/
Text
БИБЛИОТЕКА ЭЛЕКТРОМОНТЕРА
И.Р.ТАУБЕС
РЕЛЕЙНАЯ ЗАЩИТА
МОЩНЫХ
ТУРБОГЕНЕРАТОРОВ
Библиотека
ЭЛЕКТРОМОНТЕРА
Основана в 1959 г.
Выпуск 521
И. Р. ТАУБЕС
РЕЛЕЙНАЯ ЗАЩИТА
МОЩНЫХ
ТУРБОГЕНЕРАТОРОЕ
МОСКВА
ЭНЕРГОИЗДАТ 1981
ББК 31 27-05
Т 23
УДК 621 313 322—81 621 316 9
РЕДАКЦИОННАЯ КОЛЛЕГИЯ
В Н Андриевский, Я М Большая, А И Зевакин, Е А Ка-
минский, В П Ларионов, Э С Мусаэлян, С П Розанов,
Ф И Синьчугов, В А Семенов, А Д Смирнов, А Н Трифо-
нов, П И Устинов, А А Филатов
Таубес И. Р.
Т 23 Релейная защита мощных турбогенераторов. —
М • Энергоиздат, 1981, —88 с., ил. — (Б-ка электро-
монтера, Вып 521).
25 к.
Рассмотрены принципы построения и особенности эксплуатации
устройств релейной защиты турбогенераторов 150—800 МВт Даны реко-
мендации по выбору уставок защиты
Для электромонтеров и мастеров, обслуживающих устройства ре-
лейной защиты
1-000
Т051(01)-81—81'81О). 2302040000
ББК 31.27-05
6П2Л1
ИСАК РУВИМОВИЧ ТАУБЕС
РЕЛЕЙНАЯ ЗАЩИТА МОЩНЫХ ТУРБОГЕНЕРАТОРОВ
Редактор В А Семенов
Редактор издательства И И Лобысева
Обложка художника В И Карпова
Технический редактор В В Хапаева
Корректор Г А Полонская
ИБ № 1660 («Энергия»)
Сдано в набор 25 02 81 Подшсано в печать 05 05,81 Т-05787
Формат 84Х108х/з2 Бумага типографская N<> 2 Гарн шрифта литературная
Печать высокая Ус л печ л 4,62 Уч изд л 4,71
Тираж 12 000 экз. Заказ 1065 Цена 25 к.
Энергоиздат 113114, Москва, М 114, Шлюзовая наб, 10
Московская типография № 10 Союзполиграфпрома при Государствен-
ном комитете СССР по делам издательств, полиграфии и книжной
торговли 113114 Москва, М 114, Шлюзовая иаб , 10
© Энергоиздат, 1981
ПРЕДИСЛОВИЕ
Значительный рост производства электрической
энергии за последние годы стал возможен благодаря
освоению и широкому внедрению в эксплуатацию мощ-
ных генераторов Релейная защита таких генераторов,
работающих обычно по схеме блока с трансформатора-
ми или автотрансформаторами, имеет ряд особенностей
по сравнению с защитами других элементов энергоси-
стемы
Опыт эксплуатации, выпуск новой релейной аппара-
туры, изменение первичной схемы электрических соеди-
нений обусловливают необходимость непрерывного усо-
вершенствования защит Поэтому персонал, обслужи-
вающий релейные защиты генераторов, должен не
только иметь хорошие навыки по проверке релейной
аппаратуры, но должен также ясно представлять прин-
ципы построения схем защит, уметь выполнять расчет
токов коротких замыканий и выбирать уставки защит.
С учетом изложенного в книге рассмотрены схемы
защит генераторов мощностью 150—800 МВт, приведены
описания ряда сложных реле Поиведены также методы
расчета токов КЗ в объеме, необходимом для выбора
уставок рассматриваемых защит При описании схем
и принципа выбора уставок учтены требования дейст-
вующих директивных материалов Главтехуправления
Минэнерго СССР, а также «Руководящих указаний» по
релейной защите В книге учтен опыт эксплуатации за-
щит генераторов в Тульской энергосистеме
Отзывы и пожелания просьба направлять по адресу:
113114, Москва, М-114, Шлюзовая наб, д. 10, «Энерго-
издат»
Автор
1. ВИДЫ ПОВРЕЖДЕНИЙ В ГЕНЕРАТОРЕ
И НЕНОРМАЛЬНЫЕ РЕЖИМЫ
Современные генераторы больших единичных мощно-
стей являются сложными и дорогостоящими машинами.
Увеличение мощности происходит в основном за счет
значительного увеличения плотности токов в обмотках
статора и ротора при одновременной интенсификации
процесса охлаждения. Повышается давление водорода,
применяются жидкие охладители (вода, масло). Темпе-
ратурные режимы обмоток генератора, а также конст-
рукций статора и ротора выбираются на пределе допу-
стимых. С учетом этого ограничены время допустимого
действия форсировки возбуждения, время и значения
допустимой перегрузки по току статора. Тяжело перено-
сят генераторы несимметрию в токах статора, приводя-
щую к дополнительному нагреву ротора. Наличие жид-
ких охладителей обмоток статора при неплотностях
в системе охлаждения повышает вероятность появления
замыкания на землю в витках вблизи нулевых выводов,
несмотря на низкие потенциалы витков обмоток в этой
зоне. Абсолютные значения токов повреждения в гене-
раторах большой мощности велики. Поэтому к релей-
ной защите мощных генераторов предъявляются требо-
вания повышенной чувствительности при расчетных
видах повреждения, увеличения быстродействия, умень-
шения или полного устранения мертвых зон.
К основным видам повреждения генераторов отно-
сятся следующие.
1. Междуфазные короткие замыкания (КЗ) в обмот-
ке статора. Это наиболее тяжелый вид повреждения,
так как сопровождается протеканием больших токов и
как следствие значительными повреждениями обмотки
и железа статора.
2. Витковые замыкания обмотки статора.
3. Замыкания между обмотками полуфаз одной фазы
статора (при наличии параллельных ветвей).
4
4. Двойное замыкание на землю, одна из точек кото-
рого находится в обмотке статора генератора, а вторая
на ошиновке генераторного напряжения или в обмотках
трансформатора связи с системой и трансформатора
собственных нужд. Это сложный вид повреждения. Ток
КЗ при этом будет зависеть от мест замыкания в об-
мотках статора и трансформаторов.
5. Замыкания на землю в одной точке обмотки ста-
тора. Значение тока замыкания определяется емкостной
проводимостью фаз обмоток генератора, ошиновки гене-
раторного напряжения и обмоток генераторного напря-
жения трансформаторов. Несмотря на то, что ток по-
вреждения в большинстве случаев не превышает 5 А,
известны факты значительных повреждений стали ста-
тора. Поэтому признано целесообразным перевести дей-
ствие защиты от замыканий на землю на отключение
генератора.
6. Замыкания на землю в одной точке обмотки воз-
буждения. Повреждение само по себе не является
опасным, однако оно может явиться первым этапом воз-
никновения двойного замыкания в цепях возбуждения
с последующими тяжелыми повреждениями. Поэтому
на ряде турбогенераторов устанавливается специальная
защита от этого вида повреждения.
7. Двойные замыкания на землю в цепях возбужде-
ния. При этом виде повреждения резко нарушается сим-
метрия магнитного потока в воздушном зазоре и как
следствие возникает несимметрия ЭДС и токов в фазах
статора. При этом может возникнуть сильная вибрация.
Токи, протекающие в местах замыкания, могут вызвать
повреждения обмотки и железа ротора.
Ненормальные режимы работы генераторов.
1. Протекание по обмотке статора больших токов,
вызванных внешними КЗ, не отключенными соответст-
вующими защитами. К таким повреждениям относятся
междуфазные КЗ на ошиновке генераторного напряже-
ния или в обмотках трансформаторов, подключенных
к генераторному напряжению. Поскольку ошиновка ге-
нераторного напряжения проложена обычно в закрытых
металлических трубопроводах, то междуфазные КЗ на
ошиновке представляют собой двухфазные и трехфаз-
ные КЗ на землю.
Также с замыканием на землю происходят между-
фазные КЗ в статоре генератора. Если учитывать, что
5
сеть генераторного напряжения работает с изолирован-
ной нейтралью, наличие заземления поврежденных фаз
не влияет на уровень токов повреждения. Однако при
КЗ с землей появляется напряжение 3U0 в цепях разом-
кнутого треугольника трансформатора напряжения, что
используется при построении схем релейной защиты.
При КЗ за трансформатором блока по обмоткам
статора генератора также могут протекать большие то-
ки, которые должны ликвидироваться действием ре-
зервных защит генератора в случае отказа основных
защит или выключателей.
При повреждениях за трансформаторами собствен-
ных нужд токи КЗ сравнительно невелики и не могут
вызвать срабатывания резервных защит генератора.
2. Несимметрия токов статора. Причиной несимме-
трии могут быть неполнофазные КЗ, обрывы проводов
линий высокого напряжения, неполнофазные отключе-
ния или включения выключателей. При протекании по
обмоткам статора генератора несимметричных токов
может быть выделена составляющая обратной последо-
вательности, которая создает магнитный поток, вращаю-
щийся относительно статора с синхронной скоростью,
но в противоположном направлении по отношению
к вращению ротора. В результате ротор пересекается
магнитным потоком, вращающимся по отношению к нему
с двойной частотой, что приводит к появлению в боч-
ке ротора больших токов и к дополнительному его на-
греву.
3. Перегрузка статора токами симметричного ре-
жима.
4. Перегрузка ротора увеличенными токами в обмот-
ке возбуждения.
5. Замыкание на землю в одной точке сети генера-
торного напряжения, сопровождающееся повышением
напряжения на неповрежденных фазах. Как и при за-
мыкании на землю обмотки статора, ток замыкания оп-
ределяется емкостными проводимостями фаз генератора,
ошиновки и обмоток трансформаторов генераторного на-
пряжения и, как правило, не превосходит 5 А.
6. Повышение напряжения в сети генераторного на-
пряжения при отсутствии связи с системой.
Причинами, требующими немедленного отключение
генератора от сети или отключения с выдержкой вре-
мени, могут явиться также срабатывания технологиче-
6
ских защит турбины или генератора (защита осевого
сдвига, защита от исчезновения протока воды в обмот-
ке статора генератора и т. д.).
2. РАСЧЕТЫ ТОКОВ КЗ ДЛЯ ВЫБОРА УСТАВОК ЗАЩИТ
ГЕНЕРАТОРОВ
Для выбора уставок большинства защит необходим
расчет токов КЗ для начального момента времени (Л=
=0 с). Для выбора уставок резервных защит, кроме
того, необходимы расчет токов КЗ в установившемся ре-
жиме (/=оо) и оценка изменения его в процессе КЗ.
Для проведения расчетов используются следующие па-
раметры генераторов, трансформаторов и прилежащей
сети:
— продольное сверхпереходное реактивное сопро-
тивление генератора, характеризующее сопротивление
статора в момент возникновения КЗ; этой величиной
учитывается также сопротивление генератора при опре-
делении тока при качаниях генератора относительно
системы.
х'а — продольное переходное реактивное сопротивле-
ние генератора, характеризующее сопротивление стато-
ра в переходном режиме; этой величиной учитывается
сопротивление генератора при определении токов и на-
пряжений при потере возбуждения (АГП отключен, об-
мотка возбуждения закорочена).
Xri — продольное реактивное сопротивление генерато-
ра в нагрузочном режиме и в установившемся режи-
ме КЗ.
Хг — реактивное сопротивление обратной последова-
тельности генератора; используется при расчете несим-
метричных повреждений и неполнофазных режимов.
Все указанные сопротивления приведены в паспорт-
ных данных генераторов. Они также могут быть опре-
делены при испытаниях. Активные сопротивления обмо-
ток генераторов и других элементов сети значительно
меньше соответствующих реактивных сопротивлений и
поэтому в расчетах не учитываются.
E"q— поперечная сверхпереходная ЭДС обмотки
статора; определяется магнитным потоком, сцепленным
с обмоткой возбуждения ротора, и не меняется в первый
7
момент возникновения КЗ, поэтому она используется
при определении КЗ в начальный момент времени:
Д", = И(£7cos<p)2+ (U sintp-i~/x”d)2, (1)
где U — напряжение на выводах генератора; / — ток
статора генератора; <р — угол нагрузки (все три вели-
чины— в режиме, предшествующем возникновению КЗ).
Здесь и далее при расчетах токов КЗ подразумева-
ется фазное значение ЭДС и напряжений. Определение
междуфазных значений будет оговариваться
Eq — поперечная ЭДС обмотки статора в установив-
шемся режиме, характеризующая состояние генератора
в нормальном режиме и в режиме установившегося КЗ,
определяется по тому же выражению, что и E"q, с за-
меной x"d на Xd-
T'd — постоянная времени обмотки возбуждения при
закороченном статоре; используется при определении
характера изменения тока статора при повреждениях
на выводах генератора. Дополнительный индекс указы-
вает на вид КЗ, так, Т’^ — постоянная времени при
двухфазном КЗ.
Tdo — постоянная времени обмотки возбуждения при
разомкнутой обмотке статора; используется для опреде-
ления постоянных времени в режиме удаленных КЗ.
Таблица 1 Некоторые паспортные данные отечественных турбо
Типы генераторов р ном’ МВт С ном’ МВ-А и ном’ кВ Сом’ кА COS ср ОКЗ x"d’ %
ТВВ-165-2 150 176,5 18 5,67 0,85 0,615 1 21,3
ТВВ-200-2 200 235,3 15,75 8,625 0,85 0,57 19,06
(30 пазов) ТВВ-200-2 200 235,3 15,75 8,625 0,85 0,512 18,05
(60 пазов) ТГВ-200 200 235,3 15,75 8,625 0,85 0,572 19
ТГВ-200М 200 235,3 15,75 8,625 0,85 0,558 20,4
ТВВ-320-2 300 353 20 10,2 0,85 0,624 17,3
ТГВ-300 300 353 20 10,2 0,85 0,505 19,5
ТВМ-300 300 353 20 10,2 0,85 0,517 20,3
ТВВ-500-2 500 588 20 17 0,85 0,428 24,25
ТВВ-500-4 500 588 20 17 0,85 0,5 —
ТГВ-500 500 588 20 17 0,85 0,44 24,3
ТГВ-500-4 500 588 20 17 0,85 0,45 —
ТГВ-800 800 941 24 22,65 0,85 — 27,2
ТВВ-800-2 800 890 24 21,4 0,9 — —
8
ОКЗ — отношение КЗ;
используется для определе-
ния тока КЗ установившего-
ся режима.
Паспортные данные ряда
отечественных генераторов
в соответствии с [1] приве-
дены в табл. 1.
Характеристика корот-
кого замыкания генерато-
ра — зависимость между
током статора и ротора в
режиме трехфазного КЗ
на выводах генератора
(рис. 1)—прямая линия,
проходящая через начало
координат. Если токи вы-
Рис. 1. Характеристики холо-
стого хода (/) и характеристи-
ка короткого замыкания (2)
генератора 300 МВт.
ражены в относительных единицах (токи статора при-
ведены к номинальному току генератора, ротора —
к току, при котором в режиме холостого хода (XX) на-
пряжение статора равно номинальному), то угол накло-
на будет определяться как tga=OK3.
If — кратность тока ротора при форсировке возбуж-
дения, отн. ед., где за единицу принят ток ротора, при
котором напряжение статора в режиме холостого хода
генераторов
х'сГ % xd’ % х2, % хо' % т d,o' с (3) а ’ с 7< <2>, а с /'(!) d » с Емкость на три фа- зы, мкФ
30,4 171,3 26 10 5,42 0,96 1,55 1,73 0,462
27,5 188 23,2 8,6 6,38 0,934 1,53 1,72 0,315
27,2 210,6 22 9,95 7,03 0,91 1,49 1,71 0,685
29,5 184 23,2 8,37 6,85 1,1 1,74 1,95 1,2
31 186,2 24,9 9,23 6,87 1,143 1,82 2,03 1,2
25,8 169,8 21,1 8,76 5,87 0,892 1,44 1,65 0,915
30 219,5 23,8 9,63 7 0,957 1,55 1,75 1,29
32,8 211 24,8 11,3 6,5 1,01 1,59 1,82 1,5
36,8 248,8 29,6 14,7 9,17 1,36 2,19 2,54 0,76
40 — — .— — .—
37,3 241,3 29,6 14,6 6,3 0,975 1,555 1,8 1,32
37,2 — — —
40 248,2 33,2 15,1 6,7 1,09 1,75 2 ,—
— — — — — — — — —
9
равно номинальному. При отсутствии заводских данных
определяется при пусковых испытаниях,
/кр — кратность тока ротора при форсировке возбуж-
дения, где за единицу принят ток возбуждения при но-
минальной нагрузке генератора и номинальном напря-
жении на его выводах. Обычно 7кр для генераторов
с форсированным охлаждением принимается равным
двум. Значение Л® уточняется при наладке схемы воз-
буждения.
ек — напряжение короткого замыкания трансформа-
тора.
Сопротивление трансформатора для токов прямой и
обратной последовательностей равно Х1,т=Х2,т=хт=ек-
Для токов нулевой последовательности хо,т=ек (для
группы однофазных трансформаторов) и хО1Т=0,9<?к (для
трехфазных трансформаторов).
При проведении расчетов токов КЗ все сопротивле-
ния, выраженные в относительных единицах, необходимо
привести к единой (базисной) мощности. За базисную
мощность целесообразно принять полную мощность ге-
нератора, МВ-А. Тогда сопротивления трансформаторов
(относительные) будут определяться как
(2)
где Sr и ST — соответственно мощности генератора и
трансформатора.
В тех случаях, когда трансформатор имеет регули-
ровку напряжения, его сопротивление может при регу-
лировании значительно изменяться. Неучет этого изме-
нения можег привести к большим погрешностям при
определении токов КЗ. Соображения по методике опен-
ки и учета изменения сопротивления трансформаторов
в этих режимах приведены в [2].
хс — сопротивление энергосистемы; используется для
определения чувствительности дифференциальной защи-
ты генератора и для оценки напряжения на выводах
генератора при потере возбуждения. Учитывая, что со-
противление энергосистемы, как правило, значительно
меньше сопротивления элементов блоков, с достаточной
для расчетов точностью можно принять Xi,c=X2,c=xc.
Сопротивление системы, Ом:
хс=дс//з Г3>,
(3)
10
где Uс — номинальное междуфазное напряжение ступени
соответствующего напряжения (515, 380, 230, 154, 115,
20 или 15 кВ); 7К — ток трехфазного КЗ в расчетном
режиме при повреждении на шинах, кА. При приведении
сопротивления системы к базисным условиям и с учетом
коэффициента трансформации трансформатора связи
- 1
~Хс игб Кг ’
Л*
(4)
где Хс — сопротивление системы, Ом; Sc и С7б — номи-
нальные мощность, МВ-А, и междуфазное напряжение,
кВ, генератора; К—коэффициент трансформации транс-
форматора.
Расчет токов КЗ при /=0. Ток КЗ определяется вели-
чиной E"q и суммарным сопротивлением ветви КЗ
I" = E"qlx,. (5)
При трехфазном КЗ на выводах генератора
I"^=E"q/x"d. (6)
При двухфазном КЗ на выводах генератора ток об-
ратной последовательности
I”^=E"ql(x-d^xzY (7)
Ток в поврежденных фазах —J/3 Г'™.
При КЗ за трансформатором на выводах высшего
напряжения
I"^=E"gl(x"d + x,)-, (8)
/"25 = E"4/(x"<i-\-xt —2лгт-}— лг0k т); (9)
I"?=Ey(x’'d + xs + 2xT). (10)
При двухфазном КЗ на землю на стороне высшего
напряжения трансформатора
улНЪ 1) ____________________ хо, т
(х2 -J- хт) х2 + хт 4- х„, т
Х d+%T + ^+XT + X0 ~
11
Значение E"q в целях упрощения во всех случаях
определяется для режима номинальной нагрузки. Одна-
ко необходимо учитывать, что при неполной нагрузке
Е" q уменьшается, в режиме холостого хода ЭДС снижа-
ется на 8—10%, что может привести к снижению чувст-
вительности защиты в рассматриваемом режиме.
Определение токов КЗ в установившемся режиме
(/=оо). Токи установившегося режима могут быть опре-
делены по выражениям (6) — (11) заменой E"q на Ед
и x"d на Xd- При КЗ с глубокой посадкой напряжения
на выводах 1енератора и с работой форсировки возбуж-
дения Eq не зависит от исходного режима и определя-
ется предельным током возбуждения. Значение Eq мо-
жет быть определено одним из следующих способов.
