С Я он
(ЗАЩИТА
ОТ ЗАМЫКАНИЙ
НА ЗЕМЛЮ
ЭЛЕКТРИЧЕСКИХ
СИСТЕМАХ

АКАДЕМИЯ НАУК УКРАИНСКОЙ ССР
ИНСТИТУТ ЭЛЕКТРОТЕХНИКИ
И. М. СИРОТА
ЗАЩИТА ОТ ЗАМЫКАНИЙ
НА ЗЕМЛЮ
В ЭЛЕКТРИЧЕСКИХ СИСТЕМАХ
ИЗДАТЕЛЬСТВО АКАДЕМИИ НАУК УКРАИНСКОЙ ССР
КИЕВ — 1955
В книге рассматриваются вопросы защиты от однофазных замыканий на
землю в системах высокого напряжения с изолированной нейтралью или ком-
пенсированных.
Излагаются теория и общие вопросы борьбы с замыканием на землю в элек-
трических системах, условия выполнения различных видов защиты от этих за-
мыканий, режимы заземления нейтралей и основные методы расчета, выполне-
ния и наладки защиты.
Книга предназначается для инженерно-технического персонала энергеггиче-
ских систем и проектных организаций, работающего в области релейной защиты,
а также для научных работников и студентов старших курсов электротехниче-
ских вузов. - -	/
;fW. *»Р«.
6213
"	Ответ сгвенныЙ^здайЬ^р	/	/
кандидат техн, наук Л. В. Цу кер ник	( СА (
Сирота Игорь Моисеевич
Защита от замыканий на землю в электрических системах
Тсхредактор Н. П Рахлина
Корректор Ф В
ВВЕДЕНИЕ
Под руководством Коммунистической партии и Советского пра-
вительства советский народ успешно осуществляет величественные
задачи строительства коммунизма, добивается новых производствен-
ных успехов во всех областях народного хозяйства, в частности
в области энергетики. Значительное расширение действующих и
строительство новых крупных, средних и небольших электростан-
ций, возросшие требования потребителей к качеству электроснабже-
ния вызывают необходимость дальнейшего повышения технического
уровня и надежности эксплуатации электрических станций и сетей.
Для выполнения этой ответственной задачи, кроме других меро-
приятий, требуется дальнейшее широкое внедрение н освоение
в эксплуатации наиболее совершенных типов автоматической (ре-
лейной н других типов) защиты от повреждений в электрической
части энергосистем.
Среди различных видов повреждений на линиях электропереда-
чи, в обмотках машин и аппаратов высокого напряжения наиболее
часто встречается однофазное замыкание на землю. Так, иапрнмер,
по данным Центральной научно-исследовательской электролабора-
торни Министерства электростанций (ЦНИЭЛ МЭС СССР), одно-
фазные замыкания б кабельных сетях составляют 77% от всех ви-
дов замыканий [62]. Многие междувитковые н междуфазные
повреждения также начинаются с этого вида замыкания или сопро-
вождаются им.
Выполнение защиты от замыканий на землю связано с режимом
заземления нейтралей б системе данного напряжения.
В большинстве стран Европы сети напряжения до 35 кв, а иногда
до НО кв включительно работают с нейтралью, заземленной через
дугогасящне катушки и активные высокоомные сопротивления (по-
следние считаются за границей необходимыми для ограничения пе-
ренапряжений при однофазных замыканиях на землю).
В Америке и частично Англии в течение ряда лет практикова-
лось преимущественно глухое заземление нейтрали б системах всех
напряжений. Однако, начиная с сороковых годов, н б этих странах
все чаще отказываются от глухого заземления и устанавливают
дугогасящне катушки [85, 87, 88, 89, 91, 95 и др.].
з
"Советским ученым и инженерам принадлежит видная роль
ъ изучении однофазного замыкания па землю в электрических си-
стемах, в разработке методов защиты от них н мер борьбы с пере-
напряжениями, сопровождающими эти замыкания. Многочисленные
исследования, проведенные в последние годы, показали, что для за-
щиты от перенапряжений в системах с малым током замыкания на
землю вовсе не требуется установка активных заземляющих сопро-
тивлений, считавшихся ранее обязательными [53, 54].
Весьма эффективным средством ограничения размеров повреж-
дений в этих системах является установка дугогасящих заземля-
ющих катушек [25, 29]. Катушки были применены в Мосэнерго
(1930 г.), а затем и в ряде других систем, благодаря чему боль-
шинство однофазных замыканий автоматически ликвидировалось,
а устойчивые замыкания на землю почти перестали переходить в за-
мыкания между фазами.
Избирательная защита от замыканий на землю в сетях с боль-
шим током замыкания совмещается с релейной защитой от
коротких замыканий и поэтому нами’не рассматривается.
В системах с малым током замыкания для ответственных
элементов в большинстве случаев предусматривается специальная
избирательная защита от замыканий на землю.
Принципы выполнения этой защиты в исполнении иностранных
фирм установились уже к 1930 г. и в основных чертах сохранились
до настоящего времени.
Для защиты генераторов, работающих иа сборные шины, за ру-
бежом обычно используются заземляющие сопротивления и реле
направления мощности нулевой последовательности косинусного ти-
па [79, 81, 83 н др.]. Широкое распространение получили так назы-
ваемая «100%-ная защита» фирмы AEG [80, 82] и защита с же-
лезо-водородными заземляющими сопротивлениями [77, 82]. Все
эти системы защиты обладают существенными недостатками и не
оправдали себя в эксплуатации в СССР.
Разработанная в Советском Союзе в 30-х годах защита от за-
мыканий на землю генераторов с компенсацией токов небаланса
оказалась более совершенной, чем иностранная (см., например, [3,
14, 23]). Защита с компенсацией токов небаланса широко применя-
лась на генераторах, работающих непосредственно на сборные ши-
ны, вплоть до конца 40-х годов. Она основана на определении на-
правления мощности нулевой последовательности при помощи
фильтра из трех трансформаторов тока и реле мощности косинус-
ного типа, причем нейтраль генератора заземляется через активное
сопротивление. Существенным недостатком этой защиты является
наличие больших токов небаланса фильтра, ограничивающих ее
чувствительность н требующих значительного тока однофазного
замыкания на землю (нередко до 200 а). Большие токи понижали
надежность работы генераторов и затрудняли эксплуатацию сетей
генераторного напряжения, так как вызывали необходимость авто-
матического отключения поврежденной линии при каждом замы-
кании на землю.
Защита генераторов была значительно упрощена путем замены
реле мощности специальными реле максимального тока с очень
небольшим потреблением. Для этой цели в 1948—1949 гг. б ЦНИЭЛ
Министерства электростанций СССР было разработано токовое ре-
ле на основе магнитных усилителей. Кроме того, в промышленности
было сконструировано и выпущено электромагнитное реле типа
ЭТД-551. Однако чувствительность защиты нс могла быть сущест-
венно повышена ввиду необходимости отстройки от токов небалан-
са фильтра, достигающих сравнительно больших величин даже при
нормальном режиме работы. Кроме того, вскоре выяснился весьма
серьезный органический недостаток токовой защиты с фильтром:
насыщение магннтопроводов трансформаторов апериодическими
составляющими токов переходных режимов в системе приводит
к резкому увеличению токов небаланса фильтра, причем они зату-
хают значительно позже вызвавшего их переходного режима [48].
В связи с этим в 1949 г. Министерство электростанций СССР
отказалось от применения трехтрансформаторного фильтра в схеме-
защиты генераторов.
Для достижения необходимой чувствительности защиты в одной
из энергосистем еще в 1940 г. была сделана попытка изолировать
весь корпус генератора от земли н заземлить его через трансфор-
матор тока, включенный на реле защиты. Этим достигалась идеаль-
ная чувствительность защиты: реле срабатывало при токе замыка-
ния на корпус, составлявшем лишь доли ампера. Однако н этот
метод себя ие оправдал, так как изоляция корпуса генератора
иногда нарушалась, что приводило к выходу защиты из строя [19].
В некоторых энергосистемах в разное время была осуществлена
защита с трансформатором тока нулевой последовательности
(ТНП), с кольцевым (обычно тороидальным) магнитопроводом нэ
трансформаторной стали, охватывающим кабели генератора [13, 15].
Чувствительность такой защиты была невысока ввиду малой маг-
нитной проводимости трансформаторной стали при работе в началь-
ной части кривой намагничивания. Кроме того, применение торои-
дальных ТНП было связано с необходимостью собирания всех
кабелей генератора в «пучок», что конструктивно затруднительно,
поэтому данная защита также не получила распространения на
крупных генераторах.
В послевоенные годы на нескольких электростанциях была уста-
новлена защита с ТНП из трансформаторной стали, охватывающи-
ми каждый по одному кабелю генератора [37].
Несмотря на то, что эта защита была применена лишь на не-
больших генераторах, присоединенных к шинам только двумя-тремя
кабелями, чувствительность ее была значительно меньше требуемой.
В 1949 г. в ЦНИЭЛ МЭС СССР была разработана аналогичная-
схема с ТНП нэ пермаллоя и реле с весьма малым потреблением:
[40, 56, 61].
В этой схеме, получившей распространение, достигается высокая
чувствительность, удовлетворяющая требованиям практики, и не
требуется заземление нейтрали генератора.
В 1948—1949 гг. в Институте электротехники Академии наук
Украинской ССР была разработана чувствительная защита генера-
торов с общим кабельным илн шинным ТИП из обычной транс-
форматорной стали с подмагничиванием и электромагнитным
токовым реле простого типа. Эта защита, отличающаяся большой
простотой и надежностью, получила за последние годы распростра-
нение на многих электростанциях.
Для защиты от замыканий на землю статорных обмоток гене-
раторов, работающих в блоке с повысительным трансформатором,
долгое время применялось также заземление нейтрали через актив-
ное сопротивление. По мере накопления опыта эксплуатации этих
схем выяснилось, что н в данном случае заземляющее сопротивле-
ние нзлншне н даже вредно. В настоящее время для защиты этих
генераторов ограничиваются заземлением нейтрали через трансфор-
матор напряжения, вторичная обмотка которого включается на
реле, действующее на сигнал (см., например, [59]).
При осуществлении защиты от замыканий на землю линий вы-
сокого напряжения в сетях с малым током замыкания во многих
случаях также создавались токи порядка нескольких десятков ампер
для обеспечения действия реле. Защита осуществлялась прн по-
мощи трехтрансформаторного фильтра илн (на кабелях) кольцевых
ТИП простейшего типа и реле максимального тока, либо реле
мощности косинусного типа, во многих случаях действовавших на
отключение лннин. Такое выполнение защиты до сих пор широко
практикуется за границей [97, 98 и др.].
В настоящее время в Советском Союзе рассматриваемые сети,
как правило, работают с изолированными нейтралями илн с ком-
пенсацией емкостного тока без активных заземляющих сопротив-
лений, а защита действует на сигнал. Для этого в ЦНИЭЛ МЭС
н в Институте электротехники АН УССР были разработаны спе-
циальные реле н сигнальные устройства. Опыт эксплуатации этих
типов избирательной защиты, в отличие от защиты генераторов,
еще невелик. В некоторых случаях, особенно в сетях 35 кв неболь-
шой протяженности, пока еще не удается осуществить избиратель-
ную защиту.
Защита от замыканий на землю крупных высоковольтных дви-
гателей и синхронных компенсаторов обычно выполняется так же,
как на генераторах, а защита обмоток силовых трансформаторов
иа приемных (понизительных) подстанциях — аналогично защите
сетей соответствующих напряжений.
Цель настоящей работы — способствовать дальнейшему вне-
дрению и развитию защиты от замыканий на землю в системах
с неглухо заземленной нейтралью.
В первых пяти главах описываются основные соотношения
между электрическими величинами прн однофазных замыканиях иа
землю, излагаются общие вопросы, с которыми приходится сталки-
ваться прн проектировании н эксплуатации защиты от этих замы-
каний; остальные главы посвящены современным методам выпол-
нения защиты. При этом основное внимание уделено системам
защиты, разработанным в последние годы в Институте электро-
техники АН УССР н получившим широкое распространение в элек-
трических системах.
В большинстве испытаний по этой работе, проведенных в инсти-
туте, принимала деятельное участие ннж. А. В. Островская.
Освоение новой защиты в производстве н успешная эксплуатация
ее оказались возможными только благодаря творческому содруже-
ству научных сотрудников института с инженерами, техниками н
новаторами производства заводов-изготовителей н энергосистем.
Серийный выпуск основного элемента защиты — трансформаторов
тока нулевой последовательности — освоен в 1950—1951 гг. киев-
скими электромеханическими заводами МКХ УССР и «Союээнерго-
ремонт». Испытания высоковольтной части шинных ТИП были
проведены в лаборатории высокого напряжения Киевэнерго. Новая
защита генераторов впервые внедрена на электростанциях Киев-
энерго при активном участии работников эксплуатации. Методика
наладки ТНП была значительно дополнена и уточнена при внедре-
нии защиты генераторов в системах. Мосэнерго н Молотовэиерго.
Ценные указания при разработке и внедрении защиты с ТНП были
получены от работников Технического управления Министерства
электростанций СССР, института «Теплоэлектропроект», завода
ХЭМЗ имени Сталина н др.
ГЛАВА I
ОДНОФАЗНЫЕ ЗАМЫКАНИЯ НА ЗЕМЛЮ
В СИСТЕМАХ С МАЛЫМ ТОКОМ ЗАМЫКАНИЯ
1. Общие соотношения между токами и напряжениями
при замЫкаиии на землю
Величина тока замыкания на землю в электрической системе
зависит от сопротивления заземляющих устройств, включенных
в нейтрали генераторов и трансформаторов, и от емкости сети. При
изолированной нейтрали ток однофазного замыкания на землю был
бы равен нулю, если бы элементы электрической системы не обла-
дали емкостью относительно земли. В действительности провода
линий передачи, обмотки машин н аппаратов всегда обладают рас-
пределенными емкостями как между фазами, так и между каждой
фазой и землей. Этн емкости обусловливают возникновение допол-
нительных токов, которые при нормальном режиме работы накла-
дываются на токи нагрузки, замыкаясь между фазами, а при
однофазных замыканиях проходят и по земле.
В дальнейшем нас будут интересовать только емкости между
фазами и землей (сА, св, сс), так как токи замыкания на землю
проходят лишь через этн емкости.
В случае замыкания одной из фаз, например С, через сопро-
тивление R токи, поступающие в землю от неповрежденных фаз
через емкости сА и св, замкнутся на фазу С по сопротивлению R
параллельно с емкостью сс (рнс. 1). При металлическом замыкании
(R = 0) емкость сс оказывается эашунтированной, и ток по ией не
проходит.
Независимо от величины сопротивления R сумма емкостных то-
ков однофазного замыкания на землю в начале линии (если пре-
небречь емкостями генерирующего источника) равна нулю; в конце
линии (если замыкание произошло не на самом конце линии) она
также равна нулю. Сумма емкостных токов возрастает по мере
приближения от начала (конца) линии к месту повреждения з.
Процесс однофазного замыкания на землю рассматривается при
следующих допущениях, значительно упрощающих выводы и вместе
с тем мало влияющих иа точность конечных результатов:
д
Рис. 1. Схема однофазного замыкания па
землю в системе.
1.	Система электродвижущих сил генерирующих источников
симметрична и ие содержит высших гармонических.
2.	Проводимости утечки не учитываются.
3.	Падениями напряжения в проводах и обмотках от нормаль-
ной нагрузки, а также от токов замыкания на землю пренебрегаем
(в дальнейшем нам придется учитывать сопротивления линий толь-
ко в некоторых случаях — при определении распределения токов
в сложных сетях, см. гл. III).
Последнее допущение позволиет считать величину тока замы-
кания ие зависящей от места повреждения. Кроме того, это дает
возможность заменять одной сосредоточенной емкостью распреде-
ленные емкости отдельных
участков цепи или всей сети
Такая замена, очевидно,
допустима для каждого эле-
мента рассматриваемой си-
стемы, в котором нас инте-
ресуют величины токов толь-
ко по концам, но не в про-
межуточных точках эле-
мента.
В нижеследующих выво-
дах рассматривается устой-
чивое однофазное замыкание
на землю (R = const), а
в одном из разделов будут
учтены особенности, вносимые в процесс перемежающейся дугой.
На рис. 1 представлена схема однофазного замыкания на землю
через переходное сопротивление в сети, питаемой от генериру-
ющего источника с нейтралью, заземленной через полное сопротив-
ление Zq (при наличии нескольких заземляющих устройств Zq —
их общее сопротивление при параллельном соединении).
Распределенные фазные емкости всех электрически соединенных
линий, трансформаторов и машин (в том числе и питающего гене-
ратора) заменены сосредоточенными емкостями сА, сц, сс.
Ток замыкания на землю в месте повреждения Л может быть
определен на основании теоремы об эквивалентном генераторе
(Гельмгольца—Тевенена). Пользование этой теоремой вместо встре-
чающегося в учебниках вывода при помощи уравнений Кирхгофа
позволит более наглядно показать независимость тока /э от места
включения емкостей в системе, а также влияние числа замкнувших-
ся витков обмотки машины или аппарата на ток /э.
В рассматриваемом случае напряжение между точкой замыка-
ния э и землей при отсутствии повреждения равно нормальному на-
пряжению данной фазы t/ф. Эквивалентное сопротивление системы,
за вычетом R, составляет
(СД + Св + Сс) ^0
9
При определении тока повреждения /3 нужно иметь в виду, что
принятое нами условное положительное направление этого тока
прямо противоположно положительному направлению 1Уф (рис. 1).
Следовательно, ток повреждения равен
— Уф_______________ —	[7(О(са4~св4~сс) Д) 4~ 1]
J? [y'w (Сд -|- СВ -|- Сс) 4“ 1 ] +
1з=
4
(1,1)
Считая систему симметричной (сА = св = сс = с), находим
— Уф (з>с + 4Л
j ________\______^о/
В^З/шс-|-	4~1
\	^0/
Ток /3 состоит из двух составляющих: тока, замыкающегося
через емкости фаз
и тока в нейтрали
j.__	— ^ТфЗушс
R f Зуос -|- -у 4" 1
\	"о/
Izo=
-иФ
ZQ R I З/шс -|- -у I -|- 1
\	^о/
Смещение напряжения нейтрали системы Uo, вызываемое замыка-
нием на землю, определяется как падение напряжения в сопротив-
лении Zq от тока Iz
о
4з>с+у)+1	(|,2)
Аналогичные уравнения для /3 и получаются и в случае за-
мыкания на землю не в сети, а в обмотке какого-либо трансфор-
матора или машины, соединенной в звезду, при относительном чи-
сле витков между нейтралью и точкой повреждения з, равном Ь
(рис. 2, а). Однако поскольку напряжение в месте повреждения до
его возникновения было равно Ъйф, то в этом случае в уравнения
(1,1) и (1,2) вместо напряжения йф необходимо подставить пони-
женную величину Ъйф (здесь 0<6<1). Следовательно, напря-
жение UQ и ток /3 прямо пропорциональны числу замкнувшихся
витков обмотки одной из фаз. Они изменяются от нуля при замы-
кании у самой нейтрали до максимальной величины при замыка-
нии на выводе обмотки.
10
При замыкании в обмотке, соединенной в треугольник (рис. 2, б)
в уравнения для /3 и Uo войдет напряжение 6£/ф> где b — ком-
плексная величина. Она определяется по векторной диаграмме
(рис. 2, в) следующим образом. Обозначим относительное число
витков между одним из концов поврежденной фазы обмотки и
местом замыкания (например, число витков на участке Оз) через Ь'.
Рис. 2. Однофазное замыкание на корпус (землю) в обмотке.
На векторе напряжения ВС (рис. 2, в) откладываем от точки С
Сз
отрезок, относительная длина которого равна —
СВ
Ъ\ и соединяем
точку з с центром диаграммы. Искомый комплексный множитель b
1 ОЗ -а ~
определяется как отношение векторов о =	е},\ Очевидно, в ка-
честве йф в уравнения для /3 и Uo следует при этом подставлять
то напряжение фазы, от конца вектора которого на диаграмме
(рис. 2, в) был отложен отрезок Ь' (в рассматриваемом примере
это будет напряжение фазы С).
Итак, в общем случае при замыкании на землю в симметрич-
ной системе любой конфигурации напряжение смещения нейтрали
и общий ток замыкания на землю могут быть определены по фор-
мулам:
(1,3)
—ъ йф f з/шс -J-'j
_________\_______^0/
7? f 3jwc 1
\	^о/
(1,4)
При повреждении на линии коэффициент b= 1, а при . замыка-
нии в какой-либо обмотке в зависимости от схемы соединения он
равен вещественной или комплексной величине, причем 6^1. Что
касается емкости с, то в нее входят емкости всех электрически сое-
диненных элементов данной системы.
11
Как следует из этого рассмотрения, мощности генераторов не
оказывают никакого влияния на ток /3.
При возникновении однофазного замыкания на землю между-
фазные напряжения системы остаются такими же, как и при нор-
мальном режиме, а напряжения фаз относительно земли изменяют-
ся на величину U.Q:
UA_3 = UA + Йо; = йв+ Йо; Йс_3 = Йс+ Йо.
Угол сдвига между напряжениями фаз и нейтрали зависит от
соотношения параметров R, с и Zo. Из уравнений (1,3) и (1,4) вид-
но, что емкостный ток 1С всегда опережает напряжение Uo на 90°,
а ток в нейтрали Iz отстает на угол, зависящий от соотношения
индуктивного и активного сопротивлений в нейтрали.
В системе с изолированной нейтралью (Zo = °0) напряжение и
ток замыкания на землю равны:
-6ЙФ
ЗДу'сис -ф-1 ’
(1,5)
з= 36Йф>с
37?>с4-1
При полном металлическом замыкании (6 = 1; R = 0) напря-
жение Uq не зависит от наличия заземления нейтрали:
Uq = U on == U ф,
а ток /3 состоит из двух, не зависящих одна од другой, составля-
ющих: емкостного тока
и тока в нейтрали
Следовательно,
1С = — 3 ПфУшс
т =-А
Z' Zo 
Л.п= —.
\	^0/
(1,7)
(1,8)
(1,9)
Для иллюстрации выведенных соотношений рассмотрим вектор-
ные диаграммы (рис. 3), построенные для случая замыкания на зем-
лю в сети с изолированной нейтралью (Zo= оо; 6=1).
На рис. 3, а показано образование напряжений нейтрали и фаз
относительно земли, а также ток в месте повреждения /3. На
рис. 3, б отложены фазные токи, дающие в сумме /3. Из первой диа-
граммы видно, что напряжение поврежденной фазы относительно
земли йс-з состоит из двух частей: напряжения по отношению
к нейтрали Uc и напряжения нейтрали относительно земли
1
12
Очевидно, Uq опережает Uc-з на 90°. При изменении R конец
вектора —/7 о (т. е. напряжение земли по отношению к нейтрали)
перемещается по дуге окружности, построенной на Uс, как на диа-
метре. При R = 0 вектор —Uo совпадает с Uc, а с увеличением
R — отстает от IJC на угол, в пределе (при R -» оо) равный 90°.
Векторы напряжений неповрежденных фаз относительно земли Ua-з
и Ub-з представляют собою суммы векторов соответствующих на-
пряжений U А или UB и напряжения Uo.
Рис. 3. Векторные диаграммы однофазного замыкания
на землю в сети с изолированной нейтралью.
Как видно из рис. 3, б, ток /3 состоит из трех емкостных токов,
создаваемых напряжениями Ua-з, Ub-з и Uc-з- Полный ток метал-
лического замыкания на землю /З.п и его составляющие 1С и Izq
относятся к числу основных параметров системы, учитываемых при
проектировании защиты.
Емкостный ток 1С может быть определен на основании непосред-
ственного измерения суммарной емкости системы с (см. главу X)
или приближенно расчетным путем (см. следующий раздел).
Согласно уравнениям (1,3), (1,4), (1,8) и (1,9) относительное
уменьшение напряжения и тока замыкания на землю при повреж-
дении в обмотке какой-либо машины или аппарата (b < 1) или
под влиянием переходного сопротивления (/? > 0) равно
• = U. =	= Ъ.
й)п /з.п
\	^0/
Для учета возможности такого уменьшения при проектировании
защиты вводится расчетный коэффициент полноты за-
мыкания на землю
8р=^°А = 13-р	(1,Ю)
иОи Л.п
13
ГЛАВА II
КОМПЕНСАЦИЯ ЕМКОСТНОГО ТОКА
ОДНОФАЗНОГО ЗАМЫКАНИЯ НА ЗЕМЛЮ
1. Основные соотношения при точной компенсации
Принцип компенсации заключается в том, что на емкостный ток
в месте повреждения накладывается противоположный индуктив-
ный ток. Компенсация осуществляется путем заземления нейтрали
системы в одной или нескольких точках через дугогасящую катуш-
ку или другое устройство, имеющее приблизительно постоянное и
практически индуктивное сопротивление.
В уравнениях, приведенных в настоящей главе, как и в преды-
дущем изложении, мы не будем учитывать высших гармоник в со-
ставе рабочих напряжений системы, а следовательно, и в индуктив-
ном и емкостном токе замыкания на землю. При наличии этих
гармоник в токе замыкания возникает дополнительная составля-
ющая, которая не может быть скомпенсирована.
В системе, не имеющей активных заземляющих сопротивлений,
через дугогасящие катушки с общим сопротивлением Zo при устой-
чивом замыкании, согласно (1,1), проходит ток
/ =;
0	R (3Zoj<iiC 1) -р
Для точной компенсации (Iz = — 1с) требуется, чтобы индук-
тивное сопротивление заземляющей катушки было равно суммар-
ному емкостному сопротивлению всех фаз системы
£•<>«>= А-	(11,1)
и Зшс
При этом условии, а также при отсутствии активных заземля-
ющих сопротивлений в месте повреждения в первый момент
замыкания возникает быстрозатухающий разрядный ток высокой
частоты, а после его исчезновения остается только небольшой актив-
ный ток. Если не учитывать активных потерь и утечек, то значение
20
тока повреждения при установившемся замыкании понижается до
нуля (/3=0), а ток, проходящий в нейтрали, полностью замы-
кается через емкости неповрежденных фаз (рис. 5).
На здоровых фазах и нейтрали напряжения в начальный мо-
мент повышаются в результате высокочастотных колебаний; затем
они достигают установившихся значений, причем Uo = — /7Ф, а при
замыкании в обмотке (7о — — bU$.
Интересно отметить, что это напряжение не зависит от величи-
ны переходного сопротивления R в месте повреждения. Напряже-
ние поврежденной фазы рав-
но нулю, и ток в емкости
этой фазы отсутствует так-
же независимо от вели-
чины R.
В случае замыкания че-
рез дугу, при недостаточном
для ее поддержания актив-
ном токе, повреждение лик-
видируется сейчас же после
затухания вышеуказанного
начального разрядного тока.
Однако напряжение на по-
врежденной фазе восстанав-
Рис. 5. Компенсация емкостного тока за-
мыкания на землю.
ливается не сразу, а постепенно (практически в течение нескольких
периодов рабочей частоты). Это объясняется тем, что после погаса-
ния дуги емкость системы (Зс) и индуктивность катушки (£о) обра-
зуют колебательный контур, собственная частота которого равна
рабочей частоте системы.
Свободный ток этого контура обусловливает падение напряже-
ния на катушке, в первый момент равное рабочему напряжению
поврежденной фазы, и разность потенциалов между фазой и зем-
лей некоторое время равна нулю.
Рассмотрим данный процесс для двухфазной компенсированной
системы (рис. 6, а) (в трехфазной системе протекание процесса
принципиально такое же). Для точной компенсации в двухфазной
системе индуктивная и емкостная проводимости должны быть рав-
1
ны по величине:	=--------.
2j ecu
На рис. 6, а стрелками обозначены условные положительные
направления напряжений и токов (эти направления не следует
смешивать с действительными направлениями мгновенных напря-
жений и токов на остальных схемах). При нормальном режиме
работы и принятых условных направлениях токи в фазах будут
равны:
1а норм—	1в норм— Ua Jcu),
а ток в заземляющей катушке Л норм = 0.
21
При замыкании на землю фазы В, отсутствии потерь и утечек
ток этой фазы становится равным нулю, а емкостный ток фазы А
замыкается через дугогасящий аппарат. Следовательно,
Лз = — Лз =--------1 = ^лУ2С(1),
7‘1/0о) —
JCU)
т. е. этот ток вдвое больше, чем при нормальном режиме (/д3 = 0).
Л — общая схема компенсации с указанием условных положительных направлений
токов и напряжений; б — эквивалентный колебательный контур (а>РП = —	] ;
\	/ 2cLj
в — мгновенное распределение токов замыкания в момент погасания дуги; г — то же
при установившемся нормальном режиме в указанный момент времени; д — то же для
свободного переходного процесса.
Как известно, при изменении параметров электрической цепи
переход от одного установившегося режима работы к другому
рассматривается как наложение некоторой системы свободных за-
тухающих токов на токи второго из этих режимов.
Начальные значения свободных токов определяются как раз-
ность между мгновенными величинами принужденных токов пре-
дыдущего и последующего режимов в момент изменения парамет-
ров цепи.
В рассматриваемой двухфазной системе в начальный момент
перехода от установившегося однофазного замыкания на землю
к нормальному режиму после погасания дуги также возникают
свободные периодические токи:
1а св == 1а з Ik норм	UaJ^^\ h св == 1в з 1в норм U
Il св — Il з -Zj. норм — ^лУ2сш.
Очевидно, в данном случае имеет место такой же свободный
колебательный процесс, какой был бы в контуре, состоящем из
последовательно соединенных емкости 2с и индуктивности Ло
(рис. 6,6). Частота свободных колебаний этого контура равна ра-
. - 1
бочеи частоте системы: cdCb = ~7--=<о.
]/2eL0
29
В начальный момент переходного процесса падение напряжения
на катушке (рис. 6, а) равно рабочему напряжению фазы В
U/.св - -  Il cbJLqIjj = Е7дУ2с(о	= — Uа == UВ-
—2jc(s)
Следовательно, напряжение между фазой В и землей равно нулю,
а ток в месте замыкания и в емкости св отсутствует. Для нагляд-
ности на остальных схемах (рис. 6) показано примерное рас-
пределение (в рассматриваемый момент) мгновенных напряжений
и токов замыкания на землю (рис. 6, в), установившегося нор-
мального режима (рис. 6, г) и свободного переходного режима
(рис. 6, д').
Как видно из этих схем, начальное свободное напряжение на
катушке Ulcb направлено от земли к нейтрали системы так же, как
напряжение UB, причем оба напряжения равны по величине. Со-
вмещение схем г и д дает схему в. В дальнейшем свободный коле-
бательный процесс совершается за счет энергии, накопленной
в индуктивности и емкости системы к моменту погасания дуги. На-
личие в схеме активных сопротивлений обусловливает рассеивание
этой энергии и затухание свободных токов (обычно активная про-
водимость сети составляет 2—8% от емкостной проводимости,
а активная проводимость дугогасящего аппарата — 1—4% от его
индуктивной проводимости). По мере затухания переходного про-
цесса постепенно восстанавливается нормальное напряжение по-
врежденной фазы относительно земли, а напряжение нейтрали
понижается до нуля.
В [25] приведена полученная на лабораторной модели сети осцил-
лограмма восстановления напряжения поврежденной фазы при
почти идеальной компенсации. Нормальное фазное напряжение
3,8 кв здесь было достигнуто лишь через 0,2 сек. после отключения
замыкания.
Из вышеизложенного следует, что компенсация емкостного тока
предотвращает повышение напряжения на поврежденной фазе
выше нормального фазного. Повторное зажигание дуги возможно
только в том случае, когда напряжение не более U& для этого
достаточно. При этом перенапряжения на неповрежденных фазах,
•обусловленные высокочастотными колебаниями, имеют значительно
меньшие величины, чем в сети без компенсации.
Итак, при выполнении точной компенсации в сети достигаются
следующие преимущества: 1) почти полностью устраняются токи
замыкания на землю в месте повреждения; 2) многие дуговые за-
мыкания полностью ликвидируются непосредственно после их воз-
никновения; 3) ограничиваются перенапряжения в системе при пе-
ремежающихся замыканиях. Наиболее ценны первые два преиму-
щества. Что касается снижения перенапряжений, то, учитывая их
сравнительно небольшую величину (см. гл. I) и проводимые в на-
стоящее время профилактические испытания изоляции, можно
считать, что это снижение играет меньшую роль.
23
2. Расстройка компенсирующих (дугогасящих) устройств
Несмотря на преимущества точной компенсации, на практике
обычно применяется некоторая расстройка индуктивности дугога-
сящих аппаратов. Это диктуется не только трудностью точной ре-
гулировки катушки в эксплуатации, но и главным образом опас-
ностью повышения напряжений в системе при нормальном режиме
работы вследствие резонанса между индуктивностью катушки и
емкостью.
Каковы же причины возникновения резонанса?
Выше мы приближенно принимали фазные электродвижущие
силы генераторов симметричными и емкости фаз сети одинаковыми.
Соответственно принято, что напряжение нейтрали при нормаль-
ной работе системы равно нулю.
В действительности в эксплуатации часто имеют место откло-
нения от этих условий симметрии, в особенности при недостаточной
транспозиции фаз на линиях.
Как известно, при изолированной нейтрали, отсутствии потерь
и утечек смещение напряжения основной частоты равно
-г-г' UaCa~\~ UbCb~\~ UcCc	,тт
и0—--------—~.----------.	UbZJ
С А 4“ СВ 4~ СС
Из этого уравнения следует, что смещение нейтрали при нормаль-
ной работе зависит от несимметрии напряжений питающего источ-
ника и от несимметрии емкостей сети.
При включении заземляющей катушки, настроенной на точную
компенсацию,
Lo ТОЧНШ === ~7~ i ~ i •	(Н,3)
(Сл -Г Св + Сс) W
Индуктивность катушки и емкость фаз образуют, как было ука-
зано выше, колебательный контур (рис. 6,6), настроенный в резо-
нанс с рабочей частотой системы (в случае трехфазной несиммет-
ричной сети схема отличается от приведенной на рис. 6, б только
тем, что общая емкость состоит из суммы сА + св + сс).
Напряжение Uo', включенное в этот контур последовательно^
создает резонанс напряжений, причем на катушке и всех фазах
системы возникают теоретически бесконечно большие напряжения
относительно земли (практически активные сопротивления ограни-
чивают эти напряжения, но все же они могут во много раз пре-
восходить Uo'). Для предотвращения этого явления индуктивность
катушки должна отличаться от полученной по формуле (11,3). При
такой неточной настройке дугогасящего аппарата напряжение ней-
трали системы, согласно теореме об эквивалентном генераторе,
будет равно
=--------fjoWi---------= --------------------.	(П,4)
° jw(CA -|- Св~\~ Сс) ° ш (Са -|- Св 4“ Сс)
24
Введем обозначения: ту-— Y — смещение нейтрали системы
при отсутствии катушки, отнесенное к смещению нейтрали при
включенной катушке; = Р — отношение индуктивностей ка-
точн
тушки при неточной и точной настройках.
На основании (11,4) очевидно, что у и р связаны между собою
зависимостью
р - 1
Y
Р
(П,5>
Снова приближенно принимая сА = св = сс = с, согласно (1,9)
находим остаточный ток полного металлического замыкания на
землю: 73 п=£/ф [ Зо>е---], или, подставляя значения р и у,
\ toL/
Л. п — фЗшс । 1 j — 3 СТфшеу;
отсюда находим также
.	^0 = Л. п
1С '
(II,6>
(П,7>
Следовательно, отношение напряжений нейтрали при отключенной
и включенной катушке равно
отношению остаточного тока
расстройки к емкостному току
замыкания на землю. Обычно у
называют коэффициентом рас-
стройки катушки.
На рис. 7 показана зависи-
мость у от р. Из этого рисунка
видно, что даже небольшое от-
клонение индуктивности катуш-
ки от Loтонн приводит к рез-
кому увеличению остаточного
тока и к понижению напряже-
ния нейтрали.
При р 4= 1 собственная ча-
стота колебаний контура (рис.
6, б) не совпадает с рабочей
частотой системы, поэтому че-
рез некоторый промежуток вре-
мени после потухания дуги сво-
бодная составляющая напря-
Рис. 7. Зависимость коэффициента
расстройки катушки у от ее относи-
тельной индуктивности р.
жения на индуктивности (рис. 6, б), даже при отсутствии потерь,,
уже не уравновешивает рабочего напряжения поврежденной фазы
25
(см. выше). В результате напряжения обеих фаз временно увеличи-
ваются (теоретически, при отсутствии потерь, до 277ф).
Опыт эксплуатации показывает, что при некоторой расстройке
компенсации указанные в разделе 1 преимущества не теряются:
даже при сравнительно большой расстройке применение дугога-
сящих аппаратов весьма эффективно. Отклонения от точной на-
стройки до у = + 20% практически не препятствуют гашению дуги,
причем повторные зажигания в большинстве случаев уже не имеют
места, а перенапряжения достигают меньших величин, чем при
изолированной нейтрали.
Предельной величиной остаточного тока, при которой предот- •
вращается повторное зажигание дуги на воздушных линиях, сле-
дует считать 30—40 а при у < + 20%. По статистическим данным,
до 80% однофазных замыканий на землю в воздушных сетях при
таких токах расстройки автоматически ликвидируются без отклю-
чения линий.
Важно отметить, что в сетях с изолированной нейтралью ем-
костные токи замыкания на землю такой же величины обычно при-
водят к устойчивому горению дуги [25] (последнее объясняется
быстрым восстановлением напряжения на поврежденной фазе в се-
тях с изолированной нейтралью). Дуговые замыкания в кабельных
сетях имеют место значительно реже, чем в воздушных. Замыкания
здесь чаще имеют устойчивый характер. Однако применение ком-:
пенсации в разветвленных кабельных сетях не менее эффективно,
чем в воздушных, благодаря снижению токов замыкания на землю.
Предельная величина тока замыкания на землю в кабелях, при
которой однофазное повреждение обычно не переходит в между-
фазное короткое замыкание, составляет около 20—25 а как в ком-
пенсированных сетях, так и в сетях с изолированной нейтралью.
3. Выполнение компенсирующих устройств
Из числа существующих дугогасящих аппаратов наибольшее
распространение получила заземляющая катушка, предложенная
Петерсеном в 1919 г. *. Магнитопровод катушки имеет несколько
воздушных зазоров. Регулировка индуктивности осуществляется из-
менением числа включенных витков обмотки. Расчетный ток ка-
тушки
з мощность ее
Q=U*IZo.	(11,9)
Катушка включается в нейтраль генератора или одного из си-
ловых трансформаторов системы, который должен иметь достаточ- -
1 Применяемые за границей дугогасящие устройства других типов (зазем-
ляющие трансформаторы и др.) не обладают преимуществами по сравнению
с катушкой Петерсена.
26
но малое сопротивление нулевой последовательности (рис. 8). Этому
требованию удовлетворяют трансформаторы с обмотками, на одной
из сторон соединенными в треугольник. В отдельных случаях при-
меняются также трехфазные, трехстержневые трансформаторы
с соединением обмоток —. Однако возможность использования
этих трансформаторов для данной цели
потоки нулевой последовательности вызы-
вают значительные потери в кожухе и
местные перегревы масла возле кожуха
трансформатора. Кроме того, фазные на-
пряжения таких трансформаторов содер-
жат значительные составляющие тройной
частоты, создающие дополнительное на-
пряжение на нейтрали.
При расчете компенсации сопротивле-
ние нулевой последовательности транс-
форматора прибавляется к сопротивле-
нию катушки.
Мощность трансформатора должна
быть достаточной для одновременного
прохождения по его обмоткам токов за-
мыкания на землю Iz0 и нормальной на:
грузки. При этом нужно вести расчет для
худшего случая — совпадения обоих то-
ограничивается тем, что
Рис. 8. Схема дугогася-
щего устройства.
ков по фазе в одной из обмоток звезды; необходимо также учиты-
вать дополнительный нагрев обмоток треугольника замыкающимся
в них током нулевой последовательности ~ •
При выборе мощности двухобмоточного трансформатора (с од-
ной из обмоток, соединенной в треугольник) можно пользоваться
кривыми (рис. 9), построенными по данным [30, 73]. Здесь Д8уст
и Д8нач — установившаяся и начальная средняя температуры пе-
регрева обмоток трансформатора относительно окружающего воз-
духа при однофазном замыкании на землю в системе; Рраб и РНОм —
рабочая и номинальная мощности трансформатора (ква). На ри-
сунке нанесены кривые зависимости перегрева Д8уСт, а также раз-
Р О
ности (ДЗуст — ДЗнач) от —— и —. Температура перегрева Д6^
Рном	-Рном
в промежуточные моменты времени t определяется по формуле
Д8/ = Д8уСТ — (ДЗуст — ДЗнач) в Т
где Т — постоянная времени нагрева масла трансформатора,
0,07^); д
•L пот/
мин.,
вес масла, кг; Ст — теплоемкость
масла, ккал/кг • град; т — установившаяся температура перегрева
27
масла (например, при нормальном режиме); Рпот— сумма потерь
в железе и меди при том же режиме, кет.
Для удобства вычислений в верхней части рис. 9 дана кривая
Рис. 9. Кривые перегрева двухобмоточного транс-
форматора.
Допустимый перегрев трансформатора выбирается с таким рас-
четом, чтобы при максимальной температуре окружающего воздуха
средняя температура обмотки не превышала 5 = 130—135°.
Пусть, например, требуется определить возможность присоединения катушки
к нейтрали трансформатора с постоянной времени Т = 180 мин. при наибольшей
длительности замыкания в системе 2 часа и соотношении мощностей:
= 0,9; -0- = 0,8.
*НОМ	^ном
По кривым (рис. 9) находим:
Доуст=108°; Доуст-Донач= 17°;
t
- - = 0,67; е т = 0,5,
Т
28
откуда Aoz = 108—17-0,5 = 99,5°. При окружающей температуре +35° пере-
грев трансформатора о = 35 + 99,5 = 134,5°. Следовательно, в данном случае
присоединение катушки допустимо.
Как видно из рис. 9, необходимая мощность трансформатора
в большинстве случаев может быть значительно меньше четырех-
пятикратной мощности, указанной, например, в [25].
При неполной нагрузке трансформатора и небольшой длитель-
ности замыканий мощность катушки может даже несколько превы-
шать мощность трансформатора.
Расчеты показывают, что мощности существующих в настоящее
время трехобмоточных трансформаторов и дугогасящих катушек
допускают их совместное включение во всех случаях [73].
ГЛАВА III
РАСПРЕДЕЛЕНИЕ В СЕТИ ТОКОВ ЗАМЫКАНИЯ НА ЗЕМЛЮ
1. Общая методика нахождения токораспределення
Схема (см. рис. 1), на основании которой были выведены со-
отношения между токами и напряжениями при замыкании фазы
на землю, соответствует непосредственно простейшему случаю —
одной радиальной линии, соединенной с питающим источником.
При допущениях, принятых в начале главы I, найденные выра-
жения для тока в месте повреждения, для тока и напряжения
нейтрали действительны также для системы любой сложной кон-
фигурации и кладутся в основу проектирования защиты от за-
мыканий на землю. Однако для решения вопросов избирательности
защиты требуются еще данные о распределении токов нулевой по-
следовательности по отдельным участкам системы.
Для отыскания этого распределения все фазы в точке замыка-
ния на землю з предполагаются замкнутыми накоротко. Между
точкой з и землей включается фиктивный однофазный генератор
с э. д. с. Uo и внутренним сопротивлением, равным нулю, а все
другие э. д. с. предполагаются удаленными. Этот генератор посы-
лает в каждую фазу системы ток нулевой последовательности, рав-
ный ’/з полного тока замыкания на землю, определяемого по (1,1),
(1,4) и (1,6):
Составляющие тока /0 распределяются по участкам сети, замы-
каясь на землю через емкости фаз и заземляющие устройства.
Обычно емкости между обмотками разных напряжений силовых
трансформаторов сравнительно невелики, поэтому практически
можно считать, что токи нулевой последовательности распреде-
ляются только в электрически соединенной сети, в которой про-
изошло замыкание на землю, и не проникают в индуктивно связан-'
ные с нею сети других напряжений.
Для расчета защиты необходимо знать величины токов нулевой
последовательности на входе и выходе отдельных участков сети, но
30
не на их протяжении; поэтому распределенные емкости участков
заменяются сосредоточенными.
Поскольку в любой точке сети во всех фазах токи нулевой по-
следовательности идентичны, для наглядности можно вместо дей-
ствительной трехфазной сети рассматривать соответствующую одно-
фазную сеть, т. е. схему нулевой последовательности сети. В такой
схеме необходимо принимать заземляющие устройства с утроенной
величиной сопротивления.
Для удобства расчета можно предварительно определить два
независимых токораспределения: а) для емкостных токов при от-
ключенных заземляющих устройствах и б) для токов заземляющих
устройств при отключенных емкостях, а затем наложить одни токи
на другие. (Такой прием основан на принципе наложения: при
включении в любую линейную цепь между двумя ее произвольны-
ми точками дополнительной ветви ток последней распределяется по
всем остальным участкам цепи независимо от существовавших
в них ранее токов.)
На основании изложенных выше принципов в случае необходи-
мости может также быть найдено распределение активной состав-
ляющей тока дугогасящей катушки.
2. Пример определения токораспределения в радиальной
компенсированной сети
Определим токи полного замыкания на землю в радиальной ка-
бельной сети 10 кв, представленной на рис. 10, а, в месте повреж-
дения и в местах установки защиты (последние указаны черными
квадратами).
Место однофазного замыкания на землю находится на половине
длины одного из «направлений», отходящих от шин распредели-
тельного пункта.
Емкостью обмоток генераторов, трансформатора и распредели-
тельных устройств, активными потерями и утечками в катушке и
в сети для простоты пренебрегаем.
По таблице приложения I находим емкостный ток на 1 км дли-
ны кабеля 3 X 120 мм2 — 1,1а и для кабеля 3 X 50 мм2 — 0,77 а.
Полный емкостный ток при общей длине питающих кабелей 17,8 км
и кабелей распределительной сети 60 км составляет /с=65,7а.
10 5 • 103
Ток в заземляющей катушке Iz ——т---------= 80 а.
/3-76
Следовательно, остаточный индуктивный ток в месте повре-
ждения
1з. п == Iz0 — Ic= 14,3 а.
На основании этих данных и вышеприведенных указаний опреде-
ляем токи во всех местах установки защиты.
Найденное распределение емкостных токов обозначено на схеме
(рис. 10) белыми стрелками, а распределение индуктивных то-
ков — черными. Положительные направления этих токов в фиктив-
31
ном генераторе, а также на остальных участках поврежденной цепи
приняты как противоположные. Результирующие токи отмечены
двойными стрелками; возле каждой стрелки указана величина тока
в амперах.
РП
3*50°; Зкм
„	3*50°; Зкм
3*50°; Зкм
3x50°; Зкм
Рис. 10. Пример распределения токов замыкания на
землю в радиальной кабельной сети.
Из схемы (рис. 10,6) видны следующие характерные особенности
токораспределения в радиальной сети. При отключенной катушке
токи в поврежденном кабеле, а также в питающей его линии пре-
вышают токи в неповрежденных присоединениях, а реактивные
мощности направлены противоположно. Ток в начале поврежден-
ного направления равен общему току системы, за вычетом собствен-
ного емкостного тока этого направления (65,7 — 2,3 = 63,4 а). При
включенной катушке, настроенной на перекомпенсацию, мощности
’32
токов замыкания во всех кабелях направлены в одну и ту же сто-
рону (условно — от шин) *.
В представленном на схеме (рис. 10, б) частном случае оста-
точные токи в цепи повреждения превышают токи в других кабелях.
Если бы мы приняли точную настройку катушки, то во всех пи-
тающих и распределительных кабелях протекали бы только их
собственные емкостные токи, независимо от места повреждения.
Разумеется, аналогичные результаты мы получим и в случае за-
мыкания на землю не в линии, а в одном из генераторов. Найден-
ные особенности токораспределения имеют большое значение для
решения вопросов об избирательности защиты.
3. Определение, токораспределения в замкнутой сети
Обратимся теперь к более сложной по сравнению с рассмотрен-
ной выше схеме сети, в которой токи нулевой последовательности
могут поступать от фиктивного генератора в каждую линию с двух
сторон.
При определении величины токов, протекающих по линиям
с двусторонним питанием, приходится (в отличие от рассмотренной
радиальной сети) учитывать сопротивления нулевой последователь-
ности линий. Эти сопротивления как для воздушных, так и для
кабельных линий значительно превосходят по величине их сопро-
тивления прямой последовательности (рабочие сопротивления).
Такое несовпадение объясняется, главным образом, влиянием
взаимоиндукции проводов: токи нулевой последовательности, со-
впадающие по фазе во всех проводах, создают в каждом из них
взаимно складывающиеся падения напряжения.
Не останавливаясь на выводе уравнений для сопротивлений ну-
левой последовательности линий, приведем лишь основные окон-
чательные формулы, необходимые для дальнейших расчетов [361
Индуктивная составляющая сопротивления нулевой последова-
тельности воздушных линий Хо обычно значительно превышает их
активное сопротивление, поэтому последним можно пренебречь.
Для одноцепной трехфазной воздушной ли-
нии без троса сопротивление (в омах на километр) равно
0;., = 0,435 1g	(Ill,1)
Г SrDep
Здесь Dg — расстояние от проводов линии до фиктивного обратного
провода, расположенного в земле, м. Это расстояние приближенно
принимается одинаковым для всех фаз линии и определяется по
эмпирической формуле
2,085
/-------з ’
(III,2)
1 Здесь и в дальнейшем условно принимаем положительной реактивную
мощность емкостного тока.
3—317.
33
где f — частота тока; А— удельная проводимость земли в —--------.
Ниже указаны некоторые значения Dg при частоте 50 гц.
Сухая земля к = 10—и.........Dg = 3000 м
Сырая „	к = 10-4..........Dg = 935 м
Морская вода Х’ = 10~2 . . . . . Dg= 94 м
Входящая в уравнение (II 1,1) величина s представляет собой
отношение эквивалентного радиуса провода к его фактическому ра-
диусу г.
Для сплошных круглых проводов из немагнитного материала
s = 0,779; для витых медных проводов (в зависимости от числа
жил) s = 0,724 -i- 0,771; для сталь-алюминиевых проводов s = 0,95;
ДР = V DabDacDbc-
Для двухцепной линии индуктивное сопротивление ну-
левой последовательности каждой цепи увеличивается за счет вза-
имоиндукции между цепями. В случае полной идентичности обеих
цепей сопротивление одной из них равно х0" = х0 + Хо', где Хо —
сопротивление одной цепи при отключенной второй, определяемое
по (III,1) ; Хо' — дополнительное сопротивление, обусловленное вза-
имоиндукцией между цепями: х0’ = 0,435 lg—f-; Др — среднее
DCp
геометрическое расстояние между цепями:
।	9 Г >	•	। ’о - io ’о
Др = У DaaDbbDccDabDacDbc-
Следовательно, сопротивление одной цепи двухцепной линии без
троса равно
л2
ж,—0,4351g .	(III,3)
°	^Dcf3/srD‘‘p
В качестве примера найдем индуктивные сопротивления нулевой последо-
вательности на 1 км линии 35 кв, основные данные .которой были приведены
в главе I, раздел 2, и на рис. 4.
