陳繼瑞，李寶偉，2，倪傳坤，石 欣，王東興，呂利娟

（1. 許繼集團(tuán)有限公司，河南省許昌市 461000；2. 強(qiáng)電磁工程與新技術(shù)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室（華中科技大學(xué)），湖北省武漢市 430074）

0 引言

高壓并聯(lián)電抗器（簡(jiǎn)稱“高抗”）是一種鐵芯帶氣隙的大容量并聯(lián)電感線圈［1］，在結(jié)構(gòu)上與變壓器繞組有所不同，不易發(fā)生勵(lì)磁涌流。但當(dāng)高抗空充或與線路容抗產(chǎn)生低頻振蕩時(shí)，高抗鐵芯在低頻分量長(zhǎng)時(shí)間的勵(lì)磁作用下，有可能導(dǎo)致高抗繞組鐵芯出現(xiàn)飽和的現(xiàn)象。

近年來，由于電抗器發(fā)生飽和，導(dǎo)致匝間保護(hù)誤動(dòng)的案例時(shí)有發(fā)生。文獻(xiàn)［1］分析了一起高抗匝間保護(hù)誤動(dòng)事故，在線路區(qū)外故障切除后，高抗相電流中疊加了高比例的低頻分量，導(dǎo)致高抗出現(xiàn)了飽和，匝間保護(hù)出現(xiàn)誤動(dòng)作。文獻(xiàn)［2-3］分析了高抗-串補(bǔ)線路在兩側(cè)斷路器斷開時(shí)的零輸入響應(yīng)，并針對(duì)串補(bǔ)的不同補(bǔ)償度仿真了高抗中性點(diǎn)小電抗電流。結(jié)果顯示，高抗在上述低頻分量的影響下，小電抗電流最大可達(dá)到額定電流的3～5 倍，從而將導(dǎo)致高抗飽和［2-3］?？梢?，在低頻分量作用下，高抗也會(huì)出現(xiàn)飽和，特征與匝間故障相似，不易區(qū)分。但匝間短路故障及繞組鐵芯飽和，實(shí)質(zhì)上都是繞組電感特征發(fā)生了變化。因此，在研究匝間短路故障識(shí)別過程中高抗繞組電感參數(shù)的計(jì)算有十分重要意義。

文獻(xiàn)［1］給出了一種以高抗繞組電抗值波動(dòng)特征來表征電感變化的方法。該方法計(jì)算電抗時(shí)基于全周傅里葉算法，需要1 個(gè)工頻周期的數(shù)據(jù)。低頻振蕩時(shí)由于頻率不能實(shí)時(shí)測(cè)量，這將增加電感值計(jì)算誤差。高抗由于線圈電感值比較大，當(dāng)發(fā)生少數(shù)匝間短路故障時(shí)，仍可以長(zhǎng)期運(yùn)行，對(duì)速動(dòng)性要求不高。因此，隨著微機(jī)保護(hù)的發(fā)展，出現(xiàn)了實(shí)時(shí)性相對(duì)較低且基于多源數(shù)據(jù)分析的小波分析法、神經(jīng)網(wǎng)絡(luò)分析法等方法［4-9］，力求實(shí)現(xiàn)故障與飽和的準(zhǔn)確區(qū)分。但輕微的匝間短路仍會(huì)持續(xù)損害繞組，可能發(fā)展成更嚴(yán)重的短路故障，所以速動(dòng)性仍是必要的。

本文通過分析高抗繞組的拓?fù)淠Ｐ?，通過自互感理論，推導(dǎo)高抗回路方程，得出匝間短路時(shí)電感與高抗繞組端口電壓、電流、短路環(huán)流以及線圈內(nèi)阻之間的映射關(guān)系，構(gòu)建了匝間故障時(shí)的高抗回路等效模型，提出了基于最小二乘法的電感值時(shí)域計(jì)算方法。針對(duì)匝間故障識(shí)別問題，分析了零序功率方向原理的匝間保護(hù)誤動(dòng)的原因以及鐵芯飽和的機(jī)理；研究了高抗繞組發(fā)生匝間短路故障及鐵芯飽和時(shí)，高抗繞組電感及電感變化率的不同收斂特征；提出了基于電感特征的并聯(lián)電抗器匝間故障識(shí)別方法。最后，通過仿真驗(yàn)證了本文方法的正確性和有效性。

