海上风电场真空断路器投入并联电抗器的过电压及防护

周文婷, 唐文虎, 辛妍丽, 周九江, 吴青华

(华南理工大学电力学院, 广东省广州市 510640)

0 引言

海上风电场运行分析是中国电力系统研究的一大热点[1]。海上风电场拓扑结构不同于陆上风电场,长距离且呈容性的海底电缆被大量使用,导致系统中产生较大充电功率,因此需在海上风电场中投入并联电抗器等设备进行补偿,抑制电压升高,提高系统稳定性。由于海底电缆波阻抗小而电抗器电感值大,因此海上风电场中切投并联电抗器过程会引起幅值与陡度均较大的操作过电压[2]。该操作过电压对海上风电场运行具有高危害性,所以需要对其产生原理及相应防护进行研究。

真空断路器是海上风电场常用的投切设备,具有灭弧能力强、可靠性高、使用寿命长、无火灾危害、适合频繁操作等优点[3-4]。文献[5-6]对真空断路器开合操作过程中产生的重燃和预击穿现象进行研究,并提出了真空断路器介电恢复强度特性及高频熄弧特性的简化公式与相关参数,为真空断路器的建模提供一定的参考依据;文献[7]对12 kV真空断路器合闸并联电抗器进行一系列现场试验研究,依据试验结果对合闸预击穿暂态过程中,端口间介质动态绝缘强度恢复曲线和高频电流熄弧特性进行分析,并根据实验数据在ATP-EMTP中搭建真空断路器合闸仿真模型;文献[8]根据文献[9]中40.5 kV系统真空断路器开断并联电抗器,产生过电压的现场试验数据进行总结和分析,结合电路理论分析三相多次重燃过程的产生、发展和结束机制;文献[10]对国内某110 kV变电站10 kV系统投入电容器和电抗器进行了仿真和试验,分析了合闸时电抗器与杂散电容产生谐振引发的过电压,并对电抗器侧加装避雷器抑制过电压的效果进行计算验证;文献[11-14]结合PSCAD/EMTDC建立海上风电场模型,研究分析了变压器位置、运行馈线数量等对海上风电场内部电气系统过电压的影响,但未对并联电抗器进行高频建模研究;文献[15]参考某330 kV变电站35 kV系统的试验情况,结合ATP-EMTP中建立的仿真模型,分析SF6断路器预击穿引起并联电抗器合闸过电压的原因,以及阻容吸收器的过电压抑制效果;文献[16]介绍避雷器及阻容吸收器等保护装置,并提出阻容吸收器接在电抗器侧效果要明显好于接在用于切投电抗器的开关侧的结论。上述研究主要集中在传统电力系统,而针对海上风电场投入并联电抗器引起操作过电压的研究十分缺乏。

鉴于目前的研究现状,本文在PSCAD/EMTDC环境中搭建典型海上风电场高频暂态模型,模拟真空断路器合闸投入并联电抗器的过程,对并联电抗器及汇流母线上出现的操作过电压进行研究。此外,由于内部集电网络是海上风电场十分脆弱的模块,并且建设及维修难度大、成本高[17-18],本文还对不同位置风机端变压器上的操作过电压进行研究。最后,针对上述过电压,采用几种典型保护设备进行过电压抑制研究,为海上风电场的设计和日常运维提供参考。

1 海上风电系统概述

根据本文的研究需求和现有海上风电场仿真模型简化方面的研究成果[11],本文基于广东省某风电场参数,在PSCAD/EMTDC环境中搭建了用于海上风电场真空断路器投切并联电抗器暂态过电压研究的整体系统模型,如图1所示。该仿真模型由1条经真空断路器VCB1连接8台风机(W1～W8)的35 kV馈线和一条经真空断路器VCB2并联电抗器无功补偿支路组成。W1～W8风机额定输出电压为0.69 kV,额定功率为2.5 MVA,风机端连接35 kV/0.69 kV变压器。

