冲击分压器（共4篇）
冲击分压器 篇1
0 引言
冲击高电压的测量方法有很多种, 比较常用的是冲击分压器测量系统。冲击分压器可分为电阻分压器, 电容分压器和阻容分压器[1]。本文所考虑的分压器是冲击电阻分压器, 它由屏蔽电极, 高压臂和低压臂组成, 其中高低压臂均为电阻臂。冲击电阻分压器与稳态电压下的分压器基本原理相似, 但由于有动态特性的要求, 它应尽可能做成接近是无感的。现有高压臂通常用优质电阻丝以无感绕法绕制于圆形绝缘骨架上。常用的无感绕法有双线双层反向绕法;双线单层反向绕法和单线单层反向绕法。分压器的寄生电容会和分压器阻抗元件的剩余电感构成高频振荡回路, 导致输出波形畸变[2], 减小剩余电感可缓解输出波形畸变, 使响应时间变短[3,4,5]。因此探讨分压器高压臂电阻丝的绕法, 减小电感是有意义的。
本文计算了相同条件下三种无感绕法的电感值, 分析了不同骨架形状和骨架周长对于电感值的影响。本文在计算过程中运用了有限元仿真软件。有限元算法是解决有限域电磁场问题的一种有效方法, 由于有限元方法有通用性强、易于处理复杂分块均匀介质, 且能同时求取电容及电感等优点, 在电磁场数值计算方法中独树一帜[6,7]。
1 高压臂设计
1.1 电阻丝绕法
图1 (a) 所表示的是双线双层反向绕法的结构, 在绝缘筒上以螺旋间绕第一层 (内层) , 包扎绝缘层后再以反方向螺旋间绕第二层 (外层) , 包扎绝缘层后浸渍绝缘漆制成。其值可按下式计算[8]:
式中a1和a2———内层和外层绕组的半径, 厘米;l———绕组的长度, 厘米;W———单层绕组的匝数;δ———两层电阻丝的中心距离, δ=a2-a1。
图1 (b) 所示的是双线单层反向绕法结构。在绝缘筒或绝缘板上用两根电阻丝以相反方向螺旋间绕。与双层绕法相比较, 由于没有绝缘层, 单层绕法具有较小的剩余电感。双线单层反向绕法的剩余电感计算公式如下[8]:
式中ρ———电阻率, 微欧·厘米;K'———系数, 机绕取1.0, 手绕取1.3。T'可根据电阻丝的直径d和电阻率ρ以及匝距a查出[8]。
图1 (c) 表示单线单层反向绕法的结构。在绝缘筒或绝缘板上用一根电阻丝以相反方向来回间绕。这种绕法的剩余电感虽然稍微大一些, 但绝缘强度比较高。剩余电感可按下式计算[8]:
式中n———环的个数;l———环的长度, 厘米;d———环的宽度, 厘米;r0———电阻丝的半径, 厘米。
1.2 剩余电感
本文以300 k V冲击电阻分压器为算例, 设计过程中高压臂电阻值选取5 kΩ, 采用直径0.16 mm的卡玛电阻丝 (6J22型) 绕制, 电阻丝包绝缘层后直径为0.19 mm。电阻丝以三种绕法绕于周长为90 mm的圆形绝缘筒上。分别计算得出每种绕法的剩余电感如下:
计算结果中, 双线双层绕法的电感值是双线单层绕法的10.78倍, 单线单层绕法的电感值是双线单层绕法的1.97倍, 可见在用相同电阻丝绕制, 高压臂电阻相同的情况下, 双线单层绕法对于电感的降低最为明显。但是此绕法绝缘强度比另外两种绕法低, 实际可根据需要选择绕法。
2 骨架的影响
2.1 骨架形状的影响
本文以双线双层反向绕法为例, 讨论骨架形状对于剩余电感的影响, 分析的骨架为圆形和矩形。采用上文1.2节的算例, 已得出圆形骨架双线双层绕法的剩余电感为145.30μH。保持电阻丝特性和骨架周长不变的情况下分析矩形骨架。矩形骨架由于没有特定的计算公式, 因此通过软件仿真计算, 采用Infolytica公司的有限元仿真软件Magnet进行磁场分析。
保持骨架周长90 mm不变, 建立边长为22.5 mm的正方形骨架, 骨架外绕两层电阻丝, 通以不同方向的电流仿真读出电阻丝线圈的磁链, 除以电流, 得出周长90 mm的正方形骨架双线双层反向绕法的剩余电感为114.22μH, 比同周长相同绕法下的圆形骨架的剩余电感减小21.4%。