Примем Dg = 1000 м\ влиянием троса пренебрегаем. Определим сначала
сопротивление одной цепи при второй отключенной. Имеем
DCp ~ |/2 • 2 • 4 = 2,52 м.
Согласно (Ш,1)
1000
хп = 0,435 lg	- = 1,5 ом км.
0	ё 0,95 • 0,007 • 2,522
Сопротивление одной цепи при обеих работающих
D' = У 5,3 • 4,9 • 4,5 • 5,552 • 6,32 • 5~,Р = 5,37.
Ср у f f f f
Согласно (111,3)
10®
x'n = 0,435 lg---------------- -	~ 2,49 omIkm.
0	’	& 5,37 jXo,95 • 0,007 • 2,522	1
34
В данном случае дополнительное сопротивление взаимоиндукции достигло
Хо' = 2,49 — 1,5 = 0,99 ом/км. Общее сопротивление двух параллельных цепей
составляет
xq 2,49 — । 25 omJkm
2	2
Следует отметить, что индуктивные сопротивления нулевой по-
следовательности воздушных линий без тросов обычно превышают
их сопротивления прямой последовательности приблизительно в 3,5
раза при одной цепи и в 5,5 раза при двух. В первом приближении,
принимая сопротивление прямой последовательности Xi = 0,4 ом/км,
можно считать: х0 = 1,4 ом]км\ ж” = 2,2 ом]км.
Наличие тросов приводит к уменьшению сопротивления нулевой
последовательности линий. Однако тросы существенно влияют на
сопротивление только в тех случаях, когда они изготовлены из хо-
рошо проводящих материалов (медь, бронза, алюминий, сталь-
алюминий). Обычные же стальные тросы, имеющие большое актив-
ное сопротивление, понижают индуктивное сопротивление нулевой
последовательности линии всего на 10—15%; поэтому мы здесь не
приводим формул для расчета сопротивлений с учетом влияния
тросов.
Следует указать на некоторые особенности расчета токораспре-
деления при замыкании на землю на одной из цепей двухцепной
линии.
Если длина этой линии /, а точка замыкания находится на рас-
стоянии nl от одного из ее концов (рис. И, а), то в схему заме-
nl „ 1— п, ,, .	,.	тл
щения линии входят участки — жои—~ ^хо (рис. 11,6). Кроме
того, последовательно с фиктивным генератором Uo оказывается
включенным некоторое сопротивление, которым, однако, можно
пренебречь.
Ток нулевой последовательности распределяется по цепям ли-
нии, как указано на рис. 11, а. Это токораспределение учитывается
в случае установки индивидуальной защиты на каждой цепи линии.
Из рис. 11 видно, что общее сопротивление двухцепной линии
1хо
I—II в данном случае равно -у , т е. той же величине, что и при
замыкании на землю вне этой линии. Суммарные токи нулевой по-
следовательности в обеих цепях, слева и справа от‘места повреж-
дения /oi, и /оп не отличаются от соответствующих токов в одно-
го'
цепной линии с тем же сопротивлением и при таком же рас-
стоянии точки повреждения от шин / и II.
Следовательно, в тех случаях, когда обе цепи имеют общую
защиту, двухцепную линию можно заменить в расчете — незави-
симо от места повреждения — эквивалентной одноцепной линией
с тем же сопротивлением нулевой последовательности.
35
Относительно сопротивления нулевой последовательности ка-
бельных линий необходимо отметить, что оно в сильной степени
зависит от соотношения сопротивлений оболочек и заземлений ка-
беля. Здесь возможны два крайних условия: а) сопротивления за-
землений очень велики, и практически весь ток возвращается по
оболочкам кабеля, не проникая в землю; б) сопротивления за-
землений равны нулю, и, следовательно,, ток поступает параллельно
в землю и в оболочки.
Рис. 11. Токораспределение и схема замещения
двухцепной линии при замыкании на землю на одной
из цепей.
Активная составляющая сопротивления нулевой последователь-
ности кабельной линии, в отличие от воздушных, во многих случаях
оказывает существенное влияние, и ею пренебрегать нельзя.
Вышеуказанным двум предельным условиям токораспределения
соответствуют два значения сопротивления:
^ = 3r<,o + r„+yO,435 1g’i±rj; (111,4)
2гср
*"	4- I	1z^ Гн Гв | обГоб 4~7^п. обгоб /тгт
zo = Гж+л),4351g —------1----2  2--------. (III,5)
2?*ср	агоб“г4.об
Здесь: гОб — активное сопротивление свинцовой оболочки кабеля;
гж — активное сопротивление жилы кабеля; гн, Л» — наружный и
36
внутренний радиусы оболочки; rcp= ^srd2 — средний геометри-
ческий радиус трех жил кабеля; г — радиус жилы; d — расстояние
2D
между осями жил; жи.об = 0,4351g—-j~— .
Гн -j— Гв
(В уравнениях (Ш,4) и (Ш,5) проводимостью брони и активным
сопротивлением земли пренебрегаем.)
Для выяснения пределов возможного изменения сопротивления нулевой по-
следовательности кабельной линии определим, например, zo< и zq" для линии
10,5 кв, выполненной из кабеля 3X120 мм2, размеры которого указаны на
рис. 12. Принимая s = 0,75, находим:
гсР = V0,75 • 7 • 182 • ЮГ? = 11,9 • 10“3 м\
1000-4
= °79 °М!КМ}
гж = 0,145 ом!км.
Подставляя эти величины в (III,4), получаем
23-1-21
3 -0,179+0,145+j0,435 lg 2+“д = 2,515+/0,1 16.
Далее, при Dg = 1000 м находим
2000
х пя "= 0,4351g --— = 0,721 ом/км.
п.°б 6 23+21
Подставляем в (111,5):
46
Рис. 12. Кабель
СБС, 10 кв, ЗХ
X 120 мм2. Рас-
четный диаметр
жилы 14 мм. Рас-
стояние между ося-
ми жил 18 мм.
3 • 0.7212 • 0.79+/9 • 0,721 • 0.792
= 0,145+/0,116+--------------—---------------
°	J	9 • 0,792+0,7212
= 0,145+ /0,116+0,201 + /0,66 = 0,346+/0,776.
Из этого расчета видно, что обе составляющие сопротивления
нулевой последовательности сильно зависят от распределения тока
между землей и свинцом, «причем в преобладает активное сопро-
тивление, а в s'q — индуктивное.
Ввиду трудности точного определения исходных величин в боль-
шинстве случаев приходится рассчитывать сопротивления грубо
приближенно, принимая, например, среднее из двух значений по
формулам (Ш,4) и (III,5).
Однако, когда возникают сомнения в достаточности тока для
действия защиты, расчет следует вести для худшего случая, при-
нимая для отдельных участков сети то сопротивление или 2°,
при котором ток в месте установки рассматриваемой защиты будет
меньше.
Расчет токораспределения в кабельной или воздушной сети
с двусторонним питанием линий в схеме нулевой последователь-
ности производится аналогично обычному расчету распределения
токов в замкнутой сети с заданными сопротивлениями участков и
сосредоточенными нагрузками.
37
4. Пример токораспределения в замкнутой сети
На рис. 13, а представлена кольцевая сеть небольшой протяжен-
ности, состоящая из трех воздушных линий 35 кв. Активными со-
противлениями и утечками пренебрегаем. Заданное индуктивное
сопротивление нулевой последовательности для одноцепных участ-
ков 1,4 ом[км и для двухцепного — 1,1 ом/км. На рис. 13, а указаны
с малым током замыкания на землю.
длины и результирующие сопротивления линий. Емкостный ток
металлического замыкания на землю равен 0,078 а/км для одн'о-
цепных линий и 0,102 а/км для двухцепной линии. На рис. 13, б и в
указаны соответствующие токи в сосредоточенных емкостях и то-
кораспределения, найденные по обычному правилу моментов токов,
38
для двух случаев замыкания на землю: в точке 31 или зг участ-
ка II—III. Ток в месте повреждения равен 5,43 а.
Как видно из этих схем, мощности токов на обоих концах по-
врежденной линии направлены к шинам, причем они могут сильно
отличаться по величине. На здоровых участках направление мощ-
ности и величина токов могут быть различными в зависимости от
места повреждения.
Нетрудно видеть, что противоположное направление мощностей
(к шинам) на обоих концах поврежденного участка, полученное
нами в рассмотренном примере, не всегда имеет место. Так, на-
пример, если бы линии I—II и II—III не заходили на шины под-
станции II, а представляли собою одну общую линию, то при
замыкании в точке 31 направление мощностей на концах этой объ-
единенной линии было бы одинаковым, а именно: от шин подстан-
ции I и к шинам подстанции III (рис. 13, б). Направление токов
на обоих концах поврежденной линии может быть одинаковым так-
же при наличии в сети дугогасящей катушки. Однако следует ука-
зать, что если направление реактивных мощностей к шинам на
обоих концах линии не обязательно для поврежденного участка
сети, то в неповрежденных участках оно ни при каких условиях не-
возможно. Что касается активных составляющих тока, то на кон-
цах поврежденного участка они всегда направлены в противопо-
ложные стороны.
5. О двухфазных и двойных замыканиях на землю
В случае двухфазного металлического замыкания на землю на-
пряжение нейтрали системы равно половине напряжения непо-
врежденной фазы. Величина и распределение токов замыкания на
землю могут быть найдены так же, как и в рассмотренных выше
случаях однофазных замыканий, если предположить, что в точке
повреждения включен эквивалентный однофазный генератор с на-
пряжением Uo = 0,5 t/ф.
При замыкании на землю двух фаз в разных точках сети на-
пряжение нейтрали зависит от соотношения сопротивлений фаз
линий, по которым протекает ток повреждения. При металлических
замыканиях оно может лежать в пределах от Uo = 0,5 (7ф до
Uo= [7Ф. Ток замыкания на землю создается двумя эквивалентны-
ми генераторами с равными напряжениями [/о, включенными в обе
точки повреждения.
При перемежающихся дугах в обоих случаях возможно повы-
шение и напряжения, и тока замыкания на землю.
Двухфазные и двойные замыкания на землю ликвидируются
при помощи защиты от коротких замыканий. В этих случаях до-
полнительное действие защиты от замыканий на землю на по-
врежденных участках не имеет существенного значения. Представ-
ляет интерес лишь вопрос предотвращения ложного действия за-
щиты на неповрежденных участках при замыканиях на землю двух
фаз в системе, а также термическая и динамическая устойчивость
защитной аппаратуры.
ГЛАВА IV
ОСНОВНЫЕ УСЛОВИЯ ВЫПОЛНЕНИЯ ЗАЩИТЫ
ОТ ЗАМЫКАНИЙ НА ЗЕМЛЮ
1.	Требования, предъявляемые к чувствительности защиты
Прежде всего остановимся на требованиях, предъявляемых
к чувствительности защиты важнейшего элемента электрических си-
стем — статорных обмоток генераторов.
Повреждения в генераторах вообще сравнительно мало распро-
странены [28, 58 и др.] и по мере улучшения эксплуатации стано-
вятся все более редким явлением, однако, учитывая большую цен-
ность генераторов для народного хозяйства, нельзя итти на какие-
либо уступки в отношении требований к их защите. Постоянно
стремясь к тому, чтобы устройствам релейной защиты, в особенно-
сти на генераторах, никогда не приходилось действовать (не счи-
тая плановых проверок), советские энергетики вместе с тем не-
прерывно работают над совершенствованием техники релейной
защиты.
Еще недавно при проектировании защиты генераторов от замы-
каний на корпус основным условием считалось обеспечение того
или иного расчетного числа защищенных витков обмотки статора.
Согласно уравнениям (1,3) и (1,4), при отсутствии в нормаль-
ных условиях смещения нейтрали в сети, напряжение и ток замы-
кания на землю прямо пропорциональны числу витков обмотки
поврежденной фазы на участке между нейтралью и точкой замы-
кания. Следовательно, чем ближе к нейтрали место повреждения,
тем большая нужна чувствительность защиты, а фактическое число
защищенных витков (считая от выводов генератора) зависит от
располагаемой чувствительности.
Обычно считалось, что основная опасность замыкания на кор-
пус в зоне нечувствительности защиты заключается в возможности
поддержания дуги, приводящей к выгоранию стали [23]. В соответ-
ствии с этим расчетное число защищенных витков определялось из
условия, что напряжение в месте замыкания на границе зоны не-
чувствительности должно быть недостаточным для поддержания
горения дуги. Однако выбор величины этого напряжения являлся,
по существу, неопределенной задачей, так как в зависимости от
условий повреждения и типа изоляции обмотки фактическое напря-
жение, способное подерживать дугу, изменяется в очень широких
пределах (от 120—130 до 1000—1500 в). Невидимому, этим и объ-
ясняется тот факт, что по вопросу о расчетном числе витков суще-
ствовали самые различные мнения.
В начале тридцатых годов некоторые немецкие фирмы начали выпускать
гак называемую «100%-ную» защиту, номинально охватывающую все витки
обмотки. Для этой цели создавалось постоянное смещение нейтрали генератора
при помощи специального трансформатора. Через заземляющие устройства
и в нормальных условиях протекал некоторый ток. Очевидно, такое выполнение
защиты и связанные с ним усложнения являются лишними, так как замыкание
обмотки на землю у самой нейтрали практически никогда не бывает.
В руководящих указаниях по релейной защите 1939 г. было принято, что
напряжение, не достаточное для поддержания дуги, равно 500 в и соответ-
ственно расчетное относительное число защищенных витков для генераторов
10,5; 6,3 и 3,15 кв — 92, 87 и 74% от всей обмотки [22].
В целях ускорения ввода в эксплуатацию новых мощностей в период Ве-
ликой Отечественной войны условия выполнения защиты были облегчены: число
защищенных витков всех генераторов было понижено до 70%, причем при токе
замыкания до 20 а разрешалось вовсе не ставить защиту. Необходимость умень-
шения числа защищенных витков диктовалась не только условиями военного
времени, но и накопленным опытом эксплуатации, показавшим, что в большин-
стве случаев место замыкания обмотки на корпус не выходит за пределы вы-
шеуказанной защищенной зоны (чаще всего замыкания бывают у выводов).
В дальнейшем понижение числа защищенных витков до 70% было принято как
постоянное мероприятие, причем разрешалось не устанавливать защиту от за-
мыканий на землю генераторов при токе замыкания на землю до 10 а. Выбран-
ное число витков уже не связывалось с величиной напряжения горения дуги.
Такая эволюция во взглядах по вопросу о требуемом числе защищенных
витков указывает на то, что это число само по себе не должно служить глав-
ным критерием при определении чувствительности защиты генераторов. Более
важным и основным параметром защиты следует считать ее чувствительность
по первичному току, поскольку именно величина тока в месте замыкания на
землю непосредственно влияет на размеры повреждения не только в генера-
торах, но и в сети.
При осуществлении защиты старых типов токи однофазного за-
мыкания на землю в сетях генераторного напряжения достигали
больших величин. Они считались допустимыми, если при замыка-
нии на корпус статорной обмотки генератора выгорание и оплав-
ление стали за время отключения было таким, что не требовало
последующей перешихтовки, а поврежденный слой мог быть легко
вырублен, сварившиеся листы отделены друг от друга и покрыты
изоляционным лаком [9].
Согласно руководящим указаниям по релейной защите 1945 г.
допускалась величина активного тока замыкания на землю, равная
150—200 а.
Между тем известно, что даже сравнительно небольшой ток
(порядка 5 а) при длительном протекании, независимо от наличия
дуги, вызывает нагрев изоляции, угрожающий переходом однофаз-
ного замыкания в более тяжелое замыкание между фазами. При
вышеуказанных полных токах и все же возможном замыкании на
границе мертвой зоны защиты ток повреждения мог быть значи-
тельно больше 5 а. К этому следует добавить, что искусственное со-
41
здание больших токов замыкания на землю требовало установки
активных заземляющих сопротивлений, во многих случаях с нуле-
выми выключателями, удорожавших и усложнявших схему. Изло-
женные обстоятельства диктовали необходимость повышения чув-
ствительности защиты генераторов и уменьшения токов однофазного
замыкания на землю.
Начиная с 1949, г. в энергосистемах МЭС СССР для этого стали
широко осуществляться соответствующие мероприятия.
Вместо недостаточно обоснованного требования того или иного,
числа защищенных витков в настоящее время ставится простое и
логически ясное условие: защита не должна допускать длительного
прохождения в месте замыкания на корпус тока такой величины,
при которой существует опасность развития повреждения.
Величиной опасного тока, при котором защита должна обяза-
тельно действовать на отключение1, считается 5 а [51]. При ем-
костном токе менее 5а и работе нескольких генераторов на общие
шины генераторного напряжения допускается выполнение избира-
тельной сигнализации замыканий на землю.
Таким образом, при максимальном естественном токе замыка-
ния /З.п <5 а генератор с однофазным повреждением в обмотке
статора может продолжать работать в течение времени, необходи-
мого для разгрузки и отключения. Однако в компенсированных
сетях защита генераторов должна работать на отключение (с устав-
ксй не более 5 а) независимо от величины остаточного тока ввиду
возможности вывода из действия дугогасящей катушки 1511.
Искусственное увеличение тока для обеспечения действия за-
щиты от замыканий на корпус в генераторах не допускается. Спе-
циальная защита от замыканий на землю в генераторе, отключен-
ном от сети, не требуется.
В дальнейшем под чувствительностью защиты будем понимать
минимальный ток в месте повреждения 13 д, вызывающий срабатывание соот-
ветствующего реле. В общем случае ток /3 д отличается от чувствительности
реле по первичному току /д (см. раздел 4).
Согласно вышеизложенному чувствительность защиты генера-
торов, действующей на отключение, должна быть /З.д< 5 а.
В тех случаях, когда в зависимости от полноты замыкания ток
повреждения в генераторе может быть больше или меньше 5 а, це-
лесообразно наряду с действием защиты на отключение при
/З.д = 5а предусмотреть дополнительное сигнальное реле (или
прибор) с чувствительностью, соответствующей /3.д (Зр/3.п. В си-
стеме с изолированной нейтралью и полным током /3. п <С 5 а до-
статочно иметь на генераторе одно реле, действующее на сигнал,
или указатель с уставкой, соответствующей /3. д (Зр/3.п.
1 Под действием на отключение здесь и в дальнейшем подра-
зумевается отключение главного выключателя, гашение поля и в некоторых
случаях запуск противопожарных устройств генератора.
4?
Входящий в последние выражения расчетный коэффициент пол-
ноты замыкания для генераторов не регламентирован; принимаем
его равным рр = 0,3.
Принципы выполнения защиты от замыканий на корпус в син-
хронных компенсаторах и в синхронных и асинхронных двигателях
высокого напряжения те же, что и для генераторов. Однако для
двигателей защита не требуется при токе замыкания на землю
меньше 10 а [51].
Выше было указано, что для повышения надежности эксплуа-
тации генераторов необходимо стремиться к небольшим токам
однофазного замыкания на землю в сетях генераторного напряже-
ния. Но эта необходимость усугубляется еще и тем, что вопросы
защиты генераторов неотделимы от условий работы сетей, с кото-
рыми генераторы электрически соединены.
Допускавшиеся значительные токи замыкания на землю оказы-
вали вредное влияние на эксплуатацию этих сетей. При токе за-
мыкания больше 50 а защита в сети, согласно руководящим ука-
заниям, должна была действовать на отключение линий, что
приводило к большому недоотпуску энергии потребителям. При
этом, несмотря на кратковременность, многие однофазные повре-
ждения в кабелях и распределительных устройствах успевали п^
реходить в междуфазные короткие замыкания.
При токах 40—50 а, которые при старых типах защиты генера-
торов лишь с трудом достигались, защита в сети включалась на
сигнал. При этом за время, необходимое для ликвидации поврежде-
ния, некоторая часть однофазных замыканий в кабелях и перекры-
тий изоляции в распределительных устройствах также переходила
в короткие замыкания.
Эффективность мероприятий по снижению тока однофазного замыкания на
землю и перевода защиты в сети на сигнал можно иллюстрировать следующим
примером.
В одной из кабельных сетей 10 кв емкостный ток замыкания до проведения
этих мероприятий составлял 80—100 а, причем за три года 21% общего числа
повреждений в кабелях был отключен действием защиты от замыканий на зем-
лю и 79% — действием максимальной защиты. В результате проведенной
реконструкции защиты генераторов и установки дугогасящей катушки ток за-
мыкания в сети уменьшился до 17—20 а, и защита кабелей была включена
на сигнал. После этого переход однофазных замыканий в кабелях в между-
фазные практически прекратился.
Таким образом, даже если мы не будем считаться с тем, что до прове-
дения упомянутых мероприятий многие однофазные замыкания в этой сети пе-
реходили в междуфазные, а предположим, что начальный характер повреждений
сохранялся неизменным, то автоматические отключения кабелей сократились
на 21%. Однако в приведенных данных обращает на себя внимание низкий
процент числа срабатываний защиты от замыканий на землю по сравнению
с максимальной защитой. Между тем, согласно более общим статистическим
данным, из числа всех повреждений в кабелях большая часть обычно начинается
с однофазных замыканий. Такое противоречие можно объяснить только тем, что
ц действительности из 79% коротких замыканий значительная часть также на-
чалась с однофазных повреждений. Следовательно, отключение этих поврежде-
ний при небольшом токе замыкания также могло быть предотвращено.
43
Переходя к воздушным и кабельным сетям не генераторных
напряжений, необходимо указать, что и здесь искусственное увели-
чение тока путем установки заземляющих сопротивлений в обыч-
ных условиях нецелесообразно.
В настоящее время в сетях б—10 кв с емкостным током больше
30 а, а в сетях 35 кв с током больше 5 а считается обязательной
установка дугогасящих катушек. При наличии катушки, невиди-
мому, можно допускать остаточный ток порядка 20—30 а при усло-
вии [у] = 20%. ,
В некоторых энергосистемах еще в конце сороковых годов прак-
тиковалось применение защиты от замыканий на землю линий 20 и
35 кв, действующей на отключение. Этим, по существу, уничтожа-
лось основное преимущество сетей с малым током замыкания, в ко-
торых работа в течение некоторого времени с замкнувшейся фазой
вполне допустима.
Одним из доводов в пользу автоматического отключения линий
с однофазным замыканием считалась возможность возникновения
двойных замыканий на землю на разных линиях. Однако опыт
эксплуатации показал, что при надлежащем и регулярном прове-
дении профилактических испытаний повышенным напряжением и
планово-предупредительных ремонтов такая опасность практически
устраняется.
В настоящее время защита от замыканий на землю в кабельных
и воздушных сетях всех напряжений с малыми токами замыкания,
как правило, включается на сигнал.
Согласно «Правилам устройства электротехнических установок»
[51] в сетях простой конфигурации, где это не усложняет эксплуа-
тации, ограничиваются устройством общего контроля изоляции,
а избирательная защита не требуется. Место повреждения в таких
сетях отыскивается путем поочередного отключения линий.
В случае особых требований техники безопасности защита от
замыканий на землю линий в виде исключений должна действовать
на отключение. Сюда относятся, например, воздушные линии на
торфоразработках, где в случае замыкания на землю требуется
автоматическое отключение без выдержки времени.
При определении необходимой чувствительности защиты от за-
мыканий на землю в кабельных и воздушных сетях требуется вво-
дить расчетный коэффициент полноты замыкания рр = 0,5. (В пра-
вилах устройства электротехнических установок указана обратная
величина, т. е. коэффициент чувствительности, равный 2.)
Следовательно, необходимая чувствительность защиты будет
равна: /3.д = 0,5/3.п.
2.	Режим заземления нейтралей в сетях 6—35 кв
В предыдущем разделе было указано, что ввиду несовершенства
применявшейся примерно до 1950 г. защиты от замыканий на зем-
лю генераторов, работающих непосредственно на сеть, обычно тре-
бовалось искусственное увеличение токов однофазного замыкания
на землю, нередко до 100—200 а, путем установки заземляющих
44
сопротивлений. Эти сопротивления должны были быть активными
для обеспечения действия реле мощности косинусного типа, кото-
рые повсюду применялись для защиты генераторов. Выбор той или
иной схемы и режима включения сопротивлений в сети генератор-
ного напряжения осуществлялся в каждом конкретном случае в за-
висимости от условий эксплуатации энергосистемы.
Иногда устанавливался дополнительный выключатель, нормаль-
но шунтирующий часть заземляющего сопротивления и автомати-
чески отключающийся после возникновения в системе напряжения
нулевой последовательности. За границей еще и теперь применяются
в качестве заземляющих устройств особые железо-водородные со-
противления, величина которых повышается при нагревании. Су-
щественным недостатком этих сопротивлений является их значи-
тельная тепловая инерция, увеличивающая время протекания
начального большого тока.
Нередко нейтрали генераторов, работающих в блоке с трансфор-
матором, также заземляли через активное сопротивление. Во мно-
гих случаях активные заземляющие сопротивления устанавливали
для обеспечения действия защиты и в сетях, электрически не со-
единенных с генераторами (главным образом, в сетях 35 кв).
Важно отметить, что установка сопротивлений ранее считалась
(а за рубежом и сейчас считается, см., например, [103]) ’меропри-
ятием, необходимым и для ограничения дуговых перенапряжений,
и для предотвращения двойных замыканий на землю.
Вопрос о заземлении нейтралей в кабельных и воздушных сетях
высокого напряжения до 35 кв включительно в послевоенные годы,
по инициативе Министерства электростанций Союза ССР, был под-
вергнут коренному пересмотру. Исходным условием явилась на-
зревшая необходимость в упрощении заземляющих устройств и
всемерном уменьшении токов замыкания на землю.
Опыт эксплуатации показал, что при регулярном выполнении
предупредительных ремонтов и профилактических испытаний обо-
рудования, перенапряжения, возможные в сетях с изолированной
нейтралью, практически ни для линий, ни для генераторов не
опасны.
Работа системы при одной заземлившейся фазе и токе до
20—30 а вполне допустима в течение 1—2 час., необходимых для
определения места повреждения, обеспечения питания потребителей
и отключения поврежденного участка. Вместе с тем было установ-
лено, что снижение перенапряжений, вызываемое заземлением ней-
трали через активное сопротивление, вопреки существовавшему
мнению, вообще не велико [53].
Избирательная защита генераторов вполне осуществима на
естественном емкостном токе или остаточном токе компенсации.
Что касается сигнализации при замыканиях на землю, то в тех слу-
чаях, когда она требуется (главным образом в сетях сложной кон-
фигурации), ее осуществление большей частью также возможно
без заземляющих сопротивлений, хотя полной избирательности по-
лучить иногда не удается.
45
На основании этих данных вопрос о заземлении нейтралей в се-
тях с малым током замыкания решается следующим образом.
При естественном емкостном токе не более 30а в сетях 6—Юке
и не более 5 а в сетях 35 кв система должна работать с изолиро-
ванной нейтралью. При большей величине тока (в протяженных
сетях) следует устанавливать заземляющие катушки. Расстройка
этих катушек выбирается с целью предотвращения резонансных
явлений, а в некоторых случаях также с учетом обеспечения изби-
рательности сигнализации. Как правило, катушку необходимо на-
страивать на перекомпенсацию с тем, чтобы избежать опасности
резонанса при отключении части линий в сети (напомним, что в слу-
чае недокомпенсации отключение линий в сети сопровождается
уменьшением остаточного емкостного тока, т. е. приближением
к условию точной настройки, между тем как при перекомпенсации
отключение линий приводит к увеличению остаточного индуктивно-
го тока).
Наибольший остаточный ток компенсации при нормальной схеме
работы сети не должен превышать 20—30 а.
Правила устройства электротехнических установок допускают
выполнение автоматического нарушения компенсации на время, не-
обходимое для действия защиты (например, катушка, включается
только после появления замыкания или кратковременно отклю-
чается). В сетях 35 кв разрешается также создание активного тока
(не более 50 а) путем установки соответствующего заземляющего
устройства. Однако по соображениям, изложенным выше, следует
считать оба эти мероприятия целесообразными лишь в тех случаях,
когда необходимая избирательность защиты не может быть достиг-
нута более простыми способами. Так, в радиальной перекомпенси-
рованной сети для обеспечения действия направленной защиты
вместо кратковременного полного отключения катушки можно сде-
лать следующее. Между катушкой и землей включается небольшая
добавочная индуктивная катушка, нормально закороченная контак-
том автоматического выключателя. При возникновении однофазного
замыкания на землю этот выключатель отключается на короткое
время, достаточное для срабатывания реле. При этом создается
остаточный емкостный ток замыкания на землю пример-
но до 10 а. Выполнение добавочной катушки облегчается тем, что
ток проходит по ней кратковременно и напряжение на ней неве-
лико. Например, при номинальном токе дугогасящей катушки 200 а
и токе перекомпенсации 20 а в сети 10 кв можно применить доба-
вочную катушку с такими же размерами сердечника, как для транс-
форматора ТНП-2 (см. главу VIII и приложение III) и с обмоткой
из провода 0 5 мм, 220 витков, изолированной на напряжение
1000 в.
При работе защиты на активной составляющей тока замыкания
на землю в компенсированной сети в случае необходимости эта
составляющая может быть увеличена путем включения небольшого
активного сопротивления между катушкой и землей.
В отдельных случаях, когда требуется немедленное отключение
46
линий с фазой, замкнувшейся на землю, а естественный ток при
изолированной нейтрали недостаточен для обеспечения действия
защиты (например, в сетях торфопредприятий), применяется зазем-
ление нейтрали силового трансформатора через конденсатор или
высокоомное сопротивление. При этом ток замыкания на землю
увеличивается до 1—2 а, что вполне допустимо.
3.	Основные виды защиты
На каждой электрической станции и подстанции обычно имеет-
ся устройство постоянного контроля изоляции в сети 2—35 кв.
В комплект этого устройства входят трансформаторы напряжения,
измерительные приборы и реле, подающие сигнал о замыканиях
на землю в системе.
Следует отметить, что в устройствах контроля изоляции без за-
труднений можно получить значительно меньший коэффициент пол-
ноты замыкания, чем было указано в разделе I для избирательных
устройств защиты. Так, например, для контроля изоляции иногда
принимают рр = 0,15, т. е. уставка реле выбирается равной 15 в
при вторичном напряжении полного замыкания 100 в.
Сигнал о замыкании на землю в системе и приборы контроля
изоляции не указывают, на каком именно участке сети произошло
замыкание.
В сетях небольшой протяженности и простой конфигурации по-
врежденное присоединение сравнительно легко определяется путем
поочередного отключения и включения всех линий, электрически
соединенных с шинами данного напряжения, и одновременного на-
блюдения за приборами контроля изоляции. В целях ускорения этих
операций иногда используют автоматы повторного включения ли-
ний. Однако для протяженных разветвленных сетей этот метод ма-
лоприменим, а для таких элементов оборудования, как генераторы,
совершенно неприемлем. В этих случаях наряду с общим контро-
лем изоляции на шинах каждой станции и подстанции приходится
осуществлять избирательную защиту. Обязательным элементом этой
защиты на каждом защищаемом присоединении является фильтр
токов нулевой последовательности, состоящий из трех фазных транс-
форматоров тока, или трансформатор тока нулевой последователь-
ности (ТНП), магнитопровод которого охватывает все три фазы
защищаемой первичной цепи.
Первичной обмоткой ТНП (имеющей всего один виток) являют-
ся один или несколько высоковольтных кабелей или трехфазных
комплектов шин, проходящих сквозь его окно.
В некоторых случаях, при выполнении защищаемого присоеди-
нения несколькими параллельными кабелями и невозможности
охвата всех кабелей одним ТНП, устанавливают несколько инди-
видуальных или групповых ТНП с параллельным или последова-
тельным соединением их вторичных обмоток (разумеется, такое
выполнение защиты сопровождается понижением ее чувствительно-
сти; подробнее см. следующую главу).
47
вается при помощи несложных реле, указателей или приборов
максимального тока, следует стремиться к использованию токовой
защиты, как наиболее простой и надежной. Чаще всего она приме-
няется на радиальных присоединениях и, как правило, на генера-
торах.
Установка направленной защиты с тем или иным внутренним
углом действия необходима на радиальных линиях с относительно
большой емкостью и на линиях с двойным питанием, где токовая
защита неприменима. Однако различное распределение токов
в замкнутых сетях (см. главу III) во многих случаях нарушает
избирательность действия даже направленной защиты. Полная
избирательность достигается, когда при замыкании на линии с дву-
сторонним питанием измеряемая мощность нулевой последователь-
ности на обоих концах направлена в сторону шин (напомним, что
на неповрежденных участках сети такое направление мощности на
обоих концах линии невозможно). При этом токи замыкания дол-
жны быть достаточно велики по сравнению с токами небаланса
ТИП или фильтров.
4.	Условия применимости защиты различных видов
Защитные устройства в каждом конкретном случае выбираются
в зависимости от располагаемого тока замыкания на землю, требу-
емой чувствительности защиты и необходимости ее действия на
сигнал или отключение. Чувствительность реле, указателя или при-
бора (первичный ток действия 1 /д) должна быть достаточна для
его действия при заданном токе неполного замыкания на землю
в защищаемом объекте с учетом распределения токов нулевой по-
следовательности в сети и возможного влияния тока небаланса
ТИП или фильтра.
Это требование можно назвать условием чувствительности; оно
удовлетворяется соответствующим выбором технических данных
аппаратов, входящих в состав защитного устройства.
Если условие чувствительности определяет верхний предел пер-
вичного тока /д, то, вместе с тем, чувствительность защитного
устройства не должна быть слишком велика, чтобы оно не могло
действовать ложно от тока небаланса и токов нулевой последова-
тельности, протекающих в защищаемом объекте при замыкании на
других участках сети. Такое условие называется условием избира-
тельности защитного устройства.
Допустимые пределы уставки тока /д, определяемые вышеука-
занными условиями чувствительности и избирательности, зависят
от конкретных параметров и конфигурации сети, конструкции транс-
форматоров тока (поскольку от них зависят токи небаланса) и ви-
да защиты.
1 Под током, действия подразумеваем ток срабатывания реле или указателя
либо ток, вызывающий отклонение стрелки прибора, достаточное для получения
отсчета.
БО
В ряде случаев защита того или иного вида не может быть
применена без нарушения избирательности, поскольку невозможно
одновременно удовлетворить обоим указанным выше требованиям
(по условию чувствительности получается меньшая величина тока
/д, чем по условию избирательности).
Следовательно, для правильного выполнения защиты необходи-
мо знать пределы чувствительности /д для каждого ее вида, до-
пускаемые по условиям чувствительности и избирательности. Для
конкретизации этих условий целесообразно предварительно уточ-
нить понятие чувствительности реле (указателя или измерительного
прибора).
Применительно к реле максимального тока чувствительность
может быть задана в следующих видах:
а)	по току реле «д.р, т. е. фактический ток срабатывания реле;
б)	по напряжению р —Ан. р^р, где zP — полное сопротивле-
ние реле;
в)	по мощности, потребляемой реле при срабатывании
Рл. р = ^Д.р^Д. р-
Последняя величина наиболее важна, так как она характеризует
конструктивные качества реле. Что касается тока «д.р и напряжения
ид.р, то для данной конструкции реле они могут быть изменены
путем изменения числа витков и диаметра провода катушки.
В случае применения реле мощности или какого-либо другого
направленного устройства перечисленные понятия чувствительно-
сти относятся к токовой обмотке, если считать, что подводимое на-
пряжение задано по фазе, а его величина не влияет на чувстви-
тельность по току, как в устройствах, рассмотренных ниже.
В большинстве случаев, для простоты и наглядности расчета,
целесообразно относить чувствительность реле к первичным
обмоткам трансформаторов тока:
Л,р=«..р»т;	=
tl/’f
Здесь Пг — коэффициент трансформации трансформаторов тока,
т. е. отношение чисел витков их обмоток. Что касается мощности,
потребляемой в токовой цепи, то она не зависит от того, к какой
стороне трансформаторов тока ее отнести: Рд. Р=_рд-Р.
От чувствительности реле по току, отнесенному к первичной це-
пи /д.р, необходимо отличать чувствительность реле по
первичному току /д, зависящую от тока намагничивания
ТНП или фильтра /х. Ток /д зависит от параметров не только реле,
но и трансформаторов тока. Если считать все токи синусоидальны-
ми, то имеем: 7д = /д. р-|-Д.
Чувствительность /д практически определяется измерением пер-
вичного тока при плавном его повышении до срабатывания реле
(при этом ток нагрузки в фазах первичной цепи должен быть ра-
вен нулю).
51
В дальнейших выводах для направленных устройств принимаем,
что ток /д соответствует оптимальному углу между подведенными
током и напряжением.
Величину /д не следует смешивать с достигаемой чувстви-
тельностью защиты /3.д, которая определяется как ток
в месте замыкания на землю, вызывающий срабатывание реле.
Очевидно, чувствительность защиты зависит не только от пара-
метров измерительных трансформаторов и реле, но и от первичных
токов нагрузки ТНП или фильтра (поскольку они влияют на ток
небаланса), и от распределения токов нулевой последовательности
в сети. Ток /э. д не должен превышать величин, указанных в раз-
деле 1.
Необходимо также указать на некоторое формальное противоре-
чие в понятии чувствительности. Когда говорят, что чувствитель-
ность реле по первичному току, равная, например, /д = 10 а, в не-
которых условиях недостаточна и ее нужно повысить, то при этом
подразумевают необходимость понижения тока /д, например, до
5 а. Таким образом, чувствительность реле или защиты считается
тем большей, чем меньше величины токов, в которых она измеряет-
ся, и наоборот.
Кроме изложенных понятий чувствительности, введем еще в рас-
смотрение величину первичного тока небаланса фильтра
или ТНП. По предложению А. М. Бресслера [26], первичным током
небаланса называется такой ток, который необходимо пропустить
по фазам первичной цепи трансформаторов для компенсации неба-
ланса во вторичной цепи.
В дальнейших рассуждениях первичный ток небаланса при
нормальной нагрузке обозначен через /Нб. н.р, а коэффициент на-
дежности отстройки от тока небаланса с учетом возможности его
увеличения при междуфазных повреждениях — через К'. Во всех
случаях току /Нб приписывается наиболее неблагоприятное напра-
вление.
Составляющая полного тока повреждения, протекающая в месте
установки рассматриваемой защиты при замыкании на землю на
защищаемом участке сети, обозначена /З.п, а ток в той же точке
при замыкании в сети вне защищаемого участка —• Л. п-
В зависимости от условий расчета мы будем учитывать наиболь-
ший или наименьший возможный ток /З.п с некоторыми коэффи-
циентами К" и К'". Что касается тока /З.п, то во всех случаях
нужно брать его меньшую величину, возможную при каком-либо
режиме работы сети (значения коэффициентов К', К”, К'" даны
в конце раздела).
Установим теперь условия чувствительности и избирательности
для основных видов защиты, перечисленных в разделе 3 (форма
этих условий не зависит от того, действует защита на отключение
или на сигнал и выполнена ли она при помощи отдельных реле на
всех присоединениях либо одного, центрального, переключаемого
вручную реле или прибора).
52
Токовая защита с реле или указателем. Для то-
го чтобы действие защиты было обеспечено при расчетной полноте
замыкания (Зр, уставка реле по первичному току не должна пре-
вышать разности имеющегося тока замыкания и тока небаланса:
Л^М.п-^нб.н.р.	(IV, 1)
С другой стороны, для предотвращения ложного действия той же
защиты при замыканиях на других участках сети уставка реле не
должна быть меньше суммы токов /З.п и /Нб с соответствующими
коэффициентами
A>^"<n + X7H6,H.P.	(IV,2)
Неравенства (IV,!) и (IV,2), определяющие допустимые пре-
дельные значения тока /д, выражают условия чувствительности
и избирательности для токовой защиты. Эти неравенства можно
объединить в одно общее выражение, определяющее возможность
применения защиты данного вида,
м; п - /нб. н. р > л > кт;. п +х'лб, н. ₽.	(i v,3)
В частном случае отсутствия активной составляющей тока /3
и радиального защищаемого присоединения, собственный емкост-
ный ток которого равен /с, имеем:
и формула (IV,3) принимает следующий вид:
₽р(/з.п + О-Лб > Л >К''ГС+К'1я6, н.р.	(IV,4)
Разумеется, это выражение действительно не только для ра-
диальных линий, но и для таких ответственных элементов обору-
дования, как работающие на сборные шины генераторы.
Однако, согласно данным табл. 1, для генераторов требуется
еще дополнительная проверка уставки реле по условию
/д 5 1С Дб, н. р-
Для радиальной сети с изолированной нейтралью ток /э.п
в левой части неравенства (IV,4) берется при наименьшем числе
включенных линий (при включении дополнительных линий он уве-
личится), а ток /с подставляется со знаком —, поскольку он на-
правлен в сторону, противоположную току 13 в поврежденной ли-
нии (см. главу Ш, раздел 2).
В случае перекомпенсированной радиальной сети в неравенство
(IV,4) нужно подставлять ток /3. п, определяемый при полном числе
включенных линий, а ток /с — со знаком +, так как оба тока
совпадают по направлению.
53
При большой собственной емкости защищаемого присоединения
отстройка от тока /с может оказаться затруднительной. В подоб-
ных случаях можно применить компенсацию тока /с в схеме токо-
вой защиты (см. главу IX, раздел 3); тогда в уравнение (IV,4)
вместо /с подставляется возможная остаточная величина этого
тока.
Направленная защита с реле или указате-
лем. Если сигнальные реле, установленные на концах поврежден-
ной линии, фиксируют направления условной мощности 1 * к шинам,
а реле на других участках сети не могут действовать неправильно,
то обслуживающий персонал имеет возможность определить по-
врежденную линию. Таким образом, для обеспечения полной
избирательности сигнальной защиты в замкнутой сети нужно, что-
бы токи замыкания на обоих концах участка при повреждении на
нем имели соответствующее направление и были достаточно велики
по сравнению с токами небаланса фильтров или ТНП и чтобы при
замыкании вне этого участка токи небаланса (направленные, в худ-
шем случае, навстречу токам нулевой последовательности) были
достаточно малы.
В дополнение к уже принятым введем следующие обозначения:
•^з.п2^з'п2 — токи в цепи реле, приведенные к числу витков пер-
вичной цепи ТНП или фильтра и соответствующие
первичным токам /3 п и Г3п;
— углы между токами /3. п, /З'п и напряжением £/0;
т) — угловая погрешность ТНП или фильтра;
<Рр<Рр — углы между токами Г3 п2 или I"п2 и напряже-
нием п0. Эти углы равны: <f/) = cp'-|~,’i; ?₽=?"+“Ч;
а — внутренний угол реле.
(Все перечисленные углы считаются положительными, когда ток
опережает напряжение.)
Рассмотрим условия применимости направленной защиты с по-
ляризованным выходным реле (прибором), включенным в цепь тока.
Вращающий момент реле, например, при замыкании в зоне за-
щиты будет пропорционален (рис. 14),
^вр = ₽73. п2 C0S (а — <Рр) ± JH62.
G достаточной точностью можно принять, что трансформация
токов /3 п и /Нб в ТНП или фильтре производится с одинаковой
относительной погрешностью, т. е.
Г I
*з.п2 нб2
Т з.п	/Нб
1 Под условной мощностью понимается произведение Uol32 cos (а — <рр)
с положительным направлением к шинам.
54
Следовательно, уравнение для вращающего момента можно пере-
писать в следующем виде:
^вр = ?/з.п cos (а — <рр) ± До-
Для обеспечения действия реле значение ЛГВр не должно быть
меньше момента срабатывания 3/д, который, в свою очередь, про-
порционален первичному току действия реле при оптимальном угле:
Л/Вр ^Д — Л-
Подставляя это значение в уравнение вращающего момента при
расчетной полноте замыкания Р = Рр, неблагоприятном направле-
нии тока небаланса и /нб = /нб.н.Р, находим следующее условие
действия защиты:
Л n cos (а	— 1нб, н.р.	. XIV>5)
Рис. 14. Векторная диаграмма вра-
щающего момента устройства напра-
вления мощности.
Когда при замыкании вне защищаемого участка ток неба-
ланса на рассматриваемом конце этого участка совпадает по направ-
лению с составляющей тока замыкания 1"п и условная мощность
ncosположительна (направлена к шинам), защита
может сработать, а при недостаточной для действия реле сумме то-
ков <'П + Лб — отказать. В последнем случае реле на обоих кон-
цах линии останутся в нормальном положении, что не может соз-
дать неправильного представления о месте повреждения и поэтому
вполне допустимо.
55
Если же условная мощность нулевой последовательности на-
правлена от шин, т. е. cos (а—<рр) < 0, и токи 1”п и 1нб проти-
воположны по направлению, то для предотвращения ложного дей-
ствия защиты должно быть выполнено условие избирательности
Л > кчвб, н.р+Кcos (а -	(IV,6)
Из выражений (IV,5) и (IV,6) получаем общее условие примени-
мости:
М.п C0S (а ?р) Лб, н.р 1д К Лб, н.р-}-
+^"M:ncos(a-?;).	(IV,7)
При этом напряжение J3Puo должно, конечно, быть достаточным для
четкой работы выпрямителя.
В случае включения выходного реле (прибора) в цепь напря-
жения, а выпрямителя в цепь тока, очевидно, должно быть выпол-
нено следующее условие:
Рр^.п-н.р-Я’Жп-	(IV,8)
Кроме того, нужно, чтобы
, cos (а — фр) > 0; cos (а — срЛ) < 0,
или
270° < а — т] — ср’ < 90°;	(IV,9)
90° < а — 7] — ср" < 270°.	(IV, 10)
Ток /д должен быть достаточным для работы выпрямителя, а на-
пряжение «о cos (а — ст/,) — для срабатывания выходного реле.
Нетрудно убедиться, что условия (IV,9) и (IV, 10) необходимы
также в случае включения выпрямителя в цепь напряжения, так как
эти условия вытекают и из неравенства (IV,7). В частности, для
сети с изолированной нейтралью <р'=—ср" =90°, а также на осно-
вании (IV,9) и (IV,10) 0<а — т] < 180°. Очевидно, целесообразно
принять а — т] = 90°. При этом неравенство (IV,7) превращается
в (IV,8).
Условия левой части формул (IV,7) и (IV,8) и выражение
(IV,9) обязательны для обоих концов защищаемого участка сети,
питаемого с двух сторон, в случае повреждения на этом участке;
правая же часть (IV,7), (IV,8) и неравенство (IV,10) должны быть
выполнены для одного из концов участка при повреждении вне зоны
защиты.
В неравенства (IV,7) и (IV,8) следует подставлять наименьшую
возможную при нормальной эксплуатации сети величину тока Ц п
и наименьший ток п при направлении условной мощности
от шин.
Вышеуказанные условия не могут быть выполнены в компенси-
рованной сети, если при повреждении в зоне защиты составляющая
Б6
тока катушки на одном из концов участка превышает составляю-
щую емкостного тока, а защита работает на реактивном токе (при
этом получается для одного конца ©' = — 90°, т. е. должно быть
180° < а — 7J < 0, а на другом конце ©' = 90°, т. е. 0 < а — т] < 180°;
следовательно, одновременное выполнение условия (IV,9) для обоих
концов участка невозможно).
Избирательность защиты может быть обеспечена, если допустить
ее работу на отрицательной реактивной мощности, причем ток ка-
тушки должен быть больше емкостного тока на обоих концах всех
защищаемых участков, что практически трудно осуществить. В слу-
чае работы защиты на активном токе последний не должен быть
чрезмерно мал по сравнению с индуктивным, так как в противном
случае допустимые пределы настройки угла а — т] согласно (IV,9)
и (IV,10) могут оказаться небольшими, практически неприемле-
мыми.
Из вышеизложенного следует, что в зависимости от местных
условий избирательная защита в замкнутой сети осуществляется
с различной настройкой угла а, причем для действия защиты может
быть использован реактивный ток при нормально включенной ка-
тушке или при кратковременном нарушении компенсации, либо
активная составляющая тока замыкания на землю. Выбор варианта
защиты должен производиться в каждом конкретном случае с уче-
том возможного токораспределения нулевой последовательности
и других местных условий. В некоторых случаях полная избира-
тельность защиты с направленными реле или указателями в замкну-
той сети недостижима.
Переходя к вопросу о применении направленной защиты на ра-
диальных присоединениях, заметим, что роль тока Г3 п здесь вы-
полняет геометрическая разность полного тока замыкания на землю
и собственного емкостного тока присоединения Л,.п=Л.п—1'с- Ток
/3 п нужно брать при наименьшем числе включенных линий, как
и для токовой защиты в сети с изолированной нейтралью.
При повреждении вне защищаемого присоединения) по нему про-
ходит ток Гс, соответствующий /” п в замкнутой сети. В частности,
для радиальной сети с изолированной нейтралью токи Г3 п и Гс
противоположны по направлению, причем мощность первого из них
направлена к шинам, а второго — от шин (см. главу III, раздел 2),
сумма углов (?рН_?р = 180°. Ложное действие реле на неповреж-
денном присоединении при замыкании в такой сети возможно от
тока небаланса, если он соизмерим с Г. При небольшом токе Ге
и возможности возникновения в реле вращающего момента, от оста-
точного тока небаланса преимущества направленной защиты по
сравнению с более простой токовой защитой, по сути, теряются.
В компенсированных радиальных сетях успешнб применяется
направленная защита с реле, работающими на емкостном токе при
кратковременном автоматическом нарушении компенсации или на
активном токе замыкания на землю. В последнем случае остаточ-
57
ный индуктивный ток замыкания должен быть ориентировочно не
больше двух-трехкратного активного тока. При этом ф' — arctg
(2 -н 3) = — (64°	72°); ср" — 90°. При включении выпрямителя
в цепь тока (см. главу IX) угловая погрешность ТИП не превышает
т] = 10°. Подставляем величины, например, для двухкратного индук-
тивного тока в (IV,9) и (IV,10):
270° < а — 10° + 64° < 90°; 90° < а — 10° 4~ 90° < 270°.
Следовательно, в данном случае избирательность обеспечивается,
если реле имеет внутренний угол в пределах 10° < л <36°. Кроме
этого, должно быть, конечно, выполнено условие (IV,8).
Сигнализация с измерительными приборами.
В простейшем исполнении прибор контролирует только величины
токов замыкания на землю; а в более сложном — также и направ-
ление мощности. Условия чувствительности прибора не будут отли-
чаться от соответствующих выведенных выше условий для реле.
