В табл. 5 приведены основные этапы расчета.

Примечания к расчету:

1. Расчетные формулы в основном приведены для одного трансформатора в режиме максимума энергосистемы. Схема замещения приводилась к напряжению обмотки ВН. Приведение к другим напряжениям осуществлялось через отношение средних номинальных напряжений сторон трансформатора.

2. Расчет сопротивлений обмоток трансформатора выполнялся для режимов максимума и минимума ЭС. Особенности режима максимума: питающие подстанцию линии нагружены и имеют наибольшие падения напряжения, а, следовательно, напряжение на обмотках ВН трансформатора минимально. С целью понижения коэффициента трансформации РПН трансформатора устанавливает минимальную отпайку регулировочной обмотки. При этом изменяются потоки рассеяния и напряжение опыта КЗ трансформатора. В результате можем получить минимальное значение сопротивления трансформатора, например Z_{ВС, min}.

3. Токи КЗ в режиме максимума определены из предположения, что источник питания обеспечивает номинальное напряжение. В режиме минимума предполагается, что напряжение источника питания повышается до максимального значения сети.

Таблица 5. Расчет токов короткого замыкания тяговой подстанции

Таблица 6. Расчет дифференциальной защиты понижающего трансформатора

НАИМЕНОВАНИЕ ИСХОДНЫХ И РАСЧЕТНЫХ ВЕЛИЧИН				ЗНАЧЕНИЯ			РАСЧЕТНЫЕ ВЫРАЖЕНИЯ
напряжение обмотки, кВ				110	27,5	10	-
номинальный ток обмоток, А				201	841		IN={IB,N; IC,N; IH,N};   IH,N=SN/(1,73∙UH,N)
коэффициент схемы				1,73	1	1	Ксх={Ксх,В; Ксх,С; Ксх,Н}
коэффициент трансформации ТТ				60	120	200	Кi={Кi,В; Кi,С; Кi,Н};
вторичный ток плеча защиты, А				5.7955	7.0	10.51	IB={I ОСН,В; I1,В; I2,В}; I ОСН,В=IB,N∙Ксх,В/Кi,В I 1,В=IB,N∙Ксх,В/Кi,В I 2,В=IB,N∙Ксх,В/Кi,В
расчет рабочей обмотки реле ДЗТ-11 по условию отстройки от броска тока намагничивания		рекомендуемый коэффициент		1,2	-	-	Кр=1,2–1,5
		относительное сопротивление ЭС		0,05	-	-	X*C= ZC,min /(U / SN)
		уточненный коэффициент отстройки		0.87	-	-	K*=2,1–3,7∙(X*C+1,15∙ X*B(1))
		принятый коэффициент отстройки		1,0	-	-	K=max (K*; 1)
		расчетный ток срабатывания защиты, A		201			I СЗ,РАСЧ,1=К∙I1,N; (I СЗ,РАСЧ,2=К р∙I1,N)
		расчетный ток срабатывания реле, A		5.8			I СР,РАСЧ,1= I СЗ,РАСЧ,1·Ксх,В/ Кi,В; I СР,РАСЧ,2= I СЗ,РАСЧ,2·Ксх,В/ Кi,В
		уставка срабатывания, А		4,00	-	-	I СР,ОСН>= I СЗ,РАСЧ
		намагничивающая сила срабатывания, А		100	-	-	FСР
		расчетное число витков		25,0	-	-	W ОСН,РАСЧ= FСР/ I СР,ОСН
		принятое число витков		25	-	-	W ОСН<= WР
минимальный ток срабатывания защиты, A				139	-	-	I СЗ,min= FСР·Кi,В/(W ОСН·Ксх,В)
расчет уравнительных обмоток	расчетное			-	20,7	13,8	W 1,РАСЧ= W ОСН·I ОСН,В/ I 1,В; W 2,РАСЧ= W ОСН·I ОСН,В/ I 2,В
	принятое			-	21	14	W У1; W У2
погрешность ТТ				0,1			ε
расчетный ток короткого замыкания				1450	-	-	I ВСН,max
расчет тока небаланса параллельной работы на 27,5 кВ, А	от погрешности трансформаторов тока			145	-	-	I’ НБ,РАСЧ=ε·I ВСН,max
