海上风电场中压电缆集电系统暂态过电压仿真*

刘刚 江晓锋 郭亚勋 辛妍丽 梁嘉浩 周露 郑明

(1.华南理工大学 电力学院, 广东 广州 510640； 2.中国能源建设集团广东省电力设计研究院有限公司， 广东 广州 510663)

在化石能源枯竭与节能减排压力越来越大的今天,风能作为一种清洁能源越来越受到重视.《电力发展“十三五”规划》指出,预计到2020年,我国风电装机将达2.1亿千瓦,在江苏、广东、福建等地因地制宜推进海上风电项目建设.风电将迎来重大发展机遇,其中海上风电前景广阔.真空断路器由于具有体积小、维护简单和灭弧性能优良的特点,在海上风电场中压系统中大量应用[1- 2].海上风电场中压集电网大量使用电缆,电缆系统有其自身的特殊性,且由于风的间歇性和随机性,风电场断路器频繁开合在内部集电网络系统会产生频率很高的暂态过电压.文献[3- 6]统计了海上风电场机端变压器发生绝缘故障事故的情况,表明真空断路器频繁开合造成的高频过电压是引起大量机端变压器绝缘故障的主要因素.文献[7]和[8- 11]用试验验证了搭建的真空断路器高频仿真模块的有效性,但没有考虑真空断路器截流值、触头间介质恢复强度和高频熄弧能力这3个特征参数对机端变压器过电压的影响.文献[12]建立了风电场中压电缆模拟系统试验电路和仿真计算平台,文献[13]对海上风电场内部电气系统合闸过电压进行了仿真分析,但都没有对断路器进行高频建模，仅进行了工频情况下的操作过电压仿真分析.

文中首先利用PSCAD仿真软件搭建了能反映真空断路器重燃特性的自定义模型,该模型不但考虑了真空断路器的截流值、触头间介质恢复强度和高频电流熄弧能力,同时，为了使模型更加符合实际情况,还考虑了断路器的燃弧电压;然后根据实际海上风电场接线,搭建简化的海上风电场中压电缆集电系统,研究真空断路器3个主要特征参数、电缆长度和分闸初相角对机端变压器高压侧暂态过电压和重燃次数的影响;最后通过仿真验证了文中提出的在机端变压器高压侧串联扼流线圈和并联小电容以及金属氧化物避雷器过电压保护装置的有效性,从而为实际海上风电场设备选型与设计提供指导依据.

1 真空断路器建模

实际真空断路器的操作具有统计性和随机性,但为了获得最严重的过电压,应当把参数选取为定值[7].如图1所示,通过检测断路器的电流和两端电压,结合断路器的特征参数进行编程,从而改变可控电阻的电阻值来模拟断路器的开合,建立真空断路器重燃特性的仿真模型.

图1 真空断路器PSCAD仿真模型接口

Fig.1 PSCAD simulation model interface of vacuum circuit breaker

1.1 截流值的选取

当真空断路器接到分闸命令后,触发操作机构动作,触头开始拉开,由于电弧的存在,电流仍然比较大,当电弧接近熄灭的时候,由于电弧变得不稳定,会导致电弧瞬间熄灭,形成截流.

截流值的大小主要与开断电流大小、频率和触头材料等因素有关,可用如下公式表示[14]：

Ich=(ωiαβ)1/(1-β)

(1)

依据式(1)计算可得使用特殊铜-铬(CuCr)触头的35 kV真空断路器截流值在2～3 A范围内.

1.2 触头间绝缘恢复强度的选取

真空断路器断开时,触头间的介质恢复强度随着触头间的间隙增大而增大,当真空断路器触头间的暂态恢复电压超过触头间的介质恢复强度时就会导致断路器的重燃.重燃发生在触头分离的几个毫米之内,而触头间的介质恢复强度在该间隙之内随断开时间近似于线性增大,可用如下公式描述[15]：

Ub=AA(t-topen)+BB

(2)

式中：Ub为介质恢复强度,V;t为仿真时间,s;topen为断路器断开时间,s;参数AA和BB的取值如表1所示.

表1 参数AA和BB的取值Table 1 Values of AA and BB

1.3 高频电流熄弧能力的选取

真空断路器发生重燃时,高频暂态电流会叠加在工频电流上,产生大量的过零点电流,由于真空断路器具有良好的高频熄弧能力,能够在电流接近零时将电弧熄灭,其熄弧能力可以用高频电流过零时对时间的变化率来描述.一开始这些高频电流具有很高的变化率,断路器不能熄灭这些过零点电弧,但随着高频电流幅值的衰减,变化率也跟着减小,当这些过零点电流变化率小于临界变化率时,断路器切断高频电流,转为断开状态,否则断路器依然处于导通状态[14].临界电流变化率与断路器的结构设计有关,临界电流变化率一般在100～600 A/μs之间[16].

