交流分布式（精选三篇）
交流分布式 篇1
可再生能源储量丰富,清洁无污染,近年来受到国内外学术界和工业界普遍关注[1,2]。微电网的提出是为实现多种可再生能源的整合,以形成小型区域电网[3,4,5,6,7,8,9,10]。微电网运行过程中,接口变换器控制是重要研究内容之一[11]。可再生能源往往分布式接入系统,因此,各接口变换器常呈现并联关系。各并联变换器之间的功率均衡是微电网接口变换器控制的技术要点之一。根据系统的通信结构,并联变换器功率分配方法可按照有无通信线分为2类。通信线的使用降低了系统冗余性,增加了系统成本,难以适应微电网中可再生能源分布式接入的特点。为解决微电网中并联接口变换器功率分配的问题,文献[8-9]提出类似同步发电机系统下垂控制的功率分配方法。该方法无需通信或只需低频通信即可实现功率均分,可满足微电网分布式结构的需要。
在实际微电网系统中,由于可再生能源功率输出不稳定,因此,需增加储能单元,以提升系统供电的稳定性和可靠性[12,13,14]。在储能单元的工作过程中,其自身的剩余容量或荷电状态(state-of-charge,SOC)反映了储能单元的电能输出能力。由于微电网中的储能单元通常分布式接入公共母线,因此,储能单元输出功率的分配同样需要满足分布式结构的要求。文献[9]通过调整SOC,改变下垂控制系数,进而改变负荷功率分配关系。但该方法仅限于概念层面,未展开细节研究。文献[10]在文献[9]的基础上进行了细化探索,对直流微电网中基于储能单元SOC的改进下垂控制方法进行了分析。本文针对交流微电网中有功—频率、无功—电压幅值相互解耦的下垂特性关系,对基于SOC的负荷功率分配方法在交流系统中的适用性进行了扩展分析,研究了该方法在交流系统中的稳定性问题。
本文基于交流微电网的分布式结构,将传统下垂控制方法应用到交流微电网分布式储能系统中。在储能单元种类相同,且功率等级相近的情况下,结合SOC概念,对传统下垂控制方法进行改进,以实现根据SOC调整有功功率输出的目的,并对无功功率进行均等分配。
1 基于储能单元SOC的改进下垂控制方法
1.1 控制系统模型分析
本文以包含2台并联逆变器的交流微电网系统为例,其系统结构如图1所示。当逆变器输出阻抗满足强感性要求时,传统的下垂控制可表示为:
式中:f和E分别为本地交流侧输出电压的频率和幅值;f*和E*分别为频率和幅值的给定值;pAC,LPF和qAC,LPF分别为低通滤波后的交流侧有功功率和无功功率取值;mp和nq分别为对应有功功率和无功功率的下垂系数。
当接口逆变器直流侧分别和分布式储能单元相连时,负荷有功功率需根据SOC(式中记为QSOC)进行分配。因此,对式(1)进行修改,得到:
式中:m0为QSOC为1时的初始下垂系数;QSOC1和QSOC2分别为1号、2号逆变器储能单元的剩余容量;n为修改下垂系数时引入的SOC的幂指数。
以下推导中,带有上标“^”的变量表示对应量的小信号扰动分量,大写字母标注的变量表示对应量的稳态分量。对式(3)、式(4)进行小信号扰动,可得:
采用库仑计算法得到储能单元SOC为:
式中:QSOC1,t=0和QSOC2,t=0分别为SOC的初始值;iDC1和iDC2分别为储能单元输出电流;Ce为储能单元容量。
需指出的是,本文算法基于各单体功率等级相同或相近的分布式储能系统,即各Ce近似相等。当Ce不同时,需使下垂系数与储能单元当前的容量CeQSOC成反比,分析方法和储能单元容量相同时类似。本文只针对储能单元容量相同或相近的情况进行讨论。
当忽略逆变器损耗时,其直流侧输入功率和交流侧输出功率相等,则有:
式中:pAC1和pAC2分别为逆变器交流侧输出功率;pin1和pin2分别为逆变器直流侧输入功率;vDC1和vDC2分别为直流电压。
由储能单元运行特点可知,在较大SOC变化范围内,储能单元输出电压维持恒定,即满足:
式中:VDC1和VDC2分别为储能单元输出电压的恒定值。
