变压器组范文（精选6篇）
变压器组 第1篇
目前电力系统均采用三相制, 所以三相变压器得到广泛的应用。变压器不但能改变电压 (电动势) 的数值, 还可以使高、低压侧的电压 (电动势) 有不同的相位关系。所谓变压器的连接组别, 就是讨论高低压侧绕组的连接法以及高、低压侧电动势之间的相位关系。因此, 研究三相变压器的连接组别问题有重要的实际意义。
2 三相变压器的连接组别
分析组别之前, 先做如下约定: (1) 用大写的字母A、B、C和X、Y、Z分别表示高压侧三个绕组的首尾端, 小写的字母a、b、c和x、y、z分别表示低压绕组的首端和尾端; (2) 为了正确地示出高、低压绕组相电压之间的相位关系, 电压相量的正方向必须做统一规定。本文约定从首端指向尾端; (3) 同极性端用符号“·”表示。
三相绕组常用的两种连接方法: (1) 星形连接; (2) 角形连接。它们的接线图和矢量图如图1所示。
(a) 星形连接 (b) 右向三角形连接 (c) 左向三角形连接
三相变压器的连接组别, 是由高、低压绕组连接法及其代表对应线电势相位关系的组标号这两部分组成。
变压器连接组标号的时钟表示法:
可以证明, 各连接组的高、低压绕组的线电势之间, 可能有的相位差角总为30°的倍数。与时钟钟面上12个数字把一周360°平分为12等分相吻合。故在把各连接组标号时, 用时钟表示最为方便。
把变压器高压侧线电势相量EAB作为长针, 且把它固定地指向钟面上的“12”, 把低压侧线电势相量Eab作短针, 短针指向时钟上的几点, 则组别号为几。例如:Y、y0即是同时指向12点;高、低压绕组对应线电势相位之差为0°。
2.1 由连接组标号求绕组接线
以Y、y0为例, 求解方法如下: (1) 首先将高、低压侧绕组按星形接好, 标好高压侧端接符号; (2) 画出高压侧相、线电势相量图, 并使X、Y、Z合并为一点; (3) 由组别号Y、y0可知, 低压侧线电势与高压侧对应线电势EAB同相, 依据高压侧线电势, 可以求出低压侧线电势 (此步为关键) ; (4) 画低压侧的星接相量图, 并使A和a在同一点上; (5) 找出低压绕组相电势与高压侧相电势相量平行的, 可确定同一芯柱的绕组和同极性端。此例中, 同相, 可知低压绕组ax与高压绕组AX在同一芯柱上, 且首、首为同极性端; (6) 依据相序标出其它两相。本例以正序为例, 得出如图2所示的接线图。
2.2 己知绕组接线求连接组别
以图3 (同极性端可以通过实验测得) 为例, 求解方法如下: (1) 画出原边的相量图; (2) 依据同极性端及同一芯柱上的绕组找出相电势, 依据副边的接线方式, 画出副边相量图, 并使A和a在同一点上, 找出线电势; (3) 依据相位关系, 求得连接组别。在本例中, 从相量图可见, , 故连接组标号为11, 连接组为Y, d11。
3 关于连接组别的几个问题
3.1 连接组标号定义的问题
在已经出版的许多版本的《电机学》书中, 对连接组标号的定义说法不一。大部分以高、低压侧电压的相位关系为连接组标号。笔者认为此种提法欠妥。在本文中将连接组标号定义为高、低压侧绕组线电势的相位关系。笔者认为此种提法更合理些。原因如下:
在分析变压器的连接组问题时, 要用到“同一芯柱上的绕组的电势或电压同相位”的结论, 而电压同相位是不准确的。由变压器的工作原理可知, 在习惯的参考方向下, 高、低压侧的相电势分别为:, 可见, 高、低压侧的电势同相位。而我们知道, 因为原边漏阻抗的存在, 使得高、低压侧的相电压不可能同相。因此, 在分析三相变压器连接组标号时, 假定“同一芯柱上的绕组的电压同相位”就欠准确;而假定“同一芯柱上的绕组的电势同相位”就无此疑问。进而分析出高、低压侧的线电势关系便顺理成章。将线电势相位关系定义为连接组标号, 使连接组标号的时钟表示法更准确、严密。
与此同时, 此种提法并不妨碍变压器连接组别的实际应用价值。在变压器的实际应用中, 常常关心高、低压侧的电压的相位关系 (如并联运行时) , 由于三相变压器的三相绕组漏阻抗基本对称且较小, 可忽略其对电压相位的影响。
