垂直接地极

垂直接地极（精选七篇）

垂直接地极 篇1

对于水平双层土壤模型下垂直接地极接地参数的计算, 国内外已有大量的研究, 在国家接地设计标准中已给出了其接地电阻的计算公式, 不过该公式中存在一个和值无法解析求得无穷级数, 人们在用该公式进行计算时往往根据取无穷级数的前几项之和作为该级数和值的近似值, 而未对由此引入的误差进行评估。

本文通过对该无穷级数误差误差控制方法的分析, 编制了计算程序, 对不同参数时无穷级数的取值进行了数值计算, 并得到了拟合函数, 检验了拟合函数的正确性。

1 基础理论

在接地设计规范中, 给出典型两层土壤垂直接地极接地电阻的计算公式[6]如下。

R:接地电阻;H:水平两层土壤第一层层深;L:垂直接地极长度;:两层土壤模型上层土壤电阻率;

:两层土壤模型下层土壤电阻率;:两层土壤模型下垂直接地极计算等效土壤电阻率;D:垂直接地极直径;C;无法通过解析方式求得和值的无穷级数项。

2 无穷级数误差控制方法分析

为便于叙述, 设

则无穷极公式

上式表明C值只与两层土壤电阻率之比以及垂直接地极长和上层土壤层深之比有关。因该无限级数和值无法解析求得, 其N项余式和也无法算出, 同样也无法直接判断级数前N项和的误差。

为了对其计算误差进行分析, 本文采用了扩大误差限的级数误差分析方法, 得到取前i项时无穷级数的相对误差限计算公式。

3 无穷级数计算公式的拟合

为了便于该公式的现场应用, 根据本文的误差限计算公式, 采用origin软件对无穷级数进行数据拟合, 得到其拟合计算公式。

4 验证结果

在进行无穷级数和值计算时, 以前人们往往喜欢通过取其前几项之和的方式来计算, 精度要求较低时, 可能取前3至5项之和, 要求较高时, 可能取前10至15项之和。然而, 不同参数时级数收敛速度不一样, 其前N项和的误差也不同。本文以该级数的前10 000项和作为近似真实值, 计算了几种取前N项和方式下, 几种土壤电阻率比及垂直极长土壤层深比下的计算误差, 结果表明, 按以往方式固定取其前三、四项之和的计算方法是不合适的, 需要取较多项数才能保证其计算精度。

为验证本文所提出误差控制方法的有效性, 本文计算了几种典型情况下按本文方法误差限控制在1%时计算结果与误差限控制在0.000 1%时计算结果之间的偏差, 如表所示, 计算结果表明本文的误差控制方法有效。

将拟合公式计算结果与误差限控制在0.000 1%时计算结果计算结果比较, 计算误差在1%以内, 表明了拟合公式计算结果能满足工程实际需要。

5结论

本文提出了一种两层土壤模型计算公式中无穷级数余项和的计算误差分析控制方法, 并基于该方法对不同土壤环境和垂直接地极长度时的无穷级数和值进行了计算, 根据计算结果得到了无穷级数的数据拟合公式, 对垂直接地极的工程设计和工程应用有重要的意义。

摘要：本文探讨了两层土壤模型下垂直接地极接地电阻计算公式中无穷级数项的计算误差控制方法 , 并利用该方法对无穷级数进行了数据拟合, 得到了数据拟合公式, 为其工程计算提供了便利。

关键词：两层土壤模型,垂直接地极,无穷级数,误差控制

参考文献

[1]李生林, 吴广宁, 曹晓斌, 等.影响双层土壤中垂直接地极性能的研究[J].电磁避雷器, 2007 (5) :35-38.

[2]何金良, 曾嵘.电力系统接地技术[M].北京:科学出版社, 2007.

[3]单业才, 咸日常, 安建强, 等.长垂直接地极改善接地网电气性能的作用.高电压技术, 2000 (1) .

[4]陈先禄, 刘黎, 刘渝根.用垂直接地极降低地网接地电阻的若干问题[J].电工技术, 2002 (11) :56-58.

[5]曾嵘, 何金良, 吴维韩.变电站接地系统中垂直接地极作用分析.中国电力, 2000 (5) .

共用接地极腐蚀寿命评估 篇2

直流输电是电力系统中近年来迅速发展的一项新技术[1]。主要应用于远距离大容量输电、电力系统联网、远距离海底电缆或大城市地下电缆送电、配电网络的轻型直流输电等方面。直流输电与交流输电相互配合, 构成现代电力传输系统。作为高压直流输电工作接地的接地极在直流输电系统运行中起着极其重要的作用:一是直接长时间地为系统输送电力, 提高系统运行的可靠性, 二是钳制换流站 (整流阀) 中性点电位, 避免两极对地电压不平衡而损害设备[2]。

当直流系统单极大地回线方式运行时, 送端换流站接地极为阴极, 受端换流站接地极为阳极, 加上整个电流场土壤区构成了一个特大的电解池。当系统单极运行时, 入地电流大, 持续时间长, 埋地金属直流电流腐蚀量按法拉第电解定律计算[3], 每安培电流年耗费钢铁约为7～9 kg。葛上±500 kV直流输电系统于1989年投运。系统初期做单极运行, 上海南桥换流站直流接地极作阳极。运行8个月后, 于1990年6月1日发生了严重的接地极烧毁故障, 直流系统被迫停运。

本文结合电场理论, 对接地极上的电流分布进行了理论计算, 将运行数据及理论计算相结合, 对云广与贵广Ⅱ回直流输电系统共用接地极的腐蚀寿命进行了评估。

1 贵广二回直流和云广特高压直流共用接地极技术参数

1.1 贵广二回及云广直流系统参数

500 kV贵广二回直流输电系统采用双极两端接地, 输送容量3 000 MW, 额定电流3 000 A, 最大持续电流3 300 A, 最大短时电流4 200 A (1.4倍额定电流) 。

800 kV云广直流输电系统采用双极两端接地, 系统参数:输送容量5 000 MW, 额定电流3 125 A, 最大持续电流3 437.5 A, 最大短时电流4 375 A (1.4倍额定电流) 。

1.2 接地极布置形式及主要技术经济指标

本接地极电极采用直径为Φ940+Φ700二同心圆环电极布置, 电极外环采用Φ70钢棒, 埋深为4.0 m, 内环采用Φ60钢棒, 埋深3.5m。焦炭断面尺寸1.1m×1.1m (外环) 、0.7 m×0.7 m (内环) 。

2 贵广二回直流和云广特高压直流共用接地极地中电流分布

2.1 计算原理及参数

直流接地极地中电流分布主要取决于两个方面:接地导体的物理特性 (例如材料、尺寸、形状等) , 土壤模型参数[4]。实际的接地极导体散流时有两种行为方式, 即沿导体轴向传导的同时向大地泄流。通常情况下, 等电位计算模型只考虑了大地区域, 将整个接地极视为一等位体, 忽略导体轴向电流效应。而不等电位计算模型同时考虑了大地区域和导体电阻, 即泄漏电流和轴向电流, 通过获取轴向电流、节点电位值, 就可得到支路的导通电阻。

