金属氧化锌避雷器（精选9篇）
金属氧化锌避雷器 篇1
前言
金属氧化锌避雷器以其优异的技术性能逐渐取代了其他类型的避雷器, , 近年来在电力系统中得到广泛应用。但是如果避雷器本身存在问题, 如内部绝缘下降等就会对系统造成极大的危害, 会造成母线、主变、进线停电, 因此, 监测运行中氧化锌避雷器的工作情况, 对正确判断其质量状况是非常必要的, 现场一般通过氧化锌避雷器泄漏电流表的指示是否正常来判断避雷器的工作状况。文章对氧化锌避雷器泄漏电流异常实例进行分析, 提出运行中的注意事项, 希望对安全生产有裨益。
1 氧化锌避雷器泄漏电流表回路的工作原理
如图1所示:氧化锌避雷器泄漏电流回路主要由避雷器、屏蔽环、Zn O电阻、泄漏电流表等组成。在氧化锌避雷器运行当中, 内部原因和大部分的外部原因都可以通过泄漏电流表来监视。
氧化锌避雷器的泄漏电流分为内部泄漏电流和外部泄漏电流, 内部的泄漏电流主要是通过避雷器内部、上底座、引线接入泄漏电流表内, 外部泄漏电流主要是通过避雷器瓷套外部、屏蔽环、绝缘衬套、下底座引入地下。因此正常情况下, 泄漏电流表监视的是内部泄漏电流, 当内部出现受潮导致绝缘被击穿或是下降时, 泄漏电流表会异常增大, 甚至满偏, 并伴有异常声响。此时若不立即停运避雷器, 就会扩大为事故。但有时氧化锌避雷器的泄漏电流不是异常增大, 而是异常减小, 甚至为零, 这就为运行人员正常监视避雷器带来了困难, 因为这时如果出现内部故障, 泄漏电流增大, 正好会出现在正常范围内, 会造成值班人员的误判断。
2 氧化锌避雷器泄漏电流异常实例
(1) 2008年1月10日, 漫天大雾, 某变电站内场外设备放电声音异常响, 值班员在巡视过程中发现1号主变220k V侧避雷器A.C二相泄漏电流为0.4m A, 而B相为0.1m A, 两相之间差距超过20%, 当即汇报上级, 决定暂时加强监测 (每小时观察一次) , 同时检修人员因大雾交通不便只能次日来检查处理。次日, 天气晴朗, 避雷器A.B.C三相泄漏电流自动恢复为0.1m A, 检修人员经过仔细的检查试验, 发现避雷器一切正常。 (2) 2006年4月12日, 220k V某操作班运行人员在巡视、抄录避雷器泄露电流表过程中, 及时发现并处理了某35k V路线B相避雷器接地引排断裂隐患 (见图2) , 避免了一起可能发生的避雷器爆炸。
3 氧化锌避雷器泄漏电流异常原因分析
3.1 潮湿天气会使得内部受潮, 绝缘下降, 泄漏电流指示增大, 但由于底座的绝缘也会降低, 分流作用会使得读数接近正常值, 产生误判。
图3粗略显示了避雷器泄漏电流测量的原理, 其中R1表示的底座的绝缘电阻, R2表示底座与屏蔽线间的绝缘电阻, A表示泄漏电流表R1与R2的电阻均在500兆欧以上, 泄漏电流表的电阻一般为几千欧到几十千欧。当雨、雪等导致避雷器受潮时, 首先使得R1和R2绝缘电阻下降, 此时R1与R2中分得的电流增加, 电流表测得的电流降低。
然后电流表内部也因为受潮导致绝缘下降, 电阻降低, 假设R1、R2和电流表电阻下降的幅度差不多, 由于电流表电阻远小于R1和R2, 此时电流表分得的电流大于正常工作时的电流, 表记指示变大。
所以, 由于电阻绝缘受潮降低的先后顺序以及电流表电阻和绝缘电阻在数量级上的差别, 造成了电流表读数在雨雪天气下可能会出现先降低后升高的现象, 前面的实例之一就是这样的原因。
3.2 避雷器底座绝缘降低 (绝缘衬套受潮或脏污)
图3中R1表示的底座的绝缘电阻, R2表示底座与屏蔽线间的绝缘电阻, A表示泄漏电流表。当R2降低时, R2中分得的电流增加, 电流表测得的电流降低。
3.3 其它原因
3.3.1 避雷器屏蔽环软线的滑落。
为了使避雷器的外绝缘爬距降低不多, 屏蔽环多加在最末一级磁裙下, 由于固定不良, 使得屏蔽环可能会滑落碰触避雷器底座造成毫安表短接, 泄漏电流表指示降低或无指示。
3.3.2 泄漏电流表表计卡涩、引排断裂。
由于电流表机械机构问题, 造成卡涩, 或者引排断裂都可能使得泄漏电流表指示为零或是指示没有变化。
3.3.3 避雷器内部绝缘受潮。
氧化锌避雷器内部受潮, 会造成绝缘下降, 泄漏电流表指示异常增大或满偏。
4 运行注意事项
(1) 将避雷器外部清扫, 测量避雷器底座绝缘及检查绝缘衬套受潮或脏污纳入状态检修。
(2) 加强雷电过后的避雷器巡视检查与抄录, 和历史数据比较, 相和相数据变化分析, 如果发现泄漏电流表指示异常增大或满偏, 避雷器并伴有噪声, 应立即向调度要求停电进行处理, 避免发生事故。
(3) 异常天气如发现氧化锌避雷器泄漏电流比平时减小20%, 或更小, 要对外部的屏蔽环、绝缘衬套等情况进行综合判断, 能自行处理的自己处理, 不能处理的上报缺陷, 等候处理。正常天气发现指示在零位时, 又无外部其他特征时, 应立即申请停电处理。
(4) 在日常巡视时发现引线、接头锈蚀严重, 有脱焊现象, 屏蔽环滑落或是引线搭在避雷器底座上等缺陷时应及时上报处理。
(5) 积极开展在线检测和定期带电检测。尝试将避雷器电流数据采集进入监控系统, 开发数据分析和自动报警软件。
5 结束语
氧化锌避雷器泄漏电流表的电流是判断避雷器工作状况的重要依据, 文章重点从运行角度对氧化锌避雷器泄漏电流异常实例进行论述, 并提出运行注意事项, 希望文章能有一定的参考作用。
摘要：文章论述了二起金属氧化锌避雷器泄露电流实例, 并从天气原因和避雷器底座绝缘降低两个方面展开分析, 文章还提出了运行注意事项, 尤其是提出将检查绝缘衬套受潮或脏污纳入状态检修的建议。
关键词：避雷器,泄漏电流,异常,实例
参考文献
[1]熊泰昌.电力避雷器的原理试验与维修[M].北京:水利水电出版社, 1993.
[2]黄松波, 黄涛, 区伟斌, 等.500k VMOA劣化的带电测试及原因分析[J].高电压技术, 2003.
