Strommesseinrichtung an Hochspannungsanlage, mit geradem Primärleiter und mindestens einem benachbarten Stromleiter
Bei den bekannten Stromwandlern, insbesondere in Hoch-und Höchstspannungsleitungen werden an die Isolation zwischen dem Primärleiter und der auf Erdpotential liegenden Sekundärwicklung besonders grosse Anforderungen gestellt. Solche Wandler erhalten deshalb ein beträchtliches Ausmass und bedingen hohe Herstellungskosten. Zur Umgehung dieses Umstandes sind verschiedene Anordnungen bekanntgeworden, bei denen der jeweilige Leitungsstrom auf indirektem Wege kontrolliert wird, z. B. elektromechanisch über ein Isoliergestänge oder mit Hilfe eines vom Leitungsstrom beeinflussten Licht-oder Wärmestrahles.
Der geringere Aufwand ergibt sich hier auf Kosten der Betriebssicherheit und der Mess- genauigkeit.
Eine weitere Möglichkeit zur Messung des Leitungsstromes besteht darin, dass unmittelbar das zirkulare Magnetfeld des Leitungsstromes selbst als Obertragungselement benutzt wird. Bekannt ist hier die Umschliessung des Leitungsdrahtes mit einer homogenen Ringspule, welcher Anordnung jedoch wegen der erforderlichen grossen Abmessungen keine besondere Bedeutung zukommt. Eine besonders einfache Lösung wäre dagegen eine in überschlagsiche- rem Abstande angeordnete Spule, die von mindestens einem Teil des zirkularen Magnetfeldes des Leitungsstromes durchsetzt wird. Im Falle eines einzelnen Stromleiters lässt sich aus der hierin induzierten Spannung leicht ein dem Leitungsstrom proportionaler Messwert gewinnen.
Bei mehrphasigen Leitungssystemen werden aber in einer solchen Spule auch von den Feldern der Nachbarleiter Spannungen induziert, welche bei den praktisch üblichen Leiterabständen noch so gross sind, dass eine genügend genaue Messung des Primärstromes nicht möglich ist.
Der Nachteil einer derartigen Spule wird durch die vorliegende Erfindung vermieden. Sie ermöglicht die Messung des Phasenstromes jedes einzelnen Leiters einer Mehrphasenleitung, ohne dass dabei die vom Primärstrom induzierte Spannung von den Stör- feldern der übrigen Leitungsströme gefälscht wird.
Die Erfindung betrifft eine Strommesseinrichtung an einer Hochspannungsanlage, mit geradem Primär- leiter und mindestens einem benachbarten Stromleiter. Die Erfindung ist dadurch gekennzeichnet, dass eine Sekundärspule im Felde dieser Leiter liegt, wobei deren Windungen auf mindestens zwei Teilspulen verteilt sind, welche in der Querrichtung zu einer durch den Primärleiter gelegten, jedoch nicht durch den Nachbarleiter gehenden Bezugsebene in durchschlagsicheremAbstandevonden induzierendenLeitern derart angeordnet und geschaltet sind, dass die durch das Feld des benachbarten Stromleiters in den Teilspulen induzierten Spannungen sich wenigstens angenähert aufheben.
Die Strommessung beruht auf der unterschiedlichen Induktionswirkung der von räumlich verteilt geführten Leitungsströmen erzeugten Magnetfelder auf die von diesen durchsetzten Teilspulen. Eine Sekundärspannung von brauchbarer Grösse tritt nur dann auf, wenn sich der erregende Leiter in der Bezugsebene befindet, während für einen ausserhalb dieser Ebene liegenden Leiter jene um so mehr verschwindet, je grösser die durch die Verteilung und Anordnung der Spulenwindungen bestimmte Selektion der Sekundärspule ist. Die Formgebung der Sekun därspule kann hierbei auf die Entkopplung einzelner Nachbarleiter ausgelegt sein oder sie kann sich auf die Entkopplung einer beliebigen Anzahl in verschiedenen Abständen liegender Nebenleiter beziehen.
Die Querrichtung, in der die Teilspulen angeordnet sind, kann je nach Lage der Nebenleiter gegenüber dem Primärleiter senkrecht oder auch schräg zur Bezugsebene verlaufen. Es kann dabei auch die eine Teilspule in der Bezugsebene selbst liegen, während die andere sich ausserhalb dieser befindet. Erhebliche Vorteile in konstruktiver und wirtschaftlicher Hinsicht ergeben sich, wenn die Teilspulen symmetrisch zur Bezugsebene angeordnet sind.
Anhand der Fig. 1-6 werden als Ausführungs- beispiele der Erfindung Aufbau und Wirkungsweise der Sekundärspule näher erläutert. Dargestellt ist jeweils die vom zirkularen Magnetfeld eines geraden stromführenden Leiters in einer einzelnen Spule oder in einer Spulenkombination induzierte Spannung (auf 1 normiert) in Funktion des Verhältnisses x h. Hierbei bedeuten x = Horizontalabstand des Leiters von der Bezugsebene, welche im allgemeinen zugleich Symmetrieebene ist, h = Vertikalabstand des Stromleiters von der Spulenmitte. Ferner ist angenommen, dass die Abmessungen der Einzelspulen klein sind im Vergleich zum Abstand h, so dass die Feldstärken innerhalb der Spulenflächen jeweils als konstant betrachtet werden können.
