No. F-14-HVS-1564 تاثير پديده جريان هجومي ترانسفورماتور قدرت در حادثه پست 400/13/0 كيلوولت بيرجند عباداله كامياب يوسف پورصديق رودي دفتر فني انتقال معاونت بهرهبرداري برق منطقهاي خراسان محسن اصغري جعفرا باد امور نگهداري پست ها معاونت اجراي ي شركت ا ذرخش انتقال نيرو پاژ (A.P.T.C) امير طاهرپور كلانتري دفتر فني انتقال معاونت بهرهبرداري برق منطقهاي خراسان چكيده هم زمان با برق دار كردن ترانسفورماتور از سمت ثانويه در اسفندماه T1 پست بيرجند 1391 در حالي كه ترانسفورماتور T راكتورهاي 0 كيلوولت و خطوط 400 كيلوولت پست بيرجند از مدار خارج بودند به دليل كاهش شديد ولتاژ شبكه در زمان گذرا ناشي از جريان هجومي با عملكرد خودكار رله حفاظتي ديستانس در پست بيرجند و قطع مدارات سربيشه چهار پست مجاور پست بيرجند از مدار خارج و بلك اوت شدند. در اين مقاله پس از بررسي كامل حادثه از طريق شكل موج هاي ثبت شده در رله هاي ديفرانسيل ترانسفورماتور و ديستانس خطوط پست بيرجند و شبيه سازي در نرم افزار EMTP-RV راه حل مناسبي براي برق دار كردن ترانسفورماتورهاي قدرت و جلوگيري از خاموشي پست هاي مجاور اراي ه شده است. واژههاي كليدي پست بيرجند ترانسفورماتور جريان هجومي رله حفاظتي ديستانس EMTP-RV مقدمه 1. جريان هجومي ترانسفورماتور يك جريان گذرا با اعوجاج زياد حاوي مقدار بسيار زيادي هارمونيك دوم است كه در زمان برق دار كردن ترانسفورماتور بدليل اشباع هسته به وجود مي ا يد ] 1]. جريان مغناطيسي ترانسفورماتورهاي قدرت در حالت مانا حدود 1 تا درصد جريان نامي ترانسفورماتور مي باشد در حالي كه در هنگام برق دار كردن ترانسفورماتور مقدار اين جريان 10 تا 0 برابر جريان نامي ميرسد []. مقدار پيك جريان هجومي تابعي از مقاومت اوليه سيم پيچ هاي ترانسفورماتور مقدار شار پسماند و مشخصات هسته مطابق منحني هيسترزيس مقدار و زمان ولتاژ اعمالي ميباشد [3]. تقريبا حدود 5 تا 10 سيكل و ميتواند تا يك دقيقه در مورد ترانسفورماتورهاي بزرگ طول بكشد تا مولفه هاي فركانس بالا در اين جريان كاهش يافته و جريان هجومي به حالت پايدار برسد [4]. چنانچه سمت ستاره ترانسفورماتور سه فاز زمين نشده باشد به دليل عدم امكان برقراري جريان از مسير زمين همواره مجموع جريان هاي سه فاز در حالت راه اندازي بدون بار جريان هجومي صفر خواهد بود اما چنانچه نقطه نوترال ترانسفورماتورهاي قدرت مانند ا ن چه در پست هاي انتقال نيروي ايران وجود دارد زمين شده باشد ا نگاه جمع جريان هاي سه فاز صفر نخواهد بود ] 5]. بطور كلي تمام روشهاي موجود براي تشخيص جريان هجومي از ديگر حالت هاي گذار مبتني بر ا ناليز شكل موج هاي جريان يا ولتاژ ثبت شده در رله هاي حفاظتي مي باشد [6]. مرجع [7] با محاسبه نسبت هارمونيك دوم جريان اوليه به مولفه اصلي جريان و مقايسه ا ن با مقدار حداقل نسبت هارمونيك دوم به پيك جريان هجومي كه جزء داده هاي كارخانه سازنده مي باشد عمل تميز بين جريان هجومي و جريان خطا را صورت داده است. تشابه در وجود هارمونيك دوم در خطوط انتقال شامل
