电阻分压器（精选8篇）
电阻分压器 篇1
0 引言
冲击高电压的测量方法有很多种, 比较常用的是冲击分压器测量系统。冲击分压器可分为电阻分压器, 电容分压器和阻容分压器[1]。本文所考虑的分压器是冲击电阻分压器, 它由屏蔽电极, 高压臂和低压臂组成, 其中高低压臂均为电阻臂。冲击电阻分压器与稳态电压下的分压器基本原理相似, 但由于有动态特性的要求, 它应尽可能做成接近是无感的。现有高压臂通常用优质电阻丝以无感绕法绕制于圆形绝缘骨架上。常用的无感绕法有双线双层反向绕法;双线单层反向绕法和单线单层反向绕法。分压器的寄生电容会和分压器阻抗元件的剩余电感构成高频振荡回路, 导致输出波形畸变[2], 减小剩余电感可缓解输出波形畸变, 使响应时间变短[3,4,5]。因此探讨分压器高压臂电阻丝的绕法, 减小电感是有意义的。
本文计算了相同条件下三种无感绕法的电感值, 分析了不同骨架形状和骨架周长对于电感值的影响。本文在计算过程中运用了有限元仿真软件。有限元算法是解决有限域电磁场问题的一种有效方法, 由于有限元方法有通用性强、易于处理复杂分块均匀介质, 且能同时求取电容及电感等优点, 在电磁场数值计算方法中独树一帜[6,7]。
1 高压臂设计
1.1 电阻丝绕法
图1 (a) 所表示的是双线双层反向绕法的结构, 在绝缘筒上以螺旋间绕第一层 (内层) , 包扎绝缘层后再以反方向螺旋间绕第二层 (外层) , 包扎绝缘层后浸渍绝缘漆制成。其值可按下式计算[8]:
式中a1和a2———内层和外层绕组的半径, 厘米;l———绕组的长度, 厘米;W———单层绕组的匝数;δ———两层电阻丝的中心距离, δ=a2-a1。
图1 (b) 所示的是双线单层反向绕法结构。在绝缘筒或绝缘板上用两根电阻丝以相反方向螺旋间绕。与双层绕法相比较, 由于没有绝缘层, 单层绕法具有较小的剩余电感。双线单层反向绕法的剩余电感计算公式如下[8]:
式中ρ———电阻率, 微欧·厘米;K'———系数, 机绕取1.0, 手绕取1.3。T'可根据电阻丝的直径d和电阻率ρ以及匝距a查出[8]。
图1 (c) 表示单线单层反向绕法的结构。在绝缘筒或绝缘板上用一根电阻丝以相反方向来回间绕。这种绕法的剩余电感虽然稍微大一些, 但绝缘强度比较高。剩余电感可按下式计算[8]:
式中n———环的个数;l———环的长度, 厘米;d———环的宽度, 厘米;r0———电阻丝的半径, 厘米。
1.2 剩余电感
本文以300 k V冲击电阻分压器为算例, 设计过程中高压臂电阻值选取5 kΩ, 采用直径0.16 mm的卡玛电阻丝 (6J22型) 绕制, 电阻丝包绝缘层后直径为0.19 mm。电阻丝以三种绕法绕于周长为90 mm的圆形绝缘筒上。分别计算得出每种绕法的剩余电感如下:
计算结果中, 双线双层绕法的电感值是双线单层绕法的10.78倍, 单线单层绕法的电感值是双线单层绕法的1.97倍, 可见在用相同电阻丝绕制, 高压臂电阻相同的情况下, 双线单层绕法对于电感的降低最为明显。但是此绕法绝缘强度比另外两种绕法低, 实际可根据需要选择绕法。
2 骨架的影响
2.1 骨架形状的影响
本文以双线双层反向绕法为例, 讨论骨架形状对于剩余电感的影响, 分析的骨架为圆形和矩形。采用上文1.2节的算例, 已得出圆形骨架双线双层绕法的剩余电感为145.30μH。保持电阻丝特性和骨架周长不变的情况下分析矩形骨架。矩形骨架由于没有特定的计算公式, 因此通过软件仿真计算, 采用Infolytica公司的有限元仿真软件Magnet进行磁场分析。
保持骨架周长90 mm不变, 建立边长为22.5 mm的正方形骨架, 骨架外绕两层电阻丝, 通以不同方向的电流仿真读出电阻丝线圈的磁链, 除以电流, 得出周长90 mm的正方形骨架双线双层反向绕法的剩余电感为114.22μH, 比同周长相同绕法下的圆形骨架的剩余电感减小21.4%。
现令骨架周长不变, 改变矩形骨架的长和宽, 研究电阻丝电感值的变化, 其仿真结果如图2所示。
由图2可以看出, 在骨架周长不变的情况下, 随着矩形骨架短边宽的增加, 电感值增加, 其增长趋势逐渐变缓。当矩形骨架的短边宽等于长边宽, 即矩形骨架为正方形骨架 (本例中为22.5mm) 时, 电感值最大, 约为114.22μH, 小于同周长圆形骨架的电感。随着矩形骨架短边宽的减小, 电感迅速下降, 当短边宽为5mm时电感值为45.59μH, 为最大值的39.91%。
2.2 骨架不同周长的影响
现改变骨架的周长, 范围从70 mm至105 mm, 对圆形骨架的双线双层绕法进行仿真分析, 研究电感值变化, 在电阻值相同的情况下, 其结果见如图3。
从图3中可以看出, 电感值随着骨架周长的变化基本不变, 这是因为虽然骨架周长的增加使得电阻丝的总匝数略微变小, 但是磁通面积随之增加, 从而使得电感基本不变。实际仿真结果当周长为70 mm时, 电阻丝匝数为2 126, 电感值为148.52μH, 当周长为105 mm时, 电阻丝匝数为1 418, 电感值为148.09μH。
3 结束语
本文介绍了冲击电阻分压器电阻丝常用的三种无感绕法, 比较了相同条件下三种无感绕法的电感值, 分析了骨架形状和骨架周长对于电感值的影响, 结果表明:在电阻丝和骨架相同的情况下, 双线单层绕法的电感最小;对于双线双层反向绕法, 骨架周长相同时, 矩形骨架的电感小于圆形骨架的电感, 矩形骨架长宽比越接近1电感越大;对于圆形骨架, 电感值随着骨架周长的变化基本不变。在绕制高压臂电阻时, 可根据需要选择合适的绕法和骨架尺寸。
摘要：对于冲击电阻分压器, 在测量短脉冲时需要考虑剩余电感的影响。对冲击电阻分压器高压臂电阻的三种无感绕法进行介绍, 比较了相同条件下三种无感绕法的电感值, 分析了不同骨架形状和骨架周长对于电感值的影响。结果表明:在骨架相同的情况下, 双线单层绕法的电感最小;对于双线双层反向绕法, 骨架周长相同时, 矩形骨架的电感小于圆形骨架的电感, 矩形骨架长宽比越接近1电感越大;对于圆形骨架, 电感值随着骨架周长的变化基本不变。
关键词：冲击电阻分压器,剩余电感,高压臂,无感绕法,骨架
参考文献
[1]Naidu S R, Neto A F C.The Stray-Capacitance Equivalent Circuit forResistive Voltage Dividers[J].IEEE Trans.Instrum.Meas, 1985, 34 (3) :393-398.[2]张仁豫, 陈昌渔, 王昌长.高电压试验技术[M].第三版.北京:清华大学出版社, 2009:146-156.[3]行鹏, 苏春强, 林国生, 等.冲击电阻分压器响应特性的研究[J].高压电器, 2011, 47 (10) :26-33.[4]胡晓倩, 杨菁, 张莲.电阻分压器的集中参数电路模型及分析[J].重庆工学院学报, 2009, 22 (7) :96-98.[5]马连英, 曾正中, 安小霞, 等.一种用于测量快前沿高压脉冲的电阻分压器[J].电工电能新技术, 2010, 29 (1) :58-63.[6]韩社教.无界域电磁场问题分析的有限元-解析结合解法研究及其应用[D].西安:西安交通大学电气工程学院, 2002.[7]Han S J, Gu S Q, He J L, et al.Computation of axisymmetric openboundary eddy-current field problems[J].IEE Proc.-Sci.Meas.Technol, 2004, 151 (3) :159-166.[8]华中工学院, 上海交通大学.高电压试验技术[M].北京:水利电力出版社, 1982:106-191.
