带电测量（精选4篇）
带电测量 篇1
摘要：分析氧化锌避雷器带电测量结果存在误差的原因,提出采用相角补偿法来修正测量结果。通过具体算例证明相角补偿法可以提高氧化锌避雷器带电测量的准确率。
关键词：氧化锌避雷器,带电测量,误差,相角补偿法
0 引言
金属氧化物避雷器以其非线性特性好、通流能力强及结构简单可靠而在电力系统中得到广泛应用[1],但由于长期直接承受工频电压、冲击电压和内部受潮等因素的作用,易引起阀片老化,避雷器全电流、阻性电流增加,功耗加剧,从而导致避雷器内部阀片温度升高,直至发生热崩溃。
避雷器带电测量可以监测避雷器总泄漏电流、阻性电流等,在实践中也取得了一定效果和经验。氧化锌避雷器(MOA)带电测试不影响设备的正常运行,是定期预试的有效补充,长期跟踪监测可保证电力系统的安全运行。但是在现场带电测试中,测试数值因受到干扰和其它因素的影响会造成严重偏差,导致测试结果难以判断,因而提高MOA带电测量精度意义重大。
1 问题的提出
对变电所220kV及500kV氧化锌避雷器进行实地带电测量,测量数据见表1、表2。
由表1、表2可知,个别避雷器同组间阻性电流测量结果存在显著差异,测量数据超标[2]。由于MOA在停电预试时测量数据均良好,且通过分析带电测量数据可知,避雷器出现故障的可能性很小,因此MOA带电测量数据存在偏差。
表3是以三相泄漏电流平均值为基准值,避雷器带电测量的500、220kV阻性电流及总电流不平衡率。
由表3可知,在避雷器带电测量数据中,A、C相不平衡率较高,其中A相阻性电流值明显偏大,而C相阻性电流值明显偏小;另外,A、C两相总泄漏电流值偏大。这些现象在500kV测量数据中表现最为明显,导致MOA在线测量准确率大幅降低。
2 误差原因分析
针对图1中影响测量误差的原因进行分析后,通过图2可判定测量现场干扰对测量数据误差影响最大。
一字排列的MOA在没有外电场干扰时,测得的三相阻性电流差异大(A相偏大,C相偏小,B相介于二者之间),这主要是由于在电压作用下,杂散电容电流流入相邻相改变了MOA的全电流(总泄漏电流)。
图3(a)中,为B相通过杂散电容耦合流入A相的电流,它使全电流滞后无相间杂散电容影响时的全电流与A相电压的夹角偏小,在A相电压方向的投影——阻性电流大于。图3(b)中,由于B相超前C相,因此B相通过杂散电容耦合流入C相的电流超前,并使全电流超前与C相电压夹角偏大,阻性电流小于。
由此可见,受B相电压的影响,A相阻性电流偏大,C相阻性电流偏小。由于B相对A、C相的干扰基本一样,A、C相阻性电流与B相的偏差比值相近,因此B相氧化锌避雷器阻性电流接近真实值[3]。
变电站内各电气设备布置较紧密,常受到外电场干扰。现场带电测试中,MOA会受相邻间隔异相电压的干扰,三相阻性电流的变化较同组复杂(电流规律见表4),现场测量干扰示意图如图4所示。
由表4可知,金属氧化物避雷器组在受到一侧相邻间隔同等级的异相电压干扰时,破坏了B相对A、C相的对称干扰作用,当异相电压源与MOA的A相或C相之间的距离等同于避雷器组相间距离时,A相或C相的阻性电流与B相阻性电流的偏差较小甚至相近;当两侧均有异相电压干扰时,三相阻性电流较接近。
3 算法及算例
3.1 采用相角补偿法修正测量结果
3.1.1 MOA周围无间隔相间干扰补偿
MOA周围无间隔时的相角示意图如图5所示。
理想状态下,B相的补偿角φOB=0。
A相MOA补偿。利用带电仪器分别取A相TV二次电压信号及C相MOA电流信号,读取φU-Ⅸ(用φAC表示),然后取A相TV二次电压信号及MOA电流信号,读取φU-Ⅸ(用φA表示),A相MOA补偿角为:
C相MOA补偿。仪器比较电压取C相TV二次电压信号及A相MOA电流信号,读取φU-Ⅸ(用φCA表示),然后取C相TV二次电压及MOA电流信号,读取φU-Ⅸ(用φC表示),C相MOA的补偿角为:
因此,A相MOA补偿后全电流角度为:
C相MOA补偿后全电流角度为:
综上所述,由于B相对A、C两相的干扰作用是对称的,因此φOA、φOC绝对值相同。但在现场带电测试时,由于受到仪器测量误差和其它因素的影响,补偿角绝对值不可能绝对相同。
3.1.2 MOA周围有间隔时干扰补偿
MOA周围有间隔时,A相MOA补偿:仪器比较电压取A相TV二次电压信号及C相MOA电流信号,读取φU-Ⅸ(用φCA表示),再取A相TV二次电压信号及MOA电流信号,读取φU-Ⅸ(φA),A相MOA的补偿角φ'OA=(φAC-φA-120°)/2。C相MOA补偿:仪器比较电压取C相TV二次电压信号及A、C相MOA电流信号,测得φCA及φC,C相MOA的补偿角φ'OC=(φCA-φC-240°)/2
3.2 算例
根据4.1中提出的方案,现场测得MOA各相补偿角,并对已测量数据进行恢复(未考虑干扰对总电流幅值的影响),对比数据见表5、表6。
由表5、表6可知,采用相角补偿法修正测量结果后,阻性电流与全电流比值大都小于15%,且同组MOA中各相阻性电流与全电流比值较接近,未出现超标情况,测量真实数据得以还原。
4 结束语
MOA带电测量数据采用相角补偿法后,有效解决电场干扰导致的测量误差问题,使检修人员对避雷器运行情况、性能有了更全面、准确地掌握,为状态检修的深入开展奠定了坚实基础,同时节省了大量人力物力,确保电网安全运行。
参考文献
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T型线路互感参数带电测量的方法 篇2
随着电力系统的发展, 受线路走廊所限, 同塔双回甚至多回互感线路越来越多。互感的存在会影响故障电流的大小, 影响继电保护定值计算。而影响零序自感和零序互感的因素远比正序参数复杂, 线路的零序参数使用公式计算值和实际值有很大的差异, 继电保护规程规定零序参数必须实测。常规的测量方法实施起来很困难, 所以线路零序互感参数带电测量方法研究成为一种趋势。基于微分方程的输电线路参数带电测量是近几年新兴的比较实用的方法, 解决了传统测量方法无法解决的强互感线路零序参数无法准确获得的难题。对于一些特殊线路, 如T 型线路和多分支线路, 由于支路对增量电流存在分流情况, 其固有算法并不能直接应用, 不得不在部分线路停电的情况进行测量。以下提出了T型线路和多T型线路的带电测量的新的思路和测量方法, 并进行了Matlab仿真实验和RTDS模拟试验以及实际测试。仿真实验和测量结果表明, 对于T型线路和多T型线路互感参数仍然可以进行高精度的带电测量。
2 互感带电测量方法
2.1 互感线路带电测量的原理
设有n条互感线路, 编号分别为:1, 2…, n。当零序电流加到被测系统第i条线路时, 所有有互感的线路上都会阐述零序电流的增量, 所有与被测互感线路有关的母线都会产生零序电压增量, 增量法正是对被测系统的零序增量进行的研究, 被测系统的零序电流增量方程可写为:
undefined
式中:undefined为各条线路的零序电流增量矢量,
undefined为各条线路的零序电压增量矢量, Z为线路零序阻抗矩阵, 其对角线元素zii=rii+jxii (i=1, 2, …, n) 是第i条线路的零序自阻抗。
由式 (1) 可见, 零序阻抗矩阵Z是一个对角阵, 有n (n+1) /2个待求未知数, 只要能进行P (P≥n (n+1) /2) 次测量, 构造n (n+1) /2个以上的独立方程, 然后应用最小二乘法就可以求解方程 (1) 。
增量的产生, 可以分别在一条线路上外加足够大的零序电流, 也可以通过控制使一条线路由继电保护装置短时断开 (0.5秒～1.0秒) 线路某一相, 然后重合线路产生一个零序大电流。为了使测得的数据具有同时性, 利用全球卫星定位系统 (GPS) 可获得误差小于50ns的时间基准。
2.2 现有带电测量方法的不足
