Не нужно иронизировать, мы с вами лично не знакомы, чтобы делать такие высказывания.

А какое отношение пересечение этой прямой горизонтального имеет к расчету коэффициента чувствительности? Вернее какое отношение имеет величина тока срабатывания горизонтального участка (ордината точки пересечения прямой и горизонтального участка) к току срабатывания, который при протекании тока металлического КЗ будет равен абсолютно другой величине? Давайте вспоминать, что же есть коэффициент чувствительности для максимальных защит: это отношение тока при КЗ (в нашем случае металлическом на выводах) к току срабатывания защиты (в нашем случае ток срабатывания при протекании тока металлического КЗ будет равен ординате точки пересечения наклонного участка и перпендикуляра из точки КЗ к оси Х). У меня тогда к вам такой интересный вопрос, зачем вообще проводить расчет тока металлического КЗ и строить эту прямую, т.к. при внутреннем КЗ в режиме одностороннего питания при использовании торможения от полусуммы токов плеч всегда выполняется условие Iд/Iт=2, т.е. это прямая выходящая из начала координат с углом равным arctg(2). На этой прямой будут лежать все точки внутренних КЗ, зачем вообще какие-то расчеты? И еще вопрос в догонку, отчего же СТО 56947007-29.120.70.100-2011 при расчете коэфиициента чувствительности специалисты из Арева придерживаются такого же мнения как и я, тоже наверное глупцы и не смыслят в данном вопросе ничего?

Отчего же так, требуется то в РУ-13б именно "Чувствительность защиты при металлических К3 в защищаемой зоне", а не при КЗ через переходное сопротивление. Хотите считать при КЗ через переходное сопротивление, тогда давайте перенимать опыт зарубежных коллег и нормировать это самое переходное сопротивление! А так давайте задумаемся над таким вопросом: предположим имеем именно то самое КЗ через переходное сопротивление (именно та точка пересечения с горизонтальным участком), ток будет равен ординате этой точки, и ток срабатывания реле в данном случае тоже равен ординате этой точки... и что же получается, защита с равной долей вероятности может сработать, а может и нет, т.к. находится на грани срабатывания. И давайте посчитаем коэффициент чувствительности для КЗ через это переходное сопротивление исходя из его определения, которое я привел выше, что же получаем? 1? Как же так, нам то 2 нужно?

С этим не могу не согласиться, действительно расчет тока КЗ показывает, что точка находится в области срабатывания реле, но вот коэффициент чувствительности именно для это режима и требует посчитать ПУЭ - коэффициент при КЗ на выводах, а РУ-13б уточняет, что именно при металлическом КЗ. Ни про какие учеты переходных сопротивлений нигде и речи не идет. Более того под влиянием переходного сопротивления, т.е. при движении точки по прямой геометрического места точек при КЗ из точки металлического КЗ к началу координат коэффициент чувствительности (вспоминаем определение) снижается от некоторого значения превышающего единицу до единицы в месте пересечения прямой с горизонтальным участком (а выше посчитал это, можете еще раз взглянуть) и далее защита вообще не способна чувствовать КЗ, т.к. точка уходит в область несрабатывания.

Вы действительно полагаете, что я читать не имею и не понимаю что написано в РУ-13б? Вы воспринимаете РУ-13б, как прописную истину не требующую доказательства, меня же интересует почему именно авторы выбрали такой метод расчета. Более того я согласен с этим расчетами, но только для режима когда в предаварийном режиме через трансформатор не течет ток, т.е. скажем отключен один из его выключателей. В данном случае действительно ток срабатывания реле при металлическом КЗ на выводах будет равен начальному току, т.к. срабатывание произойдет на горизонтальном участке. А вот почему авторы РУ-13б не говорят, что расчет нужно провести для металлического КЗ именно при отключенном одном из выключателей? И в ПУЭ про это тоже речи не идет. Тогда исходя из чего выбран именно данный режим? Мне не ясно, авторы не говорят об этом, остается делать домыслы.