电阻分压器 篇2
关键词：接地变压器;接地电阻;计算
0 引言
水泥企业中压配电系统的电网中性点接地方式与电网的电压等级、单相接地故障电流、过电压水平以及保护配置等有密切关系。它直接影响电网的绝缘水平，电网的供电的可靠性、连续性和运行安全性，通过合理的选用，有利于保证企业内部的配电系统的可靠性，避免设备损害等事故的发生，对企业安全运行起着重要的作用。
目前我国的水泥企业在110kV及63kV进线端常用的接地方式为中性点有效接地系统（一般由当地供电网络确定），企业内部10kV及6kV配电系统常用的接地方式为中性点不接地、经消弧线圈接地、经电阻接地和经消弧柜接地。
考虑到企业内配电线路均由电缆线路构成，单相接地故障电容电流较大，且需要快速切出故障，同时电缆和电气设备还可采用绝缘水平较低的等级，以及一些海外同类企业中性点接地方案的引入，因此国内企业慢慢开始采用主要以中性点串电阻接地的方式，该方式能有效解决上述问题，并契合海外企业的技术要求。在电源主变是Y/△接线的中性点经电阻接地系统的接地方式有2种，第一种是接地变压器接于10kV或6kV中压母线段，接地变的中性点串低电阻接地。第二种是接地变压器直接接于主变△线圈引出线端，其中性点串低电阻接地。在水泥企业第一种接线方式具有一定的普遍性。但目前我国还没有规范对中性点接地电阻和接地变压器的选择的明确规定，所以在选用上就存在一些不同，本文以其在一水泥生产线工程中选用的实例，提供一个选用方法供大家探讨。
已知伊朗NGCC水泥生产线工程现有中压配电线路长度约15000米，投资方要求厂内6.3kV配电系统采用串电阻接地方式，其6.3kV系统为中性点不接地系统。
首先我们考虑通过在总降压站6.3kV母线配置接线形式ZN，yn11专用三相接地变压器引出中性点，再串电阻接地，其主要参数计算方法如下：
1 核算系统电容电流
线路单相接地电容电流为IC1=0.1Url=0.1×6.3×15=9.45A
综合考虑变电所增加后的电容电流为IC=KIC11.18×9.45=11.15。
其中K为整个变电站内其他设备的容性电流系数，一般取1.18。
2 接地电阻器
目前我国还没有规范对中性点接地电阻的选择的明确规定，而有些供电部门对当地供电系统中性点接地电阻型式和单相接地故障电流都作出了具体规定，设计时应满足当地供电部门要求。如无具体要求可从降低配电网过电压水平考虑，依据国内相关机构做的EMTP程序计算、过电压模拟试验及各地运行经验表明，弧光接地过电压水平随着流经电阻的阻性电流IR增加而降低，当IR≈4IC时，过电压水平可降到2.0PU以下，一般取IR≈4IC，即IR≈4×11.15=44.6A，实际应用中可取IR=100A （IC 为系统电容电流）
额定电压：UrR？叟1.05×1.05×6.3/1.732=3.82kV实际取UrR=6.3kV
阻值：R=×103=6.3/1.732/100×1000=36.4Ω
IR-电阻电流A， Un-系统额定标称电压kV。
接地电阻器材质的选择，材质主要有铸铁、不锈钢、合金及非金属材料等，目前多采用特殊不锈钢合金复合电阻元件，它具有温度系数小，电阻值稳定、体积小、电阻率高、耐高温、耐腐蚀等特点，比较符合水泥企业的工作环境。
3 接地变压器
目前我国接地变压器的容量尚未规范化，暂可按接地电阻或接地电流IR核算，当IR=100A时，接地变的短时容量为SrT1= =100×6.3/1.732≈364kVA。
根据IEEE-C62.92.3-1993（R2005）标准做出过载系数的规定可将变压器的短时容量换算为持续容量， 一般接地装置按投运60s设计时，查询可知变压器允许过载系数K为4.7。
则变压器持续容量SrT=364/4.7=77kVA，所以取国内标准容量100kVA。
额定电压：UrT=Ur=6.3kV（UrT——额定一次电压，Ur——系统额定标称电压）;
IEEE-C62.92.3-1993（2005）
4 结论
经过上述分析计算，得出了当电容电流约为10A时，该企业接地变压器基本参数：额定电压：6.3kV，额定容量：100kVA，接地电阻基本参数：额定电压：6.3kV，额定阻值：36.4Ω。当然在实际工程验算中，也还可以考虑一定的裕度，比如适当提高接地电阻电流降低电阻值，可改善继电保护灵敏度等。
本文在接地变压器和接地电阻尚未规范化的情况下，给出其在水泥企业中计算和选用的方法，也是为其在本行业和其它领域能得到很好的运用提供一个参考。
参考文献：
[1]中国航空工业规划设计研究院，等.工业与民用配电设计手册[M].中国电力出版社.
[2]北京钢铁设计研究总院，等.钢铁企业电力设计手册[M].冶金工业出版社.
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电阻分压器 篇3
关键词：脉冲功率源,高压,电阻型分压器,晶闸管
电容储能脉冲功率源由电容器将初级能源所提供的能量先存储起来,再利用时序控制技术、开关技术和脉冲成型技术将能量以脉冲形式瞬间释放以实现高功率,输出给负载[1],晶闸管作为开关器件串联在电容和负载之间,控制着电容向负载的放电。
对脉冲功率源中晶闸管开关导通过程的测试不同于普通的高压测试,该高压信号由静态高压以及过渡过程两部分组成,传统的高压电阻在进行高压测试时选取阻值较高,在采集过渡过程电压时容易造成波形失真; 而由于分压器需要在脉冲功率源装置充电过程中就接入电路,测试高压信号时间较长,选取的阻值过小,分压器的功率以及耐热特性达不到测试要求,因此,研究兼顾动态和稳态高压准确测量的高压分压器对工程应用具有重要意义。
1 电阻型分压器参数模型
理想的电阻型分压器只由高低压臂电阻构成,结构相对简单,但在测量脉冲功率装置中晶闸管两端高压信号时,高压信号的波形转换沿是由高频部分组成的,分压器的分布参数对高频信号影响比较严重,因此需将分压器高低压臂对高压引线、对地的杂散电容,残余电感等参数都考虑在内,得到分压器分布参数模型如图1 所示。
采用微元的数学思想,将分压器沿高低压臂均分为n份,设分压器长度为h,每份记为dh,由等效电阻Rg与电感Lg串联后再与电容Cg并联组成。各节点对高压引线的电容记为Cq1,…,Cqm…,Cqn,对地的杂散电容为Cp1,…,Cpm…,Cpn。由于该数学模型将分布参数考虑在内,分析过程相对复杂,在实际工程计算中,往往假设分布参数沿高低压臂均匀分布,把电阻分压器的对地电容等效成处于分压器中部的一个集中电容的效应[2],在分析过程中大大减小了模型的复杂程度,分压器集中参数模型如图2所示。
分压器高低压臂的对地杂散电容为C0、C1,由于纵向电容对于输出波形的影响不大[3],因此在工程中可以忽略纵向电容的影响。设输入电压信号为U0( t) ,输出低压信号为U1( t) ,根据电路相关理论[4]可以计算出分压器系统的响应时间
由于所测脉冲功率装置的电压较高,因此分压器的分压比需要设置较大,即有R0> > R1,上式可以化简为
其中R0、R1表示高、低压臂电阻,L0、L1分别表示高低压臂的杂散电感。通过对式( 2) 分析可知,电阻型分压器系统的响应时间可以看成由两部分组成,杂散电容和杂散电感对响应时间的影响是相互独立的。
2 电路参数对输出的影响分析
2. 1 杂散电感对输出的影响
如果单独考虑杂散电感对低压端输出波形的影响,分压器结构如图3 所示。此时,低压端输出方程为
由式( 3) 可知杂散电感会使输出电压发生畸变,且杂散电感的值与电压波形的畸变程度呈正相关。由于设计电阻型分压器时应满足公式( 4)[5]
设计电路参数: 阶跃高压信号5 k V,高压时间1 μs,周期为3 μs,分压比1 000∶ 1,高压臂电阻100 kΩ,代入式( 4) ,有Lg< 5m H,Cg< 43 p F。
采用不同的杂散电感值对电路进行仿真,仿真结果如图4 所示。
从仿真结果可以看出,增大杂散电感会对输出波形造成畸变,延长分压器系统的响应时间,使输出波形的高频部分信息丢失。由式( 2) 可知杂散电感对响应时间的影响与杂散电感与电阻的比值有关,为了保证分压器低压端输出非失真的小信号,应尽量使L0/ R0值不高于L1/ R1值,一方面应该减小高压臂的电感值; 另一方面对低压臂的电感进行补偿( 增大低压臂电感值) ,可以有效地优化输出波形[6—8]。