Условие избирательности можно считать одинаковым для обоих
исполнений приборов. Оно заключается в том, что отклонение стрел-
ки под действием тока /д должно быть достаточно большим по
сравнению с возможным отклонением от тока небаланса. На осно-
вании этих соображений можно написать следующие условия при-
менимости:
для токового прибора
^Р/3. п •^нб> «. Р > Л > A: ZH6, н. Р;	(IV,11)
для прибора направленного типа
(Зр/; п COS (а -	- /нб, н. р > 1д > К' 1нб, н.р. (IV, 12)
Применение токового прибора вместо реле в радиальной пере-
компенсированной сети позволяет повысить чувствительность защиты,
так как обслуживающий персонал может непосредственно сравни-
вать величины токов в различных присоединениях. Кроме того, отпа-
дает необходимость в отстройке от собственных емкостных токов.
В сетях с изолированной нейтралью следует применять прибор на-
правленного действия.
В табл. 1 указаны рекомендуемые значения коэффициентов,
входящих в полученные выше условия применимости. • Здесь
Щ и ^з(2) — возможная кратность первичного тока соот-
ветственно при двух- и трехфазном коротком замыкании и при двой-
ном замыкании на землю; К^Л — кратность тока срабатывания ре-
ле блокировки, выводящей защиту из действия.
При выборе значения коэффициента К' для защиты, действую-
щей на сигнал, для облегчения устройства мы допускаем ложное
выпадение указателей при сквозных коротких замыканиях.
Для сети с изолированной найтралью, а также для компенси-
рованной сети при действии защиты на отключение принято К" =
— 4 -? 5 с учетом возможных бросков тока перемежающейся дуги
(см. главу I). Следует отметить, что последняя величина требует
уточнения на основе дальнейшего опыта эксплуатации в различных
58
условиях. Подлежит выяснению возможность отстройки от бросков
емкостного тока и соответственно уменьшения коэффициента К" при
введении выдержки времени действия защиты.
Напряжение нулевой последовательности при двойном замыка-
нии на землю принято равным половине фазного.
При определении возможности применения защиты того или
иного вида, действующей на отключение, необходимо подставлять
в правую часть выражений (IV,3), (IV,7), (IV,8), (IV,11) или
Таблица I
Значения коэффициентов, входящих в формулы применимости (IV,3), (IV,7),
(IV,8), (IV,11) и (IV,12)
Вид повреждения вне зоны защиты	Действие защиты	К‘	К"	К'"
Однофазное замыка- ние на землю	На отключение На сигнал в сети с изолирован- ной нейтралью	1,5 1,5	4—5 4—5	1 1
	На сигнал в ком- пенсированной сети	1,5	1,5—2	1
Двухфазное корот- кое замыкание	На отключение	1,5 Л-S или Ябл	0	0
Трехфазное корот- кое замыкание	То же	1.5 tfg, или Ябл	0	0
Двухфазное замыка- ние на землю	То же	1,5 К™ или 1-5 Ябл	0,5	1 2?р
(IV, 12) значения коэффициентов К', К", К"' поочередно для каж-
дого аварийного режима, указанного в табл. 1. Избирательность за-
щиты должна быть обеспечена в каждом из этих режимов.
5. Примеры выбора исполнения защиты
Компенсированная радиальная кабельная сеть (см.
рис. 10). В первую очередь необходимо определить возможность осуществления
токовой сигнальной защиты с реле или приборами. Ввиду сравнительно боль-
ших емкостных токов в данном случае токами небаланса ТНП можно прене-
бречь.
59
Подставляя в неравенство (IV,4) рр = 0,5; К" = 2 и величины токов замы-
кания, указанные на рис. 10, находим для защиты «направлений», отходящих
от распределительных пунктов:
0,5 (14,3 + 2,3) > /д > 2 • 2,3; 8,3 > /д > 4,6.
Поскольку условие (IV,4) выполняется, релейная токовая защита направле-
ний здесь вполне применима, причем чувствительность реле по первичному току
не должна выходить за пределы 4,6—8,3 а.
Согласно (IV.il) в данном случае вместо реле можно также установить
токовый прибор.
Для головных концов питающих линий мы имеем левую часть неравенства
(IV,4):
0,5(14,3+15,9) = 15,1 >/д
и правую часть:
/д> 2-15,9 = 31,8; 15,1 <31,8.
Условие применимости здесь не выполнено, и, следовательно, защита с реле
максимального тока для питающих линий не подходит. Очевидно, избиратель-
ную защиту этих линий можно осуществить при помощи приборов, измеряющих
токи во всех присоединениях.
Возможно также применение направленных указателей с учетом соображе-
ний, изложенных выше.
Защита от замыканий на корпус в генераторах выполняется при помощи
реле максимального тока, действующих на отключение; при этом можно при-
нять Вр = 0,3 и пренебречь током небаланса.
R случае установки ТНП непосредственно у выводов генераторов (см. гла-
ву IX) и небольшой емкости статорных обмоток ток срабатывания может быть
принят /д U,d  14,3 = 4,3 а.
Защита силового трансформатора с катушкой, включенной в его нейтраль,
затрудняется тем, что при повреждении в этом трансформаторе ток не отличает-
ся по направлению и мало отличается по величине (65,7 а) от тока при повре-
ждении в сети (80 а). Избирательная защита такого трансформатора возможна
путем компенсации влияния индуктивного тока катушки в цепи ТНП аналогично
компенсации емкостного тока, описанной в главе IX.
Гидрогенератор, работающий на сеть с изолированной
нейтралью при емкостном токе металлического однофазного замыкания на
землю/3 п=20 а. Ток небаланса трансформатора тока нулевой последователь-
ности /нб> = 0,06 а. Блокировка защиты при коротких замыканиях не преду-
сматривается. Возможная кратность тока повреждения Л^3 = 10, Я^2’ =
=	= 9. Собственный емкостный ток генератора l'c = 1 а. Коэффициент
полноты рр = 0,3, а коэффициенты запаса К', К", К"' принимаем согласно
табл. 1.
Подставляя все указанные величины в формулу (IV,4) для токовой защиты,
находим левую часть (условие чувствительности):
0,3 (20 - 1) - 0,06 > /д; 5,6 > /д.
Допустимую уставку следует понизить согласно данным, приведенным
в разделе 1 (чувствительность защиты /3 д<5а). Следовательно, 5—1—0,06 =
>3.94>/д.
Далее, находим правую часть неравенства (условие избирательности) при
однофазном замыкании
/д>5- 1 + 1,5-0,06 = 5,09 а;
при трехфазном коротком замыкании
/д> 1,5-10-0,06 = 0,9 а
60
(при двухфазном коротком замыкании получается меньшая величина);
при двухфазном замыкании на землю
/д > 0,5 • 1 + 1,5 • 9 • 0,06 = 1,31 а.
Таким образом, в данном случае условие применимости не выполняется
(3,94 <5,09).
Если осуществить компенсацию собственного емкостного тока генератора,
то допустимые пределы уставки реле по первичному току будут
5 — 0,06 > /д > 1,5 • 10 • 0,06, т. е. 4,94 > /д > 0,9 а.
При неточной компенсации необходимо дополнительно учитывать остаточный
ток. Избирательность защиты может быть обеспечена также, если применить
реле направления мощности синусного типа.
, Радиальная кабельная сеть с изолированной ней-
тралью. Естественный емкостный ток металлического замыкания на землю
/3 п= 20 а, собственный емкостный ток наиболее протяженной линии /с = 5 а.
По сравнению с токами замыкания можно пренебречь токами небаланса ТИП.
Принимаем Ар = 0,5; К" = 4. Подставляем эти величины в условие (IV,4): ле-
вая часть 0,5(20 — 5) = 7,5 а; правая часть 4*5 = 20 а. Здесь правая часть не-
равенства больше левой, т. е. релейная токовая защита неприменима.
Проверим допустимость применения в данном случае указателей направлен-
ного типа согласно выражению (IV,7) при а = 60°; <рр = 80°.
Левая часть этого неравенства 0,5 • 20 • cos 20° = 9,39 а — значительно
больше возможного тока небаланса с учетом коэффициента надежности К' /нб
составляющего лишь доли ампера.
Следовательно, в рассматриваемых условиях направленный прибор вполне
применим.
Вместо индивидуальных указателей можно также установить центральное
направленное измерительное устройство.
Радиальная воздушная сеть 6 кв торфопредприятия.
Емкостный ток полного замыкания при наименьшем числе включенных линий
/3 п = 1 а. Собственный емкостный ток наиболее протяженной линии равен
< = 4= 0,05 а.
Согласно требованиям техники безопасности защита от замыканий на землю
должна действовать на отключение без выдержки времени.
Выводы 6 кв из подстанций осуществляются кабелями, на которых устана-
вливаются ТИП. Первичный ток небаланса ТИП при нормальной нагрузке ли-
нии /нб н = 0,1 а. Оперативный ток подводится к основному реле защиты через
контакты реле контроля напряжения нейтрали только при возникновении замы-
кания на землю. Поэтому увеличением тока небаланса при сквозных коротких
замыканиях (в сети низкого напряжения) можно пренебречь. Принимаем коэф-
фициенты Зр = 0,5; К'= 1,5; К" = 5 и подставляем заданные величины в фор-
мулу (IV,4) для токовой релейной защиты:
левая часть 0,5 (1 —0,05) — 0,1 =0,375;
правая часть при однофазном замыкании 5 • 0,05	1,5 • 0,1 = 0,4;
0,375 <0,4 а.
Следовательно, в данном случае токовая релейная защита неприменима.
Далее, определим возможность применения направленной защиты. Прини-
маем, что угол между напряжением и током в реле равен оптимальному, т. е.
со„ =	= а.
•р тр
Согласно неравенству (IV,7) имеем:
0,5 • 0,95 - 0,1 > /д > 1,5 • 0,1; 0,375 > 7Д > 0,15 а.
Здесь правая часть соответствует режиму нормальной работы и условие приме-
нимости удовлетворено. Следовательно, направленная защита здесь может быть
установлена.
В подобных условиях, когда при весьма небольшом естественном токе за-
мыкания на землю требуется действие защиты на отключение, может оказаться
целесообразным выполнение заземления нейтрали на питающей подстанции че-
рез высокоомное активное сопротивление или конденсатор (разумеется, можно
также заземлить нейтраль через небольшой трансформатор с активным сопро-
тивлением во вторичной цепи). При этом вместо направленных реле можно
установить более простые и надежные реле максимального тока. В рассматри-
ваемом примере для избирательного действия токовой защиты достаточно создать
искусственный ток замыкания на землю порядка 1,5—2 а.
Таблица 2
Токи замыкания на землю и знак мощности в местах установки защиты
на линиях (см. рис. 13)
Точка замыкания на землю	Место установки защиты					
	I— II	7Z—Z	II— III	III— II	III— I цепь 1	Z-ZZZ цепь 1
На линии Z—ZZ, у шин подстанции I	+ 2,97	+ 0,90	— 0,90	— 1,44	+ 0,72	— 1,48
То же у подстанции II	+ 1,21	+ 2,66	— 2,66	+ 0,32	— 0,16	-0,60
То же на средине линии	+ 2,08	+ 1,79	— 1,79	- 0,55	+ 0,27	— 1,04
На линии II—III, у шин подстанции II	+ 1,21	— 2,7J	+ 2,77	+ 0,32	-0,16	— 0,60
То же у подстанции III	— 1,43	-0,13	+ 0,13	+ 2,96	— 1,48	+ 0,72
То же на средине линии	— 0,10	— 1,46	+ 1,46	+ 1,63	-0,82	+ 0,05
На линии I—III, у шин подстанции I (цепь 1)	— 2,46	+ 0,90	— 0,90	— 1,44	+ 0,72	+ 3,95
То же у подстанции III	— 1,43	— 0,13	+ 0,13	— 2,47	+ 3,95	+ 0,72
То же на средине линни	— 1,95	+ 0,39	— 0,39	— 1,95	+ 2,33	+ 2,39
На линии I—III, у шин подстанции I (цепь 2)	-2,46	+ 0,90	— 0,90	— 1,44	+ 0,72	— 1,48
То же у подстанции III	— 1,43	— 0,13	+ 0,13	— 2,47	- 1,48	+ 0,72
То же на средине линии	— 1,95	+ 0,39	— 0,39 1	— 1,95	— 0,39	— 0,38
62
Замкнутая сеть (см. рис. 13). Рассмотрим возможность примене-
ния в данном случае направленной защиты с реле, работающими на емкостном
токе. Предварительно рассчитаем то ко рас пределение при замыкании на землю
в различных точках сети. Результаты расчета даны в табл. 2. По этой таблице
определяем наименьшие значения токов замыкания на землю в местах уста-
новки защиты при повреждении на данной линии /3 п и на других участках
сети при направлении мощности от шин /3 п. Ввиду малых значений этих то-
ков защита может быть осуществлена только при небольшой величине первичных
токов небаланса. Для данной цели можно, например, применить ТНП вместо
трехтрансформаторных фильтров. Принимаем/нб н р = 0,1 а; 9р = 0,5; из табл. 1
берем коэффициенты К' =1,5; К"'=\. Полагая, что параметры реле и ТНП
рассчитаны так, что обеспечивается угол а—т] = 90°, независимо от способа
включения выходного реле и выпрямителя, воспользуемся для определения воз-
можности применения направленной защиты неравенством (IV,8).
Определив левую и правую части этого неравенства, находим допустимые
пределы уставки реле по первичному току /д (табл. 3). Из этого расчета видно,
что если выбрать, например, для всех линий /д = 0,2, то избирательное действие
защиты будет обеспечено во' всех случаях, за исключением замыкания на линии
II—III вблизи от шин подстанций II или III.
Таблица 3
Расчет защиты для сети (см. рис. 13)
Место установки защиты	Е СП Q 1	/" J3.n а	Левая часть условия (IV, 8)	Правая часть условия (IV, 8)	Возможные пределы уставки /л а
1 — П	1,21	0,10	0,50	0,10	0,5 4- 0,1
II—I	0,90	0,13	0,35	0,085	0,35 4- 0,085
II - III	0,13	0,39	— 0,035	— 0,045	—
III-II	0,32	0,55	0,06	— 0,125	0,06 4- 0
I — III	0,72	0,38	0,26	—0,04	0,26 4-0
III—I	0,72	0,16	0,26	0,07	0,26 4- 0,07
		*	*		
		*			
Последующие главы настоящей работы посвящены расчету
фильтров и ТНП и методам получения необходимых величин пер-
вичных токов /д и /нб.н.р, входящих в выведенные выше условия при-
менимости защиты. Необходимо иметь в виду, что в тех случаях,
когда ток /д, определяемый конструктивным выполнением защит-
ного устройства, не является постоянной величиной, при выборе
уставки защиты надо учитывать допустимость отклонений /д, с точ-
ки зрения выполнения условий избирательности и чувствительности.
Так, например, в случае применения ТНП с подмагничиванием (см.
главу VI), условие чувствительности должно быть выполнено при
63
неблагоприятном угле между токами замыкания на землю и под-
магничивания = 90°). Для возможности отстройки от составляю-
щей тока замыкания /3. п более неблагоприятным является совпа-
дение по фазе вышеуказанных двух токов (0 = 0).
Учитывая ориентировочный характер коэффициентов К' и К",
проверку нижнего предела уставки реле при ТНП с подмагничива-
нием можно производить, исходя из следующих положений: при
преобладающем влиянии токов небаланса (если, например, в фор-
муле (IV,3)	г) правая часть условий примени-
мости должна выполняться для /д, определяемого при $ = 90°.
В случае же преобладающего влияния тока /З.п ток /д должен
быть достаточно большим при $ = 0°. Так, в рассмотренном выше
примере гидрогенератора, в случае применения ТНП с подмагничи-
ванием, уставка должна быть не выше 4,94 а и не ниже 0,9 а при
U = 90°. При неточной компенсации и преобладающем влиянии
остаточного емкостного тока по сравнению с током небаланса ниж-
ний предел уставки относился бы к & = 0°.
ГЛАВА V
ЧУВСТВИТЕЛЬНОСТЬ ЗАЩИТНЫХ УСТРОЙСТВ
В следующих выводах пренебрегаем токами небаланса ТНП
или фильтра. Всюду, кроме оговоренных мест, для удобства считаем
все величины приведенными к одному витку. Для краткости будем
говорить о реле, подразумевая, что вместо реле в схему может быть
включен и указатель или прибор. В случае ТНП с подмагничива-
нием применимость выводов настоящей главы связана с некото-
рыми ограничениями, изложенными В главе VI.
1. Трансформация токов замыкания на землю
в защитных устройствах
Обычно в расчетах ТНП или фильтров пренебрегают искаже-
нием формы кривых токов намагничивания и вторичной цепи, счи-
тая их синусоидальными. Кроме того, принимаем параметры всех
трансформаторов тока фильтра или всех ТНП, включенных совме-
стно, совершенно идентичными.
Один ТНП, несколько (всего п) ТНП с параллельно или после-
довательно соединенными обмотками и фильтр схематически изо-
бражены на рис. 15, а, б, в, г и соответственно представлены схе-
мами замещения на рис. 15, д, е, ж, з, иллюстрирующими процесс
трансформации токов нулевой последовательности. На этих схемах:
ZK — полное сопротивление ветви намагничивания каждого транс-
форматора, в комплексной форме Zx = Zxe7(9° Обычно Zx мало
отличается от сопротивления холостого хода, которое опреде-
ляется непосредственно простейшими измерениями; у — угол потерь
в стали магнитопроводов. При экспериментальном определении, на-
пример, при помощи ваттметра, амперметра и вольтметра, это будет
угол между векторами основных гармоник тока и магнитного по-
тока; Zs — сопротивление собственно вторичной обмотки (рассеяния
и активное) каждого трансформатора.
Будем считать, что при уравновешенной нагрузке первичной цепи
(/А +	+ Л? = 0) ток во вторичной цепи каждого из рассматри-
ваемых устройств отсутствует. Если же в результате повреждения
5—317.
65
одной из фаз в первичной цепи возникают токи нулевой последова-
тельности /о, они частично ответвляются во вторичную цепь.
Ввиду небольшой величины Zs по сравнению с Z* рассмотренные
схемы замещения для токов нулевой последовательности заменя-
ются более простыми схемами (рис. 15, и, к, л, м). Здесь сопроти-
вление вторичной цепи Z2 показано обобщенно, как один элемент;
оно может состоять из сопротивлений реле, усилителей, конденсато-
а
г
Фильтр
Рис. 15. Принципиальные схемы ТНП (одного или нескольких,
включенных совместно) и фильтра, схемы их замещения.
ров и других устройств, включенных в эту цепь, 'а также сопроти-
влений соединительных проводов и обмоток Zs. Если трансформа-
торы тока фильтра одновременно используются и для измерения
токов в фазах, то в Z2 входит также треть сопротивления приборов
Z’H	,	,
и аппаратов —, включенных в каждую фазу (мы считаем сопроти-
3
вление ZH одинаковым во всех фазах). В комплексном виде общее
сопротивление вторичной цепи равно Z2 = Z2e^, где ф — фазный
угол вторичной цепи, принимаемый положительным при отстающем
(индуктивном) токе.
На схемах замещения (рис. 15, и — м) сопротивления первич-
ной цепи не показаны, так как они не влияют на рассматриваемые
нами процессы. Результирующий первичный ток защитного устрой-
Б6
ства I (равный тройному току нулевой последовательности) распре-
деляется между сопротивлениями Z2 и Zx. Например, для рис. 15, и
i=i,^±h_
Принимая за ось отсчета векторов направление /2 и введя угло-
вую погрешность q (где I2 = Ieiri), можно переписать последнее
уравнение в таком виде:
1=12]/ l + ^sin(4+r)+(g)\-4	(V.1)
Аналогично находим для рис. 15, к
I=I2]/ 1+7^81п(ф + у)4-^^р-^;	(V,2)
для рис. 15, л
97	/ 7 \2
1+й81п(ф+1г)+Ш	<v’3)
и, наконец, для рис. 15, м
/=41/1 + / 51п(ф+г) +	(V,4)
Г	^х	\ ^х /
Для подсчета тока намагничивания 1Х по заданным I, Zx, Z2, у
и ф, например, для схемы 15, и, можно воспользоваться следующей
формулой:
7е?(Ф+т-9о°)
;= /----------z
1/ l + 2^sln(4 + Y)+ Ш
^>9
(V.5)
Для остальных схем (рис. 15) нетрудно написать аналогичные вы-
ражения.
Уравнения (V,l) — (V,4), очевидно, идентичны, отличаясь лишь
величиной коэффициента при —. В частности, схема фильтра из
Zx
трех фазных трансформаторов тока (рис. 15, м) принципиально ни-
чем не отличается от схемы с ТНП, включенными параллельно
(рис. 15, /с).
Следует отметить, что соотношение между токами / и /2 в слу-
чае фильтра иногда представляют в несколько ином виде, рассма-
тривая сопротивления Zx неповрежденных фаз как элементы вто-
ричной цепи трансформатора тока поврежденной фазы и вводя со-
ответствующий коэффициент отсасывания вторичного тока [23].
Для иллюстрации полученных выше формул обратимся к век-
торной диаграмме (рис. 16). Здесь Ф — магнитный поток транс-
форматоров тока; Е — электродвижущая сила.
67
Как видно из этой диаграммы, ток во вторичной цепи трансфор-
маторов 12 опережает ток намагничивания 7Х на угол 90°— ф—у.
Из полученного треугольника векторов токов J*, /2, I на осно-
вании элементарных соображений определяется угловая погреш-
ность v
Рис. 16. Векторная
диаграмма филь-
тра или ТНП.
to. „ = ЛС05(т + ф)
g '	72 + Л81п(Т+ф)-
В последнем уравнении можно заменить
токи /х и /2 обратно пропорциональными им
величинами сопротивлений. Например, в
случае одного ТНП имеем
^ + Sin (Ф+г)
"2
(V,6)
Если сумма углов ф-|-у <С90о, то »; поло-
жителен, т. е. вторичный ток 12 опережает
ток в первичной цепи / на угол ip
Как было показано в предыдущей главе,
угол т] влияет на чувствительность защиты,
выполненной с реле направления мощности.
Для обеспечения работы защиты на ем-
костном токе, например, в описанных в главе IX устройствах ти-
па УЗ и УЗИ, предусматривается, что Zx; ф^О; щ = 90° —
— у%75°;	— 15° (в цепь напряжения включается добавочное
активное сопротивление). Для той же цели в реле РЗ (см. главу IX)
в цепь тока включается практически индуктивное сопротивление
(катушка выпрямителя), а в цепь напряжения — конденсатор.
При этом получается: 0 < < 10° и а^110°.
Для работы на активной составляющей тока угол а в том- же
реле снижается до 10° (см. главу IV, раздел 4), для чего в цепи
напряжения предусматривается индуктивно-активное сопротивление.
В некоторых случаях чувствительность защитных устройств мож-
но повысить путем компенсации индуктивности реле
и трансформаторов тока при помощи конденсаторов. На
рис. 17 показана схема компенсации применительно к одному ТНП
(рис. 15, а; компенсация для остальных схем — рис. 15 — выпол-
няется аналогично). По этой схеме реле включается последователь-
но с конденсатором (предложение В. Е. Казанского [24]). Здесь /р
и Zp — ток и сопротивление реле, сопротивление соединительных
проводов считаем учтенным в Zp. Найдем соотношение между то-
ками / и /Р. Из схемы следует, что
; Zx + ^p-h-^c у »х-|-Гр+7(^х4~-^’р — -^с)
68
Для достижения наименьшей величины / должно быть выполнено
условие
ХС = Х' + ХР.	(V.7)
(Зледовательно,
7=4^,
Z.
или
-	• Zx sin Y + ZP cos фр
‘ — 2P	rj	•	( »' ,o)
Zx
Рис 17. Компенса-
ция индуктивно-
сти реле и ТНП.
Ввиду того, что нелинейность схемы здесь не учтена, действи-
тельное соотношение между токами, а также оптимальная емкость
конденсатора может несколько отличаться от под-
считанной по формуле (V,7); поэтому рекомен-
дуется при проектировании защиты с компенса-
цией индуктивностей экспериментальнр проверять
наивыгоднейшую величину емкости. Что касается
угла между векторами токов / и /р, то согласно
(V.8) он равен 90е—у.
Кроме рассмотренного, возможны и другие ва-
рианты компенсации, по которым конденсатор
включается: а) на отдельную обмотку реле, поме-
шенную на общем сердечнике с его основной ра-
бочей обмоткой; б) параллельно с реле или в) на
отдельную обмотку ТНП.
Преимуществом первой схемы является возможность применения
конденсатора небольшой емкости, по чувствительности же она при-
мерно равноценна со схемой, приведенной на рис. 17. Вторая
и третья схемы уступают по чувствительности первой [63] и схеме,
представленной на рис. 17.
Из вышеизложенного видно, что чувствительность зависит от
соотношения параметров вторичной цепи и сопротивления намагни-
чивания трансформаторов тока Zx.
Что касается сопротивления Zx, то оно является основной вели-
чиной, характеризующей качество фильтра или ТНП. Чем больше
Zx, тем высшая чувствительность может быть получена при прочих
равных условиях. Сопротивление Zx зависит от максимальной ин-
дукции и от размеров магнитопровода трансформатора тока.
Опыт показывает, что при сравнительно небольших индукциях,
имеющих место в ТНП, и выполнении шихтованных магнитопрово-
дов с переменой расположения стыков между листами стали через
каждый слой, воздушные зазоры, образующиеся в местах этих сты-
ков, практически мало влияют на Zx и могут не учитываться в рас-
чете. Кроме того, ТНП, как и фазные трансформаторы тока, обыч-
но имеют постоянное сечение магнитопровода F (см2) на всем про-
тяжении магнитного» пути / (см). На этом основании мы можем
во всех случаях (кроме разъемных ТНП с неустраненным влиянием
69
зазора, применение которых вообще не рекомендуется) рассчиты-
вать сопротивление намагничивания по формуле
Zx = Z^e^^°-^.	(V,9)
Е'
Здесь: Z* = — — удельное сопротивление намагничивания, от-
Е
несенное к одному витку, 1 см средней длины и 1 см2 поперечного
сечения магнитопровода; Е' — удельная э. д. с., отнесенная к одно-
му витку и 1 см2 поперечного сечения магнитопровода; Д — удель-
ная намагничивающая сила (ав/см).
Таким образом, имея кривые зависимостиZ'K = f(E) =
нетрудно определить по заданному I* сопротивление Z*.
Заметим, что уравнение (V,9) можно преобразовать, имея в ви-
ду, что при синусоидальной э. д. с.
Е' = 4,44/Б10'8; Г = Нз - ;
х 0,4к]/2
|=.^-0,4к/2=1,78и.
Удельное сопротивление = 7,9 • 10_8fp,, и, следовательно,
/х = 7>9'1Q~8/‘H-F ej (go0—
х	I
При f = 50 гц
Z* = _3>9519~6^f_ ei(90’-7)>	(УДО)
Сопротивление намагничивания определяется по этой формуле,
когда задана действующая проницаемость р.
В основу наших расчетов положены вольтампёрные характери-
стики трансформаторной стали = (рис. 18), полученные
при частоте тока 50 гц.
Для стали ХВП даны две кривые, примерно соответствующие
крайним случаям:
а)	приблизительно наибольшего влияния неблагоприятного (по-
перек прокатки) направления магнитного потока у стыков между
пластинами прямоугольного шихтованного магнитопровода;
б)	ленточного магнитопровода, в котором поток на всем протя-
жении пути направлен вдоль прокатки.
На рис. 18 для сравнения дана также ориентировочная характе-
ристика молибденового пермаллоя.
По данным испытаний, вольтамперные характеристики, снятые
70
Рис. 18. Вольтамперные характеристики (кривые намагничивания переменным током 50 гц) транс-
форматорной стали.
при различной форме кривых тока и напряжения (например, при
синусоидальном токе /* или синусоидальной Е') в интересующих
нас пределах практически совпадают; поэтому кривыми рис. 18 мож-
но пользоваться независимо от формы Е' и /*.
При заданной форме кривой э. д. с. каждая вольтамперная ха-
рактеристика в соответствующем масштабе является также и дина-
мической кривой намагничивания стали.
На диаграммах (рис. 18) по оси ординат отложена, кроме э. д. с.
(в вольтах), также максимальная индукция (в гауссах) при сину-
соидальной форме кривой (Е' = 4,44fB\Q~~8 = 2,22 • 10—еВ).
Рис. 19. Кривые угла потерь транс-
форматорной стали.
На рис. 19 представле-
ны кривые угла потерь при
частоте 50 гц для стали тех
же марок, что и на рис. 18.
Разумеется, методика
всех дальнейших расчетов
действительна также при
характеристиках материала
магнитопровода, отличаю-
щихся от приведенных на
рис. 18 и 19.
Удельное сопротивление
Zx определяется по вольт-
амперной характеристике
как отношение э. д. с. Е'
к удельной намагничиваю-
щей силе /х, т. е. в некото-
ром масштабе как тангенс угла наклона прямой, проведенной через
начало координат и заданную рабочую точку характеристики.
Если индукция в магнитопроводе трансформатора невелика (при-
близительно меньше 100 ас), то согласно кривым рис. 18 прони-
цаемость р. и сопротивление Z* могут быть с достаточной точностью
приняты постоянными. Последнее имеет место в кабельных и шин-
ных ТНП без подмагничивания, применяемых для сигнальной за-
щиты генераторов при небольшом токе замыкания на землю.
Когда индукция превышает указанный выше ориентировочный
предел, зависимость Zx от индукции целесообразно в расчете учи-
тывать непосредственно по вольтамперным характеристикам, как
описано в следующем разделе.
Определение Zx отличается от вышеуказанного, если в транс-
форматоре, кроме тока нулевой последовательности, имеются до-
полнительные намагничивающие силы от первичных токов нагрузки
(в фильтре)ч или от специального устройства подмагничивания
(в ТИП). Учет влияния дополнительной н. с. практически необхо;
дим, когда последняя примерно равна по величине или превышает
намагничивающую силу от тока замыкания на землю, однако теоре-
тически обоснованный расчет весьма затруднителен. Обычно в этих
72
случаях приближенно считают, что ток / нс влияет на величину
а также на угол потерь у, и определяют Zx, у только в зависи-
мости от дополнительной н. с.
Такое допущение для фильтра оправдывается опытом эксплуата-
ции и обычно приводится в руководствах, хотя и без достаточных
обоснований [34, 31 и др.]. В следующей главе приведены экспе-
риментальные данные, подтверждающие возможность подобного
допущения для большинства случаев применительно к ТНП с под-
магничиванием.
Для определения Z] и у в зависимости от дополнительной на-
магничивающей силы, создаваемой первичными токами расчетного
режима, в случае фильтра достаточно знать напряжение во вторич-
ной цепи каждого трансформатора при отсутствии тока пулевой
последовательности. Это напряжение «Н2=гН2^н2 считается одина-
ковым по величине во всех фазах. Соответственно найденному wH2
и приведенному удельному напряжению Т^2 =-^^-(где	—число
витков вторичной обмотки) по вольтамперной характеристике нахо-
дим намагничивающую силу /х'н и сопротивление Zx = yr~“. По
^Х.Н
кривой угла потерь определяем угол у, соответствующий напряже-
нию U'u2.
В общем случае расчет фильтра производится в двух вариантах:
при нагруженных первичными токами и ненагруженных трансфор-
маторах тока.
Для учета зависимости полного сопротивления трансформатора
тока от индукции иногда пользуются приближенными формулами
вида
Zx = J.(Z2Z2)0’3-0'4,	(V, 11)
где А — коэффициент, зависящий от конструктивных размеров
и материала магнитопровода трансформатора тока 123].
Недостатком расчетов по этим формулам является их неточность,
а также отсутствие возможности непосредственного суждения
о влиянии отклонений параметров вторичной цепи на чувствитель-
ность.
2.	Расчет защитных устройств
Для расчета защитных устройств необходимо вывести уравне-
ния, связывающие мощность во вторичной цепи РД2 (или мощность
собственно реле Рд.р), сопротивление намагничивания ТНП Zx, пер-
вичный ток /д, угол потерь у и фазный угол вторичной цепи ф (или
угол реле фр).
Расчет может преследовать одну из следующих целей:
а)	при данных типах реле и ТНП (или фильтра) требуется
определить достигаемую чувствительность по первичному току /д;
73
б)	задавшись чувствительностью /д и типом ТНП подобрать тип
реле. Для этой цели требуется подсчитать располагаемую мощность
Лд
в)	по заданному типу реле, чувствительности /д и свойствам
трансформаторной стали рассчитать размеры ТНП. В этом случае
иногда целесообразно предварительно найти требуемое сопротивле-
ние ZK.
Во всех случаях наилучшие результаты можно получить при не-‘
которых оптимальных соотношениях между параметрами трансфор-
матора тока и вторичной цепи. Прежде чем перейти к рассмотре-
нию этих соотношений, необходимо выяснить условия учета мощ-
ности Рд.р, сопротивления реле и соединительных проводов между
ТНП (или фильтром) и реле.
Для повышения чувствительности устройства по первичному току
стремятся по возможности снизить полную мощность, потребляе-
мую во вторичной цепи при действии реле (отметим, однако, еще
раз, что повышение чувствительности имеет смысл лишь при усло-
вии, когда она не ограничивается требованиями избирательности,
изложенными в главе IV).
Как известно, при данном конструктивном выполнении механи-
ческой части и магнитопровода прибора или реле максимального
тока, а также при заданном объеме меди его обмотки и определен-
ной настройке (например, натяжении пружины) полная мощность
действия его практически постоянна. То же самое имеет место
в устройствах, работающих в зависимости от направления условной
мощности, рассматриваемых в настоящей книге.
Что касается сопротивления Zp (приведенного к первичной об-
мотке ТНП или фильтра), то оно зависит от соотношения числа
витков вторичной обмотки трансформатора Л/г и токовой катушки
реле Np. Например, увеличив Np или уменьшив Nz, мы повысим со-
/дг \2
противление Zp пропорционально квадрату отношения витков I
Если изменять Zp от 0 до 'оо при заданном конструктивном выпол-
нении магнитопровода ТНП и Рд.р = const, ток /Д.Р будет сначала
уменьшаться, достигнет минимума (при оптимальном Zp), а затем
начнет снова возрастать.
Разумеется, все сказанное выше имеет силу и в тех случаях,
когда реле включается через усилитель, выпрямитель или промежу-
точный трансформатор тока. В подобных случаях мы будем считать
Рд.р суммарной мощностью, a Zp — эквивалентным общим сопро-
тивлением реле вместе с этими вспомогательными аппаратами.
Если в расчете учитывается сопротивление соединительных про-
водов между ТНП и реле, оптимальная величина Zp принципиально
зависит от того, регулируется она изменением числа витков ТНП
или реле.
В первом случае, при достаточно малом сопротивлении обмотки
ТНП, заданных сопротивлениях реле и проводов и отсутствии ком-
74
пенсации индуктивностей, исходное условие постоянства мощности
распространяется на всю вторичную цепь: Рд2 = 7д2^2 = const.
* Если же оптимальное сопротивление достигается путем выбора
исполнения реле при заданных обмоточных данных ТНП и задан-
ном сопротивлении проводов, причем Рд.р = const, то мощность Рдз
становится переменной, так как потери в проводах зависят от Zp.
При этом вывод оптимальных параметров защитного устройства по
сравнению с предыдущим случаем усложняется.
Однако нужно иметь в виду, что сопротивление соединительных
проводов обычно мало по сравнению с Zp, Кроме того, как будет
показано ниже, даже довольно большие отклонения от оптимальных
величин во вторичной цепи вообще незначительно влияют на чув-
ствительность; поэтому для простоты вполне допустимо принимать
постоянной суммарную мощность, расходуемую в реле и соедини-
тельных проводах, и считать сопротивление проводов входящим
в Zp. Соответственно в схеме без компенсации индуктивностей
имеем: Z2 Zp и Рд2Рд. р = const.
При компенсации индуктивностей реле и трансформаторов тока
сопротивление Хс не может быть введено в состав Zp, поскольку
оптимальная мощность, потребляемая в конденсаторе, зависит от
соотношения сопротивлений Zp и Zx, и, следовательно, при Ра.р —
= const имеем: Рд2 = Рс + Рд.р const.
Условия расчета зависят также от того, приходится ли учиты-
вать изменение удельного сопротивления Zx (или действующей про-
ницаемости р) в зависимости от индукции в магнитопроводе В.
В рассматриваемых ниже расчетных случаях рассуждения ве-.
дутся применительно к одному ТНП.
Удельное сопротивление Zx принимается по-
стоянным, компенсация индуктивности отсут-
ствует. Из уравнения (V,I) имеем
Г Л^т> Г 1 I 2Sin(<p-H)  Z2'
А—|/ p^\Lz./r Zx
(V,12)
Найдем оптимальное соотношение между сопротивлениями Z2 и Zx,
для чего приравняем нулю первую производную от* подкоренного
выражения по Z2
Л + А = о-
Г74 1	Г7^
^2. А*
Отсюда получаем
Z2 = ZX
(V,is;
(нетрудно убедиться, что это условие соответствует минимуму то-
ка 7Д).
Следовательно, для получения наибольшей чувствительности при
Zx = const нужно, чтобы сопротивление вторичной цепи ТНП было
равно по абсолютной величине его сопротивлению намагничивания.
75
При выполнении условия (V.13) ток намагничивания равен по
Т Г I /~
величине току нагрузки Л = /д2=|/
г ^Х
г = л = 1_1/'Рд2
х I iy z^
(V.14)
Определив по этой формуле значение /х, можно найти по кри-
вой (см. рис. 18) величину индукции и соответственно проверить
справедливость допущения Zx = const (как было указано в раз-
деле 1, оно возможно приблизительно при В < 100 гс). Кроме того,
определяется угол у, соответствующий началу кривой, приведенной
на рис. 19 (при наличии дополнительных ампервитков, например,
в нагруженном фильтре, ZK и у принимаются соответственно числу
этих ампервитков).
Далее, согласно (V, 1) первичный ток действия реле равен по
величине
/ор '
-^[14-81п(Ф+у)].	(V,15>
При необходимости определения угла сдвига фаз между этим то-
ком и током /2 можно воспользоваться формулой (V,6).
Если задан первичный ток /д, наибольшая мощность ТНП опре-
деляется гаюце на основании условия (V, 12), причем для провер-
ки величин В и у приходится предварительно задаться током Л :
т2у
Рд2=ОГ1 I J1 /7-|— \i-	(V,l6)
2[14-sln(<|>+y)]
Наконец, когда требуется рассчитать размеры ТНП по всем
остальным заданным величинам, находим требуемое минимальное
сопротивление намагничивания
_ 2(1 -hsin(ф-hу)]РХ2
—---------72--------- ( V,1 / )
и подсчитываем необходимое отношение размеров
F ^х_2[14-81п(Ф + у)]Рд2
Ш 	(VJ8)
Выбрав по конструктивным соображениям с учетом охваты-
ваемого числа кабелей или шин среднюю длину магнитной линии I
и ширину пластин магнитопровода s, определяем активную высоту
пакета стали
__F_____ 2 [ 1 —|— sin (ф -р у)] Рд-2^
- 3
(V.19)
76
Входящий в последние уравнения множитель [1 + sin ( ф -1- у)]
иногда приближенно принимают равным 2.	* ,
Из уравнения (V, 19) видно, что при данном отношении - вес
s
магнитопровода ТНП обратно пропорционален квадрату первич-
ного тока. Кроме того, этот вес, очевидно, прямо пропорционален
второй степени периметра окна магнитопровода, ввиду чего жела-
тельно сокращать этот периметр, по возможности сближая кабели
или шины ТНП.
Определим также, как влияют на чувствительность защитного
устройства возможные отклонения сопротивления Za от оптималь-
ного при данной мощности РД2. Рассматривая эти отклонения как
замену наивыгоднейшего приведенного сопротивления Z2 = ZX
другой величиной, равной kZ* (где к^Л\ & = Zce^+’r-90^), полу-
чаем уравнение первичного тока
Относительное увеличение /д по сравнению с током при опти-
мальном значении Za согласно (V,14) составляет

^-1)100% = -
V[2—2 sin (ф —j—у)]2
1 100%.
На рис. 20 представлены кривые зависимости А7д°/0 от к для
крайних случаев Ф4-Т = 0° (например, при полной компенсации
индуктивностей ТНП и реле) и ф -|- у = 90°. Из последней кривой
видно, что, например, при отклонении сопротивления Z2 на -|- 40%
или —30% от наивыгоднейшего значения первичный ток уве-
личивается приблизительно лишь на 1%. При больших отклоне-
ниях Za возрастание тока становится более значительным.
В схеме осуществлена компенсация индуктив-
ностей реле и ТНП (см. рис. 17), сопротивление
Zx = const. Согласно уравнению (V, 8) ток действия будет
Zx sin y-|-ZpCOS фр
(V,20)
Для определения наивыгоднейшего значения Zp приравняем
нулю первую производную этого выражения по Zp:
г\ с г7—1,5 ,	1 г\ г- гу—0,5 лу—1		Sin Y	COS фр
— 0,5Zp sin у —|— 0,5Zp Zx cos фР = 0 j —~,
Z'o At
откуда получаем
,  r/ sin у
'р А---------Г" •
COS фр
(V.21)
п
F-Z*.
I Z'J
(V,25)
(V,26)
Из сравнения этих уравнений с выражениями (V, 15) — (V, 19)
видим, что компенсация существенно улучшает параметры защит-
ного устройства.
тока ТНП при отклонении от оптимального сопро-
тивления Z2; (РД2 = const; Zx = const).
По окончании расчета (при отсутствии дополнительных ампер-
витков тока нагрузки или подмагничивания) необходимо проверить
справедливость принятого допущения Zx = const, а также величи-
ну угла у. Для этой цели по формуле (V, 5) находим ток намагни-
чивания и удельную намагничивающую силу
I = —
х I '
По кривым рис. 18 и 19 определяем В и у.
тз
Сопротивление Zx не может быть принято по-
стоянным, токи 7д, Zx, Z2 совпадают по фазе-
(ф + у = 90°), компенсация индуктивностей отсут-
ствует. Совпадение перечисленных токов по фазе упрощает
расчет, поэтому во многих случаях оно принимается как исходное
допущение.
Расчет легко производится при помощи кривых чувствитель-
ности (рис. 21, сплошные кривые), построенных по вольтамперным
характеристикам и кривым углов потерь согласно рис. 18 и 19
(для стали ХВП взяты данные соответствующие шихтованному
магнитопроводу [63]).
К преимуществам расчета по таким кривым по сравнению
с расчетом на основании аналитической зависимости (V, 11) отно-
сится, кроме простоты и наглядности, также возможность непо-
средственного суждения о влиянии отклонений от наивыгоднейших
параметров на чувствительность защитного устройства.
На рис. 21 все величины являются удельными, т. е. приведен-
ными к одному витку, 1 см средней длины и 1 см2 поперечного се-
чения магнитопровода.
Рассматриваемые кривые представляют собою зависимость
первичного тока 1а (ав/см) от мощности РД2 (ва/см3) и сопротив-
ления вторичной цепи (ом/вит; см; см2). Эта зависимость имеет
следующий вид:
Входящий в последнее выражение ток намагничивания зависит
от индукции, и, следовательно,
дур^-,
r=f(V Р^)+1/	Z').
Z/2
При построении кривых рис. 21 были предварительно
определены значения Zx для ряда точек по вольтамперным харак-
теристикам, после чего найдены величины 7Д. Как видно из рис. 21,
кривые чувствительности при отсутствии компенсации довольно
пологие (в особенности вправо от минимальных точек). Следует
отметить, что наивыгоднейшие значения сопротивления 2г, соответ-
ствующие минимуму кривых чувствительности, превосходят Zx,
в отличие от рассмотренного выше случая, когда Zx = const.
Рассмотрим порядок пользования полученными кривыми. Если
требуется определить наименьший первичный ток (чувствитель-
ность) 1Д при остальных заданных величинах, перечисленных
79

в начале раздела, необходимо предварительно отнести мощность
вторичной цепи к единичным размерам ТНП: Р'о = —
д2 FI '
< Соответственно по кривой для заданной марки стали находим
ток 7д и искомую величину 1Л = 1Л1. Одновременно определяем
наивыгоднейшее сопротивление Z2 = Zj—. Из кривой также вид-
I
но, как изменится чувствительность при отклонении от этой вели-
чины Z2-
Аналогично определяются РД2 и Z2, если ток 1Л и все осталь-
ные величины заданы.
Когда искомыми являются размеры ТНП, приходится прибе-
гать к последовательным приближениям: задавшись F и I, нахо-
дят ток 1а, как было указано выше, и проверяют его соответствие
заданной величине.
Если удельная мощность РД2 в рассматриваемом расчете ока-
жется меньше величины мощности, соответствующей самой ниж-
ней сплошной кривой (рис. 21), например, для стали Э4АА меньше
1 • 10—5 ва1см\ то это свидетельствует о том, что зависимость со-
противления намагничивания ТНП от индукции можно не учиты-
вать, т. е. следует принять Zx = const.
То же, что в предыдущем случае, но ф-|-у#=90о.
В данном случае учитывается действительный сдвиг фаз между
токами 1а, Л, 12.
Из предыдущего видно, что небольшие отклонения сопротивле-
ния Z2 от оптимального приводят к практически несущественному
ухудшению чувствительности защитного устройства; поэтому впол-
не допустимо приближенно определять наивыгоднейшее сопротив-
ление Z2 в зависимости от заданной мощности РД2 по тем же
сплошным кривым (см. рис. 21), что и в предыдущем случае
(Ф + Y = 90°).
Выбор Z2 при Рд2 = const предопределяет падение напряже-
ния на Z2 и Zx, а следовательно, и величину Zx. Чтобы найти Zx,
одновременно с Z2 находим по той же кривой в качестве вспомо-
гательной величины ток 1Д (при ф-|-у = 90о).
Далее, имеем:
х
(V,27)
После пересчета Л2, Zx и Z2 к фактическим размерам ТНП,
задавшись углом у, вычисляем искомый ток Л по формуле (V, 1).
6—317.
81
Наконец, определив по формуле (V, 5) ток Д, находим по кри-
вой (см. рис. 19) угол у и проверяем его соответствие принятому
ранее. В случае значительного расхождения повторяем расчет.
Угловая погрешность определяется согласно (V, 6).
Таким образом, в рассмотренном случае расчет производится
сначала, как при ф-|-у = 90о, затем величина тока Д и угол у
уточняются по методу последовательных приближений.
Если требуется рассчитать мощность РД2 или размеры ТНП по
заданному 7Д, целесообразно воспользоваться также методом после-
довательных приближений, предварительно задавшись этими вели-
чинами и вычислив ток Д, как указано выше.
Zx #= const, в схеме полностью скомпенсирова-
ны индуктивности реле и ТНП (см. рис. 17). Для
данного случая построены графики зависимости первичного тока
Д от активной мощности, потребляемой реле, Рд.р.а и активного
сопротивления реле r?= Z'cosфр (пунктирные кривые, см. рис. 21).
Построение выполнено следующим образом: на основании схемы
замещения и уравнения (V, 7) имеем выражение для тока
г' = г' ZxSlnr-l-ZpCOS фр = f rx + rp
' V(^cosr)2 + (Zpcos фр)3	+
Задавшись рядом значений Д, находим по вольтамперной харак-
теристике и кривой угла потерь соответствующие величины Е'} у
и вычисляем Zx, гх и Хх.
Следовательно, ток намагничивания представляется в виде функ-
ции двух связанных между собою сопротивлений: Ix = f(rx; _Хх).
Ток Д может быть представлен как функция тех же сопротив-
лений и, кроме того, еще активного сопротивления реле
.(для удобства были построены вспомогательные графики этой
функции).
С другой стороны, активная мощность реле также зависит от
этих трех сопротивлений
Г2Г
Р< ____ Т'2 г' — Т'2 х Р _
Д.р.а ^д. р. ар х У'2 I ~'2
X I р
'2^
=Ж; ^)12ТС72=?(’•;•>
X I р
(составляем также вспомогательные графики).
Задавшись рядом значений г* (и соответственно Х^), а также
гр и найдя по вспомогательным графикам соответствующие вели-
82
чины 7Д и Рд.р.а, нетрудно затем построить искомые кривые зави-
симости
=	• г').
д ' рд.р.а’ р/
Z
Пунктирными кривыми рис. 21 пользуются так же, как и сплош-
ными кривыми. Пересчет к фактическим размерам ТНП, проверка
угла у и т. д. производятся аналогично указанному выше.
Дополнительные замечания. Из кривых рис. 21
видно, что применение стали Э4АА вместо Э4А при сохранении
размеров магнитопровода неизменными и заданной мощности по-
зволяет увеличить чувствительность защиты в 1,2—1,3 раза, а в слу-
чае стали ХВП — в 1,6—1,9 раза.
Выполнение компенсации индуктивностей ТНП и реле при
Zx #= const, так же, как и при Zx = const, способствует повышению
чувствительности.
Из всего вышеизложенного следует, что для получения наиболь-
шей чувствительности защитного устройства в каждом случае не-
обходима определенная величина приведенного сопротивления
реле Zp. Как было указано выше, это сопротивление регулируется
изменением обмоточных данных ТНП или реле.
Когда обмоточные данные ТНП подлежат выбору по задан-
ному типу реле, число витков вторичной обмотки трансформатора
определяется по формуле

(V,28)
где г2 — действительное сопротивление вторичной цепи. При
Zx = const на основании (V,13) (V,15) имеем
лт — 7 1/ _________________
2 А|/ 2Рд2[1+81п(Ф+Т)]-
Таким образом, при заданных чувствительности по первичному
току, сопротивлении z2 и типе реле в данном случае число витков
N2 не зависит от конструктивных размеров ТНП.
Поперечное сечение проводов вторичной обмотки выбирается
по условиям механической прочности с учетом термической устой-
чивости при двойных замыканиях на землю в сети.
Разумеется, уравнения и графики, приведенные в настоящем
разделе, имеют силу для всех схем (см. рис. 15), если каждый из
числа совместно включенных трансформаторов тока рассматри-
вать отдельно с учетом приходящейся на него доли мощности, пер-
вичного тока и сопротивления вторичной цепи. Так, например, в слу-
чае включения нескольких ТНП параллельно (см. рис. 15, б) сле-
Р I
дует принимать в расчете — , — и nZ2 вместо РД2, /д и Z2- При
83
последовательном включении ТНП подставляем в уравнения ,
1 z п
и (очевидно, при данном п достигаемая чувствительность
не зависит от способа включения ТНП).
В частном случае, при Zx = const, подставляя в (V,15) указан-
ные значения вместо 7Д и РД2, получаем
/9 р
4i2[l + sln(T+r)]»,	(V.29)
ZX
т. е. при совместном включении нескольких трансформаторов тока
чувствительность устройства понижается в п раз. Когда Zx #=
const, уменьшение чувствительности будет еще более значитель-
ным.
Для фильтра из трех трансформаторов тока аналогично прини-
маем мощность, первичный ток замыкания на землю и сопротивле-
ние на каждый трансформатор: —, — и 3Z2.