在计算中将圆环接地极用若干个相互连接的小直线段逼近而成, 如图1所示。采用场路结合的不等电位法[5,6], 结合复镜像法, 计算各段导体上的电流分布, 接地极极址土壤参数如表1所示。

2.2 计算结果

计算结果如图2及表2所示, 共用接地极线线电流密度最大点出现于内外环的电流馈入点, 内外环线电流密度分别为0.496 3 A/m及0.719 8 A/m。

3 共用接地极腐蚀寿命评估

我国电力行业标准DL 437-91《高压直流接地极技术导则》3.53条:直流接地极根据电腐蚀损耗率计算的材料用量必须有50%～100%的设计裕度[7]。假设共用接地极设计裕度为50%。根据计算其外环平均电流线密度有0.703 4 A/m, 而内环平均电流线密度为0.489 39 A/m, 仅为外环的69.57%, 而其截面积为外环的73.47%, 因此内环的设计裕度大于外环的设计裕度, 计算按外环校验。

外环导体采用Φ70圆钢, 单位长度圆钢的质量为30.21 kg, 按线电流密度0.703 4 A/m, 平均腐蚀速率9.222 6 kg/ (A·a) 在设计裕度为50%的情况下, 其耐受腐蚀的临界线质量为:30.21×50%/ (100%+50%) =10.07 kg, 其临界耐受腐蚀时间数为:10.07/ (0.703 4×9.222 6) = 1.552 3 a=13 392 h。

云广直流输电系统的额定电流为3 125 A, 贵广Ⅱ回额定电流为3 000 A, 不平衡电流为额定电流的1%, 算出的整个系统额定电流:IN=3 125+3 000×1% =3 155 (A) 。共用接地极临界耐受腐蚀安时数为:13 392×3 155 = 4.225×107。

3.1 运行寿命保守估计

直流接地极设计单极运行时间为183 d, 其额定电流为3 155 A, 假设全部时间都是由该共用接地极承担阳极向大地注入电流, 则其阳极安时数为:183×24×3 155=1.386×107。

参考我国天广直流及葛南线早期运行数据, 估算共用接地极年平均单极运行时间为305.6 h, 年平均单极强迫停运时间为115 h, 共用接地极处于阴极和处于阳极运行状态的概率相等, 则其处于阳极运行状态的年安时数为: (305.6+115) ×3 155/2=6.635×105。其预计运行寿命为: (4.225×107-1.386×107) /6.635×105=42.79 a 。

在预计共用接地极接地极设计裕度为50%, 年阳极运行向大地注入电流6.635×105 A·h的条件下, 预计共用接地极极能安全运行42.79年。

3.2 按现运行方式下的共用接地极寿命估计

从调试至今 (2007年6月20日13∶14时至2008年11月21日0∶00时) , 共用接地极直流共计运行8 195 h, 其中大地回路方式运行42.46 h, 其中在调试阶段大地回路方式运行21.33 h, 运行阶段中 (2008年1月1日至2008年11月21日0∶00时) 大地回路方式运行21.13 h, 预计2008年大地回路方式运行23.77 h。考虑设备老化等因素, 预计共用接地极全寿命周期中年均大地回路方式运行时间为23.77×2 = 47.54 h。

共用接地极处于阴极和处于阳极运行状态的概率相等, 按预计直流接地极设计裕度为50%估算, 其预计运行寿命为: (4.225×107-21.33×3 155) / (47.54×3 155/2) = 281 a。

4 结 语

(1) 共用接地极线线电流密度最大点出现于内外环的电流馈入点, 内外环线电流密度分别为0.496 3 A/m及0.719 8 A/m。

(2) 预计共用接地极接地极设计裕度为50%, 年阳极运行向大地注入电流6.635×105 A·h的条件下, 共用接地极极能安全运行42.79 a。

(3) 按现运行方式下的直流极寿命估计。在现年均大地回路运行47.54 h的运行方式下, 其预计运行寿命将远远超出其设计寿命。

摘要：结合电场理论, 对接地极上的电流分布进行了理论计算, 将运行数据及理论计算相结合, 对云广与贵广Ⅱ回直流输电系统共用接地极的腐蚀寿命进行了评估。评估结果表明, 在现年均大地回路运行47.54 h的运行方式下, 其预计运行寿命将远远超出其设计寿命。

关键词：直流输电,共用接地极,腐蚀,电流分布,腐蚀寿命

参考文献

[1]浙江大学发电教研组直流输电科研组.直流输电[M].北京:电力工业出版社, 1982.

[2]赵畹君.高压直流输电工程技术[M].北京:中国电力出版社, 2004.

[3]曹楚南.腐蚀电化学原理[M].杭州:化学工业出版社, 2008.

[4]解广润.电力系统接地技术[M].北京:中国电力出版社, 1991.

[5]文习山.接地体接地参数的数值计算和模拟实验[D].武汉:武汉水利电力学院, 1985.

[6]鲁志伟, 文习山, 史艳玲, 等.大型变电站接地网工频接地参数的数值计算[J].中国电机工程学报, 2003, 23 (12) :89-93.

接地极线路工程基础绝缘施工与检测 篇3

宁东-山东±660k V直流输电示范工程是世界首条660k V电压等级的直流输电线路, 是国家电网公司“十一五”发展规划的重点项目, 是构建国家电网骨干网架的重要组成部分。其配套的接地极线路工程起点为宁夏自治区灵武市西约20km处的银川东换流变电站, 途经灵武市、盐池县, 终点位于盐池县东约40km高沙窝镇南的红柳沟接地极极址。

直流线路在正常运行时, 接地极线路上只有不平衡电流通过, 但当直流线路利用接地极作为回路单极运行时, 接地极的入地电流通过土壤中的电解溶液导电, 地下金属构件为地电流传导提供了比周围土壤更强的导电特性, 由于地下金属构件的集流效应, 地下金属构件一部分汇集了地中电流, 使构件上的电流密度更大, 构件的另一部分又将电流释放的土壤中, 电流使金属构件产生电化学溶解, 造成接地极附近地下金属构件产生电腐蚀现象。由此可见, 接地极线路基础的绝缘防腐施工对保证接地极线路的使用寿命, 有着至关重要的作用。因此在Q/GDW229-2008《±800k V直流输电系统架空接地极线路施工及验收规范》 (以下简称《验收规范》) 中, 第3.7条要求:“对距接地极馈电系统外环2km以内的接地极线路铁塔和接地极址内导流系统架空线路的铁塔, 其基础对地和铁塔对基础均应按设计要求进行防腐绝缘处理。”

1 基础绝缘施工前准备

1) 绝缘基础主要靠绝缘漆和绝缘布起到绝缘作用, 绝缘漆分为面漆、中间漆和底漆, 三种漆成套使用, 施工中三种漆应使用同一厂家产品。

2) 因施工中要杜绝杂质、杂物混入绝缘层中, 所以基础开挖时, 基坑开口应比一般基础大, 底板四周应有不小于500mm的操作裕度。

3) 《验收规范》7.2.1条第3款要求“当基础底面和侧面采用两毡三油 (或其它材料工艺) 作防腐绝缘处理时, 应避免在雨天进行施工, 油和毡之间不能混杂有土壤和雨水”施工应选择晴好天气, 并做好防风防沙准备工作。

