综合阻抗

2024-06-01

综合阻抗（精选九篇）

综合阻抗篇1

发电厂和变电站的母线是电力系统中最重要的电气设备之一,在母线上连接着发电机,变压器,输电线路,配电线路等设备,母线工作的可靠性将直接影响着发电厂和变电站工作的可靠性。与输电线路故障相比,母线故障的机率较小,但造成的后果却十分严重,若不及时切除,甚至可能造成整个电力系统瓦解,且其电压等级越高,故障造成的危害也越大。因此,随着电力系统规模的日益扩大,电压等级的不断提高,对母线保护的可靠性也提出了更高的要求[1,2]。

数字式母线保护按最为通用的原理可分为两种:电流差动式原理和电流相位比较式原理。电流差动式原理整定时受母线运行方式的影响较大,使得保护在满足选择性和灵敏度上发生困难。在高压和超高压系统中广泛采用的3/2断路器接线甚至接有平行短线路的双母线方式中,母线发生区内故障伴有汲出电流的情况多有发生,此时对于电流比相式保护,将会发生拒动,而电流差动式保护的灵敏度会下降,严重时也可能拒动[3,4,5]。除此之外,两种原理的保护抗电流互感器(CT)饱和能力都有限,母线区外故障CT饱和时往往会造成保护误动[6,7]。文献[8,9]提出了一种新型的分布式微机母线保护原理,该原理利用计算机网络连接分散到各回路上的保护单元,极大地提高了母线保护的可靠性,但在判据上还是沿用了电流差动式原理。文献[10,11,12,13,14]则提出基于暂态行波的母线保护原理,通过比较母线内、外部故障时行波的极性或者大小关系来判别母线的区内外故障;文献[15]还提出了基于神经网络模型的母线保护。然而这些基于暂态量或神经网络模型的母线保护在可靠性上尚存在不足。综上所述,进一步探索和研究新的母线保护方案和原理势在必行。

当母线外部发生故障时,流经母线的差动电流全部反映为母线的接地电容电流,母线上的电压相量与各支路电流相量之和的比值反映母线的容抗,其幅值很大,且相角接近-90°。内部故障时,该比值反映的是母线故障时的过渡电阻,其幅值相对较小,且相角接近0°。因此,根据故障时的母线电压相量与各支路电流相量之和的比值,可以区分母线的内部和外部故障,据此本文提出了基于综合阻抗的母线保护新原理。该原理具有较强的抗CT饱和能力,其保护动作的灵敏度和可靠性不受母线高阻接地以及多角形接线或3/2断路器接线的母线内部故障有汲出电流时的影响,而且原理简单、易整定,EMTP仿真验证了新原理的有效性和可行性。

1基于综合阻抗的母线保护原理

下面以图1所示的单相单母线模型为例,来说明基于综合阻抗的母线保护原理。

1.1母线综合阻抗的概念

对于母线M,假设它有两条进线,两条出线,电流以母线流向线路的方向为正。正常运行时如图1所示。

Z1、Z2、Z3、Z4分别为母线上各条支路的阻抗。若母线上F点发生故障,则其故障状态如图2所示。

为母线上F点的电压相量,分别为各条支路上的电流相量,为流经过渡电阻Rg的电流。定义综合阻抗为:

其中:为母线电压;为母线差流。若母线上有n条支路,则。下面分析母线上发生内部、外部故障时,综合阻抗的特点。

1.2 母线内部故障时的综合阻抗

由图2可知,当母线内部发生故障时,母线差流就等于流入过渡电阻Rg的电流,即

根据式(1)可知,此时的综合阻抗为:

可见,母线内部发生故障时综合阻抗Zcd为母线故障时的过渡电阻,其模值相对较小,且阻抗角接近0°。

1.3 母线外部故障时的综合阻抗

当母线外部发生故障时,流过母线的差流全部反映为母线的对地电容电流,如图3所示。

此时,由于母线上的电压相量为,可见,母线外部故障时综合阻抗为:

其中,Zc为母线对地电容的容抗。因此,母线外部发生故障时,Zcd其模值与母线的容抗Zc模值相等,与内部故障时的过渡电阻相比,它是一个很大的数值,且其阻抗角约为-90°。

2基于综合阻抗的母线保护判据

2.1 保护动作判据

通过以上分析可知,当母线外部发生故障时,综合阻抗的幅值|Zcd|在理论上等于|Zc|,其阻抗角约为-90°。当母线发生内部故障时,故障相的综合阻抗幅值|Zcd|大小等于母线的过渡电阻,远小于|Zc|,且其阻抗角约为0°。因此可以根据Zcd的大小及其相角来区分母线的内部、外部故障。由于上述分析均是建立在母线电压的大小能够满足计算综合阻抗幅值和相角时的灵敏度要求的基础之上。当母线电压很小时,其方向性不明确,此时无法准确计算综合阻抗的相角。因此,需要设置一个电压启动判据。据此提出了基于综合阻抗的母线保护新原理,判据如下:

差流启动判据:

电压启动判据:

幅值判据:

相角判据

IT为浮动门槛,随着变化量输出增大而逐步自动提高,取1.25倍可保证门槛电流始终略高于不平衡输出,提高安全性,减少不必要的频繁启动,且具有较高的灵敏度。Iset为电流定值,只需要保证计算精度即可,不需要躲开正常运行及外部故障时的最大不平衡电流,一般可以固定取为0.1 A (二次值),已足以保证计算精度。

电压启动判据中,UN为母线额定电压的大小,krel为可靠系数,通常取为0.05。

幅值判据中Zset为阻抗定值。由于母线高阻接地时的过渡电阻一般在50～100Ω,因此在整定时取:Zset=500Ω,已足以保证母线外部故障时不动作,而母线内部故障时,仍会有较高的灵敏度。

相位判据中θ为考虑各种误差后的裕度角,可取θ=20°,已能保证足够的灵敏度和可靠性。

2.2 保护动作的逻辑框图

为了提高保护动作的可靠性,使得母线保护在各种故障情况下都能够正确动作,因此,将以上综合阻抗幅值判据和相角判据通过或门控制输出,只要满足任意一个判据,保护就会动作于跳闸,其动作逻辑图如图4所示。

3 性能分析

3.1 新原理判据具有较强的抗CT饱和能力

对于采用比率制动原理的母线保护,若母线上有M条支路,则差流和制动电流关系表示如下:

其中k为比率制动系数,在整定时既要躲过外部故障时的最大不平衡电流,以满足可靠性要求;又要保证母线内部故障时保护的灵敏度,因此制动系数k的取值较难把握。若取值较小,则当母线发生外部故障且故障支路CT饱和时,产生的差流极易使母线保护发生误动。

基于新原理的母线保护判据则具有较强的抗CT饱和能力。当母线外部故障CT饱和时,若CT的饱和程度较轻,则此时产生的差流较小,计算得到的综合阻抗依然较大,不满足幅值判据,随着CR饱和程度的加深,Zcd才逐渐向动作区靠拢。由于实际中母线发生高阻接地的几率较小,因此,可根据现场的电压等级及实际情况,来设置定值Zset,因此,当Zset取值较低时,使得新原理动作判据具有更强的抗CT饱和能力。由于母线外部故障CT饱和时的差流在数值上等于饱和CT的二次电流缺损部分,这使得综合阻抗的相角会由于差流波形存在较大缺损而偏离-90°,但是由于内、外部故障时的综合阻抗相角具有较大反差,裕度范围可接近90°,使得此时的综合阻抗相角也较难满足相角判据,因而,保护具有较强的抗CT饱和能力。

当母线发生内部故障时,各支路仅流过其自身线路电流,因此短路容量不会很大,CT可能由于铁芯剩磁以及非周期分量等原因出现轻微饱和情况,严重饱和情况一般不会发生。而且,此时的母线差流为所有支路的电流之和,尽管某一CT饱和支路的二次电流波形有一定程度的缺损,但是对整个差流波形的影响不大,差流幅值变化也较小,综合阻抗的幅值变化不大,能够满足幅值判据的动作要求,大量的仿真结果也证实了这一点。而由于差流波形变化不严重,此时的综合阻抗的相位值也始终接近0°,能够很好地满足相位判据,因此,此时保护动作的可靠性丝毫不受影响。

