|
Стр. 3
характеристики физических моделей ТТ, универсальные характеристики
ТТ с ПХН или СХН) могут быть приближенно использованы для ТТ в
группах только при токовых погрешностях не более 10% или при
пренебрежимо малых полных сопротивлениях общих ветвей группы
(ветвей без вторичных обмоток ТТ). При этом нагрузка ТТ должна
определяться с учетом вида КЗ.
Расчеты погрешностей ТТ и сечений подводящих проводов
вторичного контура на контрактной основе могут вести проектные
институты, например "Энергосетьпроект".
Иногда расчеты погрешностей ТТ не обеспечивают требуемой
точности из-за неточности исходных данных или нестандартности
расчетных режимов. Тогда может потребоваться экспериментальная
проверка погрешностей (см. раздел 3 настоящей Инструкции).
Кроме расчетов погрешностей в практике эксплуатации релейной
защиты может возникать потребность в расчетах нагрузок ТТ, сечений
проводов токовых цепей, их допустимой длины и других параметров.
Справочные материалы для таких расчетов можно найти в литературе -
см., например, [8] и [10].
2.2. Расчет погрешностей ТТ по методу
эквивалентных синусоид
У ТТ с замкнутым магнитопроводом формы кривых вторичного тока
и напряжения и в еще большей степени намагничивающего тока
искажены даже в установившемся режиме при синусоидальном первичном
токе, что является следствием нелинейности динамических
характеристик намагничивания ТТ. Однако при небольших погрешностях
ТТ формы кривых вторичных тока и напряжения, а также магнитной
индукции в магнитопроводе близки к синусоидальным и установившийся
режим можно рассчитывать методом эквивалентных синусоид. Основным
его допущением является то, что независимо от истинных форм кривых
токов, напряжений, магнитной индукции все эти величины считаются
синусоидальными и эквивалентными по действующим значениям истинным
токам, напряжениям, магнитным индукциям. Это позволяет
использовать законы Кирхгофа для комплексных величин и векторные
диаграммы. Связь между действующим значением намагничивающего тока
и амплитудой магнитной индукции определяется по характеристике
намагничивания B (H), а угол сдвига фаз эквивалентных синусоид
m
магнитной индукции и намагничивающего тока - по характеристике
угла потерь гамма (B ). При неизвестных параметрах магнитопровода
m
угол потерь в стали принимается равным нулю, а связь между
вторичной ЭДС и вторичным намагничивающим током определяется по
реальной ВАХ Е = f (I ).
2 02
Метод используется и для одиночных ТТ, и для групп ТТ, причем
расчет режима работы любого ТТ в группе сводится к расчету режима
работы этого ТТ как одиночного при эквивалентной нагрузке,
комплексное сопротивление которой определяется как отношение
комплекса напряжения на зажимах вторичной обмотки к комплексу
вторичного тока данного ТТ в предположении об идеальной работе
(без погрешностей) всех ТТ группы.
Метод эквивалентных синусоид дает удовлетворительные
результаты при расчетах токовых и угловых погрешностей ТТ,
работающих в диапазоне рабочих первичных токов, в своем классе
точности, если для расчетов используются характеристики
намагничивания и угла потерь в стали для той марки и толщины
листов стали, из которой изготовлен магнитопровод ТТ, или
экспериментальные характеристики данного образца ТТ.
Методика и последовательность расчета по МЭС погрешностей ТТ
при заданных значениях первичного тока, параметров нагрузки,
характеристик стали и конструктивных данных ТТ показаны ниже на
конкретном примере.
Пример расчета погрешностей одиночного ТТ методом
эквивалентных синусоид
Дано: ТТ типа ТФРМ-500Б-1500/1, обмотка для измерений класса
точности 0,5.
1500
I = 1500 А; I = 1 А; n = ---- = 1500;
1 ном 2 ном т ном 1
-4
w = 2; w = 2997; l = 0,785 м; Q = 16,5 x 10 кв. м;
1 2
r = 4,61 Ом; x = 14,9 Ом.
т2 т2
Сталь марки М6Х среднего качества, толщина листов 0,35 мм;
характеристики стали даны в таблице Е Приложения Е.
Определить: токовую и угловую погрешности при первичном токе
I = 0,2 x I = 300 А и номинальной нагрузке z = 30 Ом,
1 1 ном н
cos фи = 0,8; полную погрешность; относительный намагничивающий
н
ток и погрешность по действующему значению МДС.