Fig la zeigt schematisch die Anordnung einer einzelnen vertikalen Spule S im zirkularen Magnetfeld des Leiters L (Verlauf senkrecht zur Zeichnungsebene), welcher vom Strom I durchflossen wird. Von der im Abstand r auftretenden Feldstärke H fällt für die Grösse der induzierten Spannung nur die Komponente H. in Betracht. Die an den Klemmen der Spule auftretende Spannung verändert sich deshalb umgekehrt proportional zu 1 + (x'h) 2. Der entsprechende Spannungsverlauf ist in Fig. 2, Kurve a, dargestellt.
Im Abstand x= + 2h beträgt die induzierte Spannung noch 20 /o des Wertes entsprechend x = 0, für x = 3 h noch 10 ouzo und für x = 4,5 h noch 4,7 /@. Wie ersichtlich, ist bereits bei einer einzelnen Spule eine gewisse Selektion bezüglich des kreisför- migen Magnetfeldes eines in der Spulenebene liegenden Stromfadens vorhanden, welche aber zur Messung der Leitungsströme in Mehrphasenleitungen infolge der grossen Störwirkung der Nachbarleiter noch keinesfalls genügt.
In Fig. 1 b ist im Felde des Leiters L eine einzelne horizontale Spule angeordnet. Für die induzierte Spannung fällt hier die Komponente Hy in Betracht.
Diese kehrt beim Vorzeichenwechsel von x ihre Richtung um. Die induzierte Spannung ist deshalb eine ungerade Funktion von x'h. Der sich ergebende Spannungsverlauf (auf 115 normiert) zeigt Fig. 2, Kurve b.
In Fig. 1 c sind zwei gleiche vertikale Spulen Si und S2, angeordnet im Abstand A von der Bezugsebene, zu Grunde gelegt. Vom Strom I werden in den Abständen r'und r"die Feldstärken H'und H"er- zeugt. Die für die induzierte Spannung massgebenden Feldkomponenten sind mit 77/und Ht"bezeichnet.
Beide Spulen sind gleichsinnig in Serie geschaltet. Der Spannungsverlauf ist ähnlich wie derjenige bei der Spule nach Fig. la, solange A < h l f 3 ist. Für A ¯ h, f 3, welches Gebiet mit B bezeichnet ist, erhält dagegen das ursprüngliche Maximum in der Symmetrieebene eine zunehmende Einsattelung, so dass schliesslich zwei ausgeprägte Spannungshöcker entstehen. In Fig. 2 orientiert Kurve C über den sich beispielsweise für A = 2 h ergebenden Verlauf der induzierten Spannung (aus später ersichtlichen Gründen auf 1'5 normiert).
In Fig. ld sind zwei gleiche horizontale Spulen Sl und 52 zou Grunde gelegt. Die vom Leiter L in Punkt 2 herrührenden Feldkomponenten H'i, y und H"., v sind in beiden Spulen nach unten gerichtet. Befindet sich jedoch der Leiter L in Punkt 1, so ist die Komponente H"ly in der Spule S. nach oben gerichtet. Schaltet man daher beide Spulen gegensinnig in Serie, so ergibt sich als Klemmenspannung die Summe der induzierten Spannungen, solange-A < x < + A ist, für l x t, welches Gebiet mit C bezeichnet ist, jedoch die Differenz.
In Fig. 2, Kurve d, ist der für beispielsweise A = h ; 2 auftretende Spannungsverlauf aufgetragen.
Die in Fig. 1 dargestellten Spulensysteme sind Grundformen. Wie die entsprechenden Spannungskurven der gewählten Beispiele zeigen (Fig. 2), lassen sich insbesondere mit den Anordnungen c und d die asymptotischen Bereiche der Kurve a, z. B. im Gebiet F x | > 2 h, weitgehend approximieren, wobei die nachgebildete Spannung je nach Lage der Einzelspulen entweder gleichphasig (Kurve c) oder gegenphasig (Kurve d) zur Originalspannung (Kurve a) ist.
Durch Kombination der genannten Spulenelemente kann daher der bei der Einzelspule beidseitig auftretende störende asymptotische Spannungsabfall beliebig genau kompensiert werden, wodurch sich Sekundärspulen ergeben, welche bezüglich dem Ursprung eines zirkularen Magnetfeldes erheblich grö- ssere Selektionen aufweisen, als dies bei der Einzelspule nach Fig. la der Fall ist.
Die Erfindung wird anhand einzelner Ausfüh- rungsbeispiele näher erläutert, und zwar für Fälle, in denen die Teilspulen symmetrisch zur Bezugsebene liegen. Die symmetrische Anordnung hat praktisch die grösste Bedeutung.
