新型换流变压器论文

新型换流变压器论文（精选7篇）

新型换流变压器论文 篇1

1 引言

目前的高压直流输电 (HVDC) 系统谐波抑制普遍采用传统无源滤波的方法[1,2,3], 这种方法虽然能在一定程度上满足系统的滤波要求, 但是无法消除谐波对换流变压器的影响。谐波电流均要通过换流变压器的一二次绕组[4], 在变压器的绕组和铁心中增大附加发热、振动和噪音。为了解决这一问题, 文献[5]提出了一种利用变压器耦合绕组的安匝平衡进行滤波的新型换流变压器, 即自耦补偿与谐波屏蔽换流变压器, 其特点是由副边绕组引出抽头接辅助滤波与无功补偿装置, 通过第3绕组的零阻抗设计, 通过变压器绕组的自耦作用实现磁势平衡, 达到谐波屏蔽的效果。

本文拟通过计算和对比新型换流变压器网侧和阀侧电流的谐波含量来揭示新型换流变压器的滤波效果。一般情况下, 谐波电流的计算是将非正弦周期的电压或电流分解成傅立叶级数, 这需要在一个周期内对三角函数进行积分, 其运算量相当大, 而采用开关函数法则能较好地解决这一问题[6,7]。因此, 本文建立新型换流变压器投入和未投滤波器时的电路模型与数学模型, 详细地推导了投入和未投滤波装置时, 新型换流变压器阀侧电流和网侧电流的开关函数表达式, 计算基波和各次谐波, 并和直流输电实验平台下新型变压器阀侧和网侧实测电流的基波和各次谐波结果相比较, 验证理论计算结果的正确性。通过对比分析未投与投入滤波器时网侧电流谐波含量, 揭示新型换流变压器在抑制谐波方面所具有的优越性。

2 变流装置谐波分析的开关函数法

由于变流装置的工作具有离散采样和调制的开关特性, 可以用简单的三角变换代替区段积分, 使变流装置有关波形的分析得以简化。这种对变流装置稳态工况进行谐波分析的方法, 称之为开关函数法。单位阶跃函数和开关函数波形如图1所示。

图1a所示的单位阶跃函数为

图1b所示开关函数的定义为

$f=f(\tau )=\epsilon (\tau -\tau {}_1)-\epsilon (\tau -\tau {}_2)$ (2)

令τ=ωt, τ1=α0, τ2=α0+αv, α0为晶闸管触发角, αv为晶闸管的导通区间, α0+αv≤π。将图1b所示的开关函数分解成傅立叶级数, 再由三角函数的正交性计算公式求得傅立叶系数, 并将同频率的正弦项和余弦项合并, 得到:$f(\omega t,\alpha {}_0)=A{}_0+{\displaystyle \sum _{k=1}^{\infty }A}{}_k\cos (k\omega t-\Psi {}_k)$ (3)

其中$A{}_0=\alpha {}_0=\frac{\alpha {}_v}{2\text{π}}A{}_k=\frac{2}{k\text{π}}\sin \frac{k\alpha {}_v}{2}$

$\Psi {}_k=k\alpha {}_0+\frac{k\alpha {}_v}{2}$

根据开关函数的定义和变流装置具有离散采样及调制的开关特性, 其输入和输出的电压电流之间可以用许多开关函数与正弦函数的调制来表示。这种调制经过三角变换之后即可以得到谐波特性。

3 新型换流变压器的滤波原理和数学模型

3.1新型换流变压器接线方案和滤波原理

自耦补偿与谐波屏蔽换流变压器具体接线方案如图2所示。

由图2可见, 其接线特点是将传统换流变压器的副边绕组改为延边三角形连接, 原边采用普通的星接。延边端点引出作为换流变压器的输出端, 与换流器连接;中间三角形引出的抽头与滤波装置连接。这在接线方式上, 相当于将传统换流变压器原网侧的无源滤波装置, 移到新型换流变压器副边绕组的中部, 以改善传统无源滤波的效果。图3为新型换流变压器及其配套滤波装置谐波电流流通路径。其中, 1, 2, 3分别表示新型换流变压器 (单相) 一次侧绕组, 二次侧延边绕组, 公共绕组, 2, 3绕组是电磁耦合的, Ih为等效谐波源。

图3中, 在延边绕组2通过谐波电流产生谐波磁势的影响下, 公共绕组3感生相反的谐波磁势, 若耦合绕组2, 3的安匝能保持平衡, 则不会在一次绕组1因为谐波磁势感生谐波电流, 从而网侧没有谐波电流。能否做到这点, 取决于新型换流变压器公共绕组的零阻抗设计与抽头处所接滤波装置的设计。文献[8,9]对此原理有详细的阐述。

3.2新型换流变压器绕组电流与负载电流之间的矩阵变换关系

为了分析新型换流变压器将谐波抑制在阀侧的效果, 首先计算投入滤波装置时, 网侧电流汇合处的基波和谐波电流含量。

下面以上桥为研究对象, 建立阀侧接入滤波支路的数学模型, 图4为与上桥换流器相连的换流变压器的绕组连接图, 已知原边绕组交流侧三相电压平衡, 各绕组电压 (电压没有在图4中标出) 、电流的参考方向与图4所示的箭头方向一致[9]。

令新型换流变压器原边, 公共边, 延伸边绕组匝数分别为:ω1, ω2, ω3, 已知kc=ω2/ω1=0.896 6, ke=ω3/ω1=0.517 6 。

忽略励磁电流, 根据磁势平衡方程, 可列三相铁心柱的绕组电流方程[10]为

式中, 上标1表示式中相应的电流折算到网侧一次绕组的值。

由图4所示接线图, 可得一组滤波支路电压方程为

式中:Zf为滤波支路基频阻抗。

由式 (5) 以及回路电压电流方程和基尔霍夫定律可得公共绕组电流与负载电流之间的矩阵变换关系:

$\begin{array}{l}\left[\begin{array}{c}\dot{{\rm I}}{}_a\\ \dot{{\rm I}}{}_b\\ \dot{{\rm I}}{}_c\end{array}\right]=\left[\begin{array}{ccc}\lambda {}_1-\lambda {}_2& 0& -\lambda {}_1\\ -\lambda {}_1& \lambda {}_1-\lambda {}_2& 0\\ 0& -\lambda {}_1& \lambda {}_1-\lambda {}_2\end{array}\right]\left[\begin{array}{c}\dot{{\rm I}}{}_{\alpha }\\ \dot{{\rm I}}{}_{\beta }\\ \dot{{\rm I}}{}_{\gamma }\end{array}\right]-\\ \left[\begin{array}{ccc}\lambda {}_3& 0& 0\\ 0& \lambda {}_3& 0\\ 0& 0& \lambda {}_3\end{array}\right]\left[\begin{array}{c}\dot{U}{}_{A\text{Ο}}\\ \dot{U}{}_{B\text{Ο}}\\ \dot{U}{}_{C\text{Ο}}\end{array}\right](6)\end{array}$

式中:λ1, λ2, λ3为与新型换流变压器各绕组短路阻抗和滤波器阻抗相关的参数。

令Zk12为网侧绕组与公共绕组之间的短路阻抗 (折算至一次侧) ;Zk13为网侧绕组与延边绕组之间的短路阻抗 (折算至网侧) ;Zk23为公共绕组与延边绕组之间的短路阻抗 (折算至公共绕组侧) 。则有[11]:

$\{\begin{array}{l}\lambda {}_1={\rm Z}{}_{\text{f}}/(3{\rm Z}{}_{\text{f}}+{\rm Z}{}_{k21})\\ \lambda {}_2=k{}_{e}k{}_c{\rm Z}{}_{132}/(3{\rm Z}{}_{\text{f}}+{\rm Z}{}_{k21})\\ \lambda {}_3=k{}_c/(3{\rm Z}{}_{\text{f}}+{\rm Z}{}_{k21})\\ {\rm Z}{}_{132}=1/2({\rm Z}{}_{k12}+{\rm Z}{}_{k13}-{\rm Z}{}_{k32}^{(1)})\end{array}$

结合式 (4) 和式 (6) 可求得上桥网侧绕组电流与负载电流之间的矩阵变换关系:

$\begin{array}{l}\left[\begin{array}{c}\dot{{\rm I}}{}_A\\ \dot{{\rm I}}{}_B\\ \dot{{\rm I}}{}_C\end{array}\right]=\left[\begin{array}{ccc}-k{}_c(\lambda {}_1-\lambda {}_2)-k{}_e& 0& k{}_c\lambda {}_1\\ k{}_c\lambda {}_1& -k{}_c(\lambda {}_1-\lambda {}_2)-k{}_e& 0\\ 0& k{}_c\lambda {}_1& -k{}_c(\lambda {}_1-\lambda {}_2)-k{}_e\end{array}\right]\times \\ \left[\begin{array}{c}\dot{{\rm I}}{}_{\alpha }\\ \dot{{\rm I}}{}_{\beta }\\ \dot{{\rm I}}{}_{\gamma }\end{array}\right]-k{}_c\left[\begin{array}{ccc}\lambda {}_3& 0& 0\\ 0& \lambda {}_3& 0\\ 0& 0& \lambda {}_3\end{array}\right]\left[\begin{array}{c}\dot{U}{}_{A\text{Ο}}\\ \dot{U}{}_{B\text{Ο}}\\ \dot{U}{}_{C\text{Ο}}\end{array}\right](7)\end{array}$

当新型换流变压器未投滤波器时, 可认为滤波支路的基频阻抗Zf为无穷大, 即滤波支路开路。则:λ1=1/3, λ2=λ3=0, 此时变压器上桥网侧绕组电流与负载电流之间的矩阵变换关系如下:

$\left[\begin{array}{c}\dot{{\rm I}}{}_A\\ \dot{{\rm I}}{}_B\\ \dot{{\rm I}}{}_C\end{array}\right]=\left[\begin{array}{ccc}-(k{}_e+1/3k{}_c)& 0& -1/3k{}_c\\ -1/3k{}_c& -(k{}_e+1/3k{}_c)& 0\\ 0& 1/3k{}_c& -(k{}_e+1/3k{}_c)\end{array}\right]\left[\begin{array}{c}\dot{{\rm I}}{}_{\alpha }\\ \dot{{\rm I}}{}_{\beta }\\ \dot{{\rm I}}{}_{\gamma }\end{array}\right](8)$

用上述方法可以推导出新型换流变压器未投和投入滤波器时下桥网侧电流与负载电流矩阵对应关系, 限于篇幅本文不再赘述。

4 新型换流变压器电路的谐波计算

4.1新型换流变压器阀侧负载电流的谐波分析

新型换流变压器单桥与换流阀相连采用普通的三相六脉动全波变流装置。图5为三相六脉动全波变流装置。在理想情况下, 可认为换相电压源是三相对称工频正弦波电压, 忽略供电电源自身的谐波和整流侧直流电流波纹的影响, 同时不计及换相过程, 并假定各桥臂的参数平衡, 6阀以等间隔依次轮流触发相隔1/6个周期, 导通角α相等[12]。

当装置处于稳定工作状态时, 六脉动的开关函数为

fn=ε (ωt-αn) -ε (ωt-αn-αv)

n=1, 3, 5, 4, 6, 2 (9)

式中, αv为触发角, αn与电源电压相序相对应, 当触发脉冲对称时, 则:

αn=α+nπ/3

对于六脉动的开关函数, αv=2π/3, 将其代入式 (3) , 则六脉动开关函数的傅立叶级数为

$f{}_n=1/3+{\displaystyle \sum _{k=1}^{\infty }\frac{2}{k\text{π}}}\sin \frac{k\text{π}}{3}\cos (k\omega t-k\alpha {}_n-\frac{k\text{π}}{3})(10)$

如图5所示, A相电流ia是开关函数f1和f4对直流电流Id调制的结果, 即

ia= (f1-f4) Id (11)

将式 (10) 代入式 (11) 即可获得六脉动变流装置A相电流即新型换流变压器阀侧负载电流表达式:

$\begin{array}{l}i{}_a={\displaystyle \sum _{k=1}^{\infty }\frac{4}{k\text{π}}}{\rm I}{}_{\text{d}}\cos \frac{k\text{π}}{6}\sin (k\omega t-\alpha -\frac{\text{π}}{6})\\ k=1,5,7‚\cdots ,(6n\pm 1)(12)\end{array}$

式中, k=1时为基波, k=5, 7, 11, …即为相应次的谐波。显然上述级数是一个收敛的无穷级数。

4.2新型换流变压器交流网侧电流的谐波计算

新型换流变压器阀侧是由两个延边三角形绕组按正负15°相位偏移连接而成, 为换流器提供12脉动换相电压。其阀侧抽头处未接入滤波器时的拓扑结构如图6所示[13]。

可以将图6中所示结构看作由上节分析的两组六脉动变流装置改进后的串联组合。交流网侧电源电压表示为

$\{\begin{array}{l}\dot{U}{}_a=\sqrt{2}U{}_a\sin (\omega t)\\ \dot{U}{}_b=\sqrt{2}U{}_a\sin (\omega t-2\text{π}/3)\\ \dot{U}{}_c=\sqrt{2}U{}_a\sin (\omega t+2\text{π}/3)\end{array}$

阀侧线电压相量之间的关系为:UA1B1 (应使用相量) 超前UA2B230°, 延边三角形绕组输出负载电流相量之间的关系为:iα1超前iα230°, iβ1滞后iα1120°。由式 (12) 和副边各相负载电流相量关系可得:

$\{\begin{array}{l}i{}_{\alpha 1}={\displaystyle \sum _{k=1}^{\infty }\frac{4}{k\text{π}}}{\rm I}{}_{\text{d}}\cos \frac{k\text{π}}{6}\sin (k\omega t-\alpha -\frac{k\text{π}}{6})\\ i{}_{\alpha 2}={\displaystyle \sum _{k=1}^{\infty }\frac{4}{k\text{π}}}{\rm I}{}_{\text{d}}\cos \frac{k\text{π}}{6}\sin (k\omega t-\alpha -\frac{k\text{π}}{3})\\ i{}_{\beta 1}={\displaystyle \sum _{k=1}^{\infty }\frac{4}{k\text{π}}}{\rm I}{}_{\text{d}}\cos \frac{k\text{π}}{6}\sin (k\omega t-\alpha -\frac{5k\text{π}}{6})\end{array}(13)$

结合式 (8) 所得到的未投滤波器时网侧绕组电流与负载电流之间的矩阵变换关系, 得上桥网侧电流相量IA1为

$\begin{array}{l}{\rm I}{}_{A1}=-0.8155{\displaystyle \sum _{k=1}^{\infty }\frac{4}{k\text{π}}}{\rm I}{}_{\text{d}}\cos \frac{k\text{π}}{6}\sin (k\omega t-\alpha -\frac{k\text{π}}{6})+\\ 0.2988{\displaystyle \sum _{k=1}^{\infty }\frac{4}{k\text{π}}}{\rm I}{}_{\text{d}}\cos \frac{k\text{π}}{6}\sin (k\omega t-\alpha +\frac{k\text{π}}{2})\end{array}$

