差动电流回路范文

差动电流回路范文（精选7篇）

差动电流回路 第1篇

电流差动保护作为电力系统重要元件的主保护得到了广泛应用。影响电流差动保护正确动作的原因主要有2个:电流互感器(TA)饱和问题和TA二次回路问题。对于前者,众多文献已从TA本身和保护原理提出了解决措施[1,2,3,4,5,6],有些已经在实际应用中取得了良好的效果。对于后者,文献[7]指出,TA二次回路暴露的问题已成为影响继电保护正确动作率的一个主要原因。目前,对于TA二次回路开路的问题,大家都有比较清醒的认识,无论是保护厂家还是运行检修人员都有一套比较完善的检测和防范措施[8,9,10]。然而,对于TA二次回路短路的情况,还没有引起各方足够的重视。以往认为TA二次回路短路不会像二次回路开路一样导致过电压,进而损坏设备的绝缘,对系统的危害几乎不用考虑。但实际中,TA二次回路短路的情况并不少见,现场已经发生多起TA二次回路短路导致差动保护动作的案例。文献[11]分析了TA二次侧短路对保护的影响,但只是分析了金属性短路这种特例,对经过渡电阻短路的情况没有提及。而实际中TA二次回路短路多是经过渡电阻短路,因此,有必要对TA二次回路经过渡电阻短路导致差动保护动作的机理进行分析,以供继电保护相关人员参考。

1 TA二次回路相间短路理论分析

1.1 电路分析

在正常负荷情况下,对继电保护装置而言,可以把TA看做一个电流源,二次回路电缆阻抗和保护装置内部的电流回路阻抗可看做TA的负载。计算TA二次回路电缆的负荷时,工频情况下可忽略电感,仅计其电阻;对微机保护装置,当装置内的辅助变流器为电流型时,也可以忽略其电抗[12]。TA二次回路的等效图如图1所示。

图1中:undefined分别为A,B,C相TA二次侧的电流,其幅值大小相等,相位相差120°;RTA,A,RTA,B,RTA,C为三相TA二次绕组电阻;RWA,RWB,RWC为三相TA二次回路电缆的等值电阻;RLA,RLB,RLC为保护装置内部三相电流回路的等值电阻;

undefined为实际进入保护装置的三相电流。

当A相和C相二次回路m点和n点发生相间短路时,其等效图如图2所示。

由于正常运行情况下各组TA铁芯远没有达到饱和点,可以将TA输出的电流作为电流源处理,故图2中只画出了A相和C相电流回路。图2中:Rf为A和C两相短路的过渡电阻;undefined为流过过渡电阻的电流,以m点为界可将A相回路等效电阻分成RL1A和RL2A,以n点为界可将C相回路等效电阻分成RL1C和RL2C。对于A相回路,不难看出RL1A包含A相TA二次绕组电阻和m点左侧的电缆电阻,RL2A包含m点右侧的电缆电阻和保护装置内部电流回路的等值电阻。同理,可分析C相回路RL1C和RL2C的含义。

运用电路中的相关理论[13],列出图2的节点电压方程组:

undefined

式中:undefined和undefined分别为图2中m点和n点的节点电压。

由式(1)可求出流经过渡电阻Rf的电流undefined:

undefined

由式(2)和图2可求出实际进入保护装置的电流undefined和undefined:

undefined

undefined

1.2 相量分析

对于微机保护,可以假定保护装置内部电流回路的等值电阻RLA,RLB,RLC大小相等。对于TA二次电缆,由于电缆同型且三相一般捆绑在一起铺设,可以假定m点和n点右侧的电缆电阻大小近似相等,则RL2A和RL2C大小近似相等,即RL2A≈RL2C=RL,式(2)式(4)可以分别写成式(5)式(7)。

undefined

式中:K=RL/(2RL+Rf),当Rf由无穷大减小至0时,K由0增大至0.5。

undefined

undefined

根据式(5)式(7)画出TA二次回路A和C两相经过渡电阻短路时的相量图,如图3所示。

由图3可以看出,在正常负荷情况下,当TA二次回路A和C两相短路时,流经过渡电阻Rf的电流undefined是相角固定、幅值大小变化的矢量,如图3中undefined所示,P点在M点和A点之间移动,M点为C点和A点之间连线的中点。短路时,实际进入保护装置的A相电流undefined如图3中undefined所示,C相电流undefined如图3中undefined所示。undefined相对于A相TA二次电流undefined正向偏转了α角度,undefined相对于C相TA二次电流undefined反向偏转了α角度,α在0～60°之间变化。可见,TA二次回路A和C两相短路时,故障相的电流幅值均减小,相位发生偏转。

下面考虑2种极限情况。

情况1:当TA二次回路A和C两相是金属性短路时,undefined,如图3中undefined所示,大小为undefined倍的负荷电流;undefined,如图3中undefined所示,大小为1/2倍的负荷电流。

情况2:当TA二次回路正常时,undefined。

2 TA二次回路相间短路对差动保护的影响

正常负荷情况下,差动保护两侧TA对应相的电流幅值大小相等,相位相同。假设两侧TA二次电流均为undefined,进入保护装置的三相电流一侧为undefined,另一侧为undefined,从式(3)和式(4)可分别求出A相差流undefined和C相差流undefined。

undefined

undefined

可见,A相差流和C相差流幅值大小相等,相角相差180°。

3 实际案例分析

2009年10月,某电厂发生一起发电机差动保护跳闸事故。保护采用双重化配置,一套保护动作时,另一套保护没有任何启动,事后检查发现电机没有任何损伤,因此,怀疑是保护二次回路的问题。保护装置记录的原始电流波形和差流波形如图4、图5所示,图中,前半部分为启动时刻的8个周波波形,后半部分为跳闸时刻的8个周波波形,2块波形拼接处(160 ms)附近的数据不作参考,Ie为额定电流。

从图4和图5不难看出,A相电流和C相电流发生畸变,幅值减小,B相电流没有变化,A相差流和C相差流在相同时刻的幅值大小基本相等,相位相差180°。

事故分析表明,跳闸时刻A和C两相差流确实大于差动保护启动定值且满足差动制动特性,保护动作行为正确。虽然保护装置先后发出“差流报警”和“差动TA断线”信号,由于保护定值未投入“差动TA断线闭锁差动保护”控制字,最终导致保护跳闸。

根据记录,当时的负荷电流大小为0.76Ie,启动和跳闸时刻的差流数值见表1。

结合表1数据和式(5)可求出启动时刻的过渡电阻Rf≈5.31RL,跳闸时刻的过渡电阻Rf≈0.96RL,说明随着故障的发展,短路故障的过渡电阻逐渐减小,即使是跳闸时刻,仍然是经过渡电阻接地,差流也没有达到金属性故障的最大短路电流。图4和图5的实际波形与TA二次回路短路的理论分析相符合,说明当时现场确实发生了TA二次回路间隙性的A和C两相短路故障。现场更换了发生故障的TA二次电缆后,发电机至今一直正常运行。

4 结语

本文提出了TA二次回路相间短路的等值电路和相量图,分析了TA二次回路经过渡电阻短路对保护装置电流采样和差动保护的影响,结果表明,故障相电流的幅值减小、相角发生偏转,差动保护回路中会产生差流,可能导致差动保护动作。分析结果和现场实际波形相吻合,验证了分析结果的正确性。

变压器差动回路CT接线校验方法 第2篇

关键词：CT,差动保护,故障录波,Y/△-11,380V

绪论

变压器是输配电系统的关键元件, 直接影响供电可靠性和系统的正常运行, 若变压器差动保护的二次回路接线有误, 当变压器的负荷较大或发生穿越性相间短路时, 就会发生误跳闸, 导致巨大的停电损失;若断路器的控制回路和差动保护接线错误, 一旦发生故障, 则可能会引起断路器误动或拒动, 造成变压器设备损坏甚至影响电网的稳定运行。

对设计以及施工单位而言, 由于差动保护的复杂性, 导致容易出现各种问题, 并且有的问题是隐性的, 需要在特定条件下才能触发表现出来。由于施工中技术水平参差不齐, 各试验过程之间没有较强的衔接, 在施工完成后仪器设备所限等因素, 经常出现变压器保护屏差动二次接线、变压器侧CT组别以及极性连接等错误, 根据差动保护的原理, 差动保护能够躲开空载时的不平衡电流, 故部分变压器空载或者轻载时运行正常, 当投入较大负载时则差流过大导致差动跳闸。故必须采用特别的试验方法, 保证差动保护二次回路接线的正确性, 从根本上消除人为失误导致的保护误动作。

