海上风电高抗匝间保护误动分析及对策建议

曹文斌，潘武略，戚宣威，陈水耀，方 芳，陈 旭

（1.国网浙江省电力有限公司电力科学研究院，杭州 310014；2.国网浙江省电力有限公司，杭州 310007；3.国网浙江省电力有限公司超高压分公司，杭州 310007）

0 引言

随着传统能源的日益枯竭及其伴随的环境恶化问题突出，发展新能源已成为了世界各国的普遍共识［1-2］。得益于新材料的发展和新技术的进步，风力发电在世界范围内得到了快速发展和广泛应用［3-4］。与陆上风电相比，海上风电因风速高且较为稳定而更为优质，单机容量大，更适合大规模开发。在“3060”双碳目标下，中央提出要构建以新能源为主体的新型电力系统。海上风电作为技术成熟、总量丰富的新能源，将迎来更广阔的发展空间［5-6］。

海上风电送出线路普遍采用220 kV 海底交流海缆。与陆上风电常用的架空线路相比，交流海缆自身容性充电无功较大。随着风电场离岸距离的增加，长距离交流海缆导致的过电压和充电功率问题将更为突出。高压并联电抗器（以下简称“高抗”）作为调节无功功率、提高系统补偿度及抑制系统过电压的成熟手段，广泛装设于超、特高压输电系统的母线及线路中［7］。在海缆中加装220 kV高抗，不仅可以补偿、平衡海缆的容性充电无功，而且还是补偿海缆电容效应、限制系统内部过电压的有效措施［8-9］。因此，通过较长距离高压交流海缆线路并网的海上风电场，宜采用高抗进行无功补偿。

高抗的本质类似于空载变压器，通常超高压电网中的高抗可以看作铁心带气隙的三相变压器组。500 kV高抗一般为分相式结构并且带有气隙，气隙能够明显降低铁心剩磁及稳态磁通［10］，合闸时的磁通变化难以直接引起饱和，不会出现励磁涌流现象。然而，在海缆线路侧加装的220 kV 高抗结构为没有二次绕组的三相五柱式变压器，形态上更接近普通变压器。因此，高抗在合闸时铁心饱和引发励磁涌流是需要关注的问题。

高抗的匝间故障是一种较常见的故障形式，由于纵差保护不能反映穿越性的匝间短路电流，因此需要配置高灵敏度的匝间保护［11-13］。近期，东部沿海地区海上风电线路的常规分、合闸操作过程中出现了高抗匝间保护误动情况，影响沿海重要用户快速增长负荷的供电可靠性以及沿海群岛新区海洋经济高速发展。

本文开展了不同厂家的匝间保护原理对比分析以及不同操作场景误动过程的解析，总结出匝间保护误动的两种典型情况：合闸时铁心饱和而产生的零序涌流作为零序源被误判为内部故障；谐振期间电流幅值增大导致测量阻抗减小。通过四组对应操作场景的仿真复现了现场录波波形，验证了理论分析的正确性，最后给出了防误动的对策和建议。

1 高抗匝间保护原理

高抗匝间保护采用零序电压和零序电流构成判据，其本质是根据零序功率方向或者测量零序阻抗的阻抗角进行判断。

A厂家匝间保护的方向判据为：

式中：3U0为PT自产零序电压；3I0为电抗器首端CT 自产零序电流；XL0为电抗器零序电抗；Xs0为系统零序电抗。

A 厂家匝间保护的动作区域如图1 所示，式（1）对应的判据为电抗线，当测量到的零序阻抗落入（XL0-XS0）j/2电抗线以下的区域时，匝间保护动作元件判据将得到满足。

图1 A厂家保护的零序测量阻抗动作区域Fig.1 The operation zone of the measured zero-sequence impedance under inter-turn protection of manufacturer A

电抗器一次零序阻抗一般为几千欧姆，而系统的一次零序阻抗通常为几十欧姆左右。保护装置可以通过测量电抗器端口零序阻抗，判断是否发生匝间故障。在电抗器发生匝间短路和内部单相接地故障时，电抗器端口测量到的零序阻抗是系统的零序阻抗；在电抗器发生外部单相接地故障时，电抗器端口测量到的零序阻抗是电抗器的零序阻抗，利用两者测量数值上的较大差异可以区分电抗器的匝间短路、内部接地短路和外部接地短路。

