Автореферат (Современные средства противоаварийного управления объединенными энергосистемами), страница 4

При затухании апериодической составляющей первичного тока, наблюдаетсяразмагничивание сердечника ТТ и, как следствие этого, происходит достаточно15быстрое снижение тока намагничивания i  ТТ, КЗ (рисунок 2, а, сплошная линия). Врежиме включения на холостой ход силового трансформатора максимальное значениетоканамагничиваниясоставляетi  ТТ, ХХоколо3,1 о.е.(рисунок 2, а,штрихпунктирная характеристика). Следует отметить, что при правильном заданииосновной характеристики намагничивания, а также параметров вторичной нагрузкиТТ приведенная к номинальному току ( I номТТ ) погрешность восстановленияпервичных токов  B, определяемая по выражению (2), трансформаторов тока никогдане превышает нормативных значений (рисунок 3, пунктирная линия). 1В (t ) 1I номТТ1t i1В i1  dt ;2(2)t где i1В , i1 – восстановленныйиизмеренныйпервичныетрансформаторов тока, [А];  - интервал усреднения, равный 20 мс.токифазныхВ результате оценки влияния начальной (остаточной) намагниченностисердечника, а также влияния неточного задания основной характеристикинамагничивания или параметров вторичной нагрузки ТТ, на погрешность расчетатоков намагничивания установлено, что ошибки задания указанных исходных данныхматематической модели ТТ около 10 % характеризуются ухудшением линеаризацииих характеристики на 30-40 % и увеличением приведённой погрешности 1в расчетапервичного тока до 50-60 % (рисунок 3, штриховая линия).

Повышенные значениярасчетного тока намагничивания ТТ только усугубляют проблему качествафильтрации – приведённаяпогрешностьвычисленияпервичного тока может достигатьзначенийболее90 % (рисунок 3). В этомслучаедолжныприме-няться типовые способыобеспечения селективностиРисунок 3 – Среднеквадратичная погрешность 1в расчетатока намагничивания ТТ при КЗ при i В < i и вариацииошибки задания Bm кривой намагничиваниятоковых продольных дифференциальных защит, которые, как правило, реали-зуют их блокировку при включении силового оборудования в режиме холостого хода.Для повышения чувствительности и быстродействия таких (типовых) средств защиты16ипротивоаварийногоуправлениявдиссертацииразработаниисследованнестационарный фильтр свободных составляющих электрических сигналов приописании их модели z(t) с аддитивной помехой:z (t )  X m  cos(  t   )   m  e t, u (t )  z (t   / u )  u /(2 ) tz (t )dt(3)t 2 / uгде X m ,  m – независимые случайные величины, о.

е.;  – начальное значение углаполезного сигнала, рад.;  – коэффициент затухания, 1/с; z (t ) , u (t ) - входной ивыходной (полезный) дискретизированные сигналы, о.е.; u - мгновенная частотанапряжения, [рад/с], измеряемая с помощью схемы рисунка 5.При проведении численных экспериментов по оценке качества фильтрацииосуществлялась широкая вариация начального угла полезного сигнала  = 0..180 º(рисунок 4), амплитуды  m = -2..2 о. е. и декремента затухания  = 0..1000 с-1 помехипри фиксированном значении амплитуды ( X m = 1 о.

е.) полезного сигнала.Рисунок 4 – Изменение мгновенной погрешности при вариации начального угла В результате оценки качества фильтрации установлено незначительное влияниеамплитуды и декремента затухания сигнала аддитивной помехи на погрешностьвосстановления полезного сигнала. Приведённая погрешность восстановленияполезных электрических сигналов составляет не более 5 % при быстродействиифильтра 10 мс, а по истечении около 20 мс – не более 0,2 % (рисунок 4).Особое внимание в главе уделяется вопросам качественного измерениясигналов фазного напряжения и тока, а также частоты напряжения трехфазныхэлектромеханическихсистем.НабазепреобразованияГильбертавводитсятеоретическое описание обобщенных аналитических сигналов фазного напряжения,фазного тока и мгновенной частоты электромагнитных колебаний напряжениятрехфазных электрических цепей (выражения даны для сигналов напряжения):17u (t )  ure (t )  juim (t ) 1   u A (t )  u B (t )  e j120  uC (t )  e  j120  ;3 u (t ) U m (t )  ure2 (t )  uim2 (t ) ;pure (t )  uim (t )  ure (t )  puim (t )ure2 (t )  uim2 (t )где u A (t ) , u B (t ) , uC (t ) – комплексныеаналитические(4),(5)сигналыфазныхнапряжений, [B], получаемые с помощью преобразования Гильберта; u (t ) , ure (t ) ,uim (t ) − обобщенный аналитический сигнал напряжения и его вещественная, мнимаясоставляющие, [B]; U m (t ) , u (t ) - мгновенная амплитуда и частота обобщенногоаналитического сигнала напряжения, измеряемые соответственно в [В] и [рад/с];p - символ дифференцирования по времени.Разработанная и исследуемая в диссертации схема измерения (рисунок 5)мгновенной амплитуды Um (t) и частоты fu (t) обобщенного сигнала фазногонапряженияподключаетсяксоответствующимфазнымвыводам(A, B, С)измерительных трансформаторов напряжения.

