T区差动保护

T区差动保护（精选4篇）

T区差动保护 篇1

0 引言

随着电力负荷的增长和电网密度的增加,T型线路已越来越多地出现在高压和超高压电力网中,这些线路又常常联系着大电厂和大系统,发生故障后要求保护能够快速动作[1鄄5]。由于T型线路有其自身的特殊性,如发生外部故障时近故障端电流互感器(TA)易发生饱和,发生内部故障时某侧有故障电流流出等,在两端线路中具有良好性能的距离高频保护和方向高频保护应用于T型线路时存在一些问题[6鄄10],因此,很多文献提出了T型线路的电流差动保护判据。文献[11]提出的差动保护判据是以三端故障分量电流的标量和作为制动量,文献[12]提出以三端故障分量电流中的最大电流作为制动量的差动判据,为了进一步提高保护的灵敏度和可靠性,文献[13]对此作了改进。虽然3种判据都是基于故障分量电流提出的[14],但是由于制动量选取的不同,在灵敏度和可靠性等方面具有一定的差异。本文将分别对这3种判据的工作特性进行分析,并以此为基础,提出改进的T型线路电流差动保护方案,以提高其灵敏度和可靠性。

1 3种判据的工作特性分析

高压线路的电流差动保护判据可表示为[15]

式中为线路各端电流相量和(规定各端电流的正方向为母线流向被保护线路);F(Ii)为各端电流的函数;k为制动系数;Izd为差动保护的整定值。

式(1)中不等号的左边与右边分别为动作量和制动量。在发生内部故障时,各端电流相位近似相同,很大,发生外部故障时很小,接近为零,因此判据的动作量是很理想的。

如图1所示的T型线路,根据制动量选取的不同,对应于文献[11鄄13]的3种电流差动保护判据如式(2)~(4)所示。

判据1:

判据2:

判据3:

式中Im、In、Is分别为T型线路m端、n端和s端故

障分量电流;Imax为各端故障分量中幅值最大的

故障分量电流。

系统在发生故障时,各端故障分量电流中总有一个幅值最大的Imax,其余两端电流相位接近相同,它们的相量和记为I鄱。内部故障时,Imax和I鄱接近同相位,外部故障时,二者相位接近反相。

1.1 动作特性的变化轨迹

在式(2)~(4)中,以Imax为基准,并令Imax=I,,q为两电流幅值的比值,θ为超前Imax的角度。

由式(2)~(4)分别可得:

当Izd/I=0.1、k=0.6、q=1时,由式(5)~(7)可得判据1、判据2、判据3的动作特性分别如图2~4所示。图中,虚线圆为动作量变化轨迹,实线圆为制动量变化轨迹。

θ=θ1时,3种判据中的动作量都等于OA,而制动量OA′各不相同,判据1中的制动量最大,判据3中的制动量最小,所以判据3在θ较小时的灵敏度最高;θ=θ2时,3种判据中的动作量都等于OB,而制动量OB′各不相同,判据3中的制动量最大,判据2中的制动量最小,因此判据3在θ较大时的可靠性最高。

1.2 差动特性分析

比例差动特性是在两电流相差180°时做出的分析[12],适用于分析外部故障和内部故障有故障电流流出时保护的动作行为。

当θ=180°时,式(2)可以表示为电流的标量,形式如下:

当Imax>I鄱时,可得:

当I鄱>Imax时,Imax>I鄱/2,此时由式(8)可得:

由式(9)(10)可以做出判据1的比例制动特性图(k=0.6)如图5所示,阴影部分为动作区。

当θ=180°时,同样方法可作出判据2的比例制动特性(k=0.6)如图6所示,阴影部分为动作区。

当θ=180°时,式(4)与式(2)电流标量形式相同,所作出的比例制动特性图也相同。

由上面的分析可知,由于制动量选取的不同,导致判据1和判据2比例制动图的斜率不同,从而引起动作区与外部故障线之间的范围不同。由图5、6的对比可以看出,判据1和判据3的动作特性图中动作区离外部故障线较远,在外部故障时保护不易于误动。一般,判据3在内部故障时的灵敏度高于其他判据,在外部故障时的可靠性高于其他判据,所以判据3特性优于判据1和判据2。

