B.	И.КОРОГОДСКИЙ
C.	Л.КУЖЕКОВ
Л.Б.ПАПЕРНО
РЕЛЕЙНАЯ
ЗАЩИТА
ЭЛЕКТРОДВИГАТЕЛЕЙ
НАПРЯЖЕНИЕМ
ВЫШЕ 1 кВ
Энергоатомиздат

B.	И.КОРОГОДСКИЙ
C.	Л.КУЖЕКОВ
Л.Б.ПАПЕРНО
РЕЛЕЙНАЯ
ЗАЩИТА
ЭЛЕКТРОДВИГАТЕЛЕЙ
НАПРЯЖЕНИЕМ
ВЫШЕ 1 кВ
И
МОСКВА
ЭНЕРГОАГОМИЗДАТ
1987

ББК 31.261.2
К68
УДК 621.316.9:621.313.13
Рецензент В Н Бавин
Корогодский В. И. и др.
К 68	Релейная защита электродвигателей напряже¬
нием выше 1 кВ./В. И. Корогодский, С. Л. Куже¬
ков, Л. Б. Паперно.— М.: Энергоатомнздат, 1987.—
248 с.: нл.
Рассмотрены основные вопросы, связанные с выполнением ре
лейной защиты электродвигателей напряжением выше 1 кВ, основ¬
ные виды повреждений н анормальных режимов, принципы построения
защит н их конкретная реализация на релейно-контактной и полу¬
проводниковой аппаратуре в СССР и за рубежом. Приведены све¬
дения о построении и методах исследований комплексных защит
электродвигателей
Для инженерно-технического персонала, занимающегося ис¬
следованием, проектированием и эксплуатацией защит электродвига¬
телей напряжением выше 1 кВ
- 2302040000-336 О1 ос
К 051(00-87 81^6
ББК 31.261.2
ПРОИЗВОДСТВЕННОЕ ИЗДАНИЕ
ВЛАДИМИР ИСААКОВИЧ КОРОГОДСКИЙ
СТАНИСЛАВ ЛУКЬЯНОВИЧ КУЖЕКОВ
ЛЕОНИД БОРИСОВИЧ ПАПЕРНО
Релейная защита электродвигателей
напряжением выше 1 кВ
Редактор В. В. Овчинников
Редактор издательства Н. В. Ольшанская
Художественные редакторы В. А. Гозак-Хозак, О. П Тинякова
Технические редакторы Н Н. Хотулёва, В В Ханаева
Корректор М Г Гулина
ИБ № 924
Сдано в набор 30.06.86 Подписано в печать 28 11.86 Т-23008 Фор¬
мат 60Х90'/іб Бумага офсетная Гарнитура литературная. Печать
офсетная Усл печ л 15,5 Усл кр-отт 15,75 Уч.-изд л. 17,72 Тираж
12 700 экз. Заказ 2833. Цена 90 к
Энергоатомнздат 113114, Москва, М-І14, Шлюзовая наб., 10

Ордена Октябрьской Революции и ордена Трудового Красного Зна¬
мени МПО «Первая Образцовая типография» имени А. А. Жданова
Союзполиграфпрома при Государственном комитете СССР по делам
издательств, полиграфии н книжной торговли 113054, Москва, Ва¬
ловая, 28
© Энергоатомнздат, 1987

ПРЕДИСЛОВИЕ
В принятых на XXVII съезде КПСС «Основных направлениях
экономического и социального развития СССР иа 1986—1990 годы
и на период до 2000 года> поставлена задача повышения темпов
и эффективности развития экономики на базе ускорения научно-
технического прогресса, технического перевооружения и реконст¬
рукции производства, интенсивного использования созданного
производственного потенциала.
Решению этой задачи способствует рост энерговооруженности'
современных промышленных предприятии, развитие и совершен¬
ствование технологии различных производств — мероприятия, ко¬
торые обусловливают внедрение в электроустановках двигателей
напряжением выше 1 кВ. Наблюдающаяся в последнее время
тенденция к увеличению единичной мощности электродвигателей
напряжением выше 1 кВ в сочетании с усложнением конструкций
электрических машин с целью получения возможно более высо¬
ких техннко-экоиомическнх показателей, работа электродвигателей
в условиях, оказывающих неблагоприятное воздействие на элект¬
рическую изоляцию, часто в экстремальных режимах по нагруз¬
ке — все это предъявляет повышенные требования к релейной
защите электродвигателей.
Для сохранения непрерывности технологического процесса
большинства современных производств, во избежание возникно¬
вения н развития системных аварий, затрагивающих элементы
систем электроснабжения вплоть до электростанций, релейная
защита электродвигателей должна своевременно ликвидировать
повреждения в самих электродвигателях, реагировать jia аварии
в соответствующих узлах электрической нагрузки, согласованно
действовать с устройствами релейной защиты н автоматики элект¬
роустановок.
Выполненные в последние годы рядом проектных, научно-
исследовательских и учебных институтов исследования в области
релейной защиты электродвигателей позволяют надеяться, что
указанные выше задачи будут успешно разрешены.
Значительный вклад в развитие н совершенствование защит
электродвигателей напряжением выше 1 кВ внесли видные совет¬
ские ученые н специалисты: И. А. Сыромятников, А. М. Федосеев,
И. М. Сирота, В. Н. Вавин, И. В. Коваленский, М. И. Слодарж,
Г. Г. Гимояи и др.
Предлагаемая вниманию читателей книга написана на основе
результатов упомянутых исследовании, полученных прн участии
3
авторов во Всесоюзном научно-исследовательском н проектном
институте сТяжпромэлектропроект» им. Ф. Б* Якубовского, в Ново¬
черкасском политехническом институте имени Серго Орджоникидзе
и Рижском политехническом институте имени А. Я. Пельше.
В книге использованы методические материалы и разработки
производственно-технического предприятия <Уралэнергочермет»,
Московского энергетического института, Всесоюзного научно-ис¬
следовательского института релестроения (ВНИИР), Всесоюзного
государственного проектного института <Атомтеплоэлектропроект»,
других предприятий и учебных институтов.
Авторы сочли необходимым привести в книге основные поло¬
жения, касающиеся принципов работы и режимов асинхронных
и синхронных электродвигателей, так как без этого'невозможно
ни определить технические требования к релейной защите, ии
разработать, ни обоснованно выбрать и рассчитать ее.
Анализ аварий электродвигателей напряжением выше I кВ
базируется на данных, собранных на предприятиях металлурги¬
ческой и химической промышленности.
Книга является результатом совместной работы авторов. Одна¬
ко при подготовке рукописи оказалась целесообразной раздельная
подготовка глав и параграфов. Главы 1 (кроме § 1.5); 2 (кроме
§ 2.3, 2.4, 2.5 и 2.7); 3 {кроме $ 3.2 и 3.4); § 4.2, 4,5, 4.6; главы
5 и 6 (кроме $ 6.4) написаны В. И. Корогодскнм, а гл. 7 и
§ 2.5, 3.2 н 4.7 — С. Л. Кужековым. Этими авторами совместно
написаны § 1.5, 2.3, 2.7, 3.4, 4.1, 4.3 и 6.4. Параграфы 2.4 и 4.4 на¬
писаны Л. Б. Паперно.
Авторы считают своим долгом выразить признательность док¬
тору техн, наук А. М. Федосееву, рецензенту книги В. Н. Вавнну,
редактору В. В. Овчинникову, доктору техн, наук Г. Г. Гимояиу
и канд. техн, наук М. И. Слодаржу за ценные замечания, советы
и помощь в работе над книгой."
Авторы благодарны кандидатам техн, наук В. А. Зильберману,
В. М. Кискачи, Л. Е. Дудареву, С. И. Гамазину, Г. С. Нудель-
ману, Г, Н. Чмыхалову н инженерам Е. П. Варфоломееву,
Л. Д. Познаискому и В. Л. Рубану, в разное время принимавшим
участие в обсуждении основных вопросов, рассмотренных в этой
книге.
Авторы с благодарностью отмечают существенную помощь кол¬
лективов и специалистов ВНИПИ <Тяжпромэлектропроект>, ка¬
федры электрических станций Новочеркасского политехнического
института, проблемной лабораторки по применению полупровод¬
ников в релейной защите и автоматике энергосистем Рижского
политехнического института и Всесоюзного, научно-исследователь¬
ского института релестроения (ВНИИР) в проведении научных
исследований и в создании методических разработок по релейной
защите электродвигателей.	’
Пожелания и замечания по книге просьба направлять по адресу:
113114, Москва, МИ 14, Шлюзовая наб., 10, Энергоатомиздат.
Авторы
4

Глава первая
ОСНОВНЫЕ СВЕДЕНИЯ О ЭЛЕКТРОДВИГАТЕЛЯХ
НАПРЯЖЕНИЕМ ВЫШЕ 1 кВ
1.1.	ОБЛАСТЬ ПРИМЕНЕНИЯ И УСЛОВИЯ ЭКСПЛУАТАЦИИ
Среди электроприемников промышленных предприятий и элек¬
трических станций значительное место занимают асинхронные и
синхронные двигатели. Общая установленная мощность электро¬
двигателей (ЭД) напряжением выше 1 кВ на предприятиях ряда
отраслей народного хозяйства, таких как химическая, нефтехими¬
ческая, -металлургическая, целлюлозно-бумажная, горнодобыва¬
ющая, составляет 20—70% всей потребляемой мощности.
Наиболее широкое распространение получили дешевые, прос¬
тые по конструкции и надежные асинхронные двигатели (АД),
применяемые для приводов разного рода вентиляторов, насосов,
транспортеров, конвейеров, дымососов, лебедок, преобразователь¬
ных агрегатов и т. п.
Синхронные двигатели (СД), обладая высокой перегрузочной
способностью, большим, чем у асинхронных двигателей; КПД н
повышенной устойчивостью при снижении напряжения в сети
одинаково успешно работают в' мощных установках как продол¬
жительного режима, так и имеющих резкопеременную цикличе¬
скую нагрузку [1,2]. Они применяются для привода механизмов
с постоянной частотой вращения, таких как двигатель-генераторы,
газовые компрессоры, эксгаустеры, воздуходувки, мельницы, дро¬
билки, насосы водоснабжения и др.
Диапазон номинальных мощностей ЭД напряжением выше
1 кВ составляет от нескольких сотен киловатт до единиц и де¬
сятков мегаватт. На тепловых и атомных электростанциях на¬
ходят применение как небольшие АД с номинальной мощностью
330 кВт (например, в приводах дымососов), так и мощные (Рнои до
8000 кВт) АД для приводов питательных и главных циркуляцион¬
ных насосов. Для приводов преобразовательных агрегатов экска¬
ваторов используются электродвигатели мощностью немногим
более 100 кВт, а для лриводов воздуходувок доменного произ¬
водства— СД номинальной мощностью 31,5 МВт. В ^нижайшие
годы ожидается появление синхронных электродвигателей номи¬
нальной мощности 60 МВт.
Условия эксплуатации, т. е. характер и степень воздействий
иа тот илн иной ЭД окружающей среды и приводимого механизма,
существенно зависят от особенностей технологического процесса
производства и от того места, которое занимает в нем этот
механизм. Так, электродвигатели экскаваторов на открытых гор¬
ных разработках испытывают влияние вибрации, тряски и ударов.

Рис 1 1 Структурная схема взаимодействия электродвигателя с другими устройст¬
вами
связанных с перемещением экскаватора н взрывными работами
в карьере, а также резкие перепады температуры и влажности
воздуха [3]. При очень низких температурах снижается надеж¬
ность механических узлов и деталей (валов, муфт и т. п.): Влага,
находящаяся в воздухе, при конденсации попадает на обмотки
двигателей н ухудшает тем самым их изоляцию.
Наиболее агрессивна окружающая среда иа предприятиях
химической промышленности. В цехах некоторых производств,
например жидкого хлора, каустической соды, уксусной кислоты,
происходит сильная коррозия ЭД, контактных соединений, кабель¬
ных конструкций и оболочек. На горно-хнмических производствах,
несмотря на применение ЭД закрытого исполнения, пыль и раз¬
личные соли проникают внутрь двигателя и осаждаются в клем¬
мных коробках и на изоляции.
Синхронные ЭД главных приводов прокатных станов устанав¬
ливаются в машинных залах листопрокатных цехов и с точки
зрения воздействия окружающей среды находятся в относительно
комфортных условиях. Вместе с тем непрерывные резкоперемен-
иые нагрузки на вал СД со стороны механизма неблагоприятно
сказываются на креплении и прочности обмоток, механических
узлов и деталей.
Асинхронные двигатели главных циркуляционных насосов сов¬
ременных атомных электростанций эксплуатируются в помещениях
с температурой 60 °C и должны сохранять работоспособность при
150 °C в условиях радиоактивной среды [4].
Приведенные примеры показывают, что значительная часть
6

ЭД в разиых отраслях промышленности работает в тяжелых кли¬
матических и технологических условиях.
Электродвигатель, являясь электроприемником, преобразующим
получаемую из питающей сети электрическую энергию в меха¬
ническую, постоянно илн время от времени взаимодействует с дру¬
гими электрическими и механическими устройствами (рис. 1.1).
Одни из иих являются основными, без которых работа электро¬
двигателя невозможна или нецелесообразна, другие — вспомога¬
тельными, обеспечивающими эффективную и' устойчивую работу
всего электропривода и полноценную защиту от повреждений и
анормальных режимов. К основный устройствам относятся пита-'
ющая сеть и аппаратура для подключения к ней ЭД, механиче¬
ская часть привода и механизм. Вспомогательные устройства
включают релейную защиту электродвигателя, его технологические
защиты, а также системы управления, охлаждения и маслосмазки.
Примерные связи между устройствами показаны на рис. 1.1
стрелками.
Электродвигатели напряжением выше 1 кВ подключаются к
распределительным устройствам (РУ) подстанций (ПС), распре-
® а) S) ®9) (м) г) (м)а)	(м) е)
~6-Ю*Ъ	~£-Юк8	~ 6-10 кВ	~1ОкВ
Рис 1.2. Подключение электродвигателей (Л4) к питающей сети-
тродвигатель
делительных (РП) и переключательных (ПП) пунктов одним из
следующих способов.
Непосредственное подключение кабельной линией к выключа¬
телю РУ (рис. 1.2,а). Длина кабельной лннни обычно не превы¬
шает 300—400 м, а количество и сеченне кабелей определяются
мощностью ЭД н в ряде случаев уровнем токов коротких замы¬
каний (КЗ) в сети. Двухскоростиые ЭД подключаются так, что
для обмотки каждой скорости предусматривается свой выключа¬
тель (рнс. 1.2,6).-Разновидностью схемы, показанной на рнс. 1.2,а,
является схема с постоянно включенным реактором L (рис. 1.2,в),
который применяется прн необходимости существенного ограни¬
чения токов КЗ до значений, равных номинальным отключаемым
токам серийных выключателей комплектных распределительных
устройств (КРУ): 20; 31,5; 40 кА. По конструктивным соображе¬
ниям в зависимости от вида КРУ н уровней гоков КЗ реактор
может быть установлен не только до, но и за выключателем РУ,
а кабельная линия подключена к реактору (рис. 1.2,г)
Подключение кабельной линией к контактору (QW на
рнс. 1.2Де) широко используется в некоторых, например нефте¬
буровых, установках. Контактор служит для включения и отклю¬
чения ЭД в нормальных эксплуатационных режимах, а также
при повреждениях, сопровождающихся прохождением TOKat не
превышающего значение номинального тока отключения (для
контактора КВМ-400/30 /(10М откл = 4,97 кА). За рубежом линии
к ЭД часто подключаются к сетн'с помощью контакторов, имеющих
благодаря „быстрому, менее чем за период тока, гашению дуги
в вакууме большой ресурс коммутационных операций (50 тыс.
и более включений). Схемы с такими аппаратами оказыввются
экономически целесообразными, например, для ЭД приводов лен¬
точных конвейеров, которые по условиям технологического про¬
цесса работают в режиме частых включений-отключений (рис. 1.2,е),
Во избежание перенапряжений, учитывая малые времена отклю¬
чения вакуумных контакторов, в цепи ЭД устанавливают ЯС-демп-
фер. Следует отметить, что за рубежом защита ЭД от КЗ часто
осуществляется предохранителями (F на рис. 1.2,е), а от пере¬
грузок и несимметричных режимов — релейными защитами, дей¬
ствующими на отключение «контактора. Подключение ЭД по схемам
(рис. 1.2Де) пока получило относительно малое распространение
в СССР.
Схема с пусковым реактором нмееі два выключателя, один
из которых шунтирует реактор в момент окончания процесса
пуска электродвигателя. Реактор служит для ограничения сни¬
жения напряжения на сборных шннах и (нлн) для обеспечения
необходимого уровня напряжения на линейных выводах ЭД прн
пуске. Ввиду отсутствия выпускаемых электротехнической про¬
мышленностью реакторов, специально предназначенных для пуска
электродвигателей, пусковые реакторы выбираются из числа
токоограннчнвающнх. В зависимости от конкретных условий
конструктивной компоновки РУ и реактора используется схема
8
с одним (рис. 1.2,ж) либо с двумя (рис. 1.2,3) выключателями
в цепи электродвигателя в длительном режиме его работы.
В первом случае пуск электродвигателя осуществляется включе¬
нием выключателя Q2, который отключается после включения
выключателя Q1 основного питания. Во втором случае ЭД пус¬
кается включением выключателя Q1 прн отключенном Q2. По окон¬
чании пуска выключатель Q2 шунтирует реактор и, таким образом,
основное питание электродвигателя происходит по цепи: шины —
Q1 — Q2 — линия.
Схема со сдвоенным реактором (рис. 1.2,и) применяется, когда
помимо необходимости обеспечения надлежащего уровня напряже¬
ния при пуске, имеется также требование ограничения тока КЗ.
При пуске обе ветви реактора оказываются включенными последо¬
вательно (выключатель Q2 отключен). После окончания пуска
одна нз ветвей реактора шунтируется включением Q2 Таким об¬
разом, в ограничении тока КЗ принимает участие только одна
ветвь сдвоенного реактора. Конструктивно схема получается гро¬
моздкой, требует проверки электродинамической стойкости реак¬
тора прн КЗ Однако для мощных ЭД, для которых обычно
необходимо значительное снижение напряжения на линейных
выводах прн пуске, такая схема как правило является технико¬
экономически целесообразной.
Схема блока трансформатор — электродвигатель.' В настоящее
время еще не все типы электродвигателей выпускаются промыш¬
ленностью на номинальное напряжение 10 кВ. Поэтому для под¬
ключения отдельного ЭД, поставляемого комплектно с механизмом
н изготавливаемого только на номинальное напряжение 6 кВ, к
основной распределительной сети электроснабжения напряжением
10 кВ используют индивидуальный понижающий трансформатор
10/6 кВ (Г на рнс 1.2,к). Между обмоткой низшего напряжения
трансформатора н электродвигателем коммутационный аппарат
не ставится, пуск 'электродвигателя осуществляется выключате¬
лем Q.
1.2.	ХАРАКТЕРИСТИКИ МЕХАНИЗМОВ
В зависимости от назначения и роли в технологическом процессе
механизмы делятся на ответственные н неответственные (5]. К от¬
ветственным механизмам собственных нужд электростанций отно¬
сят те, остановка которых вызывает нлн снижение нагрузки, или
остановку котлов и турбин Это — дутьевые вентиляторы, дымо¬
сосы, питательный н циркуляционный насосы н др. На промышлен¬
ных предприятиях ответственными называют те механизмы, внезап¬
ная остановка которых приводит к появлению опасности для жизни
людей, повреждению н порче дорогостоящего н уникального техно¬
логического оборудования, к длительным простоям производства и
к значительному недоотпуску продукции В металлургии такими
механизмами являются, например, насосы прдачн воды на фурмы
н воздуходувки доменных печей, в химической промышленности —
9

вентиляторы вентиляционных установок некоторых производств
заводов искусственного волокна, механизмы, обеспечивающие
безопасность обслуживающего персонала.
' К неответственным механизмам относятся такие, непродолжи¬
тельная остановка которых не нарушает нормального технологи¬
ческого процесса производства. Это, например,.механизмы химводо¬
очистки, топливоподачн и золоудаления на электростанциях, дро¬
билки руды, экскаваторы н ленточные транспортеры в горнодобы¬
вающей промышленности н т. п.
По степени ответственности механизмов приводящие их во вра¬
щение электродвигатели также называют ответственными нли неот¬
ветственными. Ответственные обычно относят к электроприемиикам
I, реже — II категории надежности электроснабжения, неответ¬
ственные— к электроприемникам III, в некоторых случаях — II
категории.
Нагруженный ЭД испытывает со стороны приводимого во
вращение механизма воздействие, которое принято характеризовать
моментом сопротивления Мс. Момент сопротивления в общем слу¬
чае определяется начальным статическим моментом Л1снач при тро¬
гании с места и изменением Мс в функции частоты вращения п
вала электродвигателя. В зависимости от ЛІс(п) все механизмы,
несмотря иа их большое разнообразие, могут быть разделены на две
группы [I, 6]. В первую входят те, моменты сопротивления которых
практически не зависят от частоты вращения п вала электродви¬
гателя. Это — шаровые мельницы, главные приводы прокатных
станов, конвейеры, поршневые компрессоры и др. В соответствии
с конкретными условиями работы момент сопротивления механиз¬
мов этой группы может принимать любые значения. Обычно для
механизмов с длительным режимом непрерывной работы Мс =
=(0,8 4-0,9)Л4НО||, где Л|ном — момент, соответствующий номиналь¬
ной мощности и номинальной частоте вращения электродвигателя,
а прн резкопеременной, ударной циклической нагрузке значения
Мс могут достигать (2—2,5)Мном.
Вторую группу образуют механизмы с так называемым венти¬
ляторным, т. е. зависящим от частоты вращения ротора, момен¬
том сопротивления: центробежные насосы, вентиляторы, воздуходув¬
ки, дымососы и др. Момент сопротивления этих механизмов мож¬
но представить в виде {1]-.
я = ч«.ч + (м.„. -Л,-)(^У	(і.і)
Обозначив =	и М,,,,* = МС ,„/Мс т„, получим [6]:
= М,„,„ + (1 - Мм) (-І )'•	<1 '2>
где Мснач — начальный момент сопротивления^механизма без учета
момента трения покоя; Мс_ном — номинальный момент сопротивления
механизма; р — показатель степени, р=/=0; янон — номинальная ча¬
стота вращения, об/мин, при которой момент сопротивления равен
10
номинальному; в дальнейшем принимается равной синхронной ча¬
стоте вращения ротора.
Для вентиляторов, дымососов и газодувок среднее значение
Ліс.нач = 0,15, р = 2. Прн этом из (1.2) получим:
я* =0,15 + 0,85	(1.3)
Для поршневых компрессоров [1] среднее значение Ліснач4.=
= 0,25, а р = 2, как и для вентиляторов.
Центробежные насосы имеют в среднем Мснач = 0,15, а показа¬
тель степени р может изменяться в широких пределах в зависимо¬
сти от характера работы насоса. С увеличением статической со¬
ставляющей в общем давлении, развиваемом насосом, величина
р может достигать 5—6.
На рис. 1.3 показаны примерные характеристики Мс+ (™—)
для различных механизмов промышленных предприятий и собствен¬
ных нужд тепловых электростанций.
1.3.	ОСНОВНЫЕ ЭЛЕМЕНТЫ КОНСТРУКЦИИ ЭЛЕКТРОДВИГАТЕЛЕЙ
Главными частями конструкции электродвигателей (рис. 1.4)
являются статор н ротор.
Статор АД (рис. 1.4,а,б) принципиально устроен так же, как
и статор СД (рис. 1.4,в,г). В металлической станине (корпусе
статора) / запрессованы набранные из покрытых с двух сторон
лаком штампованных дисков или сегментов из электротехнической
стали толщиной 0,5 мм пакеты 2, составляющие сердечник статора.
Длину сердечника статора в осевом направлении называют актив¬
ной длиной двигателя. Пакеты разделены вентиляционными канала¬
ми 3. Сердечник статора спрессован и удерживается нажнмиыми
кольцами или шайбами, соединенными планками или шпильками.
В пазах сердечника статора, равномерно по его окружности,
заложена и закреплена клиньями трехфазная обмотка, точнее, ее
активная часть. Вне сердечника распо¬
ложены лобовые части обмотки 4,
которые во время работы электродви¬
гателя, в особенности в переходных
режимах, испытывают значительные
механические воздействия. Поэтому
предусматривается их крепление к изо¬
лированным бандажным кольцам нлн
другим деталям конструкции статора.
Для электродвигателей, работающих
в условиях повышенных динамических
Рис 1 3 Кривые моментов сопротивления раз
личных механизмов
1 — стержневой мельницы, 2~ дымососа, 3 — дро-
0 0,1 0J 0J 0,9 Ofi 0$ 0,7 о,8 Ofi
n/hnttt

нагрузок, применяется усиленное крепление обмотки статора в пазах,
в местах выхода из пазов н в лобовых частях путем установки
дополнительных распорных элементов.
Обмотка статора — двухслойная, выполнена из отдельных сое¬
диненных между собой шаблонных катушек, выполненных из пря¬
моугольной обмотанной меди. Катушка представляет собой один
или несколько последовательно соединенных витков, расположен¬
ных в одних и тех же пазах и имеющих общую изоляцию от стенок
паза. Система изоляции обмоткн статора ЭД (рис. 1.4,д) включа-
12
ет корпусную изоляцию 5 обмоткн относительно сердечника, изоля¬
цию отдельных (элементарных) проводников в катушке относи¬
тельно друг друга 6, а также витковую 7 и межкатушечную 8
изоляцию. В настоящее время для ЭД применяется термореактив¬
ная стеклослюдннитоэпоксндная изоляция типа «Монолнт-2», об¬
ладающая высокой электрической и механической прочностью, поз¬
воляющая благодаря особенности технологии снизить вероятность
повреждения изоляции в процессе изготовления ЭД. Изоляция па¬
зовой и лобовой частей обмотки или секции выполняется принци¬
пиально одинаково, и их электрическая прочность практически оди¬
накова.
Фазы обмоткн статора имеют по два выводных конца н могут,
быть собраны в звезду илн, что реже, в треугольник. Начала
(линейные выводы) и концы (нулевые выводы) фаз в соответст¬
вии с конструктивными особенностями электродвигателя выводят¬
ся нлн в фундаментальную яму, нлн в одну либо две (одна — для
начал, другая для концов фаз) коробкн выводов, где закрепляются,
на опорных изоляторах. Количество изоляторов в коробках может
быть шесть: по одному для каждого вывода фаз нли четыре:
трн — для начал фаз обмоткн н одни — общий для всех концов
фаз.
Двухскоростные ЭД'обычно выполняются с двумя независимыми
статорными обмотками
Сердечник ротора АД (рнс. 1.4,а,б) собирается, как и статор,
нз пакетов — штампованных листов стали 9. В явнополюсных
СД (рнс. 1.4,в) сердечник состоит из полюсов 10 н обода, к которо¬
му онн крепятся болтами нлн полюсными хвостами 11 Т-образной
формы. Полюсы обычно собираются нз штампованных листов
стали, стягиваемых иажимнымн щеками. В отдельных случаях
применяют массивные литые полюсы.
Сердечник ротора насаживается на вал 12, концы которого
для ЭД с горизонтальным расположением вала опираются иа два
подшипника. Электродвигатели, изготовляемые в подвесном испол¬
нении, имеют два направляющих подшипника и один упорный
(подпятиик), рассчитанный на восприятие нагрузки от веса ротора.
Сердечник 13 неявнополюсного ротора СД (рнс. 1 4,г) изготав¬
ливается как единое целое с концами вала из одной стальной
поковкн. Расположенные коаксиально сердечники статора и ротора
разделены небольшим воздушным зазором 14.
В АД с фазным ротором (рис 1.4,6) в пазах сердечника рото¬
ра размещается трехфазная двухслойная обмотка 15, подобная
обмотке статора, фазы которой соединены в звезду Выводы 16
обмоткн через контактные кольца 17 и щетки при необходимости
подключаются к пусковому или регулирующему частоту вращения
устройству.
Короткозамкнутая обмотка ротора АД (рис 1 4,а) образуется
из закрепленных в пазах медных, латунных или бронзовых стерж¬
ней 18, замкнутых с двух сторой медными илн латунными коротко-
замыкающнми кольцами 19. Профиль паза, форма сечення и мате-
13

Рис 1 5 Схема электромашинного
возбудителя СД
риал, из которого выполне¬
ны стержни, , определяются
требованиями к пусковым
характеристикам электро¬
двигателя и к тепловому
режиму ротора [7].
На каждом полюсе сердечника ротора явиополюсного СД (рис.
1.4,в) помещается катушка обмотки возбуждения 20. Здесь же,
на роторе, устанавливается демпферная (пусковая) обмотка 21,
конструкция которой аналогична короткозамкнутой обмотке ротора
АД.
Обмотка возбуждения 22 неявиополюсного СД разделена по
нескольким пазам в сердечнике ротора и закреплена в них клинья¬
ми; лобовые части обмотки защищены бандажным кольцом. Роль
демпферной обмотки здесь выполняет в основном массив ротора.
Обмотка возбуждения синхронного электродвигателя, за исклю¬
чением ЭД с бесщеточной системой возбуждения, имеет выводы,
которые подключаются к контактным кольцам так же, как у АД
с фазным ротором.
1.4.	ВОЗБУДИТЕЛЬНЫЕ УСТРОЙСТВА СИНХРОННЫХ
ЭЛЕКТРОДВИ ГАТЕЛЕЙ
Выпускаемые в настоящее время СД снабжаются так называе¬
мыми тиристорными (ТВУ) или бесщеточными (БВУ) возбудитель¬
ными устройствами. В эксплуатации находится довольно много и
электромашинных возбудителей (ЭМВ).
Электромашинный возбудитель является генерато¬
ром постоянного тока с самовозбуждением; ротор которого, как
правило, располагается на одном валу с ЭД. Основным преимуще¬
ством ЭМВ считается простота схемы управления и малая зависи¬
мость их работы от уровня напряжения на выводах обмотки стато¬
ра.
Принципиальная схема возбудительного устройства СД приве¬
дена на рис. 1.5. Она содержит обмотку возбуждения LM электро¬
двигателя, подключенную к возбудителю ME через контакты кон¬
тактора возбуждения КМ, и пусковое сопротивление Rn. Ручное
регулирование возбуждения осуществляется шунтовым реостатом
R- в цепи обмотки возбуждения возбудителя LME. Автомати¬
ческое регулирование выполняется автоматическим регулятором
возбуждения (АРВ), который в зависимости от принятого закона
регулирования обеспечивает увеличение или уменьшение тока в
обмотке возбуждения. Форсировка возбуждения производится шун¬
тированием реостата R контактами контактора форсировки КМЕ,
управляемого в большинстве случаев реле минимального напряже¬
ния.
14

Усредненная характеристика холостого хода ЭМВ может быть
выражена формулой [8]:
где Uf — напряжение возбудителя, Іц — ток в обмотке возбуждения
возбудителя; — угловая скорость возбудителя
Так как возбудитель и ротор СД вращаются с одной и той же
угловой скоростью со, сопротивление якоря возбудителя невелико,
нагрузочная характеристика возбудителя имеет вид:
U,= 1,4/" to	(1.4)
1+0,4//,
В схеме рис. 1.5 ток возбуждения возбудителя связан с на¬
пряжением линейной зависимостью
iu = UdR,
что позволяет, приняв параметры режима возбуждения в номиналь¬
ном режиме за базовые, считать, что в относительных единицах
Используя это соотношение, из (1.4) получаем зависимость
напряжения возбудителя в номинальном режиме электродвигателя
от угловой скорости:
^ = 3,5(0-2,5.	(1.5)
Значение Uf, как следует из (1.5), положительно при определен¬
ных значениях угловой скорости: сѳ> сѳкр = 0,714. При меньших
скоростях принимается Uf=6.
Если режим электродвигателя отличается от номинального,
например, в части коэффициента загрузки или costp, то напряжение
на обмотке возбуждения представляется системой
I/   / 3,5<о +	3,5 при (о > (окр	/1
ІО при (0<<р,	11о;
где UfH0M — напряжение на обмотке возбуждения в исходном режи¬
ме при (о=1; UfH0H=\/R; =\ —	5.
Все величины в (1.5) и (1.6) приведены к относительным еди¬
ницам
Зависимость напряжения Uf от уровня иапряжеиия U на выво¬
дах СД определяется действием форсировки возбуждения. При
напряжении, большем уставки срабатывания исрф реле форсировки,
Uf меняется по закону (1.6), а при работе форсировки — по закону
где — кратность форсировки возбуждения
Главная особенность бесщеточных возбудительных
устройств заключается в бесконтактной передаче мощности
возбуждения иа ротор СД при полном отсутствии контактных
устройств в цепи возбуждения. Это облегчает процесс управления
и повышает надежность работы электродвигателя.
15

Рис 1 6 Схема БВУ
Устройства серии БВУ относятся к типу бесщеточных систем
возбуждения с синхронным возбудителем и неуправляемым (диод¬
ным) вращающимся выпрямителем. Управление током возбуж¬
дения осуществляется через расположенную на статоре возбудителя
обмотку LME (рнс. 1.6).
В силу ряда конструктивных особенностей БВУ в настоящее
время применяется только для синхронных электродвигателей серии
СТД номинальной мощностью от 630 до 12 500 кВт, напряжением
6 н 10 кВ.	>
Возбудитель представляет собой обращенный трехфазиый
синхронный генератор частотой 400 Гц, вращающийся якорь кото¬
рого посажен на консольный конец вала двигателя и через цент¬
ральное отверстие в валу шинами электрически связан с обмоткой
возбуждения двигателя, а охватывающий его статор с обмоткой
возбуждения самого возбудителя располагается иа фундаментной
плите. Якорь возбудителя совмещает в единой конструкции сер¬
дечник с обмоткой и выпрямитель, изолированный как от сердеч¬
ника якоря, так и от вала. Диоды выпрямителя собраны по схеме
трехфазного мостового преобразователя. Статор возбудителя пред¬
ставляет собой 16-полюсную конструкцию, обычную для машин
постоянного тока. Концы обмоткн статора подключаются к станции
управления. Питание обмотки возбуждения возбудителя подается
только прн сннхроннзацнн СД и работе его в синхронном режиме.
Таким образом в якоре возбудителя наводится переменная ЭДС,
обусловливающая протекание в обмотке возбуждения LM постоян¬
ного, точнее, выпрямленного прн помощи диодов VD3—VD8 тока.
Ток возбуждения, а следовательно, и напряжение на обмотке воз¬
буждения при неизменном сопротнвлеинн обмотки возбуждения
прямо пропорционален току возбуждения возбудителя 1ц. Это объя¬
сняется отсутствием насыщения возбудителя в диапазоне токов,
не превышающих номинального. Два параллельных тиристор;,
16

VD1 и VD2 служат для защиты диодного преобразователя от
перенапряжений, возникающих иа обмотке возбуждения при пус¬
ке, и обеспечения самого пуска в связи с односторонней проводи¬
мостью преобразователя (см. § 1.5). Порог отпирания тиристоров
анодным напряжением, наводимым в обмотке возбуждения, зада¬
ется резистором R1 таким, чтобы полностью исключить отпирание
защитной цепи в любом из асинхронных режимов с малым сколь¬
жением, соответствующим нагрузке двигателя в диапазоне от нуля
до номинальной, н при всех возможных кратностях форсировки
возбуждения.
Так как возбудитель расположен на одном валу с ротором СД,
то напряжение на обмотке возбуждения пропорционально угловой
частоте ротора;
Ui = few///,
где k — коэффициент пропорциональности.
Если питание статора возбудителя осуществляется от той же •
секции шин распределительного устройства, к которой подключен
и сам СД, го напряжение иа обмотке возбуждения, отн. ед., можно
выразить формулой:
Uf = Ц„„и и>и.
Такая зависимость имеет место в диапазоне Uc ф < U UM„
(где Uc ф — напряжение срабатывания форсировки возбуждения),
что в относительных единицах соответствует уровню напряжения
на выводах СД:
0,8 U С 1.
На интервале 0,5 U 0,8 действие форсировки возбуждения
обеспечит:
Ui =
а при U < 0,5 можно считать, что Uf = 0.
Гашение поля в БВУ осуществляется разрывом цепи возбуж¬
дения возбудителя и замыканием выхода выпрямительного моста
на гасительное сопротивление Rf. Прн этом обмотка возбуждения
СД оказывается замкнутой накоротко.
Тиристорные возбудительные устройства (ТВУ)
относятся к статическим системам возбуждения, основанным иа
использовании в качесте возбудителя управляемого тиристорного
преобразователя ТП (рнс. 1.7). Питание преобразователя осу¬
ществляется от сети переменного тока через согласующий силовой
трансформатор TN. Параллельно обмотке возбуждения синхронно¬
го электродвигателя MG через тиристорный ключ VD подключено
пусковое сопротивление R1, предназначенное для асинхронного пус¬
ка и снижения до допустимого значения перенапряжений иа пре¬
образователе, возникающих в обмотке ротора при пуске. Управле¬
ние тиристором преобразователя осуществляется импульсами, по¬
ступающими из фазонмпульсного устройства ФИУ, связанного с
блоком ѵставок и ограничений БУО. На вход БУО поступают
17
2-283 К

~£-fO кВ
Рис I 7 Схема ТВУ
сигналы от устройств пуска П, форсировки Ф, инвертирования
Инв, системы ограничения тока ротора ОТР и защит, встроенных
в возбудитель. В режиме автоматического управления к ним до¬
бавляются выходные сигналы устройства автоматического регули¬
рования возбуждения АРВ по напряжению статора и коэффициенту
мощности узла нагрузки или самого СД.
Устройство форсировки Ф предназначено для перевода СД в
режим форсировки возбуждения при снижении напряжения U пи¬
тающей сети.
Для осуществления гашения поля ротора при отключении СД
оператором тиристорный преобразователь ТП с помощью схемы
Инв переводится в инверторный режим Тем самым энергия поля
ротора передается в сеть через согласующий трансформатор TN
В режимах, где требуется форсированное гашение поля, после
перевода ТП в инверторный режим производится реверс тока пре¬
образователя, для чего в составе возбудителя предусмотрен до¬
бавочный тиристорный преобразователь ДП.
Напряжение на обмотке возбуждения главным образом оп¬
ределяется уровнем напряжения сети, углом открытия тиристоров
а, а следовательно, зависимостью погрешностей реализации приня¬
того закона регулирования от уровня питающего напряжения и
частоты сети и кратностью форсировки возбуждения Поэтому
функция оказывается достаточно сложной и представляется в сле¬
дующем виде [9] •
При и>0,5,
k] и
	 при U>0,5 и включенной форсировке возбуждения,
1 + &2
0 при U ^0,5;
jfcl(/cos—— — прн обмотке возбуждения, подключенной
130	к возбудителю в режиме инвертирования.
18

1.5.	ЭКСПЛУАТАЦИОННЫЕ ПЕРЕХОДНЫЕ РЕЖИМЫ
ЭЛЕКТРОДВИГАТЕЛЕЙ
Среди переходных режимов работы ЭД, отличающихся по свое¬
му характеру от номинальных режимов работы, предусмотренных
ГОСТ 183—74? можно выделить те, которые являются для ЭД ес¬
тественными эксплуатационными режимами К ним в первую оче¬
редь относятся пуск, самозапуск и динамическое торможение. При
правильно спроектированной системе электроснабжения и электро¬
привода и правильно выполненных и настроенных устройствах
автоматики они не представляют опасности для ЭД и, следователь¬
но, не требуют вмешательства устройств релейной защиты на всем
протяжении процесса от одного установившегося режима к друго¬
му. Поэтому при анализе пуска, самозапуска и динамического
торможения с точки зрения релейной защиты необходимо прежде
всего проследить, какие параметры этих режимов меняются и по
каким законам происходят изменения Такой анализ позволит
обеспечить недействие устройств защиты, а также выяснить, в
каких случаях переходный процесс становится небезопасным для
ЭД. Так как для работы устройств релейной защиты используются
в основном ток статора, напряжение и частота на шииах РУ
(см гл. 3—5), ниже описываются изменения именно этих парамет¬
ров в рассматриваемых режимах.
Пуск электродвигателей. Динамика. Основные величины. В на¬
стоящее время основными способами пуска являются прямой и
реакторный. В первом случае на ЭД включением выключателя
подается напряжение шин, к которым он подключен, а во втором
это же напряжение подается на пусковой реактор, выбранный по
условию наиболее благоприятного протекания электромеханических
процессов в ЭД и сети. В последнем случае за счет падения
напряжения от пусковых токов в реакторе напряжение на выводах
ЭД на протяжении почти всего пуска оказывается пониженным.
Пуск СД отличается от пуска АД прежде всего необходимостью
синхронизации СД с сетью. Современными возбудительными устрой¬
ствами эта операция выполняется автоматически
Общей для всех ЭД является динамика пуска, т. е непосредст¬
венно сам процесс разгона от неподвижного состояния до конечной
скорости. Известно, что установившийся длительный рабочий ре¬
жим ЭД характеризуется равенством электромагнитного момента
Л4а, развиваемого электродвигателем, и момента Л4С сопротивления
механизма. При Л4а> ЛІС в соответствии с уравнением
<іы Миі6 ма - мс
— = _^ = ^	1	(17)
dt j	j
угловая скорость со ЭД начинает увеличиваться При асинхронном
пуске Ма — асинхронный электромагнитный момент Величина J
характеризует инерционные свойства агрегата (ротор электродви-
19
гателя плюс механизм) н называется его моментом ннерцнн:
/ = GD2/4,
где GD2 — приведенный к номинальной угловой скорости ротора
электродвигателя маховой момент механизма и электродвигателя.
Решение уравнения (1.7) относительно t с учетом перехода от
именованных единиц к относительным дает возможность опреде¬
лить время пуска ЭД от неподвижного состояния до номинальной
угловой скорости о>|10М:
гдеЛ4изб;+, — "j6 ; s = 1 — —	скольжение; idhom — номинальное
МНОМ	шном
значение угловой скорости; т,— время ускорения агрегата (меха¬
ническая постоянная времени) с, равное времени пуска ЭД прн
= 1.
Значение т, обычно составляет десятки, реже единицы секунд.
Это позволяет в ряде случаев прн рассмотрении не только началь¬
ных моментов пуска, но н некоторых других переходных процессов,
скорость протекания которых измеряется постоянными времени, на
однн-два порядка меньшнмн, чем т,, считать частоту вращения
ротора постоянней н пользоваться прн анализе статическими ха¬
рактеристиками.
В практических расчетах времени пуска ЭД целесообразно
пользоваться упрощенной формулой, справедливой при AfC3k=const
[1]:
Іц=^- [-^ sJn^^+SJnlOO(l -sy) - (1 -sj] >
'МС* V^c 	 I
где bc = b/Mc*— кратность максимального момента (Ь) по отно¬
шению к моменту сопротивления; s^-sK(bc-\--y/b2 — 1); sy =
=			; sK — критическое скольжение; b = bH<tti U2/, Ьно„ —
кратность максимального момента прн номинальных напряжении
и частоте; 1/ш — напряжение на выводах ЭД при пуске, отн. ед.
Пуск асинхронного электродвигателя. Асинхронный электро¬
двигатель с короткозамкнутым ротором в первый момент, пока
частоту вращения ротора можно считать близкой к 'нулю, пред¬
ставляет собой трансформатор с закороченной вторичной обмот¬
кой. В соответствии с этим ток іп в первичной обмотке — статоре
электродвигателя будет складываться нз вынужденной состав¬
ляющей і6 н двух свободных (Г н і") составляющих [10]:
£п —	+
Составляющая ів является гармонической функцией времени
20

и определяется напряжением сети Uc, начальной фазой вклю¬
чения напряжения а и сопротивлениями н а, включающими
в себя активные и реактивные сопротивления сети (от точки с
напряжением Uc до выводов АД) и электродвигателя (рис 1 8)
ів = 1/2/„ sin (ыі + а — arctg — j,
где IB = UJz._\
Свободные составляющие- медленно затухающий ток і' и быст¬
ро затухающий ток і" — обусловлены взаимным влиянием полей
ротора и статора. Ток і’ связан с наличием переходных потоко-
сцепленнй в обмотке ротора, появляющихся из-за того, что
установившийся ток не может возникнуть в роторе мгновенно (11].
Поэтому медленно затухающая составляющая і', как показано
в [12], зависит от свободного тока ротора, частоты вращения
н параметров л\ и а. Общую зависимость i'(t) можно выразить
приближенной формулой:
і = V2fc/nsin + а — arctg—т'.
где ч)2 = (1 — s)o> — угловая скорость ротора; s — скольжение;
т' — постоянная времени затухания тока Г; k — коэффициент,
равный отношению амплитуд .токов і' н і. Расчетные значения
этого коэффициента близки к полученным в результате опыта н
составляют 0,1—0,15.
Постоянная времени т' сложным образом связана с парамет¬
рами цепей статора н ротора. Грубо приближенно ее можно счи¬
тать равной удвоенному значению постоянной времени холостого
хода:
т' = 2~.

Величина т' составляет примерно 2—3 с [13].
В расчетах наибольших значений пускового тока в цепн ста¬
тора составляющей і’ ввиду ее малости пренебрегают, считая, что
При і' = 0 составляющая і", затухающая с постоянной времени
7а, может быть записана в виде:
і" = — -у2/„sin (a — arctg—
С достаточно точным приближением считается, что
Ta = xjr\
На практике величина Тя для асинхронных электродвигателей
напряжением выше 1 кВ находится в пределах 0,01—0,04 с.
Амплитуда составляющей і" равна амплитуде вынужденного тока
ів. Совокупность этих обстоятельств обусловливает то, что кривая
пускового тока по крайней мере в двух фазах из трех имеет ярко
выраженный максимум. В одной из них, если фаза включения
а = 0, примерно через полпернода после включения будет иметь
место наибольшее нз возможных значений — ударное значение
пускового тока:
majt = V2AiO + е	)
Соответствующее среднему значению Г, = 0,03 с значение
_ 0,01
Куп = (1 + е <Йз)=1,7
Наибольшее действующее значение пускового тока прн этом
составит-				,	,

/	_0,01 ,	/	0,02
/n„,„=V/; + (/")L, = Vn+(V2/ е ^)2 = І,-у/\+2е «■03« 1,4/„
В практических расчетах периодическая составляющая фазно¬
го тока статора может быть определена как
где — индуктивное сопротивление АД при пуске
Действующее значение фазного тока прн s = l составит
Ѵ(г') + *к
Учитывая, что г'2 примерно на порядок меньше х , получаем-
І. = и/хк	(1.9)
В каталогах на АД с короткозамкнутым ротором дается зна-
22

Рис
1 9 Определение пускового тока
АД при работающих СД
чение кратности пускового тока при пуске от U = 1
(1.10)
поэтому /,, = Х„/Н„„ а лг, = !//(„
Наличие предвключенного сопротивления приводит к снижению
пускового тока. Так, при пуске АД без включенной параллельно
какой-либо нагрузки и с сопротивлением хс от точки с напряже¬
нием Uc до линейных выводов АД*
Наличие включенной параллельно с АД нагрузки, если отсут¬
ствуют синхронные электродвигатели, несколько уменьшает пуско¬
вой ток, н поэтому с точки зрения отстройки релейной защиты
электродвигателя такой режим не является расчетным. Если АД
пускается от шнн, к которым подключены СД, нх следует учиты¬
вать прн определении пускового тока. Синхронные электродвига¬
тели, имеющие действующую прн пуске АД форсировку возбуж¬
дения, вводятся в расчетную схему (рнс. 1.9) сверхпереходиой
ЭДС по поперечной осн E'q'wUc и сверхпереходным сопротивле¬
нием по продольной осн x'J. Прн этом проводимости всех СД
складываются друг с другом и проводимостью сети 1/,гс1 до шнн,
от которых пускается электродвигатель [14].
Полное сопротивление при пуске, таким образом, составит.
Значение пускового тока в этом случае равно
/П=ис/А.
Как показано в [1], в процессе пуска сопротивление АД и
ток статора не остаются неизменными. С уменьшением скольже¬
ния сопротивления ra = ReZ и xa = ImZ электродвигателя растут
23

Рис 1 10 Зависимости со¬
противлений АД от сколь¬
жения
Рис I 11 График действующего зна¬
чения пускового тока АД циркуляцион¬
ного насоса (/Сп = 5,8)
(рнс. 1.10), причем активное сопротивление после достижения
максимального значения
Рис 1 12 График пускового
тока АД с фазным ротором
или при Г|«0 гтах=х$/[2(Хц+х2)] снижается, а индуктивное
сопротивление продолжает расти.
Соответственно такому характеру изменения сопротивлений
ток статора с ростом частоты вращения уменьшается. Однако
это уменьшение становится существенным только в области малых
скольжений, что хорошо заметно на рис. 1 11.
Пуск АД с фазным ротором обычно
происходит при включенных в цепь ро¬
тора пусковых сопротивлениях, значения
которых определяются требованиями к
пусковым моментным характеристикам.
В процессе пуска сопротивление ротор¬
ной цепи уменьшается ступенями, так что
переходный процесс, возникающий по
этой- причине, всякий раз приводит к
броскам тока статора (рнс. 1.12).
Увеличение по сравнению с коротко¬
замкнутым АД сопротивления цепи ро¬
тора приводит к существенному уменьшению І„. Действующее
значение пускового тока обычно не превышает (2—3) /ном.
Постоянные времени т' и Та в первый момент пуска, когда
в цепь ротора включено наибольшее сопротивление, становятся
почти иа порядок меньше, чем при пуске электродвигателя с ко¬
роткозамкнутым ротором, а ударный коэффициент приближается
к значению Куп=1. Этому соответствует наибольшее действующее
значение пускового тока:
4 max = (2 3)/ном.
Пуск синхронного электродвигателя. Процесс пуска невозбуж¬
24

денного СД можно разбить на три этапа: первый, характеризу¬
ющийся подачей напряжения сети на обмотку статора при пол¬
ностью остановленном роторе, второй, связанный с увеличением
частоты вращения ротора до подсинхрониой, и третий — подача
возбуждения в обмотку возбуждения. На первом этап*1, пока
ротор можно считать неподвижным, ток статора содержит, как
и при пуске АД, вынужденную периодическую составляющую и
несколько апериодических, обусловленных взаимодействием полей,
наведенных в демпферной обмотке и обмотке возбуждения с полем
статора. Апериодические составляющие затухают с различными
постоянными времени. Взаимное влияние разных экспоненциаль¬
ных процессов и наличие, как правило, пускового сопротивления
в цепи обмотки возбуждения приводят к тому, что СД практи¬
чески мгновенно достигает установившегося периодического режи¬
ма [15] Наибольшее воздействие иа характер изменения тока
в первый момент пуска оказывает составляющая і.„ затухающая
с постоянной времени Td = где х-> — сопротивление обратной'
последовательности СД. Для явнополюсных электродвигателей
с демпферными обмотками х> принимается равным сверхпереход-
иому сопротивлению статора по продольной оси: X2~x'J, а для
турбодвигателей Х2 = \,22х'<[ [II] Значения Г( для электродвига¬
телей серии СТМ составляют примерно 0,09 с, а для СД серии
СТД колеблются от 0,035 до 0,09 с в зависимости от номиналь¬
ной мощности и номинального напряжения,- Наибольшее дейст¬
вующее значение пускового тока при этом, определенное по фор¬
муле
получается равным 1,6 /„.
На втором этапе после затухания составляющей іл в процессе
дальнейшего разворота электродвигателя ток статора представляет
собой сумму двух периодических функций [1, 13— 15]:
С =	(1-12)
Первая составляющая,
Znl=Ai(s)cos(w/ — (р).	(1 12а)
где ср — начальная фаза, основная Она имеет частоту сети /ном,
а влияние увеличения частоты вращения ротора сказывается
только на амплитуде Ai(s)
Вторая составляющая
A2(s)cos[(2s— 1 )wt + £i},	(1.126)
где |і — начальная фаза для іп2 представляет собой гармонику
частоты I (2s — 1)(о|.
Результирующее действие обеих составляющих обусловливает
колебания тока статора с двойной частотой скольжения [14]
л=2$/;<1М-
или при /ном = 50 Гц /5=100х = 5%
Во время пуска, пока существует скольжение s, в обмотке
возбуждения протекает ток частоты |(=s/HOM. Для обеспечения
протекания этого тока в бесщеточных системах возбуждения (см.
рис. 1 б) имеется защитная цепь, состоящая из тиристоров VD1
и VD2 и резисторов R1 — R3 Тиристоры открываются наводимым
при пуске напряжением Таким образом, в течение одного полу¬
периода переменного напряжения в цепи возбуждения электро¬
двигателя обмотка возбуждения замкнута накоротко через враща¬
ющийся выпрямительный мое*, а в течение другого — через тирис¬
торы на параллельно соединенные резисторы R2 и R3.
Помимо указанных токов в цепях статора и обмотки возбуж¬
дения при вращении ротора со скольжением 5 в демпферной об¬
мотке также появляется ток, который при s«l существенно боль¬
ше тока в обмотке возбуждения Поэтому при длительных и
частых пусках имеется опасность перегрева демпферной обмотки.
После разгона СД до подсинхронной скорости при s= 1 4-5%
схемой автоматического пуска осуществляется подключение об¬
мотки возбуждения к источнику постоянного (выпрямленного)
напряжения Происходит открытие тиристоров в тиристорных воз¬
будительных устройствах (см. рис. 1 7) и закрытие тиристоров
с последующим включением контактора КМ в БВУ (см рис. 1.6).
Таким образом начинается следующая фаза пуска, втягивание
в синхронизм На этом этапе благодаря наведению в статоре
ЭДС с частотой (1—s)fHOM в токе статора появляется еще одна
составляющая
<||3= — ^cos[(l — s)w/ + b|,	(1-13)
где ^2 — начальная фаза для tll3, Ец — ЭДС электродвигателя по
поперечной оси; ха — сопротивление электродвигателя по продоль¬
ной оси
Проведение практических расчетов пускового тока по формулам
(1 12) и (1 13) затруднительно Хорошо соответствующие экспе¬
риментальным измерениям результаты дают расчеты, выполняемые
для начального этапа пуска без учета активных сопротивлений
электродвигателя и сети В этом случае для пуска одиночного
электродвигателя от шин с неизменным фазным напряжением U
а	=	О 14)
где x( = xt-|-—, хс — сопротивление от точки с напряжением
U до линейных выводов обмотки статора; x'J и x'J — сверхпереход¬
ные сопротивления электродвигателя по продольной и поперечной
осям соответственно.
Прн наличии уже подключенных к шинам СД, оказывающих
26

$ 0,9 0,8 0,7 Ofi 0,5 0,4 OJ 0,2 0,1 0
Рис I I3 Усредненные экспериментальные
зависимости Z-^s)/Za(s = I):
Рис I I4 Определение тока несинхронного
включения в реальной схеме электроснабже-
влияние на ток в запускаемом СД, пусковой ток подсчитывается
по (1.14) с учетом
	+ %?■	(115)
Так же как и в случае АД, сопротивление СД, измеренное
со стороны его линейных выводов, в процессе пуска увеличивается.
Зависимость 2я.от скольжения можно найти по годографам индук¬
тивных сопротивлений X,t и отражающих довольно сложную
связь Ха и xq со скольжением s [ J 4]. Менее точно зависимость
Zn(s) выражается усредненными кривыми, полученными опытным
путем (рис І.ІЗ) [I, 15] С достаточной для практических рас¬
четов точностью полагают.
Xa(s) = xL(S).
Приближенные формулы зависимости лд($) приводятся в гл. 2.
Самозапуск электродвигателей. Важнейшим эксплуатацион¬
ным переходным режимом, обеспечивающим непрерывность тех¬
нологического процесса, является самозапуск ЭД [1] —режим,
при котором электродвигатели, не остановившиеся при значи¬
тельном снижении напряжения или в результате кратковременного
отключеиия источника электроснабжения, ие отключаются от сети,
а при восстановлении питания разворачиваются вновь до номи¬
нальной частоты вращения. Собственно самозапуском является
вторая стадия процесса — разгон ЭД, которому предшествует
первая — режим потери питания (см. §26), в равной степени
захватывающий и самозапускающиеся, и не подлежащие само¬
запуску электродвигатели
27

Если первая стадия, во время которой происходит выбег ЭД,
является, по существу, ненормальным режимом, иа который так
или иначе должны реагировать устройства релейной защиты, то
вторая, касающаяся только самозапускающихся ЭД, является
для них предусмотренным эксплуатационным режимом, для удов¬
летворительного завершения которого требуется иедействие ре¬
лейной защиты. Поэтому в данном параграфе рассмотрено измене¬
ние электрических параметров в режиме разгоиа, начинающемся
непосредственно после подачи напряжения сети на потерявшие
питание ЭД в тот момент, когда каждый из электродвигателей
имеет угловую скорость ротора (1- и ЭДС Е„ причем
Е,=—kriU^, где 0<16/7^1 -коэффициент, учитывающий умень¬
шение ЭДС электродвигателя в процессе выбега и снижения
иапряжения. В большинстве случаев самозапуск начинается с так
называемого несинхронного включения — кратковременного пере¬
ходного процесса, состоящего в подключении электродвигателей
с непогашенным полем к источнику электроснабжения при сдвиге
фаз между Et и Ult отличном от нуля. Возникающие при этом
значения токов и моментов могут превышать номинальные и пред¬
ставлять определенную опасность для ЭД.
Несинхронное включение следует рассматривать только для
самозапускающихся электродвигателей Электродвигатели, которые
не допускают самозапуск по ограничениям, связанным с техно¬
логическим процессом, либо по техническим условиям завода-из¬
готовителя, и те, которые не подлежат самозапуску, так как
могут препятствовать разгону более ответственных ЭД, должны
быть отключены до восстановления напряжения.
Максимальное значение тока несиихрониого включения, про¬
текающего в обмотке статора того или иного электродвигателя,
будет иметь место при угле сдвига фаз между Е, и Uc, близком
к 180°. Полагая, что ЭДС всех ЭД совпадают по фазе, для схемы,
показанной на рис 1 14, получаем:
/ —	^Х<-Д + хад)+ ^ЛД-^СД + ЕсдхАД	(1 16)
хс КСД + хсхАД + ХСДХАД
Из (1 16) следует ѵ что значение /нс определяется значениями
ЭДС и сопротивлений к моменту включения источника электро¬
снабжения. В расчетах сопротивления АД принимаются равными
хк, а синхронных (х7 + х^)/2«х7 Электродвижущие силы электро¬
двигателей должны соответствовать режиму, непосредственно
предшествующему включению
За расчетное зиачение /нс, обычно принимается ток, возника¬
ющий после перерыва электроснабжения, так как ток несиихрон¬
иого включения после отключения внешиего КЗ меньше и, как
правило, не представляет опасности для ЭД. Дело в том, что
к моменту восстановления напряжения ЭДС асинхронных электро¬
двигателей практически исчезает, а синхронных при времени от¬
ключения КЗ защитами с выдержкой времени становится меньше
28

или равной 0,5. Если КЗ отключается без выдержки времени, то
при часто встречающихся постоянных инерции т,^5 с угол между
векторами ЭДС электродвигателя и напряжения' сети ие успева¬
ет стать равиым 180°. При реальных временах перерывов
электроснабжения ЭДС асинхронных электродвигателей, в особен¬
ности при наличии другой нагрузки, затухает настолько, что
учитывать их в расчете по (1 16) целесообразно только при
/,1П^О,5т</о, где irfo — постоянная времени затухания ЭДС при
разомкнутом статоре.
В тех случаях, когда АД нет или ими можно пренебречь, фор¬
мула (1 16) существенно упрощается:
При определении Егд, исходя из предшествующего режима
потери питания (см. гл. 2), необходимо иметь в виду следующее.
Если мощность АД превышает 50% мощности всех участвующих
в самозапуске ЭД, а перерыв питания составляет более 2—3 с,
то из-за возникающей лавины напряжения можно считать ECfl = 0.
Так же следует поступить и в случае, когда мощность асинхрон¬
ных электродвигателей Рад>(2рад + 2рСд)’0,2, а потеря пита¬
ния связана с трехфазным КЗ [14]. Следует учитывать также,
что при возникновении режима потери питания современными
схемами защиты и автоматики предусматривается развозбуж-
деиие СД. В каждом из СД будет протекать:
4с. = 4сХСдА<"
Понятно, что чем больше электродвигателей одновременно
подключается к сети, тем меньше /И(, Поэтому при определении
4с/ следует исходить из наименьшего реального количества само¬
запускающихся ЭД.
В [14] даны условия, при которых несинхронное включение
СД является неопасным с точки зреиия динамических воздействий
на обмотки и валопровод. В соответствии с ними предельные зна¬
чения тока статора СД определяются в зависимости от резуль¬
тирующей постоянной времени цепи статора т по условию:
/
где [/иЛ^]40п(тс) находится по рис 1 15 для соответствующего
значения тс [14].
После окончания переходного режима несинхронного включе¬
ния самозапуск ЭД продолжается при меньших токах статора,
однако превышающих номинальные значения. Для нахождения
токов, протекающих в каждом ЭД при самозапуске, и начального
уровня напряжения допустимо пользоваться упрощенной схемой
замещения, в которой все самозапускающиеся ЭД представлеиы
реактивными сопротивлениями x((s), соответствующими скольже-
29

нию, которое каждый из них имеет к моменту подключения источ¬
ника электроснабжения. Периодическая составляющая тока само¬
запуска рассчитывается как начальное действующее значение
периодической составляющей тока системы электроснабжения
при трехфазном КЗ за общим сопротивлением всех ЭД:
Напряжение на общих шннах прн этом ишс = /сх1л, а ток в
каждом электродвигателе lt = Ul0Jxt.
Разгон электродвигателя от некоторой начальной угловой ско¬
рости = st, которую имеет ротор к началу самозапуска, до
нормальной = sv происходит под действием избыточного
момента Л1ІІЗв = Л1а(5,(7ШС) — MQ, где Mz(s, Umc) —асинхронный
электромагнитный момент ЭД, соответствующий напряжению
С/Шс на его выводах и скольжению s в данный момент времени
Уравнение движения в относительных единицах можно пред¬
ставить в виде
Решение (1.18) относительно / дает
f ds
(1-18)
(1 19)
30

Принимая Л^= const, i/Hlt = const = 4хѵл, и	=-—-—, где
^ = ^ном^шс, можно грубо оценить время, в течение которого
будет продолжаться самозапуск (рис 1.16)-
X	—-—— +s,lnioo(s, —sv)l —
®ф-Si
— (s, — s, —0,01)}.	(1.20)
где ЬС = Ь/МС* =b„m
На самом деле, в связи с тем, что с уменьшением скольжения
ни М ($, 1/шс), нн UUIX не остаются постоянными, а Мизб* растет,
время самозапуска будет меньше /сз, рассчитанного по (1 20). Ре¬
шение (1.19) для получения уточненного значения ісл целесообразно'
вести методом последовательных интервалов
Динамическое торможение. Динамическое, т. е. ускоренное,
торможение СД применяется, например, в тех случаях, когда в силу
большой инерции приводимого механизма выбег СД прн отключе¬
нии продолжается настолько долго, что такое время останова ока¬
зывается неприемлемым по условиям технологического процесса.
Этот режим осуществляется отключением обмотки статора от сети
и включением его на соединенные в звезду мощные активные со¬
противления (так называемые сопротивления динамического тормо-'
жения) прн сохранении питания обмоткн возбуждения. Тем самым
СД практически переводится в режим внешнего КЗ, в котором он,
работая генератором, развивает тормозной момент. Эффективность
торможения оказывается высокой, когда ток возбуждения подает¬
ся от источника, не связанного с валом СД (например, от ТВУ).
Протекающий в цепи статора ток, как правило, превышает номи¬
нальный и поэтому подлежит учету при выполнении релейной защи¬
ты СД
Наибольшее действующее значение тока динамического тормо¬
жения можно найтн по формуле [16]
где Eq — ЭДС электродвигателя по поперечной осн, определяемая
по характеристике холостого хода при токе возбуждения, соответ¬
ствующем режиму динамического торможения, принимается равной
1,2,	—относительное значение активного сопротивления цепи
динамического торможения, принимается равным 0,4; х9, ха —
синхронные индуктивные сопротивления электродвигателя соответ¬
ственно по поперечной и продольной осям, /ноч — номинальный
ток ЭД

