电气不平衡度范文

电气不平衡度范文（精选4篇）

电气不平衡度 第1篇

混压同塔四回路可增大单位输电走廊的输送容量, 节省占地和工程投资, 是解决线路通道问题的有效办法。在混压四回线路中, 由于线路三相自身参数不对称以及四回路之间的电磁耦合关系, 在线路正常运行时, 每相导线的阻抗和导纳并不相等, 导致电力系统中产生不对称电流和不对称电压, 从而对电力系统设备带来诸多不利影响。本文以220k V与110k V混压同塔四回路线路为研究对象, 利用电磁暂态分析程序 (ATP-EMTP) 计算研究混压四回线路的电气不平衡度影响因素, 通过计算分析给出了混压同塔四回路电气不平衡度较小的相序排列方案, 为线路设计提供参考。

1 计算条件

1.1 计算参数

本文的主要计算参数见表1。

1.2 杆塔型式

在本文的计算中, 采用通用设计的2/1I2-SSZ2 塔头尺寸作为计算条件, 220k V和110k V部分悬垂串均为I型。

2 电气不平衡度限值及计算方法

根据《 电能质量三相电压不平衡度》 (GB/T15543—2008) 的规定:“电力系统公共连接点, 电网正常运行时, 负序电压不平衡度允许值为2%, 短时不得超过4%”。本文取2% 和短时4% 作为输电线路电压不平衡度限值。

本文研究采用国际上通用的电力系统分析软件ATPEMTP和相-序变换矩阵对架空输电线路的不平衡度进行计算分析。按照一端供电的开式电力网络计算模型建模, 先假定线路送端功率、三相电压对称且不随时间变化, 再观测线路受端电压不对称量, 等效负载阻抗值则根据传输功率、传输电压和功率因数来计算。

3 不平衡度的计算与分析

3.1 不同相序排列的不平衡度计算

对于同塔四回路相序排列方式可达数百种, 本文仅选取9 种典型的相序排列方式进行计算分析, 如下图所示。

保持计算用系统参数和塔头尺寸不变, 线路总长度均取20km。计算结果见表2。

根据表2 可知, 对220k V线路负序电压不平衡度逆相序 (P2、P5、P8, 平均值0.18%) 排列方式最小, 其次为异相序 (P3、P6、P9, 平均值0.37%) , 同相序 (P1、P4、P7, 平均值0.63%) 最大, 110k V的相序排列对220k V的负序电压不平衡度影响较小, 例如对P2、P5、P8 而言, 220k V部分均为逆相序排列, 110k V部分为3 种不同相序排列方式, 220k V的负序电压不平衡度最大为0.21%, 最小为0.17%, 差值0.04%。

对220k V线路零序电压不平衡度异相序 (P3、P6、P9, 平均值0.33%) 、 逆相序 (P2、P5、P8, 平均值0.35%) 排列方式较小, 同相序 (P1、P4、P7, 平均值0.47%) 较大, 110k V的相序排列对220k V的零序电压不平衡度有一定影响, 例如对P2、P5、P8 而言, 220k V部分均为逆相序排列, 110k V部分为3 种不同相序排列方式, 220k V的零序电压不平衡度最大为0.43%, 最小为0.26%, 差值0.17%。

对110k V线路负序电压不平衡度, 220k V的相序排列对110k V的负序电压不平衡度影响较大, 例如对P1、P2、P3 而言, 110k V部分均为同相序排列, 220k V部分为3 种不同相序排列方式, 110k V的负序电压不平衡度最大为0.53%, 最小为0.01%, 差值0.52%。

对110k V线路零序电压不平衡度, 220k V的相序排列对110k V的零序电压不平衡度影响较大, 例如对P1、P2、P3 而言, 110k V部分均为同相序排列, 220k V部分为3 种不同相序排列方式, 110k V的零序电压不平衡度最大为3.43%, 最小为0.51%, 差值2.92%。

根据上表计算结果可知, 220k V线路的相序排列不仅对220k V线路的电气不平衡度影响较大, 同时对110k V线路的电气不平衡度影响也较大, 据此, 需首先确定220k V线路的电气不平衡度较小的相序排列方式为逆相序, 即在P2、P5、P8 三种排列方式中选择, 然后确定110k V线路的电气不平衡度较小的相序排列方式, 比较P2、P5、P8 三种排列方式的负序和零序不平衡度, P5排列方式的不平衡度最小, 并且两回路间不平衡度分布均匀, 因此, 综合220k V和110k V线路负序和零序电气不平衡度, 最优相序排列为P5。

3.2 线路长度对不平衡度影响计算

保持计算用系统参数和塔头尺寸不变, 线路长度取10~100km, 相序排列方式为P4、P5、P6, 计算结果见表3~5。由计算结果可知, 随着线路长度的增加, 不平衡度逐渐增加, P4 排列为220k V同相序排列, 不平衡度较大, 对220k V线路长度为70km时负序电压不平衡度已经超过允许限值, 对110k V线路长度仅为10km时零序电压不平衡度已经接近允许限值, 因此, 对同塔四回路当线路较长时, 设计时需注意相序排列方式避免不平衡度超过限值。

