变压器阻抗保护（精选七篇）
变压器阻抗保护 篇1
高压大容量变压器常用阻抗保护作为相间短路的后备保护[1]。在变压器内部相间短路时, 阻抗保护的灵敏度较低, 效果不佳[2]。但特高压变压器都是由三个单相变压器组成三相变压器组, 三者之间有一定的距离, 不会发生内部直接相间短路。相间短路只会发生在外部引线上。因此将受励磁涌流影响小的阻抗纵联保护的原理用于特高压变压器, 不需要通信通道, 不受通道可靠性的制约, 简单可靠。可以作为纵差动保护的后备, 可以可靠地快速切除外部引线上的相间短路, 提高快速保护的冗余度。
特高压变压器的励磁涌流中的二次谐波含量少, 而特高压变压器和长距离高压输电线连接, 在故障时输电线的分布电容和变压器的电感谐振, 使短路电流中的谐波含量增大, 准确区别励磁涌流和短路电流更加困难[3,4,5], 文献中有一些新的识别原理[6,7,8]。
变压器的二次励磁涌流中含有传变到二次的一次非周期分量和谐波, 以及二次回路在暂态过程中自己产生的二次非周期分量和谐波。而影响电压的只是一次电流的暂态分量。故在变压器空投时虽然由于励磁涌流的影响, 有很大的工频分量电流, 而电压的工频分量降低较小, 因而在发生励磁涌流时, 测量阻抗仍然很高, 阻抗保护不会误动。但在发生引线短路时, 测量阻抗为变压器的短路阻抗 (考虑Y-△变换后) , 在相间短路时电压降低, 变压器饱和程度降低, 测量阻抗受饱和的影响也较小。这是可用阻抗保护作为特高压变压器快速后备保护的理论依据。本文研究仿真了特高压大容量变压器励磁涌流的特性, 发生励磁涌流时工频电压的变化, 在励磁涌流过程中工频测量阻抗的变化及其对阻抗保护的影响。研究了变压器空投时和引线上相间短路情况下阻抗继电器的动作行为。用理论分析和Matlab数字仿真证明了将阻抗纵联保护作为特高压大容量变压器的后备相间短路快速保护的可行性和优越性。
1 变压器阻抗纵联保护的构成方式
和输电线距离纵联保护一样, 可按超范围整定传送允许信号, 或按超范围整定传送闭锁信号两种方式构成[9]。考虑到由三个单相变压器构成的特高压变压器不可能发生内部直接相间短路, 可只应用两种超范围保护的方式反应端头上和引线上的相间短路。
1.1 允许式超范围保护 (POTT)
按这种方式, 每侧只装设一套相间阻抗保护, 按大于对侧引线短路的最大测量阻抗, 并考虑到最大的助增系数和电流、电压经过Y/△的相位变化来整定。要求有足够大的灵敏系数 (例如大于1.5) , 动作方向都指向变压器对侧。当变压器本侧或对侧引线相间短路时, 各侧的阻抗保护都动作, 向其他各侧发出允许信号。当各侧都发出允许信号时, 通过“与门”跳开各侧断路器, 如图1所示。 (图中21代表相间阻抗保护, 52代表断路器, 是国际通用的设备编号) 。当变压器外部短路时, 靠近短路点那一侧保护不动作, 不发允许信号, “与门”都不开放, 各侧均不跳闸。这个方案因为是超范围整定, 整定值可以很大, 灵敏性较好。因为可设置较大的灵敏系数, 故可允许较大的过渡电阻。但因要求各侧保护都动作时保护才能跳闸, 应装设弱电端的保护。即当在运行状态下, 某侧的电流、电压都小于预定的最小定值时, 表示正方向发生故障而背后无电源, 此时应向其他各侧发出允许信号, 允许其他侧跳闸。因各侧阻抗元件整定的方向相反, 系统振荡不会使各侧阻抗元件同时误动, 故保护不会误动。也可采用专门的振荡闭锁措施。
1.2 闭锁式超范围保护 (BOTT)
按这种方式, 要求每侧都装设两套相间阻抗保护, 一套Z+的动作方向指向变压器内, 按大于变压器阻抗整定;另一套Z-指向变压器外, 即反方向。在变压器外部短路时, 靠近短路点那一侧的指向反方向的阻抗保护动作, 发出闭锁信号, 将其他各端的保护闭锁, 使得各端都不会误动。变压器内部或引线短路时, 各端指向正方向的保护都动作, 而指向外部反方向的保护都不动作, 无闭锁信号, 各端的保护都可动作, 跳开本侧和对侧断路器。没有电源或电源临时断开的那端, 指向内部的正方向保护不会动作跳闸, 但也不发闭锁信号, 不影响其他端保护跳闸。此原理适合双绕组和多绕组变压器。其保护配置和作用框图如图2所示。若系统振荡使一侧的正方向元件误动, 也必使对侧的反方向元件误动, 必有闭锁信号发出, 保护不会误动。也可采用专门的振荡闭锁措施。
2 特高压大容量变压器励磁涌流特性及其对阻抗保护的影响
前面提到, 在空投变压器而产生励磁涌流时, 只是电流的工频分量增大很多, 而电压的工频分量降低不大, 故测量阻抗降低较小, 不会使阻抗保护误动。下面以实例用Matlab的数字仿真加以验证。
图3 (a) 所示为一3 000 MVA三绕组特高压变压器通过400 km、1 000 k V特高压线路接于3 000 MVA双绕组变压器的系统接线。按变压器和输电线的典型参数, 以3 000 MVA为基准容量, 以各级平均额定电压1 050 k V、525 k V、115 k V和230 k V为基准电压的标么值示于图3 (b) 的正序 (负序) 与图3 (c) 的零序等效网络中。
对于主设备和特高压输电线, 可忽略电阻不计。按此接线对M侧变压器Tm从525 k V侧空投以及Tm的1 050 k V侧外部三相短路切除时产生的励磁涌流特性用Matlab进行了数字仿真分析。得到了此时的励磁涌流、工频电压和阻抗保护的测量阻抗。对于N侧变压器Tn从230 k V侧空投, 对产生的励磁涌流特性进行了仿真。也得出此时的励磁涌流, 电压和保护的测量阻抗。假设的两侧系统的等值电抗也示于图中。变压器的典型磁化曲线用标幺值表示如表1和图5。
2.1 变压器空投时的励磁涌流及其对阻抗保护的影响
借助Matlab进行了变压器空载合闸的仿真。合闸时刻为A相电压过零时 (下同) 。图4为所用的Matlab变压器仿真模型, 模型中考虑了饱和与剩磁, 磁化曲线见图5。
2.1.1 变压器Tm从525 k V侧空投时的三相励磁涌流、端电压 (线电压) 工频分量和相间测量阻抗
图6所示为三绕组变压器Tm从525 k V侧空投时的三相励磁涌流、端电压的工频分量和相间测量阻抗的变化曲线。从图可见在励磁涌流情况下, 三个相间电压标幺值约在1.7 pu左右, 三个相间阻抗保护的测量电抗最小值为3.25 pu (见图6下) , 远大于变压器电抗0.37 pu (-0.02+0.39=0.37见图3) 和定值, 阻抗保护不会误动。
2.1.2 变压器Tn从230 k V侧空投时的三相励磁涌流、端电压的工频分量和相间测量阻抗
图7所示为双绕组变压器Tn从230 k V侧空投时的三相励磁涌流、端电压 (线电压) 的工频分量和相间测量阻抗的变化曲线。可见在励磁涌流情况下, 三个阻抗继电器的最小测量阻抗为3.2 pu, 远大于变压器阻抗0.172 7 pu (见图3的等效网络) 和定值, 阻抗保护不会误动。
2.2 变压器外部三相短路切除时的励磁涌流及其对相间阻抗保护的影响
2.2.1 变压器Tm的1 050 k V母线三相短路切除时励磁涌流的影响
模拟1 050 k V母线三相短路, 短路开始后0.04s切除三相。图8所示为模拟三相短路切除的Matlab 模型。合闸开始时刻A、B、C相剩磁分别为0.3、-0.2和0.3倍额定磁通。
图9所示为端电压和相间测量阻抗的变化曲线。可见在外部短路切除时出现的励磁涌流情况下, 三个相间测量阻抗最小值为3.2 pu, 远大于变压器阻抗0.37 pu (=-0.02+0.39见图3) 和定值, 阻抗继电器不会误动。
2.2.2 变压器Tn的1 050 k V侧三相短路切除时励磁涌流、端电压和相间测量阻抗
同样, 在Tn的1 050 k V母线制造三相短路并切除之。图10所示为在外部短路切除时出现的励磁涌流情况下, 三个相间阻抗继电器的测量阻抗变化曲线。可见三个测量阻抗的最小值5.8 pu远大于变压器阻抗0.172 7 pu (见图3) 和定值, 阻抗继电器不会误动。
3 Y/△接线对阻抗元件测量阻抗的影响
以Yd11变压器△侧BC两相短路为例, 说明Y/△后两相短路时Y侧阻抗元件测量阻抗的计算方法[10], 参见图11。
变压器M侧相间阻抗元件的测量阻抗用对称分量推导如下。设以A相为基准, 分解为对称分量。对于相间短路没有零序, 得
图9变压器Tm的1 050 k V侧外部三相短路0.04 s后切除时的励磁涌流、端电压和测量阻抗的变化Fig.9 Curve of magnetizing inrush current, terminal voltage and measured impedance by Matlab simulation when1 050 k V outside 3 phase fault of transformer Tmis cleared
Y侧三个相间阻抗元件的测量阻抗为
同理可得
图中K点BC短路时, 对于短路支路