图1 海上风电场模型示意图Fig.1 Layout of a typical offshore wind farm

2 海上风电场主要设备建模

本文搭建的仿真系统中,外部电网及升压变压器采用110 kV理想电源及35 kV/0.69 kV三相两绕组变压器模型,外部电网与升压变压器之间架空线使用常用的π形等值模型。海底电缆使用PSCAD/EMTDC元件库提供的频率依赖(相位)模型,该模型考虑元件参数的频率和线路损耗的频率依赖性,在宽频域分析中具备高准确性,能对预击穿暂态过程中工频和高频阶段海底电缆状态进行准确模拟[17]。根据文献[11,13]所述,海上风电场投入并联电抗器暂态过程非常短,风力发电机没有充足的时间改变状态,因此本仿真系统使用1.2 mH电感表示风力发电机组。风机端变压器极易受高频过电压影响而发生匝间绝缘击穿,因此需考虑风机端变压器高频暂态过程中呈现的容性效应,本研究根据文献[14]搭建考虑杂散电容影响的变压器高频暂态模型。

为精确模拟海上风电场真空断路器合闸投入并联电抗器暂态过程,本节主要对真空断路器及并联电抗器进行高频暂态建模。

2.1 真空断路器

目前采用的真空断路器仿真模型均是在文献[19]提出的考虑真空开关基本特征控制程序的真空开关仿真模型基础上改进搭建。为更好地模拟断路器的投切与断口电弧特性,本模型以HELMER模型为基础,在PSCAD/EMTDC自带理想断路器上增加一条包含真空断路器触头间寄生电阻Rb、电感Cb和电容Lb的并联支路,如附录A图A1所示。真空断路器模型控制模块由两个输入量Ib和Ub及一个输出量BRK组成,其中Ib为流过真空断路器的电流,Ub为真空断路器两端电压,BRK为理想断路器的开合状态。

本模型使用外部C语言文件编写断路器控制程序,利用PSCAD/EMTDC与C语言接口技术,完成理想断路器的开合控制,控制程序逻辑如图2所示。

图2 真空断路器模型控制逻辑Fig.2 Control logic of vacuum circuit breaker model

为精确模拟多次预击穿过程,参考文献[20],本模型将合闸暂态过程分为第1次预击穿、重复预击穿、高频熄弧恢复及物理闭合4个阶段,使用第1次预击穿pf、重复预击穿pr、高频熄弧恢复or及物理闭合cf四个逻辑标志判断真空断路器所处状态。

1)第1次预击穿阶段

真空断路器模型收到合闸信号后,当断路器两端电压绝对值超过真空断路器触头间介电强度时,模型由开断状态进入第1次预击穿阶段,控制模块将给pf赋1并给理想断路器闭合信号,模拟真空断路器触头之间间隙击穿现象。真空断路器合闸之前其两端电压为工频,因此第1次预击穿一般为工频预击穿。

真空断路器的介质强度是判断真空断路器是否进入第1次预击穿的关键。文献[15]中将预击穿次数、每次持续时间及相邻击穿时间间隔设为定值,而实际上真空断路器的介质强度随着触头间距离的减小而减小,预击穿持续时间及间隔时间均随时间减小,因此取定值的方法有失准确性;文献[7]根据试验结果对介质强度与合闸时间进行近似拟合,用于逻辑判断,但因真空断路器试验的局限性,该拟合曲线只针对某一特定型号真空断路器或少数试验而缺乏通用性。本研究根据真空断路器预击穿原理,考虑真空断路器触头闭合时间短、介电强度变化快的特性,采用通用一阶多项式计算真空断路器介电强度V[5]:

V=Vlimit-A(t-tclose)-B

(1)

式中:Vlimit为真空断路器极限介电强度,其大小与断路器触头间介电材料有关;A为触头合闸速度;B为介电强度常数;t为当前仿真时刻;tclose为断路器触头开始动作时间。A和B的计算参数如附录A表A1所示[5]。

2)高频熄弧恢复阶段

模型进入第1次预击穿阶段后,真空断路器导通,其所在支路出现高频电流。控制模块开断高频电流,进入高频熄弧恢复阶段的条件为:①击穿时间超过限定时间且通过真空断路器电流绝对值小于高频截流电流值;②通过真空断路器的高频电流通过零点且其对时间的变化率小于高频熄弧恢复能力。

进入此阶段后,控制模块给or赋1并给理想断路器断开信号,电压逐渐恢复。

对于条件②中的高频熄弧恢复能力有多种处理方式。由于熄弧时电流变化率的分散度很大,文献[7]根据现场试验数据选取简化的电流变化率上限值作为熄弧能力判断准则显然不通用。考虑模型的通用性,本模型采用一阶多项式表示[5]:

(2)

式中:C为熄弧能力的上升比例;D为触头开始合闸时的熄弧恢复能力。C和D的计算参数如附录A表A2所示[5]。

3)重复预击穿阶段

当真空断路器模型处于高频熄弧恢复阶段时,其两端将会产生频率较高的恢复电压,当恢复电压值再次超过真空断路器触头间介电强度时,控制模块将由高频熄弧恢复阶段进入重复预击穿阶段,给pr赋1并给理想断路器闭合信号。重复预击穿与第1次预击穿在特性上存在较明显的区别,为高频预击穿。进入重复预击穿阶段后如满足阶段2)中条件,系统将再次进入高频熄弧恢复阶段。

4)物理闭合阶段

真空断路器模型将进行多次阶段2)和3)的交替,当真空断路器模型处于预击穿阶段且介电强度为零时,真空断路器触头之间发生物理接触,给真空断路器模型闭合信号并给cf赋1进入物理闭合阶段。

真空断路器高频模型与工频模型测试结果对比如附录A图A2所示。由图可知,使用高频模型的测试电路在合闸过程中出现了多次预击穿,而工频模型无法仿真模拟预击穿现象。

为验证该真空断路器高频模型的准确性,本文搭建了一个35 kV真空断路器的试验平台。本试验平台由10 kV三相电源和10 kV/35 kV升压变压器作为系统电源的输入端,35 kV/0.69 kV机端变压器经过真空断路器与电源相连,感性负载连接机端变压器,本系统设备之间的连接均使用海底电缆,并使用电流互感器、高压分压器测量断路器负载侧电压及电流,其结构如附录A图A3所示。

根据以上试验平台进行真空断路器合闸试验,其结果与高频模型仿真结果的对比如图3所示。图中:UL和IL分别为高频模型测试电路中真空断路器负载侧电压及流过断路器的电流;UL1和IL1分别为试验电路中真空断路器负载侧电压及流过断路器的电流。

图3 真空断路器高频模型仿真与试验对比Fig.3 Simulation and experiment results comparison of vacuum circuit breaker high-frequency model

由图3可知,仿真电路在a点处发生第1次预击穿,此时真空断路器导通。第1次预击穿为电路由工频进入高频的预击穿。此时,真空断路器导通,其两端电压降为0,因此负载侧电压快速升高,电路中出现高频电流,并于b点处达到阶段2)中的条件,进入高频熄弧阶段,真空断路器两端电压逐渐增高,负载侧电压随之降低,直到达到阶段3)中的条件发生重复预击穿,如c点所示。通过将试验电路中a1,b1,c1与仿真电路的a,b,c三点进行对比,发现试验电路中也发生了与仿真电路相似的合闸暂态过程,其间发生了多次预击穿且最大过电压发生在第1次预击穿。由此说明前文所述合闸过程的4个阶段符合实际工况,本节所述真空断路器高频模型可以准确模拟合闸高频暂态。

2.2 并联电抗器

本仿真系统采用35 kV电抗器,其容量为3 330 kvar,电抗值为106 mH,接入系统时中性点不接地。真空断路器发生截流时,电压峰值如下式所示[10]:

(3)

式中:Um为截流过电压峰值;Uj为电源相电压峰值;Ij为截流电流峰值;Ls为电抗器电感;Cs为杂散电容。

由于电抗器的杂散电容数值小,根据式(3)可知,电抗器杂散电容对电路中截流过电压的幅值有相当大的影响,将导致过电压幅值增大。而目前常用的并联电抗器模型只考虑三相电感值和中性点对地电容,没有考虑相间及高压侧对地电容等杂散电容[7-10],因此本节参考文献[21]中电抗器模型,搭建了一个考虑杂散电容的35 kV电抗器高频模型,如附录A图A4所示。

由于并联电抗器杂散电容值尚未有固定标准,本模型根据某变电站35 kV电抗器测试数据取值。其中,LA,LB,LC为并联电抗器A,B,C三相电感值,CAN,CBN,CCN为并联电抗器首端对地电容值,为0.000 256 nF;CANO,CBNO,CCNO为并联电抗器中性点对地电容值,其值为0.000 256 nF;CAB,CBC,CCA为并联电抗器相间电容值,其值为0.008 66 nF。

