y,d接线变压器差动保护中的电流相位补偿问题

y,d接线变压器差动保护中的电流相位补偿问题

0等效时效规范的应用y、d电力良种广泛应用于电气系统。因为当原和副边矩阵中的侧面接成三角形（）时，可以确保相电势接近正轴波，并避免相电势波形的变形。但Y,d变压器两侧线电流存在相位差,为使正常运行时变压器差动保护中的差流为0,需要将变压器一侧电流变换到另一侧,以消除之间的相位差。对现有的Y→△与△→Y电流补偿方式,由于△侧绕组中环流的影响,变换后得到的差流并不能反映该相励磁电流的真实变化,使得基于此的二次谐波励磁涌流判据不可靠,并且在带小匝间故障空载合闸时可能使差动保护延时较长时间动作。利用绕组电流计算差流可消除环流的影响,能够真实反映变压器各相励磁涌流的变化,由此发展的基于等效瞬时电感的励磁涌流鉴别判据能够更可靠地判别变压器的励磁涌流。基于等效瞬时电感的励磁涌流判据需要变压器各侧的绕组电流,对于500kV及以上电压等级的电力变压器通常采用由单相变压器构成的三相变压器形式,△侧可配置绕组电流互感器测量绕组电流。但对于220kV及以下电压等级的电力变压器通常采用三相三柱形式,△侧无法配置绕组电流互感器,使得△侧绕组电流很难测得,因此限制了基于等效瞬时电感的励磁涌流判据在此类变压器中的应用。文献详细分析了变压器△侧绕组内部环流的性质及其对等效瞬时电感计算的影响,认为等效瞬时电感受△侧环流影响大,必须计及环流的影响才能保证等效瞬时电感的计算精度。文献在分相列写回路方程的基础上,消去绕组环流的影响,提出了一种利用△侧线电流计算各相励磁电感的方法,但在发生励磁涌流时,所求得的某相励磁电感由于受其他相励磁电感变化的影响,不能真实反映本相励磁电感的变化,并且计算过程中忽略了绕组电阻、漏电感,也会影响计算结果。为了解决Y,d接线变压器△侧无绕组电流互感器配置时△侧绕组环流无法测量的问题,本文根据变压器两侧绕组的电压方程,建立△侧绕组环流与Y侧零序电压和电流之间的关系,提出了一种用于构造Y,d接线变压器△侧绕组环流的方法,该方法与Y侧绕组接地方式无关,具有广泛的适用性,可用于△侧无绕组电流互感器配置时基于等效瞬时电感的励磁涌流判据的计算及应用。1高压y侧后环流Y,d接线变压器电流关系如图1所示,当开关K断开时中性点不接地,当K闭合时中性点接地。Y侧绕组电压方程为:{uA=r1iA+L1diAdt+eAuB=r1iB+L1diBdt+eBuC=r1iC+L1diCdt+eC(1)⎧⎩⎨⎪⎪⎪⎪⎪⎪uA=r1iA+L1diAdt+eAuB=r1iB+L1diBdt+eBuC=r1iC+L1diCdt+eC(1)式中:uA,uB,uC为Y侧绕组相电压,uA+uB+uC=3u0,u0为零序电压;eA,eB,eC为Y侧三相绕组感应电势;iA,iB,iC为相电流,iA+iB+iC=3i0,i0为零序电流,当Y侧中性点接地时,可由中性点电流互感器测得或由相电流计算出;当Y侧中性点不接地时,i0=0;Y侧三相绕组的绕组电阻和漏电感相同,分别为r1,L1。侧绕组电压方程为:{uac=r2ia+L2diadt+eauba=r2ib+L2dibdt+ebucb=r2ic+L2dicdt+ec(2)⎧⎩⎨⎪⎪⎪⎪⎪⎪uac=r2ia+L2diadt+eauba=r2ib+L2dibdt+ebucb=r2ic+L2dicdt+ec(2)式中:uac,uba,ucb为△侧折算到高压Y侧后的绕组电压,uac+uba+ucb=0;ea,eb,ec为△侧折算到高压Y侧后的三相绕组感应电势,折算到高压Y侧后有eA=ea,eB=eb,eC=ec;ia,ib,ic为△侧折算到高压Y侧后的绕组电流,设各绕组电流中的环流分量为ip,有ia+ib+ic=3ip;△侧三相绕组的绕组电阻和漏电感相同,分别为r2,L2。对Y侧中性点不接地时,Y侧i0=0,该侧励磁涌流无零序分量,但由于三相铁心饱和程度不同,使得eA+eB+eC≠0,故△侧绕组中仍有环流存在。