因此, 将连接组标号定义为高、低压侧绕组线电势的相位关系, 定义准确又有实际应用价值, 是合理的。
3.2 十二个连接组的简易判别法
三相双绕组变压器相位移为30°的倍数, 所以有0、1、2……11共12种组别。当绕组的绕向相同, 端子和相别标志一致时, 连接组仅为0、11两种, 称标准组别。此两种规律简捷, 容易记忆。但是, 12种组别全记住就很困难了。下面介绍一种简易判别方法, 简单易行。
如图4, 假定高压侧星接, 首、尾端按A、B、C的顺序已标明, 且首端为同极性端;
图中各相量代表低压侧线电压Eab也表示连接组的标号, 相量端部的字母表示低压侧三相的顺序和同极性端;
图4 (a) 是组别号为偶数的, 分别为0、2、4、6、8、10六个组别, 其低压绕组为星接, 4图 (b) 是组别号为奇数的, 分别为11、1、3、5、7、9六个组别, 其低压绕组为右向角接。
上述判别方法的原理如下:
如果把低压侧引出端的标号abc顺序改为cab, 则相电势将分别滞后电角度, 则低压侧相对应的线电势也将滞后120°电角度, 相当于短针转过4个钟点;若改标为bca, 则相当于短针转过8个钟点, 可以得到0、4、8和11、3、7六个连接组。
如果低压绕组的绕法反向, 或者在标注低压绕组的首端和尾端时, 使得高、低压侧的同极性端不同在首端或尾端, 则在相量图上, 对应的相电势反相位。此时, 比较高、低压侧的线电势, 低压侧的相量将倒转180°, 由0、4、8可得6、10、2三个组号;由11、3、7可得5、9、1三个组号。
3.3 三相变压器的曲折形 (z形) 连接
在防雷要求较高的配电变压器中常用曲折 (Z) 形连接。
散热器组抬高对变压器温升的影响 第2篇
1 实例分析
基于对一台SSZ-240000/220主变压器的研究, 详细分析器身与散热器组高度差对温升性能的影响。
该主变压器本体与散热器组分层布置, 散热器中心底部高度高于器身底部高度6.2米。如果按照实际运行情况进行温升试验, 据需要在试验场地搭建6.2米的试验平台。由于项目周期紧张, 需采用放平散热器主管路的等效温升试验的方案进行, 然而该试验是否能准确反映变压器的温升性能呢?为确定等效温升试验的有效性, 必须在温升计算中合理考虑器身与散热器组高度差。
从理论上分析, 自冷变压器中油的循环流动完全是因为不同温度的油的密度变化引起的浮力形成, 提高散热器的安装高度, 在器身发热相同的条件下, 可以增加冷却回路的浮力, 冷却回路中的油流动速率将提高。但是, 散热器架高时, 长弯管道内的油流阻力是否会对散热效果带来影响。如果阻力影响不大, 那么温升是否满足要求?如果建立三维模型可以对温度场进行有限元分析计算, 直接得到各处温度值显然是最直观的, 可是目前由于软件的局限性, 对于温度场的计算还不能满足实际要求, 无法计算各处的温度值。所以需要引入一个与温升直接相关的参数--油流速来进行温升分析。如果温升计算满足要求, 但是油流速度却低于平放时的值, 显然油循环是受阻的, 散热系统无法正常带走变压器运行中的产生热量。如果流速过高, 顶层油温与底层油温差变小, 仍然影响散热效果, 或者引起油流带电影响变压器的正常运行。
也就是说在传统温升计算的基础上, 考虑油流速带来的影响, 就可以确定温升计算的有效性, 也可以确定等效温升试验的可行性。所以油流速是需要着重计算分析的参数。
2 对比计算
该项目选择上下各4路200mm直径的油管, 在弯折区域尽可能使用45°斜管道, 避免出现油阻过大的情况。采用40组PC3600-36/520散热器。等效温升试验则采用将散热器组拉平的方案进行, 如图1所示。
3 模型的建立与计算
利用有限元分析的方法, 对两种方案油箱的温升试验进行模拟计算, 对管道内的油流状态进行综合分析。流体的有限元分析网格划分要求很高, 加之计算模型较大, 计算过程中需要剖分的网格过多, 对计算机硬件的要求很高。为了减少计算量, 计算中, 对变压器油箱和散热器的建模进行了简化处理。不考虑油箱的外部结构, 内壁尺寸与实际相同。导油管管道分别按照两种方案建模, 散热器简化为散热面积相同流体域 (确保两种方案的散热效率相同) 。在分析时, 热源简化为直径1500mm高度为2000mm的圆柱体, 共三个, 按照实际产品的器身位置放置。