合成绝缘氧化锌避雷器及其应用 篇2
SiC避雷器基于上述一系列缺点，被新型避雷器取代已是大势所趋。为了解决这个问题，从七十年代初就出现了氧化锌避雷器。经过二十多年的发展，目前已有各方面技术都成熟的氧化锌避雷器出现并有不少挂网运行。
一、氧化锌避雷器技术指标及性能
1、主要技术指标
我公司永安矿区供电所从一九九九年开始推广使用10KV级合成绝缘氧化锌避雷器，其主要技术指标如下：
该种避雷器采用近代氧化锌非线性电阻技术及新型合成材料研制而成的全新型高可靠防雷保护装置。它由氧化锌阀柱、电极、硅橡胶裙套等部件组成，用特殊树脂灌封而构成无间隙氧化锌避雷器，克服了传统避雷器的缺点。ZnO避雷器具有很理想的非线性伏安特性。从ZnO避雷器与SiC避雷器及理想避雷器的伏安特性曲线可以看出，ZnO避雷器的伏安特性比较平缓，也就是非线性系数较小，α在0.02～0.05左右。假定ZnO、SiC电阻阀片在10KA电流下的残压相同，但在额定电压(或灭弧电压)下ZnO曲线所对应的电流一般在10-5 A以下，可近似认为其续流为零，而SiC曲线对应的续流却是100A左右。也就是说，在工作电压下氧化锌阀片实际上相当于一绝缘体。
2、主要性能优点
合成绝缘ZnO避雷器在性能上除了有较理想的非线性伏安特性外，其主要优点还有：
2.1 对无间隙氧化锌避雷器参数进行优化设计，提高了工频耐受能力，使其充分发挥优良保护性能，对陡波具有良好的响应特性，确保运行的可靠。
2.2 保护范围大：因氧化锌避雷器无续流，当作用在ZnO上电压超过某一值(此值称为起始动作电压，也就是在1mA下直流参考电压值)时，将发生"导通"，其后，ZnO阀柱上的残压受其良好的非线性特性所控制，当系统电压降至起始动作电压下时，ZnO的导通状态终止，又相当于一绝缘体。而SiC避雷器则不同，它不仅要吸收过电压的能量而且要吸收工频续流所产生的能量，使串联间隙放电后才可将雷电流泄放入地。可见，当雷击时ZnO避雷器能及时动作，降低侵入波的幅值，增大保护范围。或在保护范围相同时，可以提高保护裕度(泄流更及时)，使电气设备绝缘受较高过电压作用的概率减少，可以延长被保护设备的寿命。
2.3 通流能力大：其通流能力约为SiC避雷器的4倍，可用来限制内部过电压，且它的通流能力利用率高，可以连续多次动作，不会因过热而烧毁或爆炸。而SiC避雷器却做不到。
2.4 抑制某些谐振过电压的形成：因为没有间隙，避雷器动作与否取决于加于其端部的电压高低，遇有过电压时，多只避雷器可以同时动作，加大系统阻尼，从而可以抑制某些谐振过电压的形成，同时在整个过电压过程中都有电流通过，因此降低了作用在电气设备上的过电压。
2.5 防爆性能良好：因其使用的是合成绝缘外套，内部故障时不会形成粉碎性爆炸伤及周围设备，它的抗冲击能力也很强，在周围设备爆炸时，不会使避雷器失去机械强度而扩大事故范围。
3、结构优点
在结构上，合成绝缘氧化锌避雷器也有着SiC避雷器所不能比拟的优点。
3.1 合成绝缘氧化锌避雷器具有体积小、重量轻(与瓷外套避雷器比较可减轻重量60%以上)，抗拉强度大，可以制成悬吊式，以节约占地和降低成本。
3.2耐污性能良好：硅橡胶外套具有良好的憎水性，表面上污秽层的积累速度较慢，而且其憎水性还可以传递给污秽层，这些特性可提高它的耐污性能，减少维护工作量；同时，硅橡胶这种有机高分子物质耐老化特性好，能满足户外长期运行的需要。
3.3密封性能良好：采用特殊树脂封灌技术制造，密封性能好，不易形成贯穿性的漏气通道使阀门受潮，因而也就不存在避雷器因内部受潮而引起爆炸的形成。
3.4散热性能好：因其内部没有气隙，阀片的热量是直接通过固体向外发散，而固体的导热系数比空气大得多，这有利于加大其负载承受能力(即泄流能力)和降低运行温度以延长寿命。
3.5保护特性不受外界影响：因其内部没有火花间隙，外套污秽不会影响其保护特性。
二、氧化锌避雷器试验安装
由于氧化锌避雷器具有传统避雷器所无法比拟的优点，它不仅可提高配电系统防止过电压的能力，减少设备事故，而且可以减少避雷器本身的事故率和降低安装费用，延长预试周期(至少可以五年以上试验一次)，减少维护工作量，提高供电可靠性。氧化锌避雷器安装前的试验：对于HY5W型避雷器（35KV及以下）的试验项目主要有两项。⑴绝缘电阻测定：可用2500伏、量程2500MΩ以上的兆欧表分别在试验前后测其对地绝缘电阻值，其值必须大于2500MΩ。⑵直流项目测试：可用输出电流达2mA及以上的直流高压发生器测试（如ZGF-100/2）。具体项目有：①直流1mA下参考电压U1mADC（KV），②75%1mA下电压的泄漏电流（μA）。
对于不同电压等级避雷器的试验数据略有不同。试验要求和数据按下表(10KV等级)：
只有所有试验数据都在要求范围内方可安装使用，特别指出试验时要注意：严禁工频耐压试验。
三、结束语
金属氧化物避雷器电流参数分析 篇3
为了解金属氧化物避雷器 (英文缩写为MOA) 的电气性能, 一个非常有效的手段就是测量其交流运行电压下的泄漏电流, 通过对泄漏电流中各分量的分析来判断MOA性能的优劣及造成劣化的原因。哪些工频电流参数能正确反映MOA性能的好坏有不同看法, 为搞清楚这个问题, 有必要作深入的探讨。
2 MOA的基本电流参数及物理特性
对交流运行电压下MOA的泄漏电流而言, 全电流无疑是重要的基本参数之一, 是主要的测量对象。全电流由容性电流和阻性电流组成。正常情况下, 流过MOA阀片主要是容性电流, 阻性电流相对较小, 仅占全电流的10%左右。虽然容性电流被认为是线性变化, 但由于MOA阀片的非线性, 导致阻性电流为一非正弦波, 因此全电流波也为非正弦波。当流过MOA总体的电流I为已知时, 其压降U为:
(1)
式中A—与阀片高度、面积有关的常数。
变换后, 已知压降U时计算I的公式为
(2)
式中undefined
阻性电流是另一重要的基本参数, 它由阻性电流基波和各奇次谐波电流组成, 其傅里叶级数的展开式为
(3)
式中各次谐波电流幅值的表达式为
(4)
由基波和各奇次谐波电流组成的阻性电流为非正弦波, 因此阻性电流总是用峰值来表示。在实际分析中, 由于三次以上奇次谐波电流的值很小, 一般总认为阻性电流峰值由基波和三次谐波电流组成, 它能综合反映MOA的受潮、元件损坏、表面污秽和阀片老化。阻性电流峰值和全电流波虽同为非正弦波, 但由于全电流中的容性电流波在相位上超前阻性电流波90°, 因此两者的波形还是有较大的差别。
阻性电流基波是个正弦分量, 主要反映MOA有功分量的变化。与阻性电流峰值一样, 阻性电流基波也能反映MOA的受潮、元件损坏、表面污秽和阀片老化情况, 不同的是它是从功率损耗的角度来反映的。
阻性电流三次谐波分量也是个正弦分量, 它和其它奇次谐波电流是由MOA阀片的非线性特性而产生的。三次谐波分量与阻性电流基波之间存在一定函数关系, 三次谐波电流分量的大小可间接反映MOA有功损耗的变化和阀片的老化情况。目前一些阻性电流仪就是根据它们之间的这种关系制造出来的。
容性电流分量是个正弦量, 随着外施电压的增大按线性规律增加。当阀片温度增加时, 容性电流分量值也有微略的改变, 但这种变化比起阻性电流的变化要小得多, 可忽略。正常情况下容性电流中的高次谐波含量只有 (容性电流) 基波量的1%～2%[2], 因此可以认为容性电流分量是线性变化的。
3 电流参数反映MOA的电气特性