In Fig. 3a ist die Einzelspule gemäss Fig. la mit der Doppelspule nach Fig. lc in Differenz geschaltet.
Es sind drei Teilspulen vorhanden. Die Teilspulen 1 und 2 stehen beidseitig symmetrisch zur Bezugsebene, die dritte Spule 3 liegt in der Bezugsebene. Sämtliche Spulenachsen stehen senkrecht zur Bezugsebene. Der entsprechende Spannungsverlauf zeigt Fig. 4a für den Fall, dal3 die Windungszahlen der Teilspulen 1 und 2 zu je 20 ouzo von derjenigen der Teilspule 3 und A = 2h gewählt sind. Die induzierte Summenspannung ist Null bei x= + 2h und bei x= + 3h. Die dazwischenliegenden Maxima betragen noch 2,4 /o. bei x = 2,4h und 1,8 /o bei x = + 4,5 h.
In Fig. 3b ist die Spule gemäss Fig. la mit der Doppelspule nach Fig. ld in Serie geschaltet. Es sind drei Teilspulen vorhanden, deren dritte Spule 3 in der Bezugsebene liegt und ihre Achse senkrecht auf der Bezugsebene steht, während die Achsen der Teil spulen 4 und 5 parallel zur Bezugsebene liegen. Der sich ergebende Spannungsverlauf ist in Fig. 4b für A = h 4 dargestellt. Ausserhalb x = 2,5 h heben sich die induzierten Spannungen durchweg nahezu auf. Das noch verbleibende Maximum liegt bei x = + 3,5 h und beträgt noch 0,6 /o.
Es können aber auch die Spulensysteme der Fig. lc und ld miteinander kombiniert werden. Für den Fall, dass die einzelnen Spulenabstände gleich sind, ergeben sich Kreuzspulen wie in Fig. 3c angedeutet. Die Achsen der Teilspulen 1 und 2 stehen senkrecht zur Bezugsebene. Ferner sind zwei mit ihren Achsen parallel zur Ebene liegende Teilspulen 4 und 5 vorhanden, deren Mittelpunkte mit je einem Mittelpunkt der ersten Teilspulen 1 und 2 zusammenfallen ; sie bilden so zwei Kreuzspulen. Fasst man schliesslich noch die Komponenten der Kreuzspulen zusammen, so können diese, wie Fig. 3d zeigt, auch durch gegen die Bezugsebene schräg stehende Teilspulen ersetzt werden.
Für 0 (und A < h V ist dann der Spannungsverlauf ähnlich demjenigen nach Fig. 2a, fur y = 90 aber ähnlich demjenigen nach Fig. 2d.
Der günstigste Neigungswinkel für optimale Spannungskonvergenz liegt bei der Anordnung nach Fig. 3d, bezogen auf A = h'4, etwa bei ç = 80 . Der den Kombinationen nach Fig. 3c und Fig. 3d entsprechende Spannungsverlauf stimmt für A = h'4 weitgehend mit demjenigen nach Fig. 4b überein.
Durch Zuordnung weiterer Teilspulen kann der restliche Störeinfluss noch mehr vermindert und zugleich das Gebiet der optimalen Spannungskonvergenz noch weiter vergrössert werden. Beispiele dieser Art zeigt Fig. 5. Zum Beispiel zeigt Fig. 5a eine Anordnung, bei der vier Teilspulen 8,4,5,9 vorhanden sind, deren Achsen parallel zur Bezugsebene liegen, wobei eine fünfte Teilspule 3 vorhanden ist, deren Achse senkrecht zur Bezugsebene liegt.
Fig. 5b zeigt eine Anordnung, wo ausserhalb der Kreuzspulen 1 und 4 bzw. 2 und 5 zwei weitere zur Bezugsebene symmetrisch liegende Kreuzspulen 10 und 11 vorhanden sind.
In der Fig. 5c ist eine Anordnung gezeigt, wo bei der Anordnung nach der Fig. 3b zwei weitere symmetrisch und schräg zur Bezugsebene liegende Spulen 12 und 13 vorhanden sind.
In der Fig. 5d ist eine Anordnung dargestellt, wo zu der Anordnung nach Fig. 3d ausser den beiden schrägen Spulen 6 und 7 zwei weitere symmetrisch und schräg zur Bezugsebene liegende Spulen 14 und 15 vorhanden sind.
Die in Fig. 5 dargestellten Anordnungen sind Kombinationen der in den Fig. 1 und 3 enthaltenen Grundformen und weisen wegen der Gleichheit der gewählten Abstände praktisch gleiche Selektionskurven auf, welche in Fig. 6 dargestellt ist. Die induzierte Spannung wird bereits bei x 1, 4h zu Null. Weitere Nullstellen liegen bei x = 2, 5 h und x= + 3,6 h.