Решение:
Составляющие полного сопротивления нагрузки:
r = z cos фи = 30 х 0,8 = 24 Ом;
н н н
х = z sin фи = 30 х 0,6 = 18 Ом.
н н н
Полное сопротивление вторичной ветви
________________________ __________________________
/ 2 2 / 2 2
Z = \/(r + r ) + (x + x ) = \/(4,61 + 24) + (14,9 + 18) =
2 т2 н т2 н
= 43,6 Ом.
Угол сопротивления вторичной ветви
(x + x )
т2 н 14,9 + 18
фи = arctg [----------] = arctg --------- ~ 49.
2 (r + r ) 4,61 + 24
т2 н
Вторичный ток принимается приближенно равным приведенному
(к w ) первичному току
2
w
1 2
I = I -- = 300 x ---- = 0,2002 А.
2 1 w 2997
2
Вторичная ЭДС
E = I z = 0,2002 x 43,6 = 8,73 В.
2 2 2
Расчетная амплитуда магнитной индукции
E
2 8,73
B = -------- = ------------------------ =
m расч 222 w Q -4
2 222 x 2997 x 16,5 x 10
-3
= 7,617 x 10 Тл ~ 0,0076 Тл.
Для найденного значения амплитуды магнитной индукции B =
m расч
0,0076 Тл по характеристикам стали находим напряженность поля
H = 3,2 А/м и угол потерь в стали гамма = 18,4-.
При этом действующее значение вторичного намагничивающего тока
будет равно
H l 3,2 x 0,785 -4
I = --- = ----------- = 8,4 x 10 А.
02 w 2997
2
Угол бета между эквивалентными синусоидами намагничивающего и
вторичного токов
бета = 90- - фи - гамма = 90 - 49 - 18,4 = 22,6-.
2
Расчетное значение приведенного первичного тока
_________________________________________
/ 2 2
I = \/(I + I x cos бета) + (I x sin бета) =
12 2 02 02
_____________________________________________________________
/ -4 2 -4 2
= \/(0,2002 + 8,4 x 10 x cos 22,6-) + (8,4 x 10 x sin 22,6-) =
= 0,200976 A.
Коэффициент витковой коррекции
w
2 2997
сигма = 1 - --------- = 1 - -------- = 0,001.
B w n 2 x 1500
1 т ном
Токовая погрешность (%)
I
2
f = (---------------- - 1) x 100 =
Т I (1 - сигма )
12 В
0,2002
= (---------------------- - 1) x 100 = -0,29.
0,200976 x (1 - 0,001)
Угловая погрешность (в сантирадианах)
I x sin бета -4
02 8,4 x 10 x sin 22,6-
дельта = arcsin (--------------) = arcsin (----------------------) =
Т I 0,200976
12
-3
= 9,2 x 10 град. = 5,5 мин. = 0,16.
Полная погрешность (%) при дельта в сантирадианах
Т
___________ ____________
/2 2 / 2 2
эпсилон ~= \/f + дельта = \/0,29 + 0,16 = 0,33.
Т Т
Относительный намагничивающий ток
I -4
02 8,4 x 10
I = --- = ---------- = 0,0042, или 0,42%.
0* I 0,200976
12
Погрешность по действующему значению МДС (%)
I
2 1,2002
f = (--- - 1) x 100 = (-------- - 1) x 100 = -0,386% ~ -0,39.
F I 0,200976
12
Связь между токовой погрешностью и погрешностью по
действующему значению МДС (%)
f ~ f + 100 x сигма = -0,39 + 100 x 0,001 = -0,29.
Т F В
При данной методике расчета полученные погрешности ТТ
соответствуют первичному току, на (-f ) процентов превышающему
F
заданное его значение (т.е. на 0,39% в нашем примере). Поскольку
зависимости погрешностей от первичного тока в отсутствии
насыщения - это весьма пологие и гладкие кривые, то рассчитанные
значения погрешностей практически точно соответствуют заданному
первичному току.
2.3. Методика расчета предельной кратности
методом эквивалентных синусоид
Рассматривается вариант расчета по ВАХ ТТ при неизвестных
параметрах магнитопровода.
Исходные данные:
1) ВАХ E = f (I ) для действующих значений вторичной ЭДС E
2 02 2
и вторичного тока ХХ I при синусоидальном напряжении;
02
2) заданная вторичная нагрузка z = r + j x ;
н н н
3) параметры ТТ: I , I , r , x .
1 ном 2 ном т2 т2
Сорт стали и размеры магнитопровода (l, Q) неизвестны.
Допустимая полная погрешность равна 10%.
