励磁涌流的抑制（共7篇）
励磁涌流的抑制 篇1
由于变压器铁芯磁通的饱和及铁芯材料具有非线性的特性, 电力变压器在空载合闸投入电网时, 会产生很大的励磁涌流, 有可能导致变压器产生保护装置的误动作, 同时造成绕组变形, 因而会使变压器的寿命缩减。另外, 由于电磁的干扰, 会影响变压器周围的设备的运行。
近些年来, 我国的远距离输电系统越来越多, 高压、大容量电力变压器不断投产, 对变压器的要求进一步提高。但是, 我国变压器保护的发展比较落后, 效率不是特别明显。所以, 对变压器合闸励磁涌流的抑制方法进行研究, 有着重要的指导意义和作用。
1 关于变压器励磁涌流的几个特点
一般来说, 变压器励磁涌流有三大特点:1) 含有较大成分的非周期分量, 往往使涌流偏向于时间轴的一侧。2) 含有丰富的高次谐波成分, 其中主要是二次谐波。3) 波形存在间断。从上面的励磁涌流的特点可以看出来, 变压器励磁涌流的大小与变压器合闸初相角、剩磁大小、饱和磁通等因素都有关系。
2 励磁涌流产生的原因及对励磁涌流进行抑制的原理
励磁涌流产生的主要原因是:在变压器投入前, 如果铁芯中的剩余磁通与变压器投入时的工作电压产生的磁通方向相同, 那么会使其总磁通量远远超过铁芯的饱和磁通量, 因此, 产生比较大的励磁涌流, 其中最大峰值可达到变压器额定电流的6～8倍。对于励磁涌流, 要采取的策略是“抑制”。通过一定理论和实践证明, 发现励磁涌流是可以抑制的, 甚至是可以消灭的。因为从产生励磁涌流的根源来说, 是在于当变压器任一侧绕组感受到外施的电压增加时, 该绕组在磁路中将会产生单极性的偏磁, 如果偏磁极性恰好和变压器原来的剩磁极性相同, 那将会导致磁路饱和, 会产生很强烈的励磁涌流。在一定的情况下, 如果能够了解变压器上次断电时磁路中的剩磁的极性, 那么完全可以通过对变压器空投时的电源电压相位角进行控制, 达到让偏磁与剩磁两者的极性相反的目的, 从而实现对励磁涌流的抑制。
3 对变压器合闸励磁涌流抑制所采取的方法
3.1 选相位关合技术法
如果采取选相位角关合技术, 可以对空载变压器励磁涌流进行消除。通过EMTP仿真结果表明, 该方法在很难精确测量铁芯剩磁的情况下, 可以很好地抑制变压器励磁涌流产生过程。我们从变压器励磁涌流的影响因素可以看出, 变压器励磁涌流的大小与合闸的初相角有密切的关系。选相位关合法通过控制三相合闸的时间, 即控制三相开关合闸的初相角来削弱励磁涌流的幅值, 是一种很有效的措施。
3.2 通过控制三相开关合闸时间
此种方法理论基础是:我们将变压器看作是一个具有强感性负载的机械, 也就是说把它看成一个非线性的电感。当合闸时, 变压器上的电压变压器内部会产生一定的磁通量。在变压器存在剩磁时, 如果说合闸后所产生的磁通和剩磁的极性是一样的, 那么对于变压器内部的总磁通而言, 电压升高, 磁通量也会随着增加, 产生出更大的励磁涌流;但是, 如果合闸后所产生的磁通和剩磁极性恰好是相反的, 那么对于变压器内部总磁通来说, 当电压升高时, 它会随着减少, 可以使得励磁涌流得到削减;合闸时变压器内没有剩磁, 即在合闸角为90°的时候合闸, 这样变压器内产生的磁通是最小的, 产生的励磁涌流也是最小的。三相绕组内磁通有其自己的变化规律, 如果合理地控制三相开关合闸角度, 不仅可以大幅度降低变压器内的感应磁通量, 还能够在一定程度上削减励磁涌流幅值。在这种思想下, 提出了两种合闸策略。
3.2.1 快速合闸法
在实施快速合闸策略的时候, 变压器的一相先在最佳点合闸, 就是当它事先预期的磁通等于剩磁的时候合闸, 另外其他两相在1/4周期后合闸。这种合闸方法适合于变压器三相绕组中铁芯没有剩磁的情况, 并且三相是独立控制合闸的。首先合闸的一相在合闸角为90°的时候, 这个时候其绕组中产生的磁通比较小, 在某个程度上接近于零。采用快速合闸法, 可以消除或者削弱励磁涌流, 从而达到抑制效果。
3.2.2 延迟合闸法
如果能够知道三相中的某一相 (比如A相) 的剩磁, 那么我们可以采取延迟合闸的方法。就是说, A相在它最合适的时刻合闸, 剩余的两相则延迟工频周期后再同时合闸, 延迟的时间可以是2到3个工频周期。这样, 也可以使得空载变压器励磁涌流得到控制。延迟合闸的策略是采用了变压器铁芯的磁通平衡效应, 以达到抑制励磁涌流的效果。
3.3 在中性点恰当地串联合闸电阻尺
在首相合闸之后, 因为中性点串联了电阻尺, 铁芯中的暂态磁通就会迅速地减少。有一种简单且经济的削弱空载合闸变压器励磁涌流的方法, 就是在变压器的中性点串入一大小合适的电阻, 三相延时合闸空载变压器, 这是改进的中性点串电阻法。通过对该方法下涌流峰值随中性点电阻值变化的分析, 从而选择出最佳的电阻值。
3.4 改变电阻尺值的方法
改变电阻尺值方法中, 串联电阻法是最常用的一种方法。在合闸的电路中, 串联一个比较合适的电阻来增大电阻尺的阻值, 从而降低合闸时刻稳态磁通的幅值, 减少励磁涌流的持续时间, 达到抑制励磁涌流的结果。
3.5 接入速饱和变流器抑制励磁涌流
接入速饱和变流器, 用来阻止励磁涌流传递到差动继电器中。当励磁涌流进入差动回路的时候, 对于速饱和变流器的铁芯来说, 它具有极易饱和的特性。所以只要合理调节速饱和变流器一两次侧绕组匝数, 就可以更好的消除励磁涌流对差动保护的影响, 从而减少励磁涌流的负面影响。
3.6 利用涌流波形具有明显的间断角的特征来避越涌流
目前有两种利用间断角原理的差动保护。一种方案是直接鉴别间断角的大小来判断是涌流或内部短路, 为防止涌流波形出现负谐波, 使间断角消失, 在继电器设计上采取了补偿措施来恢复一次涌流本来出现的间断角, 另一种方案是比较二次谐波和二次电流的变化率, 它利用内部短路电流和涌流两种情况时, 运用二次电流波形的连续同期性和涌流的间断性原理来区分涌流和短路电流, 该原理的保护也要附加差动保护以防止内部短路时电流很大, 利用涌流波形具有明显的间断角这个特征来避越励磁涌流。
3.7 改变变压器绕组的分布
变压器在产生励磁涌流时, 铁芯处于饱和状态, 铁芯及其磁导率接近于真空中的磁导率, 则此时变压器可看作一个空心线圈, 相当于铁芯从绕组中移出去, 其磁通线延伸到了铁芯以外的区域, 分周期量来磁化变流器的导磁体, 达到最小制动电流整合。另外, 工作绕组接入保护的差动回路, 平衡绕组可以按照实际需要接入电流回路或工作回路, 从而达到躲避励磁涌流的作用。
4 结语
在变压器空载合闸的时候, 可能产生较大的励磁涌流。比如电力变压器空载合闸投入电网时, 会产生很大的励磁涌流, 有可能导致变压器产生保护装置的误动作, 会产生不好的结果, 使变压器的寿命缩减。另外, 有电磁的干扰影响作用, 也会影响变压器周围设备的运行。因此, 对变压器合闸励磁涌流的抑制方法进行研究, 有着很大指导意义和重要作用。对励磁涌流进行抑制消除的研究, 仍然是我们所要面对的一项技术考验。励流涌磁的产生有多方面的原因, 我们要用科学的方法, 从各个方面对其进行研究, 找到合适的办法来抑制或者消除励磁涌流, 以减少励磁涌流对变压器及其整个系统的影响。