4) 基础的绝缘分为两部分, 基础与大地的绝缘和铁塔与基础的绝缘。

2 基础与大地绝缘施工过程

1) 基坑开挖完成, 经坑底平整、检查符合设计图纸要求后, 在基础底板位置按设计图纸要求制作混凝土垫层。

2) 基础垫层强度达到50%后, 在垫层上刷两遍绝缘面漆, 一遍中间漆和两遍底漆后将两层绝缘布铺在垫层上, 绝缘布在垫层外预留的面积应保证能将基础底板 (包括底板顶面) 完全包裹。施工中应防止杂物混入绝缘层中, 绝缘布铺设裁剪好后, 将垫层外绝缘布仔细卷收到基础边缘。

3) 在垫层的绝缘布上刷两遍面漆, 一遍绝缘中间漆和两遍绝缘底漆, 然后开始按普通基础施工进行扎筋支模工作。因基础底部绝缘层施工质量直接关系到基础绝缘的性能, 而且基础浇筑后无法返工, 所以基础底部绝缘层施工务必认真, 扎筋支模施工时不得损伤绝缘层。

4) 按普通基础进行浇筑施工, 浇筑前应再次检查绝缘层是否完好, 如有必要应进行补修, 待绝缘漆干后方可进行浇筑。

5) 基础拆模后, 在混凝土表面依次刷绝缘底漆两遍, 中间漆一遍, 用绝缘面漆两遍。用预留的玻璃布将基础底板四周全部包裹起来。注意绝缘布搭接部分必须包裹紧密。

3 基础与大地的绝缘检测

1) 根据《验收规范》的7.2.2条要求“防腐绝缘施工完成后应及时测量基础对地的接触电阻, 并符合设计要求。”该条说明为“防腐绝缘施工完成后, 应在及时回填土后测量基础对地的接触电阻使其符合设计要求, 当设计无要求时接触电阻宜大于500。”

2) 基础绝缘层施工完毕后, 待绝缘漆干透, 在基础回填前先进行一次接触电阻测量。此次测量的主要目的是检测基础底部的绝缘水平。测量方法是:利用电阻测量仪以基础地脚螺栓为一极, 基础周围大地为一极测量电阻值。

3) 基础底部绝缘电阻符合要求后, 方可进行基础回填, 同时进行接地敷设施工。

4) 基础回填及接地敷设施工完成后, 测量接地电阻是否满足设计要求。

5) 确定接地电阻符合设计要求后, 再次利用电阻测量仪测量基础对大地接触电阻。首先以基础地脚螺栓为一极, 基础周围大地为一极测量电阻值。然后以基础地脚螺栓为一极, 接地引线为一极测量电阻值。

6) 当基础回填前的测量值和回填后两次的测量值均符合设计和规范要求后, 基础与大地绝缘施工已满足设计要求。

4 铁塔与基础的绝缘施工与检测

1) 铁塔与基础的绝缘是通过在铁塔与基础间衬垫玻璃钢绝缘垫板、地脚螺栓套玻璃钢套管和地脚螺栓螺帽下加垫玻璃钢绝缘垫片来实现的。

2) 铁塔与基础间衬垫的玻璃钢绝缘垫板应与基础顶面尺寸吻合, 制作铁塔保护帽时, 保护帽必须在垫板上, 不得超出垫板。因垫板承载铁塔的压力, 所以要求要有足够强度, 厚度应大于10mm。

3) 玻璃钢绝缘套管套在地脚螺栓无扣部分, 高度应略大于铁塔塔脚板和绝缘垫板厚度之和。其作用是防止塔脚板接触地脚螺栓, 即塔脚板与地脚螺栓间绝缘。

4) 玻璃钢垫片的规格应与铁塔地脚螺栓垫片相同, 将其加在地脚螺栓垫片与塔脚板之间。玻璃钢垫片的厚度应大于5mm。紧固地脚螺栓螺帽时, 应注意调整铁垫片, 防止其接触塔脚板。

5) 铁塔施工完毕后, 即可利用电阻测量仪测量铁塔与基础间的接触电阻。以基础地脚螺栓为一极, 塔脚板为一极测量电阻值。

6) 制作铁塔保护帽时, 应将地脚螺栓再次紧固, 并将地脚螺帽及保护帽覆盖的塔脚板部分刷绝缘漆, 然后将地脚螺栓及其垫片用两层绝缘布包裹, 增加基础与铁塔间的绝缘效果。

5 施工注意事项

1) 基坑坑壁若土质松软, 应进行加固以防止坍塌。对于松散土层, 坑壁并铺设彩条布防护, 防止土块及杂物掉落到绝缘层上。

2) 施工中, 人员鞋底应保持清洁, 防止将杂物带到绝缘层上。

3) 涂刷绝缘漆时, 应在前一次涂刷漆已干后再进行第二遍涂刷, 涂刷应完整均匀。

4) 铺设绝缘布时, 应依次铺设并用滚刷压平, 防止绝缘布出现空鼓现象。

5) 扎筋及支模施工中, 施工人员应避免损伤绝缘层。

6 结束语

随着国家电网建设的迅猛发展, 直流输电线路以线路损耗小, 传输能力强而逐渐成为特高压电网重要的组成部分。接地极线路作为直流输电线路的配套工程, 其施工质量直接影响直流输电线路的运行质量, 接地极线路绝缘基础的绝缘施工虽然在施工中只占很小一部分, 但其施工质量关系到接地极线路的使用寿命, 施工中应对其绝缘施工质量和检测加以重视。

摘要：直流输电线路接地极入地电流会对其附近金属设施产生电腐蚀作用, 从而影响这些设施的使用寿命, 为避免这一问题, 对距接地极馈电系统外环2km以内的接地极线路铁塔和接地极址内导流系统架空线路的铁塔, 其基础对地和铁塔对基础均应按设计要求进行防腐绝缘处理。本文对基础绝缘层的施工方法进行探讨总结, 供同行参考应用。

关键词：接地极,基础绝缘,施工质量,绝缘检测

参考文献

[1]张道明, 吴沟, 孙慧珍.土壤中的电腐蚀[J].土壤, 1993 (03) :165-169.

[2]于涛, 张培杰, 秦力.挖孔桩基础绝缘施工工艺的实施[J].电力建设, 2013 (06) :104-107.