同理可得下桥感应的网侧电流IA2为

$\begin{array}{l}{\rm I}{}_{A{}_2}=-0.8155{\displaystyle \sum _{k=1}^{\infty }\frac{4}{k\text{π}}}{\rm I}{}_{\text{d}}\cos \frac{k\text{π}}{6}\sin (k\omega t-\alpha -\frac{k\text{π}}{3})+\\ 0.2988{\displaystyle \sum _{k=1}^{\infty }\frac{4}{k\text{π}}}{\rm I}{}_{\text{d}}\cos \frac{k\text{π}}{6}\sin (k\omega t-\alpha -k\text{π})\end{array}$

联合上面2式相加, 合并频率相同的项可得出未投滤波器时交流网侧汇流处电流相量IA的表达式:

${\rm I}{}_A={\displaystyle \sum _{k=1}^{\infty }a}{}_k\sin (k\omega t-\alpha -\frac{k\text{π}}{4})$ (14)

$\begin{array}{l}a{}_k=\frac{4{\rm I}{}_{\text{d}}}{k\text{π}}\cos \frac{k\text{π}}{6}(-1.631\cos \frac{k\text{π}}{12}+0.5976\cos \frac{3k\text{π}}{4})\\ k=1,11,13,17,\cdots ,(12n\pm 1)\end{array}$

式中, k=1时即为网侧汇流处基波电流, k=11, 13, 23, …即为相应次数的谐波分量, 由上式可以看出交流网侧高次谐波电流的频率为工频电源频率的12n±1倍。

同理, 由式 (7) , 式 (12) , 式 (13) 可以推导出新型换流变压器接入阀侧滤波器时网侧电流开关函数表达式为

$\begin{array}{l}\dot{{\rm I}}´{}_A={\displaystyle \sum _{k=1}^{\infty }\frac{4{\rm I}{}_{\text{d}}}{k\text{π}}}\cos \frac{k\text{π}}{6}\{[-k{}_{\text{c}}(\lambda {}_1-\lambda {}_2)-k{}_{\text{e}}](\dot{{\rm I}}{}_{\alpha 1}+\\ \dot{{\rm I}}{}_{\alpha 2})+k{}_c\lambda {}_1(\dot{{\rm I}}{}_{\beta 2}+\dot{{\rm I}}{}_{\gamma 1})\}-2k{}_c\lambda {}_3\dot{U}{}_a\end{array}$

把$k{}_e,k{}_c,\dot{U}{}_a$和阀侧电流的值代入并化简得:

$\begin{array}{l}{{\rm I}}^{\prime }{}_A={\displaystyle \sum _{k=1}^{\infty }\frac{8}{k\text{π}}}{\rm I}{}_{\text{d}}\cos \frac{k\text{π}}{6}\sin (k\omega t-\alpha -\frac{k\text{π}}{4})\times \\ [0.8966(\cos \frac{3k\text{π}}{4}-\cos \frac{k\text{π}}{12})\lambda {}_1+\\ 0.8966\cos \frac{k\text{π}}{12}\lambda {}_2-0.5176\cos \frac{k\text{π}}{12}]-\\ 2.5356\lambda {}_{3}U{}_a\sin (\omega t)(15)\end{array}$

式中:k=1, 11, 13, 23, …, (12n±1) ;Ua为A相相电压有效值。

4.3算例分析与仿真比较

本文以基于新型换流变压器的直流输电平台的整流侧为例, 基本参数如下:

1) 单极输送功率Pd=100 kW, 单极直流电压Ud=1 000 V, 直流电流Id=100 A;

2) 新型换流变压器一次侧额定相电压220 V, 整流器为六脉动, 双桥单极运行, 触发角α=20°;

3) 新型换流变压器公共边绕组与原边绕组比kc=0.896 6, 延伸边绕组与原边绕组比ke=0.517 6;

4) 实验测得与新型换流变压器各绕组短路阻抗和滤波器阻抗相关的参数:λ1=0.1, λ2=0.6, λ3=0.4。

根据上面的直流输电平台参数, 在Matlab/Simulink下建立基于新型换流变压器直流输电系统整流侧仿真模型, 文献[14]详细介绍了建模的方法和滤波器参数。由于新型换流变压器结构的对称性, 由式 (12) 求得的新型换流变压器未投和投入滤波器时的阀侧负载电流与Simulink 模型仿真得出的阀侧电流谐波含量值比较如表1所示;由式 (14) 、式 (15) 计算出的新型换流变压器阀侧未投和投入滤波器时的网侧电流谐波含量和相应的Simulink 模型仿真计算值比较如表2所示。

表2中, 未接滤波器时新型换流变压器阀侧和网侧电流基波和各主要特征谐波的理论计算值和仿真计算值基本吻合, 这表明了开关函数法计算理论的正确性。表1中所得阀侧电流是由三相六脉动整流产生, 因此含有5, 7, 11, …, (6n±1) 次谐波电流, 投入滤波器时的阀侧电流理论计算值和未投滤波器时一致, 而投入滤波器时的仿真值要略大于未投滤波器时的仿真值, 这是因为仿真过程中滤波器的投入使换流器的触发角增大, 从而导致相应的谐波变大。表2计算所得的谐波电流仅含11, 13, 23, …, (12n±1) 次谐波电流, 这是因为阀侧由两个按正负15°相位偏移的延边三角形绕组提供换相电压, 形成12脉动换流装置, 这也验证了前面理论分析的正确性。从表1、表2中可以看出谐波电流理论计算值比仿真值大, 这是因为谐波电流理论计算时不计换相过程, 而仿真过程换相是存在的, 由于换相角的存在使谐波电流降低[15]。从表1, 表2中可以看到, 新型换流变压器未接入滤波器时, 阀侧流入网侧的11, 13, 17次谐波很大, 严重影响交流输电系统的电能质量和正常运行。

新型换流变压器接入滤波器后, 其交流网侧谐波电流的含量明显减少, 远低于国家规定的注入公共结点的谐波电流标准。这说明新型换流变压器阀侧公共绕组的零阻抗设计和抽头处滤波装置的接入能将谐波电流屏蔽于阀侧, 很好地限制了特征谐波的流通路径, 避免了特征谐波流经变压器造成的损害, 滤波效果十分明显。

5 结论

本文介绍了新型换流变压器绕组接线的特点和数学模型, 并介绍了其原理。在此基础上, 推导了新型换流变压器网侧电流和阀侧电流的矩阵变换关系, 利用谐波分析的开关函数法, 精确的计算了新型换流变压器未投和投入滤波装置时, 阀侧和网侧基波电流和谐波电流有效值, 通过对比仿真结果, 充分说明了基于开关函数法的新型换流变压器的谐波计算理论的正确性和新型换流变压器的谐波屏蔽作用。

新型换流变压器论文 篇2

新型换流变压器是一种具有特殊绕组接线型式的换流变压器,与传统换流变压器最大的不同之处在于,其阀侧绕组采用延边三角形接线,在三角形绕组端部引出抽头,并与感应滤波器相连接,通过对三角形绕组阻抗和滤波支路的阻抗进行匹配设计,使得与阀侧绕组相连的变流器产生的特定次谐波电流主要流入滤波支路,从而达到基波补偿、谐波抑制的目的。该方案将传统换流变压器网侧的无源滤波装置转移至阀侧,实现谐波电流和无功电流的就近滤除和补偿,从而有效改善传统的换流变压器及其滤波方案存在的不足[1,2]。