а) При известной характеристике КЗ и известном
предельном токе ротора определяется ток трехфазного
КЗ установившегося режима при повреждении на выво-
дах генератора /к:
Eq—IKxd (12)
б) При известном значении ОКЗ и предельного тока
возбуждения ротора If установившееся значение тока
КЗ, отн. ед., составит /к=ОКЗ-//. По известному зна-
чению тока статора определяется Eq.
в) При отсутствии характеристики КЗ генератора и
величины If для предварительных расчетов Eq может
быть определена исходя из следующего. При номиналь-
ном режиме ЭДС определяется по паспортным данным
с заменой в формуле (1) jc"d на xd. При форсировке
возбуждения ток ротора увеличивается вдвое (/к=2),
что приводит к увеличению вдвое величины Eq. При
этом ошибка из-за нелинейной зависимости между на-
пряжением статора и током ротора (см. характеристику
XX на рис. 1) не более 10%.
В тех случаях, когда КЗ является удаленным и
напряжение при возникновении повреждения значитель-
но не снижается, значение тока КЗ, определенного для
начального момента, практически остается постоянным
во времени. К таким видам повреждения может быть от-
несено КЗ за трансформатором собственных нужд
блока.
Определение токов КЗ в заданный момент времени I.
Наиболее простым способом является использование
кривых затухания, построенных для конкретных типов
12
генераторов. Необходимо отметить, что кривые затуха-
ния для генераторов без форсированного охлаждения
(имеющих отличающиеся параметры и режимы) не мо-
гут использоваться для мощных генераторов.
У При отсутствии кривых затухания можно пользовать-
ся следующим выражением:
= (13)
При определении токов обратной последовательности
выражение (13) принимает вид:
t
= + '2,=о- (13а)
При повреждении за трансформатором постоянная
времени определяется как [3]
= Tdt + -^2 + 2хт)/(^а + -П’Т 2хт)- (14)
Определение токов при асинхронном режиме и при
потере возбуждения. В асинхронном режиме при увели-
чении угла между ЭДС до 180° ток в генераторе
I^(E"q + Uc)l(x"d + xT + xc), (15)
где Uc — фазное номинальное напряжение системы.
При потере возбуждения и асинхронном ходе гене-
ратора ток в нем не более
1а,х—Ес/ (x'd-i~ Хт-j-Хс) (16)
Определение напряжений на выводах генератора
в расчетных режимах. При асинхронном ходе генератора
U=I^x'd. (17)
При трехфазном КЗ на стороне высшего напряжения
трансформатора связи
U—Iv.x-f. (18)
Для определения напряжения в начальный момент КЗ
или в установившемся режиме в формулу подставляется
соответствующее значение тока.
13
Рис 2 Схема блока
генератор — транс-
форматор.
Определяется E"q
Пример 1. Для схемы блока генера-
тор — трансформатор мощностью 300 МВт
типа ТВВ-320-2 на рис. 2 определить токи
КЗ в генераторе при повреждениях в точ-
ках Ki и Л'2 для начального момента вре-
мени.
Данные генератора приведены в
табл. 1, характеристики КЗ и XX на
рис 1 Ток ротора прн номинальном ре-
жиме 2900 А, при форсировке — 5600 А.
Мощность трансформатора связи 360 МВ-А,
номинальные напряжения 242 и 20 кВ,
е1=12,2°/о. Трансформатор не имеет регу-
лирующих устройств для изменения на-
пряжения.
Решение производится в относительных
единицах Для получения расчетных вели-
чин в именованных единицах результат
в относительных единицах должен быть
умножен для тока на 10,2 кА (номиналь-
ный ток генератора), для напряжения —
на 20 кВ (номинальное междуфазное на-
пряжение генератора). В целях упрощения
индекс «*» опускается.
при номинальном режиме генератора:
£"9 = F'(l-0,85)2 + (1-0,53+ 1-0,173)2 = 1,11.
Определяются сопротивления трансформатора и энергосистемы
относительно базисных параметров генератора:
Х1,т=х2,т=Хт=0,122-353/360=0,119;
Хо.т=О,9Хт=О, 9-0,119=0,107.
В предположении, что ток трехфазиого КЗ на шинах системы
(за исключением подпитки места повреждения данным блоком)
составляет 30 кА, с учетом формул (3) и (4)
230 353 /20 V
Хс = К+30 2№ [242) =0,025-
Определяются токи КЗ при повреждении в точке Ki. Токи
в генераторе:
/"(з)=1,11/0,173=6,3;
/"<2> = 1,11/(0,173 + 0,211) = 2,83;
/'Н2) =/з'. 2,83 = 4,88.
Токи от энергосистемы:
/<”=230/242(0,025+0,119) =6,6;
/<”=0,87-6,75=5,74.
14
Определяются токи КЗ при повреждении в точке К2. Токи
в генераторе:
7"(3)= 1,11 / (0,173+0,119) =3,74;
„,(2) ________________1,11_________________. 7к.
1 2 — (0,173+ 0,119)+ (0,211+0,119) ~
Л,(.)____________________________________________15.
1 2 — (0,173 + 0,119) + (0,211 + 0,119) + 0,107 ~
[ I г < 1.1)_________________L22------------------х
1 2 — (0,211 + 0,119)0,107 Л
(0,173 + 0,119) + (0>211 + 0119)+ 0>1О7
V 0,107
Х (0,211+0,119)+ 0,107 =0’71°-
Токи повреждения при КЗ в точке Кз не определяются, по-
скольку защиты генератора к этим повреждениям нечувствительны.
Пример 2. По данным предыдущего примера определить токи
в установившемся режиме КЗ при повреждениях в точках К/ и К2.
По характеристике XX (см. рис. 1) определяем, что при номи-
нальном напряжении статора ток в роторе равен 1250 А. Крат-
ность тока форсировки //=5600/1250=4,58.
/<’)=ОКЗ • //=0,624• 4,58=2,86;
£5=2,86-1,698=4,87.
При повреждении в точке /G токи в генераторе:
Л3> = 4,87/1,698 = 2,86; = 4,87/(1,698 + 0,211) = 2,56.
При повреждении в точке К2 токи в генераторе:
/<«)=4,87/( 1,698+0,119) = 2,68;
4,87
Г2}~ (1,698+ 0,119)+ (0,211 +0,119) — 2-27;
/(1) 4,87
Z2 =(1,698 + 0,119) + (0,211 + 0,119) + 0,107 = 2’15’
Z(l.l)_____________________h87_____________________Х
2 ~ ,, „ (0,211 + 0,119)-0,107 А
(1,698 + 0,119)+ (О721Г+“о,119)^+ 0Д07~
0,107
(0,211+0,119)+ 0,107 =°>64-
Пример 3. По данным примеров 1 и 2 построить в именованных
единицах кривую изменения токов /2 во времени при двухфазных
КЗ иа выводах генератора и блока.
15
Таблица 2 Результаты расчетов токов КЗ
t, с t '(2) Td t т'№ Td е 1"т--12,00 . t ’КА т'(2) Td е /211, кА
0 0 1 2,8 28,9
0,18 1/8 1,14 2,45 28,5
0,36 1/4 1,29 2,15 28,2
0,48 1/3 1,4 2 28,1
0,72 1/2 1,65 1,7 27,8
1,44 1 2,72 1,05 27,2
2,16 1,5 4,45 0,6 26,7
2,88 2 7,4 0,4 26,5
СО оо СО 0 26,1
Короткое замыкание на выводах, генератора: = 2,83 X
X 10,2 = 28,9 кА; /^^ = 2,56-10,2 = 26,1 кА. По паспортным дан-
ным генератора Т'^ = 1,44 с. Согласно (13а)
/2; t = (28,9 — 26,1) е-Н1,44 = 26>1 кА
Результаты расчетов сведены в табл. 2; зависимость тока от
времени приведена на рис. 3.
Короткое замыкание на выводах блока: = 1,75-10,2 =
= 17,8 кА; /^^ = 2,27.10,2 = 23,2 кА. Постоянная времени
Ч*
Рис. 3. Зависимость тока об-
ратной последовательности от
времени при двухфазном КЗ
на выводах генератора (по
данным примера 3).
Рис. 4. Зависимость тока об-
ратной последовательности от
времени п ри двухфазном КЗ
на выводах высшего напряже-
ния блока (по данным приме-
ра 3).
16
в рассматриваемом режиме определяется по формуле (14):
,,, г „ 0,258 + 0,211 + 0,119-2
та 5>87 1,698 + 0,211 +0,119-2 = 1’95 CJ
/г,1=(17,8—23,2)s-'/‘.95+23,2 кА.
Полученная в результате расчетов зависимость тока Л от вре-
мени приведена на рис. 4.
Пример 4. По данным примеров 1 и 2 определить в именован-
ных единицах максимальный ток в генераторе в асинхронном ре-
жиме, ток и напряжение на выводах генератора при потере возбуж-
дения, а также напряжение на выводах генератора при трехфаз-
ном КЗ на выводах 220 кВ блока.
Максимальный ток в асинхронном режиме
1,11-(230/242)
1 "0,173 + 0,119 + 0,025 10,2 = 6,5-10,2 = 66,5 кА.
Максимальный ток при потере возбуждения генератора
, 230/242
х= 0,258 + 0,119+ 0,025" 10>2 = 2,5-10,2 = 25,5 кА.
Напряжение на выводах генератора при этом Z7a,z=
=2,5-0,258-20=0,645-20=12,9 кВ.
Напряжение иа выводах генератора при трехфазном КЗ на
стороне 220 кВ блока при г=0 6'=3,74-0,119-20=0,445-20=
=8,9 кВ; при /=оо U=2,68-0,119-20=0,32-20=6,4 кВ
3. ПРОДОЛЬНАЯ ДИФФЕРЕНЦИАЛЬНАЯ ЗАЩИТА
Продольная дифференциальная защита является ос-
новной защитой генератора, реагирующей на между-
фазные повреждения в генераторе и на его выводах.
При условии достаточной чувствительности защита мо-
жет реагировать также на двойные замыкания на зем-
лю, когда одна из точек замыкания находится в зоне
ее действия.
Наиболее простой вариант исполнения защиты при-
веден на рис. 5. В нагрузочном режиме и при внешних
КЗ токи в плечах защиты со стороны нуля генератора
и со стороны выводов равны, в дифференциальной цепи
(реле) протекают только токи небаланса. При между-
фазном повреждении в генераторе токи в цепях транс-
форматоров тока поврежденных фаз со стороны нулевых
выводов возрастают, а со стороны фазных выводов, кро-
ме того, меняют свое направление (эти токи могут от-
2—1065 17
сутствовать, если блок отключен от сети). В результате
в реле в поврежденных фазах протекают суммарные
токи КЗ, что и приводит к срабатыванию защиты. При
двухфазном повреждении срабатывают два реле, а при
трехфазном — три. В соответствии с принципом построе-
ния зона действия защиты ограничена трансформатора-
ми тока, использующимися в схеме. При двойных замы-
Л F С
Рис. 5. Схема продольной
дифференциальной защиты
генератора с реле РНТ и
токораспределение при двой-
ном замыкании на землю.
каниях на землю, когда одна из точек находится в зоне
действия защиты (рис. 5), срабатывает только одно из
трех реле. На витковые замыкания между витками
одной фазы защита не реагирует, так как токи повреж-
дения через трансформаторы тока не протекают
(рис. 6,а), при замыкании между витками разных ветвей
одной фазы токи КЗ по трансформаторам тока проте-
кают, но в реле защиты при этом токов нет (рис. 6,6).
Реагирующими органами в схеме защиты являются
реле типа РНТ (РНТ-562, РНТ-565 и др.). Применение
реле с быстронасыщающимися трансформаторами обес-
печивает отстройку от токов небаланса при переходных
процессах в трансформаторах тока при внешних КЗ
Принцип действия и характеристики реле типа РНТ под-
робно рассмотрены в [4]. Схемы реле приведены на
рис. 7.
Ток срабатывания защиты по схеме на рис. 6 должен
быть больше максимального тока небаланса в переход-
18
ном режиме при внешнем КЗ:
•Л; ,3=^hAi6,max.
(19)
где Лн— коэффициент надежности, принимаемый для
реле РНТ равным 1,3.
Максимальный ток небаланса определяется по вы-
ражению
-^эпер^одн/^Ле max, (20)
где Лапер — коэффициент, учитывающий переходный ре-
жим, для реле РНТ kапер— 1S дн коэффициент одно-
Рис. 6. Схема токораспределения при витковых замыканиях в ста-
торе.
а — при замыкании витков в одной ветви; б — при замыкании витков в раз-
ных ветвях одной фазы.
типности трансформаторов тока, для трансформаторов
тока одного типа с одинаковым коэффициентом транс-
формации и при мало отличающихся нагрузках вторич-
ных цепей ^одн=0,5, в остальных случаях fe0OT=l; L —
погрешность трансформаторов тока, принимается 0,1
в предположении работы трансформаторов с погрешно-
стью не более 10%; 1к,та.х — максимальный ток внешнего
КЗ, определенный для начального момента времени.
При наличии выключателей в цепи трансформатора
собственных нужд, трансформатора связи с системой
или в цепи генератора расчетная точка КЗ находится
на выводах генератора. При отсутствии выключателей
расчетная точка КЗ принимается на стороне высшего
(среднего) напряжения трансформатора. Такое решение
позволяет повысить чувствительность защиты. При этом
допускается излишнее срабатывание защиты при по-
вреждении в трансформаторе. Указанное излишнее сра-
батывание не представляет какой-либо опасности, по-
скольку повреждение трансформатора ведет к необхо-
димости отключения генератора.
Рис. 7. Схемы реле типа РНТ.
a — PHT-562; б — РНТ-565.
20
В ряде случаев при асинхронном режиме с расхож-
дением ЭДС генератора и энергосистемы на 180° ток
качаний, протекающий по генератору, может оказаться
больше тока внешнего КЗ. В этом случае в формуле
(20) этот ток подставляется вместо Iк,max-
Ток срабатывания реле
г ^С, 3
(21)
где K.I — коэффициент трансформации трансформаторов
тока.
Число витков дифференциальной обмотки РНТ опре-
деляется как
^ = 5^. (22)
2с, р
где РсР — намагничивающая сила срабатывания реле.
Для РНТ-562 Рс,р=60, для РНТ-565 Ес,р=100.
Округляя Шдиф до ближайшего целого числа в мень-
шую сторону, принимаем окончательное значение и>диф-
Затем по (21) и (22) определяются окончательные зна-
чения /с,р и 7с,з защиты. Если на рабочей обмотке
РНТ-562 ближайшее меньшее число витков будет на
несколько целых витков меньше расчетного значения, то
в целях повышения чувствительности вместо рабочей
обмотки целесообразно использовать уравнительную,
где число витков выбирается с точностью до одного вит-
ка (на реле РНТ-565 регулировка с точностью до одного
в^тка выполняется и на рабочей и на уравнительной
обмотках). Если число витков рабочей обмотки меньше
расчетного, то допускается последовательное соединение
рабочей и уравнительной обмоток. Расчетное число вит-
ков определяется в этом случае как сумма витков, вклю-
ченных на обеих обмотках.
На короткозамкнутой обмотке реле РНТ в целях
обеспечения быстродействия защиты принимаются
уставки, соответствующие ее минимальному влиянию. На
реле РНТ-562 используется минимальное число витков
на отпайках А-А. На реле РНТ-565 в цепь короткозам-
кнутой обмотки включается максимальное сопротивле-
ние 10 Ом. Указанные режимы короткозамкнутой обмот-
ки справедливы для всех приведенных схем продольной
дифференциальной защиты генератора.
21
Чувствительность защиты проверяется при двухфаз-
ном КЗ на выводах генератора в режимах одиночно
работающего генератора (на холостом ходу) и в режиме
самосинхрониз ации
Лч=/к//с,з (23)
и в соответствии с ПУЭ для всех вариантов схем про-
дольных дифференциальных защит генераторов коэф-
фициент чувствительности должен быть не менее 2.
АВС
Рис. 8. Схема продольной дифференциальной защиты генератора
с параллельными ветвями в каждой фазе при использовании транс-
форматоров тока с разными коэффициентами трансформации и ре-
ле РЫТ.
На ряде генераторов при наличии двух параллель-
ных ветвей в фазе трансформаторы тока со стороны
нулевых выводов устанавливаются в каждой ветви фазы
(рис. 8). При этом номинальный ток трансформатора
тока подбирается исходя из номинального тока соответ-
ствующей ветви. На выводах генератора трансформаторы
тока устанавливаются на участке, где протекает пол-
ный ток фазы, а номинальное значение его вдвое боль-
ше. Так, например, на генераторе 300 МВт с номиналь-
ным током 10 200 А со стороны нулевых вывотов
установлены трансформаторы тока в каждой ветви фазы
с коэффициентом трансформации 6000/5, а со стороны
выводов по одному трансформатору тока с коэффициен-
22
том трансформации 12 000/5. Соответственно номиналь-
ные вторичные токи составляют 8,5 и 4,25 А.
Для обеспечения правильной работы защиты в токо-
вые цепи каждой фазы со стороны выводов —- стороны
с меньшим вторичным током — включаются витки урав-
нительной обмотки. Для рассматриваемого генератора
по уравнительной обмотке протекает при номинальной
нагрузке вторичный ток 4,25 А, в дифференциальной
цепи протекает разность вторичных токов (8,5—4,25=
= 4,25 А). Ток термической
стойкости обмоток реле
РНТ-562 и РНТ-565— 10 А,
поэтому применение такой
схемы не встречает ограни-
чений по аппаратуре. При
использовании реле РНТ
других модификаций необ-
ходимо оценивать допусти-
мость их применения по
условию термической стой-
кости обмоток.
Выбор уставок защиты
по схеме рис. 8. Расчет вы-
полняется аналогично пре-
дыдущему. При определении
АВС
Рис. 9. Схема продольной диф-
ференциальной защиты генера-
тора с током срабатывания
меньше номинальною, не сра-
батывающая при обрыве токо-
вых цепей (с реле РНТ).
максимального тока небаланса /годн принимается рав-
ным 1, поскольку в схеме используются трансформато-
ры тока с разными коэффициентами трансформации.
При определении вторичного тока срабатывания коэф-
фициент трансформации трансформаторов тока прини-
мается по суммарному коэффициенту трансформаторов
тока, установленных со стороны нулевых выводов, по-
лученное число витков выставляется на рабочей (диф-
ференциальной) обмотке реле. Такое же количество
витков принимается и на уравнительной обмотке.
Следует иметь в виду, что продольная дифференци-
альная защита, выполненная по схемам на рис. 5 и 8
(с током срабатывания меньше номинального) может
действовать ложно в случае обрыва токовых цепей.
На рис. 9 приведен вариант схемы защиты, не рабо-
тающей при обрыве токовых цепей, но имеющей при
междуфазных КЗ в статоре генератора ток срабатыва-
ния меньше номинального. Это достигается тем, что
в нулевой провод дифференциальной цепи последова-
23
тельно включены уравнительные об^мотки всех трех реле
РИТ с учетом приведенной на рисунке полярности.
Число витков уравнительных обмоток выбирается
по условию отстройки от номинального тока по выра-
жению
1007Q
у и ’
J 1>11 г, ном
Число витков дифференциальной обмотки подсчиты-
вается по двум формулам (22) и (25) и принимается
меньшим из двух полученных значений:
2.100/Q.
^диф 1 1/
1>11 г,нОм
Если расчетное значение щдаф превышает максималь-
ное число витков дифференциальной обмотки реле, в ра-
боту включаются все витки этой обмотки.
При обрыве фазы одного из трансформаторов тока
распределение токов в схеме будет таково, что в двух
реле ток будет протекать только по уравнительным об-
моткам, а в третьем по дифференциальной и уравни-
тельной. Первые два реле при этом не подействуют, так
как Д’ур выбрано по условию (24). С учетом полярно-
стей обмоток (рис. 9) результирующий магнитный поток
в третьем реле будет пропорционален /(ждаф—®/р), Это
реле также не сработает, так как в соответствии с (24)
и (25) 2жур^?Шддф.
Таким образом предотвращается ложное срабатыва-
ние защиты при обрыве токовых цепей.
При междуфазном КЗ в обмотках или на выводах
генератора ток протекает только по дифференциальным
обмоткам реле поврежденных фаз. Чувствительность
защиты при этом определяется йУдиф, рассчитанным по
выражению (25). К недостаткам схемы рис. 9 относится
загрубление защиты при двойных замыканиях на зем-
лю, одна из точек которого находится в генераторе, по-
скольку распределение токов в схеме защиты аналошч-
но распределению при обрыве токовых цепей.
Принципиально возможно использование аналогич-
ной схемы [5] для повышения чувствительности защи-
ты, приведенной на рис. 8. Однако, учитывая, что по
условию отстройки от токов небаланса при сквозных КЗ
данная схема требует принятия уставок, близких к но-
24
макальному току генератора, усложнение схемы защиты
в целях незначительного повышения ее чувствительности
(при условии ее несрабатывания при обрыве токовых
цепей) следует считать нецелесообразным.