1.4 燃弧电压的选取

实际中,真空断路器触头间的电弧会在断路器两端产生电压降,文献[17- 18]研究了当前真空开关常用触头的电弧电压及电弧特性.由于海上风电场单馈线运行时工频电流最大是几百安培,且产生电弧时断路器的触头间距离较小,对比文中实验结果,选取电弧电压为20 V具有一定的合理性[19].自定义模型通过改变可控电阻的电阻值实现燃弧电压恒定在20 V,可用如下公式描述[20]：

(3)

式中：Rarc为燃弧电阻,Ω;uarc为燃弧电压,20 V;iarc为燃弧电流,A.

1.5 断路器状态转换条件

断路器断开条件：①系统一开始处于导通状态;②仿真时间远远大于断路器断开时间;③电流小于截流值;④高频过零点电流变化率小于临界电流变化率.

断路器闭合条件：在断路器打开的状态下,断路器两端的暂态恢复电压超过触头间的绝缘恢复强度.

运用C语言对断路器开合条件进行编程,程序中的逻辑运算必须根据外部输入的电压电流参数,准确判断系统导通和断开两种状态,然后通过PSCAD仿真软件调用C语言程序,实时控制可控电阻的电阻值来模拟断路器的开合.图2和3很好地展现了真空断路器分闸操作产生重燃的现象.

图2 真空断路器两端电压差

Fig.2 Vacuum circuit breaker voltage difference between two ends

图3 流过真空断路器的电流Fig.3 Current flowing through the vacuum circuit breaker

2 简化的海上风电电缆集电系统的建立

如图4所示,实际的海上风电场中压(35 kV)电缆集电系统包括海上升压站、中压电缆、真空断路器、风机端变压器和风机等设备.为了研究真空断路器的重燃特性、电缆长度以及分闸初相角对风机端变压器高压侧暂态过电压的影响,特建立只包含单条馈线单台风机的简化海上风电电缆集电系统,如图4中虚线部分所示.

图4 海上风电场内部电气系统布局Fig.4 Internal electrical system layout of offshore wind farm

3 仿真计算模型的搭建

应用PSCAD暂态分析软件对图4虚线部分所示的简化海上风电系统进行仿真建模,如图5所示.

图5 简化海上风电系统单线示意图

Fig.5 Schematic diagram of simplified offshore wind power system

在该仿真计算模型中,TX1为电源端变压器(220/35 kV,180 MVA)，模拟海上主变压器提供35 kV电压；TX2为负载端变压器，模拟风电发电机的机端变压器(35/0.69 kV,5 MVA),电抗器等效于停转的发电机励磁电流中的感性负载.其中TX1和TX2均采用PSCAD软件库中的UMEC模型,并在TX2高压侧并联入口电容,模拟变压器的高频特性,入口电容C由以下公式计算[21]：

(4)

式中：C的单位为pF;S为三相变压器的容量,单位为MVA;n为3;K为350.

电缆1(35 kV母线到馈线始端风机处长度)和电缆2(塔顶机端变压器到塔底断路器的长度)分别为2 km和80 m的三芯中压电缆,该电缆选用PSCAD软件库中频率依赖(相位)模型.断路器采用第1节中自定义的模型,RS、LS、CS为真空断路器的寄生参数[22],其中RS为50 Ω、LS为50 nH、CS为200 pF,且该模型与时间逻辑器配合,可实现任意时刻的分闸操作.

4 仿真与分析

切除空载变压器或感性负载时,真空断路器多次重燃会产生很高的高频暂态过电压.影响暂态过电压的陡度、幅值以及重燃次数的因素很多,诸如断路器重燃特性、断路器分闸初相角、塔顶机端变压器到塔底断路器的电缆长度等[23- 26].真空断路器在开断感性负载过程中,重燃比较明显[12],因此先根据真空断路器开断感性负载确定断路器特征参数,从而再研究分闸初相角和电缆长度对暂态过电压(TX2高压侧)幅值和陡度以及重燃次数的影响.

4.1 截流值与暂态过电压的关系

根据电路理论,断路器发生重燃时,机端变压器高压侧暂态过电压陡度(变化率)与变压器高压侧对地电容中的电流密切相关,可用如下公式表示：

(5)

表2 不同截流值下的暂态过电压和重燃次数

Table 2 Transient overvoltage and number of reignitions at different chopping current

截流值/AA相(首开相)B相(非首开相)C相(非首开相)幅值/p.u.陡度/p.u.重燃次数/p.u.幅值/p.u.陡度/p.u.重燃次数幅值/p.u.陡度/p.u.重燃次数/p.u.2.002.5210.29152.639.1942.7010.8842.252.4811.04162.749.3932.4811.1642.502.4111.33152.709.3652.747.7242.752.2210.46162.759.5142.7211.4563.002.4511.45172.9710.2142.868.105

4.2 介质恢复强度与暂态过电压的关系

对式(2)中的参数AA和BB采用表1三组数据,得到3种不同的介质恢复强度曲线.如图2所示,对各电压等级的介质恢复强度进行仿真.仿真结果如表3所示,介质恢复强度曲线斜率越大,暂态过电压幅值和陡度越大,重燃总次数越少.