现令骨架周长不变, 改变矩形骨架的长和宽, 研究电阻丝电感值的变化, 其仿真结果如图2所示。
由图2可以看出, 在骨架周长不变的情况下, 随着矩形骨架短边宽的增加, 电感值增加, 其增长趋势逐渐变缓。当矩形骨架的短边宽等于长边宽, 即矩形骨架为正方形骨架 (本例中为22.5mm) 时, 电感值最大, 约为114.22μH, 小于同周长圆形骨架的电感。随着矩形骨架短边宽的减小, 电感迅速下降, 当短边宽为5mm时电感值为45.59μH, 为最大值的39.91%。
2.2 骨架不同周长的影响
现改变骨架的周长, 范围从70 mm至105 mm, 对圆形骨架的双线双层绕法进行仿真分析, 研究电感值变化, 在电阻值相同的情况下, 其结果见如图3。
从图3中可以看出, 电感值随着骨架周长的变化基本不变, 这是因为虽然骨架周长的增加使得电阻丝的总匝数略微变小, 但是磁通面积随之增加, 从而使得电感基本不变。实际仿真结果当周长为70 mm时, 电阻丝匝数为2 126, 电感值为148.52μH, 当周长为105 mm时, 电阻丝匝数为1 418, 电感值为148.09μH。
3 结束语
本文介绍了冲击电阻分压器电阻丝常用的三种无感绕法, 比较了相同条件下三种无感绕法的电感值, 分析了骨架形状和骨架周长对于电感值的影响, 结果表明:在电阻丝和骨架相同的情况下, 双线单层绕法的电感最小;对于双线双层反向绕法, 骨架周长相同时, 矩形骨架的电感小于圆形骨架的电感, 矩形骨架长宽比越接近1电感越大;对于圆形骨架, 电感值随着骨架周长的变化基本不变。在绕制高压臂电阻时, 可根据需要选择合适的绕法和骨架尺寸。
摘要：对于冲击电阻分压器, 在测量短脉冲时需要考虑剩余电感的影响。对冲击电阻分压器高压臂电阻的三种无感绕法进行介绍, 比较了相同条件下三种无感绕法的电感值, 分析了不同骨架形状和骨架周长对于电感值的影响。结果表明:在骨架相同的情况下, 双线单层绕法的电感最小;对于双线双层反向绕法, 骨架周长相同时, 矩形骨架的电感小于圆形骨架的电感, 矩形骨架长宽比越接近1电感越大;对于圆形骨架, 电感值随着骨架周长的变化基本不变。
关键词：冲击电阻分压器,剩余电感,高压臂,无感绕法,骨架
参考文献
[1]Naidu S R, Neto A F C.The Stray-Capacitance Equivalent Circuit forResistive Voltage Dividers[J].IEEE Trans.Instrum.Meas, 1985, 34 (3) :393-398.[2]张仁豫, 陈昌渔, 王昌长.高电压试验技术[M].第三版.北京:清华大学出版社, 2009:146-156.[3]行鹏, 苏春强, 林国生, 等.冲击电阻分压器响应特性的研究[J].高压电器, 2011, 47 (10) :26-33.[4]胡晓倩, 杨菁, 张莲.电阻分压器的集中参数电路模型及分析[J].重庆工学院学报, 2009, 22 (7) :96-98.[5]马连英, 曾正中, 安小霞, 等.一种用于测量快前沿高压脉冲的电阻分压器[J].电工电能新技术, 2010, 29 (1) :58-63.[6]韩社教.无界域电磁场问题分析的有限元-解析结合解法研究及其应用[D].西安:西安交通大学电气工程学院, 2002.[7]Han S J, Gu S Q, He J L, et al.Computation of axisymmetric openboundary eddy-current field problems[J].IEE Proc.-Sci.Meas.Technol, 2004, 151 (3) :159-166.[8]华中工学院, 上海交通大学.高电压试验技术[M].北京:水利电力出版社, 1982:106-191.