由计算结果可知, 随着线路长度的增加, 不平衡度逐渐增加, P5 排列为220k V逆相序排列, 不平衡度较小, 对220k V线路长度为100km时电压不平衡度还没有超过允许限值, 对110k V线路长度为70km时零序电压不平衡度才大于允许限值, 远远优于P4 排列的110k V线路允许长度10km。

由计算结果可知, 随着线路长度的增加, 不平衡度逐渐增加, P6 排列为220k V异相序排列, 对220k V线路长度为100km时电压不平衡度还没有超过允许限值, 对110k V线路长度为20km时零序电压不平衡度已经接近允许限值, 优于P4 排列的110k V线路允许长度10km。

4 结束语

综合本文的计算和分析, 主要结论如下:

1) 对混压同塔四回路, 220k V线路的相序排列不仅对220k V线路的电气不平衡度影响较大, 同时对110k V线路的电气不平衡度影响也较大, 对220k V线路负序电压不平衡度逆相序排列方式最小, 其次为异相序, 同相序最大;对220k V线路零序电压不平衡度异相序和逆相序较小, 同相序较大。综合220k V和110k V线路负序和零序电气不平衡度, 最优相序排列为P5。

2) 线路长度对电气不平衡度有较大影响, 不平衡度随着线路长度的增加而变大, 220k V线路同相序排列时不平衡度较大, 当四回线路长度大于10km时, 需注意110k V线路的零序电压不平衡度避免超过限值, 220k V线路逆相序排列时不平衡度较小, 当四回线路长度为70km时, 110k V线路的零序电压不平衡度才大于允许限值。

摘要：本文针对220k V与110k V混压同塔四回路线路, 利用ATP-EMTP程序计算研究混压四回线路的电气不平衡度影响因素。计算结果表明, 220k V线路的相序排列不仅对220k V线路的电气不平衡度影响较大, 同时对110k V线路的电气不平衡度影响也较大, 通过计算分析给出了混压同塔四回路电气不平衡度较小的相序排列方案, 为线路设计提供参考。

关键词：220kV与110kV,混压同塔四回路,电气不平衡度,相序排列

参考文献

[1]GB50545—2010 110~750k V架空输电线路设计规范[S].2010.

电气不平衡度 第2篇

目前的风力发电机组大多为水平轴、三叶片、上风向、筒式塔的形式, 机组在运行时, 对三支叶片的平衡度要求很高。风电机组的叶片在生产过程中, 需要严格控制同一套叶片的质量和重心位置差异, 叶片在出厂前必须经过严格的称重, 质量和重心位置都合格后方可发往现场进行吊装作业。

风电机组运行中, 由于各种原因, 有可能造成三个叶片的质量或重心位置发生变化, 导致叶片不平衡度增加, 严重时会引起机组振动加剧, 甚至损坏塔筒和基础。测定叶片不平衡度时, 最直接的方法是将叶轮吊装至地面, 通过称重来测定叶片不平衡度。但是这种方法消耗工时多, 工程成本较高。因此, 探讨在不拆卸叶轮的情况下, 测定叶片质量不平衡度的方法。

二、测算原理

正常情况下, 三个叶片应该保持重力力矩平衡, 当某个叶片或某几个叶片的配重块移位或配重材料缺失时, 会出现三个叶片重力力矩不平衡现象。假定机组三个叶片以轮毂中心位置为支点的瞬时力矩分别为M1、M2、M3, 叶片质量分别为m1、m2、m3, 各叶片重心到轮毂中心的距离依次为l1、l2、l3。以图1所示位置为初始位置, 三个箭头代表三个叶片, 叶片的旋转方向为逆时针方向 (从机舱尾部向前部看) , 并假定力矩的方向由机舱尾部指向前部为正 (右手螺旋定则) , 那么叶轮在旋转过程中, 三个叶片重力的力矩瞬时表达式见式 (1) , 其中ω为叶轮的旋转角速度, 单位rad/s。

正常情况下, 三个叶片质量相等 (设为m) , 重心位置相同 (设为l) , 因此在任何时候有式 (2) 。

式 (2) 为三个叶片重力力矩平衡的条件, 当三个叶片不平衡时有式 (3) , ΔM即为三个叶片重力力矩不平衡的量度。

叶轮的不平衡力矩ΔM会通过主轴和齿轮箱传递到联轴器, 因此可以通过测力计在联轴器的位置测量出这个不平衡的力矩。如果在机组转子上给定一个与ΔM方向相反大小相等的反力矩, 则转子会重新达到力矩平衡, 这个给定的反力矩可以通过测力计在联轴器 (高速轴) 处比较方便地测得。