1 電抗器繞組電感值計(jì)算方法

高壓并聯(lián)電抗器主設(shè)備的常用拓?fù)浜头抡婺Ｐ腿鐖D1 所示。高抗為了提高補(bǔ)償度，往往繞組內(nèi)都帶有鐵芯，其結(jié)構(gòu)類似于空載變壓器源邊中性點(diǎn)接地繞組，不同之處在于電抗器繞組鐵芯帶有氣隙，可以有效抑制鐵芯飽和及勵(lì)磁涌流產(chǎn)生［10-16］。因此，正常情況下，可以根據(jù)電磁變換原理，列出端口電壓方程，求出高抗繞組電感［17-20］。

圖1 并聯(lián)電抗器拓?fù)淠Ｐ蛨DFig.1 Topology model diagram of shunt reactor

圖1 中:ua、ub、uc分別為并聯(lián)電抗器首端端口三相電壓；ia1、ib1、ic1分別為并聯(lián)電抗器首端三相電流；ia2、ib2、ic2分別為并聯(lián)電抗器未端三相 電流；un為中性點(diǎn)電抗端口電壓，無中性點(diǎn)電抗器（小電抗）時(shí)un=0；藍(lán)色部分表示帶氣隙的鐵芯，對(duì)模型進(jìn)行等效變換后，列出匝間短路等效電路圖，如圖2 所示。

圖2 并聯(lián)電抗器匝間短路故障等效電路圖Fig.2 Equivalent circuit diagram of inter-turn short-circuit fault of shunt reactor

圖2 中:RW、RD分別為未短路繞組、短路繞組的線圈內(nèi)阻；LW、LD分別為未短路繞組、短路繞組的電感；LZ為電抗器未短路時(shí)繞組的總電感，LZ=LW+LD；M為未短路繞組與短路繞組之間的互感；i0為中性點(diǎn)電抗流過的電流；iD為短路繞組相電流；iφ1、iφ2分別為并聯(lián)電抗器首、末端φ相電流，φ=a，b，c。

依據(jù)自互感理論，列出未短路繞組相電壓、相電流、短路電流、內(nèi)阻及短路繞組電感之間的回路方程:

列出短路繞組相電流、內(nèi)阻及繞組電感之間的回路方程:

列出中性點(diǎn)電抗繞組電壓、電流及繞組電感之間的回路方程:

式中:3i0=-(ia2+ib2+ic2)；L0為中性點(diǎn)電抗電感，可由中性點(diǎn)電抗額定值ZL0計(jì)算得到，即ZL0=ωL0，ω為工頻角頻率；R0為中性點(diǎn)電抗內(nèi)阻。

若并聯(lián)電抗器帶有中性點(diǎn)電抗時(shí)，聯(lián)立式（1）至式（3），得到端口電壓方程式（4）和考慮了短路繞組互感影響的測(cè)量替代變量Rc、Lc間的映射關(guān)系式（5）。

當(dāng)匝間短路發(fā)生時(shí)，匝間短路繞組自感LD、互感M、中性點(diǎn)電抗電流3i0和主電抗繞組電流iφ1均是確定值。因此，匝間短路工況下計(jì)算出的Rc、Lc也是確定值。從而，將式（4）離散化后，利用最小二乘法即可求得最優(yōu)解。

將式（4）離散化后得到:

式中:k為計(jì)算樣本序列；Δt為計(jì)算樣本采樣間隔時(shí)間。

由式（5）可知，通過式（6）計(jì)算出的匝間故障時(shí)電感Lc要比實(shí)際繞組電感LW小，這是因?yàn)榘l(fā)生匝間短路時(shí)，受短路繞組與未短路繞組間的互感影響所致。將LZ=LW+LD代入式（5）可得:

由圖2 和式（7）可知，主電抗繞組發(fā)生短路故障被分割成多個(gè)電感回路時(shí)，才會(huì)引入互感影響。由于互感未知，可以使用求解的替代變量Lc進(jìn)行匝間故障識(shí)別。在整定匝間故障識(shí)別電感閾值時(shí)，考慮到可靠性要求，可以將閾值整定的相對(duì)低一些。

2 電抗器電感值及其變化率分析

第1 章分析介紹了高抗繞組電感的計(jì)算方法，但僅通過電感值大小來識(shí)別繞組是否發(fā)生匝間故障還是不夠的。因?yàn)樵陔娍蛊黠柡凸r下，繞組電感值也會(huì)變小，這與匝間故障特征相似。因此，在識(shí)別匝間故障可靠動(dòng)作時(shí)，還要考慮高抗飽和工況下，系統(tǒng)擾動(dòng)不能誤動(dòng)作。

2019 年，某220 kV 電壓等級(jí)海上風(fēng)電場(chǎng)變電站線路送電合開關(guān)時(shí)，線路高抗的匝間保護(hù)150 ms 后出現(xiàn)誤動(dòng)作，導(dǎo)致送電失敗?，F(xiàn)場(chǎng)高抗主接線拓?fù)淙鐖D3 所示，包含風(fēng)力發(fā)電機(jī)、升壓變壓器、海纜輸電線路、并聯(lián)電抗器、負(fù)載及大電網(wǎng)系統(tǒng)?，F(xiàn)場(chǎng)匝間保護(hù)誤動(dòng)波形如附錄A 圖A1 所示?，F(xiàn)場(chǎng)誤動(dòng)波形中的相電流、零序電壓及零序電流量的故障特征，如附錄A 圖A2 所示。

圖3 并聯(lián)電抗器主接線拓?fù)銯ig.3 Main wiring topology of shunt reactor

現(xiàn)場(chǎng)高抗匝間保護(hù)動(dòng)作原理概括如下:采用傳統(tǒng)零序功率方向識(shí)別故障原理作為主判據(jù)，配合電抗器零序電壓、零序電流、零序測(cè)量阻抗及相電流二次諧波判據(jù)等輔助判據(jù)，綜合識(shí)別匝間故障。因此，結(jié)合附錄A 圖A1 和圖A2 中的波形特征，得出引起并聯(lián)電抗器匝間保護(hù)誤動(dòng)作的原因，分析如下。

1）滿足零序功率方向元件識(shí)別判據(jù)。傳統(tǒng)匝間保護(hù)識(shí)別原理為零序電壓、電流功率方向判別，電抗器內(nèi)部故障時(shí)，零序電流的相位超前零序電壓接近90°；電抗器外部單相接地短路故障時(shí)，零序電流的相位則滯后零序電壓；由圖A1 波形數(shù)據(jù)可計(jì)算出零序電流相位超前零序電壓120°左右，滿足零序功率方向識(shí)別判據(jù)。

2）滿足零序阻抗元件識(shí)別判據(jù)。電抗器的一次零序阻抗一般為幾千歐姆，而系統(tǒng)一次零序阻抗通常為幾十歐姆，從而可以通過測(cè)量電抗器端口零序阻抗，判斷是否發(fā)生匝間故障。由圖A1 可知，保護(hù)啟動(dòng)約20 ms 后，零序測(cè)量阻約為19 Ω，遠(yuǎn)小于高抗額定二次零序阻抗的25%，高抗額定二次零序阻抗為175 Ω。

3）滿足零序電流、零序電壓閾值識(shí)別判據(jù)。圖A2 中，匝間保護(hù)零序電壓最小值約為0.67 V，大于動(dòng)作閾值0.5 V。零序電流也大于閾值0.04 A。

4）滿足相電流諧波識(shí)別判據(jù)。圖A2 中，三相電流中二次諧波含量特征:A 相和B 相含量均在15%～6%范圍內(nèi)，并呈現(xiàn)遞減趨勢(shì)。C 相含量幾乎為0，滿足二次諧波識(shí)別匝間故障元件判別。圖A2（a）中，A 和B 相電流中的直流分量都比較大，均在40%以上。

