500 kV磁控式并聯(lián)電抗器控制繞組保護(hù)方案

張艷霞, 崔迪凡, 徐 威

(智能電網(wǎng)教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室, 天津大學(xué)， 天津市 300072)

0 引言

中國能源分布和能源需求呈現(xiàn)逆向分布的特點(diǎn)。為了合理解決這一問題,中國交流電力系統(tǒng)采用超/特高壓交流輸電線路來實(shí)現(xiàn)遠(yuǎn)距離、大容量輸電[1-3]。超/特高壓交流輸電線路流過的容性無功功率巨大,系統(tǒng)過電壓的抑制和無功功率的調(diào)節(jié)相對困難?？煽馗邏翰⒙?lián)電抗器(簡稱可控高抗)響應(yīng)迅速、控制靈活簡單,可以平滑地輸出感性無功功率、動態(tài)補(bǔ)償容性無功,還能有效地抑制工頻過電壓和操作過電壓,對系統(tǒng)穩(wěn)定性和安全性的提高具有重要作用[4-6]。目前應(yīng)用的可控高抗有分級式可控并聯(lián)電抗器(SCSR)、磁控式并聯(lián)電抗器(MCSR)、晶閘管控制式電抗器(TCR)和超導(dǎo)型等多種結(jié)構(gòu)形式[3]。其中MCSR穩(wěn)態(tài)控制特性優(yōu)良、諧波含量小、造價低廉,同時容量連續(xù)平滑可調(diào),在超高壓交流電網(wǎng)建設(shè)中應(yīng)用前景廣闊。不同于分級式可控高抗副邊繞組接入了負(fù)載小電抗,MCSR副邊繞組接入了通有直流電的控制繞組來控制無功功率輸出。目前,MCSR多采用電流型保護(hù)作為控制繞組接地故障的保護(hù),由于在輕微接地故障時故障電流很小、難以被保護(hù)檢測到,該類型保護(hù)存在死區(qū)較大的缺陷;控制繞組匝間短路和相間短路的保護(hù)常采用安裝在網(wǎng)側(cè)繞組的零序功率方向保護(hù),輕微故障時控制繞組故障相零序電壓和電流很小,反應(yīng)到網(wǎng)側(cè)更小,零序功率方向保護(hù)容易拒動。針對目前存在的問題,眾多學(xué)者對MCSR控制繞組的保護(hù)進(jìn)行了研究。文獻(xiàn)[7]將差動保護(hù)元件、零序過流檢測元件和區(qū)外異常閉鎖元件有機(jī)組合作為控制繞組匝間短路的保護(hù),改善了保護(hù)的靈敏性。文獻(xiàn)[8]提出采用分側(cè)差動保護(hù)反應(yīng)控制繞組的接地故障,通過將兩電流互感器安裝在電抗器同一側(cè)來減小不平衡電流的影響。文獻(xiàn)[9-11]利用匝間短路時負(fù)序分量比零序分量大的特點(diǎn)提出以負(fù)序功率方向保護(hù)作為控制繞組匝間短路的保護(hù)以提高靈敏度,但對于中性點(diǎn)直接接地的母線高抗而言,負(fù)序功率方向保護(hù)與零序功率方向保護(hù)的靈敏性相差不大。文獻(xiàn)[12]分析得出在控制繞組匝間短路時直流母線上會出現(xiàn)很大的基波電流,根據(jù)該特性提出以基波過電流保護(hù)作為控制繞組匝間短路的保護(hù),有效減小了死區(qū)。

本文詳細(xì)分析了MCSR控制繞組發(fā)生接地故障、相間短路以及匝間短路時的故障特征,基于故障特征提出了新保護(hù)方案。最后基于PSCAD/EMTDC軟件建立了500 kV磁控式并聯(lián)電抗器的仿真模型對保護(hù)進(jìn)行了仿真驗(yàn)證。