参考文献
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励磁涌流的抑制 篇2
由于变压器铁芯磁通的饱和及铁芯材料的非线性特性,电力变压器在空载合闸投入电网时会产生幅值相当大的励磁涌流,由此可能导致变压器差动保护误动作,同时造成绕组变形,从而减少变压器寿命。励磁涌流含有多个谐波成分及直流分量,这将会降低电力系统供电质量,同时涌流中的高次谐波对连接到电力系统中的敏感电力电子器件有极强的破坏作用。
文献[1]提出了一种采用中性点串接电阻来限制变压器励磁涌流的方法,但不管是从参数的整定还是装置的机械实现方面,该方法都存在较大的困难,并且不能完全消除励磁涌流。文献[2]通过监测电压波形的峰值来控制变压器的合闸角度,但是这种方法的缺陷在于假设变压器的剩磁为零,与实际情况不符,而且变压器在剩磁较大的情况下空载合闸依然会产生很大的励磁涌流。随着特高压电网的建设,系统中大容量变压器也日益增多。大型变压器时间常数都很长,一般涌流过程超过5 s[3],当变压器空载合闸于内部故障情况下,保护会延时动作,因而会给系统的安全稳定运行带来更严重的危害。在这种情况下,研究消除励磁涌流的方法有着更为重要的意义。
合闸控制策略,其基本思想是预期磁通与剩磁相等,理论上这种方法是能够完全消除励磁涌流的。本文针对大容量变压器广泛采用分相控制开关的前提条件,通过仿真试验依据控制策略来对变压器分相合闸,并对不同铁芯剩磁情况下的合闸方案进行分析。
1 理论基础
变压器空载合闸时,原边绕组的外施电压突然增加,基于磁链守恒定理,该绕组在磁路中将产生单极性的偏磁以抵制磁链突变,如偏磁极性恰好和变压器原来的剩磁极性相同时,就可能因偏磁与剩磁和稳态磁通叠加而导致磁路饱和,产生幅值可与短路电流比拟的励磁涌流。由于偏磁的极性及数值是可以通过选择外施电压合闸相位角进行控制的,因此,如果能掌握变压器上次断电时磁路中的剩磁极性,就完全可以通过控制变压器空投时电源电压的合闸相位角,实现让偏磁与剩磁极性相反,从而彻底消除励磁涌流。
以单相变压器为例,设合闸时刻铁芯中的剩磁为Φr,回路电压方程[4]为:
式中:N1、R1、L1分别为原边绕组的匝数及电阻和漏电感;Φ为其交链的总磁通;a为变压器投入运行时电压的初相角。忽略原边绕组的电阻和漏抗,式(1)可改写为:
则有
由式(3)可以看出变压器原边绕组加上电源后在磁路中的总磁通Φ有两个分量,即稳态磁通ΦS和暂态磁通Φ′。式中项为常数,定义为稳态磁通幅值Φm,A为暂态磁通Φ′的幅值。A可由合闸时刻(t=0)的初始条件确定,即t=0前后瞬间磁通相等,等于磁路中的原剩磁Φr。将t=0代入式(3)中得到因而式(3)又可写成:
式(4)表达了在外施电压相位角为a时,变压器合闸瞬间磁路中的磁通组成,-Φmcos(ωt+a)是稳态磁通分量ΦS,即电压源在变压器中产生的预期磁通;Φmcos a为基于磁链守恒定律平衡合闸瞬间的稳态磁通ΦS产生的偏磁ΦP,ΦP的初始值与t=0时预期磁通的瞬时值相等,但极性相反。由式(4)可知,通过控制合闸时刻电压相位初始相位角a,当剩磁与t=0时刻的预期磁通相等时,有Φr+Φmcos a=0,就可消除铁芯的不对称磁通,使得变压器在空载合闸时不产生励磁涌流,迅速进入稳态运行。这就是控制合闸策略所依据的基本原理,如图1所示。
2 合闸控制策略
对于单相变压器和各相铁芯磁路互不影响的三相变压器而言,可以很好地应用预期磁通与铁芯剩磁相等的原则控制空载合闸,消除涌流。然而系统中实际应用的三相变压器大多采用Y/△接线方式,因而使得三相之间存在一定的电磁耦合。对于采用Y/△接线方式的三相变压器,当一相合闸之后,因为各相磁路之间存在耦合,其他相的剩磁将不再保持静止不变,而表现为暂态变化的磁通,称之为“动态磁通”。图2给出了典型的大容量变压器所采用的Yd联接结构图。
假设变压器的三相剩磁均为零,由于三相预期磁通依次滞后120°,所以不能同时合闸。首先合闸相(简称“首合相”)的最佳合闸时刻是在预期磁通为零时,即电压幅值最大的时刻。在图2中,例如A相首先合闸之后,将在B,C相的二次绕组产生同样幅值和相位的电压,其幅值为A相二次侧绕组电压的1/2,相位相差180°。因此,B、C相产生相同的动态磁通,其相位滞后A相磁通180°。B、C相的最佳合闸时刻出现在A相合闸之后1/4个周期,在该时刻,B、C相的动态磁通分别与其预期磁通相等,如图3所示。
2.1 延迟合闸策略
在实际情况中,大多数变压器三相剩磁之和为零,但并非每相剩磁同时为零。假设B、C两相内的原始剩磁关系为Φrc>Φrb,则A相在最佳合闸相位合闸后,B、C两相的感应磁通从各自的剩磁开始在同一方向上沿其磁滞回线运动。当cΦ达到饱和区后,Φb仍处于线性区,由于变压器铁芯的非线性,此暂态过程中的Lc<
2.2 快速合闸策略
通常典型的剩磁分布情况为一相剩磁为零,另外两相剩磁之和为零[5]。假设A相的剩磁为0,B、C相的剩磁分别为0.8Φm,-0.8Φm,A相在其电压峰值时刻合闸。由于三相剩磁之和与预期磁通之和都为零,所以动态感应磁通和预期磁通在每周期有两个时刻相等,图5给出了这种情况下动态磁通和预期磁通的分布情况。快速合闸策略可表述为:一相合闸之后,另外两相在其动态磁通与预期磁通相等的时刻迅速合闸,在图5中表示为,A相在M点合闸之后,B、C相同时在N点合闸,三相在一个周期内完成合闸操作。
3 剩磁计算
无论是应用延迟合闸策略,还是快速合闸策略,剩磁计算都是一个非常重要的环节。上述两种控制策略是在基于剩磁已知的情况下进行的。到目前为止,静止磁场是难以测量的,但是在不同的情况下,可通过适当的处理办法解决剩磁的测量问题。
(1)变压器首次投入运行时,三相的剩磁情况无规律可循。此时可通过直流去磁法或交流去磁法[6]消除变压器三相的铁芯剩磁,然后在电压峰值时刻对首相合闸,再经过1/4周期后对另外两相同时合闸。通过这样的处理方法回避了对剩磁的计算,同时也可达到消除涌流的效果。
(2)变压器因为检修或变换运行方式而退出运行。此时认为变压器在退出运行之前,电压波形是不发生畸变的。假设变压器的电压为U=Umsin(ωt+a),根据U=N⋅dΦ/dt得出Φ=-Φmcos(ωt+a),如果变压器退出运行时刻为t0,可以根据退出运行时刻t0得出变压器的剩磁,作为下次合闸计算最优合闸时刻的依据。
(3)变压器发生三相短路故障时,此时三相磁通依然是对称分布的。可通过记录断路器跳开时刻的相位角,再选择在相同相位角三相同时合闸,便可满足三相剩磁与预期磁通分别相等的条件,抑制涌流的产生;当变压器因为不对称故障被保护切除时,例如AB相间故障,此时可认为正常相C的电压不受影响,该相的磁通波形基本不变,如图6所示。则可以通过计算正常相C的剩磁,并把正常相C作为下次合闸的首合相,然后根据延时合闸策略来对另外两相合闸,便可达到消除励磁涌流的目的。