2 改进的差动保护判据

由图5可知,在发生外部故障时,对于判据3,若满足,将会引起保护误动。为了提高保护在外部故障时的可靠性,需对判据3进行改进。内部故障时为了提高保护的灵敏度,必须使制动量减小;外部故障时为了提高保护的可靠性,必须使制动量增大。理想的差动保护判据应满足以上特点。考虑Imax和之间的夹角θ,在内部故障时三端的故障分量电流相位相差很小,θ也很小,tan(θ/2)0,外部故障时近故障端电流幅值最大,其余两相电流与此电流相位相差接近180°,即θ接近180°,tan(θ/2)→∞。若引入tan(θ/2)作为制动系数,则改进后的判据在内部故障时的灵敏度和外部故障时的可靠性都将得到提高。改进后的判据为

其中,θ仍为Imax和之间的夹角,一般在0~180°之间。

式(11)中的第1式为辅助判据,其目的是防止线路充电或稳态情况下因装置误动而引起跳闸[12]。第2式为主判据,用于故障情况下的判别,两式同时满足时才会发出动作命令。内部故障时,tan(θ/2)→0,,此时工作量最大,制动量接近为零,保护可靠动作;外部故障时,tan(θ/2)→∞,,此时制动量最大,保护可靠不动。

3 改进前后判据的灵敏度及允许误差范围的对比分析

设Imax=I,,内部故障时,三端故障分量电流相位接近相同,即θ→0。定义灵敏度为电流动作量与制动量的比值,即λ=Id/Ir,则改进判据的灵敏度为

原有判据的灵敏度为

此处k取值0.6。不同相角差和幅值差条件下,2种方法的灵敏度对比结果如表1所示。

由表1的数据可以看出,在θ较小时,改进判据的灵敏度远高于原有判据的灵敏度。随着θ的增大,改进判据的灵敏度逐渐接近原有判据的灵敏度。理论分析可知,当θ=2 arctan 0.6时,两判据灵敏度相同,当θ>2 arctan 0.6时,原有判据的灵敏度大于改进判据的灵敏度。考虑线路分布电容引起的电流相位差,θ值通常小于60°。所以在大多数情况下,改进判据的灵敏度远高于原有判据的灵敏度。

外部故障时,在理想情况下,Imax和之间的相角差θ=180°且Imax和大小相等,在实际情况下,由于TA传变误差、保护装置的采样误差等影响[13],Imax和之间的相角差不等于180°,Imax和的幅值也不相等,这将使得原有判据中的制动量减小。当减小幅度比较大时,保护将会误动。Imax=I,时,为保证外部故障时不误动,在改进判据中应满足条件:

在原有判据中应满足条件:

此处k仍取值0.6。对应于每一个θ,q都有一定的范围。原有判据中q所允许的范围如表2所示。

在改进判据中,θ从180°~110°的变化过程中,保护不误动所允许的q的范围始终为无穷大。

由表2数据可以看出,随着θ的减小,为防止原有判据不误动,q的范围也在逐步减小,当θ减小到110°时,无论q取何值,保护都要误动;而在改进判据中,q的范围不随θ的变化而变化,即无论q取何值,保护始终不会误动。所以改进判据在外部故障时抗TA饱和的能力远高于原有判据。

4 几种特殊情况对改进后判据的影响

4.1 TA饱和对判据的影响

当发生外部故障时,近故障侧TA由于电流较大可能产生饱和。饱和侧电流由于波形有缺损,其基波分量的幅值将减少,由此导致判据中工作量的增大和制动量的减小[13]。在TA饱和不严重、饱和侧故障分量电流的幅值仍是三侧中最大时,θ略小于180°,新判据动作条件不会满足,保护不会误动。但在TA严重饱和情况下,饱和侧故障分量电流的幅值不是三侧当中最大时,θ可能接近0°,保护就要误动。

TA发生饱和时,基波分量的幅值减小很多,而相角的变化量不大。利用此原理,当检测到TA发生饱和时,将主判据改为:Im+In+Is>tan(θ/2)×(Im+In+Is),θ取arg(Im,In)、arg(Im,Is)、arg(In,Is)中的最大值(arg(Im,In)为Im与In之间的夹角)。在外部故障且TA饱和时,θ取值仍为略小于180°,保护可靠不动。

4.2 穿越性电流对判据的影响

如图1所示的T型线路,若m端系统阻抗很小、s端系统阻抗较大且内部故障点F1靠近n端母线,则s端可能有故障电流流出。此时各端的故障分量电流方向如图7所示。

由图7可知,故障分量电流Im和In相位接近相同,与电流Is相位接近相反。且在大小上有如下关系[13]:Is

5 仿真结果及分析

这里采用ATP鄄EMTP建立500 k V系统的仿真模型,来分析判据改进前后的工作情况。模型中电源采用集中参数模型表示,线路采用分布参数模型表示,系统参数如下:

Zm1=1.051+j 21.8Ω,Zm0=j14.5Ω,初相角α=0°;

Zn1=1.057+j 22.6Ω,Zn0=j19.2Ω,初相角α=-30°;

Zs1=1.042+j 30.5Ω,Zs0=j 21.3Ω,初相角α=-10°。

下面列出线路参数。

m线路(l=100 km):

n线路(l=80 km):

s线路(l=50 km):

下面对各种故障条件下2种判据的工作情况进行分析。表3所示为内部故障时各种故障条件下2种判据的动作量与制动量仿真结果。

注:i为动作量;i1为原有判据制动量;i2为改进判据制动量;λ1/λ2为原有判据和新判据的灵敏度;表4同。

由表3可以看出,改进后的判据具有很好的分相动作能力,且改进后的判据对于故障相,其制动量大为减小,而对于非故障相,其制动量极大增加。例如,发生A相金属性接地故障时,在改进前的判据中,其制动量为1599 A,而在改进后的判据中,制动量只有207.9 A,灵敏度提高了8倍;对于非故障相B相和C相,其制动量由改进前的187.9 A增大为改进后的964.0 A,保护更加可靠不动,其制动性大大增强;发生AB相短路时,在改进前的判据中故障相A、B相制动量为1 444.5 A,而在改进后的判据中,其制动量接近为零,灵敏度大大提高;而对于非故障相C相,其制动量由改进前的1.2×10-3A增加为改进后的3.2×1013A,其制动性得到了很大提高。

表4所示为外部故障时各种故障条件下2种判据的动作量与制动量仿真结果。由表4可以看出,在发生外部故障时,无论是故障相还是非故障相,改进后判据中的制动量都远大于改进前的判据中的制动量。例如,在A相发生金属性接地故障时,原有判据中故障相A相的制动量为5 010 A,改进后判据中的制动量增大为1.4×1020A,其制动性大为增强;对于非故障相B相和C相,其制动量由原有判据中的287.5 A增大为6 088.9 A,其制动性能也得到了很大提高。

6 结论

本文分析了3种电流差动保护判据的工作性能,通过对内部故障时灵敏度和外部故障时可靠性的分析,找出了一种工作特性较好的判据,并对该判据进行了改进。通过仿真结果可以看出,改进后的判据在内部故障时,动作相的制动量远小于原有的判据,具有很高的灵敏度;在外部故障时,故障相的制动量远大于原有判据,具有很高的可靠性。在TA饱和和穿越性电流存在时,该判据也能正确动作。

T区差动保护 篇2

随着电力负荷的不断增长和电网密度的增加, 输电线路廊道变得非常紧缺, 为了节约建设成本, 光伏T接配电网的实际应用越来越多。大规模光伏电站T接配电网改变了系统的网架结构和潮流分布, 给继电保护带来了挑战, 光伏接入系统保护成为研究热点。文献[1-4]研究了光伏电站接入容量、位置对电流三段式保护产生的影响。文献[5]提出了以三端故障分量中的电流矢量和作为电流差动保护判据的制动量的新判据。文献[6]提出了以故障分量中电流的最大值作为差动判据制动量的新判据。目前对T接线路电流差动保护的研究对象大部分都是常规电源[7,8,9,10], 结合光伏特点, 对光伏T接线路电流差动保护的研究很少。

本文在分析光伏T接配电网对保护影响的基础上, 研究了目前常用的两种电流差动保护传统判据应用于光伏T接线路存在的问题, 结合光伏电源的特性, 提出了适用于光伏T接线路的综合判据。在PSCAD中构建光伏T接电网模型, 仿真研究了不同故障位置、不同故障类型下新的电流差动保护综合判据的动作特性, 并探讨了其在过渡电阻情况下的动作特性。

1 光伏电站故障电流特性

根据GB/T 19939-2005《光伏系统并网技术要求》, 小型光伏电站当作负荷看待, 应尽量不从电网吸收无功或向电网发出无功, 在电网频率和电压发生异常时应尽快切除。大中型光伏电站当作电源看待, 应具备一定的耐受电网频率和电压异常的能力, 能够为保持电网稳定性提供支撑。按图1所示本文搭建了容量为30 MWp的光伏电站, 最大输出功率为30 MW, 属于大型光伏电站, 作为电源处理。光伏电站升压变高压侧母线处 (图1中BUS2) 发生A相短路和ABC三相短路, 故障电流如图2所示。同等容量的常规电源在相同地点发生A相短路和ABC三相短路, 故障电流如图3所示。