直流接地极极址勘测的研究 篇4

随着我国经济的高速发展,直流输电在我国取得了迅速的发展［1-3］。 直流接地极在直流输电中起到正常运行时箝制中性点电位和单极大地运行时泄放入地电流的重要作用,在直流输电工程规划初期,须进行直流接地极的设计以及极址的选取工作［4］。

由于交流系统的跨度以及低阻特性,直流输电入地电流会引起交流电网变压器直流偏磁［5］,对电力系统的安全运行造成严重危害［6-9］。 目前,变压器的直流偏磁问题已成为直流输电领域研究的重要问题。 由于直流输电受端换流站往往处于经济发达区域,交流网络庞大复杂,并且由于勘测以及征地问题,直流接地极极址无法远离高压变电站,使得交流电网内直流偏磁危害尤其突出。

直流接地极极址的勘测涉及到接地极自身的安全性能及其对交流电网和其他系统的影响评估。 选址初期,需要对待选极址土壤进行勘测,目前学者研究的主要土壤模型为水平和垂直层状模型［10-11］、复合结构模型［12-14］。 长距离直流输电的入地电流具有很强的穿透能力,文献[15]指出,约有30 % 的电流可以穿透到深度为直流极距离的大地中;文献[16-17]得出了深层土壤电阻率对于地表电位的分布有着重要影响的结论。 可见,接地极极址勘测时的测深与测量范围对于准确建立土壤模型以及评估［18］接地极对其他系统的影响具有重要作用。

在电力系统中,广泛使用传统的四极法作为大地电阻率的测量手段,但对于研究直流接地极对环境以及其他系统的影响时,应该考虑大深度范围的大地电阻率的测量,需要使用地质勘探领域的大地电磁MT(Magneto Telluric)［19］法进行。 由于土壤分布的不均匀性,各测点通过MT法勘测得到的数据可能存在较大差异。 在运用MT法进行直流接地极选址时,MT法的测量范围以及测深没有规程可以参考,对于MT法的测量结果的评价也没有参考依据。

本文将从地表电位分布以及直流偏磁计算的角度,针对直流极选址时土壤的勘测范围、测深提出参考标准,并针对土壤勘探的测量结果提出评价的标准,同时在勘探方案上提出相应建议。

1 直流接地极选址的理论模型

研究直流接地极极址土壤勘探的范围、勘探结果的评价标准以及确定直流接地极优化选址时,主要涉及:水平多层土壤地表电位分布模型、大地回流理论模型、交流电网直流电流分布的计算模型这3 个模型。

1.1 水平多层土壤地表电位分布模型

在研究直流电流从直流极注入时,一般考虑将接地极细分为足够稠密的导体段,运用场路结合的节点电压法来计算地表电位的分布［20］。 在计算与直流接地极距离大于接地极尺寸10 倍的地表电位时,接地极的形状对地表电位的影响很小,此时可以将接地极等效为一个点电流源来研究［21］。

在如图1 所示的多层水平土壤的分层模型下,导电媒质中单位点电流源所产生的电位表达式被称为格林函数。 对于点电流源在第m层、场点在第i层的格林函数的表达式［17］为:

其中, ρi为第i层土壤的电阻率;z0为源点的深度; z和r为极坐标的2 个维度;ai、bi、 gi、di为通过复镜像法求解得到的系数; p、q分别为2 组复镜像系数的个数;δ 为狄利克雷函数。

由于本文研究的土壤模型存在明显的奇异性,ai、bi、 gi、di可以通过文献[16]介绍的高阶复镜像法进行求解。

1.2 大地回流理论模型

通过1.1 节得到的电位函数进行求偏导,可以求得土壤中任一点的电场强度和电流密度,通过对电流密度的积分可以得到任意深度范围内流过的电流大小。

对电位函数求水平方向的偏导,得到水平方向的场强函数:

该点水平方向的电流密度为:

通过第i层土壤纵向截面的电流大小为:

联立式(2)—(4)可以得到:

其中,Pi和Qi分别为第i层土壤对应的2 组复镜像系数的个数。

根据式(5)可以计算单极大地运行情况,直流入地电流在距离直流极不同距离的剖面上任意深度范围内流过的电流占总入地电流的百分数。

1.3 交流电网直流电流分布的计算模型

对于任意参数在交流电网直流网络参数确定的情况,使用节点电压法有:

其中,G为节点电导矩阵;V和I分别为节点电压和注入电流列向量。 在I中取出非零分量J,即变电站接地中性点注入列向量,由变电站中性点的戴维南等效有:

其中,H为接地中性点与所有节点间的关联矩阵;K为非接地中性点的关联矩阵;R、 J和V分别为变电站的接地电阻、接地中性点注入电流和地表电位列向量;I1为变电站入地电流列向量。 由变电站地表感应电位的定义有:

其中,M1为变电站间互阻;M0为变电站与直流极间互阻,可由1.1 节中介绍的方法求解;I0为直流极的入地电流列向量。 由式(7)—(11),可以计算直流工程单极大地运行时交流电网中直流电流的分布。

2 直流接地极选址时的土壤勘探

直流接地极在选址时, 除了需要考虑接地极的跨步电势、发热问题,还需考虑直流接地极对周围环境的影响。 规程［4］规定,需对预选极址20 km范围内的地质、水文情况进行调查勘测,且在预选极址10 km范围内原则上不宜有地下金属管道、 铁道以及有效接地的变压器。

2.1 极址土壤勘测范围推荐值

根据如图2 所示的典型大地的结构, 最上层为腐殖土层,其电阻率在10 ~1000 Ω·m之间,厚度为几米到几十米;第2 层为全新世地层,其电阻率在100~400 Ω·m之间,厚度为1~4 km;第3 层为原始岩石,其电阻率在1000~20000 Ω·m之间,厚度为10~30 km; 第4 层为层地球的内部热层, 土壤电阻率很小,厚度认为很大。 选取典型土壤结构参数见表1。

运用大地回流理论可以求得直流输电工程单极大地运行时,距离直流接地极不同距离的土壤垂直剖面上各深度范围内直流电流分布的百分数。 如果某深度以下流过的电流占总入地电流的60%,则定义该深度为60% 入地电流透深。 假设直流输电工程双极相距1000 km,两直流极埋深均为3 m。 根据在我国青海格尔木、湖北宜昌、广东惠州三地运用MT法对大地电阻率测量所得的实测值,以及经典大地分层结构,分别计算4 种土壤结构下与直流接地极不同距离的60% 入地电流透深,计算结果见图3。

从图3 中可以得到,随着与直流接地极距离的增加,直流入地电流趋于流向数百千米以下深度的深层土壤,因此,在进行直流接地极选址时,深层土壤的结构是不可忽略的。

我国地壳厚度最大的地区为青藏高原, 最大厚度达70 km,如果60 % 入地电流透深达到70 km的地壳,大部分电流透过地壳从地幔中流过,则此时可以认为大部分电流已流入底层土壤。

在直流接地极选址时,通常用MT法测量大地结构,规程［4］中推荐测量待选极址周围20 km范围内的地质结构,从图3 中可以看出,在经典大地分层结构下,60 %入地电流透深达到距地表70 km深的地幔层时,与直流接地极距离约为20 km,与规程结论相符。 我国青海格尔木、湖北宜昌、广东惠州三地可以分别代表我国高海拔地区、中部平原地区以及低海拔沿海地区的土壤结构。 根据图3 结果,在格尔木土壤结构下,60% 入地电流透深达到地幔层时,与直流接地极的距离约为70 km, 此时大部分电流从地幔中流过,浅层土壤中流过的电流很小,因此,超过此范围外可不关心浅层土壤的结构。 如果认为在直流接地极对电网影响范围内的深层地幔土壤结构具有一致性,则在此范围以内测量表层至深层土壤结构具有较大参考价值。 因此,在进行直流接地极选址时,本文推荐使用MT法测量待选极址周围70 km范围内表层到深层土壤的大地电阻率。

2.2 极址土壤勘测深度推荐值

由于各地区土壤结构差异巨大,研究接地极极址土壤的勘探深度问题时比较困难。 由图3 可以得到,在经典大地分层结构下,电流的穿透深度高于其他3 种土壤结构,考虑最保守的情况,本文选用经典大地分层结构来研究选址时土壤的勘探深度。

