电容接地

电容接地（共4篇）

电容接地 篇1

0 引言

变电站的直流系统为站内的控制、继电保护、信号等系统提供电源。直流系统包括蓄电池、充电机、电压及绝缘监测装置、直流母线及馈线网络。直流系统为不接地系统, 当发生一点接地时, 非接地点电压升高, 通过分布电容产生充、放电电流, 可能造成跳闸, 中间继电器误动。若不能及时处理容易发展成两点接地, 造成继电保护误动、拒动。

在尚未进行直流改造的变电站发生直流接地后, 一般先由运行人员采取拉路法确定直流接地间隔, 再通知继保人员逐级查找, 工作效率低且风险大, 容易造成事故。采用信号注入法原理制成的直流接地检测装置受分布电容影响较大。本文在比较2种查找方式优缺点后, 着重了分析了分布电容对直流接地查找的影响, 并结合实例探讨了如何采用积分原理提高接地检测装置的性能。

1 现状简介

1.1 拉路法

尚未安装微机接地检测装置的变电站, 采取按路寻找、分段处理的方法, 按照一定的原则短时断开各直流负载, 若负载中的直流接地点被断开, 直流系统将恢复绝缘。这种方法原理简单, 但实际应用起来有如下缺点:

(1) 查找过程中直流负载需要短时停电;

(2) 仅将接地范围缩小至某负载空开范围内, 进一步查找需拆动直流回路二次小线, 在操作过程中容易造成误动、误碰;

(3) 直流电源拉合过程中, 直流对地电容的充、放电流容易造成继电保护设备误动。

1.2 利用直流绝缘监测装置

近年来, 大部分变电站直流系统都安装了微机型直流绝缘监测及选线装置, 该装置大多采用“电桥平衡”“低频信号注入”等原理。在直流屏各负载处安装穿心式小电流互感器, 各互感器感应到的信号经过直流接地选线装置分析判断, 确定直流接地的分支回路。

绝缘监测装置的等效原理如图1所示, 绝缘监测装置内部可简单等效为一平衡点桥, 平衡点通过高阻R2接地, 正常运行时A点电位为零。

系统一旦出现接地, 如图2中负接地, 高阻R2和直流接地点形成回路, A点电位不为零, 回路中存在接地电流Ig。此时流经支路1的CT1和支路2的CT2中电流I+与I-产生的磁通平衡, 而CT3中感应到不平衡电流Ig产生的磁通, 从而判断出CT3所在的支路存在接地点。

通过绝缘监测和选线装置能快速定位到接地点所在的支路, 而且不用拉停负载, 较拉路法有了明显的进步。但由于不可能在各级直流负载均安装小CT, 若要准确找出接地点, 还需进一步检测。

“低频信号注入法”近来广泛应用于各种便携式直流接地检测装置中。其原理如图3所示。在直流系统叠加一低频电流信号源I, 该信号源通过直流接地点与测试仪主机形成回路, 用便携式钳形表检测该信号所经过的途径, 逐级查找能获取准确的接地点。

2 分布电容的影响

采用直流绝缘监测及选线装置与便携式直流接地检测装置理论上可以做到直流系统不停电方式下的直流接地检测。但在实际应用中, 受直流系统分布电容影响, 可能无法查找到接地点。文[1]根据国家电网有关规程给出了便携式直流接地检测装置判断是否接地的门槛值, 并进一步分析了在一定分布电容情况下, 检测装置可能会误判。

变电站内保护及控制常用电缆一般为KVVP22带屏蔽层多芯电缆, 芯线截面积多为2.5 mm2。文[2]对变电站内常用电缆对屏蔽层分布电容进行了仿真计算, 并通过实测比较验证了其误差在允许范围内。根据国家电网18项反措要求, 变电站内控制及信号电缆屏蔽层通过4 mm2软铜线在电缆两端接地, 故电缆芯线对地电容可等效为对屏蔽层电容。

考虑到接地检测仪可能造成漏判或误判的原因是无法区分接地支路和非接地支路的测量电流特征量, 因此将分布电容等效为C1及C2集中参数电容, 将检测过程划分为非接地支路和接地支路电流测量两种情况, 具体如图4、5所示。其中Rg=10kΩ为直流接地电阻, 其值应考虑出口中间继电器线圈阻值 (2.5kΩ) 及不完全接地时绝缘电阻值, 同时应不大于直流接地告警门坎值 (2004年国家电网标准110V直流系统为15kΩ) ;C1=C2=5μF为对地分布电容等效为集中参数的情况;I=5m A, 频率为1, 即幅值为5m A的低频方波电流信号源。

采用钳形表测量非接地支路时, 流过钳形表的电流为该支路下对地电容C2的电流i2。在半个周期 (0.5s) 内, 电流i2为幅值为I的阶跃响应电路, 根据图5列出微分方程如下:

解微分方程可得:

采用钳形表测量接地直流支路时, 流过钳形表电流为流过Rg的电流i1。在半个周期 (0.5s) 内, 电流i1可表示为:

由式 (1) 、 (2) 可知, 半个周期内非接地支路电流按时间常数τ=2RgC2=0.1s衰减, 而接地支路电流按该时间常数增加。若在接地电阻或分布电容稍大或更大的情况下, 接地支路和非接地支路电流瞬时值交替变化, 接地检测装置难以通过设定适当的门槛区分接地支路电阻电流和非接地支路的电容电流, 很可能造成接地检测装置的误判或漏判。

