雷电流冲击（精选6篇）
雷电流冲击 篇1
变电站接地网的接地装置是否有一个合理的冲击特性是衡量其防雷击事故能力的重要指标。当变电站遭受雷击时, 大幅值的雷电流散流到土壤之前要经过地上装置再到地下接地网, 巨大的雷电流所产生的电磁场可能对设备造成破坏并可能危及工作人员。随着变电站控制设备对灵敏度和复杂性的逐日提高, 如何正确全面地了解冲击电流下接地网的冲击特性尤为关键。现在已有一些接地网雷电冲击数值模型模拟计算方法。文献[1]提出用型等值电路来模拟接地体的雷电流冲击特性。该理论虽然解决了一定的冲击暂态问题, 但没有考虑接地极之间的耦合影响和散流时的对地阻抗及接地极内部电阻的串联情况。文献[2-3]提出了基于传输线理论的解决接地体暂态问题的时域方案, 将接地极看成具有分布参数的传输线, 雷电流作用时根据波过程来解决导体的暂态特性。文献[4]采用切比雪夫展开的方法对接地体进行分析, 能够将系统的频变特性和时变特性综合考虑。但该方法仅适用于计算单根输电线路水平伸长接地极体的冲击特性。文献[5]提出了在不考虑火花效应的前提下, 运用有限元法对接地网冲击特性进行研究。基于此, 本文利用所编制软件研究了接地网雷电冲击暂态响应, 并与CDEGS计算结果比较求证。
1 接地网雷电流冲击特性模拟模型计算方法
该计算方法:用傅里叶级数把雷电流分解成不同频率下幅值;利用电磁场理论计算出自互阻和自互感;利用节点电压法建立接地网模型;根据地网模型建立适用于编程的矩阵方程, 从而求解出频率分量的电流响应。
1.1 傅里叶分解雷电流
图1是中国电工部门推行的标准雷电流波形, 波头为tf, 波长时间为tt, 在波形上取两点, 分别是10%倍和90%倍的幅值, 以这两点做直线交与时间轴所得的值即是t0。实际工程中, 大多都采用直角波形代替标准波形, 基本可以满足实际需求。
图1所示的雷电流可采用双指数函数来表达:
式中:I0是雷电流幅值;t1和t2是待求的参数。文献[6]中利用闪电的三个特性得出t1和t2的值。求出t1、t2后, 通过傅里叶级数对式 (1) 进行转化, 使雷电流分解为各个频率下随时间变化的函数。
傅氏级数的转化公式如下:
式中:f (x) 是具体的函数;l是函数的周期, 根据实际情况选取。
图2显示的为30 kHz的频谱。幅值为1.4 kA, 波形为2.6/50μs的雷电流通过上述的傅里叶分解得到频域中的各个频率分量。
1.2 节点电压法在接地网中的应用
接地网假设导电材料形状为圆柱体, 且导体长度远远大于导体半径。计算时各种接地极形状均可等效成圆柱体。本文分析接地网模型是在假设埋设处于均匀土壤的情况下, 土壤的电阻率为ρ, 介电常数为ε=εr·ε0, 磁导率为μ0。
文献[7]中将接地网的接地体分成N段, N值越大计算结果越接近真实值, 但N取得过大, 不仅需要较大的计算机内存而且计算时间过长。文中提出多个假设:
1) 散流到土壤的电流都是从该导体的中点入地。
2) 用端点电压来求得支路电压。
3) 把接地网分成r段及n个节点。
图3是某个节点的等效电路, 每段导体k上有一个沿导体方向的轴向电流和一个散流到土壤的散流电流。
接地网中任意点注入电流F后, 地网中每个节点就会产生电位。等电位计算时, 假设整个地网节点电位是均等的。令节点j的电压为Vj (以无穷远点为参考点) 。定义第k段支路电压为[8]
式中:l和m为k支路的两个端点。所有支路可以写为矩阵形式:
式中:[U]为支路电压列向量;[V]为节点电压列向量;[K]是一个二维矩阵, 当支路i和支路j相连时, 矩阵中的元素kij=0.5, 否则为0。
每段导体上除了轴向电流分量外, 同时有泄露电流I散流到土壤中, 因此所有支路有
式中[G]为自互阻阵, 文献[8]中已经给出了计算方法。
将支路泄露电流I等分到与之相连的每个支路上有
式中:[J]为等效节点泄露电流列向量;[K]T为[K]的转置。
对于整个接地网, 可得到
式中[Y]为节点导纳矩阵, 文献[9]已经给出计算方法。
综合式 (2) —式 (6) 有
由式 (7) 中可以得出, 输入注入电流[F]就可以求出[I]、[V]和[U]。
2 计算实例与分析
程序运行过程中, 在工频情况下输入注入点电流, 得出的注入点电压即为接地电阻。计算冲击接地电阻时, 按照上述方法, 将不同频率分量下的电位经过叠加, 算出入地点的最大电位, 从而求出冲击接地阻抗。上述过程, 已经用MATLAB编程中得到实现。在编程过程中, 基本频率采用1 kHz, 最高频率为300 kHz。
将本文计算所得到的结果与运用CDEGS计算得到的结果进行比较。一接地网100×100 m2钢材料组成, 接地极直径为0.01 m, 埋深为0.6 m, 土壤电阻率为1000Ω·m, , 导体电阻率为1×10-7Ω·m, 真空磁导率4×π×10-7, 雷电流幅值为1 kA, 电流由角网孔中间入地。本程序运行结果为7.2592Ω, CDEGS为7.4571Ω。本文所编程序运行和CDEGS运行的电压震荡图如图4所示。
从图4可以得出, 由两者数值计算得到的结果非常接近。
3 结语
本文利用节点电压法, 建立接地网在雷电流下的接地模型, 并且给出了相应的解析表达式。利用傅里叶级数分解雷电流, 分析出频域特性, 从而求出需要的接地参数。将所得数据与CDEGS计算比较, 可以得出本文计算方法的正确性。
参考文献
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雷电流冲击 篇2