1. 变压器差动保护原理

差动保护作为变压器的主保护, 通过比较变压器各侧电流的相位和幅值来实现保护, 在正常运行或者变压器外部故障时, 流过继电器的电流为两侧电流之差, 当在保护区域内发生故障时, 流过的电流为两侧电流之和[1,2], 继电器动作, 跳开主变进线开关。输配电系统中的变压器通常为Y/△-11、△/Y-11接线, 两侧电流的相位差为30°, 由于采用差动微机保护装置, 在主变保护设计中, 不再通过改变CT二次接线来实现星角变换补偿, 各侧统一使用CT星形接法, 在装置内部进行幅值和相位校正, 通过软件算法实现, P63X在进行相位校正时, 对低压侧进行移相向高压侧变换[3]。具体如下图:

图1为CT一次侧电流矢量, 由于P63X规定以流入保护的方向为正向, 在微机保护内部将低压侧进行等效电流计算 (逆时针30度移相, 幅值为二者的线电流) , 保护内部使用修正后的虚线表示的矢量进行两侧差流运算。按照差动保护原理, 在正常运行以及区外故障时主变两侧一次的流进和流出的电流标么值相等, 但由于低压侧的同名端也朝向母线侧, 导致该侧CT感应的二次电流相位和实际一次电流相位相反相差180°[4], 因此, 高低压两侧的CT二次电流相位差为330-180=150°。

2. 差动回路试验方法

为了保证变压器的可靠运行, 避免差动跳闸导致的停产损失, 有必要进行差动保护的系统试验, 通常采用交流法、相位表法、直流感应法来确认接线的极性和组别, 采用功率表法和钳形功率因数表法绘制两侧的电流向量六角图来分析差动接线的正确性[5], 试验过程复杂, 工作量大, 并且由于试验过程不直观容易出错。另外现场也有采用数字录波仪记录两侧电流波形确认接线是否正确, 为了保证分析的正确性, 需要多个通道同时记录各侧的电流变化, 对仪器的精度要求较高, 在采集电流时需要改动主变保护柜内的接线, 容易导致主变误动以及人身事故。

结合上述问题, 参考现场部分施工单位的试验方法, 利用差动保护的故障录波功能, 实现差动二次回路系统检查确认, 该试验方法不用增加任何仪器, 仅需要AC380V试验电源, 具有成本低、效率高、检查全面、可靠性高等优点, 差动二次回路典型接线如图2, 其中虚线部分为试验需要临时增加:

采用三相AC 380V电源加到变压器的高压侧上, 确认相序顺序正确, 低压侧短接, 模拟负载情况下的电流状态, 模拟变压器的重瓦斯等跳闸信号触发差动保护内部的故障录波, 可一次性地系统检查整个差动电流回路, 在差动保护内部直观的读出各相电流的幅值和相位, 同时测试了差动保护的跳闸出口回路的正确性。通过提取故障波形直观的分析, 能够比常规测试方法更加准确的检查差动回路接线的正确性。某63MVA、Y/△-11变压器正确接线时高低压两侧的二次电流波形为:

上述方法已用于三十多台变压器的差动保护的CT接线校验, 经过校验后的变压器, 无一例出现由于CT接线而导致的误动作, 极大的提高了差动保护的可靠性和系统的稳定性。

3. 结束语

通过直接提取差动内部的电流波形等数据, 将常规复杂的变压器接线校验工作清晰直观化, 对差动保护二次回路的变比和极性进行全面检查, 由于此方法是模拟变压器的实际运行方式进行相位、相序检查, 同时检查跳闸回路接线。能够发现施工中存在的隐蔽问题, 三相380V电源检查变压器差动保护回路准确、简单、高效、经济。

参考文献

[1]王维俭, 电气主设备继电保护原理与应用 (第二版) , 中国电力出版社, 2002年1月

[2]贺家李, 宋从矩, 电力系统继电保护原理 (增订版) , 中国电力出版社, 2004年9月

[3]AREVA, MiCOM P63X技术说明书, 2007年2月

[4]吴克勤, 变压器极性与接线组别, 中国电力出版社, 2006年6月

差动电流回路 第3篇

随着光纤通信技术的发展,通道容量问题得到解决,差动保护已成为高压、超高压输电线路首选的主保护原理之一,然而多年来电流互感器(TA)饱和一直是影响差动保护正确动作的核心问题[1,2,3]。对于TA饱和对差动保护的可靠性带来的不利影响,一般采用比率制动特性加以克服。然而,仅仅采用比率制动特性并不能保证TA严重饱和时差动保护的可靠性,必须辅以其他鉴别TA饱和的措施。目前国内外识别TA饱和的方法有:时差法[4],但时差的精确测量存在一定困难;谐波制动法[5],其可靠性受衰减性非周期分量影响;小波检测法[6],缺点是受保护采样率和计算时间的限制;差分法[7],其依赖性较强且抗干扰能力差;等等。同时,上述方法在外部故障转化为内部故障(转换性故障)时也不能做到及时处理。所以,为了进一步提高差动保护动作的快速性和准确性,必须解决TA饱和问题。

本文根据差动电流(以下简称差流)与制动电流的比值在内部故障和外部故障TA饱和时的不同变化特征,提出了一种区分这2种故障情况的新方法比率制动系数法。EMTP仿真计算表明,该方法不仅能明确区分内部故障和外部故障TA饱和,而且在内部故障TA也发生饱和以及在转换性故障时,差动保护也能够快速开放。

1 比率制动系数法抗TA饱和基本原理

1.1 TA饱和分析

TA饱和后,二次电流i2出现缺损,不能准确传变一次电流i1,饱和波形如图1所示。图1(a)的i1中非周期含量为0,TA对称性饱和;图1(b)的i1中非周期含量为100%,TA不对称性饱和。

TA饱和势必会影响差动保护的可靠性,而比率制动是电力系统应用最为广泛的防止差动保护误动的措施之一。常规的比率差动元件动作判据为:

$\{\begin{array}{l}{\rm I}{}_{\text{d}}\ge {\rm I}{}_{\text{d}0}{\rm I}{}_{\text{r}}{\rm I}{}_{\text{r}0}\\ {\rm I}{}_{\text{d}}-{\rm K}{}_{\text{r}}({\rm I}{}_{\text{r}}-{\rm I}{}_{\text{r}0})-{\rm I}{}_{\text{d}0}>0{\rm I}{}_{\text{r}}>{\rm I}{}_{\text{r}0}\end{array}(1)$

式中:${\rm I}{}_{\text{d}}=\left|{\displaystyle \sum _{i=1}^n\dot{{\rm I}}}{}_i\right|,{\rm I}{}_{\text{r}}=\frac{1}{2}{\displaystyle \sum _{i=1}^n|}\dot{{\rm I}}{}_i|$分别为差流和制动电流(规定电流的正方向为流入被保护设备);n为被保护设备连接元件的个数;Id0为差流的最小动作电流;Ir0为制动电流的拐点电流;Kr为比率制动系数。

比率制动通过增加制动电流在一定程度上能够防止外部故障TA饱和时差动保护的误动,但是在TA饱和比较严重时,仅靠比率制动难以保证保护不误动;而且内部故障时,TA饱和也有可能导致保护的误闭锁。所以,为了进一步提高差动保护的可靠性,本文基于内部故障和外部故障且TA饱和时差流与制动电流比值的不同变化特征,提出了一种用于差动保护的抗TA饱和新方法比率制动系数法。

为方便分析,本文假设被保护设备仅一端TA发生饱和。另外,由TA饱和波形已知,TA进入饱和的时间不会超过1/2个基波周期(对称性饱和)或1个基波周期(不对称性饱和),所以,由半波傅里叶算法或全波傅里叶算法得到的电流相量并不能准确反映饱和电流的变化过程。而为了准确反映这一过程,需要缩短算法的数据窗长度,而且短数据窗也比长数据窗具有更好的抗TA饱和性能[8]。最小二乘法的滤波速度比较快,数据窗长度也可以根据需要而定,本文即采用1/4基波数据窗的最小二乘算法来获得电流相量。

1.2 比率制动系数法基本原理

被保护设备发生内部故障和外部故障时差动保护的动作轨迹截然不同。内部故障TA未饱和时,差流与制动电流同时出现并迅速增大,差动保护动作轨迹由制动区快速进入动作区,若TA饱和且饱和比较严重,动作轨迹也有可能进入制动区,直到TA退出饱和才返回到动作区,如图2中虚线所示。外部故障TA未饱和时,差流几乎为0,制动电流不断增大,动作轨迹基本是沿着水平方向移动,在TA饱和后,差流迅速增大,运动轨迹由制动区快速进入动作区,直到TA退出饱和运动轨迹才返回到制动区,如图2中点划线所示。

由此可见,内部故障和外部故障TA饱和时的差动保护的运动轨迹有明显的区别,为分析方便,暂不考虑内部故障且TA饱和的情况。令差流Id与制动电流Ir的比值为K:

${\rm K}=\frac{{\rm I}{}_{\text{d}}}{{\rm I}{}_{\text{r}}}(2)$

显然,内部故障保护启动后,动作轨迹一直在折线1的上方(动作区),即比值K一直大于Kr,而且K值的波动不大;而外部故障时,只有在TA进入饱和后,动作轨迹才会出现在折线1的上方,其余时刻都在折线1下方(制动区),即K值有明显的波动。也就是说,内部故障保护启动后,K值始终满足K>Kr;而外部故障TA未饱和时,若忽略不平衡电流的影响,K≈0,当TA进入饱和后,差流出现且增大,K值也相应增大,在饱和达到一定程度后,出现K>Kr,直到TA退出饱和后,K值又慢慢减小到0。

由上述分析可知,对于短数据窗差动继电器而言,在一个基波周期内,内部故障时的K值一般都比较大且波动也不明显;外部故障TA饱和时,K值有明显的波动,TA未饱和时K值很小约为0,只有在TA进入饱和后,K值才会突然增大,直到TA退出饱和K值才会逐渐减小为0。其中,外部故障TA饱和时的K值变化曲线如图3(c)、图3(d)所示。由K值曲线可以看出,在外部故障TA退出饱和后K值明显减小且存在间断,尤其是在TA发生不对称性饱和时,间断更明显;而在内部故障时由于差流一直存在,K值曲线始终连续而不存在间断。本文即基于这一特点来区分内部故障和外部故障TA饱和。

2 比率制动系数法的实现方案

2.1 比率制动系数法基本逻辑

根据差流与制动电流的比值K在内部故障和外部故障TA饱和时不同的变化特征,本文从系统故障后保护能否被开放的角度考虑,提出了一种基于比率制动系数的抗TA饱和新方法:保护启动后,如果比值K始终满足式(3)即认为该故障为内部故障,从而开放电流差动保护,否则闭锁保护。

${\rm K}>{\rm K}{}_{\text{d}\text{z}}(3)$

式中:Kdz为动作门槛。

而外部故障TA饱和时,比值K也会超过Kdz,尤其当TA饱和严重时,K>Kdz的时间可能超过电流基波周期的一半,如图1所示的TA不对称性饱和,但是在一个电流基波周期内TA总要退出饱和,即K>Kdz的时间肯定小于一个电流基波周期。所以,增加时间元件T1(T1=20 ms),由式(3)与T1共同构成了比率制动系数法的基本判据。

另外,增加如下所示的差流瞬时值启动判据:

$|i{}_{\text{o}\text{p}}|>{\rm I}{}_{\text{d}\text{z}}(4)$

式中:iop为差流瞬时值;Idz为最小动作门槛。

由基本判据和启动判据组成的比率制动系数法抗TA饱和的基本逻辑图如图4所示。图中,两判据都动作后,输出结果Y=1,开放差动保护,而且Y经或门H1固定,直到启动判据返回后,置Y=0,闭锁保护。但是,在内部故障差流过零点附近,启动判据因差流过小而短暂返回,为解决这一问题,增加时间元件T2,即Y延时2 ms返回。

显然,外部故障TA未饱和时,iop≈0,启动判据不动作;TA进入饱和后,差流出现,启动判据动作,虽然比值K会超过动作门槛Kdz,但是K>Kdz的持续时间小于20 ms,基本判据不满足,所以Y=0,保护不会误开放;TA退出饱和后,启动判据返回。而内部故障时,故障后差流即出现,启动判据动作,一旦K>Kdz的持续时间超过20 ms,基本判据就动作,此时Y=1,从而开放差动保护。所以,对于外部故障,不论TA是否发生饱和,比率制动系数法都能够可靠闭锁差动保护,而内部故障时保护也能够始终开放。

2.2 比率制动系数法实现方案

对于图4所示的比率制动系数法基本逻辑,在外部故障TA饱和时能够可靠地闭锁保护,但是对于内部故障,至少需要20 ms保护才能被开放,而且由上述分析已知,若TA也发生饱和,动作轨迹可能由动作区进入制动区,从而误闭锁保护。所以,为保证内部故障保护动作的可靠性,同时加快保护的动作速度,必须对图4提出的比率制动系数法基本原理加以改进,提出切实可行的实现方案。

内部故障(暂不考虑单电源系统)TA未饱和时,K>Kdz满足;但在TA饱和后,由于二次电流的严重缺损,可能会出现K<Kdz,即K>Kdz的持续时间可能会小于20 ms,导致保护不能开放。但是,本文经过大量的仿真发现,TA进入饱和后出现K<Kdz的持续时间都很短,若取Kdz=0.6,K<Kdz持续的最长时间都不会超过5 ms。因此,适当减小基本判据中时间元件的整定值,内部故障时保护即能被开放,然而减小基本判据的动作时间,也必然会影响外部故障时保护的可靠性。

众所周知,外部故障由TA饱和引起的差流波形是不连贯的,存在明显的间断,如图3(a) 、图3(b)所示的点划线。并且由图可以发现,从TA进入饱和差流出现到TA退出饱和差流消失这一时间段内,差流波形始终偏向时间轴的某一侧,即从启动判据启动到返回,差流极性始终没有发生改变。而内部故障时,故障发生后差流就出现,即使TA饱和,差流也不会消失,所以差流波形是不间断的,即启动判据动作后,差流极性肯定会发生改变。

本文基于启动判据动作后,差流极性是否发生改变这一特点,提出了比率制动系数法的辅助判据即电流极性判据,如下所示:

$\{\begin{array}{l}i{}_{\text{o}\text{p}0}>{\rm I}{}_{\text{o}\text{p}0}\\ i{}_{\text{o}\text{p}}-{\rm I}{}_{\text{o}\text{p}0}\end{array}(5)$

或

$\{\begin{array}{l}i{}_{\text{o}\text{p}0}-{\rm I}{}_{\text{o}\text{p}0}\\ i{}_{\text{o}\text{p}}>{\rm I}{}_{\text{o}\text{p}0}\end{array}(6)$

式中:iop0为启动判据启动时刻的差流瞬时值,由其来判别差流的初始极性;iop为当前时刻的差流瞬时值,由其来判别当前时刻的差流极性;Iop0为差流极性判别门槛(Iop0=Idz)。

在启动判据动作后,若iop0,iop,Iop0满足式(5)或式(6),则认为差流极性发生了改变,而且一旦差流极性发生改变,就将其结果经或门H2固定,直到启动判据返回为止。

需要指出的是,内部故障启动判据会因差流过零而暂时返回,差流过零后启动判据又会重新启动,此时差流初始极性不需要重新计算。也就是说,若启动判据返回的时间不超过2 ms,在启动判据重新启动后,保持差流初始极性以及差流极性不变。

增加差流极性判据后的比率制动系数法实现方案如图5所示。其中,差流极性判据的逻辑图为图5左上部分,基本判据的时间元件T3=5 ms。

外部故障TA饱和后,启动判据动作,而且因基本判据的动作时间缩短,基本判据也可能动作,但由于差流极性没有发生改变,所以Y=0,保护可靠被闭锁;内部故障时,启动判据和基本判据都能快速动作,而且差流波形不间断,从故障发生到差流极性发生改变,所需的时间肯定小于一个电流基波周期,所以保护也可以快速被开放。

另外,对于单电源系统内部故障,若电源侧TA未饱和,比率制动系数法能够可靠开放保护,但是一旦该侧TA饱和,由于负荷侧电流比较小(该侧TA一般不会饱和),差流近似为饱和电流,所以启动判据会因TA发生饱和而返回,从而误闭锁保护。为解决这一问题,可采用文献[9]提出的负荷电流检测方法,即在启动判据动作后,若检测到某侧电流为负荷电流,则判断为内部故障从而开放保护。

3 仿真验证

利用EMTP仿真程序对输电线路发生内部故障(F1)以及转换性故障(F2 F1) 的情况进行仿真,系统模型如图6所示。输电线路L全长为100 km,其分布参数见表1。

输电线路在20.42 ms发生内部A相金属性接地故障(F1),较大的故障电流使得M侧(送端)TA饱和,而N侧(受端)TA不饱和。图7(a)为M,N两侧的电流波形,其中iM1,iM2分别为M侧的一次(归算到二次)、二次电流,iN为N侧电流。内部故障发生后差流即出现,启动判据启动,差流极性判据和比率制动系数判据即被投入。随着两侧电流的增大,差流也迅速增大,然而在M侧TA进入饱和后,由于该侧二次电流的严重缺损,导致差流波形也出现明显缺损,但不存在间断,如图7(b)所示。在故障发生10 ms后,差流过零,启动判据暂时返回,但是差流的初始极性仍然保持故障刚发生时的正极性,而当前时刻的差流极性已经变为负,即在故障发生10.1 ms后差流极性发生了改变。