计算为稳态结果, 也就是说, 当发热量固定, 散热系统达到平衡, 油流速稳定, 进出口温度不变的情况下, 两种冷却结构的油流速差异。
两种方案计算模型分别见图2及图3所示。
散热器平放时油流速度矢量图的计算结果见图4、图5所示。
变压器油由于温度的变化密度会发生变化, 由于液体的浮力作用, 会在流体域中建立起速度场。根据上述计算结果, 散热器平放时, 管道内流体平均速度约为0.15m/s, 最大速度为0.215m/s。
散热器架高时油流速度矢量图的计算结果如图6及图7所示。
从上述结果可得, 散热器架高时, 管道内流体平均速度约为0.4m/s, 最大速度为0.762m/s。
4 计算结果分析
分析两种温升试验方案的流体速度, 由流速矢量图可以看出, 散热器架高时, 管道的折弯的确造成油流速度的改变, 但是并没有影响总体油流效果。
根据流体及热力学的相关内容, 液体流速越快, 其带走的热量的也就越多, 热循环效率越高。虽然进出口油温差必然降低, 但是被加热的空气与被冷却的油的对数平均温差不变, 可以预见其散热效果比散热器平放时要好。
即从计算结果来看, 如果采用等效的温升试验方案, 所得的试验数据符合要求, 那么与实际运行情况相同的试验方案必然也可以满足要求。
5 试验结果分析
由于该产品进行的是等效温升试验, 所以温升实测值与计算值与常规试验基本相当。
此后, 在对同类产品的设计中, 按照这一台的经验, 在温升计算后进行了油流速计算, 油流速度约为平放时的值的2.8倍, 但是由于经验值不足, 并未对温升计算值进行修正。而是按照传统计算的结果选定散热器组。并进行了的散热器组架高的温升试验, 试验时按照实际运行的高度在试验大厅搭建平台, 将散热器组架高6米。如图8所示
该产品温升试验实测值比计算值低, 比以往正常情况低2K左右。当然仅有这一台产品还不能下定论进行调整。等积累一些经验之后, 就可以在进行类似产品的设计中, 考虑该部分带来的影响, 根据油流速修正温升计算结果。
6 结束语
综上所述, 在对散热器组位置特殊的产品做温升计算时, 可以先进行传统的温升计算, 管路布置结束后建立三维模型进行油流速的计算, 并根据油流速度修正温升计算结果。
根据目前的经验, 这种方法是可行的, 在总结适量产品的油流速计算结果和温升试验实测值的经验之后, 就可以形成经验值常数, 对温升计算结果进行修正。
该部分的研究与分析具有很好的实用性与经济性, 可以在今后的产品上参考使用, 并随着计算软件的不断研发, 将进一步细化与完整并更加直观与准确。
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变压器组 第3篇
我国普速铁路牵引供电系统乃至我国早期的客运专线(如秦沈、胶济等)牵引供电系统主要采用直接供电方式或带回流线的直接供电方式。采用直接供电方式具有结构简单、投资相对较省、维护费用低等优点,但对弱电系统的电磁干扰较大。为适应高速铁路动车组负荷电流大、运行速度快、追踪间隔短、受流质量高等要求,我国新建的高速铁路大多采用了AT供电方式。AT供电方式具有供电臂阻抗小、牵引网电压损失少、防电磁干扰效果好等优点[1]。我国高速铁路还将上下行AT牵引网在AT所和分区所处做了并联,这种供电方式在我国被称为全并联AT供电方式。全并联AT供电方式的供电臂阻抗进一步降低,从而减少了牵引网电压损失,加强了牵引供电系统的供电能力和供电可靠性。从京津城际铁路开始,我国高速铁路牵引供电系统普遍采用全并联AT供电方式。
在当前我国高速铁路快速发展的背景下,为了满足扩大运能或与高速客运专线互联的需要,我国部分直接供电线路正在改造或将要改造成全并联AT供电方式。在改造的过程中,为了节约成本,充分利用既有设备,这类牵引变电所考虑将原有的两台单相变压器低压侧联接成2×27.5 k V形式的变压器组给AT牵引网供电。然而,这种组合方式给变压器差动保护带来了新的问题,差动电流平衡关系[2,3,4,5,6]及励磁涌流[7,8,9,10]必须做针对性分析。本文对此类情况进行研究,研究结论对同类问题具有参考意义。