此外,应该指出,变压器断电后留在三相磁路中的剩磁在正常情况下是不会衰减消失的,更不会改变极性。只有在变压器铁芯受到高于材料居里点的高温作用后剩磁才会衰减或消失,但一般的电站现场不会出现这种情况[7]。因此,对于长期处于备用状态的变压器而言,根据上次退出运行时刻投入运行就可以消除涌流。
4 仿真分析
利用Matlab/Simulink建立试验仿真模型,对上述两种控制合闸策略限制涌流的效果进行仿真比较。试验模型中的变压器容量为250 MVA,额定电压为500 k V/220 k V,A、B、C三相的剩磁分别为0,0.8Φm、-0.8Φm。
在没有控制的情况下变压器空载合闸典型的励磁涌流波形见图7(a),考虑到合闸时刻的随机性,在无控制的情况下,在一个周波内等时间间隔地进行10次随机合闸操作,所得三相励磁涌流峰值随合闸时间的变化关系见图7(b)。
当采用延时合闸策略对变压器采用空载合闸时,首先,A相选择在电压峰值时刻投入,经过2个周波之后,同时在电压过零时刻投入B、C相,该过程的励磁电流波形如图8(a)所示。
在应用快速合闸策略的过程中,合闸时刻的选取方法如下:根据预期磁通与铁芯剩磁相等的原则,先对A相进行合闸,则有
求出t0,即为A相的合闸时间。此时B、C相铁芯的剩磁为动态磁通,经过几个周期之后,在A相磁通的作用下,B,C相的磁通应该相等,其值为1 2⋅Φmcos(ωt+a),根据磁链守恒定律,得出合闸之后B相的动态磁通为
C相的动态磁通为
然后通过动态磁通与预期磁通相等的原则来分别求取B、C相的最佳合闸时刻。由于磁通平衡效应的时间很短,采用这种处理方法可近似得到B、C相快速合闸的时间。快速合闸策略合闸得到的励磁电流如图8(b)。
通过比较图7和图8的仿真波形发现,通过控制策略合闸之后,励磁涌流得到极大的削减,仿真结果表明了该方法可有效抑制励磁涌流幅值及其暂态过程。
5 结论
本文介绍了控制合闸策略的基本思想及应用方法,并通过仿真试验证实了该方法可有效抑制励磁涌流,使变压器空载投入之后迅速进入稳态运行,同时还得出以下结论:
(1)延迟合闸策略和快速合闸策略都要求开关能够分相操作,因此仅适合于采用分相开关的大容量变压器。此外,应用快速合闸策略必须已知三相的剩磁,并且后两相的合闸时刻难以确定。而延迟合闸策略只须已知一相的剩磁,另外两相可选择在电压过零时刻合闸,所以,延迟合闸策略能够得到更广泛的应用。
(2)到目前为止,计算剩磁主要是通过对电压积分得到。然而,对于变压器首次投入运行,以及因故障而导致电压波形突变的情况,对电压积分的方法无法求得剩磁。因此,在这些情况下,控制合闸策略尚不能得到最佳的涌流抑制效果。
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励磁涌流的抑制 篇3
关键词：变压器励磁涌流,磁芯饱和,剩磁,直流电抗器,PWM转换器
0 引言
变压器是电力系统中的非常昂贵和重要电气设备, 在空载投入时会产生幅值相当大的励磁涌流, 其值可达变压器额定电流的6~10倍, 可能导致变压器差动保护误动作、同时造成绕组变形从而减少变压器寿命[1], 电能质量下降, 甚至系统瘫痪[2]。
变压器励磁涌流产生的原因主要是铁心磁路饱和, 励磁涌流的形状, 大小和持续时间取决于变压器的容量、回路阻抗、铁芯材料铁磁性质、铁芯剩磁大小、变压器的切换时刻以及变压器的接通方式[3-5]。
由于电力变压器空载合闸励磁涌流给电力系统带来了很多不利的影响, 国内外学者们做了大量研究, 提出了许多削减励磁涌流的方法。其中在合闸回路串联电阻来限制涌流的幅值和暂态过程的方法对容量较小的变压器效果较明显, 但增加了有功损耗和操作的复杂性, 选相关合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, 选相关合技术合闸时刻与铁芯中的剩磁有关, 但由于变压器中的剩磁难以测量以及断路器动作分散性和触头预击穿等因数的影响, 所以该方法在实际应用中还存在问题[6], 对变压器进行预充磁[7，8]是通过改变变压器合闸时的初始状态来达到减小变压器励磁涌流的目的, 但对变压器预充磁需要专用设备, 增加了投资成本, 其他如改变变压器绕组分布法通过改变变压器原边或次边线圈绕组的分布, 可增加暂态或涌流时的等效电感, 能够达到抑制励磁涌流的目的。但该方法对变压器的稳态运行可能会有影响。
电力电子技术的快速发展对电力系统的运行和控制产生了深远的影响, 同样影响着变压器的运行与控制, 本文主要讨论引入简单有效的电力电子转换装置来抑制变压器的励磁涌流, 以弥补上述方法之不足, 并通过Matlab仿真证实其有效性。
1 利用直流电抗器抑制变压器励磁涌流
该技术采用串联补偿器电路限制变压器的励磁涌流。该电路由一个二极管桥和一个DC电抗器构成再与变压器的一次绕组相连[9]。
图1所示为ICL型单相电源的电路拓扑结构。所连接的电源电压是正弦信号。变压器的二次侧接一个R-L负载。ICL由二极管桥和DC电抗器组成。Rd和Ld分别代表DC电抗器的电阻和电感。如果Ld选择合适, 就可在变压器稳定运行状态时使得流过DC电抗器的电流几乎是直流电流。因此直流电抗器在系统正常运行就没有明显的作用。此原理可以用以下两种运行方式来说明[9]:1充电方式;2放电方式。两种方式的单相等效电路于图2。
电源电压是正弦和等效源和传输线的阻抗是Zs。励磁涌流和一个典型的变压器直流电抗器如图3所示。
在t=t0, 变压器通电, 励磁涌流开始上升。在t0时刻, 二极管D1和D3导通与直流电抗器连通对电抗器充电, 从而对励磁涌流实行限制。
在t=t1时变压器饱和, 在t=t2, 充电电流达到最大值, 然后开始放电。放电阶段, 励磁涌流小于直流电抗器电流。此时, 由于直流电抗器上充电电流的影响所有二极管均导通, 直流电抗器被二极管短路对电路运行没有影响, 见图3 (b) 。
在t=t2时, 直流电抗器通过电阻Rd和二极管放电。在t=t3时, 电抗器电流再次达到等于如上图所示的负载电流。在t2和t3期间, 因为不再有任何充电模式, 直流电抗器对电路的运行没有任何影响。类似地, 在t=t3之后, 因为直流电抗器流过的几乎是直流电流, 所以ICL对电路的运行也没有影响。因此, 采用ICL限制励磁涌流时对稳态电路的运行没有多大的影响。
2 使用串联连接的电压源PWM转换器限制励磁涌流
在该技术中, 变压器接电源, 励磁涌流由串联的PWM转换器抑制。串联补偿器补偿电流注入串联变压器的次级绕组。由串联补偿器提供的补偿电流具有和由电力变压器产生的励磁涌流相反的极性。因此, 用这样的方法能很好地抑制励磁涌流[10，11]。具体电路如图4所示。
其中T0是主变压器 (主要考虑抑制其励磁涌流) 。 与PWM变换器匹配的变压器T1的一次绕组接在电源与主变压器T0中间。电压源PWM变换器在这相当于一个电阻在使用。小容量的LC滤波器连接的PWM转换器的交流侧的用于抑制由开关动作引起的波纹。
如用于三相电路, 则需采用3个相同的单相电路分别接在变压器的三相绕组上。限于篇幅不再附图。