MT法对土壤的探测深度与探头的探测频段有关,探头频段的下限值越小,则其探测深度越大。 根据经典大地分层结构,大地结构中存在原始岩石层,电阻率很高,其电阻率在1000~20000 Ω·m之间,厚度在10~30 km之间;其下存在内部热层,土壤电阻率很小,厚度很大。

本文从直流偏磁计算的角度, 研究MT法测深不够对交流电网直流偏磁计算的影响。 规程［4］规定在距离直流接地极10 km以内不允许存在接地变压器,假设交流电网分布在距离直流极10 km以外的范围,交流线路的直流电阻为0.03 Ω / km,线路长度大于20 km,接地变压器接地电阻为0.2 Ω,接地变压器绕组的每相直流电阻为0.3 Ω。

为了研究底层土壤对直流偏磁计算的影响,通过改变底层土壤的电阻率,可以得到地表电位分布的差异曲线。 由于电网的结构未知,本文使用贪婪算法,根据地表电位分布的差异曲线,对可能位于不同位置的2 座变电站及其之间的线路的直流电流大小进行计算,可以得到土壤结构参数的差别对于变压器中性点电流计算的影响, 如图4 所示。 图中,ΔU1、ΔU2分别为底层土壤的改变对两站地表电位造成的差异;Δ I为电位差异造成的中性点电流的差异。 改变底层土壤电阻率,得到最大中性点电流差异 ΔImax如表2 所示。

如果把限定的中性点电流的最大差值设定为1 A,则底层土壤电阻率的可变范围是(0,1320)Ω·m,临界土壤反射系数为-0.827,超出此范围则认为会对中性点电流的计算造成较大影响。 从表2 可知,如果测深不能穿透高阻层,而把底层也当作高阻层,则会对中性点电流的计算值造成巨大影响,所以对极址土壤进行勘测时,必须使测量深度穿透高阻层。

在经典土壤参数的范围内,通过改变表1 中高阻层的厚度以及电阻率,以中性点电流的最大误差值1 A作为限定条件, 计算底层土壤的临界土壤电阻率和反射系数,结果见表3。

从表3 中可以得出3 个结论:

a. 高阻层厚度越大, 对下层土壤的屏蔽作用越大,则下层土壤电阻率的可变范围越大,临界反射系数的绝对值越小;

b. 高阻层电阻率越大, 则临界反射系数的绝对值越大,底层土壤电阻率的可变范围越大;

c. 根据以上2 个结论可以得出, 如果在测深穿越高阻层且电阻率逐渐降低时,只要最终测深对应的电阻率小于对应的临界电阻率,则该深度以下的土壤电阻率对中性点电流的计算偏差可以控制在限定范围以内。

运用MT法对土壤电阻率进行实际测量时,在测量达到一定深度且穿越高阻层后,土壤电阻率一般呈现下降趋势,此时最终测深需满足上述结论。例如,在测量某极址大地结构时,得到的数据显示土壤结构存在一个厚度约为20 km、平均电阻率在14 000 Ω·m左右的高阻层, 如果最后的穿透深度对应的土壤电阻率未降到880 Ω·m以下,则可认为测深不够,需要继续勘测。 在工程应用中可通过表3估算临界电阻率以评价测深是否达到误差限定范围。 在实际测量中,可以根据本文提供的方法针对具体土壤特性以及设定不同误差限定值进行建模评估。

本文对高阻层的起始深度高于表1 所示的情况也进行了计算,计算结果如图5 所示。 结果显示,高阻层起始深度的增加会使临界电阻率的值更为宽裕,故对于深度更深的高阻层,表3 的结果更为保守。

整个地壳平均厚度约为17 km,大陆地壳平均厚度约为39~41 km。 高山、高原地区地壳最高可达70km,平原、盆地地壳相对较薄。 地壳以下为上地幔,上地幔中有岩石圈和软流层,软流层中存在岩浆。鉴于此,在工程中,本文推荐MT法的测深为70 km,再根据临界电阻率评价测试结果。

2.3 极址土壤勘测方法

MT法广泛应用于矿产勘探,为测量接地极深层大地电阻率提供了方便。 该方法是建立在大地电磁感应原理基础上的电磁测量方法,场源是天然的交变电磁场。 MT法工作时,在同一点和同一时刻连续记录电场的2 个相互垂直的水平分量Ex和Ey,以及磁场的3 个互相垂直的分量Hx、Hy和Hz,通过计算处理得到该点的波阻抗Z,布线方法如图6 所示。

由于土壤局部的不均匀性,在对极址进行勘探时,需要对待选极址附近多个点进行测量。 根据2.1和2.2 节的结论, 选取的测点在距离直流接地极70 km的范围内,推荐测深为70 km,并根据临界电阻率对测试结果进行评估。 由于距离直流接地极近的位置的土壤中浅层电流百分数高于远处,因此距离近的测点的参考价值更大,在选点时可以增加近处测点数目,本文推荐在距离待选极址20 km处选取3 个测点,分别位于待选极址正北、西南、东南方向;50 km处选取2 个测点,分别位于待选极址正南、西北方向;70 km处选取1 个测点,位于待选极址东北方向。

在取得MT法测试原始数据并进行处理后,得到频率和视在电阻率曲线,运用MT法反演理论进行土壤层状结构反演,此时可以将各测点所得频率和视在电阻率的值放在一起进行综合反演,使得总体反演的均方根误差最小,从而得到用以评估直流接地极性能的土壤模型。

3 结论

a. 从直流电流透深的角度, 研究了直流接地极极址土壤勘测时的测量范围。 推荐测量待选极址周围70 km范围内表层到深层土壤的大地电阻率。

b. 从直流偏磁计算的角度, 在典型土壤的基础上,研究了直流接地极极址土壤勘测时的测量深度。土壤测深必须穿透高阻层,直到电阻率下降到临界电阻率以下,否则会给直流接地极影响的评估带来显著误差。 推荐测深为70 km并根据临界电阻率评估测量深度是否满足误差要求。

垂直接地极 篇5

由于架空输电线路完全裸露在地面上, 所经过的地区地形条件复杂, 线路相互交错穿行, 尤其是在雷电多发区域, 很容易出现雷击事故而引发大面积的跳闸停电事故[1], 对人们的日常生活和社会经济造成较大影响。因此, 输电线路的防雷设计就变得十分重要, 而输电线路接地极的冲击接地电阻是线路防雷设计的关键指标, 降低接地极的冲击接地电阻是提高输电线路耐雷水平和减少线路雷击跳闸率的主要措施[2], 对线路的安全稳定运行至关重要。

对于工频接地电阻的计算, 通常采用的方法是电位降法[3] (IEEE推荐) , 随后, 在此基础上出现了二极法、四极法及六极法等[4,5]。国内有学者通过模拟试验, 分析了不同因素对冲击接地电阻的影响规律, 通过与现场试验值进行对比, 给出了不同条件下一些冲击系数的拟合计算公式。参考文献[6] 分析了伸长型接地极冲击接地电阻的计算方法, 其将接地极分成N段, 根据每部分不同的参数求出整体的冲击接地电阻。参考文献[7] 应用CDEGS软件, 对单个或多个垂直排列接地极的冲击接地电阻进行了仿真计算。