增压器支架的冲击响应分析 篇2
舰艇在战斗条件下不可避免的会受到炮火、导弹、水中兵器的攻击，攻击形式大体可分为两类，即接触爆炸和非接触爆炸。舰艇设备在非接触爆炸所引起的冲击环境中将有可能发生损伤。因此舰艇的抗冲击能力已经成为衡量舰艇生命力的重要因素之一。目前现有的舰用设备大都未经过冲击试验的考核，很难给出一个抗冲击能力的量值。这给冲击保护装置的设计带来了严重问题。因此有必要对现有设备的抗冲击能力进行评估。文献4对船体冲击载荷下的动力响应作了分析，为研究，而增压器是柴油机的重要部件，处于恶略的环境做，其工作性能的好坏直接关系到柴油机的工作燃烧过程。所以有必要对其抗冲击能力进行评估。
一、计算模型
在Pro/E中依照图纸尺寸建立了增压器支架的三维实体模型，如图1所示。然后转换为Step文件导入到Patran软件中来。对其进行网格划分，共生成154689个节点，87151个单元，划分后的有限元模型如图2所示。
二、边界条件
增压器支架通过背部的螺栓与机体相连，在与机体接触的三个面上设置位移约束，约束三个方向上的位移。增压器支架的顶部平面安装有两个增压器，通过紧固螺栓与支架相连，设置两者的连接为固定铰。冲击载荷按照等效静力法施加，参考不同的冲击环境标准[5]，从小到大依次选取15g, 291, 40g的冲击载荷进行研究，考察支架在不同冲击下的应力情况。
三、计算结果与分析
（一）应力分析
增压器支架在正常工况下主要受自身重力和安装在其上的增压器的重力的影响，载荷较轻，因此最大应力值仅为4.12MPa，发生在支架与机体连接的底部区域。需要注意的是，在这一区域的面与面交界处均出现了应力集中，在该支架的改进设计中应增大交界处的过渡圆角以改善应力。
（二）变形分析
正常工况下支架的变形很小，最大值仅为0.015901mm，变形区域主要集中在增压器的安装平面上。由于支架以及安装在其上的增压器是对称的，变形也应对称，计算结果较好的反映了这一实际情况。
（三）冲击响应分析
支架在冲击载荷的作用下，其最大应力值迅速增加，在40g冲击载荷下达到了168.81MPa，但仍低于材料的屈服极限320MPa，因此按照标准所描述的冲击环境，增压器支架是安全的。同时，从图上还可以看到，冲击载荷对应力的分布基本没有影响，不同冲击载荷下的应力分布情况基本一致。最大应力值出现的区域与正常工况下相同。
中图分类号：TK413.4
三、结论
增压器支架是满足冲击环境要求的，在冲击载荷作用下是安全的。但是为了优化结构，改善应力集中，可以适当增大支架与机体连接的底部区域面与面之间的过渡圆角。
参考文献
[1] 舰艇建造规范—冲击、缓冲、冲击安全性, 耐冲击结构的设计特点[S]. BV043/ 73, 1973.
[2] 刘建湖.舰船非接触水下爆炸动力学的理论与应用[D].中国船舶科学研 究中心博士学位论文, 2002.
[3] 王招霞, 王剑, 樊世超.振动试验系统在冲击响应谱试验中的应用[J], 航天 器环境工程, 2009.
