一次接地（精选5篇）
一次接地 篇1
电气一次主接地网质量的好坏对变电站的整体运行有很大的影响, 因此, 怎样提高接地网设计的科学性和实用性, 一直都是电力企业十分重视的问题。在进行接地网设计时, 电力企业要对变电站的实际情况进行全面的调查和分析, 并对电气一次主接地网的设计进行整体规划。在进行电气一次主接地网的设计时, 要确保变电站可以稳定运行, 并在此基础上不断提高设计的技术性, 使变电站的整体运行质量得到更深层次的提升。
电气一次主接地网是变电站优质运行的核心支持, 电力企业对于接地网的设计都非常重视, 但是在其设计的过程中还是会出现各种不同的问题, 比如说在设计资料收集阶段, 施工单位只给一张整体布置图和一些简单说明, 这导致设计存在较大的局限性, 其中一个重要的原因就是没有对入地电流和土壤的电阻率等数据进行计算, 也无法知道获取这些数据的办法。受这种条件的影响, 设计出来的地网电阻值的实效性是偏低的。但是如果把整体布置图作为竣工图纸交给运行单位也是不恰当的一种方式, 这是因为在实际的施工过程中变电站电气一次主接地网设计具有相对较大的灵活性, 在实践过程中必须做出相应的改变。
1变电站电气一次主接地网设计的基础工作
关于变电站电气一次主接地网设计的基础工作, 可大致分为以下两点, 第一, 收集接地网设计的相关资料, 其中包含设计参数与数据;进行设计的相关人员, 通过了解之前变电站的运行情况获取有价值的信息, 并在借鉴这些历史信息的基础上, 不断改进和完善接地网的设计;但在进行实际接地网设计时, 所需的信息量更大, 而历史信息仅仅能够代表以前的变电站运行情况, 为了提高其设计的科学性还必须进行一些测验, 这样才能提高接地网设计的质量。第二, 接地网的设计是多种多样的, 在进行设计时需要考虑设计的可行性;一旦存在某些信息不符合接地网的设计, 相关的工作人员就要依照具体情况, 在对信息进行反复审核后重新规划设计的技术指标。在进行指标的规划时要遵守相应的政策要求, 保证变电站电气一次主接地网设计的基础工作准确、高效进行。
2变电站电气一次主接地网的方案设计
变电站电气一次主接地网的设计方案应当结合变电站的实际情况以及接地网的整体分布情况, 准确的选择接地网的电阻率, 尽可能满足变电站的要求。下面以某大型电力公司为例, 研究该公司在接地网方面的设计方案, 首先, 这家公司在地极的设置上十分科学, 都是采用垂直布设的方式, 地极使用的是镀锌材质, 为了防止接地网存在某些漏洞, 该企业将地极的长度设为2.5m, 并根据接地网的具体位置对角度进行合理的调控, 垂直地极依照组别进行分布, 组与组之间的距离要求保持在5~7m, 绝对不能存在跨极分布的情况。其次, 该企业采取深井保护措施, 在变电站的四周设置深井, 并在井的内部放置钢管, 以此掌控地网的具体分布情况;最后, 将接地网和变电站连接起来, 特别要注重两者之间的设备连接是否到位, 避免接地网出现漏洞的现象。
3变电站电气一次主接地网的设计分析
在对电气一次主接地网进行设计时, 会涉及许多的项目, 以下主要对主接地线、勘测、技术和防雷这四个方面进行分析。
主接地线设计
作为接地网不可或缺的一部分, 主接地线的设计是否科学对变电站运行能力的高低有很大影响。进行主接地线设计最重要的目的就在于为变电站内的运行设备营造一个舒适的工作氛围, 避免某些干扰因素的存在。在主接地线的设计过程中, 要尽量减少能耗、提高工作效率, 尤其要注重减小变电站的整体运行面积, 确保运行高效、顺畅。
勘测设计
电气一次主接地网的现场设计是勘测设计主要内容, 在进行勘测的同时实施网络敷设。在对接地网进行设计时, 由于变电站环境因素的影响, 尤其是地质信息, 给接地网的设计带来了很大的困难。一般来说, 电力企业会把主要精力集中在勘测设计的电阻率分配问题上, 以此稳定接地网的电阻率, 进而延长变电站的使用寿命。由于接地网或多或少会受土壤所影响, 扰乱电阻率, 影响勘测设计的精准度, 因此电力企业必须依照变电站接地网的设计方法, 尽量减小土壤电阻率, 进而降低接地网的设计难度。较为常用的降低电阻率的方法有: (1) 由于砂质土壤的电阻率很低, 因此可以采用含沙量较大的砂质土壤取代含泥量较大的土壤, 这样做在一定程度上有助于更好的进行接地网设计; (2) 确定科学的勘测深度, 一般来说, 深层土壤较表层土壤的电阻率更低, 为了避免表层土壤给勘测设计带来负面影响, 应当选择适当的勘测深度; (3) 在进行勘测设计时, 应当适度的加设化学方式, 用地质元素间的化学反应来降低土壤本身的电阻率, 以此减小勘测设计的难度; (4) 外接法, 要是以上的措施都没有办法减小勘测设计中的电阻率, 那么就要使用外接的方法, 通过特定的金属线进行疏导, 将土壤中的电阻率进行分流。
技术设计