Поскольку защита по рис. 9 не будет срабатывать
ложно при обрыве токовой цепи одной из фаз, в схеме
предусматривается специальное токовое реле РТсига для
сигнализации в случае неисправности токовых цепей,
включаемое в нулевой провод дифференциальной цепи.
Уставка срабатывания сигнального реле принимается
порядка 1 А (20—25% номинального тока). При этом
обеспечиваются надежное срабатывание при неисправ-
ности (обрыве) токовых цепей и реальных нагрузках
генератора, а также отстройка от токов небаланса
в нормальных рабочих режимах. Естественно, что рас-
сматриваемая схема контроля реагирует только на об-
рыв индивидуальных цепей трансформаторов тока и не
реагирует на обрыв дифференциальной цепи. При вит-
ковых замыканиях в обмотках трансформаторов тока ве-
роятность срабатывания устройства контроля и его чув-
ствительность зависят от числа замкнувшихся витков
и появившегося в нулевом проводе дифференциальной
цепи тока небаланса. В целях обеспечения максималь-
ной чувствительности контроля в таком режиме необос-
нованное загрубление уставки нецелесообразно. При
выборе типа реле необходимо обратить внимание на обес-
печение его термической стойкости в режиме обрыва то-
ковой цепи одного из трансформаторов тока. При этом
по реле может протекать номинальный вторичный ток
генератора, составляющий 4—5 А, а в ряде случаев
8—10 А. Ток термической стойкости реле ЭТ-520/2 при
последовательном соединении его обмоток 3,3 А, при па-
раллельном соединении обмоток 6,6 А; для реле РТ-40/2
ток термической стойкости составляет соответственно
4,15 и 8,3 А. Для реле ЭТ-520/6 и РТ-40/6 при последо-
вательном соединении обмоток с диапазоном изменения
уставок 1,5—3 А ток термической стойкости 11 А.
Причиной обрывов токовых цепей, как правило, слу-
жит обламывание жилы кабеля в месте подсоединения
к зажимам трансформаторов тока из-за вибрации конст-
рукций. Резко увеличивает вероятность облома кабеля
надрез жилы в месте снятия изоляции с провода при
монтаже. Одной из причин обрыва токовой цепи может
служить также самоотвинчивание из-за вибрации вин-
25
та, крепящего жилу кабеля к сборке зажимов транс-
форматора тока. С учетом изложенного вопросу под-
соединения кабелей к трансформаторам тока генератора
при монтаже и проверкам должно быть уделено долж-
ное внимание.
Устройство контроля действует на сигнал с выдерж-
кой времени 6—9 с. При появлении сигнала об обрыве
токовых цепей оперативный персонал должен принять
меры к разгрузке и отключению генератора, поскольку
АВС wr
а)
СП ft
ABC wr
^110ДЗС/Т1/5ПР°ДОЛЬНОЙ диФФеРенциальн°й заЩиты генератор!
трансформаторы тока с одинаковыми коэффициентами трансформации
трансформаторы тока с разными коэффициентами . трансформации
26
длительная его работа с указанным повреждением неце-
лесообразна; она представляет опасность из-за высоких
уровней напряжения на разомкнутой обмотке и соответ-
ствующих элементах вторичных цепей (провода, зажи-
мы, реле) с точки зрения как техники безопасности, так
и возможности возгорания и возникновения пожара.
С целью повышения чувствительности дифференци-
альной защиты применяются
рис. Ю, в которых примене-
ны реле с торможением типа
ДЗТ-11/5, разработанные
специально для использова-
схемы, приведенные на
Рис. 12. Изменение магнит-
ной индукции в стержнях
реле ДЗТ-11/5 при наличии
и отсутствии тормозного
тока.
Рис. 11. Принципиальная
схема реле ДЗТ-11/5
ttip, и w* — соответственно
рабочая, тормозные и вторичные
обмотки.
ния в схемах дифференциальных защит генераторов.
Отстройка от токов небаланса >при внешних КЗ в этих
схемах обеспечивается с помощью тормозных обмоток.
Схема обмоток реле ДЗТ-11/5 приведена на рис. 11.
Дифференциальная обмотка реле <х'р расположена на
среднем стержне магнитопровода, на крайних стержнях
расположено по одной вторичной и тормозной обмогке.
В отличие от РНТ реле ДЗТ-11/5 не имеет короткозам-
кнутой обмотки, что несколько ухудшает отстройку от
токов небаланса при наличии апериодической состав-
ляющей. Магнитный поток от дифференциальной обмот-
ки разветвляется по обоим крайним стержням и наводит
ЭДС во вторичных обмотках, которые соединены так,
что наводимые в них ЭДС складываются. При отсутст-
вии тормозного тока эти ЭДС равны. При увеличении
тока в дифференциальной цепи и ЭДС вторичных обмо-
27
ток до заданной величины реле срабатывает. Реле
ДЗТ-11/5 имеет быстронасыщающиеся промежуточные
трансформаторы тока (БНТ). Зависимость между маг-
нитной индукцией в стержнях и током в дифференци-
альной обмотке при заданном числе ее витков представ-
как и для других реле
А
Wffff
1200
1000
800
600
Рис 13 Тормозные ха-
рактеристики реле
ДЗТ-11/5.
Лр и — намагничиваю-
щие силы рабочих и тормоз-
ных обмо ок соответственно
лена на рис. 12.
Индукция, соответствующая режиму срабатывания,,
с БНТ, выбрана на изгибе кривой
намагничивания. При протека-
нии тока по виткам тормозной
обмотки создается тормозной
магнитный поток. Поскольку
число витков в них принимается
одинаковым и токи в обмотках
равны, то и тормозные магнит-
ные потоки в крайних стержнях
также равны. Соединение обмо-
ток выполнено так, что тормоз-
ной поток в одном стержне скла-
дывается с рабочим потоком, а в
другом вычитается из него.
В среднем стержне тормозной
магнитный поток не протекает.
Однако если увеличение магнит-
ного потока в одном из крайних
стержней приводит к увеличению
в нем магнитной индукции на
4~ДВ и, соответственно, к уве-
личению ЭДС, то уменьшение на
такую же величину магнитного потока в другом край-
нем стержне приведет к уменьшению индукции на —ЛВ
и ЭДС в значительно большей степени (|+ЛВ|<
<|—АВ| с учетом расположения рабочей точки на из-
гибе кривой намагничивания). В результате суммарная
ЭДС вторичной обмотки уменьшается, и для срабатыва-
ния реле потребуется большее значение тока в диффе-
ренциальной цепи. Чем больше тормозной ток (при за-
данном числе витков обмотки), тем больший рабочий
ток требуется для срабатывания реле. Тормозные харак-
теристики ^реле представлены на рис. 13, где кривая 1
соответствует совпадению по фазе токов в рабочей и
тормозной обмотках, а кривая II — случаю, когда угол
между этими токами составляет 90°. Очевидно, что при
совпадении токов по фазе более резко растет суммарный-"
28
магнитный поток в одном из крайних стержней и умень-
шается в другом, растет также и степень загрубления
(торможения) реле. При изменении направления тока
в тормозной обмотке на 180^ меняется режим работы
крайних стержней, но результирующая картина не ме-
няется. В том стержне, в котором потоки ранее склады-
вались, они теперь вычитаются, в том, в котором вычи-
тались,— складываются. Результирующая ЭДС не
Рис 14 Схема ДЗТ-11/5.
меняется. Поэтому не требуется согласования по полярно-
сти дифференциальной и тормозной обмоток. Зона меж-
ду кривыми I и II может соответствовать как зоне сра-
батывания, так и зоне торможения в зависимости от
утла между токами. Поэтому при отстройке от токов
небаланса необходимо обеспечить работу реле в зоне
ниже кривой II, а при оценке чувствительности — выше
кривой I.
Рабочая (дифференциальная) обмотка реле ДЗТ-11/5
имеет 144 витка, что соответствует току срабатывания
0,7 А. Единственная отпайка от половины витков обеспе-
чивает выполнение схем защит, когда номинальный вто-
ричный ток одного из плеч дифференциальной защиты
вдвое больше, чем ток другого плеча. Тормозные витки
целесообразно включать в плечо защиты со стороны
фазных выводов генератора. Это обеспечивает повыше-
ние чувствительности защиты в минимальных режимах,
когда токи повреждения протекают только по трансфор-
маторам тока, установленным со стороны нулевых выво-
дов (например, повреждение генератора при подъеме
напряжения с нуля). Общее число витков в каждой из
тормозных обмоток 36; имеется возможность изменения
их числа через один виток (рис. 14). Длительно допу-
стимый ток рабочей и тормозной обмоток реле 5,5 А.
Реагирующий орган — реле типа РТ-40.
29
Выбор уставок защиты по схеме рис. 10. Число вит-
ков рабочей обмотки принимается равным 144 виткам
По схеме на рис 10,6 вдвое больший ток от трансфор-
маторов тока со стороны нулевых выводов включается
на половинное число витков Тормозные обмотки вклю-
чаются в цепь трансформаторов тока со стороны (Ьазных
выводов, число их витков определяется по выражению
1 > б/н5 _ тах ^диф
tg а
(26)
где 7нб max — максимальный ток небаланса, определен-
ный по (20); tga— тангенс угла наклона кривой II, на
тормозной характеристике ДЗТ-11/5 (см рис. 13)
tga=0,75 При выборе числа витков тормозных обмоток
принимается ближайшее большее целое значение
Пример 5. Выбрать уставки дифференциальной защиты генера-
тора 300 МВт
а) При выполнении схемы по рис 5 с реле РНТ-562 1ВВК=
=10200 A, Ki= 12 000/5=2400, /НОмвтоР=425 А Токи КЗ приня-
ты по данным примера 1 Ток внешнего КЗ на выводах генератора
/"(З)=6,3-10,2=63,2 кА, иа выводах высшего напряжения транс-
форматора связи ///<3)=3,74-10,2=38,2 кА, ток асинхронного режи-
ма /=6,5-10,2=66,5 кА При двухфазном КЗ на выводах генера-
тора ток от генератора 4,88-10,2=49,6 кА, ток от энергосистемы
5,85-10,2=59,6 кА
По условию отстройки от максимального тока небаланса
в предположении *ОДн=0,5 по выражению (19) /0 З=1,3 1-0,5-0 IX
Х/к тах=0,065/к max Если учитывать, что ток асинхронного режи-
ма больше тока внешнего КЗ, /< 3=0,065 66,5=4,35 кА
60
Предварительно /с > = 4350z2400 = 1,82 А, шдиф = gg = 32,9
витка, принимаем шДИф=32 витка С учетом того, что максимать
ное число витков дифференциальной обмотки равно 20, производит
ся последовательное соединение дифференциальной и уравнительной
обмоток При этом становится возможным набор 32 витков Okoi
60
чательно /с р= 32 =1,875 А, /с з=1 875 2400=4500 А На коротко
замкнутой обмотке уставка А-А Чувствительность защиты при КЗ
на выводах генератора (отключена связь с энергосистемой)
=49,6/4,5=11,05, при повреждении в режиме самосинхронизаци
Ач=59,6/4,5= 13,3
б) При выполнении схемы по рис 8 с реле РИТ 565 Токи КЗ
принять по варианту «а» Трансформаторы тока с коэффициентам*
трансформации- со стороны нулевых выводов 6000/5 (общий коэф
фициент трансформации 12 000/10=1200), со стороны фазных вы
водов генератора — 12 000/5
По условию отстройки от максимального тока небаланса /с з=
= 1,3-1 • 1-0,1/к тОх=0,13 66,5=8,71 кА При этом учитывается, чт<
30
используются трансформаторы тока с разными коэффициентами
100
трансформации (*одн=1), /с р=8710/1200=7,26 А, амДИф = j-gg =
=13,8 Принимаем шдиф=13 витков Окончательно /с Р=100/13=
=7,7 А, /с з=7,7-1200=9240 А Чувствительность защиты при пи-
тании от генератора и КЗ на выводах *,=49,6/9,24=5,37, при по-
вреждении в режиме самосинхронизации *,=59,6/9,24=6,45 На
короткозамкнутой обмотке /?=10 Ом
в) При выполнении схемы по рис 9 с реле РНТ-565 Ki=
=12 000/5=2400 Токи КЗ по примеру «а»
л 100-2 400
По условию (24) wyD = |q 2qq =21,4 витка. При-’мщм о>ур=
= 21 виток
По условию отстройки от максимального тока небаланса (см
пример «а») /с з=4,35 кА, /с р=4350/2400= 1,81 А, о>ДИф= 100/1,81=
2.100-2400
=55 витков По выражению (25) и)дий= ggg =42,8 витка
Поскольку максимальное число витков обмотки реле равно 35, окон-
чательно принимаем даДИф=35 витков, а>ур=21 виток При двухфаз-
100
ном КЗ в генераторе /0 Р= gg- =2,86 А, /с э=2,86 2400=6860 А=
=0,о75 /ном
При обрыве токовой цепи или при двойном замыкании на зем-
лю, когда од ia из точек замы сания находится в генераторе реле
поврежденной фазы имеет ток срабатывания /с Р=Ё0 р/(а1ДИф—
—шУР) = 100/(35—21)=7,15 А, а реле в неповрежденных фазах бу-
дут иметь /с Р=Ес p/ffi’yp= 100/21=4,76 А Соответственно первич-
ные токи срабатывания будут 17 100 А (1 67 7НОМ) и 11 400 А
(1,12/яом) Чувствительность защиты при двухфазном КЗ на вы-
водах генератора *,=49,6/6,86=7,23 и в режиме самосинхрониза-
ции *4=59,6/6,86=8,7 В цепи КЗ обмотки включается сопротив-
ление 10 Ом
г) При выполнеши схемы по рис 10 6 Коэффициенты транс
формации трансформаторов тока со стороны фазных выводов
12 000/5, со стороны нулевых выводов 6000/5 Защита выполнена
с реле ДЗТ-11/5 Токовые цепи стороны нулевых выводов включе-
ны на половину витков дифференциальной обмотки, стороны фаз-
ных выводов — на все витки дифференциальной обмотки Токи КЗ
по примеру «а»
Для цепи стороны нулевых выводов /с Р= 100/72= 1,39 А,
/св=1,39 12 000/10=1670 А (0,163/НОМ)
Для цепей стороны фазных выводов /е,р=100/144=0,7 А,
7с з=0,7 1200/5=1670 А (0,163/ном)
Защита не отстроена от обрыва токовых цепей и в указанном
режиме действует на отключение генератора
По формуле (26) определяется даТоРм=1,5-1 1 -0,1 -/к- 144//кХ
X 0,75=29 витков
Чувствительность защиты при междуфазных повреждениях ге-
нератора всегда выше нормы и может не проверяться Протекание
тока по тормозным виткам реле незначительно загрубляет защиту,
Рабочая точка режима (точка А на рчс 13) всегда находится в зо-
не срабатывания
31
4. ПОПЕРЕЧНАЯ ДИФФЕРЕНЦИАЛЬНАЯ ЗАЩИТА
Поперечная дифференциальная защита предназначе-
на для защиты генератора при витковых замыканиях
в обмотке статора. Применяемая в настоящее время
односистемная (состоящая из одного трансформатора
тока и одного реле) защита устанавливается при нали-
чии параллельных ветвей в фазах генераторов и при
условии, что со стороны нулевых выводов каждая ветвь
Рис. 15. Схема исполнения од-
носнстемной поперечной диф-
ференциальной защиты
Рис. 16 Схема токорас-
пределения в односи-
стемной поперечной диф-
ференциальной защите
при витковом замыкании
имеет изолированный вывод (рис. 15). Принцип действия
защиты основан на сравнении геометрической суммы
токов Ла+/1,в 4-/1,с и /2,4 4-/г,в 4-Л,с- В нормальном ре-
жиме и при внешнем КЗ сумма токов каждой группы
фаз, соединенных в звезду, равна нулю, и в реле проте-
кает только ток небаланса.
При витковом замыкании в одной из ветвей (напри-
мер, фазы А на рис. 16) сопротивление этой ветви и
ЭДС £1,д уменьшаются. В результате в контуре, обра-
зованном обеими ветвями фазы А, возникают разность
ЭДС Л£—Ё2,а—Ё1,а и ток, равный 1К=ДЕ/(xi,a+X2,a)-
Ток КЗ протекает по трансформатору тока защиты и
вызывает ее срабатывание. При этом /к зависит от ко-
личества замкнувшихся витков, поскольку ДЕ прямо
пропорционально их числу. Необходимо отметить, что
32
в месте повреждения значение тока может оказаться во
много раз больше за счет тока, циркулирующего в кон-
туре, образованном собственно короткозамкнутыми вит-
ками (см. примеры 7 и 8). Действие поперечной диффе-
ренциальной защиты обеспечивается также при замыка-
ниях между витками ветвей разных фаз. Защита может
отказать при замыкании между витками разных вет-
вей одной фазы при одинаковом числе замкнувшихся
витков. В этом случае ЛЁ—Ёъ,а—£i,a=0.
Рассмотрим более подробно причины, вызывающие
протекание в нормальном режиме тока в дифференци-
альной цепи (ток небаланса).
а) Напряжения третьей гармоники в ЭДС генерато-
ра. За счет неравенства значений этих ЭДС в I и II
группе ветвей обмоток под воздействием их разности
по всем трем контурам протекают токи, совпадающие
по фазе и арифметически суммирующиеся в цепи транс-
форматора тока защиты (ДНб). В целях уменьшения
влияния на защиту токов тройной частоты в реле за-
щиты выполнена фильтр-пробка третьей гармоники, за-
грубляющая защиту в 8—10 раз по сравнению с чувст-
вительностью реле к токам промышленной частоты.
б) Неравенство ЭДС основной частоты соответствую-
щей пары ветвей каждой из фаз. Под воздействием раз-
ности ЭДС в каждой фазе протекает ток, также замы-
каясь через уравнительную связь между двумя нейтра-
лями. В результате через трансформатор тока защиты
протекает геометрическая сумма токов небаланса всех
трех фаз (/"пб).
Оба тока небаланса /'Нб и /"нб для конкретного ге-
нератора зависят от уровня напряжения на генераторе.
Максимальное значение их будет при максимальном ра-
бочем напряжении на выводах генератора и может быть
оценено (замерено) при работе генератора на холостом
ходу.
в) Неравенство сопротивлений ветвей соответствую-
щих фаз генератора, что приводит к неравномерному
распределению токов по ветвям данной фазы. В ре-
зультате геометрическая сумма токов каждой из групп
обмоток не будет равна нулю и в перемычке между
нейтралями будет протекать ток небаланса. Указанный
ток может быть наиболее правильно оценен в режиме
трехфазного КЗ на выводах генератора при снятии ха-
рактеристики КЗ. Пересчитав этот ток на полный воз-
3—1065
33
можный ток внешнего КЗ, определим максимальный ток
небаланса:
7///нб=Д1бЛ<,тах/Л (27}
где 7нб —ток небаланса, измеренный в режиме трехфаз-
ного КЗ при токе статора /; I^.max максимальный ток
внешнего трехфазного КЗ, определенный как ток трех-
фазного КЗ на шинах высшего (или среднего) напряже-
ния блока.
В схемах блоков с выключателем в цепи генератора
или трансформатора собственных нужд, когда действие
ЗаЩИТЫ При ВНеШНИХ КЗ недопустимо, 1к,тах должно
определяться при повреждении на выводах генератора.
Если ток асинхронного режима с расхождением ЭДС
генератора и энергосистемы на 180° больше тока внеш-
него КЗ, то он используется в формуле (27) вместо
7к, max-
В условиях эксплуатации необходимо иметь в виду
возможность резкого загрубления защиты вследствие
шунтирования ветви ошиновки с трансформатором гока
(например, в результате замены изолирующей вставки
на металлическую прокладку или объединения пакетов
шин в местах входа в проходные трансформаторы тока
или проходные изоляторы за счет касания с металличе-
скими элементами). Поэтому при монтаже генератора^
а также после ремонтов, связанных с разборкой шин
нулевых выводов, необходимо проверять правильность
установки изолирующих прокладок, а также произво-
дить замеры токов небалансов в режимах холостого
хода и короткого замыкания, сравнивая эти замеры
с ранее проводившимися.
Для выполнения защиты применяются реле ЭТ-521/Ф
и РТ-40/Ф, принципиальные схемы которых приведены
на рис. 17. Каждое реле состоит из входного трансфор-
матора Тр с отпайками для ступенчатого изменения
диапазонов регулирования. Плавное изменение уставки
в пределах данного диапазона производится изменением
натяжения пружины исполнительного органа ИО.
Емкость С предназначена для фильтрации токов высших?