本文通过三相合闸测试电路,对常用电抗器模型及本文采用的高频模型进行仿真对比,其电抗器侧单相电压如附录A图A5所示。由图可知,使用高频模型的测试电路在合闸暂态具有更高的过电压,符合前文所述,验证了电抗器杂散电容对于过电压幅值的增大作用,因此本文使用的高频模型在暂态仿真中更精确,对大系统暂态过电压仿真研究具有重要意义。

(3)测量误差会导致单项结构误差的辨识精度浮动，但结构误差的整体辨识精度并未下降，证明了线性化误差模型的稳定性。

3 投入并联电抗器仿真结果及分析

基于前文所述海上风电场模型,本节在VCB1闭合情况下,对VCB2进行合闸仿真,并与35 kV陆上风电场进行仿真对比,其结果如附录A图A6至图A9所示。其中,图A6为VCB2两端的三相电压,图A7为并联电抗器两端的三相电压,图A8为汇流母线上的三相电压,图A9为W1风机端变压器的三相电压。海上风电场及陆上风电场无保护时过电压峰值及陡度如表1所示。

表1 海上风电场与陆上风电场无保护时操作过电压Table 1 Operating overvoltage in offshore wind farm andonshore wind farm without protection

如附录A图A6至图A9及表1可知,海上风电场电抗器端过电压峰值幅值为陆上风电场的5.2倍,陡度为4.2倍;汇流母线上的电压峰值幅值为陆上风电场的2.2倍,陡度为2.6倍;W1风机端变压器的过电压峰值幅值为陆上风电场的1.8倍,陡度为1.1倍。因此,海上风电场合闸投入电抗器产生的过电压幅值和陡度均高于陆上风电场。

真空断路器合闸投入电抗器过程不仅在其所在支路的不同位置上产生了较大的操作过电压,同时在汇流母线及风机端变压器上产生了过电压。海底电缆呈容性,而电抗器为非线性感性负载。VCB2收到信号开始合闸,当其电压超过2.1节阶段1)中所述介电强度时将发生预击穿,已投入运行的集电馈线中海底电缆电容存储的能量将经由35 kV母线快速流向电抗器,从而产生大电流与操作过电压。当系统达到阶段2)中所述熄弧条件后,VCB2将再次断开,35 kV母线再次向集电馈线中海底电缆充电,电抗器向其杂散电容及70 m海底电缆电容充电,直到下一次预击穿的发生。真空断路器的反复预击穿在系统中引起高频振荡。由于反复预击穿过程中,电抗器电感与海底电缆电容之间相互充放电,导致高频振荡幅值的增高。而陆上风电场输电线路呈感性,其输电线路与电抗器之间的能量交换主要为电感之间的能量交换,因此当合闸投入电抗器产生预击穿时,其过电压幅值与陡度都明显低于海上风电场中电感与电容能量交换导致的过电压。

附录A图A10对W1至W8风机端变压器C相电压进行了对比,最靠近母线的W1风机端变压器具有峰值最大的操作过电压。由于风机端变压器的过电压由母线经过长距离海底电缆的传播,距母线越近的风机端变压器中越早出现电压扰动,因此W1风机端变压器上最早出现过电压。综上所述,投入并联电抗器对集电馈线始端的影响最大,后文主要对W1风机端变压器过电压进行保护研究。

4 多种操作过电压保护方式及效果对比

由于海上风电场合闸投入电抗器将产生较陆上风电场更严重的过电压,且海上风电场距离海岸远、维修难度大,因此需要保护。根据文献[7-10],常用过电压保护装置有避雷器、电容器和阻容吸收器。

1)避雷器在正常工作电压下呈高电阻状态,而在过电压大电流作用下则呈低电阻状态,常用于电力系统过电压保护。避雷器能较好地抑制过电压幅值,但对谐波及预击穿次数的抑制效果不佳。