为了保证变电站拥有稳定的工作方式, 电气一次主接地网的设计必须要采用接地技术对变电站进行控制;技术设计的目标很明确, 就是确保变电站能够安全、准确的运行, 对电气一次主接地网进行技术设计, 不仅有利于提高应对突发事件的能力, 还能有效的减少触电、火灾等事故的影响。比方说:某电力企业在对接地网进行技术设计时, 使用接地装置进行连接, 共同形成接地体, 确保设备接地准确无误。该电力企业把技术设计分成了以下两种, 其一是自然设计, 利用连接接地网相关的设备, 使其自然转变为接地网, 相对于其他的技术设计方式来说, 自然设计拥有较高的的安全性, 对于提升接地网的质量优很大帮助;其二是人工设计, 该企业对这种设计方式的使用较少, 这是由于该方式需要进行很多的参数设计, 并且对技术指导存在一定的要求, 极易出现问题;只有在自然设计无法达到接地网的设计要求时, 才会选择使用人工设计, 把接地装置当做一个外置的导体, 放置到土壤中, 作为接地的物体。
防雷设计
电气一次主接地网有很强的保护功能, 在很多情况下它都能保护变电站免受雷电的袭击;由于变电站和接地网之间的构成十分特别, 因此极易遭受雷电的干扰。下面以某电力企业的电气一次主接地网设计为例, 重点研究该企业在防雷方面的设计。该企业之前采取的是电压防雷的方式。在接地网的进线处, 设置一些避雷装置, 在变电站的主变位置, 侧方牵引母线, 将母线当成避雷装置的保护伞, 以此保护变电站不受雷电的干扰, 但依旧无法达到防雷的目的。在进行防雷设计时, 要确定中性点所在何处, 只有这样, 才能确保避雷器的安装位置正确无误, 才能使防雷设计达到最佳的设计效果, 进而展现接地网设计的优越性。
具体方案的设计
就具体方案的设计分析, 必须仔细对现场的土壤电阻率数值和变电站复合接地的总体设计进行勘测, 同时在此过程中应用分析运算的方法来完成符合性接地布设。根据笔者多年的实际经验而言, 可以归结出具体的施工流程, 主要体现在以下几个方面: (1) 利用合理的辅助工具, 同时在现场挖掘接地极所必须的沟槽。 (2) 通过适合的工具把竖直接地极埋入地下。 (3) 把水平接地极尽可能低摆放好, 并将水平接地极埋置沟槽底。 (4) 将水平接地极与竖直接地极和其他敷设部分连接在一起。 (5) 在具体方案的设计过程中, 变电站中的各个重要电气设备必须与接地极进行多点式连接, 这是变电站中必须可少的一个环节。 (6) 接着, 在深井中将降阻剂导入。 (7) 最后进行沟槽回填, 保持作业地方的整洁。
4 结束语
提高电气一次接地网设计的科学性, 不仅可以使变电站的供配电环境得到很大的改良, 减少变电站事故产生的次数, 同时也有助于提高变电站运行的稳定性。电力企业应当对电气一次接地网的建设引起足够的重视, 逐步改进某些不合理的设计;此外, 进行设计的相关工作人员应当结合变电站的具体情况, 根据不同变电站各自的特点, 因地制宜的对变电站电气一次主接地网进行设计, 从而逐步提升设计方案的实用性和科学性, 促使变电站的运行整体效益不断提高。
一次接地 篇2
在GIS系统中,主回路导体封装于金属外壳中,导体与金属外壳之间存在电磁耦合,当导体中有电流流过时,金属外壳上会产生感应电压,通过一定的回路,设备外壳上会有感应 电流流过,这种电流称为环流。外壳上的感应电压将使外壳不再保持地电位,其电位会有一定程度的抬升。当站内工作人员触及外壳时会有刺痛感,甚至人身安全受到威胁。因此,在设计GIS设备时,设备外壳必须可靠接地[1,2,3]。
本文以某800kVGIS变电站项目为研究背 景,对GIS接地系统进行模拟计算,分析了在正常运行和短路故障情况 下,外壳各部位的壳体环流情况,并对站内可能出现的短路情况进行研究,考虑在最大系统短路电流(50kA)下,GIS接地系统上流过的最大短路电流值,校核了接地导体的截面积,以确保接地系统设计的可靠性,保证运行维护人员的安全和变电站的正常运行。
1接地系统电流计算
1.1计算模型及其等效参数
本文以某一典型的3/2接线GIS作为研究对象进行分析,GIS主要参数 如下:额定电压800 kV,主母线额 定电流4000A,串内主设备(断路器、隔离开关等)额定电流3150A,主变侧分支母线额定电流2000A,出线侧分支母线额定电流3150A,系统短路电流50kA,额定短路持续时间3s。
GIS平面布置图及主接线图如图1、图2所示,选取“#1主变→CB-2→CB-1→1M→CB-4→出线二”线路工作方式为计算和分析对象。
根据GIS产品设计需要,要求在GIS主设备及母线上每隔一定距离,在外壳上设置三相短接排,同时在该处进行接地 连接。设置短接排的目的是当GIS稳态运行时,外壳上感应的环流沿着短接排所形成的磁场可以和母线主回路导体上电流所形成的磁场相抵消,从而减少温升和能量损耗,提高设备 运行效率。设置接地连接线是为了在变电站正常运行时,提供参考地电位;而当GIS设备内部发生短路故障时,为短路电流提供最短的接地路径,使其有效地导入变电站接地网。