Глава вторая
ПОВРЕЖДЕНИЯ И НЕНОРМАЛЬНЫЕ РЕЖИМЫ РАБОТЫ
ЭЛ ЕКТРОД ВИ ГАТЕЛ Е Й
2.1.	АНАЛИЗ ПОВРЕЖДАЕМОСТИ ЭЛЕКТРОДВИГАТЕЛЕЙ НАПРЯЖЕНИЕМ
ВЫШЕ 1 кВ
Ежегодно на долю электродвигателей приходится до 25—30%
общего числа повреждений электрооборудования высокого напря¬
жения — столько же, сколько на кабельные сети и распределитель¬
ные устройства. Механические повреждения, к которым относят
поломки вала, разрушение соединения вала ротора с магнитопро¬
водом, разрывы сварных швов, износ и дефекты подшипников,
обычно составляют не более 5—15% общего числа неисправностей
двигателя, причем значительная их часть относится к двигателям,
работающим с резкопеременной нагрузкой на валу, в условиях по¬
вышенной вибрации и тряски, при низких температурах.
Основным же видом неисправности являются электрические
повреждения, так или нначе связанные с нарушением изоляции
обмоток статора н ротора. Наиболее часто, в 80—95% случаев, не¬
исправной оказывается обмотка статора, причем около 70% элек¬
трических повреждений приходится на пазовую и лобовые части
обмотки, а остальные 25—30% составляют перекрытия и пробои
изоляции в коробках выводов.
Причины возникновения повреждений изоляции весьма много¬
образны. Однн из них связаны с имеющимися «врожденными»
(как правило, по вине завода-изготовителя) или приобретенными
в процессе эксплуатации, во время ремонта или при монтаже
дефектами самой изоляции, другие — с внешними электрическими
воздействиями, опасными даже для изоляции, имеющей удовлетво¬
рительную диэлектрическую прочность.
Таблица 2.1, составленная по результатам обработки стати¬
ческих данных о повреждаемости статоров ЭД иа промышленных
предприятиях, дает определенное представление о наиболее распро¬
страненных дефектах изоляции, причинах их возникновения, проя¬
вления н развития в тот или иной вид замыкания. Следует отметить,
что внешняя причина появления дефекта не всегда является дейст¬
вительной первопричиной. Так, например, нарушение жесткости
крепления обмотки чаще всего само является следствием периоди¬
ческих динамических воздействий на обмотку, обусловленных либо
специфическим режимом работы ЭД: ударной циклической наг¬
рузкой ЭД механизмов главных приводов прокатных станов, часты¬
ми пусками и остановами, характерными для электродвигателей
конвейеров и некоторых “видов насосов и др., либо близкими
многофазными КЗ в сети, к которой подключен ЭД. Эти же явле¬
ния способствуют возникновению дефектов изоляции и их развитию
в электрическое повреждение обмотки.
Около четверти дефектов изоляции появляется по причине
неудовлетворительно выполненного ремонта ЭД, примерно 20—
25% вызваны некачественным изготовлением и монтажом. Сюда
относятся в первую очередь трещины в изоляции, образующиеся
при неправильной укладке в паз илн выемке из паза стержней
обмотки, полости в изоляции, обусловленные недостатками в тех¬
нологическом процессе изготовления обмотки, и расслоение изоля¬
ции, происходящее в процессе эксплуатации обычно из-за местных
перегревов, которые в свою очередь связаны с дефектами активной
стали или элементарных проводников (17]. Более половины (55—
58%) «слабых мест» возникает в изоляция из-за неблагоприятных
условий, в которых работают электродвигатели. Длительное воз¬
действие влаги, химически агрессивных примесей, наличие токопро¬
водящей пыли и загрязнений на некоторых производствах хими¬
ческой, металлургической, нефтяной промышленности, резкие пере¬
пады температуры, пыль и последствия проведения взрывных работ
в карьерах в значительной степени ухудшают изоляцию, снижают
ее диэлектрическую прочность. При неудовлетворительном уровне
эксплуатации, когда ЭД несвоевременно очищаются от загрязне¬
ний, увлажняются прн уборке помещений или из-за аварий в тех¬
нологической части установки, когда не устраняется вибрация
подшипников и не производится подтяжка контактов, когда в‘на¬
рушение инструкции ЭД пускаются с загруженными механизмами,
дефекты изоляции быстро переходят в электрические повреждения.
Анализ материалов о повреждаемости электродвигателей соб¬
ственных нужд энергоблоков мощностью 300 и 500 МВт тепловых
электростанций за период с 1978 по 1980 г. показал, что среднее
число двигателей, поврежденных от электрических воздействий,
составляет за год 7,6% установленных, а иа некоторых ГРЭС
и ТЭЦ 10—13% [18].
Электрические воздействия иа изоляцию обмотки статора
проявляются в виде различного рода перенапряжений. Наибольшую
опасность, судя по статистическим данным аварий ЭД на электро¬
станциях и промышленных предприятиях, представляют внутренние
перенапряжения, возникающие при дуговых замыканиях иа землю
и резонансных явлениях в сети, к которой подключен электродви¬
гатель, а также при отключении АД небольшой мощности.
Отрицательное влияние перенапряжений, связанных с опера¬
циями включения — отключения ЭД, проявляется в последнее вре¬
мя все чаще в связи с повышением частоты срабатываний
коммутационных аппаратов (выключателей и контакторов) в
современных технологических установках. Различают два вида
опасных перенапряжений, прн отключение ЭД: так называемые
среднечастотные и волновые.
Первые связаны с переходным процессом, частота которого
лежит в диапазоне 1 —10 кГц, возникающим из-за обрыва («сре¬
за») в комйутацнонном аппарате индуктивного тока до его естест¬
венного перехода через нулевое значение Эти перенапряжения
имеют квазистационарный характер; все точки изоляции обмотки
оказываются под воздействием напряжения, в К раз большего, чем
в рабочем режиме. Значение К существенно зависит не только от
33
3-2833

Таблица 21
Причина
неисправности
Сопутствующие
обстоятельства
Причина наруше¬
ния изоляции
Вид дефекта
ИЗОЛЯЦИИ
Проявление дефекта,
наиболее вероятное
место повреждения
Вид электрического
повреждения
Нарушение жест¬
кости крепления об
мотки
лобовых частей
секций (пазовы¬
ми клиньями)
выводов
Неудовлетвори
тельное крепление
наконечников пи
тающего кабеля и
выводов обмотки
Попадание в за¬
зор или между ло
бовыми частями
статора и ротора
Частые пуски,
вибрация, частые
динамические пе
регрузки на валу и
динамические наг¬
рузки на изоляцию
Вибрация, нали¬
чие влаги, грязи,
химических отходов
и токопроводящей
пыли в коробке вы
водов
Вибрация
Вибрация лобо¬
вых частей
Вибрация стерж¬
ня обмотки
Приближение
вывода к корпусу
или касание выво¬
дом обмотки корпу-
Касание выводом
обмотки других вы¬
водов или прибли¬
жение к ним
Перегрев контак¬
тного соединения,
отгорание выводов,
возникновение ду¬
ги между наконеч¬
ником и выводом
обмотки
Механическое
воздействие посто¬
роннего предмета
Истирание
Уменьшение изо¬
ляционного проме¬
жутка
Ионизациж изо¬
ляционных проме¬
жутков
Исти ранне
Пробой изоляции на
бандажное кольцо или
на корпус при выходе
из паза
Пробой изоляции на
корпус в пазу или при
выходе из паза
Перекрытие изоля
ции по воздуху на кор¬
пус в коробке выводов
Перекрытие изоля¬
ции по воздуху между
фазами в коробке вы¬
водов
Перекрытие изоля¬
ции по воздуху между
фазами в коробке вы¬
водов
Многочисленные
пробои изоляции на
корпус Перекрытие
изоляции по воздуху
к>'>, к'11
к«
к<"
к121, к(2)
к121. к(3>
к‘'>. к'2>
Продолжение табл 2 I
Причина
Сопутствующие
Причина наруше-
Вид дефекта
Проявление дефекта.
Вид электрического
повреждения
неисправности
обстоятельства
НИЯ ИЗОЛЯЦИИ
изоляции
наиболее вероятное
место повреждения
постороннего пред-
Длительное пре¬
бывание влаги в
Наличие мелких
дефектов изоляции
Увлажнение изо¬
ляции и деталей е<
Снижение сопро¬
тивления
Перекрытие между
стержнями разных фаз
КІЯ. кя)
корпусе двигателя
крепления
Пробой изоляции на
Некачественное
Наличие влаги.
Воздействие из-
Трещины
корпус
Пробой изоляции на
изготовление или
загрязнений, виб-
гибающих усилий
корпус в пазу или при
укладка обмотки
рация, динамичес¬
кие нагрузки на
изоляцию
выходе из паза
Частые и дли
Динамические наг-
Тепловое старе-
Расслоение
Пробой изоляции на
тельные перегрузки
рузки на изоляцию
ние
корпус при выходе из
Дефект активной
Вибрация и ди-
Местный пере-
Расслоение
К'11
стали
намические нагруз¬
ки на изоляцию
грев
Вибрация
Механическое
воздействие облом¬
ков активной стали
Истирание
То же
К'1'

Рнс 2 1 Характеристики перенапря¬
жений, возникающих в результате
среза тока при отключении АД (PH0H —
=210 кВт, t/H0M=6 кВ, длина кабе¬
ля 350 м) (по данным [19]),
типа коммутационного аппарата и способа гашения дуги в нем, но
и от длины кабеля, которым ЭД подключен к этому аппарату, от
момента коммутации, а также от номинального напряжения, мощ¬
ности и режима работы ЭД. Наибольшие значения перенапряжения
[19] имеют место при срезе тока разворачивающегося или затор¬
моженного двигателя небольшой мощности (до 1000 кВт), подклю¬
ченного к коммутационному аппарату кабелем малой длины (рис.
2.1). Во нремя испытаний ЭД номинальным напряжением 3 и 6 кВ
были зарегистрированы 7-кратные по отношению к фазному напря¬
жения между началом обмотки статора и корпусом двигателя, а
при t/H0M = 6 кВ значение напряжения достигало 34 кВ [19].
В тех же опытах было отмечеио повышеиие межвиткового на¬
пряжения также примерно в 7 раз по сравнению со значением это¬
го напряжения в нормальном режиме. Однако электрическая проч¬
ность изоляции проводников достаточна для того, чтобы выдержать
такие иапряжения. Поэтому главной опасности подвергается изоля¬
ция обмотки статора по отношению к корпусу. По данным [18]
доля поврежденной изоляции при отключениях ЭД во время пуска
составляет примерно 16%, в том числе 2% прн отключении затор¬
моженных электродвигателей
Волновые перенапряжения ударного характера вызываются
повторными зажиганиями электрической дуги в коммутационном
аппарате в процессе отключения ЭД. Степень их воздействия на
изоляцию обмотки статора зависит от амплитуды и начальной фор¬
мы фроита волны. Волны с крутыми фронтами приводят к большим,
в ряде случаев 5-кратным, перенапряжениям. По мере удаления
от начала обмотки крутизна и амплитуда ударной волны снижают¬
ся, так что входные катушки находятся под воздействием наиболь¬
шего напряжения Если при стационарном распределении напряже¬
ния на каждую катушку приходится только около 6% приложен¬
ного в нормальном режиме, то при воздействии волновых пере¬
напряжений на первую катушку приходится более 50% значения
ударного иапряжения [19] Прн длительности фронта тф«1 мкс
распределение напряжения по виткам первой катушки почти равно-
36

ння напряжений приходятся не только на первые витки, но и на
внутреннюю часть катушки. Ударные волны с коротким фроитом
представляют собой исключительно высокую нагрузку для внтковой
и проводниковой изоляции входной катушкн, превышающую во
много раз ту, которая имеет место в нормальном режиме.
Изоляция ЭД подвергается также воздействию перенапряжений,
возникающих прн замыканиях иа землю в сети. Значение перена¬
пряжений зависит от того, изолирована лн нейтраль сети илн за¬
землена через дугогасящий реактор, от степени расстройки компен¬
сации емкостных токов замыкания на землю, характера замыкания
(дуговое или металлическое), а также значения тока замыкания
на землю. В сетях с изолированной или с компенсированной ней¬
тралью, но расстроенной более чем на'5%, перенапряжения иа
иеповрежденных фазах могут превышать 2,75і/ф, а при резонанс¬
ных настройках и близких к ним составляют около 2,5і/ф. В ряде
случаев перенапряжения могут достигать значений порядка Зі/Ф,
однако вероятность их невелика и составляет всего 0,5% [20].
Перенапряжения на иейтрали при дуговых замыканиях на зем¬
лю могут оказаться двукратными по отношению к фазному напря¬
жению.
Сочетание нелинейных феррорезонансных колебаний с повтор¬
ными зажиганиями заземляющих дуг обусловливает появление пе¬
ренапряжений иа фазах 2,7t/^, т е. иа уровне испытательного на¬
пряжения изоляции двигателей при капитальном ремонте; при этом
вероятность таких перенапряжений достигает 10% [18].
2.2.	ОДНОФАЗНЫЕ ЗАМЫКАНИЯ НА ЗЕМЛЮ (КОРПУС)
Большинство'повреждений изоляции обмотки статора приводит
к замыканию одиой из фаз на корпус ЭД, заземленный в целях
безопасности персонала. Из табл. 2.1 ясно, что существует по
меньшей мере два пути, ведущих от повреждений изоляции к одно¬
фазному замыкаиию на корпус. Первый связан с постепенным ухуд¬
шением изоляции (например, из-за истираиня), длящимся до тех
пор, пока под воздействием нормального рабочего напряжения не
иаступает пробой. Сюда же могут быть отиесеиы замыкания на
корпус, происходящие при действии нормального напряжения в ме¬
стах выхода проводников с ослабленной изоляцией из паза, или
37
в коробке выводов, когда из-за вибрации стержень или вывод об¬
мотки оказывается в непосредственной близости или прямо касает¬
ся заземленных частей статора. Второй путь — пробой в результате
коммутационных или иных перенапряжений изоляции, которая хотя
и имеет незначительные дефекты, несколько снизившие ее диэ¬
лектрическую прочность, ио все же удовлетворительно работает
в нормальном рабочем режиме.
Степень опасности замыкания на корпус оценивают по объему
выплавленной активной стали статора, возможности быстрого
устранения повреждения простыми средствами, вероятности и вре¬
мени перехода однофазного замыкания в другие, более тяжелые
виды повреждений, например в витковые или многофазные КЗ Эти
факторы зависят от характера протекания процесса, который в
свою очередь определяется местом расположения замыкания, видом
пробоя, свойствами изоляции, значением и длительностью проте¬
кания тока в месте повреждения, наличием и настройкой устройств
компенсации емкостного тока — дугогасящих реакторов.
Как правило, замыкание фазы иа корпус происходит через дугу.
На первом этапе своего существования оно является перемежаю¬
щимся, т. е. имеет характер следующих один за другим пробоев
изоляции, сопровождающихся более или менее продолжительным
горением заземляющей дуги. В зависимости от места, где произош¬
ло замыкание, горение дуги происходит либо в узком канале, про¬
ходящем внутри изоляционного покрытия проводников обмотки,
либо в воздухе. Первое обычно имеет место при замыкании иа
корпус проводников фазы внутри паза статора Процесс сопровож¬
дается испарением и разложением составляющих изоляционного
материала, выделением деионизирующих газов. Чем больше ток
замыкания на корпус, тем значительнее разрушения изоляции и
электродов (медь, сталь) в месте повреждения. Погасание дуги
вначале происходит при каждом переходе тока в дуге через нуль
или близко к этому моменту, а затем по мере разогрева электродов
при третьем и четвертом переходе через нуль. При обрыве дуги
может произойти заплывание проводящего канала. Особенно это
характерно для изоляции, основанной иа компаундах. Если место
вокруг повреждения ие загрязнено проводящими продуктами горе¬
иия дуги, то изоляционная прочность промежутка фаза — корпус
может оказаться достаточной для предупреждения следующего
пробоя. Проведенные исследования [21] дают основание считать,
что такое самоустранение замыкания происходит при токах в дуге,'
ие превышающих 10 А в течение первых 0,2 с после возникновения.
Затем вероятность самоустранения замыкания становится низкой,
в частности, из-за разогрева электродов.
В сетях с изолированной нейтралью иа поврежденной фазе
повторные зажигания дуги могут повторяться каждый полупериод
промышленной частоты, а в сетях с компенсацией емкостного
тока замыкания на землю, в особенности при близкой к резонанс¬
ной настройке дугогасящих реакторов, повторные зажигания в ка¬
нале если и происходят, то очень редко — через 5—10 полупериодов
38
и более. По мере ухудшения изоляционных свойств канала интер*
валы между повторными зажиганиями сокращаются и дуга начи¬
нает гореть устойчиво (непрерывно). При этом, так как дуга горит
в закрытом каиале, давление газов в нем резко возрастает и обыч¬
но происходит взрыв (внешне хорошо слышимый хлопок), сопро¬
вождающийся выбросом искр (раскаленных продуктов гореиия).
Некоторое время спустя благодаря появлению в проводящем каиа¬
ле значительного числа вкраплений меди и стали дуговое замыка¬
ние может перейти в металлическое
Замыкания на корпус прн выходе проводников из паза, в лобо¬
вых частях и в коробке выводов обмотки статора имеют ярко
выраженный дуговой характер. Если при замыканиях в пазу стато¬
ра длина дуги практически не меняется, то здесь дуга может растя¬
гиваться тепловыми н воздушными (в частности, вентиляционными)
потоками. Окружающее дугу пространство быстро ионизируется.
Растянувшаяся дуга способна переброситься на расстояния, во
много раз превышающие длину пробиваемого воздушного проме¬
жутка, повредить изоляцию других частей обмоткн статора [17] и
привести к витковому или междуфазиому короткому замыканию.
Горение заземляющей дуги в коробке выводов, как правило, за¬
канчивается (если своевременно не отключить двигатель) между-
фазиым или одиофазиым на нейтраль коротким замыканием. Время
непрерывного существования дугового замыкания независимо от
способа заземления нейтрали может достигать нескольких минут.
Оценивая значение опасного для ЭД тока замыкания на землю,
в качестве критерия обычно принимают объем повреждения актив¬
ной стали статора и возможность устранения его простыми сред¬
ствами, иапример без перешихтовкн.
В отношении конкретного зиачеиия опасного тока в мировой
практике нет единого мнения. В [22] за допустимый принимают
ток в 1 —1,5 А, при котором в случае пяти испытаний в одинаковых
условиях не происходит сваривания двух листов стали шихтован¬
ного сердечника. Ток 20 А по одним данным приводит к сильному
оплавлению листов стали с образованием капли металла [17],
а по другим — к настолько незначительному повреждению стали,
что легко устраняется зачисткой и подкраской. В СССР принято
считать опасным для ЭД ток, больший нли равный 5 А. Прн мень¬
ших значениях тока выплавление железа за время 0,4—4 с мало¬
вероятно.
Вместе с тем длительное (порядка 30—40 мин и более) протека¬
ние в месте замыкаиия токов, даже существенно меньших 4—5 А,
вызывает значительный местный разогрев, обугливание и разруше¬
ние изоляции, что может привести к переходу однофазного замы¬
кания иа корпус в витковое замыкание проводников, находящих¬
ся в том же пазу, что и поврежденный стержень
Переходный процесс замыкания иа корпус в обмотке статора
обычно разделяют иа две стадии. Первая заключается в разряде
емкостей поврежденной фазы электродвигателя и сети на землю и
перезарядке емкостей между неповрежденными фазами и их емко-
39

ЗІбіНМІр I	1
	у	 	у	 	ГГ
>)
стей относительно земли. Частота волновых колебаний при замыка¬
ниях на корпус вблизи линейного вывода фазной обмоткн колеб¬
лется от 1 МГц до 3—5 кГц [23]. С перемещением точки замы¬
кания внутрь обмотки частота разрядных колебаний существенно
снижается и определяется уже не столько волновыми параметра¬
ми сети, сколько значениями емкости и индуктивности поврежден¬
ной фазы. Время затухания этой стадии процесса составляет не¬
сколько микросекунд. Вторая — среднечастотная стадия, протекаю¬
щая с собственной частотой процесса 500—3000 Гц, включает в
себя дозаряд емкостей неповрежденных фаз и компенсацию уста-
40

новившейся составляющей тока замыкания на землю. Время суще¬
ствования этих процессов несколько микросекунд.
Наличие дугогасящего реактора никак не сказывается на
характере переходного процесса. На рис. 2.3 приведены кривые
токов и напряжений, полученные Л. Е. Дударевым, В. В. Зубко¬
вым н В. П. Стасенко, наглядно показывающие особенности про¬
цессов, происходящих при замыканиях иа землю, которые должны
учитываться при выполнении защиты ЭД.
1.	Амплитуды токов переходного процесса, протекающих по всем
элементам сети и обмоткам ЭД, существенно зависят от момента
пробоя изоляции. Замыкания, совпадающие во времени с макси¬
мумом напряжения поврежденной фазы, сопровождаются макси¬
мальными бросками тока, на одии-два порядка выше амплитуды
установившегося тока. Наименьшие переходные токн имеют место
при наступлении пробоя в момент близкого к нулю напряжения
поврежденной фазы н минимум в 1,5 раза превосходят амплитуду
установившегося тока замыкания на корпус.
2.	Наибольший бросок тока имеет место на поврежденном при¬
соединении. Амплитуды переходных токов в неповрежденных при¬
соединениях пропорциональны емкостям их фаз относительно зем¬
ли.
3.	В кривой тока дугового замыкания на землю в установив¬
шемся режиме содержатся высшне гармоники.
4.	Знаки первых полуволн разрядных токов на поврежденном и
неповрежденном присоединениях противоположны.
5.	В первом полуперноде переходного процесса полуволны
тока в поврежденном присоединении и напряжения 3t/o совпадают,
а в неповрежденном присоединении — нет.
Рнс 2 4. Схема сети с изолированной нейтралью при замыкании фазы А обмотки
статора ЭД на корпус
41

Рассмотрим теперь общие соотношения между токами и напря¬
жениями в режиме установившегося однофазного замыкания иа
корпус обмотки статора электродвигателя, работающего в сети с
изолированной нейтралью [24, 25] Схема сети дана на рис.'2.4
Пусть замыкание произошло в обмотке фазы А в точке, находя.-
щейся на относительном расстоянии b (0<&^1) от нейтрали звез¬
ды фазных обмоток Поврежденное присоединение имеет емкость
каждой фазы по отношению к земле: С = С1-|-СІ, где Сл — емкость
фазы линии между РУ и ЭД, Сл — емкость фазы обмотки статора
ЭД. Неповрежденные присоединения представляются одной экви¬
валентной линией с общей емкостью О', равной сумме емкостей фа¬
зы по отношению к земле всех, исключая поврежденное, элементов
сети Активные проводимости утечек поврежденного и неповрежден¬
ных присоединений обозначены на схеме g и g' соответственно.
Имеющиеся в сети трансформаторы напряжения типа ЗНОЛТ или
НТМИ введены в схему полными сопротивлениями нулевой после¬
довательности одной фазы, отнесенными к его первичной обмотке,
ZTV. С некоторой погрешностью, практически ие влияющей на ре¬
зультат, можно считать это сопротивление чисто активным [26].
Считается также, что система ЭДС источника симметрична, а ем¬
кости фаз ЭД сосредоточены у его линейных выводов.
Точка К, имевшая до замыкания в ней на корпус относительно
земли напряжение ЬЦ, при замыкании приобретает потенциал
земли. Поэтому напряжение фазы А линейного вывода электродви¬
гателя н всей сети становится равным
Уа=Уа ~ bUA = t/ді - b)	(2.1)
Напряжение двух других фаз относительно земли:
U'B-U8-bUA-,	(2 2)
U'c = Ус - bUA	(2.3)
Под воздействием напряжений У'А, У в н Ус протекают ем¬
костные токи всех присоединений:
Ja-0 = dCyA + dc^A de А = УСлУд +	=
= }<>УУ\ = /(«Сч (1 — b)UA ,	(2 4)
где _/с а ’ de de а — векторы токов в емкостях С,, С, и С фа¬
зы А
Аналогично
J.B і) —	~ 1мС?АУв — ЬУа),	(2 5)
de - 0 = /«С (Ji = /юС {Ус - b У а)	(2 6)
В месте замыкания токн _ 0, de - о н de - о складываются,
и тогда, учитывая, что Ув + У'с = {Ув +Ус) ~^ЬУА = — Уа(Д +
+ 2Ь), получаем, что емкостный ток, проходящий в месте поврежде¬
ния, .—Ь)УА — УСУ А~2Ь)Уа — --ЗуССУУ
42

Активная составляющая тока замыкания иа корпус /з/?,
обусловленная протеканием токов в проводимостях утечек (g±)
и сопротивлениях Zrv трансформатора напряжения, находится
аналогично:
Л # = — ЗЬС/Л + 2^“)-
Таким образом, полный .ток металлического замыкания в точке
К:
-L = — Sb Ua	)
При замыкании на корпус через переходное сопротивление,
в частности через сопротивление дуги Ra, напряжение поврежден¬
ной фазы в точке К по отношению к земле становится равным
Ua - 0 = — ЯдД-
На эту же величину изменяются и напряжения неповрежденных
фаз по отношению к земле, н напряжение фазы А сети:
?В - О — -Ub — RJ.3,
c-a = UL- RaL-,
.A - 0 ~ UА — Rjd.3 ■
Из (2.1) — (2.6) после несложных преобразований получим, что
емкостный ток в сопротивлении дуги равен:
~"с ~	1 + з/г,/шс,
С учетом проводимостей утечек и сопротивлений трансформа¬
тора напряжения ток замыкания на землю через сопротивление
дуги Rs:
у/_	;	£тѵ
3/?д (/соСѵ4--—) + 1
Напряжение иа разомкнутом треугольнике дополнительной об¬
мотки трансформатора напряжения можно определить как сумму:
(2.7)
3(/о — С/д-о + С/я-о+С/с-0 .
или, что то же самое, как падение напряжения от тока в сум¬
марном сопротивлении Z0L =	+ #> +у~)
Таким образом, из (2.7) следует:
3(/о = —	•	(2-8)
3/?д^/<оСх	+2—■ I
При металлическом замыкании в точке А(/?д = 0) выражение
(2.8) превращается в 3(/0 — — ЪЬѴА
43

Из (2.8) можно видеть, что фаза напряжения нулевой последо¬
вательности 3(/о по отношению к фазному напряжению поврежден¬
ной фазы, а также его значение изменяются в зависимости от
Ra. На рис. 2.5 показана векторная диаграмма напряжения в точке
Лив сети для случая & = 0 и ZTV = оо. С изменением Ra
концы векторов напряжений описывают дуги окружностей. Анало¬
гичная картина имеет место для тока.
Те же соотношения можно получить из схемы замещения
нулевой последовательности (рнс. 2.6), в которой ЭДС источника
принимается равной Е — bUA.
В сети с компенсацией емкостного тока замыкания на землю
полный ток замыкания на корпус помимо емкостной и активной
составляющих будет содержать и индуктивную, обусловленную
включением между нейтралью сети и землей дугогасящего реактора
L. Выражение для полного тока нетрудно найти из схемы замеще¬
ния (рис. 2.6):
} =	-ьиА

^+i/(3,^+3gL+A-+A-)'
2.3.	МНОГОФАЗНЫЕ И ВИТКОВЫЕ КЗ В ОБМОТКЕ СТАТОРА
К многофазным КЗ относятся замыкания между двумя и тремя
фазами обмотки статора и двойные замыкания на землю, когда
Рнс 2 6 Схема замещения нулевой
последовательности при замыкании
фазы обмотки статора на корпус
одно замыкание произошло в фазной обмотке статора, а второе —
в другой фазе либо того же ЭД, либо сети, к которой ои подключен.
Витковые замыкания охватывают одни илн несколько витков одной
фазы. Междуфазные н витковые повреждения встречаются доволь¬
но редко, и если они ие связаны с истиранием изоляции посторон¬
ним предметом, то, как правило, являются результатом развития
замыкания иа корпус, местных перегревов изоляции, дефектов
активной стали статора или следствием пробоя фазы статора на
корпус. Двойное замыкание обычно возникает при уже имеющемся
замыкании иа землю в сети, при этом второй пробой чаще всего
происходит в коробке выводов или на первых витках обмотки.
Многофазные КЗ могут иметь место и на выводах статорной
обмотки, и внутри ЭД, а витковые КЗ только в корпусе электро¬
двигателя. Внутренние КЗ можно разделить на две группы: трех¬
фазные КЗ с одинаковым числом короткозамкнутых витков
в каждой фазе (симметричные КЗ) и несимметричные КЗ с неоди¬
наковым числом короткозамкнутых витков в каждой фазе. Ко
второй группе относятся замыкание всех или части витков одной
фазы, трехфазные н двухфазные КЗ с неодинаковым числом
короткозамкнутых витков в фазах.
Опасность внутренних КЗ заключается прежде всего в том,
что токи, протекающие в месте повреждении, могут многократно
превышать токи в обмотке статора при повреждении на линейных
выводах. В СД при многофазных КЗ внутри обмотки в двух образо¬
вавшихся контурах токи направлены встречно. При этом токи
в стержнях фазной обмотки, лежащих в одном пазу, могут иметь
различное направление, вследствие чего снижаются взаимные
индуктивности [27]. Токи КЗ могут вызвать усилия, которые
приведут к повреждению пазовых клиньев и деформации обмотки.
Мощная дуга, возникшая в месте КЗ, обычно приводит к пожару
в электродвигателе, уничтожающему значительную часть обмотки
статора, а если КЗ произошло в пазовой части обмотки — выплав¬
ляет большие объемы активной стали [17]. Помимо разрушений
дугой при многофазных КЗ могут иметь место существенные дефор¬
мации обмотки статора, особенно ее лобовых частей, из-за значи¬
тельных механических усилий, обусловленных действием ударного
тока. При прочих равных условиях объем повреждений синхронного
электродвигателя с непогашенным полем всегда больше, чем
асинхронного или синхронного без возбуждения. Последствия
многофазного КЗ так тяжелы, что ремонт ЭД обычно не обходится
без перешихтовки сердечника статора и замены части, а иногда
н всей обмотки статора.
Многофазные КЗ, происходящие вблизи линейных выводов
статорной обмотки, вызывают также резкое снижение напряжения
на зажимах всех электроприемников, непосредственно связанных
со сборными шинами, от которых питается поврежденный электро¬
двигатель, и значительные (из-за резкого возрастания токов в об¬
мотках) динамические воздействия на лобовые и пазовые части
обмоток статора неповрежденных электрических машин.
45

Рис 2 7 Схема электроснабжения ЭД промышлен¬
ного предприятия (а) и схема замещения для
расчета токов КЗ (б)
Релейная защита ЭД должна с доста¬
точными чувствительностью и быстро¬
действием реагировать на внутренние по¬
вреждения. Так как обычно защита реа¬
гирует на параметры подводимого тока,
то необходимо иметь надежные методы
расчета токов в ЭД, значений симмет¬
ричных составляющих токов в зависи¬
мости от места и вида КЗ, сопротивления
питающей системы и переходного со¬
противления в месте КЗ, параметров
двигателя и др. Полученные значения
токов дают возможность провести со¬
поставительный анализ различных прин¬
ципов выполнения устройств РЗ двига-
уставки н времена срабатывания.
телей и определить их
Наиболее просто рассчитывается ток междуфазного (двух-
и трехфазного) КЗ на линениых выводах обмоткн статора Со сто¬
роны источника — системы электроснабжения — к точке КЗ прохо¬
дит ток, обусловленный ЭДС системы и сопротивлением между
ЭДС и выводами ЭД. Прн определении начального значения
периодической составляющей тока КЗ сверхпереходную ЭДС сис¬
темы принимают равной 1,05 UMtt. Учитывая, что значение тока
на выводах обмоткн необходимо для оценки чувствительности
защиты от многофазных КЗ, режим питающей системы н сети
принимается таким, который обеспечил бы протекание в месте
установки защиты минимально возможного тока. Для схемы
электроснабжения, показанной на рис. 2 7, сопротивления схемы
замещения удобно выразить в именованных единицах следующими
формулами [10]:
для системы. Ом,
х = (/ср (S
где (/ср.ном — среднее номинальное напряжение стороны ВН силово¬
го трансформатора Т, кВ; Sh m,„ — наименьшее значение мощности
КЗ на шинах питающей подстанции, МВ-А,
для линий электропередачи W, Ом,
= х^І,
где х0— сопротивление единицы длины лннин, Ом/км; I — длина
линии, км;
для силового трансформатора Т без регулирования коэффнциен-
46

та трансформации под нагрузкой, Ом,
100 S„OM
Для силового трансформатора с устройством автоматического
регулирования коэффициента трансформации (РПН) необходимо
учитывать зависимость сопротивления, которым он представляется
в схеме замещения, от положения регулятора РПН. Расчеты произ¬
водятся на основании заводских значений напряжения КЗ ик%
при среднем н крайних положениях регулятора. Прн отсутствии
заводских данных можно пользоваться расчетными значениями
і4%, приведенными в ГОСТ 12965-74 *. Сопротивление трансфор¬
матора определяется по выражению
	икп%
т" ІОО-^’
где и*п%— напряжение КЗ, а Uln—значения регулируемого
напряжения, соответствующие ответвлению п обмотки ВН
трансформатора.
Сопротивление реактора L приводится к стороне ВН силового
трансформатора по формуле
XL = XL ном К2 ,
где К — действительный коэффициент трансформации, равный
отношению напряжений на сторонах высшего н низшего илн средне¬
го напряжения силового трансформатора: К = Ц„/(/нн ; х£ном—
номинальное сопротивление реактора, Ом.
Ток трехфазного КЗ на выводах ЭД находится по формуле
/|3) =. Берном К	,
Ѵ'3(лс 4-хл +хт „+*/.)
а двухфазного КЗ — по формуле
/|2} 	ѴЗ/(3)

“	2 “	2(хс + х1 + хтп + х,)
Ток, проходящий к месту КЗ со стороны нулевых выводов
обмотки статора, обусловлен ЭДС электродвигателя н сверхпере¬
ходными сопротивлениями x'J для СД н хк для АД. Расчет этого
тока может быть выполнен так же, как н прн внешнем КЗ в режиме
потерн питания (см. § 2.6). Прн трехфазном КЗ, возникшем прн
пуске ЭД, ток со стороны нулевых выводов может отсутствовать.
Прн двойном замыканнн на землю К" 11 (первое — фазы В об¬
мотки статора на корпус вблизи линейного вывода, а второе, на¬
пример, фазы С в сети) расчет токов удобно проводить методом
симметричных составляющих с помощью соответствующих схем
замещения прямой, обратной и нулевой последовательностей.
На рис 2.8 показаны исходная схема (точками М и N обоз¬
начены места замыкания на землю), схемы замещения и вектор-
47

ІИ	|||Zn»=Z«»=lr«
Рис 2 8 Схема замещения и векторные диаграммы при двойном замыкании на
землю
ные диаграммы токов отдельных последовательностей. В соответст¬
вии с [10] без учета активных сопротивлений сети и электри¬
ческой дуги ток нулевой последовательности равен:
(О а)Х^ср. ном.ф
_' OAf — "I	~,
6хс -]- Зхд[ + Зхд2
где а = е'120 — фазный множитель.
Модуль тока в поврежденных фазах
rd I) 	 t(i |> 	 О/ 	 л/З^ср ном ф
‘ВМ — ‘CN — ^'QM —		 •
2xc-bxL| +х£2
Сравним значения	со значением тока двухфазного КЗ в точке М
. (2) 	 \ 3t/Lp нич ф
'	— Т.

2(х( 4- X/ ])
Отношение этих токов
^хс~Г^хИ
h 	=

/(2) 2хс + хл + xt2
48

Рис 2.9 Поясняющая схема (а) и схема замещения (б) АД при трехфазном
КЗ
Таким образом, при = xL2 ft = Д, а при xLi > xLl h < 1 Наибольшее
значение отношения Лд = х^/хц для одинарных реакторов напряжением 10 кВ
составляет hL max = 4 Поэтому при xL 5> хс hm,„ = 0,4, т е ток, проходящий по
поврежденной фазе ветви с реактором меньшей индуктивности, может оказаться
равным всего 40% тока двухфазного КЗ за этим же реактором
Определение токов при внутренних КЗ значительно сложнее.
Это связано с тем, что прн КЗ внутри обмоткн статора образуется
несколько контуров, электрически н магнитно связанных друг с
другом. Для расчета необходимо определить нх собственные н
взаимные индуктивности.
Расчет токов прн внутренних КЗ производится двумя методами:
с помощью метода симметричных составляющих с нспользованнем
комплексных схем замещения; иа основе матрично-топологнческого
метода Г. Крона. Наиболее просто вычисляются токи при внутрен¬
них симметричных КЗ. Хотя такой вид КЗ наименее вероятен,
его расчет дает основу для анализа других вндов КЗ.
Симметричное трехфазиое КЗ. Поврежденный ЭД можно рас¬
сматривать как трехобмоточный трансформатор, одна нз обмоток
которого прн трехфазном симметричном КЗ замкнута наглухо
(рнс. 2.9). Уравнения второго закона Кирхгофа для контуров
имеют вид:
dh	dii	di3
0 = г,1, + £,--Л4,2- + Л4,з-;
dt	di	dt
dii	dh	dti
e~ (rc + ^2)^2+ (£c + £2) —• — ЛІ21-7- — ЛІ23— , >
dt	dt	dl
di3	dii	di3
0 = Гзіз + £3	M32	1- M3l —,
dt	dt	dt
где M12 = M21; M23 = M32; A4I3 =	— взаимные индуктивности
контуров; Д — активное сопротивление н индуктивность питаю¬
щей сети; Г|, £і —параметры контура, образованного короткозам-
49
4-2833

кнутыми витками; гг, Z-2 — параметры неповрежденной части об¬
мотки; гз, L-i — параметры контура ротора.
Приведем цепи токов и із к стороне питания с коэффициен¬
тами трансформации К2] и К2І, приняв: іі=К2ііѴ, із = К23і\\ и\ =
= и\/К2{, Ui = u\/K23, где индекс штрих относится к приведенным
значениям Тогда
О—ГІЛ + /Л	^2|Л^12	F ^X;|M 3— >
dt	dt	dt
е = (^ -|- r2)i2 + (+^-2) —	К21 Mo j—	КмМ2 (
dt	dt	dt
* (2.9)
diA	di2	di]
0 = Гз/’з4-/-3	 —K23M32	H K‘2] K‘2iMl3— ,
dt	dt	dt
где г, = К22]г},гз = ^Гз, Li = KhLlt Ь\ = К2ІЬЛ.
Взаимные индуктивности М13 и М2з обусловлены связью через
зазор частей обмотки статора с ротором. Взаимная индуктивность
М12 обусловлена связью через зазор, лобовые части и пазы Та¬
ким образом, у индуктивностей М12, Мі3 и М23 есть общая часть,
определяемая связью через зазор. Можно установить, что
К21К>ІМ1І = К2зМ2і = МЛ;
К2ІМ,2 = мх + м6,
где Мд — взаимоиндукция, обусловленная связью через зазор, а
Mfi — связью через пазы и лобовые части
Тогда уравнения (2.9) приобретают вид
di\	di>	ddi
O = r^ + M-- (МЛ + М6)- + МД—; •
dt	dt	dt
e— (rc + r 2)12 4“ (Л. 4" £2) —
dt
di’s	di2	di\
0 = Гз«з4-/-";	Мл	1- Mx

dt	dt	dt
Так как Li = L,„l 4~МД 4~МЙ; L2 — £л24_Мл4_Мл; L3— /4»4"МЛ,
где L'}, Ln2, L'„a — индуктивности рассеяния обмоток с токами г,,
/>, /3 соответственно, приведенные к стороне питания, то после под¬
становки в (2.10) получим:
0 = гМ+ (1',4-Мд +М«) — - (Мд4-MJ — 4-Мд—,
dt	dt dt
(rc4-r2)/24- (£-c4-4-Мд 4-MJ — — (Мд 4-Ма)-^- Мд-
50

Рис 2.11 Фазовые соотношения при
трехфазном КЗ в АД
а - векторная диаграмма б - характеристи¬
ки <fK(a)
di\	di>	dt' I
0 =	+ мл)	M + MA—
dt	di	dl J
Полученным уравнениям соответствует схема замещения, изоб¬
раженная на рис. 2 9,6.
С учетом переходного сопротивления гн в месте КЗ система
уравнений имеет вид.
О —rf/t -|-	— (/_> — 11 — /з) — Ms— (12 — і'і) -|- Ki rn {K.2\iГ + iz)’,
e = (r< +	+ (Л +	4" Мд—(/2 — i' —13) +
+ Мг— (6 — і'і) + rH (Kni'i -H?); 0 = Гз('з-|- L'( — —	— (I? — К —1'3)
dt	dt dl
Результаты расчетов и экспериментов для трехфазного АД но¬
минальной мощностью Рноч = 5,8 кВт, п,юм = 1450 об/мин, t/H0M =
= 380 В, /|юн = 12 A, cos(p()(1M = 0,86 приведены на рис 2.10, где по
осн абсцисс отложены значения доли замкнувшихся витков в фазе
а = иук/иуф, равные отношению числа короткозамкнутых витков
wK к общему числу витков в фазе Токи даиы в относитель¬
ных единицах по отношению к номинальному значению Из при¬
веденных данных видно, что ток КЗ может превышать пусковой ток
двигателя. Переходное сопротивление в месте КЗ не только умень¬
шает токи, но и увеличивает угол расхождения между векторами
токов (рис 2 11). Однако это расхождение сравнительно невелико:
даже при КЗ вблизи нейтрали при значительных переходных соп¬
ротивлениях оно не превышает 90° для двигателей небольшой
мощности и 60° для мощных двигателей Следовательно, по углу
сдвига фаз q>h можно уверенно судить о наличии внутреннего сим¬
метричного трехфазного КЗ.
51

Рис 2.12 Общая схема внутреннего
замкнутых витков в фазах
повреждения с одинаковым числом коротко-
Двухфазное КЗ с одинаковым числом поврежденных витков
в фазах и КЗ витков одной фазы. На рис. 2.12 представлена
схема замещения ЭД при внутреннем повреждении с одинаковым
числом короткозамкнутых витков в фазах. Ключи КА,Кв,Кс и Ао
замыкаются, создавая соответственно КЗ витков одной фазы (клю¬
чи КЛ,КО), двух- или трехфазное КЗ. Расчет токов производится
методом симметричных составляющих с использованием метода
эквивалентного генератора. Прн этом расчет разбивается на два
этапа:
1)	вычисляются токи доаварийиого режима (рис. 2 13,а);
2)	вычисляются аварийные составляющие токов, обусловленные
действием аварийных составляющих напряжений в месте КЗ (рис.
2.13,6).
Токи доаварийиого режима представляют собой токи нагрузки
неповрежденного двигателя и расчет их не представляет затрудне¬
ний. Аварийная составляющая ЭДС £ф к определяется по выра¬
жению
£ф к = ^і£ф >
где £ф — ЭДС, наведенная в фазе в нормальном (доаварийном)
режиме.
При двухфазном КЗ фаз В и С замыкаются ключи Кв и Кс.
Токи в ответвлениях к ключам составляют
-іа к = 0, -Ів к ~ —-ІС к-
52

Рис 2 14 Схемы замещения прямой (о), обратной (б) последовательностей н ком¬
плексная схема (в) ЭД при двухфазном КЗ с одинаковым числом коротко¬
замкнутых витков в фазах
Схема, приведенная иа рис. 2.13,6, имеет одинаковые сопро¬
тивления в фазах, если считать ее входом точки 1, 2, 3. Задача
расчета аварийных составляющих токов заключается в определении
токов в симметричной схеме, возникающих под действием несим¬
метричной системы ЭДС; при этом симметричные составляющие
токов связываются законом Ома с симметричными составляющими
напряжений только одноименной последовательности.
Разложив систему аварийных составляющих ЭДС на симмет¬
ричные составляющие, можно получить две независимые схемы
прямой и обратной последовательностей (рис. 2.14, а, б). Учиты¬
вая, что 1/Ак=0, а также _/к АІ — —ДК.А2; Uk.ai = —1Ас.а2, можно
получить комплексную схему замещения (рис. 2.14,в), по которой
проходит ток прямой последовательности.
Симметричные составляющие тока в месте повреждения для
фазы А [28]
г	,	У. ВС. к
= -Л2-Л| +Л/
где	— эквивалентные сопротивления прямой и обратной
поел едовател ьностей.
Прн витковых замыканиях фазы А на схеме рис. 2.12 замы¬
каются ключи ЛА и Ко- Токи в ответвлениях к ключам составляют
J_ak = Л*; Лв,к = _Lc,k=0- Раскладывая систему аварийных состав¬
ляющих токов на симметричные составляющие, получаем, что в
поврежденной фазе
_/кІ = -1*2 = _1к0-
Учитывая также, что
Х/кі 4” Х/к2 4” -£/ко — _£/к*
где С/к — иапряжеиие на поврежденных витках при разомкнутых
ключах, получаем комплексную схему замещения, по которой про¬
ходит ток прямой последовательности (рис. 2.15,г).
53

Рис 2 15. Схема замещения прямой (а), обратной (б), нулевой (в) последова¬
тельностей и комплексная схема (г) г)Д при витковом КЗ
Рис 2 16 Токи виткового замыкания фазы А
Рис 2 17 Фазовые соотношения между токами при витковом замыкании фазы 1
54

На рис. 2.16, 2.17 приведены результаты экспериментальных
исследований, выполненных Е П Варфоломеевым для АД, данные
которого приведены выше Токи измерялись при КЗ на холостом
ходу ЭД (индекс «х») и номинальной нагрузке (индекс «ном»).
Видно, что зиачения токов со стороны питания при « С 0,1 от¬
носительно малы, что затрудняет обнаружение внтковых КЗ. Одна¬
ко токи в поврежденных витках при этом могут превышать пусковое
значение. Это подтверждает актуальность разработки защиты ЭД
от внтковых замыканий.
Двухфазное КЗ при неравном числе замкнутых витков отдель¬
ных фаз является одним из наиболее вероятных видов между-
фазиых КЗ. Токи при таком повреждении можно определить ана¬
логично токам при двойных замыканиях иа .емлю методом симмет¬
ричных составляющих с использованием метода эквивалентного
генератора [29] Исходная схема (рис. 2 18,а) представляется в
виде схемы, приведенной иа рис. 2.18,6, в которой в месте КЗ
введены два встречио включенных источника; напряжения УАВіі
и Uан к равиы линейному напряжению в месте КЗ до его возникно¬
вения. Указанная схема заменяется схемами рис. 2 18,в (доаварий-
ный режим) и рис 2 18.г (аварийные составляющие) Напряже¬
ние в месте КЗ-
иАвк = иЛк —	так как
У^=У} и = U»
Расчетная схема имеет вид, показанный на рис 2 19.
На осиоваиии дайной схемы Г. Н. Чмыхаловым под руководст¬
вом одиого из авторов [30] произведены расчеты токов при внут-

Рис 2 19 Расчетная схема двухфазного КЗ с неодинаковым числом короткозам¬
кнутых витков
ренннх КЗ в ЭД типа АТД-8000. Результаты расчета (рис. 2.20)
приведены для частного случая, когда в фазе А замкнуто 12 витков
(а=0,375), а в фазе В точка замыкания перемещается от нейтрали
(а=0) к середине обмотки (а=0,5). На этом же рисунке показано
влияние переходного сопротивления гп = 0,1 Ом иа ток КЗ (индекс
штрих), а также изменение составляющей тока обратной последо¬
вательности со стороны питания / (2).. Очевидно, что токи в ко¬
роткозамкнутой части обмотки могут превышать пусковой ток, ио
при этом переходное сопротивление в месте КЗ может значительно
снизить значение тока.
На рис. 2.21 приведены результаты расчета сдвигов по фазе
между токами в условиях, соответствующих рнс. 2.20. Видно, что
фазовый сдвиг между токами по концам ЭД ие превышают 60° и,
Таким образом, этот параметр является надежным критерием вы-
Рис. 2 20 Токи двухфазного КЗ с неодинаковым числом короткозамкнутых витков
в ЭД типа АТД-8000 при номинальной нагрузке (расчет)
56

Рис. 2 21 Фазовые соотношения при двухфазном
роткозамкнутых витков в ЭД типа АТД-8000 при
КЗ с неодинаковым числом ко-
номинальной нагрузке (расчет)
явления междуфазиого КЗ. На этом же рисунке показаны зависн- •
мостн для параметра
Д ф = 4U, —
где (pmur, — соответственно максимальный н минимальный углы
сдвига между токами фаз ЭД со стороны питания. Указанный па¬
раметр при двухфазном КЗ превышает 60° и может использоваться
для выявления повреждения в ЭД.
Оценка изменения электрических величин прн внутренних КЗ
имеет важное значение при качественном анализе технического со¬
вершенства релейных защит ЭД. К сожалению, практическое приме¬
нение рассмотренных методов затруднено из-за отсутствия завод¬
ских данных, требующихся для определения параметров схем за¬
мещения. Поэтому при проектировании и в эксплуатации прихо¬
дится ограничиваться проверкой чувствительности защит при КЗ
на линейных выводах ЭД
2.4.	НАГРЕВ ЭЛЕКТРОДВИГАТЕЛЯ ПРИ ПЕРЕГРУЗКЕ
Увеличение тока в обмотках электродвигателя вызывает пере¬
грев — дополнительное превышение температуры элементов конст¬
рукции ЭД по сравнению с нормальным, соответствующим рабочему
режиму. Перегревы подразделяют на местные и общие.
Местные перегревы большей частью являются следствием ло¬
кальных дефектов активной стали или элементарных проводников.
К ним близки по характеру перегревы изоляции, обусловленные
витковыми замыканиями и однофазными замыканиями обмотки ста¬
тора на корпус.
Общие перегревы ЭД характеризуются одновременным превы¬
шением температуры во всех частях или в большей части одного
из основных элементов конструкции: обмотки илн сердечника стато¬
ра, обмоток, полюсов или сердечника ротора — и обычно проис¬
ходят при внешних и внутренних КЗ, в режимах пуска и само-
57
запуска, при неисправностях в механической части электропри¬
вода или в технологическом оборудовании. Характер перегрева
и его локализация в конкретных элементах конструкции ЭД зависят
от того, какой причиной перегрев вызван Так, иапример, при
пуске СД перегреву подвергаются все его обмотки и полюсы
массивного ротора, а при технологической перегрузке, как правило,
только обмотка статора.
Реакция иа превышение тока в обмотках ЭД определяется теп¬
ловой инерцией деталей конструкции Наибольшие зиачення по¬
стоянных времени нагрева имеют сердечники статора и ротора.
Существенно меньшая инерция у обмоток, по которым проходит
увеличенный ток.
Быстрый дополнительный нагрев обмоткн может привести к
опасиым последствиям из-за разных коэффициентов расширения
металла обмоток, изоляции и стали, вредного действия тепловых
расширений на пайки обмотки, опасности деформацйи витков
обмоткн ротора и т. д [27] Тепловые расширения могут при¬
вести также к перетиранию изоляции обмотки и появлению в ней
трещин
Срок службы изоляции зависит в первую очередь от ее темпе¬
ратуры, точнее, от соотношения между фактической ее рабочей
температурой и предельно допускаемой, соответствующей классу
нагревостойкости изоляции данного типа Изоляция обмоток элект¬
родвигателей имеет класс нагревостойкости В Предельно допус¬
каемая температура определяемая суммой допускаемого пре¬
вышения температуры Д0ЛО|1 и температуры 40° С, соответствую¬
щей предельной температуре газообразной охлаждающей среды, на
основании ГОСТ 183—74* составляет
fimDX = ДА10П + 40° = 120° С.
Для грубой оценки скорости старения можно считать, что срок
службы, например, микалентиой компаундированной изоляции и
приравненной к ней по этому показателю термореактивной изоля¬
ции изменяется в 2—2,5 раза с изменением температуры на каж¬
дые 20° С [17]
Перегрузки ио току, вызывающие перегрев обмоток ЭД, раз¬
личают по длительности Если за время действия перегрузки тем¬
пература обмоток не достигает практически установившейся, то
перегрузка называется кратковременной, в противном случае ее
следует считать длительной [1]
За исключением КЗ в сети и в ЭД и асинхронного хода СД
(рассмотренных в других параі рафах настоящей главы), основны¬
ми причинами возникновени перегрузки по току являются следую¬
щие
1.	Нарушение технологического процесса Оно возможно для
механизмов, у которых интенсивность технологического процесса
может меняться в широких пределах, что имеет место в горио
іобывающей промышленности и промышленности строительных Ma¬
ss
териалов (когда меняется качество технологического сырья, подле¬
жащего обработке и транспортировке, меняется интенсивность его
подачи). В металлургической промышленности перегрузка электро¬
двигателей возможна прн прокате недогретых или остывших слит¬
ков.
2.	Неисправность механизма или электродвигателя Сюда отно¬
сятся случаи выхода из строя подшипников, увеличения треиия
при отсутствии или застывании смазки, поломки отдельных узлов.
Предельными случаями в указанных ситуациях являются неисправ¬
ности, приводящие к заклиниванию ротора, когда электродвига¬
тель остановлеи и ток через него длительно равен начальному
пусковому
3.	Низкое качество иапряжеиия питающей сети. Вращающий
момент АД пропорционален квадрату приложенного иапряжеиия.
Поэтому при снижении напряжения электродвигатель переходит
на работу с большим скольжением, вследствие чего потребляемый
им ток увеличивается.
Время пуска АД при пониженном питающем напряжении увели¬
чивается по сравнеиию с временем пуска для нормальных условий.
Такой режим, в частности, может иметь место при самозапуске
ЭД собственного расхода электростанций
Если пуск ЭД при пониженном напряжении совпал с небла¬
гоприятным отклонением от нормальных условий технологического
процесса, то процесс пуска затягивается, а в худшем случае ЭД
может вообще не запуститься. Такое же явление может иметь
место при самозапуске ответственных ЭД в случае отказа в дейст¬
вии защиты мииимального напряжения, отключающей с выдержкой
времеии 0,5 с неответственные электродвигатели. Тогда из-за повы¬
шенного падения иапряжеиия в элементах, питающих шины собст-
веииого расхода, напряжение, подводимое к ЭД, может оказаться
иедостаточным для создания пускового вращающего момента или
пуск может недопустимо затянуться
У СД вращающий момент пропорционалеи приложенному на¬
пряжению Для его увеличения до требуемого значеиия при сниже¬
нии иапряжеиия в устройство регулирования тока возбуждения
вводится узел автоматического увеличения тока. Вследствие этого
ток статора также возрастает, что приводит к повышенному на¬
греву СД.
В случае повышения напряжения ток АД в общем случае сни¬
жается. Однако если сталь статора используется в режиме, близ¬
ком к насыщению, то при повышении напряжения резко возрастает
намагничивающий ток н ток статора в целом По приведенным
в [31] даниым в случае повышения напряжения до 1,3 UIIOVI ток
статора может составлять 1,25 /,,ом, а при повышении напряжения
до 1,4 этот тик возрастает до 1,5
Измеиеине частоты в нормальных режимах работы энергосисте¬
мы сравнительно мало влияет на тепловой режим АД
У СД ток статора может возрасти при понижении частоты из-
за увеличения намагничивающего тока [1]
59

4.	Опасной перегрузкой является пуск илн самозапуск ЭД с
подсоединенным нагруженным механизмом, если электродвигатель
на такой режим не рассчитан. В этих случаях ЭД не может
развернуться н неизбежно будет поврежден [1]. Нагрев обмоткн
происходит не только за счет потерь от тока в самой обмотке, но
и за счет потерь в активной стали 'статора и нагрева от трення
о воздух. Поэтому прн строгом анализе процесса медленного на¬
гревания прн относительно длительных перегрузках следовало бы
учитывать, что тепловые параметры обмоткн, изоляции и стали
неодинаковы, вследствие чего внутри ЭД, особенно в изоляции,
имеются перепады температуры Можно считать, что прн симмет¬
ричном охлаждении наиболее нагретой является точка, располо¬
женная внутри центра тяжести поперечного сечения обмотки. В
этой точке согласно ГОСТ 183—74* предельно допускаемая тем¬
пература ие может превышать 130° С. При удалении от этой точки
температура нагрева уменьшается. Тепловой режим ЭД характе¬
ризуется непрерывным взаимодействием между металлом обмоток,
изоляцией, сталью сердечника статора и ротора, элементами креп¬
ления обмоток, охлаждающей средой. На процессы нагрева влияют
разные условия охлаждения стержней обмоткн и эффект вытесне¬
ния тока, вызываемого полями рассеяния. Полный учет всех фак¬
торов практически невозможен. Поэтому анализ нагревания и ох¬
лаждения обмоток основывается на ряде допущений, основными
из которых являются:
температура окружающего воздуха неизменна в течение всего
неустановнвшегося теплового режима;
коэффициенты теплоотдачи и теплопроводности не зависят от
температуры тела и постоянны в течение всего неустановнвшегося
режима;
нагреваемое (илн охлаждаемое) тело обладает свойством не¬
ограниченной теплопроводности, т. е. градиент температуры в теле
по любому направлению равен нулю;
не учитывается тепловое взаимодействие между отдельными час¬
тями сложной системы.
Указанные допущения, несмотря на их нестрогость, позволяют
одиако с достаточной для целей релейной защиты точностью оце¬
нить нагревы обмоток прн перегрузках и выявить общие законо¬
мерности, позволяющие сформулировать и реализовать технические
требования к защите ЭД от этого режима. С учетом допущений
процесс изменения превышения температуры дО электродвигателя
по отношению к температуре окружающей среды под воздействием
выделяющегося в нем за счет протекания тока / тепла &Q опи¬
сывается уравнением
&Qdt = CidMt + C^dt,	(2.11)
где &Qdt — количество тепла, выделенного в ЭД; С\ — теплоем¬
кость массы ЭД; C\d№— количество тепла, накопленное в ЭД;
60

Ci — теплоотдача ЭД; CiMdt — количество тепла, отводимого в
окружающую среду.
Превышение температуры ДО определяется в результате ре¬
шения уравнения (2.11)
ДО =	(1-е г" ) ,	(2.12)
где A^‘cc=AQ/C2 — превышение температуры, соответствующее
установившемуся тепловому режиму; і — время; Гн = Сі/Сг — по¬
стоянная времени нагрева.
Выражение (2.12) соответствует случаю нагрева ЭД нз холод¬
ного его состояния, когда его температура совпадала с темпера¬
турой окружающей среды, например, при пуске ѲД после оста¬
новки его на продолжительное время.
Если температура ЭД в начальный момент нагрева превышает
температуру окружающей среды на ДФо, то уравнение, отобра¬
жающее его нагрев, приобретает вид:
ДО = ЛО„ (1— гг'') +	(2.13)
Наконец, процесс охлаждения ЭД описывается уравнением
ДО = ДО„,е”Г,	(2.14)
где ДОнач — превышение температуры в начале процесса охлажде¬
ния; Го — постоянная времени охлаждения.
Значение Го совпадает с Гн для работающего ЭД и превы¬
шает Гн в 1,5—2 раза прн отключенном электродвигателе, так
как в это время исключается влияние на процесс охлаждения
вентиляционной системы ЭД.
Определим время-токовую перегрузочную характеристику ЭД,
т. е. зависимость допустимого времени работы ЭД от значения
тока в обмотке статора при симметричной нагрузке,
Так как выделяемое в единицу времени тепло AQ пропорцио¬
нально мощности электрических потерь ДР н, следовательно, про¬
порционально квадрату тока, можно считать, что
ЛИ, = ЛИ,.,., у.
Тогда выражение (2 12) можно привести к виду
A<J=A<uG£)2(|-<’ Г")-	(2.15)
В качестве тока /доп в (2.15) можно принимать /ном или, что
более правильно, 1,05/нон, что соответствует режиму работы ЭД с
номинальной мощностью прн минимальном рабочем напряжении на
61
его зажимах, согласно ГОСТ 13109—67* составляющем 0,95С/НОМ.
Для простоты в дальнейшем принято /ДО|| = /НОМ
Решение (2.15) относительно t дает выражение для допустимого
времени работы двигателя с перегрузкой по току К, =///1І(1Ч:
(2.16)
где /Л0П— допустимое время работы с перегрузкой Кі
При малых длительностях перегрузки в переходных процессах
дополнительный нагрев обмотки можно определить без учета отвода
тепла из-за большой тепловой инерции стали В этом случае
постоянная времени нагрева Т'Н<Т„ и определяется тепловыми
характеристиками обмотки.
Если считать, что мощность электрических потерь ЛР — І2Г\ идет
иа нагревание обмотки массой 6, выполненной из меди с удельной
теплоемкостью Сі, причем за время Т' перегрев обмотки стал
равным то
(2 17)
Предположим, что до перегрузки ЭД работал с нагрузкой
Рнач, а потери в обмотках составляли ЛРНІ1Ч. Значению APHd„ соот¬
ветствовало начальное превышение температуры обмотки \Онач
При увеличении тока до значения Л',/і0М потери в обмотке тоже
возрастают до величины \Р Полученное при этом дополнительное
превышение температуры будет определяться разностью АР —
— ЛР[іач. За время / температура обмотки возрастает на величину
6» =
(2 18)
Превышение температуры обмоток составит таким образом’
A<1=VU +S’» = A’»„J,+
(2 19)
Заменяя в (2 19) знаменатель на выражение
\р
с,(3 = т~й^'
полученное из (2 17) при номинальных условиях, и принимая, что
и потери в обмотке, и превышение температуры пропорциональны
квадрату тока-
, ЛР = ЛРН((Ч-^-. Л^,ч = Лі\
получаем относительное превышение температуры за время /:
_w_
допо,
(2 20)
62

Времятоковая характеристика зависимости Ігоп(^~ ) получается
из уравнения (2 20) с помощью замены Л^ = ЛОЦ„||; / = /1оп и ре¬
шения его относительно t 0|1
^Д1>„ (уЛ’
/ —Г НІЦ 	 (2.21)


Допустимое время пуска ЭД по условию допустимого нагрева
обмотки статора получится из (2 21) при /нач = 0
(2.22)
где Kft = Afllipei/AflH„M — кратность предельного
= ///ном— кратность перегрузки по току
Если считать, что до перегрузки ЭД работал
нагрузке, то
го" Ч/’-і к']-}
перегрева, К, =
при номинальной
(2.23)
Величины Г' и К(І зависят не только от типа электродвигателя
и его конструктивных параметров, но и от температуры окружа¬
ющей среды, охлаждающего воздуха, которая определяет номи¬
нальный перегрев ЛА(|ОЧ Для грубых практических расчетов Г'
пригодна формула:
(2 24)
где К, — коэффициент Фильда, характеризующий увеличение со¬
противления обмотки вследствие поверхностного эффекта (КЛ =
= 1,054-1,1), /ном — номинальная плотность тока, А/мм2.
Наиболее простую (но и более неточнѵіо» формулу зависимости /
имеет вид
'

Тепловые процессы в ЭД могут быть представлены моделью
(рис. 2.22), в которой нагрев имитируется зарядом конденсатора
от источника тока /, а охлаждение — его разрядом через резистор
R Рост напряжения на конденсаторе описывается выражением,
аналогичным (2.12):
и, = IR(\ -е-"")
(2.26)
61

Рис 2 22 Электрическая
модель теплового процес¬
са в ЭД
В (2.26) IR соответствует АО», проводи¬
мость 1//? резистора — теплоотдаче, а ем¬
кость С — теплоемкости электродвигателя.
Так же как в установившемся тепловом ре¬
жиме все тепло, выделяемое в электродвига¬
теле, отдается в окружающую среду, так и в
схеме по рис. 2.22 по окончании заряда кон¬
денсатора весь ток идет через резистор (при
t~ оо). Эта электрическая модель, как будет
показано дальше, широко используется при
построении схем защиты от перегрузки.
2.5.	НЕСИММЕТРИЧНЫЕ РЕЖИМЫ РАБОТЫ
В несимметричном режиме токи статора электродвигателя
можно разложить на симметричные составляющие прямой
и обратной 'последовательности. Токи прямой последовательности
создают магнитное поле, вращающееся с синхронной угловой
скоростью в ту же сторону, что и ротор двигателя. Поле обратной
последовательности также вращается с синхронной угловой
скоростью, но в противоположную сторону.
Поле обратной последовательности оказывает тепловое и
механическое воздействие на ЭД. Тепловое воздействие обусловлено
дополнительными потерями в роторе, которые особенно сильно
проявляются прн номинальной частоте вращения ротора. Прн этом
в замкнутых контурах ротора наводятся токи с частотой порядка
100 Гц, вызывающие усиленный разогрев элементов на поверх¬
ности неявнополюсного ротора (пазовые клинья, зубцы ротора,
бандажные кольца, особенно в торцевых зонах, в местах контакта
указанных элементов). Синхронные двигатели с явнополюсиым
ротором н, в меньшей степени, асинхронные нагреваются токами
двойной частоты либо из-за наличия специальной обмотки возбуж¬
дения, либо нз-за наличия короткозамкнутой обмоткн на роторе.
Механическое воздействие обусловлено появлением знакопере¬
менного электромагнитного момента и проявляется в виде усилен¬
ной вибрации элементов статора и ротора. Наибольшие механичес¬
кие воздействия испытывают сварные швы, крепящие клинья
активной стали к полкам корпуса, н лобовые части обмотки
статора, особенно места их выхода из пазов.
Несимметричный режим может быть продолжительным и кратко¬
временным. Стандартом на качество электроэнергии ГОСТ
13109—67* установлено допустимое значение напряжения обратной
последовательности в продолжительном режиме
. 100% < 2%.
где — относительное напряжение обратной последователь¬
ности, % номинального; U2 — напряжение обратной последователь¬
ности.
64