综合方向、阻抗以及相关辅助判据后的A 厂家匝间保护判据如图2所示。

图2 A厂家保护的动作判据Fig.2 Operation criteria for inter-turn protection of manufacturer A

B厂家保护的方向动作判据为：

式中：I0和U0分别为电抗器首端的自产零序电流与自产零序电压；Z0为电抗器的零序电抗（包含中性点小电抗在内的电抗器零序电抗）；k为浮动的参数，取值范围为0～0.8，它随零序电压、零序电流的大小而变化。

B 厂家匝间保护的动作区域如图3 所示，式（2）对应的判据为电抗线，当测量到的零序阻抗落入R轴以下区域时，匝间动作元件判据将得到满足。

图3 B厂家保护的零序测量阻抗动作区域Fig.3 The operation zone of the measured zero-sequence impedance under inter-turn protection of manufacturer B

B厂家的动作判据如图4所示，为灵敏可靠计算零序方向设置了零序有压判据，当且仅当零序电压3U0＞0.5 V时匝间保护方向元件才开放。

图4 B厂家保护的动作判据Fig.4 Operation criteria for inter-turn protection of manufacturer B

2 误动过程分析

某220 kV 系统海上输电工程，电缆线路连接着变电站M和变电站N，高抗位于变电站N侧（N侧为本侧）。某日N侧变电站主变启动过程中进行了以下操作：

1）操作1：利用M 侧开关对电缆线路及高抗、变电站N侧母线进行充电（N侧开关合位，母线未接电源）。

2）操作2：利用M 侧开关冲击线路及高抗（N侧开关分位）。

3）操作3：拉开M侧开关。

4）操作4：通过N 侧开关对线路及高抗冲击（M侧开关分位）。

操作1时变电站N侧的A、B两厂家的匝间保护均动作。操作2、操作3、操作4 时均发生A 厂家高抗匝间保护动作，B 厂家高抗匝间保护未动作的情况。4种操作场景下操作工况如图5所示。

图5 操作工况Fig.5. Operating conditions

下面结合保护原理和现场录波数据分析，揭示保护误动的原因。

2.1 操作1误动分析

操作1 时，高抗电压（母线侧PT）以及电流如图6所示。高抗因铁心饱和而产生零序涌流。高抗侧的母线电压在冲击初始瞬间存在线路充放电的高频振荡谐波，零序电压波动较大，后续零序电压趋于0 V。暂态过程期间基频零序电压和电流幅值如图7所示，可知在冲击期间，零序电压幅值瞬时接近30 kV，零序电流幅值瞬时达到20 A。测量零序阻抗在复平面如图8所示，测量阻抗落在图1和图3所示的动作区内。

图6 操作1时高抗的电压、电流录波Fig.6 Voltage and current recording at high reactance during operation 1

图7 操作1时的基频零序电压和电流幅值Fig.7 Zero-sequence voltage and current amplitudes at fundamental frequency during operation 1

图8 操作1时的零序测量阻抗Fig.8 The measured zero-sequence impedance during operation 1

在本次冲击期间，由于高抗铁心三相不一致饱和而产生零序电流，导致测量阻抗落入动作区内。同时，相关保护判据的零序电流和电压判据启动，导致两套保护均出口动作。

2.2 操作2误动分析

操作2 时，高抗电压（母线侧PT）以及电流如图9所示。高抗由于铁心三相不一致饱和而产生零序涌流。高抗侧的母线电压由于N 侧开关处于分位，其电压三相平衡，零序电压几乎为零。暂态过程期间基频序电压和电流幅值如图10 所示，在冲击期间，由于N 侧开关分位，零序电压取母线电压，故零序电压幅值约为0.4 kV，零序电流幅值瞬时接近20 A。测量零序阻抗在复平面如图11所示，测量阻抗位于原点附近。

图9 操作2时高抗的电压、电流录波Fig.9 Voltage and current recording at high reactance during operation 2

图10 操作2时的基频零序电压和电流幅值Fig.10 Zero-sequence voltage and current amplitudes at fundamental frequency during operation 2