增量法等方法对于一般线路互感的带电测量效果已经被证明是正确可行的。但由于实际电网的陈旧或者规划的原因, 很多线路存在支路。这种T型线路和多T型线路存在于很多老电网甚至是新建电网, 由于接线复杂和负荷重要, 停电测量这些线路的互感参数几乎是不可能的, 在不影响其供电的情况下带电测量成了唯一出路。
对于T型线路的电网, 上述的带电测量方法不能直接使用。以图1中简单的双回共塔, 一回存在支路的线路为例, 线路a和线路b的 AO部分共塔架设, 线路b存在两条支路p1和p2。
图1中线路a和b存在零序互感, 如果采用传统的停电测量方法, 往往为实际情况所限制。因为O点的电压、电流信号在实际工程中是无法方便获取的。而带电测量也需要将线路b及其支路p1和p2停电, 然后逐条支路加零序干扰源进行测量。这时, 如果支路较长, 断开一条支路的话, 该支路的末端悬空电压将会很高, 如再在该支路所连的线路上加压, 可能悬空电压会更高, 这在工程上的安全运行是不允许的。
而且不管是传统测量的方法还是带电测方法, 都无法精确的测量出线路2中AO、CO和DO段零序自阻抗, 更不可能测量出支路之间的互感。这就需要另寻解决办法。
3 T型线路带电测量的实现方法
3.1 模型建立
以图1中的线路为例, 单独考虑线路2和其支路的话, 线路2中AO段的电压受两支路电流Ip1和Ip2的支配。如果将其从分支点O处解开为两条平行线路AC和AD, AO段因支路电流产生的电压及各线路之间的因互感产生的电压用一个受控电压源表示的话, 可得到其受控源模型见图2, 其中:ZAO为线路AO段的零序自阻抗, Z12为线路1和线路2之间的零序互感, Z13为线路1和线路3之间的零序互感。由于实际现场中支路p1和p2之间角度一般较大, 且分支后很少在同一个线路走廊, 两支路之间的互感通常是很小的, 可以忽略, 图3中未画出。
对图2线路模型的可以得到零序电流增量方程为:
undefined
式中:Z11为线路1的零序自阻抗, ZP1为支路OC段的零序自阻抗, ZP2为支路OD段的零序自阻抗, ΔIi为各被测线路的零序电流增量矢量, ΔUij为各被测线路的零序电压增量矢量。
进一步, 我们考虑和图2中线路结构相似的一般情况下的三回平行线路见图3, 其零序电流增量方程为:
undefined
式中:Z22= (ZAO+ZP1) 表示线路AC的零序自阻抗, Z33= (ZAO+ZP2) 表示线路AD的零序自阻抗, 其他符号意义与式 (2) 相同。
将T型线路受控源模型的增量方程 (式 (2) ) 与三回平行线互感模型的增量方程 (式 (1) ) 比较可以发现, 两式十分接近。如果将线路看成一个无源六端网络, 且图2和图3中对应端口电压、电流量完全一致, 那么具有相同结构的方程 (2) 和方程 (3) 其对应量也就完全一样, 这时有Z23=ZAO。也就是说, 如果不计图1中支路p1和p2之间零序互感, 其受控源模型中线路AC与线路AD之间的零序互感其实就是线路AO段的零序自阻抗。
这样, 就化T型线路为平行双回路进行计算, 并可以利用上一节中的增量法等方法对线路各参数进行测量和计算。不仅可以求出各线路 (包括支路) 之间的互感零序自阻抗, 还可以测出各支路的零序自阻抗, 如ZAO=Z23, ZP1=Z22-ZAO, ZP2=Z33-ZAO。
实际测量时, 只需要把具有支路的线路首段电压、电流信号看成两路相同线路接入测量装置, 或者在软件处理时将其看成两路来处理即可。
3.2 模型推广
对于多支路情况, 仍然可以运用上述模型进行分析。如图4所示的双回线路, 线路1有m条支路, 线路2有n条支路。将各支路打开并与首端相连组成互感线路组, 其平行线等效模型见图5, 其中ti (i=1, …, m) 表示线路1各支路的等效平行线, pi (i=1, …, n) 表示线路2各支路的等效平行线。
于是, 对图5所示的等效线路, 可以应用互感参数带电测量原理增量方程或者微分方程求解。其增量方程如下:
undefined