换流变压器作为直流输电系统中关键装备之一,必须提供可靠的保护方案。因此,为推进新型换流变压器的工程化应用,必须提供可靠的保护方案。本文针对新型换流变压器绕组接线的特殊性,首先通过建立其电流变换矩阵,提出新型换流变压器差动保护方案;为提高保护方案的可靠性和灵敏度,在考虑变压器正常运行时的不平衡电流、电流互感器性能及内部匝间短路时流出电流对差动保护的影响等因素的基础上,采用三折线比率制动特性,对新型换流变压器的差动保护整定值进行计算;最后,通过仿真验证保护方案的可行性及整定计算的正确性。

2 新型换流变压器的电流变换矩阵

新型换流变压器绕组接线如图1所示。

根据KCL定律,阀侧公共绕组出线端的节点电流方程满足:

根据阀侧公共绕组的三角形接线方式,可得:

式中,Iou是由网侧三相电压零序分量在阀侧三角形绕组中产生的环流。

联立式(1)和式(2)可得阀侧公共绕组电流和阀侧延边绕组电流的变换矩阵为:

不计励磁涌流,根据多绕组变压器磁势平衡方程,列写绕组电流方程满足:

式中,k2为阀侧公共绕组和网侧绕组的匝比;k3为阀侧延边绕组与网侧绕组匝比,且满足:

将式(3)代入式(4),且将网侧三相电流改写成线电流的形式,可得网侧绕组电流、阀侧延边绕组电流和滤波支路电流之间的变换关系为:

3 差动保护接线方案

在确保新型换流变压器正常运行和外部短路情况下,差动保护不误动作;而在内部故障情况下,差动保护能可靠正确动作,且具有较高的故障灵敏度的差动保护设计原则之下,根据式(6),新型换流变压器的差动保护方案如图2所示。

新型换流变压器网侧绕组、阀侧延边绕组和感应滤波支路上的电流互感器选用三相电流互感器,并按三角形接线,有效消除零序电流分量对差动保护的影响,对应的变比分别为nTH、nTL和nTF,选取原则:式中I1 N为变压器网侧额定电流,按大于计算变比的数值选取实际变比。保护方案需要9个中间变流器进行电流变换,分别为V1~V9,用来减小因电流互感器的计算变比与实际变比不同造成的不平衡电流的影响,对应的变比分别为nV1~nV9,其选取原则为:

4 三折线比率制动式差动保护动作特性和整定计算

4.1 动作特性

根据式(6)可得A相差动电流为:

同理可得B、C相差动电流,类似于式(7)。

对应的A相制动电流为:

同理可得B、C相制动电流,类似于式(8)。

针对图3所示的三折线比率制动特性曲线,设定差动保护的动作判据为:

式中,Idi=Id A,Id B,Id C;Ires·i=Ires·A,Ires·B,Ires·C;Kres·1,Kres·2分别为三折线比率制动特性的两个比率制动系数;I0,I0·m ax分别为最小和最大动作电流;Ires·1,Ires·2为两个拐点制动电流的整定值。

4.2 整定计算

(1)I0是由变压器正常运行时的差动保护不平衡电流决定:

式中,Krel为可靠系数,取Krel=1.3~1.5;KJ为接线系数,取;ΔU=0.05;Δm=0.05;IL·m ax为计算侧的最大负荷电流。

(2)Kres·1的整定须同时考虑电流互感器的性能和差动保护对内部匝间短路时流出电流的要求。

考虑到差动保护对内部匝间短路时流出电流的要求,设两端电流分别为:Im=I∠0°,In=q Iejα,q是两端电流幅值比。定义:Idi=|Im+In|,Ires·i=|Im-In|。根据式(9)得:

分析其比率制动特性,令α=180°得:

考虑到电流互感器的性能及外部短路时差动保护不能误动作,应有:

式中,Kap为非周期分量系数,取Kap=1.5~2;Kcc为两侧电流互感器同型系数,取Kcc=1;Ker为电流互感器幅值误差,取Ker=0.1。

(3)Ires·1最小制动电流,因折线1过原点,得:

(4)Kres·2的整定遵守外部短路时差动保护不误动的原则,应有:

考虑到在外部最大短路电流Ik·max作用下,电流互感器工作在极度饱和状态,Kres·2可适当取较大值,以免在Ik·max下引起误动作。

(5)I0·max为最大动作电流,按差动保护在最大不平衡电流Iunb·max时保证不误动作的原则整定。

(6)Ires·2的整定需综合考虑上述求得的整定值,根据式(9)可得:

5 仿真验证

为了验证上述新型换流变压器保护方案及判据整定计算的正确性,在Matlab/Simulink中建立了新型换流变压器的仿真模型,通过电流测量模块采集该变压器网侧和阀侧的端口电流波形,并通过增益模块、微分模块、比较模块等数学模块计算动作特性方程及相应保护判据中的整定值。仿真模型中新型换流变压器的主要技术参数见表1。

根据表1给出的新型换流变压器的技术参数,并依据差动保护整定值的整定原则与计算公式,各整定值计算结果为:I0=0.6128 A,Kres·1=0.28,Ires·1=2.1886 A,Kres·2=0.6,I0·max=7.0125 A,Ires·3=22.1667 A,Ires·2=14.8261 A

对变压器多种运行情况进行仿真分析,仿真图中,Id为根据式(7)计算求得的A、B、C三相差动电流,Iop为根据动作判据式(9)计算求得的不等式右边的值。

5.1 空载合闸

图4为新型换流变压器在0.05s时空载合闸Id和Iop仿真曲线。由图可见,A、B、C三相流入继电器的差动电流均小于Iop,变压器保护不会发生误动作。

5.2 内部故障

图5为新型换流变压器在0.05s时A相阀侧延边绕组10%匝间短路Id和Iop的仿真曲线。由图可见,由于延边绕组在0.05s时发生内部故障,此时计算的三相差动电流均大于动作电流Iop,满足式(9)所设定的保护动作判据,保护正确动作,从而验证了保护方案能可靠识别新型换流变压器内部故障。

5.3 带内部故障空载合闸

图6为新型换流变压器在0.05s时带A相阀侧延边绕组10%匝间短路空载合闸Id和Iop的仿真曲线。由图可见,在变压器轻微内部故障空载合闸时,A、C相流入继电器的差动电流大于Iop,有两个继电器能正确动作。保护能可靠动作,具有较好的灵敏度,这主要是整定计算时充分考虑了轻微内部匝间短路时流出电流对差动保护的影响。

6 结论

研究了自偶补偿和谐波屏蔽换流变压器的电流变换矩阵,提出了该换流变压器纵差动保护的接线方案。给出了三折线动作特性的变压器差动保护整定计算原则和公式,该整定原则的优点是兼顾了变压器严重外部短路时的可靠性和变压器内部匝间短路有流出电流时的灵敏度。该差动保护整定原则和计算原公式具有普遍性。仿真试验结果验证了本文提出的保护方案的可行性和整定计算的正确性。

本文研究的自偶补偿和谐波屏蔽换流变压器将在整流、逆变供电领域具有广泛的应用前景。

参考文献

[1]罗隆福,李季,许加柱,等(Luo Longfu,Li Ji,Xu Ji-azhu,et al.).基于新型换流变压器的谐波治理研究(Study of harmonic treatment based on new type convertertransformer)[J].高压电器(High Voltage Apparatus),2006,42(2):96-98.

[2]许加柱,罗隆福,李季,等(Xu Jiazhu,Luo Longfu,LiJi,et al.).自耦补偿与谐波屏蔽换流变压器的接线方案和原理研究(Study of harmonic treatment based onnew type converter transformer)[J].电工技术学报(Transactions of China Electrotechnical Society),2006,21(9):44-50.