根据上一节的分析, 各电流量都能反映MOA电气性能的变化。那么谁是最主要的量, 测试仪器应该给出哪些测量值, 每次预试后应纪录哪些电流值作为判断值和今后的比较量, 对这些问题各有不同看法。
3.1 全电流
电力预防性试验规程 (DL/T596-1996) [6]规定“对MOA应测量运行电压下的全电流、阻性电流或功率损耗”。这表明全电流和阻性电流是必须监测的两个基本量。全电流是个非正弦量, 应以峰值来表示。全电流峰值由容性电流和阻性电流组成, 阻性电流所占成分很小, 因此全电流对阻性电流的变化反映不灵敏, 就是有反应也容易被测量的分散性所掩盖, 导致无法进行正确的判别。它的价值主要体现在MOA有较大故障或老化较严重时, 因此它只是一个不可缺少的参考量。
3.2 阻性电流峰值分量
阻性电流峰值由包括基波在内的各奇次谐波叠加而成。在系统持续运行电压下, 正常的阻性电流峰值约100～200μA, MOA受潮和阀片老化后, 阻性电流峰值的变化很容易达到这个数量级, 因此阻性电流峰值综合反映MOA性能的变化是比较灵敏的, 很多情况下都以它数值的大小来判别MOA性能的优劣。预防性试验规程 (DL/T596-1996) 规定:当阻性电流增加到初始值的一倍时, 应停电检查[6]。部分避雷器的生产厂家也规定了运行电压下阻性电流 (峰值) 允许的上限值, 作为判别MOA性能优劣的参考标准 (如西瓷厂对330kV避雷器规定为0.3mA) [1]。国外一些观点还认为MOA阀片的功率损耗 (或阻性电流分量) 达到初始值的2倍时, 或阻性电流达到10mA时, 避雷器就不再能够可靠工作了, 以此来推算其预期寿命[4]。阻性电流峰值IRP是一个非常重要参数, 在作MOA性能的好坏的初步判断时应以它的大小作为标准。但它只是一个综合量的反映, 且易受电源谐波的影响, 因此在对造成阻性电流增大原因作深入分析时仅靠它是不够的。
3.3 阻性电流基波分量
阻性电流基波是从功率损耗角度综合反映MOA性能的分量。与阻性电流峰值IRP一样, 作MOA缺陷的深入分析和判断时它的局限性就体现出来了, 因此在MOA性能变化和缺陷的判断方面它也是一个综合判断量。由于阻性电流基波不受电源电压谐波的影响, 因此有人提出用测量阻性电流基波的方法代替测量阻性电流峰值, 并以此制造出了测量仪器[5]。这样做是否正确下面还要深入进行讨论。
3.4 阻性电流三次谐波分量
阻性电流三次谐波是由MOA阀片的非线性产生的。MOA阀片老化之后, 阻性电流中的三次谐波成分增大[1]。三次谐波分量只反映MOA阀片的老化, 是一个不折不扣的局部判断量。
3.5 用各电流分量判断MOA性能的方法
从以上分析可看出, MOA的各个基本电流量在反映MOA缺陷方面都有一定的局限性, 都不能单独作为一个判断量来确认MOA性能变化的原因。正确的方法是准确地测量各个基本电流量, 根据各个电流量的大小综合分析和判断MOA性能的好坏和变化的原因。
目前流行这样一种观点, 认为阻性电流基波IR1是反映MOA性能的好坏的主要参数, 测量仪器与测它为主;试验中只纪录全电流和阻性电流基波IR1, 并以其作判断值及试验的初始比较值。持这样观点的人认为①IR1既包括MOA受潮等的信息也包括其老化的信息。②电源电压谐波会给MOA阻性电流峰值的测量带来较大的误差, 而IR1并不包括谐波分量。
根据公式 (2) 和 (3) , 当MOA阀片老化后其β值增大, 从而基波电流IR1及谐波电流IRN也相应增大。IR1的老化增大与IR3的老化增大是有区别的, IR1反映的是阀片老化导致的有功量的增加, 而IR3等反映的是阀片老化后电流非线性的变大。文[3]指出根据国外的研究, MOA阀片的劣化主要使其中的IR3加大, 受潮将主要使其中的IR1加大。文[3]还给出了相邻两奇次 (n次、n-2次) 谐波阻性电流幅值间的关系
(5)
公式显示, n=3时, 随着β值的增加, IR3占IR1的比例越来越大, 最终趋近1:1。如n=3对, 当β=3时, undefined, 当β=10时undefined, 已超过1/2。由此可见IR3对阀片老化的反映是十分灵敏的。IR1主要反映MOA有功分量的变化, 因此对诸如MOA瓷套表面脏污、内部元件损坏和受潮及老化等均有反映, 是个综合判断量。如果测试后只给出一个有变化的IR1值, 测试者能知道是什么状况造成这种变化的吗?事实上IR1与IRP一样只能笼统地对MOA性能作出反映, 对阀片老化的反映也不灵敏, 因此仅凭IR1这一参数是不能有效地对造成MOA性能变化的原因作出正确判断的。
对MOA性能变化原因正确测量和判别的方法是, 用能全面正确测量MOA参数的记录仪记录I、IRP、IR1和IR3等参数。当发现I和IRP有增加, 说明MOA有问题, 比较IR1和IR3的变化, IR1增大;IR3没变化, 可认为MOA有受潮、脏污等。反之IR3明显增大;IR1有增加但变化不明显, 则可断定MOA的阀片在老化。
3.6 电压的谐波含量对阻性电流测量的影响
电压的谐波含量对阻性电流幅值是有影响的, 如电压谐波含量增大则影响更为显著[2]。但实际上除个别谐波较大的区域 (如冶炼厂、电力机车等) 外, 电力系统中的电压谐波分量并不大。按标准规定110kV及以上电网的谐波含量应在1.5%以内。谐波的影响主要表现在谐波含量的变化方面, 如系统内的电压谐波含量基本保持恒定, 相对比较时, 这个影响可以被排除。在停电状态下的预试中, 电压谐波主要来自试验电源 (如试验变压器等) 。如每次试验采用同一电源, 在相对比较中, 谐波的影响也可以被排除。另外利用IR1只反映MOA阀片老化有功分量变化的特性, 对各测量参数进行综合比较, 可有效地判断是谐波的影响还是MOA阀片的老化。准确测量IRP、IR1和IR3等参数, 当仅由系统电压谐波造成MOA谐波电流增加而阀片未老化时, 只有IRP和IR3会变化, 而IR1不会变化;当IRP、IR1和IR3三个电流参数同时变大时 (增大比例不一样) , 说明MOA阀片在老化, 应引起注意。这样的综合分析和判断有利于克服电压谐波造成的测量不确定性和误差。
3.7 用优良的仪器和正确的测量方法
目前不少厂家生产的阻性电流测试仪只能测量部分电流参数, 且不少参数还有很大的测量误差。对这样的仪器, 可以认为不具备正确测量的能力, 不能有效用于MOA阻性电流的测量, 厂家应对其进行改造和完善, 使其真正能用于现场的阻性电流测量。对现场测试人员而言, 掌握正确的测量方法, 全面准确地测量各性能参数, 认真分析综合比较, 不能只以部分参数来判别MOA的性能变化, 这样才能不断提高测试水平, 对试品性能作出正确的判断。
4 结论
1) 对MOA的特性而言, 非正弦的阻性电流峰值是一个非常重要的参数, MOA性能的很多判据都是以它为标准的, 应认真准确测量。
2) 阻性电流基波对MOA阀片老化的反映不灵敏, 仅综合性地反映MOA阀片的功率损耗, 因此不能有效地分辨MOA性能的变化原因, 单独以它作为判断MOA性能好坏和变化原因的参数是不行的。
3) 要对被试MOA的性能作出正确的判断, 必须用测量误差小而测量参数全的测试仪全面记录各参数, 并在此基础上进行综合分析比较, 只有这样才能得出正确的结论。
参考文献
[1]蒋国雄, 丘毓昌.避雷器及其高压试验[M].西安交通大学出版社, 1989.