Die ersten beiden Zwischenmaxima betragen noch 0,3 ouzo und 0,01 /o bezogen auf Nennstrom. Bei diesen Anordnungen ist ausserhalb x = 2, 5 h die Entkopplung der Nachbarleiter bereits derart gut, dass selbst darin fliessende Kurzschlussströme vom 10-bis 20fachen Nennstrom die Genauigkeit der Strommessung in bezug auf einen in der Spulenebene liegenden Leiter nicht mehr beeinträchtigen können.
Die Selektion der Sekundärspule ist, wie die dargelegten Beispiele zeigen, um so grösser, je ausgedehnter die Sekundärwindungen verteilt sind. Ausserdem kann die von einem ausserhalb der Bezugsebene liegenden Leiter induzierte Sekundärspannung in Funktion seines Abstandes von der Bezugsebene an mindestens zwei Stellen exakt zum Verschwinden gebracht werden. Lage und grösstmögliche Anzahl dieser Nullstellen hängen ab von der Zahl der Teilspulen, ihrer Anordnung in der Querrichtung zur Bezugsebene und der Verteilung der Sekundärwindungen auf die Teilspulen. In der praktischen Anwendung ist jedoch eine ideale Entkopplung zwischen Sekundär- spule und Störleiter nicht erforderlich.
Es genügt, wenn der noch verbleibende Störeinfluss innerhalb der zugelassenen Messunsicherheit liegt. In diesem Falle können die Ausmasse der Sekundärspule verhältnismässig klein gehalten werden. Besonders gün- stige Verhältnisse ergeben sich, wenn man den Spulenaufbau so wählt, dass wenigstens die unmittelbaren Nachbarleiter zumindest angenähert in Nulldurchgänge der entsprechenden Spannungskurve zu liegen kommen. Die wirtschaftlich günstigste Form der Sekundärspule richtet sich somit in erster Linie nach den gestellten Anforderungen an die Messgenauigkeit und nach den Abständen der zu entkoppelnden Nebenleiter vom Primärleiter.
Der praktisch häufigste Anwendungsfall ist die Messung der Phasenströme in mehrphasigen Freileitungen, insbesondere Dreiphasenleitungen für Hochund Höchstspannungen. Die zu entkoppelnden Stör- leiter können dabei dem Leitungssystem des Primärleiters oder auch einem fremden Leitungssystem angehören. Im Falle der Parallelität der Stromleiter wird mit Vorteil ein zur Bezugsebene symmetrischer Spulenaufbau gewählt.
Da aus Sicherheitsgründen die gegenseitigen Leiterabstände, im folgenden mit D bezeichnet, verhältnismässig gross sind, und zudem im Normalbetrieb zwischen Leiter und Erde eine um 1/3mal kleinere Spannung herrscht als zwischen den Leitern selbst, so kann bezüglich des überschlag- sicheren Spulenabstandes h gegenüber dem Primär- leiter mit einem kleinsten Verhältnis von Dlh= 1, 5 bis 2 gerechnet werden. Die Selektionskurve der Se kundärspule muss in diesem Falle im Gebiet M ('-) s Störeinflüsse zumindest auf das zulässige Mass beschneiden oder wenigstens Nullstel- len der induzierten Spannung aufweisen.
Für alle weiter entfernt liegenden Stromleiter, auch bei einer grö- sseren Anzahl, ist dann wegen der starken Konvergenz der induzierten Spannung die erforderliche Entkopplung durchweg immer gewährleistet.
In speziellen Fällen kann die Selektionskurve auch auf die Entkopplung einzelner Stromleiter, welche zum Primärleiter auch schräg verlaufen können, ausgelegt sein. Es kann dann die Sekundärspule unsymmetrisch zur Bezugsebene liegen und die Querrichtung, in der die Teilspulen angeordnet sind, nicht mehr senkrecht zur Bezugsebene stehen. Eine derartige Sekundärspule ergibt sich beispielsweise durch Kombination einer Kreuzspule mit einer neben dieser horizontal angeordneten Teilspule. Die Selektionskurve ist in diesem Fall nach derjenigen Seite hin ausgeprägt, auf der die Teilspule liegt.
Die Fig. 7 und 8 zeigen Anwendungsbeispiele für die Messung der Leitungsströme in Dreiphasenleitungen, und zwar Fig. 7 für geringere Anforderungen an die Messgenauigkeit, das heisst grösseren zugelassenen Störeinfluss der Nachbarleiter, und Fig. 8 für hohe Ansprüche an die Messgenauigkeit. Die gleich ausgeführten Sekundärspulen sind jeweils unterhalb den in einer horizontalen Ebene liegenden Leitern R, S und T im überschlagsicheren Abstand h angeordnet.
Der Leiterabstand D ist zu 2,5h angenommen. Die hierbei erforderliche Geometrie in der Führung der Stromleiter ist in den meisten Fällen schon ohnehin erfüllt.
Bei den obengenannten Spulenkombinationen ist angenommen, dass die Niveaulinien der induzierenden Feldstärken des Primärleiters und der Störleiter stets kreisförmig sind. Dieser Idealzustand ist aber bei Anwesenheit ferromagnetischer Körper in Spulennähe, z. B. allfällige Eisenträger und Eisengestänge, nicht mehr vorhanden. Die hierbei entstehende Felddeformation wirkt jedoch nicht störend und kann bei der Dimensionierung der Sekundärspule unmittelbar berücksichtigt werden. In Fig. 9 ist ein Beispiel dieser Art dargestellt.
