 должен
быть больше максимального значения длительного тока нормально-
го режима, включая возможные перегрузки. Ток срабатывания I
электромагнитного расцепителя, осуществляющего токовую отсеч-
ку, выбирают по условию:
(6П)
где кр — коэффициент разброса характеристики срабатывания (1,15-
1 котс — коэффициент отстройки; 1пер — наибольшее значение крат-
ковременного тока перегрузки.
Значение коэффициента отстройки ктк зависит от назначения защищае-
мой цепи. Для защиты электродвигателей его принимают равным 1,8—2,
для выключателей в измерительных цепях напряжения—2, в остальных
случаях —1,5. При использовании полупроводниковых расцепителей
значения кдтс принимаются на 30 % меньше.
Расчетная кратность тока срабатывания ка — где I м—номи-
нальный ток автоматического выключателя. При осуществлении защиты
285
принимают действительное значение ка , соответствующее ближайше-
му большему паспортному значению. Действительное значение тока сра-
батывания защиты 1СЗ д при этом равно:
4з.д = KC3.JnOM- (6-12)
Чувствительность защиты проверяется по значению тока короткого за-
мыкания 7Kmin при повреждении в самой удаленной точке защищаемой
цепи. Коэффициент чувствительности кч = IK min/7C3 не должен быть ме-
нее 1,5. В сетях с изолированной нейтралью значение IK min определяют для
двухфазного короткого замыкания, в сетях с глухозаземленной нейтра-
лью —для двухфазного и однофазного к.з.
Ток уставки теплового расцепителя, осуществляющего защиту от
перегрузки, выбирают по выражению (6.11).
В тех случаях, когда защита с плавкими предохранителями и автома-
тическими выключателями не обеспечивает требуемого коэффициента
чувствительности, используют максимальные реле тока. На рис. 6.5 при-
веден пример такой схемы с применением первичных реле косвенного
действия. Реле KAI, КА2, КАЗ осуществляют защиту от коротких замы-
каний, реле КА4 совместно с реле времени КТ — защиту от перегрузки.
Возможно использование вторичных реле косвенного действия, включа-
емых через трансформаторы тока (см. рис.6.1, в). Выбор параметров сра-
батывания токовой отсечки осуществляется по формулам (6.1) и (6.2),
причем для защиты с первичными реле тока принимают Ат — 1. Провер-
ка чувствительности выполняется так же, как для двигателей напряжени-
ем выше 1 кВ.
Ток срабатывания I реле КА 4 (защита от перегрузки) выбирается
по условию:
К 1
от с 1 < / < 1 /
кК 1 д, ном 1 ср к К 1 пуск' (6.13)
где I—пусковой ток электродвигателя.
Коэффициент отстройки котс = 1,1-1,2. Коэффициент возврата кв для
электромагнитных реле принимают 0,8, для электронных—0,9. Коэффи-
циент запаса кз — 1,3-1,4. При использовании первичных реле коэффи-
циент трансформации К3 трансформаторов тока принимают равным 1.
Левое условие выражения (6.13) обеспечивает несрабатывание реле в
нормальном режиме работы, правое условие обеспечивает срабатывание
реле КА4 при пусках и самозапусках электродвигателя. Чтобы защита от
286
SA2 р
Рис. 6.1. Токовая отсечка электродвигателей
перегрузки не отключала двигатель при пуске, выдержку времени реле КТ
принимают равной 10-15 с.
Универсальной защитой электродвигателя от ненормальных режи-
мов является температурная защита. В этой защите используется
датчик температуры, кдторый встраивается в лобовые части обмотки
статора. В качестве таких датчиков могут использоваться терморезис-
торы (термисторы или позисторы), термодиоды, термотранзисторы. При
достижении заданной температуры датчик температуры вызывает сра-
батывание определенных элементов схемы управления, которые от-
ключают контактор. Некоторые сведения о температурной защите со-
держатся в [24]. Наиболее эффективной такая защита может быть, если
заводы-изготовители двигателей будут встраивать датчики температу-
ры в процессе их производства. Встраивание их в эксплуатации тре-
бует вмешательства в конструкцию двигателя, что не всегда возмож-
но, и снижает их надежность.
287
71 Защита трансформаторов
7.1. Виды повреждений и ненормальных режимов
Трансформаторы защищают от внутренних повреждений, сопровож-
дающихся многофазными или однофазными к.з., «пожаром стали» и от
ненормальных режимов. «Пожар стали» образуется в результате местно-
го перегрева магнитопровода вихревыми токами при его повреждениях.
Однофазные замыкания делятся на замыкания обмоток на землю и на
замыкания между витками одной фазы. Для защиты от внутренних к.з. и
повреждений применяют, главным образом, токовую отсечку, газовую и
дифференциальную защиты.
К ненормальным режимам относятся внешние короткие замыкания,
перегрузки, понижение уровня масла. При внешних коротких замыка-
ниях через обмотки трансформатора протекают большие токи, которые
могут во много раз превышать номинальный ток трансформатора и по-
этому опасны для него. Внешние к.з. (сверхтоки) сопровождаются сни-
жением напряжения в сети за трансформатором. Для защиты от таких
к.з. применяют, как правило, максимальную токовую защиту, макси-
мальную токовую защиту с блокировкой (пуском) минимального на-
пряжения, токовую защиту нулевой последовательности и защиту об-
ратной последовательности.
Перегрузки трансформатора обусловливаются режимами работы элек-
троприемников и не сопровождаются обычно существенным снижением
напряжения в сети. По условиям нагрева масляные трансформаторы даже
при токе в 2 раза выше номинального могут оставаться в работе до 10
мин. Для защиты от перегрузки используется обычно максимальная то-
ковая защита с выдержкой времени.
Понижение уровня масла может произойти при образовании течи в
баке, сильных снижениях температуры окружающего пространства. При
недостаточном уровне масла ухудшаются условия охлаждения обмо-
ток, что может стать причиной повреждения трансформатора.
Существенное влияние на работу защиты оказывают переходные про-
цессы в трансформаторах [20]. Они могут вызывать неправильные дей-
288
ствия защиты как в нормальных, так и в аварийных режимах. Ток к.з.
содержит периодическую и апериодическую составляющие. Наиболь-
шего значения апериодическая составляющая достигает, если момент
короткого замыкания совпадает с переходом кривой напряжения через
нуль. Через полупериод амплитудатока к.з. достигает максимум?! (удар-
ный ток), который превышает амплитуду установившегося тока к.з.
в 1,3-1,8 раза. Апериодическая составляющая в токе к.з. затухает за
3-5 периодов. В трехфазных трансформаторах при к.з. наибольшая апе-
риодищ^жая составляющая возникает только в одной 4>азе; в двух дру-
гих оназначдтельно_мбньше или вообще отсутствует.
Включение трансформатора под найрЯжаше или восстановление на
нем напряжения после отключения внешнего к.з. сопровождается брос-
ком тока намагничивания. Ток намагничивания протекает только по пер-
вичной обмотке трансформатора. При включении трансформатора в
момент прохождения напряжения через нуль в магнитопроводе возни-
кают установившийся (периодический) и свободный (апериодический)
магнитные потоки. Их сумма достигает через полпериода (без учета за-
тухания) даойной амплитуды периодической составляющей, а с учетом
остаточного намагничивания магнитопровода—и еще больших значе-
ний. Магнитопровод при этом насыщается, что и является причиной
большого броска тока намагничивания (рис. 7.1).
Амплитуда броска намагничивающего тока может в 6-8 раз пре-
вышать амплитуду номинального тока, однако, онаы<ак правило, мень-
щаа<рцодической составляющей тока внешнего к.з. Намагничиваю-
щий ток можетСодержать значительную апериодическую составляю-
10 Релейная защита
щую, которая затухает значитель-
но медленнее, чем при к.з. (2-3 с).
В кривой тока намагничивания
имеется большое содержание выс-
ших гармоник, особенно второй
(17-43%). По этим причинам кри-
вая намагничивающего тока, осо-
бенно в первые периоды, может
оказаться смещенной в одну сто-
рону по отношению к оси време-
ни. В трехфазных трансформа-
торах наибольший бросок тока
289
намагничивания возникаеттолько в одной фазе, в двух других фазах его
амплитуда меньше, а апериодическая составляющая может отсутствовать.
При броске намагничивающего тока с большой апериодической составля-
ющей в двух фазах первичной обмотки трансформатора в третьей фазе
может возникнуть бросок периодического тока. Амплитуды последнего
достигают примерно 1/3 амплитуды апериодического намагничивающего
тока и могут превысить номинальный ток более чем в два раза.
Для трансформаторов и автотрансформаторов предусматриваются
защиты от следующих видов повреждений и ненормальных режимов
[38,43]:...........
♦ многофазных замыканий в обмотках и на выводах;
♦ однофазных замыканий на землю в обмотках и на выводах при глу-
хо заземленной нейтрали;
♦ витковых замыканий в обмотках;
♦ сверхтоков внешних к.з.;
♦ сверхтоков перегрузки;
♦ понижения уровня масла.
Для трансформаторов в сетях с изолированной нейтралью, транс-
форматоров и автотрансформаторов 220 кВ и выше, в том числе и для
сверхвысоких напряжений, предусматриваются защиты и от других
режимов [38, 43]. •
7.2. Защиты, реагирующие на величину тока .
Защита плавкими предохранителями. Защита применяется для
трансформаторов сравнительно небольшой мощности: до 630 кВ А при
^напряжениях не свыше 10кВидо2500кВАпринапряжении35 кВ. Плав-
кие предохранители устанавливают со стороны первичной обмотки совме-
стно с выключателями нагрузки или разъединителями. Плавкая вставка
выбирается по условию 1йС 1ЮМ = (1,5-2)7т^ац, где 1вС1ЮМ — номинальный
ток плавкой вставки, Д.—номинальный ток трансформатора. Харак-
теристики плавких предохранителей трудно согласовать с характерис-
тиками защит за трансформаторами, а также трудно обеспечить необхо-
димые условия чувствительности ко всем видам повреждений [24].
Поэтому защиту более мощных трансформаторов, а также трансформа-
торов меньшей мощности особо ответственных потребителей, для кото-
290
рых предусматривается автоматическое включение резерва (АВР), осу-
ществляют с помощью реле.
Токовая отсечка. Токовая отсечка используется для защиты от к.з.
внутри трансформатора и на его выводах. Ее устанавливают со стороны
первичной обмотки трансформатора и отключают его со всех сторон, от-
куда может происходить подпитка места повреждения. В сети с глухо
заземленной нейтралью токовая отсечка устанавливается в трех фазах, в
сетях с изолированной нейтралью в двух. Вьщержки времени в защите
нет. Схемы включения реле и трансформаторов тока приведены на рис. 2.11.
При выборе схем принимают во внимание режим нейтрали трансформа-
тора и возможные виды к.з. Свойства схем описаны в п. 2.4. Для транс-
форматоров со схемой обмоток А/Д схему соединения трансформато-
ров тока и реле, показанную на рис. 2.11, г, не применяют.
Ток срабатывания защиты выбирается больше, чем максимальное
значение тока трехфазного к.з. при повреждении за трансформатором
4тахи бросок тока намагничивания, которым сопровождается включе-
ние трансформатора:
1 сз ^от сектах ’ ^сз Кз.нам^з.ном ’ О
где котс—коэффициент отстройки, равный 1,2-2; кз liaJU—коэффициент
отстройки от броска тока намагничивания; 1Т 1юм — номинальный ток
трансформатора. Для защит со временем действия 0,03-0,06 с принима-
ют^ нам = 3-5, для более быстродействующих защит кз — 6-8. /
Чувствительность защиты проверяется по формуле (4.9) по току двух-
фазного к.з. на вводах первичной обмотки. Коэффициент чувствитель-
ности должен быть не менее 2.
Токовая отсечка реагирует лишь на значительные токи, не защищает
трансформатор от междуфазных к.з. на последних витках, а также при
витковых замыканиях и замыканиях на землю в сети с изолированной
нейтралью. Однако вследствие своей простоты и быстродействия она
нашла широкое распространение и совместно с газовой защитой явля-
ется основной защитой от внутренних повреждений одиночных транс-
форматоров мощностью до 6300 кВ-А, а для параллельно работающих
трансформаторов—общей мощностью до 10 000 кВ А.
Максимальная токовая защита. Используется для защиты от внут-
ренних многофазных к.з., внешних сверхтоков и перегрузки. Защита
291
от внутренних к.з. резервирует токовую отсечку и перекрывает ее мер-
тд^ю зону на последних витках трансформатора. В сетях с глухо за-
зе^айбинёигратыозгищгг^'станавливается в трех фазах (см. рис. 2.11, а),
а в сети с изолированной нейтралью — в двух (см. рис. 2.11,6).
Уставку срабатывания защиты выбирают по формуле (4.7) так, чтобы
она не действовала ложно в нормальном режиме работы при максималь-
ном токе нагрузки. Этот ток для одиночно работающего трансформатора
находят по режиму подключения нагрузки при действии АПВ после вне-
запного отключения. Поскольку значительную долю нагрузки составля-
ют, как правило, асинхронные двигатели, то именно они определяют в
основном характер изменения тока нагрузки при АПВ. При отключении
трансформатора напряжение на нагрузке исчезает, частота вращения дви-
гателей падает и они останавливаются. После внезапной подачи напряже-
ния все двигатели одновременно оказываются в режиме самозапуска.
Нагрузка трансформатора при этом резко увеличивается, так как пуско-
вые токи асинхронных двигателей в несколько раз выше номинальных.
Максимальный ток нагрузки одино2чно работающего трансформатора оп-
ределяют по условию: Z„ max = к ,зп где тах — установившееся
значение наибольшего тока нагрузки в нормальном режиме работы; —
коэффициент самозапуска, учитывающий увеличение тока нагрузки в
режиме самозапуска двигателей.
При параллельной работе двух трансформаторов'на общие шины
максимальный ток нагрузки определяют исходя из внезапного отклю-
чения одного из них. В этом случае для оставшегося в работе транс-
форматора имеем Ilt max = 2ZT 1юм. Если же два трансформатора работа-
ют каждый на свою секцию шин (секционный выключатель нормально
отключен), то максимальный ток нагрузки, например, первого транс-
форматора вычисляют для режима, при котором второй трансформатор
отключается, после чего нагрузка последнего с помощью АВР подклю-
чается секционным выключателем к оставшемуся в работе первому
^трансформатору: =^31Храбх^ +*<а/2/ийпах, где71/мбтах —макси-
мальный рабочий ток нагрузки первого трансформатора в нормальном
режиме работы; Z^max — максимальный ток нагрузки второго транс-
форматора в том же режиме; к' — коэффициент, учитывающий увели-
чение тока нагрузки на неповрежденной секции из-за понижения напря-
жения в момент подключения к ней затормозившихся электродвигате-
лей. Если нагрузка неповрежденной секции состоит преимущественно
из электродвигателей, то принимают к' = 1,5-1,6.
292
Ток срабатывания защиты находят по условию (4.7). В тех случаях,
однако, когда данные о характере нагрузки отсутствуют, ток срабатыва-
ния выбирают по условию: 1сз — 41т пом-
Чувствительность защиты определяется по формуле (4.9) и табл. 2.2
(см. п. 2.4) для двухфазного к.з. за трансформатором. При к.з. на ши-
нах среднего и низшего напряжений требуется кч 1,5, а при к.з. в
зоне, где данная защита является резервной, кч ^1,2.
Защита с одним реле (см. рис. 2.11, г) для трансформаторов со схе-
мой соединения обмоток А/Д не применяется из-за ее отказа при к.з.
между фазами АиВ (ток в реле равен нулю).
На трехобмоточном трансформаторе с односторонним питанием макси-
мальную токовую защиту устанавливают со стороны всех трех обмоток.
Выдержка времени защиты со стороны первичной обмотки берется на
ступень выше, чем у защиты со стороны вторичных обмоток. Максималь-
ные токовые защиты трехобмоточных трансформаторов с многосторон-
ним питанием по условиям селективности должны быть направленными.
При выборе уставки срабатывания максимальной токовой защиты по
формуле (4.7) эта защита реагируют не только на внутренние многофаз-
ные к.з., но и выполняет роль защиты от внешних к.з. (сверхтоков).
Для повышения чувствительности к токам к.з. защиту можно от-
строить от максимальных рабочих токов, используя то обстоятельство,
что при внешних к.з. напряжение за трансформатором снижается зна-
чительно, а при перегрузках это снижение, как правило, невелико. С
этой целью приме-
няют максималь-
ную токовую за-
щиту с комбиниро-
ванным пуском
(рис. 7.2).
В защите ис-
пользуются датчи-
ки (реле) тока I и
напряжения U,
логические ячейки
ИЛИ и И, реле вре-
мени КТ, проме-
жуточное реле KL,
Рис. 7.2. Структурная схема максимальной токовой защиты
с комбинированным пуском по напряжению
293
которое коммутирует катушку электромагнита отключения УА Тпривода
выключателя. Датчики тока—максимальные, т. е. сигнал на их выходе
появляется тогда, когда ток превысит уставку срабатывания. Датчики
напряжения—минимальные: сигнал на их выходе появится тогда, когда
напряжение в сети станет ниже уставки срабатывания. Защита коммути-
рует YА Ттолько при одновременном срабатывании любой пары из дат-
чиков /и U. Реле тока присоединяют к трансформаторам тока со сторо-
ны первичной обмотки защищаемого трансформатора, реле напряже-
ния —к трансформатору напряжения, установленному со стороны вто-
ричной обмотки трансформатора.
Уставки срабатывания реле тока и напряжения выбираются по усло-
виям:
KcxK3 Т < т < Ат) Ат) Ч.
~ лтлом —1ср— ксх 1кт[п,^1Уткч^
Кв т (7.2)
TZ ^zzmin — ср — кч^ктах/Ки >
где/т/(аи— номинальный ток трансформатора; —минимальный
ток к.з. в конце зоны защиты; ксх, — коэффициенты схемы соот-
ветственно для симметричного и m-фазного к.з. (см. табл. 2.3);
—минимальное напряжение в нормальном режиме; UK max—наиболь-
шее остаточное напряжение в месте установки трансформатора напря-
жения при двухфазном к.з. в конце защищаемой зоны, К3, Ку— коэф-
фициенты трансформации соответственно трансформаторов тока и на-
пряжения. Для реле тока кв < 1, для реле напряжения кв > 1. В формуле
(7.2) принимают т = 2 (двухфазное к.з.).
Выбранное напряжение срабатывания U(:p реле напряжения проверя-
ется на отстроенность от напряжения Uc3n на шинах низшего напряже-
ния (к которым подключены асинхронные электродвигатели) в режиме
самозапуска электродвигателей:
UeP
K3^U
(7-3)
в которой принимают UC3n — (0,6-0,7) С7//(М(, к3 = 1,2.
Схема другой разновидности максимальной токовой защиты с ком-
бинированным пуском по напряжению приведена на рис. 7.3. В этой
294
Рис. 7.3. Структурная схема максимальной токовой защиты с комбинированным
пуском по напряжению и фильтром напряжений обратной последовательности
схеме используется фильтр напряжений обратной последовательности
ZK2 и она обеспечивает более высокую чувствительность, чем схема,
приведенная на рис. 7.2.
При всех видах двухфазных к.з. имеется напряжение обратной пос-
ледовательности, поэтому при таких к.з. на выходе фильтра Z V2 появля-
ется напряжение и 0еле KV2 срабатывает, размыкая свой контакт. Это
приводит к обесточиванию реле KVIyl его контакт KV1 в цепи управле-
ния замыкается. При этом срабатывает промежуточное реле KL, которое
своими контактами KL1.1 подготавливает цепь реле времени КТ. Если
при этом реле тока КА 1 или КА2 сработали, то сработает и реле времени
КТ, посылая своим контактом команду в цепь отключения выключате-
лей Q1 и Q2.
При трехфазных к.з. напряжение обратной последовательности от-
сутствует и реле KV2 не срабатывает (его контакты остаются замкнуты).
Однако, при таком виде к.з. снижается напряжение на шинах и транс-
форматоре напряжения TV, поэтому минимальное реле напряжения KV1
сработает (замкнет свой контакт KVT), что вызовет действие защиты,
если сработали реле тока КА 1 или КА 2.
Выбор уставки срабатывания реле тока и реле напряжения KV1 осу-
ществляется по формулам (7.2).
Для защиты от внутренних к.з. и внешних сверхтоков применяется
также максимальная токовая защита обратной последовательности
295
Рис. 7.4. Схема защиты обратной последовательности
с приставкой для действия при трехфазных к.з. (рис. 7.4). Защита
содержит реле тока КА 1 и фильтр токов обратной последовательности с
реле КА2, а также минимальное реле напряжения KV. Реле КА2 сраба-
тывает при несимметричных к.з., поскольку они сопровождаются появ-
лением токов обратной последовательности. Реле КА I срабатывает при
симметричных к.з. Защита приходит в действие при срабатывании КА 1,
если одновременно происходит снижение напряжения и реле напряже-
ния KVзамкнет свой контакт, а также при срабатывании реле КА2. Ток
срабатывания реле КА 1 и KVвыбирают по условиям (7.2) и (7.3).
Максимальная токовая защита от внутренних к.з. и внешних сверх-
токов любого исполнения для понижающих двухобмоточных трансфор-
маторов с односторонним питанием устанавливается со стороны источ-
ника питания. Она действует на отключение всех выключателей. На тре-
хобмоточном трансформаторе с односторонним питанием устанавлива-
ются два комплекта защиты: один со стороны обмоток низшего напря-
жения с действием на выключатель этой обмотки и другой со стороны
обмотки высшего напряжения. Последний имеет две вьщержки време-
ни: меньшая действует на отключение обмотки среднего напряжения,
большая—на отключение всех выключателей трансформатора.
Защита от перегрузки выполняется с помощью одного дополнитель-
ного реле тока, включенного во вторичную обмотку одного из трансфор-
маторов ТА максимальной токовой защиты от сверхтоков. Поскольку пе-
регрузка, как правило, является симметричным режимом трансформато-
296
ра, то защиту от нее достаточно устанавливать только в одной фазе. Ток
срабатывания находится по выражению (4.7) при к3 = 1,05. Для обеспе-
чения требуемой задержки срабатывания устанавливается реле времени,
выдержка времени которого выбирается по крайней мере на ступень боль-
ше, чем время срабатывания защиты от сверхтоков. Если эта выдержка
времени превышает время полного разгона асинхронных двигателей, то
в выражении (4.7) величина IH тах не должна учитывать ток самозапуска.
На трехобмоточном трансформаторе с равной мощностью обмоток и
односторонним питанием защиту от перегрузки устанавливают на пита-
ющей обмотке. При неравной мощности обмоток, а также при много-
стороннем питании эту защиту устанавливают на всех трех обмотках.
На обслуживаемых подстанциях защита действует на сигнал, по кото-
рому обслуживающий персонал принимает меры по разгрузке. На под-
станциях без дежурного персонала, при отсутствии вызывной сигнали-
зации или диспетчерского телеконтроля, допускается действие этой за-
щиты на автоматическую разгрузку или отключение.
Защита от коротких замыканий на землю. В установках напряже-
нием до 1 кВ используются четырехпроводные схемы питания (три фазы
и нулевой провод), подключаемые ко вторичным обмоткам трансформа-
тора с соединением обмоток звезда-звезда с заземленной нейтра-
лью(А/Ав). Однофазные замыкания на землю при этом являются одно-
фазными короткими замыканиями. Однако, ток этого к.з., как правило,
недостаточен для срабатывания ни токовой отсечки, ни токовой защиты
от сверхтоков. В этих случаях применяют токовую защиту нулевой пос-
ледовательности, выполненную с помощью реле тока, включенного че-
рез трансформатор тока в провод, соединяющий нулевую точку транс-
форматора с нулевым проводом четырехпроводной системы. Расчет за-
щиты приведен в [84].
7.3. Газовая защита
Газовая защита реагирует на выделение из трансформаторного масла
газа в результате разложения масла и изолирующих материалов при воз-
никновении в трансформаторе электрической дуги. Трансформатор со-
единяется с маслорасширительным бачком трубопроводом. При возник-
новении внутри трансформатора электрической дуги вокруг нее начина-
297
Рис. 7.5. Устройство газового реле
ется бурное газовьщеление, давле-
ние в баке повышается и поток мас-
ла вместе с газовыми пузырями
устремляется через трубопровод в
маслорасширитель. На этот поток
масла и газов реагирует газовое
реле, которое врезано в трубопро-
вод, соединяющий бак трансфор-
матора с маслорасширителем.
На схематическом изображении
Рис. 7.6. Принципиальная схема газовой защиты
конструкции газового реле
РГЧЗ-66 (рис. 7.5) стрелкой указано направление потока масла и газа
при внутреннем повреждении трансформатора. Реле состоит из резерву-
ара 1, внутри которого на шарнирах 7 укреплены плоскодонные алюми-
ниевые чашки 2 и 3. В нормальном режиме резервуар полностью запол-
нен маслом и чашки удерживаются пружинами 4 в горизонтальном поло-
жении. При понижении в резервуаре 1 уровня масла из-за вытеснения
его газами или течи в баке трансформатора опускается (под воздействи-
ем массы масла, оставшегося в чашках) сначала верхняя чашка, а затем
и нижняя. Подвижные контакты 6 замыкаются с неподвижными 5. При
бурном газообразовании
поток мабла и газов уда-
ряет в лопасть 8, чашка
3 поворачивается и кон-
такты 5 и б замыкаются.
В зависимости от ско-
рости масла и газов вре-
мя срабатывания реле
0МД5 с,
^упрощенная прин-
ципиальная схема газо-
вой защиты приведена
на рис. 7.6. Кроме ак-
кумуляторных батарей
в качестве источников
оперативного питания
могут служить предва-
298
рительно заряженные конденсаторы, блоки питания, трансформаторы соб-
ственных нужд.
При скоплении газов в верхней части газового реле или течи в баке
замыкается контакт KSG.2 газового реле, действующего на предупре-
дительную сигнализацию. При бурном газообразовании замыкается кон-
такт KSG. 1 газового реле, вызывая срабатывание промежуточного реле
KL1, действующего на отключение выключателей Q1 и Q2 со всех сто-
рон трансформатора Т. Поскольку при бурном газообразовании контакт
KSG.2 может вибрировать, то для надежности срабатывания промежу-
точного реле KL1 предусмотрена цепь его самоподхвата контактами
KL1.1. Цепь самоподхвата деблокируется вспомогательными контакта-
ми SQL 1 выключателя Q1 после отключения трансформатора.
Переключая накладку SX из положения 1 в положение 2 можно пе-
ревести действие защиты не на отключение, а на сигнал. Это может
потребоваться для проверки газовой защиты и при ее неисправности, а
также при заполнении элементов системы охлаждения маслом на рабо-
тающем трансформаторе и в ряде других случаев, оговоренных в инст-
рукции по эксплуатации газовой защиты
Кроме реле РГЧЗ-66 широкое распространение получили газовые
реле Бухгольца производства Германии типа BF-80/Q [84].
У них поплавки выполнены полыми из пластмассы. На поплавках ук-
реплены постоянные магниты, которыеуправляют замыканием и раз-
мыканием герконов. В середине 90-х годов организован промышлен-
ный выпуск отечественных газовых реле РГТ50, PFT8Q со сплошными
поплавками и встроенными в них магнитами. Врелеприменяются гер-
коны повышенной электрической прочности, изолированные от масла.
Газовая защита весьма чувствительна практически ко всем видам внут-
ренних повреждений, кроме, пожалуй, начальной сталии витковых замы-
каний, не сопровождающихся образованием дуги. Газовая защита явля-
ется обязательной для трансформаторов мощностью 6,3 MB A и более, а
также для внутрицеховых понижающих трансформаторов мощностью
630 кВ-A и более. Газовую защиту можно устанавливать и на трансфор-
маторах мощностью 1-4 МВ-А. Если трансформатор снабжен устрой-
ством регулирования напряжения под нагрузкой (РПН), то д ля этого yegg
ройства дополнительно предусматривается отдельная газовая защита.
Газовая защита не реагирует на повреждения вне бака трансформа-
тора (в цепи от выключателя до бака, включая вводы). Поэтому она
должна быть дополнена другими защитами.
299
7.4. Дифференциальная защита
Рис. 7.7. Схема
дифференциальной защиты
трансформатора
Принцип действия и особенности.
Дифференциальная защита реагирует на по-
вреждения внутри трансформатора, на его
выводах и в соединениях с выключателями.
Защита является быстродействующей. Она
применяется на параллельно работающих
трансформаторах мощностью 4000 кВ А и
выше и на одиночных трансформаторах
мощностью 6300 кВ-А и выше.
По обе стороны защищаемого трансфор-
матора (рис. 7.7) устанавливаются трансфор-
маторы тока, их вторичные обмотки соеди-
няются дополнительными проводами соглас-
но-последовательно (с циркулирующими то-
ками). Трансформаторы тока выбирают так,
чтобы их вторичные токи/21 и 122 в нормаль-
ном режиме работы трансформатора были примерно одинаковы. Тогда
ток в реле 4,б = 41- 4г невелик и не вызывает срабатывания реле КА.
При к.з. в любой точке, находящейся между трансформаторами тока, в
том числе и внутри трансформатора, tokJ12 исчезает или (при двусто-
роннем питании) меняет направление: он течет от шин к точке повреж-
дения. Исчезает или меняет направление и ток/22. Поэтому ток в реле
= 41 + 4г увеличивается, реле срабатывает и с обеих сторон отклю-
чает трансформатор. Для правильной работы дифференциальной защи-
ты необходимо, чтобы ток небаланса в реле_(/б = 41 “ 4г в нормальном
режиме и при внешних коротких замыканиях, на которые защита реаги-
ровать не должна, был бы возможно меньше. На этот ток влйяют коэф-
фициенты трансформации трансформаторов тока, схема соединений
обмоток трансформатора, броски тока намагничивания и изменение ко-
эффициента трансформации защищаемого трансформатора.
Влияние коэффициентов трансформации трансформаторов
тока. Номинальный ток первичной обмотки трансформатора тока
выбирают по токам и /12нол<, соответствующим номинальному
режиму работы трансформатора: /„„= =
= rae\,m —номинальная мощность трансформато-
300
ра, ^1иами ^Ъюм—соответственно номинальные линейные напряжения
первичной и вторичной обмоток трансформатора. Номинальные первич-
ные токи трансформаторов тока выбираются так, чтобы их вторичные
токи в цепи циркуляции получились примерно одинаковыми. Следует
учесть при этом схему соединения трансформаторов тока. Если они
соединены в звезду, то в цепи циркуляции ток равен току вторичной
обмотки. Если же трансформаторы тока соединены в треугольник, то в
цепи циркуляции (в реле) ток в ^/з раз больше тока вторичной обмот-
ки. Так, например, для схемы, приведенной на рис. 7.8, а, имеем:
Z21 = AZ^ri’ Аг = Аг^тг»а дая схемы> приведенной на рис. 7.8, б —
А1 = V3 А 1^тр Аг = Аг 1Кг2, где /Ст1, Кт2 — коэффициенты трансфор-
мации трансформаторов тока соответственно на выводах первичной и
вторичной обмоток защищаемого трансформатора.
Шкала номинальных токов трансформаторов тока является дискрет-
ной, поэтому подобрать трансформаторы тока так, чтобы Z21 = 122 прак-
тически не удается. Снижение тока небаланса за счет неравенства токов
Z2) и /2, может осуществляться автотрансформаторами [ 16] или уравни-
тельными обмотками реле, предназначенными специально для диффе-
ренциальной защиты (РНТ-560, ДЗТ, РСТ, ЯРЭ-2201).
Влияние схемы соединения обмоток трансформатора. При схеме
соединения обмоток силового трансформатора Y/Y-12 токи Ix , и 2, а
следовательно, 12х и 122 отличаются только по значению. Включение транс-
форматоров тока и реле показало на рис. 7.8, а. Црисх§ме обмоток
Рис. 7.8. Схема соединения трансформаторов тока в дифференциальной токовой
отсечке трансформаторов
301
Y/Д - 11 токи ] и /12, кроме того, сдвинуты еще и по фазе на угол 30°.
Если обе группы трансформаторов тока (со стороны первичной и вто-
ричной обмоток защищаемого трансформатора) имеют одинаковое со-
единение, то даже при равенстве абсолютных значений токов /21 и 722 в
цепи реле будет значительный ток небаланса, обусловленный фазовым
сдвигом этих токов. Составляющую тока небаланса в реле из-за фазо-
вого сдвига можно исключить, если со стороны обмоток трансформа-
тора, соединенных в звезду, трансформаторы тока включить треуголь-
ником, а со стороны обмоток, соединенных в треугольник, трансфор-
маторы тока включить звездой (рис. 7.8, б).
Влияние АР ПН. Трансформаторы тока в дифференциальной защите
выбирают для данного значения коэффициента трансформации защища-
емого трансформатора. Если трансформатор снабжен устройством ав-
томатического регулирования напряжения под нагрузкой (АРПН), то в
процессе работы его коэффициент трансформации изменяется. Это вы-
зывает увеличение токов небаланса и при внешних коротких замыкани-
ях, когда токи 72) и 122 резко возрастают, может привести к ложному
срабатыванию защиты. Предотвращение ложных действий защиты в та-
ком режиме может осуществляться с помощью загрубления тока ус-
тавки (увеличения тока срабатывания реле). Однако это вызывает сни-
жение чувствительности дифференциальной защиты к витковым замы-
каниям. Поэтому отстройка от внешних кз. при наличии АРПН осуще-
ствляется иначе:д;о1лиожёнием~за1ЦПтатоками внешних к.з. либоспо;
могтп.1л^нттюлян^рЗ@5ПИЙтоко^2ц'!ёЦа2иа1^тЗ^ '
Влияние оросковтока нама^ничивШШяЛ дк намагничивания транс-
форматора в нормальном режиме весьма мал, поэтому обусловленная
им составляющая тока небаланса в реле дифференциальной защиты
может не учитываться. Однако при включении трансформатора илидос-
стац^мениццдцтем цащмжения бросок тока намагничивания, как отме-
чалось ранее, может в 6-8 раз превысить амплитуду номинального тока.
Поскольку ток намагничивания протекает лишь по первичной обмотке,
этомржетвызвать ложное действие защиты. 4
Параметры срабатывания дифференциальной защиты должны удов-
летворять следующим двум условиям:
I сз~^ Кз\1т.ном' (7-4)
Iсз КЛ Iнб. max ’ (7-5)
302
где Iu6 max—наибольшее значение тока небаланса в реле дифференци-
альной защиты, приведенное к первичной стороне защищаемого транс-
форматора; кз1, кз2—коэффициенты запаса.
Первое^условир дбеспечивает отстройку защиты от бросков тока на-
магничивания трансформатора при его включении или восстановлении
напряжения после отключения внешнего к.з. Для различных типов диф-
ференциальных защит, применяемых в настоящее время, кз1 = 0,3-4.5.
Для защит, в которых не принято специальных мер по снижению чув-
ствительности к броскам тока намагничивания (дифференциальная от-*
сечка), принимают кз} = 3,5-4,5. Для реле РНТ-560 величину этого
коэффициента принимают 1,3, для реле ДЗТ — 1,5, для реле РСТ
устройства ЯРЭ-2201—0,3-0,7. " ------ *
Второе условие обеспечивает предотвращение ложного действия за-
щиты при внешних к.з., когда токнебаланса имеет наибольшее значение.
Для защит с реле РТ-40, РСТ, устройства ЯРЭ-2201 принимают^, =
1,2-1,3, для реле РНТ — кз2 = 1,3, для реле ДЗТ —Ждп^-1 -5-
Разработаны модернизированные ррперцТ]МЛбО а также специаль-
на ппиставкюк геле РНТ-560 и ДЗТ, для которых кз1 = 0,3-0,5 [20]/
Это обеспечиваегсящЯ1менением специального детектора искажения формь,
тока, который распознает бросок тока намагничивания по отличию его
формы от синусоиды и тормозит при этом действие защиты.
При вычислении тока небаланса учитывают три составляющие. Пер-
вая из них обусловлена различием характеристик намагничивания, а сле-
довательно, и полных погрешностей трансформаторов тока, установлен-
ных со стороны высшего и низшего напряжений. Вторая связана с изме-
нением коэффициента трансформации трансформатора при регулирова-
нии напряжения, поскольку при этом изменяется соотношение между то-
ками 121 и 122. Эта составляющая пропорциональна диапазону регулиро-
вания напряжения. Третья составляющая учитывает неполное выравнива-
ние токов, сравниваемых в реле (токов в плечах циркуляции). Полагая,
ч^о в худшем случае эти составляющие складываются арифме тически,
наиООЛьшее значение тока небаланса вычисляют по формуле:
I , =(л- е + Дг/ +Д/’)/3)
у ап рсг в) к.внтах.'
(7.6)
где 7®ЯП1ах —наибольший ток внешнего трехфазного к.з.; кап—коэф-
фициент, учитывающий влияние апериодической составляющей тока к.з.
303
(для защит с насыщающимися трансформаторами тока кап — 1, для ос-
тальных кап = 2); е—допустимая относительная полная погрешность
трансформаторов тока, равная 0,1; А Ц,сг—относительная погрешность,
обусловленная регулированием напряжения (принимается равной поло-
вине суммарного диапазона регулирования РПН); А/"в—относительная
погрепшость от’неточного выравнивания токов в плечах циркуляции
защиты: A/g = (/21 - /22) / /2,.
Поскольку/21 = ~ А2^сх2^^т2’” = ^12^11’^'^®^ ко-
эффициент трансформации силового трансформатора, то:
. - = (7.7)
Лсх1Лт2
При соединении трансформаторов тока звездой ксх1 = 1, при соеди-
нении их треугольником ксх1 = у/з .
Если Afg превышает 0,05 (5 %), то необходимо осуществить прину-
дительное выравнивание токов в плечах циркуляции с помощью
автотрансформаторовлли.выравнивание м.д.с. в реле, специально
применяемых для дифференциальной защиты. В наихущщсдадсдацях
в формуле (7.6) ка„ = 2, Е = 0,1 (10%), АГ^= ±0,16 (16%),
Д/в = 0,05 (5%). В этом случае для дифференциальной отсечки:
W
При использовании реле и устройств, имеющих отстройку от апери-
одической составляющей, кап = 1. Для дифференциальных защит с та-
кими элементами:
пл
В качестве расчетного принимают наибольшее значение из вычис-
ленных по формулам (7.4) и (7.5).
Чувствительность дифференциальной защиты оценивается коэффи-
циентом чувствительности, определяемым формулой (4.9). Если вырав-
нивание токов в плечах циркуляции производится припемлиод авто-
трансформаторов, то правую часть выражения (4.9) надо умножить на
коэффициент трансформации автотрансформатора. Необходимо, чтобы
выполнялось условие кч 2. Как следует из выражения (4.9), чувстви-
тельность защиты тем больше, чем меньше ток ее срабатывания. В неко-
торых случаях допускается кч 1,5 [38]. Если чувствительность ока-
зывается недостаточной, то применяют специальные реле с торможени-
304
ем, которые снижают влияние составляющей Д Upe! в токе небаланса
/нбтах. Снижение в этом токе составляющей Д/в достигается примене-
нием автотрансформаторов или специальных реле с уравнительными об-
мотками. Для снижения значений кап, а также коэффициентов кз1 и кз2
необходимо уменьшать влияние бросков тока намагничивания.
Для отстройки дифференциальной защиты от бросков тока намагни-
чивания разработано несколько способов. Простейший из них — уве-
личить уставку срабатывания реле так, чтобы оно не реагировало на эти
броски. Недостатком этого способа является большой ток срабатыва-
ния, превышающий в несколько раз номинальный ток трансформатора.
В то же время, с учетом витковых замыканий внутри обмоток, жела-
тельно иметь ток срабатывания дифференциальной защиты, равный 0,2-
0,3 номинального тока трансформатора (кэ1 = 0,2-0,3).
Широкое распространение получил способ торможения защиты от
апериодической составляющей тока намагничивания. Защите при этом не
разрешается срабатывать, если в кривой тока имеется значительная апе-
риодическая составляющая. Способ имеет несколько разновидностей, из
которых наибольшее применение имеет торможение с помощью проме-
жуточных быстронасыщающихся трансформаторов, рассматриваемых
ниже. В другой разновидности этого способа о наличии апериодической
составляющей судят по разности амплитуд или различия в длительности
положительной и отрицательной полуволн тока в реле дифференциальной
защиты. Как видно из рис. 7.1, продолжительность отрицательных полу-
волн тока при наличии большой апериодической составляющей превы-
шает половину периода. Защита при этом тормозится.
В последнеевремя для трансформаторовтяговыхподстанций разработан
новый тип дифференциальной защиты. Отстройка от бросков тока намагни-
чивания постигается с помощью контроля амплитуды положительных и от-
рицательных полуволн тока одновременно в двух фазах и логической схемы
совпадения. Для срабатывания органов одной фазы необходимо, чтобы на
данной и смежной фазах амплитуды положительных и отрицательных полу-
волн тока намагничивания стали больше уставки срабатывания. Ток сраба-
тывания дифференциальной защиты может быть равным 0,3 номинального
тока трансформатора. Защита рассмотрена в главе 11.
Снижение влияния на работу защиты токов небаланса при вне-
шних к.з. осуществляют с помощью специальных реле, имеющих
торможение.
305
Рис. 7.9. Схема дифференциальной
защиты реле типа РНТ-565
Дифференциальная токовая отсечка — наиболее простой вид
дифференциальной защиты. Она выполняется при помощи реле тока по
схемам, приведенным на рис. 7.8. Реле тока воздействуют на промежу-
точные реле с временем действия 0,03-0,06 с для того, чтобы защита не
реагировала на первые (наиболее значительные) пики намагничиваю-
щего тока.
В условии (7.4) принимают кз1 — 3-4,5. Так как ток срабатывания
защиты велик, то она не реагирует на витковые замыкания.
Дифференциальная защита с
промежуточными быстронасы-
щающимися трансформаторами
тока. Эта защита более чувстви-
тельна, чем дифференциальная то-
ковая отсечка. В ней используется
реле типа РНТ-565, схема включе-
ния которого в однофазном изоб-
ражении приведена на рис. 7.9.
Реле состоит из быстронасыщаю-
щегося трансформатора с трехстер-
жневым магнитопроводом 1 и ис-
полнительного органа 2 (реле
РТ-40). На магнитопроводе имеют-
ся следующие обмотки: уравни-
тельные и^] и wv2, дифференциаль-
ная wd, рабочая wp и две обмотки
w.короткозамкнутого контура.
Уравнительные и дифференциаль-
ная обмотки секционированы и имеют отводы для регулировки числа
витков. С их помощью добиваются для номинального режима условия
^21и\1 ~ I22wy2 + (-Gi ~ ~ 0. При этом результирующий (рабочий)
магнитный поток в магнитопроводе 1 отсутствует (м. д. с. F = 0) и в
катушке реле 2тока нет. Таким образом осуществляется отстройка защи-
ты от токов небаланса из-за неодинаковых значений /21 и 1^.
Магнитопровод 7 выполняется из стали с широкой и близкой к пря-
моугольной формой петли гистерезиса. При этом ток намагничивания
защищаемого трансформатора со значительной апериодической состав-
ляющей в обмотку wp практически не трансформируется и реле 2 при
306
Рис. 7.10. Схема дифференциальной
защиты трехобмоточного
трансформатора
включении трансформатора лож-
но не срабатывает. Таким образом,
наличие в кривой тока апериоди-
ческой составляющей как бы тор-
мозит действие реле. Эффектив-
ность торможения можно регули-
ровать резистором в цепи обмо-
ток W .
к
При коротком замыкании в
зоне защиты ток 122 равен нулю
(при одностороннем питании) или
изменяет свой знак (при двус-
тороннем питании). В послед-
нем случае м.д.с. F=/21W j +
+ ^22Wy2 + (^21 + ^22)wd^ Со-
зданный ею рабочий магнитный
поток наводит в обмотке wp э.д.с.
и реле 2 срабатывает. Расчет токов срабатывания производят по выра-
жениям (7.4) и (7.5), причем кз1 = кз2 = 1,3.
Пример включения реле РНТ-565 для трехобмоточного трансформа-
тора приведен на рис. 7.10.
Расчет числа витков уравнительных и дифференциальной обмоток
осуществляется в следующем порядке. По формуле (7.6) вычисляют
А/бшах» полагая кап — 1 и Д/в — 0. По формулам (7.4) и (7.5) находят ток
срабатывания защиты и в качестве расчетного 1а принимают наиболь-
шее из двух вычисленных значений. Осуществляют предварительную
проверку чувствительности по формуле (4.9), которая для данного слу-
чая имеет вид:
Л2)/2)
сх л-min
(7.8)
где —расчетное наименьшее значение тока двухфазного коротко-
го замыкания на стороне низшего напряжения силового трансформатора
в минимальном режиме энергосистемы; к—коэффициент схемы транс-
форматоров тока при трехфазном к.з.; —коэффициент схемы
трансформаторов тока при расчетном к.з.
307
В данном случае при схеме соединений обоих обмоток силового
трансформатора звездой = 1,априсхемеА/Д-11 = >/з. Даль-
нейший расчет выполняют, если вычисленный по формуле (7.8) коэф-
фициент чувствительности оказался не менее 1,5.
При коротком замыкании внутри зоны дифференциальной защиты и
одностороннем питании защищаемого трансформатора (это худший для
защиты случай) ток срабатывания реле I —12} равен:
(7-9)
(7.Ю)
(7.И)
Г СХ СЗ
ср тс,
т!
в которой дая соединения обмоток силового трансформатора Alk-12/<(;x= 1,
а для соединения А/Д-11 ксх — у/з .
Число витков первой уравнительной и дифференциальной обмоток,
необходимые для обеспечения срабатывания защиты, равно:
Wyi + W^Y~
Ч>
где F — магнитодвижущая сила, необходимая для срабатывания реле 2
(рис. 7.9) и для реле РНТ-565 равная 100 А.
9
Для обеспечения принятого в расчете условия &fg = 0 (полное вы-
равнивание плеч защиты) необходимо соблюдение равенства
z2i(wyi + wd^^I2^wy2 + отсюда следует:
Wy2 + Wd^(wy\ + Wd)12i/I22-
Значения /21 и 122 вычисляют как было указано выше при
/и = и /12 — 1\2НО»- Используя отпайки на обмотках реле
РНТ-565, подбирают число витков wyl, wy2, wd так, чтобы выполнялись
условия (7.10) и (7.11).
Следует отметить, что из-за ограниченного числа отпаек выполнить
точно условия (7.10) и (7.11), в общем случае, не удается, поэтому
величина Д/в в формуле (7.6), хотя и снижается, однако, не до нуля. В
этом случае необходимо определить полученное при данных отпайках
значение Д/в, вычислить по формуле (7.6) значение Ill6mia и при рассчи-
танном ранее значении 1сз вычислить значение кз2 (кз2 — 1сз1111бтю)~ По-
рядок вычислений приведен в [24,43]. Подбор числа витков , wy2, wd
308
считается законченным, если полученное значение кз2 будет не менее
1,3, а коэффициент чувствительности отвечать требованиям [38].
В тех случаях, когда коэффициент чувствительности оказывается
меньше нормативного из-за составляющей А 77^, в формуле (7.6), что
может иметь место для трансформаторов со встроенным устройством
регулирования напряжения под нагрузкой (РПН), применяют дифферен-
циальную защиту с торможением.
Дифференциальная защита с фильтром нижних частот. В защите
используется реле типа РСТ 15 (РСТ 16) ил и дифференциальное реле уст-
ройства ЯРЭ-2201, выполненные на интегральных микросхемах, имею-
щие сходный принцип действия и во многом аналогичные схемы. Реле
РСТ 15 предназначено для частоты 50 Гц, а реле РСТ 16—для частоты
60 Гц. Эти реле, в отличие от устройства ЯРЭ-2201, не имеют тормоз-
ных цепей. Упрощенная структурная схема (рис. 7.11) содержит проме-
жуточный трансреактор ТА V, выпрямитель U1, фильтр нижних частот
ZF, пороговый элемент А1, элемент выдержки времени А2 и выходной
орган (усилитель или реле) А 3. Первичная обмотка трансреактора вклю-
чается в плечи дифференциальной защиты. Эта обмотка содержит ос-
новную Оси (рабочую) и две уравнительные Ур. 1, Ур.2 обмотки с от-
пайками на каждой, с помощью которых выравниваются м. д. с. плеч
защиты. Трансрбактор ТА Vпреобразует ток в напряжение и является
дифференцирующим звеном, поэтому бедленнуизменяющаяся аперио-
дическая составляющая тока /^^возникающая при включении тоансфоп-
майэра, во вторичную обмотку практически не трансформируется"
Выпрямитель UJ выполнен без сглаживания, поэтому напряжение ив на
его выходе содержит как постоянную, так и переменную составляющие.
'д
-=> TAV
U1 ZF Al А2 АЗ
от тормозного
блока
Рис. 7.11. Упрощенная структурная схема дифференциального реле тока
с фильтром нижних частот
309
Фильтр нижних частот 2Гвыполнен так, что постоянную составляю-
щую напряжения ие он пропускает без изменения, переменную состав-
ляющую нормальной частоты (50 Гц) усиливает примерно в 2 раза, а
переменную составляющую двойной частоты ослабляет в 3 раза. Поро-
говый элемент А1 срабатывает, если напряжение превысит порого-
вое значение Uo и возвращается в исходное положение, если напряже-
ние Ыф станет меньше порогового значения Uo. Если условие w^>U0
соблюдается дольше выдержки времени элемента А2, то приводится в
действие выходной орган АЗ, который подает сигнал в цепь отключения
выключателей со всех сторон трансформатора.
Пороговый элемент А1 в дифференциальной защите устройства ЯРЭ-
2201 может иметь связь с тормозным блоком (пунктир на рис. 7.11).
Реле РСТ такой связи не имеет.
Рассмотрим поведение схемы при коротких замыканиях в зоне за-
щиты и при включении трансформатора. Формы кривых тока и напря-
жений в схеме при коротком замыкании внутри трансформатора (для
одной фазы защиты) приведены на рис. 7.12, а. Синусоидальный ток гд
при коротком замыкании, проходя через дифференцирующее звено
(трансреактор ТА V) преобразуется в косинусоидальное напряжение,
Рис. 7.12. Формы кривых тока и напряжений в реле PCT-15
310
которое после выпрямления имеет вид полуволн ue=f(t).F акая кривая
может быть представлена в виде постоянной составляющей и перемен-
ной составляющей двойной частоты (100 Гц). Фильтр ZFпропускает
постоянную составляющую и ослабляет составляющую двойной часто-
ты, т. е. действует в данном случае как сглаживающий фильтр. Напря-
жение иф =f(t) на его выходе является постоянным с небольшой пуль-
сацией.
На этом же графике показано пороговое напряжение Uo. Поскольку
Ыф > Uo в течение всего времени короткого замыкания, то сработавший
пороговый элемент А1 через 22 мс вызовет действие элементов Л 2 и
АЗ, что приведет к отключению выключателей.
Иначе обстоит дело при включении трансформатора, когда возни-
кает бросок тока намагничивания (рис. 7.12, б). Форма тока
» =Л0 при этом несимметрична. Ток / , продифференцированный в
трансреакторе и преобразованный в напряжение, после выпрямления
имеет вид ив Кривая этого напряжения содержит постоянную
составляющую и переменную составляющую нормальной частоты
(50 Гц). Постоянная составляющая пропускается фильтром без измене-
ния, а переменная — усиливается. В результате кривая напряжения
иф~/({) имеет вид синусоиды, смещенной относительно оси времени.
В течение одного периода (20 мс) значение то превышает величи-
ну порогового напряжения С70, то становится меньше его. Поэтому дли-
тельность сработанного состояния порогового элемента А1 не может
превышать 20 мс, что меньше выдержки времени элемента А2.В ре-
зультате при бросках намагничивающего тока элемент Л 2 не успевает
срабатывать и защита не действует.
Принципиальная схема реле РСТ-15 приведена в [22]. Его массога-
баритные и электрические характеристики лучше, чем у реле РНТ-560.
Реле РСТ-15 (РСТ-16) предназначены для использования в дифферен-
циальных защитах трансформаторов и мощных электродвигателях лизь.
да не требуется загрубление зашиты при внешних к.з.
Параметры срабатывания защиты с реле РСТ-15 (PCT-16) выбира-
ются по выражениям (7.4) и (7.5) при кз1 = 0,3-0,7 и при kj2 = 1,2-1,3.
М. д. с. срабатывания равна F — 50 А.
Дифференциальная защита с торможением с реле ДЗТ. Такая за-
щита применяется в тех случаях, когда из-за внешних к.з. не удается обес-
печить кч 2. В схеме защиты с реле ДЗТ в однофазном исполнении
311
(рис. 7.13, а) для трехобмоточного трансформатора трехстержневой сер-
дечник 1 обладает такими же свойствами, как в реле РНТ, позволяя от-
страивать защиту от бросков тока намагничивания при включении. На
сердечнике имеются обмотки: уравнительные и и^2, дифференциаль-
ная w), тормозная wT и рабочая wp Все обмотки, кроме wp, имеют отпай-
ки, что позволяет компенсировать ток небаланса, вызванный неравен-
ством вторичных токов трансформаторов тока и регулировать эффектив-
ность торможения при внешних к.з.
Магнитный поток, создаваемый обмотками wT, замыкается по край-
ним стержням и наводит в обмотках wp одинаковые э. д. с. Однако об-
Рис. 7.13. Схема защиты реле ДЗТ (а, в, г) и характеристики
срабатывания реле (6)
312
мотки w включены так, что сумма этих э. д. с. в реле 2 равна нулю.
Таким ооразом, ток тормозных обмоток в реле 2 не трансформируется.
Этот ток лишь насыщает крайние стержни, увеличивая их магнитное
сопротивление.
При вйешнем к.з. увеличивается ток небаланса вследствие действия
устройств РПН и погрешностей трансформаторов тока,
увеличивается поэтому и результирующий (рабочий) магнитный поток
в среднем сердечнике. Этот поток замыкается по крайним стержням и
наводит в обмотках w э.д.с., которая может вызвать действие реле 2.
Э.д.с. в обмотках wp зависит от магнитного сопротивления крайних стер-
жней. При наличии тока в обмотках wT ухудшаются условия трансфор-
мации тока небаланса в обмотки wp, чем и обеспечивается торможение,
т. е. снижение чувствительности защиты при внешних к.з.
Чем большая м. д. с. FT создается током через тормозные обмотки
реле, тем больший магнитный поток Fp требуется для срабатывания реле.
Из характеристики срабатывания (тормозной характеристики) реле
ДЗТ-11, т. е. зависимости Fp от FT(рис. 7.13,6), видно, что надежное
несрабатывание при внешних к.з. обеспечивается, если значение
Fp/FT = tga находится в области, расположенной ниже касательной,
проведенной к нижней кривой характеристики из начала координат. Для
реле ДЗТ-11 tga *=0,87.
При к.з. внутри зоны защиты м.д.с. F, создаваемая током ра-
бочих обмоток, расположенных на среднем стержне магнитопро-
вода 1 (рис. 7.13, а), оказывается больше, чем м. д. с. тормозных
обмоток FT. При этом, несмотря на подмагничивание крайних стерж-
ней магнитопровода 1, ток в реле 2 достаточен для срабатывания пос-
леднего. При одностороннем питании трансформатора (см. рис. 7.13,
а) тормозную обмотку и>т подключают к трансформаторам тока вто-
ричной (питаемой) стороны. Этим обеспечивается торможение
только при внешних к.з. и отсутствие торможения при внутренних
к.з., что повышает чувствительность защиты.
Токи небаланса 1нб многообмоточных трансформаторов, имеющих
источники питания с нескольких сторон, обычно больше, чем у двух-
обмоточных. Кроме того, эти токи при к.з. за разными обмотками мно-
гообмоточного трансформатора, как правило, неодинаковы. Тормоз-
ная обмотка реле в этом случае должна подключаться к трансформа-
торам тока той стороны защищаемого трансформатора, внешние к.з.
313
на которой обусловливают наибольшие величины тока небаланса (рис.
7.13, в). Более эффективным является включение тормозной обмотки и>т
на сумму токов обеих питаемых сторон трехобмоточного трансформа-
тора (рис. 7.13, г), благодаря чему исключается влияние тормозной об-
мотки при к.з. в зоне действия защиты.
Ток срабатывания защиты с торможением находится по условию
(7.4) при кз1 = 1,5. Число витков уравнительных и дифференциальной
(рабочей) обмоток вычисляется так же, как для защиты с реле РНТ.
Число витков тормозной обмотки определяют исходя из условия, что-
бы отношение Fp/F^ при внешних к.з. оказалось в области надежного
недрабатывания II тормозной характеристики (см. рис. 7.13, б)
WT > «зг1^ /(^max tga)’ где/ктах-наибольшее значение пери-
одической составляющей тока при внешнем трехфазном к.з. на той сто-
роне трансформатора, где включена тормозная обмотка; wp—расчет-
ное число витков рабочей обмотки; для схем включения реле, приве-
денных на рис. 7.13, а и в, wp = wy2 + wd, а для схемы, приведенной на
рис. 7.13, г, wp = wd.
Вместо реле типов РНТ и ДЗТ можно использовать новые реле тока
дифференциальные серии РСТ 23 с торможением в унифицированном
корпусе «СУРА» II габарита. Они предназначены для использования в
схемах дифференциальной защиты одной фазыЬысоковольтных электро-
двигателей, понижающих трансформаторов, шин и ошиновок. Напряже-
ние питания для разных модификаций 110 и 220 В постоянного тока. Ди-
апазон токов срабатывания от 0,84 до 20 А или от 2 до 48 А. Реле токов
РСТ 23-1, РСТ 23-2, РСТ 23-6 выполнены с торможением от двух сто-
рон. Коэффициент торможения имеет три значения: 0,6; 0,9; 1,2. Время
срабатывания при токе, превышающем уставку в два раза — не более
0,04 с. Реле имеет один замыкающий контакте коммутационной способ-
ностью при напряжении от 24 до 250 В постоянного тока 30-50 Вт.
Чебоксарским электроаппаратным заводом (ЧЭАЗ) с 80-х годов
выпускается и более сложная дифференциальная защита типов ДЗТ-21,
ДЗТ-23, выполненная на дискретных полупроводниковых элементах и
предназначенная в качестве основной для трех фаз силовых трансфор-
маторов и автотрансформаторов при всех видах короткого замыкания.
Обеспечивает торможение от двух групп трансформаторов тока с регу-
лируемым коэффициентом торможения от 0,3 до 1. Ток срабатывания
регулируется от 0,3 до 0,7 номинального тока трансформатора [87].
314
Дифференциальная защита с торможением устройства ЯРЭ-
2201. Эта защита подключается к трансформаторам тока так же, как
реле ДЗТ (рис. 7.13). В ней предусмотрены блоки для выравнивания вто-
ричных токов плеч защиты. Упрощенная структурная схема отличается от
приведенной на рис. 7.11 наличием дополнительного тормозного блока
(рис. 7.14), выходной сигнал которого поступает на пороговый элемент
А1 (рис. 7.11).
Тормозной
блок (рис. 7.14)
содержит проме-
жуточный транс-
форматор TAL,
первичная обмот-
ка которого wT
к пороговому
злемеитуА!
(рис. 7.П)
Рис. 7.14. Упрощенная структурная схема тормозного блока
дифференциальной защиты в устройстве ЯРЭ-2201
включена в цепь тормозного тока I , как показано на рис. 7.13. Ко вто-
ричной обмотке подключен выпрямитель U2 и ограничитель по максиму-
му и минимуму ZL. Выход этого ограничителя подключен к пороговому
элементу А1, как показано пунктиром на рис. 7.11. Чем больше ток на
выходе ограничителя ZL, тем больше величина порога срабатывания Uo
порогового элемента А1 защиты (рис. 7.11). В этом случае защита может
сработать только при большом значении тока в первичной обмотке транс-
реактора ТА V(рис. 7.11). Таким образом, с увеличением тормозного тока
дифференциальная защита загрубляется и не будет излишне срабатывать
при внешних к.з.
Характеристика срабатывания показана на рис. 7.15. При тормозном
величина которого меньше 0,8 I . где L — номиналь-
* I. /ЮМ т. ном
токе/
трм’
ный ток трансформатора, ограни-
читель ZL заперт и пороговый эле-
мент А1 имеет наименьшую устав-
ку срабатывания I Inin. Если отно-
шение /трм //т ном превышает зна-
чение 0,8, то ограничитель отпира-
ется и с ростом значения /трм ли-
нейно увеличивает порог срабаты-
вания Uo (см. рис. 7.12) порого-
вого элемента А1, а следователь-
но, и уставку срабатывания защи-
Рис. 7.15. Характеристика срабатывания
защиты
315
ты 1ср. При отношении Z^ ZZT1ЮМ больше 7-14 ограничитель ZL ограни-
чивает дальнейший рост значения I .
Дифференциальная защита устройства ЯРЭ-2201 выполняется в виде
отдельных блоков, показанных на принципиальной схеме защиты (рис.
7.16) пунктиром [19]. Блок ДОЗ 10 содержит трансреактор ТА V, выпря-
митель U1 (диоды VD1, VD2, резисторы Rl, R2, стабилитрон VD3) и
фильтр нижних частот ZF, выполненный на операционном усилителей 1,
резисторах и конденсаторах. Блок ТОЗ10 содержит пороговый элемент
на операционном усилителе А2. Его порог срабатывания регулируется
набором резисторов R9. Кроме того, в этом же блоке размещен эле-
мент выдержки времени на транзисторе VT1 с зарядной ЯС-цепочкой
Т0310
Выход
ДОЗЗО
Рис. 7.16. Упрощенная принципиальная схема блоков дифференциальной защиты
устройства ЯРЭ-2201
316
(резистор R12, конденсатор СЗ). В исходном состоянии (при отсутствии
сигнала на выходе блока ДОЗ 10) напряжение на выходе усилителя А2
близко к напряжению питания-Un, конденсатор СЗ разряжен, транзис-
тор VT1 закрыт. Если сигнал на выходе блока ДОЗ 10 достаточен для
срабатывания порогового элемента (операционный усилитель Л 2), то
напряжение на его выходе станет близким к + Un = 15 В и диод D4 зап-
рется. Начинается заряд конденсатора. Примерно через 22 мс напряже-
ние на нем превысит падение напряжения на резисторе R17vi транзис-
тор VT1 откроется, воздействуя на выходной орган защиты. Для обес-
печения четкого открывания транзистора VT1 между его коллектором и
инверсным входом порогового элемента А2 образована положительная
обратная связь через резистор R13.
Если же пороговый элемент А2 возвращается в исходное состояние
(напряжение на выходе -J7n) ранее, чем через 22 мс, то конденсатор СЗ
быстро разряжается через резистор Rllu. транзистор VT1 не откроется.
Блок ДОЗЗО является тормозным. Он содержит промежуточный
трансформатор TAL, выпрямитель VD, стабилитрон VD7, ограничиваю-
щий величину выпрямленного напряжения, сглаживающий конденса-
тор С4. Диод VD8 закрыт падением напряжения на резисторе R20 от
напряжения-Un = -15 В источника питания. Диод VD8 открывается,
когда напряжение ла выпрямителе станет больше этого падения напря-
жения, что соответствует условию /трм > 0,8/т иои. с выхода блока
ДОЗЗО ток подается через резистор R23 на инверсный вход операцион-
ного усилителя Л 2, выполняющего роль порогового элемента. Этот ток
складывается с током, протекающим через резистор R9, поэтому на-
пряжение t70 срабатывания порогового элемента увеличивается.
Принцип действия защиты при внутренних к.з. и при бросках тока
намагничивания не отличается от описанного выше для дифференци-
альной защиты с фильтром нижних частот. Массогабаритные показате-
ли и ^воистаа)защиты лучше, чему реле ДЗТ. '
7.5. Вычисление расчетных значений токов
Нормальный режим и многофазные к.з. Для выбора уставок за-
щиты по приведенным формулам необходимо задаться характером ре-
жима работы или видом к.з., вычислить соответствующие им величины
317
расчетных токов и выбрать значения расчетных коэффициентов схемы
по табл. 2.3. Оценка нормального режима работы осуществляется по
значению номинального тока трансформатора которое вычисляет-
ся по формуле, А:
, ^т.ном
т,ном~ [Z.J ’ (7.12)
ном
где S м—номинальная мощность трансформатора, кВ А; UIIOM—но-
минальное междуфазное напряжение той обмотки трансформатора, для
которой определяется величина тока, кВ.
Методика расчета токов короткого замыкания для общего случая
описана в [3,84,88]. Для распределительных сетей и систем электро-
снабжения тяги расчет в большинстве случаев можно производить как
для удаленных к.з., т. е. в предположении, что периодическая составля-
ющая тока к.з. во времени не меняется. Вычисление токов к.з. осуще-
ствляется на основании схемы замещения.
Вычисляется обычно величина периодической составляющей тока
трехфазного к.з. ZK(3). Если надо учесть возможность появления и апе-
риодической составляющей, то это выполняется с помощью коэффици-
ента к^, как например в формуле (7.6). Чувствительность защит прове-
ряется по формуле (4.9), в которой в качестве IK mjn принимается, как
правило, ток двухфазного к.з. /к(2). Поскольку для рассматриваемых
систем меньше чем /к(3), то условия чувствительности, выполнен-
ные для двухфазного к.з., тем более будут выполняться и для трехфаз-
ных к.з.
Ток двухфазного к.з. вычисляют по формуле:
... '/12)=у-Л3)- (7.13)
Двухобмоточные трансформаторы. Вычисление тока трехфазного
к.з. ZK(3) осуществляется на основе схемы замещения [3,88], которая в
простейшем случае имеет вид, приведенный на рис. 7.17, б. В схеме
замещения, которая изображается в однолинейном виде, энергосистема
представлена сопротивлением Хс, а трансформатор Т — сопротивлени-
ем ZT. Для каждого потребителя, получающего питание от энергосисте-
318
мы, задаются либо величина сопротивле-
ния одной фазы Хс (сопротивление энерго-
системы носит индуктивный характер и для
всех трех фаз принимается одинаковым),
либо мощностью к.з. на вводах у потреби-
теля. Эти величины связаны соотношени-
ем: Хс = С^/5с, где U6 — базисное напря-
жение, т. е. то напряжение, для которого
задана величина мощности к.з., кВ; Sc —
мощность к.з. на вводах, MB A. При этих
размерностях Хс получается в Ом.
Если сопротивление 7.х какого-либо эле-
мента схемы замещения, в том числе и со-
Рис. 7.17. Схема питания и ее
схема замещения
противление энергосистемы, вычисленное при напряжении Ц, необхо-
димо привести к напряжению иг, то это выполняется по формуле:
z2 = z,
(7.14)
Величина тока трехфазного к.з. в точке К1 (рис. 7.17) равна:
/(3) = Ubh
к Лхс’
(7-15)
где UBH—междуфазное (линейное) напряжение на шинах, получаю-
щих питание от энергосистемы, В.
Пример 7.1. Вычислить ток двухфазного к.з. в точке К1 для схе-
мы, приведенной на рис. 7.17 при условиях: Sc= 1000 MB A,
U6 = UHH = 35 кВ, UBH = ПО кВ.
Находим сопротивление энергосистемы при базисных условиях:
Ul 352
X . = —1 =-----= 1,225 Ом.
сб sc 1000
По формуле (7.14) приводим величину этого сопротивления к на-
пряжению UBH:
= X,
С со
U вн
)
\2 / \2
fiioY
= 1,225---- =12,1 Ом.
1 35 )
319
Величину тока трехфазпого к.з. в точке К1 (рис. 7.17) находим по
формуле (7.15):
,,31=^=иоооо=5250д
Ток двухфазного к.з. в точке К1 (рис. 7.17), приведенный к напря-
жению UBH, вычисляем по формуле (7.13):
Л Л
/(2) =Х_/(3) = ——5250 = 4547 А.
к 2 2
Величину тока трехфазного к.з. за трансформатором определяют
по формуле:
/<3) = -Г ....Ut (7.16)
^M+xt)2+(/?t+v
где J7T—расчетное междуфазное (линейное) напряжение той ступени,
для которой вычисляют ток к.з., В; RT, Хт—соответственно активное и
индуктивное сопротивления трансформатора, приведенные к напряже-
нию С/т, Ом; Rn — переходное сопротивление контактных соединений и
электрической дуги в месте к.з., Ом. ,
При к.з. в точке К2 (рис. 7.17) Ur — UHH.
Пересчет (приведение) тока к другой ступени напряжения трансфор-
матора осуществляется по формуле:
(7.17)
где Zj, Ц —ток и номинальное напряжение одной ступени; I2, U2—ток
и номинальное напряжение другой ступени.
Полное сопротивление ZT одной фазы двухобмоточного трансфор-
матора (рис. 7.17) в омах вычисляют по формуле:
_(\±a3)uKUj>o
т““1б05 ’ <718)
т, ном
где ик — напряжение к.з., %; аз — заводской допуск на величину на-
пряжения к,з.; Upo—номинальное междуфазное напряжение ответвле-
320
ния обмотки трансформатора, которому соответствует значение ик, кВ;
5Т ндм—номинальная мощность трансформатора, MB A.
В реальных трансформаторах значение ик может отличаться от ука-
занного в справочных данных или паспорте на величину заводского
допуска ±10%. В расчетах принимают обычно среднее значение
аз= 0,05. Знак «плюс» в формуле (7.18) используется, если ставится
задача найти минимальное значение тока к.з., например, при проверке
чувствительности защиты. Знак «минус» используют для определения
максимальных значений тока к.з., например, при выборе уставки токо-
вой отсечки. Для трансформаторов, снабженных автоматическими регу-
ляторами напряжения под нагрузкой (РПН), в паспортах приводится
значение ик как для среднего ответвления регулируемой обмотки, так
и для крайних. Если РПН расположен на обмотке ВН, то наибольшее
значение ик соответствует наибольшему напряжению регулируемой
обмотки трансформатора, наименьшее значение ик — наименьшему
значению напряжения этой же обмотки.
В режиме максимума энергосистемы из-за большой нагрузки на-
пряжение, подводимое к вводам потребителя (к обмотке ВН понижаю-
щего трансформатора), обычно снижается. При этом РПН переключает-
ся так, чтобы на вторичной обмотке низшего напряжения НН трансфор-
матора напряжение оставалось близким к номинальному, поэтому зна-
чение ик уменьшается. В режиме минимума энергосистемы из-за сни-
жения нагрузки потребителей напряжение на вводах может повышать-
ся. При этом работа РПН повышает значение ик. Следовательно, при
наличии на трансформаторе РПН значение сопротивления ZT может быть
в процессе нормальной его эксплуатации разным.
В тех случаях, когда уставка релейной защиты определяется по наи-
большему току к.з. 1ктах (например, для токовой отсечки), сопротивле-
ние трансформатора ZT определяют при наименьшем значении ик. Если
для выбора уставки требуется знать минимальное значение тока к.з.
4 min (напРимер, при оценке чувствительности защиты), то сопротивле-
ние ZT определяют при большем значении ик.
Пример 7.2. Вычислить приведенные к напряжению обмотки НН
35 кВ сопротивления двухобмоточного трансформатора при сред-
нем и крайних положениях РПН. Номинальная мощность
5Т 1ШМ = 76 MB A, номинальное напряжение обмотки ВН — ПО кВ.
Номинальное напряжение, соответствующее среднему отводу,
11 Релейная защита
321
равно UpOcp — 115 кВ. Номинальные напряжения крайних отводов
равны Upo min= 96,58кВ, Upo max= 126кВ (для сетей класса ПО кВ
максимальное напряжение свыше 126 кВ не допускается, поэтому
ответвления трансформатора с более высокими номинальными на-
пряжениями, даже если они имеются, использованы быть не могут).
Этим напряжениям соответствуют значения напряжений к.з.:
и = 9,8 %, и = 10,5 %, и тят = 11,2 %.
к, min * ’ к, ср ’ ’ к, max *
Будем считать, что ик min относится к режиму максимума, а
ик тах — к режиму минимума энергосистемы. Принимаем для этих
крайних режимов а.з— -0,05 и аз= +0,05, соответственно, а для сред-
него режима а = 0.
По формуле (7.18) получаем:
„ _ (1-0,05)9,8-96,582
min 110 — 54,3 Ом,
’ ’ 100-16
1-10,5-1152
Z „ 11 п =--------------= 60, о Ом,
л-.САИО 100-16
_ (1 + 0,05)11,2 1262
^т,max,ПО —------ £-----------= 116,7 Ом.
10u‘ Io
По формуле (7.14) приводим эти сопротивления к йапряжеиию
обмотки низшего напряжения НН:
^r,min,35 ~ 54,3
' 35
96,6
\2
f 35 У
= 7,1 Ом; 2,^ 35=86,8 ууу I =8Ом;
( 35
2^,35 = 116,7
2
= 9 Ом.
Активное сопротивление трансформатора в омах вычисляют по вы-
ражению:
(7-19)
С/
ТуНОМ
$т,ном >
где Рк—потери к.з. при номинальном токе трансформатора, Вт; UTJIOM
номинальное междуфазное напряжение той обмотки трансформатора, к
322
которой приводится сопротивление, кВ; 5Т —номинальная мощность
трансформатора, кВА.
Индуктивное сопротивление трансформатора равно
(7.20)
Для трансформаторов с высшим напряжением 35 кВ и более сопро-
тивлениями Rr и 7?п пренебрегают. В этом случае Xr = ZT вычисляют по
формуле (7.18).
Пример 7.3. Вычислить токи трехфазного к.з. двухобмоточного
трансформатора для среднего и крайних положений РПН при к.з. в
точке К2 (рис. 7.17). Сопротивление энергосистемы, приведенное к сто-
роне В Н трансформатора (UBH — 110 кВ) равно Хс — 12,1 Ом. Сопро-
тивления трансформатора, приведенные к напряжению ПО кВ об-
мотки ВН, равны: ZTmin — 54,3 Ом; Zrcp = 86,8 Ом; ZT max = 116,7 Ом.
Сопротивлению-Z^ min соответствует положение РПН при напряже-
нии 96,58 кВ, сопротивлению Zrcp соответствует положение РПН
при напряжении 115 кВ, сопротивление ZTmax имеет место при на-
пряжении 126 кВ.
Поскольку поминальное напряжение обмотки ВН равно 110 кВ,
moRr ~ Rn — ^и^т,гтл ~ ^r.min’ ^т,ср ~ ^т,ср’ ^т.тах — ^т.тах'
По формуле (7.16) находим токи трехфазного к.з. для заданных
положений РПН, приведенные к стороне ВН:
(3) _ U ВН.тт _ 96,58-103
+ - Тз(12д +54>3)
(3) UBH,cp
К’СР >/3(^+^т,ф)
115-Ю3
73(12,1+86,8)
= 671 А;
,(Э) _ ^BH.rnax _ 126-103 _
^•min _V3(Xt. + XT max) ~ 73(12,1 + 116,7)-
По формуле (7.17) приводим эти токи к ступени напряжения НН
(Рнн=35кВу.
= 840— = 2318 А; /<3> = 671— = 2205 А;
л j 111 оЛ К ГПаЛ *
323
4min=545—= 1962А-
*’П1Ш 35
Трехобмоточные трансформаторы. На рис. 7.18 приведены услов-
ное обозначение и схема замещения трехобмоточного трансформатора,
которая в однолинейном изображении имеет вид трехлучевой звезды. В
паспортных данных на трансформаторы приводятся величины напряже-
ний к.з. между каждой из пар обмоток: ик вн_сн, ик вн_нн, ик сн_нн.
Для трехобмоточных трансформаторов с РПН, так же как для двух-
обмоточных, указываются значения напряжения к.з. для среднего и край-
них отводов регулируемой обмотки.
Рис. 7.19. Схемы питания и замещения при к.з. за трехобмоточным
трансформатором
Рис. 7.18. Условное обозначение и схема замещения трехобмоточного
трансформатора
324
Напряжение короткого замыкания каждой обмотки вычисляют по
формулам:
ик,ВН = ®’5(ик,ВН-СН + иК.ВН-НН ~ ик,СН-НнУ'
ик,СН =®'5(ик,ВН-СН +ик,СН-НН~ик,ВН-НнУ’ (7-21)
ик,нн = ^^(ик,ВН-НН + ик,СИ-НН ~ ик,вн-сн)-
Сопротивления каждого из лучей трехобмоточного трансформа-
тора (рис. 7.18), приведенных к одному и тому же напряжению UP0>
вычисляют по формуле (7.18). Трехобмоточные трансформаторы вы-
пускаются мощностью не менее 6,3 MB A. Активное сопротивление
у них из-за малости не учитывается, поэтому для таких трансформа-
торов ZT = Ут.
Схема питания от двух источников при к.з. на выводах обмотки
НН приведена на рис. 7.19. а, а ее схема замещения — на рис.
7.19, б. Сопротивления первичной сети источников обозначены Ус|
и Хс2. При удаленных к.з. источники питания можно совместить и
тогда схема замещения примет вид, показанный на рис. 7.19, в. Для
этой схемы:
'X JXei+Xr,BH^c2+Xr,CH)
Xcl + Хг,ВН + Хс2 + Хт,СН
Ток трехфазного к.з. для схемы, приведенной на рис. 7.19, в, равен:
/О)= -----------
к ^(Xl+XrHH) (7-22)
Если же трансформатор Т(рис. 7.19, б) получает питание только от
одного источника (Хс2 = <»), то формула (7.22) принимает вид:
= —--------—-----------= -i=-----—---------, (7.23)
V3(xtl + xT.s„ + xrm) V3(xt, + x,.s„.„„)
где Хг вн_нн — ХтВН + Хг нн — вычисляют по формуле (7.18) при
Uk ~ Uk, ВН-НН-
325
Таблица 7.1
Положение Напряжения к.з., отнесенные к 5г//аи и дня числа обмоток трансформатора иРО>
MBA ответвлений две три
ВН—НН ВН—сн ВН—НН СН—НН
6,3 -РО ном +РО 9,63 10,5 11,25 10,12 10,5 11,85 17,23 17,0 17,5 6,0
10,0 -РО ном +РО 8,7 10,5 11,7 9,99 10,5 11,8 16,66 17,0 18,5 6,0
16,0 -РО ном +РО 9,8 10,5 11,71 9,50 10,5 11,3 16,4 17,0 17,9 6,0
-РО ном +РО — 16,48 17,0 17,9 9,58 10,5 11,3 6,0
25,0 -РО ном +РО 9,84 10,5 11,2 9,99 10,5 11,3 17,47 17,5 18,7 6,5
40,0 -РО ном +РО 9,77 10,5 11,15 9,52 10,5 11,3 17,04 , 17,5 18,6 6,5
-РО ном +РО — 17,03 17,5 18,6 9,5 10,5 п,з 6,5
63,0 -РО ном +РО 9,59 10,5 11,1 10,10 10,5 11,3 17,14 17,5 18,6 7,0
-РО ном +РО — 17,20 17,5 18,6 10,10 10,5 н,з 7,0
Если к.з. происходит на выводах обмотки СН, то в формулу (7.23)
вместо Хг нн подставляют Хт сн, а вместо Хт Вц_нн подставляют Хт вн_сн,
которые вычисляют по формуле (7.18) при ик = ик вн_сн-
В табл. 7.1 приведены значения напряжений к.з. для трансформато-
ров с напряжением обмотки ВН110 кВ для среднего (ном) и крайних
ответвлений (- РО) и (+РО) трансформатора с РПН. Крайнему отводу
(-РО) соответствует напряжение UP0 — 96,58 кВ, среднему отводу (ном)
соответствует напряжение Up0 — 115 кВ, другому крайнему отводу (+РО)
соответствует напряжение Upo = 126 кВ.
326
Трансформатор с расщеплен-
ной обмоткой. Трехобмоточный
трансформатор, имеющий одну
обмотку высшего напряжения ВН
и две одинаковых обмотки низше-
го напряжения НН1 и НН2, мощ-
ность которых в 2 раза меньше
мощности обмотки ВН, называет-
ся трансформатором с расщеплен-
ной обмоткой. Такие трансформа-
торы могут быть как трехфазными,
так и однофазными. Последние используются в системах электроснаб-
жения электрической тяги 2 х 25 кВ. Условное обозначение и схема за-
мещения трансформатора приведены на рис. 7.20. Сопротивления схемы
замещения, представленной в виде трехлучевой звезды, состоящей из
сопротивлений ZT вн и ZT нн1~ ZT НН2, вычисляют по формулам [88]:
ВН
НН1
НН2
А.ВН
Л,НН1 I I Л.НН2
Рис. 7.20. Условное обозначение и схема
замещения трансформатора
с расщепленной обмоткой
7 — 7
~ ^ч,ВН-НН
4
Z-t'HH! ~ %т,НН2 ~ %-г,ВН-НН £ ’ ^-24)
где ZT вн_нн—сопротивление трансформатора при объединении обеих
вторичных обмоток НН1 и НН2\ ZT вн—сопротивление обмотки ВН,
ZT HHI, ZT НИ2 — сопротивления обмоток НН1 и НН2-, Кр—коэффициент
расщепления.
Сопротивление ZT вн нн определяют по выражению (7.18) по вели-
чине паспортного значения напряжения к.з., отнесенного к полной мощ-
ности трансформатора. Коэффициент расщепления Кр для трехфазных
трансформаторов принимают равным 3,5 и для однофазных — 4. Та-
ким образом, для трехфазных трансформаторов ZT вн = 0,125 ZT вн_нн,
ZT////;= нн2= ^твн-нн- ДЛя однофазных трансформаторов
= 0’ *т нн1= нн2 = ZTрн-нн- Сопротивление трансформатора ZT
при коротком замыкании на выводах одной из обмоток НН очевидно
равно:
ZT — Zt^h + ^t,HHi(2)- (7-25)
Для трансформаторов с расщепленной обмоткой с номинальным
напряжением обмотки ВН свыше 35 кВ активным сопротивлением
327
обмоток пренебрегают, поэтому для них нн — ХзВННН, Z3fiH — Хг вн,
Хч,НН1= Хч,НН1’ Хт,НН2 ~ Хт,НН2'
Пример 7.4. Вычислить величину тока к.з. на выводах обмотки
HHI однофазного трансформатора с расщепленной обмоткой, при-
веденного к напряжению UHH = 27,5 кВ. Мощность трансформато-
ра 16 MB A, номинальное напряжение обмотки ВН 110 кВ, напря-
жение к.з. при Uр0 = 115 кВ равно ик вн_нн =10,5%, сопротивление
энергосистемы Хс = 12,1 Ом.
По формулам (7.18) находим сопротивление:
7 (i±a3K,BH-UHUPO 1,0510,51152 Q1,_
=-----7777---------=----77Т77----= 9М Ом.
100 16
1005 „
По формулам (7.24) находим сопротивление обмоток трансфор-
матора, приняв для однофазного трансформатора К = 4: ХТ вн = 0;
Хт,нш = \.НН2 = Xibh-hhW = W-4'2 = ™2,2 Ом.
Сопротивление трансформатора при к.з. на выводах обмотки НН1,
приведенное к напряжению UBH, определяем по формуле (7.25):
= Х1,ВН + Хч.НН1 = 0 + 182’2 = 182’2 Ом-
Результирующее сопротивление цепи к.з. равно:
X =2 X + X = 2Л2,\ + \ 82,2 = 206,4 Ом.
рез с т ’ ’ ’
Цифра 2 перед сопротивлением Хс обусловлена тем, что транс-
форматор с сопротивлением ХТ подключен к двум фазам питающей
трехфазной системы и к.з. на выводах обмотки НН однофазного
трансформатора для энергосистемы является двухфазным.
Величина тока к.з., приведенная к напряжению обмотки ВН од-
нофазного трансформатора, равна:
;<в=^=Ш401
Хг„ 206,4
Приводим этот ток к напряжению обмотки НН по формуле (7.17):
I = Ubh_ = 557— = 2330 А.
UHH 27,5
Величину этого тока моэ/сно вычислить иначе. Приводим сопро-
тивление Хрез к напряжению обмотки НН1 по формуле (7.14):
328
'tj A2 (77 5 V
X„3НН = Х„ез BH = 206>4 ~ = 1 °M
реЗ'Пп рез,вп гт 1
{ивн) I113;
Величина тока к.з. на выводах обмотки НН однофазного транс-
форматора равна:
Хрез.НН И»8
Трансформаторы 6( 10)/0,4кВ. При к.з. на выводах обмотки НН
таких трансформаторов, как и в цепи с напряжением до 1000 В, необхо-
димо учитывать активное сопротивление элементов цепи, в том числе и
обмоток трансформатора, а также сопротивление контактных соедине-
ний и дуги. Сопротивление этих трансформаторов, приведенное к сто-
роне ВН, достаточно велико и, как правило, много больше, чем сопро-
тивление высоковольтной сети от энергосистемы до вводов. Поэтому
при вычислении тока к.з. на выводах обмотки НН сопротивление Хс в
формуле (7.16) во многих случаях, особенно при малой мощности транс-
форматора, принимают равным нулю.
Сопротивления трансформаторов могут быть вычислены по форму-
лам (7.18), (7.19) и (7.20). Для стандартных трансформаторов рекомен-
дуется [84] применять значения ХТ и 7?т, указанные в табл. 7.2.
Таблица 7.2
Вад сопро- тивления Сопротивление трансформатора, мОм, приведенное к напряжению 0,4 кВ, при номинальной мощности, кВ-А
100 160 250 400 630 1000 1600 2500
31,5 16,6 9,4 5,7 3,1 2,0 1,12 0,64
Хз 64,7 41,7 27,2 17,1 13,6 8,6 5,46 3,64
Я» 260 160 100 65 42 27 18 12
Величина сопротивления контактных соединений зависит от многих
факторов, учесть которые точно не представляется возможным. В рас-
четах обычно принимают для к.з. на шинах 0,4 кВ сопротивление Rn
равным 0,015 Ом (15 мОм).
329
При вычислении /<3) на стороне НН в формулу (7.16) вместо (7Т под-
ставляют линейное (междуфазное) напряжение UHH. При вычислении
/<3> на стороне ВН по той же формуле все сопротивления должны быть
приведены к напряжению UBH по формуле (7.14).
Однофазные к.з. Однофазные к.з. на стороне НН трансформатора
могут происходить, если вторичная обмотка трехфазного трансформа-
тора соединена в звезду с выведенной нулевой точкой. В сети с транс-
форматорами 6( 10)/0,4 кВ к нулевой точке присоединяются нулевой
провод и заземляющая шина. Короткое замыкание между одним из фаз-
ных проводов и нулевым проводом (или шиной) и является однофаз-
ным к.з. Первичная обмотка (обмотка ВН) трансформатора может быть
соединена в треугольник или звезду. Вычисление тока однофазного
к.з. для этих схем имеет свои особенности.
Трансформатор со схемой соединения обмоток Д/Y. Ток одно-
фазного к.з. /к(|) обмотки НН при повреждении на ее выводах равен
току трехфазного к.з. (7К(1)= 7/3)) и вычисляется по формуле (7.16), в
которой в качестве Ur используется напряжение UHH обмотки НН, а
сопротивления трансформатора принимают по табл. 7.2. Этот ток про-
ходит в одной фазе обмотки НН. На стороне ВН при этом в одной фазе
тока не будет, а в двух других токи одинаковы, но сдвинуты на 180°. Их
величина, приведенная к напряжению обмотки НН, равна 1^1 Л [16,
84]. Пересчет величины этих токов к напряжению обмотки ВН осуще-
ствляется по формуле (7.17).
Трансформатор со схемой соединения обмоток y'Y- Ток одно-
фазного к\з. содержит составляющие прямой, обратной и нулевой пос-
ледовательности, величины которых одинаковы. Ток нулевой последо-
вательности по обмотке ВН с рассматриваемой схемой проходить не
может. В эту обмотку трансформируются только симметричные состав-
ляющие прямой и обратной последовательности, т.е. не весь ток одно-
фазного к.з. Это приводит к тому, что магнитодвижущие силы первич-
ной и вторичной обмоток компенсируются не полностью. Дополнитель-
ные магнитные потоки, обусловленные разностью м. д. с. обмоток, за-
мыкаются не в магнитопроводе, а через изолирующую среду и кожух
трансформатора. В схеме замещения трансформатора это соответствует
включению в цепь тока нулевой последовательности дополнительно и
сопротивления ветви намагничивания трансформатора. Это обстоятель-
ство увеличивает в 2-3,6 раз сопротивление трансформатора по срав-
330
нению с сопротивлением при трехфазном к.з., главным образом за счет
индуктивной составляющей.
Величину тока однофазного к.з. в обмотке НН при повреждении
на ее выводах вычисляют по формуле:
/"> =---, Uhh (7.26)
^7(х<;>)2+(л»+/гп)2
где , X™ —активное и индуктивное сопротивления трансформато-
ра с соединением обмоток Y/Y при однофазном к.з. на стороне НН,
Ом; 7?п—переходное сопротивление в месте к.з. на стороне НН, Ом;
UHH—междуфазное (линейное) напряжение обмотки НН, В.
Значение /?“’ можно принимать равным 7?т по табл. 7.2. Сопротив-
ление вычисляют по формуле (7.20), в которой ZT — принима-
ют по табл. 7.2.
Если бы коэффициент трансформации трансформатора был ра-
вен единице, то на стороне ВН по одной из фаз протекал бы ток
2Z*1V3, а по двум другим — токи 1^/3 с направлением, противо-
положным направлению тока в первой фазе. Приведение этих то-
ков к напряжению обмотки ВН осуществляется по формуле (7.17).
Распределение токов к.з. по фазам трансформатора. Для выбора
уставок защит трансформатора, расположенных на стороне обмотки ВН,
которые должны срабатывать при к.з. на выводах обмотки НН, необходи-
мо учитывать распределение тока по фазам на стороне ВН [ 16,17,84]. В
табл. 7.3 приведены данные о величинах тока в фазах А, В, С со сторо-
ны обмотки ВН трансформатора при к.з. на выводах обмотки НН. Трех-
фазное к.з. между фазами Л, В, С обмотки НН обозначено двух-
фазное к.з. между фазами В и С обозначено К^с, однофазное к.з. меж-
ду фазой С обмотки НН и нулевым проводом обозначено
При трехфазном к.з. по обмотке НН протекает ток Z^3\ величина ко-
торого, приведенная к напряжению UBH, определяется по формуле (7.16).
Токи 1А, [в и 1С во всех фазах одинаковы по величине и сдвинуты друг
относительно друга на 120 градусов.
Ток Z/2’ двухфазного к.з. вычисляют по формулам (7.13) и (7.16).
Ток ZK(1) однофазного к.з. в зависимости от схемы обмоток трансфор-
матора вычисляют по формулам (7.16) или (7.26). Токи ZK(1), Z^2*, ZK(3),
указанные в табл. 7.3, должны быть приведены к напряжению обмотки
ВНпо формуле (7.17).
331
Таблица 7.3
Схемы обмоток трансформ атора Токи фаз на стороне ВНтрансформатора для видов к.з.
гХЗ) Ллвс *ВС 4°
1а 1в 7с 1а 1в 1с 1а 1в 1с
11 L? ;(3) —К /(2) •Уз •Уз L? — —
Д/А-п L? £-к Л* /(2) _ Lk S /(3) 0 1" V5 41 7з
АА—о(12) Z<3) Л.К 43) 0 /(2) —к -1? 41 3 3 2/W 3
Поскольку защита трансформатора устанавливается со стороны об-
мотки ВН не менее, чем в двух фазах, то расчетными для выбора устав-
ки или проверки ее чувствительности является ток той фазы, величина
которого является наибольшей.
332
ЧАСТЬ 2
РЕЛЕЙНАЯ ЗАЩИТА УСТРОЙСТВ
ТЯГОВОГО ЭЛЕКТРОСНАБЖЕНИЯ
ЖЕЛЕЗНЫХ ДОРОГ
81 Защита тяговой сети переменного тока
8.1. Особенности нормального и аварийного режимов
Схема питания. Расстояние между тяговыми подстанциями пере-
менного тока составляет 40-60 км, в тяговой сети с усиливающим и
экранирующим проводами — до 80 км, а в системе 2x25 кВ с автотран-
сформаторами до 100 км; от этого расстояния зависит нагрузка (Ьидеоов
контактной сети в нормальном режиме и ток фидера при коротком замы-
кании (к.з.). Тягов^сетъвмежпбдстанционной зоне получает питание с
двух сторон, посередине устанавливается пост секционирования. Между
тяговыми подстанциями А и В и постом секционирования ПС могут быть
размещены при необходимости пункты параллельного соединения ППС1
и ППС2 для стабилизации уровня напряжения в контактной сети при боль-
ших размерах движения и снижении потерь электроэнергии (рис. 8.1).
Рис. 8.1. Схема питания межподстанционной зоны двухпутного участка
Схема питания межподстанционной зоны с постом секционирования
и пунктами параллельного соединения носит название параллельной. При
отсутствии пунктов параллельного соединения (или их отключении) схе-
ма питания превращается в узловую. Пост секционирования может быть
выведен в ремонт. При этом выключатели QIIA1, QIIA2, QIIB1, QIIB2
отключают, а продольные разъединители QS1 и QS2 замыкают. Схема
питания межподстанционной зоны при отключенных выключателях пунк-
тов параллельного соединения (или при отсутствии ППС) и отключенных
334
выключателях поста секционирования ПС при замкнутых продольных
разъединителях (или при отсутствии ПС) называется раздельной.
В нормальных условиях все выключатели контактной сети в меж-
подстанционной зоне включены. Однако в процессе эксплуатации те или
иные выключатели могут быть отключены оперативно (например, из-за
ремонтных работ на перегоне), либо в результате действия релейной за-
щиты при коротких замыканиях или ненормальных режимах.
На участках, где перетоки мощности первичной системы электро-
снабжения по контактной сети (уравнительные токи) имеют значитель-
ную величину, применяют посты секционирования с шиносоединитель-
ным выключателем QIlui (рис. 8.2). При нормальном режиме электро-
снабжения тяги выключатель QFIiu отключен. Уравнительные токи в
этом случае отсутствуют, что снижает потери энергии в контактной
сети.
Остальные выюцочатели поста
секционирования остаютсявклю-
ченными. При этом межподстан-
ционная зона делится на две час-
ти, каждая из которых получает
питание от одной подстанции. Для
снижения потерь энергии и потерь
напряжения контактные сети
смежных путей электрически со-
единены выключателями QIIA1,
QIIA2 и QIJB1, QIJB2 на посту
секционирования, а также на цун-
Рис. 8.2. Пост секционирования
с шиносоединительным выключателем
ктах параллельного соединения ППС1 и ППС2. Такая схема питания на-
зывается односторонней петлевой.
Изменение схемы питания не должно, как правило, сопровождаться
изменением уставок защиты.
Нормальный режим. Ток фидера в нормальном режиме может из-
меняться в широких пределах и в период интенсивного движения гру-
зовых поездов достигать 600-800 А. В момент включения тягового транс-,
форматора на электровозе под напряжение амплитуда броска намагни-
чивающего тока может быть равна 500-600 А и выше. После внезапно-
го отключения фидера и автоматического повторного включения брос-
ки тока в зоне питания 40-70 км достигают 1500-2500 А.
335
Рис. 8.3. Осциллограмма тока
и напряжения
\' А
V / 1
В режиме тяги фазовый угол <р/( — основной гармоники тока поезда
изменяется от 25 до 40°. В режиме пуска и при рекуперации он суще-
ственно увеличивается. Однако если ток фидера превышает 250-300 А,
то влияние токов рекуперации и уравнительных токов на его фазовый
угол незначительно и в этом случае он не превышает 40°.
Ток электрических локомоти-
вов и электропоездов с выпрями-
тельными установками имеет не-
синусоидальную форму (рис. 8.3,
кривая 2). Кривую тока можно
представить в виде бесконечной
суммы нечетных гармоник, сре-
ди которых наибольшую долю
составляет третья гармоника
(150 Гц). Содержание последней
в кривой тока достигает 30 %, а
прирекуперации—еще больших
значений. С увеличением числа поездов в зоне питания данного фидера
содержание высших гармоник уменьшается, в частности, уровень тре-
тьей гармоники может снизиться до 7-8 %. В кривой напряжения фиде-
ра (кривая 7) также содержатся высшие гармоники. Однако их доля
меньше чем в токе фидера и не превышает как правило 3 %.
Если токоприемник электровоза движется по контактному проводу,
покрытому гололедом, то при токосъеме возникает интенсивное пере-
межающееся искрение. Силовая цепь электровоза то разрывается, то
(при пробое корки льда) вновь подключается под напряжение, оказыва-
ясь в постоянно возобновляющемся нестационарном режиме. Форма
тока резко искажается, в нем появляются четные и нечетные гармоники
с большим содержанием, в том числе и гармоники с частотой 25 Гц (до
15-20%). Фазовый угол возрастает свыше 50°. Если рельсовая цепь
автоблокировки по каким-либо причинам будет обладать выраженной
несимметрией, то составляющая тока электровоза с частотой 25 Гц мо-
жет явиться причиной неверного действия автоблокировки. Возрастание
же фазового угла может вызвать неверное действие тех ступеней релей-
ной защиты, характеристика которых чувствительна к этому параметру.
К расчетным параметрам нормального режима относят величины
максимальных токов, минимальных значений напряжений и минималь-
336
ных значений сопротивлений, измеряемых защитами фидеров тяговых
подстанций и постов секционирования, а также установленными на пун-
ктах параллельного соединения. Кроме того, к расчетным параметрам
относится фазовый угол первой гармоники тока, наибольшее значение
которого принимают <p/z max — 40°, и содержание высших гармоник в
токе фидера, наименьшее значение которого принимают а = 7%.
Выбор расчетных значений максимального тока фидеров подстан-
ций и постов секционирования при нормальной работе осуществляют
для режима, при котором один грузовой поезд расчетной массы нахо-
дится в режиме трогания (пуска) возле рассматриваемого фидера (под-
станции или поста), а другие поезда той же массы, находящиеся в рас-
четной зоне, потребляют среднее для данного профиля значение тока.
В качестве расчетной зоны для фидеров тяговых подстанций прини-
мают:
при одностороннем питании—расстояние от подстанции до конца
зоны питания данным фидером;
при двухстороннем питании — расстояние между смежными под-
станциями;
при одностороннем петлевом питании—удвоенное расстояние меж-
ду подстанцией и постом секционирования.
В качестве расчетной зоны для фидеров поста секционирования при-
нимают расстояние от поста до смежной подстанции.
Общее число поездов п3, находящихся на данном пути в расчетной
зоне, вычисляют по формуле:
тх 60^
' — _—- — .
5 0 V0 ’
(8.1)
гдетх — время хода поезда по расчетной зоне, мин; 0 — период графи-
ка (интервал попутного следования), мин; £ —длина расчетной зоны,
км; v — средняя скорость движения, км/ч.
Если вычисленная по формуле (8.1) величина имеет дробную часть
не более 0,1, то округление значения иэ до целого числа производят в
меньшую сторону, а в остальных случаях — в большую.
Интервал между поездами в пакете 0 и число пар грузовых поездов
в интенсивный час принимают по табл. 8.1 [39].
337
Таблица 8.1
Расчетные размеры движения поездов, пар в сутки Интервал на однопутных и двухпутных участках, мии Количество грузовых поездов на двухпутных участках, пар в интенсивный час
грузовых пассажирских и пригородных
до 24 до 20 20 2
более 20 15 3
от 24 до 36 до 20 12 4
более 20 10 6
от 37 до 48 до 20 9 5
более 20 8 7
от 49 до 72 до 20 8 7
более 20 6 10
свыше 72 до 20 7 8
более 20 5 12
Расчетную величину максимального тока фидера подстанции 7/( тах
вычисляют для схем раздельного, узлового, параллельного и петлево-
го питания путей по формуле [25,40]:
и -1
/я.тах=/Тр+/Ср^—' (8-2)
Л
где / — ток трогания электровоза, А; 7ср — средний ток грузового
поезда расчетной массы, А; к — коэффициент, равный 1 при односто-
роннем питании и 2 —- при двухстороннем питании контактной сети.