гармоник. За счет этого степень загрубления реле к то-
кам третьей гармоники составляет 10 для реле ЭТ-521/Ф"
и 8 для реле РТ-40/Ф. Токи срабатывания реле в зави-
симости от принятого диапазона приведены в табл. 3.
34
Параметры реле выбраны таким образом, что при
токах в пределе шкалы реле сохраняется линейная за-
висимость между током на входе реле и током (напря-
жением) в исполнительном органе. Указанные зависимо-
сти от токов промышленной частоты приведены на
Рис. 17. Принципиальные схемы реле.
а - ЭТ-521/Ф; б — РТ-40/Ф.
рис. 18. Для замера тока в исполнительном органе реле
РТ-40/Ф предусмотрена съемная накладка, для замера
тока в исполнительном органе реле ЭТ-521/Ф требуется
отключить реле и разобрать провода на входных зажи-
мах.
Таблица 3 Токи срабатывания реле
Тип реле ЭТ-521/Ф РТ-40/Ф
Подсоеди- нение к зажимам 4-в 6—8 4-6 4—8 6—8 4—6 2—4
Пределы уставок, А Ток сраба- тывания //0, мА 1,75-3,5 2—9-5,8 15—30 4,4—8,8 1,75—3,5 2,9—5,8 4,4—8,8 20—40 8,8—17,6
Выбор уставок. Выбор уставок защиты производится
с учетом действительных значений токов небаланса [7],
что позволяет обеспечить более высокую чувствитель-
ность и соответственно меньшую мертвую зону защиты.
Методика выбора уставки по току состоит в следующем:
при испытаниях генератора производится замер тока не-
баланса в исполнительном органе реле при максималь-
ном возможном напряжении статора в режиме XX,
3* 35
а также в режиме трехфазного КЗ при всех сочетаниях
(в соответствии с табл. 3) подключенных к трансформа-
тору тока витков реле. Сопротивление используемого
при испытаниях прибора должно быть значительно мень-
ше сопротивления цепи исполнительного органа. По ре-
зультатам испытаний с учетом выражения (27) опреде-
ляется 7"'нб-
Рис. 18. Характеристики токов срабатывания реле.
а — ЭТ-521/Ф; б — РТ-40/Ф; Zcp — зона срабатывания исполнительного органа.
Ток срабатывания исполнительного органа /с ио оп-
ределяется по следующему выражению:
4.р,ИО-^ап(/',нб + /”'нб)) (28)
где k'аап — коэффициент запаса, принимаемый рав-
ным 1,5.
Ток срабатывания вначале определяется по /"нз и
определенным при максимальном числе витков
входного трансформатора реле, и может считаться окон-
чательно принятым, если (для РТ-40/Ф) полученное зна-
чение 4,Р,иО находится в пределах 20—40 мА. Если
36
значение /с>р Ио меньше 20 мА, то целесообразно при-
нять ток срабатывания 25—27 мА в конце одной трети
шкалы исполнительного органа (то же при расчетном
значении тока срабатывания 20—27 мА). Если же рас-
четный ток срабатывания получился более 40 мА, то
расчет по формуле (28) повторяется при ближайшем
меньшем числе витков обмотки Тр реле с использова-
нием соответствующих значений /"Нб и 1"'^. Для реле
ЭТ-521/Ф диапазон срабатывания исполнительного орга-
на составляет 15—30 мА. По окончательно принятому
значению /ср>Ио и зависимостям по рис. 18 определя-
ется ток срабатывания реле /с,р при подаче тока про-
мышленной частоты на первичную обмотку реле. Далее
с учетом коэффициента трансформации трансформатора
тока защиты определяется первичный ток срабатывания
защиты.
При очень малых замеренных и определенных токах
небаланса в исполнительном органе в отдельных слу-
чаях 4,р, ио может оказаться значительно меньше
20 мА (15 мА) даже при полностью выключенных вит-
ках на входном трансформаторе реле. Защиту при этом
приходится значительно загрублять. Для повышения чув-
ствительности защиты можно применить трансформатор
тока с меньшим коэффициентом трансформации. Одна-
ко замену трансформатора тока необходимо производить
осторожно, поскольку выбор коэффициента трансфор-
мации может определяться динамической или термиче-
ской стойкостью трансформатора тока и реле при мак-
симальных токах КЗ.
Выбор уставки защиты по рассмотренной методике
позволяет во многих случаях принять уставку защиты
равной (0,05—0,1)/ном. До проведения пусковых испы-
таний временно на защите генератора целесообразно
принять ток срабатывания (0,1—0,2)/Ном. После прове-
дения испытаний и соответствующих расчетов уставка
защиты должна быть уточнена и перестроена.
Поперечная дифференциальная защита генераторов
действует на отключение генератора (блока) без вы-
держки времени. При двойных замыканиях на землю
в обмотке ротора генератора и возникновении при этом
резкой несимметрии магнитного потока в воздушном за-
зоре ЭДС по ветвям статора могут оказаться неодина-
ковыми, что приведет к протеканию уравнительных то-
37
ков через трансформатор тока защиты и к ее излишнему
срабатыванию. Однако с учетом возникновения принтом
сильной опасной для генератора вибрации срабатывание
поперечной дифференциальной защиты на отключение
генератора следует считать допустимым.
К недостаткам рассматриваемой схемы поперечной
дифференциальной защиты необходимо отнести наличие
мертвой зоны при малом числе замкнувшихся витков.
Поэтому в настоящее время ведется разработка защи-
ты без зоны нечувствительности.
К достоинствам защиты относятся простота исполне-
ния, а также более высокая чувствительность по сравне-
нию с другими известными схемами.
Пример 6. Выбрать уставки поперечной односистемной защиты
генератора 300 МВт с параметрами и токами по примеру 1. Дан-
ные пусковых испытаний (приведены замеры только при полном
числе витков на реле)
Замер небалансов в реле при работе генератора на холостом
ходу
U, кВ ............. 14 18,2 20 23
1"яб, мА........... 0,26 0,38 0,45 0,63
Замер небалансов в реле в режиме КЗ: при токе статора
9850 А ток небаланса равен 2,2 мА Защита выполнена с реле
ЭТ-521/Ф Трансформатор тока 1500/5
По формуле (28) /с ио = 1,5 (0,63 -f- 66,5-2,2/9,85) = 15,7 мА.
Принимаем /с р ио = 20 мА (в кпнце первой трети шкалы). По рис. 18
/ср=2,3 А Ток срабатывания защиты 2,3 • 1500/5=690 А
(6,75% /иом)
Пример 7. По данным предыдущего примера определить мерт-
вую зону защиты при замыкании витков в одной ветви Число вит-
ков каждой ветви — 9
При оценке токов КЗ принимаются следующие допущения [7]:
ЭДС обмотки статора генератора прямо пропорциональна числу
витков, сопротивление обмотки статора пропорционально квадрату
числа витков и определяется из значения х+, активные и переход-
ные сопротивления не учитываются
а) Короткое замыкание одного витка А£=£"<г/9=1,11/9=
=0,123 Сопротивление неповрежденной ветви х=2х+=0,346
Сопротивление поврежденной ветви х=(8/9)2-0,346=0,272 Ток
КЗ в защите /к= А£/хЕ =0,123/(0,346+0,272)=0,199 Чувстви-
тельность защиты +=/к//с р=0,195/0,0675=2,95 Если бы принять
уставку защиты (0,2—0,3)/НОм, то чувствительность защиты соста-
вила бы 0,99—0,66 (т е была бы недостаточной)
б) Короткое замыкание двух витков Л£=0,246 Сопротивление
поврежденной ветви х=(7/9)2 0,346=0,208 Ток в защите /к=
=0,246/ (0,346+0,208) =0,44
Чувствительность защиты +=0,44/0,0675=6,5
Если бы принять уставку (0,2—0,3)/Ном, то чувствительность
защиты снизилась бы до 2,2—1,46
38
Пример 8. По данным предыдущего примера определить токи
в цепи одного замкнувшегося витка (см рис 16)
Электродвижущая сила в контуре Л£=0,123 Сопротивление
короткозамкнутой части обмотки х=( 1/9)2-0,346=0,00425.
Ток в контуре /н=0,123/0,00425=29,0 За счет переходного со-
противления в месте повреждения ток будет меньше, однако все
равно останется достаточно большим. Наличие мертвой зоны при
этом нежелательно, так как может привести к развитию повреж-
дения
5. ЗАЩИТА ОТ ЗАМЫКАНИЙ НА ЗЕМЛЮ В ОБМОТКАХ
СТАТОРА ГЕНЕРАТОРА
Наиболее широко применяемая в настоящее время
схема защиты приведена на рис. 19. К обмотке разом-
кнутого треугольника трансформатора напряжения
НТМИ или ЗНОМ подключено реле напряжения с устав-
кой порядка 15 В. При указанной величине уставки за-
щита отстроена от напряже-
ний небаланса, возникаю-
щих на выводах обмотки ра-
зомкнутого треугольника TH
в реальных эксплуатацион
ных режимах (в основном
это напряжение третьей гар-
моники) . Увеличенное напря-
жение промышленной часто-
ты может возникнуть также
при замыканиях на землю в
сети высшего (среднего) на-
пряжения трансформатора
связи с системой или в сети
Рис. 19 Схема защиты от за-
мыканий на землю в обмотке
статора с реле напряжения
низшего напряжения транс-
форматора собственных
нужд из-за наличия емкост-
ных связей обмоток силовых
трансформаторов. При этом образуется емкостный дели-
тель напряжения: шины сети, в которой произошло замы-
кание на землю, •—емкость между обмотками трансфор-
матора—емкость на землю сети генераторного напряже-
ния — земля. Соответственно значениям емкостных
сопротивлений на шинах генераторного напряжения по-
является часть напряжения Uo в месте повреждения.
При уставке на реле 15 В защита не реагирует на замы-
кания в сети собственных нужд, но может сработать
при замыканиях на землю в сети высшего (среднего)
39
напряжения трансформатора связи с энергосистемой.
Если учитывать, что эти сети в основном работают с за-
земленными нейтралями трансформаторов и замыкания
на землю отключаются автоматически соответствующи-
ми защитами, рассматриваемая защита генератора от-
страивается от таких повреждений по времени. В ред-
ких случаях, когда сеть среднего напряжения трансфор-
матора блока работает с изолированной нейтралью и
при замыканиях на землю не происходит автоматиче-
ского отделения поврежденного участка, защиту гене-
ратора необходимо отстраивать по напряжению в соот-
ветствии с рекомендациями [5].
В ряде случаев для подключения реле напряжения
защиты используется однофазный трансформатор на-
пряжения, включенный между нейтралью обмотки ста-
тора и землей. Уставка реле напряжения в этом случае
принимается равной 15% напряжения, которое будет на
реле при металлическом замыкании на землю на выво-
дах генератора.
Для контроля за напряжением небаланса или напря-
жением в цепях разомкнутого треугольника при нали-
чии замыкания на землю используется вольтметр. При
установке прибора со шкалой на 100—150 В его обмот-
ка подключается параллельно реле напряжения защиты.
Для более точного замера напряжения при замыканиях
на землю используется вольтметр со шкалой менее 100 В,
который подключается к трансформатору напряжения
кнопкой.
Турбогенераторы мощностью 150 МВт и более при
срабатывании защиты от замыканий на землю в обмотке
статора должны автоматически отключаться от сети
с гашением поля возбудителя независимо от тока замы-
кания на землю. При отказе защиты генератора опера-
тивный персонал обязан немедленно, без производства
предварительного осмотра отключить генератор от сети
и снять возбуждение. Указанные требования вызваны
возможным развитием повреждения с переходом в меж-
дуфазное к. з., длительным простоем и последующим
дорогостоящим ремонтом генератора.
Выдержка времени защиты должна быть больше вы-
держек времени защит от к. з. на землю в сети высшего
(среднего) напряжения трансформаторов связи. Допу-
скается использование меньших выдержек времени при
условии отстройки уставки по напряжению реагирующе-
40
го органа защиты от напряжения в цепи разомкнутого
треугольника трансформатора напряжения генератора
при повреждении в сети высшего (среднего) напряже-
ния.
Учитывая, что составляющие третьей гармоники в на-
пряжении небаланса цепей разомкнутого треугольника
составляют основную часть, применение реле типа
РНН-57 (диапазон изменения уставок 4—8 В), не реаги-
рующих на это напряжение, позволяет значительно сни-
зить уставку защиты. За счет встроенного в схему этого
реле фильтра-пробки третьей гармоники реле затрубле-
но к напряжению третьей гармоники не менее чем в 8
раз. При двух-трехкратной отстройке от напряжения
небаланса промышленной частоты на реле может быть
принята уставка 4—5 В. Степень отстройки от напря-
жения небаланса промышленной частоты может быть
оценена замером напряжения небаланса и напряжения
срабатывания непосредственно на реагирующем органе.
Поскольку реле РНН-57 термически нестойко при дли-
тельном замыкании на землю одной из фаз генератора
(реле при напряжении 115 В термически стойко в тече-
ние 6 с), применение реле допустимо только при дейст-
вии защиты на отключение с временем не более 6 с.
В ряде энергосистем разработаны и используются реле,
отстроенные от напряжения тройной частоты, с диапазо-
ном уставок 3—10 В и обладающие термической стой-
костью при длительном подведении напряжения НО—
120 В.
Недостаток рассмотренной схемы защиты — наличие
зоны нечувствительности при замыкании вблизи нуле-
вых выводов обмотки статора. Вероятность повреждений
в указанной зоне возросла как в связи с использованием
воды для охлаждения проводников обмотки статора, так
и с возможностью пробоя изоляции в нейтрали отражен-
ной волной атмосферных перенапряжений, проникаю-
щих через относительно большие межобмоточные емко-
сти мощных трансформаторов или автотрансформато-
ров блока. Поэтому в настоящее время разрабатываются
и внедряются в эксплуатацию защиты без зоны нечувст-
вительности. Один из вариантов такой защиты разрабо-
тан ВНИИЭ [8, 9] и выпускается Чебоксарским элек-
троаппаратным заводом. Схема этой защиты приведена
на рис. 20, схема подключения — на рис. 21. Защита
ЗЗГ-1 состоит из двух реле. Первое из них включается
41
поэтому при подведении
напряжения основной ча-
Зашита. ЗЗГ-1
Рис 21. Схема подключения
защиты ЗЗГ-1.
на напряжение разомкнутого треугольника и реагирует
на напряжение промышленной частоты. Назначение это-
го реле — защита 85—95% обмотки статора со стороны
фазных выводов при уставке на реле соответственно
15—5 В. Отстройка от напряжения третьей гармоники
выполняется на входном фильтре Cl, Tpl, С2, который
настроен на частоту 50 Гц и имеет при этой частоте
максимальное сопротивление. “
к делителю R1—Cl, Tpl, С2
стоты большая часть напря-
жения оказывается прило-
женной к первичной обмотке
трансформатора. При под-
ведении напряжения треть-
ей гармоники сопротивление
фильтра резко уменьшается
и основная часть напряже-
ния оказывается приложен-
ной к резистору R1. Степень
загрубления реле к напря-
жению третьей гармоники—
не менее 8. Выделенное на
вторичной обмотке транс-
форматора напряжение вы-
прямляется. Конденсатор СЗ
сглаживает форму кривой напряжения. Набором резисто-
ров R4—R7 производится ступенчатое изменение уставок,
а резистором R2 — плавное изменение в пределах каж-
дого диапазона. Далее напряжение подается на вход
двухкаскадного усилителя, собранного на триодах Т1
и Т2. Выходным реагирующим органом схемы является
реле Р1. Коэффициент возврата реле по входному сиг-
налу— не менее 0,8.
Второе реле предназначено для работы при замы-
кании на землю вблизи нейтрали. Зона основного дейст-
вия — начало обмотки, поскольку при замыкании в этой
области первое реле недостаточно чувствительно. Прин-
цип действия реле основан на сравнении напряжений
третьей гармоники на фазных выводах генератора и
в нейтрали. При этом используются следующие свойст-
ва напряжения третьей гармоники в кривой напряжения
генератора.
Векторы напряжения по концам обмотки каждой фа-
зы генератора в нормальном режиме равны по значению
42
43
и находятся в противофазе, потенциал напряжения
третьей гармоники в середине обмотки генератора равен
нулю. В реальных условиях с учетом емкости на землю
подключенных к генератору трансформаторов напряже-
ния по концам обмотки несколько отличаются по вели-
чине. При металлическом замыкании на землю в ней-
трали напряжение третьей гармоники снижается до нуля,
а на выводах удваивается. При металлическом замы-
кании на землю на выводах одной из фаз генератора
потенциал напряжения третьей гармоники на этой фазе
снижается до нуля, потенциал нейтрали увеличивается
вдвое. Напряжение третьей гармоники на выводах двух
других фаз (все напряжения третьей гармоники в фазах
не имеют значительных угловых сдвигов) отличается от
напряжения в нейтрали на величину ЭДС, наводимую
в фазе, и поэтому, так же как и на поврежденном выво-
де, равны нулю.
Значения напряжения третьей гармоники как на фаз-
ных выводах, так и в нейтрали относительно малы, они
значительно (в несколько раз) изменяются при изме-
нении • нагрузки. Однако отношение этих напряже-
ний практически неизменно и не зависит от режима ра-
боты.
Реле реагирует на отношение модулей векторов
|СВ + Сн| и Сн], где Св и Сн — векторы напряже-
ния третьей гармоники на выводах генератора и в ней-
трали соответственно. В исходном режиме без замыка-
ния на землю суммарное напряжение Св + Йн в рабочем
контуре реле близко к нулю. В тормозном контуре дей-
ствует напряжение Ов, равное половине фазного напря-
жения третьей гармоники и обеспечивающее надежное
несрабатывание реле. При замыкании в нейтрали напря-
жение третьей гармоники Сн снижается до нуля, a UR
возрастает. При этом тормозное напряжение также сни-
жается до нуля, а рабочее напряжение возрастает, обес-
печивая срабатывание реле. При замыкании на землю
на выводах одной из фаз напряжение UB равно нулю,
напряжения в рабочем и тормозном контуре будут рав-
ны. Срабатывание или несрабатывание защиты в этом
случае будет зависеть от коэффициентов пропорциональ-
ности вводимых в схему напряжений рабочего и тормоз-
ного плеч реле.
При рассмотрении принципа действия реле и выбора
уставок предполагается, что при равенстве напряжений
44
t/B и Пн в первичной сети соблюдается равенство (или
почти равенство) вторичных напряжений.
Это условие выполняется, если трансформатор на-
пряжения, установленный на выводах генератора, имеет
номинальное напряжение, равное номинальному напря-
жению генератора, а однофазный трансформатор напря-
жения, установленный в нейтрали, имеет номинальное
напряжение, соответствующее фазному напряжению се-
ти генераторного напряжения. И если первое условие
практически всегда выполняется, то выполнить второе
условие не всегда возможно. При значительных отклоне-
ниях номинального напряжения трансформатора напря-
жения в нейтрали генератора от желаемого необходимо
проведение специальных мероприятий по компенсации
неравенства вторичных напряжений (например, установ-
ка промежуточного трансформатора).
В исходном режиме за счет начального смещения
на диоде Д8 обеспечивается работа триода ТЗ в откры-
том состоянии. На вход измерительной схемы подается
напряжение с трансформаторов Тр2 и ТрЗ. Контуры
С13—Тр2 и С14—ТрЗ настроены в резонанс на частоте
150 Гц, что обеспечивает усиление напряжения тройной
частоты на входных трансформаторах. После трансфор-
маторов соответствующие сигналы выпрямляются на вы-
прямительных мостах ВМ2 и ВМЗ, сглаживаются с
поМощью емкостей и поступают на регулируемые сопро-
тивления R26 и R27. Напряжение, приложенное к со-
противлению R27, пропорционально |ЙН|. Схема под-
ключения сопротивления такова, что падение напряже-
ния в нем обеспечивает снижение напряжения базы по
отношению к эмиттеру ТЗ, что приводит к еще более чет-
кому открытию триода. Напряжение на R27 является
тормозным. В нормальном режиме работы генератора
тормозное напряжение относительно велико. Напряже-
ние, приложенное к сопротивлению R26, пропорциональ-
но |б'в+Сн|. Падение напряжения в сопротивлении
обеспечивает повышение потенциала базы, что способст-
вует закрытию триода ТЗ. Напряжение на R26 является
рабочим. В нормальном режиме работы генератора зна-
чение |ЙВ+Йн| определяется разностью этих напряже-
ний и относительно мало.
В связи с малыми уровнями входных сигналов приня-
та четырехкаскадная схема усиления. В нормальном ре-
жиме триоды ТЗ и Т5 открыты, а Т4 и Тб закрыты,
45
выходное реле Р2 обесточено. При замыкании на землю
[719_16> [720-16, триоды ТЗ и Т5 закрываются, а Т4 и Тб
открываются, срабатывает реле Р2.