由以上分析可知，并聯(lián)電抗器匝間保護(hù)故障識(shí)別的零序功率方向、零序阻抗、相電流二次諧波、零序電壓以及零序電流等判據(jù)條件滿足，匝間保護(hù)出現(xiàn)誤動(dòng)作。由附錄A 圖A2 所示現(xiàn)場(chǎng)波形故障特征分析可知，電抗器鐵芯出現(xiàn)飽和特征，與匝間故障相似，難以區(qū)分，最終導(dǎo)致匝間保護(hù)誤動(dòng)作。

綜上所述，現(xiàn)有電抗器匝間保護(hù)無法可靠識(shí)別高抗飽和現(xiàn)象。當(dāng)存在外部擾動(dòng)時(shí)容易發(fā)生誤動(dòng)作，亟須提出一種新的應(yīng)對(duì)高抗飽和的匝間保護(hù)故障識(shí)別方法。

2.1 基于電感特征的匝間故障識(shí)別方法

由文獻(xiàn)［1］分析結(jié)論可知，低頻諧振分量也是引起帶鐵芯并聯(lián)電抗器飽和的因素之一。對(duì)于圖3 所示海上風(fēng)電場(chǎng)電纜送出線路，海纜對(duì)地電容與并聯(lián)電抗器之間的諧振也不能忽視。按國(guó)內(nèi)線路通常無功補(bǔ)償度為40%～50%考慮，例如BRK1 開關(guān)分位、BRK2 開關(guān)由合到分時(shí)，海纜電容和電抗設(shè)備間將會(huì)產(chǎn)生LC 諧振，由式（8）可計(jì)算出，系統(tǒng)振蕩頻率為33 Hz 左右，低于工頻頻率。

式中:L為系統(tǒng)電感；C為系統(tǒng)電容；XC為線路容抗；XL為電抗器感抗。

本文為了深入研究電抗器繞組阻抗值在電抗器空充、匝間故障及低頻諧振時(shí)的變化特征，消除非周期暫態(tài)分量和系統(tǒng)非工頻工況的影響，提出了利用主電抗器繞組測(cè)量電感Lc與額定電感Le之間的關(guān)系特征，以及測(cè)量電感變化率LΔ的特征關(guān)系，來替代分析繞組阻抗的變化特征，電感變化率方程如式（9）所示。

式中:Lc(n)為使用本文方法計(jì)算出的電感樣本值；N為最小二乘法數(shù)據(jù)窗樣本個(gè)數(shù)；n為樣本序列。

因此，本文針對(duì)電抗器空充、LC 振蕩以及匝間故障3 類工況，利用MATLAB 和實(shí)時(shí)數(shù)字仿真（RTDS）研究電抗器繞組的測(cè)量電感和電感變化之間的特征。電抗器參數(shù)如下:三相容量為55 Mvar，額定電壓為230 kV，50 Hz 工頻下的額定電感值為1.148 H。

2.2 電抗器空充時(shí)電感及其變化率分析

當(dāng)電抗器進(jìn)行空充和空充于B 相繞組7%匝間故障時(shí)，電抗器三相電感及電感變化率的仿真結(jié)果如附錄A 圖A3 所示。

由附錄A 圖A3（a）可知，在電抗器空充飽和時(shí)，飽和相電感值陡然變小，然后隨著飽和消退，逐漸收斂于額定電感附近；電感變化率劇烈變化，逐漸收斂趨近于0，呈現(xiàn)穩(wěn)態(tài)特征。

由附錄A 圖A3（b）仿真結(jié)果可知，在電抗器空充B 相7% 匝間故障時(shí)，B 相故障繞組電感計(jì)算值為0.409 H，電抗器電感值陡然降到額定值的50%以下，并收斂于該穩(wěn)定值。電感變化率快速收斂趨近于0，呈現(xiàn)穩(wěn)態(tài)特征。