2. 2 对地杂散电容对输出的影响
当忽略分压器中杂散电感的影响时,分压器模型如图5 所示。
杂散电容对系统响应时间和低压输出信号的影响可以分别表示为式(5)、式(6)采用不同的对地杂散电容值对电路进行仿真,仿真结果如图6所示。
分析仿真结果可知,在其余电路参数不变的情况下,增大杂散电容将会加长系统的响应时间,Cg的存在将会使低压端输出波形的上升时间比实际上升时间更长。因此应该减小分压器系统的杂散电容。分压器的杂散电容主要与分压器的尺寸相关,减小分压器尺寸会有效的降低杂散电容,从而减小响应时间; 也可采取在分压器的高压端加入屏蔽电极的方法以改变高压部分的电位分布,同样能够补偿杂散电容对响应的影响[9]。
2. 3 电阻值对输出的影响
下面分析保持分压比不变的情况下,电阻值对低压端输出的影响。采用分压比1 000∶ 1,阶跃高压幅值5 k V,杂散电容值为6 p F,杂散电感值为10 n H。
可见,除分布参数外,分压器电阻值增大也会加长系统的响应时间,造成分压器低压输出信号下降沿信息丢失,波形畸变。而由于电压采集装置需要较长时间接入电路,选用的电阻值过小,电阻两端的热功率会很大,电阻的温升容易造成分压器的变比发生改变[10]; 另一方面若阻值过小,不利于阻尼残余电感与杂散电容之间的振荡[11,12]。因此应选择合适的耐高温、高压的电阻构成分压器。
3 实验设计与结果分析
选用2 个RI80—20 型50 kΩ/20 W的玻璃釉膜电阻串联构成高压臂电阻,长度为114 mm/个; 低压臂选用100 Ω 的金属膜电阻,此外,在电路中加入补偿电感的方式以减少响应时间,分压器电路图如图8 所示。
3. 1 采集系统对电容储能脉冲功率源装置的影响分析
将分压器接入电容储能脉冲功率源装置中,此时电路原理图如图9 所示。
在电容充电过程中,充电开关S1闭合,泄放开关S2断开,充电装置为电流1 A的恒流源。分压器接入电路之前由
可知
即充电过程中电容C1两端电压线性增加,电容值为1. 24 m F时充电到5 k V时间为6. 2 s,加入分压器装置后,电容会对分压器电阻放电,电路仿真波形如下
如图所示,电压信号采集装置接入电路后,电容储能脉冲功率源的充电时间延长0. 2 s左右,对装置的影响不大。
3. 2 分压器热容量分析
分压器用于电容储能的脉冲功率源中,由于负载电阻远低于分压器电阻,因此分压器两端电压近似为电容两端电压,在充电过程中计算分压器装置的功率
分压器装置在6. 4 s的时间内产生的热量为567. 9 J,考虑从充电完成到晶闸管触发时间为1 ~ 2s,按1. 5 s计算共产生热量约942. 9 J。在分压器接入过程中,电阻可以通过大空间自然对流散热,由公式
式( 10) 中 Φ 表示流体与固体表面的对流传热量,h表示表面对流传热系数,Nu为努塞尔数,λ 是静止流体的导热系数,Gr为格拉晓夫数,Pr为普朗克数,l是电阻的特征长度,v表示空气的运动黏度,C、n由传热类别决定。由于高压的臂电阻为横放圆柱体,C值为0. 48,n为0. 25,代入式( 10) ,计算得到在6. 4 s内电阻可通过自然对流散热1. 5 J,即在整个过程中积累热量941. 4 J。
RI80-20 型50 kΩ /20 W的玻璃釉膜电阻中玻璃釉膜质量为42 g( 共82 g,黄铜质量约为40 g) ,采用特殊的陶瓷芯材料,比热容优于普通的复合陶瓷,复合陶瓷的比热容为850 J/( kg·℃) ,试验温度按照20 ℃标准温度,1 标准大气压计算,由公式
可知在工作过程中,温度升高13. 2 ℃,电阻可以正常工作( 玻璃釉膜电阻工作温度- 55 ~ 70 ℃) 。经过以上分析,设定的电阻型分压器基本满足监测电容储能脉冲功率源晶闸管两端电压的要求。
3. 3 实验结果分析
现按照图9 搭建实验电路,分压器装置并联到晶闸管两端,使用Tektronix TPS 2014 型隔离通道数字存储示波器采集分压器输出端的电压信号,电容充电到5 k V,给晶闸管门极触发信号,观察电压波形如图11 所示。
如图所示,采用图9 设定的分压器接入脉冲功率装置时,测量电压波形无明显畸变,具有较好的抗噪性能,在晶闸管触发瞬间,能较为真实的还原波形; 使用8886 型非接触性红外线温度测试计测量实验前后电阻温度,实验前电阻温度21 ℃,实验结束后电阻温度32 ℃,实际温升11 ℃,符合设计要求。
采用相同的采样率、分压比,功率满足要求的不同阻值分压器作为转换装置测量电压信号,实验结果如图12 所示。
实验结果表明,分压比不变的情况下,增大高压臂电阻,分压器低压端输出电压会有明显畸变、振荡等情况的发生,波形的响应以及分压器装置的抗噪能力也会相应下降; 而选用更小的阻值时,由于电阻承受的热功率会更大,所以选用的电阻的功率需要更大,电阻的尺寸会相应增大,分压器的分布参数影响比较严重,造成输出波形失真情况发生,采用阻值100 kΩ 设定比较合理。
如图所示,电路中加入设定的补偿参数后分压器装置的抗噪能力有所提高,响应速度更快,对于输出波形有明显优化。
4 结论
( 1) 根据电容储能脉冲功率源晶闸管两端电压的变化特性,建立电阻型分压器的集中参数模型,仿真并分析了杂散电容、杂散电感等参数对输出波形的影响,并推导出响应时间的计算公式,对有效地优化输出波形提供了理论依据。
( 2) 根据仿真和分析结果,提出适用于测量晶闸管两端阶跃高压信号的电阻型分压器,并分析了分压器的接入对于电容储能脉冲功率源装置的影响,经实验验证,该分压器高频特性较好,能够实时、准确地监测电压信号,所测波形较为稳定,符合设计要求。
( 3) 与其他参数的分压器进行比较,实验结果表明,设计的分压器参数比较合理,在测量该阶跃高压信号时有效地避免了波形失真,为其他含静态高压和过渡过程的高压测试技术分析提供了基础。
参考文献
[1]郑建毅,何闻.脉冲功率技术的研究现状和发展趋势综述.机电工程,2008;25(4):1—4Zheng Jianyi,He Wen.Review of research actuality and development directions of pulsed power technology.Mechanical&Electrical Engineering Magazine,2008;25(4):1—4
[2] 胡晓倩,杨菁,张莲.电阻分压器的集中参数电路模型及分析.重庆工学院学报(自然科学),2008;22(7):96—98Hu Xiaoqian,Yang Jing,Zhang Lian.A lumped-parameter circuit model of resistive divider and its analysis.Journal of Chongqing Institute of Technology(Natural Science),2008;22(7):96—98
[3] 徐伟东,宣伟民,姚列英.PSM高压脉冲电源用多绕组变压器分布参数的分析.高电压技术,2010;36(6):1530—1536Xu Weidong,Xuan Weimin,Yao Lieying,et al.Development of one PSM high voltage pulse power supply unit.High Voltage Engineering,2010;36(6):1530—1536
[4] 周守昌.电路原理.北京:高等教育出版社,1999Zhou Shouchang.Theorem of Electrical Circuit.Beijing:Higher Education Press,1999
