考虑真空断路器重燃特性的海上风电场分闸过电压研究

0 引言

风能作为一种清洁能源，日益受到世界各国的重视，与此同时风电场的运行安全问题也越来越受到关注。2004年，丹麦最大的海上风电场Horns Rev全部的塔顶机端变压器发生绝缘故障事故[1]，研究表明真空断路器频繁开合产生的高频过电压是造成机端变压器发生绝缘故障的主要因素[2 - 4]。ABB公司的Lars Lijestrand等仿真计算了海上风电场中压集电网合闸空载变压器和单相对地短路故障下分闸空载变压器产生操作过电压的高频暂态过程[5]。西安交通大学刘学忠等建立了风电场中压电缆模拟系统试验电路和工频过电压仿真计算平台[6]。王建东等对海上风电场内部电气系统进行了工频情况下合闸过电压仿真分析[7]。文献[8]以仿真和现场测量数据相结合的方法，研究了真空断路器参数和电缆长度对海上风电场中压集电系统中合闸空载变压器瞬态过电压的影响。文献[9]利用PSCAD/EMTDC仿真软件和DigSILENT Power Factory仿真软件对海上风电场运行馈线为空载长电缆的情况进行了合闸过电压仿真计算，并与实际海上风电场测量数据进行对比。虽然关于海上风电场暂态过电压的研究已有不少，但主要是对内部集电系统合闸暂态过电压进行幅值定量和陡度定性分析，很少有文献对内部集电系统分闸过电压进行研究，未见有文献对过电压陡度进行定量分析。

本文首先利用搭建的简化海上风电场中压电缆集电测试系统平台验证能反映真空断路器重燃特性的自定义模型和变压器高频模型；然后，根据实际海上风电场接线，搭建单条馈线的海上风电场中压电缆集电系统，研究真空断路器在不同的海上风电场运行方式下正常性分闸和故障性分闸对机端变压器高压侧暂态过电压和重燃总次数的影响；最后，通过仿真验证了在塔底真空断路器和80 m电缆连接处串联扼流线圈和并联小电容的过电压保护装置的有效性，从而为实际海上风电场设备选型与安全运行提供指导依据。

1 海上风电场系统和实验测试系统描述

1.1 海上风电场内部电气系统

典型的海上风电场中压电缆集电系统由多条馈线组成，主要包括风力发电机、机端变压器、海上主变压器、真空断路器和电缆等关键电气设备。海上风电场内部电气接线图如图1所示。

1.2 实验测试系统

图1 海上风电场中压电缆集电系统接线图
Fig.1Wiring diagram of medium voltage cable collector system in offshore wind farm

图2 测试系统接线示意图
Fig.2Wiring diagram of test system

依照图1中虚线部分在试验场地搭建了如图2所示的测试系统进行分闸实验。测试系统包括：一台变比为10 kV/35 kV、容量为10 MV·A的变压器(TX1)，作为电源端变压器模拟海上主变压器，提供35 kV电压；一台变比为35 kV/0.69 kV、容量为2 MV·A的变压器(TX2)，作为负载端变压器模拟海上风电场的机端变压器；电抗器(容量为1.6 Mvar，约等于负载端变压器容量的80%)；40.5 kV户外真空断路器(VCB)；横截面为35 mm2的1 km和80 m铜芯电缆，分别模拟35 kV母线到馈线始端风机处和塔顶机端变压器到塔底断路器间的三芯中压电缆；150 kV高压探头(VD)；高频电流互感器(TA)；金属氧化锌避雷器(MOA)。