[3]王维俭(Wang Weijian).变压器保护运行不良的反思(Consideration on the improper operation of transformerprotection)[J].电力自动化设备(Electric Power Auto-mation Equipment),200l,21(10):1-3.

[4]王维俭(Wang Weijian).电气主设备继电保护原理与应用(The main electrical equipment relay protection prin-ciple and application)[M].北京:中国电力出版社(Beijing:China Electric Power Press),2001.

[5]刘光晔,李欣然,刘庆丰(Liu Guangye,Li Xinran,LiuQingfeng).三相变四相电力变压器的差动保护原理(Principle of differential protection for three-phase to four-phase transformer)[J].电网技术(Power System Tech-nology),2003,27(8):21-23.

[6]高仕斌(Gao Shibin).三相变四相电力变压器的差动保护原理(Study on differential protection for three phaseto four phase transformer)[J].电网技术(Power Sys-tem Technology),2003,27(6):39-41.

[7]卢涛(Lu Tao).阻抗匹配平衡变压器差动保护动作方程与整定(Operational and setting of differential protec-tion for impedance-matching balance transformer)[J].西南交通大学学报(Journal of Southwest Jiaotong Uni-versity),2005,40(2):158-162.

[8]周建军,樊庆玲,樊高瑞(Zhou Jianjun,Fan Qingling,Fan Gaorui).内桥接线变压器保护电流回路接线方式的探讨(Discussion on current circuit of transformer pro-tection with internal bridge connection)[J].电力系统保护与控制(Power System Protection and Control),2011,39(2):152-154.

[9]吴永亮,李玉明,王春光(Wu Yongliang,Li Yuming,Wang Chunguang).几例微机保护装置检验实例分析(Analysis on several example of PC protection device)[J].继电器(Relay),2008,36(11):62-66.

新型换流变压器论文 篇3

2009年9月15日23时,向家坝—上海±800 kV特高压直流输电示范工程奉贤换流站的首台800 kV高端换流变压器顺利通过现场交接局部放电试验,标志着特高压直流输电示范工程核心主设备的现场安装和试验工作首战告捷。

此次试验的换流变容量大,对试验设备要求高,是换流变现场试验史上一次高难度的挑战。同时为了摸索换流变新的试验工艺,优化安装试验工序,首次采用将换流变先就位,然后在阀厅内进行局放试验的方法。受阀厅内净空局限性的影响,试验难度进一步加大。在特高压建设部和国网直流建设分公司的统一组织下,在现场监理、施工和调试单位的通力配合下,承担试验任务的华东电试院进行了精心准备,从技术方案、试验设备、现场准备、安全措施、后勤保障等方面实施了周密的部署,于9月15日晚22时起开始对首台800 kV换流变进行现场局放试验阀侧施压,试验电压下监测到换流变阀侧的局放量小于50 pC,换流变网侧的局放量小于60 pC,满足标准要求。

(信息来源:中国电力信息网)

直流站换流变压器带负荷测试方法 篇4

关键词：高压直流输电,继电保护,电流互感器

江苏地区某500 kV直流站极I、极II换流变和5012CT、5013CT、5031CT、5032CT变比为4000/1, 换流变网侧套管CT变比为2000/1, 阀侧套管CT变比3 000/1。换流变电量保护当前集成在极控制保护PCP中, 保护不经切换逻辑直接动作出口, 存在误动风险。根据国家电网公司调度中心起草的《换流站直流系统保护装置标准化规范》的要求, 每极改造为独立的2套南瑞继保PCS977D装置, 按照完全双重化配置方式, 每套保护均采用“启动+保护”的方式实现。在政平换流站启动调试过程中, 需要对换流变压器带负荷测试以校验换流变压器各CT的极性与变比。由于直流换流变交流侧的谐波给带负荷测试的精度增加了困难, 因此研究直流换流变带负荷测试具有工程实用价值。在该次启动调试过程中先通过直流控制系统传输10%的额定有功, 然后测量各CT二次侧电流的大小与相位, 最后通过比较电流大小与相位的测量值与理论计算值来校验CT的变比与极性的正确性。

1 无功计算方法

在传输10%的额定有功时, 计算各CT二次侧电流之前首先需要计算换流站吸收的无功。无功计算方法如下。六脉动整流器理想空载直流电压[1]为:

式中:U1为换流变压器阀侧绕组空载线电压有效值。由式 (1) 可得:

当整流站交流母线上装设性能完好的滤波器时, 可以认为谐波电流均被滤波器所吸收, 流入交流系统的为基波电流, 此时换流器的功率因数可近似认为是基波电压和基波电流的相位差φ1角所决定的cosφ1, 在忽略整流器损耗的情况下, 整流器交流侧的基波有功功率等于其直流功率, 可用下式表示[2]:

式中:P1为交流侧基波功率;Pd1整流侧的直流功率;Ud1为整流侧的直流电压;Id为整流侧的直流电流。由式 (3) 可得:

当忽略换相过程时, 六脉动整流器阀的导通顺序为 (6, 1) , (1, 2) , (2, 3) , (3, 4) , (4, 5) , (5, 6) , (6, 1) 等, 每组阀的导通角为60°[3,4], 当阀1导通时, 换流变阀侧A相绕组向换流器注入的电流近似为Id;当阀4导通时, 换流变阀侧A相绕组向换流器注入的电流近似为-Id;其余时刻换流变阀侧A相绕组向换流器注入的电流近似为0。一个开关周期内换流变阀侧A相电流波形如图1所示。

采用傅立叶级数展开可得换流变阀侧A相电流基频峰值为:

换流变阀侧A相电流基波电流的有效值为:

由式 (6) 可得:

将式 (2) 、 (7) 代入式 (4) 可得:

由式 (8) 可得:

整流器吸收的无功为:

同理, 对于逆变侧有:

式中:Pd2为逆变侧传输的有功;φ2为逆变器交流侧的基波电压、电流的相角差;Ud2为逆变侧的直流电压;Ud02为逆变器直流侧空载直流电压。

政平换流站为十二脉波换流器, 直流线路电压为515 kV与500 kV, 计算即得Ud01为541.62 kV, Ud1为515 kV, Ud2为500 kV。根据式 (10) 、 (11) , 可以得到当传输有功为300 MW时, 整流站吸收的无功为96.7MV·A, 逆变站吸收的无功为124.7 MV·A, 换流站吸收的总的无功为221.4 MV·A。政平换流站在传输不同有功时无功的测量值与理论计算值如表1所示, 计算误差如图2所示, 由图2可以看出, 最大误差为13%, 最小误差为0.5%, 在工程上满足精度要求。

2 CT二次侧电流计算方法

政平换流站极ⅠCT配置如图3所示, 各CT二次侧电流的计算方法如式 (15) 所示。

式中:P, Q分别为换流站注入交流系统的有功、无功;U为交流母线电压;K为CT变比;政平换流变极Ⅰ各CT二次侧电流的测量值与理论计算值如表2所示。政平换流站CT的配置情况如图3所示。

可见, 各CT二次侧电流的测量值与理论计算值符合较好, 从而验证了CT的极性与变比的正确性。

3 结束语

推导了换流站传输不同有功时无功的计算方法, 通过实测数据验证了该方法的正确性。提出了CT二次侧电流的计算方法, 通过与实测数据的对比验证了政平换流站CT极性与变比的正确性。

参考文献

[1]陈坚.电力电子学[M].2版.北京:高等教育出版社, 2004.

[2]赵畹君.高压直流输电工程技术[M].2版.北京:中国电力出版社, 2010.

