3.4 Расчет дифференциальной защиты понижающего трансформатора

В связи с тем, что на проектируемых тяговых подстанциях используются трёхобмоточные трансформаторы, дифференциальная защита не может быть выполнена на основе реле РНТ-565 из-за низкого значения коэффициента чувствительности. Поэтому производим расчет дифференциальной защиты (исходные данные для расчета приведены на рисунке 3.4) на основе реле ДЗТ-11, в котором для повышения чувствительности используется принцип торможения сквозным (циркулирующим) током.

Рисунок 3.4 – Исходные данные для расчета дифференциальной защиты трансформатора

Вторичные номинальные токи в плечах защиты:

, (3.19)

где I₁ – первичный номинальный ток трансформатора, А;

k_СХ – коэффициент схемы;

k_ТТ – коэффициент трансформации трансформатора тока.

19

А;

А;

А.

Результаты расчета сводим в таблицу 7.

Таблица 7 – Расчет вторичных токов в плечах защиты

Наименование величины	Числовые значения для сторон
	115 кВ	38,5 кВ	11 кВ
Первичный номинальный ток, А	80,3	239,9	839,8
Коэффициент трансформации ТТ	30	80	300
Схема соединения обмоток ТТ	треугольник	треугольник	звезда
Вторичные номинальные токи в плечах защиты	4,6	5,2	2,8

Основной стороной защиты является та, в которой протекает наибольший вторичный ток. В данном случае основная сторона – сторона среднего напряжения.

Определяем максимальные токи внешнего трёхфазного КЗ, приведенные к напряжению обмотки ВН трансформатора

, (3.20)

где k_т – коэффициент трансформации понижающего трансформатора.

А;

А.

20

Предварительные значения максимальных первичных токов небаланса:

, (3.21)

где I^’_нб – ток небаланса, вызванного погрешностью трансформаторов тока, А;

, (3.22)

где к_о – коэффициент однотипности трансформатора тока, к_о = 1;

к_а – коэффициент апериодической составляющей тока, к_а = 1;

к_m – коэффициент трансформации понижающего трансформатора;

 – погрешность трансформаторов тока, %, ( =10%);

I^”_нб – ток небаланса, вызванного наличием РПН, А;

, (3.23)

где _вн, _сн(нн) – половина диапазона регулирования соответствующих сторон.

А;

А.

Определяем предварительные значения первичного тока срабатывания защиты:

а) по условию отстройки от максимального тока небаланса при КЗ на шинах 38,5 кВ:

, (3.24)

где k_н – коэффициент надежности, для реле ДЗТ-11 k_н = 1,5;

А;

б) по условию отстройки от максимального тока небаланса при КЗ на шинах 10,5 кВ:

; (3.25)

21

А;

в) по условию отстройки от броска тока намагничивания:

; (3.26)

А.

В связи с тем, что ток срабатывания защиты по условию отстройки от максимального тока небаланса получился больше, чем ток срабатывания защиты по условию отстройки от броска тока намагничивания, выбираем вариант включения тормозной обмотки на сумму токов плеч сторон СН и НН. Ток срабатывания защиты определяется по условию отстройки от броска тока намагничивания и равен I_с.з.= =120,5 А.

Предварительное значение тока срабатывания реле на стороне ВН трансформатора:

; (3.27)

А.

Расчётное число витков обмотки насыщающегося трансформатора тока (НТТ) для стороны ВН:

, (3.28)

где F_с.р – намагничивающая сила срабатывания реле, F_с.р=100 Авитков;

витка.

Число витков принимаем равным _ВН =14, т.к. сторона ВН не является основной.

Ток срабатывания при принятом числе витков:

; (3.29)

22

А.

Ток в реле от трансформаторов тока стороны ВН в минимальном режиме работы при трехфазном КЗ на стороне СН и НН:

; (3.30)

, (3,31)

где I⁽³⁾_минСН, I⁽³⁾_минНН – ток трехфазного КЗ на стороне СН и НН в минимальном режиме работы системы, А;

А;

А.

Меньшим из двух значений является I_рНН = 22,2 А.

Предварительное значение минимального коэффициента чувствительности защиты должно удовлетворять следующему условию

; (3.32)

.

Расчетное число витков обмотки НТТ для стороны СН:

; (3.33)

витка.

Принимаем _СН=12 витков, т. к. сторона СН является основной.

Ток небаланса, обусловленный неточностью установки на коммутаторе реле

23

расчётного числа витков стороны СН:

; (3.34)

А.

Максимальный первичный ток небаланса с учётом I^'''_нб рассчитываем по формуле:

; (3.35)

А.

Расчетное число витков обмотки НТТ для стороны НН:

; (3.36)

.

Принимаем _НН =23 витка.

Ток небаланса, обусловленный неточностью установки на коммутаторе реле расчетного числа витков стороны НН

; (3.37)

А.

По формуле (3.35) максимальный ток небаланса на стороне НН равен:

А.

24

Расчетное число витков тормозной обмотки по условию несрабатывания реле при внешнем КЗ на шинах СН и НН

, (3.38)

где tg – тангенс угла наклона к оси абсцисс касательной, проведенной из начала координат к тормозной характеристике срабатывания, соответствующей минимальному торможению, для реле ДЗТ-11 tg=0,87;

витка;

витка.

Принимаем большее ближайшее целое число витков, которое может быть выставлено на коммутаторе тормозной обмотки, _т = 11 витков.

Окончательно принятые числа витков обмоток НТТ: _раб = _ВН = 14 витков; _1ур = _СН =12 витков; _2ур= _НН = 23 витка.

Принципиальная схема включения обмоток реле ДЗТ-11 представлена на рисунке 3.5.

25

38,5 кВ







ВН

СН

НН

115 кВ

11 кВ

I_2ВН

I_2СН

14 витков

11 витков

23 витка

12 витков

_1УР

_2УР

_Т

_Р

I_2НН

I_ВН

I_НН

I_СН

I_2ВН

I_2СН

I_2НН

ДЗТ-11

Рисунок 3.5 – Принципиальная схема включения обмоток реле ДЗТ-11 в цепи дифференциальной защиты понижающего трансформатора