3.	Примеры расчета
1.	Рассчитать чувствительность по первичному току устройства защиты ге-
нератора с шинным ТНП при следующих данных: шихтованный магнитопровод
из стали ХВП с размерами окна 160X 450 мм; $ = 70 мм, й=81 мм. Следо-
вательно, F = 57 см2; /=150 см. Реле с потреблением в токовой цепи
Рл р = 0,02 ва и углом >рр = 45°. Сопротивлением соединительных проводов пре-
небрегаем.
В главе VII будет показано, что для ограничения токов небаланса генера-
торных ТНП целесообразно применять подмагничивание. Однако в настоящих
примерах для простоты считаем, что ТНП не имеют подмагничивания.
Ввиду сравнительно большой длины I принимаем удельное сопротивление
намагничивания постоянным и равным (на основании характеристики, см. рис. 20)
Zx = 0,0055, 7=15°, (см. рис. 19).
По формуле (V,9) действительное сопротивление
57
ZY = 0,0055 — ej75° = 0,00209 eJ‘75°.
х	150
Удельная намагничивающая сила согласно (V.141)
Ас - 150 V 0,00209 ~ 010206
Соответственно кривой рис. 21 индукция составляет всего лишь около 60 гс.
Следовательно, выбор величин Zx и у сделан правильно.
При выполнении условия Z2 = Zx согласно (V,15) имеем
1/ 2-0,02	„
;Д=К адо2О9 [1+Sin(15°+45°)1^6
Определим также угловую погрешность по (V,5):
cos 60°	0,5
tg т‘ = 1 +sin 60s = 1+0,866 = °’268'
откуда т)=15°.
84
Следует отметить, что полученный ток /д превышает допустимый предел,
указанный в главе IV, раздел 1.
2.	Определить требуемую чувствительность реле по мощности срабатывания,
а также число витков вторичной обмотки ТНП в случае понижения первичного
то!(а действия, указанного в предыдущем примере, до 4 а при сопротивлении ка-
тушки реле 10 ом. Остальные исходные данные те же, что и выше.
В рассматриваемом случае, согласно уравнению (V.16), располагаемая мощ-
ность ТНП пропорциональна квадрату первичного тока; поэтому находим:
/ 4 V	1/ 10
Рд2 = I-g-1 0,02 == 0,0089 ea; N2 = |/ q qq2Q9 ~
Определим также, как изменится чувствительность, если вместо этого числа
витков их будет уложено меньше, например 60. В этом случае приведенное
10
к одному витку сопротивление вторичной цепи равно Za = — = 0,00278.
60г
Относительное увеличение сопротивления составляет
0,00278
k = ------- = 1,33.
0,00209
Согласно кривой рис. 20 этому увеличению сопротивления соответствует по-
вышение тока /д меньше чем на 1%.
Э.	Определить чувствительность для тех же данных, что и в примере 1, но
при полной компенсации индуктивностей ТНП и реле.
На основании уравнения (V.22) достигаемая в этом случае наибольшая чув-
ствительность будет равна
/д= 2 у Q Q0209 sin 15° cos 45° = 2,64 а.
Согласно (V,8) ток в реле опережает первичный ток на угол ц = 90° — 7 =
= 75°.
4.	Рассчитать чувствительность по первичному току и число витков вторич-
ной обмотки сетевого ТНП-1 с магнитопроводом из стали Э4!А следующих раз-
меров (см. рис. 64): окно 80X 80 мм2, ширина s = 40 мм, средняя длина маг-
нитной линии I = 48 см, активная высота h = 90 мм, F = 36 см2, объем стали
Fl = 1730 см3.
Реле с потреблением РД р = 0,1 ва и сопротивлением zp = 10 ом при угле
= 0° (включение через выпрямитель).
Находим
- ОД	к
р =	~ 5,8 • 10~б.
д2 1730
Расчет проведем, считая приближенно ф + 7 =90°.
По сплошным кривым диаграммы (рис. 21, а) находим:
Z2 = 1 • 10“2 ом/см, смг; Z2 = 1 • 10—2	= 7,5 • 10-3 олт,
/д ~ 0,23 а/см; /д = 0,23 • 48 = 11 а.
Если требуется более точный расчет с учетом фактических углов ф и 7, до-
полнительно подсчитывается:
/5,8 • IO-*
———2— = 0.076 а/см-, 1г = 0,076 • 48 = 3,65 а.
10
85
Далее, по формуле (V, 27) получаем:
,	0,076. • 10"2	36	,
Zx = 0 23—0 076 = °'0049 ОМ1СМ>СМ'"’ Zx = 0,0049 “ 3,7 ' 10 ом'
Принимаем у = 20°.
Согласно уравнению (V, 1)
/	2-75-10—3	/75\2
I = 3,65 1/ 1 + п , sin (0° + 20°) + т- = 9,3 а.
д У 1 3,7 • 10—3	’	\3,7/
Для проверки угла 7 подсчитываем по формуле (V, 5) ток намагничивания
9.3
- ~ -	=-^т7 ~ 7,4 а.
2-3,7	/37\2
1+^rsin20° + (g)
Удельная н. с.
	7,4
/х= 48~°’15 alCM'
Этой величине согласно кривой рис. 19 соответствует угол 7 = 19°, что
достаточно близко совпадает с принятым выше. Следовательно, найденную ве
личину тока 7Д — 9,3 а можно считать окончательной.
Определяем угловую погрешность по (V, 6):
COS 19	11с	лпо
=	-----------= 1Д5, -q = 49.
— 4- sin 19°
7,5
Наконец, по (V, 28) подсчитываем наивыгоднейшее число витков вторичной
обмотки ТНП
10
7,5 • 10~3
М =
= 36,5.
Округляем до 37 витков.
5.	Определить, как изменится чувствительность в случае включения двух
ТНП параллельно на общее реле при тех же данных (в том числе и Мг), что
в предыдущем примере. В данном случае на каждый ТНП приходится вдвое
меньшая мощность Рд2 = 2,9-10—0 и вдвое большее сопротивление Z2 = 20- 10“3;
2Z2 = 15 ’ 10-3. При ф + 7 = 90° по диаграмме (рис. 21, а) получаем:
/д ж 0,21; у = 0,21 • 48 « 10,1 а;
/2,9-10~5
20-1О-3
= 0,038;
-у = 0,038 • 48 = 1,82 а.
Согласно (V,27)
0,038 • 20 • 10~3
0,21—0,038
= 0,00441;
2ZV = 0,00441 • — = 3,31 • IO”3;
х	48
полагаем 7 = 20°.
86
По формуле (V, I):
4=1.821/^ 1 + 2^ sin 20° + f — Г~9 а-
2 V 3,31	\3,31 /	’
9	,77
,	„3,31	/3,31\2 “ 7-7 а' = 48 " °'16 а1см-
1+2---sin 20 + --I
15	115/
По графику (рис. 19) находим у = 19,5°, что близко совпадает с принятым
выше; поэтому можно считать чувствительность защитного устройства по пер-
вичному току для двух ТНП равной /д = 2 • 9 == 18 а, т. е. почти вдвое хуже,
чем при одном ТНП.
Угловая погрешность по (V, 6):
cos 19,5°
tg 7] == -3-31---------------= 1,68, т] « 59 .
-7— + sin 19,5°
15
6.	Рассчитать чувствительность фильтра, составленного из трех трансфор-
маторов тока, встроенных во втулки высоковольтного выключателя при условии
компенсации индуктивностей реле и трансформаторов тока.
Номинальный коэффициент трансформации пт = 400/5 = Уг- Основные раз-
меры магнитопровода: F — 40 см2, 1 = 41 см. Сталь марки Э4АА. Сопротивление
приборов в, фазах вторичной цепи 2гн=0,8 ом. Потребление во вторичной цепи
/	гн\
фильтра I реле, соединительные провода и нагрузка -gj равно Рд2=О,1 за.
Фазовый угол = 60°.
Находим удельную активную мощность вторичной цепи
Р
д. р.а
0,1 cos 60°
3-41-40
= 1,015  10—5 вт/см*.
Для режима холостого хода установки по пунктирным кривым рис. 21, б
получаем:
/?2 = 1 • 10“3; 3/?2 = 1 • 10-3 — = 0,97 • 10-3 ом-,
7^ « 0,05;	^ = 0,05-41 =2,05 а.
Таким образом, в данном случае чувствительность достигает /д = 3 • 2,05 = 6,15 а,
причем этому току соответствуют наивыгоднейшее активное сопротивление
вторичной цепи
0,97 • IO"3
гг = 802 ---з------= 2,07 ом
и полные сопротивления реле (удельное, приведенное и действительное):
, _ 2-10-3 = 2.10-з	7 = 2.10-319 = 1,95 • 10“3;
р- cos 60°	р	41
87
।	5 • 0,8
При нагруженных трансформаторах тока	ин2 = ———- = 1,25 • 10 Л в/см*.
Согласно кривой рис. 18 имеем:	80-40
Гну. ~ 0,14 а/см; Z* = 8,9 • 10~3; Zx = 8,7 • 10“3 ом
и, кроме того, по кривой рис. 10 угол у = 19°.
По уравнению (V, 21) (применительно к удельным величинам) наивыгод-
нейшее сопротивление для нагруженного фильтра составляет
.	ч sin 19°	о
Z_ = 8,9 • 10~3------ = 5,8 • 10 “3 ом
р	cos 60°
и наивысшая чувствительность no (V, 22)
'д = 2
0,1
---------5 sin 19е cos 60° = 2,74 а < 6,15 а.
8,7 • 10-3
Однако в рассматриваемом случае целесообразно выбрать сопротивление
реле по режиму холостого хода: Zp = 2 • 10“3; zP = 4,14 ом. Тогда чувстви-
тельность при нагруженном фильтре по (V, 20) несколько понизится:
8,7-0,325+1,95-0,5
= 3,13 а,
0,1
1,95-10~3
д —
8,7
т. е. будет приблизительно вдвое выше, чем при холостом ходе.
ГЛАВА VZ
ПОДМАГНИЧИВАНИЕ МАГНИТОПРОВОДОВ
ТРАНСФОРМАТОРОВ
ТОКА НУЛЕВОЙ ПОСЛЕДОВАТЕЛЬНОСТИ (ТНП)
1.	Принцип устройства ТНП с подмагничиванием
Получение необходимой чувствительности защиты генераторов
при обычных ТНП (без подмагничивания) с простыми реле макси-
мального тока затрудняется тем, что располагаемая удельная на-
магничивающая сила ТНП обычно укладывается в пределах на-
чальной части кривой намагничивания трансформаторной стали,
причем магнитная проницаемость стали невелика.
Конечно, применив реле специального устройства с очень ма-
лым потреблением (например, реле, включенное через усилитель
мощности), можно и при обычном ТНП обеспечить действие защи-
ты от небольшого тока замыкания на землю. Однако при этом
возникают сравнительно большие токи небаланса от пространствен-
ной несимметрии первичной цепи, существенно ограничивающие
чувствительность защиты (в главе VII будет показано, что относи-
тельная величина тока небаланса ТНП приблизительно обратно
пропорциональна проницаемости магнитопровода).
Задача получения необходимой чувствительности защиты при
одновременном ограничении тока небаланса может быть решена
путем изготовления магнитопроводов ТНП из пермаллоя, как из-
вестно, обладающего высокой начальной магнитной проницае-
мостью. Однако высокая стоимость пермаллоя (превышающая
в 20—25 раз стоимость обычной трансформаторной стали) вслед-
ствие содержания в нем 50—75% никеля и сложности технологи-
ческого процесса изготовления ограничивает массовое применение
этого материала для изготовления ТНП (в особенности, если
учесть большие размеры и вес этих трансформаторов тока при за-
щите крупных объектов). Кроме того, магнитные свойства пермал-
лоя неустойчивы, на них влияют механические напряжения и сотря-
сения, всегда возможные при монтаже ТНП. Вместе с тем, достаточ-
но высокая отдача мощности и ограничение токов небаланса при
конструктивно приемлемых размерах магнитопроводов ТНП легко
достигаются путем подмагничивания переменным током обычной
дешевой трансформаторной стали.
89-
Ниже будет показано, что подмагничивание трансформаторной
стали током рабочей частоты энергосистемы дает такой же эффект,
как применение материала с магнитной проницаемостью порядка
5000—8000 гс/э, что приблизительно в 10 раз превышает прони-
цаемость стали Э4А в начале кривой намагничивания.
Следует заметить, что подмагничивание измерительных фаз-
ных трансформаторов тока в некоторых случаях применялось
с начала 30-х годов для уменьшения погрешностей этих транс-
форматоров.
Подмагничивание магнитопроводов ТНП для защиты генерато-
ра впервые было осуществлено автором на одной из электростан-
ций г. Киева незадолго до начала Великой Отечественной войны,
однако во время войны эта установка была разрушена. Исследо-
вания ТНП с подмагничиванием были возобновлены в Институте
электротехники АН УССР; с 1948 г. началось широкое внедрение
этих трансформаторов тока сначала на электростанциях Киевэнер-
го, а затем и в других энергосистемах.
Подмагничивание, вместе с описанными в главе VII другими
мероприятиями по ограничению токов небаланса, по существу, по-
зволило впервые практически решить вопрос об отстройке от этих
токов и осуществить достаточно чувствительную и вместе с тем
вполне избирательную защиту генераторов от замыканий на
землю.
°	и у
Рис. 22. Принцип устройства ТНП с подмагничиванием:
а — нормальный режим работы установки; б — однофазное замыкание на землю.
На рис. 22 показан принцип устройства ТНП с подмагничива-
ние?л Трансформатор имеет два одинаковых магнитопровода
(расположенных один над другим на небольшом расстоянии), на
каждом из которых помещена, кроме общей вторичной, дополни-
тельная обмотка подмагничивания. Обе обмотки подмагничивания
имеют приблизительно одинаковое число витков и соединены
встречно-последовательно, т. е. дифференциально по отношению
1 Авторское свидетельство № 74018 по заявке от 7 апреля 1947 г.
90
к первичной и вторичной цепям ТНП. При отсутствии тока нуле-
вой последовательности в первичной цепи (например, при нормаль-
ной работе установки) магнитные потоки Фгр. и Ф1Г(1, созданные
в .магнитопроводах током подмагничивания 7р. частоты 50 гц, на-
водят во вторичной обмотке равные и прямо противоположные
э. д. с. Благодаря этому напряжение и ток во вторичной цепи от-
сутствуют (мы здесь пренебрегаем током небаланса от подмагни-
чивания, практически возможным вследствие некоторой неидентич-
ности магнитных свойств обоих магнитопроводов).
При появлении в первичной цепи ТНП тока замыкания на
землю 13, равного тройному току нулевой последовательности,
в магнитопроводах возникают одинаково направленные потоки Фг3
и Фпз (рис. 22,6), накладывающиеся на потоки подмагничивания
(для простоты потоки подмагничивания на рисунке не показаны).
Создаваемые потоками Фг3 и Фпз во вторичной обмотке, одина-
ково направленные, э. д. с. складываются, вызывая появление на-
пряжения и тока во вторичной цепи. Что касается обмоток под-
магничивания, то потоки Фтз и Фпз создают в них взаимно уни-
чтожающиеся э. д. с., не влияющие на работу ТНП.
Следует отметить, что вместо показанной на рис. 22, а и б об-
щей вторичной обмотки, охватывающей оба магнитопровода, мож-
но выполнить отдельные обмот
и соединить их последовательно-
согласованно (см. ниже описание
кабельных ТНП). Одна из моди-
фикаций устройства подмагничи-
вания применительно к высоко-
чувствительным сетевым ТНП рас-
сматривается в главе VIII. По со-
ображениям, изложенным в раз-
деле 6, н. с. подмагничивания вы-
бирается с таким расчетом, чтобы
трансформатор работал в области
среднего, наиболее наклонного
участка вольтамперной характери-
стики трансформаторной стали,
снятой на токе промышленной час-
тоты (рис. 23). Эта характери-
стика в интересующих нас преде-
лах практически не зависит от
того, получена ли она при синусоидальном токе или при синусо-
идальном напряжении.
Важно также отметить, что в ТНП н. с. тока подмагничивания
7р. обычно значительно больше намагничивающей составляющей
расчетного тока замыкания на землю 73.х. (Например, в самом ма-
лом ТНП на два кабеля отношение эффективных величин —— =
73. х
— 10 - 12, а в других ТНП еще больше.) Поэтому результи-
на каждом магнитопроводе
Рис. 23. Вольтамперная характе-
ристика ТНП.
91
рующие н. с. обоих магнитопроводов мало отличаются одна от
другой.
В настоящей главе, как и прежде, принимаем число витков
каждой обмотки ТНП равным одному.
Предположим, для простоты, что вторичная цепь ТНП разомкну-
та и токи 7р. и 13 синусоидальны и совпадают по фазе. Тогда
в одном из магнитопроводов намагничивающие силы этих токов
также совпадут, а в другом — сдвинутся на 180°.
Рассматривая кривую рис. 23, нетрудно видеть, что при этих
условиях дополнительные потоки Ф13 и Фп3, создаваемые током
/3, индуктируют во вторичной об-
мотке ТНП эффективные элек-
тродвижующие силы Ел и -Е3п,
значительно превосходящие соот-
ветствующие э. д. с. 7?зо, возни-
кающие от того же тока /3 при
отсутствии подмагничивания.
Ввиду нелинейности процесса
эффективное значение суммарной
э. д. с. при разомкнутой вторичной
цепи еще значительно превышает
арифметическую сумму1 £з1-|-
-р-Еэп. В результате действующая
э. д. с. получается в несколько
раз больше, чем электродвижу-
щая сила при отсутствии подмаг-
ничивания.
Кроме того, при угле сдвига
фаз между токами /3 и 1^, отличающемся от 0° (или 180°), благо-
приятный эффект подмагничивания во всех случаях сохраняется,
хотя величина вторичной э. д. с. и зависит от этого угла. Благодаря
увеличению э. д. с. при подмагничивании магнитопроводов возра-
стает в несколько раз также мощность, которая может быть полу-
чена от ТНП при включении нагрузки во вторичную цепь.
На первый взгляд может показаться, что описанный эффект
возможен и при подмагничивании магнитопроводов постоянным то-
ком, поскольку основная кривая намагничивания стали, получае-
мая на постоянном токе (рис. 24), имеет в средней части значитель-
но больший наклон, чем в начале.
Если бы сталь не обладала гистерезисом, т. е. если бы при
наличии постоянной н. с. подмагничивания /и накладывающиеся
н. с. переменного тока с амплитудой "К2 /3 вызывали приращение
индукции АВ от точки а до Ь, то магнитная проницаемость, а сле-
довательно, и э. д. с. увеличились бы.
1 Это объясняется тем, что эффективное значение разности двух несину-
соидальных величин всегда больше, чем разность эффективных значений этих
же величин.
92
Однако в действительности изменение потока происходит по
частному гистерезисному циклу, причем индукция колеблется в зна-
чительно меньших пределах а — Ь'. Некоторое значение имеет
также явление магнитной вязкости, приводящее к дополнитель-
ному запаздыванию во времени изменения магнитного потока. При
этом форма кривой э. д. с., индуктируемой в обмотке трансформа-
тора, сильно искажается. В результате эффективная э. д. с. и мощ-
ность во вторичной цепи при подмагничивании постоянным током
оказываются даже меньше, чем при отсутствии подмагничивания
и том же токе 13 (в последнем случае процесс происходит в пре-
делах а" 4- Ь").
Параметры трансформатора тока могут быть улучшены подма-
гничиванием переменным токовд не только основной, но и повышен-
ной частоты. Однако по сравнению с более простым подмагничива-
нием током 50 гц это не дает преимуществ (см. экспериментальные
данные в разделе 4); поэтому применение подмагничивания током
повышенной частоты нами здесь не рассматривается.
2.	Основные представления о рабочем процессе в ТНП
с подмагничиванием
Для выяснения особенностей процесса в ТНП с подмагничива-
нием переменным током рабочей частоты рассмотрим рис. 25 и 26,
построенные для простейшего случая разомкнутой вторичной об-
мотки и синусоидальных токов г’р. и i3.
Пусть изменение во времени этих токов отвечает векторной
диаграмме (рис. 25, а), где токи сдвинуты относительно друг дру-
га на некоторый угол, а ось отсчета времени направлена верти-
кально. Результирующие н. с. каждого магнитопровода ТНП опре-
деляются векторами Л и /п, причем 71 = 7и4-/з; h= —Ц 4-13.
(Для простоты опускаем здесь множитель 1^2).
На рис. 25, б нанесены основная кривая намагничивания транс-
форматорной стали, гистерезисные петли ®i = /i(«j); Фп = fn(?„),
соответствующие амплитудам токов Л, /ц, а также гистерезисная
петля Фзо = /о(/з), соответствующая амплитуде тока /3 при отсут-
ствии подмагничивания. На рис. 25, в, г, д построены кривые пер-
вых производных от этих потоков по своим токам, найденные как
тангенсы угла наклона касательных к петлям (рис. 25, 6) в различ-
ных точках.
Кривые рис. 25, е, и изображают изменение во времени резуль-
тирующих намагничивающих сил каждого магнитопровода й, in
и соответственно найденных по рис. 25, б потоков Фт и Фп.
На рис. 25, ж, к представлено изменение во времени диффе-
„ йФг йФн .
ренциальных индуктивностей	м =— и ьц =--------- (согласно
di\	diu
ч	dii din
рис. 25, в, г), а также производных токов — и — -
dt dt
93
Э.	д. с., индуктируемые во вторичной обмотке потоком каждо-
го магнитопровода, равны:
(№\ dit	^фп din
di\ dt'	din dt ’
т. e. определяются как произведения ординат кривых, полученных
из рис. 25, ж и к.
Рис. 25. Графики рабочего процесса в ТНП
с подмагничиванием (вторичная цепь разомк-
нута).
На рис. 25, з, л построены кривые найденных таким образом
э. д. с. Cj и еп. Наконец, на рис. 25, м, показана результирующая
э. д. с. трансформатора, равная сумме e = ei-|-en.
На рис. 26 построены в том же масштабе, что и на рис. 25,
йФзо/
кривые изменения во времени н. с. г3, производных ----- согласно
йг’з	\
рис. 25, д) и —- и результирующей э. д. с. еэо для ТНП без под-
dt I _<УФз0 di3
магничивания ез0=2-------------
\ di3 dt
94
Сравнивая рис. 25, м и 26, видим, что получаемая благодаря
подмагничиванию электродвижущая сила е в несколько раз пре-
вышает е3о. Форма кривой е сильно искажена, причем эта э. д. с.
должна, очевидно, зависеть от величины тока подмагничивания Л
и сДвига фаз между /□. и /3.
Изложенное иллюстрируется рядом осциллограмм (рис. 27),
снятых на одном из генераторных ТНП (на четыре кабеля) при
разомкнутой вторичной обмотке и номинальной
индукции подмагничивания
Вр. 3200 гс (см. раздел 6).
Первичный ток был равен /3=1,6 а (масштаб
тока /3 в несколько раз увеличен по сравнению
с Л).
Осциллограммы 1—6 (рис. 27) были полу-
чены при включении цепи подмагничивания на
синусоидальное напряжение, причем угол сдвига
фаз & между токами 1р. и Z3 определен условно
по показаниям ваттметра, вольтметра и ампер-
метров, включенных в цепи этих токов. Осцилло-
граммы 7 и 8 сняты при включении в цепь тока
1р большого омического сопротивления, сглажи-
вающего форму этого тока.
Ток /3 отстает от /р. на углы, обозначенные на рисунке.
Как видно из осциллограмм 1 и 7 или 4 и 8, форма кривой тока
подмагничивания мало влияет на величину и форму кривой е. Что
же касается угла сдвига фаз между токами /р. и /3, то его влияние
существенно. В зависимости от этого угла кривая е имеет один или
два максимума на протяжении каждого полупериода рабочей ча-
стоты.
При включении нагрузки (реле, соединительные провода, актив-
ное сопротивление и сопротивление рассеяния обмотки) во вторич-
ную цепь ТНП результирующие н. с. магнитопроводов в каждый
момент времени равны:
Рис. 26. График
процесса в ТНП
без подмагничива-
ния (вторичная об-
мотка разомкнута.
Масштаб тот же,,
что на рис. 25).
«i = «p.-H3 — г2; г'п = —^+/3 —г2,	(VI, 1}
где «2 — ток во вторичной цепи.
Рабочий процесс трансформатора тока, например, при нагрузке,
состоящей из индуктивности Z2, включенной последовательно с ак-
тивным сопротивлением г2, при индуктивности и сопротивлении
в цепи подмагничивания Lp. и описывается двумя дифферен-
циальными уравнениями:
б7Фх dii	ЙФП din	т di2	.	.
----•		:-----L2—- — г9г2 = 0;	(VI,2)
dii dt----------------------------------------------din dt dt
б/Фт dii । йФп din
dii dt din dt
r di»,	. p.
Bp.-—	ipTp. = Q.
dt
(VI,3)
95
опре-
Из уравнений (VI, 1) —(VI, 3) принципиально возможно
деление неизвестных токов /2 и Zp.
Рис. 27. Осциллограммы напряжений и токов
ТНП при разомкнутой вторичной цепи.
Приняв в уравнениях (VI, 2) (VI, 3) Zi^Zp. и Zn^ — что
вполне допустимо при Zp.^>Z3>i2, можно определить ток Zp., как
для простой цепи с железом, независимо от Z3. Тогда для опреде-
ления тока i2 останется одно дифференциальное уравнение (VI, 2)
или с учетом (VI, 1):
с?Фг d(i.sL-}-i3 — i2)  йФп ^(Zp. —Z3-|-Z2)
(Z(Zp.4-Z3 —Z2) dt d(ip. — Z34~Z2) dt
di
-L2-^-i2r2 = 0.	(VI,4)
dt
Из этого уравнения видно, что ток i2 при данном Z3 зависит от
тока подмагничивания Zp., сдвига фаз между токами* Z3 и Zp., ма-
гнитных свойств стали магнитопровода и параметров вторичной
цепи.
96
3. Аналитическая зависимость,
положенная в основу метода расчета ТНП
Решение уравнения (VI, 4) представляет большие трудности
дажё при некоторых упрощениях ввиду необходимости аналитиче-
ского выражения гистерезисных петель (рис. 25, б). При этом слож-
ность получаемых результатов ставит под сомнение целесообраз-
ность их применения для инженерного расчета.
Далее будет описан инженерный метод расчета ТНП, отли-
чающийся простотой и наглядностью. Метод основан на выведен-
ной ниже аналитической зависимости сопротивления намагничива-
ния ТНП Zx от тока подмагничивания /р. и сдвига фаз между
токами Zp. и /3. х (здесь /З.х— намагничивающая составляющая пер-
вичного тока /3). Эта зависимость выводится при следующем
формальном допущении: все токи, магнитные потоки и э. д. с.
трансформатора тока изменяются во времени синусоидально, при-
чем удвоенная э. д. с. каждого магнитопровода связана с его
намагничивающей силой криволинейной вольтамперной характери-
стикой ТНП (см. рис. 28).
Законность данного допущения, необходимые коррективы, вно-
симые в окончательное уравнение для Zx, область его применения
и погрешности устанавливаются в дальнейшем при рассмотрении
экспериментальных данных, но не подкрепляются аналитическими
выкладками. Последнее обстоятельство ограничивает значение вы-
веденной ниже зависимости и заставляет считать основанный на
ней метод расчета полуэмпирическим.
При указанном условии синусоидальности можно ввести в рас-
чет сопротивление намагничивания ТНП Zx, приблизительно рав-
ное сопротивлению холостого хода и не изменяющееся во времени.
В схеме замещения Zx включено (аналогично указанному на
рис. 15, и) параллельно сопротивлению вторичной цепи Z2, в состав
которого входят сопротивления: реле, соединительных проводов,
активное вторичной обмотки ТНП и ее рассеяния. Как и в случае
обычного ТНП, сопротивление Zx является основным параметром
ТНП с подмагничиванием, определяющим чувствительность защиты.
Используя для определения Zx вольтамперную характеристику
трансформатора тока, т. е. в некотором масштабе так называемую
динамическую кривую намагничивания стали, а не кривую
намагничивания, снятую на постоянном токе, мы частично учиты-
ваем гистерезис стали. Заметим, что на практике, например, в слу-
чае необходимости оценки качества стали, предназначающейся для
изготовления ТНП, всегда удобнее экспериментально снять вольт-
амперную характеристику, чем кривую намагничивания на постоян-
ном токе.
В нижеследующем рассуждении в качестве угла &0 принимает-
ся угол сдвига фаз между н. с. подмагничивания одного из ма-
гнитопроводов /р. и намагничивающей составляющей первичного
тока /з.х. Для другого магнитопровода угол сдвига фаз между эти-
7—317.
97
ми и. с., очевидно, равен 180 — &0 (н. с. подмагничивания обоих
магнитопроводов взаимно противоположны). Кроме того, при до-
пущениях, принятых выше, сопротивление Zx не зависит от того,
будет ли угол Оо положительным или отрицательным.
Следовательно, нам необходимо рассмотреть процесс в ТНП.
при изменении угла только в пределах 0 -4- 90°.
Потоки каждого магнитопровода создаются результирующими
намагничивающими силами: Л = 7р.-|-/З.х; /п = — /р.4~^з.х— и ин-
дуктируют во вторичной обмотке соответствующие э. д. с. Ei
и Ец. Суммарная э. д. с., действующая во вторичной цепи, равна.
Ё = Ё[ -|-	= Ё.хЁк.
В частном случае, при &0 = 0, ввиду небольшой величины тока
/З.х сопротивление намагничивания ТНП приблизительно равно по»
абсолютной величине тангенсу угла наклона касательной, прове-
денной к характеристике (рис. 28) в ра-
Рис. 28. К выводу зависи-
мости сопротивления намаг-
ничивания от тока подмаг-
ничивания и угла К.
г*	О
бочей точке М, соответствующей н. с.
подмагничивания /ц,
Zx = Z0 = tga'.
Для определения сопротивления Zx
при угле &0, отличающемся от 0°, обо-
значим через д отрезок оси абсцисс,,
отсекаемый вышеупомянутой касатель-
ной, а через а — угол наклона .пря-
мой, соединяющей точку М с началом
координат.
Если бы сопротивление намагничи-
вания
равно
каждого магнитопровода было
^0
— и не изменялось в завися-.
2
мости от угла &0, то для получения вы-
шеуказанных электродвижущих сил Ё\ и Ёц следовало бы к век-
тору результирующей н. с. каждого магнитопровода Л и /п приба-
вить вспомогательный вектор gt или glv модуль которого равен
отрезку д (рис. 28.). Направления векторов дг и д1Т прямо проти-
воположны направлениям Л и /п (при выборе точки М между на-
чалом координат и точкой перегиба характеристики) или совпа-
дают с направлениями Л и /и (при точке М, помещеной за точ-
кой Е, т. е. в области насыщения, что, вообще говоря, нецелесооб-
разно).	»
На рис. 29 приведена векторная диаграмма намагничивающих
сил ТНП с учетом введенных векторов gt и д1Г
88
В соответствии с рис. 28 и 29 имеем:
£a=(4+ia.x+^)^; £п=(-Л+Л.х+з,1)у;
Ё — Ei Ёц = (213.	— /з.х2Х|
откуда
•	• sA.x-h^-l-^n
х °	21
^3. X
(VI,5)
Из этого выражения можно найти величину
и фазный угол (т. е. угол 90° — у) сопротивления
Zx. Однако мы ограничимся определением лишь аб-
солютной величины Zx (что касается угла у, то, как
будет показано в следующем разделе, он может
быть приближенно принят равным углу потерь
в стали при данных ампервитках /Д
Совмещая ось мнимых величин с направлением
вектора /и, из диаграммы (рис. 29) имеем
2Z3. х+дт+да = 2Z3. х sin % + 2jl3. х cos &0 +
+ д(cos 0i + cos 0п) + jg(sin 0i — sin 0n).
Здесь знак — или + перед д зависит от положения
точки М на кривой, как указано выше.
Поскольку при 13. углы 0[ и 0ц прак-
тически близки к 90°, то можно принять:
I
-/и
COS 0j~Ctg 01
1з. х Sin O’q
/р. —|— /3. x cos
COS 0II~ ctg 0П
I3. x sin
-Zp, Vj.x COS Oq
Рис. 29. Векторная
диаграмма намаг-
ничивающих сил
ТНП.
cos 0i 4- cos 0ц^3‘х Sin sin 0i — sin 0п~О.
д
Отсюда находим
2/з. х 4~ 4“ 9^ = 2Л. X sin &0 (1 + у-J 4- 2jl3, х cos %.
Но из рис. 28
1+^-Л.
4 tg а'
Следовательно,
121з. х 4-9у 4-9и I =	V(tg a sin V4-(tg а cos %)2-
tga
99
Подставляя это выражение в (VI,5), находим искомое сопро-
тивление холостого хода
Zx = У tg2 a sin2 ^0+ tg2 а' cos2 %.	(VI,6)
В частном случае, при = 90°,
Zx = Z900 = tg а.
При совмещении рабочей точки Л4 с точкой перегиба кривой V
Сопротивление холостого хода Zx не зависит от фазы тока подмаг-
ничивания (ZX = ZO).
Зная сопротивление ТНП Zx, угол потерь в стали у, параметры
вторичной цепи Z2 и ф и задавшись вторичным током действия
реле /Д2, приведенным к одному витку обмотки ТНП, нетрудно на
основании (V,l) рассчитать чувствительность реле по первичному
току.
Отметим, что уравнение, аналогичное (VI,6), было получено
в работе Р. Риша [93] при тех же допущениях, что и выше, но
другим, более сложным путем, причем использовалась не вольт-
амперная характеристика, а кривая намагничивания стали постоян-
ным током.
Автор [93] не ограничивает области применения своего анализа
и безоговорочно приписывает ему значение «общей теории цепей
с подмагничиванием».
Однако ввиду существенной нелинейности рабочего процесса
трансформатора тока с подмагничиванием, условности принятых
допущений, а также в связи с приведенными ниже эксперименталь-
ными данными, выводы работы [93], как и изложенный анализ, по
существу, не являются теорией, а могут лишь служить Некоторым
обоснованием для полуэмпирического метода расчета с определен-
ной областью применения.
4. Экспериментальные данные по ТНП с подмагничиванием
Нелинейность рабочего процесса трансформатора тока с подмаг-
ничиванием в достаточной степени иллюстрируется осциллограм-
мами, уже приведенными в разделе 2.
Для выяснения возможных погрешностей в определении чувстви-
тельности по уравнению (VI,6) был проведен ряд испытаний на не-
скольких ТНП различных типов. Результаты испытаний подтвердили
вывод о том, что форма кривой тока подмагничивания почти не
влияет на работу трансформатора.
Первичный ток /3 при испытаниях поддерживался практически
синусоидальным.
На рис. 30 приведены вольтамперные характеристики трех испы-
танных трансформаторов тока:
1)	ТНП на семь кабелей (типа ТНП-7) с магнитопроводами из
трансформаторной стали повышенного качества марки Э4АА;
2)	ТНП на четыре кабеля (ТНП-4) из стали той же марки
(основные размеры этих ТНП указаны в приложении);
3)	ТНП на один кабель (ТНП-1) .из стали Э4А (см. рис. 64).
100
Рассматривается работа этих трансформаторов тока при следую-
щих н. с. подмагничивания: ТНП-7 — 4 =50 ав- ТНП-4 ______/н=
= 15—48 ав; ТНП-1 — Л = 8—24 ав.
, На приведенных ниже характеристиках перечисленных ТНП от-
ложены значения угла 11 между токами /р. и /3 (а не угол &0 между
Л. и/3.х, как выше). Регулировка этого угла производилась путем
изменения фазы напряжения U^. Величина угла Я контролировалась
по показаниям соответственно включенных ваттметра, амперметра
и вольтметра.
ных трансформаторов тока (эффективные величины).
При снятии каждой кривой первичного тока /З.во вторичной цепи
поддерживалась постоянная эффективная величина тока /2. Выбор
величины этого тока производился с таким расчетом, чтобы намаг-
ничивающая составляющая тока /3. х была достаточно мала по
сравнению с током подмагничивания /р..
В тех случаях, когда вторичный ток проходил по обмотке реле
(типа ЭТ-521) без ответвлений, величина тока контролировалась
самим реле, для чего была тщательно отрегулирована его уставка,
а контакты включены на сигнал.
В других случаях, например, при чисто активной нагрузке вто-
ричной цепи, измерение тока производилось электродинамическим
прибором, включенным через усилитель (см. рис. 89), входная цепь
которого была зашунтирована омическим сопротивлением доста-
точно малой величины.
На рис. 31—41 даны полученные при различных условиях рас-
четные и опытные кривые чувствительности, а в табл. 4 — наиболь-
шие относительные погрешности.
101
ТНП-7 с реле ЭТ-521 (уставка Рд2= 0,1 ва,
1^ = 50 а):
опыт;---------расчет.
Рис. 32. Кривые чувствительности трансформатора
ТНП-4 с реле ЭТ-521 и ЭТД-551 (уставка /д2 — 1 &):
опыт;
----расчет.
форматора ТНП-1 (R? — 0,0057;	= 0;
/Д2 = 0,99):
опыт;----------расчет.
опыт;----------расчет.
/д2 =0,67 а):
опыт;
----расчет.
форматора ТНП-1 с последовательно вклю-
ченными реле ЭТД-551 и добавочным кон-
денсатором; ток /2 измерен отдельным при-
бором (Z2 = 0,055; = — 22°; /2 = 0,67 а):
опыт;----------расчет.
Рис. 37. Первичный ток срабатывания реле
типа ЭТД-551 с уставкой / д2 = 0,67 а
в той же схеме испытания, что и для
рис. 36
(расхождение кривых рис. 36 и 37 обусловлено
влиянием встроенного в реле конденсатора, шун-
тирующего катушку).
форматора ТНП-4 при преобладающей
емкостной нагрузке Z2 = 0,0125;	$ =
= — 77°30'; /2 = 2 а:
опыт;----------расчет.
Рис. 39. Кривые чувствительности транс-
форматора ТНП-4 при емкостной нагрузке
Z2 = 0,024; $ = — 77°30'; /2 = 2,2 а:
опыт;---------расчет.
форматора ТНП-4 при емкостной нагрузке
Z2 = 0,05;	= —77°30'; /2 = 2 а-.
опыт;
----расчет.
опыт;----------расчет.
Рис. 42. Первичный ток срабатывания реле ЭТ-521
•с трансформатором ТНП-4 при разных частотах
подмагничивания:
	f, гц	3, град		1г,а
1	- 50	0	Zx	2
2	- 50	90	Zx	2
3	- 50	90	5ZX	0,9
4	- 150		zx	2
5	— 300			2
6	— 300		5ZX	0.9
Таблица 4
Погрешности расчетных кривых чувствительности ТНП (рис. 31—41)
Рассматриваемая величина	Характер нагрузки ТНП	Сравниваемые расчетные и эк- сперименталь- ные кривые	Наибольшие отно- сительные по- грешности, %	
			положи- тельные	отрица- тельные
ZA=/(Z2; &) при 1^= const; Рд2 = const	Активно-индуктивная, угол Ф = 67° (реле ЭТ-521); Z2 = (O4-8)Zo	Рис. 31	15	11
/д=/(/и;») при Z2= const; /,= const	То же при Z2 того же порядка, что Zo	Рис. 32, а	22	3
То же	Активно-индуктивно-ем- костная, 4* = 45° (от- стающий угол, реле ЭТД), Z2 того же по- рядка, что и Zo. В рас- чете принято прибли- женно 4* + 7 = 90°	Рис. 32,6"	12	6
То же	Активная /?2 < Zo	Рис. 33	15	16
То же	Активная, R2 того же порядка, что Zo	Рис. 34	6	18
То же	Активная /?2 = (1,5—2,5) Zo	Рис. 35	63	—
То же	Активно-индуктивно- емкостная, 4* =—22° (опережающий угол); Z2 = (3,2—5,5) Zo	Рис. 36	210	—
То же	Преобладающе емкост- ная, 4* = — 77,5°; Z2 < Zo	Рис. 38	34	29
То же	Преобладающе емкост- ная, Ф =—77,5°; Z2 того же порядка, что и Zo	Рис. 39	60	45
То же	Преобладающе емкост- ная, 4* =—77,5°; Z2 = (l,4 —2,2) Zo	Рис. 40	96	21
£2=/(^; *)	Z2 ос	Рис. 41	—	64
107
В зависимости от качества стали и размеров ТНП погрешности
расчета при той же нагрузке могут несколько отличаться от приве-
денных в табл. 4 примерных величин. Тем не менее, на основании
изложенных, а также других, не приведенных здесь эксперимен-
тальных и расчетных данных можно прийти к следующим заклю-
чениям.
В указанных ниже случаях, когда для расчета ТНП можно при-
менить метод, изложенный в предыдущем разделе, следует прини-
мать в расчете угол $ между токами /р. и /3 ( а не угол &0) и угол
потерь у при ампервитках подмагничивания /и. В качестве сопро-
тивления Z2 принимается полное сопротивление вторичной цепи
при рабочей частоте.
В случае активно-индуктивной нагрузки, представляющей наи-
больший практический интерес (например, при обычном электромаг-
нитном реле без конденсаторов), и .изменении Z2 в широких преде-
лах от Z2 = О примерно до Z2 = 15 Zo можно вести расчет по урав-
нениям (VI,6) и др., а также пользоваться кривыми относительной
чувствительности при отклонениях (см. рис. 20). При этом возмож-
ные погрешности в токе не превысят приблизительно 20%.
При чисто активной нагрузке ТНП (например, при включении
реле или измерительного прибора через выпрямители) расчет при-
мерно с той же точностью возможен только при сопротивлении R2
того же порядка или меньше, чем Zo. В случае R2 > Zo при неко-
торых значениях угла $ уравнение (VI,6) дает значительную поло-
жительную погрешность в токе /3. Следовательно, рассчитывая
трансформатор по предлагаемому методу, в указанном случае полу-
чаем большой запас чувствительности.
При наличии емкости, компенсирующей индуктивности реле
и трансформатора тока (угол ф = 0 или опережающий), расчет
приводит к большой погрешности независимо от соотношения со-
противлений Z2 и Zo. В подобных условиях чувствительность и опти-
мальная емкость конденсатора должны определяться эксперимен-
тально.
Однако при реле типа ЭТД-551, имеющем встроенный конденса-
тор сравнительно небольшой емкости, • только частично компенси-
рующий индуктивность катушки, возможен довольно точный расчет
ТНП, причем сумма углов ф-j-y условно берется равной 90° (токи
/2 и /З.х принимаются совпадающими по фазе; рис. 32, б).
Здесь следует отметить, что применение схем с полной компенса-
цией индуктивностей при ТНП с подмагничиванием вообще нецеле-
сообразно, поскольку необходимая чувствительность защиты дости-
гается и без этого, при простых токовых реле. Что же касается пер-
вичного тока небаланса, то компенсация практически на него не
влияет (см. главу VH).
При сопротивлении Z2 z>Zx (в пределе — при разомкнутой вто-
ричной цепи) э. д. с. ТНП может значительно превышать- рассчи-
танную при сопротивлении холостого хода, найденном по уравне-
нию (VI,6).
108
Кроме изложенных основных экспериментальных данных о ТНП
с подмагничиванием током 50 гц, в главе VIII приведены также не-
которые данные о токах небаланса от подмагничивания.
Как уже было указано, подмагничивание током повышенной час-
тоты нецелесообразно, что подтверждается экспериментальными кри-
выми чувствительности при частоте тока Zp., равной 50, 150 и 300 гц
(рис. 42). Как видно из этих кривых, при токе /и, не превышающем
оптимальных значений, кривые чувствительности при подмагничи-
вании 150 и 300 гц лежат между кривыми для 50 гц при & = 0°
и & = 90°.
5. Метод расчета ТНП с подмагничиванием
ТНП с подмагничиванием рассчитываются на основании данных,
приведенных в разделах 3 и 4, и вольтамперной характеристики
стали (см. рис. 18).
Выбрав рабочую точку характеристики, т. е. удельную н. с. под-
магничивания /р., найдя углы а и а' аналогично указанному на
рис. 28 и зная угол & между токами /и и /3, определяют удельное
сопротивление холостого хода
Zx = ’|/"tg2 a sin2& + tg2a' cos2 ft.	(VI,7)
Если величина угла & не может быть заранее предусмотрена
(при отсутствии в схеме защиты принудительного выбора фазы
тока /р.), расчет производится на худший случай: 0=90° (при
расположении рабочей точки М между N и началом координат,
см. рис. 28). При этом удельное сопротивление равно отношению
удельных напряжения и н. с. подмагничивания
, 
Z* = Zw°= - •
При рекомендуемой в настоящей работе шихтовке магнитопро-
водов с переменой расположения стыков между листами транс-
форматорной стали через каждый слой, сопротивление Zx связано
с полным сопротивлением Zx соотношением (V.9):
z^=z'^—,
I
причем в качестве F берется суммарное поперечное сечение обоих
магнитопроводов.
Когда в расчете ставится задача получения от ТНП наиболь-
шей мощности, сопротивление вторичной цепи должно быть равно
по величине сопротивлению холостого хода: Z2 = Z*.
Дальнейший расчет чувствительности, располагаемой мощности,
размеров магнитопроводов и числа витков вторичной обмотки ТНП
с подмагничиванием производится по формулам (V, 15) — (V, 19)
и (V, 28).
109
При отклонении сопротивления Z2 от оптимального проще все-
го определить чувствительность по кривой рис. 20.
На основании экспериментальных данных, приведенных в пре-
дыдущем разделе, расчет ТНП по описанному методу обеспечи-
вает удовлетворительную точность (положительные погрешности
в токе /3 до 20%) при индуктивно-активной или чисто активной на-
грузке вторичной цепи (в последнем случае сопротивление /?2 не
должно значительно превышать Zx).
При расчете обмотки подмагничивания пренебрегаем падением
напряжения в ней и приравниваем еи = и[1, где — напряжение
питания цепи подмагничивания. Число витков в каждой секции
обмотки подмагничивания определяется по формуле
=	(VI,8)
Е^ E.^F
Таким	образом, при	данном напряжении питания	число
витков JVp. определяется	площадью	поперечного сечения	магнито-
провода и	не зависит от	его длины	/. Ввиду того что токи,	проте-
кающие по подмагничивающей обмотке ТНП, невелики, сечение
провода этой обмотки выбирается из соображений механической
прочности. Что касается мощности, расходуемой на подмагничива-
ние ТНП, то она приближенно определяется по вольтамперной ха-
рактеристике в зависимости от удельной мощности подмагничивания
Р» = p'^Fl = E^Fl.	(VI,9)
Следовательно, при данной индукции подмагничивания мощность
Рр. прямо пропорциональна объему стали магнитопроводов. Воз-
можные в эксплуатации колебания напряжения подмагничивания
Up. мало влияют на чувствительность.
6. Оценка эффекта подмагничивания
Из предыдущего видно, что наибольшее сопротивление намагни-
чивания при (У = 90° получается, если рабочей точкой характери-
стики ТНП выбрать точку перегиба N (см. рис. 28). Однако опыт
показывает, что в этих условиях несколько затрудняется борьба
с токами небаланса от подмагничивания. Кроме того, учитывая
вероятность различной величины углов $ при однофазных замы-
каниях на землю в системе, целесообразно принять меньшую
индукцию подмагничивания, расположив рабочую точку М в сред-
ней, наиболее наклонной части характеристики. При таком вы-
боре несколько понижается чувствительность при {У =90°, но до-
стигается наибольшая чувствительность при тУ = 0° и согласно
(VI,7) сопротивление Zx и чувствительность при большинстве дру-
гих значений & возрастают.
Произведем оценку эффекта подмагничивания для худшего
случая: при угле 0 = 90°.
ПО
Для ТНП, выпускаемых в настоящее время заводами КРЭМЗ
и «Союзэнергоремонт», с магнитопроводами из стали Э4Л или
Э4АА принято: Е'^	7 мв/см?\ В».	3200 гс.
Согласно кривым рис. 18 и уравнению (V,10) этим величинам
соответствуют значения Zgo° и эквивалентной магнитной прони-
цаемости рэс» (гс/э), указанные в табл. 5.
В табл. 5 даны также величины Zj0° и рэо° для стали ХВП при
^ = 4,4 и Д.^2000.
Для сравнения в табл. 5 приведены сопротивления Z' и прони-
цаемости р указанных выше материалов, а также пермаллоя при
отсутствии подмагничивания (учитывая небольшие намагничи-
вающие ампервитки для крупных ТПП, в этом случае принимаем
Z' и р постоянными).
Таблица 5
Сравнение магнитных свойств магнитопроводов ТНП
Материал	Без подмагничивания		С подмагничиванием	
	Z'	[1	Z 90°	^90°
Трансформаторная сталь Э4А		0,0019	480	0,0175	4450
Трансформаторная сталь Э4АА		0,0039	1000	0,021	5300
ХВП (для шихтованного магнитопровода при наи- большем влиянии стыков)	0,0055	1400	0,024	6100
ХВП (без учета влияния стыков)		0,0079	2000	0,037	9400
Пермаллой 		0,059	15 000	—	—
При заданных чувствительности защиты, размерах окна и ши-
рине листов магнитопровода вес ТНП обратно пропорционален
Поэтому, сравнивая, например, параметры трансформаторов без
подмагничивания из стали ХВП (для лучшего случая без учета
влияния стыков) и трансформаторов с подмагничиванием из Э4АА
и ХВП, пренебрегая различием углов у, находим по табл. 5 соотно-
шение весов: 100%  37,7% : 21,3%.
Значительное снижение веса магнитопроводов или повышение
чувствительности, достигаемое благодаря подмагничиванию, имеет
решающее значение при конструировании крупных ТНП.
Для иллюстрации в табл. 6 указаны веса стали и определена
(с учетом данных табл. 5) чувствительность при $ = 90° трансфор-
маторов тока с подмагничиванием: кабельных из стали Э4АА,
охватывающих 7 и 12 кабелей (типа ТНП-7 и ТНП-12) и шинных
111.
с номинальным током 1750 и 4500 а (типа ТНПШ-1 и ТНПШ-3),
изготовленных из стали ХВП. В той же таблице приведена необ-
ходимая высота пакета и вес магнитопроводов этих же трансфор-
маторов, но без подмагничивания в случае их изготовления из ста-
ли ХВП, а также из пермаллоя.
Потребление вторичной цепи для единообразия принято во всех
случаях равным РД2 = 0,02 ва, чувствительность для кабельных
трансформаторов /д = 2,2 а и для шинных /д = 2,6 а. Для стали
ХВП приняты, как наиболее вероятные, средние значения прони-
цаемости между указанными в табл. 5, а именно: рэо° = 7750
и р = 1700.
Из табл. 6 видно, что при заданных небольших РД2, часто тре-
бующихся на практике в системах с малым емкостным током за-
мыкания на землю, получаются вполне приемлемые размеры и вес
ТНП с подмагничиванием.