1.1.1壳体电阻
在工频情况下,外壳电阻的计算公式为:
式中,Rd为直流电阻;x(r为壳体半径,f为电源频率,σ为外壳的电导率,μ为外壳的磁导率)。
通过计算得到该800kVGIS设备外壳的平均直流电阻值Rd=2.09×10-6Ω/m,壳体半径 为350 mm,电源频率 为50Hz,壳体材料的电导率为0.0342Ω·mm2/m,磁导率为4π×10-7H/m。
1.1.2接地连接线
接地连接线是垂直地面的导体,沿垂直导体传播的波不是平面波,而是球面波[4]。垂直导体上的电压波与电流波比值不是常数,其上每一点的波阻抗都随高度的变化而变化[5]。对于接地连接线的建模,可以等效为对地集中电感,即:
式中,l为接地连接线的长度;w为接地连接线的宽度;t为接地连接线的厚度。
本次计算采用的接地连接线是目前高电压GIS工程中最常采用的截面40mm×5mm的铜排连接线。根据GIS外壳接地点的实际对地高度(即连接线的长度),计算出接地连接线的等效电感值约0.00164mH。
1.1.3壳体三相短接排
对于三相短接排的建模,也可以等效 为对地集 中电感,计算公式同式(2),短接排的规格如表1所示,因此可以计算得到主母线三相短接排的等效电感值为0.00143mH,分支母线三相短接排的等效电感值为0.00125mH,出线套管处三相短接排的等效电感值为0.00136mH。
1.2稳态时壳体环流及接地电流计算
电流的计算采用电磁暂态分析程序EMTP软件进行,通过计算,得到GIS设备稳态运行时回路不同位置的壳体环流及接地电流值,如表2、表3所示。其中的安全载流量来自“企业材料标准”中给定的推荐值。
1.3短路故障时壳体环流及接地电流计算
通过计算,当GIS设备发生短路故障时,GIS壳体上的环流及接地电流瞬时值如表4、表5所示。
2接地系统的校验
从表2、表3数据可知,GIS稳态运行状态下,计算模型不同位置的壳体环流及接地电流值均小于其相应的安全载流量,因此,计算采用的三相短接排及接地导体截面积可以满足通流要求。
对于GIS发生短路故障的情况,需重新校验三相短接排及接地连接线的截面是否满足要求。根据IEEEStd80—2000标准,发生短路故障时,载流导体截面积的计算公式如下:
式中,S为导体截面积(mm2);I为短路电流(kA);TCAP为导体材料的热容量[J/(cm3·℃)];tc为短路电 流持续时 间(s);αr为参考温度Tr时电阻率的温度系数(1/℃);ρr为导体材料在参考温度Tr时的电阻率(μΩ·cm);K0为导体在0℃时电阻率温度系数的倒数(℃);Tm为导体极限允许温度(℃);Ta为环境温度(℃)。
上述参量的具体数值如表6所示。
将表4、表5中接地系统不同位置的最大短路电流值代入式(3),可以计算得到所需载流导体的最小截面积(校验面积),如表7所示。
从表7数据可以看出,当发生短路故障时,接地系统 中壳体三相短接排、接地环网和接地连接线中的故障电流取最大值时,计算所得的载流导体校验截面积均小于实际截面积。
3结论
本文针对某3/2接线的800kVGIS一次设备,对其正常运行情况下和发生短路故障时的接地系统电流进行仿真计算和分析,并对假定截面积的GIS壳体三相短接排、二次环网和接地连接线进行了设计校验,结论如下:
(1)在GIS正常运行条件下,壳体环流和接地电流必须小于三相短接排和接地线的安全载流量。
(2)发生短路故障时,在计算出壳体环流和接地电流的前提下,可以通过对载流导体截面积的校验,判断接地系统设 计是否满足运行要求。
(3)通过计算证明,该800kVGIS项目接地系统设计可以满足接地安全要求。
一次接地 篇3
本变电站的110k V配电设备以及装置是户外的中型设置, 布设在变电站的东面, 110k V输出线则从变电站的东面拉入站里;10k V的配电设备装置布设在变电站的西面, 并以双列布设的方式布置在综合楼的一楼, 采用中置式的高压开关柜;10k V小电阻的成套接地设备布设在综合楼一楼的高压控制室里;10k V集合式的并联电容器组则布设在变电站西南方向的户外空地处。110k V的侧电气主要接线是线路总变压器的基本接线。110k V的远期出线布设为三回, 本期出线布设为二回。主变压器110k V的中性点通过隔离开关等直接进行接地;10k V的中性点则通过小电阻进行接地。10k V的接线远期采取单母线的四分式接线, 出线则布设为36回, 本期则采用单母线两分式接线, 线布设为24回。无功补偿的远期容量是3×2×4000kvar, 无功补偿的本期容量是××kvar400022。
2 实地勘测