3.2 保护性能不受多角形接线或3/2断路器接线的母线内部故障有汲出电流的影响

图5为3/2断路器接线的母线示意图。当母线1内部F1处发生故障,若此时有短路电流流出母线1,如图5所示。这种情况会使比较母线连接元件电流相位原理的母线保护拒动,由于穿越性电流的影响,也会使具有制动特性原理的母线差动保护的制动电流增大从而造成保护的动作灵敏度降低。对于基于综合阻抗的母线保护新原理而言,由于保护在计算的过程中只与母线的差电流有关,而此时差电流不受穿越性电流的影响,因此内部故障时保护的灵敏度不会受到任何影响。

由此可见,对于多角形接线或3/2断路器接线时的母线内部故障有汲出电流的情况,基于新原理的母线保护性能根本不会受到影响,保护依然可准确灵敏地区分母线的内、外部故障。

3.3 母线内部经高阻接地时仍具有较高的灵敏度

对于比率制动原理的母线保护而言,当母线内部发生高阻接地故障时,可能导致其具有较小的动作电流。若此时母线上所连支路较多,则其制动电流也会比较大,且支路数越多,制动电流越大。因此,母线保护的动作灵敏度会下降,严重时可能造成保护拒动。

而基于综合阻抗的母线保护新原理在计算综合阻抗时与制动电流的大小无关,且母线内部经高阻接地故障时,即使差流较小,但计算出的综合阻抗始终是过渡电阻。由于母线高阻接地时的过渡电阻一般在50～100Ω,因此,在整定时取:Zset=500Ω,已足以保证母线内部故障时具有较高的灵敏度。并且此时综合阻抗的相角也始终接近0°,故障特征非常明确,因此,母线内部高阻接地时,保护动作的灵敏度和可靠性不会受到影响。

4 仿真验证

4.1 EMTP仿真模型

为验证本文算法,利用EMTP建立如图6所示的500 kV的仿真系统。S1端系统参数:ZS1=1+j45.149Ω,ZS0=2+j23.321Ω;S2端系统参数与S1端系统参数相同。M1端系统参数:ZM1=300+j500Ω;M2端系统参数与M1端系统参数相同。线路长度为100 km,其参数为:R0=0.195 7Ω/km,ωl0=0.694 5Ω/km,ωc0=0.020 03Ω/km;Rt=0.027 0Ω/km,ωl1=0.3028Ω/km,ωc1,=0.014 19Ω/km。母线电容C=15 000 pF。

利用上述模型进行仿真,采样频率为2 kHz,仿真中采用20 ms数据窗计算相量。

4.2 母线内、外部故障时的仿真结果

分别在母线上F1处以及线路上F2处仿真母线的内部和外部故障,计算得出各种故障情况下的故障分量综合阻抗。

1)由图7 (a)可见,当母线内部发生经过渡电阻短路接地故障时,故障相的综合阻抗幅值最小,与过渡电阻的大小相等,且其相角约为0°;非故障相的综合阻抗幅值都很大,远远大于故障相的综合阻抗,且其阻抗角都接近-90°。动作判据具有明确的选择性,保护能够灵敏可靠地动作。

2)由图7 (b)可知,当母线外部发生经过渡电阻电阻短路接地故障时,三相的综合阻抗幅值都很大,达到了上万欧姆,且各相的阻抗角都接近-90°,与图7 (a)中的仿真结果相比具有明显的差别,保护动作灵敏度较高。可见,使用综合阻抗的幅值判据和相角判据可以容易地区分母线的内部、外部故障。

3)由上面的仿真结果可见,对于本文新原理判据中的综合阻抗定值Zset很容易选取,利用综合阻抗来构成母线保护具有较高的可靠性和安全性。

4.3 母线内、外部故障CT饱和时的仿真结果

利用EMTP中的Type98非线性电感元件搭建CT模型来模拟CT饱和,分别对母线外部故障和内部故障CT饱和时的综合阻抗进行计算,仿真结果如图8,9。

1)图8为母线外部接地故障伴有CT饱和时的仿真结果,可以看出,此时的母线由于CT饱和存在较大的差流,这使得故障相的综合阻抗幅值有所下降,但其值仍然接近1 000,不满足幅值判据。同时,由于差流波形存在缺损和畸变,使得综合阻抗的相角发生变化,偏离了原来的-90°,但仍然不满足相角判据,因而保护不会发生误动。

2)图9为母线内部故障伴有CT饱和发生时的仿真结果,可以看出虽然饱和支路的二次电流波形有一定程度的缺损,但是对整个差流波形的影响不大,差流幅值变化也较小,此时计算出的综合阻抗幅值同过渡电阻的大小相差不大,满足幅值判据;同样地,其相角也没有发生较大偏移,依然接近0°,满足相角判据,因而保护能够可靠、迅速动作。

5 3/2断路器接线的母线内外部故障时的仿真验证(图10,1 1)

为了充分验证本文算法的有效性,利用EMTP建立如图5所示的500 kV系统的3/2断路器接线母线仿真模型。图中F1、F2分别为母线内、外部的两个故障点。内部故障时在故障点加一个较大的过渡电阻,并在中间支路中接小电阻,确保内部故障时如图中箭头所示有短路电流流出母线。

其中Zcda1、Zcdb1、Zcdc1为母线1的综合阻抗;Zcda2、Zcdb2、Zcdc2为母线2的综合阻抗。

由以上仿真结果可见,母线内部故障时故障相的综合阻抗幅值很小,大小等于过渡电阻,其阻抗角接近0°;而非故障相以及母线外部发生故障时三相的综合阻抗幅值都很大,可以达到上万欧姆,其阻抗角都接近-90°,二者差别非常的明显。可见,使用综合阻抗依然可以容易地区分3/2断路器接线的母线内部和外部故障,即使内部故障时有电流流出母线,动作灵敏度依然较高,保护不会误动或拒动。

6 结论

本文提出了基于综合阻抗的母线保护新原理,分析了母线内部和外部故障时综合阻抗的特征,并利用EMTP对新原理进行了验证,理论分析和仿真结果表明:

1)新原理在母线内部故障时,综合阻抗反映的是母线的过渡电阻,而在母线外部故障时综合阻抗反映母线对地的容抗,二者的幅值大小以及相角都具有明显的差别,因此,保护判据具有很好的反差特性。

2)综合利用了综合阻抗的幅值和相角特征的的保护判据具有较强的抗TA饱和的能力,提高了母线保护的动作安全性。

3)新原理判据在母线高阻接地时具有很高的灵敏度,而且当3/2断路器接线的母线内部故障有汲出电流时保护的动作灵敏度和可靠性也不受任何影响。

综合阻抗篇2

一、输入阻抗

输入阻抗是指一个电路输入端的等效阻抗.在输入端上加上一个电压源U,测量输入端的电流I,则输入阻抗Rin就是U/I.你可以把输入端想象成一个电阻的两端,这个电阻的阻值,就是输入阻抗.输入阻抗跟一个普通的电抗元件没什么两样,它反映了对电流阻碍作用的大小.对于电压驱动的电路,输入阻抗越大,则对电压源的负载就越轻,因而就越容易驱动,也不会对信号源有影响;而对于电流驱动型的电路,输入阻抗越小,则对电流源的负载就越轻.因此,我们可以这样认为:如果是用电压源来驱动的,则输入阻抗越大越好;如果是用电流源来驱动的,则阻抗越小越好(注:只适合于低频电路,在高频电路中,还要考虑阻抗匹配问题.另外如果要获取最大输出功率时,也要考虑阻抗匹配问题