Величина тока трогания (пускового тока) принимается по табл. 8.2 с
учетом ограничений по местным условиям.
Таблица 8.2
Серия электровоза Мощность часового режима, кВт КПД Мощность длительного режима, кВт Пуско- вой ток, А Ток ограниче- ния, А
ВЛ80“, ВЛ80с ВЛ80т, ВЛ80р 6520 0,84 6160 460 440 (ОП2) 424 (ОП1) 370 (ПП)
ВЛ85 10000 0,86 9400 604 —
338
При отсутствии справочных данных пусковой ток определяют по
условию:
7тр = (1,2 ч-1,4) 7ч, (8.3)
где 1Ч — ток часового режима электровоза, А.
Средний ток грузового поезда I принимают по данным тяговых
расчетов. При отсутствии таких данных, его величину принимают рав-
ной току часового режима 1Ч для зон со значительным и протяженным
подъемом, а в остальных случаях — равной току длительного режима
Idll, вычисляемых по формулам:
/ч= Рч103/(С7эпкм), 1дл = Рал103/(ПэЛкм), (8.4)
где Рч, Рдл—мощности локомотивов соответственно для часового и
длительного режимов, кВт; U3 — номинальное напряжение электрово-
за, В; т| — коэффициент полезного действия; км — коэффициент мощ-
ности (0,84-0,87).
Номинальное напряжение электровоза принимают равным 25 000 В.
При кратной тяге токи увеличиваются пропорционально числу локомо-
тивов в сцепе.
Расчетную величину максимального тока фидера поста секциониро-
вания при узловой и параллельной схемах питания вычисляют по фор-
муле:
=[/„ +0.54р(^-1))(—+7^-1 (8.5)
где т—число путей; £ пв—расстояние от поста до смежной подстан-
ции В, км; £ дв — расстояние между смежными подстанциями А и В
(длина межподстанционной зоны), км.
Число поездов пз вычисляется по формуле (8.1), в которой прини-
мают £ = £ пв.
Если 1н тах требуется вычислять для раздельного питания путей [39],
то принимают т = 1.
При петлевой схеме питания наибольший ток фидера поста вычисля-
ют в предположении, что на смежном пути нагрузки нет. Используется
формула (8.5) при т = 1, в которой в качестве пэ подставляется поло- *
вина того значения, которое определено по формуле (8.1).
339
Максимальный рабочий ток пункта параллельного соединения вы-
числяют при условии, что возле него трогается поезд расчетной массы,
при этом соседние пути полагают незагруженными:
> т-1 ,
п, шах ~ гр • (8.6)
Минимальное значение напряжения Ult mjn на шинах тяговой подстан-
ции переменного тока принимают равным 25 000 В, а на шинах поста
секционирования и возле пунктов параллельного соединения 21 000 В.
Минимальное значение сопротивления ZH min, измеряемое защитами
выключателей подстанций, постов и пунктов параллельного соединения
в нормальном режиме работы, вычисляют по формуле:
U
я,min
min j ‘ (8.7)
1 я, max
Короткое замыкание. Тяговая сеть напряжением 27,5 кВ может
быть представлена как электрическая цепь с активной R и индуктивной
Xсоставляющими сопротивления. Емкостной составляющей из-за ее
малости пренебрегают. При подключении такой цепи к достаточно мощ-
ному источнику с синусоидальным напряжением и = Uт sin((Of + ф) ток
в ней изменяется по закону:
i = х/27^т(шг + V - <р*) - >/27^ехр(-г/7’)sin(i|f - фД (8.8)
<рк = arctg(X//?), Т = Х/(со/?),
Х = Хс. + Хт+Х^,/? = 7?с.+/?т+^,
где 1К—действующее значение установившегося тока к.з.; Хс, Rc—ин-
дуктивное и активное сопротивления энергосистемы; ХТ, 7?т —то же тяго-
вой подстанции; Хкс, RKC—то же контактной сети.
Первое слагаемое в выражении (8.8) называется периодической или
вынужденной составляющей, второе—апериодической или свободной
составляющей. При удаленных к.з. апериодическая составляющая затуха-
ет через 15-30 мс. При близких к тяговой подстанции к.з. постоянная вре-
мени Гвозрастает (из-за малости Rc и RT) и время затухания апериодичес-
кой составляющей увеличивается до нескольких периодов. Для сверхбыс-
тродействующих защит с временем действия около 10 мс апериодическая
составляющая может стать причиной неселективной работы (излишнего
срабатывания) защиты.
340
Установившееся значение тока к.з. при расстояниях между подстан-
циями 50-65 км на двухпутном участке с постом секционирования из-
меняется в зависимости от места повреждения в диапазоне от 400 до
6000 А.
Фазовый угол основной гармоники тока к.з. определяется, в
основном, параметрами тяговой сети и составляет 60-80°. В кривой
питающего напряжения (см. рис. 8.3, кривая 4) может содержаться
небольшой процент высших гармоник, поэтому форма тока к.з. (криу
вая 5) будет не чисто синусоидальной, однако содержание высших!
гармоник в нем не превышает 4%. На осциллограмме, приведенной на,
рис. 8.3, точка 3 соответствует моменту возникновения короткого за-
мыкания.
Величина тока к.з. существенно зависит от схемы питания, от того,
какие выключатели в межподстанционной зоне включены или выклю-
чены. Поэтому защиту от к.з. необходимо рассчитывать для таких усло-
вий, при которых наиболее сложно обеспечить требования селективно-
сти и чувствительности.
На величину тока и фазового угла при к.з. большое влияние оказы-
вает электрическаядуга, возникающая в месте повреждения? При про-
бое изоляции ее сопротивление составляет обычно 0,1-0,5 Ом. В слу-
чае перекрытия гирлянды изоляторов по загрязненной поверхности это
сопротивление может достигать 0,5-2,5 Ом. При перекрытии нейтраль-
ной вставки дуга выдувается ветром до нескольких метров и ее со-
противление может возрасти до 5-10 Ом. В случае обрыва провода и
падения его на сухую землю или шпальную решетку переходное со-
противление (дуга и сопротивление земли) может достигать 20 Ом и
более, но через 2-6 периодов это значение снижается в несколько раз.
Самым чаяФЫМ видом к.з, на контактной сети является пепекрмтне
изрлятщюв. При токах, величина которых превышает 100 А, амплитуд-
ное значение падения напряжения в дуге от величины тока зависит мало
и составляет в среднем 1200-1500 В/м. В течение полупериода форма
падения напряжения в дуге отличается от синусоиды и чаще является
уплощенной. Эквивалентное сопротивление дуги Яд полагают актив-
ным и вычисляют по формуле:
R = 1О5оЬ^-
д L
(8.9)
341
где Lv—длина пути утечки по поверхности одного изолятора, м; пиз—
число изоляторов в гирлянде; b—коэффициент, учитывающий возмож-
ность развития дуги по наикратчайшему пути в воздухе; 1к—действую-
щее значение тока к.з., протекающего в дуге, А.
Для тарельчатых изоляторов Ly = 0,26-0,37 м. Изоляторы для заг-
рязненных районов имеют Ly = 0,45-0,48 м. Коэффициент b для быс-
тродействующих защит принимают равным 0,8-0,9. Под влиянием вет-
ра, конвекции воздуха, электродинамических усилий дуга с течением
времени ее горения удлиняется и через 0,2 с после возникновения к.з.
коэффициент b возрастает в 1,2-2 раза, а через 0,4 с — в 1,5-4 раза.
Большие сопротивления дуги осложняют работу защиты, особенно
тех ее ступеней, которые реагируют на фазовый угол тока к.з. При за-
мыкании через дугу с сопротивлением 2-2,5 Ом фазовый угол удален-
ного тока к.з. уменьшается до 52-55°. Фазовый угол тока к.з. при близ-
ких к подстанции повреждениях, сопровождающихся электрической
дугой, снижается еще больше.
Влияние электровозов на процесс к.з. Определим качественное
влияние электрическихлокомотивов на процесс к.з. в тяговой сети.
Электровозы и электропоезда переменного тока оборудованы тяговыми
двигателями постоянного тока и выпрямительной установкой. Ток тяго-
вого двигателя: '
h = &<! -EJ/RP = Wd -С»Ф)//?р, (8.10)
где Uj— среднее значение выпрямленного напряжения, приходящееся
на один двигатель; Ед — э.д.с. двигателя; С—постоянная; п—частота
вращения якоря; Ф — магнитный поток в магнитопроводе двигателя;
—.результирующее.сопротивление в цепи двигателя.
При к.з. напряжение на токоприемнике локомотива U3, а такжевелц-
чины U(f, Ел, I существенно изменяются (рис. 8.4). Пусть до момента
t, режим работы сети был нормальным—напряжение на двигателе Udu,
ток двигателя /дн, а э.д.с. двигателей £дн. В момент времени г, в тяговой
сети произошло к.з. и напряжение на токоприемнике резко снизилось
до U3K, в таком же отношении снижается напряжение UdK.
Значение £д зависит от частоты вращения якоря двигателя и магнитно-
го потока его полюсов. Из-за инерции поезда частота вращения якоря
остается практически постоянной в течение всего времени действия ре-
342
лейной защиты. Энергия магнитного поля также не может меняться
скачком на конечную величину за бесконечно малый промежуток вре-
мени. При изменении магнитного потока в магнитопроводе наводятся
вихревые токи, которые стремятся сохранить неизменным первона-
чальное магнитное состояние замкнутой магнитной цепи двигателя. Од-
нако в контуре вихревых токов имеется активное сопротивление, и по-
этому они постепенно затухают. Энергия магнитного поля переходит в
тепло, магнитный поток, а следовательно, и э.д.с. Ед постепенно умень-
шаются.
Как следует из приведенных
графиков, в промежутке време-
ни от tj до t3 э.д.с. £д больше
приложенного напряжения Udk.
На основании выражения (8.10)
ток двигателя I должен был бы
изменить знак, что соответствует
режиму рекуперации. Однако на
электровозе переменного тока
этому препятствует выпрямитель-
ная установка. При Ед > 1/ж она
запирается, а ток 1д снижается до
нуля. Ток электровоза 1уо стано-
вится равным току, потребляемо-
му цепями собственных нужд ло-
Рис. 8.4. График изменения тока
и напряжения электровоза при к.з.
в контактной сети
комотива.
Начиная с момента Г3, э.д.с. двигателей снова становится ниже при-
ложенного к ним напряжения, выпрямительная установка отпирается и
ток двигателя возрастает до I . Промежуток времени /бп = t3 -12 носит
название бестоковой паузы, которая длится 0,1 с и более в зависимости
от места к.з. и расположения локомотива.
Более детальный анализ показывает, что запирание силовой цепи элек-
тровоза происходит в том случае, если напряжение на токоприемнике
скачком снижается более, чем в 2 раза. В таком режиме оказываются,
как правило, электровозы, находящиеся не далее 10-12 км от места
глухого короткого замыкания. При наличии дуги в месте повреждения
это расстояние уменьшается. Значения тока электровоза при резком сни-
жении напряжения можно оценить по приближенной зависимости:
343
эк
(8.П)
где 7эк — ток электровоза после резкого снижения напряжения на то-
коприемнике; 1М—ток электровоза, потребляемый в предшествующем
нормальном режиме; U— напряжение на токоприемнике при к.з. в
контактной сети; Um— напряжение на токоприемнике в предшествую-
щем нормальном режиме; а, b — коэффициенты, зависящие от време-
ни, прошедшего от момента к.з.
Через 10 мс после момента возникновения к.з. а = 1,7, b = 0,42;
через 20 мс эти коэффициенты равны а = 2,2, b = 0,85; через 40 мс и
более можно принять а = 2,5, b = 1,1. Фазовый угол тока электровоза
при этом возрастает до 50-55° практически вне зависимости от степени
снижения напряжения. Для защит это обстоятельство является благо-
приятным. Поэтому, если к.з. отключается защитой за 0,1-0,15 с, то с
наличием поездов на линии и их влиянием на процесс к.з. можно не
считаться.
Граничные значения величин, характеризующих режимы. В
табл. 8.3 приведены граничные (наибольшие и наименьшие) значения
ряда признаков нормального и аварийного режимов, отнесенные к од-
ному фидеру подстанции, для двухпутного участка при расстоянии меж-
ду подстанциями 50-60 км.
При небольших длинах защищаемых зон в режиме к.з. ток фидера
значительно больше, а входное сопротивление меньше, чем в нормаль-
ном режиме. Для таких условий защиты, реагирующие на ток или
входное сопротивление Zgx, четко различают нормальный и аварийный
режимы. Однако при длинах защищаемых зон 50 км и более они этого
сделать уже не в состоянии и следует использовать другие величины.
Скачки тока и напряжения А С7не дают четкой информации о
режимах работы защищаемого фидера. Остальные величины более ин-
формативны, однако в некоторых случаях и они могут дать ложную
информацию (включение трансформатора электровоза, режимы пуска
и малых нагрузок). Поэтому защита зоны в 50 км и более не может
быть построена с использованием только одной величины, необходимо
использовать сочетание нескольких из них. В настоящее время приме-
няются защиты, реагирующие на ток, напряжение и фазовый угол меж-
ду ними. В дальнейшем можно ожидать более широкого использова-
344
ния таких признаков, как содержание высших гармоник или скорость
изменения огибающей амплитуд тока.
Таблица 8.3
Режим Граничные значения величин
> si' Ом ф, °эл “з. % д/Ф. А Д(7, кВ 1 dt Г кА/с 1 dt |’ кВ/с
Нормальный <850 >30 <40 >7 <250 <5 <35 <300
Пуск электровоза <320 >85 40 < — 60 >7 <80 < 1,6 <0,08 < 1,6
Включение трансформатора электровоза < 1200 >25 >60 >30 < 1200 <4,8 <300 <2400
Потеря и восстановление питания <2500 > 10 >40 >7 <2500 < 13 <25 < 125
К.з. на электровозе <2000 > 12 >60 <3,6 <2000 < 10 <80 <400
К.з. в контактной сети у смежной подстанции >370 <75 >55 <3,0 §0 < 1,5 >75 >400
То же у поста секционирования >740 <38 f >55 <2 §0 >3 > 150 >800
Примечания. 1. В таблице: 1ф — действующее значение тока фидера; Zex —
модуль входного сопротивления фидера (отношение абсолютных значений напря-
жения на шинах к току фидера); <р — фазовый угол между первыми гармониками
напряжения на шинах и тока фидера; а3—содержание третьей гармоники в токе
фидера; Д7ф—скачок тока фидера (разность между конечным и начальным значе-
ниями тока в переходном режиме); Д U — скачок напряжения на шинах подстанции;
dlor
dt
абсолютное значение скорости изменения огибающей амплитуд тока фиде-
ра в переходном режиме;
dUnr
or
dt
—абсолютное значение скорости изменения оги-
бающей амплитуд напряжения на шинах подстанции.
2. Для режима пуска электровоза значение фазового угла в числителе соответ-
ствует концу пуска (большие токи), а в знаменателе — началу.
3. Значения величин для режима к.з. на электровозе соответствуют поврежде-
ниям на стороне выпрямленного тока.
345
8.2. Вычисление параметров короткого замыкания.
Таблица 8.4
Марка провода Индуктивно развязанное сопротивление ZTr3, Ом/км
АС70/11 0,720
АС95/16 0,629
АС 120/27 0,487
АС150/34 0,455
АС185/43, А185 0,430
А95 0,527
А120 0,488
А150 0,457
ПБСМ70 0,966
ПБСМ95 0,916
ПБСА50/70 0,898
Схема замещения и ее па-
раметры. Параметры к.з., необ-
ходимые для выбора уставок ре-
лейной защиты, вычисляют на ос-
новании индуктивно развязанной
схемы замещения тяговой сети
[40, 89]. В качестве примера та-
кая схема замещения приведена на
рис. 8.5, б применительно к па-
раллельной схеме питания
/и-путного участка при поврежде-
нии на участке /3 (рис. 8.5, а).
В схеме замещения тяговые под-
станции А и В представлены на-
пряжениями холостого хода UA
и UBpac, а также сопротивления-
ми ZnA и ZnB. Тяговая сеть (кон-
тактная сеть и рельсовая цепь) на
неповрежденных участках/2, /4 замещена сопротивлениями ZTC|,
Z 2, ^тс4- На поврежденном участке /3 сопротивления Z'3 и Z" отно-
сятся к контактной сети поврежденного пути соответственно на участ-
ках (?3 и / ".Контактная сеть всех неповрежденных путей на длине/3
замещается результирующим сопротивлением Z'qy, а на длине
/"—сопротивлением Z"^. Рельсовая цепь на участках/' и /"пред-
ставлена сопротивлениями Z'py и Z" 3, в которых учтено взаимное ин-
дуктивное влияние контактных сетей разных путей.
Место короткого замыкания представлено сопротивлениями троса
группового заземления Zm и дуги 7?д. Величину ZTr3 вычисляют по
формуле ZTr3 = zTr3 /тгз, где zTr3 — сопротивление 1 км троса, а £тгз —
его длина. Наибольшая длина троса от его конца до заземляющего
спуска равна 0,2 км. Сопротивление 1 км троса приведено в табл. 8.4.
Используя для сопротивлений Z 3, Z", Z'^+Z"^ преобразование
треугольника в звезду и сложив последовательно соединенные сопро-
тивления, получаем упрощенную схему замещения тяговой сети при
коротком замыкании (рис. 8.5, в), в которой:
346
2.Л - —п Л —тсЛ — тс, i ’ —В-2nS + ZTc3 + ZTC>/., (8.12)
ZAe=Z'"( + ZTr3 + /?fl,
где ZTC/1, ZTcg—сопротивления тяговой сети на неповрежденных учас-
тках соответственно слева и справа от того участка между смежны-
ми узловыми точками, на котором расположено повреждение (на рис.
8.5, a: £t = ); Z'TC . , Z'' . , Z'" —сопротивления тяговой сети
на поврежденном участке £ t, преобразованные в звезду.
На основе сопротивлений ZA, ZB, ZAB вычисляются параметры ко-
роткого замыкания.
В сопротивление тяговых подстанций включают две составляющие.
Одна из них учитывает сопротивление питающей энергосистемы, дру-
гая —сопротивление понижающих трансформаторов.
Сопротивления подстанций Zn с однофазными трансформаторами
вычисляют по формуле, Ом:
z„ =
S„ lOOSn
(8.13)
а сопротивления подстанций с трехфазными трансформаторами—по фор-
муле, Ом:
Z = /у = j2U2
—п J п J п
1 ! (1±а>у
5С + 1005тит .
(8.13')
где Хп—индуктивная составляющая сопротивления подстанции, Ом;
U — напряжение на выводах тяговой обмотки трансформатора, кВ;
S—мощность короткого замыкания на вводах в подстанцию, MB A;
ST—номинальная мощность трансформатора, МВ А; пт — число вклю-
ченных в работу трансформаторов; ик — напряжение короткого замы-
кания трансформатора, %; аз — заводской допуск на величину напря-
жения короткого замыкания.
Если параметры энергосистемы заданы сопротивлением Хе при ба-
зисном напряжении U6, то мощность короткого замыкания вычисляется
по формуле Sc = Ug!Xc.
Напряжения короткого замыкания для силовых трехобмоточных
трансформаторов разных типов и разной мощности, используемых на
тяговых подстанциях переменного тока напряжением 27,5 кВ, имеют
несущественные отличия.
347
в)
Рис. 8.5. Схемы питания (а) и замещения (б, в) тяговой сети
Если отсутствуют более точные сведения о входящих в формулы
(8.13) и (8.13') величинах, то для приближенных расчетов их принима-
ют по таблице 8.5 (числитель для трансформатора с напряжением пер-
вичной обмотки 115 кВ, а знаменатель—с напряжением 230 кВ).
348
Таблица 8.5
Режим энергосистемы Значение величин, входящих в формулы (8.13), (8.13’)
5С ,МВ А г/п>кв ик, % а3 пт
Минимальный 400 27,2 11,4 13,4 +0,05 1
Средний 1000 27,5 10,5 12,5 0 1
Максимальный 2000 27,5 9,40 11,4 -0,05 2
При вычислении минимальных токов короткого замыкания прини-
мают минимальный режим энергосистемы, при вычислении макси-
мальных токов — максимальный. Если параллельная работа двух
трансформаторов в эксплуатационных условиях не предусмотрена, то
в максимальном режиме принимают также ит = 1.
Формулы для вычисления сопротивлений_ZTC?1+ Z\Q jf 2^+ Z"TC,,
Z"'TC/. приведены в табл. 8.6 как для общего случая (схемы 24, 24а,
246), так и для тех схем питания, для которых вычисляют уставки защит
(О—основная, Р—резервная, Д—дополнительная защиты), указан-
ных в таблице выключателей. В этих формулах:
z — сопротивление 1 км тяговой сети на m-путном участке при
включенной в работу контактной сети на п путях (и < m), Ом/км;
z'—сопротивление 1 км рельсовой цепи на m-путном участке с
учетом взаимного индуктивного влияния контактных сетей разных пу-
тей, Ом/км;
z J п—сопротивление 1 км контактной сети одного пути при усло-
вии, что на нее оказывают индуктивное влияние токи противоположно-
го направления контактных сетей остальных п - 1 путей, суммарная ве-
личина которых равна току данного пути, Ом/км (для двухпутного уча-
стка это сопротивление в [30] было обозначено z_22);
п},п2, пу п4—число путей с включенной контактной сетью соответ-
ственно на участках ^1,^2,^3,^4(^|+^2=^АП, + £4 = Iпв).
Значения сопротивлений zmn, z' т, z_j п приведены в табл. 8.7-8.10
для различных видов тяговой сети, показанных на рис. 8.6.
349
Рис. 8.6. Виды тяговой сети
Тяговая сеть ТП содержит несущий трос Т, контактный провод П и
рельсы Р (рис. 8.6, а). Тяговая сеть ТПУ, кроме того, содержит усили-
вающий провод У, соединенный с контактной сетью (рис. 8.6, б). Тяго-
вая сеть ТПО содержит несущий трос Т, контактный провод П, рельсы
Р и обратный (экранирующий) провод О, соединенный с рельсами (рис.
8.6, в). Тяговая сеть ТПУЭ отличается от сети вида ТПО наличием еще
и усиливающего провода У (рис. 8.6, г). Данные, приведенные в табл.
8.7-8.10 являются усредненными для контактных проводов МФ100,
НлФ 100 и БрФ 100 (в том числе и овальных—кроме марки БрЖФ 100),
несущих тросов ПБСМ70, ПБСМ95, ПБСА50/70, усиливающего и об-
ратного провода А185, рельсов Р50, Р65. Более подробные сведения
содержатся в [40].
Приведенных данных достаточно для вычисления по формулам (8.12)
результирующих сопротивлений , ZB, Z^B схемы замещения тяговой
сети (рис. 8.5) для различных схем питания.
В общем случае расчет схемы замещения, показанной на рис. 8.5, б,
а также для всех расчетных схем, указанных в табл. 8.6, можно вы-
полнить на ЭВМ, располагая соответствующей программой, напри-
мер, Micro-Cap V или Electronics Workbench (EWB) с адресами в
Internet соответственно: — http://www.spectrumsoft.com/demo.html
и — http://www.interactiv.com [90, 91, 92]. В учебнике приводится
методика ручного расчета, которую при необходимости легко запрог-
раммировать.
Расчет параметров к.з. для схем двухстороннего питания. Ве-
личины токов 1А,1В, 1К находят по формулам:
350
Таблица 8.6
Расчетная схема Ток выклю- чателя Значения составляющих формул (8.12)
^тсА + ZTC,, 7 +7" ^тсВ + ^тс. i у/// ^тс, i
1 2 3 4 5
№1 * (0)0- ПДА1 K* в Ю 1л Zm\£ АВ оо 0
□ J1
№2 * (0)°- По<| _L_ в о 1а/п Zmn^ АВ 0 0
D i
toCp 7» । > 1 i 1 1 1 t ^8 1 go 1в 0 Zml^ АВ 0
№4 A (0)0 (Д) ПС в ю 1. Zp,m^ АП г~1'" (. 4-7 f „ с АП т zmP ПВ «1 -> z-\,n^ ли
U J'
№5 * (0)0 Щ) "Q*’"k4 o— ft— в О 1а Zm\^ АП Zmn^ ПВ 0
№6 * (P)O J1C в 0 I а/пл Zmn-АП Zmn^ ПВ 0
u 1
№7 A (0)0 ^-1 QA1 <J-— J1C б 0 1в 0 Zm/ АП + Zmn^ ПВ 0
№8 A (P)O ”qai ft— « в о 1а/п1 ZmJ АП + Zmn^ ПВ 0 0
i
№9 A (P)O 0A1 Ю- ft- — в 0 [а/п} Zm^ An + Zp,nfl ПВ г-1.и С пг-\ пв z-\,rS ПЕ
№10 * (P)O L^-.V QA1 Lx в 0 I К Z~l.» п Л)-1 Zp,m^ АП + Zmif- ПВ Z-1,J АП
№11 A (P)O no 0ПВ1 в 0 !а/п2 Zmn АП + Ztm^ ПВ 0 0
u г
№12 * (0)0 (Д) .ПС опв" Z~ .в о tK Zmn^ АП + Zp, л/ ПВ Z-I.n f л2-1 пв Z-\,n^ ПВ
nJ—T<
№13 A (0)0 Щ) tns— опв7 " 4 .8 О tK Zm^ АП + ПВ ое 0
nJ—T1
№14 A (fl)O K< .ПС । 0ПВ1 4 в 0 IB Zmn^ АП Zm\£ ПВ 0
№15 A M)O • — — — — ft— °пЪ” в 0 1'- ~1В1пг Znin^ АП Zmrr ПВ 0
u f "
<°>TEBUr Zmn^} +Zmn^2 + +Zmne3+Z'p,mfA г-1.я f Л4-1 4 2-1.Л
351
Продолжение таблицы 8.6
1 2 3 4 5
№ir4 (0)0 ПЛС1 m 0 й ж 1 1Ц чг 11 В 0 iK- -'а/Ч Zm/1+W2 + Z-I.n 4 «4-1 4 Z-\J ПВ
(Р)О ПОС1 ш Тк 0°rai в О iK- ~1в/П4 ^1+^2 + + г~| л £ и 1 4 "з-1 гтА+г'р,„А г-1,л^3
№19,4 (0)0 ППС1 ifi ПС. .ПЛИ огёТф'к^ в О h~ -!а/пз V1+U2 + ^^тп^З + ^ml^4 оо 0
№20 (0)0 ППС1 ПС__ППС2_ ’oreip кГ в -0 0 + ^тп^2 + +£тп#3 ^mn^4 0 0
№21 *1 (0)0 |-ппс1_ ДЮ „ЛИС?- 7к" 0ОП21 в Ю 0 Ui+zJ2 гт,/з + Zmn^4 0
№22 4j- (0)Ор>1~к~~~ в 1к~ ~1в1п 0 Zmn^ АВ 0
№2з4± Л. (°)О|м1-к--| 1к~ 0 Zmn^\ + Zmn^2 0
к.?/ л. nncijic. ппа в — Zmn^\ + Zmn^2 + +Zmn^3 Zmn^3 + Zmn^4 п-1 „ г-'-"х х (з'-з £ 2 "Ь
№24,а * О ПС В — Z22^ к ^22^1 "1" +^2-^) Z-1,2^k Х Х-! их
ю
<> f.
№24,6 А О ПС в — Z22^ к ^22^1 + +^2-^) Z-l,2^*-X х(^-^)х ^1 ^"^2 — £ г X— 212
1К 0
<, .1
352
Таблица 8.7
Вид ТЯГОВОЙ сети Погонные сопротивления z„„ тяговой сети, Ом/км
'll *11 2II '21 *21 -21 '22 *22 “22
тп 0,224 0,464 0,515 0,204 0,423 0,470 0,117 0,278 0,302
ТПУ 0,134 0,361 0,385 0,114 0,316 0,336 0,072 0,219 0,231
тпо 0,215 0,413 0,466 0,199 0,363 0,414 0,112 0,224 0,250
ТПУЭ 0,125 0,275 0,302 0,109 0,225 0,250 0,067 0,147 0,162
Таблица 8.8
Вид тяговой сети Погонные сопротивления znm тяговой сети, Ом/км
'31 *31 231 '32 *32 г32 '33 *33 z33
тп 0,196 0,400 0,445 0,109 0,225 0,277 0,079 0,195 0,210
ТПУ 0,106 0,299 0,317 0,064 0,202 0,212 0,047 0,162 0,169
тпо 0,191 0,345 0,394 0,104 0,206 0,231 0,074 0,148 0,165
ТПУЭ 0,101 0,207 0,230 0,059 0,129 0,142 0,042 0,095 0,104
Таблица 8.9
Вид тяговой сети f Погонные сопротивления тяговой сети, Ом/км
г'рЛ *7,2 “Р.2 '7,з ^Р.З Z’p.3
тп 0,029 0,136 0,139 0,021 0,102 0,104
ТПУ 0,029 0,112 0,116 0,021 0,101 0,103
ТПО 0,024 0,087 0,090 0,016 0,058 0,060
ТПУЭ 0,024 0,067 0,071 0,016 0,039 0,042
Таблица 8.10
Вид тяговой сети Погонные сопротивления z.^ тяговой сети, Ом/км
'-1,2 *-1,2 “-1,2 '-1,3 *-1,3 “-1.3
ТП 0,175 0,287 0,336 0,175 0,298 0,346
ТПУ 0,085 0,204 0,221 0,085 0,198 0,215
тпо 0,175 0,276 0,327 0,175 0,287 0,336
ТПУЭ 0,085 0,158 0,179 0,085 0,168 0,188
12 Релейная защита
353
] ^.^-Лрас^В^-АВ^ ^-Вра^-АВ
—А—В +2дв(2д +2fi)
(8.14)
I — ~д./«с^-Л+ -Ag)~ -А рас-АЗ
-A-В + ^АВ^А +2fi)
Lk = La+Lb> (8.15)
где-Ара? ^-Врас ’расчетные напряжения холостого хода соответственно
тяговых подстанций А и В.
Для средних условий величину расчетного напряжения принимают
обычно 27 500 В. В режиме минимума энергосистемы его следует при-
нять равным 26 200 В, а в режиме максимума — 28 900 В. При выбо-
ре уставок обычно принимают^ pac=J/epac=_t/pac. В этом случае
вместо (8.14) используют формулы:
—рас
( Z
Z д +Идп 1+—— I
v -в J
У-раЛв
—А—В + -АВ^-А +^в)
(8.14')
U
— рас
—В ~ ^АВ
и ZA '
—рас—А
ZAZR + 2дд(2д +2д)
—А—О —Adx—А —о7
Погрешность расчетов в предположении равенства напряжений смеж-
ных подстанций перекрывается обычно коэффициентами запаса и чув-
ствительности, однако при анализе нештатных или аварийных ситуаций,
особенно в тех случаях, когда учитывается сопротивление дуги в месте
повреждения, токи короткого замыкания следует определять по форму-
лам (8.14), полагая, что на одной подстанции напряжение равно 26 200 В,
а на другой — 28 900 В.
При одинаковой контактной сети на всех путях ток выключателей на
неповрежденных участках определяется как частное от деления соот-
ветственно токов 1А и 1В на число путей, контактная сеть на которых
включена. На поврежденном участке токи выключателей определяют
354
через величины токов I., Г', Iqi (на рис. 8.5, б принято i = 3) по фор-
мулам:
= £,"=£,-£„. (816)
где и( — число путей на поврежденном участке (на рис. 8.5,6принято
г = 3), на которых контактная сеть включена в работу.
Величина тока Iqj является суммарной для контактных сетей всех
неповрежденных путей на поврежденном участке^, (на рис. 8.5, б
Iqi = Iqi). Поэтому ток каждого из неповрежденных путей на этом уча-
стке равен Lqi/ (ni ~ 1)-
Напряжения на шинах тяговых подстанций А и В равны
-А ~ -А,рас ~ i-A-nA' -В ~ -В,рас ~ Ц-пВ’ (8.17)
Напряжения UM на шинах узловых точек слева от поврежденного
участка (см. рис. 8.5, а) вычисляют по формуле:
(8.18)
где —расстояние от подстанции А до данной узловойточки, км.
Например, для напряжения на пункте ППС1 (рис. 8.5, a) t Аш = I ,, а
для напряжения на шинах поста ПС I Аш = 1\ +1г.
Напряжение UM на шинах узловых точек справа от поврежденного
участка (рис. 8.5, а) вычисляют по формуле:
(8-19)
где I Вш—расстояние от подстанции В до данной узловой точки, км.
Сопротивление Zg, которое измеряет защита выключателя Q, рав-
но, Ом:
ze = ^//(?’ (8.20)
где Иш—напряжение той узловой точки, к которой присоединен вы-
ключатель, В; IQ—ток, протекающий через выключатель Q, А.
Для небольшого числа расчетных схем, указанных в табл. 8.6, зна-
чение Zq можно определить непосредственно, минуя вычисления со-
противлений ZA, Z№ ZAB, токов и напряжений. Необходимые для этого
формулы указаны в табл. 8.11.
355
Таблица 8.11
Номер схемы табл. 8.6 Формулы для вычисления сопротивления Zg, измеряемого защитой выключателя Q
1 ZqA\ = znA-- АВ
2 ?QA\ ~n\znnt АВ
5 = гт^АП
6 Zqa\ = nlznnf- АП
8 •%41 = Л1 (znnf- Ап + гпп~ Пв)
11 ^QHBl =n2znn^nB
. 13 ^2™ = 2пЛ(ПВ
При вычислении параметров к.з. IQ, UQ, ZQ для конкретного выклю-
чателя Q с целью выбора уставок защит обычно принимают в выражени-
ях (8.12) ZTrj + Лд = 0 и все расчеты выполняют с использованием мо-
дулей сопротивлений, токов и напряжений. Погрешность расчетов при
вычислении параметров к.з. для удаленных повреждений (свыше 15-
20 км) не превышает при этом, как правило, нескольких процентов и
перекрывается коэффициентами запаса и чувствительности. В особых слу-
чаях и при анализе нештатных ситуаций, связанных с изучением причин
отказа защит, а также при выборе угловых характеристик реле сопротив-
ления и при учете значительных сопротивлений дуги Лд все расчеты не-
обходимо выполнять в комплексной форме.
Пример 8.1. Для двухпутного участка при узловой схеме пита-
ния (рис. 8.1 при отключенных выключателях Qnil и QH21) вычис-
лить параметры короткого замыкания для выключателей QA1 и
QnBl в расчетных схемах № 9 и № 12 (табл. 8.6) в режиме мини-
мума энергосистемы. На подстанциях установлены понизительные
трансформаторы мощностью 40 MB A с напряжением первичной
обмотки 115 кВ. Тяговая сеть вида ТП, 1АП —25 км, I пв = 23 км.
По табл. 8.5 для режима минимума энергосистемы находим:
Sc = 400 MB A, Un = 27,2 кВ, ик = 11,4 %, аз - +0,05, ит = 1. По
формуле (8.13') вычисляем:
356
Z^X^IU2
1 , (1±аэ)»к
5C 100STnT
= 2-27,22
1
400
(1 + 0,05)11,4
100-401
= 813Om.
По табл. 8.7-8.10 для двухпутного участка находим znm = z22 —
= 0,302 Ом/км, z' - г'рг = 0,139 Ом/км, z_} п = z_12 - 0,336 Ом/км.
По табл. 8.6для схем № 9 и№ 12 вычисляем-.
2тсл + z;c>/ = W + z’pJnB = 0,302 25 = 0,139 • 23 = 10,75 Ом,
Z„ + Z" = ^-1ПВ = ^^23 = 7,73 Ом,
тсЯ ТС1' п2-1 пв 2-1
Z^ = W/® = °’336-23 = 7,73Om.
По формулам (8.12) находим:
Z. = Z , + Z^A + Z\zi= 8,13+10,75- 18,88 0м,
ZB = zn>+ z^a + Z\,i = 8,13+7,73 = 15,86 Ом,
Z4n = Z"' . + Z + R = 7,73+0+0 = 7,73 Ом.
AB tcj тгз д ’ ’
По формулам (8.14') находим токи подстанций, полагая, что в
режиме минимума энергосистемы UA = UBpac = Upac — 26200 В:
/ ________26200-15,86______= 732 А
Л ZAZB+ZAB(ZA+ZB) 18,88-15,86 + 7,73(18,88 + 15,86)
= U^Za =______________________26200-18,88______= 871А
в Z4Zn+Z.„(Z. +Z„) 18,88-15,86 + 7,73(18,88 + 15,86)
По формуле (8.15) находим:
732 + 871 = 1063 А-
Для схемы № 91пЛ, = 1Дп, = 732/2 = 366 А, а для схемы № 12
IQnBx = IK= 1603 А.
Напряжение на шинах подстанции А находим по формуле (8.17) :
U . =(Л -7,Zn,=26200 =26200-732-8,13 = 20250В.
А А ,рЯС Л 11/1
Напряжение на шинах поста секционирования ПС находим по фор-
муле (8.18):
357
^пс^ш^а-^а^ап = 20250-7320,302-25 = 14720 В.
По формулам (8.20) находим сопротивления, измеряемые защи-
тами выключателей QA1 и QHB1:
Z
‘QM
20250
336
= 55,3 Ом,
ПС _
Iqhb\
14720
1603
= 9,2 Ом.
7 =
Расчет параметров к.з. для петлевой схемы. Петлевая схема пи-
тания образуется из узловой или параллельной схем путем отключения
шиносоединительного выключателя QUiu на посту секционирования
(рис. 8.2). Возможные схемы питания для двухпутного участка при этом
показаны на рис. 8.7. Расстояния от подстанции А до точки к.з. на од-
ном пути обозначено I к, а до точки к.з. на другом пути — t'K.
Ток 1А подстанции А вычисляют по формуле (Zs — :
___рас ______________ рас__________
+гЛВ ~ z,„+гКЛ+z,„ +z;, +zm+R. ’ (821)
в которой сопротивления подстанции Z^, троса группового заземле-
ния ZTr3 и дуги Лд вычисляют так же, как в выражениях (8.12). Форму-
лы, необходимые для вычисления сопротивлений ZTC?4+ Z'TC. и Z"'ci, а
также для определения токов выключателей и напряжений на шинах
поста ПС и пунктах параллельного соединения ППС приведены в табл.
8.12 и 8.13. Напряжение Unc на шинах поста ПС в схемах №№ 1,2,4,
5 (табл. 8.13) равно напряжению Unnc пункта параллельного соедине-
ния.
Рис. 8.7. Схемы петлевого питания
358
Напряжения Unc и Unnc в табл. 8.12 и 8.13 указаны без учета паде-
ния напряжения в сопротивлениях троса группового заземления и дуги.
При необходимости такого учета следует прибавить к величине напря-
жения, вычисляемого по формулам, указанным в этих таблицах, вели-
ЧИНУ^тга + Яд)-
Сопротивления ZQ, измеряемые защитами соответствующих выключа-
телей, определяют по формуле (8.20). Для некоторых частных случаев фор-
мулы для определения сопротивлений Zq приведены в табл. 8.14.
Таблица 8.12
Расчетная схема ^тсЛ Ztc,/
№ 1 ПС Zp,2^ к г-1.2 и 1 QA1 Al 2£ J ^QA2 ~ ~ QHA2 — Л “ ^QAl U ПС = 1<}ПА Z-l,2 ~
№ 2 6LLJ ПС Zp,2^ к г-1,2 п *к С: R II II s Г мп f 1 й й 1 IN II кГ -I X- § 7 § «к** и
№ А 1 ПС Z21^r 0 ^QAi = ^А IqA2 ~ ^ОПА = ~ ^QOA2 = 0 Uпс ~ 0’ ^(М1 ~ гг/г
№ 4 А г- ПС Z21^k + +z-l,2^(^ ~ к) 0 N -. ? || ? И Я ©" И N § м § 1 1 Г II кГ + Ь о II 5 7 ' II 5—^
359
Пример 8.2. Для петлевой схемы одностороннего питания двух-
путного участка без пункта параллельного соединения (рис. 8.7, а)
определить напряжение на шинах поста ПС при I к = 0,5^. Пара-
метры тяговой сети приведены в примере 8.1, АП= 25 км. Рас-
четы выполнить с использованием модулей исходных величин.
Для схемы Ns 1 по формулам, приведенным в табл. 8.12, находим:
ZrcA + Z; - z'2lK = 0,139 12,5 = 1,74 Ом,
25-12,5)12,5
Z'- = 2 А= о,336^---------------- - =3,15 Ом.
ТС4 1,2 21 2-25
Таблица 8.13
Расчетная схема + %Tc.i N /<?- U„
№ 1 А ППС о|, 1 Г 21] ?-K « ~1,2 2f, K U = /4 1-^- GA 2t{) IqA2 ~ ^Qm 1 — I A~ ^QAi UnnC~^Qn\\z-\,2 (^1 -fr)
№ 2 А ППС орТТ ZptC z -1.2 I =-I —I ^-£- ‘QAI ‘ontl A 21 ^QA2 ~Ia~ IqAI
№ 3 А ППС oL-L1-1" Z22^1 + zp,2^K — ^1) z_i2 (г r—г,)х +^2~eK 2г 2 c: <5 S' II5 3 4^ ’и ? _2£-.11 ii 1 1 Ю + ,J -> ( 11 © £ ' a - •? X
№ 4 А ппс о)'1! Г z2\1'k + + 2-|.22(^1 -£'k) 0 7gAt = ~ lomt = a Umc~ ^<?/7iiz-i.2 (Л ~ ^QAI = + 2-rc.i
№ 5 А ППС оГ~ГТ z22^l + + 22|(Лс~^1) 0 i =-i =i =!-£- OAI Q!A\ QA2 2 Unnc = l AZ2\ Zqax ~2(ZnA +^n,i)
360
Таблица 8.14
Номер таблицы Номер схемы Значение 1, илн £'г Формулы для вычисления сопротивления Zy
8.12 1,2 1 Zqa\ = ZQA2 = 2г22^
3 1 ZQA\ = -21^
4 0 ^2Л1 = г-1,2 2^ ’ Zqhai = “ zqha\ = г-1 Д
1 Zqa\ = 221^
8.13 1,2 ZQA\ = ZqA2 = 2z22^ 1
3 ^1+^2 ZQA\ = ^042 = 2г22(^ 1 +^2)
4 0 •^241 = 2-1,2 1, ^2П11 = г-1,2^ 1
t\ ZqM =г21^1
*1 + ^2 Zqa\ =г21^1 +г22^2
5 '1 2ел1 = 2^22^ 1
^1+^2 ZQA\ =ZQA2 - Д222^1 +г21^г)> ~ г21^2
По формулам (8.12) вычисляем, полагая Zm+ Ra = 0:
ZA = + ZTC4 + ZTC>1. = 8,13 +1,74 = 9,87 Ом,
3,15 Ом.
Tok nodcmainfuu А находим no формуле (8.21):
= = 27500.. =2„2>t
A Z.+Z,R 9,87 + 3,15
/I nD
Ток выключателя QA1 находим no формуле, приведенной в табл.
8.12 (схема № 1):
( t ( 12 5 А
1пм = 1. 1—~ =2112 1--------— = 1584 А.
ел1 2f) V 2-25/
Ток выключателя поста секционирования равен 1пПА । = IA- IqA i =
= 2112 - 1584= 528 А.
Напряжение на шинах поста ПС равно:
Uпс = 1опл\ Z-iatf -£,) = 528 0,336(25 - 12,5) = 2218 В.
Пример 8.3. Для петлевой схемы одностороннего питания двух-
путного участка без пункта параллельного соединения определить
ток и сопротивление, измеряемые защитами выключателя QA1 для
361
схемы № 3 (табл. 8.12) при £ к = I и для схемы № 4 (табл. 8.12)
при 1'к = 0. Для последней схемы вычислить также напряжение на
шинах поста ПС. Параметры тяговой сети приведены в примере
8.1, I — = 25 км.
По табл. 8.7 находим z2i = 0,470 Ом/км. Для схемы № 3 по табл.
8.14 находим:
Z2^i = z2i^ = 0,470-25 = 11,75 0м.
По табл. 8.12 для схемы № 3 находим
Ал + Z'TC, = z2 А = 0,470-25 = 11,75 Ом, Z'", = 0.
По формуле (8.21) при ZA = ZnA + Z.kA + Z'TC. и ZAB = Z"вы-
числяем:
QA> A ZA+ZAB 8,13 + 11,75
Для схемы № 4 (табл. 8.12) no формулам, приведенным в табл.
8.14 при tfK =0, вычисляем:
ZQA\ = z1,22^i = 0,336-2-25 = 16,8 Ом.
По табл. 8.12 для схемы № 4 находим при £'к = 0:
Z . + Z'TCi = Z21С+ z£-£'K = 0,336 2 • 25 = 16,8Ом, и,Z" , = 0.
IVZI IVfi XI я “ , Л ' * г IV,/
По формуле (8.21) при Z^ = 8,13 Ом, Zm = Лд0находим:
I =/ = 27500 -1103Л
°'7-42 ‘л z*+Zm 8,13+|68-uoja-
Напряжение Unc находим как падение напряжения в контактной
сети повреждешюго пути на участке от места к.з. до шин поста ПС:
и пс = JQnAiz-\,2 -А) =1103 ’ 0,336 - (25 - 0) = 9265 В.
Особенности расчета параметров к.з. при отсасывающих транс-
форматорах. Для снижения электромагнитных влияний на смежные
линии связи и сооружения в некоторых случаях применяют тяговую
сеть с отсасывающими трансформаторами [1,112]. Отсасывающие транс-
форматоры ТО устанавливаются через 1,5-4,5 км и включаются пер-
вичной обмоткой в рассечку контактной подвески КП, а вторичной об-
моткой в рассечку обратного провода О (рис. 8.8). В середине зоны /0
между соседними отсасывающими трансформаторами обратный про-
вод О соединяется с рельсами.
362
Рис. 8.8. Тяговая сеть с отсасывающими трансформаторами
Коэффициенттрансформации отсасывающих трансформаторов ра-
вен 0,8 или 1. Поэтому токи в контактной подвеске КП и обратном
проводе О близки по величине и сдвинуты на угол около 180°. Суще-
ственно уменьшается величина тока, стекающая из рельсов в землю.
Благодаря этому снижается магнитное и гальваническое влияние токов
тяговой сети на проходящие вдоль железной дороги протяженные ком-
муникации- Однако сопротивление тяговой сети при использовании от-
сасывающих трансформаторов возрастает и становится нелинейным (за-
висящим от величины тока). Вычисление параметров к.з. при этом ус-
ложняется. Учитывая, что доля сопротивления тяговой сети, приходя-
щаяся на отсасывающие трансформаторы сравнительно невелика, а в
расчетах уставок защит используются достаточно обоснованные коэф-
фициенты запаса и чувствительности, принято вычислять параметры тя-
говой сети с отсасывающими трансформаторами по приближенным фор-
мулам и без учета нелинейных зависимостей.
Погонное сопротивление тяговой сети однопутного участка с отса-
сывающим трансформатором при удаленном к.з. вычисляют по форму-
ле, Ом/км [112]:
О
где zc ] — сопротивление контура «контактная сеть-земля», Ом/км; z0 —
сопротивление контура «обратный провод-земля», Ом/км; zKO—сопро-
тивление взаимоиндукции между контурами контактной сети и обратно-
363
го провода, Ом/км; ZTO f, ZTO 2—сопротивления первичной и вторич-
ной обмоток отсасывающего трансформатора, Ом; п—коэффициент
трансформации отсасывающего трансформатора.
Для контактной подвески, состоящей из несущего троса марок
ПБСМ70, ПБСМ95 или ПБСА50/70и контактного провод а марок МФ100
или НЛОлФЮО, при обратном проводе марки А185 и отсасывающих
трансформаторах с коэффициентом трансформации л = 1 принимают
zii,to = 0’34 + /1,72 = 0,85ехр(/66о) Ом/км. Если коэффициент трансфор-
мации л = 0,8, то принимают Z!! то = 0,28+/),63 = 0,69ехр(/66о) Ом/км.
При такой же контактной подвеске и обратном проводе 2хАС95 или
2хА120прил = 1 принимают zH то = 0,31 + /),59 = 0,66ехр(/б2о) Ом/км,
а при л — 0,8 принимают Z] (то == 0,26 + /),48 = 0,54ехр(/62°) Ом/км. Со-
противление взаимоиндукции между контактными сетями двух путей, каж-
дый из которых оборудован отсасывающими трансформаторами, весьма
незначительно и им пренебрегают. Поэтому z%TO = 0,5zn то, z' = 0,
Z21,to 2-1Д,то Z11,to-
Эти данные используются в формулах, приведенных в табл. 8.6,8.11—
8.14. В остальном расчет параметров к.з. не отличается от описанного
выше.
В отдельных случаях отсасывающие трансформаторы на некоторой
части межподстанционной зоны могут отсутствовать. Пусть на длине I
(например, от подстанции до поста секционирования) имеется лто учас-
тков с отсасывающими трансформаторами протяженностью ^то1, ^то2,
... (рис. 8.8) и лтс участков без отсасывающих трансформаторов протя-
женностью / £тс2......В этом случае определяют эквивалентные
погонные сопротивления по формулам:
364
«тс
У/
TCj’
п.
ТС J'
где z1 р z21, z22,2, z 2—удельные сопротивления тяговой сети без
отсасывающих трансформаторов, значения которых приведены в табл.
8.7-8.10, Ом/км; 1?то t —длина г-го участка с отсасывающими транс-
форматорами, км; I.—длина/-го участка без отсасывающих транс-
форматоров, км.
Сопротивления z( j э, г21э, z„,, z2l э, z' 2 э используются в формулах,
приведенных в таблицах данного параграфа, вместо соответствующих
величин Z] ।, z2|, z22, z_, 2, z' 2. В остальном расчет параметров к.з. вы-
полняется также, как для предыдущих случаев.
8.3. Особенности реализации основных требований к защитам
Реализация таких требований, как быстродействие, селективность и
устойчивость функционирования, применительно к защитам тяговой сети
переменного тока имеет свою специфику, обусловленную особенностями
нормального и аварийного режимов, свойствами приемников электро-
энергии (электровозов и электропоездов), схемами питания сети, типа-
ми применяемых коммутационных аппаратов.
Для электрических локомотивов, как приемников электроэнергии,
характерно постоянное перемещение вдоль питающей сети. Отключе-
ние напряжения и последующая его подача в сеть в результате действия
АПВ сопровождается так называемым набросом напряжения на вклю-
ченную силовую цепь локомотива. Это может привести к появлению
кругового огня по коллектору тяговых двигателей, боксованию, поломке
сцепных приборов. Поэтому необходимо обеспечивать такие условия
функционирования релейной защиты, чтобы ложные отключения по ее
вине не происходили, а все повреждения в сети безусловно отключа-
лись. Схема питания контактной сети в процессе эксплуатации может
временно изменяться: для ремонтных работ отключается какая-либо сек-
ция контактной сети, выводятся на ревизию посты секционирования, по
аварийным условиям двустороннее питание может быть заменено одно-
сторонним и т.п. Желательно, чтобы при таких изменениях не появля-
365
лись «мертвые зоны», т.е. зоны, в которых защита не может обнаружить
к.з., и не требовалась перенастройка защиты.
Релейная защита воздействует на высоковольтные выключатели. При-
меняются в основном масляные выключатели, ожидается широкое при-
менение вакуумных выключателей. Существенным для защиты являет-
ся время их отключения. У масляных выключателей время отключения
составляет 0,08-0,11 с, у вакуумных — равно 0,04-0,06 с.
Рассмотрим особенности реализации основных требований, пред ъяв-
ляемых к защите и вытекающих из специфики эксплуатации тяговой
сети переменного тока.
Быстродействие. Чтобы исключить возможность пережога контакт-
ных проводов, время отключения к.з. необходимо всемерно сократить.
Пережоги возможны в точке контакта провода с полозом токоприемника
и в месте возникновения дуги, отжиг возникает при перегреве провод а.
.При повреждениях на электровозе ток к.з. протекает через тяговую
сеть итокоприемник. Нажатие токоприемника на контактный провод срав-
нительно невелико, поэтому в месте касания провода и токоприемника
выделяется тепло и провод нагревается. Если контактный провод марки
МФ-100 нагреется до 200°С и более, то его механическая прочность рез-
ко снизится и провод может разорваться. Температура нагрева провода
зависит от значения тока, протекающего через место контакта, и длитель-
ности его существования tc. Например, пережог провода МФ-100 токами
3 кА и более может наступить при tc = 0,44 с.
Еще более опасным является воздействие на контактный провод от-
крытой электрической дуги, которая, как правило, возникает при корот-
ком замыкании. Дуга оказывает сильное термическое действие, повреж-
дает поверхность провода, выплавляет в нем кратеры, сечение провода
и его прочность снижаются. Разрыв провода происходит под воздей-
ствием растягивающих усилий, создаваемых в контактной подвеске
устройствами температурной компенсации. Разрушающее д ействие дуги
характеризуется произведением тока в дуге на время ее существования
и измеряется в ампер-секундах (А-с). Чем больше это произведение,
тем более вероятным является разрыв провода. При токах 500-2000 А
пережог медного контактного провода становится возможным, если воз-
действие дуги превосходит 280-350 А-с. Электрическая дуга с током
свыше 2000 А может пережечь провод через 0,15-0,17 с. У низколеги-
рованных проводов, например НЛОлФ, температурная стойкость несколь-
366
ко выше, еще выше она у бронзовых проводов, особенно с присадкой
железа (БрЖФ).
Для исключения пережогов важно не только быстро отключить к.з.,
но и не допускать повторного включения на устойчивое повреждение.
Объясняется это тем, что при к.з., сопровождающемся электрической
дугой, провод нагревается очень быстро, а при отключении тока осты-
вает медленно. Например, нагретый до 200°С провод МФ-100 через 20 с
не остынет: температура его снизится всего на 15-30°С. Между тем,
устройства АПВ производят повторное включение через 0,5-5 с после
отключения к.з. При этом провод, температура которого практически
почти не уменьшилась, снова подвергается воздействию электрической
дуги и через 0,08 с температура его достигает опасной по условиям
разрыва. Учитывая время отключения современных выключателей, мож-
но сделать вывод, что никакая самая быстродействующая защита не
может предотвратить пережог контактного провода при АПВ, если к.з.
сопровождается электрической дугой.
Таким образом, чтобы исключить возможность пережогов прово-
дов контактной сети при к.з., необходимо отключать повреждения за
время не более 0,12-0,14 с и не допускать АПВ при устойчивых к.з.
Современные защиты и выключатели позволяют отключать к.з. за ука-
занное время. Вместе с тем, необходимы испытатели коротких замыка-
ний, с помощью которых можно было бы проверять состояние изоля-
ции контактной сети, чтобы не допускать повторного включения ее на
устойчивые к.з.
Селективность. При к.з. должны отключаться ближайшие к ме-
сту повреждения выключатели. Если повреждение произойдет в зоне
между подстанцией А и постом секционирования ПС многопутного
участка с узловой схемой питания (рис. 8.9, а), например в точке
К1, необходимо, чтобы отключились выключатели QAln QIIA1. Вык-
лючатели QIIAn, QIIB1, QIIBn при этом отключаться не должны,
несмотря на то, что при повреждении в точке К1 через них протекает
ток к.з. При коротком замыкании в точках К2 или КЗ должны от-
ключаться выключатели QB1 и QIIB1, а другие выключатели поста
ПС отключаться при этом не должны. При повреждении в точке К4
(возле выключателя QAп) должны отключиться выключатели QAn и
QIIAn. В то же время при этом повреждении не должен отключиться
выключатель QA1.
367
При коротком замыкании на шинах, например подстанции А, должен
отключиться выключатель, через который эти шины получают питание
от понизительного трансформатора (на рисунке этот выключатель не
показан), а также выключатели всех фидеров контактной сети QA /,...,
QAn, чтобы исключить подпитку места повреждения от смежной под-
станции В.
Основными методами обеспечения селективности являются введе-
ние в действие защит выдержки времени и использование защит (или
их отдельных ступеней) со свойством направленности. Возможно ис-
пользование и других методов, основанных, например, на применении
взаимных логических связей разных фидеров.
Важное значение придается ближнему и дальнему резервированию
защит. В целях обеспечения надежности короткое замыкание в любом
месте межподстанционной зоны должно обнаруживаться не менее, чем
двумя защитами (или двумя ступенями комплекта защиты) на ближай-
шем выключателе, и по крайней мере одной защитой (одной ступенью
комплекта защиты) на выключателе смежного элемента. Для реализации
этого требования в [39] установлено, что защита фидера контактной сети
какнаподсганции,такинапосту секционирования, должна выполняться
трехступенчатой с применением дополнительной защиты в виде токовой
отсечки. На посту секционирования, кроме того, следует устанавливать
защиту минимального напряжения (потенциальную) для защиты шин и
дополнительного резервирования.
Графики селективности таких защит приведены на рис. 8.9, в (для
подстанции) и на рис. 8.9, г (для поста секционирования). На оси абс-
цисс графика откладывается расстояние, на котором защита чувствует
короткие замыкания, а на оси ординат указывается время действия дан-
ной защиты (или данной ее ступени).
Цифрой 1 на рис. 8.9, в отмечена зона действия дополнительной за-
щиты в виде токовой отсечки на выключателе QA1, которая не имеет
выдержки времени. Эта защита предназначена для ускоренного отклю-
чения выключателя при близких к месту ее установки повреждений, а
также для перекрытия мертвых зон направленных защит. Цифрой 2 от-
мечена зона действия 1-й ступени защиты. Эта ступень также не имеет
вьздержки времени. Зона ее действия не должна доходить до шин поста
секционирования ПС во избежание излишних срабатываний при к.з. за
постом, например в точке К2 (рис. 8.9, а). В качестве защиты 1-й сгу-
368
Рис. 8.9. Схема питания и графики селективности защит
369
пени, вообще говоря, может использоваться токовая отсечка, однако
предпочтение отдается дистанционной защите (Д31), поскольку она имеет
более стабильную зону защиты.
1 -я ступень должна быть отстроена от излишних действий при к.з. на
шинах подстанции или возле выключателя смежного фидера, например
в точке К4 (см. рис. 8.9, а). Для этого ее следует выполнять направлен-
ной, но без мертвой зоны при к.з. вблизи подстанции, иначе она не
сможет резервировать токовую отсечку. При близких к.з. напряжение,
подводимое к защите, снижается практически до нуля. По этой причине
направленное реле сопротивления или реле направления мощности сра-
батывать не могут—наступает отказ срабатывания. Направленная за-
щита без мертвой зоны вблизи места ее установки может быть реализо-
вана, если ее снабдить специальным блоком «памяти» [19,22,28], вы-
ходное напряжение которого подводится к схеме сравнения реле. Блок
«памяти» представляет из себя специальный контур, в котором при ис-
чезновении напряжения на входе выходное синусоидальное напряже-
ние с неизменной фазой исчезает не сразу, но затухает в течение време-
ни, достаточного для срабатывания защиты.
На практике распространение получил другой способ отстройки 1 -й
ступени защиты выключателя QA1 от к.з. в точке К4. Он основан на
том, что при этом повреждении через выключатель QA 1 от подстанции
В протекает ток, значение которого существенно меньше, чем у тока,
протекающего через тот же выключатель от подстанции А при повреж-
дениях в зоне защиты 2 (см. рис. 8.9, в). С этой целью 1-я ступень
снабжается токовым пусковым органом, разрешающим действие этой
ступени только при токах, значение которых больше, чем ток выключа-
теля QA 1 при к.з. в точке К4.
Цифрой 3 на рис. 8.9, в обозначена зона действия 2-й ступени защи-
ты, имеющей выдержку времени А/. Эта ступень предназначена д ля дей-
ствия при повреждениях в той части зоны IАП, в которой 1-я ступень
защиты не работает. Кроме того, она осуществляет ближнее резервиро-
вание 1 -й ступени. В качестве защиты 2-й ступени используется дистан-
ционная защита (Д32).
Зона действия 3-й ступени обозначена цифрой 4. Эта ступень осуще-
ствляет ближнее резервирование защит 1 -й и 2-й ступеней на выключа-
теле QA 1, а также д альнее резервирование выключателей QIIB1 QIJBn
и их защит при повреждениях в зоне I пв (рис. 8.9, а). В 3-й ступени
370
используется дистанционная защита, которая должна быть отстроена от
максимальных нагрузок нормального режима. Выдержка времени 3-й
ступени дистанционной защиты (ДЗЗ) принимается на одну-две ступени
больше, чем выдержка времени защиты 2-й ступени. Такая выдержка
времени необходима в том случае, если на посту секционирования ис-
пользуется трехступенчатая защита, 3-я ступень которой для обеспечения
селективности должна срабатывать раньше, чем 3-я ступень защиты на
выключателе подстанции. В комплектах защиты УЭЗФ [27,28] на постах
секционирования используется двухступенчатая защита. В этом случае
3-я ступень защиты подстанции может иметь выдержку времени на одну
ступень А/ больше, чем выдержка времени 2-й ступени.
Для электронных защит ступень выдержки времени Аг принимается
равной 0,3 с. Для электромеханических защит, применявшихся ранее,
такая ступень принималась равной 0,4-0,6 с.
Г рафик селективности для защит выключателей поста секциониро-
вания строится аналогичным образом (рис. 8.9, г). Токовая отсечка (до-
полнительная защита) 1 и 1-я ступень 2 выполняются без выдержки вре-
мени. Во избежание излишней (неселективной) работы при к.з. на смеж-
ных фидерах зона действия 1 -й ступени не должна доходить до шин
смежной подстанции. Уставка срабатывания токовой отсечки и дистан-
ционной защиты t-й ступени выбирается по тем же формулам, что и для
защит выключателя QA1, но при к.з. в точке КЗ (при отключенном вык-
лючателе QBI). Эта ступень должна быть направленной, в противном
случае выключатель поста будет излишне срабатывать при повреждени-
ях «за спиной». Так, например, защита выключателя QIIB1, если она
не будет направленной, может излишне сработать при к.з. в точке К1
(рис. 8.9, а). Следует отметить, что 2-я и 3-я ступени защиты выключа-
телей поста, вообще говоря, могут быть ненаправленными, поскольку
они выполняются с выдержкой времени. В этом случае к.з. «за спиной»
не вызывает их излишнего действия, так как такое к.з. будет отключено
без выдержки времени защитой другого выключателя (например, QI7A Г).
Тем не менее, для более надежного выполнения условий селективности
2-ю и 3-ю ступени защиты целесообразно выполнять направленными.
Все три ступени, как правило, выполняются в виде дистанционных за-
щит.
На посту секционирования мертвая зона направленных защит пере-
крывается дополнительной защитой в виде токовой отсечки. Второй
371
(резервной) защитой для этих повревдений должна служить защита ми-
нимального напряжения, зона действия которой на рис. 8.9, г обозначе-
на цифрой 5. Выдержка времени у нее на одну ступень больше, чем у
защиты 3-й ступени. Защита минимального напряжения (потенциальная
защита), в отличие от других ступеней (если они выполняются направ-
ленными), реагирует на к.з. на шинах поста ПС, поэтому защита мини-
мального напряжения выполняется с действием на отключение всех
выключателей поста.
При параллельной схеме питания (рис. 8.9, б) графики селективно-
сти защит выключателей подстанций и поста имеют такой же вид, как
при узловом питании. Однако работа защиты усложняется. При корот-
ком замыкании в точке К1 (рис. 8.9, б) должны отключаться уже не
два,атри выключателя: QA1, 0.ПА1 и Qnil.
Если точка К1 расположена возле поста ПС, то ток к.з., притекаю-
щий в место повреждения от подстанции А, распределяется поровну
между выключателями QA 1, QA2,..., QAn и величина тока в каждом
из выключателей может оказаться недостаточной для действия их за-
щит. При близком к шинам ПС повреждении ток в выключателе Qnil
практически отсутствует и его защита, если она реагирует на ток, также
не сработает. Поскольку точка К1 расположена близко к выключателю
QnA 1, то его защита (токовая отсечка или зайщта 1 -й ступени) срабо-
тает без выдержки времени и отключит этот выключатель. Теперь токо-
распределение в схеме изменяется и через выключатель Qnil будет
протекать ток в точку К1, который вызовет отключение этого выключате-
ля. После этого увеличивается ток в выключателе QA 1 и он также отклю-
чится. Таким образом, выключатели QA 1, QHA1, Qnil отключаются
не одновременно, а каскадно: сначала один, потом второй, потом третий.
Каскадное отключение выключателей увеличивает время подпитки
места повреждения, время ликвидации к.з. возрастает. Это время можно
сократить, если на выключателях пунктов параллельного соединения
(ППС) в качестве первой ступени использовать защиту минимального
напряжения (потенциальную) без выдержки времени. Тогда выключа-
тель Qnil будет отключаться одновременно с выключателем QHA1 в
момент возникновения к.з. В качестве резервной можно использовать
максимальную токовую или дистанционную защиты (без выдержки вре-
мени), которые будут отключать выключатели Qnil (на ППС1) и QH21
(на ППС2) каскадно.
372
Для петлевой схемы питания (см. рис. 8.7) на выключателях под-
станции и поста используются те же защиты, что и при узловой схеме
питания. Если на постах секционирования нет потенциальной защиты,
то при к.з. вблизи подстанции (t к = 0 или I 'к = 0) защита поста будет
работать каскадно, то есть после отключения соответствующего вык-
лючателя на подстанции. Для ускорения отключения повреждений сле-
дует на посту устанавливать потенциальную защиту без выдержки вре-
мени с действием на один или оба выключателя поста.
Неселективные защиты. Неселективная защита применяется в тех
случаях, когда стремятся сократить возможное число пережогов кон-
тактной сети, либо когда посты секционирования выключателей не име-
ют. При к.з. в любой точке межподстанционной зоны без выдержки
времени отключаются выключатели смежных тяговых подстанций, пи-
тающих эту зону. При этом достигается наиболее быстрое отключение
к.з. и вероятность пережога проводов контактной подвески оказывает-
ся наименьшей.
После отключения выключателей на смежных тяговых подстанциях
необходимо произвести соответствующие отключения на посту секцио-
нирования и снова подать напряжение на неповрежденные участки. Пос-
ледовательность операций при этом зависит от того, есть ли на посту
секционирования защита на каждом из фидеров или ее нет.
Если посты секционирования оборудованы не выключателями, а разъе-
динителями с моторными приводами, то релейной защиты на таких по-
стах нет. Последовательность операций по отключению к.з. и повторной
подаче напряжения на неповрежденные участки здесь следующая. На-
пример, произошло к.з. в точке К (рис. 8.10). После отключения вы-
ключателей QA1, QA2, QB1, QB2 на смежных подстанциях, когда на-
пряжения в контактной сети нет, на посту секционирования отключаются
разъединители QSA1-QSB2 всех фидеров. Как говорят, пост «разбира-
ется». После этого устройства АПВ включают на смежных подстанциях
все отключившиеся выключатели QAJ-QB2. Выключатели QA2, QB1,
QB2, включившиеся на исправные участки, остаются в работе, а выклю-
чатель QA1, включившийся на к.з., снова отключается и остается в от-
ключенном положении. После этого на посту секционирования вклю-
чаются разъединители тех участков, на которых имеется напряжение. Разъ-
единитель QSAJ не включается, так как выключатель QA 1 отключен
и в контактной сети на участке, ограниченном выключателем QA 1 и
373
Рис. 8.10. Узловая схема питания двухпутного участка с разъединителями
на посту секционирования
разъединителем QSA1, напряжения нет. Наличие напряжения контроли-
руется трансформаторами напряжения TV1-TV4, установленными на
посту ПС.
Посты секционирования без выключателей, конечно, дешевле, чем с
выключателями. Однако последовательность операций для восстанов-
ления питания неповрежденных участков (АПВ), рассмотренная выше,
не обеспечивает для таких постов достаточной эксплуатационной на-
дежности. Рассмотрим, например, следующий характерный случай: в
момент к.з. в точке К на смежном пути находятся тяжеловесные соста-
вы, следующие на подъем. После отключения выключателей подстан-
ций «разбирается» пост секционирования и производится АПВ выклю-
чателей подстанций. Выключатели QB1 и QB2 успешно включаются, а
для выключателей QA 1 и QA2 АПВ является неуспешным. Выключа-
тель QA 1 снова отключается из-за устойчивого к.з. в точке К, выклю-
чатель QA2 отключается из-за большого тока включения вследствие
внезапной подачи напряжения на неотключенные силовые цепи элект-
ровозов. Теперь нужно решить, какой из отключившихся выключате-
лей снова включать. Ошибочное включение QA 1 (на устойчивое к.з. в
точке К) вероятнее всего приведет к пережогу проводов. Оценка ситу-
ации требует времени, в течение которого поезда на линии остаются без
напряжения. Это может привести к остановке поездов, особенно следу-
ющих на подъем, их задержке и нарушению графика движения.
Для постов секционирования, оборудованных выключателями с за-
щитой, необходимость «разбора» поста отпадает. Для участков с такими
374
к
Рис. 8.11. Узловая схема питания двухпутного участка с выключателями на посту
секционирования
постами разработана защита, выполняющая операции в следующем по-
рядке. При к.з. в точке К (рис. 8.11) отключаются выключатели QA1,
QA2, QB1, QB2. После их отключения на посту секционирования от-
ключается только.один выключатель, который находится ближе всех к
месту повреждения, то есть QIIA2. После этого на подстанциях произ-
водится АПВ выключателей QA 1, QA2, QB1, QB2. Выключатель QA2,
включившись на к.з., снова отключается и остается в отключенном по-
ложении (блокируется).
Наличие выключателей на посту при неселективной защите позволя-
ет получить следующие преимущества: сокращается число переключе-
ний, а следовательно, износ коммутационной аппаратуры на посту; ус-
коряется процесс восстановления нормального питания неповрежден-
ных участков, так как здесь исключается время на «разбор» поста и
повторное включение его разъединителей, питающих неповрежденные
участки, при помощи медленнодействующих моторных приводов; по-
вышается эксплуатационная надежность восстановления питания непов-
режденных участков. Последнее вытекает из того, что при неуспешном
АПВ выключателя QA 1 (см. рис. 8.11) электровозы, находящиеся на
неповрежденном участке сети, ограниченном выключателями QA 1 и
QFIA1, без питания не остаются. Они получают энергию от подстанции
В через успешно включившиеся выключатели QB1 и QB2 (или хотя бы
один из них) и неотключавшиеся выключатели QIIA1, QIIB1, QIIB2.
Поэтому у энергодиспетчера имеется время для оценки ситуации и при-
нятия правильного решения о допустимости нового включения выклю-
чателя (Z4/.
375
Защиту, устанавливаемую на выключателях тяговых подстанций и
постов секционирования, выполняют такой же, как селективную, но без
выдержки времени.
Устойчивость функционирования. Уставки срабатывания защиты
необходимо выбирать таким образом, чтобы она уверенно срабатывала
при к.з. в защищаемой зоне, не срабатывала при внешних к.з. и макси-
мальных нагрузках нормального режима, а также обеспечивала усло-
вия ближнего и дальнего резервирования. Для этой цели используются
выражения (1.3)—(1.9), однако одновременно удовлетворить все требо-
вания не всегда просто.
Относительно легко решается задача выбора уставок защит 1 -й сту-
пени, протяженность зоны действия которых невелика. Токи к.з. в пре-
делах этой зоны, как правило, значительно превышают максимальную
нагрузку нормального режима. Сложнее выбрать защиту 3-й ступени
для выключателя тяговой подстанции. Как следует из табл. 8.3, ток,
протекающий через этот выключатель в нормальном режиме, может до-
стигать значений боЛее 800 А, а при удаленном к.з. возле смежной под-
станции —около 400 А. Если в качестве защиты 3-й ступени принять,
например, максимальную токовую защиту и выбрать ее уставку более
800 А (чтобы она не отключала выключатель при токах нормального
режима), то она не почувствует удаленные к.з. Совершенно очевидно,
что д ля 3-й ступени такая защита непригодна и для нее необходимо выб-
рать защиту, которая может отличить нормальный режим от режима к.з.
по каким либо другим признакам, кроме величины тока, например по
фазовому углу.
Защита, реагирующая на модуль входного сопротивления сети Zp
(отношение абсолютных значений напряжения на шинах к току фидера
с учетом коэффициентов трансформации трансформаторов напряжения
и тока), то есть на два признака, имеет характеристику, изображенную
на рис. 3.33, б, и зону действия, определяемую одновременным выпол-
нением условий (1.4) и (1.9) или (1.7) и (1.8). Эта зона ограничивается
минимальным значением входного сопротивления при потере и восста-
новлении питания и составляет 15-25 км, начиная от шин тяговой под-
станции. Для увеличения длины защищаемой зоны необходимо приме-
нять защиты, реагирующие на три и более признака, например, на ток,
напряжение и фазовый угол между ними. На комплексной плоскости
сопротивлений (рис. 8.12) изображены область нормальных режимов
376
Ни область к.з. Л-для тяговой сети протяженностью 60-65 км с учетом
уравнительных токов между подстанциями и рекуперирующих электро-
возов [27]. В нормальном режиме конец вектора сопротивления Zpn,
измеряемого на зажимах реле сопротивления, может оказаться в любой
точке области Н. При к.з. конец вектора сопротивления ZpK, измеряе-
мого на зажимах того же реле, может оказаться в любой точке области
К. Для того чтобы реле сопротивления не срабатывало ложно в нор-
мальном режиме и надежно срабатывало в режиме к.з., необходимо,
чтобы граничная линия его характеристики Z = /(Фр) проходила меж-
ду граничными линиями I и 2 областей Ни К.
Рис. 8.12. Комплексная плоскость сопротивлений д ля контактной сети,
измеряемых релейной защитой
Найдем область Р, в которой можно расположить граничную линию
характеристики реле сопротивления. Проведем из центра координат ком-
плексной плоскости луч ОБ под произвольным углом (р так, чтобы он
пересекал области Н и К. Отрезок Ос определяется условием (1.4) на-
дежного срабатывания при к.з.: Ос кч Оп. Отрезок Odопределяется
условием (1.9) надежной отстройки реле в нормальном режиме:
Od < OwfcgK3. Граничная линия характеристики срабатывания реле со-
противления может пересекать луч ОБ в любой точке отрезка cd и не
должна выходить за его пределы. Таким же образом определяются точ-
ки с и d при других значениях угла ф. Соединив друг с другом все
точки с и все точки d, соответствующие различным значениям угла ф,
получаем граничные линии 3 и 4 области Р, в которой можно размещать
377
граничную линию характеристики срабатывания реле. Чем меньше зона
защиты, тем меньше длина отрезка On.
Для повреждений, удаленных от шин данной тяговой подстанции на
расстояние 15-30 км, д ействительно соотношение Ос « Od. При этом
в области Р можно разместить характеристику реле полного сопротив-
ления с граничной линией в виде окружности с центром в начале коор-
динат (рис. 8.13, а). При расстояниях до места повреждения 30-40 км
отрезок cd уменьшается и в области Р граничную линию характеристи-
ки в виде такой окружности разместить не удается: она заходит в об-
ласть Н. Однако в этом случае можно применить реле сопротивления с
характеристиками, изображенными на рис. 8.13, в, г, д. Для обеспече-
ния устойчивости функционирования, т.е. одновременного выполнения
условий (1.4) и (1.9), при повреждениях, удаленных от шин данной
подстанции на 40 км и более, когда области Ни К сближаются еще
больше, необходимо применять реле сопротивления со сложными ха-
Рис. 8.13. Угловые характер! югики реле сопротивления
378
рактеристиками, приведенными на рис. 8.13, в, г, е, ж, у которых
Ф] — 50°, ф2 = 110° и угловая характеристика хорошо отстроена от нор-
мальных режимов, поскольку вектор сопротивления Zpil, измеряемый
защитой в нормальном режиме, не превышает, как правило, 40° и, сле-
довательно, внутрь такой характеристики не попадает.
Характеристики реле сопротивления, приведенные на рис. 8.13, з, и
используются для защиты от к.з. через большое переходное сопротив-
ление [28,32]. Например, при обрыве и падении провода на сухую ка-
менистую почву переходное сопротивление в начальный момент может
достигать 50 Ом. На сопротивления такой величины должны казалось
бы реагировать защиты 3-й ступени. Поскольку, однако, переходное
сопротивление является активным, то вектор сопротивления, измеряе-
мый реле, внутрь характеристик защит 3-й ступени (рис. 8.13, в, г, д,
ж) не попадает и эта ступень защиты на такие к.з. не реагирует.
Характеристика, приведенная на рис. 8.13, з, обладает той особенно-
стью, что чем ближе к месту установки защиты находится точка к.з.,
тем большая величина переходного сопротивления требуется для ее сра-
батывания. Например, при к.з. возле поста секционирования защита на
тяговой подстанции с такой характеристикой сработает только в том слу-
чае, если переходное сопротивление превышает 45-50 Ом. Более бла-
гоприятными свойствами обладает характеристика, приведенная на рис.
8.13, и, уставка срабатывания по индуктивному сопротивлению кото-
рой может быть принята до 40 Ом, а по активному сопротивлению до
130 Ом [32]. В этом случае при к.з. возле поста секционирования та же
защита почувствует повреждение практически при любом переходном
сопротивлении.
Важным показателем устойчивости функционирования является от-
строенность (нечувствительность) защиты от режимов нормальной ра-
боты тяговой сети. Условия отстроенности определяются формулами (1.8)
и (1.9). Уставки срабатывания защит, выбранные по режиму короткого
замыкания для расчетных точек по формулам (1.3)—(1.7), одновремен-
но должны удовлетворять условиям (1.8) или (1.9).
На тяговых подстанциях токовая отсечка, используемая в качестве
дополнительной защиты или 1 -й ступени, как правило, условию (1.8) удов-
летворяет. Для защиты фидеров тяговой сети наибольшее распростране-
ние получили дистанционные защиты, обладающие более стабильной зо-
ной действия и лучшей отстройкой от нормальных режимов работы.
379
В качестве 1 -й ступени могут использоваться дистанционные защиты
с характеристиками, приведенными на рис. 8.13, а, б, д. Достоинством
характеристик рис. 8.13, б, д является обеспечение направленности, что
требуется как для подстанций, так и для постов секционирования. Защи-
та, например, выключателя QA1 не должна излишне действовать при к.з.
в точке К4, а защита выключателя QIIB1 не должна срабатывать при к.з.
в точке К1 (см. рис. 8.9, а). Вместе с тем, дистанционную защиту с ха-
рактеристикой, приведенной на рис. 8.13, а (для тяговой сети 27,5 кВ),
можно отстроить от излишнего действия при к.з. в точке К4 (см. рис.
8.9, а) с помощью токового пуска (блокировки по току). Такое решение
имеет свои преимущества, поскольку при этом отсутствует мертвая зона
при к.з. вблизи места установки защиты. Защита же с характеристиками,
проходящими через начало координат комплексной плоскости, например,
показанные на рис. 8.13, б, в, г, д, такие мертвые зоны имеют.
Дистанционные защиты 2-й ступени могут выполняться с характери-
стиками, приведенными на рис. 8.13, б, д, е. Выбранные для них устав-
ки по условиям обеспечения чувствительности в конце защищаемой зоны
по формулам (1.4) обычно удовлетворяют и условию отстроенности (1.9).
Характеристики, показанные на рис. 8.13, в, г, ж, для 2-й ступени (в
трехступенчатых защитах) использовать не рекомендуется. Хотя для них
и выполняются одновременно условия (1.4) и (1.9) в зоне действия 2-й
ступени, но эти характеристики хуже отстроены от к.з. через дугу или
большое переходное сопротивление. При таких к.з. вектор сопротивле-
ния на зажимах реле поворачивается в сторону оси +R и может выйти в
область, ограниченную углом ф], т. е. за пределы угловой характерис-
тики срабатывания. Защита при этом не срабатывает.
Для дистанционных защит 3-й ступени (а в двухступенчатых защи-
тах —для 2-й ступени) на подстанции можно использовать характеристи-
ки, приведенные на рис. 8.13, в, г, ж, хорошо отстроенные от максималь-
ных нагрузок нормального режима, фазовый угол вектора сопротивле-
ния которых не превышает 40°. Защиты с характеристиками, показанны-
ми на рис. 8.13, в, г, по условию (1.9) не проверяются.
На постах секционирования защиты всех трех ступеней могут вы-
полняться с характеристиками, приведенными на рис. 8.13, б, д. Характе-
ристика в виде окружности с центром в начале координат (рис. 8.13, а)
во 2-й и 3-й ступенях, как правило, тоже отстроена от нагрузки, т.е.
одновременно удовлетворяет условиям (1.4) и (1.9).
380
Защита пунктов параллельного соединения должна быть не на-
правленной. Все защиты, кроме потенциальной, чувствительны к к.з.
в расчетных точках только после отключения соответствующего вык-
лючателя на подстанции или на посту секционирования. Например,
для выключателя QII21 расчетными точками являются К2 и КЗ и до
тех пор, пока не отключатся выключатели QIIB1 или QB1, ток через
выключатель QFI21 протекать не будет (см. рис. 8.9, б). В качестве
основной поэтому должна быть потенциальная защита, для которой
условия (1.4) и (1.9) одновременно обычно выполняются. В каче-
стве резервной защиты можно использовать токовую отсечку (при
котс = 0,8), максимальную токовую или дистанционную защиты. Для
последней следует использовать угловую характеристику, приведен-
ную на рис. 8.13, а.
В типовых электронных комплектах защиты тяговой сети типа
УЭЗФ, УЗТБ, УЭЗФМ используется двухступенчатая дистанционная
защита с угловыми характеристиками первой ДЗ1 и второй Д32 ступе-
ней, показанных на рис. 8.14, а для тяговой подстанции и на рис 8.14, г
для поста секционирования. В комплекте УЭЗФМК реализована трех-
ступенчатая защита (ДЗ 1, Д32, ДЭЗ), характеристики которой приведе-
ны на рис. 8.14, б, в для подстанции и на рис. 8.14, д для поста секцио-
Рис. 8.14. У гловые характеристики дистанционных защит тяговых сетей
381
нирования. В последнем случае возможно применять и угловые харак-
теристики, показанные на рис. 8.14, в.
Отличие характеристик на рис. 8.14, б и в заключается в разном спо-
собе обеспечения свойства направленности ступени ДЗ1. Угловая ха-
рактеристика, показанная на рис. 8.14, б, соответствует применению
блокировки по току, а показанная на рис. 8.14, в, соответствует исполь-
зованию в защите фазоограничительного органа.
Отстроенность от нормальных режимов. В характеристиках,
приведенных на рис. 8.13, снижение чувствительности (повышение от-
строенности) к нормальному режиму достигается изменением их кон-
фигурации в зависимости от фазового угла между током и напряжени-
ем. Однако при увеличении нагрузок или же при больших расстояниях
между подстанциями область Н(см. рис. 8.12) приближается к началу
координат комплексной плоскости сопротивлений. При этом отрезок пт
настолько уменьшается, что отрезок Odстановится меньше отрезка Ос.
В этом случае для защиты, выбранной по условию (1.4), условие (1.9)
не может быть выполнено. Защита будет ложно срабатывать в нормаль-
ном режиме.
Чтобы избежать этого, следует использовать дополнительные призна-
ки, отличающие нормальный режим от режима короткого замыкания. В
качестве таких признаков используют содержание высших гармоник и
наличие апериодической составляющей в кривой тока фвдера. Сама по
себе величина (действующее значение или амплитуда) высших гармоник
не может служить информацией о режиме работы сети, т. к. при малой
нагрузке она может быть такой же незначительной, как и при коротком
замыкании. Однако содержание высших гармоник, т. е. отношение дей-
ствующего (или среднего) значения высших гармоник к действующему
(или среднему) значению первой гармоники, такую информацию несет: в
нормальном режиме это отношение не ниже 7-8%, при коротком замыка-
нии — не выше 3-4%. Оценку содержания можно также осуществлять
по отношению выпрямленного значения суммы высших гармоник к вып-
рямленному значению полного тока.
При образовании на контактном проводе наледи токосъем сопровож-
дается интенсивным искрением. Фазовый угол тока при этом увеличи-
вается до таких значений, которые характерны для режимов короткого
замыкания. Это может вызвать неверное (ложное) срабатывание защи-
ты, если ее характеристика чувствительна к изменению фазового угла.
382
Однако при искрении увеличивается содержание высших гармоник,
что является признаком нормального режима. Поэтому одновременный
контроль фазового угла и содержания высших гармоник повышает ус-
тойчивость функционирования защиты.
При включении трансформаторов электроподвижного состава под
напряжение контактной сети возникает бросок тока намагничивания, ам-
плитуда которого достигает 1000-1200 А, а фазовый угол — значений
70-80°. Через 0,2-0,4 с ток намагничивания становится меньше номи-
нального. Без принятия специальных мер быстродействующая защита
воспримет такой режим как к.з. и ложно отключит фидер контактной сети.
Особенностью, характерной для тока намагничивания в момент включе-
ния трансформатора, является резкая несинусоидальность его формы
(см. рис. 7.1). Признаками, которые особенно отличают эту форму от
синусоиды являются: наличие большой апериодической составляющей;
положительные полуволны направлены в сторону апериодической состав-
ляющей и имеют вытянутую пикообразную форму с основанием 180-
240°; отрицательные полуволны в однофазном трансформаторе отсутствуют
и длительность паузы между смежными импульсами тока намагничива-
ния составляет не менее 6,6 мс (при частоте 50 Гц); содержание второй
гармоники не менее 15%. По мере затухания тока намагничивания его
форма постепенно приближается к синусоиде, появляются отрицатель-
ные полуволны тока, однако их длительность вначале меньше длительно-
сти положительных полуволн.
Для снижения чувствительности защиты к такому режиму можно ис-
пользовать: установку трансреакторов (см. п. 2.3) или дифференцирую-
щего звена на входе защиты, которые «плохо» пропускают апериодичес-
кую составляющую; контроль длительности паузы между смежными
импульсами (полуволнами) тока и, если эта длительность более 4,5-
5 мс, — блокировать защиту; контроль длительности положительных и
отрицательных импульсов (полуволн) тока и, если они не одинаковы, —
блокировать защиту; контроль содержания высших гармоник и, если оно
превышает заданное значение (5-6%),—блокировать защиту.
Выбор уставок защит. Для того, чтобы защита надежно работала
при изменениях схемы питания межподстанционной зоны (оперативном
или аварийном отключении тех или иных выключателей), важное значе-
ние имеет правильный выбор расчетной схемы (табл. 8.6), по парамет-
рам к.з. которой рассчитываются уставки срабатывания защит. Уставка
383
защит с укороченными зонами действия 1 и 2 (рис. 8.9, в, г) выбирается
по формулам (1.5), (1.6) или (1.7). Основное требование заключается в
том, чтобы при изменении схемы питания зона действия не увеличива-
лась. Поэтому для таких защит принимаются расчетные схемы, в кото-
рых значение А'к тах является наибольшим, а А'к min—наименьшим.
Так, например, расчетной точкой для выбора уставок токовой отсеч-
ки и защиты 1-й ступени выключателя QA 1 является к.з. возле поста
секционирования ПС (точка К1 на рис. 8.9, а). Этой точке соответству-
ют расчетные схемы №4, 5,6 (табл. 8.6). Наибольшее значение тока
« max = 4 max)и наименьшее значение сопротивления (А'к min = ZK mjn)
защиты выключателя QA1 имеют место в схеме № 4 из-за встречного
направления тока в контактной сети смежных путей, поскольку взаим-
ное индуктивное влияние контактных сетей разных путей при этом сни-
жает их сопротивление. Следовательно, для выбора уставок срабатыва-
ния токовой отсечки и защиты 1-й ступени выключателя QA 1 в качестве
расчетной следует принимать схему № 4.
Для защит 2-й и 3-й ступеней основное требование заключается в
том, чтобы обеспечить коэффициент чувствительности не менее задан-
ного при к.з. в конце зоны защиты или зоны резервирования (зоны 3 и
4 на рис. 8.9, в, г). Уставка срабатывания этих защит выбирается по
формулам (1.3) или (1.4) для расчетных точек К2 (2-я ступень) и КЗ
(3-я ступень). В качестве расчетных при этом надо принимать такие схе-
мы (табл. 8.6), в которых параметр Ак min оказывается наименьшим, а
тах — наибольшим.
Так, например, ток выключателя QA1 (Лк min = 4 min) в Рас‘
четной схеме № 6 (табл. 8.6) будет меньше, а сопротивление, из-
меренное его защитой (Ак max = ZK тах), будет больше, чем в схе-
ме № 5, поскольку взаимное индуктивное влияние в схеме № 6
увеличивает сопротивление контактных сетей обоих путей. Сле-
довательно, для защиты 2-й ступени выключателя QA1 при к.з. в
точке К2 расчетной является схема № 6. Для защиты 3-й ступени
(расчетная точка КЗ) следует рассмотреть схемы № 8, 9, 10
(табл. 8.6). В качестве расчетной выбирается та из них, в которой
сопротивление, измеренное защитой выключателя QA1, оказывает-
ся наибольшим. Чаще всего такой схемой оказывается схема № 9.
Наименьшие значения коэффициентов чувствительности кч для
защит тяговых сетей, отвечающие требованиям [39], приведены в
384
Таблица 8.15
Виды защит Назначение Место короткого замыкания Кч
Максимальные токовые, одноступенчатые Основная Конец защищаемой зоны 1,5
Ступенчатые защиты тока и напряжения То же Конец защищаемой зоны 1,5
Ступенчатые защиты тока и напряжения при наличии селективной резервной ступени То же Конец защищаемой зоны 1,3
Дистанционные, вторая ступень при отсутствии третьей, третья ступень Основная, ближнее резервирование Конец защищаемой зоны 1,5
Дистанционные, вторая ступень при наличии третьей То же Конец защищаемой зоны 1,25
Дистанционные, вторая или третья ступень при отсутствие поста или при постах на разъединителях То же Конец защищаемой зоны 1,5
* Защиты тока, напряжения, сопротивления Резервная, дальнее резервирование Конец смежного элемента, входящего в зону резервирования 1,2
Токовая отсечка Дополнительная Место установки защиты 1,2
табл. 8.15. При этом под защищаемой зоной для защит 2-й и 3-й
ступеней выключателя тяговой подстанции понимают участок от
подстанции до поста секционирования. Зоной резервирования (даль-
него) для 3-й ступени защиты этого выключателя является участок
от поста до смежной подстанции. При отсутствии поста или при
постах, не оборудованных выключателями, защищаемая зона и зона
резервирования совпадают — это участок между смежными под-
станциями. Для выключателей поста секционирования и пунктов
параллельного соединения защищаемая зона и зона резервирова-
ния также совпадают — это участок между постом и подстанцией.
13 Релейная защита
385
Таблица 8.16
Вад защиты Сту- пень Расчетная схема табл. 8.6 Режим энерго- системы Расчетные формулы для защит выключателя подстанции Особые условия
то 1 4 23 макс Iу,ТО — котс\1 ктих. Лпмп > кОтс1=^3~^6 *4=1,2
мин *ч tyjo 1у,ТО — ^зЛ/тах к3=1,1-1,3
Д31 БТ 1 4 7 макс макс ^у ,Д31 — Komc2 min 7 th кз I у,1>Г — ^зЛстах котс2=^5-0,9 к, = 1,1-1,3 к3=1,1-1,3
МТЗ 2 6 мин Iу, МТЗ — min лгч I >^-1 1 у,МТЗ — 7итах кв2 *гч=1,3 к3 =1,1-1,3 Кв2 =0,85-0,9
Д32 2 6 мин ^у,Д32 - Листах z min АуД32 s кзк*1 II ” — L о * S? * *
ДЗЗ 3 9, 10 6 мин мин ^у.ДЗЗ — Лч ^ктах ^у.ДЗЗ - Лч^ктах кч=1,2 кч -1,5
ПЗ ШИНЫ 22, 23 макс Uy,IT3 — Лч6^КТпах тт ^//min V yJB 5 ‘ кэкв *4=1,2 к3=1,1-1,3 кв =1,1-1,2
Для схем узлового и параллельного питания (рис. 8.9) расчетные
условия и формулы для выбора уставок срабатывания измерительных
органов защит выключателей подстанций, постов секционирования и
пунктов параллельного соединения приведены в табл. 8.16,8.17 и 8.18.
В этих таблицах: ТО — токовая отсечка; БТ — токовый пуск (блоки-
ровка по току); МТЗ—максимальная токовая защита; ДЗ1, Д32, ДЗЗ —
соответственно 1-я, 2-я и 3-я ступени дистанционной защиты; ПЗ —
защита минимального напряжения (потенциальная защита).
386
Таблица 8.17
Вид защиты Сту- пень Расчетная схема табл. 8.6 Режим энерго- системы Расчетные формулы для защит выключателя поста секционирования Особые условия
то 1 12 15 14 макс мнн макс a s s | s IV IV |V IV * * * * е jT"1 jT4 i i Komcl = l,3—1,6 Л,= 1,2 = 1,6 к3=1,1-1,3
Д31 1 12 макс — Komc2^tcmin 7 7h ^«min K3 котс2 =0,85-0,9 S = 1,1-1,3
мтз 2(3) и мин I у, МТЗ — Iк min ! *4 I >^-I 1 у,ШЗ — 'иглах Ke2 л,=1,3(1,5) к3=1,1-1,3 кв2 =0,85-0,9
Д32 2 и мин %ууД32 — *4 max 7 г?н min у'д3г к к, кзкв\ к,=1,25 к3=1,1-1,3 кв]=1,1-1,15
ДЗЗ 3 И мин те же Л1=1,5
пз ШИНЫ И, 6 макс и у,ИЗ — *ч Чк max тт ^A/min Ч у,ПЗ - к3кв Я * * W II II II 11 С 1 1 NJ UJ
Указанные в этих таблицах токи IK max, IK min, 1ц тах — это токи, про-
текающие через тот выключатель, который показан в табл. 8.6 для дан-
ной расчетной схемы, рассматриваемой применительно к выбранной
защите.
Сопротивления ZK max, ZK min, ZK min, измеряемые рассматриваемой
защитой и указанные в табл. 8.16,8.17 и 8.18, также относятся к тому
выключателю, для которого рассчитывается выбранная в табл. 8.6 схе-
ма. Например, для схемы № 4:
Ac max ^QA 1,ис max’ Ac min IqA\,k min’ Ac max ^QA I,я max’
7—7 7 = 7 7=7
/стах 041,/стах’ ccmin 041,/cmin’ /imin 041,//min"
387
Таблица 8.18
Вид защиты Сту- пень Расчетная схема табл. 8.6 Режим энерго- системы Расчетные формулы для защит выключателя пункта параллельного соединения Особые условия
ПЗ 1 20, 21 макс и у,ПЗ *Ч ^Л-тах ТГН UHmin иУ^- к кз «,=1,5 кэ=1,1-1,3
то Ре- зерв 18, 19 мнн I у, ТО *ч Л min Iу, ТО кз max «,=1,5 к, = 1,1-1,3
мтз ре- зерв 18, 19 мин 1у,МТЗ ктЛ/тах у,МТЗ ~ Acmin / *ч СП Т КП
ДЗ Ре- зерв 18, 19 мин %у,Д32 — *ч ^хтах min кз «,=1,5 к3=1,1-1,3
Напряжения UK max, UH mjn, указанные для защит минимального на-
пряжения (ПЗ)—это напряжения на шинах соответственно подстанции
UА (табл. 8.16), поста секционирования Unc (табл. 8.17) или пункта па-
раллельного соединения [^^(табл. 8.18). Вычисление UKmax осуще-
ствляется по формулам (8.17), (8.18) или (8.19), величину тока в которых
находят по формулам (8.14) или (8.14’). При этом в сопротивлении схе-
мы замещения ZAB необходимо учитывать сопротивление дуги (3- 5 Ом).
При использовании формул, приведенных в табл. 8.16,8.17,8.18
для дистанционных защит, вначале вычисляют уставки Z* Д31, ZKy Д32,
Z* дзз по параметрам к.з. Эти уставки соответствуют углу максималь-
ной чувствительности ф* (рис. 8.13), который принимается равным фа-
зовому углу глухого (металлического) к.з. Затем эти уставки проверя-
ются по условиям нормального режима (Z" д31, Z"y дз2, Z" дзз).
Если форма угловой характеристики не зависит от фазового угла
(рис. 8.13, а, б), то уставка срабатывания для нормального режима Z'J
равна уставке для режима к.з.: Z" Д3{ = ZKy Д3{, Z“ д32 = Z* Д32,
Z" дзз = Zy дзу Если же форма угловой характеристики зависит от
фазового угла, то сначала вычисляется значение Z* уставки для режима
к.з., потом по этому значению ZKy и параметрам угловой характеристики
388
определяют значение Z‘y при фазовом угле ф((, и наконец по формулам,
приведенным в табл. 8.16,8.17 или 8.18, проверяют условие отстроен-
ности данного значения Zy от нормального режима.
Для характеристики, приведенной на рис. 8.13, д, на основании фор-
мулы (3.30) имеем:
Z" = Z'cos(<pH-(pK). (8.22)
Если принять как обычно ф/( = 40°, фк = 65°, то Z‘y = 0,906Z*.
Для угловой характеристики в виде окружности, смещенной в III
квадрант комплексной плоскости (рис. 3.33, а), воспользуемся выра-
жением (3.26), в котором примем Zcp = Z‘y, а = фк, фр = фи, Z'= ZKy,
Z"= mZ' = Z* где m—доля смещения окружности, принимаемая
равной 0,05,0,12 или 0,2. Обозначим:
p = (Z' — Z")cos(9H -фк) = (1 - m)Z* cos(<p„ - фк),
? = Z2w = m(Zp2. (8.23)
Тогда из (3.26) получаем:
р fp2
у=2 \4 (824)
Для того, чтобы определить значение Z‘y для угловой характеристи-
ки, приведенной на рис. 8.13, е, необходимо знать (или задать) коорди-
наты точек 1 (R j, IX, I) и 2 (R2, Х2). По этим данным вычисляют вели-
чины углов у (рис. 8.13, е) и а (рис. 3.33, е):
X +|х I
у = arctg - а = 270° - у. (8.25)
/с2 к.
На основании формулы (3.34) при От — Z' получаем:
7' R. siny + |X.|cosy
Z" =-----------= —-----1—LU------L (8.26)
y cos(9„-a) cos(9„-a)
В том случае, если прямая 1-2 (рис. 8.13, е) задана сопротивлением
Rg, отсекаемым прямой на оси +R, и углом у, то сопротивление Z'b
формуле (8.26) определяют по формуле:
Z' = R0 sin у. (8.27)
389
Рис. 8.15. Эллиптическая характеристика
Величину Z" для эллиптичес-
кой (или похожей на эллиптичес-
кую) характеристики находят
обычно на основе графоанали-
тических построений. Вначале
рассчитывают величину Z'= Z‘y
по формулам, приведенным в
табл. 8.16, 8.17,8.18. По задан-
ной доле т смещения характе-
ристики в III квадрант комплек-
сной плоскости (0,05, 0,12 или
0,2) находят Z"— mZ'. Большая
ось эллипса (рис. 8.15) равна
2а= Z'+ Z". Расстояние между
фокусами F] и F2 эллипса равно
2с = е2а, где е—эксцентриситет.
Малая ось эллипса равна 2Ь. Поскольку Ь2 = а2 - с2, то:
Соотношение осей b/а регулируется обычно от 0,5 д® 1 и задается.