خازن متصل به ترانسفورماتور و در نتيجه تاخير يا عدم تشخيص خطا توسط رله حفاظتي از معايب اين روش است. مرجع ] 8] با اضافه كردن يك مقاومت بهينه به نقطه نول ستاره ترانسفورماتور با اتصال ستاره زمين شده مثلث و با تنظيم فاصله زماني مناسب جهت بستن كنتاكت هاي بريكر (تكنيك سوي يچينگ ترتيبي) در حالي كه ترانسفورماتور از سمت ستاره برق دار مي شود جريان هجومي ترانسفورماتور به ميزان قابل توجهي كاهش يافته است. تعيين مقاومت بهينه و تنظيم فاصله زماني مناسب جهت بستن پل هاي بريكر از معايب اين روش مي باشد. نتايج نشان مي دهد در هنگام برق دار كردن فاز سوم بعد از رسيدن جريان هجومي فاز دوم به مقدار داي مي با افزايش مقاومت خنثي جريان هجومي بيشتر مي شود. بنابراين در هنگام برق دار كردن فاز سوم مطلوب است كه مقاومت خنثي صفر باشد. مرجع [9] برقدار كردن ترانسفورماتورهاي با اتصال مثلث ستاره زمين شده از سمت مثلث را به منظور كاهش دامنه جريان هجومي اراي ه داده است. روش پيشنهادي استفاده از مقاومت بهينه خارجي به صورت سري در خطوط در طرف مثلث و بسته شدن پل هاي بريكر دقيقا در يك زمان ترجيحا در زمان پيك ولتاژ مي باشد. عدم بسته شدن كنتاكت ها در يك لحظه بخاطر فرسودگي كنتاكت هاي بريكر و نياز به بريكرهاي سه قطبي قوي گران قيمت جهت اتصال كوتاه كردن مقاومت هاي خارجي از معايب اين روش مي باشد. قرار دادن مقاومت هاي خارجي در سمت ثانويه ترانس هاي اندازه گيري جريان با وجود اينكه ديگر نيازي به تجهيزات گران قيمت جهت اتصال كوتاه كردن اين مقاومت ها نمي باشد به دليل افزايش بردن (ولت ا مپر) ترانس هاي جريان امري غير ممكن مي باشد. مرجع [10] استفاده از ادوات الكترونيك قدرت و يك مقاومت در نقطه نوترال ترانسفورماتور را براي كاهش جريان هجومي پيشنهاد داده است. در اين روش نيازي به محاسبه شار پسماند در هسته نبوده و مستقل از ميزان شار جريان هجومي را كاهش مي دهد. مرجع ] از سه روش سوي يچينگ ترتيبي قرار دادن يك مقاومت در نوترال تاثير پديده جريان هجومي ترانسفورماتور قدرت در حادثه پست 400/13/0 كيلوولت بيرجند [11 ترانسفورماتور و استفاده از تجهيزات الكترونيك قدرت به طور هم زمان براي كاهش جريان هجومي استفاده كرده است. نتايج نشان مي دهد جريان هجومي به حد قابل قبولي كاهش يافته است. در اين مقاله ابتدا مفهوم جريان هجومي در يك ترانسفورماتور و مضراتي كه به دنبال دارد بيان شده است. در ادامه پس از معرفي سيستم مورد مطالعه كه بخشي از شبكه برق خراسان مي باشد شرح حادثه به وسيله شكل موج هاي ثبت شده در رله ها صورت گرفته است. در نهايت با انجام شبيه سازي در نرم افزار EMTP-RV براي جلوگيري از عملكرد رله حفاظتي و از مدار خارج شدن پست هاي مجاور راهكار مناسب اراي ه شده است..