2018, Vol. 51文章信息
- 刘玉, 鲁海亮, 张晶焯, 徐旸, 蓝磊, 文习山
- LIU Yu, LU Hailiang, ZHANG Jinzhuo, XU Yang, LAN Lei, WEN Xishan
- 220 kV变压器空载合闸暂态过电压分析
- Transient overvoltage analysis of 220 kV transformer in no-load switching
- 武汉大学学报(工学版), 2018, 51(2): 165-171
- Engineering Journal of Wuhan University, 2018, 51(2): 165-171
- http://dx.doi.org/10.14188/j.1671-8844.2018-02-011
-
文章历史
- 收稿日期: 2016-09-17
电力变压器是电网中的重要设备之一，其运行状态对供电的安全和经济性至关重要[1, 2].变压器是由铁芯和线圈组成、利用电磁感应原理将电能通过磁能转化成电能的元器件.空载合闸为变压器的常规操作，因变压器在空载合闸过程中，铁芯饱和，产生幅值达到稳态工作电流几倍甚至十几倍的励磁涌流[3]，而备受人们关注.但同时，变压器空载合闸还会产生过电压，其幅值能达到稳态工作电压的几倍甚至几十倍[4].
变压器空载合闸过电压因其对电力系统的影响不太显著，常被现场人员误认为是其他性质的内部过电压.然而，随着近些年来电压等级的不断提高，电力系统容量的不断增大，通过现场实测或软件仿真发现，变压器空载合闸过程中出现了明显的过电压，并伴随有噪声和振动，甚至在连接变压器的高压电缆端部产生了局部放电[5].自2014年开始，湖北白莲河抽水蓄能电站在主变空载合闸操作时，其主变高压侧连接的XLPE干式电缆端部出现明显的放电现象.空载合闸过电压产生原因有电磁振荡过电压、谐振过电压和GIS操作引起的VFTO.目前研究较多的电磁振荡过电压及谐振过电压被认为是变压器空载合闸过电压的主要来源[6, 7].
本文采用电磁暂态分析软件EMTP/ATP，分析变压器空载合闸暂态过电压.首先利用BCTRAN模型和非线性电感建立了饱和变压器等效模型，搭建220 kV变压器空载合闸电路，然后研究了变压器空载合闸暂态过程中产生过电压的各种类型，包括三相振荡过电压、不同期合闸振荡过电压、三相谐振过电压以及非全相运行谐振过电压，最后就影响变压器空载合闸过电压的因素进行了分析，包括变压器连接型式和电压频率.
1 空载合闸暂态过程变压器空载合闸操作，在产生大励磁涌流的同时也会因振荡或谐振产生过电压.图 1为一个三相变压器连接电路图，在电源和变压器都为星形连接且中性点接地时，三相电路可等效为单相分析，若变压器合闸时A相电压初相角α=0，则可得合闸瞬间电压的零状态响应VT为
(1)
|
| 图 1 三相变压器连接电路图 Figure 1 Three-phase transformer connection circuit diagram |
式中：um为合闸前电压幅值；n=ω0/ω；ω0=1/
变压器空载合闸的过渡过程中，电压包含了一个衰减的暂态分量，与变压器的励磁电感和入口电容有关.合闸操作过电压具有很大的随机性，与合闸相角有关，合闸相角在0°附近会出现较高的过电压.
若三相变压器不同期合闸，对于三角形连接或中性点不接地的星形连接变压器，先合闸相与滞后合闸相间通过励磁电感和耦合电容产生直接电的联系，所以滞后合闸相在合闸前已耦合产生振荡过电压[9].而在电力输电网络中变压器220 kV侧绕组一般采用中性点接地的星形接线方式，三相绕组没有直接电的联系，但对于三相芯式变压器，其磁路如图 2所示，三相间可通过磁路耦合使滞后合闸相在合闸前产生振荡过电压，可能造成合闸瞬间更严重的过电压振荡[10].
|
| 图 2 变压器磁路及绕组接线 Figure 2 Transformer magnetic circuit and winding connection |
A相先合闸，则出现励磁涌流iA，变压器A相磁柱过饱和，磁阻增大.设A相磁柱产生的磁通为ΦA，ΦA经过气隙和B、C相磁柱流通，从而在系统B、C相上感应产生电压，合闸瞬间与正弦电压叠加产生更严重的过电压.若忽略气隙磁通且B、C相磁化特性完全相同，则ΦB=ΦC=ΦA/2.
