基于相电流差动方式的变压器对称涌流制动方案研究

基于相电流差动方式的变压器对称涌流制动方案研究

0基于相电流差动方式的涌流制动如何正确区分磁体和内部故障电流是变量纵向差异保护的难题，国内外科学家进行了大量研究[1-11]。目前,220kV及以上的变压器差动保护普遍采用二次谐波及波形对称原理作为励磁涌流的识别判据。对于Y/△接线的变压器采用最多的相位补偿方式是Y→△与△→Y转角方式,这2种方式在对原始磁化涌流信息保留的完整度方面孰优孰劣未有定论,但都有可能对二次谐波制动产生不利的影响,使得某些情况下采用分相制动,即与逻辑时变压器空载合闸出现误动,而采用单相制动三相,即或逻辑时会出现空投于故障时的拒动或延时动作。文献提出对于Y/△接线的变压器当Y侧空投时可采用Y侧相电流二次谐波制动方式,而实际上由于涌流暂态过程中△侧环流的影响,Y侧相电流也并不能完全表征原始磁化电流的信息,也可能出现上述误动或拒动的情况。文献提出了一种适用于Y/△接线的220kV以上单相变压器组的保护电流互感器(TA)配置方案,该TA配置方案能避免传统的保护TA配置方案存在保护死区的缺陷,基于该TA配置方案,可实现基于相电流差动方式的差流计算。在此基础上,提出基于相电流差动方式的涌流制动方案,分析表明该方案能完整保留原始磁化涌流的信息特征,实现涌流时的可靠制动及故障时的快速动作。仿真实验也验证了该方案的优越性。1y侧相电流二次谐波制动方式的确定变压器T型等值电路如图1所示(不计绕组电阻及励磁支路电阻),图中ip为△侧环流。对于Y/△接线变压器Y侧空投时△侧绕组存在环流,按图示的电流正方向有如下结论;式中Ls0为Y侧系统零序电感(电抗);i0为Y侧零序电流;im0为零序磁化电流。因此,对相电流差动方式而言,当Y侧空载合闸时有即相电流差动方式空载合闸时差流为原始的磁化电流。对Y/△-1接线变压器Y侧空投时Y→△差动方式三相差流为△→Y差动方式三相差流为有文献认为Y→△转角变换会产生对称性涌流,从而引起保护误动,文献提出采用Y侧相电流二次谐波制动方式,可以避免保护误动。实际上从式(2)(3)可得:式中im0=(imA+imB+imC)/3。式(7)代入式(1)可得:式中k=(L1+Ls0)/(L1+L2+Ls0)。当Y侧系统零序电抗较小时,Y侧系统零序分流较大,使△侧零序环流小,Y侧相电流接近于原始磁化电流,Y侧相电流不会出现对称性涌流,当Y侧系统零序分流较小而△侧零序环流较大时,Y侧相电流必然出现对称性涌流。从另一方面看,文献指出不能片面地认为对称性涌流二次谐波含量低,文献也曾分析了不同的算例下对称涌流相二次谐波含量远高于同算例下其他单向涌流相的二次谐波含量。考察某种制动方式的优劣,应看其是否能完整地保留原始磁化电流的特征。由上述分析可知,只有基于相电流差动方式的差流为变压器原始磁化电流,而原始的磁化电流是单向的,且二次谐波含量及间断角都较大。而对于其他几种方式,观察式(5)(6)(8)知这几种方式都是对原始磁化电流中的零序电流进行了过滤,Y→△及△→Y方式完全过滤了零序磁化电流,Y侧相电流方式则过滤了一部分零序磁化电流,在涌流时零序磁化电流也是涌流性质的,去除它可能会削弱某相励磁涌流的特征,使得二次谐波含量及间断角减小。由于基于相电流差动方式的二次谐波制动方案完整地保留了原始磁化电流的涌流特征,可采用分相制动的与逻辑方式,这样既可保证合闸于故障时保护动作的可靠性(不拒动或延时动作),也不会降低正常合闸时的安全性(不误动)。2相电流差动态平均法的实现2.1采用护用传感构造保护装置图2为Y/△-1接线变压器,TA1、TA3组成变压器纵差保护用互感器,这可避免典型的△侧保护TA配置于绕组内部而面临的△侧绕组引出线保护死区的问题。TA2测出某相绕组电流后,再结合△侧三相线电流的值则可很容易计算出其余两相绕组电流。2.2次谐波制动比各电流正方向如图2所示,如TA2装于△侧A相绕组,可计算出△侧B、C相绕组电流:三相差流为二次谐波制动比:式中j=A、B、C,分子、分母分别为某相差流的二次谐波及基波幅值。3变压器y侧各相电流特性分析利用PSCAD/EMTDC建立了Y/△-1三单相变压器组空载合闸励磁涌流仿真模型,分别仿真了三相较严重饱和、两相较严重饱和另一相轻微饱和及合闸侧为无穷大系统3种情况,比较分析不同转角方式对二次谐波比涌流制动判据的影响见图3～5。在仿真图中电流波形的图标是:

为A相,□为B相,△为C相。二次谐波比的图标是:

为相电流差动谐波比,□为Y侧相电流谐波比,△为Y→△方式谐波比,◆为△→Y方式谐波比。图3中变压器Y侧空载合闸,A相合闸角为0°,取A、B、C三相剩磁分别为0.7、-0.35、-0.35(现代变压器采用晶粒定向冷轧硅钢片,剩磁为额定工作磁通的70%。对于单相变压器组,三相之间不存在磁路的联系,再计及三相电流的对应关系因而变压器三相剩磁之和接近于零)。Y侧系统零序阻抗远大于变压器漏抗。三相涌流的间断角大小与二次谐波含量与空载合闸角、饱和磁通、剩磁的大小有关,合闸角越小、剩磁越大则间断角及二次谐波含量越小,因而图3的仿真条件代表了对涌流识别极为不利的情况,从图中可见,相电流差动方式的各相谐波比明显大于其他方式,且谐波比最小相A相的二次谐波比也大于0.2,而其他3种方式A相的二次谐波比都小于0.2。图4为变压器Y侧空投,A相合闸角为0°,取A、B、C三相剩磁分别为0.5、-0.5、0,Y侧系统零序阻抗远大于变压器漏抗,此时式(8)中的k接近于1,Y侧零序电流接近于零,△侧零序环流ip接近于零序磁化涌流im0,Y侧相电流与△→Y方式的差流基本一致。由图可见C相原始磁化涌流(相电流差动方式C相差流)很小(C相轻微饱和),Y侧C相电流由于△绕组环流助增而出现对称性涌流,△→Y方式的C相差流由于△→Y转角变换也出现较严重的对称性涌流。各相谐波比也以相电流差动方式为大,同时Y侧C相电流及△→Y方式的C相差流的二次谐波比并未因波形对称而减小,而是大于Y→△方式C相单向差流的二次谐波比。图5为其他条件与图4一样,只是Y侧为无穷大系统,即其零序阻抗为零。从图中可看出,Y侧各相电流与相电流差动方式各相差流相同,这是由于零序磁化电流全部被Y侧系统分流(这里需要说明的是PSCAD中的饱和变压器模型为Γ型等值电路,这就使得式(8)中的k值在Y侧系统零序阻抗为零时也等于零。在实际系统中,只有变压器Y侧漏感远小于△侧漏感且Y侧为无穷大系统才能出现这种情况),而△侧零序环流为零。由于Y侧相电流为磁化电流,因而是单向涌流。相电流差动方式差流与Y侧相电流各相谐波比相同,高于Y→△方式与△→Y方式。4相电流差动方式的确定通过理论推导,得出了相电流差动方式差流、Y→△方式差流、△→Y方式差流及Y侧相电流在Y侧空载合闸时与原始磁化电流的关系,表明只有相电流差动方式差流能完全保留原始涌流特征,而其他几种方式都可能弱化涌流特征,得出了在可能的情况下宜采用基于相电流差动方式的二次谐