海上風電高抗匝間保護誤動分析及對策建議

曹文斌，潘武略，戚宣威，陳水耀，方 芳，陳 旭

（1.國網浙江省電力有限公司電力科學研究院，杭州 310014；2.國網浙江省電力有限公司，杭州 310007；3.國網浙江省電力有限公司超高壓分公司，杭州 310007）

0 引言

隨著傳統能源的日益枯竭及其伴隨的環境惡化問題突出，發展新能源已成為了世界各國的普遍共識［1-2］。得益于新材料的發展和新技術的進步，風力發電在世界范圍內得到了快速發展和廣泛應用［3-4］。與陸上風電相比，海上風電因風速高且較為穩定而更為優質，單機容量大，更適合大規模開發。在“3060”雙碳目標下，中央提出要構建以新能源為主體的新型電力系統。海上風電作為技術成熟、總量豐富的新能源，將迎來更廣闊的發展空間［5-6］。

海上風電送出線路普遍采用220 kV 海底交流海纜。與陸上風電常用的架空線路相比，交流海纜自身容性充電無功較大。隨著風電場離岸距離的增加，長距離交流海纜導致的過電壓和充電功率問題將更為突出。高壓并聯電抗器（以下簡稱“高抗”）作為調節無功功率、提高系統補償度及抑制系統過電壓的成熟手段，廣泛裝設于超、特高壓輸電系統的母線及線路中［7］。在海纜中加裝220 kV高抗，不僅可以補償、平衡海纜的容性充電無功，而且還是補償海纜電容效應、限制系統內部過電壓的有效措施［8-9］。因此，通過較長距離高壓交流海纜線路并網的海上風電場，宜采用高抗進行無功補償。

高抗的本質類似于空載變壓器，通常超高壓電網中的高抗可以看作鐵心帶氣隙的三相變壓器組。500 kV高抗一般為分相式結構并且帶有氣隙，氣隙能夠明顯降低鐵心剩磁及穩態磁通［10］，合閘時的磁通變化難以直接引起飽和，不會出現勵磁涌流現象。然而，在海纜線路側加裝的220 kV 高抗結構為沒有二次繞組的三相五柱式變壓器，形態上更接近普通變壓器。因此，高抗在合閘時鐵心飽和引發勵磁涌流是需要關注的問題。

高抗的匝間故障是一種較常見的故障形式，由于縱差保護不能反映穿越性的匝間短路電流，因此需要配置高靈敏度的匝間保護［11-13］。近期，東部沿海地區海上風電線路的常規分、合閘操作過程中出現了高抗匝間保護誤動情況，影響沿海重要用戶快速增長負荷的供電可靠性以及沿海群島新區海洋經濟高速發展。

本文開展了不同廠家的匝間保護原理對比分析以及不同操作場景誤動過程的解析，總結出匝間保護誤動的兩種典型情況：合閘時鐵心飽和而產生的零序涌流作為零序源被誤判為內部故障；諧振期間電流幅值增大導致測量阻抗減小。通過四組對應操作場景的仿真復現了現場錄波波形，驗證了理論分析的正確性，最后給出了防誤動的對策和建議。

1 高抗匝間保護原理

高抗匝間保護采用零序電壓和零序電流構成判據，其本質是根據零序功率方向或者測量零序阻抗的阻抗角進行判斷。

A廠家匝間保護的方向判據為：

式中：3U0為PT自產零序電壓；3I0為電抗器首端CT 自產零序電流；XL0為電抗器零序電抗；Xs0為系統零序電抗。

A 廠家匝間保護的動作區域如圖1 所示，式（1）對應的判據為電抗線，當測量到的零序阻抗落入（XL0-XS0）j/2電抗線以下的區域時，匝間保護動作元件判據將得到滿足。

圖1 A廠家保護的零序測量阻抗動作區域Fig.1 The operation zone of the measured zero-sequence impedance under inter-turn protection of manufacturer A

電抗器一次零序阻抗一般為幾千歐姆，而系統的一次零序阻抗通常為幾十歐姆左右。保護裝置可以通過測量電抗器端口零序阻抗，判斷是否發生匝間故障。在電抗器發生匝間短路和內部單相接地故障時，電抗器端口測量到的零序阻抗是系統的零序阻抗；在電抗器發生外部單相接地故障時，電抗器端口測量到的零序阻抗是電抗器的零序阻抗，利用兩者測量數值上的較大差異可以區分電抗器的匝間短路、內部接地短路和外部接地短路。