接地网是保证变电站能够安全稳定运行的重要的措施, 因此行业内的工程师都十分重视接地性能的设计。变电站的接地网不但可以给变电站里面所有的电气设备构建出公共安全的的参考地, 还可以在电力系统出现故障的时候, 把故障产生的电流直接快速的排到地下, 从而稳定的控制地网额定电位的具体数值, 确保相关工作人身以及电气设备的安全。所以科学合理的接地网设计在电力系统安全稳定的工作中至关重要。实地勘测具体分为:地形以及地质的勘测, 实际占地面积测量以及土壤电阻率的确定, 实地勘测时土壤电阻率的确定是关键环节。所以实地勘测也是接地网设计中不可或缺的环节。
2.1 确定土壤电阻率的必要性
土壤电阻率直接决定着接地电阻的大小, 同时其还影响着接地电阻是否能够满足系统的要求、接地系统的使用寿命与接地系统的配置和运行成本。土壤电阻率的数值对接地网的接地电阻有决定性作用, 同时还应满足接地电阻尽量小, 所以也就需要土壤的电阻率保持在比较低的数值。科学分析土壤以及确定土壤的电阻率是整个接地网设计中的核心环节。
2.2 土壤电阻率的影响因子
土壤所含导电离子浓度及含水量直接影响着土壤电阻率ρ的数值范围, 土壤里含有的导电离子浓度与土壤的导电性能正相关, 土壤的含水量同样也与土壤的导电性能正相关。各类土质的电阻率千差万别, 有时可以达到千万倍的差异。外界温度同样对土壤的电阻率也有着很大的影响, 通常情况下, 土壤的电阻率与外界温度变化方向相反, 也就是温度上升时电阻率下降, 温度降低时电阻率升高。土壤是否致密同样也影响着土壤的电阻率。另外土壤的电阻率还受到季节变化的影响, 不同季节里土壤的含水量以及温度差异很大。
2.3 实地测量数据
通过实地的测量, 施工现场的土壤电阻率是1100Ω·m, 属于较高的水平。综合分析深层土壤的实际情况与外界温度、湿度以及季节的综合影响, 我们将土壤电阻率1100Ω·m暂时确定为后续运算的基础。实际测量到地下15m处的电阻率是125.6Ω·m, 地下35m处的土壤电阻率是100Ω·m。按照上述实地测量的数据进行推算, 我们认为地下35m以下的土壤电阻率将会更低, 于是就采取土壤电阻率100Ω·m来做后续运算的依据。
3 减小土壤电阻率的方法
(1) 更换土壤。用电阻率相对低的黑土及砂质粘土换掉原高电阻率土壤。通常要更换接地体上面1/3左右长度、四周0.5米左右土壤。 (2) 增加埋入深度。一旦出现接地点深处土壤电阻率低的情况, 就应将接地体深埋。这种做法能避免因土壤结冰及干旱而提高电阻率。 (3) 外引接地处理。借助金属引线把接地体埋在周边土壤电阻率相对低的地方。 (4) 化学处理。将炉渣等掺入接地点处土壤里, 还可使用专业的化学降低电阻剂, 这样也能降低现场土壤的电阻率。 (5) 保土。利用适当方法使接地点处的土壤长时间保持湿润。 (6) 处理冻土。冬季时向接地点处的土壤里添加泥炭, 避免土壤出现冻结的情况, 也可以把接地体埋入建筑物底下。
4 具体方案的设计
按照变电站复合接地体的总体设计以及现场勘测的土壤电阻率数值, 经过仔细运算和分析, 如果按照通常做法进行布设复合接地体的话, 无法满足接地电阻应该低于0.5Ω的设计要求, 一定要附加接地深井才能达到要求。设计团队整体分析了实际接地电阻、现场地质与地形等条件, 设计了如下方案: (1) 在接地网四周与均压网里布设105组竖直接地极。各组竖直接地极使用1条∠50mm×50mm×5mm, 长度为2.5m的镀锌角钢组建。各组接地极的距离大约是6m, 用来排出电流以及减小接地电阻, 还能够避免跨步电压以及接触电压的产生。 (2) 在变电站的周边打6眼深35m的井, 在各井中打进1条半径是125mm、长度是35m、外壁厚度是8mm的镀锌钢管, 总计6条。同时, 在井内布设降阻剂用来减小接地电阻。 (3) 水平接地网使用半径是9mm的镀锌圆钢, 彼此间距是5m至11m之间, 总计903m。 (4) 接地系统和变电站的关键设备实行多点相连, 同时还需要和自然接地极彼此连接。
5 具体的施工流程
(1) 首先挖掘接地极需要的沟槽, 在挖沟的时候应科学使用辅助工具, 沟槽的深度应大于0.8m。 (2) 借助适当的工具把竖直接地极埋入地下, 深度在3m上下。对于35m的深井布设的接地, 需要使用钻机进行打孔之后再将接地极埋入孔中。 (3) 把水平接地极埋入沟槽里, 摆放整齐并置于沟底。 (4) 把水平接地极与其他部分紧密连接, 再和竖直接地极紧密连接。 (5) 在变电站里和各核心电气设备进行多点连接。 (6) 在深井里灌入降阻剂。 (7) 将土回填, 夯实、清理干净。
结语
一次主接地网施工过程要以降低工程量、节省资金投入、保证设计与施工安全为原则。本变电站至今所有设备运行良好, 各技术指标也符合相关规范及设计的要求, 证明设计是成功的, 可以保证变电站运行安全、稳定以及经济效益。
参考文献
[1]高亮.电力系统微机继电保护[M].北京:中国电力出版社, 2007.