随着电力事业的发展,电力设备的局部放电检测技术已经日益成熟[1,2,3,4,5],工频耐压下局部放电诊断技术已经进行了大量研究[6,7,8]。然而,随着电压等级的提高,冲击电压试验更能够反映电气设备绝缘状态的好坏,局部放电检测灵敏度高,因此,在冲击电压下进行局部放电检测更能够准确反映电力设备的绝缘故障。
冲击电压下电压本身上升时间非常短,一般为微秒级,使局部放电测量变得异常复杂,国内外很多学者对冲击下局部放电进行了研究[9,10,11,12,13],也取得了一定成果,然而,冲击电压下局部放电检测应用于实际现场还存在很多问题亟待解决,需要进一步研究冲击电压下局部放电机理和特征。为此,搭建了冲击电压下局部放电试验平台,并通过超声波(AE)、高频电流(HFCT) 和超高频(UHF) 对冲击电压下局部放电进行检测,列出特征波形,对其有效性进行研究。
1 冲击电压下局部放电检测装置
1.1 工作原理
冲击电压下局部放电检测装置采用集中式测控设计方案,由冲击电压发生装置、典型缺陷模型、局部放电检测系统和测控系统四部分组成,工作原理如图1 所示,测控系统控制冲击电压发生器产生标准冲击电压,并作用于缺陷试品,局部放电检测系统对缺陷模型产生的放电信号检测分析。
1.2 冲击电压发生器
冲击电压发生器采用马克思(Marx) 回路实现,是产生冲击电压的装置,结构如图2 所示。
冲击电压发生器由恒流源、充电装置、冲击本体和电容分压器四部分组成,冲击电压发生器在国内技术已经成熟。根据试验要求,搭建了标称电压为300 k V的冲击电压发生装置,元件参数见表1。
1.3 局放测量工作原理
局部放电检测是研究冲击电压下试品绝缘缺陷的重要手段。常规局部放电检测由传感器、信号处理模块和局放检测仪三部分组成。工作原理如图3所示,传感器采集绝缘缺陷模型在冲击电压下产生的放电信号,并通过信号处理模块进行放大滤波,然后交由局放检测仪进行数字化分析和处理。
1.4 局放检测方法
冲击电压下局部放电检测方法的选择主要考虑两点:(1) 抗干扰能力;(2) 适用于现场应用。
冲击电压下电压本身上升时间非常短,一般为微秒级,而基于马克思(Marx) 回路的冲击电压发生器,通过球隙放电击穿产生冲击电压波形,会引入球隙放电干扰信号,为此局部放电检测方法需要根据实际情况考虑:(1) 常规脉冲电流检测法测量频率较低,带宽窄,现场抗干扰能力差,而且如果试验时发生放电击穿,反击电压大,难以应用于实际现场;(2) 光学法检测能够有效克服源引入的干扰,但光学仪器昂贵、灵敏度低且需要被测设备对光透明;(3) 超声波(AE)、高频电流(HFCT) 和超高频(UHF) 检测法,传感器布置方便,已用于工频耐压试验现场。
综上所述,对超声波(AE)、高频电流(HFCT)和超高频(UHF) 检测方法在冲击电压下的局部放电信号提取有效性进行研究。
2 试品及测量系统
2.1 试验试品
油纸气隙绝缘模型如图4 所示,模型由3 层绝缘纸板搭接而成,上下两层平面尺寸均为边长100 mm的正方形,绝缘纸板厚度为3 mm,中间层平面尺寸边长20 mm×100 mm的长方形2 块,绝缘纸板厚度为2 mm,上下绝缘纸板通过中间绝缘纸板搭接在一起。
2.2 测量系统
油纸气隙绝缘模型在不同冲击电压下进行局部放电检测试验,不同冲击波形对应装置参数设置如表2 所示,表中Rf为波头电阻;Rt为波尾电阻;Rf1为外波头电阻;L为振荡电感。
PD测量系统中示波器采用DPO-7254,示波器各连接通道连接情况如图5 所示:CH1 为HFCT原始信号;CH2 为AE放大滤波后信号;CH3 为UHF检波后信号;CH4 为分压器输出冲击电压波形。
3 局部放电测量
3.1 试验方法
为了验证冲击电压下三种检测方法的有效性,试验采用负极性雷电冲击电压波形作用于同一缺陷模型。为了避免偶然性和分散性,试验在同一天完成,冲击试验间隔不少于3 min,截取典型波形。
为了验证干扰信号对测量方法的影响,调整冲击电压幅值,获取同一冲击波形的无局部放电波形图和有局部放电信号波形图,分析三种检测方法对源干扰和局放信号的分辨能力。
3.2 试验结果分析
图6 分别为雷电冲击电压下局部放电检测典型波形图,图6 a) 为未发生局部放电典型波形,雷电冲击电压幅值为-39.83 k V ;图6 b) 为发生局部放电典型电波,雷电冲击电压幅值为-50.83 k V,以放电时刻为零时刻。图6 a) 检测信号集中在0 ~10μs,且10μs后无重复出现,图6 b) 检测信号扩展到0 ~ 40μs,有很明显的局放信号。
通过对雷电冲击电压下局部放电检测波形的分析可得:(1) 雷电冲击电压下,冲击电压作用时间非常短,以至于触发信号和局部放电信号几乎同时发生,UHF检波信号和AE信号无法区分触发信号和局部放电信号。HFCT也受干扰,但还是能捕捉到局部放电信号。(2) 脉冲触发信号对HFCT、AE和UHF的局部放电检测都会产生较大干扰。脉冲触发瞬间三种检测方法都接收到较强的球隙触发信号。(3) 雷电冲击波形下,HFCT能够检测出局部放电信号,但干扰影响较大。(4) 雷电冲击波形下,AE无法明显分辨脉冲触发信号和缺陷模型局部放电信号,UHF检波信号不能检测局放信号。
4 结语
雷电流冲击 篇3
作为500 k V及以上的输电通道重点设备—— 大容量换流变,其绝缘性能的好坏对输电通道的安全运行起着决定性的影响。
