电气不平衡度

电气不平衡度（通用6篇）

电气不平衡度 篇1

就目前我国在电网大力发展中遇到的种种困难而言, 在如今多元化经济快速发展的同时, 越来越多的电力设备在电力工程中得到很好的应用。但是, 电力线路工程的建设在快速发展的同时, 越来越多的安全问题被引以重视, 对电力工程的建设有着较高的安全保证和安全生产的要求。然而, 送电线路在其真正的实践中仍然存在着一些因素影响着送电线路的不平衡度。

一、送电线路的分类以及特点

所谓的送电线路就是对电能的一种输送, 并在发电厂和变电站的全力运行下, 一方面实现电力系统的联网, 另一方面实现电力系统间的功率传递的一个过程。高压输电线路作为电力系统工程的一个重要组成部分, 是电力工业发展的一个大动脉。

就目前我国在电网建设中所使用的送电线路主要有两种, 如图1.1所示, 一种是常见的架空线路, 主要使用无绝缘的裸导线, 在地面杆塔的支持下, 把一根根的裸导线悬架在杆塔上的一个过程。然而, 另一种则是电力电缆了, 它的过程与架空线路相比, 往往要比较复杂一些, 这种电力电缆在实际的运行过程中主要是采用已经经过特殊的加工制造的电缆线, 用于埋设在地下或者是敷设在电缆的隧道中, 当然这种电力电缆在实际中的应用中不是特别的多, 主要是因为电力电缆的价格相对来说是比较的昂贵。

随着现代化电网的快速发展, 其送电线路凭借着自身所特有的种种优异性在电网的建设中有着举足轻重的地位。首先, 送电线路的输送容量以及距离都和电压成反比关系, 往往是电压越高, 其输送的距离就越远。其次, 在相同的电压输送中, 送电容量越小, 其可输送的距离也就越长了。最后, 由于高压架空线路的线路走廊在不允许高大建筑以及高达植物出现的同时, 其线轮走廊的的占地费用同样也是极其昂贵的。这就在很大的程度上不得不思考究竟该怎样解决在有限的土地资源中节省占地以及线路走廊的利用率的提高这一问题。

二、不平衡度的定义及研究方法

线路参数的不平衡度主要可以表现在静电的不平衡度和电磁的不平衡度, 静电不平衡度主要是对电容参数不平衡程度的描述, 而电磁不平衡度主要是对线路串联阻抗的一个描述。

基于线路的序参数的矩阵研究, 线路上的不平衡度跟系统上的不平衡度相比, 远远要大的多, 但是, 在保证研究线路不平衡度跟系统的不平衡度互不干扰, 就必须加强线路每段向网络内看见去的戴维南等值阻抗的严格控制。

在送电线路的不平衡度的实际实践中, 对其不平衡度的探究主要借助于ATP仿真软件中的LCC进行模拟研究线路, 通过等效阻抗代替系统中的其它原件, 这就在一定程度上比较直观具体化的得到线路不平衡度系数与系统中的不平衡系数之间的关系, 进而也就得出影响送电线路不平衡度的因素。

三、对送电线路的电气不平衡度影响因素的探讨

在现代化电网建设中, 衡量电能质量的一个主要指标就是电力系统的三相电压的平衡情况, 在实际的输电线路中, 架空线间和对地的位置只会导致系统的正常运行时的相对不平衡, 在另一方面对于三相电路的参数的不平衡没有多大的影响。发电机等设备的正常运行往往取决于系统电压、电流的相对平衡度, 如果系统电压和电流的不平衡度超过一定的执行标准时, 往往会造成旋转电力的发热和振动、电网线损增大以及各种保护和自动转至的误动等一些危险性的事故发生。其影响送电线路的不平衡度的主要因素如图1.2所示。

然而, 就其送电线路的电气不平衡度的影响因素而言, 主要表现在导线的空间位置、导线排列的方式、线路的长度以及输送的功率等方面。

首先, 输电线路长度在很大的程度上对于送电线路的不平衡度有着极大的影响, 这样我们不妨做一个假设, 比如说线路不换位, 通过改变线路的长度, 利用MATLAB程序, 得到不同长度的线路对线路段电压零序和负序不平衡度的影响结果如表1.1所示。

由表1.1得知, 零序和负序的不平衡度都是随着线路长度的增加而增长的, 这是由于送电线路在其线路参数一定的情况下, 伴随着长度增加, 三相之间的不平衡度和电场的强度都会增加的, 这也就在一定程度上决定了电磁和静电的不平衡磁场的逐渐增强。

其次, 电压的等级以及高压输电线路杆塔对于送电线路的不平衡度也有着一定的影响力, 送电线路在提高电压等级的同时, 其电压的序参数的标幺值也就在一定程度上有所减少, 这种过程的改变进而也就是参数的平衡性相对来说好的多。输电线路杆塔的杆塔高度、相间距离以及导线的排列方式对于送电线路的不平衡度也同样有着极深的影响, 系统线路的不平衡度总会随着相间距离的增加而逐渐变小, 这就特别强调在保持一定的平衡度的同时就必须选择一个相对来说较为合适的相间距离。

再次, 影响送电线路堵塞不平衡度的因素主要还有线路导线的分裂数、线路的换位以及避雷线的数量, 同时, 从宏观上看, 系统相角的大小对于送电线路的不平衡度也有着不同的影响。一方面线路的不平衡度会随着线路导线的分裂数的增加而有所下降, 可见线路导线分裂数的多少对与线路的不平衡度的影响不是特别的大。同时, 线路的不平衡度也会随着避雷线的增加而有所增加。但在实际的实践应用中, 地线和避雷线往往作为保护线路的一种工具。

