基于场路耦合的500 kV氧化锌避雷器受潮缺陷分析

2022-02-26肖集雄张园园

电瓷避雷器 2022年1期

刘尉，肖集雄，金硕，杨帅，高萌，张园园

(1.湖北工业大学太阳能高效利用及储能运行控制湖北省重点实验室，武汉 430068；2.国网湖北省电力有限公司技术培训中心，武汉 430079)

0 引言

氧化锌避雷器是电力网络中最重要的过电压防护装置之一，在电力系统的安全稳定运行中起着不可替代的作用。由于避雷器长期工作在户外，受自然环境影响较大，可能引起设备内部受潮，使避雷器电阻片的有功损耗增大，受潮严重时，可能会导致避雷器爆炸，对电力网络运行的安全性构成威胁。因此，对避雷器的受潮缺陷进行准确诊断具有十分重要的意义[1-4]。

避雷器受潮会引起其泄漏电流等电气参数的变化，现场也普遍借助这些电气参数对避雷器的健康状态进行判断。在这方面，长沙理工大学的史志强等人结合试验测量了受潮位置对避雷器电气参数的影响[5]；武汉大学的阮江军教授、杜志叶教授等人基于阻容网络模型对氧化锌避雷器泄漏电流测量的干扰因素进行分析，发现相间耦合干扰是影响测量准确性的重要因素，并提出了消除相间干扰的方法[6-9]。避雷器出现受潮等缺陷时，泄漏电流以及材料参数的变化还会改变其发热特性。因此，也可借助红外测温技术对避雷器的健康状态进行诊断[10-14]。

实际工程应用中，避雷器运行环境的复杂性给避雷器的带电检测工作增加了许多困难,如相邻相与母线侧的干扰等。因此，难以通过单一的特征量对避雷器的健康状况进行准确有效的评估。此外，现有避雷器缺陷特征的研究多基于实验室中的试验分析。但由于实验室条件有限，难以提供足够丰富的不同位置、不同程度的受潮样本。针对上述问题，笔者以500 kV氧化锌避雷器为研究对象，构建了场路耦合仿真模型。通过采用Ansys数值仿真对避雷器不同受潮状态下的缺陷特征进行了系统研究[15-18]，给出不同位置，不同程度受潮状态下避雷器泄漏电流、相角、阻性电流及温度分布的变化特征。在此基础上，针对避雷器的健康状态监测及智能化故障诊断与识别提出了相关方法和建议。

1 计算模型

1.1 氧化锌避雷器的等效电路

如图1所示是某变电站用500 kV氧化锌避雷器的三维模型图与等效电路示意图，由500 kV避雷器的三维模型图可知，避雷器由均压环、瓷套、法兰金属、氧化锌电阻片、金属垫片、绝缘棒、支柱等构成。避雷器整体分为上、中、下3节，最下端的法兰、支柱直接与大地相连。每节避雷器由42片直径为102 mm的氧化锌电阻片组成。

图1 500 kV氧化锌避雷器结构图Fig.1 Structure of 500 kV zinc oxide arrester

为准确构建避雷器的等效电路模型，需要考虑其内部电阻片的伏安特性关系，通过对3片电阻片进行测量，得到电阻片的伏安特性关系如图2所示。

图2 氧化锌电阻片伏安特性关系Fig.2 Volt ampere characteristic of ZnO varistor

由图2可知，电阻片两端的电压与流过电阻片的电流呈非线性变化，电阻片的阻值随着施加电压的增大而逐渐减小。在持续运行电压(约10.7 kV)作用下，电压与电流的变化趋势接近线性，此时避雷器运行于高阻区。考虑到正常工作时，按3节避雷器均匀分压计算，每片电阻片分压仅3.56 kV，故在持续工作电压附近范围内，可以将避雷器等效成线性电阻和电容并联的情况，经过测量，避雷器每节电阻值取800 MΩ。

结合避雷器实际结构，将避雷器每节等效成一个线性电阻与电容并联的形式，以此构建相应的阻容等效电路如图3所示。其中，Ci0(i=1,2,3)表示法兰对地的自电容，Ri、Ci(i=1,2,3)表示氧化锌电阻片的电阻和电容，Cij(i≠j,i,j=1,2,3)表示法兰之间的互电容。