جريان هجومي ترانسفورماتور از ديد مغناطيس كنندگي هسته اتصال كوتاه با جريان هجومي كاملا متفاوت است. در شرايط اتصال كوتاه جريان زيادي از تمامي سيم پيچ هاي ترانسفورماتور مي گذرد لذا هسته به اشباع نمي رود. در حالي كه جريان هجومي تنها از سيم پيچي مي گذرد كه ولتاژ به ا ن اعمال شده است و بقيه سيم پيچ ها مدار باز مي باشند و باعث اشباع هسته مي شود. رابطه ميان ولتاژ اعمالي به سيم پيچ ترانسفورماتور و شار مغناطيسي هسته در ).[1] 1) ا مده است e(t) = dλ(t)/dt, λ(t) = e ( t) dt + λ(0) ( 1) در رابطه فوق vrmrcos(ωt+φ) e(t) = ولتاژ اعمالي به ترانسفورماتور بدون بار و (0)λ شار پسماند ميباشد. چنانچه ولتاژ e(t) سينوسي باشد شار پيوندي λ(t) با اختلاف فاز 90 درجه سينوسي خواهد بود. با تعريف vm و رابطه انتگرالي (1) رابطه كلي شار پيوندي به صورت رابطه () λm = ω بدست ميا يد. λ(t) = λrmrsin(ωt+ φ)+ λ(0) λrmrsin φ ( ) مطابق ) ) حداكثر مقدار شار پيوندي كه ميتواند در موقع برقداري ترانسفورماتور بدون بار ظاهر شود برابر با (0)λ λrmr + مي باش د. «معادله (3)» مقدار اولين پيك جريان هجومي بر حسب ا مپر به طور تقريبي به دست مي ا يد. مقدار اين جريان براي تنظيم سيستم حفاظتي ترانسفورماتور مهم ميباشد [1]. I peak = V ( ω. L) m + R. B ( N + B B N R B S ) ( 3) در رابطه فوق VRmR حداكثر ولتاژ اعمالي به ترانسفورماتور بر حسب ولت L اندوكتانس هوايي هسته بر حسب هانري سيم پيچ هاي ترانسفورماتور بر حسب اهم ترانس در حالت عادي بر حسب تسلا ترانسفورماتور و DC مجموع مقاومت R BRNR چگالي شار نامي هسته BRRR چگالي شار پسماند هسته BRSR چگالي شار اشباع ماده سازنده هسته ترانسفورماتور مي باش د. يكي از پارامترهاي مهم ترانسفورماتور كه براي تشخيص جريان هجومي از جريان خطا استفاده مي شود حداقل نسبت هارمونيك دوم به پيك جريان هجومي بر حسب درصد است. حداكثر جريان هجومي زماني روي
مي دهد كه اين مقدار حداقل باشد. مقدار حداقل در لحظه اي كه در ترانسفورماتور در لحظه صفر تحريك مي شود روي مي دهد. «شكل 1» نمونهاي از شكل موج جريان هجومي يك ترانسفورماتور را در حوزه زمان نشان ميدهد []. تاثير پديده جريان هجومي ترانسفورماتور قدرت در حادثه پست 400/13/0 كيلوولت بيرجند اطلاعات مربوط به بار باس هاي شبكه و تعداد فيدرهاي 0 كيلوولت خروجي در زمان حادثه برگرفته از دفاتر ثبت شده در پست ها و فلوشيت ديسپاچينگ شمال شرق در «جدول 1» نمايش داده شده است. جدول 1: اطلاعات بار پستهاي سيستم مورد مطالعه پست توان اكتيو MW) ( توان راكتيو Mvar) ( تعداد فيدر نهبندان 6 0.8 7.4 سهل ا باد 1 0.3 1.8 0 سربيشه 7 1 9.4 اسديه 1.1 5.6 باقران 10 8 19 حكيمنزاري 9 7 18 خوسف 8 4. 