[2]梁毓锦.金属氧化物非线性电阻在电力系统中的应用[M].中国电力出版社, 1997.
[3]王秉均.金属氧化物避雷器[M].水利电力出版社, 1993.
[4]熊泰昌《电力避雷器的原理、试验与维修》水利电力出版社, 1993.
[5]颜文.便携式MOA-RCD阻性电流测量仪[J].中国电力, 1993年7期.
金属氧化锌避雷器 篇4
在进行操作冲击动作负载试验之前，在环境温度下测量3只试品避雷器在标称放电电流下的雷电冲击残压值，然后试品避雷器在1.2`U^*_c`电压作用下承受20次波形为8/20μs的标称电流值的冲击放电试验，放电间隔为50s～60s，再承受2次由规定幅值的4/10μs大电流冲击试验，极性与电角度的符合规定，
将进行过上述试验的试品避雷器预热到(60±3)℃，试品避雷器应承受规定的长持续时间冲击电流2次，放电时间间隔为50s～60s，并使长持续时间冲击电流与上述规定冲击电流具有相同极性，
在第二次长持续时间冲击电流试验后，避雷器比例单元必须在3倍峰值视在持续时间(即6T)，脱离试验线路，然后在100ms之内立即接到工频电源上，对试品避雷器施加修正过的额定电压(`U^*_r`)和修正过的持续运行电压(`U^*_c`)，电压持续时间分别为10s和30min。试验时，应监视电阻片的温度或电流的阻性分量或功率损耗，以判断是否热稳定。
金属氧化锌避雷器 篇5
金属氧化锌避雷器(MOA)在电力系统中有广泛的应用,它的性能好坏严重影响电网的安全运行。MOA的故障现象一般表现为总泄漏电流变大、损耗更大[1]。阻性电流占总泄漏电流的比重虽然不大,但是却和MOA的绝缘性能有着很密切的关系,阀片老化和内部受潮的情况下,阻性电流都会首先发生变化[2]。传统的阻性电流测量系统使用一个测量设备同时测量电压互感器(CVT或PT)二次侧的电压信号与MOA的泄露电流全电流信号,测量设备在开始测量时,对两个采样模块同时发出指令,两路AD转换器采用同一个脉冲信号触发即可实现两路信号的同步测量[3]。传统的测量方法在同步测量的实现上非常的简便,但每次测量时要在电压互感器的二次侧接线,在实际应用中存在一定的安全隐患。本文为此设计开发了一种基于GPS同步的MOA无线阻性电流带电检测系统,将检测系统分成两个装置,二者通过GPS模块的PPS脉冲进行同步测量,用无线传输测量结果并计算阻性电流,从而方便接线并且消除了安全隐患。
1 检测系统基本组成和原理
本文设计的系统的测量原理如图1所示,其中电压监测装置固定安装于电压互感器二次侧,用于在线监测电压互感器的电压,并且在系统有测量阻性电流需求时响应电流检测装置的测量请求;电流检测装置是便携式的,可以由工作人员随身携带,在进行测量工作带去变电站现场。电压监测装置一次安装后接线固定,在以后进行测量工作时不必继续重复接线。电流检测装置做成便携式可实现一台设备对多个变电站的避雷器进行测量。测量时电流检测装置首先通过无线通信发送测量命令给电压监测装置,电压监测装置收到测量命令后,二者通过GPS模块实现同步测量电压电流,电压监测装置将测得的数据通过无线通信发送到电流检测装置,电流检测装置通过基于傅里叶级数分解的算法[4]计算电压电流基波分量的相差,进而得到MOA的阻性电流。
2 GPS同步测量的实现方法
电力领域中广泛使用GPS实现时间同步,GPS输出的PPS脉冲时钟精度一般可以达到200 ns,能够很好的满足电力系统同步测控的需要[5]。通常GPS模块根据PPS脉冲的不同有两种,一种是一秒钟发送一次PPS脉冲,一种是100秒发送一次PPS脉冲。本系统选用的是一秒发送一次PPS脉冲的GPS模块。测量氧化锌避雷器阻性电流流程开始时,首先便携式电流检测装置由GPS模块的PPS脉冲触发无信通信,对电压监测装置发出测量命令,便携式电流检测装置随后开始对PPS脉冲进行计数。当电压监测装置收到测量命令时,也开始对PPS脉冲进行计数,当两边同步计数到某个固定数时,两边同步开始采集电压电流信号并计算。电压监测装置将计算得到的电压相位通过无线传输的方式传到电流检测装置,由便携式电流检测装置负责算出电压电流相位差并存储数据。同步测量的脉冲示意图如图2所示。同时测量中有可能出现如图3所示情形,此时两侧的测量不是严格意义上的同步开始,而是相差1 s开始。当电气系统的频率在49.5 Hz-50.5 Hz之间浮动时,这种情况可能造成一定的误差。
3 MOA便携式检测装置设计和实现
MOA便携式检测装置的系统结构如图4所示。检测装置由微控制单元,保护部分、放大倍数自调整无相差放大部分、GPS授时模块、无线通讯模块等构成。MCU使用Silicon公司的C8051F040,这款单片机内部带有精度可以达到阻性电流测量要求的12位的A/D转换器,系统的时钟频率为24 MHz,可以使系统有足够的计算精度。GPS模块使用Motorola公司的M12+ TIMING ONCORE,该模块的时间精度平均情况下小于12 ns;无线通讯使用RFC-30A模块,通讯距离在开阔地带能达到3 000 m。此外还有EEPROM模块用于历史测量数据。
测量避雷器的泄露电流全电流时,使用电流钳夹住避雷器下端所串接的雷击计数器,由于测量电阻远小于雷击计数器电阻,泄露电流将从电流钳全部流入测量设备。采集到的流过氧化性避雷器的电流输入到如图5所示的前级放大电路中。保护装置防测量时间MOA上出现较大电流,造成设备损坏和人员受伤。
图中全电流信号引入J7的端口1、端口2,流经测量电阻R23,测量电阻将电流信号转换成为电压信号。本系统的信息采集通道中并没有加入滤波电路,这是因为阻性电流测量系统需要测量电压和电流的精确的相位差,滤波电路通常会对不同频率的信号产生不同的相移,即使使用完全相同结构的滤波器电路,由于电路器件参数的分部特性,也会给阻性电流的测量带来较大的误差。
4 电压监测装置电路设计
电压监测装置的整体结构如MOA便携式电流检测装置类似,也是由微控制单元,无相差放大部分、GPS授时模块、无线通信模块和FLASH存储器构成,系统结构图如图6所示。其中电压监测装置的无线通讯模块可以通过拨码开关切换装置的通讯地址,以此在无线通信时区别不同的电压监测设备。FLASH存储器用于掉电保持电压监测数据。
电压监测装置接线到PT (或CVT)的二次端子箱,把电压互感器的电压信号连接到设备内的空气开关上。PT (或CVT)二次侧电压信号采集的放大电路如图7所示。
由图7可见,电压信号从电压互感器二次端子箱接线通过空气开关接入后,通过测量电阻R12将电压信号转化为电流信号,由MCU内部的12位AD模块采样并计算。计算完成后,电压监测装置通过无线通信模块将电压相位数据发送到便携式电流检测设备,电流检测设备收到数据以后比较避雷器电压电流信号的相位差,并以此计算出阻性电流。
5 试验测试及结果
用高精度信号发生器分别产生相差不同的电压信号和全电流信号,通过本系统进行测量,测量结果如表1所示。
从表1中可以看出该系统阻性电流的测量精度在5%以内,符合DL/T987-2005《氧化锌避雷器阻性电流测试仪通用技术条件》中对于阻性电流测量精度的要求,且接线简单,操作方便,具有很好的应用前景。
6 结束语
本文设计了一种基于GPS的无线MOA阻性电流测量系统。本套MOA无线阻性电流测量系统将电压测量设备固定在电压互感器的二次侧,省去了每次测量时的接线,更加安全方便。氧化锌避雷器泄露电流全电流测量装置为便携式,测量时带去变电站现场,两者通过GPS和无线通信完成同步测量,接线简单。现场测试试验证明了研制系统的有效性。
摘要：金属氧化锌避雷器(MOA)的阻性电流大小能较好地反应其设备状态,传统的MOA阻性电流测量方法每次测试时需在电压互感器二次侧接线,有较大的安全隐患。提出了一种新型的MOA阻性电流无线测量方法,基于GPS和无线通信模块实现便携式电流检测装置与电压监测装置的无线同步测量,通过基于傅里叶级数的算法实现检测MOA的阻性电流。重点阐述了系统的组成以及硬件的设计原理和实现方法,试验测试和现场运行测试结果表明方法满足MOA阻性电流测量的要求。
关键词：氧化锌避雷器,阻性电流,GPS,无线测量
参考文献
[1]李晓,查军.110kV氧化锌避雷器事故分析及防范措施[J].高电压技术,2003,29(7):54-55.
