交流-直流

交流-直流（共9篇）

交流-直流 篇1

交流-直流变流器又称整流器、AC-DC变流器, 其作用是将交流电转变为直流电, 一般也称整流, 并且在整流的同时还对直流电压电流进行调节, 以符合用电设备的要求。

1 单向桥式全控整流电路

1.1 MATLAB的基本简介

仿真软件的快速发展, 使得人们从大量、繁琐的数学计算中解脱出来, 在减少了计算的工作量的同时大幅度的改善了仿真的精度和效果。它主要是对动态系统进行建模、仿真和分析, Simulink是MATLAB程序的扩展, 它是在Windows系统环境下的图形程序。可以直接从模块库中调用各种模块, 经过简单的操作就可以完成系统的建模。进入Simulink将弹出模块库浏览器, 子模块库电源包括连续系统 (Continuous) 、离散系统 (Discerte) 、非线性系统 (Nonlinear) 、线性系统 (Linear) 和连接、输入、接收模块库, 此外还有特殊模块库。它有自己的神经网络、模糊控制、和电气系统等模块。十年前Mathwokrs公司就已经有了自己的电力系统仿真的电力系统工具箱Power Systeam Blokcest。这为我们今后的电气传动的研究带来了极大的方便。所包括内容有电路仿真所需的基本元件模型, 其中有电源模块、电力电子模块、基础电路模块、电机模块、连线器模块、检测模块以及附加功率模块等七种模块库。电气系统模块与一般的Simulink模块是两种不同的模块, 需要中间接口模块。一般常规模块信号进入电气模块信号时, 中间可以通过可控的电压源和可控的电流源作为接口模块。而电气模块信号进入常规模块信号时, 就必须要有测量模块, 可以让电压或电流测量模块作为中间环节。只需将模块中的元件拖到Simulink窗口中, 通过设置参数电路和电力系统就得到仿真了。

1.2 单相桥式全控整流电路原理

单相桥式全控整流电路如上图1所示, 电路由交流电源u1、整流电路T、晶闸管VT1~VT4、负载电阻R以及触发电路组成。在变压器二次电压U2的正半轴触发晶闸管VT1和VT3, 在U2的负半周触发晶闸管VT2和VT4, 在负载上可以得到方向不变的直流电, 改进晶闸管的控制角可以调节输出直流电压和电流的大小该电路的仿真过程可以分为建立仿真模型 (或称为绘制仿真电路) , 设置模型参数和观测仿真结果等几个主要阶段, 现分布叙述如下:

1.2.1 首先建立模型新文件。在MATLAB的菜单栏上点击file, 选择new, 再在弹出菜单中选择model, 这时出现一个空白的仿真平台, 在这平台上可以绘制电路的仿真模型。同时也可以在file菜单下给文件命名。

在仿真模块型窗口的菜单栏上点击图标调出模型库浏览器、在模型库中提取适合的模块放到仿真平台上。组成单桥式整流电路的主要元器件有交流电源、晶闸管、RLC负载等。

1.2.2 将电路元器件模块按单相整流的原理连接起来组成仿真电路。

1.2.3 连接了示波器的单相整流电路模型

2 模型参数的设置

设置模型参数是很重要一步, 只要模型参数设置准确可以极大的保证仿真准确度。但是有些参数是由仿真任务规定的, 如仿真中的电源电压、电阻值等, 有些参数是需要通过仿真来确定的。下面举例说明介绍模型参数设置的具体情况

首先双击模块弹出参数设置对话框, 然后按照对话框中提示输入, 若有不清楚地方可以借助help帮助。本设计中参数设置如下:

(1) 交流电源U2, 电压为220V, 频率为50Hz, 初始相位为0。

(2) 晶闸管VT1~VT4直接使用了模型的默认参数。

(3) 负载RLC, R的值2, L的值为0, C的值为inf。

(4) 设计中晶闸管的触发器采用简单的脉冲发生器来产生。

3 模型仿真

在参数设置完毕后即可以开始仿真。

单相桥式全控整流电路的仿真模型及其结果

在仿真计算结束后我们可以通过示波器来分析仿真结果 (图4)

Gα=60时负载两端的电压和电流波形

结果分析: (1) 在电阻负载中, 触发角变化范围为0-180度, 其输出电压与负载电阻无关, 电流波形与电压相关。 (2) 幅值随电阻负载变化而变化, 电流连续。

单相桥式全控整流电路的应用领域:单相桥式全控整流电路是电力电子技术中非常重要, 也是应用得最为广泛的变频电路, 在交通运输、电力系统、通信系统、能源系统等领域运用非常广泛。因此对单相桥式全控整流电路的相关参数和不同性质负载的工作情况进行对比分析与研究具有很强的现实意义, 不仅是电力电子电路理论学习的重要一环, 而且对工程实践的实际应用具有预测和指导作用。

摘要：电能是现代工农业、交通运输、通信和人们日常生活不可缺少的能源。现代科学技术的发展使人们对电能的要求越来越高, 需要将交流电转变为直流电, 直流电转变交流电, 以满足供电电源与用电设备之间的匹配关系, 以提高电的质量和满足各种各样的用电要求。随着现代电力电子技术的发展, 各种新型电力电子器件的研究, 开发和应用, 提高产品的质量和性能, 提高生产效率, 改善人们的生活环境。将来从电网得到的工频电能大部分都需要经过电力电子装备的二次变换处理, 电力电子的应用领域将越来越广阔。

关键词：交流-直流变流器,煤矿,电能

参考文献

[1]李正熊等.变频器世界.2006.11:27-30.

[2]姜齐荣, 谢小荣, 陈建业.电力系统并联补偿-结构原理控制与应用.北京:机械工业出版社.

[3]GB17625.1-1998, PWM控制直流电动机可逆运行系统 (设备每相输入电流16A) .北京:中国标准出版社, 1995.

[4]GB/T14549-1993, 电能质量公用电网谐波.北京:中国标准出版社, 1994.

交流-直流 篇2

2007-06-22 13:37:29| 分类： 工作|举报|字号 订阅

关于电能的输送方式，是采用直流输电还是交流输电，在历史上曾引起过很大的争论。美国发明家爱迪生、英国物理学家开尔文都极力主张采用直流输电，而美国发明家威斯汀豪斯和英国物理学家费朗蒂则主张采用交流输电。

在早期，工程师们主要致力于研究直流电，发电站的供电范围也很有限，而且主要用于照明，还未用作工业动力。例如，1882年爱迪生电气照明公司（创建于1878年）在伦敦建立了第一座发电站，安装了三台110伏“巨汉”号直流发电机，这是爱迪生于1880年研制的，这种发电机可以为1500个16瓦的白炽灯供电。

但是随着科学技术和工业生产发展的需要，电力技术在通信、运输、动力等方面逐渐得到广泛应用，社会对电力的需求也急剧增大。由于用户的电压不能太高，因此要输送一定的功率，就要加大电流（P＝IU）。而电流愈大，输电线路发热就愈厉害，损失的功率就愈多；而且电流大，损失在输电导线上的电压也大，使用户得到的电压降低，离发电站愈远的用户，得到的电压也就愈低。直流输电的弊端，限制了电力的应用，促使人们探讨用交流输电的问题。爱迪生虽然是一个伟大的发明家，但是他没有受过正规教育，缺乏理论知识，难以解决交流电涉及到的数学运算，阻碍了他对交流电的理解，所以在交、直流输电的争论中，成了保守势力的代表。爱迪生认为交流电危险，不如直流电安全。他还打比方说，沿街道敷设交流电缆，简直等于埋下地雷。并且邀请人们和新闻记者，观看用高压交流电击死野狗、野猫的实验。那时纽约州法院通过了一项法令，用电刑来执行死刑。行刑用的电椅就是通以高压交流电，这正好帮了爱迪生的大忙。在他的反对下，交流电遇到了很大的阻碍。