其中:为故障支路A相的正、负序电流;为故障点A相的正、负序电压;ZΣ2为故障点的综合负序阻抗, 为短路点两侧系统负序阻抗的并联。变压器的△侧A相流向K点的正、负序电流为
其中, C1、C2为变压器侧的正、负序电流分配系数。保护安装处的与△侧的序分量有如下关系。
式中:j是将相量向前旋转90°的算子, j=ej90°, a是将相量向前旋转120°的算子, a=ej120°。将式 (10) ~式 (13) 代入式 (3) ~式 (5) , 得到M侧阻抗元件的测量阻抗为
当C1≈C2=C时, 式 (14) 可简化为
由式 (15) 可见, 对于Yd11接线的变压器, 在△侧BC两相短路时, 在Y侧的超前相 (AB超前于BC) 阻抗元件的测量阻抗ZYAB非常大, 不会动作。故障相BC的测量阻抗ZYBC比变压器阻抗ZT小一个落后相CA的测量阻抗ZYCA比变压器阻抗ZT大一个此项只与系统阻抗有关, 可以预先算出。因而在微机保护中, 对于正方向阻抗元件, 可根据△侧故障选相的结果在计算得到的Y侧故障相测量阻抗中加上这个常数, 而在计算得到的Y侧落后相的测量阻抗中减去这个常数项。而对超范围保护可仍按变压器阻抗ZT, 考虑到助增系数和灵敏系数整定。
以上只是以△侧BC短路为例说明了Y/△接线对阻抗元件测量阻抗的影响。对于其他短路和Y侧短路的情况, 也可用类似的方法推导, 因篇幅所限, 不再赘述。
4 变压器阻抗保护的整定和动作情况仿真
4.1 允许式超范围保护 (POTT)
对于双绕组、三绕组或多绕组变压器, 都可用这种方案。例如对于Tm其定值应按最大的变压器阻抗乘以可靠系数整定, 而且要考虑最大的助增系数。例如对于Tm525 k V侧的保护, 应按阻抗最大那一侧 (115 k V侧) 母线短路时可能的最大助增系数和可靠系数整定, 并要求在最小助增系数的运行方式下在其他两侧出口短路时, 其灵敏系数不小于1.5。其作用框图如图1所示。其定值应按式 (16) 计算。
式中:Kinf为助增系数, 是在115 k V侧母线三相短路时, 通过115 k V侧保护的电流与通过525 k V侧电流之比;X1为变压器525 k V侧的电抗;X3为115k V侧的电抗;可靠系数Krel可取为1.3;助增系数Kinf可按图3的系统接线和等效网络计算短路电流得到。在计算短路电流时可不计电阻和线路分布电容的影响。两侧系统暂态电势标幺值均可取为1.05 (E′m=En′=1.05) 。为了提高动作的可靠性, 也可近似取助增系数的最大值, 例如可取Kinf=2。代入式 (16) 可得
图12所示为Tm115 k V侧绕组端头发生三相短路时, 525 k V侧超范围整定的阻抗继电器的动作情况。从图12可见525 k V侧超范围整定的阻抗继电器的测量阻抗约为0.322 pu, 小于其定值0.95 pu, 可以正确动作。其他两侧的保护也应动作, 三侧保护都动作后, 通过“与”门跳开各侧断路器 (见图1) 。
对于115 k V侧的保护, 仿照式 (17) , 其定值可取为
图13所示为1 050 k V母线发生三相短路时, 115 k V侧超范围整定的阻抗保护的动作情况。从图13可见, 保护的测量阻抗为0.581, 小于其定值0.972, 可以正确动作。
4.2 闭锁式超范围保护 (BOTT)
这种方式也可用于双绕组或多绕组变压器, 这种方式要求在每侧装设两个阻抗继电器。一套Z+指向变压器内部, 一套Z-指向变压器外部, 即反方向。各个Z+都按超范围整定, 和POTT方式一样。动作指向反方向的阻抗继电器应按其动作范围超过其他各侧正方向动作保护的动作范围整定。因为反方向阻抗保护只反应反方向线路上的短路, 只要按此原则整定, 在线路上短路时, 短路侧的Z-动作, 通过“或”门可靠闭锁各侧的保护。在校验115 k V侧两相短路阻抗保护的动作情况时, 应考虑电流和电压经过Y/△转换的问题, 如上所述。仿真结果说明此方案的正确性和可靠性。限于篇幅此处从略。
5 结论
(1) 鉴于特高压大容量变压器的重要性, 保护应有较大的冗余度, 研究可靠的快速后备保护具有重要意义;
(2) 本文提出并分析的用受励磁涌流影响小的阻抗纵联保护实现由单相变压器组构成的特高压大容量变压器相间短路的快速后备保护, 可提高变压器保护可靠性;
(3) 对双绕组和多绕组变压器, 都可用超范围闭锁式或允许式阻抗纵联保护方式;
(4) 用Matlab建立的模型、编制的程序研究和仿真, 证明了此种保护原理的可行性和优越性。
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变压器阻抗保护 篇2
在牵引变电所中,过去主要采用常规的Y/Δ-11变压器,将电能从电力网输入牵引接触网中,实现铁路牵引供电。在这种情况下,由于牵引负载不均衡会将负序和零序等不对称量传输到电力网。对于电力网来说,不对称量是电力垃圾,很难消除。阻抗匹配平衡变压器的推出,经过近几年的实践应用和不断完善,很好地解决了不对称量对电力网影响的大难题,在我国电气化铁道牵引供电中得到大量应用。
平衡变压器低压侧接电气化铁道上行线和下行线两相负载,两相负荷的电流随列车的运行情况变化而变化;高压侧接三相电力系统。其最大优点是:在低压侧两相不对称负荷的各种运行方式下,变压器高压侧三相电流具有较好的对称性,即减小了不对称量对电力系统的影响,提高了系统的电能质量。
平衡变压器虽然解决了不对称量对电力网影响问题,由于其在结构性能上与Y/△-11电力变压器有很大的不同,变压器低压侧两相电流相位差为90°,高压侧电流与低压侧电流相位差随列车运行方式的变化在0°~90°之间变化。以上这些特点,给设计平衡变压器的差动保护带来了困难;同时与传统电力变压器差动保护实现方式迥异,保护原理不容易理解。
1 阻抗匹配平衡变压器数学模型分析
首先,我们对阻抗匹配平衡变压器进行数学模型分析。
不妨设Zab=λ·Zac=λ·Zbc,W1/W2=K,Wad=Wbe=δ·W2
即:W1/Wad=W1/Wbe=W1/(δ·W2)=K/δ
图1为平衡变压器高低压侧绕组关系。
图中:W1为变压器原边相绕组匝数;W2为副边相绕组匝数;ΔW为支臂匝数。
变压器副边三角形电流分配关系为:
则低压侧绕组电流分别为:
当只有电流时,以流出节点b电流为正向,低压侧绕组电流分别为:
因此,当分别有电流时,低压侧绕组电流分别为:
而平衡臂绕组线圈与高压侧B相饶在一起,则有下面公式:
用行列式表示为:
根据平衡变压器高压侧零序电流为0的原则有公式(2):
根据低压侧电压向量关系可得图2。
根据三角正弦定理可得:
Uad=Uac,即δ=Wad=sin15°=3-1sin15°sin45°W2sin45°2δ=λ+2λ-1=23-1,从而可得:λ=3+1。
把λ和δ代入行列式便得:
公式(3)为平衡变压器高低压侧绕组之间的电流矩阵关系。
若高压侧电压等级为220 k V,则由公式(3)可推出高压侧绕组线电流与低压侧绕组的矩阵关系:
2 差动保护的应用
阻抗匹配变压器差动保护接线如图3。
变压器两侧电流平衡关系(CT二次侧)如式(5)。
AB相差动电流
AB相制动电流
BC相、CA相差电流、制动电流计算类似。
为躲避区外故障时保护误动,需引入比率制动特性判据。阻抗匹配平衡变压器比率差动动作特性如图4。
比率差动保护判据为:
式中:iCD为差动电流,按式(6)计算;iZD为制动电流,按式(7)计算;iDZ为差动电流整定值;i1为制动电流Ⅰ段整定值;i2为制动电流Ⅱ段整定值;K1为Ⅰ段比率制动系数;K2为Ⅱ段比率制动系数。
为防止变压器空投时产生的励磁涌流影响,增加二次谐波闭锁判据:
3 小结
阻抗匹配平衡牵引变压器的差动保护方案跟电力变压器迥异,用常规差动继电器实现该变压器差动保护时非常麻烦,必须配备辅助变流器和复杂的电子逻辑电路,安装调试、运行维护时十分困难。随着微机变压器保护的成熟和完善,现在平衡牵引变压器主要采用微机型变压器保护,其差动保护省去了辅助变流器,复杂的保护逻辑和判据完全由装置内部软件完成,运行维护方便、可靠性高,在电气化铁道中得到了广泛采用。本文通过对阻抗匹配平衡变压器差动保护实现技术的推理和分析,希望能够使相关技术人员对该类变压器差动保护原理的理解具有一定的指导帮助作用。
摘要：介绍了电气化铁道阻抗匹配平衡变压器的平衡匹配机制原理,并进一步就平衡匹配关系数学模型的搭建和变压器高低压侧电流变化的规律进行了推理分析。解析了差动保护在阻抗匹配平衡变压器中如何实现以及铁路电气化差动保护在实现过程中为防止误动作所增加的一些判据。阻抗匹配平衡变压器在电气化铁路建设中广泛应用,其差动保护逻辑和判据已完全由微机来实现,所提的计算方法和理论研究对于阻抗匹配平衡变压器保护设备的开发和应用具有较高的实用价值。
关键词：差动保护,阻抗匹配,平衡,负载,励磁涌流,比率制动特性
参考文献