总而言之, 影响送电线路的不平衡度因素会随着时代的变化而有所改进, 在实际的应用中, 只要合理的加以控制, 我相信, 中国的电网建设将会更加的趋于完善性。

四、结语

为了适应现代化的快节奏、高效率、高精确的要求, 我们更应该针对其影响送电路平衡度的种种因素, 从实际性的原则出发, 在实际的应用过程中, 进行有针对性的完善, 提高电压的等级, 通过三角形的换位增加相间距离以及减少系统的相角差进而严格控制送电线路的不平衡度。我相信, 随着越来越多的专门人士的更近一步的探索, 送电线路的电气不平衡度将会达到最大程度上的控制。

摘要：随着我国经济建设的快速发展, 我国的电网建设也逐渐处于一个大改造的阶段, 而现如今我国在电网设计和改造中的一个最主要的问题就是对于农村的电网怎样的一种改造。然而, 随着我国的电力工业的快速发展以及电力施工技术的日益成熟, 我国的电网建设有了更近一层次的质的飞跃。但是, 就在我国的电力线路规模的不断扩大以及新工艺和设备的大量使用的过程中, 同样也造成了各种各样的问题。目前我国的送电线路主要是对电能的一个输送, 在各个发电厂和变电站的全力运行下进而实现电力系统的联网, 在一定程度上实现电力各个系统间功率的传递。然而, 在实际的实践中, 总会遇到各种各样的突发问题, 就送电线路的不平衡度这一因素而言, 仍是当今我国在电网建设阶段的一大议题。

关键词：送电线路,电气不平衡度,电力线路工程,影响因素

参考文献

[1]靳希, 吴文辉等.高压输电线路不平衡度影响因素分析[J].上海电力学院学报, 2010.

[2]吴文辉, 靳希等.高压输电线路不平衡度影响因素分析[C].中国高等学校电力系统及其自动化专业第二十六届学术年会暨中国电机工程学会电力系统专业委员会.2010年年会论文集, 2010.

[3]姜岩.750kV单, 双回混合送电线路电气不平衡度分析[J].城市建设理论研究 (电子版) , 2012.

电气不平衡度 篇2

淮南—南京—上海特高压交流输变电工程线路起点为淮南变电站, 途经南京变电站、泰州变电站、苏州变电站, 止于上海 (沪西) 变电站。线路全长约779.5 km (含淮河大跨越2.61 km、长江大跨越6.21 km) , 途经安徽、江苏和上海3个省市。

针对南京—泰州段同塔双回线路, 利用EMTP计算、分析其电气不平衡度, 提出了推荐使用的换位长度和换位方式。

1 计算条件

该工程的额定电压为1 000 k V, 输送容量为6 500 MVA, 功率因数为0.95.导线采用8×LGJ-630/45, 一根地线采用铝包钢绞线LBGJ-240-20AC, 另一根采用36芯OPGW, 导线弧垂24 m, 地线弧垂17 m。杆塔选取的是使用较多的Ⅲ型双回路直线塔SZ302, 塔头尺寸如图1所示, 呼高取57 m, 导线悬垂串长为10.5 m。

2 计算方法

根据国家标准规定公式计算零序电压不平衡度εU0和负序电压不平衡度εU2, 计算公式为:

式 (1) (2) 中:V0——负荷端零序电压;

V1——负荷端正序电压;

V2——负荷端负序电压。

本文采用国际上通用的电力系统分析软件ATP-EMTP计算、分析架空输电线路的电气不平衡度。根据塔头尺寸、导线挂点位置建立线路的π型等值模型, 根据传输功率、传输电压和功率因数计算等效负载阻抗值。

在ATP-EMTP中建立同塔双回线路电气不平衡度的计算分析模型, 如图2所示。

3 确定换位长度限值

1 000 k V锡盟—南京特高压工程已有的研究成果表明, 当线路输送功率为6 000 MVA时, 120 km单回和两条并行单回线路的负序电压不平衡度大约为1.8%.以1.8%作为控制条件计算相应的同塔双回线路逆向序排列时, 等效长度为300~330 km。考虑到双回线路存在单回运行这一工况, 300 km线路单回事故运行时的负序电压不平衡度为6.86%, 已经超过短时允许限值的4%.当140 km线路单回事故运行时, 负序电压不平衡度为4.15%, 略大于短时限值的要求。根据插值法, 推算出4%限值对应双回线路的长度为134 km (河北院) 。140 km线路单回事故运行时, 负序电压不平衡度为3.56%, 短时事故4%限值对应的双回线路长度为145 km (西北院) 。

该工程的输送容量为6 500 MVA, 塔头尺寸也有差别, 因此, 需要重新计算、研究换位长度限值。以同塔双回线路正常运行时不超过2%、事故单回运行时不超过4%作为输电线路负序电压不平衡度的限值, 计算分析如下。

3.1 正常运行方式

在同塔双回线路都正常运行的情况下, 保持计算用系统参数和塔头尺寸不变, 改变线路的长度, 计算该工程同塔双回线路的不平衡度。其中, 双回同相序、异相序、逆相序的计算结果分别见表1、表2和表3.

根据表1、表2和表3的计算结果, 对表中的数据作处理, 负序不平衡度与线路长度的关系如图3所示。

由图3可知, 随着线路长度的增加, 负序和零序不平衡度逐渐增大。在架设同塔双回线路时, 同相序排列时的不平衡度最大, 异相序次之, 逆相序时最小, 因此, 推荐同塔双回线路采用逆相序的排列方式。以2%为负序不平衡度控制条件, 通过差值计算可得, 同塔双回线路逆相序排列下对应的线路长度为309 km。

3.2 事故单回运行方式

在事故单回运行方式下, 无同相序、异相序、逆相序的概念和不平衡度的计算结果计如表4所示。

从表4中的数据中可知, 以4%为负序不平衡度的控制条件, 通过差值计算可得, 同塔双回线路在事故单回运行方式下对应线路的长度为130 km。

4 换位前后不平衡度计算

以该工程——南京—泰州段157.5 km线路为例, 全线同塔双回设计的输送功率为6 500 MVA, 根据图1所示的塔头尺寸计算线路的不平衡度, 分析其换位效果。