[2]Kari Kannus,Kari Lahti.Evaluation of the operation condition and reliability of surge arresters used on medium voltage networks[J].IEEE trans.On power delivery,2005,20(2):745-750.
[3]王又佳,段大鹏,江秀臣,等.基于无线通讯和GPS授时的便携式MOA检测系统[J].电瓷避雷器,2009,52(5):41-45.
[4]傅中君.应用过零法和谐波分析法精确测量MOA阻性电流基波[J].电瓷避雷器,2004,47(2):35-39.
金属氧化锌避雷器 篇6
1 MOA在线测试的方法及存在的问题
当工频电压作用于MOA时,其总泄漏电流中包含着阻性电流和容性电流,其中容性电流的大小仅对电压的分布有意义,并不影响发热,而阻性电流则是造成MOA电阻片发热的原因。在正常情况下,通过避雷器的电流主要是容性电流而阻性电流只占很小一部分。但当避雷器内部绝缘状况不良以及电阻片特性发生变化时,泄漏电流中的阻性分量就会增大很多而容性电流变化不多,避雷器的阻性电流的增大会使电阻片功率损耗增加,电阻片运行温度也会增加,从而加速电阻片的老化,并可能导致热稳定破坏,造成避雷器损坏[2]。因此,测量运行电压下的泄漏电流及其阻性分量是判断避雷器运行状态好坏的重要手段。《江苏省电力设备交接和预防性试验规程》规定:对于运行中的MOA,其阻性电流Ir应小于等于全电流Ix的25%,若测量的Ir与初始值比较有明显变化时应加强监测。当Ir增加一倍时,应停电检查;对Ir明显超标的,必须及时退出系统予以更换。
MOA带电测试是通过专用的在线监测仪获得MOA运行时泄漏电流的Ix及Ir的。将在线监测仪的电流回路并联于MOA雷电计数器两端,因在线监测仪的电流回路内阻较小(一般只有几Ω),可以不计雷电计数器的分流,即可获得MOA泄漏电流的Ix。将在线监测仪的电压回路并联接到被测相母线TV二次电压端子上,可获得母线电压的相位。以母线电压U为基准向量,通过比较Ix与U的相位,将Ix中阻性分量Ir与容性分量Ic分离出来。根据Ir占Ix的百分比来判断MOA的运行状况。
但现在大多数运行的110 kV变电站中,由于对侧线路出线端设有110 kV TV,110 kV变电站进线端只设MOA而无TV。对于三绕组110 kV主变,一般采用YNyn0d11的接线方式,虽然高压侧母线不设TV,但中压侧和低压侧母线都设有母线TV,且中压侧电压和高压侧电压同相位。对于此类主变,可以从中压侧母线TV上取得母线电压信号(或称为比较参考电压信号),也能有较好的测量效果;但对于双绕组110 kV主变,一般采用YNd11的接线方式,要想取得母线电压信号,只能从10 kV的母线TV上采样,而110 kV主变10 kV母线电压要超前110 kV母线电压30o的相角,如果作为基准的MOA所在母线电压向量不能准确测出,泄漏电流的Ir会产生较大的测量误差,从而导致对MOA运行状态的误判断[3,4]。由于此相角的存在导致MOA在线测试无法在此类变电站进行。
2 MOA在线测试的改进方案
2.1 改进方案1
对于110 k V侧无TV的MOA的在线测试,如果还是从10 kV的母线TV二次侧计量端子取对应的相电压(相线和中性点之间)作为比较参考电压信号,由于两绕组110 k V主变一般采用YNd11的接线方式的关系,为了采样到能反映MOA所在母线的电压向量,就必须在比较电压信号源中加入一个移相电路,将从10 k V的母线TV二次侧相电压上采样的电压信号顺时针旋转30 o,来补偿变压器高、低压侧相角差。图1、图2分别为移相电路示意图及向量图,从向量图中可以看出U2滞后U1一个角度α,通过调整R和C的参数即可调节U1,U2之间的相角差。这在硬件上实现很容易,厂家也易于改造。改造后的比较电压信号源可直接在10 kV的母线TV二次侧计量端子对应的相电压取比较参考电压信号,接线方式简单。但对于110 kV侧有TV的MOA的在线测试改造后的比较电压信号源不可用,所以需再配备一台未改造的比较电压信号源。
2.2 改进方案2
由电工原理的基本知识可知:对于星形联接的三相对称电压向量,其线电压超前相电压30o相角。如果从10 k V的母线TV二次侧取线电压作为比较参考电压信号,由于相电压和线电压之间的30 o相角差关系,在选择适当的线电压作为比较参考电压的情况下也能补偿变压器高、低侧间的相角差[5]。
图3中,UAO,UBO,UCO分别表示110 kV侧相电压向量,Uab,Ubc,Uca分别表示10 kV侧线电压向量,虚线Ua O',UbO',UcO'分别表示10 kV TV一次侧相电压向量,Ua'c',Ub'a',Uc'b'分别表示10 kV TV二次侧线电压向量,从图3中可看出10 kV TV二次侧线电压向量Ua'c',Ub'a',Uc'b'与110 kV侧相电压向量UAO,UBO,UCO的相角是一致的。若将此线电压作为比较参考电压即能很好补偿两侧相角差。
3 改进方案的试验验证
3.1 试验方案的制定
为了验证上述解决方案的正确性和可行性,制定了如下试验方案。
(1)为比较试验数据,选择110 kV侧和10 kV侧均有TV的变电站作为试验点。
(2)2种改进方案都是从10 kV TV二次侧取电压向量,通过2种不同的方式间接地反映110 kV侧相电压向量UA O,UBO,UCO。希望两者的相角能一致,但现场实际中两者之间有些许偏差,这种偏差的大小要在现场进行测试。两者之间的偏差越小,对在线测试越有利。
(3)应用HD2891E-8型MOA在线监测仪,该仪器的测试仪从MOA各相的雷电计数器上取得全电流信号,比较电压信号源分别从10 kV侧TV二次侧和110 kV侧TV二次侧取出对应电压信号作为比较参考电压,记录MOA泄漏电流的全电流、阻性电流基波峰值。3组数据相比较,数据越接近证明上述解决方案效果越好。
(4)准备2台比较电压信号源,其中1台按方案1进行改造。
3.2 试验方案的实施
按照试验方案的要求选择了110 kV侧及10kV侧都有TV的何山变作为试验点。
(1)在何山变110 kV TV二次计量端子取相电压UaN,UbN,Uc N,按方案1在对应的10 kV TV二次计量端子分别取相电压Ua O′,UbO′,UcO′,令两者间的角差为ΔθP-P,按方案2在对应的10 kV TV二次计量端子分别取线电压Ua'c',Ub'a',Uc'b',令两者间的角差为ΔθP-L,2种方案下测量的角差见表1。