由式(7)—式(11),可得:
对式(12)和式(13)进行小信号扰动,并将其结果变换到频域,可得:
在使用下垂控制的过程中,需先对输出功率进行低通滤波,再将其代入下垂表达式。滤波前后的功率关系为:
式中:L(·)表示拉普拉斯变换。此处,低通滤波器GLPF选为二阶形式,其表达式为:
式中:ω0为截止频率;ζ为滤波器衰减系数。
对式(16)和式(17)进行小信号扰动,并将结果代入式(14)和式(15)中,可得:
由式(5)、式(6)、式(19)和式(20),可得:
为简化式(21)和式(22),设
可得:
与此同时,在公共点处:
式中:Pload为负荷功率。
微电网系统中,不同点的频率可视为相同,则有:
对式(27)和式(28)进行小信号扰动,并将结果变换到s域,联立所得频域结果及式(25)和式(26),可得系统的特征方程为:
式中:A,B,C为系数,且
根据式(29)所得特征方程可分析改进的下垂控制方法的稳定性。对于不同储能单元的SOC及其幂指数n,系统的主导极点分布如图2和图3所示。此处,初始下垂系数m0的取值为0.000 6Hz/kW,负荷功率为1 800 W,线路电感为1.8mH,电池容量为600Ah,储能单元输出电压为600V,二阶低通滤波器的截止频率和衰减系数分别为126rad/s和0.707。图2为QSOC1保持不变,而QSOC2以10%的步长从90%减小到10%的情况下,系统主导极点的分布情况。各极点依次以序号1,2,…,9标明。由于QSOC1和QSOC2的地位对等,此处只给出QSOC2减小情况下的主导极点分布。图3为幂指数n从2变到9的情况下,系统主导极点的分布情况。各极点依次以序号1,2,…,8标明。由图2和图3可知,系统的主导极点均位于左半平面,保证了改进的下垂控制方法的稳定性。
此外,可采用传统下垂控制方法对系统中的无功功率进行均等分配。由于有功功率和无功功率的分配满足式(1)和式(2)的关系,且相互解耦,因此,此处未对传统无功功率下垂控制方法进行分析。
1.2 有功功率分配速率调整
联立式(3)、式(4)和式(26),可得:
由于SOC变化缓慢,近似可得:
联立式(12)、式(13)、式(25)和式(30),可得:
解得式(32)和式(33)的数值解,利用式(31),可得2台逆变器输出功率的数值解,如图4所示。
由图4可知,对于较大的幂指数n,功率均分速率加快。因此,在提出的改进下垂控制方法中,可通过改变SOC的幂指数n,实现对有功功率分配速率的调整。
1.3 改进下垂控制方法参数范围限制
如式(3)和式(4)所示,在改进的下垂控制方法中,下垂系数m的取值为:
由文献[13]可知,下垂系数的取值不可过大,否则将影响系统稳定性。由式(34)可知,改进的下垂控制方法中,有功下垂系数和其初始下垂系数、储能单元SOC及其幂指数n有关。因此,为确保mp不超过其最大值,需保证以下条件。
1)选取合适的初始下垂系数m0,其取值通常较小,以减小下垂控制造成的频率跌落。
2)幂指数n的取值不可过大,以保证在SOC取值较小时,下垂系数不会下降过快。
3)需将SOC控制在一定范围内,取值不能较小。这不仅受限于文中提出的算法,同样受限于储能单元本体特性。对于储能单元单体而言,当SOC过小时,其输出电压将会出现较大跌落,无法正常对负载供电,需转为充电状态。因此,实际中当储能单元处于放电状态时,其SOC的最低值为0.1~0.3,若SOC低于此值,则转为充电状态。文中所提算法侧重在放电过程中对负载的电能供给,因此SOC不会过低。考虑到频率需保持在允许范围内,若SOC过低,则需将该储能单元切除,不使其继续供电。
2 仿真验证
为了验证上述理论分析结果,搭建了基于MATLAB/Simulink的仿真模型,仿真中选取SOC的幂指数n=6。