振荡过电压与变压器所连接的电气设备多少及连接导线长度有关.由于变压器铁芯磁化曲线的非线性，空载合闸瞬间铁芯高度饱和，产生包含有稳态分量和暂态分量的励磁涌流.励磁涌流偏向时间轴的一侧且含间断角，所以其频率丰富.当导线参数和变压器参数相配合，使得系统自振频率和励磁涌流的某次谐波频率相近，则可能产生幅值相当高的谐振过电压，空载变压器合闸回路电阻较小，这种谐振过电压可能持续很长一段时间[11, 12].
空载合闸变压器时，由于断路器的拒动、导线断线等造成非全相运行，更易引发谐振过电压.如图 1所示，中性点不接地系统，若A相合闸失败，则系统可等效为图 3，其中C′0和C″0为断开处两侧导线对地电容.
|
| 图 3 非全相运行系统等值电路 Figure 3 Equivalent circuit of open-phase system |
该电路在一定的参数配合和激发条件下，可能会产生基频、高频或分频谐振[13].
2 空载合闸过电压的仿真计算本文基于电磁暂态分析软件EMTP/ATP，研究变压器空载合闸操作产生的各种过电压的情况.
2.1 计算模型及参数以一220 kV系统的变压器空载合闸为例进行分析，图 4为系统线路图.
|
| 图 4 220 kV系统线路图 Figure 4 220 kV system wiring diagram |
5 km架空线采用考虑频率特性的JMarti模型，20 m交联聚乙烯电缆计及单位长度电容为0.25 μF/km.三相饱和变压器采用BCTRAN模型+非线性电感模型模拟，其中利用SATURA将变压器空载试验的伏安特性曲线转化为励磁特性曲线[14]，如图 5所示.
|
| 图 5 变压器磁化曲线 Figure 5 Transformer magnetization curve |
三绕组变压器额定电压为220/110/6.3 kV，容量为50 MVA，连接方式为星形连接，中性点不接地.三绕组变压器各绕组对地电容取0.004 μF，绕组之间等效集中电容为0.01 μF.本文研究6.3 kV侧(低压侧)空载时220 kV侧(高压侧)合闸产生的过电压情况.
2.2 计算结果及分析基于搭建的仿真模型对变压器空载合闸过程进行仿真，空载合闸过电压与合闸相角有关，若三相断路器在t=0时刻合闸，得到变压器高压侧和低压侧的电压如图 6所示.此时高压侧过电压为206 kV，而低压侧过电压达到33 kV，改变合闸角，过电压幅值发生变化，在t=5 ms时合闸，高压侧无过电压产生.
|
| 图 6 变压器空载合闸振荡过电压 Figure 6 Transformer oscillation overvoltage by no-load switching |
三相变压器与单相变压器不同，空载合闸过电压不仅和合闸相角有关，还与三相是否同期合闸有关.为研究三相断路器不同期合闸时产生的过电压情况，不改变合闸角，令A在t=0时刻合闸，B、C相滞后一个周期, 即在t=20 ms合闸，得到变压器高压侧和低压侧的电压如图 7所示.由于电路和磁路的耦合，滞后相在合闸前已感应产生电压振荡，使得变压器高压侧过电压幅值为219 kV，低压侧达到84 kV.
|
| 图 7 变压器空载不同期合闸振荡过电压 Figure 7 Transformer oscillation overvoltage by no-load switching in different time |
为了补偿无功功率，输电系统各变电所必须装设大量的并联电容器和并联电抗器，以解决电网目前存在的电压偏高和偏低问题，降低电网损耗和提高系统的稳定运行.若在220 kV侧的架空线末端并联容量为107 MVar电容补偿装置[15]，得到变压器高压侧和低压侧的电压如图 8所示.并联电容装置后，变压器高压侧和低压侧不仅电压振荡幅值增大，振荡频率升高，其振荡时间也增加，高压侧过电压幅值达到305 kV，低压侧过电压为43 kV.
|
| 图 8 并联电容装置后合闸过电压 Figure 8 Overvoltage with shunt capacitance |
此时若三相非全相运行，在t=0时刻A、B相合闸，C相断开，得到变压器高压侧和低压侧的电压如图 9所示.在两相运行一相断开的情况下，低压侧引发谐振过电压，造成非常严重的过电压事故，高压侧过电压幅值为303 kV，低压侧过电压幅值达到96 kV，与此同时，幅值为50 kV左右的谐振过电压持续了较长时间，衰减慢.