但是为了减少输电线路中电能的损失，只能提高电压。在发电站将电压升高，到用户地区再把电压降下来，这样就能在低损耗的情况下，达到远距离送电的目的。而要改变电压，只有采用交流输电才行。1888年，由费朗蒂设计的伦敦泰晤士河畔的大型交流电站开始输电。他用钢皮铜心电缆将1万伏的交流电送往相距10公里外的市区变电站，在这里降为2500伏，再分送到各街区的二级变压器，降为100伏供用户照明。以后，俄国的多利沃──多布罗沃斯基又于1889年最先制出了功率为100瓦的三相交流发电机，并被德国、美国推广应用。事实成功地证实了高压交流输电的优越性。并在全世界范围内迅速推广。

交流侵入直流系统防范措施分析 篇3

1 交流侵入直流系统特征参数

1.1 交流侵入直流系统后电压波动的参数

站用变交流侵入直流系统后运行造成母线电压波动, 其波动参数有两个, 一是振荡频率f, 二是电压幅值V。

交流频率确定为工频50H z毫无疑问, 而侵入系统的交流电压幅值不可确定, 不同原因造成的交流侵入导致的幅值也不相同。以下是220V站用交流侵入直流系统后的波形图:

要测出直流系统中的交流分量, 关键点在于如何获取母线对地电压波动曲线, 已知波形波动频率, 只需测的波形峰值和谷值, 根据正弦波定律Y=A sinx, 可获知直流电压和交流电压。

因此, 区分和计算直流系统中的交直流分量的前提就是能够近乎完整的取得电压波动曲线图。如此, 只需对系统电压进行高精度密集采样, 经过傅立叶分析, 即刻还原原有波形, 通过对波形分析计算出交流分量有效幅值。

1.2 交流侵入直流系统正负极及支路区分

站用变交流零线和变压器地线为同一个点, 因此当交流侵入直流系统时, 也可以理解为是一种变相的接地。

当交流经过某支路正极侵入直流系统时, 直流系统正母线接地, 此时由于+KM绝缘下降, 所以正对地电压下降, 负对地电压上升, 由于正负对地电压产生压差, 馈线会有漏电流产生, 漏电流穿过漏电流传感器, 传感器会发出漏电流信号。通过对地电压采样可判断交流侵入极性, 通过对馈线支路漏电流传感器的信号分析可判断出具体发生交流侵入故障的支路。

2 交流侵入直流系统防范措施

要避免交流侵入有两个措施, 首先要尽量不让交流分量传入直流系统, 目前店里系统通过加强交、直流二次回路间隔的隔离实现及交直回路不得共用一根电缆等措施实现;其次通过研发可以快速检测、切除入侵的保护装置尽量衰减交流分量的干扰值。

目前国内有部分专家对此提出了二极管迫跳方案, 例如下图所示方案。迫跳原理简述就是将交流侵入的极性与地短路, 形成短路电流, 迫使故障馈线开关因存在短路电流而跳开, 从而切除交流侵入故障源。

K1、K2、K3、KN是实际馈线开关, D 1、D 2是本电路增加的大功率二极管, 系统中二极管D 1的正极, D 2的负极接地。

当直流系统中无交流侵入情况时, 根据正母线、大地、负母线电位关系以及二极管反向阻抗无限大的原理, 两个二极管均处于截止状态, D 1、D 2均无电流通过, 对母线运行不产生任何影响。

上述方案一定程度上可以提高直流系统抵御交流侵入的能力, 同时也存在几个无法避免的缺点:1) 异常事故发生:当交流侵入直流系统通过二极管形成短路电流后, 假如故障支路开关存在问题无法正常跳开, 这时将会导致回路当中出现其它故障, 比如其它上级开关误跳、回路线路虚接地方着火等事故。2) 交流监测精度差:当交流侵入直流系统后, 由于二极管反向阻断的作用, 如果从正极侵入, 则下半周波形将被二极管切除, 从负极侵入, 则上半周波形将被二极管切除。由于波形已发生改变, 无法根据波形精确测出交流分量的有效值。

本文提出了一种直流电源系统新型防交流侵入应用方案, 在直流系统上增加增强型绝缘监测装置和交流迫跳箱 (虚线框内) , 监测装置负责采集母线电压, 支路漏电流等信号。交流迫跳箱部分如图:D 1、D 2为二极管, J1、J2为接触器主节点, M 1、M 2为接触器线圈, 接触器线圈由绝缘监测装置控制输出。

工作原理:用户可在绝缘监测装置上设定是否启用迫跳装置和允许迫跳的支路, 系统正常运行时, J1、J2断开, 当直流系统发生金属性交流窜入且有效幅值越过交流报警门限值时, 监测装置发出声光报警, 干节点或外部通信协议输出报警, 通知远方维护人员。同时在选出故障支路后, 根据用户设定允许条件, 启动迫跳功能, 切除交流窜入故障源。

3 结语

本文提出了一种新型交流窜入直流系统后进行迫跳的构思, 在提高直流系统抵御交流侵入能力和保证系统安全运行之间找到了一个平衡点。

摘要：本文分析了直流系统交流侵入的危害及交流侵入直流系统特征参数, 提出了直流系统防交流侵入的应对措施, 确保变电站设备和电网的安全运行。

交流电和直流电的区别有哪些？ 篇4

交流电和直流电两者的变化特性不同。交流电的电流大小和方向会随时间做周期性变化，在一个周期内的运行平均值为零，通常波形为正弦曲线，而直流电没有周期性变化。

另外，交流电的电压可以通过变压器进行改变，但是直流电却不能实现这一点，所以在长距离的电能输送中，我们是采用交流电，其主要是因为电缆都非常的长，电阻非常的大，中间会发生很大的能量损耗，所以一定要加大输出的电压，这样就能减少损耗。最后，在终端又可以通过变压器将高电压转化成比较合适的电压，正是这样，我们才会在大规模远距离上面都采用高压交流输电模式。

一般概念

直流电：是指大小和方向都不随时间而变化的.电流。许多用电器，如收音机，扬声器等许多不含电感元件的电器都用直流电驱动。分正、负极，无法利用变压器改变电压，用在低电压电器里。用乾电池的电器都属此类。

交流-直流 篇5

换流站交流接入系统方案如图1所示:

按照投产进度, 2013年汛前, 阿海电站投产完毕, 容量5×400MW, 梨园电站投产2台机组, 容量2×600MW, 即换流站建成前已投运的机组总装机容量达3200MW。

从投产的装机容量看, 换流站投产前需要3回500kV交流线路才能满足送出要求, 考虑过渡时期的送电方案为:梨园电站以一回线接入阿海电站, 阿海电站再以2回500kV交流线路接入太安开关站。

根据线路踏勘情况, 拟定两类方案, 第一类方案为:阿海至太安开关站双回线路初期经过换流站站址, 2013年换流站投产时, 换流站双“π”阿海～太安开关站线路, 其中阿海电站～太安开关站单回线路的长度为原两段线路长度之和, 即94+69=163km。方案见图2。