(2)在何山变110 kV TV二次计量端子取相电压(Ua N,Ub N,Uc N)和在10 kV TV二次计量端子分别按上述2种方式采样比较参考电压信号,测量110kV侧MOA泄漏电流的全电流IXP、阻性电流基波峰值IR1P见表2。
3.3 试验数据分析
(1)从表1中可看出:从110 kV TV二次计量端子取相电压和在10 kV TV二次计量端子取对应的线电压两者之间的相角差较小,而按方案一测得的相角差大些。在110 kV侧无TV的情况下可尽量利用10 kV侧TV线电压作为比较参考电压信号。
(2)从表2中可以看出:以从110 kV TV二次计量端子取相电压作为比较参考电压信号测得的MOA泄漏电流为基准,2种改进方案下测得的泄漏电流的IXP基本相同;但2种方案下测得的ΔθP-P、ΔθP-L的不同,导致IR1P测量值不同,但都在允许的误差范围之内。
(3)方案2虽然从10 kV TV二次计量端子取的比较参考电压为100 V,但该仪器的比较电压信号源能适用57.5 V/100 V 2种比较电压,无需对现有设备进行改造,简单易行。
4 结束语
(1)改进方案1需要仪器厂家配合改造,改造后即可直接从低压侧TV上采样电压信号作为高压侧MOA的比较参考电压信号,接线简单方便。但为了适应各类变电站的TV布置情况,需要购置2台比较参考电压信号源。
(2)改进方案2只是比较参考电压信号的取法不同,无需对现有设备进行改造,设备的通用性较好,且简单易行。
参考文献
[1]陈化刚.电气设备预防性试验方法[M].北京:水利电力出版社,1993.
[2]JB/T 5894—91,交流无间隙金属氧化物避雷器使用导则[S].1991.
[3]孙鹏举.金属氧化物避雷器泄漏电流在线测试分析[J].电瓷避雷器,2008(4):30-32.
[4]谢鹏,张国栋.金属氧化物避雷器试验测试方法的发展及应用[J].电瓷避雷器,2006(5):37-41.
金属氧化锌避雷器 篇7
1 金属氧化物避雷器的红外热成像测温
红外测温技术是利用红外热像仪对电气设备在不停电状态进行非接触式检测的一种手段。以往红外热成像测温中, 往往过多关注电流致热型缺陷, 而对电压致热型缺陷关注不够。对MOA而言, 它的常见缺陷类型即属于内部绝缘故障引起的电压致热型缺陷。主要是由于进水受潮或绝缘介质老化, 引起介质损耗增大造成发热。
正常状态下, MOA具有一定的阻性电流分量, 因此其热像特征表现为整体轻度均匀发热。当MOA出现受潮或氧化锌电阻片老化等内部整体均匀缺陷时, 主要表现出整体元件发热特征, 温度高于正常运行时的温度, 但此时其外表面温度分布并不均匀, 热像图特征是中部温度最高, 两端呈下降趋势, 外部温度大致呈轴对称。如果是较大型瓷套管封装的结构, 其最热点通常会靠近上部且不均匀程度也更大。这与MOA内部结构有很大关系, 因为MOA两端散热空间较大, 使热量较容易散发, 端部温度降低较明显。
利用MOA红外热像图进行缺陷分析主要采用同类比较判断法, 也即根据各种MOA的模拟试验和现场检测的经验数据, 对比同组三相设备、同类设备之间对应部位的允许绝对温差值 (0.5—1.0 K) , 超过规定者应结合红外热像图特征综合判断, 必要时进行其他带电试验来确定缺陷的种类和性质。下面以一例110 k V金属氧化物避雷器热缺陷的发现和处理过程为例, 介绍红外测温技术在MOA故障诊断中的应用。
2 金属氧化物避雷器热缺陷的分析实例
2.1 MOA缺陷的红外诊断
2014年6月, 国网福建福州供电公司在迎峰度夏大负荷期间对某变电站110 k V设备进行特巡, 通过红外测温技术发现并及时处置了一起110 k V MOA受潮故障。
从特巡中所得红外热像图 (如图1) 可以看出, 该变电站110 k VⅠ段母线金属氧化物避雷器L1相发热, 高于其他两相约2 K。温差已超出0.5—1.0 K的标准要求。
为判断具体发热部位及性质, 对三相MOA进行线温分析 (如图2) , 发现L1相MOA整体温度偏高。考虑到三相MOA在同一张热像图中因距离不同造成透视关系的差别, 将三相线温等比拉直后 (如图3) 可以明显看出, 三相MOA均呈现中部温度较高两端略低的特点, 但L1相整体明显发热, 尤其中部有两处伞裙间存在发热异常, 符合《带电设备红外诊断应用规范》中关于MOA表面脏污、整体受潮或阀片老化、劣化的热像特征, 参考设备缺陷典型图谱, 初步判断设备存在危急缺陷, 应尽快停电更换。同时, L2相整体也较L3相高了约0.5 K, 虽然无法判断缺陷, 但也值得关注。
图2 MOA进行线温分析
2.2 MOA缺陷的带电测试情况
为慎重起见, 又在次日安排进行了MOA带电测试, 与往年数据进行比对。在“禁用补偿”模式下测量了三相原始值, L1相的电压电流角约60°, 属于劣化的角度范围, 而L2相75°的电压电流角也属于较差的角度。据此相角分解后, L1相的基波阻性电流峰值已达到487μA, 大大超过了国标要求的200μA的标准。对历年数据进行对比后发现, L1相MOA总电流由上一年开始时的600μA左右增长至700μA以上 (L2, L3相未见明显增长) , L1相阻性电流峰值及有功损耗明显增大, L2相阻性电流峰值及有功损耗也有一定增长, 三相有功损耗值的差别与红外热像图上反映的趋势整体一致。
2.3 MOA缺陷的停电测试及解体
两天后, 试验人员又对更换下来的三相MOA进行了停电测试。对MOA表面用丙酮擦拭并干燥后测试, 原绝缘电阻较低的MOA经过表面处理其绝缘电阻有大幅上升, 但仍低于国标要求:L1, L2两相MOA绝缘及电气特性确实存在不同程度的明显劣化;L1相绝缘电阻不合格, 直流泄漏电流超标 (大于50μA) ;L2相避雷器也有一定的劣化趋势。
又对MOA施加运行电压约10 min后测试, 由于持续运行电压较系统电压高, 因此MOA的总泄漏电流也较现场测试时更大。总的来看, L1相阻性电流明显超标 (大于200μA) , L2相也存在比较明显的劣化趋势, 停电测试结果与红外测温、带电测试结论一致。事后对L1, L2两相MOA进行解体分析, 均发现电阻片上部有水凝痕迹, 其中L1相部分电阻片存在新鲜锈蚀, 外表面绝缘漆膜有过热变色现象, 确认了MOA存在故障的结论。