一次接地 篇4
中性点不接地系统中PT二次线圈有两套, 一个接成星形且中性点接地, 用以测量相电压和线电压, 以及供给保护装置和电度表、功率表等所需的电压;另一套接成开口三角形, 供保护装置。
1.1 单相PT接成Y0/Y0, 磁路为单独的回路。
如果一次A相保险熔断, 二次A相无感应电压, 但AB相或AC相线电压测量回路串过B相相电压或C相相电压, 结果使AB相或AC相线电压测量回路和A相相电压测量回路形成串联回路, 因此A相相电压、AB相线电压、AC相线电压仍有指示, 只不过由于回路内阻的存在, 它们的指示正比于回路内阻的大小, 即内阻大的指示电压高, 内阻小的电压低。二次保险一相熔断的分析与以上分析相同。
1.2
三相PT的磁路是互相连通的, 当A相一次保险熔断时, 二次A相能感应一些电压, A相相电压、AB相线电压、AC相线电压的数值要比上述1.1分析要高一些, 因为上述1.1分析的情况是B相的感应电压在A相相电压、AB相线电压串联回路或是C相的感应电压A相相电压、AC相线电压串联回路中进行分配;三相PT二次一相保险熔断时和上述1.1分析结果相同。
1.3 当两相同时熔断时, 故障两相电压降低很大 (接近于零) , 而其它一相指示正常。
1.4.1 PT一次保险熔断的原因:
1) 、电压互感器内部线圈短路接地, 螺丝松动、导线受潮、绝缘损坏致过热等。2) 、套管或外绝缘破裂放电, 或有火花放电、拉弧现象。3) 、由于谐振造成过电压, 使电压互感器激磁电流增大, 使高压保险熔断。4) 、由于电压互感器二次保险选择不当, 二次过负荷或短路造成高压保险熔断。
1.4.2 二次保险熔断的原因:
1) 、由于误碰、异物、污秽潮湿、小动物造成二次短路使二次保险熔断或二次空开跳闸。2) 、由于保护装置内部故障, 分路开关选择不当。
1.5.1 一次保险熔断的处理:
1) 、首先根据现象进行判断哪相保险熔断, 测量二次电压进行确认。2) 、退出备自投保护, 主变电压保护, 防止误动作。3) 、取消电压互感器的二次保险, 拉开隔离开关将电压互感器隔离。4) 、故障程度较轻时 (漏油、内部发热、声音异常等) 若高压保险未熔断, 取下低压侧保险 (或拉开空开) 后, 可以直接拉开隔离开关, 隔离故障。5) 、故障程度比较重时 (冒烟、着火、绝缘损坏等) 若高压保险上装有合格的限流电子, 可拉开隔离开关进行隔离, 若无限流电阻时, 应用断路器进行切除故障, 不能直接拉隔离开关, 防止在切除故障是, 引起母线短路或人身事故。
1.5.2 二次保险熔断处理:
1) 、根据现象判断熔断器是否熔断, 二次空开是否跳开情况, 汇报调度停用相关的保护 (备自投、频率减负荷装置) 2) 、经检查发现明显故障点, 在有关影响保护停用的情况下, 可将熔断器或空开试合一次。
2. 中性点不接地系统的单相接地
2.1
中性点不接地系统发生单相金属性接地, 接地相相电压为零, 未接地相相电压升高为线电压;当发生经高电阻接地时, 接地相相电压降低但不为零, 未接地相相电压升高但达不到线电压。
2.2 单相接地原因:
电力线路断线, 外来物件搭挂在电量配电线路上, 设备绝缘老化击穿。
2.3 单相接地处理:
值班员应现根据信号和表计指示判断故障和相别, 并向调度汇报, 并根据调度令进行线路试拉。当拉开某条线路系统接地信号消失, 则该线路就是故障线路, 通知调度进行查线。若所有线路都拉开接地仍然没有消失, 应考虑是两条线路的同一相接地或是母线故障。
3. 谐振过电压
3.1
谐振是一种稳态现象, 它不仅会在操作或事故时的过渡过程中产生, 而且还可能在过渡过程结束以后较长时间存在, 直到发生新的操作、谐振条件受到破坏为止。可见, 这种过电压一旦发生, 往往会造成严重后果, 会使设备绝缘击穿, 会使电磁式电压互感器激磁电流成多倍增大, 造成一次保险熔断, 并可能导致互感器烧毁。
3.2
谐振过电压产生原因虽然很多且原理分析相当复杂, 但归根结底是由于电网中的电容元件 (1/3ωCo) 和电感元件 (ωL) (尤其是带铁芯的铁磁电感元件如变压器、电磁式PT等) 参数的不利组合形成的。在此仅列举出谐振过电压产生时的电压变化, 以便与中性点系统的单相接地、PT保险一相熔断现象做一比较、区分。