根据以上电流、电压存在的关系,由式(1)、式(2)可得:u0=r1i0+L1di0dt-r2ip-L2dipdt(3)u0=r1i0+L1di0dt−r2ip−L2dipdt(3)即dipdt+r2L2ip=1L2(r1i0+L1di0dt-u0)(4)dipdt+r2L2ip=1L2(r1i0+L1di0dt−u0)(4)解微分方程(4),得△侧绕组环流ip为:ip=e-r2L2tL2∫t0[-u0+(r1-L1L2r2)i0]er2L2tdt+L1L2i0(5)ip=e−r2L2tL2∫t0[−u0+(r1−L1L2r2)i0]er2L2tdt+L1L2i0(5)将式(5)离散,得到:ip(k)=e-r2L2t(k)L2k∑n=0[-u0(n)+(r1-L1L2r2)i0(n)]⋅er2L2t(n)ΔΤ+L1L2i0(k)(6)ip(k)=e−r2L2t(k)L2∑n=0k[−u0(n)+(r1−L1L2r2)i0(n)]⋅er2L2t(n)ΔT+L1L2i0(k)(6)式中:k为计算点;ΔT为采样间隔。如果变压器两侧绕组的绕组电阻和漏电感相等,即r1=r2=r,L1=L2=L,则式(6)可进一步化简为:ip(k)=e-rLt(k)Lk∑n=0-u0(n)erLt(n)ΔΤ+i0(k)(7)ip(k)=e−rLt(k)L∑n=0k−u0(n)erLt(n)ΔT+i0(k)(7)如果变压器中性点不接地,有i0=0,则式(6)可进一步化简为:ip(k)=e-r2L2t(k)L2k∑n=0-u0(n)er2L2t(k)ΔΤ(8)ip(k)=e−r2L2t(k)L2∑n=0k−u0(n)er2L2t(k)ΔT(8)当变压器发生小匝间短路故障时,因为故障相绕组电阻和漏感的变化,会使上述环流构造公式的计算结果出现偏差,但由于小匝间短路故障时绕组参数的变化较小,计算结果的偏差并不大,由此计算的等效瞬时电感依旧能够反映故障非饱和区的性质,具体参见第3节。当发生较大匝间短路故障或其他严重内部短路故障时,因参数变化很大,构造的环流结果与实际环流的偏差较大,但此时故障电流很大且趋于正弦波,零序电流和电压是正弦波的特征,由计算公式可知,构造的环流波形具有零序量的特征,也将是正弦波,进一步计算出的差流也将是正弦波的特征且幅值较大,那么由此计算出的等效瞬时电感还将表现出很小值的故障特征,虽然此时故障相会影响非故障相特征,但这不妨碍故障的正确检测。2变压器中性点接地本节利用MATLAB中SimPowerSystems工具箱建立如图2所示仿真模型,验证本文所提出的环流构造方法。Y,d1变压器由三单相变压器组构成,电压等级为230kV/20kV,容量为360MVA,Y侧绕组电阻和漏电感分别为0.002,0.08,△侧绕组电阻和漏电感分别为0.002,0.08,铁心饱和特性为[0,0;0.05,1.2;1.0,1.52]。开关K2闭合时中性点接地,断开时中性点不接地。仿真采样频率为2.5kHz。当K2断开、变压器中性点不接地时,K1闭合,变压器Y侧空载合闸,仿真结果见附录A图A1。三相励磁涌流如图A1(a)所示,图A1(b)给出了仿真计算出的△侧绕组环流与按照本文构造方法计算的△侧绕组环流对比,可以看出构造环流与仿真环流十分接近。当K2闭合、变压器中性点接地时,K1闭合,变压器Y侧空载合闸,仿真结果见附录A图A2。三相励磁涌流如图A2(a)所示,图A2(b)给出了仿真计算出的△侧绕组环流与按照本文构造方法计算的△侧绕组环流对比,可以看出构造环流与仿真环流十分接近。3等效时效规范为了验证以上△侧绕组环流构造方法的正确性与有效性,在许继动模实验室Y0,d11三单相变压器组上进行了多次空载合闸、带匝间故障空载合闸等实验,录取实验中的波形,离线进行分析,分析中采样频率为2.4kHz。许继单相变压器参数为:额定容量10kVA,高压侧额定电压1000/√3V1000/3√V,低压侧额定电压400V,高压侧额定电流17.3A,空载损耗92W,空载电流1.635%,短路损耗0.27%,短路电压19%,绕组电阻0.09Ω,漏电感0.02H。分析中假设高低压绕组的电阻和漏电感相等。图3是变压器空载合闸时的实验结果分析。图3(a)是变压器三相励磁涌流,图3(b)是实验测量△侧绕组环流与按照本文构造方法计算的△侧绕组环流对比,可以看出构造环流与实测环流吻合得较好。