雷电冲击试验作为Um>72.5 k V的全绝缘、 分级绝缘变压器的例行试验项目之一,是考核变压器绝缘性能的主要手段之一。在大容量换流变的雷电冲击全波试验过程中,由于其绕组的冲击电容大、等值电感小,往往不可能得到标准规定的波形,冲击电容大会使波前时间延长,等值电感过小往往会造成波尾时间缩短。 在调整波形时间参数时,调节系统串并联电阻可能会使振荡峰值或过冲值大到无法接受的地步,因此在试验过程中要时间参数和过冲值两者同时兼顾。GB 1094.4中规定当发生上述情况时由制造厂和用户协商波前时间的极限值, 亦应尽量保证过冲值不大于10%。
本文以下对大容量换流变实际试验过程中的雷电冲击波形参数进行统计,找出因波形参数协商过程的人为因素而造成的最终接受的雷电冲击试验波形时间参数的分散性程度。再讨论波前时间和波尾时间值对变压器绝缘考核效果的影响[1,2],指出在换流变招投标时,应修订标准的形式统一规范明确对雷电冲击试验的规范要求。
1变压器雷电冲击试验
1.1雷电冲击试验的标准规定
根据GB 1094.3和GB/T 16927.1等标准的规定,变压器的标准雷电冲击电压是指波前时间T1为1.2 μs,波尾(半波峰)时间T2为50μs的光滑的雷电冲击全波。其峰值允许偏差为 ±3%,波前时间允许偏差为 ±30%,波尾时间允许偏差为 ±20%,允许相对过冲最大幅值不超过10%(图1)。GB 1094.3规定:Um≥ 300 k V的分级绝缘变压器,雷电冲击试验线端全波是例行试验,线端截波是型式试验[3,4]。
大容量高电压变压器的典型雷电冲击试验回路如图2所示,波前过程等值回路如图3所示, 低电感绕组波尾过程等值回路如图4所示。图2至图4中Rs为串联(波前)电阻,RP为并联(波尾)电阻,Cg为冲击发生器本体电容,Ct为试品电容,Lt为试品电感,CL为回路电容,C1为电容分压器的电容,C=Ct+CL+C1。
由图3可知,波前时间可计算得到
式中k为常系数。
由图4,波尾时间可计算出
从式(1) 可以看出, 当Cg>>C时, 波前时间与电容C、电阻Rs成正比,尤其是换流变, 由于其容量大、电压高造成变压器的冲击电容大,再加上整个冲击试验回路尺寸大造成回路杂散电容大,因此等值电容C很大,要减小波前时间T1只有通过减少电阻Rs来调节。但另一方面,同样由于试验回路尺寸大,回路电感L也较大,为避免振荡、过冲太大,必须加大波前电阻Rs,因此波前时间和波形过冲的调节存在相互矛盾之处,对于换流变来说要想获得标准波形有较大的难度。从式(2)中可以看出, 采用非被试绕组短路接地(通常试验接线方式) 时,Lt就是变压器的漏抗,一般换流变阀侧的漏抗较小,因此阀侧绕组的波尾时间有可能小于标准波形的要求。
波前、波尾时间的调整还有很多的办法, 在GB 1094.4和国内的一些变压器试验技术书籍里面均有详细的介绍,但基本上仍无法彻底解决上述由于换流变压器本身结构原因造成的超过标准波形的情况。因此在GB 1094.3、GB1094.4、GB/T 16927.1中均说明在此情况下,由制造厂和用户协商波前、波尾时间的极限值,但应尽量保证过冲值不大于10%。
1.2换流变雷电冲击试验波形参数
自2010年以来,南网公司已累计订购换流变30台套,现将换流变的雷电冲击试验波形参数按同一容量、同一电压等级、同一档位,不同制造厂、不同项目、不同时期等三类进行分类统计。
换流变额定容量大小都在317 600 k VA附近,网侧1.1绕组雷电冲击试验全波线端试验电压为1 550 k V,都在换流变分接开关N档进行,可以看出在保证相对过冲幅值不大于10% 的情况下,在不同制造厂、不同项目、不同时期进行生产的变压器的雷电冲击波形的波前时间有较大的差异,分布在2.0-4.0 μs之间,波尾时间部分出现小于40 μs的现象。这就说明由于不同制造厂、不同项目、不同时期等因素, 造成了最终接受的试验结果大相径庭,尤其是波前时间差异幅度高达200%。虽然这其中有换流变自身结构冲击电容大、低电抗的原因,但也不乏制造厂的冲击试验设备限制、试验人员调波经验不足或导致用户被迫接受当时的试验结果[5]。
2波形时间对冲击试验考核的影响
2.1变压器雷电冲击试验的波过程
变压器雷电冲击试验过程的绕组简化等值电路如图5所示,其中:Ls为单位长度的电感; Cs为单位长度的纵向电容;Ce为单位长度的对地电容。
当雷电冲击波作用在绕组上时,由于冲击电压的波前部分和波尾部分的等效频率极高, 一般约在10~298 k Hz范围内,从而绕组的感抗值 ωL极大,绕组电感中的电流极小,可以忽略不计。因此在雷电冲击电压的作用下,变压器绕组可以近似为纵向电容和对地电容的串并联回路,绕组的初始电压分布由其纵向电容和对地电容值决定。绕组中的初始电压分布是极不均匀的,大部分电压落在绕组首端附近。而绕组电压的最终稳态分布只决定于绕组的电阻, 对于均匀绕组,其电压稳态分布应是均匀的, 当中性点(或一端)接地时,它应该是一条斜的直线。在电压起始分布到稳态分布的过渡过程中,由于绕组等效电路中含有电感和电容, 所以瞬变过渡过程是振荡的。理论分析表明: 末端接地的绕组中,最大电位值出现在绕组中上部;绕组各点将在不同时刻出现最大电位梯度,开始首端出现最大值,振荡过程中靠近末端也会出现很大值,参见图6所示。
2.2波前时间对变压器绝缘考核效果的影响
