超高压磁控式并联电抗器输出故障分析

超高压磁控式并联电抗器输出故障分析

0控制转化线路发生的故障可控高压联合电抗器（以下简称可控高官）是重要的高压电网功率补偿装置，其安全运行关系到线路的输送能力和系统的电压稳定性。可控高抗本体匝间短路是一种常见的故障形式,且匝间故障的概率随着电压等级的升高而增大,匝间保护是可控高抗本体保护研究的关键。磁控式并联电抗器(MCSR)作为超/特高压并联电抗器家族的重要成员,其每相控制绕组采用两分支绕组反极性串联的特殊结构,匝间故障时会在励磁系统中形成幅值很高的过电压或过电流,严重威胁设备安全,必须予以重视。MCSR控制绕组发生匝间故障时会在故障相控制支路产生交流不平衡感应电动势,由于超/特高压MCSR控制绕组额定电压很高,即使很小的短路匝比也会引起很大的不平衡感应电动势,基于此且考虑到由于网侧绕组和控制绕组额定电压相差悬殊,当控制绕组发生一相小匝比匝间短路时,反映于网侧的三相不平衡电流很小,难以被保护装置检测出,实际中考虑在直流母线间设置过电压保护作为控制绕组匝间故障主保护。本文基于一种国外实际工程中已投运的超高压MCSR,简要介绍了其工作原理,对控制绕组匝间短路故障特征进行了理论分析。结合数字仿真和动模实验结果,提出了以过电压保护作为超/特高压MCSR控制绕组匝间短路保护存在延时动作且可能拒动的潜在问题。本文深入研究了上述问题的成因,得出故障后直流母线极间电压中故障特征的出现依赖于总控制电流过零的结论。最后对超/特高压MCSR控制绕组匝间保护方案进行了探讨,提出了以总控制电流中的基波分量作为判据的控制绕组匝间保护新方案。1双向直流偏置磁通单相MCSR原理图如图1所示,电抗器铁芯分裂为两部分,网侧绕组和控制绕组均采用分支绕组结构分别绕在两个分裂铁芯上,网侧绕组连接于交流电网,控制绕组反极性串联接干直流电源。正常运行时,控制绕组中流过的直流电流在两分裂铁芯柱中产生等幅反向的直流偏置磁通,该直流偏置磁通对网侧电压引起的交流磁通分别形成正向和反向偏置,使得两芯柱在交流磁通的正、负半周期内轮流饱和。通过控制直流电流的大小,可以控制芯柱的饱和度,变相改变铁芯磁导率,进而控制电抗器的电抗值大小和工作容量。直流电流越大,铁芯越饱和,磁导率越小,则可控高抗的等效电抗值越小,当电网电压一定时,输出的无功功率越大。文献中给出了一种已在俄罗斯实际投运的500kV三相超高压MCSR一次电气接线图(见附录A图A1),其励磁系统结构如图2所示,包括励磁电源、整流变压器、三相桥式全控整流电路、三相控制支路和平衡电阻。其中每相控制支路由两分支控制绕组反极性串联构成,三相控制支路并联于直流母线间。图中:ikA,ikB,ikC分别表示各相控制支路电流;udc为直流母线极间电压。2ucd中产生的不平衡电动势单相控制支路结构如图3所示。图中:ik为控制支路电流;Φp和Φq分别为p,q芯柱主磁通;ep和eq分别为p,q芯柱中由主磁通感应出的电动势;Np和Nq分别为分支控制绕组p,q的匝数;Rp和Rq分别为控制绕组p,q的直流电阻。忽略漏磁通则有正常运行时,有将式(2)、式(3)代入式(1)得到:由于ik为直流电流,故udc只含有直流分量。设控制绕组p发生匝间故障,参数Rp和Np发生改变,则综上分析得出,正常运行时直流母线极间电压udc只含直流分量;当控制绕组发生匝间故障时,铁芯中的交流磁通在两分支绕组中引起的感应电动势不再平衡,会在udc中产生交流不平衡电动势,由于超/特高压MCSR控制绕组额定电压很高,该不平衡电动势幅值很大。因此,实际中采用基于udc的过电压保护作为控制绕组匝间故障的保护方案。3匝道内交流电压分析为了考察以udc作为判据的控制绕组匝间保护方案的性能,在MATLAB中建立图4所示模型对MCSR控制绕组匝间故障进行仿真,MCSR本体结构与附录A图A1一致,具体参数设置见附录B。为了验证MCSR数字仿真模型的准确性,制造了与数字仿真模型相同结构的MCSR低电压物理模型并进行了10%工作容量下控制绕组10%匝间短路的动模实验。MCSR物理模型额定容量为1.5kvar,网侧绕组、控制绕组、补偿绕组额定电压分别为1.5kV,77V,76V。动模录波结果和数字仿真结果非常接近(见附录C),验证了数字仿真结果的可信度。考虑到物理模型不便于做匝间故障实验,其余故障情形的分析均基于数字仿真结果。以100%工作容量下A相控制绕组p的50%匝间短路故障为例详细分析,故障时段为4～4.2s。