Unterhalb der Stromleiter R, S und T ist in überschlagsicherem Abstand quer zu diesen ein homogener Eisenträger G angeordnet, welcher auf der vom Primärleiter ab gewandten Seite liegt. Zur Halterung der Stromleiter dienen Stützisolatoren J.
Der angedeutete Feldverlauf um die Leiter R und S zeigt, dass z. B. die Teilspulen S, und S2 der Sekun därspule M des Primärleiters S von dessen Magnetfeld gegensinnig, vom Störfeld des Leiters R aber gleichsinnig durchflutet werden.
Es bestehen also hier ähnliche Zusammenhänge wie bei der Anordnung nach Fig. 1d. Die gleichen Verhältnisse gelten auch bezüglich der Störfelder in den Sekundärspulen der
Leiter R und T. Ein besonderer Vorteil eines solchen
Gestänges liegt ferner in der beachtlichen Schirm- wirkung gegenüber allfälligen systemfremden Stör- komponenten, insbesondere was den Raum in der näheren Umgebung der Einzelspulen anbelangt. tuber- dies kann durch die Anordnung zusätzlicher Eisen teile im Spulenraum zwecks spezieller Lenkung der einzelnen Feldkomponenten die Selektion der einzelnen Sekundärspulen noch weiter vergrössert werden.
Die vom zirkularen Magnetfeld eines geraden
Leiters in einer kreisförmigen Luftspule induzierte
Spannung berechnet sich für den Fall, dal3 der Strom leiter in der Spulenebene liegt und h > d 2 ist, durch die Formel (%, d) 2 h
Hierin bedeuten : f = Netzfrequenz, h = mittlerer Spulenabstand vom Stromleiter, d = Spulendurchmesser, W = Windungszahl und I Leitungsstrom.
Setzt man beispielsweise : f = 50 Hz, h = 2 m, d = 30 cm, W= 500 Wdg. und I= 1000 A, so beträgt die induzierte Spannung etwa 1 Volt, welcher Betrag zur Steuerung eines Relais oder einer Elektronenröhre oder zur Speisung eines Messinstrumentes genügt.
Der Momentanwert der in der Sekundärspule induzierten Spannung ist bekanntlich proportional der Stromänderung. Mit Hilfe von Netzwerken, z. B. o L R Spannungsteiler, wobei (,,) L > R ist, R sich jedoch aus dieser leicht eine Spannung gewinnen, welche, wie beim konventionellen Stromwandler, proportional dem Momentanwert des Stromes ist. Der hierbei entstehende Spannungsverlust ist nicht kritisch und kann notfalls an irgendeiner Stelle (Windungszahl, Verstärkung) leicht wieder aufgeholt werden.
Die Windungen der Sekundärspule können zu Einzelspulen, wie in obigen Beispielen dargelegt, zu-. sammengefasst oder in der Querrichtung zur Bezugsebene gleichmässig verteilt sein. Um dem Spulenaufbau die nötige Stabilität zu geben, wird zweckmässig ein geeigneter Spulenträger verwendet, durch den die Lage der einzelnen Windungen oder Teilspulen genau vorgegeben ist. Schliesslich sind noch Massnahmen zum Schutze der Sekundärspule gegen Witterungs- einflüsse zu treffen, z. B. Imprägnieren mit Isolierlack, Eingiessen in Kunstharz usw. Nötigenfalls kann auch eine elektrostatische Abschirmung zum Schutze gegen Beschädigungen bei gelegentlichen Überschlä- gen angebracht werden.
Mit der erfindungsgemässen Sekundärspule kön- nen alle Anforderungen bezüglich Messgenauigkeit erfüllt werden. Sie kann auf einfache Weise mit jedem Leitungsdraht, dessen Strom gemessen werden soll, magnetisch gekoppelt werden, ohne dass dabei der jeweilige Leitungszug unterbrochen werden muss. Die Einrichtung ist ausserdem verhältnismässig billig, arbeitet linear, benötigt keine Wartung und besitzt praktisch unbegrenzte Lebensdauer.
Current measuring device on high voltage system, with straight primary conductor and at least one adjacent conductor
In the case of the known current transformers, in particular in high and extra-high voltage lines, particularly great demands are placed on the insulation between the primary conductor and the secondary winding which is at ground potential. Such transducers are therefore of considerable size and involve high manufacturing costs. To circumvent this fact, various arrangements have become known in which the respective line current is controlled indirectly, e.g. B. electromechanically via an insulating rod or with the help of a light or heat beam influenced by the line current.
The lower effort results here at the expense of operational reliability and measurement accuracy.