经试验研究表明,绕组内的波过程振荡程度与作用在绕组上的冲击电压的上升速度有关系。波前时间越短,冲击电压上升速度越快, 绕组中的波过程振荡越激烈;反之,波前时间越长,波过程振荡就越接近于稳态分布,振荡发展就越平缓,绕组各点之间的最大电位梯度以及对地最大电位也会有所降低。而且随着波前时间的延长,尤其在1-5 us范围内,油纸绝缘系统的击穿强度将会降低。易于看出,波前时间越短对变压器的纵绝缘冲击梯度分布要求越严格,对绕组段间、匝间绝缘的影响越严重, 而随着波前时间的延长,变压器的主绝缘击穿强度将会降低,因此波前时间延长可能会对变压器纵绝缘的考核偏松,而对变压器主绝缘的考核偏严[6]。
2.3波尾时间对变压器绝缘考核效果的影响
GB1094.4指出:对于波尾来说,变压器的等效电容可用套管电容和对地电容的某一部分来估算,则此时主要是对变压器的主绝缘进行考核。如果波尾时间较短,电压作用的持续时间就短,可能不会使绕组中部对地的绝缘产生较大的电气应力。参照变压器油的击穿电压峰值和作用时间的关系(如图7所示),随着电压作用时间的延长,击穿电压峰值呈下降趋势,尤其在100 μs以内下降的程度更为明显。因此波尾时间的缩短可能会对变压器主绝缘的考核偏松。
3对长波前时间短波缩小时间的做法
针对长波前时间、短波尾时间可能会对变压器绝缘考核效果所造成的影响,国内外已开展对标准雷电冲击波形的作用效果的等价性研究。相关文献指出,为了弥补波前时间延长超限,全波试验不能严格考核变压器纵绝缘梯度电压的缺陷[7],可考虑把雷电截波试验作为补充例行试验项目来对纵绝缘进行严格考核。而新版IEC 60076.3:2013规定: 如因为需要减少相对过冲幅值小于5% 而需要增加波前时间超过标准要求,将增加雷电冲击截波试验,但所有Um≤ 800 k V的设备的波前时间不应大于2.5 μs。如买卖双方同意接受波尾时间小于40μs,则波尾时间每减少2 μs电压幅值增加1%, 但波尾时间不得小于20 μs。
4结束语
进一步以修订标准的形式统一规范如下对雷电冲击试验的的长波前、短波尾的接受准则, 是十分必要的。
1)如因为需要减少相对过冲幅值小于10% 而需要增加波前时间超过标准要求,须增加雷电冲击截波试验,但所有Um≤ 800 k V的设备的波前时间不应大于2.5 μs。
2)如买卖双方同意接受波尾时间小于40μs,则波尾时间每减少2 μs电压幅值增加1%, 但波尾时间不得小于20 μs。
参考文献
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雷电流冲击 篇4
输电线路覆冰后由于线路荷载过重、不均匀脱冰、覆冰导线舞动等会造成输电线路倒杆和断线事故[1,2,3]。 当架空避雷线上的覆冰达到一定程度后,将严重危害输电线路安全[4,5,6,7]。 为了利用直流对架空避雷线融冰,对输电线路避雷线进行了全线绝缘化架设,绝缘间隙达到了120 mm,远大于为了减小避雷线损耗而采用的绝缘间隙值(10~40 mm)[8,9]。 120 mm绝缘间隙应用在避雷线中将改变输电线路耐雷水平和塔顶电位。 输电线路耐雷水平和塔顶电位直接与杆塔分流系数相关[10,11]。 为了防止输电线路雷击闪络和避免雷击跳闸,需要深入研究绝缘避雷线杆塔分流系数。
国内学者对绝缘化输电线路避雷线问题进行了大量的研究,这些研究主要集中在不同避雷线绝缘方式、输电线路和避雷线换位、避雷线回路数、避雷线材料、杆塔等因素对输电线路避雷线损耗[12,13,14,15]、短路时的避雷线分流系数[16,17,18,19]和避雷线感应电压[20,21,22,23]影响。 基于雷击输电线路时杆塔分流系数的研究较少,而杆塔分流系数对于分析杆塔顶端电位、探讨绝缘配合和开展输电线路防雷接地保护有着重要的意义。
为此,本文利用电磁暂态仿真软件ATP-EMTP建立了全线绝缘化避雷线的输电线路雷击模型,研究了在不同雷电流幅值下绝缘架设避雷线和杆塔中雷电流分配问题,探讨了不同雷电流幅值、杆塔接地电阻和杆塔档距对直接接地避雷线和绝缘架设避雷线中的杆塔分流系数的影响,得到了相关变化规律。 相关结论可为工程设计和相关技术规范提供参考。
1 雷击杆塔模型
1.1 雷电流在输电线路分配模型
避雷线全线绝缘化架设方式为:架空线路每隔30 km设置1 个接地点, 线路终端杆塔均设置接地点;非覆冰季节接地点进行可靠接地,融冰季节来临前将线路接地点接地装置打开,本文讨论了非融冰季节避雷线情况。 输电线路正常运行时,流过杆塔和绝缘避雷线的电流基本为0。 当发生雷击故障时,雷电流将击穿绝缘避雷线间隙,并经杆塔和绝缘避雷线流回大地。 雷电流在输电线路分配模型如图1 所示。
图1 中,Ji、J′i(i = 1,2,…,n - 1)表示对应杆塔的绝缘避雷线间隙;Jn表示雷击杆塔处的绝缘避雷线间隙;IK为雷击点的全部雷击电流;IK1、IK2为流过雷击点两侧绝缘避雷线的雷电流;Id为雷击点击穿避雷线绝缘间隙的杆塔入地雷电流;Id1为雷击点相邻击穿避雷线绝缘间隙的两基杆塔雷电流;Iz1、Iz2为流经绝缘避雷线返回变电站地网的雷电流;Ri、R′i为接地电阻。 基于雷电流分配模型,本文研究了雷电流在输电线路杆塔的分配问题。
1.2 雷电流杆塔分流系数
当雷电击中输电线路杆塔及附近时,足够大的雷电流幅值将击穿雷击点附近杆塔的绝缘间隙。 击穿绝缘间隙的杆塔和绝缘避雷线将对雷电流分流。 雷电流在杆塔中的分流如图2所示。
图2中,J对应杆塔上的绝缘间隙;D对应杆塔上的绝缘子。基于雷电流杆塔分流模型,本文研究了绝缘避雷线中雷电流杆塔分流系数。
杆塔分流系数是反映雷电流在避雷线和杆塔中分布情况的重要参数,与输电线路反击耐雷水平关系密切。在本文中杆塔分流系数β定义为经杆塔入地的电流Id与雷击杆塔的总雷电流IK的比值,即:
2 实际线路雷电流分配的仿真分析
2.1 线路计算条件
南方电网某超高压输电线路为了利用直流直接融冰,架空避雷线进行了全线绝缘化设计。 避雷线绝缘间隙为120 mm,对于间隙击穿建模时作了理想化的假设,当间隙两端电压达到间隙U50%即试验数值83.4 k V时,间隙击穿。 线路仿真计算条件为:土壤电阻率为200 Ω·m,变电站接地网等效电阻为0.5 Ω;每档线路档距为500 m;线路铁塔等效接地电阻为15 Ω,铁塔波阻抗为150 Ω。 导、避雷线排列如图3所示。 导线参数:相导线型号为4×JL / G1A-400 / 50-54 / 7,分裂间距为400 mm;避雷线型号为LBGJ-120;光缆型号为OPGW-100。
2.2 输电线路雷电流分配规律分析
利用已建模型,对雷击杆塔条件下杆塔分流情况进行了仿真。 由仿真结果发现,当雷电流幅值小于441 A时,没有绝缘间隙击穿;雷电流幅值在441 ~4 300 A时,只有雷击点杆塔绝缘间隙击穿;当雷电流幅值大于20 k A时,靠近雷击点的5 基杆塔绝缘间隙击穿;雷电流幅值大于50 k A时,靠近雷击点的12 基杆塔绝缘间隙击穿。 以下分别讨论不同雷电流幅值条件下的杆塔分流情况。
雷电流幅值为1 k A时,雷击点杆塔绝缘间隙击穿。 雷电流从击穿绝缘间隙的杆塔、绝缘避雷线和线路终端接地杆塔分流,与直接接地时分流情况的对比如图4 所示。 图中,Id1、Id2为雷击点相邻击穿避雷线绝缘间隙的4 基杆塔雷电流。
由图4 可见,绝缘架设避雷线杆塔分流作用大于直接接地时分流作用。 因为雷电流幅值为1 k A时,绝缘架设避雷线情况下只有雷击点杆塔击穿,雷击点杆塔分走97% 的雷电流。
雷电流幅值为50 k A时,雷击点附近12 基杆塔的绝缘间隙击穿。 雷电流从击穿绝缘间隙的12 基杆塔、绝缘避雷线和线路终端接地杆塔分流,与直接接地时分流情况的对比如图5 所示。
由图5 可见,直接接地与绝缘架设避雷线杆塔分流峰值都为57 k A,并且杆塔入地雷电流波形相似,分流作用相近。 因为杆塔绝缘间隙达到12 基,绝缘架设避雷线与直接接地避雷线一样能起到良好的分流作用。 与图4 中绝缘架设避雷线杆塔分流相比,更多的杆塔绝缘间隙击穿,击穿间隙的杆塔分流作用加强。 同时雷击点附近3 基杆塔分流较多,随后4、5基杆塔分流较少。
雷电流幅值为150 k A时,雷击点附近12 基杆塔的绝缘间隙击穿。 雷电流从击穿绝缘间隙的12 基杆塔、绝缘架设避雷线和线路终端接地杆塔分流,与直接接地时分流情况的对比如图6 所示。
由图6 可见,直接接地与绝缘架设避雷线杆塔分流峰值都为170 k A,并且杆塔入地雷电流波形相似,分流作用几乎相同。 与图5 中绝缘架设避雷线杆塔分流相比,每基杆塔分得了更多的雷电流。
由图5、图6 发现:当雷击杆塔时,雷击点两边击穿绝缘间隙的杆塔分流呈对称分布;两边对应杆塔分流几乎相同,线路末端接地杆塔和绝缘避雷线分流较小。 雷电流在避雷线和杆塔中的分配与杆塔绝缘间隙的击穿个数有关,杆塔入地电流峰值与绝缘间隙的击穿个数关系不大。
由此可知,在实际输电线路中雷击点处的雷电流主要由绝缘间隙击穿的杆塔分流,并且杆塔分流达到80% 以上。 这说明在绝缘架设避雷线-杆塔接地系统中,从雷击点看进去的输入阻抗要比绝缘架设避雷线阻抗小得多。 绝缘架设避雷线在足够大的雷电流击穿绝缘间隙后,其雷电流分配与直接接地避雷线差别不大,都主要由雷击点附近杆塔分流。 绝缘架设避雷线对雷电流杆塔分流影响不大。 当避雷线绝缘间隙可靠击穿后,绝缘架空避雷线接地,发挥避雷线在防雷时的分流及耦合作用。
3雷电流幅值对杆塔分流系数和波长的影响
雷电流幅值是影响绝缘避雷线中杆塔分流系数和波长的重要因素。 变动雷电流幅值,保持其他仿真条件不变,分别得到绝缘避雷线和直接接地避雷线在1.3 μs时的杆塔分流系数和波长,所得结果如图7、8 所示。
由图7、图8 可知:随着雷电流增大,不同避雷线架设方式下杆塔分流系数和波长变化趋势并不相同。 绝缘架设避雷线中杆塔分流系数和波长随着雷电流幅值增大而减小,避雷线直接接地方式的杆塔分流系数和波长保持定值。 绝缘架设避雷线中雷电流幅值小于20 k A时,雷击点附近2 基杆塔分流,分流系数保持在90 % 以上,波长为2 μs以上;雷电流幅值大于50 k A时,雷击点附近12 基杆塔分流,分流系数保持在88 % 左右,波长为1.67 μs;而在直接接地方式下无论雷电流幅值变化多少,杆塔分流系数都维持在88%左右,波长为1.67 μs。 这是因为在直接接地避雷线中,雷电流幅值增加而输电线路分流电路结构没有改变。 在绝缘避雷线系统中,随着雷电流增大,击穿避雷线绝缘间隙个数增加,杆塔接地的数目增加,更多的杆塔参与分流,杆塔分流系数减小且波长变短。 随着雷电流幅值增大,击穿个数达到一定程度后,分流系数和波长将不再减少,绝缘避雷线杆塔分流系数和波长最终趋于直接接地时的分流系数和波长。 与避雷线直接接地相比,当雷电流幅值超过20 k A时,绝缘架设避雷线对输电线路杆塔雷电分流系数和波长影响不大。
4 杆塔分流系数的规律分析
4.1 杆塔接地电阻的影响
杆塔接地电阻对绝缘避雷线中杆塔分流系数有很大的影响。 在雷电流幅值为150 k A时,改变杆塔接地电阻的值,保持其他仿真条件不变,得到不同杆塔接地电阻在1.3 μs时的分流系数,所得结果如图9 所示。