第二类方案为:两段线路初期都不经过换流站站址, 在距离较近的地方搭接, 换流站建成后再延伸至换流站, 形成最终的如图1的电网结构, 该方案阿海电站～太安开关站的线路长度为110km。方案见图3。

2 过渡方案比较

2.1 无功平衡

第一类过渡方案下, 太安开关站近区感性无功平衡情况见表1。

如表1所示, 换流站建成前, 太安开关站近区4段线路总的充电功率为685Mvar。如果兼顾换流站近区终期无功配置, 为满足感性无功平衡, 采取初期在阿海电站装设210Mvar母线高抗, 太安开关站装设150Mvar母线高抗后, 近区总的感性无功配置达到705Mvar, 感性无功补偿度约103%, 感性无功平衡满足要求。

考虑到第一类过渡方案线路长度在150km以上, 初期无功配置尚需结合工频过电压和潜供电流的计算结果来确定。

第二类过渡方案下, 太安开关站近区感性无功平衡情况太安～阿海电站线路长度为110km, 太安开关站近区4段线路总的充电功率为566Mvar。在阿海电站装设210Mvar母线高抗, 近区总的感性无功配置达到568Mvar, 感性无功补偿度约100%, 满足系统运行要求, 而且换流站投产前不必建成太安开关站母线高抗。

2.2 工频过电压及潜供电流

计算工频过电压是为了确定是否需要装设线路高抗。根据《规程》的规定:工频过电压计算应以正常运行方式为基础, 加上一重非正常运行方式及一重故障形式。故障形式可取线路一侧A相接地短路、故障侧开关三相断开和无故障三相跳开两种。330～500kV网络的过电压水平:线路断路器的变电所侧及线路侧应分别不超过网络最高相电压 (有效值, kV) 的1.3倍和1.4倍。氧化锌避雷器可达到1.5倍。

在阿海～太安开关站线路都不安装线路高抗时, 2012年汛后枯小方式下, 第一类和第二类方案下, 阿海～太安开关站线路的工频过电压计算结果。可以看出, 阿海电站母线侧过电压倍数接近1.3, 太安开关站线路侧过电压倍数接近1.4。

阿海电站母线侧过电倍数1.235, 太安开关站线路侧过电压倍数为1.264, 满足要求。

潜供电流计算的目的是校验500kV线路潜供电流是否满足单相快速重合闸要求, 从而为各交流线路是否需要安装高压并联电抗器以及中性点小电抗提供依据。500kV线路要实现单相快速重合闸, 潜供电流一般要求在18A以下。

在阿海～太安开关站线路未安装线路高抗和中性点小电抗情况下, 潜供电流。

计算结果表明, 第一类方案, 阿海～太安开关站线路潜供电流最大为23.27A, 为保证单相快速重合闸的成功, 需装设线路高抗和中性点小电抗;第二类方案, 阿海～太安开关站线路潜供电流最大为13.9A, 不必装设线路高抗和中性点小电抗。

2.3 稳定极限比较

如果2013年汛期金中直流单级不投产, 在2013年丰大方式下, 第二类方案的送出极限比第一类高出300MW。

2.4 损耗比较

根据电站机组投产时序, 从2012年4月阿海第一台机组投产开始, 计算至2013年10月金中直流单级投产, 第一类方案的线路电量损耗比第二类方案高1304万kWh。

2.5 投资比较

两类方案的总投资相同, 约为7.45亿元, 但第一类方案初期架设一次完成, 第二类初期可缓建57km双回线路, 减少投资2.5亿元, 地形、森林等条件均优于第一类方案, 施工、运行方便。

3 结论

1) 由于梨园、阿海电站在换流站建成前已开始发电, 因此需要考虑在金沙江中游电站500kV交流配套工程中结合终期方案考虑过渡方案。

2) 建议阿海电站在换流站建成前以双回500kV线路接入太安开关站。

3) 第一类方案太安～阿海电站线路长度为163km, 线路工频过电压水平和潜供电流不能满足要求, 两回线均需装设1组150Mvar线路高抗, 并加装中性点小电抗。太安侧线路高抗在换流站建成后可移作本站母线高抗用, 阿海侧线路高抗需要退出运行, 与终期无功配置衔接性较差。

4) 第二类方案太安～阿海电站线路长度为110km, 线路工频过电压水平和潜供电流能够满足要求, 不需要装设线路高抗。初期只需要在阿海电站装设210Mvar母线高抗, 不必建成太安开关站母线高抗, 与终期无功配置衔接较好。

5) 第二类方案的稳定极限比第一类方案高300MW左右, 年电量损耗低1304万kWh。两类方案总投资相同, 但第一类方案初期架设一次完成, 第二类初期可缓建57km双回线路, 减少投资2.5亿元。推荐采用第二类方案。

摘要：在综合考虑投资、电气参数指标、远景适应性的基础上, 提出了直流建成前输送该部分电力的过渡方案。

关键词：直流,电力送出,过渡方案

参考文献

交流-直流 篇6

关键词：高压直流(HVDC),同塔双回(DCT),谐波计算,滤波器设计,投切策略

0 引言

高压直流(HVDC)工程采用同塔双回(DCT)线路或同塔多回线路,具有提高单位走廊的输送容量、高效利用现有走廊资源、提高通道利用率、节约土地资源和增强跨区资源的优化配置能力等多种优点[1,2],并且能够产生巨大的经济和社会效益,具有广阔的发展前景。正在规划和设计中的溪洛渡右岸双回HVDC输电系统采用同塔并架输电方式,双回直流系统的额定电压为±500 kV,额定功率为3 200 MW;双回直流输电系统处于同一个换流站,有各自独立的直流场;双回直流系统可独立控制,也可统一协调控制;双回±500 kV直流系统共用一个交流场[3,4]。由于调度和协调灵活多样,双回直流系统的运行方式和功率水平都可能不同,而交流滤波器设计则需要满足两回直流任意运行工况和功率水平组合方式下的无功补偿和滤波要求,这就对双回直流共站的交流滤波器设计提出了更高的要求。

以往的交流谐波计算和交流滤波器设计算法只是针对传统单回直流系统的特点提出的,无法满足溪洛渡工程的要求,这就需要对原有算法进行优化改进,在工程精度允许的范围内作适当简化,以提高计算速度,满足工程要求。

本文就DCT-HVDC工程设计存在的技术难点进行分析,并根据直流工程特点提出相应的解决方案和改进措施。

1 谐波电流计算存在的技术难点

实际直流输电工程的主要设备包括换流阀、换流变压器、交流滤波器、平波电抗器、直流滤波器以及直流线路等。图1为DCT-HVDC输电系统结构示意图,采用12脉动单阀组方式,共用一个交流场。

传统单回谐波电流计算[5,6]采用计及直流线路的交直流耦合模型,根据在不同工况和运行方式下计算出来的主回路稳态参数[7],从最小容许输送功率开始,直到最大稳态过负荷功率,以额定功率的一定百分比(通常为5%)为步长,逐步增加输送功率,逐一计算每个负载水平下的谐波电流。