图3 500 kV氧化锌避雷器等效电路图Fig.3 Equivalent circuit diagram of 500 kV zinc oxide arrester

对于多导体的部分电容值的求取，通常可通过求得的静电感应系数矩阵进行数学变换获得[19-20]。具体计算方法如下：假设有一导体数为n的多导体系统，可通过式(1)计算其电位系数矩阵：

(1)

式中，φm(m=1,2,…,n)表示导体m的电位，qm(m=1,2,…,n)分别为导体所带电荷，αii(m=1,2,…,n)称为导体的自电位系数，且αii>0αij(i≠j,i,j=1,2,…,n)称为两导体的互电位系数，且αij>0。

对式(1)中的线性方程组进行求解，得到式(2)：

(2)

式中，βij(i=1,2,…,n)称为导体的自静电感应系数，且βii>0,βij(i≠j,i,j=1,2,…,n)称为两导体的互静电感应系数，且βij<0。

多导体系统的电场能量可通过下式计算：

(3)

式中，φk为第k个导体对地电压，通过联立(2)、(3)可以得到式(4)：

(4)

(5)

对于βij，给第i个导体施加电压，其余导体设0电位，利用有限元法求解空间中的能量，根据式(4)即可得到βii；对于βij，则对第i，j个导体施加电压，其余导体设0电位，利用有限元法求解空间中的能量，且代入已求出的βii，根据式(4)即可得到βij。由式(5)中的部分电容矩阵与静电感应系数矩阵之间的关系即可计算所需的电容参数。

1.2 氧化锌避雷器的温度场计算模型

通过对500 kV氧化锌避雷器的等效阻容电路进行仿真分析，可以计算运行过程中所产生的电导损耗与介质损耗，并以此作为热源输入，分析避雷器各部分的温度分布特征。

对于温度场而言，避雷器内部电阻片柱上产生的热量主要通过热传导的方式从内部向外传递，当传热过程处于稳态时，传热过程与散热过程达到动态平衡，此时温度只与位置有关，不随时间变化，相应的数学表达式为：

(6)

式中，q0为单位体积发热率，单位为W/m2；k为导热系数，单位为W/(m·K)。避雷器外表面与自然环境之间的热量交换则以热对流的形式进行，基本计算公式为牛顿冷却公式：

q=hS(T-Tf)

(7)

式中，T和Tf分别为避雷器表面与外界空气的温度，S为避雷器表面积，h为对流换热系数。避雷器工作时的传热过程如图4[21]。

2 2 500 kV氧化锌避雷器泄漏电流分析

2.1 泄漏电流计算值与测量值

以咸宁某变电站500 kV避雷器为例，基于电容计算的理论分析，可得到图2中的部分电容参数如表1所示。

利用Matlab建立仿真电路模型，输入计算得到的部分电容参数与电阻片自身的电容值与电阻值计算得到500 kV单相避雷器运行状态下的泄漏电流值，结果如表2所示。表中还给出了各电气参数的实测结果[22]。

理想状态下，不考虑三相之间的电容干扰，每相的总电流与相角差均相等。由于实际运行的500 kV 避雷器呈一字型排列，受相间干扰与周围带电体的影响，流经避雷器的泄漏电流会发生改变，其向量关系图如图5所示。

图5 考虑干扰情况下的向量关系图Fig.5 Vector relation graph considering interference

由向量图可知，在考虑相间干扰的情况下，流经A、B、C三相的泄漏电流均会发生偏移，由IA、IB、IC变为IA′、IB′、IC′，且B相由于同时受到A、C两相互成120°的干扰电容的影响，使B相发生偏移，但其偏移量最小，受影响程度较小，故选择B相进行研究。通过进行计算数据与测量数据的对比，发现干扰情况下泄漏电流测量值小于无干扰情况下计算值，干扰情况下相角测量值小于无干扰情况下计算值，满足：IB′

2.2 不同受潮程度避雷器泄漏电流分析

由于实验室条件有限，难以全面模拟不同位置、不同受潮程度的避雷器样本。针对这一问题，以仿真代替试验进行分析。根据实测结果，电阻片在持续工作电压范围内的电阻值为800 MΩ，定义该受潮状态为0。在此基础上定义设受潮状态为n(n=0,1,2,…,15)时避雷器每节阀片电阻值为Rn=(800-50n)MΩ，n(n=0,1,2,…,15)。现通过仿真计算得到不同位置，不同受潮程度下的特征量变化情况如图6。