由图9 可以看出雷电流幅值为150 k A时,直接接地与绝缘避雷线2 种方式在不同接地电阻时的分流系数近似。 杆塔接地电阻为5 Ω 时,直接接地和绝缘架设避雷线杆塔分流系数为95% 左右;杆塔接地电阻增大到100 Ω 时,已经下降到65% 左右。 随着接地电阻增大,不同避雷线架设方式下杆塔分流系数变化趋势相同,即随着接地电阻增大,分流系数减小。 这是因为幅值为150 k A时雷电流击穿绝缘间隙较多,绝缘避雷线分流作用与直接接地时差别不大。 杆塔接地电阻越大,雷电流从杆塔分流越小,杆塔分流系数减少。 同时杆塔接地电阻增大,还会影响地电位升高。
4.2 杆塔档距的影响
杆塔档距对绝缘避雷线中杆塔分流系数有一定的影响。 在雷电流幅值为150 k A的情况下,改变杆塔档距的值,保持其他仿真条件不变,得到不同的杆塔档距在1.3 μs时的分流系数,所得结果如图10所示。
由图10 可以看出雷电流幅值为150 k A时,直接接地方式与绝缘架设方式在不同杆塔档距的分流系数几乎一样。 700 m档距时分流系数为95 % 左右,200 m档距时分流系数下降到75 % 左右。 随着档距增大,不同避雷线架设方式下杆塔分流系数变化趋势相同,分流系数都随着档距增大而增大。 随着档距的增大,雷电流从杆塔分流得越多,杆塔系数越大。输电线路设计时可以适当增大档距,以增大杆塔雷电流分流系数。
5 结论
本文对比分析了避雷线直接接地和绝缘架设的雷电流分配情况及影响因素,得出结论如下。
a. 避雷线绝缘架设时, 雷电流的分配与杆塔绝缘间隙的击穿个数有关,通过杆塔入地的雷电流幅值受间隙击穿个数影响较少,而波长受间隙击穿个数的影响较大。
b. 雷电流幅值小于20 k A, 避雷线绝缘架设与直接接地相比,由于雷电流的杆塔分流系数受间隙击穿个数的影响,二者的差别较大,其中雷电流幅值为1 k A时分流系数相差达到9%。
c. 当雷电流幅值大于20 k A,绝缘间隙击穿5 级以上时,避雷线绝缘架设与直接接地时的分流系数基本相同,此时杆塔分流系数主要受杆塔接地电阻的影响。
雷电流冲击 篇5
超高压电网已经成为我国输电网络的主干网,以500 kV电压等级为主的超高压输电线路不仅承担着省网互联的任务,而且担负着西电东送等远距离输电任务。超高压输电系统具有电压等级高、输电距离长、输送容量大等特点[1]。超高压输电系统中的故障通常影响较大,因而超高压输电系统的稳定运行不仅关系到地区电网的安全问题,更关系到整个电力系统是否能稳定运行。
电力系统中的设备通常处于室外,因而容易遭受雷电的危害,超高压输电线路由于距地距离较高,分布范围广,因而更容易遭受到雷电的危害。雷害事故经常导致系统跳闸,对系统的安全稳定运行造成危害。
为了提高超高压系统的输电容量,提高系统稳定性,在超高压输电系统中装设串联补偿设备[2]。由于串补设备串联于线路中,因而会直接受到沿线路传播的雷电流的侵害。串补装置的运行状态将影响到输电线路的输送能力,关系供电可靠性与电网安全,因而应提高串补设备的防雷能力,使串补保护装置在雷害发生时可靠动作,保障串补装置不受损害。
1 串补装置的结构及作用
1.1 串补装置的结构
串补装置是指在线路中串联电容器减小线路感抗,提高输电能力。串补装置主要分为固定串补(FSC)与可控串补(TCSC)。固定串补与可控串补的区别在于固定串补的电容不可调,只有投入运行与退出运行2种工作方式。可控串补可以通过调节晶闸管的触发角改变其容抗大小。现以可控串补装置为例介绍串补装置的基本结构。
可控串联补偿装置(TCSC)主要有串补电容器、串补限压器、保护间隙、旁路断路器、晶闸管可控电抗器等部分组成,其结构如图1所示。
串补电容器主要用于补偿线路,减小线路感抗;晶闸管可控电抗器通过调节晶闸管导通角,改变串补装置的容抗;串补避雷器可使电容器不受过电压损害;保护间隙主要用于保护电容器与串补避雷器,在电容器两端电压达到整定值时[3],保护间隙触发导通;旁路断路器主要用于当串补装置需要检修,闭合保证线路仍能正常运行,或是当保护间隙触发时,将串补装置旁路,起到保护作用。
1.2 串补装置的作用
由功角特性可知,电力系统中2个母线节点通过输电线路相联后,流经线路的有功功率与节点电压、功角的关系如式(1)所示。
式中:Pab为节点a与节点b间线路上传输的有功功率;Ua、Ub分别为节点a与节点b的母线电压幅值;δa、δb分别为节点与节点的母线电压的相角;Xab为线路的等值电抗。
串联补偿装置在线路中增加一个容抗XC,使得线路感抗减小为Xab-XC,由公式(1)可知Pab增大,从而提高线路的传输能力与稳定极限。
固定串补装置(FSC)不具有晶闸管可控电抗器装置,因而其对外的容抗值为恒定,运行方式只有投入运行与退出运行2种形式。
可控串补装置(TCSC)中并联了晶闸管可控电抗器,可以通过调节晶闸管的导通角α[4],来调节串补装置的容抗。因此TCSC的工频阻抗XTCSC可表示为:
式中:XTCSC (α)为TCSC的工频阻抗有效值;XC、XL(α)分别为串补电容器的容抗值与可控电抗器组感抗值。
TCSC可以通过调节α来改变XTCSC(α),从而避免与系统发生耦合,产生次同步谐振。在系统发生短路故障时,TCSC可以通过调节为电感特性,对短路电流起到阻尼作用,减轻短路电流对其它设备的危害。
2 雷害的类型与防雷措施
2.1 雷害的类型
雷害的类型主要分为直击雷和感应雷。直击雷是指带电的雷云接近线路时雷电流沿着空中通道注入雷击点,从而在被击设备上产生雷电过电压。感应雷指雷击线路附近地面时,在雷电放电的先导阶段,先导路径中充满的电荷对导线产生了静电感应,当雷击大地后,主放电开始,先导路径中的电荷自下而上被迅速中和,这时导线上的束缚电荷转变为自由电荷向导线两侧流动,由于主放电的速度很快,所以导线中的电流也很大,感应过电压会达到很大数值。