По вычисленным значениям а и е определяют длину отрезка OFi:
OFi = Z" - а + с = Z" - а(1 - е). (8.29)
Далее вычисляют величину фокального параметра р:
Ь2 -
р = — = а(1-£2). (8.30)
а
На комплексной плоскости (см. рис. 8.15) под углом <рк относитель-
но оси действительных количеств проводят через начало координат О
ось, на которой откладывают значения Z'h Z". Зная величину отрезка
OF 1, находят точку F}, расположенную на векторе Z".
Полагая а — <рх, по формуле (3.56) определяют значения Zcp для раз-
ных величин угла <рр и по этим значениям строят угловую характеристи-
ку в виде эллипса.
Из точки О под углом ф;/ проводят отрезок прямой линии до пересе-
чения с угловой характеристикой. Величина этого отрезка равна иско-
мому значению Z".
390
В схеме раздельного питания путей используются расчетные схе-
мы № 1, 2, 3 (табл. 8.6). Для выбора уставок ТО и Д31 используют
схему № 1, для расчета МТЗ, Д32 и ДЗЗ выбирают схему № 2, для
расчета БТ — схему № 3.
Для петлевой схемы питания используются те же режимы энергосис-
темы, особые условия и расчетные формулы, что и в табл. 8.16, 8.17 и
8.18. Расчетные же схемы принимаются по табл. 8.12 и 8.13, расположе-
ние и шифр выключателей для которых указаны на рис. 8.7. Для защит ТО
и Д31 выключателя QA 1 подстанции (рис. 8.7, а) принимают расчетную
схему № 3 (табл. 8.12) при £к = t. Токовый пуск БТ не используется,
поскольку отсутствует подпитка от смежной подстанции. Для защит МТЗ
и Д32 используют расчетную схему № 1 (табл. 8.12) при Iк = I. Для
защиты ДЗЗ расчетной является схема №4 (табл. 8.12) при £'к = 0. Эта
же схема является расчетной для всех защит выключателя QIIA2 поста
секционирования ПС (рис. 8.7).
При наличии пункта параллельного соединения ППС (рис. 8.7,6) для
защит выключателей подстанции и поста секционирования используются
те же расчетные формулы, что и в схеме без ППС. Для расчета уставки
потенциальной защиты ПЗ пункта параллельного соединения рассчитыва-
ются схемы № 3 и 5 (табл. 8.13) при ^А. = ^1 + 12 и схема № 4 при
= О .В качестве расчетной принимается та схема, в которой значение
(7* тах оказывается наибольшим. Для расчета других защит используют-
ся схемы № 4 (при t'K = 0) и № 5 (при £ K = t\ + )• Как и ПРИ схемах
двухстороннего питания в петлевой схеме с пунктом параллельного со-
единения в большом числе случаев защита работает каскадно.
8.4. Схемы защит фидеров тяговой сети
Защита УЭЗФ. В 70-е годы на новых тяговых подстанциях стала
применяться электронная аппаратура комплексной системы автоматики
и телемеханики. Она включала и защиты с телеблокировкой типа УЗТБ.
Выпускались также отдельные комплекты электронной защиты типа
УЭЗФТ для тяговых подстанций и типа УЭЗФП для постов
секционирования, которые устанавливались на действующих тяговых
подстанциях взамен релейно-контактной аппаратуры [27]. В защитах
УЗТБ, УЭЗФТ, УЭЗФП реализованы сходные принципы и схемы.
391
Рис. 8.16. Схема полупроводниковой защиты фидера тяговой подстанции
На тяговой подстанции защита фидера (рис. 8.16) подключается к
измерительным трансформаторам через согласующие промежуточные
трансформаторы тока TL Ки TLA. Регулировка уставок срабатывания
измерительных органов ДТ, ДС1, ДС2, К№(ФТН) осуществляется по-
тенциометрами, включенными во вторичные обмотки промежуточных
трансформаторов. Первая ступень защиты Д31 выполнена с помощью
датчика (реле) полного сопротивления ДС1, характеристика которого
приведена на рис. 8.13, а. Эта ступень не имеет выдержки времени.
Датчик ДС1 имеет собственное время срабатывания 30-60 мс. С тем
чтобы обеспечить более быстрое отключение к.з., возникающих вблизи
тяговой подстанции, в первую ступень защиты включают ускоренную
токовую отсечку. Ее роль выполняет датчик тока ДТс временем сраба-
тывания 5-10 мс.
Вторая ступень защиты имеет выдержку времени 0,4-0,5 с. В этой
ступени используется датчик полного сопротивления ДС2 с характе-
ристикой в виде окружности и датчик фазового угла KW(ФТН), фор-
мирующий характеристику в виде двух прямых, выходящих из начала
координат комплексной плоскости (см. рис. 3.33, д). Выходные сиг-
налы этих датчиков поступают на схему совпадения И и далее на эле-
мент КТ, формирующий заданную выдержку времени. В итоге защи-
392
ты первой и второй ступени реа-
лизуют граничную линию харак-
теристики срабатывания типа «за-
мочная скважина» (см. рис. 8.14,
а), в которой окружность мень-
шего диаметра относится к пер-
вой ступени (без выдержки вре-
мени), а остальная часть характе-
ристики — к защите второй сту-
пени (с выдержкой времени).
Выходные сигналы датчиков
тока ДТм. сопротивления ДС1, а
также защита второй ступени
Рис. 8.17. Схема перевода реле
сопротивления в режим реле тока
(ДС2, KW, И, КТ) через ячейку ИЛИ воздействуют на выходной орган
ВО защиты, который отключает высоковольтный выключатель.
Предусмотрена возможность подключения к защите приемопередат-
чика ЛЛТтелеблокировки.
Реле полного сопротивления (датчик ДС1) может ложно сработать
при к.з. на смежном пути из-за значительного снижения напряжения на
шинах. Так, при к.з. в точке К4 (рис. 8.9, а, б) может ложно отклю-
читься выключатель QA 1. Для того, чтобы исключить подобные лож-
ные действия защиты при глубоком снижении напряжения, предус-
мотрен автоматический перевод датчика сопротивления ДС1 в режим
датчика тока. Для этой цели к измерительному органу реле полного
сопротивления (рис. 8.17), образованному нуль-органом ЕА, включен-
ным на разность токов выпрямителей VD1 и VD2, через диод VD3 под-
водится стабилизированное напряжение U . Если выпрямленное напря-
жение выпрямителя VD1 больше напряжения U , диод VD3 закрыт,
ток ij в нуль-органе ЕА пропорционален сигналу Up, а ток i2—сигналу
1р. В этом режиме схема работает как реле сопротивления.
При значительном снижении сигнала U напряжение выпрямителя
VDI станет меньше напряжения U , диод VD3 откроется, а диоды вып-
рямителя VD1 закроются. В этом режиме действующий на торможение
ток в нуль-органе ЕА определяется стабилизированной величиной Ucp.
Нуль-орган сработает, если ток i2 станет больше заданного уровня (боль-
ше тока г 1), т. е. датчик ДС превращается в реле тока.
Напряжение перевода дистанционной защиты первой ступени в ре-
жим токовой отсечки согласно [27] определяется выражением:
393
Рис. 8.18. Полупроводниковая защита фидера поста секционирования
Uc3 = UKmin/Kr
где UK min—минимальное напряжение на шинах подстанции при к.з. на
шинах поста секционирования, что соответствует расчетным схемам №№
5,6,21 (табл. 8.6); к3 — коэффициент запаса, равный 1,2-1,3.
В схеме электронной защиты поста секционирования (рис. 8.18) в
соответствии с графиком селективности (рис. 8.9, г) первая ступень
защиты ДЗ1 выполняется без выдержки времени. Эта ступень содержит
блоки ДС1 и К№(ФТН), образующие направленную дистанционную
защиту. Характеристика защиты на комплексной плоскости имеет вид
сектора (рис. 8.13, в). Эта защита имеет мертвую зону по напряжению
при к.з. вблизи поста. К.з. в мертвой зоне отключаются ускоренной
токовой отсечкой, роль которой выполняет блок ДТ. Вторая ступень за-
щиты Д32 имеет выдержку времени 0,4-0,5 с и выполняется в виде
ненаправленной дистанционной защиты с помощью реле полного со-
противления ДС2. Характеристика защиты на комплексной плоскости
сопротивлений имеет вид окружности (рис. 8.13, а). В итоге защита
реализует угловые характеристики, приведенные на рис. 8.14, г.
Унифицированные защиты фидеров контактной сети УЭЗФ выпол-
няются в виде набора типовых модулей, размещаемых в выемных кас-
сетах. Кассеты снабжены многоштыревыми контактами и вставляются
в специальные ячейки металлического корпуса устройства защиты од-
394
Рис. 8.19. Функциональная схема защиты УЭЗФТ
+110 в
ного присоединения. При возникновении неисправности в каком-либо
модуле соответствующая кассета извлекается и заменяется на новую.
Согласование уровней тока и напряжения с входными цепями элект-
ронных схем защиты осуществляется с помощью промежуточных транс-
форматоров TLA и ТАК, к вторичным обмоткам которых подключают-
ся регулировочные потенциометры (рис. 8.16 и 8.18). Коэффициент
трансформации трансформатора тока TLA равен 50, суммарное сопро-
тивление подключенных к нему потенциометров не должно превышать
400 Ом во избежание появления амплитудных и фазовых погрешнос-
тей. Трансформатор ТЛКимеет коэффициент трансформации 100/4. На-
пряжения, снимаемые с потенциометров, используются в качестве вход-
ных сигналов измерительных органов тока и напряжения защиты.
Защита типов УЭЗФТ (для подстанций) и УЭЗФП (для постов сек-
ционирования) состоит из модулей ЦТС, ДС-ЗК и ФТН (ФТНК), а
также выходного блока Откл и блока питания У5 (рис. 8.19). Соленоид
отключения привода высоковольтного выключателя подключается к клем-
ме 7 «Выход». Схема модуля ДТС приведена на рис. 8.20. Она содержит
датчик тока (транзисторы VT4, VT5, VT6) и датчик сопротивления (тран-
зисторы VT1, VT2, VT3). К регулируемым потенциометрам эти датчики
395
Рис. 8.20. Схема модуля ДТС
подключаются через промежуточные малогабаритные тороидальные транс-
форматоры ТЫ, TL2, TL3. Трансформатор TL1 подключается к потен-
циометру в цепи вторичной обмотки промежуточного трансформатора
TL V, а трансформаторы TL2 и TL3—к потенциометрам в цепи вторич-
ной обмотки промежуточного трансформатора TLA (рис, 8.16и8.18),
В ждущем режиме транзисторы VT1 и VT4 открыты, остальные тран-
зисторы закрыты. При срабатывании датчика тока транзистор И77 зак-
рывается, транзисторы VT5 и VT6 открываются и на выходе (клемма
27) отрицательный потенциал скачком изменяется на положительный.
При срабатывании датчика сопротивления, транзистор VT1 закрывает-
ся, транзисторы F72 и VT3 открываются и на выходе (клемма 19) отри-
цательный потенциал скачком изменяется на положительный. Если по-
дать на клеммы 2 или 20 датчика сопротивления положительный потен-
циал, то датчик будет заблокирован и на его выходе (клемма 19) всегда
будет отрицательный потенциал вне зависимости от состояния транзис-
тора VT1. Таким же образом можно заблокировать действие датчика
тока, подавая положительный потенциал на клеммы 15 или 28.
На клемму 17 датчика сопротивления модуля ДТС подается опорное
напряжение через делитель, выполненный на резисторах R1 и R2, и диод
VD платы У8 (рис. 8.19). Пока напряжение в контактной сети достаточ-
но велико, выпрямленное напряжение вторичной обмотки трансформа-
тора ТЫ (рис. 8.20) больше опорного и диод VD платы У8 (рис. 8.19)
заперт. При к.з., близких к месту установки защиты, напряжение на
шинах существенно снижается и диод VD открывается, поэтому напря-
жение на данном входе реле становится равным опорному и ниже этого
значения стать не может. Датчик сопротивления в модуле ДТС при этом
переходит в режим датчика тока. Модуль ДТС используется для токо-
вой отсечки (транзисторы VT4, VT5, VT6) и для дистанционной защи-
ты (транзисторы VT1, VT2, VT3) с характеристикой реле полного со-
противления (рис. 8.13, а).
МодульДС-З/Ссодержит датчик сопротивления (транзисторы VT1, VT2,
VT3) и реле времени с блокинг-генератором (см. рис 3.25, а), а также
инвертор на транзисторе VT7(рис. 8.21). Промежуточный трансформа-
тор ТЫ подключается к регулировочному потенциометру в цепях тока.
Модуль ФТН (ФТНК) реализует угловую характеристику в виде двух
полупрямых, выходящих из начала координат (рис. 3.33, д). Схема
модуля ФТН приведена на рис. 8.22 и по принципу действия аналогична
397
VO
oo
Рис. 8.21. Схема модуля ДС-ЗК
ч©
ч©
Рис. 8.22. Принципиальная упрощенная схема модуля ФТН (ФТНК)
схеме реле направления мощности, приведенной на рис. 3.55. Отличие
заключается в использовании двух дополнительных линий задержки (С2,
VT4 и СЗ, VT5), с помощью которых угловая характеристика из прямой
линии (рис. 3.33, г) преобразуется к виду, показанному на рис. 3.33, д,
называемому «двойные шоры». Промежуточный трансформатор ТЫ (рис.
8.22) подключается в цепи тока защиты, а промежуточный трансформа-
тор TL2 — в цепи напряжения. В режиме ожидания (несрабатывания)
транзистор VT7 открыт и на его коллекторе (клемма 7) имеется положи-
тельный потенциал. Если фазовый угол между подводимыми к модулю
ФТНвеличинами окажется в диапазоне от 50-55° до 100-110°, то триг-
гер модуля (транзисторы VT7, VT8) перебросится, и на клемме /потен-
циал скачком изменится на отрицательный, а на клемме 5—положитель-
ный.
Клемма 7модуля ФТН соединена через диод с клеммой 11 модуля
ДС-ЗК (рис. 8.19). Такое соединение реализует угловую характеристику,
приведенную на рис. 8.13, в (<Pj = 50-55°, <р2 = 100-110°).
В качестве выходного блока Отпкл вначале использовалась схема с
двумя последовательно включенными тиристорами и импульсными
трансформаторами в цепи их управляющих электродов [27,29], однако
впоследствии он был заменен на более помехоустойчивый—с герко-
новым реле (рис. 8.23). При поступлении на вход 11, {5, 25 или 26
положительного потенциала от других модулей защиты, транзистор VT2
закрывается, а транзисторы VT3, VT4n VT5 открываются. Если клем-
мы 16 и 24 соединены, то открыт и транзистор VT6. В этом случае сра-
батывает герконовое реле К. Его контакты включены в цепь управляю-
щего электрода тиристора VS. Тиристор открывается и пропускает ток
от клеммы 5 (+110 В) через дроссель L к соленоиду отключения, кото-
рый присоединен одним концом к клемме 28 (через вспомогательный
контакт; выключателя), а другим к шине 110 В. Вместо герконового реле
К может быть применена оптронная пара.
Защита УЭЗФМ. В середине 80-х годов была разработана аппара-
тура усовершенствованной защиты на интегральных микросхемах
АЗФИ и ее аналог на дискретных полупроводниковых элементах УЭЗФМ
[28]. Она содержит четыре ступени дистанционной защиты Д31, Д32,
ДЗЗ, Д34 и токовую отсечку ТО. Угловые характеристики приведены
на рис. 8.24, где 1—граничная линия области нагрузок, а 2—гранич-
ная линия области коротких замыканий. Ступень Д34 предназначена
400
Рис. 8.23. Схема блока Откл с герконами
Рис. 8.24. Угловые характеристики
усовершенствованной аппаратуры
защиты
реагировать на к.з. через большие
переходные сопротивления. Сту-
пень Д31 снабжена переключате-
лем, с помощью которого угловая
характеристика в виде сектора
(рис. 8.24) может быть переведе-
на в круговую (рис. 8.14, б) с бло-
кировкой по току.
Упрощенная функциональ-
ная схема аппаратуры защиты
приведена на рис. 8.25. Она со-
держит промежуточные тран-
сформаторы TLA и TL V, вклю-
чаемые во вторичные обмотки
измерительных трансформаторов, соответственно тока и напряже-
ния. Нулевые точки вторичных обмоток промежуточных трансфор-
маторов объединены и образуют среднюю точку схемы. К сред-
ней точке подключен делитель напряжения на резисторах R1 и R2
и инвертирующие входы дифференциальных усилителей всех по-
роговых элементов. Коэффициент трансформации трансформато-
ра TLA равен ПО, а трансформатора TLV— 10. Вторичное на-
пряжение этих трансформаторов выпрямляется двухполупериод-
ными выпрямителями со средней точкой.
Выпрямитель трансформатора TLA нагружен на блок регулирова-
ния уставок БРУ, который представляет собой набор потенциометров.
Для повышения надежности потенциометры выполнены в виде набора
отдельных резисторов, соединенных друг с другом и имеющих выво-
ды. С их помощью уставка регулируется с погрешностью не более 5 %.
Пороговый элемент, выполненный на нуль-органе ЕА 1, реализует
функцию токовой отсечки ТО. Нуль-орган ЕА2, фазоограничивающие
органы (7ф1 и С7ф2 и схема сравнения И (DD1) образуют основу дистан-
ционной защиты ДЗ1 с характеристикой, показанной на рис 8.24. Сиг-
нал на выходе схемы И (DD1) появляется при наличии на его входе
сигналов срабатывания нуль-органа ЕА 2 и двух фазовых органов (7ф1 и
(7ф2. Каждый из фазовых органов является однополупериодным, но ре-
агируют они на разные полупериоды, поэтому их совокупность состав-
ляет двухполупериодный фазовый орган. Элемент задержки DL на 20 мс
402
Рис. 8.25. Упрощенная функциональная схема усовершенствованной аппаратуры защиты
обеспечивает условие, при котором защита не будет срабатывать, если
из двух фазовых органов сработает только один. Если переключить вык-
лючатель SB, то фазовые органы выводятся из работы, а пороговый
орган ЕА 3 и логическая ячейка И (DD2), также входящие в ступень
защиты Д31, вводятся в схему. Пороговый орган ЕАЗ реализует функ-
цию блокировки по току и в этом случае защита ДЗ 1 будет иметь угло-
вую характеристику, показанную на рис. 8.14, б.
Ступень защиты Д32 включает нуль-орган ЕА 4, который реализует
реле полного сопротивления, фазовые органы и U^, логические ячей-
ки ИЛИ (DD3) и H(DD4). Эти элементы формируют угловую характе-
ристику Д32, показанную на рис. 8.24. Кроме того в эту ступень входит
реле времени КТ1. Третья ступень ДЗЗ содержит нуль-орган ЕА5, фазо-
вый орган (7ф3, логическую ячейку И (D5) и реле времени КТ2 (0,6 с).
Защита содержит блок отстройки от апериодической составляющей
БОА, блок частотной отстройки БЧО и блок памяти напряжения БПН.
При наличии апериодической составляющей или увеличении содержания
высших гармоник в токе фидера выходные напряжения блоков БОА и
БЧО увеличиваются и, поступая на входы нуль-органов, загрубляют ус-
тавки срабатывания соответствующих защит. Блок БОА тормозит дей-
ствие ТО, ДЗ 1 и Д32. Блок БЧО содержит фильтр верхних частот и вып-
рямитель. Он тормозит действие ступеней ДЗ 1, Д32 и ДЗЗ.
При значительном снижении напряжения 17^ фвдера при близких
коротких замыканиях фазовые органы и работать не могут. Блок
БПН выполнен в виде активного фильтра на частоту 50 Гц с высокой
добротностью. Поэтому при значительном снижении или исчезновении
на его входе синусоидального напряжения, на выходе напряжение име-
ет вид синусоиды с той же фазой, что и до момента короткого замыка-
ния. Амплитуда этой синусоиды затухает, однако, в течение 0,1-0,2 с.
На это время ее величина достаточна для обеспечения работы фазовых
органов (7ф1 и U^. Этим достигается ликвидация мертвой зоны защиты
Д31 с направленной характеристикой.
Выходные сигналы ТО, ДЗ 1, Д32 и ДЗЗ через логическую ячейку
ИЛИ (DD6) поступают на выходной орган ВО, вызывающий отключе-
ние высоковольтного выключателя. Выходной орган выполнен по типу,
приведенному на рис. 8.23.
Ступень защиты Д34 выполняется так же, как ступень ДЗЗ. Устрой-
ство защиты оборудовано блоком ускорения (на схеме не показан) в
зависимости от соотношения токов данного и смежного фидеров [28].
404
На рис. 8.26 приведены схемы нуль-органа (ЕА), органа выдержки
времени (ДТ) и фазового органа (17 1 входящих составной частью в
функциональную схему устройства (рис. 8.25). Нуль-орган (рис. 8.26,
а), входящий в модуль НН (нуль-орган + нуль-орган), выполнен на
основе схемы дифференциального усилителя на транзисторах VT1 и
VT2, в котором использованы кремниевые диффузионные транзисто-
ры. Малые входные токи и высокие коэффициенты усиления обуславли-
вают возможность применить на входе нуль-органов резисторы с сопро-
тивлением до 200 кОм и отказаться от использования малотехнологич-
405
ных промежуточных трансформаторов TL, которые устанавливаются в мо-
дуляхДТГ, ДС-ЗК, ФТНзашутя УЭЗФ (рис. 8.20,8.21 и 8.22). При этом,
однако, результирующее сопротивление потенциометров регулировки ус-
тавок срабатывания в блоке БРУ должно быть значительно меньше, чем
эквивалентное сопротивление резисторов всех схем сравнения, подклю-
ченных ко входам нуль-органов и включенных параллельно. Сопротивле-
ние резисторов регулировки уставок, поэтому, принято равным 10 кОм.
Сглаживание пульсаций выпрямленного тока осуществляется кон-
денсатором С емкостью 0,1-0,25 мкФ и подключенным в цепь обрат-
ной связи с эмиттера транзистора VT5 на базу транзистора VT1. Тран-
зистор VT3 осуществляет роль диодного ограничителя, защищающего
транзисторы VT1 и VT2 от перенапряжений при больших кратностях
входных сигналов.
Закрытому транзистору VT7 соответствует положительный потенциал
выхода, при этом закрыты также транзисторы К75и VT6,& VTIh VT4
открыты. Закрытие транзистора VT1 приводит к закрытию транзистора
VT4 и открытию транзисторов VT5, VT6 и VT7. При этом потенциал
выхода становится равным нулю (потенциалу средней точки). Транзисто-
ры VT1 и VT2 охвачены глубокой отрицательной обратной связью через
резистор R, поэтому один из них открыт, а другой закрыт. При этом про-
цесс переключения транзистора VT1 из одного состояния® другое про-
исходит скачком при очень небольшом отклонении от порога срабатыва-
ния, значение которого определяется потенциалом средней точки. Если
потенциал базы транзистора VT1 превысит потенциал порога срабатыва-
ния, то этот транзистор будет открыт. Такое состояние соответствует жду-
щему режиму. При срабатывании нуль-органа потенциал его входа пони-
жается, а транзистор VT1 закрывается.
В органе выдержки времени (рис. 8.26, б), входящем в модуль НВ
(нуль-орган + орган выдержки времени), используется заряд конденса-
тора С. В ждущем режиме транзистор VT1 открыт и шунтирует конден-
сатор С через диод, в качестве которого используется переход база—
коллектор транзистора VT2. Конденсатор С разряжен. При подаче на
клемму Вход отрицательного потенциала транзистор VT1 и переход база-
коллектор транзистора VT2 (с большим обратным сопротивлением) зак-
рываются и начинается заряд конденсатора через резистор R1 (сопро-
тивление 1-2 Мом). Когда потенциал левой обкладки конденсатора С
(потенциал базы транзистора VT3) станет выше потенциала эмиттера
406
транзистора VT3 (+5 В), последний откроется, вызывая открытие тран-
зисторов VT4, VT5 и VT6. При этом на клемме Выход потенциал изме-
няется от положительного до нулевого значения.
Фазовые органы (рис. 8.26, в) входят в модули ИФМ-1 и ИФМ-2. Они
реализуют принцип, показанный на рис. 3.46. Модуль ИФМ-1 исполь-
зуется в дистанционной защите первой ступени. Он разрешает действие
этой ступени, если ток отстает от напряжения на величину фазового
угла в пределах 0-110° эл. Фазовый орган модуля ИФМ-2 использует-
ся в дистанционной защите второй ступени. Он разрешает действие этой
ступени, если ток отстает от напряжения на величину фазового угла в
пределах 50-110° эл. Каждый модуль содержит канал формирования
импульса тока (транзисторы VT1— VT5) и канал формирования импульса
напряжения (транзисторы VT6- VT1 /), а также преобразователь импуль-
сов в потенциальный сигнал, выполненный в виде триггера на элемен-
тах И-НЕ (DD1, DD2, DD3).
Нуль-орган на транзисторах VT1, VT3m VT4 формируют прямоу-
гольные импульсы напряжения, длительность которых совпадает с дли-
тельностью половины периода синусоиды тока 1ф. На выходе каскада
транзисторной задержки (транзистор VT5) формируется узкий импульс
с длительностью 2-3°, совпадающий с моментом перехода синусоиды
тока через нулевое значение. Нуль-орган на транзисторах VT6, VT7,
VT9 формируют прямоугольные импульсы, длительность которых со-
впадает с длительностью половины периода синусоиды напряжения (7^.
Два транзисторных каскада задержки в модуле ИФМ-2 (транзисторы
VTlOvt VT11) формируют прямоугольный импульс, сдвинутый в сто-
рону отставания относительно начала полуволны синусоиды напряже-
ния на 50° с погрешностью от -1 до +3° эл. Длительность прямоуголь-
ного импульса соответствует 40° эл с погрешностью от -5 до +20° эл.
Таким образом зона существования этого импульса соответствует диа-
пазону от 50 до 110° эл с соответствующими погрешностями.
В модуле ИФМ-1 длительность прямоугольного импульса напряже-
ния составляет 90° с погрешностью от -1 до +20° эл., причем начало
этого импульса должно совпадать с началом полуволны синусоиды на-
пряжения. Для этого конденсатор, подключенный к коллектору транзи-
стора И770(рис. 8.26, в), отсоединяется от этого транзистора и вместо
него между коллектором транзистора ИТР и базой транзистора VT11
включается другой конденсатор большей емкости.
407
Рис. 8.27. Блок отстройки от апериодических бросков тока
Если узкий импульс тока, сформированный на коллекторе транзис-
тора VT5, совпадает с прямоугольным импульсом напряжения, сфор-
мированным на коллекторе транзистора VT11, то открывается элемент
И-НЕ (DD4), что заставляет триггер (элементы И-НЕ DD1, DD2,
DD3) переключиться в положение, которое разрешает работу защиты.
Функциональная схема блока БОА отстройки от апериодической со-
ставляющей в токе фидера (рис. 8.27) подключается ко вторичной об-
мотке промежуточного трансформатора TLA (рис. 8.25). Она содержит
однополупериодные выпрямители VD1 и VD2 со сглаживающими кон-
денсаторами С1 и С2, дифференциальные нуль-органы ЕА1 и ЕА2 (рис.
8.26, а), логическую схему ИЛИ на транзисторах VT1 и VT2, раздели-
тельный конденсатор СЗ и выходные цепи с резисторами R3, R4, R5.
Вход нуль-органа ЕА 1 подключен через резистор R1 к положитель-
ному полюсу источника опорного напряжения, а вход нуль-органа ЕА2
подключен через резистор R2 к отрицательному полюсу этого источни-
ка. При отсутствии входных напряжений или при их равенстве (т. е.
отсутствии апериодической составляющей в токе фидера) транзисторы
VT1 и VT2 закрыты. При этом транзистор VT3 также заперт, а конден-
сатор СЗ заряжен так, что его левая обкладка имеет потенциал 0, а пра-
вая — потенциал +5 В. Если в токе фидера имеется апериодическая со-
ставляющая, то напряжение на одном из сглаживающих конденсаторов
(С1 или С2) будет больше, чем на другом. В этом случае срабатывает
один из нуль-органов (ЕА 1 или ЕА 2) и открывается один из транзисто-
ров VT1 или VT2, что вызывает открытие транзистора VT3. Конденса-
тор СЗ начинает перезаряжаться через резисторы R3, R4, R5, которые
408
подключены ко входам нуль-органов (рис. 8.26, а) блоков ТО, ДЗ1 и
Д32 защиты. Первые транзисторы нуль-органов этих блоков открыва-
ются, уставки срабатывания этих блоков автоматически загрубляются и
защита при апериодических бросках тока намагничивания не срабаты-
вает. Однако при близких к.з., т. е. при больших значениях тока фидера,
когда его величина в несколько раз превышает уставку срабатывания
защит, последние срабатывают вне зависимости от действия блока БОА.
В состав устройства защиты входят блоки основного и резервного
питания. Основной блок питания включает понижающий трансформатор,
первичные обмотки которого подключаются к цепи оперативного пере-
менного напряжения 220 В. Между первичной и вторичной обмотками
трансформатора имеется заземленный экран для снижения помех в цепях
питания защиты. В цепи вторичной обмотки имеется выпрямитель и тран-
зисторный стабилизатор напряжения. При снижении или полном отсут-
ствии переменного напряжения 220 В оперативного питания блок питания
автоматически переключается на резервное питание от оперативной цепи
постоянного тока 110-220 В (от аккумуляторной батареи) или от другой
цепи переменного тока 220 В. Блок резервного питания содержит выпря-
митель, сглаживающий фильтр, трансформаторный преобразователь по-
стоянного тока в переменный, ко вторичной обмотке которого подключен
выпрямитель. Этоввыпрямитель подключается к стабилизатору напряже-
ния основного блока питания.
Усовершенствованная аппаратура защиты в несколько упрощенном
варианте легла в основу серийной защиты УЭЗФМ (двухступенчатой) и
ее откорректированного варианта УЭЗФМК (трехступенчатая). Собствен-
ное потребление в цепях трансформатора тока 0,25 В-А (при токе 5 А), в
цепях трансформатора напряжения 0,12 В-А (при напряжении 100 В), в
цепи оперативного питания не более 22 В- А. Диапазон уставок защит по
току дистанционных защит 1,6-20 А, токовой отсечки 1,8-25 А, блоки-
ровки по току 1,3-25 А. Диапазон уставок дистанционных защит по со-
противлению 5-63 Ом.
Защита БПЗ. Быстродействующая помехоустойчивая защита БПЗ
выпускалась Московским электромеханическим заводом МПС. Она
предназначена для использования в качестве токовой отсечки на фиде-
рах станционных и деповских путей, а также на линиях ДПР. Из-за ма-
лой удаленности депо и станций от тяговой подстанции токи короткого
замыкания на питающих их фидерах достаточно велики и опасны для
409
трансформаторов. Эти токи необходимо отключать как можно быстрее.
Защита БПЗ является наиболее быстродействующей из известных. Вме-
сте с тем, на деповских и станционных фидерах в нормальном режиме
имеют место значительные броски токов намагничивания при включе-
нии трансформаторов электроподвижного состава. Эти броски не дол-
жны вызывать ложного действия защиты.
Измерительным органом защи-
Рис. 8.28. Измерительный орган защиты
БПЗ
ты является двухобмоточное гер-
коновое реле КА. Его обмотки
подключаются во вторичную цепь
трансформатора тока. Используя
различное включение обмоток
можно ступенчато изменять пре-
делы уставок в диапазоне от 5 до
20 А. Обмотки реле размещают-
ся внутри полого цилиндрическо-
го ферромагнитного корпуса (рис.
8.28). Внутри обмоток укрепляет-
ся геркон. На корпус одевается
экран, внутренние выступы которого частично шунтируют магнитный
поток, пересекающий геркон. Вдвигая или выдвигая экран можно плав-
но изменять уставку срабатывания. " "
Рис. 8.29. Схема защиты БПЗ
410
При срабатывании герконового реле КА, его контакты в цепи управ-
ления тиристором VS1 (рис. 8.29, а) замыкаются, тиристор открывает-
ся и ток от клеммы+110 В пройдет в катушку отключения привода YA Т
высоковольтного выключателя через последовательное герконовое реле
KL и замкнутый вспомогательный контакт SQ выключателя. Контакт
герконового реле замыкается при синусоидальном токе каждые 10 мс
на время t3, величина которого определяется по формуле, мс:
103 Ц.
t>-------arccos——<10, (8.31)
180/ V2Z КА
где 1у — ток уставки срабатывания реле КА, А; /КА — действующее
значение тока, протекающего по обмотке реле KA,k',f— частота тока.
Так, например, при коэффициенте чувствительности 1,5 время замк-
нутого состояния контактов КА составляет t3 > 6,9 мс.
Если в течение каждых 10 мс после открытия тиристора VS1 его
искусственно не запирать, то ток в катушке YA Т будет протекать непре-
рывно, что приведет к отключению выключателя.
Если же тиристор VS1 открылся от помехи при разомкнутом контак-
те КА, то сработавшее промежуточное герконовое реле KL своими кон-
тактами замыкает цепь заряда конденсатора С через резисторы R4, R5.
Постоянная времени цепи заряда конденсатора выбрана так, чтобы че-
рез 11-12 мс напряжение на конденсаторе оказалось достаточным для
пробоя стабилитрона VD3. При этом через управляющий вход тиристо-
ра VS2 пройдет ток и тиристор откроется. Конденсатор С мгновенно
разряжается через открытые тиристоры YSln VS2, причем ток разряда
направлен встречно току нагрузки, поэтому тиристор VS1 запирается и
схема приходит в исходное состояние. Поскольку время трогания при-
вода выключателя превышает 20 мс, то открытие тиристора на 10-12 мс
к ложному отключению не приводит. Таким образом, если тиристор
VS1 открылся от помехи, то через 10-12 мс он снова запирается и вык-
лючатель ложно отключиться не успеет. Если же через управляющий
электрод тиристора проходит ток (при замкнутых контактах К4), то раз-
ряд конденсатора С не может его запереть, ток в катушке отключения
YA Тне прерывается и выключатель отключается.
После отключения выключателя и размыкания контактов реле КА
тиристор VS1 запирается разрядом конденсатора С. Таким образом, в
411
отличие от других тиристорных выходных органов, выходной орган этой
защиты является самозапираемым.
Защита отстроена от токов включения электровозов. Однополярные
импульсы тока намагничивания их трансформаторов следуют с интер-
валами 20 мс, и через каждые 20 мс контакты герконового реле КА на
некоторое время будут замыкаться (при синусоидальном токе короткого
замыкания они замыкаются через каждые 10 мс). При этом тиристор
VS1 будет открываться, но через 10-12 мс произойдет его запирание
при разряде конденсатора С. Спадание тока в катушке YA ^происходит
за время не более 5-6 мс, поэтому вследствие инерции сердечник при-
вода трогаться не будет и выключатель не отключится.
Потребление мощности в цепи трансформатора тока при токе 5 А не
превышает 0,2 В-А, время срабатывания около 2 мс.
Герконовые реле KL можно заменить транзистором (рис. 8.29, б).
Для этого клеммы х! и х2 замыкаются накоротко, а к точке х1 присое-
диняется цепь базы транзистора VT.
Защита БПЗ-к отличается от БПЗ наличием третьей обмотки в герко-
новом реле КА, блока БКИ контроля исправности защиты и блока БСС
световой сигнализации (рис. 8.30). В состав защиты входят: пороговый
(измерительный) элемент ПЭ, блок управления цепью катушки отклю-
чения БКО, формирователь запирающих импульсов ФЗИ, блок сигна-
лизации БСС и блок контроля исправности защиты БКИ. Блоки ПЭ,
БКО, ФЗИвыполняют ту же роль, что и защита БПЗ. Третья обмотка в
блоке ПЭ, содержащем герконовое реле, служит для контроля исправ-
ности. В блоке БКО используется не однообмоточное, а двухобмоточ-
ное промежуточное герконовое реле KLL Во время наладки защиты
(без привода выключателя) к выводам 12 и 9 присоединяют нагрузоч-
ный резистор, имитирующий катушку отключения привода. Блок ФЗИ
выполнен также как и в защите БПЗ. Он вырабатывает импульс, запира-
ющий тиристор VD13 через 11-12 мс после его самопроизвольного
отпирания.
Блок сигнализации срабатывания БСС содержит герконовое реле KL2,
время срабатывания которого замедляется цепочкой R6, С2 до 20 мс для
того, чтобы блок не срабатывал от помех. При длительном открытии
тиристора VS1 срабатывает промежуточное герконовое реле KL1. Его кон-
такты KL1.1 включают через диод VD 7 катушку промежуточного гер-
конового реле KL2, которое своими контактами KL2.1 становится
412
Рис. 8.30. Схема защиты БПЗ-к
насамоподхват. Загорается светодиод HL1, сигнализируя о срабатыва-
нии защиты. Сброс сигнализации после отключения выключателя про-
изводится кнопкой SB], которая шунтирует катушку KL2.
Блок контроля исправности БКИ содержит промежуточное быст-
родействующее герконовое реле KL3 с импульсным управлением
через конденсатор СЗ. Для контроля надо нажать кнопку SB2, при
этом реле KL3 включится и станет на самоподхват своими контактами
KL3.1. Одновременно с загоранием светодиода HL2 контакты KL3.3
подключают к источнику оперативного питания третью обмотку реле
КА порогового элемента ПЭ. Таким образом имитируется срабатыва-
ние измерительного органа защиты. Если тиристор VS1 и цепь катуш-
ки отключения исправны, то тиристор отпирается, а реле KL замыкает
свои контакты. При этом контактами KL1.1 шунтируется катушка реле
KL3, оно отключается, светодиод HL2 гаснет, контакты реле КА раз-
мыкаются. Блок ФЗИ через 10-12 мс вырабатывает запирающий
импульс, тиристор VS1 запирается и все устройство возвращается в
первоначальное (ждущее) состояние. Если же реле КА, цепь управ-
ления тиристора VS1, сам этот тиристор или цепь катушки отключения
YA Т неисправны, то светодиод HL2 не погаснет.
413
Контроль исправности, а также повреждения в блоках БССи БКИ\к
препятствуют срабатыванию защиты в любой момент поступления тре-
бования на срабатывание и не замедляют ее действие при к.з. на защи-
щаемом фидере. Надежность функционирования у этой защиты выше, а
периодичность осмотров и текущих ремонтов для нее может быть су-
щественно увеличена. Реле KL1 здесь также может быть заменено тран-
зистором.
Защита на основе блоков ЯРЭ-2201. На основе разработок Все-
российского научно-исследовательского института релесгроения и ин-
ститута «Энергосетьпроект» Чебоксарский электроаппаратный завод
(ЧЭАЗ) освоил выпуск комплектных устройств (шкафов) защит линий
электропередач, выполненных на интегральных микросхемах [19,21,
22,81,82]. Шкаф представляет собой типовую металлоконструкцию,
изготовленную из угловой и профильной стали. В шкаф вставляются
кассеты, в которых предусмотрены розетки и колодки (разъемы), слу-
жащие для обеспечения электрической связи между кассетами. В кас-
сетах размещаются типовые модули. Каждый модуль представляет со-
бой одну или несколько функциональных электрических схем (реле тока,
реле сопротивления, блок сигнальных реле, блок реле времени и т. д.) с
разъемной колодкой, посредством которой осуществляется электричес-
кая связь модулей между собой и с внешними цепями. На,основе таких
модулей разработано комплектное устройство управления защиты и ав-
томатики типа ЯРЭ-2201 для высоковольтных электрических сетей и
трансформаторов.
НПП «Техника» МПС (г. Ростов-на-Дону) совместно с ЧЭАЗ разра-
ботали комплектное устройство ЯРЭЖ-2201 управления, защиты и ав-
томатики фвдеров контактной сети переменного тока на базе модулей
ЯРЭ-2201. Упрощенная структурная схема защиты, входящая в это ус-
тройство, содержит три ступени дистанционной защиты (ДЗ 1, Д32, ДЗЗ),
резервную максимальную токовую защиту МТЗ, осуществляющую од-
новременно блокировку ступени Д31 по току, и токовую отсечку ТО
(рис. 8.31). Схема содержит промежуточные трансформаторы TLA1-
TLA 4, включаемые во вторичную цепь трансформатора тока фидера,
промежуточные трансформаторы TL Vl-TL V3, включаемые во вторич-
ную цепь трансформатора напряжения, блоки БРТ1-БРТ4 регулирова-
ния уставок по току и БРН1-БРНЗ регулирования уставок по напряже-
нию, выпрямитель UZ, реле тока КА 1, КА2, КАЗ, выполненные по схе-
414
От реле ППВ
Рис. 8.31. Упрощенная структурная схема защиты на основе блоков ЯРЭ-2201
ме, приведенной на рис. 3.19, реле времени КТ1, КТ2, КТЗ, выполнен-
ные по схеме, приведенной на рис. 3.27.
Блок реле сопротивления ДЗ1 содержит сумматоры SMI, SM2, SM3,
SM4 и формирователь импульсов несовпадения с реагирующим орга-
ном ФИН+РО. Схема формирователя с реагирующим органом приве-
дена на рис. 3.45. Блок указательных реле БУР фиксирует факт сраба-
тывания (или несрабатывания) ступеней защиты. Блок БАПВ приходит
415
Рис. 8.32. Угловая
характеристика
реле сопротивления
в действие от контактов реле фиксации ко-
манд ФК и реле повторителя положения вы-
ключателя ППВ. Выходные блоки ВО1 и ВО2
выполнены в виде реле.
Угловая характеристика реле сопротив-
ления во всех ступенях защиты (Д31, Д32,
ДЗЗ) имеет форму, показанную на рис. 8.32,
размеры которой могут регулироваться.
Имеется возможность перемещать правую
ограничивающую линию ZmZw параллель-
но самой себе (показано пунктиром), а так-
же перемещать вершину Z03 в точку Z'm.
При этом линия будет проходить че-
рез начало координат (показано пунктиром), т.е. реле сопротивления
получит свойства направленности.
Для получения характеристики в виде четырехугольника (рис. 8.32)
на вход ФИН каждой ступени, например ДЗ1, надо подать четыре спе-
циальных сигнала Ц, U2, Uу U4, сформированных из тока 1р и напря-
жения Up, подведенных к реле:
LLi — K\\LLP +Ki2lP = K\\fp(Z--Z0l),
И.2 — K\\LLp + KnLp =
—з = K\\Up +Kj2^p = K\iIp(Z— Z02),
U4 = +K42lp =KilIp(Z-Z04).
В этих формулах:
Z-=^- Z Z --^2. 7 z
£ , ’ £oi — > £02 ~ ’ £оз — > £o4 — >(8.33)
LP Ku *ii *ii
где К] । — коэффициент регулирования блока БРНГ, к12- к42 — комп-
лексные коэффициенты регулирования блока БРТ1.
Чтобы получить нужную форму и размеры угловой характеристики
следует должным образом выбрать величины коэффициентов к12- к42 и
схему подсоединения сумматоров SMI, SM2, SM3, SM4 к промежу-
416
точным трансформаторам TLVh TLA [18]. На рис. 8.33, «приведены
схемы промежуточных трансформаторов, а на рис. 8.33, б показан сум-
матор, выполненный на базе операционного усилителя, выходное на-
пряжение которого равно:
и вых = -<Jx+i2+i3)R = -ixR-i2R-i3R. (8.34)
1 R1 R
а)
Рис. 8.33. Формирователи сравниваемых величин (а, б) и расположение особых
точек угловой характеристики на комплексной плоскости (в)
Вторичное напряжение промежуточного трансформатора TVL может
регулироваться отпайками на вторичной обмотке и с помощью потенци-
ометров. Такое регулирование осуществляют блоки EPH(jpt&. 8.31).
Возможные схемы их технической реализации приведены в [18,22,81,
82]. На рис. 8.33, а блок БРН условно показан в виде потенциометра
/?/(1 и резистора Ria. Совокупность трансформатора TL Ки блока регу-
лирования напряжения БРН принято называть датчиком напряжения ДН.
Коэффициент передачи датчика напряжения равен:
14 Релейная защита
417
И т Г
Книо KHWiA
Н р Н п\
(8.35)
где (7н] — напряжение между точкой 1 и общей точкой (корпусом) дат-
чика напряжения; кп—коэффициент уменьшения напряжения в блоке
БРН~, и’/(1, wh2 — число витков соответственно первичной и вторичной
обмоток трансформатора TLV.
Датчик тока ДТсостоит из промежуточного трансформатора TLA и
сопротивлений, включенных в его вторичной цепи (рис. 8.33, а). Напря-
жения на этих сопротивлениях являются входными сигналами для сум-
матора, а сами сопротивления образуют блок БРТ. Возможные схемы
датчиков тока приведены в [18,22, 81, 82]. На рис. 8.33, а блок БРТ
условно показан в простейшем виде, состоящем из резисторов 7?т1 и
Т?т2. Напряжения на выходах 7 и 2 относительно общей точки (корпуса),
являющейся точкой нулевого потенциала, имеют разную полярность,
поэтому датчик тока, изображенный на рис. 8.33, а, имеет два коэффи-
циента передачи кл и ка:
где (7т1, (7т2 — напряжения точек соответственно 7 и 2 относительно
общей точки; wTl, wr2—число витков соответственно первичной и вто-
ричной обмоток промежуточного трансформатора TLA.
Для формирования особой точки ZOI = + jX0l в I квадранте ком-
плексной плоскости сопротивлений (рис. 8.33, в), являющейся одной
из вершин угловой характеристики в виде многоугольника (рис. 8.32),
соединим вход 7 сумматора (рис. 8.33, б) с выводом 7 датчика напря-
жения ДН, а входы 2 и 3 сумматора подсоединим к одному и тому же
выводу (7 или 2) датчика тока ДТ. В этом случае:
где Kj—коэффициент передачи датчика токаДТк тому выводу, к кото-
рому подключены входы 2 и 3сумматора; Хс =1/<оС.
418
Напряжение Ueblx на выходе сумматора SM1 (рис. 8.30), которое
формирует точку Zo угловой характеристики, обозначим (70 ((7вых = С70).
Тогда на основании выражений (8.34) и (8.37) имеем:
U» = ~
R т R
К ------+ К;1„------
р Rx р-jXc
г 2L
Ci-P в
“2 У
г] R(-i’, Й1'
С учетом равенства l/(-j) = j обозначим:
Z,=-A_5---jsA=_aA_/lA (8.38)
“° М'Ас) л; Я, Хс
Тогда, имея в виду, что U/Ip = Z, получим:
ь-'.'Ли-й; (8.39)
Сравнивая это выражение с первым равенством системы (8.32), на-
ходим: д
кч=~ки~^' (8.40)
Поставим условие Zo = Z01. Поскольку для I квадранта комплекс-
ной плоскости сопротивлений Z01 = /?(|| + jXOi, то на основании выра-
жения (8.38) имеем:
К; R. к. R.
<М1>
Условие (8.41) может быть выполнено, если значения к(. будут отри-
цательными. Следовательно входы 2 и 3 сумматора необходимо под-
ключать к выводу 2 датчика тока ДТ. В этом случае с учетом выраже-
ний (8.35) и (8.36) имеем:
R _к> R\ -_
01 Ku Ит2Ия2 Ъ ’ (8.42)
к. /?, _ w^WiA Rr2KlfRl
Л01 — V ~ V '
Ъ ХС ^2 ХС
419
Аналогично осуществляется определение составляющих R и Хдля
других особых точек угловой характеристики. Так, например, для осо-
бой точки Z02 — R02 + jX02 при Zq = Zq2 вместо (8.41) имеем:
Ки Ки хс
^02 + J^02-
(8.43)
Для выполнения этого условия необходимо присоединить вход 3 сум-
матора к выходу 2 датчика тока ДТ, а вход 2 присоединить к выходу 1.
Особая точка Z3 в III квадранте комплексной плоскости сопротивле-
ний равна Z03 = 7?03 + jX03 и для нее вместо (8.41) при Zo = Z03 имеем:
Ки Ки ХС
^03 + Аоз.
(8.44)
Это условие выполняется, если входы 2 и 3 сумматора присоединить
к выходу 7 датчика тока Д Т.
Для особой точки в IV квадранте имеем ZM — RM + jXM и при
Zo = ZM вместо (8.41) получим:
KU ки Хс
^04 7^04-
(8-45)
Это условие может быть выполнено, если вход 1 сумматора под-
ключить к выходу 1 датчика тока Д Т, а вход 3 сумматора подключить к
выходу 2 датчика тока Д Т.
У схемы сумматора, приведенной на рис. 8.33, б, имеется тот недо-
статок, что высшие гармоники, содержащиеся в токе 1р, усиливаются
по входу 2 сумматора, что приводит к неконтролируемому искажению
формы угловых характеристик. Для тяговой сети переменного тока,
содержание высших гармоник в которой весьма существенно, этот не-
достаток необходимо смягчать. Одним из способов такого смягчения
является использование вместо резистора обратной связи R частотно-
зависимой цепочки, которая подавляет высшие гармоники в выходном
сигнале Ugblx. Другим способом является включение во входе 2 сумма-
тора последовательно с конденсатором С резистора Re
В этом случае для формирования особой точки Z01 в I квадранте
комплексной плоскости сопротивлений вход 7 сумматора подключает-
420
ся к выходу 1ДН, а вход 2 сумматора — к выходу 2 ДТ. Вход 3 сумма-
тора не используется. Сопротивление ZQ вместо формулы (8.38) будет
иметь вид:
7 К'2 Ki2 RARc + с) _ _ *> 2 ;Ki2 ^1-^С /Й 46)
° 2? Ки % J ки 2*
+ хс=1/сос.
Имея в виду, что Z^ = Z0I = /?01 + /Х01, а л;2 = - wT] Д*2 / и^2 > п°-
лучаем из (8.46):
41 Rt2R\Rc
Wt2Ku
(8.47)
Для получения особой точки Z02 во II квадранте надо подключить
вход 1 сумматора к выходу 1ДН, вход 2 сумматора с последовательно
соединенными конденсатором С и резистором Rc—к выходу 2 датчика
тока ДТ, а вход 3 сумматора к выходу 7 ДТ. В этом случае имеем:
4|
42*L
41 Rt2R1Rc
, №.
+ 7 41 ^2Y-C—^2 + Ao2- (8.48)
42*L Zc
Формирование особой точки Zo3 в III квадранте комплексной плос-
кости сопротивлений требует подключения входа 1 сумматора к выходу
1ДН, а входа 2 сумматора — к выходу 1 ДТ. Вход 3 сумматора не
используется. По аналогии с формированием особой точки Z01 имеем:
41 RT\R\Rc _ j 4i RriR\zc
Wr2Ku Zc Wr2Ku
Ro3 Аоз-
(8.49)
Для формирования особой точки Z^ в IV квадранте комплексной
плоскости сопротивлений надо вход 7 сумматора присоединить к выхо-
ду 7 датчика напряжения ДН, вход 2 сумматора соединить с выходом 7
датчика тока ДТ, а вход 3 сумматора подключить к выходу 2 датчика
тока ДТ. В этом случае:
41 R72R\ 4i RtiR\Rc 41 Rt\r\Xc _ р _ -v
Wt2Ku 42^ Wr2Ku % °4
(8.50)
+ j
421
Блоки регулирования размеров угловой характеристики (рис. 8.32) обес-
печивают минимальную уставку по оси jXв I квадранте комплексной плос-
кости сопротивлений 4,5+0,5 Ом, а по оси R 0,7 ± 0,03 Ом. ВIII квадран-
те комплексной плоскости сопротивлений минимальная уставка по оси jX
и по оси R одинакова и равна 0,25 ± 0,05 Ом. Кратность увеличения устав-
ки путем плавно-ступенчатого регулирования достигает 40.
Реле тока имеют минимальную уставку 1,5 А и максимальную 60 А.
Имеется возможность изменения этого диапазона от 3 до 120 А или от
0,75 до 30 А.
Защита снабжена кнопками тестового контроля SB (рис. 8.31) Конт-
роль осуществляется при разрыве цепи отключения выключателя.
Новые разработки. Самой распространенной для фидеров контакт-
ной сети 27,5 кВ пока остается защита УЭЗФМ. Ее характеристики и
заложенные в нее основные принципы оказались удачными и полнос-
тью себя оправдывали в течении многих лет эксплуатации. Однако ее
элементная база уже устарела и в конце 90-х годов производство защи-
ты было прекращено. Вместо нее в 2000-2001 г. должно быть освоено
производство защит АЗ и МЗКС на интегральных микросхемах, а также
микропроцессорной защиты БМРЗ-27,5-ФКС.
Зашита АЗ разработана ВНИИЖТом, выполнена в типовом модуль-
ном блоке и может быть установлена на фидерах контактной сети как на
подстанции, так и на посту секционирования. Она со'держит модули ДЗ
многоступенчатой дистанционной защиты, модуль ОН, отстраивающий
защиту от апериодических бросков тока намагничивания при отсутствии
одной из полуволн тока фидера, модуль КИ, обеспечивающий выпол-
нение проверки работоспособности защиты. Модули ЭО и ЭОр (резер-
вный) являются тиристорными выходными органами. В защите имеется
два блока питания СТ и ПР. Модуль СТ подключен к цепи оперативного
напряжения 220 В переменного тока и обеспечивает стабилизированное
питание напряжением постоянного тока всех остальных модулей (кро-
ме второго модуля дистанционной защиты и модуля ЭОр). Модуль ПР
подключен к цепям трансформатора напряжения и обеспечивает пита-
ние стабилизированным напряжением постоянного тока второго моду-
ля дистанционной защиты и ЭОр. В модуле ПР установлены накопи-
тельные конденсаторы, необходимые для отключения высоковольтного
выключателя при близких коротких замыканиях, когда напряжение на
шинах в месте установки защиты существенно снижается.
422
В защите могут использоваться модули дистанционной защиты Д 31,
Д31 н, Д32, ДЗЗ, ДЗг. Модуль ДЗ1 содержит два органа, выполняющих
роль реле тока и орган реле полного сопротивления. Один из органов
тока используется для токовой защиты, второй—для блокировки реле
сопротивления при малых значениях тока (к.з. «за спиной» на смежном
фидере). Модуль ДЗ 1 н содержит орган, выполняющий роль реле тока и
используемый для токовой защиты, орган реле полного сопротивления
и двухполупериодный фазоограничивающий орган. Органы реле сопро-
тивления и фазоограничивающий, включенные по схеме И, реализуют
составную характеристику направленной дистанционной защиты, пока-
занную на рис. 8.14, б. С помощью модулей ДЗ 1 и ДЗ 1 н реализуется
токовая отсечка и первая ступень дистанционной защиты.
Модуль Д32 содержит орган, выполняющий роль реле тока, а также
органы, формирующие дистанционную защиту второй ступени: реле пол-
ного сопротивления и однополупериодный фазоограничивающий орган,
включенные по схеме И, орган выдержки времени. Этот модуль реализу-
ет угловую характеристику, показанную на рис. 8.14, в. В модуле ДЗЗг,
кроме того расположено устройство торможения (загрубления уставок)
защит, входящих в комплект, в зависимости от содержания в кривой тока
фвдера высших гармоник.
С помощью модулей ДЗ реализуется трехступенчатая дистанционная
защита, дополненная токовой отсечкой. Предусмотрена возможность
замены в модульном блоке одного модуля на другой или установка трех
дополнительных блоков. Это позволяет реализовать различные характе-
ристики защиты. Регулировка уставок токовых и дистанционных защит
осуществляется на лицевой панели соответствующего модуля. Предус-
мотрена возможность регулировки фазовых углов фазоограничиваю-
щих органов. В течении последних лет в защиту АЗ вносилось много
усовершенствований и ее последние модификации могут отличаться от
описанной.
Защита МЗКС, разработанная ПКБ департамента электрификации
и электроснабжения МПС РФ и заводом МЭЗ, является одной из раз-
новидностей защиты АЗ. В модульном блоке размещается четыре оди-
наковых модуля R1, модуль ОТКЛ, модуль контроля работоспособ-
ности КИн. модули основного ПОгя резервного ПР питания. В мо-
дульном блоке размещены также промежуточные трансформаторы тока
TLA и напряжения TL Ки панель конденсаторов.
423
Модуль RI (рис. 8.34) содержит блок РТ, выполняющий роль реле
тока, блок реле полного сопротивления PC, фазоограничивающий орган
ФО, блок выдержки времени РВ. На лицевую панель модуля выведены
органы R1iaR2 регулирования уставок срабатывания реле сопротивле-
ния и реле тока, а также светодиоды сигнализации о срабатывании каж-
дого из блоков. В модуле имеются перемычки JPI и JP2, с помощью
которых для каждого из модулей можно устанавливать его функцио-
нальное назначение: реализацию токовой отсечки или ненаправленной
дистанционной защиты без выдержки времени с блокировкой по току,
или направленной токовой защиты с выдержкой времени или без нее.
Предусмотрена возможность регулировки фазовых углов фазоограни-
чивающего органа и выдержки времени.
Так, например, для реализации ненаправленной дистанционной за-
щиты с блокировкой по току без выдержки времени необходимо зам-
кнуть перемычку JP2 и клеммы A-В и 1-2 перемычки JP1. Выходной
Рис. 8.34. Упрощенная функциональная схема модуля RI
424
сигнал срабатывания, имеющий потенциал общей точки, снимается
с клемм А29 (С29). Для реализации направленной дистанционной
защиты с выдержкой времени размыкают перемычку JP2 и замыка-
ют клеммы 1-3 перемычки JP1. Кроме того, необходимо перемкнуть
клеммы А29 (С29) и A3I (С31). Выходной сигнал срабатывания сни-
мается с клемм А28 (С28).
Модуль ОТКЛ (рис. 8.35) содержит выходной орган с тиристором
VS и схему его управления, содержащую герконовые реле К1 и К2.
При срабатывании любой защиты какого-либо модуля R1 на выходе по-
является потенциал общей точки. Поскольку к этим выходам подсоеди-
нены входы модуля ОТКЛ, то срабатывает реле К1. Его контакты KI. 1 и
К1.2 подключают плюс источника оперативного напряжения +С/0П к уп-
равляющему электроду тиристора VS. Ток этого электрода открывает
тиристор, что приводит к отключению высоковольтного выключателя.
Размыкание вспомогательного контакта SQ выключателя приводит к раз-
рыву цепи соленоида отключения YA Ти запиранию тиристора VS.
Конденсаторы и дроссель защищают тиристор от помех в цепи опе-
ративного напряжения.
Рис. 8.35. Упрощенная схема модуля ОТКЛ
425
При срабатывании реле К1 замыкается контакт К 1.3, что вызывает
срабатывание реле К2. Его контакт К2.1 ставит это реле на самоподхват
и включает светодиод сигнализации. Одновременно контакты К2.2 и
К2.3 замыкают цепь телесигнализации о срабатывании защиты.
Для сброса сигнализации необходимо нажать кнопку S, находящую-
ся на лицевой панели модуля.
Модуль основного питания ПО (рис. 8.36, а) подключается к опера-
тивному напряжению 220 В переменного тока. Он содержит понижаю-
щий трансформатор TL, два выпрямителя и два стабилизатора напря-
жения STU. На выходе формируются стабилизированные напряжения
+12 Ви-12 В относительно общей точки. Модуль резервного питация
(рис. 8.36, б) подключается к оперативному постоянному напряжению
220 В. Преобразователь напряжения в частоту преобразует постоянное
напряжение в переменное прямоугольной формы. Это напряжение транс-
формируется трансформатором TL, благодаря чему осуществляется
гальваническая развязка цепей оперативного постоянного напряжения
220 В и цепей питания интегральных микросхем модулей защиты. К двум
И—О +12 в
| О Общий
И—О -12 В
Рис. 8.36. Модули основного (а) и резервного (6) питания
426
вторичным обмоткам трансформатора TL подключены соответствующие
выпрямители и стабилизаторы напряжения. На выходе модуля ПР
формируются напряжения+12 Ви-12 В относительно общей точки для
питания всех модулей при неисправности модуля ПО.
Структурная схема защиты МЗКС приведена на рис. 8.37. Проверка
работоспособности защиты осуществляется при отключенном фидере.
При нажатии кнопки «Контроль», расположенной на лицевой панели
модуля КИ, специальная вторичная обмотка промежуточного трансфор-
матора TLA подключается через блок конденсаторов С к трансформа-
тору напряжения TV. При этом на выходе трансформатора TLA форми-
руется напряжение, величина и фаза которого достаточны для срабаты-
вания всех модулей Л/(при наличии напряжения на вторичной обмотке
трансформатора TLV).
к ТА к TV
-220 В 220 В от АПВ
Рис. 8.37. Структурная схема защиты МЗКС
427
В модуле КИ, кроме того, размещается блок торможения (загрубле-
ния уставки) при наличии в токе фидера большой апериодической со-
ставляющей, обусловленной бросками тока намагничивания (тока вклю-
чения) трансформаторов электроподвижного состава. Сигнал торможе-
ния с выхода блока КИ поступает на один из входов блока PC модулей
RI (см. рис. 8.34). Модуль АТ?связан с системой автоматики фидера.
Когда приходит в действие АПВ, соответствующий сигнал поступает в
этот модуль, где вырабатывается команда на сокращение выдержки вре-
мени блоков РВ модулей R1 (рис. 8.34), которая поступает на клеммы
А27 (С27).
Сведения о микропроцессорной защите БМРЗ-27,5-ФКС содер-
жатся в п. 3.6.
8.5. Защита с взаимными связями
Для обеспечения селективности без существенного увеличения вре-
мени отключения повреждений защиты можно оборудовать взаимны-
ми связями. Продольную связь в защитах тяговой сети выполняют в
виде телеблокировки. Поперечная связь, применимая на участках с
числом путей два и более, имеет несколько разновидностей. Она мо-
жет контролировать абсолютные значения токов в фидерах смежных
путей, состояние измерительных органов защиты смежных путей, срав-
нивать направления токов в смежных фидерах.
Защита с телеблокировкой. Телеблокировкой [27, 28] объединя-
ются защиты, устанавливаемые на выключателях каждого пути межпод-
станционной зоны. На однопутном участке (см. рис. 8.38, а) телеблоки-
ровка связывает выключатель QA с выключателем QHA, а выключатель
QB—с QHB. Если пост секционирования ПС выводится из работы и за-
мыкается продольный разъединитель QS, то телеблокировкадолжна свя-
зать выключатели QA и QB. На двухпутном участке д ля телеблокировки
сохраняется тот же принцип для каждого пути в отдельности. Короткое
замыкание в точке К (см. рис. 8.38, б) находится близко около подстан-
ции А в зоне действия первой ступени защиты фидера QA1. Поэтому
выключатель QA 1 отключается без вьщержки времени. Та же точка К
находится далеко от поста секционирования ПС в зоне действия вто-
рой ступени защиты фидерного выключателя QHAl. Без телеблокиров-
428
отключится вык-
лючателем QHA1
с выдержкой вре-
мени. Однако при
наличии телебло-
кировки срабаты-
вание защиты
выключателя QA 1
сопровождается
передачей коман-
ды по каналам те-
лемеханики на от-
ключение выклю-
чателя 0ПА1. Вре-
мя передачи ко-
манды по телебло-
кировке значи-
тельно меньше вы-
держки времени
a)
б)
Рис. 8.38. Продольные связи—телеблокировка
второй ступени защиты. Поэтому время, необходимое для отключения
к.з. с обеих сторон ближайшими выключателями, уменьшается.
Телеблокировка состоит из двух комплектов приемопередатчиков и
линии связи между ними [27,28]. При срабатывании защиты на одном
конце зоны подается команда на отключение выключателя и запускается
передатчик, который передает в линию связи фиксированный частотный
сигнал. Приемник, установленный на защите со стороны другого конца
зоны и настроенный на ту же частоту, воспринимает этот сигнал и через
выходной элемент вызывает отключение своего выключателя.
Приемопередатчик телеблокировки ПП1 на однопутном участке
(рис.8.39) устанавливается в защите выключателя QA1, приемопере-
датчик ПП2 устанавливается в защите выключателя QA2 и т. д. Приемо-
передатчик ПП2 работает в паре с приемопередатчиком ППЗ на частоте
/]. Приемопередатчик ПП4 работает в паре с приемопередатчиком ПП5
на частоте/2. Если пост секционирования ПС выведен из работы (вык-
лючатели ОПА и QHB отключены) и замкнут продольный разъедини-
тель QS, то приемопередатчик ППЗ ретранслирует сигнал, полученный
429
QS
A
в
Рис. 8.39. Размещение комплектов телеблокировки
от приемопередатчика ПП2, на приемопередатчик ПП4. Сигнал же, по-
лученный приемопередатчиком ПП4 от приемопередатчика ПП5, рет-
ранслируется на приемопередатчик ППЗ. Таким образом, при выведен-
ном из работы посте секционирования ПС телеблокировкой связывают-
ся защиты выключателей QA 1 и QB1.
В линию связи включены усилители А и заградительные фильтры ZF
нижних частот, которые не пропускают частоты телеблокировки на смеж-
ные межподстанционные зоны. ,
В качестве линии связи используются каналы телемеханики. Передача
сигналов осуществляется на частотах в диапазоне 2070-2610 Гц с интер-
валом в 180 Гц. Для каждой пары выключателей предусматривается не-
зависимый частотный канал. На двухпутных участках в целях экономии
аппаратуры на два смежных фидера на тяговых подстанциях и на постах
секционирования применяют по одному комплекту приемопередатчиков.
Выключатель одного пути избирается сигналом с частотой/J) + 45 Гц,
выключатель другого пути—сигналом с частотой^ - 45 Гц, где/0 —
средняя фиксированная частота, принятая для данной зоны. Если защи-
ты на смежных фидерах срабатывают одновременно, то в линию связи
сначала передаются сигналы с частотой/0 - 45 Гц, а спустя 50-60 мс —
сигналы с частотой/0 + 45 Гц. В этом случае выключатели на смежных
фидерах отключаются по телеблокировке не одновременно.
Передача команды по каналам телеблокировки длится около 50 мс.
Время отключения выключателя по команде телеблокировки складыва-
ется из времени действия защиты первой ступени (без учета времени
430
действия выходного органа) на противоположном конце защищаемой
зоны, времени действия телеблокировки и времени отключения самого
выключателя. Для электронных защит время отключения повреждения
по телеблокировке равно 0,16-0,23 с, для релейно-контактных защит —
0,2-0,26 с.
Чтобы устройства телеблокировки смежных зон не влияли друг на
друга, частоты^, выбирают для них различными. Повторение частот
допускается не чаще, чем через одну межподстанционную зону, т.е.
через четыре зоны между подстанцией и постом секционирования.
Структурная схема защиты с телеблокировкой (рис. 8.40) содержит
блоки преобразования тока БПТ и напряжения БПН, измерительные и
логические блоки ИЛБ многоступенчатой защиты, логическую схему 1
(ИЛИ), выходной орган ВО, приемник и передатчик телеблокировки,
подключенные к линии связи. Принципиальные схемы защиты УЗТБ-71
и «Сейма» с телеблокировкой приведены в [27], для усовершенство-
ванной аппаратуры защиты на интегральных схемах — в [28].
Телеблокировка является составной частью устройств телемеханики
систем электроснабжения. Для электрифицированных железных дорог
ее основы и конструктивные особенности описаны в [28].
Надежность телеблокировки пока еще недостаточно высока, глав-
ным образом, из-за протяженных каналов связи и наличия в них суще-
ственных помёх. Поэтому телеблокировка не может заменить вторые
ступени защит. На последние возлагается задача резервировать и пер-
вые ступени, и телеблокировку.
фидера фидера
Рис. 8.40. Структурная схема защиты с телеблокировкой
431
Защита со сравнением абсолютных значений токов в контакт-
ных подвесках смежных путей. В этой защите используется дискрет-
но-аналоговая поперечная связь с максиселектором. В схеме защиты вык-
лючателя QA1 трехпутного участка с постом секционирования (рис. 8.41)
ускоренную токовую отсечку обеспечивает датчик тока КА, а дистанци-
онная защита первой ступени выполнена с помощью датчика KZ1. Эти
защиты поперечных связей не имеют и действуют через ячейку ИЛИ ж.
выходной орган ВО непосредственно. Они не имеют выдержки времени,
а зоны их действия такие же, как в защитах, рассмотренных в п. 8.3.
В двухступенчатой или трехступенчатой дистанционной защите вто-
рая ступень с датчиком сопротивления KZ2 в отличие от такой же защи-
ты без поперечных связей, выдержки времени не имеет. Токи фидеров
QA2 и QA3 выпрямляются и поступают на максиселектор SL (см. рис.
4.13, б). Наибольший из токов проходит через SL (см. рис. 8.41) и по-
ступает на вход схемы сравнения СС, на второй вход которой подается
выпрямленное значение тока фидера QA 1. Схема сравнения СС пере-
ключается, если абсолютное значение тока данного фидера QA 1 будет
больше, чем абсолютное значение тока любого из других фидеров, уча-
ствующих в сравнении. Выходные сигналы KZ2 и схемы сравнения СС
поступают на логическую ячейку И. Сигнал с выхода KZ2 может прой-
ти на выходной орган ВО только в том случае, если схема сравнения
ССпереключилась.
Рис. 8.41. Структурная схема защиты со сравнением токов смежных фидеров
432
При к.3, в точке К1 сработает датчик КА, который через ячейку ИЛИ
и выходной орган ВО отключает выключатель QА1. Если точка К1 на-
ходится за пределами зоны действия КА, то сработает датчик KZ1 и
таким же образом отключает выключатель QA 1. На к.з. в точке К2 дат-
чик KZ1 не реагирует, а переключается датчик KZ2. Одновременно с
последним сработает и схема сравнения СС, поскольку ток в контакт-
ной подвеске пути, где произошло к.з., имеет большее значение, чем на
других путях. Поэтому ячейка И открывается и через элемент ИЛИхуа
выходной орган ВО поступает команда отключить QA 1.
Если к.з. произошло около поста секционирования ПС (точка КЗ),
токи в контактных подвесках,всех путей оказываются почти одинако-
выми, и схема сравнения СС не переключается. В этом случае ячейка И
не открывается и защита выключателя QA 1 не работает. Поскольку точ-
ка КЗ находится близко от поста ПС, то без выдержки времени срабаты-
вает защита выключателя ()ПА 1 и отключает его. После этого токи в
сети неповрежденных путей уменьшаются и схема сравнения СС защи-
ты выключателя QA 1 срабатывает. При этом выполняются условия, при
которых выходной сигнал KZ2 отключает QA 1. Следовательно, выклю-
чатель QA 1 отключается в этом случае каскадно, после отключения вык-
лючателя ОПА 1. Зона каскадного действия составляет не более 5 %
расстояния между подстанцией и постом.
Таким образом, во всей зоне между подстанцией и постом секцио-
нирования защита выключателя QA 1 действует селективно, выдержка
времени не используется. На участке, составляющем не менее 95 %
расстояния от подстанции до поста, время отключения всех к.з.:
1ог. = (СЗА+^ (8.51)
где 1аА—время действия защиты на подстанции A; toA—время отклю-
чения выключателя на подстанции А.
В зоне каскадного действия к.з. возле ПС время отключения выклю-
чателя QA Г.
tOTK==tC3H + ton+tCBA + toA' (8.52)
где 1сзП—время срабатывания защиты на посту ПС; tolJ—время от-
ключения выключателя QHA 1 на посту ПС; tceA—время срабатывания
элементов взаимной связи на подстанции А.
433
Для выключателей со временем отключения 0,08-0,15 с при элект-
ронных защитах отключение к.з. в зоне каскадного действия составля-
ет 0,2-0,3 с; при релейно-контактных защитах оно равно 0,25-0,37 с.
Следовательно, в зоне каскадного действия отключение повреждений
производится значительно быстрее, чем защитой, селективность кото-
рой обеспечивается с помощью выдержки времени. Однако по сравне-
нию с телеблокировкой время отключения в этой зоне у рассматривае-
мой защиты с поперечной связью на 20-40 % больше. Следует иметь в
виду, что надежность поперечной связи выше, чем телеблокировки.
Для того чтобы защита сохранила функции резервной для выключа-
телей поста и при к.з. за шинами поста, например, в точке К4, выходной
сигнал от KZ2 поступает на реле времени КТ, которое через 0,5 с пода-
ет команду на срабатывание ВО в обход ячейки И.
Защита с контролем состояния измерительных органов. В этой
защите используется дискретная поперечная связь. Рассмотрим струк-
турную схему защиты выключателей QA 1 и QA2 двухпутного участка с
постом секционирования (рис. 8.42). Выключатели на тяговых подстан-
циях оборудованы электронной защитой, содержащей ускоренную токо-
вую отсечку, роль которой выполняет датчик тока КА, и дистанционные
защиты первой и второй ступеней, реализованные с помощью датчиков
сопротивления соответственно KZ1 и KZ2. Дистанционная защита тре-
тьей ступени (на рис. 8.42 не показана) выполняется без поперечных свя-
зей. Поперечной связью оборудованы датчики KZ2-1 выключателя QA 1
и KZ2-2 выключателя QA2. Для этого в схему введены ячейки ЗАПРЕТ
DD1 и DD2. Прямой вход ячейки DD1 подключен к выходу датчика
сопротивления своего фидера KZ2-1, а инверсный (обозначен кружоч-
ком) —к выходу защиты смежного фидера KZ2-2. Прямой вход ячейки
DD2 подключен к выходу датчика сопротивления своего фидера KZ2-2,
а инверсный—к выходу датчика сопротивления смежного пути KZ2-1.
Ячейка ЗАПРЕТ открыта, т. е. на выходе ячейки появится сигнал, если на
ее прямом входе сигнал есть, а на инверсном входе нет.
При к.з. в точке К1 сработает КА1 и через ячейку ИЛИ DD3 и
выходной орган В01 отключит выключатель QA1. При к.з. в точке К2
сработает KZ7-7 и таким же образом отключит выключатель QA1. Зона
действия датчика KZ2 достигает шин смежной подстанции, поэтому при
к.з. в точке КЗ, находящейся вблизи поста секционирования ПС, сра-
ботают одновременно KZ2-1 и KZ2-2. На инверсные входы ячеек DDI
434
Рис. 8.42. Структурная схемазащиты с контролем состояния измерительных
органов смежных фидеров
и DD2 поступают сигналы, и они запираются. Ни выключатель QA 1, ни
выключатель QA2 не отключаются.
Поскольку, однако, точка КЗ находится возле поста секционирова-
ния (см. рис. 8.42), то выключатель QIIA1 мгновенно отключается сво-
ей защитой. После этого защита KZ2-2 выключателя QA2 возвращает-
ся в исходное положение, сигнал на инверсном входе DD1 исчезает,
ячейка DD1 открывается, выходной орган В01 срабатывает и отключает
выключатель QA1. В этом случае выключатель QA 1 отключается кас-
кадно, после отключения выключателя QTL4 1. Время отключения в зоне
каскадного действия определяется выражением (8.52).
Для того чтобы датчики KZ2 могли осуществлять функции резерв-
ной защиты для к.з. за постом секционирования, например, в точке К4,
их выходные сигналы подаются соответственно на реле времени КТ1 и
КТ2, которые через 0,5 с подают сигнал на выходные органы и отклю-
чают соответствующие выключатели.
Зоны действия КТ, KZ1 и KZ2 выбираются такими же, как для за-
щиты без взаимных связей (см. п. 8.3). При этом зона каскадного дей-
ствия может составить для электронных защит до 1-1,5 км.
435
Защита со сравнением направления токов. В этой защите также
используется дискретная поперечная связь. Защиту устанавливают на
постах секционирования двухпутных и многопутных участков. Она со-
держит ускоренную токовую отсечку—датчик тока КА и дистанцион-
ную защиту—датчик сопротивления KZ (рис. 8.43). Как обычно, зона
действия КА не доходит до шин смежной подстанции, а зона действия
KZ включает и шины смежной подстанции. Уставку выбирают так же,
как для электронных защит, селективность которых обеспечивается при
помощи выдержки времени (см. п. 8.3). Поперечную связь вводят в
датчики KZ всех фидеров. Она осуществляется блоком контроля фаз
БФ и ячейкой ЗАПРЕТ(ячейка DD).
Блоком БФ защиты выключателя QnBl управляют токи всех осталь-
ных фидеров поста секционирования. Разрешение на отключение выклю-
чателя данного фидера выдается в зависимости от направления токов в
остальных фидерах поста. Если эти направления совпадают, либо ток в
них равен нулю, то ячейка DD открывается.
Взаимодействие элементов схемы следующее. При к.з. в точке К1
срабатывает КА и через блоки ИЛИ и ВО отключает 0.ПВ1. При к.з. в
точке К2 срабатывает KZ выключателя QnBl. Направления токов в ос-
тальных фидерах поста совпадают (сплошные стрелки на рис. 8.43). В
этом случае ячейка DD открывается и на ее выходе появляется сигнал,
который, пройдя через ячейку ИЛИм выходной орган, отключает QnBl.
Рис. 8.43. Структурная схема защиты со сравнением направления токов
в смежных фидерах
436
При к.з. на участке от поста ПС до подстанции В только для выклю-
чателя QIIB1 могут соблюдаться условия, при которых направления то-
ков остальных фидеров совпадают. Однако, если точка К2 находится
вблизи выключателя QB1, то на посту секционирования направление
тока в выключателе QIIB2 будет соответствовать пунктирной стрелке
(см. рис. 8.43). В этом случае ни для одного из выключателей поста
условия срабатывания не выполняются. Поскольку к.з. в точке К2 яв-
ляется близким для подстанции В, то выключатель QB1 отключается
своей токовой отсечкой.
После этого ток в фидере с выключателем QIIB2 меняет направле-
ние на 180° (сплошная стрелка) и для защиты выключателя QIIB1 вы-
полняются все условия, необходимые для отключения. Выключатель
QIIB1 отключается. Таким образом, все к.з. в пределах зоны от поста
ПС до подстанции В отключаются защитой выключателя QIIB1 без вы-
держки времени. Часть из них отключается каскадно, т. е. сначала от-
ключается выключатель QB1, а потом QIIB1. Зона каскадного действия
выключателя QITB1 менее 2 км. Время отключения выключателем QTIB1
к.з. в зоне каскадного действия:
(отк = *сзВ + 1оВ + (свП+1оП' (8.53)
где 1сзВ — время действия защиты соответствующего фидера на под-
станции В; toB—время отключения выключателя этого фидера; tcen—
время, срабатывания элементов взаимной связи на посту ПС; 1оП —
время отключения выключателя на посту. Защита остальных фидеров
поста выполняется аналогично.
При к.з. на шинах поста секционирования (точка К4) условия сра-
батывания соблюдаются одновременно для всех выключателей поста и
они мгновенно отключаются. Это свойство выгодно отличает данную
защиту от направленных защит (см. п. 3.5), поэтому специальной за-
щиты от к.з. на шинах поста в этом случае устанавливать не требуется.
Если на одной из подстанций двухпутного участка, например, на под-
станции В (см. рис. 8.43) один из фидеров (например, с выключателем
QB1) оперативно отключен, а короткое замыкание произошло вблизи
шин смежной подстанции А (точка КЗ), то на посту секционирования
отключится выключатель QIIA2.
Блок контроля фаз БФ, используемый в защите фидера QIIB1 (см.
рис. 8.43), содержит промежуточные трансформаторы ТЫ, TL2, TL3
437
a)
Рис. 8.44. Схема органа сравнения направления токов (а)
и зависимость u(t) (б и в)
(рис. 8.44), пер-
вичные обмотки
которыхподключе-
ны к трансформа-
торам тока фиде-
ров QIIA1, QIIA2,
QIIB2 (см. рис.
8.43). Вторичные
обмотки TL1-TL3
через диоды D1-
D3 включены па-
раллельно на рези-
стор R. Падение
напряжения u(t) на этом резисторе управляет ячейкой DD (см. рис. 8.43).
Если направления токов в фидерах QIIA1, QIIA2, QIIB2 со-
впадают, то график u(t) имеет вид, приведенный на рис. 8.44, б. В тече-
ние времени 0,01 с, когда u(t) — 0, ячейка DD открывается. Если же
направления токов в тех же фидерах не совпадают, то график u(t) при-
мет вид, изображенный на рис. 8.44, в. При такой форме сигнала ячейка
D все время заперта и сигнал от KZ не может прийти на выходной орган
ВО защиты. •
Блоки БФ для других выключателей поста выполнены аналогично.
Защита фидеров поста секционирования со сравнением направлений
токов типа ЭЗПС успешно работала на Юго-Восточной и других желез-
ных дорогах [29].
8.6. Перекрытие нейтральной вставки
В эксплуатации хотя и редко, но все же бывают случаи перекрытия
нейтральных вставок. При этом образуется мощная электрическая дуга,
происходит пережог проводов контактной сети, а в ряде случаев и бо-
лее тяжелые повреждения (выгорание кабелей связи, постов диспет-
черской централизации и др.). Токи в контактной сети, обусловленные
перекрытием, сравнительно невелики (400-600 А). Релейная защита на
тяговых подстанциях и постах секционирования, отстроенная от токов
нагрузки, их не чувствует и такой режим не отключает. Рассмотрим
438
общие принципы анализа режима при перекрытии нейтральной вставки
и возможность организации защиты от него. По-видимому возможно
на постах секционирования установить фазочувствительную защиту, ко-
торая была бы чувствительна к таким повреждениям и одновременно
отстроена от токов нагрузки [29].
Рис. 8.45. Схема питания двухпутного участка с перекрытой нейтральной вставкой
Схема питания участка с тяговыми подстанциями 1,2 и 3 при пере-
крытии нейтральной вставки возле подстанции 2 показана на рис. 8.45.
Перекрытие создает близкое к.з. между фазами а и b подстанции 2,
поэтому выключатели Q1 и Q2 отключаются своими защитами без
выдержки времени. После этого между фазой а подстанции 1 и фазой
b подстанции 3 будет протекать ток короткого замыкания через пере-
крытую возле подстанции 2 нейтральную вставку.
Аналогичное явление имеет место и на однопутном участке, расчет-
ная схема замещения которого приведена на рис. 8.46. На этой схеме
L7acl, Ubc3 — напряжения подстанций соответственно 1 и 3; IHl, 1п2 —
нагрузки поездов; Znl, Zn3 — сопротивления соответствующих фаз
ПС1 ПС2
Рис. 8.46. Схема замещения однопутного участка при перекрытии
нейтральной вставки
439
подстанций 1 и 3; Лд—сопротивление дуги. Сопротивления участков
тяговой сети Zx, Z'2,..., Z4 в общем случае равны Z, = , где —
длина соответствующего участка.
При отсутствии нагрузок 1к1 = / к3 = I к:
LK =---------------ЦаС1-^сз-------,---------. (8 54)
^ч1 +^иЗ +^1 +^2 + ^2+Лд +^з +Z3+Z4
Линейные напряжения трехфазных трансформаторов на подстанциях
сдвинуты друг относительно друга на 120°, т. е. (рис. 8.47, а):
Uac=U, Uch=U^(j\20°), Uha=U^p(-j\20°). (8.55)
Полагая, что напряжение холостого хода Uна подстанции 1 равно
Ц, а на подстанции 3 равно Uy получаем:
Had ~ U-ЬсЗ = Had + НМ = Ц + ^3 еХРО'] 20°) = Ц " U3 вХР(-J60°). (8.56)
Ток 1к отстает от напряжения Uacl на подстанции 1 на угол 5-10° и
опережает напряжение Ubc3 на подстанции 3 на угол 50-55°
(рис. 8.47, б). Напряжения на шинах постов секционирования ПС1 и
ПС2 находят по выражению:
Н-ПС=и ас ~ LK(Z_nl + £11^77с)» (8.57)
где I пс — расстояние от подстанции 1 до соответствующего поста сек-
ционирования.
Рис. 8.47. Векторные диаграммы при перекрытии
нейтральной вставки на однопутном участке
Модуль напря-
жения на шинах по-
стов секционирова-
ния в режиме пере-
крыгиянейгральной
вставки снижается
примерно на 3 кВ.
Напряжение на ши-
нах поста ПС1 от-
стает от напряжения
Uac на угол 10-20°,
а напряжение на
440
шинах поста ПС2 отстает от напряжения UIIC на угол 40-50° (рис. 8.47, в).
Ток 1к опережает напряжение на шинах поста ПС 1 на угол 5-10° и напря-
жение на шинах поста ПС2 — на угол 30-40° (рис. 8.47, г, д').
При наличии нагрузок в межподстанционных зонах фазовые соот-
ношения несколько изменяются. Эти соотношения удобно изучать при
анализе схемы замещения на ЭВМ, например, с помощью уже упоми-
навшейся программы Electronic Work Bench (EWB). Анализ показы-
вает, что eeK'i’op тока, измеряемый защитой на подстанции 1 и на посту
секционирования ПС 1, может попасть в область нагрузок нормально-
го режима. Следовательно, защита, отстроенная от этого режима, при
перекрытии нейтральной вставки не сработает.
Иначе обстоит дело на подстанции 3 и на посту секционирования
ПС2. При перекрытии нейтральной вставки вектор тока, измеряемый
защитой на подстанции 3 и на посту секционирования ПС2, оказыва-
ется в той области, в которую не попадает вектор тока ни при нор-
мальном режиме, ни при коротком замыкании. Это обстоятельство
позволяет осуществлять защиту от перекрытия нейтральной вставки.
Предпочтительна ее установка на посту секционирования. Отключе-
ние поста ПС2 прекращает протекание тока 1к.
Расчетная схема двухпутного участка при перекрытии нейтральной
вставки после отключения выключателей Q1 и Q2 на подстанции 2 при-
ведена на рис. 8.48. Сопротивления подстанций ZnI, Zn2, Zn3 относятся
Рис. 8.48. Схема замещения двухпутного участка при перекрытии
нейтральной вставки
441
к одной фазе трехфазного трансформатора. Так же, как у соответству-
ющих сопротивлений в формуле (8.54), величины Znl и Zn3 равны зна-
чению, а величина Zn2—трем вторым, вычисленным по формуле (8.1 У).
Сопротивления тяговой сети Zt, Z4 на первом и четвертом участках рав-
ны Zx = z22^p Z4 = z22^4. Сопротивления контактной сети
Z'2I, Z''2I> •••’ ^с,32 в зонах и t,3 (см. рис. 8.40) в общем случае
равны ZCI. = z_, 2^, , а сопротивление рельсовой цепи ^2, ^2, Z^2,
вычисляют по формуле Zpi — z'p2Li-, где £-t —длина соответствую-
щего участка между узлами схемы замещения. Значения z22, z_x
z'р 2 принимают по табл. 8.7,8.9,8.10. Поскольку эти сопротивления
относятся к индуктивно развязанной схеме замещения [89], то при
составлении системы уравнений взаимные индуктивные связи кон-
тактных сетей двух путей вторично учитывать не надо.
При отсутствии нагрузок //(1, /н2, 7//3 имеют место равенства:
12=12 = /2, 4=4=4,, Z>Z>Z,, z;21+z"2l=zc21, z;3l +
+-С,31 =2С,31’ — р,2 +2Л2 + %-р,2 ~-р,2' - Р,3 + - р.З ~ - р,у В
этом случае для схемы замещения, приведенной на рис. 8.48, справед-
лива следующая система уравнений:
LLac\ ~lLac2 = Z|(Znl + Zl +2р,г) ~Z2^c,21 ~Z<2n2’
У-ас\-U-bc3 = Z1 (Znl +21 + 2рд) + Z*-(Zc,22 + Rn +2c,32) +
+Z?(2n3 +2д +2р,з);
—ac2 ~У-аЬ2~—Ьс2 ~ (Z4 ~ L3 +Zs)2n2’
U-bc2 ~У-Ьсз= _Zs2n2 _Z62c>3i +Z?(2n3 +2д +2р,з);
—ab2 = Z.32n2 +Z22c,21 + Z*-(2C>22 + Rn +2C,32) +Zfi231’
(8.58)
L| ~ Lx i2> i-7 — LK~ Lf>> L6~L3^Ls-
Имея в виду соотношения (8.55) получим для напряжений, входя-
щих в систему уравнений (8.58):
U-bc =-Ucb =U^p(-j6O°y, Uab = -Uha = U^p(j6QPy,
Uac2-Uab2-Ubc2=b (8-59)
LLbc2-^3=^2 -£/3)exp(-j6O°); t/acl-Uac2 =UX-Uv
442
Решая систему уравнений (8.58) можно получить значения токов
в схеме замещения, из которых в данном случае наибольший интерес
представляет ток 1К и его фазовый угол относительно напряжений
Uncx и па соответственно на шинах постов секционирования ПС1
иПС2:
У-ПС\~У-ас\ А1(2п1 +21)’ У-ПС2 ~ У-ЬсЬ + Z?(£n3 (8.60)
Расчет схемы замещения, в том числе и при наличии тяговых
нагрузок, удобно изучать с помощью ЭВМ при использовании, на-
пример, уже упоминавшейся программы EWB. Ток 1К отстает от на-
пряжения Uncl на 10-12° и от напряжения Unc2 на 70-150°. Диапа-
зон изменения фазового угла тока 1К на посту ПС2 не совпадает с
изменениями фазового угла при нормальном режиме, что благопри-
ятно для установки на этом посту защиты от перекрытия нейтральной
вставки.
Для окончательного суждения о видах защиты от перекрытия нейт-
ральной вставки, их состава и формы характеристик необходимо учи-
тывать возможность перехода тяговой нагрузки в рекуперативный ре-
жим, а также перетока мощности по контактной сети.
В целях унификации удобно в комплекте электронной защиты поста
секционирования (со стороны нейтральной вставки) ввести еще один мо-
дуль дистанционной защиты с характеристиками, имеющими, например,
для выключателей с одной стороны поста секционирования вид, приведен-
ный на рис. 8.13, з (с углами от -20° до +20°
эл.), а для выключателей с другой стороны
поста секционирования вид, показанный на
рис. 8.49 (с углами от 70 до 175° эл.). Пре-
дотвращение ее ложного действия в нор-
мальном режиме, в том числе при рекупера-
ции, может быть обеспечено торможением
по третьей гармонике тока и выбором вели-
чины уставки срабатывания по условию
у ПС min К заперты. > ГДв Ujjq m[n
минимальное напряжение на шинах поста
секционирования в нормальном режиме
(21 000 В); I тах —наибольшая величина
уравнительного тока (50-150 А); к3—коэф-
Рис. 8.49. Угловая
характеристика дистанционной
защиты от перекрытия
нейтральной вставки
443
фициент запаса (1,2-1,3)- Выбранная по этому условию уставка за-
щиты как обычно проверяется на обеспечение условий чувствитель-
ности по формуле (1.4), в которой Aa = Zy, ЛКП1ах = zKmax> гДе
— сопротивление, измеряемое защитой рассматриваемого
выключателя поста секционирования при перекрытии нейтральной
вставки. Коэффициент чувствительности должен быть не менее 1,5.
8.7. Особенности защиты тяговой сети 2x25 кВ
с автотрансформаторами
Общие сведения. Контактная сеть при системе 2x25 кВ с авто-
трансформаторами состоит из контактной подвески /Си питающего
фидера Ф (рис. 8.50), присоединяемых к противоположным выводам
вторичной обмотки понижающих трансформаторов тяговых подстан-
ций А и В. Средняя точка вторичной обмотки этих трансформаторов
присоединяется к рельсам Р. Напряжение питающего фидера Ф и кон-
тактной подвески К относительно рельсов составляет 25 кВ. Напряже-
ние между фидером Ф и подвеской К равно 50 кВ. Между смежными
тяговыми подстанциями устанавливают автотрансформаторы (А ТП),
подключаемые одним концом к питающему фидеру Ф, а другим — к
контактной подвеске К.
В межподстанционной зоне, как правило, устанавливается 4 авто-
трансформатора. Между двумя средними располагается пост секцио-
нирования (рис. 8.50). В проектной документации, в технической и
учебной литературе при изображении электрических схем общего на-
значения выключатели напряжением выше 1 кВ обозначаются в виде
квадрата О (ГПИ Тяжпромэлектропроект). На рис. 8.50 в целях удоб-
ства использовано обозначение выключателей по ЕСКД —''х- (ГОСТ
2.755-87) [85].
Средняя точка автотрансформаторов присоединяется к рельсам. Пол-
ное сопротивление тяговой сети при системе 2 х 25 кВ примерно в 2 раза
меньше, чем при обычной системе однофазного тока 25 кВ. Это позволя-
ет увеличить расстояние между тяговыми подстанциями до 100 км.
В тяговой сети рассматриваемой системы возможны следующие виды
коротких замыканий: между питающим фидером Ф и рельсами Р, меж-
ду контактной подвеской К и рельсами Р, между питающим фидером Ф
444
Рис. 8.50. Схема питания участка 2x25 кВ
и контактной подвеской К. Все эти виды замыканий можно контролиро-
вать как на подстанциях, так и на постах секционирования, применяя по
одному комплекту релейной защиты на каждое направление. Для этого
ее необходимо подключать к измерительным трансформаторам тока и
напряжения, как показано на рис. 8.51. В этом случае напряжение U?
подводимое к защите, пропорционально геометрической сумме напря-
жений питающего фидера и контактной подвески (относительно рель-
са), а ток I?, подводимый к защите,— геометрической разности токов
питающего фидера и контактной подвески. Напряжения питающего фи-
дера и контактной подвески совпадают по фазе, а токи практически на-
ходятся в противофазе. Фазовый угол между^ иI при к.з. равен 52-
68°. В целях надежности, однако,
в настоящее время согласно [39]
фидеры контактной сети системы
2 х 25 кВ оборудуются двумя само-
стоятельными комплектами за-
щит — на питающем проводе и
проводах контактной сети.
Изменение тока13 защиты тяго-
вой подстанции А (рис. 8.52, а) в
зависимости от удаленности места
повреждения при к.з. между пита-
ющим фидером и контактной под-
веской иллюстрируется кривой 7
Рис. 8.51. Схема подключения релейной
защиты системы 2x25 кВ
445
(рис. 8.52,6), при к.з. между контактной подвеской (или питающим
фидером) и рельсом — кривой 2. Сопротивление Z3 = U3II3, измеряе-
мое защитой в зависимости от расстояния до места к.з. от подстанции,
изменяется в соответствии с кривой 3, а от поста секционирования—с
кривой 4 (рис. 8.52, в). Сплошные линии относятся к двустороннему
питанию, штриховые к одностороннему—от подстанции А.
Рис. 8.52. Графики изменения тока и сопротивления, измеряемые защитами,
в зависимости от удаленности места к.з.
Следует иметь в виду, что одному и тому же значению тока к.з.
Г (см. рис. 8.52, б) или входного сопротивления Z' (рис. 8.52, в) в
ряде случаев могут соответствовать три различных расстояния
£', I" или до места повреждения.
Ток глухого короткого замыкания в любом месте тяговой сети со-
ставляет не менее 2700-3000 А. Во избежание пережогов проводов та-
кие токи необходимо отключать за время не более 0,15-0,17 с.
Селективность и устойчивость функционирования защит обеспечи-
ваются также, как и для системы однофазного тока 27,5 кВ (см. п. 8.3).
Защита фидеров. На фидерах тяговых подстанций и постов секцио-
нирования тяговой сети 2x25 кВ могут использоваться все защиты, опи-
санные в п. 8.4. Применение защит типа УЭЗФТ(П) на первом же этапе
их эксплуатации выявило большое число ложных отключений, вызван-
ных бросками тока намагничивания трансформаторов электровозов и
линейных автотрансформаторов автотрансформаторных пунктов (А 777)
при включении выключателей фидеров, проходе локомотивами нейтраль-
446
ной вставки и т.п. Для ликвидации этого недостатка были разработаны
рекомендации по усовершенствованию схемы защиты, элементной базы
и методов наладки [93]. Одной из рекомендованных мер была замена
выходного органа ОТКЛзащиты (рис. 3.70,3.71) на выходной орган,
использованный в защитеБПЗ (рис. 8.29), который в значительной мере
отстроен от ложных срабатываний при наличии в токе фидера аперио-
дической составляющей.
Другой мерой явилась разработка и оснащение защиты специаль-
ным дополнительным блоком БО отстройки от апериодических брос-
ков тока намагничивания. При наличии апериодической составляющей
в токе фидера этот блок вырабатывает сигнал, который блокирует дей-
ствие токовой отсечки ТО и реле сопротивления дистанционной защиты
первой ступени ДЗ 1, размещенных в модуле ДТС (рис. 8.20), а также
реле сопротивления защиты второй ступени Д32, размещенном в моду-
ле ДС-ЗК (рис. 8.21). Схема блока БО приведена в [93].
В дальнейшем использовалась усовершенствованная защита
УЭЗФМ, составной частью которой является блок БОА отстройки от
апериодической составляющей тока (рис. 8.25 и 8.27).
Защита на подстанциях и постах секционирования должна содержать
трехступенчатую дистанционную защиту, дополненную токовой отсеч-
кой без выдержки времени. Г рафики селективности защит имеют такой
же вид, как на рис. 8.9. Все три ступени дистанционной защиты должны
быть направленными по тем же соображениям, что и в системе однофаз-
ного тока 27,5 кВ (см. п. 8.3). Способ обеспечения направленности за-
щиты Д31 подстанции за счет блокировки по току или напряжению, ис-
пользуемый в системе 27,5 кВ, для системы 2x25 кВ не применяют, по-
скольку при этом происходит недопустимо большое сокращение зоны
действия д истанционной защиты первой ступени. Предпочтительными яв-
ляются угловые характеристики, показанные на рис. 8.14, в.
Схема замещения тяговой сети. Расчет параметров короткого за-
мыкания основан на анализе схемы замещения тяговой сети при повреж-
дении в расчетных точках. Схема замещения тяговой сети 2x25 кВ слож-
нее, чем для тяговой сети 27,5 кВ из-за наличия автотрансформаторов и
большого числа взаимных индуктивных связей.
Формирование схемы замещения тяговой сети начнем с замены транс-
форматоров и автотрансформаторов, показанных на рис. 8.50, их экви-
валентными схемами [88,94]. Схема замещения трехобмоточного транс-
447
форматора (рис. 8.53, а) показана на рис. 8.53, б, на которой Z'n, Z"n—
сопротивления лучей эквивалентной схемы; У^—проводимость транс-
форматора, обусловленная перемагничиванием железа, вихревыми то-
ками, намагничивающей мощностью, которые проявляются в виде тока
холостого хода. Поскольку ток холостого хода неизмеримо (в сто и бо-
лее раз) меньше номинального тока трансформатора, то принимают цепь
У разомкнутой. В этом случае схема замещения трансформатора при-
нимает вид, показанный на рис. 8.53, в. Для мощных трансформаторов
сопротивления лучей эквивалентной схемы являются практически чис-
то индуктивными. Их вычисляют по формулам:
, , 2С72
= Ж =
(8.61)
lOOSn
в которых применены те же обозначения, что и в формулах (8.13) и
(8.13').
Используются трансформаторы типа ОРДНЖ (однофазные, с рас-
щепленной обмоткой низшего напряжения, охлаждение с принудитель-
ной циркуляцией воздуха и естественной циркуляцией масла, с регули-
рованием напряжения под нагрузкой, для железнодорожного транспор-
та), данные о которых приведены в табл. 8.19 [93]. •
Величины U, Sc и аз можно принимать по табл. 8.5.
«)
Рис. 8.53. Схемы замещения трансформатора и автотрансформатора
448
О
Для автотрансформатора (рис. 8.53, г) эквивалентная схема заме-
щения приведена на рис. 8.53, д. Сопротивления лучей обозначены
ZJ2. Проводимость Ya обусловлена наличием тока холостого хода ав-
тотрансформатора. Поскольку ток холостого хода неизмеримо меньше
номинального тока, то считают цепь Уа разомкнутой. Тогда схема заме-
щения автотрансформатора принимает вид, показанный на рис. 8.53, в.
Сопротивление Za вычисляют по формуле:
и U2
Za = jXa = j-^-, (8.62)
где ик—напряжение короткого замыкания, %; UH—номинальное на-
пряжение, кВ; Sa—номинальная мощность автотрансформатора, MB A.