	от регулирования напряжения			116	-	-	I»НБ,РАСЧ=ΔU α·КТОК, α·I ВСН,max
	от неточности установки витков реле			10.5	-	-	I» ’НБ,РАСЧ={(W 1,РАСЧ-W У1)·КТОК, 1/ W 1,РАСЧ – (W 2,РАСЧ-W У2)·КТОК, 11/ W 2,РАСЧ)}·I ВСН,max=={(13,5–14)·0,5/ 13,5 – (8,2–8)·1/ 8,2)}·590
	суммарный			272	-	-	I ВСН,нб=|I’ НБ,РАСЧ | +|I»НБ,РАСЧ|+ |I» ’НБ,РАСЧ|
ток торможения параллельной работы, А	на сторонах СН и НН			-	725	1450	I С,ТОРМ= I ВСН,max·КТОК, 1; I H,ТОРМ= I ВСН,max·КТОК, 11
	результирующий			-	-	967	I ВСН,ТОРМ= I H,ТОРМ-I С,ТОРМ·I 1В/ I 2В
одиночная работа и кз на 27,5 кВ, А	расчетный ток кз			-	1720	-	I ВС,max
	ток небаланса			422	-	-	I ВС,нб={ε+ΔU α+(W 1,РАСЧ-W У1)/ W 1,РАСЧ)}·I ВС,max
	ток торможения			-	1720	-	I BС,ТОРМ=I ВС,max
одиночная работа и кз на 10 кВ, А	расчетный ток кз			-	-	1180	I ВH,max
	ток небаланса			290	-	-	I ВH,нб={ε+ΔU α+(W 2,РАСЧ-W У2)/ W 2,РАСЧ)}·I ВH,max
	ток торможения			-	-	1180	I BH,ТОРМ=I ВH,max
тангенс угла торможения			0,75		-	-	tgα
коэффициент угла торможения			1		-	-	КОТС
расчет витков тормозной обмотки	расчетное при параллельной работе		-		5,2		W ВСН,ТОРМ= КОТС·I ВСН,нб∙W 2,РАСЧ/ (I ВСН,ТОРМ· tgα)
	расчетное для одиночной работы при кз на 27,5 кВ		-		6,8	-	W ВС,ТОРМ= КОТС·I ВС,нб∙W 1,РАСЧ/ (I ВС,ТОРМ· tgα)
	расчетное для одиночной работы при кз на 11 кВ		-		-	4,5	W ВН,ТОРМ= КОТС·I ВН,нб∙W 2,РАСЧ/ (I ВН,ТОРМ· tgα)
	принятое		-		7	-	W ТОРМ>=max(W ВСН,ТОРМ; W ВС,ТОРМ; W ВН,ТОРМ)
расчет чувствительности защиты при 2-фазном кз на стороне 11 кВ в минимальном режиме при параллельной работе	расчетный ток кз, А		340		340	680	I В,min= I ВСН,min· КТОК, α I C,min= I ВСН,min· КТОК, β I H,min= I ВСН,min
	ток плеча защиты, А		8.53		11.34	32.8	I В,РАБ=0,87· I В,min·Ксх,В/Кi,В; I C,РАБ=0,87·I C,min·(U В,max/U C,max)·Ксх,C/ Кi,
	рабочая намагничивающая сила, А		451			-	F ВHC,РАБ= I В,РАБ∙W ОСН+I C,РАБ· W У1
	тормозная намагничивающая сила, А		-		79	-	FВСН,ТОРМ= I C,РАБ∙ W ТОРМ
	рабочая намагничивающая сила срабатывания реле, А		120		-	-	FРАБ,СР(F ВHC,РАБ; FВСН,ТОРМ) по кривой торможения реле
	коэффициент чувствительности		-		-	3,8	К Ч,ВСН=F ВHC,РАБ/FРАБ,СР
одиночная работа	минимальные токи кз, А		-		740	560	I ВС,min; I ВН,min
	коэффициент чувствительности		-		4.6	3.5	К Ч,ВС=0,87· I ВС,min/ I СЗ,min К Ч,ВН=0,87· I ВН,min/ I СЗ,min

1.5 Расчет установок дифференциальной защиты трансформатора

Суть расчета: обеспечить отстройку от внешних КЗ на шинах НН и СН в режиме максимума ЭС, и обеспечить требуемый коэффициент чувствительности для режима минимума ЭС при КЗ в зоне действия защит. В данных условиях рекомендуется применение реле ДЗТ-11, содержащего тормозную обмотку и обеспечивающую отстройку от внешних КЗ (рис. 4, рис. 5). Наиболее целесообразно включить тормозную обмотку на сумму токов плеч защиты сторон СН и НН. Увеличение числа витков тормозной обмотки улучшает отстройку от внешних КЗ, но ухудшает чувствительность защиты при параллельной работе.