[5] 马连英,曾正中,安小霞,等.一种用于测量快前沿高压脉冲的电阻分压器.电工电能新技术,2010;29(1):58—61Ma Lianying,Zeng Zhengzhong,An Xiaoxia,et al.A resistance divider for measurement of high voltage pulse with fast rise time.Advanced Technology of Electrical Engineering and Energy,2010;29(1):58—61
[6] 王雅丽,毛晓惠,邵葵,等.HL-2A型受控核聚变装置高压电源用脉冲分压器的设计.高电压技术,2012;38(4):971—977Wang Yali,Mao Xiaohui,Shao Kui,et al.Design of pulse divider for the high voltage power supply on HL-2A controlled nuclear fusion device.High Voltage Engineering,2012;38(4):971—977
[7] Zeng Zhengzhong.Practical pulse power technology introduction.Xi’an:Shaanxi Science and Technology Press,2003
[8] Baldwin R E.A high current engineers approach to a high voltage impulse measurement problem.Technical Digest of the 11th IEEE Pulsed Power Conference.Baltimor,MD,USA:IEEE,1997:1239—1244
[9] 陈炜峰,蒋全兴.一种电阻脉冲分压器的研制.高电压技术,2006;32(7):76—78Chen Weifeng,Jiang Quanxing.Design of resistive divider for measuring HV pulse.High Voltage Engineering,2006;32(7):76—78
[10] 牛海清.电阻分压器电场计算及其结构参数的确定.华南理工大学学报(自然科学),2004;32(1):33—36Niu Haiqing.Electric field calculation and structural parameter determination of resistance divider.Journal of South China University of Technology(Natural Science Edition),2004;32(1):33—36
[11] 曲忠旭,陈炜峰,刘伟莲.高压纳秒脉冲电阻分压器的结构.电子测量技术,2009;32(11):23—26Qu Zhongxu,Chen Weifeng,Liu Weilian.Structure of high-voltage nanosecond pulse resistor divider.Electronic Measurement Technology,2004;32(1):33—36
变压器绕组直流电阻解析 篇4
1 变压器绕组直流电阻的温度因素
根据物理学中导体导电能力与温度之间的关系, 绕组的直流电阻和温度是相关的。
(1) 电阻温度换算公式:
t1——绕组温度
T——电阻温度常数 (铜线取235, 铝线取225)
t2——换算温度 (75℃或15℃)
R1——测量电阻值
R2——换算电阻值
(2) 在温度变化范围不大时, 纯金属的电阻率随温度线性地增大, 即ρ=ρ0 (1+αt) , 式中ρ、ρ0分别是t℃和0℃的电阻率, α称为电阻的温度系数。多数金属的α≈0.4%。由于α比金属的线膨胀显著得多 (温度升高1℃, 金属长度只膨胀约0.001%) , 在考虑金属电阻随温度变化时, 其长度l和截面积S的变化可略, 故R=R0 (1+αt) , 式中和分别是金属导体在t℃和0℃的电阻。
因此测量绕组直流电阻时必须测量绕组的温度, 温度测量的准确度直接影响绕组直流电阻测量结果的准确度。生产维护中以20℃为准, 将所有测量数据都换算到20℃进行数据比较。测量变压器温度之前, 变压器应该在恒定的环境温度下静止不少于3h。虽然变压器一般有不少于两个温度计, 这样测得的温度仍然不够准确。绕组励磁对油温造成一定的温差, 绕组上中下部油温存在差异。所以应该在成本与条件允许的条件下将温度传感器置于绕组上中下三个部位, 在计算温度时取平均值。目前使用的绕组直流电阻测试仪只进行绕组计算, 应该升级测量仪器的处理单元使用一些具有一定运算能力的单片机, 将电阻温度换算公式集成到仪器的处理单元中, 并且在每次试验之前将试验温度输入测量仪器之中。这样可以便于试验人员对历史数据进行比较, 做出判断, 对设备给出试验结论。方便试验人员的同时, 还可以避免由于人工计算而产生的错误。
2 缩短测量时间
为了提高用户对企业的满意度和对电力能源的特殊需要, 公司对供电质量和停电时间有严格的控制。要求尽可能的短时间停电, 这样就要求现场工作人员尽量缩短工作时间。变压器的绕组在直流激磁时电感大, 直流电路达到电流稳定时间比较长, 特别是测量三相五柱铁心的大型变压器。国内外的技术人员进行了多年的工作, 已有了一定的进展。缩短测量时间经常采用的方法有以下几种方法: (1) 减小时间常数法, 在线性电路中可以通过增加电路内串联电阻的方式来减小线路的时间常数, 从而缩短测量时间; (2) 恒流源法直流电阻测量装置, 恒流源可以通过在测试线路内提高电压来提高稳定电流值, 测试时间能够缩短; (3) 绕组串联法, 可以通过将高压绕组和低压绕组串联来保持两个绕组中电流对铁心的励磁方向相同, 励磁安匝数提高使铁心饱和以减小铁心的电感, 以此缩短测试时间; (4) 感应电动势法, 可以在电源接通很短的时间内测出数据。
3 直流电阻测量的程序和数据分析
3.1 直流电阻测量仪器测量电流选择
根据被测变压器的容量、直流电阻值、额定电流、绕组联结, 选择测量直流电阻的电流, 最大测量直流电阻的电流不大于10%被试绕组额定电流, 通常可用3%至10%被试绕组额定电流作为测量直流电阻使用的电流值。试验数据因电流较大更准确一些, 但测试电流不能大于12%额定电流。测试电流要考虑测试设备的电压和电流容量, 电流大时, 需要高电压, 不超过设备输出电压。大型变压器测试电流不能太小, 达不到铁心饱和的目的, 将延长测试的时间。在试验设备容量较小时, 可选择不同方法减小测试时间。
3.2 测量结果判断
《规程》规定: (1) 1.6MVA以上的变压器, 各相绕组直流电阻相互间差别 (相间差) 不应大于三相平均值的2%;无中性点引出的绕组直流电阻相互间的差别 (线间差) 不应大于三相平均值1%。 (2) 1.6MVA以下的变压器, 相间差别一般不大于三相平均值的4%;线间差别一般不大于三相平均值的2%。 (3) 测得值与以前相同部位测得值比较, 其变化不应大于2%。
三相不平衡或测量数据与 (出厂试验数据) 相差太大, 有以下几个原因: (1) 变压器套管中导电杆和引线接触不良, 造成接头发热现象, 利用红外影像技术可以进一步确定故障位置。 (2) 分接开关接触不良, 可能是分接开关内脏污、电镀层脱落、弹簧压力不够等原因造成的分接头电阻偏大, 三相电阻不平衡。 (3) 大容量变压器螺旋间导线互移引起相间绕组电阻不平衡。 (4) 引线和绕组焊接处焊接不良造成三相不平衡。 (5) 人为原因, 由于选取了不适当的试验方法造成了试验数据的直流电阻三相不平衡。
摘要：变压器绕组直流电阻测量是变压器试验项目中比较重要的试验之一。从变压器的制造开始, 变压器直流电阻测量就被变压器厂家作为控制质量的参考依据。在电力企业变压器安装、运行和维护时, 绕组直流电阻测量是变压器试验项目中比较重要的一个试验项目。对绕组直流电阻进行研究分析具有重要意义。
关键词：绕组直流电阻,平均温度,三相不平衡
参考文献
[1]胡启凡主编.变压器试验技术[M].保定天威保变电器股份有限公司组编.-北京:中国电力出版社, 2009.