Используются автотрансформаторы однофазные серий АОМНЖ с ре-
гулированием напряжения под нагрузкой и АОМЖ без такого регулиро-
вания. Опыт эксплуатации показал, что автоматическое регулирование
напряжения автотрансформаторов использовать не следует из-за появ-
ления в тяговой сети больших уравнительных токов. Автотрансформа-
торы АОМНЖ-10000/55-76У1 и АОМНЖ-16000/55-82У1 имеютноми-
нальную мощность соответственно 10 и 16 MB A и напряжение корот-
кого замыкания 1,5%. Автотрансформатор АОМЖ-10000/27х2-У1 име-
ет мощность 10 MB A и напряжение короткого замыкания 2%.
Таблица 8.19
Параметры Значения параметров для трансформаторов типа
ОРДНЖ- 16000/110- 76У1 ОРДНЖ- 16000/220- 76У1 ОРДНЖ- 25000/110- 81У1 ОРДНЖ- 25000/220- 79У1
Мощность, МВ-А 16 16 25 25
Номинальное напря- жение, кВ, обмоток: ВН 115 230 115 230
СН — — 38,5 или 11 38,5 или 11
НН (расщепленная) 27,5-27,5 27,5-27,5 27,5-27,5 27,5-27,5
Напряжение к.з. %: ВН-НН 10,5 11,5 9,6 13,2
ВН-СН — — 17,0 20,7
СН-НН — — 6,0 6,5
НН1-НН2 20 24 — —
15 Релейная защита
449
Использовав схему замещения трансформаторов и автотрансформа-
торов для схемы питания, приведенной на рис. 8.50, получим схему
замещения тяговой сети межподстанционной зоны (рис. 8.54, а), в ко-
торой: UA , UBpac — напряжения холостого хода подстанций А нВ;
ZK X-ZK 5—индуктивно развязанные сопротивления участков контакт-
ной подвески; ]-Z^ 5—индуктивно развязанные сопротивления уча-
стков питающего фидера; Zp X-Zp 5—индуктивно развязанные сопро-
тивления участков рельсовой цепи; /?д—сопротивление дуги в месте
короткого замыкания (или переходное сопротивление провод-земля).
Индуктивная развязка тяговой сети, т. е. замена схемы ее замещения,
содержащей сопротивления с взаимными индуктивными связями, на
эквивалентную без таких связей с так называемыми индуктивно развя-
занными сопротивлениями осуществляется на основе [2,89].
Номера участков на рис. 8.54 обозначены цифрами в кружках.
Первая особенность схемы замещения (рис. 8.54, а) заключается в
том, что на неповрежденных участках направления токов в контактной
подвеске 1К и в питающем фидере 1ф совпадают в то время, как в реаль-
ной схеме питания (рис. 8.50) они противоположны. Второй особеннос-
тью является то, что действительная схема питания 2x25 кВ (рис. 8.50) в
схеме замещения, показанной на рис. 8.54, а, приведена к однофазной
системе 27,5 кВ. Поэтому, при вычислении сопротивлений подстанций
Z^, Z?'nA, ZnB, Z^g в формулах (8.61) принимают значение Uпо табл.
8.5, в зависимости от режима работы энергосистемы, а при вычисле-
нии сопротивления Za автотрансформатора в формуле (8.62) принима-
ют Uu — 27,5 кВ.
Введем понятие эквивалентного погонного индуктивно развязанно-
го сопротивления контактной сети zc э, равное, Ом/км:
_
vn.zzK—погонное индуктивно развязанное сопротивление контактной
подвески, Ом/км; —погонное индуктивно развязанное сопротивле-
ние питающего фидера, Ом/км.
Если бы контактная подвеска и питающий фвдер были соединены
параллельно, то суммарный ток контактной сети 1с распределился бы
между ними в соотношении:
450
где ак — доля суммарного тока в контактной подвеске; ап — доля
суммарного тока в питающем проводе.
Мнимая часть коэффициентов а* и ап во много раз меньше их дей-
ствительной части и ее в практических расчетах можно не учитывать,
полагая = ак, цп = о^.
В табл. 8.20 приведены значения сопротивлений контактной сети zc э, ко-
эффициенты распределения тока ак и значения коэффициентов — 2а* -1
и ук = а*(1 - а*), используемые в дальнейших расчетах.
451
Таблица 8.20
Марка проводов контактной сети Марка проводов питающего фидера Параметры контактной сети системы 2x25 кВ, zr3, Ом/км, и ак
Лс,э «к Рк У к
А120 0,103 0,178 0,206 0,605 0,210 0,239
ПБСМ95+ А150 0,095 0,177 0,201 0,593 0,186 0,241
+МФ100 А185 0,087 0,178 0,198 0,583 0,166 0,243
2А95 0,085 0,167 0,187 0,552 0,104 0,247
2А120 0,078 0,167 0,184 0,543 0,086 0,248
А120 0,073 0,157 0,173 0,665 0,330 0,223
М95+ А150 0,067 0,158 0,171 0,650 0,300 0,228
+МФ100 А185 0,062 0,157 0,169 0,641 0,282 0,230
2А95 0,061 0,149 0,161 0,611 0,222 0,238
2А120 0,056 0,148 0,159 0,602 0,204 0,240
Индуктивное влияние смежного пути в системе 2x25 кВ значительно
меньше, чем в однофазной системе 27,5 кВ, поэтому приведенные в
этой таблице данные можно использовать и для двухпутного участка.
Погрешность при этом не превысит нескольких процентов. Этими же д ан-
ными можно пользоваться при несущих тросах ПБСМ70, ПБСА50/70 и
контактных проводах НЛОлФЮО, БрФ100 (кроме БрЖФЮО).
Сопротивление рельсовой цепи зависит от индуктивного влияния всех
проводов контактной сети, поэтому его величина для разных схем питания
(рис. 8.55) различна. Схемы, приведенные на рис. 8.55, а, б, в относятся к
однопутному участку. Схемы, показанные на рис. 8.55, г, д, е, характерны
для двухпутного участка при условии, что контактная сеть смежного пути
отсутствует, либо отключена. Схемы, приведенные на рис. 8.55, ж, з, и
относятся к двухпутному участку. Значения сопротивлений рельсовой цепи
с учетом шунтирующего влияния земли для рассматриваемых схем приве-
дены в табл. 8.21.
В рельсах системы 2x25 кВ на неповрежденных участках протекает
ток 1р, с достаточной точностью определяемый как Ip = v(IK - УД где
v — коэффициент, учитывающий снижение значения тока в рельсах за
счет шунтирующего влияния земли. Формула для вычисления коэффи-
циента v приведена в [1,89]. Для однопутных участков системы 2x25 кВ
его можно принимать равным 0,55, для двухпутных—равным 0,66. В
схеме же замещения, показанной на рис.8.54, по рельсам протекает ток
I = v(^ + 2ф). Для того, чтобы падение напряжения в рельсах непов-
452
режденных участков осталось таким же, как в системе 2x25 кВ, в со-
противление рельсовой цепи на этих участках необходимо ввести мно-
житель Рк = 2ак- 1. На тех участках, где рассматривается поврежде-
ние (между смежными автотрансформаторами или автотрансформато-
ром и трансформатором подстанции), такой множитель вводить не надо.
Строго обоснованные формулы для вычисления параметров схемы
замещения, приведенной на рис. 8.54, а, достаточно сложны. Вместе с
тем, для расчетов коротких замыканий допустимо принять некоторые
упрощения, которые не приводят к погрешностям свыше 5%, но суще-
ственно облегчают вычислительные процедуры. Так, например, посколь-
453
ку сопротивления Za имитируют автотрансформаторы, то падения на-
пряжения между точками ас и ак одинаковы. Следовательно одинаковы
и потенциалы точек с и к, поэтому эти точки можно объединить. То же
самое относится к точкам f и «. Поскольку на головных участках в цепи
питающего фидера и контактной подвески включены достаточно боль-
шие и одинаковые сопротивления Z"^ (на подстанции А) и Z"B (на под-
станции В), а сопротивления питающего фидера и контактной подвески
различаются не очень сильно, то без существенной погрешности мож-
но объединить точки b и i, g и о.
Таблица 8.21
Обозначение схемы на рис. 8.55 Индуктивно развязанное сопротивление рельсовой цепи :р системы 2x25 кВ, Ом/км
ГР хр ZP
а) 0,048 0,166 0,173
б) 0,048 0,147 0,155
в) 0,048 0,135 0,143
г) 0,029 0,129 0,132
д) 0,029 0,112 0,116
е) 0,029 0,095 0,099
0,029 0,118 0,121
3) 0,029 0,101 0,105
0,029 0,123 . 0,126
При объединении точек с и к сопротивления ZK 2, Z^ 2, Zo 2, соеди-
ненные треугольником, можно заменить на сопротивления Zc 2, Z^ 2,
Zo/( 2, соединенные звездой. Точно так же при объединении точек/и «
треугольник сопротивлений ZK 4, Z^ 4, Za 3 заменяется сопротивления-
ми Zc 4, Z^ 3, Z^ 3, соединенными в звезду. Схема замещения при этом
приобретает вид, показанный на рис. 8.54, б.
Сопротивления Z^ и ZnB вычисляют по формуле:
Zn = Z' +0,5Z"= j(X' +0,5Х") = jU2
—П — П ’ —П J \ п ’ п / • J
2 (1±а3)и
5,. 1005п
, (8.65)
в которой используются те же обозначения, что и в формулах (8.13) и (8.137
Сопротивление Zn является практически чисто индуктивным.
Сопротивления других элементов схемы замещения, приведенной на
рис. 8.54, б, с достаточной точностью определяют по формулам:
454
—c,l Zc,3^1> —c,2 —с,э^2’ —c,3 Zc,3^3’ —c,4 Zc,3^ 4’ —c,5 Zc,3^5’
—p,l =Pjr,l£/A’— p,1 =P*-^p^2’ — p.4 ~P^p^4’ —p,5 = Pjr,5—p^5’
2p,3=^p^3’ 2p,3=^p^3’
—a*-,2 = 0 - а*Д?а,2 > -?a0,2 aK—a,2 ’ ?-ак.З = 0 “ aK^—a,3 ’ ^аф,3 ~ ак—а,3>
7 • Z • " z
7 _ ±c,3 n 7 _ ±с,з « 7 _ ±c,3 Q
—k,3 ~ €3’ —ф,3 — . €3’ —ф,3 — . €з-
ot v 1 —cc v 1 — oc
В этих формулах: .z,. э — эквивалентное сопротивление контактной
сети, приведенное к однофазной системе 27,5 кВ и определяемое по
табл. 8.20, Ом/км; ак—коэффициент распределения тока в контактной
подвеске, определяемый по той же таблице; £ t, £ 2, £ у £ v £ 5 — рас-
стояния между точками соответственно b и с, с и d, d и е, е vif.fvi g, км;
^з’^з — расстояния между точками соответственно / и КЗ, КЗ и т, км;
Za 2, Za 3—сопротивления автотрансформаторов, на участке между ко-
торыми находится повреждение, вычисляемые по формуле (8.62), Ом;
zp—сопротивление рельсовой цепи, определяемое по рис. 8.49 и табл.
8.21, Ом/км; $*] = 2а* j -1, Р*5 = 2а*5 -1.
В дальнейшем сопротивление zp снабжается еще одним индексом а,
б,..., и (т.е. zpo, zp6,..., z ) в соответствии с рис. 8.55 и табл. 8.21.
Коэффициенты а* ] и а* 5 токораспределения на головных участках со-
ответственно возле подстанций А и В вычисляют по формулам:
а ___ а.[а ~ + М! ] _ 7^ZnA + аК£с,з*1
акЛ ^-^K)>nZ"A + zcJ} 2yKmZ"A + zc^ ’ (8-66)
а °U(i~ + zcJ5]
2а*(1 — a.K)mZllB + zc э£ 5 2у KmZllB+zcJ. 5
где m — число путей.
Соответственно коэффициенты Р*, и Р*. 5 равны:
455
р^=2а.,1
Рл-,5 — 2а*,5
2у ^nZnA + гс/х
__₽лЛ__
2у ^nZnB + гсэ1ъ
(8.68)
(8.69)
Строго говоря, все сопротивления в формулах (8.66)-(8.69) явля-
ются комплексными величинами. Однако ошибка, возникающая при
использовании в этих формулах модулей сопротивлений незначительна
и мало сказывается на конечных результатах.
Эквивалентную схему, приведенную на рис. 8.54, б, можно еще боль-
ше упростить, используя снова преобразование сопротивлений, соеди-
ненных треугольником, в эквивалентную звезду. В конечном итоге она
приводится к Т-образной схеме как для однопутных, так и для двухпут-
ных линий и может быть представлена в виде трех результирующих со-
противлений:
—А = -пА + —тс, А’ —Z? = + -тс,Д’ -АД = + —тс,АД’ (8.70)
где ZTt А, Zrc в, ZTc АВ—сопротивления схемы замещения тяговой сети,
зависящие, в частности, от схемы питания, числа путей, параметров
трансформаторов и контактной сети, мощности автотрансформаторов и
их расположения, от места короткого замыкания.
Зная величины результирующих сопротивлений можно вычислить токи
1А и 1В соответствующих подстанций по формулам (8.14), (8.15) или
(8.14’). Токи контактной подвески и питающего фидера на головных
(возле подстанций) участках однопутных линий вычисляют по форму-
лам:
аг1 1-а^1
La, 1_фл=----~La, (8-71)
Lk.5=~^Lb, L^ =------—LB. (8.72)
т т
Токи на поврежденном участке однопутной линии (на рис. 8.50 и
8.54—это участок ^3) при коротком замыкании между питающим фи-
дером и рельсами вычисляют по выражениям:
456
. — ry Leftк—аЗ 1-А^(к—аЛ +
к /«[y/z^+z^+Vs]
, la 1В (8-73)
/<М = — + '.,3> Дм= —-L.3-
т т
Если же короткое замыкание происходит между контактной подвес-
кой и рельсами, то вместо (8.73) используются выражения:
г п х ^в(Тл-20,3+^с,^з)~-я(Тл-2д,2+^с,3^з)
1л,з ~ v “ a*J г ~ ГП >
ф «[y/z^+z^+Vs]
, la ' 1в (8.74)
1 = —+ 7 7 = —- 7
Т-л-.з + 7-^,з> LK,3 —ф,3'
т т
При коротком замыкании на посту секционирования ПС или возле
смежной подстанции В напряжения на шинах питающего фидера UA и
контактной сети UA к на подстанции А равны:
—АФ А,рас~ Ьл^пА-т1-ф,\^А Арас ~ Л([2п/| + 0 ~ а«-,| )2n/J’
и А' = и А,рас - LaZ„a - ml_K,ZnA = иАрас- IA\ZnA + (1 - a, ,)Z" J, (8-75)
где m = 1 на однопутном участке и т = 2 на двухпутном участке.
Напряжение Unc на шинах поста секционирования ПС (при корот-
ком замыкании между постом и смежной подстанцией В) с достаточной
точностью можно вычислить по формуле:
Z-ч t Z_1
U-nC^A.pae-lA + , + t г + + 4K~
"•"SpCPjr,/] +Pjr^2 +^з)^ + (-А
(8.76)
В общем случае при наличии любого числа участков между линей-
ными автотрансформаторами эта формула имеет вид:
/и /=1 т
У-ПС U A,pac i-A
+1М,)
(=1
+ (£а+£в)Яя,
(8.76Э
457
I
где i—номер неповрежденного участка;^—номер поврежденного учас-
тка (z < J).
В формулах (8.76) и (8.76х) принимают для однопутного участка
zp ~ zpa’& дая двухпутного участка zp — грж (табл. 8.21). Если на
двухпутном участке второй путь на участке от подстанции А до поста
секционирования ПС отключен, то принимают т = 1, z- — zp г.
Сопротивления, измеряемые защитами, вычисляютпо формуле (8.20).
Расчетные схемы питания. На схеме питания тяговой сети однопут-
ного (рис. 8.56, а) и двухпутного (рис. 8.56, б) участков указаны точки
К1-К5 короткого замыкания, которые являются расчетными для выбора
уставок тех или иных защит. При нормальной схеме питания все выклю-
чатели на смежных подстанциях А и В и на посту секционирования ПС
Рис. 8.56. Расчетные точки коротких замыканий
458
включены. Однако при некоторых условиях (ревизия, ремонт, авария и
т. п.) отдельные выключатели могут оказаться отключенными, что в ряде
случаев усложняет работу релейной защиты других выключателей той
же межподстанционной зоны. В качестве расчетных схем питания при-
нимают такие, при которых условия выполнения требований селективно-
сти и устойчивости функционирования релейной защиты являются наибо-
лее неблагоприятными.
Расчетные схемы для защит выключателя QA (QA Г) подстанции А и
выключателя QIIB (QIIB1) поста секционирования ПС однопутного и
двухпутного участков системы 2x25 кВ приведены на рис. 8.57 (показа-
ны только те выключатели, для расчета защит которых используется дан-
ная схема). Каждой схеме для удобства присвоен свой номер. В табл.
8.22 указано для расчета уставок каких защит используется каждая из
расчетных схем. Все расчетные схемы (кроме № 5 и № 10) применяют
для выбора уставок в нормальных условиях эксплуатации. Схемы № 5 и
№ 10 используются для корректировки выбранных уставок защит тре-
Рис. 8.57. Расчетные схемы питания тяговой сети 2x25 кВ
459
Таблица 8.22
Вид защиты Номер расчетной схемы (рис. 8.57) для выбора уставок защиты выключателя при числе путей
т=1 т=2
QA QIJB QA1 йпв\
то 1 2 3 1 6 7 8 6
мтз 1 3 6 8
Д31 1 3 б 8
Д32 1 3 6 8
ДЗЗ 4 5 4 5 9 10 9 10
пз 2 1 7 6
тьей, а в некоторых случаях и второй ступеней, при отключении ближай-
шего к смежной подстанции В линейного автотрансформатора.
Из каждой пары расчетных точек возле поста ПС (KI, К2) и возле
смежной подстанции В (КЗ, К4) выбирается та, при коротком замыка-
нии в которой условия обеспечения чувствительности более трудны. Для
приведенных в табл. 8.20 сочетаний проводов такими точками являют-
ся К1 и КЗ, расположенные на питающем фидере, поскодьку при этих
марках проводов его сопротивление больше, чем сопротивление кон-
тактной подвески.
Расчетные формулы для определения сопротивлений ZTC А, Zrc B и
ZTC^B для каждой из схем питания, указанных на рис. 8.57, приведены
в табл. 8.23. Сопротивление рельсовой цепи zp в этой таблице снабжено
дополнительным индексом в соответствии с обозначениями, приняты-
ми на рис. 8.55 и в табл. 8.21.
Если на двухпутном участке контактная сеть второго пути в этой
зоне между подстанцией А и постом секционирования ПС отключе-
на, то вместо сопротивления zpM. в формулы подставляют
величину zp г, вместо сопротивления zp 3 используют сопротивление zp д,
а вместо сопротивления zp и—сопротивление zp е, при этом принимают
т — 1.
В схемах № 4, 5, 9,10 на последнем участке возле смежной под-
станции В ток протекает либо по питающему фидеру, либо по контакт-
ной подвеске. Соответственно в формулы для этих схем (табл. 8.24)
460
входят индуктивно развязанные сопротивления питающего фидера,
либо zK контактной подвески. Значения этих сопротивлений приведены в
табл. 8.24 (числитель—для однопутного, знаменатель—для двухпут-
ного участков). На двухпутном участке при этом все выключатели смеж-
ного пути считаются включенными.
Вычислив значения ZrcA, ZycB и ZrcAB для заданной расчетной схе-
мы, находят величины результирующих сопротивлений ZA, ZB и ZAB по
формулам (8.70) и по формулам (8.14), (8.15) или (8.14') определяют
токи 1А, 1В подстанций. Токи питающего фидера и контактной подвески
на подстанциях вычисляют по формулам (8.71) и (8.72). Токи питающе-
го фидера и контактной подвески на посту секционирования ПС при
коротком замыкании возле выключателя поста (расчетные схемы № 1 и
№ 6 на рис. 8.57) вычисляют по формулам (8.73) или (8.74). Эти же
токи для расчетных схем № 3 и № 8 определяют по формулам:
'«=— La. 1*.,=^Ча- <8-”)
т т
Токи тех же питающего фидера и контактной подвески на посту сек-
ционирования ПС для расчетных схем №4,5,9,10 вычисляют по фор-
мулам:
/,^з = (1 - а,)(/ А + / д), 7= а//л + Lд). (8.78)
Напряжения на шинах подстанции и на посту секционирования опре-
деляют по формулам (8.75), (8.76). Для вычисления сопротивлений,
измеряемых защитами, используют выражение (8.20). Уставки защит
выбираются так же, как для системы 27,5 кВ по условиям, приведен-
ным в табл. 8.16,8.17.
Пример 8.4. Вычислить параметры короткого замыкания, изме-
ряемые защитами питающего фидера Ф и контактной подвески К
на тяговой подстанции А в минимальном режиме. Участок одно-
путный (рис. 8.50), контактная подвеска ПБСМ95+МФ 100, пита-
ющий фидер А185, понижающие трансформаторы на подстанциях
типа ОРДНЖ-16000/1Ю-76У1, все автотрансформаторы типа
АОМНЖ-ЮООО/55-76У1, расстояния =£2 =ti =£s =15 км,
f3 — 20 км. Короткое замыкание питающего фидера на рельсы на
шинах поста секционирования ПС: t'3=t3 = lQ км. Расчет выпол-
нить с использованием модулей сопротивления.
461
Таблица 8.23
Номер схемы рис. 8.57 Расчет- ная точка Шифр Формулы для вычисления сопротивлений схемы замещения
1 2 3 4
1 К1 ^гс,Л + Zc,3^ АП + 1к^а,2 + %р,а Фх,1^ 1 + Ра^2 + ^з)
^тс,5 + ^с.з^ ПВ + Уа^а.З *" 2р1в(^з + Р,^4 +Р,г,5^5)
^*гс,ЛЯ ак VY*Ze.2 + гс,э^з)(Ул^я,3 + гс.э^з)
k 1 ~ ®r J УД^И 2 + Ze 3) + у£3
К2 ^тс,Л o^ + z^^ + y^ + zp.e(p,/1 + РА + <)
^тс,В + Zc,3^ ПВ + Уа^а.З + 2р,я^3 + Рд-^4 +P«-,5^s)
Zrc, АВ к а х 1 » (У«^а,2 + гс,э^з)(Ул^а,3 + ^г./з) Jr(Za,2+Za3) + zcJ3
2 К5, Кб ^тс,А ^пА^УЛ^пА + Z0,i) + Ze3fI] Тг(^пА + ^я,|) + ^с,^1
ZTC, АВ 0
3 КЗ ^тс,А °’5ZL + Z'.st ав + 1^аА + гр,а[$кУ 1+Рк(Ъ+Ъ+^4) + ^5]
Ztc,B 0 ~ ^г)^пВ
^тс.АВ Z gift г(21 а j + zc3f hrtZ а,4 + 2ZnB) + Zc ,э^5
I—ч +
+ + СЧ + m + X 7 m + г^л 7 СЧ r^n m + СЧ
+ Stf Q IF + . 5J 4 + Qi bZ + *№ «Л o' * 4 a z~\ nZ + z~\ к a i 4"M 2"* № nZ + 3 N СЧ + 3 N к CCL + к OCX <3 tF + z—4 7 *Qi X «ъ nZ + * 1 N »n о 8 1П 'O tF + •e. H \s + № к s *4» к eCL + st CO. Q ci N + z~\ 7 Qi X r> nZ + k X * E N «П o' 8 in z-“4 « ci + + nF a i r«"4 к <£L + Si CO. Q tF + z~\ + + *4» «ъ nZ + N m o' 8 Z-“4 in <4> + \> z**\ 'O tF + + m nF к d 50. + w*4 Si CO. Q ci N + /**4 + 7 *4» nZ + k X * E N «П o' 8 ✓"in + ✓"ад *F + + к a i r—<
4е aq 4е 4 nF =q nF Oi X nF X nF =4 nF QQ X N? X nF »5 x~ nF oq 4е Ъ 5 N1'
«f 5 5 P §
сП Ч- in
463
Окончание таблицы 8.23
1 2 3 4
6 К1 ^*гс,Л 0,5(27 +zc,3^ АП + УKZa,2 ) + гр,ж (Рк,1 1 + Рк^ 2 + 3 )
Ztc,B пВ+гс,э^ ПВ + УKZa,i) + гр,ж№ 3'*’Рк^4 + Рк,5^5)
^гс, АВ «к (УKZa,2 + гс,з^ 3 )(УKZa,3 + zc,s^ з) 2(1 — OCK)J Уk(Zo,2 + Za,3) + 2с,э^ 3
К2 ^гс,А hA+zc,3^ АП + У KZa,2) 2р,ж(Рк,1 1 +Рк^2 3 )
Ztc.B nB+zc,3^ ПВ +УKZa,3) + гр,ж(£ 3+Рк^4 + Рк,5^5)
^гс, АВ 1— ак (.Ук^а,2 + 2с,э^- 3 )(.Ук^а,3 + гс,э^ з) < 2ак J Ук(^а,2 + Za,3) + гс,з^ 3
7 КЗ, Кб Zrc,A Z па[Уk(.Z пА+0,5%1,1) + 0>5гс,э11] YkCZZ1 пЛ"*"0>5^,д) + 0,5гсэ£ i
^тс.АВ 0
8 КЗ Z-rc,A O^Z1 ца+?с>э£ Ав + Ук^а,4) + ^р,дас[Р|с,1^ 1 + Рк(^2 + ^3 + ^4) + ^51
Ztc,B (1 - aK)Z’nB
Zyc.AB Z пВ ак(УKZa,4 +zc,3^5)
У к (Za,4 + пв) + zc,э^5
К4 Zrc,A 0,5(2* па 4-2сэ1 АВ *" У KZaA ) + гр,ж1$к,1^ 1 + Рк(^2 + 3 + ^4)"*"^5]
ZTr » ТС, О <*К2'пВ
с £ г/ \ + кГ 3 + а ч Д № ?§ N + + сч + CCL * ci N? + с? + сч + р) № + W* ttf о” + + V № + <Л N О” ci К? + •%. К? Т •ь£ а + /-Ч + ₽> № + + сч 4-Z CCL + CCL * tsT- + V + сч + ч‘*£ № + N о" + + V «X № + oj Ъ о N о Wi z—ч 3 ci N? + rj* + №" z—\ к a i + + p) N?u z—\ cn + СЧ + k' U—J и г/ + /-Ч V + + p) № + N О’ Z-”w-i + + <*> № + »“§ N O’ z—\ Wi + ci N? + •%. N? 4" a + 4 C N? r“-“l + СЧ + CCL * ts?1 + V + СЧ + p) N? + o' + + V p) № + . “§ N o’ Z-”w-i + z**i + к N? + N* a i T 4 4> N?
nF ч nF «0 nF ч nF X nF 05 nF nF 4 nF 05 nF nF 4 nF OQ nF nF
3 5
00 ОХ О R4
465
Таблица 8.24
Марка проводов Индуктивно развязанные сопротивления контактной подвески zK н питающего фидера z., Ом/км
гф’гк хф> хк
ПБСМ95+МФОО 0,175 0.328 0,300 0.372 0,347
М95+МФ1ОО 0,102 0.280 0,252 0,298 0,272
А120 0,246 0,468 0,479 0,529 0,538
А150 0,194 0.461 0,472 0,500 0,510
А185 0,157 0.455 0,466 0,481 0,492
2А95 0,154 0,398 0,408 0,426 0,436
2А120 0,123 0,390 0,401 0,409 0,419
Заданным условиям соответствует расчетная схема № 1 при
к.з. в точке К1 (рис. 8.57).
По формулам (8.61) находим сопротивления подстанций, при этом
значения U, Sc, аз принимаем по табл. 8.5, a Smu ик-— по табл. 8.19:
7' = 7'
^пВ
2U2
2-27,22
400
Ом,
_ _2t/2(l + a>
пЛ пВ 1005п
2-27,22 1,05-10,5
100161
10,2 Ом.
По формуле (8.65) находим:
= Z'nA + 0,5Z'n, = 3,7 + 0,5-10,2 = 8,8 Ом.
По формулам (8.62) вычисляем:
Z
а
ир1
1005,
1,5-27,52
100 10
= 1,13
Ом.
По табл. 8.20 для заданных проводов контактной сети находим
z, = 0,198 Ом/км, a = 0,583, 3, = 0,166, у = 0,243.
к * к в к
466
По формулам (8.66) и (8.67) для головного участка находим:
1/nZnA + aKZc,& 0,243110,2 + 0,583 0,198 15 л л
а^, =----------------=-----------------------------= 0,531 Ом,
Zy^mZ^ + z^/j 2 0,243 1 10,2 + 0,198 15
=2^,-1 = 2-0,531-1 = 0,062.
Поскольку длины, марки проводов и сопротивления подстанций на
первом и пятом участках одинаковы, то ак5 = ак ] = 0,531,
Рк 5 = рк । = 0,062. Расчетная схема питания для рельсов соответству-
ет рис. 8.55, а, для которой по табл. 8.21 находим zpa = 0,173 Ом/км.
По табл. 8.23 для расчетной схемы № 1 при к.з. в точке К1 находим:
Z-гсЛ = £с/ ап + Чл-2^ 2 + +Р*-^2 +^3) =
= 0,5-10,2 + 0,198(15 + 15 + 10) + 0,243-1,13 + 0,173(0,062-15 +
+ 0,166-15 + 10) = 15,62 Ом,
ZTCS = O’5ZnB + + + Zpa(^3 + P*-,5^s) =
= 0,5-10,2 + 0,198(10 + 15 + 15) + 0,243-1,13 + 0,173(10 +
+ 0,166-15 + 0,062-15) = 15,62 Ом,
7 —( а*- + гс,/зХУ^д,3 + гс,/з)
T^-|j-aJ Y/Za>2+Za3) + zcy3
( 0,583 А(0,243-1,13 + 0,198-10X0,243-1,13 + 0,198-10) , ео „
= -------- ----------------------------------------= 1,58 Ом.
VI-0,583 ) 0,243(1,13 + 1,13) + 0,198-20
Полагая, что сопротивление дуги R= 1 Ом находим по формуле
(8.70):
ZA=Z^+ Zyc A = 3,7 + 15,62 = 19,32 Ом,
zb = zns + Ztc,b = M +15,62 = 19,32 Ом,
Zab = Кд + Ztc,ab = 1 +1,58 = 2,58 Ом.
Токи подстанций вычисляем по формулам (8.14') для минимально-
го режима:
467
A
Upac _______26200______
+ Z 19,32 + 2,58^1+^^^
4 Zj I 19,32 J
Upac____________26200______
' 7 \ ( 19 32 A
7 +7 ]+±A 19,32 + 2,58 1 + -^—-
t'B^AB^ Z*J 19,32J
Токи питающего фидера и контактной подвески на подстанции А
находим по формулам (8.71):
A, Lfl
ml
1-Q531
1
1070=502 A
La—
m
По формулам (8.73) вычисляем токи на поврежденном участке:
1В(1 + &с,э^з) А^Ч к—а,2 + ^с.з^з)
"1['У^2+^.з) + гс/з]
-0 5831070(0,243 1’13 + 0’19810)_1()7()(0,243 1’13 + 0’198'10)-0
2[0,243(1,13 + 1,13) + 0,198-20] ” ’
t
[ф,з= — + /„з = 1070 А, /%,з = —-/^з = 1070 А.
т ' т '
Напряжение на шинах подстанции А находим по формулам (8.75):
Ц.А.Ф = -LAZnA - т1фАгпА = 26200-1070-3,7-1-50210Д = 17120В,
UA.a = UA,pae-LAZnA-mLKAZnA= 26200-1070-3,7-1-568-10,2= 16450В,
Сопротивления, измеряемые защитами питающего фидера и кон-
тактной подвески, вычисляем по формуле (8.20):
= z^=£-=]6450 = 29,0Om.
йА'ф 1фЛ 502 QA'K 1кЛ 568
Пример 8.5, Для двухпутного участка с параметрами контакт-
ной сети, подстанций, линейных автотрансформаторов и расстоя-
ниях между ними, указанных в примере 8.4, рассчитать параметры
468
короткого замыкания, измеряемые защитами выключателя QIIBI на
посту секционирования для расчетной схемы №9и точке поврежде-
ния КЗ (рис. 8.57).
Сопротивления подстанций и автотрансформаторов:
Z' = Z'nB = 3>7 Ом, Z"A = Z"B = 10,2 Ом. ZnA = 8,8 Ом. Z = 1,13 Ом.
11Л ILD 11Л НО 11Л U
Параметры тяговой сети (табл. 8.20):
z = 0,198 Ом/км, а = 0,583, В = 0,166, В . = 0,062, v = 0,243.
Сопротивление питающего фидера (табл. 8.24) равно Хф = 0,492 Ом/км.
Сопротивления рельсовой цепи (табл. 8.21):
2рж — Ъ,\1\ Ом/км, г = 0,105 Ом/км.
По формуле (8.68) находим:
В _ 0,166-0,198-15 0 ЮЕ
2yKmZ^A + zcJi 2-0,243-2-10,2 + 0,198-15 ’
По табл. 8.23 для схемы Ns 9 и расчетной точки КЗ находим:
Ztc4 = 0,5[Zm + z„(^ +^2 +О] + zp,x (М, +1Ш + М^)]=
= 0,5(10,2 + 0,198(15 + 15 + 10)] + 0,121(0,038-15 +
+ 0,166(15 + 20 + 15)] = 10,13 Ом,
^,s = 0,5Z''fl + zc>5(^ + ^4+^) =
= 0,5-10,2 + 0,198(10+ 15 + 15) = 13,02 Ом,
Ztc,АВ ~ Zc,3^3 + ^4 ) + аKZaA + + zр,5 =
= 0,198(10 + 15) + 0,583-1,13 + (0,492 + 0,105)15 = 14,56 Ом.
Полагая, что сопротивление дуги Rd= 1 Ом, находим по форму-
ле(8.70):
Z.=Z'+Z. =3,7 + 10,73 = 13,73 Ом,
/1 I1A Л,,Л '
zb = Z'+ZtcR =3,7 + 13,02 = 16,72 Ом,
Z4B=/?A+Ztc.AS = 1 + 14>56==15>56 ОМ-
Находим токи подстанций по формуле (8.14') для минимального
режима:
469
UpaC
^А + 2-АВ
26200 А
---7 =------------г---------7 = 623 А,
13,73 + 15,5б(1 + -^^1
ZfiJ I 16,72j
UpaC
-------262»-------- п д
16,72 + 15,5б(1+1^2]
zJ I 13,13)
Л J 4 z
Токи питающего фидера 1ф3и контактной подвески 1К 3 на посту
секционирования ПС находим по формулам (8.78)
= (1 -ак)(1А + /в) = (1 - 0,583)(623 + 511) = 473 А,
?в + % АВ
Ф.З
1К. = °-Л1 а + /в) = 0,583(623 + 511)= 661 А.
Напряжение Unc на шинах поста секционирования ПС вычисляем
по формуле (8.76) :
U пс — U драс
л гпл+^(Л+М^)+ъЛг+
A
В
т
т
р.ж Г л-'-2 3'J ' А В' д
= 26200-623(8,8 + 0,198(15 + 15 + 10)/2 + 0,243-1,13/2 +
+ 0,121(0,062-15 + 0,166-15 + 10] + (623 + 511) 1 = 18290 В.
Сопротивление, .измеряемое защитами питающего фидера и кон-
тактной подвески находим по формуле (8.20):
z ^=18290 = 38>7OM, Z,J=^=*^ = 27,7OM.
т 1..з 661
470
Защита тяговой сети постоянного тока
9.1. Особенности соединения опор с рельсами
Рис. 9.1. Соединение опоры с рельсами
Рассматриваются только те
особенности, которые имеют пря-
мое отношение к условиям фун-
кционирования защиты от токов
короткого замыкания. Все метал-
лические части опор контактной
сети, нормально не находящиеся
под напряжением, должны быть
соединены с рельсом металличес-
ким проводником. Это необходи-
мо для достижения двух целей:
уменьшения сопротивления цепи
короткого замыкания и повыше-
ния условий электробезопаснос-
ти для людей, находящихся вбли-
зи той опоры, на которой про-
изошло короткое замыкание. Пример такого соединения (индивиду-
альное заземление) показан на рис. 9.1 для железобетонной опоры 7.
Неизолированная металлическая консоль 2 и фиксаторный кронштейн
присоединены специальными зажимами к заземляющему проводнику
(заземляющему спуску) 6, который с помощью крюкового болта кре-
пится к подошве одного из рельсов 8. Заземляющий проводник изо-
лируется от земли деревянной пропитанной полушпалой 9 и от опо-
ры —деревянными прокладками 10. Он выполнен стальным прутком
диаметром не менее 12 мм. Заземляющие проводники на всех опорах
присоединяются к одному и тому же рельсу, чтобы не нарушать рабо-
ту рельсовых цепей автоблокировки.
При пробое изоляторов 4 или стержневого фиксаторного изолятора
5 ток короткого замыкания протекает по цепи «плюсовая шина тяговой
подстанции — контактная сеть — заземляющий проводник на опоре
471
с поврежденной изоляцией — рельсы — минусовая шина тяговой под-
станции». Заземляющий проводник в этой цепи обладает весьма малым
(по сравнению с другими элементами) сопротивлением и не ограничивает
величину тока к.з. При отсутствии заземляющего проводника ток к.з. про-
текал бы по телу опоры, большое сопротивление которой настолько огра-
ничило бы величину тока к.з., что защита такой режим не смогла бы почув-
ствовать. При этом электрическая дуга в месте повреждения пережигает
провода и опорные конструкции, а шаговое напряжение вблизи опоры и
напряжение прикосновения были бы опасными для жизни людей.
В нормальном режиме работы (при отсутствии к.з.) наличие заземляю-
щего проводника оказывает на опоры вредное влияние. Возрастает несим-
метрия рельсовой цепи, что отрицательно сказывается на работе устройств
СЦБ. Тяговые токи электроподвижного состава в анодной зоне из рельсов
проходят по этому проводнику в тело опоры, по ее арматуре поступают в
фундамент опоры и выходят из него в землю, вынося ионы металла. Это
приводит к электрокоррозионному разрушению опоры, что не только резко
сокращает срок ее службы, но и может вызвать внезапное падение на путь.
Для ликвидации этого недостатка в заземляющий провод 6 врезается искро-
вой промежуток 7.
Искровой промежуток представляет собой герметичный корпус, внутри
которого имеются два электрода, между которыми проложены слюдяные
прокладки. Пробивное напряжение их составляет800-1200 В. В нормальных
условиях (при отсутствии к.з.) искровой промежуток выполняет роль изоля-
тора, врезанного в заземляющий провод, препятствующего протеканию блуж-
дающих токов. При к.з. на него попадает высокое напряжение, он пробивает-
ся и дугой электрически соединяет электроды. Особенности выполнения за-
земляющих проводников и конструкция искровых промежутков описаны в
[33, 95].
Исправность искровых промежутков необходимо контролировать
1 раз в квартал. При большом числе таких промежутков весьма велика
трудоемкость их обслуживания. Кроме того, большое число заземля-
ющих спусков затрудняет механизированные работы по ремонту пути
и очистке его от снега. Поэтому большое распространение получило
групповое заземление. При групповом заземлении к телу опор с полевой
стороны подвязывается сталеалюминиевый трос. Этот трос делится изо-
ляцией на секции длиной не более 600 м при металлических опорах и
1200 м — при железобетонных. Средняя точка каждой секции присо-
472
единяется к рельсу. Металлические опоры, а также металлические час-
ти железобетонных опор, нормально не находящихся под напряжени-
ем, присоединяются к соответствующей секции троса группового за-
земления. В заземляющий проводник врезается искровой промежуток,
диодный заземлитель или они оба, соединенные последовательно.
На схеме группового заземления (рис. 9.2): 1 — опоры; 2 — сек-
ция троса группового заземления; 3 — заземляющий проводник; 4 —
изоляция; 5 — контактная сеть; 6 — рельсы; 7 — диодный заземли-
тель, представляющий собой герметизированный отрезок трубы ди-
аметром 140 мм и длиной 200 мм, внутри которого размещены три
параллельно включенных мощных диода [33, 95]. Диодные заземли-
тели можно использовать только
в анодной зоне, в которой потен-
циал рельсов выше потенциала
земли. В катодной зоне потенци-
ал рельсов относительно земли
отрицателен, поэтому блуждаю-
щие токи текут не из рельсов в
опору, а наоборот — из опоры в
рельсы и диодный заземлитель их
не ограничивает. Поэтому на 1/4
длины межподстанционной зоны
возле подстанций в заземляющий проводник врезают либо только
искровой промежуток, либо искровой промежуток, соединенный
последовательно с диодным заземлителем.
Если повреждение изоляции происходит на опоре, расположен-
ной возле конца секции троса группового заземления, то в цепь к.з.
включается отрезок троса от его конца до точки присоединения за-
земляющего проводника 3. В качестве троса группового заземления
используют сталеалюминиевые провода АС70 или провода большего
сечения. Трос группового заземления из таких проводов может силь-
но ограничить значение тока к.з. Например, трос АС70 длиной 600
м имеет почти такое же сопротивление, как 6 км контактной сети,
состоящей из проводов М120+2МФ100+А185. Такое ограничение
тока к.з. может существенно затруднить распознавание защитой
аварийного режима. Поэтому для каждого конкретного участка се-
чение и марка троса группового заземления должны корректиро-
ваться по условиям надежной защитй от к.з.
4
''Ж
-.X I-1—1—
1
-±-з
=4
5
6
Рис. 9.2. Групповое заземление
473
Для защиты опор от коррозии блуждающими токами в ряде стран
используют металлические фундаменты, электрически соединенные не
только с одним из рельсов, но и с металлической шиной из цветного
металла, уложенной в земле вдоль всей трассы. Это решение требует
больших затрат и пригодно только для однониточных рельсовых це-
пей. Исключить или значительно уменьшить коррозию опор блужда-
ющими токами возможно, если не использовать вообще заземляющих
проводников, т. е. при отсоединении опор от рельсов. В этом случае по
опорам, отсоединенным от рельсов, прокладывается дополнительный
провод, отличие которого от троса группового заземления заключа-
ется в том, что он не секционируется. Все металлические части опор,
нормально не находящиеся под напряжением, зажимами присоединя-
ются к дополнительному проводу, концы которого подключают к спе-
циальным отключающим катушкам быстродействующих выключате-
лей на подстанции и на посту секционирования.
Дополнительный провод может иметь и меньшую длину, не до-
ходящую до подстанции и поста. В этом случае к дополнительно-
му проводу подключаются короткозамыкатели. В отличие от груп-
пового заземления, при котором трос делится изоляцией на сек-
ции, соединенные в одной точке с рельсами, объединение опор с
помощью дополнительного провода при отсутствии такого соеди-
нения называется тросовым объединением опор.
9.2. Особенности нормального и аварийного режимов
Основные признаки. Токи фидеров контактной сети в нормаль-
ных режимах существенно изменяются, особенно при пуске элект-
роподвижного состава, повторном появлении напряжения, про-
ходе токоприемников через изолирующее сопряжение — воздуш-
ный промежуток. Режимы тяговой сети для целей защиты приня-
то в основном характеризовать максимальными токами фидера 1ф,
бросками (скачками) токов AZ, крутизной фронта нарастания тока
dl/dt, постоянной времени Т, а также уровнем напряжения U в раз-
личных точках сети.
При пуске электропоездов и восьмиосных электровозов ток достигает
2100-2250А. Изменениесхемы соединения двигателей сопровождается брос-
ками (приращениями) тока до 900-1080 А. Скорость изменения тока в
474
начальный момент (крутизна фронта) в этом режиме составляет для
электровозов примерно 30 кА/с, а для электропоездов 80-320 кА/с.
В эксплуатации, особенно при больших скоростях движения, про-
исходят отрывы токоприемников локомотивов от контактных про-
водов, что равносильно кратковременному исчезновению напряже-
ния и повторному его появлению. Такое же явление наблюдается
при отключении фидера защитой (например, от перегрузки) и его
повторном включении устройствами АПВ. В случае повторного по-
явления напряжения возникают броски токов переходного режима,
значение которых зависит от длительности перерыва питания. При
отрывах токоприемников броски тока достигают 500 А и имеют кру-
тизну фронта 60-80 кА/с. Если перерыв питания длится более 0,5 с,
то, например, бросок тока восьмиосного электровоза возрастает до
3000 А при крутизне фронта 100-180 кА/с.
При проезде воздушных промежутков токоприемник локомотива
замыкает обе его ветви. В этот момент ток поезда, ранее протекавший
по одному фидеру, питающему набегающую ветвь изолирующего со-
пряжения, распределяется между двумя фидерами. После прохода воз-
душного промежутка весь ток поезда будет протекать через второй
фидер, питающий сбегающую ветвь изолирующего сопряжения.
Таким образом, дл? второго фидера процесс прохода воздушного
промежутка токоприемником сопровождается двумя бросками тока:
первый совпадает с моментом перемыкания сбегающей и набегающей
ветвей воздушного промежутка, второй — с моментом схода токопри-
емника со сбегающей ветви. Бросок тока равен половине тока локомо-
тива и может достигать 1000 А при крутизне фронта до 1000-1500 кА/с.
Постоянная времени Т цепи тока при переходных режимах в нор-
мальных условиях эксплуатации превышает, как правило, 0,03 с. Одна-
ко при пуске электропоездов она снижается до 0,01 с, а при проезде воз-
душных промежутков и повторной подаче напряжения — на порядок.
Напряжение для цепей защиты контролируется, как правило, на тяго-
вых подстанциях и постах секционирования. Максимальное напряжение
на шинах подстанции в нормальном режиме достигает 4 кВ, минималь-
ное на отдельных перегонах при вынужденных схемах питания 2,2 кВ [39].
Чем больше ток к.з. по сравнению с током нагрузки, тем легче
обнаружить короткое замыкание.
При коротком замыкании цепи с сопротивлением RK и индук-
тивностью LK ток в ней изменяется по закону:
475
iK = IH+<<IK-IH^-e~t,T^= /н+Д/(1-е~'/Г‘), (9.1)
где 1п — ток нагрузки, предшествующий моменту короткого за-
мыкания; 1К — установившееся значение тока к.з.; AZ = 1К-1Н —
бросок тока; Тк — постоянная времени (Тк = L^/RJ.
Крутизна нарастания тока равна скорости его изменения в
начальный момент времени (t = 0):
Л=о V
(9.2)
В реальных условиях закон изменения тока фидера отлича-
ется от экспоненты как из-за нелинейного характера сопротив-
ления рельсов, так и из-за влияния переходных процессов в
силовой цепи электровозов.
Переходные процессы имеют ту же природу, что и у электрово-
зов переменного тока с тяговыми двигателями постоянного тока
(см. п. 8.1). Однако характер переходных процессов U3(t) и I3(t) име-
ет некоторое отличие, обусловленное тем, что у электровозов по-
стоянного тока выпрямителей в силовой цепи нет (рис. 9.3). Пусть
напряжение на токоприемнике до момента к.з. было равно U3lt, ток
локомотива 1311. В установившемся режиме к.з. напряжение на то-
коприемнике снижается до U3K, что влечет за собой изменение тока
возбуждения и магнитного потока тяговых двигателей. Однако
изменение магнитного потока не может происходить мгновенно:
этому препятствуют возникающие в магнитопроводе вихревые
токи. В связи с этим в течение некоторого времени э.д.с. двигате-
лей оказывается больше напряжения U3K сети. В этом промежутке
времени ток электровоза 7ЭГ становится отрицательным, т. е. элек-
тровоз переходит в генераторный режим (режим рекуперации) и
подпитывает место к.з. Напряжение на токоприемнике в этом же
промежутке времени U3T > U3K. В дальнейшем ток электровоза стре-
мится к установившемуся значению 1ЗК.
В кривой тока фидера содержится значительное количество выс-
ших гармоник, кратных шести (при шестипульсовом выпрямлении
переменного тока на тяговых подстанциях), а также других гар-
моник, связанных с нелинейными процессами в цепи при наличии
электрической дуги в месте к.з. (рис. 9.4).
476
Крутизна нарастания тока к.з. может изменяться от 70-100 кА/с
(при удаленных к.з.) до 500-700 кА/с (при к.з. вблизи шин подстан-
ции). На основании данных, приведенных в [34], можно считать, что
бросок тока при к.з. на однопутных участках составляет не менее
1600 А, а на двухпутных (при к.з. возле поста) — не менее 2200 А.
Постоянная времени Тк при к.з. в зависимости от места поврежде-
ния изменяется в пределах 0,003-0,2 с.
Напряжение в точке к глухого короткого замыкания равно
нулю. При замыкании через дугу напряжение в ней (рис. 9.5) рав-
но падению напряжения в дуге (7Д. Напряжение в какой-либо точ-
ке М, находящейся между подстанцией А и точкой к:
(9-3)
где — сопротивление 1 км тяговой сети.
В табл. 9.1 приведены граничные значения рассмотренных ве-
личин для фидера одного пути двухпутного участка при узловой
схеме питания. Короткое замыкание рассматривается возле шин
смежной подстанции. При к.з. возле поста секционирования токи
и крутизна их нарастания увеличиваются примерно в 2 раза. По-
казатели, характерные для режима повторного включения, отно-
сятся к одному электророзу в фидерной зоне. Более подробные
данные приведены в [25, 34, 35].
Сопоставляя основные признаки, характерные для нормального
режима и режима к.з., можно сделать следующие выводы. При значи-
Рис. 9.3. График изменения тока
электровоза при внешнем к.з.
Рис. 9.4. Осциллограмма тока к.з.
фидера контактной сети
477
Рис. 9.5. Распределение напряжения в контактной сети при к.з.
Таблица 9.1
Режим Граничные значения величин
1ф,А. Д7 dlldf, кА/с т, с
Нормальный <4000 <1000 <80 >0,03
Пуск электровоза <2100 <1080 <30 >0,036
Пуск электропоезда <2250 <900 <320 >0,003
Отрыв токоприемника <500 <500 <80 >0,005
Повторное включение <3000 <3000 <180 >0,002
Проезд воздушного промежутка <2000 <1000 <1500 >0,001
Короткое замыкание в контактной сети >1700 1600 > 2200 >90 <0,02
тельных расстояниях между подстанциями токи удаленных к.з.
соизмеримы с максимальными нагрузками нормального режима
или даже меньше их. Во многих случаях при большой интенсив-
ности движения поездов токи повреждений, возникших на рас-
стоянии 8-12 км от тяговой подстанции, практически уже невоз-
можно отличить от максимальных нагрузок. По крутизне фрон-
та нарастания токов и постоянной времени цепи также нельзя до-
стоверно судить о режиме в тяговой сети, поскольку и в нормаль-
ных условиях, и при к.з. во многих случаях они соизмеримы.
Броски тока при к.з., как правило, выше, чем в нормальном ре-
жиме. Исключение составляет лишь случай повторной подачи
478
напряжения на неотключившиеся электровозы, если перерыв пи-
тания длится более 0,5 с. Напряжение в контактной сети при к.з.
по сравнению с нормальным режимом снижается.
Сопротивление тяговой сети постоянного тока значительно мень-
ше, а токи во всех режимах существенно больше, чем в сети перемен-
ного тока. Возрастает и опасность пережога контактных проводов в
режиме к.з. Длина межподстанционной зоны не превышает, как пра-
вило, 20-25 км, а во многих случаях она меньше. Повторное включе-
ние сети под напряжение при наличии в зоне питания неотключив-
шихся электровозов сопровождается большими бросками тока, ко-
торые могут явиться причиной боксования, кругового огня по кол-
лектору тяговых двигателей, поломки сцепных приборов и пережога
проводов контактной сети. Большие токи нагрузок и отсутствие фа-
зовых сдвигов между током и напряжением являются, в частности,
причиной того, что выполнить защиты от токов к.з. в системе посто-
янного тока значительно сложнее, чем в системе переменного тока.
Особенно это относится к режимам, когда изменяется схема питания
или происходит выпадение промежуточной подстанции.
В качестве коммутационных аппаратов на фидерах тяговых под-
станций и постов секционирования используются автоматические
быстродействующие выключатели типов АБ-2/4, ВАБ-43 и др. Эти
выключатели выполняют одновременно и функции защиты. Вык-
лючатели являются поляризованными, т. е. их отключение возмож-
но только при одном направлении тока в силовой цепи (тока фи-
дера). Полное время отключения, включая и время гашения дуги
на контактах, составляет 0,044-0,08 с.
Упрощенная схема быстродействующего выключателя во включен-
ном состоянии приведена на рис. 9.6, айв отключенном состоянии на
рис. 9.6, б. На магнитопроводе 1 размещены четыре катушки: отклю-
чающий виток 5, держащая катушка 7, калибровочная катушка 9 и
включающая катушка 10. При кратковременной подаче напряжения
на включающую катушку 10 поворотный якорь 2 притягивается к ско-
шенному стержню магнитопровода и подводит подвижный контакт 3
к неподвижному 4. Механизм выключателя устроен так (на рис. 9.6 не
показано), что замыкание контактов 3 и 4 происходит только после
того, как исчезнет ток в катушке включения 10. В гаком положении
якорь 2 удерживается после отключения включающей катушки 10 за
счет магнитного потока, создаваемого током 1дк держащей катушки 7.
479
Ток контактной сети 1К проходит по отключающему витку 5 и создает
свой магнитный поток. В скошенном сердечнике магнитопровода 1 маг-
нитные потоки держащей катушки 7 и отключающего витка 5 направле-
ны встречно. Когда результирующий магнитный поток, равный раз-
ности магнитных потоков катушки 7 и витка 5, снизится до опреде-
ленной величины, он уже не сможет преодолеть натяжение пружи-
ны 8, которая повернет подвижный якорь 2 в положение, показан-
ное на рис. 9.6, б. Подвижный 3 и неподвижный 4 контакты разомк-
нутся, а возникшая между ними дуга выдувается магнитным дутьем
в дугогасительную камеру и там гасится.
Калибровочная катушка 9 служит для наладки и регулирова-
ния уставки срабатывания быстродействующего выключателя. Она
подключается к низковольтному источнику постоянного тока и
заменяет собой отключающий виток. Индуктивный шунт 6 слу-
жит для придания особых свойств выключателю. Без такого шун-
та выключатель реагирует только на величину тока и автомати-
чески отключается, когда эта величина достигнет заданного зна-
чения (уставки)/ При наличии индуктивного шунта выключатель
реагирует не только на величину тока, но и на признаки переход-
ного процесса — на скачок и на скорость нарастания тока. Поэто-
му он может отключиться и при токе, величина которого меньше
уставки. Кроме того, наличие индуктивного шунта повышает бы-
стродействие выключателя. Более подробно конструкция быстро-
действующих выключателей описана в [3, 35].
480
На ряде подстанций эксплуатируются быстродействующие вык-
лючатели ВАБ-28. Эти выключатели деполяризованные и размаг-
ничивающего витка у них нет. В качестве датчика тока использу-
ется реле РДШ (реле—дифференциальный шунт), которое своими
контактами размыкает цепь держащей катушки. Полное время от-
ключения этих выключателей 0,04-0,08 с.
Быстродействие. При воздействии на контактный провод элект-
рической дуги с током более 2 кА минимальное время пережога это-
го провода (с начальной температурой от +20 до -20°С) составляет
0,15-0,17 с. Токи в контактной сети постоянного тока значительно
выше, чем в сети переменного тока и в нормальном режиме при ин-
тенсивном движении поездов температура может достигать 80-90°С.
В режиме к.з. температура провода не должна возрастать свыше 200°С,
так как при более высокой температуре нагрева начинают заметно
изменяться его механические свойства и провод может оборваться.
Предварительно нагретый до температуры 100°С провод может быть
пережжен открытой электрической дугой за 0,062-0,074 с. Из сравне-
ния этого времени с полным временем отключения быстродействую-
щих выключателей следует, что практически никакая выдержка вре-
мени защиты от токов к.з. в системе постоянного тока не допустима.
Не следует также разрешать АПВ фидера контактной сети при ус-
тойчивом повреждении, так как нагретый открытой электрической
дугой провод не успевает заметно остыть за цикл АПВ и повторное
включение вызовет дополнительный существенный нагрев и обрыв
провода. Поэтому АПВ на фидерах контактной сети разрешается
только в том случае, если с помо-
щью испытателя коротких замы-
каний (ИКЗ) предварительно бу-
дет установлено, что изоляция
контактной сети исправна.
Быстродействующий вык-
лючатель может использовать-
ся как коммутационный аппа-
рат, отключение которого про-
изводится не размагничиваю-
щим витком, а релейной защи-
той. Возможны два способа от-
ключения: подача напряже-
Рис. 9.7. Схема подключения
держащей катушки
быстродействующего выключателя
16 Релейная защита
481
ния на калибровочную катушку 9 выключателя или разрыв цепи
держащей катушки 7 (рис. 9.6). При подаче напряжения на калиб-
ровочную катушку и протекании по ней тока требуемого значе-
ния (5 А и более) магнитные потоки перераспределяются по стер-
жням магнитопровода так же, как и при протекании тока по раз-
магничивающему витку. Поэтому время отключения при таком
способе не превышает паспортных значений, а по сравнению со
временем отключения токов удаленных к.з. при помощи размаг-
ничивающего витка — оно даже меньше.
При разрыве цепи держащей катушки нужно принимать специ-
альные меры по уменьшению времени отключения, в противном i
случае оно существенно возрастает по сравнению с паспортными
значениями. Объясняется это тем, что при разрыве цепи держа-
щей катушки магнитный поток не перераспределяется по стерж-
ням магнитопровода, а исчезает. В результате в магнитопроводе
наводятся вихревые токи, которые препятствуют мгновенному
изменению результирующего магнитного потока. Поэтому при
разрыве цепи держащей катушки ДК (рис. 9.7) необходимо одно-
временно вводить в ее цепь конденсатор так, чтобы процесс спада
тока носил колебательный характер — этим и достигается ускоре-
ние отключения выключателя. Для обеспечения колебательного
процесса спада тока в катушке при размыкании контакта К или
кнопки Кп необходимо выполнить условие:
(9.4)
где RdK, LdK — соответственно сопротивление и индуктивность
катушки ДК.
Малое время отключения быстродействующего выключателя
можно получить также при использовании схемы форсированно-
го отключения [96]. Такой вид отключения осуществяется с помо-
щью конденсатора С1, предварительно заряженного через выпря-
митель VD, и ключа К1 (рис. 9.7). В ждущем режиме конденсатор
С1 заряжен, ключ К1 разомкнут. При замыкании ключа К1 кон-
денсатор С1 разряжается на держащую катушку ДК, причем ток
разряда направлен встречно току этой катушки в ждущем режиме.
Для ускорения отключения конденсатор заряжается до напряжения
400-500 В. При его емкости 50-100 мкФ время отключения выключате-
ля не превышает 5-10 мс. В качестве ключа можно использовать кон-
482
такты реле РДШ, выходные контакты релейной защиты и телеблоки-
ровки. Ключ может быть заменен тиристором. Для форсированного
отключения можно использовать не только держащую катушку, но
также включающую или калибровочную (катушку управления).
Селективность. На однопутном участке с постом секциониро-
вания (рис. 9.8, а) при к.з. на участке между подстанцией А и по-
стом секционирования ПС должны отключаться выключатели Q1
и Q2. При к.з. на участке между постом ПС и подстанцией В долж-
ны отключаться выключатели Q3 и Q4. Поскольку выключатели
на посту секционирования поляризованные, то выключатель Q2
не может ложно отключиться при к.з. на участке между подстан-
цией В и постом, а выключатель Q3 не отключится ложно при к.з.
на участке между подстанцией А и постом ПС.
Для обеспечения селективности расчетную точку к.з. для вык-
лючателя подстанции, например Q1, выбирают на шинах поста сек-
ционирования (точка к1), а для выключателя поста, например
Q3, — у смежной подстанции (точка к2). При отключении поста
секционирования (например, для ревизии выключателей) включа-
ется продольный разъединитель QS, с помощью которого обеспе-
чивается двустороннее питание межподстанционной зоны. В этом
случае при к.з. в тяговой сети должны отключаться выключатели
Q1 и Q4. В этом режиме расчетную точку к.з. выбирают у смежной
подстанции (для выключателя Q1 — точка к2).
При выпадении подстанции В (рис. 9.8, б) включается продоль-
ный разъединитель QS, обеспечивающий двустороннее питание
Рис. 9.8. Схемы питания однопутного участка
483
межподстанционной зоны А-С. Короткие замыкания на участке
между постами секционирования ПС1 и ПС2 должны отключать-
ся выключателями Q3 и Q4. Для этих выключателей расчетную
точку к.з. выбирают на шинах смежного поста секционирования,
например, для выключателя Q3 — точка к.
На двухпутном участке (рис. 9.9, а) к.з. отключается одним вык-
лючателем на подстанции и одним на посту секционирования. При
к.з., например, в точке кЗ, отключаются выключатели Q6 и Q8.
Правильное действие выключателей на посту секционирования
обеспечивается их поляризованностью. Для выключателей под-
станции расчетную точку к.з. выбирают на шинах поста секцио-
нирования, например для выключателей Q1 и Q2, — точку к1. Для
выключателей поста расчетную точку к.з. выбирают на шинах
смежной подстанции, например для выключателей Q5 и Q6, —
точку к2. Один из выключателей (Q7или Q8) на смежной подстан-
ции считают отключенным. При выведении поста секционирова-
ния из работы двустороннее питание обеспечивается продольны-
ми разъединителями QS1 и QS2. В этом случае питание путей раз-
дельное, а к.з. отключаются выключателями поврежденного пути
на смежных подстанциях. В этом режиме для выключателей под-
станции расчетную точку к.з. выбирают у шин смежной подстан-
ции, например для выключателей Q1 и Q2, — точка к2.
С целью снижения потерь энергии в контактной сети и стабилизации
уровня напряжения применяют параллельное питание контактной сети
двухпутного участка. Для этого между подстанцией и постом секцио-
Рис. 9.9. Схемы питания двухпутного участка
484
пирования устанавливают пункты параллельного соединения ППС1
и ППС2 (рис. 9.9, б). Пункты параллельного соединения усложняют
работу защиты. Они могут быть управляемыми и автоматическими.
При управляемых ППС Q11 и Q21 выполняются в виде разъедините-
лей с моторными приводами, а короткое замыкание, например, в точ-
ке к отключается четырьмя выключателями Q5-Q8. Затем в бестоко-
вую паузу отключается управляемый разъединитель Q21 пункта ППС2
и срабатывают устройства АПВ на подстанции В и на посту секциони-
рования ПС. Успешным АПВ будет только на неповрежденном пути.
В автоматических ППС применяются неполяризованные быст-
родействующие выключатели. При к.з., например, в точке к отклю-
чаются выключатели Q6, Q8 и Q21. Расчетные точки для выключа-
телей подстанции и поста секционирования выбирают так же, как в
схеме, приведенной на рис. 9.9, а. Для обеспечения селективности
необходимо, чтобы выключатель пункта параллельного соедине-
ния отключался быстрее, чем выключатель подстанции. С этой це-
лью в качестве датчиков тока на ППС используются герконы, под-
ключающие при помощй тиристора калибровочную катушку вык-
лючателя пункта ППС к источнику постоянного оперативного на-
пряжения [34]. Однако, если точка к находится достаточно близко к
посту секционирования ПС, то отключение выключателей будет
происходить каскадно: сначала отключается выключатель Q6, по-
том Q21 и только после этого — выключатель Q8 (см. п. 8.3).
Устойчивость функционирования. Защита, чувствительная к корот-
ким замыканиям, одновременно должна быть нечувствительной к
токам нормального режима работы. В системе постоянного тока при
повреждениях в сети на удалении 8-15 км (в зависимости от интен-
сивности движения поездов) токи к.з. становятся соизмеримыми или
даже меньше максимальных токов нагрузки. Этим обстоятельством
и ограничивается зона максимальной токовой защиты.
В системе постоянного тока максимальная токовая защита ре-
ализуется автоматическими быстродействующими выключателя-
ми без индуктивных шунтов. Принято считать, что токи макси-
мальных нагрузок нормального режима не будут вызывать лож-
ных срабатываний выключателя, если соблюдается условие [25]:
4min^ Л тих + 300 А, (9.5)
к min it max ’ v z
где /Kmin — минимальный ток к.з. в конце зоны защиты; Ilimax —
максимальный ток рабочего (нормального) режима.
485
Выбор тока срабатывания 1у (статической уставки) при этом ре-
комендовалось выбирать по условию [25]:
I +100 <1 <1 -200 А. (9.6)
//max у к mm
Имея в виду основные требования, предъявляемые к защите (см.
п. 1.3), величине 100 А можно придать смысл коэффициента запа-
са, а величине 300 А — коэффициента чувствительности. Опыт эк-
сплуатации показал, что при разнице между 1у и Z„max всего в
100 А имеют место частые отключения выключателя в нормаль-
ном режиме, поскольку только лишь одна погрешность регулиров-
ки уставки быстродействующих выключателей оценивается в 100—
150 А [34]. В технике релейной защиты на основе многолетней прак-
тики принято коэффициент запаса (кз = 1,1-1,3) применять не в виде
слагаемого, а в виде сомножителя, который учитывает неточность
исходных данных по определению максимальных нагрузок в нор-
мальном режиме. Этот же подход использован в [34].
Запас по чувствительности 200 А также не имеет убедительного
обоснования. В [35] установлено, что только из-за возможной не-
стабильности уставки быстродействующего выключателя требует-
ся запас не 200 А, а 300-350 А. В ГОСТ 2585 «Выключатели автома-
тические быстродействующие постоянного тока. Общие техничес-
кие условия» указано, что отклонение значений токов срабатыва-
ния не должно превышать +10 % от величины тока уставки при
напряжении цепи управления выключателя от 80 до НО % номи-
нального. Следовательно, при уставке, например 4000 А, допусти-
мые отклонения токов срабатывания могут достичь 400 А. В стан-
дартах или технических условиях на выключатели конкретных се-
рий и типов может быть предусмотрено отклонение значений токов
срабатывания до ±5 %. Однако опыт эксплуатации показал, что ста-
бильность тока срабатывания зависит не от величины уставки, а от
шероховатостей контактов и их износа, точности отсчета и целого
ряда других случайных факторов [35]. Кроме нестабильности тока
срабатывания коэффициент чувствительности должен учитывать
еще и режим работы энергосистемы, наличие переходных сопротив-
лений в месте повреждения, точность исходных данных и т. п.
Ответственность защиты от к.з. контактной сети постоянного тока
ничуть не ниже, чем для сети переменного тока. Причем последствия от
к.з. в контактной сети могут быть более тяжелыми из-за значительно
486
больших значений токов к.з. Поэтому в дальнейшем для выбора
уставок защит постоянного тока используются те же проверенные
жизнью подходы, как и для сети переменного тока. Для повыше-
ния точности расчетов параметров короткого замыкания необхо-
димо учитывать увеличение сопротивления проводов контактной
сети из-за их нагрева, а также сопротивление дуги в месте к.з. При
этих условиях коэффициенты чувствительности могут иметь мень-
шее значение, чем для защит переменного тока.
Порядок расчетов. Предусмотрен следующий порядок расчетов:
— для конкретного участка и заданного фидерного выключа-
теля выбираются основная, резервная и дополнительная защиты;
— вычисляются электрические параметры нормального режи-
ма работы фидера при наибольшей расчетной нагрузке;
— вычисляются электрические параметры, измеряемые защи-
той фидера при коротком замыкании в расчетных точках;
— выбираются уставки защит путем сравнения электрических
параметров нормального режима и короткого замыкания с соблю-
дением условий устойчивости функционирования.
Если выбранная защита не удовлетворяет требованиям устой-
чивости функционирования (чувствительности к коротким замы-
каниям и отстроенности от нормальных режимов), следует рас-
смотреть возможность использования следующих мер:
— увеличение сечения троса группового заземления или умень-
шение его длины;
— применение защит, реагирующих на другие признаки корот-
кого замыкания;
— ограничение размеров движения, если отключилась одна
смежная тяговая подстанция;
— применение защит с пониженной чувствительностью к ре-
жимам нормальной работы (например, адаптивных);
— применение на пунктах параллельного соединения потенци-
альной защиты с воздействием на короткозамыкатель, либо с пе-
редачей команды по каналам телемеханики на отключение вык-
лючателей смежных поста секционирования и тяговой подстан-
ции;
— перевод межподстанционной зоны на одностороннее пита-
ние путем секционирования шин поста секционирования при вклю-
ченных выключателях поста и пунктов параллельного соединения;
487
— увеличение сечения проводов контактной сети;
— снижение расстояния между тяговыми подстанциями, в том
числе за счет передвижных подстанций;
— другие возможные меры.
Расчет параметров короткого замыкания при выборе уставок
релейной защиты должен производиться для установленных ре-
жимов и расчетных схем питания тяговой сети.
Основные требования к защитам. Уставка защиты должна вы-
бираться с соблюдением требований селективности и устойчивос-
ти функционирования.
Выбранные уставки должны обеспечивать надежное отключе-
ние выключателя при коротком замыкании в наиболее удаленной
точке при нормальной и вынужденной схемах питания контакт-
ной сети (в случае вывода из работы поста секционирования) с тре-
буемыми коэффициентами чувствительности. Кроме того, долж-
ны предусматриваться особые (меньшие по току, большие по со-
противлению) уставки, соответствующие вынужденной схеме пи-
тания контактной сети в случае вывода из работы одной смежной
подстанции. Особые уставки, отключенные в нормальном режи-
ме, вводятся при изменении схемы питания оперативным персо-
налом по приказу энергодиспетчера или телеуправлению.
Каждый из выключателей контактной сети на фидерах тяговых
подстанций и постов секционирования, а также на пунктах парал-
лельного соединения должен содержать основную и резервную за-
щиты от коротких замыканий. Для ускорения отключений близких
коротких замыканий в начале линии может быть предусмотрена до-
полнительная защита в виде токовой отсечки без выдержки времени.
Предпочтительными являются следующие виды защит. На фи-
дерах тяговых подстанций и постов секционирования в качестве
основной — максимальная и максимальная импульсная токовые
защиты, реализуемые с помощью поляризованных быстродейству-
ющих выключателей; в качестве резервной — защита по сопро-
тивлению. Для защиты шин поста секционирования в качестве ре-
зервной может использоваться потенциальная защита. На пунк-
тах параллельного соединения в качестве основной — защита ми-
нимального напряжения (потенциальная), в качестве резервной —
максимальная токовая, реализуемая с помощью неполяризован-
ных быстродействующих выключателей.
488
Запасный фидер оборудуется теми же защитами, что и другие
фидеры контактной сети. Уставки защит принимаются как для фи-
дера с минимальным током короткого замыкания.
Защита фидеров тяговых подстанций должна быть снабжена,
кроме того, аппаратурой для прямого или косвенного контроля
условий нагревания проводов для предотвращения их отжига при
удаленных коротких замыканиях и перегрузке.
Селективность основных и резервных защит обеспечивается
свойством направленности и с помощью выдержки времени. Пер-
вые ступени защит (основная и дополнительная в виде токовой от-
сечки, а также защита пунктов параллельного соединения) выпол-
няются без выдержки времени.
Выдержка времени для резервных защит контактной сети с двой-
ным контактным проводом не должна превышать 0,2-0,3 с при
условии, что перед автоматическим или оперативным повторным
включением выключателя осуществляется опробование контакт-
ной сети на отсутствие короткого замыкания.
Для предотвращения случаев пережога проводов контактной
сети открытой электрической дугой допускается применять несе-
лективные защиты, у которых все ступени выполнены без выдерж-
ки времени. Неверные (ложные и излишние) действия защиты при
этом должны исправляться с помощью АПВ.
Устойчивость функционирования оценивается коэффициентом
чувствительности к внутренним и коэффициентом отстройки от
внешних коротких замыканий [40]. Коэффициент чувствительнос-
ти кч не должен быть меньше величин, указанных в табл. 9.2.
Для первых ступеней многоступенчатых защит отстройка ус-
тавки от внешних коротких замыканий (за пределами зоны защи-
ты) осуществляется коэффициентом отстройки котс, который при-
нимается равным:
для защит, реагирующих на ток, его производную или интег-
ральное за заданный промежуток времени значение, 1,2-1,6;
для защит, реагирующих на напряжение или сопротивление пет-
ли короткого замыкания, 0,85-0,9.
При определении кч параметры короткого замыкания должны
учитывать сопротивление троса группового заземления и падение
напряжения в дуге. При использовании котс короткое замыкание
принимается металлическим.
489
Защита от коротких замыканий должна быть отстроена от мак-
симальных нагрузок нормального режима работы, скачков тока
при проезде локомотивом воздушного промежутка или нейтраль-
ной вставки, а также от повреждений, отключаемых выключате-
лем локомотива или выключателями смежных участков. Отстрой-
ка уставки от указанных режимов осуществляется коэффициента-
ми запаса к3, возврата кв и адаптации ка[40].
Таблица 9.2
Виды защит Назначение Место КЗ
Защиты по току (в том числе для автоматических быстродейству- ющих выключателей), по напряжению и сопротивлению Основная Конец защищаемой зоны 1,25
То же при наличии резервной селективной ступени То же То же 1,15
Защиты, реагирующие на ток, напряжение, сопротивление, их приращение, сочетание, производные или интегральные значения Резервная, ближнее резервирование То же 1,25
То же Резервная, дальнее резервирование Конец смежнбго элемента, входящего в зону резервирования 1, 15
Коэффициент запаса к3 для быстродействующих выключателей
принимают не менее 1,15, для других защит— 1,1-1,3.
Коэффициент возврата кв для быстродействующих выключате-
лей и других защит, не имеющих выдержки времени, принимают
равным единице. Для защит с выдержкой времени, реагирующих
на возрастание контролируемого параметра и выполненных на
электромагнитном принципе, принимают кв = 0,8-0,85, для элект-
ронных защит кв = 0,8-0,9. Для защит с выдержкой времени, реа-
гирующих на снижение контролируемого параметра и выполнен-
ных на электромагнитном принципе, принимают кв = 1,15-1,25,
а для электронных кв = 1,1-1,15.
Для защит без адаптации принимают ка = 1, для защит с адап-
тацией, осуществляющих автоматическое загрубление уставки при
больших тяговых токах, ка = 1,2-1,3.
490
Резервирование. Ограниченность зоны защиты и невозмож-
ность использования ступенчатой выдержки времени чрезвычай-
но затрудняет выполнение многоступенчатых резервных защит.
В отличие от системы переменного тока защиту на быстродей-
ствующих выключателях тяговых подстанций не удается выпол-
нить так, чтобы можно было резервировать выключатели поста
секционирования при к.з. в любой точке межподстанционной
зоны. С помощью токовых и потенциальных защит возможно
лишь частичное резервирование. В связи с этим применение те-
леблокировки выключателей как одной из мер, повышающих
надежность отключения к.з., для системы постоянного тока име-
ет особенно важное значение.
Параметры нормального режима. Расчетные параметры нор-
мального режима определяются для тех же условий, что и в кон-
тактной сети переменного тока (см. п. 8.1). Общее число поездов
иэ, находящихся на данном пути в расчетной зоне, вычисляют по
формуле (8.1) с учетом, размеров движения в соответствии с табл.
8.1. Расчетную величину максимального тока нормального режи-
ма для фидера подстанции вычисляют по формуле (8.2), для поста
секционирования — по формуле (8.5) и для пункта параллельного
соединения — по формуле (8.6).
Токи трогания локомотива 7тр, ток часового 1Ч и длительного /да
режимов вычисляют по формулам (8.3) и (8.4) при км = 1 или при-
нимают по табл. 9.3.
Таблица 9.3
Серия электровоза Мощность часового режима, кВт кпд Мощность длительного режима, кВт Пусковой ток, А Ток ограничения, А
ВЛ8 4200 0,89 3760 2350 2320 (ОП1) 1950 (ПП)
влю 5360 0,90 4600 2900 2780(ОПЗ) 2670 (ОП2) 2480 (ОП1) 2300 (ПП)
ВЛ15 9000 0,88 8400 4600 4310 (ПП)
491
Минимальное значение напряжения на шинах тяговой подстанции
постоянного тока в нормальном режиме работы принимают 3000 В.
Для постов секционирования и пунктов параллельного соединения в
нормальном режиме работы значение этого напряжения принимают
2700 В, а в схемах с отключенной тяговой подстанцией — 2400 В.
Минимальное значение сопротивления RH min, измеряемое защи-
тами выключателей подстанций, постов и пунктов параллельного
соединения в нормальном режиме работы, вычисляют по формуле:
/? min = (9.7)
ну min г v 7
1н, min
9.3. Вычисление параметров короткого замыкания
Вычисление параметров короткого замыкания осуществляется
на основе схемы замещения для тех схем питания межподстанци-
онной зоны, для которых условия работы конкретной защиты яв-
ляются наиболее сложными (расчетные схемы). В схему замеще-
ния входят сопротивления контактной сети, питающих и отсасы-
вающих проводов, рельсов, тяговых подстанций, сопротивление
дуги в месте повреждения или падение напряжения д ней, расчет-
ные напряжения холостого хода подстанций. По этим данным вы-
числяются токи и напряжения на различных участках межподстан-
ционной зоны. При наличии специализированных программ та-
кие расчеты можно осуществить с помощью ЭВМ. Уже упоминав-
шиеся в предыдущей главе программы Micro-Cap V и EWB [90,91,
92] позволяют сформировать на экране схему замещения. Если за-
дать при этом численные значения сопротивлений и напряжений,
то ЭВМ выполнит все необходимые вычисления параметров к.з.
для любой ветви и любого узла. Для общности в данном пункте
приведена методика ручного счета.
Сопротивление проводов контактной сети. Величины погонных
электрических сопротивлений проводов, используемых для пита-
ющих и отсасывающих фидеров, несущих тросов, а также усили-
вающих проводов, приведены в табл. 9.4 для температуры 20°С.
При расчетах параметров короткого замыкания эти сопротив-
ления должны быть приведены к расчетной температуре. Приве-
дение осуществляется по формуле:
492
Таблица 9.4
Марка провода Погонное электрическое сопротивление, Ом/км, при температуре 20°С Марка провода Погонное электрическое сопротивление, Ом/км, при температуре 20°С
М93 0,191 А150 0,194
М120 0,154 А185 0,157
ПБСМ1-70 0,660 АС35/6.2 0,790
ПБСМ2-70 0,880 АС 50/8,0 0,603
ПБСМ1-95 0,509 АС 70/11 0,429
ПБСМ2-95 0,679 АС95/16 0,306
ПБСА50/70 0,550 АС 120/19 0,244
А95 0,308 АС 150/19 0,204
А120 0,246 АС 185/24 0,154
r‘ ’ <98)
где rt — погонное сопротивление одного провода при расчетной
температуре tp, Ом/км; Г] 20 — погонное сопротивление этого про-
вода при температуре 20°С, Ом/км; Р — температурный коэффи-
циент сопротивления, 1/°С.
Для медных, бронзовых, сталемедных, алюминиевых и стале-
алюминиевых проводов допускается принимать Р = 0,004 1/°С. При
отсутствии данных о расчетной температуре принимают t =
= 40°С.
Значения погонных электрических сопротивлений контактных
проводов при различной степени износа указаны в табл. 9.5 для
температуры 20°С. Сопротивление контактных проводов опреде-
ляется с учетом их фактического износа по формуле:
rU3 = г/(1-и/100), (9.9)
где гиз — погонное сопротивление изношенного контактного про-
вода, Ом/км; г — погонное сопротивление нового контактного про-
вода, Ом/км; и — износ провода, %.
При отсутствии данных об износе сопротивление контактного
провода принимают по табл. 9.5, соответствующее износу 15 %.
493
Таблица 9.5
Марка провода * Износ, % Погонное электрическое сопротивление, Ом/км, при температуре 20°С для номинальных сечений, мм2
85 100 150
МФ 0 0,207 0,238 0,269 0,176 0,202 0,229 0,117 0,135 0,153
15
30
НЛОлФ 0 0,218 0,250 0,283 0,185 0,213 0,241 0,123 0,142 0,160
15
30
БрЦрФ 0 0,235 0,271 0,306 0,200 0,230 0,260 0,133 0,153 0,173
15
30
БрКдФ 0 0,241 0,277 0,314 0,205 0,236 0,267 0,137 0,157 0,177
15
30
БрМгЦрФ 0 0,253 0,291 0,329 0,215 0,247 0,280 0,143 0,165 0,186
15
30
БрМгФ 0 0,259 0,298 0,336 0,220 0,253 0,286 0,147 0,169 ' 0,191
15
30
БрЖФ 0 0,312 0,359 0,405 0,265 0,305 0,345 0,177 0,203 0,230
15
30
При расчетах параметров короткого замыкания сопротивление
контактных проводов должно быть приведено к расчетной темпе-
ратуре.
Погонное сопротивление пучка (токопровода), состоящего из
нескольких параллельно соединенных проводов, вычисляют по
формуле:
-= —+ — + ... + —
г г, r2 rj
(9.Ю)
где г— погонное сопротивление пучка, Ом/км; гр г2,..., гр..., г—
погонные сопротивления соответственно 1-го, 2-го,..., /-го,..., q-ro
проводов, Ом/км; q — число проводов в пучке.
494
Таблица 9.6
Марка провода Погонное сопротивление контактной сети, Ом/км, при температуре, °C
20 40 60 80
ПБСМ1-70+МФ100 0,140 0,150 0,161 0,171
ПБСМ1-70+МФ85 0,158 0,170 0,181 0,193
ПБСА50/70+МФ100 0,134 0,144 0,154 0,164
М95+МФ85 0,100 0,107 0,115 0,122
М120+МФ100 0,083 0,089 0,095 0,101
М120+МФ100(15% изн.) 0,088 0,094 0,101 0,108
М120+2МФ100 0,057 0,061 0,065 0,070
Ml20 +2МФ100 (15% изн.) 0,062 0,067 0,071 0,076
М120+2МФ100+А185 0,044 0,047 0,051 0,054
М120+2МФ100+2А185 0,035 0,038 0,040 0,043
М120+2МФ100+ЗА185 0,028 0,030 0,032 0,034
М120+НЛОлФЮ0 0,085 0,091 0,098 0,104
М120+НЛОлФЮ0 (15% изн.) 0,090 0,097 0,103 0,110
М120+2НЛОлФЮ0 0,058 0,062 0,067 0,071
М120+2НЛОлФЮ0 (15% изн.) 0,063 0,068 0,072 0,077
Ml 20+2НЛОлФЮ0+А 185 0,045 0,048 0,051 0,055
М120+2НЛ ОлФ 100+2 А185 0,036 0,039 0,041 0,044
М120+2НЛОлФ100+ЗА185 0,029 0,031 0,033 0,035
М120+БрЖФ100 0,098 0,105 0,113 0,120
М120+БрЖФ100 (15% изн.) 0,103 0,111 0,118 0,126
М120+2БрЖФ100 0,072 0,077 0,083 0,088
М120+2БрЖФ100 (15% изн.) 0,077 0,083 0,088 0,094
М120+2БРЖФ100+А185 0,049 0,053 0,056 0,060
М120+2БРЖФ100+2А185 0,037 0,039 0,042 0,045
М120+2БРЖФ100+ЗА185 0,030 0,032 0,034 0,037
Если все q проводов в пучке имеют одну марку (одинаковое со-
противление), то погонное сопротивление пучка вычисляют по
формуле, Ом/км:
r= rjq,
(9.П)
где z-j — погонное сопротивление одного провода, Ом/км.
Погонное сопротивление контактной сети одного пути, состо-
ящей из несущих тросов, контактных и усиливающих проводов
вычисляют по формуле:
1=
(9.12)
495
где qv qn, qy — соответственно число проводов в несущем тросе,
число контактных проводов и число усиливающих проводов; гт,
гп, гу — погонные сопротивления соответственно одного несуще-
го троса, одного контактного провода и одного усиливающего
провода, Ом/км.
Величины погонных сопротивлений контактной сети для неко-
торых типов проводов приведены в табл. 9.6.
При наличии усиливающих проводов износ контактных про-
водов на общее сопротивление контактной сети влияет мало.
Сопротивление R отдельных проводов или пучка параллельно
соединенных проводов заданной длины вычисляют по формуле, Ом:
R=r£, (9.13)
где г— погонное сопротивление рассматриваемого провода (или
пучка проводов), приведенное к расчетной температуре, Ом/км; I —
длина провода, км.
Параметры тяговых подстанций. Параметры смежных тяговых
подстанций А и В учитывают в схеме замещения их сопротивлени-
ем RnA, RnB и расчетным напряжением UA рас, UB рас на шинах вып-
рямленного тока.
Сопротивление тяговой подстанции /?п вычисляют по форму-
ле, Ом:
ЛП = Р + ^+%. (9.14)
где р — внутреннее сопротивление подстанции, Ом; R — сопро-
тивление реактора сглаживающего устройства, Ом; R^ — сопро-
тивление отсасывающего фидера, Ом.
Внутреннее сопротивление подстанции вычисляют по форму-
ле [1]:
(1-ЛЛ-.)»/,, <’|5>
где А — коэффициент относительного наклона внешней характе-
ристики преобразовательного агрегата; Un — номинальное напря-
жение на шинах выпрямленного тока, В; I — номинальный ток
одного выпрямительного агрегата, А; ит — число включенных в
работу выпрямительных агрегатов; X* — суммарное индуктивное
сопротивление, включенное в каждый из линейных проводов вто-
ричных обмоток преобразовательного агрегата, выраженное в от-
носительных единицах.
496
Коэффициент А принимают равным для шестипульсовых вып-
рямителей 0,5 и для двенадцатипульсовых выпрямителей 0,26. Но-
минальное напряжение UH принимают равным 3300 В. Значение
X* вычисляют по формуле:
= sTnT (l±a3)M|CT,sTnT (1±а3)«ет
*" sc 100Snnn 100
(9.16)
где 5T, 5П — номинальные мощности первичных обмоток соот-
ветственно тягового (преобразовательного) и понизительного
трансформаторов, MB-А; икт, икп — напряжения короткого замы-
кания соответственно тягового и понизительного трансформа-
торов, %; аз— заводской допуск на величину напряжения корот-
кого замыкания; Sc — мощность короткого замыкания на вводах
в тяговую подстанцию, MB-А; пп — число включенных в работу
понизительных трансформаторов. Мощность короткого замыка-
ния Sc задается энергосистемой. Если параметры энергосистемы
заданы не мощностью короткого замыкания, а сопротивлением
X, Ом, приведенным к напряжению U6, кВ, то мощность Sc вы-
числяют по формуле:
5с = у-- (9.17)
Номинальные мощности и напряжения короткого замыкания
трансформаторов, а также величину номинального тока преобра-
зовательного агрегата принимают по справочным данным. Для тя-
говых (преобразовательных) трансформаторов-инверторов исполь-
зуются параметры выпрямительного режима. Данные для некото-
рых типов трансформаторов приведены в табл. 9.7 и табл. 9.8, в ко-
торых обозначения В, С, Н относятся к обмоткам соответственно
высшего, среднего и низшего напряжений, а Ц.с — номинальное на-
пряжение сетевой обмотки преобразовательного трансформатора.
Для сглаживающего устройства допускается принимать
Rcy = 0,02 Ом.
Сопротивление отсасывающего фидера вычисляют по форму-
ле (9.13). При отсутствии данных об отсасывающем фидере допус-
кается принимать /?оф = 0,02 Ом.
497
Таблица 9.7
Тип трансформатора Электрические характеристики понизительных трансформаторов
МВ- А 1/„,кВ м#спд-//» %
В С н макс. ср. МИН.
ТДТН-25000/220 25 230 38,5 6,6; 11 22,3 20 16,6
ТДТН-40000/220- 70У1 40 230 38,5 11 23,3 22 20,1
ТДТН-10000/110-70 10 115 38,5 6,6 18,9 17 14,1
ТДТН-10000/110-70 10 115 38,5 11 11,7 10,5 8,7
ТДТН-10000/110- 76У1 10 115 38,5 6,6; 11 18,9 17 14,1
ТДТН-25000/110-66 25 115 38,5 6,6; 11 18,1 17 15,9
ТДТН-25000/110- 76У1 25 115 38,5 6,6; 11 18,1 17 15,9
ТДТН-40000/110- 67У1 40 115 38,5 6,6 19 17 15,5
ТДТН-40000/110-' 67У1 40 115 38,5 11 11,1 10,5 9,6
ТДТН-40000/110- 76У1 40 115 38,5 6,6; 11 19 17 15,5
ТД-10000/35-74У1 10 38,5 - 6,3;11 8,3 7,5 6,8
ТД-16000/35-74У1 16 38,5 - 6,3; 10,5 7,3 8,0 8,8
Расчетное напряжение U тяговой подстанции вычисляют по
формуле, В:
Uрас ~ Y —АХ " КтПт^н^п’ (9-18)
где аи — допуск на величину отклонения напряжения на вводах в
тяговую подстанцию; кнп — коэффициент загрузки неповрежден-
ных путей.
Допустимое отклонение напряжения принимают равным а = 0,05
со знаком плюс для режима максимума и со знаком минус для ре-
жима минимума энергосистемы. Для однопутного участка прини-
мают кнп = 0,5, для многопутных кип = 0,75 - 1.
Если не заданы другие условия, то при вычислении сопротив-
ления и расчетного напряжения U подстанций по формулам
(9.14) и (9.18) для различных режимов энергосистемы используют
данные, указанные в табл. 9.9.
Пример 9.1. Вычислить сопротивление и расчетное напряжение
двухагрегатпой тяговой подстанции с понизительным тпрансформа-
• 498
Тип трансформатора Электрические характеристики тяговых (преобразовательных) трансформаторов
5Т, МВ-А UTC, кВ W/CT > % In, А
УТМРУ-6300/35Ж 3,7 6,3;10,5 7,7 1000
3,7 35 8,2 1000
ТМП-6300/35 ИУ1 4,66 6;10;35 8,7 1250
4,64 6 6,7 1250
ТМПУ-6300/35 ЖУ1 4,64 10 7,2 1250
4,64 35 9,5 1250
ТМПУ-16000/10ЖУ1 11,84 6;10 6,7 3200
ТМПУ-16000/10-1 П,1 6;10 7,0 3000
ТМРУ-16000/10 ж 11,84 6;10 7,35 3200
ТДП-12500/10ЖУ1 11,8 6;10 7,0 3200
ТДП-12500/10 ИУ1 11,9 6,3 8,2 3200
ТДП-16000/10ЖУ1 11,6 10,5 7,5 3200
ТДПУ-20000/10Ж 11,9 10,5 8,2 3200
ТДПУ-20000/10 ИУ 11,9 10,5 7,48 3200
ТДПУ-20000/35 Ж и,з 35 7,6 3000
ТДРУ-20000/10 И 11,83 6,3;10,5 7,5 3200
ТРДП-12500/10ЖУ1 11,4 6,3; 10,5 8,0 3150
ТРДП-16000/35 ЖУ1 • 11,4 10,5;35 8,2 3150
ТРДП-20000/35(10)ИУ1 11,0 35 8,14 3150
Таблица 9.9
Режим энергосистемы Значения величин
sc, МВ-А % «п пТ а3 а„ КНП
Минимальный 500 макс 1 1 -0,05 -0,05 0,5+1
Средний 1000 ср 1 1 0 0 0,5+1
Максимальный 1500 мнн 2 2 +0,05 +0,05 0
тором типа ТДТН-25000/110-76У1 и шестипульсовым преобразова-
тельным агрегатом ВИПЭ-2УЗ с тяговым трансформатором ТДП-
12500/10-ЖУ1 в режиме минимума энергосистемы, сопротивление
которой, приведенное к напряжению U6= 115 кВ, равно Хс = 22 Ом.
Отсасывающий фидер длиной = 0,5 км состоит из шести про-
водов АС185/24.
По формуле (9.17) находим мощность короткого замыкания на
вводах в подстанцию:
499
S. = ^ = 601 MBA.
c xc 22
По табл. 9.7 для понизительного трансформатора в режиме ми-
нимума энергосистемы находим: Sn = 25 MB-А, икп = 18,1 %. По
табл. 9.8 для преобразовательного трансформатора находим:
ST = 11,8 MBA, и^ = 7%, = 3200 А. По формуле (9.16) вычисляем:
Y _ 11,8 (1 + 0,05)18,1-11,8-1 _ (1 + 0,05)7. ....
601 100-25-1 100
По формуле (9.15) находим:
AX*U 0,5-0,191-3300 П1П. _
р= -----------г------= 0,104 Ом.
{]-AXt)nrIH (1-0,5-0,183)1-3200
Принимаем Rcy = 0,02 Ом.
По табл.9.4 для провода АС185/24 находим 20 = 0,154 Ом/км.
По формуле (9.8) приводим это сопротивление к температуре 40°С:
1+0,004-40 .... _.
г. = 0,154---------= 0,165 Ом/км.
1 1 + 0,004-20
Погонное сопротивление отсасывающего фидера, состоящего из
шести проводов, вычисляем по формуле (9.11):
г. = 0,165/6= 0,028 Ом/км.
оф
По формуле (9.13) находим сопротивление отсасывающего фи-
дера
R . = 0,028-0,5 = 0,014 Ом.
Сопротивление подстанции находим по формуле (9.14):
Rn = r + Rcy + R = 0,104 + 0,020 + 0,014 = 0,138 Ом.
Расчетное напряжение вычисляем по формуле (9.18):
U = )-3-3—-0,75-1-3200-0,138 = 3120 В.
рас 1-0,5-0,183
Параметры места повреждения. Место повреждения характеризуется
тремя параметрами: сопротивлением троса группового заземления Rm,
падением напряжения в дуге UR, переходным сопротивлением «контакт-
ная сеть-земля». При перекрытии гирлянды изоляторов или стер-
500
жневого изолятора по загрязненной поверхности (до 70% всех ко-
ротких замыканий) образуется электрическая дуга, падение на-
пряжения в которой от значения тока (при токах свыше 500 А)
практически не зависит. При падении провода контактной сети
на землю или шпальную решетку место повреждения характери-
зуется переходным сопротивлением R3. В расчетах учитывается
либо падение напряжения в дуге С/Д(тогда принимают R3 = 0), либо
переходное сопротивление ЯДтогда принимают С/д = 0).
Погонное сопротивление троса группового заземления прини-
мают по таб. 9.4 и пересчитывают по формуле (9.8) для расчетной
температуры 40 °C. Сопротивление троса группового заземления
вычисляют по формуле (9.13). Конструктивная длина троса груп-
пового заземления регламентируется Инструкцией по заземлению
устройств электроснабжения на электрифицированных железных
дорогах. В качестве расчетной длины троса группового заземле-
ния t - tm принимают расстояние от точки присоединения зазем-
ляющего спуска до наиболее удаленного его конца. При этом рас-
четная длина при Т-образной схеме подключения равна половине
конструктивной длины всего троса. Поэтому в схемах Г- и Т -об-
разного способа подвешивания троса группового заземления при-
нимают: для металлических опор 1т = 0,3 км, для железобетон-
ных опор 1т = 0,6 км.
Величину падения напряжения в дуге U вычисляют по форму-
ле, В:
Ua = \350LynU3b, (9.19)
где Ly —длина пути утечки по поверхности одного изолятора, м; пиз —
число изоляторов в гирлянде; b — коэффициент, учитывающий воз-
можность развития дуги по наикратчайшему пути в воздухе.
Длину пути утечки принимают в соответствии с типом используе-
мых в контактной сети изоляторов на основании справочных дан-
ных. При их отсутствии допускается принимать эту длину равной для
тарельчатых изоляторов 0,26-0,37 м, а для тарельчатых изоляторов
для загрязненных районов 0,45-0,48 м. Коэффициент b принимают
равным 0,8-0,9. Если применяются защиты с выдержкой времени 0,2—
0,3 с (для двойного контактного провода), то коэффициент b следует
увеличить в 1,5-2 раза за счет эффекта растягивания дуги ветром,
конвекции воздуха и электродинамических усилий.
501
Величину переходного сопротивления «контактная сеть-земля»
при падении провода на землю или шпальную решетку принима-
ют равной 3,5-4,5 Ом. В эту величину входит и сопротивление дуги.
Сопротивление рельсовой цепи. Все рельсы на однопутном и
многопутном участках считают электрически соединенными па-
раллельно. Значения погонного сопротивления рельсов одного
пути при температуре 20°С приведены в табл.9.10.
Таблица 9.10
Тип рельсов Погонное сопротивление рельсов однопутного участка, Ом/км, при длине рельсов между стыками, м
12,5 25 800
Р43 0,022 0,020 0,018
Р50 0,019 0,018 0,016
Р65 0,015 0,014 0,013
Р75 0,013 0,012 0,011
При вычислении минимальных значений токов и максималь-
ных значений сопротивлений петли короткого замыкания темпе-
ратуру рельсов принимают равной расчетному значению наиболь-
шей температуры Zp окружающей среды для данного рдйона. При-
ведение сопротивления рельсов одного пути гр120 к температуре /р
производят по формуле (9.8) при температурном коэффициенте со-
противления рельсовой стали Р = 0,005 1/°С.
Погонное сопротивление гр рельсов многопутного участка вы-
числяют по формуле, Ом/км:
гр = гр1 /ш, (9.20)
где гр] — погонное сопротивление рельсов одного пути, Ом/км;
т — число путей.
Сопротивление рельсовой цепи Rp на участке от тяговой под-
станции до точки короткого замыкания вычисляют по формуле:
*Р = (9.21)
где € — расстояние от подстанции до точки короткого замыка-
ния, км.
Схемы замещения тяговой сети. Параметры короткого замыкания
(токи выключателей, напряжения в узловых точках, сопротивления
502
петли короткого замыкания, измеряемые защитой выключателей)
вычисляются на основе схем замещения.
Схема параллельного питания много путного участка в межпод-
станционной зоне между смежными тяговыми подстанциями А
и В, содержащая пост секционирования ПС и пункты параллель-
ного соединения ППС1 и ППС2, приведена на рис. 9.10, а.
Расстояния ^2’ ^3’ ^4 соответствуют длинам контактной
сети соответственно на первом, втором, третьем и четвертом уча-
стках. Расстояния 1фЛ и £фВ относятся к длинам питающих фи-
деров на первом и четвертом участках.
При раздельном питании контактных сетей разных путей (рис.
9.11, а) число узловых точек равно двум (шины подстанций А и В),
а число участков — одному (/ = 1). При узловом питании (рис. 9.11,6)
число узловых точек равно трем (третья узловая точка образована
шинами поста секционирования ПС), а число участков — двум
(/ - 1, 2). Для схемы параллельного питания (рис. 9.10, а) число узло-
вых точек равно пяти (четвертая и пятая узловые точки образованы
пунктами параллельного соединения ППС1 и ППС2), а число участ-
ков — четырем (/ = 1, 2, 3, 4). Для параллельной схемы питания при
выпадении одной промежуточной подстанции и замыкании ее про-
дольных разъединителей число участков равно семи (рис. 9.11, г).
Расстояние от точки К короткого замыкания (рис. 9.10, а) до
ближайшей слева узловой точки обозначено 1\, а до ближайшей
справа узловой точки — I", тле i — номер участка. Для третьего
участка (j = 3) соответственно получаем и Гу
Схема замещения межподстанционной зоны для параллельной
схемы питания при коротком замыкании в точке К на третьем учас-
тке приведена на рис. 9.10, б. Повреждение рассматривается на
1-ом (нижнем) пути.
В этой схеме обозначены:
С/, рас, UB рас — расчетные напряжения подстанций с учетом на-
грузок неповрежденных плеч питания; х
ид — падение напряжения в дуге;
1А, 1В — токи подстанций А и В;
1К — ток короткого замыкания в месте повреждения;
7,3, Г(3 — токи в контактной сети поврежденного 1-го (на рис.