Значение U2 вычисляется по выражению:
U2 = -^(UA -j- a2Uв + aUс) •
где U} Uв, Uc — фазные напряжения, а = е'120" — фазный мно¬
житель
Для АД допустимо значение U2* более 2% и в соответствии
со стандартом должно рассчитываться с учетом отклонения напря¬
жения прямой последовательности, гармоник напряжения и
коэффициента загрузки А, Расчет показывает, что при отсутствии
гармоник и отклонений напряжения прн номинальной нагрузке дви¬
гателя допустимое значение составляет примерно 2,3—4,5%
прн медленных изменениях U2 и 4,82—7,8% прн быстрых изме¬
нениях U2.
Допустимость продолжительного несимметричного режима
мощных синхронных машин в соответствии с отечественно!^
практикой эксплуатации определяется неравенством токов в фазах,
т. е. арифметической разностью токов. Явнополюсные машины,
допускают длительную неснмметрию, если ток нн в одной нз фаз
не превышает номинального значения, а арифметическая разность
20% номинального тока статора при воздушном охлаждении
обмотки статора. Неявнополюсные машины, например синхронные
турбодвигатели, исходя из наибольшей длительно допустимой
температуры для стали зубцов ротора, торцевых клиньев н обмотки
возбуждения ( + 130° С) допускают длительную работу при токе
обратной последовательности /2 = 0,08/ном и токах в фазах, не
превышающих номинальный.
Асинхронные двигатели допускают примерно такую же неенм-
метрню, как н синхронные неявнополюсные машины.
Заслуживает внимания связь между током обратной последова¬
тельности и неравенством токов в фазах А/. В [33] указано, что
прн несимметричной нагрузке справедливо неравенство
І2 < 0,7Л/,
где М =	—	|/mm|— соответственно мо-
дулн наибольшего и наименьшего значений токов в фазах ста¬
тора.
Указанное выражение получено для частного случая, когда
в двух фазах токн равны по значению и не равны току в третьей
фазе В общем случае несимметричной нагрузки связь между
*-28U

Рис 2 24 Схема замещения асинхрон¬
ного двигателя для токов обратной
последовательности
/2 и Д/ зависит от начальных фаз напряжений прямой и обратной
последовательностей и соотношений между сопротивлениями ЭД
для прямой Z| и обратной Z2 последовательностей. На рис. 2.23
приведены зависимости для питающего напряжения, которые
имеют линейный характер и получены путем расчетов по векторным
диаграммам для различных сдвигов по фазе между напряжениями
U]A и ^2А- Здесь под Дф понимается разность
Дф = Фотах — фт1ч,
где фтах, ф,™,, — соответственно наибольшее и наименьшее значения
углов между векторами фазиых напряжений.
В расчетах значение С7, было принято постоянным, a U2
изменяющимся по значению (от 0 до 0,1 U\) и по фазе (от 0 до
360°).
В нормальных режимах при номинальной частоте вращения
или близкой к ией ЭД имеют неодинаковые сопротивления токам
прямой и обратной последовательностей [10]. Так, если у АД для
прямой последовательности сопротивление Zt = (14-1/АП) ZH0M, то
сопротивление обратной последовательности Z2 определяется сколь¬
жением (2 — s). На рис. 2.24 приведена схема замещения АД для
обратной последовательности. Для мощных АД х2 г2/ (2 — s') и,
следовательно,
Z2 = xK= Z^/K,,,
где *к — сопротивление АД при пуске.
Рис 2.25 Зависимость параметров, характеризующих несимметрию по току АД.
от питающего напряжения
а — при =5.0, б-при К„=6 0 /	(t/M. U2A) = 0 120 240°, 2	Ѵ2Л} -
= 30, 90. 150 210, 270 330°, 3- U{A. =	180, 300°
66

Г1	Xg
Рис 2 26 Комплексная схема замете
ния АД в неполнофазном режиме
С учетом сказанного на рис. 2.25,а построены зависимости для
токов в фазах АД, имеющего Кп = 5,0. При построениях было
принято допущение, что АД работает с номинальным числом
оборотов. Видно, что появление даже небольшой несимметрии
питающего напряжения приводит к значительным А/ и Дф, в токах
АД, что следует учитывать при выборе уставок релейной защиты
и анализе способов защиты от несимметричного режима. Аналогич¬
ные зависимости для Кп = 6,0 приведены иа рис. 2.25,6
Кривые рис. 2.25 построены аналогично кривым рис. 2.23.
Значение Л принималось постоянным, а значения /г и соответствую¬
щие им Дф( н Д/ определялись по напряжению [^изменяющемуся
от 0 до 0,1С/ь и сопротивлению обратной последовательности ЭД.
Расчет показывает, что при [/а*	0,02 по обмоткам статора
синхронных двигателей серии СТД проходят токи обратной после¬
довательности порядка И —13% номинального значения. При этом
неравенство токов в фазах может превышать 20% номинального
тока статора. Это указывает иа то, что незначительные отклонения
напряжения могут приводить к ощутимым последствиям — нагреву
ЭД.
Одним из наиболее опасных несимметричных режимов работы
ЭД является иеполнофазиый режим Причинами возникновения
такого режима могут быть обрыв фазного провода в сети, обрыв
в обмотке статора, нарушение контакта в коробке выводов и др.
Известно, что пуск ЭД в таком режиме невозможен и двигатель
отключается защитой от перегрузки. Однако если неполнофазный
режим возник при работе ЭД, то защита может оказаться неэффек¬
тивной, так как при малой загрузке двигателя токи в обмотках
статора могут оказаться ниже, чем уставка защиты от пере¬
грузки
Комплексная схема замещения АД в иеполнофазном режиме
приведена иа рис 2.26. Дополнительное сопротивление ZA, равное
67
сопротивлению АД токам обратной последовательности, в первом
приближении равно хк. На рис. 2.27 приведены зависимости токов
АД от мощности на его валу Р* в неполиофазном режиме [28].
Очевидно, что двигатель перегружается уже при Р* > 0,5. Таким
образом, при разработке и проектировании системы релейной
защиты ЭД необходимо считаться с возможностью его перегрузки
по току в неполнофазном режиме даже при Р < Рцои.
Поскольку в одной из фаз ток равен нулю, то І2 = І\ =
= ЛЛ/З, где Іл — ток в неповрежденной фазе.
Опасным является также неполнофазиый режим работы сило¬
вого трансформатора со схемой соединений Ун/Д при обрыве
провода на стороне ВН (на стороне звезды). Характерным здесь
является то, что токи в двух фазах двигателя в 2 раза меньше, чем
в третьей. Если защита от перегрузки не установлена во всех
трех фазах, то возможен выход из строя двигателя даже при
полном соответствии характеристик двигателя и защиты. В рас¬
сматриваемом режиме токи прямой Л и обратной 12 последова¬
тельностей равны по значению и составляют
/2 = /і = 1А =ІС.
Если двигатель получает питание от трансформатора со схемой
Ун/Д, нейтраль которого заземлена и у которого оборвана фаза на
стороне ВН, то ток обратной последовательности приближенно оп¬
ределяется по выражению
/г® л-л, Л»(/в+/с)/2,
где ІА — наибольший нз токов двигателя.
Если в рассматриваемой схеме Ів хі Іс и ІА/ІВ < 1,74-1,8, что
обычно выполняется, то можно воспользоваться следующей
формулой:
/2 = 0,45(/„//в - 1)Л.
Для СД может представлять опасность внешнее несимметричное
' КЗ в сети. При этом СД переходит в режим подпитки точки КЗ со
значительными токами, вызывающими повышенные иагревы
массивных элементов ротора. Критерий допустимости кратковремен¬
ной несимметричной перегрузки
Il*t = А = const,
где /г* == /2//нон — относительный ток /2, t — время перегрузки,
А — постоянная для данной системы охлаждения.
Если за время t ток /2 изменяется, то следует определять
относительный тепловой импульс тока обратной последовательности
где /отк — время с момента возникновения кратковременного
68
несимметричного режима до его отключения; /2ZJt. — текущее отно¬
сительное действующее значение тока /2.
Критерий /1* t = А неоднократно подвергался критике в оте¬
чественной и зарубежной литературе, так как он справедлив для
адиабатического процесса нагрева элементов ротора (без тепло¬
отдачи в окружающую среду); кроме того, процесс нагрева
роторных клиньев и бандажа, особенно места контакта клиньев
и бандажа, подчиняется более сложным закономерностям.
Однако к настоящему времени более ясного н столь же простого
критерия не предложено и поэтому в мировой технике релейной
защиты этот критерий сохраняется и рекомендован к использо¬
ванию СИГРЭ. Для осуществления полноценной защиты электро¬
двигателей от перегрузки током обратной последовательности
необходимо для АД и особенно СД иметь опытные данные по
критерию /і*/.
2.6.	ПОТЕРЯ ПИТАНИЯ
Наиболее часто нарушение нормальной работы электродвига¬
телей происходит из-за потери питания, когда вследствие каких-
либо отказов в питающей сети передача активной мощности от
источника электроснабжения к электродвигателю либо прекраща¬
ется полностью, либо ограничивается настолько, что ее оказывается
недостаточно для обеспечения полноценного длительного функцио¬
нирования системы электродвигатель — механизм. По данным
Союзхимпромэнерго за 3 года в системе электроснабжения одного
из предприятий азотной промышленности было зарегистрировано
59 случаев потери питания. Вероятность возникновения таких
режимов оценивается средним параметром потока отказов, сос¬
тавляющим по тем же данным 0,38—0,12 1/год для систем внутри¬
заводского электроснабжения н 3,3 1/год для питающих сетей
энергосистем [34].
То, что режим потери питания связан с отказами в сети,
обусловливает особенности его влияния иа ЭД, присоединенные
к данной сети. Прежде всего следует отметить, что этот режим
затрагивает, как правило, не одни электродвигатель, а все
имеющиеся в потерявшем питание узле нагрузки. В зависимости
от места и характера происшедшего отказа электрическая связь
электродвигателей с источником электроснабжения может либо
прекратиться на некоторое время, либо сохраниться, но при этом
напряжение на линейных выводах электродвигателей оказывается
значительно сниженным. В соответствии с этим различают глубокие
снижения напряжения н перерывы электроснабжения.
При коротких замыканиях в точках К1, Кб, К7 н КІО (рис. 2 28)
разрыва схемы питания ЭД от шин подстанций ПС не происходит,
хотя передача активной энергии от источника электроснабжения
С либо полностью прекращается, либо оказывается ограниченной.
Восстановление напряжения начинается сразу же после отключения
69

Рис 2.28 Характерные места повреждений в системе электроснабжения, приводя
щих к потере питания
повреждения, т. е через
/(7 = fpi + /OB,	(2 27)
где /рз н /ов — времена срабатывания релейной защиты и отключе¬
ния выключателя, обеспечивающих ликвидацию КЗ
При отключении одного из - последовательных по отношению
к электродвигателям элементов питающей сети (например, сборных
шин или одной из линий W1 нли U72, силового трансформатора
Т1 и т. п.) восстановление напряжения иа ЭД осуществляется
включением выключателя, через который обеспечивается связь
с неповрежденной сетью источника электроснабжения. Если указан¬
ное включение производится средствами автоматики (АВР, АПВ),
70

то время перерыва питания составляет:
где /И1| — время изменения параметров, на которые реагируют
пусковые органы автоматики, от нормального уровня до уставки
срабатывания; ta — собственное время действия автоматики;
/вв— время включения выключателя.
Рассмотрим типичные случаи отказов, приводящих к потере
питания, на примере часто встречающейся схемы электроснабжения
отдельного цеха или промышленного предприятия в целом, основ¬
ными электроприемниками которых являются электродвигатели.
Главная понизительная подстанция ГПП получает питание
по двум воздушным илн кабельным линиям 110—220 кВ от двойной
системы сборных шин подстанции энергосистемы ПС. Силовые
трансформаторы Т1 и Т2 главной понизительной подстанции
работают раздельно, каждый на одну секцию сборных шин
6—10 кВ. Секции соединены секционным выключателем Q5,
отключенным в нормальном режиме.
К сборным шинам ГПП подключены кабельные линии потреби¬
телей, которые могут быть как реактированными, с подключением
токоограиичивающего реактора к шинам без выключателя, так и
иереактироваииыми. Электродвигатели в ряде случаев подключа¬
ются непосредственно к шинам 6—10 кВ ГПП, но чаще — к шинам
распределительных пунктов РП, установленных в непосредственной
близости от цеха или в самом цехе, где размещены ЭД. Вместе
с асинхронными (М) и синхронными (MG) электродвигателями
от шии РП получают питание силовые трансформаторы Т,
обеспечивающие электроснабжение потребителей напряжением
0,4—0,66 кВ.
Большинство КЗ в сетях НО—220 кВ однофазные. Оии состав¬
ляют примерно 75—85% всех случаев КЗ. Векторная диаграмма
напряжений на шииах РП и ГПП при однофазных КЗ в точках
К1, К2 и КЗ приведена иа рнс. 2 29.
Диализ показывает, что измеиеиие двух ли¬
нейных напряжений обычно весьма незначи¬
тельно и составляет примерно 10%, а третье
напряжение снижается существенно — пример¬
но иа 50—70%. При наличии присоединенных к
шииам ГПП синхронных электродвигателей эти
напряжения практически остаются на уровне
номинальных или несколько увеличиваются за
счет действия форсировки возбуждения. Трех- н
двухфазные КЗ в тех же точках вызывают зна¬
чительно большее понижение напряжения иа
выводах всех ЭД, получающих питание от ГПП
Время отключения рассмотренных КЗ, со¬
провождающихся снижением напряжения пря¬
мой последовательности на шииах ПС ниже
0,6 составляет обычно ие более 0,15—0,2 с,
Рис 2 29 Векторная
диаграмма напряже¬
ний на шинах РП и
ГПП при однофазных
КЗ в сети 110 220 кВ

так как все эти повреждения находятся в зоне работы быстродейст1
вуюших ступеней защит элементов сети ПО—220 кВ.
Короткое замыкание в точке К1, как правило, оказывает
несущественное влияние на электродвигатели, а КЗ в точках К2
и КЗ нарушают связь потребителей, питающихся от Г/, с источни¬
ком электроснабжения. Подача напряжения яа шины ПС или
линию W1 обычно осуществляется устройствами АПВ, время сраба¬
тывания которого /АПВ не меньше 0,5 с Таким образом, минималь¬
ное время, в течение которого ЭД испытывают потерю питания,
составляет:
L — Ір 3 + 4)в + ^АПВ + 4В ~ К14 С,
где /ов = 0,04 с; /вв=0,5 с для выключателя типа МКП-110;
/р.3 « 0,1 с.
Короткие замыкания в баке силового/трансформатора Т1 редко
бывают многофазными, а трехфазные КЗ практически исключены.
Повреждения такого рода весьма вероятны на выводах низшего
напряжения трансформатора или вблизи этих выводов (точка
К4"). При этом напряжение в сети 6—10 кВ резко понижается.
Отключение КЗ происходит, как правило, с временем действия
основной защиты трансформатора плюс собственное время выклю¬
чателя: tfj « 0,15 с. Подача питания на ЭД, подключенные к секции
В/, производится включением с помощью устройства АВР выклю¬
чателя Q5. Минимальное время потери питания составит"
^п.п =	= 0’45 с,
где /вв = 0,3 с — время включения выключателей 6—10 кВ.
Повреждения сборных шии комплектного распределительного
устройства (КРУ), как и КЗ на оборудовании внутри КРУ (точка
К5), влечет за собой очень тяжелые последствия и поэтому
отключается быстродействующими устройствами релейной защиты
[35, 36] за время не более 0,2—0,25 с. Отключение в рассматрива¬
емом случае производится выключателем Q4, одновременно
отключаются и выключатели электродвигателей, и линия W3.
Работа АВР при КЗ в точке К5 обычно ие предусматривается.
Поэтому для электродвигателей Ml и MG1, присоединенных
к секции В1 шин 6—10 кВ ГПП, потеря питания оказывается
продолжительной — на все время восстановления поврежденного
КРУ. Возобновление питания электродвигателей М3 и MG3
происходит после включения устройством АВР выключателя Q9
с предварительным отключением Q8. Время потери питания в этом
случае может быть найдено из выражения¬
ми п ~ Мдвр + мвв,
где /АВР — время действия АВР на секционном выключателе Q9
Короткие замыкания в точках КЗ и К10 хотя и сопровождаются
глубоким снижением напряжения на выводах ЭД, но отключаются
72
быстро — за время порядка 0,15 с, так как находятся обычно
в зоне срабатывания токовых отсечек на силовых трансформаторах.
При КЗ за пределами этой зоны напряжение иа сборных шинах
оказывается, как правило, ие менее 0,6(/ном.
Повреждения в точке К8 для электродвигателей М3 и MG3
ничем ие отличается от рассмотренного выше КЗ в точке К5, а
для электродвигателей Ml и MG1 отличается существенно. Для
них время потери питания определяется формулой (2.27), причем,
очевидно, что /П(1 целиком зависит от быстродействия защиты
линии W3. Если эта защита максимальная токовая, то /рз = 0,5*—
1 с, если дифференциальная (например, типа ДЗЛ-2), то /рз =
= 0,15 с. Имеются предложения по применению на кабельных
линиях дистанционных защит с /рз = 0,06 с. Общее время потери
питания может оказаться в диапазоне 0,16—1,1 с. Короткое замы¬
кание в точке К7 для электродвигателей Ml и MG1 мало отлича¬
ется по времени перерыва питания от КЗ в точке К8, но в данном
случае напряжение на выводах электродвигателя Ml близко
к нулю, а на выводах электродвигателей MG1, М3 и MG3 соответ¬
ствует остаточному напряжению на шинах секции В1, значение
которого определяется падением напряжения в реакторе L.
Режим работы электродвигателей Ml н MG1 при повреждении
на секции ВЗ (точка К9 на рис. 2.28) получается таким же, как
и при повреждении в точке К8; для ЭД М3 и MG3 потеря питания
окажется длительной.
Короткие замыкания в системе внутреннего электроснабжения
в точках Кб, К8 или КЮ приводят к изменению напряжения на
выводах электродвигателей MG1, М3 и MG3 скачком от
до нуля. При этом в цепи статора электродвигателей будет проте¬
кать ток, обусловленный их ЭДС. Начальное значение этих
ЭДС, определенное при условии, что до КЗ электродвигатель
работал в режиме холостого хода при s » 0, составляет для АД
£дд (0) = 0,954-0,98, а для СД Е£д (0) = 1,054-1,1.
Если до КЗ электродвигатели работали с номинальной нагруз¬
кой, то [10]:
Е"сд (0) = “\/с082<Р«"- + (sin(2-28)
Еад (0) = -\/cos2<pHOT + (sin <р„ои — хк)2.	(2.29)
При КЗ вблизи выводов иенагруженного АД ток статора можно
представить состоящим из затухающих периодической іП(1 и апе¬
риодической іаіК слагающих:
«< = <».„ + <а к,	(2.30)
где і, к = ~^2Е'х'а (0) KJm.e~'/T- sin а,
= — л/2Еад(°)— o)e_f/r*sin (ш/ + а) ;
73

T.=xjr,; Th = a(x5 + xr)/r'2;
O = xjxr = W + x,)/x„ » 0,07-0,08.
Подставляя в (2 30) о = 0,08 и £дд(0) =0,98 и считая это значение ЭДС
неизменным хотя бы в течение полупериода КЗ, получаем при t = l/(2fH0M) = 0,01 с
и a = л/2 выражение для нахождения максимального значения тока /к
= ХІІ ' tw.le ’• + 0,92е Г')	(2 31)
Для реальных значений Та ss T'z fs 0,03 с
= 1.32 т/г’/,, = л,л/2/.
Наибольшее действующее значение тока КЗ составит
/	о.оі	~ 0.01
= Ѵ(О-98'О'92<’ °0,)г + (0ЖхІ2е °“’)2 = І,І6/„ =
= І.І6Х./„, = К„І«.
где Ку — ударный коэффициент цепи АД, Клу — кратность наибольшего действую¬
щего значения тока
Определим при каком значении I действующее значение тока КЗ окажется
меньшим /нон
Решение уравнения (2 31) при Т'г = Та дает
Если принять, что К„ — 5, то окажется, что при t > 2,1 с и Та 0,063 с
максимальное действующее значение тока КЗ не превысит
В табл 2 3 приведены значения 7а и П по данным МЭИ и расчетные коэф¬
фициенты Ку и Кцу для различных серий АД
Таблица 23
Параметр
Серия электродвигателей
А
АО
ДАЗО
АДТ
ATM
ДАМСО
Л
0,04
0,04
0,09
0.06/sHOM
0,075
0,044
7"
0,04
0,03
0,02
0,058
0,043
0,035
1,44
1,37
1,38


1,54
1,43
К„
1,18
1,13
1,19
—
1,26
1,48
Протекающий в статоре СД при близком КЗ ток можно пред¬
ставить в виде:
.	.	Т1(	Т<1	I а	/ а
где Іп| -у — периодическая составляющая основной частоты,
затухающая с постоянной времени тЗ";	— то же, зату¬
хающая с постоянной времени іут(щ()— установившееся зна-
74

чение тока основной частоты; Іа(~)—апериодическая составля¬
ющая, затухающая с постоянной времени Га.
Составляющая двойной частоты іпі обычно мала: погрешность
от неучета ее составляет не более 5%.
Таким образом, весь процесс изменения периодической состав¬
ляющей основной частоты можно представить следующим.
В самом начале переходного процесса, поскольку почти на
порядок больше т?, амплитуду составляющей	) можно
считать неменяющенся и затухание периодической составляющей
тока, начальное действующее значение которого можно с доста¬
точной точностью принять
/"(0) = £У(0) ж 1,05—1,1
х"	X'd
происходит с постоянной времени т?. На следующем этапе при¬
мерно через / = (2 —3)т7 затухание продолжается с постоянной
времени т£, а через t=3(Td +ті) изменение амплитуды состав¬
ляющей основной частоты должно прекратиться, и тогда ток
статора:
4—4 (w0+4 (—)
Однако уже на втором этапе начинает сказываться изменение
во времени ЭДС синхронного электродвигателя и замедление
вращения ротора, что приводит к существенно более быстрому
затуханию тока 4- Вместе с тем в практических расчетах ударный
коэффициент Ку определяют по [10]:
0,01
К, = 1 + е~ т-,
а наибольшее действующее значение тока КЗ
4.™, = /"(0)л/1+2(^-1)Г = К.,/"(0).
Значения Ку и К1у для различных Та приведены ниже:
Тас
0,02
0,03
0,04
0,05
0,06
0,07 0,08 0,09 0,1
Ку
і,бі
1,72
1,78
1,82
1,84
1,87 1,88 1,89	1,9
1,32
1,43
1,49
1,53
1,55
1,58 1,60 1,61 1,62
Кроме
максимального
значения
тока
КЗ
в рассматриваемом
режиме с точки зрения релейной защиты представляют интерес
изменения сопротивления и ЭДС электродвигателя во времени.
И та н другая зависимость связана с торможением ротора прн КЗ.
При близком КЗ, сопровождающемся снижением напряжения
на выводах ЭД практически до нуля, электромагнитный враща¬
ющий момент исчезает и уравнение движения принимает внд:
75

(2.32а)
что соответствует уравнению
ds 	Ч* 4-Мк*
dl т( ’
написанному в относительных единицах. Величины Мк илн
представляют собой дополнительный момент КЗ, возникающий
из-за перехода электродвигателя при КЗ в генераторный режим.
Для АД момент КЗ проявляется только в сверхпереходном
режиме н иа процессе торможения (выбега) практически ие ска¬
зывается. В синхронных электродвигателях, как показано в [8],
учет Мк при определении угловой скорости целесообразно учи¬
тывать только при г, 1 с.
Поскольку такие постоянные времени встречаются ие часто,
положим в (2.32) Л4к*=0. В этом случае выбег ЭД-будет свобод¬
ным, т. е. происходящим под действием момента сопротивления
М,.* и момента инерции J агрегата только этого ЭД. С учетом
Мк*=0 решение уравнения (2.32) относительно <о дает для слу¬
чая Мс* = const:	/
<о = <оу — М,
(2.33)
где /Сэ=Мс# =Afc/AfK0M — коэффициент загрузки.
Для агрегатов с моментом сопротивления, пропорциональным
угловой скорости, решение (2.32) в упрощенном виде выглядит
так [8]:
ік,
(о = е	(2.34)
Если механизм, который приводится во вращение ЭД, имеет
вентиляторную характеристику (см. рис. 1.3), то с достаточной
для практики точностью:	*"
IK,
(2.35)
В (2.34) и (2.35) КзіНОМ — коэффициент загрузки при номиналь¬
ной угловой скорости.
На рнс. 2.30 показаны зависимости (о(//ту) для различных
механизмов.
of-of
Of-Of
Of-Of
0.0-Of
Of-Of
Of-Of
Of-Of
0,0-Of
of of of of i,o if t/tj
Рис 2 30 Изменение угловой ско¬
рости вращения и скольжения ро¬
тора ЭД в режиме свободного вы
1—3 выбег ЭД с jMc*=const, 4, 5—
выбег с механизмом, имеющим вентн
76

Пользуясь тем, что s = l — <о н угол между вектором ЭДС
синхронного электродвигателя и вектором напряжения сети
6 = $sd/, из (2.33) получаем (14]:
0	к /2
б = бо+-?-,	(2.36)
2т;
где б, бо, t и т, — в радианах.
Если при этом оказывается, что за время существования КЗ
tK скольжение СД не превысило критического sK, то динамическая
устойчивость их обеспечивается и после восстановления питания
они вернутся к установившемуся режиму с синхронной угловой
скоростью*Для этого должно обеспечиваться (14]:
>М3
(2.37)
где Мзтах — максимальное значение электромагнитного момента-.
Значения сопротивлений ЭД также меняются в процессе выбега.
Для АД согласно (8]:
хад(5):
Учитывая, что х;/хх = о; лгх = лги-+-*ь после небольших преоб¬
разований получаем:
*ЛД(5)«	НТ-'	<2'38> '
а + (|-o)s
На рис. 2.31 дана кривая хАД(з), построенная по (2.38) при
о = 0,08 и различных значениях s.
11
Ю
- 9
8
7
6
ч
О 0,2 0,4 0,6 0J8 $
Рис 2 31 Зависимость со
противления АД от скольже¬
ния
77

Для СД [8]:
(2.39)
где
Таблица 24
Параметр
Неявно
полюсные
СД
Явнопо
люсные
СД
Параметр
Неявно
полюсные
СД
Явнопо¬
люсные
СД
4'. отн ед
0,09
0,24
х2, отн, ед
г'!
0,25
xj, отн ед
0,13
0,37
TjO, С
5,0
2,7
ха, отн ед
1,3
1,15
Т</, с
0,035
0,01
xq, отн ед
1.3
0,7
td, С
0,45
0,51
При средних значениях параметров СД, указанных в табл. 2.4,
формула (2.39) имеет вид:
для явнополюсных СД
хсд(5)^
(2.40)
1+3,8s2 05
для неявиополюсных СД
х^~—(2.41)
1 +13,4s3 51
Соответствующие зависимости изображены на рис. 2.32.
Изменение ЭДС асинхронных электродвигателей при КЗ на
его выводах происходит по экспоненциальному закону:
£дд(С—^АД(0)е Т,(’
где Td — постоянная времени апериодической составляющей тока
ротора прн короткозамкнутом статоре, связанная с постоянной
времени х^о апериодической составляющей тока ротора при ра¬
зомкнутой обмотке статора соотношением: xj = oxdo-
Для электродвигателя типа АТД-8000 значение т</о составляет
0,83 с. Следовательно, затухание ЭДС при КЗ будет происходить
с постоянной времени:
Trf==axdo = 0,08-0,83 = 0,066 с.
Так как отключение близких КЗ в сети происходит с време¬
нем, не меньшнм 0,1 с, то можно считать, что к моменту отклю¬
чения КЗ ЭДС асинхронных электродвигателей полностью затухла
78

Значение ЭДС синхронных электродвигателей в процессе
выбега на КЗ определяется реакцией на этот режим возбудитель¬
ного устройства и параметрами цепей ротора при замкнутой об¬
мотке статора. Влияние растущего при выбеге скольжения на
£сд(/) обычно не учитывают, так как длительность существования
КЗ много меньше постоянной времени инерции т,, определяющей
скорость торможения ротора. С достаточной для практики точ¬
ностью, пренебрегая действием сверхпереходной апериодической
составляющей тока возбуждения if, затухающей с постоянной
времени	0,0024-0,05 с, считают,
£сд(/) = £^{0)в	(2.42)
где Td = 0,3 4-1,4 с — постоянная времени затухания переходных
составляющих продольных токов.
Влияние АРВ, точнее, форсировки возбуждения, и на ЭДС, и
на ток, посылаемый электродвигателем к месту КЗ, сказывается
только при электромашинных возбудительных устройствах. В этом
случае к значениям тока статора н ЭДС нужно добавить соот¬
ветствующие приращения А/ и Д£, которые определяются по фор¬
мулам, приведенным в [10] Расчет по (2.42) показывает, что
к моменту отключения КЗ защитами, действующими без выдержки
времени (f~0,15 с), у неявнополюсных ЭД значение £^°д15) = 0,77
при £"(0)=1,1 и tj = 0,45 с, а £сд(0,5) = 0,4 и £сд(1) = 0,12.
Перерыв электроснабжения, наступивший, например, в резуль¬
тате отключения линнн, связывающей питающую подстанцию
ПС с ГПП, является потерей питания для всех электродвигателей,
подключенных к трансформатору Т1 (см. рис. 2.28) И здесь, как
и в случае, описанном выше, происходит нарушение равенства
электромагнитного момента М электродвигателя моменту сопро¬
тивления Л4С. Результатом этого становится начинающееся тор¬
можение ЭД. Пока не затухнут ЭДС электрически связанных
электродвигателей, между ними будут протекать токи, которые
создают электромагнитные вращающие моменты Л4а. Те электро¬
двигатели, которые имеют меньший Мс и большую инерцию, будут
в соответствии с уравнением (1 7) выбегать медленнее других
н передавать им часть запасенной энергии. По этой причине
часть электродвигателей будет тормозиться быстрее, чем при
свободном выбеге. В итоге, пока взаимные скольжения удержи¬
ваются на значениях, не превышающих sK, выбег всех агрегатов
можно считать синхронным, происходящим с общей (эквивалент¬
ной) постоянной времени [I]:
	■	(2.43)
ИІ
При этом скольжение, считая его одинаковым для всех выбе-
79

Рис 2.33 Изменение частоты на секции, потерявшей питание
а — поясняющая схема, б — зависимость /(/), Q! — отключившийся выключатель, М/,
М2—АД, Рнои = 400 кВт, MG—СД Рном = 9000 кВт Пунктиром показана расчетная зави-
гающих электродвигателей, определяется так:
(2.45)
(2.44)
где — эквивалентное значение момента сопротивления, при¬
нимаемое ие зависящим от скольжения:
2 «,,л
4*.='-^

2 ₽...
Формулы (2.43) и (2.44) позволяют оценить относительное
снижение частоты иа секции шин (рис. 2.33), общей для ЭД,
потерявших питание:
2
Af*=s='-=i

2 т:,р„. ,
(2.46)
Применение (2.46) дает удовлетворительную точность лишь
в тех пределах изменения времени, пока разница в выбегах при
const и при вентиляторном моменте ие очень существенна,
т. е. до /«0,Зтр. Одиако такое ограничение вполне приемлемо,
так как групповой выбег обычно заканчивается до этого времени,
как только напряжение на шинах снизится до (0,4 — 0,5)£/ном
Вообще уровень напряжения на шинах при перерыве электроснаб¬
жения можно оценить по выражению:
	£сд (0*1АД (s) + £дд (*)Х2СД (s)
х£Ад(5)+х1Сд(5)
где £Сд(0 и ЕАд(0 — ЭДС соответственно синхронных и асинхрон¬
ных электродвигателей; хХад(5) и ххсд(5) — суммарные сопротив¬
ления соответственно асинхронных н синхронных электродвига¬
телей.
Определение ЭДС электродвигателей в процессе группового
выбега в общем случае весьма сложно. У асинхронных электро-
80
двигателей ЭДС затухает быстро. Если выбег близок к свобод¬
ному, что бывает, когда ЭД, потерявшие питание, близки по своим
электромеханическим параметрам, то
£дд(/) = ^Ад(^)е	,
где Trfo — постоянная времени при разомкнутом статоре.
При наличии тока в обмотке статора, обусловленного подклю¬
ченной к шинам нагрузкой, постоянная затухания существенно
уменьшается, а прн статической нагрузке может оказаться меньше,
чем id.
Грубо приближенно постоянную времени затухания ЭДС элект¬
родвигателя, выбегающего с нагрузкой в цепи статора, характе¬
ризуемой сопротивлениями ѵн и гн, можно оценить по формуле:
г;н=41+±0-Ь.
*	1+-у
Напряжение на шинах прн групповом выбеге нескольких АД
обычно представляют в виде [13]:
І/ш = Е‘дД(0)е/’1.	(2.47)
Показатель степени Р находится между (— -і/т^тах и
(	1 /Т(/о)хп<л •
Для задач релейной защиты наиболее тяжелым режимом поте¬
рн питания в узле, где имеются только АД, является тот, кото¬
рый соответствует наибольшему значению U^. В этих условиях
действие защит от потери питания (см. § 4.6) затягивается, а
ток включения (см. § 1.5) может оказаться значительным. Поэтому
в (2.47) принимают р =(— 1/т</о)тах, что соответствует наиболь¬
шей постоянной времени т^о-
Измененне ЭДС синхронных электродвигателей при групповом
выбеге происходит по еще более сложным законам в зависимости
от вида возбудительного устройства, предшествующего режима,
наличия в узле помимо синхронных еще и асинхронных электро¬
двигателей, частоты вращения ротора и многих других факторов.
Как правило, несмотря на нарушение связи с источником
электроснабжения, в обмотках статора СД и в первый момент, и
некоторое время спустя продолжает протекать ток, обусловлен¬
ный, с одной стороны, запасенной в СД энергией, а с другой —
присутствием АД н прочей нагрузки, присоединенных к тем же
шинам. Так как в общем случае постоянная времени затухания
ЭДС у синхронных электродвигателей все же существенно больше,
чем у асинхронных, можно считать, что именно они и определяют
уровень напряжения на сборных шинах Строго говоря, напряже¬
ние на шннах нельзя считать равным ЭДС в первую очередь из-за
тока в цепи статора Чем выше нагрузка, присоединенная к шинам,
чем быстрее тормозятся АД, тем в большей степени снижается
81
Ъ-2833

0 O,tOfi OfiOfilfl
Рис 2 34 Изменение напряжения на
шинах 6—10 кВ прн перерыве электро
снабжения
напряжение иш. Эти же факторы оказывают влияние и на изме¬
нение ЭДС синхронного электродвигателя, затухание которой
происходит с постоянной времени, меньшей, чем при разомкнутом,
но большей, чем при закороченном статоре.
В том случае, когда ток статора мал, СД работает так же,
как и генератор иа холостом ходу, с той только разницей, что
движение ротора замедляется, а в обмотку возбуждения пода¬
ется напряжение, зависящее или от частоты вращения ротора,
или от і/ш, или от того и другого сразу. Имея в виду, что из¬
менение частоты вращения ротора на первом этапе выбега до
начала гашения поля невелико, принимают, что затуханий ЭДС
происходит с постоянной времени, приблизительно равной сумме
постоянных времени обмотки возбуждения т^о и демпферной об¬
мотки при разомкнутом статоре т^0.
Начало второго этапа— гашения поля — связано с временами
и алгоритмом действия устройств защиты и автоматики. Если
принять, что в случае перерыва питания из-за внезапного отклю¬
чения выключателя Q4 (см. рис. 2.28) гашение поля начинается
спустя 0,1 с, а при отключении Q2 — спустя 0,6 с, то изменение
ЭДС и напряжения на шинах будет происходить примерно так,
как показано на рис. 2.34
Групповой выбег потерявших питание электродвигателей будет
продолжаться, пока напряжение на шинах не снизится до 1/ш —
= (0,4 —0,5)t/HOM. Затем выбег каждого ЭД становится свободным
и продолжается по индивидуальным характеристикам. Поэтому
ие исключено, что к моменту восстановления электроснабжения
одни электродвигатели будут полностью остановлены, а другие —
еще вращаться. Однако такое состояние узла нагрузки, как пра¬
вило, возможно только при очень небольших тм что встречается
довольно редко. В большинстве случаев к моменту восстановления
питания электродвигатели вращаются, хотя и с разной частотой,
ЭДС асинхронных электродвигателей для режима с отключением
Q2 можно считать затухшей полностью, а синхронных — соот¬
ветствующей времени окончания выбега.
Следует отметить, что при наличии синхронных электродвига-
82
телей групповой выбег имеет место
практически все время существо
вания режима потери питания
вплоть до включения источника
электроснабжеиия. Поэтому со¬
противления всех электродвигате¬
лей допустимо находить по кривым
хАД($) и хсд(/) для скольжения
соответствующего времени
восстановления питания. Для уз¬
лов, содержащих АД, выбег с
самого начала можно считать сво¬
бодным и определение s(/B) следует
вести по формуле:
S = jM(+. ,//т/(
2.7 АСИНХРОННЫЙ РЕЖИМ
СИНХРОННОГО ЭЛЕКТРОДВИГАТЕЛЯ
Сущность любого асинхронно¬
го режима (хода) заключается
в асинхронном вращении ротора с
угловой скоростью <о$ = <о(1 —$)#=
У=2л^]/р, в то время как поле
статора вращается с частотой,
определяемой частотой питающей
сети Такой режим может быть
преднамеренным:	асинхронный
пуск, ресинхронизация и т. п В
этом случае, если параметры ре¬
жима и, в частности, его длитель¬
ность не превышают расчетные, он
ие является опасным и может быть
отнесен к нормальным Другое
дело, если асинхронный ход возни¬
кает внезапно, когда под влияни¬
ем технологической перегрузки,
длительной или кратковременной,
качаний, вызванных аварийными
ситуациями в системе внешнего
электроснабжения, кратковремен¬
ных перерывов питания и КЗ
чпАѵтродвигатель выходит из синх-
ізма и более или менее про-
кительное время работает в
.щи режиме (рис 2.35). На
ис 2.35 приведены осциллограм-
83

мы асинхронного режима СД, возникшего из-за снижения воз¬
буждения. При асинхронном ходе СД не только теряет свои тех¬
нико-экономические преимущества перед АД, но н оказывается в
условиях, способствующих перегреву его обмоток, нарушению конст¬
руктивной жесткости их креплении, вибрации.
Длительный асинхронный режим СД номинальной мощностью
примерно 10—20 МВт и выше может привести к качаниям в сети, t
а в неблагоприятных случаях и к выходу нз синхронизма других
СД.
Наиболее часто асинхронный режим наступает из-за потерн
возбуждения, связанной с повреждениями в цепи ротора и^и
в возбудительном устройстве, а прн бесщеточных и тиристорных
системах возбуждения — всякий раз, когда снижается более чем
на 0,5£7НОМ напряжение на сборных шинах, от которых питается
ТВУ илн БВУ. Строго говоря, понятие «асинхронный режим
невозбужденного СД» не является однозначным, так как отсутст¬
вие возбуждения может быть связано как с обрывом цепи воз¬
буждения (например, из-за потерн контакта на щетках СД с
ТВУ), так н с замыканием накоротко или на гасительное сопро¬
тивление обмотки возбуждения. Однако характер изменения
электрических величин (токоа, напряжений, сопротивлений) ста¬
тора, преимущественно используемых в защитах СД, во всех слу¬
чаях получается приблизительно одинаковым. Поэтому ниже, если
это не оговорено специально, под асинхронным режимом иевоз-
бужденного СД понимается такой режим, в котором обмотка
возбуждения замкнута накоротко или иа гасительное сопротив¬
ление.
В нормальном синхронном режиме вращающий момент пред¬
ставлен двумя составляющими: первой, зависящей от возбужде¬
ния ^Sin6, н второй, обусловленной неснмметрией ротора,
тО;--)5'"26-
Прн потере возбуждения [14] магнитный поток, создаваемый
током ротора, будет затухать, в результате чего СД, работающий
обычно с перевозбуждением, переходит в режим потребления
реактивной мощности из сети. Электромагнитный момент — его
первая составляющая — начнет уменьшаться вместе со снижением
ЭДС. При некотором значении Eq вращающий момент станет
ниже момента сопротивления и ЭД выпадет из синхронизма. За¬
медление вращения ротора вызовет благодаря действию потока,
созданного намагничивающим током статора, появление в ротор¬
ных контурах токов, имеющих частоту скольжения. Их взаимо¬
действие с полем статора, как и в АД, приведет к появлению
асинхронного момента, препятствующего увеличению скольжения
[15]:	{
М, [jm (Уй -f-У,) + I Yd — У, |cos(2sw/ — 2у0 — Й].
где Yj = 1 /Х,( н У, = 1 /X,.
84

Периодическая слагающая асинхронного момента двойной ча¬
стоты скольжения делает Ma(s) ие постоянным, а колеблющимся
около среднего значения:
Вследствие этого равенство вращающего момента A4a+(s) и
момента сопротивления, если оно наступает, носнт динамический
характер: рабочая точка совершает некоторые колебания около точ¬
ки пересечения характеристик Alacp(s) и Mc(s). Скольжение, соот¬
ветствующее указанному пересечению, называют установившимся
скольжением асинхронного хода sa (рнс. 2.36). Чем более жесткой
оказывается характеристика A4acp(s), тем меньше величина $а.
Неявнополюсные СД имеют в области малых скольжений очень
жесткую характеристику и могут работать в асинхронном режиме
длительно с $а =0,34-0,5%. При менее жесткой характеристике
динамическое равновесие может наступить прн существенно боль¬
ших sa, измеряющихся единицами, а то н десятками процентов,
однако сами колебания скольжения и момента около средних
значений меньше, чем в первом случае.
Если допустить, что асинхронный ход протекает прн постоянном
скольжении sa, то угол нагрузки 6 в установившемся режиме мож¬
но представить в виде:
6(/) = во + S, ш/ =|— Уо + S, МІ.
Ток статора СД в асинхронном режиме без возбуждения со¬
держит две составляющие:
4 =4+Л-
Если пренебречь активным сопротивлением цепи статора, что
аполие допустимо, когда скольжение sa существенно отличается от
0,5, то первая составляющая, обусловленная влиянием несиммет¬
ричной системы роторных контуров, получается равной:
(s = t/ I I cos(w/ — <ps),
(2.48)
а вторая, зависящая от несимметрии СД по
продольной и поперечной осям:
і, = и 1^1 I cos[(2s, - 1)<о/ + 2у„-?]. (2.49)
2 36 Приближенное определение установившегося
лльжения асинхронного хода
-средняя асинхронная характеристика СТД-1250 2, 2—

Re
U
Рис 2.37 Векторная диаграмма
асинхронного режима СД при поте
ре возбуждения
На векторной диаграмме (рис.
2.37) показаны векторы, описанные
уравнениями (2.48) н (2 49). Вектор
_Д, соответствующий функции (2.48),
имеет начало в точке пересечения
осей Іш н Re, а конец — на средней
частотной характеристике Xp = CEd +
+Д<?)/2, в точке, соответствующей
скольжению $а Начало вектора _Д,
изображающего составляющую ц,
находится в конце вектора _/s Этот
вектор вращается с частотой 2sdw
относительно вектора _/, Угол <р$ в (2.48) определяется частотными
характеристиками СД-
КеД/+Уѵ)
<ps=

іт(У/+Ь)
В области скольжений, соответствующих устойчивой части
асинхронной характеристики Л4а($), т е. практически при 0<s<
<0,15, неявнополюсные СД имеют примерно одинаковые сопро¬
тивления по продольной и поперечной осям. Поэтому ток статора
этих СД, особенно прн разомкнутой обмотке возбуждения, не
содержит составляющей / Л. При замкнутой накоротко нлн на воз¬
будительное устройство обмотке возбуждения, что характерно для
СД с БВУ или с ТВУ при потере питания возбудителя, влияние
_/л на общий ток статора становится заметным. Происходят пуль¬
сации электромагнитного момента, которые могут оказаться доволь¬
но значительными и вызвать соответствующие колебания частоты
вращения ротора [15J. В явнополюсных СД, где сопротивления
по продольной и поперечной осям различны, а асинхронные ха¬
рактеристики менее жестки, пульсации тока статора с двойной
частотой скольжения выражены значительно более четко, а ампли¬
туда их существенно больше, чем в неявнополюсных.
Среднее значение тока статора с достаточной для практики точ¬
ностью можно подсчитать по формуле [38]:
гОКЗ /C32cos2<pHOM(l/x?—ОКЗ) I2
L о. 75 "71 /х'/ - ОКЗ) ■' - cos-’ф,,J
(2.50)
где U — напряжение при асинхронном ходе, обычно принимаемое
равным 1, К3—коэффициент загрузки СД, подсчитываемый по
формуле:
K3^MJMWV=MC* ;
ОКЗ — отношение короткого замыкания, которое рассчитывается
по выражению
окз=^^«^-.
86

То же значение тока можно определить из выражения:
Ii = U/x(sa),	(2.51)
где x(sa)— приближенное значение индуктивного сопротивления
СД, измеренное со стороны линейных выводов обмотки статора,
соответствующее установившемуся скольжению sd, определяется по
рнс. 2 36.
Время полного колебания тока статора.
т -	1	- 1	- 1
S 2<Х>М	100sa sa%-
Возрастание тока статора в асинхронном режиме и его колеба¬
ния с двойной частотой скольжения вызывают сэответствующее
изменение напряжения на выводах СД. Прн достаточно мощных
трансформаторах связи с энергосистемой оно очень невелико и век¬
тор U на диаграмме рис. 2.37 можно принять совпадающим с осью
Re. В результате фазовый угол между током и напряжением ста¬
тора будет определяться только частотными характеристиками СД.
Однако имеются случаи питания СД от так называемых «слабых»
сетей, имеющих малую мощность КЗ и, как следствие, значительное
внешнее сопротивление хс Тогда анализ асинхронного хода, в том
числе определение установившегося скольжения sa и токов статора,
следует вести с учетом [37].
Ток в обмотке возбуждения Л пропорционален току 1(І и изме¬
няется в соответствии с частотой скольжения [14].
Время полного колебания тока ротора
ТР = 1/(sLm) = 2ts
Математическое описание асинхронного режима возбужденного
СД сложно, и по этой причине обычно прибегают к допущениям.
Наиболее употребительным является допущение о возможности (в
силу постоянства скольжения и практической неизменности напря¬
жения) применения метода наложения. Асинхронный режим рас¬
сматривают как сумму двух режимов: асинхронного хода без воз¬
буждения и питания обмотки возбуждения от возбудителя с напря¬
жением Uf при замкнутой на сопротивление сети обмотке статора —
своеобразной разновидности режима динамического торможения.
При этом в токе статора появляется еще одна составляющая
tL, обусловленная ЭДС и углом поворота ротора:
If = -|^-cos[(l — S„M + То]
На векторной диаграмме рис 2.38 эта составляющая тока
изображена вектором Геометрическим местом конца вектора
_Jf, вращающегося со скольжением sa, является окружность, центр
которой О' также перемещается по окружности, образованной век¬
тором _/д. Модуль вектора определяется значением Ея, которое за¬
висит от причины возникновения асинхронного хода.
87

Из векторной диаграммы рнс.
2.38 следует, что в установивших¬
ся асинхронных режимах со сколь¬
жением $а ток статора в большин¬
стве случаев имеет индуктивный
характер по отношению к напря¬
жению питающей сети и соответст¬
вующий вектор отстает от Виктора
напряжения на угол, определяе¬
мый частотными характеристи¬
ками СД. Вместе с тем в режимах
Re
,1л
Рис 2 38 Векторная диаграмма асин
хронного режима возбужденного СД
глубокого недовозбуждеиня и при малой активной нагрузке
СД возможны случаи, когда вектор тока опережает вектор напря¬
жения.
Если выход из синхронизма не связан со снижением возбуж¬
дения СД, то возможны колебания вектора тока статора относи¬
тельно вектора напряжения сети
Анализ изменения угла ср, в асинхронных режимах дан в [37
и 14]. х
Для явнополюсных СД из-за наличия /^#=0 минимальный угол
меньше, а максимальный ф, тах больше, чем для неявнополюс¬
ных СД.
Прн наличии остаточного возбуждения, когда в токе появляет¬
ся составляющая максимальное значение угла будет, когда
векторы _/д и _1_Е совпадут по фазе н окажутся направленными в сто¬
рону отставания.
Минимально возможное значение фазового угла между током
фазы статора и напряжением, как показывает оценка, данная в
[37], может быть около 50°, хотя прн недовозбужденнн в режи¬
мах, когда Мс*«0 и //«0, угол может стать равным 90° (индук¬
тивных).
Среднее значение тока статора в асинхронном режиме возбуж¬
денного СД остается примерно на уровне (2.50). Несколько более
точно оно может быть подсчитано по (2 51) с учетом того, что
sa определяется пересечением характеристики момента сопротив¬
ления Mc+(s) со средней асинхронной характеристикой возбужден¬
ного СД.
Допустимое время /яоп пребывания СД в асинхронном режиме
определяется нагревом ротора и статора и для невозбужденного
СД, работающего прн А3 = 0,9, ориентировочно составляет от 30 с
до нескольких минут. Для турбодвигателей, обладающих больши¬
ми индуктивными сопротивлениями, оно в основном обусловлено
нагревом ротора токами, индуцированными в пазовых клиньях
и проводящем слое бочки [15| Допустимая нагрузка в асинхрон¬
ном режиме ориентировочно может быть найдена исходя из усло¬
вия, чтобы потерн в роторе не превышали номинальную мощность
возбуждения:
88

Для явнополюсных СД длительность работы в асинхронном
режиме определяется, как правило, нагревом обмотки статора и
легко поддается учету [39].
2.8.	АВАРИЙНЫЕ РЕЖИМЫ ВОЗБУДИТЕЛЬНЫХ УСТРОЙСТВ
Основные аварийные режимы бесщеточных и тиристорных воз¬
будительных устройств сводятся к следующим [40] • внутренние
КЗ, обусловленные пробоем диодов (тиристоров) силового выпря¬
мителя (СВ), внешние КЗ на выводах СВ н повреждения пуско¬
защитного устройства (ПЗУ), приводящие к длительному проте¬
канию тока через пусковое сопротивление. Повреждения бесще¬
точных возбудительных устройств отличаются особенностями, свя¬
занными с повышенными реактивностями контуров КЗ и отсутст¬
вием прямого доступа к цепям якоря возбудителя и силового
выпрямителя
При выходе из строя в результате КЗ нли обрыва диода фазы
СВ возбудитель переходит в несимметричный режим, представляю¬
щий опасность как для генератора БВУ, так н для силового транс¬
форматора ТВУ из-за перегрева крепящих элементов обмоток, при¬
водящих к распайке, к витковым н другим видам замыканий.
Характерным повреждением БВУ является пробой тиристора
ПЗУ. Прн этом увеличение тока возбудителя невелико, а скорость
нарастания температуры пускового сопротивления может достигать
100° С/с н больше. В этом случае происходит разрушение пуско¬
вого сопротивления нлн узла его крепления. Пуск СД после этого
происходит прн частично илн полностью разомкнутой обмотке
возбуждения, что влечет за собой развитие аварнн — пробой дио¬
дов СВ.
Глава третья
ЭЛЕМЕНТЫ УСТРОЙСТВ РЕЛЕЙНОЙ ЗАЩИТЫ
ЭЛЕКТРОДВИГАТЕЛЕЙ
3.1.	СТРУКТУРНЫЕ СХЕМЫ РЕЛЕЙНОЙ ЗАЩИТЫ
Устройства релейной защиты ЭД подразделяются на индиви¬
дуальные н групповые. Индивидуальная защита, как правило, кон¬
тролирует режим работы только одного ЭД н осуществляет в
аварийной ситуации управление возбудительным устройством (для
СД), коммутационными аппаратами и, прн необходимости, техно¬
логической установкой и механизмом, связанным с защищаемым
ЭД. На рис. 3.1,а приведена структурная схема индивидуальной
защиты СД, включенного в сеть через выключатель Q, н показано
взаимодействие ее с первичным и вспомогательным электротехни¬
ческим и технологическим оборудованием. Через измерительный ор¬
ган 2.1 релейная защита получает информацию от трансформаторов
89

Рис 3 1 Структурные схемы релейной защиты ЭД
тока TAI, ТА2, ТАЗ, установленных в цепи статора ЭД, трансфор¬
матора напряжения TV секции шин 6—10 кВ, а также устройства
возбуждения 1. В зависимости от типа защиты в качестве инфор¬
мации о состоянии ЭД используются фазный ток статора /ф,
разность токов двух фаз, утроенный ток нулевой последовательно¬
сти З/о, сочетания токов в цепи статора н напряжений на секции:
линейных и утроенного нулевой последовательности ЗЩ, ток
возбуждения и др. Измерительный орган выявляет аварийный или
опасный ненормальный режим обычно путем сравнения текущего
значения контролируемого параметра с заданным и выдает ло¬
гический сигнал (1 или 0) на один нз входов логической части
защиты 2.2. Срабатывание измерительного органа в общем случае
всегда означает наступление нового режима, который либо являет¬
ся, либо может оказаться опасиым для ЭД. На другие входы 2.2
могут поступать сигналы от устройства возбуждения 1, схемы 4
управления выключателем Q, схемы 5 автоматики пуска, схемы
АВР Логическая часть 2 2 на основе поступающей на ее входы
информации формирует и вместе с выходным органом защиты 2 3
выдает управляющие воздействия в схемы управления выключате¬
лем, пусковой и технологической автоматики и в возбудительное
устройство.
Одновременно с помощью сигнального органа 24 происходит
фиксация срабатывания той или иной защиты и передача информа¬
ции оперативному персоналу. Последнее имеет особое значение, так
как внезапное, без четкой идентификации причин, отключение ЭД
может быть расценено оператором технологического процесса как
ошибочное, что приведет к повторному включению поврежденного
двигателя в сеть.
Для работы устройства защиты необходим источник оператив¬
ного тока 3, в качестве которого можно использовать: трансфор¬
маторы тока защищаемого присоединения и трансформаторы
90

напряжения и собственных нужд (переменный оперативный ток),
групповые блоки питания и предварительио заряженные конденса¬
торы, подключенные к трансформаторам тока, иапряжеиия и соб¬
ственных нужд распределительного устройства, от которого получа¬
ет питание двигатель (выпрямленный оперативный ток) или акку¬
муляторная батарея.
Групповая защита 6 (рис. 3.1,6) контролирует такие параметры
сети (иапрнмер, напряжение, частоту, направление мощности), ко¬
торые позволяют судить об опасности того или иного режима
для группы электродвигателей, присоединенных обычно к одной
секции сборных шии. В аварийной ситуации групповая защита,
как правило, управляет всей группой ЭД или отдельными ее под¬
группами. Управляющие воздействия аир осуществляют гашение
поля СД, отключение всех нлн части ЭД от сети, используя цепи
индивидуальных защит 2 или схем управления 4 выключателями
Q/, Q2, Q3
3.2.	ИЗМЕРИТЕЛЬНЫЕ ТРАНСФОРМАТОРЫ ТОКА И НХ ХАРАКТЕРИСТИКИ
Трансформаторы тока (ТТ) изолируют релейную защиту ЭД от
цепей высокого напряжения и понижают первичный ток до значе¬
ний, удобных для измерения.
В электроустановках 6—10 кВ, в том числе и на присоедине¬
ниях ЭД, ТТ устанавливаются, как правило, в комплектных рас¬
пределительных устройствах (КРУ, КСО, КРУН, ЯКНО), что обус¬
ловливает незначительную (порядка 2—5 м) длину соединительных
проводов от ТТ до реле защиты Трансформаторы тока, предназна¬
ченные для дифференциальной защиты ЭД (на рис. 3.1,а плечо
от Г42 со стороны нулевых выводов обмотки статора), размеща¬
ются в непосредственной близости от ЭД на шинах, соединяющих
обмотку статора в звезду или треугольник. Расстояние от этих
ТТ до реле защиты, расположенных в КРУ, существенно больше;
оно может достигать 200—500 м В ряде случаев для подключения
защит ЭД используются трансформаторы тока, встроенные в ста¬
тор. В отечественных КРУ устанавливаются ТТ типов ТПЛ-10,
ТПЛУ-10, ТЛК-Ю, ТВЛМ-10, ТГЮЛ-10, ТПЛК-10, ТПЛМ-10.
Погрешности ТТ оказывают влияние на работу защит ЭД, могут
снижать их быстродействие Особенно велики погрешности ТТ в
переходных режимах, когда в первичном токе содержится аперио¬
дическая составляющая. Расчет показывает, что постоянная време¬
ни затухания указанной составляющей в среднем составляет
0,05 с, а у мощных ЭД достигает 0,1 с В этих условиях время
существования повышенных погрешностей переходного режима
может быть 0,15—0,3 с, что намного превышает время срабатыва¬
ния устройств РЗ. Таким образом, необходим учет погрешностей
ТТ в устаиовившихся и переходных режимах, причем целесообраз¬
но иметь либо относительно простые аналитические зависимости,
либо графики.
91

V *1 -Фо а)	-- f)
Рис 3 2 Трансформатор тока (а) и его схема замещения (б)
Поведение одиночного ТТ в переходных и установившихся
режимах описывается системой нелинейных дифференциальных
уравнений:
D . . . dit	]
и,4-»,-^, I
</Фо	dt2	di2 I
w<l~dT ~ ^2*2"Ь	’ I
где в соответствии с рис 3 2,а Фо — основной поток в сердечнике
ТТ; £в1; £п2 — индуктивности рассеиния первичной и вторичной об¬
моток; Ri, R2 — активные сопротивлении обмоток; £и, R„— пара¬
метры нагрузки; иі — входное напряжение.
Аналогичными уравнениями описывается схема, изображенная
на рис. 3.2,6, содержащая идеальный трансформатор с коэффици¬
ентом трансформации К/т и нелинейной индуктивностью £о(іо):
t	di\ </Чг0_
ut = U]Klm = R'\ml'] + L'lm	J	;
dt dt
, dh	di2
= Rzmh +	+ ^hZ2 +	■
Указанные схемы эквивалентны, если
А/ — Rtm—RlKlm —;
<*Ф0 D D I I
dt ~ W2~~dT ’	=	L„9 = L(,2m.
Прн выполнении указанных соотношений схема на рис. 3.2,6
является схемой замещения ТТ в переходных и установившихся
режимах (исключая волновые процессы). Поскольку первичиаи
обмотка подключена к источнику тока, то для схемы замещения
справедливы следующие уравнения:
dt;
	 = (^2-|-Rh)‘2-T	+	’
dt	dt
to = i{—4 •
92

Рис 3 3 Характеристики	ТТ. не¬
где ф‘й = /(/0) — потокосцепление вторичной обмотки, обусловленное
потоком Фо; і0 — намагничивающий ток ТТ.
В настоящее время из-за отсутствия точных аналитических вы¬
ражений кривых намагничиваиня решение указанных уравнений
производят приближенно. Так как максимальные значения напря¬
женности магнитного поли Н защитных, ТТ намного превышают
коэрцитивную силу HQ, то допустимо производить замену реаль¬
ной кривой намагничиваиня (с учетом частных циклов перемаг¬
ничивания и остаточных индукций) однозначной характеристикой,
которую называют расчетной. Вид характеристики зависит от типов
применяемых ТТ. На рис. 3.3 приведены расчетные характеристики
намагничивания. Очевидно, что наиболее просто рассчитать по¬
грешности ТТ прн характеристиках 4 и 2, наиболее сложно —
при характеристике 1
Расчетами по справочным данным современных ТТ [42] уста¬
новлено, что в условиях полной погрешности е=10% при сину¬
соидальном первичном токе в диапазоне кратностей первичного
тока, соответствующем сопротивлениям нагрузки zh = 0,2h-5 Ом при
номинальном вторичном токе ТТ /2ноч = 5 А, магнитные индукции
и напряженности магнитного поля ТТ могут находиться как выше
колена характеристики намагничивания, так и ниже его. Поэтому
пренебрежение намагничивающим током до колена кривой В —
=[(Н) в рабочем диапазоне первичных токов вторичных нагрузок
может вносить в расчеты погрешность, превышающую 10%. Однако
в большинстве случаев удовлетворительная точность расчетов обес¬
печивается при использовании характеристик 2 нли 3 [43].
При синусоидальном первичном токе и активном характере
нагрузки на ТТ, что обычно имеет место в защитах ЭД, критерий
допустимости простейших видов аппроксимации можно выразить
в виде соотношений для первичных токов и сопротивлений вто¬
ричной цепи. Если в условиях 10%-ной полной погрешности изоб¬
ражающая точка находится за коленом кривой намагничивания
для действующих значений напряжения и тока, то можно пре¬
небречь намагничивающим током до колена кривой и проводить
расчет либо по ПХН, либо по СХН.
93

Li Ri Ь'ві La h tg	Обозначив Hsll действующее значе-
°"*~i—Н"*ч-Гтг’г‘-1—ние напряженности магнитного поля,
kJ 0	соответствующее колену кривой на-
\	магничивания для действующих зна-
ченнй напряжения и тока, учитывая
о	Г	о ѣ = 1ь/Г\7 можно получить выражение
Рис 3 4 Схема замещения ТТ *ля критерия допустимости, т. е гра-
с СНХ	инчное значение /frp, начиная с кото¬
рого прн заданной погрешности рас¬
чета, равной е, допускается расчет по ПХН и СХН
/|гр ©2t ’
где I — средняя длина силовой линии магннтопровода
Значение достигается прн некотором граничном сопротивле¬
нии /?2гр. Его значение определяется по выражению
/?2rp = 222fisw2t?//f,
где Bs— индукция насыщения стали ТТ; q — сечение магнитопро¬
вода
Для холоднокатаных сталей Bs= 1,7-5-1,8 Тл, а для горячеката¬
ных 1,44-1,5 Тл в зависимости от вида аппроксимации харак¬
теристики намагничивания. Величины Вй> соответствующие нижне¬
му значению, относятся к СХН, а верхнему значению — к ПХН.
Применение простейших видов аппроксимации во многих слу¬
чаях дает возможность с достаточной точностью провести анализ
поведения устройств РЗ электродвигателей и, в частности, токовых
отсечек. Прн высоких кратностях первичного тока X—со¬
ответствующих условиям срабатывания отсечек, характеристики
намагничивания ТТ можно заменять СХН или ПХН.
Погрешности ТТ с СХН и ПХН при синусоидальном первичном
токе. Схема замещения ТТ с СХН изображена на рис 3 4 В мо¬
мент насыщения ts ключом Д’ параллельно сопротивлению нагрузки
включается линейная индуктивность ветви намагничивания на на¬
сыщенном участке £Оі, равная
L°s = ~\нГ ’
где &В, &Н — приращение амплитуд индукции и напряженности
поля на участке, аппроксимированном наклонным лучом СХН
Ключ Д’ автоматически отключается в момент выхода из на¬
сыщения /ВЬ1Х При этом восстанавливается идеальная трансформа¬
ция ТТ до следующего момента насыщения.
В [43] показано, что режим работы ТТ с СХН определяют
трн параметра, которые являются критериями подобия ТТ в уста¬
новившемся режиме:
Л = Ч\/Ч'т,
94