但是,对于DCT-HVDC工程而言,功率协调控制方式面临二维选择的问题,即在总输送功率一定的前提下,双回线路的功率组合方式多种多样。双回线路在不同的功率分配方式下,直流侧电流Id不同,将导致换相角μ不同,进而影响交流侧谐波。此外,从图1可以看出,由于将直流线路等效为多端口模型,整流侧与逆变侧之间和同塔并架的双回线路之间出现耦合关系,从而直接影响到直流侧纹波。因此,计及直流网络将会使整流侧与逆变侧之间、双回线路之间产生耦合而使问题变得异常复杂。如果遍历所有可能的工况组合和功率分配方式,计算速度将远远不能满足滤波器设计的要求,因此必须对现有模型进行优化和改进,在满足精度的前提下合理模拟和计算不同功率输送方式,提高谐波算法的计算速度,以满足双回直流共站工程的需要。

2 谐波电流计算的改进模型

2.1 直流侧模型的改进

由以上分析可知,影响交流谐波电流计算速度的关键之一是直流侧模型的建立。事实上,经过平波电抗器和完善的直流滤波系统后,换流站出口处的极线与中性母线之间的谐波电压很小,一般直流工程50次内总谐波电压均方根值与直流电压相比在0.5%以内,所以其可以忽略不计。这样,对于谐波分量而言,可以认为两者之间是短路的,则12脉动基本换流单元可简化为图2所示形式。

在求解直流侧纹波时,分析直流侧网络结构,根据平波电抗器的具体布置方案,可以得到平波电抗及直流滤波器系统的入端阻抗Zs(n),换流器可以等效为内阻抗为Zc(n)的谐波电压源,因此,求解直流侧纹波电流模型如图3所示。在频域上求解直流侧纹波,分别计算各次谐波电压引起的谐波电流,在每一次谐波频率下,采用节点导纳分析法,求解换流站出口处各次纹波电流$\dot{{\rm I}}{}_{\text{d}(n)}$,然后在时域中根据换相期间和非换相期间的等值电路求解出交流系统阀侧电流,之后折算到交流系统侧进行傅里叶级数展开即可得到各次谐波电流。

2.2 合成双回谐波电流结果

采用上述改进模型消除了直流线路耦合的作用,从而实现了整流侧与逆变侧之间以及双回线路之间谐波电流计算的相互解耦,避免了计算过程中对直流线路的建模和功率分配对不同回线路的影响,所以,共站的双回直流工程可以等效为2个传统单回直流工程分别计算,即分功率逐步计算各个负荷水平下的谐波电流,最后,将双回不同运行工况合成为一个新的运行方式,在该运行方式下取各种负荷分配组合的最大不相容电流,作为接下来滤波器性能定值校核的谐波电流源,即有:

${\rm I}{}_{{\rm P}{}_{\text{t}\text{o}\text{t}\text{a}\text{l}}(n)}=\underset{{\rm P}{}_{\text{t}\text{o}\text{t}\text{a}\text{l}}={\rm P}{}_1+{\rm P}{}_2}{{\displaystyle \max }}\{{\rm I}{}_{{\rm P}{}_1(n)}+{\rm I}{}_{{\rm P}{}_2(n)}\}(1)$

式中:Ptotal为总输送功率;P1为线路1的输送功率;P2为线路2的输送功率;n为谐波次数。

值得指出的是,这样得到的谐波电流源虽然偏于保守,但是设计出来的滤波器能满足不同功率组合方式下各次谐波的要求,而且大大减小了工作量,提高了计算速度。

3 滤波器设计

3.1 滤波器基本类型和参数整定

工程中常见的滤波器类型[8,9,10,11]主要有单调谐滤波器、双调谐滤波器、三调谐滤波器和C型阻尼滤波器,通用结构如附录A图A1所示。

单调谐滤波器和C型阻尼滤波器结构简单,可以很好地进行分析和计算。而多调谐滤波器结构复杂,工程上通常采用如下等效算法[12]:首先忽略电阻的影响,将滤波器化简为无阻尼的LC电路,然后将多调谐滤波器等效为多个单调谐滤波器,根据经验给出各个单调谐滤波器的输出无功功率,通过所要抑制的谐波次数和所连接交流母线的基波电压计算单调谐滤波器的电容和电感,最后经阻抗等效确定原来滤波器的电容和电感。性能计算可能要不断重复以上过程,如果某次谐波超标,则增大滤除对应次谐波的等效无功功率以进行调整和优化。

并联阻尼电阻的选取,通常也需要采用试算的方式确定,即在确定电路结构及参数后,根据工程经验给出电阻值,计算滤波器的性能和各个元件的应力定值,如不能满足要求,则需要调整电阻的大小并重新验算,直到满足性能和定值指标要求为止。

3.2 滤波器投切策略设计

滤波器投切策略包括在某个运行方式的各个负荷水平下需要投切几组滤波器和选用哪些滤波器组合方式。投切策略的制定直接影响最终性能和定值结果。

3.2.1 滤波器投切组数的确定

不同运行方式下,高压直流换流器消耗的无功功率不同。根据换流原理可知,DCT-HVDC工程中,每回线路对应的换流器消耗的无功功率为[13]:

$Q{}_{\text{d}i}={\rm P}{}_{\text{d}i}\tan \phi {}_i(2)$

式中:

$\tan \phi =\frac{\mu -\sin \mu \cos (2\alpha +\mu )}{\sin \mu \sin (2\alpha +\mu )}$

i为线路编号;Pdi为线路i输送的直流功率;α为触发角;μ为换相角。

交流滤波器能够补偿无功功率的消耗,同时还能滤除由高压直流换流器产生的谐波。实际运行中,交流滤波器的投入是由无功补偿和无功平衡控制决定的,对于特定的运行工况而言,其投入数目与直流系统消耗的无功功率、交流系统所能提供的最大无功功率和交流系统所能吸收的最大无功功率以及运行电压密切相关,满足:

∑Qf,min≤Qf,total≤∑Qf,max (3)

∑Qf,min=Qd1$\frac{U{}_{\text{f}}}{U{}_{\text{A}\text{C}}}$2+Qd2$\frac{U{}_{\text{f}}}{U{}_{\text{A}\text{C}}}$2-QAC-DC$\frac{U{}_{\text{f}}}{U{}_{\text{A}\text{C}}}){}^2(4)$

∑Qf,max=Qd1$\frac{U{}_{\text{f}}}{U{}_{\text{A}\text{C}}}$2+Qd2$\frac{U{}_{\text{f}}}{U{}_{\text{A}\text{C}}}$2+QDC-AC$\frac{U{}_{\text{f}}}{U{}_{\text{A}\text{C}}}){}^2(5)$

式中:∑Qf,max和∑Qf,min分别为交流系统允许滤波器发出的最大、最小无功功率;Qf,total为投入运行的滤波器所提供的无功容量;Uf为滤波器的额定电压;UAC为交流系统运行电压;QDC-AC为交流系统吸收的最大无功功率;QAC-DC为交流系统发出的最大无功功率;Qd1为线路1对应的换流器消耗的无功功率;Qd2为线路2对应的换流器消耗的无功功率。

一个设计合理的无功补偿和交流滤波器系统应具备如下特点[14]:①由于无功补偿的要求,所需要投入的交流滤波器数应大于由于滤波性能的要求所必须投入的交流滤波器数;②由于滤波器稳态额定值的要求,所需要投入的交流滤波器数应最少。通常在工程计算中,性能计算时投入滤波器数采用最大无功校核,而定值计算时采用最小无功校核,即