9.10, а — нижнего) пути на 3-м участке соответственно слева и спра-
ва от места короткого замыкания;
503
— ток в контактной сети неповрежденных (2-го, 3-го,...,
q-ro ,..., л-го) путей на 3-м участке при наличии короткого замы-
кания на 1-м пути;
ЛрЛ, RpB — сопротивления рельсовой цепи от точки короткого
замыкания соответственно до подстанций А и В;
ЛпЛ, Кпв— внутреннее сопротивление подстанций;
RK ], RK 2, RK 4—эквивалентные сопротивления контактной сети
1-го, 2-го, 4-го участков;
Л'] 3, R", 3 — сопротивление контактной сети поврежденного
(первого) пути на 3-м участке соответственно слева и справа от
места короткого замыкания;
Rq 3—эквивалентное сопротивление контактной сети неповреж-
денных путей на 3-м участке;
/?тгз — сопротивление троса группового заземления;
R3 — переходное сопротивление провод-земля при падении про-
вода на верхнее строение пути.
В схеме замещения, приведенной на рис. 9.10, б, сопротивления
Л'13, R"K\ 3, Rq 3, соединенные треугольником, преобразованы в звез-
ду, состоящую из сопротивлений R'K3, R"3, R'"3 (рис.9.10, в). Эта
схема замещения позволяет проще вычислить параметры корот-
кого замыкания при повреждении в любой точке койтактной сети
межподстанционной зоны.
В общем случае при любом числе участков в межподстанцион-
ной зоне, разделенных узловыми точками, эквивалентное сопро-
тивление RKj контактной сети каждого из участков, если на нем
нет повреждения, а контактная сеть на всех путях одинакова, вы-
числяют по формуле, Ом:
ц = к J ^n’J $n’J (9 22)
KJ '
где j — номер неповрежденного участка; — погонные со-
противления питающих фидеров, примыкающих соответственно к
левой и правой узловым точкам, ограничивающим j-й участок,
Ом/км; £фл^, £фл^— длины левого и правого питающих фидеров на
у-м участке, км; гк— погонное сопротивление контактной сети,
Ом/км; £j — длина контактной сети нау-м участке, км; п. — число
путей на у-м участке, по контактной сети которых протекает ток.
504
QAn n-й путь q-й путь QflAn
QA1 Qnil\ Q11A1 U—-**•— 1 -Й путь д КЗ
2 Z
ППС1 l2 ПС ППС2 £4 £ФВ
QIIBn Н ч=п-и 1 путей 11 QBn
QI1B1 у2п21 QB1
^АВ
a)
e)
Рис. 9.10. Схемы питания и замещения
505
Сопротивление RKy контактной сети одного пути на j-м участ-
ке вычисляют по формуле (9.22), приняв аг = 1.
При раздельном двустороннем питании путей (рис. 9.11, а) пи-
тающие фидеры имеются как слева, так и справа от смежных узло-
вых точек, в качестве которых выступают шины подстанций А и
В. При узловой (рис. 9.11, б) и параллельной (рис. 9.10, а) схемах
питания питающие фидеры имеются только на головных участ-
ках. Причем для первого участка (/ = 1), находящегося возле под-
станции А, имеем ^ф».1 = 0» а для четвертого (/ = 4),
находящегося возле подстанции В, имеем ^4 = 0, €^я4 = На
других, промежуточных участках, где питающих фидеров нет, при-
нимают = 0.
Если на каком-либо участке i j) имеется короткое замыка-
ние (на рис. 9.10, а принято i = 3), то необходимо вычислить со-
противления R'K] . (/?'] 3) и R"Kl . (R"K} 3) поврежденного пути от
точки короткого замыкания соответственно до ближайших слева
и справа узловых точек, а также эквивалентное сопротивление
/?9 , (Rq 3) всех остальных неповрежденных путей на этом участке.
В том случае, если короткое замыкание в точке К рассматрива-
ется на контактной сети 1-го участка, не имеющего питающих фи-
деров, например участка €3 (рис. 9.10, а), то сопротивления R'Kl . и
R"} j вычисляют по формулам, Ом:
= (9.23)
которые на третьем участке имеют вид:
R'^=rA-
На участках и (рис. 9.10, а) составной частью сопротивле-
ний R'Kj . и R"Ki j являются также сопротивления питающих фиде-
ров.
Например, при коротком замыкании на выводах выключателя
QA1 (рис. 9.10, а) имеем:
RkIA = Rk\a = ГфА^фА +r^v (9.24)
Если короткое замыкание находится возле пункта параллель-
ного соединения ППС1, то:
/?”, = 0. (9.24')
При коротком замыкании возле пункта параллельного соеди-
нения ППС2 имеем:
506
507
^«1,4 ~ 0’ ^«1,4 “ +ГфВ^фВ' (9.24")
При коротком замыкании на выводах выключателя QB1 име-
ем:
^к!,4 = ГкА + ГфВ^фВ' ^'1,4 = 0- (9.24"')
Эквивалентное сопротивление контактной сети неповрежден-
ных путей на z-ом участке вычисляют по формуле:
D Rфл,i + Rl,i Rфn,i Гфл,^фл,1 i **" Гфп,1^фп,1
К t ---------------------------------------------------------, (9.25)
’ ",-1 "i--1
где п1— число путей на z-ом участке, по контактной сети которых
протекает ток короткого замыкания.
Если на z-ом участке нет левого или (и) правого питающих фи-
деров, то соответствующие расстояния ^nj приравнива-
ются к нулю.
Преобразование треугольника сопротивлений Л'1;.R"x . и R .
(рис. 9.10,6), в звезду, состоящую из сопротивлений Я' , R,lK ., R* .
(рис. 9.10, в), осуществляется по формулам, Ом:
... кл,
RKl,iRq,i
Iff =___________
кл R'KU+R^+Rq/
R.t,f =
кл ^,+^.z+^z
9.1
Если контактная сеть на всех п путях одинакова, то при отсут-
ствии питающих фидеров имеем:
(9.26')
где — длина z-го участка, км; — расстояние от левой узло-
вой точки до места короткого замыкания на z-ом участке, км.
508
В том случае, если цепь сопротивления 7?^ разомкнута
(7?^ (. = оо, I\ t = 0), то вместо (9.26') используют формулы:
с=°. с='*(<-<) р-26")
Если же разомкнута цепь сопротивления R"Kl j (R"x . =
Г'кХ i = 0), то вместо (9.26') используют формулы:
= Р.26'”)
Сопротивления результирующей схемы замещения вычисляют
по формулам:
RA = RnA + RpA + RkA + RK,i>
Rb= RnB+RPB+RKB+R^ (9-27)
RAB=R^+R3+R’K"r
где i — номер участка, на котором расположена точка коротко-
го замыкания; RkA — эквивалентное сопротивление контактной
сети всех путей на длине от подстанции А до начала поврежден-
ного участка; RkB — эквивалентное сопротивление контактной
сети всех путей на длине от подстанции В до конца поврежден-
ного участка.
Для схемы, приведенной на рис. 9.10, номер поврежденного уча-
стка принят i = 3. При этом, очевидно:
RkA = RK,i + Rk,2’ RkB = Rk,4> RAB - R7T3 + R3+ Rk”-
Для других случаев значения RkA и RkB указаны в табл. 9.11.
Результирующие сопротивления RA, RB, RAB для схем питания,
не указанных в табл. 9.11, при произвольном расположении точки
короткого замыкания вычисляют по формулам (9.27).
Расчетные схемы. Расчетные схемы питания используются для вы-
бора уставок защиты от коротких замыканий при фиксированном рас-
положении места короткого замыкания возле узловых точек. Эти схе-
мы приведены в графе 2 табл. 9.11, на них указан выключатель, для
509
510
Таблица 9.11
№ Расчетная схема Назна- чение Tok выключателя Значение составляющих формулы (9.27)
rka RKB RK,i RZ O'" KK,i
1 2 3 4 5 6 7 8 9
1 QA1-O lA 0 00 *K1,I 00 0
2 QA1-O hln 0 0 0 0
3 tnQ II 11 к 11 и 11 QA1-O 0 RK,2 0 0
4 QA1-O IA 0 00 00 0
5 QA1-P hJ’h 0 0 R,2 ^«1,2
6 °? , *1*1* !!=Г jss Hl ’ 11 11 11 QFIBl-O QFIBl-P Za/«2 3c,l 0 **,2 0 0
7 QFIB1-O Л ^K,l oo ^Kl,2 oo 0
8 A *. -TDC’Jie QA1-P QFI11-P za/«i /?K 3 + RK4 ^k,2 0 0
9 <5f3W> QFIBl-P za/«3 Rk,1 + ^K,2 + +Z^K,3 0 0 Л9,4 ^a-1,4
10 QFI21-O QFI21-P 1 ^K,l + ^K,2 + +Z?K,3 oo ^Kl,4 oo 0
11 QFI21-O QFI21-P 1 ж Rk,1 + ^k,2 \4 ^9,3 0 ^Kl,3
12 A. p—, |B О~|ДА11 1~H i !Г QAl-Д ZA 0 0 R<j>Al +R<f>B\ + +0,5rK(Z] +/2) 0 0
13 а дкм _ 9S ж в Ojfefiici r—, л jO qfiici-д za/"3 Rk,1 ^3 ^K,2 0 0
Окончание таблицы 9.11
512
1 2 3 4 5 6 7 8 9
14 1 и <iij ft °Йу 9П2В1-Д R .+/?- + +Лк,3 + Rk,4 + +Rk,5 00 \-l,6 + RKl,7 00 0
15 А РГУ\пС1 ОСллсз nnc4 g 111 1Г7Т$.Л ill' t 4 ’ ' *7**ОП31 ’ QIBl-Д "XT 7 RK,l +Rk,2 + +Rk,3 + Rk,4 00 RKl,5 00 0
16 А УУ1.001 QC пегпгхм g । у m к.Il I ’ ’ ' ОП31 ' f " Qmi-д ”7 ^х Rk,\ + Rk,2 + + Rk,3 00 ^k!,4 + RkI,5 00 0
17 A ЛГСЛПС* О^лсзпоппс* g 4z 111 Trni Г yii7 ' - QTMl/" <ЗП41-Д 9 IV м и! I- / R ] + R 2 + +Rk,3 + Rk,4 + +RKt; + RKte 00 Rki,7 00 0
18 0П41.Д •**? 1 Rk.\ + Rk,2 + +Rk,3 + Rk,4 + +/?x,5 RK.l R4,e 0 R . s к 1,6
19 °даь° 0 RKJ RK,2 + RK,3 + +Rk,4 R",l n t" *Sc,l
20 ^7.1 .+ Rk,2 R.4 Кз Кз
21 RkA + Rk,2 + +/?K,3 K4 0 K4 к;
которого определяются параметры короткого замыкания. В гра-
фе 3 табл. 9.11 указан шифр выключателя и вид защиты (О — ос-
новная, Р — резервная, Д — дополнительная особая), для кото-
рых данная схема является расчетной. Для выбора основной и ре-
зервной защит используются схемы №1-11. Эти и указанные ниже
номера схем относятся к табл. 9.11. Особая уставка, вводимая по
телеуправлению или команде энергодиспетчера, вычисляется для
вынужденных схем питания № 12-18 при выведении из работы
поста секционирования или промежуточной тяговой подстанции.
При раздельном питании путей (рис. 9.11, а) уставка основной
защиты выключателя подстанции выбирается для схемы № 1, а ре-
зервной — для схемы № 2.
При узловой схеме питания (рис. 9.11, 6) ддя основной защиты
выключателя подстанции расчетной является схема № 3. В отдель-
ных случаях допускается использование схемы № 4. Для резервной
защиты того же выключателя расчетной является схема № 5. Для
выключателя поста секционирования уставки основной и резервной
защит вычисляются для схемы № 6. В отдельных случаях допускается
для основной защиты этого выключателя использовать схему № 7.
При параллельной схеме питания путей (рис. 9.10, а) для основ-
ной защиты выключателя подстанции расчетной является схема
№ 4, а для резервной — схема № 8. Для выключателя поста секци-
онирования основная защита рассчитывается по схеме № 7, а ре-
зервная — по схеме № 9. Уставки основных и резервных защит
пунктов параллельного соединения рассчитывают для схем № 10
и № 11. Кроме того, для резервной защиты рассчитывается также
схема № 8. В качестве расчетной принимают уставку для наиболее
тяжелых условий из вычисленных по этим схемам.
Приведенным в графе 2 табл. 9.11 упрощенным схемам соот-
ветствуют подробные схемы и обозначения, показанные на рис.
9.10 и 9.11. Номер участка между смежными узловыми точками,
если на нем нет повреждения, в общем случае обозначен буквой j.
Конкретные номера участков, показанные на рис. 9.10 и 9.11, обо-
значены в виде индексов при расстояниях Если же на
каком-либо участке есть короткое замыкание, то его номер обо-
значается буквой i.
Для схем № 1 и № 2, приведенных в табл. 9.11, участок I, имеет ле-
вый и правый питающие фидеры длиной, соответственно, и I фВ
17 Релейная защита
513
(рис. 9.11, а). В схемах №№ 3-7 (табл. 9.11) контактная сеть участ-
ка соединена с левым питающим фидером, а участка — с
правым питающим фидером (рис. 9.11, б). В схемах №№ 8-11 (табл.
9.11) питающие фидера присоединены: слева к участку , справа
к участку (рис. 9.10, а). На участках и питающих фидеров
нет. Для схемы № 13, которой соответствует рис. 9.11, в, питаю-
щие фидера с одной стороны, соответственно слева и справа, учи-
тываются на участках £х и Поскольку в этой схеме замкнуты
продольные разъединители контактной сети, то питающие фиде-
ра на участке f.2 (рис. 9.10, в) не учитываются. В схемах №№ 14-18
(табл. 9.11), которым соответствует рис. 9.11, г, питающие фидера
с одной стороны, соответственно слева и справа, учитываются
только на участках £, и £7.
Указанные в табл. 9.11 результирующие сопротивления контак-
тной сети всех включенных путей участка вида RKj(RK j + Rk7) вы-
числяют по формуле (9.22). Сопротивление контактной сети одно-
го пути вида RKij(RK] ] + RK} 7), указанные в той же таблице, вычис-
ляют также по формуле (9.22), приняв п^ = 1. Величину результиру-
ющего сопротивления контактной сети всех путей, кроме одного
поврежденного, вида R4j(Rq 1+ ^7) вычисляют по формуле (9.25).
Если контактная сеть на всех путях одинакова, то сопрдтивление
вида RkXj , RKj, R4j вычисляют по формулам, приведенным в табл. 9.12.
Для вычисления параметров короткого замыкания применитель-
но к выбранной расчетной схеме необходимо вычислить результиру-
ющие сопротивления RA, RB, RAB схемы замещения по формуле (9.27).
Пример 9.2. Для схемы узлового питания (рис. 9.11,6) вычислить па-
раметры контактной сети и рельсовой цепи в схемах замещения для ос-
новных защит выключателей подстанции QA1 и поста QIJB1. Участок
трехпутный, контактная сеть на всех путях М120+2МФ100+А185.
Расстояние от подстанции А до поста ПС 1Х = 7 км, расстояние от
поста до подстанции В 1г= 8 км. Питающие фидера выполнены прово-
дами 4хА185; их длина у подстанции А равна = 1фА = 2 км, у под-
станции В £фп = £фВ = 0,5 км. Рельсы Р65 с длиной звеньев 25 м. Со-
противление троса группового заземления Rrri = 0,197 Ом, R3 = 0. Сопро-
тивления подстанций RnA = RnB = Rn = 0,139 Ом.
Погонное сопротивление питающих фидеров при температуре
40°С находим по табл. 9.4, формулам (9.8) и (9.11):
514
Таблица 9.12
Номер схемы табл.9.11 Формулы для определения сопротивлений участков при одинаковой контактной сети на всех путях
1—18 ^1.1 = гфА^ фА 1 * Ас.1 — *«1,1 1 Л1
3—7 Лк1,2 ~гк^2 + гфВ?фВ’ ^,2 = ^1.2 / п2< ^,2 = ^cl.2 1 (п2 ~ 0
8—11 Rk,2 =гк(2 ! п2< ^к\.3=гк^3> ^к.З = ^Kl,3 / л3’ ^1,4 = гк(-4 + гфВ( фВ > ^с,4 = ^с1,4 ! ”4 > RqA = ^.-1,4 ! ("4 ~ 0
12 КфА\ = гфА(фА' &фВ\=гфВ( фВ
13 ^.2 ~гк(2 / п2< RK.3=rKi3^ л3
14—18 RK.2=r^2in2, RK.3=rKt3/n3, RKA=rKe4in4, RKi,i=rKe5, Rk.S = ^cl.5 ! л5> ^<1,6 = гк?6< Кк.6 = Дс1.6 / ”б> ^,6 = ^с!,6 ! (п6 “О
19 Лк,2 = гк? 2 ! п2 • ^с.З = гк/-3 1 п3< ЯкА=(гк^4+гфВ(фв)1п4
RkA - (гфА% фА+гк?\)! П\> ^,1 ~ Гк? 1 Я1» Л|—1 (ГфА? фА + 1 1 "тс 1 п\ ГфА^ фА + 1 Точка К (рис.9.10, а) находится в пределах участка 1
20 ^1,1 = ГфА? фА + гк£ 1 ’ ^.1 ~ ^1.1 ! Л1 ’ Кк,2 ~гк( 2 1 п2< Кк\,4=гк(4+гфВ( фВ' ^к,4 = ^к\А 1 п4’ •»’ л* 1 тж” л’’ 1 тж”’ “1 £ 1 Ик.З=гАз1»3, Rk.3 = гк(3 п3< ^.3= 'к . » ' «3 13+£3
21 ^\,\=гфА^ фА+гк^\' ^.1 =^с1,1 /л1’ ^с.2=',к^2/«2> ^с.З =Гк(3!п3
^кА rK^4ln4i R^a ~(гк£4 + гфВ? фв) 1 п4’ ... _ П4 -1 1 (^^4 +гфвСфв) ~~ о t о Л4 W 4 + ГфВ* фВ Точка К (рис.9.10, а) находится в пределах участка 4
^к,4 =гк^4 +гфв£фВ> ^к,4 ~гфВ^фВ' Л4 “1 (/к^4 + гфВ^ фвУ^фВ^ фВ п4 гк? 4 + Гфв1 фв Точка К (рис.9.10, а) находится в пределах участка £
ГФ~
0,157 1,074
4
= 0,042 Ом.
Сопротивление питающих фидеров равно:
ЛфА = 0,042 • 2 = 0,084 Ом, Яфв = 0,042 • 0,5 = 0,021 Ом.
515
Погонное сопротивление контактной сети при температуре 40°С
находим по табл. 9.6: гк = 0,047 Ом/км.
Сопротивления RKl 7 и RKl 2 контактной сети первого пути па
участках и #2 (Рис- 9.11, б) с учетом питающих фидеров нахо-
дим по формуле (9.22) при nj = 1:
RK},1 = КфА + гК£1 = °’084 + °’047 • 7 = °’413 °М>
Як12 = гк1г + ВфА = 0,047 • 8 + 0,021 = 0,397 Ом.
Сопротивление контактной сети всех путей па участках и
£2 с учетом питающих фидеров находим по формуле (9.22):
n =0,138 Ом, R- = =0,132 Ом.
к,1 з ’ к, Z ’
Погонное сопротивление рельсов одного пути находим по
табл. 9.10: гр1 = 0,014 Ом/км.
По табл. 9.11 находим, что для узловой схемы питания расчет-
ными являются схемы №№ 3-7. Из них для основной (О) защиты
выключателя QA 1 рассчитываются схемы № 3 и № 4, -которым в
графе 3 табл. 9.11 соответствует шифр QA1-O, а для выключате-
ля QnBl — схемы № 6и№ 7, которым в таблице соответствует
шифр QnBl-О. Рассчитаем далее схемы № 3 и № 6. Сопоставляя
эти схемы, приведенные в табл. 9.11, с показанной на рис. 9.11, б,
устанавливаем, что для схемы № 3 расчетная точка короткого за-
мыкания расположена в конце участка а для схемы №6 — в
конце участка .
Для схемы № 3 по формуле (9.21) находим:
Rpa = гР(£фА +Л)= 0,005(2 + 7) = 0,045 Ом;
Rpb = гР(£фв+ £2)= 0,005(0,5 + 8) = 0,043 Ом.
По табл. 9.11 устанавливаем: RkA = 0, RkB = Rk2, R'k1 = RkV
RZ = °’R'Z = Q-
По формулам (9.27) вычисляем:
0,045 + 0 + 0,138 = 0,322 Ом;
RB = 0,139 + 0,043 + 0,132 + 0 = 0,314 Ом;
Rab = 0,197 + 0 + 0 = 0,197 Ом.
Для схемы № 6 по формуле (9.21) находим:
Rpa = ГР (£фа + £\ + £г + £фв} = 0,005(2 + 7 + 8 + 0,5) = 0,088 Ом;= 0.
516
По табл. 9.11 устанавливаем: RkA = RKi, RkB = О, R'K j = Rk2,
^ = 0^71 = 0.
По формулам (9.27) вычисляем:
Ra = 0,139 + 0,088 + 0,138 + 0,132 = 0,497 Ом;
RB = 0,139 + 0 + 0 + 0 = 0,139 Ом;
Rab = 0,197 + 0 + 0 = 0,197 Ом.
Расчетные формулы. Для схемы замещения, приведенной на рис.
9.10, а также для расчетных схем, приведенных в табл.9.11, токи 1А
и 1В смежных подстанций, ток 1К в месте короткого замыкания вы-
числяют по формулам, А:
( р А . . р
(rj —rj И 1j____41L —trj —П |—АВ.
\UА.рас ид/1 r I В,рас ид) R
„ с
RA + RAB I 1+ р ]
k bJ (9.28)
(и —U ^1+——— и \^АВ.
\и В,рас ид)^1 + д J \U А.рас и д/ д
Ig~ , - — .
Ik = Ia + Ib-
Если место короткого замыкания расположено между узловы-
ми точками, то на поврежденном /-ом участке (на рис. 9.10, а при-
нято / = 3) токи вычисляют по формулам:
4,i RLi + R",i + R4,i' (9-29)
в которых сопротивления R'Xi, R"Xi, Rqi вычисляют по формулам
(9.23Н9.25).
Отрицательная величина тока Iqi, вычисленная по формуле
(9.29), означает, что его направление противоположно указанно-
му на рис. 9.10, б. Значение тока заданного выключателя указанно
в табл. 9.11.
517
Если контактная сеть на всех п(. путях одинакова, то величину
тока I. . вычисляют по формуле:
Ч'*
П; “I
Напряжения на шинах подстанций А и В вычисляют по форму-
лам:
Vа = - IARnA, UB = UBpac - IBRnB. (9.30)
Напряжения на шинах поста секционирования при узловой и
параллельной схемах питания, на пунктах параллельного соеди-
нения в нормальных условиях, а также на постах секционирова-
ния и пунктах параллельного соединения при отключенной про-
межуточной подстанции С для расчетных схем, приведенных в
табл. 9.11, вычисляют по формуле:
и ? = (9.31)
в которой значения входящих в нее величин принимают по табл.
9.13.
Указанные в табл. 9.13 значения RKj вычисляют по формуле
(9.22), значения RpA, RpB определяют в соответствии с (9.21), на-
пряжения UА, Uв вычисляют по формулам (9.30), токи 1А, 1В нахо-
дят по формулам (9.28).
Сопротивление Rq петли короткого замыкания, измеряемое за-
щитами выключателя Q, вычисляют по формуле:
RQ=Uy/IQ, (9.32)
где Iq — ток, протекающий через выключатель Q, A; Uy — напря-
жение той узловой точки, к которой подключен выключатель Q, В.
В зависимости от режима работы энергосистемы, числа вклю-
ченных трансформаторов и агрегатов, наличия или отсутствия дуги
и ряда других факторов параметры короткого замыкания меня-
ются. Для разных видов защит в качестве расчетных указаны либо
максимальные, либо минимальные электрические параметры ко-
роткого замыкания.
518
Таблица 9.13
Номер схемы табл. 9.11 Шифр у зло- вой точки Значения составляющих в формуле (9.31)
(/ I R Кр 1 L
3 ПС иА Ia ^,1 *рА 1фА+1\ 1фА+1\
5,6,7 ПС UA Ia Дс,1 ИрА 1фА+1\ (фА+(\
8 ППС1 Ua Ia Дс,1 RpA 1фА+1\ 1фА+1\+12
9,10 ПС Ua Ia Лс,1 + Rk,2 ИрА 1фА+1\+(2 I АВ
ППС2 uA Ia ^,1 +Rk2.+Rk,2 ИрА 1фА+Ц + +^2 I АВ
11 ПС UA Ia Дс,1 + Дг,2 ИрА 1фА+(\+12 1фА+(-\+12
ППС2 uB Ib Д<,4 RpB 14+1фВ +1фВ
13 ПС1 UA Ia Дс,1 ЯрА 1фА+^\ 1фА+(1+12
14 ПС2 Ua Ia- Дс,1 + ^+Д{,3 + + Дс,4 + Дс,5 RpA 1аВ~(6~ ~11~1фВ I АВ
15 ППСЗ Ua Ia КкУ + Дс,2 + + Дс,3 + Дс,4 КрА 1фА+1\ + + ^2+^з + + €4 I АВ~(6~ -11~1фВ
16 ППС2 UA Ia + ^ + ^.3 ИрА 1фА+1\ + +(2+^3 I АВ~1б~ -11~1фВ
17 ПС2 ППС4 Ua Ua Ia Ia ^-,1 + Rk2 + Rk,3 + + Вк,4 + ДсЛ Дс,1 + Rk,2 +Дс,з + + Hi ,4 + Дс,5 + Дс,6 ИрА НрА I АВ~1(>- -1т~1фВ I АВ~1т~ ~^1>в I АВ I АВ
18 ПС2 ППС4 Ua uB Ia Ib ^.-,1 + + Дс.З + + Де,4 + *РА RpB I АВ~(6~ -1т~1фВ 1-1 + (-фВ I АВ~1б~ ~Ь~1фВ 1(,+1-]+1фВ
Эти параметры (токи, напряжения, сопротивления) вычисляют-
ся по одним и тем же формулам при соблюдении условий, указан-
ных в табл. 9.14. Максимальные параметры в таблице снабжены
индексом max, минимальные — min.
519
Таблица 9.14
Параметр короткого замыкания Условия для формул (9.16), (9.18), (9.27), (9.28), (9.31)
Режим энерго- системы 4 Знак а3 (*,)
Ac.max > ^K.min макс 0 - МИН 0 0
Ac,min > ^с.тах мин есть + макс есть есть
^к.тах макс 0 — мин есть есть
9.4. Токовые защиты
Максимальная токовая защита. Защита может быть использована
в межподстанционной зоне как основная или резервная на фидерах
тяговых подстанций и постов секционирования. На фидерах подстан-
ций и постов секционирования она должна быть поляризованной (на-
правленной), на пунктах параллельного соединения—неполяризован-
ной. Максимальная токовая защита (МТЗ) применяется, кроме того,
на коротких тупиковых фидерах, например, станционных, деповских.
Защита может выполняться с помощью датчиков тока, кото-
рые при срабатывании разрывают цепь держащей катушки быст-
родействующего выключателя, либо самим быстродействующим
выключателем без индуктивного шунта.
Быстродействующие автоматические выключатели без индуктив-
ных шунтов или с уменьшенным пакетом пластин на шинах шунта
реагируют на ток, протекающий через размагничивающий виток.
Этот ток пропорционален, а при отсутствии шунта равен току за-
щищаемого фидера 1ф. При условии 1ф > 1уМТЗ, где 1у МТЗ — уставка
срабатывания выключателя, происходит отключение выключателя.
Чем больше разница между 1ф и I мтз в момент срабатывания, тем
быстрее происходит процесс отключения. Так, при разнице между
1ф и мтз около 3000 А выключатель типа АБ-2/4 имеет собствен-
ное время отключения (без учета времени гашения дуги) примерно
13 мс, а при разнице этих величин в 185 А собственное время отклю-
чения возрастает до 140 мс, т. е. более чем в 10 раз [35].
520
Зона действия максимальной токовой защиты ограничена рассто-
янием от тяговой подстанции, на котором выполняются условия чув-
ствительности. При этом уставку защиты выбирают по выражению:
к! - А, мп - 4 (9.33)
з птах в у, МТ.з к тт ч v z
При соблюдении этих условий на однопутном участке возле
поста секционирования может быть небольшая зона неселектив-
ного отключения. Так, при к.з. в точке кЗ (рис. 9.8, а) может от-
ключиться не только выключатель Q3, но и одновременно с ним
выключатель Q1. На двухпутном участке с постом секционирова-
ния выключатели работают, как правило, селективно. Объясняет-
ся это следующим. При к.з., например, в точке к! (рис. 9.12) через
выключатель Q5 протекает ток к.з., почти в 3 раза больший, чем
через любой подстанционный выключатель. Выключатели Q3, Q4,
Q6 во внимание не принимаются, так как они поляризованные и
на к.з. в точке к! не реагируют. Уставка, выбранная для выключа-
теля Q5 по условию (9.33), меньше, чем уставка для подстанцион-
ных выключателей QI, Q2, Q7, Q8. Значит, разность между током
фидера и уставкой для выключателя Q5 много больше, чем для
любого другого выключателя и, следовательно, время его отклю-
чения будет существенно меньше, чем выключателей подстанций.
Поэтому при к.з. в точке к! сначала отключается выключатель Q5
и затем Q7. Выключатели Q1 и Q2 отключиться не успеют. При
к.з. в середине зоны между постом ПС и подстанцией В выключа-
тели Q5 и Q7 отключаются практически одновременно.
Если для расчетных точек к! и к2 (см. рис. 9.8, а) условие (9.33) не
выполняется, то зону защиты выключателей подстанции и поста умень-
шают (увеличивают значение 1у). В этом случае для выключателей
Рис. 9.12. Схемы расположения мертвых зон защиты
521
подстанции А и подстанции В образуются мертвые зоны возле поста
секционирования (соответственно €Л(1 и ^Л(2), а для выключателей
поста — мертвые зоны ^Л)П возле подстанции (см. рис. 9.12). Защита
подстанций не реагирует на к.з. в мертвых зонах возле поста, а защи-
та поста не реагирует на к.з. в мертвых зонах возле подстанций.
Мертвые зоны можно контролировать, используя телеблокировку
выключателей подстанции и поста секционирования на каждом из пу-
тей: выключатель Q1 сблокирован с выключателем Q3, выключатель
Q2 — с выключателем Q4, выключатель Q7viQ8 соответственно с вык-
лючателями Q5 и Q6 поста. В случае отключения при к.з. одного из
выключателей — по каналам телемеханики подается сигнал на отклю-
чение сблокированного с ним выключателя на другом конце линии.
Так, при к.з. в точке к1, находящейся в мертвой зоне выключателя Q7,
происходит автоматическое отключение выключателя Q5 и по теле-
блокировке подается команда на отключение выключателя В7.
Если пост секционирования выводится из работы, то приемо-
передатчики телеблокировки выключателей Q3 и Q5, а также Q4 и
Q6 включаются в режим ретрансляции. Выключатель Q1 оказыва-
ется сблокированным с Q 7, a Q2 с Q8. В этом случае уставка вык-
лючателей подстанций должна быть изменена так, чтобы действие
защиты распространялось за пост секционирования. В противном
случае к.з. в середине участка не могут быть отключены.»
Телеблокировка на контактной сети постоянного тока выпол-
няется по тем же принципам и с использованием такой же элемен-
тной базы, как и для контактной сети переменного тока [27, 28].
Запуск передатчика осуществляется блок-контактами быстродей-
ствующего выключателя. Предусмотрена специальная блокиров-
ка с помощью реле напряжения, предотвращающая запуск пере-
датчика, если выключатель отключился не от к.з., а от перегрузки.
Реле напряжения KVвключаются между фидером контактной сети
и рельсом (рис. 9.13, а). В нормальном режиме работы контакты
реле напряжения замкнуты. При к.з. в зоне защиты, например, вык-
лючателя Q1, последний отключается и напряжение на реле KV
падает до уровня, определяемого падением напряжения в дуге. На-
пряжение срабатывания выбирается по условию:
к U < U <U /к, (9.34)
ч Д ср и min з’
где 17д — падение напряжения в дуге (500—600 В); — минималь-
ное напряжение в нормальном режиме (2200—2500 В); к3 — коэффици-
522
ент запаса (1,1-1,2); кч —коэффициент чувствительности (1,25).
Если уставка реле выбрана по этому условию, то при отключении
выключателя Q1 контакты реле разомкнутся.
Приемопередатчик телеблокировки ППТ(рис. 9.13,5) имеет два
входа 7 и 2, на которые подается напряжение +77к. На вход 1 по-
ступает сигнал от защиты контактной сети пути I, на вход 2 — от
защиты пути II. Если снять напряжение со входа 7, то в линию
связи пойдет сигнал с частотой /0 - 45 Гц, а если со входа 2, то в
линию связи пойдет сигнал с частотой /0 + 45 Гц.
Рис. 9.13. Схемы подключения приемопередатчика телеблокировки
В цепь входа 7 включены блок-контакты быстродействующего
выключателя JQ1, контакты мачтового разъединителя QS1 и кон-
такты реле KV1, в цепь входа 2 — блок-контакты выключателя
Q2, контакты мачтового разъединителя QS2 и контакты реле KV2.
Параллельно им подключены, кроме того, контакты реле-повто-
рителя земляной защиты KL. В нормальном режиме при включен-
ных выключателях контакты QI, KV1, Q2 и KV2 замкнуты, а кон-
такты KL.1, KL.2, QS1 и QS2 разомкнуты. При отключении от к.з.,
например, выключателя Q1, размыкаются контакты Q1 и KV1 и с
входа 7 снимается напряжение + U к. Приемопередатчик запуска-
ется и посылает в линию связи сигнал на отключение выключате-
ля на другом конце линии.
При отключении выключателя Q1 от перегрузки контакты реле
KV1 остаются замкнутыми и сигнал телеблокировки не передается.
В случае оперативного отключения фидерного мачтового разъеди-
нителя QSI напряжение с реле KV1 снимается и его контакты размы-
каются. Однако в отключенном положении мачтового разъедините-
ля контакты QS1 и QS2 замыкаются и ППТ не, включается. Приемо-
передатчик не включается и при срабатывании земляной защиты.
523
При всех достоинствах телеблокировки следует иметь в виду,
что ее надежность еще недостаточно высока. Поэтому предпочти-
тельнее мертвые зоны максимальной токовой защиты контроли-
ровать потенциальными защитами, оставив за телеблокировкой
роль резервной защиты.
Токовая отсечка. Токовая отсечка используется как дополнитель-
ная защита, реагирующая на близкие короткие замыкания. Она вы-
полняется, как правило, с помощью датчиков тока, воздействую-
щих на отключение фидерного быстродействующего выключателя.
В отдельных случаях, например в двухзонной защите, токовая от-
сечка реализуется с помощью того автоматического быстродейству-
ющего выключателя, который имеет полный пакет шунта.
Уставка срабатывания I то выбирается по условию:
1у, ТО Котс^к. max’ (9-35)
где котс — коэффициент отстройки (1,2-1,6).
При вычислении тока /ктах, входящего в это условие, используют
расчетные схемы (табл. 9.11), соответствующие основным защитам.
Для раздельного питания в качестве расчетной принимают схе-
му № 1 (табл. 9.11). При узловом и параллельном питании для вык-
лючателя подстанции принимают расчетную схему № 4, адля вык-
лючателя поста секционирования — схему № 7.
Выбранная уставка I ТО должна быть больше, чем вычислен-
ная по формуле:
V^Amax’ (936)
в которой коэффициент запаса к3 принимают равным 1,15-1,25.
Кроме того, выбранная уставка проверяется по коэффициенту чув-
ствительности по формуле:
<9-37)
в которой принимают 1у = /у то, а ток IK min вычисляют для корот-
кого замыкания вблизи того выключателя, для которого выбрана
уставка токовой отсечки. При этом в формулах (9.27) принимают
R 'к. = R "'к. = 0. Коэффициент чувствительности должен быть не ме-
нее 1,25.
Максимальная импульсная токовая защита. Максимальная импуль-
сная токовая защита (МИЗ) реализуется с помощью автоматичес-
524
ких быстродействующих выключателей с индуктивным шунтом
или реле РДШ; используется как основная в межподстанционной
зоне для фидеров подстанций и постов секционирования, а также
тупиковых фидеров (станционные, деповские). Для пунктов парал-
лельного соединения может использоваться только при неполяри-
зованных выключателях в качестве резервной.
Рис. 9.14. Схема замещения сети и быстродействующего выключателя
с индуктивным шунтом
Для повышения чувствительности выключателя к коротким за-
мыканиям параллельно размагничивающему витку подключается
индуктивный шунт. При этом выключатель, как реле прямого дей-
ствия, приобретает новые свойства: он реагирует не только на зна-
чения тока, но и на признаки, характеризующие изменение его в
переходном процессе.
Представим участок тяговой сети с параметрами RK и LK, полу-
чающий питание через выключатель, в виде схемы замещения (рис.
9.14, а). Параметры размагничивающего витка Лрв, Lpe, парамет-
ры индуктивного шунта Rw, Lw. Для этой цепи действительны сле-
дующие соотношения:
<й „ _ di
iK = ipe + V ^pe^Lpe-~= (9.38)
Индуктивность и активное сопротивление параллельных вет-
вей цепи выключателя много меньше, чем соответствующие пара-
метры тяговой сети, поэтому закон изменения тока принимают со-
ответствующим выражению (9.1). Подставляя это выражение в
(9.38) и решая полученную систему относительно тока в размаг-
ничивающем витке, найдем:
525
_И, г.(р-«) г ~
Ц" | (<х-₽)г.-(₽+1)Г,еХр[ (а+1)Т„
(р+1Хт„-г,) j- ,Л]|]
(а+1)Т„,-(р + 1)Т, "Х Tjjjj^-V <939>
где Тк, Тш — постоянные времени тяговой сети и шунта; Р — отно-
шение активных сопротивлений размагничивающего витка и шун-
та; а — отношение индуктивностей размагничивающего витка и
шунта; 1Н — начальное значение нагрузки; Д/— приращение (бро-
сок) тока в переходном режиме.
Если параметры индуктивного шунта выбрать так, чтобы LpJLw =
= RpJRw (сс = Р), то из выражения (9.39) получим:
= [“=₽]• (9-40)
и \ 'J К тК
рв ш
Сравнив полученное выражение с (9.1), приходим к выводу, что
при данном соотношении параметров шунта и размагничивающе-
го витка, ток i (кривая 1 на рис. 9.14, б) в последнем изменяется
пропорционально изменению тока в сети iK. Выключатель с таки-
ми параметрами реагирует лишь на значение тока сети. Ток в раз-
магничивающем витке I у достигает максимального значения в
установившемся режиме к.з. (Z = <ю):
R
(9‘41)
крв +Кш
где ксш — статический коэффициент передачи шунта (ксш < 1), по-
казывающий, какая часть тока сети ответвляется в размагничива-
ющий виток в установившемся режиме.
Если же параметры индуктивного шунта выбрать так, чтобы
RpjRw (а > Р)>ток 'ре будет изменяться по кривой 2 (рис.
9.14,6). Наибольшего значения 1рв тах ток в размагничивающем вит-
ке достигнет в этом случае через время tm после возникновения
к.з. в сети. Время tm можно найти, решив уравнение dipJdt = 0. Под-
ставляя t = t в выражение (9.39), получим:
526
R
= (Z„ + Мкл)ксш = [ZK + Д7(кд -1)]^,(9.42)
где кд определяется выражением в фигурных скобках при Д/ в ра-
венстве (9.39) в случае t = tm (кд > 1).
Коэффициент кд назовем динамическим коэффициентом усиления
бросков тока в шунте. Он характеризует повышение чувствительнос-
ти выключателя к броскам тока в переходном режиме. Как следует
из выражения (9.39), этот коэффициент (при данных параметрах раз-
магничивающего витка и шунта) зависит от постоянных времени Тк
и Тш. Для обеспечения условия кд > 1 необходимо иметь Тш > Тк. Ин-
дуктивные шунты выполняются с Тш- 0,6-1,1 с, а Тк при к.з. равно
0,003-0,02 с. Для выключателей ВАБ-2 расчетное значение коэффи-
циента кд = 1, для выключатедей АБ-2/3 и АБ-2/4 различных выпус-
ков кд = 1,35-1,85 [35]. Сравнивая выражения (9.41) и (9.42), прихо-
дим к выводу, что при а > Р быстродействующий выключатель как
реле прямого действия реагирует одновременно на комплекс призна-
ков, характеризующих режим сети: абсолютное значение тока, бро-
сок (приращение) тока и постоянную времени цепи к.з.
Быстродействующий выключатель ВАБ-28 отключающего вит-
ка не имеет и является неполяризованным. Команда на его отклю-
чение поступает от специального реле РДШ (реле — дифференци-
альный шунт). Схема замещения участка сети, ток которого про-
ходит через РДШ, приведена на рис. 9.15.
Магнитопровод М реле огибается двумя токопроводящими вет-
вями (шинами) различного сечения (2?! > /?2). Шина меньшего сече-
ния (с большим значением омического сопротивления R{) обладает
индуктивностью Lx
благодаря надетым
на нее пакетам транс-
форматорной стали.
Пружина удерживает
якорь магнитопрово-
да оттянутым, при
этом контакты реле,
включенные в цепь
держащей катуш-
Рис. 9.15. Схема замещения участка сети и реле
РДШ
527
ки выключателя, замкнуты. Ток сети iK делится в ветвях на состав-
ляющие и i2, которые наводят в магнитопроводе встречные, но
не равные магнитные потоки. При определенном токе iK результи-
рующий магнитный поток, равный разности магнитных потоков,
возбужденных токами и г2, станет достаточным для преодоле-
ния натяжения пружины. Якорь притянется к магнитопроводу,
контакты разомкнутся и выключатель отключится. При размыка-
нии цепи держащей катушки одновременно в ее цепь вводится кон-
денсатор для ускорения отключения.
Зависимость i} - i2 =f(f), для схемы, приведенной на рис. 9.15, опи-
сывается выражением, которое по своей структуре сходно с выра-
жением (9.39). Следовательно, реле РДШ, как и быстродействую-
щий выключатель с индуктивным шунтом, реагирует одновремен-
но на абсолютное значение тока, бросок (приращение) тока и по-
стоянную времени цепи к.з. При типовых параметрах реле кд= 2,15
в цепи с Тк = 0,15- 0,02 с и кд = 1,25 в цепи с Тк = 0,16 с.
Основа теории работы быстродействующих выключателей с парал-
лельными индуктивными шунтами и реле РДШ описаны в [1, 25, 35].
Если токи нагрузки фидеров и токи к.з. близки по значению, при-
менение выключателей с индуктивными шунтами может повысить
число ложных отключений в нормальном режиме. В тех случаях,
когда на фидерах установлено по два включенных последователь-
но выключателя, для уменьшения числа ложных отключений на
Октябрьской дороге предложено применять двухзонную защиту [35].
Выключатели фидера сблокированы друг с другом блок-кон-
тактами: автоматическое отключение одного из них вызывает при-
нудительное отключение другого. Каждый выключатель имеет
свою индивидуальную цепь управления. На первом выключателе
уменьшается на 65-70 % длина стальных пластин на индуктивном
шунте; он, таким образом, теряет чувствительность к переходным
процессам и реагирует лишь на значение тока. На втором выклю-
чателе индуктивный шунт полностью сохраняется.
Первый выключатель отключается с несколько увеличенным
временем срабатывания при малых токах к.з.; второй выключа-
тель отключает с малым временем срабатывания близкие к.з., что
повышает отключающую способность.
Уставка срабатывания 1уМИЗ выбирается по условию (9.33) при
кв = 1, в котором коэффициент запаса к3 принимают равным 1,15-1,25.
528
Выбранная уставка проверяется по наименьшему значению IK min
при коротком замыкании в конце зоны защиты. При этом уставка
выключателей фидеров тяговых подстанций должна отвечать сле-
дующим условиям:
♦ для выключателей типа АБ2/4 и АБЗ/4 с полным пакетом сталь-
ных пластин индуктивного шунта (240 мм), а также выключате-
лей ВАБ-28 с реле РДШ-1
4л/и^1>15 7к,т!п; (9.43)
♦ для выключателей АБ2/4 с № 10479 (выпуска 1966 года и позже)
при полном пакете стальных пластин индуктивного шунта (200
мм), выключателей типа ВАБ-43-4000/30-Д-УХД4 с номиналь-
ными параметрами индуктивного шунта, а также выключате-
лей ВАБ-28 с реле РДШ-3000:
IvMm< 1,057 •; (9.44)
у,МИЗ ’ к, min’ v 7
♦ для выключателей типа ВАБ-43-6300/30-Д-УХД4 с номиналь-
ными параметрами индуктивного шунта:
Г мт L - 300. (9.45)
у, МИЗ к, min v 7
При наличии на фидере подстанции двух соединенных после-
довательно выключателей допускается для каждого из них выби-
рать разные уставки (кроме выключателей ВАБ-43-4000/30-Д-
УХД4, для которых уставка обоих выключателей должна быть
одинаковой). Уставка Iv миз ] выключателя с уменьшенным на
65-е-70 % пакетом стали индуктивного шунта выбирается по усло-
вию (9.33) и проверяется по чувствительности к минимальному току
короткого замыкания IK mjn на шинах смежной подстанции или
поста по формуле кч = IK
Уставка 1у миз 2 второго выключателя с полным пакетом шунта
должна отвечать условию:
1у.Миз^^^Ъ1к.^. (9.46)
Уставка I миз автоматических быстродействующих выключа-
телей с индуктивными шунтами на постах секционирования и пун-
ктах параллельного соединения выбирается по условию (9.33). Выб-
ранная уставка проверяется по условию:
1у,МИЗ “4, min' (9-47)
529
Пример 9.3. Для узловой схемы питания трехпутного участка
рассчитать параметры основной максимальной импульсной токо-
вой защиты для фидеров тяговой подстанции и поста секциониро-
вания. На подстанции установлены выключатели ВАБ-43-4000 на
посту секционирования АБЗ/4. Параметры тяговых подстанций при-
ведены в примере 9.1, параметры тяговой сети—в примере 9.2. Мак-
симальный ток нагрузки вычисляют в соответствии с п. 9.2. Для фи-
дера тяговой подстанции он принят Iu тах = 3000 А, для фидера по-
ста секционирования 1Н тах = 2300 А.
Уставка срабатывания рассматриваемой защиты должна от-
вечать условию (9.33) при кв= 1. Для выключателя QA1 получаем
1уммз~ М5 3ООО= 3450 А, а для выключателя QHB1 имеем
v мнз~ 1.15’2300= 2650 А. Принимаем для выключателя QA1
1у МИЗ = 3500 А, а для выключателя QHB1 Iv МИЗ = 2700 А.
Для использования правой части формулы (9.33) необходимо вы-
числить параметр короткого замыкания IK mjn. По табл. 9.14 нахо-
дим, что этот параметр должен быть определен для режима ми-
нимума энергосистемы. Параметры подстанции для этого реэюима
вычислены в примере 9.1: Rn = 0,138 Ом, Upac = 3120 В. Принимаем
^ггА — ^пВ — ^А. рас ~ ^В. рас ~ ^рас'
Трос группового заземления на Э1селезобетонных орорах выпол-
нен проводом АС95/16 с сопротивлением 0,306 Ом/км (табл. 9.4).
При пересчете на температуру 40 °C по формуле (9.8) получаем
гт = 0.351 Ом/км. Сопротивление троса группового заземления на-
ходим по формуле (9.13): ЛТГЗ = 0,329 0,6 = 0,197 Ом.
Падение напряэ!сения в дуге при двух изоляторах в гирлянде нахо-
дим по формуле (9.19):
ия= 1350-0,3-2-0,85 = 689 В.
По табл. 9.11 находим, что для основной защиты выключателя
подстанции QA 1 расчетной является схема № 3, а для выключателя
QHB1 — схема № 6. Сопротивления результирующих схем замеще-
ния для этих расчетных схем вычислены в примере 9.2.
Схема № 3: RA = 0,322 Ом, RB = 0,314 Ом, RAB~ 0,197 Ом.
Схема № 6: R. = 0,497 Ом, R„= 0,139 Ом, R 0,197 Ом.
Находим токи по формулам (9.28). Поскольку принято, что
UА рас = ^В рас = ^рас’ т0 ЗТПи Ф°РМУЛЫ упрощаются. Для СХвМЫ
№ 3 имеем:
530
A “
С
3120-689 „„ л
------------7--------г- = 3372 А.
( 0 322 1
0,322 + 0,197 1 + ^=
I 0,3147
По табл. 9.11 (графа 4) находим ток IK mjn в схеме № 3 для вык-
лючателя QA1 для трехпутного участка (п} =3) : IK min =
= 1д1п^ = 3372 : 3 - 1124 А. Эта величина значительно меньше
1умиз = 3500 А, поэтому условие (9.44) не выполняется. Отсюда
следует, что рассматриваемая защита в схеме Ns 3 зону до поста
не защищает.
По формуле (9.28) для схемы № 6 находим:
. UРасЛ
А (
RA + RAB I 1 +'
3120-689 л
-----------7-------г= 1738 А.
I 0 497 1
0,497 + 0,197 1+-г—~
I 0,1397
По табл. 9.11 находим ток 1к пйп для выключателя QHB1 в схеме
Ns 6: I mjn = 1А1п2 = 1738/3 = 579 А. Эта величина также меньше
I МИЗ = 2700 А, поэтому и на выключателе QHB1 рассматриваемая
защита в схеме № 6 зону до смежной подстанции не защищает.
Для выключателя QA1 рассмотрим схему № 4 (табл. 9.11), ко-
торая формируется после отключения выключателя QHA1 на по-
сту ПС. Для схемы № 4 имеем:
R^’RKB=RZ=™’RZ=RZ=R^
По формулам (9.27) для схемы № 4 находим:
Ra= 0,139+ 0,045+ 0 + 0,413 = 0,597 Ом, Rb= оо,
R.„ = 0,197 + 0 + 0= 0,197 Ом.
Ad 9 ’
По формуле (9.28) вычисляем:
А “
3120-689
0,497 + 0,197(1 + 0)
= 3062 А.
531
По табл. 9.11 (схема № 4) находим, что ток выключателя QA1
равен току 1А, поэтому IK min = 1А = 3062 А. По условию (9.44) ус-
тавка 1уМИЗ - 3500 А должна быть меньше 1,05-3062 = 3215 А. По-
скольку это условие не соблюдается, то требования чувствитель-
ности не обеспечиваются.
Заменим трос группового заземления АС96/16 на 2АС120/19.
По табл. 9.4 находим его сопротивление 0,244/2 = 0,122 Ом/км,
пересчитываем сопротивление по формуле (9.8) на температуру
40 °C гтгз= 0,131 Ом/км и вычисляем по формуле (9.13):
RTr3 = 0,131-0,6 = 0,079 Ом. В этом случае для схемы № 4 значения
Ra = 0,497 Ом и RB = оо остаются без изменения, a RiB в соответ-
ствии с формулой (9.27) равно: RAB - 0,079 + 0 + 0 = 0,079 Ом.
По формуле (9.28) находим:
„ . .... 3596 А.
4 ( К.У 0,497 + 0,079(1 + 0)
Проверяем чувствительность защиты выключателя QA1 по ус-
ловию (9.44), имея в виду, что для схемы № 4IA = IqAj = IK min:
3500 < 1,05-3596 А, 3500 < 3776 А.
Условие чувствительности выполняется, поэтому выключатель
QA 1 будет надежно отключаться при коротком замыкании в конце
зоны защиты, но только каскадно, то есть после отключения вык-
лючателя ОПА 1 поста ПС.
Выбираем по аналогичным соображениям для выключателя 0ПВ1
расчетную схему № 7 (табл.9.11), для которой RkA-Rk\,
RkB = R'Kj = x,R'Kj=R= Rk] 2. Кроме того считаем, что трос груп-
пового заземления заменен на 2А С120/19.
По формулам (9.27) для схемы № 7 находим:
Ra = 0,139 + 0,088 + 0,138 + 0,397 = 0,762 Ом, RB = оо ,
R . „ = 0,079 + 0 + 0 = 0,079 Ом.
По формуле (5.8) вычисляем:
532
. = _ 3120 - 689 _ 2g9| А
л ( кЛ 0,762 + 0,079(1+0)
Для схемы Ns 7 (табл. 9.11) IQnB} = IA = IK min. По формуле (9.47)
проверяем условие чувствительности: 2700 < 2891 А. Условие выпол-
няется, поэтому выключатель QnBl будет надежно отключаться
при коротком замыкании в конце зоны защиты, по только каскадно,
то есть после отключения выключателя QB1 смежной подстанции.
9.5. Защиты минимального напряжения
Защиты минимального напряжения реагируют на уровень на-
пряжения в тяговой сети. Основным органом такой защиты явля-
ется реле минимального напряжения, которое подключается к кон-
тактной сети через добавочный резистор. Оно срабатывает, когда
уровень напряжения в контактной сети (в месте подключения реле)
становится ниже уставки срабатывания U . Защиты минимально-
го напряжения имеют две разновидности: вольтметровую блоки-
ровку и потенциальную защиту.
Вольтметровая блокировка. Рассмотрим участок с двусторон-
ним питанием (рис. 9.16, а). На подстанциях А и В за выключате-
лями со стороны контактной сети установлены реле напряжения
KV1 и KV2. Реле напряжения KV1 действует на отключение вык-
лючателя подстанции В, а реле KV2 — на отключение выключате-
ля подстанции А. На графике распределения напряжений вдоль
участка (рис. 9.16,6) линия 1 соответствует нормальному режиму
работы. Длина зоны защиты автоматического быстродействую-
щего выключателя подстанции А равна а подстанции В — 1г.
Пусть к.з. произошло в точке к. Распределение напряжения по длине
зоны характеризуется линией 2. Выключатель подстанции А автомати-
чески отключиться не может, так как к.з. произошло вне его зоны защи-
ты. Выключатель подстанции В отключается. После этого распределе-
ние напряжения между точкой к и подстанцией В будет соответствовать
штриховой линии, а напряжение на реле KV2 будет равно падению на-
пряжения в дуге С7Д. Если уставка срабатывания реле выбрана по
533
Рис. 9.16. Распределение напряжения
в межподстанционной зоне
Рис. 9.17. Реле напряжения
для потенциальной защиты
условию (9.34), оно сработает и по линии связи пошлет команду на
отключение выключателя подстанции А. В качестве линии связи
могут использоваться каналы телеблокировки или проводная ли-
ния связи. В последнем случае необходимо предусмотреть контроль
целости проводов и исправность изоляции линии {33, 34]. Вольт-
метровая блокировка с двумя реле напряжения применима в том
случае, если зоны защиты и 1г перекрывают одна другую. В про-
тивном случае в середине участка необходимо установить еще одно
реле напряжения, уставка которого выбирается по условию:
(9-48)
л3
где UK max — максимальное напряжение в месте установки реле на-
пряжения при к.з. в конце зоны защиты; UH min — минимальное на-
пряжение в месте установки реле в нормальном режиме работы.
К недостаткам вольтметровой блокировки относят наличие протя-
женной линии связи и каскадное действие выключателей, что удлиня-
ет процесс отключения и повышает возможность пережога кон-
тактных проводов.
На участке с постом секционирования вольтметровая блокировка
соединяет выключатели подстанции и поста. Реле напряжения распола-
534
гают на подстанциях и на посту секционирования. Возможна так-
же установка реле напряжения в середине зоны защиты между под-
станцией и постом секционирования или между смежными под-
станциями (при отключении или отсутствии поста).
Потенциальная защита. Потенциальная защита, выполняемая с по-
мощью реле минимального напряжения, отличается от вольтметровой
блокировки тем, что сигнал от реле напряжения используется только
коммутационными аппаратами, которые расположены там же, где и реле.
На другие объекты этот сигнал не передается, поэтому линия связи не
нужна. При использовании этой защиты на постах секционирования или
пунктах параллельного соединения реле напряжения воздействует на
цепи отключения быстродействующих выключателей соответственно
поста или пункта параллельного соединения. Если реле устанавливают
в середине зоны (между подстанциями, между подстанцией и постом),
то оно воздействует на короткозамыкатель. Короткозамыкатель созда-
ет глухое к.з. в середине зоны и вызывает автоматическое отключение
выключателей подстанции и поста секционирования [33, 34].
Для потенциальной защиты может быть применено (Свердлов-
ская дорога) двухпредельное реле напряжения (рис. 9.17), которое
позволяет предотвратить ложное действие защиты при оператив-
ном отключении фидера контактной сети и снятии напряжения.
Оно состоит из электромагнитного герконового реле К, шунтиро-
ванного диодом VD1, которое включено в диагональ мостовой
схемы. Два плеча схемы образованы резисторами Rn, два других
плеча — стабилитронами VD2 и VD3. Мостовая схема подключе-
на к контактной сети через резистор Rd и предохранитель FU.
Нижний уровень уставки реле выбирается равным 500-600 В, верх-
ний — в диапазоне 2200-2500 В. При напряжении в контактной сети
выше нижнего уровня уставки контакты реле замкнуты. Если напря-
жение выше верхнего уровня, стабилитроны переходят в режим стаби-
лизации. Токи в мостовой схеме перераспределяются и реле размыка-
ет контакты. Таким образом, контакты реле замыкаются только при
напряжении в сети выше нижнего и ниже верхнего уровня уставки. При
нормальном напряжении в сети, а также в случае его отсутствия кон-
такты разомкнуты. Нет необходимости вводить в цепь реле блок-кон-
такты фидерных выключателей. Поэтому команда на включение ко-
роткозамыкателя или на отключение выключателей подается не кас-
кадно, а сразу. Время отключения при этом уменьшается.
535
коомного делителя. Конденсатор С служит для сглаживания пуль-
саций. При высоком коэффициенте усиления операционного уси-
лителя А напряжение на его выходе скачком изменяет свой знак
практически при U близком к нулю. Такой усилитель выполняет
роль компаратора. При этом условие срабатывания имеет вид
«ш/-пС7>0 или U/I -п!пш. Отношение U/I и есть сопротивление
R, измеряемое защитой. Отношение п!пш равно уставке срабаты-
вания Ry. Поэтому условие срабатывания имеет вид R < Ry.
Рис. 9.18. Упрощенная схема реле сопротивления
Логическая часть защиты ЛЧ включает элемент выдержки време-
ни и усилитель сигнала. Выходной элемент защиты выполнен в виде
герконового реле К. Его катушка относительно геркона вьщолнена
на изоляцию 3,3 кВ, а контакт геркона К находится уже в низковоль-
тной цепи отключения быстродействующего выключателя Q.
Питание реле сопротивления осуществляется блоком питания
БП, вход которого подключен к стабилитрону VD в цепи делителя
напряжения. Блок питания содержит преобразователь напряжения
в частоту, разделительный трансформатор и выпрямитель с пара-
метрическим стабилизатором напряжения. В блоке имеются нако-
пительные конденсаторы, которые служат для обеспечения сраба-
тывания выходного реле К при значительных снижениях напряже-
ния при близких коротких замыканиях. Ко входу параметричес-
кого стабилизатора через отдельный выпрямитель и разделитель-
ный высоковольтный трансформатор подключен преобразователь
резервного питания от аккумуляторной батареи.
Уставка срабатывания регулируется потенциометром R1. Ее
можно сделать регулируемой в зависимости от величины нагруз-
538
RS
Рис. 9.19. Схема, поясняющая
принцип загрубления защиты
ки фидера, предшествовавшей
моменту короткого замыкания.
Такое регулирование называется
адаптивным. Один из методов ре-
ализации адаптивного регулиро-
вания уставки поясняется схемой,
приведенной на рис. 9.19. На этой
схеме элементы Л, RS, R1, Оте же,
что и на рис. 9.18, и относятся к
операционному усилителю-ком-
паратору реле сопротивления. К
шунту RS подключают еще один
усилитель А1, выполняющий роль масштабного. К его выходу через
интегрирующую цепь Я,арСа подключен транзистор VT.
При постепенном возрастании нагрузки фидера конденсатор
Са заряжается до напряжения, пропорционального току фидера.
Это напряжение через эмиттерный повторитель на транзисторе
УТ поступает на прямой вход операционного усилителя А и вы-
читается из сигнала, поступающего на этот вход от шунта RS.
Теперь переключение компаратора А сможет произойти только
при более высоком значении тока фидера (меньшем сопротивле-
нии, измеряемом защитой) — происходит так называемое загруб-
ление защиты. Если же ток фидера нарастает не постепенно, а
быстро, то уставка срабатывания практически не изменяется, так
как конденсатор Са не успевает зарядиться через большое заряд-
ное сопротивление /? . В том случае, если конденсатор Са был
заряжен из-за большой нагрузки фидера, а нагрузка внезапно сни-
зилась, то конденсатор Са быстро разряжается через диод VD,
снимая тем самым загрубление уставки.
Использование принципа загрубления защиты, зависящего от
предварительной нагрузки, помогает в некоторых случаях лучше
отстроить защиту от ложных срабатываний. Однако больше чем на
20-30 % уставку защиты загрублять нельзя во избежание недопус-
тимого снижения ее чувствительности к коротким замыканиям.
Защита по сопротивлению может использоваться в качестве
основной или (и) резервной на фидерах подстанций и постов сек-
ционирования, а также как резервная на пунктах параллельного
соединения.
539
Защита выполняется, как правило, одноступенчатой или двух-
ступенчатой.
Выдержка времени любой ступени резервной защиты не долж-
на превышать 0,2-0,3 с.
При использовании первой ступени защиты как основной вы-
держка времени не применяется, а уставка срабатывания Ry выби-
рается по условию:
С’-5*)
в котором RK min — наименьшее значение сопротивления петли ко-
роткого замыкания, измеряемое защитой выключателя, Ом, а ко-
эффициент котс принимают в соответствии с п. 9.2.
Выбранная по условию (9.51) уставка проверяется на нечувстви-
тельность к нормальным режимам по условию:
г /? к Т J
=----- , (9.52)
у кйкч------------------------------кйк.1п тях-4 7
О J О J Н,1ПаЛ
в котором значения коэффициентов ка, к3, кв принимают в соот-
ветствии с п. 9.2.
При использовании одноступенчатой или первой ступени двух-
ступенчатой защиты по сопротивлению в качестве резервной ее
выдержка времени устанавливается, как правило, не более 0,1-0,15 с.
Допускается использование этой ступени без выдержки времени.
Уставка срабатывания резервной защиты Ry выбирается по ус-
ловию:
<’«)
где RK max— максимальное значение сопротивления петли корот-
кого замыкания, Ом.
Коэффициент чувствительности в выражении (9.53) принима-
ется равным 1,25.
Выбранная по условию (9.53) уставка проверяется на нечувстви-
тельность к нормальным режимам по условию (9.52).
Вторая ступень двухступенчатой защиты по сопротивлению ис-
пользуется на выключателях тяговой подстанции в качестве ре-
зервной при нормальной схеме питания. Уставка срабатывания Ry
выбирается по условию (9.53). Коэффициент чувствительности при-
нимают равным 1,15. Выбранная уставка проверяется на нечув-
ствительность к нормальным режимам по условию (9.52).
540
Вторая ступень защиты по сопротивлению на постах секциониро-
вания при нормальной схеме питания, как правило, не используется.
В том случае, если уставка ступени защиты выбрана по усло-
вию (9.53), а защита снабжена устройством загрубления уставки
(адаптации к предшествовавшему режиму), то необходима провер-
ка выполнения требования чувствительности защиты по формуле:
Rv
~~У -<кч, (9.54)
1Л 1?
где кч—нормативное значение коэффициента чувствительности для
данной ступени защиты; ка — принятое значение коэффициента
адаптации, т. е. числа, показывающего во сколько раз снижается
уставка срабатывания (ка < 1,2-1,3).
9.7. Защиты, реагирующие на переходные процессы
При коротком замыкании в тяговой сети, как и в любой элект-
рической цепи, содержащей сопротивления, индуктивности и ем-
кости, возникает переходный процесс, в течение которого пара-
метры короткого замьйсания (ток, напряжение) претерпевают оп-
ределенные изменения. В тех случаях, когда такие изменения су-
щественно отличаются от имеющих место при переходных про-
цессах в нормальном режиме работы (при отсутствии к.з.), они
могут служить дополнительным признаком для разграничения
режимов к.з. от нормального. Особенно важно использовать та-
кие признаки, когда минимальные токи к.з. трудно отличить по
величине от максимальных токов нагрузки.
Защиты, реагирующие на переходные процессы принято называть
импульсными. Как правило, импульсные защиты сами по себе отдель-
но не применяются, поскольку с их помощью нельзя определить зону,
в которой произошло повреждение, и обеспечить тем самым прин-
цип селективности. Однако в качестве дополнения к другим защитам
они могут быть в определенных пределах достаточно эффективны.
Примером комплексного использования нескольких признаков к.з.,
в том числе и признаков переходного процесса, является быстродей-
ствующий выключатель с индуктивным шунтом: он реагирует на ве-
личину тока I, скачок тока Д/ и скорость изменения тока di / dt.
541
Защита по скачку или скорости нарастания тока (общая теория).
Источником информации для такой защиты является специальный
трансформатор тока ТА V с воздушным зазором в магнитопроводе
(рис. 9.20). Зазор необходим для исключения насыщения магнитопро-
вода постоянным током. Э. д. с. во вторичной обмотке такого транс-
форматора, по первичной обмотке которого проходит постоянный
ток, появляется только при изменениях величины первичного тока,
т. е. во время переходных процессов в контактной сети в нормальных
условиях работы или при к.з. Во вторичную обмотку включено реле
тока КА, индуктивность обмотки которого вместе с индуктивностью
соединительных проводов представлена элементом Lp, а сопротив-
ление вторичной цепи, включая обмотку реле КА, представлено эле-
ментом Rp. Рассмотрим процесс изменения тока ip во вторичной цепи
трансформатора ТА V при изменении тока iK в его первичной цепи.
Если ток фидера при к.з. изменяется в соответствии с выраже-
нием (9.1), то напряжение и2 на вторичной обмотке трансформа-
тора тока равно:
,di ММ .1Т .. ММ 1
«, = — М —-=-----е ' = U е at, U ----------, а= — , (9.55)
dt Тк m [ m Тк Tj
где M — коэффициент взаимоиндукции между первичной и вто-
ричной обмотками трансформатора тока.
Операторные изображения напряжения и2(р) и сопротивления
вторичной цепи Zp(p) имеют вид:
«2(/>) = Um-^’ZP^= RP+PLP = Lp(b + P>'
RP 1
^Tp
(9.56)
542
где Rp — результирующее сопротивление во вторичной цепи;
Lp — результирующая индуктивность; Т = LpIRp — постоянная вре-
мени контура реле. Операторное изображение тока во вторичной
цепи:
; / пч _ Ц2(Р) + ^Л(°) _ Un,P + L?/°)
" Zp(p) Lp(a+p\b+p) ’ (9,57)
где ip(0) — начальное значение тока вторичной цепи. При нулевых
начальных условиях гр(0) = 0 оригинал этого изображения имеет вид:
гр
—--------[e~ht -е~ш
Lp(a-b){
ММ I -t/T
---------\е р
^Р(тр-тк)\
(9.58)
В момент времени t = tm ток i достигает максимума. Время tm
находится из уравнения dijdt = 0:
тпт тп
t= р-к-\п-^. (9.59)
m т т T ' /
Jp JK *к
Подставив выражение (9.59) в (9.58), получим формулу для
гр ~ 1ртлте
Рассмотрим два предельных случая. В первом из них Тр » Тк
(Тр- Тк» Тр). При этом из (9.59) получим:
Zm = = Тк 1п^Г’ [Гр » Гк]' (9.59')
1 к
Подставив выражение (9.59') в (9.58), получим формулу для оп-
ределения максимального значения тока в реле для этого случая:
Г т т\ ( тЛ
expiV^~expi d
i = i’ = !' =
р р р max rr>
PJ р
С увеличением отношения Тр!Тк первый член в квадратных скоб-
ках стремится к единице, а второй — стремится к нулю. Учитывая,
что RpTp = Lp, в пределе (Тр1Тк =оо) получаем:
= р". [г,»?;].
(9.60)
543
откуда следует, что максимальное значение тока в реле (при
условии Тр » Тк) пропорционально броску Д/ тока фидера
(рис. 9.20, б, кривая i'p).
Во втором предельном случае Тр « Ткимеем Тр - Тк»-Тк. При
этом из (9.59) получаем:
(9.59")
Подставив это выражение в (9.58), получаем:
i = /" = /"
р р ртах.
К,гг
( Т \ ( тп т Л
expi -In — -expl —-In —
I Тр) Ч тк тр)
С уменьшением отношения Тр1Тк первый член в квадратных
скобках стремится к нулю, а второй — к минус единице. В пределе
(ТуТ^ = 0) получаем:
Продифференцируем по времени выражение (9.1):
diK _ Ык -tlTlr
dt Тк
(9.62)
Выражение (9.62) имеет наибольшее значение при t = 0:
^dt' max Т/
Подставив выражение (9.63) в (9.61), получаем:
=—
Р 1 ртах n I 1
' max
(9.63)
(9.64)
Следовательно, максимальный ток в реле в данном случае
{Тр1Тк~>0) пропорционален скорости нарастания тока фидера
(кривая /"на рис. 9.20, б).
544
Защита, реагирующая на скорость нарастания тока фидера, как
следует из табл. 9.1, не может во всех случаях отличить нормаль-
ный режим от аварийного. Поэтому ее применяют лишь в каче-
стве составной части некоторых специальных защит.
Реле, реагирующие на бросок (скачок, приращение) тока фидера
при существующих размерах движения и типах локомотивов, в боль-
шинстве случаев отличают нормальный режим от аварийного, одна-
ко распространения они пока не получили. Такие реле не обладают
выраженной зоной защиты, при использовании электромагнитных
систем их конструкция получается громоздкой, а быстродействие
сравнительно невелико. В то же время электронные системы могут
быть достаточно компактными и иметь время срабатывания (без учета
действия самого выключателя) не более 0,05 с. Они могут использо-
ваться в качестве составной части многопараметрических защит.
Защита по скорости нарастания тока ЗСНТ. Контроль за скоро
стью нарастания тока осуществляет схема, приведенная на рис. 9.20
а при условии L = 0.
В электронных схемах в каче-
стве датчика скорости нараста-
ния тока используется тот же
трансформатор с воздушным
зазором в магнитопроводе ТА V,
напряжение на выходе которого
определяется выражением (9.55),
а вместо реле тока используют Рис 9 21 функциональная схема
реле напряжения на операцион- защиты ЗСНТ
ном усилителе с большим вход-
ным сопротивлением, выполняющее роль порогового элемента (ком-
паратора). Функциональная схема защиты (рис. 9.21) содержит ре-
жекторный (заграждающий) фильтр ZF, реле напряжения (компара-
тор) KV, элемент удлинения сигнала (реле времени) КТ и выходной
орган ВО. Фильтр ZF и элемент удлинения сигнала КТ подавляют
помехи, которые образуются за счет процессов коммутации в выпря-
мительных агрегатах и неидеального сглаживания выпрямленного
тока сглаживающими устройствами тяговых подстанций.
При изменении в контактной сети величины тока i = iH в нор-
мальном режиме или i = iK при к.з. в самый первый момент на вто-
ричной обмотке трансформатора ТА V возникает э. д. с., равная:
18 Релейная защита
545
(di । ( di )
u2lima* = MI -T-I или l/2Kmax = MI-ЛI , (9.65)
'max "max
где C/2z/max — наибольшее значение э. д. с. на вторичной обмотке
ТА У в нормальном режиме; f/2Kmax — то же при к.з.
Напряжение уставки порогового элемента КУ обозначим
С/ снт. Если скорость нарастания тока в переходном процессе до-
статочно велика, то будет выполняться соотношение U2limaj>Uy снт
или П2ктах>Uy снт ® этом случае пороговый элемент КУпереклю-
чается и через элемент КТ подает сигнал на выходной орган ВО,
который осуществляет отключение выключателя Q. Элемент КТ
удлиняет сигнал, поступивший от КУ примерно на 1,6 мс.
Уставку срабатывания U2k тах выбирают по условию:
Кз^2итах“ ^у,СНТ~ Щкт-га! Кч' (9.66)
Коэффициент запаса кз принимают равным 1,1-1,3, коэффици-
ент чувствительности кч должен быть не менее величин, указан-
ных в табл. 9.2. Скорости нарастания тока в нормальном и ава-
рийном режимах принимают, как правило, на основании опытных
данных на конкретном участке. Для ориентировки можно исполь-
зовать данные табл. 9.1. Если имеется возможность контролиро-
вать с помощью каких-либо других защит те условия нормально-
го режима, при которых ^2„тах слишком велико (например, при
проходе локомотивом воздушного промежутка возле подстанции),
то в цепь отключения включают контакт KL такой защиты, у ко-
торой на время существования этих условий контакт размыкается
и блокирует действие ЗСНТ.
Защита, реагирующая на приращение (скачок) тока ЗПТ. Конт-
роль за величиной приращения тока осуществляет схема, приве-
денная на рис. 9.20, при Тр » Тк. В электронных схемах стремятся
не использовать реле с большими индуктивностями Lp из-за их ма-
лой технологичности и трудностей размещения на печатных пла-
тах. В [97] описан принцип выполнения ЗПТ с блоком восстанов-
ления формы первичного тока с помощью интегратора.
Функциональная схема (рис. 9.22, а) содержит трансформатор
ТА V с воздушным зазором, режекторный фильтр ZF, пороговые
элементы KV1 и KV2, элемент фиксированного времени КТ, интег-
ратор А и выходной орган ВО. Интегратор А имеет информацион-
546
ный вход, на который поступает напряжение м2 с фильтра ZF, и
управляющий вход, соединенный с выходом элемента времени КТ.
Интегрирование производится в интервале времени (ф, пока на уп-
равляющем входе имеется разрешающий сигнал. Постоянная вре-
мени интегратора принимается равной 3-5 с.
Диаграммы, показанные на рис. 9.22, б, в, г относятся к процессу
пуска электроподвижного состава в нормальном режиме. Диаграм-
мы, показанные на рис. 9.22, д, е, ж относятся к режиму к.з. В процес-
се пуска происходит переключение схемы соединения тяговых двига-
телей, в результате чего образуются три скачка тока Д7р Д72,Д73 (рис.
9.22, б). В процессе к.з. образуется скачок тока Д/к (рис. 9.22, д).
На вторичной обмотке трансформатора ТА V при этом образу-
ются сигналы, которые после очищения в фильтре ZF от пульсаций
выпрямленного тока имеют вид, показанный на рис. 9.22, в и е. После
интегратора А получается сигнал из, форма которого приведена на
рис. 9.22, г и ж. Амплитуда этого сигнала в конце интервала време-
ни (ф в некотором масштабе пропорциональна приращению тока i
в контактной сети.
Если эта амплитуда превысит уставку порогового элемента KV2,
то последний сработает и через выходной орган отключит выклю-
чатель Q. Уставка А1у, определяемая порогом срабатывания эле-
мента KV2, выбирается по условию:
к < АЛ < к Д/ J к .
з я max у с «тш ч ' 7
где Д7//тах — наибольшее приращение тока в нормальном режиме;
Д/ктт — наименьшее приращение тока при к.з.; кс — коэффициент
снижения приращения тока короткого замыкания при наличии зна-
чительной нагрузки в момент, предшествовавший повреждению
контактной сети.
Коэффициент к3 принимают равным 1,1-1,3, коэффициент к =
=0,7-0,8. Коэффициент чувствительности кч принимают по табл. 9.2.
В качестве Д7.тш принимают значение тока IQ, протекающего че-
рез рассматриваемый выключатель подстанции или поста секциони-
рования при к.з. в конце зоны защиты для расчетной схемы (см. табл.
9.11) при условии, что до момента к.з. ток нагрузки был равен нулю.
При этом надо учитывать наличие троса группового заземления и
электрической дуги.
Величину Д/„тах принимают, как правило, на основе опытных
данных для конкретного участка.
547
Рис. 9.22. Функциональная схема защиты ЗПТ и диаграммы изменения во
времени сигналов в ее элементах
Недостатком этой защиты является то, что в нормальном ре-
жиме при пуске электроподвижного состава отдельные скачки тока
Д7р Д/2, AZ3 в течение времени суммируются (рис. 9.22, г) и их
сумма может быть соизмеримой с приращением тока Д7К при ко-
ротком замыкании. Из-за этого такую защиту на ряде участков
может оказаться невозможным настроить по условию (9.67) и в
таком случае ее использовать нельзя.
548
Рис. 9.23. Диаграммы изменения
сигналов в защите ЗПТ
Этот недостаток можно устра-
нить, если элементы KV1, КТ мА
связать определенной логикой
действия.
Элемент времени КТ имеет спе- Ц
циальное исполнение. Сигнал на
его выходе появляется сразу после
срабатывания порогового элемен-
та KV1 и этот сигнал разрешает pa- ' uj
боту интегратора А в течение фик- у
сированного отрезка времени
Однако, если в течение этого от-
резка времени происходит сброс
порогового элемента KV1 и затем
его повторное срабатывание, то в
момент повторного срабатывания
KV1 осуществляется сброс содер-
жимого интегратора Л, который
после этого начинает интегрирование с нуля. Это позволяет отстро-
ится от ложной работы при наложении друг на друга процессов пус-
ка нескольких единиц подвижного состава.
При такой логической связи вместо диаграмм, приведенных на
рис. 9.22, в, г, получаем диаграммы, показанные на рис. 9.23. В мо-
менты 2 и 4 происходит сброс порогового элемента KV1, а в момен-
ты 5 и 5 его повторное включение (рис. 9.23, а). Одновременно в
моменты 3 и 5 происходит сброс интегратора А, который начинает
в эти моменты производить интегрирование с нуля (рис. 9.23, б).
Поскольку длительность нарастания тока при каждом скачке
меньше интервала времени Z^, определяемого элементом КТ, то
Таблица 9.15
Тип электроподвижного состава Приращение тока 1н тах при пуске, А
ВЛ8 1100
ВЛ 10, ВЛ 11 1300-1400
ВЛ15 2200
ЭР1,ЭР2 160 • п
549
эти скачки не суммируются. Поэтому при пуске электроподвиж-
ного состава величина напряжения и3 не достигает значения UKV2
и защита ложно не срабатывает.
Выбор уставки срабатывания осуществляется по формуле (9.67), в ко-
торой значения А7/ЯТ1ах можно принимать по данным В. А. Зимакова на
основании табл. 9.15, где п — число моторных вагонов электропоезда.
Защита, реагирующая на приращение тока за время его нараста-
ния ЗПТН. Функциональная схема защиты (рис. 9.24, а) содержит
трансформатор тока с воздушным зазором ТА V, заграждающий
фильтр ZF и элемент удлинения сигнала КТ1, реле времени КТ2 и
выходной орган ВО [97]. Как и в схеме, приведенной на рис. 9.21,
элементы ZFvtKTl служат для отстройки от помех, вызванных пуль-
сацией выпрямленного тока контактной сети. Будем считать, что
диаграммы токов (i) в нормальном режиме и при коротком замыка-
нии имеют такой же вид, как на рис. 9.22, б, д. Следовательно, такой
же вид будут иметь временные диаграммы сигнала м2, пропорцио-
нального скорости нарастания тока di / dt в переходном режиме (рис.
9.22, в, е). Эти диаграммы повторены на рис. 9.24, б и в, причем на
них показан порог срабатывания UKV порогового элемента KV.
Величина порога срабатывания UKV соответствует в определен-
ном масштабе некоторому значению скорости нарастания тока
di / dt, которое принимается в качестве уставки UyCHT \
UУ,снт = М\~ь) ' (9.68)
По условиям стабильности рекомендуется выбирать величину
(di / df)y такой, чтобы интервал времени t = был бы равен удво-
енному значению постоянной времени Тк нарастания тока к.з.
В этом случае из (9.2) получаем:
U снг = м{~"1 = м~е~“Тк =М—е~2Т^ = 0,135Л/—.(9.68')
У'СНТ \dt)y тк тк Тк
В схеме, приведенной на рис. 9.24, а, пороговый элемент KV будет
срабатывать, если уровень сигнала и2 превышает порог его срабаты-
вания и будет сбрасываться каждый раз, когда уровень сигнала м2
становится меньше порога срабатывания. При наличии сигналов тока
во время пуска электроподвижного состава (рис. 9.24, б), дли
550
Рис. 9.24. Функциональная схема защиты ЗПТН
и диаграммы сигналов в ее элементах
тельности сработанно-
<го состояния порогово-
го элемента КУ равны
соответственно Дгр Д?2,
<Д?3. При коротком за-
мыкании (рис. 9.24, в)
эта длительность равна
AtK. Если любой из ин-
тервалов времени Д/р
‘Д/2, Д?3 в нормальном
режиме будет меньше
интервала времени Д/к,
то такая схема сможет
отличить нормальный
режим от режима короткого замыкания.
Схема, приведенная на рис. 9.24, а работает следующим обра-
зом. Пороговому элементу КУ задается уставка по скорости нара-
стания тока Uy снт и соответствующий ей порог UKV. Одновремен-
но задается выдержка времени tg реле времени КТ2. Реле КТ2 сра-
батывает, если длительность сигнала на его входе оказывается
больше выдержки времени. При этом происходит отключение вык-
лючателя Q.
Для обеспечения устойчивости функционирования необходи-
мо одновременное выполнение следующих двух условий:
М ^Uy,CHf> K34max Uin Ч’ <9’69)
где Д?/( тах — наибольший интервал времени, в течение которого
скорость нарастания тока в нормальном режиме оказывается не
менее заданной; tK min — наименьший интервал того же времени в
режиме короткого замыкания.
Коэффициент запаса принимают равным 1,1-1,3, коэффициент
чувствительности — по табл. 9.2.
Защита по интегралу приращения тока за время его нарастания
ЗИПТН. Функциональная схема защиты приведена на рис. 9.25, а
[97]. Она содержит трансформатор тока с воздушным зазором ТА У,
заграждающий фильтр ZF, пороговые элементы KV1 и KV2, элемент
551
увеличения длительности сигнала КТ, интеграторы Л У и А2, выход-
ной орган ВО. Как и в предыдущих защитах фильтр ZF и элемент
удлинения времени КТ позволяют повысить помехоустойчивость
при наличии пульсаций в выпрямленном токе фидеров. Предпола-
гается, что зависимость i -jit) первичного тока от времени для ре-
жимов пуска электроподвижного состава и для режима к.з. имеют
тот же вид, что на рис. 9.22, б и д.
Продифференцированный трансформатором ТА V и отстроенный
фильтром ZF от пульсаций сигнал w2 показан на рис. 9.25, б и д. Он
имеет такую же форму как на рис. 9.22, в и е. Пороговый элемент KV1
имеет порог срабатывания и он определяет то значение скорости
Рис. 9.25. Функциональная схема защиты ЗИПТН и диаграммы сигналов в ее
элементах
552
нарастания тока di / dt, при котором компаратор KV1 переклю-
чается. В момент срабатывания этого компаратора его выход-
ной сигнал через элемент удлинения КТ поступает на управляю-
щие входы интеграторов А1 и А2, включая их в работу.
Выходной сигнал и3 интегратора А1 показан на рис. 9.25, в и е. На-
пряжение на выходе А1 нарастает до тех пор, пока компаратор KV1
находится в сработанном состоянии. Как только напряжение «2 станет
меньше порога срабатывания U^, компаратор KV1 возвращается в
исходное состояние, сбрасывая одновременно на нуль содержимое ин-
теграторов А1 и А2. Поэтому при последующих срабатываниях KV1
выходной сигнал интеграторов А1 и А2 начинает расти от нуля.
Выходной сигнал м3 интегратора А1 еще раз интегрируется ин-
тегратором А2. Форма его выходного сигнала и4 показана на рис.
9.25, г и ж. Амплитуда сигнала w4 пропорциональна площади при-
ращения тока за время его нарастания (на рис. 9.25 показана штри-
ховкой). Если эта амплитуда превысит порог UKV2 срабатывания
компаратора KV2, то его выходной сигнал через выходной орган
ВО отключит выключатель Q.
Как и в защите ЗПТН рекомендуется величину UKV] выбирать
по условию (9.68'), при котором интервал интегрирования А/к был
бы равен удвоенному значению постоянной времени Тк скорости
нарастания тока к.з. Тогда площадь П приращения тока за время
его нарастания равна, Ас:
Ч- Ч-
П= jidt= J дф-<И/Г‘)<*= ^2Тк-(-Тке-2Г^ +3^)]= 1,135ДЛ\(9.70)
о о
Постоянная времени Тк принимается по опытным данным, ори-
ентировочные сведения приведены в табл. 9.1. Значение прираще-
ния тока Д/ принимают как для защиты ЗПТН. Уставка срабаты-
вания Пу выбирается по условию:
1Л35к3д/„тахт;(< пу< 1,135д/кпйпт;/кч, (9.71)
где AZ;imax, A/Kinin — соответственно наибольшее приращение тока
в нормальном режиме и наименьшее приращение тока при к.з., А;
ТЛ, Тк — постоянные времени нарастания токов соответственно в
нормальном режиме и при к.з., с.
553
Коэффициент запаса равен 1,1-1,3, коэффициент чувствитель-
ности принимают по табл. 9.2.
Трансформатор тока ТА V с воздушным зазором серийно про-
мышленностью не изготовляется и является достаточно громозд-
ким устройством. В последних разработках электронных защит его
уже не применяют. Вместо него используется измерительный шунт,
к которому подключается аналоговый дифференциатор на основе
операционного усилителя.
В этом случае, однако, электрическая схема защиты оказывает-
ся под высоким потенциалом. Поэтому между выходным органом
ВО и исполнительной частью, воздействующей на выключатель,
должна быть выполнена гальваническая развязка. Пример такой
развязки показан на рис. 9.18 (см. также п. 2.2).
9.8. Селективная защита межподстанционной зоны
Селективная защита межподстанционной зоны с постом секциони-
рования и пунктами параллельного соединения достигается с помо-
щью комбинированной защиты, в состав которой входят автомати-
ческие быстродействующие выключатели, телеблокировка, и потенци-
альная защита. Такая комбинированная защита не имеет мертвых зон.
Для повышения надежности быстродействующие выключате-
ли должны снабжаться дополнительными защитами по сопротив-
лению. Такие защиты следует устанавливать не только на тяговых
подстанциях, но и на постах секционирования [98]. Особенно боль-
шой эффект на постах секционирования они будут обеспечивать
при выпадении одной из подстанций. Некоторую, хотя и не столь
заметную, пользу могут принести защиты, реагирующие на при-
знаки переходного процесса к.з. Наличие электровозов между тя-
говой подстанцией и местом удаленного к.з., которые в момент
к.з. переходят в генераторный режим, а также сопротивление дуги
в месте повреждения искажают форму кривой тока, изменяют по-
стоянную времени и величину приращения тока к.з., что может
привести к отказу импульсных защит.
Защита на фидерном выключателе, например подстанции А (рис. 9.26),
как правило не способна почувствовать повреждения возле смежной под-
станции В (точка Л7), если выключатель поста ПС1 не сработал или
554
Рис. 9.26. Схема питания участка
пост выведен из работы. Тем более она не среагирует на к.з. в точке
К2 при выпадении подстанции В. Мощным средством обеспечения се-
лективности и надежности является применение телеблокировки, по-
этому ее техническое совершенствование является весьма актуальным.
Ликвидацию мертвых зон и резервирование практически при лю-
бых схемах нормального и вынужденного режимов обеспечивает при-
менение потенциальных защит (ПЗ). На пунктах параллельного соеди-
нения любые защиты, кроме ПЗ, при к.з. на смежной подстанции или
на посту секционирования работают каскадно. Например, при к.з. в
точке К1 выключатель пункта параллельного соединения ППС2 (рис.
9.26) может быть «отключен защитой по току или по сопротивлению
только после того, как на подстанции В отключится выключатель со-
ответствующего фидера. Защита же ПЗ отключает выключатель ППС2
сразу, вне зависимости от работы других выключателей. Поэтому на
пунктах параллельного соединения защита ПЗ должна быть основной.
На постах секционирования защита ПЗ должна выполнять фун-
кции резервной и действовать на отключение всех выключателей
поста с выдержкой времени 0,2-0,3 с. Если, например, при к.з. в
точке К1 на посту ПС1 не отключился соответствующий выклю-
чатель, то это может привести к тяжелой аварии, поскольку защи-
та подстанции А это к.з. может не почувствовать. В то же время
защита ПЗ разберет весь пост ПС1 и к.з. будет локализовано.
Хороший эффект дает связь по каналам телемеханики за-
щит ПЗ подстанции, постов секционирования и пунктов па-
раллельного соединения. Так, например, при к.з. в точке К1
защита ПЗ пункта ППС2 сработает и по каналам телемехани-
ки может передать команду на отключение выключателей по-
ста ПС1 и подстанции В, питающих поврежденную зону.
555
Защита ПЗ поста ПС1 может передавать соответствующие коман-
ды на подстанции А и В. С развитием и совершенствованием ка-
налов связи этот путь обеспечения селективности и резервирова-
ния должен использоваться более интенсивно.
Еще одной возможностью повышения чувствительности, селек-
тивности и резервирования является использование ПЗ совместно
с короткозамыкателями. Особенно большой эффект при этом дос-
тигается в случаях выведения из работы поста или одной проме-
жуточной подстанции. Короткозамыкатели вместе с ПЗ размеща-
ют на подстанциях, постах секционирования и пунктах параллель-
ного соединения и вводят их в работу при вынужденных режимах
питания контактной сети. При срабатывании ПЗ короткозамыка-
тель замыкается и устраивает искусственное короткое замыкание,
которое отключается соответствующими выключателями.
Рассмотрим, например, случай выпадения подстанции В и к.з. в точ-
ке К2 (рис. 9.26). Предполагается, что воздушные промежутки возле под-
станции В на обоих путях зашунтированы соответствующими разъеди-
нителями для обеспечения двухстороннего питания в этом вынужден-
ном режиме. Со стороны подстанции С питание места к.з. будет отклю-
чено выключателем на посту ПС2. Ни то-
ковая защита, ни защита по сопротивле-
нию на подстанции А и посту ПС1 к.з. в
этой точке не почувствует из-за большой
удаленности места повреждения.
Защита ПЗ на пункте ППСЗ срабо-
тает и короткозамыкатель, расположен-
ный на этом пункте, устроит искусствен-
ное короткое замыкание, расположен-
ное к подстанции А уже ближе, чем точ-
ка К2. Если и это к.з. в месте располо-
жения ППСЗ оказывается слишком да-
леким, то срабатывает защита ПЗ на
пункте ППС2 и включает свой коротко-
замыкатель. При этом отключится со-
ответствующий выключатель на посту
ПС1 и к.з. будет локализовано.
Короткозамыкатель работает в тяжелых
условиях и к нему предъявляются особо
+3,3 кВ
[]™
L
ег~
п У
^ЦЭ1
&ЦЭ2
БУ
СВ
R
Рельсы
Рис. 9.27. Схема
короткозамыкатели
556
жесткие требования по надежности. Принцип выполнения одной
из конструкций показан на рис. 9.27 [99]. Короткозамыкатель со-
держит цилиндрические электроды ЦЭ1 и ЦЭ2, катушку L, под-
жигатель П и его соленоид возбуждения СВ, предохранитель FU и
блок управления БУ. *
Блок управления БУ содержит потенциальную защиту (рис. 9.17)
и тиристорный выходной орган. При понижении напряжения в кон-
тактной сети ниже уровня уставки ПЗ от блока БУ в соленоид СВ
подается импульс тока. Подвижный поджигатель П выдвигается
вверх и на короткое время касается электрода ЦЭ1. Между ними
возникает электрическая дуга, ток которой в начальный момент
ограничен резистором R. Эта дуга ионизирует воздушный проме-
жуток между электродами ЦЭ1 и ЦЭ2 и перекидывается с электро-
да 77 на электрод ЦЭ2, создавая короткое замыкание между контак-
тной сетью и рельсами. При этом катушка L создает магнитное поле,
которое, взаимодействуя с током дуги, заставляет эту дугу с боль-
шой скоростью вращаться по окружности торцевых поверхностей
электродов ЦЭ1 и ЦЭ2. Это исключает оплавление электродов. Та-
кой короткозамыкатель может работать при токах к.з. до 10 кА с
временем срабатывания 6—10 мс. На двухпутных участках корот-
козамыкатели устанавливаются на каждом из путей.
На участках без телеблокировки и потенциальной защиты отклю-
чение подстанции или выведение из работы поста секционирования
приводит к возникновению мертвых зон. Короткие замыкания в этих
зонах вызывают, как правило, пережоги контактной сети. Меры, ко-
торые принимаются в этом случае, сводятся к снижению уставок бы-
стродействующих выключателей (с ограничением размеров движе-
ния), установке короткозамыкателей на подстанциях и постах секци-
онирования, а также к постоянному особому контролю за нагрузка-
ми фидеров тяговых подстанций обслуживающим персоналом [34].
9.9. Защита при разземленных опорах
Основные типы защит. На участках постоянного тока для того, что-
бы блуждающие токи не повреждали арматуру опор, желательно было
бы не соединять опоры с рельсами. При этом, однако, резко возрастает
557
сопротивление цепи к.з. и описанные выше защиты оказываются
непригодными. Поэтому возникла необходимость в специальных
защитах [33, 34]. Одна из них (защита ЛИИЖТа) реагирует на ам-
плитуды гармоник с частотами 30, 760 и 2500 Гц. Защита срабаты-
вает, если амплитуды этих гармони^ одновременно превышают
уставки и имеют продолжительность не менее 0,2 с.
Предложено также на Западно-Сибирской дороге объединить
опоры заземляющим тросом и применить три датчика: датчик ско-
рости нарастания тока, датчик переменной составляющей напряже-
ния в контуре «отсасывающий фидер-земля» и датчик амплитуды
высокочастотных (4 кГц) колебаний в контуре «дополнительный про-
вод—земля». Эти защиты имеют большое число ложных отключе-
ний при отрывах токоприемников, при переключениях и т. п.
Разработаны защиты (на Южно-Уральской и Свердловской до-
рогах, а также в МИИТе), реагирующие на потенциал дополни-
тельного провода. Дополнительный провод подвешивают на изо-
ляторах вдоль всей зоны защиты на опорах контактной сети и че-
рез датчики пробоя (искровые промежутки) присоединяют к ме-
таллическим частям опоры, нормально не находящимся под на-
пряжением. Повреждение изоляции на опоре приводит к пробою
датчика и появлению потенциала на дополнительном проводе. Реле
напряжения, подключенные на подстанции и на посту к этому про-
воду, срабатывают и вызывают отключение быстродействующих
выключателей. Недостатком этой группы защит является необхо-
димость установки на каждой опоре датчика пробоя. Надежность
Контактная сеть
Рис. 9.28. Защита ПЗК
таких датчиков невелика.
Защита ПЗК Донецкой же-
лезной дороги [33, 34], предло-
женная в 70-е годы, содержит до-
полнительный провод,протяну-
тый по опорам контактной сети,
отсоединенных от рельсов. Ме-
таллические части опор, не на-
ходящиеся нормально под на-
пряжением, присоединяют к до-
полнительному проводу, длина
которого не должна превышать
2-3 км (рис. 9.28).
558
Дополнительный провод через ограничительное сопротивление
R и блок управления БУ соединяется с рельсами. Блок БУ управляет
включением короткозамыкателя QN, подключенного, в свою очередь,
через разъединитель QS между контактной сетью и рельсами.
При перекрытии изоляции опоры на дополнительном проводе по-
является напряжение и начинает заряжаться конденсатор С. Как толь-
ко напряжение на нем превысит 350-400 В срабатывает блок управ-
ления БУ, который включает короткозамыкатель QN. Возникшее к.з.
отключается выключателями подстанции и поста секционирования.
Защита ПЗК не получила распространения из-за отсутствия в
те годы надежного короткозамыкателя, а также по причине нера-
ботоспособности на участках с металлическими опорами из-за их
малого сопротивления относительно земли.
При так называемой мгновенной потенциальной защите —
МПЗ, разработанной Северо-Кавказской дорогой и РИИЖТом,
на всех опорах контактной сети к кронштейну подвешивают до-
полнительный провод марки АС-35. Навесная арматура опор, нор-
мально не находящаяся под напряжением, присоединяется к до-
полнительному проводу.
На смежных подстанциях дополнительный провод Д77(рис. 9.29,
а) присоединяют к отсасывающему фидеру через ограничительный
резистор R, дополнительную катушку отключения КО фидерного
быстродействующего выключателя Q и тиристор VS. Блок управ-
ления БУ тиристором определяет уставку по напряжению в допол-
нительном проводе, при котором тиристор открывается (80-200 В).
При повреждении изоляции контактной сети потенциал допол-
нительного провода относительно потенциала отсасывающего
фидера резко возрастает, тиристор VS открывается и через катуш-
ку КО проходит ток, отключающий быстродействующий выклю-
чатель. Резистор R сопротивлением 300 0м ограничивает ток в КО
при близких к.з. Эта защита хорошо работает только на однопут-
ных участках при значительном переходном сопротивлении «опо-
ра — грунт». В случае нарушений в технологии изготовления опор,
а также при сырых грунтах результирующее сопротивление допол-
нительного провода может снизиться из-за шунтирующего влия-
ния опор до 6-8 Ом. При удаленных к.з. ток в КО в этом случае
оказывается настолько мал, что выключатель не отключается. По-
этому зона действия защиты в таких условиях не превышает 15 км.
559
к д Дополнительный провод к т>
Рис. 9.29. Защита МПЗ
На двухпутных
участках при к.з.
на одном из путей
во время переход-
ного процесса на
дополнительном
проводе второго
пути наводится
э. д. с. 400-500 В.
Это вызывает от-
крытие тиристора
в защите второго
пути и ложное от-
ключение выклю-
чателя.
Рассмотрен-
ный вариант за-
щиты МПЗ был усовершенствован [100] (Южно-Уральская доро-
га). Группы опор по 20-25 шт. объединяют отрезком троса
ПС-25 длиной 1200-1300 м (рис. 9.29, 6). Все отрезки тросов в
межподстанционной зоне присоединяют к дополнительному про-
воду ДП через диодные блоки VD, состоящие из трех параллель-
но включенных диодов ВЛ200 10-го или 12-го класса. Сопротив-
ление дополнительного провода относительно земли возрастает
почти на три порядка, что позволяет поднять уставку срабаты-
вания блока БУ до 600-650 В. В этом случае во всей межподстан-
ционной зоне защита не имеет мертвых зон и на двухпутных уча-
стках не срабатывает ложно. Недостаток защиты — увеличение
расхода троса.
Наибольшие перспективы при разземленных опорах имеют за-
щиты с дополнительным проводом, которые называют также за-
щитами при тросовом объединении опор. Свойства таких защит и
протяженность зоны защиты зависят от величины переходного со-
противления «опоры—грунт».
Схемы тросовых объединений. При тросовом объединении опор все
их металлические части, нормально не находящиеся под напряжением,
присоединяются к тросу группового объединения (г.о.), который кре-
пится на опорах. Между тросом группового объединения и нулевой
560
Рис. 9.30. Тросовые объединения опор
точкой дроссель-трансформатора рельсового пути устанавливается дат-
чик Д тока или напряжения. Этот датчик может приводить в действие
короткозамыкатель или устройство передачи на подстанцию ТП инфор-
561
мации о его срабатывании. Длина троса группового объединения ог-
раничивается токами утечки «трос-земля» и чувствительностью дат-
чика. Наибольшей эффективностью обладают Т- и Г-образные схе-
мы тросового объединения, а также Т- или Г-образная схемы с до-
полнительным проводом. П-образную схему применять не следует.