图5给出了udc、各相控制支路电流ikA,ikB,ikC以及总控制电流it(it=ikA+ikB+ikC)的仿真结果。依照第2节的分析,在控制绕组发生匝间故障的同时,直流母线极间电压udc中会产生交流不平衡感应电动势,从而在控制绕组故障相电流ikA中产生交流故障分量。图5(b)和(c)所示仿真结果验证了ikA中交流故障分量的存在。然而在图5(a)中匝间故障引起的不平衡感应电动势并未在直流母线极间电压udc中呈现出连续的交流过电压,而是周期性地出现间断的电压尖峰,分析该现象的成因如下。为了便于观察和分析,取图5(a)和图5(c)的局部放大图如图6所示。由于电压尖峰每工频周期出现1次,以故障初始时刻至第2个电压尖峰出现这段过程为分析对象,并进一步将该过程分为3个时段T1,T2,T3。时段T1:匝间故障在故障相控制支路引起不平衡感应电动势Δe,故障相ikA中出现交流故障分量。如图6(b)所示,该时段内it大于零,整流器工作在整流状态,励磁系统电流分布如图7所示。由于晶闸管的导通电阻和整流变低压侧直流电阻远小于控制支路的直流电阻RkA,RkB,RkC,可以认为Δe经RkA被整流阀短路,从而udc中不呈现交流过电压。时段T2:如图6(b)所示,it过零并为负。由于控制绕组的额定电压很高(见图6(a)),匝间故障引起的Δe幅值远大于整流变副边电压,故在时段T2内,整流器所有晶闸管承受反向电压,且由于it过零,原先导通的晶闸管关断。此时励磁系统电流分布如图8所示,it降落在平衡电阻Rw上,使得udc中出现故障特征,呈现为正向电压尖峰。时段T3:如图6(b)所示,总控制电流it为正,相应地,电压尖峰呈现负值,此时晶闸管承受正向电压,但由于触发脉冲尚未到来,整流阀仍处于关断状态。励磁系统电流分布如图9所示,时段T3相较于时段T2时的it流向相反。当触发脉冲到来时,整流阀导通,励磁系统又回到时段T1的运行状态,udc中的电压尖峰消失。此后重复时段T1至时段T3的过程直到故障切除。综上,控制绕组匝间故障时,it由整流输出的直流分量叠加故障产生的交流分量构成,当it为正、整流阀导通时故障产生的交流不平衡感应电动势被短路,udc不显示故障特征(即交流过电压),当it过零并为负、整流阀关断时,udc呈现过电压。可见故障特征的出现依赖于整流阀的关断,而整流阀的关断又依赖于it的过零。可以推论MCSR的工作容量越大(it直流分量大)或短路匝比越小(it的故障交流分量小),故障时udc呈现的故障特征越不明显,当it不存在过零点时,udc将不显示故障特征。图10和图11给出了100%工作容量下10%匝间故障和10%工作容量下10%匝间故障时udc和总控制电流it,的仿真波形,故障时段为8～8.2s。对比图5和图10,在相同工作容量下,短路匝比较小时,总控制电流it没有过零点,直流母线极间电压udc不呈现故障特征;对比图10和图11,相同的短路匝比,工作容量较小时udc重新呈现出故障特征,仿真结果与前文推论一致。表1第3列给出了控制绕组匝间故障在更多短路匝比及工作容量下udc是否呈现故障特征的比较结果。4高压mcsr组间误差保护方案的提出4.1电流it加工过程创各控制电流it过东南角从仿真结果可以看出,udc中的电压尖峰并非伴随故障发生而立即出现,而是直到总控制电流it过零时方才显现,这势必造成过电压保护的延时动作。另外本文第3节的分析指出,在大工作容量或小短路匝比的故障情况下,udc会因为it没有过零点而不显示故障特征,造成保护拒动。4.2总控制电流it保护判据该结构的MCSR正常运行时总控制电流it中只含有整流输出的直流和6k(k=1,2,3,…)次谐波分量,理论上不含基波分量,而当控制绕组匝间故障时,故障相控制支路电流ikA和总控制电流it含有幅值较高的交流故障分量,可以利用该故障特征作为控制绕组匝间短路故障的判据。故本文提出以总控制电流it中的基波分量构成控制绕组匝间保护,保护判据为:式中:It1为总控制电流中基波分量有效值;krel为可靠系数;Itl＿unb.max为正常运行时总控制电流中因系统参数不平衡或设备制造误差等原因引起的最大不平衡基波电流。表1最后一列给出了不同短路匝比和工作容量下控制绕组匝间短路时总控制电流it基波分量的有效值,可以看出正常运行情况it几乎不含基波电流,而匝间故障情况下基波电流有效值较大,保护新方案在2%小匝比匝间短路情况下也具有较高的灵敏度。5极间特性保护方案本文研究了超/特高压MCSR控制绕组匝间故障的故障特征,得出故障后直流母线极