电器特性（共4篇）
电器特性 篇1
随着社会的发展，人们对电力的需求越来越高，对高压电气设备的使用也越来越多，由于高压电器设备一般都被安置在较高处，结构也尤为特殊，利弊同在，虽然具有一定柔韧性，但是也因为内部阻尼比小，而且瓷件塑性形变力也差，这样就很容易发生共振现象，带来电力系统不可小视的抗震隐患问题。为了让高压电器设备更好地发挥作用，就需要对高压电器设备进行一定深度的动态分析，从而改良设备结构的不足点，增强高压电器设备的抗震性能。
一、电力系统高压电器设备选择标准
根据高压电器设备元件分析图进行多次试验，筛选出以下几点对高压电器设备影响较大的选择条件，虽然不同高压电气设备性能也不尽相同，这为高压电器设备选择条件带来一定难度。
二、高压电器设备常见故障原因分析
1. 高压电器设备常见故障起因
高压电器设备一旦出现了故障，就会为要求日益严格甚至苛求的电力工程带来使用方面的重要影响，为此我们需要对引起高压电器故障的原因进行分析。经过大量资料查证与实验，我们发现高压电气设备高压故障起因很多，不仅仅有常见的电流电压负载、高压电器设备电缆绝缘性能减弱、发生电流电压的超载产生击穿导致设备线路短路;还会发生高压电器控制管理的电源电压异常减弱、设备内部元件的不正常运作;甚至也可能由于高压电器设备控制回路电器老化损坏、性能下降、保护失准、误动作;控制分路受潮、破损、老化击穿短路等。
2. 高压电器设备故障应急处理措施
当高压电器设备出现故障时，高压电器设备内置的控制回路可以让设备中安置的断路器进行快速、准确的跳闸操作，从而缩小故障范围将电源进行切断操作;当发现了电力系统现场设备检修专员当发现高压电器设备自动跳闸后需要及时制定出科学合理的设备修护方案。首先我们要分析高压电器设备跳闸原因是故障引起的还是误动作引起的，之后马上打开隔离开关检测高压电器设备受损情况，其间需要注意检测以下几点内容。包括设备电缆电线的绝缘值、设备断路器开关触头的电阻数值，还要用电阻表进行设备开关的检测，注意查看设备断路器、设备内置回路元件运动正常与否，从而判断高压电器设备故障类别以及故障造成的损害程度，最后及时记录并将高压电器设备故障进行通报，然后由专员进行相应类别故障修复。如果必要也可以更换设备处理以解除故障。
三、高压电气设备动态特性分析
为了更好地保障高压电力设备被电力系统利用，我们在高压电器设备故障起因与常见故障解决分析基础上进行设备的动态分析，通过分析我们依据高压电气设备结构特点以及要求，根据以下原则构建高压电器设备力学模型(如下图2、图3、图4所示)：(1)通过查找资料对典型高压电器设备模型进行简化，我们需要进行利用悬臂多质点甚至质量——弹簧体系为构建基础的单柱式、多柱式乃至带拉线式;同时利用多质点弹簧作为主要元件进行高压电气设备管型母线甚至高压电器设备大电流结构封闭的母线等形式的长跨结构的高压电气;简化变压器瓷套管结构的悬臂多质点高压电器。(2)考虑高压电器设备法兰连接元件的物理弯曲刚度性质。(3)在高压电器设备动态监控系统计算中计入元件与线路的减震阻尼剪切物理刚度性质参数、材料弯曲刚度以及设备阻尼比进行故障情况计算。(4)通过实验我们对高压电器设备动态分析，结合可以弥补高压电器设备元件共振弊端的避雷器装置和一定高度重量限值的绝缘性能的支柱缘子，甚至一定标准的设备内置断路器进行动态计算分析。
除此之外，在实验过程中我们还总结以下两点试验要点。(1)切合实际选择柔性节点进行高压电器设备计算模型，同时一定注意计入设备瓷套管相互间物理转动刚度，乃至高压电器设备与设备支架间进行连接构筑的物理转动刚度。(2)选择一到十赫兹的高压电气固有频率，同时注意由于设备元件抗震效果不佳，当发生地震时会因为自身设备元件频率越接近地震波卓越频率就越容易发生类共振，所以我们对高压电器设备进行隔震、减震、抗震的加固处理是十分必要的。