При Т-образной схеме (рис. 9.30, а) трос г.о. секционируется на
участки по несколько километров и к середине каждой секции под-
ключаются датчики Д.
Сочетание секционирования троса г.о. с диодными блоками,
устанавливаемыми возле каждого из датчиков Д, образует Г-об-
разную схему (рис. 9.30, б). Длина каждой секции троса г.о. при Г-
образной схеме может быть принята существенно больше, чем при
Т-образной.
На рис. 9.30, в приведена Т-образная схема с дополнительным
проводом и диодными блоками, с помощью которой тросовыми
объединениями можно охватить опоры практически всей межпод-
станционной зоны.
Трос г.о. секционируется. Длина секции может быть принята
1-4 км. Каждая секция присоединяется к дополнительному прово-
ду через диодный блок. Дополнительный провод ДП подвешива-
ется на опорах на изоляторах, длина этого провода утечками про-
вода не ограничивается. В середине межподстанционной зоны (или
на посту секционирования) дополнительный провод секциониру-
ется. В этой схеме датчик Д может устанавливаться как и в преды-
дущих схемах на перегоне с воздействием на короткозамыкатель
или устройство передачи информации. Если дополнительный про-
вод протянут до тяговой подстанции, то датчик Д устанавливает-
ся на этой подстанции и воздействует на фидерный выключатель
непосредственно. Короткозамыкатель при этом не нужен.
На рис. 9.30 обозначены: €т — длина троса группового объе-
динения; £ — расстояние от подстанции до места установки дат-
чика Д; £кз — расстояние от места подключения питающего фи-
дера к контактной сети до наиболее удаленного конца троса г.о.;
£дп — длина дополнительного провода ДП от места установки
датчика Д до наиболее удаленного диодного блока.
Для всех схем тросовых объединений опор наиболее тяжелым режи-
мом является короткое замыкание на край секции троса г.о. при одно-
стороннем питании контактной сети. Такой режим питания может, на-
562
пример, иметь место при отключении выключателя поста сек-
ционирования. Поэтому для тросовых объединений в качестве
расчетной принимают схему одностороннего питания одного
пути.
Расчетные формулы. В результате расчета необходимо вычис-
лить при коротком замыкании:
идо — напряжение на датчике Д напряжения, В;
1кО — ток короткого замыкания в контактной сети с тросовым
объединением опор при использовании датчиков напряжения, А;
1д— ток, протекающий через датчик Д тока, А;
1К — ток короткого замыкания в контактной сети с тросовым
объединением опор при использовании датчиков тока, А.
Вычисление этих величин осуществляют по формулам:
„ _ UPac~^
до~ 1 (Rn + RK
1 +-| —---+ К.
r^
(9.72)
(9.73)
U -U
_____рас д___
R+R+r(k'+k'"Y
П К ВТ \ т Т /
U -U -U
t _ рас д э
*Д “ р р ’
(9.74)
* 2
<9-75’
= Rn + + RBXv К2 = Rp+ Rff+ Явтк"+ гдп1дп , (9.76)
в которых: U — расчетное напряжение подстанции, В; £7д — падение
напряжения в дуге, вычисляемое по формуле (9.19), В; 1/д— падение
напряжения между главными электродами датчика Д, выполненного в
виде разрядника, В; Rn — сопротивление подстанции, Ом; RK—сопро-
тивление контактной сети одного пути, Ом; Rp— сопротивление рель-
совой цепи, Ом; R^^ — сопротивление датчика Д, Ом; Rm — волновое
сопротивление троса группового объединения, Ом; гдп — погонное
563
сопротивление дополнительного провода, Ом/км; к'т, к" к"— ко-
эффициенты, учитывающие утечку тока короткого замыкания из
троса группового объединения через переходное сопротивление
«опоры—земля».
При вычислении падения напряжения в дуге по формуле (9.19)
учитывают его увеличение вследствие того, что значение тока ко-
роткого замыкания меньше, чем при индивидуальном заземлении
опор или наличии тросов группового заземления. С этой целью для
датчиков Д тока принимают b = 1,2, а для датчиков Д напряжения
b = 1,5. В тех случаях, когда в качестве датчика Д используется раз-
рядник, к падению напряжения в дуге, возникающей в месте повреж-
дения, следует добавить падение напряжения между главными элек-
тродами разрядника, которое определяется по формуле, В:
Пэ = 30+1,5£э, (9.77)
где 13 — расстояние между главными электродами разрядника, мм.
Сопротивление RK контактной сети вычисляют по формуле, Ом:
к. “'♦Л<9-78)
где ГфХ — погонное сопротивление питающего фидера, Ом/км, опре-
деляемое по табл. 9.4 и формуле (9.13) и приведенное к? расчетной
температуре по формуле (9.8); гк — погонное сопротивление контак-
тной сети при расчетной температуре, определяемое по табл. 9.6.
Рис. 9.31. Графики для определения коэффициентов к', к", к'"
564
Погонное сопротивление дополнительного провода гдп на-
ходят так же, как питающего фидера.
Значения коэффициентов к'т, к", кзависят от схемы подклю-
чения троса г.о., его длины, а также от величин волнового сопро-
тивления RBT и коэффициента распространения ут, вычисляемых
по формулам:
= /г г
‘вт V тго оп ’
где гтг0 — погонное сопротивление троса группового объедине-
ния, принимаемое по табл. 9.4, Ом/км; гоп — переходное сопро-
тивление «опоры-земля», Ом-км.
Величину переходного сопротивления гоп принимают на осно-
вании опытных данных для сырой погоды. При отсутствии таких
данных эту величину принимают равной для железобетонных опор
1-2 Ом-км, для металлических опор 0,25-0,5 Ом-км.
Для Т-образной схемы подключения троса г.о. (рис. 9.30, а) в фор-
муле (9.76) принимают 1ДП = 0, а коэффициенты к'т = к' , к" = к"т,
к"'= к"'т находят по графикам, приведенным на рис. 9.31, а.
Для Г-образной схемы подключения троса г.о. (рис. 9.30, б) в фор-
муле (9.76) принимают £дп = 0, а коэффициенты к' = к'тг, к" = к"г,
к'"= к"' находят по графикам, приведенным на рис. 9.31, б.
В схеме с тросом г.о. и дополнительным проводом (рис. 9.30, в)
секции троса могут быть присоединены к проводу либо по Т-об-
разной, либо по Г-образной схеме. В зависимости от этого значе-
ния коэффициентов к'т, к", к'" определяют по графикам, приве-
денным либо на рис. 9.31, а, либо на рис. 9.31, б. Кроме того, в
формуле (9.76) учитывают длину 1ДП дополнительного провода.
В тех случаях, когда дополнительный провод доходит до тяговой
подстанции (t = 0 на рис. 9.30, в) и подключается к ее отсосу, на участках
с числом путей два и более необходимо принимать меры по отстройке
датчиков Д от ложного действия при коротком замыкании на смежном
пути. Объясняется это тем, что составляющие тока короткого замыка-
ния, протекающие в рельсах и земле, могут ответвляться из них через
переходное сопротивление «опоры — земля» в тросы г.о. смеж-
565
ных (неповрежденных) путей и по их дополнительным проводам
протекать к отсосу. Ток в дополнительных проводах неповреж-
денных путей может вызвать ложное действие подключенных к ним
датчиков Д.
При коротком замыкании в конце зоны защиты на трос г.о. ток
гд» датчиков Д неповрежденных путей того же плеча питания вы-
числяют по приближенной формуле:
. . j 1 „ I R-,R
уЧ го) _ I Д _________2 вР________
*„<(*,,+я„+*л)’
(9.80)
где 1д — ток датчика поврежденного пути, вычисляемый по фор-
муле (9.74), А; и — число путей с дополнительными проводами;
R — волновое сопротивление рельсовой цепи,Ом.
Волновое сопротивление рельсовой цепи вычисляют по фор-
муле, Ом:
где тп — число путей; гр1 — погонное сопротивление рельсов од-
ного пути, определяемое по табл. 9.10, Ом/км; гп] — переходное
сопротивление «рельсы—земля» для одного пути. Величину гп1
принимают: для влажных грунтов 0,5 Ом-км, для сухих грунтов 3
Ом-км, для мерзлых грунтов 10 Ом-км.
При коротком замыкании на рельсы в конце зоны защиты ток
~ 1дд = tfim ~ 11д Датчиков каждого из путей вычисляют по
приближенной формуле:
/(р) _
Д mRep + Rem+Ra'
(9.82)
где 1А — величина тока подстанции А при коротком замыкании в
конце зоны защиты при одностороннем питании, вычисляемая для
схемы № 4 (табл. 9.11), А.
Пример 9.4. На двухпутном участке с железобетонными опора-
ми используется Т-образная схема тросового объединений опор с дат-
чиком Д, последовательно с которым включен разрядник с расстоя-
566
пием между главными электродами 14 мм. Сопротивление дат-
чика Кд = 1 Ом. Вычислить напряжение на разряднике до момента
его пробоя и ток в цепи датчика после пробоя разрядника при следу-
ющих исходных данных. Параметры тяговой подстанции
(7рас = 3104 В, Rn = 0,125 Ом, контактная сеть М120+2МФ100 (15%
износа), питающий фидер ЗА 185 длиной £ф =2 км, рельсы Р65, трос
г.о. АС-70 длиной = 5 км. Расстояние от подстанции до места
установки датчика £ = 10 км, от места подключения питающего
фидера до дальнего конца троса г. о. £кз= 11 км.
По табл. 9.6. находим погонное сопротивление контактной сети
гк\ ~ 0>067 Ом/км.
По табл.9.4 и формуле (9.11) находим погонное сопротивление
питающего фидера: 0,157/3 = 0,051 Ом/км. Вычисляем величину по-
гонного сопротивления ГфР приведенную к температуре 40°С, по фор-
муле (9.8):
г.. =---— -----(1 + 0,004.40) = 0,055 Ом/км.
1 + 20-0,004
Сопротивление контактной сети равно:
RK = гф\ еф+ гю *кз ~ °’055 •2 + °’067 • 11 = 0,847 Ом-
По табл.9.10 и формуле (9.20) находим погонное сопротивление
рельсов гр = 0,014/2 = 0,007 Ом/км. Сопротивление рельсовой цепи вы-
числяем по формуле (9.21):
Rp = 0,007 • 10 = 0,070 Ом.
По табл. 9.4 находим погонное сопротивление троса г. о.
0,429 Ом/км. Приводим это сопротивление к температуре 40°С по
формуле (9.8):
0 429
г =------------(1 + 0,004 • 40) = 0,461 Ом/км.
го 1 + 20 0,004
Принимая переходное сопротивление «опоры-земля» равным
г0П = 2 Ом • км, вычисляем по формулам (9.79):
I------- /0,461
/?.т = JO,461-2 = 0,960 Ом, у = . -- = 0,48 Ом.
вт’’ ’ V 2
567
По графикам на рис.9.31, а для ут^т = 0,48 • 5 = 2,4, определяем
величины коэффициентов, характеризующих параметры схемы за-
мещения троса г.о.: к'Т = 0,7, к"т = 0,28, к"'т = 0,31.
Падение напряжения в дуге вычисляем по формуле (9.19) для
двух изоляторов в гирлянде. До момента пробоя разрядника полу-
чаем:
U = 1350 • 0,3 • 2 • 1,5 = 1215 В, U = 0.
Д J '
После пробоя разрядника по формулам (9.19) и (9.77) имеем: ’
UA = 1350 • 0,3 • 2 • 1,2 = 972 В, U3 = 30 + 1,5 • 14 = 51 В.
Напряжение на разряднике при коротком замыкании до его про-
боя находим по формуле (9.72):
________3104-1215
ДО~ 1 Г0,125 + 0,847
1 н---------------------1-0,7
0,311 0,960
Ток короткого замыкания в контактной сети находим по фор-
муле (9.73):
t 3104-1215 _ 973Л
кО 0,125 + 0,847 + 0,960(0,7 + 0,31) •
По формулам (9.76) вычисляем:
/?! = 0,125 + 0,847 + 0,960 - 0,7 = 1,644 Ом,
R2 = 0,070 + 1,000 + 0,960 • 0,28 = 1,339 Ом.
После пробоя разрядника ток в датчике Д находим по формуле
(9.74):
г 3104-973-51
'л ° .„о 1,644.1,339 ° 200А-
1,644 +1,339 + ------
0,960-0,31
Ток короткого замыкания в контактной сети находим по фор-
муле (9.75):
( 1 339 1
I = 200 1 +---—— = 1100А.
к I 0,960-0,317
Пример 9.5. На двухпутном участке с железобетонными опора-
ми используется схема, приведенная на рис. 9.30, в, в которой допол-
568
нительные провода обоих путей подключены к отсосу подстанции
через датчики тока Д1 и Д2. Вычислить ток датчика Д1 повреж-
денного пути и ток датчика Д2 неповрежденного пути при ко-
ротком замыкании возле поста секционирования.
Исходные данные: U = 3104 В, /?п = 0,125 Ом, контактная
сеть М120 + 2МФ100 (15% износа), питающий фидер ЗхА185 дли-
ной 2 км, трос г.о. АС-70 длиной = 1 км, дополнительный про-
вод А185, = 11 км, дп = 10 км, рельсы Р65, датчики тока
имеют параметры Яд = 1 Ом, U3 = 0.
При коротком замыкании на рельсы возле поста секционирова-
ния ток подстанции равен 1А — 3000 А. Сопротивление контакт-
ной сети вычислено в примере 9.3 и равно Вк — 0,847 Ом.
По табл. 9.4 находим погонное сопротивление дополнительного про-
вода при 20°С и по формуле (9.8) приводим его к температуре 60°С:
гдп~ 1,074-0,161 = 0,173 Ом/км.
По табл.9.10 и формуле 9.20 находим погонное сопротивление
рельсов Гр = 0,014/2— 0,007 Ом/км. Сопротивление рельсовой цепи
вычисляем по формуле (9.21):
Лр = 0,007 - 11 = 0,077 Ом.
Принимая значение переходного сопротивления «рельсы -зем-
ля» гп1 = 3 Ом • км, находим по формуле (9.81) величину волнового
сопротивления рельсовой цепи:
Лвр=|л/°’014,3= °’102 Ом-
Погонное сопротивление троса г.о. гга =0,461 Ом/км, волновое
сопротивление троса RBT = 0,960 Ом и коэффициент распростра-
нения ут = 0,48 1/км вычислены в примере 9.4. Для произведения ут £т =
= 0,48 • 2,5 = 1,2 определяем по рис.9.31,а к' Т = 0,41, к" т = 0,15,
к"' = 0,78.
По формулам (9.76) находим:
Л, = 0,125 + 0,847 + 0,960 - 0,41 = 1,366 Ом,
Я2 = 0,077 + 1,000 + 0,960 • 0,15 + 0,173 • 10 = 2,951 Ом.
Падение напряжения в дуге С/д = 1215 В вычислено в примере 9.4.
По формуле (9.74) находим ток в цепи датчика тока Д1 по-
врежденного пути:
569
!д1
3104-1215-0
1,366 + 2,951 +
1,366-2,951
0,960-0,78
195 А.
При коротком замыкании на трос г. о. на контактной сети
данного пути ток в цепи датчика Д2 смежного пути находим по
формуле (9.80):
/Ь) = (2,951-0,102 = 38 1А
Д2 < 2-1) 0,960-0,78(0,102 + 0,960+1,00)
При коротком замыкании на рельсы на контактной сети дан-
ного пути ток в цепи датчика Д2 смежного пути находим по фор-
муле (9.82):
0,102
= 3000-------------------= 141А.
Д2 2-0.102 + 0,960 + 1,00
Выбор уставок защит. Уставка срабатывания 1Ду датчика тока
для Т- и Г-образных схем присоединения тросов г.о. к рельсо-
вой цепи выбирается по условию: <
кз1сР^1д,у^1д1к^ (9.83)
в котором 1д — ток в цепи датчика тока при замыкании контак-
тной сети на трос г.о., вычисляемый по формуле (9.74), А; 1ср —
наименьшее значение тока срабатывания датчика, А; кч — коэф-
фициент чувствительности, принимаемый по табл. 9.2; к3— ко-
эффициент запаса, принимаемый равным 1,3-1,4.
Уставка срабатывания идОу датчика напряжения для Т- и Г-
образных схем присоединения тросов г.о. к рельсовой цепи вы-
бирается по условию:
до,у до' (9.84)
в котором идо — напряжение на датчике напряжения при замыка-
нии контактной сети на трос г.о., вычисляемое по формуле (9.72), В.
Уставка срабатывания идОу не должна приниматься менее
500 В во избежание ложных срабатываний из-за индуктированных в
тросе г.о. напряжений при переходных процессах в контактной сети.
570
Уставка срабатывания 1Ду датчика тока в контактной сети с
тросами г.о. и дополнительным проводом на однопутном учас-
тке выбирается по условию (9.83).
На участках с числом путей два и более уставка срабатыва-
ния выбирается по условиям:
кз^дн ^д,у ^^д^кЧ’ (9.85)
Кз^ДН Д.у Д Кч' (9.86)
в которых 1д — ток в цепи датчика тока при замыкании контак-
тной сети на трос г.о., вычисляемый по формуле (9.74), А; кч —
коэффициент чувствительности, принимаемый по табл. 9.2; к3 —
коэффициент запаса, принимаемый равным 1,2-1,3; —
токи в цепи датчика тока при коротком замыкании на смежном
пути, вычисляемые по формулам (9.80) и (9.82), А.
В качестве расчетного значения уставки 1Д принимают боль-
шее из вычисленных по формулам (9.85) и (9.86).
Защита тяговых сетей от перегрузки
10.1. Условия и область использования защит
Рис. 10.1. Схема трехблочной
анкеровки полукомпенсированной
цепной подвески
водам больших значений тока,
Эксплуатация тяговых сетей
может сопровождаться услови-
ями, при которых возможно
длительное протекание боль-
ших токов, вызывающих чрез-
мерное нагревание проводов.
Так, во время многочасового
«окна», связанного, например,
с ремонтом пути, на станциях
может накопиться много поез-
дов. После открытия движения
диспетчер стремится быстрее
восстановить нормальный гра-
фик и выпускает со станции по-
езда с минимально возможным
интервалом. В этом случае на
тяговые подстанции и контакт-
ную сеть ложится большая на-
грузка. При образовании голо-
леда на проводах контактной
сети используется метод его
плавки путем пропуска по про-
вызывающих нагрев проводов.
Особенно опасны токи удаленных к.з., которые оказались не от-
ключенными из-за отказа защиты. Перегрузки могут возникать
при пропуске особо тяжеловесных грузовых поездов, а также
при вынужденных режимах работы систем электроснабжения.
Провода контактной сети рассчитывают исходя из условий допу-
стимого натяжения. Для обеспечения хороших условий токосъема
стремятся натяжение контактного провода (в полукомпенсирован-
ных подвесках) иметь постоянным. Для этой цели контактная сеть
572
делится на анкерные участки, на каждом из которых натяжение обеспе-
чивается грузовыми компенсаторами. В качестве примера на рис. 10.1
приведена упрощенная схема анкеровки контактного провода полу-
компенсированной цепной подвески, состоящая из неподвижного ро-
лика 1, двух подвижных роликов 2 и грузов 3, уложенных на штангу 4
с ограничителем. При растяжении контактного провода вследствие его
нагревания грузы 3 опускаются, обеспечивая постоянство натяжения.
Коэффициент передачи трехблочного компенсатора равен р = 4.
Поэтому, например, для создания натяжения около 10 кН на штангу
грузового компенсатора 4 надо уложить 10 железобетонных или
металлических грузовых блоков по 25 кг каждый (всего 250 кг).
В морозную погоду длина контактного провода сокращается и грузы
3 поднимаются. Регулировка грузовых компенсаторов осуществляется
таким образом, чтобы при наинизшей температуре окружающей сре-
ды расстояние а между верхом грузов и нижним (неподвижным) роли-
ком 1, а при наивысшей температуре контактного провода расстояние
Ъ между низом грузов и землей (или фундаментом) составило не менее
200 мм. В этом случае высота хождения грузов АЛ при существующей
конструкции контактной сети (высоте опор, высоте подвеса контактно-
го провода, высоте грузов и т.д.) составляет около 5 м.
Наибольшая высота хождения грузов имеет место, как правило,
на головных участках (возле подстанций), по контактной сети кото-
рых протекают наибольшие токи.
Для этих же участков имеют место
самые большие перемещения фик-
саторов при нагревании и охлаж-
дении контактных проводов. По
существующим нормам смещение
фиксатора вдоль опоры в месте
крепления к контактному проводу
при крайних значениях температу-
ры не должно превышать 1/3 его
длины 1ф в обе стороны от крайне-
го положения (рис. 10.2)
Величина удлинения контактно-
го провода м при изменении его
температуры от Zmin до t опреде- Рис. 10.2. Допустимые перемещения
ляется по формуле: фиксаторов вдоль пути
573
&£ = а£ . (f-r • ), (10.1)
у аф \ max min / ’ v /
где £аф — расстояние от фиксатора до средней анкеровки, м;
av — коэффициент температурного удлинения контактного про-
вода, 1/°С. '
Длина наибольшего анкерного пролета составляет 1600 м, слеу
довательно расстояние от первого фиксатора до средней анкеров-
ки равно £аф =800 м. Для медных проводов ау = 17-Ю-6 l/°Cf
Если длина фиксатора составляет 2,1 м, то его наибольшие про-
дольные перемещения допустимы в пределах 1/3 этой длины, т.е,
±0,7 м, откуда Л£ =1,4 м. Приняв rmin =-40 °C получаем по
формуле (10.1), что перемещению Д£ = 1,4 м соответствует наи-
большая температура провода rmax = 63 °C. В то же время кон-
тактный провод, например, марки МФ 100 допускает длительно
нагрев до 95 °C.
Высота хождения грузов АЛ компенсатора равна:
= С 0.2)
где р — коэффициент передачи компенсатора (для трехблочного
р = 4, для двухблочного р = 2); £ аг— расстояние от компенса-
тора до средней анкеровки, м.
Если принять Д/г = 5 м, rmin = -40 °C,' £аг = 800м,
ау = 17-10-6 1/°С, то по формуле (10.2) получим Гтах = 52 °C.
Это значит, что при температуре 52 °C грузы компенсатора
достигнут крайнего нижнего допустимого положения, и, при
дальнейшем повышении температуры, лягут на землю.
Регулировка контактной сети при этом нарушается, стрелы
провеса увеличиваются, нарушаются условия нормального то-
косъема и не может быть обеспечена высокая скорость движе-
ния поездов, из-за изменения габаритов контактной сети воз-
можна поломка токоприемников.
С тем, чтобы не допустить такого развития событий, темпе-
ратуру нагрева проводов следует ограничивать величиной, до-
пустимой по условиям обеспечения нормальных условий ра-
боты данной конструкции контактной сети и при возрастании
температуры сверх такого допустимого значения отключать
контактную сеть. Эта задача должна выполняться защитой от
перегрузки (термической защитой). Особенность этих условий
заключается в том, что контактную сеть приходится отключать
574
рри температурах проводов, меньших, чем их длительно допу-
стимая температура, причем без выдержки времени.
В других условиях (другая конструкция температурного ком-
пенсатора, меньшая длина анкерного пролета, климатическая зона
с более высокой температурой зимой) продольные перемещения
фиксатора и высота хождения грузов оказываются значительно
меньше и уже не ограничивают величину нагрева проводов. Та-
кое ограничение наступает по термической стойкости проводов.
Натяжение проводов, осуществляемое температурными ком-
пенсаторами с грузами, необходимо для обеспечения нормаль-
ных условий токосъема. Допустимое же натяжение зависит от
временного сопротивления разрыву материала провода. В свою
очередь временное сопротивление разрыву является функцией тем-
пературы провода. Для твердотянутой меди, из которой изго-
тавливаются контактные провода и несущие тросы, временное
сопротивление разрыву при температурах до 200 °C меняется
мало. При более высоких температурах оно резко снижается.
Существенное значение имеет не только величина температуры
нагрева, но и длительность ее действия. С увеличением длительно-
сти воздействия высокой температуры временное сопротивление
так же снижается.
Степень снижения временного сопротивления разрыву явля-
ется сложной функцией температуры и длительности ее воздей-
ствия, зависит от материала и конструкции провода, от наличия
примесей и легирующих добавок, от технологии изготовления
и т.п. Для целого ряда материалов, в том числе меди, алюми-
ния, стали, удовлетворительное соответствие опытным данным
дает формула длительной статистической прочности, носящая
название уравнения Ларсона-Миллера:
где х — время до разрушения металла, с; Г — абсолютная тем-
пература металла, К; CI, С2 — постоянные величины, завися-
щие от конструкции, свойств, напряжения металла и т. п., значе-
ния которых приведены в табл. 10.3.
Зависимость (10.3) имеет вид, показанный на рис. 10.3. Допустимая
температура равна = Т^- 273, °C, где — абсолютная темпера-
575
Рис. 10.3. Характер зависимости
допустимой температуры от
длительности ее воздействия
тура проводника, допустимая
в течение данного интервала
времени тр, К. Разрушения ме-
талла не произойдет, если до-
пустимая температура tdon не
превысит длительно допусти-
мого значения tddon. Так, про-
вод марки МФ 100 имеет
1д доп = 95 °C и может эту тем-
пературу выдерживать 20 мин
и более. В то же время темпе-
ратуру 120 °C он выдерживает
не более 3 мин, а 140 °C не бо-
лее 1 мин. При большей дли-
тельности нагрева прочность провода снижается.
При длительном воздействии на провод температуры выше до-
пустимой наступает так называемый «отжиг». Твердотянутая медь
превращается в отожженную мягкую со значительно меньшим
значением временного сопротивления растяжению. Провода уд-
линяются настолько, что стрела провеса контактных проводов и
несущих тросов достигает земли, происходит «их разрыв.
Отжиг проводов происходит на значительном протяжении кон-
тактной сети, ее восстановление надолго задерживает движение
поездов, требует больших материальных и трудовых затрат.
Особенность режима перегрева проводов заключается в том, что
опасность разрушения зависит от времени воздействия температуры.
Чем меньше температура провода отличается от длительно допусти-
мой, тем дольше может существовать режим перегрузки без опасных
последствий. Поскольку это время может достигать десятков минут,
то в течение него можно принять диспетчерские меры для уменьше-
ния нагрузки (или произойдет ее естественное уменьшение). Поэтому
в режиме термической перегрузки допустима выдержка времени, дли-
тельность которой должна быть тем меньше, чем больше перегрузки.
10.2. Основы теории нагревания проводов
Уравнение нагревания проводов. Математическая модель про-
цесса нагревания провода основана на уравнении баланса энергии:
576
Wc+Wp=Wfl+WOKp, (Ю.4)
где Wc— энергия джоулевых потерь, выделенных в сопротивле-
нии единицы длины провода протекающим по нему током; Wp —
энергия солнечной радиации, поглощаемая единицей длины про-
вода; WH— энергия, расходуемая на повышение температуры
провода; — энергия, выделяемая единицей длины провода в
окружающую среду за рассматриваемый промежуток времени.
В дифференциальной форме это уравнение теплового балан-
са имеет вид:
l2rdx + EApD3dx = CmdQ + a.FQdx, (10.5)
где I — ток в проводе, А; г — сопротивление единицы длины про-
вода, Ом/м; т — текущее время, с; Е— интегральная поверхност-
ная плотность потока солнечного излучения, Вт/м2; А — коэффи-
циент поглощения солнечного излучения; D3 — эквивалентный
диаметр провода, м; С — удельная теплоемкость материала про-
вода, Вт-с/(кг • °С); ти — масса единицы длины провода, кг/м;
а — результирующий коэффициент теплоотдачи, Вт-с/(м2 °C);
F — площадь поверхности единицы длины провода, м2/м;
0 — перегрев провода, т.е. разность между его температурой t и
температурой окружающей среды tOKp (0 = t-tmp),°C.
Из (10.5) получаем:
dQ aF I2r + EAD3
--+ 0----- -------—
dx Cm Cm
Обозначим:
(10.6)
. aF l2r + EA D
A = —,B =-----------
Cm Cm
Если принять коэффициенты А и В постоянными, то решени-
ем дифференциального уравнения
= (Ю.6’)
dx v ’
как известно, является:
19 Релейная защита
577
R (и А R
0 = 7~ 7~0нач КАт ==7(1-^Ат) + 0нач^Лт- (Ю.7)
/1 у /1 J /1
где О/и„ — начальное значение перегрева при т = 0.
Экспериментальная проверка показывает, что расчет по фор-
муле (10.7) при условии постоянных А и В может дать погреш-
ность при температурах, характерных для режимов перегрузки
(100 °C и выше), в 20% и более (десятки градусов), что совер-
шенно неприемлемо. Объясняется такая погрешность тем, что
сопротивление г, удельная теплоемкость С и результирующий
коэффициент теплоотдачи не являются постоянными величина-
ми, а сами зависят от температуры.
Рассмотрим эти зависимости более подробно, имея в виду,
что при перегрузках температура проводов выше 200 °C не под-
нимается. Зависимость сопротивления от температуры имеет вид:
г = г0(1 + р/), (10.8)
где г0 — сопротивление проводника при температуре 0 °C, Ом/км;
Рг — температурный коэффициент сопротивления, 1/ °C.
Примерно такому же закону подчиняется температурная за-
висимость теплоемкости, однако из-за малости температурного
коэффициента в диапазоне от 0 до 200 °C можно принять:
С = Со(1 + ₽^)я^7^> (10.9)
где Со — теплоемкость материала проводника при температуре 0°С,
Втс/(кг-°С); Pf, Р' — температурные коэффициенты теплоемкос-
ти, 1/ °C.
Обычно в справочниках приводятся данные о значениях сопро-
тивлений г20 и теплоемкостях С20 при температуре 20 °C. Пересчет
этих значений к температуре 0°С осуществляется по формулам:
г Г2° С = ^20
0 1 + 20р/ 0 1 + 20Рс
Расчеты показывают, что для диапазона температур от 0° до
200 °C с погрешностью менее 1 % можно записать:
578
г _ ro 0 + ₽/) _ ГО /1 ,
г"о^м^(Р)' (,0|0)
где Р— усредненный температурный коэффициент от-
ношения r/С, \/ °C.
Во втором слагаемом выражения (10.6) имеется отношение
а/С. Исследования на аэродинамическом стенде показали, что в
рассматриваемом диапазоне температур для проводов диамет-
ром 20 мм и менее, это отношение практически не зависит от
температуры даже при минимальной скорости ветра 1 м/с [101].
Все провода, используемые на контактной сети как постоянно-
го, так и переменного тока, укладываются в эти размеры. Сле-
довательно, сомножитель при переменной 0 во втором слагае-
мом выражения (10.6) можно считать не зависящим от темпера-
туры. Для определенности будем считать в этом слагаемом
а = ар где а, — результирующий коэффициент теплоотдачи, вы-
численный для длительно допустимой температуры tdd данно-
го провода. Теплоемкость С в этом слагаемом так же принима-
ем соответствующей той же самой температуре: C=C0/(l-^'ctd до1).
С учетом принятых температурных зависимостей (10.8), (10.9),
(10.10) вместо выражения (10.6) получаем:
dx CQm
. 12г ЕА D
^.до")=++“F7T
(10.6”)
Подставим теперь в это выражение t = 0 + t и сгруппиру-
ем члены. Получим уравнение (Ю.бЭ, в котором:
i/с. (10.10
«=^['М1+М+ИЛ(‘-К'Л "Ос- (10.12)
Учитывая, что t = 0 + t0Kp и 0„яч =tHa4 - tOKp, получаем из (10.7)
формулу, определяющую процесс изменения во времени темпе-
ратуры провода:
) + ^иач ~1окр^е +t0Kp- (10.13)
579
Рис. 10.4. Температурные зависимости процесса нагревания (а)
и охлаждения (б) провода
Процессу нагревания провода различными по величине токами
(7, < I2< /3) соответствуют кривые, приведенные на рис. 10.4, а. При
отключении тока (7 = 0) провод, нагретый до температуры tHa4,
будет днем охлаждаться, как показано на рис. 10.4, б, до темпе-
ратуры несколько большей температуры окружающей среды tOKp
за счет дополнительного нагрева солнечной радиацией. Ночью
Е — 0, поэтому провод охладится до величины t .
Составляющие уравнения нагревания. Сопротивления прово-
дов контактной сети принимают по справочным данным, неко-
торые из которых приведены в гл. 8 и 9. Значения теплоемкости
и температурных коэффициентов приведены в табл. 10.1.
Если провод состоит из разных металлов, число которых рав-
но х, то в соответствии с уравнением массовой теплоемкости [102],
его результирующую теплоемкость Сх вычисляют по формуле:
X X
/=1— /=1
is,г, ’
1=1 1=1
(10.14)
где С(.— теплоемкость /-го металла, Вт-с/(кг- °C); mt— масса еди-
ницы длины i-го металла в проводе, кг/м; S.— площадь попе-
речного сечения /-го металла в проводе, м2; у(.— плотность /-го
металла, кг/м3.
580
Как известно, различают три элементарных способа перено-
са теплоты: теплопроводность, конвекцию и тепловое излуче-
ние. Вследствие весьма малых значений теплопроводности воз-
духа, охлаждение провода за счет теплопроводности не учиты-
вается. Поэтому применительно к данной задаче результирую-
щий коэффициент теплоотдачи а принимают состоящим из сум-
мы конвективной составляющей ак и составляющей ал, учиты-
вающей перенос тепла излучением.
Величину конвективной составляющей находят по выраже-
нию [102, 103]:
( V V г л
ак=2,89кткп — , [5<Re<103],
(10.15)
0,6
ак=4,47кЛ^, [103 <Re<2-105], (10.16)
где V — скорость ветра, м/с; D — диаметр провода, м; Re — чис-
ло Рейнольдса; кт, кп — коэффициенты, учитывающие соответ-
ственно турбулентность воздушного потока и его направление.
Таблица 10.1
Металл Параметры материала проводов
со Втс кг°С °C ₽с. °C 3. 10~3 °C У кг м3
Медь (Си) 384 0,279 0,271 3,4 8900
Алюминий (А1) 886 0,534 0,507 2,7 2700
Сталь (Fe) 437 1,076 0,971 4,6 7800
Биметалл (ПБСМ) 426 1,070 0,967 2,4
Биметалл (ЛЕСА) 526 1,030 0,934 2,3
Алюминий + + сталь (АС) 700—770 0,68—0,75 0,64—0,70 2,4
581
Число Рейнольдса равно:
т, VD
Re = — (10.17)
где v — кинематический коэффициент вязкости воздуха, м2/с. При
температуре t окружающего воздуха,от -50 °C до +40 °C его
можно принять равным v = 13,75-10“Д1 + 0,00691окД.
Величина кт для ламинарного воздушного потока принимается
равной 1, для турбулизированного кт= 1,5-1,6. Если угол между
направлением потока и осью провода равен 90° (поперечный об-
дув), то принимают кп = 1, для продольного принимают кп = 0,5 [102].
Составляющую ал вычисляют на основе известной формулы
Стефана-Больцмана:
а
5,б7£,
Т-Т
окр
(10.18)
где Т, Тжр — абсолютная температура провода и окружающей среды,
К; — степень черноты провода (коэффициент лучеиспускания).
Таблица 10.2
Марка провода Параметры проводов #
Г, м2 м го> 10-з Ом м /п, кг м о, м ак, Вт м2 °C «л- Вт м2 °C
МФ85 0,0370 0,192 0,755 0,0113 26,9 7,2
МФ100 0,0404 0,164 0,890 0,0123 26,0 7,2
МФ100(15%изн.) 0,0396 0,189 0,751 0,0112 27,0 7,2
М95 0,0549 0,178 0,850 0,0126 25,7 7,4
М120 0,0613 0,143 1,058 0,0140 24,6 7,4
А185 0,0766 0,145 0,502 0,0175 22,5 5,3
ПБСМ70 0,0482 0.613 0,688 0,598 0,0110 27,1 8,1
ПБСМ95 0,0540 0.473 0,632 0,774 0,0125 25,8 8,1
ПБСА50/70 0,0613 0.515 0,617 0,650 0,0140 24,6 5,3
582
В табл. 10.2 приведены данные для некоторых проводов, необ-
ходимые для вычисления величин Л и В. Сопротивления, указан-
ные в виде дроби относятся: числитель — к постоянному току,
знаменатель — к переменному току. Значения ак приведены для
скорости ветра 1 м/с при поперечном обдуве, значения ал приве-
дены для длительно допустимой температуры провода при тем-
пературе окружающей среды +40 °C.
В соответствии с ГОСТ15150 величина интегральной поверх-
ностной плотности потока энергии солнечного излучения в днев-
ное время принимается равной Е = 1125 Вт/м2. Поскольку пе-
риметр поперечного сечения проводов и тросов отличается от
окружности, то в выражениях (10.11) и (10.12) в качестве эквива-
лентного диаметра принимают величину D = D} = F/л.
Степень черноты провода % численно равна коэффициенту по-
глощения Лр(^ = Лр. Для новых алюминиевых и сталеалюминие-
вых проводов их принимают равными 0,1-0,2, а для новых мед-
ных и сталемедных проводов 0,2-0,4. После года эксплуатации про-
вода контактной сети принято считать окисленными и загрязнен-
ными. В этом случае для алюминиевых и сталеалюминиевых про-
водов этот коэффициент равен 0,6, а для медных и сталемедных 0,8.
Длительно допустимые токи. Вначале рассмотрим понятие о дли-
тельно допустимом токе контактной сети. В соответствии с [39] и
Правилами устройства и технической эксплуатации контактной сети
электрифицированных железных дорог (ЦЭ-197) температура про-
водов не должна превышать указанных в табл. 10.3 величин, кото-
рые назовем допустимыми tdon. Каждая из допустимых темпера-
тур соответствует определенному ограниченному времени ее воз-
действия. В табл. 10.3 приведены также значения коэффициентов С1
и С2 для формулы (10.3) Ларсона-Миллера, с помощью которой
приближенно определяется зависимость между температурой про-
вода и допустимым временем ее воздействия из условия недопус-
тимости снижения прочности провода более, чем на 5 %.
Длительно допустимой температурой будем называть та-
кую наибольшую температуру, которую провод может выдер-
живать неопределенно длительное время. В [39] и табл. 10.3 это
время определено как 1200 с (20 мин) и более. Температуре 1ддоп
соответствует при определенных условиях ток 1() доп. Этот ток мож-
но найти путем подстановки в (10.13) выражении (10.11), (10.12) и
принятии условий t = tddon, т = Решая полученное уравнение
относительно тока получим:
583
Таблица 10.3
Тип проводов Допустимая температура проводов, °C, при длительности протекания тока, с Значения коэффициентов термической стойкости
1200 и более 180 60 с. Сг
Медные контактные 95 120 140 10100 20,40
Низколегированные контактные 110 130 150 12130 24,59
Бронзовые термостойкие контактные 200 400 4800 3,09
Бронзовые, сталемедные биметаллические контактные 120 140 160 12700 25,41
Медные многопроволочные 100 120 140 11500 23,84
Сталемедные биметаллические многопроволочные 120 140 150 16600 35,15
Алюминиевые и сталеалюминиевые многопроволочные, в том числе биметаллические 90 100 110 20800 50,28
= (a,<^-<w>~E4p/n]F
<А" У rod+P^Xl+Рл.^) ’ <101”
где az — результирующий коэффициент теплоотдачи, вычислен-
ный для температуры Т = 273 + tddo .
Температура окружающей среды и скорость ветра оказывают боль-
шое влияние на величину допустимого тока. Так, например, при тем-
пературе окружающей среды +40 °C и скорости ветра 1 м/с провод
МФ100 нагреется до длительно допустимой температуры 95 °G при
длительном протекании тока величиной около 600 А. При той же ско-
рости ветра и температуре +20 °C этот провод нагреется до температу-
ры 95 °C током 720 А. При наличии ветра провод хорошо охлаждает-
ся. При температуре окружающей среды +40 °C и относительно сла-
бом ветре со скоростью 5 м/с для нагрева того же провода до 95 °C
потребуется длительное протекание тока величиной 850 А.
Значение тока 1ддоп определяют для наиболее неблагоприят-
ных для охлаждения проводов климатических условий, в каче-
стве которых принимают t = +40 °C и скорость ветра V = 1 м/с
[39]. Приближенные значения 1ддоп для проводов, используемых
в системах электроснабжения тяги приведены в [39]. Если извест-
на величина длительно допустимого тока 1ддопХ при температуре
т0 величину «длительно допустимого тока 1ддоп2 для темпе*
ратуры окружающей среды tOKp 2 можно вычислить по формуле:
. _ . 1аг^д,доп ~ 1окр,2^~^р
д,доп,2 ~ д,доп,1 J , f \ — РЛ Jit
\at^d,don 10КрА> Я
Контактная сеть состоит из нескольких проводов, соединенных
параллельно (несущий трос, контактные провода, усиливающий про-
вод). Каждый из них, поскольку они не одинаковы, имеет свое зна-
чение 1ддоп. Допустимый ток контактной сети зависит от распределе-
ния тока между ее проводами. Назовем коэффициентом распределе-
ния тока Кр. долю суммарного тока контактной сети, протекающе-
го в i-ом проводе. Для постоянного тока этот коэффициент опреде-
ляется из соотношения:
1 <1
^5-’ <10-2°)
585
где rpr. — сопротивления соответственно /-го и j-го проводов,
Ом/км; п — число проводов контактной сети, соединенных па-
раллельно.
Для переменного тока модуль этого коэффициента определя-
ется из соотношения:
1 п 1 7 1
Kp,i j=l -J ~ ’ (10.21)
где z(., Zj— сопротивления контуров «f-й провод-земля» и «у-й
провод-земля», Ом/км; zM— среднее значение сопротивления вза-
имоиндукции между всеми контурами «провод — земля» кон-
тактной сети, соединенными параллельно, Ом/км.
Для двух проводов формула (10.21) дает точное значение, для
трех и более проводов результаты получаются с некоторой весь-
ма небольшой и малозначимой погрешностью.
Значение разности z. - zM вычисляют по формуле:
zj - zM = г + jxmm + jO,0628In, (Ю.22)
К
где г» хвнт — активное и внутреннее индуктивное сопротивления
провода, Ом/км; R — эквивалентный радиус провоДа, определя-
емый как площадь F поперечного сечения провода, деленная на
2л, м; Da— среднее геометрическое расстояние между параллель-
но соединенными проводами, м.
Сопротивления проводов, как для постоянного, так и для пере-
менного тока, можно принимать соответствующими температуре
20 °C. Для проводов из цветного металла при переменном токе
значения г принимают как для постоянного тока, хат = 0,016 Ом/км.
Таблица 10.4 Для биметаллических проводов значения г и хаип приведены в
Марка проводов Сопротивления проводов, Ом/км табл. 10.4, соответствующие току«200 А.
г X вит Если по /-му проводу кон-
ПБСМ 70 0,738 0,119 тактной сети проходит ток
ПБСМ95 0,687 0,148 то суммарный ток 1кс всех про-
ПБСА 50/70 0,664 0,161 водов контактной сети, соеди- ненных параллельно, равен:
586
КС V
Примем в качестве 7(. величину 1ддоп для i-го провода, тогда из
(10.23) получаем:
(10.23)
т * д,доп
* max, кс ту. ’
КР>
где 7тах кс — наибольшее значение тока контактной сети при ус-
ловии, что по одному из проводов течет ток 1ддоп-
Выполнив вычисления по формуле (10.24) для всех проводов,
получим ряд значений 7гаахте. Длительно допустимым током кон-
тактной сети 1д/)опкс является наименьшее из всех значений 7тахкс
(10.25)
(10.24)
^д,доп,кс ^max.Kc^min’
поскольку только при этом условии ни в одном из проводов
ток не превысит допустимого значения. Значения длительно до-
пустимых токов контактной сети приведены в [39].
Процесс изменения температуры в наиболее нагреваемом про-
воде контактной сети описывается уравнением (10.13) при условии,
что в выражениях (10.11) и (10.12) величина тока I определяется как
1 = Кр1кс, (10.26)
где 1КС— ток контактной сети; Кр— коэффициент распределения
тока для наиболее нагреваемого^ провода.
Значения коэффициентов К для постоянного и переменного
тока приведены в табл. 10.5 и 10.6, в которых наиболее нагрева-
емый провод подчеркнут.
Допустимое время протекания больших значений токов. Под боль-
шими значениями токов будем понимать токи, значения которых
выше длительно допустимого тока 1ддт для данного провода. При
воздействии на провод постоянной температуры Т в течение време-
ни т он может быть разрушен, если т > т, где -г — время до разру-
шения металла, определяемое формулой (10.3). Наибольшее значе-
ние времени т, при котором еще не произойдет разрушение, очевид-
но равно ттах = кзтр, где к3— коэффициент запаса (0,8-0,9). Это ра-
венство можно записать в виде условия срабатывания защиты:
Т,
(10.27)
587
Таблица 10.5
Марки проводов Доля тока в наиболее
контактной сети нагреваемом проводе
(постоянный ток) (коэффициент распределения) Кр
ПБСМ70+МФ85 0,76
ПБСМ70+МФ1Ш 0,79
ПБСА50/70+МФ1Ш 0,76
ПБСМ95+МФ8Л 0,71
ПБСМ95+МФ100 0,74
М95+МФ85 0,48
М95+МФ100 0,52
М120+МФ100 0,54
MUQ+МФ100 (15% изн) 0,57
М1Ж2МФ100 0,37
М120+2МФ100 (15% изн) 0,40
М120+2МФ100+А185 0,28
М120+2МФ100+2ДШ 0,22
М120+2МФ100+ЗДШ 0,18
М120+НЛОлФЮ0 0,55
МШ+НЛОлФ 100 (15% изн) 0,58
М120+2НЛОлФЮ0 0,38
М120+2НЛОлФ 100 (15% изн) 0,41
М120+2Н Л ОлФ 100+А185 0,29
М120+2НЛОлФ 100+2Д125 0,23
М120+2НЛОлФ 100+ЗД185 0,18
МШ+БрЖФЮО 0,64
М120+БрЖФ100 (15% изн) 0,67
М120+2БрЖФЮ0 0,47
МШ+2БрЖФ100 (15% изн) 0,50
М120+2БрЖФ 100+A1S5 0,31
М120+2БрЖФ 100+2A1S5 0,24
М120+2БрЖФ 100+3AI85 0,21
588
Если величина тока в проводе изменяется, то изменяется и его
температура. Следовательно, изменяется и значение 1р. Если для
момента времени т температура провода была Тх, то значение
хр т для этого момента времени определяется подстановкой Тх в
формулу (10.3). Поэтому при изменяющейся во времени темпе-
ратуре условие срабатывания (10.27) примет вид:
тТ dx
J т
О РЛ
(10.28)
Таблица 10.6
Марка проводов
Контактная подвеска (переменный ток) Усиливающий провод Обратный провод
1 2 3 4
ПБСМ70+М&1Ш — — 0,72
ПБСМ70+МФ100 (15% изн) — — 0,71
ПБСМ70+МФ100 (30% изн) — — 0,70
ПБСМ70+МФ100 А120 — 0,42
ПБСМ70+МФ100 ' А185 — 0,46
ПБСМ70+МФ100 А185 А185 0,49
ПБСМ95+МФ100 — — 0,70
ПБСМ95+МФ100 (15% изн) — — 0,69
ПБСМ95+МФ100 (30% изн) — — 0,68
ПБСМ95+МФ100 А120 — 0,42
ПБСМ95+МФ100 А185 — 0,45
ПБСМ95+МФ100 А185 А185 0,49
ПБСА50/70+МФ100 — — 0,70
ПБСА50/70+МФ100 (15% изн) — — 0,69
ПБСА50/70+МФ100 (30% изн) — — 0,68
ПБСА50/70+МФ100 А120 — 0,42
ПБСА50/70+МФ100 А185 — 0,46
ПБСА50/70+МФ100 А185 А185 0,49
М95+МФ100 — — 0,50
М95+МФ100(15%изн) — — 0,50
М95+МФ_100 (30% изн) — — 0,49
М95+МФ100 А120 — 0,42
589
Окончание таблицы 10.6
г 2 3 4
М95+МФ100 A1R5 — 0,46
М95+МФ100 А185 А185 0,48
М120+МФ15О — — 0,50
М120+МФ150(15%изн) — — 0,51
Ш20+МФ150 (30% изн) — — 0,51
М120+МФ150 2А120 — 0,40
М120+МФ150 7А17О 2А120 0,43
М120+БрЖФ150 — — 0,52
М120+БрЖФ150 2А120 — 0,46
М120+БрЖФ150 2А170 2А120 0,43
ДБСМЗО+БрЖФЮО 0,33
ПБС М70+БрЖФ 100 (15% изн) — 0,35
ПБСМ70+БрЖФ100 А120 — 0,44
ПБСМ70+БрЖФ100 AI85 — 0,48
ПБСМ70+БрЖФ100 А185 А185 0,52
ПБСМ95+БрЖФ100 0,34
ПБСМ95+БрЖФ 100 (15% изн) 0,36
ПБСМ95+БрЖФ100 AI20 — 0,45
ПБСМ95+БрЖФ100 А185 — 0,49
ПБСМ95+БрЖФ100 А185 А185 0,50
ПБСА50/70+БрЖФ100 0,34
ПБСА5О/7О+БрЖФ 100 (15% изн) 0,36
ПБСА50/70+БрЖФ100 AI20 — 0,44
ПБСА50/70+БрЖФ100 А185 — 0,48
ПБСА50/70+БрЖФ100 A1R5 А185 0,49
М95+БрЖФ100 — — 0,53
М95+БрЖФ100 (15% изн) — — 0,55
ПБСМ95+БрЖФ100 А120 — 0,37
ПБСМ95+БрЖФ100 А185 — 0,40
ПБСМ95+БрЖФ100 А1& А185 0,43
ПРКС
2ШгСМ70+МФ100 — — 0,41
2ПБСМ95+МФ100 — — 0,42
2ПБСА50/70+2МФ100 — — 0,42
2М120+2МФ150 — — 0,59
2ПБСМ70+2БРЖФ100 0,42
2ПБСМ95+2БрЖФ100 . 0,43
2ПБСА50/70+2БрЖФ100 — — 0,43
590
При расчетах на ЭВМ удобно интегрирование заменить про-
цессом суммирования. Поскольку постоянная времени нагрева-
ния проводов, используемых в контактной сети составляет 4-10 мин,
то в том случае, если производить вычисления, например, через
каждые 10 с или чаще, температуру провода в интервале между
каждыми двумя измерениями можно принять постоянной. В этом
случае вместо (10.28) получим: ’
Ъ—>кз' (10.29)
i=i >,/
где Дт; — длительность i-ro интервала времени между двумя мо-
ментами вычисления температуры Т, с; Дтр(.— время до разру-
шения металла при температуре Т., с; п — минимальное число
интервалов времени Дтр при котором выполняется условие (10.29).
При вычислении на ЭВМ удобно интервалы Дт(. принять оди-
наковыми (Дт(. = Дт). Подставив в (10.29) выражение (10.3) и имея
в виду, что Т( = 273 + tt получим:
п
ХеХР С2"
С,
273 +г.
Кз
Дт
(10.30)
Таблица 10.7
Марка провода Допустимый ток провода, А, для температуры окружаю- щей среды +40 °C (числитель) и +5 °C (знаменатель) при длительности его протекания, с
60 120 180 300 420 600 900
1 2 3 4 5 6 7 8
МФ85 1180 1230 930 1000 800 910 680 800 620 750 570 700 540 680
МФ100 1330 1370 1000 1120 870 1000 750 880 680 820 630 780 580 740
МФ100(15%изн) 1180 1230 920 1000 780 900 680 790 620 760 580 720 540 690
НЛОлФЮО 1220 1280 980 1030 870 950 760 860 710 810 670 770 640 750
НЛОлФ100(15%изн) ИЗО 1180 880 980 780 880 690 800 650 780 620 730 720
БрЖФЮО 1960 2040 1440 1580 1220 1260 1010 1090 940 1000 860 940 810 890
591
Окончание таблицы 10.7
1 2 3 4 5 6 7 8
БрЖФ100(15%изн) 1740 1830 1320 1410 1090 ИЗО 920 980 860 930 790 870 750 830
МФ150 2050 2140 1420 1600 1180 1350 1020 1200 920 1120 840 1040 790 990
МФ150(15%изн) 1790 1850 1300 1430 1100 1230 940 1120 850 1040 770 970 720 930
НЛОлФ150 1870 1950 1400 1510 1170 1330 1030 1200 950 ИЗО 880 1070 840 1040
НЛОлФ 150 (15%изн) 1670 1740 1230 1350 1090 1220 950 1090 870 1040 830 1000 790 970
М95 1040 1140 820 950 740 880 670 790 620 760 615 750 610 740
М120 1240 1340 980 1110 850 1020 770 930 720 890 700 860 650 840
ПБСМ70 (постоянный ток) 600 660 490 640 450 600 410 560 390 550 380 540 370 510
ПБСМ70 (переменный ток) 570 610 460 520 420 490 390 450 380 430 370 420 350 410
ПБСМ95 (постоянный ток) 770 820 610 670 550 620 500 580 480 560 470 550 465 545
ПБСМ95 (переменный ток) 660 710 510 690 490 650 440 600 410 570 405 560 400 560
ПБСА50/70 (постоянный ток) 620 680 500 580 450 530 395 490 380 480 370 47й 370 470
ПБСА50/70 (переменный ток) 520 500 440 500 390 460 340 430 325 420 320 420 320 420
А95, АС95/16 680 750 560 660 495 560 440 540 430 530 420 520 420 520
А120, АС120/16 790 890 640 760 595 720 550 690 520 680 515 670 510 660
А185, АС 185/29 1290 1390 1020 1150 890 ИЗО 780 940 710 900 690 880 680 860
АС35/6.2 330 390 300 350 285 335 260 310 255 305 250 300 240 290
АС50/8 410 460 350 420 310 390 300 380 290 370 285 360 280 350
AC70/11 560 620 450 530 410 500 380 470 370 450 350 440 340 430
Задавшись климатическими условиями (f , V) для каждой величи-
ны тока I вычисляют значения А и В по формулам (10.11) и (10.12) и
температуру Г(. в i-м интервале по формуле (10.13). В качестве начально-
го значения для первого интервала принимают tllm = 0, для всех после-
592
дующих интервалов t„mi = т. е. начальная температура в i-
м интервале равна конечной температуре в предыдущем i - 1
интервале. Полученные температуры t. подставляют в выраже-
ние (10.30). Суммирование осуществляют для такого наимень-
шего числа интервалов п, при котором выполняется условие
(10.30). Допустимое время протекания по проводу больших зна-
чений токов нагрузки равно:
(10.31)
В табл. 10.7 приведены величины токов и допустимое время их
протекания для разных марок проводов. На основании этих данных
можно судить об эффективности той или иной защиты от перегрузки.
Значения токов контактной сети, соответствующие допусти-
мому времени их протекания, вычисляют по формуле:
т _____ ^доп
‘доп,кс g ’ (10.32)
где 7()ои — допустимый.ток для заданного времени его протека-
ния, соответствующий данным табл. 10.7; Кр— коэффициент рас-
пределения тока для наиболее нагреваемого провода контакт-
ной сети (табл. 10.5 и 10.6).
t
10.3. Методы контроля нагрева проводов
Методы контроля нагрева проводов могут быть прямыми и кос-
венными. Прямой контроль основан на непосредственном измере-
нии температуры с помощью различного рода датчиков темпера-
туры, установленных на проводе. Структурная схема устройства
непосредственного контроля температуры провода (рис. 10.5) со-
держит датчик температуры ДТ, преобразователь ПТ сигнала дат-
чика в какую-либо физическую величину (ток, напряжение, свет,
радиоволны, ультразвук), источник питания ИП, устройство по-
тенциальной развязки ПР, которое служит для электрической изо-
ляции частей, находящихся под высоким напряжением, от низко-
вольтных частей, демодулятор Д, осуществляющий преобразова-
ние физической величины, несущей информацию о температуре
провода, в пропорциональный электрический сигнал (ток, напряже-
ние), логический блок ЛБ и выходной орган релейной защиты ВО.
593
Датчик температуры ДТ, преобразователь ПТ и источник пи-
тания ИП находятся под потенциалом контактной сети; демоду-
лятор Д, логический блок ЛБ и выходной орган ВО относятся к
низковольтной части устройства.
Рис. 10.5. Структурная схема устройства
непосредственного контроля температуры
Электрический сиг-
нал на выходе демоду-
лятора Д пропорциог
нален температуре про-
вода. При достижении
температурой длитель-
но допустимого (или
несколько меньшего)
значения на выходе 1
логического блока ЛБ
появляется сигнал, по-
ступающий в систему
телесигнализации ТС, и через нее к энергодиспетчеру. Если темпе-
ратура продолжает возрастать, то спустя некоторое время на вы-
ходе 2 блока ЛБ появляется сигнал, который через выходной орган
защиты ВО отключает выключатель фидера. Очевидно, что чем
больше превышение температуры относительно длительно допус-
тимого значения, тем меньше должна быть выдержка времени.
Преобразователь ПТ может быть выполнен так, что» его вы-
ходной сигнал имеет вид переменного тока (напряжения), амп-
литуда которого (при неизменной частоте) или частота (при не-
изменной амплитуде) пропорциональны температуре провода. В
этом случае устройство потенциальной развязки ПР выполняет-
ся в виде высоковольтного трансформатора. Выходной сигнал ПТ
может иметь вид импульсов света, частота которых или скваж-
ность зависят от уровня сигнала датчика ДТ, т. е. от температуры
провода. В этом случае в качестве потенциальной развязки ПР
используется световод. Возможно применение таких конструк-
ций ПТ, у которых выходной сигнал образуется радио- или уль-
тракороткими волнами. В этом случае в качестве потенциальной
развязки используется воздушный промежуток между ПТ и де-
модулятором Д, устанавливаемый на заземленной опоре.
Всем устройствам непосредственного контроля свойственен весь-
ма существенный недостаток, заключающийся в сложности техни-
ческого обслуживания той части, которая находится под высоким
напряжением, особенно это относится к источнику питания ИП.
594
Устройства, основанные на косвенном контроле нагрева про-
водов, отличаются многообразием как используемых принципов,
так и применяемых технических средств. Они основаны не на из-
мерении температуры контролируемого объекта, а на измерении
каких-либо других признаков, тем или иным образом связанных
с этой температурой. К косвенным признакам, характеризующим
температуру нагрева проводов, может быть отнесено их удлине-
ние &£ при нагреве, описываемое формулой (10.1).
Измерять удлинение проводов, находящихся под высоким на-
пряжением, неудобно, поэтому о нем судят по перемещению грузов
компенсаторов в анкерном пролете. Так, контактный провод
17-10^ 1/°С) полукомпенсированной подвески с двухблочным
компенсатором (р = 2) на анкерном участке длиной 1200 м при из-
менении температуры от 0 до 90 °C вызовет перемещение грузов
компенсатора примерно на 1,8 м, т. е. 20 мм на каждый градус. Уста-
новив в определенном месте анкерной опоры, например, концевой
выключатель, связанный с грузом, можно таким образом получить
сигнал о достижении температурой провода натурной модели (ре-
ального участка) заданного значения. В реальных условиях, одна-
ко, прямой зависимости между перемещением грузов и температу-
рой провода не наблюдается из-за влияния струнок на перемещение
провода, выдуванця ветром проводов в пролете, раскачивания гру-
зов, возможного заклинивания роликов компенсатора и др. Из-за
низкой точности и недостаточной надежности устройства контроля
подобного вида распространения не получили.
Устройства контроля, основанные на принципах физическо-
го моделирования, используют различного вида эталонные про-
вода или их аналоги. Структурная схема устройства косвенно-
го контроля с эталонным проводом (рис. 10.6) содержит усили-
тель У, вход которого подключен к трансформатору тока фиде-
ра ТА, эталонный провод ЭП, подключенный к выходу усили-
теля У, датчик температуры ДТ, размещенный на проводе ЭП,
преобразователь ПТ сигнала датчика температуры в электричес-
кую величину, логический блок ЛБ и выходной орган защиты
ВО. На участках постоянного тока усилитель У должен быть под-
ключен, очевидно, не к трансформатору тока, а к шунту через
устройство потенциальной развязки.
В простейшем виде в качестве эталонного провода ЭП применяют
отрезок (или петлю) такого же провода, который используется в кон-
595
Рис. 10.6. Структурная схема устройства
косвенного контроля с эталонным проводом
тактной сети и является
наиболее нагреваемым.
Важно, чтобы состоя-
ние поверхности эта-
лонного провода было
аналогичным состоя-
нию поверхности про-
вода в реальной контак-
тной сети, т. е. окислен-
ным. Эталонный про-
вод ЭП размещается в
таких же атмосферных условиях, что и контактная сеть, например,
на крыше тяговой подстанции. Усилитель У обеспечивает протека-
ние в проводе ЭП такого же по величине тока, как в наиболее нагре-
ваемом проводе контактной сети, а датчик ДТ измеряет температуру
ЭП. Назначение блоков ПТ, ЛБ и ВО такое же, как на рис. 10.5.
Если условия подобия проводов ЭП и контактной сети, а также
климатических условий (температура окружающей среды, скорость
ветра, солнечная радиация, влажность воздуха) для них достаточно
соблюдены, то температуры эталонного провода ЭП и реального
провода контактной сети будут практически одинаковы. Это позво-
ляет заменить измерение температуры провода, находящегося под
высоким напряжением, на измерение температуры этадонного про-
вода, в котором протекает такой же ток низкого напряжения, что
резко упрощает конструкцию. В качестве недостатка можно отме-
тить применение нестандартных узлов (У, ЭП), которые на различ-
ных зонах, а тем более дорогах, электрифицированных на постоян-
ном и переменном токах, должны быть разными по конструкции.
При аналоговом моделировании физика исследуемого явления не
сохраняется. В этом случае используется то обстоятельство, что
различные по своей природе явления могут описываться анало-
гичными уравнениями. Так, уравнение нагревания проводника
(10.7) по внешнему виду совпадает с уравнением изменения напря-
жения ис на конденсаторе С в схеме, приведенной на рис. 10.7, а:
ис
ER2
Rx + /?2
(1-е pX} + Uoe р\
(10.33)
где Uo — начальное напряжение на конденсаторе в момент т = 0
подключения схемы к источнику э. д. с., В; р = (R{ + R^I{RXR2C) —
величина обратная постоянной времени, 1/с.
596
Сравнивая выражения (10.7) и (10.33) можно сделать зак-
лючение, что напряжение на конденсаторе в схеме, приведен-
ной на рис. 10.7, а, будет изменяться по тому же закону, что и
температура провода, если обеспечить численное равенство
Р — А, B/A = ER2/(Rl+R2), GHa4=U0.
Рис. 10.7. Электрическая и структурная схемы косвенного аналогового
контроля нагрева провода
Структурная схема аналогового (косвенного) контроля (рис.
10.7, б) содержит нелинейный преобразователь НП, моделирую-
щий блок МБ, датчик температуры окружающей среды ДТ, сум-
матор, логический блок ЛБ и выходной орган защиты ВО. На
выходе нелинейного преобразователя сигнал имеет вид постоян-
ной э. д. с., величина которой пропорциональна квадрату тока
контролируемого провода. Этот сигнал поступает на моделиру-
ющий блок МБ, на выходе которого формируется сигнал, про-
порциональный температуре перегрева провода О. В сумматоре
к этому сигналу добавляется величина, пропорциональная тем-
пературе окружающей среды t , поэтому сигнал на выходе сум-
матора пропорционален температуре нагрева провода t. Блоки
ЛБ и ВО выполняют те же функции, что и в предыдущих схемах.
Устройства подобного рода могут быть легко реализованы с
помощью современных средств электроники и в этом их досто-
инство. Следует, однако, иметь в виду, что приведенная на рис.
10.7, б схема не полностью учитывает особенности реального
процесса нагрева провода. Это связано, в основном, с тем, что в
отличие от постоянной р в выражении (10.33), величина А, опре-
деляемая формулой (10.11), не является постоянной и зависит от
условий охлаждения провода (в частности, от скорости ветра),
дополнительного нагрева провода солнечной радиацией, от ве-
личины протекающего по проводу тока. Например, при уве-
личении тока в 2,3 раза величина А для контактного провода
597
увеличивается почти в 3,5 раза. Известные конструкции в насто-
ящее время не учитывают эти зависимости.
Токовая защита по предельным состояниям контролирует
только один признак — ток и в зависимости от его значения
формирует выдержку времени. Чем больше значение тока, тем
меньше выдержка времени.
Под предельным состоянием понимают наибольшую выдер-
жку времени, при которой провод не будет разрушен (при про-
текании тока выше длительно допустимого значения) при наи-
высшей температуре окружающей среды и наименьшей скорос-
ти ветра. Три фактора (длительно допустимый ток, наивысшая
температура окружающей среды, наименьшая скорость ветра)
из перечисленных определяются нормативами [39]. В частности,
значения длительно допустимого тока находят при наивысшей
температуре t = +40 °C и скорости ветра V = 1 м/с. Кроме
того, этими же нормативами для трех значений токов определе-
ны допустимые выдержки времени: 20 мин и более, 3 мин, 1 мин.
Допустимые выдержки времени при этих условиях для всех
других значений токов, превышающих длительно допустимые,
вычислены по формулам (10.30) и (10.31) и приведены в табл. 10.7.
На основании этих данных с использованием формулы (10.32)
может быть построена зависимость т =/Ц), которая п определяет
допустимую выдержку времени для каждого из значений токов.
В качестве примера на рис. 10.8 приведены такие зависимости для
контактной сети постоянного тока (а), состоящей из проводов
М120+2МФ100+А185, и контактной сети переменного тока (б), со-
стоящей из проводов ПБСМ95+МФ100, для температуры окру-
жающей среды +40 °C и +5 °C при скорости ветра 1 м/с.
Наиболее просто реализовать защиту, если кривые т заме-
нить ступенчатыми линиями, как показано на рис. 10.8 пунктиром.
Разнесенная схема защиты для этого случая приведена на рис. 10.9.
К трансформатору тока ТА фидера подключаются реле тока КА1,
КА2, ..., КАп, число которых равно числу ступеней, аппроксимиру-
ющих зависимость т Последовательно с контактами каждого
из реле KAi включено свое реле времени KTi, число которых равно
числу реле тока. Каждое из реле тока настраивается на срабатыва-
ние своей ступени характеристики т показанной на рис. 10.8.
Реле времени КТ, которое включается в работу данным реле тока,
настраивается на выдержку времени той же ступени.
598
Рис. 10.8. Зависимость допустимых выдержек времени от тока
Главным недостатком такой защиты является то, что процесс
охлаждения провода не учитывается, из-за чего выдержка време-
ни может оказаться больше допустимой. Такое явление может воз-
никнуть, если выключатель отключает контактную сеть из-за пе-
регрузки при предельно допустимой температуре провода. Вре-
мятоковые характеристики, приведенные на рис. 10.8, основаны
на предположении, что нагревание провода начинается от дли-
тельно допустицой температуры. В данном же случае отключен-
ный провод нагрет до предельной температуры. Если произойдет
включение выключателя с помощью АПВ, и нагрузка осталась пре-
жней, то выключатель должен был бы отключиться сразу, посколь-
ку за время действия АПВ (секунды) провод, имея большую по-
Рис. 10.9. Схема ступенчатой защиты от перегрузки
599
сгоянную времени (минуты), охладиться не успеет. Защита же после
АПВ будет работать с теми же выдержками времени, считая, что
провод нагрет не более, чем до длительно допустимой температуры.
Защита не учитывает изменение скорости ветра и температуры
окружающей среды. Последний недостаток можно частично ос-
лабить, если в зимний период изменять уставки реле тока так,
чтобы ступенчатая линия (рис. 10.8) подошла ближе к времятоко-
вой характеристике, построенной для температуры окружающей
среды +5 °C. Защита не может контролировать температуру про-
вода, при которой грузы температурного компенсатора достига-
ют земли или при которой фиксатор поворачивается на угол боль-
ше допустимого.
Устройства контроля,
использующие принцип
математического моде-
лирования, основаны на
решении уравнений
(10.6") или (10.13), кото-
рые являются математи-
ческой моделью процес-
са нагревания провода.
У прощенная 'структур-
ная схема такого устрой-
ства (рис. 10.10) содержит
Рис. 10.10. Структурная схема устройства
контроля с вычислительным комплексом
линейный преобразователь тока ПТ, датчики температуры окружаю-
щей среды ДТ и скорости ветра ДВ, вычислительный комплекс ВК и
выходной орган ВО. На участках постоянного тока подключение уст-
ройства осуществляется, как и в предыдущих случаях, не к трансфор-
матору тока ТА, а к шунту. Алгоритм контроля предусматривает вы-
числение температуры провода для каждого текущего значения тока
(или его отсутствия) при данных температуре окружающей среды и
скорости ветра. Иными словами, получая информацию о токе I, темпе-
ратуре окружающей среды ti)Kp и скорости ветра V, комплекс ВК посто-
янно вычисляет текущее значение температуры наиболее нагреваемого
провода.
Если устройство настроено на предельно допустимую температуру
по условиям удлинения контактного провода, то без всякой выдержки
времени оно отключает через блок ВО выключатель Q фидера как толь-
600
ко ВК зафиксирует такую температуру. Если же условия удли-
нения не лимитируют температуру провода, то ВК для каждого
f-ro интервала времени вычисляют величину:
т,. = ехр С2
273 + /,. J
Вычисления этой величины начинаются с того момента време-
ни, когда температура провода превысит длительно допустимое
значение (/„ ^/ddon). Вычисляемые для каждого последующего ин-
тервала времени величины т,. все время суммируются и получен-
ная сумма сравнивается с величиной к./Дт. Как только начинает
выполняться условие (10.30), ВК выдает через блок ВО команду
на отключение. При отключении выключателя накопленная сум-
ма членов левой части выражения (10.30) сбрасывается в нулевое
значение, но температура остывания провода продолжает вычис-
ляться. При включении выключателя устройством АПВ на еще
не остывший провод снова начинается вычисление по формуле
(10.30) и выдержка времени будет автоматически сокращена.
Погрешности этого метода связаны со степенью точности полу-
чения исходных данных и самой математической модели. Напри-
мер, скорость ветра на отдельных участках контактной сети мо-
жет отличаться от той, которую измеряет датчик, установлен-
ный на тяговой подстанции. Неточность может быть допущена
при вычислении коэффициента теплоотдачи из-за приближенной
оценки степени черноты провода и т. п. Тем не менее, из косвен-
ных этот метод является наиболее универсальным и точным.
10.4. Общие требования к защите от перегрузки
Защита должна использоваться на фидерах тяговых под-
станций как основная при нормальных утяжеленных (без ко-
роткого замыкания) режимах работы контактной сети, сопро-
вождающихся недопустимо большими токами, а также как
резервная при коротких замыканиях. Защита может выпол-
няться в двух видах: как термическая отсечка без выдержки
времени и как максимальная по условиям термической стой-
кости с зависимой выдержкой времени.
601
Термическая отсечка должна предотвратить недопустимое уд-
линение контактных проводов по конструктивным параметрам,
ограниченное, как правило, максимально возможными переме-
щениями фиксаторов и грузов температурных компенсаторов.
Максимальная термическая защита по условиям термической
стойкости должна предотвращать отжиг проводов контактной
сети.
Источниками первичной информации для термической защи-
ты могут быть:
♦ датчик температуры контролируемого провода;
♦ датчики тока фидера, скорости ветра и температуры окружа-
ющей среды.
Защита, контролирующая термическое состояние контактной
сети по току, скорости ветра и температуре окружающей среды,
должна содержать вычислительный модуль, который осуществ-
ляет непрерывное или с интервалами не более 10 с вычисление
температуры наиболее нагреваемого провода с учетом допол-
нительного нагрева за счет солнечной радиации. Интегральная
поверхностная плотность потока энергии солнечного излучения
принимается при этом равной 1125 Вт/м2 (ГОСТ 15150-69).
Допускается контролировать термическое состояние контак-
тной сети по величине тока фидера и температуре окружающей
среды при условии, что расчетная температура провода вычис-
ляется защитой при скорости ветра 1 м/с.
Допускается контролировать термическое состояние контак-
тной сети только по значению тока при выполнении следующих
требований:
♦ расчетная скорость ветра 1 м/с;
♦ расчетная температура окружающей среды в летний период
+40 °C, в зимний период +5 °C;
♦ при повторных перегрузках время срабатывания должно быть
сокращено на величину, зависящую от продолжительности
паузы между перегрузками;
♦ защита после срабатывания должна запрещать автоматичес-
кое повторное включение (АПВ) фидера на время, необходи-
мое для снижения температуры провода до длительно допус-
тимой величины.
Уставка (температура) срабатывания t термической от-
сечки, предотвращающей недопустимое удлинение прово-
дов, выбирается по условию:
602
‘у^ты’ GO’34)
где zmax — наибольшая допустимая температура, °C; к3 — коэф-
фициент запаса, принимаемый равным 0,85-0,9.
Максимальная допустимая температура определяется как наимень-
шая из условий (10.1) и (10.2), которые в данном случае имеют вид:
f ___f । Ф max
*max ‘min n p ’ (10.35)
ДЛ
fmax — fmin + Q ’ (10.36)
аг
где — наибольшее допустимое перемещение фиксатора
вдоль пути от крайнего положения, соответствующего минималь-
ной расчетной температуре tmin, м; ДЛ — наибольшая высота пере-
мещения грузов компенсатора от крайнего верхнего положения,
соответствующего минимальной расчетной температуре tmi м;
£аф ’ ^аг — расстояния от средней анкеровки соответственно до
последнего фиксатора и до груза, м; р — коэффициент передачи
устройства температурной компенсации; ау — коэффициент теп-
лового удлинения провода, °C.
Принятое значение уставки срабатывания t не должно превы-
шать величин, указанных в табл. 10.3 для времени 1200 с и более.
Если значение ty, вычисленное по формуле (10.34), превыша-
ет допустимую температуру, указанную в табл. 10.3 для време-
ни 1200 с и более, следует применять вместо термической отсеч-
ки максимальную защиту по условиям термической стойкости.
Отжиг проводов возникает тогда, когда продолжительность
воздействия данного значения высокой температуры превышает
определенный интервал времени. Отключать фидер через время,
значительно меньшее этого допустимого интервала, не следует,
поскольку нагрузка, а, следовательно и температура провода,
могут за это время уменьшиться. В зависимости от значения тем-
пературы провода защита должна автоматически устанавливать
такую наибольшую выдержку времени, при которой отжига про-
водов не произойдет. При изменяющейся нагрузке, а следователь-
но и температуре, выдержка времени по условиям термичес-
кой стойкости должна также автоматически изменяться. При этом
603
условие срабатывания максимальной защиты по термической
стойкости, осуществляющей непрерывное измерение (или вы-
числение) температуры контролируемого провода, должно опи-
сываться выражением (10.30) при к3= 0,85-0,9.
Максимальная защита по термической стойкости должна быть
оборудована пусковым органом, который разрешает работу за-
щиты с того момента, как температура контролируемого прово-
да достигнет значения, указанного в табл. 10.3 для времени 1200 с
и более, и запрещает работу защиты с того момента, когда темпе-
ратура нагретого провода станет ниже того же значения.
В том случае, если температура провода t определяется с по-
мощью средств вычислительной техники, то ее вычисление дол-
жно производиться на основании формул (10.11), (10.12), (10.13).
Защиту от отжига проводов допускается выполнять в виде
реле тока с обратнозависимой степенной времятоковой харак-
теристикой, рассчитанной на скорость ветра 1 м/с и предельное
значение положительной температуры окружающей среды в со-
ответствии с [39]. Если провод нагрет до температуры большей
длительно допустимой, то при заданном значении тока выдерж-
ка времени защиты не должна превышать величин, указанных в
табл. 10.7. Пересчет тока провода на ток фидера осуществляется
по формуле (10.23), в которой доля тока Кр в расчетном (наибо-
лее нагреваемом) проводе принимается по табл. 10.5 и 10.6.
Допускается использовать защиту с времятоковой характе-
ристикой, которая описывается выражением:
Ху ~ (К I }q-D’ >^> ’ (10.37)
v р Ф'
где т — уставка срабатывания защиты (выдержка времени), с;
1ф — ток фидера, А; Кр — доля тока фидера в расчетном проводе,
определяемая по табл. 10.5 или 10.6; D, Н, q — постоянные вели-
чины, значение которых приведено в табл. 10.8.
Защита должна быть оборудована пусковым органом, который
разрешает ее работу с момента, когда ток контактного провода МФ 100
превысит 520 А в летний период и 660 А в зимний период. Пересчет
этих значений токов на ток фидера осуществляется по формуле (10.23)
с использованием данных табл. 10.5 или 10.6. Не допускается мгновен-
604
Таблица 10.8
Сезон Значения коэффициентовDnH для величин q
9=1 9=2
D Н D Н
Лето 515 37000 25-10* 63-106
Зима 655 41000 25-10* 63-106
ный сброс защиты в первоначальное положение, т.к, при этом
не будет учитываться процесс охлаждения провода при появле-
нии повторных перегрузок.
При повторных перегрузках выдержка времени защиты дол-
жна быть автоматически сокращена на величину 5, учитываю-
щую скорость охлаждения провода между перегрузками. До-
пускается принимать:
5 = (10 38)
У
5 = 0,
где т — интервал времени между перегрузками, с; тп — факти-
ческая длительность предыдущей перегрузки, с; тйу — интервал
времени, необходимый для охлаждения нагретого предыдущей
перегрузкой провода до длительно допустимой температуры, с.
Для контактных проводов сечением 100 мм2 и проводов ма-
рок ПБСМ95, ПБСА50/70, Ml20, А185 для расчетных летних
условий можно принимать тох = 160 с.
После отключения фидера защитой от отжига, выполненной в
виде реле тока с обратнозависимой времятоковой характеристикой,
повторное включение должно блокироваться (запрещаться) на вре-
мя охлаждения провода до длительно допустимой температуры.
10.5. Сведения о защитах от перегрузки
К моменту написания книги промышленность еще не освоила серий-
ного изготовления защит от перегрузки контактной сети. Однако проек-
тно-конструкторское бюро департамента электрификации Министерства
605
путей сообщения (ПКБ ЦЭ МПС), учебные институты РГУПС
(РИИЖТ), УрГАПС, Северо-Кавказская, Московская, Свердлов-
ская железные дороги и некоторые другие организации в раз-
ные годы разрабатывали и изготавливали мелкие партии раз-
личных защит, которые находились в эксплуатации.
Устройство непосредственного контроля с ультразвуковой раз-
вязкой. Структурная схема устройства аналогична приведенной
на рис. 10.5. Потенциальная развязка осуществляется воздуш-
ным промежутком в 1-2 м, информация через который переда-
ется ультразвуковыми колебаниями. Такой канал передачи ин-
формации является достаточно устойчивым, на него не влияют
высокочастотные помехи электроподвижного состава, положе-
ние Солнца, осадки (туман, гололед и др.).
Устройство предназначено для фиксации определенных заранее
заданных значений температуры контролируемого провода и сиг-
нализации о достижении температурой этих значений. Оно состоит
из двух полукомплектов — измерительного (передающего) и ис-
полнительного (приемного). Измерительный полукомплект разме-
щается на опоре на изоляции и находится под потенциалом кон-
тактной сети. Исполнительный полукомплект размещается на той
же опоре без изоляции и находится под потенциалом рельсов.
Измерительный полукомплект состоит из четырех основных уз-
лов: измерителя температуры, кодирующего устройства, передат-
чика и блока питания. Функциональная схема полукомплекта при-
ведена на рис. 10.11, а (блок питания не показан). Она включает
датчик температуры ВК, модулятор UB1, генератор несущей часто-
ты (38 кГц) UZ, логическую ячейку DD1 и ультразвуковой преоб-
разователь ВВ1 с рупором W1. Из корпуса измерительного полу-
комплекта выходит двухпроводный шнур с диодом VD на его кон-
це. На контактной сети этот диод (он является датчиком температу-
ры) закрепляется на усиливающем проводе или, при его отсутствии,
на несущем тросе и изолируется от окружающей среды.
Падение напряжения на ^-«-переходе диода при протекании
прямого тока практически линейно зависит от температуры.
Диод VD включен в одно из плеч моста, состоящего кроме него
из резисторов RI, R2, R3. В диагональ моста включен операци-
онный усилитель А1. Его выход подключен к модулятору UBI,
в котором выходное напряжение усилителя А], линейно завися-
щее от измеряемой температуры, преобразуется в дли-
606
a)
W2 BB2 A2 Z UB2
Рис. 10.11. Схема устройства для контроля температуры
с ультразвуковой развязкой
тельность прямоугольных импульсов, следующих с постоянной
частотой 40 Гц. Таким образом, элемент UB1 реализует широт-
но-импульсную модуляцию, при которой скважность прямоу-
гольных импульсов пропорциональна температуре. Генератор
ультразвуковых колебаний UZ через логический элемент DD1
заполняет прямоугольные импульсы модулятора UB1 прямоу-
гольными колебаниями с несущей частотой 38 кГц. На ультра-
звуковой преобразователь поступают пачки импульсов частотой
38 кГц, длительность которых равна длительности прямоуголь-
ного сигнала на выходе элемента UB1. Преобразователь ВВ1 пре-
образует эти электрические сигналы в ультразвуковые, которые
через рупор W1 передаются к исполнительному полу комплекту.
Приемный полукомплект, структурная схема которого приведена
на рис. 10.11,6, включает снабженный рупором W2 ультразвуковой
преобразователь ВВ2, усилитель А2, детектор Z, демодулятор UB2 и
набор пороговых элементов KV1, KV2,..., KVn, а также блок питания.
Ультразвуковые колебания воспринимаются преобразователем ВВ2 и
преобразуются в пачки электрических импульсов. В детекторе Z несу-
607
щая частота 38 кГц отфильтровывается и на его выходе восста-
навливаются прямоугольные импульсы частотой 40 Гц, форма
и длительность которых повторяют форму и длительность сиг-
нала на выходе модулятора UB1 передающего полукомплекта.
В демодуляторе UB2 прямоугольные импульсы, скважность
которых пропорциональна измеряемой температуре, преобра-
зуются в напряжение постоянного тока, величина которого про-
порциональна скважности, а следовательно, и измеряемой тем-
пературе. Каждый из пороговых элементов KV1, KV2, ..., KVn
настроен на свою температуру и при срабатывании включает
соответствующее герконовое реле. Они могут использоваться
для сигнализации о достижении температурой контролируемо-
го провода предельного по условиям его удлинения значения
или совместно с реле времени формировать ступенчатую темпе-
ратурно-временную характеристику срабатывания защиты, по-
казанную на рис. 10.3 пунктиром.
К недостаткам устройства можно отнести необходимость в
потенциально развязанном источнике питания и большую дли-
ну соединительных кабелей для включения контактов выходных
реле в цепи управления на подстанции.
Защита со ступенчатой времятоковой характеристикой. Осно-
вана на использовании зависимостей т показанных на рис.
10.8, а и имеет тот же принцип действия, что и защита сети пере-
менного тока, схема которой приведена на рис. 10.9. Для сети по-
стоянного тока имеются две модификации. Отличие первой из них
(Московская железная дорога) заключается в том, что вместо
трансформатора тока ТА с реле тока КА, которые нельзя исполь-
зовать в системе постоянного тока, применены герконы.
608
Разнесенная схема такой защиты показана на рис. 10.12. Маг-
нитоуправляемые контакты (герконы) Г1 и Г2 размещаются в
высоковольтной камере рядом с шиной главного тока на рас-
стоянии, обеспечивающем электробезопасность. При увеличе-
нии тока I возрастает магнитный поток вокруг шины и при дос-
таточной его величине контакты геркона замыкаются. Уставка
срабатывания геркона зависит от расстояния до шины и от угла
его поворота. Выбранное положение геркона должно быть жес-
тко зафиксировано.
Контакты герконов включают катушки реле времени (КТ1,
КТ2) с разными выдержками времени. Контакты последних
включают промежуточное реле KL, а оно своими спаренными
контактами разрывает цепь держащей катушки YA быстродей-
ствующего выключателя, который при этом отключается.
Вторая модификация выполнена с применением интегральных
микросхем и подключается к измерительному шунту RS в цепи глав-
ного тока. Эта модификация выполнена в виде двух полукомплек-
тов, один из которых находится под потенциалом 3,3 кВ, а второй —
под низким потенциалом. Гальваническая развязка между ними осу-
ществлена в виде воздушного промежутка. Связь между полукомп-
лектами — оптическая (рис. 10.13). Падение напряжения на шунте
RS усиливается операционным усилителем А1 и через ключ SA по-
дается на группу'компараторов элементов KV1, KV2,..., KV6. Каж-
дый из них имеет свой порог срабатывания, соответствующий раз-
личным значениям первичного тока ступенчатой времятоковой
Рис. 10.13. Защита от перегрузки со ступенчатой времятоковой
характеристикой
20 Релейная защита
609
характеристики (рис. 10.8). Срабатывание компаратора KV1,
кроме того, открывает логическую ячейку DD8 и импульсы ге-
нератора G начинают поступать на счетный вход счетчика СТ.
Счетчик импульсов СТ выполняет роль реле времени. Логи-
ческие ячейки DD1, .., DD6 подключены к разным выходам счет-
чика и сигналы на этих выходах появляются через разные про-
межутки времени после начала отсчета (после открытия ячейки
DD8). Используются такие выводы счетчика СТ и такая частота
импульсов генератора G, при которых на вторые входы логи-
ческих ячеек DD1,..., DD6 поступают открывающие их сигналы
через промежутки времени, соответствующие ступенчатой вре-
мятоковой характеристике (рис. 10.8). При необходимости счет-
чик СТ для этой цели снабжается дешифратором.
При заданном токе фидера могут сработать несколько ком-
параторов KV. Откроется раньше всех та из ячеек DD1, .., DD6,
на которую с выхода счетчика СТ в первую очередь поступит
разрешающий сигнал. Этот сигнал проходит ячейку ИЛИ DD7
и поступает на модулятор MD. Модулятор заставляет светиться
мигающим светом светодиод VD1 и сигнальную лампу HL1.
Фотодиод VD2 второго полукомплекта воспринимает мига-
ющий сигнал светодиода VD1, а демодулятор DM переводит этот
мигающий сигнал в напряжение постоянного тока, которое вы-
зывает срабатывание промежуточных реле KL1 ц KL2, а также
загорание сигнальной лампы HL2. Контакты промежуточного
реле включаются в цепь управления быстродействующего вык-
лючателя Q, обеспечивая его отключение.
При уменьшении тока фидера или его отключении компара-
тор KV1 возвращается в исходное положение и через ячейку DL
опорожняет счетчик СТ. Ступенчатая характеристика выполне-
на для двух режимов (зима-лето). Режим выбирается переклю-
чателем SA. Проверка исправности (при отключенном выклю-
чателе 0 осуществляется кнопкой SB.
Источник питания первого полукомплекта может подключаться
к делителю напряжения в ячейке 3,3 кВ, либо (через разделительный
трансформатор) к напряжению оперативного питания 110/220 В.
К недостаткам обоих устройств относится то, что при повторных
перегрузках они не учитывают необходимость сокращения выдерж-
ки времени, а также не контролируют температуру, при которой
удлинение проводов становится недопустимо большим, не учиты-
вают изменения температуры окружающей среды и скорости ветра.
610
Адаптивная защита по предельным состояниям. Защита для
тяговой сети постоянного тока имеет марку Дон-РПК-3,3. Такая
же защита для тяговой сети переменного тока входит составной
частью в комплект фидерной автоматики Дон-ФА-27,5. Она имеет
обратнозависимую гладкую времятоковую характеристику и об-
ладает свойством адаптации к предшествующей перегрузке, т. е.
автоматически сокращает при необходимости выдержку време-
ни на величину, зависящую от продолжительности паузы меж-
ду перегрузками. После срабатывания защита запрещает дей-
ствие АПВ на время, необходимое для снижения температуры
провода примерно до длительно допустимой величины. В лет-
них условиях это время составляет примерно 160 с.
Расчеты показывают, что времятоковые характеристики проводов
и контактной сети в целом (рис. 10.8) как для температуры +5 °C, так
и +40 °C удовлетворительно описываются выражением (10.37).
Функциональная схема защиты, реализующая выражение
(10.37) при q = 2, и выполненная на типовых интегральных мик-
росхемах, приведена на рис. 10.14. Сигнал вторичной обмотки
трансформатора тока ТА выпрямляется и сглаживается блоком
UZ1. В этом же блоке осуществляется регулировка его уровня
в соответствии с величиной коэффициента Кр защищаемой сети.
С выхода блока UZ1 сигнал поступает на умножитель DA1,
где возводите^ в квадрат, и подается на нижний вход суммато-
ра DA2. Источники напряжения Ux и U2 формируют напряже-
ния, пропорциональные значению параметра D для летнего и
зимнего режимов. Выбор режима осуществляется переключа-
Рис. 10.14. Схема адаптивной защиты от перегрузки
611
телем SA. На выходе сумматора DA2 формируется напряже-
ние, пропорциональное {Кр1^)2 - D, которое преобразуется в
частоту прямоугольных импульсов блоком UZ2. Эти импуль-
сы поступают на верхний вход логической ячейки И DD1.
Схема включается в работу как только ток фидера превысит
длительно допустимое значение. При этом переключается схема
сравнения DA3, выходной сигнал которой открывает логические
ячейки совпадения DD1 и DD3. Выходные импульсы преобразо-
вателя UZ2 через ячейку DD1 поступают на второй вход ячейки
DD3 и через нее проходят на вход прямого счета +п счетчика им-
пульсов СТ, к которому подключен дешифратор DC1. В тот мо-
мент, когда на счетчике будет накоплено N импульсов, на выходе
дешифратора DC1 появится сигнал «Логическая единица». Этот
сигнал усиливается выходным органом ВО и отключает высоко-
вольтный выключатель.
Частота преобразований блока UZ2 равна f =к[(.К.р1ф)г -Z)],
где к — коэффициент пропорциональности. Число импульсов п,
которое поступает на вход прямого счета СТ за время т, равно
п — fx. Реле срабатывает, когда число импульсов п в счетчике до-
стигает величины п — N, при этом т — х . Следовательно, момент
срабатывания соответствует условию: Л = fx . Отсюда следует:
_N _ N
f~ к1(Кр1ф?-О]
Полагая N/к — Н, получаем формулу (10.37).
После отключения выключателя или при уменьшении тока схе-
ма сравнения DA3 возвращается в исходное состояние. При этом
логические ячейки DD1 и DD3 закрываются, a DD2 и DD4 откры-
ваются. Теперь импульсы стабильной частоты генератора GN че-
рез ячейки DD2 и DD4 проходят на вход -п обратного счета счет-
чика СТ. Счетчик постепенно сбрасывается, и когда опорожнится
полностью (это соответствует предположению, что температура
провода снизилась до длительно допустимой или ниже), то сиг-
нал с выхода дешифратора DC2 закроет логическую ячейку DD4.
Вся схема переходит в первоначальное (ждущее) состояние.
Если же повторная перегрузка возникнет до того, как произойдет
полный сброс счетчика СТ, то выдержка времени сокращается, посколь-
ку новое заполнение счетчика будет происходить не от опорожненного
612
состояния счетчика, а от несброшенного числа импульсов. Чем
меньше интервал между перегрузками, тем большее число им-
пульсов остается несброшенным, тем меньше будет выдержка
времени при повторной перегрузке.
Схема может быть приспособлена к системе постоянного тока.
Для этого вместо трансформатора тока ТА она должна подклю-
чаться к шунту RS. Вместо блока выпрямления UZ1 необходим
усилитель А1, как на рис. 10.13. Кроме того, между дешифрато-
ром DC1 и выходным органом ВО должна быть выполнена галь-
ваническая развязка по образцу, например, предыдущей схемы.
По сравнению с защитой, реализующей ступенчатую времято-
ковую характеристику, эта защита обладает лучшими свойствами:
выдержка времени определяется более точно и она адаптируется к
предшествовавшей перегрузке. Основные недостатки у нее те Же.
Защита с вычислительным комплексом. Тепловая защита кон-
тактной сети (ТЗКС) разработана УрГАПС и Свердловской желез-
ной дорогой [104] для системы постоянного тока. Структурная схе-
ма защиты (рис. 10.15) содержит датчик тока ВФ, выполненный на
эффекте Холла, датчик температуры ВК, усилители А1 и А2, анало-
го-цифровые преобразователи Ul, U2, буфер U3, вычислительное
устройство АЗ, синхронизатор U4, блоки индикации Hl, Н2, ре-
гистрирующий блок BPS и выходной орган ВО. Датчик тока ВФ
не имеет потенциальной связи (гальванически развязан) с шиной
3,3 кВ и преобразует магнитный поток, создаваемый током I вок-
руг шины, в напряжение. Оно усиливается усилителем А1, преоб-
разуется в аналого-цифровом преобразователе U1 в двоичный код,
который несет информацию о величине тока I. Этот код поступает
в вычислительное (арифметико-логическое) устройство АЗ.
В датчике ВК информация о температуре окружающей среды пре-
образуется в пропорциональное напряжение, усиливается усилите-
лем А2 и преобразуется в двоичный код в элементе U2. С выхода
буфера U3 информация о температуре поступает в вычислительное
устройство АЗ, а также через преобразователь D1 двоичного кода в
десятеричный — на цифровой индикатор Н1. Вычислительное уст-
ройство АЗ рассчитывает температуру провода в виде решения
дифференциального уравнения (10.6) при постоянной скорости
ветра 1 м/с. Индикация величин тока и температуры провода, а
также состояния аппаратуры осуществляются в блоке Н2. Блок
регистрации BPS формирует напряжения, пропорциональные току и
613
Рис. 10.15. Структурная схема защиты ТЗКС
температуре, которые могут использоваться для регистрирующих
приборов. Сигнал на отключение выключателя поступает через
выходной орган.
Защита выполнена в виде металлического короба с направ-
ляющими, в котором размещаются выемные модули (блоки)
датчиков тока и датчиков температуры. Один комплект аппара-
туры рассчитан на 6 фидеров. Они устанавливаются в помеще-
нии дежурного тяговой подстанции, датчики тока размещаются
в ячейках фидерных и запасного быстродействующих выключа-
телей, датчик температуры окружающей среды — на открытой
части подстанции.
Аппаратура ТЗКС имеет три уставки времени в зависимости от
вида марки проводов контактной сети. В частности, при наличии
усиливающих проводов А185 рекомендуется для температур 90,
100 и 110 °C принимать уставки соответственно 10, 6 и 0 мин. Кро-
ме того, при температуре 60 °C срабатывает предупредительная сиг-
нализация. Отработка выдержки времени осуществляется пример-
но по тому же принципу, что и в устройстве, показанном на
рис. 10.13, однако компараторы KV1, KV2, ... контролируют не
уровень тока, а уровень температуры. Отсчет времени начинает-
ся с момента срабатывания компаратора с первой (наинизшей)
уставкой. При возрастании температуры, если сработает следую-
щий компаратор, то выдержка времени будет равна его уставке по
614
времени за вычетом времени, прошедшего после срабатывания
первого компаратора.
Такой принцип обеспечивает не непрерывную, а лишь сту-
пенчатую аппроксимацию зависимости температурной стойко-
сти от времени.
Устройство ТЗКС снабжено элементами самодиагностики. Пе-
риодически производится опрос состояния элементов схемы мик-
ропроцессорных блоков и при обнаружении неисправности осу-
ществляется соответствующая индикация. Синхронизация рабо-
ты аналого-цифровых преобразователей и вычислительного уст-
ройства осуществляется синхронизатором U4, который контро-
лирует также состояние реле повторителей быстродействующих
выключателей. Аппаратура снабжена двумя блоками питания с
применением полумостовых инверторов, которые формируют
напряжения +9 В (10 А), ±20 В (1,5 А), +15 В (0,5 А) и подключа-
ются к сети оперативного напряжения подстанции НО (220) В.
Среди защит от перегрева эта защита является наиболее уни-
версальной. Ее дальнейшее совершенствование должно предус-
матривать учет действительной скорости ветра и формирование
более обоснованной выдержки времени.
Ill Защита элементов тяговых подстанций
11.1. Особенности защиты трансформаторов
Понижающие трансформаторы с первичным напряжением 110—
220 кВ оборудуют следующими видами защит: дифференциаль-
ной и газовой — от внутренних повреждений, максимальной то-
ковой с блокировкой по напряжению — от внешних коротких
замыканий, максимальной токовой с выдержкой времени — от
перегрузок. Кроме того, устанавливают специальные защиты —
от застревания механизма регулятора напряжения под нагруз-
кой и температурную (от перегрева) с автоматическим включени-
ем дутьевого искусственного охлаждения. Сигнал о превышении
температуры подается при нагреве масла до 75-80 °C. При темпе-
ратуре масла выше 55 °C независимо от нагрузки включается ду-
тьевое охлаждение. Когда ток трансформатора достигает 0,7 но-
минального, независимо от температуры масла также включает-
ся дутьевое охлаждение.
Газовая защита (см. п. 7.3) выполняется двухступенчатой. Ее
первая ступень действует на сигнал, вторая на отключение транс-
форматора со стороны всех обмоток.
Дифференциальная защита выполняется с отстройкой от брос-
ков тока намагничивания по схемам, приведенным в п. 7.4. Ток
срабатывания вычисляют по формулам (7.4), (7.5).
Коэффициент чувствительности проверяется по формуле (4.9) по
току к.з. на вводах первичной обмотки. Он должен быть не менее 2.
Дифференциальная защита выполняется без выдержки времени и
действует на отключение выключателей со стороны всех обмоток.
Максимальная токовая защита со стороны обмотки высшего
напряжения выполняется в трехрелейном исполнении (см. п. 7.2)
и действует на отключение выключателей со стороны всех об-
моток. Уставки срабатывания защиты выбираются по условию
(4.7). Чувствительность проверяется по двухфазному к.з. на
выводах обмоток среднего и низшего напряжений по форму-
ле (4.9). Коэффициент чувствительности должен быть не ме-
нее 1.5. При необходимости такая защита выполняется с ком-
616
бинированным пуском. Параметры ее срабатывания вычисля-
ют по формулам (7.2), (7.3). Выдержку времени выбирают на
одну ступень больше, чем у защиты вторичных обмоток.
Максимальная токовая защита от перегрузки выполняется в
однорелейном исполнении в одной фазе со стороны обмотки выс-
шего напряжения. Ток срабатывания вычисляют по формуле (4.7)
при к3 = 1,05. Выдержку времени принимают 9 с.
Максимальная токовая защита от перегрева масла, действу-
ющая на включение обдува трансформатора, выполняется так
же одним реле в одной фазе со стороны обмотки высшего на-
пряжения. Ее уставку выбирают по условию:
кэ
^сз ном’ (11.1)
Кв
где 1УН — номинальный ток трансформатора, приведенный к
напряжению той обмотки, на стороне которой установлена за-
щита. Значения коэффициентов запаса к3 и возврата кв принима-
ют в соответствии с п’. 1.3.
На стороне обмотки 27,5 кВ понижающего трансформатора ус-
танавливается максимальная токовая защита с выдержкой време-
ни в двухрелейнодо исполнении с комбинированным пуском по
напряжению. Эта защита реагирует на все к.з. на шинах 27,5 кВ и,
кроме того, резервирует защиты присоединений 27,5 кВ (фидера
контактной сети, линий ДПР и др.). Желательна установка второй
ступени в виде дистанционной защиты, которая может более эф-
фективно резервировать защиты фидеров контактной сети.
Уставка срабатывания максимальной токовой защиты 1уМТЗ
должна отвечать условию:
W. ’ <1L2>
где 5Т— номинальная мощность тяговой обмотки понижающе-
го трансформатора, кВ-A; Ult — номинальное напряжение этой
обмотки, В; Zn — сопротивление подстанции в режиме мини-
мума энергосистемы. Коэффициенты запаса, возврата и чувстви-
тельности принимают равными: кз= 1,15-1,25, кв= 0,85, кч = 1,5.