Таблица 6 Сравнение размеров и веса магнитопроводов ТНП				
	ТНП-7	ТНП-12	ТНПШ-1	ТНПШ-3
Размеры окна магнитопровода а X Ь, ммг 			120X400	150X510	160X450	160X620
Ширина пластины магнитопровода S, мм		120	120	70	70
Средняя длина магнитного пути 1, мм 			1520	1800	1500	1840
Потребление вторичной цепи РД2 • ва		0,02	0,02	0,02	0,02
Первичный ток срабатывания реле 7д- а		2,2	2,2	2,6	2,6
С подмагничиванием:	Сталь	Э4АА	Сталь	ХВП
общая высота пакетов стали h, мм	100	119	81	99
вес стали g, кг 	 Без подмагничивания:	142	200 Сталь	66 ХВП	99
h, мм............	310	370	370	450
g, кг	 Без подмагничивания:	410	624 Перм	300 аллой	450
h, мм		35	42	42	51
g,K2		50	71	34	51
Следует иметь в виду, что, применяя более грубое реле (на-
пример, типа ЭТ-521 с потреблением РД2 = 0,08 ва)-, при помощи
112
этих ТНП можно осуществить весьма надежную защиту, действую-
щую на отключение, при чувствительности 4,4—5,0 а. В этих же
условиях вес ТНП без подмагничивания оказывается недопустимо
большим (если не применять пермаллоя). Особенно серьезные за-
труднения возникают при изготовлении ТНП шинного типа без под-
магничивания, так как в этом случае вес увеличивается за счет
тяжелых шин .[50].
Уменьшение высоты пакета и веса стали ТНП без подмагни-
чивания до конструктивно приемлемых величин приводит к зна-
чительному понижению чувствительности защиты, ограничивающе-
му область ее применения. При этом исключается возможность
использования реле типа ЭТ-521, требуются более чувствительные
реле, что уменьшает надежность защиты. Повышение первичного
тока небаланса также влияет на надежность, а иногда, в особен-
ности в случае ТНП шинного типа, требует значительного дополни-
тельного загрубления защиты.
ГЛАВА VII
ТОКИ НЕБАЛАНСА ТНП И ФИЛЬТРОВ
ТОКА НУЛЕВОЙ ПОСЛЕДОВАТЕЛЬНОСТИ
При разработке, наладке и эксплуатации ТНП и трехтрансфор-
маторных фильтров всегда приходится учитывать условия отстрой-
ки от токов небаланса, возникающих в цепи реле при отсутствии
тока нулевой последовательности. В главе IV было показано, что-
для правильной работы защиты ток небаланса должен быть мень-
ше тока срабатывания реле с учетом определенного коэффициен-
та запаса.
Д. Свойства токов небаланса ТНП, не зависящие от его конструкции
Токи небаланса возникают в ТНП любого типа вследствие
взаимоиндукции между разными фазами первичной цепи и вторич-
ной обмоткой.
Потоки взаимоиндукции проходят значительную часть своего
пути по воздуху, поэтому качество стали магнитопровода трансфор-
матора мало влияет на величину и распределение этих потоков
в воздухе. (О расчетах магнитного потока в окне ТНП см. [38, 52].)
Опыты, проведенные на нескольких ТНП при различных усло-
виях несимметрии первичной цепи как с подмагничиванием, так
и без него, показали, что э. д. с. и токи небаланса, вызываемые
этими потоками, при синусоидальном первичном токе не очень
сильно отличаются от синусоидальных.
При изменении первичного тока в практически возможных пре-
делах не наблюдается заметного нарушения пропорциональности
между эффективными значениями первичного тока и напряжения
небаланса. Следовательно, с достаточной точностью можно считать
взаимоиндуктивности между первичной и вторичной цепями ТНП
постоянными.
Совместное влияние токов трех фаз, произвольно расположен-
ных и распределенных по нескольким параллельным кабелям или
шинам (/д +/в-|-/с = 0), заменяется влиянием двух бифиляр-
ных пар токов: а) током одной из фаз, например /д, .протекающим;
114
в жилах фаз Л и В; б) током другой фазы, например /с, протека-
ющим в жилах С и В. Каждая из этих пар токов создает магнит-
ный поток, замыкающийся через воздух и частично сцепляющийся
со вторичной обмоткой трансформатора (рис. 43). Обозначив соот-
ветствующие взаимоиндуктивности Мн6А и М„бС, находим резуль-
тирующее напряжение небаланса, наводимое во вторичной обмотке,
^/нб= —ХМ’нблЛ ± Мнбс1с),	(VII,1)
или, введя симметричные составляющие токов прямого (Дц) и об-
ратного (/Лг) следования фаз,
Ua6 = —~|~йЛ/нбс)Д11 -|-(МнбД + ^2^нбс)Д12]. (VII,2)
Рис. 43. Замена трех фаз первичного тока ТНП двумя би-
филярными петлями.
Правая часть этих уравнений пишется со знаком + или —
в зависимости от взаимного расположения фаз и обмоток ТНП.
Например, при одном кабеле, расположенном в окне ТНП
(рис. 43), обе первичные петли А—В и С—В создают (при одина-
ковом направлении токов 1А и /с) однополярные магнитные сцеп-
ления с обмоткой Дас обмоткой II — противополярные. Соот-
ветственно в правой части уравнений (VII, 1) и (VII, 2) перед
МнбС в первом случае ставим плюс, а во втором —= минус.
На основании уравнения (VII, 2) можно определить, когда ток
небаланса ТНП будет больше — при трехфазном или двухфазном
сквозном металлическом коротком замыкании, если в обоих слу-
чаях ток короткого замыкания равен /к.
Абсолютная величина напряжения небаланса при симметричном
трехфазном коротком замыкании равна
Я® = ш I (Мп6А + аМ,бс) | А.	(VII,3)
При двухфазном коротком замыкании первичные токи связаны
между собою соотношением (для абсолютных величин);
115
а также одним из следующих уравнений:
при замыкании	между	фазами	А—В:	1д\ = а1д<1:,
при замыкании	между	фазами	В—С:	Iai = — 1д<2.\
при замыкании	между	фазами	А—С:	1А1 = — аРТдъ.
Подстановка этих выражений в (VII, 2) дает соответствующие
абсолютные величины напряжения небаланса:
= шЛГ.мЛ; С7'? =
= РЙ “С)=и (Ммд + Мг6с) Д.
Найдем теперь, в каких пределах может изменяться отношение
Ь'нб
Т7-(3) ’
1>нб
Предположив, например, что МНбА > ЗТНбс > О, имеем:
Г(„ЛГВ)	1_ . 2_.
Р1?	1ЛГ.в뱫Л^вс | УЗ  Уз’
UtB6-Q М„ос . 0 . 2_.
РЦ?	|	’]/3’
Г,У С) Мм + Ммс 0 , 2_
[М„6А ±аМ„.с \ ‘УЗ’
Правильность этих соотношений подтвердилась при испытаниях.
Следовательно, ток небаланса при двухфазном коротком замыка-
нии будет во всех случаях того же порядка (не более 115%) или
меньше, чем при трехфазном коротком замыкании. Это свойство
ТНП позволяет при наладке защиты ограничиваться измерением
тока небаланса только при нормальной симметричной нагрузке.
Дальнейшие рассуждения ведутся применительно к симметрич-
ному трехфазному короткому замыканию, причем принимаем
(VII,4)
Здесь Унб = ш|Мнбд±аМнбс| — результирующее, приведенное
к одному витку, сопротивление взаимоиндукции для токов прямого
следования фаз. Сопротивление ХНб определяется конструктивны-
ми размерами и взаиморасположением обмоток ТНП и практиче-
ски не зависит от марки стали магнитопровода.
Схема замещения ТНП для токов небаланса (рис. 44, а) суще-
ственно отличается от его схемы замещения для тока замыкания
на землю (рис. 44,6). В первой из этих схем ветвь намагничива-
ния образуется сопротивлением ХНб, которое создается потоком
взаимоиндукции, проходящим через воздух. Поток, полностью за-
116
мыкающийся в стали, сцепляется только со вторичной обмоткой;
поэтому сопротивление холостого хода Zx, создаваемое этим пото-
ком, в данном случае является сопротивлением самоиндукции вто-
ричной обмотки и играет роль нагрузки ТНП. Соответственно Z\
в бхеме, приведенной на рис. 44, а, включено во вторичную цепь
последовательно с Z2, представляющим собою сумму сопротивле-
ний реле, соединительных
проводов, рассеяния вторич-
ной обмотки и ее омического
сопротивления. Сопротивле-
ние Zx зависит от величины
тока /Нб2, т. е. при заданных
/к и Хнб — от параметров
вторичной цепи Z2..
Рис. 44. Схемы замещения ТНП:
а — для тока небаланса; б — для тока за-
мыкания на землю.
В схеме, приведенной на
рис. 44, б, сопротивление хо-
лостого хода ТНП Zx явля-
ется, как в обычном транс-
форматоре тока, его ветвью намагничивания. Обычно в ТНП сопро-
тивление Zx > Zx, причем Zx пропорционально магнитной прони-
цаемости стали магнитопровода и, следовательно, зависит от тока
замыкания на землю /3 и сопротивления Z2.
Поскольку сопротивление ХНб обычно во много раз меньше со-
противлений Zx и Z2, то согласно схеме (рис. 44, а) ток небаланса
в реле приблизительно равен
(vn’5)
При проектировании защиты нас интересует не абсолютная ве-
личина тока небаланса, а его отношение к току действия реле /Д2.
На основании схемы, изображенной на рис. 44, б, вторичный
ток замыкания на землю, вызывающий действие реле, равен
Г2 = Л2 = Л-7^гг.	(VII,6)
| Ах “Г -А I
Из уравнений (VII, 5) и (VII, 6) определяется относительная
величина тока небаланса
Тнб2^k-Vh6
1^1 InZx
Zx Z2
Zx-]-Z2
(VII,7)
Из этого уравнения видно, что при уменьшении тока действия
/д относительный ток небаланса в ТНП без подмагничивания
быстро увеличивается, поскольку сопротивление Zx с уменьшением
/д также уменьшается, приближаясь к Zx- С увеличением Z2 отно-
сительный ток небаланса несколько уменьшается.
117
Для того чтобы найти первичный ток небаланса, согласно опре-
делению этого тока (см. главу IV, раздел 4) необходимо прирав-
нять 1д2 = Лб2; 1л = 1цб, а также ZX = ZX. Отсюда получаем
7-h6z=^^.	(VII,8)
Zx
. Ввиду небольшой величины тока небаланса можно считать, что
в ТНП Zx обычно равно начальному сопротивлению намагничива-
ния, и соответственно первичный ток небаланса не зависит от па-
раметров вторичной цепи. Если в уравнении (VII, 7) принять с не-
которым запасом надежности ZX = ZX, то относительная величина
тока небаланса будет равна
1нб2=ЛсХнб^	(VII,9)
/д2 ТА
Относительный ток небаланса можно также представить, как
отношение первичного тока небаланса к первичному току действия
(VII,10)
1д2 1Л
При заданных размерах окна ТНП в первом приближении со-
противление .Хнб пропорционально площади поверхности магнито-
провода, а сопротивление Zx — площади его поперечного сечения.
Поэтому применение реле с очень малым потреблением при одно-
временном сокращении веса ТНП обычно приводит к увеличению
тока /Нб. Влияние тока небаланса можно существенно ограничить
только путем уменьшения ХНб и увеличения действующего сопро-
тивления холостого хода Zx, Последнее достигается применением
сталей с повышенной начальной магнитной проницаемостью или
подмагничиванием обычной трансформаторной стали (см. гла-
ву VI).
В случае применения ТНП с подмагничиванием приходится
считаться с возможностью исчезновения подмагничивания в мо-
мент короткого замыкания; при этом Zx в несколько раз умень-
шается и в уравнении (VII, 7) можно пренебречь сопротивлением
Zx по сравнению с Z2
__, ЛЛб
Тд2 Ij^Zx
соответственно
т Тк-Хнб
/ П £	-—1Г-	»
Zx + Z2
Zx + Z2
z,
(VII,11)
(VII,12)
Здесь Zx — сопротивление холостого хода, увеличенное благодаря
подмагничиванию. В "случае неопределенного угла 0- проверка от-
118
стройки защиты от тока небаланса производится при &= 90°, так
как с уменьшением этого угла Zx возрастает и согласно (VII, 11)
относительный ток небаланса уменьшается.
Для ТНП с подмагничиванием уравнение (VII, 10) остается
в еиле.
При изменении сопротивления вторичной цепи от оптимального
Z2 = ZX до Z2>ZX первичный ток небаланса, согласно (VII, 12),
изменяется в пределах
7,б = (2-1-1) —,
zx
т. е. может уменьшиться в два раза.
Исходя из этого в некоторых случаях (например, при шинных
ТНП с подмагничиванием, когда неблагоприятное расположение
ближайших участков ошиновки приводит к повышению значений
-УНб) выбирается реле с повышенным сопротивлением для увели-
чения коэффициента запаса защиты.
Для определения первичного тока небаланса нормальной рабо-
ты при наладке защиты независимо от типа ТНП и сопротивления
реле практически удобно пользоваться следующей формулой, вы-
текающей из уравнения (VII, 10):
4б.».р = —Д.	(VII,13)
ид2
Здесь «нб2 и ид2 — напряжение небаланса на зажимах реле при сня-
том подмагничивании и нормальном режиме работы и напряжение
действия (срабатывания) реле; /д — первичный ток действия при
включении подмагничивания. Все величины, стоящие в правой ча-
сти последнего уравнения, определяются непосредственным изме-
рением.
2. Совместное включение нескольких ТНП.
Фильтр из фазных трансформаторов тока
В случае трудности установки одного общего ТНП, охваты-
вающего все параллельные кабели данного присоединения, иногда
устанавливают два-три групповых ТНП либо отдельный ТНП на
каждом кабеле с параллельным или последовательным соедине-
нием вторичных обмоток всех ТНП.
Предположим сначала, что все ТНП и сопротивления жил всех
кабелей одинаковы, следовательно, при нормальном режиме ра-
боты сумма токов трех фаз в каждом кабеле равна нулю.
Пренебрегая сопротивлением вторичных обмоток, рассмотрим
схемы замещения, например, одного из трех одинаковых ТНП,
для тока небаланса (рис. 45, а) и для тока замыкания на землю
(рис. 45,6). Нетрудно убедиться, что уравнения для этих схем
вполне идентичны с уравнениями (VII, 7) и др. для одного ТНП, но
119
в данном случае вместо Z2 в уравнения входит утрбенная величина
3Z2:
Тнб2 -Хнб 4~ 3Z2
---=------- И Т. Д.
1д2 ЛЛ ZX + 3Z2
В общем случае первичный ток небаланса, вызываемый совместным
действием э. д. с. отдельных ТНП при их числе п, равен
т Тк| ХН61 4~-^нб2~Ь • •  ~1~-^нбл I
nZx
Здесь в комплексах Xi62. . . ХНбЯ учитываются фазы э. д. с.
небаланса.
Рис. 45. Схемы замещения параллельно включенных
ТНП:
а — для тока небаланса от несимметрин магнитных потоков
одного из ТНП; б — для тока замыкания на землю при оди-
наковых параметрах всех ТНП (принимаем Zs =0); в — для
дополнительного тока небаланса от неравномерного распреде-
ления токов в кабелях.
Имея в виду вероятность различной ориентировки фаз в отдель-
ных ТНП и соответственно частичную взаимную компенсацию
э. д. с. небаланса, можно приближенно считать, что результирующий
ток /нб в рассматриваемых условиях не превысит величины этого
тока в каждом ТНП в отдельности.
Отметим, что при установке на каждом кабеле одинаковых
кольцевых ТНП с распределенной обмоткой и неразъемным ма-
гнитопроводом могут быть получены меньшие токи небаланса, чем
при групповых или индивидуальных ТНП других типов.
Если сопротивления жил кабелей не равны между собою, то
равновесие токов в параллельных кабелях нарушается и при не-
одинаковых ТНП во вторичной цепи защиты возникает дополни-
тельный ток небаланса. Этот ток зависит от погрешностей по
коэффициенту трансформации и по углу.
Обозначим суммы первичных токов в ТНП через Г . . . /(л)
(при этом Г .. . 4-1(га)=0), сопротивления намагничива-
ния ТНП— через Zx, Zx	сопротивления вторичных обмо-
120
ток (рассеяния и активное) и соединительных проводов Zs, Zs ...
... Z(sn) и сопротивления холостого хода со стороны вторичных об-
моток Z', Z"...Z(n). По схеме замещения, например для трех
ТНП (рис. 45, в), находим дополнительный ток небаланса
	_ ТZ.Z'Z'" +1"Z"£Z'" +Г Q'z"
нб2,л	"-|-Z2(Z'Z"-]-Z'z"'’
Этот ток равен геометрической сумме токов намагничивания всех
ТНП.
Величина вторичного тока замыкания на землю зависит от рас-
пределения первичного тока /д по параллельным кабелям. Одна-
ко, учитывая, что сопротивления Zx, Zx . .. Zxra) мало отличаются
от соответствующих сопротивлений Z', Z".. . ZW, можно с боль-
шой степенью точности считать для всех случаев
•	• ____________SZ'^'Z"'_________
д2 д Z'^'z"'+Z2(Z'Z"+z'z"'+z"z'")'
Отсюда определяется относительная величина тока небаланса
^"62, п IZ*  1	1 I }	rvil 14V
Соответствующий первичный ток небаланса
U =i'jJ’,	(vn,15)
или
. у' . у”	. rzn)
_j,fa	+	(VII,16)
При помощи этих уравнений можно определить условия возникно-
вения токов небаланса. Из уравнения (VII, 16) видно, что первич-
ный ток небаланса, обусловленный неравномерным распределе-
нием тока нагрузки по параллельным кабелям, определяется соот-
ношениями сопротивлений рассеяния и холостого хода отдельных
ТНП.
Сопротивления Z', Z". . . Z(n), а следовательно, и ток небалан-
са /Нбп индивидуальных ТНП при достаточно больших токах Г,
I". . . /(п) существенно зависят от параметров вторичной цепи
трансформаторов. Сопротивления холостого хода зависят также от
кратности тока короткого замыкания и от наличия остаточного на-
магничивания магнитопроводов ТНП апериодическими токами пе-
реходных режимов; поэтому достаточно точный расчет тока неба-
ланса при коротком замыкании здесь затруднителен.
В условиях даже сравнительно небольшой неравномерности ток
/Нбл при коротком замыкании может достигнуть опасной величи-
121
цы, поэтому при действии защиты на отключение в схеме с инди-
видуальными ТНП предусматривается токовая блокировка с крат-
ностью действия порядка 1,4 [611
Для иллюстрации определим возможный ток Лбп при следу-
ющих условиях: в одном из параллельных кабелей при нормальной
нагрузке проходит неуравновешенный ток 15 а и соответственно
при 15-кратном токе короткого замыкания Г = 225 а. Для ТНП,
-смонтированного на этом кабеле,
Z's
отношение
Zj
повысилось до
0,05 вследствие насыщения магнитопровода, а для каждого из
остальных ТНП это отношение равно 0,02. Сумма неуравновешен-
ных токов в этих ТНП 1 -f-Z 4-... +	= — 225 а. По фор-
муле (VII, 16) находим первичный ток небаланса: 1Нбп =
= 225 (0,05 — 0,02) = 6,75 а.
Рассуждая аналогично, нетрудно убедиться, что в случае по-
следовательного соединения обмоток всех ТНП получаются пер-
вичные токи небаланса того же порядка, что и при параллельном
соединении.
Если вместо индивидуальных ТНП или одного общего транс-
форматора устанавливаются два групповых ТНП, то при большом
числе кабелей результирующие токи Г и I" обычно достаточно
малы, благодаря чему сопротивления Zx, Zx, Z и Z в уравне-
ниях (VII, 14), (VII, 15), (VII, 16) можно считать постоянными. При
этом токи небаланса оказываются того же порядка, что и при
одном ТНП.
На практике ток небаланса 1Нб.н.Р для двух групповых ТНП
определяется так же, как при одном ТНП на основании данных
измерения по формуле (VII, 13).
Уравнение (VII, 16) действительно также и для фильтра, если
в качестве токов Г, I", Г" и сопротивлений Zs, ZS,ZS и/, Z , Z
подставить токи фаз /д, Zc, сопротивления вторичных обмо-
ток ZsA, Zsb, ZsC и сопротивления намагничивания трансформато-
ров тока ZA, Zb, Zc. Имеем •
г т ZsA . д Zsb । т Zsc
— 1нб = 1А—
АА Ав Ac
(VII,17)
Zb
Из этого уравнения видно, что возникновение тока небаланса
обусловливается неодинаковыми характеристиками и сопротивле-
ниями Zs трансформаторов тока фильтра. Даже при самом тща-
тельном изготовлении и комплектовании трансформаторов тока
неизбежно некоторое различие их характеристик и сопротивлений
рассеяния вследствие различия геометрических размеров магнито-
проводов, качества стали и т. д. Для уменьшения токов небаланса
рекомендуется по возможности ограничивать нагрузку во вторичной
цепи фаз и распределять ее равномерно.
122
На основании изложенного в главе V можно считать сопроти-
вления ZAZBZC, а следовательно, и первичный ток небаланса 7„б не
зависящими от параметров вторичной цепи фильтра [3U. По опыт-
ным данным, токи небаланса фильтра обычно значительно превы-
шает токи небаланса ТНП. Токи небаланса фильтра возрастают
с увеличением номинального коэффициента трансформации транс-
форматоров тока и нелинейно изменяются в зависимости от крат-
ности первичных токов. Расчет этого изменения по уравнению
(VI 1,17) затруднителен ввиду сложности точного определения со-
противлений. Приближенный расчет тока небаланса при трогании
реле блокировки иногда выполняется по уравнению (V, 11). При
этом предполагают, что сопротивления всех трех трансформаторов
тока отличаются только коэффициентами А, а напряжения на вто-
ричных обмотках пропорциональны первичным токам. При таких
допущениях токи намагничивания трансформаторов равны:
Г __ 7-0,6 40,7 т _ тЬ6-$,7
=	; Ас=-*С
Ток небаланса равен геометрической сумме токов намагничивания:
7нб2 =.ГхА-|-Лв4-Лс. Следовательно, два значения первичного тока
небаланса: при нормальной нагрузке и симметричном токе трогания
реле блокировки — связаны между собою отношением
нб. бл / -*бл
(VII,18)
Измерив ток Тнб. н.р или взяв соответствующую номинальную ве-
личину тока небаланса по каталогу, можно по уравнению (VII,18)
определить ток ТНб.бл при заданной кратности тока блокировки.
Однако необходимо иметь в виду, что действительный ток небалан-
са фильтра может сильно отличаться от найденного по последней
формуле вследствие влияния остаточного намагничивания трансфор-
маторов тока (см. раздел 7).
3. Преимущества и недостатки ТНП с магнитопроводом
тороидальной и прямоугольной формы
Как известно, взаимоиндукция между первичной (/а + ^в +
-J- [с = 0) и вторичной цепями теоретически полностью устраняется
на тороидальном магнитопроводе с вторичной обмоткой, распреде-
ленной равномерно по всей его длине, без зазоров между витками.
Действительно, пропустив по такой вторичной обмотке ток от посто-
123
роннего источника, мы не получим магнитного потока в окне то-
роида ввиду полной симметрии схемы.
Нетрудно убедиться, что равномерное распределение обмотки
при любой другой форме магнитопровода, в частности, имеющего
вид прямоугольной рамки, не устраняет взаимоиндукции независимо
от того, соединены ли все витки обмотки последовательно или раз-
биты на ряд параллельных секций.
Как известно, распределение магнитного потока вблизи от фер-
ромагнитных тел принципиально определяется по методу конформ-
ных отображений.
Магнитный поток в средней плоскости тороидального магнито-
провода, в области его окна, можно рассматривать как плоско-па-
раллельный. Осуществляя конформное отображение на эту область
внутренности прямоугольника [52], найдем магнитное поле в сред-
ней плоскости окна прямоугольного магнитопровода, причем взаи-
моиндукция между первичной и вторичной цепями здесь также, оче-
видно, отсутствует. При этом вторичная обмотка распределяется на
контуре окна прямоугольника в рассматриваемой плоскости по
сложному закону, определяемому конформным отображением этого
контура на контур круга.
Такое распределение обмотки существенно отличается от равно-
мерного: наименьшая его плотность должна быть на торцах прямо-
угольного магнитопровода, а наибольшая — посредине длинных
сторон [38].
Если бы можно было выполнить конформное отображение всей
трехмерной внешней области пространства, ограниченной поверх-
ностями прямоугольного магнитопровода, на соответствующую трех-
мерную внешнюю область тороида, то мы нашли бы требуемое
распределение витков по всей поверхности прямоугольного магни-
топровода. Очевидно, на практике такое распределение обмотки
затруднительно, а отклонение от него, в том числе и равномерное
распределение непрерывной обмотки, вызывает появление взаимо-
индукции -Хнб.
При практическом выполнении даже тороидального ТНП с рав-
номерно распределенной обмоткой наличие изоляции между вит-
ками как в окне, так и на торцевых сторонах вызывает появление
довольно большого напряжения и тока небаланса L
При заданном соотношении размеров тороида и первичной не-
симметричной петли величина напряжения небаланса пропорцио-
нальна линейным размерам.
Согласно экспериментальным данным [63], при конструктивных
размерах тороида, отвечающих условиям размещения кабелей или
шин с необходимой их изоляцией, получается ток /Нб, примерно
1 Неизбежность возникновения этих токов небаланса была доказана анали-
тически в работе Е. Г. Марквардта [17], причем в расчете не учитывались тор-
цевые части обмотки.
124
в два раза меньший, чем в кабельных ТНП, или того же по-
рядка, что в шинных ТНП прямоугольного типа, рассмотренных
ниже.
Вместе с тем при осуществлении на практике крупных тороидаль-
ных ТНП встречаются следующие затруднения:
1.	При распределении непрерывной обмотки по всему периметру
окна число витков ее получается слишком большим. Для использо-
вания реле существующих типов требуется разделение обмотки ТНП
на ряд параллельных секций, что приводит к протеканию по ним
больших уравнительных токов. В случае же несекционированной
распределенной обмотки трансформатора пришлось бы во много
раз повысить сопротивление реле, что усложнило бы его изгото-
вление.
2.	Конструктивно затруднительно собрать все кабели защищае-
мого присоединения «в пучок» в окне ТНП.
3.	Условия охлаждения кабелей в окне ТНП ухудшаются, и, сле-
довательно, возникает опасность их перегрева.
4.	Установка трансформатора тока с неразъемным кольцевым
магнитопроводом на действующем оборудовании требует демонта-
жа концевых кабельных воронок. В некоторых случаях — при необ-
ходимости установки ТНП в помещении, отделенном от концевых
воронок, — неразъемный магнитопровод вообще невозможно при-
менить. Устройство же разъемного кольцевого магнитопровода тре-
бует нарушения непрерывности обмотки и приводит к увеличению
токов небаланса.
Перечисленные недостатки тороидальных ТНП полностью устра-
няются при выполнении) магнитопровода в виде прямоугольной ших-
тованной рамки, набираемой из прямоугольных пластин стали,
с обмоткой, занимающей лишь часть длины магнитопровода (в част-
ном случае — при необходимости охвата лишь одного-двух кабелей
применяются квадратные магнитопроводы).
Преимуществом таких ТНП является также технологическая
простота изготовления их и снижение количества отходов стали.
Еще в довоенные годы в некоторых энергосистемах (Киевэнерго
и др.) применялись небольшие квадратные ТНП для защиты ка-
бельных линий. Однако недостаточная исследованность вопроса пре-
пятствовала применению прямоугольных ТНП на генераторах и дру-
гих крупных объектах. В настоящее время многие электростанции
имеют положительный опыт эксплуатации разработанных в Инсти-
туте электротехники АН УССР прямоугольных ТНП, охватываю-
щих до 16 кабелей.
Переход к вытянутому прямоугольному магнитопроводу позво-
лил также применить простую конструкцию и изоляцию фаз в ТНП
шинного типа и впервые осуществить защиту генераторов с шин-
ными ТНП 150].
Ограничение индуктивности Х„б прямоугольных ТНП достигает-
ся специальным выполнением и размещением обмоток этих транс-
форматоров.
125
4. Принцип выполнения вторичной обмотки прямоугольных ТНП
♦
Для выяснения условий возникновения и ограничения токов не-
баланса в прямоугольных ТНП был исследован ряд магнитопрово-
дов различных размеров. В окне каждого из них несимметрично рас-
полагался моток провода с переменным током 7К, имитирующий
одну из бифилярных петель первичного тока нагрузки. На одной из
сторон магнитопровода в разных местах помещалась вторичная об-
мотка из нескольких сосредоточенных витков. Индуктируемая в этой
обмотке э. д. с. взаимоиндукции UM измерялась прибором с доста-
точно малым потреблением.
Рис. 46. Размеры магнитопровода и положение первичной петли
при измерении Хм.
На рис. 47 представлено несколько полученных таким образом
v Ум
характерных кривых лм = — для одного из магнитопроводов на
7к
четыре кабеля, размеры которого указаны на (рис. 46. По оси абс-
цисс (рис. 47) развернут контур окна этого магнитопровода
АВСДЕА.
Каждая кривая снята при одном из положений петли, указанном
на рис. 46. Из кривых видно, что каждому положению петли соот-
ветствуют два экстремальных противоположных по знаку и отли-
чающихся по величине значения Хм. В частности, при петле, распо-
ложенной на длинной оси окна (положения I—II—III), Хм имеют
экстремальные значения посредине коротких сторон окна магнито-
провода. Во всех случаях Хм равно нулю вблизи от середины рас-
стояния между экстремальными точками, причем нулевые точки
смещены от середины в ту же сторону, что и первичная петля.
Важно отметить, что по данным кривых, аналогичных рис. 47,
снятых на разных прямоугольных ТИП, увеличение размеров окна
ТНП при заданном числе и расположении кабелей относительно
центра и при постоянном отношении поперечного сечения к средней
126
длине магнитной линии — (что требуется для обеспечения задан-
ной чувствительности) приводит к увеличению экстремальных зна-
чений Хм. Следовательно, вообще говоря, нужно стремиться к со-
кращению размеров окна ТНП.
Суммарная площадь, ограниченная каждой кривой рис. 47, в осо-
бенности кривыми V и VI, отличается от нуля, что подтверждает
невозможность полного устранения ТНб путем равномерного распре-
деления вторичной обмотки по всему магнитопроводу (площади ана-
логичных кривых для тороидального магнитопровода равны нулюД
Рис. 47. Сопротивление взаимоиндукции Хм для трансформатора тока
на четыре кабеля (контур окна АВСДЕ развернут в прямую по оси
абсцисс, кривые сняты при положениях петли, указанных ца рис. 46).
Практически при равномерно респределенной обмотке на прямо-
угольном кабельном ТНП получаются Дб того же порядка, что
и для принятой далее более простой сосредоточенной обмотки. При
тех же условиях для шинного ТНП получаются значительно боль-
шие Дб, чем в описанной ниже конструкции.
Было исследовано также равномерное распределение? обмотки на
некоторой части магнитопровода с последовательным соединением
всех витков или с разделением их на несколько параллельных сек-
ций. На одном из магнитопроводов (см. [38], рис. 7) с размерами,,
близкими к ТНП-7, на длинной стороне было расположено симмет-
рично относительно короткой оси десять секций обмотки с расстоя-
ниями между ними по 20 мм (в осях). При последовательном
соединении этих секций и петлях II и IV (рис. 46) э. д. с. взаимо-
индукции составляла всего около 25% от соответствующей э. д. с.,,
приведенной к тому же числу витков и первичному току, при па-
раллельном соединении тех же секций.
Как видим, последовательное соединение секций в данном слу-
чае оказалось более выгодным, чем параллельное соединение.
127
Аналогичное сравнение было проведено для шести секций, рас-
пределенных на торцевой стороне того же магнитогфовода, при рас-
стояниях между секциями по 20 мм и петлях V и VI. В этом слу-
чае соотношение между приведенными э. д. с. для последовательного
и параллельного соединения составляло 2—2,5, т. е. преимущества
•оказались на стороне параллельного соединения.
Таким образом, каждый из двух способов соединения секций
распределенной обмотки может оказаться более или менее выгод-
ным в зависимости от расположения их на длинной или короткой
стороне магнитопровода, что объясняется соотношениями между со-
противлениями взаимоиндукции и рассеяния отдельных секций
и всей обмотки (ср. с приведенным ниже выводом для двух
секций).
В каждом из двух рассмотренных случаев расположения рас-
пределенной обмотки при оптимальном соединении секций величина
.Хиб оказывается того же порядка, что и при описанном ниже вы-
полнении обмотки с сосредоточенными секциями.
Учитывая эти обстоятельства и большую простоту устройства
обмотки с сосредоточенными секциями, приходим к заключению
о нецелесообразности выполнения прямоугольных ТНП с полностью
или частично распределенной вторичной обмоткой.
Определим теперь, как влияет на напряжение небаланса п о-
следовательное или параллельное соединение
сосредоточенных секций обмотки ТНП.
Обозначим через Zs и Zs полные сопротивления (рассеяния
и омическое) двух секций и через Хм и — их сопротивления
взаимоиндукции с первичной петлей. Каждое из сопротивлений Хд/,
Хм" является частью сопротивления соответствующей секции Zs' или
Zs". Сопротивление общего потока рассеяния обеих секций считаем
входящим в Z2.
Из схемы замещения (рис. 48, а) имеем ток небаланса, вызы-
ваемый э. д. с. одной из двух секций при параллельном их соеди-
нении,
V' __7__________XMZS_________
нб2“ Kz;z;+(z;+z;)(zx+z2)’
Аналогичное выражение получается для тока небаланса от э. д. с.
другой секции. Суммарный ток небаланса
j	XMZ”-X'MZ'S
нб2 к z;z;+(z;+z;')(zx+z2) *
Согласно схеме замещения (рис. 48, б) вторичный ток замыкания
на землю равен
j __j_______(Zs -j-Zs)_______
ZSZS -J- (Zs Zs) (ZzZ2)
128
Следовательно, относительный ток небаланса при параллельном сое-
динении двух секций
Дб2
4
(VII,19)
При последовательном соединении тех же секций сопротивление хо-
лостого хода Zx возрастает в четыре раза и на основании рис. 48,
виг имеем
~^нб2 -4 (-^м	)	(VII 20)
4	2I&	'	’ ’
Рис. 48. Схемы замещения ТНП
с обмоткой, состоящей из двух сек-
ций:
а — при параллельном соединении секций
для тока небаланса, создаваемого э. д. с.
одной из секций; б — то же для тока за-
мыкания на землю; в — при последова-
тельном соединении секций для тока не-
баланса, создаваемого э. д. с. одной из
секций; г — то же для тока замыкания
на землю.
Из уравнений (VII, 19) и (VII,20) видно, что в зависимости от
Zs
отношения сопротивлений — относительный ток небаланса при по-
следовательном соединении может быть больше или меньше, чем
при параллельном соединении.
При сосредоточенных, удаленных одна от другой секциях мож-
Z
но с достаточной точностью считать -4, = 1,и оба способа соедине-
Zs
ния обмотки оказываются равноценными.
9—317.
129
Укажем, что аналогичные результаты получаются и при большем
числе секций. В общем случае, при числе секций п, принимая Z' =
= ZS = . . . = Z№\ находим, что независимо от схемы соединения
секций относительный ток небаланса равен
Тнб2 1К^ХМ
I2
(VII,21)
Здесь — алгебраическая сумма сопротивлений взаимоин-
дукции всех секций с учетом полярности индуктируемых в них
Э. д. с.
Испытания, проведенные на не-
скольких ТНП, подтвердили выше-
изложенные соображения.
При изготовлении прямоугольных.
ТНП в целях единообразия принято
выполнять вторичную обмотку из
двух или четырех сосредоточенных
секций, разделенных на две парал-
лельные ветви, как показано на
рис. 49 и 52 (практическое выпол-
нение обмоток ТНП с подмагничи-
ванием представлено на рис. 57
и 60).
Следует отметить, что схема.
Рис. 49. Схема устройства ка-
бельного ТНП с прямоуголь-
ным магнитопроводом (под-
магничивание не показано).
(рис. 49) упоминалась ранее в ли-
тературе 18], но не была исследована, ввиду чего ТНП не применя-
лись на крупных генераторах. В частности, не было известно'," на
каких расстояниях располагать секции обмотки ТНП.
5. Расположение секций обмотки прямоугольных кабельных ТНП
Согласно рис. 47 для каждого положения петли можно подо-
брать на контуре окна четыре оптимальные точки, которым соот-
ветствуют две пары равных и противоположных по знаку величин
Хм. Поместив в двух из этих точек (где Хм противоположны по
знаку) равные и сосредоточенные секции обмотки и соединив их по-
следовательно или параллельно, при данном положении петли по-
лучим лишь небольшое напряжение небаланса, обусловленное не-
линейностью свойств сердечника ТНП (практически никогда не
удается добиться полного уничтожения этого напряжения).
Если в окне ТНП находится несколько несимметричных петель
с токами, совпадающими по фазе, то создаваемые ими Хм склады-
ваются алгебраически. При наличии в окне трехфазных кабелей
оптимальные точки, найденные для каждой пары фаз в отдельности
(А—В или В—С), не совпадают.
Строго говоря, следовало бы подбирать оптимальные точки рас-
положения секций обмотки на каждом кабельном ТНП экспери-
130
ментально при наладке защиты. Однако вполне удовлетворитель-
ные результаты можно получить более простым способом.
В прямоугольном кабельном ТНП обмотка делится на четыре
одинаковые секции, располагаемые симметрично на двух противо-
положных сторонах магнитопровода на равных расстояниях X от се-
редины. В ТНП с подмагничиванием вторичные обмотки помещают-
ся попарно на каждом магнитопроводе, как показано на рис. 57.
Кабели располагаются симметрично относительно центра окна, как
указано, например, на рис. 86, по возможности ближе к осям сим-
метрии. Таким образом достигается достаточная компенсация не-
симметрии первичных токов относительно обеих осей окна магнито-
провода.
Расстояние X определяется экспериментально для каждого соот-
ношения размеров ТНП при наибольшей продольной нессиметрич-
ной петле, помещенной на длинной оси окна (см. рис. 46, положе-
ние /), и в дальнейшем соблюдается при изготовлении всех ТНП
такого исполнения.
Метод выбора расстояния X по петле / основан на следующем.
Каждую произвольно расположенную петлю 1 (рис. 50, а) можно
заменить петлями 2 и 3, плоскости которых параллельны обеим осям
симметрии окна.
Опыт показал, что при небольшом расстоянии поперечной петли
2 от длинной оси окна э. д. с., наводимые ею в каждой паре сек-
ций, помещенных на противоположных сторонах магнитопровода
(например, I—/), в достаточной степени взаимно компенсируются
при любых расстояниях X. Действие продольной петли 3 мало изме-
няется, если сместить ее до совпадения с длинной осью в положе-
ние 4; поэтому при расположении кабелей согласно рис. 86 все не-
симметричные петли можно заменить рядом продольных петель, раз-
мещенных приблизительно равномерно по длинной оси окна
(рис. 50, б).
Предположим теперь, что все токи этих петель равны между со-
бою и совпадают по фазе. При одинаковом направлении токов
в двух симметрично расположенных равных петлях, например 2 и 5
(рис. 50, б), э. д. с., наводимые ими в секциях обмотки, полностью
взаимно компенсируются, а при неодинаковом направлении токов
(/ и 6, 3 и 4) — складываются. Следовательно, результирующее
напряжение небаланса, от всех продольных петель, находящихся на
длинной оси слева от центра, равно результирующему напряжению
от петель, расположенных справа от центра.
Рассматривая для простоты, например, только правые петли (4,
5 и 6), мы видим, что в общем случае каждая из них может быть
любой полярности. В случае компенсирующего действия симметрич-
но расположенной левой петли любая правая петля может не ока-
зывать влияния на что равносильно отсутствию в ней тока
(петля 5).
Расстояние X, определенное для каждой петли в отдельности, из-
меняется от небольшой величины — порядка нескольких миллимет-
131
ров для петли 4, находящейся вблизи центра, — до максимума, поч-
ти равного большой полуоси - — для петли 6, помещенной у тор-
ца. Среднее между значениями X, найденными для всех продольных
петель, помещенных на длинной оси, приблизительно равно X для
наибольшей петли I (см. рис. 46). Это свойство иллюстрируется
экспериментальными данными, приведенными в табл. 7, где расстоя-
ния X (при -Хнб = 0) для петель II, I и /// соответственно равны:
60, 75 и 90 мм.
Рис. 50. а — замена произвольно распо-
ложенной петли; б — результирующие
продольные петли.
Если полярность всех продольных петель 4, 5, 6 (рис. 50) оди-
накова (предельный случай), их результирующее расстояние X так-
же близко совпадает с найденным для петли I.
Рассмотрим условия несимметрии в случае неравномерного рас-
пределения токов по жилам параллельных кабелей. В таких усло-
виях дополнительно образуются как продольные, так и поперечные
нессиметричные петли разной ширины, и в этом случае расстояние
X, найденное для петли /, дает меньшие значения максимальных
-Хнб..макс от других петель, чем при выборе X по любой другой опыт-
ной петле.
132
Для примера в табл. 7 по кривым рис. 47 подсчитаны результи-
рующие для нескольких значений X при последовательном сое-
динении четырех секций и различных петлях первичного тока.
*	Таблица?
Результирующие сопротивления взаимоиндукции
Положение петли (рис. 46)	Хнб.(10~3 ом)				
	X = 50	Х = 60	X = 75	X = 90	Х = 100
/	— 0,71	-0,3	0	0,8*	1,2*
II	— 0,04	0	0,1	0,3	0,3
III	- 1*	— 0,8*	— 0,48	0	0,5
IV	0,63	0,6	0,57*	0,52	0,45
V	0,13	0,08	-0,01	— 0,06	— 0,06
VI	0,65	0,5	0,45	0,2	0,65
В каждом вертикальном столбце таблицы звездочкой обозначе-
ны максимальные абсолютные значения Хнб.Макс, получающиеся при
данном расстоянии X. Мы видим, что Хнб. Макс имеет наименьшее
значение при X = 75 мм и именно при этом значении X петля I
дает Тнб = 0. В случае выбора X по любой другой петле сопро-
тивление Xj6. макс оказывается более высоким. Аналогичные резуль-
таты получаются и при других размерах магнитопроводов.
Итак, расстояние X, определяемое по продольной широкой
петле /, является оптимальным средним для различных возможных
на практике условий несимметрии в прямоугольных кабельных
ТНП.
Для выбора расположения вторичных обмоток квадратных ТНП,
рассчитанных на охват одного-двух кабелей были исследованы:
а)	несекционированная обмотка, расположенная на одной сто-
роне магпитопровода;
б)	две одинаковые секции, размещенные на противоположных
сторонах магнитопровода и соединенные между собою параллель-
но;
в)	четыре одинаковые параллельные секции обмотки, располо-
женные симметрично на четырех сторонах магнитопровода.
Э. д. с. небаланса, измеренные при неблагоприятных для ка-
ждого из перечисленных случаев условиях пространственной не-
симметрии первичной петли, относятся между собою приблизи-
тельно, как 7 : 1,2 : 1.
Таким образом, наиболее благоприятным оказывается разделе-
ние обмотки на четыре симметричные секции. Такое выполнение
и принято для квадратных генераторных ТНП с подмагничиванием,
133
причем на каждом магпитопроводе располагаются только две сек-
ции (см. рис. 57, а).	*
Что касается сетевых ТНП без подмагничивания, применяемых
в устройствах защиты, включенной на сигнал, а также специаль-
ных высокочувствительных ТНП (см. рис. 62), то, учитывая усло-
вия установки ТНП на действующих кабелях, для них был принят
вариант с двумя секциями, дающий, как показано выше, неболь-
шое увеличение ХНб-
Следует отметить, что ТНП с тороидальным магнитопроводом,
но с нераспределенной обмоткой, выполненной как в описанных
квадратных ТНП, не отличается по своим свойствам от последних.
Результирующее сопротивление Хнб прямоугольного или квад-
ратного кабельного ТНП зависит от числа кабелей, степени рав-
номерности их загрузки и ориентировки фаз.
При удовлетворении описанных выше требований значение ХНб
с увеличением числа кабелей обычно уменьшается; в результате
приведенное напряжение (7Нб, измеряемое при нормальной нагруз-
ке первичной цепи на ТНП разных габаритов, не превышает около
0,85 мв на виток. Для ТНП из стали Э4А с подмагничиванием
эта величина соответствует первичному току небаланса порядка
/нб= 0,07 а (при отключенном подмагничивании и Я = 90°).
6. Ограничение сопротивления взаимоиндукции шинных ТНП
Условия борьбы с токами небаланса в шинных ТНП услож-
няются, поскольку первичные токи не расщеплены по нескольким
параллельным жилам, как в кабельном ТНП.
Как известно [31], взаимоиндукция небаланса наиболее полно
устраняется в шинном ТНП с концентрическими фазами, разрабо-
танном в ВЭИ. Однако трудность присоединения отводов, слож-
ность изготовления и другие недостатки этой конструкции послу-
жили причиной того, что она не получила распространения.
При исследованиях более простых вариантов шинных ТНП, вы-
полненных автором настоящей работы, размещение трех фаз пер-
вичной цепи во всех случаях было симметричным относительно
вторичной обмотки.
В первую очередь были испытаны магнитопроводы различной
формы (часть из них изображена на рис. 51, а—г) с расположением
шин на расстоянии 250—300 мм (в осях) одна от другой, что по-
зволило бы применять фарфоровые проходные изоляторы. Предпо-
лагалось, что во всех вариантах индуктируемые в секциях вторич-
ной обмотки равные и прямо противоположные э. д. с. должны
взаимно компенсироваться.
В действительности выяснилось, что вследствие различия в ма-
гнитной проводимости и в угле намагничивания отдельных уча-
стков магнитопровода напряжения небаланса возникают во всех
случаях, причем они связаны с первичным током нелинейной зави-
симостью. При первичных токах, близких к возможным номиналь-
134
ним токам генераторов, напряжения небаланса достигают недо-
пустимо больших величин.
, Применение разнообразных способов экранирования магнито-
пророда и вторичной обмотки ТНП, а также различных схем ком-
пенсации э. д. с. небаланса также не дало удовлетворительных
результатов.
а
Рис. 51. Исследованные варианты устройства
шинного ТИП.
Далее было испытано несколько вариантов устройства ТНП
с небольшим расстоянием между шинами, из которых следует от-
метить ТНП с магнитопроводом тороидальной формы (рис. 51, д).
В данном случае вторичная обмотка располагалась равномерно
и непрерывно по всему периметру окна тороида.
Как было указано, при конструктивных размерах тороида э. д. с.
небаланса получается того же порядка, что и в ТНП прямоуголь-
ного типа, описанном ниже. Учитывая преимущества прямоуголь-
ных ТНП, последние и были приняты нами в качестве окончатель-
ного варианта.
При разработке этих трансформаторов тока было учтено то
обстоятельство, что при положениях петель V и VI (см. рис. 46) на
торцевых сторонах магнитопровода получаются сравнительно не-
большие Хм- Соответственно в этих ТНП шины располагаются на
короткой оси окна, а две параллельные секции вторичной обмот-
ки — на торцевых сторонах1 (рис. 52).
В данном случае при отношении поперечного сечения к сред-
F	d
ней длине магнитного пути —= const и —• = const (где d — ши-
I	Ch
1 Авторское свидетельство № 86376, выданное по заявке от 13 января 1960 г.
135
рина петли) сопротивление Хнб быстро уменьшается с увеличением
отношения длины окна к его ширине — и практически не зависит
от других размеров.	а	/ Ь\
Для иллюстрации на рис. 53 приведена кривая ZB6 = f[ ),
F	d \а'
снятая на нескольких магнитопроводах при —=0,374,— =0,2 и по-
Рис.
ной
рис.
вторич-
V (см.
сторон
с петлей
отношения
Рис. 52. Схема устрой-
ства шинного ТНП (под-
магничивание не пока-
зано).
53. Сопротивление взаимоиндукции
обмотки шинного ТНП
46) в зависимости от
ь
окна
Для определения влияния внешних магнитных полей, а также
для выбора расстояния С от поверхности магнитопровода до гори-
зонтальных частей отводов крайних фаз (рис. 52) были измере-
ны э. д. с., индуктируемые во вторичной обмотке при помещении
петли в разных положениях снаружи магнитопровода (рис. 54):
При /к = 6000 ав и расстоянии от петли до магнитопровода
1 м величина Uhq в худшем случае (положение петли 3) оказы-
вается всего лишь порядка 0,3 мв. Важно отметить, что при отклю-
чении более удаленной секции вторичной обмотки э. д. с. на остав-
шейся включенной секции увеличивается приблизительно в шесть
раз.
136
Рис. 55. Сопротивление взаимоиндукции
вторичной обмотки с петлей, помещенной
снаружи магнитопровода в положениях 1
И 2, в зависимости от расстояния С (см.
рис, 54).
Р;*с. 54. Схема измерения взаимоиндукции петли
первичного тока, помещенной снаружи магнитопро-
вода, с вторичной обмоткой,
На рис. 55 приведены кривые сопротивления взаимоиндукции
при положениях петли 1 и 2, на основании которых расстояние С
до горизонтальной части выводов было принято равным 350—
400 мм. Кроме того, ставятся определенные требования к выпол-
нению ближайших участков ошиновки (см. главу X).
Если при наладке защиты измеренное на одной из секций об-
мотки напряжение мНб. н.р оказывается меньше, чем на двух сек-
циях, соединенных параллельно, то оставляют включенной только
одну из них.
В результате при оптимальном сопротивлении Z2, нормальной
нагрузке и отключенном подмагничивании первичный ток небалан-
са для шинных ТНП получается порядка /Нб = 0,1 4-0,5 а.
Выполнение специальной блокировки шинных ТНП описано
в главе VIII.
7. Токи небаланса ТНП и фильтра при переходных режимах
в первичной цепи
Наличие железа в магнитной цепи потоков взаимоиндукции
ТНП принципиально обусловливает нелинейность сопротивления
АгНб. Однако, поскольку эти магнитные потоки замыкаются через
воздух, нелинейность проявляется сравнительно мало. Для иллю-
страции на рис. 56 приведены осциллограммы напряжения Um,
индуктируемого в секциях обмотки кабельного ТНП, и результи-
рующего напряжения небаланса С/Нб’, осциллограммы сняты при
сравнительно большой н. с. (до 5300 ав) петель I и IV (см. рис. 46.).
На этих осциллограммах напряжения Um практически не отли-
чаются от синусоиды, а искажение напряжений Ua6, хотя и замет-
но, но все же невелико.
Заметим, что в этом опыте напряжение /7Нб достигало сравни-
тельно больших величин (на осциллограмме в — около 30 мв на
виток), во много раз превышавших обычно наблюдаемое на прак-
тике Пнб.н.р при нормальной нагрузке кабелей.