4 总结
红外热成像测温技术对发现MOA早期缺陷具有良好效果, 造成MOA发热的内部缺陷往往发展速度较快, 一旦发现就必须加强跟踪监测, 尽快结合其他带电测试手段进行综合判断, 一旦确认设备缺陷, 尽快予以停电处理或更换。
由于MOA温升值较小, 红外测试时应将测量区间缩小, 以便提高对内部绝缘缺陷反映能力。拍摄热像图时要尽量使仪器与三相检测点的距离基本一致, 尽可能把三相热像图同时放在一张图内以方便比较;当发现各相的热像图有差异时, 可以从不同的方向和角度进行检测, 以排除环境的影响, 在分析时要特别注意排除设备表面污秽的影响。
金属氧化锌避雷器 篇8
本文主要通过IEEE、Pinceti-G ianettoni和Fernadez-Diaz三种结构对泄漏电流的监测,采用PSCAD仿真方法对泄漏电流进行评估。
1 避雷器泄露电流
避雷器的泄漏电流主要由流经氧化锌电阻片的电流、流经固定电阻片的绝缘材料的电流和流经避雷器瓷套的电流三种电流所影响。通过电阻片的电流是泄漏电流的主要因素,一般认为是避雷器的总泄漏电流。
2 带电测试原理
带电测试中,因为阻性电流对总泄漏电流的影响小,极易受到现场干扰和系统电压谐波的影响。系统正常运行时,相电压U和通过电流Ix之间存在相位差φ,测出φ和Ix就可以算出有功分量和无功分量。使用电流表直接测量避雷器Ix,用相位差的原理测φ角,模拟了一个电路图如图1所示。
3 泄漏电流结果分析
3.1 电压中谐波对MOA两端的影响
通过试验,谐波电压的幅值和相位都对MOA阻性电流IRP的测量值产生了影响,谐波的大小使测得的结果偏差很大。而谐波对阻性电流基波峰值IRIP的影响却非常小,所以提倡在测试判定MOA的质量状况时应以阻性电流基波峰值IRIP为准。
3.2 电压波动对MOA两端的影响
由于电力系统的运行的不稳定性,尤其是系统电压的大小变化对MOA的泄漏电流值影响很大。经过试验数据分析,MOA两端电压的相电压向上增大4%时,其阻性电流IRP通常也增大11%左右。因此在对MOA泄漏电流进行观测和比较时,应详细记录MOA两端电压的数据,来正确判定MOA现有的质量状况。
3.3 表面污秽对MOA的影响
MOA外表面的污秽,不仅仅对电阻片的电压影响而使其内部泄漏电流增大外,还对其外表面泄漏电流对测试精度有一定的影响,所以会给测试结果带来误差。
3.4 温湿度对MOA泄漏电流的影响
由于MOA的氧化锌电阻片在小电流区域呈现负的温度系数而且MOA不大的内部空间,散热条件较差。在湿度大的环境下,会使MOA瓷套的泄漏电流增大,同时阻芯体电流增大,一般认为,MOA芯体电流增大1倍,瓷套电流会增大十倍。
3.5 运行中三相MOA的相互影响
由于运行中呈一字形排列的三相MOA,使得MOA两边底部的总电流相位改变,其值与MOA的安装位置有关,也与MOA相间距离成反比,在工作中,MOA底部总电流的相角每变化1°,阻性电流基波数值也会相应的变化15%左右。在工作中,应考虑这一因素的影响。
4 金属氧化物避雷器的模型
在某种程度上,金属氧化物避雷器模型的仿真结果相当于避雷器的实际行为。目前的模型主要在于参数的评估程序不同,但都能有效地模拟避雷器的行为。通常提出了三种模式并通过适当的计算机程序模拟。
4.1 IEEE模型
IEEE模型如图2所示,包括靠RL滤波器区别的非线性电阻A0和A1。目的是为了降低前期浪涌,由于过滤器阻抗低,故非线性电阻也低。为了使前端过滤器阻抗快速变高,电流要流过非线性电阻A0。
电感L1和电阻R1组成一个过滤器,夹在两个变阻器之间。由于电感L0与避雷器附近的磁场相互影响。R0能使数值更稳定,C代表电容量。关于上述参数和避雷器的伏安特性的公式如下:
L1=(15d)/nμH (1)
R1=(65d)/nΩ (2)
L0=(0.2d)/nμH (3)
R0=(100d)/nΩ (4)
C=(100n)/dpF (5)
其中,d是金属氧化物避雷器的长度(米)、n 是金属氧化物磁盘片的平行专栏的数字。
4.2 Pinceti-Gianettoni模型
它和IEEE模型有些区别。没有电容,终端的电阻(约1M)取代了电阻R0和R1,如图3所示。电感L0和L1的计算使用方程:
其中,Vn是避雷器的额定电压,Vr(8/20)是一个8/20 20kA雷电流下的残余电压,Vr(1/T2)是一个(1/T2)20kA雷电流下的残余电压。
4.3 Fernadez-Diaz模型
在此模型中,A0和A1被电感L1分开,去掉了L0(如图4所示)。避雷器终端增加的电容C代表避雷器终端之间的容量。
给出电感如下:
L1=nL′1
其中,n是一比例因子,计算残余电压的增加值的百分比公式如下:
其中,Vr(8/20)是8/20 20kA雷电流下的残余电压,Vr(1/T2)是一个(1/T2)象征性20kA电流下的残余电压。
5 PSCAD仿真结果
通过PSCAD软件程序仿真每种模型,额定电压为10kV,高度为300mm的氧化锌避雷器。详细参数如表1-3所示。
所有的模型模拟出的数据都是有效的,它们以良好的准确性再现制造商数据单提供的残余电压峰值,也显示了金属氧化物避雷器的泄漏电流。相比之下Pincetti-Giannettoni模型和Fernadez-Diaz模型更为简单,因为它们并不需要避雷器的任何物理特性或迭代程序参数的计算方法。
6 结果分析
避雷器在持续运行电压下的阻性电流或总电流值应符合产品技术条件的规定。仿真运行条件下的总电流、阻性电流或功率损耗,仿真值与初始值比较,如有明显变化时需要加强监测,当阻性电流增大到一倍或更多时,应采取其他仿真手段进行判断。阻性电流值进行仿真后于初始值比较。(温度每升高1℃,电流增大2%～4%)MOA性能分段评价:根据阻性电流不能超过总电流的20%要求,φ不能小于68.5°。应考虑相间干扰。因为氧化物避雷器一字排开,中间B相的杂散电容对R0、R1、C泄漏电流产生影响:A相φ减小1°左右,阻性电流也随之增大; C相φ增大1°左右,阻性电流也随之减小甚至为负。
7 结束语
在仿真三个氧化物避雷器的频率模型中,它们主要在计算和调整其参数。使用PSCAD计算每种模型的残余电压和泄漏电流,采用8/20μs脉冲电流并将仿真结果与生产商给出的数据进行横向比较。这三种模型似乎有效地真实地反映了避雷器的残余电压和泄漏电流,提出了问题。
参考文献
[1]李学思.有机外壳避雷器[M].电瓷避雷器,1993.