ф2 = arctgioTj,
где —/mi/?2/о) — амплитуда условного потокосцепления вторич¬
ной обмотки, которое имело бы место при отсутствии насыщения ТТ,
/ті — амплитуда приведенного тока в первичной обмотке ТТ,
% =	— потокосцепление насыщения ТТ; Г2 = (/-()$ + /-г)//?2—
постоянная времени вторичного контура насыщенного ТТ, Z2 — мо¬
дуль сопротивления вторичной цепи ТТ, включая нагрузку
На основании критериев подобия были построены характеристи¬
ки ТТ с СХН при синусоидальном первичном токе [43] На рис 3 5
приведены кривые действующего значения вторичного тока ТТ для
частного случая активного характера нагрузки и различных зна¬
чений Ѳ. Указанные кривые позволяют проводить анализ токовых
отсечек ЭД
95

Расчеты позволили установить, что учет наклона характеристи¬
ки намагничивания ТТ в насыщенной части целесообразен, если
8 = Z2/(a)L0i) < 20. При Ѳ 20 вполне допустимо использовать
метод ПХН. Следует заметить, что для подобия ТТ с ПХН необ¬
ходимо обеспечить равенство только двух параметров (Аг и фг),
а в практически важном частном случае активного характера на¬
грузки— только одиого параметра (Лг). Кривые погрешностей ТТ
с ПХН были разработаны в МЭИ [44, 45] и получили опреде¬
ленное практическое применение. На рис. 3.6 приведены характе¬
ристики угловой погрешности ТТ с ПХН, позволяющие проводить
анализ поведения устройств РЗ, реагирующих на углы сдвига по
фазе между током и напряжением илн между токами фаз ЭД.
Если на практике возникает необходимость расчета погрешнос¬
тей ТТ, то первоначально необходимо убедиться в возможности
использования простейших видов аппроксимации характеристики
иамагничиваиия с помощью СХН или ПХН. Установлено, что ука¬
занные виды аппроксимации применимы и обеспечивают достаточ¬
ную точность расчетов, если параметр Аг < 1,0.
Погрешности ТТ с ПХН в переходном режиме. В переходном
режиме в общем случае погрешности ТТ определяются не только
Аг, ф2 и Ѳ, но и постоянной времени первичной цепи Ту, остаточной
индукцией в магиитопроводе Вг, относительным содержанием апе¬
риодической составляющей в первичном токе и временем t Очевид¬
но, что даже для одиночного ТТ с СХН в общем случае представить
полный комплект характеристик в переходном режиме практически
невозможно. Одиако в ряде частных случаев, например при L2 =
Рис 3 7 Кривые определения первого
момента насыщения ТТ в переходном
режиме
Рис 3 8 Действующее значение вто¬
ричного тока ТТ в переходном режиме
Рис 3 9 Угловые погрешности ТТ в
переходном режиме
96

= 0, некоторые общие зависимости все же могут быть получены.
При этом, как показывают расчеты, если Аг < 3,0, допустимо ис¬
пользовать замену кривой намагничивания СХН или ПХН Из
числа критериев подобия исключается параметр ф2(^2 = 0). По¬
грешности ТТ возрастают, если увеличивается относительное содер¬
жание апериодической составляющей в первичном токе. Поэтому
целесообразно получить характеристики погрешностей ТТ при
максимальной апериодической составляющей В результате для
определения максимальных погрешностей необходимо иметь их за¬
висимости от переменных Аг, Вг, Tt и t. Очевидно, что число пе¬
ременных достаточно велико и расчет следует проводить для каж¬
дого случая индивидуально.
При прямоугольной характеристике намагничивания, как пока¬
зали исследования, погрешности ТТ определяются моментами пе¬
рехода первичного тока через нулевое значение tg, (если отсутст¬
вует насыщение ТТ меньшей из полуволн тока). Так как моменты
не зависят от параметра Аг, а значение В, определяет только
первый момент насыщения ТТ tls и в дальнейшем процесс в ТТ не
зависит от Вг, то оказывается, что погрешности ТТ определяются
только Т\ и t. Это дает возможность построить характеристики
ТТ с ПХН в переходном режиме [43] Некоторые из полученных
криаых приведены на рис. 3.7—3.9
3.3.	ТРАНСФОРМАТОРЫ ТОКА НУЛЕВОЙ ПОСЛЕДОВАТЕЛЬНОСТИ
Информацию о токе нулевой последовательности в первичной
сети, необходимую для защиты ЭД от замыканий иа землю в
обмотке статора, можно получить двумя способами.
Первый заключается в том, что вначале фазные токи, проте¬
кающие а цепи статора, трансформируются при помощи обычных
ТТ во вторичную цепь, а затем геометрически суммируются (рис.
3.10). Таким образом, ток в реле КА оказывается равным:
/р = 1 аА~ I ьА~ I С =	Ь 4	“4" ^2нб ,
-р - - - к, к, к, -
где К, — коэффициент трансформации ТТ, образующих фильтр то¬
ков нулевой последовательности; /2нб — вторичный ток небаланса,
обусловленный неидентичиостью ТТ
В режимах пуска, самозапуска или внешнего КЗ, когда до¬
пускается работа фазных ТТ с погрешностью е=10%, в реле
будет протекать ток
2нб = Too /q = ~к.
Соответствующее значение первичного тока /|нв, от которого
защита должна быть отстроена, составит:
Лив = Лнб^/ =
97
7—2833

Рис 3.-10 Трехтрансфор
матерный фильтр токов
нулевой последователь¬
ности
Трансформатор тока нулевой
Рис 3 11
последовательности
Для синхронного электродвигателя типа СТД-1250-2 (UH0* =
= 6 кВ) значение /інб при внешнем трехфазном КЗ равно-
Понятно поэтому, что получить первичный ток срабатывания за¬
щиты /сз<5 А, составляющий единицы и доли процента фазного
тока ЭД, при помощи фильтра токов нулевой последовательности,
состоящего из трех ТТ, практически невозможно. По этой причине
выделение тока нулевой последовательности рассмотренным спосо¬
бом получило распространение только в схемах защиты от за¬
мыкания на землю ЭД, работающих в сетях с нейтралью, за¬
земленной через резистор или наглухо
Другой способ основан на применении трансформатора тока ну¬
левой последовательности (ТТНП), представляющего собой замкну¬
тый магиитопровод с намотанной на него вторичной обмоткой.
Первичной обмоткой ТТНП являются три фазы одного или не¬
скольких кабелей, проходящих через окно магиитопровода (рис.
3.11). Магнитные потоки Фл, фй и фс, обусловленные токами фаз
_/л, _1_в и_/с, наводят ЭДС во вторичной обмотке ТТНП
В зависимости от количества кабелей, питающих ЭД, и типа
реле защиты от замыканий на землю устанавливаются один или
несколько одиокабельных ТТНП либо одни ТТНП с подмагничи¬
ванием переменным током (ТНП)
Однокабельные ТТНП, рассчитанные на охват магнитопроводом
только одного кабеля диаметром до 75 мм, в зависимости от
конструктивного исполнения делятся на неразъемные (типов ТЗЛ
и ТЗЛМ) и разъемные (типа ТЗРЛ). Последние за счет разъемного
сердечника позволяют осуществлять монтажные операции с ТТНП
и кабелями без демонтажа кабельной воронки
Несмотря на то что ТТНП является очень хорошим фильтром
98

Рис 3 12 Схема замещения ТТНП при	,
отсутствии замыкания на землю
(Л)
токов нулевой последовательности, в нем имеет место небаланс, не
превышающий 0,3—1 А первичных Токи небаланса, протекающие
во вторичной обмотке ТТНП, в условиях, когда _І_Д +_/в + _/с = 0,
возникают благодаря разной взаимоиндукции между каждым фаз¬
ным проводом кабеля и вторичной обмоткой. Определенное влияние
оказывают магнитная несимметрия сердечника и несимметрия гео¬
метрического взаиморасположения фаз относительно вторичной об¬
мотки ТТНП. При отсутствии замыкания на землю наводимая
ЭДС во вторичной обмотке ТТНП обусловлена результирующим по¬
током рассеяния, замыкающимся через воздух и сцепляющимся со
вторичной обмоткой.
Соответствующее сопротивление в схеме замещения (рис. 3.12)
обозначено хнб Поток, полностью замыкающийся по сердечнику
ТТНП, сцеплен только со вторичной обмоткой, и поэтому обуслов¬
ленное им сопротивление холостого хода z' является сопротивле¬
нием самоиндукции этой обмотки и играет роль нагрузки ТТНП
[24]. Таким образом, вторичная цепь в схеме замещения пред¬
ставлена суммарным сопротивлением г?, состоящим из сопротивле¬
ния z'x и сопротивления реле и соединительных проводов г? От¬
сутствие в схеме замещения сопротивления первичной обмотки
объясняется тем, что ТТНП подключен к источнику тока с весьма
значительным внутренним сопротивлением [25]. Значение вторич¬
ного тока небаланса с достаточной степенью точности определяется
выражением
/тах-*нб	/яіохХнб
/2нб = 	 ~ 	 •	(3 1)
Zx-|-22-|-Xk6
Из формулы (3.1) следует, что значение тока небаланса пропор¬
ционально первой степени фазного тока защищаемого ЭД, что
подтверждается экспериментально Минимальное значение неба¬
ланса на выходе ТТНП и удовлетворительная передача информа¬
ции о токе замыкания на землю могут иметь место только при
тщательном монтаже ТТНП, который должен отвечать двум ос¬
новным требованиям [25] •
1)	воздействие каждого слагаемого суммы токов трех фаз при¬
соединения должно быть равноценным,
2)	исключать воздействие посторонних токов, если их значение
соизмеримо с током нулевой последовательности присоединения
Кабельные ТТНП имеют магнитопровод, форма которого та¬
кова, что поля рассеяния невелики. Вторичная обмотка секциониро¬
вана и состоит из двух частей, расположенных на противополож-
99

О 100 200 MOI,А
Рис 3 14 Схема замещения
ТТНП при замыкании фазы ста¬
тора на корпус
ных сторонах магнитопровода. Расположение токоведущих жил
кабеля относительно вторичной обмоткн ТТНП почти симметрично.
При установке ТТНП на кабель со стальной защитной оболочкой
дополнительных мер по. симметрированию не требуется, так как эта
оболочка выполняет функции выравнивающего экрана.
В тех же случаях, когда кабели не имеют стальной оболочки,
а от защиты требуется высокая чувствительность (в частности,
при использовании для защиты от замыканий на корпус уст¬
ройства типа ЗЗП-1), необходимо экранировать кабель однократ¬
ным обертыванием его куском жести, длина выступающей по обе
стороны ТТНП части которого должна быть не менее 150 мм.
Удовлетворение второго требования связано с необходимостью
устранения воздействия токов, протекающих по оболочке кабелей
(блуждающих токов в земле), и с защитой от электромагнитных
полей токов, проходящих вблизи места установки ТТНП. Для того
чтобы токи в оболочке кабеля не приводили к появлению дополни¬
тельной ЭДС на вторичной обмотке ТТНП, к кабельной воронке,
соединенной с оболочкой кабеля и изолированной от заземляющих
конструкций, присоединяется изолированный заземляющий провод,
который пропускается через окно ТТНП, а затем подсоединяется
к заземленной конструкции. Наименьшее влияние электромагнитных
полей токов, в том числе и токов нагрузки, обеспечивается вы¬
бором места установки ТТНП на расстоянии ие менее 0,5—1 м
от воронкн. Однако в большинстве серийных КРУ такое взаимное
расположение кабельной воронкн и ТТНП невозможно. Поэтому
в случае, когда необходимо обеспечить высокую чувствительность
защиты, приходится прибегать к экранированию [25].
Неоднозначность зависимости (3.1) делает предпочтительным
экспериментальное определение ЭДС и токов небаланса ТТНП.
На рис. 3.13 показана зависимость напряжения на вторичной об¬
мотке входного трансформатора защиты типа ЗЗП-1 (см. рнс. 5.1)
от значения первичного тока нагрузки [25].
100

Рис 3 15 Схемы соединения ТТНП для защиты типа ЗЗП-1 при различном ко¬
личестве У кабелей к ЭД
а— Ѵ=1 б — Ѵ = 2. а — Ѵ = 3. г — W = 4. <? — Ѵ = 5
При замыкании на землю в ЭД или в сети, когда в первичной
цепн появляется ток нулевой последовательности, схема замещения
ТТНП соответствует рнс. 3.14. Здесь сопротивление намагничивания
ТТНП гх пропорционально магнитной проницаемости стали магни¬
топровода н зависит от тока нулевой последовательности н cofi-
ротивлення zi [24].
При малых первичных токах и соответственно малых значениях
индукций zx практически имеет характер активного сопротивления.
С ростом первичного тока активная и индуктивная составляющие
намагничивания растут, причем последняя увеличивается интен¬
сивнее. Начиная с некоторого значения 1\ (примерно 10 А), при
котором индуктивное сопротивление достигает наибольшего зна¬
чения, дальнейшее увеличение первичного тока не приводит к росту
активной составляющей zx, а индуктивная снова начинает умень¬
шаться [28].
Работающие при весьма низких значениях индукций ТТНП
имеют очень незначительную выходную мощность. При первичных
токах 0,2—0,5 А серийные ТТНП отдают мощность порядка
ІО-6 В-А. Наибольшая выходная мощность теоретически имеет мес¬
то при zx = z2- Однако величина zx=?*= const и существенно отлича¬
ется на разных экземплярах однотипных ТТНП. Это приводит
к тому, что условие выдачи максимальной мощности при замыка¬
ниях на землю практически не обеспечивается, а одному и тому
же первичному току срабатывания защиты соответствуют разные
значения тока срабатывания одних и тех же реле, подключенных
к разным ТТНП одного типа.
На многокабельных линиях к ЭД ТТНП соединяются последова¬
тельно илн параллельно. Для защиты типа ЗЗП-1, например, ре¬
комендуются смешанные соединения, показанные на рис. 3.15.
101

Таблица 31
Тип
Число ох-
ватывае
мых ка
Цепь
ЭДС небаланса во
вторичной цепи мВ
Сопротивле
чивания
приведенное
ко вторичной
Число вит
Номиналь¬
ное на
пряжение
В
Потребля
ноетъ
Екб"„"дм
метрично
го распо
ложения
водов
ной
О6»°™
ТНП-4
3	4
НО
45
130
17
10
20
ТНП-7
5—7
НО
50
150
14
10
27
Трансформаторы тока нулевой последовательности с подмагни¬
чиванием (ТНП) охватывают все кабельные линии к ЭД В силу
особенностей своей конструкции ТНП не устанавливают в КРУ,
а размещают либо в кабельном полуэтаже под соответствующей
ячейкой КРУ, либо непосредственно у линейных выводов ЭД На
каждом из двух одинаковых, шихтованных из электротехнической
стали, прямоугольных сердечников расположены две пары секций
вторичной обмоткн (рис 3.16,а), wB\ wBv и	соедине¬
ны согласно последовательно, а пары секций соединены между со¬
бой параллельно. Обе половииы ТНП расположены одна под другой.
Такая конструкция ТНП обеспечивает максимально возможное огра¬
ничение токов небаланса, возникающих из-за пространственной ие-
симметрии магиитных потоков первичной цепи, а также под влия¬
нием внешних магнитных полей. Несмотря иа это, небаланс ТНП
существенно больше, чем у кабельных ТТНП без подмагничивания.
Технические данные применяемых для защиты ЭД трансформато¬
ров тока типов ТНП-4 и ТНП-7 приведены в табл. 3.1

Примененное в этих ТНП подмагничивание магнитопровода
током промышленной частоты позволяет увеличить мощность, от¬
даваемую ТНП, и ограничить токи небаланса [24]. Подмагничи¬
вание увеличивает магнитную проницаемость стали магиитопровода
и тем самым увеличивает гх (рис. 3.16,6). Из характеристики
намагничивания видно, что без подмагничивания ТНП работает в
области небольших индукций, в начальной части характеристики,
и ЭДС £2 иа вторичной обмотке невелика. Чтобы магнитный поток
от тока подмагничивания не вызывал появления ЭДС во вторичной
обмотке, обмотка подмагничирания секционирована, размещена на
двух частях магиитопровода, причем секции Wn11 и w^2), состоящие
из одинакового числа витков, соединены последовательно-встречно
Создаваемые ими магнитные потоки уравновешиваются и не влия¬
ют на вторичный ток ТНП Питание цепей подмагничивания ТНП
осуществляется от трансформатора напряжения (TV) из такого
расчета, чтобы его нагрузка, определяемая потреблением подклю¬
ченных к нему цепей учета, измерения, защиты и автоматики, ие
превышала допустимую.
Учитывая, что обрыв этой цепи не приводит к неправильному
действию защиты, а лишь загрубляет ее, контроль исправности
цепи подмагничивания в целях упрощения не предусматривают.
3.4.	ИЗМЕРИТЕЛЬНЫЕ ОРГАНЫ ЗАЩИТЫ
Общие сведения. К измерительным органам (ИО) защит ЭД
предъявляют следующие общие требования.
1.	Точность действия, характеризуемая основной погрешностью
по параметру срабатывания. В релейной защите обычно используют
ИО с классом точности 5 и 10, что хорошо согласуется с классами
точности ТТ и TH, к которым подключаются защиты ЭД. Точность
действия оказывает влияние на параметры срабатывания и в ко¬
нечном счете на чувствительность защиты, так как с ростом точности
сокращается зона изменения контролируемой величины, в которой
защита не отличает аварийный режим работы ЭД от нормального.
2.	Быстродействие. Этот параметр особенно важен для ИО
защит от КЗ, что объясняется угрозой пожара, разрушения ЭД
электрической дугой и др. В ряде случаев требуется высокое
быстродействие защиты от замыканий иа землю, например для ЭД,
работающих в условиях угольных карьеров, шахт, гориометаллур-
гического производства, по условиям техники безопасности, а также
защиты от потери питания по условиям устойчивости нагрузки
Время срабатывания ИО нормируется при определенных значе¬
ниях входных сигналов
3.	Коэффициент возврата является одним из определяющих
показателен ИО защит, которые имеют выдержку времени и отст¬
раиваются от нормального нагрузочного режима: токовых защит
от перегрузки и асинхронного режима, защиты от потери питания
4.	Потребляемая мощность нормируется по входным цепям (то¬
ка и напряжения) и цепям питания Снижение потребляемой мощ-
103

ностн во входных цепях позволяет уменьшить погрешности ТТ и
TH, упростить входные цепи ИО, облегчить конструкцию защиты.
Вместе с тем повышение точности действия ИО в ряде случаев до¬
стигается за счет увеличения потребляемой мощности по цепям
питания.
Измерительные реле тока. Измерительные органы токовых за¬
щит ЭД выполняются электромеханическими или бесконтактными
максимальными реле тока. Реле включаются непосредственно в
цепи вторичных обмоток ТТ, установленных в фазах,— для за¬
щит, реагирующих-и а увеличение тока статора, или трансформато¬
ра тока нулевой последовательности — для защиты от замыкания
иа корпус.
Действие электромеханических реле основано на электромаг¬
нитном (реле серий РТ-40, РТМ) или индукционном (реле серии
РТ-80) принципе [49].
Токовые реле серин РТ-40 имеют относительно небольшую потребляемую мощ¬
ность, удовлетворительный коэффициент возврата feB=0,8-?0,85 и достаточное бы¬
стродействие время срабатывания составляет не более 0,1 с при токе 1,2/ср и
не более 0,03 е при токе 3/ср Точность действия реле РТ-40 характеризуется
следующими значениями погрешность тока срабатывания реле по отношению к
уставке не превышает ±5%, разброс тбка срабатывания не более 4% на любой
уставке Контакты реле, один замыкающий и один размыкающий, средней мощно¬
сти Из за низкой коммутационной способности замыкающий контакт реле никогда
не включается непосредственно в цепь электромагнита отключения выключателя
защищаемого ЭД Наличие в конструкции полого барабанчика с радиальными
перегородками, заполненного кварцевым песком, и применение уменьшенного
сечения магнитопровода под обмотками обеспечивают нормальную, без вибрации
подвижной части и контактов, работу реле как при синусоидальных, так и при
больших и несинусоидальных токах, если токовая погрешность трансформаторов
тока составляет не более 50% Регулированием совместного хода контактов можно
добиться устойчивой, без вибрации контактов, работы реле прн погрешностях ТТ
порядка 70—80% [42]
Вторичные максимальные токовые реле прямого действия серии РТМ встраи¬
ваются в приводы выключателей и применяются в защитах ЭД на переменном
оперативном токе При срабатывании эти реле непосредственно воздействуют на
механизм, удерживающий привод выключателя в отключенном положении Поэтому
потребляемая мощность реле велика—около 20 В-А в нормальном режиме (при
опущенном якоре) и примерно 30 В-А при срабатывании Коэффициент возврата
реле РТМ мал, но так как реле используется только для токовой отсечки, дей¬
ствующей на отключение без выдержки времени, этот фактор не имеет особого
значения Благодаря, главным образом, индуктивному характеру сопротивления
реле форма тока во вторичных цепях ТТ при больших кратностях первичного то¬
ка такова, что вибрация якоря практически не влияет на поведение РТМ Тех¬
нические данные реле приведены в [49]
Индукционное токовое реле серин РТ-80 совмещает в себе функции измери¬
тельного органа тока и органа выдержки времени Реле являются комбинирован¬
ными и состоят из следующих элементов индукционного с зависимой от тока
характеристикой времени срабатывания и электромагнитного мгновенного действия
Характеристика индукционного элемента реде (рис 3 17) состоит из двух участков
104

Рис 3 17 Времятоковые характе
ристики реле типов РТ 82 и РТ-84
Один, на котором имеет место значительное
изменение времени срабатывания прн неболь¬
ших приростах тока в реле, называют зави¬
симой частью характеристики Другой участок,
там где выдержка времени увеличивается не
более чем на 25% значения, измеренного при
20-кратном токе срабатывания, называется
независимой частью характеристики и начи¬
нается примерно при 8-кратном токе сраба¬
тывания Шкала выдержек времени [49] при
ведена для 10-кратного тока срабатывания
Наибольшая уставка времени срабатывания
в независимой части характеристики состав¬
ляет 16 с Коэффициент возврата реле не
менее 0,8 Реле серии РТ-80 не предназначены
для работы в условиях вибраций и ударов, в среде, насыщенной пылью Установка
реле РТ 80 в релейных отсеках шкафов КРУ часто приводит к коррозии под¬
пятников и дисков, а попадание пыли на подвижные диски и шарнирные узлы
вызывает их затирание, препятствуя движению дисков и нормальной работе реле [48]
Эти недостатки реле настолько серьезны, что его применение в защитах
ЭД ограничено в основном областью защиты от перегрузки асинхронных электро¬
двигателей приводов неответственных механизмов промышленных предприятий,
когда время пуска не превышает 12—13 с При этом из всей серии РТ-80 нс
пользуется как наиболее удовлетворяющее условиям эксплуатации реле типа РТ-82
Ресурс работы его механизма зацепления значительно превышает количество допу¬
стимых срабатываний реле серии РТ-40 с индуктивной нагрузкой в цепи контактов
Это обстоятельство позволяет предпочесть реле типа РТ-82 в защитах от перегруз¬
ки ЭД с изменяющейся в зависимости от программы работы механизма нагрузкой
на валу и двигателей с частыми, более 500 раз в год, пусками Замыкающие кон¬
такты реле способны включать цепь постоянного и переменного тока при напряже¬
нии до 250 В и токе до 5 А При необходимости эти контакты могут включаться
непосредственно в цепь электромагнита отключения выключателя ЭД Следует отме¬
тить, что искажение формы кривой вторичного тока ТТ может оказать некоторое
влияние на время действия реле При наличии в спектре тока высших гармоник
в наиболее неблагоприятных случаях время срабатывания реле изменяется на 10—
30%.
Бесконтактное измерительное реле тока [53]. разработанное во ВНИИР и вхо¬
дящее в состав комплекса защит и автоматики серии ЯРЭ2201, состоит из двух
последовательно включенных блоков блока преобразователей (БП) и измеритель¬
ного блока (ИБ)
Блок преобразователей включает в себя промежуточные трансформаторы
тока (TAI, ТА2), количество которых соответствует числу фаз защиты, и выпрями¬
тельные мосты {VSl, VS2), включенные на общую цепь нагрузки и последователь¬
но друг с другом (рис 3 18,а) При наличии только одного входного тока, напри¬
мер при двухфазном КЗ между фазами А и В обмотки статора и двухфазном испол
нении токовой отсечки с включением измерительных реле на вторичные токи ТТ
фаз А и С, два диода выпрямительного моста, непосредственно связанного с цепью
вторичной обмотки соответствующего промежуточного ТТ, открыты, а два — запер-'
ты Все диоды другого моста открыты
105

Мгновенное значение тока, протекающего по нагрузочным резисторам /?/, R2,
определяется входным током В трехфазном нли двухфазном режиме (при таком
же выполнении защиты) выпрямительные мосты управляются током той фазы, мгно¬
венное значение которого больше Форма тока в нагрузочных резисторах соответ¬
ствует схеме выпрямления
В измерительный блок тока (рис 3 18,6) входят пороговый элемент, интегри
рующая /?С-цепь и триггер Шмитта Пороговый элемент выполнен на операцион¬
ном усилителе А1 Цепь формирования опорного напряжения, которое снимается
с резисторов R4, R5, позволяет изменять кратность уставки срабатывания в 4 ра¬
за Регулирование уставок осуществляется переключателями SBI—SB5 и резисто¬
рами R7—RH Резистор R3 является подстроечным
Диоды VD] и VD2 защищают операционный усилитель А1 от перенапряжений
по входному сигналу, поступающему от БП через токоограничивающие рези¬
сторы Rl, R2 Выход порогового элемента связан с /?С-цепью, образованной кон
106

Рис 3 19 Упрощенные схемы реле тока типов РНТ 565 (а) и ДЗТ-11 (6)
денсатором С2 и резисторами R12, R13 Сигнал, поступающий на /?С-цепь, заряжает
конденсатор С2 до отрицательного потенциала через R12, RI3 и VD3, когда
пороговый элемент сработал и перезаряжает С2 до положительного потенциала
через R12, если пороговый элемент не сработал Поэтому напряжение на С2 в
условиях несрабатывания всего реле имеет пилообразную форму (см участок ОХ
на рис 3 18,в) Для ускорения срабатывания и возврата предусмотрено ограни¬
чение уровня заряда любого знака на конденсаторе С2 стабилитроном VD4
Напряжение на С2 является входным для триггера Шмитта, выполненного на базе
операционного усилителя А2 При достижении определенного уровня этого напряже¬
ния происходит срабатывание триггера, фактически завершающее действие измери¬
тельного реле тока
Таким образом, условия срабатывания рассматриваемого реле тока зависят от
соотношения времен пребывания порогового элемента в сработавшем и несрабо¬
тавшем состоянии
В реле тока входят также логическая и сигнальная части Первая представ¬
ляет собой усилительный каскад на транзисторе ѴТ1 и выходное быстродействую¬
щее электромагнитное реле KL1 Сигнализация срабатывания выполнена с использо¬
ванием светодиода VD8 Все остальные элементы схемы, показанной на рис 3 18,6,
являются вспомогательными и служат для обеспечения надежного и устойчивого
функционирования реле тока
Время срабатывания реле составляет не более 0,04 с при токе 1,2/с и не более
0,02 с при токе 2/t р Коэффициент возврата не менее 0,95 Мощность, потребляе¬
мая на входе БП, не превышает 0,1 В-A Класс точности реле — 5
Измерительные реле тока типов РНТ-565 и ДЗТ-11 [49|, упрощенные схемы
которых приведены на рис 3 19, применяются в схемах дифференциальных защит
ЭД и блоков трансформатор — электродвигатель Основными элементами реле
являются промежуточный быстронасыщающийся трансформатор (БИТ) и испол¬
нительное реле КА серии РТ 40, подключенное ко вторичной обмотке w2 БИТ Оба
реле были разработаны применительно к дифференциальным защитам силовых
трансформаторов и содержат поэтому по три основных первичных обмотки БИТ
(на рис 3 19 условно заменены одной wp), предназначенных для включения во
вторичные цепи ТТ, в то время как для защит ЭД было бы достаточно одной
Благодаря БИТ реле автоматически загрубляется при наличии апериодической
слагающей в токе первичной обмотки Наличие в реле РНТ 565 дополнительной
короткозамкнутой обмотки а>к, размещенной на магнитопроводе БНТ, улучшает
107

Рис 3 21 Зависимости мощности, по¬
требляемой реле типа ДЗТ-11, от тока
в обмотках
ДЗТ-11, где этой обмотки нет, от ре¬
отстройку этого реле по сравнению с реле
жимов, сопровождающихся протеканием в реле токов с апериодической слагающей,
таких как пуск, самозапуск и внешнее КЗ
При внутренних многофазных КЗ в статоре ЭД, когда так же, как и в эксплу¬
атационных переходных режимах, в токе реле могут иметь место апериодические
слагающие, реле РНТ-565 и ДЗТ-ІІ срабатывают за счет значительной величины
периодической слагающей и быстрого затухания апериодической
Незначительная, на 1,5—2 периода промышленной частоты, задержка в срабаты¬
вании реле не ухудшает технического совершенства защиты
Отстройка реле РНТ-565 от периодического тока может быть осуществлена
только увеличением тока срабатывания Реле ДЗТ-11, используемые в схемах
дифференциальных защит ЭД, имеют тормозную обмотку wr, обеспечивающую
при правильно выбранном числе ее витков несрабатывание реле от периодических
токов небаланса при эксплуатационных переходных режимах и внешних КЗ
Тормозной поток в БНТ, создаваемый током /т, проходящим по тормозной обмотке,
существенно ухудшает трансформацию, уменьшая значение рабочего потока, соз¬
данного током в первичной обмотке БНТ Загрубление реле ДЗТ-11 оценивается
коэффициентом торможения
108

где /с р о — ток срабатывания при отсутствии /т, /с р — ток срабатывания при нали¬
чии /т
Коэффициент торможения задается при определенной МДС тормозной обмотки
Fr по тормозной характеристике Fcp = f(Fr) (рис 320)
Помимо технических данных реле РНТ-565 и ДЗТ11, приведенных в [49],
к основным характеристикам реле относятся зависимости мощности, потребляемой
реле, от тока в обмотках (рис 3 21)
Электромеханическое реле тока, разработанное в НПИ и внедренное в эксплуа¬
тацию в РЭУ «Ставропольэнерго», не реагирует на апериодическую составляющую
подводимого тока, однако не замедляется на время переходного процесса и имеет
габариты серийного реле типа РТ-40
Схема реле приведена на рис 3 22 Оно состоит из магнитопровода с распо¬
ложенными на нем рабочими ш'р, и короткозамкнутой игк обмотками Стержни
под обмотками w'p и Шр имеют участки с уменьшенным сечением, насыщающиеся
при больших кратностях переменного и постоянного тока Это в сущности известное
мероприятие по снижению вибрации подвижной системы реле Стержень магнито¬
провода с короткозамкнутой обмоткой шунтирует якорь Я реле Магнитопровод
выполняется на базе реле РТ-40 путем небольших переделок
Магнитный поток Фр, созданный током в рабочих обмотках, разветвляется на
две части Фя — поток через якорь и Фст — поток через стержень с короткозамкну¬
той обмоткой Электродвижущая сила, наводимая в указанной обмотке.
</фс
к dt
где шк — число витков короткозамкнутой обмотки
Ток КЗ при максимальном содержании апериодической составляющей описы¬
вается выражением
I = /т[ехр(	) — COSU)/] ,
где7т— амплитуда периодической составляющей
Магнитный поток в реле в первом приближении пропорционален току в ра¬
бочих обмотках, поэтому ЭДС короткозамкнутой обмотки пропорциональна произ¬
водной тока, т е
—ехр ( —
где |ек I— модуль ЭДС, К — коэффициент пропорциональности
После подстановки числовых значений можно увидеть, что максимальные зна¬
чения периодической и апериодической составляющих ЭДС при Та = 0,05 с отли
Рис 3 22 Схема реле тока, не реаги
рующего на апериодическую состав¬
ляющую подводимого тока
109

Рис 3 23 Характеристики реле при наличии
апериодической составляющей
1 — реле типа РНТ-565, 2 — реле разработки
чаются в 15,7 раза, тес допустимой для практики точностью можно пренеб¬
речь трансформацией апериодического тока в короткозамкнутой обмотке
При прохождении по рабочей обмотке реле синусоидального тока в коротко¬
замкнутой обмотке наводится ЭДС и проходит ток, создающий поток Фк, направлен¬
ный навстречу потоку Фст Поэтому результирующий магнитный поток через стер
жень, охваченный короткозамкнутой обмоткой, мал и практически весь поток за¬
мыкается через якорь (потоком рассеяния пренебрегаем), т е Фр „ ® Фст п где
индекс «п» означает периодический поток Если ток в рабочей обмотке превышает
ток срабатывания, то реле срабатывает
При прохождении по рабочей обмотке реле апериодического тока ЭДС, на¬
веденная в короткозамкнутой обмотке, близка к нулю и ток по ней практически
не проходит Постоянная времени короткозамкнутой обмотки Тк должна быть зна
чительно ниже значения Та Поэтому для апериодического тока допускается счи¬
тать короткозамкнутую обмотку разомкнутой Магнитный поток Фр распределяется
между стержнем и якорем обратно пропорционально их магнитным сопротивле¬
ниям Так как в цепи якоря до срабатывания реле имеются воздушные зазоры,
то в основном весь апериодический поток проходит по стержню с короткозамкну¬
той обмоткой, т е Фр а яі Фст а, где индекс «а» означает апериодический поток
Таким образом, благодаря наличию стержня с короткозамкнутой обмоткой
создаются раздельные пути для периодического и апериодического магнитных по¬
токов Апериодический поток не проходит по цепи якоря и не влияет на ток сра¬
батывания реле
Положение изменяется, если апериодический ток в несколько раз превышает
уставку В этом случае шунт насыщается, значительная часть потока ответвляется
в цепь якоря и реле срабатывает Таким образом, при КЗ на зажимах ЭД или
на начальной части обмотки статора реле реагирует на периодическую и апериоди¬
ческую составляющие тока, что является его дополнительным достоинством
Испытания образцов реле подтверждают его весьма малую реакцию на апе
риодическую составляющую подводимого тока На рис 3 23 показано, что оно
загрубляется не более чем на 10% при наличии значительной апериодической
составляющей kc„ =іа / /п ~ 0,8, где /а — апериодический ток, /п — периодический
ток Загрубление реле характеризуется параметром е=/с р а//с р 0, где /с р 0 —
ток срабатывания реле при отсутствии /а, Ісра— то же, но прн наличии /а В этих
условиях реле типа РНТ-565 существенно загрубляется, что приводит к его за¬
медлению в срабатывании, а реле РТ-40 срабатывает при меньшем значении под
водимого тока
ПО

Исследования показали, что значение £отс при использовании описанного реле
может быть принято таким же, как и для защиты с выдержкой времени, при ко¬
торой апериодическая составляющая считается затухшей Указанный коэффициент
учитывает только необходимый запас и погрешности реле и равен 1,1
Время срабатывания, коэффициент возврата и потребляемая мощность изготов¬
ленных и внедренных образцов удовлетворяют требованиям, предъявляемым к реле
РТ-40 В переходном режиме КЗ с максимальным содержанием апериодической
составляющей при кратности тока К = ///с р = 2,0 реле срабатывает за 25 мс,
т е замедление отсутствует
Высокочувствительное реле тока типа РТЗ-51 [79] предназначено для ис¬
пользования совместно с ТТНП в качестве органа, реагирующего на ток нулевой
последовательности в схемах защит ЭД от замыканий на землю
Питание реле осуществляется от источника постоянного или выпрямленного тока
напряжением 110 или 220 В При необходимости вместо постоянного оперативного
тока к реле может быть подключен источник переменного тока напряжением 100 В
Пределы регулирования тока срабатывания 0,02—0,12 А Средняя основная по¬
грешность не более 10% Коэффициент возврата реле составляет не менее 0,93,
а время срабатывания при двукратном токе уставки не превышает 0,06 с В те¬
чение 1 с реле выдерживает протекание тока, равного 60 А Контакт реле способен
коммутировать в цепи постоянного тока с постоянной времени до 0,02 с нагрузку
мощностью не более 30 Вт Реле потребляет очень незначительную мощность от
ТТНП на минимальной уставке она не превышает 0,01 В-A Так как реле вы¬
полнено с использованием элементов полупроводниковой техники, в частности опера¬
ционных усилителей, мощность от источника оперативного тока поступает постоянно
и при срабатывании реле меняется незначительно На постоянном оперативном токе
реле потребляет около 10 Вт, а на переменном 5—5,5 В-А
Принципиальная схема реле приведена на рис 3 24 Воспринимающая часть
реле состоит из промежуточного трансформатора тока ТА, резисторов R2— R7,
которые в сочетании с переключателями SBI—SB6 служат для дискретного ре¬
гулирования уставок по току срабатывания.
Последовательно с первичной обмоткой трансформатора ТА включено сопро¬
тивление R1, ограничивающее ток во вторичной обмотке ТТНП при больших токах
замыкания на землю, когда насыщение трансформатора ТА приводит к уменьшению
сопротивления его первичной обмотки Диоды VD1 — VD4 предназначены для ог¬
раничения амплитуды входного сигнала
Преобразующая часть реле представляет собой активный фильтр на опера
ционном усилителе А1 с многоконтурной обратной связью, включающей резисторы
R8, R9 и R10 и конденсаторы СІ и С2 Активным фильтром, настроенным на
частоту 50 Гц, осуществляется отстройка реле от высших гармонических составляю
щих во входном токе Кратность увеличения тока срабатывания реле на частоте
150 Гц не менее 4, а на частоте 400 Гц — не менее 15
Сравнивающая часть реле состоит из порогового элемента, выполненного на
операционном усилителе А2, времяизмерительной цепи VD5, R15, RI6 и С7 и триг¬
гера Шмитта, построенного на операционном усилителе АЗ Конденсаторы СЗ—
СіО являются корректирующими элементами операционных усилителей, исключаю¬
щими их возбуждение Резистор R17 является элементом обратной связи
Для питания операционных усилителей в схеме реле применен параметрический
стабилизатор, состоящий из резисторов R26 и R27, стабилитронов VD11 и VDI2,
конденсаторов СИ и С12, обеспечивающих напряжение ±15 В
Ill

Рис 3 24 Схема
Схема питания реле от оперативного переменного тока включает в себя вы¬
прямительный мост VS1, резистор R28 и конденсатор С14
Исполнительный орган реле представляет собой усилительный каскад на тран¬
зисторе ИГ/, в цепь коллектора которого включено выходное быстродействующее
реле KL
Резисторами R24, R25 задается ток, открывающий транзистор VT1 в режиме
срабатывания Для защиты транзистора VT1 и диодов моста VSI от перенапря¬
жения в схеме используются варисторы RVI и RV2
Порог срабатывания порогового элемента задается резисторами R1I—R14
Изменением сопротивления R11 обеспечивается настройка реле на минимальной
уставке Сигнал с выхода порогового элемента в зависимости от его полярности
заряжает или разряжает конденсатор С8
Для ускорения срабатывания и возврата реле предусмотрено ограничение уров¬
ня заряда и разряда конденсатора С8, которое выполнено на резисторах RI8—R23 н
диодах VD6—VD9
При отсутствии входной воздействующей величины и в режиме, когда эта ве¬
личина меньше установившегося порога срабатывания порогового элемента А2,
конденсатор С8 времяизмерительной цепи заряжен до положительного потенциала,
триггер Шмитта находится в несработанном состоянии, транзистор VT1 закрыт
и выходное реле не срабатывает
• При появлении входной воздействующей величины, превышающей порог сраба¬
тывания элемента А2, конденсатор С8 перезаряжается до напряжения, достаточного
для срабатывания триггера Транзистор VT1 открывается и выходное реле KL
срабатывает
Реле напряжения. В защите ЭД от потери питания, в том
числе от понижения иапряжеиия, выполненной с электромеханичес-
112

реле типа РТЗ-51
кими реле, применяются в основном реле минимального напряжения
косвенного действия типа РН-54/160 [49] Реле прямого действия,
совмещающее измерительное реле напряжения и орган выдержки
времени серии РНВ (или РНВЛ), обладает мало подходящими для
этого характеристиками. Оно имеет только одно исполнение с вре¬
менем действия менее 4 с, погрешности по напряжению срабаты¬
вания и возврата достигают 100%, это реле сложно в наладке и
эксплуатации. Поэтому РНВЛ используется только в защите ЭД
неответственных механизмов.
Реле понижения частоты. Основным измерительным реле защиты СД от потери
питания являются полупроводниковые реле понижения частоты типа РЧ-1 [49]
К реле подводится (рис 3 25) линейное напряжение (7ВХ вторичной обмотки транс¬
форматора напряжения Это напряжение поступает на вход разделительного транс¬
форматора Т, понижается и через фильтр Ф, устраняющий влияние высших гар¬
моник, подается на фазосдвигающую схему Каждый из входящих в нее измери¬
тельных частотно-зависимых элементов ИІ и И2 представляет собой последователь¬
ный резонансный контур, состоящий из дросселя и конденсаторов Контур ИІ
настраивается на частоту срабатывания защиты от потери питания ступенчато —
срабатывания контура ИІ на 0,1 Гц Активный делитель А, который состоит из
резисторов R2, R3 нужен для создания опорного напряжения Uon, относительно
которого производится измерение углов сдвига фаз контуров ИІ и И2, зависящих
113

Рис 3 25 Схема реле типа РЧ-І
с дифференцирующим элементом Д и логическим элементом Л «Запрет» они обра
зуют фазочувствительную часть реле Импульс ид проходит на вход расширителя им
пульсов РИ, только если на входе Л отсутствует импульс Иф|, что соответствует
условию fc > fc р (Рис 26) В этом случае на выходе РИ сигнал отсутствует и реле
не срабатывает При /с < /с р, когда на выходе Л отсутствует импульс ид> на
Пусковой
орган П служит
напряжения сети
для исключения ложного срабатывания реле при исчезновении
Реле типа РЧ-І сохраняет свою работоспособность при измене-
Рис 3 26 Диаграммы работы реле
типа РЧ I
114

нии напряжения сети в диапазоне (0,2 1,3) частота срабатывания изменяет
ся при этом на 0,3 Гц
■ Реле направления мощности. Для фиксации прекращения по¬
ступления к электродвигателям активной мощности со стороны ис¬
точника электроснабжения в типовой схеме защиты от потери пи¬
тания (см §4 6) используется реле направления мощности типа
РБМ-171, выполненное на индукционном принципе
где Up и /р - напряжение и ток породимте к реле, k коэс
циональности. ч()МЧ — — а — чгол'максимальной чхвсгвительност
реле типа РБМ 171/1 может быть сстаповлен равным ( — 30+5)'
Если принимать — U ,і( и / р = — / t то с учетом UIU =
получим, чт<> 114)
Таким образом, в нормальном режиме работы сети, когда ЭД получают питание
от источника, вращаюпціи момент реле положителен и контакты реле замкнуты
При потере питания например при отключении выключатеія Q (рис 3 27 6) активная
мощность в контролируемой точке становится равной нулю и реле размыкает свои
контакты Минимальная мощность срабатывании реіе при поминальном токе состав¬
ляет 3 В-А« Мощность потребляемая по цепям тока, не' более 10 В-A, а по
цепям напряжения -40 В-А Реіе прави іыіо определяет направление мощности
Время размыкания контактов при сбросе до нуля тока или при перемене
3.5	ЭЛЕМЕНТЫ ЛОГИЧЕСКОЙ ЧАСТИ ЗАЩИТ
Реле времени. Для создания независимого от значения входного
сигнала ИО замедления действия защит ЭД в серийных устройствах
зашиты применяются электромеханические реле времени серий
РВ 100 и РВ-200 [49], а также полупроводниковое реле типа
ВЛ-34
115

Рис 3 28 Схема реле типа ВЛ-34
Когда количество импульсов, посту¬
пивших на счетчик, достигает величины
усилителей У/—УЗ Усиленный сигнал
ровку При снятии питания вся схема воз¬
вращается в исходное состояние за время,
Промежуточные реле применяются в типовых схемах защит ЭД
для передачи команд из одних цепей в другие и коммутации цепей с
большим потреблением.
Эти реле, имеющие несколько пар контактов, дают возмож¬
ность одновременно изменять состояние группы цепей.
Реле типов РП-23 (на постоянном оперативном токе) и РП-25 (на переменном
оперативном токе) выполнены на магнитной системе клапанного типа [49] Реле
имеет четыре замыкающих и один размыкающий контакт Потребляемая мощность
реле типа РП-23 не более 6 Вт, время срабатывания не превышает 0,06 с Ком¬
мутационная способность контактов при U 220 В и / 2А 100 Вт в цепи по¬
стоянного тока и 500 В-A в цепи переменного тока
Аналогичный принцип действия и назначение имеет промежуточное реле серии
РПУ-2, которое заменяет в последнее время реле типов РП-23 и РП-25 Оно имеет
несколько меньшее потребление — 4 Вт (для реле постоянного тока) и большее быст¬
родействие—0,05 с для постоянного и 0,038 с для переменного оперативного
Промежуточные реле типов РП-251 и РП-252 устанавливают в схемах защит
на постоянном и выпрямленном оперативном токе, где требуется незначительное за
медление при срабатывании (РП-251) или возврате (РП-252) В конструкции реле
размещены медные демпфирующие шайбы, обеспечивающие необходимую задержку
в переключении контактов Изменением количества шайб время замедления может
регулироваться от 0,07 с до 0,11—0,14 с у реле типа РП-251 и от 0,5 с до 1,1 —
1,4 с у реле типа РП-252 При срабатывании реле потребляют мощность 6—8 Вт
В реле имеется пять контактов Аналогом реле типа РП-252 на переменном опе¬
ративном токе является реле типа РП-256
Промежуточное реле типа РП-341 используется в типовых схемах защит ЭД
на переменном оперативном токе, там, где требуется дешунтирование отключающего
электромагнита выключателя Реле имеет два переключающих контакта, один из
которых — усиленной мощности, способный шунтировать и дешунтировать управляе¬
мую цепь ТТ при вторичных токах до 150 А Длительно допустимый ток через кон¬
такты составляет 5 А Время срабатывания реле при двукратном токе уставки не пре
вышает 0,06 с
116

3.6.	СИГНАЛЬНЫЕ ОРГАНЫ ЗАЩИТ ЭД
В качестве сигнального органа защит ЭД, выполненных на
электромеханических реле, в последнее время применяется указа¬
тельное реле типа РУ-1, заменившее реле типа РУ-21. Чаще всего
в защитах ЭД используется последовательное включение токовой
обмотки реле типа РУ-І с контактом измерительного или логичес¬
кого реле каждой защиты, действующего либо непосредственно иа
электромагнит отключения выключателя, либо на общее для всех
защит выходное промежуточное реле. В защитах, действующих
«на сигнал», устанавливаются указательные реле с катушкой на¬
пряжения.
Реле типа РУ-1 имеет электромагнитный привод и ручной возврат В исходное
положение реле устанавливается кнопкой указателя срабатывания При этом окно ин¬
дикации имеет серебристо белый цвет, замыкающие контакты разомкнуты, а размы¬
кающие — замкнуты
При подаче питания на обмотку реле указатель срабатывания, двигаясь до
упора под воздействием возвратной тіружины, изменяет цвет окна индикации на
красный, что является свидетельством срабатывания реле При этом положение
контактов изменяется на противоположное
Время срабатывания реле составляет не более 0,05 с Наибольший ток вклю¬
чения и длительно допустимый ток контактов 4 А Мощность, потребляемая реле при
срабатывании, для реле с токовой обмоткой на постоянном токе 0,25 Вт, а с
обмоткой напряжения 1,75 Вт Реле могут работать в цепи как постоянного, так и
переменного оперативного тока
После снятия питания с обмотки реле указатель срабатывания и контакты
остаются в том же положении до нажатия кнопки указателя срабатывания
3.7.	УСТРОЙСТВА ОПЕРАТИВНОГО ТОКА
Для питания цепей защит ЭД на электростанциях используется постоянный
оперативный ток от аккумуляторной батареи На подстанциях и РП промышленных
предприятий наряду с постоянным оперативным током широко применяется система
выпрямленного оперативного тока (СВТ) На городских тепловых станциях и на
некоторых промышленных подстанциях защита ЭД осуществляется на переменном
оперативном токе Наиболее надежно, как показал опыт эксплуатации, работают ак¬
кумуляторные батареи и СВТ
Постоянны^ оперативный ток. Источником оперативного тока являются обычно
свинцово-кислотные аккумуляторы типа СК, обладающие удовлетворительными техни¬
ко-экономическими показателями и долговечностью Сеть оперативного тока упрощенно
показана на рис 3 29 В нормальном режиме питание шинок управления ±Д/У,
шинок сигнализации ±ШС осуществляется от агрегата ПЗУ, выполняющего также
функции подзарядного устройства для батарей Номинальное напряжение на общих
шинах щита постоянного тока обычно 220 В При КЗ в сети 6—ІО кВ, если
напряжение на входе ПЗУ снизилось, цепи защиты, управления и сигнализации
получают питание от аккумуляторной батареи Повсеместное применение постоянного
оперативного тока с использованием батарей типа СК экономически неоправданно
До недавнего времени на подстанциях и РП промышленных предприятий ус¬
танавливались шкафы питания оперативных цепей защиты и автоматики типа ШУОТ,

мотке трансформатора тока фазы В, установленного в ячейке выключателя ввода
несимметричных КЗ (от блоков БПНС 2) и тех трехфазных КЗ, которые сопро¬
вождаются протеканием через первичную обмотку трансформатора тока, большего,
118

I
К цепям'
защиты ЗД
І^ПТ црі,*
Рис 3 31 Вольт-амперная характеристика
комбинированного блока питания (БПТ
1002 + БПНС 2)
превышал значение
Вторая часть СВТ предназначена для подключения цепей защиты от потери
питания и необходимость в ней обусловлена тем, что напряжение надежной работы
U„ р блока БПНС-2 при симметричном снижении напряжения в питающей сети
составляет UHp =0,5 и, следовательно, в режиме потери питания, когда
напряжение в сети станет меньшим Utu = 0,5(/ноч, первая часть СВТ не сможет
обеспечить оперативным током надлежащего качества соответствующие цепи защиты
ЭД Вторую часть СВТ составляют предварительно заряженные от блока питания
и заряда типа БПЗ-401 конденсаторы типа МГБП, входящие в блок типа БК-400
Блок питания и заряда подключается к общим шинам 380 В собственных нужд
Блоки конденсаторов размещены так, что обеспечивают работу в режиме потери
питания групповой части защиты минимального напряжения (см рис 4 41 и 5 2)
и индивидуальных выходных целей управления выключателем каждого ЭД
119

Наиболее экономичным, но и менее надежным с точки зрения обеспечения
питания защиты ЭД является переменный оперативный ток Исключая схемы защиты
ЭД от многофазных КЗ с реле прямого действия, не требующие по сути дела
никакого устройства оперативного тока, устройства защиты выполняются
с использованием дешунтирования электромагнитов отключения выключателей
(защиты от междуфазных КЗ),
с питанием от шинок 1ШУ, 2ШУ, образованных выходными цепями транс¬
форматоров собственных нужд (защиты от замыкания на корпус, от перегрузки
и асинхронного режима),
с питанием от шинок ШМН, образованных выходными цепями шинных транс¬
форматоров напряжения (защиты минимального напряжения)
Глава четвертая
ВЫПОЛНЕНИЕ РЕЛЕЙНОЙ ЗАЩИТЫ
ЭЛЕКТРОДВИГАТЕЛЕЙ
4.1.	ОБЩИЕ ТЕХНИЧЕСКИЕ ТРЕБОВАНИЯ
Основными задачами релейной защиты ЭД являются:
своевременное выявление электрических повреждений (жела¬
тельно на ранних стадиях их возникновения и развития) в ЭД и
пусковой аппаратуре, а также опасных для них ненормальных
режимов;
формирование и выдача управляющих воздействий на комму¬
тационные аппараты, систему возбуждения, приводные механизмы
и пусковую аппаратуру, которые позволили бы уменьшить объемы
разрушений, отключить линию с поврежденным ЭД от питающей
сети, ие допустить развития опасного ненормального режима,
обеспечить возможно меньший простой и быстрое восстановление
нормальной работы технологических линий и отдельных механиз¬
мов.
Эти задачи конкретизируются в общих технических требованиях
к релейной защите, ее видам и способам конкретного осуществле¬
ния. В этом отношении международных стандартов не существует.
Практические решения по выбору принципов и методов расчета
защит в различных странах не совпадают, так как они исходят из
опыта проектирования и эксплуатации конкретных типов двигателей
в тех или иных специфических условиях работы электроприводов
и электрических сетей. Существенное значение в том, что в настоя¬
щее время в мировой практике отсутствует единый подход к воп¬
росам защит ЭД, имеет место и различная интерпретация разными
зарубежными фирмами статистики и степени опасности поврежде¬
ний и анормальных режимов работы.
В Советском Союзе основные требования к защитам ЭД регла¬
ментированы ПУЭ. В соответствии с требованиями ПУЭ для асинх¬
ронных и синхронных электродвигателей напряжением выше 1 кВ
должны предусматриваться следующие виды защит: от многофаз-
120
ных замыканий в обмотке статора, от однофазных замыканий фазы
обмотки статора на землю (корпус), перегрузки, потери питания,
кратковременного или длительного снижения напряжения, а также
(для синхронных электродвигателей) от асинхронного режима.
Кроме этих защит, в тех случаях, когда по условиям работы
питающей сети не исключается возможность длительной опасной
несимметрии напряжения на зажимах ЭД, целесообразно преду¬
смотреть соответствующую защиту от этого режима. Несмотря
на реальность внтковых замыканий в обмотке статора (см. гл. 2),
в настоящее время в [50] не включены требования по выполнению
защит от такого вида повреждения Это в значительной степени
связано с отсутствием согласованной стратегии в вопросах их про¬
ектирования, разработки и изготовления.
Эффективное функционирование релейной защиты обеспечивает¬
ся селективностью, быстродействием, чувствительностью. Примени¬
тельно к защитам ЭД от многофазных и однофазных на корпус
замыканий в обмотке статора селективность понимают, во-первых,
как свойство обеспечить отключение в кратчайшее время всех
учитываемых замыканий иа защищаемом участке (включающем
обычно, кроме части обмотки статора, пусковые устройства и ли¬
нию, которой ЭД подключен к выключателю), ближайшим к месту
повреждения выключателем, а во-вторых, как свойство не сраба¬
тывать при внешних повреждениях, а также при неопасных рас¬
четных анормальных режимах. Неселективиое отключение ЭД, осо¬
бенно при пуске и самозапуске, не только нарушает технологи¬
ческий процесс, но и может привести к повреждению самого двига¬
теля. Требование быстроты отключения обычно относится только
к защитам от многофазных замыканий. Минимальное время ло¬
кализации повреждения с учетом собственного времени действия за¬
щиты и полного времени отключения выключателя 6—10 кВ состав¬
ляет примерно 0,15—0,18 с. Для защит от однофазных замыканий
на корпус, если это необходимо для обеспечения несрабатывания
при внешних замыканиях на землю, допустимо иметь выдержку
времени 1—2 с
Требования к чувствительности защит ЭД, т. е. способности чет¬
ко срабатывать при всех учитываемых видах замыканий, оговоре¬
ны в [50]. Для защит от многофазных замыканий в обмотке
статора задают наименьший коэффициент чувствительности при
двухфазном металлическом КЗ на выводах ЭД, а для защит от од¬
нофазных замыканий на корпус — наибольшее допустимое значение
первичного тока срабатывания
Особое значение с учетом условий эксплуатации ЭД, мало¬
численности квалифицированного обслуживающего персонала, мас¬
совости защит и необходимости в то же время обеспечить по¬
стоянную готовность к их эффективному функционированию имеет
надежность защиты и ее составляющих Отказ защиты ЭД, как пра¬
вило, приводит к очень тяжелым последствиям, прежде всего для
самого электродвигателя. -Это объясняется тем, что защита смеж¬
ного участка сети — сборных шин, к которым подключена линия
121
к ЭД, обычно либо нечувствительна к коротким замыканиям в дви¬
гателе (особенно при наличии реактора в цепи статора), либо имеет
по условиям селективности с защитами отходящих от сборных шин
лиинй выдержку времени 1—2 с. Задержка в отключении короткого
замыкания ведет к развитию аварии, значительному увеличению
объема разрушения, пожару и поломке механизма, а связанное с
ней понижение напряжения на зажимах других электроприемннков
может полностью нарушить работу технологических агрегатов и
лиинй. Защиты ЭД должны быть просты и удобны в обслуживании,
а их долговечность должна быть не менее срока службы самого
электродвигателя.
4.2.	ЗАЩИТА ОТ ЗАМЫКАНИЯ НА ЗЕМЛЮ (КОРПУС) В ОБМОТКЕ СТАТОРА
В соответствии с [50] защита от однофазных замыканий на
землю в обмотке статора предусматривается для электродвигателей
номинальной мощностью более 2000 кВт при суммарном емкостном
токе в сети, к которой подключен ЭД, большем или равном 5 А.
На ЭД меньшей мощности в целях упрощения считалось доста¬
точным рассматриваемую защиту устанавливать при суммарном ем¬
костном токе сети 10 А и более. Такое решение, бывшее до недав¬
него времени типовым, приводило, как показал опыт эксплуатации,
к тому, что ЭД мощностью до 2000 кВт оказывались практически
незащищенными ни от однофазных, ии от двойных (одно в фазе
обмотки статора, другое — в сети) замыканий на землю. Резуль¬
татом неотключенных своевременно замыканий на землю было зна¬
чительное число повреждений электродвигателей с оплавлением
железа и выгоранием секций статора Характерны случаи, часто
имевшие место иа промышленных предприятиях, когда спустя 3—8
мии после появления сигнала «Земля в сети» эксплуатационный
персонал замечал начавшийся пожар ЭД. После отключения элект¬
родвигателя вручную повторного действия устройств контроля изо¬
ляции не происходило. Внутри ЭД обнаруживалось несколько (трн
и более) сгоревших секций обмотки статора. Подобные случаи во
многом способствовали распространению единого условия уста¬
новки защиты от замыканий на землю на электродвигателях незави¬
симо от их номинальной мощности. В качестве критерия в настоя¬
щее время принимается значение суммарного емкостного тока за¬
мыкания иа землю, равное 5 А.
При 1С^	5 А защита от однофазных замыканий на землю в
обмотке статора необходима, а при /с^ < 5 А не обязательна.
Вместе с тем следует подчеркнуть целесообразность установки дан¬
ной защиты и при меньших токах [21]. Это следует прежде всего
из того, что замыкания на землю в обмотке статора — самый рас¬
пространенный вид повреждения ЭД — даже при токах Іс\ < 5 А
не самоликвидируются и являются опасными с точки зрения их мед¬
ленного перехода в короткие замыкания [52]. Поэтому, чем чувст¬
вительнее защита к однофазным замыканиям в обмотке статора, тем
лучше, тем больше вероятность того, что это повреждение не пе-
122
рейдет в многофазные или витковые КЗ, тем меньше размеры раз¬
рушения, тем меньше нужно времени и затрат на ремонт ЭД.
Оценивать качество защиты коэффициентом чувствительности
kr прн металлическом однофазном замыкании на землю линей¬
ного вывода электродвигателя недостаточно. Конечно, когда реле
защиты подключается к ТТНП в распределительном устройстве и
в зону защиты таким образом входит линия, соединяющая двига¬
тель с распределительным устройством, необходимо, чтобы
		(4 1)
где — минимальный, нормируемый для защиты линии от одно¬
фазных замыканий на землю коэффициент чувствительности [50];
/с — собственный емкостный ток защищаемого присоединения «ли¬
ния плюс двигатель», А; —ток срабатывания защиты, А; —
наименьшее значение суммарного емкостного тока замыкания на
землю, которое должно рассчитываться с учетом реального дли¬
тельного режима работы секции распределительного устройства,
к которой подключен электродвигатель, без присоединений, сущест¬
венно влияющих на общую емкость сети.
Вместе с тем защитоспособность данной защиты этот коэффи¬
циент не определяет. Наиболее полно она характеризуется коли¬
чеством витков фазной обмоткн статора, при замыканиях на корпус
в которых устройством защиты обеспечивается надежное выявление
возникшего повреждения. Наилучшей поэтому была бы защита,
охватывающая все 100% витков фазы. Однако в настоящее время
такой защиты для ЭД, подключенных к сети 6—10 кВ, не су¬
ществует, да и определение количества защищаемых витков затруд¬
нительно ввиду разнообразия конструкций электродвигателей и спо¬
собов их подключения к РУ.
Поэтому для токовых защит от однофазных замыканий, а имен¬
но этот вид защит предусматривается в большинстве случаев, пред¬
ставляется правильным иметь возможно меньший ток срабаты¬
вания, не превышающий с определенным запасом считающийся
опасным ток 5 А. Коэффициент, выражающий этот запас, можно
принять равным 1,2—1,3.
Для электродвигателей механизмов карьеров, рудников, торфо-
предприятий и т. п , где имеется необходимость по условиям безо¬
пасности в незамедлительном отключении замыкания на землю
даже прн очень малых (0,2—0,5 А) токах в месте повреждения,
требуется значительно более высокая чувствительность [25].
Во всех случаях, каково бы ни было значение суммарного
емкостного тока замыкания на землю, для выявления возникшего
однофазного замыкания иа землю в ЭД и в соединении его со
сборными шинами полезно использовать те же устройства сигнали¬
зации замыканий на землю, что и для всей сети, к которой он
подключен.
123

Рис 4 I Принцип фиксации замыкания
фазы статора ЭД на корпус с исполь-
Трансформаторы тока нулевой
последовательности, к которым
подключается защита, обычно с
целью экономии располагаются в
распределительном устройстве.
Если это приводит к недопусти¬
мому загрублению защиты, транс¬
форматоры тока устанавливаются
у линейных выводов ЭД, а для
обеспечения сигнализации илн (при необходимости, обусловленной
требованиями техники безопасности) отключения замыкания на
землю в линии, -соединяющей ЭД с распределительным устройст¬
вом, предусматривается установленный в ячейке выключателя ос¬
новного питания ТТНП, к которому подключаются соответствующие
устройства сигнализации нли защиты.
В соответствии с ПУЭ защита от однофазных замыканий на
землю действует на отключение электродвигателя от сети, а на СД
еще и на гашение поля.
Требование быстродействия не является основным для рассмат¬
риваемой защиты (кроме случаев, связанных с техникой безопас¬
ности). Однако если эта же защита выполняет функции выявления
и ликвидации двойных замыканий на землю,- действие на отключе¬
ние и гашение поля должно осуществляться без выдержки времени.
Защита, реагирующая на искусственно создаваемые высшие
гармоники тока замыкания на землю. На ряде промышленных
предприятий внедрена и действует защита ЭД от замыкания на
землю обмоткн статора, действие которой основано на выявлении
искусственно созданного тока второй гармоники, накладываемого
на ток повреждения.
Принцип фиксации замыкания на землю состоит в том, что
при появлении в сети напряжения 3U0 к нейтрали подключается
устройство, генерирующее ток частотой 100 Гц. Так как один
полюс этого устройства соединен с землей, то цепь циркуляции на¬
ложенного тока замыкается через место соединения фазы обмотки
статора с корпусом (рис. 4.1). Установленная на линии к пов¬
режденному двигателю защита выделяет сигнал частотой 100 Гц
и регистрирует таким образом замыкание на землю. Защита полу¬
чила распространение для ЭД, работающих в сети с заземленной
через дугогасящий реактор нейтралью. Для получения тока 100 Гц
используется дополнительная обмотка реактора L, на которую
включается резистор R с полупроводниковым выпрямителем VD
[26]. Прн замыкании фазы на землю дугогасящий реактор по
отношению к резистору играет роль трансформатора с намагни¬
чивающим током, значительно превышающим его нагрузочный ток.
Возникающий в основной обмотке реактора, а также в повреж-
124