四、结论
本文从高压电器设备故障原因以及类型进行入手分析，并以此为契机进行高压电器设备动态分析，希望本文的简要论述可以为广大读者在高压电器设备动态研究方面带来一定借鉴价值。
摘要：飞速前行的经济,使得电力系统中高压电器设备的使用越来越频繁,为了更好地避免高压电器设备出现故障带给电力设备一定安全隐患问题,我们有必要仔细分析高压电器设备故障原因以及类型,并有针对性地进行深度的高压电器设备动态特性解析。
关键词：高压电气设备,动态特性,解析
参考文献
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电器特性 篇2
GIS应用广泛,但由于制造工艺、运输、安装等原因,GIS内常存在一些缺陷,影响着GIS工作的稳定运行。通过对GIS中局部放电产生的超高频电磁波信号进行检测,可实现对放电源的诊断[1,2,3]。
GIS在变电站中应用较多,有共轴式和三相共筒式,国内外对于共轴式GIS研究较充分。三相共筒式GIS内部的导体、绝缘子的尺寸等其特殊形式,三相导体的排列使得其内部放电形式更加难以辨认,电磁场极其复杂,国内外对三相共筒式GIS局部放电的研究报道并不多[4,5,6,7]。基于此,对110 k V三相共筒式GIS进行了缺陷模型的设计和仿真计算,分析了高压导体上存在毛刺缺陷时所产生电磁波的传播特性,在实验室对三相共筒式GIS的放电做了测量,对仿真计算结果进行验证。
2 仿真模型设计和结果分析
2.1 仿真模型的建立
为研究电磁波的传播特性,根据三相共筒式GIS的结构参数设计的模型如图1所示。表1为GIS结构参数。
2.2 缺陷和激励源的设置
以高压电极上的金属突出物缺陷为例,为了使仿真结果较为理想,将金属突出物设计为材料为铝的圆锥,其面半径为5 mm,高度为20 mm,比实际中的金属突出物缺陷大,将金属突出物放置在其中一相高压导体上。采用脉宽为1 ns,幅值为10 V的波端口脉冲电流激励作为三相共筒式GIS模型内局部放电的激励源。
2.3 TEM波的传播特性
TEM波在同轴传输系统中,电位函数Ψ(r,Φ)满足拉普拉斯方程:
因为圆柱的对称性,Ψ为电位函数;r为圆柱半径(单位为m);Φ为角度(单位为π),所以有:
其中,A,B为积分常数,r为圆柱半径(单位为m);电场Er分量(单位为V/m)和磁场分量(单位为T)分别为电场和磁场分量分别为:
式中,a、b为常数;η为系数;V为导体内外电压(单位是V),由式(3)可以看出,在同轴波导系统中电场只有r分量,磁场是绕着同轴波导的同心圆,且越靠近内导体则附近电磁场越强。
2.4 超高频电磁波的传播
对于110 k V三相共筒式GIS模型,设置针尖缺陷,其电场和磁场仿真结果如图2所示。观察图2可发现,在三相高压导体间电场矢量和磁场矢量分布最大,从高压导体至外壳场域矢量呈现减少趋势。这与同轴波导中TEM波分析计算的理论一致。
超高频仿真过程中,通过改变缺陷位置和盆式绝缘子的距离可以得到盆式绝缘子两面的场域分布,让放电源距离绝缘子越来越近,仿真结果如图3所示。观察图3可发现,三相共筒式GIS中,三相高压导体外电场强度逐渐减小,接近于三相高压导体中心处,场强逐渐增大。说明超高频电磁波主要是沿着三相高压导体间向前传播的。
3 超高频电磁波的实测研究
3.1 超高频测量系统
在试验时所用的局部放电信号检测传感器放在GIS内的绝缘子中,为了更好地进行对比,在GIS腔体内壁安装天线传感器。试验在导体上设置毛刺故障,检测放电的信号。实物图如图4所示。