3.2.1 分频谐振、高频谐振:
三相电压轮流或同时升高, 成倍增长 (分频谐振增长的倍数一般不超过相电压的2.5倍, 高频谐振增长的倍数为相电压的3～7倍等) , 线电压指示基本不变。
3.2.2 基频谐振:
三相电压中两指示数升高 (一般不超过3.2倍相电压) 、一相降低, 过电流很大、电压互感器有响声, 往往造成设备绝缘击穿、避雷器和电压互感器损坏、电压互感器保险熔断等。基频谐振和系统单相接地的现象相似, 即我们平时说的“假接地现象”。
综合以上1、2、3节的分析, 我们根据电压变化可做如下结论, 以透过三者的共性看三者各自的独特性, 从而清晰地区别PT一、二次保险一相熔断、中性点不接地系统的单相接地、谐振过电压现象。
(1) .PT一次或二次保险一相熔断 (假设A相熔断) :A相相电压降低, B、C相相电压不会升高, AC线电压、AB线电压也不会升高, BC相线电压不变。
(2) .中性点不接地系统的单相接地 (假设A相接地) :A相电压为零, B、C相相电压升高为线电压, 为A相金属性接地;A相电压降低但不为零, B、C相电压升高但低于线电压, 为A相经高电阻接地。
(3) .谐振过电压:三相电压同时多倍升高、线电压不变;或线电压不变, 相电压一相降低、两相升高且高于近1.85倍线电压 (由于基频谐振电压升高为3.2倍相电压, 单相接地时未接地相电压升高为√3倍的相电压或近√3倍的相电压, 1.85为3.2/√3所得, 以此数来区别基频谐振过电压与单相接地现象) 。
摘要：沧州章赵集控小区现管辖5个220kV变电站, 17个110kV变电站, 共有35、10kV线路300多条, 都属于中性点不接地的小电流接地系统。由于老化线路比较多, 天气有异常时经常会发生单相接地, 电压互感器断线内部过电压等现象, 而且有时都会造成保险熔断。变电站交流绝缘检查装置动作, 发“预告警铃信号”、“接地信号”、三相交流电压表指示不正常等。因保护现象雷同, 运行人员往往容易发生误判断, 延误障碍处理, 危及电网的安全运行。
一次接地 篇5
变电站接地装置是维护站内大型电力设备及运行人员安全的可靠保证与重要措施[1]。当发、变电站遭受雷击或者系统短路故障后,如果站内接地网接地阻值偏高或者材料、结构布置不合理,不仅会使得变压器等重要电力枢纽设备承受过电压造成绝缘破坏的危险,还将造成变电站内外一定区域内的电位偏高,给运行人员的人身安全带来潜在的威胁[2,3]。因此,在变电站接地网的设计及改造时,除了关注变电站接地网的接地电阻值以外,应该综合考虑材料本身对大型接地网的潜在影响。根据IEEE总结的几种变电站接地网常见事故类型,新型石墨复合接地材料在大型接地网使用时,除接地网接地电阻之外,还应着重考虑与接地网电位升有关的几个参数:网内电位差、网内电位差百分数、接触电压及跨步电压[4]。
国内现行变电站接地网一般以扁钢、镀锌钢最为常见,虽然钢材料成本较低,但钢材料耐腐蚀性差的缺点使得接地网多次测量、检修、改造等二次投入增加[5,6]。近年来,为减少变电站接地网钢材料的腐蚀造成的全寿命周期成本的追加,材料成本较高的铜、铜包钢等接地材料也开始逐渐投入使用。
本文从变电站接地网铜、钢以及铜包钢接地材料实际应用存在的问题出发,对比分析了铜、钢以及铜包钢接地材料腐蚀及运行维护情况,采用CDEGS计算软件[7]对比分析了典型接地网设计中不同土壤条件和不同接地网面积下,铜、钢接地材料在接地电阻、网内电位差、接触电压以及跨步电压的具体差别,为接地网的优化改造提供一定的参考。
1 变电站接地材料的腐蚀
从实际调查情况来看,我国变电站接地网仍以镀锌钢作为主要的接地材料,在一些土壤条件比较差、腐蚀性较强的新建变电站,已经广泛使用铜和铜包钢(镀层厚度一般在0.25 mm以上)接地材料从国内外研究情况来看,铜的耐腐蚀性一般为钢的4倍以上,尽管铜接地网一次建设投资高,但基本可以做到免维护[8]。镀锌钢或者普通钢接地材料易受土壤腐蚀,个别地区使用5～7年腐蚀已近一半,近年来我国出现多起由接地网腐蚀问题酿成的安全事故,如1981年广东员村220 kV变电站、1986年广西合山电厂110 kV开关站、1989年南京热电厂、1985-1986年湖北省胡集、潜江、武钢等3个220 kV变电站、1994年四川华莹发电厂、2009年六安牵引变电站等都曾因变电站接地网腐蚀引发大面积停电,损失严重[9]。