денной фазе статора дополнительный ток содержит составляющую
промышленной частоты и ряд четных гармоник. Используемая для
защиты вторая гармоника тока составляет примерно 39% нало¬
женного тока, или около 2 А.
Несмотря на то что использование наложенного тока для фик¬
сации однофазного замыкания имеет ряд достоинств, таких как не¬
зависимость действия защиты от степени компенсации емкостного
тока в сети, от уровня н стабильности естественных высшнх гар¬
моник в токе нулевой последовательности, а также от значения пе¬
реходного сопротивления в месте повреждения [26], этот принцип
выполнения защиты имеет существенный недостаток, заключа¬
ющийся в необходимости отстройки от помех, создаваемых дугой
в месте замыкания на корпус. Другой отрицательной особенностью
защиты, использующей искусственно создаваемую гармонику тока
100 Гц, является увеличение, хотя и незначительное, тока в мес¬
те замыкания на землю. Защита серийно не выпускается.
Защита, реагирующая на-действующее значение тока нулевой,
последовательности. Защиты ЭД от замыкания на землю в обмотке
статора, выполненные на этом принципе, получили наибольшее
распространение. В качестве измерительных органов используются
-серийные реле максимального тока (см. гл. 3). Для ЭД номиналь¬
ной мощности до 2000 кВт, как правило, применялось реле типа
РТ-40/0,2. Подключенное к серийному трансформатору тока ну¬
левой последовательности типа ТЗЛ нлн ТЗЛМ оно обеспечивало
наибольшую чувствительность защиты /м = 8 4- 8,5 А. Для надеж¬
ного срабатывания защиты линии к ЭД ток, проходящий через
ТТНП, должен быть не менее І\ = А, • 8,5 = 10,6 А при коэффициен¬
те чувствительности k4 = 1,25. Если учесть, что значение І\ всегда
меньше суммарного тока в месте замыкания на землю на значение
собственного емкостного тока /с линии к защищаемому электро¬
двигателю (значение /с можно принять равным 0,3—0,4 А), то ве¬
личина І'сі, при которой обеспечивается отключение однофазных
замыканий в обмотке статора защитой, выполненной с реле типа
РТ-40/0,2, составит около 11 А, что является неудовлетворитель¬
ным.
В настоящее время защиту электродвигателя любой мощности
от однофазных замыканий н<> землю рекомендуется выполнять с
применением реле тока повышенной чувствительности типа РТЗ-51
(см. рнс. 3.24). Прн числе кабелей в линии, соединяющей элект- ■
родвнгатель с распределительным устройством, не превышающем
четырех, реле подключается к серийным ТТНП типа ТЗЛМ При
пяти кабелях в качестве датчика тока используется трансформатор
тока нулевой последовательности с подмагничиванием типа ТНП-7
(см. рнс. 3.16, 5.8)
В компенсированных сетях для повышения чувствительности за¬
щиты, выполненной с ТТНП с подмагничиванием в схеме (см.
рнс. 5.8), имеется орган выдержки времени, действующий с устав¬
кой /ср=1-?2 с. В этом случае для обеспечения мгновенного
125
отключения ЭД при двойном замыкании иа землю (одно — в ста¬
торе ЭД, а другое — в сети) во вторичную обмотку ТТНП вклю¬
чается реле тока, например, типа РТ-40/6 с первичным током
срабатывания примерно 100—150 А. В результате защита полу¬
чается двухступенчатой.
Выпускавшееся ранее реле типа РТЗ-50 обеспечивало совместно
с ТТНП без подмагничивания минимальные токи срабатывания
защиты (/сзтія), указанные в табл 4.1 Уже прн трех ТТНП,
используемых для подключения реле при трехкабельной линии к
ЭД, = 4,2А Поэтому прн количестве кабелей в линии четыре
н более следовало применять ТТНП с подмагничиванием типа
ТНП-4 нли ТНП-7.
Токовые направленные защиты. Эти защиты нашли основное
применение в сетях с изолированной нейтралью при малых токах
замыкания на землю. Их принцип действия основан на том, что
по отношению к вектору напряжения 3Uo на разомкнутом треу¬
гольнике дополнительной обмоткн трансформатора напряжения
вектор тока поврежденного присоединения отстает на 90°, а
векторы токов неповрежденных присоединений опережают указан¬
ный вектор напряжения. Это обстоятельство позволяет четко
фиксировать наличие, повреждения в ЭД, а также в линии к нему,
если ТТНП установлен в РУ. Существенным преимуществом
направленной защиты [25] является определение поврежденного
присоединения по фазе тока нулевой последовательности при
любом виде замыкания на корпус — металлическом или через дугу,
независимо от значения собственного емкостного тока защищаемого
присоединения. При хорошей помехоустойчивости защиту целесо-
Таблица4 I
Тип ТТНП
Тип реле
зашиты
Уставка
вания
>еле, мА
Минимальное значение п
рвичного тока срабатывания, А
ТТНП
два ТТНП
включенные
три ТТНП.
включенные
іетыре ТТНП.
включенные
"вл™
парал-
тЛг°ию
дельно
тел ьно
делено
ТЗЛМ
РТ 40/0.2
100
8,6
11,6
12.5
13,0


РТЗ-50
30
3.9
5.2
4,2




ТЗРЛ
РТЗ-51
20
0,69
1,25
0,97
1.95
1,19
2.48
1.43
РТ-40/0,2
100
20
25
34


—
РТЗ-50
30
—


РТЗ 51
20
0,81
1,34
1,0
1.95
1.2
2,56
1,52
тзл
РТ-40/0.2
100
7,0
9.0
н.о


—
РТЗ-50
30
3.5
4,0
6,0






РТЗ-51
20
0.68
1,25
0,97
1,76
1,19
2.48
1,43
ТЗЛМ-І
РТЗ 51
20
0.60
1,08
0,69
1,6
0.8
2,16
0,96
126

образно, как уже указывалось, иметь с высокой чувствительностью
по току, чтобы охватить возможно большее число витков фазной
обмотки статора. В настоящее время серийно выпускается направ¬
ленная токовая защита от однофазных замыканий типа ЗЗП-1 [25,
49[. На ряде промышленных предприятий с 1967 г. успешно
эксплуатируются реле направленного действия типа РЗН и транс¬
форматор тока типа ТНП-1М, разработанные в Институте электро¬
динамики АН УССР
4.3.	ЗАЩИТА ОТ МНОГОФАЗНЫХ ЗАМЫКАНИЙ В ОБМОТКЕ СТАТОРА
Общие положения. Защита от многофазных КЗ выполняется
реагирующей на значение тока, протекающего к месту повреждения
со стороны питающей сети, и действует без выдержки времени на
отключение ЭД от сети, а у СД еще и на гашение поля.
Прн замыканнн между фазами обмотки статора ток КЗ течет
по крайней мере в двух фазах линии, соединяющей ЭД с его.
выключателем. Поэтому для получения информации о коротком
замыканнн достаточно использовать трансформаторы тока фаз А и
С, установленные в комплектном распределительном устройстве,
в ячейке выключателя ЭД, а при наличии пускового реактора —
и в ячейке выключателя реактора. При этом в зону защиты входят,
помимо самого ЭД, его соединение с выключателем н пусковой
реактор.
Двухфазное исполнение защиты исключает возможность отклю¬
чения ею двойного замыкания на землю, когда одна точка замыка¬
ния находится в фазе В обмоткн статора, а другая — в фазе А
или С участка сети, электрически связанной с поврежденным
электродвигателем. Если не принять никаких дополнительных мер,
протекание значительного тока через оба места замыкания будет
длиться до тех пор, пока участок сети не отключится действием
своей защиты от многофазных КЗ От технического совершенства
этой защиты, ее чувствительности и быстродействия целиком
зависит, ликвидируется ли и как скоро этот опасный для ЭД режим.
Обычно основные защиты смежных элементов сети, кроме электро¬
двигателей и силовых трансформаторов, действуют прн многофаз¬
ных КЗ с выдержкой времени 0,5—2 с, а их ток срабатывания
иногда может превышать возможные значения тока двойного
замыкания на землю. В таких условиях повреждение ЭД будет
существенным. Избежать этого можно, если выполнить защиту ЭД
от многофазных КЗ трехфазной, установив с этой целью ТТ в фазе
В, нли если возложить задачу отключения замыкания в обмотке
статора на защиту ЭД от замыкания на корпус, а в тех случаях,
когда она имеет выдержку времени нли отсутствует, на токовую
защиту нулевой последовательности от двойных замыканий на
землю.
Второй способ является более предпочтительным. Ои обеспе¬
чивает большую чувствительность к двойным замыканиям иа
землю, особенно если смежные линии оборудованы групповыми
127

Рис '4.2 Принцип осу¬
ществления двухфазной
дифференциальной за¬
щиты ЭД
или индивидуальными токоограничивающими реакторами. Кроме
того, экономятся трансформаторы тока.
За рубежом трехфазное исполнение защиты от многофазных
замыканий применяется в тех случаях, когда ЭД работает в сети
с заземленной через резистор нейтралью.
Для защиты от многофазных КЗ в обмотке статора применяют
максимальную токовую и дифференциальную защиты. Максималь¬
ную токовую защиту электродвигателей в отечественной практике
называют токовой отсечкой, имея в виду, что ее ток срабатывания
в ряде случаев выбирается не по максимальному рабочему току
защищаемого элемента, а по току в месте установки защиты при
КЗ в заранее выбранной точке сети. Следует, однако, отметить,
что для многих электродвигателей определяющим условием для
выбора тока срабатывания является режим пуска, т. е. один из
естественных рабочих режимов. Поэтому термин «максималь¬
ная токовая защита» здесь подходит не меньше, чем «токовая от¬
сечка».
Правила устройства электроустановок регламентируют выбор
того нли иного способа выполнения защиты от многофазных
замыканий в зависимости от номинальной мощности ЭД. Прн
номинальной мощности менее 5000 кВт рекомендуется применять
токовую отсечку, а для электродвигателей большей мощности
устанавливать дифференциальную защиту, обычно в двухфазном
исполнении Дифференциальная защита предусматривается и на
ЭД мощностью до 5000 кВт, если токовая отсечка не удовлетворяет
требованиям чувствительности. Целесообразно применение диф¬
ференциальной защиты для ЭД номинальной мощностью 3500 и
4000 кВт.
В дифференциальной защите выполняется пофазное сравнение
комплексных значений (или их фаз) токов со стороны питания ЭД
и со стороны его нулевых выводов (рис. 4.2). Поэтому для
128

осуществления дифференциальной защиты необходимо, чтобы
каждая фаза обмотки статора имела по два вывода — начало
и конец, причем концы обмоток фаз были бы выведены каждый
на свой, а не на один общий зажим в коробке выводов.
В зарубежной практике границы применения токовой отсечкн
или дифференциальной защиты связаны не столько с номинальной
мощностью ЭД, сколько с его ответственностью, стоимостью и
получающейся чувствительностью отсечки. Так, например, в США
максимальная токовая защита (токовая отсечка) устанавливается
в тех случаях, когда отношение номинальных мощностей ЭД и
силового трансформатора (с напряжением короткого замыкания
ик = 8%), питающего распределительное устройство, к которому
подключен электродвигатель, не превышает 0,5.
Токовая отсечка. Подключение реле токовой отсечки к ТТ,
установленным в ячейке комплектного распределительного устрой¬
ства типа КРУ или КСО, показано на рис. 5.1—5.6.
Измерительное реле тока может быть включено на разность,
вторичных токов ТТ фаз А и С (одиорелейиая отсечка).
Схема (см. рис. 5.1) до недавнего времени рекомендовалась для
всех ЭД, номинальная мощность которых не превосходила
2000 кВт. Применение одного реле для защиты от многофазных
замыканий наиболее массовых ЭД было в основном продиктовано
соображениями экономии. Однако низкая защнтоспособность этого
исполнения защиты в сочетании с отсутствием требований по
осуществлению защиты от двойных (одно — в обмотке статора,
другое — в сети) замыканий на землю [50] привела к относительно
большому числу тяжелых аварий с этими электродвигателями,
сопровождающимися серьезными нарушениями работы технологи¬
ческих механизмов, и, как следствие, к увеличению объема и
стоимости ремонтио-восстановительных работ. Поэтому в настоящее
время все большее распространение получает двухрелейная схема
токовой отсечки с включением измерительных реле на фазные
вторичные токн ТТ фаз А н С (см. рис. 5 2—5.6). В пружинных
приводах переменного тока, например, типа ППВ устанавливается
не менее двух максимальных расцепителей тока мгновенного дей¬
ствия. В таких случаях применение двухрелейной отсечки всегда
оправдано.
На ЭД с реакторным пуском токовую отсечку выполняют
состоящей из двух комплектов. Один подключается к трансформа¬
торам тока ячейки выключателя основного питания, а другой —
к трансформаторам тока ячейки выключателя пускового реактора
(рис. 4.3,а). Второй комплект действует на отключение обоих
выключателей и иа гашение поля, если защита установлена на
синхронном электродвигателе. Тем самым обеспечивается отключе¬
ние коротких замыканий на участке между трансформаторами тока
и выключателем пускового реактора, когда выключатель основного
питания включен. Схема включения только одного комплекта
токовой отсечки на соединенные параллельно ТТ одноименных фаз
ячеек основного питания н пускового реактора (рис. 4.3,6), приме¬
9 28И
129

нявшаяся до последнего времени, не позволяла селективно отклю¬
чить КЗ в этой точке.
В серийных схемах защиты на постоянном и выпрямленном
токе в качестве измерительных реле используются электромагнит¬
ные реле серии РТ-40 или бесконтактные реле тока в комплекте
ЯРЭ2201. Электромагнитный элемент индукционных реле серии
РТ-80 из-за отмечавшихся в гл. 3 недостатков в качестве реле
отсечки обычно не применяется.
Замыкающие контакты реле тока подключаются к выходному
промежуточному реле, в отечественных схемах защиты — общему
для защит от многофазных и однофазных замыканий в обмотке
статора. В некоторых случаях для лучшей отстройки от бросков
тока прн внешних КЗ и прн пуске это реле выполняется с неболь¬
шим замедлением так, чтобы время его срабатывания было порядка
0,1 с. Незначительная потеря в быстродействии защиты компен¬
сируется увеличением чувствительности. Наиболее существенное
улучшение защитоспособностн прн этом имеет место для АД с
фазным ротором, имеющих относительно небольшой пусковой ток.
Введение задержки делает возможным не отстраивать защиту от
тока, проходящего в месте' установки защиты при внешнем КЗ,
н выбрать ток срабатывания отсечки в пределах (1—4) /ном.
Вместе с тем необходимо иметь в виду, что задержка в отключении
поврежденного ЭД может неблагоприятно сказаться на резуль¬
тирующей устойчивости других электродвигателей, подключенных
к тем же сборным шинам.
Опыт эксплуатации токовых отсечек на электродвигателях
металлургических предприятий показывает, что этот вид защиты,
как правило, удовлетворительно решает задачу локализации ава¬
рии, но в силу относительно низкой защитоспособности не может
предотвратить существенные повреждения обмотки статора.
Значительное время с момента возникновения КЗ до достиже¬
ния аварией таких размеров, которые соответствуют току сраба¬
тывания отсечки, часто влечет за собой длительное снижение
напряжения на сборных шинах, к которым подключен ЭД, что
вызывает отключение н электродвигателей напряжением ниже 1 кВ,
н других неповрежденных электродвигателей напряжением выше
1 кВ. В тех случаях, когда максимальная токовая защита питаю¬
щих элементов (линии или силового трансформатора) не согласова¬
на по чувствительности с отсечкой поврежденного ЭД, может*
произойти их отключение, ведущее к потере электроснабжения всех
присоединенных к ним электроприемннков.
Дифференциальная защита. Для осуществления большинства
дифференциальных защит ЭД используются два комплекта ТТ с
одинаковыми коэффициентами трансформации, установленные со
стороны питания, в шкафах соответствующих выключателей КРУ,
и со стороны нулевых выводов обмотки статора. Исключение
составляет так -называемая «самобалансирующаяся» защита (см.
ниже).
Вторичные обмоткн ТТ одноименных фаз соединяют жилами
ВО
общего для всех фаз контрольного кабеля, образуя тем самым
дифференциальную схему, в которую включается реле. Сопротивле¬
ние соединительных проводов от ТТ до точки соединения в диф¬
ференциальную схему со стороны питания очень мало в силу того,
что и ТТ, и указанная точка расположены в одном н том же шкафу
КРУ и расстояние между ними ие превышает 2—5 м. Длина кабеля
от ТТ, установленных со стороны нулевых выводоа обмотки статора,
существенно, на один-два порядка, больше. Сопротивление жнл
кабеля выбирается в соответствии с [50] так, чтобы в эксплуа¬
тационных переходных режимах при наибольших значениях перио¬
дической составляющей тока пуска, самозапуска нли внешнего КЗ
расчетная полная погрешность ТТ не превосходила 10%. В боль¬
шинстве случаев она оказывается значительно меньше этого
значения.
Вторичные токи ТТ в эксплуатационных переходных режимах
пуска и самозапуска ЭД не совпадают. Это обусловливает появле¬
ние в дифференциальной цепи (в реле защиты) тока небаланса
2.Н6 =221 +.^22.
связанного с различием процессов трансформации токов в ТТ плеч.
Расчет тока небаланса дифференциальной защиты по тради¬
ционной формуле*.
Аіб ” ^а^однеАіах’	(4-2)
где /?а = 1 — коэффициент, учитывающий влияние апериодической
составляющей в переходном режиме; Ьодн = 1 — коэффициент
однотипности ТТ; е = 0,1—расчетная полная погрешность ТТ;
Гтах — начальное значение периодической составляющей тока
пуска, самозапуска илн внешнего КЗ, дает значение токов неба¬
ланса, не превышающих (0,7—0,8) /ном. Вместе с тем опыт
эксплуатации дифференциальных защит мощных ЭД показал, что
иа самом деле значение /нб в ряде случаев может оказаться
существенно выше. Этим объясняются срабатывания прн пускдх
и самозапусках дифференциальных защит [54, 55], имевших
уставку по первичному току, отстроенную с k0TC = 1,3 от тока
небаланса, вычисленного по (4.2).
Причинами появления повышенных токов небаланса в схемах
дифференциальных защит в общем случае являются существенное
неравенство нагрузок на ТТ плеч из-за значительной разницы в
длинах соединительных проводов от ТТ до места соединении их
в дифференциальную схему и насыщение ТТ загруженного плеча
защиты, имеющейся в первичном токе пуска, самозапуска илн
внешнего КЗ апериодической составляющей.
Апериодическая составляющая первичного тока переходного
режима почти полностью замыкается через ветвь намагничивания,
ухудшая трансформацию периодической составляющей, из-за чего
намагничивающий ток ТТ еще больше возрастает. Поэтому наи¬
большее значение ток небаланса имеет место в том случае, когда
апериодическая слагающая максимальна. Наличие остаточной
131

132

индукции в ТТ обусловливает дополнительное увеличение тока
небаланса при совпадении ее по знаку с индукцией, вызванной
апериодической составляющей.
Известно, что в начальный момент пуска двигателя в токе
статора помимо вынужденной периодической содержится одна или
несколько свободных апериодических составляющих. Основное
значение среди последних имеет составляющая с начальным зна¬
чением, равным начальному периодическому току и постоянной
времени Тл = 30 4- 50 мс (для мощных электродвигателей, снаб¬
женных дифференциальной защитой). Во время электромехани¬
ческого процесса разгона ЭД в токе статора возникает периоди¬
ческая составляющая, наведенная апериодическим током ротора.
Этот медленно меняющийся ток насыщает ТТ после затухания
основной апериодической составляющей тока статора и вызывает
периодическое появление в процессе пуска ЭД всплесков тока
небаланса [12]. Однако, как показано в гл. 1, амплитуда указанной
составляющей относительно невелика и вызванные ею насыщение
ТТ и токи небаланса дифференциальной защиты получаются ниже
предельно возможных значений в начальный период пуска, само-
запусКа или внешнего КЗ. Это иллюстрируется осциллограммами
пуска электродвигателя питательного насоса блока мощностью
300 МВт тепловой электростанции, приведенными на рис. 4.4.
Трансформаторы тока дифференциальной защиты при этом имели
схемы соединения неполная звезда — неполная звезда и звезда —
звезда. Ток небаланса защиты на первых двух осциллограммах
практически не содержит апериодической составляющей, что
обусловливает необходимость увеличения уставки реле РНТ.
Относительное значение тока небаланса на третьем периоде процес¬
са пуска составляет примерно 1,1 номинального тока двигателя,
т. е. реле РНТ должно иметь уставку выше номинального значения
тока двигателя. На основании осциллографирования процесса
пуска и самозапуска при различных перерывах питания, анализа
осциллограмм, снятых Донтехэнерго, расчетов и моделирования
установлено, что для оценки возникающего в переходных режимах
тока небаланса допустимо считать, что:
а)	ток статора ЭД является суммой периодической н апериоди¬
ческой составляющих. Начальное значение апериодической состав¬
ляющей равно амплитуде периодической составляющей -ffimax,
а постоянная времени Та = 0,05 с. Действующее значение периоди¬
ческой составляющей равно Гтах\
б)	действующее значение Гтах неизменно в течение первых 2—3
периодов переходного процесса.
Получаемые при этих допущениях токи небаланса являются
предельно возможными; они оказываются больше, чем указанные
в [12, 56] (обусловленные периодической составляющей тока
статора, наведенной апериодическим током ротора). Особенно
значительными могут оказаться токи небаланса при самозапуске,
в начальный его период. Это объясняется наличием остаточной
ЭДС двигателя, которая в общем случае несинхронна с напряже-

V
Ц2
0,1
О 50 100 150 200 250 300 350
Вбитой)
Рис 4 5 Обобщенные кривые макси¬
мально возможных токов небаланса
дифференциальных зашит ЭД
нием сети. Вследствие этого при
восстаиовлеиии напряжения на
двигателе токи самозапуска могут
превышать пусковой ток в 1,2— 1,5
раза. Опыт -эксплуатации защит
двигателей иа одной из ГРЭС по¬
казал, что неправильные действия
имели место только при самоза¬
пуске (АВР секций собственных
нужд). При пуске токи небаланса
оказывались меньше и защита
работала правильно. Эти сообра¬
жения и явились основой для
обоснования правомерности при¬
нятых допущений.
Насыщение некоторых типов трансформаторов тока со стороны
нулевых выводов обмотки статора может происходить и из-за
неправильного монтажа ТТ При близком расположении ТТ к пере¬
мычке между концами фазовых обмоток статора возможно местное
насыщение магиитопроводов ТТ токами перемычки. Одиако при
расстоянии между перемычкой и ТТ более 1 м эти процессы можно
ие учитывать.
Существенной особенностью тока небаланса дифференциальных
защит ЭД является их преимущественно периодический характер.
Трансформатор тока со стороны питания ЭД практически закорочен
(он установлен в КРУ рядом с реле) и частично поглощает
апериодическую слагающую первичного тока, а ТТ со стороны
нулевых выводов обмотки статора работает иа относительно боль¬
шое сопротивление и его полная погрешность при синусоидальном
токе е « 10%. В результате апериодическая составляющая в токе
небаланса либо отсутствует, либо ее относительное содержание
весьма мало.
• Путем моделирования на аналоговых вычислительных машинах
и экспериментальной проверки иа физических моделях в Новочер¬
касском политехническом институте были получены обобщенные
кривые максимально возможных токов небаланса, не содержащих
апериодических составляющих [57]. Они представляют собой
зависимости относительного действующего значения периодического
тока небаланса /нб. = /нб/І'тах от произведения удельного первичного
тока /|уд на удельное сопротивление вторичной цепи ТТ менее
нагруженного плеча защиты Z2ya, если полная погрешность ТТ
другого плеча при синусоидальном токе І'тах составляет е = 10%
(рис. 4.5). Удельные значения /|уд н Z2ya представляют собой
соответственно ток и сопротивление, отнесенные к одному витку
tt»i(tt»2) обмотки, единице площади q сечения магиитопровода и
единице длины I силовой линии ТТ:
= IxWx/l\ Zm = Z^l/{wlq).
134

Таким образом,
,	7		і
Луд^гуд	TTZ2TT •	(4.31
l wlq Kl	*
Для холоднокатаных сталей при е=10% произведение /,уд22уд =
= 380 В/(м2-виток). Номера кривых на рис. 4.5 означают различ¬
ные схемы соедииеиия ТТ: 1 — неполная звезда — треугольник;
2 — звезда —треугольник; 3 — неполная звезда — неполная звез¬
да; 4 — звезда — звезда.
Практическое определение значения- произведения
упрощается в связи с ограниченным типажом трансформаторов
тока, устанавливаемых в КРУ, и постоянным значением сечения
медных проводов, используемых для монтажа: дп = 2,5 мм2. Рассто¬
яние от ТТ до реле обычно ие превышает 5 м. Так, например,
в КРУ серии К-ХХѴІ Московского завода «Электрощит» для
шкафов ЭД устанавливается ТТ типа ТВЛМ-10, а длина соеди¬
нительных проводов ие превышает 2,5—3 м. В КРУ серии К-104
этого же завода применены ТТ типа ТОЛ-10 при длине провода
от ТТ до реле 1,5 м. Указанные длины и сечение проводов обус¬
ловливают малое их сопротивление, в результатеЛчего Z2 опреде¬
ляется по существу только сопротивлением вторичной обмотки ТТ
и переходным сопротивлением /?пер, принимаемым равным 0,1 Ом:
= л/(^2 + ^пер)2 + х2 ,	(4.4)
где /?2 и Х2 — активное и индуктивное сопротивления вторичной
обмотки ТТ. Данные по этим сопротивлениям для некоторых ти-
Рис 4 6 Влияние на ток небаланса дифференциальной защиты постоянной вре¬
мени затухания апериодической составляющей-
135

чительно повышает действующее значение периодического тока
небаланса, что идет в запас при определении тока срабатывания
дифференциальных защит.
Обобщенные кривые, приведенные на рис. 4.5, построены для
определенной постоянной времени апериодической составляющей
первичного тока Га = 0,05 с. Одиако значение Та зависит от мощ¬
ности двигателя и его типа, а также от отношения х/г питающей
сети и ее мощности. При этом значение Та контура пускового
тока, тока самозапуска или внешнего КЗ может изменяться в
пределах 0,1—0,03. Исследования показали, что в среднем зависи¬
мости тока небаланса от Та имеют вид, показанный иа рис. 4.6.
Зависимости /Нб*(Дуд^2уд) Для наиболее часто встречающегося
варианта соединения ТТ неполная звезда — неполная звезда при¬
ведены на рис. 4.7.
При необходимости значения /нб* можно более точно опреде¬
лить по кривым рис 4 8 Аргументом кривых является величина
где (/|УД2гуд)нул соответствует реальной загрузке ТТ, а (/lyaZ2yu)s —
загрузке ТТ в условиях насыщения.
Известно, что ток небаланса уменьшается с ростом сопротив-
136

ления дифференциальной цепи, причем с погрешностью до 10—
15% справедливо выражение'
(4.5)
где /нбтвх— значение тока небаланса, определенное по рис. 4.5,
4.7; 22н>д — сопротивление более загруженного плеча защиты;
/?2Hyj1, x2H>J1 — соответственно активное и индуктивное сопротивления
загруженного плеча защиты, включая сопротивления контрольного
кабеля, сопротивление тормозной обмотки реле, переходное сопро¬
тивление контактов и сопротивления вторичной обмотки ТТ;
Яд, хд — активное и индуктивное сопротивления дифференциальной
цепи.
Пример. Вычислить действующее значение периодической составляющей тока
небаланса дифференциальной защиты электродвигателя типа АТД 8000 при пуске
от шин подстанции бесконечной мощности Исходные данные номинальный ток
нулевых выводов обмотки статора при синусоидальном токе, равном действующему
<3апорожтрансформатор> Длина медных соединительных проводов не превышает
4 м; сечение ^п=2,5 мм2 Постоянная времени затухания апериодической состав¬
ляющей пускового тока Га=0,05 с
Сопротивление проводов от ТТ до реле в КРУ
Япр=р—=0,0176- — =0.028 Ом
<?п	2.5
Сопротивление вторичной цепи ТТ с учетом /?пр
Z, = Ѵ(О„р + 7?, + 7?пер)! + X? =л/(ѴЗ • 0,028 + 0,27 + 0.1)' + 0 = 0.419 Ом
Сопротивление вторичной цепи ТТ без учета /?пр
/2 = 0,27 + 0,1=0,37 Ом,
:	‘ 0.419	!	— = 63 В/<м2- виток),
200	200-8.І-10-4
Относительное значение периодической составляющей тока небаланса, соот-
Ток небаланса, протекающий при пуске АД в реле защиты, при неучете /?пр
/нб=/нб+^- = 0,32Ц^=7,84 А
137

При обрывах соединительных проводов плеч в дифференциаль¬
ной цепи защиты появляется ток, равный вторичному току ТТ
неповрежденного плеча. Если значение этого тока оказывается
большим тока срабатывания реле, защита отключает ЭД. Для
крупных ответственных ЭД ток срабатывания защиты стараются
иметь меиьшим номинального и поэтому ложное срабатывание
защиты при обрыве проводов здесь неизбежно. Однако практика
эксплуатации показала, что повреждения проводов практически
не встречаются и, следовательно, нет необходимости в усложнении
схем защиты с тем, чтобы Тіредотвратить ложное срабатывание.
Защита предусматривается в двухфазном двухрелейном испол¬
нении (рис. 5.7, 5.8), а в некоторых случаях [5] с целью обеспе¬
чения действия при междуфазных КЗ и при двойных замыканиях
на землю — тремя реле, установленными в трех фазах. Защитное
заземление цепей тока защиты выполняется не у каждой группы
ТТ, а в одном месте у ТТ, расположенных в КРУ- Этим исклю¬
чается появление в реле дополнительных токов небаланса, обуслов¬
ленных разными потенциалами двух мест заземления прн КЗ
на землю в пределах распределительного усройства, и ЭДС, на¬
водимых в петле вспомогательные провода — заземляющий кон-
тур [51].
Дифференциальная защита синхронных электродвигателей,
имеющих динамическое торможение, выполняется по схеме
рис. 5.8. Ограничение зоны действия защиты трансформаторами
тока ТА5 позволяет не отстраивать ее от тока, протекающего
по фазным обмоткам статора, в режиме динамического торможе¬
ния и тем самым сохранить защитоспособиость такой же, как
и для ЭД, для которых этот режим ие предусмотрен.
На ЭД с реакторным пуском для отключения короткого за¬
мыкания в зоне между отключенным выключателем и ТТ цепи
пускового реактора предусматривается твухфазиая двухрелейиая
отсечка (см. рис. 5.7), измерительные реле которой подключаются
к трансформаторам тока ячейки выключателя пускового реактора.
С целью повышения чувствительности этой защиты она выводится
из действия на время пуска.
Все разнообразие дифференциальных защит электродвигателей
разбивается иа три-группы:
1)	дифференциальные токовые защиты;
2)	дифференциальные токовые защиты с торможением;
3)	дифференциально-фазные защиты.
Кроме того, существуют комбинированные защиты, например
сочетающие принципы первой и третьей групп или принципы всех
трех групп.
Дифференциальные токовые защиты. К защитам этой группы
относятся типовые устройства с реле типа РНТ-565, эксплуатиру¬
ющиеся на большом числе электростанций и промышленных пред¬
приятий [76].
Установка в дифференциальной цепи реле типа РНТ-565 (см.
рис. 4.11,а) с повышенной отстройкой от апериодической состав-
138

Рис 4 9 Упрощенная схема фазы за¬
щиты с реле типа RADHA
ляющей тока несколько улучшает
чувствительность защиты по срав¬
нению с применявшейся ранее
дифференциальной отсечкой с
обычным электромагнитным реле
РТ-40 за счет загрубления от не¬
большой апериодической слагаю¬
щей, имеющейся в токе небаланса
в первый момент пуска, самозапус¬
ка или внешнего КЗ. Необходи¬
мость обеспечить несрабатывание
защиты при значительных перио¬
дических токах небаланса вынуж¬
дает загрублять защиту до устав¬
ки /с,з = (1,8 4- 3) /ном, что не обеспечивает достаточной чувствитель¬
ности к токам внутренних повреждений при КЗ через большое
переходное сопротивление. Это обстоятельство явилось причиной
разработок целого ряда устройств дифференциальной защиты с
повышенной чувствительностью, которые велись в основном с целью
уменьшения влияния погрешностей ТТ на работу защиты, К иим
относятся: дифференциальная защита со стабилизирующим сопро¬
тивлением в дифференциальной цепі£ (сюда относятся реле фирмы
ASEA), коммутируемое дифференциальное реле, модернизированное
реле типа РНТ, реагирующее иа форму подводимого тока. Имеются
также разработки с добавочными дросселями в дифференциальной
цепи.
Влияние добавочного сопротивления в дифференциальной
цепи на ток небаланса приближенно описывается выражением,
аналогичным (4.5):
/но^/нотах
н majc|z2 + zao6|’
где Ін9тах — ток небаланса при отсутствии добавочного сопротив¬
ления в дифференциальной цепи; Z?, Zao6— соответственно сопро¬
тивление вторичной цепи ТТ более загруженного плеча защиты
и добавочное сопротивление в дифференциальной цепи.
Опыт эксплуатации электромеханических токовых реле с доба¬
вочными резисторами /?доб в СССР оказался неудовлетворитель¬
ным [14] из-за невысокой термической стойкости резисторов и
возможной вибрации реле при КЗ в зоне действия и насыщении ТТ.
Следует заметить, однако, что при этом значение /?аоб оказыва¬
лось сравнимым с сопротивлением более загруженного плеча.
За рубежом, например в Швеции, в дифференциальную цепь
также включают добавочный резистор Однако /?лоб^>22, где
Z2 — сопротивление более загруженного плеча. При этом ток
в дифференциальной цепи незначителен и вместо реле тока в
указанную цепь включают реле напряжения. На рис. 4.9 приве¬
дена упрощенная схема дифференциальной защиты одной фазы
статора с реле типа RADHA, входящим в типовой набор устройств
139

защиты и управления ЭД напряжением выше 1 кВ, который по¬
ставляется шведской фирмой ASEA. Благодаря конденсатору С
реле удовлетворительно отстроено от апериодической составля¬
ющей. При внешних КЗ и пуске ЭД максимальное напряжение
иа дифференциальной цепи определяется сопротивлением более
загруженного плеча и составляет
Уцвтах =(х^тах^2,
где а — коэффициент, учитывающий действие апериодической сос¬
тавляющей; 1"ах — максимальное действующее значение периоди¬
ческой составляющей расчетного тока внешнего КЗ (пуска, само¬
запуска.
Как показывают расчеты, значение напряжения небаланса
составляет примерно 50—80 В, что сравнимо с напряжением
U2s, при котором ТТ насыщается. Известно, что дифференциаль¬
ная защита обеспечивает требуемое быстродействие, если напря¬
жение срабатывания реле
i/CiP<0,5i/2s.
Указанное условие в реальных условиях ие всегда выполня¬
ется. Поэтому зарубежные фирмы, применяющие защиты по типу
RADHA, считают необходимым для обеспечения надежной работы
дифференциальных защит подбирать ТТ плеч так, чтобы их вольт-
амперные характеристики были идентичны, а отношение витков
обмоток абсолютно одинаково. При малых номинальных токах
рекомендуется использовать ТТ с номинальным вторичным током
1 А. Электродвижущая сила насыщения иа вторичных обмотках
должна быть по крайней мере вдвое больше рабочего напряжения.
При внутреннем многофазном КЗ изменяются значения и фазы
Uі и Uг и в реле протекает ток
—Р Zl + /?
Ко входным зажимам реле RADHA подключено нелинейное
сопротивление R7, уменьшающееся при повышении напряжения
иа реле и тем самым ограничивающее это напряжение до уровня,
безопасного для ТТ и изоляции вторичных цепей Характеристика
/?г специально подбирается иа заводе-изготовителе
Имеются также предложения по повышению чувствительности
дифференциальных токовых защит с помощью использования реле,
реагирующих иа форму подводимого тока.
Исследования показывают, что благодаря использованию ор¬
ганов, реагирующих иа форму подведенного тока, чувствительность
дифференциальной защиты повышается примерно в 3,5 раза. Так
как относительный ток небаланса для типовых схем защиты и
большинства ЭД (по кривым рис 4.5, 4.7, 4.8) /„б* =0,3, то ток
небаланса при пуске ЭД составляет
= U4 =U*nU = 0,3(5-7)/ном = (1,5 4-2,1 )/(И1Ч .
140

Рис 4.10 Схема трехфазной «самобаланси
рующейся» защиты
Рис 4 11 Схема одной фазы дифференци¬
альной токовой защиты:
а — с реле типа РНТ 565, б — с реле типа ДЗТ 11
С учетом загрублеиия реле к току небаланса минимальный
ток срабатывания защиты составляет
/ез = /нб/3,5=(0,43-?0,6)/Н1>м-
Зарубежные фирмы, в частности Швеции и США, применяют
для защиты ЭД от многофазных замыканий в обмотке статора
«самобалансирующуюся» дифференциальную защиту (рис. 4.10).
Реле защиты включается на трансформатор тока, сходный по
конструкции с трансформатором тока нулевой последователь¬
ности, через окно которого проходят во встречных направлениях
токопроводы: кабели или шины, подсоединенные к началу и концу
фазной обмотки статора. Таким образом, если в продольной диф¬
ференциальной токовой защите ток в реле равен геометрической
сумме вторичных токов двух трансформаторов тока, то в рассмат¬
риваемой защите в реле протекает вторичный ток одного трансфор¬
матора тока, пропорциональный геометрической сумме первичных
токов фазы. Благодаря этому ток небаланса, так же как и для
ТТНП, весьма мал. Отпадают также проблемы, связанные с не¬
обходимостью учета разного насыщения трансформаторов тока
в плечах защиты и отстройки от апериодических составляющих
при внешних КЗ и пусках ЭД. Фирма ASEA (Швеция) исполь¬
зует в качестве измерительных обычные реле максимального
тока —те же, которые применяются для токовой отсечки иа элек¬
тродвигателях меньшей мощности. При этом удается получить
защитоспособиость, характеризующуюся значением /с 3 =
= (0,05^0,2)/НОМ.
141

Рис 4 12 Структурная схема реле дифференциальной защиты, входящей в состав
ЯРЭ2201
Вместе с тем выполнение «самобалансирующейся» дифферен¬
циальной защиты наталкивается на целый ряд трудностей. В пер¬
вую очередь это связано со значительным усложнением конструк¬
тивной частя: осуществлением необходимого для защиты подвода
токопроводов к трансформаторам тока. Возрастает и опасность
повреждения этих токопроводов, в том числе трудно обнаруживае¬
мого замыкания на землю линии, подключенной к концу фазной
обмотки. Существенно изменяются и требования к конструкции
трансформаторов тока.
Дифференциальные защиты с торможением. Применение для
улучшения отстройки от периодического тока небаланса тормо¬
жения вторичным током ТТ одного нз плеч позволяет улучшить
чувствительность дифференциальной защиты. На рис. 4.11,6 по¬
казаны токовые цепи защиты, выполненной на реле с магнитным
торможением типа ДЗТ-11. Отличие от схемы рис. 4.11,а заклю¬
чается в том, что тормозная обмотка реле включена в цепь вто¬
ричной обмоткн ТТ, установленных у нулевых выводов обмоткн
статора ЭД. Опыт эксплуатации этих защит оказался в целом
положительный [55]. Начальный ток срабатывания защиты при
отсутствии торможения составляет (0,75«— 1,4)/ном, а коэффициент
торможения определяется током небаланса защиты и достигает
0,6—0,7. Прн наличии тормозного тока чувствительность защиты
снижается Так, например, при торможении номинальным током
защита срабатывает при токе в дифференциальной цепи, соот¬
ветствующем 2/ном. Это является недостатком защиты на реле
с магнитным торможением.
Разработанная ВНИИР дифференциальная токовая защита,
входящая в комплекс ЯРЭ2201 устройств защиты и автоматики
для КРУ 6—10 кВ, предназначена для защиты как ЭД, так и
силовых трансформаторов. Поэтому она включает в себя наряду
с элементами, обеспечивающими несрабатывание защиты от
периодических токов небаланса, еще и блоки отстройки от броска
намагничивающего тока трансформаторов, выполненные на базе
использования упрощенного времяимпульсного способа [58].
Структурная схема реле приведена на рис. 4.12. Защита содержит
142

л)
Рис 4 13 Принципиальная схема бло¬
ка торможения (а) и тормозные харак¬
теристики реле (б)
последовательно включенные реальное дифференциальное звено,
выполненное на трансреакторе ТАѴ, выпрямительный мост VS1,
фильтр Ф, пропускающий постоянную составляющую, подчерки¬
вающий 1-ю гармонику и ослабляющий 2-ю и другие высшие
гармоники, компаратор К, элемент задержки на срабатывание В
и выходное реле KL. Благодаря такой структуре обеспечивается
отстройка от всех видов броска намагничивающего тока силового
трансформатора и переходных токов небаланса с существенно
иесниусоидальной формой кривой. Для отстройки от периодиче¬
ских токов небаланса в защите имеется торможение. Соответст¬
вующая цепь содержит промежуточный трансформатор ТА, пер¬
вичная обмотка которого обтекается током плеча, выпрямительный
мост VS2, сглаживающее звено С. Разность выходных токов
фильтра Ф и звена С подается на вход компаратора К- Принци¬
пиальная схема одной фазы цепи торможения дана на рнс. 4.13,а.
Выпрямленный вторичный ток трансформатора ТА1, протекая
по резистору R2, создает на нем пропорциональное падение на¬
пряжения.
Для осуществления смещения в точку А подается напряжение —
15 В. В нормальном режиме работы напряжение в точке В зависит
от тока плеча и ие превышает 0,6 В — напряжения, при котором
может открыться диод VD2 Конденсатор С1 разряжен, сумма
токов через R5 равна нулю. Условие, прн котором откроется VD2,
описывается неравенством:
Urs-	(4.6)
143

Рис 4 14 Структурная схема (а) и принцип действия (б, в) ДФЗ
Схема работает так, что (4.6) выполняется, когда ток на входе
блока превышает начальное значение /Т() тормозного тока
(рис. 4.13,6).
Поэтому при /т<(0,94-1)/т0 тормозная характеристика имеет
горизонтальный участок. Прн больших значениях днод VD2 откры¬
вается. Заряд конденсатора С1 происходит с постоянной времени
1 мс, поэтому напряжение на нем почти равно амплитудному зна¬
чению напряжения иа резисторе R2 за вычетом напряжения сме¬
щения UCM — ^vd2~ Urs- Снижение UR2 вызывает запнранне VD2.
Разряд С1 осуществляется через резисторы R4 и R5. Постоянная
времени разряда зависит от уставки kT, которая задается резисто¬
рами R5 — R7. Шкала /?т имеет точки 0,3; 0,45; 0,6.
Уравнение наклонного участка записывается в виде:
4 — 4о + 4 (4 — 4о) ,
где /д0— начальный ток срабатывания прн /то='О; ky— коэффи¬
циент торможения.
Прн /т > /огр напряжение UR2 достигает значения напряжения
стабилизации стабилитронов VD3 н VD4, дальнейший рост UR2
прекращается и наклонный участок завнснмостн /д(4), имевший
место при 4о<4<4гр> вновь переходит в горизонтальный. Уставка
/огр может быть принята равной 7/ном нлн 14/ном.
Диапазон регулирования начального тока срабатывания от
2,5 до 10 А.
Диффереициальио-фазиые защиты (ДФЗ) используют срав¬
нение вторичных токов ТТ плеч по фазе. Применение ДФЗ оправ¬
дано прн повышенных погрешностях ТТ, так как угловые погреш¬
ности последних имеют меньший диапазон изменения, чем полные.
Амплитуды вторичных токов ТТ в ДФЗ играют второстепенную
роль и могут определяться с невысокой степенью точности. Поэтому
в ДФЗ снижаются требования к точности работы ТТ н допуска¬
ется больший разброс их параметров, чем в дифференциальных
токовых защитах Разработки ДФЗ велись в БелЭНИН, Ново¬
сибирском электротехническом и Павлодарском индустриальном
институтах.
Структурная схема ДФЗ приведена на рис. 4.14,а. К ТТ на
линейиых выводах в ЭД и со стороны нейтрали через преобразо¬
ватели тока ТЫ и TL2 подключены формирователи Ф1, Ф2, да-
144
ющие информацию о фазах токов. Сигналы формирователей по¬
ступают на вход реле сравнения фаз РСФ, реализующего тот
нли иной способ сравнения электрических величин по фазе
В нормальном режиме, при пуске, самозапуске электродвига¬
теля и КЗ вне зоны действия сравниваемые токн и *t2 совпадают
по фазе (рнс 4.14,6) и защита не срабатывает. При КЗ в зоне
действия, как показано в гл. 2, сдвиг по фазе между токами
/и н «і2 составляет 180—120°, что приводит к срабатыванию РСФ
(рнс. 4 14,в).
В ДФЗ обычно используют информацию о моментах перехода
вторичных токов ТТ илн их производных через нулевое значение.
Погрешность ТТ по переходу через нулевое значение в переход¬
ном режиме при СХН-аппроксимации кривой намагинчнвання
определяется по выражению
і т -	Л	/-птАІ
о =	— arctg ь)І2 — arcsin	exp \	J ,
L wTi T}—T2	' Ti /J
где «/о, — момент перехода первичного тока через нулевое зна¬
чение на п-м периоде КЗ при максимальном содержании апериоди¬
ческой составляющей; Гь Т2— постоянные времени затухания
апериодической составляющей первичной и вторичной цепей;
Т = 0,02с — период частоты 50 Гц.
Значение 5о обычно не превышает 90°, а аналогичная ей погреш¬
ность по переходу через нуль кривой производной тока по време¬
ни di^/dt часто получается не более 45°. Если ТТ имеет характерис¬
тику, близкую к ПХН, то погрешности 6о увеличиваются, что
приводит к замедлениям в срабатывании защиты или к ложной ее
работе прн пуске, самозапуске или внешнем КЗ. Поэтому во
многих дифференциально-фазных защитах принимаются специаль¬
ные меры по уменьшению влияния погрешностей ТТ на работу
защит.
На рис. 4 15 приведена схема одной фазы ДФЗ, разработанной
в НПИ. Вторичные токи ТТ в плечах защиты подаются на про¬
межуточные трансформаторы тока /, на выходах которых под¬
ключены формирователи прямоугольных импульсов 2. Выходы
формирователей подключены ко входам логических схем ИЛИ 3
н 4 положительной и отрицательной полярностей соответственно
Орган сравнения фаз 5 осуществляет сравнение с заданным вре¬
менем значения времени несовпадения сигналов с выходов схем
3 и 4.
Защита снабжена дополнительным дифференциальным токовым
органом 6, в котором осуществляется сравнение по модулю напря¬
жений, пропорцноиальных токам плеч защиты. Пороговый орган 7,
включенный на выходе схемы 6, срабатывает при появлении тока
в дифференциальной цепи н прн наличии сигнала на выходе
органа сравнения фаз 5 через схему совпадения 8 воздействует
на выходной орган защиты 9.
Особенностью защиты является использование формирователей
прямоугольных импульсов по моментам перехода тока через за-
145
10 -28’3

146

Рис 4 16 Принципиальная схема (а) и временные диаграммы работы (б) форми¬
рователя ДФЗ
данный уровень в сторону увеличения абсолютного значения тока,
т. е. сигнал формируется на переднем фронте вторичного тока ТТ.
В состав формирователя (рнс. 4.16,а) входят стабилитроны VD1,
VD2, заряжающие конденсатор С, и параметрический стабилизатор
напряжения на стабилитронах VD3, VD4 и резисторе R3. Резис¬
тор R1 совместно с промежуточным трансформатором тока TL
представляет собой преобразователь ток — напряжение, а резистор
R2 задает постоянную времени разряда конденсатора С порядка
20—30 мс.
Применение такого формирователя объясняется тем, что пе¬
редний фронт вторичного тока ТТ 122 прн насыщении последнего
искажается значительно слабее, чем задний (рис. 4.16,6). Выход¬
ной сигнал формирователя иф практически не зависит от насыще¬
ния ТТ н сохраняется практически постоянным до следующего
перехода переднего фронта вторичного тока ТТ через заданный
уровень.
Исследования и испытания показали, что данное устройство
защиты срабатывает прн токе в дифференциальной цепи /д^0,3/ном
н наличии сдвига по фазе между токами в плечах защиты ф^60°.
Комплекты защит внедрены на одной нз мощных КЭС на электро¬
двигателях ПЭН типа АТД-8000
Разработан также [81] вариант дифференциальной защиты,
не требующий питания от оперативного тока. На рис. 4.17 прн-
VD9~VV12 [
Рис 4 17 Принципиальная схема дифференциального реле защиты ЭД
147

Рис 4.18 К анализу работы диффе¬
4
ф
4
ренциальной токовой зашиты в комп¬
лексной плоскости токов
ведеиа принципиальная схема одной фазы реле Вторичные токи
плеч защиты подаются на промежуточные трансформаторы тока
TL1 н TL2, нагруженные на резисторы R1 и R3, сигналы с которых
подаются на формирователи прямоугольных импульсов, устройство
которых аналогично описанному выше. Выходы формирователей
соединены последовательно-встречно. Суммарное напряжение
формирователей через выпрямительный мост VD9—VD12 пода¬
ется на реагирующий орган, состоящий нз реле Д’, делителя на¬
пряжения на резисторах R5, R6 и конденсатора СЗ.
Ток срабатывания реле К, его сопротивление и параметры
делителя выбираются таким образом, чтобы прн одинаковых токах
в обмотках TL1 и TL2, соответствующих двустороннему питанию
КЗ в зоне действия, защита срабатывала прн напряжении на
стабилитронах VD3(VD4) н VD7(VD8), в 3—4 раза более низком,
чем порог нх стабилизации.
При малом уровне входных сигналов реле работает в диффе¬
ренциальном токовом режиме По мере увеличения уровня вход¬
ных сигналов растет напряжение на стабилитронах VD3(VD4)
и VD7{VD8) н реле в пределе переходит в режим сравнения по
фазе, т. е. становятся дифференцнально-фазным. Переход в режим
сравнения по фазе и использование формирователей обеспечи¬
вают увеличение селективности защиты при повышенных погреш¬
ностях ТТ. Если ток проходит по обмоткам только одного проме¬
жуточного ТТ, то реле К должно срабатывать при напряжении
на указанных стабилитронах, соответствующем порогу их стабили¬
зации нли несколько ниже его Таким образом, устройство загруб-
ляется прн обрыве вторичных цепей ТТ в 3—4 раза и не сраба¬
тывает излишне, если ток ЭД не превышает номинального зна¬
чения. Прн этом ток срабатывания в условиях двустороннего пнта-
иия составляет (0,3—0,4) /ном.
Реле испытывалось в лабораторных и производственных усло¬
виях. Максимальное напряжение на зажимах обмоткн реле К,
соответствующее небалансу защиты при КЗ вне зоны,н вариации
погрешностей ТТ в пределах £ = 104-80% составляло не более
0,5І/ср. Время срабатывания при двукратном токе по отношению
к уставке не превышало 20 мс. Другой вариант дифференциально¬
фазной защиты ЭД описан в [59].
148

В связи с большим количеством предложений по диффере^цн- ‘
альным защитам ЭД целесообразно провести анализ возмож¬
ностей различных принципов построения дифференциальных защиъ
В основу положены следующие исходные данные:
прн КЗ в зоне токи минимальны (/тіп); питание места КЗ
может быть двусторонним и односторонним,
погрешности ТТ имеют место при КЗ как вне зоны, так и
в зоне;
первые гармоники первичных токов при КЗ в зоне могут иметь
сдвиг по фазе (р^бО0.
Анализ проводится в комплексной плоскости токов (рнс. 4.18—
4.20).
Для дифференциальной токовой защиты основным параметром
реагирования является в дифференциальной цепи ток / а, имеющий
в общем случае сложный гармонический состав.
В целях упрощения анализа все построения произведены для
первых гармонических тока. Такое допущение вносит погрешность
до 15%, что допустимо прн качественном анализе. Вместе с тем
использование комплексной плоскости токов дает надежную основу
для сопоставления дифференциальных защит, использующих срав¬
нение как по модулю, так и по аргументу
Первая гармоника тока / д = / и-Т / 22, где / 12, / 22— век¬
торы вторичных токов ТТ защиты. Учитывая, что
/ 12= / |(1 —/ 22= / ?(1 —
где fa, fi2 — соответственно погрешности ТТ защиты по первой
гармонической; 6|, дг— угловые погрешности ТТ, после подстанов¬
ки в выражение для / п получаем-
При КЗ в зоне в минимальном режиме и f,i=0
Чувствительность защиты обеспечивается, если при КЗ в зоне
ЛР<Ш = LLM1 - МИ’І
Область минимальных токов при КЗ в зоне и характеристика
срабатывания защиты показаны - на рис. 4.18,6 Селективность
защиты обеспечивается, если
Как следует из рис 4 18,6, при широком диапазоне кратностей
максимальных и минимальных токов и наличии погрешностей
защитных ТТ при помощи дифференциальных токовых реле не
удается различить режим в зоне и вне зоны действия
В защите с торможением на выпрямленных токах, обеспечи¬
вающей наиболее приемлемый внд тормозных характеристик,
осуществляется перемещение и преобразование областей рабочих
сигналов, что облегчает распознавание режимов. Базисным тор-
149

Рис 4 19 Характеристики дифферен¬
циальных защит с торможением
Рис 4 20 Характеристики ДФЗ
мозным сигналом, из которого путем математических преобразо¬
ваний получаютсй все остальные виды тормозных сигналов, явля¬
ется сумма модулей токов плеч, т. е. /т = | / 121 + I / 221 При КЗ
в зоне в минимальном режиме І =Гтм(1 — А2У” а при КЗ вне зоны
в максимальном режиме /т = /т0Д(1 ——Аг)] •
Защита срабатывает, если выполняется неравенство | / J—
— ^/т /ср. Коэффициент торможения определяется неравенством
Лт<1,0, что необходимо для срабатывания защиты при КЗ в зоне.
Сигнал, поступающий иа вход порогового органа при одно¬
стороннем питании КЗ в зоне, составляет
LZJ-MIJL.2I + LC22II = (і — fe,) (1 -f2)-
При КЗ вие зоны этот сигнал равен (fn=0, di=0)
і±,6і-М±і2і + |_/_22|] =/;„[|1 - (I	•
Области сигналов, поступающих иа вход порогового органа
защиты, показаны на рис 4.19. Методика построения этих кривых
следующая. При КЗ в зоне действия характеристики защиты
подобны характеристикам дифференциальной токовой защиты
(рис. 4.18,6) с коэффициентом подобия 1— Лт. При КЗ вне зоны
действия иа вход порогового органа защиты подается разность
вещественных величин | /Bfi| и &т/т, которой в комплексной плос¬
кости соответствует вектор I р с модулем / р = | / Hrt |—kTlr. Оче¬
видно, что распознавание режимов облегчается, но защита может
иметь затруднения при работе со значительными погрешностями
ТТ, особенно при КЗ вне зоны действия.
В ДФЗ модули сигналов имеют второстепенное значение.
150

При КЗ в зоне область фаз токов составляет
Дф = (д + ф)4- (-(р) = (90°-|-60о)~г( — 60°)= 150°.-Н-60°),
а при КЗ вне зоны
Аф= 180° 4-(180°+ 6) =180° ^-270°,
где Аф — разность фаз токов в плечах защиты. Области фаз
токов при КЗ показаны на рис. 4.20.
Там же показана фазная характеристика <рср защиты. Область
работы защиты должна быть в пределах 300—150°, а зона бло¬
кировки 150—300°. Таким образом, ДФЗ обеспечивает распозна¬
вание сигналов при КЗ в зоне и вне зоны действия даже при глу¬
боком насыщении ТТ. Уровень формирования защиты должен
быть близок к нулю, чтобы надежно обнаруживать КЗ в зоне
действия через большое переходное сопротивление.
Опыт эксплуатации показывает, что дифференциальная защита
обычно удовлетворительно решает задачу защиты электродвига¬
теля от многофазных КЗ Она быстро отключает поврежденный
электродвигатель, обеспечивая локализацию аварии и предотвра-
щая развитие повреждения. В ряде случаев после отключения
электродвигателя дифференциальной защитой удается сравнитель¬
но быстро провести ремонт обмотки статора, иногда даже не
вынимая ротор.
4.4.	ЗАЩИТА ОТ ПЕРЕГРУЗКИ
Общие положения. Рассматриваемая защита предназначена
фактически для защиты изоляции электродвигателя от недопусти¬
мых термических воздействий
Для контроля теплового состояния изоляции в настоящее
время используется непосредственный контроль температуры в
нескольких характерных точках и косвенный контроль с исполь¬
зованием информации об уровне и длительности тока перегрузки.
Первый метод нашел широкое распространение для ЭД на¬
пряжением ниже 1 кВ в устройствах защиты с чувствительными
полупроводниковыми терморезисторами, встраиваемыми в обмотки
фаз статора Измерительный орган такой защиты реагирует иа
резкое изменение сопротивления терморезистора при повышении
допустимой температуры Одиако для ЭД напряжением выше
1 кВ применение терморезисторов представляется нецелесообраз¬
ным, так как за счет достаточно большой толщины слоя изоляции
обмотки резко снижается точность отображения температуры и
повышается инерционность защиты
Защиты с косвенным контролем температуры основаны на
физическом или математическом моделировании теплового состо¬
яния электродвигателя, причем в качестве величины, отража¬
ющей количество тепла, выделяемого в электродвигателе в единицу
времени, используется действующее значение тока во второй степе¬
ни. В настоящее время существует большое число разработок
таких защит, ряд из которых будет рассмотрен дальше.