$\begin{array}{l}\{\begin{array}{l}{\displaystyle \sum _{i=1}^k{\rm N}}{}_{i}Q{}_{\text{f}i}<Q{}_{\text{f},\max }\\ {\displaystyle \sum _{i=1}^k{\rm N}}{}_{i}Q{}_{\text{f}i}+\underset{\forall i\in \{1,2,\cdots ,k\}}{{\displaystyle Q{}_{\text{f}i}}}\ge Q{}_{\text{f},\max }\\ {\rm N}{}_{\text{p}\text{r}\text{f}}={\displaystyle \sum _{i=1}^k{\rm N}}{}_i\end{array}(6)\\ \{\begin{array}{l}{\displaystyle \sum _{i=1}^k{\rm N}}{}_{i}Q{}_{\text{f}i}\ge Q{}_{\text{f},\min }\\ {\displaystyle \sum _{i=1}^k{\rm N}}{}_{i}Q{}_{\text{f}i}-\underset{\forall i\in \{1,2,\cdots ,k\}}{{\displaystyle Q{}_{\text{f}i}}}<Q{}_{\text{f},\min }\\ {\rm N}{}_{\text{r}\text{a}\text{t}}={\displaystyle \sum _{i=1}^k{\rm N}}{}_i\end{array}(7)\end{array}$

式中:Ni为第i种类型滤波器的投入数量;k为滤波器种类数;Qfi为第i种类型滤波器在该工况运行电压水平下的无功容量;Nprf为性能计算中投入滤波器数;Nrat为定值计算中投入滤波器数。

如果每种滤波器的无功容量都相同,则式(6)和式(7)可以分别简化为:

$\begin{array}{l}{\rm N}{}_{\text{p}\text{r}\text{f}}=//\frac{{\displaystyle \sum Q}{}_{\text{f},\max }}{Q{}_{\text{f}}}//(8)\\ {\rm N}{}_{\text{r}\text{a}\text{t}}=//\frac{{\displaystyle \sum Q}{}_{\text{f},\min }}{Q{}_{\text{f}}}//(9)\end{array}$

3.2.2 滤波器投切组合的选取

在滤波器结构参数和特定输送水平下的投入组数确定后,影响交流滤波器阻抗的最大因素就是其组合形式。如果组合形式选取得过于恶劣,则可能导致某些性能指标超标或元件稳态定值过大,或者引起现场投切和调试的困难。

如图4所示,假设在某一负荷水平下需要投入5个滤波器,则有以下4种组合:4A+1B,3A+2B,2A+3B,1A+4B(A为DT11/24,B为DT13/26,下文同)。由图4可以看出,随着组合形式的变化,阻抗频率的变化较大,其中,4A+1B和1A+4B由于阻抗频率恶劣,即滤除特征谐波(11次或13次)的等效容量偏小,可能导致某些运行工况性能超标,因此,工程中通常选取3A+2B和2A+3B。

在制定滤波器投切策略时,根据以往的工程经验,有些基本原则需要遵循:

1)首先投入滤除特征谐波的滤波器,最小负荷水平下尽量少投入高通滤波器;不同类型的特征谐波,滤波器投入数目应该尽量平衡。

2)并联电容器通常在滤波器已经全部投入(考虑一组备用)后再投入运行,以主要起到无功补偿的作用并兼顾滤除高次谐波。

3)性能计算时,应考虑任一小组滤波器退出运行的情况。

4)定值计算时,从最小负荷水平到额定负荷水平,应考虑任一大组滤波器退出运行的情况;在双极运行工况下,从最小负荷水平到50%负荷水平,应考虑任两小组滤波器退出运行的情况。

3.3 滤波器设计的基本流程

在制定好滤波器投切策略后,对各种运行工况的不同负荷水平下的滤波器组合都要进行性能定值计算[15],校核所配置的方案是否满足性能指标要求和定值限制,如果不满足要求则要不断调整和优化配置方案,直到满足相关指标要求为止。其基本流程如图5所示。

4 工程初步设计

以溪洛渡工程初步设计为例,首先利用改进的谐波电流算法得到各种运行工况下的最大不相容谐波组合,然后对滤波器参数进行初步设计和调整,根据式(3)～式(7)制定相应的滤波器投切策略,重复上述过程进行反复设计和优化,最终确定配置方案为4A+4B+14SC(SC表示静止电容器),其中,不同类型滤波器容量一致。交流滤波器性能计算结果如表1所示,表明该配置方案可以满足系统要求。

5 结语

本文针对DCT-HVDC输电系统的特点,对原有谐波电流计算算法和滤波器设计进行了改进,给出了交流滤波器设计的基本流程,经过工程的初步设计和计算,验证了该算法的合理性和有效性。值得指出的是,在交流滤波器参数整定计算过程中,部分参数的选取很大程度上依赖于设计者的工程经验,例如滤波器的等效调谐容量分配、阻尼电阻的选取等,因此进一步深入研究参数的选取对滤波器性能定值影响的基本规律,对于提高滤波器设计效率具有重要意义。

附录见本刊网络版(http://aeps.sgepri.sgcc.com.cn/aeps/ch/index.aspx)。

交流-直流 篇7

关键词：接地点过直流电流,直流输电系统,交流变压器

0引言

由于我国经济的不断发展,供电需求日益增加,所以,对电流系统的供电提出了更高的要求。直流输电系统因为其固有的优点受到广泛应用。当前,广东省的直流输电系统主要有 :±500k V高肇直流±500k V天广直流、±500k V江城直流等随着直流输电网的建设,交流和直流输电系统的相互影响问题也日益受到关注,本文主要分析了直流输电系统对交流变压器的影响。

1变压器接地点过直流电流的产生

直流输电系统处于平衡运行状态时,构成大地和双极之间的输电回路,其运行示意图如图1所示。此时,由于Id1≈Id2,并且其方向相反,因此,接地极的电流基本为零。

如果其中一极停运,双极平衡系统电流不平衡,形成单极和大地系统,其单级运行示意图如图2所示。构成的直流系统输电回路如下所述 :直流电流经整流器高压端流出至逆变器,经逆变器高压端到接地极,再经大地流回至整流器的接地极,此时,接地极的直流电流则为Ie=Id1或者Ie=Id2。

由于大地存在电阻,因此,2个换流站接地极电位不同,存在电位差,地中直流电流总是从高电位流向低电位,在两端电场作用下,直流电流由逆变侧接地极至整流侧接地极。在接地极附近,直流接地极电流产生压降,压降逐渐向四周扩散,并且受土壤电阻率的影响,电阻率越高,电压降越快。接地极压降圈内并联运行的中性点接地变压器的接地点也会存在压降,接地极的部分入地电流将从变压器中性点(地电位较高)三相绕组,经交流线路,流入中性点的变压器三相绕组(地电位较低),然后由这些变压器的中性点入地,形成直流回路。

2直流电流对交流变压器的影响系统

直流在变压器中流过时,由于直流电流的存在会影响变压器铁芯磁滞曲线,使其发生偏移,进而出现直流偏磁,使变压器不能正常运行。变压器的磁滞曲线变化如图3所示。对变压器的影响主要包括以下几方面。