Под влиянием индуктивности реле ток небаланса во вторичной
цепи искажается еще меньше, чем напряжение.
Испытания, проведенные на нескольких кабельных и шинных
ТНП при отключенном подмагничивании с различными первичны-
ми петлями, показали, что при изменении тока небаланса вплоть
до срабатывания реле эффективная величина /Нб2 практически про-
порциональна первичному току (чувствительность реле по первич-
ному току составляла 5—6 а, а потребление 0,1—0,2 ва). Только
в ТНП на один-два кабеля возможно некоторое нарушение про-
порциональности, притом в сторону уменьшения кратности тока
/Нб2 при коротких замыканиях (вследствие изменения Zx, см. схему
замещения — рис. 44, а). Поэтому при ТНП, охватывающем всё
кабели, а также в большинстве случаев применения двух группо-
вых ТНП, зная ток небаланса при нормальной работе защищае-
те
мого объекта /Нб.н.р, можно определять этот ток при сквозных
коротких замыканиях /Нб.к.з по простой формуле
Дб. к.з == Дб. н.р-ЙД.з,	(VI 1,22)
где Кк. з — ожидаемая кратность тока короткого замыкания, а ток
•^нб.к.з 5 6 а.
Для шинных ТНП при наличии блокировки защиты от коротких
замыканий аналогично определяется ток небаланса при кратности
тока действия блокировки АГбл‘.
Дб. бл == Дб. н.р Дбл-	(VI 1,23)
В момет включения и отключения
ной цепи ТНП иногда возникает
кратковременный (в течение доли
периода) небольшой пик тока, не
представляющий практической опас-
ности [41].
Появление этого пика обусловли-
вается известными законами для не-
первичного тока во вторич-
установившихся процессов в магни-
тосвязанных цепях с постоянной
взаимоиндукцией.
Для определения влияния апе-
риодических составляющих первич-
а
ных токов, возникающих при пере-
ходных режимах, был проведен так-
же следующий опыт. В окне ТНП
помещалась петля V (см. рис. 46),
по которой пропускался постоянный
ток до 20 000 ав.
При выбранном положении
петли постоянная индукция в маг-
нитопроводе достигает, очевидно,
наибольшей величины в районе
расположения вторичных обмоток
кабельного ТНП или блокировочных
обмоток шинного ТНП (см. гла-
ву VIII). Кроме того, в окне поме-
щалась в различных положениях
Рис. 56. Осциллограммы на-
пряжения UM одной из сек-
ций обмотки и результирую-
щего напряжения С7нб
трансформатора тока (см.
рис. 46).
другая первичная петля с перемен-
ным током. Э. д. с., индуктируемые во вторичных обмотках как
кабельного, так и шинного ТНП, а также в блокировочных обмот-
ках последнего при наличии постоянных ампервитков и отсутствии
их, оказались одинаковыми.
Таким образом, нет оснований опасаться возникновения во вто-
ричной цепи ТНП при переходных режимах недопустимых токов
небаланса при одновременном (в шинном ТНП) недостатке тока
для действия реле блокировки.
139
Иное положение имеем при фильтре, состоящем из трех одно-
фазных трансформаторов тока. Выше уже был отмечен нелиней-
ный характер зависимости тока небаланса фильтра от первичного
тока. Органическим недостатком фильтра, особенно в , схемах токо-
вой защиты, является зависимость тока небаланса от остаточного
намагничивания магнитопроводов трансформаторов тока.
По данным исследования, проведенного в ТЭП [4$], при насы-
щении магнитопроводов апериодическими составляющими токов
переходного режима, например, при включении крупных силовых
трансформаторов, во вторичной цепи защиты возникают значи-
тельные токи небаланса, достаточные для действия реле. Причи-
ной возникновения этих токов является неодинаковое изменение
сопротивлений холостого хода трансформаторов тока разных фаз
под влиянием насыщения.
Насыщающие магнитные потоки затухают во много раз медлен-
нее первичного тока переходного режима. Соответственно и токи
небаланса уменьшаются в течение сравнительно большого проме-
жутка времени (иногда в течение нескольких минут). При этих
условиях блокировка от сквозных сверхтоков не может предотвра-
тить ложного действия защиты, поскольку в блокирующих реле ток
спадает значительно быстрее, чем в основном реле защиты.
ГЛАВА VIII
КОНСТРУКТИВНОЕ ВЫПОЛНЕНИЕ ТНП.
ТЕХНИЧЕСКИЕ ДАННЫЕ ОСНОВНЫХ АППАРАТОВ,
ПРИМЕНЯЕМЫХ В СХЕМАХ ЗАЩИТЫ
ОТ ЗАМЫКАНИЙ НА ЗЕМЛЮ
1. Выполнение трансформаторов тока
нулевой последовательности с подмагничиванием
В настоящем разделе дается краткое описание трансформато-
ров *, разработанных в Институте электротехники АН УССР и вы-
пускаемых заводами. Эти трансформаторы применяются, главным
образом, для чувствительной токовой защиты генераторов, но, ра-
зумеется, возможно их использование и для защиты других эле-
ментов оборудования.
Принципиальные схемы кабельных трансформато-
ров приведены на рис. 57, фотографии конструкции — на рис. 58
и 59, а основные размеры и технические данные — в приложе-
нии III.
Трансформаторы имеют два одинаковых магнитопровода, вы-
полненных в виде квадратной (на один-два кабеля) или прямо-
угольной (для большего числа кабелей) рамки, шихтованной из
прямоугольных пластин трансформаторной стали марки Э4А или
Э4АА толщиною 0,3—0,5 мм. Места стыков между пластинами
стали перекрываются через каждый слой. Каждый магнитопровод
стянут стальными болтами по углам и в одном-двух местах на
длинных сторонах. Собранные пакеты стали магнитопроводов
имеют концевые пластины из листового железа толщиной 1,5—
2,0 мм.
Для возможности регулировки числа витков обмотки подмагни-
чивания с целью ограничения тока небаланса, возникающего вслед-
ствие некоторой неидентичности магнитопроводов, заводы выпу-
1 В обозначении типа этих трансформаторов цифры, стоящие после ТНП,
означают наибольшее число охватываемых кабелей, а после ТНПШ — число
трехфазных пакетов шин.
141
скают ТНП с одним неприсоединенным концом этой обмотки дли-
ною 1,5—2,0 м.
Все обмотки изолируются от магнитопровода при помощи гильз,
из электрокартона. Поверхность обмоток и гильз покрыта битумно-
масляным лаком.
Рис. 57. Принципиальные схемы ТНП с подмагничиванием:
а — на 1—2 кабеля (типа ТНП-2); б — на большее число кабелей (ТНП-4,",
ТНП-7, ТНП-12, ТНП-16); I, II, III, IV— вторичные обмотки; V, VI— обмот-
ки подмагничивания.
Между обоими магнитопроводами ТНП помещаются немагнит-
ные прокладки толщиною 40—50 мм, и все устройство стягивается
четырьмя литыми алюминиевыми или немагнитными чугунными
планками со шпильками на концах. На верхнем магнитопроводе
укреплен щиток с зажимами для присоединения выводных концов
обмоток и отходящих от ТНП проводов.
На рис. 60 и 61 представлены принципиальная схема и фото-
графия трансформаторов тока нулевой последовательности шин-
ного типа. Магнитопроводы этих трансформаторов шихтуются из
трансформаторной стали марки ХВП или Э4АА. Конструктивное
выполнение магнитопроводов не отличается от описанного выше
для кабельных ТНП.
Кроме обмоток подмагничивания и вторичной, каждая из ко-
торых состоит из двух секций, на магнитопроводах, посредине длин-
ных сторон, помещаются две блокировочные обмотки, соединенные
встречно-последовательно. При монтаже защиты в цепь этих об-
моток включается реле максимального тока, при срабатывании
которого защита от замыкания на землю выводится из действия-
142
Рис. 58. Трансформатор ТНП-2
1
~ натуральной величины
Рис. 59. Трансформатор ТНП-12
2
10
натуральной величины
Этим предотвращается ложное действие защиты при сквозных
междуфазных коротких замыканиях.
Если сумма первичных токов равна нулю, э. д. с., индуктируемая
в обеих блокировочных обмотках, пропорциональна разности токов
в крайних фазах: Ёбл=—дМбли(1А— 1С) (здесь МбЛ — коэф-
фициент взаимоиндукции блокировочных обмоток с одной из пе-
Рис. 60. Схема устрой-
ства трансформатора
ТНПШ:
А, В, С — шины трех фаз
первичной цепи; /—I — вто-
ричные обмотки; //—II — бло-
кировочные обмотки; ///—
III — обмотки подмагничи-
вания.
тель А—В или С—В).
В зависимости от короткого замыка-
ния между фазами А—С, симметричного
трехфазного А—В—С или двухфазного
А—В (или В—С) при данной величине
первичного тока эта э. д. с. изменяется,
как 2 : 1,73 : 1.
Э. д. с. блокировки, как и э. д. с. не-
баланса от первичных токов, приблизи-
тельно пропорциональна нагрузке шин.
В трансформаторе, снабженном опи-
санной блокировкой, как бы совмещены
обычный ТНП и два трансформатора
тока с разомкнутыми магнитопроводами,
работающими в режиме, близком к холо-
стому ходу, причем их вторичные обмот-
ки включены на разность токов.
По сравнению с обычной блокировкой
от фазных трансформаторов тока данное
устройство отличается следующими пре-
имуществами: простотой схемы, независи-
мостью от цепей защиты максимального
тока и отсутствием влияния апериодиче-
ской составляющей первичного тока. За-
висимость тока срабатывания описанной
блокировки от вида короткого замыкания
нельзя считать ее существенным недостатком, поскольку при исполь-
зовании ТНПШ допускается выведение защиты из действия при по-
вышенной (по сравнению со старыми типами защиты) кратности
тока короткого замыкания.
В окне трансформаторов тока ТНПШ-1, ТНПШ-2 или ТНПШ-3
помещаются соответственно один, два или три трехфазных ком-
плекта прямоугольных медных шин с миканитовой компаундиро-
ванной изоляцией и гетинаксовыми прокладками толщиною 4—
5 мм между фазами. Шины зажаты в виде пакета между двумя
массивными гетинаксовыми плитами, которые стягиваются сталь-
ными болтами. Для фиксации положения пакета шин в окне ма-
гнитопроводов в плитах имеются вырезы, заходящие в соответству-
ющие пазы планок, стягивающих магнитопроводы. Номинальный
ток нагрузки каждого комплекта шин составляет 1500—1750 а.
Такой ток рассчитан из условия длительного нагрева шин до 80—
90° с учетом отвода тепла ближайшими участками ошиновки, рас-
четная температура которой не превышает 70° [51].
144
Допустимый ток короткого замыкания (см. приложение IV)
определен при фиктивном времени отключения 10 сек. и макси-
мальной температуре 160—170°. Устойчивость при ударных токах
короткого замыкания (165 ка) рассчитана для двухфазного корот-
кого замыкания с высокими коэффициентами запаса механической
Рис. 61. Трансформатор ТНПШ-2
1
— натуральной величины
16
прочности ТНПШ (при токе трехфазного короткого замыкания
той же величины шины испытывают несколько меньшие усилия
взаимодействия).
Указанная величина ударного тока приблизительно соответ-
ствует суммарной мощности — не менее 80 000 ква — остальных
генераторов, включенных на общие шины с защищаемым, и транс-
форматоров, связывающих шины с энергосистемой.
В приложении IV указаны возможные наибольшие величины
э. д. с. небаланса шинных ТНП. Необходимо иметь в виду, что
э. д. с. небаланса, вызываемые несимметричными потоками пер-
вичной цепи, в значительной мере зависят от расположения бли-
жайших участков ошиновки.
При необходимости осуществления релейной защиты в сетях
с очень небольшим током замыкания на землю (доли ампера),
10—317.
145
описанный выше вид подмагничивания неприменим, поскольку
токи небаланса от подмагничивания соизмеримы с током 13.
С целью устранения этих токов небаланса была разработана
модификация трансформатора с подмагничива-
нием на один кабель типа ТНП-1в (высокочувствительный), схе-
матически представленная на рис. 62 [64]. В этом ТНП два шихто-
К реле
Рис. 62. Схема устрой-
ства трансформатора то-
ка типа ТНП-1в.
ванных квадратных стальных магнитопровода соединены четырьмя
массивными железными пластинами. Каж-
дая пара пластин стягивается винтами
(на схеме не показаны), а между пласти-
нами зажимаются пакеты двух сторон
магнитопроводов. На других двух сторо-
нах каждого магнитопровода помещают-
ся обмотки подмагничивания и вторич-
ные обмотки, соединенные, как показано
на рисунке.
Поток подмагничивания Фр. проходит
через оба магнитопровода, разделяясь
в каждом из них на две параллельные
ветви, и замыкается по стягивающим пла-
стинам. При таком устройстве неидентич-
ность магнитопроводов практически не
влияет на ток небаланса от подмагничи-
вания, так как во время наладки защиты
этот ток доводится до нуля путем регу-
лировки положения пластин. Такое вы-
полнение подмагничивания можно назвать
торцевым.
Несмотря на неблагоприятное влия-
ние воздушных зазоров в местах со-
прикосновения пластин с магнитопрово-
дами, потребление мощности на подмагничивание этих трансфор-
маторов сравнительно невелико (около 7 ва).
В конструкции ТНП-1в предусмотрена также регулировка по-
ложения трансформатора относительно кабеля при наладке защи-
ты, что дает возможность дополнительно ограничивать взаимоин-
дукцию небаланса от несимметрии первичной цепи.
Кратко остановимся на вопросах изготовления кабельных и шинных транс-
форматоров с подмагничиванием, что представляет интерес и для лиц, эксплуа-
тирующих защиту.
При изготовлении магнитопроводов особое внимание обращается на ка-
чество трансформаторной стали, в особенности на се однородность. Разносорт-
ность листов может затруднить устранение напряжения небаланса от подмагни-
чивания. Длина пластин трансформаторной стали предусматривается такой,
чтобы при сборке их образовался зазор в несколько миллиметров в местах
стыков каждого слоя.
При сравнительно небольшой индукции, имеющей место в ТНП, эти за-
зоры практически не влияют на параметры ТНП, однако они предотвращают
возможность перекрывания концов пластин в одном и том же слое.
После штамповки с пластин тщательно удаляются заусеницы (заусеницы
могут привести к образованию в магнитопроводе короткозамкнутых витков).
146
В некоторых случаях производится рафинирующий отжиг стали, значительно
улучшающий ее свойства [44]. Готовые пластины покрываются тонким слоем
изоляционного лака.
По окончании изготовления магнитопроводов необходимо добиться их ма-
гнитной идентичности (для трансформатора ТНП-1в этого не требуется). Для
удобства работы 20—30 магнитопроводов серии однотипных ТНП располагают
в ряд на стеллаже на расстоянии не менее 0,5 м один от другого. На любых
двух сторонах каждого магнитопровода помещаются две пробные секции об-
мотки: одна с произвольным (но одинаковым для всех магнитопроводов) чи-
слом витков, а другая с расчетным числом витков Уг. Первая секция представ-
ляет собой обмотку подмагничивания, а вторая — вторичную обмотку ТНП.
Обмотки подмагничивания всех испытуемых магнитопроводов соединяются
последовательно-согласованно и включаются на источник переменного тока ра-
бочей частоты (50 гц). По ним пропускается ток, величина которого соответ-
ствует расчетному числу ампервитков подмагничивания ТНП (например, для
стали Э4АА —0,33 ав, для стали Э4А —0,4 ав на 1 см длины магнитопро-
вода).
Вторичные обмотки любых двух магнитопроводов соединяются последова-
тельно-встречно (дифференциально) и включаются на милливольтметр с неболь-
шим потреблением (см. главу X, раздел 4). При этом записывается измеренная
величина напряжения небаланса. Такое измерение производится для каждого маг-
нитопровода совместно с несколькими другими. Так отбираются наиболее иден-
тичные пары магнитопроводов с небольшим напряжением небаланса (в боль-
шинстве случаев 30—50 мв, но не более 100—150 л/s), которые затем комплек-
туются в ТНП.
После такого отбора обычно остается лишь несколько недостаточно иден-
тичных магнитопроводов, комплектация которых затем производится путем пере-
кладывания нескольких листов стали (в каждой намеченной паре) из одного
магнитопровода в другой. Для этого пробные секции обмоток должны выпол-
няться с очень свободными размерами, чтобы можно было вынимать и вклады-
вать листы при включенных подмагничивающей и вторичной цепях. Во время
комплектации наблюдают за показаниями милливольтметра (при нормальной за-
тяжке болтов).
Применяется и другой, оправдавший себя прием комплектации (при значи-
тельной неоднородности стали).
Каждый из числа оставшихся неподобранных магнитопроводов разделяется
по высоте на две равные части и на каждой из них помещаются вышеуказанные
две пробные обмотки. Эти обмотки включаются, как было указано выше, и про-
изводится измерение напряжения небаланса попарно для разных частей. Теперь
уже нет необходимости добиваться небольшой величины напряжения. Для ком-
плектации одного ТНП достаточно подобрать четыре части с попарно близкими
по величине напряжениями небаланса. Эти две пары комплектуются в один
ТНП так, чтобы в каждый его магнитопровод попало по одной части из разных
пар, причем напряжения небаланса должны взаимно вычитаться. Для того что-
бы узнать, какие две части нужно соединить в общий магнитопровод, предва-
рительно переключают в определенной последовательности концы вторичных
обмоток и замечают показания милливольтметра. Так, например, если на одной
подобранной паре частей магнитопровода получено напряжение 500 мв, а на
другой 450 мв, то при правильной их комплектации должно получиться резуль-
тирующее напряжение 50 мв или немного больше, т. е. допустимая величина.
При наличии некоторого навыка описанный способ подбора позволяет до-
вольно быстро и уверенно скомплектовать магнитопроводы ТНП.
К этому методу рекомендуется прибегать также в случае одновременного
изготовления небольшого числа однотипных ТНП (1—3 шт.). При этом целесо-
образно собрать сначала не целые магнитопроводы, а их половины и после под-
бора соответственно объединить их, как описано. Следует отметить, что окон-
чательная регулировка напряжения небаланса от подмагничивания производится
на месте установки изменением витков обмотки подмагничивания (см. главу X).
После Подбора идентичных магнитопроводов производится проверка чувст-
вительности ТНП по такому же методу, как и при эксплуатации (см. там же).
147
Все обмотки ТНП и ТНПШ тщательно пропитываются лаком № 458 и по-
крываются лаком № 462.
При разработке конструкции ТНПШ было уделено большое вни-
мание выбору способа изолировки шин с учетом условий их работы
в эксплуатации. По рекомендации завода ХЭМЗ (инж. С. В. Цукер-
ник) была принята непрерывная компаундированная изоляция из
микаленты толщиною 0,13 мм, изготовленной на слюде мусковит
и асфальто-масляном лаке № 441 аналогично изоляции статорных
обмоток турбогенераторов. Для большей надежности число слоев
миканита принимается больше общепринятого для генераторов. Так,
например, для ТНПШ на напряжение 10,5 кв на шины наносится
17 слоев, тогда как для турбогенераторов того же номинального на-
пряжения для пазовой части изоляции обычно принимают 14—15
слоев 142]. У концов шин верхние слои микаленты делаются не-
сколько короче нижних с тем, чтобы толщина изоляции постепенно
уменьшалась.
После нанесения половины расчетного числа слоев микаленты
шины подвергаются первому компаундированию при следующем
режиме: а) сушка при атмосферном давлении — 4 часа; б) сушка
при вакууме 15 мм — 4 часа; в) сушка при атмосферном давле-
нии — 0,5 часа; г) сушка при вакууме 15 мм — 4 часа; д) пропитка
ухтинским битумом под давлением 7 атм — 3 часа. Весь процесс
компаундирования выполняется при температуре 160—170°. Затем
на шины наносятся остальные слои миканита и повторяется тот же
процесс компаундировки.
Компаундированная шина покрывается слоем хлопчатобумажной
киперной ленты вполнахлеста и асфальто-масляным лаком № 462.
2. Выполнение ТНП без подмагничивания
Выпускаемые электропромышленностью сетевые трансформаторы
тока нулевой последовательности (типа ТЗ, ТЗР и ТФ), предназна-
ченные для охвата одного кабеля диаметром до 75 мм, имеют круг-
лые кольцевые магнитопроводы из трансформаторной стали. Первый
из этих трансформаторов — неразъемного типа — устанавливается
на вновь прокладываемых кабелях, второй и третий — разъемные —
допускают установку на действующих кабелях без демонтажа кон-
цевой воронки.
Трансформаторы ТЗР и ТФ отличаются от ТЗ тем, что они со-
стоят из двух частей. Зазоры, образующиеся в местах, стыка этих
частей, перекрываются через несколько листов стали.
Обмотки трансформаторов ТЗ и ТЗР расположены на магнито-
проводе несимметрично.
Кольцевой круглый трансформатор тока типа ТФ сходен по кон-
струкции с трансформатором ТЗР. Эскиз устройства трансформа-
тора ТФ дан на рис. 63, б. Вторичная обмотка его секционирована
и расположена симметрично.
Вследствие неравномерного расположения обмоток трансформа-
торов ТЗ, ТЗР и ТФ напряжения небаланса в них достигают боль-
148
ших величин, чем у тороидальных ТНП с равномерно распределен-
ной обмоткой. Зазоры магнитопроводов ТЗР и ТФ оказывают не-
благоприятное влияние на э. д. с. небаланса и чувствительность.
Приведенный на рис. 64 сетевой трансформатор тока нулевой
последовательности типа ТНП-1 с квадратным шихтованным магни-
топроводом из трансформаторной
стали также предназначен для охва-
та одного кабеля. Этот трансформа-
тор представляет собою сетевой ТНП
простейшего типа. Во многих слу-
чаях при изготовлении его могут
быть использованы отходы транс-
форматорной стали. Обмотка транс-
форматора состоит из двух секций,
расположенных на противополож-
ных сторонах магнитопровода.
При установке ТНП-1 на дей-
ствующем кабеле без демонтажа
концевой воронки . необходимо,
предварительно ослабив стягиваю-
щие болты магнитопровода, раз-
вести в стороны пластины стали
Рис. 63. Эскизы трансформа-
тора тока с равномерно рас-
пределенной обмоткой (а)
и типа ТФ (б).
одной из его свободных
сторон.
Далее будет показано, что трансформатор типа ТНП-1 обладает
несколько более высокими параметрами, чем рассмотренные выше
тороидальные, разъемные ТНП.
Это достигается благодаря ших-
товке стали через каждый слой
и симметричному расположе-
нию обмотки.
Трансформаторы ТНП-1
применяются для релейной за-
щиты линий при наличии до-
статочного тока замыкания на
землю, а также совместно с
измерительными приборами
или указателями. Наивыгод-
нейшее сопротивление вторич-
ной цепи ТНП-1 составляет
около 10 ом, чувствительность
и токи небаланса даны в
Рис. 64. Трансформатор тока типа
ТНП-1.
табл. 9. При потреблении во
вторичной цепи, отличающемся
от указанного в таблице, чув-
ствительность можно легко пересчитать по данным главы V и кри-
вым рис. 21. Что касается первичных токов небаланса, то они прак-
тически пропорциональны нагрузке кабеля.
В отличие от описанных выше ТНП с магнитопроводами из
трансформаторной стали, трансформаторы тока для защиты от за-
149
мыканий на землю, разработанные в ЦНИЭЛ МЭС и выпускаемые
электропромышленностью, имеют магнитопроводы из молибденно-
вого пермаллоя. Вторичные обмотки этих трансформаторов распре-
деляются на магнитопроводе по возможности равномерно. Эти
трансформаторы рассчитаны на охват одного кабеля диаметром
70 мм; они выпускаются в двух исполнениях: с магнитопроводом
ленточного неразъемного типа и с разъемным шихтованным магни-
топроводом [56, 61]. Трансформаторы первого типа предназначены,
для защиты кабельных сетей торфоразработок при очень малых
токах замыкания на землю (меньше 1 а), а второго типа — для
защиты генераторов. В последнем случае вторичные обмотки транс-
форматоров, установленных на параллельных кабелях, соединяют-
ся между собою параллельно.
3. Данные о потреблении некоторых реле и приборов.
Чувствительность и токи небаланса трансформаторов тока
различных типов
В настоящем разделе приведены технические данные основных
аппаратов и приборов, применяющихся в схемах защиты от замы-
каний на землю.
В табл. 8 указаны величины потребления полной мощности при
токе уставки на первой точке шкалы электромагнитных реле серий
ЭТ-520 и ЭТД-551, реле с магнитными усилителями, разработан-
ными в ЦНИЭЛ МЭС, а также поляризованных реле типа РП.
Данные об усилителях (табл. 8) относятся к двум вариантам
исполнения: а) без обратной связи с действием на обычное реле
ЭТ-521 (см. рис. 69) и б) с сильной положительной обратной связью
и действием непосредственно на выходное промежуточное реле (см.
рис. 70). В последнем случае усилитель работает, как токовое реле
(оба типа усилителей-реле выпускаются заводом «Энергоприбор»).
В табл. 8 указано’ также потребление на постоянном токе щито-
вых гальванометров (обычно применяемых совместно с термопарами
в схемах теплоконтроля), магнитоэлектрического малогабаритного
щитового прибора (ПМ-70, М-5 и тому под.) при достаточном
для отсчета отклонении стрелки и поляризованного указателя, изго-
товляемого, по предложению автора, путем переделки такого же
прибора.
Устройство этого указателя представлено на рис. 65. На полю-
сах магнитной системы прибора с нормальным положением стрелки
посредине шкалы укрепляются стойки из мягкого железа с попе-
речным сечением 3 X 0,5 мм, ограничивающие с двух сторон дви-
жение стрелки. На стрелку надевается хомутик из мягкого железа
толщиной около 0,2 мм. и длиной до 1,5 мм. При срабатывании ука-
зателя стрелка отклоняется вправо или влево (в зависимости от
направления' тока), и хомутик прилипает к соответствующей стойке.
По сравнению с обычными механическими фиксаторами такое
приспособление, использующее силу магнитного притяжения для
150
удержания стрелки, не только не снижает чувствительность при-
бора, а наоборот, несколько ее повышает.
Возвращение стрелки в среднее положение производится вруч-
ную при помощи поворотной кнопки с поводком. Кнопка укреплена
Рис. 65. Устройство направленного (поляризованного) указателя:
— общий вид; 6 — механизм без кожуха и шкалы; в — внутренний вид кожуха с по-
водком для возврата стрелки.
па крышке прибора (на месте обычного винта установки стрелки
на нуль) и удерживается в среднем положении пружинкой, пред-
ставляющей собою отрезок стальной проволоки диаметром около
0,3 мм и длиною 65 мм.
151
К преимуществам направленного указателя описанного устрой-
ства относится его простота (при наличии вышеуказанных прибо-
ров он может быть изготовлен на любой электростанции); недо-
статком его является отсутствие сигнальных контактов.
	Таблица 8
Потребление мощности в токовых обмотках некоторые реле и приборов	
Наименование	^Д.Р мва
Реле максимального тока электромагнитные, серии ЭТ-520 ,	100
То же серии ЭТД-551 .			10
Магнитный усилитель-реле МТР-76 без обратной связи (ЦНИЭЛ)		2
То же с сильной обратной связью "		0,3
Реле поляризованное типа РП-4, РП-5, РП-6, РП-7 при ра- боте на постоянном или выпрямленном токе с контакт- ным зазором 0,2 — 0,3 мм		0,5 — 1
То же при работе на переменном токе в качестве выпрями- теля с зазором 0,05 — 0,1 мм		0,03 — 0,04
Гальванометры щитовые магнитоэлектрические типа ПГУ или МПБ-46		0,001
Приборы магнитоэлектрические типа ПМ-70, М-5 или М-49 .	0,02
Указатель поляризованный (на основе М-5 и тому под.) . . .	0,02
Из табл. 8 видно, что наименьшее потребление из числа ,рас-
смотренных токовых реле имеют реле с усилителями. Магнитоэлек-
трические приборы и поляризованный указатель потребляют еще
меньшую мощность.
В табл. 9 и 10 даны величины чувствительности по первичному
току, э. д. с. небаланса и первичные токи небаланса различных ТНП,
применяемых на практике; для сравнения указаны те же величины
для испытанного шихтованного тороидального ТНП с равномерно
распределенной обмоткой.
Приведенные в табл. 9 и 10 параметры1 рассчитаны на один ТНП
по методам, изложенным в главах V и VI, получены опытным путем
или взяты из каталожных и литературных материалов.
Для характеристики отдельных типов трансформаторов указано1
также отношение их основных размеров F : I. Чувствительность да-
на для четырех значений потребления реле: 100 мва, что соответ-
ствует наиболее распространенным простым и надежным токовым
реле ЭТ-520; 20 мва, что примерно соответствует потреблению чув-
ствительных токовых реле типа ЭТД-551 при уставке в середине'
шкалы; 2 мва (например, магнитный усилитель-реле без обратной
сЬязи) и 0,5 мва (магнитный усилитель с обратной связью при не-
котором загрублении).
152
. Токи небаланса и чувствительность ТНП с подмагничиванием
Таблица 9
Тип трансформатора тока	Марка стали магни- топро- вода	_F 1 см	^нб Mejeutn	В- = 90°; Z2=Z90O					*= о°; Z2 = 10Z0 и Рд2= = 0,0005 ва		
				ом! CM, см2	'нб а	^2=0-1 ва	Рд2=0,02 ва	РдГ0,002 ва	ом[см, см2	4б а	(и а
						чувств)	ительност!	^'а			
Кабельные ТНП-2, ТНП-4	Э4А Э4АА	1,4	0,8	0,0175 0,021	0,07 0,06	4 3,7	1,8 1,7	0,57 0,52	0,032	0,018	0,36
То же ТНП-7, ТНП-12, ТНП-16	Э4А Э4АА	0,8	0,5	0,0175 0,021	0,07 0,06	5,3 4,9	2,4 2,2	0,75 0,69	0,032	0,02	0,47
Шинный ТНПШ-1	Э4АА ХВП	0,4	1,5	0,021 0,024	0,35 0,31	6,9 6,4	3,1 2,9	0,97 0,9	0,032	0,12	0,7
ТНПШ-2	Э4АА ХВП	0,4	2,0	0,021 0,024	0,48 0,42	6,9 6,4	3,1 2,9	0,97 0,9	0,032	0,16	0,7
ТНПШ-3	Э4АА ХВП	0,4	2,2	0,021 0,024	0,52 0,46	6,9 6,4	3,1 2,9	0,97 0,9	0,032	0,17	0,7
Сетевой ТНП-1в	Э4АА ХВП	0,8	0,13—0,8	0,021 0,024	0,015- —0,09 0,013— —0,08	4,9 4,6	2,2 2	0,7 0,65	0,032	0,005 — — 0,031	0,5
8
T a б .1 и ц а 11)
Токи небаланса и чувствительность ТНП без подмагничивания
Тип трансформатора тока	Марка стали магнито- провода	F 1 см	^нб мв[вит	4 ом[см, СМ-	^иб а	Т’дЗ» ва			
						0,1	0,02	0,002	0,0005
						ч	увствител	ЬНОСТЬ /д	а
* Шихтованный тороид с равномерной обмоткой (рис. 63, а)	Э4А	0,24	0,04—0,14	0,0019	0,1—0,3	15,5	10,4	4.2	2,1
ТФ	Э4А	0,67	0,27—1,35	—	0,2—1,1	12	7	2,7	1,4
ТНП-1	Э4А Э4АА ХВП	0,75	0,12—0,65	0,0019 0,0039 0,0055	0,08—0,46 0,04-0,22 0,03—0,15	10,8 8,6 6,2	6,2 4,7 3,1	2,4 1,7 1,4	1,2 0,85 0,7
Шихтованный тороид (ЦНИЭЛ)	Пер- маллой	0,25	0,04—0,12	0,059	0,003 — — 0,008	—	—	0,7	0,35
ТНП-2 с отключенным подмагничи- ванием	Э4А Э4АА	1,4	0,8	0,0019 0,0039	0,3 0,15	9 7,3	5,5 3,8	1,75 1,2	0,86 0,6
То же ТНП-4	Э4А Э4АА	1,4	0,8	0,0019 0,0039	0,3 0,15	12 8,5	5,5 3,8	1,75 1,2	0,86 0,6
То же ТНП-7, ТНП-12, ТНП-16	Э4А Э4АА	0,8	0,5	0,0019 0,0039	0,33 0,16	14 10	6,3 4,5	' 2 1,4	1,1 0,8
То же ТНПШ-1, ТНПШ-2, ТНПШ-3	Э4АА ХВП	0,4	1,5-4-2,2	0,0039 0,0055	0,964-1,4 0,684-1	14,5 10	7,2 6	2.3 1,9	1,15 0,95
Для ТНП с подмагничиванием (табл. 9) указана чувствитель-
ность при неблагоприятном угле &=90° и оптимальном Z2 = Z900,
кроме последней графы (Рд2 = 0,5 мва), для которой принято
1г - 0° и Z2 = 1О7'о° в целях выяснения наибольшей достигаемой
чувствительности при ограничении токов небаланса. В последнем
случае для уменьшения небаланса от подмагничивания на основа-
нии данных главы VI и рис. 18 можно уменьшить приблизитель-
но до 20% от номинального (при неполном замыкании).
Величины Ен5 и 1и5 для ТНП на один кабель были измерены
для крайних случаев наиболее благоприятной и неблагоприятной
ориентировки жил кабеля относительно вторичной обмотки при рас-
стоянии между осями жил 20 мм и токе нагрузки 300 а (эти дан-
ные приблизительно соответствуют кабелю 10 кв сечением
ЗХ 150 мм2). Для трансформаторов типа ТНП-2, ТНП-4, ТНП-7,
ТНП-12 и ТНП-16 даны наибольшие значения Рно и /Нб при на-
грузке каждого кабеля 250—300 а, а для ТНПШ-1, ТНПШ-2
п ТНПШ-3 — при номинальном токе в шинах. Значения /Нб для
ТНП с подмагничиванием соответствуют оптимальному сопротивле-
нию Z2 и отключенному подмагничиванию.
Для ТНП без подмагничивания указаны данные при одинако-
вых размерах магнитопроводов, изготовленных из стали марок
Э4А, Э4АА и ХВП (листы нарезались вдоль направления про-
катки).
В случае ТНП из пермаллоя (ЦНИЭЛ) приведенные данные от-
носятся к магнитопроводам наибольшего поперечного сечения (на
практике часто применяют меньшие сечения).
Как видно из таблиц, подмагничивание дает значительное умень-
шение первичного тока небаланса.
Тороидальный ТНП с .равномерной обмоткой (рис. 63, а) имеет
э. д. с. ЕНб меньшую, чем ТНП-1.
При почти равных отношениях F: I ток небаланса трансформа-
торов ТФ получается больше, чем для ТНП-1. Это объясняется
сильным влиянием зазоров между двумя половинами ТФ. Следует*
отметить, что в трансформаторах ТЗ и, особенно, в ТЗР возможны
еще большие ЕНб и /Нб ввиду несимметричного расположения вто-
ричной обмотки на магнито проводе.
Очевидно, рассмотренные кольцевые (тороидальные) ТНП (кро-
ме трансформатора с равномерно распределенной обмоткой,
рис. 63, а) не обладают преимуществами по' сравнению с более про-
стыми квадратными шихтованными трансформаторами тока. Что
касается тороидального ТНП с равномерной обмоткой, то, как уже
было отмечено ранее, практическое его применение ограничивается
невозможностью установки на действующих кабелях.
Благодаря применению пермаллоя, трансформаторы тока
ЦНИЭЛ обеспечивают при меньшем отношении F: I и высокой чув-
ствительности значительно меньшие токи небаланса, чем сетевые
трансформаторы с подмагничиванием типа ТНП-1 в.
155
Токи небаланса и чувствительность
Тип трансфор- матора	циент транс- <и	о. о X о X о	zs	При номинальной нагрузке							
				А„	*нб2	^нб.н.р					
								0,1	0,02	0,002	0,0005>
тока	s Sf	Н СО	О At		а	а	ОМ				
	•ё- s СП CL, О о	Класс дечни						чувствительность			Gu а
ТПФ-10	400/5	3	0,6	51	0,01	0,95	26,4	9,8	4,4	1,4	0,49
		0,5	0,6	51			26,4	9,8	4,4	1,4	0,49
		1	0,36	36			15,2	13,0	5,8	1,8	0,65
		3	0,26	25			9,2	16,7	7,5	2,4	0,83
ТПОФ-10	600/5	3	0,27	42	0,01	1,58	15,8	19,1	8,5	2,7	0,95
и ТПОФУ-10		0,5	0,33	49			20,0	17,0	7,6	2,4	0,85
		1	0,21	32			10,9	23,0	10,3	3,2	Д,15
		3	0,15	21			6,2	30,5	13,6	4,3	1,52
То же	700/5	3	0,31	55	0,01	1,85	21,8	20,3	9,1	2,9	1,01
		0,5	0,32	55			22,1	20,0	8,9	2,8	1,0
		1	0,25	36			13,2	26,1	11,7	3,7	1,3
		3	0,19	31			10,1	29,8	13,3	4,2	1,49
То же	1000/5	3	0,37	73	0,01	2,32	31,2	22,6	10,1	3,2	1,13
		0,5	0,32	74			30,0	23,1	10,3	3,3	1,16
		1	0,26	48			17,8	30,0	13,4	4,2	1,50
		3	0,23	38			13,4	34,5	15,5	4,9	1,72
156
Таблица 11
трехтрансформаторных фильтров
При ненагруженных трансформаторах тока
Рд2, ва
Л	0,1		0,02		0,002		0.0005	
								
X	ОМ	(д а	%2 ОМ	(д а	%2 ОМ	а	%2 ОМ	а
37	24,6	13,5	16,4	7,4	9,2	3,1	6,5	1,9
37	24,6	13,5	16,4	7,4	9,2	3,1	6,5	1,9
•36	23,8	13,8	15,9	7,5	8,9	3,2	6,3	1,9
25	15,1	17,3	10,1	9,4	5,7	4,0	4,0	2,4
-32	20,5	22,2	13,7	12,2	7,7	5,1	5,4	3,1
37	24,6	20,4	16,4	11,1	9,2	4,7	6,5	2,8
24	14,2	26,8	9,5	. 14,6	5,3	6,2	3,8	3,7
16	8,6	34,4	5,75	18.8	3,3	8,0	2,3	4,7
41	27,9	23,9	18,6	13,0	10,5	5,5	7,4	з,з 4
41	27,9	23,9	18,6	13,0	10,5	5,5	7,4	3,3
27	16,5	31,0	11,0	17,0	6,2	7,2	4,4	4,2
23	13,5	34,4	9,0	18,8	5,1	7,9	3,6	4,7'
54	39,3	26,8	26,2	14,6	14,8	6,2	10,5	3,7
55	40,2	26,5	26,8	14,5	15,1	6,1	10,7	3,6
36	23,8	34,5	15,9	18,8	8,9	8,0	6,3	4,7
29	18,1	39,6	12,1	21,6	6,8	9,1	4,8	5,4
157
В табл. 11 подсчитаны первичные токи небаланса и токи дей-
ствия реле для фильтров, составленных из фазных трансформато-
оов тока нескольких распространенных типов.
Расчеты чувствительности и сопротивлений Z2 выполнены на
основании каталожных данных (zs, Дн, Дх, «нбг) по известным фор-
мулам [68].
Токи /нб. н.р определены по уравнению (VII,13), преобразован-
ному следующим образом:
т	^нб2 т Янб2 у- ___ •	/ ч I 5 \
-*нб,н.р — J-д. — ~ J-д. -—- Яцб2^т I 1 “I-I •
2£д2	2д2	\	^2/
При нагрузке первичной цепи фильтра меньше номинальной можно
считать ток небаланса пропорциональным первичному току.
Следует отметить, что некоторые величины чувствительности^
указанные в вышеприведенных таблицах, на практике недопустимы,
и приведены они лишь для сравнения (это относится, например,
к /д > 5 а для генераторных ТНП, к значениям /д фильтра, не
превосходящим тока небаланса, и т. д.). В случае необходимости
чувствительность ТНП или фильтра при исходных данных, отличаю-
щихся^от принятых в таблицах, может быть рассчитана аналогично.
4. О работе ТНП при двойных замыканиях на землю
Проектируя защиту от замыканий на землю, в особенности за-
щиту генераторов, приходится учитывать, хотя и редкие, но все же
возможные случаи двойных замыканий на землю. При замыкании
на землю двух фаз в разных точках системы, из которых одна рас-
положена в зоне защиты, а другая в сети, по одной из фаз ТНП
пройдет большой ток короткого замыкания.
В таком случае для суждения о термической устойчивости реле
нужно знать возможные токи во вторичной цепи ТНП. Кроме того,,
необходимо выяснить, не опасен ли данный режим для обмоток
трансформатора тока.
Для определения вторичных токов ТНП предварительно отло-
жим на одном и том же графике (рис. 66) вольтамперную характе-
ристику /х = f (Е') трансформаторной стали (Э4А, Э4АА) и пря-
т'	р' I о г Е’>)
мые удельного тока /г в зависимости от э. д. с. Е [где /2=— .
\	^2/
Эти прямые построены на рисунке для двух значений удельного со-
противления вторичной цепи Z2' = 0,01 и 0,04 сш. Для ТНП с под-
магничиванием оптимальное сопротивление вторичной цепи равно
сопротивлению холостого хода: Z2 = ZX= 0,0175— 0,021 ом. Сле-
довательно, принятые выше величины Z2 соответствуют случаю по-
нижения сопротивления вторичной цепи до 48—57% от оптималь-
ного и повышению его до 192—228%.
Переходя от удельных к действительным величинам вторичной
цепи, имеем z2 = 4,8—5,7 ом или 19,2—22,8 ом при оптимальном
10 ом.
158
Рис. 66. Вольтамперная характеристика и прямые
вторичного тока ТНП
(все величины приведены к одному витку обмотки,
1 см длины магнитного пути и 1 см2 поперечного сече-
ния магнитопровода).
Рис. 67. Зависимость вторичного тока ТНП от
тока замыкания на землю (удельные величины)-
Из дальнейшего (табл. 13) будет видно, что понижение z2
является худшим случаем, так как при этом ток в реле значительно
возрастает. Можно считать, что прямая (/2' = 0,01 ом) соответ-
ствует применению реле оптимального исполнения, например
ЭТ-521/0,2 или ЭТД-551/60, при параллельно соединенных обмот-
ках с полным сопротивлением, пониженным вследствие большой
кратности тока.
Прямая (Zz = 0,04 ом) соответствует тем же реле с обмотками,
включенными последовательно. На основании кривых рис. 66 был
найден ряд значений тока /2 в зависимости от /х и приближенные
величины первичного тока 73^7х-|-72. По этим данным на
рис. 67 построены кривые 72 = /’(73). Пользуясь этими кривыми
и зная полный ток /з, размеры и обмоточные данные ТНП, нетруд-
но определить 73 — — и действительный вторичный ток
I
121
h~N2-
Следует отметить, что при построении кривых рис. 67 нами не
было учтено подмагничивание ТНП. Очевидно, подмагничивание
при большом токе /3 будет способствовать ограничению тока h
вследствие дополнительного насыщения стали магнитопровода.
Рассматриваемый режим двойного замыкания на землю сопро-
вождается повышением напряжения на каждой секции обмотки под-
магничивания.
При выбранной нами номинальной (при 55 в на секцию обмотки)
индукции подмагничивания около 3000 гс и индукции насыщения
18 000 гс это напряжение не превысит
1 800055==330 в
3000
что, вообще говоря, не представляет опасности для обмотки. Напря-
жение и ток во вторичной цепи также не могут достигнуть опасных
для вторичной обмотки величин.
ГЛАВА IX
СХЕМЫ И КОМПЛЕКТНЫЕ УСТРОЙСТВА ЗАЩИТЫ
ОТ ЗАМЫКАНИЙ НА ЗЕМЛЮ
1.	Защита статорных обмоток генераторов
Защита генератора, работающего в блоке с повысительным
трансформатором, обычно осуществляется; при помощи трансформа-
тора напряжения, включенного между нейтралью генератора и зем-
лей, или пятистержневого трансформатора на выводах генератора.
К вторичной обмотке этого трансформатора присоединяется реле
напряжения, действующее на сигнал. Уставка реле отстраивается
от напряжения нейтрали при нормальном режиме работы станции
и при однофазных замыканиях в сети высшего напряжения. Обыч-
но это не встречает затруднений, так как междуобмоточные емкости
повысительного трансформатора не достигают большой величины,.
Описанные ниже схемы применимы для защиты генераторов, ра-
ботающих непосредственно на сборные шины станции. Защита ста-
торных обмоток этих генераторов выполняется при помощи кабель-
ных или шинных ТНП, обычно устанавливаемых (начиная
с 1950 г.) не в распределительном устройстве, а у выводов генера-
тора. В случае кабельных выводов заземление металлических обо-
лочек кабелей и воронок производится по схеме, описанной ниже
(см. рис. 87). Таким образом исключаются из зоны действия за-
щиты кабели и ошиновка между генератором и сборными шинами,
что вполне оправдало себя на практике 158]. Кроме того, при упо-
мянутом устройстве заземления предотвращается ложное действие
защиты от блуждающих токов, замыкающихся по металлическим
оболочкам кабелей.
На рис. 68 показана схема с ТНП из пермаллоя и с магнитным
усилителем-реле (ЦНИЭЛ МЭС [56, 61]. По этой схеме ТНП уста-
навливаются на каждом кабеле, а вторичные обмотки их соединяют-
ся параллельно. Кроме вторичной цепи ТНП и оперативного тока,
к реле-усилителю подводится питающее напряжение 100 в от транс-
форматора напряжения защищаемого генератора. Цепь отключения
11—317.
161
генератора контролируется контактом блокирующего реле макси-
мального тока.
В случае генератора с четырьмя-пятью кабелями применяются
магнитные усилители без обратной связи, действующие на реле
ЭТ-521/0,2 (рис. 69). Этот усилитель состоит из двух тороидальных
сердечников из пермаллоя с отдельными обмотками переменного
тока ,и общей обмоткой управления, в которую поступает выпрям-
ленный вторичный ток ТНП. Кроме того, в схеме имеются проме-
жуточные трансформаторы и контрольный миллиамперметр.
Рис. 68. Схема за-
щиты генераторов
е ТНП из пермал-
лоя и усилителем-
реле (ЦНИЭЛ
МЭС).
Рис. 69. Усилитель-реле без
обратной связи.
Рис. 70. Усилитель-реле
с положительной обрат-
ной связью.
При большем числе кабелей устанавливается усилитель с силь-
ной положительной обратной связью, действующий на выходное
промежуточное реле (рис. 70). Этот усилитель отличается от пре-
дыдущего наличием дополнительных общих обмоток обратной связи
и смещения, включенных через выпрямители соответственно в цепи
выхода и питания.
Достигаемая чувствительность защиты в обоих случаях соста-
вляет 2,5—5 а.
К преимуществам рассмотренной схемы относятся возможность
ее осуществления независимо от расположения кабелей генератора
и удобство монтажа. Недостатком ее является применение в кон-
струкции ТНП и реле дорогого материала — пермаллоя.
Защита с ТНП, охватывающими все кабели или шины генера-
тора. Основная схема зашиты с кабельным трансформатором пока-
зана на рис. 71, а с шинным — на рис. 72. На рис. 71 пунктиром"
показана испытательная петля первичного тока, необходимая для
измерения чувствительности при наладке защиты.
В этих схемах предусматривается реле времени с небольшой вы-
держкой. Для получения эксплуатационных данных, которые позво-
лят решить вопрос о возможности отказа от реле времени, целесо-
образно перед ним установить указатель.
162
Питание цепи подмагничивания осуществляется от трансформа-
тора напряжения, защищаемого генератора, причем можно исполь-
зовать напряжение любых фаз или нулевой последовательности.
Схема защиты с шинным ТНП отличается от схемы с кабельным
ТНГГ наличием блокирующего реле (типа ЭТ-522).
В некоторых случаях, например, когда защита старого типа
с фильтром заменяется защитой с шинным ТНП, можно вместо та-
кой блокировки использовать прежнюю, осуществленную при по-
мощи реле, включенных на фазные трансформаторы тока.
Рис. 71. Схема защиты генератора
с общим кабельным ТНП с подмаг-
ничиванием.
Рис. 72. Схема защиты генератора
с шинным ТНП и с отсечкой.
Следует отметить, что в некоторых энергосистемах такое выпол-
нение блокировки во всех случаях предпочитают показанному на
рис. 72.
Наконец, при небольшом токе однофазного замыкания на землю
(примерно до 10 а) можно отказаться от блокировки, увеличив вы-
держку времени защиты (в данном случае это не опасно для защи-
щаемой машины). Разумеется, при действии защиты на сигнал бло-
кировка не нужна.
На рис. 72 показано также включение реле отсечки (см. сле-
дующий раздел).
В некоторых случаях — при /3.П<С5 а и выполнении защиты
с чувствительными сигнальными устройствами — генераторные
163
ТНП, согласно данным табл. 10, могут применяться без подмагни-
чивания.
В табл. 12 указаны примерные величины достигаемой чувстви-
тельности по первичному току при 0 = 90° и другие характерные
величины для схем защиты генераторов с реле ЭТ и ЭТД. Таблица
составлена на основании приведенных в предыдущих разделах
и в приложении технических данных ТНП и реле. Расчетная пол-
нота замыкания принята равной (Зр = 0,3. При пользовании табли-
цей для' выбора исполнения защиты и уставки реле необходимо учи-
тывать требования, указанные в главе IV (см. пример с гидроге-
нератором).
Определяя допустимую по условию отстройки от собственного
емкостного тока генератора наименьшую уставку! реле, следует иметь
в виду, что при $ = 0° чувствительность повышается (ток /д умень-
шается) приблизительно на 15—25% по сравнению с величинами,
указанными в табл. 12.
Таблица 12
Основные данные защиты генераторов при ТНП с подмагничиванием
Тип трансфор- матора тока	Тип основного реле	Ток действия реле/д р, а	Полное сопротив- ление реле z^.om	Достигаемая чув- ствительность /д	Полный ТОК /3 п (а), не менее	Тип реле блоки- ровки	Уставка кратно- сти реле блоки- ровки	Рекомендуемая выдержка вре- мени, сек.