文献[10]给出了镀锌钢和铜包钢接地体的耐腐蚀性能对比,试验结果说明在该土壤条件下铜包钢能显著改善接地体腐蚀,而镀锌钢防腐性能较差实际施工应注意到,铜包钢接地材料在施工时应避免电镀层的破损,否则将形成局部化学原电池加速内芯钢材料的腐蚀。本文对几种接地材料在变电站应用时的接地特性做简要对比分析
2 土壤电阻率对几种接地材料特性的影响
根据IEEE总结的几种变电站接地网常见事故类型,新型石墨复合接地材料在大型接地网使用时,除接地网接地电阻之外,还应着重考虑与接地网电位升有关的几个参数:网内电位差、网内电位差百分数、接触电压及跨步电压。因此,本节运用CDEGS接地计算软件对不同土壤条件下铜、钢接地网的接地特性进行对比分析。
计算选取的比接地材料电磁参数分别为黄铜、45号钢和不同直径的石墨复合接地材料,各接地材料的电磁参数及直径尺寸如表1所示
假设发、变电站采用面积为100 m×100 m,接地网网孔为10 m×10 m,地网埋深为0.8 m。选取某一边角点为注流点,入地电流取工频1 kA。变电站土壤电阻率分别取50Ω·m、100Ω·m、300Ω·m、500Ω·m以及1 000Ω·m。计算结果如下:
2.1 接地电阻对比
表2列出了铜、钢以及铜包钢接地网接地电阻仿真计算结果对比情况。
由表2可知铜接地材料的接地电阻小于钢及铜包钢材料,且三者差异随着土壤电阻率的增大而减小。这种差异性主要来自于接地材料自身电阻率的不同,随着土壤电阻率的增大,其影响呈降低趋势,这也说明在高土壤电阻率地区仅更换接地材料的降阻效果不明显。
2.2 网内电位差及电位差百分数对比
接地网网内电位差反应了接地网的散流能力,过高的网内电位差使得低压设备的绝缘破坏危险性增大,对比不同土壤条件下的铜、钢接地网的网内电位差如表3所示。
由表3可知,随着土壤电阻率的增大,不同接地材料的网内电位差在数值上均呈现出上升趋势。这是由于土壤电阻率越低,接地体中的电流越容易散流到土壤中,各点电位差越均衡,网内电势差也就越小。随着土壤电阻率的增大,石墨复合接地材料与其他接地材料网内电位差的差异减小。
接地网网内电位差百分数直观地表征接地网各测量点的电位变化梯度,铜、钢接地网电位差百分数对比如图1所示。
由图1可知,相对于铜接地网,钢接地网的网内电位差变化幅度较大,这也说明铜接地体由于电阻率低、磁导率相对较小,电流更容易散流到土壤中,使得网内各点的电位相对平均。
根据以上分析可知,针对散流性相对较差的钢接地网,需根据变电站重要电气设备的安装位置对接地网进行优化,避免网内电位差对于电气设备绝缘的潜在破坏性显得尤为重要。当钢接地网网内电位差较大时,一般可采用增设接地网均压带,在电位极大点设置垂直接地体等优化措施改善接地网电位分布。
2.3 接触电势对比
接触电压是指人站在发生接地短路故障设备旁边,距设备水平距离0.8 m,人手触及设备外壳时,手与脚两点之间呈现的电位差,是衡量接地网保障变电站运行人员的重要指标。表4列出铜、钢以及铜包钢组成的接地网在不同土壤条件下接地网的最大接触电势。
由表4仿真计算结果可知,在接地网某一边角注流的前提下,接地网最大接触电势均出现在了4个边角沿45°角外延方向上。其中铜材料接地网散流性能优于钢和铜包钢接地网,其最大接触电势小于钢和铜包钢接地材料,随着土壤电阻率的增大,这种差别呈现出下降趋势。需要指出的是,接地网的接触电势与注流点位置密切相关。仍以实例所示的接地网为例,改变边角注流点为中心注流点,几种接地材料接地网的最大接触电压均降低。
对于接触电压相对较大的接地网而言,除了防患于未然,加强边角处电气设备的绝缘水平外(如增设绝缘支架等措施,设置警示牌等等),具体到接地网的优化措施包括:在接地网边角处用圆弧形接地网代替直角形接地网,在边角的接地网网格增设接地体数量尤其考虑增设垂直接地体的数量,对于新建变电站接地网,采用非等间距接地网不仅能降低网内电位差,同时可以降低接地网的最大接触电压。