这样, 就可以化多T型线路为平行线路模型, 对平行线路列增量方程或者微分方程, 采用最小二乘法求解。不仅可以求出各支路之间的互感, 还可以求出分支点到各站点每段线路的零序自阻抗。
4 仿真对比
4.1 MATLAB数字仿真
图6是双回共塔线路带分支的双T型线路模型, 两条220kv互感线路及其支路各段的参数的初始设置见表1。
四种独立测量方式由线路a1、a2、b1、b2分别单相跳闸获取零序电流源以产生零序增量。将四种独立运行方式下测量的电压、电流信号输入所编的程序, 得出的试验结果见表2。
4.2 RTDS模拟实验
为了验证T型互感线路零序参数带电测量的正确性与可行性, 以及带电测量系统软硬件设计的实用性, 在实验室进行了RTDS模拟实验。
实验过程如下:为模拟T型互感线路组的实际情况, 设计线路1、2为双回共塔线路, p1和p2都为单回线路。A、B、C、D分别模拟四个变电站点, 利用线路1和支路p1、p2的开关K1、K2、K3的开合来模仿断路器的跳闸与重合闸动作。模拟互感线路示意图见图7, 线路各参数设置见表3。
A站线路1、2上加上实验三相正序电源, 按照三回线路模型, 将线路1两端的电压、电流信号, p1、p2末端的电压、电流信号, 线路2的首段电压信号分别接入到四台数据采集装置 (A、B、C、D) 中, 由前置机1发出的单相跳闸信号来控制线路1上的刀闸K1的跳闸与合闸, 以此来产生计算所需要的零序增量。
三回线路都需要采样线路中电流I、两端的电压U信号, 每路刀闸的开合即为两组独立运行方式。这样有6种拓扑结构独立的运行方式, 即得到6组独立的方程, 如表4所示。方程组数等于待求的未知参数个数undefined。
在对测量数据进行计算, 并将计算结果与线路设置参数相比较见表5, 单位为欧姆。
从表5的试验结果可以看出, 测试系统实现了其功能, 达到了预期的目的, 该系统完全能满足互感线路零序参数带电测试的需要。
5 结论
对T型线路的测量不用对原有测量系统的硬件做任何修改。仿真结果和实测结果都很好的验证了T型线路互感参数带电测量的准确性与可行性。上述的T型线路参数带电测试理论是对输电线路参数带电测量系统的补充, 对于提高电力系统继电保护整定的精确性, 减少供电损失, 提高电力系统供电可靠性和安全运行水平具有十分积极的意义。
参考文献
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[3]胡志坚, 陈允平, 徐玮, 等.基于微分方程的互感线路参数带电测量研究与实现[J].中国电机工程学报, 2005, 1, 25 (2) , 28-33.
带电测量 篇3
在电力系统中,接触点是完成导通、分断电流的载体,因此其电接触性能已经成为影响电气可靠性的关键。而目前对断路器连接点接触可靠与否,除了检修时进行机械检测或者通以直流电流测量回路电阻外,对运行中设备仅以温度监视其发热程度,可靠性较差,不能及时发现缺陷,一旦接触电阻增大,当断路器流过大电流时,将导致接触体的温度迅速升高,很有可能使接触体变形甚至粘连,从而影响了电连接器的性能甚至可能对整个电气系统造成致命的危害[1]。因此,接触电阻的测量越来越受到研究者的重视,并取得了一定的研究成果。参考文献 [2] 利用动态接触电阻测量系统,对触点闭合过程的接触压降进行测量,进而提出了动态接触电阻的概念,对继电器触点进行失效预测。参考文献 [3] 研究了接触电阻的时变规律并进行了短期预测,进而对因接触不良导致的接触故障进行预测。上述研究的局限在于,研究内容为定性而不是定量。参考文献 [4] 研究设计了以DSP最小系统为核心,实现对超级电容充放电的控制,电压、电流信号经调理放大电路处理后进行釆集,最后通过欧姆定律计算得到回路电阻的大小。该方法只能在断路器不带强电,接触电阻两端电压很小的情况下进行测量。当断路器正常运行时,接触电阻受影响的因素众多,包括电接触点的材料、形状,触点表面与触点压力等[5],全国各地气候条件的不一致性,且我国电网中开关,其导电回路电阻为微欧级,大多数型号开关的导电回路电阻在100μΩ以下[6],很难在断路器使用过程中确保接触电阻时时刻刻是正常的。因此,本文研究了一种既保证实时性,又确保高压与测量系统隔离的安全性,能带电测量断路器的接触电阻。