2.2 防雷措施
主要的防雷措施有采用避雷线和避雷针,增加绝缘子片数,增加耦合地线,采用不平衡绝缘,采用自动重合闸装置,降低杆塔电感和接地电阻等。
3 仿真计算模型
本次仿真将一串补装置接于某500 kV变电站出线处。仿真模型为单相模型,一次设备模型连接方式见图2所示。
3.1 雷电流模型
本次仿真计算的雷电流模型主要参数有雷电流幅值(I)、波前时间(T1)、陡度(α)和波长(T2)等。
本文采用雷电流绕击输电线路,规程中规定的常用试验冲击波形为双指数波,斜角波及半余弦波[5]。本次仿真采用2.6/50μs斜角波,斜角波函数见式(3)。
式中:Im为雷电流幅值(kA);ω为角频率;t为雷电流作用时间。
3.2 输电线路及杆塔模型
本次仿真计算中输电线路模型采用EMTP中的JMARTI线路模型。进线段线路采用LCC线路参数模型,将杆塔按自然尺寸用多段分布参数模拟,线路阻抗采用波阻抗。不同形状杆塔的波阻抗和波速不相同,规程推荐的杆塔波阻抗为150Ω,相应的波速为300 m/μs。表1为变电站线进线段杆塔参数,进线端的输电线路与杆塔模型如图3所示。
3.3 变电站电气设备模型
在雷电过电压仿真计算中,变电站的变压器、断路器、隔离开关、互感器等设备,在计算时通常将各设备等值为入口电容[6]。本次仿真计算中的500 kV变电站的500 kV侧一次主设备各入口电容如表2所示。
3.4 串补装置模型
本次仿真计算重点研究雷击情况下串补保护装置的工作情况,不考虑晶闸管的切换情况,因而采用固定串补模型。串补模型参数及串补避雷器伏安特性分别如表3和表4所示。
4 仿真计算
本次仿真模拟雷电绕击1号杆塔时的串补保护装置的工作情况。雷击发生时间取为0秒。雷电流幅值分别取120 kA、145 kA、160 kA。
当雷电流幅值为120 kA时,串补电容器两端电压波形、保护间隙电流波形和串补避雷器电流波形分别如图4至图6所示。
由图4至图6的仿真波形可知,在线路遭受雷击时,沿输电线路传播的雷电流在串补电容器上产生的过电压最大值为229.3 kV,未达到保护间隙的触发定值250 kV,间隙未发生自触发。串补避雷器电流峰值为1.28μA,未达到串补避雷器的启动定值。
当雷电流幅值为145 kA时,串补电容器两端电压波形、保护间隙电流波形和串补避雷器电流波形分别如图7至图9所示。
由图7至图9的仿真波形可知,在线路遭受雷击时,沿输电线路传播的雷电流在串补电容器上产生的过电压最大值为250.6 kV,达到保护间隙的触发定值250 kV,间隙发生自触发,串补电容器两端电压下降到250 kV以下。串补避雷器电流峰值为12.8 kA,有效限制了串补电容器的过电压水平[7]。
当雷电流幅值为160 kA时,串补电容器两端电压波形、保护间隙电流波形和串补避雷器电流波形分别如图10至图12所示。
由图10至图12的仿真波形可知,在线路遭受雷击时,沿输电线路传播的雷电流在串补电容器上产生的过电压最大值为250.8 kV,达到保护间隙的触发定值250 kV,间隙发生自触发,串补电容器两端电压下降到250 kV以下。串补避雷器电流峰值为13.1 kA,有效限制了串补电容器的过电压水平。
5 结论
本次仿真试验利用EMTP搭建了仿真模型,模拟了雷击情况下串补保护装置的工作状况,通过仿真波形分析了不同雷电流幅值时串补保护装置的动作情况。
(1)串补保护装置在雷击情况下,能够正确动作,有效保护串补电容不受雷电过电压损害。
(2)若雷电流幅值达到一定数值时,且串补保护装置发生拒动,则串补电容会因过电压而损坏。
(3)当串补保护装置本身不存在问题时,雷击情况不会引起保护装置发生误动作。
(4)基于以上3点结论,可知串补保护装置的误动作原因应在于装置本身的定值错误,或者保护判据的逻辑错误。
摘要：串联补偿装置一般装设在500 kV变电站的进线侧,超高压输电线路容易遭受雷击,雷电流沿输电线路传播,对电气设备造成过电压损害。在EMTP电磁仿真程序中搭建输电线路及杆塔模型、串补装置模型、500 kV变电站模型,模拟雷电流经输电线路进入变电站,研究雷电流在串补装置上产生的过电压情况,并根据仿真波形分析串补保护装置的工作情况。得出串补装置的误动作原因在于装置本身的定值错误,或保护判据的逻辑错误,对实际运行的电力系统串补保护装置工作情况分析具有一定的借鉴意义。
关键词：串补装置,输电线路,雷电流,避雷器,保护间隙
参考文献
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雷电流冲击 篇6
电缆绕组变压器是1种新型干式电力变压器,其主要的结构特点就是把XLPE电力电缆直接绕制成变压器绕组,利用XLPE绝缘代替了传统的油浸式绝缘,从而为解决传统油浸式变压器的油纸绝缘问题提供了新的思路[1,2,3,4]。在其挂网运行时,由于自身结构的特殊性,当有雷电电压侵入这种绕组时,其芯线及外半导电屏蔽层上出现与侵入传统油浸纸绝缘结构绕组时不同的暂态电压,这一电压既有行波的特点,又有耦合和感应的特点[5,6,7,8]。
一方面,它会引起变压器内部不均匀的匝间电压分布;另一方面,暂态电压中含有的振荡谐波的频率与变压器中的若干谐振频率匹配,可能引起谐振过电压,从而破坏绕组与铁心以及匝间的绝缘。为了防止过电压对绕组的绝缘造成损坏,并且为改进此类变压器的绝缘设计提供理论依据,在建立宽频带等效模型的基础上对其进行幅频特性的分析是非常必要的。所以,对电缆绕组变压器的防雷保护问题进行研究也是非常必要的[9]。