图11 操作2时的零序测量阻抗Fig.11 The measured zero-sequence impedance during operation 2

在本次冲击期间，零序电压幅值仅为0.4 kV，而B 厂家判据设计了零序电压启动门槛值0.5 V（对应的一次值为0.635 kV），B 厂家保护未动作。A 厂家保护没有配置零序电压启动判据，测量阻抗落入图1所示的动作区内，故出口动作。

2.3 操作3误动分析

操作3 时，高抗电压（母线侧PT）以及电流如图12所示。在M侧开关断开瞬间，高抗和线路形成LC串联结构，发生谐振而产生零序电流，其谐振频率约为33 Hz。高抗侧的母线电压由于N侧开关处于分位，其电压三相平衡，零序电压几乎为零。暂态过程期间基频零序电压和电流幅值如图13所示，测量零序阻抗在复平面如图14所示。在分闸期间，零序电压幅值约为0.2 kV，零序电流幅值瞬时接近30 A；测量阻抗位于原点附近。

图12 操作3时高抗的电压、电流录波Fig.12 Voltage and current recording at high reactance during operation 3

图13 操作3时的基频零序电压和电流幅值Fig.13 Zero-sequence voltage and current amplitudes at fundamental frequency during operation 3

图14 操作3时的零序测量阻抗Fig.14 The measured zero-sequence impedance during operation 3

在本次冲击期间，由于N 侧开关分位而零序电压取母线电压，故零序电压幅值仅为0.4 kV，而B 厂家判据设计了零序电压启动门槛值0.5 V（对应的一次值为0.635 kV），B 厂家保护未动作。A 厂家保护没有配置零序电压启动判据，谐振期间电流幅值增大导致测量阻抗减小，落入图1所示的动作区内，故出口动作。

2.4 操作4误动分析

操作4 时，高抗电压（母线侧PT）以及电流如图12 所示。在N 侧开关合闸瞬间，高抗先是流过冲击电流，且零序电流中含有涌流特征；匝间保护动作跳闸，经过4个周波后，高抗和线路产生谐振，电流波形发生畸变，谐振频率约为33 Hz。高抗侧的母线电压受N 侧电源牵制而三相平衡，零序电压几乎为零。暂态过程期间基频零序电压和电流的幅值如图16 所示，测量零序阻抗在复平面如图17 所示。在分闸期间，零序电压幅值约为0.2 kV，零序电流幅值瞬时大于60 A，测量阻抗位于原点附近。

图15 操作4时高抗的电压电流录波Fig.15 Voltage and current recording at high reactance during operation 4

图16 操作4时的基频零序电压和电流幅值Fig.16 Zero-sequence voltage and current amplitudes at fundamental frequency during operation 4

图17 操作4时的零序测量阻抗Fig.17 The measured zero-sequence impedance during operation 4

在本次冲击期间，由于N 侧零序电压较小，而B 厂家判据设计了零序电压启动门槛值0.5 V（对应的一次值为0.635 kV），B 厂家保护未动作。A 厂家保护没有配置零序电压启动判据，谐振期间电流幅值增大导致测量阻抗减小，落入图1所示的A厂家保护方向元件动作区内，故出口动作。

3 误动机理分析及仿真

3.1 合闸涌流期间的误动机理分析

高抗在空投期间，由于铁心饱和而产生零序涌流，此时匝间保护存在误动风险。若高抗零序涌流期间高抗侧开关处于合位，母线电压可以正确反映高抗的实际电压。高抗在发生饱和期间相当于是零序电压源，系统的零序等值回路如图18所示，匝间元件将零序涌流判为内部故障而误动；若高抗产生零序涌流且高抗侧开关处于分位，母线电压侧零序电压幅值接近于零，保护计算得到的零序阻抗位于原点附近，若匝间保护没有配置零序电压启动判据，则匝间保护将会误动作。

图18 高抗零序涌流期间的系统零序等值回路Fig.18 Zero-sequence equivalent loop of the system under zero-sequence high reactance inrush current

按图5 所示电气接线建立了某220 kV 系统海上输电工程的仿真模型，海缆长度为27 km，参数如表1所示。

表1 海缆参数Table 1 Parameters of submarine cables

操作1、操作2仿真得到的高抗电流与录波数据对比见图19、图20，可见仿真波形基本与现场录波相吻合。

图19 操作1仿真电流与现场录波数据的对比Fig.19 Comparison of simulated current and the field recorded data during operation 1