Сигнализация о срабатывании каждого из реле вы-
полнена на тиратронах с холодным катодом Л1 и Л2,
съем сигнала производится кнопкой 1\н. Выходные кон-
такты реле PJ и Р2 выведены отдельно. Защита с реле
Р1 должна действовать с выдержкой времени, превы-
шающей время срабатывания защит от замыканий на
землю в прилежащей сети высшего напряжения.
Допускается уменьшение выдержки времени при
условии, что уставка реле Р1 отстроена по значению
от напряжения 37/о трансформатора напряжения гене-
ратора, появляющегося при замыканиях на землю ,в сети
высшего (среднего) напряжения блока. Защита с реле
Р2 может действовать без выдержки времени. Действие
ЗЗГ-1 на отключение генератора или на сигнал выпол-
няется по тем же условиям, что и для защиты с реле
напряжения РН-50.
Уставка по напряжению реле Р1 может приниматься
порядка 5—7 В. Уставка по напряжению реле Р2 выби-
рается по следующему условию:
^2o-i6 (напряжения выражены в вольтах),
где Ан^З. Сопротивление R27 полностью введено. На-
стройка производится на возбужденном и включенном
в сеть генераторе. По этому условию обеспечивается
превышение тормозного напряжения над рабочим в экс-
плуатационных режимах.
Регулировка выполняется резистором R27.
При отсутствии тормозного напряжения реле должно
срабатывать при напряжении тройной частоты на входе
рабочего плеча схемы не более 0,3 В.
К недостаткам защиты необходимо отнести необхо-
димость установки в нейтрали генератора трансформа-
тора напряжения, что не всегда возможно.
Защиты от замыканий на землю в обмотках статора,
отключая генератор от сети при возникновении замыка-
ния на землю, предотвращают переход повреждения
в витковые и междуфазные к. з., сопровождающиеся то-
ками и повреждениями обмоток и стали статора.
6 ТОКОВАЯ ЗАЩИТА ОБРАТНОЙ
ПОСЛЕДОВАТЕЛЬНОСТИ
Токовая защита обратной последовательности генера-
тора отключает его при неполнофазном КЗ в пределах
блока, а также при повреждениях на стороне высшего
напряжения трансформатора связи при отказах соот-
ветствующих основных защит или выключателей. За-
щита выполняется с выдержкой времени и при КЗ
в пределах блока является резервной к дифференциаль-
ным защитам соответствующих элементов схемы. Целе-
сообразно обеспечить чувствительность защиты при КЗ
в конце отходящих линий высшего напряжения. При
этом должна быть проверена селективность генератора
с защитами линий по току и времени. В связи с относи-
тельно небольшой мощностью трансформаторов собст-
венных нужд блока, подключаемых отпайкой на генера-
торном напряжении, обеспечить чувствительность рас-
сматриваемой защиты к повреждениям на стороне низ-
шего напряжения этих трансформаторов, как правило,
не удается. Защита также отключает генератор при его
перегрузке токами обратной последовательности в целях
предотвращения возможного перегрева и повреждения
ротора.
Причинами появления опасных для генераторов то-
ков обратной последовательности могут явиться: неот-
ключаемые основными защитами повреждения блока,
неотключаемые основными или резервными защитами
линий повреждения в прилежащей сети, обрывы прово-
дов высокого напряжения с созданием режимов несим-
метричной нагрузки, неполнофазные отказы выключате-
лей при включении или отключении нагрузки или КЗ
и т. д. Время действия защиты определяется тепловой
характеристикой генератора A—I^t, где А— тепловой
параметр генератора, определяемый заводом-изготовите-
лем (исключением являются генераторы 300 МВт серии
ТВВ-320-2 без успокоительных обмоток, для которых
в отклонение от заводских данных установлено Л=5).
Величина А в зависимости от типа генератора и его
мощности изменяется в широких пределах и составляет
[10]: для турбоагрегатов с воздушным и косвенным во-
дородным охлаждением 30; для турбогенераторов ТВФ
15; для турбогенераторов ТВВ и ТГВ до 300 МВт вклю-
чительно 8; для турбогенераторов ТВВ-320-2 без успо-
коительной системы на роторе 5.
47
При выборе выдержек времени защиты не требуется
вводить коэффициент надежности, достаточно выпол-
нить условие, чтобы время действия защиты при задан-
ном токе было бы не больше, чем допускается по харак-
теристике.
С учетом больших времен действия защиты необхо-
димо считаться с тем, что ток обратной последователь-
ности будет меняться в процессе затухания токов КЗ
с учетом каскадного действия защит. Поэтому к защи-
там предъявляется требование интегральности, т. е. за-
щита должна суммировать 722*А£ за весь период срабо-
тавшего состояния ее пусковых органов, причем защита
должна отключать генератор, если S/22*A£ достигает
заданного значения А. Возможны также случаи, когда
несимметрия появляется и исчезает периодически. При
определенных условиях и периодичности появления то-
ков обратной последовательности дополнительно выде-
ленное тепло может оказаться выше допустимого, что
приведет к повреждению генератора. Защита между тем
могла неоднократно пускаться и, не набирая полной
выдержки времени, возвращаться. Такие режимы могут
возникнуть при АПВ или при оперативных переключе-
ниях, проводимых при отыскании источника несиммет-
рии. В целях устранения указанного дефекта к совре-
менным защитам мощных генераторов предъявлено
требование, чтобы защита после срабатывания последую-
щего возврата не сразу сбрасывала предварительно на-
бранное время, а постепенно «остывала». Причем ско-
рость ее «остывания» по возможности должна прибли-
жаться к скорости остывания ротора генератора.
Минимальные значения токов обратной последова-
тельности, которые считаются опасными для генератора
и требуют автоматического отключения, составляют 8—
20% /ном. При токах обратной последовательности 5—7%
номинального допустимо действие защиты на сигнал.
При этом за время, допустимое по тепловой характе-
ристике генератора, оперативный персонал обязан об-
наружить и отключить источник несимметрии или раз-
грузить (а при необходимости и отключить) генератор.
Несимметрия с токами менее 5—7% не считается опас-
ной для турбогенераторов. При этом разница токов по
фазам статора не превышает 10%.
Наиболее чувствительные ступени защиты во многих
случаях оказываются несогласованными по току не
48
только с дистанционными защитами отходящих линий
олектропередачи, но и с защитами от коротких замыка-
ний на землю. Селективность при этом обеспечивается
только по времени. Указанный недостаток может при-
вести в ряде случаев, например при обрыве провода ВЛ
при небольших токах нагрузки, не обеспечивающих сра-
батывание защиты от КЗ на землю, к излишнему сра-
батыванию защиты генераторов ГРЭС с неселективным
их отделением от энергосистемы. Поэтому в каждом
конкретном случае необходимо рассматривать варианты
повышения селективности защиты генераторов с защи-
той сети. Если учитывать, что согласование защиты
генератора по току обратной последовательности с за-
щитами по току нулевой последовательности прилежа-
щей сети очень сложно [5], может быть рассмотрен
вариант выполнения на отходящих линиях специальной
токовой защиты обратной последовательности с боль-
шой выдержкой времени, селективной с защитой гене-
ратора.
Расссматриваемая защита генератора подключается
к трансформаторам тока со стороны нулевых выводов,
тем самым в ее зону действия вводятся как генератор,
так и все последующие элементы сети. К тем же транс-
форматорам тока подключаются токовые реле макси-
мальной токовой защиты при трехфазных КЗ и защиты
от симметричной перегрузки обмоток статора. В тех слу-
чаях, когда от этих же трансформаторов тока питаются
токовые обмотки электроизмерительных приборов, по-
следние подключаются через разделительные трансфор-
маторы тока.
В настоящее время на генераторах большой мощно-
сти эксплуатируется несколько вариантов исполнения
защиты по току обратной последовательности с исполь-
зованием в качестве пусковых органов реле тока обрат-
ной последовательности разных типов. Общим элемен-
том для всех этих реле является фильтр токов обратной
последовательности (ФТОП), выделяющий на своих
выходных зажимах напряжение, пропорциональное со-
ставляющей тока обратной последовательности на входе
фильтра. При подведении к ФТОП токов прямой или
нулевой последовательности напряжение на выходе
фильтра равно нулю.
Фильтры токов обратной последова-
тельности. Фильтр-реле РТ-2. ФТОП (рис. 22)
4 —1065
49
из трансформатора ТФ, имеющего две первич-
одну вторичную обмотки, трансформатора тока
ТК и резистора R. Напряжение на выходе
состоит из падения напряжения на участ-
состоит из
ные и <.
компенсации
фильтра UВЫХ
Рис. 22. Схема ФТОП реле РТ-2.
ке бв резистора и напря-
жения на вторичной об-
мотке ТФ.
При подведении к схе-
ме фильтра системы то-
ков прямой последова-
тельности напряжение на
вторичной обмотке транс-
форматора пропорцио-
нально геометрической
разности токов 1л и /в и
отстает от этого вектора
на 90° (рис. 23,а). Паде-
ние напряжения на рези-
сторе совпадает по фазе с протекающим по резистору то-
ком 1с. Таким образом, Обе и Ё2ТФ находятся в про-
тивофазе. Если регулировкой движка резистора на-
Рис. 23. Векторные диаграммы ФТОП реле РТ-2 при подведении
токов.
а — прямой последовательности; б — обратной последовательности.
строить П(ув=£'2ТФ, то напряжение на выходе фильтра
будет равно нулю. При подведении к фильтру токов
обратной последовательности (рис. 23,6) векторы Ё2ГФ
и Обе совпадают по фазе, и напряжение на выходе
фильтра равно их сумме. При протекании на входе
50
фильтра системы токов нулевой последовательности,
совпадающих по фазе и значению во всех трех фазах,
напряжение на вторичной обмотке ТФ будет равно ну-
лю с учетом равенства токов в фазах А и В и соответ-
ствующих полярностей первичных обмоток. Напряже-
ние на разисторе также равно нулю, так как в рас-
сматриваемом режиме по нему в противоположных
направлениях проходят токи нулевой последовательно-
сти фазы С и ток вторичной обмотки трансформатора
ТК. В связи с тем, что в первичной обмотке ТК прохо-
дит утроенный ток нулевой последовательности, число
витков вторичной обмотки принято втрое большим, при
этом ток вторичной обмотки ТК равен току в фазах.
Таким образом, напряжение на выходе ФТОП появляет-
ся только при протекании токов обратной последова-
тельности. На выходе фильтра подключены два токовых
реле серии ЭТ-520 со специально подобранными обмо-
точными параметрами. Поскольку нагрузка фильтра
в основном определяется сопротивлением чувствитель-
ного реле Р2, то переключение обмоток Р2 с последо-
вательного на параллельное не допускается. Уставки
реле регулируются изменением натяжения пружины,
а у реле Р1, кроме того, изменением соединения обмо-
ток с последовательного на параллельное. При испол-
нении РТ-2 на номинальный ток 5 А диапазон измене-
ния уставок для реле Р2 0,5—1 А и для реле Р1 1,5—
6 А обратной последовательности.
В ряде случаев при необходимости выполнения
дополнительной первой ступени по току обратной после-
довательности (7С т>>6 А) возможно подключение до-
бавочного реле ЭТ-520/6 или РТ-40/6 в рассечку зажи-
мов 18-19 Сопротивление обмотки добавочного реле не
повлияет существенно на нагрузку фильтра и на устав-
ки двух основных реле схемы.
Коэффициент возврата (по входу) для чувствитель-
ного органа определяется коэффициентом возврата ре-
ле Р2 реле серии ЭТ-520 порядка 0,85) с учетом
линейности всех элементов схемы. Для реле Р1, а также
для дополнительного реле коэффициент возврата, за-
меренный на входе РТ-2, может оказаться на 5—10%
ниже, чем у собственно реле ЭТ-520, за счет влияния
насыщения чувствительного органа Р2.
Фильтр-реле РТФ-2. Фильтр (рис. 24) со-
стоит из двух трансформаторов тока ТТ\ и ТТ%, резисто-
51
ров R1 и Я2 и емкостей Ct и С2. Трансформаторы
тока имеют по две первичные обмотки и вклю-
чаются на разность токов: ТТ\ — 1д 1в, ТТ2
1в—ic- Включение обоих трансформаторов на разность
11
о
Рис. 24. Схема ФТОП реле РТФ-2.
токов исключает влияние на работу схемы токов нуле-
вой последовательности. При рассмотрении работы
фильтра с подведением к нему токов прямой и обрат-
ной последовательностей учитывается, что ФТОП рабо-
тает в ненагруженном режиме. Для фильтров с исполь-
зованием трансформаторов тока это соответствует бес-
конечно малому значению сопротивления нагрузки по
52
сравнению с внутренним сопротивлением фильтра, что
равнозначно закорачиванию выходных зажимов ФТОП.
Такое допущение значительно облегчает анализ работы
фильтра. Результаты анализа при этом близки к ов-
альным. Таким образом, если предположить, что на-
грузка рассматриваемого фильтра зашунтирована, ток
промежуточного трансформатора Т7\ разветвляется
по резистору Ri и емкости Ci. Напряжения на /ф и
Рис. 25. Векторные диаграммы ФТОП реле РТФ-2 при подведении
токов.
а — прямой последовательности, б — обратной последовательности
равны, а вектор тока в Ci опережает на 90° вектор
напряжения, а следовательно, и вектор тока в Ri.
При выбраннном соотношении между сопротивлениями
]/3 xCi=Ri значение тока в емкости в ]/3 раз боль-
ше, чем в резисторе. Соответственно вторичный ток ТТ„
протекает по С2 и R2 По принятом R2~ хС2 вектор
тока в емкости в }/3 раз меньше тока в резисторе и
опережает его на 90° (рис. 25). Выполнение требуемых
соотношений между сопротивлениями резисторов и ем-
костей обеспечивается при наладке изменением сопро-
тивлений регулируемых резисторов. Ток в нагрузке
с учетом принятых полярностей обмоток ТТ будет равен
53
i z==/n2Jr/cl. Из векторных диаграмм видно, что при
подведении к фильтру токов прямой последовательности
ток на выходе равен нулю; при подведении токов об-
ратной последовательности ток на выходе пропорцио-
нален току обратной последовательности на входе.
Исполнительные органы РТФ-2 реле типа РП7 вклю-
чены на выпрямленный ток. Для выпрямления исполь-
зуется диодный четырехплечий мост, емкость С пред-
назначена для сглаживания напряжения. Включенные
на входе выпрямителей стабилитроны с разной поляр-
ностью обеспечивают ограничение напряжения на схеме
при больших уровнях токов неполнофазных КЗ и за-
щиту диодов.
Основной нагрузкой схемы является сопротивление
чувствительного реле Р1. В целях обеспечения стабиль-
ности нагрузки при изменении уставки реле регулиро-
вание осуществляется изменением тока в другой об-
мотке, включенной на напряжение оперативного посто-
янного тока. Такое решение позволяет иметь на реле Р1
высокий коэффициент возврата (0,7 при минимальной
уставке и 0,85 при максимальной), что необходимо для
улучшения отстройки чувствительного реле от токов
небаланса. Реле Р2 имеет значительно меньшее сопро-
тивление, поэтому регулировка его уставки путем шун-
тирования обмотки изменяющимся сопротивлением
практически не влияет на изменение нагрузки схемы
и как следствие на уставку реле Р1. При исполнении
реле РТФ-2 на номинальный ток 5 А уставка Р1 изме-
няется в диапазоне 0,2—0,4 А, а уставка Р2 — 2—4 А
обратной последовательности (при исполнении реле на
номинальный ток 10 А уставки увеличиваются вдвое).
В условиях эксплуатации иногда требуется выпол-
нить уставку реле выше верхнего предела, указанного
в технической характеристике. Это может быть выпол-
нено путем дополнительного уменьшения сопротивления
резистора /?4 или включения еще одного реле с мень-
шим числом витков, а также путем включения реле
ЭТ-521/0,6 или РТ-40/0,6 в рассечку на выходе ФТОП
в цепь переменного тока. При этом учитывается, что
результирующее сопротивление нагрузки практически
не изменяется. При таком решении в обязательном по-
рядке необходимо согласовать напряжение зажигания
стабилитронов с напряжением срабатывания наиболее
грубого из реагирующих органов схемы Известны слу-
54
чаи отказа в срабатывании реле Р‘2 из-за неучета выше-
указанного при загрублении уставки срабатывания реле
от 4 до 6 А. Можно считать достаточным, если начало
ограничения напряжения с помощью стабилитронов
(начало их свечения) не менее чем в 1,4—1.5 раза
больше напряжения на них при срабатывании наиболее
грубого реле. В целях снижения напряжения на стаби-
щтронах при данном значении тока обратной последо-
вательности может быть рекомендовано включение
параллельно им добавочного резистора сопротивлением
не менее 150 Ом мощностью 25—50 Вт. Уставки на
реле Р1 и Р2 при этом могут измениться. Поэтому после
установки такого резистора реле должно быть повторно
проверено. В случае длительного протекания токов об-
ратной последовательности возможно некоторое за-
грубление реле за счет увеличения сопротивления на-
грузки из-за нагрева, что необходимо учитывать при
настройке и проверке характеристик реле.
Последовательно с исполнительными органами вклю-
чен миллиамперметр. Резисторы Р6 и Pi используются
при регулировке шкалы прибора. Полное отклонение
стрелки соответствует току обратной последовательно-
сти 0,25/ном (1,25 А при исполнении реле на 5 А). По
показаниям прибора оперативный персонал может опре-
делять степень несимметрии токов статора генератора
и в зависимости от нее определять допустимую длитель-
ность данного режима. Нормально прибор зашунтиро-
ван кнопкой К.
Реле РТФ-2 устанавливается в цепях, в которых ток
КЗ не превосходит 6 /НОм, что снижает надежность дей-
ствия защиты при внутренних повреждениях в генера-
торе и требует после этого контрольной проверки для
установления исправности реле.
Фильтр тока обратной последователь-
ности реле РТФ-7/1 и РТФ-7/2 практически
не отличается от схемы реле РТФ2. На участке между
выходными зажимами ФТОП и стабилитронами преду-
смотрены зажимы для возможности подключения токо-
вого реле РТ-40/0,6 в целях выполнения наиболее гру-
бой ступени защиты генератора. В целях согласования
тока срабатывания дополнительного реле с напряже-
нием зажигания стабилитронов допускается параллель-
но им включить добавочный резистор с сопротивлением
порядка 400 Ом. При наладке защиты подбор сопро-
55
тивлеНия должен выполняться до настройки токов сра-
батывания реагирующих органов Для уменьшения
влияния температуры окружающей среды и нагрева ре-
ле в процессе наладки или проверки на параметры реле
11 13 15
последовательно с ] абочими обмотками Р1 и Р2 вклю-
чено тер иосопротивтение (в схеме РТФ 2 термосопро-
тивленио отсутствует) Уставки реле РТФ 7/1 изменяют-
ся в пщделах (0,04—0,08) /ПОм для реле Р1 и (0,4—
0,8) Дом Для реле Р2 Для РТФ-7/2 уставки соответст-
венно (0,1—0,2) и (0,3—1,2) /ном В целях расширения
диапазона уставок реле Р2 в схему включен добавочный
резистор, шунтирующий его обмотку При работе в дна-
56
пазоне уставок (0,3—0,6) /НОм резистор должен быть
отключен Коэффициенты возврата реле Р1 у РТФ-7/Т
и РТФ-7/2 в полной схеме находятся в пределах 0,7—
0,85 и зависят от уставки реле Коэффициент возврата
Р2 низкий (0,4—0,6), что необходимо учитывать при
согласовании защиты генератора с защитами сети Оба
типа реле могут устанавливаться в цепях, где токи КЗ
не более 6 /ном В схемах реле также установлены
амперметры обратной последовательности
Рис 27 Векторные диаграммы ФТОП реле РТФ-3 при подведения
токов
а — прямой последовательности б — обратной последовательности
Фильтр тока обратной последователь-
ности и схема оперативных цепей реле
РТФ-3 (рис 26) ФТОП состоит из трансформатора
ТТ, включенного на разность токов 1а и 1с, трансреак-
тора ТР, включенного на разность токов /в и 1с, и
переменных резисторов R\ и Схема включения ТТ
и ТР исключает влияние на работу реле токов нулевой
последовательно^. и Принцип действия ФТОП поясняет-
ся векторными диаграммами (рис 27) Ток вторичной
обмотки трансформатора тока ТТ пропорционален току
в первичной обмотке и совпадает с ним по фазе Этот
ток протекает по резистору Ri, напряжение на нем
совпадает с вектором тока, значение этого напряжения
будет изменяться при изменении сопротивления Ri Век-
тор ЭДС вторичной обмотки трансреактора отстает от
вектора геометрической разности токов 1В и 1с на 90°
Нагрузкой для ТР является резистор R2 Ток в нагрузке
будет определяться суммарным сопротивлением цепи,
в которой трансреактор имеет неизменное активно-ин-
5—1065 57
дуктивное сопротивление, а значение активного сопро-
тивления нагрузки может быть изменено. Таким обра-
зом, ток имеет индуктивный характер, причем угол а
может изменяться при изменении Rz- При этом, конечно,
меняется и значение тока в резисторе. При подведении
токов прямой последовательности регулировкой Rz и
угла а можно выполнить условие, чтобы угол между
Uri и Ur2 был равен 180°. Если далее регулировкой
значения URi добиться их равенства, то напряжение на
выходе настроенного фильтра будет равно нулю. При
этом угол а=30°. При подведении токов обратной по-
следовательности напряжение на выходе ФТОП будет
равно геометрической сумме напряжений на резисторах
Rt и Rz и пропорционально току обратной последова-
тельности на входе ФТОП.