3.2 局放信号测量
将绝缘子内置天线传感器连接到局放仪的1通道,局放仪的2号通道与内壁上的传感器连接,检测结果如图5所示。
试验中当电压加到99 k V时,在绝缘子上的传感器接收到的信号较多也较为集中,超高频局部放电检测仪在单位时间内接收到的超高频信号数量更多。三相共筒式GIS内局部放电产生的超高频电磁波,由于三相高压导体间的相互屏蔽作用,电磁波主要沿着三相高压导体之间向前传播,试验结果与仿真计算比较一致。
4 结论
(1)三相共筒式GIS局部放电产生的超高频电磁波,主要沿着三相高压导体之间向前传播。
(2)超高频电磁波在三相高压导体间传播的特点为研究共轴式GIS和三相共筒式GIS提供了借鉴,同时可以作为更精确的局放信号检测的参考依据。
摘要：研究气体绝缘组合电器(GIS)中的电磁波传播特性对于其内部的故障检测至关重要。为了提高局部放电检测水平,采用三维电磁仿真软件HFSS对三相共筒式GIS内存在的毛刺缺陷进行了建模和仿真计算。结果表明:当采用脉宽为1 ns、幅值为10 V的波端口脉冲电流作为局部放电的激励源时,与共轴式GIS中电磁波传播不同,局部放电产生的超高频电磁波在三相共筒式GIS内主要沿着三相高压导体间传播。在实验室三相共筒式GIS模拟缺陷装置上,对安装在绝缘子上的天线传感器和腔体内表面传感器进行了局放测量的对比,测验结果与仿真计算结果一致。
关键词：气体绝缘组合电器,仿真计算,电磁波,超高频,局放测量
参考文献
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电器特性 篇3
关键词：控制与保护开关电器,反时限特性,电流校准,三相电流,漏电,检测
0 引言
控制与保护开关电器是低压电器中的一种新型产品, 其英文缩写为CPS。控制与保护开关电器集成了传统的断路器、接触器、过载保护继电器、变压器、启动器、隔离器等的主要功能, 具有远程自动控制和就地直接人工控制功能、面板信号指示及声光信号报警功能、过压欠压保护功能、断相及缺相保护功能、过载反时限保护功能, 能够接通、承载并分断规定的非正常条件 (如短路) 下的电流[1,2,3]。目前, 市场上的控制与保护开关, 存在延时特性非线性、采样精度不高、校准方式单一、脱扣机制不完善、辅助功能不丰富等问题。
本研究提出一种新型控制与保护开关电器, 具备精确线性反时限特性、较高的采样精度, 提供多种电流电压校准方式且具备安全迅捷的脱扣方式以及用户可定制的辅助功能, 同时以其成本优势迅速打开市场。
1 系统设计图
系统设计图如图1所示。控制保护开关通用变压器输出电压大约为18 VAC, 经过整流滤波电路、得到22 V直流电压以驱动分励脱扣器以及继电器, 再经过DC-DC电路得到5 V电压给单片机等芯片供电。电压检测采用18 VAC电阻分压得到交流小信号直接采样, 电流检测采用3个电流互感器独立采样, 电压电流采样信号经过运算放大电路输入至单片机, 直接用单片机自带10位精度A/D进行采样, 同时将电流、电压值显示于数码管;数码管采用并-串转换芯片实现静态驱动, 获得稳定及高亮显示;脱扣电路分为继电器脱扣和分励脱扣, 采用继电器节能驱动电路实现继电器低功耗无源输出;采用大功率三极管驱动分励脱扣器切断控制与保护开关主电源, 实现瞬时分闸的目的。
2 电路原理
硬件原理图由采样电路 (电流和电压采样) 、电源电路、显示电路以及继电器输出和脱扣电路四部分构成, MCU采用ATMEL公司的ATMEGA32A型单片机, 自带8路10位A/D, 是目前该项目最具性价比的单片机之一。本研究将着重介绍电流电压采样电路、继电器输出电路。