綜合方向、阻抗以及相關輔助判據后的A 廠家匝間保護判據如圖2所示。

圖2 A廠家保護的動作判據Fig.2 Operation criteria for inter-turn protection of manufacturer A

B廠家保護的方向動作判據為：

式中：I0和U0分別為電抗器首端的自產零序電流與自產零序電壓；Z0為電抗器的零序電抗（包含中性點小電抗在內的電抗器零序電抗）；k為浮動的參數，取值范圍為0～0.8，它隨零序電壓、零序電流的大小而變化。

B 廠家匝間保護的動作區域如圖3 所示，式（2）對應的判據為電抗線，當測量到的零序阻抗落入R軸以下區域時，匝間動作元件判據將得到滿足。

圖3 B廠家保護的零序測量阻抗動作區域Fig.3 The operation zone of the measured zero-sequence impedance under inter-turn protection of manufacturer B

B廠家的動作判據如圖4所示，為靈敏可靠計算零序方向設置了零序有壓判據，當且僅當零序電壓3U0＞0.5 V時匝間保護方向元件才開放。

圖4 B廠家保護的動作判據Fig.4 Operation criteria for inter-turn protection of manufacturer B

2 誤動過程分析

某220 kV 系統海上輸電工程，電纜線路連接著變電站M和變電站N，高抗位于變電站N側（N側為本側）。某日N側變電站主變啟動過程中進行了以下操作：

1）操作1：利用M 側開關對電纜線路及高抗、變電站N側母線進行充電（N側開關合位，母線未接電源）。

2）操作2：利用M 側開關沖擊線路及高抗（N側開關分位）。

3）操作3：拉開M側開關。

4）操作4：通過N 側開關對線路及高抗沖擊（M側開關分位）。

操作1時變電站N側的A、B兩廠家的匝間保護均動作。操作2、操作3、操作4 時均發生A 廠家高抗匝間保護動作，B 廠家高抗匝間保護未動作的情況。4種操作場景下操作工況如圖5所示。

圖5 操作工況Fig.5. Operating conditions

下面結合保護原理和現場錄波數據分析，揭示保護誤動的原因。

2.1 操作1誤動分析

操作1 時，高抗電壓（母線側PT）以及電流如圖6所示。高抗因鐵心飽和而產生零序涌流。高抗側的母線電壓在沖擊初始瞬間存在線路充放電的高頻振蕩諧波，零序電壓波動較大，后續零序電壓趨于0 V。暫態過程期間基頻零序電壓和電流幅值如圖7所示，可知在沖擊期間，零序電壓幅值瞬時接近30 kV，零序電流幅值瞬時達到20 A。測量零序阻抗在復平面如圖8所示，測量阻抗落在圖1和圖3所示的動作區內。

圖6 操作1時高抗的電壓、電流錄波Fig.6 Voltage and current recording at high reactance during operation 1

圖7 操作1時的基頻零序電壓和電流幅值Fig.7 Zero-sequence voltage and current amplitudes at fundamental frequency during operation 1

圖8 操作1時的零序測量阻抗Fig.8 The measured zero-sequence impedance during operation 1

在本次沖擊期間，由于高抗鐵心三相不一致飽和而產生零序電流，導致測量阻抗落入動作區內。同時，相關保護判據的零序電流和電壓判據啟動，導致兩套保護均出口動作。

2.2 操作2誤動分析

操作2 時，高抗電壓（母線側PT）以及電流如圖9所示。高抗由于鐵心三相不一致飽和而產生零序涌流。高抗側的母線電壓由于N 側開關處于分位，其電壓三相平衡，零序電壓幾乎為零。暫態過程期間基頻序電壓和電流幅值如圖10 所示，在沖擊期間，由于N 側開關分位，零序電壓取母線電壓，故零序電壓幅值約為0.4 kV，零序電流幅值瞬時接近20 A。測量零序阻抗在復平面如圖11所示，測量阻抗位于原點附近。

圖9 操作2時高抗的電壓、電流錄波Fig.9 Voltage and current recording at high reactance during operation 2

圖10 操作2時的基頻零序電壓和電流幅值Fig.10 Zero-sequence voltage and current amplitudes at fundamental frequency during operation 2