3 对策探讨

基于上述分析, 非接地支路与接地支路电流波形如图6、7所示。

由图6、7可知, 在每半周期内的初始阶段非接地支路电容电流幅值大于接地支路, 在t=0.2s时, 电容电流已小于接地支路阻性电流。

对于信号注入法中消除分布电容干扰近来已有相关探讨, 大多采用数学方法提高接地电流大小和相位测量精度, 如文[4]中提出了用小波变换提取接地电流中阻性分量以消除电容电流的干扰, 在理论及仿真上取得较好的效果。在实际应用中, 变电站内复杂的电磁干扰、仪器制造成本以及测量过程中的误差对检测结果产生较大的影响。

根据接地支路与非接地支路的等效电路特点, 即接地支路中包含电阻电流, 而非接地支路中主要为电容电流。在一个周期内的充、放电过程中, 包含电阻的接地支路为充电过程, 而非接地支路中电容电流为放电过程。在1个周期内, 充电过程积分远远大于放电过程。

其中S1为接地支路中电流1个周期内积分;S2为非接地支路中电流1个周期内积分。

结合实际检测过程, 若钳形表所测支路包含接地支路电阻和非接地支路一部分电容电流, 则S1与S2差值扩大;考虑最不利情况全站电容电流全部流过所测量的非接地支路, 则S2为2.0, 与S1的差值仍可以作为判断接地与非接地支路的判据。实际目前变电站内直流基本采用辐射型接线, 非接地支路电容电流不可能大于全站电容电流的一半。该方法计算简单, 积分差值在1个周期内保持不变, 受现场测量环境影响较小。

基于积分法检测接地点的误差主要受时间常数τ及注入信号的频率影响:时间常数及频率越大, 周期内电容电流衰减越慢, S1与S2差值越小。直流对地绝缘大于20 kΩ时不会引起直流接地告警;另一方面, 普通规模的220k V变电站 (包括12个220k V间隔, 36个35k V间隔) 的对地电容不大于10μF。考虑上述极端情况, S1与S2差值将不明显, 此时只需将注入信号频率降为0.5, 仍能取得较好效果。

4 结论

从目前应用情况来看, 采用注入低频信号检测直流接地可大大提高直流接地查找工作的效率, 降低风险, 其低功率、低频信号对继保、自动化设备的影响也不大。但在分布电容较大或直流不完全接地情况下, 可能会出现误判、漏判情况。本文就这一问题根据国家电网相关标准及变电站内直流电缆型号及敷设情况, 量化分析了分布电容、接地电阻及低频信号频率对判断结果的影响, 探讨了接地电流波形随上述因素的变化规律, 提出了采用积分法消除分布电容影响的可能性。

参考文献

[1]伊星光, 何铭宁, 徐玉凤, 等.直流接地巡检装置误、漏选线问题分析[J].继电器, 2008 (10) .

[2]费万民, 张艳莉, 吕征宇, 等.电力系统中直流接地电阻检测和接地故障点探测的方法研究[J].电工电能新技术, 2001 (3) .

[3]孟恒信, 张悦, 朱良肄, 等.保护用控制电缆分布电容参数测试方法研究[J].山西电力, 2008 (4) .

[4]李东辉, 史临潼.基于小波变换的直流系统接地故障检测中小波基的选择与比较[J].电力系统及自动化学报, 2004 (6) .

电容接地 篇2

中国中压配电网大部分采用中性点不接地的运行方式。随着配电网的不断发展,城市配电网中电缆线路所占比例越来越高,线路对地电容电流日益增大,中性点不接地配电网单相接地故障电弧难以自动熄灭,易发展成相间事故。电力系统运行规程规定,当配电网电容电流大于规定值时[1,2],应装设消弧线圈补偿电容电流。准确快速地测量配电网电容电流是决定是否装设消弧线圈和确定消弧线圈容量的依据。

传统电容电流测量方法有直接法和间接法2种。直接法主要包括单相金属接地法,该方法操作接线复杂,对测量人员和配电系统存在一定的安全隐患,一般不建议采用[3]。间接法包括中性点外加电容法、外加电压法、调谐法、变频法和电容增量法[3,4,5,6]。间接测量方法比较简单,能较准确地测量电容电流值。但测量时仍然需要对一次侧设备进行操作,操作复杂,准备时间长[7,8,9,10,11]。针对以上测量方法存在的不足,国内外相继提出了一系列电容电流在线测量新方法。文献[12]提出了一种从电压互感器的开口三角侧注入3个不同频率的电流信号,通过分别测量在不同电流下开口三角侧的电压,从而计算配电网电容电流的方法,该方法受电压互感器漏电阻和漏电感影响较大,且难以确定最合适的测量频率,测量误差较大,测量范围较小。文献[13]提出了一种从电压互感器开口三角侧注入2个不同频率的电流信号,测量其返回电压来计算配电网电容电流的方法,该方法将电压互感器漏电阻和漏电感归结为一个未知阻抗,没有考虑互感器阻抗的频率特性,测量误差大。文献[14]提出了一种从零序电压互感器的开口三角侧分别注入2个频率不同、大小和相位已知的电流信号,再分别测量其在开口三角侧的电压大小和相位来计算电网电容电流的方法,该方法受测量频率选取组合的影响,存在一定的误差。文献[15]介绍了一种在电压互感器开口三角侧串联一个小电感,注入变频电流信号,寻找电网对地电容与小电感的谐振频率,计算电容电流的方法,这种方法没有考虑到电压互感器自身短路阻抗的影响,测量误差较大。