Фазные напряжения поступают вфункциональнуюпоследовательности,схемувблока 1,соответствииреализующуюсвыражениемфильтр(4).Наегопрямойвыходеформируются ортогональные составляющие комплексного аналитического сигналаure (t) и uim (t), которые объединяются в формирователе 2 в комплексныйаналитический сигнал фазного напряжения: u (t )  ure (t )  j  uim (t ) .Рисунок 5 – Структурная схема измерения мгновенной частоты fu(t) и мгновеннойамплитуды um(t) фазного напряженияНа выходе блока 3 формируются аналитические сигналы мгновеннойамплитуды um (t) и угла (в радианах) γu (t) обобщенного аналитического сигналафазного напряжения.

Дифференцирование вещественной и мнимой частейаналитического сигнала u (t ) согласно (5) производится блоком 4. Мгновеннаячастотаобобщенногоаналитическогосигналафазногонапряженияfu (t)18определяется в результате нормирования угловой мгновенной частоты ωu (t) скоэффициентом 1/(2π). Для измерения частоты электромеханических колебанийнапряжения в диссертации синтезированы две структурные схемы, которые особоактуальны для создания высокоточных устройств измерения мгновенной частоты ивысокоэффективных средств регулирования (АРВ и АРЧМ). Для этого схемарисунка 5 должна быть дополнена блоками дифференцирования 4 сигналовмгновенной амплитуды или мгновенной частоты напряжения. Обе разработанныесхемы (с дифференцированием мгновенной амплитуды или мгновенной частоты)обладают приемлемой относительной погрешностью (не более 2 %, таблица 1)измерения мгновенной частоты электромагнитных колебаний напряжения вквазистационарных асинхронных режимах с разностью частот процесса ±10 Гц (вскобках указаны результаты при f E 1 > 50 Гц).

При малых отклонениях частоты (неболее±1 Гц)относительнаяпогрешностьизмерениячастотынапряжениясоставляет не более 0,05% (таблица 1). Кроме этого, в диссертации показанавысокая эффективность такого способа расчета мгновенной огибающей um (t)фазных сигналов даже при их малых (около 0,02 о.е.) уровнях в квазистационарныхасинхронных режимах и в режимах близких (к шинам подключения средствзащиты и автоматики) металлических КЗ. В режимах несимметричных КЗприведенная погрешность измерения мгновенной амплитуды составляет менее 5 %.Таблица 1 – Погрешность фильтра мгновенной частоты обобщенного аналитическогосигнала фазного напряжения при вариации частоты эквивалентных генераторовдвухмашинной схемыЧастота ЭДСэквивалентногогенератора 1, f E 1, Гц,при f E 2 = 50 ГцИзмеренная(мгновенная) частотаэлектромеханическихколебаний,  um, Гц40 (60)45 (55)49 (51)5,000 (5,000)2,500 (2,500)0,500 (0,500)БлагодаряобобщеннымИзмеренная (мгновенная)Погрешность измерениячастотамгновеннойэлектромагнитныхчастоты,  fu, %колебаний, f u, Гц45,690 (55,555)47,652 (52,631)49,489 (50,488)аналитическимсигналам,1,53 (1,01)0,32 (0,25)-0,022 (-0,024)воспроизводимымвпредгильбертовом пространстве с помощью синтезированной схемы рисунка 5, вглавах 4, 5 диссертации исследуются нестационарные режимы работы энергосистем.При этом используются математически строгие понятия частоты, активной,реактивной мощности и сопротивления трехфазной электромеханической системы,которые также являются аналитическими сигналами (векторными функциями).Во второй главе выполнены теоретические и экспериментальные исследованияметодов идентификации параметров силового электрооборудования энергосистем сцелью повышения чувствительности его защиты в нестационарных режимах работы.19Всовременнойпрактикеразработкиипроектированияосновнойбыстродействующей (дифференциальной) защиты, которая в целом определяетустойчивость, надежность и безопасность работы объединенных энергосистем,обеспечение селективности, быстродействия и чувствительности защиты достигаетсялибо введением в неё различного рода блокировок либо отстройкой (загрублением)характеристики срабатывания.

Такой традиционный подход не позволяет обеспечитьселективную и надежную (по нормативным требованиям чувствительности) работусредств защиты и автоматики основного электрооборудования объединенныхэнергосистем, имеющих сложную, развитую структуру. В этой связи в диссертации (ив частности в главе 2) заложены основы теории адаптивных, самонастраивающихсясистем основных средств быстродействующей (дифференциальной) защиты иавтоматики, базирующихся на внедрении методов идентификации параметровдинамических систем.

Для этого, впервые выполнено строгое математическоеописание оптимизационной задачи параметрической идентификации, учитывающееактивные сопротивления R, индуктивности L и M, а также сопротивления потерь наперемагничивание трансформаторов, ЛЭП и эквивалентной нагрузки энергосистем.Методы и результаты исследований эффективности применения коррекционныхсигналовдляобеспеченияселективности,повышениячувствительностиибыстродействия токовых продольных дифференциальных защит подробно изложеныв последующих главах (главы 3, 4).

Идентификация RLC-параметров силовогооборудования энергосистемы, которыеиспользуютсявадаптивных формирователяхкоррек-ционныхсигналовдля токовых защит,осуществляетсяпомощьюРисунок 6 – Структурная схема подсистемы идентификациипараметров в адаптивной токовой дифференциальной защитесилового трансформаторапараметрическойидентификации(МП СПИ)(рисунок 6,микро-процессорныхдулейпримерсмо-системыМП СПИадаптивной токовой продольной дифференциальной защиты трансформаторов).Указанныемикропроцессорныемодули(рисунок 6)подключаютсяк20соответствующим измерительным трансформаторам тока и напряжения.