[3]冯玉生, 李宏.电力电子变装置典型应用实例[M].北京:机械工业出版社, 2008.

新型换流变压器论文 篇5

随着我国特高压直流输电项目的不断发展, 直流输电的电压等级在不断的提高, 使我们国内变压器制造厂家有机会与不同的国外变压器制造厂家合作。不同变压器制造厂家的产品有它们各自的特点, 开阔了我们的眼界, 引起了人们的兴趣, 提高和推动国内制造厂家的设计和制造水平。本文以与ABB的合作项目——向家坝- 上海 ±800k V特高压直流输电工程中的 ±400k V级Y/y换流变压器为例, 对换流变压器结构特点进行分析, 进行了绝缘分析、主绝缘交直流电场以及漏磁场的计算研究, 并对换流变压器的制造技术引进方面进行了介绍。

2 结构特点

本台ABB设计的换流变压器为单相双绕组有载调压式。主要有以下几个结构特点。

冷却方式, 本台换流变压器的冷却方式为OFAF。这种冷却方式的油虽然也是强迫油循环, 但油泵只是将油打入油箱中, 进入油箱中后没有任何导向器身的结构。产品在设计上采取了相应的结构配合这种冷却方式。

线圈的结构。采用小规格的单根纸包线或组合导线, 而且导线的绝缘很薄;线圈中间不设纵向油道, 线圈内外径为大油道, 并在线圈内外径放置挡油板对油进行导向。线圈形式采用圆筒式、纠结- 连续式等结构。

漏磁通的控制。线圈上下端部采用磁分路结构, 油箱上采用铜屏蔽, 对漏磁通进行有效的疏导和屏蔽。

阀侧引线的处理。阀引线设计相对简单, 操作方便, 在短轴箱壁出线。

油箱的定位及支撑。器身下部定位落在铺设绝缘的箱底定位碗中, 箱盖上的定位孔, 器身上部通过定位螺母固定在定位孔内。并通过上部定位对箱盖起支撑作用。箱盖可以不设加强铁。

3 绝缘分析

3.1 绕组的纵绝缘

本台换流变压器线圈排列由内向外为:调压线圈、网线圈、阀线圈。如前面所述, 为了考虑散热方面的需求, 线圈使用了薄绝缘、大油道结构。但这种结构却相应地使线圈在电场下的绝缘降低了。然而, 产品在线圈的结构形式上采用了超常规的插花纠结- 连续式结构。众所周知, 绕组的起始电压分布是由其电容分布决定的。而绕组的结构形式决定了该绕组的电容分布情况。良好的电容分布能够改善线圈端部的起始电压分布, 从而减小线圈上的冲击电压振荡。本台换流变压器的一个线圈采用了超常规的七根插花纠结- 连续式结构。这种线圈的结构由于纠结根数多, 在改善线圈端部的起始电压分布方面确实很有效果。计算结果表明, 它的首端各油道全波和截波冲击梯度都很小, 最高都没有超过3%。

冲击电压分布中的最大梯度是决定纵绝缘特性的主要依据。因此从以上计算结果我们可知, 该绕组的结构对其本身的纵绝缘特性是非常有利的。这种结构降低了线圈在冲击下的电位梯度, 从而改善了线圈的电场强度。化解了薄绝缘、大油道结构对绝缘带来的负面影响。

3.2 主绝缘交直流电场

与交流变压器不同, 换流变压器除一个高压网侧绕组外, 还有一个全绝缘的高压直流用阀绕组。阀绕组除承受一般交流变压器的交流和冲击电压外, 还要承受叠加的直流电压作用。在额定工作状态下, 换流变压器阀绕组端部与地之间以及阀绕组与网绕组之间的主绝缘上长期承受直流电压;当系统发生潮流反转时, 阀绕组所承受的直流电压也同时发生极性反转。这些电压的作用是换流变压器绝缘设计中应考虑的主要问题。

4 制造技术

本次合作的换流变压器的结构特殊, 制造方法也很有特点, 我们对产品制造过程中的特殊方法进行研究并成功应用于生产中。

4.1 高频感应焊接技术

接触高频感应焊接技术。与以往采用电阻加热的方式不同, 该技术主要应用于铜线与铜线、铜线与电缆间的电气连接, 采用专用的高频感应设备对焊接部位进行加热, 通过填充焊料的方式进行连接。前面提到的网线圈七根插花纠结连续式线圈的制造就依靠高频感应焊接技术得以顺利实现。

4.2 线圈的干燥与加压

单个线圈独立加压、单独组装是本产品的一大结构及制造工艺特点, 其线圈整理完成后, 首先采用热风循环加热并在干燥前、干燥后进行大压力加压。然后再进行单个线圈的独立组装。最后再到器身装配工序。为了满足上述要求, 需要专用的线圈数控压力机和干燥炉, 来满足产品线圈的压力要求和干燥要求。

4.3 插上轭装配技术

本产品结构和制造技术上的另一个特点是插上轭。器身绝缘装配工序套完线圈后, 先安装夹件, 并通过夹件对线圈进行加压, 调整线圈高度和夹件的安装高度后, 再进行插上轭。针对上述特点, 需要绝缘装配加压装置, 该工序还需采用液压C型卡具进行上轭的卡紧。

4.4 器身总装配技术

本产品的器身总装配压紧技术很独特。在压板上设计了沟槽, 将用消防带制作的液压装置来对器身加压, 加入调节撑条, 完成器身下箱前最后的压紧。

5 结束语

本特高压直流输电合作项目的400k V换流变, 由于需要试验的验证, 还有很多参数目前还不能进一步对比分析研究, 本文换流变压器的结构特点进行了介绍, 对线圈纵绝缘、主绝缘, 进行了计算分析, 并对制造技术引进方面进行了介绍。

变压器的设计是一个系统工程, 有机的整体。某一个结构或方面的变化要引起与之相关的其他变化。我们在领会的时候不能断章取义, 要对整体结构和相互之间的联系有充分的考虑。只有这样, 才能真正体会到变压器的精髓。

参考文献

[1]赵畹君.高压直流输电工程技术[M].北京:中国电力出版社, 2004.

新型换流变压器论文 篇6

关键词：换流变压器,励磁涌流,零序过流保护

0 引言

德阳—宝鸡直流输电工程额定运行电压±500 kV、额定输送容量3 000 MW,于2010年4月正式投入运行,发挥着跨大区优化电力资源配置的重要作用。宝鸡换流站换流变压器为西安西电变压器有限责任公司生产的强油循环风冷、单相双绕组有载调压式换流变压器,其型号为ZZDFPZ-297600/330。2011年6月21日,对宝鸡换流站极Ⅰ换流变压器进行充电时,换流变压器保护动作,换流变压器交流侧断路器跳闸。

1 故障经过

1.1 故障情况

站区当天天气情况为阴有阵雨。极Ⅱ全压大地回线运行,单极功率控制,功率方向为送入A站,单极功率300 MW;交流母线侧、站用电、控制保护系统均运行正常。跳闸前极Ⅰ准备投入运行,用3321开关给极Ⅰ换流变充电时换流变压器保护动作。

1.2 保护动作情况

极Ⅰ换流变保护A柜动作信息为,0 ms保护启动,5003 ms角接换流变压器交流侧零序过流Ⅱ段动作,5003 ms角接换流变压器交流侧零序过流Ⅰ段动作,换流变压器交流侧开关跳闸,直流系统Z闭锁。