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变压器阻抗保护 篇3
随着电网容量增加,系统阻抗日趋减小。高阻抗变压器能有效弥补系统阻抗降低,限制短路电流,因而应用日益广泛[1]。高压内置型高阻抗变压器将高压绕组内置,通过低压绕组串联电抗器增加绕组的电抗,其设计成本经济、运行损耗小、抗短路能力强,应用较为普遍。而这类变压器内绕组(即高压侧)与铁芯间的主空道面积较小,其涌流问题将比普通变压器更为突出。近几年,电网中多次出现这类变压器投运时励磁涌流幅值大且衰减缓慢的新情况,对变压器及其邻近设备的后备保护带来了不利影响[2,3]。目前,相关文献大多针对普通变压器励磁涌流、和应涌流幅值特性对变压器差动保护的影响进行分析[4,5,6,7,8],相关结论对于高压内置型高阻抗变压器的适用性有待深入研究;亦缺乏高阻抗变压器涌流零序分量衰减规律及其对变压器零序过流保护和线路零序保护影响的相关研究。
本文结合现场录波数据,分析了广东电网某变电站高压内置型高阻抗变压器空载合闸失败的原因。进而对这类变压器的涌流特点以及影响涌流大小和衰减的因素进行了分析,并在EMTDC上搭建相应的模型,详细分析了空载合闸角、剩磁大小、负荷大小等因素对涌流零序分量幅值及其衰减特性的影响。最后对高阻抗变压器及其相关保护的整定给出了建议。
1 高压内置型高阻变压器涌流导致保护误动实例及对策分析
为了满足各分接头位置阻抗、调压方式与原有变压器相匹配以及并列运行时变压器间的负荷平衡的要求,广东电网某变电站新投运3号主变采用高压内置型高阻抗变压器,与原1号、2号主变并联运行。其接线方式如附录A图A1所示。
2011年12月26日15点38分5秒,3号主变空投,200ms后零序过流保护出口跳闸,经过大约50ms延时后,220kV侧断路器QF4跳闸切除断路器,致使3号主变空投失败。3号主变三相电流及零序电流的现场录波如图1所示。可以看出,该变电站3号主变高压侧A,B,C三相电流和零序电流幅值较大且衰减缓慢,波形不符合短路电流波形的特点,而具有典型的励磁涌流特征。
3号主变的主保护为差动保护。在合闸过程中,其高压侧A,B,C三相的励磁涌流最大值折算至一次侧后分别为2.91,2.18,0.28kA,三相差流相差较大。但由于二次谐波闭锁的原因,3号主变的差动保护并未动作。
3号主变的后备保护为零序过流保护,其高压侧零序过流保护整定值为600A/200 ms。从现场录波数据可知,合闸时由于涌流零序分量有效值达到了960A,超过了3号主变的零序过流保护的门槛值,持续200ms后零序过流保护出口跳闸,即零序过流保护动作是3号主变空载合闸失败的原因。
附录A图A2的现场录波表明:3号主变空载合闸时,三相电压正常。因此,可考虑对零序过流保护增设低压闭锁过流保护环节(即当电压大于整定值时闭锁零序过流保护),区分励磁涌流与短路电流,避免零序过流保护因励磁涌流误动作。新投运的高阻抗变压器站可以考虑采用此对策来防止误动。但对于已运行站,增加保护元件的闭锁判据,在实际运行中可操作性不强。
另外值得注意的是,3号主变高压侧3I0从合闸时刻峰值为2.166kA到跳闸时刻峰值为2.052kA,250ms期间仅仅衰减了0.114kA,其励磁涌流零序分量衰减缓慢。若涌流零序分量3I0以此速度衰减,则在合闸4s后零序电流有效值约为241A,恰好处于线路零序保护Ⅳ段(整定值为240A,延时为4s)动作的临界点上。因此在某些运行工况下,存在变压器励磁涌流引起主变出线零序保护Ⅳ段误动作的风险。
线路零序保护Ⅳ段,作为零序电流保护的最末段,主要作用是保证线路经大过渡电阻接地时保护能可靠动作。当线路经大过渡电阻接地后三相电压幅值变化不大,因而不能通过增设低压闭锁环节去避免涌流衰减缓慢造成的线路零序保护Ⅳ段误动作。而增大零序保护Ⅳ段电流定值或者延长其动作时限是较为常见的手段。线路零序保护Ⅳ段电流定值按躲过本线路末端变压器三相短路最大不平衡电流考虑,一般不超过300A。如文中变电站线路零序保护Ⅳ段电流定值为有效值240A。如果增大电流定值,会使其灵敏度降低,当高阻接地故障时可能导致其拒动。因此适当延长线路零序保护Ⅳ段动作时限,是避免其因涌流零序分量衰减缓慢误动的较可行的对策。
由于此类误动缺乏现场案例,相关的研究也较为少见。因此,有必要结合这类高阻抗变压器的特点对影响涌流大小及其衰减的影响因素和规律展开分析,为进一步分析其对变压器零序过流保护和线路零序保护Ⅳ段的影响提供理论支撑。
2 变压器励磁涌流特性及高阻抗变压器特殊性分析
变压器空载合闸时,由于变压器磁通不能突变,因而产生非周期分量磁通,其与原有周期变化的磁通相叠加即为变压器合闸后的磁通。由于变压器铁芯材料具有非线性特性,变压器铁芯饱和后,维持相应的磁场需要数值很大的励磁电流,这个电流称为励磁涌流[9,10]。由于变压器合闸后磁通由周期分量和衰减的非周期分量共同组成,根据变压器铁芯磁化曲线,励磁涌流也对应地呈现周期变化并衰减的趋势。
2.1 单台变压器励磁涌流机理分析
当单台变压器进行空载合闸时,在稳态运行情况下,设绕组端电压为u(t)=Umsin(ωt+θ),单台变压器空载合闸等效电路如图2所示。图中,i为一次回路电流;Ls和Rs分别为系统等效电感和电阻;L1σ和R1σ分别为变压器一次绕组漏电感和漏电阻;L1m和R1m分别为变压器等效励磁电感和励磁电阻。
设t=0时刻变压器空载合闸,电压的合闸相位角为α,R=R1σ+R1m,L=L1σ+L1m,Ψ=(Ls+L1σ+L1m)。则合闸回路的电压方程为:
为定性分析涌流暂态过程,将非线性的励磁电抗L1m线性化处理[7],可得到以磁链Ψ为变量的微分方程:
考虑到铁芯中的剩磁不能突变,设变压器空载投入瞬间(t=0)铁芯剩磁为Ψr,稳态磁链幅值为,阻抗角为φ=arctan[ω(L+Ls)/(R+Rs)],时间常数为τ=(Ls+L)/(Rs+R)。解微分方程可得:
由式(3)可知:
1)单台变压器空载合闸时,涌流大小与空载合闸初相角密切相关。由于合闸回路的电抗要远大于回路电阻,即φ≈90°。那么当电压过零点时空投(合闸角α=0°),铁芯中会出现稳态磁通-Ψm,由于磁通不能突变,因而产生Ψm。在非周期磁通Ψm、周期磁通以及剩磁Ψr的影响下,在约半个周期后励磁涌流达到最大。
2)单台变压器空载合闸时,当剩磁方向与非周期分量方向一致时,励磁涌流Ψ(t)随着剩磁Ψr的增大而增大。
3)系统阻抗Rs,Ls与稳态Ψm幅值呈反比关系,当Rs,Ls增大时,稳态Ψm幅值减小。并且Rs,Ls对励磁涌流衰减时间起直接作用,Ls越大,Rs越小,τ越大,涌流衰减得越缓慢。
2.2 和应涌流机理分析
当变压器空载合闸时,其励磁涌流会与运行变压器发生和应作用,而导致先前已经投入运行的变压器产生涌流,称为和应涌流。串联变压器和应涌流的机理与并联变压器类似,但由于两台变压器间存在线路电阻,造成串联和应涌流出现的时间较晚,且所达到的幅值更小;同时,其衰减时间明显快于并联和应涌流[11,12]。因此从运行的角度,按最严重的情况即两台双绕组变压器并联运行为例展开分析。
当变压器T1正在空载运行,变压器T2空投时的等效电路如图3所示。
图中,i1,i2和i分别为T1和T2以及总的一次回路电流;Ls和Rs分别为系统等效电感和电阻;L11σ,L21σ和R11σ,R21σ分别为T1和T2的一次绕组漏电感和漏电阻;L11m,L21m和R11m,R21m为T1和T2的等效励磁电感和励磁电阻。
设变压器T2空投时,运行变压器T1初始磁链为Ψ1(0),设T2剩磁为Ψ2r,R1=R11σ+R11m,R2=R21σ+R21m,L1=L11σ+L11m,L2=L21σ+L21m。为定性描述并联运行变压器空载合闸引起的电磁暂态过程,即两台变压器之间表现在磁链上的和应特性,将非线性一阶方程进行线性化处理,可得以Ψ1,Ψ2为变量的微分方程:
为简化分析,设R1=R2=R,L1=L2=L。解微分方程可得:
式中:阻抗角φ′=arctan[ω(L+2Ls)/(R+2Rs)];衰减时间常数τ1=(L+2Ls)/(R+2Rs),τ2=L/R;磁链Ψm′=UmL/Z′,阻抗Z′=[(L+2Ls)2+(R+2Rs)2]1/2。
由于变压器励磁阻抗远大于系统阻抗,,所以Z′≈Z,φ′≈φ,Ψm′≈Ψm。由2.1节分析可知,单台变压器运行时稳态磁链为Ψ1(t)=Ψmsin(ωt+α-φ),那么T1的初始磁链为:Ψ1(0)=Ψmsin(α-φ)≈Ψm′sin(α-φ′)。因此,式(6)、式(7)可进一步简化为:
由式(8)、式(9)可知:
1)对于T1空载运行、T2空投,随着剩磁Ψ2r正向增加,Ψ2(t)也正向增加,相应励磁涌流正向增大,Ψ1(t)负向增加,相应和应涌流负向增大,反之亦然。即T1空载运行、T2空载合闸的励磁涌流与和应涌流均随剩磁的增大而增大。