[2]刘学军主编.继电保护原理[M].2版.北京:中国电力出版社, 2007.
[3]闿成, 许维宗等译.美国变压器维护协会文[M].变压器维护指南, 1981.
变压器直流电阻不平衡故障处理 篇5
2011年10月21日, 高压试验班在对110 k V河西变电站#1主变进行预防性试验时测得高压绕组直流电阻1~17档全部不平衡, 而且没有规律;在改变试验接线方式和精细打磨高压引线桩头, 又更换了试验设备, 再重复试验了几次, 测得结果与初次试验基本相同, 测出高压绕组直流电阻最高不平衡率为5.9%, 最低的为3.19%, 都超过了DL/T596-1996《电力设备预防性试验规程》规定的2.0%的要求, 变压器高压侧存在直流电阻不平衡故障。具体数据如表1所示。
2 故障部位判断
根据《电力设备预防性试验规程》的规定, 在做变压器试验时应测量变压器的直流电阻, 其目的是: (1) 检查绕组焊接质量; (2) 检查分接开关各个位置接触是否良好; (3) 检查绕组或引出线有无折断处; (4) 检查并联支路的正确性, 是否存在由几条并联导线绕成的绕组发生一处或几处断线的情况; (5) 检查层、匝间有无短路的现象。因此, 本测试项目对发现上述缺陷具有重要意义。
变压器直流电阻不平衡一般有三种故障可能: (1) 绕组故障。如绕组匝间短路、断股、焊接不良或者脱落等。 (2) 有载调压开关接触故障。有载调压开关连接点多, 触头有两个部分, 特别是切换开关触头, 开断运行时的负荷电流, 如果接触不良或者电弧烧蚀, 都容易引起直流电阻不平衡。 (3) 引线部分故障。引线部分故障主要是绕组和调压开关连接引线和调压开关至套管端部引线焊接不良、虚焊等故障。
对于#2主变高压绕组直流电阻严重不平衡而且是每个档位均不平衡的情况, 为了确定故障点的位置, 我们又做了以下工作:进行了变比试验, 试验数据合格, 排除了变压器内部有匝间或层间短路故障。取变压器油样进行色谱分析, 色谱试验数据合格, 也排除了变压器内部绕组部分故障的可能;将测试数据与历年常规性试验测试结果对比分析, 三相不平衡率增长很快, 而且是无规律地增长, 如果是某一引线部分存在故障, 那么故障可能出现在某一相, 引线三相同时出现故障的几率较小, 引线故障导致直流电阻不平衡应该是有规律的, 即在每一档位同时偏大或偏小, 但不是毫无规律。由此排除了引线部分故障。
在排除了上述两种情况后, 故障可能在调压开关部分, 特别是切换开关, 本主变采用的是辽阳易发式电气设备有限公司生产的型号为UCGRN380/300/C有载调压开关。考虑到夏季用户负荷增长迅速, 变压器有载调压开关切换频繁, 切换开关可能存在拉弧或烧伤情况, 容易导致以上直流电阻不平衡且无规律的故障, 因此, 认为故障点在有载调压开关的切换开关部分, 于是决定对#1主变有载调压开关切换开关部分进行检修。
3 检修经过
有载调压开关直流电阻不合格故障处理分析:
(1) 直流电阻值超差不大, 并且三相都如此。这个情况可能是由于油膜或氧化膜造成的 (CV型有载开关较多) 。因此试验前, 有载开关应先操作10个循环, 以解决有载开关氧化膜问题;如果是油膜问题, 开关必须吊芯打磨主动触头。
(2) 主变个别档位直流电阻不合格。因故障点没有公用位置, 一般可以判断开关的个别静触头部位有问题。如主变导线与开关静触头未连好;或开关个别静触头不好, 动静触头接触有问题。
(3) 直流电阻一相不合格, 或组合式有载开关某一相双数或单数不合格。要具体分析导电回路上的公用连接点, 找到故障点加以排除。但是必须先从简单部分开始检查。先检查引线在主变引出套管接头处有无松动或异常。再检查开关本身接触情况 (如主动触头本身阻值大, 输出触头未固定好, 动静触头接触不好等) , 主变排油或吊罩处理是迫不得已之举。
(4) 直流电阻不合格时, 必须排除人为因素和仪器因素。如主变直流电阻试验时, 主变二次侧不能接地;直流电阻测试仪器可能有故障, 引起直流电阻不合格等等。
经以上故障处理分析, 决定对#1主变有载调压开关进行吊芯检查。2011年10月21日, 在经过准备后, 将开关油抽出, 记好标记后将开关盖打开, 将#1主变有载调压开关的切换开关吊出进行外观检查, 发现触头上有明显拉弧、烧伤痕迹, 于是对有载调压开关的切换开关触头进行打磨和紧固螺栓后再测量高压绕组直流电阻, 1~17档直流电阻平衡, 因此确认有载调压开关的切换开关部位存在故障。于是将开关进行了切换, 使用细砂纸轻轻将所有档位触头打磨光滑, 并使用合格的变压器油反复冲洗干净, 进行复装;再测量直流电阻, 测试结果合格, 测试数据如表2所示。
4 事故原因及分析
此变压器是1999年5月1日安装投运, 至今已连续运行10多年, 但随着近些年用户负荷的不断增加, 且在一段时间内接近满负荷运行;开关切换次数增加又停不了电, 因而从来未进行吊芯检修, 此次吊芯后发现有载调压开关的触头有明显的放电痕迹并及时进行了处理, 从而避免了走弯路, 为设备的正常、安全、经济、可靠运行提供了保障。
5 类似问题处理措施
如果发现变压器直流电阻不平衡, 应该尽快根据测量数据和其他相应的试验判断出故障点, 并且及时消除故障;避免故障进一步扩大, 造成不必要的损失;采用色谱试验分析与直流电阻综合判断, 是检测运行变压器绕组直流电阻不平衡率超标的有效方法, 可在实践中采用;同时要保证预防性试验的准确性、可靠性, 试验结果和周期严格按《电力设备预防性试验规程》执行, 在预防性试验和交接试验发现问题时, 应仔细分析、逐步判断, 避免盲目下结论。同时对有载调压开关和变压器本体应严格按《检修规程》规定进行常规检查和大修, 将事故隐患消除在萌芽状态。精心准备, 认真安装, 细致检修, 加强设备的运行管理是减少和消除直流电阻不平衡率超标的主要措施, 应当引起有关方面重视。
参考文献
电阻分压器 篇6
1.1 直流电阻测量目的及方法
1) 测量目的。
通过线圈直流电组的测试, 可以检查出电路是否完整, 分接开关、引线和套管载流部分的接触是否符合设计要求以及三相电阻值是否平衡等情况, 因此, 直流电组测量是变压器试验中一个主要试验项目。
2) 测量方法。
直流电组的测量方法有电压降法和电桥法两种。电压降法方法简单, 但需要换算并且消耗电能多。电桥携带和使用较方便, 测量准确度、灵敏度也较高, 因此, 在实际工程中大多采用直流电桥法。当被试线圈的电阻值在10 Ω以上时一般采用单臂电桥测量, 10 Ω以下的则用双臂电桥测量。在使用双臂电桥接线时, 电桥的电位桩头要靠近被测电阻, 电流桩头要接在电位桩头上。 测量前, 应先估计被测线圈的电阻值, 将电桥倍率选钮置于适当位置, 将非被测线圈短路并接地, 然后打开电源开关充电, 待充足电后按下检流计开关, 迅速调节测量臂, 使检流计指针向检流计刻度中间的0位线方向移动, 进行微调, 待指针平稳停在零位上时记录电阻值, 此时, 被测线圈电阻值=倍率数×测量臂电阻值。测量完毕, 先开放检流计按钮, 再放开电源开关。
1.2 直流电阻测量注意事项
在测量过程中, 除了要严格遵守电气安全规程和设备试验规程外, 还要特别注意以下几点: ①在线圈温度稳定的情况下进行测量, 要求变压器油箱上、下部间的温度差不超过3℃;②由于变压器线圈存有电感, 测量时的充电电流不稳定, 一定要在电流稳定后再计数, 必要时需采取缩短充电时间的措施; ③尽量减少试验回路中的导线接触电阻, 运行中的变压器分接头由于受到油膜等污物的影响容易产生接触不良现象, 一般需切换数次后再测量, 以免造成判别错误;④连接线与被测电阻的接触面要清洁, 以尽量减少接触电阻;⑤改变接线和被测对象时, 应先断开电源。