4.1 换位前不平衡度计算

当不换位时, 利用EMTP计算负载侧三相电压, 并结合MATLAB计算得出, 同塔双回线路在正常的运行方式下、不同相序排列的不平衡度计算结果如表5所示。

同塔双回线路在事故单回运行方式下, 不平衡度的计算与相序排列方式无关。当不换位时, 不平衡度计算结果如表6所示。

由表5和表6中的数据可知: (1) 在不换位、正常运行的方式下, 同相序、异相序、逆相序负序不平衡度分别为4.08%, 2.41%和1.14%, 只有在逆相序排列方式下可以满足不平衡度小于2%的要求; (2) 在不换位、事故单回运行的方式下, 负序不平衡度为4.49%, 超过了短时限值4%, 不能满足其要求, 需要考虑合理换位。

4.2 换位方案

根据以往工程的计算经验, 3基换位塔实现整循环换位和2基换位塔加终端塔实现整循环换位线路的不平衡度相近, 而且采用2基换位塔实现全循环换位, 减少了1基换位塔, 可以提高线路运行的可靠度, 同时还能降低线路的造价。本文两基换位塔实现全循环换位, 如图4所示, 因此, 以2个换位塔加终端塔实现整循环的换位方式进行计算。

4.3 换位后不平衡度计算

换位后, 计算同塔双回线路在正常运行方式下, 不同相序排列的不平衡度, 计算结果见表7.

换位后, 计算同塔双回线路在事故单回运行方式下的不平衡度, 计算结果见表8.

由表7和表8中的数据可知: (1) 采取换位后, 在正常运行方式下, 同相序、异相序、逆相序负序的不平衡度分别为0.16%, 0.10%和0.05%, 相比换位前分别降低了96.1%, 95.9%和95.6%; (2) 采取换位后, 在事故单回运行方式下, 负序不平衡度下降到0.04%, 相比换位前降低了99.1%; (3) 采用两基换位塔加终端塔实现全换位, 换位后的不平衡度显著降低。

5 结论

综合文中的计算、分析, 得出如下结论: (1) 同塔双回路线路导线同相序排列时, 负序不平衡度值最大, 异相序次之, 逆相序时最小, 因此, 推荐采用逆相序的排列方式。 (2) 综合分析正常运行和事故单回运行两种方式, 建议该工程换位长度限制值取为130 km。 (3) 计算南京—泰州段线路换位前后的不平衡度, 换位后, 不平衡度显著降低。在逆相序时正常运行、事故单回运行方式下, 不平衡度分别从1.14%和4.49%降为0.05%和0.04%, 换位效果良好。

摘要：以1 000 kV淮南—南京—上海特高压输变电工程为例, 利用EMTP计算、研究线路不平衡度。当特高压同塔双回线路长度超过130 km时, 需要换位;当导线采用逆相序的排列方式时, 其不平衡度最小。推荐南京—泰州段线路进行一次全换位, 这样可以满足线路不平衡度的要求。

关键词：1 000 kV同塔双回线路,电气不平衡度,换位,EMTP

参考文献

[1]国家电力公司东北电力设计院.电力工程高压送电线路手册[M].第二版.北京:中国电力出版社, 2002.

[2]电力科学研究院, 机械标准化研究所, 华北电力学院, 等.GB/T 15543—1995电能质量三相电压允许不平衡度[S].北京:中国标准出版社, 1995.

[3]Dommel H W.电力系统电磁暂态计算理论[M].北京:水利电力出版社, 1991.

[4]韦刚, 张子阳, 房正良, 等.多回输电线路并架的不平衡度分析[J].高电压技术, 2005, 31 (4) :9-11.

[5]李建, 谢帮华, 文武, 等.750 k V同塔双回输电线路电气不平衡度及换位研究[J].电力建设, 2007, 28 (6) :27-31.

电气不平衡度 篇3

电压不平衡度是评价三相供电系统电压不平衡程度的一个重要指标,然而,国内外不同标准中提供了多种电压不平衡度的计算方法。例如,NEMA(National Electrical Manufacturers Association)标准中规定采用三相线电压计算电压不平衡度[1];IEEE(Institute of Electrical and Electronics Engineers)中规定采用相电压计算电压不平衡度[2];IEC (International Electrotechnical Commission)标准[3]规定采用正负序电压有效值比值和三相三线系统中的精确计算公式这两种计算电压不平衡度的方法,后者应用于我国国家标准[4]。工程技术人员需要从多种电压不平衡度的计算方法中选出一种简便准确的计算方法,因此,对各种电压不平衡度的计算方法进行对比分析是必要的。

在研究三相电压不平衡方面,文献[5,6]应用NEMA定义的LVUR公式计算分析三相电压不平衡度;文献[7,8,9]中总结了引起三相电压不平衡的原因,并用VUF公式分析了不同电压平衡情况下的电压不平衡度;文献[10,11]应用CVUF公式分析电压不平衡度对非线性负载的影响。上述文献仅对个别方法进行研究,没有对多个标准中的计算方法进行综合对比分析。

本文首先介绍电力系统中常见的电压不平衡状态并对其产生原因进行简要分析;其次介绍国内外常用的电压不平衡度计算方法;然后对多种电压不平衡状态下的电压不平衡度进行计算,并通过对比计算结果得出每个计算公式的优缺点,最后总结出适用于三相三线制系统电压不平衡度计算公式的选取方法。

1 常见三相电压不平衡

在电力系统中,如果三相电压和电流具有相同幅值且相位互差120°,称为三相平衡系统。如果其中的1个或2个条件不满足,则称为三相不平衡系统。引起电压不平衡的原因可以归结为正常性和事故性两大类[12]。

1.1 欠电压不平衡

产生欠电压不平衡现象的主要原因是负载过大导致电网容量不足或接地故障导致供电电压低于正常电压。若一相带的负载过大导致一相电压低于正常电压即为一相欠电压不平衡,同理还可得出两相欠电压不平衡、三相欠电压不平衡。