通过手动盘车, 将叶片1置于水平位置 (图1) , 相当于式 (1) 中ωt=0。假定此时叶轮的不平衡力矩为ΔM1, 在联轴器处通过测力计给叶轮一个反力矩-ΔM1, 使得转子在合力矩下重新达到平衡。假定L为测力计给定力的力臂, F1为测力计显示的力的读数, 则有式 (4) 。式 (4) 中, 当力F1使叶轮有顺时针 (从机舱尾部向前看) 旋转趋势时取“+”号, 否则取“-”号, k为机组齿轮箱变比。

在 和 分别对应叶片2和叶片3处于水平方向的位置, 同样可以通过测力计测量出两个读数F2和F3。分别得到式 (5) 和式 (6) 。

对于图1所示位置 (ωt=0) , 根据 (4) 式和力矩平衡原理可得ΣM。

式 (7) 中, 当力产生的转矩使得叶轮具有顺时针 (从机舱尾部看向轮毂) 旋转趋势时, 说明叶片1产生的转矩过小 (或叶片2和叶片3产生的转矩过大) , 即叶片1过轻 (或叶片2和叶片3过重) ;相反, 当力F1产生的转矩使得叶轮具有逆时针旋转趋势时, 说明叶片1过重 (或叶片2和叶片3过轻) 。当2、3号叶片分别处于水平位置时 (分别对应 和 ) , 可以得到式 (8) 和 (9) 。

(7) 、 (8) 、 (9) 三式, 没有考虑转子各轴承的静摩擦力产生的转矩σf和测量过程中风产生的转矩σW, 如果考虑转子的静摩擦力和风力对转矩平衡的扰动, (7) 、 (8) 、 (9) 三式可以变化为式 (10) 。

(10) 式中σf1, σW1, σf2, σW2, σf3, σW3分别对应叶片1、2、3处于水平位置测量不平衡力矩时转子的静摩擦力和风力产生的转矩。对于σf和σW, 当相应力产生的转矩使得叶轮有顺时针旋转趋势时取“+”号, 否则取“-”号。将 (10) 式变换得 (11) 式。

(11) 式从理论上给出了三个叶片重力力矩差值的计算方法。如果能够测定m1gl1-m2gl2, m1gl1-m3gl3, m2gl2-m3gl3中的任意两个差值, 便可以计算出三个叶片的力矩不平衡度, 如果确定了叶片的注胶位置, 便可以进一步推算出注胶质量。

三、具体测定方法及误差的消除

由于摩擦力的不易测定以及风力的不稳定性, 导致 (11) 式中的σf和σW项无法准确测定, 如果可以消除这两项, 便可以使问题得到解决。

1. 风力转矩σW的消除方法

在 (11) 式中, σW的大小与叶片角度以及整个扫掠平面的风速大小和分布有关, 如果在测量的时候始终保持机组正对风, 并且使得叶片角度保持在最大角度 (如90°, 各机组略有差异) 不变, 并保证在风速接近零时进行测量, 即σW1≈σW2≈σW3≈0, 这样便可以消除风力的影响。此时 (11) 式简化为 (12) 式。

根据实际操作经验, 测量过程中如果风速≤2m/s, 则可以满足要求。

2. 静摩擦力转矩σf的消除方法

σf的方向和大小与风作用在叶轮上的力、叶片重力、测力计的力三者的合力矩的大小和方向有关, σf的方向与合力矩的方向相反, σf的大小等于合力矩的大小, 而在三个力中, 测力计的推拉力是由人为控制, 因此可以通过测力计的推拉力控制, 来保证每次测量时σf的方向一致, 并且保证σf始终等于最大静摩擦力σf M, 由此便有σf1=σf2=σf3=σf M, 这样便可以消除 (12) 式中的σf项。 (12) 式可简化为 (13) 式, 即消除摩擦力转矩和风力转矩后的测量公式。

四、实例分析

2011年某风电场G58机组出现异常的大幅度振动, 导致基础水泥护台出现多道裂纹, 通过振动监测和综合分析手段, 检测人员怀疑机组叶轮的三个叶片存在严重不平衡, 现场人员测得如下数据:

通过测力计测量的三个值分别为F1=150N, 符号取“+”, F2=100N, 符号取“-”, F3=90N, 符号取“-”, 齿轮箱变比k=61.764, 测力计力臂L=0.24m。由 (13) 式可得:

可以判断2号和3号叶片重量接近, 1号叶片比2号和3号叶片约轻2400N·m, 因此需要在1号叶片中增加配重。如果增加配重的位置位于叶片内距离轮毂中心20m处, 那么根据式 (14) 可算出1号叶片需要增加的配重Δm1。

如此大的不平衡质量已经超出了机组设计的允许范围, 因此必须对该机组的叶片进行处理。由于现场不便于操作, 最终并未通过注胶的方法解决叶片平衡问题, 而是将该机组叶轮的三个叶片拆卸下来, 更换为新的叶片。更换后, 机组的异常振动现象消失。