1 电缆绕组的试验模型
1.1 绕组模型
电缆绕组线圈的XLPE电缆为同轴圆柱结构,图1为其剖面图,和一般电力电缆不同,它没有外金属屏蔽及护套,只有1层外半导电层。绕组工作时,外半导电层在若干处以一定规律作金属性接地,以保证外半导电层的电位在稳态工作时尽量接近地电位。
由于只有漏磁通才对线圈的冲击电压响应起作用,且空心电感计算简单快捷等原因,有相当的学者认为可以不考虑铁心的影响,用空心线圈电感来分析变压器绕组的波过程,不会引起很大的误差。故本文所研究的XLPE电缆绕组为一筒形空心线圈。绕组全长239 m,径向2层,轴向32匝,高约1.1 m,内半径为0.56 m,2层绕组之间沿轴向方向有8根直径1 cm的绝缘杆支撑。该绕组XLPE电缆剖面外直径33.4 mm,芯线导体直径8.0 mm,内外半导电层厚度分别为0.7 mm、0.8 mm。绕组每匝的外半导电层上有对称2点通过铜线引出相连后接地。试验时绕组立式放置,绕组底部离地1 m,由绝缘支架支撑。
绕组的输入端与末端均在最下部。将外层绕组的最下一匝视为第1匝,对绕组的匝数由下到上再到下进行编号,内层最下面一匝为第64匝。图2为试验所用绕组照片。
该双层绕组的结构尺寸如图3所示。
2 模拟雷电波作用下芯线电位分布
2.1 试验方法
本文采用HAEFELY Type 481冲击电压发生器作激励源,在该绕组的首端施加一标准雷电波,用数字存储示波器Tek TDS3052等进行测量。被试对象为图2所示的试验绕组。
通过调节HAEFELY Type 481发生器的R、C可获得不同波形的冲击电压。它能产生峰值在500 V以下的冲击电压全波和截断波。该发生器具有重复脉冲输出和单次脉冲输出的功能,但使用重复脉冲输出时,其脉冲频率为25 Hz。仪器内部已根据通常的使用要求设置了电容、电感、电阻的选择范围,当所需参数超出其选择范围时还可以利用外接元件的方法解决。其电路构成如图4所示。图4中Cs、Cb、Rs、Rp的值可调。
2.2 绕组末端开路时芯线电位分布
本文详细测取了绕组的芯线电压分布。末端开路时,由图5可以看出,第17匝电压波形除起始的十几个微秒的高频部分外,其电压波形与首端电压加32匝的芯线电压和的平均值是十分吻合的,电缆绕组第17匝波形前部谐振频率以外的高频分量衰减比较快。从图6可以看到第32匝的芯线电压与首端电压加末端电压和的一半以及17匝电压加48匝电压和的平均值基本吻合。
图7为双层绕组芯线电压的输入电压与其他各匝电压减去输入电压之后的比较。即其他各匝芯线电压减去波尾的偏置电压后的振荡电压幅值与首匝电压大小的比较,图中所示振幅比值为1:1.965:3.018:3.947。可以看出绕组振荡的幅值几乎是随匝数增加严格按线性增加的,这说明绕组的初始电压分布值随匝数增加按线性减少。图8为初始电压分布、最终电压分布与最大电位分布的相对值示意图。由图5—图8可以看出与传统变压器绕组类似的是,芯线的电压都可看作雷电波波头引起的振荡叠加波尾的偏置。而不同的是:与首端电压相比振荡的幅值相当高,末端振荡幅值的最大值超过首端电压的最大值,芯线电压出现了负值。此外除波形前部有高频振荡外各处振荡的频率、相位严格相等,振荡的主要频率只有1个。
2.3 绕组末端接地时芯线电位分布
图9可以看出绕组中部的32匝有振荡,较17匝、48匝的频率高但衰减较快。图10是首端输入电压与各匝振荡幅值的比较,其中振荡幅值是各匝电压波形减去输入电压波尾3/4、1/2和1/4电压得到的。
末端接地时,双层绕组的初始电压分布与开路时明显不同。不同层的同一匝绕组振荡电压的相位并不相同,相差接近180°,而电感较大的地方振荡幅值较大,电缆绕组的基频电压按匝数增加呈正弦形分布。
3 模拟雷电波作用下外半导电层上的电位特点
与单层电缆绕组相同:外半导电层上的电压是由芯线电压经电容耦合得到的。由于绕组前部芯线电位较高且陡度大,故绕组前部的外半导电层上感应的电压较高,是匝间绝缘最薄弱的部位。
图11与图12比较了芯线电压值差分后与对应匝的外半导电层电位值。可以看出波形的整体趋势吻合很好,波形后部完全吻合,但波形前部的峰值没有很好地吻合。文献[10]认为原因是:1)高频分量没有被很好地完全测量到;2)实际中高频分量没有完全传递到外半导电层。
由于各种频率的电压耦合系数不一样,而芯线电压含有的除了谐振基频之外的分量衰减很快,作用迅速减小,衰减后单一频率下芯线电压的微分值与外皮电压将呈固定比例。任取第17匝的芯线电压和外皮电压,将其绘制在图13、图14中,可以看出除了波形起始的几个微秒之外,芯线电压的极值与外皮电压的零值完全对应,进一步证明外皮上的电压完全是由芯线电压经电容耦合得到。
4 结论
本文主要介绍了对双层电缆绕组模拟雷电波作用的试验研究。研究发现:1)绕组的初始电压分布和强磁耦合的传统绕组类似,末端开路时初始电压分布呈直线形,末端接地的基频电压分布呈正弦形;2)外半导电层上的电压是由芯线电压经电容耦合得到的。由于绕组前部芯线电位较高且陡度大,故绕组前部的外半导电层上感应的电压较高,是匝间绝缘最薄弱的部位;3)电缆绕组在暂态下表现的强磁耦合特性可由电缆绕组的结构得到解释,因为外半导电层将电场限制在电缆内部,削弱了匝间的电耦合,相应必定加强了绕组磁耦合的联系。
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