1 两单相变压器组接线方案
我国牵引变电所主变压器一般采用固定备用方式,在一个变电所中安装两台或两组规格和参数相同的牵引变压器,正常供电时一台(组)变压器运行,另外一台(组)备用,当运行变压器发生故障时由变电所备用电源自投装置自动投入备用变压器。某变电所改造前采用直接供电方式,两台主变压器都是单相变压器,高、低压侧变比为220k V/27.5 k V。现为了扩能或与高速铁路互联,这类牵引变电所需要改造为全并联AT供电方式。考虑到牵引变压器比较昂贵,为了减少牵引变压器购置费用,改造方案中将原有的两台单相变压器1B和2B联接成两单相变压器组给牵引网供电,再购置1组V/x接线变压器3B与变压器组互为备用,接线方案如图1所示。两单相变压器1B和2B的高压侧并联到一路220 k V进线的相同两相上,低压侧串联为2×27.5 k V方式以满足AT供电方式的需要。考虑到与牵引网阻抗匹配的需要,再在两单相变压器组的低压侧上并联了一台自耦变压器1AT。改造后的变压器组可以满足AT供电方式的要求,同时增大了供电容量。
2 两单相变压器组差动保护分析
采用上述两单相变压器组改造方案后,虽然在节约成本的条件下实现了系统供电能力提升的目标,但同时也给两台单相牵引变压器的差动保护带来了新问题。
两单相变压器组和自耦变压器分别配置独立的差动保护,由于自耦变压器的差动保护与传统一致,本文仅针对两单相变压器组展开讨论。
2.1 电流平衡关系
牵引变压器在正常运行或外部故障时,高压侧流入的电流和低压侧流出的电流(折算后的电流)满足基尔霍夫电流定律,即高低压侧的电流是平衡的,差动保护不会动作;而当变压器内部发生故障时,高低压侧的电流不再平衡,差动保护动作。因此,正确的高低压侧电流平衡关系是变压器差动保护正常工作的基础。
为方便分析两单相变压器组高低压侧的电流平衡关系,将两单相变压器组及AT牵引网等效为图2所示。根据AT供电系统的特点,在理想情况下,轨-地回路中的电流都通过该区段两侧AT变压器中性点吸上到接触线和正馈线中,其他区段不再有轨-地回路电流。也就是说,当图2中仅2AT之后存在故障或负荷电流时,1AT支路中安装的电流互感器24LH测到的电流可以忽略,此时,两单相变压器组高压侧11LH、12LH测到的电流与低压侧21LH、22LH测到的电流是平衡的。
但是,当1AT与2AT之间存在负荷电流或故障电流时,11LH、12LH测到的电流与21LH、22LH测到的电流不再平衡,下面具体分析。
为简化分析,忽略钢轨对地漏导和自耦变压器(AT)漏抗。假定图2中距离变电所x处的故障或负荷电流为I(5),AT段长度为D,ZT、ZF、ZR分别为接触线、正馈线和钢轨的单位自阻抗,ZTR、ZTF、ZRF分别为三者之间两两间的单位互阻抗,各电流和电压定义如图2中所示。
根据电压平衡方程U(5)T1-U(5)T2(28)U(5)F1-U(5)F2可得各支路电流与自阻抗和互阻抗的关系,整理得
式中:Z1(28)ZT-2ZTR(10)ZTF;Z2(28)2ZR-ZTF-ZTR,Z3(28)ZF(10)ZTF-2ZRF。
再根据各支路电流的关系
又考虑到接触线和正馈线一般对称悬挂时有[1]
联立式(1)~式(3),可得
由图2和式(4),得
式中,KT表示变压器变比,本文中KT=8。
若按照传统的牵引变压器差动保护接线方式,只将11LH的电流IA1和21LH的电流IT1计算差动电流,则有
由于该比值不为定值,所以两单相变压器组低压侧仅采用21LH或22LH的电流计算差动电流是错误的,必须将1AT处24LH的电流也纳入到电流平衡关系中。
2.2 励磁涌流
众所周知,单相变压器励磁涌流波形是偏离到时间轴一侧的具有间断特性的尖顶波,如图3所示。