到目前为止, 国内外学者对接地极冲击接地电阻研究较多, 但大多是基于一些假设条件, 缺少较为成熟的理论, 且在接地极形状模型改进上的研究并不多。

文中对影响接地极冲击接地电阻的影响因素进行了分析计算, 在此基础上, 考虑了冲击接地电阻的时变特性这一因素, 对模型进行了一个改造, 通过仿真计算来验证改造后的接地体等效模型的正确性, 以及改造接地极是否能满足实际工程需要。

1 冲击接地电阻概述

架空线路及杆塔遭受雷击时, 雷电流先经过杆塔, 然后再由接地装置引流, 最后流散到大地中去。电力系统中的接地装置是指接地极和接地引下线的总称, 接地极的电位与流过接地极的入地电流的比值为接地电阻, 也称为工频接地电阻。而冲击接地电阻, 是指当接地极受到冲击电流或雷电流流过时, 接地极呈现出的接地电阻。

当冲击电流的幅值过大时, 会引起土壤放电, 而冲击电流比工频电流的频率大很多, 接地极受到冲击电流时, 接地极的有效电阻在每个时刻都不同, 所以导致工频接地电阻与冲击接地电阻不同。冲击接地电阻Rch通常定义为电压最大值Um与电流最大值Im的比值。

工频接地电阻为Rg, 则接地极的冲击系数α=Rch/Rg。知道了冲击系数α之后, 接地体的冲击接地电阻Rch就可以根据其工频接地电阻Rg计算出来。

当接地极的长度不超过80 ~ 100 m时, 防雷接地计算中一般取α< 1, 冲击系数α可按下式计算。

式中, Im为冲击雷电流幅值;ρ为土壤电阻率;l为各种形状下的接地极长度;β、m为相关系数, 对垂直接地体有β=0.9、m =0.8, 对水平及闭合接地极有β=2.2、m=0.9。

冲击接地电阻值会影响绝缘子串上的电压, 两者之间是成正比的关系, 当绝缘子串上遭受雷击时, 如果冲击接地电阻值降低, 那么绝缘子串上的电压就降低了, 则在输电线路上发生反击闪络的概率就比较小, 即能有效防止线路遭受雷击。

2 冲击接地电阻计算

在输电防雷设计中, 冲击接地电阻是一个很重要的参数, 实际中的冲击接地电阻不方便测量, 而测量接地装置的工频接地电阻比较简单, 所以可以通过测量工频接地电阻, 然后根据接地装置的冲击系数来计算出接地装置的冲击接地电阻。接地装置常用的有水平放射形接地极、垂直接地极及两者皆有的混合型接地极。

2.1 单根接地极

垂直接地电极工频接地电阻和冲击系数公式为:

式中, l为接地极长度;d为接地电极的直径;ρ为土壤电阻率;Ich为冲击电流幅值, k A。

水平接地电极工频接地电阻公式为:

单端流入冲击电流的水平接地极冲击系数为:

中部流入冲击电流的水平接地电极的冲击系数为:

式中, h为水平接地电极的埋设深度 ( 埋深) ;A为表示因屏蔽影响而使接地电阻增加的系数。

2.2 具有多根水平接地极的冲击接地电阻的计算

对于多根水平电极组合成的接地极, 其冲击接地电阻可分别由单根水平电极的冲击接地电阻, 然后根据冲击利用系数来计算。因为各单根电极之间都有相互屏蔽的作用, 电极在传导冲击电流或者雷电流时, 被利用的程度不同, 则需要引入一个修正系数, 即冲击利用系数。

由两根水平平行电极并联组成的接地极, 其总冲击接地电阻按下式计算。

式中, Rch2为两根水平平行电极的总冲击接地电阻;Rch1为单根水平电极的冲击接地电阻;ηi为冲击利用系数。

由n根水平射线电极组成的接地极, 其冲击接地电阻的计算公式为:

式中, Rchn为n根水平射线电极的总冲击接地电阻;n为水平射线电极的根数;ηi1为水平射线电极的冲击利用系数。

由n根垂直电极沿直线排列成的接地极, 其冲击接地电阻的计算公式为:

式中, Rc'hn为n根垂直电极的总冲击接地电阻;Rc'h1为单根垂直电极的冲击接地电阻;n为垂直电极的根数;ηi2为垂直电极的冲击利用系数。

3 接地装置特性研究

冲击接地电阻的影响因素有接地极埋深、土壤电阻率及接地极几何形状等。假设接地极形状如图1所示, 在不同影响因素情况下, 分别对其冲击接地电阻进行仿真计算。

3.1 接地体埋深对冲击特性的影响

假设图1 中3 种不同形状接地极的面积都为30 m×30 m, 埋深分别为0.6、0.8、1.0、2.0、5.0 m, 土壤为电阻率100Ω·m的均匀土壤, 冲击电流的T1/T2为2.6μs/50μs, 冲击幅值为10 k A, 计算结果如表1 所示。

Ω

由表1 可以看出, 冲击接地电阻最大的是埋深0.6 m的方框型接地极, 电阻值为6.27Ω ;最小的为埋深5 m的发射型接地极, 电阻值为3.83Ω。随着接地装置埋深的变大, 冲击接地电阻越来越小, 并且对方框型、田字型和发射型接地装置进行比较, 可以发现发射型接地极的冲击接地电阻最小, 因为发射型接地极使得散流的方向增加, 从而导致散流效果较好。

3.2 接地体面积对冲击特性的影响

假设图1 中3 种不同形状接地极的埋深都为0.6 m, 土壤电阻率为100Ω·m的均匀土壤, 有效面积分别为5 m×5 m、30 m×30 m、40 m×40 m、50 m×50 m、100 m×100 m、200 m×200 m, 冲击电流的T1/T2为2.6μs/50μs, 冲击幅值为10 k A, 计算结果如表2所示。

Ω

由表2 可以看出, 冲击接地电阻最大的是有效面积为5 m×5 m的方框型接地极, 电阻值为12.01Ω ;最小的是有效面积为200 m×200 m的发射型接地极, 电阻值为1.06Ω。而且随着接地极的有效面积变大, 冲击接地电阻越来越小。因为接地极有效面积的增大使得接地极与土壤的接触面积也增大了, 使得冲击电流在土壤中散流面积增大, 从而导致冲击接地电阻变小。

3.3 土壤电阻率对冲击特性的影响

假设图1 中3 种不同形状接地极的面积都为30 m×30 m, 接地极埋深为0.6 m, 土壤电阻率分别为50、60、100、150、300、1 000Ω·m, 冲击电流的T1/T2为2.6μs/50μs, 冲击幅值为10 k A, 计算结果如表3 所示。

Ω

由表3 可以看出, 冲击接地电阻最大的是土壤电阻率为1 000Ω·m的方框型接地极, 电阻值为62.68Ω ;最小的是土壤电阻率为50Ω·m的发射型接地极, 电阻值为2.08Ω。而且随着土壤电阻率的变大, 冲击接地电阻也越来越大。因为土壤电阻率变大之后, 阻碍了冲击电流的散流, 从而导致冲击接地电阻变大。