图5给出在不存在储能单元切除的情况下,利用基于储能单元SOC的下垂控制对SOC及逆变器输出功率进行调整的结果。由图5可知,利用改进的下垂控制方法,3个储能单元的SOC趋于相等,且3台逆变器的输出功率逐渐达到平衡,实现了结合SOC对负荷功率进行分配的目的。此时,对应的系统频率曲线如附录A图A1所示。由图A1可知,在储能单元放电全过程中,系统中最大的频率跌落为0.5Hz,频率跌落不超过1%。
图6所示结果验证了当部分储能单元切除时改进下垂控制方法的有效性。如图6所示,在t1时刻前,3组储能单元同时工作,三者的SOC趋于相等,且功率趋于均等分配。在t1时刻,1号逆变器切除,负载功率完全由2号逆变器和3号逆变器供给。在改进的下垂控制作用下,二者继续趋于均等分配负荷,同时,二者的SOC趋于相等。在t2时刻,2号逆变器切除,负载功率由3号逆变器单独供给。
在存在故障切除的情况下,改进下垂控制方法仍然适用,仍可实现对于各储能单元SOC的均衡并结合SOC的负荷功率动态分配。t1和t2时刻切换过程中输出电流的暂态波形如附录A图A2和图A3所示。储能单元切除过程中,由于系统中剩余储能单元分配到的输出功率变大,因此,与其对应的逆变器的输出电流相应变大。由于电压波形变化相对电流波形较小,为清楚显示切换暂态过程,给出逆变器输出电压和电流的幅值变化曲线,如附录A图A4和图A5所示。切除部分储能单元后,剩余储能单元输出功率加大,输出电流幅值提升,同时下垂控制带来的电压跌落增大,电压幅值相应下降。
系统中的无功功率采用传统Q-E下垂控制方法进行均等分配,分配误差控制在30var以内。
3 实验验证
为对理论分析结果进行实验验证,搭建了基于dSPACE的2×2.2kW并联逆变器样机平台,其结构如附录A图A6所示。由于负载条件所限,实验中将负载功率减至700 W。实验得到的交流母线电压和电流波形如附录A图A7和图A8所示。由图A7和图A8可知,交流侧具有良好的电压和电流输出性能。
图7和图8分别为幂指数n为2和6的情况下,储能单元SOC及变换器输出有功功率的变化情况。实验中幂指数n的增大可加快SOC和输出有功功率均分的速率,满足理论分析结果。同样,无功功率采用传统方法进行均分,分配误差控制在30var以内。
4 结论
本文提出了基于储能单元SOC的改进下垂控制方法,通过仿真和实验对其进行验证,结论如下。
1)该方法考虑储能单元自身的SOC,对传统下垂控制方法中的下垂系数实现了动态调节,满足微电网系统中储能单元的分布式接入要求。
2)利用提出的改进下垂控制方法,SOC较大的储能单元提供较多的有功功率,SOC较小的储能单元提供较少的有功功率,以实现有功功率在不同储能单元间的合理分配。
交流分布式 篇2
我国电网全网使用的复合绝缘子运行时间已有二十多年,与瓷、玻璃绝缘子相比,复合绝缘子以其体积小、重量轻、伞裙抗污能力强、不易破碎等优点已大量用于我国超/特高压输电线路中。超/特高压输电线路的绝缘子处于极不均匀电场中,其结构及较长串长容易导致纵向电容更小,轴向电位更不均匀,尤其是高压端附近电场会发生严重畸变[1]。
绝缘子护套、伞裙和端部连接界面在高场强的作用下,容易产生劣化、甚至引发闪络、击穿或芯棒断裂,严重影响高压线路的安全运行。研究绝缘子电场分布规律通常采用测量的方法[2,3,4],但测量探头会影响被测位置周围的电场分布,特别是高压侧的电场测准很难,且测试周期较长,成本较高。静电场仿真计算是目前应用较为广泛成熟的一种计算方法[5,6,7],应用大型通用电磁场计算软件进行电场数值计算,可以弥补电位电场分布量测的不足,且其计算精度已能够满足工程要求。
本文以南方电网某超高压线路B相中的一支断裂复合绝缘子为研究对象,应用大型通用有限元电磁分析软件ANSYS建立断裂绝缘子有限元三维模型,考虑铁塔和导线的影响,计算断裂绝缘子电场分布,分析电场对芯棒护套老化及对芯棒与护套粘接性能的影响。
1 绝缘子剖查分析
2010年11月,南网某超高压线路B相中一支复合绝缘子发生断裂。断口位于高压端第2、第3个大伞单元之间,距离金具27.5cm处,断口切面如图1、图2所示。
(1)芯棒断口横切面观测分析