2.1 采样电路
该放大电路通过滑动变阻器与电阻的串并联实现电流参数的微调, 电路图如图2所示, 用来修正由于互感器一致性产生的误差以及运放的误差。本研究采用“Microchip Technology Inc”的MCP6004通用运算放大器进行电流、电压信号的放大。该运放支持轨对轨输入和输出, 单电源供电情况下可以满幅输出, 工业级的芯片供电电压为1.8 V~5.5 V。在该放大电路中, 本研究通过一级放大以及二极管滤除负半周期波形, 再进行电压跟随, 最后利用单片机按周期采样 (采样频率与市电频率一致) 得到实时电流电压值。这种采样方式相比峰值检波采样, 具有更快的反应时间 (T=20 ms) , 而峰值检波电路需要较长的时间进行电容充电, 不适合该项目, 两种测量方法的比较情况如表1所示。
2.2 继电器输出电路
继电器驱动电路如图3所示, 当继电器吸合时, 其动作电压 (加载继电器驱动线圈两端的电压) 一般要在其工作电压的75%以上, 才能保证可靠动作。可靠吸合后, 其线圈两端的维持吸合电压一般只要达到其工作电压的30%~40%即可, 低功耗驱动就是根据继电器的这一特点实现的。当单片机控制信号TUOK为低时, 三极管Q2截止, 继电器不工作;当TUOK为高时, 对电容充电, 电阻R2相当于暂态短路, Q2工作在饱和导通状态, 继电器线圈两端电压约为VCC, 而当C1充电完成后, 由于R2的作用Q2基极电流减小, Q2工作于放大区, 调整R2的阻值可控制Q2集电极发射极电流的大小, 从而控制落在继电器线圈两端的电压, 达到降低继电器闭合时功耗的目的。其中, Q2:可选择通用NPN管, IC>继电器核定电流, VCEO>VCC;VI:控制端电压 (单片机输出) ;R3:Q2饱和导通时的限流电阻, 可按照如下公式取值:
式中:hFE (min) —继电器hFE最低值, Ik—继电器额定工作电流。
R2:电路在工作稳定后, 由于R2和R3的共同作用, Q2工作在放大区, 达到继电器闭合后低功耗保持的目的。
式中:Vk—继电器吸合维持电压, Rk—继电器直流电阻。
3 反时限算法分析
目前, 反时限[4,5,6,7,8,9]过流保护已广泛应用于发电机、变压器、电动机和配电网的保护之中。根据国家电力行业标准, 微机反时限过流保护曲线数学表达式为:
式中:C—反时限特性常数, 该项目中C=2;IB—基准电流;I—实际工作的等效电流;t—反时限过流保护动作时间;k—反时限常数。
在电力系统中, 故障电流的大小并不是恒定不变的。考虑到不同时刻实际电流的大小不同, 故控制与保护开关电器采用式 (3) 的积分形式进行反时限过流保护的判断。本研究将式 (3) 改写为:
其中, 等式右端的积分体现了过电流的热效应随时间的累积, 当该积分大于k时, 反时限过流保护动作。本研究取反时限特性常数C=2, 得到的反时限特性曲线如图4所示, x轴表示实际电流Ir1对额定电流In的倍数, y轴表示C=2时的反时限动作时间。
由于MCU只能处理离散数据, 只有将式 (4) 离散化后才能应用到控制与保护开关电器中。本研究将式 (4) 离散化后整理得:
式中:ΔT—两次反时限求和时间间隔, 一般取计算的间隔时间, 由于ΔT很小, 在这段时间内假设故障电流基本不发生变化。M—保护动作时的求和次数。
在反时限过流保护中, 在选定某一条反时限曲线后, k, C和ΔT均为常数。当I>IB时, 本研究启动反时限过流保护, 并对式 (5) 左端逐次累加求和。当求和达到临界值G (G=k/ΔT) 时, 反时限过电流保护动作, 动作时间为t=MΔT。