2)在50 Hz系统中,Rs=Zscosθ,Xs=Zssinθ,Ls=Xs/(jω),ω=2πf=314,所以|Ls|=|Xs/ω|=|Zssinθ/314|,|Rs|=|Zscosθ|。由于系统阻抗角θ一般为70°~85°,即可得。即系统等效电阻的模远大于系统等效电感的模。结合式(8)、式(9)可得:(2Ls+L1σ+L1m)/(2Rs+R1σ+R1m)<(Ls+L1σ+L1m)/(Rs+R1σ+R1m)<(L1σ+L1m)/(R1σ+R1m),即τ1<τ<τ2。当一台变压器运行、另一台变压器空投时,空投变压器的磁链Ψ2(t)初始阶段由τ1和τ2共同决定,此时与一台变压器空投的磁链Ψ(t)按τ衰减的速度接近。但由于衰减迅速,当其衰减至较小值时,Ψ2(t)的衰减速度主要由τ2决定,将比仅按τ衰减的Ψ(t)衰减得慢。综上可知,当一台变压器运行、另一台变压器空投时,空投变压器的励磁涌流将比单台变压器空投的励磁涌流衰减缓慢。
3)由于励磁电感具有非线性特性,当剩磁越大,变压器达到的饱和程度越大,即励磁电感越小。假设剩磁增大ΔΨ,励磁电抗减小ΔLm,那么剩磁增大后的衰减时间常数为:τ′=(Ls+L1σ+L1m-ΔLm)/(Rs+R1σ+R1m),τ1′=(2Ls+L1σ+L1m-ΔLm)/(2Rs+R1σ+R1m),τ2′=(L1σ+L1m-ΔLm)/(R1σ+R1m)。剩磁增大前与剩磁增大后的时间常数变化为:Δτ=τ-τ′=ΔLm/(Rs+R1σ+R1m),Δτ1=τ1-τ1′=ΔLm/(2Rs+R1σ+R1m),Δτ2=τ2-τ2′=ΔLm/(R1σ+R1m),即Δτ2>Δτ>Δτ1。结合前面分析可知,单台变压器空投磁链Ψ(t)由τ决定,而T1空载运行、T2空投的磁链Ψ2(t)的衰减趋势主要由τ2决定,当剩磁增大ΔΨ时,Δτ2>Δτ。即T1空载运行、T2空投时的励磁涌流衰减速度比单台变压器空投时的励磁涌流衰减速度,随剩磁的增加而减小得更快。
为了方便分析,前文没有考虑T1带负载运行的情况。一般地,变压器T1都是带负载运行的,其中T1带负载后的等效电路如图4所示。
由图4可知:
1)对于空投变压器T2而言,可将系统支路和T1支路进行戴维南等效,即可转化成与图2相同的等效电路图。区别在于:T1带负荷运行后相当于系统等值阻抗变小,即Rs,Ls变小,稳态Ψm幅值增大,且T1所带负荷越大,T2的励磁涌流幅值越大。
2)对于运行变压器T1而言,带负荷后T1支路的等值阻抗变小,将系统支路和T1支路进行戴维南等效后,其等值系统阻抗也变小。而和应涌流正是由于系统等效电阻Rs的存在而产生的,Rs的值越大,磁链每周期的变化也就越大,也就越利于和应涌流的产生,反之亦然。因此变压器带负荷时比空载时不易进入饱和状态,和应涌流现象减弱,在负载特别大时,和应涌流可能消失[12]。
2.3 高压内置型高阻抗变压器的特殊性分析
广东电网某变电站新投运3号主变采用与1号、2号运行变压器类似的高压内置及粗细调压方式的结构。线圈排列采用高压绕组(HV)、中压绕组(MV)、低压绕组(LV)排列方式,通过低压侧端通过引线串联电抗器XT增加绕组的电抗。之所以采用高压内置结构是出于经济性考虑:如果采用常规结构,为满足高—低阻抗的要求,需拉大变压器中低空道,设计成本较高。这类高阻抗变压器具有抗短路能力强、励磁电流小、空载损耗和负载损耗小的优点。附录A图A3、图A4分别给出了高压内置型高阻抗变压器与普通变压器结构对比示意图、实测励磁曲线图。附录A表A1给出了高阻抗变压器相关电气参数。
取上述高阻抗变压器参数,普通结构变压器采用典型参数,等值电源电压取为,系统阻抗取为Zs1=Zs2=3.291 2∠85°,Zs0=6.108 1∠75°进行仿真。可得单台高压内置型高阻抗变压器励磁涌流零序分量(高压侧3I0)与单台普通变压器励磁涌流零序分量(高压侧3I0)的衰减情况对比如附录A图A5所示。通过分析附录A图A3至图A5可知:
1)高压内置型高阻抗变压器高压线圈至铁芯距离比普通变压器高压线圈至铁芯距离小,因此高压内置型变压器高压线圈与铁芯间的主空道远小于普通结构变压器。而变压器铁芯深度饱和时,有一部分磁通出现在绕组与铁芯间的空隙中,因此主空道面积越小,励磁涌流越大。这类高压内置型高阻抗变压器的结构特点决定了其励磁涌流大于线圈由内向外排列方式为低、中、高的变压器。即高压内置型高阻抗变压器励磁涌流比普通变压器励磁涌流大。
2)另外,由于高阻抗变压器空载损耗较小,其等值电阻也较小。而励磁涌流与和应涌流衰减时间常数τ与变压器等值电阻成反比,所以其涌流衰减比较缓慢。即高压内置型高阻抗变压器涌流零序分量衰减较普通变压器更为缓慢。
3 EMTDC仿真建模分析
由第2.1节至2.3节分析可知,励磁涌流的大小和衰减时间与变压器类型与结构、空载合闸时刻、剩磁的大小、系统运行方式、负荷大小以及负荷功率因数等因素密切相关。三相式变压器相间相互影响使得励磁涌流衰减特性更为复杂,理论解析分析具有一定的难度与局限性。因此有必要在EMTDC上建立相应的高压内置型高阻抗模型,对影响励磁涌流、和应涌流大小与衰减时间的因素进行分析,进而为线路零序保护Ⅳ段整定提供依据。
3.1 系统模型
系统接线图如附录A图A6所示。取实际系统典型参数如下:等值电源电压为,大方式下的系统阻抗为Zs1=Zs2=3.291 2∠85°,Zs0=6.108 1∠75°。小方式下的系统阻抗为Zs1=Zs2=17.893 5∠85°,Zs0=21.659 0∠75°。变压器采用高压绕组内置高阻抗变压器,其电气参数、励磁曲线均采用上文所示实际参数。
3.2 空载合闸涌流零序分量分析
变压器空载投运时,励磁涌流的大小及其衰减时间与空载合闸角、系统运行方式、变压器剩磁、负荷大小以及负荷功率因数密切相关。
3.2.1 空载合闸角影响
系统分别采用大方式、小方式,并对合闸角分别为0°~360°(每隔6°)进行仿真。把合闸后3I0衰减至240A所需时间记为tkt(下同),仿真结果如附录A图A7所示,由此可以看出:
1)三相涌流最小值较单相大,不同合闸角情况下,涌流零序分量衰减至240A所需时间相差较大,并且呈60°对称趋势,其中在N×60°(N=0,1,2,…)时,即A,B,C三相电压过零点时,其tkt达到最大,与前文理论分析所得励磁涌流出现极值的条件一致。
2)不同系统运行方式情况下,涌流零序分量衰减至240A所需时间相差较大。其中系统在大方式运行时tkt(3.41s)比小方式运行时tkt(1.13s)大。这是因为系统等值阻抗大方式下比小方式小,所以其稳态磁链幅值Ψm较大。并且,衰减常数τ=(Ls+L)/(Rs+R),由于系统阻抗角(仿真均取75°)小于变压器阻抗角,使得系统大方式运行情况下励磁涌流零序分量衰减速度比小方式慢。
3.2.2 变压器剩磁影响
采用大方式运行,剩磁大小由0~1(标幺值,每隔0.1)均匀变化,分别对单台变压器空投,T1空载运行、T2空投进行仿真。考虑合闸角最严重情况,仿真结果如图5所示。
由图5可知:
1)对于单台变压器空投情况,当剩磁从0~1变化时,tkt由3.39s增加至3.85s。即其涌流零序分量衰减至240A的时间随着剩磁增大而缓慢增加,并且均未超过零序Ⅳ段定值4s。
2)对于T1空载运行、T2空投情况,当变压器剩磁从0~1变化时,空投变压器T2的tkt由3.55s增加至4.83s,运行变压器T1的tkt由0s增加至4.62s。即其涌流零序分量衰减至240A的时间随着剩磁增大而迅速增加。其中,当剩磁大于0.3时,空投变压器T2的tkt超过了零序Ⅳ段定值4s。
3)在相同剩磁情况下,空投变压器T2的tkt>单台空投变压器tkt,即一台变压器空载运行,一台变压器空载合闸较单台变压器空投时励磁涌流零序分量的衰减速度更为缓慢;且当剩磁增大时,运行变压器T1的tkt和空投变压器T2的tkt较单台变压器tkt增加得更快,所得结论与第2.2节理论分析一致。
3.2.3 负荷大小影响
考虑到实际变压器铁芯剩磁一般最大只能达到0.7[13,14],为研究实际系统中最严重的工况,下文仿真均只考虑大方式、剩磁为0.7的情况。
设T1负荷大小由0 MVA至150 MVA,每隔10 MVA均匀变化,功率因数为0.98。对T1带负荷运行、T2空投进行仿真,考虑合闸角最严重情况,其tkt如图6所示。
由图6可知:
1)空投变压器T2的tkt随着运行变压器T1的负荷增大而增大,T1的tkt随着T1的负荷增大而减小。由前文理论分析可知:这是因为T1带负荷后,T1支路和系统支路并联后的等值阻抗变小,且负荷越大等值系统阻抗越小,T2空投时产生的涌流越大且衰减越慢;而T1带负荷后由等值系统阻抗变小,和应涌流效应减弱。
2)当负荷由0~150 MVA均匀变化时,空投变压器T2的tkt由4.52s增加至5.11s,而T1的tkt由3.98s减小至2.66s。并且T2的tkt均大于4s,而T1的tkt一直小于4s。