1.2 过电压不平衡

产生过电压不平衡现象的主要原因是电容器补偿电网功率因数时补偿电容值过大或补偿电容器损坏导致供电电压高于正常电压。若一相补偿电容值过大,将导致一相电压高于正常电压即为一相过电压不平衡,同理可得出两相过电压不平衡、三相过电压不平衡。

1.3 相角不平衡

产生相角不平衡现象的主要原因是电网中大多数负载为非纯阻性负载,导致电压相角发生偏移。若一相电压相角发生偏移将导致一相相角不平衡,同理可得出两相相角不平衡。

1.4 电压幅值和相角同时不平衡

产生电压幅值和相角同时不平衡现象的原因比较多,例如,电网中用电容器补偿电网的功率因数,如果三相中有一相补偿的电容值过大导致三相供电电压中有一相高于正常电压,同时该相的相角也发生改变,即发生一相过电压和其相角不平衡。同理可得到两相过电压和其相角不平衡、一相过电压和两相相角不平衡、两相过电压和一相相角不平衡。

综上所述,电力系统中主要存在4类电压不平衡状态,这4类电压不平衡状态共计12种现象。由于电力系统中单相负荷较多且实际中单相接地故障也较多[13]故一相欠电压不平衡情况最为常见。此外,引起电压幅值和相角同时不平衡发生的原因较多,故电压幅值和相角同时不平衡也较常见。

2 电压不平衡度计算方法介绍

本章主要介绍不同标准所提供的电压不平衡度计算方法,其中包括5种常用计算方法、2种估算方法以及1种近似计算方法。

2.1 常用电压不平衡度的计算方法

(1) NEMA定义的利用线电压计算三相电压不平衡度[1]:

式中:Vab、Vbc、Vca为线电压有效值,VLavg是三相线电压平均值。由式(1)可以看出,该计算方法只需测得三相线电压值便可计算电压不平衡度。

(2) IEEE Std 112-2004定义的利用相电压计算三相电压不平衡度[2]:

(2)

式中:Va、Vb、Vc为相电压有效值,VPavg是三相相电压平均值。由式(2)可以看出,该计算方法只需测得三相相电压便可计算电压不平衡度。

(3) IEC精确定义的利用负序电压有效值与正序电压有效值的比值来计算三相电压不平衡度[3]:

式中为相电压矢量,,。该方法需要测得各相电压幅值及其相位才能计算电压不平衡度。

(4) IEC精确定义的利用负序电压复数与正序电压复数的比值计算三相电压不平衡度[3]:

式中:与的取值与式(3)相同。与式(3)相比,式(4)得到的电压不平衡度既能反映幅值大小也能够反映正负序电压的相角差值。

(5) IEC定义的利用三相三线系统的线电压计算电压不平衡度[3]:

式中:,其中Vab、Vbc、Vca为线电压基波有效值。

2.2 电压不平衡度的2种估算方法

(1)估算方法1

该方法出自IEC标准[3],通过两相线电压基波矢量计算电压不平衡度:

式中:、为线电压基波矢量,a、a2取值与式(3)相同。由式(6)可以看出,只需测得2个线电压矢量就可计算电压不平衡度。

(2)估算方法2

国家标准中还提供了一种三相电压不平衡度的估算方法,其公式如下:

式中:I为负序电流,A;SK为公共连接点的三相短路容量,VA;UL为线电压,V。该方法用三相短路容量就可快速计算出电压不平衡度。

此外,文献[5]还提出了电压不平衡度的近似计算公式:

式中:VLavg为线电压平均值,Vab、Vbc、Vca为线电压与线电压平均值的差。式(8)的优点是避免了复杂的相角计算,缺点是物理意义不明确。

3 各种电压不平衡度计算方法的对比分析

本章主要对第2章电压不平衡度方法的公式进行对比分析(因估算公式和近似公式应用较少,故不做详细分析),应用5种常用计算方法分析三相三线制系统中的12种电压不平衡情况。计算结果如表1所示,对比表1数据可得:

(1) LVUR公式的计算值与IEC定义的VUF公式的计算值相差较小。因实际中易测得线电压值,故该公式可以作为工程技术人员的快速计算方法,也是计算电压不平衡度的首选方法。

(2) IEEE Std 112—2004定义的PVUR公式的计算结果与VUF公式的计算结果相差较大,且不能准确反映电网相角不平衡时的真实情况,所以此公式用于粗略估算三相电压不平衡度。

(3)国标GB/T15543—2008提供的公式与IEC定义的VUF公式的计算结果是一致的。前者的优点在于只需测得三相线电压有效值就可以准确得到电压不平衡度,缺点是计算量较大。

(4)通过对比IEC定义的CVUF公式与VUF公式的计算结果可直观看出:CVUF公式能反映相角不平衡程度,便于计算相角不平衡对非线性负载的影响。

(5) VUF公式与CVUF公式是较精确的电压不平衡度计算公式。它们的缺点是都要进行复数运算,与其它几种公式相比,其计算量较大。

为了更清晰描述各计算方法的特点并方便工程技术人员在实际应用中合理选择电压不平衡度的计算公式,在上述分析基础上对各公式进行对比,结果如表2所示。

4 结语

(1)在三相三线系统中,如果用线电压幅值计算电压不平衡度,可选用NEMA定义的LVUR公式或国标GB/T15543-2008提供的公式,前者便于应用,但计算结果存在一定误差。

(2)在三相三线系统中,如果用相电压幅值计算电压不平衡度,可选用IEEE Std 112-2004定义的PVUR公式,但计算误差较大;如果同时测得相电压的相角还可选用IEC定义的VUF公式和CVUF公式进行精确计算。