Расчет.
В связи с отсутствием характеристики угла потерь в стали и
размеров магнитопровода расчет ведется без учета фактических углов
сдвига фаз токов ТТ. На худший случай угол сдвига между вторичным
и намагничивающим токами бета принимается равным 90-, так как при
этом условии намагничивающий ток и полная погрешность ТТ будут
наибольшими при данной нагрузке и данной кратности первичного
тока.
При этом допущении вторичный ток практически равен
приведенному первичному току, если намагничивающий ток равен (или
меньше) 10% приведенного первичного тока:
________ _______
/2 2 / 2
I = \/I - I = I \/1 - 0,1 = 0,995 I .
2 12 02 12 12
Для упрощения расчетов принимается I = I , что дает
2 12
небольшой расчетный запас.
При принятых допущениях расчетная вторичная ЭДС
E = I z ~= I z = 10 I z .
2 2 2 12 2 02 2
На графике ВАХ в координатах (E , I ) проводится прямая
2 02
E = 10 z I и по точке пересечения ее с характеристикой
2 2 02
E = f (I ) определяется расчетное значение вторичного
2 02
намагничивающего тока I (рисунок 7).
02 расч
Затем вычисляется искомая предельная кратность
10 I
02 расч
K = -----------.
10 I
2 ном
При аналогичных допущениях может быть построена кривая
предельной кратности - зависимость К от полного сопротивления
10
нагрузки z . В этом случае расчет выполняется проще, так как не
н
требуется выполнять графические построения. Методика построения
кривой K = f (z ) следующая:
10 н
- задается предельная кратность K ;
10
- определяется расчетное значение вторичного намагничивающего
тока I = 0,1 K I ;
02 расч 10 2 ном
- по ВАХ находится значение вторичной ЭДС E , соответствующее
2
току I ;
02 расч
- определяется значение допустимого полного сопротивления
E
2
вторичной ветви ТТ z = ------------; допустимое полное
2 доп (K I )
10 2 ном
сопротивление нагрузки приближенно определяется по формуле
z = z - z ,
н доп 2 доп т2
где z - полное сопротивление вторичной обмотки ТТ:
т2
________
/2 2
z = \/r + x .
т2 т2 т2
Арифметическое вычитание полных сопротивлений дает некоторый
расчетный запас. Если z <= 0,5 z и разность углов
т2 2 доп
комплексных сопротивлений z и z не превышает +/- 30-, то
т2 н
этот запас не превосходит 7% z .
н доп
По ряду значений K и соответствующим им значениям z
10 н доп
строится характеристика K = f (z ).
10 н
Менее точно кривая предельной кратности может быть построена
при использовании типовой кривой намагничивания для ТТ данного
типа, если известны конструктивные данные ТТ - номинальная
первичная МДС F (номинальные ампервитки), средняя длина
1 ном
магнитного пути l и сечение стали Q магнитопровода. Дополнительные
погрешности при таком расчете появляются из-за отличия фактической
характеристики намагничивания конкретного ТТ от типовой, т.е.
некоторой усредненной, характеристики.
Типовая характеристика намагничивания иногда представляется в
E
2
виде зависимости удельной ЭДС E = ------ = 4,44 f B от
2 уд (w Q) m
2
напряженности магнитного поля H при номинальной частоте f = 50 Гц.
При этом связь между удельной ЭДС E и амплитудой магнитной
2 уд
индукции B в единицах измерения СИ задается выражением
m
E = 222 B .
2 уд m
При использовании типовой кривой намагничивания порядок
расчета допустимой нагрузки для построения кривой предельной
кратности следующий:
1) задается предельная кратность K ;
10
2) определяется расчетное значение напряженности поля
0,1 K F
10 1 ном
H = --------------;
расч l
3) по типовой характеристике намагничивания определяется
удельная ЭДС E = f (H );
2 уд расч
4) рассчитывается допустимое полное сопротивление вторичной
(E Q F )
2 уд 1 ном
ветви z = -------------------;
2 доп (K I I )
10 2 ном 2 ном
5) определяется допустимое полное сопротивление нагрузки по
формуле z = z - z .
н доп 2 доп т2
По ряду значений K и соответствующим им значениям z
10 н доп
строится кривая предельной кратности K = f (z ).
10 н
2.4. Расчет погрешностей ТТ по методу ПХН
Метод основан на следующих допущениях:
1) потери в стали на вихревые токи и гистерезис не
учитываются;
2) динамические петли намагничивания B (H ) аппроксимируются
t
тремя отрезками прямых линий:
- вертикальным при |B| < B , H = 0;
S t
- горизонтальными при |B| = B , |H | > 0,
S t
где B - условная магнитная индукция насыщения магнитопровода
S
ТТ.