由于MCU进行A/D采样是离散的, 式 (5) 是符合该项目的反时限特性拟合公式, 本研究采用拟合曲线法进行计算, MCU在求和时间间隔内只需进行一次浮点运算, 对于该项目选用的ATMEGA32A单片机, 是完全可行的, 相比直接数据储存查表法更为精确。
4 测量结果分析
该项目过载反时限特性实际测量结果如表2所示, 其中取反时限特性常数C=2, 为极限反时限特性。
表2的数据客观体现了过载反时限特性, 反时限动作理论值通过公式 (3) 计算得到, 反时限动作实际值通过电动机保护器性能校验台测量得到, 其实际结果基本符合反时限理论曲线, 但是仍存在一定的误差。在国标要求下的最恶劣的电气环境中测量, 当Ir1≤4 In时存在10%以内的误差, 当Ir1增大到8.4In时, 误差范围也将扩大到15%。这是由于电网的不稳定, 在延时过程中电压和电流实时改变而导致的误差, 但是该误差范围仍在国标要求以内。在实际较为良好的电气环境中, 测量的反时限动作理想值误差控制在5%以内, 较好地验证了该项目的反时限算法[10]。
5 结束语
当前电气行业正由机械式朝电子式、智能化、模块化发展。本研究针对当前新兴的控制与保护开关电器的市场需求, 以及传统控制与保护开关操作和生产上的缺陷, 设计研发了基于反时限特性的控制与保护开关电器, 实现过载长延时反时限动作保护、短路瞬时保护、过欠压保护、三相不平衡保护、漏电保护等一系列功能。该研究成果已在市场应用, 得到生产厂家和客户的广泛认可。
参考文献
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电器特性 篇4
超特高压线路中为了吸收电网中的过量无功功率, 防止过电压的产生, 同时为了对线路参数进行补偿, 通常会在线路一侧或者两侧安装同一电压等级的高压并联电抗器, 并在中性点经小电抗接地[1]。并联电抗器能有效减小输电线路故障后的潜供电流, 加速故障点电弧熄灭, 有效提高单相重合闸的成功率。同时能改善线路电压分布, 增强系统的稳定性和输电能力, 改善轻载线路的无功潮流, 降低有功损耗[2]。因此, 目前超特高压线路中普遍采用并联电抗器技术。
输电线路行波保护具有动作快, 不受长输电线路分布电容电流、系统振荡、互感器饱和等因素影响的特点, 是未来超特高压线路继电保护发展的优先选择之一[3]。文献[4]针对传统电容式电压互感器 (CVT) 不能有效传变故障后电压行波的问题, 对故障后电压行波特性进行深入研究, 发现电压故障初始行波的波头极性与电压故障行波中工频分量的初始极性具有一致性, 且CVT可以有效传变电压故障行波中的工频分量。在此研究基础之上, 文献[5]构建了基于极化电流的行波方向继电器, 并针对不同故障类型、故障距离、过渡电阻因素进行了仿真实验, 仿真结果良好。目前, 基于该原理的保护已经成功试运行于西北750kV电网乾信Ⅰ线8个多月, 运行效果良好。这使得行波方向保护向实用化方向迈进了坚实的一步。
本文在该原理基础上, 探讨极化电流方向继电器在带有并联电抗器的特高压输电线上的适用性。
1 问题的提出
1.1 传统差动保护原理在带并联电抗器的输电线路中存在的问题
为了说明该问题, 以750kV输电线路为例, 如图1所示。线路全长400km, 在线路一侧 (m侧) 安装了并联电抗器。
m和n端保护测量电流大小为im (t) , in (t) 。并联电抗器上电压为u (t) , 电流为iL。
对于传统的电流差动保护而言, 当正常运行或者发生区外故障时, 差动电流id应满足以下关系:
式中:iC为长线分布电容电流。
同时, 带并联电抗器输电线上的电流应满足:
若假设已经对长线分布电容电流iC带来的影响进行了相应的补偿, 则差动保护的灵敏性就与并联电抗器的电流iL有很大关系。极端情况下, 有可能造成保护的拒动[6]。
同样, 目前针对无论是分布电容的补偿方法, 还是并联电抗器的补偿方法均是稳态补偿法, 暂态补偿精度均不高, 并不能完全消除外界因素对差动电流的影响[7]。
1.2 传统行波保护原理在带并联电抗器的输电线路中存在的问题
对于传统的行波电流差动保护而言, 应用于带并联电抗器的输电线路时, 同样存在类似问题。
定义m, n端的正向电流行波为:
式中:imf为m端正向电流行波;inf为n端正向电流行波;i1f, i2f分别为并联电抗器两端的正向电流行波;um (t) 和un (t) 分别为m和n端保护测量电压大小;Zc为线路波阻抗;T为行波从m端传输至n端所需时间。
由式 (3) 和式 (4) 可得, 对于行波电流差动原理而言, 正向动作电流id为:
由式 (4) 和式 (5) 易得出该动作电流为并联电抗器电流iL的函数, 如式 (6) 所示。这使得动作电流大小与并联电抗器电流大小有关。在某些情况下很难区分区外故障和区内故障, 造成保护误动作[6]。
从上述分析可见, 对于传统的纵联电流差动保护、传统的行波差动保护而言, 均不能直接应用于带有并联电抗器的输电线路。
针对该问题, 文献[6]提出了基于小波变换的行波初始波头的电流差动保护原理。行波初始波头的暂态高频信号基本不受并联电抗器影响, 可以很好地构成保护原理。但是由于输电线路CVT并不能有效传变故障电压行波波头, 使得该方法并不能在实际应用中取得较好的效果。
2 基于极化电流行波的方向继电器
文献[4]指出了电压故障行波各频带信号的初始极性具有一致性。尤其是电压故障行波中的工频分量的初始极性与初始行波波头极性一致。
文献[5]在上述研究基础上, 提出了极化电流行波方向继电器原理。即当故障发生在正方向时, 电压故障初始行波和电流故障初始行波极性相反;而反向故障时, 电压、电流故障初始行波极性相同。以此构成方向保护原理判据。由于传统CVT无法有效传变宽频带电压故障行波, 该原理采用了电压故障行波中的工频分量的初始波头极性代替电压故障初始行波波头极性, 以此构成极化电流行波方向继电器原理。
如图2所示, 当F1点发生区外故障时, m点的初始电压行波波头和电流行波波头的突变方向相同, m点判断为反向区外故障;对于n点而言, 初始电压行波波头和电流行波波头的突变方向相反, 从而n点判断为正向故障。双端交互允许信息, 从而保证保护可靠不动作。同理, F2点发生区内故障时, m点判断为正向故障。双端保护允许动作, 从而可靠跳开故障线路。
该原理采用了小波变换的模极大值进行多分辨率分析以及初始波头的提取。对于电流行波提取200kHz暂态故障信号, 而对于电压行波提取暂态工频故障信号。
3 并联电抗器对极化电流行波方向继电器的影响分析
3.1 并联电抗器的输电线路行波过程分析
对于传统保护而言, 并联电抗器会造成线路两端电流大小的不平衡。而对于极化电流行波方向继电器而言, 该方法使用的是初始行波的极性。这个极性包括暂态电压、电流行波初始波头的极性以及暂态工频电压行波极性。