电气不平衡度 篇4

1 平衡补偿原理

不对称系统的运行是电力系统普遍存在的问题。发电机和变压器输出的三相电压或多或少存在不对称, 称为电源不对称; 负载大小和功率因数的不一致所产生的不对称称为负载不对称。负载电压的不对称现象一般不会太严重, 在电能质量中, 关注更多的是电流的不平衡。所以本文所讨论的“平衡补偿”是指在三相电压源对称的条件下, 通过各种不同的方式使流过电源的三相不平衡电流得到平衡。这种平衡控制的前提条件是, 平衡补偿系统不能产生附加的有功损耗。负载自身不对称现象是由负载本身的特性所决定的, 也是无法实施平衡控制的。

理论上讲, 不对称系统中的平衡补偿目标至少应包含以下几点特征:

1) 补偿后系统的三相线电流幅值相同;

2) 补偿后系统的三相线电流相角相差120°;

3) 在可能的情况下, 应尽量使各相功率因数为1;

4) 系统中所有运行设备经平衡补偿后都能稳定工作在额定运行状态;

5) 补偿系统自身不产生任何有功损耗。

负载的不对称无外乎有以下几种表现形式:

1) 三相线路电流幅值相同, 功率因数有差异;

2) 线路电流的幅值不同, 功率因数各异;

3) 线路电流的幅值不同, 功率因数相同。

从三相电路的基本概念出发, 任何三相三线制的复杂结构 ( 其中包括负载由多个三角形和多个星形负载的并联结构) 的三相负载都可以等效为星形连接的三相负载, 而每相负载的等效阻抗均可表示为ZLk= rLk+ jxLk, 其中k为a、b或c三相线路中的任何一相。对于上面提到的3 种不对称表现形式的平衡补偿, 最重要的是检测三相等效阻抗中的rLk是否相同, 如果相同, 则完全可以通过无功补偿的方法得到理想的平衡效果。但以上3 种形式的不对称均不能说明三相负载的rLk是否相同, 即使检测到的每相负载有功功率相同, 但由于系统为不对称运行状态, 也不能简单认为各相负载的等效电阻相同。因为在不对称运行条件下, 等效星形连接负载的中性点已发生偏移, 所以简单地通过线路电流幅值和相位很难直接判断出负载实际阻抗的组成, 此时, 无功补偿所能起到的平衡作用只能通过具体情况进行分析。准确地讲, 只有判断出三相负载的rLk相同, 才可能通过无功补偿的方法平衡掉等效阻抗中的xLk, 从而实现理想平衡控制。

无论是怎样的不对称表现形式, 要实现系统的平衡补偿, 一般可采取以下3 种形式之一实现平衡控制:

1) 通过幅值和相位均可调节的电流源注入到线路之中, 通过电流合成的方法取得线路电流平衡, 这种方法一般由在线路上并联的电抗来实现平衡补偿。

2) 在线路中串联一个幅值和相位均可调节的电压源, 通过电压的矢量合成改变负载电压的幅值和相位, 从而达到三相线路电流的平衡, 一般通过电磁耦合的方式得到不同相位电压源。

3) 通过串并联组合方式实现平衡补偿, 例如采用独立三相电压输出的统一潮流控制器UPFC来进行平衡补偿控制。

第1 种平衡补偿方法的成本最低, 可在配电网中广泛推广应用, 但补偿所取得的效果必须经过最优运算, 本文主要介绍此方法; 第2 种方法由于主要应用电磁耦合的原理得到不同相位和幅值串联电压源, 所需设备的体积较大、质量较重, 绕组也比较多, 不容易实现精确平衡补偿, 但运行的可靠性一般较高; 第3 种方法是目前比较看好的一种方法, 它不仅能实现智能无功的平衡补偿, 还能在同一条线路的不同相之间进行有功功率传递, 但成本较高。

三相四线制不对称平衡补偿与三相三线制相似, 所以本文重点讨论三相三线制平衡补偿。

2 三相三线制不对称系统平衡补偿

在三相三线制配电线路中, 沿线负载众多, 连接方式错综复杂, 有的是星形连接, 有的是三角形连接, 但无论实际负载是星形连接还是三角形连接, 都可以统一转换成星形连接或三角形连接。为方便起见, 本文一般先将三角形连接的负载转换为星形连接的方式来进行分析, 但负载中性点仍是悬浮的。

2. 1 并联电抗平衡补偿

电抗型平衡补偿的实质就是将纯电感或纯电容的各种串、并联结构直接并接在不对称三相系统中, 使补偿后的实际运行系统对电源而言近似为对称负荷, 最好还能纠正系统的功率因数。欲实现或达到这一目的, 要求并接在电路中的电感或电容应该能实现无级变化, 这样不仅能对补偿电抗的幅值进行有效控制, 还能通过容性和感性变化实现电流方向的改变。从某种意义上来讲, 仅通过纯电容或纯电感实现包括有功功率在内的平衡控制是不太可能的, 因为阻抗补偿性的补偿支路电流矢量总是与它两端的电压矢量正交, 所以通过取线电压或相电压, 以及所形成的补偿支路等效中性点的电位偏移, 使垂直于电压矢量的补偿电流与负载电流的合成矢量对电源矢量而言能够产生一定范围的相位调节。只要合理地选择补偿支路的感抗或容抗参数, 采用最优平衡补偿控制策略, 就会使三相电源中的电流不平衡现象得到改善。三相三线制星型负载的补偿结构如图1 所示。

为方便分析计算, 将图1 中的线路阻抗与负载阻抗合在一起考虑。将三角形连接的负载Zab、Zbc、Zca分别转换为星形连接的三相负载ZLa、ZLb和ZLc, 且它们的幅值和相位均不相同。对负载之所以进行这样的转换, 主要是为了能方便地获取负载中性点的电位偏移信息, 以分析在不同不对称运行条件下补偿控制得到的补偿效果。为了校正三相三线制的不对称三相负载, 假设所采用的三角形连接平衡补偿电抗值分别为xqab、xqbc和xqca ( 正值为感抗, 负值为容抗) 。平衡补偿的目标就是为了使三相电源输出的三相电流ia ( t) 、ib ( t) 和ic ( t) 幅值要么相等, 要么使这三个电流的相角相同。