Опять же повторюсь, вопрос поставлен с точки зрения прописной истины РУ-13б. Давайте предположим, что через реле протекает ток в одном плече величиной I, которая превышает ток начала торможения, какая величина тока срабатывания реле, если мы знаем что она является функцией от тормозного тока? Iнач? Поставим такой эксперимент, подаем в плечи защиты токи в противофазе величиной I (величина заведомо превышает ток начала торможения), в данном случае дифференциальный ток равен 0, а тормозной равен величине поданного тока. Далее начинаем плавно уменьшать угол, при этом тормозной ток не меняется, а дифференциальный начинает расти, при какой величине произойдет срабатывание? Iнач? Нет конечно же, при абсолютно другой величине. Вот эта величина будет равна ординате точки пересечения наклонного участка и перпендикуляра в точку на оси Х с абсциссой I. Т.е. если подходить к расчету коэффициента чувствительности исходя из определения, данного в ПУЭ например, то нужно взять величину тока металлического КЗ и поделить на величину тока срабатывания реле, которая в данном случае являясь функцией от тормозного тока не будет равна начальному току горизонтального участка.

Равно как и в РУ-13б не приведена методика расчета коэффициента чувствительности для микропроцессорных защит, а если вернуться к началу дискуссии, то мы именно про них и ведем тут речь не так ли?

Видимо для авторов СТО РУ-13б не является прописной истиной не требующей доказательства и они с ней не во всем согласны, т.к. методика РУ-13б верна только для режима с отключенной одной стороной, а никакая нормативная документация не уточняет, что именно для этого режима следует считать.
В общем мое резюме нашей дискусии с вами таково: высчитаете РУ-13б прописной истиной не требующей доказательства и с этой позиции толкуете мне, что мои выводы отличны от данной методики. Я же в свою очередь утверждаю, что данная методика справедлива только для режима отсутствующего тока через трансформатор в предаварийном режиме, в то время как в нормативной документации не указано, что считать следует именно для данного режима и другие режимы во внимание принимать не следует.

Ну это как обычно в дискуссиях бывает, повторяем знаменитую поговорку про Фому и Ерему. Дискуссия началась с одного, затем подключился второй, третий и... каждый начал с определенной точки и мысли у всех разбежались.

Полностью согласен и с ПУЭ, и РУ, и с СТО, что считать следует для минимального возможного режима системы, который будет именно при одностороннем питании. Тут все хорошо. А вот если рассмотреть скажем ситуацию, что трансформатор питается с одной стороны, т.е. именно тот самый режим, но через него протекает какай-то ток. Далее как раз ответ на ваш вопрос:

Вообще практически данный эксперимент в первом приближении имитирует режим замыкания при двухстороннем питании, т.е. через трансформатор скажем протекал ток трехфазного внешнего КЗ, и далее возникает внутреннее КЗ. Но так как считать чувствительность необходимо именно для самого неблагоприятного режима, а именно для режима одностороннего питания, то если его рассмотреть также с этой же стороны, что перед аварией протекал ток внешнего КЗ, то картинка будет схожая - имеется большой тормозной ток изначально и затем точка на тормозной характеристике "перескакивает" в точку металлического КЗ на выводах. Предположительно следовало бы провести через эти точки прямую, пересечение которой с характеристикой торможения дало бы нам величину при которой сработает реле именно в данном режиме. А так как ПУЭ для такого кратковременного режима не требует иметь Кч равный 2, а допускает его снижение до 1.5, то при расчетах чувствительности следовало бы учесть и данный режим. В тоже время РУ-13б упоминает, что достаточно иметь 10% "превышение" наклонного участка для точки металлического КЗ. Почему именно 10%, а не скажем 50%, к сожалению не объясняется.