3.3 线路零序保护Ⅳ段动作时间整定
由3.2节仿真分析可知,高压内置型高阻抗变压器在某些恶劣的工况下,空载投运的涌流零序分量衰减时间超过了零序保护Ⅳ段整定时间。因此有必要对这类变压器并联运行的线路零序保护Ⅳ段动作时间进行重新整定。
保护整定计算时,考虑励磁涌流可能衰减时间最长的极端工况:系统最大运行方式、变压器最大剩磁、变压器负荷满载以及合闸角最严重情况。结合工程实际运行情况,本文变压器整定校核时取系统为大方式、剩磁为0.7、T1负荷为140MVA(功率因数为0.98)、T2空投的情况作为广东电网某变电站线路零序保护Ⅳ段的整定边界条件。此种工况下,涌流零序分量衰减至240A所需时间最大值约为4.96s,高于原来零序保护Ⅳ段设定的4s延时时间。综合考虑变压器投运的成功率、保护的灵敏度以及对电力系统稳定性的影响,建议将零序保护Ⅳ段整定值延长至5s,以确保空载合闸不会导致其误动作。
4 结论
高压内置型高阻抗变压器结构的特殊性决定了其励磁涌流较一般结构的高阻抗变压器大且衰减更为缓慢。本文分析了高压内置型高阻抗变压器涌流的特点以及影响涌流大小与衰减时间的相关因素。得出主要结论如下。
1)运行变压器负荷大小对变压器空投时的励磁涌流、和应涌流零序分量衰减影响较大:轻载时励磁涌流与和应涌流衰减速度接近,重载时励磁涌流衰减速度变慢而和应涌流衰减速度增加。
2)新投运高压内置型高阻抗变压器时,建议结合工程实际运行情况,考虑系统最大运行方式、变电站其他变压器满载、空投变压器最大剩磁以及电压过零点合闸的情况,对线路零序保护Ⅳ段的动作时间进行重新整定,以确保变压器的安全投运。
电力变压器的宽频带建模及阻抗分析 篇4
无论是连接在气体绝缘变电站 (GIS) 中的变压器还是连接在高压直流换流站的变压器,都有可能侵入含有高频分量的暂态过电压。比如,GIS变电站由于开关操作产生的特快速暂态过电压 (VFTO) 中含有从直流到数十兆赫兹甚至更高频率的分量[1,2]。这样宽频率范围的电压激励侵入到变压器绕组中,不仅产生不均匀的电压分布,使部分线圈承受过高的电压降落,有可能造成绝缘损坏,而且当侵入的电压中某些分量的频率与线圈的自然频率重合,会激起局部电磁振荡,也可能造成绝缘过电压击穿。因此了解变压器线圈的自然频率分布以及暂态响应特性对于预防快速暂态过电压和局部电磁振荡造成的绝缘损坏是十分重要的。
根据网络函数理论,对设计中的变压器线圈进行电路建模并计算其入端阻抗和电压转移函数,不但可以分析变压器线圈的自然频率分布,而且可以用于分析其暂态响应特性。
为了建立变压器线圈宽频范围的电路模型并计算其入端阻抗,可以采用场路结合的模型[3],也可以采用分布参数电路模型[4,5,6,7]或集中参数电路模型[8,9]。大型超高压或特高压电力变压器线圈结构极其复杂,尤其是由于采用分区绝缘结构,即使在同一个绕组中,线圈绕制方式、导线规格、绝缘材料和尺寸等也有多种变化,用场量来建模是很困难的。目前,对于变压器线圈的宽频建模主要还是采用分布参数电路模型,如传输线模型。但在以往的模型中[4,5,6],未见有人指出如何处理线匝长度不相等的问题。本文的目的是要在宽频范围对变压器线圈进行建模,故选择以线匝为单元的多传输线分布参数电路模型。关注频率范围选取在100kHz至50MHz之间。
1 变压器线圈的多传输线模型
对于大型变压器线圈来讲,饼式绕组内外侧线匝的匝长会有比较大的差别。比如,某特高压变压器高压绕组外径侧的线匝长度约是内径侧线匝长度的1.2倍。所以在将平行多传输线模型用于心式变压器线圈建模时,需要十分注意这个问题。直线多传输线模型(无损)如式(1)所示:
根据相同的假设,也可以推导出基于柱坐标的环形多传输线模型(无损),如式(2)所示:
在该模型中,自变量是角度,每匝的“长度”均为2π。两种模型的系数矩阵都是先以线匝为单位计算电感参数矩阵和电容参数矩阵,然后再分别除以“平均匝长”和2π。值得指出的是,式(2)系数矩阵有确切的物理意义,即单位弧度的电感参数矩阵和电容参数矩阵,但是式(1)的系数矩阵是基于“平均匝长”获得的,因而只是等效的单位长度电感参数矩阵和电容参数矩阵。
事实上,式(1)和式(2)不仅具有相同的形式,而且是完全等效的,即只要将式(2)等式两边分别除以该绕组的“平均半径”r0就能得到式(1)。为此,下文将采用式(1)的形式进行描述。考虑损耗的多传输线方程如式(3)所示。
式中[u]和[i]分别是线匝对地电压和线匝中电流向量;[L]、[C]、[R]、[G]分别是“单位长度”电感矩阵、电容矩阵、电阻矩阵和电导矩阵。其中,电感矩阵是以线匝为单位根据恒定磁场关系进行计算;电容参数矩阵是以静电场的关系通过计算线匝间的几何电容而获得;电阻矩阵和电导矩阵的计算分别考虑了频率依赖,按照导线交流电阻和匝间介质损耗电阻随频率变化的关系进行计算。式(3)也可以写成频域形式:
2 多传输线模型的π型等值电路
无论是计算线圈入端阻抗还是计算线圈中的电压分布,从工程上讲,都只需关心每个线匝端部的电压和电流,因此可以用π型等值电路来表示多传输线模型,如图1所示。
图1中的Y1、Y2可分别表示为(推导详见附录):
上式中的l为线匝的长度,W、P分别为电压、电流向量的相模转换矩阵,也是L与C的广义特征向量矩阵,且满足:
Λ0是无损耗情况下的方程参数矩阵特征值,Λ是存在损耗情况下的方程参数矩阵特征值,有:
一般来讲
于是
令:
用式(5)求得的Y2可以看作是节点与节点之间的导纳矩阵,Y1则为各节点对地的导纳。若绕组中有N个线匝,则参数矩阵Y1与Y2维数为N × N。
3用求节点电压方程的形式解多传输线模型
用π型等值电路简化多传输线模型之后,可以采用节点电压方程组来描述各线匝端点的电压。设入波节点编号为1,接等效电流源Is,绕组末端接地,则节点电压方程为:
若等值电路共有Nt个独立节点,则Yn的维数为Nt×Nt。通过解方程(9)就可以得到线圈的阻抗特性及各节点间的电压传递关系。
Yn可以通过方程系数矩阵[L]、[C]、[R]与[G]求得,计算步骤如下。
1) 确定节点与各匝的关联矩阵
用矩阵A1与A2分别表示节点与各线匝首端和末端的关联关系。A1与A2的维数均为Nt×N。
2) 计算节点导纳矩阵Yn
根据节点与线匝的关系,可以计算Yn如下:
令Zn=Y
于是入端阻抗为:
而第k个节点电压可用入端电压表示为:
4 实验验证
实验线圈为50个线饼组成的内屏-纠结-连续式结构线圈,每个线饼6~8匝,共353匝。采用阻抗分析仪Agilen4395A测试该线圈的入端阻抗,测量频率范围选择为100kHz~50MHz。
该实验线圈入端阻抗的测量结果与计算结果如图3所示。从图3可以看到,在20MHz以下的频率范围内,测量结果与计算结果基本一致,而在更高频的区域,两者的差别要大一些。其原因既有高频段参数计算不准确性的因素,也有高频下测量不准确的影响。这一结果说明了,用本文建立的电路模型至少在20MHz以下可以比较准确地实现对线圈的建模。
5 计算实例
下面给出两台实际变压器的入端阻抗计算结果。变压器1为一台220kV、180,000kVA的有载调压变压器,高压绕组中部进线,上下半柱对称,插花纠结—纠结—连续结构,共有88饼,每饼10~12匝;变压器2是一台1000kV、1000,000kVA双绕组变压器,高压线圈中部进线,上下半柱对称,内屏蔽—连续结构,共有144饼,每饼9~11匝。图4、图5分别为变压器1、2的入端阻抗计算结果。
从计算结果中可以看出:第一,在低于数千Hz的频率范围内,变压器线圈入端阻抗呈感性(为了便于观察高频段的阻抗特性,100kHz以下的阻抗特性没有在图4与图5中显示出来),在约100kHz以上的频率范围内,变压器线圈的入端阻抗总体上呈容性。第二,两台变压器在数百kHz至近20MHz左右的频率范围内有十分丰富的自然频率分布;第三,随着变压器电压等级和容量的增加(变压器线圈规模增大),线圈自然频率总体上往低频方向移动。
在大约20MHz以上频率范围内,入端阻抗出现略为“上扬”的趋势,应该是交流电阻明显增大的影响。由于导线电阻及介质损耗电阻的计算在本文中采取了经验公式,随着频率增高,其准确性可能将变差。
在GIS变电站,电力变压器高压绕组套管引线通过电缆或架空线与GIS母线相连。因此在变压器的线端看变压器的入端阻抗,还应该考虑变压器的引线电阻、电感与变压器绕组串联,然后与套管电容并联,如图6所示,其中R1和L1分别为高压引线电阻和电感,C1为套管电容,Zt为变压器入端阻抗。因此在考虑侵入变压器的VFTO频率分量时,应该考虑引线阻抗和套管电容接入的影响。
6 结论
变压器设计者需要在在设计阶段就能正确地预测变压器线圈中快速暂态过电压的分布,因此需要对变压器线圈进行宽频范围的建模,然后根据施加在变压器线端的电压波形计算绕组内的电压梯度分布。本文首先分析了基于柱坐标的环形多传输线模型与基于直角坐标的直线多传输线模型的等效性,推导了相模转换的计算公式,从而获得传输线π型等值电路参数,然后采用节点法求得等效电路的入端阻抗和电压传递函数。本文工作还得到以下结论:
1) 通过计算变压器线圈等值电路的入端阻抗可以比较全面地了解线圈中自然频率分布及暂态响应的频率特性,并比较容易地通过测量模型变压器的入端阻抗并与计算结果进行比较,验证电路模型的频率有效范围。
2) 模型线圈入端阻抗测试结果验证了多传输线分布参数电路模型在20MHz频率以内可以满足工程计算的需要。
对于双绕组变压器线圈,低压绕组可以近似地处理为接地绕组。在这种情况下,高压绕组对地电容将增加,有可能略为提高靠近低压侧的电压梯度计算值。
参考文献
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变压器阻抗保护 篇5
1 阻抗匹配平衡变压器的原理
阻抗匹配平衡变压器是在普通的YNd11接线变压器的自由相上增加两个绕组,并使其次边△内各绕组阻抗满足Zab=KzZbc=KzZca的匹配原则而达到原边平衡的变压器[3]。阻抗匹配平衡变压器的原理接线如图1所示。
变压器原边接成Y联结(设存在中性点且接地),次边接成△联结,并且次边b相铁心柱绕组再外延2个支臂α和β,称为平衡绕组,且满足次边两相输出电压Uα、Uβ相位相差90。(Kz是Zab和Zbc与Zca的比例关系)。在次边△内,设Zbc=Zca=Z2,Zab=KzZ2,ω1=kω2,应用叠加原理和磁势平衡原理得到原、次边电流映射关系为:
根据平衡变压器的定义,无论Iα、Iβ负荷如何,原边的中性点电流必须为零,则
设Δω=mω2,原边三相电压为UA、UB、UC,则次边两相空载输出电压为:
假设UA、UB、UC为三相对称电压,可推出当m=0.366时,Uα超前Uβ90。,满足平衡要求。
由以上分析可得阻抗匹配平衡变压器原边与次边输出相的电流变换关系为[4]:
2 基于EMTDC的阻抗匹配平衡变压器模型
由于阻抗匹配平衡变压器A相和C相铁心柱上绕有2个绕组,B相铁心柱上绕有4个绕组,电磁关系比较复杂,用一般的传统变压器模型不能真实地反映绕组间的电磁耦合状态,因此采用EMTDC中UMEC变压器模型构建阻抗匹配平衡变压器模型。三相三铁心柱变压器如图2所示。
以三相三铁心柱的变压器为例,用UMEC变压器模型可以反映6个绕组间的电磁耦合关系。
图2中6个绕组间的电压和电流关系如公式(4)所示:
公式(4)中,Ri为线圈的电阻;Li为线圈的自感;Mij为线圈i、j之间的互感(i,j={1,2,…,6})。Li、Mij的大小取决于铁心的大小、铁心材料的电磁特性以及线圈的匝数。
参考文献[5]给出了阻抗匹配平衡变压器的等值电路,并推导出了变压器实现阻抗匹配的条件,根据这些条件,结合某阻抗匹配平衡变压器的参数,并且令文献公式中的Z132=Z312=(1/2)Z213,就可以计算出仿真模型中各个电感的值,最后运用UMEC变压器模型,可以设计出阻抗匹配平衡变压器模型如图3所示。
3 牵引供电系统的仿真模型
为研究阻抗匹配平衡变压器在正常及故障情况下的运行状态,本文利用PSCAD建立了包括牵引变压器在内的牵引供电系统仿真模型,如图4所示。
系统采用110 kV直接供电,牵引变压器采用如图3所示的由3个不同的“UMEC变压器”构成的阻抗匹配平衡变压器,系统的运行状态由断路器QF1、QF2、QF3控制,通过“故障发生器”及“Fault_A、Fault_B”设置高压侧和低压侧的故障状态。
为了模拟实际运行情况,建立了SS4型电力机车仿真模型,它采用由三段不等分桥实现四段等分桥控制的整流调压电路供电[6],机车自带的变压器由四绕组UMEC变压器组成,机车电机采用PSCAD自带的直流电机模型。
4 仿真结果及其分析
阻抗匹配平衡变压器的牵引供电系统模型仿真条件:牵引变压器高压侧电压为110 kV,短路容量为1 000 MVA,低压侧电压为27.5 k V,直接向电气化铁路供电,牵引变压器为阻抗匹配平衡变压器,额定容量为40 MVA,漏抗为10.5%。
4.1 正常运行状态仿真
设置仿真时间为1 s,正常运行时,高、低压侧不设置任何故障,仿真结果如图5所示。
由图5可知,牵引供电系统正常运行时,经牵引变压器变换后,注入到电力系统的谐波电流为三相不平衡谐波,且所有谐波电流均由电力机车产生,系统只向电气化铁路提供基波正序电流,电力机车谐波特性如下:(1)当机车处于牵引状态,整流装置投入运行,产生谐波电流;(2)机车的牵引力是取自系统,经整流调压电路后的直流电流产生,该电流不因系统外界条件和运行方式而改变,对应于交流侧电流的波形也相对稳定,因此,电力机车为谐波电流源;(3)电力机车采用单相全波不控整流或半控整流,产生的特征电流谐波以奇次谐波为主,偶次谐波含量很低。
4.2 故障运行时电磁暂态仿真
故障运行时,高压侧故障设置元件不设置任何故障,低压侧故障设置元件“Fault_B”在0.515 s时设置接地故障,运行结果如图6所示。
由图6可知,牵引供电系统低压侧发生单相接地故障时,高压侧和低压侧的电流波形都发生了明显畸变,畸变程度有所不同,特点如下:(1)高压侧A相故障电流最大,B相次之,C相最小,故障后电流波形接近正弦波,谐波含量明显降低;(2)故障后,低压侧两相电流变化趋势不同,α相电流没有发生畸变,β相电流畸变明显,由原来的近似方波变为正弦波,幅值明显增大;(3)故障后低压侧两相电流的相角差发生了明显的变化,由原来的90。迅速变化为约20。。
4.3 空载合闸时励磁涌流仿真
空载合闸时一次侧励磁涌流如图7所示。
牵引变压器在稳态时的空载励磁涌流不超过额定电流的1%～2%,但当变压器空载合闸时,由于铁心的饱和作用,其励磁涌流的瞬时值可超过稳态电流的几十倍甚至更高,会出现明显的涌流。仿真时,将断路器QF2、QF3断开,相当于低压侧空载,高压侧断路器QF1在0.16 s闭合,从图7的仿真结果可知,阻抗匹配平衡变压器空载合闸时,会产生非常明显的励磁涌流现象。
5 结语
本文利用仿真软件PSCAD建立了阻抗匹配平衡变压器及其牵引供电系统的仿真模型,通过仿真,得到了正常运行、故障状态以及变压器空载合闸时相应的电流波形,并对其谐波含量进行了分析,该仿真模型及仿真结果对研究阻抗匹配平衡变压器以及牵引供电系统的运行状态具有一定的指导作用。
摘要：研究了阻抗匹配平衡变压器的接线和内部“阻抗匹配”特性,结合多绕组变压器的电磁耦合关系,以电磁暂态仿真软件PSCAD/EMTDC中的统一电磁等值电路(UMEC)变压器模型为基础,建立了电气化铁路牵引供电系统的仿真模型。对正常运行、故障状态、励磁涌流等情况进行了仿真和分析,仿真结果验证了该模型的正确性,对于阻抗匹配平衡变压器的现场运行具有一定的指导意义。
关键词：阻抗匹配平衡变压器,PSCAD/EMTDC仿真软件,暂态仿真,牵引供电系统
参考文献
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变压器阻抗保护 篇6
1 针对直流接地缺陷的变压器短路阻抗选择方法
一般情况下, 直流输电系统的直流接地问题将会严重的影响到变压器的正常运行, 一旦变压器出现直流接地问题, 就要在第一时间找出来直流接地的接地位置, 并尽快的解决出现的直流接地问题的方法:
首先, 要充分的考察变压器内部设备的运行方式和操作情况, 并对变压器运行过程之中的气候天气条件进行仔细的整理分析, 找寻出可能存在的引发直流接地问题的原因, 并通过拉路寻找, 分段处理的方式, 有效的找出直流接地的位置, 并有针对性的进行变压器短路阻抗的数值。具体的来说, 在进行操作的过程之中, 首先要找出存在信号的部分, 首先对变压器外部进行检测, 然后再对变压器内部进行检测。与此同时, 为了保证检测的质量, 还要求在检测的过程之中按照户外合闸回路、依次推拉事故照明、户内合闸回路、信号回路、主控制室控制回路、整流装置的顺序进行对变压器内部的设备和线路的切断, 在整个切断过程之中, 要保证切断的时间不超过三秒钟, 通过选择恰当的变压器阻抗, 保证检测的准确性;
其次, 一旦在变压器的阻抗选择过程之中发生情况, 首先就要通过使用相应的绝缘检测装置进行检测, 并通过检测装置发现具体的已经接地的支路。确定之后, 在进行对支路上的保护装置的查询工作, 进而发现这些保护装置是否存在问题, 并有针对性的进行变压器的阻抗选择, 防止出现意外事故;
最后, 由于大部分的变压器的直流系统并不具备足够多的馈出线, 这就导致一条馈出线往往会连接了很多的变压器设备。在这样的背景下, 一点发生了直流接地问题, 就很容易导致检测问题的复杂性急剧增加:绝缘检测装置可以很快的确定是哪一条馈出线出现了问题, 但是, 由于在这一条馈出线之上连接了过多的变电器设备, 这就导致最后还是要进行仔细的排查才能够找出具体是变压器那一部分设备出现了问题, 否则整个的变压器设备的排查工作将难以有效的进行下去。