操作人员将变压器组投入运行时,有两种投入顺序:第1种是先空载投入两单相变压器组再投入自耦变压器,第2种是先空载投入自耦变压器再投入两单相变压器组。如果投入顺序是第1种,则空投两单相变压器组时可能会产生如图3所示的励磁涌流。其后需要一定的时间来确认开关位置等情况,所以当投入自耦变压器时单相变压器组的励磁涌流一般衰减完毕。当自耦变压器1AT空载投入产生如图3所示的励磁涌流时,该励磁涌流会流经与其串联的两单相变压器组。定义此时的励磁涌流为imat,由图2可知两单相变压器组高低压侧的电流为
假定两单相变压器组外部系统的电压为
式中:US表示系统电压幅值;为角速度;表示初相角。
此时,变压器组铁芯上感受到的电压降为
式中:0R、X0表示系统电阻和电抗;R11、X11表示变压器组高压侧等效漏阻抗;t1、t2、t3分别表示图3所示的自耦变压器铁芯进入或退出饱和的时刻。
根据单相变压器组铁芯上的电压可得铁芯磁通为
式中,NT1表示变压器组一次侧绕组匝数。
由式(9)和式(10)可得一个周期内单相变压器组铁芯中的磁通增量为
当按第2种投入顺序操作,首先空投自耦变压器时不会产生励磁涌流,但其后空投两单相变压器组时在单相变压器中会产生如图3所示的励磁涌流,定义此时的励磁涌流为im T。与第1种投入顺序中式(7)~式(11)的分析过程类似,易得一个周期内自耦变压器铁芯中的磁通增量为
式中,Nat表示自耦变压器绕组匝数。
由式(11)和式(12)可知,无论是第1种投入操作还是第2种投入操作,后投入变压器由于空载合闸产生的励磁涌流较大并且持续较长时间时,会导致先投入变压器的铁芯饱和,且饱和的开始时间主要与系统电阻、变压器高压侧漏电阻、励磁涌流大小等因素相关。从式(11)和式(12)还可以看出,由于磁通增量为负数,因此单相变压器励磁涌流的方向与自耦变压器励磁涌流相反。
3 差动保护电流平衡方程
对于图1所示的接线方案,由上述的分析可知,两单相变压器组的差动保护必须利用11LH、12LH、21LH、22LH、24LH电流互感器测到的电流来构建电流平衡方程,如式(13)。
4 仿真验证
在上述理论分析的基础上,利用Matlab建立模型并进行了大量仿真,仿真参数为:主变压器电压220 V/27.5 k V,容量40 MVA,短路电压百分比10.5%,自耦变压器电压2×27.5 k V,容量40 MVA。由于篇幅所限,下面仅以图1中1B变压器A相差动保护为例,给出iA1、由iT1和iTat合成的ai、差动电流id A1及其二次谐波含量的波形,其他相的情况与之类似。几种典型情况的仿真结果如下。
(1)自耦变压器后投入
由图4(a)、图4(b)可以看出,在自耦变压器后投入时单相变压器首先流过自耦变压器的励磁涌流。此时,高、低压侧的电流波形一致。其后单相变压器产生了励磁涌流,且与自耦变压器的涌流方向相反。由图4(c)、图4(d)可知,差动电流为单相变压器的励磁涌流,二次谐波闭锁判据能可靠闭锁差动保护。
(2)单相变压器组后投入
由图5(a)、图5(b)可以看出,在单相变压器后投入时,自耦变压器开始时没有电流通过,其后自耦变压器产生了励磁涌流,且与单相变压器的涌流方向相反。由图4(c)、图4(d)可知,差动电流为单相变压器的励磁涌流,二次谐波闭锁判据按0.15整定时即可可靠闭锁差动保护。
(3)外部故障
由图6(c)可以看出,当变压器发生外部故障时,差动电流很小,这说明本文给出的电流平衡方程是正确的,差动保护不会误动。
(4)内部故障
从图7(c)可知,当变压器发生内部故障时,差动电流很大,差动保护可以正确动作。
5 结论
通过理论分析和仿真结果可以得出以下结论:
1)对于由两单相变压器和自耦变压器构成的变压器组,其差动保护的电流平衡方程必须慎重考虑,否则可能引起差动保护误动作。仿真结果表明,本文提出的电流平衡关系可以很好地满足差动保护需要。
2)由于两单相变压器组与自耦变压器串联,后投入变压器的励磁涌流会导致先投入变压器的铁芯饱和并产生方向相反的励磁涌流,且饱和的开始时间主要与系统电阻、变压器高压侧漏电阻、励磁涌流大小等因素相关。
3)即使单相变压器组励磁涌流与自耦变压器的涌流方向相反,但差动电流只是单相变压器自身的励磁涌流,二次谐波闭锁判据能够可靠闭锁差动保护。
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变压器组 第4篇