为了消除电压互感器短路阻抗和注入信号频率选取组合对测量结果的影响,本文提出了一种实时测量中性点不接地配电网电容电流的新方法——单频率测量法,经理论推导和模拟实验证实了该方法的可行性。

1 单频率测量法测量原理

测量原理如图1所示,CA,CB,CC分别为配电网三相对地电容。若从电压互感器开口三角侧注入一个角频率为ω的恒定电流$\dot{{\rm I}}{}_0$,可测得开口三角侧的电压为$\dot{U}{}_0$,且在其一次绕组A,B,C三相分别感应出电流$\dot{{\rm I}}{}_1$,在低压星形侧感应出三相大小、相位相等的电压$\dot{U}{}_2$和电流$\dot{{\rm I}}{}_2$。设高、低压星形侧和三角侧绕组的匝数分别为N1,N2,N3,互感器的励磁电流为$\dot{{\rm I}}{}_{\text{m}}$,则有:

${\rm N}{}_3({\rm I}{}_0-{\rm I}{}_{\text{m}})={\rm N}{}_1{\rm I}{}_1+{\rm N}{}_2{\rm I}{}_2(1)$

由于电压互感器的励磁阻抗Zm比短路阻抗和线路单相对地电容的容抗大得多,因此,式(1)中互感器的励磁电流Im几乎为0;另外,考虑低压星形侧负载阻抗较大,感应电流I2可以忽略,这样,高压侧三相流出的电流I1的大小由注入的电流I0确定,式(1)可以简化为:

${\rm I}{}_1=\frac{{\rm N}{}_3{\rm I}{}_0}{{\rm N}{}_1}(2)$

由于I1是一次侧感应的零序电流,不能在电源与负载之间流通,只能通过线路对地电容形成回路。忽略电网对地泄漏电阻,注入信号测量电容回路的等效电路如图2所示。考虑电压互感器低压星形侧的信号电流近似为0,励磁电压近似等于低压星形侧电压,并忽略互感器励磁阻抗,等效电路可以简化为图3。

设三相电压互感器的参数对称,配电网三相对地电容相等,测得开口三角侧信号电压为$\dot{U}{}_0$,低压星形侧的信号相电压为$\dot{U}{}_2$,一次侧与二次星形侧变比k1=N1/N2,一次侧与开口三角侧变比k2=N1/N3,则由图3可得:

$\begin{array}{l}\frac{\dot{U}{}_{0^{\prime }}}{3\dot{{\rm I}}{}_{0^{\prime }}}=R{}_1+R{}_{3^{\prime }}+\text{j}\left(\omega L{}_1+\omega L{}_{3^{\prime }}-\frac{1}{\omega C}\right)(3)\\ \frac{\dot{U}{}_{2^{\prime }}}{\dot{{\rm I}}{}_{0^{\prime }}}=R{}_1+\text{j}\left(\omega L{}_1-\frac{1}{\omega C}\right)(4)\end{array}$

令开口三角绕组计算阻抗${\rm Z}{}_0=\frac{\dot{U}{}_{0^{\prime }}}{3\dot{{\rm I}}{}_{0^{\prime }}}=\frac{\dot{U}{}_0}{3\dot{{\rm I}}{}_0}k{}_2^2$,二次星形绕组计算阻抗${\rm Z}{}_2=\frac{\dot{U}{}_{2^{\prime }}}{\dot{{\rm I}}{}_{0^{\prime }}}=\frac{\dot{U}{}_2}{\dot{{\rm I}}{}_0}k{}_{1}k{}_2$,只取虚部得:

$\begin{array}{l}\text{Ι}\text{m}{\rm Z}{}_0=\omega L{}_1+\omega L{}_{3^{\prime }}-\frac{1}{\omega C}(5)\\ \text{Ι}\text{m}{\rm Z}{}_2=\omega L{}_1-\frac{1}{\omega C}(6)\end{array}$

另外,一次绕组的漏电感为:

$L{}_1=\frac{{\rm N}{}_1\Phi {}_{1\sigma }}{{\rm I}{}_1}={\rm N}{}_1^2\Lambda {}_{1\sigma }(7)$

未归算到一次侧的开口三角形绕组漏电感为:

$L{}_3=\frac{{\rm N}{}_3\Phi {}_{3\sigma }}{{\rm I}{}_0}={\rm N}{}_3^2\Lambda {}_{3\sigma }(8)$

将L3归算到一次侧为:

$L{}_{3^{\prime }}=k{}_2^2{\rm N}{}_3^2\Lambda {}_{3\sigma }={\rm N}{}_1^2\Lambda {}_{3\sigma }(9)$

式中:Φ1σ和Φ3σ分别为一次侧和开口三角侧的漏磁通;Λ1σ 和Λ3σ分别为一次侧和开口三角侧的漏磁导。

漏磁路主要通过绝缘材料或空气形成回路,故漏磁导是常值,且只与互感器线圈的尺寸和空气磁导率有关。电压互感器不同绕组线圈距离很近,通常可以认为漏磁路相同,漏磁导Λ1σ与Λ3σ近似相等[16]。