2 相关规范要求及换算
2.1 规程及规范中相关要求
根据规程、规范要求规定:三相变压器应测出线间电阻, 有中性点引出的变压器, 要测出相电阻;带有分接头的线圈在大修和交接试验时, 要测出所有分接头位置的线圈电阻, 在小修和预试时, 只需测出使用位置上的线圈电阻。由于变压器制造质量、运行单位维修水平、试验人员使用的仪器精度及测量接线方式的不同, 测出的三相电阻值也不相同, 通常引入如下误差公式进行判别
式中:△R%为误差百分数;Rmax为实测中的最大值;Rmin为实测中的最小值;Rp为三相实测中平均值。
规程、规范要求中规定:1600kVA及以上的变压器, 各相线圈的直流电阻值相互间的差别不应大于三相平均值的2%;1600kVA以下的变压器, 各相线圈的直流电阻值相互间的差别不大于三相平均值的4%, 线间差别不大于三相平均值的2%;本次测量值与上次测量值相比较, 其变化也不大于上次测量值的2%。
2.2 相关换算
在进行比较分析时, 一定要在相同温度下进行, 如果温度不同, 则要换算为20℃时的电阻值。
不同温度下换算的电阻值公式为
式中:R1、R2分别为温度在t1、t2时的电阻值; T为计算用常数, 铜导线取235, 铝导线取225。
3 测量结果分析
3.1 三相电阻不平衡原因
通过实际测量, 发现引起三相电阻不平衡的原因是多方面的, 归纳起来大致包括以下几方面: ①测量误差;②分接开关接触不良, 一般表现为一、二个分接头电阻偏大, 而且三相电阻不平衡;③焊接不良, 引线和线圈接触处发生接触不良, 多股并绕线圈中一股或几股没有焊上, 这时电阻也将增大;④三角接线一相断线, 未断线的两相比正常时大1.5倍, 断线相比正常时大3倍;⑤三相线圈使用的导线规格型号不同;⑥变压器套管中, 导电杆和引线接触不良;⑦在测量充电时变压器有电感存在, 充电时间的长短也会影响测量数值。
3.2 常见故障现象测量结果分析表
参考文献
[1]DL/T596-1996电力设备预防性试验规程[S].北京:中国电力出版社, 1997.
[2]申日青.牵引变电技术问答[M].北京:中国铁道出版社, 1999.
[3]刘俊玲.变线器线圈直流电阻测量及其结果分析[J].内蒙古科技与经济, 2008 (14) :216-217.
[4]刘锋.矿用变压器直流电阻测量方法的探讨[J].煤矿机电, 2008 (1) :86-88.
电阻分压式转子接地保护改进算法 篇7
关键词：转子接地,电阻分压,乒乓式,注入式,测量电阻,接地位置
0 引言
转子一点接地故障是发电机常见的一种故障形式[1,2], 保护采用的转子电压一般直接取励磁绕组的全电压。文献[3-5]中提到, 对于大型发电机组, 转子电压比较高。在长期运行、电缆老化的情况下, 转子电压二次回路绝缘水平有可能降低, 因此存在隐患。文献[6]指出, 大型发电机组的强励电压能达到1 500V, 直接将全电压引入保护屏, 将给装置运行和维护带来一定的潜在危险。同时, 现有的转子接地设计方案大多采用文献[7]中所提到的通过切换转子大轴的方式实现2套转子接地保护互相投退的方式, 该方案无法正确区分励磁绕组端部与保护测量引线的接地, 这是目前采用全电压引入的转子接地保护的缺陷。对于形成稳态的第2点接地, 现有的关于接地位置和阻值的计算大多为一点接地的等效变化值, 与实际接地电阻和位置存在一定误差, 不能为现场故障点定位提供有效的参考依据。
本文对国内使用最多的乒乓式与低频电源注入式2种转子接地保护[8]采用转子分压方式, 从而改进了转子接地电阻及接地位置算法, 优化了转子接地保护抽取电压设计方案。通过理论分析和PSCAD/EMTDC仿真数据, 验证了改进算法的可行性和有效性。
1 常规转子接地保护
1.1 注入式接地保护
低频电源注入式转子接地保护分为单端注入和双端注入2种。单端注入式等效电路如图1所示。图中:Rx为采样回路电阻;Ry为注入回路大功率电阻;Us为注入电源电压;Ur为励磁电压;Rg为转子绕组对大轴绝缘电阻;在离转子绕组正端α位置发生一点接地。
设Ux+为正半波时采样电阻Rx两端电压, Ux-为负半波采样电阻Rx两端电压, 由此可以得到[2]:
对于双端注入式转子保护, 其等效电路如图2所示, 图中:Ra, Rb, Rc为转子回路分压电阻, 且Ra=Rc=0Ω。
工程上认为在发生转子接地故障切换周期内, 励磁电压近似不变, 由此得出接地电阻计算公式与式 (1) 相同, 即式 (1) 为注入式转子接地电阻一般表达式。计算可得接地位置[2]为:
1.2 乒乓式接地保护
乒乓式转子接地保护是另一种被广泛使用的转子接地保护[2,3,4,5,6], 其原理图如图3所示。
图3中:S1和S2为电子开关;I1和I2为S1打开、S2闭合时对应回路流过的电流, 其为实测值。Ra=Rc=0Ω, 可以得出转子接地电阻[9]Rg为:
式中:I1′和I2′为S1闭合、S2打开时对应回路流过的电流, 其为实测值;R为桥臂电阻。
计算可得接地位置α为:
现有的转子接地保护都使用全电压引入保护屏, 参与转子接地计算, 只要在励磁电压稳定的前提下, 可以真实反映转子绕组实际对地绝缘电阻阻值, 且与接地位置无关。然而上述方案仍存在以下不足。
1) 对于大型发电机组, 其励磁电压很高, 在长期运行、电缆老化的情况下, 转子电压二次回路绝缘水平有可能降低;并且如此高的电压接入保护屏, 给设备、人员的安全也带来一定程度的隐患。
2) 对于励磁绕组正负两端发生接地和测量回路的引线接地无法正确区分。
3) 发生第2点接地故障时, 只有一点接地位置相对变化量Δα显示, 不能为现场对于故障点定位提出更多参考数据。
针对上述问题, 本文采用电阻分压式转子接地保护, 既可降低接入保护屏的励磁电压, 又可利用对不同抽取电阻的切换, 正确定位接地故障是发生在励磁回路上还是在测量回路引线上, 并能计算定位第2点接地故障的接地阻值及位置, 为现场故障点排查提供理论数据。
2 电阻分压式计算分析
转子电压经电阻分压后接入, 发电机转子发生经Rg接地故障。
2.1 经电阻分压的注入式保护计算
单端注入式的转子接地保护, 由于不存在分压问题, 因此其等效电路与图1一致, 不影响计算结果。双端注入式转子接地保护电阻分压后的等效电路如图2所示, 由于励磁绕组阻值相对于分压电阻阻值很小, 可以近似忽略[10]。此时, 计算接地电阻值为:
2.2 经电阻分压的乒乓式保护计算
乒乓式转子接地保护电阻分压等效电路如图3所示, 接地电阻值的表达式为:
对比式 (5) 和式 (1) 、式 (6) 和式 (3) 可知, 对于使用电阻分压的双端注入式和乒乓式转子接地保护, 若使用全电压接入的一般表达式 (式 (1) 和式 (3) ) , 计算将会出现较大误差。然而当出现以下特殊情况时, 式 (5) 与式 (1) 、式 (6) 与式 (3) 只相差一个常量。
当Ra=Rc时, 式 (5) 可以化简为:
将式 (7) 代入图2正半波回路方程, 解出接地位置为:
比较式 (8) 与式 (2) , 当Ra=Rc时, 对于注入式转子接地保护, 接地位置计算不受影响。
当Ra=Rc时, 式 (6) 可化简为:
将式 (9) 代入图3回路方程, 并设定Rg′的表达式与式 (3) 中Rg的表达式完全一致, 则计算可得接地位置为:
由此可知, 当Ra=Rc时, 乒乓式转子接地保护接地位置的计算不受影响。
从上述分析可知, 在选择经分压电阻分压后进入转子接地保护装置时, 只要满足抽取电压两端分压电阻阻值相同, 接地位置计算就不受影响。保护装置只需进行简单处理, 就可以既满足降低测量回路转子电压的要求, 又满足接地电阻及接地位置的准确计算。
3 改进方案及算法
由于分压电阻与励磁回路是并联关系, 因此在Ra=Rc的前提下, 保护测量引线上发生接地, 测得的接地位置符合以下关系:α=Ra/ (Ra+Rb+Rc) 或α= (Rb+Rc) / (Ra+Rb+Rc) 。
在一点接地位置与上述特殊位置接近时, 可以通过调整不同的抽取比例, 根据接地位置是否按规律变化来判断出接地点是在励磁回路上, 还是测量回路引线上。
在转子经Rg1一点接地形成稳定后, 投入转子两点接地保护。设在β位置发生第2点接地故障, 接地电阻为Rg2, 忽略励磁绕组本身阻值, 保护测量到的接地阻值Rf实际为Rg1与Rg2的并联电阻。而测量到的等效一点接地位置α′为α与β的中间某点位置, 该点位置与Rg1和Rg2的阻值有关, 存在以下关系:
经化简后得到第2点接地故障的接地电阻与接地位置分别如式 (12) 、式 (13) 所示。
根据第2节分析可知, 只要选择合理的抽取位置, 经过简单修改计算公式, 转子保护就能实现接地电阻、接地位置计算。对于励磁回路接地与测量回路引线接地的区分, 通过不同比例的抽取电阻切换, 由接地位置的变化来进行判断。
现对分压电阻的选取和保护装置定值设置作如下建议。
1) 分压电阻应装设于励磁柜中, 且分压电阻阻值不宜过大, 过大的分压电阻将会使得保护取样回路的电压、电流减小, 降低保护的灵敏度。
2) 分压电阻宜采用大功率电阻, 满足现场长期带电运行需要, 电压抽取比例建议在1/3~1/2之间, 抽取比例过小, 会使得乒乓式采样回路数值过小而引起计算误差。
3) 在满足Ra=Rc的前提下, 在励磁柜中安装切换空气开关, 使转子接地保护可满足抽取不同比例的励磁电压。通过对不同抽取电压的切换, 能定位接地故障是发生在测量回路引线上还是发生在励磁回路中。该切换回路只在无法确定励磁回路故障还是测量回路引线故障时使用。
4) 定值项中提供可整定的分压系数, 满足现场不同抽取比例, 用于接地位置的计算。
5) 所抽取分压电阻两端阻值开放整定, 由于推导是在Ra=Rc的前提下得出, 只需显示一个电阻值整定即可, 以“r”表示, 当转子电压使用全电压引入时, 整定r=0Ω。
6) 当第1点接地电阻过小时, 由于无法检测后期是否发展为两点接地[11], 同时经措施3验证为非测量回路接地后, 宜转移负荷并平稳停机进行检查。
4 仿真分析
4.1 仿真模型介绍
在PSCAD/EMTDC上建立励磁绕组经分压抽取后的转子接地仿真模型。励磁绕组采用三峡左岸电厂ALSTOM机组4段π形等效电路来表示, 如图4所示。其中仿真参数见附录A。
仿真中设定发电机空载情况下0s发生一点接地故障, 接地电阻为Rg, 故障点位置α=0.4情况下分别检测不同Rg值对应的测量阻值、接地位置的精度和误差。转子接地按照1/2电压抽取, 切换周期为2s。
电阻分压乒乓式和双端注入式仿真模型分别见附录A图A1和图A2。
空载励磁电压Ea波形如图5所示, 仿真数据均为发电机空载情况下采集并计算。
4.2 电阻分压设计方案
经大功率分压电阻分压的设计方案如图6所示, 其中分压电阻取为:Ra1=Rc1=3kΩ, Ra2=Rc2=1kΩ, Rb=4kΩ。K1和K2为不同抽取比例切换开关, 当K1投入、K2打开时抽取比例为1/2, 当K1打开、K2投入时抽取比例为1/3;FU1和FU2为高压熔断器。建议分压电阻和空气开关就地安装于励磁柜中。
4.3 电阻分压一点接地仿真
在发电机转子经1kΩ和5kΩ接地时, 测得的乒乓式接地阻值、位置波形如图7所示, 其测量及计算数据见附录A表A1。
双端注入式转子经1kΩ和5kΩ接地时, 计算测得的接地阻值、位置波形如图8所示, 其测量及计算数据见附录A表A2。
从图7和图8可以看出, 在一点接地稳定后, 采用分压方式的乒乓式与双端注入式保护均能准确反映应接地电阻及接地位置。
4.4 第2点接地测量精度
在转子一点接地稳定后, 第1点的接地位置为0.4, 接地电阻取为1kΩ。仿真中固定第2点阻值为5kΩ, 接地位置分别取0, 0.5, 1.0这3个位置, 来校验分压式转子接地保护对第2点接地电阻、位置测量的精度, 分压抽取比例为1/2。乒乓式测量结果如图9所示。
图9中第2点接地阻值与接地位置取进入稳态后所测量的数据, 以下各图取值均参照此原则。双端注入式测量结果如图10所示。
从图9和图10可以看出, 电阻分压乒乓式、注入式对第2点接地阻值、接地位置计算准确。受篇幅所限, 本文只详细列出电阻分压式两点接地以及双端注入式两点接地精度数据, 如表1和表2所示。
通过比较得出第1点接地电阻较大时, 第2点接地阻值与接地位置较准, 而第1点阻值较小时, 第2点接地阻值与接地位置计算将有一定误差。电阻分压方式的转子接地保护在第1点接地电阻为1kΩ时, 第2点接地位置、阻值计算与实际接地位置及阻值误差小于5%, 能正确反映两点接地, 可以为现场故障点定位提供准确数据。
4.5 不同抽取比例对绕组接地位置计算影响
选择1/3抽取比例时, 转子绕组接地位置在α=40%, 乒乓式和双端注入式保护测得接地位置波形如图11所示, 其仿真数据见附录A表A3。
由图7、图8和图11的仿真数据可知, 对于不同的阻值, 在转子绕组上发生稳定的一点接地时, 所测的接地位置不会因为抽取比例的不同而受影响。
4.6 测量回路引线发生电阻接地数据
在图6所示测量回路的引线电缆上发生接地故障, 乒乓式和双端注入式保护测量的接地位置如图12所示, 其仿真数据见附录A表A4。
可以看出, 对于乒乓式和注入式保护, 在引线电缆上发生接地故障、抽取方式一定的前提下, 计算的接地位置与接地阻值无关。当判断出接地位置与抽取比例相关, 如抽取比例为1/N, 而保护测得的接地位置为 (N-1) / (2 N) 或 (N+1) / (2 N) 时, 通过励磁柜切换空气开关, 将抽取电压选择为另一种抽取方式。若接地位置发生变化, 满足与切换后的抽取比例相关, 可以确定接地位置位于测量回路引线电缆上。若接地位置维持原状, 则接地点在励磁回路上。
5 结语
本文针对传统转子电压全压接入的乒乓式和注入式的保护算法进行改进, 采用电阻对转子电压进行分压接入。理论计算和仿真数据结果表明, 电阻分压式转子接地保护能实现接地电阻及接地位置的准确计算, 避免高电压直接接入保护屏对人员、设备造成的潜在危险。不同比例抽取电压的切换能定位接地点是在励磁回路上还是测量回路引线电缆上, 为现场对故障点定位提供极大方便。同时在一点接地稳定后再发生第2点接地, 对两点接地阻值、位置的计算误差较小, 也为故障点查找提供理论依据。本文所改进的方法, 有待于在未来实际工程应用中进一步验证。
附录见本刊网络版 (http://aeps.sgepri.sgcc.com.cn/aeps/ch/index.aspx) 。
参考文献
[1]王维俭.电气主设备继电保护原理与应用[M].2版.北京:中国电力出版社, 2002.