2 系统仿真计算模型与验证

2.1 电缆模型

电缆选择PSCAD仿真软件库中的频率依赖(相位)模型，该模型表示了所有线路参数完全的频率依赖性(包括频率依赖变换的影响)，是目前分析线路瞬态和谐波最准确的模型。仿真中电缆呈品字形排列，结构分为导体-绝缘-屏蔽-绝缘4层，海缆的铠装层一般比较厚，能阻止高频磁通在该层的流通，进而不会出现电压降落，常作接地假设[10-11]；同时考虑实际中的电缆芯导体为绞合导体组成，电缆芯导体层多设置一层内半径[12]，电缆屏蔽两端通过1个0.001 Ω的电阻接地。本文中35 kV三芯海缆的横截面为300 mm2，铜导体电阻率为1.92×10-8 Ω·m，导体绝缘(交联聚乙烯XLPE)等效相对介电常数为2.5，金属屏蔽(铅护套)电阻率为2.2×10-7 Ω·m，护套绝缘(聚乙烯PE)等效相对介电常数为2.3，各层半径参数如图3(a)所示，海缆敷设深度为海水下1 m， 海水的电阻率为1 Ω·m。

图3 电气设备高频模型
Fig.3High-frequency model of electrical equipment

2.2 真空断路器模型

实际真空断路器操作具有统计性和随机性，但为了研究断路器分闸过电压，将参数取为定值[13]。

a. 截流值。

截流值是当断路器接到分闸命令后，电弧在工频电流第一次过零前熄灭形成的。通常截流值的范围为3～8 A[13]，本文截流值选取为3 A。

b. 介质恢复强度。

真空断路器断开时，触头间的介质恢复强度随着触头间的间隙增大而增大，触头间的介质恢复强度在重燃期间随开断时间近似呈线性增大，可用如下公式描述[11]：

Ub=AA(t-topen)+BB

(1)

其中，AA为分闸速度，单位为V/s；BB为触头分开瞬间真空断路器的介电强度常数，单位为kV；t为仿真时间，单位为s；topen为断路器开始闭合时间，单位为s。本文中AA取1.3×107 V/s，BB取0.69 kV。

c. 高频熄弧能力。

真空断路器能在高频电流接近0时将电弧熄灭，其熄弧能力可以用高频电流过零时对时间的变化率来描述，一般在100～600 A/μs间取值[14]，本文中取值为300 A/μs。

d. 燃弧电压。

实际中真空断路器触头间的电弧会在断路器两端产生电压降，燃弧电压近似为20 V[15]。自定义模型通过改变可控电阻的电阻值实现燃弧电压恒定在20 V，可用如下公式描述[16]：

(2)

其中，Rarc为燃弧电阻，单位为Ω；uarc为燃弧电压，本文中取值为20 V；iarc为燃弧电流，单位为A。

将真空断路器等效为带有并联支路的可控电阻，如图3(b)所示，其中RS=50 Ω，LS=50 nH，CS=200 pF[17]。参考文献[18]，将断路器分闸过程划分为4个状态，状态1— 4分别表示工频截流前状态、暂态电压恢复状态、重新击穿状态和完全分闸状态。通过检测断路器的电流和两端电压，利用C语言对断路器的截流值、介质恢复强度、高频熄弧能力和燃弧电压进行编程求解，程序流程图如图4所示。PSCAD仿真软件通过调用C语言程序，实时控制可控电阻值来模拟断路器的开合，建立真空断路器重燃特性的仿真模型。其中，高频电流熄灭的条件为：高频电流过零；高频电流过零时的电流导数小于300 A/μs。

图4 程序流程图
Fig.4Flowchart of program

2.3 变压器模型

本文中海上升压站变压器和机端变压器模型采用PSCAD仿真软件库中的统一磁路等值模型(UMEC)，同时在负载端变压器高压侧、低压侧和高低压间并联电容，模拟变压器的高频特性[19]，如图3(c)所示。图中，负载端变压器高压侧对地电容值CH=1.5 nF，高低压间杂散电容值CHL=5.5 nF，低压侧杂散电容值CL=5.5 nF。

2.4 双馈风机模型

双馈风机的发展逐渐成熟，在海上风电场中得到了广泛的应用。双馈风机模型由绕线式感应电机、风机机组组件、双脉宽调制(PWM)变换器及其控制系统组件构成，如图3(c)所示，同时在电机定子侧和转子侧串并联滤波器[20-21]。本文中双馈风机异步发电机的额定容量为4 MW。