极Ⅰ换流变压器保护B柜动作信息为,0 ms保护启动,5003 ms角接换流变压器交流侧零序过流Ⅱ段动作,5003 ms角接换流变压器交流侧零序过流Ⅰ段动作,换流变压器交流侧开关跳闸,直流系统Z闭锁。

1.3 设备情况检查

检查极Ⅰ换流变压器一次设备和二次设备外观无异常,一次引线各接点和CT接线均正确。对极Ⅰ换流变压器进行了油化试验,试验结果均合格。

2 原因分析

2.1 励磁涌流产生的原因

当变压器空载投入或者外部故障切除后电压恢复时,变压器电压从零或很小的值突然上升到运行电压。在这个电压突变的暂态过程中,变压器铁芯磁通严重饱和及铁芯材料的非线性特性,会产生幅值很大的暂态励磁电流,其最大值可以达到额定电流的4～8倍,这个暂态励磁电流就是励磁涌流。一般情况下,变压器容量越大,衰减的持续时间越长,但总的趋势是涌流的衰减速度往往比短路电流衰减慢一些[1]。励磁涌流的大小与变压器的等值阻抗、合闸初相角、剩磁大小、绕组接线方式、铁芯结构及材质等因素有关[2]。

2.2 励磁涌流对继电保护的影响

对变压器差动保护而言,由于内部磁路的联系,本质上不再满足基尔霍夫电流定律,变压器励磁电流成了差动保护不平衡电流的一种来源[3],从而可能会影响到差动保护的准确动作;另根据文献[4]中采用ATP仿真计算与实际分析相结合的方法,分析了单台变压器励磁涌流最大零序分量,以及多台变压器涌流零序分量与主变中性点接地方式的关系,得出剩磁越大,通过调整合闸角所能得取的涌流零序分量越大。主变零序电流保护需要通过合适的定值配合及时延,才可保证躲过励磁电流正确不动作。

2.3 故障判断

极Ⅰ换流变压器网侧零序过流Ⅰ段和Ⅱ段定值相同,电流整定值为0.15 A,时间5 s,CT变比2000/1。由于星接换流变压器零序电流的持续时间小于整定值(如图2所示),因此星接换流变压器的零序保护正确未动作;此时角接换流变压器零序电流的幅值及持续时间均超过整定值(如图4所示),角接换流变压器保护动作。在3321开关跳闸后,三相不平衡电流消失。整个跳闸过程,换流变压器其它保护均未动作。

在合闸充电的瞬间,两台换流变压器都出现了三相不平衡电流,如图1～4所示。结合以上的讨论,可以认定此次故障的原因为励磁涌流。

2.4 故障异常情况分析

从图1和图3的三相电流波形中不难发现,故障波形与通常情况下的涌流仍存在差异,即B相电流波形并未偏离时间轴,且幅值很小,几乎可以忽略,无法判断其周期性,从而使得三相励磁涌流之和不接近于零。这与正常的变压器空载充电的涌流波形特征不符。

在一次试验已经确定一次设备正常的情况下,造成三相励磁涌流之和不接近于零的因素,主要考虑为直流预防性试验引入三相同向剩磁的影响。

变压器空载充电时,三相对称的剩磁只会影响励磁涌流的大小,产生的三相励磁涌流总是偏向时间轴的两侧,从而使得三相励磁涌流和接近于零。

在进行直流预防性试验时,尤其直阻测试过程中,每个单相变压器中施加同相直流,在变压器中产生磁场。空载充电时,必然会使有的相别磁通加强,有的相别磁通减弱,从而产生录波文件中的现象。而且在其他厂站也发生过直流预防性试验后主变空载充电出现跳闸的情况。

3 抑制励磁涌流的方法

近年来,大量的专家学者都在致力于研究如何有效地抑制励磁涌流,提出了很多抑制涌流的方法和措施[5,6,7,8,9]。

(1)控制或消除铁芯剩磁。1)直流消磁法,又称反向冲击法,是在变压器高压绕组两端正向、反向分别通入直流电流,并不断减小,以缩小铁芯的磁滞回环,从而达到消除剩磁的目的。一般情况下,反复冲击4～5次即可取得较好的效果;2)交流消磁法,它的具体操作是给变压器用一个较低电压等级的电压充电,这样可以降低铁芯磁通的峰值,从而达到减小励磁电流的目的。

(2)断路器采用合闸电阻。采用合闸电阻可以降低合闸时刻稳态磁通的幅值和励磁涌流的暂态持续时间,从而达到抑制涌流的目的。

(3)采用选相合闸。采取选相合闸技术,通过控制合闸时刻电压的初相角,使铁芯中的磁通在空载合闸时刻不发生突变,避免铁芯磁通的饱和,从而有效地抑制励磁涌流的暂态过程。

4 结论

通过对本次典型故障的分析,得出了当换流变压器发生励磁涌流时,零序过流保护误动的原因。对换流变压器经过预防性试验后充电投入运行的相关操作提出以下建议:

(1)相关规程允许的前提下,可在对换流变空载充电时短时退出不平衡保护即变压器零序过流保护,或通过分析计算修改零序过流保护的定值配合。

(2)在直流预防性试验后立即采取去磁的措施。

参考文献

[1]何越,熊元新,姜山,等.变压器空载合闸励磁涌流的仿真分析研究[J].电气工程,2010,25(1):40-43.

[2]郝治国,张保会,褚云龙,等.变压器空载合闸励磁涌流抑制技术研究[J].高压电器,2005,41(2):81-84.

[3]葛宝明,王祥珩,苏鹏声,等.电力变压器的励磁涌流判据及其发展方向[J].电力系统自动化,2003,27(22):1-5.

[4]方愉冬,徐习东,朱炳铨.变压器涌流对零序电流保护的影响分析[J].电力自动化设备,2008,28(9):115-118.

[5]祝磊.基于小波包和LS-SVM的变压器励磁涌流与短路电流识别方法[J].陕西电力,2009,37(11):55-58.

[6]黄家栋,陈达壮,张玲.基于两点乘积算法的变压器励磁涌流识别新方法[J].电网与清洁能源,2010,26(9):4-8.

[7]任保瑞,赵锋,刘小改,李文友.励磁涌流引起的变压器差动保护误动作分析及对策[J].电网与清洁能源,2010,26 (10):6-9.

[8]朱韬析,王超.天广直流输电换流变压器保护系统存在的问题[J].广东电力,2008,21(1):7-10.

新型换流变压器论文 篇7

超高压直流输电系统中,换流变压器是重要的设备之一。目前,对换流变压器阀侧接地及其保护已有较深入的研究,文献[1]提出阀侧单相接地故障是不接地系统的两相故障和直流短路的反复切换,导致差电流中含有大量的谐波含量,变压器差动保护有可能不能出口;文献[2]主要以试验和仿真的方法对逆变侧换流变阀侧单相接地进行了分析,其目的在于分析直流保护的动作特性,并未对换流变差动保护进行分析;文献[3]主要介绍了逆变侧换流变阀侧套管接地故障过程和直流保护动作情况,其故障点位于换流变阀侧套管电流互感器与换流器之间,属于换流变保护区外故障,未分析换流变差动保护动作行为及其与换流器差动保护之间的配合关系。实际上,换流变阀侧交流引线单相接地时,既是交流系统的单相接地,又是换流器的阀短路。因此,从电路角度对换流变阀侧接地故障进行分析,研究换流变差动保护的动作行为及与换流器差动保护之间的配合关系对系统运行和保护设计具有指导意义。

2 换流变压器阀侧单相接地故障分析

本文以6脉桥为例,对整流侧和逆变侧换流变阀侧单相接地进行了分析,如图1所示。图中,三相电动势eu、ev、ew对应换流变阀侧三相电动势,电抗Xr为换相电抗,即换流变的短路阻抗。