D, yn11连接组10 kV配电变压器越来越多地应用于箱式变电站中。该型配电变压器在使用中主要有以下优势: (1) 有利于抑制高次谐波电流; (2) 有利于单相接地短路故障的切除; (3) 有利于充分利用配电变压器的设备能力。
因此, 具有下列情况之一者宜选用D, yn11连接组配电变压器: (1) 三相不平衡负荷达到配电变压器每相额定功率15%及以上; (2) 需要提高单相短路电流值, 确保低压单相接地保护装置动作灵敏度; (3) 需要限制三次谐波含量; (4) 单相负荷较多或使用电子整流器及晶闸管等设备的场合。
2注意事项
与在10 kV配电网络中占绝大多数的Y, yn0连接组配电变压器相比, D, yn11连接组配电变压器在运行中应注意以下几点。
(1) 禁止与Y, yn0连接组配电变压器并联运行。
(2) 其高、低压侧同相间存在30°相位角, 其计算变比K=21.65, 而Y, yn0连接组配电变压器的计算变比K=25。
变压器组 第5篇
关键词：站用电变压器,Y, zn1联结组标号,不间断转换
35千伏变电站与主电网联系只有35千伏线路时, 通常安装10/0.4千伏Y, yn0联结组标号和35/0.4千伏Y, yn0联结组标号变压器各一台作站用电变压器。具有110千伏、35千伏和10千伏三个电压等级的110千伏变电站, 当只有110千伏与35千伏线路和主电网联络时, 一般也是安装10/0.4千伏Y, yn0联结组标号和35/0.4千伏Y, yn0联结组标号变压器各一台作站用电变压器。一台10千伏站用电变压器和一台35千伏站用电变压器组合时, 当变电站全部主变压器停运时, 使用35千伏站用电变压器, 站用电稳定、可靠。如果采用2台10千伏Y, yn0联结组标号变压器作站用电变压器, 当全站主变停电时, 如果没有10千伏电源, 则站用电也停了;即使有10千伏小水电电源可用, 但电压和频率也不稳定, 影响检测仪器的使用。在上述类型变电站设计中, 采用10/0.4千伏Y, yn0联结组标号和35/0.4千伏Y, yn0联结组标号变压器各一台作站用电变压器, 是变电站主变压器全停时, 获得电压和频率都稳定的试验电源所必要的, 也是实际中广泛采用的。
采用10/0.4千伏Y, yn0联结组标号和35/0.4千伏Y, yn0联结组标号变压器各一台作站用电变压器, 站用电由其中任何一台供电转为由另一台供电时, 必须先停用正在使用的站用电变压器后, 才能合上另一台变压器供电, 即使安装自动转换装置也无法实现不间断转换。2台站用电变压器之间要实现不间断转换, 2台变压器只有先并列运行后, 再切开原使用的变压器, 才能实现。2台变压器并列运行的条件是: (1) 并列侧对应端子电压值相同; (2) 并列侧对应端子相位相同; (3) 阻抗电压值接近。10/0.4千伏Y, yn0联结组标号和35/0.4千伏Y, yn0联结组标号变压器能满足变压器并列运行的 (3) 和 (4) 条要求, 但并列侧 (0.4千伏侧) 对应端子的相位相差330°, 不能并列运行, 故无法实现不间断转换。10/0.4千伏Y, yn0和35/0.4千伏Y, yn0变压器低压侧相位相差330°, 是由于其高压侧所连接的10千伏和35千伏系统相位相差330°造成的。在电网中, 110千伏主变压器联结组标号是YN, yn, d11或YN, d11;35千伏主变压器的联结组标号是Y, d11或YN, d11。所以110千伏系统和35千伏系统的相位是相同的, 10千伏系统与110千伏及35千伏系统之间的相位差均为330°。
如果采用10/0.4千伏Y, zn1联结组标号和35/0.4千伏Y, yn0联结组标号变压器各一台作站用电变压器, 则可以实现两台变压器之间的不间断转换。在电网中以35千伏系统相位指向为时钟12点时, 10千伏系统的相位滞后 (顺时针方向为滞后) 35千伏系统330°, 指向时钟11点。10/0.4千伏Y, zn1联结组标号变压器, 10千伏侧相位指向时钟12点时, 0.4千伏侧的相位指向时钟1点, 滞后10千伏系统30°。10千伏系统的相位滞后35千伏系统330°, 10/0.4千伏Y, zn1联结组标号变压器, 0.4千伏侧的相位又滞后10千伏系统30°;这样其0.4千伏侧的相位滞后35千伏系统360°, 即与35千伏系统相位相同。35/0.4千伏Y, yn0联结组标号变压器, 0.4千伏侧的相位和35千伏系统的相位相同, 所以两台变压器0.4千伏侧的相位相同, 可以并列运行, 能实现两台变压器之间的不间断转换。