二、输出阻抗

无论信号源或放大器还有电源,都有输出阻抗的问题.输出阻抗就是一个信号源的内阻.本来,对于一个理想的电压源(包括电源),内阻应该为0,或理想电流源的阻抗应当为无穷大.输出阻抗在电路设计最特别需要注意但现实中的电压源,则不能做到这一点.我们常用一个理想电压源串联一个电阻r的方式来等效一个实际的电压源.这个跟理想电压源串联的电阻r,就是(信号源/放大器输出/电源)的内阻了.当这个电压源给负载供电时,就会有电流I从这个负载上流过,并在这个电阻上产生I×r的电压降.这将导致电源输出电压的下降,从而限制了最大输出功率(关于为什么会限制最大输出功率,请看后面的“阻抗匹配”一问).同样的,一个理想的电流源,输出阻抗应该是无穷大,但实际的电路是不可能的

三、阻抗匹配阻抗匹配是指信号源或者传输线跟负载之间的一种合适的搭配方式.阻抗匹配分为低频和高频两种情况讨论.我们先从直流电压源驱动一个负载入手.由于实际的电压源,总是有内阻的(请参看输出阻抗一问),我们可以把一个实际电压源,等效成一个理想的电压源跟一个电阻r串联的模型.假设负载电阻为R,电源电动势为U,内阻为r,那么我们可以计算出流过电阻R的电流为:I=U/(R+r),可以看出,负载电阻R越小,则输出电流越大.负载R上的电压为:Uo=IR=U/[1+(r/R)],可以看出,负载电阻R越大,则输出电压Uo越高.再来计算一下电阻R消耗的功率为:

P=I2×R=[U/(R+r)]2×R=U2×R/(R2+2×R×r+r2)

=U2×R/[(R-r)2+4×R×r]

=U2/{[(R-r)2/R]+4×r}

一种新的综合阻抗计算方法篇3

1 线路综合阻抗纵联保护原理简介[4]

图1为系统模型图,线路采用Π型等值电路模型,在F点发生了故障。图中各符号的定义参见文献[4]。定义综合阻抗为

线路上发生区外故障时,综合阻抗等于线路容抗,其虚部是一个绝对值较大的负数。线路上发生区内故障时,综合阻抗的计算结果为

其中,Z1=Zm+Zlm,Z2=Zn+Zln,k约为0.5,-15°<δ<15°。故障相对应的综合阻抗与电源阻抗、线路阻抗、过渡电阻和角度δ有关。

Zcd一般落入第1或第2象限,其虚部是一个正数,如果RF及δ角较大,Zcd有可能落入第4象限,其虚部的绝对值一般会远小于|ZC|。基于综合阻抗的纵联保护原理根据Zcd的虚部的符号和大小来区分被保护线路上是否发生了故障,其判据为

式中,Krel一般可取0.5~0.6;Zset取500~600Ω;Iset可以固定取为0.2IN,IN为TA二次侧额定电流。

2 消除相间电容电流影响的计算综合阻抗的方法

图2为本线无故障时的A相线路模型图,当线路正常运行或发生区外故障时,都可以用图2来表示。

线路采用Π模型,图中,Uma、Umb、Umc,Una、Unb、Unc分别为线路m侧和n侧的三相电压;Ima、Imb、Imc,Ina、Inb、Inc分别为线路m侧和n侧的三相电流;Cs、Cm分别为线路对地电容和相间电容;Ima0、Ina0分别为线路m侧和n侧的A相线路对地电容电流;Imab、Imac,Inab、Inac分别为线路m侧和n侧的相间电容电流。

见图2,A相的差动电流Icda为

其中,Ima0=Uma/ZCs,Ina0=Una/ZCs,Imab=Umab/ZCm,Imac=Umac/ZCm,Inab=Unab/ZCm,Inac=Unac/ZCm,ZCs=1/(jωCs),ZCm=1/(jωCm)。

根据式(1)计算的A相综合阻抗为

明显的,式(3)的计算结果不等于线路对地容抗,它和相间电容、另外两相电压都有关系。在对基于综合阻抗的线路纵联保护原理进行整定计算时,要考虑相间电容和其他两相的电压的影响,而后者和故障类型、故障点位置和故障电阻都有关系,使得综合阻抗纵联保护原理的整定计算比较复杂。

从图2可知,A相线路的对地电容电流Icda0为

如果在计算综合阻抗时,将式(3)中Icda用Icda0替代,则计算结果仅和对地电容有关,将综合阻抗计算结果用Z′cda表示:

从式(4)可知,Z′cda仅和线路对地电容有关。A相对地电容电流Icda0可以通过两侧的A相电流、三相电压和相间电容参数计算得到。

同理可得B相和C相的综合阻抗计算方法。

这种新的计算方法消除了相间电压和相间电容对综合阻抗的影响,对于发生区外故障时的三相和发生区内故障时的健全相,综合阻抗等于线路对地容抗,不受相间电容的影响,计算结果稳定。新方法会大幅度简化该原理的整定计算,并提高其灵敏度。

采用消除相间电容电流影响的综合阻抗计算方法后,综合阻抗保护判据可以改写为

其中,Zset为阻抗定值,可以根据线路对地电容整定,整定原则明晰,同改进前的判据相比,数值要大;Krel为可靠系数,根据本文第3节的仿真结果,一般可取0.6~0.7,足以避免误动;Iset可固定取为0.2IN。

3 仿真验证

本节使用EMTP数据对新方法进行了验证。

图3为EMTP仿真用系统图,系统电压等级为500 k V,线路采用分布参数模型,系统模型及运行参数见文献[4]。本节使用了3种模型的EMTP数据对新原理进行了验证,分别为模型1、模型2和模型3,各模型线路的正序和零序阻抗参数相同,仅在线路长度和电源阻抗的大小方面有差别,3种模型中,线路长度分别为400 km、200 km和40 km。分别在K1、K2、K3、K44个点模拟各种金属性故障和带过渡电阻接地故障,K1位于m端线路出口,K2位于线路中点,K3位于n端线路出口,K4位于n端母线反向侧出口,计算时采用傅里叶滤波算法。

本文做了详尽的仿真计算。为和新方法做对比,表1和表2分别列出了发生区外和区内故障时,采用未改进的算法计算的综合阻抗。表中,Im ZCs为各仿真模型的线路对地容抗的虚部的理论值,Im ZCda、Im ZCdb、Im ZCdc分别为三相综合阻抗的虚部。

从表1可以看出,发生区外故障时,各相的综合阻抗的虚部在数值上均小于线路对地容抗的理论值的虚部,偏离幅度最大可达49.5%。从表2可以看出,发生区内故障时,健全相综合阻抗比线路对地容抗小,最大偏离幅度为36%。可见,在对基于综合阻抗的保护判据进行整定时,要考虑到相间电容的影响,考虑因故障点和故障类型的不同而引起的健全相的综合阻抗计算结果的波动,整定时要躲开可能出现的最小值,保护的灵敏度有所降低。

表3和表4分别列出了在发生区外和区内故障时,采用消除相间电容电流影响的方法后,综合阻抗的计算结果。Im Z′Cda、Im Z′Cdb、Im Z′Cdc分别表示采用新方法计算的三相综合阻抗的虚部。

从表3可知,采用新算法后,在发生区外故障时,综合阻抗的虚部接近线路对地容抗的虚部,偏离理论值的最大幅度不超过2.6%。从表4可知,对于内部故障时的健全相,模型1中综合阻抗的虚部为负数,数值在1 515~1 693Ω之间,偏离线路对地容抗理论值的最大幅度为12.4%,模型2中综合阻抗的数值在3440~3441Ω之间,偏离理论值的最大幅度为0.6%,模型3中的综合阻抗的数值在16 483~17 312Ω之间,偏离理论值的最大幅度为4.7%。与原算法相比,采用消除相间电容电流影响的计算方法,健全相综合阻抗的模值增大,接近线路对地容抗,受故障点位置和故障类型的影响减小,波动较小。

而对于故障相,因故障相和其他两相之间的电容电流与该相的差动电流相比,数值较小,对计算结果的影响不大。将表4中故障相的仿真结果与原算法对比(见表2),可知计算方法的不同对故障相的综合阻抗计算结果的影响较小,可以忽略。