|
| 图 9 三相非全相运行过电压 Figure 9 Open-phase overvoltage |
非全相运行时，在6.3 kV侧并联容量为3 MVar电容补偿装置，得到变压器高压侧和低压侧的电压如图 10所示.变压器低压侧出口母线首端并联电容后，对于过电压起到了抑制作用，使得高压侧过电压幅值减小到296 kV，低压侧过电压幅值减小到69 kV，对于低压侧过电压幅值抑制作用明显，但对于谐振电压衰减快慢影响较小，谐振电压仍持续了较长时间才衰减为稳态工频电压.
|
| 图 10 低压侧补偿电容后过电压 Figure 10 Overvoltage with shunt capacitance in low-voltage side |
上述情况下，变压器高压侧和低压侧的过电压幅值如表 1所示.
| 工况 | 过电压幅值/p.u. | |
| 高压侧 | 低压侧 | |
| 三相同期合闸 | 1.14 | 6.40 |
| 三相不同期合闸 | 1.22 | 16.30 |
| 并联电容补偿 | 1.69 | 8.35 |
| 非全相运行 | 1.68 | 18.60 |
由于三相非全相运行以及并联电容装置的增加，变压器振荡过电压增大，同时振荡频率也增大.高压侧过电压幅值较小，一般不超过稳态电压的2倍，而低压侧过电压较大，在三相同期合闸时振荡电压就已达6.4倍.这是由于低压侧空载，其波阻抗远大于高压侧，波在变压器绕组中传播发生折反射，同时在高频振荡电压的作用下，铁芯磁通饱和，电感减小，原副边绕组电压比不再由励磁电感决定而由匝间杂散电感和电容决定，高压侧电压通过电容耦合到低压侧，导致低压侧过电压非常大.发生谐振时，过电压幅值非常大，达到了18.6倍，对变压器绝缘以及系统的稳定运行产生威胁.
所以变压器空载合闸操作时，三相断路器应同时操作，减小断路器的分散性，尽量避免三相不同期合闸，同时定期检查断路器状态保证其正常动作，避免因断路器拒动和导线断线等造成的三相非全相运行.采用并联电容器对电网无功功率进行补偿时，应慎重选择电容器的容量，避免和变压器的参数配合产生谐振，威胁系统安全稳定运行，当系统结构有较大变化时，应注意校验.
3 影响合闸过电压的因素通过以上分析，系统参数、合闸相角、断路器操作等均能影响合闸过电压的大小，除此之外，变压器的连接型式和加载电压的工作频率对过电压也有较大影响.
3.1 变压器连接形式三相绕组常用的两种连接方法为星形连接和三角形连接，星形连接又可分为中性点接地和中性点不接地，220 kV及以上的输电系统一般采用中性点直接接地的连接方式，星形和三角形连接按照连接组号的不同又可分为多种[16].本文研究变压器220 kV和6.3 kV侧的连接方式对空载合闸过电压的影响，着重分析了非全相运行时(t=0时刻A、B相合闸，C相断开)，Y-Y、Yn-Yn、Yn-D11 3种连接形式下变压器高低压侧过电压的大小，如表 2所示.
| 连接形式 | 过电压幅值/p.u. | |
| 高压侧 | 低压侧 | |
| Y-Y | 1.68 | 18.60 |
| Yn-Yn | 1.68 | 9.13 |
| Yn-D11 | 2.28 | 15.90 |
输电系统电压振荡或发生谐振时，变压器连接形式对电网过电压有较大影响.空载合闸下，变压器Yn-Yn连接，中性点都接地，三相变压器可等效为单相变压器分析，相间无电压耦合，导致无论是高压侧的过电压还是低压侧过电压幅值都是最小的，说明该种连接方式能显著抑制过电压水平.中性点不接地的星形连接方式中，中性点悬浮，无法限制中性点电位且相间发生感应耦合导致过电压振荡，使得低压侧过电压幅值最大，严重超过设备耐压值，应避免该连接方式.Yn-D11作为系统中常见的变压器连接形式，导致高压侧过电压显著增大，低压侧电压虽不是最严重但仍然较大，同样应避免该种连接方式.所以为限制过电压水平，变压器尽量采用星形且中性点接地的连接方式，此时应考虑接地极发热以及直流偏磁等问题.