2 消除控制回路断线缺陷的变压器短路阻抗选择方法
一般情况下, 直流输电系统的控制回路断线问题将会严重影响到变压器线路的正常运行, 是变压器的一种重大缺陷问题。在直流输电系统变压器消除控制回路断线缺陷的过程之中, 首先要求进行控制回路维修的工作人员能够首先了解到控制回路的具体构成, 并有效的找出引发这些问题的原因, 根据这些原因予以解决问题。截至目前为止, 能够引发控制回路断线问题的原因主要集中在以下几个方面:首先, 变压器的线路的接线容易出现松动的问题, 这将导致线路控制线路断线问题的产生;其次, 变压器内部的断路器机构的闭锁继电器一旦出现了损坏的请款个, 也很容易导致控制回路断线问题的产生;然后, 进行对控制回路断线控制的控制器出现了问题, 导致断线的位置出现偏差;最后, 变压器线路的保护操作箱的位置继电器出现了损坏问题, 也将会产生控制回路断线问题。
针对上文之中分析的四种可能引发控制回路断线问题的原因, 就需要在进行具体的检测维修的过程之中按照以下的步骤进行, 并在检测完成之后, 选择合适的变压器阻抗数值:首先, 要对变压器内部的设备的操作箱上的HWJ或TWJ灯是否还处于正常工作状态, 如果还处于正常的工作状态, 就表明还没有出现问题, 就不需要进一步的进行维修, 如果出现了异常问题, 就证明还需要进行进一步的维修工作, 要找出引发这些信号出现问题的回路部分;其次, 如果不能直接的找寻出出现问题的位置, 就需要使用万用表在保护屏端子排之上进行对电压数值的测量, 如果测量出来的电压数值是负值, 就证明是完好的回路状态, 如果不是就证明在这一段出现了问题;最后, 对其他的回路路段进行检测, 找寻出出现问题的位置, 并按照控制回路图的具体指示, 进行相应的维修工作。
3 消除保护装置异常缺陷的变压器短路阻抗选择方法
为了保护变压器内部设备的正常运行, 据需要针对变压器内部各种设备的具体情况进行详细的设计。在变压器消除保护装置异常缺陷的过程之中, 主要注意的就是对那些工作年份相对比较久远的变压器内部设备进行保护工作。与此同时, 随着现代科学技术的不断发展, 现代的科学仪器的精密程度也正在逐步提升, 仅仅凭借技术工作人员的经验, 并不能够很快的找寻出现代的变压器内部设备的具体的缺陷问题出现在哪里。在这样的背景下, 如果出现了保护装置异常的问题, 就不需要相应的技术工作人员具体的去找出具体的问题, 而是要求技术工作人员判断出一个设备的插件的损害的具体的位置就可以了, 通过这样的方式, 就可以很有效的提升现场检测的效率。
与此同时, 由于设计的现代的变压器的内部设备具有着很强的复杂性特点, 如果要求特定的技术工作人员准确的估算出出现故障问题的位置, 对于技术工作人员的综合素质水平和技术水平要求过高, 在现行的变压器工作过程之中难以实现, 与此同时, 变压器设备的检修现场也缺乏相应的检测设备和维修设备。根据笔者所得出的相关经验, 一般情况下, 变压器内部保护设备出现异常情况的原因就在于电源插件的问题亦或者是计算机控制系统之中的CPU问题, 为了解决这一问题, 可以更换相应的设置, 保证其正常运行。
综上所述, 鉴于变压器缺陷问题存在的形式是各不相同的, 这就需要在解决这些缺陷问题的过程之中, 要充分的对变压器内部的缺陷问题的实际情况进行认真的考察分析, 找出引发这些缺陷的具体原因, 并根据变压器周围的环境的具体情况, 找出有针对性的解决缺陷问题的措施, 选择恰当的变压器阻抗数值。在本文之中, 具体的介绍了几种常见的变压器的缺陷问题, 并对引发这些缺陷问题的原因进行了较为深入的分析和研究, 提出了一些解决这些缺陷问题的具体方法和手段, 希望能够对专业技术人员的维修工作提供一定的参考意见。
摘要：直流输电系统的直流接地问题将会严重的影响到变压器的正常运行, 一旦变压器出现直流接地问题, 就要在第一时间找出来直流接地的接地位置, 并尽快的解决出现的直流接地问题的方法。要针对直流接地缺陷的变压器短路阻抗, 消除控制回路断线缺陷的变压器短路阻抗, 消除保护装置异常缺陷的变压器短路阻抗等选择方法。
关键词：直流输电系统,换流变压器,短路阻抗,选择
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基于综合阻抗的母线保护新原理 篇7
发电厂和变电站的母线是电力系统中最重要的电气设备之一,在母线上连接着发电机,变压器,输电线路,配电线路等设备,母线工作的可靠性将直接影响着发电厂和变电站工作的可靠性。与输电线路故障相比,母线故障的机率较小,但造成的后果却十分严重,若不及时切除,甚至可能造成整个电力系统瓦解,且其电压等级越高,故障造成的危害也越大。因此,随着电力系统规模的日益扩大,电压等级的不断提高,对母线保护的可靠性也提出了更高的要求[1,2]。
数字式母线保护按最为通用的原理可分为两种:电流差动式原理和电流相位比较式原理。电流差动式原理整定时受母线运行方式的影响较大,使得保护在满足选择性和灵敏度上发生困难。在高压和超高压系统中广泛采用的3/2断路器接线甚至接有平行短线路的双母线方式中,母线发生区内故障伴有汲出电流的情况多有发生,此时对于电流比相式保护,将会发生拒动,而电流差动式保护的灵敏度会下降,严重时也可能拒动[3,4,5]。除此之外,两种原理的保护抗电流互感器(CT)饱和能力都有限,母线区外故障CT饱和时往往会造成保护误动[6,7]。文献[8,9]提出了一种新型的分布式微机母线保护原理,该原理利用计算机网络连接分散到各回路上的保护单元,极大地提高了母线保护的可靠性,但在判据上还是沿用了电流差动式原理。文献[10,11,12,13,14]则提出基于暂态行波的母线保护原理,通过比较母线内、外部故障时行波的极性或者大小关系来判别母线的区内外故障;文献[15]还提出了基于神经网络模型的母线保护。然而这些基于暂态量或神经网络模型的母线保护在可靠性上尚存在不足。综上所述,进一步探索和研究新的母线保护方案和原理势在必行。
当母线外部发生故障时,流经母线的差动电流全部反映为母线的接地电容电流,母线上的电压相量与各支路电流相量之和的比值反映母线的容抗,其幅值很大,且相角接近-90°。内部故障时,该比值反映的是母线故障时的过渡电阻,其幅值相对较小,且相角接近0°。因此,根据故障时的母线电压相量与各支路电流相量之和的比值,可以区分母线的内部和外部故障,据此本文提出了基于综合阻抗的母线保护新原理。该原理具有较强的抗CT饱和能力,其保护动作的灵敏度和可靠性不受母线高阻接地以及多角形接线或3/2断路器接线的母线内部故障有汲出电流时的影响,而且原理简单、易整定,EMTP仿真验证了新原理的有效性和可行性。
1基于综合阻抗的母线保护原理
下面以图1所示的单相单母线模型为例,来说明基于综合阻抗的母线保护原理。
1.1母线综合阻抗的概念
对于母线M,假设它有两条进线,两条出线,电流以母线流向线路的方向为正。正常运行时如图1所示。
Z1、Z2、Z3、Z4分别为母线上各条支路的阻抗。若母线上F点发生故障,则其故障状态如图2所示。
为母线上F点的电压相量,分别为各条支路上的电流相量,为流经过渡电阻Rg的电流。定义综合阻抗为:
其中:为母线电压;为母线差流。若母线上有n条支路,则。下面分析母线上发生内部、外部故障时,综合阻抗的特点。
1.2 母线内部故障时的综合阻抗
由图2可知,当母线内部发生故障时,母线差流就等于流入过渡电阻Rg的电流,即
根据式(1)可知,此时的综合阻抗为:
可见,母线内部发生故障时综合阻抗Zcd为母线故障时的过渡电阻,其模值相对较小,且阻抗角接近0°。
1.3 母线外部故障时的综合阻抗
当母线外部发生故障时,流过母线的差流全部反映为母线的对地电容电流,如图3所示。
此时,由于母线上的电压相量为,可见,母线外部故障时综合阻抗为:
其中,Zc为母线对地电容的容抗。因此,母线外部发生故障时,Zcd其模值与母线的容抗Zc模值相等,与内部故障时的过渡电阻相比,它是一个很大的数值,且其阻抗角约为-90°。
2基于综合阻抗的母线保护判据
2.1 保护动作判据
通过以上分析可知,当母线外部发生故障时,综合阻抗的幅值|Zcd|在理论上等于|Zc|,其阻抗角约为-90°。当母线发生内部故障时,故障相的综合阻抗幅值|Zcd|大小等于母线的过渡电阻,远小于|Zc|,且其阻抗角约为0°。因此可以根据Zcd的大小及其相角来区分母线的内部、外部故障。由于上述分析均是建立在母线电压的大小能够满足计算综合阻抗幅值和相角时的灵敏度要求的基础之上。当母线电压很小时,其方向性不明确,此时无法准确计算综合阻抗的相角。因此,需要设置一个电压启动判据。据此提出了基于综合阻抗的母线保护新原理,判据如下:
差流启动判据:
电压启动判据:
幅值判据:
相角判据