2.3 電抗器諧振時(shí)電感及其變化率分析

當(dāng)線路兩側(cè)開關(guān)由合到分、電抗器與線路發(fā)生LC 諧振時(shí)，電抗器三相電感及電感變化率仿真結(jié)果如附錄A 圖A4 所示。由圖A4 分析可知，電抗器電壓取線路電壓互感器諧振時(shí)，電抗器電感值隨著諧振能量的衰減，由某一小值逐漸收斂于額定電感附近；電感變化率劇烈變化，逐漸收斂趨近于0，呈現(xiàn)穩(wěn)態(tài)特征。

對(duì)于線路電抗器電壓取母線電壓互感器的特殊工況，GB/T 14285—2020 標(biāo)準(zhǔn)中明確規(guī)定了“對(duì)于線路高壓并聯(lián)電抗器，匝間保護(hù)應(yīng)使用并聯(lián)電抗器所在線路間隔的三相電壓互感器”，因此，不再展開分析。

2.4 電抗器匝間故障時(shí)電感及其變化率分析

當(dāng)電抗器發(fā)生A 相3% 和5% 典型匝間故障時(shí)，電抗器三相電感及電感變化率仿真結(jié)果如附錄A 圖A5 所示。由圖A5 仿真結(jié)果可知，發(fā)生A 相3% 和5% 匝間故障時(shí)，電感分別為0.657 6 H 和0.504 8 H。電抗器故障相電感值均快速下降到額定值的50%以下，并收斂于該穩(wěn)定值。電感變化率快速收斂趨近于0，呈現(xiàn)穩(wěn)態(tài)特征。

2.5 電感特征分析總結(jié)

由2.2～2.4 節(jié)中電抗器繞組電感值及其變化率的研究分析可知，電抗器繞組在發(fā)生空充飽和、匝間故障及低頻諧振時(shí)，繞組電感值均小于額定電感值。因此，僅通過電感值的變化特征無法直接識(shí)別出匝間故障工況。

從附錄A 圖A3 至圖A5 所示電抗器繞組電感變化率的特征可知:1）當(dāng)電抗器空充時(shí)，飽和相繞組電感變化率經(jīng)過約800 ms 大幅振蕩后，收斂于0；2）電抗器空充匝間故障時(shí)，故障相電感變化率經(jīng)小幅振蕩后，快速收斂于0；3）電抗器低頻諧振時(shí)，諧振相電感變化率經(jīng)過約300 ms 大幅振蕩后，收斂于0；4）電抗器正常運(yùn)行發(fā)生3%～5%匝間故障時(shí)，故障相電感變化率經(jīng)過約40 ms 振蕩后，快速收斂于0。

綜上，通過識(shí)別出電感值小于某一額定電感值且經(jīng)短時(shí)間確認(rèn)電感變化率均小于某一閾值時(shí)，就可以認(rèn)為識(shí)別出發(fā)生了匝間故障；否則，認(rèn)為未識(shí)別出匝間故障。

2.6 諧波輔助識(shí)別判據(jù)

電抗器繞組鐵芯中帶有大量氣隙，往往可以起到有效抑制涌流的作用。在某些特殊的運(yùn)行工況下，當(dāng)電抗器由于外部干擾或自身結(jié)構(gòu)的原因而發(fā)生鐵芯飽和時(shí)，繞組相電流的飽和識(shí)別特征將會(huì)變得不再明顯，如附錄A 圖A2 所示現(xiàn)場(chǎng)誤動(dòng)波形中，相電流二次諧波含量出現(xiàn)低于經(jīng)驗(yàn)值15%的工況。

另外，電抗器三相繞組相電流中含有基波有效值為相額定電流的負(fù)荷電流，這將進(jìn)一步降低相電流中的諧波含量，導(dǎo)致諧波含量不明顯。

空充電抗器與變壓器類似，受合閘角影響，三相鐵芯不會(huì)同時(shí)出現(xiàn)嚴(yán)重飽和，往往至少有一相飽和特征不明顯。因此，非對(duì)稱飽和將會(huì)引起零序電流出現(xiàn)。