圖11 操作2時的零序測量阻抗Fig.11 The measured zero-sequence impedance during operation 2

在本次沖擊期間，零序電壓幅值僅為0.4 kV，而B 廠家判據設計了零序電壓啟動門檻值0.5 V（對應的一次值為0.635 kV），B 廠家保護未動作。A 廠家保護沒有配置零序電壓啟動判據，測量阻抗落入圖1所示的動作區內，故出口動作。

2.3 操作3誤動分析

操作3 時，高抗電壓（母線側PT）以及電流如圖12所示。在M側開關斷開瞬間，高抗和線路形成LC串聯結構，發生諧振而產生零序電流，其諧振頻率約為33 Hz。高抗側的母線電壓由于N側開關處于分位，其電壓三相平衡，零序電壓幾乎為零。暫態過程期間基頻零序電壓和電流幅值如圖13所示，測量零序阻抗在復平面如圖14所示。在分閘期間，零序電壓幅值約為0.2 kV，零序電流幅值瞬時接近30 A；測量阻抗位于原點附近。

圖12 操作3時高抗的電壓、電流錄波Fig.12 Voltage and current recording at high reactance during operation 3

圖13 操作3時的基頻零序電壓和電流幅值Fig.13 Zero-sequence voltage and current amplitudes at fundamental frequency during operation 3

圖14 操作3時的零序測量阻抗Fig.14 The measured zero-sequence impedance during operation 3

在本次沖擊期間，由于N 側開關分位而零序電壓取母線電壓，故零序電壓幅值僅為0.4 kV，而B 廠家判據設計了零序電壓啟動門檻值0.5 V（對應的一次值為0.635 kV），B 廠家保護未動作。A 廠家保護沒有配置零序電壓啟動判據，諧振期間電流幅值增大導致測量阻抗減小，落入圖1所示的動作區內，故出口動作。

2.4 操作4誤動分析

操作4 時，高抗電壓（母線側PT）以及電流如圖12 所示。在N 側開關合閘瞬間，高抗先是流過沖擊電流，且零序電流中含有涌流特征；匝間保護動作跳閘，經過4個周波后，高抗和線路產生諧振，電流波形發生畸變，諧振頻率約為33 Hz。高抗側的母線電壓受N 側電源牽制而三相平衡，零序電壓幾乎為零。暫態過程期間基頻零序電壓和電流的幅值如圖16 所示，測量零序阻抗在復平面如圖17 所示。在分閘期間，零序電壓幅值約為0.2 kV，零序電流幅值瞬時大于60 A，測量阻抗位于原點附近。

圖15 操作4時高抗的電壓電流錄波Fig.15 Voltage and current recording at high reactance during operation 4

圖16 操作4時的基頻零序電壓和電流幅值Fig.16 Zero-sequence voltage and current amplitudes at fundamental frequency during operation 4

圖17 操作4時的零序測量阻抗Fig.17 The measured zero-sequence impedance during operation 4

在本次沖擊期間，由于N 側零序電壓較小，而B 廠家判據設計了零序電壓啟動門檻值0.5 V（對應的一次值為0.635 kV），B 廠家保護未動作。A 廠家保護沒有配置零序電壓啟動判據，諧振期間電流幅值增大導致測量阻抗減小，落入圖1所示的A廠家保護方向元件動作區內，故出口動作。

3 誤動機理分析及仿真

3.1 合閘涌流期間的誤動機理分析

高抗在空投期間，由于鐵心飽和而產生零序涌流，此時匝間保護存在誤動風險。若高抗零序涌流期間高抗側開關處于合位，母線電壓可以正確反映高抗的實際電壓。高抗在發生飽和期間相當于是零序電壓源，系統的零序等值回路如圖18所示，匝間元件將零序涌流判為內部故障而誤動；若高抗產生零序涌流且高抗側開關處于分位，母線電壓側零序電壓幅值接近于零，保護計算得到的零序阻抗位于原點附近，若匝間保護沒有配置零序電壓啟動判據，則匝間保護將會誤動作。

圖18 高抗零序涌流期間的系統零序等值回路Fig.18 Zero-sequence equivalent loop of the system under zero-sequence high reactance inrush current

按圖5 所示電氣接線建立了某220 kV 系統海上輸電工程的仿真模型，海纜長度為27 km，參數如表1所示。

表1 海纜參數Table 1 Parameters of submarine cables

操作1、操作2仿真得到的高抗電流與錄波數據對比見圖19、圖20，可見仿真波形基本與現場錄波相吻合。

圖19 操作1仿真電流與現場錄波數據的對比Fig.19 Comparison of simulated current and the field recorded data during operation 1