16.4 شكل 1 : نمونهاي از شكل موج جريان هجومي [] جريان هجومي اثرات نامطلوبي چون عملكرد كاذب رلههاي حفاظتي وارد شدن نيروهاي الكترومكانيكي به سيمپيچهاي ترانسفورماتور و در نتيجه كوتاه شدن عمر ترانسفورماتور مشكلات كيفيت توان و خاموشي پستهاي مجاور را به دنبال دارد [3]. در اين مقاله با اراي ه راهكار مناسب از قطع و وصل مكرر ترانسفورماتور و اثرات مخرب ا ن جلوگيري ميشود. مشخصات هادي هاي شبكه مورد مطالعه در درجه سانتيگراد نمايش داده شده است. جدول «جدول» در دماي : اطلاعات هاديهاي خطوط شبكه مورد مطالعه [13] 3.سيستم مورد مطالعه و شرح حادثه در «شكل» شبكه مورد مطالعه كه قسمتي از شبكه برق خراسان جنوبي مي باشد در نرم افزار EMTP-RV نشان داده شده است. شبكه مورد مطالعه پست 400/13 كيلو ولت بيرجند و 7 پست 13 كيلوولت را شامل ميش ود. در لحظه بروز حادثه ترانسفورماتور T راكتورهاي 0 كيلوولت و راكتور 400 كيلو ولت پست بيرجند (خط سفيدابه) از مدار خارج بوده از اينرو نقشي در توليد جريان هجومي ندارند. در زمان حادثه پستهاي بيرجند حكيمنزاري خوسف باقران سربيشه اسديه سهل ا باد و نهبندان از طريق خطوط 13 كيلو ولت (مدار 708 و 709) پست نيروگاهي قاين برقدار بودهاند. توان تزريقي به شبكه مورد مطالعه در هنگام حادثه 81 مگاوات بوده است. با برقدار نمودن ترانسفورماتور T1 با مجوز ديسپاچينگ از سمت 13 كيلوولت خطوط 13 كيلوولت ورودي به پست بيرجند (مدار 710 و 711) با عملكرد خودكار رله Under»در Voltage» U/V پست بيرجند از مدار خارج شده در نتيجه باسبار 13 كيلو ولت بيبرق شده و به دنبال ا ن با قطع مدارات سربيشه (مدار 719 و 718) پستهاي سربيشه نهبندان سهلا باد و اسديه بيبرق شدند. مشخصات/ نوع هادي الف شاهين Hawk مرغ انجيرخوار Oriole جريان نامي (A) 670 530 مقاومت (Ω/km) 0.118 0.178 راكتانس سلفي (Ω/km) 0.3984 0.3958 XRL راكتانس خازني (µω/km) 3.55 3.448 XRF الف. تمامي خطوط شبكه به استثناي خط دومداره سربيشه- اسديه (مدارEY716 ) اطلاعات امپدانسي خطوط شبكه مورد مطالعه با استفاده از طول خطوط «شكل» و اطلاعات هادي خطوط مورد استفاده قرار مي گيرد. اطلاعات ترانسفورماتورهاي «جدول» محاسبه و در شبيهسازي 13/0 kv شبكه مورد مطالعه با گروه برداري YNd11 و اتصال ستاره زمين شده مثلث در «جدول 3» نمايش داده شده است. پست جدول 3: اطلاعات ترانسفورماتورهاي شبكه مورد مطالعه تعداد توان نامي تلفات مسي ( kw) تپ URKR% URr R% (MVA) نهبندان * 15 93 0.6 1. 11 سهلا باد * 15 1 1 93 0.6 1.4 8 سربيشه * 15 91. 0.61 11.9 11 اسديه * 15 1 1 93 0.6 1.43 9 3