617
Дистанционную защиту устанавливают в фазах А и В. Ее ус-
тавку выбирают по условию:
^у.дз = % у. ДЗЗ (Н.З)
где Z — наибольшая уставка срабатывания второй или тре-
тьей ступени дистанционной защиты фидера контактной сети, под-
ключенного к данной фазе.
На однопутном участке принимают и, = 1, на многопутных
участках = п - 1, где п — число фидеров контактной сети, на-
ходящихся в работе, подключенных к этой же фазе.
Если понижающий трансформатор является трехобмоточным,
то на обмотке 10-35 кВ, питающей районные потребители, уста-
навливают максимальную токовую защиту с выдержкой време-
ни в двухфазном двухрелейном исполнении. Если необходимо,
то она дополняется комбинированным пуском по напряжению.
Электронный комплекс «Сейма» содержит такой же набор за-
щит, однако дифференциальная защита в нем имеет особенности
[27]. В плечи Этой защиты (рис. 11.1) во все три фазы включены
низкоомные выравнивающие резисторы R1 и R2. Падения напря-
жения на этих резисторах пропорциональны токам соответствен-
но верхнего и нижнего плеч защиты. Защита реагирует на раз-
ность падений напряжения на этих резисторах. Резисторы выпол-
няются переменными. Их сопротивления подбирают так, чтобы в
нормальном режиме падения напряжения на резисторах были
примерно одинаковы. Таким образом осуществляется компенса-
ция неравенства вторичных токов трансформаторов тока.
Рис. 11.1. Структурная схема дифференциальной защиты трансформатора
в комплексе «Сейма»
618
Разность падений напряжения на резисторах R1 и R2 подает-
ся через потенциометры R3 и R4 на входы пороговых элементов
ПЭ1 и ПЭ2. Последовательно с потенциометрами R3 и R4, кото-
рые служат для регулирования уставки срабатывания порого-
вых элементов, включены диоды. Поэтому ПЭ1 и ПЭ2 реагиру-
ют на входные сигналы различной полярности. Пороговые эле-
менты устанавливаются во всех трех фазах.
При к.з. внутри зоны защиты ток в резисторе R2 исчезает (при
одностороннем питании) либо меняет направление на противополож-
ное (при двустороннем питании). В обоих случаях напряжение на
входах ПЭ1 и ПЭ2 резко увеличивается, они срабатывают и подают в
логическую часть защиты сигнал, который должен привести к сраба-
тыванию короткозамыкателя и отключению трансформатора.
Блокировка защиты от неверных действий при внешних к.з. осу-
ществляется датчиком сквозного тока ДСТ и фазосравнивающим
органом ФС. Уставка срабатывания ДСТ выбирается по такому току
внешнего к.з., который может вызвать ложное срабатывание поро-
говых элементов ПЭ1 и ПЭ2 из-за неравенства падений напряжений
на резисторах R1 и R2. Орган ФС сравнивает направления токов в
плечах защиты. При внешнем к.з. и в нормальном режиме эти токи
имеют направление, показанное стрелками на рис. 11.1. Такое на-
правление соответствует условию срабатывания органа ФС. Выход-
ные сигналы органов ДСТ и ФС через ячейку И-НЕ поступают в
логический орган И и запрещают действие защиты, даже если ПЭ1 и
ПЭ2 сработали. При к.з. в зоне защиты направление тока в резисто-
ре R2 изменяется на противоположное, ФС при этом не срабатывает
и сигнал блокировки защиты в логический орган И не поступает.
Блокировка от неправильных действий защиты при включении
осуществляется сравнением амплитуд тока в соседних полуперио-
дах и в смежных фазах. Элемент ПЭ1 реагирует на ток одного, а
элемент ПЭ2 — на ток другого полупериода. Оба элемента выпол-
нены с временем возврата не менее 0,01 с, т. е., сработав в одном
полупериоде, пороговый элемент остается в возбужденном состоя-
нии еще и в следующем полупериоде. Логический орган И выдает
сигнал на отключение лишь в том случае, если ПЭ1 и ПЭ2 одновре-
менно находятся в возбужденном состоянии, а это происходит тог-
да, когда и положительная и отрицательная амплитуда напряжения
на резисторах R1 и R2 больше уставки срабатывания пороговых
элементов. Из-за большой апериодической составляющей броска тока
619
намагничивания при включении (см. рис. 7.1) будет срабатывать только
один пороговый элемент, поэтому логический орган И, контролиру-
ющий ток в данной фазе, команды на отключение выдавать не будет.
Однако при включении трансформатора возможно, что в одной
из фаз ток имеет форму, приведенную на рис. 7.1, а в другой — ток
периодический. При периодическом токе амплитуды в смежных по-
лупериодах одинаковы и могут оказаться достаточными для сра-
батывания ПЭ1 и ПЭ2 в этой фазе. С тем, чтобы такой режим не
приводил к ложному срабатыванию защиты, команда на отключе-
ние трансформатора (если защита не блокируется органами ДСТ и
ФС) выдается только в том случае, когда элементы ПЭ1 и ПЭ2 сра-
батывают одновременно не менее чем в двух фазах.
В описанной дифференциальной защите достигается более эф-
фективная отстройка от токов включения и внешних к.з., чем
при использовании быстронасыщающихся трансформаторов.
Если для реле РНТ и ДЗТ ток срабатывания защиты необходимо
выбирать в соответствии с условием (7.4) больше номинально-
го тока трансформатора, то для электронной дифференциальной
защиты величину коэффициента кз1 принимают равным 0,3-0,5
и она, следовательно, является более чувствительной.
Понижающие трансформаторы с первичным напряжением 35
кВ оборудуются продольной дифференциальной токовой защитой
в трех фазах при мощности 6,3 MB A и более. Допускается ее при-
менение для трансформаторов мощностью 4,0 MB-А. Для защиты
от к.з. в обмотках трансформатора и на его выводах применяется
также токовая отсечка. Ее чувствительность при двухфазном к.з. на
вводах, где установлена эта защита, проверяется по формулам (4.9)
при коэффициенте чувствительности не менее 2. Трансформаторы
снабжаются газовой защитой, а также максимальными токовыми
защитами от внешних к.з. и от перегрузки. Защита от внешних к.з.
устанавливается в двух фазах, от перегрузки — в одной.
Трансформаторы собственных нужд оборудуются токовой отсеч-
кой и максимальной токовой защитой с выдержкой времени, уста-
навливаемых на стороне ВН в двух фазах. Уставка срабатывания вы-
бирается по формуле (4.7) с учетом увеличения нагрузки при отклю-
чении параллельно работавшего трансформатора собственных нужд
(IH max ~ Ч нал?- Чувствительность проверяется по формуле (4.9) при
620
7/rmjn — 4(l)> где 4(1) вычисляют по формуле (7.26). Коэффициент
чувствительности должен быть не менее 1,5. Если это условие не
выполняется, то допускается в формуле (4.9) принимать
4 min = 'Л где — ТОК К‘3, на выводах обмотки НН.
Кроме того, на стороне НН в одной фазе устанавливается защита
от перегрузки в виде максимальной токовой защиты с выдержкой вре-
мени и действием на сигнал. Выбор уставок этих защит выполняется
как описано в гл. 7.
Трансформаторы питания ВЛ СЦБ (ТСЦБ). Высоковольтная
линия 6-10 кВ питания устройств сигнализации, централизации и
блокировки (СЦБ) присоединяется ко вторичной обмотке повы-
шающего трансформатора ТСЦБ. Первичная обмотка этого транс-
форматора выполняется на напряжение 0,23/0,4 кВ и подключается
к шинам собственных нужд подстанции. При этом исключается
электрическая связь с другими высоковольтными линиями и, сле-
довательно, снижается величина тока однофазного замыкания на
землю, влияющего на работу рельсовых цепей автоблокировки.
Защита трансформатора ТСЦБ на стороне 0,23 кВ может осуществ-
ляться плавкими предохранителями (ПР2, ПН2) с номинальным то-
ком плавкой вставки 250 А для трансформаторов ТМ-50 и 350 А для
трансформаторов ТМ-100. Лучшие условия защиты обеспечиваются,
если вместо предохранителей использовать автоматические выключа-
тели с двумя защитными элементами: тепловым и электромагнитным
(например, серии А 3100). Тепловой элемент защищает трансформатор
с выдержкой времени от длительной перегрузки, электромагнитный —
отключает трансформатор без выдержки времени при кз.
11.2. Защита шин, секционных выключателей
и отходящих линий
Защита шин. Шины 27,5 кВ оборудуют защитой минимального
напряжения с выдержкой времени 1,5-4 с. Эта защита служит резер-
вной для отходящих фидеров в случае отказа выключателей, а также
предотвращает подпитку места к.з. на линиях электропередачи 110—
220 кВ со стороны тяговых подстанций. Защита выполнена на реле
минимального напряжения, которое подключают к трансформато-
рам напряжения, присоединенным к шинам. Срабатывание защиты
вызывает отключение всех выключателей, подключенных к шинам.
621
Уставка срабатывания защиты минимального напряжения
выбирается по условию:
где Utl min — минимальное значение напряжения на шинах в нор-
мальном режиме (i/,/min= 0,917//ОЛ/); к3, кв— коэффициенты запа-
са и возврата, принимаемые в соответствии с п. 1.3.
Сборные шины 110-220 кВ опорных тяговых подстанций обо-
рудуются от всех видов к.з. дифференциальной токовой защитой
в трехфазном исполнении с помощью реле типа РНТ [16]. На каж-
дой из двух секций шин устанавливают самостоятельный комп-
лект защит, отключающий все присоединения своей секции шин
и шиносоединительный выключатель.
Дифференциальная токовая защита шин (рис. 11.2) содержит транс-
форматоры тока TAI, ТА2, ТАЗ на каждом из присоединений к ши-
нам и реле тока КА, включенное на сумму вторичных токов этих транс-
форматоров тока, которые должны иметь одинаковые коэффициенты
трансформации. При к.з. на шинах (рис. 11.2, а) токи всех присоедине-
ний имеют одно направление: из линий к шинам. Через реле КА про-
ходит сумма вторичных токов трансформаторов тока всех .присоеди-
нений (QI, Q2, Q3), реле срабатывает и подает команду на отключе-
ние всех выключателей. При к.з. на каком-либо из присоединений
(рис. 11.2, б) ток в нем направлен от шин в линию. В неповрежденных
присоединениях по-прежнему токи направлены из линий к шинам.
Сумма токов всех присоединений равна нулю и реле КА не срабаты-
вает. Такое же положение имеет место и в нормальном режиме.
В реальных условиях, однако, при внешних к.з. и нормаль-
ном режиме сумма тока нулю не равна. Это объясняется как не
полной идентичностью трансформаторов тока, так и нелинейной
зависимостью между их первичными и вторичными токами (рис.
2.9, а) особенно при больших значениях токов. По этим причи-
нам в реле протекает ток небаланса, от которого необходимо от-
страиваться. Уставка срабатывания выбирается по условиям:
^сз Кз1н шах ’ (1 1 -5)
Iсз КзКаперКоди^^ max ’ (’1-6)
622
а) б)
Рис. 11.2. Принципиальные однолинейные схемы
дифференциальной токовой защиты шин
где Л max — максимальный ток нагрузки наиболее загруженно-
го присоединения; — максимальный ток внешнего трехфаз-
ного к.з., протекающий через трансформатор тока присоедине-
ния; к3— коэффициент запаса, принимаемый равным 1,15-1,25;
к' — коэффициент запаса, принимаемый равным 1,5; каи(,р— ко-
эффициент, учитывающий наличие в токе к.з. апериодической со-
ставляющей, принимаемый для реле, не отстроенных от этой со-
ставляющей, равйым 1,5-2, а для реле с отстройкой от нее —
равным 1; ко()н— коэффициент, учитывающий неоднотипность
трансформаторов тока (0,5-1); е— относительное значение пол-
ной погрешности трансформаторов тока, равное 0,1.
В качестве расчетного принимается наибольшее значение 1СЗ,
из вычисленных по формулам (11.5) и (11.6). Если в качестве реле
тока КА использовать реле РНТ (рис. 7.9) или дифференциальное
электронное реле тока серии РСТ-15 [22], отстроенные от аперио-
дической составляющей, то в формуле (11.6) принимают к =
= к(и)11 = 1. Число витков рабочей обмотки реле РНТ-560 опреде-
ляют по формуле:
ср т
*v = ——, (Ц.7)
лсз
где Fc — магнитодвижущая сила срабатывания реле РНТ-560
(Ffp=cl00 А); К]. — коэффициент трансформации трансформато-
ра тока.
623
б)
Рис. 11.3. Упрощенная схема дифференциальной токовой защиты шин
Токовые цепи трехфазной трехрелейной упрощенной схемы
дифференциальной защиты шин приведены на рис. 11.3, а. Три
реле тока с торможением (отстройкой) от апериодической со-
ставляющей КАТ1, КАТ2, КАТЗ включены каждое на сумму вто-
ричных токов соответствующей фазы всех присоединений Q1,
Q2, Q3 секции шин. Для контроля за целостью соединительных
проводов вторичных цепей используется реле тока КА с током
срабатывания 1 А и миллиамперметр Р, включенные в нулевой
провод. Вторичные цепи, как у всех дифференциальных защит,
заземляются только в одной точке.
624
При обрыве токовой цепи любого из трансформаторов тока
баланс токов в цепи реле КА Т нарушается и защита может лож-
но сработать, отключая большое число присоединений. Блоки-
ровка защиты от неправильного действия при обрыве цепи од-
ного из плеч дифференциальной защиты осуществляется с по-
мощью реле КА, которое при этом срабатывает и прекращает
функционирование защиты.
Цепи управления защиты (рис. 11.3, б) содержат указательное
реле КН и промежуточные реле KL1, KL2. Контакты этих реле
включены в цепи отключения выключателей QI, Q2, Q3 и шиносо-
единительного выключателя Quic. Срабатывание реле /G4 при об-
рыве во вторичных цепях тока вызывает включение реле времени
КТ, которое замыкает цепь промежуточного реле KL3. Своими кон-
тактами KL3.1 оно становится на самоподхват, а контакты KL3.2
размыкаются и выводят защиту из работы. Возврат защиты в ис-
ходное положение осуществляется с помощью кнопки SB2.
Защита на секционных выключателях. Секционные высоковольт-
ные выключатели устанавливают в перемычке высшего (110-220 кВ)
напряжения тяговой подстанции и на шинах 10-35 кВ. Выключатель
в перемычке 110-220 кВ оборудуется защитами от многофазных к.з.,
которые резервирурт дифференциальную токовую защиту шин и пер-
вые ступени защит присоединений, подключенных к этим шинам.
Рис. 11.4. Двухступенчатая токовая отсечка на секционном выключателе
625
Защита от многофазных к.з. выполняется в виде двухступенча-
той токовой отсечки в двухфазном исполнении (рис. 11.4). Реле тока
КА1 и КАЗ относятся к первой ступени, реле КА2 и КА4— ко вто-
рой ступени. Накладками SX1 и SX2 в цепи управления можно
отключить любую из ступеней. В работе оставляется только одна
ступень. Ток срабатывания реле КА выбирается по условию:
IaWav (11.8)
где 7 ( — ток срабатывания защиты первой ступени того из при-
соединений, подключенных к шинам, который является наиболь-
шим; к— коэффициент запаса (1,05-1,1).
Время срабатывания (уставка реле КТ) принимается на одну
ступень больше, чем время срабатывания защиты первой ступе-
ни любого из присоединений.
Рис. 11.5. Схема включения трехступенчатой направлеииой
защиты от однофазных к.з.
От однофазных к.з. на землю используется трехступенчатая то-
ковая направленная защита нулевой последовательности (рис. 11.5).
Цепи тока защиты включены на фильтр токов нулевой последова-
тельности, образованный параллельным включением вторичных
обмоток трансформаторов тока всех трех фаз. Цепь напряжения
реле направления мощности KW включена на фильтр напряжений
нулевой последовательности, образованный третьей обмоткой
трансформатора напряжения, включенной в разомкнутый треуголь-
ник. Уставка реле КА1 (первая ступень) выбирается как для токо-
вой отсечки по формуле:
(11.9)
626
где — наибольшее значение тока однофазного к.з. в конце
первой зоны защиты; котс— коэффициент отстройки (1,2-1,3).
Множитель 1/3 учитывает соотношение между током однофазно-
го к.з. и током нулевой последовательности, на который реагирует
защита. Уставка реле КА2 (вторая ступень) должна быть отстроена от
тока срабатывания ГаХ первой ступени защиты от замыканий на зем-
лю, установленной на выключателе любой отходящей от шин линии:
(11-10)
где к3 — коэффициент запаса (1,1-1,2); кр — коэффициент распреде-
ления, равный отношению тока, проходящего по выключателю Qc,
к току, проходящему по выключателю присоединения, при одно-
фазном к.з. в конце первой зоны защиты присоединения.
Уставка реле КАЗ (третья ступень) отстраивается от тока не-
баланса при многофазном внешнем к.з.
Выдержки времени ступеней защиты согласовываются с за-
щитами присоединений.
Секционные выключатели шин 10-35 кВ оборудуются защи-
той от многофазных к.з. в виде токовой отсечки с выдержкой
времени в двухфазном двухрелейном исполнении. Схема при-
соединения реле тока ко вторичным обмоткам трансформато-
ров тока аналогична приведенной, например, на рис. 6.1, б. Прин-
цип выполнения схемы цепей управления такой же, как на рис.
4.2, а с той лишь разницей, что отсутствует реле КАЗ. Выдержка
времени принимается на ступень больше времени срабатыва-
ния первой ступени защиты любого присоединения. Ток сраба-
тывания выбирается по формуле (11.8).
Защита отходящих линий. Для защиты линий 110-220 кВ ис-
пользуются типовые панели ЭПЗ-1636 [76] или панели более
поздней разработки ШДЭ-2801 с применением интегральных
микросхем [81]. В состав панели входят: трехступенчатая дис-
танционная защита, действующая при многофазных к.з. (трех-
фазных, двухфазных, двухфазных на землю); четырехступенча-
тая направленная защита нулевой последовательности от одно-
фазных к.з. на землю; токовая отсечка без выдержки времени от
многофазных к.з.; реле тока для устройства резервирования при
отказе выключателей (УРОВ).
На опорных тяговых подстанциях [105] в качестве основной применя-
ется высокочастотная защита, а дистанционная используется в качестве
627
резервной. На транзитных тяговых подстанциях [105] применя-
ют те же защиты, что и на опорных, однако они устанавливают-
ся не на вводах (на транзитных подстанциях вводы не имеют
выключателей), а в перемычке 110-220 кВ подстанции. Особен-
ностью защит в этом случае является включение их на сумму
вторичных токов трансформаторов тока соответствующих фаз
выключателя в перемычке и трансформаторов тока в первичной
цепи понижающего трансформатора. Защита действует на от-
ключение выключателя в перемычке и выключателей на стороне
обмоток среднего и низшего напряжений.
На транзитных тяговых подстанциях железных дорог однофаз-
ного переменного тока, кроме того, используется защита минималь-
ного напряжения, содержащая три реле напряжения, включенные
на линейные напряжения, и еще три таких же реле, включенные на
фазные напряжения. Эта защита действует на отключение понижаю-
щих трансформаторов со стороны 27,5 кВ для исключения подпит-
ки к.з. на линии 110-220 кВ через контактную сеть и понижающий
трансформатор. Выдержка времени этой защиты принимается на одну
ступень больше, чем у дистанционной защиты второй ступени.
На отпаечных тяговых подстанциях [105] для защиты ЛЭП
110-220 кВ от многофазных к.з. применяют трехфазную направ-
ленную токовую защиту с выдержкой времени. Реле тока и об-
мотки реле направления мощности подключаются ко вторич-
ным цепям трансформаторов тока, соединенным в треугольник,
и установленным со стороны обмотки высшего напряжения 110—
220 кВ понижающего трансформатора. Обмотки напряжения реле
направления мощности всех трех фаз подключают к линейным
напряжениям трансформаторов напряжения на шинах 27,5 кВ.
Выдержка времени выбирается на одну ступень больше, чем
время действия второй ступени дистанционной защиты на смеж-
ной (опорной или транзитной) подстанции.
От однофазных к.з. на землю применяют токовую направ-
ленную защиту нулевой последовательности с выдержкой вре-
мени. Ее особенностью является подключение токовых обмоток
реле ко вторичной цепи трансформатора тока, который устанав-
ливают в заземленной нейтрали обмотки высшего напряжения
110-220 кВ понижающего трансформатора. Обмотку напряже-
ния реле направления мощности при этом подключают к ра-
зомкнутому треугольнику трансформатора напряжения на ши-
нах 27,5 кВ.
628
На отпаечных подстанциях железных дорог переменного тока
применяют такую же как на транзитных подстанциях защиту
минимального напряжения, однако подключают ее к трансфор-
маторам напряжения на стороне 27,5 кВ.
Устройства резервирования при отказе выключателя (УРОВ).
Отказ защиты или выключателя при к.з. на защищаемом объекте
может привести к тяжелым последствиям и большому ущербу,
особенно в установках с напряжением 110 кВ и выше. Поэтому в
распределительных устройствах такого класса напряжений вык-
лючатели всех присоединений снабжаются УРОВ. При отказе ка-
кого-либо из выключателей срабатывает УРОВ и подает команду
на отключение выключателей всех присоединений, по которым
может происходить подпитка места к.з. Вместе с тем, необходи-
мо применять особые меры для исключения ложного (при ошиб-
ках эксплуатационного персонала) или излишнего (при к.з. в том
случае, когда отсутствуют отказы защиты или выключателя по-
врежденного элемента) действия УРОВ, поскольку это сопровож-
дается отключением сразу нескольких присоединений, что сни-
жает надежность и устойчивость электроснабжения потребителей.
Для обеспечения этих требований в схемах УРОВ предусмат-
риваются следующие условия:
♦ срабатывание релейной защиты присоединения и действие ее
на отключение своего выключателя должно одновременно за-
пускать УРОВ;
♦ УРОВ снабжается выдержкой времени, продолжительность ко-
торой должна быть на ступень больше, чем время отключения
релейной защитой выключателя при отсутствии его отказа;
♦ независимо от релейной защиты, запускающей УРОВ, необ-
ходим дополнительный контроль наличия неотключенного
к.з. во избежание излишнего его действия.
Одна из схем, поясняющих действие УРОВ, приведена на рис.
11.6, в которой в токовых цепях защиты выключателя Q1 уста-
новлена релейная защита АК1 и два одинаковых (для надежно-
сти) реле тока КА1. Токовые цепи других выключателей (Q2, Q3,
..., Qn) выполнены аналогично. В качестве реле тока KAI, КА2,
..., КАп используются реле РТ-40/Р (рис. 3.6, г), с помощью ко-
торых осуществляется дополнительный контроль наличия то-
ков в трех фазах (или в двух фазах и нулевом проводе). Уставка
срабатывания реле обычно принимается 1 А при обтекании током
629
одной обмотки с малым числом витков или 0,5 А при обтекании
током обмотки с большим числом витков. При этом реле будет
срабатывать при всех видах многофазных и при однофазных к.з.
Вторичные цепи релейной защиты АК1 на рис. 11.6 не показа-
ны. Они могут иметь вид, приведенный на рис. 4.2, а, 4.6, 4.9 и др.,
в которых в качестве выходного реле защиты АК используется про-
межуточное реле KL. Цепь отключения (рис. 11.6, б) для всех вык-
лючателей (QI, Q2,..., Qri) имеет аналогичный вид. Контакты АК1.1
выходного реле защиты АК1 (рис. 11.6, б) при ее срабатывании
подают напряжение на катушку YAT1 отключения выключателя
Q1 и одновременно шунтируют обмотку реле KQC1 положения
выключателя ВКЛЮЧЕНО и резистора R. Якорь этого реле при '
включенном выключателе Q1 и разомкнутых контактах АК1 под-
тянут, а контакт KQC1 в цепи управления (рис. 11.6, в) разомкнут.
Если контакт АК1.1 замкнется, шунтируя цепь KQC1 и R, то якорь
реле KQC1 отпадет, а его контакт KQC1 в схеме управления зам-
кнется. Таким образом, реле KQC1 осуществляет контроль нали-
чия команды на отключение от релейной защиты независимо от
того, отключился ли выключатель или нет.
В цепи управления (рис. 11.6, в) контакты АК1.2 релейной
защиты, контакты двух реле КА1 и контакты реле KQC1 вклю-
чены последовательно. Одновременное замыкание этих контак-
тов происходит при соблюдении условий: защита АК1 сработа-
ла; имеется ток, хотя бы в одной фазе выключателя QT, команда
на отключение выключателя Q1 подана. В этом случае на об-
мотку промежуточного реле KL1 подается напряжение, его кон-
такты замыкаются и запускают реле времени КТ. Аналогичным
образом реле KL1 срабатывает при одновременном замыкании
контактов АК2.2, КА2 и KQC2 цепи защиты и управления вык-
лючателя Q2 или таких же контактов цепи защиты и управле-
ния выключателей других присоединений к шинам 110-220 кВ.
После отработки выдержки времени замыкаются контакты КТ и
срабатывает промежуточное реле KL2. Контакты KL2.1 этого реле
дублируют команду на отключение выключателя Q1 (плюс цепи опе-
ративного питания подается в точку а цепи отключения), другие кон-
такты подают команду на отключение остальных выключателей при-
соединений. Более подробно схемы УРОВ приведены в [106].
Линии 6,10 и 35 кВ. Для параллельных линий, питающих тяговые
подстанции постоянного тока используется поперечная токовая диффе-
630
Рис. 11.6. Упрощенная схема УРОВ:
а) токовые цепи защиты выключателя Q1; б) цепи отключения выключателя Q1;
«) цепь управления УРОВ
ренциальная направленная защита (см. рис. 4.17) от многофаз-
ных к.з. Она выполняется в двух фазах и не имеет выдержки
времени. Уставка срабатывания выбирается по формуле (4.7) и
проверяется по условиям отстройки от токов небаланса:
(11.11)
где — максимальный ток внешнего к.з., протекающий че-
рез трансформатор тока одной линии; е — допустимая токовая
погрешность трансформаторов тока (е = 0,1); к'3— коэффици-
ент запаса, равный 1,5-2. Коэффициент чувствительности, вычис-
ленный по формуле (4.9) должен быть не менее 2.
Для одиночных линий с односторонним питанием от по-
низительных трансформаторов тяговых подстанций и имею-
щих, как правило, сравнительно небольшие длины и нагруз-
ки, применяют максимальную токовую защиту с выдержкой
времени, дополненную мгновенной токовой отсечкой. Эти
защиты от многофазных к.з. устанавливают в двух фазах. От
631
однофазных замыканий на землю используется направленная
защита нулевой последовательности. Схема защит и принципы
выбора их уставок приведены в главе 4.
Защита линий продольного электроснабжения 6-10 кВ от мно-
гофазных к.з. выполняется в виде токовой двухступенчатой за-
щиты в двух фазах, в которой первая ступень — без выдержки
времени, а вторая ступень — с выдержкой времени 0,5 с. Устав-
ка срабатывания защиты выбирается в зависимости от времени
срабатывания предохранителей на стороне высокого напряже-
ния потребителей, подключенных к линии продольного элект-
роснабжения. Если это время не превышает 0,01-0,02 с, то устав-
ку первой ступени вычисляют по формуле:
I </(2). /к , (11.12)
сз к min ч’ v '
где 7^.п — наименьшее значение тока двухфазного к.з. при по-
вреждении в конце линии.
Коэффициент чувствительности кч принимают равным 1,5. Ус-
тавку второй ступени вычисляют по формуле (4.7) при к3= 1,5-2
и по чувствительности не проверяют.
Если время срабатывания предохранителей превышает 0,01—
0,02 с, то уставку первой ступени выбирают по формуле (4.11), в
которой 1к тах — величина тока при к.з. за любым предохрани-
телем, при котором время перегорания плавкой встаЬки не пре-
вышает 0,01—0,02 с. Ток срабатывания второй ступени вычисляют
по формуле (4.7) при к3=1,1-1,2 и проверяют его по условию чув-
ствительности (4.9) при кч= 1,5.
Защита от однофазных замыканий на землю выполняется так
же, как для линий 6, 10 и 35 КВ.
Линия продольного электроснабжения ДПР 27,5 кВ (два про-
вода— рельсы) от многофазных к.з. оборудуется той же двух-
ступенчатой токовой защитой, что и линия продольного элект-
роснабжения 6-10 кВ. Если среди потребителей, подключенных
к этой линии, есть удаленный с трансформатором, обмотки ко-
торого соединены по схеме ЛА, то для повышения чувствитель-
ности к к.з. за этим трансформатором, вторую ступень защиты
предпочтительно выполнять в двухфазном трехрелейном испол-
нении (рис. 2.11, б). Выбор уставок защиты осуществляется так
же, как для линии продольного электроснабжения 6-10 кВ.
Линии питания устройств СЦБ (ВЛ автоблокировки) 6-10 кВ обо-
рудуются теми же защитами, что и линия продольного электроснабже-
632
ния 6-10 кВ: двухступенчатой токовой защитой от многофазных
к.з. и защитой от однофазных замыканий на землю нулевой пос-
ледовательности. Если к трансформатору, подключенному пер-
вичной обмоткой к шинам собственных нужд 0,23-0,4 кВ, со сто-
роны 6-10 кВ подключены не менее двух линий ВЛ СЦБ, то за-
щита от однофазных замыканий на землю выполняется с помо-
щью направленного реле нулевой последовательности ЗЗП-1.
На тот случай, если одна из линий отключается, либо если к
трансформатору ВЛ СЦБ подключена лишь одна линия, то при-
меняется защита максимального напряжения нулевой последо-
вательности, подключенная к выводам обмотки разомкнутого
треугольника трансформатора напряжения линии. Уставка сра-
батывания защиты принимается равной 15 В. При двух линиях
эта защита действует на сигнал, при наличии лишь одной ли-
нии — она может действовать на отключение.
11.3. Защита установок емкостной компенсации
Установки поперечной и продольной емкостной компенса-
ции располагают на подстанциях и на постах секционирования
[34, 107]. Они предназначены для уменьшения несимметрии,
вызванной однофазными тяговыми нагрузками, компенсации
потери напряжения и улучшения коэффициента мощности.
Защита установки поперечной емкостной компенсации. В ус-
тановке поперечной емкостной компенсации (УПК) (рис. 11.7)
конденсаторы С подключают масляным или вакуумным вык-
лючателем Q к шинам 27,5 кВ и к рельсам (к нулевой точке дрос-
сель-трансформатора). Последовательно с конденсаторами ус-
тановлен реактор Lp. Индуктивность реактора с емкостью кон-
денсаторов образует последовательный резонансный контур,
настраиваемый на частоту 130-140 Гц. Этот контур не пропуска-
ет высшие гармоники кривой тягового тока в энергосистему.
Установки поперечной емкостной компенсации оборудуют
максимальной токовой защитой (реле КА Г) и продольной диф-
ференциальной защитой (реле КАЗ), которые реагируют на ко-
роткие замыкания и повреждения корпусной изоляции относи-
тельно земли, а также защитой от перегрузки (реле КА2).
633
Рис. 11.7. Защита установки
поперечной емкостной компенсации
Ток срабатывания макси-
мальной токовой защиты дол-
жен быть больше токов, кото-
рые могут протекать через не-
поврежденную установку. При
к.з. в контактной сети вблизи
места расположения установки
поперечной емкостной компен-
сации происходит разряд кон-
денсаторов на место поврежде-
ния. Ток разряда может превы-
сить номинальный ток 1нам в
2,5-3 раза, однако через 0,1 с его
кратность снижается и не превы-
шает 1,5-2. Включение конден-
саторной установки выключате-
лем Q сопровождается переход-
ным процессом, при котором ток может превысить номиналь-
ный в 3-3,5 раза, но через 0,02-0,04 с его величина резко снижает-
ся. Токи включения и разряда не должны вызывать срабатывания
максимальной токовой защиты, так как они относятся к исправ-
ной установке. Учитывая время действия защиты и выключателя,
уставку срабатывания выбирают, пользуясь выражением:
/ > I
1 сз Кз1 ном ’
(11.13)
где кз — коэффициент запаса, равный 1,15-1,25; 1Ц0М — номиналь-
ный ток установки поперечной емкостной компенсации, А.
Установка состоит из типовых конденсаторов (например КСПК-
1,05-120), соединенных последовательно и параллельно. Емкостное
сопротивление одного конденсатора равно хс= I^chom^Q’ где
Uc— номинальное напряжение конденсатора (например 1,05 кВ),
кВ; Q— номинальная мощность конденсатора (например, 120 кВАр),
кВАр. Номинальный ток установки вычисляется по формуле:
U U
J ___ ш,н ______ ш,н
ном~ хсМ v ~ Хс-Х'
----------X, L
N L
где U — номинальное напряжение на шинах, В; У— число пара-
лельно' соединененных конденсаторов в одном ряду; М — число пос-
ледовательно соединенных рядов; XL — сопротивление реактора, Ом.
634
Обычно выполняется соотношение XL ~ 0,\23xcM/N = пХс,
где — емкостное сопротивление конденсаторной установки
при частоте 50 Гц; п = 0,123 [107].
При повреждении корпусной изоляции конденсаторов проис-
ходит замыкание на землю. Однако с землей связана фаза С шин
27,5 кВ, поэтому замыкание на землю в данном случае является
междуфазным. Чем ближе к реактору Lp произойдет замыкание
на землю, тем меньше ток к.з., так как он ограничивается сопро-
тивлением последовательно соединенных платформ исправных
конденсаторов. В связи с этим максимальная токовая защита,
уставка которой выбрана по условию (11.13), защищает всего не-
сколько платформ вблизи выключателя Q. Она сработает также
при замыкании на землю трансформатора напряжения TV1.
Продольная дифференциальная защита реагирует на замы-
кания на землю всех платформ с конденсатором. Трансформа-
торы тока выбирают на один и тот же номинальный ток, поэто-
му выравнивания токов в плечах защиты не производится. Но-
минальный ток первичной обмотки определяется мощностью
установки емкостной компенсации и допустимой 10%-ной по-
грешностью при коротких замыканиях. Ток срабатывания оп-
ределяется по условию:
' > #тахКзКод„ ^51ном’ (11.14)
где A/max — допустимая погрешность трансформаторов тока, рав-
ная 0,1; кодп = 1 — то же, что и в формуле (11.6).
Чувствительность защиты проверяется по формуле (1.2) при
коэффициенте чувствительности, равном 2. Величина /Kmin при-
нимается равной 0,89 1Н, что соответствует замыканию на землю
последней платформы с конденсаторами.
Защиту от перегрузки выполняют в виде максимальной то-
ковой с выдержкой времени до 9 с. Ток срабатывания находят
по формуле (4.7). При этом максимальный рабочий ток прини-
мают равным 1,3 номинального, что определяется допустимой
перегрузочной способностью конденсаторов.
Токовые реле КА1 и КА2 (см. рис. 11.7) можно заменить од-
ним реле типа РТ-80. Его электромагнитный элемент настраива-
ется по условию (11.13), а индукционный осуществляет защиту
от перегрузки.
Если на тяговой подстанции не применяют устройства автоматичес-
кого регулирования напряжения (АРПН), то к трансформатору напря-
635
жения TV1 подключают реле напряжения KV, осуществляющее
защиту от недопустимого повышения напряжения. Защита с
уставкой по напряжению 115-120% от номинального имеет вы-
держку времени 3-5 мин и действует на отключение установки.
Уставку срабатывания защиты минимального напряжения Uc3
выбирают по формуле (1.8), в которой принимают Асз = Uc3,
Ап max = max- Величину максимально допустимого напряжения
ах на шинах в нормальном режиме принимают равной
29 000 В. Коэффициент запаса кз вычисляют по формуле
кз= 1,1/(1-Хь/Хс), где XL, Хс — соответственно индуктивное
сопротивление реактора Lp и емкостное сопротивление конденса-
торной установки С (рис. 11.7) при частоте 50 Гц. В коэффициенте
запаса учтен тот факт, что емкость С и индуктивность реактора Lp
образуют последовательный резонансный контур с резонансной
частотой, равной fo = 5QI^XLIXC . При этом напряжение на конден-
саторах С выше, чем напряжение на шинах в
\/(\-ХJХс) = 1/[1-(50/Уо)2] раз. Если на плече питания имеется
одна установка поперечной емкостной компенсации, то ее резо-
нансная частота должна быть равна 135-142 Гц. При наличии двух
установок на плече питания резонансная частота одной из них вы-
бирается в пределах 135-140 Гц, а второй — в пределах 230-240 Гц.
При наличии устройств АРПН имеются регуляторы, не допуска-
ющие повышения напряжения на шинах выше допустимого; в этом
случае защиту по максимальному напряжению не применяют.
Ко вторичной обмотке трансформатора TV1 параллельно
реле KV подключают еще одно реле напряжения (на рис. 11.7 не
показано), осуществляющее защиту минимального напряжения
с выдержкой времени 0,5 с для отстройки от переходных про-
цессов. Эта защита контролирует целостность первичной обмотки
TV1, необходимой по условиям электробезопасности — при от-
ключении установки от сети на нее разряжаются конденсаторы.
Защита минимального напряжения частично резервирует защи-
ты от коротких замыканий. Напряжение срабатывания выбира-
ется по условию (1.9), в котором Асз = UC3, Alimia = UH min (фазо-
вый угол не учитывается). Минимальное напряжение нормаль-
ного режима Utjn при установке компенсирующего устройства
на тяговой подстанции принимают равным 25 000 В, а при уста-
новке на посту секционирования — равным 21 000 В.
Защита минимального напряжения имеет блокировку, вво-
дящую ее в работу при включенном выключателе Q.
636
Конденсаторная установка состоит из отдельных конденса-
торов с номинальным напряжением 1,05 или 0,66 кВ, соединяе-
мых последовательно и параллельно. В свою очередь каждый
конденсатор имеет несколько секций, каждая из которых имеет
индивидуальный предохранитель, встроенный внутрь корпуса.
При сгорании одного или нескольких предохранителей умень-
шается емкость всего ряда параллельно соединенных конденса-
торов, а напряжение на оставшихся в работе секциях возраста-
ет. Это ведет к более интенсивному старению изоляции и может
явиться причиной пробоя других секций того же ряда. Для кон-
троля за равномерностью распределения напряжения между
рядами используется дифференциальная защита по напряжению.
Защита содержит трансформаторы напряжения TV1-TV4 типа
3HOM-35, промежуточные трансформаторы ТЫ, TL2 типа ПОБС-
ЗА-УЗ, потенциометры RI, R2 и чувствительное реле тока типа
РТЗ-50, используемое благодаря сравнительно высокому вход-
ному сопротивлению в качестве реле напряжения КУ (рис. 11.8).
Конденсаторная установка делится на две одинаковые части С1 и
С2, параллельно которым подключены соответственно трансфор-
маторы напряжения TV1, TV2 и ТУЗ, TV4. При настройке защи-
ты регулировкой потенциометрами R1 и R2 устраняют в реле КУ
напряжение небаланса, обусловленное возможным некоторым не-
равенством емкостей* частей С1
и С2. При изменении емкости
С1 или С2 из-за перегорания
предохранителей секции кон-
денсаторов или из-за закорачи-
вания хотя бы одного их ряда
изменяется баланс напряжений,
реле КУ срабатывает и выклю-
чатель Q отключается.
Чувствительность защиты
проверяется по короткому за-
мыканию в одном из рядов
конденсаторов, при котором
весь ряд оказывается зашунти-
рованным. При этом напряже-
ния UC1 и UC2 соответственно
на частях С1 и С2 перераспреде-
ляются: в той части, где распо-
Рис. 11.8. Дифференциальная защита
по напряжению
637
ложен закороченный ряд оно будет меньше, чем в нормальном
режиме, а в другой части — больше. Разность этих напряжений
равна, очевидно, В:
U c\~U С2~ 1с%ср = М, (11.15)
где Хс — емкостное сопротивление при частоте 50 Гц всей кон-
денсаторной установки в нормально^ режиме, Ом; ХСр — емко-
стное сопротивление одного ряда, Ом; М — число последова-
тельно соединенных рядов в конденсаторной установке в нор-
мальном режиме; Гс — ток конденсаторной установки при ко-
ротком замыкании в одном ряду, А.
Величина тока Гс при минимальном напряжении на шинах равна:
U • U • MU
jf и min н min_________________ и min
C~X'C-XL~ х Kzl_x ~ Хс[М(1-п)-1Г (11.16)
с м L
где Х'с — емкостное сопротивление при частоте 50 Гц конденса-
торной установки при коротком замыкании в одном ряду, Ом;
n = XL/Xc=(50/fo)2.
Напряжение небаланса на реле KV в этом режиме равно:
к к U
тт (тт гт \ сн . . си «mi
„б-( о ы>киПп~^ип[М(1-и)-1]’ (11Л7)
где Ку — коэффициент трансформации трансформаторов напря-
жения TV1—TV4\ пп — коэффициент трансформации промежу-
точных трансформаторов; ксц — коэффициент, учитывающий сни-
жение напряжения на резисторах R1 и R2 из-за падения напря-
жения, вызванного током реле KV.
Чувствительность проверяется по условию:
(11.18)
ср
где U — напряжение срабатывания реле KV.
Защита снабжается выдержкой времени 0,5 с для отстройки от пере-
ходных режимов. В типовой защите трансформаторы TL1 и TL2 при-
меняются как повышающие с коэффициентом трансформации пп — 0,29.
638
При использовании в качестве KV реле РТЗ-50 принимают
ксн = 0,6. Уставку срабатывания этого реле принимают U = 1 В.
Это обеспечивает срабатывание защиты при изменении емкости
конденсаторов одного ряда примерно на 10 %.
Конденсаторы очень чувствительны к напряжению выше но-
минального, их надежность при этом резко снижается. Разряд-
ники, устанавливаемые в распределительных устройствах, сра-
батывают при таких уровнях коммутационных перенапряжений,
которые для конденсаторов являются опасными. Кроме того,
при срабатывании разрядников через них протекает большой
ток разряда конденсаторов, что приводит к перегоранию искро-
вых промежутков и выходу разрядников из строя. Поэтому ус-
тановки параллельной емкостной компенсации необходимо
снабжать специальными устройствами защиты от перенапряже-
ний, возникающих при их включении и отключении.
При включении выключателя Q (см. рис. 11.7) возможно появ-
ление коммутационных перенапряжений на реакторе Lp. Для за-
щиты витков реактора от перекрытий служит цепь из последова-
тельно соединенных разрядника FV1 и резистора R1. При отключе-
нии выключателя Q (в случае оперативных переключений или от
защиты) могут возникать двух- и даже трехкратные перенапряже-
ния на конденсаторах из-за повторных пробоев электрической дуги
между контактами масляного выключателя в процессе их расхож-
дения. Для конденсаторов такие перенапряжения недопустимы. Их
можно полностью исключить, если перед отключением шунтиро-
вать конденсаторы резистором с сопротивлением не более 280 Ом.
Последовательность операций по отключению здесь следующая.
Включается контактор SA, который подключает вторичную обмот-
ку трансформатора напряжения TV2 к шинам 127 или 220 В. На-
пряжение его первичной обмотки подается на поджигающий элек-
трод управляемого искрового промежутка FV2, который проби-
вается и включает резистор R2 параллельно всей установке. Пос-
ледовательно с FV2 включен трансформатор тока с реле КА 4. При
срабатывании FV2 реле КА4 замыкает свои контакты и подает сиг-
нал на отключающую катушку выключателя Q [108].
В типовой схеме установка поперечной емкостной компенса-
ции подключается к шинам 27,5 кВ не одним, а двумя соединен-
ными последовательно выключателями, один из которых зашун-
639
тирован резистором с сопротивлением 50 Ом. При включении ус-
тановки сначала замыкаются контакты того выключателя, который
не имеет шунтирующего резистора. Поскольку второй выключа-
тель (с шунтирующим резистором) отключен, то подключение ус-
тановки к шинам осуществляется через резистор. После этого вклю-
чается второй выключатель, контакты которого шунтируют резис-
тор. Отключение установки производится в обратном порядке.
Включение резистора последовательно с конденсаторами при
включении и отключении снижает коммутационные перенапря-
жения, однако существенно в меньшей степени, чем в схеме, при-
веденной на рис. 11.7.
Рис. 11.9. Схемы защиты реактора
В качестве Lp (рис. 11.7) используются реакторы со стальным
сердечником и обмоткой, размещенными в баке с маслом, или
бетонные реакторы. У бетонных реакторов могут иметь место
замыкания между витками. Возникающая при этом дуга спо-
собна пережечь обмотку и полностью вывести реактор из строя.
Защиту от межвиткового замыкания можно выполнить на ос-
нове контроля за изменением магнитного поля около реактора
и в виде дифференциальной защиты по напряжению [107].
Защита, основанная на контроле за изменением магнитного
поля (рис. 11.9, а), содержит многовитковую катушку WA, вы-
полненную в виде прямоугольной рамки и устанавливаемую
вблизи реактора против его середины, где радиальная составля-
ющая напряженности магнитного поля равна нулю. При замы-
кании любых витков напряженность магнитного поля в месте
установки рамки изменяется и реле КА срабатывает.
640
Рис. 11.10. Схема возможного
расположения установок
продольной
емкостной компенсации
Дифференциальная защита по напряжению (рис. 11.9, б) со-
держит трансформаторы напряжения TV1 и ТУ2, подключенные
каждый параллельно соответствующей половине обмотки реак-
тора. Поскольку вторичные обмотки трансформаторов включе-
ны встречно, то напряжение на реле КУ при исправном реакто-
ре отсутствует. При замыкании между витками в любой из по-
ловин реактора баланс напряжений нарушается и реле КУ сра-
батывает, вызывая отключение выключателя Q.
Защита установок продольной
емкостной компенсации. Установ-
ки продольной емкостной ком-
пенсации С включаются последо-
вательно с нагрузкой (рис. 11.10)
либо в рассечку контактной сети,
либо в фазу с понизительного
трансформатора Т, соединенную
с рельсами, либо одновременно
в фазы a, b, с [1,107]. При включе-
нии ее в контактную сеть установ-
ка подключается Параллельно
изолирующему сопряжению
(воздушному промежутку) ИС с
помощью разъединителей QS1,
QS2, QS3 (рис. Г1.11). Для отклю-
чения установки необходимо включить разъединитель QS1 (при
отключенной контактной сети фидерным выключателем) и отклю-
чить разъединители QS2, QS3.
Конденсаторы установки делятся на две ветви С1 и С2, соеди-
ненные параллельно и размещаемые на разных платформах. В каж-
дой ветви содержится 2-8 последовательно соединенных рядов, а в
каждом ряду может быть 6-8 параллельно соединенных конденса-
торов. Напряжение установки контролируется реле напряжения
KV1, KV2, подключенным к трансформаторам напряжения TV1 и
TV2 типа ЗНОМ. Если применить трансформатор напряжения типа
НОМ, то можно обойтись одним трансформатором.
Защита установки продольной емкостной компенсации дей-
ствует не на отключение, а на ее шунтирование. При этом элек-
троснабжение тяги не нарушается. Шунтирование осуществ-
ляется выключателем Q. Для ограничения тока разряда кон-
денсаторов последовательно с выключателем включен реак-
тор Lp. Однако в том случае, если установка включена не в
фазу с, а в контактную сеть, то в момент прохода токоприем-
21 Релейная защита 641
Рис. 11.11. Схема типовой установки продольной емкостной компенсации
ником локомотива изолирующего сопряжения ИС конденсато-
ры этим токоприемником шунтируются. Для уменьшения тока
разряда конденсаторов в этом случае реактор Lp включается в
рассечку между точками m2 и п2, а точки ml и п1 соединяются
перемычкой.
Нормальная работа установки продольной емкостной компен-
сации нарушается при внешних к.з.(к.з. на контактной сети или на
электровозе), при внутренних к.з. (нарушении изоляции между об-
мотками конденсаторов, баковой изоляции или изоляции плат-
форм), при перегрузках, при возникновении субгармоник.
Защита от внешних к.з. Основная защита от внешних к.з. осуще-
ствляется с помощью реле тока KAI, КА2, резервная — с помощью
реле напряжения KV1 (рис. 11.11). Обе защиты действуют на включе-
ние выключателя Q без выдержки времени. При коротком замыкании
в контактной сети ток резко увеличивается. Так как конденсаторы ус-
тановки (рис. 11.11) включены в цепь последовательно, то возрастание
642
тока приводит к такому увеличению падения напряжения на них, на
которое изоляция конденсаторов не рассчитана. Для защиты кон-
денсаторов от перенапряжения служат разрядники FV1 и FV2. При
их пробое проходит ток через трансформатор тока ТА1. Реле тока,
подключенное ко вторичной обмотке этого трансформатора, сраба-
тывает и подает импульс на включение высоковольтного выключа-
теля Q, шунтирующего всю установку емкостной компенсации.
При пробое разрядников FV1, FV2 через первичную обмотку
трансформатора тока ТА1 проходит ток разряда конденсаторов,
имеющий повышенную частоту (до нескольких килогерц). На-
пряжение на обмотках ТА1 при этом повышается, что может при-
вести к их повреждению. Резистор R с сопротивлением около 1
Ом защищает обмотки трансформатора тока от перенапряже-
ния, вызванного протеканием токов высокой частоты. Реле тока
КА 1 имеет уставку, приведенную к первичной обмотке ТА 1, около
30-40 А, что соответствует наименьшему значению тока, кото-
рый способен поддержать дугу при пробое разрядников. При
близких к.з. величина тока достигает нескольких тысяч ампер и
магнитная система этого реле тока (с малой уставкой срабатыва-
ния) может оказаться в режиме насыщения, что приведет к вибра-
ции контактов и отказу защиты. Поэтому в защите использовано
дополнительно реле тока КА2 с уставкой, приведенной к первич-
ной обмотке ТА2, 300-400 А.
В качестве разрядников FV1, FV2 (два разрядника использо-
ваны для повышения надежности) применяется конструкция с
вращающейся дугой [107]. Электроды такого разрядника имеют
вид двух колец, плоскости которых расположены параллельно
(см. рис. 9.27). При пробое воздушного промежутка дуга начи-
нает гореть между кольцами. Под действием температуры и маг-
нитного поля тока дуга не растягивается, а вращается на коль-
цах до включения выключателя Q. Напряжение пробоя разряд-
ников UFV должно отвечать условию:
Ufv=(2-2,5)42UChomM, (11.19)
где UChom — номинальное напряжение одного конденсатора (0,66
или 1,05 кВ), кВ; М — число последовательно соединенных кон-
денсаторов.
Величину UFV, вычисленную по условию (11.19), устанавли-
вают на разряднике путем регулировки размера пробивного воз-
душного промежутка а, величину которого в мм для данного
типа разрядника можно вычислить по приближенной формуле:
643
a = QA5UFV -0,4. (11.20)
Так, например, для конденсаторов с номинальным напряжени-
ем 0,66 кВ при М = 2 длина пробивного воздушного промежутка
разрядника должна находиться в диапазоне 1,3-1,6 мм, а при Л/=8
это расстояние увеличивают до 6,2-8 мм. Однако с помощью регу-
лировки размера пробивного промежутка рогового разрядника не
удается достигнуть достаточно стабильного уровня напряжения
пробоя. Для увеличения стабильности уровня напряжения пробоя
используют управляемый трехэлектродный роговый разрядник
(тригатрон) с принудительным поджиганием [107].
Тригатрон выполнен также в виде рогового разрядника с враща-
ющейся дугой, однако расстояние между кольцевыми электродами
значительно увеличено. Кроме того, в разряднике имеется третий
электрод, предназначенный для ионизации воздушного промежут-
ка между кольцевыми электродами, и органа управления. Орган
управления состоит из тиристорного ключа ТК, ограничительного
сопротивления Ro и запального повышающего трансформатора TL
(рис. 11.12). Напряжение на первичную обмотку трансформатора
TL подается при открытии тиристорного ключа ТК, подключенного
к одному ряду конденсаторной установки. Повышенное напря-
жение вторичной обмотки TL прикладывается между одним из
главных электродов разрядника FV и его поджигающим элект-
Рис. 11.12. Фрагмент схемы установки продольной емкостной
компенсации с трехэлектродным разрядником
644
родом, расстояние между которыми составляет 4-6 мм. Возни-
кающая дуга ионизирует воздушный промежуток между глав-
ными электродами разрядника и он пробивается. Такая защита
имеет название ЗПК-2А.
Стабильность напряжения пробоя разрядника зависит от
свойств тиристорного ключа ТК. Он состоит из нескольких пос-
ледовательно соединенных одинаковых блоков, каждый из ко-
торых содержит два стабилитрона VD1 и VD2, варистор Re и
встречно включенные тиристоры VS1 и VS2. При нормальном
напряжении на конденсаторах варистор Re имеет высокое со-
противление, поэтому тиристоры VS1 и VS2 заперты. В случае
повышения напряжения свыше определенного уровня, опреде-
ляемого загибом вольт-амперной характеристики варистора, со-
противление последнего снижается, ток через управляющие элек-
троды тиристоров увеличивается и они открываются. Таким об-
разом, стабильность напряжения пробоя разрядника определя-
ется стабильностью характеристики варисторов. Разброс пара-
метра срабатывания разрядника при этом не превышает +5 %.
Число последовательно включенных тиристорно-варистор-
ных блоков птеб в ключе ТК определяется по формуле:
^FV
где Ue — классификационное напряжение варистора.
Обычно используются варистор СН2-2-560 В с классификаци-
онным напряжением Ue — 560 В и тиристоры на ток 200 А ( с за-
пасом) с напряжением в 1,5-2 раза большим Ue.
На рис. 11.13 приведен вариант тиристорного ключа ТК с при-
нудительным пуском, осуществляемым за счет шунтирования
варистора Re симметричным триодным тиристором VS3 и рези-
стором R2. Открытие тиристора VS3 снижает сопротивление цепи
управления тиристоров VS1 и VS2 и они открываются. В свою
очередь управление тиристором VS3 осуществляется током вто-
ричной обмотки дополнительно устанавливаемого в цепи кон-
денсаторов трансформатора тока ТАЗ. Падение напряжения на
потенциометре R1 выпрямляется диодным мостом VD3 и, когда
выпрямленное напряжение станет выше напряжения стабилиза-
ции стабилитрона VD5, тиристор VS3 откроется.
645
Рис. 11.13. Вариант тиристорного ключа с токовым пуском
Поскольку ток конденсаторной установки опережает напря-
жение, то открытие тиристора VS3, а следовательно и тиристор-
ного ключа ТК, происходит раньше, чем напряжение на ключе
ТК достигнет уровня, определяемого загибом вольт-амперной ха-
рактеристикой варисторов. При регулировке потенциометром R1
момента открытия тиристора VS3, соответствующего току кон-
денсаторной установки, превышающему в 2-2,5 раза ее номиналь-
ный ток, напряжение на конденсаторах не превысит 1,3-1,5 номи-
нального. Защита с принудительным токовым пуском тиристор-
ного ключа имеет шифр ЗПК-2Б. Она содержит еще один допол-
нительный трансформатор тока ТА4, управляющий принудитель-
ным пуском второго тиристорного блока ключа ТК. Остальные
блоки ключа ТК принудительного пуска не имеют и открывают-
ся сами при открытии тиристоров первых двух блоков из-за по-
вышения напряжения на них. Использование защиты ЗПК-2Б
позволяет снизить уровень перенапряжения на конденсаторах и
повысить тем самым их эксплуатационную надежность.
Реле максимального напряжения KV1 (рис. 11.11) осуществ-
ляет резервную защиту от внешних к.з. Его срабатывание также
приводит к включению выключателя Q. Уставку срабатывания
выбирают по условию:
п =___SY—
Ucp Лк ’
(11.22)
где Ку — коэффициент трансформации трансформатора напряжения.
646
Защита от внутренних к.з. При комплектовании ветвей С1 и
С2 установки продольной емкостной компенсации (рис. 11.11)
конденсаторы подбирают таким образом, чтобы емкости обеих
ветвей были примерно одинаковы. В этом случае токи ветвей
примерно равны. В случае нарушения изоляции между обклад-
ками в каком-либо конденсаторе сгорает встроенный в его бак
предохранитель секции, поврежденная секция отключается, из-
за чего меняется емкость конденсатора, а следовательно и всей
ветви. При этом равенство токов в ветвях установки нарушает-
ся. То же самое происходит при всех внутренних к.з.
Защита от этих видов повреждений осуществляется с помо-
щью небалансного трансформатора тока TAD, осуществляющего
по существу поперечную дифференциальную защиту, основан-
ную на сравнении магнитных потоков токов обеих ветвей (рис.
11.11). Токи ветвей С1 и С2 проходят по одинаковым, но намо-
танным в разные стороны обмоткам и w\. Их магнитные по-
токи вычитаются, поэтому в нормальном режиме, когда токи
ветвей С1 и С2 одинаковы, э. д. с. вторичной обмотки w2 должна
быть равна нулю. В действительности емкости ветвей С1 и С2
абсолютно одинаковыми подобрать не удается. Поэтому для сни-
жения э. д. с. небаланса в нормальном режиме используется ком-
пенсационная обмотка wK с отводами, с помощью которых эта
э. д. с. сводится до возможного минимального значения.
При внутренних к.з. баланс токов нарушается и в обмотке w2
небалансного трансформатора тока TAD появляется э. д. с., на
которую реагирует реле тока /САЗ. Поскольку у небалансных
трансформаторов тока изоляция между первичными и вторич-
ной обмотками на высокое напряжение не рассчитана, то между
обмотками w2 и реле КАЗ приходится устанавливать раздели-
тельный трансформатор тока ТА2. Защита реагирует на измене-
ние емкости одного конденсатора в любом ряду на 10-20 % [107].
Для обеспечения такой чувствительности в качестве реле КАЗ
необходимо использовать реле с весьма малой уставкой срабаты-
вания, например, РТ40/02 или РСТ13/04. Защита при этом работает
с выдержкой времени. Однако при внутренних к.з., сопровождаю-
щихся большой разницей токов ветвей CI и С2, такое реле тока
может отказать из-за вибрации контактов при больших токах. По-
этому последовательно с реле КА2 можно установить еще одно
реле с большим током срабатывания. Оно подает команду на вклю-
чение выключателя Q без выдержки времени.
647
Рис. 11.14. Защита от внутренних
повреждений
среде РНТ-566
Защиту от внутрен-
них повреждений мож-
но выполнить с помо-
щью реле тока типа РНТ-
566 [69], если конденса-
торы установки про-
дольной емкостной
компенсации соединить
в схему четырехплечего
моста (рис. 11.14). Кон-
денсаторы установки тщательно подбираются таким образом, что-
бы для емкостей плеч соблюдались соотношения: Cl = С2, СЗ = С4.
В этом случае ток в перемычке с трансформатором тока ТА1 отсут-
ствует. При внутренних повреждениях одно из приведенных ра-
венств нарушается, в этой перемычке появляется ток, который зас-
тавляет сработать реле тока КА1. Срабатывание реле тока обеспе-
чивает формирование команды на отключение выключателя Q (рис.
11.11) с выдержкой времени 0,5 с для отстройки от помех. Однако в
действительности не удается подобрать конденсаторы так, чтобы
выполнялось условие Cl — С2, СЗ = С4 и в нормальных услови-
ях по перемычке протекает ток небаланса 1иб, величина которого
определяется соотношением:
= х,х4-х2х3
нб с {Хх + Х2){Х3 + Х4)' (11,23)
где 1С — суммарный ток установки продольной емкостной ком-
пенсации в цепи с трансформатором тока ТА2\ Xt-X4 — емкостные
сопротивления плеч моста с соответствующими емкостями С1-С4.
Компенсация тока небаланса нормального режима осуществ-
ляется обмоткой реле КА1, которая подключена ко вторичной об-
мотке трансформатора тока ТА2. Из трех обмоток, имеющихся в
реле РНТ-566, используются две, имеющие маркировку w2p и и>3
[69]. Обмотка w2p с длительно допустимым током 3,6 А имеет 77
витков с отводами и подключается к трансформатору тока ТА1.
Обмотка w3p с длительно допустимым током 7 А имеет 39 вит-
ков с отводами и подключается к трансформатору тока ТА2. Обе
^используемые в реле КА1 обмотки включены так, что создавае-
мые ими магнитные потоки вычитаются. С помощью отпаек под-
бирается число витков обмоток таким, чтобы в нормальном
648
режиме суммарный магнитный поток в магнитопроводе был
равен нулю, что соответствует условию:
С,ном -*иб
—:=
V 3Р V 2Р
Лт2 Лт1
(П.24)
где Кт1, Кт2 — коэффициенты трансформации трансформаторов
тока соответственно ТА1 и ТА2.
При внутренних повреждениях ток 1нб возрастает и, если он
достигает значения уставки срабатывания защиты I , то реле КА
сработает. Это произойдет при выполнении условия:
2^3 ^С,ном г*
T^w2p--7—(11.25)
т! Лт2
где F — намагничивающая сила срабатывания реле, А.
Для реле РНТ-566 Г=100±5 А. На основании выражений
(11.23), (11.24) и (11.25) определяется последовательность вы-
бора числа витков реле и чувствительности, которая обеспечи-
вается рассматриваемой защитой. Ток небаланса I б и токи сра-
батывания защиты 1СЗ принимают равными:
I нб Кнб^С,ном' сз Кз^нб КзКмб^С,ном’ (11-26)
где 1С — номинальный ток установки продольной емкостной
компенсации; кпб— коэффициент, принимаемый равным 0,01—
0,02; кз — коэффициент запаса, принимаемый равным 1,5-1,2.
Значение кцб= 0,01-0,02 соответствует отличию емкостей в па-
раллельных ветвях установки (рис. 11.14) в нормальном режиме
примерно на 4-8 %. Число витков обмотки w2p, подключенной к
трансформатору тока ТА1, вычисляют по формуле:
W^-k'7k -IV ‘ О1-27)
кнб^кз ^С.НОМ
Полученное значение округляют до ближайшего целого чис-
ла w'2p, которое можно реализовать в реле РНТ-566 на набор-
ной панели [69]. Число витков обмотки w3p, подключенной к
трансформатору тока ТА2, вычисляют по формуле:
649
(11.28)
Полученное значение округляется до ближайшего целого чис-
ла w'3 , которое можно реализовать на наборном поле реле. Пос-
ле выбора числа витков уточняется ток срабатывания защиты:
' т А г/-
F + ~Y~w1p (11.29)
\ т2 7 W2p
Далее вычисляют отношение а = /', / 1С иом, на основании ко-
торого определяют чувствительность защиты по приближенной
величине такого изменения емкости в одном из плеч, при кото-
ром защита срабатывает:
п 400а п 100ВЛ/
Р" ~1-2а’ “ 200 + Рп(Л/-2)’^-0,5V’ (ИЗО)
где Рп, Рр, Рк — величины изменения емкости соответственно
одного плеча, одного ряда и одного конденсатора, которые вы-
зывают срабатывание защиты, %; М — число последователь-
ных рядов конденсаторов во всей установке; N — число парал-
лельно соединенных конденсаторов в одном ряду в установке
(суммарное для двух параллельных плеч).
Защита считается достаточно чувствительной, если не пре-
вышает 10-12 %. Тщательный подбор конденсаторов для вырав-
нивания емкостей в плечах установки снижает ток небаланса и
повышает чувствительность защиты.
Защита от перегрузки. При увеличении тока, протекающего
через установку продольной емкостной компенсации из-за не-
расчетного возрастания тяговой нагрузки, напряжение на кон-
денсаторах возрастает. Это напряжение контролируется с помо-
щью реле KV2 (рис. 11.11). При срабатывании реле KV2 запуска-
ется реле времени, которое обычным образом через промежу-
точное реле подает команду на включение выключателя Q.
Уставка срабатывания защиты выбирается по условию
К к
II — пеР 3 / V
U сз hom^C.hom' (1131)
Кв
650
Таблица 11.1
Кратность перегрузки 1,1 1,35 1,5
Допустимая продолжи- тельность,ч 8 0,5 0,15
где А«лм — номинальный ток установ-
ки продольной емкостной компенса-
ции, А; Хс — емкостное сопротив-
ление установки, Ом; к — коэффици-
ент, учитывающий допустимую дли-
тельную перегрузку используемых
конденсаторов; к3, кв — коэффициенты
запаса и возврата, определяемые в со-
ответствии с п. 1.3.
Следует, однако, отметить, что использование одного реле
напряжения и одного реле времени не является достаточно эф-
фективным решением, поскольку между кратностью перегрузки
кпер и допустимой выдержкой времени имеется определенная
(нормативная) зависимость. Для конденсаторов КСПК-1,05-120,
применяемых в установках продольной емкостной компенса-
ции, эта зависимость указана в табл. 11.1. Поскольку не выпус-
кается реле напряжения с зависимой выдержкой времени, то сле-
довало бы использовать несколько реле KV с разной уставкой,
причем каждое реле напряжения включало бы в работу свое реле
времени с соответствующей выдержкой времени. Однако такое
решение является достаточно громоздким.
Если в установке продольной емкостной компенсации предус-
мотрен высоковольтный трансформатор тока, через который проте-
кает ток всей установки (на рис. 11.14 таким трансформатором тока
является ТА2), то эффективная защита от перегрузки может быть
выполнена с помощью реле тока КА2, в качестве которого следует
использовать индукционное реле типа РТ-84/2, уставка срабатыва-
ния по времени которого выставляется на 16 с. Такая уставка по вре-
мени соответствует условию, при котором через реле протекает ток,
величина которого в 8-10 раз превышает ток срабатывания. При
двукратном превышении тока уставки время срабатывания состав-
ляет уже 35 с, а при полуторном оно превышает 1 мин. Ток срабаты-
вания индуктивного элемента реле выбирают по формуле:
Iqfa) v tr ^С,иом' (11.32)
%Лт2
где кз — коэффициент запаса, принимаемый равным 1,1-1,2; кв —
коэффициент возврата для данного типа реле, равный 0,8; Кт2 —
коэффициент трансформации трансформатора тока ТА2(рис. 11.14).
651
Уставку электромагнитного элемента реле выбирают по условию:
/Ср(э)=(2-*-2)5)7ср(и). (П.ЗЗ)
Если параметры установки продольной емкостной компенса-
ции выбраны по условиям, гарантирующим от перегрузок любой
длительности [107], то защиту от перегрузки не устанавливают.
Защита от субгармонических колебаний. Субгармонические ко-
лебания, т. е. изменения мгновенного значения тока с частотой
менее 50 Гц (обычно — 162/3Гц, реже — 10 Гц) могут возникать
при резком изменении нагрузки в контуре, состоящем из после-
довательно соединенных емкости установки продольной компен-
сации и нелинейной индуктивности, в качестве которой может
выступать ненагруженный трансформатор электровоза. Длитель-
ность таких колебаний невелика и не превышает, как правило,
1 с. Однако их появление может нарушить работу автоблокиров-
ки, вызвать отключение фидеров ДПР, поэтому, при появлении
субгармонических колебаний, установка продольной емкостной
компенсации должна быть зашунтирована выключателем Q.
Блок защиты от субгармонических колебаний подключается
параллельно реле КУ (рис. 11.15). Он содержит резонансные филь-
тры на 162/3 и 10 Гц, образованные последовательным соедине-
нием катушек индуктивности и конденсаторов, соответственно,
LI, С1 и L2, С2, выпрямители VD1, VD2 и нуль-оргай ЕА, в
качестве которого используется
Рис. 11.15. Блок защиты
от субгармонических колебаний
поляризованное реле.
Для частоты 50 Гц сопротив-
ления обоих резонансных филь-
тров одинаковы, поэтому токи
в обмотках нуль-органа также
одинаковы и этот орган в нор-
мальном режиме не срабатыва-
ет. При появлении субгармони-
ческих колебаний сопротивле-
ния резонансных фильтров изме-
няются и становятся различны-
ми. Баланс токов в ЕА наруша-
ется, и нуль-орган срабатывает.
При этом без выдержки време-
ни подается команда на включе-
ние выключателя Q (рис. 11.11).
652
11.4. Защита преобразовательных агрегатов
Преобразовательный агре-
гат (ПА) состоит из тягового
трансформатора Т и полупро-
водникового преобразователя
UZ — диодного выпрямителя
или диодно-тиристорного ин-
вертора (рис. 11.16). Первичная
обмотка тягового трансформа-
тора соединена в звезду или тре-
угольник. Число вторичных
обмоток (одна, две или четыре)
зависит от схемы включения
полупроводниковых элемен-
тов, числа пульсаций (6 или 12)
и назначения преобразователя
(выпрямитель или выпрями-
тель-инвертор) [3].
К шинам переменного тока
ПА подключен через высоко-
вольтный выключатель Q, к
шинам постоянного тока —
через катодный быстродейству-
ющий выключатель QF1. При
срабатывании защиты преоб-
разователь ПА отключается как со стороны переменного, так и
со стороны постоянного тока. Блокировки защит обеспечивают
отключение ПА сначала со стороны постоянного тока, а по-
том — со стороны переменного тока.
Основными видами повреждений ПА являются: многофазные
(двух- и трехфазные) к.з. в первичных и вторичных (тяговых) об-
мотках трансформатора; однофазные к.з. вторичных обмоток
трансформатора на землю: к.з. на стороне выпрямленного на-
пряжения между плюсовым и минусовым выводами преобразова-
теля UZ или его секций; пробой полупроводниковых элементов
(диодов, тиристоров); опрокидывание инвертора.
Тяговый трансформатор Т снабжен газовой защитой от внутренних
повреждений и понижения уровня масла, а также термической защи-
той — от недопустимого повышения температуры масла. Кроме того,
используются: максимальная токовая защита без выдержки времени (репе
653
KAI, KA Г), максимальная токовая защита с выдержкой време-
ни (реле КА2, КА2’) и защита от перегрузки (реле КАЗ).
Максимальная токовая защита без выдержки времени. В за-
щите используется реле РТ-40. Уставка срабатывания выбирает-
ся по условиям отстройки от бросков тока намагничивания
трансформатора:
^>И + 6)/тв<М4, (11.34)
где 7Т 11ОМ — номинальный ток первичной (сетевой) обмотки тя-
гового трансформатора.
Если преобразователь питается от двух параллельно соеди-
ненных трансформаторов, то /т 1ЮМ принимают равным суммар-
ному току обоих трансформаторов.
Выбранная уставка срабатывания проверяется по коэффици-
енту чувствительности:
Acmin
(11.35)
Лсз
в которой ZKmjn — минимальный ток к.з. на выводах первичной
обмотки трансформатора.
Если вторичные (тяговые) обмотки трансформатора ПА вы-
полнены в виде двух обратных звезд, то в формуле (11.35) IK min
принимают равным току трехфазного к.з. 1{*\а. Если вторичные
обмотки соединены в звезду или треугольник, то /Ktnin принима-
ют равным току двухфазного к.з. =V3/^in/2. Коэффици-
ент чувствительности должен быть не менее 2.
Максимальная токовая защита с выдержкой времени 0,3-0,5 с
выполняется с использованием реле тока КА2, КА2’ (рис. 11.16)
типа РНТ-565. Такие реле (рис. 7.9) в значительной мере отстрое-
ны от бросков намагничивающего тока при включении трансфор-
маторов. Уставка срабатывания рассматриваемой защиты долж-
на удовлетворять условиям: ' ’ "
L > 1-37ТЛ(И1, , (П .36)
где к — коэффициент перегрузки.
Первое условие обеспечивает отстройку от бросков намагни-
чивающего тока, второе основано на недопущении загрузки по-
лупроводникового преобразователя свыше допустимой по тер-
мической стойкости.
654
Для ПА при выдержке времени не более 0,75 с принимают, если
другое не оговорено в технических данных, кпер — 1,3-1,5.
Расчетное число витков обмотки реле РНТ-565 вычисляют по
формуле:
FK
Ср Т
VV == —-—
рас j
ср
(11.37)
где F — намагничивающая сила срабатывания реле РНТ-565, рав-
ная 100 А; — коэффициент трансформации трансформаторов тока.
Расчетное число витков округляют до ближайшего большего
целого числа, которое может быть выставлено на наборном поле
коммутатора реле. При этом можно использовать одну рабо-
чую обмотку w б или две (рабочую w б и уравнительную hQ,
соединенные последовательно. Уточненное значение тока сра-
батывания защиты равно:
(11.38)
Чувствительность защиты проверяется по условию (11.35), в кото-
Ром ^min ~ 4min Лля 'ФансФ°Рмат0Р0В с тяговыми обмотками в виде
двух обратных звезд И ZKmIn == /^in = Л/<3> /2 для трансформаторов с
тяговыми обмотками, соединенными звездой или треугольником. Ко-
эффициент чувствительности должен быть не менее 1,5.
Защита от длительной перегрузки с выдержкой времени уста-
навливается в одной фазе (реле КАЗ) и может выполняться с дей-
ствием на сигнал или включение резервного выпрямителя. Ток
срабатывания защиты принимают на 10 % больше номинально-
го тока сетевой обмотки, а выдержку времени — 10 мин. При
снижении нагрузки ПА до 80 % от номинальной срабатывает
реле КА4. С выдержкой времени 15-20 мин это реле подает ко-
манду на отключение второго агрегата.
Защита от однофазных замыканий. Однофазные замыка-
ния обмоток тягового трансформатора на землю сопровож-
даются появлением токов обратной последовательности. За-
щита от этого вида повреждений выполнялась в виде токо-
вой с фильтром тока обратной последовательности [27, 30].
В эксплуатации такая защита не обеспечила требований по устой-
чивости функционирования из-за частых ложных срабатываний.
655
Объясняется это тем, что в цепях с выпрямителями синусоида пе-
ременного тока искажается, в кривой тока появляются высшие
гармонические составляющие, наличие которых приводит к рас-
стройке фильтров токов обратной последовательности. Для уст-
ранения этого недостатка необходимо на выходе фильтра токов
нулевой последовательности включить фильтр высших гармоник
и ввести в защиту выдержку времени 0,5 с для отстройки от брос-
ков намагничивающего тока при включении трансформатора и
других переходных процессов.
Защита от несимметричных,
в том числе однофазных, к.з. мо-
жет быть выполнена и без при-
менения фильтров тока обрат-
ной последовательности. Одним
из возможных вариантов явля-
ется использование принципа
сравнения величин токов двух
соседних фаз (токовая баланс-
ная защита), другим — прин-
цип контроля величин фазовых
углов между токами соседних фаз (фазовая импульсная защита)
[109]. Токовая балансная защита состоит из трех органов сравне-
ния ОС, структурная схема одного из которых приведена на рис.
11.17. Каждый орган сравнения подключается ко вторичным об-
моткам трансформаторов тока двух разных фаз. Он содержит со-
гласующие устройства Al, А2, выпрямительные устройства UZ1,
UZ2 и нуль-орган ЕА. Сигнал о срабатывании ЕА подается в цепи
защиты и преобразователь ПА отключается со стороны постоян-
ного и переменного токов.
' Преобразовательный агрегат для трехфазной сети является сим-
метричной нагрузкой и векторы токов в фазах тягового трансфор-
матора сдвинуты друг относительно друга на 120°. При несиммет-
ричных к.з. угол между смежными векторами токов становится
отличным от 120° и это отличие улавливается фазовой импульс-
ной защитой. Такая защита содержит два или три органа контроля
фаз (ОКФ), каждый из которых подключается ко вторичным об-
моткам трансформаторов тока двух фаз (рис. 11.18). Орган ОКФ
содержит согласующие устройства Al, А2, формирователи им-
пульсов Fl, F2, логические ячейки DD1, DD2, DD3 и триггер Т.
Формирователь F1 формирует на выходе опорные импульсы
длительностью 0,5-1° в момент перехода синусоиды тока данной
656
фазы через нулевое значение (от положительных полуволн к от-
рицательным). Формирователь F2 формирует на выходе прямо-
угольный импульс длительностью 10-15°, сдвинутый на 120° от-
носительно момента перехода синусоиды тока своей фазы через
нулевое значение (от положительных полуволн к отрицательным).
В нормальном режиме работы опорный импульс одной фазы
и прямоугольный импульс другой фазы совпадают во времени.
При этом логическая ячейка DD2 открывается и ее выходной
сигнал, проходя на вход R триггера, удерживает его в состоянии
0. Если симметрия токов сетевой обмотки тягового трансформа-
тора нарушается, то опорный импульс по углу смещается и во
времени уже не- совпадает с прямоугольным импульсом форми-
рователя F2 другой фазы. В этом случае ячейка DD2 заперта,
открывается логическая ячейка DD3, выходной сигнал которой
перебрасывает триггер в состояние 1. Сигнал триггера попадает
в цепи защиты и преобразователь ПА отключается.
Рис. 11.18. Структурная схема фазовой импульсной защиты
Защита от пробоя вентилей имеет несколько модификаций. В
одной из них (рис. 11.19, а) в диагональ моста, образованного
диодами VD1, VD2 и резисторами Rl, R2 включена сигнальная
лампа HL1. При пробое вентиля баланс моста нарушается, лам-
па загорается и освещает фоторезистор RL1, включенный в цепь
управления, которым и отключает ПА.
Вторая модификация предусматривает включение в диагональ
моста герконового реле К (рис. 11.19, б). Это реле настроено на
срабатывание при пробое двух диодов в наиболее удаленных от
реле последовательных рядах. Реле имеет специальное исполнение
— его катушка изолирована от колбы геркона органическим стек- *
лом на напряжение 4 кВ, для регулировки уставки срабатывания
предусмотрен магнитный шунт. Контакты реле включены в цепь
управления, которая отключает ПА. Для исключения вибрации кон-/
тактов они шунтированы конденсатором емкостью 10-15 мкФ. )
657
Рис. 11.19. Схемы защиты от пробоя полупроводниковых приборов
ill । । ц епь it ill
управления
Рис. 11.20. Защита от пробоя полупроводниковых приборов
с трансформаторным датчиком
На рис. 11.20 приведена схема защиты от пробоя с трансформа-
торным датчиком Т, первичная обмотка которого включена между
тремя параллельными рядами тиристоров одной группы и тремя па-
раллельными рядами тиристоров другой группы. Обе группы также
соединены параллельно. В нормальном режиме на выходе выпрями-
теля VD имеется лишь небольшое напряжение помехи. При пробое
658
одного из полупроводниковых приборов во вторичной обмот-
ке трансформатора Т появляется переменное напряжение, кото-
рое после выпрямления попадает в цепь управления, что обес-
печивает отключение ПА.
Защита от опрокидывания инвертора осуществляется быстродей-
ствующим выключателем, которым ПА подключается к шинам по-
стоянного тока. Отключение этого выключателя вызывает и отклю-
чение высоковольтного выключателя со стороны переменного тока.
11.5. Защита распределительных устройств постоянного тока
от замыканий на землю
Распределительные устройства постоянного тока оборудуют
специальной защитой от замыкания на землю (земляной защи-
той). При повреждении, например, на подстанции А2 (рис. 11.21)
изоляции 5 ток короткого замыкания протекает от плюсовой
шины 1 через контур заземления 12 подстанции в землю, откуда
через балласт в рельсы и через отсасывающий кабель и реактор
L на минусовую шину 2. Несмотря на наличие контура зазем-
ления 12, этот ток создает опасные напряжения шага и прикос-
новения и в целях безопасности персонала его необходимо бы-
стро отключить. Проходя по конструкциям распределительно-
го устройства, по металлоконструкциям, трубам и оболочкам
кабелей, находящимся в земле, этот ток может серьезно их по-
вредить. Попадание высокого напряжения в цепи защиты и уп-
равления может привести к выходу их из строя, развитию по-
вреждения и отключению на длительное время всей подстанции.
Место повреждения получает питание через все выпрямительные
агрегаты данной подстанции, а также через контактную сеть от вып-
рямителей смежных подстанций. Ток в случае перекрытия изоляции
ограничивается, главным образом, переходным сопротивлением
«земля-рельсы», которое при щебеночном балласте может быть до-
статочно большим. В этих условиях ток повреждения оказывается
меньше уставки защит от междуфазных к.з. в преобразовательном
агрегате и токов к.з. в контактной сети. Поэтому защита агрегатов
на поврежденной подстанции, а также выключатели на посту секци-
онирования ПС при данном виде повреждения могут не работать.
659
Для защиты от замыкания на землю (рис. 11.21) все конструк-
ции тяговой подстанции, на которые может попасть напряжение
3,3 кВ при перекрытии изоляции, присоединяют к магистрали 6,
выполненной в виде стальной полосы сечением не менее 100 мм
и изолированной от земли. Эта магистраль носит название внут-
реннего контура заземления. Она соединена двумя перемычка-
ми с основным (внешним) контуром защитного заземления 12
тяговой подстанции. В рассечку перемычек включены реле тока
7 с уставкой срабатывания 100-150 А. При перекрытии изоля-
ции в распределительном устройстве ток повреждения прохо-
дит через эти реле, которые воздействуют на отключение на дан-
ной подстанции масляных выключателей преобразовательных
агрегатов, выключателей обратного тока 3, фидерных быстро-
действующих выключателей 4 и мачтовых разъединителей фи-
деров постоянного тока. При наличии телеблокировки подается
команда на отключение быстродействующих выключателей на
посту секционирования ПС или на смежной подстанции.
Чтобы земляная защита работала надежно, необходимо обес-
печить требуемый уровень изоляции между внутренним и вне-
шним контурами заземления, иначе часть тока из магистрали 6
будет проходить в контур заземления 12, минуя реле 7, что сни-
жает чувствительность земляной защиты. Для повышения надеж-
ности срабатывания реле заземления 7 необходимо уменьшить
переходное сопротивление «земля—рельсы». Это выполняется при
помощи разрядника 9 и короткозамыкателя 8. При поврежде-
нии изоляции в распределительном устройстве постоянного тока
660
между контуром заземления и рельсами (отсасывающим фиде-
ром 11) появляется разность потенциалов. Разрядник 9, настро-
енный на 1-1,2 кВ, пробивается, через катушку включения 10
проходит ток, и короткозамыкатель 8 включается, шунтируя
сопротивление «земля—рельсы». Конструкция и способы вклю-
чения короткозамыкателя приведены в [34].
цтл Техническое обслуживание
и надежность защит
12.1. Виды и периодичность технического обслуживания
Системы релейной защиты и противоаварийной автоматики
являются важнейшей частью комплекса автоматического управ-
ления электроэнергетическими объектами и должны обладать осо-
бо высокой надежностью. В процессе эксплуатации в аппаратуре
устройств релейной защиты (РЗ) могут возникнуть неисправнос-
ти, в результате которых они теряют способность правильно фун-
кционировать в аварийных и нормальных режимах работы за-
щищаемого объекта. Надежность функционирования РЗ в эксп-
луатации обеспечивается за счет их периодического технического
обслуживания (ТО), основанного на принципах технического ди-
агностирования.
Конечный этап диагностирования — получение результа-
та технического диагноза, т.е. заключения о техническом со-
стоянии объекта с указанием при необходимости места, вида
и причины дефекта. Техническое состояние зависит от сово-
купности подверженных изменению свойств РЗ, количествен-
ные и качественные характеристики которых установлены тех-
ническими требованиями (документами) на этот объект. Раз-
личают следующие виды технического состояния: исправность
и неисправность, работоспособность и неработоспособность,
правильное и неправильное функционирование.
Под исправным состоянием понимается состояние, при кото-
ром объект удовлетворяет всем нормативным требованиям, т.е.
требованиям, устанавливаемым как в отношении основных, так
и в отношении второстепенных параметров. Работоспособное со-
стояние— это состояние, при котором объект может выполнять
свои функции, т.е. удовлетворять требованиям в отношении сво-
их основных характеристик. Так, при выходе из строя элемента
резервированной системы объект сохраняет свою работоспособ-
ность, хотя и является неисправным.
Системы диагностирования предназначаются для решения од-
ной или нескольких задач:
662
♦ проверки исправности (при контроле исправности);
♦ проверки работоспособности (при контроле работоспособ-
ности);
♦ проверки правильности функционирования;
♦ поиска дефектов (определение места, и при необходимости,
причины и вида дефекта объекта).
Различают три периода работы РЗ: приработку, нормальную
эксплуатацию, износ. Для каждого из периодов характерны сле-
дующие виды отказов аппаратуры (табл. 12.1):
Таблица 12.1
Период работы системы РЗ Характерный вид отказа аппаратуры Вид технического обслуживания аппаратуры РЗ
Приработка (начальный период эксплуатации) Приработочные Проверка при новом включении. Первый профилактический контроль
Нормальная эксплуатация Внезапные Профилактический контроль (опробование). Послеаварийная проверка. Внеочередная проверка
Износ Внезапные, износовые или прстепеиные Частичное профилактическое восстановление. Профилактическое восстановление
Под системой технического диагностирования понимается со-
вокупность средств и сам объект диагностирования. Устанавли-
ваются следующие виды системы диагностирования:
♦ по степени охвата объекта: локальные — для диагностирования
части объекта и общие — для диагностирования объекта в целом;
♦ по характеру взаимодействия между объектом и средством диаг-
ностирования: функциональные, когда диагностирование осуще-
ствляется во время функционирования объекта (т.е. в рабочем
режиме и применении его по прямому назначению), на который
поступают только рабочие воздействия; тестовые — диагности-
рование, при котором на объект подаются тестовые воздействия;
♦ по используемым средствам диагностирования: универсальные, пред-
назначенные для объектов различного конструктивного выполне-
ния или функционального назначения, и специализированные —
только для однотипных объектов; встроенные, выполняемые в
общей конструкции с объектом, и внешние — отдельно от нее;
663
Таблица 12.2
Перечень работ технического обслуживания РЗ Объем работ
Проверки при новом включении Первый профилак- тический контроль Профил актине ское восстановление Частичное профилактиче ское восстановление Профилактический контроль Периодическое опробование
Механические проверки:
1. Подготовительные работы + + + + + +
2. Внешний осмотр + + + - + -
3. Проверка соответствия проекту смонтированных устройств + - - -
4. Внутренний осмотр, чистка и проверка механической части аппаратуры + + + + - -
Электрические проверки:
5. Предварительная проверка заданных уставок - + + + - -
6. Проверка сопротивления изоляции + - - - t — -
7. Измерение и испытание изоляции устройств в полной схеме + + + + + —
8. Проверка электрических характеристик элементов + + + + - -
9. Проверка взаимодействия элементов устройств + + + + + +
10. Комплексная проверка устройств + + + - - -
11. Проверка взаимодействия проверяемого устройства с другими устройствами + + - - - -
12. Проверка устройств рабочим током и напряжением + + - - - -
13. Подготовка к включению + + + + + +
664
♦ по степени автоматизации диагностирования: автоматичес-
кие, автоматизированные и ручные.
Диагностирование объекта осуществляется в соответствии с
алгоритмом, устанавливающим состав и порядок проведения
элементарных проверок объекта диагностирования и правила
анализа их результатов.
Виды и объем технического обслуживания систем РЗ указа-
ны в табл. 12.2.
Техническое обслуживание осуществляется не чаще одного
раза в 1-3 года.
12.2. Средства технического обслуживания
Надежная работа устройств релейной защиты и автоматики
во многом определяется качеством проверки их характеристик
в условиях эксплуатации. Такие испытания проводятся регулярно
и, учитывая сложность проверки и наличие большого числа ре-
лейных устройств, их проверка требует применения специали-
зированных измерительных приборов и устройств. При налад-
ке устройств релейной защиты необходима аппаратура для ре-
гулирования и измерения величин переменного и постоянного
тока и напряжения, для регулирования угла между векторами
тока и напряжение, для измерения времени срабатывания, оп-
ределения частотных характеристик отдельных узлов аппарату-
ры релейной защиты.
Для этих целей в эксплуатации широко используются уни-
версальные установки типа У5053. Установка обеспечивает: по-
лучение регулируемых однофазного переменного и выпрямлен-
ного постоянного тока и напряжения; измерение временных ха-
рактеристик проверяемых устройств; получение симметрично-
го трехфазного напряжения с регулированием его величины
между двумя фазами; регулирование и измерение угла сдвига
фаз между током и напряжением; проверку устройств защиты в
режиме имитации различных видов коротких замыканий.
Организация работ, применяемая аппаратура, методика налад-
ки контактных реле и комплектов защит описаны в [22, 67, 81, 82].
В настоящее время в эксплуатацию поступила совре-
менная испытательная система для проверки релейной за-
щиты «Реле-томограф» на базе мощного прибора РЕТОМ-41, ра-
ботающая совместно с персональным малогабаритным
компьютером типа Notebook С помошью «Реле-томог-
665
рафа» можно проводить проверки устройств релейной защиты всех
поколений: полупроводниковых устройств релейной защиты и ав-
томатики, например, серии ШДЭ, ПДЭ, ЯРЭ и др., электромехани-
ческих защит, выполненных на базе реле PT-40, РН-50, РП и других,
электромеханических панелей типа ЭПЗ-1636 и пр. Имеется возмож-
ность анализа поведения аппаратуры релейной защиты путем вос-
произведения аварийной ситуации с любого цифрового осциллог-
рафа, а также проверка устройств релейной защиты путем имитации
различных видов к.з. и качаний в энергосистеме, в том числе при
двухфазных к.з. на землю, к.з. с дугой при обрыве фазы и других
стандартных аварийных режимах защищаемого объекта.
Пользователь задает на персональном компьютере необходи-
мые ему режимы работы. Компьютер моделирует заданные режи-
мы и вырабатывает цифровые выборки токов и напряжений. Эти
выборки передаются в РЕТОМ. Силовые цифроаналоговые преоб-
разователи масштабируют поступающие цифровые выборки и фор-
мируют аналоговые сигналы токов всех трех фаз и нулевого про-
вода и напряжений всех трех фаз. Сигналы подаются на вход про-
веряемой релейной защиты. Реакция защиты в виде сухих контак-
тов реле через РЕТОМ подается в компьютер, который обрабаты-
вает эту информацию, синхронизирует ее с реальным временем и
выдает в виде протокола испытаний на экран дисплея или принтер.
Все операции по подключению проверяемой защиты к устрой-
ству РЕТОМ осуществляются на его лицевой панели. Подключе-
ние РЕТОМ к компьютеру осуществляется при помощи стандар-
тного 36-контактного разъема, установленного на задней панели
устройств. При этом со стороны компьютера используется разъем
для подключения принтера. Питание прибора осуществляется от
сети 220 В переменного тока 50 Гц.
12.3. Автоматический контроль технического состояния защит
Методы и средства технического обслужддация (ТО), рассмотрен-
ные выше, оказываются малоэффект'ив11ыми^в условиях значительного
роста числа установленных комплектов КГпри сохранении, а в ряде
случаев и сокращении, численности обслуживающеш-оерсонала высо-
кой квалификации. Особенно остро стоит вопросТехиичеекого обслу-
666
живания массовых защит, уже находящихся в эксплуатации, и но-
вых полупроводниковых систем РЗ, выполненных на базе дискрет-
ной и интегральной микроэлектроники, так как для них супуутвую-
щие методы и средства 10 рказьщ^^'^-° щ^попоигплными Действен-
ным мероприятием по улучшению техничеЖЯТГПбслуживания
систем РЗ и повышению их надежности является автоматизация
контроля их технического ^состояния. При этом одновременно по-
вышается достоверность и сокращается время ТО. Автоматизиро-
ванный контроль технического состояния может быть осуществлен
в виде функционального или тестового диагностирования.
Функциональное диагностирование. При этом виде диагности-
рования объект контроля (релейная защита) снабжается не ме-
нее чем тремя органами или ступенями, реагирующими на один
и тот же вид к.з. в заданной зоне. Если при к.з. из трех органов
сработали только два, следовательно, третий — неисправен. Та-
ким образом, диагноз состояния в этом случае основывается на
логической обработке информации о реакции диагностируемо-
го объекта на входные воздействия. При функциональном диаг-
ностировании входные-воздействия не^ормЗгруКГТТ^специаль'7
но. Онй*возникают в защищаемом объекте самопроизвольно в
заранее неизвестные моменты времени.
Рассматриваемый вид диагностирования является пассивным.
Входные воздействия, содержащие проверяющий тест, являют-
ся случайными величинами. Проверки при этом осуществляют-
ся в заранее неизвестные моменты времени. Параметр потока
проверок равен параметру потока появления соответствующих
входных воздействий. Так, например, диагностирование релей-
ной защиты можно осуществлять при появлении рабочих воз-
действий, соответствующих режимам внутреннего и внешнего
короткого замыкания и режимам без к.з.
Рассмотрим возможности функционального диагностирова-
ния на примере двухступенчатой дистанционной защиты кон-
тактных сетей, дополненной токовой отсечкой ТО и устройством
телеотключения ТБ (рис. 12.1, а). В первой ступени защиты 1СТ
используется пусковой орган П, измерительно-логический блок
ИЛБ1 и логическая ячейка И. Вторая ступень (2СТ) содержит
измерительно-логический блок ИЛБ2 и реле времени РВ. Вы-
ходные сигналы ТО первой ступени, второй ступени и телебло-
кировки (телеотключения) ТБ через логическую ячейку L1 ИЛИ
поступают на выходной орган ВО защиты.
667
Рис. 12.1. Структурная схема (а) и зоны действия (6) защиты контактной сети
Зоны действия измерительно-логических блоков ИЛБ1, ИЛБ2 и
ТБ для защиты на выключателе Q1 приведены на рис. 12.1. б. Пола-
гаем, что поток отказов аппаратуры ординарный без последствия,
(вероятность отказа двух и более блоков в интервале между провер-
ками несоизмеримо меньше вероятности отказа одного блока.
Неисправность нерезервированных блоков — ячейки L1, выходно-
го органа ВО, реле времени РВ, цепи управления выключателем обна-
руживается по состоянию сигналов на их входе и выходе. Для вынесе-
668
ния решения об отказе измерительно-логических блоков рас-
сматриваются ситуации, в которых участвуют, по крайней мере,
три блока. При этом срабатывание двух из них расценивается
как отказ срабатывания ддаого. Соответственно ложным или из-
лишним срабатыванием в этих условиях является срабатывание
одного из трех блоков. Так, при к.з. в точке К должны сработать
(если исправны) токовая отсечка ТО, первая и вторая ступени
защиты. Если при отключении к.з. зафиксировано действие толь-
ко первой и второй ступеней защит, то делается вывод об отказе
ТО. Устойчивое ложное срабатывание измерительно-логических
блоков и пускового органа П выявляются также и по длитель-
ности нахождения их в сработанном состоянии.
Тестовое диагностирование. При этом виде диагностирования
на вход релейной защиты в заранее заданное время подаются спе-
циально сформированные (тестовые) входные воздействия, имити-
рующие тот вид аварийной или нормальной ситуации, на которые
она должна быть проверена. При этом вид тестового сигнала мо-
жет быть сформирован специально для проверки защиты либо на
отказ срабатывания, лйбо на излишнее срабатывание, либо на лож-
ное срабатывание. Поскольку входные воздействия формируются
искусственно, то такой вид диагностирования является активным.
Решения о состоянии защиты выносятся по результатам анализа ее
реакции на тестовые воздействия всех трех видов.
Диагностирование обычно производится при отключенных РЗ
и защищаемом объекте, однако его можно осуществлять и в про-
цессе работы РЗ по прямому назначению. Для этого необходимо
обеспечить возврат проверяемой РЗ, сработавшей от тестового воз-
действия, раньше, чем начнет действовать управляемый ею блок.
Принцип обнаружения дефектов в проверяемой аппаратуре за-
щиты при тестовом диагностировании с использованием инерцион-
ных свойств проверяемых элементов заключается в подаче на вход
РЗ трех (Хо, Хи, Хл) тестовых воздействий (ТВ) и фиксации реакции
на них защиты. Если РЗ срабатывает от ТВ, то обеспечивается его
немедленное снятие и возврат проверяемого устройства РЗ в исход-
ное состояние до того, как сработает управляемый им блок (в дан-
ном случае исполнительный механизм ИМ). Тестовые воздействия
подаются поочередно. Каждое из них предназначено для обнару-
жения дефектов, предрасполагающих к одному из видов отказа
функционирования: Хо — выявляет предрасположенность РЗ к
669
Рис. 12.2. Структурная схема системы тестового диагностирования
отказам срабатывания; Хи, Хл — предрасположенность защиты
соответственно к излишним и ложным срабатываниям.
Обобщенная структурная схема тестового диагностирования
системы релейной защиты (рис. 12.2) состоит из источника ин-
формации ИИ, собственно аппаратуры защиты (РЗ) и исполни-
тельного механизма ИМ. РЗ включает в себя три функциональ-
ных блока: измерительную часть ИЧ, логическую часть ЛЧ и вы-
ходной орган ВО.
К системе диагностирования относятся: блок управления БУ, триг-
геры контроля То, Та, Тл, формирователи тестовых воздействий Fo, Fh,
Рл, блок индикации БИ. Блок управления осуществляет включение триг-
геров контроля по заданной программе, а также может обеспечивать
как заданную периодичность, так и заданную полноту диагностирова-
ния. Формирователи вырабатывают тестовые воздействия, имеющие
заданную длительность и параметры, соответствующие граничным зна-
670
чениям уставки срабатывания РЗ. Блок индикации осуществля-
ет регистрацию, расшифровку и'хранёние результатов диагнос-
тирования.
В исходном состоянии все триггеры сброшены в состояние 0, и
тестовые воздействия от формирователей на РЗ не поступают. На-
чалом диагностирования служат сигналы: контроль ОС, контроль
ИС или контроль ЛС, поступающие от блока управления. При
подаче команды «Контроль» соответствующий триггер переклю-
чается в состояние 1 и возбуждает формирователь, который и по-
дает тестовое воздействие на РЗ. При воздействии Хо, параметры
которого соответствуют режиму внутреннего к.з. защищаемого
объекта, устройство РЗ должно сработать, если оно исправно. При
воздействиях Хи и Хл, соответствующих режиму внешнего к.з. и
без него, оно, если исправно, срабатывать не должно.
Во всех случаях при срабатывании выходного органа ВО на
его выходе появляется сигнал У, который вызывает немедленное
выключение триггеров и формирователей тестовых воздействий.
Подача тестового воздействия прекращается, и устройство РЗ воз-
вращается в исходное состояние.- По состоянию триггеров в пери-
од диагностирования блоком индикации фиксируется исход каж-
дой проверки и определяется техническое состояние РЗ. Время су-
ществования сигнала У на выходе РЗ при контроле не должно
превышать пассивного времени исполнительного механизма ИМ.
Если tn — пассивное время исполнительного механизма, при ко-
тором срабатывание последнего не происходит, то надо обеспе-
чить условие t /п, где t — определяется суммой времен сраба-
тывания и возврата последовательно включенных элементов про-
веряемой РЗ, а также временем возврата блока контроля.
Одним из примеров защиты с встроенным блоком тесто-
вого диагностирования является защита БПЗк (рис. 8.30).
При осуществлении диагностирования ни ее, ни защищаемый
фидер не надо выводить из работы.
12.4. Модель надежности функционирования защит
и ее числовые оценки
Надежность является комплексной характеристикой, включающей
в себя такие свойства, как безотказность, ремонтопригодность, долго-
вечность, сохраняемость. Для условий функционирования защиты наи-
671
более важным является безлтказносгпь — свойство непрерывно
сохранять работоспособность в течение некоторого времени. Под
работоспособностью понимается состояние рассматриваемого
объекта, при котором он способен выполнять заданные функ-
ции, сохраняя значения заданных параметров в пределах, уста-
новленных нормативно-технической документацией. Примени-
тельно к релейной защите работоспособность проявляется в со-
хранении (в пределах допусков) таких свойств, как защитоспо-
собность, быстродействие, устойчивость функционирования.
Нарушение работоспособности называется отказом.