由式(7)和式(8)可得,一次侧和开口三角侧漏电感归算到同一侧的值近似相等,即

$L{}_1=L{}_{3^{\prime }}(10)$

该结论与实际互感器的测量参数相符[17]。

将式(5)、式(6)、式(10)联立,即可求得单相线路对地电容值C和配电网对地电容电流值IC分别为:

$\begin{array}{l}C=\frac{1}{\omega (\text{Ι}\text{m}{\rm Z}{}_0-2\text{Ι}\text{m}{\rm Z}{}_2)}=\\ \frac{1}{\omega (\text{Ι}\text{m}\frac{k{}_2^2\dot{U}{}_0}{3\dot{{\rm I}}{}_0}-2\text{Ι}\text{m}\frac{k{}_{1}k{}_2\dot{U}{}_2}{\dot{{\rm I}}{}_0})}(11)\\ {\rm I}{}_C=\frac{3\omega {}_{0}U{}_{\text{Φ}}}{\omega (\text{Ι}\text{m}{\rm Z}{}_0-2\text{Ι}\text{m}{\rm Z}{}_2)}=\\ \frac{3\omega {}_{0}U{}_{\text{Φ}}}{\omega \left(\text{Ι}\text{m}\frac{k{}_2^2\dot{U}{}_0}{3\dot{{\rm I}}{}_0}-2\text{Ι}\text{m}\frac{k{}_{1}k{}_2\dot{U}{}_2}{\dot{{\rm I}}{}_0}\right)}(12)\end{array}$

式中:ω0为配电网工频角频率;UΦ为配电网相电压。

因此,通过向电压互感器开口三角侧注入一定频率的恒流信号,通过测量开口三角侧信号电压及低压星形侧信号相电压,可以计算出配电网单相对地电容值。由于低压星形侧与开口三角侧负载阻抗较大,通常为数百欧;电网对地电容的阻抗也通常为数百欧,但折算到二次侧后,仅为零点几欧,远小于低压星形侧或开口三角侧负载阻抗。因此,图2所示等效电路中,低压星形侧与开口三角侧负载阻抗可以忽略,负载电流对测量的影响很小,可以忽略,能够满足配电网电容电流实时测量要求。该测量方法的相量图如图4所示。

该测量方法完全消除了电压互感器短路阻抗对测量结果的影响,大大提高了配电网对地电容电流的测量精度。另外,该方法只需向被测配电网注入一个单一频率的测量信号,因此不用考虑测量信号频率的选取组合问题,测量结果更精确、稳定。

2 测量信号频率的选取

测量信号频率的选取将直接影响测量的准确度。

由式(11)可知:

$\frac{1}{\omega C}=\text{Ι}\text{m}{\rm Z}{}_0-2\text{Ι}\text{m}{\rm Z}{}_2(13)$

令

$X{}_C=\text{Ι}\text{m}{\rm Z}{}_0-2\text{Ι}\text{m}{\rm Z}{}_2(14)$

设测量误差为Im ΔZ0和Im ΔZ2所导致的容抗计算误差为ΔXC,由于式(14)是线性方程,则有:

$\text{Δ}X{}_C=\text{Ι}\text{m}\text{Δ}{\rm Z}{}_0-2\text{Ι}\text{m}\text{Δ}{\rm Z}{}_2(15)$

对式(13)、式(14)求导数:

$\left|\frac{\text{d}X{}_C}{\text{d}C}\right|=\frac{1}{\omega C{}^2}\approx \frac{\text{Δ}X{}_C}{\text{Δ}C}(16)$

即 ΔC≈ωC2ΔXC=2πfC2ΔXC (17)

由式(17)可以看出,当测量误差ΔXC不变时,增大注入信号的选取频率f,电容的计算误差ΔC增大;为减少测量误差,频率f越小越好。另一方面,频率f越小,互感器的励磁阻抗越小,测量回路中励磁阻抗不能忽略;特别在电网电容电流较小条件下,容抗较大,为忽略图2中的励磁阻抗,要求选择较大的测量频率。通常测量信号频率的取值范围为10 Hz～60 Hz,当电网电容电流大于100 A时,选取信号频率大于40 Hz;而当电网电容电流小于10 A时,选取信号频率小于30 Hz。

3 模拟实验和误差分析

3.1 模拟实验

在实验室完成电容电流测量仪的测试,接线如图5所示。

模拟试验中采用10 kV三相五柱式电压互感器,其一次侧与二次星形侧变比k1=100,一次侧与三角开口侧变比$k{}_2=100\sqrt{3}$。用3个大小相等的集中电容代替线路对地电容,电容值可调;采用课题组研制的配电网电容电流测量仪作为变频电源,该测量仪能够发出0～100 Hz的恒流信号,并可以对需要测量的信号进行采样和滤波,能够准确测量出低压星形侧相电压和三角开口端电压的幅值和相位。为避免由于注入电流过大而导致互感器损坏,控制注入信号电流小于1 A。实验结果如表1所示,测量值相对误差最大不超过0.8%,测量精度高,完全满足配电网运行要求。

3.2 误差分析

该实验所产生的误差主要来源于3个方面:

1)可调电容本身的误差:可调电容采用实验电容箱,受周围环境的影响,其本身的电容值可能发生变化,导致测量样品的标准不精确。

2)配电网电容电流测量仪本身的误差:测量仪所发恒定电流的频率也会存在一定的误差,从而导致电容值的计算结果有一定的误差。

3)测量范围的影响:实验结果表明被测电容值越大,测量误差越大。一方面,当被测电容值越大,在式(3)和式(4)中,会使容抗相对于漏电感抗小得越多,越难通过测量信号电压值来精确计算配电网单相对地电容值;另一方面,受配电网电容电流测量仪对信号电压测量精度的限制,导致式(11)计算结果产生较大的误差。

4 结语

本文提出了一种实时测量中性点不接地配电网电容电流的新方法(单频率测量法)。通过从电压互感器开口三角侧注入一个恒定的电流信号,测量开口三角侧电压和二次星形侧相电压。根据注入的电流信号和测出的电压信号,计算出配电网对地电容值和电容电流值。该方法完全避免了电压互感器短路阻抗和注入信号频率选取组合对测量结果的影响,不需改变配电网一次接线,不影响配电网正常运行,具有安全、简捷、准确的优点。通过理论推导、模拟试验,证明该方法测量误差小于0.8%,能满足电力系统现场运行要求。

摘要：提出了一种实时测量中性点不接地配电网电容电流的新方法——单频率测量法,即从电压互感器开口三角侧注入一个恒定的电流信号,测量开口三角侧电压和二次星形侧相电压。根据注入的电流信号和测出的电压信号,计算出配电网对地电容值和电容电流值。该方法完全避免了电压互感器短路阻抗和注入信号频率选取组合对测量结果的影响。经理论推导和模拟实验验证,该方法不影响配电网正常运行,具有安全、简捷、准确等优点。

电容接地 篇3

关键词：电容式电压互感器,末端,未接地,放电

前言

随着电容式电压互感器 (CVT) 在电力系统中的广泛应用, 其相比于电磁式电压互感器的优势日益凸显, 除具有监视运行电压外, 容式电压互感器绝缘结构合理, 绝缘强度较高。最重要的是它与结合滤波器一起形成载波高频通道, 将系统中的高频谐波分量过滤, 同时可对线路负荷电压进行无功补偿。与此同时, 对电容式电压互感器的运行安全性、可靠性关注也越来越高, 尤其是其电容末端未接地时, 对设备和系统的损害越大。

文章将对一起典型电容式电压互感器末端未接地, 导致末端放点事故进行分析, 探讨保障其安全运行的防范措施, 杜绝此类故障再次发生。

1 故障概况

贵阳供电局500k V某变电站, 值班人员在进行日常设备巡视时, 发现500k V母线电容式电压互感器端子盖有油漏出, 附近地面铺面漏出的油, 同时发现CVT油位记已经看不见了。值班人员当即向调度报告并将设备退出运行, 对500k V母线A相电容式电压互感器进行停电检查。

检修人员打开二次端子盖发现, CVT电容末端未接地。如图1所示。

初步分析, 电容末端N未进行接地, 运行中对dn短进行长期放电, 导致二次复合绝缘材料板破裂, 中间变压器中油漏出。

2 状态信息收集与数据分析

2.1 状态信息收集

发生故障的电容式电压互感器系桂林电力电容器有限公司生产, 型号为, 其电气原理图如图2所示。

电容式电压互感器主要由电容分压器、中压变压器、补偿电抗器、阻尼器等部分组成, 后三部分总称为电磁单元。电容分压器由瓷套和装在其中的若干串联电容器组成, 瓷套内充满保持0.1MPa正压的绝缘油, 并用钢制波纹管平衡不同环境以保持油压, 电容分压可用作耦合电容器连接载波装置。中压变压器由装在密封油箱内的变压器, 补偿电抗器和阻尼装置组成, 油箱顶部的空间充氮。

因此, 电容中的油是密封好的, 与中间变压器之间是分开的, 油位记显示为中间变压器的油, 漏出的也是中间变压器的油。

2.2 数据分析

2.2.1 高压电气试验分析

(1) 绝缘试验

试验人员对主绝缘及二次端子绝缘进行了检查, 尤其是发生放电漏油的N端和dn端之间, 试验数据如表1 (试验电压1000V) 。

一次主绝缘良好, 及电容极间绝缘良好。从二次端子绝缘试验可以发现, N端与dn端之间已经没有绝缘, 及两个端子通过放电路线发现连通。

(2) 电容量及介质损耗测试

通过对设备进行的电容量及介质损耗角正切值进行测试, 并与以往试验数据进行对比, 如图3所示。

通过对比可以发现, 故障前后电容量及介质损耗角正切值都没有明显变化, 都在《电力设备预防性试验规程》 (Q/CSG 114002-2011) 的要求范围内, 而且电容极间绝缘良好, 可初步判断, 电容器内部不存在放电损坏。

(3) 变比极性测试

试验人员对CVT进行变比测试, 发现变比误差都在2%范围内, 符合规程要求, 同时极性检查也是正常的, 说明中间变压器二次之间没有发生断线或损坏。

2.2.2 油化试验数据分析

由于CVT端子排外部有放电痕迹, 为检查内部是否存在放电, 试验人员对中间变压器取油进行试验, 试验结果如表2所示。

Á油化试验结果显示, 油中不存在乙炔, 其他气体组分也都在标准范围内, 所以可以判断, 中间变压器内部不存在放电现象。与前面高压试验结果相吻合, 及电容量和介质损耗值合格, 变比和极性合格。