1 MCSR控制繞組的故障分析

1.1 MCSR結(jié)構(gòu)及工作原理

超高壓MCSR由三個獨(dú)立的單相MCSR組成。單相MCSR的結(jié)構(gòu)原理如圖1所示,主鐵芯分裂為芯柱Ⅰ、芯柱Ⅱ,上面分布著網(wǎng)側(cè)繞組(編號1)、補(bǔ)償繞組(編號2)和控制繞組(編號3)。匝數(shù)為N1的兩個網(wǎng)側(cè)繞組同極性串聯(lián)與交流電網(wǎng)相連,實(shí)現(xiàn)對電網(wǎng)無功的補(bǔ)償。匝數(shù)為N2的兩個繞組同極性串聯(lián)成為補(bǔ)償繞組,作為3k次諧波的通路。匝數(shù)為NⅠ和NⅡ的兩個控制繞組反極性串聯(lián)后與等效直流電源相連,其作用是控制芯柱的飽和度,以改變鐵芯磁導(dǎo)率,進(jìn)而控制電抗器電抗值的大小以改變無功功率輸出。圖1中u為電網(wǎng)電壓,Ek和Rk分別為控制回路等效直流電源和直流電阻。

圖1 單相超高壓MCSR結(jié)構(gòu)Fig.1 Structure of single-phase UHV MCSR

單相MCSR工作時向控制繞組通入直流電流ik以產(chǎn)生直流偏置磁通,形成對網(wǎng)側(cè)交流磁通的正向和反向偏置,使得芯柱Ⅰ、芯柱Ⅱ磁通正負(fù)半周輪流飽和。MCSR的等效電感值為：

(1)

式中:N為繞組匝數(shù);μ為鐵芯磁導(dǎo)率;S和l分別為磁路截面積和長度,均為常數(shù)。當(dāng)ik增大到一定數(shù)值后,鐵芯飽和,μ非線性減小,L隨之減小。因此,通過控制ik可以改變MCSR的等效電感L。ik越大,鐵芯越飽和,μ越小,MCSR等效電感值L越小,MCSR輸出的無功功率越大,給系統(tǒng)的無功補(bǔ)償越大。

圖2給出的是三相超高壓MCSR的一次接線圖。

圖2 三相超高壓MCSR一次接線示意圖Fig.2 First connection of three-phase UHV MCSR

網(wǎng)側(cè)繞組接成星形,中性點(diǎn)直接接地;補(bǔ)償繞組接成三角形,以消除3k次諧波對電網(wǎng)的影響;控制繞組反極性串聯(lián)后并入直流母線形成“兩串三并式”結(jié)構(gòu)[3],直流母線由外接勵磁電源經(jīng)整流器供電。

1.2 MCSR控制繞組特性

圖3給出了三相超高壓MCSR控制繞組的接線圖。勵磁電源經(jīng)整流變壓器為橋式整流器供電,橋式整流器的輸出連接控制繞組。Rw為平衡電阻,主要作用為鉗制直流母線電位;ikA,ikB,ikC為各相控制支路電流。

圖3 三相超高壓MCSR控制繞組接線圖Fig.3 Wiring diagram of control winding in three-phase UHV MCSR

根據(jù)圖3,當(dāng)忽略漏磁通時,直流母線間電壓udc為:

udc=iki(RⅠi+RⅡi)+eⅠi+(-eⅡi)

(2)

式中:i=A,B,C,表示相別;RⅠ和RⅡ?yàn)槔@組Ⅰ,Ⅱ的直流電阻;eⅠ和eⅡ?yàn)槔@組Ⅰ,Ⅱ的感應(yīng)電勢,由式(3)計(jì)算。

(3)

式中:Φ為芯柱主磁通。

將公式(3)代入公式(2)得：

(4)

式中:NⅠ和NⅡ?yàn)榭刂评@組Ⅰ和Ⅱ匝數(shù);ΦⅠ和ΦⅡ?yàn)樾局?Ⅱ主磁通。

由于NⅠ=NⅡ,且繞組Ⅰ和繞組Ⅱ交鏈的主磁通相同,所以正常運(yùn)行情況下eⅠ和eⅡ相互抵消,使得：

udc=ik(RⅠ+RⅡ)

(5)

再考慮到RⅠ和RⅡ相等且數(shù)值很小,因此直流母線間只存在很小的直流電壓,可認(rèn)為正負(fù)極母線對地電壓數(shù)值均為繞組的基波額定電壓Uk=NdΦ/dt。

從圖1單相MCSR的結(jié)構(gòu)圖可知,控制繞組未通入直流時,網(wǎng)側(cè)繞組中流過的基波電流在鐵芯Ⅰ和Ⅱ中產(chǎn)生數(shù)值相同的基波磁場強(qiáng)度H1,根據(jù)勵磁曲線得到的對應(yīng)基波磁感應(yīng)強(qiáng)度都為圖4中的B1。