(1)噪声和振动幅度增大。对于变压器来说,只有铁芯和冷却装置才是噪声产生的根源,磁致伸缩是铁芯噪声的主要根源。现代变压器铁芯的材质多为冷轧硅钢片,其磁通密度1.5~1.7T,导磁率较高。在额定电压下,大容量变压器(220k V及以上)的励磁电流大小仅为额定电流的0.1%。但是励磁电流的大小是变化的,它和外施电压的大小成正比,随着电压增大而增大。通常情况下,对于优质冷轧硅钢片来说,当外施电压增加5% 时,励磁电流增大约50% ;电压增加15% 时,励磁电流则增大约8倍。变压器发生直流偏磁时,变压器绕组流过相同的交流电流,出现磁致伸缩,加大铁芯的振动和伸缩幅度,增大变压器噪声。同时,由于磁致伸缩产生的振动属于非正弦,导致波形也发生变化,由正弦波变成了尖顶波,其噪声频率包含多种谐波分量,如果某一分量和变压器构件出现共振现象,噪声将显著提高,并十分有可能对变压器造成损害,导致其内部零部件松动、绝缘受损。(2)增加了铁损和铜损。因为铁芯发生直流偏磁,导致漏磁通增加,该组件将产生涡流,增加铁损 ;同时,由于直流偏磁,增大变压器的励磁电流,从而增加变压器铜损。由于铁损和铜损增加,引起绕组、铁芯、部件等发热严重,缩短这些零部件的使用寿命。(3)电压波形发生畸变。由于变压器铁芯出现直流偏磁,甚至有可能出现铁芯在饱和区工作的情况,由此增加了变压器的漏磁通,这样,使电压波形失真,发生畸变。在广东电网兴安直流调试期间就出现过此种情况,尤其是单极调试期间,电压发生畸变。(4) 影响继电保护的。继电保护的影响主要是直流系统不对称运行时,增大零序电压和电流量突变,出现母差失灵复合电压动作、线路保护起动。

3直流对交流变压器影响实例分析

某电力局220k V变电站1号主变压器,型号SFS10-180000/220。变电站值班人员发现主变压器运行异常,噪音显著增加,噪声类型和以往显著不同,其油温偏高,比另一台并列运行的主变压器约高3℃,停役后测试系统数据。电气测试和油化试验试验数据如下表1所示,结果表明各个项目运行正常。

由表1可知,变压器的运行数据正常,因此可判定变压器无故障。这可说明,系统运行异常和变压器不相关,应考虑外界因素。故障发生时,变压器的噪声显著提高,根据经验判断出铁芯异常,因此,对铁芯进行检查,经检查铁芯无损,说明铁芯质量无问题。因此,考虑剩磁和磁路饱和。由于铁芯完好无损,所以不是剩磁原因,因此可能是磁路饱和。对变压器进行进一步检查,发现一号主变中性点的连接方式为接地,二号主变中性点的连接方式也是接地,二者的中性点连接方式不同,因此可判定是因为外部电流流入变压器,导致变压器中心点出现异常情况。改变二号主变中性点的连接方式,使其变成不接地方式,设置成功以后,变压器的噪声消失,解决了变压器噪声异常问题。然后,再将二号主变中性点的连接方式换成接地方式,又开始出现噪声。因此可判定,中性点的连接方式导致的噪声出现。

测定两台主变并列运行时,流经中性点的交直流分量和噪声分贝数,测定结果如表2所示 :

由上文的分析可知,中性点接地时直流输电会对变压器产生影响,是由直流输电时单极运行造成的。直流输电在单极运行时会和地面形成回路,直流电流流经地下的管网设施,产生短路或者分流,对变压器的正常运行产生影响。如果电流过大会导致变压器出现故障,从而影响整个电网系统。

因此我们需要控制直流电流的合适电压,就目前来讲,国家已经对此有了一定的规定,具体要求是让变压器在百分之一百零五的额定电压下平稳运行,在这个状态下的励磁电流会在变压器的掌控之中,不会对正常运行造成影响。因此我们在使用直流电流时需要它控制在这个限制之内,保障变压器的安全稳定运行 .

因此,需要对直流电压进行控制。当前,国家对直流电压的控制已经明确规定 :要求变压器在105% 的额定电压下运行,此时,产生的励磁电流不会对变压器的运行造成影响。因此,在使用直流电流时要严格按照此标准进行控制,确保变压器安全稳定运行。

4 结语

交流-直流 篇8

换相失败是高压直流输电系统中最常见的故障之一, 它将导致直流电压降低、输送功率减少、电流增大、换流阀寿命缩短、换流变压器直流偏磁及逆变侧弱交流系统过电压等不良后果[1]。若采取的控制措施不当, 还会引发后继的换相失败, 严重时将导致直流传输功率中断, 使整个系统失去稳定, 影响电网的安全运行[2,3,4,5]。引发直流输电系统换相失败的原因可分为2大类:第1类是直流输电系统自身的故障;第2类是受端交流系统故障或扰动。其中换相失败对交流系统的故障尤为敏感, 交流侧故障是诱发换相失败的主要原因[6]。因此研究交流侧故障对换相失败的影响具有重大意义。

本文利用序分量法, 充分考虑了实际短路故障中存在过渡电阻的因素, 比较系统地分析了各种接地故障对换相失败的影响, 并详细推导了交流系统故障时换相电压幅值和过零点偏移角度之间的关系, 同时对关断角的表达式进行了相应的修正。最后基于EMTDC/PSCAD仿真模型验证了结论的正确性, 并探讨了换相电压与过零点偏移对换相失败不同的影响程度。

1 换相失败的机理

当两个桥臂之间换相结束后, 刚退出导通的阀在反向电压作用的一段时间内, 如果未能恢复阻断能力或在反向电压期间换相过程一直未能进行完毕, 这两种情况在阀电压转变为正向时, 被换相的阀都将向原来预定退出导通的阀倒换相, 即换相失败[1]。换相失败的根本原因是关断角"过小[9]。当逆变侧交流系统发生不对称故障并使换相电压过零点前移角度φ时, 逆变器关断角的表达式为[10]:

式中k为换流变压器的变比, Xc为换相电抗, UL为换流母线线电压有效值, #为越前触发角。显然, 发生对称性故障时$=0。

当γ<γmin时表示直流系统发生换相失败。其中γmin对应换流阀恢复阻断能力所需的时间, 考虑到串联元件的误差, 一个可控硅阀的恢复时间γmin≈10°[8]。

2 交流侧接地故障对换相失败影响

交流侧故障对换相失败的影响主要体现在换相电压幅值变化和线电压过零点偏移 (不对称故障) 两个方面, 因此下面的分析主要围绕这两个方面展开。需要指出的是:HVDC输电系统一般采用12脉动换流器, 为了便于分析, 本文以Y型换流器为例, D型换流器的分析方法与此相同, 不再赘述。

2.1 单相接地短路

设故障前网侧交流母线处的A相电压标幺值为为, 如图1所示:

则网侧的三相线电压表达式为:

在直流系统没有出现换相失败的情况下, 如果交流侧发生A相接地故障, 那么由故障分析可知, 短路点的各序电流、电压为:

其中:为故障前短路点处的空载电势, 取1∠00;Rf为故障点的过渡电阻为故障点向网络看进去的正、负、零序等值电抗。

将各序分量叠加后即可得到故障点处的ABC三相电压, 而换相电压实际为换流变阀侧线电压, 因此需分析故障前后阀侧线电压的变化情况。但注意到对于Y型换流变压器, 假设变比为1, 则原、副边的相电压幅值、相位均相同, 因此仅需分析网侧的线电压变化情况即可。另外, 通常假设电力系统的正负序阻抗近似相等, 即, 由此得到的故障后网侧各个线电压如式 (5) :