[2]秦家远,阮江军.黄道春.110kV变压器中性点雷击过电压分析[J].高电压技术,2007,33(1):99-100.
[3]李凡,施围.线路避雷器的设计和试验[J].电网技术,2004(2):38-42.
[4]田建华,刘渝根,王双文.氧化锌避雷器在输电线路防雷中的作用[J].高电压技术,2003,29(11):28-20.
[5]苏胜新,等.线路用避雷器应用中的几个关键问题[J].电器避雷器,2000(4):50-54.
[6]周克琼.10kV有机外套氧化锌避雷器的研制[J].电瓷避雷器,1996.
[7]车文俊.检验无间隙金属氧化物避雷器密封性能的水浸法判据分析[M].电瓷避雷器,1995.
[8]葛景滂,等.局部放电测量[M].北京:机械工业出版社,1984.
金属氧化锌避雷器 篇9
目前, MOA通常不再有串联间隙, 这样在运行条件下总有电流通过MOA的阀片, 从而加速了阀片劣化;而无串联间隙的避雷器如有故障, 问题反而比有串联间隙的阀式避雷器更为严重。因此, MOA的预防性试验倍受关注。一般认为大小仅占总泄露电流10%~20%的阻性电流的增加是引起MOA劣化的主要因素, 所以从总泄漏电流中准确提取其阻性电流, 是判断MOA运行状况的重要方法。MOA的特性变化一般比较缓慢, 对MOA的预防性试验主要是测试小电流特性的变化。
现场试验已多次发现, 当三个同类型的MOA组成三相成一字形排列时, 若用阻性电流检测仪进行试验, 读出这三相MOA的各自的阻性电流功率损耗数值往往相差很大, 且中相的数据居中, 并与单相加压时相近而两边的各相中有一相偏大, 另一相偏小。显然, 这样很难根据带电测试试验数据直接来判别MOA的优劣及绝缘老化情况, 达不到带电测试的目的。MOA不仅受到自身相电压的作用, 同时还通过相间杂散电容受到邻相电压的影响, 它们的距离和电压等级决定了这种影响的大小, 使MOA底部泄漏电流与单相运行相比发生相位及幅值的变化。由多次试验经验可知, 这些问题主要是由于相间电容耦合所致。
1 MOA一字形排列时的电流分布情况
MOA在小电流范围的等值电路及基波向量图如图1所示, 由非线性电阻R和电容C并联组成, 图中所示的IR、IC、I分别是在小电流范围的阻性电流、容性电流和全电流的基波分量。全电流I与容性电流IC之间的相位差为δ, 若IC不变, IR增大, 相位差δ也会随之发生相应的变化。一般来说, δ每增大0.9°, IR约增大10%, 说明δ角对测量阻性电流IR起着决定性的作用。因此, 如果能够准确测量出角和持续电流的幅值就可以得到准确的阻性电流值。但是在现场测量时, 若受到外界条件的干扰, 使MOA受到影响, 势必直接影响到对阻性电流IR的测量精度, 进而会对MOA的性能作出误判, 从而影响带电测试试验的准确性。
以下我们就以一字型排列的MOA组为例, 简单分析一下相间干扰对阻性电流分量和全电流分量的影响, 以及基本的公式表达形式。
2 解决方案
由于相间杂散电容的存在, 使得运行中的MOA沿高度方向各点电位与电源电压存在相移现象。对此, 我们可以利用移相补偿法和软件补偿法。实施移相补偿电路时, 先考虑采取硬件移相的方法, 如测试的精度要求为1%时, 进行软件移相来补偿相间耦合的影响完全可以满足要求。
但现场软件移相补偿不易实现, 通常用另外一种方法来消除杂散电容电流的影响, 即介质损耗修正算法, 具体测量时, 应采用MOA带电测试的试验方法, 并通过数学方法统计和数值处理, 分析A、B、C各自单独运行和三相同时运行的介损角δ的变化规律。另外, 采用趋势分析比较法, 分别找出A相和C相介损角δ的变化范围。在带电测试过程中, 为了减小A、C相阻性电流及全电流的测量误差, 通常采用先测出A、C相之间的相位角, 然后测出A相的相位及阻性电流和全电流, 此时得到的A相电流偏小, 与实际不符。表明测试结果明显受到相间耦合电容电流的干扰。在这种情况下, 通常利用公式:
计算出A相的校正角Φ0 A, 输入校正角后测试出无相间干扰时的真实值;C相校正角取Φ0C=-Φ0 A, 从而得到C相消除相间干扰情况下的试验数据。
从目前对相间干扰的研究表明, 要想完全消除相间干扰的影响是很难实现的, 对于安装后的避雷器, 相间干扰基本不变, 将测量数据与历史数据在相同的校正角下进行比较, 可以发现实验数据变化极小;同时将A、B、C相数据进行横向比较, 就能较客观地反映MOA避雷器工作情况, 及时发现MOA在运行电压下的早期老化问题。
3 结论
MOA带电测试时的影响因素很多, 其中相间干扰是带电测试中影响阻性电流的主要因素。本文重点分析了在不存在多次谐波的情况下邻相干扰产生的影响, 推导了一个基本的公式, 并相应的提出了一些消除相间干扰的方案。
无论是周围带电设备的干扰, 还是相间干扰, 对试验结果分析的不会产生太大影响, 因此当试验结果中阻性电流增大, 且超过容性电流的30%时, 就应该引起重视。从总体上看, 周围电气设备对MOA阻性电流耦合干扰的影响只是在小范围内变化, 给分析问题带来的影响不大。目前, 由于尚未找到影响阻性电流带电测试的其他重要原因及其影响方式。所以, 要想真正消除对阻性电流的干扰, 还具有相当大的难度。具体如何来解决干扰源的问题, 还有待进一步的研究探讨。
摘要：金属氧化物避雷器 (MOA) 阻性电流分量带电测试对于及时发现MOA的早期老化有着相当重要的意义, 但是在确切求出阻性电流方面还存在一定的困难。本文推导出了三个同类型的MOA组成三相成一字形排列的避雷器组时, 在不考虑多次谐波的情况下, 阻性电流的基本公式, 并且就如何消除相间干扰的提出了一些简易的处理方案。
关键词：金属氧化物避雷器,带电测试,阻性电流,相间干扰
参考文献
[1]林耀洲, 颜湘莲.MOA阻性电流提取算法探讨[J].中国电机工程学会高压专业委员会高电压新技术学组2006年学术年会.
[2]赵伟, 万德均, 岳建民.金属氧化物避雷器带电测量相间干扰研究[J].仪器仪表学报, 2006, 27 (1) .
[3]周文华, 晓芳, 青龙.氧化锌避雷器阻性电流在线测试中的误差分析[J].江苏电机工程, 2009, 28 (2) .
[4]吕景顺, 胡拓, 雒晓燕.氧化锌避雷器阻性电流测试相间干扰问题研究[J].
[5]张蓬鹤, 马靖宇, 王曼.应用移相法去除相间耦合对MOA泄漏电流的影响[J].四川电力技术, 2005 (5) .
[6]张海军, 张家安.氧化锌避雷器阻性电流误差分析[J].湖北电力, 2009 (2) .
[7]李建明, 朱康.高压电气设备试验方法[M].中国电力出版社, 2005, 5.