220 kV MOA帶電測量相間干擾的研究與分析

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(1.國網(wǎng)四川省電力公司檢修公司，四川 成都 610041；2.西安交通大學(xué)電氣工程學(xué)院，陜西 西安 710049)

0 引 言

從20世紀(jì)80年代開始，金屬氧化物避雷器(metal oxide arrester，MOA)由于具有優(yōu)越的非線性特性、耐受大幅值沖擊電流能力強以及運行可靠性高，在中國得到了廣泛應(yīng)用。MOA中的氧化鋅電阻片作為重要的過電壓保護(hù)元件，在長期運行中，會出現(xiàn)氧化鋅電阻片劣化的問題，泄漏電流中的阻性電流分量不斷增大，功耗變大，電阻片運行溫度不斷升高，發(fā)生熱崩潰，發(fā)展到一定程度后將致使MOA爆炸。因此，監(jiān)測持續(xù)運行電壓下MOA的泄漏電流及其阻性分量，是判斷MOA運行狀態(tài)的重要手段。

正常情況下，避雷器的泄漏電流主要是容性電流，而阻性電流只占很小一部分。運行中，被試避雷器自身存在的相間干擾，會影響帶電測量的結(jié)果，使測量結(jié)果不能真實反映避雷器的運行狀況。因此，準(zhǔn)確、有效地分析MOA的相間干擾，可以使得帶電監(jiān)測的結(jié)果更能反映真實情況[1-6]。

下面提出了一種“場”和“路”相結(jié)合的方法來計算MOA相間干擾，首先采用能比較精確處理多介質(zhì)分布問題的有限元法來計算MOA雜散電容和相間耦合電容，再結(jié)合“路”的方法計算相間干擾電流。

1 計算原理

1.1 計算模型

220 kV電壓等級的Y10W5-220/520W型MOA由2節(jié)單元組成(忽略傘群)，節(jié)與節(jié)之間用金屬法蘭相連接，頂部有均壓環(huán)罩入，底部由法蘭和金屬構(gòu)架支撐。計算模型中各介質(zhì)的相對介電常數(shù)如表1所示。

表1 各介質(zhì)的相對介電常數(shù)

分別給圖1(a)的1至3號導(dǎo)體編號為V1至V3，圖1(b) 1至6號導(dǎo)體編號為V1到V6。

圖1 有限元模型

1.2 有限元法計算耦合電容參數(shù)

電磁場理論表明電容參數(shù)與模型結(jié)構(gòu)、接地體的位置有關(guān)，而與施加激勵的頻率、電壓幅值無關(guān)，因此可在靜電場條件下計算耦合電容參數(shù)。

針對模型，寫出其相應(yīng)的邊值問題為

(1)

高壓端：φ=U

(2)

低壓端：φ=0

(3)

大地：φ|大地=0

(4)

無窮遠(yuǎn)：φ|r→=0

(5)

(6)

(7)

對每個單元應(yīng)用數(shù)學(xué)變換，并最終整理為一個統(tǒng)一的矩陣方程為

[K][φ]=[V]

(8)

式中：[K]為系數(shù)矩陣；[φ]為剖分單元節(jié)點的待求電位矩陣。

求解方程得到標(biāo)量電位值。對于金屬氧化物避雷器，內(nèi)部包括很多導(dǎo)體，因此，需將電容的公式推廣到多導(dǎo)體系統(tǒng)。對于多導(dǎo)體系統(tǒng)，根據(jù)式(9)導(dǎo)體電荷、導(dǎo)體間電壓和導(dǎo)體間電容的矩陣關(guān)系式可得到分布電容。

(9)

式中，Ci=Ci1+Ci2+Ci3+Ci4+Ci5+Ci6，i=1，2，3…，6。

1.3 相間干擾電流理論分析計算

求得耦合電容之后，根據(jù)基爾霍夫定律建立等效電路模型，就可以求得對應(yīng)的電流值。在A相MOA底部的測量點所得到的電流iA為A相MOA總的泄漏電流，如果只考慮相鄰相MOA的影響，那么它主要包括本體泄漏電流和鄰相MOA通過耦合電容在A相的1、2、3號導(dǎo)體上作用而產(chǎn)生的總耦合干擾電流iBA。由于耦合干擾電流是通過電容耦合產(chǎn)生的，因此在相位上超前耦合電壓90°，其向量關(guān)系如圖2所示。

圖2 僅考慮相鄰耦合干擾情況下的MOA向量關(guān)系

A相和C相MOA對B相的干擾相電流IAB與ICB為幅值相同的容性電流，且關(guān)于IB的容性分量對稱，所以B相MOA的持續(xù)電流容性分量減小，導(dǎo)致持續(xù)電流幅值減小，相位角也會有所減小。

2 仿真計算

應(yīng)用電磁場有限元分析軟件Maxwell 3D從“場”的角度計算出MOA的耦合電容值和雜散電容值，再運用電力系統(tǒng)和電子線路仿真軟件EMTP的ATP程序搭建起相應(yīng)的“路”模型，計算出相間干擾時的持續(xù)電流值。