Вот как раз объяснений с Вашей стороны и не было. Были только утверждения: "я готов показать", "я продемонстрирую" и т.д. И мое полное представление о циклах работы я не озвучивал, так что оценивать мои представления преждевременно.

1. Если я вижу утверждения, что защита срабатывает "как правило", то я приложу все силы избавиться от такой защиты. Какой смысл в защите, которая работает не при каждой потребности, а только "как правило"?
2. Я правильно понимаю, что под отдельной "микропрограммой" следует понимать функцию дифзащиты, под другой "микропрограммой" следует понимать всю функцию МТЗ или для каждой ступения своя "микропрограмма", под очередной "микропрограммой" следует понимать всю функцию ТЗНП или для каждой ступения своя? И как следствие: полный цикл всех защит близок к 10 мсек или все таки 3-4 мсек?
3. Нет гарантий, что в ближайшем цикле после возникновения КЗ у Вас будут зафиксированы превышение уставок срабатывания. И тогда 10 мсек будет ожидание, потом 3-4 мсек цикл дифзащиты и 7-10 мсек работа выходных реле. Все цифры Ваши! Но их сумма минимальная не соответствует Вашим гарантиям < 20 мсек!

Если не затруднит - дайте ссылку на мой отказ, возможно память подвела.
Если готовы прислать свое устройство для проведения экспериментов, то адрес могу выслать. ОМИКРОН и РЕТОМ найду, с результатами ознакомлю.

Могу только посоветовать (я родом из Страны Советов): посмотрите, кто из производителей дифзащит трансформаторов рекомендует отстраивать горизонтальный участок от тока нагрузки? Именно от величины тока нагрузки, а не от небалансов? Те, кто на этом не настаивает, имеет блокировку.

ТТ проверяю по мануалам производителя защит, а при отсутствии требований производителя к ТТ по старой "Советской" нормативке на 10% погрешность при max Iкз. При несоответствии ТТ выполнения мероприятий по приведению в соответствие.
Выбираю 1 зону ДЗ также по мануалам производителя. Если в мануалах производителя нет рекомендаций, использую РУ № 7: Zср = 0,85 * Zлинии. Ни разу не встречал требований об учете погрешности ТТ в расчете 1 зоны ДЗ.

При работе ТТ в режиме насыщения нет синусоидальности и строгой периодичности вторичного тока. Применяя преобразования Фурье получим результаты, далекие от действительности. Поэтому для дифзащиты необходимы ТТ, работающие при максимальном токе внешнего КЗ на линейном участке, т.е. с погрешностью до 10%.

Неизвестны. Вы много хотите от старого эксплуатационника

.
Не верю я этим стандартам! Когда аппаратуру выпускает один разработчик, а указания по ее настройкам дает разработчик другой аппаратуры, хорошего ожидать не приходится.

Всегда считал, что Кч как раз и нужен для перекрытия не поддающихся строгому расчету переходных сопротивлений.

Например, для дистанционных защит, при расчете Кч по ПУЭ, это совсем не так.

О Кч есть небольшая информация в следующем источнике:
А. И. Шалин. Надежность и диагностика релейной защиты энергосистем. Изд-во: НГТУ, 2002 г.

grsl, уже 4000 сообщений :)

Я рад, что Вы пришли к моему мнению:

У меня уже давно задубевшая кожа, не реагирующая на промежуточные высказывания Ваши и сторонников Ваших.
А насчет 60% - да утешит Вас эта вероятность. Только это всего лишь вероятность! Ход карты непредсказуем, можете получить 29 мсек во всех 20-ти экспериментах! А можете 19 мсек во всех экспериментах!

Дабы не быть пустобрехом, вот специально для вас, кратность к уставке равна 15. Я все что хотел сказал, объяснил и показал, поэтому со свой стороны считаю данный вопрос закрытым
http://s45.radikal.ru/i109/1205/df/d7344f9c24b8t.jpg

Возвращаясь к истокам дискуссии. Она началась с того, что возникли споры о том, как учитывать погрешность ТТ при расчете Кт ДЗТ. Помниться я публиковал небольшой анализ в котором было показано, что при внешних КЗ ДЗТ работает ложно при предложенном методе расчетов Кт.