冲击分压器 篇3
当变压器的功率增大时,如无切割的卷铁心R型、环型变压器,当功率大于500W,迭片式铁心功率大于2000W时,变压器开机冲击电流变得非常明显,影响供电系统的工作。一方面是比较直接的影响,直接冲击变压器的保险丝或其它保护装置,引起电源系统失效;另一方面,冲击电流进入电网系统,引起电网质量变差,影响相关其它电子设备的干扰问题。这些干扰,尤其对于一些数字电路,是致命的,因为它们对于这样的干扰没有容余。
2 冲击电流的机理
如图1所示,正常的正弦波工作,电压幅值是Vm在磁路中产生了一个稳态的磁Φm,对应到磁化曲线上的Φ1,此时对应的激磁电流i1也处于正常值;当外界有一个瞬间的单向电压产生一个瞬间磁通,当幅度达到一定的程度时如2Φm,导致磁路趋向饱和同时产生一个很大的冲击电流。如图2所示,假如产生的瞬间磁是正常稳态磁通的两倍即2Φm,由于磁化曲线是非线性的,此时在磁化曲线对应的点是Φ2,对应产生的瞬间冲击电流是i2,远远不止两倍。实际的变压器,如果用取向硅钢材料,无论是无切割的卷铁心产品,还是用迭片的方式,在常规设计条件下,冲击电流的最大值经常可以达到额定工作电流的10倍以上,使得初级保护装置失效。
根据法拉第定律,在完全理想状态下,忽略磁阻,外部脉冲电压在磁路中产生的感应磁通量满足下列条件[1]:
V(t)是加在变压器初级的瞬间电压;
dλ(t)是线圈中产生的瞬间磁通量。
由于V(t)是驱动因素,即
在不考虑漏磁通的条件下,
N:线圈总匝数。
φ(t):铁心中的瞬间磁通量。这样算得[2,3]:
实际的工作电压函数,一般都是正弦波:
Vm是正弦波的幅值,
φ是初始相位角,
这样,ω是周期率。
φφ0)是初始时间t=0时的起始磁通值,即是剩磁,可以命φ(0)=Φr,从(6)可见,磁路中最大磁通产生于φ=0,ωt=π时,
Φm是在正常周期电压工作时产生的磁通幅值。
由上可见,在“最不巧”的场合下,最大瞬间磁通使得正常设计的磁路严重饱和,磁路产生的磁化电流远远超出正常的水平,在变压器的初级回路中形成冲击电流,达到最大值。如图2所示,瞬间磁通和剩磁通叠加后,使磁路严重饱和,冲击电流迅速上升。
3 主要解决方法
电磁污染问题现在已经受到广泛重视,即使供电保护系统不失效,冲击电流回馈到电网中产生的电磁污染,也必须受到限制,因此实际上解决冲击电流的问题是变压器设计中必须考虑的因素。
(1)在磁路中插入气隙,这是最常规和有效的方法,可重复性好,性能稳定,对供电部分的寿命几乎没有影响。
但是它带来的缺陷也是比较明显的。对迭片式,气隙控制的工艺性较差,材料的厚度均匀程度、尺寸精度、装配工艺、紧固力等等,都会使气隙的重复性受到影响;对一些卷铁心产品,特别是铁心设计以无气隙作为主要性能特点的,比如R型、环型,如果插入气隙,会让原有的设计理念受到破坏,空载电流指标大大提高[4];一些切割铁心设计,比如C型或类似铁心,可以帮助减少冲击电流。铁心纵剪分条和卷绕时候时候产生的应力,可以在随后的退火工艺中进行去应力,大体恢复到原有的铁损水平,但是切割、打磨气隙产生的应力,将增大铁心的损耗;制作磁分路也是同样;一般的工艺当中,不会把浸过漆、带有捆绑装置的切割铁心进行退火,因为蒸发、炭化对炉体的污染较大,成本也高;切割、打磨本身耗费较多的工时,工序产生的污染、废水废物的处理成本越来越高,不干净、美观。
切割式铁心有个比较大的问题是带来的噪声问题。磁致伸缩在端面产生机械噪声,增大了装配的难度和要求;捆绑机构长期在磁致伸缩应力的作用下,不可避免的蠕变,变压器长期工作后,噪声变大。
与没有切割的磁路相比,在气隙的附近发散磁场显著提高,漏磁通大,这将影响附近其他元器件的工作状态;迭片式产品的发散磁场更大,因此整机在通过EMC试验会遇到更多的困难。
(2)外接热敏电阻。在变压器的初级回路串联一个热敏电阻,在冷态时它的阻抗较大,开机产生的冲击电流在这个高阻下,得到有效抑制。接通电流以后,热敏电阻受热后的阻值逐步下降到低阻的水平,对稳定回路的工作的影响也降到最低。
按照这个方案设计的回路,看上去可以比较理想的控制冲击电流,但是实际上,关机后,必须要等到热敏电阻恢复到高阻状态,才能再次开机,否则没法起到抑制作用,这样无法应用在很多场合。