Напряжение с выхода фильтра, выпрямленное диод-
ным мостиком и сглаженное конденсатором С, подво-
дится к двум параллельно включенным поляризованным
реле РП7. Реле РП является пусковым, обеспечивает
работу шагового искателя и постепенное ступенчатое
уменьшение сопротивления в цепи выходного реле Рв.
Последовательно с Рв включен набор резисторов (в ис-
ходном режиме цепь его обмотки при заводском испол-
нении разомкнута), поэтому ток срабатывания этого ре-
ле зависит от добавочных сопротивлений и от времени,
в течение которого пусковая схема обеспечит при опре-
деленном токе повреждения уменьшение добавочного
сопротивления до необходимого значения. Таким обра-
зом, при большем значении тока 12 время срабатывания
реле меньше, при уменьшении /2 время срабатывания
увеличивается. Ток срабатывания пускового органа ре-
гулируется изменением сопротивления резистора R3 и
может составлять (0,2—0,4) /ном. Чувствительность вы-
ходного реле при полностью выведенном внешнем со-
противлении целесообразно принимать на 2—5% ниже,
чем у пускового реле, что обеспечивает срабатывание
защиты при срабатывании пускового реле. Коэффициент
возврата РТФ-3 определяется параметрами реле РП7
и составляет 0,5—0,7, поэтому в целях улучшения усло-
вий согласования защиты генератора с защитами сети
необходимо при наладке и эксплуатационных проверках
обеспечить максимально возможное его значение.
Изменение значений добавочных сопротивлений в це-
пи реле Рв производится с помощью шагового искателя
58
и оперативной схемы (рис. 26). Шаговый искатель
типа ШИ50/4 состоит из неподвижного контактного по-
ля, четырех рядов изолированных друг от друга контак-
тов. С пластинами своего ряда, поворачиваясь на общей
оси, по очереди соединяются изолированные одна от
другой щетки, собранные в ротор. Ротор перемещается
не плавно, а шагами, перемещаясь при каждом шаге на
одну пластину. Шаг искателя происходит при обесточе-
нии электромагнита ШИ при его возврате. При конкрет-
ном исполнении схемы первые два поля и объединенные
две соответствующие щетки представляют собой систему
из 54 контактов, между которыми включены резисторы.
В исходном состоянии щетка находится на 54-й пласти-
не (холостой), при этом цепь РБ разомкнута. При пер-
вом шаге щетка перемещается на 53-ю пластину, после-
довательно с обмоткой реле включены все сопротивле-
ния. При дальнейшем перемещении щетки добавочные
сопротивления уменьшаются, уменьшается и ток сраба-
тывания реле. Добавочные сопротивления подобраны
таким образом, чтобы при конкретно принятой постоян-
ной величине времени, с которой перемещается шаговый
искатель, обеспечивать заданную величину А характери-
стики генератора. Меняя время перемещения шагового
искателя, можно менять величину А от 5 до 15. Если
номинальный вторичный ток генератора не равен номи-
нальному вторичному току трансформаторов тока, то
величина А, принимаемая для реле, отличается
в (/ном, втор, г//ном, втор, т, т)2 раз от А, принятого для ге-
нератора. Выдержка времени реле РВ, определяющая
скорость движения шагового искателя, ориентировочно
находится как /ш=А/2 и в соответствии с техническими
данными не должна быть менее 2,5 с. При действии
РТФ-3 на выходные реле через добавочное реле вре-
мени в целях получения требуемой характеристики за-
щиты в целом значение tm необходимо принимать мень-
ше расчетного. Значительные отличия номинальных
вторичных токов генератора и трансформаторов тока
также приводят к уменьшению /ш, так, для генератора
200 МВт с А = 8 при /НОм=8625 А и трансформаторах
тока 10 000/5 /ш~3 с.
В условиях эксплуатации целесообразно конечную
54-ю пластину шагового искателя соединить через до-
полнительный резистор с пластиной 53, при этом в ис-
ходном режиме реле Рв будет подключено к схеме
5*
59
ФТОП Таким образом возможно образование дополни-
тельной грубой отсечки. Значение добавочного сопро-
тивления определяется при выборе уставки. Токи сра-
батывания реле Рв конкретного исполнения, замеренные
на каждой пластине, отличаются один от другого на
Ю___15% и должны проверяться для каждого экземп-
ляра РТФ-3. В табл. 4 при-
Рис. 28 Характеристики реле
и генератора.
1 — тепловая генератора при Л = 8;
2 — защиты с реле РТФ-3, 3 — за’
щиты с реле РТФ-2.
ведены параметры срабаты-
вания реле РТФ-3 для вы-
шеупомянутого генераюра
200 МВт. Выдержка време-
ни на выходном реле вре-
мени принята 2,5 с. Харак-
теристики релей генератора
приведены на рис. 28.
Третье и четвертое поля
РТФ-3 и две соответствую-
щие щетки также объеди-
нены в единую систему из
54 контактов, используемых
в схеме оперативных цепей.
Между 53 контактами уста-
новлены перемычки. В ис-
ходном состоянии щетка на-
ходится на 54-й конечной
пластине. При срабатыва-
нии пускового реле РП сра-
батывает реле РВ. После за-
мыкания контакта РВ сра-
батывает электромагнит
ШИ и своим размыкающим
контактом разрывает цепь РВ, которое на возврате
разрывает цепь электромагнита ШИ. ШИ, отпадая,
обеспечивает передвижение щеток шагового искателя на
один шаг. При этом образуется цепь для срабатывания
кодового реле Ш (реле имеет выдержку времени на от-
падание порядка 0,2 с, предотвращающую его возврат
при кратковременном обрыве цепи в процессе переме-
щения щеток шагового искателя). Своим контактом
реле Ш шунтирует контакт пускового реле РП, образуя
постоянно действующую пульс-пару РВ-ШИ. Работа
пульс-пары прекращается после полного оборота щеток
шагового искателя при повторном попадании щетки на
пластину 54 и отпадании реле Ш при условии, что к это-
60
Таблица 4 Параметры срабатывания реле РТФ-3
Номер ша- стины 12, с, р, А z2, с, р, , ^с, р, с Номер пластины /2,с,р. А У2, с, р, , ^с, р, с
54 5,36 1,24 2,5 43—42 1,76 0,41 35,5
53 4,8 1,12 5,5 41—40 1,65 0,39 41,5
52 3,84 0,9 8,5 1 39—38 1,54 0,37 47,5
51 3,26 0,76 11,5 37—36 1,44 0,35 53,5
50 2,89 0,67 14,5 I 35—33 1,33 0,31 62,5
49 2,59 0,6 17,5 1 32—29 1,23 0,29 68,5
48 2,42 0,56 20,5 । 28—24 1,15 0,27 80,5
47 2,21 0,51 23,5 । 23—19 1,06 0,24 95,5
46 2,1 0,49 26,5 1 18—12 0,95 0,22 110,5
45 1,97 0,46 29,5 1 11—4 0,9 0,21 131,5
44 1,76 0,41 32,5 | 3—1 0,86 0,2 155,5
му времени пусковое реле обесточено и его контакты
разомкнуты.
При замыкании контактов Рв защиты действует
с выдержкой времени, определяемой реле времени
РВт)Ъ1х, которая должна быть меньше выдержки време-
ни РВ шагового искателя.
Отсечка. П
ZZQ
Сигналь-
ный
орган
Пусковой,
орган С*
Органе инте
грально-зависи _
мой хаоактв-
рис такой.
Источник ста.
билизирован- -1
рого напряжении
Рис. 29. Схема ФТОП и блок-схема реле РТФ-6.
На отключение
~*~с независимой
выдержкой
“темени
~0тсечка1^ *"
На. сигнал
На отключение
зависимой
выдержкой,
времени.
Фильтр тока обратной последователь-
ности и блок-схема реле РТФ-6 (рис. 29).
ФТОП содержит трансформатор тока активной состав-
ляющей ТТР, трансформатор тока емкостей составляю-
щей ТТС, трансреактор ТХ, резисторы активной
нагрузки 8R и 9R, конденсаторы 6С, подстроечные кон-
61
денсаторы угловой компенсации 5С, настроечные резис-
торы 10R и 11R. Первая обмотка TTR включена на ток
фазы А, для компенсации токов нулевой последователь-
ности в’ нулевой провод токовых цепей включена еще
одна первичная обмотка, имеющая в 3 раза меньше
витков. Вторичная обмотка включена на резисторы 8R
и 9R. Ток в нагрузке и напряжение на резисторах совпа-
дают по фазе с током в первичной обмотке. Трансреак-
тор ТХ и трансформатор тока емкостной составляющей
включены каждый на разность токов 1В и 1с- Электро-
движущая сила на выводах ТХ отстает на 90° от век-
тора суммарного тока первичных обмоток. Ток в кон-
денсаторах нагрузки 6С совпадает с суммарным током
первичных обмоток, а напряжение на 6С отстает от
вектора тока на 90°. В результате при заданном вклю-
чении первичных и вторичных обмоток ТХ и ТТС век-
торы напряжений на зажимах их вторичных обмоток
совпадают по фазе и арифметически складываются. При
номинальной частоте эти напряжения равны между со-
бой, а их сумма равна напряжению на вторичной об-
мотке TTR. Результирующее напряжение на выходных
зажимах ФТОП Z7BbIX= Uttr +Оттс + йТх- Векторные
диаграммы при подведении к фильтру-реле токов пря-
мой и обратной последовательностей приведены на
рис. 30. Суммирование напряжений ТТС и ТХ обеспе-
чивает снижение погрешности на выходе ФТОП при
изменении частоты в энергосистеме. С помощью под-
строечных конденсаторов 5С выполняется компенсация
погрешности TTR. Регулировочными резисторами 10R
и 11R обеспечивается заданное значение напряжения
на выходе ФТОП при различии номинальных вторичных
токов генератора реле (5 или 10 А). Выходные цепи
реле состоят из четырех однотипных элементов: токо-
вых реле обратной последовательности без выдержки
времени и токового реле обратной последовательности
с интегрально-зависимой выдержкой времени.
Первое реле действует через внешнее реле времени
в схему сигнализации о перегрузке генератора токами
обратной последовательности. Второе реле является
пусковым для реле с зависимой характеристикой. Третье
и четвертое реле выполняют роль отсечек с выдержками
времени, выполняемыми с помощью выносных реле вре-
мени. Время возврата реле в полной схеме при исчезно-
вении тока обратной последовательности может дости-
62
гать 0,2 с, что должно учитываться при согласован 1Л
с защитами отходящих линий.
Токи срабатывания отдельных ступеней защиты в за-
висимости от модификации реле приведены в табл. 5.
Рис. 30. Векторные диаграммы ФТОП реле РТФ-6 при подведении
ТОКОВ.
а — прямой последовательности; б — обратной последовательности.
Задачей органа с интегрально-зависимой выдержкой
времени является защита ротора от дополнительного
перегрева токами обратной последовательности при
удаленных неотключаемых КЗ или несимметричных
Таблица 5. Ток i срабатывания обратной последовательност',
отн. ед., отдельных ступеней защиты
Модификация реле, А Сигнальное реле Пусковой орган Отсечка I Огссч’ а II
5—10 0,05—0,15 0,08—0,24 0,4—1,2 0,7—1,9
10—20 0,05—0,15 0,08—0,25 0,4—1,2 0,7^-1,9
22,5—45 0,1—0,3 0,12—0,36 0,4—1,2 0,7—1 ,9
режимах. В схеме реле предусмотрена возможность сту-
пенчатой регулировки величины А. Сложная полупро-
водниковая схема обеспечивает интегральное накопле-
ние величин с учетом изменения тока обратной последо-
вательности в процессе КЗ. При кратковременных
63
исчезновениях токов обратной последовательности обес-
печивается не мгновенный возврат схемы в исходное
состояние, а постепенный возврат—«остывание» по
законам, приближенным к законам остывания ротора
генератора. Коэффициент возврата всех реле схемы не
менее 0,95.
Ступенчатые защиты по току обратной по-
следовательности рекомендованы для применения на
Рис. 31. Схема оперативных цепей ступенчатой токовой защиты об-
ратной последовательности.
генераторах мощностью менее 300 МВт, а также на
генераторах мощностью 300 МВт, когда они временно
работают без защит с реле РТФ-6. Схема такой защиты
приведена на рис. 31. Для выполнения схемы исполь-
зуются реле РТ-2 с РТФ-2 или РТФ-7/1 с РТФ-7/2. Воз-
можны и другие сочетания реле. Схема, как правило,
состоит из четырехступенчатой защиты, действующей на
отключение, и одной ступени, действующей на сигнал.
Поскольку с помощью двух реле можно выполнить че-
тыре ступени защиты и технические возможности реле
не позволяют применить их для выполнения первой
самой грубой ступени с током срабатывания порядка
2/ном, в реле РТ-2 или РТФ-7/1 подключается дополни-
тельное токовое реле РТ типа ЭТ-521/,0,6 или РТ-40/0,6.
Уставка на этом реле настраивается в полной схеме
РТ-2 (РТФ-7/1) при подаче тока на вход ФТОП.
64
с учетом величи-
Рис. 32. Временная характери-
стика ступенчатой токовой за-
щиты обратной последователь-
ности.
Основной задачей токовой защиты обратной после-
довательности является отключение блока от сети или
отключение генератора с гашением поля возбуждения
при КЗ, а также при ненормальных режимах с токами
обратной последовательности выше допустимых. Время
действия каждой ступени должно быть не больше допу-
стимого по тепловой характеристике
ны А генератора (рис. 32).
При этом необходимо стре-
миться к соблюдению се-
лективности с защитами
прилежащей сети.
Первая ступень защиты
предназначена для срабаты-
вания при двухфазном КЗ
на выводах генераторного
напряжения. Уставка пото-
ку выбирается по меньшему
из двух значений: /2, с, р, i =
= 'КЛ//ц, где /ц — время
срабатывания второй ступе-
ни, и /2, с, p,i=///2/1,2, где
Г'ъ — ток обратной последо-
вательности при двухфазном
КЗ на выводах генератора.
Первое условие обеспечи-
вает отключение генератора
с допустимым временем при
тывания второй ступени. Второе условие обеспечивает
минимально допустимую чувствительность при КЗ на
выводах генератора (поэтому при определении /"2 по
этому условию целесообразно принимать минимальное
значение E"q в рабочем режиме; в пределе E"q—V).
Снижение чувствительности за счет затухания тока КЗ
может не учитываться.
Время срабатывания первой ступени выбирается по
выражению
токе, большем тока сраба-
tl— АЦ22, экв,
где /2, экв — эквивалентное значение тока обратной по-
следовательности, при котором в роторе от токов об-
ратной последовательности выделяется за время та-
кое же количество тепла, как за то же время от реаль-
ного тока повреждения, меняющегося с учетом фактора
65
затухания и 722AZ=/4 (см рис 3) При этом изме-
о
нение во времени реального тока обратной последова-
тельности определяется по выражению (13а)
Учитывая сложность данной методики, можно рас-
ст отреть упрощенный способ выбора ti по формуле
Л/(/%)’,
где — ток обратной последовательности сверхпере-
ходною режима, определенный по (7) при максималь-
ном значении ЭДС в нагрузочном режиме Определен-
ное таким образом время срабатывания получается на
5—10% меньше, чем рассчитанное по методике с ис-
пользованием Z2 экв Это можно считать допустимым,
юти первая ступень защиты по току отстроена от КЗ
на стороне высшего (среднего) напряжения В тех слу-
чаях, когда первая ступень защиты не отстроена от КЗ
за трансформатором блока, такое решение также допу-
с , э, если уменьшение времени действия на 0,1—0,15 с
ле усложняет условия согласования с защитами сети
издержку времени первой ступени нецелесообразно
менее 0,9—1 с, так как при этом невозлоюгэ
бхдет согласование даже с мгновенными ступенями ли-
нейных защит с учетом возможного действия УРОВ
Если ступень отстроена по току от КЗ за трансформа-
тором с коэффициентом надежности 1,3—1,4, то выдерж-
: а времени может быть снижена до 0,5 с
В условиях, когда ошиновка между генератором и
тгансформатором выполнена комплектными токопрово
«тми, двухфазное КЗ как на ошиновке, так и в гене-
раторе может возникать только как двухфазное КЗ на
л млю При этом с целью ускорения действия защит
применяется ускорение действия первой зоны через им
чульсный замыкающий контакт реле времени с контро
тем наличия напряжения 3U0 в сети генераторного
напряжения При уставке на реле напряжения 40 В
оема отстроена от напряжений 3U0 небаланса и напря
жений, возникающих в сети генераторного напряжения
при замыканиях на землю в сети высшего (среднего)
I апряжения трансформатора блока При двухфазных
КЗ на землю на выводах генератора чувствительность
Ьэ
блокировки по напряжению составляет примерно 1,25
Блокировка с помощью реле напряжения нулевой по-
следовательности может применяться также для уско-
рения второй ступени защиты Возможно самостоятель-
ное действие реле напряжения на отключение, при этом
первая ступень токовой защиты может не выполняться.
Время действия ускоряемой по цепи 3£70 ступени за
щиты, так же как и самостоятельной защиты по напря
жению, принимается 0,5 с Необходимо однако, учиты-
вать возможность отказа реле напряжения из за недо-
статочной чувствительности при двойном замыкании на
землю, одна из точек которого находится на фазном
выводе, а другая, например, в нейтрали генератора
Поскольку первая ступень защиты, как правило не дей-
ствует при КЗ вне блока и ее срабатывание может
произойти только при повреждении генератора или
трансформатора блока, защита действует сразу на от-
ключение всего блока с отключением АГП
Вторая ступень защиты предназначена для резерви-
рования первой ступени при повреждении на ошиновке
или в обмотках генератора при ее отказе или недоста-
точной чувствительности, а также для отключения двух-
фазных КЗ на стороне высшего (среднего) напряжения
блока Уставка по току выбирается по меньшему из
двух значений /2 с pii=/"/1,2, где Г'2 — ток обратной
последовательности при двухфазном КЗ на выводах
блока в режиме работы блока на холостом ходу без
связи с энергосистемой, /, с n=:yAltIU , где —
время срабатывания третьей ступени Снижение чувст-
вительности за счет затухания токов КЗ, так же как и
для первой зоны, может не учитываться При установке
трехобмоточных трансформаторов первое условие обы i-
но может быть выполнено только для стороны транс-
форматора с меньшим сопротивлением При однофазно,!
или двухфазном КЗ на землю со стороны высшего
(среднего) напряжения блока работаю"' третья и четвер-
тая ступени защиты (при КЗ на землю работают та? же
защиты от замыканий на землю в сети соответствую-
щего напряжения блока)
Выдержка времени второй ступени выбирается по
выражению hi=A/I22 экв, где /2 Отв— эквивалентное
значение тока обратной последовательности, при кото-
ром выделяется за время tn такое же количество теппа,
как за то же время от реального тока поврежден я
С7
fII
с учетом затухания при условии, что 2 (см.
о
рис. 4). На импульсном замыкающем контакте реле
времени второй ступени принимается уставка на 0,3—
0,5 с меньше.
Данная ступень чувствительна при КЗ на стороне
высшего (среднего) напряжения блока и поэтому долж-
на быть согласована по току и времени с защитами
прилежащей сети. При двухфазном КЗ защита генера-
тора должна быть согласована с междуфазной отсечкой,
дистанционной защитой первой или второй ступени каж-
дой из отходящих линий в режиме, когда в работе
находится наименьшее реально возможное число гене-
раторов и питающих линий, а число включенных парал-
лельно с рассматриваемой линией связей максимально.
При согласовании со ступенью защиты, блокируемой
при качаниях, необходимо иметь в виду возможность
неселективного отключения генератора, если блокируе-
мая ступень будет предварительно выведена блокиров-
кой при качаниях, поэтому целесообразно согласование
с защитами, не блокируемыми при качаниях. При КЗ
на землю защита генератора должна быть согласована
с соответствующими ступенями защиты от замыканий
на землю в аналогичных ремонтных режимах.