4 性能分析

a.新方法计算结果仅与线路对地电容有关,有利于整定计算,且整定值裕度增大。根据第3节的仿真结果可知,改进前的综合阻抗计算方法受相间电容、故障点位置和故障类型的影响,计算结果波动较大。采用消除相间电容电流影响的综合阻抗计算方法后,计算结果仅反映线路对地容抗,计算结果较稳定,而且在数值上较原算法增幅较大,增大幅度同线路电容参数有关,从仿真结果看,增大幅度可达67%。从而,保护判据式(5)中的Krel和Zset可取较大的数值。而对于故障相,采用消除相间电容电流影响的计算方法后,与原先相比,综合阻抗的计算结果相差不大。可见保护整定值的裕度更大,性能得以提高。

b.消除相间电容电流影响的综合阻抗计算方法,需要输入线路相间电容参数。相比于文献[4]中的综合阻抗计算方法,本文所提出的算法需要输入线路相间电容参数Cm,保护的复杂性有所增加。

5 结论

混合优化波阻抗反演方法研究篇4

地震反演常用的线性算法具有较快的收敛速度,但是易陷入局部最优解.因此需要引进一些非线性优化算法求解全局最优解.近年来相继出现了模拟退火、遗传算法、禁忌搜索算法和混沌搜索算法等,虽然这些算法具有较强的全局优化性能,但是其计算速度慢,远远不能满足实际生产的要求.如何将上述两类算法结合起来实现优势互补成为了反演中的一个重要课题之一.文章提出的混合优化波阻抗反演方法综合了共轭梯度算法和模拟退火算法的优点,在模拟退火反演框架内加入共轭梯度迭代算法,即在模拟退火反演过程中,当目标函数值满足给定的.条件时,进行一定次数的共轭梯度迭代反演,最终以模拟退火反演结果来判断其收敛性.实际计算表明,该方法不仅收敛速度快,而且抗干扰能力强,计算得到的波阻抗剖面能较好的反映地层地质特征.

作者：朱仕军孙建库文中平肖富彭才 Zhu Shijun Sun Jianku Wen Zhongping Xiao Fusen Peng Cai 作者单位：朱仕军,彭才,Zhu Shijun,Peng Cai(西南石油大学资源与环境学院)

孙建库,文中平,肖富,Sun Jianku,Wen Zhongping,Xiao Fusen(四川石油管理局地球物理勘探公司)

浅谈PCB的阻抗篇5

1 阻抗类別

阻抗分特性阻抗和差动阻抗两大类。

2 阻抗影响之因素

2.1 线宽:当线宽增加时, 特性阻抗减小。

2.2 线厚:当线厚增加时, 特性阻抗减小。

2.3 介质厚度:当介质厚度增加时, 特性阻抗增加。

其中介质常数由原材料决定;线路厚度由原材料或制程能力决定;线宽有制程能力决定;防焊厚度由原材料及厚度决定。Z与时间的关系如图1所示。

在控制阻抗时要注意:介质层厚度的公差一般还要考虑是用什么样的半固化胶片, 大多数情况是正负0.4左右。压合介质层的大小跟特性阻抗影响不是很大, 只要不出现压合是两面的介质层相差太离谱就不会影响很大。主要是跟阻抗线的线宽有关系, 线宽越宽阻抗就会越小。

3 阻抗计算公式

特性阻抗的计算公式为:Z0=87/SQRT (εr+1.14) *1n[ (5.98h) (0.8w+t) ];

其中Z0:印刷导线的特性阻抗;εr:绝缘材料的介电常数;h/A:印刷导线与基准面之间的介质厚度;w:印刷导线的宽度;t:印刷导线的厚度。

4 各影响因素对阻抗影响的比例

各影响因素对阻抗影响的比例如图2所示。

多层板用基板材料的绝缘厚度的精度的高低, 对Z0精度控制是最重要的影响因素。其次是导体的宽度。

5 TDR比较表

6 结束语

简易复阻抗测量方法篇6

1 原理

本文提出的复阻抗测量方法,分为两个步骤,分别是复阻抗实部、虚部的数值测量和虚部正负号的判断(测量)。下面分别介绍:

1.1 数值测量

图1是基本的电路,通常复阻抗Zx可以等效为一个电阻Rx(通常称为实部)和一个电抗jXx(通常称为虚部)的串联,Rx和jXx最为一个整体,在外部不能直接用万用表测量。为此,在电路中接入一个已知的电阻R(试验电阻),对于射频系统,R通常取50 Ω,对于音频系统应该根据负载的情况调整R的数值,通常如果负载在0.1～10R范围,都可准确的测量。

图1中标出的电压分别是:

(1)VA:应用信号源电压,通常是已知的。

(2)VI:测试电阻两端的电压,与电流有关。

(3)VZ:未知阻抗两端的电压。

图2是电路中电压间的向量关系,上述三个电压都是交流有效值,在低频范围可以用数字表测量(在射频范围则需要高频电压表测量),角θ可以由几何关系推导获得。负载内阻向量电压(VRx)和电抗的向量电压(jVXx)仅作示意参考,不能直接地测量。

由余弦定理可以计算角度θ:

undefined. (1)

实际测量时,方程(1)有两种情况需要人为的修正。通常cos(θ)的数值应该介于0～1之间,可能出现的误差如下:

(1)因为一个小的测量误差导致cosθ出现负值,此时用0代替它,意味着θ为90度,这是无效的数值,通常要增大R,重新测量。

(2) 如果VI是的很小值,例如接近0时,cos(θ)数据可能激增,如果复阻抗相对R很大,这种情况就会发生。此时应该用1代替该数值,但是随后的计算精度受影响。所以可以增大R数值,使得R两端的电压可以精确地测量。

总阻抗的大小计算如下:

Za=R*VA/VI . (2)

由图1可知,R与Rx的和有如下关系:

R+Rx=Za*cos(θ) . (3)

这样可以解出Rx

Rx=Za*cos(θ)-R . (4)

未知阻抗的幅值(或向量的模)可以如下计算:

Zx=R*VZ/VI . (5)

未知的电抗如下计算:

undefined. (6)

实际中可能有测量误差,如果根号内出现负值,则用0代替。

以上求出了复阻抗的实部和虚部的数值,但是电抗部分的符号没有确定。

2.2 虚部正负号测量

在图1电路中,当负载是复阻抗时,必然对电压产生相移,如果负载呈感性,则电压超前,反之电压滞后。仿真电路见图5,电路中R1是已知电阻,R2和L1(或C1)组成复阻抗电路,用双踪示波器测量R1两端的电压信号,开关SW1分别接通L1和C1时,可以得到图3、图4的波形。图中标明了输入、输出信号波形,从波形比较看出,当负载呈容性和感性时,输出电压比输入电压有超前和滞后的特性。

由此设计了两个不同相位电压的比较电路,该电路能判断出输出电压是超前还是滞后信号电压,从而知道负载是容性还是感性。电路原理见图5,工作过程如下:

U2A,U2B是两个比较器,输入信号是正弦波,输出信号为正负5 V的方波,D3、D4、R5、R6将正负对称的方波变成0～5 V的方波,以便送到74ls74中判断。74ls74是双d触发器,原理图中标明了各管脚,表1是手册中各输入输出之间的逻辑关系。按照原理图中的连接方法,对于clk和D端输入信号的上升沿的先后可以判断。最后又D1、D2 led指示灯指示。如图中所示D2亮表示负载呈感性。

2 应用实例

图5是由proteus实现的仿真电路,用一个30 Ω的电阻和一个80 mh的电感(或31.6uf的电容)串联,组成一个“未知”阻抗。试验电阻为50 Ω,外加音频信号的电压VA是1 vrms,运行结果如图5所示,VI=0.53 Vrms,VZ=0.62 Vrms。