五、结论

电气不平衡度 第3篇

同塔多回输电技术能充分合理利用线路走廊, 降低电力工程建设成本, 是一种新型输电方式, 已在全国范围内广泛采用。同塔多回输电线路由于紧凑的输电建构, 难以通过线路换位消除线路之间由于耦合产生的参数不对称。输电线路参数不对称对整个电力系统乃至用户造成的不利影响不再赘述, 目前许多同塔多回输电线路的运行情况也表明存在一定的不平衡问题。同塔多回输电线路的不平衡问题日益受到专家学者关注, 如何计算、衡量、抑制同塔多回输电线路不平衡等问题也逐渐被提上议程。因此, 提出一种准确、实用的输电线路不平衡度衡量方法, 对于同塔多回输电线路的运行与发展有着重要的理论价值与现实意义。

对于同塔多回输电线路不平衡的研究, 国外由于缺少工程实例, 研究成果甚少, 而国内科研人员已经做了一些有意义的工作[1,2,3,4,5,6,7,8,9,10,11,12]。文献[1]分析了同塔双回输电线路并联电抗器补偿度及中性点小电抗大小的取值范围及选择方法;文献[2]利用MATLAB对110 k V同塔6回输电线路的不平衡度做了计算, 并推出了最优相序布置方式;文献[3]对同塔双回、单回并列形式的3回输电线路不平衡度进行了研究;文献[4-15]分别对不同电压等级同塔双回、4回输电线路的不平衡度以及导线布置方式进行研究;文献[16-17]利用戴维南等效的方法对同塔多回输电线路的不平衡度进行了计算。但以上研究主要局限在同塔4回或者4回以内输电线路, 未考虑避雷线不同连接方式对线路不平衡度的影响, 在对线路三相不平衡衡量指标的计算方法上, 未能体现不平衡的物理本质, 表征指数繁多, 缺乏实用性与便捷性。

在深入分析上述问题的基础上, 本文考虑了避雷线对输电线路电气参数的影响, 提出了实用、便捷、准确的不平衡衡量方法, 并以广东某110 k V同塔6回输电线路为实例, 利用PSCAD软件搭建精确的线路模型, 仿真分析了不同线路长度、相序布置方式下避雷线2种连接方式时的不平衡度。

1 表征输电线路不平衡度的新衡量方法

目前许多文献研究对于同塔多回输电线路不平衡度的定义已经非常明确, 分为电磁不平衡和静电不平衡, 分别表征串联阻抗的不平衡与并联导纳的不平衡[2,3,4,5,6,7,8,9,10,11,12,13]。电磁不平衡包括穿越型电磁不平衡和环流型电磁不平衡, 其中穿越型不平衡体现的不平衡基本与单回线路的不平衡相同, 为每回线路单独的不平衡;环流型不平衡体现的是2回线路之间感应电动势不相同而在回路间产生的环流[17], 在每2回线路之间会产生环流。静电不平衡度是衡量线路对地电容参数的不平衡系数。

对于同塔多回输电线路不平衡度的衡量, 目前研究广泛采用的方法是:以水平2回线路为一组, 负序电流总和、零序电流总和分别与正序电流总和比值作为该2回线路的负序、零序穿越型电磁不平衡度, 负序电流之差、零序电流之差分别与正序电流总和比值作为该2回路的负序、零序环流型电磁不平衡度, 静电不平衡度同样以每水平2回为一组计算。根据以上对同塔多回输电线路不平衡度的定义, 穿越型不平衡度体现的是每回线路单独的不平衡度, 应该每回线路单独计算, 取每回不平衡度的最大值作为衡量该线路的穿越型不平衡度;环流型不平衡度体现的是2回之间的环流, 每2回之间都应存在该环流, 应该每2回计算不平衡环流, 取最大值作为衡量该线路的环流型不平衡度。因此, 目前采用的衡量方法, 未能准确体现同塔多回输电线路不平衡的物理本质, 并且以每2回为一组计算, 衡量指标繁多, 在实际工程中缺乏实用性。对此本文提出表征输电线路不平衡度的新衡量方法。

当输电线路末端短路时, 在线路首端施加正序电压, 则负序、零序穿越型电磁不平衡度M2t、M0t, 负序、零序环流型电磁不平衡度M2c、M0c可采用下列定义。

第m回线路负序电磁穿越型不平衡度M2tm和第m回与第n回之间负序电磁环流型不平衡度M2cmn如式 (1) 所示。

其中, Idm1为第m回路末端短路正序电流;Idm2为第m回路末端短路负序电流;Idn1为第n回路末端短路正序电流;Idn2为第n回路末端短路负序电流。

取各回线路的负序电磁穿越型不平衡度和各回之间负序电磁环流型不平衡度的最大值表征同塔多回输电线路的负序电磁穿越不平衡度M2t和负序电磁环流不平衡度M2c, 如式 (2) 所示。

其中, M2ti为第i回路负序电磁穿越不平衡度;M2c (i-1) i为第i-1回路与第i回路之间的负序电磁环流不平衡度;i为总回路数。

同理, 第m回线路零序电磁穿越型不平衡度M0tm和第m回与第n回之间零序电磁环流型不平衡度M0cmn如式 (3) 所示。

其中, Idm1为第m回路末端短路正序电流;Idm0为第m回路末端短路零序电流;Idn1为第n回路末端短路正序电流;Idn0为第n回路末端短路零序电流。

取各回线路的零序电磁穿越型不平衡度和各回之间零序电磁环流型不平衡度的最大值表征同塔多回输电线路的电磁穿越不平衡度M0t和电磁环流不平衡度M0c, 如式 (4) 所示。