要论证该继电器在并联电抗器线路上的特性, 首先需要分析并联电抗器对于初始行波暂态高频信号的影响。并联电抗器属于集中参数器件, 其对于行波传播的影响与线路对行波传播的影响无关。为了说明并联电抗器对行波传播过程的影响, 本文采用简化线路模型, 设并联电抗器两端波阻抗分别为Z1, Z2, 并联电抗器电感大小为L。同时采用无限长的直角波代替暂态行波初始波头, 以重点分析电压、电流波头极性经过并联电抗器后的变化。入射直角波幅值大小为Uf=E, 在A点发生折反射, 反射行波为Ub, 折射行波为Ur。简化模型如图3所示。根据彼得逊法则, 图3可以等效为集中参数电路, 如图4所示。图中:p为拉普拉斯算子。
由图4可以列出频域的解为:
式中:TL=LZ1Z2/ (Z1+Z2) 为时间常数;α=2Z2/ (Z1+Z2) 为Z1, Z2处的折射系数。
求式 (7) 在时域的解为 (τ=1/TL) :
t是指从行波到达并联电抗器时开始计时的时间。由式 (8) 、式 (9) 可以看出, 电流行波和电压行波初始波头经过并联电抗器后, 均会出现指数性的衰减, 图5为750kV线路并联电抗器对直角波的衰减效果。图中:UZ1和UZ2分别为Z1, Z2处的电压幅值。
这种衰减效果有可能会对后续波头的分辨造成一定影响, 但却完全不会对初始波头的识别造成影响, 尤其是初始波头的极性不会因为并联电抗器的存在而发生改变。
同时, 对于极化电流行波方向继电器采用小波变换模极大值的方式分析初始行波的方法而言, 提取的模极大值幅值也不会有所改变[5]。
3.2 并联电抗器的行波传输特性频域分析
对于极化电流行波方向继电器而言, 故障电压行波高频分量的初始波头极性由暂态工频量的波头极性代替。因此, 对于该继电器特性而言, 需要考虑并联电抗器对于故障行波的频域传输情况。
采用图1线路作为仿真对象, 并考虑母线杂散电容的影响。设母线杂散电容大小为C, 线路波阻抗均为Z。由于只考虑并联电抗器对行波的影响, 对于不同的变电站母线结构类型, 根据彼得逊法则可以等效为如下两类, 如图6所示。
在第Ⅰ类母线结构下, 母线上只有被保护线路, 频域特性分析模型如图6 (a) 所示, 经过并联电抗器后的电流和电压的频域表达式为:
第Ⅱ类和第Ⅲ类母线结构类型下, 母线上除了被保护线路外还有其他线路。母线上线路数量为N。其频域特性分析模型如图6 (b) 所示, 经过并联电抗器后的电流和电压的频域表达式如下:
对比式 (10) —式 (13) 可以看出, 第Ⅰ类母线是第Ⅱ类和第Ⅲ类母线的特例, 即式 (12) 和式 (13) 中N=1的情况。因此, 对于电压和电流的频率特性分析可以统一采用式 (12) 和式 (13) 。
对于含并联电抗器的线路进行频域分析, 分别对不同补偿度进行计算。仿真线路长度为400km, 补偿度分别为60%, 70%, 90%时, 对应的并联电抗器每相的补偿电抗值如表1所示 (LP为每相补偿电抗值, LN为共中性点小电抗值) 。
取线路波阻抗为230Ω, 母线杂散电容C=10nF, N=3。根据式 (12) , 含并联电抗器一侧的电压依频特性如图7所示。选取无补偿度下幅值大小为1。
由图7可以看出:并联电抗器的加入会使得电压信号出现幅值衰减和相角偏移, 而且补偿度越大, 衰减和偏移的幅度越大;并联电抗器主要在低频段 (10Hz以下) 和高频段 (200kHz以上) 时, 对电压信号产生严重的幅值衰减和相位偏移。
但对于0.05~200kHz之间的信号而言, 电压信号的幅值衰减和相角偏移极小, 基本可以忽略。这也进一步说明并联电抗器不会对故障暂态工频电压信号产生影响, 极化电流行波方向继电器选用故障暂态电压工频分量的极性是可信的。
同时, 根据式 (13) 对含并联电抗器一侧的电流依频特性进行分析, 结果如图8所示。选取无补偿度下幅值大小为1。