IT为浮动门槛,随着变化量输出增大而逐步自动提高,取1.25倍可保证门槛电流始终略高于不平衡输出,提高安全性,减少不必要的频繁启动,且具有较高的灵敏度。Iset为电流定值,只需要保证计算精度即可,不需要躲开正常运行及外部故障时的最大不平衡电流,一般可以固定取为0.1 A (二次值),已足以保证计算精度。
电压启动判据中,UN为母线额定电压的大小,krel为可靠系数,通常取为0.05。
幅值判据中Zset为阻抗定值。由于母线高阻接地时的过渡电阻一般在50～100Ω,因此在整定时取:Zset=500Ω,已足以保证母线外部故障时不动作,而母线内部故障时,仍会有较高的灵敏度。
相位判据中θ为考虑各种误差后的裕度角,可取θ=20°,已能保证足够的灵敏度和可靠性。
2.2 保护动作的逻辑框图
为了提高保护动作的可靠性,使得母线保护在各种故障情况下都能够正确动作,因此,将以上综合阻抗幅值判据和相角判据通过或门控制输出,只要满足任意一个判据,保护就会动作于跳闸,其动作逻辑图如图4所示。
3 性能分析
3.1 新原理判据具有较强的抗CT饱和能力
对于采用比率制动原理的母线保护,若母线上有M条支路,则差流和制动电流关系表示如下:
其中k为比率制动系数,在整定时既要躲过外部故障时的最大不平衡电流,以满足可靠性要求;又要保证母线内部故障时保护的灵敏度,因此制动系数k的取值较难把握。若取值较小,则当母线发生外部故障且故障支路CT饱和时,产生的差流极易使母线保护发生误动。
基于新原理的母线保护判据则具有较强的抗CT饱和能力。当母线外部故障CT饱和时,若CT的饱和程度较轻,则此时产生的差流较小,计算得到的综合阻抗依然较大,不满足幅值判据,随着CR饱和程度的加深,Zcd才逐渐向动作区靠拢。由于实际中母线发生高阻接地的几率较小,因此,可根据现场的电压等级及实际情况,来设置定值Zset,因此,当Zset取值较低时,使得新原理动作判据具有更强的抗CT饱和能力。由于母线外部故障CT饱和时的差流在数值上等于饱和CT的二次电流缺损部分,这使得综合阻抗的相角会由于差流波形存在较大缺损而偏离-90°,但是由于内、外部故障时的综合阻抗相角具有较大反差,裕度范围可接近90°,使得此时的综合阻抗相角也较难满足相角判据,因而,保护具有较强的抗CT饱和能力。
当母线发生内部故障时,各支路仅流过其自身线路电流,因此短路容量不会很大,CT可能由于铁芯剩磁以及非周期分量等原因出现轻微饱和情况,严重饱和情况一般不会发生。而且,此时的母线差流为所有支路的电流之和,尽管某一CT饱和支路的二次电流波形有一定程度的缺损,但是对整个差流波形的影响不大,差流幅值变化也较小,综合阻抗的幅值变化不大,能够满足幅值判据的动作要求,大量的仿真结果也证实了这一点。而由于差流波形变化不严重,此时的综合阻抗的相位值也始终接近0°,能够很好地满足相位判据,因此,此时保护动作的可靠性丝毫不受影响。
3.2 保护性能不受多角形接线或3/2断路器接线的母线内部故障有汲出电流的影响
图5为3/2断路器接线的母线示意图。当母线1内部F1处发生故障,若此时有短路电流流出母线1,如图5所示。这种情况会使比较母线连接元件电流相位原理的母线保护拒动,由于穿越性电流的影响,也会使具有制动特性原理的母线差动保护的制动电流增大从而造成保护的动作灵敏度降低。对于基于综合阻抗的母线保护新原理而言,由于保护在计算的过程中只与母线的差电流有关,而此时差电流不受穿越性电流的影响,因此内部故障时保护的灵敏度不会受到任何影响。
由此可见,对于多角形接线或3/2断路器接线时的母线内部故障有汲出电流的情况,基于新原理的母线保护性能根本不会受到影响,保护依然可准确灵敏地区分母线的内、外部故障。
3.3 母线内部经高阻接地时仍具有较高的灵敏度
对于比率制动原理的母线保护而言,当母线内部发生高阻接地故障时,可能导致其具有较小的动作电流。若此时母线上所连支路较多,则其制动电流也会比较大,且支路数越多,制动电流越大。因此,母线保护的动作灵敏度会下降,严重时可能造成保护拒动。
而基于综合阻抗的母线保护新原理在计算综合阻抗时与制动电流的大小无关,且母线内部经高阻接地故障时,即使差流较小,但计算出的综合阻抗始终是过渡电阻。由于母线高阻接地时的过渡电阻一般在50～100Ω,因此,在整定时取:Zset=500Ω,已足以保证母线内部故障时具有较高的灵敏度。并且此时综合阻抗的相角也始终接近0°,故障特征非常明确,因此,母线内部高阻接地时,保护动作的灵敏度和可靠性不会受到影响。
4 仿真验证
4.1 EMTP仿真模型
为验证本文算法,利用EMTP建立如图6所示的500 kV的仿真系统。S1端系统参数:ZS1=1+j45.149Ω,ZS0=2+j23.321Ω;S2端系统参数与S1端系统参数相同。M1端系统参数:ZM1=300+j500Ω;M2端系统参数与M1端系统参数相同。线路长度为100 km,其参数为:R0=0.195 7Ω/km,ωl0=0.694 5Ω/km,ωc0=0.020 03Ω/km;Rt=0.027 0Ω/km,ωl1=0.3028Ω/km,ωc1,=0.014 19Ω/km。母线电容C=15 000 pF。
利用上述模型进行仿真,采样频率为2 kHz,仿真中采用20 ms数据窗计算相量。
4.2 母线内、外部故障时的仿真结果
分别在母线上F1处以及线路上F2处仿真母线的内部和外部故障,计算得出各种故障情况下的故障分量综合阻抗。
1)由图7 (a)可见,当母线内部发生经过渡电阻短路接地故障时,故障相的综合阻抗幅值最小,与过渡电阻的大小相等,且其相角约为0°;非故障相的综合阻抗幅值都很大,远远大于故障相的综合阻抗,且其阻抗角都接近-90°。动作判据具有明确的选择性,保护能够灵敏可靠地动作。
2)由图7 (b)可知,当母线外部发生经过渡电阻电阻短路接地故障时,三相的综合阻抗幅值都很大,达到了上万欧姆,且各相的阻抗角都接近-90°,与图7 (a)中的仿真结果相比具有明显的差别,保护动作灵敏度较高。可见,使用综合阻抗的幅值判据和相角判据可以容易地区分母线的内部、外部故障。
3)由上面的仿真结果可见,对于本文新原理判据中的综合阻抗定值Zset很容易选取,利用综合阻抗来构成母线保护具有较高的可靠性和安全性。
4.3 母线内、外部故障CT饱和时的仿真结果
利用EMTP中的Type98非线性电感元件搭建CT模型来模拟CT饱和,分别对母线外部故障和内部故障CT饱和时的综合阻抗进行计算,仿真结果如图8,9。
1)图8为母线外部接地故障伴有CT饱和时的仿真结果,可以看出,此时的母线由于CT饱和存在较大的差流,这使得故障相的综合阻抗幅值有所下降,但其值仍然接近1 000,不满足幅值判据。同时,由于差流波形存在缺损和畸变,使得综合阻抗的相角发生变化,偏离了原来的-90°,但仍然不满足相角判据,因而保护不会发生误动。
2)图9为母线内部故障伴有CT饱和发生时的仿真结果,可以看出虽然饱和支路的二次电流波形有一定程度的缺损,但是对整个差流波形的影响不大,差流幅值变化也较小,此时计算出的综合阻抗幅值同过渡电阻的大小相差不大,满足幅值判据;同样地,其相角也没有发生较大偏移,依然接近0°,满足相角判据,因而保护能够可靠、迅速动作。
5 3/2断路器接线的母线内外部故障时的仿真验证(图10,1 1)
为了充分验证本文算法的有效性,利用EMTP建立如图5所示的500 kV系统的3/2断路器接线母线仿真模型。图中F1、F2分别为母线内、外部的两个故障点。内部故障时在故障点加一个较大的过渡电阻,并在中间支路中接小电阻,确保内部故障时如图中箭头所示有短路电流流出母线。
其中Zcda1、Zcdb1、Zcdc1为母线1的综合阻抗;Zcda2、Zcdb2、Zcdc2为母线2的综合阻抗。
由以上仿真结果可见,母线内部故障时故障相的综合阻抗幅值很小,大小等于过渡电阻,其阻抗角接近0°;而非故障相以及母线外部发生故障时三相的综合阻抗幅值都很大,可以达到上万欧姆,其阻抗角都接近-90°,二者差别非常的明显。可见,使用综合阻抗依然可以容易地区分3/2断路器接线的母线内部和外部故障,即使内部故障时有电流流出母线,动作灵敏度依然较高,保护不会误动或拒动。
6 结论
本文提出了基于综合阻抗的母线保护新原理,分析了母线内部和外部故障时综合阻抗的特征,并利用EMTP对新原理进行了验证,理论分析和仿真结果表明:
1)新原理在母线内部故障时,综合阻抗反映的是母线的过渡电阻,而在母线外部故障时综合阻抗反映母线对地的容抗,二者的幅值大小以及相角都具有明显的差别,因此,保护判据具有很好的反差特性。
2)综合利用了综合阻抗的幅值和相角特征的的保护判据具有较强的抗TA饱和的能力,提高了母线保护的动作安全性。
3)新原理判据在母线高阻接地时具有很高的灵敏度,而且当3/2断路器接线的母线内部故障有汲出电流时保护的动作灵敏度和可靠性也不受任何影响。
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