3 仿真结果
使用MATLAB/SIMULINK的技术进行模拟仿真研究。在单相变压器中的励磁涌流的模拟结果示于图5。变压器参数:SN=100×106VA, 变比110/35kV, f=50Hz, 绕组连接方式为Yn/△, 一次侧绕组电阻标么值为0.01, 漏抗标么值为0.02;二次侧绕组电阻标么值为0.01, 漏抗标么值为0.02。仿真采用ode23tb
采用上面讨论的技术仿真得到的电流波形示于图6~12。从图中可以看出, 采用DC型电抗器后单相变压器几乎不产生励磁涌流, 对三相变压器励磁涌流得到很好的限制;采用PWMPWM转换器时无论对于单相还是三相变压器均不产生励磁涌流。
4 结语
本文采用电力电子变换器的构成的变压器励磁涌流抑制方法通过仿真测试取得了很好的效果。这些方法的主要优点是电源电路简单, 运行可靠, 不需要考虑剩磁, 开关闭合时刻因素, 而且成本低, 易于实现, 具有较好的前景。
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励磁涌流的抑制 篇4
变压器励磁涌流是导致变压器保护误动的一个重要原因。鉴于长期以来对于抑制、消除变压器励磁涌流还缺乏行之有效的办法,为了防止变压器保护误动,人们从识别励磁涌流和过励磁电流的波形特征从而闭锁保护的思路出发,采取了二次谐波制动判据、波形对称制动判据、间断角判据等一系列数学物理方法,在很大程度上降低了变压器保护误动的概率。但是,已有研究表明:任何公司和制造厂家,以励磁涌流波形特征为依据的防止空投时的误动措施,均不能保证变压器差动保护100%不误动,差别仅是误动次数的多少[1]。
如能真正做到抑制甚至消除变压器励磁涌流,将会彻底改变现有的变压器继电保护原理以及变压器设计、运行和管理规程(1)。文献[2]提出在变压器中性点串联电阻,文献[3-4]采用选相位关合技术控制变压器投入时刻,但由于对涌流抑制效果的有效性未经过实践检验,或者实现时对于设备性能要求苛刻,均不具备工程意义上的现实可行性。
深圳智能设备开发有限公司的专利产品SID-3YL微机涌流抑制器利用剩磁与偏磁相互作用的原理来实现对励磁涌流的抑制,开辟了应对变压器励磁涌流问题的一种新方法。目前该产品已在几十个变电站投入应用,从目前现场应用情况来看,该装置在正确使用的情况下,能够有效抑制变压器励磁涌流至变压器额定电流以下,甚至基本消除励磁涌流。本文论述了该产品原理及工程应用情况,给出了成功应用的实例,供相关工程技术人员参考。
1 变压器励磁涌流的产生
单相变压器一次回路的电压方程为[5]:
此线性微分方程解析解为:
其中,α为变压器投入时刻的初相角;R为变压器绕组电阻;L为变压器绕组电感;Φr为合闸时刻铁芯中的剩磁。
式(2)中-Φmcos(ωt+α)为稳态磁通,(Φr+Φm×cosα)e-Rt/L为维持t=0时刻磁通不发生突变而产生的暂态磁通,这是一个衰减的非周期分量,其初始值大小取决于剩磁的大小、极性以及合闸初相角α。当α=0时,有最大磁通Φmax=Φr+2Φm,如果剩磁Φr与Φm极性相同,则Φmax远大于额定磁通。变压器正常运行时,励磁电流只有额定电流的2%~8%[6];而当磁通超过额定值时,励磁电流将达到额定电流的600%~800%,甚至更高,这就是励磁涌流。图1为实录的500 k V三相变压器空载合闸时的励磁涌流波形。
2 励磁涌流抑制器的原理
为了减小变压器励磁涌流,就必须减小变压器铁芯磁通。由式(2)出发,为了减小磁通Φ,文献[2]提出在变压器中性点串联电阻以增大R的方法,经仿真验证虽有一定效果,但实现起来尚不成熟,实际鲜有应用。文献[3-4]提出选相位关合技术控制变压器投入时刻的初相角α,但需断路器能够分相合闸,由于我国绝大部分变压器配置的是三相合闸断路器,因此实现困难。
在式(2)中,如果能确定合闸时刻铁芯中的剩磁Φr的极性,再控制变压器投入时刻的初相角α,使得Φr与Φmcosα极性相反,其和为0,或者近似接近0,就能够使得变压器磁通仅剩下Φmcos(ωt+α)部分,消除暂态过程,直接进入稳态,从而将其控制在额定值以下,以达到抑制励磁涌流的目的,这就是文献[7-9]的思路。
以往人们认为变压器的剩磁大小和极性是随机的,无法检测。文献[7]通过研究铁芯剩余磁通的时效特性,发现变压器剩磁是有规律可循的。通过监视变压器电压的分断角,利用电压与磁通的关系,即可唯一地推算出切除变压器后剩磁的极性及大小,进而通过控制断路器合闸时机来选择变压器再次投电时的电压相位角,从而控制合闸瞬间产生的偏磁极性及大小,使得偏磁与剩磁极性相反,互相抵消,就能够避免变压器铁芯磁路饱和,消除励磁涌流产生的基础,从而实现对励磁涌流的有效抑制。这就是励磁涌流抑制器的基本工作原理。
为在工程上实现该原理,需要解决以下问题[9,10]。
2.1 剩磁的控制
变压器初次投入前,由于进行了测量直流电阻、高压试验等工作,如未进行人工去磁,其剩磁是随机的。而已投入运行的变压器,因保护动作、运行人员手动切除变压器等原因退出运行后再次投入运行,其变压器电压分断角是可监测的,则剩磁是可以唯一确定的。
2.1.1 剩磁的时效特性[11]
铁磁材料的时效特性如图2所示。图2(a)表示的是电流与磁感应强度的对应关系,失电后,磁感应强度并不是从B0变化到Br,而是先立即降到B′,然后才逐渐达到平衡态Br。其中从B0到B′与时间无关,从B′到Br称为磁后效阶段,如图2(b)所示,通过时间t1后,磁感应强度从B′减到Br,然后维持不变。在周围温度不会突变超过铁磁材料居里温度点,和所处环境的电噪声不足以影响磁场的变化的前提下,铁磁材料的磁感应强度将不再随时间变化。
由于实际情况中,变压器铁芯材料的居里温度一般在300~500℃,而正常工作的变压器运行温度很少超过100℃,退出运行后也不可能更高,而变压器所处环境的电噪声对磁场影响甚微,因此,变压器从系统切除后,其剩磁将长期存在,不会自行消失。
2.1.2 利用电压角控制剩磁
明确了变压器剩磁的时效特性后,还要确定变压器切除时刻剩磁的大小和极性。对于电力变压器,正常工作时磁路中的主磁通波形与外施电源电压的波形基本相同,为正弦波,而磁通相位滞后电源电压相位90°。因此,通过监测电源电压波形即可实现对磁通波形的间接监测,如果能够获取电源电压断电时的相位,即可确定变压器剩磁的大小和极性。
手动切除变压器时,如果能够控制断路器的分闸时刻,那么就可以控制分闸时刻的电压相位,从而能够控制剩磁的大小和极性。
2.2 偏磁的控制
所谓偏磁,即式(2)中Φmcosα部分,这是在变压器绕组上突加一个电压后诱发的单极性磁通,其极性与该电压突增瞬间拟产生的新磁通的极性相反、大小相等。显然,偏磁的极性与大小与上电瞬间交流电压的合闸相角有关,通过控制合闸相角即可控制偏磁极性。
在电压的某初相角α′分闸,和在与α′相同的初相角α合闸所产生的偏磁和剩磁的极性正好相反,即可以控制在下次空投变压器时在合闸角α等于或接近α′,偏磁就可与剩磁反向,再加上稳态磁通,它们的合成磁通将小于饱和磁通,磁路因而不会饱和,从而实现了对励磁涌流的抑制。