3 末端放电过程分析

通过高压电气试验结果及油化试验结果分析, 可以判断该电容式电压互感器故障放电点在二次端子排外部, 即电容末端N与剩余绕组的dn端之间, 而电容及中间变压器内部均没有发生放CVT原理图如图4所示。

根据厂家要求, 在N端不作载波通讯时必须接地, 否则会在N端产生高压。现分析当N端不接地的所产生的悬浮电压。此时在N端与地之间相当于串入一个电容, 如图5所示。

其中C为C1、C2、C41串联, 根据铭牌计算可得

而CX为N端未接地时的等效电容, 根据电容计算公式εS/4 πkd, 由于N端对地的距离较大 (约1厘米) , 而面积S很小 (小于0.5平方厘米) , 因此等效串入的CX值很小, 可计算出CX小于1000PF。CX<<C<<C2。

在运行状态下, 电容式电压互感器顶端对地的电压值约为288.675k V, 由于串联回路中, 电压分布与电容值成反比, 因此运行电压主要分布在CX上, 即电容末端N对地的悬浮电位U。

可估算出U>200KV, 当如此高的电压施加到N端上时, 易对周围端子发生放电。由于接线板为2厘米左右厚的复合绝缘材料, 介质相对均匀, 绝缘主要靠接线板表面的空气。当如此高的电压施加在N端时, 极易对最近的端子dn端放电, 而且如此高的电压会使绝缘板表面发生电击穿 (厂家出厂报告:在电容低压端对地之间施加工频10k V电压, 一分钟通过) 。电击穿发生的时间特别短, 通常不到一秒, 而且可以从现场的端子上可以看到明显的放电路线, 如图6所示。

因此, 可以判断, 在此案例中, 当末端未接地投入运行的瞬间, N端产生高压, 使N端子牌对距其最近的dn端子发生放电, 并在两者之间迅速形成导电通道, 使两者之间的绝缘完全遭到破坏 (因此后来做绝缘试验时两者之间绝缘为0) , 由于在复合绝缘板表面长期放电, 并有电流通过, 使得绝缘板发热, 并最终导致绝缘板烧坏破裂, 使绝缘板后面的中间变压器油漏出来, 试验人员通过拆解绝缘二次板后, 发现在图6放电路线后面有绝缘板的破裂痕迹, 如图7所示。

从内部接线板可以看到, 在内部由于有绝缘油浸泡, 在N端与dn端之间的绝缘水平很高, 比外部靠空气绝缘的表面强度大很多, 因此放电最先发生在绝缘板外部, 而内部没有发生放电。

由于值班人员在发现漏油后, 及时将设备退出运行, 使放电漏油对设备的损坏限制在二次端子板破裂上, 并没有对中间变压器和分压电容造成损坏, 而且在内部还没有发生放电现象。

4 原因及危害

电容式电压互感器末屏未接地是造成该事故的直接原因。按照厂家要求, 当电容末端N不作载波装置用时, 必须与XL端一起接地。当电容式电压互感器末端未进行接地时, 在投入的瞬间, 会在N端上产生悬浮高压, 在悬浮高压的作用下会对周围最近接线端子发生电击穿, 导致绝缘板漏油, 如果进一步发展, 当中间变压器油漏完之后, 会导致内壁空腔放电, 产生大量气体, 发生设备燃烧或者爆炸, 甚至可能导致电网解列。

5 防范措施

通过文章对电容式电压互感器末端放电分析, 造成放电的原因主要是施工后未将末屏接地端进行恢复, 导致绝缘板击穿破裂漏油。因此, 为防止此类事故再次发生, 应加强以下几方面的措施。

(1) 加强施工安装、试验、检修等工作人员的技术水平和工作管理。因为安装、试验、检修工作人员都会对CVT二次接线板进行拆解, 因此这些工作人员必须要加强业务技术水平和工作态度, 防止在工作中出现拆解后为进行恢复。 (2) 加强验收工作管理, 不管是在什么工作后, 值班人员在进行现场验收时, 一定要对工作人员触碰过的设备进行验收, 检查时候恢复到工作前状态。 (3) 在本案例中, 在末端未接地的情况下投入运行, 由于电击穿时间很对, 一般在0.1秒内, 因此二次监视电压未发现有异常情况, 导致最后设备漏油。说明在发现此类故障方面, 还存在一定的盲区。

参考文献

[1]赵智大.高电压技术 (第二版) [D].浙江大学, 2006.

[2]陈天翔, 王寅仲, 海世杰.电气试验 (第二版) [M].中国电力出版社, 2008.

[3]中国南方电网有限责任公司.Q/CSG 114002-2011.电力设备预防性试验规程[S].2011.

[4]凌子恕.高压互感器技术手册[M].北京:中国电力出版社, 2005.