Учет потерь в стали необходим при анализе режимов работы ТТ с
разомкнутой вторичной обмоткой, например при определении
перенапряжений на ее зажимах (см. Приложение Д). В режимах, когда
вторичная обмотка замкнута на небольшое сопротивление, влиянием
потерь в стали при насыщении ТТ можно пренебречь, так как ток
потерь примерно в сто-тысячу раз меньше тока нагрузки.
Расчетные значения погрешностей и других параметров
установившегося режима одиночного ТТ с ПХН при синусоидальном
первичном токе являются однозначными функциями двух безразмерных
комплексов величин: угла сопротивления вторичной ветви ТТ фи и
2
величины A , названной "обобщенным параметром режима". Это
z
свойство ТТ с ПХН позволило рассчитать и построить универсальные
характеристики погрешностей и других относительных величин режима
[2], [13], пользуясь которыми без сложных расчетов можно
определять параметры режима обычного ТТ при работе при глубоком
насыщении магнитопровода. Параметр A может быть интерпретирован
z
как отношение магнитной индукции насыщения ТТ с ПХН к расчетной
амплитуде магнитной индукции, которую имел бы данный ТТ в
рассматриваемом режиме при отсутствии погрешностей. Для
определения параметров режима по универсальным характеристикам
необходимо и достаточно рассчитать значения угла фи и A по
2 z
формулам:
(x + x )
н т2
фи = arctg [----------]; (32)
2 (r + r )
н т2
2
4,44 f B Q w z
S 2 SH
A = -------------- = -----, (33)
z I w z m z
1 1 2 1 2
где:
B - условная магнитная индукция насыщения ТТ;
S
I и z - действующее значение первичного тока и полное
1 2
сопротивление вторичной ветви ТТ в рассчитываемом режиме;
m - кратность первичного тока к номинальному:
1
I
1
m = ------;
1 I
1 ном
z - номинальное сопротивление насыщения ТТ.
SH
Номинальное сопротивление насыщения равно полному
сопротивлению вторичной ветви z , при котором магнитопровод ТТ
2
находится на грани насыщения при первичном токе, равном
номинальному. Оно является параметром типоразмера ТТ.
Значение z может быть определено несколькими способами:
SH
- первый способ - по известным значениям B и конструктивных
S
данных ТТ:
2
4,44 f B Q w
ном S 2
z = -----------------; (34)
SH I w
1 ном 1
- второй способ - по предельной кратности K и
10
соответствующей ей вторичной нагрузке ТТ z :
н
z ~= 0,9 K (z + z ); (35)
SH 10 н Т2
- третий способ - по вторичной ЭДС насыщения E , определенной
2S
по ВАХ ТТ в точке "колена" кривой, в которой при увеличении ЭДС на
10% происходит увеличение намагничивающего тока на 50% (по
определению стандарта МЭК 44-6):
E
2S
z ~= ------. (36)
SH I
2 ном
Получаемые по приведенным выше формулам значения z обычно
SH
немного меньше, чем можно получить по данным измерений
погрешностей ТТ при работе под нагрузкой в области насыщения при
токе больше номинального, что дает некоторый запас;
- четвертый способ - величина z может быть определена и
SH
экспериментально. Необходимые для определения значения z
SH
измерения можно выполнить по одной из схем рисунка 8.
Первичный ток в этих схемах регулируется реостатом r . При
1
этом необходимо обеспечить синусоидальность тока, которая
контролируется осциллоскопом, включенным параллельно реостату.
Амперметры и вольтметр должны быть электродинамическими или
электромагнитными (реагирующими на действующее значение измеряемой
величины).
Амперметр A в схеме рисунка 8, а измеряет ток I , а в схеме
1 12
I
12
рисунка 8, б - первичный ток I . Кратность тока ------ в схеме
1 I
2 ном
I
1
рисунка 8, а или ------ в схеме рисунка 8, б следует устанавливать
I
1 ном
для всех ТТ, кроме встроенных, не менее 0,8, а для встроенных - не
менее 3.
Увеличением сопротивления нагрузки (реостата r ) вызывается
н
искажение формы кривой вторичного тока, за которой можно наблюдать
по второму осциллоскопу, присоединенному параллельно реостату r .