2.3 在三相联动断路器上的可行性
对单相变压器而言,只要控制断路器在电源电压相位的90°或者270°时刻合闸,则变压器空投时不会有励磁涌流(但仍然会有相对较小的励磁电流)。原因是在变压器初级电压过峰值时上电不产生偏磁,不论变压器原来是否有剩磁都不会使磁路饱和。对于三相变压器,当使用分相操作断路器时,根据一定的算法通过各相分别合闸于电源电压相位不同角度,也可抑制励磁涌流在额定值以下。
但我国绝大部分电力变压器配置的断路器为三相联动式,三相断路器显然无法在不考虑剩磁大小的情况下,实现三相涌流的同时抑制。为此,必须考虑利用剩磁对励磁涌流的影响。由于三相电源电压在断路器三相联动切除时所得到的三相分闸相角α′A、α′B、α′C固定相差120°,三相剩磁极性也因三相各相差120°,而在三相联动合闸时三相的合闸初相角αA、αB、αC也是固定相差120°,因而三相偏磁极性也相差120°。这样,当A相实现了偏磁与剩磁极性相反互相抵消时,B相和C相也恰好相互抵消,即变压器A、B、C各相磁路中的偏磁和剩磁都是“互克”的,即三相联动断路器自动满足对三相涌流抑制的要求。这是这一技术最重要的特征。
2.4 断路器特性的影响
显然,为了准确控制剩磁和偏磁的大小,其基本的前提是能够精确控制断路器的分合闸时机,而且,断路器的分合闸时间的分散性、主触头和辅助触点的延时带来的影响都要充分考虑。目前的断路器技术已经比较成熟,分合闸时间的一致性较好,能够做到分合闸时间的分散性不超过1~2 ms。表1是实测的西开公司LWG9-252型GIS断路器实测分合闸时间,合闸最大偏差0.8 ms,分闸最大偏差0.2 ms。
另外,抑制励磁涌流只要偏磁和剩磁极性相反,即可使得两者之和不至于使总磁通饱和,就不会出现励磁涌流,并不要求偏磁和剩磁完全抵消,这就大幅降低了对断路器操作机构动作时间的精度要求。
图3记录了不同合闸角度下空投变压器实测励磁涌流Iinr与分闸角α′和合闸角α的关系曲线[8]。由图可见,合闸角α为90°或270°时,励磁涌流几乎为零,与变压器的前次分闸角无关。合闸角α为0°或180°时,则励磁涌流随前次分闸角α′变化,当α与α′相近时励磁涌流较小,此后α与α′偏离变大,励磁涌流也变大。因此,可以看出,当断路器的合闸时间不一致性小于±3 ms(对应角度大约在±60°内)时,基本不影响励磁涌流的抑制效果[12]。
根据有关断路器性能参数可知,断路器主触头和辅助触点之间的延时一般不会超过1 ms,虽然对合闸角度的测量有一定影响,但不是很严重。对于这一点,通过调试可以修正。
通过以上分析表明,利用剩磁和偏磁互相抵消的原理来抑制变压器励磁涌流在工程上是可行的,关键问题均可解决。
3 工程应用
3.1 原理接线
SID-3YL型涌流抑制器可以对任意连接组别的变压器进行涌流抑制,可适用于三相、分相操作的断路器。励磁涌流抑制器原理见图4(1)。变压器电源侧电压和电流输入抑制器进行实时监测,抑制器接收DCS和快切发出的合闸启动信号后计算出合适的合闸角度,然后据此向断路器发出合闸指令。抑制器接收到DCS的分闸指令后,按照设定的分闸角度发出分闸指令,可控制变压器的剩磁在预定极性。抑制器不能控制保护跳闸命令,但通过实时监测变压器电压、电流可得到分闸角度,从而计算出变压器剩磁,为下一次合闸时涌流抑制做准备。
3.2 现场调试
从图3可知,如果合闸时间设置的误差超过5 ms,那么励磁涌流将可能大于额定电流,如果时间误差大于5 ms,该装置的抑制涌流效果将消失殆尽。因此,采用正确的方法精心调试是保证该装置发挥其效能的重要环节。
3.2.1 静态调试
静态调试主要包括装置模拟量采样精度、开关量输入输出量检查、分合闸角度测量以及断路器参数的实测和设置,按照装置调试大纲进行。断路器分合闸时间要求采用现场实测数据,由于投运后的参数调整是建立在静态调试的基础上的进一步微调,因此要求静态调试尽可能地与实际情况一致。
3.2.2 现场投运
变压器投运时,利用该装置自带的录波功能记录下每次空投时的波形,然后根据波形调整断路器的分合闸时间设置,利用偏差方向、偏移时间参数对断路器主触头和辅触头动作时间差进行修正,利用暂态过程方向及时间参数对断路器暂态过程中预击穿(合闸)和拉弧(分闸)进行修正。根据国标[13]规定:“7.0.15在额定电压下对变压器的冲击合闸试验,应进行5次”。应充分利用这5次机会,每次冲击后都根据录波对参数进行修正,最后以抑制效果最好的一组参数作为最终运行参数。
4 现场试验
4.1 配置三相联动式断路器的变压器投运
福州电厂3号起备变参数:容量63 MV·A,绕组接线形式YNyn0-yn0+d,短路阻抗10.5%,变比230 k V/6.3 k V,高压侧额定电流158 A,电流互感器变比300∶1,断路器为LWG9-252型GIS三相联动断路器。2010年3月16日对起备变进行了全压冲击合闸,投入励磁涌流抑制器后的变压器的励磁涌流波形见图5。
根据图5中的实测一次值,投入励磁涌流抑制器后,A相励磁涌流较大,但其一次电流峰值也仅约为39 A,不到额定电流的1/3。
4.2 配置分相操作断路器的变压器投运
楚雄换流变参数:容量150 MV·A,变比525 k V/36 k V/10.5 k V,额定电流165 A,电流互感器变比300∶1,断路器为西门子3AP3-FI型GIS三相分相断路器。2010年5月11日对起备变进行了全压冲击合闸,投入励磁涌流抑制器后的变压器的励磁涌流波形见图6。
由图6可以看出,分相式断路器的三相出口指令分别发出,断路器分相合闸,各相励磁涌流几乎全部消除。
由图5和图6比较,可见采用分相式断路器对励磁涌流的抑制效果要优于三相联动式。
5 相关问题讨论
5.1 励磁涌流抑制器的推广
由于对于变压器励磁涌流缺乏有效应对办法,长期以来人们不得已采取了各种办法来“躲”涌流,从而导致大多数人认为励磁涌流无法抑制。对于励磁抑制器这一新事物,在没有看到明确的实际结果以前,对其功效充满疑虑。通过现场测试该装置对励磁涌流的抑制效果可消除人们的疑虑。但由本文可以看到,要使该装置达到预期目的,必须正确地使用和现场精心调试,否则,即使微小的误差,也可能导致完全相反的结论。据了解,有的现场在使用该装置后发现对涌流并无明显的抑制效果,很重要的原因是缺乏对该装置工作原理的理解,不能正确调试和使用。
由于该装置的工作原理独特,大部分现场试验人员还不了解这一技术,也不知道如何调整,甚至很多的现场技术人员认为该装置没有实际效果,因而对其弃之不用。在此,呼吁作为此原理的发明者、新产品的生产者———设备厂家除了生产出合格的产品外,还应充分重视设备的现场投运工作,提供更多技术支持,更多地承担起现场调试的指导义务,帮助电厂调好、用好这一新型设备,让更多的人接受变压器励磁涌流能够有效抑制这一新观念。
同时,也希望广大同行能够以积极的心态来了解和使用这一新产品。因为该装置即使没有任何作用,其结果也就等同于原来随机角度空投变压器,而不会有任何坏处。因此应该给予其试验的机会,通过实际效果来验证其性能。