ТНП-2, ТНП-4	ЭТ-521/0,2	0,1	8—10	4,0	13,4	—	—	0,5—1
То же	ЭТД-551/60	0,03	8-10	1,3	4,4	—	—	• 1—2
ТНП-7, ТНП-12, ТНП-16 То же	ЭТ-521/0,2 ЭТД-551/60	0,1 О.оз	8—10 8—10	5,0 1,8	16,7 6,0	—	—	0,5—1 1—2
ТНПШ-1	ЭТД-551/60	0,03	8—10	2,4	8,0	ЭТ-521/0,2	1,5-1,73	0,5—1
ТНПШ-2	То же	0,015	36—40	3,5	11,7	То же	1,5—2,45	0,5—1
ТНПШ-3 ТНПШ-2 и ТНПШ-3	» » » »	0,015 0,03	36—40 8—10	3,5 2,4	11,7 8,0	»	л	1,5—2,08	0,5—1 Больше, чем для максималь- ной защиты приспели-
нений
Уставка реле выбирается в зависимости от располагаемого фак-
тического тока /З.п. Искусственное увеличение этого тока не допус-
кается. В случае обрыва цепи подмагничивания ток срабатывания
/д увеличится согласно уравнению (V,l) в 5,5—6,0 раз.
Выбор уставки реле блокировки (при ее выполнении по схеме,
приведенной на рис. 72, 73) производится на основании следующих
соображений.
164.
Для предотвращения ложного действия защиты кратность на-
пряжения срабатывания реле блокировки по отношению к напря-
жению на реле при симметричном трехфазном режиме ( Кбл = д ]
не должна превышать	\	е<3л- "• р/
ид. р Кр. в
1,73еНб. н.р ^Гнад
Вместе с тем, для обеспечения
нормальной нагрузке и возмож-
ных перегрузках защищаемого
объекта эта кратность не должна
быть меньше
В последних выражениях, кро-
ме принятых ранее обозначений:
^бл.д — напряжение действия ре-
ле блокировки; ЛГр.в, Квл. в —
коэффициенты возврата основного
реле защиты и реле блокировки;
-К'над, Кнад. — коэффициенты на-
дежности.
По этим уравнениям в табл.
12 подсчитаны допустимые преде-
лы уставки кратности действия
реле блокировки при следующих
условиях:
Кр. в = Кбл. в = 0,8;
-Кнад == -^над == 1,2.
надежного действия защиты при
Следует также иметь в виду, рис 73 схема дифференциальной
что кратность Действия реле бло- токовой защиты генератора от за-
кировки не должна быть меньше	мыканий на землю,
уставки дифференциальной защи-
ты генератора. Последнее необходимо для обеспечения действия за-
щиты при двухфазных замыканиях на корпус небольшой кратности.
Схема соединения обмоток блокирующего реле выбирается при
наладке защиты в зависимости от измеренной величины вол. н.р и за-
данной уставки ибл. д.
Для получения возможности суждения об устойчивости основ-
ного реле при отсутствии так называемой «земляной отсечки» в усло-
виях трогания дифференциальной защиты определим ток i-2 для
ТНП наибольших габаритов (ТНП-16 и ТНПШ-З) при сравнитель-
но большом токе двойного замыкания на землю /3 = 7000 а.
165
В соответствии со сказанным в главе VIII, раздел 4, примем
пониженные удельные приведенные сопротивления реле (Z^' = 0,01
и 0,04 ом) и воспользуемся кривыми рис. 67. Возможные токи в ре-
ле приведены в табл. 13.
Таблица 13
Расчет тока в реле при двойном замыкании на землю
Тип трансфор- матора	1 см	n2	4 а	Соединение обмоток реле ЭТ-521/02 или ЭТД-551/60	^2 а	Z2 а
ТНП-16	198	27	35,4	Параллельное Последовательное	3,25 0,82	23,8 6
ТНПШ-3	184	39	38,1	Параллельное Последовательное	3,3 0,83	15,6 3,9
Величины вторичных токов г2, указанные в табл. 12, не опасны
для реле при условии, что обмотки реле ЭТД-551/60 соединяются
последовательно (такое соединение желательно также и для огра-
ничения токов небаланса, см. главу VII). Очевидно, при ТНП мень-
ших габаритов величины-токов будут ниже, так как насыщение ста-
ли магнитопроводов ТНП возрастает. В случае параллельного сое-
динения двух кабельных ТНП удельное сопротивление Z2' возра-
стает и, следовательно, ток в реле уменьшается в еще ‘ большей
мере.
К преимуществам защиты с ТНП, охватывающим -все шины или
кабели генератора, относятся простота выполнения ее, отсутствие
необходимости в затрате дорогих магнитных материалов и сложных
реле, а также отсутствие блокировки (в схеме с кабельным ТНП).
Недостатком такой защиты является громоздкость крупных ТНП,
в некоторых случаях затрудняющая их установку
2.	Модификации основных схем защиты генераторов
Если ток двойного замыкания на землю, одно из которых нахо-
дится в зоне защиты генератора, достаточен по величине для дей-
ствия дифференциальной защиты, то отключение генератора про-
изойдет практически мгновенно. Однако при уставках дифферен-
циальной защиты (до 1,5 номинальных тока для турбогенератора),
принятых в настоящее время, и большом сопротивлении цепи ко-
роткого замыкания ток повреждения может оказаться недостаточ-
ным для срабатывания дифференциальной защиты, и на отключе-
ние генератора должна подействовать защита от замыканий на
1 Некоторые дополнительные указания о конструктивном выполнении за-
щиты генераторов даны в главе X.
166
землю. Предусматриваемая в настоящее время выдержка времени
этой защиты в таких условиях может оказаться опасной. В связи
с этим заслуживает внимания предложение инж. Б. А. Хомутова
(Мрлотовэнерго) о включении последовательно с основным реле
защиты дополнительного токового реле с большим током сра-
батывания, действующего на отключение генератора помимо
блокировки и без выдержки времени — «земляная отсечка» (см.
рис. 72).
Принимая во внимание данные завода «Электросила» о допусти-
мых токах замыкания на корпус статорных обмоток [68], уставку
этого реле следует выбирать приблизительно не более 200 а.
В тех случаях, когда нейтраль генератора заземляется через ду-
гогасящую катушку, необходимо осуществлять дифференциальную
схему защиты, представленную на рис. 73. Здесь трансформатор
тока с небольшим коэффициентом трансформации Кт включается
последовательно с катушкой. Во вторичную цепь этого трансфор-
матора включаются дополнительные витки ТНП, причем число этих
витков должно быть равно Кт, а направление тока в них — прямо
противоположно первичному току замыкания на землю при по-
вреждении вне зоны защиты.
Выше, в главе IV, было отмечено, что при токе /З.п порядка
5—17 а, можно устанавливать два реле защиты для предотвраще-
ния отключения генератора при неполном замыкании. Одно из этих
реле (I) с небольшой уставкой действует на сигнал, а другое (II)
с уставкой 7д = 5 — 1С — Лб. н.р — на отключение.
Оба реле присоединяются последовательно к общему ТНП, как
показано на рис. 74. Для обеспечения наибольшей чувствительности
при двух однотипных реле их общее полное сопротивление должно
быть близко к оптимальному (10 ом), а сопротивление реле II
должно, по возможности, составлять Рр • 100%, т. е. 9 %* от сопро-
тивления реле I. Так, например, в качестве сигнального можно вы-
брать реле ЭТ-521/0,2 (8—10 ом), а в качестве отключающего —
ЭТ-521/0,6 (1,1 ом).
В тех случаях, когда на действующих генераторах по условиям
прокладки кабелей конструктивно затруднительно объединить по-
следние в одну группу, охватываемую общим ТНП, устанавли-
вается два групповых ТНП с параллельным соединением их вто-
ричных обмоток (рис. 75). Для ограничения токов небаланса жела-
тельно, чтобы оба ТНП были идентичны [см. (VII, 16)].
Для получения наивысшей чувствительности сопротивление вто-
ричной цепи должно быть равно общему сопротивлению намагничи-
вания обоих ТНП, т. е. г2 = 5 ом. При заданном типе реле ток /д
повысится в 1,41 раза по сравнению с включением одного ТНП [см.
уравнение (V.29)]. Если же для однотипности принять при двух па-
раллельных ТНП, как и при одном, 2г = 10 ом, то согласно кривой
рис.- 20 ток /д дополнительно увеличится на 6%. При таком выпол-
нении защиты чувствительность понижается примерно в 1,5 раза.
167
На сигнал
Рис. 74. Схема защиты генератора с дву-
мя токовыми реле разной чувствитель-
ности, действующими на сигнал (I) и на
отключение (II).
Рис. 75. Схема включения двух групповых кабельных ТНП.
3.	Компенсация влияния емкостных токов защищаемых
генераторов [75]
Д главе IV было показано, что чувствительность защиты от за-
мыканий на землю крупных генераторов и других элементов энерго-
системы во многих случаях ограничивается условиями отстройки от
их собственных емкостных токов, возникающих при замыкании на
землю в сети данного напряжения вне защищаемого элемента.
Применение для данной цели направленной защиты в случае
перекомпенсации в сети затруднительно, так как реактивные токи
замыкания на землю как в неповреж-
денных, так и в поврежденном присое-
динениях имеют одинаковое направле-
ние. Поэтому в ряде случаев необходи-
мо тем или иным способом устранить
или ограничить возможность протека-
ния через реле трансформированного
собственного емкостного тока присое-
динения.
Напомним, что согласно уравнению
(1,15) мгновенная величина емкостного
тока замыкания на землю независимо
от характера режима замыкания и го-
рения дуги всегда определяется емко-
стью системы и напряжением нейтрали
Рис. 76. Схема компенса-
ции влияния собственного
емкостного тока (вариант I).
относительно земли.
Ниже рассматриваются два возможных варианта компенсации
влияния собственного емкостного тока генератора. В первом из них
(рис. 76), предложенном В. Л. Иносовым, нейтраль генератора или
нулевая точка какого-либо элемента оборудования с достаточно
малым сопротивлением нулевой последовательности заземляется че-
рез конденсатор и трансформатор тока.
На магнитопроводе ТНП помещается дополнительная компенси-
рующая обмотка, включаемая во вторичную цепь нулевого транс-
форматора тока. Намагничивающие силы компенсирующей обмотки
ТНП и собственного емкостного тока при внешних замыканиях на
землю должны быть равны по величине и противоположны по на-
правлению.
Из-за возможного повышения напряжения нейтрали (см. гла-
ву I) необходимо для большей надежности выбирать номинальное
напряжение конденсаторов приблизительно на одну ступень больше
линейного напряжения данной системы.
Например, в схеме защиты генератора 6,3 кв можно применить четыре бу-
мажно-масляных конденсатора 6 кв емкостью по 1 мкф каждый типа КМ-6-10-1,
соединив их последовательно-параллельно по два. При металлическом замыка-
нии на землю в системе через эти конденсаторы пройдет ток
г 6,3 • 10-6- 314
-----------------= 1,15 а.
к 1,73
169
Пусть собственный емкостный ток генератора равен 1 с = 1 а. Выбрав нулевой
трансформатор тока (рис. 76) типа ТКФ-3 (номинальное напряжение 3 кв)
с коэффициентом трансформации К-г = 15/5, находим требуемое число компен-
сирующих витков
(< + 7к)Ят (1 +1,5)3
дгк в---------= —1J5— = 6 витков.
В рассмотренном случае нулевой трансформатор тока работает
практически в режиме короткого замыкания вторичной цепи, так как
в нее включено только небольшое сопротивление рассеяния и оми-
ческое сопротивление обмотки NK (поскольку в ТНП ампервитки
4,VK и /с при внешнем замыкании на землю включены бифи-
лярно, сопротивление намагничивания ТНП не нагружает нуле-
вого трансформатора тока). Поэтому погрешности нулевого транс-
форматора будут весьма невелики. Кроме того, если учесть что че-
рез этот трансформатор не может пройти постоянная составляющая
Рис. 77. Схема компенсации влияния соб-
ственного емкостного тока (вариант II).
'емкостного тока /к и в токе /с она также не содержится, то в рас-
смотренном варианте нет оснований опасаться нарушения пропор-
циональности между вторичным током нулевого трансформатора
и током /с при перемежающихся дугах.
По второй схеме компенсации (рис. 77), предложенной
инж. Е. Ф. Корниенко и примененной в Киевэнерго, компенсирую-
щая обмотка ТНП включается последовательно с конденсатором
во вторичную цепь трансформаторов напряжения контроля изо-
ляции.
Емкость конденсатора ск и число витков компенсирующей обмотки NK свя-
заны между собою очевидным уравнением
4
= дГ •
170
Например, при un = 100 в, ск = 5 мкф и /с = 1 а число витков должно быть
равно
1 • 10е
N =----------~ 6.
✓	к 100-314-5
При этом сопротивление обмотки NK (рассеяния и омическое) будет достаточно
мало по сравнению с емкостным сопротивлением конденсатора.
Если применена компенсация на ТНП с подмагничиванием, то
для упрощения схемы целесообразно питать цепи подмагничивания
и компенсации параллельно от нулевого трансформатора напря-
жения *.
Пропорциональность между компенсирующим и собственным
емкостным током в схеме, приведенной на рис. 77, сохраняется при
всех замыканиях на землю через постоянное сопротивление (в част-
ности, при металлическом замыкании). При перемежающейся дуге
пропорциональность может нарушиться вследствие появления по-
стоянной составляющей напряжения на нейтрали (см. главу I), на-
сыщения магнитопроводов трансформатора напряжения ввиду по-
вышения напряжения в системе, повышения сопротивления рассея-
ния обмоток трансформатора напряжения для токов высокой
частоты при одновременном понижении сопротивления конденсатора.
Первую из этих причин можно устранить путем включения еще
одного конденсатора в цепь зеземления нулевой точки первичных
обмоток трансформатора напряжения. Для устранения насыщения
магнитопроводов периодическими токами можно установить два
комплекта трансформаторов, напряжения с последовательным вклю-
чением первичных обмоток. Однако осуществление этих мероприя-
тий -не решает полностью задачу, так как третья причина увеличе-
ния погрешностей трансформаторов напряжения (влияние сопро-
тивления рассеяния обмоток) остается неустраненной.
Укажем еще на одну возможность ограничения влияния соб-
ственного емкостного тока. Из диаграммы, приведенной в [75] и др.,
следует, что в составе тока замыкания на землю при перемежаю-
щейся дуге преобладает ток высокой частоты. Протекание этого
тока в реле можно предотвратить, если вместо описанных схем ком-
пенсации включить в цепь реле полосовой или резонансный фильтр
с соответствующими параметрами. Однако при этом остается не-
устраненной составляющая тока рабочей частоты, которая может
достигать полуторакратной величины тока металлического замыка-
ния. Следовательно, с учетом некоторого коэффициента запаса
уставка защиты при наличии данного фильтра должна быть прибли-
зительно не менее 2,5-кратного собственного тока при металличе-
ском замыкании на землю.
На основании изложенного можно считать, что схема компенса-
ции, изображенная на рис. 76, позволяет избавиться от влияния соб-
1 Понижение напряжения подмагничивания при неполном замыкании на
землю примерно до 20% от номинального при параметрах выпускаемых в на-
стоящее время ТНП и 3-=0 почти не влияет на чувствительность защиты.
171
ственных емкостных токов на чувствительность защиты при любых
режимах.	«
Область применения схемы, указанной на рис. 77, должна быть
ограничена случаями компенсированных сетей, а также включения
защиты на сигнал при допущении в некоторых условиях ее неизби-
рательного действия.
Применение фильтра токов рабочей частоты вместо схем ком-
пенсации допустимо при собственном емкостном токе металличе-
ского замыкания на землю не более примерно 2 а.
Для окончательной оценки эффективности различных методов
борьбы с влиянием собственных емкостных токов необходимо даль-
нейшее накопление опыта эксплуатации описанных устройств.
В частности, нужно на практике уточнить возможные кратности то-
ков при перемежающихся замыканиях на землю в некомпенсиро-
ванных и перекомпенсированных сетях, относительные величины
составляющих тока высокой и рабочей частот, длительность брос-
ков тока и т. д.
Ценные данные могут быть получены при помощи автоматиче-
ского осциллографирования аварийных режимов при замыканиях
на землю.
4.	Сигнальная избирательная защита электрических сетей
Выбор принципа выполнения защиты линий (простая токовая
или направленная, реле или измерительные приборы, индивидуаль-
ные на каждом присоединении или общие) производится на основа-
нии условий применимости (см. главу IV) с учетом конкретных
условий эксплуатации каждой электрической системы. Типы транс-
форматоров тока, реле, указателей или приборов выбираются в со-
ответствии с требуемой чувствительностью /д (для этой цели мож-
но воспользоваться данными главы VIII и приложений).
В не очень протяженных воздушных сетях 35 кв избирательная
защита иногда оказывается невыполнимой ввиду больших токов не-
баланса фильтров, составленных из трех трансформаторов тока.
Для осуществления защиты в подобных случаях следовало бы орга-
низовать производство шинных ТНП упрощенного типа. При этом
необходимо учесть, что номинальный ток линий значительно мень-
ше тока генераторов, поэтому размеры трансформаторов могут быть
уменьшены по сравнению с описанными в главе VIII, однако долж-
на быть предусмотрена возможность их установки на открытом воз-
духе.
При установке кабельных ТНП заземление необходимо выпол-
нять так, как показано на рис. 80.
Для обеспечения действия защиты в компенсированной сети
вполне допустима расстройка катушки с целью получения остаточ-
ного индуктивного тока 15—20 а.
В тех случаях, когда требуется высокая чувствительность сигна-
лизации (порядка указанной в последней графе табл. 9) при ТНПШ
или ТНП, охватывающих несколько кабелей, к цепи подмагничи-
172
Рис. 78. Центральное токо-
вое измерительное устрой-
ство с гальванометром.
вания подводится напряжение нулевой последовательности, пони-
женное при помощи добавочного реактивного сопротивления при
металлическом замыкании до 20—40% от номинального и^. При
этом достигается &	0, небольшой небаланс от подмагничивания
и вместе с тем практически номинальная чувствительность.
Максимальная токовая защита с индивидуальны-
ми реле выполняется по простейшим
схемам. Для отстройки от токов неба-
ланса при сквозных коротких замыка-
ниях в некоторых случаях оперативная
цепь реле пропускается через; контакты
реле напряжения нулевой последова-
тельности.
В радиальной перекомпенсирован-
ной сети может быть выполнена поис-
ковая токовая сигнализация с централь-
ным измерительным прибором, напри-
мер, по простейшей двухполупериодной
выпрямительной схеме (рис. 78) с мед-
нозакисными шайбами диаметром 5 мм, гальванометром типа
МПБ-46 и трансформаторами типа ТНП-1 из стали Э4А.
ковый принцип сигнализации неприме-
ие направленной сиг на л из а-
ими измерительными приборами (ука-
зателями) или поляризованными реле,
включенными в управляемую выпря-
мительную схему. В таких устройствах
можно применить управляемую одно-
полупериодную схему с твердыми вы-
прямителями, например, показанную
на рис. 79 (эта схема первоначально
применялась в устройстве центральной
сигнализации, аналогичном приведен-
ному на рис. 80 Г64]).
В качестве управляющего напряже-
ния иу здесь используется напряжение
или соответственно выбираемое напря-
жение фаз.
Управляющий ток в выпрямителях должен быть в несколько
раз больше измеряемого тока. Как известно 135], постоянная состав-
ляющая измеряемого тока в схеме (рис. 79) равна
•	л п ^тнп
^з. пост — 0,9	j---п------- COS Ф.
Г I г	‘
г+л±^ + 2гг
ним,
ц и и
тех случаях, когда
возможно осуществ.
с магнитоэлектрич
Рис.
79. Однополупериодная
управляемая схема.
нулевой последовательности
Здесь: Ц.нп — измеряемое напряжение ТНП на вторичной стороне
промежуточного трансформатора; с? — угол сдвига фаз между на-
пряжениями иу и uTHI1; гв, гв — сопротивления выпрямителей;
173
гг — сопротивление; в цепи гальванометра; г — добавочные сопро-
тивления в плечах схемы, включая сопротивления проводов и обмо-
ток трансформатора управления.	*
Из последнего уравнения видно, что направление отклонения
стрелки прибора зависит от знака cos ср, т. е. от направления мощ-
ности нулевой последовательности.
Неизбежная неидентичность и зависимость от температуры ха-
рактеристик выпрямителей при симметрии остальных элементов
схемы создает неравные падения напряжения и3 и и* и ток неба-
ланса в приборе, приблизительно пропорциональный
Следовательно, относительная величина этого тока небаланса
^3. пост ^ТНП
Из этого уравнения видно, что для ограничения влияния тока
небаланса ?в отношение напряжении , должно быть по возмож-
ности невелико.	итнп
Сопротивления г выбираются достаточные для выравнивания
плеч при настройке схемы.
Следует отметить, что при чувствительности порядка Ьа огра-
ничение токов небаланса в устройствах, подобных приведенному
на рис. 79, встречает затруднения.
Аналогичными свойствами обладают и двухполупериодные-
управляемые схемы (см., например, рис. 81). Однако измеряемый
постоянный ток' в них увеличивается вдвое и чувствительность
соответственно повышается.
Управляемые схемы с твердыми выпрямителями уступают по
простоте схемам с механическими выпрямителями.
В устройствах, разработанных в Институте электротехники
АН УССР \ успешно применяется выпрямитель типа МВ-81 или.
поляризованное реле типа РП (например, РП-7) с контактным
зазором, уменьшенным до 0,05—6,1 мм, хорошо работающее в ка-
честве выпрямителя 174].
Все эти устройства могут быть выполнены с различным углом х
для работы на емкостной или на активной составляющей тока 1 2.
Испытания показали вполне надежную работу как выпрямителя
МВ-81, так и реле РП-7, в частности, при изменении в широких.
1 Первые образцы этих устройств изготовил М. 3. Левиков.
2 На схемах, приведенных на рис. 80, 82 и 84, указаны данные элементов,
для случая работы на емкостном токе.
174
пределах тока в катушке. Элементы схем выбраны так, что обеспе-
чивается необходимая фаза замыкания контакта выпрямителя.
Следует, однако, отметить недостатки реле РП при его исполь-
зовании в качестве выпрямителя: его чувствительность зависит от
окружающей температуры, а регулировка контактов представляет
довольно трудоемкую операцию (см. главу X). Поэтому для тех
случаев, когда требуется механический выпрямитель с очень не-
большим потреблением, вместо РП должна быть разработана спе-
циальная, более простая и вместе с тем надежная конструкция. По-
всей вероятности, такой механический выпрямитель с небольшим
потреблением мог бы найти применение не только в схемах сигна-
лизации замыканий на землю, но и в других устройствах релей-
ной защиты.
Указатель с центральным измерительным при-
бором типа УЗ, (рис. 80), разработанный в Институте электро-
техники АН УССР и выпускаемый заводом КРЭМЗ, в зависимости
от местных условий устанавливается на щите управления или в ко-
ридоре распределительного устройства.
Напряжение от каждого ТНП или фильтра токов нулевой по-
следовательности через многоконтактные переключатели з, контакт
механического выпрямителя МВ, переключатель Р и сопротивления,,
служащие для регулировки чувствительности, подается на магнито-
электрический прибор (гальванометр МПБ-46). Достигаемая чувст-
вительность схемы по первичному току ТНП составляет сотые доли
ампера и практически ограничивается только токами небаланса
ТНП.
Поврежденное присоединение определяется по отклонению
стрелки гальванометра вправо при установке переключателей
в разные положения. Собственный емкостный ток здоровых кабелей
дает отклонение стрелки влево.
Преимуществом сигнализации с центральным переключаемым
измерительным прибором является удобство пользования ею и воз-
можность непосредственного сравнения величин токов в различных
присоединениях. К недостаткам ее относятся потребность в большом
количестве контрольных кабелей и невозможность регистрации
кратковременных замыканий на землю.
Следует, однако, отметить, что первый из этих недостатков можно
частично устранить установкой центрального прибора не на щите
управления, а в коридоре распределительного устройства или вы-
полнением связи между прибором и распределительным устройст-
вом при помощи телефонного искателя.
Разумеется, по тому же принципу, что и УЗ, может быть изго-
товлен и переносный прибор для измерения тока замыкания на
землю в промежуточных точках распределительной сети при нали-
чии в них ТНП (при отсутствии трансформаторов напряжения ну-
левой последовательности можно подводить к выпрямителю соответ-
ственно выбранное фазное напряжение).
Сигнализация с индивидуальными указате-
лями направленного действия. В комплект устройства
175
(рис. 81), разработанного, в ЦНИЭЛ МЭС, входит магнитоэлектри-
ческий прибор (микроамперметр типа ДА-49), включенный в управ-
ляемую двухполупериодную схему.	•
Рис. 80. Центральный направленный указатель
типа УЗ:
а — принципиальная схема; б — внешний вид; * — нор-
мальное положение переключателей.
Прибор снабжается отбойной стрелкой, установленной на оси,
вращающейся в подпятниках. Для возвращения отбойной стрелки
служит рычажок на лицевой стороне прибора. В качестве выпрями-
телей применены вентили типа ВК-20, по две шайбы в плече.
176
Управление схемой осуществляется от обычных трансформаторов
напряжния нулевой последовательности через промежуточный
трансформатор (сердечник Ш-12 из стали Э4АА). Прибор рассчи-
тан на включение совместно с трансформатором типа ТФ, но может
быть ^использован и с ТНП других типов. Подвод тока от ТНП
осуществляется через насыщающийся (для органичения тока в при-
боре при двойных замыканиях на землю)
промежуточный трансформатор (сердечник
Ш-12, сталь Э4АА или пермаллой). Указа-
тели данного типа изготовляются с номи-
нальной чувствительностью 1—50 а.
В случае сети с емкостным током выше
5 а промежуточный трансформатор тока из-
готовляется из стали Э4АА, причем его ток
намагничивания относительно велик. При
емкостном токе I = 2,5 а применяется про-
межуточный трансформатор тока с сердеч-
ником из пермаллоя и весьма небольшим
током намагничивания. Для использования
прибора в перекомпенсированной сети пред-
усматривается его работа на небольшом
активном токе с выполнением схемы соглас-
но рис. 81, в.
В разработанном в Институте электро-
техники указателе типа УЗИ (рис. 82),
устанавливаемом на каждом защищаемом
присоединении сети в коридоре распредели-
тельного устройства, имеются поляризован-
ный указатель (см. рис. 65), включенный
в качестве выходного прибора, и механиче-
ский выпрямитель.
После появления сигнала «земля в системе» поврежденное при-
соединение определяется по отклонению стрелки указателя вправо.
Собственный емкостный ток неповрежденного кабеля дает откло-
нение стрелки влево. Поскольку стрелка удерживается в отклонен-
ном положении силой притяжения магнита, то данное устройство
позволяет находить не только длительные, но и кратковременные
замыкания на землю. Чувствительность защиты с трансформато-
рами типа ТНП-1 из стали Э4АА достигает /д?«0,3 а.
При двойных замыканиях на землю в разных точках сети через
указатель, несмотря на насыщение ТНП, может пройти недопустимо
большой ток, при котором выходной прибор будет поврежден.
Однако не следует, повидимому, усложнять схему для устранения
этой опасности, поскольку стоимость магнитоэлектрического при-
бора, включая его переделку, невелика (около 60 руб.). Вместе
с тем, по данным эксплуатации, двойные замыкания на землю
в настоящее время весьма редки (в среднем — 3,9% от общего
числа замыканий на землю [62]).
Рис. 81. Схемы указате-
ля направленного дей-
ствия ЦНИЭЛ МЭС:
а — для сети с емкостным
током от 5 а и выше; б —
то же для тока 1—2,5 а;
в — для перекомпенсирован-
ной сети.
12—317.
177
После двойного замыкания на землю необходимо проверить со-
стояние указателей, обтекавшихся аварийным током, и в случае их
повреждения заменить запасными.
а
б
Рис. 82. Указатель типа УЗИ напра-
вленного действия с механическим вы-
прямителем:
а — схема включения; б — внешний вид.
5.	Избирательная защита линий с реле, действующими
на отключение или на телесигнализацию
Данная защита может потребоваться на автоматизированных
подстанциях, где нет дежурного персонала, а также на линиях,
питающих торфопредприятия и другие установки, в которых не
допускается длительное замыкание на землю. В последнем случае
178
технико-экономическая целесообразность выполнения данной за-
щиты вместо простейшей групповой защиты минимального напря-
жения нулевой последовательности, действующей на отключение
всех линий, отходящих от шин, подлежит проверке в конкретных
местных условиях.
Выполнение простой токовой защиты с обычными электромаг-
нитными реле не требует дальнейших пояснений.
Ниже рассматривается защита при чоках металлического замы-
кания на землю, не превышающих 1—2 а, характерных, в част-
ности, для торфопредприятий.
Рис. 83. Токовая защита линий питания торфоразра-
боток (ЦНИЭЛ МЭС).
Обычно эта защита выполняется на ТНП. Для установки ТНП
на воздушных линиях между выключателем и линейным разъеди-
нителем предусматриваются вставки из кабеля типа ГТШ длиной
около 0,5 м с сухой разделкой [56].
Во избежание необходимости отстройки от токов небаланса при
коротких замыканиях оперативная цепь реле, присоединенных
к ТНП, пропускается через контакт реле напряжения нулевой по-
следовательности, срабатывающего при возникновении однофазного
замыкания на землю. Избирательная защита линий выполняется по
возможности мгновенной, между тем как резервная групповая за-
щита должна иметь небольшую выдержку времени.
На рис. 83 дана схема токовой защиты, в которой применены
ТНП с ленточным магнитопроводом из пермаллоя и усилитель-реле
с обратной связью (см. рис. 70). Согласно данным табл. 8 и 10,
при таком выполнении защиты достигается высокая ее чувстви-
тельность порядка /д 0,3 а.
При необходимости отстройки от собственных емкостных токов
радиальных линий выполняется направленная защита.
Описанные ниже реле направления мощности могут быть уста-
новлены и в замкнутой сети, а в некоторых случаях и на генераторах.
В реле направления мощности, разработанном в ЦНИЭЛ, ис-
пользуется усилитель-реле с положительной обратной связью (см.
179
рис. 70), являющийся поляризованным, т. е. чувствительным к по-
лярности тока управления; поэтому в данном устройстве к цепи
управления усилителя подводится выпрямленное напряжение от
такой же кольцевой схемы, как на рис. 81. Кольцевая схема осу-
ществляет контроль знака мощности на ее входе по полярности
выпрямленного напряжения, а выбор направления производится
.поляризованным усилителем — реле.
а	б
Рис. 84. Реле типа РЗ:
а. — принципиальная схема; б — общий вид (кожух и крышка выпря-
мителя сняты).
Поле смещения усилителя играет роль противодействующей пру-
жины в реле; изменением его можно регулировать чувствитель-
ность и коэффициент возврата. Питание смещения и вспомогатель-
ной цепи осуществляется от трансформатора напряжения.
В схеме направленной защиты линий торфоразработок рассмот-
ренное реле ЦНИЭЛ включается, как и реле в схеме (рис. 83), на
ТНП с сердечником из МО-пермаллоя.
Для сокращения времени действия реле вспомогательная цепь
усилителя питается напряжением частоты 150 гц, для чего устанав-
ливается магнитньщ утроитель частоты, общий для всей подстанции.
.Достигаемая чувствительность защиты 0,3—0,6 а, время действия
.при двукратном токе срабатывания — 0,15—0,2 сек.
В реле направления мощности типа РЗ, разработанном в Инсти-
туте электротехники (рис. 84) ', в качестве выходного поляризован-
ного реле применено реле типа РП, эффективно используемое в те-
чение многих лет в технике связи, а в последнее время и в релей-
ной защите.
1 В разработке этого реле принимал участие инж. П. С. Голембиовский.
180
В этом реле предусматриваются две основные рабочие обмотки,
соединенные встречно-последовательно и включенные через кон-
денсатор (при работе на емкостном токе) на напряжение контроля
изоляции. Кроме того, имеется дополнительная короткозамкнутая
обмотка, содержащая около 7з всей меди катушки. В качестве вы-
прямителя служит поляризованное реле того же типа, основная об-
мотка которого включается непосредственно на ТНП.
При наличии на реле напряжения и тока нулевой последова-
тельности двусторонний контакт выпрямителя поочередно закора-
чивает одну из основных обмоток выходного реле и этим осущест-
вляет двухполупериодное выпрямление его намагничивающей си-
лы. Такое выпрямление вместе с упомянутой выше дополнительной
короткозамкнутой обмоткой устраняет вибрацию подвижной си-
стемы от пульсации тока в рабочих обмотках реле.
При замыкании на защищаемом присоединении выходное реле
срабатывает и замыкает свой нормально разомкнутый контакт.
По данным эксплуатации, остаточный ток замыкания на землю-'
в компенсированных сетях иногда содержит значительные состав-
ляющие — частоты 250 гц и других гармоник. Поэтому в катушке-
выпрямителя предусматривается такая же короткозамкнутая об-
мотка, как на выходном реле. При таком выполнении выпрями-
тель может работать при токе частоты 250 гц, вдвое превышающее
ток основной частоты.
В модификации РЗ, предназначенной для работы на активной
составляющей тока, вместо конденсатора (рис. 84) последовательно
включается .небольшой дроссель (х 200 ом) и активное сопро-
тивление (г«^500 ом). Таким способом компенсируется отставание
по фазе работы выпрямителя, соездаваемое его инерцией и коротко-
замкнутой обмоткой, что позволяет получить необходимый угол ос.
(см. главу IV). Действие реле проверяется совместно с ТНП: реле-
должно срабатывать при включении соответственно направленного^
первичного активного одновременно с трех-, четырехкратным реак-
тивным током и не должно работать при отсутствии активного, но
при наличии всех возможных реактивных токов.
Реле РЗ свободно выдерживает большие токи, возможные при
двойных замыканиях на землю. К его достоинствам относятся так-
же: простота схемы, высокая чувствительность и отсутствие необ-
ходимости в регулировке уставки при изменении в широких преде-
лах первичного тока замыкания на землю.
При включении совместно с трансформатором ТНП-1 из стали
Э4АА реле РЗ надежно работает при токе однофазного замыкания
на землю от 0,2—0,5 до 100 а и при вторичном напряжении нуле-
вой последовательности от 30 до 300 в. Время срабатывания 0,01 —
0,03 сек.
ГЛАВА А'
НЕКОТОРЫЕ ВОПРОСЫ МОНТАЖА И ИСПЫТАНИЯ
ЗАЩИТНЫХ УСТРОЙСТВ
1.	Измерение тока однофазного замыкания на землю
Из числа известных способов измерения тока замыкания на
землю можно отметить следующие: косвенный метод измерения при
замыкании фазы на землю через дугогасящую катушку [57], то же
при замыкании фазы через активное сопротивление [46]; косвенный
метод измерения путем искусственного смещения нейтрали системы
и метод прямого измерения.
Наиболее простыми являются последние два метода [45], кото-
рые и рассматриваются ниже
По косвенному методу между нулевой точкой генератора или
силового трансформатора и заземлением включается трансформа-
тор, изоляция которого должна соответствовать номинальному на-
пряжению сети. Это требование вызвано тем, что при замыкании
на землю в сети во время измерения нулевая точка силового транс-
форматора будет иметь фазное напряжение сети.
Напряжение смещения нейтрали выбирается такое, чтобы мож-
но было измерить ток замыкания имеющимися в наличии прибо-
рами. Кроме того, для достижения достаточной точности измере-
ния это напряжение должно быть не меньше 30—40-кратного на-
пряжения нейтрали при нормальном режиме.
Номинальный ток вспомогательного трансформатора должен
примерно соответствовать предполагаемому току замыкания на
землю при выбранном напряжении смещения нейтрали. Учитывая
кратковременность измерения, можно допустить перегрузку обмот-
ки трансформатора.
Принципиальная схема измерения дана на рис. 85. Измерение
тока замыкания производится через трансформатор тока,, а измере-
1 Эти методы могут быть применены и при настройке заземляющей ка-
тушки. При этом рекомендуется сначала включить ответвление наименьшей
индуктивности катушки, а затем постепенно увеличивать индуктивность до
заданной.
182
Рис. 85. Схема измере-
ния тока замыкания на
землю по методу смеще-
ния нейтрали.
ние напряжения — по вольтметру, включенному на первичной сто-
роне вспомогательного трансформатора или на вторичной стороне
через трансформатор напряжения. Напряжение, подводимое к вспо-
могательному трансформатору, должно быть синусоидальным.
Следует иметь в виду, что при применении метода смещения
нейтрали измерение тока должно производиться не только ампер-
метром, но и ваттметром с вольтметром ввиду наличия высших
гармоник между нулем генератора или трансформатора и заземле-
нием. Токовая цепь ваттметра включается во вторичную обмотку
трансформатора тока, а к катушке напряжения подводится посто-
роннее синусоидальное напряжение от фа-
зорегулятора, вращением которого доби-
ваются максимального отклонения ватт-
метра.
Ток в нейтрали, вызванный напряже-
нием основной гармоники смещающего
напряжения, определяется по формуле
т
изм ц ,
где Рм — максимальное показание ват-
метра, б?т;
U — напряжение, подведенное от
фазорегулятора, в.
При отсутствии фазорегулятора ток замыкания на землю мож-
но определить по векторной диаграмме, для чего к зажимам цепи
напряжения ваттметра поочередно подводятся два или три линей-
ных напряжения от постороннего источника.
Определение действительного тока замыкания на землю при
измерении по схеме, приведенной на рис. 85, производится по
формуле
г
ИЗМ Г—
где /иэм — измеренный ток замыкания на землю, а\ Z7pa6 — ли-
нейное рабочее напряжение в сети, в; /7См — напряжение смеще-
ния нейтрали при измерении, в.
Отсчет показания амперметра дает эффективное значение тока
с учетом всех гармонических.
Ниже следует пример подбора аппаратуры для измерения тока замыка-
ния на землю.
Сеть с рабочим напряжением 6,6 кв согласно расчету имеет ток замыка-
ния на землю около 25 а.
Измеренное напряжение несимметрии в нормальных условиях составляет
около 10 в. Следовательно, испытательное напряжение должно быть не меньше
30-10 = 300 в. Для смещения нейтрали взят однофазный испытательный
трансформатор 10 ква, 6000/220 в.
183
При подведении к обмотке низкого напряжения этого трансформатора 12 в
от котельного трансформатора 500 ва, 220/12 в на стороне высокого напряже-
ния получим 330 в. При этом напряжении ток замыкания на землю будет
25-330/3 .
6600	= 2,16 а.
I
Величина этого тока всего лишь на 30% больше номинального тока транс-
форматора.
Для смещения нейтрали могут быть использованы и обычные силовые
трансформаторы.
Прямой способ измерения тока замыкания на землю заклю-
чается в том, что на одной из отключенных линий за выключате-
лем одна фаза замыкается на землю через трансформатор тока
с соответствующим коэффициентом трансформации. Затем вклю-
чается выключатель этой линии и производится измерение тока за-
мыкания на землю по амперметру, включенному во вторичную об-
мотку трансформатора тока. После измерений выключатель отклю-
чается. Так как при этом не исключена возможность появления
второго замыкания на другой фазе в сети, следует принять меры
предосторожности, а именно: заземлять фазу, на которой установ-
лена защита, заземление и трансформатор тока должны быть вы-
полнены надежно и рассчитаны на ток двухфазного короткого за-
мыкания, на выключателе линии должна быть мгновенная макси-
мальная защита.
При правильно эксплуатируемой сети глухое замыкание на
землю одной фазы не представляет опасности.
2.	Указания по монтажу и наладке защиты с кабельными-ТНП
с подмагничиванием
Избирательность и высокую чувствительность, свойственные
этой защите, легко обеспечить при выполнении некоторых условий
установки и наладки ТНП [60].
Для устранения возможности возникновения опасных токов не-
баланса от посторонних магнитных полей ТНП устанавливается
на расстоянии не менее 0,7 м от концевых кабельных воронок у вы-
водов генератора, а ближайшие участки ошиновки должны быть
удалены от ТНП не менее, чем на 1,5—2,0 м.
В месте прохождения сквозь окно трансформатора кабели сбли-
жаются, причем в окне прямоугольного ТНП они помещаются в за-
висимости от местных условий в один ряд на длинной оси или
в два ряда в шахматном порядке. Во всех случаях кабели следует
укреплять симметрично относительно центра окна.
На рис. 86 показаны примеры расположения кабелей в окнах
квадратного (иа два кабеля) и прямоугольных ТНП. Опыт эксплуа-
тации показал, что сближение кабелей в окне ТНП практически
не влияет на их нагрев.
Заземление кабелей выполняется по бифилярной схеме (рис. 87)..
На участке А (между ТНП и генератором) броня, свинцовые обо-
184
лочки и концевые воронки должны быть изолированы от заземлен-
ных конструкций, в том числе и от корпуса ТНП. Заземление всех
кабеле/ одним проводом могло бы привести к образованию опас-
ной широкой несимметричной петли блуждающего тока; поэтому
оно выполняется отдельными проводами, идущими от каждой во-
ронки кабеля, причем каждый из них укрепляется непосредственно
на своем кабеле. Эти провода также изолируются от заземленных
конструкции и корпуса ТНП, но
нет необходимости.
изолировать их от брони кабелей
		+
	ф' ф Ф Ф Ф© Ф©	4-
4-		
Рис. 86. Примеры расположения кабелей в окне ТНП.
Следует обратить особое внимание на необходимость высокока-
чественного выполнения изоляции концевых воронок, металличе-
ских оболочек кабелей и заземляющих проводов на участке А.
В период освоения защиты в двух или трех энергосистемах были-
случаи ложного ее действия из-за плохого состояния этой изоляции.
□

Рис. 87. Схема
устройства зазем-
ления кабелей.
Для предотвращения увлажнения изоляции
рекомендуется выполнять ее из промасленного
электрокартона толщиной не менее 4—5 мм
или из лакоткани. Прокладки между броней
кабеля и крепящими хомутами должны высту-
пать из-под хомутов настолько, чтобы расстоя-
ние по поверхности изоляции было не менее с
40—50 мм. По окончании монтажа наружную
поверхность изоляции следует покрыть асфаль-
то-масляным лаком.
ТНП устанавливается на кронштейнах или
металлической конструкции, на которую дол-
жны опираться немагнитные планки, стягиваю-
щие оба магнитопровода. Стальные детали
крепящей конструкции должны быть удалены от
менее чем на 40—50 мм (допускается установка трансформаторов
в любом положении).
Для облегчения монтажа ТНП на действующих кабелях без
демонтажа концевых воронок рекомендуется разделить ТНП на две
половины и устанавливать каждый магнитопровод в отдельности.
Для этого необходимо отсоединить концы обмоток нижнего магни-
топровода от зажимов и снять стягивающие планки.
корпуса ТНП не
L8S
Перед установкой магнитопровода пластины стали одной из его
торцевых сторон, свободных от обмоток, должны быть р'азведены
в стороны (рис. 86), для чего необходимо ослабить стягива-
ющие болты и снять концевые листы (вынимать пластины не сле-
дует во избежание нарушения магнитной идентичности обоих ма-
гнитопроводов). После установки1 магнитопроводов все детали воз-
вращаются на место, причем следует проверить нормальную
затяжку всех болтов и гаек.
Перед восстановлением схемы соединения обмоток (см. рис. 57)
следуёт проверить маркировку концов секций и правильность их
включения. Для этой цели нет необходимости определять поляр-
ность концов секций постоянным током, как на обычных трансфор-
маторах тока.
В любом месте на магнитопроводе ТНП помещается вспомога-
тельная обмотка из нескольких витков, по которым пропускается
переменный ток 4—5 ав (эта обмотка показана пунктиром на
рис. 57 и 71).
При правильном последовательном соединении двух соответ-
ствующих секций вторичной обмотки разных магнитопроводов (на-
пример, секций /—II) и включении их на прибор стрелка откло-
нится (при неправильном включении секций навстречу стрелка не
отклоняется; отклонение ее в этом случае возможно только при
ошибочном выполнении секций с неодинаковым числом витков). Та-
ким же способом проверяется выполнение и соединение второй па-
ры секций III—IV. Затем обе пары секций включаются параллель-
но, при этом показание прибора не должно изменяться.
Аналогично проверяется соединение секций обмотки подмагни-
чивания V—VI, но в отличие от вторичной обмотки при правильном
включении этих секций стрелка прибора не должна заметно откло-
няться.
Соединения секций всех обмоток выполняются на зажимах,
установленных на щитке ТНП.
После соединения обмоток по нормальной схеме (см. рис. 57)
производится проверка и регулировка величины э. д. с. небаланса
от тока подмагничивания L Для этого цепь подмагничивания вклю-
чается на нормальное напряжение 100—НО в переменного тока,
а на вторичную обмотку включается милливольтметр с большим
сопротивлением.
Регулировкой числа витков одной из секций обмотки подмагни-
чивания достигается наименьшая э. д. с. небаланса (допускается
не более 150 мв). После окончания регулировки дополнительные
витки должны быть пропитаны изоляционным лаком и защищены
от механических повреждений.
1 Здесь и в дальнейшем рекомендуется измерять э. д. с. небаланса, а не
соответствующие токи небаланса, так как при этом отпадает необходимость
учитывать параметры вторичной цепи. Э. д. с. небаланса (а также первичный
ток небаланса) более наглядно характеризуют качество ТНП, чем вторичный
ток небаланса.
18G
Для проверки чувствительности защиты во вторичную цепь ТНП
включается реле, а по вспомогательной обмотке пропускается ток
регулируемой величины.
Переключая цепь подмагничивания или вспомогательную об-
мотку на различные фазы питающей сети, находим пределы изме-
нения первичного тока срабатывания реле /д в зависимости от
сдвига фаз между этим током и током подмагничивания.
Исправность заземления кабелей, выполненного согласно рис. 87,
проверяется при снятом подмагничивании путем включения источ-
Рис. 88., Схема проверки исправности
заземления.
ника переменного тока и ампер-
метра в рассечку каждого зазем-
ляющего провода (между ТНП и
землей).
Оболочки кабелей на проти-
воположных концах оставляются
заземленными, как обычно
(рис. 88).
При пропускании тока 10—
20 а по полученной первичной це-
пи стрелка прибора, включенного
параллельно с реле, может от-
клоняться лишь на небольшую
величину, не превышающую
4—5 мв.
Напряжение небаланса во вторичной цепи ТНП, вызываемое не-
симметричным расположением первичных токов, проверяется при
нормальной нагрузке генератора и снятом подмагничивании ТНП.
Измерение напряжений небаланса возможно только при помоши
достаточно чувствительного прибора с весьма небольшим потребле-
нием (см. раздел 4).
При параллельном включении двух групповых
ТНП (см. рис. 75) испытание производится аналогично описанно-
му выше. Испытательная петля первичного тока (показанная на
рис. 75 пунктиром) последовательно проходит через оба ТНП.
После проверки идентичности магнитопроводов каждого ТНП
цепи подмагничивания обоих ТНП включаются параллельно, причем
полярность их включения выбирается так, чтобы напряжение неба-
ланса от подмагничивания было наименьшим.
При определении общей чувствительности измеренные значения
тока /д нужно умножить на 2.
Если в схеме защиты осуществляется компенсация влия-
ния собственных емкостных токов генератора, возникает необходи-
мость в дополнительной проверке отсутствия остаточного тока в ре-
ле при искусственном однофазном замыкании на землю вне зоны
защиты.
Регулировка уставок реле максимального тока и реле времени,
испытание изоляции цепей вторичной коммутации и пр. во всех слу-.
чаях производятся в соответствии с требованиями существующих
положений и инструкций.
187
3.	Указания по монтажу и наладке защиты с шинными ТНП
Монтаж. При транспортировке и монтаже шинных трансфор-
маторов тока необходимо тщательно соблюдать меры предосторож-
ности против повреждения изоляции шин. Ни в коем случае нельзя
передвигать или поддерживать трансформатор за шины. Трансфор-
матор транспортируется до места установки на специальной дере-
вянной раме, поставляемой заводом.
Путем внешнего осмотра и прозвонки проверяется исправность
всех цепей, наличие маркировки концов обмоток и перемычек меж-
ду зажимами, показанных на рис. 60.
ТНПШ монтируется в любом положении на стальной конструк-
ции, на которую должны опираться стягивающие немагнитные
планки 6 (рис. 91).
Близость массивных ферромагнитных предметов еще сильнее
влияет на токи небаланса шинных трансформаторов, чем в кабель-
ных ТНП; поэтому ТНПШ должен устанавливаться на расстоянии
не менее 0,5 м от ближайших стальных балок, ограждающих коро-
бов и т. п. Уголки или швеллеры, на которых непосредственно
укрепляется трансформатор, должны иметь профиль не более
№ 6—6,5, причем они должны быть удалены от магнитопроводов
на 40—50 мм.
Заземление корпуса ТНПШ выполняется по общим правилам.
Пакет шин укрепляется симметрично относительно центра окна
магнитопроводов.
Для ограничения токов небаланса отходящие от ТНПШ шины
должны быть расположены так, чтобы средняя фаза В, не считая
ее участка, находящегося на оси ТНПШ, оказалась не ближе
60—70 см от магнитопровода.
Ошиновку крайних фаз следует располагать по возможности
симметрично относительно каждой секции вторичной обмотки, при-
чем нет необходимости отдалять крайние фазы от вторичной обмот-
ки. Посторонние участки ошиновки должны быть удалены от ТНПШ
на 1,0—1,5 м.
Необходимо обеспечить надежное присоединение шин к ТНПШ,
чтобы предотвратить возможность местного перегрева контактов.
В ошиновке должна предусматриваться компенсация температур-
ного линейного расширения. На ТНПШ не должны передаваться
механические усилия от ошиновки.
По основной схеме (см. рис. 60 и 72) к ТНПШ подводятся сле-
дующие провода:
а) вторичная цепь — три провода (один общий и по одному
к каждой секции обмотки). После наладки защиты один из этих
проводов остается неиспользованным. В случае параллельного
включения обеих секций ставится дополнительная перемычка меж-
ду зажимами 5—7;
• б) подмагничивание — два провода;
в) блокировка — два провода.
188
После окончания монтажа необходимо проверить затяжку всех
болтов и гаек на магнитопроводе и на пакете шин, освежить до-
ступные места поверхности изоляции шин покровным асфальто-мас-
ляным, лаком № 462, а поверхность гетинаксовых плит 3 и про-
кладок 2 (рис. 91) — глипталевым лаком (последнее рекомендует-
ся повторять при капитальных ремонтах).
Испытание изоляции. Испытание изоляции шин про-
изводится по следующим указаниям:
1.	Измерение сопротивления изоляции ТНПШ (отдельно от ге-
нератора) производится: при каждом капитальном ремонте; после
каждого отключения генератора защитой, в случае резкого пониже-
ния общего сопротивления изоляции генератора и ТНПШ; перед
включением генератора, находившегося в резерве более десяти су-
ток; при приемо-сдаточных испытаниях; при испытаниях перед мон-
тажом.
Оценка результатов измерения сопротивления изоляции произ-
водится путем сравнения их с исходными (заводскими) данными
или с результатами предыдущего испытания. При значительном
уменьшении сопротивления необходима сушка трансформатора.
2.	Испытание изоляции повышенным напряжением промышлен-
ной частоты производится при капитальных ремонтах и при приемо-
сдаточных испытаниях.