н
При этом первичный ток должен оставаться синусоидальным, а его
сила должна поддерживаться примерно постоянной с помощью реостата
r . Реостат r устанавливается в такое положение, чтобы искажение
1 н
вторичного тока только начиналось, и производится измерение токов
и напряжения.
Начало искажения синусоиды вторичного тока легко заметить по
появлению характерной "ступеньки" вблизи переходов вторичного тока
через нуль. При проверке вторичным током (см. рисунок 8, а)
значение z определяется по выражению
SH
I U
12 2
z = ------ (r + --).
SH I т2 I
2 ном 2
При проверке первичным током (схема рисунка 8, б)
__________________
I / U
1 / 2 2 2
z = ------ \/(r + --) + (x ) .
SH I т2 I т2
1 ном 2
Если значение индуктивного сопротивления вторичной обмотки
неизвестно, его можно не учитывать. Тогда
I U
1 2
z = ------ (r + --).
SH I т2 I
1 ном 2
Наиболее точно значение z экспериментально может быть
SH
определено по измеренному значению токовой погрешности порядка -
25%. При этом нет необходимости визуального контроля формы кривой
вторичного тока или напряжения - используются только показания
измерительных приборов. По схемам рисунка 8 увеличивается
сопротивление реостата нагрузки r до такого значения, при котором
н
действующее значение вторичного тока приблизительно равно 75%
приведенного первичного тока. Фиксируются действующие значения
величин I , U и I .
2 2 12
Затем рассчитывается фактическое значение погрешности по
I
2
действующей МДС f = (1 - ---) x 100.
F I
12
По универсальной характеристике рисунка А. 1 Приложения А, по
кривой для фи = 0, по значению f определяется значение
2 F
обобщенного параметра A в этом режиме. Затем вычисляется искомое
z
значение z :
SH
I U
12 2
z = A ------ (r + --).
SH z I т2 I
2 ном 2
Основная трудность при определении z заключается в
SH
обеспечении практически синусоидальной формы кривой первичного
тока. Для достижения этой цели желательно увеличить сопротивление
реостата r применяя более высокое напряжение источника питания
1
(например, 380 В). Еще лучше заменить этот реостат индукционным
регулятором (например, дросселем с регулируемым зазором сердечника
или индуктивной катушкой без стального сердечника).
При проверке первичным током (по схеме рисунка 8, б)
синусоидальность первичного тока обеспечить несколько легче, так
как в цепи питания имеется индуктивное сопротивление нагрузочного
трансформатора.
Наиболее надежным способом получения синусоидального
первичного тока является проверка рабочим током нагрузки. При его
применении отпадает необходимость контроля формы кривой первичного
тока. Если имеется возможность освободить ТТ на время измерений
(временно переключить защиту на другой сердечник того же или
другого ТТ или заменить защиту на время проверки другой защитой,
например обходного или шиносоединительного выключателя), то этот
способ следует предпочесть.
При проверке током нагрузки во вторичной цепи собирается такая
же схема, как на рисунке 8, б. Сопротивление z определяется по
SH
выражениям, приведенным выше для проверки первичным током.
При определении z любым способом напряжение на вторичной
SH
обмотке ТТ не должно превышать 1800 В. Если при измерениях
используется одно из промежуточных (рабочее) ответвлений вторичной
обмотки (например, при проверке встроенного ТТ), то наибольшее
допустимое напряжение во вторичной цепи определяется по формуле
(36).
Так как напряжение U при определении сопротивления z
2 SH
соответствует началу области насыщения на ВАХ, для ТТ с "высокими"
характеристиками намагничивания выполнение необходимых при этом
измерений невозможно и не требуется, поскольку такие ТТ не будут
работать в области глубокого насыщения и поэтому для них не
следует вести расчеты с применением метода ПХН.
Значение параметра A = 1 соответствует нахождению ТТ на грани
z
насыщения. Чем меньше значение A , тем глубже насыщение. Расчеты
z
по методу ПХН имеют приемлемую для релейной защиты точность при
A <= 0,95.
z
Возможность построения зависимостей, характеризующих работу
ТТ, в функции всего от двух аргументов является важным
достоинством метода ПХН.
При использовании ПХН можно построить графики мгновенных
значений вторичного и намагничивающего токов, вторичной ЭДС и
магнитной индукции, как описано в [2] и [13].