3.2 振荡电压频率我国输电系统中电压额定工作频率是50 Hz，但在开关操作等暂态过程中发生振荡，产生高频过电压分量[17]，图 11为图 8并联电容器后低压侧振荡过电压的频谱，
|
| 图 11 过电压频谱 Figure 11 Overvoltage spectrum |
变压器在空载合闸的暂态过程中，其过电压频率含量丰富，从零到上百千赫兹都有分布，既有低频分量又有高频分量，但是各频率分布不均匀，主要频率集中在工频附近以及10~20 kHz.工频50 Hz的电压分量最大，达到5 368 V，100~1 000 Hz之间电压分量也较大，随后随着频率的增大，电压减小，但是在11.58 kHz时，电压达到了651 V，远大于除工频以外的其他频率点，极易在该点发生谐振.
空载合闸时在高频电压的作用下，由于变压器铁芯饱和，原副边绕组电压比不再由励磁电感决定，而由匝间杂散电感和电容决定，高压侧高频电压通过电容耦合到低压侧，导致低压侧产生幅值较大的过电压.表 3为高压侧施加不同频率的100 V电压得到的变压器低压侧稳态电压.
| 电压频率/Hz | 低压侧稳态电压/V |
| 50 | 2.86 |
| 5 000 | 3.20 |
| 50 000 | 23.00 |
| 500 000 | 74.00 |
随着工作频率的逐渐增大，变压器高低压侧变比变化较大，低频下变比由高低压线圈电感决定，即匝数比，高频下变比由绕组间杂散电容决定，高压侧的大电压易耦合到低压侧造成严重过电压.
4 结论本文通过在电磁暂态分析软件EMTP/ATP中建立变压器模型，仿真了变压器空载合闸暂态过程中产生过电压的各种类型，并就影响空载合闸变压器过电压的因素进行了分析，得到以下结论：
1) 变压器空载合闸操作易引发多种过电压类型(根据系统结构和开关状态)，包括三相振荡过电压、不同期合闸振荡过电压、三相谐振过电压以及非全相运行谐振过电压，其中因并联电容补偿装置或者非全相运行发生谐振时，产生的过电压最为严重.本文计算得到变压器高压侧最大过电压为稳态工作电压的1.69倍，不超过2倍工作电压，对于高压侧绝缘不会产生较大影响；低压侧最大过电压为18.6倍，严重超过绝缘耐压，应避免此种操作情况的出现或者采取措施抑制过电压水平.
2) 无论在何种过电压类型下，低压侧过电压倍数普遍大于高压侧，这是因为首先其波阻抗远大于高压侧，波在变压器绕组中传播发生折反射抬高了低压侧电压，同时在高频振荡电压的作用下，铁芯电感减小，原副边绕组电压比不再由励磁电感决定而由绕组杂散电容决定，高压侧电压通过电容耦合到低压侧，导致低压侧过电压非常大.
3) 变压器连接型式影响过电压水平，采用星形且中性点接地的连接方式，过电压最小，而Yn-D11由于相间耦合以及中性点偏移导致过电压较大，同时系统电压频率影响过电压大小，随着工作频率的逐渐增大，变压器高低压侧变比变化较大，电容耦合导致低压侧严重的过电压.
| [1] |
陈建华. 电缆连接变压器选相投切技术研究[D]. 大连: 大连理工大学, 2013.
Chen Jianhua. Research on controlled switching of no-load transformers with cable[D]. Dalian: Dalian University of Technology, 2013. http://cdmd.cnki.com.cn/Article/CDMD-10141-1013201539.htm |
| [2] |
钟文华. 台山电厂升压变压器励磁涌流分析及其抑制手段[D]. 广州: 华南理工大学, 2013.
Zhong Wenhua. The analysis and reduction of Taishan Power Plant transformer inrush current[D]. Guangzhou: South China University of Technology, 2013. http://cdmd.cnki.com.cn/Article/CDMD-10561-1014153792.htm |
| [3] |
陈意龙. 牵引变压器投切过程的暂态分析[D]. 北京: 北京交通大学, 2011.