1 3 3 تاثير پديده جريان هجومي ترانسفورماتور قدرت در حادثه پست 400/13/0 كيلوولت بيرجند تلفات مسي ( kw) تپ URKR% URr R% توان نامي (MVA) پست تعداد تلفات مسي ( kw) تپ URKR% URr R% توان نامي (MVA) پست تعداد نهبندان * 15 93 0.6 1. 11 سهلا باد * 15 1 1 93 0.6 1.4 8 خوسف * 30 08.6 0.695 1.1 13 نهبندان * 15 93 0.6 1. 11 سهلا باد * 15 1 1 93 0.6 1.4 8 باقران * 30 08.6 0.69 1.4 11 حكيمنزاري * 30 08.6 0.695 1.38 1 YNd11 30MVA 1 هشيب رسE EH714 10KM EH715 80KM 40KM J ي ر ا زن ميک ح B 1 BN708 فس وخF 1 YNd11 30MVA 1 BN709 101KM 1 YNd11 15MVA 1 BF705 30KM BG71 8KM BD710 5KM 1 YNd11 15MVA 1 YNd11 15MVA 1 دن ج ريب د اب آ ل هسA ن ا دنب هنH YNd11 15MVA EY716 51KM 1 Y دن ج ريب DG711 18KM DS90 4KM DE911 13KM هواک فرط هب هب آ ديفس ف رط هب هي دس ا DE719 43KM DE718 43KM D 5Mvar T1 1 نئاق يزاگ فرط هب ن ا رق اب G 1 YNd11 30MVA 1 400/13/0 T 5Mvar شكل : شبكه مورد مطالعه در نرمافزار EMTP-RV il-m/ka.0 1.5 1.0 0.5 0.0 0.000 0.05 0.050 0.075 0.100 0.15 0.150 0.175 0.00 0.5 0.50 0.75 t/s شكل 3: شكل موج جريان ثبت شده در رله ديفرانسيل بر حسب كيلوا مپر شكل موجهاي ثبت شده در رلههاي ديفرانسيل ترانسفورماتور و ديستانس خطوط پست بيرجند بيانگر بالا بودن جريان هجومي ترانسفورماتور T1 و كاهش ولتاژ از مقدار تنظيم شده در زمان برقدار كردن ترانسفورماتور T1 از سمت 13 كيلوولت ميباشد. مقادير ثبت شده در رلهها نشان ميدهد در فاز b و C بيشترين ميزان جريان هجومي در نتيجه بيشترين ميزان كاهش ولتاژ وجود داشته است. با توجه به همزماني حادثه با 4
برق دار نمودن ترانسفورماتور T1 از سمت تاثير پديده جريان هجومي ترانسفورماتور قدرت در حادثه پست 400/13/0 كيلوولت بيرجند 13 كيلو ولت و تنظيم زمان عملكرد رله U/V برابر 5 ثانيه و مقدار ولتاژ تنظيمي ا ن در 85 درصد ولتاژ نامي جريان هجومي ترانسفورماتور كاهش ولتاژ و در نتيجه عملكرد رله حفاظتي ديستانس را به دنبال داشته است. شكل موج ثبت شده در رله ديفرانسيل ترانسفورماتور «شكل 3» مشابه نمونه اي از شكل موج جريان هجومي يك «شكل 1» مي باش د. محور عمودي نمودار جريان فاز b سمت ثانويه ترانسفورماتور (كيلو ا مپر) و محور افقي زمان (ثانيه) مي باش د. اطلاعات ذخيره شده در رله هاي ديستانس خطوط كه مقدار ولتاژ به مقداري كمتر از مقدار تنظيمي رله ) است. ولتاژ فاز C و B در فاصله زماني 0. تا ترانسفورماتور ولتاژ فاز B بين 60 تا 64 و ولتاژ فاز كيلوولت فاز به زمين ثبت شده است. «شكل 4» نشان ميدهد 65 كيلوولت) رسيده 1.8 ثانيه پس از وصل C بين 55.6 تا 6. ul1/kv 70 60 50 40 30-0. 0.0 0. 0.4 0.6 0.8 1.0 1. 1.4 1.6 t/s ul/kv 70 60 50 40 30 0 10 ul3/kv -0. 0.0 0. 0.4 0.6 0.8 1.0 1. 1.4 1.6 t/s 60 50 40 30 0 10-0. 0.0 0. 0.4 0.6 0.8 1.0 1. 1.4 1.6 t/s شكل 4: شكل موج ولتاژ فاز به زمين ثبت شده در رله ديستانس خطوط پست بيرجند il-m/a 600 500 400 300 100.0% 64.41 00 48.0% 16.83 51.% 135.43 100 3.4% 61.74 1.0% 55.47 0 4.5%.%.5% 11.87 5.94 6.65 DC 50 100 150 00 50 300 350 Harmonics/Hz شكل 5: هارمونيكهاي جريان 0 ميلي ثانيه پس از وصل بريكر مقدار موثر جريان هجومي ثبت شده در رله حدود 300 ا مپر ميباشد كه معادل حدود 70 مگاوار توان راكتيو است. اين مقدار با تغييرات توان راكتيو عبوري از خطوط 13 كيلوولت مطابقت دارد. وجود درصد بالاي هارمونيك دوم (فركانس 100 هرتز) در جريان فاز b سمت ثانويه ترانسفورماتور ثبت 5