由(1)式得:cosθ=0.8457。

由(4)式得:Rx=29.8。

由(6)式得:Xx=80.05。

图中显示电感led指示灯亮。所以总的阻抗为Zx=29.8+j80.05。

实例表明,测量误差很小,测试方法有效。

3 结论

本文介绍了用常规工具和简单电路精确地测量复阻抗,并用proteus对实例进行仿真,测量结果与理论值有较好的吻合,说明该方法其实可行。

参考文献

可控串联补偿阻抗控制策略研究篇7

可控串联补偿(TCSC)是灵活交流输电系统(FACTS)的重要组成部分,对于提高输送功率和系统稳定性具有重要意义,另外还具有抑制低频振荡和次同步谐振、调节系统潮流等作用[1,2,3,4,5,6]。但所有这些功能都是以TCSC能够稳定运行在命令阻抗下,并能够快速响应阻抗阶跃命令为前提的。阻抗控制是TCSC的中层控制,它接受上层下传的命令阻抗并下传给底层控制,然后根据查表求得命令阻抗对应的触发角去触发晶闸管。根据阻抗调节的误差修正命令阻抗或直接修正触发延迟时间,从而实现闭环控制。阻抗控制是TCSC分层控制中承上启下的环节,是整个TCSC装置成功与否的关键[7,8]。本文提出了触发角修正反馈PID阻抗控制策略,该方法与常规阻抗误差反馈修正命令阻抗的方式相比,避免了每次修正后都去查表求触发角,从而提高了底层响应速度。由于TCSC的阻抗曲线是一条非线性曲线,从理论上,采用非线性控制方法进行阻抗闭环控制才能取得最佳效果。但由于大部分非线性控制方法计算复杂、所需数据量大等原因,工程实现困难。为此,本文设计了触发角修正 TCSC 变结构 PID 阻抗控制器,数字仿真和动模实验结果表明该控制策略超调小、响应速度快,并能快速消除偏差,具有良好的动态和静态性能,能较好地满足实际要求。

1 系统模型

1.1 仿真参数选择

数字仿真中所用的 TCSC 数学模型如图1所示,其中,TCSC 的参数与动模实验装置的参数一致。由于阻抗控制时 TCSC 内部的电磁暂态过程对系统的影响很小,整个系统可以不考虑机电暂态过程,所以此时可以不考虑发电机的影响而用恒压源或恒流源来代替外系统。采用恒流源时,线路电流恒定,不能反映阻抗调节时的电流变化。而采用恒压源等效时,TCSC两端的电压和流过的电流都在变化,能较好地模拟真实系统,起到考验控制方法的作用。

1.2 同步信号选取

TCSC 同步触发信号通常可采用电容电压或线路电流[9,10]。图2为采用这2种同步方式进行阻抗开环控制时的仿真结果比较,纵坐标 X 为各种阻抗与电容容抗的比值,曲线1为命令阻抗,曲线2、3分别为线路电流同步方式、电容电压同步方式下的测量阻抗。从图中可以看出,电容电压信号尽管包含较丰富的信息, 但是对阻抗阶跃过程很难把握。从低补偿区向高补偿区阶跃时,系统需要10个周期左右的时间才能进入稳态,且基频阻抗特性会产生较大的过冲和超调;而以线路电流同步可以达到很好的控制效果,不论从低补偿区向高补偿区还是高补偿区向低补偿区阶跃跳变时,基频阻抗均不会产生过冲和超调现象,变化过程比较平缓,类似于一阶惯性环节的阶跃现象。故本文采用线路电流作为同步信号。

2 触发角修正PID阻抗控制

2.1 控制原理

实际的TCSC工程中应用的大都是阻抗误差反馈修正命令阻抗的方式[5]。其阻抗控制的原理框图如图3所示。

TCSC 采用阻抗误差反馈修正命令阻抗的方式,造成了底层控制的频繁查表(根据命令阻抗和触发角的对照表查表触发),实时性差。图4是一种较为实用的TCSC阻抗闭环控制方法的原理框图,采用触发角修正反馈控制方法来代替常规的阻抗误差反馈修正命令阻抗的方式。图中虚线框内为上层控制部分。每次接到新的命令阻抗时,由底层控制查表求得触发角,然后转换为电压或电流同步的触发延迟时间进行锁存,直到下一次命令才进行更新。阻抗控制中使用PID环节修正每次反馈的误差,得到触发延迟时间的修正量,再送到底层控制与锁存的触发延迟时间相加,然后用这个总的延迟时间去触发晶闸管。这就避免了每次修正后都去查表求触发角,从而提高了底层响应速度。

实际应用的计算机控制系统都是离散系统,数字式PID控制器的控制算式为

$u (k) = Κ_{c} {e (k) + \frac{Τ_{0}}{τ_{Ι}} \sum_{i = 0}^{k} e (i) + \frac{τ_{D}}{Τ_{0}} [e (k) - e (k - 1)]} (1)$

其中,Kc 为控制器增益;τI 为积分时间常数;τD 为微分时间常数;T0为采样周期。

k 在本算法中就是周期的序数,为了描述方便,把上式改写为

u(k)=KPe(k)+KIs∑+KD (2)

其中,KP、KI、KD 分别为比例系数、积分系数和微分系数,s∑ 为误差累加器的值。在每次阻抗阶跃时,由于前一命令阻抗下的累计误差不能作为后面阻抗调节的参照,所以该累加器自动清零。

2.2 控制仿真结果

触发角修正反馈 PID 阻抗控制的结果如图5和图6中虚线所示,实线为命令阻抗。TCSC 初始运行状态为晶闸管全闭锁模式(即 Block,此时 TCSC 等同于常规串补,其阻抗值为基本容抗值),0.03 s接到第1次阻抗阶跃命令:从 Block 到2倍(图6中为3倍)基本容抗值。0.2 s接到第2次阶跃命令:从2倍到3倍(图6中为从3倍到1.5倍)基本容抗值。纵坐标 X 为各种阻抗值和 TCSC 基本容抗值的比值。

从图5和6可以看出,在4次阻抗阶跃命令下,该控制器均能较好地达到要求,体现了一定的鲁棒性。但也存在一定的差异,图6中从Block阶跃到3倍阻抗时出现了较明显的误差。

3 触发角修正变结构PID阻抗控制

3.1 控制方法的提出

由图6可以看出,如果不改变控制器参数,当阻抗阶跃较大(如从1倍阶跃到3倍)时,出现了较大的静态误差,这在工程中是不允许的。

由查表得到的触发时间和命令阻抗之间是强烈的非线性关系。而常规的PID控制是一种线性控制系统,所以它只能在一定的范围内有效而很难有良好的鲁棒性,因此,必须找出某种非线性控制方法,才能取得良好的控制效果。

触发时间的计算公式如下:

t=t1-Δt1+Δt2+Δt3 (3)

式中 t为计算得出的触发时刻;t1为判断出过零时的时刻;Δt1为经过直线拟合得出的由于判断过零产生的时间延迟;Δt2为查表得到的命令阻抗对应的延迟时间;Δt3为 PID 控制产生的调节时间。

实际上 TCSC 的阻抗只与经过直线拟合修正后的电流过零时刻到实际触发时刻的时间差有关,也就是只与上式中后2项有关,即

XTCSC=f(Δt2+Δt3) (4)

在一定的命令阻抗下,Δt2也为常量。由此推得此时的实际阻抗计算公式:

XTCSC=g(Δt3) (5)

Δt3即为阻抗控制的控制量,由式(3)得:

Δt3=KPe(k)+KIs∑+KD (6)

当阻抗趋于稳定后,e(k)和e(k)-e(k-1)都非常小,所以有

Δt3≈KIs∑ (7)

s∑的值也就是测量阻抗和命令阻抗围成的各个面积的代数和。由图5和图6可以看出,当测量阻抗超越命令阻抗后,各面积远小于超越前的第1块面积,所以这个面积的代数和基本上等于第1个面积的值(有符号)。图中,这个面积分别为S12、S23、S13、S315。

由式(5)和式(7)可以推得命令阻抗从Block阶跃到3倍容抗时的测量阻抗值为

X13=g(Δt3)≈g(KIs∑)=h(s∑)≈h(S13) (8)