4 接地极改造

根据前面的相关结论, 即接地极有效面积越大, 其冲击接地电阻越小, 对图1 中的发射型接地极进行改造, 考虑到接地体长度的有效性和电感效应会影响接地体的流散, 最终改造得到的接地极形状如图2 所示。

上述3 种接地极在不同土壤电阻率下的冲击接地电阻如表4 所示。

Ω

对比表3 和表4 可以看出, 改造后接地极的冲击接地电阻降低了, 随着土壤电阻率的变大, 改造后接地极的冲击接地电阻变化缓慢, 土壤电阻率为1 000Ω·m时, 发射型Ⅲ的冲击接地电阻增大的幅值最小为19.45Ω;发射型Ⅰ的增大的幅值最大为49.25Ω。因此, 对于高土壤电阻率地区, 通过对接地极的改造可以降低接地极的冲击接地电阻, 从而达到较好的防雷效果。

采用ETAP软件, 分别对图2 接地极最大的接触电压、跨步电压及GPR (地电位升) 进行仿真计算, 验证其是否能满足实际工程的要求。

上述3 种接地极的最大接触电压、最大跨步电压及最大GPR的仿真计算结果如表5 所示。

V

从表5 中可以看出, 改造后接地极发射型Ⅲ的接触电压下降到了1 250 V, 减小到接地极发射型Ⅰ的31.25% ;接地极发射型Ⅲ的跨步电压下降到了400 V, 减小到接地极发射型Ⅰ的26.67% ;接地极发射型Ⅲ的GPR下降到了2 500 V, 减小到接地极发射型Ⅰ的41.67%。可见, 通过改造后的接地极, 安全裕度变大了, 降低了危险系数, 更加符合工程实际需求。

5 结语

1) 采用冲击系数法, 对不同情况下方框型、田字型和放射型接地极的冲击接地电阻进行计算, 计算结果表明接地极的冲击接地电阻随着接地极的埋深变大而减小, 随着有效面积的变大而减小, 随着土壤电阻率的变大而增大。

2) 改进放射型的接地极形状, 改进后接地极的冲击接地电阻变小, 且随着土壤电阻率的变大, 冲击接地电阻变化缓慢。当土壤电阻率1 000Ω·m时, 其值减小到原来的41.1%, 即对于高土壤电阻率地区接地极改造效果更加明显。

3) 改造后接地极的最大接触电压、最大跨步电压及GPR分别减小到1 250、400、2 500 V, 安全裕度变大, 降低了危险系数, 符合实际工程需要, 验证了对接地极的改造是可行的。

参考文献

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[3]梁敏.变电站接地网接地电阻测量方法的应用分析[J].广西电力, 2004 (4) :30-33.

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[6]夏长征, 陈慈萱, 文习山, 等.伸长接地体冲击接地电阻计算[J].高电压技术, 2001, 27 (5) :59-63.

换流站接地极故障监测系统分析研究 篇6

关键词：换流站,接地极,监测,高压直流输电,ELIS,PEMO2000

0引言

目前南方电网下属的直流输电系统主要使用两大类 接地极线路监测装置,溪洛渡同 塔双回直 流工程使 用南瑞继 保研发制造 的ELIS系统,贵广直流 工程使用 西门子公 司的PEMO2000系统。本文依托这两 大直流工 程,比较这两 种装置的优点及不足,提出改进 方法,以供后续 直流工程 参考和借鉴。

1从西换流站接地极故障监测装置概述

从西站接地极线路监测系统(ELIS)是非冗余系统,站内仅用一套装置,主要由主机、DSP板卡RS860、功率放大 器、测量放大器、注入滤 波器和阻 波滤波器 组成。系统 简图如图1所示。

1.1部件功能

1.1.1信号发生原理

DSP板卡RS860利用软件产生一个高频数字正弦波信号,信号的幅度由闭环电流控制器进行调节。

1.1.2功率放大器、测量放大器

RS860产生的模拟输出信号首 先被送入 功率放大 器中进行放大。功率放大器的输出阻抗选择与信号电缆阻抗一致,减少回路影响。测量放大器用于测量功率放大器二次侧的电 流和电压值。测量信号正比于极引线的电流和电压,由此计算极引线的阻抗。

1.1.3注入滤波器

高频信号通过一个串联的谐振滤波器注入换流 站末端极引线,该滤波器的谐振频率与注入信号相同。

1.1.4阻波滤波器

ELIS装置通过两个并行的谐振滤波器来阻断极引线和中性线终端的注入信号。其中在电极侧的阻波滤波器并联一 个电阻,其阻值和极引线的波阻抗相同,实现无反馈 终端。由于线路终端的反馈非常少,因此任何由于故障引起的阻抗漂移都能被很好地捕捉,这使得装置对于故障的监视更加精确。

1.2测量原理

ELIS装置向接地极线路注入高频交流电流,测量其电压值,继而计算出阻抗值,并将阻抗值的变化作为接地极线 路故障的判据。

接地极线路无 故障时阻 抗的典型 参考值为Z= (280j20)Ω。如果线路出现故障,其值将会改变。

在接地极线路不同位置发生1000Ω接地故障时,检测原理如图2所示。

在该曲线图中,每隔一定距离有一个 标记,中心点为 参考阻抗值,即正常阻抗值。临近点标记为靠近极站处接地故障时的阻抗值,而螺旋曲线最外面的点为离换流站近处故障时的阻抗值。

2肇庆换流站接地极故障监测装置概述

贵广直流肇庆换流站使用的接地极线路故障 监测装置 为西门子生产的PEMO2000系统,站内仅一套装置,非冗余系统,主要由耦合电容器、高 压避雷器、耦 合单元AKE100-A5、HFConnectionPlate等组成,如图3所示。

2.1部件功能

2.1.1耦合电容器

用以传递高频信号,降低直流电流对信号的影响。谐振频率在2 MHz以上。

2.1.2高压避雷器

保护电容器免受从接地极线路来的过电压冲击。

2.1.3AKE100-A5

电力线路载波设备,用于高压电缆相与相之间的耦合。

2.1.4HF-ConnectionPlate

它包含一个电涌放电器,防止由同轴电缆串过来的暂态过电压进入PEMO2000装置。

2.2测量原理

PEMO2000向接地极线路注入脉冲信号。线路无故障时,脉冲信号在到达线路末端时反射回来。如果线路上有故障,脉冲信号在故障点产生反射波。根据故障反射波形和正常反 射波形的对比,可以判断故障的类型。

3比较与总结

PEMO2000的测量与线路行波测距中的利 用重合闸 信号测距方法接近,PEMO2000以一定周期向接地极注入 脉冲,然后监测脉冲的反射情况,根据脉冲的反射波形及时间差判断线路是否存在接地或开路。该套装置可以准确监测接地极线 路上的永久性单线金属接地、线间短路和接地极线开路故障。但是PEMO2000中有一非常重要的参数Pluseperiod,也就是脉冲注入的间隔时间,一般设置为2s。也就是说,PEMO2000无法监测故障持续时间低于Pluseperiod设定值(2s)的故障。同时,如果线路接地的故障电阻与线路本身阻抗一致,反射波形只有发射波的1/3,因接地极线的阻抗Z0只有几欧,故PEMO2000无法监测到高阻抗接地故障。