2.1 有限元計算分布電容

應(yīng)用電磁場有限元分析軟件Maxwell 3D從“場”的角度計算出耦合電容值和雜散電容值，如表2、表3所示。

表2 獨立MOA時的電容值 單位：pF

表3 干擾時的耦合電容值 單位：pF

2.2 EMTP計算持續(xù)電流

由于C相與A相的距離較遠(yuǎn)，分布電容對泄漏電流的影響程度比較微弱，故忽略不計C相與A相之間的干擾。

2.2.1 B相對A相干擾分析

220 kV的MOA每節(jié)單元有33塊電阻片，在正常運行時，處于小電流區(qū)。電阻片的電阻R可以認(rèn)為是固定值，其值為4400 kΩ。所以，考慮雜散電容后，Y10W5-220/520W型MOA每相的簡化模型如圖3所示。

圖3 A相MOA考慮雜散電容的簡化模型

圖4 未考慮相間干擾時，A相MOA的持續(xù)運行電壓、電流波形

從圖4可以看出，A相MOA持續(xù)運行電壓峰值為238.259 kV，泄漏電流幅值為2.851 mA；泄漏電流波形超前電壓波形4.57 ms，即(4.57/20)×360°=82.26°，所以泄漏電流超前電壓的相位角度為：φA=82.26°。根據(jù)投影法，可以計算出阻性分量幅值為0.384 mA。

僅考慮相鄰B相MOA對A相的干擾后，其電路模型如圖5所示。圖5中Ch1-Ch3、Cm1-Cm3、CI1-CI3分別為B相MOA的4、5、6號導(dǎo)體與A相MOA的1、2、3號導(dǎo)體間的耦合電容，計算結(jié)果如圖6所示。

從圖6可以看出，有B相MOA干擾后，A相MOA的持續(xù)運行電壓峰值為238.259 kV，泄漏電流的峰值為2.798 mA；泄漏電流波形超前于電壓波形4.454 ms，即80.01°，所以電流超前電壓的相位角對比圖4和圖6的計算結(jié)果，可以看出，由于B相的干擾，使得A相MOA的泄漏電流從2.851 mA減小到了2.798 mA，減小了1.86%；電流超前電壓的相位角從82.26°減小到了80.01°，減小了2.25°，然而電流的阻性分量幅值卻從0.384 mA增加到0.485 mA，增加了26.30%。

圖5 B相對A相干擾的電路模型

圖6 B相MOA干擾時，A相的持續(xù)運行電壓、電流波形

2.2.2 B相對C相干擾分析

同理，只需把上述圖3和圖5中的正弦電壓UA換成C相持續(xù)運行電壓UC就可以求出關(guān)于C的干擾情況，如圖7所示。由于C相的電壓和電流都滯后A相240°，所以未受干擾時C相的相位角以及泄露電流及其阻性分量都和A相的一致。

從圖7可以看出，有B相MOA干擾后，C相MOA泄漏電流幅值為2.746 mA；泄漏電流波形超前電壓波形4.64 ms，即83.52°。根據(jù)投影法，可計算出C相泄漏電流阻性分量幅值為0.310 mA。

對比未受干擾時的結(jié)果，可以看出，由于B相MOA的干擾，使得C相MOA的泄漏電流減小了3.683%，電流超前電壓的相位角增加了1.26°，然而泄漏電流的阻性分量幅值卻減小了19.27%。

圖7 B相MOA干擾時，C相的持續(xù)運行電壓、電流波形

2.2.3 A相和C相對B相的干擾分析

將圖3中的電壓相角滯后120°就可以得到B相MOA單獨運行時的結(jié)果，由于B相的電流都也滯后A相120°，所以未受干擾時B相的相位角以及泄露電流及其阻性分量都和A相的一致。

考慮相鄰A相和C相MOA對B相的干擾后，其電路模型如圖8所示，圖中CA1-CA9為A相對B相的耦合電容，CC1-CC9為C相對B相的耦合電容。仿真波形如圖9所示。

圖8 A相和C相對B相干擾的電路模型

從圖9可以看出，有A相和C相的干擾后，B相MOA泄漏電流峰值為2.705 mA；泄漏電流波形超前電壓波形4.54 ms，即81.72°，根據(jù)投影法計算出C相泄漏電流阻性分量幅值為0.390 mA。

圖9 有A相與C相MOA干擾時，B相的持續(xù)運行電壓、電流波形

對比干擾前后的計算結(jié)果，可以看出：由于A相和C相的干擾，使得B相MOA的泄漏電流減小了5.12%，泄漏電流超前電壓的相位角減小了0.54°，而電流的阻性分量卻增加了1.56%。

3 結(jié)果分析與討論

上節(jié)仿真結(jié)果匯總見表4，可以看出：

2)仿真數(shù)據(jù)中A、B、C三相的角度偏差分別為2.25°、0.54°、1.26°，這完全符合理論推導(dǎo)2°～3°的偏差范圍。

3)A相和C相受B相干擾時，泄漏全電流變化幅度較小，但阻性分量變化幅度很大，分別為26.30%和19.27%；B相受A、C兩相共同干擾時，全電流和阻性分量也略有變化：所以會對在線監(jiān)測帶來誤差，尤其是阻性分量，這會影響對避雷器運行狀況的正確判斷。

表4 Y10W5-220/520W型MOA正常運行狀態(tài)下仿真數(shù)據(jù)

4 結(jié) 語