常规电源是依靠叶片的旋转发电, 光伏电站并没有依靠叶片的转动惯量, 而是根据光伏电池板的能量转换来发电。从图2、图3可知, 光伏电站发生短路时, 短路电流很小, 发生三相故障时, 最大短路电流是正常运行电流的1.3倍, 而常规电源提供的短路电流是其正常电流的几倍甚至是十几倍。大量研究发现光伏电站的故障电流特性和常规电源的故障电流特性存在着很大的差异。本文将结合光伏电站故障电流特性重点研究光伏T接电网电流差动保护。

2 传统T接线路保护在光伏T接线路上动作特性分析

根据GB/T 19939-2005《光伏系统并网技术要求》, 光伏电站T接110 k V高压配电网的线路通常配备光纤纵差保护。本文将结合图4分别分析传统差动保护传统判据在光伏T接线路上的动作特性。研究中规定在BUSM、BUSN和BUSP之间的输电线路发生故障为内部故障, 在此之外的线路发生故障为外部故障[11]。

传统T接线路电流差动保护由辅助判据和单一的主判据组成[12]。

国内外研究学者针对T接双端电源也做出了大量研究, 提出新的判据[13]。

式中:Im为母线M侧的电流值;In为母线N侧的电流值;Ip为母线P侧的电流值;I0为动作的门槛值;Imax为Im、In、Ip三端电流的最大值;为其余两端电流矢量和;θ为电流Imax与之间的夹角;K1为方案1的制动系数[14];K2为方案2的制动系数。下文将称方案1的主判据为主判据1, 方案2的主判据为主判据2。

2.1 传统电流差动保护方案1分析

电流差动保护方案1的主判据1:

令, 发生内部故障时, Imax与同向, 将代入主判据1, 整理得

发生外部故障时, Imax与反向, 即电流Imax与之间的夹角θ为180°[15], 整理得

由式 (4) 、式 (5) 可知, 主判据1的灵敏性和可靠性由制动系数K1决定, 为满足灵敏性和可靠性, 在发生内、外故障时主判据1的制动系数K1的取值范围如表1。

1) 当T接电源为常规能源时, 由于常规电源的故障电流为正常运行时的几倍甚至几十倍, 当F点发生短路时, 接近于Imax, n≈1。为满足内部故障时的灵敏性和外部故障时的可靠性, K1取值可取0~+∞。

2) 当T接电源为光伏电源时, 由于光伏故障电流较小, 为正常运行电流的1~1.2倍。当两侧系统为常规能源时, n>>1, 为满足内部故障的灵敏性, K1取值要求K1<1;为满足外部故障的可靠性, K1取值要求K1>1。因此, 当T接电源为光伏电源时, K1取值不能同时满足灵敏性和可靠性。

T接线路电流差动保护方案1的灵敏性和可靠性由制动系数K1决定, 由于光伏故障电流较小, 方案1应用在光伏T接线路上时不能同时满足灵敏性和可靠性。

2.2 电流差动保护方案2分析

电流差动保护方案2的主判据2

整理主判据2得内部故障时

外部发生故障时

由式 (7) 、式 (8) 可知, T接线路电流差动保护主判据2的灵敏性和可靠性由制动系数K2决定, 为满足灵敏性和可靠性, 在发生内、外故障时主判据2的制动系数K2的取值范围如表2。

1) 当T接电源为常规能源时, 由于常规电源的故障电流为正常运行时的几倍甚至几十倍, 当F点发生短路时, 接近于Imax, n≈1。为满足内部故障时的灵敏性和外部故障时的可靠性, K2取值可取-1~1。

2) 当T接电源为光伏电源时, 由于光伏电流故障电流较小, n>>1, 当K2>n即可满足内部故障时的灵敏性。但在实际运行中, 无法确定n值的范围, 因此主判据2在外部故障时的可靠性得不到保证。

T接线路电流差动保护方案2的灵敏性和可靠性由制动系数K2决定, 由于光伏故障电流较小, 方案2应用在光伏T接线路上在外部故障时的可靠性得不到保证。

3 光伏T接线路电流差动保护综合判据的提出

以上研究表明传统T接线路差动保护不能满足光伏T接后保护的灵敏性和可靠性, 因此需要结合光伏故障电流特点提出新的综合判据, 使之既能满足内部故障时的灵敏性, 又能满足外部故障时的可靠性。