2.5 氧化锌避雷器模型

当研究快速暂态过电压时，电压波头表现出明显的过冲，并且电压比电流先到达峰值，基于氧化锌避雷器不能只通过一个非线性电阻进行模拟，依据文献[22]建立了氧化锌避雷器的频率依赖模型，如图3(d)所示。其中，参数L0=0.136 4 μ ，R0=68.2 Ω，L1=10.23 μ ，R1=44.33 Ω，C=146.628 pF，A0、A1根据标准冲击电流波实验确定[23]。

2.6 模型验证

利用PSCAD仿真软件对图2所示的实验系统进行仿真建模。真空断路器、变压器、电缆和氧化锌避雷器采用上述高频模型，且断路器模型与时间逻辑器配合，可实现任意时刻分闸操作。真空断路器在分闸感性负载时，重燃现象比较明显，因此实验在带有感性负载的情况下进行分闸，测量负载端变压器高压侧A相电压和电流。将实验所得波形与仿真波形进行对比，如图5所示。由图5可见，仿真波形很好地展现了真空断路器分闸操作产生重燃的现象，从而验证了真空断路器、变压器和氧化锌避雷器高频建模的准确性。

图5 实验与仿真电压和电流波形
Fig.5Experimental and simulative voltage and current waveforms

3 海上风电场内部电气系统断路器分闸方式

海上风电场内部电气系统断路器的分闸方式分为正常性分闸和故障性分闸。

a. 正常性分闸。此情况为切除空载变压器，即分闸塔底断路器VCB11—VCB18，馈线上其余风机满载运行，如图1所示。

b. 故障性分闸。此情况分为2种情况：第一种情况是馈线真空断路器分闸，即整条馈线上的风机满载运行，真空断路器VCB1分闸；第二种情况是塔底真空断路器分闸，即整条馈线上的风机满载运行，VCB11—VCB18分闸。

4 海上风电场内部电气系统仿真

本节依照上述真空断路器、变压器、电缆和双馈风机模型建立海上风电场内部电气系统的计算模型。为了减少仿真计算时间，本文只搭建了单条馈线共计8台双馈风机的计算模型，全部仿真情况在系统稳定运行2 s后拍摄快照，每次快照启动运行0.08 s，仿真步长为0.4 μs。同时为了研究最严重情况下真空断路器分闸产生的过电压，设置正常情况下真空断路器在A相电压过零分闸，故障情况下真空断路器在A相电流正好达到截流值时分闸[24]。

4.1 正常性分闸变压器位置与过电压的关系

根据电路理论，真空断路器发生重燃时，机端变压器高压侧暂态过电压陡度与变压器高压侧对地电容中的电流密切相关，如式(3)所示。

(3)

其中，u为机端变压器高压侧电压；i为机端变压器高压侧对地电容中的电流。

图6 正常性分闸塔底真空断路器时不同位置变压器的过电压
Fig.6Overvoltage of transformers in different positions when breaking tower bottom vacuum circuit breakers normally

当馈线上任意一台双馈风机退出运行，并且将机端变压器及其连接的80 m电缆切除时，测量该馈线上各个位置处机端变压器高压侧过电压，如图6所示(过电压幅值为标幺值，后同；基准电压为由图6可见，过电压幅值和陡度最大值发生在切除真空断路器的机端变压器处，分别为1.7 p.u.和107 kV/μs。

变压器T7的过电压波形如图7所示(图中过电压为标幺值，后同)。其余正常运行的风机处变压器高压侧的过电压幅值基本上为1 p.u.，过电压陡度随着入射波传播距离的增大而减小。分闸方式与重燃总次数的关系如表1所示。由表1可见，正常性分闸情况下的重燃总次数约为22～25。

图7 变压器T7处过电压
Fig.7Overvoltage of transformer T7

表1分闸方式与重燃总次数的关系
Table 1Relationship between breaking way and total number of reignitions