Согласно ПУЭ защита от перегрузки должна предусматри¬
ваться для ЭД, подверженных перегрузке по технологическим
причинам, и для ЭД с особо тяжелыми условиями пуска и само¬
запуска (длительность прямого пуска непосредственно от сети
20 с н более), перегрузка которых возможна при чрезмерном уве¬
личении длительности пуска вследствие понижения напряжения
в сети.
Защита от токов перегрузки, обусловленной технологическими
причинами, действует на сигнал, который передается на пост
управления ЭД, если дежурный персонал может разгрузить элект¬
родвигатель, ие останавливая его.
Допускаемое ПУЭ действие защиты иа отключение выполня¬
ется на СД, если защита от перегрузки совмещена с защитой
от асинхронного режима, а также на АД в тех случаях, когда:
отключение электродвигателя не приводит к нарушению техно¬
логического процесса;
разгрузку невозможно осуществить без останова;
отсутствует постоянный дежурный персонал, который мог бы
принять меры к разгрузке;
имеют место тяжелые условия пуска и самозапуска.
Если имеется возможность осуществления автоматической раз¬
грузки ЭД, защиту выполняют с двумя выдержками времени,
с первой (меньшей) — на разгрузку, а со второй — на отключе¬
ние, если перегрузка не исчезла.
Для электродвигателя с реакторным пуском защиту от пере¬
грузки включают иа трансформаторы тока камеры выключателя
основного питания. Для исключения повреждения ЭД из-за за¬
тянувшегося пуска в схеме предусмотрен контроль расчетного
времени пуска. Такое исполнение защиты целесообразно для ие-
самозапускающихся после действия АПВ и АВР электродвигателей,
если время пуска через реактор велико и замедление защиты,,
выбранное по условию отстройки от этого времени, превышает
допустимую продолжительность возможной перегрузки работа¬
ющего ЭД.
В ПУЭ предусматривается установка защиты в одной фазе.
Однако представляется целесообразным для случаев, когда пере¬
грузка возможна вследствие несимметричных режимов, преобра¬
зователи первичного тока в электрическую величину, являющуюся
воздействующей для защиты от перегрузки, размещать в двух
или трех фазах, а для выполнения защиты одиосистемной исполь¬
зовать трехфазиый выпрямительный мост в сочетании с амплитуд¬
ным детектором или трн однофазных выпрямительных моста в
сочетании с максиселектором [60]
В защите целесообразно применение реле с интегрально за¬
висимой от тока характеристикой выдержки времени, учитывающей
предшествующую нагрузку, процесс нагрева и остываиия'обмоток
статора (соответственно при возрастании и снижении нагрузки).
Из выражения (2.15) можно определить время, в течение
которого перегрев электродвигателя при токе перегрузки / дости
152

Рис 4 21 Нагревание ЭД при
различных уровнях перегрузки
Рис 4.22 Времятоковые харак¬
теристики срабатывания
/ — по (4 12), 2 — по (4 13). 3 -
по (4 14)
гает значения AOxiaon
В некоторых конструкциях защит различают два значения
превышений температуры. А^ДЛД(>П соответствует перегреву электро¬
двигателя при токе перегрузки порядка (1,15—1,5)/ном, когда
перегрев приводит к сокращению срока службы изоляции обмоткн,
н ДФІірдол — предельно допустимое превышение температуры прн
токе перегрузки больше 1,5/1|0М, когда дальнейший перегрев при¬
водит к быстрому разрушению изолиции.
На рис. 4.21 показано изменение во времени превышения тем¬
пературы ДО для значений токов перегрузки Г и /"(Д^АіЦХ соот¬
ветствует большему значению тока). Из рис. 4 21 видно, что время
t' достижении допустимого превышения температуры Aftnp,aon при
большем значении тока получается меньше, чем t".
Времятоковая характеристика защиты может быть выбрана
в соответствии с (4 7):
_/=Л,1ПуД,	(4.8)
где Л) — постоянная величина, выбирается меньше Тн с запасом,
зависящим от возможной погрешности действия защиты
Защита с характеристикой по (4.8) учитывает только допус¬
тимое превышение температуры Л0ллдоп Между тем в риде слу¬
чаев целесообразно при определении допустимого времени пере¬
грузки учитывать и температуру охлаждающего воздуха Ѳо, так
как значение	задается для максимальной температуры
окружающей среды, равной для нормальных машин +40° С.
(' учетом значения Ѳо, которое должно вводитьси в защиту в виде
электрической величины [61], времятоковая характеристика за-
153
щиты определяется выражением
\ ѳ /
где Ѳ„	+ 40°
Защиты от перегрузки с времятоковыми характеристиками
согласно (4.8) и (4.9) достаточно точно отражают тепловой ре¬
жим электродвигателя Однако возможно н применение защит,
более простых по выполнению, хотя и менее точных в определен¬
ной области значений тока, реализующих характеристики:
t = A2/Kl	(4 10)
или
/ = А,М,2-1).	(4 11)
Приняв для примера в качестве исходной точку, в которой
все характеристики должны иметь одно и то же время срабаты¬
вания прн одинаковых К/ по ГОСТ 183—74* (/=120 с и К, = 1,5),
с учетом коэффициента запаса Л3 = 1,1 найдем значения At в каж¬
дом из выражений (4.8), (4.10) и (4.11) и построим соответству¬
ющие времятоковые характеристики срабатывания (рис. 4.22):
Z = 1861n^L,	(4.12)
/ = 245/Л',2.	(4.13)
/=136Ж,2-1).	(4.14)
В табл. 4.2 приведены значения /, определенные для различ¬
ных уровней тока перегрузки в диапазоне (1,15—8)/ном. Как
видно из табл. 4.2, времятоковые характеристики защит наиболее
резко различаются в начальной части прн малых токах перегрузки.
Выражения (4.12) — (4.14) являются ориентировочными, так как
базируются лишь иа одной точке, заданной ГОСТ 183—74*. Как
правило, защиты, имеющие такие характеристики срабатывания,
не позволяют в полной мере использовать перегрузочную способ¬
ность ЭД при реальных кратковременных перегрузках. Поэтому
на практике необходимо, чтобы времятоковая характеристика
срабатывания защиты была «плавающей», изменяющейся в за¬
висимости от значений А, с тем чтобы возможно лучше прибли¬
зиться к тепловой характеристике ЭД, определяемой заводом-
изготовителем.
При выполнении защиты в соответствии с (4 10) отключение
электродвигателя должно происходить при выполнении условия
\Pdt>B,	(4.15)
о
где В — величина, пропорциональная А2 в (4.10).
154

Таблица 4.2
Характеристики
времени
срабатывания
ори кратности тока перегрузки
1 15І 1,2
1,3
1 4
1,5
1,8
2
3 4
5
6
7
8
По формуле (4 12)
По формуле (4 13)
По формуле (4 14)
264 І2І9.5
186 170
425 309
167 4
145
197
132,1
125
142
109
109
109
68,8
75,6
60,7
52 1
61,2
45,3
22,3 1 13
27 2 15 3
17	9,1
7 44
9,8
5,7
4,72
6,8
3,9
3,72
5
2,8
1,86
3 8
2,15
Так как интегрирование в течение достаточно большого про¬
межутка времени любого значения тока / приведет к превышению В
и срабатыванию защиты, то в защиту необходимо ввести пусковой
орган (ПО), запускающий измерительный орган защиты с алго¬
ритмом срабатывания по (4.15) только прн токе ЭД больше тока
срабатывания ПО /сз.
При выполнении защиты с пусковым органом ток срабатывания
его определяется по выражению
о/»™ А.	(4-16)
где /?отс — коэффициент отстройки; kB — коэффициент возврата
пускового органа.
Пусковой орган должен иметь достаточно малую погрешность
по току срабатывания 6С и достаточно большой (в пределе рав¬
ный 1) коэффициент возврата kB.
Определим связь между 6С и kB, исходя из следующих поло¬
жений. Пусковой орган защиты должен возвращаться в состо¬
яние несрабатывания после окончания пуска ЭД прн пониженном
напряжении, составляющем 0,95<7НОМ согласно ГОСТ 13109—67*.
При этом ток электродвигателя для получения номинальной мощ¬
ности составляет 1,05/ном. Примем, что максимальный ток ЭД,
при котором защита еще не должна срабатывать, составляет
1,2/ном. Будем считать равными положительные и отрицательные
значения погрешности по току срабатывания ПО. Тогда ток сраба¬
тывания будет определяться двумя неравенствами:
4з^(і-бс)>іданоч.
4з(1	1-2/ном,
(4 17)
из которых может быть определена допустимая погрешность по
току срабатывания
‘ 6С = (1Д4£В — l)/(l,14feB +1).	(4 18)
Из (4 18) следует, что при условии отсутствия погрешности
по току срабатывания (6с = 0) коэффициент возврата ПО должен
быть больше 0,877, а при коэффициентах возврата 0,9, 0,95 и 1
погрешность должна быть не более 1,28; 3,98 и 6,54%.
От значения погрешности по току срабатывания защиты зави¬
сит уровень тока ЭД, при котором обеспечивается его надежное
отключение при длительной перегрузке, 1(гтах'
Л„«(=(1+8е)4,
(4.19)

' Пусковой и измерительный органы за¬
щиты предпочтительно выполнить реаги¬
рующими иа действующий ток контроли¬
руемой установки, что особенно важно для
электроустановок, работающих при иска¬
женной форме кривой тока, так как при
выполнении пускового органа реагирую-
п . 00 ..	,,п щим на мгновенное или средневыпрямлен-
Рис 4 23 Нагревание ЭД	к	к
при циклической нагрузке ное значение тока электродвигателя за¬
щита может срабатывать при токе меньше
номинального либо когда действующий ток с запасом больше номи¬
нального
Для защит электроустановок с циклическим режимом работы,
когда пауза между циклами меньше постоянной времени охлаж¬
дения, целесообразно выполнение их с контролем процессов не
только нагревания, но и охлаждения. На рис. 4.23 показан про¬
цесс циклического нагревания ЭД в течение времени /н, когда
его ток резко возрастает, и охлаждения в течение времени
когда ток резко спадает.
При выполнении защиты желательно различать режимы сии
жения нагрузки при работающем ЭД и отключения электродви¬
гателя, так как во втором случае из-за прекращения вентиляции
постоянная времени охлаждения в 1,5—2 раза больше, чем в пер¬
вом.
Несмотря на то что наиболее целесообразным является выпол¬
нение защиты с зависимой от тока характеристикой выдержки
времени, в серийных схемах защит ЭД часто вынужденно исполь¬
зуется защита с независимой выдержкой времени.
Обычно такое решение наиболее характерно в типовых схемах
защиты СД,-выполненных с использованием электромеханических
реле, где защита от перегрузки совмещена с токовой защитой от
асинхронного режима, и в типовых схемах защиты АД, в которых
индукционное реле тока с зависимой характеристикой выдержки
времени не может быть использовано из-за присущих ему сущест¬
венных недостатков [48].
Защита от перегрузки с независимой от тока характеристикой
выдержки времени (рис. 4.24,а) — максимальная токовая в одно¬
фазном исполнении. В качестве измерительного реле КА применено
реле серии РТ-40, а элементом времени служит реле КТ типа
ВЛ-34.
В соответствии с рекомендациями институтов «Тяжпромэлектро¬
проект» и «Атомтеплоэлектропроект» эта защита применяется для
всех ЭД собственных нужд тепловых и атомных электростанций,
а иа промышленных предприятиях — для всех синхронных (когда
она совмещена с защитой от асинхронного режима) и асинхрон¬
ных электродвигателей, являющихся приводами ответственных
механизмов, а также для неответственных АД с временем пуска
более 12—13 с
156

Рис 4 24 Зашита от перегрузки с действием на отключение, выполненная с ис¬
пользованием электромеханических реле тока
а - РТ 40, б— РТ-80
Защита от перегрузки с зависимой от тока характеристикой
выдержки времени на базе реле серии РТ-80 (рис. 4.24,6)* Индук¬
ционные реле серии РТ-80, несмотря на то что их характеристика
позволяет использовать перегрузочную способность электродвига¬
теля в области небольших по отношению к номинальному току
электродвигателя перегрузок, как указывалось в гл. 3, обладают
рядом существенных недостатков. Вместе с тем ресурс работы
механизма зацепления реле серии РТ-80 значительно превышает
количество допустимых срабатываний с нагрузкой в цепи контак¬
тов реле серии РТ-40. Кроме того, если уставка времени сраба¬
тывания защиты, выбранная по условию отстройки от продолжи¬
тельности пуска или самозапуска, оказывается меньшей 16 с
(что соответствует времени пуска или самозапуска, ие превосхо¬
дящему 12—13 с), применение реле типа РТ-82 обеспечивает по
сравнению со схемой, где используется реле серии РТ-40, экономию
одного реле
Поэтому методическими материалами ВНИПИ «Тяжпромэлектро¬
проект» рекомендуется выполнять защиту от перегрузки с реле
типа РТ-82 (в предположении, что приняты меры к исключению
излишних срабатываний реле при вибрации и тряске) на АД
промышленных предприятий, не являющихся приводами ответст¬
венных механизмов, если время их пуска и самозапуска ие пре¬
восходит 12—13 с; иа ЭД с изменяющейся в зависимости от
программѣ работы механизма нагрузкой на валу, в том числе
резкопеременной, а также при относительно частых (более 500 раз
в год) включениях (см. рис. 5 8).
При выборе тока срабатывания защиты с реле серии РТ-80
по (4.16) принимают значения fc0Tl = 1,1-j-1,2 и /?6=0,8 При этом
ток срабатывания защиты составляет
43=ь~г?4»=(і.з8-і,50)/ко>
Реальное значение тока срабатывания может оказаться еще
больше из-за дискретности уставок тока срабатывания реле и
погрешности по току срабатывания Так, если первичный номи¬
нальный ток трансформатора тока окажется таким, что расчетный
157

Возврат
ІУэм Выстрою К_
возврата Р“
Рис 4 25 Структурная схема защиты от перегрузки в комплекте ЯРЭ220І
ток срабатывания реле несколько превысит 6 А, то придется
выбрать следующую большую уставку 8 А. Это приведет к увели¬
чению тока срабатывания защиты в 8/6 раз, т е он составит
2/ном Еще большее значение тока 1Сітах получим согласно (4.19),
если учтем суммарную погрешность реле [49]:
6С = (1 +6,)(1 +М1 +йз)- 1,
где 6|=5% — погрешность тока срабатывания относительно ус¬
тавки при температуре +20 °C; 62 = 6% — погрешность тока
срабатывания при изменении частоты на ±3% номинального зна¬
чения; 63=15% — погрешность тока срабатывания при изменении
температуры окружающего воздуха от —20 до +40 °C.
С учетом указанных значений частных погрешностей
\ = (1 + 0,05)(1 + 0,06)( 1 +0,15)- 1 =0,28;
и при совпадении расчетного тока срабатывания с уставкой реле
4' з™. = (1 + 0,28) • 1,5/ном = 1,92/ном,
а при переходе вместо уставки 6 А к уставке 8 А
/"„,„ = (1+0,28).2/„.м=2,56/н„..
Из приведенных расчетов следует, что реле РТ-80 можно при¬
менять при коэффициенте загрузки ЭД порядка 0,625, причем
в (4.16) при выборе /сэ подставляется значение не номинального
тока электродвигателя, а длительно потребляемого им при данной
нагрузке Тогда защита с реле РТ-80 будет надежно отключать
ЭД прн перегрузке с током выше 1,2/ном
' Защита от перегрузки, реализующая времятоковую харак¬
теристику срабатывания (4.10), выполненная на основе бескон¬
тактных элементов, в настоящее время освоена в составе комп¬
лектных устройств релейной защиты и автоматики типа ЯРЭ2201.
Входящие в ЯРЭ2201 два блока — преобразователь тока типа
158

ДО220 и измерительный орган с зависимой выдержкой времени
типа ТО2Ю, объединяясь, образуют рассматриваемую защиту.
Подробное описание схем блоков и их взаимодействия при¬
ведено в [62]. На рис. 4.25 приведена структурная схема этой
защиты.
Блок преобразователя тока типа ДО220 содержит промежу¬
точный трансформатор тока ТА1, выпрямитель В и элементы
для настройки блока иа номинальный ток электродвигателя (на
рис. 4.25 условно представленные резистором R1). Он обеспе¬
чивает перекрытие диапазона вторичных номинальных токов от
1 до 15 А. Выходное напряжение блока пропорционально мгно¬
венному значению входного тока
Измерительный блок формирования с зависимой от тока ха¬
рактеристикой выдержки времени типа ТО2Ю включает в себя
пусковой орган ПО в сочетании со сглаживающим контуром СК,
функциональный преобразователь мгновенного значения входного
напряжения с квадратнчн* й характеристикой КВ, интегратор И-
со схемой управления режимами его работы, реагирующий РО
и выходной ВО органы.
В данной защите моделируется адиабатический характер про¬
цесса нагрева и условие ее срабатывания выражено (4.10) и (4.15),
т. е. прн наборе выдержки времени по схеме рис. 2.22 резистор R
отсутствует.
Пусковой орган ПО реагирует на напряжение, прямо пропор¬
циональное средневыпрямленному значению тока /вх, и срабаты¬
вает при превышении этим напряжением опорного напряжения
Uon. Он управляет работой интегратора И посредством электрон¬
ных ключей S1 и S2. Пусковой орган настроен на срабатывание
при /вх> 1,15/ном. Коэффициент возврата ПО не менее 0,95. Пус¬
ковой орган может иметь погрешности по току срабатывания, обус¬
ловленные изменением напряжения питания 6і и отклонением тем¬
пературы окружающего воздуха от 25 °C 62- При этом абсолют¬
ные значения погрешностей составляют для 6і не более ±3%, а
для 62 не более ±1,5% на каждые 10 °C. Устройство защиты
рассчитано на работу в диапазоне температур окружающего возду¬
ха от —20 до 45 °C. Таким образом, максимальное отклонение
температуры от 25 °C составляет 45 °C, что обусловливает мак¬
симальное значение 62 = 6,75%.
Следовательно, защита может иметь разброс токов срабаты¬
вания
/с зігііі = (1 - б,)(1 - 62)/с (= (1 - 0,03)( 1 - 0,0675) -1,15/і1ом = 1,04/ном;
/сз_=(1 +б,)(1 ±62)/„=(1 +0,03){1 +0,0675). 1,15/нои = 1,26/НОМ,
а минимальный ток возврата защиты составляет
Л	= kBIc зтіп = 0,95 • 1,04/ноч =0,988/НОЧ.
Из приведенных расчетов видно, что при коэффициенте загруз¬
ки ЭД, равном или близком 1, для исключения ложного сраба¬
тывания защиты в номинальном режиме необходимо настраивать
159
ее на номинальный ток, больший реального значения /ном. В пре¬
деле это увеличение тока срабатывания с учетом требования,
выраженного (4.17), составляет 1,0926/0,988=1,065. Прн этом
значение 7сэдаах возрастает до 1,346/НОМ. Прн работе устройства
защиты а более узком температурном диапазоне необходимо мень¬
шее загрубление защиты.
До срабатывания ПО ключ S2 замкнут, а ключи S1 и S3
разомкнуты. При этом выходное напряжение интегратора, выпол¬
ненного на операционном усилителе, близко к нулю за счет связей
его инвертирующего входа через резисторы R4 и R7 с источником
положительного напряжения смещения R2—R3 и выхода через
диод VDI с нулевым потенциалом.
Реагирующий орган РО сравнивает рабочий сигнал, прямо
пропорциональный выходному напряжению интегратора И, с
тормозным сигналом, прямо пропорциональным напряжению пита¬
ния « — 15 В». Прн /вк</сз он находятся в состоянии несраба¬
тывания.
Зависимость выходного напряжения функционального преоб¬
разователя КВ от входного определяется выражением
кв—	(4.20)
где fei — коэффициент пропорциональности (1/5). Эта зависимость
обеспечивается с необходимой степенью точности иа основе прин¬
ципа кусочно-линейной аппроксимации кривой в соответствии с
(4.20), при котором она заменяется ломаной линией, состоящей
из трех прямолинейных отрезков.
При /м>/сз срабатывает ПО, в результате чего замыкается
ключ S1 и размыкается ключ S2. Конденсатор С1 интегратора
начинает заряжаться током zBX, прямо пропорциональным f/BblxKB
и обратно пропорциональным сумме сопротивлений резисторов
R5 н R6. Прн этом влияние тока смещения через резистор R4
вследствие, малого значения этого тока может не учитываться
Выходное напряжение интегратора определяется как
^вых.и	и *7^ = ^ВЫХ КВ^’
С|<)
где Ct —емкость конденсатора Cl, R3 = Rs + R6-
Прн неизменном уровне /вх в процессе набора выдержки вре¬
мени значеиие {/еыхн зависит от времени с момента срабатывания
ПО как
где ^2 — коэффициент пропорциональности, В/с
После возрастания £/выхн до значения t/cPO, при котором рабо¬
чий сигнал на входе реагирующего органа РО становится больше
тормозного, РО срабатывает н через выходной орган ВО подает
команду на отключение электродвигателя
160

При неизменном токе перегрузки время срабатывания защиты
определяется как
z 	 ^С,РО
"■’"У
что соответствует (4.10), причем значение As в (4.10) может
регулироваться в пределах от 100 до 1000 с со ступенями через
100 с за счет изменения сопротивления резистора R6.
Достоинством данной защиты является то, что орган формиро¬
вания выдержки времени реагирует на действующее значение
тока независимо от формы его кривой, что позволяет использовать
ее для ЭД с тиристорным управлением. Она действовала бы с
большей точностью, если бы вход пускового органа ПО был под¬
ключен не к выходу выпрямителя В, а к выходу квадратора КВ.
Зависимость времени срабатывания защиты от уровня тока
перегрузки соблюдается в диапазоне токов (1,15—8)/ном. При этом
напряжение на выходе интегратора соответствует превышению
температуры ЭД относительно температуры охлаждающего воз¬
духа. Если перегрузка устранилась до отключения ЭД, то в за¬
щите моделируется процесс его охлаждения в соответствии с
зависимостью (2.14). Для этого после возврата ПО в состояние
несрабатывания размыкается ключ S1 н замыкается ключ S2.
При этом выходное напряжение интегратора спадает по экспоненте
<4ыхи===<Лых.ное	(4.21)
где £/вых.и0 — напряжение на выходе интегратора после устранения
перегрузки; То — постоянная времени охлаждения ЭД, принятая
для дайной защиты равной 240 с.
При повторной перегрузке ЭД до окончания процесса рассеяния .
тепла от предыдущей перегрузки /сз сокращается.
В ряде случаев прн пуске нагруженного ЭД нз холодного
состояния и продолжительном времени пуска температура электро¬
двигателя еще не успевает достигнуть предельно допустимого
значения, а защита может успеть сработать, так как она рассчи¬
тана на действие прн перегрузке уже нагретого ЭД. Поэтому в
защите предусмотрена возможность ее блокирования на определен¬
ное время, в течение которого температура обмоткн прн пуске
электродвигателя повышается до значения ѲДЛіД0П По'истечении
выдержки времени, задаваемой внешним реле, разрешается дейст¬
вие интегратора И, который моделирует перегрев обмоткн, что
приводит к отключению ЭД при заклинивании ротора или недо¬
пустимо затянувшемся процессе пуска.
В защите предусмотрена возможность блокирования повторного
пуска ЭД после его отключения защитой от перегрузки, если по
условиям эксплуатации этот пуск недопустим до окончания охлаж¬
дения электродвигателя. Время блокирования іохл=2То- Для этого
переключатель XS1 замыкается перемычкой ХВ1 и в цепь положи-
161
11-2833

тельной обратной связи РО дополнительно к постоянно включен¬
ному резистору R14 вводится резистор R13. При этом коэффи¬
циент возврата РО снижается до 0,05 и напряжение на выходе
интегратора во время его снижения в соответствии с (4.21)
оказывается достаточным Дяя удерживания РО в состоянии сраба¬
тывания в течение времени /охл (Замедленный возврат РО).
В режиме без блокировки повторного включения (перемычка ХВ1
замыкает переключатель XS2, а переключатель XS1 разомкнут)
коэффициент возврата РО достаточно высок, а конденсатор С1
разряжается достаточно быстро за счет замыкания при срабаты¬
вании ВО ключа S3 в цепи его быстрого разряда через резистор R9
с небольшим сопротивлением. Прн проверках защиты также имеет¬
ся возможность быстрого ее возврата при нажатии кнопки (Возв¬
рат) .
В’настоящее время фирмами зарубежных стран выпускаются
различные модификации защиты от перегрузки, по принципу дейст¬
вия аналогичные описанной защите типа ЯРЭ2201. В ряде защит
в качестве входных величин используются три фазных тока с
выделением посредством максиселектора напряжения, пропорцио¬
нального наибольшему из входных токов. Это позволяет осущест¬
вить полноценную защиту от перегрузки и при несимметричных
режимах. Наиболее близким аналогом защиты ЯРЭ2201 является
защита типа SFC фирмы General Electric Company [63]. Однако
в ней не моделируется процесс охлаждения электродвигателя, что
ие позволяет полноценно использовать ее для электродвигателей,
работающих в повторно-кратковременных режимах.
Защита от перегрузки с непрерывным контролем теплового
режима с учетом изменяющихся условий окружающей и охлаждаю¬
щей среды. Такая защита особенно эффективна для ЭД, работаю¬
щих в режиме резкопеременной нагрузки и в постоянно меняющих¬
ся температурных условиях окружающей среды (электродвигатели
'ленточных конвейеров топлнвоподачи, экскаваторов и др.).
Наиболее полно учет всех условии работы электродвигателя
удовлетворяется в защитах с цифровым и цифроаналоговым моде¬
лированием тепловых процессов в электродвигателе. В них в
качестве элемента, фиксирующего перегрев ЭД, применяется циф¬
ровой реверсивный счетчик, позволяющий получать гораздо боль¬
шие выдержки времени по сравнению с конденсатором и к тому же
со снижением влияния температуры окружающей среды иа
точность действия. Перегрев отражается также и в аналоговой
форме посредством цифроаналогового преобразователя (ЦАП),
управляемого счетчиком Это позволяет использовать в качестве
элемента, управляющего работой счетчика, преобразователь «на¬
пряжение — частота», выпускаемый в интегральном исполиеиин, а
также сочетать защиту с входными сигналами, задающими темпе¬
ратуру окружающей среды и предельно допустимую темпе¬
ратуру, и выводить аиалогоаый сигнал — напряжение для вклю¬
чения измерительных приборов — указателей перегрева и темпера¬
туры обмоткн электродвигателя.
162

Рис 4 26 Структурная схема зашиты от перегрузки типа 7SK2
Наиболее типичной такой защитой является защита типа
7SK2, выпускаемая фирмой Siemens [64|. Структурная схема
защиты приведена на рис. 4.26, где ЛП — линейный преобразова¬
тель входного тока в напряжение, В—выпрямитель, СК —
сглаживающий контур; КВ—квадратор, напряжение иа выходе
которого прямо пропорционально квадрату средневыпрямленного
значения тока, 1ПНЧ и 2ПНЧ— преобразователи напряжения в
частоту; Сч — реверсивный счетчик с двумя входами — прямого
и обратного счета; ДЧ — делитель частоты; ЦАП — цифроаналого¬
вый преобразователь, С — сумматор; РО— реагирующий орган.
Выходное напряжение квадратора КВ имеет вид прямоугольных
импульсов, амплитуда и длительность которых прямо пропор¬
циональны входному току Благодаря этому среднее напряжение
на выходе КВ прямо пропорционально квадрату входного тока,
т. е. количеству тепла, выделяемого ЭД за единичный промежуток
времени Это напряжение с помощью 1ПНЧ преобразуется в
частоту следования импульсов, подаваемых иа вход прямого счета
Сч. Коэффициент преобразования 1ПНЧ регулируется при установ¬
ке защиты в соответствии с тепловой постоянной времени защищае¬
мого ЭД Объем заполнения счетчика Сч соответствует перегреву
Посредством ЦАП дискретные сигналы с выходов счетчика Сч
преобразуются в аналоговый сигнал, который поступает на вход
2ПНЧ. Коэффициент деления ДЧ, как и коэффициент преобразо¬
вания 1ПНЧ, задается при установке защиты таким образом,
чтобы 2ПНЧ в сочетании с ДЧ моделировал процесс охлаждения
ЭД, т е частота импульсов с выхода ДЧ должна соответствовать
количеству тепла, отдаваемого при охлаждении за единичный
промежуток времени. Выход ДЧ связан с входом обратного счета
Сч При включении ЭД в первый момент на вход Сч поступают
только импульсы прямого счета, импульсы обратного счета отсут-
от. По мере увеличения числа, записанного в счетчике, воз-
іет напряжение на выходе ЦАП и импульсы обратного счета
уют со все повышающейся частотой. Так как в начале преобла-
jt импульсы прямого счета, то происходит увеличение выходного
пряжения ЦАП, пропорционального превышению температуры.
163

Затем рост этого напряжения замедляется и при равенстве частот
следования импульсов прямого и обратного счетов прекращается.
Это равновесие устанавливается по достижении конечной темпера¬
туры. Напряжение с выхода ЦАП поступает на один нз входов
сумматора С, к другому входу которого подводится напряжение £/Ѳо,
моделирующее максимальную температуру охлаждающего воздуха
для условий эксплуатации электродвигателя, например 40° С.
Сумма этих напряжений с выхода сумматора С подается на одни
из входов реагирующего органа РО, ко второму входу которого
подведено напряжение срабатывания защиты t/c3, соответствующее
длительно допустимой температуре ЭД. Защита срабатывает на
отключение электродвигателя, когда напряжение на выходе сум¬
матора, соответствующее температуре ЭД, становится больше UC3.
Для индикации перегрева и температуры используются измеритель¬
ные приборы, подключенные к выходам ЦАП и сумматора.
Таким образом, в данной защите моделируется тепловой процесс
в ЭД согласно (2.15.), а ее времятоковая характеристика сраба¬
тывания соответствует (4.7), причем тепловая постоянная времени
Гн может моделироваться в диапазоне от 120 до 1320 с путем
изменения коэффициента преобразования напряжения в частоту
импульсов преобразователя 1ПНЧ и коэффициента деления дели¬
теля частоты ДЧ.
4.5.	ЗАЩИТА СИНХРОННЫХ ЭЛЕКТРОДВИГАТЕЛЕЙ ОТ
АСИНХРОННОГО РЕЖИМА
Основные требования к защите СД от асинхронного режима
не зависят от способа ее конкретной реализации и включают в себя
следующее.
1.	Защита должна отличать, возбужденный или невозбужден-
иый СД перешел в асинхронный режим. Необходимость этого
следует прежде всего из большей опасности асинхронного хода
для СД с непогашенным полем из-за значительных пульсирующих
токов и резких изменений вращающего момента.
2.	Чтобы не вызвать излишнего действия при кратковременных
самоликвидирующихся асинхронных режимах, когда возбужденный
СД надежно втягивается в синхронизм после устранения причины,
вызвавшей асинхронный ход, целесообразно, чтобы защита действо¬
вала только при s > sK. При этом выдержку времени необходимо
выбрать по возможности малой, однако, большей чем, например,
время отключения КЗ, не приводящих к нарушению результирую¬
щей устойчивости СД.
3.	Если асинхронный режим не связан с потерей возбуждения,
защита должна действовать на гашение поля.
4.	Учитывая, что допустимое время пребывания в асинхронном
режиме невозбужденного СД достаточно велико и составляет
десятки секуид, следует, если это оказывается возможным по
условиям работы привода, осуществить автоматическую разгрузку
СД, не рассчитанных на втягивание в синхронизм при полной
загрузке.
164

5.	При неудачной ресинхронизации защита должна действовать
на отключение СД от сети. Выдержку времени, защиты* действую¬
щей на отключение невозбужденного СД, следует принимать не
меньшей времени срабатывания защиты от перегрузки, соответ¬
ствующего кратности тока статора в асинхронном режиме с устано¬
вившимся скольжением sa.
6.	Пуск, самозапуск, форсировка возбуждения и другие эксплуа¬
тационные переходные режимы не должны вызывать срабатывания
защиты.
Правильное функционирование защиты должно обеспечиваться
независимо от вида возбудительного устройства.
Выполнение всех перечисленных основных требований относи¬
тельно просто осуществляется для СД, работающих со «спокойной»
нагрузкой на валу.
Значительно сложнее реализация защиты от асиихронного
режима для СД приводов механизмов с ударной нагрузкой. Мощ¬
ные набросы и сбросы нагрузки на валу являются причинами
колебания ротора. Амплитуды отклонения угла нагрузки достигают
приблизительно 80—85°, а в некоторых случаях, например при
захвате валками привода прокатного стана иедогретого металла,
90°. Дополнительные трудности в фиксации асинхронного режима
таких СД заключаются в ограниченности интервала ударной
нагрузки — времени, за которое нужно распознать асинхронный
режим на фойе значительных периодических изменений электри¬
ческих величин, сопровождающих наброс мощности. Во время
паузы между двумя набросамн СД, как правило, входит в синхро¬
низм и невыявленный своевременно асинхронный ход во время
естественной технологической перегрузки может привести к значи¬
тельному перегреву обмоток СД. Необходимо отметить, что, несмот¬
ря на некоторые успешные решения защиты СД с ударной
нагрузкой от асинхронного режима применительно к конкретным
случаям, в целом задача эффективной защиты для таких СД
не решена.
Все применяющиеся в настоящее время устройства защиты от
асинхронного режима могут быть разделены на две основные
группы. К первой относятся те, которые фиксируют наступление
асинхронного хода по выходу внутреннего угла СД за предельное
значение нли по его периодическому изменению. Вторую составляют
защиты, использующие косвенную информацию: увеличение тока
статора, появление переменной составляющей в токе ротора, из¬
менение знака реактивной мощности, сопротивления машины нли
фазового угла. Защиты этой второй группы получили большее
распространение в силу своей простоты, независимости от вида
возбудительного устройства, из-за надежности датчиков информа¬
ции — трансформаторов тока и напряжения.
Защита, реагирующая на увеличение тока статора. Учитывая
симметричный характер асинхронного режима, защиту выполняют
с использованием одного измерительного реле тока, контролирую¬
щего ток какой-либо фазы обмотки статора. Как правило, реле
165

Рис 4 27 Действие токо
вой защиты от асин¬
хронного режима
включается в обратный провод ТТ, собран¬
ных по схеме неполной звезды.
Так как токовая защита от перегрузки
тоже использует для своей работы инфор¬
мацию о значении тока статора, этн защиты
объединяют в одну. Это имеет определенный
недостаток, связанный с тем, что перегрузка
СД не всегда приводит к выходу из син¬
хронизма, и поэтому действие защиты на раз-
возбуждение СД, не перешедшего в асин¬
хронный режим, является неоправданным. Кроме того, характер
изменения тока статора при перегрузке и в асннхроином режиме
различен.
При выпадении СД из синхронизма в реле может протекать
пульсирующий во времени ток в отличие от примерно посто¬
янного по амплитуде при перегрузке, вызванной технологическими
причинами. Реле срабатывает в точке а (рис 4.27) н начинает
возврат в точке б. Для получения непрерывного сигнала на выходе
измерительного органа необходимо, чтобы или его время возврата
/в превышало паузу А/ между точками б и а', нли импульс
замкнутого состояния контактов реле тока был расширен до
Синхронные электродвигатели с ОКЗ>1 имеют довольно мягкую
характеристику среднего асинхронного момента, ~й их асинхронный
ход, происходящий прн больших значениях скольжения, чем у СД
с ОКЗ<1, сопровождается значительными колебаниями тока ста¬
тора прн малых паузах Д/. Это позволяет применить для защиты
таких СД в качестве измерительного и логического органа реле
серии RJ-БО. Однако такое решение может считаться удовлетво-
-|5ительным только для неответственных СД или для электродви¬
гателей, ресиихроннзация которых невозможна или недопустима.
Вынужденный выбор времени срабатываиия реле в независимой
части его характеристики /ср>/п, где t„ — время пуска СД, приво¬
дит к достаточно длительному асинхронному режиму возбужденного
СД, что наряду с указанными в гл. 3 неудовлетворительными пока¬
зателями реле в условиях применения их в КРУ следует отнести
к существенным недостаткам защиты с реле серин РТ-80.
Наиболее простой по выполнению и достаточно эффективной
является защита, в которой использованы реле тока серин РТ-40
(рнс. 4.28). Для расширения сигнала на выходе измерительного
органа установлено промежуточное реле KL1 типа РП-252,
имеющее выдержку времени на возврат При форсировке возбужде¬
ния действие контакта реле KL1 на запуск реле времени КТ блоки¬
руется размыканием контакта KF Для ускорения вывода возбуж¬
денного СД из опасного асинхронного режима в менее опасный —
без возбуждения выдержка времени первой ступени защиты,
действующей на промежуточное реле KL2, принимается меньшей
продолжительности пуска и самозапуска Во избежание срабатыва¬
ния KL2 во время пуска илн самозапуска эта ступень защиты
выводится из работы с помощью реле KL3, контролирующего
166

Рис 4 28 Схема токовой защиты от асинхронного режима
процесс пуска нлн самозапуска по уровню тока статора, который
задается уставкой реле КА.
Защита, выполненная по схеме рис. 4.28, может отказывать
в действии прн асинхронных режимах малонагруженных СД с
жесткими характеристиками Ма (s), связаиных с потерей "Возбужде¬
ния. В этих случаях среднее значение тока статора может оказаться
меньшим тока срабатывания реле КА, а время возврата реле
KL/ taKLl — меньшнм паузы At
Так как при fH0M = 50 Гц установившееся скольжение асинхрон¬
ного режима, %,
s= 1/т„
a h.KLi = 1.1 с > 0,5 xs, получим, что надежная фиксация токовой
защитой асинхронного режима невозбужденного СД возможна,
если $^0,5%. Удовлетворительное решение при $<0,5% подуча¬
ется, если дополнить токовую защиту по рис. 4.31 защитой, реаги¬
рующей на потерю возбуждения [14].
Защита, реагирующая на потерю возбуждения. Для СД с
электромашнннымн возбудительными устройствами в качестве из¬
мерительного органа защиты используется установленное в цепн
обмоткн возбуждения реле нулевого тока, фиксирующее исчезнове¬
ние тока возбуждения. Контакт реле KAR можно подключить
к реле времеии КТ' (рис. 4.28) с тем, чтобы было обеспечено
недействие защиты прн пуске СД. В [14] предлагается использо¬
вать для защиты от потерн возбуждения отдельное реле времени.
В тиристорных возбудительных устройствах серии ВТЕ-320
функции реле нулевого тока выполняет реле тока возбуждения,
сигнал от которого подается в схему защиты СД.
В бесщеточиых возбудительных устройствах ддя выявления
потери возбуждения используется реле направлеиня мощности,
настроенное на фиксацию изменения знака реактивной мощности
167

в цепи статора СД. Защита при¬
годна для СД, которые во всех
возможных реальных режимах ра¬
ботают с опережающим cos<p, вы¬
давая в сеть реактивную мощ¬
ность. Во время пуска защита
выводится из действия.
Защита, реагирующая на появ¬
ление переменной составляющей в
токе возбуждения. При асинхрон¬
ном ходе СД поле статора наводит
в обмотке возбуждения ЭДС, полярность которой меняется с частотой
скольжения. Под действием ее в обмотке протекает переменный
ток той же частоты. До недавнего времени защита, реагирующая
на этот характерный признак асинхронного режима, выполнялась
с использованием реле тока, подключенного к ТТ в цепи обмотки
возбуждения. Практическое выполнение защиты наталкивалось иа
ряд трудностей [14]. Плохая трансформация переменной составля¬
ющей низкой частоты скольжения и насыщение ТТ постоянной
составляющей тока возбуждения существенно снижали надежность
функционирования.
В современных серийных тиристорных возбудительных устрой¬
ствах рассматриваемая защита выполнена иа принципе фиксации
протекания тока в цепи пускового сопротивления (рис. 4.29),
обеспеченного поочередным открытием тиристоров VD1 и VD2.
Стоящее в цепи герконовое реле или защитное устройство
БЗП, подключенное к ТТ, срабатывая, подает с выдержкой времени
команду иа отключение СД. Эта защита одновременно выполняет
функции контроля длительности пуска, и поэтому ее время сраба¬
тывания велико — больше времени пуска, что лишает возможности
осуществлять автоматическую разгрузку СД. Защита срабатывает
при скольжениях, превышающих $к, и автоматически переводит
СД в режим гашения поля. При малых $а защита работает
неустойчиво. Одним из существенных недостатков описанных защит
является возможность их неправильной работы в режимах иаброса и
сброса мощности, характерных для СД с ударной циклической на¬
грузкой, во время которых в токе возбуждения также появляется
переменная составляющая (рис. 4.30).
Вместе с тем особенность изменения тока возбуждения при
резких колебаниях мощности на валу, заключающаяся в том, что
броски тока никогда ие достигают значения тока возбуждения при
колостом ходе, дала возможность выполнить защиту от асинхрон¬
ного режима, структурная схема которой показана иа рис. 4.31.
Защита фиксирует ток в определенной зоне (см. рис. 4.30) вблизи
нуля, в которую он ие входит в рабочих режимах. Логическая
часть защиты либо подсчитывает число импульсов (заходов тока
в зону срабатывания), либо выполняется аналогично той, которая
показана иа рис. 4.28. Защита по принципу действия должна
иметь отстройку от режима пуска и внешних КЗ.
168

Рис. 4 30. Изменение тока возбужде¬
ния при рездопеременной нагрузке (/)
и в асинхронном режиме (2) Заштри¬
хована зона 3 — зона индикации асин¬
хронного режима
tf-ЯкВ
Рис 4 31 Структурная схема защиты от асинхронного режима, реагирующей на
изменение тока ротора
Применение шунта вместо ТТ снимает вопросы, связанные с
неудовлетворительной трансформацией переменной составляющей,
но приводит к конструктивным трудностям реализации схемы.
Защиты, реагирующие на изменение фазового угла. Используют
факт изменения угла между фазным током статора СД и напряже¬
нием, происходящего в асинхронном режиме (см. § 2.7).
В защите, схема которой приведена иа рис. 4.32,а, в качестве
измерительного органа используется [14] реле направления мощ¬
ности KW1 с внутренним углом 30°. При подключении токовой
цепи реле к фазе А, обмотки напряжения к Uba реле приходит
Рис. 4 32 Схема и диаграмма работы защиты от асинхронного режима, предло¬
женная в [14]
169

IВ схему
гупрабленил
170

в действие при отставании тока статора от напряжения сети на
угол <р>30° Второе реле направления мощности используется
для предотвращения работы защиты при сбросе нагрузки и кратко¬
временном переходе в генераторный режим. Диаграмма работы
реле KW1 и KW2 приведена на рис 4.32,6 При срабатывании
этих реле срабатывает двухпознцноиное реле /(£/, выполняющее
функцию памяти, и включает реле времени КТ1. Через 2—3 с
временио-замыкающнй контакт этого реле запускает реле КТ2 и Д7,
которые самоудерживаются по цепи контактов KL1 и К1. При
замкнутых или периодически замыкающихся контактах реле направле¬
ния мощности не позже чем через 3—4 с с момента срабатывания
KL1 замыкается цепь реле К2, дающего команду на гашение поля.
Одновременно срабатывает реле КЗ. После замыкания с выдержкой
времени t = 2-у-З с временно-замыкающего контакта реле КТ2
происходит запуск схемы пусковой автоматики на подачу возбуж¬
дения При успешной ресинхронизации контакт реле КТ2 возвра¬
щает всю схему в исходное положение Если ресинхронизацию
осуществить не удалось, реле КТ! с выдержкой времени 12—15 с
отключит СД Прн временах пуска СД, больших 9—10 с, защита
снабжается вторым двухпозиционным реле KL2, выводящим ее из
действия на все время пуска. Несмотря на сложность защиты
и большое количество примененных в ней реле, она, как показано
в [14], успешно работает независимо от причин выхода СД в
асинхронный режим, вида возбудительного устройства и жесткости
асинхронной характеристики
Схема защиты, предложенная авторами [37] н использующая
выявление асинхронного режима СД по углу сдвига фаз между
напряжением и током статора, показана на рнс 4 33. Она содержит
следующие функциональные блоки: преобразователь напряжения
Т1, Rl, VD1, VD2, преобразователь тока Т2, R2, VD3, VD4, усили¬
тели-формирователи Al, А2, схемы совпадения на логических
элементах DI, D3, D10, инверторы D2, D6, D9, одновибраторы
D4, D5, Cl, R5 и D7, D8. С2, R6, фильтр низкой частоты СЗ, R7, С4,
формирователь модуля тока статора VS, R8, С5, R9, исполнительный
блок D11, К.
Линейное напряжение Ubc и фазный ток статора _1а, между
которыми контролируется угол, подаются на входной трансформа¬
тор Т1 и датчик тока Т2, осуществляющие их гальваническую
развязку н преобразование до уровней, обеспечивающих надежную
работу устройства. Во входных преобразователях производится
и ограничение преобразованных сигналов диодными ограничителями
VD1, VD2 и VD3, VD4 до уровня, безопасного для работы анало¬
говых микросхем
С выходов преобразователей напряжения н тока сигналы пода¬
ются на входы усилителей-формирователей, где преобразуются в
биполярные прямоугольные импульсы, амплитуда которых практи¬
чески не зависит от амплитуды входных сигналов. С выхода
усилителя-формирователя тока импульсы высокого логического
уровня поступают на вход логического элемента 2И—НЕ D1, а
171
с выхода усилителя-формирователя напряжения импульсы І/ИН81
через инвертор D2 поступают на второй вход D1. На выходе этого
логического элемента во время совпадения импульсов высокого
уровня формируется импульс (/смп| низкого уровня, длительность
которого зависит от фазового сдвига между током и напряжением.
Сформированный импульс поступает на вход логического элемента
И — НЕ D3 и одновременно запускает одновибратор D4, D5, выра¬
батывающий импульс низкого уровня (/одя, длительность которого
регулируется резистором R5, являющимся задатчиком уставки
срабатывания по <р. Импульс одновибратора, инвертированный
инвертором D6, UutlB2 поступает на второй вход D3. Импульс на
выходе D3 UC0Bn2 появляется лишь в том случае, если длительность
импульса одновибратора больше длительности импульса с D1, что
при подаче на входы Іа и Ut>e свидетельствует об асинхронном
режиме СД. На третий вход D3 поступают импульсы с усилителя-
формирователя напряжения А1, благодаря чему импульс на выхо¬
де D3 появляется только при потреблении активной мощности.
Введение связи между А1 и А2 позволяет отстроиться от
неселективных срабатываний защиты при глубоких синхронных'
качаниях перевозбужденного СД и при некоторых видах несим¬
метричных коротких замыканий. Импульс с выхода D3 расширяется
вторым одновибратором D7, D8 (і/одн2), сглаживается фильтром
СЗ, R7, С4 и после инвертора D9 в виде потенциала высокого
логического уровня поступает иа вход логического элемента 2И —
НЕ D10. На второй вход D10 поступает сигиал с формирователя
модуля Ja- Уставка срабатывания устройства по току статора
задается положением движка потенциометра R9. В случае увели¬
чения <р выше уставки, но при токе |/ст| </устбл потенциал иа
движке потенциометра R9 ниже напряжения логической единицы
микросхемы D10 и срабатывания устройства не произойдет. При
значениях тока, превышающих уставку блокировки, иа выходе D10
появляется сигнал низкого логического уровня и силовой вентиль
D11 осуществляет коммутацию реле /(, выдающего сигнал в схему
управления СД.
Очевидно, что при асинхронном пуске СД, связанном с отсутст¬
вием возбуждения, защита будет срабатывать. Отстройку от пуска
можно осуществлять путем введения блокировки или выдержки
времени. В последнем случае соответствующий орган может вы¬
полнять и функции защиты от затяжного пуска электродвигателя.
Опытные образцы защиты были испытаны на электродинами¬
ческой модели СибНИИЭ и натурными экспериментами иа мощных
синхронных двигателях серии СТД нефтеперекачивающих станций
и кустовых насосных станций нефтепромыслов, оснащенных тири¬
сторными возбудителями типа ТЕ8-320 [37]
Защиты, реагирующие иа изменение внутреннего угла синхрон¬
ного электродвигателя, способны при надежном их выполнении
наиболее достоверно выявлять асинхронный режим, реагируя на
изменение угла между вектором ЭДС синхронного двигателя и
вектором напряжения сети. Большинство устройств защиты исполь-
172

Рис. 4 34 Защита от асинхронного режима с
использованием бесконтактного датчика уг¬
ла б
Рис 4 35 Принцип действия и функциональ¬
ная схема защиты от асинхронного режима,
реагирующей на фиктивный внутренний угол
б' СД
зует либо фотодатчик, либо датчики, механически связанные с
валом СД.
Для регистрации угла 6 при помощи фотодатчика на валу укреп¬
ляется дорожка с чередующимися черными и белыми отрезками.
Сам датчик и его источник света устанавливают в непосредственной
близости от вала СД на отдельной конструкции. В реальных
условиях работы СД дорожка загрязняется, что приводит к нечет¬
кости границ между черными и белыми отрезками. Кроме того,
в асинхронном режиме вал СД вибрирует, что делает сигнал,
попадающий на фотодатчик, расплывчатым и неустойчивым.
Для СД, снабженных БВУ, в качестве датчика пространствен¬
ного положения вектора ЭДС можно использовать бескоитактный
датчик тока возбуждения [66]. Индукторная обмотка датчика 6
(рнс. 4.34) включена последовательно с обмоткой возбуждения
173
7 СД. Якорная обмотка датчика и вторичная обмотка разделитель¬
ного трансформатора /, являющегося датчиком пространственного
положения вектора напряжения сети, подключены к преобразова¬
телям 2 н 3, выходы которых заведены в блок сравнения величин
по фазе 4 Блок логики 5 формирует сигналы на гашение поля,
ресинхронизацию и отключение СД
Сложность получения информации о положении вектора ЭДС
СД при помощи датчиков, так или иначе связанных с валом СД,
привела к созданию защиты [67], реагирующей на угол 6', соот¬
ветствующий углу 6 по векторной диаграмме СД в установившемся
режиме (рис. 4.35,а) На рис. 4.35,6 приведена функциональная
схема, поясняющая принцип действия защиты. На входы измери¬
тельных элементов А1 и А2 подается сумма двух напряжений:
напряжения, пропорционального току статора (например, току
фазы В), снимаемого с резистора, включенного во вторичную
цепь ТТ: Uj = г2К,1в, н напряжения, пропорционального между¬
фазному напряжению двух других фаз статора (например, 1/лг),
получаемого от измерительного трансформатора напряжения: Uj =
= К и UАС-
Сумма этих напряжений:
Х/1 = КьІІАС “И гіКіДв = "х/ЗКиШв 4“ Г2К]_Ід-
Прн выполнении условия
гчК.ДфК.и -Ч
получим Us = л/ЗКіАНЬ + -ЧІв) = д/З/Ч/Сі/в — jXqJe) —
= ySKujEqB-
Таким образом, вектор LE пропорционален ЭДС фазы В и
сдвинут на 90° по отношению к ней (рис. 4 35,в). Полярность
напряжения на выходе каждого измерителя мощности определяется
сдвигом фаз между входным и опорным Uon напряжениями. В ка¬
честве опорного напряжения для А1 выбрано Umi = UAc> а для
А2 Uoa2 = Ubc- При этом напряжение на выходе А2 положи¬
тельно прн — 30° < 6' < 150°, а на выходе А1 прн — 90° < 6'<90°.
Сигналы с выходов А1 и А2 поступают в логическую схему через
высокочувствительные релейные элементы К1 и К2. На рнс. 4.35,г
показана зона изменения в которой имеются сигналы на выходе
Д7 и К2, позволяющая судить об отсутствии асинхронного режима.
При изменении 6' от 150 до 270° выдается сигнал иа ресинхрони¬
зацию или (и) на отключение СД В асинхронных режимах угол
6' не может считаться равным углу 6.
При близком к нулю токе возбуждения, когда токи в демпфер¬
ной обмотке оказывают наибольшее влияние на параметры СД,
разность 6 — 6' может быть весьма существенной Однако, как
показали расчеты асинхронных режимов на ЭВМ, выполненные
авторами [67], может быть выделена область 6', в которую этот
угол заведомо не входит в любых реальных рабочих режимах,
в том числе и при резкопеременной нагрузке
Следует отметить, что подобное формирование угла нагрузки
174

используется в современных системах АРВ в составе серийных
возбудительных устройств СД [40]
4.6.	ЗАЩИТА ОТ ПОТЕРИ ПИТАНИЯ
Защита от потерн питания устанавливается для предотвращения
повреждения электродвигателей, затормозившихся в результате
кратковременного или длительного понижения напряжения, прн
восстановления питания и при несинхронном включении (для
синхронных электродвигателей), а также для облегчения условий
самозапуска ЭД ответственных механизмов, обеспечения условий
техники безопасности и технологического процесса. Другими слова¬
ми, она выполняет несколько функций, из которых только пред¬
отвращение повреждения является функцией защиты, а две
другие относятся скорее к сетевой автоматике и к автоматике
безопасности. Возможность такого совмещения функций в одной
защите предопределяется общей для всех исходной информацией
и общими объектами, на которые необходимо воздействовать,—
электродвигателем, его выключателями, а у СД еще и устройством
гашения поля. Поскольку для нескольких ЭД, подключенных к
одному и тому же распределительному устройству, реакция на
режим потери питания, как правило, должна быть одинаковой
(они должны быть отключены или развозбуждены при одних и тех
же условиях), защита от потерн питания выполняется групповой,
т. е. управляющей несколькими электродвигателями. Прн этом
отключение и прн необходимости развозбужденне ЭД осуществля¬
ется при помощи установленных в схемах защиты отдельных ЭД
групп промежуточных реле, подключаемых посредством магистраль¬
ных шинок в комплектных распределительных устройствах к
выходным цепям защиты от потерн питания (см. рнс. 3.1).
Информация о потере питания может быть получена двумя
принципиально разными путями: от вспомогательных контактов
выключателя линии, питающей секцию сборных шин распредели¬
тельного устройства, к которой подключены ЭД, а также выходных
цепей релейных защит, действующих на отключение этого выклю¬
чателя, или от измерительных реле, минимального напряжения,
минимальной частоты, направления мощности. Необходимо отме¬
тить, что если первый способ обеспечивает фиксацию потерн
питания практически сразу же, как только наступает этот режим,
то второй отличается тем, что с момента потери питания до
получения информации о ней от измерительных реле должно пройти
некоторое время /0, за которое измеряемый параметр изменится от
значения, характеризующего нормальный режим, до уставки сра¬
батывания реле. Поэтому первый способ — более четкий и дает
большее быстродействие, однако не отличается универсальностью,
так как, во-первых, трудно охватить все случаи, приводящие к
потере питания, а во-вторых, трансляция сигналов от устройств,
работа которых приводит к потере питания, требует определенных
и часто немалых затрат
175

В большинстве современных электроустановок оба способа
сочетают таким образом, чтобы иметь возможность при наименьших
затратах реализовать требования по времени и логике действия
защиты. Сами требования определяются поведением электродви¬
гателя при потере питания, а также необходимостью (с точки
зрения технологического процесса), возможностью (с точки зрения
безопасности) и технической осуществимостью (с точки зрения
параметров сети и защитной аппаратуры) самозапуска ЭД.
Защита действует на отключение ЭД, которые по тем или иным
причинам не участвуют в самозапуске, и на гашение поля СД,
подлежащих самозапуску. На многоскоростном электродвигателе,
для которого предусмотрен самозапуск, защита действует на
автоматическое переключение его на меньшую скорость.
В зависимости от требований по быстродействию и от соотноше¬
ния синхронных и асинхронных электродвигателей, присоединенных
к одной и той же электрически связанной сети, групповая защита
от потери питания выполняется в виде защиты минимального
напряжения или защиты минимального напряжения и минимальной
частоты с блокировкой по направлению мощности.
Защита минимального напряжения предусматривается при
отсутствии в, сети, для которой рассматривается режим потери и
восстановления питания действием АВР нли АПВ, синхронных
электродвигателей нли когда их суммарная мощность не превы¬
шает 5—10% общей мощности всех одновременно работающих ЭД,
а требования сокращения перерыва питания (например, с точки
зрения обеспечения самозапуска) не предъявляются.
Защита выполняется:
а)	с одной уставкой по напряжению и одной по времени
срабатывания, если к секции шии распределительного устройства
не подключены СД, а все АД, затормозившиеся при кратковремен¬
ном понижении напряжения нли перерыве электроснабжения, либо
успешно самозапускаются, либо не подлежат самозапуску;
б)	с одной уставкой по напряжению и двумя по времени
срабатывания, если наряду с АД, назначенными к самозапуску,
к секции шин подключены также СД, подлежащие отключению
или развозбуждеиию перед восстановлением питания. Указанное
осуществляется ступенью с меньшей выдержкой времени. Вторая
ступень, с большей выдержкой времени, предусмотрена для отклю¬
чения электродвигателей прн длительном отсутствии иапряжеиия
по условиям техники безопасности или технологии производства;
в)	с двумя уставками по напряжению и тремя по времени
срабатывания, когда, кроме самозапускающихся н отключаемых
перед восстановлением питания ЭД, к сборным шинам распреде¬
лительного устройства (в том числе и к резервирующей секции
шин) присоединены электродвигатели, которые могут остановиться
при понижении напряжения в результате коротких замыканий в
сети илн самозапуска других ЭД и поэтому подлежат отключению
в указанных режимах. Это осуществляется отдельной ступенью
защиты, действующей прн таком напряжении на сборных шинах
176

и с такой выдержкой времени, при которых рассматриваемые
электродаигатели уже не могут развернуться Две другие ступени
защиты, имеющие одну и ту же уставку по напряжению и разные
по времени, действуют, как указывается в п «б»,
г)	с двумя уставками по напряжению и двумя по времени
срабатывания в тех случаях, когда при кратковременных снижениях
напряжения или перерывах питания, а также в процессе самозапуска
допускается одновременное отключение кроме ЭД, которые могут
остановиться в рассматриваемых режимах, также и других электро¬
двигателей неответственных механизмов резервирующей секции
сборных шин или когда это отключение является необходимым.
Защита минимального напряжения и минимальной частоты с
блокировкой по направлению мощности предусматривается, если
в сети, для которой рассматривается режим потери и восстановле¬
ния питания действием АВР или АПВ, имеются СД, причем к
сокращению времени перерыва питания предъявляются высокие
требования.
В указанных случаях защита от потери питания выполняется
комбинированной, сочетающей функции защиты минимального
напряжения н защиты минимальной частоты с органом направле¬
ния мощности, блокирующим ее работу при направлении мощности
«к шинам». Защита минимальной частоты действует с замедлением
аналогично ступени защиты минимального напряжения с меиьшей
выдержкой времени.
Использование в схеме защиты реле минимальной частоты
позволяет существенно сократить время to от момента наступления
потери питания до получения информации об этом логическими
органами защиты. Уменьшение to происходит за счет того, что
уставка срабатывания реле минимальной частоты может быть
принята значительно более высокой (в относительных единицах
/ср* ==/с,Р//ном = 0,964-0,98), чем уставка реле минимального на¬
пряжения (Ucр* 0,54-0,7), и на секции РУ, потерявшей питание,
частота достигает значения уставки срабатывания раньше, чем
уровень напряжения становится равным £/с Указанное справед¬
ливо для большинства случаев совместного выбега СД и АД,
несмотря на то, что скорость снижения частоты прн потере питания
df/di не обязательно больше, а часто и меньше скорости снижения
напряжения
Необходимо отметить, что снижение частоты может происходить
не только при потере питания, но н при аварии в питающей
энергосистеме, сопровождающейся возннкиовением дефицита актив¬
ной мощности. Если отключение неответственных ЭД защитой от
потерн питания во время дефицита мощности в энергосистеме или
устройством АЧР в режиме потери питания еще можно было бы
допустить, то в отношении ответственных электродвигателей такое
действие следует признать неправильным. Более того, учитывая,
что действие защиты от потери питания направлено на гашение
поля самозапускающихся ЭД, т е иа перевод их в асинхронный
режим, неоправданная работа защиты в то время, когда должна
177
'2-2833

функционировать АЧР, может привести к увеличению и без того
обычно возникающего при авариях в энергосистеме дефицита
реактивной мощности. Так появляется дополнительное требование
к защите от потери питания — несрабатывание в условиях систем¬
ных аварий, сопровождающихся снижением частоты.
Согласовать действие защиты и АЧР путем выбора соответст¬
вующих уставок срабатывания по частоте н времени, как правило,
ие удается. Наиболее действенным оказывается применение в
защите реле направления мощности, включенного по схеме фикса¬
ции знака активной мощности в линии, питающей секцию РУ
с подключенными к ней электродвигателями. Когда снижение
частоты происходит в условиях поступления активной мощности
к шинам, это означает, что изменение частоты — результат систем¬
ной аварии: действие АЧР разрешается. Если же снижение частоты
совпадает с прекращением подачн активной мощности к шинам, то
это свидетельствует о потере питания
Использование реле направления мощности в защите от потери
цитания не решает всех проблем, связанных с отстройкой от
режима работы АЧР и обеспечением требуемого в большинстве
случаев высокого быстродействия. Действительно, как было показа¬
но в гл. 2, во время выбега имеет место передача активной мощ¬
ности от одних электродвигателей к другим.
Это явление может привести и к неСелективной работе, в
особенности децентрализованных АЧР, и к каскадному действию
178

защит от потерн питания иа ряде электрически связанных друг
с другом подстанций и РП. Поэтому в тех случаях, когда отмечен¬
ный недостаток имеет место и признается недопустимым, следует
применить другие способы фиксации потери питания и с их по¬
мощью строить защиту.
С целью экономии аппаратуры реле минимальной частоты
обычно предусматривается общим для защиты от потери питания
и пусковых органов АВР на подстанции или РП.
Рассмотрим некоторые особенности выполнения типовых схем
защиты от потери питания на постоянном оперативном токе.
На рис. 4.36 показана схема одноступенчатой групповой защиты
минимального напряжения. Схема выполнена с тремя реле (KV1—
КѴЗ) типа РН-54/160, что позволяет одновременно использовать
их и для контроля цепей трансформатора напряжения. Установка
трех реле напряжения и подключение оперативных цепей защиты
через контакты автоматического выключателя SF и концевого
выключателя тележкн трансформатора напряжения SQ исключает
излишнее срабатывание защиты прн перегорании любого предохра¬
нителя на стороне 6—10 кВ, неисправностях вторичных цепей и
выкатывании тележки трансформатора напряжения из КРУ. Вы¬
держка времени защиты создается реле времени КТІ, длительно
выдерживающим напряжение на своей обмотке до 110% номн-
Рис 4 37 Схема групповой зашиты минимального напряжения с одной уставкой
по напряжению и двумя — по времени срабатывания
179

нального. Срабатывание защиты фиксируется указательным реле
КН! параллельного включения.
Рнсуиок 4 37 иллюстрирует выполнение групповой защиты мини¬
мального напряжения с одной уставкой по напряжению н двумя по
времени срабатывания. Эта схема отличается от схемы рис 4.36
установкой двух реле времени вместо одного. Реле КТ! с малой
выдержкой времени предназначено для осуществления отключения
несамозапускающнхся и развозбуждения назначенных к самозапус¬
ку ЭД, а реле КТ2 — для отключения ЭД при длительном исчез¬
новении напряжения Срабатывание первой ступени по времени
фиксируется указательным реле КН1, а второй — указательным
реле КН2.
В схеме групповой защиты минимального напряжения с двумя
уставками по напряжению и времени срабатывания (рис. 4.38)
первая ступень с большей уставкой по напряжению и меньшей по
времени выполнена с реле напряжения КѴ1—КѴЗ и реле времени
КТ], а вторая с меньшей уставкой по напряжению н большей
по времени срабатывания — с реле КѴ4 и реле времени КТ2.
Принятое включение размыкающего контакта реле КѴ4 после трех
соединенных последовательно размыкающих контактов реле КѴ1—

Рис 4 39 Схема групповой защиты минимального напряжения с двумя уставками
по напряжению и времени срабатывания с применением реле РНФ-1М
КѴЗ позволяет избежать излишней работы второй ступени защиты
при перегорании любого из предохранителей иа стороне 6—10
кВ трансформатора напряжения.
В системе собственных нужд тепловых и атомных электростан¬
ций часто используется схема групповой защиты минимального
напряжения с применением фильтр-реле напряжения обратной
последовательности типа РНФ-1М (рис. 4.39). Такой вариант за¬
щиты целесообразно применять, когда для подключения реле ми¬
нимального напряжения использован пятнстержневой трансфор¬
матор напряжения типа НТМИ, защищенный от междуфазных ко¬
ротких замыканий предохранителями, установленными на стороне
высшего напряжения указанного\трансформатора В этом случае
контроль исправности цепей напряжения, предусмотренный в схеме
рнс 4.37, оказывается неэффективным при перегорании предохрани¬
теля в одной фазе Указанное обусловливает применение для целей
контроля фильтр-реле напряжения обратной последовательности
KVZ Установка этого реле позволяет выполнить защиту минималь¬
ного напряжения с использованием всего двух реле напряжения:
КѴ1 —для первой ступени с большей уставкой и КѴ2 — для вто-
181

8ыключлтеля Q.
рой ступени с меньшей уставкой по напряжению. В качестве реле
времеии первой ступени примеиено реле КТ1, времеиио-замыка-
ющий контакт которого используется в схеме АВР питающих эле¬
ментов собственных нужд. В связи с тем, что реле этого типа
ие рассчитаио на длительное включение его обмотки на номиналь¬
ное напряжение оперативного тока, в схеме предусмотрен добавоч¬
ный резистор R, который вводится в работу после срабатывания
промежуточного реле KL.
При необходимости осуществить групповую защиту минималь¬
ного иапряжения с двумя уставками по напряжеиию и тремя по
времени срабатывания в качестве одной ступеии защиты использу¬
ется пусковой орган минимальиого напряжения АВР.
На рис. 4.40 показана схема групповой защиты мииимальиого
иапряжеиия и минимальной частоты с блокировкой по иаправлению
мощности применительно к подстаиции с двухобмоточиыми транс¬
форматорами нли распределительному пункту в предположении, что к
шинам 6—10 кВ не присоедииеиы электродвигатели, которые могут
остановиться в результате коротких замыканий в сети или само-
*апуска других ЭД. Защита минимального иапряжеиия выполнеиа
так же, как в схеме рис. 4.38. Защита минимальной частоты
с блокировкой по направлению мощности, кроме функций защиты
182

от потери питания, выполняет также функции пускового органа
АВР «по частоте». В защите предусмотрены полупроводниковое реле
понижения частоты KF типа РЧ1, питание которого осуществлено
от источника постоянного оперативного тока, реле направления
мощности KW1 и KF2, токовые обмотки которых подключены к
трансформаторам тока камер выключателей вводов на секцию шнн.
Обмотки напряжения реле направления мощности включены во
вторичные цепи трансформатора напряжения через замыкающие
контакты реле KL2— повторителя реле KF Указанное выполнено
для снижения нагрузки на трансформатор напряжения и во из¬
бежание «приваривания» контактов реле KW1, KW2. В иормальном
режиме электроснабжения для обеспечения работоспособности за¬
щиты в режиме, когда выключатель ввода на данную секцию от¬
ключен, а электродвигатели получают питание от другой секции
через замкнутый секционный выключатель, в цепь обмотки реле
времени КТ включены контакты промежуточного реле — повторите¬
ля реле направления мощности защиты от потери питания смежной
секции и контакты, фиксирующие то или иное положение секциои-
иого выключателя. Защита минимальной частоты с блокировкой ро
направлению мощности действует на отключение или развозбужде-
иие электродвигателей через шинки первой, действующей с меиьшей
183

выдержкой времени ступени защиты минимального напряжения.
Предусмотрено аналогичное воздействие на электродвигатели при
отключении выключателя.
Для подстанций с трехобмоточными (напряжением 110—220/
10/6 кВ) или двухобмоточиыми (напряжением НО—220/6—10/6—
10 кВ) трансформаторами схема групповой защиты минимального
напряжения и минимальной частоты с блокировкой по направ¬
лению мощности выполняется несколько иначе.
Для каждой из секций сборных шин предусматривается отдель¬
ный комплект защиты минимального напряжения и общий для
обеих секций, получающих питаиие'в нормальном режиме от одного
и того же трансформатора, комплект защиты минимальной частоты
с блокировкой по направлению мощности. Такое исполнение защиты
184
принято с целью экономии релейной аппаратуры. В связи с этим
разделены цепи оперативного тока этих защит- Для переключения
цепей напряжения защиты минимальной частоты с блокировкой по
направлению мощности при неисправности трансформатора напря¬
жения одной секции на трансформатор напряжения другой секции
предусмотрен переключатель.
На подстанции и РП с выпрямленным или переменным оператив¬
ным током применяется схема групповой защиты минимального
напряжения с использованием энергии предварительно заряженных
конденсаторов (рис. 4.41).
Защита выполнена с реле напряжения KV1—КѴЗ, которые в
нормальном режиме удерживают катушку реле времени КТ. При
снижении напряжения до уставки срабатывания реле KV1—КѴЗ
контакты реле времени, имеющего выдержку на возврат, замыкают
цепи разряда конденсаторов С1 и С2. В схеме предусмотрен вывод
защиты из действия при выкатывании трансформатора напряжения
из камеры КРУ
При потере оперативного тока защита выводится из действия
контактом промежуточного реле KL1. Для обеспечения надежного
действия защиты при одновременном снижении напряжения в сети
и в цепях оперативного тока этот контакт зашунтирован размы¬
кающим контактом реле КѴЗ.
В ряде случаев на подстанциях и РП с переменным опера¬
тивным током для осуществления защиты от потери питания при¬
меняется реле минимального напряжения прямого действия типа
РНВЛ, которое расцепляет привод выключателя заранее заведенной
пружиной (см. рис. 5.9). Однако существенные недостатки этого
реле и возможность ложной работы при неисправностях цепей
напряжения не дают возможности рекомендовать широкое исполь¬
зование РНВЛ в защите от потери питания.
4.7.	ЗАЩИТА ОТ НЕСИММЕТРИЧНЫХ РЕЖИМОВ
И ВИТКОВЫХ ЗАМЫКАНИЙ
Характерной особенностью несимметричных режимов (между-
фазных несимметричных КЗ вне двигателя или внутри его, обры¬
вов линейных проводов, повреждений роторных стержней ЭД, на¬
рушения симметрии воздушного зазора и др.) и витковых замы¬
каний является появление составляющих тока и напряжения обрат¬
ной последовательности, которые в нормальных условиях отсутству¬
ют. Известно [28^, чт0 защиты, реагирующие на составляющие
тока, получаются более селективными, чем реагирующие на состав¬
ляющие напряжения, так как по поврежденному элементу проходит
наибольший ток В этих условиях напряжения на поврежденном
и неповрежденном элементах могут оказаться практически оди¬
наковыми и защита двигателя теряет селективность.
Большинство коротких замыканий являются несимметричными,
при которых уровень тока КЗ ниже, чем при трехфазных. Поэтому
чувствительность защит, реагирующих на фазные токи, в этом слу¬
чае оказывается меньше. Если же несимметричные КЗ обнаружи¬
вать по составляющим тока, характерным для несимметричного
режима, практически отсутствующим в нормальном режиме, то
чувствительность защит существенно повышается.
Нарушение симметрии токов характерно также и для неполно¬
фазного режима (обрыва фазы), который может возникнуть как
при обрыве провода непосредственно в цепн самого ЭД или пи¬
тающей его линии, так и при несимметрии на стороне высшего
напряжения питающей подстанции.
Следует заметить, что при неполнофазном режиме на стороне
ВН при схеме соединения трансформаторов подстанции У/Д ни в од¬
ной из фаз двигателя ток не исчезает. Таким образом, призна¬
ком неполнофазного режима не является полное исчезновение тока
в одной из фаз.
Внтковые замыкания обмоток статора ЭД являются относитель¬
но распространенным видом повреждений. Это определяет целе¬
сообразность применения защит от внтковых замыканий для обна¬
ружения их на ранней стадии развития с целью уменьшения объема
разрушения обмотки и стали статора ЭД. Прн этом целесообразно
обеспечить отключение ЭД в опасных несимметричных режимах,
приводящих к его повреждению.
Экспериментальными исследованиями, проведенными в Новочер¬
касском политехническом институте, установлено, что короткое за¬
мыкание всего 3—5% витков одной фазы обмотки статора синхрон¬
ного нлн асинхронного ЭД приводит к недопустимому с точки
зрения критической температуры изоляции перегреву, вызывающему
разрушение изоляции.
Имевшие место в эксплуатации случаи повреждения ЭД в ре¬
зультате длительного несимметричного режима и внтковых КЗ дают
основание считать, что целесообразно устанавливать защиту от
этих анормальных режимов по крайней мере для ЭД, подключенных
к линиям или трансформаторам, защищаемым от токов КЗ пре¬
дохранителями, а также для ответственных и уникальных ЭД.
Соответствующие защиты разработаны в СССР рядом научно-
исследовательских и учебных институтов, но вследствие отсутствия
единых регламентированных требований к ним нашли пока ограни¬
ченное применение За рубежом в отдельных странах установка
защиты от несимметричного для ЭД напряжения выше 1 кВ счи¬
тается обязательной
'Серийно выпускаемые в СССР защиты ЭД в большинстве слу¬
чаев не рассчитаны на обнаружение внтковых замыканий, а па¬
раметры срабатывания новых устройств [68—74} обычно ограни¬
чиваются необходимостью отстройки от несимметрии фазных токов,
вызванной другими факторами: несимметрией напряжения сети, не-
снмметрней конструкций защищаемого электродвигателя и др. По¬
этому их чувствительность не всегда достаточна для выявления
короткого замыкания незначительного числа витков обмотки ста¬
тора. В связи с этим задача разработки иовых принципов и уст¬
ройств защиты, обнаруживающих витковые короткие замыкания
186