表3 不同介质恢复强度下的暂态过电压和重燃次数

Table 3 Transient overvoltage and number of reignitions under different dielectric recovery

Ub电压等级A相(非首开相)B相(首开相)C相(非首开相)幅值/p.u.陡度/p.u.重燃次数/p.u.幅值/p.u.陡度/p.u.重燃次数/p.u.幅值/p.u.陡度/p.u.重燃次数/p.u.高3.129.21 52.2511.31 93.0410.74 4中2.6710.24 62.069.79 162.739.02 3低1.797.4012211.867.3516021.937.231057

4.3 高频熄弧能力与暂态过电压的关系

为了研究高频熄弧能力对暂态过电压的影响,必须设置高频临界电流变化率为确定值.在100～600 A/μs之间依次间隔100 A/μs取值.如图6所示,仿真结果表明高频临界电流变化率在100～600 A/μs范围内变化,暂态过电压幅值和陡度以及重燃总次数基本不变.

图6 临界电流变化率与暂态过电压和重燃总次数的关系

Fig.6 Relationship between critical derivative,transient overvoltage and total number of reignitions

4.4 分闸初相角与暂态过电压的关系

图7中机端变压器的暂态过电压和重燃总次数与分闸初相角近似呈60°周期关系,在感性负载为主的电路中,断路器在电压过零点断开产生的过电压幅值高于电压过峰值时的操作.分闸初相角为45°断开时产生的过电压幅值和陡度最大,可达3.26 p.u.和12.46 p.u.,重燃总次数最少(13次)；分闸初相角为30°断开时产生的过电压幅值和陡度最小,可达2.68 p.u.和10.84 p.u.,重燃总次数最多(24次).

图7 分闸初相角与暂态过电压和重燃总次数的关系

Fig.7 Relationship between the initial phase angle of swit-ching,transient overvoltage and total number of reignitions

4.5 电缆长度与暂态过电压的关系

当电缆2长度从40 m依次间隔40 m增大到160 m时,暂态过电压幅值和陡度以及重燃总次数都随着电缆长度的增加而减少,如图8所示.

图8 电缆2长度与暂态过电压和重燃总次数的关系

Fig.8 Relationship between the length of the cable 2 ,transient overvoltage and total number of reignitions

5 过电压保护装置

目前常用的过电压抑制措施主要是在变压器高压侧分别加装氧化锌避雷器(MOA)、RC保护器、大电容.其中,氧化锌避雷器只能抑制过电压幅值而不能抑制过电压陡度；RC保护器和大电容虽能抑制过电压幅值和陡度,但由于该设备的制造成本昂贵、体积较大,在实际风电场中很少使用.文中根据ABB公司提出的新型过电压保护装置——变压器高压侧串联扼流线圈[27],提出在海上风电场机端变压器高压侧串联扼流线圈且并联小电容和氧化锌避雷器.其中扼流线圈的电阻值为50 Ω,近似等于电缆的波阻抗,以减小波的折反射,电感值为70 μH；并联的小电容值为10 nF，与扼流线圈的电阻特性组成积分电路限制暂态过电压的陡度；氧化锌避雷器选用PSCAD/EMTDC仿真软件中ASEA XAP-A型金属氧化物避雷器的伏安特性曲线,抑制暂态过电压的幅值,如图9所示.仿真得到有、无保护装置的暂态过电压和重燃总次数，如表4所示,波形如图10所示.

图9 机端变压器高压侧配置保护装置示意图

Fig.9 Schematic diagram of protection device for high voltage side of transformer

由表4和图10可知,机端变压器高压侧加装过电压保护装置后,过电压幅值和陡度以及重燃总次数都得到了有效的抑制.过电压幅值从3.12 p.u.降低到2.35 p.u.,陡度从11.31 p.u.减小到0.93 p.u.,降幅达92%,重燃总次数也得到明显的抑制,由原来的18次降到5次,且只有首开相(B相)发生重燃现象.

表4 加装保护装置前后暂态过电压和重燃总次数的比较

Table 4 Comparison of transient over-voltage and total number of reignitions before and after installation of protective devices

保护装置过电压幅值/p.u.过电压陡度/p.u.重燃总次数/p.u.无3.1211.3118MOA+扼流线圈2.350.935

图10 加装保护装置前后暂态过电压波形

Fig.10 Transient over-voltage waveform before and after the installation of protective devices

6 结论

文中自定义的真空断路器重燃特性模型很好地展现了真空断路器分闸操作产生重燃的现象,并利用此模型对海上风电场简化的电缆集电系统暂态过电压进行了仿真研究,得到如下结论：

(1)真空断路器3个特征参数中的介质恢复强度对暂态过电压和重燃次数的影响最大,暂态过电压幅值和陡度随着介质恢复强度的增大而增大,但重燃总次数减少.

(2)暂态过电压幅值和陡度以及重燃总次数与分闸初相角近似成60°周期关系;暂态过电压幅值最大为3.26 p.u.,陡度最大为12.46 p.u..

(3)暂态过电压幅值、陡度和重燃总次数随着塔顶机端变压器到塔底断路器的电缆长度的增加而减小.

(4)仿真表明，采用文中提出的机端变压器高压侧串联扼流线圈和并联小电容以及氧化锌避雷器时,过电压的幅值、陡度和重燃次数都得到了很好的抑制.

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