同理,命令阻抗从2倍容抗阶跃到3倍容抗时的测量阻抗值为

X23 ≈h(S23 ) (9)

由图5可以看出命令阻抗从2倍容抗阶跃到3倍容抗时,稳定后测量阻抗基本上等于命令阻抗,即

Xorder ≈X23 ≈h(S23 ) (10)

而明显可以看出 S13 ≠S23 ,则 X13 ≠X23 ,所以 X13 ≠Xorder 。

这就是命令阻抗从 Block 阶跃到3倍容抗时出现较大误差的原因。

由式(8)可以看出,KIs∑ 是决定稳态后实际阻抗值的主要因素。要想获得较好的鲁棒性,或者让命令阻抗从不同阻抗值阶跃到同一阻抗时的积分器累加值在较短的时间内相等,在实际中这是很难做到的。或者让积分系数在线自适应,这就是变参数的 PID 控制器。但是如何改变参数,很难确定。为此,提出一种控制器结构变化的新算法,在测量阻抗第1次到达或者接近命令阻抗前,积分环节参数为0,即为 PD 控制器;在这之后,投入积分环节,积分器开始累加,恢复为 PID 控制器。这是一种非线性控制手段,使得当 TCSC 从不同的阻抗值阶跃到同一阻抗值时,误差累加器的值很接近,从而可以得到非常接近的控制效果。

3.2 2种控制方法仿真结果比较

变结构 PID 控制(曲线1)和常规 PID 控制(曲线2)的结果对照如图7和图8所示,纵坐标 X 为各种阻抗值和 TCSC 基本容抗值的比值,曲线3为命令阻抗。

综合图7和图8,变结构PID控制的静态和动态性能都优于常规控制,尤其是很好地解决了命令阻抗从不同阻抗阶跃到相同阻抗时静态性能相差太大这一常规控制的缺陷。算法比变参数PID简单可行,并且避免了在线调整控制参数这一难点。在各种阻抗阶跃命令下,变结构PID控制的上升时间小于0.05 s,整个过渡过程的时间小于0.15 s,具有很强的实用性。总之,变结构的PID控制器可以满足各种阻抗阶跃命令的要求,表现出较强的鲁棒性。

4 动模实验验证

TCSC 动模实验装置可以在一定程度上真实地反映实际装置的物理特性。由于所有的机械和电气量都可以实测,因此实验装置可方便地用于 TCSC 的运行、保护和控制策略的研究[11,12,13]。基于所研制开发的一套TCSC 物理模拟实验装置及其控制保护系统,对本文提出的阻抗控制策略进行动模实验验证。该实验装置的的控制系统采用开放式设计,用户可以根据研究需要植入不同的控制方法和控制规律。TCSC 动模实验装置的阻抗控制原理框图如图9所示。

在线路电流同步下,TCSC 由触发角α=60°跃变到 Block 模式以及从 Block 模式跃变到 α=60°的动模实验波形分别如图10和11所示。iline、uc、iIa和 Za 分别代表线路电流、电容电压、晶闸管导通电流和基频阻抗。

由实验结果可以看出,相比触发角修正 PID 控制,触发角修正变结构 PID 阻抗控制下的 TCSC 基频阻抗曲线响应更加快速而且更平稳。

(b) 触发角修正变结构 PID 阻抗控制

5 结论

TCSC 触发角修正变结构 PID 阻抗控制策略,避免了每次修正后都需查表求触发角,提高了底层响应速度。仿真和实验结果表明该控制策略超调小、响应速度快,能快速消除偏差,动态和静态性能良好,能较好地满足实际要求,且结构简单,易于工程实现。

直线三极法接地阻抗的测量篇8

测量接地阻抗一般采用伏安法或接地电阻表法, 其原理接线图如图1所示。在接地电极A与辅助电极B之间, 加上交流电压U后, 通过大地构成电流回路。当电流从A向大地扩散时, 在接地体A周围土壤中形成电压降, 其电位分布如图所未。由电位分布图可知, 距离接地极E越近, 土壤中电流密度越大, 单位长度的压降也越大;而距A、B越远的地方, 电流密度小, 沿电流扩散方向单位长度土壤中的压降越小。如果A、B两极间的距离足够大, 则就会在中间出现压降近于零的区域C, 即电位零点。

2 接地极工频接地阻抗值

E-接地体;C-电位探针;B-电流探针;PA-测量通过接地体电流的电流表;PV-测量接地体电位的电压表;

接地极E的工频接地阻抗为undefined

式中UAC—接地极E对大地零电位C处的电压, V。

I—流入接地装置的工频电流, A。

Z—接地极E的接地阻抗, Ω。

在变电所现场测量时为保证数据的真实性必须找准C点位置, 也就是电位零点的位置。找准C点的办法有:①A、B两点之间的距离足够大, 尤其是大型变电所的接地网, A、B之间距离应该是接地网的对角线长的4～5倍;②间接判断, 即将电位探针C在A、B两点某区域移动, 当电压UAC基本不变或变化很小时, 则C点是近似零电位点。有时为了测准, 则采用变电所的出线, 达到A、B两点足够大。

直线三极法在变电站现场布线如图2所示:

电流极C 距离测量点G 的长度DGC 约为地网对角线长度D 的4～5倍, 电压极P 距离测量点G 的长度DGP 为DGC 的0.5～0.6 倍。当直线三极法布置的电流极距离DGC 取 (4～5) D 有困难时, 若接地装置周围的土壤电阻率较均匀, 则电流极距离可以取2D, 电压极距离为D;若不均匀, 则电流极距离可以取3D, 电压极距离为1.7D。采用直线三极法第一次测量新建、扩建或降阻改造后接地装置的接地阻抗时, 应移动电压极找到实际零电位区。把电压极从距接地装置0.6DGC 位置沿测量用电流极与被测接地装置之间连接线方向上前后移动三次, 每次移动的距离约为DGC 的5%, 测量电压极与接地装置之间的电压, 如果三次电压值之间相对差值不超过5%, 则可以把中间位置作为测量用电压极的位置。当在电流极与接地网之间施加工频电压时, 工频电流I通过接地网的接地电阻, 仪器在电压桩P、电流桩C两点间测量电流I在接地电阻上的压降U, 则接地阻抗为Z=R+jX (Ω) 。在现场实际作业时, 可以通过行走的步数来近似地代替长度, 例如, 某变电所走完接地网对角线需要75步 (每步约在0.7m) 左右, 那么测量点G离电流极C的距离约为300～375步, 而测量点G离电压极P的步数约为180～225步左右。

3 影响测量准确性的因素及对策

1) 在现场测量时发现同一接地网向不同的方向放测量线, 其测量结果有很大差别, 在山区和地形、地势复杂的地区这种现象尤为突出。这主要是由于不同的测量方向土壤电阻率的均匀度不同, 特别是由于地质发生断层, 土壤电阻率不均匀影响了“零电位点”的位置。距接地体 0.618d13 处就不再是“零电位点”, 从而产生测量误差。所以, 每次测量应时放线的方向保持一致。

2) 试验引线电流极与电压极位置比例关系对测量结果产生的影响。接地网对角线长度、电压桩P与电流桩C的位置关系。如图3

正常测量时, 电流极C 距离测量点G 的长度DGC 约为地网对角线长度D 的4～5倍, 电压极P 距离测量点G 的长度DGP 为DGC 的0.5～0.6 倍。但是当电压极大于0.6DGC时, 即靠近电流C时, P点将产生一个负电位-Uy, 其实际效果等于试验电流在接地电阻上的压降增加一个电位Uy, U=Uo+Uy, 使测量阻抗值Z偏大;当电压极小于0.5DGC时, 即靠近接地网时, P点将产生一个正电位+Uy, 其实际效果等于试验电流在接地电阻上的压降减小一个电位Uy, U=Uo-Uy, 使测量阻抗值Z偏小。所以在实测中应注意电流极和电压极的位置关系。

3) 由于大、中型接地网的工频接地电阻都比较小, 一般不到 1Ω, 而测量引线较长, 试验电压又是工频交流电压, 其电流线和电压线的互感会造成了较大的测量误差。测量时应使电流线和电压线距离不小于5m可以排除互感的影响。