P شده در رله ديفرانسيل 0 ميلي ثانيه پس از وصل كليد «شكل 5» نيز بيانگر عملكرد رله ديستانس خطوط ناشي از جريان هجومي مي باشد. نسبت هارمونيك دوم جريان به مولفه اصلي جريان (مقدار پيك) تاثير پديده جريان هجومي ترانسفورماتور قدرت در حادثه پست 400/13/0 كيلوولت بيرجند 51. درصد «جدول 4» مي باش د. جدول 4: مقادير هارمونيكهاي جريان 0 ميلي ثانيه پس از وصل كليد b 1 ( 1 µ r max = ( 6) B S ) مرتبه هارمونيكي 5 4 3 1 جريان (ا مپر) 11.87 55.47 61.74 135.43 64.4 با داشتن منحني B-H منحني اشباع ترانسفورماتور (i- φ) با استفاده از برنامه كمكي b-h.dat نرمافزار EMTP بصورت «شكل 6» نمايش داده شده است. 4.شبيه سازي شبيهسازي شبكه مورد مطالعه در نرمافزار EMTP-RV انجام شده است. مشخصات ترانسفورماتور T1 پست بيرجند در «جدول 5» نمايش داده شده است. جدول 5: مشخصات ترانسفورماتور T1 پست بيرجند نوع ترانس سه فاز- سه سيم پيچه سطح ولتاژ گروه برداري 400/13/0 كيلوولت Ynyn0 d11 00/00/40 مگا ولت ا مپر 1 6.6 9.35 0.5998 0.395 0.4669 توان نامي (ODAF) Uk% (HV-MV) Uk% (MV-LV) Uk% (LV-HV) Ur% (HV-MV) Ur% (MV-LV) Ur% (LV-HV) در نرمافزار از مدل هايبريد «xfmr» مدلسازي ترانسفورماتورها استفاده شده است. بدليل عدم دسترسي به اطلاعات سازنده منحني اشباع ترانسفورماتور «B-H» بطور تقريبي از طريق معادله مي ا يد. ) Frolich (4 بدست H B = ( 4) c + bh با در نظر گرفتن چگالي شار اشباع ماده سازنده هسته ضريب نفوذپذيري نسبي ماكزيمم BRSR=. T ضرايب b و µr0r= 4π*10 P -7 H/m µrrmaxr= 9600 و ضريب نفوذ پذيري خلاء c معادله از (5) و (6) تعيين مي شوند. شكل 6: منحني هيسترزيس ترانسفورماتور (شار - جريان) با توجه به عدم اطلاع از ميزان شار پسماند در فازهاي مختلف ترانسفورماتور در زمان حادثه و عوامل مختلف تاثير گذار در پيك و مدت زمان ماندگاري جريان هجومي شبيه سازي جريان هجومي در حالت هاي مختلف انجام شده است. جريان هجومي ترانسفورماتور از سمت كيلوولت در 13 «شكل 7» در زاويه صفر ولتاژ بدون در نظر گرفتن شار پسماند نمايش داده شده است. مشاهده مي گردد ميزان پيك جريان هجومي حدود 600 ا مپر مي باشد. با توجه به برقدار بودن ترانسفورماتور قبل از حادثه با در نظر گرفتن شار پسماند در فاز صفر ولتاژ در b جريان هجومي ترانسفورماتور در زاويه «شكل 7» نمايش داده شده است. با شبيهسازي جريان هجومي ترانسفورماتور در حادثه مشخص گرديد ميزان شار پسماند در فاز بوده است و خروجي شكل موج جريان فاز b