1 接触电阻定义
接触电阻是指电流通过接触点时在接触处产生的电阻,一般是指收缩电阻和表面膜层电阻的和[7]。可用公式表示如下 :
上式中 :R为接触电阻 ;Ra为收缩电阻 ;Rb为表面电阻。
收缩电阻Ra与接触点数有关,且与接触点是弹性变形或者是塑性变形也有关。当触头的结构和触头的温度确定以后,触头材料的电阻率、弹性模数、触头间的压力、材料硬度等参数都是固定的,而接触点的变形性质和接触点数则随触头的每次断开后再接触而变。因此,每次触头断开闭合后,同一触头的收缩电阻一般是不同的。此外,收缩电阻还与通过电流的大小有关,这是由于流过触头的电流不同,触头温度也不同,而温度对触头的材料电阻,材料弹性模数和材料硬度都有影响。
表面电阻Rb与触头面上存在的一层薄膜有关,即使是新的触头暴露在大气层中后,不可避免地会出现一层薄膜。表面电阻Rb就是由此引起的。氧化膜实际上就是半导体,几乎不导电并且有极性。但强电触头由于触头间压力大,可把氧化膜部分压碎而导电,或由于触头间电压足够高,可把氧化膜上某些点电击穿而导电,从而降低表面电阻。
综上所述,接触电阻不仅直接与接触点材料的电阻率、硬度、接触压力、测试电流相关,而且对空间环境的温度、湿度、气氛、气流、触电表面的粗糙度也具有一定的依赖性,测量难度高。
2 测量接触电阻的基本原理
常用直流压降法测量接触电阻,当电流流过接触点时,由于接触电阻的存在,必将产生一定的电压差,测量这个电压差的数值,并根据同一时刻测量到的电流,根据欧姆定律可计算出其接触电阻[8]。虽然接触电阻受影响因素很多,不管收缩电阻和表面电阻的影响因素如何变化,空间环境如何变化,归根到底,接触电阻的测量原理如图1所示。
图1中R1和R2为导线的等效电阻,Rx为等效的接触电阻,当接触电阻流过电流I时,将会在接触电阻两端产生一个电压差U,根据欧姆定律可得接触电阻Rx。
由于接触电阻基本为微欧级别的,且断路器正常工作电流在上百安培到上千安培波动,触头间的电压差在几毫伏波动。图2为回路电阻经典测量原理图。
在图2中可以看出,测量断路器回路电阻的基本原理就是必须闭合断路器,在断路器两端接上一个恒流源,通过大电流,电流应足够大,足以击穿触头接触表面的氧化膜。根据国内GB 763—1990、DL 405—91等电力国标规定 :在直流压降法测试断路器回路电阻时,其回路电流不得小于100 A。由于断路器回路电阻一般为微欧级,ab两端压差为毫伏级,可经过运算放大器进行放大采样,再根据同一时刻的电流值,由欧姆定律即可得出回路电阻。然而,要实现实时测量接触电阻,必然要将测量系统长期安装在断路器上,由此产生了一个隔离问题。图3为实时测量接触电阻的未隔离示意图。
图3为400 V系统中,三相四线制接线中的其中一相,其余两相同理。当断路器闭合时,此时两端的压差为毫伏级的,用简单运算放大器经过放大采样,可直接与单片机等控制系统相连。电流采样可经过电流互感器直接采样,不存在什么问题。问题在于断路器不会长期闭合,当系统发生短路时,或者人为需要断开断路器时,当断路器打开,此时交流220 V电压将直接加到运放ab两端,可以瞬间烧毁运放和与运放相连的整个控制板。如果用普通电压互感器直接并联到触头ab之间,在断路器闭合期间,由于这个电压差很小,可用互感器直接测量。但是,同样断路器在流过故障电流时,继电保护装置将使断路器跳闸,由此单相220 V电压将直接加到互感器两端,造成互感器铁心饱和,如果互感器耐压水平不高,极有可能直接烧毁互感器甚至烧毁整个测量系统。寻找一个解决这个隔离问题的方法成为本设计的难点。
3 带电测量接触电阻的新方法