电容接地 篇4

定子接地是发电机运行过程中最常见的故障类型[1]。定子绕组与定子铁芯之间的绝缘破坏引起定子接地故障时, 接地电流引起的电弧容易烧伤故障点附近的定子铁芯, 还有可能进一步损坏绝缘而诱发匝间或相间短路。因此, 当发电机发生定子接地故障且监测信号超过保护限值时, 定子接地保护[2,3,4,5,6,7]便会及时动作于跳闸, 防止发电机受到更为严重的损坏。

快速且准确的故障诊断方法有利于排除故障和缩短停机时间。发电机封闭母线上连接有主变压器 (简称主变) 、励磁变压器 (简称励磁变) 、发电厂高压变压器 (简称厂高变) 、出口电压互感器、避雷器以及出口断路器等一次设备。定子接地故障点不仅限于定子绕组本身, 很多情况下, 定子接地保护动作是由发电机外部元件故障引起的[8,9,10,11,12]。所以定子接地具有故障原因多样化的特点, 这也给故障查找工作造成了困扰。目前, 普遍使用的故障查找方法是分别对发电机、封闭母线、励磁变、厂高变、出口电压互感器、避雷器等进行绝缘检查试验[11,12,13,14,15]。显然, 即使发电机出口断路器跳闸后, 仍还有相当多的拆、接线及试验工作, 耗时比较长, 不能满足定子接地保护动作快速诊断的迫切需求。

发电机出口断路器两侧每相均装有一端接地的出口电容器, 二者配套使用。若发电机未配置出口断路器, 则一般无出口电容器, 而出口电容器缺陷也会引起发电机定子接地保护动作[11]。该故障的表现形式为中性点电压发生偏移, 零序电压增大, 三相端电压 (机端对地电压) 出现不对称。这与过渡电阻接地引起的定子接地保护动作的表现形式相似, 且难以通过绝缘电阻发现, 故障位置不易查找。此外, 由于出口断路器与主变距离很近, 检查安全距离不足, 需要主变停电才能进行相关检查, 因此, 如仍按前述方法进行故障查找, 一般在排除其他故障原因后才最后停主变、检查出口电容器, 长时间影响机组投运。

本文以配置有出口断路器的发电机为对象, 深入分析出口电容器缺陷引起定子接地保护动作的机理, 借助故障录波图, 探索基于故障电压特征的实用诊断方法, 以便将其与过渡电阻接地引起的定子接地保护动作区分开来, 并快速判断出故障电容器。

1 出口电容器缺陷引起定子接地的机理

发电机带出口断路器的电气主接线示意图如图1所示, 出口断路器两侧每相均装有一端接地的出口电容器。

发电机中性点经接地变接地时, 可以等效为中性点经高阻Rn接地[1]。出口电压互感器和避雷器均可以视为开路 (呈高阻抗) , 主变、厂高变和励磁变可以集中等效为不接地的三相对称负载。发电机每相对地总电容包括定子绕组分布电容、机端各元件的分布电容以及出口电容器。不妨以C相出口电容器缺陷为例, C相对地总电容由正常值Cg变为Cx, 而其他两相对地总电容则仍为正常值Cg, 此时对应的等效电路如图2所示。在图2中, 为三相励磁电动势;Xt和R分别为同步电抗和相电阻;N为发电机中性点;G标记为接地点。

结合图2, 由基尔霍夫电流定律可知:

由于定子绕组阻抗远小于对地容抗, 定子接地电流又很小, 因此可以忽略接地电流引起的定子绕组阻抗压降[1], 认为相电压仍对称。同时, 不接地三相负载的三相电流相量和为零。据此, 可由式 (1) 推导出U0·的表达式:

式中:CΣ1为故障时发电机三相对地总电容, 且CΣ1=2Cg+Cx;CΔ为故障电容器电容值的变化量, 且CΔ=Cx-Cg。

由式 (2) 易知零序电压有效值U0为:

式中:Uph为发电机额定相电压有效值。

为直观判断CΔ对零序电压大小的影响, 将式 (3) 进一步变形为:

式中:CΣ0为发电机正常运行时的三相对地总电容, 且CΣ0=3Cg。

出口电容器一般采用内部多电容单元串联方式, 缺陷后的整体电容值会增大, 即CΔ>0。由式 (4) 易知, 当出口电容器缺陷后的电容值增大时, 发电机零序电压随之增大。显然, 当零序电压监测值超过保护整定值时, 便会触发发电机定子接地保护装置动作。

2 零序电压相位特征

发电机因出口电容器缺陷发生定子接地保护动作时, 中性点电压发生偏移, 零序电压增大, 三相端电压出现不对称, 与过渡电阻接地引起的定子接地保护动作的表现形式相似, 且难以通过绝缘电阻发现。若不进一步加以区别诊断, 而是按常规诊断步骤进行繁琐的拆接线绝缘检查, 则将大大延长检修时间。

文献[1, 16-17]指出了经过渡电阻Rg发生定子接地保护动作时的零序电压表达式。不妨仍以C相故障为例, 零序电压表达式为:

式中:k为故障点距中性点的线圈长度与一相串联线圈总长度之比, 且故障点在发电机外部时对应k=1。

对于出口电容器缺陷引起的定子接地保护动作, 由式 (2) 可知, 零序电压的反向电压超前故障相电压, 且超前相位角γcap为:

由式 (6) 和式 (7) 可知, γres与γcap均小于90°, 且γres与γcap之和小于90°。

由定子相电压构成的三相参照系如图3所示。

下面结合在图3中的位置作进一步分析。考虑到三相对称性, 只需分析在任意连续120°区域即可, 其他区域类推。不妨以图3中B和C两相间的120°区域为例, 由于γres和γcap均小于90°, 此时对应故障为发电机因B相经过渡电阻接地或C相出口电容器缺陷发生定子接地保护动作。

由于γres与γcap之和小于90°, 则有

由式 (8) 易知, 不论位于图3中G1至G4任何区域, 都只对应以上两种故障情况之一, 不会同时对应两种故障情况。因此, 可进一步探讨利用在图3的位置进行发电机定子接地保护动作诊断的方法。