三相三线制补偿矢量图如图2 所示。该矢量图反映了在某一不对称运行负载下的负载中性点电位的偏移情况。如果按图2 所示的负载电流和补偿电流的幅值和相位进行合成, 以c相电源电流为例, 可得到合成电流如图2 中左下角的虚线内的幅值和相位。如果改变各补偿支路的电抗幅值, 则仍有可能通过电抗性器件的串并联合成效果来满足基本平衡的条件, 即使不能得到较为理想的平衡补偿效果, 也能够进行最优的平衡补偿控制, 使之接近对称运行的条件。

2. 2 三相电源电流数学模型的建立

由图1 根据KCL可得三相电源电流的表达式为

式中: 星形三相负载的等效阻抗分别为ZLa= rLa+jxLa= zLa∠φLa; ZLb= rLb+ jxLb= zLb∠φLb; ZLc= rLc+jxLc= zLc∠φLc。根据基尔霍夫电流定律可得负载中性点对电源中性点的电压为

负载中性点的电压矢量还可以按a、b、c三个不同的相电压矢量分别表示为

将式 ( 3) 代入式 ( 1) 中并整理得

式中: Bqab= 1 / xqab, Bqbc= 1 / xqbc, Bqca= 1 / xqca。

在式 ( 4) 中, 将各相电压矢量直接转换为以a相电压矢量所标示的形式, 并令a相电压的初相角为零, 即可得到各相电源电流的复数表达式:

根据上文给出的补偿目标的第一和第二点可列方程:

式 ( 6) 为4 个方程3 个未知数, 可以根据最小二乘法求最优解得并联补偿电纳Bqab、Bqbc、Bqca的值, 从而可以根据所得参数设计出并联补偿装置。

3 负载不平衡度计算

在变电站中一般已知三相电压以及三相功率潮流, 不能测出负载端中性点偏移电压, 而建立并求解三相电源电流数学模型的前提是必须已知中性点偏移电压。由图1 可知补偿前负载端的电流不变且等于三相电源端补偿前电流, 即

由于不对称负载阻抗和负载中性点偏移电压均未知, 但可以猜想在该不对称三相电流情况下存在对应的不对称负载ZLK, 使得此中性点电压UNn=0。代入式 ( 1 ) 并建立式 ( 5 ) 三相电源电流数学模型, 根据式 ( 6) 求出并联电抗数值xqab、xqbc和xqca以及三相电源平衡电流值Ik。

将图1 的负载经星三角变换得到图3, 再将各相补偿电抗与各相负载阻抗并联得到图4, 最后将所得负载经星三角变换得到图5, 其阻抗计算表达式为

根据上述星三角变换的逆过程可以求出图1中ZLa、ZLb、ZLc, 代入式 ( 2) 可得在此不对称负载时的负载中性点电压UNn, 此时的负载电流为

与式 ( 7) 比较, 若电流不相等则根据所求的ZLk、UNn重复迭代计算, 直到满足式 ( 7) 。具体编程迭代流程如图6 所示。此时输出的不对称负载ZLk接近于实际负载端阻抗值, 从而测出了负载不平衡度。

4 算例

广东某35 k V大型企业专用线路的设计容量为10 MVA, 采用三相三线制传输方式。在某一时段变电站所测得的a、b、c三相的有功潮流数据分别为1. 2 MW、2. 3 MW、1. 68 MW, 无功功率分别为滞后的0. 23 MVar、0. 31 MVar、1. 22 MVar, 实时测得的三相电压均为35. 6 k V。现要在该变电站设计出并联电抗补偿装置对其进行平衡补偿, 并要测出负载不平衡程度。

由式 ( 7) 可得补偿前不对称电流为

猜想在该不对称三相电流情况下存在对应的不对称负载ZLK, 使得此中性点电压UNn= 0, 则

同理可得

代入式 (5) 得

由式 ( 6) 解最小二乘法求最优解得补偿电抗为

同时求得平衡补偿后电流为

代入式 ( 8) 得补偿后整体对称负载为

根据上文的流程图编程迭代最终求得不对称负载为

依据变电站的实际数据以及所得参数, 使用Matlab仿真得到平衡补偿后各电流波形如图7所示。

5 结语

在变电站中, 一般已知三相电压以及三相功率潮流, 但未知负载的不平衡程度, 也测不出负载端中性点偏移电压。因此, 本文根据有限的条件加上合理的假设精确求出了各相负载的阻抗值, 同时得出并联补偿电抗的参数值, 使得系统功率因数也得到了很好补偿。案例分析表明, 该方法可以达到较为理想的效果, 且并联电抗平衡补偿方法的成本较低, 可在配电网中推广应用。

参考文献

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电气不平衡度 篇5

根据《电力系统电压质量和无功电力管理规定》要求, 电力公司不得不深入研究并整改消弧线圈的问题, 为保证电网能够长期处在高效可靠的运行状态, 我公司成立了项目小组, 以220kV巴彦变66kV系统为试点进行分析和方案实施测试工作。

一、电压现状分析:

1. 巴彦变66kV系统电压现状: (表1)

2. 巴彦变66kV线路基本情况:

220kV巴彦变电站66kV系统共有出线9条, 分别为巴大甲22km、巴大乙22km、巴利线22km、巴风线17.105km、巴苏线7.787km、巴龙线14.48km、巴生线2.306km、巴西线5.9km、巴北线5.9km

3. 原因分析:

(1) 巴彦变66kV系统所承接线路部分较长, 线路导线的排列方式为“三角排列”结构, 这样导致B相导线相对于两外两相对同大地间距离较大, 即B相对地电容相比较小, 在线路运行时B相的电压会相对较高, 从而引起系统电压不平衡。