图20 操作2仿真电流与现场录波数据的对比Fig.20 Comparison of simulated current and the field recorded data during operation 2

3.2 谐振期间的误动机理分析

在高抗线路运行转热备期间，由于高抗与线路分布电容充放电而产生谐振，其频率为高抗线路的自然谐振频率。线路零序电容为2.164 μF，高抗电感为8.424 H，线路的分布电容充电功率为35.95 Mvar，高抗的功率为20 Mvar。谐振频率计算公式如下：

根据式（3）计算可得高抗线路的自然谐振频率约为37.28 Hz，与现场实测的33 Hz 频率较为接近。根据文献［14］，线路并联电抗容量取线路电容充电功率Qc的0.4～0.8 倍，可以推导得到线路的自然振荡频率分布区间为31.62～44.72 Hz。

操作3仿真得到的高抗电流与录波数据对比见图21，可见仿真波形与现场录波基本吻合。但若拓宽时间长度，仿真波形与录波波形将逐渐发生偏离，谐振频率有小幅度变化。这是由于铁心饱和程度在一直变化，铁心的非线性特性使得LC谐振的电感值L并非固定值。现有电抗器仿真模型对于铁心非线性物理特性只能做到近似模拟，难以准确复刻。

图21 操作3仿真电流与现场录波数据的对比Fig.21 Comparison of simulated current and the field recorded data during operation 3

操作4仿真得到的高抗电流与录波数据对比见图22。分析可见，在空投后的初期0.1 s内仿真波形与现场录波基本吻合（红色为录波波形，0 s之前未采集）。在高抗侧开关合闸0.1 s后，由于匝间保护动作，流过高抗的电流变为谐振分量。

图22 操作4仿真电流与现场录波数据的对比Fig.22 Comparison of simulated current and the field recorded data during operation 4

4 对策及建议

4.1 应对零序涌流造成误动的对策建议

高抗在空充期间由于零序励磁涌流而导致匝间保护误动作。图23和图24分别为操作1、操作2两次合闸过程中零序涌流的波形及二次谐波含量，其中零序涌流二次谐波含量较高，可作为识别涌流的判据。因此，建议在匝间保护判据中增加零序涌流闭锁功能。加入谐波闭锁判据会影响高抗发生内部故障时匝间保护的灵敏度，在高抗充电期间发生匝间故障时，匝间保护将会因涌流闭锁而延时动作。因此，需结合匝间故障试验数据充分论证保护的可靠性和灵敏性，制定合适的涌流闭锁逻辑。

图23 操作1零序涌流及二次谐波含量Fig.23 Zero-sequence inrush current and second harmonic content during operation 1

图24 操作2零序涌流及二次谐波含量Fig.24 Zero-sequence inrush current and second harmonic content during operation 2

4.2 应对谐振造成误动的对策建议

220 kV 线路高抗建议取线路侧三相电压。若取母线侧电压，则在高抗侧开关处于分位情况下，母线电压不能真实反映高抗本体的电压，导致保护误动或者拒动。若囿于现有220 kV 线路的典型PT 配置模式，高抗保护只能取母线侧三相电压（线路侧仅配置单相PT），则应在保护判据及运行操作等方面加以改进，以防止保护误动。建议在匝间保护中加入高抗谐振电流辨识判据以躲过误动。根据计算，高抗与线路的自然谐振频率约为30～40 Hz，可根据此谐振电流分量形成闭锁逻辑，若电流谐波落入此区间则闭锁匝间保护。

为了避免产生线路高抗LC串联谐振结构，在高抗、线路由热备改运行时，建议先合高抗本侧开关，以便及时判断高抗内部的匝间故障。在高抗线路由运行改热备时，建议最后断开高抗本侧开关。

5 结语

论文针对海上风电高抗匝间保护误动问题，通过对比不同厂家匝间保护原理，解析不同操作场景的误动过程，进而分析得到匝间保护误动原因是合闸零序涌流作为零序源被误判为内部故障以及谐振期间电流幅值增大导致测量阻抗减小。数字仿真复现了现场四组操作场景下的录波波形，验证了理论分析的正确性。针对以上产生误动的原因，有针对性地提出增加适当的谐波闭锁判据、增加谐振频率识别判据、操作时高抗侧开关先合后分等对策建议。