有必要分别对图3中B和C两相间的4个区域G1至G4作进一步分析。

1) 位于G1区域内

由γres和γcap均应小于90°可知, 此时对应故障为发电机因C相出口电容器缺陷发生定子接地保护动作。

2) 位于G2区域内

出口电容器缺陷时, 由30°≤γcap≤60°可得:

经过渡电阻接地时, 由γres≥60°可得:

3) 位于G3区域内

出口电容器缺陷时, 由γcap≥60°可得:

经过渡电阻接地时, 由30°≤γres≤60°可得:

4) 位于G4区域内

由γres和γcap均应小于90°可知, 此时对应故障为发电机因B相经过渡电阻接地发生定子接地保护动作。

3 快速诊断方法

综上分析结果, 利用U·GN在图3中的位置和ωCΣ0Rn即可进行出口电容器缺陷引起的定子接地保护动作诊断, 判断依据如表1所示。其他两个120°区域类推。

在实际应用中, 利用表1中判断依据进行定子接地保护动作诊断的方法如下。

1) 首先排除发电机出口电压互感器匝间短路和断线以及定子绕组回路金属性接地等典型定子接地保护动作原因。

2) 由图4中各电压相量关系可知, 根据故障录波图中的三相端电压和零序电压便可确定在三相参照系中的位置。

3) 若位于图3中G1或G4区域内, 则可直接判断出故障相及故障原因;若位于图3中G2或G3区域内, 则可进一步根据ωCΣ0Rn值判断出故障相及故障原因。

4) 当判定定子接地保护动作为出口电容器缺陷所致时, 若跳闸后的三相端电压仍不对称, 则故障电容器在出口断路器的发电机侧;否则, 故障电容器在出口断路器的主变侧。由此确定故障电容器的具体位置。

与现有查找方法相比, 整个故障诊断过程无需繁复的拆、接线工作, 仅借助故障录波图即可实现故障电容器的快速诊断。

4 实例验证

2012年12月, 某电厂一台1 036 MW汽轮发电机 (额定电压27kV) 发生定子接地保护动作, 机组跳闸停运。后查明, 出口断路器C相发电机侧接地电容器出现高压套管底部已漏出大量的黑色油液, 如附录A中图A1所示, 且其电容测量值已由铭牌值0.132μF增大为0.686μF, 缺陷十分严重。更换该位置出口电容器后, 定子接地保护报警信号消除, 机组成功并网运行。

该机组定子接地零序电压报警整定值为5V, 跳闸整定值为15V (均为二次值) 。从故障录波图中读取出口断路器跳闸动作前的三相端电压有效值UAG, UBG, UCG及机端零序电压有效值U0数据 (二次测量值) , 如表2所示。该机组部分参数为:发电机定子绕组对地电容为0.209 6μF/相, 出口断路器发电机侧和主变侧接地电容分别为0.132μF/相和0.26μF/相, 中性点接地变的变比为27 kV/1.1kV, 二次并联电阻为1.45Ω, 对应中性点接地电阻 (一次值) Rn=873.6Ω。由此可知, 考虑主变、厂高变、封闭母线等对地电容, 发电机正常运行时的ωCΣ0Rn略大于0.495 1。

图5阴影区域的上下弧形边界分别是以B点和C点为圆心、额定相电压Uph为半径的圆弧。位于阴影区域上半部分时对应:UAG>Uph, UCGUph, UBGUph, UBG=UCG

因此, 无需根据三相端电压和零序电压录波作图或计算, 仅由表2中端电压值即可判断, U0=5.06V时对应位于G3区域 (与图3对应) , U0=10.50V和U0=20.51V时均对应位于G2区域, 且在故障发展过程中从图5阴影区域下半部分逐渐移位至上半部分。

以表1结果为判断依据, 由于该发电机ωCΣ0Rn值明显小于1, ωCΣ0Rn值必定满足式 (9) , 根据U0=10.50V和U0=20.51V时均对应位于G2区域可知, 此次定子接地保护动作是由C相出口电容器缺陷所致。由二者位置对比可知, 随着缺陷恶化 (CΔ增大) , 位置逐渐靠近故障相, 即γcap减小, 这与式 (7) 是相吻合的。根据这一判断结果可以推断, U0=5.06V时对应的ωCΔRn值还不大, ωCΣ0Rn值满足式 (11) , 但随着C相出口电容器缺陷不断恶化, ωCΔRn值不断增大, 式 (9) 和式 (11) 不等式边界值相应减小, ωCΣ0Rn值变为满足式 (9) 。因此, 表2中三组电压数据的分析结果是相统一的, 且有效反映了故障缺陷恶化过程。进一步地, 故障录波图显示, 出口断路器跳闸后的三相端电压仍不对称, 说明故障设备仍与发电机定子绕组回路相连, 由此可最终判定出口断路器C相发电机侧接地电容器缺陷是引起定子接地保护动作的根本原因。

5 结语

本文针对出口电容器缺陷引起的定子接地保护动作, 指出了零序电压的相位特征, 提出了相应的实用诊断新方法, 并得到了故障实例验证。该方法利用故障录波图判断零序电压在定子三相参照系中的位置, 并进一步结合发电机每相对地总电容及中性点接地电阻即可实现故障的快速诊断, 有效提高了故障诊断效率, 且易于推广使用。