测量触头之间的压差,这个压差从闭合时的毫伏级低电压到断开时的220 V左右的高电压变化,既要保证闭合时测量系统能测量出接触电阻,又要保证触头断开时隔离高电压。基本设计原理如图4所示。
图4为同样三相400 V系统中的一相等效电路,其他两相亦是同理。图4中,用两个电流型的电压互感器并接在断路器两端,Ra1和Ra2为限流电阻,Rb1和Rb2为采样电阻。当断路器闭合时,互感器分别感应输出电压Ua和Ub,这两个电压可再经过电压抬升以及改变采样电阻的阻值,结合使得输出电压保持在0 ~ 5 V之间,此电压即可直接送进嵌入式系统处理,由基尔霍夫电压定律,在嵌入式系统内简单的编程减法指令即可得到断路器闭合时两端的电压差。同时,由电流互感器测量出同一时刻流过断路器的电流,根据欧姆定律即可得到接触电阻。这样,当有故障电流或人为断开断路器时,单相220 V电压会直接加到图4左边的互感器,由于限流电阻和互感器的隔离作用,此时不会烧毁嵌入式系统,而右边的电压互感器则输出电压为0,对测量系统也并不会造成影响。这样,可在断路器三相开关两头直接并接入该测量系统,既可以实时测量断路器的接触电阻大小,实时监控接触电阻是否异常,又可以将高压与测试系统的低压隔离,不管断路器闭合还是断开,都不会对测量系统造成影响。
4 控制系统设计
控制系统主要由采样部分和控制部分构成。测量系统原理如图5所示。
测量系统采用ARM7嵌入式芯片为核心,断路器的三相回路,每相采集两个电压一个电流,共需采集六路电压和三路电流,经电压抬升电路,将输入电压抬升到0 ~ 5 V之间,通过采样保持器锁存同一时刻的六路电压和三路电流的值。由于嵌入式芯片已有模数转换器,不必再加A/D转换模块。采样保持器的值可直接送进ARM7进行转换计算。接触电阻在流过大电流时必然发热,故增加六路温度测量断路器触头间周围温度,用常用的DS18B20温度传感器,具有体积小、硬件开销低、抗干扰能力强、精度高的特点,其独特的单线接口方式,仅需要一条口线即可实现微处理器与DS18B20的双向通信,节省ARM7的I/O口资源,故可用其对断路器触头周围温度进行监控。测量得到的电压、电流、温度以及接触电阻的数值,可通过HS12864实时显示。若接触电阻增大,温度升高,通过ARM7实时检测到接触电阻异常,可通过声光报警,并通过RS232与计算机通信,将现场数据实时发送给控制中心,实现实时监控。
5 结语
利用两个电压互感器并联的方法间接测量断路器两端电压差,既可以保证控制系统与强电的隔离,又能实时测量接触电阻的大小。400 V配电系统中,最重要就是要供电可靠,不能随便停电,而断路器检修时必然要断开断路器,造成用户停电。因此,研究带电测量断路器各种参数必将是未来电器发展的趋势。带电实时测量断路器接触电阻,可不必每次都需要断开断路器造成用户停电,且可在断路器异常时及时发现,避免断路器触头烧毁或继电保护使其动作时据动,提高供电可靠性。
参考文献
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带电测量 篇4
关键词：GPS,T型输电线路,零序阻抗,带电测量
0 引言
随着电力系统规模的发展,发电厂(变电站)出线增多,T接线输电线路越来越多[1,2]。T型输电线路的零序阻抗会影响到线路故障状态,特别是影响零序电流的大小,对零序电流保护的影响极大[3,4]。由于T型线路的零序阻抗受到很多因素的影响,如线路走向、零序电流流经区域的接地电阻率等。理论计算值无法满足继电保护整定值计算的精度要求,若采用计算值作为整定计算的依据,会使保护在系统故障时产生拒动或误动,这直接威胁到系统的安全与稳定运行。因此继电保护整定的规定指出:架空线路和电缆的零序阻抗、其他对继电保护影响较大的参数应使用实测值。