4.2 故障性分闸变压器位置与过电压的关系

4.2.1 馈线真空断路器分闸变压器位置与过电压的关系

当整条馈线上的风机满载运行，馈线真空断路器发生故障性分闸时，馈线上各个位置机端变压器高压侧的过电压幅值约为1.6 p.u.，过电压陡度约为0.1 kV/μs。由表1可知，故障性分闸馈线处真空断路器情况下共发生2次重燃。机端变压器T7的过电压波形如图8所示。

图8 变压器T7处过电压
Fig.8Overvoltage of transformer T7

4.2.2 塔底真空断路器分闸变压器位置与过电压的关系

当整条馈线上风机满载运行，塔底真空断路器发生故障性分闸时，仿真结果如图9所示。由图9可以看出，机端变压器高压侧的过电压幅值约为2.79～2.95 p.u.，过电压陡度约为158～269 kV/μs。过电压幅值和陡度随着入射波传播距离的增大而减小，并且馈线电缆末端的真空断路器VCB18分闸，产生的过电压陡度最小。由表1可知，该情况下的重燃总次数约为120～161。

图9 塔底真空断路器分闸时不同位置变压器过电压
Fig.9Overvoltage of transformers in different positions when breaking tower bottom vacuum circuit breakers

5 过电压保护装置

目前工业上常用的高频过电压抑制措施主要是安装浪涌保护器，包括安装氧化锌避雷器、RC保护器和大电容。其中，氧化锌避雷器只能抑制过电压幅值，不能抑制过电压陡度；RC保护器和大电容虽能抑制过电压幅值和陡度，但由于该设备的制造成本昂贵和体积较大，在实际风电场中很少使用。本文根据ABB公司提出的新型过电压保护装置——变压器高压侧串联扼流线圈[25-26]，提出在海上风电场机端变压器高压侧串联扼流线圈且并联小电容。其中扼流线圈的电阻值为40 Ω，近似等于电缆的波阻抗，这样能减少波的折反射，电感值为70 μ。并联的小电容值为10 nF，与扼流线圈的电阻特性组成积分电路，从而能限制暂态过电压的陡度。过电压保护装置示意图如图10所示。

图10 过电压保护装置示意图
Fig.10Schematic diagram of overvoltage protection device

仿真得到真空断路器VCB17故障性分闸有无过电压保护装置的暂态过电压和重燃总次数如表2所示(过电压幅值的标幺值)，过电压波形如图11所示。由表2和图11可以看出，过电压的幅值和陡度以及重燃总次数都得到了明显的抑制，过电压幅值从2.95 p.u.降低到2.05 p.u.，低于中国过电压标准(不能超过2.75 p.u.)；陡度从268.67 kV/μs减小到8.72 kV/μs，降幅达96.8%；重燃总次数由原来的120次降到4次。

表2加装过电压保护装置前、后暂态过电压和重燃总次数比较
Table 2Comparison of transient overvoltage and total number of reignitions between with and without installation of overvoltage protection device

图11 加装过电压保护装置前、后过电压波形
Fig.11Overvoltage waveforms with and without installation of overvoltage protection device

6 结论

本文搭建了能够展现真空断路器重燃现象的海上风电场中压电缆集电简化系统的测试平台，并且通过实验验证了自定义的真空断路器重燃特性模型、变压器高频模型以及氧化锌避雷器频率依赖模型的有效性，然后利用此模型对海上风电场电缆集电系统的暂态过电压进行了仿真研究，所得主要结论如下。

a. 馈线断路器分闸，不同位置机端变压器高压侧产生的过电压幅值和陡度基本不变；塔底断路器正常性分闸或者故障性分闸，过电压陡度随着入射波传播距离的增大而减小。

b. 塔底真空断路器故障性分闸产生的过电压和重燃次数最严重，过电压幅值最大为2.95 p.u.，陡度最大为268.67 kV/μs，重燃总次数最多达161次。

c. 在塔底真空断路器和80 m电缆连接处串联扼流线圈和并联小电容后，过电压幅值和陡度以及重燃总次数都得到了很好的抑制。