(2) 消弧线圈投入, 会使中性点位移电压升高, 加剧系统电压的不平衡。经消弧线圈接地系统在正常运行时的等值电路如图1所示。Ca、Cb、Cc为对地电容, L为消弧线圈的等值电感, RL表示消弧线圈有功损耗的等值电阻。Ra、Rb、Rc为各相泄漏电阻;假设三相电势对称, 且各相泄漏电阻相等为R, 则以UA为参考相量,

式中UN——未投消弧线圈时中性点位移电压

从 (式1) 、 (式2) 看出, 阻尼率固定的条件下, 系统中性点电压的大小与脱谐度有关。脱谐度越小, 位移电压则升高;。脱谐度越小, 放大则越强。故投入消弧线圈后, 对中性点位移电压引起放大, 造成系统电压的不平衡加剧。

二、解决方法及应用方案

长期运行的远景, 最终确定两套解决办法, 并且两套办法同时执行。

方案一:对巴彦变66kV长线路进行换相, 以平衡三相线路的对地电容平衡度, 从最根本解决电压不平衡产生的原因, 如:对巴利线 (22km) 进行线路换相, 即根据线路长度和地理位置, 通过计算在适当的杆塔处进行对A、B、C三相导线的调整, 使得三相对地电容均衡。

方案二:在保证不发生谐振, 采用过补偿的条件下, 尽量增大系统脱谐度, 又或者增大系统的阻尼值 (增加设备, 加大资金投入, 不推荐) , 这样就能保证中性点位移电压不至过高。

三、方案措施实施

主变66kV消弧线圈为调匝式, 补偿电流和阻尼电阻均未固定值根据实际情况进行调节。根据经验和规程要求, 补偿方式采取过补偿即补偿电流大于系统电容电流。

根据消弧线圈厂家说明, 可以设置残流上限于下限值, 当实际残流接近下限值时为补偿效果最优。但是如果下限值设定过低会造成线圈工作点接近谐振点, 脱谐度接近零, 根据 (式1) 、 (式2) 可知, 增大脱谐度和阻尼值是两种有效的方法。根据巴彦变66kV消弧线圈的现场实际, 又考虑减少资金的投入, 决定采用调节系统脱谐度的方法。重设装置残流范围, 即在电容电流不变的前提下增大系统的残流。依据规程规定“消弧线圈接地系统故障点的残余电流不宜超过10A”的要求, 保证残流值设定范围“6-10A”, 仍采用过补偿运行方式。

同时, 分别对巴大甲22km、巴大乙22km、巴利线22km、巴风线17.105km以及巴龙线14.48km进行停电换相改造, 为系统长期运行考虑从线路本身进行改造, , 使得系统电压质量得到改善。

四、结论

大部分小接地电流系统均存在三相电压不平衡问题, 在新建线路前初设时, 必须考虑较长线路导线排列方式, 提出较合理的排列顺序, 避免线路投运后再进行调相。

对于已经投运系统的电压不平衡度较低时, 可通过增大阻尼电阻或增大脱谐度等措施进行整改。

对于三相电压不平衡度较严重的, 就要考虑对长线路进行调相, 对部分线路调相前, 应对系统中所有66kV线路的沿途情况进行摸底, 制定可行性方案, 才能具体实施。

参考文献

[1]王崇林.中性点接地方式与消弧线圈[M].徐州:中国矿业大学出版社, 1999.

[2]吴骏, 卢刚.小电流接地系统单相接地与谐振状态辨识技术[J].电力系统保护与控制, 2010, 38 (13) :144-147.

电气不平衡度 篇6

根据DL/T596-1996《电力设备预防性试验规程》规定, 电力变压器绕组直流电阻测试是变压器出厂、大修及预防性试验的主要项目之一。通过对变压器绕组直流电阻的测试可以方便有效地反映绕组匝间短路、绕组断股、分接开关以及导线接头接触不良等故障, 也是判断三相绕组直流电阻是否平衡、调压开关档位指示是否正确的有效手段。长期以来, 直流电阻三相不平衡度超标在高压预防性试验中时有发生, 影响直流电阻不平衡的因素很多, 重点介绍变压器因自身缺陷所导致不平衡度超标的原因。

1 直流电阻不平衡度超标的原因

1.1 引线电阻对直流电阻不平衡度的影响。

DL/T596-1996《电力设备预防性试验规程》规定, 1.6MVA以上变压器, 相间不平衡度不超过2%, 线间不平衡度不超过1%。1.6MVA及以下变压器, 相间不平衡度不超过4%, 线间不平衡度不超过2%。而由于变压器在结构设计上的原因, 各相至中性点的引线长短都不等, 就变压器二次绕组为例, 其b相引线最短, c相引线最长, 因此引起绕组的直流电阻数值存在差异, 线间Rab≈Rbc

1.2 导体材质和引线结构对直流电阻不平衡度的影响

1.2.1 导体材质对直流电阻不平衡度的影响。

近几年来, 市场上供应的纸包扁铜线, 其中部分质量较差, 尤其是铜和银的含量低于国家标准, 给质量管理工作带来麻烦。就同一尺寸的导线, 其电阻率都相差较大, 用这样的导线绕制成的变压器, 会造成直流电阻不平衡度超标。为了控制变压器直流电阻平衡, 必须严格控制导线电阻率, 对每次采购的导线都进行电阻率测量, 对于不合格导线坚决不能使用, 对于同一台变压器的绕组所使用的导线要采用同一厂家、同一批号生产的同一规格导线, 尽可能的减少三相直流电阻不平衡度。

1.2.2 引线结构对直流电阻不平衡度的影响。

由于变压器的高压线圈电阻很大, 相对高压引线电阻占高压绕组的比例较小, 因而高压引线电阻对高压直流电阻不平衡度的影响很小, 不致于引起直流电阻的不平衡度超标。而变压器的低压线圈电阻通常较小, 其低压引线电阻的大小对低压直流电阻不平衡度有很大的影响, 而且在现场实际测试中所发生的直流电阻不平衡度超标也大都由其引线结构上的原因造成的, 这一点在低压中性点引出的变压器中表现得尤为明显。