незначительного числа короткозамкнутых витков на ранней стадии
развития, остается актуальной. Ниже излагаются результаты иссле¬
дования, проведенного авторами совместно с Е. П. Варфоломеевым.
Устройства защиты от витковых замыканий подразделяются на
три группы:
1)	основанные на контроле несимметрии фазных токов;
2)	основанные на контроле симметрии магнитного поля ЭД;
3)	основанные на контроле высших гармонических в токах ро¬
тора, в частности пятой гармоники ([ = 250 Гц).
Устройства второй группы являются в принципе весьма чувст¬
вительными, так как они отстроены от внешней несимметрии. Для
их реализации необходимо устанавливать специальный трансфор¬
матор тока в лобовых частях обмотки статора, что представляет
определенные трудности. Это объясняет их сравнительно редкое
применение даже в опытных установках
Устройства третьей группы применимы только для синхронных
электродвигателей с электромашинным и тиристорным возбужде¬
нием и неприменимы прн бесщеточном возбуждении. У асинхронных
двигателей с короткозамкнутым ротором выделение гармоник тока
ротора затруднительно.
Основное применение нашли устройства первой группы, исполь¬
зующие в качестве источника информации симметричные состав¬
ляющие фазных токов, результат сравнения значений или фаз то¬
ков, выходной сигнал трехфазного выпрямительного моста, включен¬
ного на фазные токи.
Защиты этой группы в состоянии действовать при внутренних
и внешних повреждениях ЭД, сопровождающихся иесимметрней
фазных токов, витковых КЗ, обрывах фаз. Имея в виду, что пе¬
речисленные неисправности происходят не реже, чем междуфазные
КЗ в обмотке статора, ряд зарубежных электротехнически разви¬
тых стран, в том числе Швеции, Англин и США, считают обя¬
зательным применение защит, реагирующих на неснмметрию токов
статора, наряду с токовыми отсечками и дифференциальными за1-
щитами СД.
Основным признаком эффективности защиты ЭД от витковых
замыканий является минимальный объем разрушений при витковых
КЗ в обмотке статора. Указанный объем в первом приближении оп¬
ределяется тепловым импульсом в короткозамкнутых витках обмот¬
ки статора. Поэтому целесообразно, чтобы защита от витковых
замыканий непосредственно реагировала на ток короткозамкнутых
витков и обладала зависимой от тока выдержкой времени в соот¬
ветствии с выражением
.4.=SSk™/«")2.	(4-22)
где /сз — время срабатывания защиты; ВКД0ІІ — допустимый тепловой
импульс в короткозамкнутых витках; Д1’—ток в короткозамкну¬
тых витках при витковом замыкании.
187

Устройства защиты от внтковых замыканий, входящие в первую
группу, реагируют не на ток в короткозамкнутых витках, а на ток,
потребляемый ЭД из сети, что затрудняет построение эффективной
защиты. Поэтому при сопоставлении защит целесообразно опреде¬
лять тепловой импульс в короткозамкнутых витках в условиях сраба¬
тывания Вкср и сравнивать его с допустимым значением. Защита,
которая срабатывает при минимальном значении Вкср, является по
принципу действия наилучшей.
Значение допустимого теплового импульса Вкдоп зависит от вида
изоляции ЭД, плотности тока в короткозамкнутых витках и др.
Объем разрушений при внтковых замыкаинях в существенной сте¬
пени зависит также от непосредственного действия электрической
дуги, переходного сопротивления в месте КЗ. Для определен¬
ности дальнейший анализ проводится для случаев бездугового, т. е.
металлического, КЗ. В этом случае величина Вкдоп определяется по
условию допустимого перегрева изоляции короткозамкнутых витков
по аналогии с выражением [2.23]:
где Тѵ — постоянная времени нагрева обмоток статора, с; ДФпред кр —
допустимый перегрев обмотки в кратковременном режиме; ДФНОМ —
номинальный перегрев обмотки, К/к = /^|) //ном — кратность тока в
короткозамкнутых витках; /ном — номинальный ток обмотки статора.
Значения Д^ном и Д^предкр для каждого класса изоляции различ¬
ны, поэтому значения /доп для разных ЭД получаются неодинаковы¬
ми С учетом сказанного выше условие (4.22) приобретает вид:
(4 23)
Параметры срабатывания защиты от опасных несимметричных
режимов и внтковых замыканий в общем случае определяются от¬
стройкой от следующих режимов:
продолжительного (при допустимой несимметрии статора и рото¬
ра, а также питающего напряжения, изменения частоты тока ЭД);
пуска или самозапуска;
внешнего двухфазного КЗ.
Отстройка от неселективного действия защиты при внешнем
двухфазном КЗ производится двумя методами.
1)	отстройкой по времени [28],
2)	введением торможения по несимметрии напряжения [69].
В первом методе время срабатывания защиты выбирают по
условию
(4.24)
где — время отключения внешнего двухфазного КЗ.
188

Значение может составлять в реальных условиях 1,5 с и более,
что ие всегда приемлемо. Некоторое улучшение характеристик за
щиты от витковых замыканий можно получить путем использо¬
вания зависимой от тока выдержки времени. Времятоковая ха¬
рактеристика защиты должна удовлетворять двум противоречивым
требованиям [28]. С одной стороны, дол ж не выполняться равенство
=	(4.25)
где /сз — ток обратной последовательности, при котором сраба¬
тывает защита; В{к^п —допустимый тепловой импульс тока обрат¬
ной последовательности для данного ЭД при отсутствии повреж¬
дения в нем.
С другой стороны, должна обеспечиваться селективность дейст¬
вия защиты. При этом защита должна быть отстроена от несиммет¬
рии при пуске, т е должно выполняться неравенство
(4.26)-
где /2п — ток обратной последовательности при пуске
Необходимо также обеспечить селективность действия защиты
при внешних несимметричных КЗ
> (/Л2ел,	(4.27)
где /^2)«/л/2 — ток обратной последовательности, проходящий
через защищаемый ЭД при внешнем двухфазном КЗ.
Время отключения внешнего двухфазного КЗ принимается
на ступень выше самой большой выдержки времени защиты элект¬
роустановки, подключенной к тем же шинам, к которым подключей
защищаемый ЭД.
Следует заметить, что при выполнении условия (4.25) все за¬
щиты от внтковых замыканий, использующие отстройку по времени,
по быстродействию оказываются эквивалентными. Поэтому выбор
наиболее целесообразного принципа построения защиты с отстрой¬
кой по времени заключается в выявлении оптимальной по чувст¬
вительности защиты (срабатывающей при минимальном числе ко¬
роткозамкнутых витков) при ограничениях:
тепловой импульс, полученный короткозамкнутыми витками от
момента возникновения повреждения до отключения электродвига¬
теля, оцениваемый с помощью ^доп, не превышает допустимого зна¬
чения;
срабатывание защиты происходит во всем диапазоне замыкания
От «ичимальиого значения до 100% витков в одной фазе
диты, использующие торможение по несимметрии напряже-
казываются более быстродействующими. Вследствие этого иа
работу может оказать влияние апериодическая составляющая
_>ка в фазе статора, вызывающая неравенство полуволн тока по
амплитуде и продолжительности, а также насыщение трансформа¬
торов тока. Указанную составляющую можно не учитывать, если
189

выполняется условие
> ЗГа;1
4, >d (4'28)
где Га — постоянная времени затухания апериодической составляю¬
щей; іап— время затухания переходного процесса в схеме защи¬
ты.
При выполнении условия (4 28) защиты с торможением по
несимметрии напряжения имеют одинаковое быстродействие. По¬
этому выбор нанлучшего принципа построения таких защит за¬
ключается в оптимизации по чувствительности дрн тех же ограниче¬
ниях, как и при выборе защит, не имеющих торможения.
Отстройка от неселективного действия при несимметрии в про¬
должительном режиме и прн пуске (самозапуске) ЭД во всех
рассматриваемых защитах приводит к снижению чувствительности,
т. е. к увеличению числа витков, прн КЗ которых защита находит¬
ся на грани срабатывания.
Порог срабатывания защит, реагирующих на ток обратной по¬
следовательности, можно определить с помощью расчетного коэф¬
фициента несимметрии Ер — Л/Лом, где 8р составляет
ер = kiK'feu + ег),	(4.29)
где ги, — коэффициенты несимметрии напряжения н фазных со¬
противлений соответственно; kj — коэффициент, учитывающий вли¬
яние на Ер отклонения частоты сети от номинального значения.
Анализ показывает, что значения величин, входящих в выра¬
жение (4.29) и определяющих минимальное число витков wamin,
на КЗ которых реагирует защита, составляют:
еу <0,02; sz < 0,04; kf < 1,03; Кп = 54-8.
190

191

Число витков wainut можно затем найти по кривым 12 = f(wa/
іе»ф), где шф— число витков в обмотке фазы статора, которые
определяются расчетным путем или экспериментально. Значение
wamn* = wo.mtn / является показателем эффективности принци¬
па действия защиты
Аналогичным образом можно определять эффективность прин¬
ципов действия других защит. Экспериментально определенные за¬
висимости величин рабочих сигналов защит от wa* приведены иа
рис. 4.42 [75].
Сопоставление принципов иллюстрируется в табл. 4.3, из кото¬
рой видно, что торможение по несимметрии напряжения существен¬
но повышает чувствительность защиты. Если же защиты выпол¬
няются без торможения по несимметрии напряжения, то наиболее
чувствительным является устройство, выполненное по алгоритму 5
(табл. 4.3).
Дальнейшего повышения чувствительности защит можно до¬
стичь путем автоматического загрублеиия их при пуске и само-
эапуске и последующего восстановления чувствительности после
устаиовлеиия нормального режима.
В качестве примера выполнения зашиты, реагирующей на несимметрию фаз¬
ных токов статора ЭД, рассмотрим разработанную Ереванским политехническим
институтом для ЭД горных электроустановок максимальную токовую фильтровую
защиту типа МТФЗ [28] Назначением защиты является формирование мэманды
на отключение ЭД при следующих видах повреждений и анормальных режимов.
междуфазные симметричные и несимметричные короткие замыкания в обмотке
статора и на питающем ЭД кабеле,
обрыв фаз или нарушение контакта в ЭД или питающей сетй^
вйтковые замыкания в обмотке статора вследствие повреждения изоляции об-
Рис 4 43 Принципиальная схема фильтровой токовой защиты МТФЗ
192

Схема защиты приведена на рис. 4.43 Здесь промежуточные трансформа¬
торы тока ТА и То включены в фазные провода основных трансформаторов тока
защищаемого электродвигателя ТАа и ТАс, а третий промежуточный трансформа¬
тор Тв — в обратный провод этих трансформаторов, вследствие чего по его пер¬
вичной обмотке проходит ток _/g = — ( JA 4- _/с)
К трансформаторам ТА и Тс подключен фильтр тока обратной последователь¬
ности Ф Напряжение k\!\, пропорциональное току прямой последовательности,
снимается с выпрямителя Ѵ$1, подключенного к зажимам kl трансформатора, а
напряжение k2l2, пропорциональное току обратной последовательности,— с выпря¬
мительного моста VS2, подключенного к зажимам тп фильтра Ф. Сопротивления
элементов фильтра хА, RA н Rc н резистора RB, подключенного к промежуточ¬
ному трансформатору Тв, выбраны таким образом, чтобы обеспечить равенство
ks = 2ki, при котором достигается одинаковая оптимальная чувствительность защиты
к симметричным и несимметричным КЗ
Действительно, коэффициенты чувствительности фильтровых защит при трех- и
двухфазных КЗ равны*
*',2’ =
где —ток трехфазного КЗ, = 0,5/^’ —ток обратной последовательности
двухфазного КЗ, /СіР — заданный ток срабатывания защиты.
Равенство и Л(ч2) обеспечивается при условии йг=2£|, т е параметрах
фильтра /?4=0,5/?с; ха = ^Ra, k2=^3Rc, RB='fiRc/2
Обладая тремя исполнительными органами, схема позволяет осуществить раз¬
дельное отключение коротких замыканий (орган отсечки ИО1), симметричных пе¬
регрузок (орган перегрузки ИОЗ) и повреждений, сопровождаемых токами обратной
последовательности,— обрывы фаз, витковые замыкания, повреждение роторных
стержней двигателя (чувствительный орган обратной последовательности И 02).
Исполнительный орган ИО1 срабатывает без выдержки времени, а ИО2 и
ИОЗ — с зависимой выдержкой времени Первые два действуют на отключение
двигателя непосредственно, а третий — ИОЗ—на отключение или на сигнал,
или при необходимости на разгрузку основного механизма ЭД по усмотрению
эксплуатационного персонала
В схеме предусмотрена раздельная сигнализация срабатывания органа отсеч¬
ки,'органа перегрузки и чувствительного органа обратной последовательности, сох¬
раняющая информацию о срабатывании после исчезновения управляющего сигнала
н напряжения питания
Уставки исполнительных органов ИО1, ИО2 и ИОЗ регулируются установоч¬
ными реостатами /?у1, /?у2, /?уз (тонкое регулирование) и анцапфами промежу¬
точных трансформаторов тока (ступенчатое регулирование) Промежуточные транс¬
форматоры тока обеспечивают приведение реального номинального вторичного тока
электродвигателя от 2 до 5 А к постоянному значению 5 А Ступени регули¬
рования* 2,0; 2,5, 3,0, 3,5, 4,0, 4,5, 5 А
Диоды VD1 и VD2 не пропускают ток прямой последовательности через
ИО2 и ток обратной последовательности через ИОЗ Одновременно диоды VD1 и
193

Рис. 4.44 Результирующие времятоковые характеристики по токам прямой /1 + и об¬
ратной /2* последовательностей защиты типа МТФЗ
VD2 обеспечивают включение ИОІ по схеме ИЛИ к токам прямой и обратной
последовательностей
Результирующие времятоковые характеристики защиты по токам прямой и об
ратной последовательностей приведены на рис 4 44 Здесь /[* и /2з(. —ток пря¬
мой и обратной последовательности защищаемого электродвигателя в относительных
единицах от номинального тока ЭД, /сз— время срабатывания защиты,
/с,отс2—уставки срабатывания органа отсечки по токам прямой и обратной
последовательностей (по первичному току), соответственно равные
где korc = 1,54-2 — коэффициент отстройки, /п — пусковой ток ЭД, /с2 и /С1 — токи
срабатывания чувствительного органа обратной последовательности и органа пере-
грузкиг равные
= 0,2/.
Здесь е/ — коэффициент несимметрии по току в сети в нормальном режиме
работы двигателя (t7 = 0,054-0,1), /ном — номинальный ток ЭД, fenep = 1,24-1,4 —
допустимый для данного ЭД коэффициент перегрузки
На рис 4 44 кривая abed — ограниченно зависимая характеристика защиты
по токам обратной последовательности, efgh—прямой последовательности Кри¬
вые ab и ef — зависимые характеристики соответственно чувствительного органа
обратной последовательности (ИО2) и органа перегрузки ИОЗ) Обозначения
^с,тп2 и тах2 соответствуют минимальному и максимальному времени срабаты¬
вания чувствительного органа обратной последовательности, tcmini и іс,„ахі — ми
нимальному и максимальному времени срабатывания органа перегрузки
Характеристика органа ИО2 должна удовлетворять двум противоречивым тре
бованиям С одной стороны, для локализации аварии при внутренних поврежде¬
ниях и в целях безопасности ее выдержка должна быть минимальной С другой
стороны, во избежание неселективных отключений при внешних двухфазных КЗ она
должна быть на ступень выше самой большой выдержки защиты электроуста¬
новок, присоединенных к данным шинам Если защиты всех электроустановок вы-
194

Рис 4 45 Структурная схема защиты от несимметричного режима
полнены отсечками, то, очевидно, минимальная выдержка характеристики ИО2
Іс,тш2 — 0,44-0,5 с, а максимальная tc max2 = 2-5-2,5 с При такой выдержке вре¬
мени защита будет работать следующим образом В случае внешних КЗ, напри¬
мер на зажимах смежного двигателя, через защиту неповрежденного двигателя
будет протекать ток 0,5/п, что при kn = 5 будет соответствовать /2 = 2,5/ном При
этом орган отсечки неповрежденного двигателя не сработает, так как он отстроен
от этого тока (/сотс2 — 3,75/НОМ), а ИО2 сработать не успеет, так как до этого
поврежденный ЭД отключится своей защитой без выдержки времени
На рис 4.45 приведена схема защиты от несимметричного режи¬
ма, разработанная в НПИ, в состав которой входят следующие
функциональные блоки: входное преобразующее устройство ВПУ,
реле виткового замыкания РВЗ, реле обрыва фазы РОФ и блок
световой сигнализации БСС. Блок ВПУ осуществляет преобразо¬
вание углов сдвига по фазе между векторами фазных токов в
постоянное напряжение (преобразователи Пхр2, ПхрЗ) и вы¬
деляет разность между наибольшим и наименьшим их значениями
Дф, (минн-макси селектор ММС2), а также преобразовывает фаз¬
ные напряжения в постоянные (преобразователи ПІИ, ПѴ2, ПИЗ)
и выделяет разность между наибольшим и наименьшим значеинями
Дфи (мини-максиселектор ММС1).
Реле виткового замыкания содержит пороговый орган ПО1 с
тормозным (от ММС1) и рабочим (от ММС2) входами, элемент
выдержки времени ЭВВ1, логический элемент Запрет и исполни¬
тельный орган ИО1. Элемент Запрет осуществляет блокирование
РВЗ при неполнофазиом режиме работы ЭД или обрыве токовых
цепей защиты
Реле обрыва фазы содержит пороговый оргаи ПО2, элемент
выдержки времени ЭВВ2 и исполнительный орган ИО2.
Уставки срабатывания составляют для РВЗ Дф<гр « 30°, а для
РОФДф/ср = 165°. Время срабатывания РВЗ составляет 1,2 с, а
РОФ — примерно 0,5 с. При возникновении виткового КЗ в ЭД с
небольшим числом короткозамкнутых витков срабатывает РВЗ, а
в неполнофазном режиме срабатывает РОФ и блокирует работу
195
РВЗ, благодаря чему блок БСС обеспечивает селективную сигна¬
лизацию причины отключения ЭД. Торможение РВЗ по иесиммет-
рии напряжения повышает чувствительность зашиты и позволяет
обнаружить витковые замыкания с 3% н 'более замкнувшихся
витков. Защита используется в составе комплектного устройства
ЗРКДІ (см. гл. 7).
Глава пятая
СХЕМЫ ЗАЩИТЫ ЭЛЕКТРОДВИГАТЕЛЕЙ
5.1.	ОБЩИЕ СВЕДЕНИЯ
Приведенные в данной главе принципиальные схемы релейной
защиты (РЗ) электродвигателей напряжением выше 1 кВ являются
типовыми и поэтому содержат только те устройства РЗ из числа
описанных в гл. 4, которые устанавливаются в соответствии с тре¬
бованиями ПУЭ [50]. Эти схемы реализуются в настоящее время
с использованием отдельных электромеханических и полупровод¬
никовых реле, серийиб изготавливаемых отечественнойэлектротех-
нической промышленностью. Каждое реле (см. гл. 3) представляет
собой конструктивно законченное изделие, которое размещается
в релейном шкафу или на релейной панели комплектного распре¬
делительного устройства типа КРУ или КСО [76]. Соединенные
между собой, с измерительными ТТ и TH, с источниками опера¬
тивного тока, цепями управления и сигнализации, с устройствами
электрической и технологической автоматики, как это предусмотре¬
но структурной схемой рис. 3.1, реле образуют устройство релейной
защиты ЭД.
Намеченное в ближайшее время широкое внедрение полупровод¬
никовых измерительных и логических органов позволит составлять
их в блоки защит, а те в свою очередь компоновать в единую
конструкцию, представляющую собой комплектное устройство защи¬
ты ЭД [32]. Пока же типовые схемные решения по таким защитам
разработаны не в полной мере. На некоторые возможности и способы
выполнения комплектных защит ЭД указывается в гл. 7.
Большая часть схем дана применительно к постоянному и вы¬
прямленному оперативному току, как наиболее часто используемому
иа подстанциях и распределительных пунктах, к которым подклю¬
чен ЭД. Питание цепей защиты оперативным током, как правило,
осуществляется от автоматического выключателя, общего с цепями
управления выключателем высокого напряжения.
В выходных цепях каждой из автономных защит, действующих
иа выходные промежуточные реле и непосредственно на электро¬
магнит отключения (ЭО) выключателя, предусматриваются ука¬
зательные реле последовательного включения, сигнализирующие
действие этих защит. Фиксация срабатывания групповой защиты
196
от потери питания осуществляется указательными реле последова¬
тельного и параллельного включения в выходных цепях этой защи¬
ты.
В схемах защит от контактов указательных реле подается сиг¬
нал <Указатель не поднят». Для обеспечения надежной работы
указательных реле, включенных в цепь каждой из автономных защит,
в случае одновременного действия нескольких защит на общее вы¬
ходное промежуточное реле (например, дифференциальной защиты
и защиты от замыканий на землю) в схемах предусмотрен доба¬
вочный резистор, включенный параллельно обмотке этого реле.
В целях облегчения эксплуатационных проверок и испытаний
защит, которые производятся на отключенном ЭД, в цепях отклю¬
чения от выходного промежуточного реле предусматриваются
разъемные зажимы. Такие же зажимы устанавливаются в токовых
цепях защит и в цепях приемных реле групповой защиты от потери
питания.
В выходных цепях защит, осуществляющих несколько различ¬
ных воздействий, предусматриваются контактные перемычки, позво-
Рис 5 1 Схема защиты АД мощностью менее 2000 кВт
а — поясняющая схема, б — токовые цепи, в—цепи напряжения; г—цепи оперативного
тока, д — цепи сигнализации, Q — выключатель, TV— трансформатор напряжения, ТА1,
ТА2 — трансформаторы тока, КАі — реле тока типа PT-40, К.А2 — то же РТ-82, АК — ус
тройство защиты от замыканий на землю типа ЗЗП-І, KLI, KL2—реле промежуточные
типа РП-23, КН!—КНЗ — реле указательные типа РУ-І, R — резистор типа ПЭВ-50, SB —
кнопка управления типа KE-011, UGV — блок питания типа БПН-ІІ, АСѴ — вспомогатель¬
ное устройство типа ВУ-І
197

ляющие при необходимости исключить то или иное действие защиты
в период эксплуатации.
Схемы на переменном оперативном токе на практике исполь¬
зуются для ЭД мощностью ие более 5000 кВт.
Опыт проектирования и эксплуатации показал, что применение
переменного оперативного тока нецелесообразно для ЭД с час¬
тыми включениями (из-за низкой надежности пружинных приводов
выключателей), а также иа подстанциях и распределительных пунк¬
тах при наличии ЭД ответственных механизмов, самозапуск которых
необходимо и (по условиям питающей сети) возможно обеспе¬
чить. Последнее объясняется сложностью выполнения электроавто¬
матики, осуществляющей управление переключениями, необходимы¬
ми для подготовки электродвигателей к восстановлению питания,
а также и тем, что существующая релейная аппаратура не может
обеспечить надежную и эффективную защиту разворачивающихся
ЭД в условиях пониженного в режиме самозапуска напряжения
сети. В связи с указанным одной из главных особенностей выпол¬
нения приведенных в данной главе схем релейной защиты на пе¬
ременном оперативном токе и является отсутствие самозапуска за¬
щищаемых ЭД после перерывов питания. Другой особенностью
этих схем является то, что они базируются на использовании
пружинных приводов типов ППВ-10 и ПП-67, применяемых для
выключателей комплектных распределительных устройств.
Разработки действующих типовых схем релейной защиты электрО'
двигателей промышленных предприятий выполнялись в институте
«Тяжпромэлектропроект» при участии инженеров Э. Б. Звагельско-
го, Т. В. Комаровой, Ю. А. Юровицкого и Л. В. Шукайло под
руководством и при участии инж. В. И. Корогодского. Схемы,
относящиеся к электродвигателям собственных нужд ТЭС и АЭС,
разрабатывались в институте «Атомтеплоэлектропроект» под ру¬
ководством инженеров В. Н. Вавина и И. И. Бантера.
5.2.	СХЕМА ЗАЩИТЫ АД НОМИНАЛЬНОЙ МОЩНОСТЬЮ МЕНЕЕ 2000 кВт
Схема защиты АД, используемого для привода неответственно¬
го механизма и требующего по условиям техники безопасности
отключения при однофазных замыканиях на землю, приведена на
рис. 5.1.
Токовая отсечка выполнена с одним реле КА1, включенным на
разность токов двух фаз
Для направленной защиты от замыканий на землю АК приме¬
нено устройство типа ЗЗП-1, присоединенное к трансформатору
тока нулевой последовательности ТА2 типа ТЗЛМ. Напряжение
нулевой последовательности для АК подается от разомкнутого
треугольника трансформатора напряжения секции, к которой под¬
ключен данный электродвигатель, через вспомогательное устрой¬
ство АСѴ, предназначенное для защиты элементов устройства
типа ЗЗП-1 от перенапряжений.
Защита от токов перегрузки выполнена с зависимой от тока
198
характеристикой выдержки времени с реле тока КА2 и действует
на отключение
Питание устройства типа ЗЗП-1 осуществляется от источника
выпрямленного оперативного тока — блока питаиця UGV с номи¬
нальным выходным напряжением 24 В, а остальных защит — от
источника постоянного оперативного тока.
Для обеспечения самозапуска других, более ответственных ЭД,
предусмотрено отключение рассматриваемого ЭД первой ступенью
групповой защиты от потери питания. С этой целью в схеме на
рис. 5.1 предусмотрено реле KL2.
Выходное промежуточное реле KL1 после срабатывания само¬
удерживается (по цепи контакта KL1.1), а его размыкающий кон¬
такт KL1.3 разрывает цепь включения выключателя Q. Этим пре¬
дотвращается повторное включение ЭД, отключенного защитой. Сня¬
тие самоудерживания осуществляется кнопкой SB, установленной
в КРУ. Контактом KL1.4 подается сигнал Самоудерживание не
снято. Резистор устанавливается для обеспечения надежной ра¬
боты указательных реле КН1—КНЗ, фиксирующих срабатывание
отдельных защит
Рис 5 2 Схема защиты АД мощностью менее 5000 кВт
а — поясняющая схема, б—токовые цепи; в — цепи оперативного тока, г — цепи сигна¬
лизации; Q — выключатель; TAI. 7А2 — трансформаторы тока, КА1—КАЗ — реле тока типа
PT-40, КА4 — то же РТЗ-51, КТ — то же ВЛ-23 KLI — промежуточное реле типа РП-
23, KL2 — то же РП-252, КНІ -КН4 — реле указательные типа РУ-І, SB — кнопка уп¬
равления типа KE-011, R— резистор типа ПЭВ-50, С — конденсатор типа МБГО, VD1,
VD2 — диоды типа Д 226Б
199

5.3.	СХЕМА ЗАЩИТЫ АД НОМИНАЛЬНОЙ МОЩНОСТЬЮ МЕНЕЕ
5000 кВт
Для электродвигателей ответственных механизмов промышлен¬
ных предприятий применяется защита, схема которой приведена
на рис. 5.2.
Токовая отсечка выполнена на реле КАІ и КА2, включенных
на фазные токи трансформаторов тока ТА1, соединенных в непол¬
ную звезду.
Защита от замыканий на землю выполнена с реле К.А4, кото¬
рое подключено к трансформатору тока нулевой последователь¬
ности ТА2 типа ТЗЛМ, установленному в шкафу КРУ. Предпо¬
лагается, что емкостиый ток ѵамыкання на землю в сети, к которой
подключей АД, больше 5 А.
Защита от перегрузки с независимой характеристикой выдержки
времени (реле тока /(АЗ н реле времени КТ), исходя из тяжелых
условий пуска и самозапуска, выполнена с действием на отключе¬
ние.
Цепи перечисленных защит получают питание от источника вы¬
прямленного оперативного тока, в качестве которого может быть
принят комбинированный блок, состоящий из блоков типов БПТ-
1002 н БПНС-2 (см. рис. 3.30).
Защита минимального напряжения в этом случае выполняется
с использованием энергии предварительно заряженных конденсато¬
ров. От этой защиты (см. рис. 4.41), установленной обычно в камере
трансформатора напряжения, к камере выключателя ЭД идут три
шинки. Через шинки +ШЗ, —ШЗ конденсатор С (рис. 5.2)
постоянно заряжается. К шннке 2ШМН подключено реле KL2,
предназначенное для отключения АД при длительном отсутствии
напряжения в цепи статора АД. Срабатывая при появлении им¬
пульса иа этой шинке, KL2 замыкает свои контакты K.L2.1 и
KL2.2 в цепи электромагнита отключения выключателя Q и тем
самым подключает его к конденсатору С. Под действием тока
разряда конденсатора осуществляется отключение выключателя.
Чтобы обеспечить достаточно продолжительное замкнутое состоя¬
ние цепи разряда конденсатора, необходимое для надежного
действия электромагнита отключения, реле KL2 принято с вы¬
держкой времени иа возврат.
Диоды VD1, VD2 предотвращают саморазряд конденсатора при
потере питания. В остальном схема аналогична приведенной на
рис. 5.1.
5.4.	СХЕМА ЗАЩИТЫ ДВУХСКОРОСТНОГО АД НОМИНАЛЬНОЙ
МОЩНОСТЬЮ МЕНЕЕ 5000 кВт
Защита двухскоростных АД, работающих в системе собственных
нужд тепловых и атомных электростанций, может быть выполнена
по схеме рис. 5.3.
Для каждой из двух обмоток статора, обеспечивающих прн их
включении первую и вторую скорость АД, предусмотрены отдельные
комплекты защит.
200

Рис 5.3 Схема защиты двухскоростного АД мощностью менее 5000 кВт
а—поясняющая схема; б—токовые цепи; в—цепи оперативного тока, г—цепи сигна¬
лизации, QI, Q2— выключатели, TAI — ТА4 — трансформаторы тока; КАІ—КАЗ, КА5—
КА7 — реле тока типа РТ 40. КА4 КА8 — то же РТЗ-51, КТ? КТ2 — то же ВЛ-23, KL1 —
КС4 — реле промежуточные типа РП 23. К.Н1—К.Н6 — реле указательные типа РУ-1. RI,
R2 — резисторы типа ПЭВ-50
Токовая отсечка выполнена двумя реле тока серии РТ-40,
включенными на фазные токи трансформаторов тока (реле КА1
и К,А2 для первой, КА5 и КА6 для второй обмотки статора),
с действием на отключение выключателя поврежденной обмоткн.
Реле тока защиты от замыканий на землю КА4 и К,А8 под¬
ключены к трансформаторам тока нулевой последовательности
кабельного типа (ТАЗ для первой, ТА4 для второй обмотки),
201
установленным в шкафах КРУ выключателей соответствующих
скоростей. Количество трансформаторов тока показано условно
и соответствует количеству кабелей к АД. Защита от замыканий
на землю действует на отключение АД, что фиксируется указа¬
тельными реле КНЗ для первой и КН6 для второй скорости.
Защита от перегрузки на каждой скорости выполнена с помощью
одного реле тока и реле времени типа ВЛ-23 (реле КАЗ и КА1 для
первой, КА7 н К.Т2 для второй обмотки). Действие защиты
на отключение электродвигателя от сети фиксируется указатель¬
ными реле К.Н2 для первой и К.Н5 для второй скорости, подающими
сигнал о перегрузке на пост управления электродвигателем. Раз¬
мыкающими контактами реле КАЗ.2 защиты от перегрузки первой
скорости выполняется запрет преждевременного перевода электро¬
двигателя на вторую скорость.
В схеме предусмотрены промежуточные реле KL2 и KL4, под¬
ключенные к выходным цепям второй ступени защиты минималь¬
ного напряжения Количество реле обусловлено удобством ком¬
мутации реле в КРУ. В схеме показаны два варианта выполнения
действия защиты минимального напряжения: для несамозапускаю-
защиты АД мощностью менее 5000 кВт с разгрузкой перед само-
Рис 5 4 Схема
запуском
лизации, Q — выключатель, TAI, ТА2 — трансформаторы тока, К.А1—К.А4 — реле тока типа
PT-40, КА5 — то же РТ35І, КТ1, КТ2 — то же ВЛ-23, KL1 — KL3 — реле про
па ПЭВ 50
202
щегося электродвигателя защита действует на отключение прн
работе его на любой скорости; на двигателе, назначенном к само¬
запуску, осуществляется переключение на первую скорость, если
до потери питания электродвигатель работал на второй (контактом
реле KL4.1). Питание цепей оперативного постоянного тока защит
предусмотрено от шкафа второй скорости. Самоудерживание
выходных реле защиты АД, установленных в системе собственных
нужд электростанций, не выполняется.
5.5.	СХЕМА ЗАЩИТЫ АД НОМИНАЛЬНОЙ МОЩНОСТЬЮ
МЕНЕЕ 5000 кВт С РАЗГРУЗКОЙ ПЕРЕД САМОЗАПУСКОМ
Схема рнс. 5.4 приведена для АД, установленного в системе
собственных нужд тепловых электростанций и назначенного к
самозапуску. Защита осуществлена на постоянном оперативном
токе.
Токовая отсечка и защита от замыканий на землю выполнена
аналогично показанному иа рис. 5 3 для каждой скорости.
В схеме предусмотрена двухступенчатая защита от перегрузки
(реле тока КАЗ и КА4, реле времени КТ1 и КТ2). Первая ступень
защиты (реле КА4, КТ2) предназначена для устранения кратковре¬
менной перегрузки АД путем осуществления разгрузки. Если
перегрузка не устранилась, то вторая ступень защиты (реле КАЗ,
КТ1) отключает электродвигатель от сети. Прн срабатывании
второй ступени защиты от перегрузки подается сигнал на пост
управления АД (контактом реле КН2.2).
В выходных цепях защиты минимального напряжения имеются
промежуточные реле KL2 и KL3.
Реле KL3, подключенное к первой ступени защиты минималь¬
ного напряжения, действует на разгрузку электродвигателя для
обеспечения успешного самозапуска после перерыва питания. Реле
KL2, подключенное ко второй ступени защиты минимального
напряжения, действхет на отключение выключателя Q.
5.6.	СХЕМА ЗАЩИТЫ СД НОМИНАЛЬНОЙ МОЩНОСТЬЮ
МЕНЕЕ 5000 кВт
На рнс. 5.5 приведен пример выполнения схемы защиты СД,
установленного на промышленном предприятии. Электродвигатель
MG включен в сеть с точной компенсацией емкостного тока
замыкания на землю, причем резонансная настройка дугогасящего
реактора обеспечивается автоматически. Самозапуск СД не преду¬
сматривается по технологическим причинам
Токовая отсечка выполнена в двух фазах с реле тока KAI, КА2.
Вторичные обмотки трансформаторов тока нулевой последова¬
тельности (ТА2-1 и ТА2-2) соединены параллельно для подключе¬
ния нх\к общей для распределительного устройства системе сигнали¬
зации замыканий на землю, выполненной, например, с применением
устройства типа УСЗ-ЗМ. В схеме предусмотрено реле КА4, обеспе¬
чивающее мгновенное отключение СД при двойных замыканиях
203

на землю (одно в статоре электродвигателя, а другое — в сети).
Защита от перегрузки и асинхронного режима выполнена совме¬
щенной.
В цепь контакта K.L5.2 реле-повторителя KL5 реле тока /С<4<3,
срабатывающего при увеличении тока статора электродвигателя,
включен контакт KF, размыкающийся при форсировке возбужде¬
ния. Это исключает ненужное срабатывание защиты в указанном
режиме.
В выходных цепях защиты от потери питания предусмотрено
промежуточное реле K.L1, действующее на отключение выключа¬
теля Q и гашение поля. Защита выполнена на постоянном опера¬
тивном токе.
204

205

5.7.	СХЕМА ЗАЩИТЫ СД НОМИНАЛЬНОЙ МОЩНОСТЬЮ
МЕНЕЕ 5000 кВт С РЕАКТОРНЫМ ПУСКОМ
Синхронный электродвигатель, схема защиты которого показана
на рис. 5.6, установлен на промышленном предприятии. Реакторный
пуск осуществляется включением выключателя Q2 при отключенном
Q1. По окончании пуска включается выключатель Q/ и отклю¬
чается Q2. Самозапуск СД не допускается. Защита выполнена
на постоянном оперативном токе.
Комплекты защит от многофазных коротких замыканий (токо¬
вые отсечкн на реле КА1. КА2, К.А4, КА5) предусмотрены отдель¬
но— для цепи, по которой пускается СД, н для цепи основного
питания.
Защита от перегрузки и асинхронного режима подключена к
трансформаторам тока камеры выключателя основного питания.
Поэтому ни одну нз ступеней защиты на время пуска выводить из
действия нет необходимости. Реле КТ1 контролирует время пуска
СД.
Защита от замыкания на землю в обмотке статора выполнена
с использованием реле тока К.А6. Реле подключено к соединенным
параллельно двум нз трех имеющихся в камере выключателя
трансформаторам тока нулевой последовательности ТАЗ-1, ТАЗ-2.
Третий трансформатор тока ТАЗ-З установлен на кабеле цепи
пускового реактора. Включение этого трансформатора в систему
сигнализации замыканий на землю, принятую для всей подстанции,
позволяет фиксировать «землю» и в кабеле, и в реакторе LR.
5.8.	СХЕМА ЗАЩИТЫ СД НОМИНАЛЬНОЙ МОЩНОСТЬЮ
БОЛЕЕ 5000 кВт С РЕАКТОРНЫМ ПУСКОМ
Схема защиты мощного СД, установленного на промышленном
предприятии в сети с изолированной нейтралью н подключенного
к подстанции, где ищется источник постоянного оперативного
тока, приведена на рнс. 5.7. Пуск СД, как н на рнс. 5.6, осуще¬
ствляется через реактор LR. Электродвигатель значительно удален
от распределительного устройства, к которому подключен четырьмя
кабелями. На каждом нз этих кабелей н на кабеле к реактору
в камере выключателя LR установлены трансформаторы тока
нулевой последовательности ТА2-1— ТА2-5.
Дифференциальная токовая защита выполнена в двух фазах
с реле KAW1 и KAW2. В зону действия защиты включен пусковой
реактор. В плечо дифференциальной защиты в цепь трансформато¬
ров тока ТА4 камеры пускового выключателя включены реле
КА1 н КА2 токовой защиты от многофазных коротких замыкании
в зоне между трансформаторами тока ТА4 н выключателем Q2.
Предусмотрен вывод нз действия этой защиты на время пуска
контактом KQ2, замкнутым при отключенном выключателе Q2.
Защита от однофазных замыканий на землю предусмотрена
направленной с использованием устройства AR с действием на
отключение. Такое исполнение защиты принято в предположении,
206

Рис 5 7 Схема зашиты СД мощностью более 5000 кВт с реакторным пуском

что бросок собственного емкостного тока СД при внешних повреж¬
дениях, связанных с землей, настолько значителен, что уставка
ненаправленной защиты с реле типа РТЗ-51, выбранная по условию
отстройки от указанного режима, не удовлетворяет требованиям
необходимой чувствительности. Защита АК присоединена к транс¬
форматорам тока нулевой последовательности ТА2-1— ТА2-4
типа ТЗЛМ.
Напряжение нулевой последовательности н питание для АК
подается так же, как указано в схеме на рис. 5.1.
Трансформатор тока нулевой последовательности ТА2-5 пре¬
дусмотрен для подключения к системе сигнализации замыканий
на землю, принятой для данного распределительного устройства.
Защита от перегрузки и асинхронного режима и цепи защиты
от потерн питания аналогичны показанным на рис. 5.5, г.
5.9.	СХЕМА ЗАЩИТЫ СД НОМИНАЛЬНОЙ МОЩНОСТЬЮ
БОЛЕЕ 5000 кВт С РЕЗКОПЕРЕМЕННОЙ НАГРУЗКОЙ
НА ВАЛУ И ДИНАМИЧЕСКИМ ТОРМОЖЕНИЕМ
На рис. 5.8 показан пример выполнения защиты СД привода
валков клети прокатного стана металлургического предприятия.
Электродвигатель подключен к сети с нейтралью, заземленной через
дугогасящий реактор. Для защиты принят постоянный оперативный"
ток.
Дифференциальная токовая защита выполнена в двух фазах
с реле KAW1 и KAW2. Из зоны действия защиты исключена
линия динамического торможения. На указанной линии установлена
максимальная токовая защита без выдержки времени (реле КАЗ
и КА4 и промежуточное реле KL3), действующая на отключение
выключателя Q2.
Защита от однофазных замыканий на землю выполнена с реле
КА6, подключенным к трансформатору тока нулевой последова¬
тельности ТА2 с подмагничиванием типа ТНП-7. Для снижения
тока срабатывания защиты, выбираемого по условию отстройки от
собственного емкостного тока и тока небаланса трансформатора
ТА2 прн внешних замыканиях, связанных с землей, в схеме преду¬
смотрено замедление примерно 1—2 с, выполненное с применением
реле времени КТ1. Для снижения тока небаланса последовательно
с реле во вторичную обмотку ТА2 включен резистор R2.
Для отключения СД прн двойных замыканиях на землю (одно
в обмотке статора электродвигателя, а другое — в сети) предусмот¬
рена токовая защита нулевой последовательности (реле тока КА5),
действующая без замедления.
Защита от токов перегрузки выполнена двухступенчатой, в
однофазном исполнении.
Первая ступень защиты (реле тока КА1 и реле времени КТ)
имерт независимую от тока характеристику выдержки времени и
вводится в действие сразу после окончания пуска СД. Вторая
ступень (реле КА2) имеет обратнозависимую времятоковую харак¬
теристику.
208

Рис 5 8 Принципиальная схема защиты СД номинальной мощностью более
5000 кВт с резкопеременной нагрузкой и динамическим торможением:
а — поясняющая схема; б — токовые цепи, в — цепи оперативного тока; г — цепн сигнали-
іации, QI Q2 - выключатели, TAI — ТА6 — трансформаторы тока, KAWI, KAW2 — реле
тока дифференциальные типа ДЗТ-11; КА!. КАЗ КА4 — реле тока типа PT-40; КА2 — то
же PT-82, КА5 - то же PT-40/6, КА6 — то же PT3S1, KL1. KL2 — реле промежуточные
типа РП-23, KL3 — реле промежуточное типа РП-251. КТ — реле времени типа РВ-123.
ЛГ/--то же РВ-124, КТ2 — то же ВЛ-34, КНI—KH8 — реле указательные типа РУ-І
книг-■ I управления типа КЕ-0! 1, Rl. R2 — резисторы типа ПЭВ-50

Защита от асинхронного режима выполнена реагирующей на
снижение тока возбуждения СД. Действие защиты осуществлено
с двумя выдержками времени (реле КТ2): с первой, меньшей,—
на сигнал эксплуатационному технологическому персоналу, со
второй — на отключение. Указанное принято для того, чтобы
персонал мог принять меры к отключению электродвигателя
вручную во время паузы графика нагрузки и тем самым исключить
возможность повреждения механизма при внезапном останове СД.
Цепи 'защиты от потери питания выполнены так же, как на
рис. 5.6.
5.10.	СХЕМЫ ЗАЩИТЫ ЭЛЕКТРОДВИГАТЕЛЕЙ, ВЫПОЛНЕННЫЕ
НА ПЕРЕМЕННОМ ОПЕРАТИВНОМ ТОКЕ
В качестве источников питания оперативных цепей защит в
схеме рис. 5.9 и 5.10 используются измерительные трансформаторы
тока и напряжения, а также трансформаторы собственных нужд.
Питание непосредственно от трансформаторов тока принято для
210

Рис 5 10 Принципиальная схема защиты АД номинальной мощностью менее
5000 кВт на переменном оперативном токе (вариант с дешунтированием отклю
чающих электромагнитов)

электромагнитов отключения н реле прямого действия токовой
отсечки.
Питание от трансформатора напряжения принято для защиты
минимального напряжения в схеме на рнс. 5.9 н реле защиты от
однофазных замыканий на землю типа РТЗ-51 в схеме на рнс. 5.10.
Цепи отключения защнт от однофазных замыканий на землю,
от токов перегрузки и асинхронного режима воздействуют на
электромагнит релейного отключения с независимым питанием от
трансформатора собственных нужд. Прн этом во избежание отказа
защиты от замыканий на землю, а также для обеспечения надеж¬
ного и быстрого отключения двойных замыканий на землю (одно
на фазе В статора электродвигателя, а другое — на любой из двух
других фаз в сети), учитывая, что защита от многофазных замыка¬
ний выполнена в двух фазах, используют линейное напряжение
Uac вторичной обмотки трансформатора
На рнс. 5.9 показана схема защиты неответственного электро¬
двигателя, установленного на промышеленном предприятии, в сети
с изолированной нейтралью. Выключатель Q, оборудованный
пружинным приводом типа ПП-67/11460, имеет следующие встроен¬
ные элементы защиты: два реле максимального тока мгновенного
действия (КА/, КА2}, одно реле минимального напряжения с вы¬
держкой времени (КѴ) и один электромагнит релейного отключения
(YAT). Предусмотренная в схеме токовая отсечка выполнена на
двух встроенных в привод выключателя реле прямого действия
типа РТМ (КА/ и КА2), включенных на фазные токи трансформа¬
торов тока ТА1, соединенных в неполную звезду. Защита от замы¬
каний на землю выполнена с помощью реле тока КА4, подключен¬
ного к трансформаторам тока нулевой последовательности ТА2
типа ТЗЛМ, установленным в шкафу КРУ. Тип и число трансфор¬
маторов тока защиты показаны условно и находятся в зависимости
от числа кабелей к ЭД.
Защита от перегрузки, выполненная с использованием реле тока
КАЗ н реле времени КТ, действует на отключение. При срабатыва¬
нии защиты срабатывает указательное реле и подается сигнал
о перегрузке на пост управления электродвигателем. Для непере-
гружаемых ЭД аппаратура от перегрузки (реле КАЗ, КТ, КН2)
обычно ие устанавливается. Защита минимального напряжения
выполнена с помощью встроенного в привод выключателя реле
прямого действия К\
Показанная на рнс. 5.10 схема защиты приведена для АД,
установленного на промышленном предприятии. Защищаемый АД
мощностью менее 5000 кВт подключен к сети с изолированной
нейтралью и не допускает понижения напряжения в сети более чем
на 30% Выключатель Q оборудован пружинным приводом
ПП-67/455000, имеющим следующие встроенные элементы защиты1
два токовых электромагнита отключения (YAT/, YAT2) н один
электромагнит релейного отключения (YAT3). Предусмотренная в
схеме отсечка выполнена с двумя реле тока (КА/ и КА2). Реле
КА/ и КА2 действуют через промежуточные реле KL/0, KLU,
212

которые дешуитнруют токовые электромагниты отключения выклю-
чателя YAT1 н YAT2. Условия установки защиты от замыканий
на землю те же, что и в схеме на рис. 5.9. Цепи защиты минималь¬
ного напряжения выполнены так же, как в схеме на рнс. 5.2.
Глава шестая
ВЫБОР УСТАВОК СРАБАТЫВАНИЯ ЗАЩИТ
ЭЛЕКТРОДВИГАТЕЛЕЙ
6.1.	ОБЩИЕ ПОЛОЖЕНИЯ
В настоящей главе приведены рекомендации по выполнению
расчетов защит ЭД, предусмотренных типовыми схемами (см,
гл 5).	"	-
Расчеты защит сводятся к определению параметров срабаты¬
вания (уставок), отвечающих требованиям селективности и не-'
обходимого быстродействия, а также к проверке устойчивости
функционирования (чувствительности) при расчетных видах по¬
вреждения и режимах работы сети, к которой подключен ЭД.
Приведенные в настоящей главе указания по расчету даны
в предположении,' что ТТ, используемые для токовой отсечки и
дифференциальной токовой защиты, удовлетворяют кривым пре¬
дельной кратности прн 10%-ной погрешности в режимах пуска
и внешних КЗ. Прн КЗ в зоне действия защиты от многофазных
КЗ, как показали теоретические расчеты, опыт эксплуатации и
эксперименты, может быть допущена работа ТТ с существенно
большими погрешностями (50% и более).
В соответствии с ПУЭ [50] оценка чувствительности произ¬
водится только в отношении защит от многофазных замыканий
н однофазных замыканий на землю. Прн этом токовая отсечка
считается удовлетворяющей требованиям чувствительности, если
значение коэффициента чувствительности прн КЗ у линейных
выводов обмотки статора в минимальном режнме не ниже 2,0.
Применительно к дифференциальной токовой защите в случаях,
если предусмотрен прямой нли реакторный пуск ЭД от сети и
если ток срабатывания не превышает номинальный ток ЭД, в
проверке чувствительности этой защиты прн КЗ у линейных вы¬
водов электродвигателя нет необходимости. Для ЭД с реакторным
пуском защита от многофазных замыканий проверяется и по
условию чувствительности к коротким замыканиям на выводах
реактора. При этом минимальное значение коэффициента чувст¬
вительности также должно быть около двух.
Чувствительность токовых отсечек на переменном оперативном
токе, выполненных по схеме с дешунтированием отключающих
электромагнитов привода, должна4 проверяться с учетом действи¬
тельной токовой погрешности ТТ после дешунтнрования Прн этом
минимальное значение коэффициента чувствительности отключа¬
ющих электромагнитов, определяемое для условия их надежного
срабатывания, должно быть не менее 2,4 [50].
Чувствительность токовой ненаправленной защиты нулевой
последовательности от однофазных замыканий на землю опреде¬
ляется ее первичным током срабатывания, который должен быть
ие более 5 А.
Для токовых защит нулевой последовательности, в зону дей¬
ствия которых входит линия, соединяющая ЭД с распределитель¬
ным устройством, кроме условия, указанного выше, необходимо
выполнить требование чувствительности, определенное ПУЭ по
отношению к защитам от замыканий на землю кабельных и воз¬
душных линий, а именно: для ненаправленных защит минималь¬
ный коэффициент чувствительности должен составлять примерно
1,25 для кабельных и примерно 1,5 для воздушных линий, а для
направленной токовой защиты — примерно 2.
Для токовых ненаправленных защит, трансформаторы тока
нулевой последовательности которых устанавливают непосредст¬
венно у линейных выводов обмотки статора, помимо непременного
удовлетворения требования иметь ток срабатывания с запасом,
меньший 5 А, целесообразно выполнить также условие
где /сі — суммарный емкостный ток замыкания на землю; Іс —
собственный емкостный ток замыкания на землю; /сз — ток сра¬
батывания защиты
6.2.	РАСЧЕТ ЗАЩИТ ОТ ЗАМЫКАНИЙ НА ЗЕМЛЮ (КОРПУС) ОБМОТКИ
СТАТОРА
Уставки реле тока защиты от замыкания иа землю рассчиты¬
ваются, как правило, в первичных токах.
Ток срабатывания ненаправленной токовой защиты, ’ выполнен¬
ной с использованием реле типа РТЗ-51, подключенного к кабель¬
ным ТТНП без подмагничивания, рассчитывается из условия не¬
срабатывания защиты при внешнем однофазном замыкании на
землю по выражению-
7сз>*отЛ/С.	(6.1)
где /(— установившееся значение собственного емкостного тока
защищаемого присоединения; k01c — коэффициент отстройки, при¬
нимаемый равным 1,2—1,3; k6 — коэффициент, учитывающий бро¬
сок собственного емкостного тока в момент зажигания дуги,
благодаря улучшенной отстройке от высших гармонических в
реле типа РТЗ-51 fe6 = 2-b2,5 Для снятых с производства, но
имеющихся в эксплуатации реле типа РТЗ-50 &б = 3-і-4.
Значение /с определяется как сумма емкостных токов ЭД
(/Сд) и линии (/С1) от места установки ТТНП до линейных вы¬
водов ЭД:
Іс-Іс. + іс-	(6.2)
214

Собственный емкостный ток ЭД вычисляется по формуле:
1	2л/ном-ЗСд(7Н0М
(6.3)
Сд	ѴЗ
Значение /Сл по (6.3) получается в амперах, если номиналь¬
ная частота сети fH0M выражена в герцах, емкость фазы статора
Сд — в фарадах, а номинальное напряжение электродвигателя
і/нйм — в вольтах
Таблица 61
Тип турбодвигателя
Мощность кВт
Расчетные значения емкости
обмотки статора на три
фазы мкФ
СТД-5000 2
5000
0,110
0,085
СТД 6300-2
6300
0,110
W
СТД-8000-2
8000
0,170
“0ТПГ
СТД-10000 2
10 000
0,170
“0,150
СТД 12500-2
12 500
0,220
“0,150
2 Частота вращения СТД — 3000 об/мин
Емкость фазы статора принимается по данным завода-нзгото-
вителя. Для ряда синхронных турбодвигателей типа СТД значе¬
ния ЗСд приведены в табл. 6.1. Для ориентировочных расчетов
при отсутствии сведений завода-изготовителя можно пользоваться
следующими приближенными формулами:
для неявнополюсных СД и АД с короткозамкнутым ротором:
С 0.0187SHOM-I0 ь
1.2/Ун<,м(1+0.08(Утои) '
где 5нон — номинальная полная мощность электродвигателя, МВ-А,
t/H0M — номинальное напряжение ЭД, кВ,
для остальных ЭД:
40 Ѵ^ноч -іо "
3(^ном+3600) \Мн<)М
где UMM — номинальное напряжение ЭД, В; пНОм — номинальная
частота вращения ротора, об/мин.
Собственный емкостный ток линии, входящей в зону защиты,
определяется по выражению
Іс.=1п1т,	(6 4)
где 1Са — собственный емкостный ток единицы длины линии, А/км
215

(см. [76]); I — длина линии, км; т — число проводов (кабейей)
в фазе линии.
Вычисленное по (6.1) значение /сз может оказаться меньшим
минимального тока срабатывания защиты 1С:3тіп, указанного в
табл. 6.2. В этом случае ток срабатывания принимается по усло¬
вию
Прн определении окончательной уставкн защиты с реле, под¬
ключенным к ТТНП в КРУ, необходимо помнить, что ток сраба¬
тывания защиты должен быть ие только с определенным запасом
(Лза„ = 1’2 4- 1,3) — меньше опасного для ЭД тока 5 А, но и обес¬
печивать чувствительность защиты линии (см. §6.1). Учитывая
рекомендуемые значения коэффициентов в формуле (6.1), нетрудно
подсчитать, что эти условия в сети без компенсации емкостного
тока замыкания на землю выполняются при условии:
4А>/„ >3/с; /Сі >(44-5)Іс .	(6 5)
Если условие (£.5) не выполняется нз-за большого собственного
емкостного тока линии, то ТТНП следует перенести к линейным
выводам ЭД, а расчет повторить, принимая !с = 1Сг.
Таблица 62
Количество ТТНП
их соединение
ТТНП
1
2
3 1 4
2 1 3 1 4 1 5
последовательно
параллельно
0,68
1,25
1,95
2,48
0,97
4,25
1 1,19
1,43
Нет
0,60
6.ЯГ
! 4 h
тло-
6,95
данных
1,08
1,60
2,16
0,89»
"4^2
1,08»
1,33*
1,67*
3,26
6,35"
9,60
13,00
5,10
5,66
6,60
ТЗР
0,90
"ЗЛО
1,26
6,20“
Нет
[ЭННЫХ
1.41
6,10
Нет
данных
Нет
данных
0,81
1,34
1,95
2,56
1,00
1,20
1,52
Нет
'4,17
“Ж
ТП70"
16,44
5,00
ТТГ
7.20
данных
Пример. Определить уставки токовой зашиты от замыкания на корпус об¬
мотки статора синхронного электродвигателя типа СТД 5000-2	10 кВ),
подключенного к сети с изолированной нейтралью, суммарный емкостный ток
которой /Сѵ=6 А Расчетное значение емкости обмотки статора на три фазы
(по табл 6.1) составляет 0,085 мкФ Электродвигатель связан с КРУ линией, сос¬
тоящей из трех кабелей сечением 150 мм2 каждый Длина линии 35 м Реле
защиты подключено к трем соединенным параллельно ТТНП типа ТЗЛМ
216

Собственный емкостный ток электродвигателя СТД-5000-2 по (6 3) равен
/	_ 2л^ном • ЗС , С/ном _ 2л • 50 • 3 (0,085/3) ■ 10 ~ 6'-10 • I О3 д
Собственный емкостный ток линии по (6 4)
Первичный ток срабатывания защиты по (6 1) с учетом (6 2) составит
Л з^отсМ'с д + Л? ,) = 1 -25-2,5(0.16 + 0,141 = 0,94 А
Так как полученное значение /с 3 =0,94 А оказывается меньше /сзт/я^1.08 А,
приведенного в табл 6 2 для трех соединенных параллельно ТТНП типа ТЗЛМ,
защиту приходится затрубить, приняв /c; = /ujr,,; = L08 А Принятое значение
первичною тока срабатывания защиты удовлетворяет условиям чувствительности
к однофазным замыканиям на землю и в линии к ЭД и в обмотке статора
/ci</aSz£=.6-(0.l4+°.|6J = 456 А,
*ч шт	1-25	t
/13<4А
Значительно сложнее оказывается выполнение расчета защиты,
включенной на ТТНП с подмагничиванием Порядок определения
тока срабатывания защиты аналогичен приведенному в [77] для
генераторов, но имеет некоторые особенности, связанные с при¬
менением реле типа РТЗ-51.
Ток срабатывания защиты с использованием реле типа РТЗ-51,
подключенного к ТТНП с подмагничиванием, рассчитывается
из условий отстройки от тока во вторичной обмотке ТТНП в режиме
внешнего перемежающегося замыкания на землю при токе внеш¬
него КЗ между двумя фазами [77J •
+	(6.6)
где fc0TC = l,2 — коэффициент отстройки, /f —установившийся
собственный емкостный ток замыкания на землю, /н61І — первичный
ток небаланса ТТНП
(6-7)
Л.б.и ~ вторичный ток небаланса ТТНП, - число витков вторич¬
ной обмотки ТТНП (для ТТНП типа ТНП 7 ^B = 27), Zp— сопро¬
тивление вторичной цепи ТТНП, Ом; ZJ(I1IM = Ю Ом — эквивалентное
сопротивление намагничивания, приведенное ко вторичной цепи, Ом,
&/т<=2— коэффициент отстройки от броска собственного емкост¬
ного тока; k"^ — коэффициент отстройки от тока небаланса, при¬
нимается равным 1,5. х
Вторичный ток небаланса ТТНП прн наличии подмагничивания
определяется формулой:

где
fe=0.87;Hoa .	(6 9)
Е1Ібнес — ЭДС небаланса во вторичной цепн, обусловленная не¬
симметричным расположением первичных токов при нормальной
нагрузке кабелей, мВ (для ТТНП типа ТНП-7 £нбВеС==14 мВ);
Енбподм = 150 мВ — ЭДС небаланса во вторичной цепн, обуслов¬
ленная подмагничиванием; /каб — ток в кабельной линии, прохо¬
дящей через окно ТТНП, при котором определены ЭДС небаланса
(для ТТНП типа ТНП-7 /каб = 7-300 = 2100 А).
Подставляя в (6.9) конкретные данные по серийным ЭД можно
найти пределы нзмеиеиия k. Для ЭД с номинальным напряжением
6 кВ k = 34-6,7, а при t/1(0M = 10 кВ /г = 2,84-5,2
При снятом подмагничивании
/нбв = *£нбні.с/2р.	(6.10)
Сравнивая (6.8) с (6 10) при указанных выше значениях
ЭДС н k, можно убедиться, что вторичный ток небаланса при
наличии подмагничивания оказывается всегда больше, чем при
отсутствии
Первичный ток небаланса ТТНП типа ТНП-7 получается рав¬
ным, мА,
= (++++) 27 (> +^-) « 27 (>•«+15+^)
ІЧ-Г^р ^р	|и
Первичный ток срабатывания защиты:
= 2,4/с + 0,05 (1,4* + 15+±55) .
zp
Учитывая реальный диапазон k, получаем:
для ЭД с (7НОМ = 6 кВ
/с, „ > 2,4/с + (0,96 - 1,22+	« 2,4/+ 1,2 +	;
ZP	Zp
для ЭД с С/НО11 = 10 кВ
/„ п > 2,4/+(0,95 - 1,11+±1 ® 2,4/+1,1 +	.
zp	zp
Предельные значения первичного тока срабатывания реле типа
РТЗ-51 исходя из его диапазона уставок 0,02—0,12 А-
=	= 0,12-27 (+-£) = 0,32(10 + Zp);
218

Рис 6 1 К выбору добавочного сопротив¬
ления в цепи вторичной обмотки ТТНП для
эд С У„он = 10 кВ
о іо го зо w Suzhou
4,™,=4p™^2(l + j^-) = 0,02-27 (l +^) = 0,054(10+ ZP).
Таким образом, имеем двойное неравенство, определяющее
требования к сопротивлеиню Zp вторичной цепи ТТНП. Для ЭД
С ^,о.=6 кВ:
0,054(10 + Zp) s^2,4/c+ 1,2 + -^.<0,32(10+ Zp).	(6.11)
zp
Для ЭД с UH0M = 10 кВ:
-	0,054(10 +Zp)<2,4/C +1,1 + ZA<o,32(lO + Zp). (6.12)
zp
Неравенства (6.11) и (6.12) должны решаться совместно с
неравенством /сзп<+ А, соответствующим требованию к чувстви¬
тельности защиты:
(6.13)
Результатом совместного решения (6 11) с (6 13) и (6.12)
с (6.13) является заштрихованная на рнс 6 1 зона. Анализ пока¬
зывает, что наилучшие характеристики защиты обеспечиваются
при Zp > 10 Ом.
В этом случае, А, /с31|«2,4/с + 2.
Минимальное входное сопротивление реле типа РТЗ-51 состав¬
ляет примерно 1,0 Ом. Поэтому при использовании этого реле
совместно с ТТНП с подмагничиванием необходимо дополнитель¬
но устанавливать во вторичной цепи /?доб^9 Ом.
Выбор уставок направленной токовой защиты нулевой последо¬
вательности типа ЗЗП-1 производится по первичному току [25].
Устройство ЗЗП-1 имеет три уставки, иа которых ток срабатыва¬
ния защиты по первичиому току соответственно равен:
иа уставке 1—0,07 А + 30%;
на уставке 2 — 0,5 А±30%;
на уставке 3 — 2 А±30%
219