Методы оценки показателей надежности зависят от принятых
моделей функционирования рассматриваемого устройства. Раз-
личают объекты ремонтируемые и перемонтируемые. Перемон-
тируемые объекты работают до первого отказа и не подлежат
восстановлению. Работоспособность ремонтируемых объектов
после возникновения отказа подлежит восстановлению, после
чего такие объекты продолжают эксплуатировать. В свою оче-
редь, ремонтируемые объекты делятся на невосстанавливаемые
в процессе работы и восстанавливаемые. К последним относят-
ся такие, работоспособность которых в случае отказа подлежит
восстановлению в рассматриваемой ситуации.
Неверные действия защиты в режиме дежурства могут быть выз-
ваны повреждениями аппаратуры и внешними факторами (электро-
магнитными помехами в цепях питания, выбросами нагрузки за
пределы уставки, изменениями схемы питания и т.п.). Повреждения
аппаратуры, сопровождающиеся неверными действиями защиты, в
этом режиме немедленно распознаются, поскольку попытки ее по-
вторного включения являются неуспешными. Неверные действия
защиты, вызванные внешними факторами, исправляются автомати-
ческим повторным включением (АПВ). Таким образом, в режиме
дежурства защита работает либо до первого отказа, либо может иметь
несколько отказов с практически мгновенным восстановлением.
На релейную защиту устройств электроснабжения желез-
ных дорог возложены ответственные функции, поэтому в
большинстве случаев она выполняется резервированной (мно-
гоступенчатые защиты, резервные защиты, дальнее резервиро-
вание и т. п.). Следует отметить, что резервирование защит не
повышает, как правило, надежности их функционирования в
режиме дежурства. Оно используется для обеспечения безотказ-
ной работы в режиме тревоги. Отказ функционирования системы
672
защит в режиме тревоги из-за повреждения какого-либо блока
имеет малую вероятность, поскольку при к.з. на защищаемом
объекте сработают другие ступени данной защиты или резерв-
ные защиты. Поэтому резервированная система защит с повреж-
денным блоком (поскольку такое повреждение не вызывает не-
правильных действий в режиме дежурства) может продолжать
функционировать до момента плановой профилактики.
Это возможно, например, при неустойчивых повреждениях
на защищаемом объекте, при которых АПВ является успешным.
В случае устойчивого повреждения защищаемого объекта про-
изводится анализ соответствия сработавших защит и вида по-
вреждения и устанавливается таким образом факт исправности
или неисправности блоков защиты. Если будет установлено, что
повреждение отключено не основными, а резервными защита-
ми, то поврежденную основную защиту выводят в ремонт. Та-
ким образом, в режиме тревоги резервированная защита может
работать до первого отказа (всех или части ее блоков) либо до
момента планового профилактического ремонта.
Основные устройства системы электроснабжения железных до-
рог, как потребители первой категории, резервируются (понижа-
ющие трансформаторы, преобразовательные агрегаты, трансфор-
маторы собственных нужд, линии питания, высоковольтные вык-
лючатели и т.п.). Это обстоятельство определяет методы ремонта
и профилактики релейной защиты. В процессе функционирова-
ния она, как правило, не ремонтируется. При обнаружении отка-
за того или иного блока защиты при плановой ее профилактике,
выключатель, привод которого управляется данной защитой, от-
ключается и вся защита выводится из работы. Питание системы
электроснабжения в этом случае осуществляется с помощью ре-
зервных цепей, снабженных своей защитой.
Процесс функционирования защиты является достаточно слож-
ным, разнообразным и может быть сведен к какой-либо модели
лишь с известным, иногда весьма существенным приближением.
В дальнейшем будем полагать, что релейная защита, имеющая
резервирование, относится к ремонтируемым невосстанавливаемым
в процессе применения объектам, отказ которых приводит к невер-
ным действиям. Выведение в ремонт защиты осуществляется при
плановых профилактических ремонтах либо при обнаружении
неверных действий, которые невозможно исправить с помощью
АПВ. Известны и другие модели функционирования защиты [171.
22 Релейная защита
673
В качестве показателей надежности для принятой модели функ-
ционирования используются: параметр потока отказов со (1/ч), ве-
роятность безотказной работы Р в течение времени /, наработка на
отказ Т (ч) [111]. Показатели надежности относят к отрезку време-
ни, равному промежутку между профилактическими ремонтами.
События, которые вызывают отказ релейной защиты, являются
достаточно редкими и их можно считать независимыми. Они об-
разуют во времени некоторую последовательность, называемую
потоком событий. Поток событий считается ординарным, если в каж-
дый момент времени может произойти лишь одно событие. Если
число событий (отказов) в любой промежуток времени не зависит
от числа событий в предыдущий промежуток времени, то поток
событий называется потоком без последействия. Ординарные по-
токи без последействия являются пуассоновскими: вероятность PN
того, что за время t наступит N событий, для таких потоков:
nN
= <12J>
где п — математическое ожидание (среднее значение) числа со-
бытий за промежуток времени t = t2 - которое, в свою оче-
редь, находят по параметру потока событий со(г):
t
h
n = ^a)(t)dt. 02.2)
Если параметр потока событий co(t) не зависит от времени,
т.е. со(г) = и = const, то поток событий называется стационар-
ным. Стационарный пуассоновский поток носит название про-
стейшего и для него:
n = V3t. (12.3)
Отсюда следует, что параметр потока событий © (1/ч) харак-
теризует частоту их появления, т. е. среднее число событий за
единицу времени, взятое для рассматриваемого момента време-
ни. Если каждое событие приводит к отказу устройства, то со
называют параметром потока отказов.
Для устройств автоматики и релейной защиты условия ординарнос-
ти и отсутствия последействия в большинстве случаев, как показывают
наблюдения, практически выполняются. В то же время реальные потоки
674
событий, особенно отказы различного рода устройств и обору-
дования, в общем случае нестационарны из-за сезонных изме-
нений параметра потока событий, связанных с воздействием на
защищаемое оборудование, например, грозы или гололеда. На
практике период времени, за который определяется мера надеж-
ности, равный промежутку между плановыми профилактичес-
кими ремонтами, разбивается на отдельные сезоны, для каждо-
го из которых поток событий можно считать стационарным, а
следовательно, параметр потока событий— постоянным. Мате-
матическое ожидание числа событий (например, отказов) за рас-
сматриваемый период в этом случае находится по выражению:
d
n = Yt(S)ctc^ (12.4)
c=i
где сос — параметр потока событий в с-ом сезоне; tc — продол-
жительность с-го сезона; d — число сезонов в рассматриваемом
промежутке времени.
Условия функционирования защиты в режимах дежурства и
тревоги, как уже отмечалось, существенно различны. Поэтому и
показатели надежности необходимо вычислять для каждого из ре-
жимов отдельно. В дальнейшем будем придавать величинам, от-
носящимся к режиму дежурства, верхний индекс «д», а к режиму
тревоги — верхний индекс «т». Нижний индекс «с» присвоим ве-
личинам, относящимся к промежутку времени (сезону) tc, в тече-
ние которого параметр потока событий принимается постоянным.
Математическое ожидание (среднее значение) числа неверных
действий в режиме дежурства пдн, а также числа верных п™ и
неверных птн действий в режиме тревоги на основании выраже-
ния (12.4) можно найти следующим образом:
d d
идн =Уида =Усодаг ;
Хи с с с'
с=1 с=1
d d
С=1 С=1
d d
С=1 С=1
(12.5)
675
где n"‘, и”, n™ — математические ожидания чисел соответству-
ющих действий защиты за время tc\ со®', со”, со^ — параметры
потоков рассматриваемых событии.
Если известны числа тех или иных действий данной защиты
за промежутки времени 1с, в течение которых можно считать их
параметр потока неизменным, то значение последнего вычисля-
ют по формулам:
С0дн =ИДН/Сс; СО™ =n™/tc- (O?=n?/tc. (12.6)
Вероятность безотказной работы Р — это вероятность того,
что за рассматриваемый промежуток времени tc не возникнет ни
одного отказа. Приняв в выражении (12.1) N = 0, получим
Р = <ГП
' d
= ехр
(12.7)
Для режимов дежурства и тревоги имеем:
Рдн=ехр(-пдн); Рт=ехр(-птн). (12.8)
Вероятность отказа Q защиты в течение того же времени t
для соответствующих режимов
2Д=1-РД; g^l-P7. (12.9)
Наработка на отказ (периодичность отказов) Т — это сред-
нее значение (математическое ожидание) интервала времени меж-
ду смежными отказами. Для пуассоновского потока имеет мес-
то следующее соотношение:
Т = t!n =
( d
\с=1
> К d л
/ У,®*
/ 4—i с С
Л \С=1 7
(12.10)
Наработка на отказ имеет важное значение для определения
сроков профилактики защиты. Обычно периодичность профи-
лактики принимается в 5-10 раз меньше периодичности отказов.
Средняя периодичность 7®' неверных действий в режиме де-
журства, а также верных Т™ и неверных 7th действий в режиме
тревоги на основании выражения (12.10):
T^'-z/n^'; T^z/n™; T™=t/n™. (12.11)
К надежным относят обычно защиты, для которых в режиме
тревоги со™ ^(0,1-0,6)!О-5 1/ч, 7™^ 20 лет и в режиме дежурства
(O“*4(0,6-2,6)10-5 1/ч, 7™>4,3 года.
676
12.5. Статистическая оценка надежности
функционирования защиты
Статистические оценки показателей надежности вычисляют на
основании длительных наблюдений за выбранным числом защит,
которые работают и обслуживаются примерно в одинаковых и
неизменных условиях. В процессе эксплуатации наблюдаемые за-
щиты проходят профилактическое обслуживание, а после отка-
зов — их ремонтируют или заменяют. Вне зависимости от числа
ремонтов и замен защиту, установленную в данном месте, счита-
ют за одну. Следовательно, можно сказать, что наблюдение ведут
за выбранным числом мест установки однотипных защит.
Сбор статистических данных следует производить отдельно для
режима дежурства и для режима тревоги за определенное время t,
равное, например, промежутку времени между профилактически-
ми ремонтами. В течение этого времени выявляют следующие ос-
новные показатели: число однотипных защит, за которыми ведет-
ся наблюдение N\ длительность работы каждой из защит после ре-
монта (восстановления) до появления отказа t:, число защит, не
имевших отказов в режиме тревоги, N\, то же в режиме дежурства
N* \ число пойреждений на защищаемых объектах, которые долж-
ны были вызвать срабатывание защиты лпов; число верных действий
защиты в режимр тревоги лтв; то же, сопровождавшихся ущербом
л™ • число неверных действий (отказов) защиты в режиме тревоги
л, число неверных (ложных) действий защиты в режиме дежур-
ства из-за повреждения аппаратуры защиты n3nw; число неверных
(ложных) действий защиты в режиме дежурства из-за помех, выб-
росов нагрузки за пределы уставки и неустановленных причин лпдн;
число неверных (излишних) действий в режиме дежурства, выз-
ванное внешними к.з. (неселективное действие) п^.
Вероятность безотказной работы для режимов дежурства (индекс
«д») и тревоги (индекс «т») за время t вычисляют по формулам:
рд = Дгд/ДГ; Pr = N*/N. (12.12)
Параметр потока отказов в общем случае в течение времени t
может изменяться. Известно, например, что в грозовой период
число повреждений оборудования увеличивается. Поэтому за-
данное время t целесообразно разделить на 4-12 интервалов (се-
зонов) tc и для каждого интервала находить свое значение пара-
метра потока отказов по формуле:
677
ac=nc/(<Ntc^ (12.13)
где пс — число событий данного вида (например, неверных действий
в режиме тревоги и т. п.) за интервал времени tc. Многолетние на-
блюдения за устройствами релейной защиты показывают, что во
многих случаях параметр потока отказов защиты сравнительно слабо
зависит от времени и в первом приближении его можно считать по-
стоянным. В этом случае параметры потока неверных действий в
режимах дежурства и тревоги находят по выражениям:
юдн = пдн /(М). = пт» /(Nt) (12.14)
При постоянных величинах параметра потоков неверных дей-
ствий периодичность неправильных действий защиты равна:
Тдн =1/содн =М/пдн; Т™ =1/сота =№/п™. (12.15)
Остальные сведения используют для определения показате-
лей эффективности функционирования защиты, а также для вы-
числения параметров потоков тех или иных наблюдаемых со-
бытий. В последнем случае применяют формулу (12.13).
Релейная защита относится к надежным устройствам, поэто-
му даже при длительном наблюдении отказы, особенно в режи-
ме тревоги, происходят редко или вообще не наблюдаются. При
малом числе отказов оценка показателей надежности цо приве-
денным формулам недостаточно достоверна. В таких случаях
определяют интервальные оценки искомых параметров, т. е. гра-
ницы, в которых с требуемой доверительной вероятностью (на-
дежностью) у = 1 - а находится истинное значение рассматри-
ваемого показателя при данном объеме выборки. Вероятность
а называется уровнем значимости. Предполагается, что событи-
ями (величинами), имеющими вероятность менее а, можно пре-
небречь. Для релейной защиты уровень значимости принимают
обычно 0,01-0,05.
Пусть, например, А — искомый показатель надежности, а
А* — значение этого показателя, вычисленное на основании дан-
ных статистических наблюдений. Интервальная оценка показа-
теля А определяется соотношением:
Р[А*-5< А< А*+8] = у, (12.16)
где А*-5, А*+8 —соответственно нижняя и верхняя граница интер-
вальной оценки параметра А. Выражение (12.16) следует понимать так,
678
что показатель А с вероятностью у находится внутри интервала
(А*-8, А*+8).
Для оценки надежности многих устройств автоматики, в том
числе и релейной защиты, часто используют так называемое экс=.
поценциальное распределение вероятности безотказной работы
и периодичности неправильных действий (наработки на отказ),
при котором параметр потока отказов полагают постоянным. В
этом случае доверительные границы для вероятности безотказ-
ной работы в данном режиме (тревоги или дежурства) и в задан-
ном интервале наработки (О, Q определяются соотношением:
( X^t
ехр —— < Pt{ < exp
к )
ХМ
27;
(12.17)
где Tz — сумма наработок испытываемых объектов, 4j — за-
данный интервал времени (обычно — один год), ч; X2 , Хв — кван-
тили X2— распределения соответственно для нижней и верхней
границ доверительного интервала, значение которых находится
по табл. 12.3 в зависимости от числа степеней свободы к и вероят-
ности Р. Для квантиля Хн полагают Рн = 0,5(1 - у); для квантиля
X2 принимают Рв = 0,5(1 + у); число степеней свободы принима-
ют равным к= 2г,'где г — общее число наблюдавшихся отказов.
Для интервальной оценки периодичности неправильных дей-
ствий служит неравенство:
2Тх/Хи < Т < 2TZ/X2 • (12.18)
Величину суммы наработок испытываемых объектов Tz вы-
числяют в зависимости от плана испытаний. План испытаний, в
котором отказавшие объекты не заменяются новыми, обознача-
ется буквой Б. Если же в процессе испытаний отказавшие объек-
ты заменяются новыми, то такой план испытаний обозначают
буквой В. Пусть проводятся испытания N объектов. Испытания
прекращаются после накопления определенного числа г отказов.
Для плана Б суммарную наработку вычисляют по формуле:
г-1
Tz = +(N-r + l)tr, [r^N], (12.19)
/=1
679
обмотках 2 (см. рис. 3.47, а) пропорционален U2 = Ut2 _-Ц,2’ а ток 4
в обмотках 5 — значению = UT\ + (4,(. Токи Ц и 7(/ создают соот-
ветствующие магнитные потоки Фт и Фи, угол сдвига ц/ между кото-
рыми определяется фазовым углом между напряжениями £/, и t/2 (этот
угол на основании рис. 2.15, б равен + Х2) и параметрами цепи об-
моток. Подбирая величины емкостей конденсаторов С1 и С2 (см. рис.
2.15, aj или конденсаторов, включаемых последовательно с обмот-
кой 5 (см. рис. 3.47, а), можно выполнить условие ц/ = X, + Х2 + л/2.
Тогда выражение для вращающего момента:
Мвр = кфнфт sin V = ^фнфт sin (А.| + Х2 + 7Г / 2) = (3.62)
= cU{U2 cos(X] + Х2),
где к и с— постоянные.
Условие срабатывания имеет вид М ^0 . Граничное условие
срабатывания соответствует знаку равенства. Приняв это условие
и подставляя в выражение (3.62) значения X] и Х2 из выражения
(2.21), получим уравнение граничной линии, совпадающее с вы-
ражением (3.26). Следовательно, меняя значения коэффициентов
преобразования кт1, кт2, к/Н, кп2, можно получить уравнения ха-
рактеристик срабатывания (см. рис. 3.33), рассмотренные в п.3.4.
Индукционныереле сопротивления достаточно сложны. Они имеют
большое собственное потребление мощности (до 40 В А в цепях напря-
жения, 10 В-А в цепях тока) и низкое быстродействие (0,08-0,15 с). В
настоящее время они сняты с производства.
Полупроводниковые реле сопротивления. В реле сопротивле-
ния используется во многих случаях принцип сравнения двух элек-
трических величин по абсолютному значению. Для этой цели к
выходным зажимам устройства для преобразования входных сиг-
налов, изображенного на рис. 2.15, а, присоединяют схему срав-
нения с циркуляцией выпрямленных токов (рис. 3.34, б) или схе-
му сравнения на равновесие напряжений (рис. 3.34, в).
В начале 70-х годов промышленность освоила производство панелей
дистанционных защит ПЗ-2/1 и ПЗ-2/2, в которых использовались полу-
проводниковые реле сопротивления ДЗ-2 и КРС-1 [80]. В этих реле при-
менялась схема сравнения, приведенная на рис. 3.34, в, которая совмест-
но с входным блоком реализовывала угловую характеристику на-
168
где i — номер испытуемого объекта; z;— время наработки до
отказа z-го испытуемого объекта, ч; tr— время наработки до от-
каза последнего (r-го) отказавшего объекта, ч.
Если в процессе испытаний каждый отказавший объект заме-
няется новым (план В), то используют формулу:
T^ = Ntr. (12.20)
Средняя наработка на отказ для плана Б при условии, что
испытания ведутся до отказа всех объектов (r—N), равна:
N
T = ^tiIN. (12.21)
1=1
Для плана В среднюю наработку на отказ вычисляют по формуле:
T = tN!(r-V). (12.22)
В общем случае среднее значение средней наработки на отказ
данного вида (отказ при к.з., излишнее или ложное срабатыва-
ние) равно:
ТСР=1Т^^ (12.23)
где — среднее значение X2, определяемое по табл. 12.3 при
£ = 2г и Р = 0,5.
Среднее значение параметра потока неверных действий дан-
ного вида равно:
<*ср="Тср- (12.24)
Аппаратура релейной защиты является высоконадежной, по-
этому даже при испытаниях большого числа устройств за дли-
тельное время может не произойти отказа. Если в течение вре-
мени наблюдения за объектами в данном режиме не было за-
фиксировано ни одного отказа, то нижние границы вероятности
безотказной работы и периодичности неправильных действий
вычисляются по следующим выражениям:
( 2Тт
P>exp -^-L , Т>—f-, (12.25)
I 2Tj Х20
680
Таблица 12.3
к Квантили распределения хи-квадрат при вероятности Р
0,995 0,990 0,975 0,950 0,900 0,800 0,700 0,500 0,300 0,200 0,100 0,050 0,020 0,010 0,005 0,001
1 0,39х х 1 О’4 0,16х хЮ’3 0,98х х 1 О’3 0,39х хЮ2 0,016 0,064 0,148 0,455 1,07 1,64 2,71 3,84 5,42 6,63 7,88 10,8
2 0,010 0,020 0,051 0,103 0,211 0,446 0,713 1,39 2,41 3,22 4,61 5,99 7,78 9,21 10,6 13,8
3 0,072 0,115 0,216 0,352 0,584 1,00 1,42 2,37 3,67 4,64 6,25 7,81 9,80 11.3 12,8 16,3
'4 0,207 0,297 0,484 0,711 1,06 1,65 2,19 3,36 4,88 5,99 7,78 9,49 11,7 13,3 14,9 18,5
5 0,412 0,554 0,831 1,15 1,61 2,34 3,00 4,35 6,06 7,29 9,24 11,1 13,4 15,1 16,7 20,5
6 0,676 0,872 1,24 1,64 2,20 3,07 3,83 5,35 7,23 8,56 10,6 12,6 15,0 16,8 18,5 22,5
7 0,989 1,24 1,69 2,17 2,83 3,82 4,67 6,35 8,38 9,80 12,0 14,1 16,6 18,5 20,3 24,3
8 1,34 1,65 2,18 2,73 3,49 4,59 5,53 7,34 9,52 п,о 13,4 15,5 18,2 20,1 22,0 26,1
9 1,73 2,09 2,70 3,33 4,17 5,38 6,39 8,34 10,7 12,2 14,7 16,9 19,7 21,7 23,6 27,9
10 2,16 2,56 3,25 3,94 4,87 6,18 7,27 9,34 11,8 13,4 16,0 18,3 21,5 23,2 25,2 29,6
II 2,60 3,05 3,82 4,57 5,58 6,99 8,15 10,3 12,9 14,6 17,3 19,7 22,6 24,7 26,8 31,6
12 3,07 3,57 4,40 5,23 6,30 7,81 9,03 п,з 14,0 15,8 18,5 21,0 24,1 26,2 28,3 32,9
13 3,57 4,11 5,01 5,89 7,04 8,63 9,93 12,3 15,1 17,0 19,8 22,4 25,7 27,7 29,8 34,5
14 4,07 4,66 5,63 6,57 7,79 9,47 10,8 13,3 16,2 18,2 21,1 23,7 26,9 29,1 31,3 36,1
15 4,60 5,23 6,26 7,26 8,55 ю,з 11,7 14,3 17,3 19,3 22,3 25,0 28,3 30,6 32,8 37,7
16 5,14 5,81 6,91 7,96 9,31 11,2 12,6 15,3 18,4 20,5 23,5 26,3 29,6 32,0 34,3 39,3
18 6,26 7,01 8,23 9,39 10,9 12,0 14,4 17,3 20,6 22,8 26,0 28,9 32,5 34,8 37,2 42,3
20 7,43 8,26 9,59 10,9 12,4 14,6 16,3 19,3 22,8 25,0 28,4 31,4 35,0 37,6 40,0 45,3
22 8,64 9,54 и,о 12,3 14,0 16,3 18,1 21,3 24,9 27,3 30,8 33,9 37,7 40,3 42,8 48,3
24 9,89 10,9 12,4 13,8 15,7* 18,1 19,9 23,3 27,1 29,6 33,2 36,4 40,4 43,0 45,6 51,2
26 П,2 12,2 13,8 15,4 17,3 19,8 21,8 25,3 29,2 31,8 35,6 38,9 42,9 45,6 48,3 54,1
28 12,5 13,6 15,3 16,9 18,9 21,6 23,6 27,3 31,4 34,0 37,9 41,3 45,5 48,3 51,0 56,9
30 13,8 15,0 16,8 18,5 20,6 23,4 25,5 29,3 33,5 36,3 40,3 43,8 48,0 50,9 53,7 59,7
35 17,2 18,5 20,6 22,5 24,8 27,8 30,2 34,5 38,9 41,8 46,1 49,9 53,7 57,3 60,3 66,6
40 20,7 22,2 24,4 26,5 29,1 32,3 39,4 39,5 44,2 47,3 51,8 55,8 59,9 63,7 66,8 73,4
45 24,3 25,9 28,4 30,6 33,4 36,9 39,6 44,5 49,5 52,7 57,5 61,7 66,0 70,0 73,2 80,1
50 28,0 29,7 32,4 34,8 37,7 41,4 44,3 49,5 54,7 58,2 63,2 67,5 72,0 76,2 79,5 86,7
55 31,7 33,6 36,4 39,0 42,1 46,0 49,1 54,5 60,0 63,6 68,8 73,3 78,0 82,3 85,7 93,2
60 35,5 37,5 40,5 43,2 46,5 50,6 53,8 59,5 65,2 69,0 74,4 79,1 84,0 88,4 92,0 99,6
65 39,4 41,4 44,6 47,4 50,9 55,3 58,6 64,5 70,5 74,4 80,0 84,8 89,0 94,4 98,1 106,0
70 43,3 45,4 48,8 51,7 55,3 59,9 63,3 69,5 75,7 79,7 85,5 90,5 95,8 100,4 104,2 112,3
75 47,2 49,5 52,9 56,1 59,8 64,5 68,1 74,5 80,9 85,1 91,1 96,2 101,8 106,4 110,3 118,6
80 51,2 53,5 57,2 60,4 64,3 69,2 72,9 79,5 86,1 90,4 96,6 101,9 107,6 112,3 116,3 124,8
85 55,2 57,6 61,4 64,7 68,8 73,9 77,7 84,5 91,3 95,7 102,1 107,5 113,4 118,2 123,3 131,0
90 59,2 61,8 65,6 69,1 73,3 78,6 82,5 89,5 96,5 101,1 107,6 113,1 119,1 124,1 128,3 137,2
95 63,2 65,9 69,9 73,5 77,8 83,2 87,3 94,5 101,7 106,4 113,0 118,8 124,9 130,0 134,2 143,3
100 67,3 70,1 74,2 77,9 82,4 87,9 92,1 99,5 106,9 111,7 118,5 124,3 130,6 135,8 140,2 149,4
681
в которых квантиль Хо находят по табл. 12.3 при к = 2 и Ро = 1 - у.
Пример 12.1. В эксплуатации наблюдается 5 реле тока. Регис-
трировались отказы в режиме дежурства. Наблюдение за каж-
дым реле осуществлялось до первого неверного действия — отказа
(план Б). Время до первого отказа (время наработки) распреде-
лилось как указано в табл. 12.4.
Таблица 12.4
Номер реле 1 2 3 4 5
Время наработки, ч 15 500 18 000 19 000 22 000 25 000
Среднее время наработки для плана Б при г = N находим по
формуле (12.21):
N
Т™ =^t./N = (15 500 + 18 000 + 19 000 + 22 000 + 25 000)/5 =
'=‘ = 110 500/5 = 22 100 ч.
Суммарную наработку находим по формуле (12.19) при r = N:
Тг= 110 500 ч.
Для определения доверительного интервала, в котором находится
значение задаемся доверительной вероятностью у =0,99. Число
степеней свободы равно к = 2г = 2-5 = 10. Находим значения веро-
ятностей Ри и Рв для нижней и верхней границ доверительного ин-
тервала:
Рп = 0,5(1 - у) = 0,5(1 - 0,99) = 0,005;
Рв = 0,5(1 + у) = 0,5(1 + 0,99) = 0,995.
По табл. 12.3 находим: Хи = 25,2; Хе = 2,16. Подставляем эти
значения в формулу (12.18):
21105 _дн0 0211 О
........<ТА < 8770 < 7^н< 102 300.
23,2 2,10
Таким образом с вероятностью 0,99 наработка реле тока на
отказ может находиться в интервале от 8770 до 102 300 ч.
Среднее значение параметра потока неверных действий нахо-
дим по формуле (12.24):
=1/Гдн =1/22100 = 4,52-10~5 1/ч.
682
Пример 12.2. В эксплуатации находится N =20 однотипных
защит. Отказов в режиме тревоги за время Z, = 8760 ч не было.
Определить нижние границы вероятности безотказной работы и
наработки на отказ при доверительной вероятности у = 0,95. Для
вычисления искомых величин используем выражения (12.25). При
числе степеней свободы к = к0 = 2 и вероятности Ро = 1 - у =
= 1 - 0,95 = 0,05 по табл. 12.3 находим 5,99. Сумма нарабо-
ток наблюдаемых защит равна Т™ —Ntr= 20-8760 = 175 200 ч.
Вычисляем величины:
^=5>"-8760 = 0,1498;
2TZ 2-175200
^.1498 = 0,861; = —7^ = 58 500 ч.
Хо 5>"
На основании выражений (12.25) делаем вывод, что с довери-
тельной вероятностью 0,95 вероятность безотказной работы ис-
пытуемых защит превышает значение Рт =0,861, а наработка
на отказ — больше величины Т™ = 58 500 ч.
12.6. Аппаратурная надежность
В зависимости от#характера и устойчивости нарушения, выз-
ванного изменением соответствующего параметра защиты, от-
казы подразделяются на внезапные и постепенные. Внезапные
отказы возникают в результате скачкообразного изменения од-
ного или нескольких параметров устройства и обусловлены в
основном несовершенством технологии изготовления элемен-
тов и устройства в целом, а также несовершенством эксплуата-
ции. Постепенным называется отказ, возникающий в результа-
те постепенного изменения во времени значений одного или не-
скольких основных параметров устройства. Эти отказы прояв-
ляются обычно при неблагоприятных условиях работы устрой-
ства, например, при изменении теплового и электрического ре-
жимов аппаратуры и т. д. Такие меры, как расчет параметров
схем по наихудшему сочетанию с учетом старения и регулярная
профилактическая проверка аппаратуры, позволяют этот вид
отказа в дальнейшем не учитывать.
Аппаратуру релейной защиты можно представить состоящей из от-
дельных функциональных блоков, которые в процессе функционирова-
683
ния защиты не ремонтируются. Для оценки внезапных отказов
аппаратуры автоматики, в том числе и релейной защиты, при-
меняют обычно показательный (экспоненциальный) закон рас-
пределения времени безотказной работы (наработки до отказа):
Р = ехр
(12.26)
где Р — вероятность того, что в интервале времени (0, t) отказа не
возникнет; Х(0 — интенсивность отказов или условная плотность
вероятности возникновения отказа, определяемая для рассматри-
ваемого момента времени при условии, что до этого момента отказ
не возник (1/ч). Выражение (12.26) носит название вероятности
безотказной работы или функции надежности. Для периода нор-
мальной работы аппаратуры автоматики интенсивность отказов
считают величиной постоянной: X(z) = X = const. При этом зна-
чения интенсивности отказов и параметра потока отказов совпа-
дают X = ю, а выражение (12.26) принимает вид:
Р = exp(-Xz) — е~ь. (12.27)
Каждый блок может находиться либо в исправном состоя-
нии, либо в состоянии отказа. Два этих состояния образуют пол-
ную группу возможных событий, поэтому вероятность появле-
ния отказа Q в течение промежутка времени (О, Г) или функция
ненадежности равна:
2 = 1-Р = 1-е-^. (12.28)
Различают два вида отказов: ложное несрабатывание и ложное
срабатывание. Под отказом «ложное несрабатывание» для функци-
онального блока будем понимать такое его состояние, когда блок
находится в положении «не сработал» в то время, как сигналы на
его входе соответствуют требованию «необходимо сработать». Под
отказом вида «ложное срабатывание» будем понимать такое состо-
яние функционального блока, при котором блок находится в по-
ложении «сработал», в то время как сигналы на его входе соответ-
ствуют требованию «срабатывать не надо». Требование «необхо-
димо сработать» по принятой терминологии соответствует режи-
му тревоги для данного функционального блока, а требование «сра-
батывать не надо» соответствует для него режиму дежурства.
684
В соответствии с этим отказы функционального блока вида «лож-
ное несрабатывание» будем называть отказами в режиме тревоги, а
отказы вида «ложное срабатывание» — отказами в режиме дежур-
ства. Для аппаратуры автоматики принимают, что отказы обоих ви-
дов распределены по экспоненциальному закону, независимы друг
от друга, а соотношение между ними постоянно и с течением времени
не меняется. В этом случае вероятность безотказной работы для ре-
жимов тревоги Р* и дежурства Рд функционального блока имеют вид:
Рт = l-gT Р* = 1-(2д =е-Ч', (12.29)
где 2Т, 2Д — вероятности отказов функционального блока соот-
ветственно в режимах тревоги и дежурства за рассматриваемый
промежуток времени; Хт, Хд — интенсивности отказов этого бло-
ка соответственно для режимов тревоги и дежурства, которые
полагаются известными. Пример вычисления интенсивности от-
казов функциональных блоков релейной защиты приведен в [29].
Вероятность безотказной работы аппаратуры релейной защи-
ты, состоящей из многих функциональных блоков, может быть
найдена методом расчета по последовательно-параллельным ло-
гическим схемам [111]. Представим защиту в виде обобщенной
структурной схемы (рис. 12.3), на которой показаны логические
связи между отдельными ее блоками.
Структурная'схема релейной защиты состоит из системы фун-
кциональных блоков Al, А2,..., Аг, Ат, образующих логи-
ческое параллельное нагруженное соединение, и блока АО, об-
разующего с системой предыдущих блоков основное (последо-
вательное) соединение.
Защита сохраняет работоспособность, пока работоспособен
блок АО и хотя бы один из параллельно включенных блоков А1,
А2, .... Ат. Последние представля-
ют собой защиты (или их измери-
тельно-логические блоки), установ-
ленные на данном защищаемом
объекте; например, токовая отсечка,
дистанционные защиты первой, вто-
рой и третьей ступени, телеблоки-
ровка и т. п. Каждый из этих функ-
циональных блоков в свою очередь
состоит из ряда узлов с основным
соединением — измерительная схе-
ооп
А1
сют
Аг 10-00
АО
О€НЗ|
Рис. 12.3. Структурная схема
релейной защиты
А2
685
ма, схема сравнения, логический орган и др. Блок АО содержит
основное соединение таких узлов, повреждение каждого из ко-
торых приводит к отказу всей защиты (измерительные цепи,
включая измерительные трансформаторы и первичные датчики,
выходной орган защиты, источник и цепи питания оперативно-
го тока, высоковольтный выключатель и т. п.).
Вероятность безотказной работы аппаратуры, состоящей из
к блоков, соединенных логически последовательно:
к к ( к А
Рпс = PlP2"'PJ'"Pk = ПР7 = ПеХР("М = еХР
7=1 7=1 Ч 7=1 У
(12.30)
где Pj, kj — соответственно вероятность безотказной работы и
интенсивность отказов j-го блока. При высокой надежности бло-
ков (Ху<к 1) можно принять ехр(-Х/) = 1-Х/, тогда используют
приближенную формулу:
к к
Рпс =ПР7 =1“'ХХ7- (12.31)
7=1 7=1
Вероятность отказов за время t аппаратуры, состоящей из т
блоков, образующих параллельное нагруженное соединение:
т
бпр = QiQ2-Qi-Qm = Пб<> (12.32)
;=1
где Qt — вероятность отказа z-ro блока за время наработки I.
Вероятность безотказной работы системы т таких блоков:
т т
',,р=1-епР=1-Пй=1-П<1-/!)- (12.33)
1=1 1=1
При высокой надежности блоков 1) используют прибли-
женные выражения:
т т
2прг'“П\1 ^‘-'"ПЧ- (12.34)
1=1 1=1
Вероятность безотказной работы аппаратуры, состоящей из
блоков, имеющих параллельное и основное соединение:
686
л ПС пр4
Применительно к схеме, приведенной на рис. 12.3:
т А
(12.35)
(12.36)
т
P = Vnp = '’o 1-П0-Рг> = ^0 >-П<4
где Ро = Рпс— функция надежности блока А О', Pr, Qr — соответствен-
но вероятность безотказной работы и вероятность отказа блока г.
Выражение (12.36) справедливо для того случая, когда по-
вреждение на рассматриваемом объекте находится в зоне чув-
ствительности всех функциональных блоков, соединенных на рис.
12.3 параллельно. Если же повреждение на защищаемом объек-
те находится вне зоны действия части блоков защиты, то в выра-
жении (12.36) вероятности безотказной работы этих блоков при-
нимаются равными нулю (соответственно, вероятности отказов
приравниваются единице).
При вычислении вероятности безотказной работы аппарату-
ры по выражению (12.36) необходимо учитывать режим работы
защиты. В режиме дежурства, когда защита срабатывать не дол-
жна, отказ какого-либо из функциональных блоков вида «лож-
ное несрабатывание» (обрыв) не вызывает ложного отключения
выключателя, т.не приводит к неверному действию защиты.
Отказ же вида «ложное срабатывание» приводит к ложному от-
ключению объекта. В режиме тревоги, когда защита должна сра-
ботать, отказ вида «ложное несрабатывание» вызывает ложное
неотключение объекта и развитие аварии, в то время как отказ
вида «ложное срабатывание» вызывает верное действие защиты.
В связи с этим вероятность безотказной работы защиты для ре-
жимов дежурства и тревоги необходимо вычислять для каждого
из режимов отдельно по показателям надежности функциональ-
ных блоков Рт и Ра, определяемых выражениями (12.29).
К надежным относят защиты, доя которых за интервал времени,
равный году, вероятность безотказной работы аппаратуры в ре-
жиме тревоги Рг^ (0’95-0,99) и в режиме дежурства Рд^(0,8- 0,95).
Пример 12.3. Защита фидера контактной сети (рис. 12.3) состо-
ит из блоков: токовая отсечка ТО (А1), дистанционная защита 1-й
ступени Д31 (А2), дистанционная защита 2-й ступени (резервная)
Д32 (АЗ) и выходной орган ВО (АО). Интенсивности отказов
687
вида «ложное несрабатывание» и «ложное срабатывание» прини-
маются одинаковыми и равными соответственно: Аго = 5,7-Ю6
1/ч; Ада! = 7,61Ю-6 1/ч;Хд32= 11,42-10'6 1/ч;ХВ0 = 4,57-Ю'6 1/ч. Оп-
ределить вероятность безотказной работы в течение 1 года (t
= 8760 ч) защиты в режиме тревоги для зоны, находящейся за
пределами зоны действия ТО, и в режиме дежурства.
Для режима тревоги логическая схема защиты соответ-
ствует рис. 12.3 и в этом режиме рассматриваются отказы
вида «ложное несрабатывание». Защита сработает при к.з.,
если работоспособен блок ВО и хотя бы один из блоков Д31 и
Д32 (блок ТО не учитывается, так как рассматривается к.з.
за пределами зоны его действия).
Вероятность того, что хотя бы один из двух (т = 2) блоков
Д31 и Д32 исправен, находим по формуле (12.34):
т
Рпр = 1 - П = 1" ^ДЗ,ЛдЗ,2 ) =
i=l
= 1 -87602(7,61 10"6 • 11,42 • 10"6) = 0,993.
Вероятность того, что за тот же промежуток времени блок
ВО будет исправен равна
РПТр = 1 - t\B0 = 1 - 8760 • 4,57 10-6 = 0,96.
Вероятность срабатывания защиты, состоящей из блоков Д31,
Д32 и ВО, в режиме тревоги в течение года вычисляем по формуле
(12.36):
Рв = = 0,96 0,993 = 0,953.
В режиме дежурства рассматриваются отказы вида «лож-
ное срабатывание». При таком виде отказа защита ложно сра-
ботает, если произойдет отказ в любом из блоков ТО, Д31, Д32,
ВО, поэтому для режима дежурства все эти блоки оказываются
соединены последовательно. Вероятность безотказной работы для
t =8760 ч находим по формуле (12.31):
к
= = 1 ~ ~ 1 ~ {^ТО + ^Д3\ + ^Д32 + ^ВО ) =
7=1
= 1 -8760(5,7-10-6+ 7,61-10-6+ 11,42-10~6 + 4,57-10~б) =0,743.
688
12.7. Прогнозирование числа неверных действий защиты
Прогнозирование числа неверных действий защиты необхо-
димо для вычисления показателей надежности функционирова-
ния (см. п. 12.4) и показателей эффективности функционирова-
ния защит (см. п. 1.4).
Среднее число к.з. ппов или параметр потока к.з. оак на защи-
щаемом объекте принимается по данным статистических наблю-
дений на аналогичных устройствах. Так, на фидерах контактной
сети постоянного тока число к.з. в год составляет 40-60, на фиде-
рах контактной сети переменного тока 60-80, а в ряде случаев (с
учетом неуспешных действий АПВ) доходит до 100.
Среднее значение за год параметра потока к.з. озк для контак-
тной сети постоянного тока, следовательно, может быть приня-
то (2,3-11,4) 10~3 1/ч.
Достоверная статистика числа событий, приводящих к невер-
ным действиям (ложным и излишним срабатываниям) защиты
систем электроснабжения транспорта в режиме дежурства прак-
тически отсутствует. Параметр потока таких действий соян может
быть весьма ориентировочно оценен диапазоном (0,6-6) 10-4 1/ч.
Интенсивность отказов X одной ступени современных защит оце-
нивается величинбй (0,2-6)10^* 1/ч. /
Защита энергетических объектов, в том числе и фидеров кон-
тактной сети, выполняется многоступенчатой. В ответственных
объектах, ji.a^KJ?. J3 лщбой-точке должно реагировать не менее
двух защит иди ступеней защит.1 “* • -
iTeeepHbie действия ступени защиты. В процессе функциони-
рования защиты ее состояние может измениться: в исправной
ступени защиты в какой-либо случайный момент времени воз-
никает повреждение. Если это повреждение имеет вид «ложное
срабатывание», то защита сразу срабатывает при отсутствии к.з.
на защищаемом объекте. Более опасен вид повреждения «лож-
ное несрабатывание». С таким повреждением ступень защиты
не срабатывает даже в том случае, если на защищаемом объекте
появляется к.з. Протекающий во времени процесс смены состо-
яний ступени защиты, в которой возникает повреждение вида
«ложное несрабатывание» (отказ), показан на рис. 12.4.
В интервале времени T0l=tl ступень была работоспособна (исправ-
на). В момент времени z1 произошел отказ (показано кружочком на оси
23 Релейная защита
689
Рис. 12.4. Процесс смены состояний
функционировала в исправном
времени) и в интервале време-
ни Тв! = t2- fj ступень защиты
была неисправна (неработоспо-
собна). В момент времени t2 не-
исправность ступени была ка-
ким-либо образом обнаружена
и ее исправность восстановлена
(путем ремонта, замены, вклю-
чения резервной защиты и т. п.).
Восстановленная ступень
состоянии в течение интервала
времени То 2. В момент времени t3 снова наступил отказ ступени
и она не функционировала в интервале времени Тв 2 до момента
ее восстановления /4 и т. д.
Интервалы времени То р Т02, ..., То t (наработки на отказ) и ин-
тервалы времени Tgi, Тв2, Тв t (время восстановления) являются
случайными величинами. Если к.з. возникнет в интервалах времени
Гв1, Тв2,..., Тв р то ступень защиты не сработает. Случайный интер-
вал времени между очередными отказами в моменты и t3 равен
Т" =t3-tx= Тв1 + То 2. В модели функционирования релейной защи-
*ты принимают, что распределения этих величин являются экспонен-
циальными. При достаточно длительном процессе функционирова-
ния защит наработка на отказ и время восстановления характеризу-
ются их средними значениями (математическое ожидание) То и Тк:
To=i/k Тв=иаюз, (12.37)
где X — интенсивность отказов ступени, 1/ч; твоз — параметр по-
тока требований функционирования (параметр потока возмуще-
ний), 1/ч.
Отношение
Т со
г/* о воз
К'-Т7т-^~а. (12.38)
о в воз
носит название коэффициента готовности. Этот коэффициент
равен математическому ожиданию доли времени в среднем ин-
тервале между очередными отказами, в течение которого сту-
пень защиты находится в работоспособном состоянии. Величина
690
т х
^=>-^=777=^-^ <“•”>
о в воз
носит название коэффициента неготовности. Этот коэффициент
равен математическому ожиданию доли времени, в течение ко-
торого ступень находится в неработоспособном состоянии. Его
можно трактовать как вероятность того, что ступень окажется
неработоспособной в произвольный момент времени, когда тре-
буется ее использование по назначению. Для устройств релей-
ной защиты обычно X «<o,OJ. В этом случае КИ = 'М<&воз-
Математическое ожидание (среднее значение) числа неверных дей-
ствий одной ступени защиты в течение времени t равно произведе-
нию числа возмущающих факторов за это время tae03t на вероят-
ность того, что ступень находится в неработоспособном состоянии:
со \t
02.40)
ПрИ ИМввМ = X/.
Неверные действия ступени защиты при периодической про-
верке работоспособности. Уменьшение коэффициента неготовно-
сти (снижение числа неверных действий), т. е. повышение надеж-
ности ступени, можно увеличить за счет снижения интервала
времени Те. Это обеспечивается путем достаточно частых прове-
рок исправности (работоспособности). Чем чаще проверки, тем
меньше вероятность неверных действий. Однако, учитывая ог-
ромное число защит, находящихся в эксплуатации, частые про-
верки возможны только при их автоматизации или оборудова-
нии защит устройствами самодиагностики. Будем считать далее,
что проверки проводятся настолько часто, что вероятность по-
явления более одного возмущающего фактора между очеред-
ными проверками пренебрежимо мала.
Обозначим интервал времени между очередными провер-
ками Тп и будем считать, что время восстановления пренебре-
жимо мало. Отказ защиты в интервале времени Тп зависит от
двух событий. Одно из них заключается в том, что в некото-
рый момент времени появился возмущающий фактор (например,
к.з.). Другое событие заключается в том, что в этот момент време-
ни рассматриваемая ступень защиты оказалась неисправной.
Эти события являются случайными и независимыми. Поскольку
691
(12.41)
они оба влияют на конечный результат, то образуют систему.
Каждое из этих событий может характеризоваться некоторой слу-
чайной величиной и ее вероятностью. Вероятность появления
возмущающего фактора не зависит от вероятности появления
неисправности ступени защиты.
Вероятность Q"n неверного действия защиты за время Тп рав-
на произведению вероятности к.з. Рвоз на условную вероятность
2"^ того, что к моменту к.з. защита была неисправна. Вероят-
ность возникновения к.з. за время Тп равна Рвоз - (авозТп. Услов-
ная вероятность отказа защиты равна:
т„
Qy = j QpJM
о
где Q— вероятность отказа аппаратуры защиты; рвоз<Х)— плот-
ность распределения вероятности возмущающего фактора.
Вероятность Q отказов определяется выражением (12.28). Релей-
ная защита относится к объектам высокой надежности и при Тп « То,
где То — периодичность отказов, имеет место соотношение е~“ »1 - А/,
поэтому Q = Xt. Будем считать, что вероятность возмущающего фак-
тора в интервале времени 0 - Тп распределена по закону равномер-
ной плотности. Это означает, что появление возмущающего фактора
в любой момент времени в принятом интервале имеет одинаковую
вероятность: />^(0 = 1/Тп. В этом случае из (12.41) получаем:
Г? А.г Хт
QH = \2Ldt = —^.
У J Т 1
о 7п z
Вероятность неверного действия защиты за время Тп равна:
Спи =peo3Qy =®вол (°’5^?) = 0’5Х<овоЛ2- (12.42)
Математическое ожидание числа неверных действий одной сту-
пени защиты равно:
«Г = Qnt/Tn = 0,5(Oeo3XTnt (12.43)
Сравнивая выражения (12.40) и (12.43) можно сделать вывод,
что автоматизированный контроль будет эффективен (снизит чис-
ло неверных действий защиты), если имеет место неравенство
Tn/2^1/((0go3 + Х). Отсюда следует, что периодичность контроля
Тп должна отвечать условию:
692
т < 2
(,244)
где к3 — коэффициент запаса, принимаемый равным 5-е-10 или
больше.
Пример 12.4. Вычислить среднее за год число неверных действий (от-
казов) ступени защиты с интенсивностью отказов X = 38-1 О'4 1/ч
(То = 26 316 ч) при к.з. и при наличии и отсутствии периодической про-
верки исправности Параметр потока к.з. <0^ = ©к = 0,0114 1/ч (100
случаев к.з. в год).
По формуле (12.44) определяем требуемую периодичность про-
верок , имея в виду, что в данном случае Х«сок:
2 2
Т = 77~--------=--------------= 17,5 + 35,1 ч.
уп (5 + 10)(Овоз (5 + 10)0,0114.
Принимаем Тп= 24 ч, тп. е. одну автоматическую проверку в сутки
По формуле (12.43) находим ожидаемое (среднее за год) число
неверных действий ступени:
и"=0’5ювоз ^=0,5-0,0114-38-10-4-24-8760 = 0,046.
Это значение соответствует примерно одному отказу за 22 года.
Число неверных действий при отсутствии проверок находим
по формуле (12.40), которая при X «со, имеет вид:
п’1 = Xt = 38-10-4-8760 = 0,333.
Это значение соответствует примерно одному отказу в три года.
Неверные действия комплекта защиты в режиме тревоги. За-
щита электрической установки выполняется, как правило, мно-
гоступенчатой. Комплект защиты содержит основную и резерв-
ную ступени. Неверные действия в режиме тревоги представля-
ют собой те случаи, при которых к.з. на защищаемом объекте
не отключается ни основной, ни резервными защитами. На рис.
12.5 приведена в общем виде схема питания защищаемого объек-
та N, например, линии. На выключателе Q установлена много-
ступенчатая релейная защита, каждая ступень которой имеет не-
которую протяженность зоны защиты. Ступень г имеет в режи-
ме максимума энергосистемы зону защиты tr, а в режиме ми-
нимума ZJ.; длина защищаемой линии L. Если объектом защи-
ты является трансформатор, то вместо расстояний tr , l'r, L рас-
сматривается соответствующее число витков.
693
Вероятность неверного дей-
ствия ступени г защиты в режи-
ме тревоги зависит от вероят-
ности Рк1 попадания к.з. в зону
действия этой ступени и услов-
ной вероятности неисправного
состояния аппаратуры защиты.
Эти события независимы, по-
Рис. 12.5. Зоны действия защит этому искомая вероятность рав-
на произведению вероятностей
составляющих ее независимых событий.
Для определения PKi будем считать, что к.з. на длине L объекта
защиты N распределены по закону равномерной плотности, т. е.
вероятность к.з. в любой из точек защищаемого объекта одинако-
ва. Длина зоны защиты r-й ступени может зависеть от режима энер-
госистемы и схемы питания объекта. Полагая, что режим и схема
питания независимы, а к.з. в любой точке объекта равновероятны,
найдем вероятность того, что к.з. на объекте произойдет в зоне £г-
(г_1 (см. рис. 12.5):
’ (12.45)
где Ртах — вероятность режима максимума энергосистемы; Ps —
вероятность схемы питания S; D — число учитываемых схем пи-
тания, при которых зона защиты изменяется; £rS, £'r_iS — дли-
на зоны защиты соответственно ступеней г и г -1 при схеме пи-
тания 5 в режиме максимума энергосистемы; t'rS, t'r_i S — то же,
в режиме минимума энергосистемы. Вероятности Ртах и Ps мо-
гут быть найдены как соответствующие доли времени t, в тече-
ние которых питание объекта осуществляется в данном режиме
и по данной схеме.
Вероятность того, что повреждение произойдет в пределах
участка tt, являющегося частью зоны £г-£г_\.
(12.46)
694
Неверные действия в режимах тревоги на участке t. могут
возникнуть при отказах вида «ложное несрабатывание» следу-
ющих блоков (см. рис. 12.3): любого из элементов блока АО
защиты и защиты дальнего резерва (на рис. 12.3 не изображена);
одновременно всех ступеней защиты, зона действия которых
перекрывает участок tj и защиты дальнего резерва.
Пусть имеется всего ступеней, соединенных логически па-
раллельно, чувствительных к повреждениям в зоне Веро-
ятность одновременного отказа этих Мх ступеней защиты равна
м,
IR", где г— порядковый номер ступени (ступени с порядко-
r=j
вым номером менее j к повреждениям в данной зоне не чувстви-
тельны); j — коэффициент неготовности ступени с номером г в
режиме тревоги, вычисленный по формулам (12.39) или (12.42).
Вероятность отказа одновременно всех ступеней, соединен-
ных параллельно, либо блока АО:
. ЙВ=1-р-П^нТ,г (1-^нТ,о)«
(12.47)
к <=; 7
где — коэффициент неготовности блока АО в режиме трево-
ги (А-Нто= =l-e->-r' a%Tt).
Вероятность того, что при отказе всех ступеней защиты, чув-
ствительных к повреждениям в данной зоне , или при отказе блока
АО одновременно имеется отказ и у защиты дальнего резерва:
1- '-Пк- (‘-Ч,.) «1ЛР- (12.48)
k r=i 7
где — коэффициент неготовности защиты дальнего резер-
ва в режиме тревоги.
Число отказов защиты в режиме тревоги за время t при к.з.
на участке равно:
(12.49)
695
Если вся длина L защищаемого объекта N разбивается на h
участков I. (см. рис. 12.5), то математическое ожидание числа
неверных действий защиты в режиме тревоги:
h
„тн=£„тн (12.50)
1=1
Пример 12.5. Найти число неверных действий (отказов) в режи-
ме тревоги защиты выключателя Q, состоящей из токовой отсечки
ТО, первой Д31 и второй Д32 ступеней дистанционной защиты. Уча-
сток двухпутный с постом секционирования (рис. 12.6): £АП = 25 км,
£пв = 26 км. Зона действия токовой отсечки в режиме максимума
энергосистемы £Т0 =11 км, в режиме минимума энергосистемы —
£'Т0 = 7 км. Зона действия ступени Д31 = 37 км.
Токовая отсечка ТО (А1), ступени Д31 (А2), Д32 (АЗ) и вы-
ходной орган ВО (АО) соединены в режиме тревоги по схеме, при-
веденной на рис. 12.3. Интенсивности отказов блоков равны:
ХТО =1,2-1(Н 1/ч; 1,5-1(Н 1/ч; Хлз2=1,8-10^ 1/ч; ХДО=0,3-1(Н 1/ч.
1 v ’ ’ UM 3 А-УЗ** ’ 3 oU 3
Рис. 12.6. Схема питания (а) и график селективности (б)
По формуле (12.45) находим вероятность возникновения к.з. в
зоне действия токовой отсечки для одной схемы питания, приве-
денной на рис. 12.6 (D = 1, Р5= 1), полагая, что для режима мак-
симума энергосистемы Ртт = 0,7:
= 1
£Тп - 0 t'rn - 0
— -------+ ——----------(1 - )
е д. е max f । f ' тах '
_ АП ' ПВ АП ’ ПВ
696
= 1
J_L_?_ 0 7 + -^—-(1-0,7) =0,192.
.25 + 26 25 + 26 J
Находим величины коэффициентов неготовности для всех блоков по
формуле (12.39), принимая во внимание, что в данном примере X «сок,
(О*. - 0,0114 1/ч :
- лн,ТО Хго _ ^то _ 12221=0.0105; 0,0114
+ ^ТО (0 к
ЕГТ ^Д31 1,5-10^ = -- - - = 0,0132; 0,0114
Ч
ггт лн,Д32 ~ ^Д32 _*-Д32 . = li!22 = 0.0,58; 0,0114
+ ^Д32
ffT ^ВО _ ^ВО — 0,3-10-4 ’ " =0,0026. 0,0114
<°к
По формуле (12.47) находим вероятность отказа защиты при
к.з. в зоне действия ТО = 3: ТО, Д31 и Д32):
^=1-
= 1 - (1 - 0,0105 • 0,0132 • 0,0158)(1 - 0,0026) = 0,0026.
По формуле (12.49) находим среднее за год число неверных дей-
ствий защиты при к.з. в зоне действия токовой отсечки:
n.B==<o tPQ? = 0,0114-8760-0,192-0,0026=0,05.
По формуле (12.45) находим вероятность возникновения к.з. в
зоне от конца зоны действия ТО до шин поста секционирования
ПС (в этой зоне ступень Д31 является основной):
' f -f I' -I'
l^An^ne АП ' 1ПВ
Г 25-11
(1-^nax) =
к,2
25-7
0,7 + —-----(1-0,7) =0,298.
25 + 26 25 + 26
697
По формуле (12.47) находим вероятность отказа защиты при к.з.
в той зоне, где ступень Д31 является основной (Л/, = 2: Д31 и Д32):
е2т=1- 1
м, \
-ГК. (1-Ч>)=
r=j 7
= 1 - (1 - 0,0132 • О, О158)(1 - 0,0026) = 0,0028.
Число отказов защиты в этой зоне находим по формуле (12.49):
nf= =(OKtPK2Qf = 0,0114-8760-0,298-0,0028=0,083.
Среднее за год число отказов защиты при к.з. на участке 1АП
находим по формуле (12.50):
и™ =и™ +и™ =0,05 + 0,083 = 0,133.
Это соответствует примерно одному отказу за 7,5 лет.
Неверные действия в режиме дежурства можно представить
как сумму следующих составляющих:
„дн =„дн +идн +идн (12.51)
где — среднее число ложных отключений защиты, вызван-
ное отказами аппаратуры; п„н — среднее число излиЩних (несе-
лективных) отключений, вызванных внешними к.з.; n„H — сред-
нее число ложных отключений, вызванное прочими причинами.
Ложные отключения являются следствием повреждений вида
«ложное срабатывание» любого из блоков структурной схемы защи-
ты (см. рис. 12.3), при условии, что в остальных элементах, необходи-
мых для отключения выключателя, отсутствуют отказы вида «ложное
несрабатывание». Расчеты значительно упрощаются, если пренебречь
вероятностью одновременного повреждения двух и более элементов
из-за ее малости. В таком случае полагают, что при появлении в од-
ном из блоков отказа вида «ложное срабатывание» другие блоки од-
новременно не будут иметь отказов вида «ложное несрабатывание».
Ложное отключение произойдет при отказе вида «ложное сра-
батывание» любого блока структурной схемы защиты, приве-
денной на рис. 12.1. Принимая, как обычно, что интенсивность
отказов аппаратуры от времени не зависит, найдем вероятность
отсутствия ложных отключений за время t, вызванных неисп-
равностью аппаратуры, при логическом последовательном со-
единении всех блоков по формуле (12.30):
698
к
=рпс = ехР =ехР xoc+Lx;
< ;=1 J L V »-=i
м
яс
(12.52)
где М — число параллельных блоков в защите, у которых по-
вреждение данного вида вызывает ложное отключение выклю-
чателя; Х^ — интенсивности отказов вида «ложное сраба-
тывание» блоков г и АО.
Отсюда на основании выражения (12.8) получаем:
' м '
С=' *оС+5>гЛС
I г—1 У
(12.53)
Для определения среднего числа излишних отключений будем
считать, что на каждом из участков зоны неселективного действия
срабатывает только одна ступень, время действия которой явля-
ется наименьшим. Среднее число излишних отключений ступени
защиты номер г за время t можно найти по выражению:
02.54)
где со. — пара'метр потока коротких замыканий; Ркн — вероят-
ность того, что к.з. произойдет за пределами зоны защиты сту-
пени г; KJ0 — коэффициент неготовности блока АО защиты;
К* — коэффициент неготовности ступени г.
Вероятность Ркн г вычисляется по выражению, структура ко-
торого та же, что и у выражения (12.45):
D
S=1
erS~er e'rS~t
г ___r p । r ______
L max L
0- Ртах) ’ (12.55)
где (г, tr s — расчетная и действительная длина зоны защиты
ступени г в режиме максимума энергосистемы; — то же в
режиме минимума энергосистемы.
Остальные обозначения те же, что и в выражении (12.43). Вы-
ражение (12.52) справедливо при £г<$>£г и Если эти не-
равенства не соблюдаются, то соответствующий член в квадрат-
ных скобках выражения (12.52) принимают равным нулю.
Среднее число неселективных действий защиты:
699
м2
(12.56)
r=x
где x, M2 — соответственно номер и число ступеней, которые
могут работать неселективно.
К прочим причинам, вызывающим отключения , отно-
сятся электромагнитные помехи в измерительных цепях защи-
ты и в цепях ее питания, нерасчетные выбросы нагрузки за пре-
делы уставки, броски тока включения после действия устройств
автоматического включения резерва и т. п.
Представим число отключений как сумму следующих со-
ставляющих:
^Н=<Нвн+<пом+<АПВ> (12.57)
гДе лп,вн — среднее число ложных отключений из-за нерасчет-
ных выбросов нагрузки за пределы уставки; и"ом — среднее чис-
- ’ Дн
ло отключении, вызванных помехами в цепях защиты; Пп,дпв
—среднее число отключений после АПВ из-за бросков тока.
Появление сигнала на выходе того или иного блока защиты
в результате воздействия на него помехи происходит в том слу-
чае, если амплитуда помехи превышает порог срабатывания, а
ее длительность равна или больше времени переключения бло-
ка. Выброс нагрузки за пределы уставки можно рассматривать
как помеху, воздействующую на измерительный орган защиты.
Для теоретического определения величин п^н и п^ом необхо-
димо иметь математические модели случайных процессов появ-
ления выбросов нагрузки за пределы уставки и помех. В насто-
ящее время общепринятых моделей еще нет. Поэтому прихо-
дится определять величины «п,вн и Ищпом на основании статис-
тических наблюдений. В тех случаях, когда каждую из них не
удается точно определить, учитывают их сумму.
Неверные действия защиты после АПВ могут иметь место в
тех случаях, когда токи включения (пусковые токи нагрузки) пре-
вышают уставку защиты. Полагая, что за время цикла АПВ за-
щита сохраняется в исправном состоянии, находим среднее чис-
ло ложных отключений после АПВ по выражению
700
Салв = +Сн + СоМ)Рвк> (12.58)
где итв — число верных действий защиты при к.з. за рассматрива-
емый промежуток времени (итв =<ок/-птн); Ркн — вероятность
того, что к.з. является неустойчивым (самоликвидирующимся
после отключения); Рвк — вероятность появления после АПВ та-
кого броска тока, который может вызвать срабатывание защиты.
В скобках выражения (12.58) находится суммарное число отклю-
чений выключателя, АПВ после которых может быть успешным (при
отсутствии бросков тока нагрузки). Наблюдения показывают, что
60-75 % коротких замыканий самоликвидируются после отключе-
ния. Для контактной сети можно принять Ркн = 0,7-0,75.
Рассмотрим в качестве примера, как можно найти Рвк для за-
щиты тяговых сетей железнодорожного транспорта.
Известно, что в момент подачи устройством АПВ напряже-
ния в контактную сеть в последней наблюдаются большие брос-
ки токов. Если нагрузка находится близко от тяговой подстан-
ции, то бросок тока превышает, как правило, уставку срабаты-
вания, что приводит к неверному отключению фидера контакт-
ной сети. В трм случае, когда нагрузка находится далеко от тя-
говой подстанции, сопротивление тяговой сети ограничивает
бросок тока и он не достигает уставки. Будем полагать далее,
что неверное действие защиты после автоматического повтор-
ного включения может иметь место, если ближайший к подстан-
ции перегон (блок-участок) занят поездом.
Если отключение фидера произошло, когда поезд находится в
режиме тяги, то бросок тока при АПВ будет обусловлен тем, что пока
напряжения в сети не было, э. д. с. двигателей успеет снизиться. Из-за
большого индуктивного сопротивления в цепи тяговых двигателей
электровоза длительность переходного процесса при восстановле-
нии напряжения не зависит от начальной фазы напряжения.
Бросок тока определяется разностью между приложенным к
двигателям напряжением и их э. д. с., а также сопротивлениями
тяговой сети и электровоза. Если же электровоз в момент от-
ключения фидера имел ненагруженный трансформатор (режим
выбега или торможения), то при автоматическом повторном
включении произойдет бросок тока намагничивания.
701
Величина этого броска зависит от начальной фазы напряжения
в момент включения фидера: он имеет наибольшее значение при
переходе напряжения через нуль. С учетом этих замечаний имеем
Рвк =р1(рт+рххрф)’ (12.59)
где Р] — вероятность того, что поезд занимает ближайший к под-
станции перегон; Рт — вероятность того, что этот поезд нахо-
дится в режиме тяги; Рхх — вероятность того, что трансформа-
тор поезда находится в режиме холостого хода; — вероят-
ность включения фидера устройством АПВ в такой момент, ког-
да бросок тока намагничивания имеет существенное значение.
Вероятности Рт и Рхх определяют по следующим формулам:
Л =44; Рхх=^в+^)/?о’ (12.60)
где to — время хода поезда по данному перегону; гт — время
хода поезда по данному перегону в режиме тяги; /в — то же, в
режиме выбега; ZTp— то же, в режиме торможения.
Для определения вероятности Р$ положим с запасом, что бро-
сок тока намагничивания имеет существенное значение при на-
чальной фазе напряжения, отличающейся от нуля не более чем
на 30°. На отрезке, соответствующем одному периоду перемен-
ного напряжения (360°), имеется 4 отрезка по 30°, примыкаю-
щих к моментам перехода кривой напряжения через нуль.
Вероятность включения напряжения с любой начальной фа-
зой от 0 до 360° одинакова, поэтому Р^ = 4-30/360 = 0,33.
Определим теперь величину Pv Полагаем, что путь, питаемый
данным фидером, имеет п перегонов, на каждом из которых может
находиться только один поезд. Вероятность того, что на перегонах
находится одновременно т поездов, равна р(тп). Если на п пере-
гонах находится одновременно т поездов, то вероятность занятия
данного перегона равна т/п. Так как число т может измениться
от нуля до п, то вероятность, что данный перегон будет занят,
n v' тр(т)
(12-61)
Вероятность р(т) находится по выражению
702
—т
р{т) = С”
)п-т
(12.62)
где N — число поездов, проходящих по данному перегону за
сутки; No — пропускная способность данного пути [1].
Пример 12.6. Для условий, приведенных в примере 12.5, найти
число ложных отключений защиты, вызванных отказами аппара-
туры, и число неселективных отключений за интервал времени
8760 ч. Интенсивности отказов вида «ложное срабатывание» для
блоков защиты равны: = 1’Ю-5 1/ч; = 1,5-10~5 1/ч;
1™,=1,6-10--51/ч; %^=0,5-10-5 1/ч.
По формуле (12.53) находим
( м >
\ Г=1 7
= 8760(0,5 • IO”5 +1 • 10~5 +1,5 • 10-5 +1,6 • 10”5) = 0,403.
Токовая отсечка ТО не может иметь неселективные действия
поскольку ее зона действия не выходит за пределы участка длиной
£АП (Рис- 12.6)i Ступень Д31 дистанционной защиты имеет зону
действия , превышающую 1АП. Поскольку эта ступень не име-
ет выдержки времени, то она может отключаться неселективно
при к.з. на участке - 1АП. Ступень Д32 выполнена с выдерж-
кой времени, поэтому неселективных действий не имеет. Вероят-
ность к.з. на участке - £ЛП находим по формуле (12.55):
D
'’„“Pi
5=1
f -f
Д3\ АП
^1 +^2
f -I
max V max7
Г37-25
37-25
0,7+ —-(1-0,7) =0,235.
25 + 26 25 + 26
Поскольку защита выключателя Q реагирует на участке
£Д31 - ап на к-3- на &вУх путях, то значение (Ок = 0,0114 1/ч, при-
веденное в примере 12.5 для одного пути, необходимо удвоить и в
формуле (12.54) принять ок = 0,0228 1/ч.
703
Значения коэффициентов неготовности ^н,дз1~ 0,0132 и
^«,во — 0,0026 вычислены в примере 12.5. Число неселективных дей-
ствий находим по формуле (12.54):
- «>л,, О -к:., )(i - )=
= 0,0228-8760-0,235 (1-0,0182)(1-0,0026)=45,1.
Для уменьшения числа неселективных отключений длину дз\
ступени Д31 необходимо сократить. При ^дз\<£ап неселектив-
ных действий не будет.
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
1. Марквардт К. Г. Энергоснабжение электрифицированных
железных дорог. М., Транжелдориздат. 1948. 568 с.; изд. 4-е пе-
рераб. и доп., 1982. 528 с.
2. Основы теории цепей: Учебник для вузов / Зевеке Г. В.,
Ионкин П. А., Нетушил А. В., Страхов С. В., 5-е изд., перераб.
М., Энергоатомиздат, 1989. 528 с.
3. Бей Ю. М., Мамошин Р. Р., Пупынин В. Н., Шалимов М. Г.
Тяговые подстанции. М., Транспорт, 1986. 319 с.
4. Основы метрологии и электрические измерения: Учебник для
вузов / Авдеев Б. Я., Андронюк Б. М., Душин Е. М. и др.: Под
ред. Душина Е. М. — 6-е изд., перераб. и доп. — Л.: Энергоато-
миздат. Ленингр. отд-ние, 1987. 480 с.
5. Вычислительная и микропроцессорная техника в устрой-
ствах электрических железных дорог: Учебник для вузов ж.-д.
транспорта / Андреев В. В., Куликов П. Б., Марквардт Г. Г. и
др. : Под ред. Марквардта Г. Г. М.: Транспорт, 1989. 287 с.
6. Бурков А. Т. Электронная техника и преобразователи:
Учебник для вузов ж.-д. транспорта. М., Транспорт. 1999. 464 с.
7. Виноградов В. А., Попов Д. А. Электрические машины же-
лезнодорожного транспорта: Учебник для вузов ж.-д. транспор-
та. М., Транспорт. 1986. 511 с.
8. Марквардт К. Г. Контактная сеть. 4-е изд., перераб. и доп.
Учебник для вузов ж,- д. транспорта. М., Транспорт. 1994. 335 с.
9. Иванов В. И. Реле и релейная защита. М.-Л., Госэнерго-
издат. 1932. 276 с.
10. Соловьев Л. Е., Федосеев А. М. Релейная защита. Ч. 1.
М.-Л., ОНТИ, 1938. 559 с.
11. Ступель Ф. А. Реле защиты и автоматики. М.-Л., Госэ-
нергоиздат, 1941. 370 с.
12. Атабеков Г. И. Теоретические основы релейной защиты
высоковольтных сетей. М.-Л., Госэнергоиздат, 1957. 344 с.
13. Фабрикант В. Л. Теория обмоток реле переменного тока.
М.-Л., Госэнергоиздат, 1958. 264 с.
14. Фабрикант В. Л. Дистанционная защита. М.: Высшая
школа, 1978. 215 с.
705
15. Дроздов А. Д. Электрические цепи с ферромагнитными
сердечниками в релейной защите. М.-Л., Энергия, 1965. 240 с.
16. Федосеев А. М. Релейная защита электрических систем.
М., Энергия. 1976. 560 с.
17. Федосеев А. М. Релейная защита электрических систем.
Релейная защита сетей. М., Энергоатомиздат. 1984. 520 с.
18. Шнеерсон Э. М. Дистанционные защиты. М., Энергоато-
миздат. 1986. 448 с.
19. Гельфанд Я. С. Релейная защита распределительных се-
тей. М., Энергоатомиздат. 1987. 386 с.
20. Засыпкин А. С. Релейная защита трансформаторов. М.,
Энергоатомиздат. 1989. 240 с.
* 21. Лысенко Е. В. Функциональные элементы релейных устройств
на интегральных микросхемах. М., Энергоатомиздат. 1990. 192 с.
* 22. Линт Г. Э. Серийные реле защиты, выполненные на ин-
тегральных микросхемах. М., Энергоатомиздат. 1990. 112 с.
23. Ванин В. К., Павлов Г. М. Релейная защита на элементах
вычислительной техники. Л., Энергоатомиздат. Ленингр. отд-ние,
1991. 336 с.
24. Андреев В. А. Релейная защита и автоматика систем элек-
троснабжения. М., Высшая школа. 1991. 496 с.
25. Кучма К. Г., Марквардт Г. Г., Пупынин В. Н. Защита от
токов короткого замыкания в контактной сети. М., Трансжелдо-
риздат. I960. 260 с.
26. Система телемеханики «Лиена» для электрифицирован-
ных железных дорог. / Е. Е. Байкеев, Г. М. Корсаков, В. Я.
Овласюк, Н. Д. Сухопрудский. Под ред. Н. Д. Сухопрудского.
М., Транспорт, 1979. 215 с.
27. Электронные устройства релейной защиты и автоматики в си-
стемах тягового энергоснабжения. / Быков В. А., Зимаков В. А, Халь-
ков В. С. и др.; Под ред. В. Я. Овласюка. М., Транспорт. 1974. 304 с.
28. Интегральные микросхемы в устройствах автоматики и
защиты тяговых сетей / В. А. Овласюк, В. А. Зимаков, В. И. Дуб-
ровин и др.; Под ред. В. Я. Овласюка. М. Транспорт, 1985.. 302 с.
'*29. Фигурнов Е. П. Защита электротяговых сетей пёременно-
го тока от коротких замыканий. М., Транспорт. 1979. 160 с.
30. Фигурнов Е. П. Релейная защита устройств электроснаб-
жения железных дорог М., Транспорт, 1981. 215 с.
706
31. Шалимов М. Г., Маценко В. П. Релейная защита тяговых
подстанций. Омск. Издание ОМИИТ, 1981. 114 с.
32. Дынькин Б. Е. Защита тяговых сетей переменного тока
при разземлении опор контактной сети. Хабаровск.
ДВГУПС, 1999. 170 с.
33. Шилкин П. М., Порцелан А. А., Котельников А. В. За-
щита контактной сети постоянного тока при различных спосо-
бах заземления опор. М., Транспорт, 1977. 104 с.
34. Сердинов С. М. Повышение надежности устройств энерго-
снабжения электрифицированных железных дорог. М., Транспорт.
1975. 366 с.; 2-е изд., перераб. и доп. М., Транспорт. 1985. 306 с.
35. Векслер М. И. Защита тяговой сети постоянного тока от
токов короткого замыкания. М., Транспорт. 1976. 120 с.
36. Щмурьев В. Я. Цифровые защиты. М., НТС «Энергопрог-
ресс», 1999. 56 с. (Библиотечка электротехника, приложение к
журналу «Энергетик», вып. 1(4)).
37. Александров А. М. Выбор уставок срабатывания‘защит
асинхронных электродвигателей напряжением выше 1 кВ. М.,
НТС «Энергопрогресс», 1998. 56 с. (Библиотечка электротехни-
ка, приложение к журналу «Энергетик», вып. 2.).
38. Правила устройства электроустановок. М. Энергоато-
миздат, 1985, 640 с.
39. Правила устройства системы тягового электроснабжения
железных дорог Российской Федерации. М., Министерство пу-
тейсообщения, 1997. 78 с.
^40^Руководящие материалы по релейной защите систем тя-
гового электроснабжения. Департамент электрификации и элек-
троснабжения Министерства путей сообщения Российской Фе-
дерации. М.: Трансиздат. 1999. 96 с.
41. Руководящие указания по релейной защите. Ступенчатая
токовая защита нулевой последовательности от замыкайий на
землю линий 110-220 кВ. М.-Л., Госэнергоиздат, 1961.63 с.
42. Руководящие указания по релейной защите. Защита шин
6-220 кВ. М.-Л., Госэнергоиздат, 1961. 72 с.
43. Руководящие указания по релейной защите. Защита по-
нижающих трансформаторов и автотрансформаторов. М.-Л.,
Госэнергоиздат, 1962. 120 с.
707
44. Руководящие указания по релейной защите. Устройство ре-
зервирования при отказе выключателя 35-500 кВ. М.-Л., Энер-
гия, 1966. 48 с.
45. Руководящие указания по релейной защите. Дистанцион-
ная защита линий 35-330 кВ. М.-Л., Энергия, 1966. 172 с.
46. Руководящие указания по релейной защите. Дистанционная
защита линий 35—330 кВ (дополнение). М., Энергия, 1968. 16 с.
47. Руководящие указания по релейной защите. Попереч-
ная дифференциальная направленная защита линий 35-220 кВ.
М., Энергия, 1970. 56 с.
48. Руководящие указания по релейной защите. Дифференци-
ально-фазная высокочастотная защита линий 110-330 кВ. М.,
Энергия, 1972. 112 с.
49. Руководящие указания по релейной защите. Высокочас-
тотная блокировка дистанционной и токовой направленной ну-
левой последовательности защит линий 110-220 кВ.'М’, Энер-
гиЯд1975. 76 с.
Рубинчик В. А. Резервирование отключения коротких за-
мыканий в электрических сетях. М.: Энергоатомиздат, 1996. 180 с.
51. Белицкая М. С., Лиманов Е. А. Трансформаторы посто-
янного тока и напряжения. М.-Л., Энергия. 1964. 236 с.
52. Левшина Е. С., Новицкий П. В. Электрические «змерения
физических величин: (Измерительные преобразователи). Л.,
Энергоатомиздат. Ленингр. отд-ние, 1983. 320 с.
53. Использование полупроводников в релейной защите и изме-
рительной технике / Под ред. Е. П. Фигурнова. Труды Ростовского
н/Лцн-та инж. ж.-д. трансп., вып. 52. М., Транспорт, 1965. 56 с.
Ц4ТЕгиазарян Г. А., Стафеев В. И. Магнитодиоды, ма^нито-
традТисторы и их применение. М., Радио и связь, 1987. 88~с?
*Х55^ Гречухин В. Н., Нуждин В. Н., Глускина В. В. и др. Опыт
разработки преобразователей тока в напряжение на магнитотран-
зисторах для устройств релейной защиты и измерения. Энерге-
тик,J997,.№ 6. С. 14-16.
*" 56 ~казан'ский В. Е. Трансформаторы тока в устройствах ре-
лейной защиты и автоматики: Учебн. пособие для вузов. М.,
Энергия, 1978. 264 с.
57. Казанский В. Е. Измерительные преобразователи тока в
релейной защите. М., Энергоатомиздат, 1988. 240 с.
58. Кудрявцев А. А., Кузнецов А. П., Григорьев М. Н. Мак-
симальная токовая защита с магнитными трансформаторами
тока. М., Энергоиздат, 1984. 56 с.
708
59. Королев Е. П., Либерзон Э. М. Расчеты допустимых нагру-
зок в токовых цепях релейной защиты. М., Энергия, 1980. 208 с.
60. Элементы автоматических устройств: Учебник для вузов/
/В. Л. Фабрикант, В. П. Глухов, Л. Б. Паперно, В. Я. Путниньш.
М., Высшая школа, 1981. 400 с.
61. Михайлов В. В. Магнитоэлектрики в устройствах авто-
матики и релейной защиты. М., Энергоатомиздат, 1986. 128 с.
62. Фабрикант В. Л. Фильтры симметричных составляющих.
М^Д., Госэнергоиздат, 1962. 424 с.
£бЗрЛинт Г. Э. Симметричные составляющие в релейной за-
щите. М.: Энергоатомиздат. 1996*. 160 с.
64. Босый Н. Д. Электрические фильтры. Изд. 4-е. Киев, Гос-
техиздат УССР, I960. 616 с.
65. Рогинский В. Ю. Расчет устройств электропитания аппа-
ратуры электросвязи. М., Связь, 1972. 360 с.
66. Цифровые и аналоговые интегральные микросхемы: Спра-
вочник / С. В. Якубовский, Л. И. Ниссельсон, В. И. Кулешова и
др.; Под ред. С. В. Якубовского. М., Радио и связь, 1990. 496 с.
67. Справочник по наладке вторичных цепей электростанций
и подстанций / А. А. Антюшин, А. Е. Гомберг, В. П. Караваев и
др.; Под ред. Э. С. Мусаэляна. М., Энергоатомиздат, 1989. 384 с.
68. Тяговые подстанции трамвая и троллейбуса: Справочник
/ Под ред. И. С. Ефремова. М., Транспорт, 1984. 311с.
69. Реле защиты / В. С. Алексеев, Г. П. Варганов, Б. И. Пан-
филов, Р. 3. Розенблюм. М., Энергия, 1976. 464 с.
^0-Игловский И. Г., Владимиров Г. В. Справочник по сла-
боточным электрическим реле. 3-е изд., перераб. и доп. Л., Энер-
гоатомиздат. Ленингр. отд-ние, 1990. 560 с.
71. ~Кобленц М. Г. Герметичные коммутационные устройства
на силовых герконах. М. Энергоатомиздат, 1986. 176 с.
J2^Коммутационные устройства радиоэлектронной аппа-
ратуры / Г. Я. Рыбин, Б. Ф. Ивакин, Н. В. Вьюков и др.; под
ред. Г. Я. Рыбина. М., Радио и связь, 1985. 264 с.
*13. Темкина Р. В. Измерительные органы релейной защиты на
интегральных микросхемах. М., Энергоатомиздат, 1985. 240 с.
74. Электронные релейные и измерительные устройства для
железнодорожного транспорта. / Под общ. ред. Е. П. Фигурно-
ва. Труды РИИЖТ, вып. 71. М., Транспорт, 1967. 104 с.
709
75. Фабрикант В. Л. Основы теории построения измеритель-
ных органов релейной защиты и автоматики. М., Высшая шко-
ла. 1968. 268 с.
76. Удрис А. С. Релейная защита воздушных линий 110-220
кВ типа ЭПЗ-1636. М., Энергоатомиздат, 1988. 144 с.
77. Дрогунцев В. Г., Овчаренко Н. И. Элементы автомати-
ческих устройств энергосистем. М., Энергия, 1979. 520 с.
«#78. Фигурнов Е. П. К основам теории входных устройств по-
лупроводниковых реле с двумя входными сигналами. Электри-
чество. 1966. № 9. С. 55-59.
J 79. Фигурнов Е. П. Реле сопротивления с составными харак-
теристиками. Электричество. 197О.-№ 7. С. 83-85.
80. Фокин Г. Г., Хомяков Т. Н. Панели дистанционных за-
щит ПЗ-2/1 и ПЗ-2/2. М., Энергия, 1975. 112с.
81. Устройства дистанционной и токовой защит типов ШДЭ
2801, ЩДЭ 2802 / А. Н. Бирг, Г. С. Нудельман, Э. К. Федоров и
др. М., Энергоатомиздат, 1988. 144 с.
82. Федоров Э. К., Шнеерсон Э. М. Панель дистанционной
защиты ПДЭ-2001 (ДЗ-751). М., Энергоатомиздат, 1985. 96 с.
83. Беляев А. В. Выбор аппаратуры, защит и кабелей в сетях
0,4 кВ. Л., Энергоатомиздат. Ленингр. отд-ние, 1988. 176 с.
84. Шабад М. А. Защита трансформаторов распределитель-
ных сетей. Л., Энергоатомиздат. Ленингр. отд-ние, 1981. 136 с.
85. Усатенко С. Т., Каченюк Т. К., Терехова М. В. Выполне-
ние электрических схем по ЕСКД: Справочник. М., Издатель-
ство стандартов, 1989. 325 с.
86. Корогидский В. Н., Кужеков С. Л., Паперно Л. Б. Релей-
ная защита электродвигателей напряжением выше 1 кВ. М., Энер-
гоатомиздат, 1987. 248 с.
87. Голанцов Е. Б., Молчанов В. В. Дифференциальная защита
трансформаторов с реле типа ДЗТ-21 (ДЗТ-23). М., Энергоатомиз-
дат, 1990. 88 с.
88. Гост 27514-87. Короткие замыкания в электроустановках.
Методы расчета в электроустановках переменного тока напря-
жением свыше 1 кВ. М., Изд-во стандартов, 1989.40 с.
' 89. Фигурнов Е. П. Сопротивления электротяговой сети одно-
фазного переменного тока. Электричество, 1997, №5. С. 23-29.
90. Бурьяноватый А. И. компьютерное моделирование в элек-
троснабжении: Учебное пособие. СПб. Петербургский гос. ун-т
путей сообщения, 1999. 80 с.
710
91. Разевиг В. Д. Система схемотехнического моделирования
MICRO-CAP V. М.: «Солон», 1997. 280 с.
92. Карлащук В. И. Электронная лаборатория на IBM PC.
Программа Electronics Workbench и ее применение. М.: «Солон-
Р», 1999. 512 с.
93. Система тягового электроснабжения 2x25 кВ / Б. М. Боро-
дулин, М. И. Векслер, В. Е. Марский, И. В. Павлов. М., Транс-
порт, 1989. 247 с.
94. Бочев А. С. Линейные электрические цепи систем электроснаб-
жения железных дорог. Ч. 1: Учебное пособие. Ростов н/Д, 1989. 36 с.
95. Горошков Ю. И., Бондарев Н. А. Контактная сеть. Изд.
3-е, перераб. и доп. М., Транспорт, 1990. 399 с.
96. Дубровин В. И. Методы отключения быстродействующих
выключателей постоянного тока в устройстве телеблокировки.
Труды ВНИИЖТ, вып. 622. М., Транспорт, 1979. С. 58-67.
97. Пупынин В. Н., Блинов И. Б. Трехпараметрическая защита
тяговой сети от малых токов короткого замыкания И Улучшение
энергетических показателей метрополитенов: Сб. научн. тр. М.,
Транспорт. 1987. С. 60-67.
98. Зимаков В. А. Надежность защиты от коротких замыка-
ний повышена. Локомотив, 1995, № 2, С. 35-36.
99. Короткозамыкатель для контактной сети постоянного тока И
И. С. Крюков, А. В. Фарафонов, Ю. Г. Сенников, О. С. Кату-
нин. Электрическая и тепловозная тяга, 1990, № 1, С. 36-39.
100. Фейгин Г. Л., Фелинский Ю. Б. Повышение надежности
мгновенно-потенциальной защиты. Электрическая и тепловоз-
ная тяга, 1977, №8, С. 13-14.
101. Петрова Т. Е. Расчет нагрева проводов контактной сети.
Вестник ВНИИЖТ, 1987, №3. С. 52-54.
102. Тепло- и массообмен. Теплотехнический эксперимент.
Справочник / Е. В. Аметистов, В. А. Григорьев, Б. Г. Емцов и
др. Под общ. ред. В. А. Григорьева и В. М. Зорина. М., Энерго-
излдо. 1982. 512 с.
ЛОЗ) Петрова Т. Е., Фигурнов Е. П. Защита от перегрузки по
току проводов воздушных линий электропередачи. Электриче-
ство, 1991, №8. С. 29-34.
104. Набойченко Н. О., Вербицкий В. А. и др. Защита от от-
жигов проводов контактной сети постоянного тока. Локомотив,
1996, №9. С. 24-28.
105. Справочник по электроснабжению железных дорог. Том 2. /
Под ред. К. Г. Марквардта. М., Транспорт, 1981. 392 с.
711
QOfy Таубес И. Р. Устройство резервирования при отказе
выключателя (УРОВ) в сетях 110-220 кВ. М., Энергоатомиз-
дат, 1988. 88 с.
Ю^П^ородулин Б. М., Герман Л. А., Николаев Г. А. Кон-
денсаторные установки электрифицированных железных дорог.
М., Транспорт, 1983. 183 с.
108. А. С. 493855 СССР, МКИ3 Н 02 J 3/18. Способ отключе-
ния установки параллельной емкостной компенсации / Ю. И.
Блинников, Б. М. Бородулин, Б. П. Горан, Е. Н. Дагаев, Ю. Я.
Самсонов, Е. П. Фигурнов, Л. И. Шухатович (СССР)- № 1425513/
24-7. Заявл. 10.04.70; Опубл. 30.11.75. Бюл. № 44.
109. Двенадцатипульсовые полупроводниковые выпрямители
тяговых подстанций / Б. С. Барковский, Г. С. Магай, В. П. Ма-
ценко и др.; Под ред. М. Г. Шалимова. М., Транспорт, 1990. 127 с.
110. Глух Е. М., Зеленов В. Е. Защита полупроводниковых
преобразователей. М.: Энергия, 1970. 152 с.
111. Дружинин Г. В. Надежность автоматизированных про-
изводственных систем. М., Энергоатомиздат, 1986. 480 с.
112. Павлов И. В. Отсасывающие трансформаторы в тяговых
сетях переменного тока. М.: Транспорт, 1965. 20Д с.
ПРЕДМЕТНЫЙ УКАЗАТЕЛЬ
А
Автоматизация контроля техничес-
кого состояния аппаратуры за-
щиты 667
Автоматика технологическая 4
— системная 4
Б
Безотказность 672
Блоки питания 73
Бросок тока намагничивания 289
Быстродействие защиты 21, 481
Быстродействующий выключатель 479
----с индуктивным шунтом 479-480
----реле РДШ 481,527
В
Вероятность безотказной работы 677
Взаимная связь защит аналоговая 230
— дискретная 233
— дискретно-аналоговая 231
— поперечная 14, 236, 428
— продольная 14, 237, 428
— поперечная с контролем состоя-
ния измерительных органов 434
— со сравнением величин токов 432
— направления токов 436
Вибрация контактов 84
Виды тяговой сети переменного тока 349
Время отключения выключателя 21,
366, 479
— срабатывания реле электромеха-
нических 80
-------электронных 101
Выбор трансформатора тока для
релейной защиты 44
Выдержка времени 20
----дистанционной защиты 221
----зависимая 215
-------тяговой сети 368
----независимая 213
----максимальной токовой защи-
ты 212, 213
----токовой направленной защиты 219
Г
Гальваномагнитные преобразователи 33
Гальваническая развязка 38
График селективности защит 368
Д
Действие защиты верное 26
----каскадное 240
----неверное 26
----неверные в режиме дежурства 698
------------ тревоги 693
Диаграмма векторная трансформа-
тора тока 42
Делитель напряжения 32
Добавочные сопротивления 32
3
Заземляющий спуск 471
И
Избирательность защиты, см. Се-
лективность
Излишнее срабатывание 18
Измерительные органы 13
— реле 76
Измерительный преобразователь 30
К
Коммутационная способность кон-
тактов реле 81
Контур заземления внешний 660
---- внутренний 660
Короткозамыкатель дуговой 557
Короткое замыкание 12
----внешнее 19
---- внутреннее 19
713
----междуфазное 12
----на землю 243, 244
Коэффициент возврата 25
— запаса 25
— неготовности 691
—схемы 48, 49
— чувствительности 22, 23, 385, 490
Кратность первичного тока пре-
дельная 44
-------номинальная 44
Л
Логическая часть защиты 13
Ложное срабатывание 18, 684, 698
М
Максиселектор 158, 232
Математическое ожидание числа
верных действий защиты 675
-------неверных действий защиты
в режиме дежурства 675
—------------------тревоги 675
— описание характеристик 123-125
Мертвая зона 218, 220, 240
Миниселектор 158, 232
Модель функционирования 671—
673, 691-693
Модули защиты типовые 396-401,
405, 425-426
Момент вращающий в реле индук-
ционном 95, 152
---------электромагнитном 83
— тормозной в реле индукционном 95
---------электромагнитном 83
Н
Надежность 25
— функционирования защиты 671
Неверные действия защиты 691, 693
Нуль-органы 128
О
Объединение опор тросовое 560
Объекты перемонтируемые 672
— ремонтируемые 672, 673
Отказ 672
— внезапный 683
Отказ в режиме дежурства 675, 676
-------тревоги 675, 676
— постепенный 683
— срабатывания 26, 684
П
Параметр потока коротких замы-
каний 689, 693
---неверных действий 680
---отказов 674
Периодичность контроля 691, 692
Поток событий 674
---без последействий 674
— — ординарный 674
---простейший 674
— — пуассоновский 674
--- стационарный 674
Предохранители плавкие 207-210
Процент правильной работы 29
Р
Работоспособность объекта 662
Размеры движения расчетные 338
Реле времени электромагнитные 81-93
--- полупроводниковые 100-119
— вторичные 77
— газовое 298
— измерительные 76
—-индукционные 94-100, 151-152
— косвенного действия 77
— логические 77
— максимальные 79
— минимальные 79
— направления мощности 161-167
— напряжения 87, 100, 104
— первичные 77
714
— промежуточные 77, 89
— прямого действия 77
— с магнитоуправляемыми контак-
тами 90, 410
— сопротивления 167-173, 392, 415
— тока 84-87, 97, 104
---дифференциальное 309
— указательные 94
С
Сверхтоки 206, 257,288
Селективность 19, 213, 221, 367
Сигнализация о замыкании одной
фазы на землю 248
Сопротивление тяговой подстан-
ции переменного тока 347
— постоянного тока 496
Сопротивление трансформатора
320, 325, 327
— тяговой сети 27,5 кВ 349, 353
-------2x25 кВ 450-454
-------постоянного тока 492-502
— электрической дуги 341
Срабатывание излишнее 18
— ложное 18
Схемы включения трансформато-
ров напряжения 53
------- тока 49
Схемы сравнения 125
— демодуляторные 132
— дифференциально-выпрямитель-
ные 126
— дифференциально-демодулятор-
ные 139
— время-импульсные 142
— импульсные 148
— с макси- и миниселекторами 158
Т
Телеблокировка 428-431
Ток включения трансформатора 289
---проводов допустимый 584-593
Трансреактор 57
Трансформатор тока 40, 41
-----магнитный 40
-----нулевой последовательности 64
-----шинный 263
Трансформаторы напряжения 52
нулевой последовательности 64
— промежуточные 57
— согласующие 55
У
Угловые характеристики 121, 123,
378, 381,402,416
Устойчивость функционирования 21-25
Уравнение нагревания проводов 576
Ф
Фазоповоротные схемы 136
Фазочувствительные выпрямители
133-134
Фильтры симметричных составляющих 62
—тока нулевой последовательности 63
— напряжения нулевой последова-
тельности 64, 65
-----обратной последовательности 65
-------пассивные 66
-------частотные 66
Функции защиты 18
X
Характеристика реле направления
мощности вольт-амперная 154
--------- угловая 154
Характеристики реле сопротивле-
ния простые 123
-------сложные 157
Ч
Чувствительность защиты 22
Ш
Шунт 30
715
ОГЛАВЛЕНИЕ
Предисловие ..................................... 3
Введение................................:........ 4
ЧАСТЬ 1
ОСНОВЫ РЕЛЕЙНОЙ ЗАЩИТЫ
Глава 1.ОСНОВНЫЕ ПОНЯТИЯ О РЕЛЕЙНОЙ ЗАЩИТЕ
1.1. Назначение и структурная схема релейной защиты 12
1.2. Основные виды релейной защиты........... 15
1.3. Основные требования, предъявляемые к защите .. 18
1.4. Эффективность функционирования защит..... 27
Глава 2. ИЗМЕРИТЕЛЬНЫЕ ПРЕОБРАЗОВАТЕЛИ
И ИСТОЧНИКИ ОПЕРАТИВНОГО ПИТАНИЯ
2.1. Измерительные преобразователи постоянного тока 30
2.2. Гальваническая развязка измерительных
преобразователей ............................. 37
2.3. Виды измерительных преобразователей
переменного тока ............................. 40
2.4. Условия работы и схемы включения
трансформаторов тока ......................... 41
2.5. Условия работы и схемы включения трансформаторов
напряжения.................................... 52
2.6. Согласующие и промежуточные трансформаторы.
Переходные процессы .......................... 55
2.7. Фильтры ................................. 61
2.8. Источники оперативного питания........... 71
Глава 3. РЕЛЕ И КОМПЛЕКТЫ ЗАЩИТ
3.1. Классификация реле ...................... 76
716
3.2. Электромеханические реле, реагирующие
на одну электрическую величину................ 81
3.3. Полупроводниковые реле, реагирующие на одну
электрическую величину........................ 100
3.4. Схемы сравнения двух и более электрических величин 120
3.5. Реле направления мощности и реле сопротивления. 161
3.6. Микропроцессорные защиты ............... 174
3.7. Выходные органы релейной защиты ........ 197
Глава 4. ЗАЩИТА ЭЛЕКТРИЧЕСКИХ СЕТЕЙ
4.1. Виды аварийных и ненормальных режимов .. 206
4.2. Защиты по значению тока................. 207
4.3. Дистанционная защита ................... 221
4.4. Взаимные связи в защитах ............... 230
4.5. Дифференциальные защиты................. 237
4.6. Высокочастотные защиты ................. 240
4.7. Защиты от замыканий на землю ........... 243
Глава 5. ЗАЩИТА СИНХРОННЫХ ГЕНЕРАТОРОВ
5.1. Виды аварийных и ненормальных режимов .. 255
5.2. Защита обмотки статора ................ 259
5.3. Защита генератора от внешних коротких замыканий
и ненормальных режимов ...................... 266
5.4. Защита от замыканий на землю обмотки возбуждения 271
Глава 6. ЗАЩИТА ЭЛЕКТРОДВИГАТЕЛЕЙ
6.1. Виды повреждений и ненормальных режимов .... 274
6.2. Защита асинхронного электродвигателя ... 276
6.3. Особенности защиты синхронных электродвигателей 280
6.4. Защита электродвигателей напряжением до 1 кВ... 283
Глава 7. ЗАЩИТА ТРАНСФОРМАТОРОВ
7.1. Виды повреждений и ненормальных режимов .... 288
7.2. Защиты, реагирующие на величину тока.... 290
7.3. Газовая защита ......................... 297
7.4. Дифференциальная защита ............... 300
7.5. Вычисление расчетных значений токов .... 317
717
ЧАСТЬ 2
РЕЛЕЙНАЯ ЗАЩИТА УСТРОЙСТВ ТЯГОВОГО
ЭЛЕКТРОСНАБЖЕНИЯ ЖЕЛЕЗНЫХ ДОРОГ
Глава 8. ЗАЩИТА ТЯГОВОЙ СЕТИ ПЕРЕМЕННОГО ТОКА
8.1. Особенности нормального и аварийного режимов 334
8.2. Вычисление параметров короткого замыкания ... 346
8.3. Особенности реализации основных требований
к защитам .................................. 365
8.4. Схемы защит фидеров тяговой сети ....... 391
8.5. Защита с взаимными связями.............. 428
8.6. Перекрытие нейтральной вставки ......... 438
8.7. Особенности защиты тяговой сети 2x25 кВ
с автотрансформаторами...................... 444
Глава 9. ЗАЩИТА ТЯГОВОЙ СЕТИ ПОСТОЯННОГО ТОКА
9.1. Особенности соединения опор с рельсами . 471
9.2. Особенности нормального и аварийного режимов 474
9.3. Вычисление параметров короткого замыкания ... 492
9.4. Токовые защиты ......................... 520
9.5. Защиты минимального напряжения.......... 533
9.6. Защита по сопротивлению ................ 536
9.7. Защиты, реагирующие на переходные процессы .. 541
9.8. Селективная защита межподстанционной зоны ... 554
9.9. Защита при разземленных опорах ......... 557
Глава 10. ЗАЩИТА ТЯГОВЫХ СЕТЕЙ ОТ ПЕРЕГРУЗКИ
10.1. Условия и область использования защит .. 572
10.2. Основы теории нагревания проводов...... 576
10.3. Методы контроля нагрева проводов....... 593
10.4. Общие требования к защите от перегрузки. 601
10.5. Сведения о защитах от перегрузки ...... 605
Глава И. ЗАЩИТА ЭЛЕМЕНТОВ ТЯГОВЫХ ПОДСТАНЦИЙ
11.1. Особенности защиты трансформаторов..... 616
11.2. Защита шин, секционных выключателей и отходящих
линий ...................................... 621
718
11.3. Защита установок емкостной компенсации... 633
11.4. Защита преобразовательных агрегатов .... 653
11.5. Защита распределительных устройств постоянного
тока от замыканий на землю.................... 659
Глава 12. ТЕХНИЧЕСКОЕ ОБСЛУЖИВАНИЕ
И НАДЕЖНОСТЬ ЗАЩИТ
12.1. Виды и периодичность технического обслуживания 662
12.2. Средства технического обслуживания ..... 665
12.3. Автоматический контроль технического
состояния защит .............................. 666
12.4. Модель надежности функционирования защит
и ее числовые оценки ......................... 671
12.5. Статистическая оценка надежности
функционирования защит........................ 677
12.6. Аппаратурная надежность................. 683
12.7. Прогнозирование числа неверных действий защиты 689
Список литературы .............................. 705
Предметный указатель ........................... 713
Учебное издание
Евгений Петрович Фигурнов
Релейная защита
Редактор В. К. Тихонычева
Корректоры В. Т. Агеева, Г. А. Попова
Дизайн М. Львова
Компьютерная верстка С.Б. Лысиков
ИД № 01842 от 22.05.2000. Сдано в набор 10.10.2000
Подписано в печать 08.04.2001. Формат 60х88Хв- Тип. Зак. № 4412.
Усл. печ. л. 45. Тираж 5000 экз.
И ПК «Желдориздат»
107078, Москва, Басманный переулок, 6
ISBN 5-94069-013-0
Отпечатано на ордена Трудового Красного Знамени
ГУП Чеховский полиграфический комбинат
Министерства Российской Федерации по делам печати,
телерадиовещания и средств массовых коммуникаций
142300 г. Чехов Московской области
Тел. (272) 71-336, факс (272) 62-536