Chen Yilong. Analysis on the transient course of traction transformer in the switching process[D]. Beijing: Beijing Jiaotong University, 2011. http://cdmd.cnki.com.cn/Article/CDMD-10004-1011051077.htm |
| [4] |
李振强, 谷定燮, 戴敏. 特高压空载变压器谐振过电压和励磁涌流分析及抑制方法[J].
高电压技术, 2012, 38(2): 387–392.
Li Zhenqiang, Gu Dingxie, Dai Min. Analysis and suppression method of no-load ultra high voltage transformer resonance overvoltage and inrush current[J]. High Voltage Engineering, 2012, 38(2): 387–392. |
| [5] | Hopkinson R H. Ferroresonance during single-phase switching of 3-phase distribution transformer banks[J]. IEEE Transactions on Power Apparatus & Systems, 1965, 84(4): 289–293. |
| [6] |
林集明, 王晓刚, 班连庚, 等. 特高压空载变压器的合闸谐振过电压[J].
电网技术, 2007, 31(2): 5–10.
Lin Jiming, Wang Xiaogang, Ban Liangeng, et al. Resonance overvoltage caused by energizing no-load transformers in 1 000 kV AC transmission system[J]. Power System Technology, 2007, 31(2): 5–10. |
| [7] | Mork B A, Stuehm D L. Application of nonlinear dynamics and chaos to ferroresonance in distribution systems[J]. IEEE Transactions on Power Delivery, 1994, 9(2): 1009–1017. DOI:10.1109/61.296285 |
| [8] |
杨中卿. 电力变压器选相投切技术研究[D]. 大连: 大连理工大学, 2010.
Yang Zhongqing. Investigations on controlled switching of power transformer[D]. Dalian: Dalian University of Technology, 2010. http://cdmd.cnki.com.cn/Article/CDMD-10141-1011022040.htm |
| [9] |
徐宏雷, 郑伟, 王维洲, 等. 750 kV变压器高压侧空载合闸过电压因素分析[J].
电力自动化设备, 2011, 31(8): 148–152.
Xu Honglei, Zheng Wei, Wang Weizhou, et al. Analysis of overvoltage factors during primary-side closing of 750 kV transformer without load[J]. Electric Power Automation Equipment, 2011, 31(8): 148–152. |
| [10] |
孙友群. 哈大电气化铁路牵引站变压器空载合闸过电压的研究[D]. 北京: 清华大学, 2004.
Sun Youqun. Study on no-load closing overvoltage of transformer in traction substation of Ha-da electric railway[D]. Beijing: Tsinghua University, 2004. http://cdmd.cnki.com.cn/Article/CDMD-10003-2005035346.htm |
| [11] | Patel B, Das S, Roy C K, et al. Simulation of ferroresonance with hysteresis model of transformer at no-load measured in laboratory[C]// TENCON 2008 -2008 IEEE Region 10 Conference, IEEE, 2008: 1-6. |
| [12] | Gustavsen B, Brede A P, Tande J O. Multivariate analysis of transformer resonant overvoltages in power stations[J]. IEEE Transactions on Power Delivery, 2011, 26(4): 2563–2572. DOI:10.1109/TPWRD.2011.2143436 |
| [13] |
鲁铁成.
电力系统过电压[M]. 北京: 中国水利水电出版社, 2009.
Lu Tiecheng. Hyper-Voltage of Power Systems[M]. Beijing: China Waterpower Press, 2009. |
| [14] |
黄金. 空载变压器选相关合技术研究[D]. 成都: 西华大学, 2010.
Huang Jin. Research on controlled switch of no-load transformer[D]. Chengdu: Xihua University, 2010. http://cdmd.cnki.com.cn/Article/CDMD-10623-2010241766.htm |
| [15] |
GB50227-95并联电容器装置设计规范[S]. 北京: 中国计划出版社, 1995.
GB50227-95 Design Specification of Parallel Capacitor Device[S]. Beijing: China Planning Press, 1995. |
| [16] |
任亚莉. 三相变压器12种连接组规律探析[J].
甘肃教育学院学报(自然科学版), 2002, 16(4): 38–42.
Ren Yali. An inquiry into laws on 12 kinds linking group of three-phase transformer[J]. Journal of Gansu Education College(Natural Sciences), 2002, 16(4): 38–42. |
| [17] | Gustavsen B. Study of transformer resonant overvoltages caused by cable-transformer high-frequency interaction[C]// Power and Energy Society General Meeting, IEEE, 2011: 1. |