结合方案1和方案2各自的特点, 采用两个主判据和辅助判据共同构成光伏T接线路综合判据。为了保证在内部故障时的高灵敏性, 主判据2的制动系数K2>0;为了确保外部故障时的可靠性, 主判据1的制动系数K1>1。

综合判据的逻辑关系如图5所示。

辅助判据是为了防止线路在充电情况下因装置误动而引起的跳闸, 满足辅助判据动作条件时仅启动保护, 主判据1和主判据2共同来决定保护是否动作。两个主判据其中一个满足动作条件时, 保护就能够动作跳闸。综合判据既满足了内部故障时的高灵敏性又满足了外部故障时的可靠性。

4 综合判据在光伏T接高压配电网中的应用

结合综合新判据, 搭建如图6所示的光伏T接配网模型, 光伏电站T接在110 k V线路上, 输出功率30 MW。0.5 s发生故障, 故障持续的时间为0.3 s, 通过对故障发生的前一个周期和后一个周期进行数据的采集, 仿真研究电流差动保护综合判据的正确性。

4.1 不同故障类型下综合判据的动作特性

电流差动保护的线路范围为BUS1与BUS2之间的线路和BUS3与T接点之间的线路, 在被保护线路内部发生故障为内部故障, 内部故障点为T接点。仿真模型为三端电源系统, 将外部故障点分别放在两端常规电源与BUS1和BUS2的线路上。

4.1.1 发生内部故障时综合判据的动作特性

当在T接点发生单相接地故障和三相接地故障, 主判据2和综合判据的动作特性如图7、图8。

从图7、图8中可以看出, 在内部发生单相接地故障或三相接地故障, 主判据2动作量大于制动量, 综合判据在0.5 s输出保护动作信号, 保护正确动作。

4.1.2 发生外部故障时综合判据的动作特性

当在母线1处发生单相接地故障和三相接地故障, 主判据1和综合判据的动作特性如图9、图10。

从以上仿真研究中可以看出, 在外部发生单相接地故障或三相接地故障时, 主判据1制动量大于动作量, 综合判据的动作信号在发生故障时输出为0, 在发生外部故障时, 正确不动作。

4.2 不同过渡电阻下综合判据的动作特性

过渡电阻为0Ω时, 在母线1外侧发生A相接地故障时, 主判据1和综合判据动作特性如图11、图12所示。

从图11、图12可以看出, 在发生外部故障时, 无论过渡电阻为0或是50Ω时, 主判据1制动量大于动作量, 综合判据能使保护正确不动作, 综合判据具有很强的抗过渡电阻的能力。

5 结论

T区差动保护 篇3

关键词：T型接线,三端差动保护,自适应主从定位,应用实践

0 引言

随着电力负荷的增长和国内电网密度的增加、现代电力系统结构的日益复杂、输电线路的输送容量和电压等级不断提高、远距离输电线路日益增多,从设备投资的经济效益与征地的困难出发,综合考虑客观条件的限制和节省投资等方面因素,T型线路已越来越多地出现在中压和高压电网中,这些线路又常常联系着大电厂和大系统,因而发生故障后要求保护能够快速动作,并及时、准确地找到故障点,保证整个电力系统的安全稳定和经济运行。当前常规保护整定困难,配合复杂,故障测距不准确,不能满足T型输电线路运行及故障定位要求。光纤差动保护原理简单,天然选相,但必须保证进行计算的三端电流量的采样时刻一致,工程实际中由于三侧保护装置上电时刻不同、采样晶振偏差,数据传送延迟,无法保证进行计算的三端电流量的采样时刻一致,因而需要设定一端的采样时刻为参考基准,另两端参照基准调整自己的采样时刻,如何合理实现主从定位和采样时刻的同步调整,一直是电力工作者研究的热点。

1 T型输电线路三端差动保护工程应用

1.1 许昌薛坡-魏都-灞陵110 kV T型输电线路三端差动保护工程简介

许昌110 kVⅠ薛灞T型输电线路(如图1)连接薛坡、魏都、灞陵变电站,担负着许昌市区和许昌西部经济开发区电力负荷的供应任务,但是存在着设备陈旧老化,保护装置技术落后,运行维护困难等诸多问题。