Расчетные кривые погрешностей и некоторых других параметров ТТ
в функции аргумента A и параметра фи приводятся в Приложении А.
z 2
Универсальные характеристики ТТ с ПХН, наиболее полный
комплект которых опубликован в [13], можно разделить на четыре
группы:
- первая группа - погрешности по МДС;
- вторая группа - угловые погрешности;
- третья группа - полная погрешность и параметры
относительного намагничивающего тока;
- четвертая группа - коэффициенты, характеризующие форму и
гармонический состав вторичного и намагничивающего токов.
Основные из них приведены в настоящей Инструкции.
Первая группа характеристик включает зависимости от
обобщенного параметра A и угла фи четырех величин:
z 2
- погрешности по действующему значению МДС (см. рисунок А.1
Приложения А)
I w
2 2
f = (----- - 1) x 100;
F I w
1 1
- погрешности по среднему абсолютному (среднему выпрямленному)
значению МДС (рисунок А.2 Приложения А)
1,11 I w
2 ср 2
f = (-------------- - 1) x 100;
F ср I w
1 1
- погрешности по амплитуде МДС (рисунок А.3 Приложения А)
I w
2 макс 2
f = (---------- - 1) x 100;
F а ________
\/2 I w
1 1
- погрешности по первой гармонике МДС (рисунок А.4 Приложения
А)
I w
2(1) 2
f = (-------- - 1) x 100.
F(1) I w
1 1
В этих формулах I , I , I и I - действующее,
2 2 ср 2 макс 2(1)
среднее абсолютное, максимальное мгновенное значения и первая
гармоника (действующее значение) вторичного тока.
Данная группа характеристик позволяет определять различные
параметры силы несинусоидального вторичного тока, соотношения
между которыми в общем случае существенно отличаются от таковых
при синусоидальной форме кривой тока. Метод эквивалентных синусоид
принципиально непригоден для определения таких соотношений.
Из второй группы характеристик здесь приведена только
зависимость угловой погрешности по первой гармонике тока дельта
т
от параметра A и угла фи , т.е. угла опережения вектором
z 2
вторичного тока вектора первичного тока (рисунок А.5 Приложения
А). При ориентировочных расчетах полезно иметь в виду, что
максимальное значение угловой погрешности не превышает значение
(дельта = (90- - фи ), причем если фи > 30- (т.е. при
макс 2 2
cos фи < 0,87), то угловая погрешность практически линейно
2
зависит от погрешности по действующему значению МДС (или от
токовой погрешности при отсутствии или малой витковой коррекции) и
может рассчитываться по формуле
(90- - фи ) x |f |
2 F
дельта = ------------------.
т 100
Весьма сильно выраженная зависимость угловой погрешности от
угла фи позволяет использовать универсальные характеристики
2
дельта (A , фи ) для определения угла фи сопротивления вторичной
т z 2 2
ветви, содержащей индуктивное сопротивление рассеяния вторичной
обмотки при испытаниях в условиях насыщения ТТ.
Третья группа характеристик включает универсальные
характеристики действующего значения относительного
намагничивающего тока I или полной погрешности эпсилон - при
0%
отсутствии витковой коррекции (рисунок А.9 Приложения А),
параметров первой гармоники намагничивающего тока - ее
I
01(1)
относительного действующего значения I = ------ (рисунок
0(1)* I
1
А.8 Приложения А) и угла сдвига отставания) ее фазы лямбда
(1)
относительно вектора первичного тока (рисунок А.10 Приложения А).
Максимально возможное значение угла лямбда может быть найдено
(1)
по формуле лямбда = (90- - фи ).
(1) 2
Четвертая группа характеристик представлена универсальными
характеристиками коэффициента формы кривой вторичного тока K
ф2
(рисунок А.6 Приложения А) и коэффициента гармоник вторичного тока
K (рисунок А.7 Приложения А). Коэффициент формы кривой
г2
вторичного тока тем больше отличается от 1,11, чем больше
погрешности ТТ, причем характер изменения K значительно зависит
ф2
от угла фи : при фи < 60- коэффициент формы возрастает при
2 2
увеличении погрешностей (при уменьшении A ), а при фи > 60- он
z 2
убывает от исходного значения 1,11. Если же угол фи = 60-, то
2
K = 1,11 = const во всем диапазоне погрешностей или значений
ф2
A ТТ с ПХН, т.е. имеет такое же значение, как и у строго
z
синусоидального тока, хотя при увеличении погрешностей действующее
значение суммы высших гармоник может составлять более 40%
действующего значения вторичного тока. Поэтому коэффициент формы
не является достаточной характеристикой формы кривой тока.
В качестве дополнительной характеристики, определяющей степень
нелинейных искажений вторичного тока, используется коэффициент
|