(3)软启动开关:通常的设计方式是软启动开关始终在开机的第一时间,只向变压器输出50%的额定电压,然后自动或是手动地切换到100%的额定电压。在50%的额定电压开机,变压器的冲击电流得到显著遏制,从前面的公式(7)可以得到:
由于成本较大,相对复杂,一般的变压器厂家很少使用这种方式,一般也不使用在关键设备当中。
其它外接元件。外接元件的普遍方式是利用外接元件,包括上面提到的,在初级回路中增大阻抗,从而达到削弱冲击电流的目的,在实际中,根据用户的应用场合和不同变压器制造者的优势,还有其它一些方法,比如有的设计利用阻尼震荡,使得剩磁尽量的少,即Φr=0。但是这些方法普遍存在的问题是增加了较高成本、降低了系统的可靠性,没有从变压器本身的设计出发解决问题。
4 基于变压器的其它解决方案
作为变压器的制造者,最现实的办法是在变压器固有的设计和工艺方法上解决问题,适合于在各种场合应用,比如,把R型变压器应用到电力变压器,适合于在各种企业推广。特别是对采用取向材料的,卷铁心、没有切割气隙的产品,更加迫切,找到保持变压器高效、低漏磁通、低噪声、高可靠性的办法,同时又保持成本不变活增加很少。
从公式(6)出发,基于变压器的解决方案的其中一个办法是增加初级的匝数,这样可以降低铁心中的磁通,Φm也得到降低。整个变压器的体积增大,但工艺上变动较少,制造流程上可以和一般的产品保持一致。这个方法的缺点是增加的成本比较多。
通过从原理的讨论出发,分析影响变压器冲击电流的相关要素,理解冲击电流行形成的物理过程,同时深入分析变压器的自身物理结构,比如尺寸、比例、铁心结构、线圈结构、绝缘材料结构尺寸等等,分析变压器的电性能参数包括电压、激磁电流、电感、漏感、分布电容、材料的介电参数等,特别是对变压器新材料新用途的研究,结合用户的使用要求和成本取向,得到一系列的解决冲击电流的方法,在广泛的使用当中得到了验证。
从冲击电流的分析可以看到,一些变压器的比较基本的技术问题,仍然存在深入研究的意义。作为变压器生产大国,我国在提高技术能力和高端变压器竞争力方面,和国外一些深资变压器企业相比,还有差距。实际上,在变压器方面的很多物理过程有较深的技术价值,这也是国外一些企业竞争力和创新能力的核心所在。
摘要：浅述了变压器的冲击电流的形成原理,认为主要是由于外部瞬间电流导致磁路趋向饱和,而磁路中的剩磁则加剧了这个饱和程度,最大冲击剩磁通,使这两者同向叠加。列举、分析了常用解决方法,比较了采用基于变压器本身技术工艺解决冲击电流的优势。
关键词：冲击电流,饱和,磁通
参考文献
[1]电子变压器专业委员会.电子变压器手册[M].沈阳:辽宁科学技术出版社,1998.
[2]杨儒贵.电磁定理和原理及其应用[M].成都:西南交通大学出版社,2002.
[3]毛钧杰.电磁场与微波工程基础[M].北京:电子工业出版社,2004.
冲击分压器 篇4
荆州供区的保护时间级差经过多年调整, 220 k V主变高压侧复压过流保护的动作时间已由原来的7 s左右降至3.5 s。虽然动作时间降低了, 但还是无法满足主变压器热稳定的需求, 需要我们进一步缩短保护动作时间, 或采取其他技术措施。
保护时间级差由0.5 s调整为0.3 s后 (还有调整空间) , 220k V主变高压侧复压过流保护的动作时间缩短了近50%.这是因为我们确定了保主设备的整定原则, 严格限制了串供线路的数量, 适当牺牲了多级串供线路的选择性 (依靠重合闸补救) , 从而最大限度地缩短了变压器后备保护的动作时间。
在调整了级差后, 变压器低压侧过流保护的动作时间可控制在1 s以内, 一般为0.4 s跳分段, 0.7 s跳本侧。中压侧保护的配合较多, 导致整定较长, 零序保护一般在2 s以下, 过流保护一般在3.5 s左右。因此, 要在现有条件下进一步降低保护动作时间非常困难, 中压侧的保护配合是变压器后备保护动作时间过长的根本原因, 是制约保护整定时间降低的瓶颈, 要解决这一问题, 就必须从中压侧入手。
2 变压器故障冲击分析
正常情况下, 无论哪个部位发生短路故障, 变电站中配置的保护都能快速动作并切除故障, 因此, 变压器不会长时间受到较大短路电流的冲击。
如图1所示, 变电站保护用电流互感器二次绕组的选择原则一般为确保线路保护、母差保护和主变。