[2]陈晓明, 熊良根, 周荣斌, 等.一种组合式原理的转子接地保护建模与分析[J].电力系统保护与控制, 2013, 41 (5) :97-102.CHEN Xiaoming, XIONG Lianggen, ZHOU Rongbin, et al.Modeling and analysis of generator rotor grounding protection based on combined principle[J].Power System Protection and Control, 2013, 41 (5) :97-102.
[3]陈佳胜, 胡镇良, 何其伟, 等.大型发电机转子电压二次回路设计[J].高电压技术, 2008, 34 (11) :2506-2509.CHEN Jiasheng, HU Zhenliang, HE Qiwei, et al.Design of secondary circuit of rotor voltage for large-scale generator[J].High Voltage Engineering, 2008, 34 (11) :2506-2509.
[4]张琦雪, 徐峰, 闫伟, 等.转子接地保护相关二次回路对地过电压的分析[J].电力系统自动化, 2008, 32 (24) :96-99.ZHANG Qixue, XU Feng, YAN Wei, et al.Analysis of overvoltage to ground on secondary circuit of rotor earth fault protection[J].Automation of Electric Power Systems, 2008, 32 (24) :96-99.
[5]陈俊, 陈佳胜, 张琦雪, 等.超超临界机组发电机定子和转子接地保护方案[J].电力系统自动化, 2008, 32 (20) :101-103.CHEN Jun, CHEN Jiasheng, ZHANG Qixue, et al.Generator stator and rotor earth fault protection scheme of ultrasupercritical generating unit[J].Automation of Electric Power Systems, 2008, 32 (20) :101-103.
[6]李哲, 卢俊, 仇新宏, 等.基于冗余采样计算的叠加方波电压式转子接地保护[J].电力系统自动化, 2010, 34 (19) :105-107.LI Zhe, LU Jun, QIU Xinhong, et al.Injecting square wave voltage type ground fault protection for generator rotor based on redundancy sampling and calculation[J].Automation of Electric Power Systems, 2010, 34 (19) :105-107.
[7]陈俊, 谈涛, 王光, 等.发电机转子绕组接地故障定位功能的商榷[J].电力系统自动化, 2011, 35 (21) :31-33.CHEN Jun, TAN Tao, WANG Guang, et al.Discussion on location function of detecting generator rotor earth fault[J].Automation of Electric Power Systems, 2011, 35 (21) :31-33.
[8]李哲, 季学军, 仇新宏.双周期可调节的变极性方波电压注入式转子接地保护[J].电力系统自动化, 2012, 36 (16) :98-101.LI Zhe, JI Xuejun, QIU Xinhong.Injecting variable polarity square wave voltage with adjustable two periods for generator rotor ground fault protection[J].Automation of Electric Power Systems, 2012, 36 (16) :98-101.
[9]陈俊, 王光, 严伟, 等.关于发电机转子接地保护几个问题的探讨[J].电力系统自动化, 2008, 32 (1) :90-92.CHEN Jun, WANG Guang, YAN Wei, et al.Influences and countermeasures of background harmonic voltages on a hybrid active power filter[J].Automation of Electric Power Systems, 2008, 32 (1) :90-92.
[10]张侃君, 尹项根, 陈德树.乒乓式励磁绕组接地保护若干问题的分析[J].电力系统自动化, 2006, 30 (11) :56-60.ZHANG Kanjun, YIN Xianggen, CHEN Deshu.Issues of ping-pong type protection for rotor ground fault in field winding[J].Automation of Electric Power Systems, 2006, 30 (11) :56-60.
电阻分压器 篇8
1 接地变压器直流电阻判定方法
铭牌数据:型式为SJD9-400/10.5;额定容量为400 k VA;额定电压为10 500±5%/400 V;联接组别为Zn Yn11;制造号为11117。直流电阻试验的出厂数据如表1所示。
由于接地变压器设计的特殊性, 不能执行《规程》中直流电阻不平衡度的要求, 所以, 只能将其换算到同一温度下作比较。油温变是判断接地变压器直流电阻是否合格的唯一方法, 所以, 测量接地变压器油温的真实性是十分重要的。按规定, 充油设备应以测量顶层油温为准。在做交接试验时, 准备了温度计、变压器油, 先拆除接地变压器对外的一二次引线, 将接地变压器的测温孔拧开倒入变压器油, 把温度计放在测温孔内, 然后开始测量高压侧电阻 (共5个分接、线间直流电阻) , 测量的油温为10℃, 试验数据如表2所示。
依照《规程》的要求, 不同温度下的直流电阻按式 (1) 换算, 即:
式 (1) 中:R1, R2为在温度t1, t2时的电阻值;T为计算用常数, 铜导线取T=235.
利用式 (1) 将交接试验中油温为10℃的值换算到油温为35℃时的出厂温度值, 换算数据如表3所示。
用油温为35℃时的换算值与出厂值相比, 其偏差Δt%比值如表4所示。
注:相比偏差Δt%= (换算值-出厂值) /出厂值×100%.
从表4中可以看出, 相比偏差Δt%的变化率在0.66%~0.89%之间。按《规程》规定, 交接数值与出厂值在同一温度下相比, 其偏差Δt%不应大于2%, 即认为合格, 所以, 该接地变压器直流电阻值符合规程要求, 可以投入运行。
2 油温误差影响分析
在计算过程中发现, 油温对直流电阻换算结果的影响很大。以表4为例, 如果测量油温低于实际油温1℃时, Δt%增加0.413%;如果测量油温低于实际油温2℃时, Δt%增加0.826%;如果测量油温低于实际油温3℃时, Δt%增加1.243%;如果测量油温低于实际油温4℃时, Δt%增加1.658%.
由此可知, 油温与相比偏差Δt%成正比, 油温误差大, 相比偏差Δt%变化也大。正确测量油温也很重要, 将温度计放在变压器上面或用其测量环境温度, 这些做法都是不可取的, 会在换算中增加误差, 并没有真正测量到绝缘内的真实油温。每次测量时, 要尽量使油温相近, 以便换算至同一温度下作比较和分析, 从而减少重复试验和油温影响的偏差, 为设备的安全运行提供可靠的保证。
3 结论
综上所述, 生产厂家应如实记录每一台变压器的真实油温, 以便与历年数据作比较, 为设备留下原始基数。由于该接地变压器的特殊性, 在现场试验时, 要正确测量油温, 以保证换算数据的真实性和可靠度。油温是判断接地变压器直流电阻是否合格的唯一方法, 而测量温度要以顶层油温为准。
参考文献