5.2 励磁涌流抑制原理与操作箱的配合
目前该装置较多地应用在机组的起备变上。鉴于该装置良好的涌流抑制效果,完全可以用于其他各种电力变压器,从而彻底消除变压器空投误跳闸的现象。如果将此原理与断路器操作箱结合起来,开发出一种具有励磁涌流抑制功能的断路器操作箱,应用于各种电力变压器的断路器控制回路,必将解决长期以来困扰人们的变压器空载励磁涌流问题。
6 结语
涌流抑制器巧妙运用剩磁与偏磁相互作用原理来实现对励磁涌流的抑制,思路新颖,开辟了应对变压器励磁涌流问题的一条新途径。本文介绍了该产品的工作原理,并通过在2例工程实践中的成功应用,验证其对变压器空载励磁涌流抑制的有效性。
励磁涌流抑制器在工程中的成功应用,解决了长期以来困扰人们的变压器励磁涌流问题,该产品与保护配合使用,彻底解决了变压器空投励磁涌流导致差动保护误动的问题,将对电力系统产生深刻的影响。
致谢
深圳智能设备开发有限公司董事长叶念国教授审阅本文并给出意见,吴挺工程师、余海潮工程师为本文提供了部分数据和波形,在此一并感谢。
摘要：介绍了一种从根本上抑制和消除励磁涌流的新方法。论述了励磁涌流产生的机理,指出抑制励磁涌流的根本办法是防止磁通饱和。根据铁磁材料的时效特性指出剩磁不会自行衰减消失。利用分闸时刻电压角度计算出剩磁角度,然后通过控制下次合闸电压角度,控制合闸时刻偏磁与剩磁相位相反互相抵消,从而控制合闸总磁通不饱和,避免励磁涌流的产生。指出该方法不仅适用于单相断路器,同样也适用于三相断路器。介绍了涌流抑制器的2例工程应用实例,现场实测结果表明该抑制器可将励磁涌流有效抑制在变压器额定电流以下。
降低励磁涌流不良影响的措施 篇5
变压器做为电力系统最重要的设备之一,它的运行状况及运行寿命备受大家所关注。影响变压器的运行状况及运行寿命的主要有以下因素:1)流经变压器的系统短路电流;2)操作过电压或雷击过电压;3)变压器在高温环境重载运行累积的热效应;4)变压器本身绝缘材料的老化;5)空载投入变压器时的励磁涌流等等。前两个因素危害变压器是最直接、最严重的,甚至一次短路或过电压就可能损坏变压器,随着电网规模的不断快速增大,变压器的抗短路能力及绝缘强度这两项重要指标受到的考验越来越严峻,这取决于变压器制造工艺、运行维护及检测维修等方面水平。除此之外,后三个因素也对变压器的运行寿命有重要影响,虽然这些因素难以一次破坏一台变压器,但这些因素出现在正常运行过程中,频度较高,累积效应不容忽视。譬如励磁涌流对变压器有怎样的损害,如何降低涌流对变压器的损害等问题也逐渐被关注,本文就是主要针对这些问题进行讨论。
1 影响励磁涌流的主要因素
空载投入三相变压器,不可避免地产生励磁涌流,它的大小、性质取决于以下主要因素:1)合闸时电压的初相角;2)变压器铁芯的剩磁;3)变压器的内部结构;4)变压器的容量;5)合闸回路的电阻值。
合闸时电压初相角为0°或180°时,产生的励磁涌流最大,初相角为90°或-90°时,产生的励磁涌流最小,但电网三相对称电压加至三相变压器时,非常难以在合闸瞬间三相都为90°或-90°。
变压器铁芯的剩磁越大,对励磁涌流的影响就越大。如果剩磁与合闸时电压产生的磁通极性相同,就会较大助增励磁涌流,因为一般变压器铁芯的最大工作磁通密度Βm占饱和磁通密度Βs的70%以上[1],而最大剩磁的磁通密度Βr也可能达到饱和磁通密度Βs的65%左右[1],合闸后第一个电压过零点的总磁通密度Βz=Βm+K(Βr+Β0)(Β0为合闸电压产生的磁通,K为铁芯磁通密度衰减系数),Βz就可能远大于Βs,产生的励磁涌流就可能很大。如果剩磁与合闸时电压产生的磁通极性相反,就会较大削弱励磁涌流。
合闸回路的电阻值越大,励磁涌流的时间常数(τ=L/R)就越小,产生励磁涌流的峰值就较小,并且衰减的速度就较快[5]。一般变压器的容量越大,铁芯磁通密度的工作点越高,产生的励磁涌流就可能越大。此外,变压器内部结构对励磁涌流也有较大影响,如受压线圈与铁芯之间的面积越大,产生的励磁涌流就越小[4]。
2 励磁涌流的影响
励磁涌流的不良影响主要有:1)峰值较大且含有大量高次谐波的励磁涌流造成铁芯很大的振动,危及铁芯相关部件的机械强度,并且造成很大的噪音[3];2)励磁涌流较大时很容易使继电保护跳闸,而突然断开如此大的涌流会造成变压器内部过电压;3)空投变压器产生的涌流流过上级或并列运行变压器,容易使它们的继电保护误动。
铁芯的振动主要是铁芯反复励磁引起的,铁芯在50 Hz励磁时,磁性钢片伸缩的基频是100 Hz[1],而励磁涌流峰值很大,并且含有大量的二次谐波(100 Hz),这就很容易造成电磁频率和铁芯伸缩机械频率共振,进一步加激铁芯的振动,空投变压器时总会听到一声激响正是励磁涌流造成铁芯激烈振动的体现。因为铁芯夹得越紧,励致伸缩造成的噪音量就会越大,所以为了降低正常运行时的噪音,铁芯的夹紧力厂家一般不会设计很大[1],而励磁涌流造成激烈振动就容易危及铁芯的机械强度,并且这种效应会长期累积,虽然难以直接破坏变压器的结构,但是它至少造成变压器结构一定的缺陷为故障破坏变压器提供了条件。
现在变压器的差动保护都有励磁涌流闭锁措施,最常用的有二次谐波闭锁、间断角闭锁及波形不对称闭锁等,这些措施都是针对励磁涌流的特征设计的,但它的整定值都不可能考虑极限的励磁涌流,因为变压器发生故障时的电流也含有一定以上措施考虑的特征,并且空投变压器时也可能发生故障,这种故障电流和励磁涌流同时存在的情况就更加难以区分,所以优先考虑故障时能跳闸的差动保护不可能完成避开励磁涌流不跳闸。此外,新设备启动时使用某断路器的充电保护的灵敏度一般很高,必须保证出现任何故障都能快速切除,所以充电保护的电流定值较小且延时较短,因此,如果空投变压器时的励磁涌流较严重,就难以避免充电保护跳闸。现场空投变压器时充电保护跳闸的情况司空见惯,甚至反复几次跳闸后,不得不提高充电保护整定值来避开涌流,这种降低保护灵敏度的做法无疑使新投设备及系统都承担更大的风险。数值较大的励磁涌流使继电保护跳闸最大的危害是容易在变压器内部造成过电压破坏其绝缘。变压器是一个大电感值的元件,突然断开数值很大的励磁涌流,电感储存的巨大磁能虽然以较快的速度衰减[2],但相当部分必然转变为电场能,也就在变压器绕组对地电容和杂间电容中产生高电压[6]。过电压的倍数与磁效率系数(即有效转化为电场能的系数)、等效电容、绕组匝数、铁芯面积、断开时的电流和电压数值、断路器的性能等直接相关,当接近于电压0°时合闸而接近于电压90°时断开,产生的过电压倍数是最大的,可能超过电网中的操作过电压,严重考验变压器的绝缘强度。
空投变压器产生的励磁涌流,必然流过上级或并列运行变压器,励磁涌流含有很高的直流分量,这很容易使运行变压器与空投变压器直接连接侧的电流互感器铁芯饱和而出现较大传变误差,而励磁涌流的直流分量经过运行变压器后衰减很大,流经其他侧电流互感器的直流分量很小,其传变误差受到的影响也很小,因此,运行变压器的差动保护很容易产生较大差流而误动,造成运行变压器甩负荷,甚至危及电力系统的稳定性。励磁涌流使上级或并列运行变压器的差动保护误动在国内电力系统是有实例为证的。