工程实践过程中,在各项功能满足现有T型输电线路安全运行和系统稳定性的前提下,重点对T型输电线路三端差动保护判据、主从定位技术、故障测距技术、三端差动保护通讯技术、工程设计、现场安装调试、运行维护进行了专项技术研究和技术创新,提出了T型输电线路的三端差动保护方案及配置,并研制出了T型输电线路的三端差动保护装置,提高了该T型线路的技术水平,克服了现有常规保护由于主、后备保护定值整定困难、相互配合复杂、保护可靠性差、难以适应T型接线等缺点。

1.2 T型输电线路三端差动保护配置

稳态量差动保护动作方程:

式中:动作电流,为三侧电流矢量和的幅值;制动电流,为三侧电流矢量幅值和;IsetΦ为相量差动电流定值。整定时考虑最小方式下区内故障差流值有足够的灵敏度,整定值应大于1.5倍线路全长电容电流,线路两端应按一次电流相同折算到二次整定。

T型输电线路三端差动保护元件针对线路保护区内各种故障类型配置了分相稳态量差动、分相故障分量差动及零序电流差动。稳态量差动元件设置快速区元件及灵敏区元件,快速区元件采用短窗相量自适应算法实现快速动作,使保护典型金属性故障小于20 ms;灵敏区采用全周傅氏向量算法作为快速区的补充。故障分量差动元件不受负荷影响,对于区内高阻故障及振荡中故障性能优越,元件本身采用全周傅氏向量算法并略带延时保证其可靠性。零序电流差动元件作为稳态量差动及故障分量差动的后备延时100 ms动作,解决缓慢爬升的高阻故障。

同时配置自适应主从定位功能(根据各侧装置编码的大小、运行方式、光纤通道的工况自适应确认主侧、从侧。已申请国家发明专利,申请号:200810141382.4),自动实现一个主侧两个从侧定位。在任意两端之间通道发生异常时,利用两个通道都完整的第三侧采集三侧信息,仅通过这一侧的差动逻辑判断,判别结果通过远跳命令实现三端跳闸(如图3所示,假设M与P侧之间光纤通道出现异常,则通过N侧采集三侧的信息,并进行逻辑判别)。由三段式相间和接地距离保护及四段零序保护构成全套后备保护,并配置三相一次重合闸功能。

2 T型输电线路三端差动保护关键技术

2.1 T型线路故障测距算法

由各端电压电流故障分量计算线路沿线电压分布公式为:

式中:分别为由M、N、P点电压电流正序故障分量计算出的T点电压;Zcm、Zcn、Zcp分别为线路MT、NT、PT的特征阻抗;而γm、γn、γp分别为线路MT、NT、PT的传播系数;χm、χn、χp分别为距母线M、N、P的距离。

比较的大小,由故障点所在线路母线端电压电流计算出的T点正序故障分量幅值是最大的,如果三者大小相等,则为T点故障。

对于三端系统来说,首先根据基于故障分量的故障分支判断方法或基于全量的故障分支判断方法找出故障点所在的分支,然后将三端系统转化为双端系统,再利用基于全量或者故障分量的测距算法进行故障测距。本工程采用基于正序故障分量的测距算法利用线路故障电压的分布特性,在保证了测距精度的同时大大减少了计算的复杂度,计算量小、不需迭代求解、无伪根判断问题,相对基于全量的测距算法具有明显的优势。仿真结果表明,该种方法基本上不受故障位置、过渡电阻、故障类型的影响,在各分支线路发生各种故障的情况下均能正确判断出故障点所在分支,精确计算出故障距离。

2.2 通讯功能及同步调整

本工程根据T型输电线路的特点完成三端差动保护通讯功能设计。三端系统设置一个主侧两个从侧,能够自适应于系统各种运行方式的变化,如三端运行、两端运行、单端自环试验、单通道异常等方式;能够利用光纤通道交换的信息、压板状态自动识别运行方式,并根据接收到的信息自动进行主从定位,避免人为因素对保护的影响;能够根据主从定位结果自动完成三端数据同步调整,并能够对通道收发延时不一致情况进行检测,避免通道收发延时不一致对保护的影响,提高可靠性。