传统的确定输电线路零序参数的方法有公式计算法[5]和停电测量法[6];由于计算公式中涉及到大地电阻率等不确切参数,因此公式计算结果是不准确的。停电测量法测量T型线路参数的方法要求被测线路停电,要对T型线路停电进行测量经常是不可能的。因此,寻求一种新的T型线路参数带电测量方法,开发相应的测试系统,不仅具有重要的理论价值,而且具有很大的经济与社会效益。本文提出了一种T型线路零序阻抗参数带电测量方法,研制了基于GPS的T型输电线路零序阻抗参数带电测量装置,可实现T型输电线路带电运行时零序阻抗参数的准确测量。
1 带电测量数学模型与测量方法
1.1 数学模型
T型输电线路模型如图1所示。其中,rn为第n条支路的电阻,Ln为第n条支路的电感,其中n=1,2,3,i1,i2,i3分别为各支路零序电流瞬时值,u1,u2,u3分别为各支路端点处的零序电压瞬时值,uT是T触点处的零序电压瞬时值。
由图1可列写出T型输电线路微分方程组如下:
用[in(k+1)-in(k-1)]/2Ts代替微分方程组
中的导数项;其中:n=1,2,3。将微分方程组(1)写成离散形式:
其中:ni(k-1)、in(k)为零序电流注入后的电流信号相邻两个采样时刻零序电流的瞬时采样值;un(k-1)、u n(k)为零序电流注入后电压信号相邻两个采样时刻零序电压的瞬时采样值;Ts为采样周期。
1.2 带电测量方式
带电测量时,T型输电线路的运行方式如表1所示。
1.3 微分方程组求解
对于微分方程组(2),按表1中任一种运行方式产生采样测量数据,任取3个相邻的采样点k-1、k、k+1对应的零序电压和零序电流采样值,得到2个独立方程;另取3个相邻的采样点k、k+1、k+2对应的零序电压和零序电流采样值,再得到2个独立方程;每种独立的测量方式可得到4个独立方程;再按表1中其它任何一种或一种以上的运行方式产生采样数据,得到4个或4个以上的独立方程;这样至少得到8个独立的方程,采用最小二乘法,解出6个未知的零序参数:r1,L1,r2,L2,r3,L3。
用最小二乘法求解,得
式(3)中:
式(3)中,电流和电压瞬时采样值的上标p为独立的测量次数,2≤p≤3,下标为支路编号;k为采样点数;Ts为采样周期。
2 测量步骤
T型输电线路零序阻抗参数带电测量方法,包括以下步骤:
(1)通过T型线路上的继电保护装置断开带电运行的T型线路的任一支路的单相开关,造成缺相运行,由负荷电流供给测量用的零序电流,0.5~1 s后,再通过T型线路上的自动重合闸装置恢复线路正常运行的方法,来产生供带电测量用的零序大电流[7]。带电测量时,T型输电线路的运行方式如表1所示。
(2)利用全球卫星定位系统的授时功能获得误差小于1μs的时间基准,在全球卫星定位系统时间同步下,同时采集零序电流注入前后各支路的零序电流瞬时值和各支路端点处的零序电压瞬时值,并以文件的方式存入采集装置中。
(3)在测量完成后,利用网络将各测量点的数据汇总到中心计算机中。中心计算机在得到T型输电线路的零序电流和零序电压采样数据后,采用微分方程法[8,9]来计算T型输电线路的零序阻抗参数。
3 测量系统硬件构成
T型输电线路零序阻抗参数带电测量系统[9],由GPS天线与OEM板、信号输入接线端子、信号变送器、嵌入式DSP同步数据采集卡、开出量卡、继电器输出接口、嵌入式PC卡、电源卡、电源信号总线底板、液晶显示器、硬盘、键盘、鼠标和机箱构成。
带电测量系统硬件构成如图2所示。
4 数字仿真结果
为检验本文所提带电测量方法的正确性,进行了数字仿真计算。仿真的T接线线路的零序阻抗参数如表2所示。
数据采样率为80点/周波的仿真计算结果如表3所示。从表3的仿真结果可以看出,本文提出的带电测量方法原理正确,测量结果准确,具有工程应用价值。
5 结论
本文提出的T型接线输电线路零序阻抗参数带电测量方法以及研制的带电测量系统,经过数字仿真试验,证明是正确可行的,测量结果完全满足工程要求。该方法及测量系统除了可用于T接线输电线路零序参数的带电测量外,也同样适用于T接线输电线路完全停电时的零序参数测量。
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