2.4 跨步电压对比
跨步电压是评估变电站接地网安全的重要指标,跨步电压与网内电位差密切相关,对比铜、钢以及铜包钢接地网的跨步电压如表5所示。
由表5仿真计算结果可知,当接地网采用边角注流时,铜、钢以及铜包钢接地网的跨步电压为4个边角外延方向上(计算时采用梯形跨步电位)。与接触电势相类似,铜接地网的跨步电压小于钢和铜包钢接地网的跨步电压,但随着接地网土壤电阻率的增大,三者之间的差别减小。这主要是由于低土壤电阻率下各接地网能够克服接地体的屏蔽效应能散流到接地网中心,随着土壤电阻率的增大,各接地网的散流能力减弱,使得电流密度多集中在接地网周边,从而使得四周的跨步电压增大。
一般对于变电站接地网而言,虽然跨步电压的危险性比接触电压的小,但对于跨步电压超标的接地网,仍要采取接地网优化措施降低潜在危险。如采用地面铺鹅卵石、增设水泥沥青绝缘路面,在人行道附近增设均压带等方式。
3 接地面积对几种接地材料特性的影响
除了土壤电阻率对接地网的接地特性有影响之外,接地面积也直接影响着接地网的接地特性。对于土壤电阻率较高的变电站接地网,一些扩大接地面积、更换接地材料的降阻方式往往不能达到预期效果,下面对不同接地网面积下,铜、钢以及铜包钢等接地材料的接地特性进行对比分析。
取变电站土壤电阻率为300Ω·m,变电电站接地网边长为50 m、100 m、200 m和400 m,网孔设置假设均为10×10 m,埋深均为0.8 m。选取中心网孔为注流点,入地电流仍取工频1 kA。
3.1 接地电阻对比
表6列出了不同接地面积的铜、钢以及铜包钢接地网接地电阻仿真计算结果对比情况。
由表6可知,在接地面积较小时,铜、钢及铜包钢接地材料的差距不大,随着接地网面积的增大,—三者的差异性增大,这是因为接地电阻有接地网本体电阻、土壤电阻以及接触电阻组成,接地网面积增大,从而使得接地体本体电阻对接地电阻的影响越大。
3.2网内电位差及电位差百分数对比
铜、钢以及铜包钢3种接地材料接地网的网内电位差对比如表7所示。
由表7可知,随着接地网面积的增大,三种接地材料在网内电位差数值上的差异性变大。另外从接地电位差百分数可以直观地表征这一变化。
由图2可知,不同材料的接地网的电位差百分数均呈现出先下降后上升的趋势。其原因主要是接地网面积增大使得有效接地面积趋于饱和,使得边角处的电流密度减小,从而与网内电势最高点的差值表现为上升趋势。
3.3 接触电势对比
不同接地面积的铜、钢以及铜包钢组成的接地网的最大接触电势对比如表8所示。
随着接地网面积的增大,铜、钢以及铜包钢接地的最大接触电压均降低。同时,随着接地网面积的增大,同样受有效接地面积趋于饱和的影响,各接地网最大接触电势的差异性呈现出明显差异性。
3.4 跨步电压对比
不同接地面积的铜、钢以及铜包钢组成的接地网的跨步电压对比如图3所示
由图3可知,随着接地网面积的增大,不同接地材料的跨步电压呈现出与接触电压一致的变化特点。随着接地网面积的增大,各接地网的最大跨步电压在数值上均减小,但与其他接地材料的相对差异呈增大趋势。
4 结论
本文从变电站常用接地材料如铜、钢、镀锌钢、铜包钢等接地材料的使用成本及腐蚀问题出发,对比分析了几种接地材料在不同情况下的接地特性,主要结论包括:
(1)钢或镀锌钢材料材料成本较低,但长期耐腐蚀性能不佳,铜或铜包钢接地材料避免因腐蚀造成的二次维护成本,铜包钢接地材料在施工时应保证铜镀层的完整性,避免加速腐蚀钢芯材料。
(2)在低土壤电阻率下,铜接地材料的接地特性优于铜包钢和45#钢接地材料,随着土壤电阻率的增大,三者在接地电阻、网内电位差及梯度、接触电压和跨步电压等接地特性的差异性降低。应根据实际材料接地特性采取可靠的优化及改造措施。
(3)随着接地网面积的增大,不同的接地材料的有效接地面积趋于饱和,各接地特性之间的差别增大,铜接地材料的接地特性优势明显。
本文所述内容为变电站接地网的设计、接地材料的选择及接地网的优化改造措施提供一定参考。
参考文献
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