2.1.1随过渡电阻的变化

经推导对于形如1/ (R+jx) 的表达式, 当x不变, R从0增大到∞时的轨迹是复平面上的半圆, 直径为1/x。于是, 由式 (5) 可得的变化轨迹如图2所示, 其中半圆的直径。

由图2可知:

1) 随着Rf从0逐渐增大为∞, 的相位从超前变化到滞后, C为临界变化点, 对应的过渡电阻, 可称为中值电阻。

2) 的幅值mAB随着Rf的增大并不单调变化。在弧AB上, mAB随着Rf的增大而逐渐减小, 在弧BD上, mAB随着Rf的增大而逐渐增大。因此, mAB存在最小值, 即|OB|。为了给出定量的分析结果, 一般可取k=3[17], 此时1.180≤mAB≤1.732。

由上述分析可知, 随着Rf的不断增加, 将由超前变化为滞后于, 其偏移的角度φAB计算如下:

此时对应的轨迹位于弧AC上, 其中G为弧AC任一点, 如图2 (a) 所示, 则|OG|=mAB, 在ΔOGD中有:

由式 (8) 可得:

将其代入式 (9) 中, 即得:

式 (11) 即为故障后的AB线电压超前时电压幅值与过零点偏移角度之间的关系。

此时对应的轨迹在弧CD上, 其中G为弧CD上任一点, 如图2 (b) 所示, 则最终分析结果为:

(2) 随过渡电阻的变化

2.1.1.3随过渡电阻的变化

在单相经过渡电阻短路时的相量图及其变化轨迹如图3所示。由图可知:

1) 随着过渡电阻Rf从0增大到∞, 的幅值mCA先增大后减小, 即在弧AC上, mCA随着Rf的增大而增大, 在弧CD上, mCA随着Rf的增大而减小, 幅值最大值出现在C点。当k=3时, 1.249≤mCA≤1.780。

表1给出了交流侧发生A相接地故障时, 换相电压的幅值与过零点偏移角度之间的关系。

注:表格中正值表示过零点前移, 负值为后移;*表示不会取到对应的电压幅值, 下同。通过表1可以看出:

1) 三个线电压中只有存在过零点前移的情况, 而且角度较大, 考虑到此时的过渡电阻较小, 所以换相压降也比较大, 因此使得其控制的换流阀γ变小, 容易引起换相失败;

2) 随着过渡电阻的增大, 呈现滞后的相位偏移, 因此在计算对应控制的换流阀关断角时, 应对式 (2) 做适当修正:

其中φ (Rf) 表示线电压过零点偏移的角度是过渡电阻的函数, 前移时取负号, 后移时取正号。

3) 随着过渡电阻的增大, 三个线电压的幅值降落减小, 过零点后移, 由式 (14) 可知γ增大, 因而发生换相失败的可能性大为降低。

两相接地故障和三相接地故障分析过程与上述方法相同, 限于篇幅, 只给出相应的结论。

2.2 两相接地短路

由故障分析可得短路后的线电压为:

表2给出了BC两相接地故障时换相电压的幅值与相位偏移之间的关系。

2.3 三相接地短路

发生三相对称性故障时, 换流母线处的各个线电压为:

其中φφ表示AB、BC、CA。

由式 (17) 可知, 三相线电压在故障前后, 幅值相位均有所变化, 且变化幅度及趋势相同。不妨设

当Rf从0变化到∞时, 0≤A≤1, -900<θ≤0°。可见故障后每个线电压幅值都降低, 过零点后移。因此理论上讲, 三相短路时对每个阀的换相过程影响相同。

3 仿真验证

3.1 仿真模型

采用电磁暂态仿真软件PSCAD/EMTDC, 基于国际大电网标准测试模型, 搭建了如图4所示仿真模型。仿真模型采用单级运行方式, 换流站采用12脉动换流器接线。

由图1可以看出, UAB决定阀V1, V4的换相情况;UCA决定阀V5, V2的换相情况;UBC决定阀V3, V6的换相情况。通过仿真模型可以准确提取阀电流波形, 通过阀电流波形可以准确定位每个阀的换相情况。

3.2 仿真结果

单就一次故障而言, 故障时刻会影响到阀的换相情况。为了从整体上分析不同阀的换相失败情况, 采取如下措施:故障以脉冲的形式在一个工频周期内施加在换流母线上10次, 脉冲宽度为1/8个周波。每施加一次就仿真一次, 以确定哪个阀发生了换相失败故障。然后从统计学的角度来分析每个阀的换相失败情况。

由表3可以得出如下结论:

1) A相接地故障时, 阀V1, 阀V4发生换相失败的概率最大;

2) 过渡电阻较小时, 由于其他阀的换流母线电压值比较低, 因此也有可能发生换相失败故障;

3) 随着过渡电阻的增大, 阀V1, 阀V4发生换相失败的概率降低;

4) 当过渡电阻增大到一定值时, 不再发生换相失败故障。

由表4可以得出以下结论:

1) 整体上阀3, 阀6发生换相失败的概率最大, 这是由于幅值为零的缘故;

2) 阀2与阀5发生换相失败的概率也较大, 这是由于线电压过零点前移较大的缘故;

3) 同样的, 当过渡电阻较大时, 由于电压降非常有限, 因此不再发生换相失败。

通过表5可以看出:

1) 三相故障时每个阀都有发生换相失败的情况, 不同的故障时间会引发不同阀发生换相失败故障;

2) 同样的, 当过渡电阻较大时, 由于电压降非常有限, 因此不再发生换相失败。

3.3 对换相失败的影响探讨

4 结束语

1) 交流系统故障容易引发换相失败。单相接地故障时, 与故障相相连的阀发生换相失败的概率最大;两相接地短路时, 由两故障相线电压决定换相的阀发生换相失败的概率最大;三相接地短路时, 每个阀发生换相失败的概率是均等的。

2) 由于过渡电阻的影响, 换相电压与故障前电压的相位偏移关系可能会由超前变为滞后。

3) 换相电压与线电压过零点偏移都会影响到阀的换相过程, 但前者起主导作用。

摘要：利用序分量法详细推导了交流系统发生不同接地故障时换相电压与线电压过零点偏移的变化情况, 比较系统地分析了各种交流侧接地故障对换相失败的影响。分析结果表明:不同的故障类型对阀的换相过程影响不同;随着过渡电阻的变化, 换相电压过零点偏移可能会从超前转为滞后;并基于理论分析结果对关断角的表达式进行了相应的修正。最后以国际大电网国际会议HVDC标准仿真模型, 验证了结论的正确性;并利用仿真结果对影响换相失败的两大因素, 即换相电压和过零点偏移的影响程度进行了探讨。

关键词：换相失败,序分量法,过渡电阻,换相电压,相位偏移

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交流-直流 篇9

在电力系统中, 交流串入直流回路, 除了具有金属性直流接地所有的危害外, 还会引起保护装置的误动作, 甚至会损坏继电保护及自动装置。某发电厂发生了一起特殊的由电弧引起的交流串入直流回路的异常情况。

该厂装机容量为3×135MW机组, 每台机配两段6kV厂用工作电源段, 另外, 3台机脱硫系统配专用脱硫段工作电源, 以上每段工作电源段各配一路备用电源段, 并配置微机型备用电源自投装置 (以下简称备自投) 。