TA饱和使得差流减小,相应的比值K也在TA饱和后迅速减小,如图7(c)实线所示。然而随着N侧电流的持续增大,差流又会增大,比值K在减小到一定值后也开始增大,一直到N侧电流达到最大值;随着N侧电流的减小,差流也相应减小,K又开始减小,在TA退出饱和时,K出现局部最小值,而且该最小值一般很小,甚至小于基本判据的动作门槛Kdz(如图7(c)点线所示)。在M侧TA退出饱和后K又由局部最小值开始逐渐增大直到TA再次进入饱和才会减小,即重复之前的K值变化规律。

显然,内部故障TA饱和时,K不会始终大于Kdz,但K>Kdz的时间仍明显大于K<Kdz的时间,而且若选取的Kdz合适,K<Kdz一般不会重复出现。所以,通过缩短基本判据的动作时间,同时增加差流极性判据,即可解决内部故障因TA饱和而误闭锁差动保护的问题。在故障发生10.1 ms后,比率制动系数法检测结果Y=1,如图7(d)所示,差动保护被开放。

图8为线路发生转换性故障(F2F1)即20.42 ms发生外部A相金属性接地故障,65 ms转为内部同名相金属性故障时的仿真结果,各图含义与图7相同。其中,M侧TA对称性饱和,N侧TA不饱和。

外部故障时,由于TA饱和时间较长,K>Kdz的时间明显超过了比率制动系数判据的动作时间,但差流极性未发生改变,输出结果Y始终为0。在外部故障转为内部故障后,不论TA是否发生饱和,差流不存在间断,启动判据一直动作,差流极性判据和比率制动系数判据都能可靠动作。在转换性故障发生18 ms后,输出结果Y=1,差动保护被开放。

为进一步验证本文提出的比率制动系数法的有效性,增加一动模仿真算例。系统模型如图6所示,故障类型为400 km输电线路发生转换性故障(F2F1),即80 ms发生外部A相金属性接地故障,160 ms转为内部同名相金属性故障。仿真结果如图9所示,在转换性故障发生7.5 ms后,输出结果Y=1,差动保护即被可靠开放。

4 结语

本文根据差流与制动电流的比值在内部故障和外部故障TA饱和时的不同变化特征,提出了一种区分这两种故障的新方法比率制动系数法。同时,为解决内部故障TA也发生饱和时差动保护的开放问题,在比率制动系数判据的基础上又增加了差流极性判据。EMTP仿真计算表明,该方法不仅能明确区分内部故障和外部故障TA饱和,而且在内部故障TA也发生饱和以及在转换性故障时,保护也能够快速开放。比率制动系数法特征清晰,原理简单,该方法已成功应用于继电保护装置中,具有良好的应用前景。

摘要：根据差动电流与制动电流的比值在内部故障和外部故障电流互感器(TA)饱和时的不同变化特征,提出了一种区分内部故障和外部故障TA饱和的新方法——比率制动系数法。同时,为解决内部故障TA也发生饱和时差动保护的开放问题,在比率制动系数判据的基础上又增加了差动电流极性判据。EMTP仿真计算表明,该方法不仅能明确区分内部故障和外部故障TA饱和,而且在内部故障TA也发生饱和以及在转换性故障时,差动保护也能够快速开放。比率制动系数法特征清晰,原理简单,具有良好的应用前景。

关键词：电流互感器饱和,比率制动系数法,电流差动保护,转换性故障

参考文献

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差动电流回路 第4篇

超高压输电长线路中,分布电容电流的存在使电流差动保护的灵敏度和可靠性受到较大影响[1]。电容电流的补偿能有效提高电流差动保护的性能,因此,许多学者提出了各种不同的补偿方法[1,2,3,4,5,6,7]。在各种补偿方法中,时域补偿作为一种暂态补偿,对故障后电容电流暂态量有很好的效果,数据采样频率也无特殊要求,所以更趋于实用[4,5]。

由于地形的限制,同时也为降低电力建设成本和增强生态环境保护,同塔四回输电线应用越来越多。输电线的线与线之间存在分布电容,对于同塔四回线,杆塔上线路回数增多,致使线路电容对电流差动保护的影响更为复杂。电流差动保护在应用时应考虑电容电流的补偿,但目前并无相关研究。

本文结合四回线路母线连接方式,分析推导适用于同塔四回线的电容电流补偿方法,并利用PSCAD/EMTDC建立同塔四回线模型。仿真结果表明,差动电流保护受线间分布电容的影响较为显著,新的电容电流补偿方案能有效提高电流差动的保护性能。

1 同塔四回线电容电流补偿

图1为同塔四回线的系统模型。线路参数忽略电导,设线路对地的电容为2c0,相间分布电容为2cm,Ⅰ回线与Ⅱ回线、Ⅲ回线与Ⅳ回线间分布电容为2cp,Ⅰ回线与Ⅲ回线、Ⅱ回线与Ⅳ回线间分布电容为2cq,Ⅰ回线与Ⅳ回线、Ⅱ回线与Ⅲ回线间分布电容为2cs,具体如图2所示。图2中,Ⅰ,Ⅱ,Ⅲ,Ⅳ4个圆分别代表四回输电线路,其连线表示相互之间的线间分布电容;线路对地电容与相间分布电容分别相同,以Ⅱ回线的A,B,C三相示意。

本文基于同塔四回线路的π形等效模型推导四回线的电容电流时域补偿方法。如图3所示为单条传输线路的π形等效模型。

由四回线的π形等效模型可得电容电流表达式为(以n端Ⅰ回线A相为例):

$\begin{array}{l}i{}_{Cn\mathrm{Ⅰ}\text{A}}=c{}_0\frac{\text{d}u{}_{\mathrm{Ⅰ}\text{A}}}{\text{d}t}+c{}_{\text{m}}\frac{\text{d}(u{}_{\mathrm{Ⅰ}\text{A}}-u{}_{\mathrm{Ⅰ}\text{B}})}{\text{d}t}+\\ c{}_{\text{m}}\frac{\text{d}(u{}_{\mathrm{Ⅰ}\text{A}}-u{}_{\mathrm{Ⅰ}\text{C}})}{\text{d}t}+c{}_{\text{p}}\frac{\text{d}(u{}_{\mathrm{Ⅰ}\text{A}}-u{}_{\mathrm{Ⅱ}\text{A}})}{\text{d}t}+\\ c{}_{\text{p}}\frac{\text{d}(u{}_{\mathrm{Ⅰ}\text{A}}-u{}_{\mathrm{Ⅱ}\text{B}})}{\text{d}t}+c{}_{\text{p}}\frac{\text{d}(u{}_{\mathrm{Ⅰ}\text{A}}-u{}_{\mathrm{Ⅱ}\text{C}})}{\text{d}t}+\\ c{}_{\text{q}}\frac{\text{d}(u{}_{\mathrm{Ⅰ}\text{A}}-u{}_{\mathrm{Ⅲ}\text{A}})}{\text{d}t}+c{}_{\text{q}}\frac{\text{d}(u{}_{\mathrm{Ⅰ}\text{A}}-u{}_{\mathrm{Ⅲ}\text{B}})}{\text{d}t}+\\ c{}_{\text{q}}\frac{\text{d}(u{}_{\mathrm{Ⅰ}\text{A}}-u{}_{\mathrm{Ⅲ}\text{C}})}{\text{d}t}+c{}_{\text{s}}\frac{\text{d}(u{}_{\mathrm{Ⅰ}\text{A}}-u{}_{\mathrm{Ⅳ}\text{A}})}{\text{d}t}+\\ c{}_{\text{s}}\frac{\text{d}(u{}_{\mathrm{Ⅰ}\text{A}}-u{}_{\mathrm{Ⅳ}\text{B}})}{\text{d}t}+c{}_{\text{s}}\frac{\text{d}(u{}_{\mathrm{Ⅰ}\text{A}}-u{}_{\mathrm{Ⅳ}\text{C}})}{\text{d}t}(1)\end{array}$

式中:u为母线电压,不同线路以角标表示。

对于其余11条线路,可以列出与式(1)相应的计算式,形成12阶耦合的计算式组。为简化计算,电容电流的补偿过程如下:首先将相电流相模变换解耦得到模量,对各模量补偿后再由相模反变换得到经过电容电流补偿后的相量,进而形成保护判据。对于同塔四回线,文献[8]指出,可行的解耦方法是运用十二序分量法。十二序分量法基于相量变化,能应用于故障计算、选相及故障测距[9,10,11],而此处的相模变换需要对瞬时值进行处理,因此不能直接应用。实际上,当两回线共母线时,Ⅰ回线和Ⅱ回线、Ⅲ回线和Ⅳ回线的母线电压相等,则式(1)可简化为:

$\begin{array}{l}i{}_{Cn\mathrm{Ⅰ}\text{A}}=(c{}_0+2c{}_{\text{m}}+2c{}_{\text{p}}+3c{}_{\text{q}}+3c{}_{\text{s}})\frac{\text{d}u{}_{\mathrm{Ⅰ}\text{A}}}{\text{d}t}-\\ (c{}_{\text{m}}+c{}_{\text{p}})\frac{\text{d}u{}_{\mathrm{Ⅰ}\text{B}}}{\text{d}t}-(c{}_{\text{m}}+c{}_{\text{p}})\frac{\text{d}u{}_{\mathrm{Ⅰ}\text{C}}}{\text{d}t}-\\ (c{}_{\text{q}}+c{}_{\text{s}})\frac{\text{d}u{}_{\mathrm{Ⅲ}\text{A}}}{\text{d}t}-(c{}_{\text{q}}+c{}_{\text{s}})\frac{\text{d}u{}_{\mathrm{Ⅲ}\text{B}}}{\text{d}t}-\\ (c{}_{\text{q}}+c{}_{\text{s}})\frac{\text{d}u{}_{\mathrm{Ⅲ}\text{C}}}{\text{d}t}(2)\end{array}$

同理可写出其他11条线路上电容电流的表达式,这样得出的12个公式可用如下矩阵表示:

$\left[\begin{array}{l}\mathit{i}{}_{\mathrm{Ⅰ}}\\ \mathit{i}{}_{\mathrm{Ⅱ}}\\ \mathit{i}{}_{\mathrm{Ⅲ}}\\ \mathit{i}{}_{\mathrm{Ⅳ}}\\ \end{array}\right]=[\begin{array}{l}\mathit{C}{}_{11}\\ \mathit{C}{}_{21}\\ \mathit{C}{}_{31}\\ \mathit{C}{}_{41}\end{array}\begin{array}{l}\mathit{C}{}_{12}\\ \mathit{C}{}_{22}\\ \mathit{C}{}_{32}\\ \mathit{C}{}_{42}\end{array}]\left[\begin{array}{l}\frac{\text{d}\mathit{u}{}_{\mathrm{Ⅰ}}}{\text{d}t}\\ \frac{\text{d}\mathit{u}{}_{\mathrm{Ⅲ}}}{\text{d}t}\end{array}\right](3)$

式中:k=Ⅰ,Ⅱ,Ⅲ,Ⅳ;

由式(3)可知,Ⅰ回线和Ⅱ回线,Ⅲ回线和Ⅳ回线电容电流相等。所以,可以只对Ⅰ回线和Ⅲ回线的电容电流进行计算,Ⅱ回线和Ⅳ回线需补偿的电容电流与之分别相等。从式(3)中提取Ⅰ回线和Ⅲ回线电容电流计算式,得

$\left[\begin{array}{l}\mathit{i}{}_{\mathrm{Ⅰ}}\\ \mathit{i}{}_{\mathrm{Ⅲ}}\\ \end{array}\right]=[\begin{array}{l}\mathit{C}{}_{11}\\ \mathit{C}{}_{31}\end{array}\begin{array}{l}\mathit{C}{}_{12}\\ \mathit{C}{}_{32}\end{array}]\left[\frac{\text{d}\mathit{u}{}_{\text{Ι}}}{\text{d}t}\frac{\text{d}\mathit{u}{}_{\mathrm{Ⅲ}}}{\text{d}t}\right]{}^{\text{Τ}}(4)$

简记为:

$\mathit{i}=\mathit{C}\frac{\text{d}\mathit{u}}{\text{d}t}(5)$

式中: C为66矩阵,解耦只需用六序分量法。

选择如式(6)所示的变换矩阵,利用式(7)所示的相模变换方法,可得变换结果见式(8)。

$\mathit{{\rm M}}=\left[\begin{array}{cc}\mathit{S}& \mathit{S}\\ \mathit{S}& -\mathit{S}\end{array}\right](6)$

式中:

式中:ce0=c0;cf0=c0+4(cp+cq+cs);ceα=ceβ=cfα=cfβ=c0+3cm+3(cp+cq+cs)。

式(8)为电容电流在解耦后各模分量下的时域计算式。通过式(8)计算出各模分量的电容电流后,即可对线路两端的电流进行如下补偿(以n端e0模分量为例):

$i{}_{ne0}´=i{}_{ne0}-i{}_{Cne0}(9)$

仿照式(9),可以对其余各模分量下的电流进行补偿,然后由六序分量反变换即可得到各相经电容电流时域补偿的瞬时值,再利用傅里叶变换即可形成电流差动保护判据。

上述各式是基于图1中n端两两共母线的情况推导。对于m端,所有四回线的母线电压相等,简化后的电容矩阵为如下33矩阵:

$\begin{array}{l}\left[\begin{array}{l}i{}_{Cm\text{A}}\\ i{}_{Cm\text{B}}\\ i{}_{Cm\text{C}}\\ \end{array}\right]=\left[\begin{array}{ccc}c{}_{0^{\prime }}& -c{}_{{\text{m}}^{\prime }}& -c{}_{{\text{m}}^{\prime }}\\ -c{}_{{\text{m}}^{\prime }}& c{}_{0^{\prime }}& -c{}_{{\text{m}}^{\prime }}\\ -c{}_{{\text{m}}^{\prime }}& -c{}_{{\text{m}}^{\prime }}& c{}_{0^{\prime }}\end{array}\right]\cdot \\ \left[\frac{\text{d}u{}_{m\text{A}}}{\text{d}t}\frac{\text{d}u{}_{m\text{B}}}{\text{d}t}\frac{\text{d}u{}_{m\text{C}}}{\text{d}t}\right]{}^{\text{Τ}}(10)\end{array}$

式中:c0′=c0+2(cm+cp+cq+cs);cm′=cm+cp+cq+cs。

相对n端的情况有所简化,可以直接应用Karenbauer相模变换计算模量下的电容电流:

$\left[\begin{array}{l}i{}_{Cm0}\\ i{}_{Cm\alpha }\\ i{}_{Cm\beta }\\ \end{array}\right]=\left[\begin{array}{ccc}c{}_{m0}& & \\ & c{}_{m\alpha }& \\ & & c{}_{m\beta }\end{array}\right]\left[\frac{\text{d}u{}_{m0}}{\text{d}t}\frac{\text{d}u{}_{m\alpha }}{\text{d}t}\frac{\text{d}u{}_{m\beta }}{\text{d}t}\right]{}^{\text{Τ}}(11)$

式中:cm0=c0;cmα=cmβ=c0+3(cm+cp+cq+cs)。

式(11)与单回线的补偿式[4,5]相比较可以看出,相对于单回线,四回线电容矩阵的α,β模分量有较大程度的增大,所以同塔四回线电流差动保护受电容电流的影响将更显著。

另外,半补偿同样也可以通过式(8)与式(11)计算。唯一的区别在于:时域补偿基于瞬时值,而半补偿基于相量。所以,将式中的各电流瞬时值以及电压瞬时值的导数换成相应的相量,并在式(8)、式(11)等号右边乘以系数jω即可得到同塔四回线电容电流半补偿的计算公式,并且其补偿同样需要对式(9)中的瞬时值作相应替换。

2 仿真分析

利用PSCAD/EMTDC建立如图1所示的分布参数仿真模型。线路总长240 km,系统阻抗参数如下:Zsm1=Zsm2=(0.379 84+j30.036 8)Ω;Zsm0=(0.167 52+j10.070 24)Ω;Zsn1=Zsn2=(1.899 2+j150.184)Ω;Zsn0=(0.837 6+j50.351 2)Ω。

线路分布电容参数为:2c0=1.115 032 759 810-9Ω/m;2cm=0.584 643 78010-9Ω/m;2cp=0.232 850 21110-9Ω/m;2cq=0.189 443 58610-9Ω/m;2cs=0.643 490 56410-10Ω/m。

仿真中,系统两端电源电势角差考虑0°～60°均匀变化3种;线路内部均匀设置3个故障点,外部分别在3条母线背侧设置3个故障点。仿真的故障类型如附录A表A1所示,其中标记G表示接地故障,单回线故障发生的概率最大,所以仿真中主要考虑单回线故障。单相接地短路的接地过渡电阻考虑0～500 Ω共10种,仿真故障状况共1 123种。