考慮到空充電抗器飽和特征的抑制性，結(jié)合以往的涌流識(shí)別經(jīng)驗(yàn)，采用零序電流中的二、三次諧波含量及電感特征滿足相的電流有效值一起進(jìn)行飽和識(shí)別，提高繞組鐵芯飽和識(shí)別的可靠性。

由上述分析可知，增加零序電流二、三次綜合諧波小于閾值門檻或電感特征滿足相電流閾值時(shí)的開放條件。零序電流綜合諧波計(jì)算如式（10）所示；現(xiàn)場(chǎng)空充誤動(dòng)波形的二、三次綜合諧波含量，如附錄A圖A6 所示。

式中:i0z為零序電流綜合諧波；k2為零序電流綜合諧波系數(shù)；i01、i02、i03分別為零序電流的基波、二次諧波和三次諧波。

由附錄A 圖A6 可以看出，零序電流綜合諧波含量均在20%以上，且最小值為21%。若單獨(dú)使用零序電流中的二次諧波或三次諧波含量來識(shí)別鐵芯飽和，可能會(huì)降低可靠性。

對(duì)電抗器發(fā)生A 相3%和5%典型匝間故障時(shí)相電流有效值關(guān)系進(jìn)行分析，電抗器繞組額定電流Ie為0.16 A，結(jié)果 如附錄A 圖A7 所示。由圖A7 可知，電抗器發(fā)生A 相3%匝間故障時(shí)，故障電流約為1.73Ie；電抗器發(fā)生A 相5%匝間故障時(shí)，故障電流約為2.24Ie。結(jié)合圖A1 所示現(xiàn)場(chǎng)誤動(dòng)空投波形，最大相電流約為1.37Ie。因此，電抗器相電流有效值對(duì)于飽和與匝間故障識(shí)別也具有明顯特征。

綜上，只要對(duì)測(cè)量電感Lc和電感變化率LΔ設(shè)置合理的條件約束，配合零序電流綜合諧波判據(jù)和電感特征滿足相電流特征，考慮一定延時(shí)裕度，延時(shí)取50 ms，滿足確認(rèn)條件后，就可以準(zhǔn)確識(shí)別出匝間故障，快速開放匝間保護(hù)?；陔姼刑卣鞯脑验g故障識(shí)別判別邏輯如圖4 所示。

圖4 匝間故障識(shí)別判據(jù)邏輯圖Fig.4 Logic diagram of inter-turn fault identification criteria

圖4 中:k1為約束電感系數(shù)；k3為相電流系數(shù)；LΔset為約束電感變化率閾值。圖中判據(jù)參數(shù)的整定原則如下:1）考慮5%以上匝間故障保護(hù)可靠動(dòng)作，3%匝間故障保護(hù)也有足夠的靈敏度，k1按不小于額定電感值的70%整定；2）考慮5%以上匝間故障保護(hù)可靠動(dòng)作，3%匝間故障保護(hù)也有足夠的靈敏度，LΔset按不小于1.15%整定；3）k2整定值不大于20%即可，考慮可靠性，可按經(jīng)驗(yàn)值取15%；4）考慮5%以上匝間故障保護(hù)可靠動(dòng)作時(shí)k3可按不大于2 整定，考慮3%匝間故障保護(hù)有足夠靈敏度時(shí)k3可按不大于1.5 整定；5）匝間故障保護(hù)的靈敏性和速動(dòng)性不可兼得。因此，當(dāng)相電流增加到大于2 倍或1.5倍額定電流（為保證可靠性建議按2 倍整定）且測(cè)量電感小于額定電感值的50%時(shí)，不再判別諧波，僅判別電感特征滿足判據(jù)即出口。

2.7 仿真和動(dòng)模驗(yàn)證

以220 kV 電壓等級(jí)某輸電線路電抗器參數(shù)為例，線路補(bǔ)償度按45%整定，進(jìn)行RTDS 建模仿真分析，驗(yàn)證基于電感特征的電抗器匝間保護(hù)的性能，電抗器模型參數(shù)如附錄A 表A1 所示，工頻50 Hz時(shí)，主電抗器額定電感為1.148 H。