Another possibility for measuring the line current is that the circular magnetic field of the line current itself is used directly as a transmission element. It is known here to enclose the conductor wire with a homogeneous ring coil, which arrangement, however, is of no particular importance because of the large dimensions required. A particularly simple solution, on the other hand, would be a coil which is arranged at a rollover-proof distance and through which at least a part of the circular magnetic field of the conduction current passes. In the case of a single current conductor, a measured value proportional to the line current can easily be obtained from the voltage induced therein.
In the case of multiphase line systems, however, voltages are induced in such a coil by the fields of the neighboring conductors which, given the practically usual conductor spacings, are still so great that a sufficiently accurate measurement of the primary current is not possible.
The disadvantage of such a coil is avoided by the present invention. It enables the measurement of the phase current of each individual conductor of a multi-phase line without the voltage induced by the primary current being falsified by the interference fields of the other line currents.
The invention relates to a current measuring device on a high-voltage installation, with a straight primary conductor and at least one adjacent current conductor. The invention is characterized in that a secondary coil lies in the field of these conductors, the turns of which are distributed over at least two partial coils, which are arranged and connected in this way in a fail-safe distance from inducing conductors in the transverse direction to a reference plane laid through the primary conductor but not through the neighboring conductor are that the voltages induced in the sub-coils by the field of the adjacent current conductor cancel each other at least approximately.
The current measurement is based on the different induction effects of the magnetic fields generated by spatially distributed line currents on the sub-coils through which they pass. A secondary voltage of usable magnitude only occurs when the exciting conductor is in the reference plane, while for a conductor lying outside this plane, the greater the selection of the secondary coil determined by the distribution and arrangement of the coil turns, the more it disappears. The shape of the secondary coil can be designed for the decoupling of individual neighboring conductors or it can relate to the decoupling of any number of secondary conductors located at different distances.
The transverse direction in which the sub-coils are arranged can, depending on the position of the secondary conductors with respect to the primary conductor, run perpendicularly or at an angle to the reference plane. One part of the coil can also lie in the reference plane itself, while the other is located outside it. Considerable advantages in terms of construction and economy result if the partial coils are arranged symmetrically to the reference plane.
The structure and mode of operation of the secondary coil are explained in more detail with reference to FIGS. 1-6 as exemplary embodiments of the invention. The diagram shows the voltage induced by the circular magnetic field of a straight current-carrying conductor in a single coil or in a coil combination (normalized to 1) as a function of the ratio x h. Here, x = horizontal distance of the conductor from the reference plane, which is generally also the plane of symmetry, h = vertical distance of the current conductor from the coil center. It is also assumed that the dimensions of the individual coils are small compared to the distance h, so that the field strengths within the coil areas can be viewed as constant in each case.
1 a schematically shows the arrangement of a single vertical coil S in the circular magnetic field of the conductor L (profile perpendicular to the plane of the drawing) through which the current I flows. Of the field strength H occurring at the distance r, only the component H is considered for the magnitude of the induced voltage. The voltage occurring at the terminals of the coil therefore changes inversely proportional to 1 + (x'h) 2. The corresponding voltage profile is shown in FIG. 2, curve a.
At a distance of x = + 2h the induced voltage is still 20 / o of the value corresponding to x = 0, for x = 3 h still 10 ouzo and for x = 4.5 h still 4.7 / @. As can be seen, a certain selection with regard to the circular magnetic field of a current filament lying in the coil plane is already available for a single coil, but this is by no means sufficient for measuring the line currents in multi-phase lines due to the large interference effect of the neighboring conductors.
In Fig. 1b, a single horizontal coil is arranged in the field of the conductor L. For the induced voltage, the component Hy comes into consideration here.
This reverses its direction when the sign of x changes. The induced voltage is therefore an odd function of x'h. The resulting voltage curve (normalized to 115) is shown in FIG. 2, curve b.
In Fig. 1c, two identical vertical coils Si and S2, arranged at a distance A from the reference plane, are used. The field strengths H 'and H "are generated by the current I at the intervals r' and r". The field components that are decisive for the induced voltage are denoted by 77 / and Ht ".
Both coils are connected in series in the same direction. The voltage curve is similar to that in the coil according to FIG. La, as long as A <h l f 3. On the other hand, for A ¯ h, f 3, which area is denoted by B, the original maximum in the plane of symmetry receives an increasing depression, so that finally two pronounced stress bumps arise. In FIG. 2, curve C provides an orientation for the course of the induced voltage resulting, for example, for A = 2 h (normalized to 1'5 for reasons that will become apparent later).
In Fig. Ld two identical horizontal coils S1 and 52 are used as a basis. The field components H'i, y and H "., V originating from the conductor L in point 2 are directed downwards in both coils. However, if the conductor L is in point 1, the component H'y is in the coil S. directed upwards. If, therefore, both coils are connected in series in opposite directions, the terminal voltage is the sum of the induced voltages as long as -A <x <+ A, for l x t, which area is denoted by C, but the difference.
In Fig. 2, curve d, that for, for example, A = h; 2 occurring voltage curve plotted.