1.3 结构件连接不紧对直流电阻不平衡度的影响。

如果出现绕组引线与导电杆连接不良、引线与分接开关之间接触不好, 高压套管将军帽与导电杆接触不良等情况, 可能导致变压器直流电阻不平衡度超标。同时, 这些连接部位接触不良还会在运行中带来局部发热等危害。

在进行一台31500k VA, 66k V变压器直流电阻测量时发现:RAO=261.2mΩ, RBO=253.6mΩ, RCO=255.2mΩ, 经过计算三相不平衡度为2.96%。可以看出A相电阻偏大, 原因可能是有载调压分接开关接触不良, 或是引出线与将军帽接触不良, 但通过倒端子试验, 其它端子规律与此相同, 为查找原因, 打开将军帽, 发现A相套管导杆上有严重的放电痕迹, 原因是将军帽与导杆接触松动, 经处理后RCO=254.9mΩ, 三相平衡, 其余各档也平衡。

1.4 分接开关对直流电阻不平衡度的影响

1.4.1 分接开关档位指针移位。

变压器本身没有缺陷, 分接开关档位指针移位也会导致变压器绕组直流电阻不平衡度超标, 为消除分接开关档位指针移位造成的直流电阻不平衡度超标, 应当在变压器出厂前进行分接开关试验, 核对分接开关位置是否正确, 在分接开关大修后, 也必须进行核对。

1.4.2 分接开关动静触头接触不良。

有载或无载分接开关触头接触不良的缺陷, 在变压器各类缺陷中所占比例最多, 主要表现为直流电阻不平衡度偏高, 给变压器安全运行带来很大威胁。其主要原因有分接开关不清洁、接点表面镀层脱落、弹簧压力不足, 受力不均、分接开关动静触头接触不良、触头烧毛等。在对一台66k V有载调压变压器进行预防性试验时, 发现直流电阻在多档位出现不平衡度超标现象, 规律相同经油色谱分析, 氢含量略微偏高。现取其中一档数据进行分析, RAB=253.1mΩ, RBC=251.8mΩ, RCA=245mΩ, 绕组为Y接, 通过计算RAO=123.2mΩ, RBO=130mΩ, RCO=121.9mΩ, B相存在缺陷, 随后将该变压器提前大修, 发现有载分接开关B相触头弹簧压力不足, 经处理后三相平衡。

1.5 变压器内部故障对直流电阻不平衡度的影响。

在排除上述原因后, 如果不平衡度仍偏大, 有可能是内部故障引起, 主要包括绕组与引线虚焊、脱焊、断线、压接螺丝松动、绕组断股、层间短路、绕组烧损等。例如:三角形连接的绕组, 若其中一相断线, 没有断线的两相, 线端间的电阻为正常值的1.5倍, 而断线相的线端间电阻为正常值的3倍。

变压器线圈在绕制、装配过程中, 线圈本身内部导线与导线的连接以及线圈出头与引线的连接, 都是采用铜焊或气焊。当变压器电流较大时, 线圈的线匝往往由数根并联导线组成, 若出现“虚焊”, 其中有一根甚至几根导线未能焊接牢固, 或者是线圈的出线与引线的焊接处接触不良, 则会引起阻值上升, 造成变压器三相直流电阻不平衡度超标。

2 直流电阻不平衡度的检查

在检修和试验过程中, 当我们发现变压器直流电阻增大时, 查找故障原因应遵循以下原则:先易后难, 逐步进行, 每步检查完毕都应试验确认。

2.1 多次重复试验。

检查是否由于有载调压开关接触处受到氧化, 表面形成氧化膜造成的直流电阻不平衡, 此时应多次调节有载调压开关, 使触头反复接触, 去除氧化膜, 如测量数值未发生较大变化, 或三相直阻同时成比例的减小, 就应排除这种可能。

2.2 检查易拆接部位。

首先检查外接引线处, 是否存在螺丝松动或过度氧化的现象。若未发现故障点, 将直流电阻偏大相的将军帽取下, 将测试线直接接到导电杆上, 若没有减小, 就需要将高压套管的油放空, 拔出套管, 检查引线与绕组连接处的焊点有无脱焊、虚焊现象。如没有, 则将切换开关筒内的油放出, 吊出切换开关, 测量切换开关和过渡电阻的直流电阻, 并对切换开关的接触头进行打磨处理。若仍未发现故障点, 则将绕组分为两部分进行判断, 测量高压引线至切换开关接头的电阻和切换开关接头至中性点部位的直流电阻, 找出是哪部分直流电阻增大, 为近一步分析打下基础。

2.3 放油检查。

将变压器本体中的油放尽, 检修人员从入孔进入变压器内部。细心检查各个连接处接线螺丝有无变形或烧损, 并观察绕组有无变形, 若仍不能判定故障点, 则应将变压器吊罩, 进一步检查确认, 若不能准确判断故障部位, 可结合变压器绕组变形试验来进行判断。

按照以上顺序对变压器进行检查, 可以快速准确地检出故障点。有些情况可能只需一步或两步就能检出故障, 不需再进行下面步骤。对于变压器绕组发生变形, 不能继续投运的, 需运回生产厂家进行解体检查大修。

3 结论

从以上分析可以看出, 引起变压器线圈直流电阻不平衡的因素很多, 除上述原因外还有在测量技术上仪器精度不够、测量接线错误、引线及其接线电阻过大、变压器充电时间短、电桥电压不足等。如生产中遇到的直流电阻不平衡度超标问题, 只要按照上面环节仔细检查认真分析就可以。最后, 为了保证变压器的可靠运行、消除直流电阻不平衡度超标, 必须精心设计, 认真安装与检修, 加强运行管理。

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.