當(dāng)控制繞組通入直流ik時,由于兩個控制繞組反極性串聯(lián),使得其產(chǎn)生的直流偏置磁場強(qiáng)度Hk在鐵芯Ⅰ中與基波H1疊加形成HⅠ,在鐵芯Ⅱ中與基波H1相減形成HⅡ。依據(jù)勵磁曲線得到對應(yīng)的磁感應(yīng)強(qiáng)度分別為圖4中的BⅠ和BⅡ。很顯然BⅠ和BⅡ半波對稱。

圖4 單相鐵芯B-H曲線Fig.4 B-H curves of single-phase iron core

由于鐵芯勵磁特性的非線性以及直流偏磁的存在,實(shí)際的BⅠ和BⅡ是非正弦的,可分解為各次諧波分量的和。BⅠ和BⅡ半波對稱使得單相控制支路中的奇次諧波電勢抵消、偶次諧波電勢保留且以2次為主。又由于偶次諧波電勢三相對稱,三相控制繞組采用的“兩串三并”式接線使得它在三相繞組內(nèi)部形成回路,因此每相的Ⅰ和Ⅱ繞組流過大小相同、相位一致的偶次諧波電流,以2次為主。

綜上,在正常運(yùn)行時,控制繞組直流母線間只存在很小的直流電壓,正負(fù)極母線對地電壓的數(shù)值均為Uk;控制繞組每相繞組Ⅰ,Ⅱ流過直流電流和以2次為主的偶次諧波電流,且2次諧波電流大小相同、相位一致;三相控制繞組形成的偶次諧波回路以及三相補(bǔ)償繞組三角形連接形成的通路有效地濾除了主磁通中的偶次諧波和3k次諧波,從而使電抗器的鐵芯主磁通主要含有基波分量和直流分量。

1.3 MCSR控制繞組故障分析

1.3.1接地故障

(6)

(7)

圖5 控制繞組單相接地故障示意圖Fig.5 Diagram of control winding with single-phase ground fault

1.3.2相間短路

控制繞組相間故障有兩種形式,以AB相間故障為例分析,如圖6所示。

圖6 控制繞組相間故障示意圖Fig.6 Diagram of control winding with phase-to-phase fault

第一種形式為圖6(a)[9]所示的A相Ⅰ繞組距離上端口α處與B相控制繞組中性點(diǎn)短路,第二種形式為圖6(b)所示的A相Ⅰ繞組距離上端口α處與B相Ⅰ繞組距離上端口β處短路。圖6(b)更具普遍性,因此以該圖進(jìn)行分析。

利用KCL和KVL定理對圖6(c)列出以下方程:

(8)

解得:

(9)

(10)

由此得到結(jié)論:控制繞組發(fā)生相間短路時,故障相繞組Ⅰ,Ⅱ流過相位相反的基波電流。

1.3.3匝間短路

(11)

(12)

式中:Zα為故障回路等效阻抗。

若用Zzl表示整流電路等效阻抗,則

Zα=ZA+(ZB∥ZC∥Zzl∥2Rw)

(13)

圖7 控制繞組匝間故障示意圖Fig.7 Diagram of control winding with turn-to-turn fault

因此,流過控制繞組的總電流it為：

it=ikA+ikB+ikC

(14)

由疊加定理可知,it由整流器輸出的直流分量和故障產(chǎn)生的基波故障分量兩部分構(gòu)成,其波形如附錄A圖A1所示。

整流電路中的可控器件具有電流過零關(guān)斷特性,因此故障后呈現(xiàn)出兩種電路狀態(tài)[12]。it>0時,整流器未關(guān)斷,三相控制支路與整流器形成回路,直流母線上不出現(xiàn)基波過電壓,Rw上只流過很小的直流電流,對應(yīng)附錄A圖A1中0a段。it<0時,整流器關(guān)斷,電流it經(jīng)Rw與三相控制支路形成回路,Rw的電流iRw為小直流與it的和,呈尖峰狀,對應(yīng)附錄A圖A1中ab段。當(dāng)再次出現(xiàn)it>0,iRw又變?yōu)樾≈绷?對應(yīng)附錄A圖A1中bc段。如此交替,從而使得iRw出現(xiàn)周期性尖峰。

為了描述上述特征,本文定義表征iRw變化量的指標(biāo)M為:

(15)

式中:Δt為采樣間隔,iRw(n+Δt)和iRw(n)為相鄰的兩個電流采樣值。正常運(yùn)行時,iRw為穩(wěn)定的小直流,M近似為0;控制繞組匝間短路時,iRw出現(xiàn)尖峰,M值增大。