2.3 通道异常情况下保护功能的完善

如图4所示,当M与S端之间光纤通道出现异常情况时,通过自适应主从定位技术自动将N端调整为主侧,M和S端为从侧,利用N端保护装置与两个从侧之间光纤通道良好,获取三端数据,并进行逻辑判别,此时如果发生区内故障则通过主侧N端的保护装置经由光纤通道发远跳命令给两个从侧,完成三端跳闸,保证在任一条通道异常情况下不失去差动主保护,提高T型输电线路的运行可靠性。当任一端保护装置的两个光纤通道同时出现异常时,退出三端差动保护,此时如果发生故障则由后备保护完成故障切除。

3 结束语

许昌I薛灞线T型输电线路三端差动保护系统设备安装简单,调试方便,减轻了现场工作量,缩短了安装调试时间。自适应主从定位方式,减少了定值整定工作量,避免人为因素的影响。三端差动保护系统投运以来,信息采集清晰明确,硬件运行可靠,未发生保护误动或误报动作信号情况。改造后的许昌I薛灞线技术水平和运行可靠性得到显著提高,创造了巨大的经济效益和安全效益。本工程实施过程中提出的多项创新技术和设计方案,积累的工程和运行维护经验,对于T型输电线路的建设具有重要意义。

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T区差动保护 篇4

GE UR系列变压器保护近年在国内新建电厂中应用十分广泛,其差动保护采用的励磁涌流鉴别原理既有传统的二次谐波原理,也有改进过的自适应二次谐波原理,其制动方式也与国内保护有异,在整定时需根据应用情况合理选择,否则容易造成差动保护的不正确动作。

1 动作情况

2007年1月8日,我省某天然气电厂在机组变频启动空投隔离变时,与其串联运行的上一级启备变第一套保护T35 B相差动误动跳闸,第二套保护没有动作(型号相同、定值相同)。用UR Setup调取T35保护录波,如图1所示,低压侧电流为穿越性励磁涌流,高压侧为穿越性涌流与另一分支负荷电流之和,并怀疑有和应涌流产生。现场初步分析认为系和应涌流的产生和逐渐增大使得B相差动进入动作区。因此经相关人员现场讨论后再次启动,保护未再动作。

1月22日,厂用电已切换至高压厂变,同样在空投隔离变时,与其串联运行的上一级高压厂变第二套差动保护T60-AUX C相差动误动跳闸,第一套保护没有动作(型号相同、定值相同)。事故后调取保护录波,如图2所示,与启备变跳闸情况相似,初步判断也是和应涌流引起,便再次合闸隔离变,保护也未再动作。

两次事故虽初步判断系和应涌流引起差动保护误动,但仍存在诸多疑点:

(1)为何差动保护会进入比率制动曲线动作区,二次谐波原理又没有正确闭锁差动保护;

(2)既然系和应涌流造成差流产生,为何动作时仅一相有差流,且保护动作开关跳开前有一相始终没有差流;

(3)同型号、同定值的两套保护装置为何一套动作、一套没有动作。

2 原因分析

事后我们对保护动作数据进行了详细分析。启备变跳闸时B相制动电流1.11 pu,差流0.45 pu,二次谐波含量21.8%,A、C相无差流,保护发出跳令开关未切除前,A相曾出现差流,C相始终无差流,如图3所示。

高压厂变跳闸时C相制动电流1.5 pu,差动电流0.68 pu,二次谐波含量35.5%,A、B相无差流,保护发出跳令开关未切除前,A相曾出现差流,B相始终无差流,如图4所示。

启备变和高压厂变差动保护整定的动作曲线如图5所示。

由图可见,制动电流1.11 pu时动作曲线上对应动作值为0.44 pu,1.5 pu时对应动作值0.6 pu,两次跳闸实际差流都已大于动作值,差动元件理应动作。但两次事故中动作相差动电流的二次谐波含量都已达到制动定值(15%),却为何没有闭锁本相差动元件?

经与厂家沟通,发现运行单位整定选择的二次谐波制动方式“2-out-of-3”是“两相及以上二次谐波含量达到定值闭锁三相差动元件,否则不闭锁任何一相”。而启备变和高压厂变跳闸时都是只有一相有差流,其余两相没有差流当然也不计算二次谐波含量,所以二次谐波不闭锁任何一相(包括本相)差动元件。这种制动方式与“交叉闭锁”方式(任一相二次谐波含量达到定值即闭锁三相差动元件)相似,在励磁涌流情况下能正确闭锁差动保护,在变压器空投于故障时可能导致差动保护动作延迟。但对本文这种只有一相有差流的特殊情况,“交叉闭锁”方式能正确闭锁差动元件,“2-out-of-3”方式却不能。显然GE设计这种制动方式是认为一般情况下励磁涌流总是三相同时出现、同时导致差流产生的。那又是什么导致动作时仅一相有差流呢?