附录A表A2为仿真后差动电流的计算结果,因篇幅所限,在此只列出部分故障。表A2中对3种电流差动方案的差动电流进行了比较,分别是:不补偿(不进行任何电容电流补偿);按单回线结构补偿(按照单回线分布电容补偿式[4,5]进行补偿),即不考虑与其他三回线间的分布电容;按四回线结构补偿(考虑四回线间的分布电容,按本文第1节所述方案进行电容电流补偿)。其中非故障线是指四回线出现内部故障时并未有故障的线路,如ⅡAⅣAG故障时的Ⅰ回线、Ⅲ回线。另外,区外故障和非故障线的结果是指继电器不出现误动的最小临界电流整定值Iset>;故障线的结果是指保护不拒动的最大临界电流整定值Iset<。

如表A2所示,在同塔四回线中,区外故障时线路的差动电流或者其他线路故障时非故障线路的差动电流都能达到相当大的水平。而且,对于同塔四回线,其他线路跨线故障时非故障线路的差动电流大小较区外故障的差动电流略大,这是由于四回线相互影响的结果。经过时域补偿后,无论按单回线补偿还是四回线补偿,区外故障和非故障线路的差动电流变小,这说明区外故障和非故障线路的差动电流主要是电容电流,而且时域补偿方案能对其进行有效的补偿。单回线补偿方案与四回线补偿方案的数据对比说明,同塔四回线中,线间分布电容占很大的比例,对差动保护的影响较为显著,因此考虑分布电容影响后的补偿效果更为理想。

为了对单回线与四回线的电容电流进行比较,本文建立了单回线模型进行仿真,除无线间分布电容外,其余模型参数与四回线的仿真模型一致。空载运行时的差动电流即为线路电容电流,故在此比较线路空载时的差动电流。图4为仿真结果。可见,当输电线路长度增加时,空载运行时的差动电流显著增加,四回线电容电流较单回线大很多。

表1是四回线与单回线空载时差动电流的比值。可见,四回线的电容电流是单回线的1.5倍以上,所以在四回线中,电容电流对电流差动保护的影响较单回线严重。当同塔四回输电线路较长时,差动保护应用于四回线中需重点考虑电容电流补偿方案。

图5所示为四回线路空载合闸时不补偿、按单回线补偿与按四回线补偿的电流差动保护方案其差动电流随输电线路长度的变化。当输电线路长度增加时,空载合闸时的差动电流显著加大。在经过2种方案时域补偿后,差动电流不同程度地减小。图5同样说明四回线补偿较按单回线补偿效果要好,按四回线补偿后,差动电流随长度增加虽有增大,但并不明显,被补偿到120 A以下,充分说明了此补偿方案的有效性。

图6为Ⅰ回线A相接地故障时差动电流和制动系数K随过渡电阻的变化情况。

如图所示,对比A相、C相的制动系数可知,不补偿的电流差动保护在保证A相高阻接地时灵敏动作可能造成C相在小电阻接地故障时误动作。时域补偿后,此问题得到很好的解决,而且对于高阻接地故障能保证很好的灵敏度,同样,按四回线结构补偿方案的灵敏度比按单回线结构补偿要高很多。所以此四回线时域补偿方案能有效提高电流差动保护在四回线高阻接地故障时的灵敏度。

3 结语

本文对同塔四回线电流差动保护中电容电流的补偿方案进行了研究。与单回线相比,同塔四回线中电容电流更大,差动保护受电容电流的影响更为严重。当同塔四回输电线路较长时,差动保护应用于四回线中需考虑电容电流补偿方案。

同塔四回线的电容电流补偿,对于不同的母线连接方式,电容电流的补偿式可以有不同的简化。本文利用六序分量法对电容电流补偿式进行解耦,提出四回线差动保护的时域电容电流补偿方案。

本文对3种不同电容电流补偿方案的电流差动进行比较,仿真结果表明,电流差动保护在同塔四回输电线路应用中受线间分布电容的影响非常显著,按照传统的单回线方案进行电容电流补偿只能较小地提高灵敏度与可靠性。所以,实际应用中更好的补偿方案需计及四回线的线间分布电容。本文提出的补偿方案能很好地补偿线路的电容电流,有效提高电流差动保护的灵敏度和可靠性。

附录见本刊网络版(http://www.aeps-info.com/aeps/ch/index.aspx)。

摘要：电流差动保护应用于超高压输电线时主要受线路分布电容电流的影响。同塔四回线由于线路回数多,分布电容的加大导致电容电流对差动保护的影响更为复杂。基于线路的π形等效模型,结合四回线母线的连接形式,利用六序分量法对同塔四回线电容电流补偿式进行解耦,提出适合于同塔四回线的时域电容电流补偿方案,最后利用PSCAD/EMTDC建立同塔四回线模型。仿真结果表明,此电容电流补偿方案能有效提高电流差动保护的性能。

关键词：电流差动保护,同塔四回线,电容电流补偿,六序分量法

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电流采样值差动保护技术分析 第5篇

1 采样值差动的实现方式

与常规相量差动保护类似, 采样值差动判据一般由折线式制动特性曲线构成。其动作曲线如图1所示。

图1采样值差动动作曲线

采样值差动的单点动作判据如下:

式中:和为线路本侧和线路对侧的电流瞬时值;为采样值差动的门槛值;为采样值差动的制动系数。

在采样值差动中, 为保证动作判据的可靠性, 通常采用多次重复判别的方法, 即连续R个采样点判

别中有不少于S个符合动作条件, 则保护动作。其中, R和S的选择将决定采样值差动的性能。

目前, 部分元件保护装置中直接设置了采样值差动动作判据, 采样值差动动作则保护直接出口。采样值差动保护引入线路保护的作用则有所不同, 采样值差动保护的主要目的是防止快速相量差动在TA饱和或采样值数据异常时误动, 因此在线路保护中, 可以将采样值差动动作作为快速相量差动出口的必要条件。因此, 在采样值差动动作判据的设计中, 必须保证采样值差动的灵敏度。采样值差动的主要技术指标如下:

(1) 一般设置较小, 主要是确保差动电流的存在, 可以设置为装置的有流门槛 (一般为0.05In) 或按照一次电流大小 (如120A) 设定;

(2) 一般选择较小, 为相量差动保护制动系数的一半即可, 可设为0.2~0.3。

(3) R和S的选取需要满足灵敏度的要求。针对保护装置采用每周期24点采样的情况, 选取原则为:启动后前半个周期内使用"8取5"的判据;启动半周期后使用"20取16"的判据。

采样值差动保护和常规相量差动保护同时进行计算, 采样值差动保护动作之后设置允许快速相量差动 (一般动作时间100ms以内的认为是快速相量差动) 动作标志, 该允许标志在采样值差动复位之后展宽半个周期。常规相量差动保护满足动作条件后, 检查是否存在允许标志, 如果存在允许标志, 则直接出口;如果允许标志不存在则继续等待。允许标志分相设置, 如A相差动保护动作只允许A相快速相量差动保护出口。

采样值差动保护不影响带有较长延时的相量保护 (一般为100ms以上的保护段) , 对线路保护而言, 即为零序差动保护。具有较长延时的线路零序差动保护, 作为对高阻接地故障的最后保障判据, 一般故障特征不明显, 但需要保证足够的灵敏度, 因而不适宜采用采样值差动元件作为出口的必要条件。就零序差动的抗饱和能力而言, 较长的动作延时足以抵消暂态饱和对零序差动的影响;而同时, 零序差动保护所针对的高阻接地故障的特殊性以及动作延时长的特征, 很容易采取一些其他的附加判据增强其对稳态饱和的影响。

2 采样值差动抗TA饱和

线路差动保护中需要考虑电磁式电流互感器的饱和问题, 现有的饱和判据主要采用时差法, 其所依据的主要原理如下:在短路刚发生后的很短时间内, TA未饱和, 因此对于区外严重故障, 差动保护动作

时间与启动时间之间存在时差, 而对区内故障, 保护的启动与保护的动作基本同时, 因此, 通过检验时差就可以判断差动保护是正确动作还是由TA饱和引起的误动作。通过时差法检测出TA饱和之后, 将闭锁差动保护一段时间。

通过时差法, 能够有效防止区外故障引起暂态饱和时发生误动。但在现场运行过程中多次出现如下情况: (1) 在区外故障发生的第1个周期互感器并不饱和, 但由于剩磁等多方面原因, 在故障发生之后的第2个或第3个周期互感器出现了饱和现象, 经过一段时间之后互感器恢复正常传变, 该类饱和仍属于暂态饱和; (2) 由于电网规模不断扩大, 故障电流增大导致部分老的互感器发生了稳态饱和。传统的时差法不能检测出这2类互感器饱和。对于第1类特殊形式的暂态饱和, 线路保护装置必须加以考虑;对于第2类稳态饱和, 传统的线路保护装置并未考虑, 而是寄希望于电力部门的合理规划及更换互感器。对时差法检测, 如果在这段时间内再发生区内故障, 保护会放慢动作速度。因此, 有必要应用采样值差动保护对饱和判据进行适当改进。采样值差动保护可以有效防止快速相量保护在第1类特殊暂态饱和情况下发生误动, 也可以有效抵消稳态保护对差动保护的影响。