2)电容器是一种容纳电荷的器件,可用于抑制谐波及减缓过电压陡度。

3)阻容吸收器是由电容器和专用无感线性电阻组成,用于吸收操作过电压。

本节对避雷器、避雷器并联电容器及避雷器并联阻容吸收器三种过电压抑制方式的效果进行了对比,仿真结果如表2和附录A图A11所示。本仿真将保护装置安装于电抗器首端,由仿真结果可知,该安装方式不仅对电抗器及真空断路器上操作过电压有较好的抑制效果,对母线及风机端变压器也有较好的保护效果,与文献[16]中的试验结果一致。

表2 不同保护方式下的主要设备操作电压Table 2 Operation voltage of main equipment with different protection modes

对比表2无保护列、避雷器列及附录A图A11第1和第2行可知,在电抗器首端并联35 kV避雷器的保护方案对电抗器、汇流母线及风机端变压器上的过电压峰值有明显的抑制作用,但对严重危害变压器等设备的匝间绝缘的过电压陡度和谐波的抑制效果不佳。为了进一步抑制系统中过电压陡度及谐波,本文研究了在避雷器上并联电容器的保护效果。电容器的电容值根据常用取值范围由0.05 μF增大至0.5 μF,当电容值为0.4 μF时,抑制效果最好。由于电抗器杂散电容很小,在电抗器首端并联电容器后保护效果优于前一种方式。

由表2数据对比可知,加入电容器之后过电压陡度明显降低。如图A11第1至第3行对比可知,电容器进一步抑制了并联电抗器及风机端变压器上的电压峰值,并使并联电抗器的谐波明显减少。最后,本文对避雷器并联阻容吸收器进行保护研究。阻容保护器电容值依旧设置为0.4 μF,电阻值由0 Ω增大至1 kΩ,系统预击穿次数随电阻的增大呈现先减少后增多的趋势,当电阻值为30 Ω时,抑制效果最好。对比表2可知,避雷器并联阻容吸收器的保护方案,既可以最大限度地抑制系统谐波,使电抗器及汇流母线上过电压峰值及陡度降到最低。风机端变压器处过电压峰值及陡度对比第2种保护方案虽略有上升,但总体保护效果优于前两种方案。

5 结语

本文对目前研究较少的海上风电场投入并联电抗器进行了研究,分析了并联电抗器、汇流母线及风机端变压器出现的操作过电压,并采取几种常用过电压保护设备进行保护研究,主要结论如下。

1)本文所搭建海上风电场典型设备高频模型,考虑了真空断路器电弧特性,引入并联电抗器杂散电容,能准确地模拟实际合闸操作过电压,可广泛适用于电力系统暂态分析。

2)海上风电场合闸投入并联电抗器将在系统中引起幅值与陡度均高于陆上风电场的操作过电压。海上风电场容性大的长海底电缆在合闸前储存了大量能量,这些能量在合闸瞬间快速传输,引起了系统产生高于陆上风电场的过电压。这种过电压将同时危及35 kV汇流母线及风机端变压器设备绝缘。

3)海上风电场真空断路器合闸投入并联电抗器对靠近母线的风机端变压器影响最大,且产生过电压的时间最早、峰值最大。

4)在电抗器上并联避雷器可以较好地抑制过电压幅值,但谐波严重且过电压陡度大;避雷器和电容器并联保护可以进一步抑制电压幅值、谐波及陡度;避雷器和阻容吸收器并联保护可以最大限度地抑制操作过电压幅值及陡度。

综上所述,本文所搭建的海上风电模型及保护方式可广泛应用于海上风电系统暂态仿真,为海上风电系统设计、设备绝缘设计、运行维护及保护提供参考依据。此外,本文通过对比海上风电场与陆上风电场中的操作过电压,说明了并联电抗器投运对海上风电场稳定运行的影响重大。但本文仅对并联电抗器投运进行了分析,可进一步对海上风电场中多种无功补偿装置的投切过电压及防护进行研究,以提高系统运行的稳定性。

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

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周文婷(1993—),女,硕士研究生,主要研究方向:海上风电系统暂态仿真及其应用。E-mail： 201520111058@mail.scut.edu.cn

唐文虎(1974—),男,通信作者,教授,博士生导师,主要研究方向:电力设备智能化、风力发电、智能变电站、电力系统状态风险评估和计算机智能及应用。E-mail: wenhutang@scut.edu.cn

辛妍丽(1989—),女,博士研究生,主要研究方向:电力系统暂态仿真与过电压保护。E-mail: xin.yanli@mail.scut.edu.cn