若整流侧换流变阀侧U相接地,假设V1V6导通,电流分布如图1(a)所示。由于阀V6的单向导通性,换流变UV两相经接地极系统电阻R和过渡电阻Rf构成短路回路,短路电流为,此电流即是流过换流变阀侧UV两相和直流中性端的电流。同时,因为U相接地,所以施加在V1上的电压减小,也就是流过阀V1和直流线路电流减小。类似地,可分析其他阀导通时的电流分布,得出U相接地的故障特点:

(1)换流变阀侧电流和直流中性端电流相等,并且均增大;

(2)V1V3V5上的电压减小,直流线路电流也减小。

若逆变侧换流变阀侧U相接地,假设V3V4导通,电流分布如图1(b)所示。一方面,因V4导通,直流电流经V4和过渡电阻构成回路,造成直流电流突增,直流电压突降,换流变U相电流减小,最终导致逆变器换相失败。另一方面,因V3导通,则换流变UV两相经过渡电阻和接地极系统电阻构成短路回路,即换流变UV两相和直流中性端的电流增加。

3 接地故障仿真

本文运用EMTDC对CIGRE直流输电标准系统进行了接地故障仿真,CIGRE是一个单极12脉动的直流系统,高压端换流变阀侧为三角形接线,低压端换流变阀侧为星形接线。故障点设在低压端换流变阀侧区内(换流变阀侧绕组与阀侧套管电流互感器之间)和区外(换流变阀侧套管电流互感器与换流器之间),故障时间0.3~0.35秒。由于受篇幅限制,文章只给出整流侧U相接地故障仿真结果,如图2所示。

由图2可以看出,整流侧换流变阀侧U相发生金属性接地故障后,阀侧套管上的电流互感器测得的三相电流和直流中性端穿墙套管上的电流互感器测得的电流均呈周期性变化,这是因为换流阀具有单向导通性,整流侧交流系统故障不受直流系统的影响。同时,整流侧由正常运行时的定电流控制变为最小控制角控制,所以接地故障切除前整流侧不能恢复到额定运行工况。换流变区内故障时,阀侧U相套管电流互感器测得的实际是经阀V1流向直流线路的电流,降为额定电流的一半,而V相和W相电流变化规律相反,这两相电流为正时,大小约0.5,分别表示V3和V5导通时流向直流线路的电流;两相电流为负时,大小约为5,分别表示V6和V2导通时流向接地点的电流;换流变区外接地时,阀侧U相套管电流互感器测得的实际是U相流向故障点的电流,剧增为额定电流的8倍,V相和W相电流变化规律与区内接地时相同。另外,不管是换流变区内接地还是区外接地,直流中性端的电流均增大,且与换流变故障相,如U相流向接地点的电流相同。

4 换流变压器阀侧单相接地故障保护动作分析

常规变压器保护在非直接接地侧发生单相接地故障时,对应的差动保护不动作;对于换流变压器,当其阀侧发生单相接地故障时,差动保护是否动作,且换流变阀侧单相接地可能属于换流变保护区,也可能属于换流器保护区,相应的换流变差动保护或换流器差动保护是否能可靠动作,均需要进行分析研究。

4.1 换流变差动保护

目前换流变差动保护广泛采用微机保护,在微机保护中,不管换流变是Y/Y接线还是Y/Δ接线,电流互感器都可以采用Y接线,而由接线组别引起的相位差和幅值差都可通过软件进行补偿。本文以CIGRE中低压端的Y/Y接线换流变为例分析其动作行为。

换流变差动特性采用西门子7UT513差动保护,比率差动门槛为2.5A,第一比率制动段斜率为0.25,第二比率制动段斜率为0.5;差动速断定值为37.5 A;二次谐波比为15%。

4.2 EMTDC仿真分析

运用EMTDC分别对CIGRE系统整流侧和逆变侧换流变阀侧区内和区外U相接地进行了仿真,并对结果进行了FFT分析(每工频周期采样16点),U相差流如图3所示,U相制动电流如图4所示,故障时间为0.3~0.35秒。

由图3(a)看出,整流侧换流变阀侧区内单相接地期间,故障相差动电流为大于10A,由图4(a)看出,制动电流也大于10A,处于差动保护动作特性的b段,差动元件启动。同时,故障后约20 ms差流中二次谐波含量降至5%左右,如图5(a)所示。因此,换流变差动保护可靠动作。

整流侧换流变阀侧区外单相接地期间,故障相差流小于2A,如图3(a)所示,由图4(a)看出,制动电流大于20A,差动保护可靠不动作。

逆变侧换流变阀侧区内单相接地期间,故障相中差流大于3A,如图3(b)所示,由图4(b)看出,制动电流小于10A,处于差动保护动作特性的a段,差动元件启动。而从图5(b)看出,差流中二次谐波含量大于20%,将差动保护闭锁。此时的接地故障需经换流器差动保护切除。

逆变侧换流变阀侧区外单相接地期间,故障相中差流小于0.1A,如图3(b)所示,小于比率差动门槛值,差动保护可靠不动作。

4.3 换流器差动保护

换流器差动保护的作用是检测换流器保护范围内的接地故障,其原理是直流中性端电流与极线端电流差值大于整定值则保护动作。动作判据为|Id H-Id N|>150 A,延时5 ms,Id H为直流线路电流,Id N为直流中性端电流。由上面的分析可知,整流侧换流变阀侧区外单相接地时,换流变差动保护的制动电流大于差动电流,差动保护可靠不动作。从图2看出,此时直流中性端电流升高为额定电流的7倍,而极电流降为额定电流的一半,所以换流器差动保护正确动作。因其动作延时5ms,所以换流变区内接地时,换流变差动保护先于换流器差动动作。

对逆变侧来说,换流变阀侧区内单相接地时,因二次谐波闭锁了换流变差动保护,所以换流器差动保护延时动作,因为此时中性端电流升高为额定电流的2.7倍,极线电流降为额定电流的一半。同样,换流变阀侧区外单相接地时,也是换流器差动保护动作。

5 结论

本文首次从电路的角度对换流变阀侧单相接地故障进行了分析,对整流侧和逆变侧换流变阀侧单相接地故障的特征进行了系统分析,并运用EMTDC对CIGRE系统进行了仿真分析,得出了以下结论:

(1)不管是整流侧还是逆变侧,从接地点经过相应的两相至直流中性端构成短路回路,直流中性端电流等于交流侧电流,直流极电流降低。

(2)整流侧换流变阀侧区内单相接地时,换流变差动保护正确动作;区外接地时,制动电流大于差动电流,换流变差动保护不动作,换流器差动保护延时5ms动作。

(3)逆变侧换流变阀侧区内故障时,换流变差动保护二次谐波闭锁差动保护,由换流器差动保护切除故障;换流变阀侧区外故障时,换流变差动保护不启动,仍由换流器差动保护切除故障。

(4)换流变差动保护与换流器差动保护整定值之间无需进行配合,只需在时限上配合,如换流器差动保护延时5ms。

参考文献

[1]肖燕彩,文继锋(Xiao Yancai,Wen Jifeng).超高压直流系统中的换流变压器保护(Protection of convertertransformer in HVDC)[J].电力系统自动化(Automa-tion of Elec.Power Systems),2006,30(9):91-94.

[2]罗海云,余江,欧开健(Luo Haiyun,Yu Jiang.,OuKaijian).换流变压器阀侧接地故障特性分析(Grounding fault analysis at converter transformer valveside)[J].中国电力(Elec.Power),2009,42(6):84-87.