1)断口处芯棒仅30%~40%面积呈相对正常的乳白色,60%~70%面积呈深褐色,并已严重蚀损,如图2。芯棒蚀损后机械特性下降严重,所以绝缘子芯棒承力面积仅约正常绝缘子芯棒的35%左右(如图2),这应该是绝缘子发生断裂的原因。
2)芯棒断口不整齐,而脆断会呈现整齐如刀削的截面,由此分析该断裂不是脆断。深褐色的环氧树脂纤维明显短于正常乳白色纤维,这是因为芯棒深褐色区域受到蚀损,已严重脆化,不能承受拉力,绝缘子整体断裂之前,该区域可能已经发生断裂。当整体断裂发生时,拉力主要集中在乳白色区域,造成乳白色纤维被拉断。由于断口处两种不同颜色纤维断裂时间不同,造成断口的颜色不同且外观不整齐。
(2)绝缘子芯棒护套剖查分析
对断裂绝缘子进行芯棒和护套的解剖实验,其中以每个伞裙单元(一大两小伞)为一个单位,解剖分析得出以下结论。
1)运行复合绝缘子芯棒与护套之间的粘接性与两个因素相关:一是绝缘子生产过程中界面粘接质量;二是长期的高场强的作用。这两个因素相互作用使得运行绝缘子的粘接状态呈现不同的规律性。
2)除最靠近高压端1~3个单元粘接性较好外,距高压端的9~15个单元之间粘接性最差。如果芯棒与护套之间的界面存在着气隙等绝缘缺陷,因气隙的介电常数远小于芯棒和护套的介电常数,因此气隙承担电压是芯棒或护套材料承担电压的数倍,气隙处极易发生局部放电,在高电场强度条件下,进一步加快芯棒与护套界面、芯棒、护套的老化,最终使得芯棒和护套发生蚀损,断裂成为必然。
2 电场仿真计算
(1)基本参数及整体模型
基本参数:塔型:CZ2;呼高:40米,全高42.5米;导线:六分裂。
三相绝缘子参数如表1所示;B相复合绝缘子结构如图3。
采用有限元数值计算方法,并应用具有强大的实体造型、解算、数据分析和后处理功能的软件及工作站,对交流500k V悬式复合绝缘子、铁塔、导线、金具等按1:1比例建模,进行三维仿真计算分析。其中B相导线由双V串绝缘子并列悬挂,铁塔和导线均包围在60m×60m×100m的空气域中(忽略屏蔽环支架),紧凑型直线塔及模型分别如图4、图5所示。
模型塔头及B相导线局部放大图,如图6、图7所示。
分析计算输电线路的电场分布,将其考虑为静电场的状态。因为工频下,500k V电压等级的等值波长比所研究场域的实际尺寸大得多,任意瞬间的绝缘子轴向电场可以认为是稳定的,按静态场考虑[8,9,10]
(2)模型简化
1)忽略地线,地线对复合绝缘子轴向电位、电场分布影响极小[11];2)模型的对称,取1/4模型[12];3)简化复合绝缘子串,略去伞裙,仅保留芯棒和硅橡胶护套;4)以B相绝缘子轴向电场分布为研究对象,可以忽略A、C相导线的影响[13]。最终求解模型及网格剖分图,分别如图8、图9所示。绝缘子相对介电常数为4.2,芯棒相对介电常数为4.6。
3 计算结果分析
以B相绝缘子电场分布为研究对象,B相导线加载运行相电压峰值Up[14]。自高压端始,绘制沿芯棒与护套粘接面轴向电场图与沿护套表面轴向电场图,如图10~13所示。研究距高压端区域249~305mm左右(第二个大伞与第三个大伞之间,该处曾发生芯棒断裂)粘接面良好、粘接面存在气泡或护套出现蚀孔三种情况下电场强度的变化。其中,Up=500k V×1.1×2/3≈449k V,气泡尺寸:长5mm,宽2mm,厚1mm;蚀孔尺寸:长5mm,宽2mm,厚5mm。
由图11、图12可知:芯棒护套粘接良好状况下,研究区域内沿粘接面轴向电场分布均匀;粘接面存在气泡或气泡发展成蚀孔后,该研究区域内电场均出现畸变,表现为先减小后增大,最大场强较无缺陷时增加50%;其中蚀孔缺陷较气泡缺陷对场强畸变影响明显。
由图13、图14可知:研究区域内沿护套外表面轴向电场分布均匀;粘接面存在气泡或气泡发展成蚀孔后,该研究区域内电场均出现畸变,综合表现为先减小后增大,其中蚀孔缺陷较粘接面良好时场强畸变十分明显,最大场强较无缺陷时增加33%;蚀孔缺陷较气泡缺陷场强增加更明显。