В тех случаях, когда наличие в схеме защиты двух
выдержек времени усложняет согласование или делает
его невозможным, целесообразно исключать импульсный
замыкающий контакт реле времени и выполнять дейст-
вие ступени защиты сразу на отключение блока. В тех
случаях, когда согласование с защитами сети не обес-
печивается, необходимо рассмотреть возможность выне-
сения неселективности в сеть. Согласование при непол-
нофазных включениях или отключениях с защитами
сети, как правило, не производится в связи с грубыми
уставками рассматриваемой ступени.
Третья и четвертая ступени защиты предназначены
для резервирования при недостаточной чувствительно-
сти первых ступеней, для срабатывания при КЗ с зем-
лей на ошиновке высшего (среднего) напряжения блока,
а также для отключения удаленных КЗ или неполно-
фазных режимов с токами обратной последовательности,
превышающими допустимые для генераторов. Уставка
по току обратной последовательности для третьей и чет-
68
вертой ступеней принимается: /2, с,р,ш = 0,6 /ном,
72,c,piv=0,2 /ном. Для генераторов 300 МВт серии
ТВВ-320-2 без успокоительных обмоток /2iCpIV=
= 0,1 Люм Время действия третьей ступени выбирается
по условию ^П1=Д//22, с,р, п, время срабатывания им-
пульсного замыкающего контакта принимается на 0,3—
0,5 с меньше. При выборе выдержки времени третьей
ступени необходимо учитывать то, что во многих схемах
реле времени используется одновременно и для резерв-
ной токовой защиты от трехфазных КЗ. По условию
согласования с защитами прилежащей сети /щ целесо-
образно принимать равным 5—6 с. Возможно, задав-
шись временем /щ, определить по характеристике гене
ратора /2,с,р,ш. После этого необходимо проверить, что
/г.е.рдп^Г^ Д/Ziv-
Выдержка времени четвертой ступени, определенная
по выражению trv=A/I\ с, р, ш, получается очень боль-
шой. В этих случаях принимают ZIV=20 с — максималь-
ное время, которое может быть установлено на реле
типа ЭВ-144. На импульсном замыкающем контакте
реле времени принимаезся время на 0,5—1 с меньше.
В ряде случаев для увеличения времени четвертой сту-
пени включают последовательно два реле времени с об-
щей выдержкой времени 40 с
Обе ступени должны быть согласованы с последними
ступенями защит линий в режимах удаленных КЗ,
а также с последними ступенями защит от КЗ на землю
при возможных неполнофазных режимах. Согласование
защиты генератора с защитами сети является очень
трудоемкой, однако необходимой работой. Если обеспе-
чить селективность не удается, необходимо рассмотреть
возможность вынесения неселективности в сеть. Нужно
также проверить отстройку защиты от КЗ в сети СН
блока или провести согласование с защитами этой сети.
Сигнализация о перегрузке обмоток
статора токами обратной последователь-
ности. Для отстройки от кратковременно появляю-
щейся несимметрии сигнализация работает с выдержкой
времени 7—9 с. Уставка по току принимается Ь с, р=
— (0,054-0,06) /ном. В общем случае допустимое время
для ликвидации несимметрии оперативным персоналом
установлено 3—5 мин [10]. В целях более точного опре-
деления несимметрии в схеме реле РТФ-2, РТФ-7 вклю-
чены амперметры обратной последовательности, шкала
69
Рис 33 Амперметр обратноп
последовательности
которых рассчитана на 0,25 /ном в токах обратной по
следовательности. Для ориентации оперативного пер-
сонала целесообразно рядом с прибором поместить
шкалу перевода показаний прибора в допустимое время
существования несимметричного режима с определен-
ным током /2. Таблица должна выполняться в диапа-
зоне от тока срабатывания реле сигнализации до тока
сраоатывания четвертой ступени защиты. Однако ре-
лейные щиты часто расположены на значительном рас-
стоянии от щитоз управле-
ния, и оперативный персо
tian при появлении сигнала
о перегрузке тенератора то-
ками обратной последова-
тельности лишен возможно-
сти оценить допустимую
длительность несимметрич-
ного режима. Для устране-
ния указанного недостатка
разработан и применяется
в ряде энергосистем ампер-
метр обратной последовательности, включаемый в токо-
вые цепи измерения генератора и устанавливаемый на
пульте управления генератора. Шкала прибора приве-
дена на рис 33, описание в [11].
Пример 9. Выбрать уставки четырехступенчатой защиты обрат-
ной последовательности генератора ТВВ-320 2, Л=5 Расчет токов
КЗ дан в примерах 1—3 Защита выполнена с реле типов РТФ-7/1
и РТФ-7/2
Уставка по времени первой ступени должна определяться по
режиму КЗ на выводах генератора и выбирается следующим обра-
зом (см. рис 3) Кривая заменяется на ступенчатую с не-
большими интервалами времени Д1 На каждом участке определя-
ется среднее значение /Ср и ДА=/2СрД/ В данном случае 2ДА=5
при 1=0,646 с
Учитывая, что при такой выдержке времени защиты не согла-
суются с защитами прилежащей сети, а также то, что выводы ге-
нератора выполнены закрытыми шинопроводами, вместо токовой
ступени выполняют защиту по 3770 с выдержкой времени 0,5 с
По условию отключения двухфазных КЗ на выводах блока
с допустимым временем (см рис 4) выдержка времени второй сту-
пени не должна быть более 1,35 с Поскольку защита может быть
согласована только с быстродействующими ступенями линейных
защит с временем не более 0,5—0,6 с, уставку по току защиты гене-
ратора целесообразно принимать по возможности больше В пред-
положении, что 1ш=3,5 с, /г с р II ^5/3,5= 1,2 Эго условие явля-
ется определяющим Принимаем /2 с р ii=l,2 10 200=12 240 А Вто-
ричный ток срабатывания /'2,с,р,п=12 240/(12 000/10) = 10,2 А
70
Уставка выполняется на грубом реле РТФ = 7/2. При повреж-
дении на стороне 220 кВ ^2) = 1,45, й*1) = 1,25, fe*1,!) = 1. Для
третьей ступени /2, с р, П1 = К5/20 = 0,5. При необходимости за-
грубления тока срабатывания по условию согласования с линейными
защитами можно принять /IV=15 с, тогда /2 с Ш = К5715=
= 0,575 Принимаем /2 с р щ = 0,5 10 200 = 5100 А, с р ш =
=5100/(12000/10)=4,25 А Для ступени используется грубое реле
РТФ-7/1 Выдержка времени, как принято ранее, равна 3,5 с Имея
в виду трудность согласования с линеными защитами по времени,
импульсные замыкающие контакты в схеме второй и третьей ступе-
ней не используют, защиты действуют на отключение блока Чув-
ствительность третьей ступени при повреждении на стороне 220 кВ
/г<2)=3,5, k<^ = 3, fe<!11) = l,43
Ток срабатывания четвертой ступени принимается: /2,c,p,iv =
=0,1-10 200=1020 А, /'г,с p,iv=0,85 А Уставка выполняется на
чувствительном реле РТФ-7/2 При КЗ на шинах 220 кВ
=7,15 Выдержка времени на упорном контакте реле времени 20 с,
на импульсном замыкающем — 19 с
На чувствительном реле РТФ-7/1 выполняется сигнальная сту-
пень защиты. При уставке в 5% /ном—h с,р=0,05 10 200=510 А,
вторичный ток срабатывания равен 0,425 А
Четырехступенчатая токовая защита, обеспечивая
защиту генератора от токов при несимметричных КЗ
и ротор генератора от перегрева токами обратной по-
следовательности, имеет следующие недостатки:
1. Не обладает интегральной характеристикой, что
не обеспечивает правильной работы защиты при изме-
нении тока обратной последовательности в процессе КЗ
или несимметричного режима.
2. При исчезновении несимметрии полностью воз-
вращается в исходное положение, что не обеспечивает
полноценной защиты генератора при периодически по-
вторяющейся несимметрии.
3. Относительно небольшая выдержка времени чет-
вертой ступени (порядка 20 с) может оказаться недо-
статочной для выявления и ликвидации источника не-
симметрии, хотя значение тока /з допускает большую
длительность существования несимметричного режима
4. При повреждении в статоре генератора и отказе
основной быстродействующей защиты с учетом увели-
чения токов КЗ по сравнению с повреждением на вы-
водах время действия первой ступени может оказаться
недопустимо большим. Это особенно опасно, когда гене-
ратор не имеет поперечной дифференциальной защиты,
71
а дифференциальная защита трансформатора связи не
является одновременно дифференциальной защитой
блока.
5. При двойном замыкании на землю, когда одна из
точек находится в генераторе, чувствительность первой
ступени как по току, так и по напряжению может ока-
заться недостаточной. Время же действия второй сту-
пени в этом режиме может оказаться недопустимо
большим. В целях устранения указанного недостатка
может быть предусмотрено ускорение второй или даже
третьей ступени по фактору срабатывания органа на-
правления мощности обратной последовательности [6],
подключенного на ток и напряжение стороны высшего
напряжения трансформатора блока. При использовании
в схеме ускорения размыкающего контакта реле мощ-
ности защита может обеспечить отключение в пределах
блока генератор — трансформатор с временем 0,3—0,5 с
даже при относительно малых уровнях тока.
6. При малых значениях А генератора (например,
Л = 5) выдержка времени третьей ступени защиты обыч-
но принимается 3—4 с, что требует ее согласования со
вторыми ступенями защит линий. При этом в ряде
случаев требуется вынесение неселективности в сеть.
7. Четвертая ступень защиты имеет чрезмерно вы-
сокую чувствительность по току. Как правило, эта сту-
пень чувствительнее последних ступеней дистанционных
защит и во многих случаях чувствительнее последних
ступеней защиты от КЗ на землю. Согласование с по-
следними ступенями защит от КЗ на землю в режимах
удаленных КЗ или при неполнофазных режимах чрез-
вычайно сложно. Целесообразно рассматривать вопрос
о выполнении специальных ступеней защиты по Л в се-
ти высшего напряжения с большими выдержками вре-
мени, выносящими неселективность в сеть и упрощаю-
щими выполнение расчетов при согласовании.
8. Низкие коэффициенты возврата реле усложняют
условия согласования с защитами ВЛ высшего напря-
жения.
Защита с зависимой характеристикой
с реле РТФ-3. Защита рекомендована для приме-
нения на генераторах мощностью менее 300 МВт, а так-
же на генераторах мощностью 300 МВт, когда они вре-
менно работают без реле РТФ-6. Схема защиты выпол-
няется на реле РТФ-3 и РТФ-2. Схема имеет две
72
отсечки: одна выполняется за счет реконструкции реле"
РТФ-3 путем замыкания конечной пластины на доба-
вочное сопротивление. Выдержка времени этой ступени
определяется реле времени. В реальных условиях доба-
вочное сопротивление подбирается таким, чтобы ток
срабатывания соответствовал бы току срабатывания
второй ступени четырехступенчатой защиты. Вторая
ступень выполняется на грубом реле РТФ-2 с уставкой
третьей ступени четырехступенчатой защиты. Реле вре-
мени отсечки, как правило, является общим с защитой
от трехфазных КЗ. Через импульсный замыкающий
контакт реле времени при условии наличия напряжения
3U0 происходит ускоренное отключение генератора при
повреждении ошиновки генераторного напряжения (вы-
полненной комплектными шинопроводами). На реле на-
пряжения принимается уставка 40 В, на импульсном
замыкающем контакте реле времени 0,5 с. При А гене-
ратора более 5 необходимо рассмотреть возможность
выполнения защиты с двумя выдержками времени.
С первой выдержкой времени производится отключение
генератора от сети, со второй защита действует на вы-
ходное реле блока (генератора) с отключением от сети
и гашением поля возбуждения.
Защита генератора при токах менее тока срабаты-
вания второй отсечки обеспечивается наличием Зависи-
мой части характеристики реле РТФ-3. При этом вы-
держка времени защиты должна быть меньше допусти-
мого времени, определенного с учетом величины А.
При выборе уставок защиты с зависимой характе-
ристикой, кроме рекомендаций приведенных при описа-
нии реле РТФ-3, необходимо руководствоваться следу-
ющим.
1 . Ток срабатывания пускового реле необходимо
принимать равным току срабатывания четвертой ступе-
ни четырехступенчатой защиты. В тех случаях, когда
необходимая уставка не обеспечивается даже при пол-
ностью введенном резисторе Rs, допускается включение
последовательно с Rs добавочного резистора с сопротив-
лением 200—300 Ом.
2 . Выдержка времени на выходном реле времени
выбирается по условию согласования с защитами сети.
Кроме того, это время сильно влияет на зависимую
часть характеристики реле в зоне больших токов, по-
этому должна быть проверена допустимость принятой
73
6—1065
выдержки времени с точки зрения получения удовлетво-
рительной характеристики защиты генератора
3 Выдержка времени РВ шагового искателя выби-
рается исходя из обеспечения требуемой величины А
Кроме того, необходимо стремиться к тому, чтобы это
время перекрывало длитетьиость цикла неполнофазного
режима при ОАПВ на отходящих линиях, а также по
возможности время действия резервных защит при по-
вреждениях в пределах своей линии
4 По принятому значению /ш строится характерис-
тика реле с учетом следующего при токе срабатывания
отсечки (пластина 54) Р----АэТ) где /От — время сраба-
тывания отсечки, при токе срабатывания на 53-й плас-
тине /Ср=^от + /Ш, при токе срабатывания на 52-й плас-
тине /с р — /от + 2/ш и т д (см табл 4) Результирую-
щая ступенчатая характеристика не должна ни в одной
точке (с учетом характеристики отсечки на РТФ-2) быть
выше характеристики генератора Если в отдельных
точках характеристика реле оказалась выше, то необ-
ходимо уменьшить /ш и повторить построение На рис 28
приведена характеристика генератора и защиты при
следующих исходных данных генератор 200 МВт, А = 8,
/ном=8625 А, трансформаторы тока 10 000/5, уставка
отсечки на РТФ-3 А с р=1,14, /=2,5 с Уставка отсечки
на РТФ-2 /2, с р=0,8, /=5,5 с, /ш=3 с
5 Необходимо стремиться к обеспечению селектив-
ности рассматриваемой защиты с защитами сети во
всем диапазоне ее токов срабатывания Имеющуюся
неселективность целесообразно выносить в сеть
Сигнализация от перегрузки генератора токами об-
ратной последовательности выполняется на чувствитель-
ном реле РТФ-2 Уставки устройства сигнализации
выполняются такими же, как и у ступенчатой защиты
Целесообразно также рассмотреть вопрос об установке
на панели управления генератора специального ампер-
метра обратной последовательности для ориентировки
оперативного персонала при срабатывании сигнального
реле РТФ-2
Защита с реле РТФ-3 имеет лучшую характеристику
/г с ₽=/(/), особенно в зоне малых токов, однако ей
свойственно и большинство недостатков ступенчатой
защиты Необходимо также учитывать, что при дли-
тельности несимметрии более /ш происходит полный
цикл работы шагового искателя с постепенным повы-
74
шением чувствительности реле Если в течение этого
времени повторно появится несимметрии, защита может
оказаться более чувствительной и с меньшим временем
неселективно отключит генератор.
Защита с зависимой характеристикой
с реле РТФ-6 Защита устанавливается на генера-
торах мощностью 300 МВт и более. На I и II отсеч-
ках выполняются уставки соответственно второй и
третьей ступеней четырехступенчагой защиты С по-
мощью реле напряжения, подключенного к обмотке
3U0 TH генератора, выполняется защита при двухфаз-
ных КЗ на выводах генератора Схема оперативных
цепей аналогична защите с РТФ-3, за исключением
с\еиы управления шаговым иска1елем РТФ-3 Аналоги-
чен и выбор уставок На реле РТФ 6 дополнительно
устанавливается в соответствии с заводскими данными
время охлаждения генератора С>хл, определяющее ско-
рость возврата схемы в исходное состояние после за-
пуска реле от кратковременной несимметрии Для
генераторов ТВВ 320-2 в связи со снижением значения
А с 8 до 5 при выборе уставок предлагается руковод-
ствоваться следующим при относительном значении
реактивного сопротивления трансформатора блока,
равном 0,1 и более, уставки по времени принимаются
не более 0,7 с длп первой, 1,35 с — для второй и 3,4 с —
для третьей ступени Уставка пускового органа Д с р=
= 0,08, а сигнального h с Р=0,05, ^охл = 200 с Пара-
метры и характеристики реле РТФ 6 наиболее потно
соответствуют требованиям, предъявляемым к защите
генератора от токов обратной последовательности
К недостаткам защиты следует отнести сложную схему,
значительные погрешности временной характеристики,
отсутствие выносного амперметра обратной последова-
тельности Защита также обладает недостатками сту-
пенчатых защит, связанными со сложностью согласова-
ния ее с линейными защитами, а также с возможным
недостаточным быстродействием при сложных повреж-
дениях в генераторе
7. ЗАЩИТА ОТ ТРЕХФАЗНЫХ КЗ И СИГНАЛИЗАЦИЯ
О СИММЕТРИЧНОЙ ПЕРЕГРУЗКЕ
Защита от трехфазных КЗ выполняется с помощью
одного токового реле, включенного в одну из фаз транс-
форматоров тока со стороны нулевых выводов генера-
(г 75
тора, обычно вместе с защитой от несимметричных КЗ.
-Зашита обеспечивает резервное действие при поврежде-
нии в генераторе, на ошиновке генераторного напряже-
ния, трансформаторе связи и шинах высшего напряже-
ния, а также на прилежащих участках ВЛ. В целях
отстройки от возможных перегрузок защита выполняет-
ся с пуском минимального напряжения с помощью од-
ного реле напряжения, включенного на междуфазное
напряжение трансформатора напряжения, установлен-
ного на выводах генератора. В ряде случаев для повы-
шения чувствительности и возможностей дальнего ре-
зервирования на стороне высшего (среднего) напряже-
ния блока защита дополняется реле напряжения,
подключенным к трансформаторам напряжения стороны
высшего (среднего) напряжения. Контакты обоих реле
напряжения при этом включаются параллельно. Схема
оперативного тока, как правило, является общей с за-
щитой от токов обратной последовательности. Защита
от трехфазных КЗ действует через реле времени третьей
ступени четырехступенчатой защиты обратной последо-
вательности или через реле времени второй отсечки
в схемах с реле РТФ-3 или РТФ-6.
Ток срабатывания защиты принимается:
h, р== r/k-B,
где kB— коэффициент надежности, принимаемый рав-
ным 1,1—1,2; kB— коэффициент возврата, равный 0,8;
-/ном — номинальный ток генератора.
Напряжение срабатывания реле напряжения должно
обеспечивать возврат реле после отключения внешнего
КЗ ис,р=итгп, раб/^в, где Umin, раб — минимальное ра-
бочее напряжение; kB— коэффициент надежности, рав-
ный 1,2; kB— коэффициент возврата, равный 1,25.
Уставку по напряжению целе< разно также от-
строить от напряжения в асинхро i режиме при по-
тере возбуждения (расчет см. в примере 4). По этому
условию Йс, р= Па, х/1,2.
Уставка по напряжению обычно принимается (0,5—
0,6) £/ном; для реле, подключенного к TH высшего на-
пряжения, — (0,6—0,7) UB0M.
Чувствительность защиты по току должна прове-
ряться при трехфазных КЗ на выводах генератора и на
стороне высшего (среднего) напряжения блока. В связи
с наличием выдержки времени чувствительность долж-
76
на проверяться при t~0 и t=oo. При уменьшении чув-
ствительности по току при t=oo допускается опреде-
лять ее с учетом коэффициента возврата и срабатывания
защиты при t=Q. Чувствительность по напряжению
(при использовании реле напряжения, подключенного
к TH генератора) проверяется только при КЗ на сто-
роне высшего (среднего) напряжения блока. В случае
увеличения тока при t=oo и увеличения при этом
напряжения на выводах генератора при оценке чувст-
вительности реле напряжения также допускается учи-
тывать коэффициент возврата. Коэффициент чувстви-
тельности реагирующих органов защиты при рассмат-
риваемых видах повреждения в расчетных режимах
допускается иметь не ниже 1,2. Защита от трехфазных
КЗ должна быть согласована по току или напряжению,
а также по времени с защитами от междуфазных КЗ
в сетях высшего (среднего) напряжения.
Необходимо отметить, что рассмотренная защита от
трехфазных КЗ обладает рядом недостатков:
1. Низкая чувствительность токового реле. С учетом
ограничения форсировки возбуждения затухание тока
в установившемся режиме стало еще более значитель-
ным. Реальная чувствительность защиты при поврежде-
нии на стороне высшего напряжения блока не превы-
шает 1,55—1,65 и близка к минимально допустимой.