综上所述,空投变压器时励磁涌流的不良影响难以忽略,应该采取一定措施加以抑制,或减低其不良影响。
3 减低励磁涌流不良影响的措施
第一,励磁涌流的大小及其不良影响都与变压器的内部结构紧密相关,因此厂家在制造变压器时,除了满足其他技术经济指标之外,应在变压器内部结构适当采取降低励磁涌流及其不良影响的措施。主要方面如下:1)尽量使用剩磁较小的铁芯材料及铁芯制造工艺;2)适当降低铁芯磁通密度的工作点或加大铁芯面积;3)铁芯夹紧力应考虑受励磁涌流冲击的足够裕度;4)加大绕组匝间及对地的绝缘强度等。
第二,在工程设计时应考虑以下方面:1)在各侧配置参数匹配及特性较好的避雷器保护变压器的主绝缘;2)配置性能较好断路器,防止断开励磁涌流时断口电弧重燃,造成多次过电压冲击[2],容量大的变压器高压侧考虑配置带预合过渡电阻的断路器,抑制励磁涌流的幅值;3)配置有较好励磁涌流闭锁性能的变压器差动保护等;4)变压器各侧使用励磁特性较好的电流互感器。
第三,新设备起动时,充电保护应具有滤波功能,把电流的直流分量及和二次及以上的谐波滤掉,只计算工频分量,这样既可以使充电保护有较高的灵敏度,又可以避免涌流使充电保护跳闸造成变压器内部过电压。
第四,断路器测控装置应增加变压器的合闸初相角捕捉功能。如果不对断路器的控制方式做相应的改变,三相系统不可能三相都捕捉到电压的初相角为90°或-90°,但假如一相捕捉到电压的初相角为90°或-90°,出现最大励磁涌流相电压的初相角为-150°、150°、30°或-30°,对于三相系统来说是比较理想的,这可以做为空投变压器电压相角捕捉的目标。最理想的合闸初相角捕捉办法是把断路器A、B、C相的合闸命令顺序错开6.67 ms(相当于120°),只捕捉A相电压的初相角为90°或-90°,对于220 k V及以上的变压器来说,这种办法是可行的,因为其高压侧断路器都是分相操作的,但是二次方面要做相应的变动。实现办法有两种:一是由测控装置捕捉到A相电压的初相角为90°或-90°后,直接输出3个间隔6.67 ms的合闸命令,分别驱动断路器三相合闸回路,其操作箱也需要增加三个合闸继电器;另一种是测控装置只增加电压捕捉功能,三相间隔时间由操作箱增加固定延时元件来实现,但操作箱用RC元件实现6.67 ms延时较难做到准确,第一种办法可靠性较高。如果要进一步做到完美,到底是应该捕捉A相电压初相角为90°或-90°?这理论上应该决定于变压器的剩磁,它与上次变压器分闸时A相电压的极性直接相关,只要在上次分闸时电压的反极性合闸,剩磁一般都能起到抑制励磁涌流的作用,这样就可以较大降低励磁涌流的幅值,因此,捕捉功能较好的测控装置还应具备分闸电压极性的记忆功能。
4 结论
空投变压器出现励磁涌流是不可避免的,如果不加以限制,它的影响是不容忽视的。如果使用以上所述的措施,励磁涌流的幅值应可以限制至较低的水平,并且可以降低励磁涌流的不良影响,延长变压器的运行寿命。
参考文献
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一种新型的励磁涌流制动方案 篇6
变压器纵差保护一直受励磁涌流问题的困扰,在变压器空载合闸或外部故障切除的情况下,将会产生与内部短路电流相似的励磁涌流,引起变压器差动保护误动[1]。励磁涌流中含有大量高次谐波和非周期分量,除基波和非周期分量外,高次谐波电流以二次谐波为最大。
但现代变压器铁芯广泛采用高导磁冷轧晶粒硅钢材料,饱和点低且剩磁较大,使得励磁涌流中某一相或两相电流的二次谐波含量很小[2];而当系统带有长线路或用电缆线连接变压器时,内部故障电流的二次谐波含量可能较高[3]。因此,传统的二次谐波制动方案受到了极大的威胁。
目前工程上普遍采用的二次谐波制动方案,主要有如下几种:与制动逻辑、或制动逻辑和三取二逻辑等。然而,上述每种制动方案都存在一定缺陷,并不能很好地满足差动保护励磁涌流闭锁可靠性和内部故障快速性的要求。
1 现场波形及RTDS仿真波形
图1为现场某220 k V变电站变压器高压侧空投正常变压器时的波形,该波形对应基波有效值及其相应的二次谐波含量见表1。二次谐波制动系数为0.15,比率差动门槛值为1.50 A(0.4Ie)。
图2为RTDS仿真实验中,220 k V变压器高压侧空投中压侧(110 k V)A相接地故障时故障波形,该波形对应基波有效值及其相应的二次谐波含量见表2。二次谐波制动系数为0.15,比率差动门槛值为0.24 A(0.4Ie)。
1.1 常规的二次谐波制动方案
在变压器励磁涌流中含有较大的谐波分量,其中二次谐波分量最大。利用差电流的二次谐波含量可以识别涌流。判据为
该原理不仅在常规保护中有较多运行经验,而且在微机保护中容易实现,故在国内外变压器实际投入运行中得到广泛应用。
工程应用中,主流的二次谐波涌流制动方案有以下几种。
1.2“与”制动逻辑
“与”制动逻辑,差流元件采用分相涌流制动,即本相涌流只闭锁本相差流元件。
从空充涌流波形图1、表1可以看出当变压器合闸100 ms后,A、C相差流中的二次谐波含量都大于整定门槛值,而B相差流中的二次谐波含量为0.145,低于门槛值。此时,如果采用分相制动逻辑,B相差动就会发生误动。
为了提高分相制动逻辑的可靠性,实际工程应用中,采用了浮动门槛识别判据[4]、二次谐波变化趋势判据[4]和直流助增原理[5]来提高差动保护躲避励磁涌流的能力。
但在变压器空充过程时,会出现单相差流中二次谐波含量很低,甚至低于5%的情况,现场曾出现过数次[6]。此时,以上的几种改进方式,都无法保证差动保护不误动。
因此单纯的依靠分相制动逻辑,在可靠性方面存在不足。
1.3“或”制动逻辑
“或”制动逻辑,即任一相差流元件被涌流制动时,闭锁三相比率差动元件。
针对空充涌流波形图1、表1,采用“或”制动逻辑,可靠不误动。但是针对故障波形图2、表2,“或”制动逻辑需等到故障之后260 ms左右,保护才能动作,大大延长了差动保护动作时间。
无论理论分析还是实际录波分析,大部分情况下,三相涌流中会有一相二次谐波较大,“或”制动逻辑可使差动保护安全躲过的涌流。但是“或”制动逻辑在空投到内部故障主变尤其是非全相故障时,将大大延长差动动作时间或引起保护拒动,这样将导致主变故障发展或扩大故障造成损失。因而对主变差动保护简单地采用“或”制动逻辑也是不完善的。
1.4“三取二”逻辑
“三取二”逻辑有以下几种实现方案:
方案一。两相及以上差流元件被涌流制动时,闭锁三相差动元件,否则不闭锁任何一相;该方案容易误动[7]。
方案二。两相及以上差流元件涌流开放时,开放差动保护[8];该方案可靠性较高,但快速性相对较低[9]。
方案三。改进型的方案二,在变压器空投情况下,自适应的投入200 ms的“三取二”逻辑(方案二),200 ms过后自动切换回分相制动逻辑[10]。