其中, M0ti为第i回路零序电磁穿越不平衡度;M0c (i-1) i为第i-1回路与第i回路之间的零序电磁环流不平衡度;i为总回路数。

当输电线路末端开路时, 在线路首端施加正序电压, 则第m条回路的负序静电不平衡度D2m和第m回路的零序静电不平衡度D0m可定义如式 (5) 所示。

其中, Iom1、Iom2、Iom0分别为第m回路末端开路正、负、零序电流。取各回路的负序、零序静电不平衡的最大值表征同塔多回输电线路的负序、零序静电不平衡度D2、D0, 如式 (6) 所示。

其中, D2i为第i回路负序静电不平衡度;D0i为第i回路零序静电不平衡度;i为总回路数。

2 考虑避雷线影响的输电线路参数计算方法

目前在同塔多回输电线路敷设时, 一般都加装有避雷线以保护线路免遭直接雷击。避雷线一般有2种连接方式:绝缘连接和直接接地连接。避雷线绝缘连接时, 由于两端未形成回路, 不会产生感应电流, 因此不会对输电线路产生电磁影响 (以下称无避雷线影响) ;避雷线直接接地连接时, 则会对输电线路产生电磁影响 (以下称有避雷线影响) 。避雷线直接接地连接时, 具有2根避雷线的单回输电线路示意图如图1所示。

图1中, a、b、c为三相线路, w、u为避雷线, d为大地等值线路。考虑避雷线的影响, 得到线路的初始电压方程如式 (7) 所示。

其中, Uaa1、Ubb1、Ucc1为三相线路两端电压;Ia、Ib、Ic为三相线路电流;Uww1、Uuu1为避雷线上的感应电压;Iw、Iu为避雷线上的感应电流;Udd1、Id分别为大地等值电压与电流;线路阻抗矩阵中, 线路x自阻抗Zxx、线路x与y间互阻抗Zxy由式 (8) 计算得到[14]。

其中, l为导线长度;R为导线或避雷线的电阻;re为导线或避雷线的有效半径;dxy为导线x至导线y几何中心间距。

由于三相线路零序电流通过d、u和w线路形成回路[17], 因而存在如式 (9) 所示的电流关系式。

将式 (9) 代入式 (7) 中, 消去Id, 化简得到式 (10) 。

其中, Uww1=0, Uuu1=0。对式 (10) 进行降阶变换, 消除Iw、Iu的作用。最终, 得到三相线路阻抗参数变换矩阵Z′abc, 如式 (11) 所示。

式 (11) 中, 若定义:

则式 (11) 可变换为式 (12) :

由式 (12) 可见, 避雷线对线路阻抗的影响可以等效地用初始阻抗矩阵中每一个元素减去一个修正量表示。将该结论推广到同塔多回输电线路, 对于同塔n回输电线路考虑避雷线影响的阻抗参数矩阵Z′如式 (13) 所示。

式 (13) 表明, 避雷线对同塔多回输电线路阻抗的影响, 体现在初始阻抗矩阵中每一个元素减去一个修正量, 这个修正量包括线路与避雷线之间的互阻抗和避雷线的自阻抗。由于每条线路与避雷线互感不同, 因此即使线路参数是平衡的, 每个元素减去的修正量也不相等。

3 同塔6回输电线路不平衡仿真分析

3.1 线路模型

以广东某实际工程为例, 输电杆塔为垂直型杆塔, 6回线路采用垂直排列方式, 总高度为51 m, 呼称高度为18 m。导线型号为LGJ-630/45, 总直径为33.6 mm (总直径包含钢芯和绞线的直径, 下同) , 直流电阻为0.04633Ω/km;地线型号为LBGJ-75-40AC, 总直径为11.25 mm, 直流电阻为0.5627Ω/km。

依据线路初始数据, 计算得到线路初始阻抗、导纳矩阵, 按照考虑避雷线影响的输电线路阻抗参数计算方法进行降阶变换消去避雷线作用, 并创建线路参数矩阵文件 (.txt) , 在PSCAD软件环境下对线路进行建模仿真, 流程如图2所示, 其中, 电源为110 k V三相固定电源, 取110 k V电压等级的标配电源容量为750 MV·A。

3.2 仿真分析

仿真计算不平衡度的具体方法为:首端施加三相对称电压, 在线路末端三相短路的情况下, 得到线路三相短路电流, 利用FFT模块将三相短路电流量转换成序分量, 根据式 (2) 和式 (4) 电磁不平衡度计算方法, 求得零序和负序电磁不平衡度;在首端施加三相对称电压, 在线路末端开路的情况下, 得到线路末端开路电流, 利用FFT模块将末端开路电流量转换成序分量, 根据式 (6) 静电不平衡计算方法得到零序和负序静电不平衡度。以下基于PSCAD软件仿真计算同塔6回输电线路的不平衡度, 对比分析不同线路长度、不同相序布置情况下避雷线连接方式对线路不平衡度的影响。