Первичный ток срабатывания определяется исходя из требо¬
вания обеспечения необходимого коэффициента чувствительности
где k4 — коэффициент чувствительности, принимаемый равным 2.
По полученному значению принимается ближайшая мень¬
шая уставка устройства по току а затем проверяется условие
обеспечения &ч^>2 исходя нз принятой уставкн и 30% разброса:
В сетях, где суммарный емкостный ток велик, допустимо за-
грублять защиту по току срабатывания, если /?ч^2
Отметим, что условие /СЛ.,„|П С4 А, необходимое для того, чтобы
защита отключала однофазные'замыкания на корпус прн опасном
токе 5 А, обеспечивается автоматически, так как самая грубая
уставка защйты равна 2 А.
6.3.	РАСЧЕТ ТОКОВОЙ ОТСЕЧКИ
Определение тока срабатывания /с t мгиовеннодействующей
отсечки с временем действия 2—3 периода промышленной частоты
следует производить с учетом апериодической составляющей пер¬
вичного тока и свободных апериодических слагающих токов,
появляющихся во вторичных цепях ТТ [51]. Практический выбор
Ц, осуществляется исходя из действующего значения периодиче¬
ской составляющей тока, протекающего в реле при пуске, само-
запуске или внешнем КЗ. Наличие же апериодических слагающих
учитывается соответствующим выбором апробированного в эксплу¬
атации значения коэффициента отстройки kOTC в расчетной фор¬
муле определения тока срабатывания реле
=	(614)
Л/
где k01c — коэффициент отстройки, учитывающий помимо аперио¬
дических составляющих в токе реле прн переходных режимах
еще и погрешности реле и необходимый запас. Значение kl)ic при
выполнении токовой отсечки с реле РТ-40 принимается равным
1,4—1,5 для АД и 1,7—1,8 для СД Если отсечка осуществлена
на реле РТ-80 или РТМ, то &отс = 2; &сх — коэффициент схемы,
учитывающий соединение трансформаторов тока и реле, прн вклю¬
чении реле на фазные токи принимается равным единице, а при
включении реле на разность фазных токов д/З; К/ — коэффициент
трансформации ТТ; ГтОХ — наибольшее действующее значение
периодической составляющей тока внешнего трехфазиого метал¬
лического КЗ или тока, протекающего через ТТ защиты в режимах
самозапуска, пуска (при номинальном напряжении сети и сколь¬
жении s = l) и прн выведенных пусковых устройствах.
220

Для СД, ие подлежащих самозапуску, определяющим по усло¬
вию несрабатывания отсечки является режим внешнего трехфаз-
иого КЗ, при котором в месте установки защиты протекает ток:
/^ = /й = Г(0),	(6.15)
где /<3J = /"(0) вычисляется по выражениям, приведенным в § 2.6.
Для АД, ие участвующих в самозапуске, значение І'тах рассчи¬
тывается по выражению
/^х = ЛЛоЧ.	(6-16)
где Кп — кратность пускового тока при полном напряжении на
выводах электродвигателя; /ном — номинальный ток АД.
Если во всей электрически связанной сети отсутствуют АД,
то для подлежащих самозапуску СД І'тах принимается равным
большему из двух расчетных значений: полученному для режима
внешнего КЗ из (6.15) и по формуле:
/^х = /!!С, ■	(6.17)'
для начального момента самозапуска1 (см. § 1.5).
В соответствии с [14] ток несинхронного включения1/НС1 для
СД мощностью более 2000 кВт и СД, не допускающих прямой пуск
от полного напряжения сети, ие должен превышать /"(0). Поэтому
для таких СД всегда принимается 1'^ = 1" (0).
Для АД, самозапускающихся в отсутствие синхронных электро¬
двигателей, расчетным для выбора уставки срабатывания отсечки
может оказаться любой из трех режимов: пуск, самозапуск, внеш¬
нее КЗ. Поэтому при перерыве питания, меньшем 0,5 с, значение
І'тах, подставляемое в формулу (6.14), должно приниматься боль¬
шим из двух полученных по (6.16) н (6.17). При перерыве пи¬
тания, большем 0,5 с, или в случае, когда средствами автоматики
(АВР) обеспечивается включение питания после снижения напря¬
жения на выводах электродвигателей до 0,5 £/ном, режим самоза¬
пуска расчетным не является и Гтах определяется по (6.16).
При совместном самозапуске синхронных и асинхронных элек¬
тродвигателей значение І'тах принимается равным большему из рас¬
считанных: для СД — по выражениям (6.15) и (6.17), а для АД —
по (6.16) и (6.17) с учетом значений ЭДС и напряжений, соот¬
ветствующих конкретным условиям режима работы (см. гл. 1 и 2)
и допустимых значений тока несинхронного включения (см. рис.
1.15).
Чувствительность токовой отсечки определяется при металличе¬
ском КЗ между двумя фазами иа линейных выводах защищаемого
ЭД в условиях, обусловливающих протекание наименьшего тока в
реле прн минимальном режиме работы питающей системы:
(6.18)
'c.pW
где /(Д,„ — периодическая составляющая тока двухфазного КЗ в
221

начальный момент времени в указанном режиме работы. При
включении реле на разность токов фаз А и С расчетным видом КЗ
является двухфазное между фазами А и В или В и С, когда реле
обтекается током одной фазы.
Значение k4min должно быть порядка двух илн более. Следует
отметить, что в тех случаях, когда чувствительность токовой отсеч¬
ки с реле РТ-40 оказывается недостаточной, может оказаться
целесообразным применить отсечку, выполненную с реле РНТ-565,
имеющими лучшую отстройку от апериодических составляющих во
вторичном токе ТТ. Чувствительность защиты при этом повышается
за счет снижения / , который рассчитывается по (6.14) при
*.„ = 1,3.
Чувствительность токовой отсечки ЭД с реакторным пуском
(рис. 6.2) необходимо проверять и при двухфазном КЗ на выводах
пускового реактора LR (точка К2). Если значение минимального
коэффициента чувствительности оказывается при этом меньшим
двух, необходимо или перейти на дифференциальную токовую за¬
щиту (при наличии шести выводов обмотки статора), илн устано¬
вить дополнительный комплект АЗ максимальной токовой защиты,
ток срабатывания которой выбирается так же, как и комплекта
А2 (см. § 6.6).
Коэффициент чувствительности дешунтируемых отключающих
электромагнитов или реле типа РТМ определяется по выражению:
(6.19)
fecx — коэффициент
электромагнитов к
по схеме неполной
где ^тіп—то же, что в выражении (6.18),
схемы подключения дешунтируемых реле или
ТТ; для приведенных схем, где ТТ соединены
звезды, fecx = l; Д —действительная токовая погрешность трансфор¬
маторов тока при первичном токе после дешунтнрования;
fe3ari — коэффициент запаса, учитывающий приближенный характер
222

определения токовой погрешности, принимается равным 1, 2; т —
минимальная кратность надежной работы дешунтируемого электро¬
магнита или реле, определяется по кривым рнс. 6.3 для Z^, вы¬
численного по (6.22) нлн (6.23); /номТТ— номинальный первичный
ток трансформатора тока.
Величина входящая в выражение (6.19), определяется по
кривой рнс. 6.4 для коэффициента а, найденного по выражению
a =	(6 20)
где
^.=е,п//ноитт,	(6 21)
^5о — кратность первичного тока прн 50%-ной погрешности ТТ,
определяется по кривым рис 6.5 при нагрузке Z, на трансформа¬
тор тока после дешунтирования, где:
223

для схемы полной звезды
Zf=srnp4-Zp4-Z94-/?nep;	(6.22)
для схемы неполной звезды
Zv = 2rпр + Zp + Z, + ZpT06p + /?пер. (6.23)
В выражениях (6.22), (6.23) гпр— актив¬
ное сопротивление соединительных проводов
(в один конец); Zp — полное сопротивление
реле в фазном проводе наиболее загруженной
вторичной обмотки ТТ; Zpo6p — полное сопро¬
тивление реле или других аппаратов (напри¬
мер, измерительных приборов) в обратном
проводе; Z, — полное расчетное сопротивление
дешунтируемого электромагнита или реле, при¬
нимается равным 0,8ZB: ZB — полное сопро-
Рис 6 4 кривая для тивление электромагнита нли реле при
определения /,	втянутом сердечнике {42]; /?пер — переходное
сопротивление контактов и зажимов в цепи ТТ, принимается рав¬
ным 0,1 Ом.
Рис 6.5 Кривые кратности первичного тока при 50%-ной погрешности ТТ (по
данным института «Энергосетьпроект») •
а — типа ТВЛМ-10. 6 типа ТПЛ-10, в — типа ТПОЛ-Ю
224

Пример. Выполнить расчет токовой отсечки синхронного электродвигателя типа
СДНЗ-2-18-51-12 (UHOM = 10 кВ, 7НОН = 222 А, Зном = 2310 кВ-A, х? =0,177. coscpHOH =
= 0,9) Ток трехфазного КЗ на шинах распределительного устройства (РУ), к ко¬
торому подключен СД в минимальном режиме работы питающей сети, составляет
/<К3’ПІП = 12 кА Электродвигатель находится в непосредственной близости от РУ и
не подлежит самозапуску Коэффициент трансформации трансформаторов тока
К/=400/5 Для защиты применен постоянный оперативный ток
Определяется ЭДС
= 1.09
Наибольшее действующее значение периодической составляібщей тока, проте¬
кающего через ТТ защиты в режиме внешнего металлического трехфазного КЗ,
составляет	•	г
EZ 1,09
/ктах=И0)==-чном=^у-222=1367 А ,
Расчетное значение тока срабатывания реле защиты получается по (6 14)
1367
*400/5
Принимается /ср=31 А Для осуществления защиты выбирается реле типа
РТ-40/100 (с последовательным соединением секций обмоток реле)
Определяется чувствительность защиты
0.87/^ОТ|Я 0,87-12 000
/с,рК/ 31-400/Т
6.4.	РАСЧЕТ ДИФФЕРЕНЦИАЛЬНОЙ ТОКОВОЙ ЗАЩИТЫ
Ниже приведены рекомендации по расчету дифференциальной
токовой защиты ЭД, выполненной с использованием реле типов
РНТ-565 и ДЗТ-Н.
Параметры защиты выбираются из условия надежного несраба¬
тывания ее в режимах пуска, самозапуска и при внешних КЗ.
Исследования на физических моделях, разработанных в НПИ,
показали, что обобщенные кривые действующего значения перио¬
дических токов небаланса (см. рнс. 4.5) в первом приближении по¬
казывают также значения тока срабатывания реле типа РНТ-565,
т. е.
^с,р ^отсАіб*расчел*/К/ ■	(6.24)
В расчетах уставок реле РНТ можно не учитывать в коэффи¬
циенте отстройки fc0TC погрешности ТТ, так как обобщенные кривые
получеиы для наихудшнх условий по содержанию апериодической
составляющей. В реальных условиях на величину /готс оказывают
влияние следующие факторы:	*
225

а)	произведение /Іуд22уд более загруженного плеча в реальных
условиях не соответствует е=10%, а значительно ниже его. При
этом ток небаланса может уменьшиться в 1,5 раза, т е. /?втс
достаточно принимать равным 0,66;
б)	вследствие неблагоприятного сочетания остаточных индукций
в сердечниках ТТ ток небаланса может увеличиться в 1,5 раза,
при этом k0TC целесообразно принимать равным 1,5.
Действие обоих указанных факторов взаимно компенсируется,
так что в (6.24) fc0Tt можно было бы полагать равным единице.
Однако, учитывая возможные погрешности самих реле, следует при¬
нять k0TC = 1,1
Число витков рабочей обмотки реле определяется выражением
^„^ = Fc„/lrp='00/lcf,	(6.25)
где Ft = 100 А—магнитодвижущая сила срабатывания реле
типа РНТ-565.
Для установки на коммутаторе реле выбирается целое число
витков w , ближайшее меньшее к wppaC4
Проверка чувствительности защиты производится при тех же
условиях, что и токовой отсечки, когда при двухфазном КЗ на
линейных выводах обмотки статора в реле протекает наименьший
ток
/р.=е, Р/к,.	(6.26)
При этом наименьший коэффициент чувствительности
к	= /рк»р/ІОО	(6.27)
должен быть не менее 2.
В процессе выполнения расчетов целесообразно придерживать¬
ся определенного порядка.
1.	Вначале определяется нагрузка Z2n на ТТ малонагружениого
плеча защиты с учетом места их установки и расстояния до точки
соединения в дифференциальную схему. С учетом упрощений,
обусловленных установкой ТТ и реле в КРУ (см. гл. 4):
221, = У(^+ЛПІр)2+4,	(6.28)
где /?2 и х2 — параметры вторичной обмотки ТТ; /?пер = 0,1 Ом.
2.	Затем определяется произведение /1>л/2ѵд Для того же плеча:
/b,Z2„ = ^Z2n-L	(6 29)
К/ 9^2
и по кривым рис. 4.5 находится значение /нб*. соответствующее
/іуд^гѵд я постоянной времени затухания апериодической составляю¬
щей Г. =0,05 с.
3 Вычисляется действительное значение Та, соответствующее
принятому расчетному режиму, при котором в первичной цепи
226

протекает ток Г„ах:
где ху и Г£ — соответственно индуктивное и активное сопротивле¬
ния цепи, по которой протекает Гтах
4. Уточняется значение /нб*, соответствующее вычисленному зна¬
чению Га:
(6.30)
где у — коэффициент, определяемый по рис. 4.6.
5. Вычисляется ток срабатывания реле защиты по (6.24) и да¬
лее число витков рабочей обмотки реле по (6.25). Затем по (6.27)
проверяется чувствительность защиты.
Пример. Выполнить расчет дифференциальной токовой защиты асинхрон¬
ного электродвигателя типа АТД-8000/6000 (/НОН=875 А, Кп = 5,6) Ток двухфаз¬
ного КЗ на шинах РУ, к которому подключен АД, составляет в минимальном
режиме /(к2)тіп = І2 кА Дифференциальная защита принята в двухфазном двух¬
релейном исполнении на реле РНТ-565 Аппаратура защиты и ТТ стороны питания
установлены в КРУ Трансформаторы тока типа ТВЛМ-10 (/щнт^іООО А,
/2ном— 5 А, К/=200, сердечник класса ЮР, сечение магнитопровода ^=12,4 см2,
число витков вторичной обмотки и?2=199, /?2=0,27 Ом, х2 = 0) Длина медного
провода (р = 0,0176 Ом-мм2/м) от ТТ до точки соединения в дифференциальную
схему 1 — 2 м, сечение провода — 2,5 мм2 Электродвигатель не
запуску, Та =0,05 с
Пренебрегая сопротивлением соединительных проводов в
сопротивление вторичной цепи ТТ по (6 28)
= V(«; + «„ep)!+^ = «2 + «„ер = 0.27+0.1 = 0.37
Произведение /1уд22уд согласно (6 29)
подлежит само-
КРУ, получаем
Ом
/	7 _1тах-
'іуд^гѵд— ѵ *
А/
.^.0.37-
200 и
К/
-=37

1	м2-виток
Значение
.=0,37
относительного тока небаланса по кривой рис
4 5 получается
Так как Та=0,05 с, то у=1,0 и /Нб*расч = /нб* Таким образом, ток сраба¬
тывания реле типа РНТ-565 в соответствии с (6 24) составляет
An/ном 1,1 -0,37-5,6-875,
р «отс'нб * pact	Аотс'нб*расч	gQQ	'
Число витков рабочей обмотки реле по (6 25)
“'р = «ер/'ер = 100/10= 10
Чувствительность защиты определяется по формуле (6 27)
Jp,^p	12 ооо-ю_
*""“п	100	100	200-100
227

что больше требуемого ПУЭ £ч=2 Таким образом, защита удовлетворяет нор¬
мативным требованиям чувствительности, однако защитоспособность ее невелика .
Действительно, ток срабатывания защиты составляет по отношению к номиналь¬
ному току ЭД-
4,	loo/ю ,.о 28
І.т/К, 875/200	• '
что является недостатком данной защиты
Расчет дифференциальной токовой защиты можно еще более
упростить, если прн Та=0,05 с принять значения /нб* максималь¬
ными, соответствующими произведению /|уд/2уд=25 —50——	,
мм2-виток
характерному практически для всех ТТ, применяемых в КРУ.
В этом случае для схемы неполная звезда — неполная звезда
можно считать /Нб*=0,37, для схемы звезда — звезда /нб*=0,3,
для схемы звезда — треугольник /нб*==0,32, а для схемы неполная
звезда — треугольник /нб#=0,45. Эти данные подтверждаются
анализом реальных уставок защит на тепловых электростанциях.
Расчет дифференциальной защиты, выполненной с использо¬
ванием реле типа ДЗТ-11, ведется с учетом того, что тормозная
обмотка реле подключена к ТТ, установленным со стороны нулевых
выводов обмотки статора. Такое включение целесообразно потому,
что при расчетном КЗ иа выводах ЭД торможение практически
не оказывает влияния иа рабочую магнитодвижущую силу и таким
образом обеспечивается наилучшая чувствительность защиты.
Число витков дифференциальной обмотки реле wA выбирается
из условия надежного несрабатывания защиты в режимах пуска,
самозапуска, внешнего КЗ или несинхронного включения СД,
когда через ТТ обоих плеч защиты проходят ток /max'-
(6.31)
где и>т = 24 — число витков тормозной обмотки реле, принимается
равным наибольшему возможному значению; fc0TC = l,5— коэффи¬
циент отстройки, учитывающий ошибку реле н необходимый запас;
tga = 0,8 — тангенс угла наклона к оси абсцисс касательной,
проведенной из начала координат к характеристике срабатывания
реле, соответствующей минимальному торможеиню; /т — тормоз¬
ной ток; Лб.расч — расчетное значение тока небаланса, определенное
с учетом неодинакового насыщения ТТ плеч, постоянной времени
Та н реального сопротивления дифференциальной цепи.
Под дифференциальной обмоткой реле здесь понимаются сое¬
диненные последовательно рабочая и первая уравнительная об¬
мотки реле типа ДЗТ-11 (см. рнс. 4.11,6).
Расчетное значение тока небаланса вычисляется по выражению,
учитывающему, что сопротивление дифференциальной цепи от¬
лично от нуля, а в плечо защиты со стороны нулевых выводов
228

статора ЭД включена тормозная обмотка:
=	(6.32).
*'/ ^2нул
где Z!HyJ,= дЛ^„рнул + Л2+/?т + /?„р)2+(х2 + хт)2— сопротивление
наиболее загруженного плеча защиты; /?пр.нул==р/нул/<7нул— актив¬
ное сопротивление жилы контрольного кабеля длиной /нул, м, и
сечением днул, мм2, от ТТ, установленных у нулевых выводов, до
точки соединения в дифференциальную схему, р — удельное со¬
противление жилы контрольного кабеля, Ом—; хг, /?2 — соот¬
ветственно индуктивное и активное сопротивления вторичной об¬
мотки ТТ; хт, R7 — соответственно индуктивное и активное сопро¬
тивления тормозной обмотки реле типа ДЗТ-11; /?пер=0,1 Ом —
переходное сопротивление контактов; — Ѵ(^/?пр нул + ^ + /?т +
+ Япер+ /?д)2 + (Х2 + хр + Хд)2 — сопротивление того же'
плеча с учетом индуктивного ха и активного /?д сопротивлений
дифференциальной цепи.
Сопротивления реле /?д = /?т = 0,1 Ом, а хд и хт определяются
по характеристикам потребления реле соответственно при /д =
= 4в*/К/ и максимальном вторичном токе 12 = 1"ах/K.t.
Значение тормозного тока /т, входящее в выражение (6.31),
определяется исходя из условия, что между вторичным током ТТ
и током небаланса имеется угол сдвига, равный 90°, по выражению:
Л=4ул= V\^) -'нѴ-	(б.зз)
Начальный ток срабатывания защиты после определения &л
по (6.31) вычисляется по формуле:
4» =^<./<//4,	(6.34)
где Л\рр=100 А — магнитодвижущая сила срабатывания реле ти¬
па ДЗТ-11 при отсутствии торможения.
Относительное значение начального тока срабатывания состав¬
ляет:
Л.зО* “Л зо/Дюн-	(6.35)
Как правило, /сз0* получается близким к единице, поэтому
проверка чувствительности при расчетном двухфазном КЗ иа
выводах ЭД не требуется.
Расчет по выражениям (6.31) — (6.34) довольно трудоемок,
хотя и дает результаты, близкие к практическим. Упростить его
можно, приняв, помимо условия /нб = /нбтах, еще и допущение:
22нул/22'нул= 1. Это, естественно, вносит в методику погрешности
и приводит к более грубым уставкам срабатывания, приемлемым,
однако, в большинстве случаев.
229

При указанных допущениях выражение (6.33) преобразуется:
4== л/ф2-42»р.еЧ = д/ф2-(^)2ѵ2/2^- =
=^V|Zv^Z-	(6.36)
С учетом (6.36) существенно упрощается н расчет числа вит¬
ков дифференциальной обмотки по (6.31)
I /TwT . iMga
Wn — I—!-t g а =	- =
b I .	&	ь „/ .
Значения п для различных схем соединения ТТ, постоянных
времени 7\, а также полученные при этих п числа витков диффе¬
ренциальной обмоткн реле ДТЗ-11 приведены в табл. 6.3.
Таблица 63
Г,, С
Звезда
Неполная звезда —
неполная звезда
Неполная звезда —
треугольник
Звезда —
треугольник
п
ц'і
п
п
и
0,1
1.25
30
0,86
20
0,92
22
1.02
24
0,05
1,68
40
1,33
32
1.05
25
1.57
37
0,03
2,99
69
2,47
59
1.88
45
2,36
56
Как следует нз (6 37) упрощенный метод не только предельно
облегчает определение параметров дифференциальной защиты ЭД,
но и не требует практически никаких исходных данных, в том
числе по ТТ н длине соединительных проводов. Относительный
начальный ток срабатывания защиты при необходимости можно
найтн по (6.35)
Пример. Вычислить параметры срабатывания дифференциальной защиты, вы¬
полненной в двухфазном двухрелейном
СТД-6300-2 (С/НОМ = Ю кВ /І1ОМ=4І7 А,
исполнении, установленной на СД типа
д-" = 0.І55, Тг =0,085 с) не подлежащем
самозапуску Коэффициент трансформации ТТ К/=бО0/5
По табл 63 для Td=0.1 с находим uyt = 20
_Ю0 600
/с зо* - 20 • 5
230

6.5.	РАСЧЕТ ЗАЩИТЫ ЛИНИИ ДИНАМИЧЕСКОГО ТОРМОЖЕНИЯ
Первичный ток срабатывания защиты выбирается из условия
отстройки от наибольшего значения тока статора ЭД при вклю¬
чении его на сопротивление динамического торможения по выра¬
жению
=	(6 38)
где fc0TC — коэффициент отстройки, учитывающий ошибку реле и
необходимый запас, принимается равным 1.3, 1ігтал — наибольшее
значение тока статора ЭД в рассматриваемом режиме
Ток /дГтад, входящий в выражение (6.38), определяется по
формуле (1 21).
Пример. Рассчитать защиту линии динамического торможения синхронного
электродвигателя типа СДСЗ-19-59-16 (Ullt М = Ю кВ, /1ЮМ=460 А, х/ = 0,78.
Наибольшее значение тока статора в режиме динамического торможения
• 460 = 636,5 А
Ток срабатывания защиты
6.6.	РАСЧЕТ МАКСИМАЛЬНОЙ ТОКОВОЙ ЗАЩИТЫ В ЦЕПИ
ПУСКОВОГО РЕАКТОРА
Первичный ток срабатывания защиты, устанавливаемой на
линии пускового реактора, когда в качестве защиты от многофаз¬
ных замыканий обмотки статора ЭД предусмотрена токовая от¬
сечка, выбирается по условию отстройки от пускового тока с учетом
сопротивления реактора по выражению:
4	(6.39)
где йотс— то же, что и в выражении (6.14), /11р — наибольшее
действующее значение тока в месте установки защиты в рассмат¬
риваемом режиме.
Чувствительность защиты должна быть проверена при двух¬
фазном металлическом коротком замыкании вблизи линейных
выводов ЭД по выражению (6.18), значение k4min должно быть
порядка двух илн более
Если на ЭД предусмотрена дифференциальная токовая защита,
то расчет тока срабатывания реле, установленных в плече этой
защиты, по (6 39) может привести к недостаточной чувствитель¬
ности максимальной защиты к двухфазным КЗ в зоне между пус¬
ковым выключателем и его ТТ.
Поэтому, как указано в § 5.8, защита выводится из действия
на время пуска ЭД, а первичный ток срабатывания выбирается
из условия обеспечения необходимой чувствительности к КЗ в
231
указанной точке по выражению:
л.э<е(П/А„,	(6.40)
где /£тл—ток в месте установки защиты в рассматриваемом
режиме; k4min — минимальный коэффициент чувствительности, при¬
нят равным 2,0
6.7.	РАСЧЕТ ЗАЩИТЫ ОТ ТОКОВ ПЕРЕГРУЗКИ
Ток срабатывания реле максимальной токовой защиты от пере¬
грузки выбирается по выражению:
I ^отс^сх^ном	(6 41)
t.K,
где fc0TC — коэффициент отстройки, учитывающий ошибку реле и
необходимый запас; принимается равным 1,05 при действии защиты
иа сигнал и 1,1 —1,2 при действии иа отключение; kCK —"коэффици¬
ент схемы, учитывающий соединение трансформаторов тока и реле;
принимается аналогично значениям kcx в выражении (6.14);	—
коэффициент возврата реле, принимается равным 0,8 для реле серии
РТ-80 и 0,85 для реле серии РТ-40; /ноы — номинальный ток ЭД;
К/ — коэффициент трансформации ТТ.
Выдержка времени защиты от перегрузки выбирается из усло¬
вия надежного несрабатывания защиты при пуске или самозапуске
ЭД по выражению:
*С.3>^ТЛ,	(6.42)
где ЛоТС = 1, 2, —1, 3 — коэффициент отстройки; tn — время пуска
для электродвигателей, не подлежащих самозапуску, или время
самозапуска для самозапускающихся ЭД.
Выбранное по (6.42) время срабатывания в случае выполнения
защиты с реле серии РТ-80, является временем срабатывания
реле в независимой части его времятоковой характеристики.
Ток срабатывания реле токовой защиты, предназначенной для
действия при заклинивании механизма, выбирается из условия
надежного действия защиты при останове ЭД, когда по обмотке
статора протекает ток /3^/п, по выражению:
IC3^IJk0TC,	(6 43)
где Лотс = 1,5 — коэффициент надежности срабатывания.
Выдержка времени этой защиты при установке ее иа СД при¬
нимается на ступень селективности больше времени отключения
КЗ в сети, сопровождающихся протеканием в месте установки
защиты тока /^/сз. При установке защиты иа АД время сраба¬
тывания защиты принимается для отстройки от переходного про¬
цесса при внешних КЗ около t =0,5 с.
232

РАСЧЕТ ЗАЩИТЫ ОТ АСИНХРОННОГО РЕЖИМА
Ток срабатывания реле максимальной токовой защиты (см.
рис. 4.28 и 5.5) выбирается по выражению (6.41) с учетом k01c —
= 1,14-1,2.
Время действия ступени защиты, действующей на перевод СД
в асинхронный режим без возбуждения и разгрузку механизма,
принимается на ступень селективности больше времени отключения
К.З в сети, сопровождающихся протеканием в месте установки
защиты тока 1^1,.^ ио не меиее 1,5 с. Время действия ступени
защиты, действующей на отключение, определяется по (6.42).
Время возврата промежуточного реле, обеспечивающего ус¬
тойчивое действие защиты при колебаниях тока статора в асин¬
хронном режиме, принимается наибольшим возможным для дан¬
ного типа реле (РП-252): /в= 1,1-? 1,4 с.
Уставка срабатывания реле, реагирующего на снижение тока
возбуждения электродвигателя, принимается равной:
4.р.р= (1,3- 1,5)//о,
где //о — ток возбуждения при холостом ходе и номинальном
напряжении.
6.9.	РАСЧЕТ ЗАЩИТЫ ОТ ПОТЕРИ ПИТАНИЯ
Для правильного выбора уставок- срабатывания защиты от
потери питания должны быть тщательно проанализированы все
возможные режимы, приводящие к кратковременным или длитель¬
ным снижениям напряжения и к перерывам электроснабжения
всего узла нагрузки, где имеются защищаемые ЭД. В отношении
каждого ЭД необходимо решить, должен ли он отключаться при
потере питания или в процессе самозапуска, и если должен, то
когда и с Какой выдержкой времени. С этой целью целесообразно
разделить ЭД на группы по степени ответственности механизмов,
по их возможности участвовать в самозапуске после восстановле¬
ния питания. Примерный перечень таких групп АД и расчетные
' формулы для определения параметров срабатывания защиты
минимального напряжения для узла нагрузки, в котором отсут¬
ствуют СД, приведен в табл. 6.4.
С учетом того, что для защиты применяются реле напряжения
типа РН-54/160, уставка реле, определяемая по выражению
„ Ucp — исл/К.ѵ (где Ки — коэффициент трансформации трансформа¬
тора напряжения), не может быть меньше 40 В.
В узлах нагрузки, где имеются СД, в дополнение к защите
минимального напряжения предусматривается защита минимальной
частоты с блокировкой по направлению мощности (см. § 4.6).
Частота срабатывания минимального реле частоты выбирается из
условия отстройки от наименьшего возможного в нормальном
режиме значения частоты в энергосистеме. При отсутствии таких
данных /ср принимается равной примерно 48,5—49 Гц.
16-2833
233

Таблица 64
Основной признак
группы ЭД
Самозапуск преду¬
сматривается и обеспечи¬
вается при любых реаль¬
ных режимах потери пи¬
тания (время перерыва
питания /п п)
Самозапуск невозмо¬
жен по условиям техноло¬
гии при любых перерывах
питания продолжительно¬
стью более /п>а и сниже¬
нии напряжения до 0,7
Самозапуск после от¬
ключения близкого КЗ со
временем /к возможен и
обеспечивается, а после
перерывов электроснаб¬
жения длительностью t
іпп не обеспечивается
или не предусматривается
Несрабатывание в ус¬
ловиях пониженного на¬
пряжения при самоза-
пуске UcaM, отключение
ЭД по условию техни¬
ки безопасности при
длительном исчезнове¬
нии напряжения
Отключение ЭД при
U С 0,7(/ном до на¬
ступления самозапуска
- 0,7 Uu
Несрабатывание в ус¬
ловиях пониженного на¬
пряжения і/саМі1( при са-
моза пуске после от¬
ключения КЗ, отклю¬
чение ЭД до начала
самозапуска после пе¬
рерыва электроснаб¬
жения длительностью
Выдержка времени защиты минимальной частоты при установке
ее на первых ступенях системы электроснабжения может быть
выбрана равной 0,3—0,5 с из условия несрабатывания защиты
при кратковременных снижениях частоты во время КЗ, когда
действие защиты не требуется.
На распределительных подстанциях и пунктах 6—10 кВ время
действия защиты зависит от возможности н допустимости самоза¬
пуска ЭД и должно быть согласовано с порядком и временными
характеристиками работы автоматики (АВР, АПВ).
Глава седьмая
НОВЫЕ РАЗРАБОТКИ УСТРОЙСТВ ЗАЩИТЫ ДВИГАТЕЛЕЙ
7.1.	ОБЩИЕ ПОЛОЖЕНИЯ
В настоящее время электродвигатели напряжением выше 1 кВ оснащаются, как
показано в гл. 5, комплектами релейной защиты от повреждений и анормальных
режимов, выполняемыми на основе отдельных электромеханических и полупроводни¬
ковых реле, которым присущи определенные достоинства и недостатки Электро¬
механические реле чувствительны к вибрации и тряске, обладают в условиях
234

, «апыленности, химически активной среды и других факторов относительно малым
сроком службы Комплекты защит нечувствительны к неполнофазным режимам
и витковым замыканиям, а реле защиты от перегрузки недостаточно точно
отображают процессы нагревания и охлаждения ЭД
С начала 60-х годов различными организациями проводились работы по
применению полупроводниковых приборов для создания более совершенных комплект¬
ных устройств релейной защиты и автоматики В частности, рядом организаций на
базе типовых транзисторных элементов единой серии «Логика-Т» и <Логика-М»
были разработаны и внедрены комплекты защиты в виде самостоятельных конст¬
руктивных узлов, получивших название модулей серии М Модули раз¬
мещались в кассетах, которые монтировались в релейных отсеках шкафов КРУ и
КРУН [78]
Опыт эксплуатации указанных устройств, выпущенных в ограниченном коли¬
честве электротехнической промышленностью, показал возможность и целесообраз¬
ность реализации при помощи полупроводниковых устройств более сложных
характеристик и большую гибкость таких устройств во всевозможных режимах
эксплуатации Однако использование в защитах транзисторной логики не привело
к снижению габаритов и массы устройств, а экономические показатели оказались
недостаточно высокими Кроме того, разработанные устройства фактически явля¬
лись транзисторными аналогами электромеханических реле и по этой причине
обладали недостатками, присущими принципам, положенным в их основу
В последние годы ВНИИР разработал серию измерительных и логических
органов для КРУ и КРУН на микроинтегральной основе (см гл 4), объединенных
общим названием ЯРЭ2201 [32] В зависимости от характера объекта защиты
различают комплекты ЯРЭ для двигателя, трансформатора, воздушной или кабель¬
ной линии При этом габариты н масса устройств защиты в значительной степени
снижаются, упрощается их обслуживание и наладка
Комплекты ЯРЭ2201 позволяют обеспечить защиту ЭД напряжением выше 1 кВ
с номинальной мощностью до 5000 кВт и выше от КЗ (токовая отсечка или
дифференциальная защита), от замыканий на землю в цепи статора (токовая
ненаправленная или направленная защита нулевой последовательности), от
перегрузки (токовый орган с зависимой выдержкой времени) и асинхронного
режима, совмещенную с защитой от перегрузки
В настоящее время в связи с совершенствованием элементной базы наметилась
тенденция к разработке и применению специализированных комплектов релейной
защиты отдельных объектов (турбогенераторов единой серии, трансформаторов,
блоков генератор — трансформатор и др) Это объясняется стремлением осуще¬
ствить более эффективную защиту силового электрооборудования с более точным
учетом его перегрузочных характеристик и режимов работы В связи с повышением
ответственности и мощности ЭД представляется целесообразным использование
специализированных комплектов релейной защиты и для мощных электродвигателей,
что можно осуществить путем совершенствования комплектов ЯРЭ2201
* Следует отметить, что за рубежом получают распространение комплектные
устройства защиты электродвигателей В этом отношении показателен опыт фирмы
Brown Воѵеп, которая выпускает статические реле защиты двигателей типа
ІТХ163-1ТХ183 В состав указанных комплектов входят токовая отсечка, защита
от затянувшегося пуска, защита от перегрузки (с сигнализацией о перегрузке),
защита от несимметричных режимов и защита от замыкания на землю Для защиты
мощных электродвигателей используется комплект из дифференциальной защиты,
235

комбинированной защиты от сверхтоков, перегрузки и несимметричных режимов,
а также защиты от замыканий на землю и минимального напряжения.
Анализ опыта эксплуатации ЭД на промышленных предприятиях показывает,
что при создании комплектного устройства защиты ЭД на базе ЯРЭ220І необходимо
решить следующие задачи:
1)	повысить чувствительность защиты к несимметричным режимам работы
(неполнофазный режим, витковые замыкания),
2)	повысить чувствительность токовой отсечки за счет реагирования ее на
периодическую составляющую подводимого тока;
3)	использовать специальную защиту от асинхронного режима, обнаруживаю¬
щую возможность его появления;
4)	максимально приблизить характеристику защиты от перегрузки к перегрузоч¬
ным свойствам ЭД,
5)	предупредить возможность повреждения ЭД при заклинивании ротора и
затянувшемся пуске.
При этом устройство должно иметь селективную сигнализацию об анормальном
или аварийном режиме, послужившее причиной отключения ЭД
7,2.	СТРУКТУРНАЯ СХЕМА КОМПЛЕКТНОГО УСТРОЙСТВА ЗАЩИТЫ
ЭЛЕКТРОДВИГАТЕЛЯ
Основные анормальные и аварийные режимы работы ЭД приведены в табл. 7 1,
из которой видно, что практика построения систем релейной защиты ЭД в СССР и за
рубежом не учитывает возможности появления ряда режимов, следствием которых
**	Та бл и ца 7 I
Режим
Эффективно действуют
защиты
Примечание
1 Пуск ЭД
Требуется	разработка
1 1. Заклинивание ротора
—
защиты от заклинивания
ротора
1.2 Затянувшийся пуск
От перегрузки
—
2 Неуспешный самозапуск
3. Перегрузка симметрии-
От перегрузки
—
3 1 Длительная
Токовая


3.2 Кратковременная
4. Асинхронный режим
Токовая с зависимой вы¬
держкой времени
—
4.1 Без потери возбужде-
—
Требуется специальная
защита
4 2 С потерей возбуж¬
дения
5 Несимметрии питающего
напряжения
С контролем тока возбуж¬
дения
5 1 Полнофазный режим
—
—
5.2. Неполнофазный ре-
Следует использовать за¬
щиту от несимметрии по
5 3 Несимметрии сопро¬
тивлений ЭД
—
—
<> Потеря питания
Минимального напряже¬
ния (с контролем частоты
или без него)
236

Продолжение табл 7 I
Режим
Эффективно действуют
зашиты
Примечание
7 Отклонения напряжения
7 1 Перенапряжения
Разрядники на выводах
7 2 Повышение напря-
Максимального напряже-
ЭД, выключатели с шунти¬
рующими	резисторами
жения
7 3 Понижение напряже-
Минимального напряже-
8 Перевозбуждение СД
НИЯ
Режимы 8, 9 не учиты-
9 Недовозбуждение СД
ваются
10 Отклонения частоты
10 1 Повышение частоты
Режим 10 контролирует
10.2 Понижение частоты
—
питающая энергосистема
II Перегрузка несимметрич
11.1 Длительная
Следует использовать за-
11 2 Кратковременная
__
щиту от несимметрии по
Следует использовать за-
12. Замыкание на землю в
цепи статора
12 1. На выводах
12.2. Внутри ЭД
Токовая нулевой последо¬
вательности (направлен¬
ная или ненаправленная)
щиту от несимметрии по
току с зависимой выдерж¬
кой времени
Целесообразно исполь-
13. Междуфазные КЗ внутри
Дифференциальная защн-
зовать налаженный ток
или гармоники напряжё-
ЭД
или на зажимах
14. Витковые КЗ в ЭД
При КЗ на зажимах и
вблизи от выводов — то¬
ковая отсечка
Следует использовать за-
15. Двойные замыкания на
щиту от несимметрии по
Следует использовать за-
землю
6. Внешнее КЗ
Защита питающей сети.
щиту от несимметрии по
17. Повреждение активной
резервирование—защита
от перегрузки
Режим не учитывается
стали статора
18. Замыкание элементарных
То же
' проводников	обмотки
’ статора
19 Старение изоляции
> >
237

Продолжение табл 7 1
Режим
Эффективно действуют
защиты
Примечание
20	Повреждения цепей рото¬
ра
20 1 Замыкания обмотки
возбуждения на землю
(корпус)
_и.2 Замыкания витков
обмотки возбуждения
20 3 Повреждения демп¬
ферного контура СД или
короткозамкнутого кон¬
тура ротора АД
21	Перегрузка обмотки воз¬
буждения СД
От замыкания обмотки
возбуждения на землю
Защита обмотки возбуж¬
дения от перегрузки
Режим не учитывается
может быть повреждение активной стали недовозбхжление и перевозбуждение СД,
а также отклонения частоты Не учитывается также процесс старения изоляции
и вследствие этого сокращение ресурса ЭД Не решен вопрос с защитой от
замыкания элементарных проводников обмотки статора, витковых замыканий
обмотки возбуждения, повреждения демпферного контура СД или короткозамкну¬
того контура ротора АД Заслуживает серьезного внимания режим 7 1 табл 7 I —
перенапряжения Международная практика свидетельствует о повреждениях изоля¬
ции при отключениях ЭД В этом случае эффективно применение разрядников
на выводах ЭД и выключателей с шунтирующими резисторами В некоторых
случаях может оказаться целесообразным использовать защиту от повышения
напряжения
Оснащенность ЭД напряжением выше 1 кВ устройствами защиты определяется
номинальной мощностью При Рном>5000 кВт в соответствии с ПУЭ электродвига¬
тель должен иметь дифференциальную защиту, а при меньшей мощности основной
защитой от КЗ является токовая отсечка Установка дифференциальной защиты
рекомендуется и при меньшей мощности, если ЭД имеет нулевые выводы. Поэтому
выбор структурных схем комплектных устройств защиты производится для двух
вариантов исполнения ЭД без нулевых выводов, с нулевыми выводами При этом
предполагается, что защита цепей возбуждения располагается в возбудительном
устройстве
В табл 7 2 приводится выбор структурной схемы защиты ЭД, не имеющего
нулевых выводов Символ 0 означает недействие защиты 1—ее срабатывание,
1/0 — возможность срабатывания и несрабатывания В последней колонке таблицы
указаны условия, при которых обеспечивается селективность действия защиты и
выявление причины отключения ЭД
Анализ данных табл 7 2 показывает, что для повышения чувствительности
токовой отсечки и защиты от несимметричного режима можно использовать их
загрубление в режиме пуска и самозапуска, что осуществляется пусковым органом
защиты от асинхронного режима Бтагодаря этому уставка токовой отсечки вы¬
бирается по току внешнего КЗ (исключается условие отстройки от тока самозапус¬
ка) Защита от несимметричного режима автоматически отстраивается от несим¬
метрии токов статора СД при пуске, обусловленной магнитной несимметрией ро¬
тора.
238

S О
щ
ф X в
*S-
S 3
?!
!х
1 о
ф F
н
X =
^££Q£
СО О ТО
1
coo So
Тѵѵ ^Ѵ
2^ \/C
\j гіъ '
О
V
IS
S
7
О
+•—
£Т
со
О
Е
«
Н
О'
ч 5
£ *
=( *
я 3
is
1	| СЧ СЧ 1 СЧ
1 1 сч еч 1 сч
£
2
s
5
S
£
СО
Л
л
*
о о о о о о
°
-
о о о о о о
-
-
о
О

-
~
с — — — — —
с
©
-
-
©
©
©
©
©
©
3
«
о о о о о о
®
®
-
®
®
СМ
о о о о о о
©
©
©
©
©
©
©
©
©
в®
=5
м
О

<=>
О
-
-
-
-
-
О
О
2
О

-
-
®
О
®
®
сч
О

-
-
-
-
°
-
о о о о о о
О
О
о
о
о
О
о
о .
а
=5
Л
3
S
Нормальный режим
Успешный пуск
Заклинивание ротора
Затянувшийся пуск
Успешный самозапуск
Неуспешный самоза-
пуск
Перегрузка симмет-
2
Перегрузка симмет
1
Асинхронный режим
без потери возбуж-
Асинхронный режим
с потерей возбужде-
НИЯ
Несимметрия напря¬
жения
Неполнофазный ре¬
жим	1
Несимметрия сопро- 1
=(
1
Потеря питания
Понижение напряже¬
ния
г
1
3
ж
S
о о — сч о —
—
сч
__
сч
©
0
ГА
Лі
о — — — сч сч
со
СО
іЛ
1/5
1/5
Г—
239

240

Заклинивание ротора и затянувшийся пуск по действию защит, приведенных в
табл. 7 2, эквивалентны, и для более быстрого отключения СД при пуске с закли¬
ненным роГЪром нужна дополнительная информация (частота вращения ротора,
анализ формы тока статора и др ) Недействие защиты от перегрузки в условиях
нормального пуска, а также защиты от асинхронного режима обеспечивается вы¬
бором выдержки времени
где t„ — продолжительность нормального пуска, Dn(t) — выдержка времени л-й за¬
щиты.
Несимметричные режимы возникают по различным причинам Сюда относятся:
неснмметрия питающего напряжения, в том числе и неполнофазный режим, не¬
симметричные КЗ— междуфазные и витковые, неснмметрия сопротивлений фаз ста-'
тора ЭД. Неснмметрия токов и напряжений в цепях защиты возникает также при
обрыве вторичных цепей защиты. В табл 7.2 показано, что для обеспечения
быстродействия, чувствительности и селективности отключения и сигнализации о
причине отключения ЭД можно использовать следующие признаки:
1)	ввести в состав защиты три выявнтельных органа несимметричных режимов:
по току с высокой чувствительностью (для обнаружения внтковых КЗ) орган РНТ,
по току с низкой чувствительностью (для обнаружения неполнофазного режима)
орган РОФ и по напряжению (для обеспечения торможения защиты от внтковых
КЗ и для защиты от несимметрии по напряжению);
2)	использовать логические связи между отдельными защитами с целью селектив¬
ной сигнализации о причине отключения ЭД и блокировок защит при обрыве
вторичных цепей тока к напряжения
При этом отключение ЭД при обрыве фазы статора производится, если выпол¬
няется условие
где 3.2, 2 1—соответственно логические выходные сигналы элементов 3.2 и 2.1.
Цепи селективной сигнализации об обрыве фазы и обрыве вторичных токовых
цепей выполняются в соответствии с выражениями
где Lq ф — сигнал об обрыве фазы; L, ц — сигнал об обрыве вторичных токовых
цепей.
Поскольку одновременное совпадение двух режимов — обрыва фазы и витково-
го замыкания — маловероятно, то сигнализацию о витковом замыкании можно
обеспечить при выполнении условия
Целесообразно вводить запрет (блокировку) на срабатывание элемента 3.1 при
срабатыванин элемента 3 2, т е
и принимать дополнительные меры по повышению селективности — выбирать выдерж¬
ки времени срабатывания РВЗ Лз і (/) и РОФ Лзг(О> т- е-
,	Лз г(0 < Лз і (О < Л22Ю > •
241

Q = PO и РП и (РНТ П РОФ) и (РОФ П РП) и ЗАР U 333 U (ЗПП А РНН),
(7 1)
где U —логическая операция ИЛИ, А —логическая операция И, РО, РП, РНТ,
РОФ, ЗАР, 333, ЗПП — сигналы о срабатывании отдельных реле Полученные
выражения положены в основу построения структурной схемы комплексной защиты
электродвигателей типа ЗРКД1
ВНПО «Союзавтоматстром» совместно с НПИ выполнена опытно-коцструкторс-
кая работа по устройству защиты ЗРКД1 и разработана необходимая техничес¬
кая документация Опытные образцы выдержали лабораторные, производственные
и приемочные испытания Предполагается серийный выпуск устройства на опытном
заводе Минстройматериалов СССР
242

Энергоатомиздат,
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
1	Сыромятников И. А. Режимы работы асинхронных и синхронных двигате¬
лей — М.: Энергоатомиздат, 1984 — 240 с
2	Лищенко А. И. Синхронные двигатели с автоматическим регулированием
напряжения — Киев- Техника, 1969 — 192 с
-3 Чулков И. И. Электрификация карьеров — М Недра. 1974 — 344 с
4	Мощные асинхронные электродвигатели для главных циркуляционных насо¬
сов атомных электростанций/О Л Вербер, Ю Н Герасименко, С И. Жаров и
др — Электрические станции, 1980, № 9. с 5—9
5	Байтер И. И. Защита и АВР электродвигателей собственных нужд — 2-е’
изд , перераб и доп — М Энергия, 1980 — 104 с
6	Миллер Г. Р. Автоматизация в системах электроснабжения промышленных
предприятий — М.— Л Госэнергоиздат, 1961 — 176 с
7	Электротехнический справочник в 3 х т Т 2 Электротехнические устройст-
ва/Под общей ред. проф МЭИ В Г Герасимова, П Г Грудинского, Л А Жуко¬
ва и др.— 6-е изд испр и доп — М Энергоиздат, 1981 — 640 с
8	Голодное Ю. М. Самозапуск электродвигателей — М
1985— 136 с.
9.	Гамазин С. И. Устойчивость узлов нагрузки в системах электроснабжения
промышленных предприятий — М.. МЭИ, 1978 — 56 с
10.	Ульянов С. А. Электромагнитные переходные процессы в электрических си¬
стемах — М — Л Энергия, 1964 — 704 с
11	Казовский Е. Я. Некоторые вопросы переходных процессов в машинах пере¬
менного тока — М — Л ГЭИ, 1953 — 120 с
12	Богдан А. В., Кургузов Н. Н., Кургузова Л. И. Токи небаланса дифферен¬
циальных защит мощных электродвигателей.— Электрические станции, 1980, № 9,
с. 46—50
13	Ковач К. П., Рац И. Переходные процессы в машинах переменного тока.—
М — Л : Госэнергоиздат, 1963 — 744 с
14	Слодарж М. И. Режимы работы, релейная защита и автоматика синхрон¬
ных электродвигателей — М Энергия, 1977 — 216 с
15	Павлюк К-, Беднарек С. Пуск и асинхронные режимы синхронных двига¬
телей — М Энергия, 1971 — 272 с
16. Лев А. А., Райхман Э. Н. Расчет сопротивления динамического торможения
синхронного двигателя с применением цифровой вычислительной машины (ЦВМ).—
Новое в проектировании промышленных электроустановок Труды института «Тяж¬
промэлектропроект* Вып 2 — М Энергия, 1975, с 55—61
17	Кулаковский В. Б. Профилактические испытания и дефекты изоляции
крупных электрических машин — М.. Энергия, 1970 — 184 с
18	Лихачев Ф. А. Перенапряжения в сетях 6 кВ собственных нужд — Электри¬
ческие станции, 1983, № 10, с 69—72
19	Andra W., Sperling P.-G. Beanspruchung der Wicklungsisoherung beim
Schalten elektnscher Maschienen Siemens Zeitschrift, 1975, № 10, S 29—33
20	Лихачев Ф. А. Замыкания на землю в сетях с изолированной нейтралью и с
компенсацией емкостных токов- М Энергия, 1971 — 152 с
21	Корогодский В. И., Дударев Л. Е. Оценка защит от замыканий на землю
двигателей высокого напряжения — Промышленная энергетика, 1984, № 1, с 17—
19
22	Берман И., Крипски А., Скалка М. Защита мощных генераторов, работаю¬
щих в блоке с трансформаторами, от замыканий на землю в обмотке статора —
243

В сб. Релейная защита и противоаварийная автоматика Международная конфереп
ция по большим электрическим системам (СИГРЭ—72)/Под ред В М Ермоленко
Е Д Зейлидзона и А М Федосеева - М Энергия. 1975, с 19—26
23	Внльгейм Р., Уотерс М. Замыкание нейтрали в высоковольтных системах -
М — Л Госэнергоиздат, 1959 — 415 с
24	Сирота И. М. Защита от замыканий на землю в электрических системах -
Киев Изд-во АН УССР, 1955 — 208 с
25	В. М. Кнскачи. Защита от однофазных замыканий на землю ЗЗП-1 (опи¬
сание, наладка, эксплуатация) - М Энергия, 1972 — 73 с
26	Сирота И. М„ Масляник В. В. Сигнализация и защита электро івигателей
напряжением выше 1000 В от однофазных замыканий на землю в компенсиро¬
ванных сетях (Техническая информация) - Киев Изд-во АН УССР. 1971— 48 с
27	Анормальные режимы работы крупных синхронных машин/Е Я Казовский,
Я Б Данилевич, Э Г Катарский, Г В Рубисов. - Л Наука. 1968 — 429 с
28	Гнмоян Г. Г. Релейная защита горных электроустановок — Недра, 1978 —
349 с
29	Марголин Н. Ф., Чернин А. Б. Метод расчета токов при внутренних корот¬
ких замыканиях в синхронных генераторах - М — Л ОНТИ. 1937 — 117 с
30	Чмыхалов Г. Н. Исследование режимов и разработка устройств релейной
защиты электродвигателей собственных нужд электрических станций.— Автореф
дне на соиск уч степени канд. техн наук,— Новочеркасск; НПИ. 1982
31	Коваленский И. В. Релейная защита электродвигателей напряжением выше
1000 В — М Энергия, 1977 - 104 с
32	Аменнцкий Б. Б., Розенблюм Ф. М. Комплектное устройство защиты типа
ЯРЭ2201 для КРУ 6—10 кВ — Электротехническая промышленность Сер Аппара¬
ты низкого напряжения, 1982, вып 2(99), с 23
33. Гидрогенераторы/И А Глебов, В В Домбровский, А А Дукштау и др —
Л Энергоиздат Ленингр отд-ние, 1982— 368 с
34	Голодное Ю. М. Повышение надежности электроснабжения предприятий
химической промышленности Общеотраслевые вопросы развития химической
промышленности — М НИИТЭХИМ, 1979, вып 1(151)
35	А.С.І035703 (СССР). Комплектное распределительное устройство с защитой
от коротких замыканий/В И Корогодский, Ю А Юровицкий, Р Н Фатюшенко
и др Опубл в Б И , 1983. № 30
36	Дударев Л. Б., Павленко Н. С. Снижение времени действия защит шин и
АВР.— Промышленная энергетика, 1975, № 12, с 23—25
37	Гамм Б. 3., Тонышев В. Ф. Выявитель асинхронного режима по фазовому
углу синхронной машины — Промышленная энергетика, 1985, № 6, с 21—26
38	Лютер Р. А„ Самойлович Н. Я., Колдобский И, М. О термической стойкости
электрических машин переменного тока с короткозамкнутой системой в роторе
Л . Сборник «Электросила», 1957, № 15
39	Линдорф Л. С., Маршак И. С. Автоматизация самозапуска синхронных
двигателей насосных станций — Промышленная энергетика, 1963, Ns 3, с 11 — 16
40	Абрамович Б. Н., Круглый А. А. Возбуждение, регулирование и устойчи¬
вость синхронных двигателей — Л Энергоатомиздат Ленингр отд-ние, 1983 —
128 с
41	Трансформаторы тока/В В Афанасьев, Н М Адоньев, Л В Жалалис
и др — Л.: Энергия Ленингр отд-ние, 1980— 344 с
42	Королев Е. П., Либерзон Э. М. Расчеты допустимых нагрузок в токовых
цепях релейной защиты — М Энергия, 1980 — 208 с
43	Кужеков С. Л., Синельников В. Я- Защита шин электростанций и подстан¬
ций — М.: Энергоиздат, 1983 — 184 с
44	Дмитриев К- С. Универсальные характеристики трансформаторов тока с
прямоугольной характеристикой намагничивания — М СЦНТИ ОРГРЭС, 1970 —
23 с
45	Казанский В. Е. Трансформаторы тока в устройствах релейной защиты и
автоматики — М Энергия. 1978 — 264 с
46	Электротехнический справочник Т I Под общей ред П. Г Грудинского
и др — 5-е изд испр — М Энергия, 1974 — 776 с
47	Гельфанд Я. С. Релейная защита распределительных сетей — М : Энергия,
1975 - 328 с
244

48	Тезисы докладов IV научно-техническом конференции по обобщению опыта
проектирования, исследования, строительства и эксплуатации упрощенных подстан
ций без выключателей 35—500 кВ — М Информэлектро, 1972 — 165 с
49	Реле защиты/В С Алексеев, Г П Варганов, Б И Панфилов, Р 3 Ро-
зенблюм — М • Энергия, 1976 — 464 с
50	Правила устройства электроустановок — М Энергоатомиздат, 1986 — 648 с.
51	Федосеев А. М. Релейная защита электрических систем Учебник для ву¬
зов — М Энергия, 1976 — 560 с
52	Гессен В. Ю., Рузин Я. Д. К вопросу о допустимых токах замыкания гене¬
раторов на землю— Электрические станции, 1934, № 12
53	Нудельман Г. С. Измерительные реле тока на операционных усилителях —
Электротехническая промышленность Сер Аппараты низкого напряжения. 1979,
вып 6(82), с 8
54	Метленко Г. П. Испытания дифференциальных защит электродвигателей
питательных насосов, выполненных на реле РНТ-565 — Электрические станции, 1977,
55	Московец В. Н. Опыт эксплуатации дифференциальных защит электродви¬
гателей с торможением — Электрические станции, 1973, № 3
56	Богдан А. В., Кургузов Н. И. Анализ переходного тока небаланса диффе
ренциальной защиты электродвигателя — Электрические станции, 1982, N§ 6. с 59—
61
57	Кужеков С. Л., Чмыхалов Г. Н. Выбор тока срабатывания дифференциаль¬
ной защиты мощных электродвигателей — Изв вузов Энергетика, 1978, № 5, с 14—
20
58	А. с. 439876 (СССР). Реле дифференциальной защиты/А М Дмитренко
Опубл в Б И., 1974, № 30
59	Воронин И. А. Анализ поведения дифференциально-фазной защиты электро¬
двигателя — Изв вузов Энергетика, 1982, № 1, с 83—85
60	Чернохлебов В. Е., Паперно Л. Б., Анисимова Т. В. Современные направле¬
ния развития защиты электрооборудования от перенагрева — Электротехническая
промышленность Сер Аппараты низкого напряжения, 1981, вып 5, с 27—31
61	Паперно Л. Б. Бесконтактные токовые защиты электроустановок—М'
Энергоиздат, 1983 — 112 с
62	Надель Л. А. Защита электродвигателей при перегрузках с зависимой от
тока выдержкой времени — Электротехническая промышленность Сер Аппараты
низкого напряжения, 1982, № 4, с 13—16 <
63	David W. Little, George J. Potochey, Robert A. Pinkley. A time-overcurrent
relay with solid-state circuitry — IEEE Power Ing Society Conference Papers,
New York, 1975, p, 1—7
64, Knutter Eitel-Fritz, Nimes Karl. Elektromscher Uberlastschutz 7SK2 Sie-
mens-Zeitschrift, 1975. Bd 50, № 8, S 551—564
65 Amey Walter, Nimes Karl. Erweiterter elektromscher Uberlastschutz 7SK2
fur grope Drehstrommotoren-Siemens Zeitschrift, 1976, Bd 50, № 8, S 564—557
65 A. c. 546985 (СССР). Устройство для защиты от асинхронного режима синх¬
ронного двигателя с бесщеточной системой возбуждения/Э Н Райхман, В И Ко-
рогодский, Ю А Юровицкий, М М Зунтнерс Опубл в Б И , 1977, № 6
67	Устройство для защиты синхронных двигателей от асинхронного режима —
В кн • Инструктивные указания по проектированию электротехнических промышлен¬
ных установок.М Энергия, 1973, № 5
68	А. с. 473255 (СССР). Устройство для защиты электродвигателей/Н Г За¬
болотный Опубл в Б И, 1975, X® 21
69	А. с. 898549 (СССР). Устройство для защиты электродвигателей от витковых
замыканий/С Л Кужеков, Е П Варфоломеев, В Л Рубан Опубл в Б И , 1982,
70	Пат. 55182 (ПНР). Способ получения сигнала, зависящего от процентной
асимметрии трехфазной системы/Шпилька С
71	А. с. 488280 (СССР). Импульсное устройство защиты трехфазной нагрузки
от несимметричных режимов работы/В Д Галкин, Н Н Шульц Опубл в Б И,
1975, № 16
72	А. с. 951535 (СССР). Устройство для защиты трехфазных потребителей от
кесимметрин фазных токов/Е П Варфоломеев, С Л Кѵжеков, В Л Рубан Опубл
в Б И , 1982, № 30	'

73. А. с. 383153 (СССР). Устройство для защиты трехфазных электроустановок
от несимметрии фазных токов/Л Б Паперно, А С Мерняев, Б С Пороцкий
Опубл в Б И , 1973, № 23
74	А. с. 445097 (СССР). Устройство для защиты от несимметрии фазных то¬
ков/Л Б Паперно, Н А Перельман, Б С Пороцкий. Опубл в Б И , 1974, № 36
75	Кужеков С. Л., Варфоломеев Е. П., Корогодский В. И. Чувствительность
защит электродвигателей от внтковых замыканий в обмотке статора и пути ее
повышения — Инструктивные указания по проектированию электротехнических про¬
мышленных установок Хе 5 (1983), Энергоатомиздат, 1984, с 3—7
76. Справочник по проектированию электроснабжения/Под ред В И Крупови-
ча, Ю Г. Барыбина, М Л Самовера — М Энергия, 1980— 456 с
77	Руководящие указания по релейной защите Защита генераторов, работаю¬
щих на сборные шины — М.: Госэнергоиздат, 1901 — 68 с
78	Волынцев Ф. И., Зе л иксов Е. Я., Корогодский В. И., Шифрина Н. Н.
Комплектные распределительные устройства 6—10 кВ с полупроводниковыми устрой¬
ствами. (Аналитический обзор). М Информэлектро, 1975
79	Йудельман Г. С., Шамнс М. А. Быстродействующее реле тока для защиты
от замыкании на землю— Электротехническая промышленность Сер Аппараты низ¬
кого напряжения, 1981, вып 1(92), с 13
80	Дмитренко А. М. Реле дифференциальной защиты высоковольтных электро¬
двигателей и понижающих трансформаторов — Электрические станции, 1983, № 12,
81 Кужеков С. Л., Чмыхалов Г. И., Шнхкеримов И. А. Дифференциальные
защиты электродвигателей — Электротехника, 1985, № 8, с 40—44

ОГЛАВЛЕНИЕ
Предисловие	3
Глава первая Основные сведения о электродвигателях напряжением выше
1 кВ	5
I	1 Область применения и условия эксплуатации	5
1	2 Характеристики механизмов	9
1	3 Основные элементы конструкции электродвигателей	11
1.4	Возбудительные устройства синхронных электродвигателей	14
1.5.	Эксплуатационные переходные режимы электродвигателей	19
Глава вторая Повреждения и ненормальные режимы работы электродви¬
гателей	32
2	1 Анализ повреждаемости электродвигателей напряжением выше 1 кВ 32
2	2 Однофазные замыкания на	землю	(корпус)	37
2	3 Многофазные и витковые КЗ в обмотке статора	44
2	4 Нагрев электродвигателя при перегрузке	57
2 5 Несимметричные режимы	работы	64
2 6. Потеря питания	.	69
2 7 Асинхронный режим синхронного электродвигателя	83
2	8. Аварийные режимы возбудительных устройств	89
Глава третья -Элементы устройств релейной защиты электродвигателей 89
3	1 Структурные схемы релейной защиты	.	.	89
3	2 Измерительные трансформаторы тока и их характеристики	91
3	3 Трансформаторы тока нулевой последовательности	97
3	4 Измерительные органы защиты	.	.	103
3.5	Элементы логической части защит	-	115
3	6 Сигнальные органы защит ЭД	117
3	7 Устройства оперативного тока	.	.	117
Глава четвертая Выполнение релейной защиты электродвигателей 120
4	1 Общие технические требования	120
4	2 Защита от замыкания на землю (корпус) в обмотке статора	122
4	3. Защита от многофазных замыканий в обмотке статора	127
4	4 Защита от перегрузки	151
4.5	Защита синхронных электродвигателей от асинхронного режима 164
4.6.	Защита от потери питания	175
4	7 Защита от несимметричных режимов и витковых замыканий	185
Глава пятая Схемы защиты электродвигателей	196
5	1 Общие сведения	196
5	2 Схема защиты АД номинальной мощностью менее 2000 кВт	198
5	3 Схема защиты АД номинальной мощностью менее 5000 кВт	200
5	4 Схема защиты двухскоростного АД номинальной мощностью менее
5000 кВт	200
5	5 Схема защиты АД номинальной мощностью менее 5000 кВт с разгруз¬
кой перед самозапуском	203
5 6 Схема защиты СД номинальной мощностью менее 5000 кВт	203
247

5.7.	Схема защиты СД номинальной мощностью менее 5000 кВт с реак¬
торным пуском . .	...	206
5 8. Схема защиты СД номинальной мощностью более 5000 кВт с реактор¬
ным пуском	...	....	206
5	9 Схема защиты СД номинальной мощностью более 5000 кВт с резко¬
переменной нагрузкой на валу и динамическим торможением	208
5.10.	Схемы защиты электродвигателей, выполненные на переменном опе¬
ративном токе	...	210
Глава шестая Выбор уставок срабатывания защит электродвигателей 213
6.1.	Общие положения ...	....	213
6.2.	Расчет зашит от замыкания на землю (корпус) обмотки статора 214
6	3 Расчет токовой отсечки	...	220
6.4	Расчет дифференциальной токовой защиты	225
6.5	Расчет защиты линии динамического торможения	. .	231
6	6. Расчет максимальной токовой защиты в цепи пускового реактора 23]
6	7. Расчет защиты от токов перегрузки	...	232ѵ
6	8 Расчет защиты от асинхронного режима	. .	233
6.9.	Расчет защиты от потери питания	233
Глава седьмая Новые разработки устройств защиты двигателей	234
7.1 Общие положения
7	2. Структурная схема комплексного устройства защиты электродвигателя 236
Список литературы		 2431