由图8可以看出:带并联电抗器线路侧对于电流信号低频段 (10Hz以下) 具有较大的衰减和相角偏移;对于高频段 (200kHz以上) 信号具有一定的幅值增益和角度偏移, 这是由于母线杂散电容的存在而产生的谐振效应。
由于极化电流行波方向继电器选取的电流信号频率为200kHz, 同时检测的是故障电流行波的初始波头, 一定的谐振效应反而会使波头更容易检测。因此, 极化电流行波方向继电器对于电流行波选取的200kHz采样率完全适用于含并联电抗器的线路。
而当母线结构类型改变时, 选取N=1, 2, 5, 在不同情况下含并联电抗器一侧的电压依频特性如图9所示。并联电抗器补偿度均为90%, 其中选取N=1时的幅频特性中最大幅值为1。
由图9可以看出, 在不同母线结构下, 电压幅频特性曲线在高低频段特性相似, 只是随着N的增大, 幅频特性曲线中能达到的最大幅值减小。这符合不同母线结构下的折反射系数特性。同时, 电压相频特性曲线对于0.05~200kHz之间的信号, 相角变化不大, 基本可以忽略。同理, 根据式 (13) 可以得到电流依频特性与母线结构的关系曲线图, 结论相同, 本文不再累述。
综上分析可以看出, 带并联电抗器的线路不会对极化电流行波方向继电器产生任何影响。该继电器构成的保护方案可以完全应用于带并联电抗器的线路上, 对母线类型不敏感。
4 仿真计算结果
为了验证极化电流行波方向继电器在带并联电抗器的超特高压线路上性能, 本文针对图1所示的750kV线路进行了相应的电磁暂态程序 (EMTP) 仿真计算。仿真线路长度为400km, 补偿度选取为90%。发生区内故障, 故障距离为100km (距M端) , A相单相接地, 过渡电阻为5Ω。
对故障后相电流进行相模变换, m端和n端电流α模量和电压α模量信息如图10、图11所示。
根据极化电流行波方向继电器原理, m侧电压行波突变方向为负, 电流行波突变方向为正, 突变方向相反, 判断为发生正向故障。同时, n侧也进行相应判断, 电压行波突变方向为负, 电流行波突变方向为正, 判断发生了正向故障。双端保护通过光纤通道传输判定结果, 从而判定系统发生了区内故障。
该仿真数据采用750kV实际参数, 如表2所示。从仿真结果可以看出, 极化电流行波方向继电器完全适用于带并联电抗器的超特高压线路。
5 实验测试结果
采用专用的行波测试系统对上述仿真结果进行了相应的动模测试。测试系统示意图如图12所示。
2台基于极化电流方向继电器的行波保护构成双端纵联保护。将图1的EMTP仿真建模数据, 转换为特定格式, 输入行波测试仪中。该测试仪通过行波电压和电流功率放大器模拟出线路二次侧CVT和电流互感器的输出信号, 并将此信号传递至行波保护中。通过该测试系统, 模拟出一次系统的真实故障状态, 以及现场二次数据采集和分析计算状态。
m端的电压、电流采样数据和继电器动作信号实测结果如图13所示。m端正确动作, 选相为A相单相接地, 发出A相跳闸信号, 保护判据动作时间约为7.5ms。
实际装置的动模试验结果表明, 极化电流行波方向继电器能有效适用于带并联电抗器的输电线, 动作可靠稳定。
6 结论
本文分析了传统纵联差动保护和传统行波保护应用于带并联电抗器线路时存在的问题, 研究了极化电流行波方向继电器应用于带并联电抗器线路时的特性, 指出了并联电抗器的存在不会对暂态高频行波信号的极性提取造成影响, 也不会对暂态工频信号的极性提取造成影响, 从而证明了极化电流行波方向继电器能够应用于带有并联电抗器的线路。
本文通过EMTP仿真和实际装置试验进行了相关验证, 保证了结论的实用性和可信性。
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