3.2.1 所提出的新衡量方法与目前衡量方法比较

针对该110 k V同塔6回输电线路工程, 取线路长度60 km, 相序布置为顺序布置, 其他条件相同, 分别使用目前使用的衡量方法以及本文提出的新衡量方法进行仿真计算, 仿真结果如表1所示。

通过分析对比以上仿真结果, 得到以下结论。

a.目前的不平衡度衡量方法衡量指标繁多, 对于每种不平衡度都有3个衡量指标, 6回线路就有12个不同的指标, 缺乏实用性;提出的新衡量方法对于线路不平衡度能够给出便捷的衡量指标, 在实际工程应用中更具有实用性。

b.对于仿真得到的环流不平衡度, 目前的衡量方法将水平2回作为一组计算, 由于顺相序排列, 水平每2回线路相序、位置对称, 因此仿真得到的不平衡度为零, 而实际情况6回线路每2回之间都应有环流, 目前的衡量方法无法体现该环流不平衡;提出的新衡量方法能够计算出该环流不平衡度, 相比目前的衡量方法, 提出的新衡量方法能更准确地体现同塔多回输电线路的不平衡度。

3.2.2 线路长度对不平衡度的影响

在线路不换位、其他条件均相同的情况下, 只通过改变线路长度, 仿真计算不同线路长度的净穿越不平衡度和净环流不平衡度, 得出不同线路长度下避雷线连接方式对不平衡度的影响结果如图3所示, 考虑到实际110 k V线路长度一般在几km到100 km之间, 所以在此区间选取几个典型线路长度进行分析。

通过分析对比仿真结果得出以下结论。

a.随着线路长度的增长, 负序穿越不平衡度与环流不平衡度都增大, 零序穿越不平衡度与环流不平衡度减小, 线路静电不平衡度则基本不受影响, 说明随着线路长度的增加, 线路之间耦合增强, 不平衡度增大。该结论表明, 提出的输电线路不平衡度衡量方法具有实用、便捷的特点, 能够准确反映长度对不换位同塔多回输电线路不平衡度的影响。

b.避雷线的不同运行方式对不平衡度有一定的影响, 零序不平衡度尤为明显, 有避雷线影响时的不平衡度比无避雷线时要小, 而且愈是靠近避雷线的回路影响愈是明显, 负序不平衡度的影响相对小得多, 表明线路避雷线接地运行时, 有使线路零序分量之间耦合减弱的作用。

3.2.3 相序布置对不平衡度的影响

同塔6回输电线路, 相序布置一共有66=46656种相序布置方式, 在仿真分析中不可能一一计算, 在线路设计中考虑到其他因素的影响, 实际可行相序布置只有少数几种典型方式。因此本文选择最典型的8种相序布置方式来分析计算不同相序布置避雷线连接方式对不平衡度的影响, 取线路长度为60 km, 8种相序布置方式与仿真分析结果分别如表2和图4所示。

仿真结果表明, 在线路其他条件相同的情况下, 相序布置方式的不同会影响线路不平衡度, 通过对比分析所得到的数据, 得出以下结论。

a.8种典型相序中, 相序布置方式7即逆相序布置时, 总体线路不平衡度最小, 相序布置方式4的总体线路不平衡度最大;该结论表明, 提出的三相不平衡度衡量方法具有实用、便捷的特点, 能够正确选择出线路最优与最劣相序布置方式。

b.在不同相序布置方式下避雷线对线路不平衡度的影响与线路长度对不平衡度影响的结论相同, 表明避雷线的运行方式不影响最优相序的选择。

4 结论

电气不平衡度 第4篇

为缓解长期困扰我国经济社会发展的煤电运紧张局势, 特高压交流输电已成为电网发展的必然趋势。我国首个特高压交流同塔双回输电工程———皖电东送工程, 已于2013年底投入运行, 此工程可充分发挥大容量、远距离、少占地等优势, 示范效应深远。特高压同塔双回输电为社会带来显著效益, 但同时也会产生一些问题, 例如:特高压交流同塔双回输电线路走廊宽度较小, 线路之间电磁耦合作用更加强烈, 加剧了特高压同塔双回输电线路的不平衡电流问题[1,2]。

国内外学者对不平衡电流问题进行了大量研究, 提出了基于PSS/E外网多端口戴维南等值的不平衡度分析方法[3], 采用特征模量分解手段精确计算了环网中线路相电流分布[4], 分析了线路换位对不平衡电流的控制作用[5,6,7], 评估了线路相序排列、线路长度、电压等级、线路潮流对不平衡电流的影响[7,8,9,10], 阐述了环流不平衡度对继电保护以及线路损耗的影响[11], 给出了改善不平衡电流的建议[12]。但是就目前而言, 针对特高压同塔多回输电线路不平衡电流以及架设耦合地线对不平衡电流的影响方面的研究非常少见。