The coil systems shown in Fig. 1 are basic forms. As the corresponding voltage curves of the selected examples show (FIG. 2), the asymptotic regions of curve a, e.g. B. in area F x | > 2 h, largely approximate, whereby the simulated voltage is either in phase (curve c) or out of phase (curve d) to the original voltage (curve a) depending on the position of the individual coils.
By combining the coil elements mentioned, the disruptive asymptotic voltage drop occurring on both sides of the individual coil can be compensated as precisely as required, which results in secondary coils which have considerably greater selections with regard to the origin of a circular magnetic field than is the case with the individual coil according to FIG Case is.
The invention is explained in more detail using individual exemplary embodiments, specifically for cases in which the sub-coils are symmetrical to the reference plane. The symmetrical arrangement is practically the most important.
In FIG. 3a, the single coil according to FIG. La is connected in a difference with the double coil according to FIG.
There are three sub-coils. The partial coils 1 and 2 are symmetrical on both sides to the reference plane, the third coil 3 lies in the reference plane. All coil axes are perpendicular to the reference plane. The corresponding voltage curve is shown in FIG. 4a for the case where the number of turns of the coil sections 1 and 2 is selected to be 20 ouzo each from that of the coil section 3 and A = 2h. The induced total voltage is zero at x = + 2h and at x = + 3h. The maxima in between are still 2.4 / o. at x = 2.4h and 1.8 / o at x = + 4.5 h.
In FIG. 3b, the coil according to FIG. La is connected in series with the double coil according to FIG. There are three sub-coils, the third coil 3 of which lies in the reference plane and its axis is perpendicular to the reference plane, while the axes of the sub-coils 4 and 5 are parallel to the reference plane. The resulting voltage curve is shown in FIG. 4b for A = h 4. Outside x = 2.5 h, the induced voltages almost cancel each other out. The remaining maximum is x = + 3.5 h and is still 0.6 / o.
However, the coil systems of FIGS. 1c and 1d can also be combined with one another. In the event that the individual coil spacings are the same, cross-wound coils result as indicated in FIG. 3c. The axes of the coil sections 1 and 2 are perpendicular to the reference plane. There are also two coil sections 4 and 5 with their axes parallel to the plane, the centers of which coincide with a center point of the first coil sections 1 and 2; they form two packages. If the components of the cross-wound bobbins are finally summarized, then, as FIG. 3d shows, they can also be replaced by partial coils which are inclined with respect to the reference plane.
For 0 (and A <h V the voltage curve is then similar to that according to FIG. 2a, but for y = 90 it is similar to that according to FIG. 2d.
The most favorable angle of inclination for optimal stress convergence is around ç = 80 in the arrangement according to FIG. 3d, based on A = h'4. The voltage profile corresponding to the combinations according to FIGS. 3c and 3d largely corresponds to that according to FIG. 4b for A = h'4.
By assigning further sub-coils, the remaining interference can be reduced even more and at the same time the area of optimal voltage convergence can be enlarged even further. Examples of this type are shown in FIG. 5. For example, FIG. 5a shows an arrangement in which there are four sub-coils 8, 4, 5, 9, the axes of which are parallel to the reference plane, with a fifth sub-coil 3 being present, the axis of which is perpendicular to Reference plane lies.
5b shows an arrangement where, outside the cross-wound bobbins 1 and 4 or 2 and 5, there are two further cross-wound bobbins 10 and 11 which are symmetrical to the reference plane.
In FIG. 5c an arrangement is shown where, in the arrangement according to FIG. 3b, there are two further coils 12 and 13 which are symmetrical and inclined to the reference plane.
In FIG. 5d, an arrangement is shown where, in addition to the two inclined coils 6 and 7, in addition to the arrangement according to FIG. 3d, there are two further coils 14 and 15 which are symmetrical and inclined to the reference plane.
The arrangements shown in FIG. 5 are combinations of the basic forms contained in FIGS. 1 and 3 and, because of the equality of the selected distances, have practically the same selection curves, which is shown in FIG. The induced voltage already becomes zero at x 1.4h. Further zeros are at x = 2.5 h and x = + 3.6 h.
The first two intermediate maxima are still 0.3 ouzo and 0.01 / o based on the nominal current. With these arrangements, the decoupling of the neighboring conductors is already so good outside x = 2.5 h that even short-circuit currents of 10 to 20 times the nominal current flowing in them can no longer impair the accuracy of the current measurement with regard to a conductor lying in the coil plane.
As the examples shown show, the selection of the secondary coil is greater, the more extensively the secondary windings are distributed. In addition, the secondary voltage induced by a conductor lying outside the reference plane can be made to disappear exactly at at least two points as a function of its distance from the reference plane. The position and the greatest possible number of these zero points depend on the number of coil sections, their arrangement in the transverse direction to the reference plane and the distribution of the secondary turns on the coil sections. In practical use, however, ideal decoupling between the secondary coil and the interference conductor is not required.