نشان مي دهد 0.7pu b ميزان پيك جريان هجومي بيش از كيلوا مپر ميباشد. مشاهده ميگردد در «شكل 8» با تغيير زاويه كليدزني به 90 درجه بدون در نظر گرفتن شار پسماند جريان هجومي به ميزان قابل توجهي كاهش مي يابد. در ادامه با در نظر گرفتن شار پسماند به ميزان 100 ا مپر كاهش مي يابد. 0.7pu مشابه حادثه مشاهد مي گردد جريان هجومي تا با مقايسه ميزان جريان هجومي در 4 حالت شبيه سازي شده مشخص گرديد شار پسماند و لحظه وصل كليد در مقدار 1 جريان هجومي نقش به سزايي دارند كه ترانسفورماتور با شار پسماند داراي C = ( 5 ) µ µ 0 r max 6
جريان هجومي بالاتر نسبت به بدون شار پسماند مي باشد. با توجه به شبيه سازي هاي انجام گرفته مشخص گرديد شبيه سازي در زاويه صفر ولتاژي با شار پسماند مشابه ا نچه كه در حادثه پست بيرجند روي داده است تاثير پديده جريان هجومي ترانسفورماتور قدرت در حادثه پست 400/13/0 كيلوولت بيرجند ميباشد از اينرو شكل موجهاي ولتاژ باس 13 كيلوولت پست بيرجند در «شكل 10» مشاهده ميگردد. بعد از زمان 1 ميلي ثانيه با وصل بريكر ترانسفورماتور ولتاژ فازها به كمتر از 0.85 درصد مقدار نامي رسيده است. شكل 6: جريان هجومي فاز b ترانسفورماتور سمت 13 كيلوولت در زاويه صفر ولتاژ شكل 7: جريان هجومي فاز b ترانسفورماتور سمت 13 كيلوولت در زاويه صفر ولتاژ با در نظر گرفتن شار پسماند در فاز b شكل 8: جريان هجومي فاز b ترانسفورماتور سمت 13 كيلوولت در لحظه پيك ولتاژ فاز b 7
تاثير پديده جريان هجومي ترانسفورماتور قدرت در حادثه پست 400/13/0 كيلوولت بيرجند شكل 9: جريان هجومي فاز b ترانسفورماتور سمت 13 كيلوولت در لحظه پيك ولتاژ فاز b با در نظر گرفتن شار پسماند شكل 10: شكل موجهاي ولتاژ فاز به زمين باس 13 كيلوولت پست بيرجند در زاويه صفر ولتاژي فاز b با در نظر گرفتن شار پسماند 5.نتيجه گيري براي بريكر ترانسفورماتور زمان بسته شدن به گونه اي كنترل گردد كه كاهش جريان هجومي تا حد مجاز را به دنبال داشته باشد. امكان بروز حوادث مشابه به خصوص در مواردي كه ترانسفورماتور 400/13/0 كيلوولت از سمت 13 كيلوولت از سمت فشار متوسط و از طريق يك شبكه ضعيف برقدار شود وجود دارد. در اينصورت امكان بروز كاهش ولتاژ در شبكه افزايش مييابد. براي جلوگيري از بروز هرگونه خاموشي بدون توجه به لحظه وصل كليد و ميزان شار پسماند در فازهاي ترانسفورماتور لازم است تا حد ممكن ترانسفورماتور از سمت فشارقوي برقدار گردد. در مواردي كه سمت 400 كيلوولت باز و نياز به برقدار كردن ترانسفورماتور از سمت 13 كيلوولت ميباشد دقت شود كه هنگام برقدار كردن ترانسفورماتور كليد تنظيم ولتاژ بر روي پلهاي قرار گيرد كه حداكثر دور سيم پيچ در مدار باشد. همچنين درصورت وجود رله سنكرون چك منابع [1] M.A. Rahman and B.A. Jeyasurya, state of the art review of transformer protection algorithms, IEEE Trans