由图15可知,护套芯棒粘结良好时,研究区域内护套层外表面与内表面场强值相同;护套芯棒粘结面含有气泡时,上述区域内护套层外、内表面场强差值出现明显波动,且幅度较大;护套出现蚀孔时,护套层外、内场强有小幅度波动。即芯棒护套粘结面出现缺陷时,缺陷处护套内外壁之间存在电压差。
综上所述,粘接面气泡或护套蚀孔对电场畸变的影响明显,气泡缺陷存在时该部位场强明显增大,最大可增加50%。因此,若复合绝缘子高压端部位芯棒护套粘接不良,缺陷部位场强会大大增加,为局部放电的发生提供有利环境,局部放电产生自由电子可有效地破坏聚合物分子结构,产生臭氧和氧的等离子体,进一步对芯棒和护套产生氧化和腐蚀作用;此外由于带电粒子对芯棒和护套表面的撞击,也会使介质受到机械的损伤和局部的过热,导致介质的劣化,进而加速芯棒和护套的蚀损。
4 结论
基于有限元法,本文建立了500 k V复合绝缘子三维电场仿真模型,对护套和芯棒粘接良好、存在气泡和护套蚀孔三种情况进行了比较分析,得出以下主要结论:
(1)芯棒护套粘接良好状况下,研究区域沿护套内外侧轴向电场分布均匀,护套内外侧场强一致;
(2)芯棒护套粘接不良或护套蚀孔均会畸变缺陷部位电场。与无缺陷相比,气泡缺陷较蚀孔缺陷对场强畸变影响更明显,场强最大可增加50%;
(3)若复合绝缘子位于高压端部位芯棒护套出现粘接性缺陷,畸变场强会加速该缺陷部位局部放电的发展,加快芯棒与护套的蚀损速度,严重时会导致芯棒断裂。
(1)芯棒护套粘接良好状况下,研究区域沿护套内外侧轴向电场分布均匀,护套内外侧场强一致;
摘要：通过对一起500kV国产复合绝缘子断裂事故的分析,从电场分析的角度出发,考虑铁塔与导线的影响,采用有限元数值仿真计算的方法,并应用具有强大的实体造型、解算、数据分析和后处理功能的软件ANSYS及工作站,建立断裂绝缘子三维有限元模型,计算芯棒和护套间不同粘接状态:芯棒与护套粘接良好、芯棒与护套粘接面含气泡和护套出现蚀孔三种典型情况下绝缘子轴向电场分布,分析芯棒与护套粘接性能对电场强度变化的影响。计算结果表明:与无缺陷相比,气泡缺陷较蚀孔缺陷对场强畸变影响更明显,场强最大可增加50%。
交流分布式 篇3
绝缘子串是高压交流输电线路的重要部件,起着电气绝缘和机械支撑的重要作用[1,2]。我国在特高压交流输电技术关键技术的研究过程中,根据线路结构及运行地区特点,已针对常规I型和V型绝缘子串的外绝缘特性、结构性能等技术问题开展了较多研究工作,研究成果已应用于工程设计,并实现了安全运行[2,3]。但由于特高压输电工程电压等级高、输电走廊占地面积大,使得线路输电走廊清理等费用较高;同时,特高压交流输电线路距离长,线路经过的地区地理气候条件复杂,不同地区的海拔高度、污秽程度、雨雾和冰雪情况差异较大,线路防污闪和防覆冰是其安全稳定运行亟需解决的问题。为此,国内学者通过对绝缘子串型优化研究,提出了一种倒V型复合绝缘子串结构[4,5,6],其具有较好的防污和防冰特性,在500k V线路改造中已经得到使用[7,8]。
在高压输电线路中,复合绝缘子两端承受电压相对较高,场强较大,特别是导线端,电场畸变严重,易发生局部放电、闪络,造成复合绝缘子伞裙和芯棒腐蚀,容易导致复合绝缘子芯棒脆断出现掉线等严重事故[9,10]。特高压交流复合绝缘子电场分布不均匀,一般通过安装均压环改善端部场强,但是当均压环尺寸选择不合适时,其表面场强超过22k V/cm(随海拔高度变化而不同)时,均压环自身也会产生电晕放电[11,12]。因此,在倒V型复合绝缘子串应用过程中同样需要考虑均压环的优化设计问题。
目前对于复合绝缘子串电场分布的研究及均压环的优化设计主要采用有限元法,使用有限元软件ANSYS进行仿真计算。黄道春等利用有限元法计算了特高压交流单回线路和特高压紧凑型杆塔绝缘子串电位分布和金具表面电场,分析了不同相导线在紧凑化布置后,金具表面电场的性能变化,并根据优化后的均压环参数,开展了电晕性能试验[10,13]。李鹏等对特高压绝缘子串单悬垂串下的电场分布进行了计算,优化设计了均压环[14]。邓桃等对特高压交流输电线路耐张串均压环进行了优化设计,对比了两联、三联和六联耐张串的电场分布[15]。清华大学与中国电力科学研究院合作,开展了1000k V特高压交流复合绝缘子耐张串均压特性的研究[16]。