2 MCSR控制繞組保護(hù)新方案

2.1 低電壓與過電流復(fù)合型接地故障保護(hù)

保護(hù)所用電流取自Rw支路,動作判據(jù)為：

I≥Iset

(16)

式中:整定值Iset按照躲開Rw上的最大不平衡電流來整定，本文取0.2IN,其中IN為MCSR的額定電流。

保護(hù)所用電壓取自正極或負(fù)極母線對地電壓,動作判據(jù)為:

U≤Uset

(17)

式中:整定值Uset取MCSR控制繞組額定電壓的70%。

過電流保護(hù)與低電壓保護(hù)或門出口。當(dāng)α小時,I小但U下降明顯,低電壓保護(hù)起作用。當(dāng)α大時,U下降小但I(xiàn)大,過電流保護(hù)起作用。兩者相互配合,解決了單一保護(hù)的死區(qū)問題。此外,對于部分相間和匝間短路該保護(hù)也能夠快速動作。

本文利用裝設(shè)在無窮大母線上的MCSR進(jìn)行仿真,MCSR的仿真模型參數(shù)列于附錄A表A1中。附錄A圖A2給出了額定容量下A相Ⅰ繞組在α=0.1以及α=0.9處接地故障的仿真結(jié)果。從圖中可以看出,α=0.1時,低電壓元件滿足動作判據(jù),α=0.9時,過電流元件滿足動作判據(jù),保護(hù)均能夠可靠動作。

2.2 每相兩繞組基波電流比相相間短路保護(hù)

由上述分析可知,控制繞組相間短路后,故障相有基波故障電流產(chǎn)生,且流過故障相繞組Ⅰ,Ⅱ的基波故障電流相位相反。根據(jù)上述特征,本文提出基于每相兩繞組基波電流比相的保護(hù)作為控制繞組相間短路保護(hù),其動作判據(jù)為：

(18)

2.3 基于電流變化量的匝間短路保護(hù)

由1.3.3節(jié)分析可知,匝間短路后,iRw會出現(xiàn)尖峰。本文利用定義的表征iRw變化量的指標(biāo)M來構(gòu)成控制繞組的匝間短路保護(hù),其動作判據(jù)為：

M≥Mset

(19)

判據(jù)需持續(xù)1.5 ms,是為了保證確實(shí)有電流尖峰出現(xiàn),以排除其他故障情況和干擾的影響。整定值Mset按照躲開正常運(yùn)行情況下兩個采樣點(diǎn)之間由直流母線上電壓波動引起的最大電流波動值整定。對于三相橋式6脈動整流器,若以線電壓過零點(diǎn)為時間坐標(biāo)的零點(diǎn),則6脈中第一個脈動電壓ud可表示為[13-14]：

(20)

式中:Um為整流變壓器二次側(cè)相電壓;α為觸發(fā)角,取值范圍為0～90°。

(21)

(22)

式中:K為可靠系數(shù),本文取1.5。

由前文分析可知,電流的尖峰持續(xù)時間與α正相關(guān)。因此,當(dāng)α很小時保護(hù)仍有死區(qū)。然而由于電流變化量保護(hù)原理上比電流保護(hù)靈敏度高,因此該保護(hù)的死區(qū)比現(xiàn)有的電流保護(hù)小。

附錄A表A2給出了不同短路匝比α及工作容量下尖峰段M的最小值及電流尖峰持續(xù)時間。

3 結(jié)語

本文提出了磁控式并聯(lián)電抗器的保護(hù)新方案。以過電流與低電壓復(fù)合型保護(hù)作為控制繞組接地故障保護(hù),通過兩者配合有效消除了死區(qū)。以每相兩繞組基波電流比相保護(hù)作為相間短路的保護(hù),提高了保護(hù)靈敏度,對于|β-α|=0.001的輕微相間短路故障仍能可靠動作。以基于電流變化量的保護(hù)作為匝間短路的保護(hù),輕微匝間短路時能夠可靠動作。本文所提出匝間短路保護(hù)比現(xiàn)有保護(hù)死區(qū)小,但仍有死區(qū);相間短路β=α?xí)r,無故障特征,保護(hù)不能動作。這些將是今后的研究方向。

附錄見本刊網(wǎng)絡(luò)版(http://www.aeps-info.com/aeps/ch/index.aspx)。