為了驗(yàn)證本文中電抗器繞組電感模型及求解電感值的正確性，在電抗器正常運(yùn)行工況下，分別利用本文算法和全周傅里葉算法，計(jì)算出電抗器繞組的電感值，進(jìn)行對(duì)比驗(yàn)證，如附錄A 圖A8 所示。結(jié)果顯示，本文算法計(jì)算出的電感值比全周傅里葉算法更逼近額定電感值1.148 H，這是因?yàn)楸疚乃惴ㄔ诮r(shí)考慮了電感線圈內(nèi)阻的影響，驗(yàn)證了本文算法的正確性。

另外，針對(duì)高壓并聯(lián)電抗器模擬空投、空投匝間故障、線路開關(guān)分閘諧振以及正常運(yùn)行發(fā)生典型5%匝間故障等工況，分別進(jìn)行了多次動(dòng)模試驗(yàn)。試驗(yàn)總結(jié)發(fā)現(xiàn)，在k1取值為0.7、LΔset取值為1.15%、k2取值為15%、k3取值為2 時(shí)，匝間保護(hù)均能可靠識(shí)別出故障。

并聯(lián)電抗器發(fā)生諧振及飽和工況下，匝間保護(hù)均能可靠不動(dòng)作。實(shí)驗(yàn)結(jié)果見附錄A 圖A9 至圖A11，驗(yàn)證了基于電感特征的匝間故障識(shí)別方法的有效性。

另外，對(duì)附錄A 圖A3 中電抗器空充于B 相繞組7%匝間故障時(shí)零序電流綜合諧波與相電流特征進(jìn)行仿真，結(jié)果如圖5 所示。

圖5 電抗器空充故障時(shí)的零序電流特征Fig.5 Zero-sequence current characteristic of reactor during no-load charging fault

由圖5 中可以看出，當(dāng)空充于B 相7%匝間故障時(shí)，零序電流的綜合諧波含量較高，直到170 ms 左右衰減到15%。但是B 相電流有效值在30 ms 處即達(dá)到了相電流閾值，匝間保護(hù)可以可靠開放，驗(yàn)證了相電流開放邏輯的正確性。

3 結(jié)語

分析了高抗繞組拓?fù)浜头抡婺Ｐ?，?gòu)建了高抗繞組匝間故障的等效電路模型。通過自互感方程，推導(dǎo)出繞組電感與電抗器繞組端口電壓、電流、短路環(huán)流、線圈內(nèi)阻及中性點(diǎn)電抗之間的映射關(guān)系，提出了基于最小二乘法的電感值時(shí)域計(jì)算方法。

分析了傳統(tǒng)零序功率方向原理的匝間保護(hù)在鐵芯飽和時(shí)誤動(dòng)的原因以及鐵芯飽和的機(jī)理。研究了高抗繞組發(fā)生匝間短路故障及鐵芯飽和工況時(shí)，電抗器繞組電感值及電感變化率的收斂特征，提出了基于電感特征的并聯(lián)電抗器匝間故障識(shí)別方法，并配合零序電流綜合諧波及繞組相電流特征共同識(shí)別電抗器鐵芯飽和。通過與全周傅里葉算法電感值計(jì)算結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，驗(yàn)證了本文方法的正確性。通過RTDS 仿真試驗(yàn)驗(yàn)證了方法在識(shí)別電抗器飽和工況時(shí)的安全性以及識(shí)別匝間故障工況時(shí)的可靠性。

本文方法不改變現(xiàn)有匝間保護(hù)原理，需在原有匝間保護(hù)故障識(shí)別判據(jù)與新方法故障識(shí)別判據(jù)同時(shí)滿足情況下，才會(huì)開放匝間保護(hù)；當(dāng)原有匝間保護(hù)故障識(shí)別判據(jù)不滿足時(shí)，不再判別新方法判據(jù)，直接閉鎖匝間保護(hù)。本文方法既提升了原有匝間保護(hù)原理的故障識(shí)別能力，又不降低原有匝間保護(hù)原理的可靠性，適用性強(qiáng)，有助于提升匝間保護(hù)的性能。

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