在做3#机交流润滑油泵定期合闸试验时, 1#机6kV-Ⅰ段备自投装置启动将该段备用电源开关合闸;在启动3#机交流润滑油泵时, 2#机6kV-Ⅳ段备自投装置启动将该段备用电源开关合闸;同样是在启动交流润滑油泵时, 又发生6kV-Ⅰ段备用电源开关和脱硫段备用电源开关因备自投启动而同时自动合闸;对以上现象进行验证性试验, 又出现6kV-Ⅰ段、Ⅳ段、脱硫段备用电源自投装置同时启动而自动合闸, 3#主变110kV侧开关油泵也自动启动。需要说明的是, 之前交流润滑油泵主电源接触器烧损, 检修人员将其更换为ABB A145型进口接触器, 该接触器较原接触器体积大、重量沉。

此后, 在每次启动3#机交流润滑油泵时, 都会发生不同电源段的备自投装置启动而备用电源开关合闸的情况。备用电源开关合闸时工作电源开关均未跳开, 且交流润滑油泵启动时是不同的电源段或同时或不同时启动合闸。

2 检查及试验情况

2.1 检查情况

异常发生后, 全面检查各段工作电源开关, 运行正常, 各动力设备无异常, 也未启动如给水泵等大功率设备, 录波器及机组DCS历史记录显示电流、电压稳定;观察备自投装置面板上“动作”信号灯亮, 备自投装置事件记录显示为控制台手动切换, 说明是备自投装置启动后备用电源开关合闸, 查看热工DCS系统历史记录, 排除运行人员误操作。

3#机交流润滑油泵为400V低压动力, 其控制箱装设在3#汽机房内, 控制回路为采用电磁型继电器控制的典型接线 (见图1) ;6kV工作、备用电源开关为微机型高压动力测控装置, 对交流润滑油泵及6kV各段工作、备用电源开关辅助接点、控制回路、电缆等的接线、绝缘电阻、屏蔽层等进行全面检查, 均未发现异常情况, 备自投装置各项试验、开关分合良好。

由于6kV各工作电源段及脱硫段开关室与3#机交流润滑油泵之间相隔较远, 在一、二次系统上相互独立, 且测量交流润滑油泵交、直流之间的绝缘电阻良好, 也排除了运行人员误操作原因造成的开关误合闸。唯一存在联系的就是直流电源部分, 1#、2#直流系统正常运行时通过母联连接, 需重点检查3#机交流润滑油泵启动时对直流电源的影响。

2.2 开关分合闸试验

对3#机交流润滑油泵多次进行分合闸试验, 观察各段快切装置动作情况, 结果如下:

1) 用示波器监视6kV-Ⅰ段快切装置直流电源, 将交流润滑油泵交流电源保险断开, 从控制台操作发出交流润滑油泵合闸令, 只发合闸脉冲, 开关不合闸, 此时, 6kV各段备自投装置及开关正常, 未出现误合闸现象, 示波器显示直流电源为一条直线, 无异常。

2) 断开交流润滑油泵直流电源开关, 用手按住交流润滑油泵的合闸继电器HJ, 使润滑油泵带泵启动, 备用电源开关、备自投装置及直流电源波形未出现异常。

3) 断开交流润滑油泵电机, 从控制台操作发出交流润滑油泵合闸令, 此时只空合润滑油泵接触器, 不带油泵, 则发生同正常启动交流润滑油泵时相同的情况, 6kV-Ⅰ段、Ⅳ段及脱硫段快切装置或同时或不同时启动, 相应的备用电源开关合闸, 同时备自投装置内部有继电器抖动的声音, 观察示波器发现直流电源回路中有交流量波形出现。

4) 将交流润滑油泵交、直流电源全部停电, 再次测量交、直流回路之间的绝缘电阻, 为1000MΩ, 无异常。

由此可判断, 交流润滑油泵在启动期间对直流电源系统产生了干扰, 润滑油泵控制回路中, 其交、直流系统之间存在特殊情况下的寄生回路, 因此, 为弄清寄生回路的根源, 做了进一步试验。

启动交流润滑油泵时, 派专人在现场观察控制箱内接触器、继电器等的动作情况。在合闸命令发出后, 发现交流润滑油泵跳闸继电器 (型号为DZ-15) 接点抖动严重, 其接于交流合闸保持回路中的一对常闭接点TJ2在接触器线圈C中的励磁电流流过时, 因抖动产生较为强烈的电弧, 而另一对接在直流跳闸回路中的常开接点TJ1与常闭接点共用动触头, 且两对接点距离较近 (见图2) , 该电弧即是存在于交、直流系统之间的寄生回路, 它将两对分别接在交、直流回路中的接点连接在一起, 交流电源通过该电弧串入直流电源, 造成直流系统接地。

当发生直流接地或交流串入直流系统时, 通过分布电容构成回路, 产生电容电流, 引起一些动作值较低的灵敏继电器动作。

试验中发现, 跳闸继电器之所以抖动, 是因为接触器与跳闸继电器TJ固定在同一横梁上, 且新更换的接触器体积和重量都增大, 合闸瞬间, 接触器由于线圈励磁产生的震动强度较大, 带动继电器震动而引起其接点抖动, 致使接触器线圈励磁电流在流经继电器接点时产生电弧。

另外, 对备自投装置内用于判断工作电源开关位置状态的中间继电器的直流动作功率进行测试, 为0.8W, 当加交流220V交流电压时, 该继电器也会动作。

3 处理措施

1) 将跳闸继电器TJ与接触器的安装在不同的横梁上, TJ改为固定在开关箱下部, 防止因接触器震动受到影响。

2) 将接在交流合闸保持回路中的跳闸继电器常闭接点使用继电器左侧的接点, 而将接在直流跳闸回路中的跳闸继电器常开接点使用继电器右侧的接点, 两对接点不再共用动触头, 且在距离上相隔较远。

3) 将备自投装置内用于判断工作电源开关位置状态的中间继电器更换为大功率继电器, 并采取抗干扰措施, 在中间继电器两端加装RC回路来提高保护中间继电器抗干扰的能力, RC回路既能吸收交流量, 而对直流回路几乎没有影响, 同时还能起到继电器线圈两端续流二极管的消弧作用。RC应根据U=UNe-t/t选择, 保证充电电压不足以使中间继电器动作。

采取以上措施后, 经多次拉合3#机交流润滑油泵, 6kV各段备用电源开关及备自投装置等设备均运行正常, 未出现误动情况。

4 结束语

因电弧引起的交流串入直流回路而造成设备异常的情况比较少见, 其隐蔽性强。当交流串入直流回路后, 相当于在直流系统接地的基础上又增加了一个交流电源, 它比单纯的直流系统接地带来的危害要大, 使直流电源纹波系数远大于2%, 还会对集成电路、微机保护等精密度较高的设备造成伤害, 应认真分析、查找原因, 并采取有效地措施。

摘要：介绍了一起由于电弧引起的交流串入直流回路造成厂用备用电源开关误合闸的异常情况, 通过试验、检查、分析, 找出了异常的原因并采取相应的处理及防范措施。

关键词：电弧,交流,直流

参考文献

[1]蔡仁刚.直流供电原理设计技术[M].北京:北京航空航天大学出版社, 2000.

[2]能源部西北电力设计院编.电力工程电气设计手册[M] (电气二次部分) , 北京:中国电力出版社, 2005.