ELIS通过检测接地极线路阻抗变化来捕捉线路故障。由于接地极线路终端的反馈非常少,因此可以捕捉任何故障引起的阻抗漂移,这使得该套装置对故障的反应更 加灵敏。同时,因其注入电流频率为13.95kHz,可以有效解决PEMO2000装置只能检测到持续时间大于2s的故障的不足。

综上所述,就故障反应灵敏度及故障监测效果而言,ELIS比PEMO2000装置具有更高的灵敏度,能监测接地极线路所发生的各种类型的故障,对瞬时故障也有很好的反应。

垂直接地极 篇7

截止2009年10月底,仅国网公司就已建成6个跨区直流输电系统。目前,我国拥有的直流输电系统容量占全世界的14.37%。HVDC输电对于实现远距离电能输送起到了十分积极的作用[1,2]。

直流输电系统的运行方式包括两极直接构成回路、单极或双极以大地或金属构成回路等[3,4]。我国很多接地极的额定入地电流能达到3 k A,如果HVDC输电采用单极大地方式运行,3 k A直流将对接地极附近的交流电网产生影响,其中一部分直流电流从一端变压器中性点流入,再从另一端变压器中性点流出[5]。现场测试表明[6,7]只需很少的直流电流流过变压器中性点就会严重危害变压器甚至影响交流电力系统的正常运行。因此,变压器的直流偏磁问题越来越受到国内学者的重视[8,9,10,11]。

本文在PSCAD/EMTDC中建立了系统模型,对组式、三相三柱式和三相五柱式等不同结构变压器受直流偏磁的影响做了详细的仿真,分析了直流偏磁对各种结构变压器励磁电流和主磁通的影响。

1 系统仿真模型介绍

设待研究的系统为简化的双端长距离供电系统,有两台中性点接地变压器,如图1所示,其中,Udc为两变压器中性点之间的直流电位差。建立系统模型分析如下:

(1)电源[12]。等值系统A和B容量均为150 MVA,电压为220 k V,系统等值内阻不为零,电源A等值电压相角超前电源B的相角为1°。

(2)输电线路。用分布参数表示,长度取100 km。

(3)接地系统。由于关心的是每相励磁电流平均值与磁通和电流波形之间的关系,而不是研究电流与中性点间直流电位差之间的关系,所以取接地电阻为零。

(4)变压器。研究的对象为送电侧变压器T1,连接组别均取为:Y/d11型。

(5)负荷[13]。取线路空载进行计算。

(6)电位差Udc取值范围[14]为(0,150 V)。

对于直流偏磁作用,很容易产生的一种误解是:在正常情况下,很小的励磁电流就能够产生额定工作磁通,此时若有一定量的直流流入变压器,直流所产生的磁通将与原来的交流磁通相叠加,结果会使主磁通向一侧大大偏移,造成铁心高度饱和、励磁电流严重畸变。而事实并非如此,在不同结构的三相变压器中,对直流偏磁效应敏感度是不同的[15,16]。

2 直流偏磁对三相组式变压器的影响

图2和图3为三相组式变压器在不同中性点偏移电压作用下,系统稳定后的电流波形和三相磁链波形。图4为直流偏磁Udc=150 V下组式变压器Y0侧电压波形。

表1为三相组式变压器空载运行时励磁电流及磁链与变压器中性点直流电压间的关系。

500 k V以及750 k V主变一般均为单相结构,此类变压器具有独立的磁回路,由于磁阻低,较小的直流就可以引起磁饱和,并且直流偏磁越大,励磁电流负半周越来越大,正半周减小至零(从图2可以看出)。从表1也可以看出,当Udc=150 V时,系统中存在的直流磁链达到971.5 Wb,几乎快接近额定磁链(993 Wb)。因此三相组式变压器绕组只能容许流入较少的直流电流。

3 直流偏磁对三相三柱式变压器的影响

在一般的电力系统仿真中,对三相变压器往往只考虑各相之间电的联系,很少注意其磁的关联性,而在三相三柱和三相五柱变压器中,由于三相磁路相互关联,各相励磁安匝与磁通之间的关系有较大的区别,简单地以三个单相磁路等效代替[17],或者根据经验认为中相等效磁路较短而将三相等效磁路的长度人为地取为不同值[16]是不够准确的。本文选用PSCAD/EMTDC提供的UMEC变压器模型,它能准确模拟变压器的非线性激磁特性,并依据变压器的不同结构,充分考虑变压器饱和状态下饱和磁通在相内、相间的耦合,这一特点是其他仿真软件所不具备的。

图5和图6为三相三柱式变压器在不同中性点偏移电压作用下,系统稳定后的电流波形和三相磁链波形。图7为直流偏磁Udc=150 V下三相三柱变压器Y0侧电压波形。

表2和表3分别为三相三柱式变压器A相和B相励磁电流及磁链与变压器中性点直流电压间的关系。

对于三相三柱式铁心结构,直流磁通在铁心中无通道,只能经过外壳返回,磁阻较大,所以直流磁通很小,中性点允许通过的直流电流较大。从图5(a)可看出,无直流时,A相和C相励磁电流幅值相同,B相幅值最小。随着直流偏磁的增大,励磁电流的畸变却不大。从图5可看出,当直流电流从0增至150 V时,三相三柱变压器中只有很小的直流磁链。

4 直流偏磁对三相五柱式变压器的影响

图8和图9为三相五柱式变压器在不同中性点偏移电压作用下,系统稳定后的电流波形和三相磁链波形。图10为直流偏磁Udc=150 V下三相五柱变压器Y0侧电压波形。

表4和表5分别为三相五柱式变压器A相和B相励磁电流及磁链与变压器中性点直流电压间的关系。

三相五柱式变压器虽有磁回路,但一般铁心面积只有单相变压器的39%[18],故绕组中允许流过较大的直流电流。从图8、9和表4可见,当中性点直流电压从0增至150 V时,A、B两相励磁电流的有效值分别为35.048 A和31.222 A,与无直流时额定励磁电流相比只增大不到5倍,远小于三相组式变压器中励磁电流的畸变。因此,三相五柱变压器励磁电流的畸变比三相组式变压器轻微,但比三相三柱变压器严重。

5 结论

(1)三相组式变压器受直流偏磁影响最大,绕组中只允许流过较小的直流电流,因此对这类变压器需要特别注意增加限制直流偏磁的措施,如中性点串入电容器或者电阻器;

(2)三相三柱式变压器由于铁心无通道,可允许通过较大的直流电流;

(3)三相五柱式变压器受直流偏磁的影响介于前二者之间。

摘要：利用PSCAD/EMTDC软件建立系统模型,仿真了直流接地极电流对组式、三相三柱式和三相五柱式等不同结构变压器的影响。仿真结果表明:组式变压器由于具有独立的磁通回路,磁阻小,受直流偏磁影响最大;三相三柱式变压器铁芯中无直流通道,磁阻大,受直流偏磁影响较小;而三相五柱式变压器虽有磁回路,但铁芯面积比单相变压器小,受直流偏磁影响介于前二者之间。