假设是和应涌流,则根据文献[1~5],它应与合闸变压器励磁涌流交替出现、方向相反,且幅值由小到大逐步增长,并在几个周期内达到最大值,然后再逐步缓慢衰减,但其二次谐波含量不会下降。对差动保护而言,和应涌流表现为差动电流,故差流也应有相同的变化规律。图3、4中动作相差流确实是先增大再缓慢衰减的,但它从出现到最大值只用了一个周期,且其二次谐波含量还明显下降。此外图1、2中高压侧只有与低压侧同向的穿越性励磁涌流(两侧极性相反,故二次电流反向),没有明显的先增大后减小的反向电流交替出现。还有关键的两点,型号相同、定值相同的两套保护装置为什么一套动作、一套没有动作?为什么有一相始终没有差流?这些都是和应涌流没有办法解释的。

对图1、2仔细分析可以发现,启备变和高压厂变跳闸时始终无差流的一相穿越性涌流非周期分量最小,其低压侧电流一直偏向于时间轴一方;动作相涌流非周期分量最大,并有反向二次电流,且差流与反向二次电流同时出现。该反向二次电流呈典型的脉冲型畸变,与文献[6,7]中电流互感器暂态饱和时传变到二次的励磁涌流波形相吻合。由此可以判断是穿越性励磁涌流的非周期分量导致低压侧电流互感器逐渐暂态饱和,从而引起差流产生、差动跳闸。由于变压器的两套保护接于不同的电流互感器二次绕组,且该二次绕组负载不同(其中一套保护电流回路与故障录波器串接),就有可能出现一组饱和、一组不饱和的情况。同样,三相涌流非周期分量大小不同,最大相CT饱和时,最小相CT完全可能不饱和。上述所有疑点都得到了合理的解释。至于保护的CT饱和检测功能,根据厂家技术文档,只有制动电流超过拐点B1(2 pu)时才起作用,因此根本检测不出较小电流下的CT暂态饱和。

3 应对措施

两次跳闸虽然是CT暂态饱和引起,但主要的原因仍在于差动保护的二次谐波制动方式上。传统二次谐波制动方式仅“按相”和“交叉闭锁”两种,国内厂家各有采用,但不管是哪种方式,在本文这种情况下都能可靠闭锁差动保护。电厂选用的“2-out-of-3”方式关键问题在于仅一相有差流时二次谐波制动是完全失效的。因此需重新选择二次谐波制动方式。

GE UR系列变压器保护提供了“Per Phase”、“2-out-of-3”、“Average”三种制动方式,并设计了传统二次谐波原理和新型自适应二次谐波原理供选择。“Average”为平均值方式,即计算三相二次谐波含量平均值作为闭锁判别条件,同样“达到定值闭锁三相差动,否则一相都不闭锁”。显然对本文这种情况,它也是无法实现可靠闭锁的。至于GE推荐的基于相位特征的自适应二次谐波原理,根据文献[8,9],与变压器的联结组别和差动保护的转角方式有关,并不适用于本文场合。故只能选择传统二次谐波原理下的“Per Phase”按相方式。按相方式在本文情况下能可靠闭锁差动保护,但在变压器自身空载合闸时较易造成误跳闸。两者权衡,考虑到合闸变压器误跳所造成的影响比运行变压器误跳要小,且高压厂变和备变空载合闸机会显然比承受穿越性涌流的机会要少,故改为“Per Phase”方式。

同时为增强变压器差动保护抗CT暂态饱和的能力,在规程允许范围内适当调整差动动作曲线,将差动启动值调整为0.4 pu,制动曲线1斜率调整为45%,此时差动灵敏度仍能满足要求。

显然增大CT变比和减小二次负载对防止CT饱和都是有利的,但对于本文中的运行设备目前尚无条件采取该方面措施。

天然气机组启停频繁,因此类似操作经常进行。但在采取以上措施后,三台高压厂变未再发生同类事故,该运行风险基本得到消除。

4 结束语

穿越性励磁涌流中的非周期分量会造成CT中磁链的累积,从而引起CT局部暂态饱和。对这种暂态饱和引起的差流,GE UR系列变压器保护缺少有效的检测手段,较易误动。因此在整定时应综合考虑具体应用场合,选择相对合理的二次谐波制动方式和差动动作曲线。

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