Все высказывали разное мнение, а далее пошли дебаты по поводу проверки Кч ДЗТ.

Возвращаясь к первому вопросу:

1.    Более подробный анализ завершен с расчетом уставок, учетом особенностей цифровой обработки в МП РЗА, а так же насыщением трансформаторов тока;

2.    По поводу определения Кт в ДЗТ большинство коллег были правы, просто «слон» оказался немного большим и каждый рассказывал про ту часть тела, которую было видно;

3.    Результаты исследований показали, что при расчете Кт ДЗТ действительно целесообразно руководствоваться формулой: Кт = (Iдто – I нб раб) / ( Iкз макс – I нагр. макс);

4.    Применение следующей расчетной формулы неоправданно ведет к снижению чувствительности: Кт = (Iдто – I нб раб) / ( Iкз макс*(1- e тт.макс) – I нагр. макс).

5.    Анализ который я привел изначально так же оказался верен. Причина излишних срабатываний ДЗТ заключается в том, что в расчетах, естественно, нельзя принимать только токовую погрешность ТТ («f» - из модельных сигналов определялась именно она), а принимать нужно именно полную погрешность «е». В этом случае всё нормально. Ключевой момент был не в моделях ТТ, а в методе определения погрешности;

6.    В результате анализа были найдены особенности в книге М. А. Шабада. которые при невнимательном чтении могут привести к путанице («Трансформаторы тока в схемах релейной защиты». Раздел «Проверка ТТ по условию Fмакс <= Fдоп» с ссылкой на рис. 10. (стр. 22)). Так автор пишет, порядок определения максимальной токовой погрешности… далее используется на графике «е» и «f». Но в итоге все равно определяется «f» (рис. 12 б). При этом далее по тексту «е», несмотря на рис. 12 а), определяется не как полная погрешность, а как угловая. Вывод надо читать внимательно  ;

7.    Гарантия несрабатывания ДЗТ при внешних КЗ – ПРАВИЛЬНОЕ определение полной погрешности ТТ. Но, с одной стороны погрешность ТТ на переходном режиме изменяется, например, вследствие апериодической составляющей. С другой, производитель МП РЗА дает способ выбора уставок ДЗТ с учётом её приводя в исходных данных к расчёту. С третьей стороны определить расчётным методом достаточно точно расчётную полную погрешность ТТ с учётом переходного процесса сложно. Даже методы, изложенные в РД 153-34.0-35.301-2002 «Инструкция по проверке трансформаторов тока…» требуют совершенствования. В частности в примере расчёта по ПХН (стр. 27) не учитывается апериодическая составляющая, следовательно фактическая максимальная погрешность ТТ при КЗ будет больше чем расчетная. Авторы документа прекрасно понимая «глубину» говорят о необходимости совершенствования методов расчёта погрешностей ТТ для РЗА: «Необходимо отметить, что при насыщении ТТ, работающих в группе, вследствие взаимного влияния между ТТ группы, вторичные и намагничивающие токи ТТ существенно отличаются от токов одиночных ТТ формой кривой мгновенных значений, что делает их режимы работы не подобными режимам работы тех же ТТ, но одиночных. Поэтому функциональные характеристики одиночных ТТ (обобщенные 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.

8.    Еще один важный вывод. При правильном определении полной погрешности ТТ, погрешностями цифрового расчёта дифференциального тока в ПЕРЕХОДНЫХ режимах в цифровой релейной защите можно пренебречь. Она есть, и она больше токовой погрешности ТТ. Но меньше полной погрешности ТТ, правильный учет которой и обеспечит несрабатывание при внешних КЗ.