图6 泄漏电流与受潮程度关系Fig.6 Relationship between leakage current and humidity

图7 阻性电流与受潮程度关系Fig.7 Relationship between resistive current and humidity

由图6～图8可知，随着避雷器受潮程度的增加，受潮节的电阻片电阻值逐渐减小，流经避雷器的泄漏电流及阻性电流分量逐渐增加，由于避雷器的介质损耗不断增加，避雷器的相角会随着受潮程度的增加而减小，且随着受潮程度不断加深，其增加或减少的速率也会不断上升。同时，文献[5]开展的500 kV避雷器不同受潮位置下各个电气参数的试验研究得到的全电流、阻性电流及相角的变化规律与上述结论相吻合，这也从侧面证明了仿真模型是合理的。

图8 相角与受潮程度关系Fig.8 Relationship curve between phase angle and humidity

3 500 kV氧化锌避雷器温度分布特征分析

依据上文建立的等效电路模型及其分析可知，受潮程度11对应的位置为特征值变化曲线的拐点，研究意义较大，故分别计算出避雷器在正常状态及受潮程度为11时每节的分压值及相角如表3所示。

由表3可知，避雷器在正常状态下，由于对地杂散电容的影响，靠近高压侧的部分分得更高的电压，且由高压侧向低压侧依次递减。当避雷器存在受潮缺陷时，由于电容的存在，虽然电阻变化幅度较大，但整体阻抗值变化不大，因此受潮节所承担的电压略有降低，主要是相角的改变。而受潮节分压和电阻值变化幅度的差异将会引起阻性电流的增加，相角显著减小，介质损耗增加，这与实际情况是一致的，因此可以推得，避雷器受潮时，受潮区域应有局部过热现象[23]。

表3 避雷器不同运行状态下参数值Table 3 Partial voltage value of arrester under different working conditions

为获取避雷器在正常运行及受潮时的温度分布特征。根据实际结构建立相应的温度场有限元仿真模型，通过调整网格尺寸并进行网格无关性验证，保证精度满足计算要求[24-25]。以表3中500 kV氧化锌避雷器电路模型计算的相关参数，可以得到避雷器电阻片柱的电导损耗与介质损耗并作为热源代入温度场中进行计算，进行温度场分析[26-27]，在电阻片柱外表面沿径向取一条路径，将计算得到的温度参数映射到该路径上，则可得到内部电阻片柱的温度分布如图9～图13所示。

图9 避雷器外表面温度分布特征Fig.9 Temperature distribution characteristics of external surface of arrester

图10 正常运行时电阻片柱温度分布Fig.10 Temperature distribution of valve string in normal operation

图11 上节受潮时电阻片柱温度分布Fig.11 Temperature distribution of valve string when upper segment is damp

图12 中节受潮时电阻片柱温度分布Fig.12 Temperature distribution of valve stem when the middle segment is damp

图13 下节受潮时电阻片柱温度分布Fig.13 Temperature distribution of valve string when lower segment is damp

由图9～图10可知，避雷器在正常运行时，由于氧化锌电阻片的高阻值，流过避雷器的泄漏电流极小，产生的损耗较少，避雷器的热特征表现为整体轻微均匀发热。由于瓷套的导热性能较差，使得避雷器内外的温差较大，其内部电阻片柱的温升值远远大于外表面的温升值。由于两端法兰金属的散热性能较好，使得电阻片柱的温度分布呈现出中间高，两端低的特征。

由图9～图13可知，当避雷器受潮时，本体电阻值减小，导致流经避雷器的泄漏电流增大，产生的损耗较大。受潮区域温度明显高于其他区域，其外表面有局部发热现象，且上节受潮对于避雷器整体的影响更大。

为验证上述仿真结果是否符合工程实际，通过与现场采集到的500 kV氧化锌避雷器受潮状态下的红外热像图进行对比，如图14所示，避雷器下节受潮时，受潮区域有局部发热现象，这与仿真结果是吻合的。同时，文献[28～30]基于红外热成像技术，开展的避雷器典型缺陷检测的实验研究也得到了类似结论。这从另外一个侧面也证实了本研究仿真模型的合理性及相关结论的正确性。