4) 接地网建立后, 由于用电设备负荷的不平衡, 产生单相短路, 有可能引起三相电源不平衡, 在接地网中形成地网电位, 其电位分布极不均匀, 电源零线接地点及短路点的电位最高, 无穷远处逐渐下降为零, 在这种高电位差的作用下, 在地下产生频率、相位、峰值都在变化的零序电流, 干扰着测量的准确度。所以对有疑问的数据应多次测量。

5) 气候的影响。接地网接地电阻的测量应选择在天气晴朗的枯水季节, 连续无雨水天数在一周以上进行, 否则所测数据不能反映实际情况。温度也可能影响测量准确性, 有关单位跟踪测量证明, 水平接地网的温度影响较大, 在夏季温度升高, 土壤松弛地区的水分蒸发量增加, 抵消了由于温度增加可能发生的电阻降低。而在冬季, 由于地下水位下降及冰冻的发生使得接地电阻增加, 在带有水位的土壤内, 交替的冰冻和融化造成逐渐累积的变化, 在地表面下形成水平冰壳及很大的冰契和冰体构造, 土壤像岩石一样坚硬, 土壤电阻率很高, 不能准确测量出真实的接地电阻, 一般在严重冰冻时不宜进行接地电阻测量。

6) 接地网上与外界有电联系的地理及架空线路也会影响测量的精度, 在实际测量中, 往往无法地解除被测接地网上的所有与外界连接线路, 如架空避雷线、地埋销装电缆的接地点、三相四线制的零线等。适当的延长电流极和电压极的放线可在一定程度上消除这种误差。

7) 接线铺设辅助电极及接线的接触电阻也会影响测量精度, 所以一般要求接线截面大, 电极与土壤接触良好, 在疏松土壤中可在电极四周浇灌一些水, 使土壤湿润, 达到消除接触电阻的影响。

8) 实测表明, 工频干扰电流在不同变电所数值不同;在同一变电所, 不同运行方式的数值也不同, 甚至同一运行方式下, 而测试的时间不同, 数值也有不同。所以很难掌握干扰电流在某个变电所的具体变化规律。为提高测量的准确度, 往往采用增大测试电流的方法。增大测试电流后, 相应地提高电压极上测得的数值, 使其大于零电位约1～2个数量级, 从而可以忽略零电位的影响。

4 直线三极法与其它测量方法的比较

在现场测试时, 由于两相导线即电压线与电流线之间的距离较小, 电压线与电流线之间的互感会引起测量误差, 这时常常会采用四极法来消除这种影响。图4为四极法的原理接线图, 四极是指被测接地装置G、测量用的电流极C、电压极P 和补偿电极S。辅助电极S离被测接地装置边缘的距离DGS=30～100m。

测量点2与点3、点3与点4以及点4与点2之间的电压U23、U34和U42。由于电压U23、U34和U42以及通过接地装置流入地中的电流I, 得到被测接地网的工频接地电阻为:

undefined

电压U23、U34和U42数值各个电极位置有关, 每次测量时要求各电极位置保持不变才能使历次数据具有可比性, 在实际测量工作当中往往难以做到。直线三极法测量时由于没有补偿电极位置的局限, 所测数据只是于电流极和电压极的位置关联, 分散性较少, 有利于和历年数据进行比较。

直线三角法接测量时需要根据实际布置的电极距离和角度对测试结果进行修正, 尤其是变电站外布线, 常受到周围环境制约, 变电站周围环境在不断变化, 每次试验时布线位置往往不能达到一致, 测量值需要不断修正。相比之下, 直线三极法布线方式简单, 受到影响相对较少, 数据连续性较好。

5 结束语

发电厂、变电站的接地阻抗宜采用直线三极法进行测量方法简单, 测量数据相对试验方法更准确和具有连续性。测量时防止 “零电位点”偏移, 造成测量误差。另外, 适当加大测试电流, 使电压极上获得较高的数值来消除 “零电位点”偏移的影响。同时, 应尽可能的沿直线布置并注意各个电极的位置关系。每次测量时应记录各个电极的位置、布线距离、接地装置的型式、土壤状况以及湿度、温度等基本资料。

摘要：接地装置在输变电工程中是个隐蔽工程。对新安装的接地装置, 必须对其检验, 是否符合设计或《规程》的要求;对运行中的接地装置为保证其工作可靠, 也必须对接地装置进行定期检测。直线三极法接地阻抗测量方法简单, 数据可靠性较直线三角法和四极法要好, 而且数据稳定性高。在测量过程中应使用正确的方法, 排除各种干扰和影响才能得到真实的数据。

关键词：接地装置,接地阻抗测量,三极法

参考文献

[1]陈天翔, 王寅仲, 海世杰, 电气试验[M].北京:中国电力出版社2008.11 (2) 242—244.

[2]许颖、徐士珩, 交流电力系统过电压防护及绝缘配合[M].北京:中国电力出版社, 2006.9 (1) 38—39.

[3]陈化钢, 电力设备预防性试验方法及诊断技术[M].中国科学技术出版社, 2001, 3 (2) :561—567.

接地网接地阻抗测量的优化篇9

接地网接地阻抗的测量, 评估接地网的综合运行状况, 对电力系统的安全、稳定运行非常重要。从经济和生产管理角度考虑, 地网的现场测量往往是带电进行, 由于容易受零序电流以及测试引线之间的干扰, 测试结果的准确性存在一定问题, 从而导致对地网的综合评估不准确, 使得地网安全存在一定的隐患。因此, 正确测量接地阻抗在地网的评估中比较重要。

2 测试方法及其误差

2.1 工频法

工频法是接地网测量中的传统测量方法, 由于受到现场零序电流干扰等, 最容易产生测量误差。变电站的高压出线由于负载不平衡, 经接地体会有零序电流流过, 零序电流经过接地网时就会在接地网上产生电压降, 从而给测量结果带来误差。

假设接地阻抗为0.5Ω, 按照早期的接地装置特性参数工频测量导则给地网注入30A的电流, 这时得到的电位升为15V。而根据大量的现场测试数据表明, 变电站内由零序电流产生的干扰电压, 和注入电流产生的电压在同一个数量级, 往往从几V到几十V不等, 一般220kV以上的变电站, 干扰电压超过10V的比比皆是。此时干扰电压和测试电压几乎相等, 对测量结果的影响很大。

2.2 异频法

异频法是采用非50Hz或60Hz (国外) 工频的测试信号注入地网进行测试。而该异频信号是固定的一个或两个频率。例如选择128Hz的单一频率或者选择以50Hz为中心上下两个固定频率如48Hz和52Hz等。选择单一频率的, 接地阻抗即为该频率下的测试值;选择两个固定对称频率的, 接地阻抗为这两个频率下的测量结果的平均值。

根据大量现场实测的经验累积表明, 干扰信号在50Hz的时候最大, 在55到100Hz之间趋近于0, 在100Hz左右又开始增加。因此, 现有单一的128Hz的测量频率, 容易受干扰, 并不合适。同时, 由于接地阻抗的线性非常明显, 128Hz下测量到的结果会远大于实际的工频阻抗值, 产生明显误差。

而固定的两点异频法, 存在局限性, 很难得到接地系统的频率特性, 也就不能准确反映真实的工频接地阻抗。其抗干扰效果、测量精度和数据可重复性有待验证, 并可能受特定频率干扰信号的影响。两点异频测量不是地网抗干扰测量的理想方法。

2.3 变频法

变频法和两点异频法很像, 但测试的频率点要远多于两点异频法。通过给被测地网注入一个非工频信号, 一般是取在工频信号附近的几个赫兹的信号做为测量的输入信号。实验电流一般在3～20A, 相比传统工频法测量, 需要的电流非常小。由于集肤效应等因素的影响, 该变频信号不能太高也不能过低, 一般理想的测量频率范围在40～60Hz。接地阻抗测试值在工频附近较小频率变化范围内的变化可以认为是线性的, 在该范围内, 每隔1Hz或0.1Hz测量其接地阻抗值, 通过线性逼近或曲线拟合等方法得到工频50Hz下的接地阻抗值。变频法要求电压和电流测量设备的通频带不仅可变, 而且很窄, 对测试设备技术要求很高, 但却能有效消除现场工频干扰的影响。