采样值差动的一个突出特点是它不是计算某一数据窗的差流值, 而是通过多点重复判别来判定动作与否。利用这个特点, 通过合理选择重复判别次数R和S, 可以有效抑制区外故障时TA暂态响应不一致对差动保护的影响。当被保护元件存在外部故障时, 可能由于短路电流大而导致TA饱和, 从而使传变到二次侧的电流波形发生畸变。由于两侧TA暂态响应存在差异, 在二次侧可能得到较大的差流。若采用采样值差动, 则可利用电流过零点附近TA不会饱和、差流很小、不满足动作条件这些特点, 适当选择S值来躲开不平衡电流, 从而避免保护误动。采样值差动保护实时进行计算, 若启动一段时间后再发生饱和, 电流过零点畸变小, 采样值差动判据仍然不动作, 可有效防止差动保护误动;如果区外饱和转区内故障, 在区内故障时, 采样值差动判据可靠动作, 从而保证了装置的动作速度不受影响。

2009年4月, 某变电站内线路差动保护装置在主变充电时差动保护动作, 经查线路无故障, 属于不正确动作。该保护动作时的波形如图2所示。

根据原始数据得到各相的差动电流和制动电流如图3所示。

通过波形可以看出:从启动起第2个周期之后, B相和C相明显存在差动电流, 可知由于TA容量不够, 从而导致TA发生了稳态饱和。

传统的时差法无法准确检测出该类饱和, 而且依靠制动系数也已无法确保保护不误动。通过相量差动保护和采样值差动保护计算得到的差动电流和制动电流的比较分别如图4和图5所示。

通过仿真计算和分析可知, 如果采用采样值差动作为快速相量差动出口的必要条件, 可以有效预防稳态TA饱和引起的误动, 此时线路差动保护不会误动作。

图5由采样值差动保护计算的差动电流和0.3倍制动电流比较

3 采样值差动防数据"坏点"

随着智能电网的发展, 数字化变电站技术的应用越来越广泛, 数字化变电站与常规变电站的一个主要差异是数字化变电站采用电子式互感器取代了传统的电磁式互感器。电子式互感器在实际应用中受到变电站现场电磁环境的干扰偶尔会输出异常数据;同时在传输过程中, 传输设备也有可能在数据转发过程中, 形成异常数据 (坏点) 。在电子式互感器产生异常数据时, 应采取必要的措施避免保护产生不正确的动作行为。目前常用的方法有:

(1) 通过电压来闭锁电流相关保护, 电压闭锁最大的问题在于电压判据门槛值不易选择, 错误的整定甚至会导致保护拒动。

(2) 通过判断电流波形正负半周期的对称度来检测电流是否正常, 该方法类似于励磁涌流的判别方法, 将使保护装置的动作速度变慢。

(3) 增加电流波形异常检测方式, 就提到一种方法来实现对电子式TA数据的检测。

对于线路差动保护来说, 采样值差动是处理异常数据 (坏点) 的一种有效手段。根据电子式互感器的设计原理和积累的异常数据分析, 电子式互感器产生的异常数据通常包括以下几种:偶然的单点大

数, 坏点之间不连续;连续几点大数据;一直连续产生大数据, 呈现直流特性。

采样值差动的一个突出特点是它不是计算某一数据窗的差流值, 而是通过多点重复判别来判定动作与否。对于每周期24点采样的线路差动保护来说, 即使启动后前半个周期采用"8取5"的采样值差动保护, 也只有坏5个数据才有可能误动, 坏数据的概率达到了60%;而启动半周期后采用"20取16"的采样值差动保护, 必须达到16个坏数据保护才可能误动, 坏数据的概率需要达到80%。对于数字化变电站来说, 坏数据的概率一般不可能达到如此大的比例。

对于一直产生的呈现直流特性的大数据, 采样值差动并不能有效避免该类异常数据对保护的影响, 但可以使用其他方法进行排除。例如:保护采用滤波算法之后, 得出的工频量将很小;或是长时间存在差流闭锁保护等方法。

在某种程度上, 电子式互感器中的异常数据与传统电磁式互感器中受到电磁干扰后产生的奇异波形 (如尖脉冲) 类似, 采样值差动也能有效避免传统电磁式互感器受到电磁干扰后产生的奇异波形对保护的影响。

结语

采样值差动保护在元件保护中已有成熟应用, 将其引入线路差动保护中, 作为快速相量差动保护出口的必要条件, 将大大提高线路差动保护的可靠性和适应性。对于传统变电站来说, 采样值差动可以提高保护装置抗TA饱和 (特别是稳态饱和) 的能力;对于数字化变电站来说, 可以提高抗异常数据 (坏点) 的能力。

摘要：电流采样值差动保护在各种差动保护中逐渐体现了其独具的优越性。文章结合实例重点分析了采样值差动在线路保护中的2个重要作用。采样值差动保护的引入可以同时解决这2个问题, 从而使传统变电站和数字化变电站的线路差动保护得到有机统一。

关键词：线路差动保护,采样值差动保护,电流互感器饱和

参考文献

[1]冯建勤;宋寅卯基于电流采样值的相敏过电流保护2006-06-30

差动电流回路 第6篇

关键词：特高压,电流差动,电容电流,自适应补偿,灵敏度

0 引言

超(特)高压长线的分布电容电流一直是影响电流差动保护性能的主要因素,随着我国晋东南荆门1 000 k V特高压线路的出现,这个问题更显突出[1,2,3,4]。目前,减少分布电容电流影响的方法主要有三种[5,6,7,8,9,10]:(1)并联电抗器。并联电抗器通常采取欠补偿方式,只能补偿部分稳态电容电流。(2)电容电流补偿算法。目前,克服线路分布电容电流影响的主要方法是通过电容电流稳态或时域补偿方法来做一定的弥补。(3)采用差动保护新原理。许多文献在理论上提出了耐受、甚至不受电容电流影响的差动保护新原理。由于实际电力系统中对继电保护可靠性要求很高,新原理的实践应用还需要长时间的研究。

由于特高压输电线路的特殊结构和对继电保护性能的更高要求,对目前应用于超高压输电线路上的电流差动保护及其电容电流补偿方法在特高压输电线路上的应用需要作进一步研究。

本文针对传统的电容电流补偿方法在区内故障时受故障点影响补偿不精确,灵敏度低的缺点,提出了一种改进的自适应电容电流补偿方法,相比较传统的电容电流补偿方法,该方法有相同的区外故障安全性,在区内相同的短路故障条件下,在送电端和受电端都有更好的补偿效果,灵敏度提高。对一条1 000 k V线路故障时的保护行为进行的EMTDC仿真实验,证明了该补偿方法的正确性和有效性。

1 传统电容电流补偿方法分析

目前已提出的电容电流补偿方法,无论是稳补偿还是暂态补偿,都是取全线路等值电容的一半和对应的工频或暂态电压进行计算的。下面以工频稳态量差动保护判据为例,分析其存在的缺陷。

常用数字式电流差动保护判据为[5]:

式中:Im、In分别为线路两端m侧、n侧的分相电流相量(以母线流向线路为正);I0是动作门槛值;k是制动系数,一般取0

稳态电容电流半补偿式为[6]:

式中:为m侧补偿电流;对应于m侧测得的相电压及零序电压;c1、c0分别为线路单位长度的正序、零序电容;l为线路长度。因此,式(1)、式(2)判据中的为保护实际测得的电流相量加上相应侧补偿电流值。

如图1所示系统接线图,为线路两侧测得的电流,为经过电容电流补偿的两侧电流。

正常运行和区外故障时,如图2的相量图所示,大小基本相等,相位差小于180°,为一容性差流,即线路的分布电容电流超前,利用式(3)补偿的电流大小基本相等,夹角为两端电压的相角差,补偿后的两侧电流大小接近相等,相位接近180°,能可靠不动作。

区内中点附近故障时,两端应补偿的电容电流大致等于一半线路长度的电容电流,符合式(3),补偿的电容电流大小基本相等,夹角仍为两端电压相角差,补偿后的两端电流夹角基本不变,但值都增大了,所以相加后动作量变大,灵敏度提高,如图3(b)相量图所示。

当区内故障点偏在一端时,近故障端应补偿的电容电流小,远故障端应补偿的电容电流大,若仍然按照式(3)线路等值电容的一半进行补偿,就会使近故障端补多了,远故障端补少了,尤其在区内出口处故障时,传统的半补偿方式在远故障端补偿的电容电流仅为应补偿电容电流的一半,会造成很大的误差,下面分析这种误差对灵敏度的影响。