Power Delivery, pp. 533-534, 1988. [] J. Jesus Rico, Enrique Acha and Manuel Madrigal, The Study of Inrush Current Phenomenon Using Operational Matrice, IEEE Transactions on Power Delivery, Vol. 16, No., April 001, pp. 31-37. [3] B.Kovan, F.De leon, D.Czarkowski and Z.Zabar, Mitigation of Inrush Currents in Network Transformers by Reducing the Residual Flux With an Ultra-Low-Frequency Power Source, IEEE Trans Power Delivery, pp. 654-660, 001. [4] P.L. Mao and R.K. Aggarwal, A novel approach to the classification of the transient phenomena in power transformers using combined wavelet transform and neural network, IEEE Trans Power Delivery, pp1-8, 011. 8
تاثير پديده جريان هجومي ترانسفورماتور قدرت در حادثه پست 400/13/0 كيلوولت بيرجند حيدري ف. ميرزاي ي م. گرگاني خ. و شيخ الاسلامي ع.ر. تشخيص جريان هجومي از جريان خطا در ترانسفورماتورهاي قدرت با استفاده از هم زماني جريان و شار بيست و سومين كنفرانس بين المللي برق 008. [۵] [6] M. Delshad, B.Fani, A New Method for Discriminating Between Internal Faults and Inrush Current Conditions in Power Transformers Based on Neuro Fuzzy, in proc. IEEE, POWERENG, pp. 731 735, Apr. 007. [۷] مرادي ع. عباديان م. و درياباري م.ك. تشخيص جريان هجومي از جريان خطا در ترانسفورماتورهاي قدرت با استفاده از الگوريتم جستجوي گرانشي مجله علمي پژوهشي سيستمهاي هوشمند در مندسي برق سال اول شماره اول زمستان 89. [8] Y.Cui, G. Abdulsalam, C. Shiuming and X. Wilsun, A Sequential Phase Energization Technique for Transformer Inrush Current Reduction-Part I: Simulation and Experimental Results, IEEE Trans. Power Delivery, vol. 0, pp. 943-949, April 005. [9] K.P. Basu and A. Asghar, Reduction of Magnetizing Inrush Current in a Delta Connected Transformerfor, th Conference IEEE, Power and Energy, Malaysia, 008. [10] J.L. Shyu and K. Yuan, A Novel Control Strategy to Reduce Transformer Inrush Currents by Series Compensator, Conference IEEE, PEDS 005. [۱۱] پورمند ب. و بناءشريفيان م.ب. روش تركيبي جديد جهت كاهش جريان هجومي ترانسفورماتور اولين كنفرانس ملي ايدههاي نو در مهندسي برق دانشگاه ا زاد واحد خوراسگان اصفهان ا ذر 1391. [1] M.Jamali, M. Mirzaie and S. Asghar Gholamian, calculation and analysis of transformer inrush current based on parameters of transformer and operating conditions, electronic and electrical engineering. ISSN 139-115, No.3(109), 011. [۱۳] مشخصات فني عمومي و اجرايي پستها خطوط فوق توزيع و انتقال هاديهاي خطوط انتقال نيرو نشريه 47- وزارت نيرو 1387. 9