变频法测量接地阻抗时, 往往接线方法和传统的工频法一样, 采用传统的电压-电流直线法。由于接地阻抗一般都比较小, 而试验时测试的电压电流线又比较长, 其电流线和电压线的互感影响会造成较大的测量误差, 特别是采用架空线路的两相做为测试线时更为明显。因此消除测试引线之间的互感, 是确保接地阻抗测量结果正确的基本要求。

3 解决方法

3.1 工频抗干扰

使用工频法测试时, 为了有效排除地网零序电流的干扰, 提高测量的信噪比, 必须采用很大的电流注入地网。DL/T 475-2006导则规定采用工频电流测试大型接地装置的工频特性参数, 应尽可能加大试验电流, 试验电流不宜小于50A。

但大电流的输出需要大容量的升流器或变压器, 使得设备庞大、测试电缆粗且测试线路长, 现场布线困难、需要耗费大量人力, 导致测试成本高, 同时也给现场测量安全带来一定压力。

倒相法是消除零序电流干扰的一个有效手段, 但具有较强的限制性。要求测试时的干扰信号必须为理想的工频正弦波, 且倒相前后的干扰信号不变。现场带电测试的干扰多种多样, 不但工频成分本身是变化的, 而且还存在谐波、高次杂波等干扰, 很难处于理想状态。因此倒相法虽然可以减少一定的影响, 但不能完全消除。

综合来看, 工频法并不是理想的准确测量接地阻抗的方法。

3.2 变频抗干扰

相对于固定单点或对称双点频率的异频法, 多点频率线性对称的变频法更适合于现场的接地阻抗测量。

多点变频法有效避免了地中零序电流的干扰、高频干扰和带电运行线路的干扰, 使测试结果更为精确;而且, 使用小电流进行测试, 设备的容量和体积、测试电缆可以做到很小, 便于现场设备搬运、布线和测试;测试电流小, 安全性好;可以长时间的输出电流而不损坏设备和测试电缆;测试成本低。因此很适合用于当前的接地阻抗测试。

对于测试引线之间的干扰, 过往采用四极补偿法, 理论上虽然能消除电流线和电压线之间互感的影响, 但实际测量时仍存在补偿极的位置问题。补偿电极位置的改变会影响测试结果的变化, 并不能准确消除测量引线间的干扰。

现在消除测试引线之间互感的方法是在测试时加大电压线和电流线之间的距离, 例如布置测试回路时分别沿路的两边分别布置电压和电流线, 如果路够宽, 间隔够远, 确实能有效消除引线互感, 但实际上受变电站周边地形条件限制, 现场布线时也很难保证能让电压线和电流线之间间隔5m以上。

为了更好地消除测试引线之间的互感, 只要条件允许, 大型接地网的接地阻抗测试鼓励采用电流-电压线夹角布置法。该方法如图1所示, 以地网中选定的信号注入引下线做为夹角的顶点, 取距离地网边缘4到5倍地网对角线长度的两点做为电压极和电流极的注入点, 也是夹角的两个端点。采用和传统直线法相同的方式注入信号进行接地阻抗测试。

测试结果代入公式 (1) 中进行修正并得到最终结果。

(1)

式中:

θ - 电流线和电位线的夹角。

Z’ - 接地阻抗的测试值。

反向布置法是一种特殊的夹角法, 其夹角为180°, 电压线和电流线沿相反方向布置, 就不存在测试线之间互感的影响了。

4 比对测试

为了对比不同测量方法测试接地阻抗的效果和准确性, 针对广东省某110kV变电站#2主变扩建工程, 做主地网接地阻抗的比对测试。

该变电站接地阻抗设计要求为≤0.5Ω, 变电站主接地网最大对角线为D≈100米, 根据变电站地形, 为了消除引线互感, 如图2所示采用夹角法布置测试回路。电流线与电压线夹角为178°, 又称为反向法。A点为#2主变测试点, B点为电流极, 放线400m, C点为电压极, 放线400m, 电流线选用6mm2塑料绝缘导线, 电压线选用4mm2塑料绝缘导线。

根据DL/T475-2006《接地装置特性参数测量导则》的要求, 测试分别采用工频信号源、美国产128Hz单点异频测试仪和澳大利亚产多点变频测量系统进行。

比对测试先接入工频法测试用大功率信号源测试工频下的接地阻抗值, 记录并计算测试结果;保留测试回路, 将信号源更换为128Hz单点异频测试仪, 注入信号并记录和计算测试结果;最后采用多点变频的接地装置特性参数测量系统选择几个频率测试接地阻抗值并换算最终结果。

对比异频法设备和工频法设备测试数据;最后, 查询该地网的设计值并与三种测试方法的测试数据进行比对来最终验证接地阻抗测试的准确性, 并确认三种方法的优劣性。

参考夹角法的修正公式 (1) 和测试点的距离, 测试结果根据导则要求进行相应修正, 实际测量结果为Z=Z’/0.838。采用多点对称变频法的反向测量结果见表1。

运行中的该110 kV 变电站工频干扰电压值为0.84V, 相对于220kV及以上电压等级变电站动辄几V的干扰值, 算是比较小的。因此采用30A的工频电流测量, 就能取得较好的效果。

1) 采用工频法的反向测量结果可知, 测试电流为30A和50A时所得的工频接地电阻测量结果基本一致。主要还是因为测试电压比干扰电压要大不少, 所获得的信噪比较好。用工频大电流法测试得到的工频接地电阻测量结果为0.315Ω, 满足小于0.5Ω的设计值要求。

2) 采用128Hz单点异频法测量原理的测试设备, 干扰电压3.6mV, 比工频干扰电压要小的多。但由于测试电压也仅为16.9mV, 所以对测试结果有一定的影响。另外128Hz的频率是工频的一倍多, 由于接地阻抗的线性, 测试结果0.405Ω比实际的工频接地阻抗值要偏大, 并不准确。

3) 通过对两组对称变频下的信号进行测试, 得到两组不同的测试结果, 再取平均值来计算接地阻抗。测试的对称点数越多, 对工频接地阻抗的线性就反映的越好。从表3中的测试结果可以很直观地反映出接地阻抗在不同频率下的线性度, 体现出了多点变频测试很好的重复性。测试结果0.305Ω和工频法测试的结果非常接近 (相对误差3.3%) , 也体现了该方法的准确性。

综合以上分析, 根据DL/T 475-2006导则的相关要求, 采用178°夹角反向布置测量的该110kV变电站接地电阻值为0.305Ω。用多点变频法测试得到结果完全正确有效, 远优于128Hz单点异频法, 相比于传统工频的抗干扰能力又更强, 测试更简便, 更安全, 测量的可重复性也更高。

5 结束语

1) 和传统工频法相比, 多点对称变频法更适合应用于接地阻抗的测量。

2) 接地阻抗测量时频率是否选择正确对测量结果的准确性有较大影响。

3) 采用直线法测量接地阻抗需要考虑测试线间的互感, 应保证测试线之间有足够的距离。

4) 夹角法特别是反向布置的夹角法能有效消除接地阻抗测量时引线互感的影响。

5) 零序电流对接地阻抗测量结果影响很大, 现场测试时应根据干扰大小选择测量方法。

参考文献

[1]DL/T475-2006[S].接地装置特性参数测量导则.

[2]GB/T17949.1-2000.接地系统的土壤电阻率、接地阻抗和地面电位测量导则[S].

[3]IEEE“Guide for Measuring Earth Resistiv-ity, Ground Impedance, and Earth Surface Potentialsof a Ground System” (IEEE Std 81-1983)

[4]王东烨、董刚.大型变电所地网评估若干问题的探讨[J].高电压技术, 2001, 27 (2) , 64.