基于以上分析, 本文利用电磁暂态仿真软件PSCAD/EMTDC建立了1 000 k V特高压交流同塔双回输电线路模型, 分析了输电线路之间的电磁耦合作用以及架设耦合地线对不平衡电流的影响, 确定了线路导线的最优排列方式, 相关结论可为工程设计和技术规范提供参考与指导。

1 同塔双回输电线路不平衡电流分析

同塔双回输电线路两端电压差与各相电流的关系为:

其中, Um1、Um2和Im1、Im2 (m=A, B, C) 分别为各回线路两端各相的电压差和电流;Z为线路阻抗矩阵。

对式 (1) 进行对称分量变换得到电压序分量和电流序分量之间的关系为:

其中, UPi、UNi、UZ i (i=1, 2) 分别为第i回线路电压差的正序、负序、零序分量;IPi、INi、IZ i (i=1, 2) 分别为第i回线路电流的正序、负序、零序分量;Zs为序阻抗矩阵。

对式 (2) 进行求逆运算得到:

其中, Ys=Zs-1。

则两回输电线路的不平衡电流如下:

其中, INi、IZi (i=1, 2) 分别为第i回输电线路的负序、零序电流;Ysk (k=2, 3, 5, 6) 为Ys的第k行矩阵。

输电线路电流不平衡度可分为穿越型和环流型2类, 其定义分别如式 (6) 、 (7) 所示。

其中, Mt2、Mt0分别为穿越负序不平衡度和零序不平衡度;Mc2、Mc0分别为环流负序不平衡度和零序不平衡度。

我国对超高压以上等级的输电线路的不平衡度未予以全面明确规定。GB/T15543—1995《电能质量三相电压允许不平衡度》中规定零序和负序电压不平衡度小于2%, 发电机相关规程GB755—2000《旋转电机定额和性能》中规定负序电流不平衡度小于8%[13,14]。

2 计算模型

以国内某特高压交流同塔双回输电线路为例, 建立输电线路模型, 如图1所示。图中, Ur、Us分别为线路两端电压值。

线路采用伞形布置方式, 线路运行电压1000 k V, 线路总长164 km, 全线不进行换位, 土壤电阻率为600Ω·m。交流线路相线布置情况如图2所示, 导线和地线参数如表1所示。

3 输电线路间电磁耦合作用对电流不平衡度的影响

特高压同塔双回输电线路之间存在着强烈的电磁耦合作用, 该作用使每相电流在固有电流的基础上叠加了一部分耦合电流, 加剧了相电流的不平衡度。为研究电磁耦合作用对电流不平衡度的影响, 文中交流线路采用逆相序, 第1回线路正常运行电流为2 k A且处于重载运行方式, 分别计算了在不同电压初相角δ2, 即不同负载情况下, 第2回线路的序电流和相电流, 计算结果分别如图3和图4所示。

运用式 (6) 、 (7) 计算了负序电流和零序电流的不平衡度, 计算结果如图5所示。

由图3、4可以看出, 第2回线路电压初相角较小且处于轻载情况时, 正序电流、负序电流和零序电流数值相差不大, 相电流数值比较接近;第2回线路电压初相角较大且处于重载情况时, 负序电流、零序电流相对于正序电流较小, 相电流数值差距增大。从图5中可以看出, 第2回线路电压初相角较小且处于轻载情况时, 电流不平衡度较大;第2回线路电压初相角较大且处于重载情况时, 电流不平衡度较小。其中, 当第2回线路电压初相角为5°时, 穿越负序不平衡度为4.70%, 环流负序不平衡度为3.93%, 均满足小于8%的要求。但当第2回线路潮流方向与第1回线路相反、电压初相角较大且处于重载时, 穿越负序不平衡度仍然处于较高水平。

当第2回线路处于轻载情况时, 耦合电流占第2回线路电流比重较大;当第2回线路处于重载情况时, 耦合电流占第2回线路电流比重较小。因此, 针对特高压同塔双回输电线路, 当一回线路处于重载而另一回线路处于轻载情况时, 电磁耦合作用对线路电流不平衡度影响较大, 电流不平衡度较大;当双回线路同时处于重载情况时, 电磁耦合作用对线路电流不平衡度影响较小, 电流不平衡度较小。建议实际工程设计时可以适当加大线路之间的距离, 而运行线路之间的潮流差异则不宜过大。

4 交流线路导线排列方式对电流不平衡度的影响

交流线路相序对线路间耦合参数影响较大, 从而影响线路电流不平衡度。文中选取了3种导线排列方式, 即同相序、异相序、逆相序, 如图6所示。第1回线路运行电流仍保持2 k A, 在第2回线路电源初相角为5°时, 分别计算了3种相序排列方式下的电流不平衡度, 计算结果如图7所示。