从图1中可以看出, 差动保护的动作范围最大化, 具备无缝连接, 不存在保护死区。当K1点故障时, 主变差动保护能快速切除故障;当K2点故障时, 110 k V母差保护能快速切除故障;当K3点故障时, 线路保护能快速切除故障。因此, 在正常情况下, 变压器不会长时间受到较大短路电流的冲击。
但是, 当变电站出口发生短路故障时, 如果线路保护、母差保护或开关失灵拒动, 则故障只能依靠变压器后备保护切除。由于后备保护的整定时间较长, 导致变压器长时间受到较大电流的冲击, 极有可能损坏设备。因此, 防范此类故障非常重要。
3 防冲击技术措施
根据变压受冲击的原因, 可采取的对策为提高保护动作的可靠性、增加开关失灵保护和缩短变压器后备保护的动作时间。利用上述3种措施, 变压器受到冲击的概率将大大减少, 变压器运行的安全性也能大大提高。
3.1 提高保护动作的可靠性
提高保护的可靠性有2种途径: (1) 加强运行维护, 确保所配保护健康运行, 故障时能可靠动作; (2) 所配保护双重化, 有冗余功能, 这样即使有1套保护存在问题, 也不会影响短路时对故障的快速切除。
目前, 220 k V主变保护均已采用双重化配置, 比如图1中K1点的故障一般可有效、快速切除。因此, 对于变压器而言, 只需要解决K2点和K3点的问题。如果能有效解决K2点和K3点的问题, 则可降低后备保护动作时间过长对变压器的影响。
目前, 因双套配置成本较高, 110 k V保护均采用单套配置。要想升级为双套配置, 就需要增加保护, 且现有的电流、电压互感器和开关等均不能满足要求, 需要更换, 否则无法实现真正意义上的双重化。因此, 110 k V保护双重化几乎不可行, 要想解决K2点和K3点的问题, 只有依靠变压器中压侧的后备保护。
3.2 增加110 k V失灵保护
要想排除短路故障, 就必须确保保护和开关均能可靠、正确动作。如果保护可正确动作而开关拒动, 则必须快速切除与该开关连接的母线上的其他开关, 这样才能有效隔离故障, 这也是失灵保护的功能。
目前, 220 k V变电站没有配置110 k V失灵保护。实际上, 配置110 k V失灵保护在技术上是可行的, 成本较低, 工作量也较小, 它是保护变压器免受冲击的有效技术措施, 可解决开关失灵的问题。
3.3 缩短变压器后备保护的动作时间
目前, 220 k V变压器配置的后备保护均是过流保护, 因受定值整定级差配合的影响, 要想缩短110 k V后备保护的动作时间几乎不可能, 必须寻找其他途径。110 k V线路保护普遍配置的是距离保护, 而距离保护只与距离有关, 与短路电流关系不大, 且不需要与下级变压器的后备保护相配合。因此, 如果在现有变压器保护中增加阻抗保护功能 (在变压器中不称为距离保护) , 则有可能缩短变压器后备保护的动作时间。
4 具体实施方案
4.1 增加110 k V失灵保护
目前, 在母差保护中集成失灵保护功能的技术已非常成熟, 已在220 k V标准设计中被普遍采用。原先单独配置的母差保护只需要升级程序 (部分需要更换插件) 、配置相关接线、增加启动压板和开入各间隔保护跳闸接点, 就可以实现失灵保护功能。目前各厂家均已完成升级改造, 不存在技术问题。
4.2 变压器增加阻抗保护
由于已运行的变压器保护的硬件资源有限, 导致无法过多地增加其功能, 但也不能降低改造后设备运行的可靠性。经综合考虑, 仅在变压器中压侧增加相间阻抗保护功能是较好的方案, 可有效解决相间短路时复压过流保护动作时间过长的问题。阻抗保护可以与出线距离保护的Ⅱ段 (或Ⅰ段) 相配合, 时间可整定在2 s以内。当接地短路时, 主变中压侧的零序过流保护会快速切除故障, 因为零序保护不需要与下级110 k V变压器保护相配合, 其动作时间一般少于2 s。加装的无论是阻抗保护, 还是零序保护, 它们都属于双套配置, 动作可靠性非常高。因此, 变压器受到长时间故障冲击的可能性大大降低, 进而有效保证变压器的安全。
多年来, 荆州公司更改的主变保护都已具备阻抗保护功能, 升级改造了不具备该功能的、有标准版本的和运行时间较短的保护装置, 暂缓执行运行时间较长或需要重新编写的程序, 没有因为改造而降低了保护的安全性和可靠性。
5 结束语