当m端出口发生金属性短路时(假定负荷电流由m侧流向n侧),m端故障相电压接近0,应补偿的电容电流几乎为0,利用式(3)计算出电容电流接近 0，对 m 端的影响不大。而 n 端应补偿的电 容电流应是线路全部长度的电容电流角也变小，相加后动作量变大，灵敏度提高， 如图 3(a)的相量图所示。

如果故障发生在N端,如图3(c)的相量图所示,可以得出相同的结论。

从上面的分析可得出:正常运行和区外故障时,传统半补偿方式效果很好,保证了可靠性。当线路内部发生故障时,传统半补偿方式受故障点影响非常大,补偿很不准确,故障点偏向一端时补偿后两端电流夹角仍很大,灵敏度低,很难满足特高压快速切除故障的要求。

2 自适应电容电流补偿方法

针对传统补偿方法在区内故障灵敏度低的缺点,提出了一种自适应电容电流补偿方法,在保证区外故障安全性的基础上,大大提高了区内故障的灵敏度。自适应电容电流补偿式如下:

式(4)中:ml为m端需补偿的线路长度,其他量定义同式(3)。自适应补偿的思想是:在正常运行和区外故障时,ml取l/2,和传统补偿的可靠性相同;区内故障时,ml取测距公式计算出的值,实现更精确的补偿,提高灵敏度。下面分析如何实现ml的自适应取值。

所利用的测距公式如下:

分别为m、n端相电压,ImΦ,InΦ分别为M、N端相电流。式(5)为相间短路测量阻抗计算公式,式(6)为接地短路测量阻抗计算公式(为减小过渡电阻对测距的影响,取测量阻抗的电抗值计算距离)。

m端采集本端的三相电压和电流,同时接收对端的三相电压和电流,分别求出两端的零序电流值,流程图如图4所示。

图4的可行性分析:首先用零序电流判断采用接地测量值计算还是相间测量值计算;判断出来后,三相都用相同的公式计算距离,再根据不同的测距结果对各相采用不同的补偿值。正常运行和区外故障时,零序电流小于门槛值,三相都用相间公式计算距离,两端电压基本相同,两端电流方向相反,lm、ln一正一负,用l/2值补偿,可靠性不变。区内故障时,假设发生A相接地故障,零序电流大于门槛值,三相都用接地公式计算距离,对于故障A相,因为是区内故障,测出的lm、ln的都为正,A相就采用实测值进行补偿,灵敏度提高;而对于B、C相属于区外故障,测出的lm、ln一正一负,就代入l/2值补偿,可靠性不变。区外出口和区内出口处金属性接地故障时,若接地点与中性点间电阻为零,则故障相电压降为0,此时近故障端测距值都为0,这种情况下测距值无法反映区内外故障,仍需采用传统的补偿方法,利用差动判断故障。

3 两种补偿方法的性能比较

3.1 安全性比较

在正常运行和区外故障时,用的仍是传统的半补偿方法,可靠性和原来相同。

3.2 区内金属性故障的灵敏度比较

区内金属性故障时,测距值比较精确,由第1节的分析知道,利用实际故障点距离计算出的电容电流值符合实际,补偿很准确,灵敏度比传统补偿提高了。唯一不同的是区内出口处金属性接地故障且接地点与中性点间电阻为零时,采用传统补偿方法,灵敏度和原来相同。

3.3 区内带过渡电阻故障的灵敏度比较

因为采用电抗值测距,在一定程度上减少了过渡电阻的影响,在小过渡电阻接地故障时,测距值能够反映故障点的偏向,灵敏度比传统的高。高阻接地故障时,传统的电流差动保护判据本身已不能满足灵敏度要求[9],可将文献[10]中的专门针对高阻接地故障的判据和本文改进补偿后的全电流差动判据相结合。

4 仿真验证

用EMTDC建立1 000 k V双电源单回输电线路仿真模型,线路模型采用分布参数的贝瑞隆模型,线路参数来自晋东南-荆门特高压示范工程试验参数[11],具体参数见图5。

设传统补偿方法补偿后保护动作量为Id1,制动量为Iset1,动作系数K1=Id1/Iset1;本文提出的自适应补偿方法补偿后动作量为Id2,制动量为Iset2,动作系数K2=Id2/Iset2。

4.1 区外故障

区外0.4 s发生故障,K1、K2如图6所示。

两种补偿方法在正常运行和区外故障时的可靠性完全相同。由于两种方法都是基于稳态补偿,在区外故障的暂态过程中动作系数变化很大,可能会引起保护误动。

4.2 区内金属性故障

设线路mn内部在0.4 s发生金属性接地短路,在不同的短路点K1,K2的值如图7所示。

表1给出了区内不同点故障时K1,K2的值。

由图7和表1可以看出,中点故障时,改进补偿和传统半补偿的动作系数相同,即灵敏度相同,说明金属性故障时测距很准确;在送电端和受电端故障时,改进的补偿方法由于采用实测距离进行补偿,比较精确,灵敏度得到提高。

4.3 区内带过渡电阻故障

表2给出了区内不同点带不同过渡电阻短路时的动作系数。

由表2可以看出,在小过渡电阻情况下,测距比较准确,改进补偿的灵敏度和传统补偿差不多,有时还高于传统的灵敏度。在送电端过渡电阻为200Ω时,传统的差动保护判据本身已不能满足灵敏度要求,这也验证了文献[9]中送电端可带过渡电阻非常小的分析。所以高阻接地故障时,应配合其他的保护判据一起使用。

5 结论

理论分析和仿真结果表明:特高压长线路发生区内故障时,传统的稳态补偿方法由于采用固定的电容值计算补偿电流,受故障点的影响很大,当故障偏向一端时,补偿不准确,影响差动保护的灵敏度。本文提出的自适应补偿方法将实测值和固定值相结合,正常运行和区外故障时采用传统的固定补偿,可靠性和原来完全相同;区内故障时根据故障位置不同自适应计算电容电流值进行补偿,区内中点处故障时灵敏度和原来相同,区内非中点处故障时灵敏度得到提高,可以作为于特高压长线路电流差动保护的电容电流补偿措施。

参考文献

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窑主机电流显示回路技改 第7篇

1 存在问题

从2010年来, 我公司4号生产线窑主机电流在中控操作员站的显示不准确, 具体表现在:

1) 刚开窑时中控操作员站显示的电流一直是1 000A (最大值) 无波动, 而窑主机直流调速柜面板显示的电流为280~420A内规律波动, 平均值约为360A, 窑主机真实电流变化与调速柜面板显示的相符, 而与中控显示的严重偏差。需要调节控制柜内AIO板上的电位器才能使中控显示的电流与调速柜显示的电流校准。

2) 窑系统平稳运行时中控显示的窑主机电流经常会衰弱或递增, 如调速柜面板显示的平均电流为500A, 但中控显示的平均电流会从500A慢慢衰弱到200A或递增到700A, 这时就需要去校准电流, 一个班经常要校准4次以上。

中控电流显示的不准让中控操作员难以对窑内的料、风、煤作出正确的控制, 浪费能源并严重影响熟料的质量。

2 改造内容

2.1 查找原因

窑主机电流至中控操作员站线路的走线流程为:DCS柜4通道AIO板隔离器IO柜中控。

从末端向前进行排查:IO柜接收到的4~20m A电流信号经过变换计算后与中控显示的一致, 中控连线无问题;隔离器输出的电流信号与IO柜接收到的电流信号值一样, IO柜线路无问题;AIO板输出的信号与隔离器接收的信号一致, 经隔离器变换后的值也与计算的相符, 隔离器无问题;经测试, AIO板输入与输出的值也能长时间保持一致且无偏差, 更换一块新AIO板后开窑试机, 中控显示不正常的问题依旧, AIO板无问题;用示波器在测试DCS800柜内部4通道的输出时, 经计算与中控显示的一致而与控制柜面板的显示不符, 从而判断是DCS800柜4通道信号失真, 有零点漂移现象。

2.2 技改内容

由于DCS800柜4通道是镶嵌在控制单元内, 无法拆卸, 更换的成本在10万元以上, 更换时影响生产, 因此经过研究后, 决定设计一个分流器电路来传送窑主机电流到中控, 即:主电动机电缆接分流器新隔离器IO柜中控。

2.3 改造措施

1) 选型:根据现场实际情况, 选择分流器的型号为FL-27, 新隔离器型号为PA-1127。

2) 步骤:断开去DCS800柜的窑主机电流信号电缆, 改接到分流器, 分流器输出信号经过新的隔离器后, 进入IO组态系统柜。

3 改造效果