圖20 操作2仿真電流與現場錄波數據的對比Fig.20 Comparison of simulated current and the field recorded data during operation 2

3.2 諧振期間的誤動機理分析

在高抗線路運行轉熱備期間，由于高抗與線路分布電容充放電而產生諧振，其頻率為高抗線路的自然諧振頻率。線路零序電容為2.164 μF，高抗電感為8.424 H，線路的分布電容充電功率為35.95 Mvar，高抗的功率為20 Mvar。諧振頻率計算公式如下：

根據式（3）計算可得高抗線路的自然諧振頻率約為37.28 Hz，與現場實測的33 Hz 頻率較為接近。根據文獻［14］，線路并聯電抗容量取線路電容充電功率Qc的0.4～0.8 倍，可以推導得到線路的自然振蕩頻率分布區間為31.62～44.72 Hz。

操作3仿真得到的高抗電流與錄波數據對比見圖21，可見仿真波形與現場錄波基本吻合。但若拓寬時間長度，仿真波形與錄波波形將逐漸發生偏離，諧振頻率有小幅度變化。這是由于鐵心飽和程度在一直變化，鐵心的非線性特性使得LC諧振的電感值L并非固定值。現有電抗器仿真模型對于鐵心非線性物理特性只能做到近似模擬，難以準確復刻。

圖21 操作3仿真電流與現場錄波數據的對比Fig.21 Comparison of simulated current and the field recorded data during operation 3

操作4仿真得到的高抗電流與錄波數據對比見圖22。分析可見，在空投后的初期0.1 s內仿真波形與現場錄波基本吻合（紅色為錄波波形，0 s之前未采集）。在高抗側開關合閘0.1 s后，由于匝間保護動作，流過高抗的電流變為諧振分量。

圖22 操作4仿真電流與現場錄波數據的對比Fig.22 Comparison of simulated current and the field recorded data during operation 4

4 對策及建議

4.1 應對零序涌流造成誤動的對策建議

高抗在空充期間由于零序勵磁涌流而導致匝間保護誤動作。圖23和圖24分別為操作1、操作2兩次合閘過程中零序涌流的波形及二次諧波含量，其中零序涌流二次諧波含量較高，可作為識別涌流的判據。因此，建議在匝間保護判據中增加零序涌流閉鎖功能。加入諧波閉鎖判據會影響高抗發生內部故障時匝間保護的靈敏度，在高抗充電期間發生匝間故障時，匝間保護將會因涌流閉鎖而延時動作。因此，需結合匝間故障試驗數據充分論證保護的可靠性和靈敏性，制定合適的涌流閉鎖邏輯。

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

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

4.2 應對諧振造成誤動的對策建議

220 kV 線路高抗建議取線路側三相電壓。若取母線側電壓，則在高抗側開關處于分位情況下，母線電壓不能真實反映高抗本體的電壓，導致保護誤動或者拒動。若囿于現有220 kV 線路的典型PT 配置模式，高抗保護只能取母線側三相電壓（線路側僅配置單相PT），則應在保護判據及運行操作等方面加以改進，以防止保護誤動。建議在匝間保護中加入高抗諧振電流辨識判據以躲過誤動。根據計算，高抗與線路的自然諧振頻率約為30～40 Hz，可根據此諧振電流分量形成閉鎖邏輯，若電流諧波落入此區間則閉鎖匝間保護。

為了避免產生線路高抗LC串聯諧振結構，在高抗、線路由熱備改運行時，建議先合高抗本側開關，以便及時判斷高抗內部的匝間故障。在高抗線路由運行改熱備時，建議最后斷開高抗本側開關。

5 結語

論文針對海上風電高抗匝間保護誤動問題，通過對比不同廠家匝間保護原理，解析不同操作場景的誤動過程，進而分析得到匝間保護誤動原因是合閘零序涌流作為零序源被誤判為內部故障以及諧振期間電流幅值增大導致測量阻抗減小。數字仿真復現了現場四組操作場景下的錄波波形，驗證了理論分析的正確性。針對以上產生誤動的原因，有針對性地提出增加適當的諧波閉鎖判據、增加諧振頻率識別判據、操作時高抗側開關先合后分等對策建議。