由图7可以看出, 双回线路呈同相序、异相序、逆相序排列时, 穿越负序不平衡度依次减小, 而环流负序不平衡度依次增大;穿越零序不平衡度在交流线路呈逆相序方式排列时最大;环流零序不平衡度在交流线路呈异相序排列时最大。交流线路呈逆相序排列时, 4种不平衡度表征参量虽然不都是最小的, 但总体都处于较低的水平, 因此笔者建议采用逆相序排列方式。

5 耦合地线对电流不平衡度的影响

5.1 架设耦合地线对电流不平衡度的影响

耦合地线在改善输电线路电磁环境和电磁耦合方面具有重要作用[15,16], 但耦合地线的架设必然会影响线路之间的耦合参数, 从而导致电流不平衡度的变化。文中交流线路采用逆相序, 保持第1回线路运行电流2 k A, 在第2回线路电源初相角为5°时, 分别计算了不架设耦合地线和架设1根耦合地线 (见图8) 这2种情况下的电流不平衡度, 计算结果如图9所示。

由图9可以看出, 相对不架设耦合地线情况, 架设耦合地线时, 穿越负序不平衡度和穿越零序不平衡度均有所增加, 而环流负序不平衡度和环流零序不平衡度均有所减小。其中, 穿越负序不平衡度增加了0.04%, 穿越零序不平衡度增加了10.59%, 环流负序不平衡度减小了6.62%, 环流零序不平衡度减小了86.36%。上述结果表明, 架设耦合地线对环流零序不平衡度影响很大, 对其他3种不平衡度影响相对较小。零序电流对线路保护、通信等问题影响较为明显, 因此耦合地线对线路不平衡度的影响不容忽视。

5.2 耦合地线水平位置对电流不平衡度的影响

耦合地线空间位置的变化改变了线路间的耦合程度, 导致了电流不平衡度相应的改变。文中交流线路采用逆相序排列方式, 保持耦合地线架设高度20.67 m, 改变耦合地线的横向位置, 分别计算了耦合地线与杆塔中心距离d不同的情况下电流的不平衡度, 计算结果如图10所示。图10中, 横坐标负数表示耦合地线在靠近3号导线侧, 正数表示耦合地线在靠近6号导线侧。

由图10可以看出, 在耦合地线位置从靠近3号导线侧变化到靠近6号导线侧的过程中, 穿越负序不平衡度、环流负序不平衡度总体呈现先增大后减小的趋势;穿越零序不平衡度呈现先减小后增大的趋势, 环流零序不平衡度在小范围内波动, 变化程度不是很明显。上述结果表明, 耦合地线与杆塔中心的距离对电流不平衡度影响比较明显, 工程设计时应合理选择耦合地线架设的横向位置。为尽量降低电流不平衡度, 笔者建议耦合地线与杆塔中心的距离保持在-10~-5 m范围内。

5.3 耦合地线架设高度对电流不平衡度的影响

交流线路采用逆相序排列方式, 保持耦合地线水平位置在杆塔中心, 改变耦合地线的架设高度h, 分别计算了耦合地线不同架设高度情况下电流的不平衡度, 计算结果如图11所示。

由图11可以看出, 随着耦合地线架设高度的增大, 4种电流不平衡度基本保持不变。上述结果表明, 耦合地线架设高度对电流不平衡度影响较小。因此, 工程设计时耦合地线架设高度应从电磁场分布情况和线间绝缘状况的角度进行合理选择。

6 结论

a.一回线路处于重载而另一回线路处于轻载时, 电磁耦合作用对电流不平衡度影响较大, 电流不平衡度较大;双回线路均处于重载时, 电磁耦合作用对电流不平衡度的影响较小, 电流不平衡度较小。

b.交流线路相序对电流不平衡度影响较大, 当交流线路呈逆相序排列时, 不平衡度处于较低水平, 推荐采用逆相序排列方式。

c.架设耦合地线时, 穿越负序不平衡度和穿越零序不平衡度增加, 而环流负序不平衡度和环流零序不平衡度减小。耦合地线位置从线路走廊一侧水平变化到另一侧, 穿越负序不平衡度、环流负序不平衡度总体呈现先增大后减小的趋势;穿越零序不平衡度呈现先减小后增大的趋势, 环流零序不平衡度变化程度不是很明显。耦合地线架设高度对电流不平衡度影响较小。

摘要：针对特高压同塔输电线路之间更强的电磁耦合作用加剧了电流不平衡度的问题, 利用PSCAD/EMTDC软件建立了特高压交流同塔双回输电线路模型, 分析了输电线路之间的电磁耦合作用以及架设耦合地线对电流不平衡度的影响, 确定了线路导线的最优排列方式。分析结果表明:当一回线路处于重载而另一回线路处于轻载情况时电流不平衡度较大, 当双回线路同时处于重载情况时电流不平衡度较小;当交流线路呈逆相序排列时, 不平衡度处于较低水平;架设耦合地线时, 穿越负序不平衡度和穿越零序不平衡度增加, 而环流负序不平衡度和环流零序不平衡度减小;耦合地线横向位置对电流不平衡度影响较大, 其架设高度对电流不平衡度影响较小。