Фактором, усложняющим расчет, является необходимость отстройки от бросков тока намагничивания. В отличие от реле РНТ, реле ДЗТ-11 плохо отстраивается от бросков тока намагничивания при включении ненагруженного трансформатора. Обычно увеличивают ток срабатывания защиты, что ведет к уменьшению чувствительности. Для достижения компромисса требуется более тщательный расчет отстройки от бросков тока намагничивания с учетом насыщения стержней магнитопровода, характеризуемого относительным сопротивлением X^*_{в(1), В}. Фрагмент расчета показан в табл. 6. Ниже приводятся некоторые пояснения к расчету.

1. Выбор номинальных первичных токов трансформаторов тока (ТТ) осуществляется с учетом максимальных рабочих токов сторон трансформатора. Схемы соединения ТТ выбираются таким образом, чтобы компенсировать фазовый сдвиг в 30 эл. градусов, характерный для линейных токов сторон с различной схемой соединения обмоток. Схема подключения обмоток реле ДЗТ-11 для рассматриваемого примера показаны на рис. 3. Коэффициенты токораспределения К_{ток, }, К_{ток, }, К_{ток, I}, К_{ток, II} учитывают неравенство токов КЗ в месте повреждения и токов в соответствующих обмотках трансформатора (см. рис. 2).

2. Коэффициент схемы K_сх вычисляется как отношение линейного тока (тока в плече защиты) к току во вторичной обмотке ТТ. В случае, если он имеет неодинаковые значения для различных плеч, то выбирается наибольший из тех, которые контролируются измерительными органами.

3. Расчет числа витков рабочей W_р и уравнительных W_У1, W_У2 обмоток производится в два этапа. На первом вначале определяется расчетное число витков основной стороны W_осн по условиям «тонкой» (I_{сз, расч1}) и «грубой» (I_{сз, расч2}) отстроек от броска тока намагничивания. Затем, по условию обеспечения равенства намагничивающих сил при номинальной нагрузке на стороне СН или НН, рассчитывается расчетное число витков W_1расч для стороны СН и W_2расч – для стороны НН. На втором этапе определяются витки рабочей и уравнительных обмоток реле, расчет которых зависит от схемы включения реле (см. рис. 3). В приведенной схеме на каждое плечо защиты включена только одна из рассматриваемых обмоток. Округление числа витков обмоток проводится таким образом, чтобы получить минимальное значение тока небаланса реле.

4. Расчет тормозной обмотки и определение коэффициента чувствительности производится для 3-х режимов. Первый – КЗ на стороне 10 кВ при параллельной работе на шины 27,5 кВ. Второй и третий при одиночной работе трансформатора при КЗ на стороне НН или СН.

5. При расчете тока небаланса реле токи внешних КЗ приводятся к стороне ВН трансформатора. Учитывается, что регулирование напряжения осуществляется только на стороне ВН.

6. Результирующий ток торможения при КЗ на стороне 10 кВ при параллельной работе вычисляется с учетом торможения токами сторон НН и СН и приводится к обмотке торможения стороны НН трансформатора. При расчете тормозной обмотки W_торм тангенс угла торможения tg при рабочей намагничивающей силе, превышающей 2 А равен ,75. В противном случае необходимо определить tg` по характеристикам торможения реле ДЗТ-11 исходя из значения максимальной намагничивающей силы расчетной обмотки F_{раб, max}.

7. Коэффициент чувствительности при параллельной работе трансформаторов определяется отношением намагничивающей силы при металлическом КЗ F_{ВНС, раб} к максимальной намагничивающей силе на границе срабатывания F_{раб, ср.} Последняя определяется по значениям F_{ВНС, раб} и намагничивающей силы тороможения F_{ВНС, торм} по тормозным характеристикам реле. В остальных режимах коэффициенты чувствительности равны отношению токов КЗ к току срабатывания защиты.

В результате первичного расчета, приведенного в табл. 6, получен крайне низкий коэффициент чувствительности(К_ч,_ВСН =1), увеличить его можно за счет увеличения рабочей и уменьшения тормозной намагничиваюшей силы. Этого можно добиться за счет увеличения коэффициентов трансформации высокой и средней обмоток. Вторичный расчет, проведенный после выбора соответствующих трансформаторов тока, приведен в табл. 6.1 (получен К_ч,_ВСН =2.3).