等效瞬时电感的计算结果对比见附录A图A3。图A3(a)是利用测量的Y侧绕组电流与△侧绕组环流计算差流,按照文献中公式计算的等效瞬时电感结果。图A3(b)是利用测量的Y侧绕组电流与△侧构造的绕组环流计算差流,再按照文献中公式计算的等效瞬时电感结果。图A3(c)是按照文献中公式计算的励磁电感结果。对比可以看出,图A3(b)由构造环流计算出的等效瞬时电感与图A3(a)中由实际电流计算出的结果在变压器饱和区与非饱和区内的变化趋势基本一致,数值有些差异,这主要是由于利用变压器标称值计算的绕组电阻、漏电感与实际存在差异造成的结果。如需进一步提高构造环流的准确度,可采用文献中在线参数辨识的方法,提取变压器的绕组参数。图A3(c)中的A相励磁电感的变化与图A3(a)中的等效瞬时电感变化基本一致,B相励磁电感没有很好地反映变压器经历饱和与非饱和交替变化时励磁电感也由小到大交替变化的趋势,C相励磁电感在饱和区内却存在较大的值,没有很好地反映饱和过程中励磁电感很小的特点。这主要是由于文献中的计算方法一方面忽略了绕组电阻和漏电感的影响,另一方面本相励磁电感的计算受其他相励磁电感的影响,尤其是变压器在饱和与非饱和之间过渡时励磁电感变化剧烈,各相之间的励磁电感相互影响更大。图4是变压器带A相2.64%匝间短路故障空载合闸时的实验结果分析。图4(a)是变压器三相电流,可以看出A相除了有故障电流的特点外,还有励磁涌流的特征。图4(b)是实验测量△侧绕组环流与按照本文构造方法计算的△侧绕组环流对比,可以看出,尽管发生匝间短路故障时变压器绕组的参数发生变化,但构造环流与实测环流趋势吻合得较好。等效瞬时电感的计算结果对比见附录A图A4。图A4(a)是利用测量的Y侧绕组电流与△侧绕组环流计算差流,按照文献中公式计算的等效瞬时电感结果。图A4(b)是利用测量的Y侧绕组电流与△侧的构造绕组环流计算差流,再按照文献中公式计算的等效瞬时电感结果。图A4(c)是按照文献中公式计算的励磁电感结果。对比可以看出,匝间故障状态下,图A4(b)由本文构造的环流计算的等效瞬时电感与图A4(a)中由实际电流计算的结果,尽管数值上有些差异,这主要是由于利用变压器标称值计算的绕组电阻、漏电感与实际存在差异,另一方面是发生匝间短路故障时变压器绕组的参数也会变化,但两者在变压器饱和区与非饱和区内的变化趋势一致。对比图A4(a)与图A4(b)中A相等效瞬时电感,在进入饱和区(励磁电流较大的区域)附近时计算出的等效瞬时电感都有较大的数值,这是由于由较小的匝间短路产生的正弦短路电流与励磁涌流的变化趋势不同,在励磁涌流超过短路电流时,电流波形的导数变化剧烈,使得等效瞬时电感出现较大的数值,因此,在按照文献计算非饱和区与饱和区等效瞬时电感的比值时,需注意饱和区域的选取范围应避开这一过渡区。而图A4(c)中的匝间故障状态下A相励磁电感的变化与图A4(a)中的等效瞬时电感变化却很不一致,对照图4(a)中A相励磁涌流波形,图A4(c)中的匝间故障状态下A相励磁电感在非饱和区(表现为短路电流特征)的值很大,这是不正确的,因为由于短路绕组的存在,绕组的实际励磁电感不可能在这个区域存在较大的值,这可能是由于文献中的本相励磁电感的计算方法受其他相励磁电感影响的结果。实验结果进一步分析表明,在变压器发生较大匝数的短路故障时,△侧绕组环流接近正弦波,构造的环流也接近正弦波,由此计算的故障相等效瞬时电感很小,能够可靠开放差动保护,对于机端相间短路或接地故障具有类似的结果,限于篇幅不再一一列举。此外,还在清华大学电机实验室对中性点不接地的Y,d1三单相变压器组进行了空载合闸、空载带小匝间故障合闸实验,实验结果分析表明,利用本文提出的方法构造环流,与实际环流很接近。以上仿真与实验分析结果表明,利用本文方法构造出的△侧绕组环流,在空载合闸或小匝间短路故障时,与实际的环流很接近,由此进一步计算得到的等效瞬时电感能够很好地反映变压器铁心在饱和与非饱和状态之间交替变换的趋势和特征,能够正确区分变压器励磁涌流和内部故障,有利于等效瞬时电感的计算及相关励磁涌流判据的应用。4侧效果环境本文提出了一种用