2. Влияние затухания токов КЗ при более удален-
ных повреждениях в связи с увеличением xd мощных
генераторов.
3. Усложнение условий согласования из-за разно-
типности защиты генератора и защит сети.
4. Наличие в схеме защиты реле напряжения, вклю-
ченного на линейное напряжение трансформатора на-
пряжения выводов генератора, не дает возможности от-
строить уставку от асинхронного режима, что может
привести к излишнему срабатыванию защиты при потере
возбуждения.
5. Включение дополнительного реле напряжения от
трансформатора напряжения стороны высшего напря-
жения блока при сложных первичных схемах с несколь-
кими выключателями на присоединение усложняет схему
защиты.
С учетом изложенного решением Главтехуправления
Э-2/78 от 30/1 1978 «О применении блок-реле сопротив-
ления КРС-2 для защиты от симметричных коротких
77
замыканий и от потери возбуждения турбогенератора
мощностью 160 МВт и выше» предложено выполнять
защиту от трехфазных КЗ генератора с помощью одно-
го из реле сопротивления комплекта КРС-2 При этом
токовые цепи подключаются к трансформаторам тока
со стороны нулевых выводов генератора, а цепи напря-
жения— к трансформатору напряжения фазных выво
дов При такой схеме замеряется сопротивление от
фазных выводов генератора в сторону системы Д 1Я
надежной работы при повреждении на ошиновке гене-
раторного напряжения реле имеет смещение характе-
ристики в третий квадрант При выборе уставок, кроме
рекомендаций указанного решения, целесообразно учи-
тывать следующее
1 Перегрузка генератора может вызываться не толь-
ко токами активной нагрузки, но и реактивной мощ
ностью Это и потеря возбуждения одного из генера-
торов электростанции, форсировка возбуждения при
длительных аварийных ситуациях и т д Поэтому при
отстройке от токов нагрузки целесообразно не учиты-
вать разницу в углах максимальной чувствительности
реле и углах нагрузки
2 Уставки защиты должны согласовываться
с уставками защит отходящих ВЛ
Сигнализация о симметричной перегрузке выполняет-
ся с помощью одного токового реле, включенного па
один из фазных токов трансформаторов тока со стороны
нулевых выводов Ток срабатывания принимается /с i =
——^н/ном г/йв= 1,05 Дом г/0,85—1,3 /ном г Сигнализация
действует с выдержкой времени, превышающей время
срабатывания защиты
8. ЗАЩИТА ОТ ДВОЙНЫХ ЗАМЫКАНИЙ В ОБМОТКЕ
ВОЗБУЖДЕНИЯ
Комплект защиты является переносным устройством,
включаемым в работу на том из генераторов, на кото
ром выявлено первое замыкание в обмотке возбуж -
ния. Поскольку замыкания на землю в обмотке мо '
возникнуть только как замыкания на бочку ротора, о
при выполнении схемы защиты в целях повышения сс
чувствительности «земля» снимается с вала ротора щ
циально устанавливаемой щеткой Схема защ) ы
78
(рис 34) представляет собой четырехплечий мост,
в диагональ которого включены реагирующие органы
защиты Два плеча моста составляет обмотка ротора,
разделенная местом первого замыкания на землю, два
других плеча — потенциометр устройства защиты При
появлении первого замыкания на землю и включении
защиты в работу движком потенциометра П1 произво-
дится подстройка моста та-
ким образом, чтобы напря-
жение на его диагонали
было бы близко к нулю
Для более то гнои подстрой-
ки используется потенцио-
метр П2 с плавной регули-
ровкой Настройка моста
ведется по вольтметру V,
встроенному в комплект.
Вольт сто имеет переклю-
чатель для изменения диа-
па юна измерения (300, 30
ч 3 В) При появлении вто-
рого замыкания на землю
в обмотке ротора часть об-
мотки Шунтируется, ЧТО При-
водит к нарушению балан-
сировки моста, появлению
напряжения на нейтрали
п срабатыванию защиты,
если ток в диагонали при
этом превышает ток сраба-
Рис 34 Схема защиты от двои
ных замыканий в обмотке воз-
буждения
тывания реле
Выпускаются четыре модификации защиты с раз-
ными сопротивлениями потенциометров, предназначен-
ные для использования на генераторах с разными
рабочими напряжениями ротора
Номичашнэе напряжение
цепей вэзбуждегия, В
зоо
400
250
150
Сопротивтение потенцио-
метра, Ом
2050—2550
1150—1450
330—410
125—155
Применение защиты с малым сопротивлением потен-
циометров на генераторах с более высоким напряже-
нием может привести к перегреву потенциометра и квы-
79
ходу его из строя. Применение защиты с большим со-
противлением потенциометров на генераторах с более
низким напряжением возбуждения приведет к увели-
чению мертвой зоны защиты.
Измерительным оргяном защиты явтяются два
параллельно включенных поляризованных реле типа
РП7 с разной полярностью, чго необходимо в связи
с тем, что полярность тока в реле в случае появления
второй точки замыкания по одну или по дру1ую сто-
рону от первой изменяется на обратную Ток срабаты-
вания каждого из реле 2,45—2,55 мА, коэффициент воз-
врата 0,3—0,5 Для улучшения отстройки от токов
высших гармоник обмотки поляризованных реле шун-
тированы емкостью 10 мкФ, а последовательно с обмот-
ками реле включен дроссель с сопротивлением перемен-
ному току 50 Гц 70 кОм при напряжении 500 Вис со-
противлением на постоянном токе порядка 160 Ом
Низкий коэффициент возврата повышает надежность
работы реле, предотвращая появление вибрации кон-
тактной системы при протекании по обмотке реле пере-
менных токов Вместе с тем необходимо контролировать,
чтобы напряжение небаланса на диагонали измеритель-
ного моста не было больше напряжения возврата поля-
ризованных реле, в противном случае возможна несе-
лективная работа защиты при кратковременном сраба-
тывании реле. Обычно это условие выполняется, если
напряжение небаланса менее 0,5 В Необходимо учиты-
вать, что наличие шунтирующей емкости может приво-
дить к замедлению времени срабатывания защиты (при
токах, близких к срабатыванию, — до 1 с, при увеличе-
нии токов время срабатывания уменьшается)
Схема оперативных цепей состоит из реле времени,
промежуточного и указательного реле, сигнальной лам-
пы, отключающих устройств и кнопки Накладкой Н2
производятся включение и отключение защиты Сраба-
тывание защиты сигнализируется с помощью указатель-
ного реле и сигнальной лампы, установленных на пане-
ли защиты При необходимости вывода сигнала на
другие панели предусмотрен дополнительный контакт
выходного реле с установленной в этой цепи наклад-
кой Н3
Выдержка времени на реле времени выполняется
порядка 0,5 с в целях отстройки от возможных пере-
ходных процессов в цепях возбуждения В схеме преду-
80
смотрена фиксация срабатывания выходного реле за-
щиты для обеспечения надежного действия при перио-
дически появляющихся замыканиях Деблокировка
защиты производится вручную кнопкой К В случае
действия защиты на отключение генератора цепь фик-
сации выходного реле может быть исключена
Защита должна действовать на отключение или на
сигнал, а на генераторах с повышенной вибрацией —
только на отключение Для генераторов с непосредст-
венным охлаждением проводников обмоток ротора за-
щиту выполняют с действием на отключение.
При вводе защиты в работу на данном генераторе
должны быть запрещены любые работы в цепях воз-
буждения, в том числе и в цепях щеточного аппарата.
При необходимости производства таких работ необхо-
димо с разрешения оперативного персонала перевести
защиту на сигнал для предотвращения ее ложной ра-
боты За генератором при необходимости на это время
устанавливается дополнительный контроль После окон-
чания работ перед переводом защиты на отключение
необходимо повторно проконтролировать величину не-
баланса, а также убедиться в отсутствии сработавших
табло и указательных реле в схеме защиты Нажатием
кнопки К необходимо убедиться в том, что схема не
находится в сработавшем состоянии
К недостаткам защиты следует отнести наличие
мертвой зоны при замыкании небольшого числа витков.
По принципу действия защита не может быть налажена
и введена в работу, если первое замыкание на землю
произошло вблизи одного из полюсов ротора Замыка-
ние обмотки возбуждения во второй точке в этом слу-
чае практически не изменяет ток в диагонали моста
В схемах с машинными возбудителями защита не может
быть введена в работу, если точка первого замыкания
находится в схеме регулирования возбуждения, в про-
тивном случае возможна разбалансировка измеритель-
ного моста при регулировании
9. ЗАЩИТА РОТОРА ОТ ПЕРЕГРУЗКИ
ПРИ ДЛИТЕЛЬНОМ УВЕЛИЧЕНИИ ТОКА
ВОЗБУЖДЕНИЯ
В связи с увеличением птотности тока в обмотках
возбуждения мощных генераторов их способность вы-
держивать длительные перегрузки уменьшилась При
81
этом дежурный персонал уже не в состоянии обеспе-
чивать своевременную разгрузку генераторов. Поэтому
при длительной перегрузке ротора необходимо ограни-
чивать ток возбуждения, а при невозможности ограни-
чения отключать генератор от сети с гашением поля
ротора. Для этой цели используется защита типа
Рис 35 Структурная схема защиты ротора от перетруы и тпга
РЗР-1, структурная схема которой приведена на р ш 35
Защита обеспечивает:
1) подачу сигнала о превышении током ротора до-
пустимого значения с независимой выдержкой времени
(10—20 с); уставки сигнального органа составляют 1;
1,05; 1,1; 1,15 и 1,2 номинального значения;
2) срабатывание защиты с интегрально-зависимой
выдержкой времени. Защита с первой выдержкой вре-
мени производит развозбу ждение генератора, а со вто-
рой (с временем на 25% больше) действует на отклю-
чение генератора от сети Орган с интегрально-зависи-
мой выдержкой времени снабжен пусковым органом
с уставками от 1,05 до 1,25 номинального тока ротора
Как и в защите от токов обратной последовательности
типа РТФ-6, в защите РЗР-1 предусмотрено суммиро-
вание периодически повторяющихся перегрузок и «осты-
вание» защиты по закону остывания ротора генератора
Постоянная времени остывания может изменяться ог
15 до 400 с. В схеме предусмотрено согласование ноли-
82
нального тока ротора генератора с номинальным током
реле.
При выборе уставок необходимо учитывать, что при
перегрузке ротора током возбуждения в 1,06 раза до-
пустимая длительность режима равна 3600 с, при пере-
грузке в 1,2 раза—240 с; при перегрузке генераторов
типов ТВВ и ТГВ в 1,5 раза или генераторов типа ТВФ
в 1,7 раза — 60 с. Двукратную перегрузку генераторы
типа ТВФ допускают 30 с, а генераторы типа ТВВ и
ТГВ —20 с.
10. ПУСКОВЫЕ ИСПЫТАНИЯ ЗАЩИТ ГЕНЕРАТОРОВ
Включение генераторов в работу после монтажа или
ремонта должно производиться с работоспособной ре-
лейной защитой. Вместе с тем проверка исправности
токовых цепей защиты в полном объеме на остановлен-
ном генераторе невозможна. Из-за больших номиналь-
ных токов статора прогрузка токовых цепей защиты
первичным током от постороннего источника не может
быть выполнена Косвенные методы проверки не дают
полной гарантии исправности цепей. Поэтому в настоя-
щее время принята методика проверки цепей перемен-
ного тока защиты на вращающемся возбужденном гене-
раторе с установкой на его выводах трехфазной
закоротки
При отсутствии необходимости снятия характеристи-
ки КЗ закоротка может устанавливаться на стороне
высшего напряжения блока, что дает возможность ис-
пользовать стационарные заземляющие ножи. Это
позволяет уменьшить время, затрачиваемое на прове-
дение испытаний, поскольку снятие в процессе работы
по проверке защит специальных закорачивающих шин
на стороне генераторного напряжения является трудо-
емкой и длительной операцией. Установка закоротки
производится до начала испытаний. В ряде случаев для
облегчения режима работы стационарных заземляющих
ножей с учетом длительного протекания токов парал-
лельно им подключаются переносные заземления.
При подготовке к проведению проверки защит на
вращающемся генераторе необходимо принять меры
к уменьшению длительности всех проводимых работ.
83
Это требуется как по условию скорейшего включения
генератора в сеть, так и по условию недопустимости дли-
тельной работы турбины на холостом ходу из-за пере-
грева элементов цилиндра низкого давления. Целесооб-
разно согласно предварительно составленной программе
испытаний четко определить порядок проведения работ,
подготовить весь необходимый набор приборов, наме-
тить места и способы их подключения. При использова-
нии прибора ВАФ-85 проверить, что его клещи захва-
тывают соответствующие провода или изолированные
колки реле. Если необходимо, то нужно предварительно
вскрыть соответствующие перфорации, развести жилы
кабелей или проводов в жгутах.
Наиболее ответственной операцией является провер-
ка целостности токовых цепей защиты и измерений, по-
скольку работа трансформаторов тока с разомкнутой
вторичной обмоткой даже при сравнительно небольших
токах может привести к повреждению как самого транс-
форматора тока, так и элементов вторичных цепей.
Указанные работы целесообразно проводить при неболь-
ших уровнях токов, обычно не превышающих 10—15°/о
номинального тока генератора. Проверка исправности
схем, замер небалансов в фильтрах тока и во вторичных
цепях дифференциальных защит производятся при то-
ках не более номинального. Увеличивать токи до сраба-
тывания защит нецелесообразно, так как это требует
усиления закорачивающих элементов, увеличивает вре-
мя проведения испытаний.
В целях обеспечения стабильного возбуждения при
пониженной частоте вращения генератора испытания
проводятся при работе на резервном возбудителе.
Перед первым включением АГП и подъемом тока
КЗ необходимо убедиться в том, что регуляторы воз-
буждения отключены, шунтовой реостат возбудителя
находится в положении минимального возбуждения.
Все защиты генератора (блока) должны быть переведе-
ны на сигнал, а с выключателей (кроме АГП) должен
быть снят оперативный ток. Этому необходимо уделить
особенно серьезное внимание в тех случаях, когда за-
коротка устанавливается за выключателем, поскольку
при его отключении в процессе испытаний напряжение
на статоре может увеличиться выше номинального.
Если известно, что при полностью введенном шун-
товом реостате резервного возбудителя ток при вклю-
84
чении АГП получается выше необходимого (например,
при проверке целостности токовых цепей), возможно
временное включение последовательно с шунтовым рео-
статом добавочных сопротивлений.
Первый этап испытаний — проверку целостности це-
пей переменного тока — желательно начинать еще при
пониженных оборотах — начиная с 30—40% номиналь-
ных. Это позволяет выявить, а в большинстве случаев
и устранить выявленные дефекты до полного набора
скорости вращения турбогенератора и значительно со-
кратить время испытаний. Во время этих испытаний
проверяются наличие тока в токовых цепях и соответ-
ствие его коэффициенту трансформации трансформато-
ров тока.
При испытаниях на пониженной частоте вращения
не представляется возможным проверить правильность,
сборки схем, в которых параметры или значения полу-
чаемых токов или напряжений зависят от частоты. Так,
при полной частоте вращения производятся окончатель-
ная проверка дифференциальных защит с использова-
нием реле РНТ или ДЗТ, замер небалансов в реле по-
перечной '-дифференциальной защиты, а также произ-
водится оценка правильности включения токовых
защит с фильтрами токов обратной последователь-
ности.
При проверке цепей продольной дифференциальной
защиты необходимо убедиться в соответствии токов
в плечах трансформаторов тока и в дифференциальной
цепи. При этом замеряется напряжение (ток) небаланса
в реагирующем органе реле РНТ или ДЗТ. Учитывая,
что при таком объеме проверки не выявляются все воз-
можные дефекты, необходимо проверить правильное
распределение токов в плечах защиты и появление на-
пряжения на реагирующем органе при поочередном
исключении из схемы цепей трансформаторов тока со
стороны фазных выводов и со стороны нейтрали. После
восстановления цепей проводится повторная проверка1
небаланса. Векторные диаграммы не снимаются, по-
скольку остаточное напряжение на вторичной обмотке
TH, подключенного на выводах генератора, недостаточ-
но для работы прибора ВАФ-85.
Целостность цепей поперечной односистемной диф-
ференциальной защиты предварительно проверяется на
остановленном генераторе от постороннего источника.
8S
При пусковых испытаниях производится только замер
тока небаланса в реле
Проверка исправности цепей защиты по току обрат-
ной последовательности производится путем замеров
тока в цепях трансформаторов тока защиты, а также
небалансов в реагирующих органах реле. Проверка
небалансов должна проводиться приборами с малым
потреблением, не искажающими работу ФТОП С уче-
том работы генератора с частотой, отличной от номи-
нальной, значения небалансов могут быть несколько
увеличены Путем перекрещивания токов двух фаз (на-
иболее рационально выполнять это на испытательных
блоках с предварительно подготовленными для этого
испытательными крышками) подаются на вход защиты
токи обратного чередования фаз и проверяются токи
в реагирующих органах После восстановления цепей
вновь проверяются токи небаланса Целесообразно про-
верку рабочих токов и токов небаланса проверять на
одном диапазоне измерений прибора, чтобы 1арантиро-
вать его исправность при замере малых величин неба-
ланса Одновременно проверяется исправность цепей
защиты от трехфазных КЗ и сигнализации от пере-
грузки
После проверки исправности токовых цепей защиты
снимаются трехфазные закоротки и все защиты пере-
водятся на отключение (предполагается, что проверка
оперативных цепей проведена при отключенном генера-
торе) Устанавливается однофазное заземление в сети
генераторного напряжения, и при плавном подъеме
напряжения определяется срабатывание защиты от за-
мыкания на землю Затем (после снятия однофазного
заземления) напряжение плавно поднимается до номи-
нального, а при необходимости и выше Оценивается
работа реле вольтметровой блокировки, форсировки
возбуждения, а также определяется ток небаланса
в поперечной дифференциальной защите
После включения генератора в сеть и набора на-
грузки снимаются векторные диаграммы и замеряются
небалансы в реле дифференциальной защиты и защиты
по току обратной последовательности На период снятия
и установки крышек реле подключения измерительных
приборов защиты при необходимости поочередно от-
ключаются
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
1 Электрическая часть электростанций и подстанций (справоч-
ные материалы)/ Под ред Б Н Неклепаева — М Энергия, 1972 —
336 с
2 Соколик Э. В., Таубес И. Р. Определение сопротивлений
трансформаторов и автотрансформаторов — Электрические станции
1976, № 8, с 49—52
3 Вавин В. Н. Токовая защита обратной последовательности
генераторов с непосредственным охлаждением проводников обмо-
ток— В сб Опыт эксплуатации релейной защиты и электроавто-
матики в энергосистемах — М ' Энергия, 1968, вып 1, с 130—136
4 Овчинников В. В. Реле РНТ в схемах дифференциальных
защит —М Энергия, 1973 —96 с
5 Руководящие указания по релейной защите Вып 5 Защита
б токов генераторов — трансформаторов —М—Л Энергия, 1963 -
112 с
6 Махарадзе О. П. Защита мощных генераторов от перегрузки
токами обратной последовательности — В кн Опыт эксплуатации
релейной защиты и электроавтоматики в Тульской энергосистеме —
М Энергия, 1967, с 17—23
7 . Инструкция по проверке и эксплуатации односистемной по-
перечной защиты генераторов с реле РТ-40/Ф —М: СЦНТИ,
1975 —39 с
8 Кискачи В. М., Сурцева С. Е. Защита генераторов энергобло-
юв от замыканий на землю —Энергетик, 1974, № 11, с 12—14
9 Кискачи В. М. Защита генераторов энергоблоков от замыка-
ний на землю в обмотке статора —Электричество, 1975, № 11,
с 25—31
10 Инструкция по эксплуатации и ремонту генераторов на элек-
тростанциях — М Энергия, 1974 —80 с
11 Кайзер Ю. П, Таубес И. Р. Амперметр обратной последо-
вательности — В кн Опыт эксплуатации релейной защиты и элек-
троавтоматики в Тульской энергосистеме —М Энергия, 1972
с 33—35
СОДЕРЖАНИЕ
Предисловие.............................................. 3
1. Виды повреждений в генераторе и ненормальные режимы 4
2. Расчеты токов КЗ для выбора уставок защит генераторов 7
3. Продольная дифференциальная защита................17
4. Поперечная дифференциальная защита................32
5. Защита от замыканий на землю в обмотках статора гене-
ратора ................................................39
6. Токовая защита обратной последовательности .... 47
7. Защита от трехфазных КЗ и сигнализация о симметрич-
ной перегрузке.........................................75
8. Защита от двойных замыканий в обмотке возбуждения . 78
9. Защита ротора от перегрузки при длительном увеличении
тока возбуждения.......................................81
10. Пусковые испытания защит генераторов................83
Список литературы.......................................87