Изоляция ТНПШ вместе с генератором непосредственно после
остановки испытывается по нормам, установленным для генера-
торов.
Испытание изоляции ТНПШ, отсоединенного от генератора, про-
изводится в холодном состоянии. Испытывать повышенным напря-
жением сильно увлажненный трансформатор тока опасно.
При сопротивлении изоляции, значительно меньшем по сравне-
нию с данными заводского или предыдущего эксплуатационного
испытания, требуется предварительная сушка.
Испытательные напряжения для ТНПШ выбираются в соответ-
ствии с данными табл. 14.
Таблица 14
Рекомендуемые напряжения частоты 50 гц
Напряжение	кв
Номинальное		3	6	10	15
При заводском испытании		24	32	42	55
При вводе в эксплуатацию		21	27	36	47
При эксплуатационных профилактичес-	18	24	31	41
ких испытаниях.................
Длительность приложения испытательного
напряжения — 1 мин.
189
3.	Для накопления опыта желательно производить также изме-
рения угла диэлектрических потерь (tg 3) и тока утечки изоляции.
Испытание изоляции вторичных, блокировочных и подмагничи-
вающих обмоток производится по общим правилам, установленным
для цепей вторичной коммутации.
Наладка защиты. Для измерения напряжений небаланса
от подмагничивания и пространственной несимметрии первичной
цепи ТНПШ, как и при испытании кабельных ТНП, надо поль-
зоваться чувствительным милливольтметром с достаточно большим
сопротивлением.
Проверка и регулировка идентичности магнитопроводов и чувст-
вительности по первичному току производится так же, как на ка-
бельных ТНП. Если пропустить ток по вспомогательной первичной
петле, а в цепь блокировки включить прибор, то его стрелка не
должна отклоняться.
Э.	д. с. небаланса от-пространственной несимметрии первичной
цепи еНб.н.р измеряется при опытном трехфазном коротком замыка-
нии или при работе генератора с нормальной нагрузкой и снятом
подмагничивании.
Предварительное измерение можно также произвести при оста-
новленном генераторе, пропустив по фазам ТНПШ ток от нагру-
зочного устройства. Однако следует иметь в виду, что измеренная
таким способом э. д. с. небаланса может заметно отличаться от дей-
ствительной ?нб. н.р вследствие искажения кривой тока нагрузочного
устройства. При выполнении опыта с нагрузочным устройством не-
обходимо тщательно проверить отсутствие ложной цепи тока замы-
кания на землю, например, через заземленные закоротки, устано-
вленные на шинах.
Измерение э. д. с. небаланса производится отдельно на каждой
секции вторичной обмотки и на двух секциях, соединенных парал-
лельно. Окончательно включенными оставляются обе секции или
только одна из них для получения наименьшей э. д. с. небаланса
(неиспользованная секция остается разомкнутой).
При соблюдении всех перечисленных выше требований э. д. с.
небаланса и первичные токи срабатывания реле обычно не выходят
за пределы, указанные в табл. 12 и в приложении IV.
Производится также измерение суммарного напряжения неба-
ланса при включенном подмагничивании и нормальной нагрузке
генератора, причем цепь подмагничивания окончательно включается
на такие фазы питания, которые обеспечивают наименьшие вели-
чины этого напряжения.
Реле блокировки в схемах (см. рис. 72 и 73), по существу, ра-
ботает не как реле тока, а как реле напряжения.
Для регулировки уставки этого реле при нормальной нагрузке
генератора измеряется э. д. с. ебл.н.р.
После выбора подходящего соединения обмоток реле блокиров-
ки и подведения к нему напряжения от постороннего источника на-
ISO
пряжение сряоатывания реле устанавливается в соответствии с за-
данной кратностью Кбл (см. главу IX, раздел 1)
4	'М'бл.Д,== ббл. н.р-^бл-
После этого реле блокировки включается в цепь.
4.	Измерение напряжения небаланса в схемах защиты
Каждая электростанция, эксплуатирующая защиту с ТНП или
ТНПШ, должна иметь чувствительный прибор с малым потребле-
нием для измерения напряжения небаланса. Сопротивление этого
прибора должно быть ориентировочно не менее 100 ом при шкале
0—300 мв. Класс точности прибора в данном случае существенного
значения не имеет. Из числа известных технических приборов этим
требованиям до некоторой степени отвечает многопредельный вы-
прямительный вольтметр-амперметр типа Ц-312 или Ц-41, выпускае-
мый электропромышленностью. В данном случае этот прибор можно
использовать в качестве милливольтметра, включив его на предел
0—3 ма.
При отсутствии милливольтметра необходимой чувствительности
можно измерять ток небаланса при помощи миллиамперметра со
шкалой примерно до 60 ма, причем общее сопротивление вторич-
ной цепи должно быть равно по абсолютной величине сопротивле-
нию реле и соединительных проводов.
Для измерения напряжения небаланса можно также смонтировать усили-
тель, например, по двухтактной, однокаскадной схеме (рис. 89), оправдавшей
себя в эксплуатации [60]. Питание
анодной цепи и цепи накала это-
го усилителя осуществляется от
общего напряжения 110 в посто-
янного тока. В схеме применены
распространенные лампы типа 6П2.
Сопротивление входного трансфор-
матора со стороны низкого напря-
жения должно бЪгть не менее
100 ом при коэффициенте транс-
формации 1 : 100.
Трансформатор на выходе
имеет коэффициент трансформации
7:1. Величины добавочных сопро-
тивлений и емкостей конденсато-
ров указаны на схеме.
В качестве измерительного
прибора применяется электродина-
мический вольтметр с подключением
Рис. 89. Усилитель для измерения не-
больших напряжений переменного тока.
на выведенную рамку, сопротивление ко-
торой составляет около 220 ом. Общий коэффициент усиления напряжения равен
около 100, а пределы отсчета измеряемого напряжения небаланса — 10—100 мв.
Преимуществом такого усилителя является то, что в отличие от выпрями-
тельного прибора его показания не зависят от формы кривой измеряемого на-
пряжения.
5.	Указания по монтажу и наладке защиты линий
с устройствами УЗ, УЗИ и РЗ
Указатели типов УЗ', УЗИ и реле типа РЗ включаются на транс-
форматоры напряжения контроля изоляции и сетевые трансфор-
маторы тока ТНП-1, ТЗР, ТФ и т. п. Следует обращать внимание
на соответствие величины добавочного сопротивления (для УЗ,
УЗИ), индуктивности или емкости (для РЗ) в цепи напряжения
указателя или реле номинальному напряжению трансформаторов
контроля изоляции (для пятистержневых трансформаторов это на-
пряжение при полном замыкании на землю в сети равно 100 в).
Трансформаторы тока устанавливаются на расстоянии не менее
0,5 м от концевых кабельных воронок. Это расстояние может быть
уменьшено до 0,25 4- 0,3 м при токе 1ЗЛ1, ориентировочно большем
10 а, или токе нагрузки, меньшем 100 а, когда отстройка от токов
небаланса нормального режима не встречает затруднений (предпо-
лагается, что отстройка при коротких замыканиях не тре-
буется) .
Кабель располагается симметрично в окне трансформатора.
Установка ТНП-1 на действующих кабелях, заземление и изоля-
ция концевых воронок выполняются, как было описано для случая
генераторных ТНП с подмагничиванием.
Обе секции обмотки ТНП-1 соединяются параллельно или по-
следовательно. При последовательном соединении достигается
большая чувствительность.
На каждом трансформаторе следует поместить испытательную
петлю из двух-трех витков провода, концы которых выводят на
клеммную сборку. Проверка исправности заземления кабелей и из-
мерение напряжения небаланса, вызываемого несимметричным рас-
положением первичных токов, производятся аналогично изложен-
ному в разделе 2.
Напряжение небаланса не должно превышать величин, указан-
ных в табл. 10.
В некоторых случаях, при небольшом токе 73.п, возникает не-,
•обходимость снижения напряжения небаланса путем поворачива-
ния трансформатора на 10—30° вокруг оси кабеля до достижения
оптимальной ориентировки вторичной обмотки относительно фаз
первичной цепи.
Поперечное сечение соединительных проводов между ТНП
и указателем /реле), даже при установке последнего на щите
управления, практически не влияет на чувствительность и поэтому
может быть выбрано по механической прочности.
Для присоединения ТНП не следует пользоваться жилами об-
щего контрольного кабеля, другие жилы которого соединяют при-
боры щита управления с фазными трансформаторами тока.
Сопротивление изоляции соединительных проводов и обмоток
ТНП испытывается по общим правилам.
Приступая к монтажу и наладке указателей или реле замыка-
ния на землю, необходимо прежде всего проверить (внешним
192
госмотром) отсутствие в них повреждений, для чего нужно снять
заднюю стенку УЗ или кожух УЗИ и РЗ.
Не рекомендуется вскрывать без надобности механические вы-
прямители, встроенные в указатели и реле. Во избежание наруше-
ния заводской регулировки выпрямителей следует оберегать их
от резких сотрясений.
Указатель УЗ устанавливается в вертикальном положении на
металлической конструкции на щите управления или в коридоре
распределительного устройства, а указатель УЗИ или реле РЗ —
на стене ячейки защищаемого присоединения в коридоре.
Присоединение цепей тока и напряжения осуществляется с уче-
том определенной полярности в соответствии с маркировкой, ука-
занной на монтажных схемах аппаратов и на зажимах.
Рассмотрим некоторые особенности наладки указателей и реле каждого
из трех тйпов (применительно к работе на емкостном токе замыкания
на землю при номинальном напряжении трансформатора контроля изоляции
100 в).
Указатель УЗ (см. рис. 80). Перед включением аппарата в схему от-
ключают один полюс гальванометра (снимают накладку), тщательно шунти-
руют его и соединяют все выводные зажимы УЗ с общей шинкой. При таком
соединении проверяют сопротивление изоляции цепей указателя на корпус при
помощи мегометра 1000 в в течение минуты.
После этого необходимо восстановить схему УЗ, установить все переклю-
чатели в начальное положение *, замкнуть параллельно все выводные
зажимы, соединенные с контактами переключателей з и освободить стрелку галь-
ванометра.
Между зажимами Uo включается напряжение переменного тока 100 в,
а между зажимами переключателей и шинкой — напряжение той же фазы, по-
ниженное до 20—30 мв при помощи двойного потенциометра. Устанавливая пе-
реключатель Р в положение /, а переключатели з поочередно во все рабочие
положения, мы должны получить отклонение стрелки гальванометра на один
и тот же угол.
Такая же проверка производится при установке переключателя Р в поло-
жения 2 и 3, причем отклонения стрелки гальванометра должны увеличиться.
Затем снимают напряжение с УЗ, восстанавливают его нормальную схему,
поворачивают переключатели в начальное положение и присоединяют провода,
идущие к указателю от ТНП.
На лицевой стороне УЗ, рядом с рукоятками переключателей з под пла-
стинками из органического стекла помещают таблички с наименованиями за-
щищаемых присоединений. Каждое наименование должно быть расположено
против номера соответствующего положения переключателя з. Испытательные
петли всех ТНП включают последовательно через реостат на напряжение НО в
переменного тока, а к зажимам UG подводят напряжение 50—100 ,в, сдвину-
тое на 90°.
Установив ток в цепи испытательных петель, дающий около 2 ав, измеряют
напряжение между общей шинкой УЗ и каждым из зажимов переключателей з
(в случае применения ТНП-1 это напряжение составит 80—90 мв).
Если теперь поставить переключатель Р в положение <?, а переключатели з
поочередно во все рабочие положения, стрелка гальванометра должна откло-
няться в одну и ту же сторону.
Далее проверяется чувствительность УЗ при включении его на^ один из ТНП
и заданных значениях тока замыкания на землю. При первичных ампервитках
ТНП, равных максимальному расчетному току, соответствующему наибольшему
числу включенных кабелей ,/зп. напряжение на выходе потенциометра 100 ом
должно быть не более 1 в. Последняя величина обусловлена мощностью кон-
13-317.	193
такта выпрямителя. Если при этом установить переключатель Р в положение Д.
отклонение стрелки гальванометра должно составлять около 150°, (вся шкала»
имеет + 300°). При токе и установке переключателя Р в положение 2
отклонение стрелки должно быть порядка 200°. Такое же отклонение должно
быть при переключателе в положении 3 и минимальном токе /3 мин, соответ-
ствующем наименьшему числу включенных кабелей и неполному замыканию.
В случае несоответствия получаемой чувствительности заданным величинам
производится регулировка потенциометра и добавочных сопротивлений (см.,
рис. 80).
Изменив полярность цепи напряжения, проверяют отклонение стрелки галь-
ванометра в другую сторону.
Необходимо также убедиться в том, что нормальная нагрузка кабелей при
отсутствии токов нулевой последовательности и переключателе Р в положении 3
вызывает отклонение стрелки гальванометра на небольшой угол под влиянием1
напряжений небаланса ТНП.
Указатель УЗИ (см. рис. 82). Для предварительной проверки к УЗИ
подводится напряжение 50—100 в и ток от той же фазы через двойной потен-
циометр. Если поставить штепсель указателя в положение, соответствующее наи-
меньшим номинальным пределам тока срабатывания (1—5 а при металлическом
замыкании), и увеличивать напряжение на токовых зажимах от нуля до при-
мерно 300 мв, то при вертикальном положении прибора его стрелка должна
отклоняться до прилипания к стальному упору (см. рис. 65). Данную проверку
повторяют, переставляя штепсель на пределы 5—15 и 15—100 а и увеличивая
напряжение токовой цепи соответственно до 1,5 и 5 в.
Изменяя полярность цепи тока или напряжения, проверяют отклонение
стрелки в другую сторону и возврат стрелки в нулевое положение при обесто-
ченном приборе (вручную).
Далее проверяется чувствительность УЗ вместе с ТНП при номинальных
значениях тока и напряжения в испытательной петле и в цепи напряжения
указателя, сдвинутых между собою на 90°.
В случае необходимости производится регулировка положения ответвлений
на потенциометре прибора (см. рис. 82).
Когда требуется одновременная наладка нескольких УЗИ, испытательные
петли всех ТНП соединяются последовательно с соблюдением определенной
полярности. При нормальной нагрузке кабеля и отсутствии нулевой последо-
вательности стрелка прибора может отклоняться весьма незначительно.
Реле РЗ (см. рис. 84). Реле проверяется аналогично описанной выше
проверке УЗИ. Однако в данном случае отпадает необходимость в регулировке
уставки тока срабатывания; а сдвиг фаз между подводимыми к реле током
и напряжением должен быть равен 90°. Реле должно четко работать при на-
пряжении 50—100 в и изменении тока от 3 ма до 1 а, а также при регулировке
тока в испытательной петле трансформатора ТНП-1 в пределах 0,5	100 ав.
Производится проверка замыкания контакта выходного реле типа РП на
сигнальную лампу мощностью 10 вт. При регулировке этого реле правый кон-
такт должен быть нормально замкнут, а левый разомкнут.
В случае небходимости регулировки напряжения срабатывания выходного
реле при эксплуатации она может быть произведена следующим образом.
Освобождая соответствующие винты и перемещая подвижную систему, до-
биваются наиболее свободного хода якоря. Затем закрепляют подвижную си-
стему и при помощи щупа устанавливают контактный зазор 0,2—0,3 мм. Собрав
реле РЗ, подводят к нему ток и напряжение.
Если при нормальной работе выпрямителя чувствительность реле по на-
пряжению недостаточна (больше 50 в), винтом правого неподвижного контакта
уменьшают зазор между (контактами выходного реле РП до срабатывания при
требуемом напряжении и наличии преобладания. После этого отводят винт
левого контакта для восстановления необходимого зазора и снова проверяют
напряжение срабатывания.
194
Окончательное испытание защиты с УЗ, УЗИ или РЗ производится путем
искусственного однофазного замыкания на землю. Для этой цели к зажимам
Uo указателя (реле) подводят напряжение от трансформатора контроля изо-
ляции, устанавливают заземление на фазе одного из радиальных присоединений
и включают его на рабочее напряжение с соблюдением мер предосторожности
(см. раздел 1). Затем проверяют правильность выбора направления мощности
нулевой последовательности указателями (реле), включенными на заземленное
или незаземленное присоединения. В случае неправильного выбора изменяют
полярность подводимого напряжения или тока.
Если искусственное однофазное замыкание на землю встречает затруднения,
можно ограничиться имитацией его путем закорачивания одной фазы (напри-
мер, а) вторичной обмотки трансформатора напряжения контроля изоляции
Емкостный ток замыкания на землю в зоне защиты получают путем вклю-
чения испытательных петель ТНП через реостат на две другие фазы (в, с)
трансформатора напряжения.
Полярность включения определяется на основании соотношений, приведен-
ных в главе I. Например, при замыкании в зоне защиты (см. рис. 82) необхо-
димо подвести к нижнему концу испытательной петли ТНП-1 (на схеме не
показана) фазу в, а к верхнему концу — фазу с трансформатора напряжения.
Проверка ра'боты выпрямителей, встроенных в УЗ.
УЗИ и РЗ. В случае необходимости проверки работы контакта вибрацион-
ного выпрямителя в эксплуатации можно рекомендовать следующий метод.
Катушка выпрямителя включается на номинальное напряжение переменного то-
ка, а через контакт последовательно с магнитоэлектрическим прибором пропу-
скается постоянный ток примерно 1 ма от источника напряжения 1 в. Зазор
контакта (обычно 0,05—0,1 мм) регулируется до наибольшего отклонения стрел-
ки прибора. При удерживании контакта в замкнутом положении показание при-
бора должно* увеличиться в 2,1—2,2 раза.
Если отвести якорь выпрямителя в противоположное положение, контакт
должен быть надежно разомкнут и стрелка прибора не должна отклоняться.
Описанным способом проверяется работа контакта выпрямителя РЗ в обе
стороны.
Катодный осциллоскоп также может быть использован для проверки вы-
прямителя. В этом случае регулируемая пара контактов включается на зажимы
осциллоскопа параллельно с добавочным сопротивлением, на которое подается
небольшое напряжение постоянного тока (1—2 в). При правильной работе вы-
прямителя на экране осциллоскопа наблюдается ступенчатая прямоугольная
кривая, а в случае вибрации контакта на ней появляются острые зубцы.
Следует отметить, что регулировка механических выпрямителей требует
определенного навыка.
ПРИЛОЖЕНИЕ I
Средние значения емкостного тока (а) металлического однофазного рамыкания
на землю при частоте 50 гц на 1 км воздушных и кабельных линий
		6 кв	10 кв	35 кв
	Одноцепная линия без троса	0,013	0,0256	0,078
Воздушные	Одноцепная линия с тросом	,	—	0,032	0,091
линии	Двухцепная линия без троса	0,017	0,035	0,102
	Двухцепная линия с тросом	—	—	0,110
	Номинальное сечение жил, 10 ммг	'о,33	0,46	—
	16	0,37	0,52	—
	25	0,46	0,62	—
Кабельные	35 50	0,52 _ 0,59	0,69 0,77	—
линии	70	0,71	0,9	3,7
	95	0,82	1,0	4,1
	120	0,89	1,1	4,4
	150	1,1	1,3	4,8
	185	1,2	1,4	5,2
Примечание. Фактические емкости воздушных и кабельных линий пе-
редачи зависят от их конструктивного выполнения, качества изоляции, темпера-
туры, влияния находящихся вблизи предметов и т. д.
ПРИЛОЖЕНИЕ II
Емкость на фазу обмотки статора и ток однофазного замыкания на землю
некоторых турбогенераторов
Тип генератора	Номинальная мощность мет	Номинальное . напряжение кв	Емкость мкф	Ток замыкания на землю, а
Т-12-2	12	10,5	0,08	0,46
		6,3	0,1	0,34
Т-25-2	25	10,5	0,16	0,92
		6,3	0.2	0,69
Т-50-2	50	10,5	0,25	1,43
Т-100-2	100	15,73	|	0,39	3,34
196
ПРИЛОЖЕНИЕ III
Размеры и технические данные кабельных трансформаторов тока
нулевой последовательности с подмагничиванием -
Конструктивное выполнение, основные размеры и вес кабель-
ных ТНП, выпускаемых заводами КРЭМЗ Министерства коммуналь-
ного хозяйства УССР и „Союзэнергоремонт" МЭС, указаны на
рис. 90 и в следующей таблице:
Тип транс- форма- тора	а	b	с	d	е	g	Л	k	/	Окно в чистоте	н	СО к CQ
ТНП-2	110	110	240	240	—	220	86	340	310	100x100	340	60
ТНП-4	110	200	310	400	7Ь	216	83	420	390	86X200	335	128
ТНП-7	120	400	360	640	90	160	55	470	440	96X400	280	152
ТНП-12	150	510	390	750	160	190	69	500	470	126X510	310	225
ТНП-16	150	600	390	840	220	210	76	500	470	126X600	330	280
Рис. 90. а — эскиз конструкции и основные раз-
меры кабельных ТНП:
/ — магчитопровод с обмотками; 2 — прокладка не-
магнитная; 3 — планка нажимная немагнитная; 4 —
шпилька стягивающая; 5 — щиток с зажимами;
б — схема расположения зажимов и маркировка
концов обмоток.
Ниже приведены основные технические! данные ТНП, необходимые для про-
ектирования защиты.	•
Тип транс- форма- тора	Число охваты- ваемых кабелей	Цепь подмагничивания		Вторичная цепь (при $=90°)		Э. д. с. небаланса во вторичной цепи не более	
		Номи- нальное напря- жение в	Потреб- ляемая мощ- ность ва	Опти- мальное полное сопро- тивление ом	Полу- чаемая мощ- ность при 73=1а ва	от под- магни- чивания мв	от несим- метричного располо- жения пер- вичных то- ков при нормаль- ной на- грузке ка- белей, мв
ТНП-2	1— 21	110	20	10	0,00625	150	17
ТНП-4	3— 41	ПО	45	10	0,00625	150	17
ТНП-7	5— 71	110	50	10	0,00344	150	14
ТНП-12	8—122	110	70	10	0,00344	150	14
ТНП-16	13—162	НО	85	10	0,00344	150	14
Примечания: 1. Наружный диаметр кабеля до 50 мм. При 0 > 50 мм
I необходимо применять ТНП следующего большего
габарита.
2. Наружный диаметр кабеля до 60 мм.
ПРИЛОЖЕНИЕ JV
Размеры и технические данные шинных трансформаторов тока нулевой
последовательности
Основные размеры трансформаторов ТНПШ завода «Союзэнергоремонт»
МЭС указаны на рис. 91, а технические данные в следующей таблице.
Тип трансформатора	Номинальное .напряже- ние, кв	Номинальный ток, а | 1	Н и S 05 у *2		Наибольший ударный ток короткого замы-	кания, ка	|	Цепь подмагни- чивания		<и S X <и к; х S о с о	о	мощность Э-=90°;	Э. д. с. небаланса во вторичной це- пи прн номи- нальной нагрузке		Ориентировочное напряже- ние блокировки при номи- нальной нагрузке, в	Вес трансформатора, кг	|
										1 во ВТ 90°’ ол‘					
										£ N 2 я					
			в* S к <v	мическая ус ка			Номинальное напряжение, в	Потребляемая мощность, ва		X Е	в	от подмагни- чивания, мв 		от неснм- метрин пер- вичных токов, мв		
									Полное с	холостого ричной Ц(	Получаем при /3=1 22=290°’ в				
ТНПШ-1	6,3 10,5 15,75	1750		24	165		по	20		10	0,0016	100	60	0-.75	130
ТНПШ-2	6,3 10,5 15,75	3000		48	165		по	25		10	0,0016	100	85	1,25	180
ТНПШ-3	6,3 10,5 15,75	4500		72	165		по	30		10	0,0016	100	100	1,25	250
a
ТНПШ-1
ТНПШ-2
ТНПШ-3
-450—
450-----
6
IS^I
430------J
760-------
—340—
--500--
Рис. 91. Эскизы конструкции и основные размеры трансформаторов
тока ТНПШ-1, ТНПШ-2, ТНПШ-3 (размеры, указанные на эскизах
а, б, являются общими для трансформаторов ТНПШ-1 ТНПШ-2
и ТНПШ-3):
-----330----
-----640-----
701—/60»]
г—330-—1
----400---J
----450-----
б



850
К?

1 шнны изолированные; 2 — прокладки гетинаксовые; 3 — плиты гетинаксо-
вые; 4 — магннтопроводы с обмотками; 5 — прокладки немагнитные; 6 — план*
ки стягивающие; 7 — шпильки стальные; 8 — щиток с зажимами.
ЛИТЕРАТУРА
1.	А. Б. Ч е р н и н, Защита генераторов от замыкания на корпус, «Электри-
ческие станции», № 7—8, 1930.
2.	П. С. Жданов, Измерение величины тока однополюсного замыкания на
землю в Московской кабельной сети, «Электрические станции», № 11—12,1930.
3.	В. И. Иванов, Реле и релейная защита, ГЭИ, 1932.
4.	А. К. Б о н и ш к о, Защита генератора 24 мет Челябинской ГРЭС, «Элек-
трические станции», № 2, 1932.
5.	П. Г. Грудинский и Н. И. Красильников, Авария с генерато-
ром 55000 ква, «Электрические станции», № 6, 1932.
6.	А. А. Аверин, Защита Метровиккерс от замыкания на корпус для
электрически соединенных генераторов, «Электрические станции», № 12, 1932.
7.	Г. Обердорфер, Замыкания на землю и борьба с ними (перевод:
с немецкого), ГЭИ, 1932.
8.	Справочная книга по релейной защите (перевод с немецкого), ГЭИ,.
1933.
9.	В. Д. Г е с с е н и Я. Л. Рузин, К вопросу о допустимых токах замы*
кания генераторов на землю, «Электрические станции», № 12, 1934'.
10.	В. А. Кержанович, Защита генераторов от замыкания на корпус,.
«Электричество», № 2, 1935.
11.	А. М. Федосеев, Современные методы защиты генераторов от.
замыкания на корпус, «Электрические станции», № 11, 1935.
12.	А. Г. Геворков и А. М. Федосеев, Защита кабельных сетей
от замыканий на землю, «Электрические станции», № 10, 1935.
13.	Г. В. Зе веке, Применение трансформаторов типа Ферранти для защи-
ты от замыкания на землю, «Электрические станции», № 3, 1938.
14.	А. А. Ф и л ь ш т и н с к и й, Способы улучшения защиты генераторов,
«Электрические станции», № 5’, 1938.
15.	Е. Г. Марквардт, Защита генераторов от. замыкания на землю с
помощью трансформаторов тока нулевой последовательности типа ’ Ферранти,
«Электрические станции», № 8—9, 1938.
16.	А. Я. Рябков, Электрический расчет линий электропередачи высоко-
го напряжения, ГЭИ, 1938.
17.	Е. Г. Мар.кв'дрдт, О токе небаланса трансформаторов тока типа
Ферранти, «Электрические станции», № 4—5, 1939.
18.	В. И. Рубан, О дифференциальной и земляной защите генераторов,.
«Электрические станции», № 7, 1939.
19.	П. Я. Берман и В. П. Г уз, Защита генераторов при помощи изо-
лировки корпуса, «Электрические станции», № 8, 1940.
20.	Б. Н. Потехин и И. Н. Ш а п о ш ников, Опыт эксплуатации защиты
генераторов от замыкания на землю, «Электрические станции», № 8, 1940.
21.	Б. Н. Потехин, Защита от замыканий на землю в системе собственных
нужд электрических станций, «Электрические станции», № 5, 1941.
22-	Главэнерго НКТП, Народный комиссариат электростанций СССР, Ру-
ководящие указания по релейной защите, ГЭИ, 1938—1945.
200
23.	М. Ф. Костров, И. И. Соловьев и А. М. Федосеев, Основы
техники релейной защиты, ГЭИ, 1944'.
24.	В. Е. Казанский, Применение конденсаторов для повышения пре-
дельной мощности трансформаторов тока, «Электрические станции», № 3, 1944.
25.	Л. И. Сиротинский, Техника высоких напряжений, вып. 3, ГЭИ, 1945.
26.	А. М. Б р е с с л е р, Защита генераторов при замыкании на землю,.
«Технический бюллетень завода 654», 1946.
27.	В. С. К о н д а х ч а н, Случай неправильной работы защиты от замыка-
ний на землю блока генератор—трансформатор, «Электрические станции», № 3,
1947.
28.	Е. Д. Зейлидзон, Статистические данные о работе релейной за-
щиты за 1945—1946 гг., «Электрические станции», № 12, 1947.
29.	М. Н. Б а б и к о в, Н. С. Комаров, А. С. Сергеев, Техника высо-
ких напряжений, ГЭИ, 1947.
30.	А. Я. Му чн и к, Выбор мощности заземляющего трансформатора,
«Электричество», № 9, 1947.
31.	Г. И. Атабеков и А. М. Федосеев, Современная релейная защи-
та, ГЭИ, 1948.
32.	А. Б. Б а р з а м, Метод расчета защиты генераторов от замыкания
на землю, «Электричество», № 2, 1948.
33.	В. Л. Фабрикант и Г. Т. Грек, Дифференциальная токовая
защита от замыканий на землю обмоток статора генератора, «Электричество»,
№ 6, 1948.
34.	Министерство электростанций СССР, Руководящие указания по релей-
ной защите, ГЭИ, 1948'.
35.	Ф. Е. Темников и Р. Р. Харченко, Электрические измерения
неэлектрических величин, ГЭИ, 1948.
36.	С. А. Ульянов, Короткие замыкания в электрических системах,
ГЭИ, 1949.
37.	Г. Т. М о л ч а н о в и И. Н. Попов, Защита генераторов от замыканий
на землю с трансформатором тока с кольцевым магнитопроводом, «Электриче-
ские станции», № 1, 1949.
* 38. И. М. Сирота, Чувствительная защита генераторов от замыканий на
землю, «Сборник статей Института электротехники АН УССР», вып. 3, 1949.
39.	А. Б. Б а р з а м, Расчет токовой защиты от замыканий на землю гене-
раторов, работающих на шины, «Электрические станции», № 4, 1949.
40.	И. И. Соловьев и И. Н. Попов, Токовая защита статора генера-
тора от замыканий на землю, «Электрические станции», № 6, 1949.
41.	И. М. Сирота, Проверка новой защиты генератора от замыканий на-
землю, «Электрические станции», № 6, 1949.
42.	В. И. К а л и т в я н с к и й, Изоляция электрических машин, ГЭИ, 1949.
43.	Г. И. Атабеков, Релейная защита высоковольтных сетей, ГЭИ, 1949..
44.	А. С. 3 а й м о в с к и й и В. В. Усов, Металлы и сплавы в электро-
технике, ГЭИ, 1949.
45.	И. А. Сыромятников, Измерение тока замыкания на землю,,
«Электрические станции», № 5, 1950.
46.	М. А. Ломоносов и А. Я. Розенталь, Измерение токов
замыкания на землю в сетях 6—10 кв с незаземленной нейтралью, «Электриче-
ские станции», № 5, 1950.
47.	А. Г. П р и т у л а, Настройка дугогасящих катушек в сетях 35 кв,
«Электрические станции», № 6, 1950.
48.	Г. Т. Грек, Токовые защиты от замыканий на землю генераторов
с фазными трансформаторами тока, «Электрические станции», № 9, 1950.
49.	С. Н. Дубровский, Создание кратковременного активного тока
для отыскания замыканий на землю, «Электрические станции», № 3, 1950.
50.	И. М. Сирота, Защита генераторов от замыканий на землю с шин-
ными ТНП, «Электрические станции», № 12, 1950.
51.	Министерство электростанций СССР, Правила устройства электротех-
нических установок, вып. 2, ГЭИ, 1950.
20 L
* 52. И. М. Сирот а, Плоскопараллельное магнитное поле линейных токов
при наличии железа, «Сборник статей Института электротехники АН УССР»,
вып. 6, 1950.	*
53.	И. А. Сыромятников, Режим работы сетей с малым током замыка-
ния на землю, «Электрические станции», № 2, 1951.
54.	Е. Д. Зейлидзон, Новые условия выбора чувствительности защи-
ты от замыканий на землю генераторов, «Электрические станции», № 2, 1951.
55.	И. И. С о л о в ь е в, М. А. Беркович, X. Ю. 3 а р х и н а, Показа-
тели работы релейной защиты и автоматики в энергосистемах, «Электрические
станции», № 8. 1951.
56.	Я. С. Гельфанд, И. Н. Попов, Г. В. Субботина, Чувствитель-
ные токовые защиты от замыканий на землю , и опыт их эксплуатации, «Элек-
трические станции», № 11, 1951.
57.	А. А. Спирин и Г. В. В е ч х а й з е р, Измерение емкостных токов
однополюсного замыкания на землю в системах с изолированной нейтралью,
«Электричество», № 11, 1951.
58.	Обсуждение опыта эксплуатации защиты генераторов от замыканий на
землю, «Электрические станции», № 1, 1952.
59.	А. Д. Гатаевич, Сигнализация замыканий на землю блоков генера-
тор — трансформатор, «Электрические станции^, № 1, 1952.
60.	А. В. О с т р о в с к а я, И. М. Сирота, Наладка защиты от замыканий
на землю с кабельными трансформаторами тока, «Электрические станции», № 3,
195'2.
61.	И. Н. Попов, Чувствительные защиты от замыканий на землю с ка-
бельными трансформаторами тока, «Электричество», № 3, 1952.
62.	Н. Н. Беляков, Анализ повреждений от замыканий на землю в ка-
бельных сетях, «Электрические станции», № 6, 1952.
63.	И. М. Сирот а, Основные параметры защиты от замыканий на землю
в сетях 3—10 к.в, «Труды Института электротехники АН УССР», вып. 9, 1952.
64.	И. М. Сирота, Сигнализация замыканий на землю в сетях 3—10 кв
с применением центрального измерительного прибора^ «Труды Института элек-
тротехники АН УССР», вып. 9, 1952
65.	И. М. Сирот а, Методы ограничения напряжений небаланса трансфор-
маторов тока нулевой последовательности, «Труды Института электротехники
АН УССР», вып. 10, 1952.
66.	И. М. Сирота, Токи небаланса трансформаторов тока нулевой после-
довательности, «Электричество», № 6, 1952.
67.	И. М. Сирот а, Подмагничивание трансформаторов тока нулевой после-
довательности, «Электричество», № 5, 1953.
68.	А. М. Федосеев, Релейная защита электрических систем, ГЭИ, 1952.
69.	Ч. М. Джуварлы, К теории перенапряжений от заземляющих дуг
в сети с изолированной нейтралью, «Электричество», № 6, 1953.
70.	И. Н. Попов, Чувствительные магнитные бесконтактные реле защиты,
«Труды ЦНИЭЛ», вып. 1, 1953.
71.	Я. С. Гельфанд, Избирательная защита линий торфоразработок от
замыканий на землю в сетях 2—10 кв, т а м же.
72.	И. Н. Попов, Отыскание поврежденной линии при замыканиях на зем-
лю в сетях 2—10 кв, т а м же.
73.	И. М. Сирота, К выбору мощности трансформатора с присоединенной
заземляющей катушкой, «Труды Института электротехники АН УССР», вып. 13,
1955.
74.	А. В. О е т р о в с к а я, И. М. Сирота, Устройство избирательной
сигнализации замыканий на землю в электрических сетях, «Электрические стан-
ции», № 12, 1954.
75.	И. М. Сирота, Об отстройке защиты от замыканий на землю от соб-
ственных емкостных токов защищаемых присоединений, «Труды Института элек-
тротехники АН УССР», вып. 11, 1954.
76.	L. F. Hunt, Minimizing fault damage within generators. «Electrical
World». V. 94, 1929.
202
77.	W. Biito w, Nullpunkterdung elektrischer Gencratoren. «AEG —Mittei-
lungen», № 1, 1930.
78.	E. Gross, W. Weller, Uber die zullassige Empfindlichkeit von Erd-
:schlussrelais in Hochspannungsnetzen, «Elektrotechnik und Maschinenbau». № 8,
1932.	*
79.	I. T. Monseth, P. H. Robinson, Relay — Systems, Me Graw—Hill
book Company (New-York, London), 1935.
80.	Die moderne Selektivschutztechnik, Herausgegeben von M. Schleicher,
Berlin, 1936.
81.	C. R. Mason, Relay protection of a—c rotating machines, transformers,
buses and lines. «General Electric Revew». № 10, 11, 12, 1939.
82.	H. S c h e u, Generat. Erdschlusschutz, «AEG—Mitteilungen», № 5—6,
1940.
83.	A. H. Lovell, Generatings stations. Me Graw—Hill book Company. 1941.
84.	Standart handbook for electrical Engineers, Me Graw—Hill book Co. 1941.
85.	H. A. P e t e г s о n, Critical analysis of rotating machine grounding prac-
tice, «Gen. Electric Revew». № 4, April, 1942.
86.	W. K. Sonnemann, A new single—phase to ground fault detecting
relay. «Transactions of A. J. E. Е». V. 61, 1942.
87.	W. K. Boyce, E. M. Hunter, System neutral grounding. «Electric
.Light and Power». November, 1943.
88.	A. A. Johnson, How to apply neutral grounding devices. «Westing-
house Engineer». May, 1943.
89.	W. E. Mart er, A. A. Johnson, Generator grounding using distribu-
tion transformer with secondary resistor. «Electrical World». December, 1943.
90.	Report of IEE, «Electrician», № 3430, 1944.
91.	A. A. Johnson, Grounding principles and practices. «Electrical Engi-
neering». V. 64, March, 1945.
92.	Goldstein, Hartman, Artikels uber vormagnetisierung ferromagne-
tischer Kerne. «Bull. Ass. Swisse Electrot». № 8, 1945.
93.	R. Rise h, Zur Theorie der Wechselstrom — Vormagnetisierung ferro-
magnetischer Kerne. «Brown Boveri Mitteilungen». № 6/7, 1946.
94.	J. E. Allen, S. K. W a 1 d о r f, Arcing ground tests on a normally
ungrounded 13—kv, 3—phase bus. «AIEE Transactions». V. 65, 1946.
95.	Present-day grounding practices on power systems. AIEE Commitee
report. «AIEE Transactions». V. 66, p. I, 1947.
96.	L. F. Hunt, J. H. Vivian, Operating experience with ungrounded
neutral. «Edison Electric Institute Bulletin». V. 17, 1949.
97.	Sensitive ground protection. AIEE Commitee report «Electrical Engi-
neering». V. 69, № 6, 1950.
98.	Electrical Transmission and distribution reference book. Westinghouse
Electric Corporation. 1950.
99.	Discussion of resonant grounding in power systems in the United States.
«AIEE Transactions». V. 70, p. I, 1951.
100.	Relay protection of a—c generators, AIEE Commitee report, там же.
101.	Eric T. B. Gross, Sensitive ground relaying of a—c generators,
«AIEE Transactions». V. 71, p. HI, 1952.
102.	A. A. Johnson, Generator grounding. «Electric Light and Power».
March, 1952.
103.	Application guide for the grounding of synchronous generator systems.
.AIEE commitee report. «AIEE Transactions». V. 72, p. HI, 1953.
ОСНОВНЫЕ ОБОЗНАЧЕНИЯ
Ан, Ах — поэффипиенты, определяющие сопротивление ветви намаг-
ничивания трансформатора тока
b, Ь — относительное число витков обмотки между нейтралью
и точкой замыкания
с, сА,
СВ’ СС — емкость фазы электрической, системы относительно земли
— — отношение поперечного сечения к средней длине магнито-
провода трансформатора тока (ТНП)
I, /2 — первичный и вторичный
(' = 'а + 'в + 'С)
I, I ... № — первичные токи отдельных
чении 1
токи ТНП или фильтра1
ТНП при их совместном вклю-
/р /ц — суммарные первичные токи каждого магнитопровода ТНП
с подмагничиванием 1
z’p z'u — мгновенные значения токов 1 7), 1ц
IAi, — т°ки нагрузки прямой и обратной последовательности
{д св» ^Всв — свободные периодические токи в фазах А и В при пере-
ходном процессе
1С — емкостная составляющая тока замыкания на землю
1С — собственный емкостный ток радиального присоединения
{и— первичный ток, вызывающий срабатывание реле или при-
бора 1
/д — чувствительность реле по вторичному току ТНП 1
/д — действительный ток срабатывания (чувствительность) реле
13 — ток замыкания на землю (в месте повреждений)
I — ток замыкания на землю, вызывающий действие реле (чув-
ствительность защиты)
/3 р — расчетный ток замыкания при неполном замыкании на
землю
1ЗП — ток металлического (полного) замыкания на землю
/3 п' Аз'.п — составляющие тока 1ЗЛ1 в месте установки защиты соот-
ветственно при повреждении в зоне защиты и вне се
7з2> /З П2> п2 — токи во вторичной цепи, соответствующие токам1/3,/э п,/зль
/3 х — составляющая тока 13 в ветви намагничивания ТНП 1
Jz — составляющая тока 13 в заземляющем устройстве
/к — ток короткого замыкания в системе
/к — ток компенсации собственной емкости (глава IX)
V — эффективное и мгновенное значения тока подмагничива-
ния ТНП1
/Нб> 7нб2 ~ первичный и вторичный токи небаланса 1
7нб.бл'‘ 7нб. н.р “ первичный ток небаланса в условиях срабатывания реле
блокировки и при нормальном режиме 1
/р> /х — составляющие тока I в реле и в ветви намагничивания
ТНП 1
/(' — коэффициент отстройки от тока /нб н р
К , К. " — коэффициенты отстройки от тока /з п
IZ IS zz' zz" _________
‘г*р.в’ “бл.в’ лнад’ над
— коэффициенты возврата реле защиты и блокировки
и коэффициенты надежности
^бл — кратность тока: двух-, трехфазного к. з., двойного замы
кания на землю и срабатывания реле блокировки
Lo — индуктивность дугогасящей катушки
Мнб д, ^нб.С— взаимная индуктивность вторичной обмотки ТНП с петля-
ми АВ и СВ 1
Мбл — взаимная индуктивность блокировочной обмотки с одной
. из петель1
А’2, 7Vp — число витков вторичной обмотки, обмотки подмагничива-
ния ТНП и обмотки реле
пт — отношение числа витков вторичной и первичной обмоток
трансформатора тока (ТНП)
Рдр, ^д.р.а — мощность в токовой катушке реле при срабатывании и ее
активная составляющая
Рр. — мощность, расходуемая на подмагничивание ТНП
гоб, гж — сопротивление свинцовой оболочки и жилы кабеля на 1 км
кр, — активные составляющие сопротивления реле и намагни-
л	чивания ТНП
Uo — напряжение нейтрали
Uo — напряжение нейтрали при нормальном режиме
£/Оп. Ц)р — напряжение нейтрали при полном и неполном (Зр) замы-
кании
С7Д) UB, Uc, иф — напряжение фазы относительно нейтрали
UA_3, UB_3, Uc_3 — напряжение фазы по отношению к земле
л. . и о Иг , — то же — мгновенные значения
ибл д — напряжение срабатывания реле блокировки
лд р, ид2 — напряжения на токовой катушке реле защиты и на всей
вторичной цепи ТНП при срабатывании реле
UL св — свободное напряжение на заземляющей катушке
— приведенное1 и действительное напряжение подмагничи-
вания ТНП
Uдр	— напряжение в сосредоточенной секции обмотки ТНП, вы-
зываемое несимметрией первичной цепи 1
(7нб — результирующее напряжение небаланса, индуктируемое
в обмотке 1
— то же при нормальной работе, трех- и двухфазном к. з.1
лнб2 — напряжение небаланса на зажимах вторичной цепи
Хс — сопротивление конденсатора в цепи реле1
205
XM, Лм» Х'м — сопротивление взаимоиндукции сосредоточенной секции об-
мотки ТНП с первичной цепью 1 (/3 = 0)
Хнб — то же для всей вторичной обмотки ТНП *"
Хнб1, ^нб2ф • • -^нб п — то же ПРИ совместном включении нескольких ТНП 1
хп.об— индуктивное сопротивление петли — жила кабеля — фик-
тивный провод в земле, на 1 км
Zo — сопротивление заземляющего устройства (главы I—III)
Zo, Z90O — предельные величины сопротивления 1 Zx (практически при
Э- = 0 и Э- = 90°)
Zx — сопротивление ветви намагничивания ТНП 1
Z2, Zp, Zs — сопротивления вторичной цепи, реле и вторичной обмотки
ТНП1
гх, zz, zp, zs — действительные величины, соответствующие приведенным
Zx, z2, zp, z3
ZH — сопротивление нагрузки в фазе трехтрансформаторного-
фильтра
4 Ъ 4.	гр, < -
— то же, что и указанные выше соответствующие обозначе-
ния без штриха, но отнесенные к одному витку, 1 см2
поперечного сечения и I см средней длины магнитопровода
(«удельные величины»)
а — угол наклона ва — характеристики в точке, соответствую-
щей *. / (глава VI)
а — обеспечивающий наибольшую чувствительность угол меж-
ду током и напряжением, подведенными к реле
Рр — расчетный коэффициент полноты замыкания на землю
7 — коэффициент расстройки дугогасящей катушки
7 — угол потерь в стали магнитопровода (глава V)
iq — угловая погрешность ТНП или фильтра
Э- — угол между векторами токов и /3
Э-о — то же между и /3 х
X — оптимальное расстояние секции обмотки кабельного ТНП
от оси симметрии
^90° —	эффективная магнитная	проницаемость	при	-Э1 =	90°
т" —	углы между векторами	токов	/з п,	/3 п	и	напряже-
нием UQ
Тр. Тр —	то же между /ЗЛ12, /ЗЛ12	и и0
фр, ф —	угол сопротивления реле	и всей	вторичной цепи	ТНП
1 Величины, приведенные к одному витку обмотки трансформатора тока.
ОГЛАВЛЕНИЕ
Введение .............................................................. 3
Г л ав а I. Однофазные замыкания на землю в системах с малым током за-
мыкания ............................................................... 8
1.	Общие соотношения между токами и напряжениями при замыкании
на землю........................................................... 8
2.	Расчет емкостного тока замыкания на землю на 1 км линии передачи 14
3.	Перемежающееся однофазное замыкание на землю................... 17
Глава II. Компенсация емкостного тока однофазного замыкания на землю 20
1.	Основные соотношения при точной компенсации......................—
2.	Расстройка компенсирующих (дугогасящих) устройств..............24
3.	Выполнение компенсирующих устройств............................26
Глава III. Распределение в сети токов замыкания на землю...............30
1,	Общая методика нахождения	токораспределения..................—
2.	Пример определения токораспределения в радиальной компенсиро-
ванной сети........................................................31
3.	Определение токораспределения в замкнутой сети.................33
4.	Пример токораспределения в	замкнутой сети.................38
5.	О двухфазных и двойных замыканиях на землю.....................39
Глава IV. Основные условия выполнения защиты от замыканий на землю	40
1.	Требования, предъявляемые к чувствительности защиты..............—
2.	Режим заземления нейтралей в сетях 6—35 кв.....................44
3.	Основные виды защиты...........................................47
4.	Условия применимости защиты различных видов.....................50
5.	Примеры выбора исполнения защиты...............................59
Глава V. Чувствительность защитных устройств...........................65
1.	Трансформация токов замыкания	на	землю в защитных устройствах —
2.	Расчет защитных устройств.......................................73
3.	Примеры расчета.................................................84
Глава VI. Подмагничивание магнитопроводов трансформаторов тока ну-
левой последовательности	(ТНП)..............................89
1.	Принцип устройства ТНП с подмагничиванием.......................—
2.	Основные представления о рабочем процессе в ТНП с подмагничи-
ванием ............................................................93
3.	Аналитическая зависимость, положенная в основу метода расчету ТНП 97
4.	Экспериментальные данные по ТНП с подмагничиванием .... 100
5.	Метод расчета ТНП с подмагничиванием...........................109
6.	Оценка эффекта подмагничивания.................................110
Глава VII. Токи небаланса ТНП и фильтров тока нулевой последо-
вательности ..........................................................114
1.	Свойства токов небаланса ТНП, не зависящие от его конструкции .	—
2.	Совместное включение нескольких ТНП. Фильтр из фазных транс-
форматоров тока...................................................119
207
3.	Преимущества и недостатки. ТНП с магнитопроводом тороидальной
и прямоугольной формы.............................................123
4.	Принцип выполнения вторичной обмотки прямоугольных ТНП . . 126
5.	Расположение секций обмотки прямоугольных» кабельных ТНП . . 130
6.	Ограничение сопротивления взаимоиндукции шинных ТНП .... 134
7.	Токи небаланса ТНП и фильтра при переходных режимах в пер-
вичной цепи...................................................... 138
Глава VIII. Конструктивное выполнение ТНП. Технические данные
основных аппаратов, применяемых в схемах защиты от за-
мыканий на землю......................................................141
1.	Выполнение трансформаторов тока нулевой последовательности
с подмагничиванием................................................. —
2.	Выполнение ТНП без подмагничивания............................148
3.	Данные о потреблении некоторых реле и приборов. Чувствитель-
ность и токи небаланса трансформаторов тока различных типов . 150
4.	О работе ТНП при двойных замыканиях на землю...................158
Глава IX. Схемы и комплектные устройства защиты от замыканий на
землю ................................................................161
.1	. Защита статорных обмоток генераторов..............  .	. „ .	—
2.	Модификации основных схем защиты генераторов..................166
3.	Компенсация влияния емкостных токов защищаемых генераторов [75] 169
4.	Сигнальная избирательная- защита электрических сетей...........172
5.	Избирательная защита линий с реле, действующими на отключение
или на телесигнализацию . . . .. ................................178
Глава X. Некоторые вопросы монтажа и испытания защитных устройств 182
2.	Указания по монтажу и наладке защиты с кабельными ТНП с под-
магничиванием ...................................................184
3.	Указания по монтажу и наладке защиты с шинными ТНП . . . 18'8
4.	Измерение напряжения небаланса	в схемах защиты...............191
5.	Указания по монтажу и наладке защиты линий с устройствами УЗ,
УЗИ и РЗ . •.....................................................192
.	.	Приложения
I.	Средние значения емкостного тока на 1 км воздушных и кабельных
линий . .........................................................196
II.	Емкость на фазу обмотки статора и ток однофазного замыкания
на землю некоторых ’трубогенсраторов................................—
III.	Размеры и технические данные кабельных ТНП с подмагничиванием 197
IV.	Размеры и технические	данные	шинных ТНП.....................198
•Литература....................... .................................200
’Основные, обозначения ...........................................  204
^3. hhKVTMR
| Г- Н. Б.
j £,ig. SwsE-
&
ОПЕЧАТКИ
Страница	Строка	Напечатано	Следует читать
26	13 св.	7	+ 20%	— 20% ^7 ^20%
84	13 сн.	Рис. 20	Рис. 18
84	7 сн.	Рис. 21	Рис. 18
120	Рис. 45,в	z' Z Z'"	N N X - N X Z
160	И св.		4
169	Рис. 76	ft.	
169	1 сн.	, 6,3- 10—6 - 314	, 1С.	ад.102Мн_1,15й.
		к	1,73	к	1,73