从故障波形图2、表2分析,方案二需等到故障之后260 ms左右,保护才能动作;方案三也需等到故障之后200 ms左右,涌流制动逻辑切换回分相制动,保护才能动作,其动作时间取决于制动逻辑的切换时间,而切换时间的选取又存在很大的不确定性,需要更进一步的深入研究。
分析结果表明,以上几种方案都无法较好解决差动保护快速性和可靠性之间的矛盾。
2 二次谐波综合制动方案
绝大多数情况下,在空充正常变压器时,涌流三相二次谐波平方值之和与三相基波平方值之和的比值均大于0.022[2]。本文在此基础上,结合“三取二”逻辑,提出了一种二次谐波综合制动方案。
2.1 二次谐波综合制动方案
该方案的判据如下:
判据1。M>N,为主判据,即当差动允许动作相数大于涌流制动相数,则开放差动保护。
判据2。M=N、M≥1且KZ<0.022,即当差动允许动作相数等于涌流制动相数时,计算综合涌流系数KZ,若KZ<0.022,则开放差动保护。
两个判据中任何一个满足即开放差动保护。
M为差动允许动作相数。当单相差流满足差动曲线,且本相差流的二次谐波含量小于门槛值,则M++;N为涌流制动相数。当单相差流满足差动曲线,且本相差流的二次谐波含量大于门槛值,则N++。
在计算的过程中,差动允许动作相数与涌流制动相数分别计数。
其中:Kma为A相综合涌流相关系数,当A相差流大于差动门槛时为1,否则为0;Kmb、Kmc类似。
2.2 性能分析
以下分析基于差动电流转换方式为Y转△的模式:
当空投变压器时,由于涌流特性明显,经Y/△转换,差流中理论上至少两相体现为涌流,因此涌流制动相数N≥2,不满足M>N,保护不会误动。
当空投故障变压器单相时,单相故障电流大,经Y/△转换,差流表现在两相,此时有两相差动能动作,不被涌流制动,因此差动允许动作相数M=2,而涌流制动相数N≤1,满足M>N,保护能可靠快速地动作。
空投两相及以上故障变压器时,此时差流里面的故障特性明显,差动允许动作数M≥2,涌流制动相数N≤1,满足M>N,保护能可靠快速地动作。
当空投轻微匝间故障时,根据数据回放和理论分析,刚开始时波形涌流特性与故障特性都比较明显,在故障波形开始时有可能涌流制动相数N≥2,差动允许动作数M≤1,此后随着涌流特性的衰减,差动允许动作相数M会变大,而涌流制动相数N会变小,当一至两周波后,就会出现满足M>N条件;中间可能会出现M=N=1的情况,此时可进一步通过综合涌流系数KZ来开放差动。
针对空充波形图1、表1的数据分析:
在空充合闸的前80 ms内,N=3、M=0,不满足M>N,不会开放差动保护;
在空充合闸的100~120 ms内,N=2、M=1,不满足差动开放条件;
在波形后期由于涌流衰减,差流变小,无法满足差动动作曲线,故此差动允许动作相数M=0,也不会满足差动开放条件。
针对故障波形图2、表2的数据分析:
在空合于故障60 ms后,差动允许动作相数M=1,而涌流制动相数N=1,即M=N,但此时的二次谐波综合制动系数KZ=0.021,小于内部门槛定值0.022,故此满足差动开放条件,差动保护可快速动作出口。
综上分析,二次谐波综合制动逻辑整体优于“或”制动逻辑和传统的“三取二”逻辑。
2.3 方案验证
该方案已经在变压器差动保护装置中实现,通过RTDS仿真试验和现场大量励磁涌流录波数据回放试验验证,抗励磁涌流能力强,在各种励磁涌流情况下都不会误动,在区内故障时能快速动作,在空投于区内故障时可保持较快的动作速度。
3 结论
1)二次谐波综合制动方案适用于差动电流计算方式为Y转△的模式。
2)该方案原理简单、可靠,较好地解决了主变差动保护的快速性与可靠性之间的矛盾,提高了差动保护的整体性能。
3)该方案已经在实际的装置研制中得到应用,现场运行效果良好。
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关于变压器励磁涌流的分析及对策 篇7
变压器正常运行时,空载电流仅占额定电流的1%～5%,但在变压器充电的瞬间,即变压器合闸瞬间,由于铁心的磁惯性,铁心磁通不能突变,于是由铁心中的稳态磁通和自由分量合成的磁通使铁心迅速饱和,励磁电流快速增长,形成励磁涌流。
1 产生励磁涌流的原因
为简单起见,以单相变压器为例分析产生励磁涌流的原因。单相变压器原理图如图1所示。
将电源电压u1接入变压器,则其电压方程式为:
式中,u1为加于变压器一次侧的电压瞬时值;α为合闸时一次电压的初始角;i为变压器一次侧电流;R1为变压器一次绕组电阻;W1为变压器一次绕组匝数;U11m为变压器主磁通的瞬时值。
i1R1风很小可以忽略,则式(1)变为:
解之得:
在合闸瞬间设t=0,Φ=0,得:
则稳态磁通的最大值为:
因此有:
由于W1、U1m及ω都是给定的,因此磁通只与α相关。
实际中,α可以是0～2π中的任一数值,现通过分析2种极端的情况来说明问题。
(1)t=0,α=π/2时,u1=U1m,由式(2)得:
合闸后磁通、励磁电流立即达到稳态值,因此没有励磁涌流产生。
(2) t=0,α=0时,u1=0,由式(2)得:
合闸后磁通由0增大至2Φm,励磁电流也由0增大至对应于2Φm的数值。由于磁通与励磁电流的非线性关系,励磁电流能达到正常励磁电流的几十倍,额定电流的6～8倍,而这是在变压器没有剩磁的理想情况下推出的结论,如果变压器有剩磁,合闸时的励磁涌流会更大,那么便发生涌流现象。
2 应对励磁涌流对策
励磁涌流对变压器并不造成很大伤害,但是如果励磁涌流造成电压的波动,系统便会不稳定。
投运变压器充电时,高压侧有很大的电流(励磁涌流),二次低压侧无电流,这可能使变压器的差动保护误动作。由于励磁涌流以2次谐波分量为主要,因此应选择具有谐波制动功能的差动继电器。
三相变压器充电时,电源每相电压瞬时值不一致,励磁电流亦不相同,合闸瞬间电压为0或最小的相,励磁涌流最大。因3个相的励磁电流之和不为0,二次回路有零序电流,故应校验零序保护是否会误动。
为减小励磁涌流对系统的影响,可采取如下措施。
(1)为避免变压器充电时励磁涌流引起较大的电压波动,在变压器实际投运时,采用高压侧充电、低压侧并列的操作方法,使供电系统的稳定性得以提高。尤其是在低压母线上有可控硅装置等对电压反应敏感的负荷时,更应采用这种方法。图2是某110kV供电系统图(局部)。
图2中,2T检修后准备投入,此时,1915、191、1911、1912、1111、111、601、6011在合位,即1T在运行。操作顺序:合1122→合6022→合112→合L601→合602→分L601。合112,变压器充电;合L601、602,变压器低压侧6kV并列;分L601,1T、2T变压器分供,系统正常化供电。
(2)选用南京南瑞继保工程技术有限公司的微机保护装置。该微机保护是针对励磁涌流产生的波形与短路电流波形的不同,采用高等数学积分的方法,避免了励磁涌流可能引起的误动作。
3 结束语
综上所述,在变压器实际操作运行和变压器微机保护的选择上,应充分考虑励磁涌流可能造成的危害,确保变压器安全投运,保障供电系统稳定运行。
参考文献