我国10/04千伏三相电力变压器的标准联结组标号, 只有Y, yn0和Y, zn11两种。国家标准中没有Y, zn1联结组标号, 所以, 10/0.4千伏Y, zn1联结组标号变压器是非标变压器, 变压器生产厂一般不批量生产。Y, zn11和Y, zn1联结组标号变压器的不同之处, 只是低压线圈联接法不同。Y, zn11联结组标号变压器联接法如图1, Y, zn1联结组标号变压器联接法如图2。生产厂家将Y, zn11联结组标号变压器改接为Y, zn1联结组标号变压器是很容易的, 自行改接也不难。
综上所述, 用10/0.4千伏Y, zn1联结组标号变压器代替10/0.4千伏Y, yn0联结组标号变压器作站用电变压器, 实现上述变电站站用电变压器不间断转换是可行的, 有实际应用意义。
参考文献
[1]沈阳变压器研究所.电机工程设计手册[S].北京:机械工业出版社, 1982.
变压器组 第6篇
在新建大型石化工业园项目中, 由于生产用电负荷具有相对集中分布的特点, 其供电模式通常采用一个110k V或220k V总降变电所带几个35k V区域变电所运行的系统方式, 整体呈辐射式的网状结构。各35k V区域主变压器一般安装在靠近各自装置负荷中心的位置, 与总降变电所相联宜采用线路-变压器组的接线方式。这种线路-变压器组的接线方式具有设备少、投资省、操作简便以及易于扩建等优势, 有利于变电所实现自动化、无人化, 但供电可靠性和灵活性相对较差。
在传统模式下, 35k V线变组的保护大都按变压器和线路分别进行配置, 变压器部分通常以差动保护作主保护, 而线路部分因其距离短, 应用距离保护或电流速断保护比较困难, 且线路和变压器中间没有架设断路器, 变压器的保护跳闸信号需要远传去跳线路对侧开关, 也应配置光纤差动保护。对此, 线变组光纤差动保护就是将线路和变压器两者的纵差动保护有机结合起来, 利用一套光差保护装置为线路和变压器共同提供主保护。本文以SIEMENS 7SD610保护装置为例, 介绍35k V线变组光纤差动保护的基本工作原理, 并对其整定计算与调试验收方面的问题进行探讨。
1 保护原理
1.1 工作模型
35k V线变组光差保护即在上下级两侧各安装一台7SD610保护装置, 各侧装置分别检测当地电流, 同时将本侧的电流通过光纤快速传送到其它侧以便与各侧电流进行比较。基于点对点传输的光纤通信, 可以较好地保证两侧电流采样及测量数据相互交换的实时性。线变组中的线路距离较短, 一般为几百米到几公里左右, 无论是系统正常运行还是变压器发生故障, 线路首末两端流过的一次电流几乎相同。从这点来看, 线变组光纤差动保护实质上就成为一个变压器纵差动保护。设线变组一侧电流为I1 (标幺值为I1*) , 另外一侧电流为I2 (标幺值为I1*) , 其光纤差动保护模型如图1所示。
7SD610保护装置针对线变组高低压两侧CT的不同极性, 可以自由设置为指向变压器或者指向母线, 装置内部实现灵活调整。在电流变比及平衡系数的匹配上, 两侧保护装置分别将采样值除以各侧额定电流, 折算至标幺值参与差动保护运算。同时, 7SD610保护装置也加入了与普通变压器差动保护算法类似的Y-△接线间的转换, 能够自动计算和补偿两侧CT的相角误差, 这一点与国内保护厂家的做法基本相同。折算过程不会影响电流中各个谐波分量的比例关系, 所以仍然可以采用二次谐波比例制动方式来防止投切变压器时保护误动作。
1.2 动作特性
相比普通变压器差动保护, 7SD610保护装置在作为35k V线变组光纤差动保护使用时, 也同样配置了比率差动保护和差动速断保护。从低于设置值Idiff>的稳定特性Idiff=Irest (45-curve) 导出的差动保护的启动与动作特征, 符合以下公式:
式中, Idiff为差动电流, Idiff>>为差动保护速断值, Idiff>为差动保护起动值, Irest为制动电流, ΣIerror为综合误差电流总和 (包含装置硬件软件测量误差、频率偏移误差以及传输误差等) 。可以看出, 制动电流跟国内保护厂家通常的取法不同, 而是差动保护起动值及所有因素引起的系统综合误差电流之和, 即保护目标末端的最大测量误差之和。如果计算出的差动电流超过启动值和最大可能测量误差, 故障肯定出在内部。因此, 7SD610保护装置的动作特性曲线如图2所示, 由直线a、b与c共同围成的“Trip”阴影部分为该装置的动作区。
1.3 远程跳闸
变压器的瓦斯、油温及压力释放等本体非电量保护方便就近接入低压侧7SD610装置, 但距离高压侧断路器较远, 不易通过电缆将信号传输到线变组的远端侧。为实现本体保护的联跳, 7SD610可以借助直接远程跳闸功能, 即单端跳闸时发信给另一端, 跳开对侧断路器。工程实践中, 可将变压器的非电量信号以光隔输入的形式接入到低压侧保护装置, 当其中一个输入量置“1”时, 关联的“Remote Trip”标记以通信的方式发送远程跳闸命令给远端侧保护装置。当对侧7SD610装置收到这个标记信息后, 将启动一个用户指定的输出接点, 用来跳该侧断路器。7SD610装置中共配置有4个命令, 通过DIGSI CFC工具按需对各非电量保护合并分配即可。另外, 线变组后备保护联跳上下级的功能, 也可以通过上述方法实现。
2 整定计算
由于线路较短, 其较小的充电电流在保护整定中可不予考虑, 而变压器差动保护起动值按工程经验, 一般取为0.2~0.5INT (INT为变压器额定电流) 。结合现场实际, 线变组的差动保护起动值取Idiff>=0.2INT。7SD610光差保护在算法处理上已经充分考虑了CT测量误差等的影响, 制动系数等则不必整定。同时, 为解决穿越性故障时CT饱和导致保护误动的问题, 在额定工作电流下的CT误差系数取5%, 超过额定电流时装置会自动调整CT误差系数增大至10%。
差动速断动作值按躲过变压器最大励磁涌流或外部短路时的不平衡电流整定, 取较大者作为整定值, 具体参考变压器保护整定规程。灵敏系数校验采用正常运行方式下线变组差动保护区内两相短路时的电流进行, 要求灵敏系数Ksen≥1.2。
3 现场调试
以某35k V线变组为例, 联结组别为YNd-11, 高压侧CT指向变压器, 低压侧CT指向母线。试验前, 将微机保护测试仪放置在35k V高压室内, 35k V侧三相电流可由测试仪直接加入到开关柜的电流端子上, 10k V侧三相电流需分别通过三相电力电缆的屏蔽层铜线并转接一段1.5mm2电缆加入到保护装置的采样端子上。
通道平衡试验:在两侧分别加入与各侧额定电流成同等比例的电流, 且10k V侧三相电流相位要超前35k V侧30°, 则两侧保护装置中的差动电流均应接近为0。单端调试:分别选择高或低压侧一端施加电流, 并设定较小步长, 从零逐步增加电流直至本侧比率差动保护动作。联动试验:两侧加平衡后, 固定低压侧电流, 并设定较小步长, 逐步增加高压侧电流直至比率差动保护动作, 可调整施加平衡值进行多次试验。二次谐波闭锁比率差动保护、CT断线闭锁功能以及差动速断保护的试验方法, 与普通变压器差动保护相同, 本文不再赘述。
4 结束语
应用7SD610保护装置为35k V线路-变压器组提供光纤差动保护, 解决了传统方式分别配置线路光纤差动保护和变压器差动保护的问题, 具有很好的可行性、灵活性和经济性。
摘要：针对35k V线路-变压器组接线方式, 以SIEMENS 7SD610保护装置为例, 详细介绍其采用光纤差动保护的工作原理, 并提出具体实用的整定计算原则和检验调试方法。
关键词：35k V线变组,光纤差动保护,7SD610,应用
参考文献
[1]吴敏青.炼化企业35k V线路变压器组接线的实践[J].石油化工科技与经济, 2008 (04) :32-33.