It is sufficient if the remaining interference is within the permitted measurement uncertainty. In this case, the dimensions of the secondary coil can be kept relatively small. Particularly favorable conditions are obtained if the coil structure is chosen in such a way that at least the immediate neighboring conductors come to lie at least approximately at zero crossings of the corresponding voltage curve. The most economical form of the secondary coil is therefore primarily based on the requirements placed on the measurement accuracy and on the distances between the secondary conductor to be decoupled from the primary conductor.
The most common application in practice is the measurement of phase currents in multi-phase overhead lines, especially three-phase lines for high and extra high voltages. The interference conductors to be decoupled can belong to the line system of the primary conductor or also to an external line system. In the case of parallelism of the conductors, a coil structure symmetrical to the reference plane is advantageously chosen.
Since, for safety reasons, the mutual conductor spacings, referred to below as D, are relatively large and, in addition, the voltage between conductor and earth is 1/3 times lower than between the conductors themselves during normal operation, the rollover-proof coil spacing h can be compared to the Primary conductors with a smallest ratio of Dlh = 1.5 to 2 can be calculated. In this case, the selection curve of the secondary coil in the area M ('-) s must at least cut interference to the permissible level or at least have zero points for the induced voltage.
Because of the strong convergence of the induced voltage, the required decoupling is always guaranteed for all current conductors located further away, even if there are a large number.
In special cases, the selection curve can also be designed for the decoupling of individual current conductors, which can also run at an angle to the primary conductor. The secondary coil can then be asymmetrical to the reference plane and the transverse direction in which the sub-coils are arranged can no longer be perpendicular to the reference plane. Such a secondary coil is produced, for example, by combining a cross-wound coil with a sub-coil arranged horizontally next to it. In this case, the selection curve is pronounced towards the side on which the sub-coil lies.
7 and 8 show application examples for the measurement of the line currents in three-phase lines, namely FIG. 7 for lower demands on the measurement accuracy, that is to say greater permitted interference from the neighboring conductors, and FIG. 8 for high demands on the measurement accuracy. The secondary coils of the same design are each arranged below the conductors R, S and T lying in a horizontal plane at a safe distance h.
The conductor distance D is assumed to be 2.5 hours. In most cases, the geometry required for guiding the conductors is already fulfilled.
In the case of the coil combinations mentioned above, it is assumed that the level lines of the inducing field strengths of the primary conductor and the interference conductor are always circular. This ideal state is, however, in the presence of ferromagnetic bodies near the coil, e.g. B. any iron girders and iron rods, no longer available. However, the field deformation that arises here does not have a disruptive effect and can be taken into account directly when dimensioning the secondary coil. An example of this type is shown in FIG.
Below the conductors R, S and T, a homogeneous iron support G is arranged at a safe rollover distance transversely to these, which is on the side facing away from the primary conductor. Post insulators J.
The indicated field course around the conductors R and S shows that z. B. the sub-coils S, and S2 of the Sekun därspule M of the primary conductor S of the magnetic field in opposite directions, but are flooded in the same direction by the interference field of the conductor R.
There are thus similar relationships here as in the arrangement according to FIG. 1d. The same conditions also apply with regard to the interference fields in the secondary coils
Head R and T. A particular advantage of such
The linkage also lies in the considerable shielding effect against any interfering components that are not part of the system, in particular with regard to the space in the immediate vicinity of the individual coils. Moreover, by arranging additional iron parts in the coil space for the purpose of special steering of the individual field components, the selection of the individual secondary coils can be increased even further.
The circular magnetic field of a straight line
Conductor induced in a circular air core coil
Voltage is calculated for the case where the current conductor is in the coil plane and h> d 2, using the formula (%, d) 2 h
Here mean: f = mains frequency, h = mean coil distance from the conductor, d = coil diameter, W = number of turns and I line current.
If, for example, one sets: f = 50 Hz, h = 2 m, d = 30 cm, W = 500 turns and I = 1000 A, the induced voltage is about 1 volt, which amount is used to control a relay or an electron tube or to Feeding a measuring instrument is sufficient.
The instantaneous value of the voltage induced in the secondary coil is known to be proportional to the change in current. With the help of networks, e.g. B. o L R voltage divider, where (,,) L> R, but R can easily gain a voltage from this, which, as with conventional current transformers, is proportional to the instantaneous value of the current. The resulting voltage loss is not critical and can easily be made up at any point (number of turns, gain) if necessary.
The turns of the secondary coil can become individual coils, as shown in the examples above. summarized or evenly distributed in the transverse direction to the reference plane. In order to give the coil structure the necessary stability, a suitable coil carrier is expediently used, through which the position of the individual turns or partial coils is precisely specified. Finally, measures must be taken to protect the secondary coil against the effects of the weather, e. B. Impregnation with insulating varnish, casting in synthetic resin, etc. If necessary, electrostatic shielding can be applied to protect against damage in the event of occasional flashovers.
With the secondary coil according to the invention, all requirements with regard to measuring accuracy can be met. It can easily be magnetically coupled to any line wire whose current is to be measured, without having to interrupt the respective line run. The device is also relatively cheap, operates linearly, requires no maintenance and has a practically unlimited service life.