司马文霞等在有限元法基础上采用神经网络预测完备数据集,用遗传算法优化均压环参数,并将遗传算法得到的优化参数代入有限元模型,结果与优化计算的电场值接近[17],表明该方法的可行性。文献[18]中运用有限元仿真建立了支柱绝缘子均压环的电场分布样本,采用支持向量机法得出均压环结构参数最优值。
综上所述,可知特高压复合绝缘子串的电场分布及其均压环优化配置是一个需要关注的问题,而目前针对倒V串金具优化配置的研究较少。因此本文采用有限元法,根据特高压同塔双回初设参数建立了特高压交流双回倒V型复合绝缘子串的三维静电场有限元模型,包括杆塔、倒V型复合绝缘子串、均压环、联板、分裂导线以及其他连接金具等,采用有限元软件ANSYS分析计算了倒V串角度以及绝缘子串长度、均压环中心直径、管径、罩入深度对电场分布的影响,并根据计算结果采用控制变量法提出了特高压交流输电线路倒V型复合绝缘子串均压环优化配置的参数。
2 计算模型
杆塔为SZY273型,呼高74.7m,塔高117m。复合绝缘子串参数见表1。导线为8分裂导线,分裂间距为400mm,导线直径为33.75mm,子导线型号为JL/LHA1-465/210。导线中心位置与对应横担之间的垂直距离为7.6m。考虑倒V串联板和导线受力,在倒V串两支绝缘子联板中心处硬导线连接。
特高压交流输电线路倒V型复合绝缘子串初设模型中高压端配置大小环,靠近横担侧配置中均压环。均压环配置情况如图1所示,各均压环参数见表2。
根据初设参数,结合对称性,建立了特高压交流双回输电线路倒V型复合绝缘子串的三维1/2静电场分析模型。整体和局部模型如图2所示。
3 计算结果分析
根据实际情况,对中相导线、联板、均压环和线夹等高压端金具加载1000k V输电线路相电压峰值,即
根据仿真计算,得到特高压倒V型复合绝缘子串电场分布和均压环表面电场分布云图,如图3~图5所示。计算结果表明,均压环表面电场最大值在高压端大均压环表面,大均压环、小均压环、中均压环表面电场强度最大值分别为22.43k V/cm、13.06k V/cm、14.70k V/cm,除大均压环表面电场强度略大于场强控制值22k V/cm外,小均压环和中均压环表面场强均满足要求,且裕度较大;绝缘子高压端护套、低压端护套表面场强最大值分别为2.77k V/cm、2.68k V/cm,均远小于复合绝缘子端部护套表面场强控制值4.5k V/cm[19]。
4 各因素对电场强度的影响
4.1 倒V串角度对电场强度的影响
在初设模型基础上,保持导线到上横担距离不变,修改倒V串夹角,计算结果见表3。角度变化时,沿绝缘子护套外1mm电场分布如图6所示。
保持导线到上横担距离不变,通过改变绝缘子串长度来改变倒V串夹角,随着倒V串夹角的增大,大均压环表面场强最大值逐渐增大,并且都超过22k V/cm;角度越大,绝缘子串长度越长,绝缘子串两端电场分布越平缓,这主要是由于绝缘子串长度增长造成的。综合考虑受力情况、绝缘子串电位、电场分布以及各环电场分布情况建议倒V串采用90°夹角。
4.2 绝缘子串长对电场强度的影响
保持倒V串夹角和各均压环参数不变,改变串长,计算结果见表4。不同距离下沿复合绝缘子护套1mm绝缘子串表面电场分布曲线如图7所示。
在相同参数下,随着复合绝缘子串长增加,导线到横担距离的增大,由于高压端均压环的作用,在不同串长情况下,高压端护套、大均压环和小均压环表面电场强度变化不大;低压端由于与高压端距离变大,中均压环表面电场强度降低。不同距离条件下,绝缘子护套表面电场强度高压端分布基本相同,随着距离增大,靠近横担侧电场强度变化较距离小时平缓。因此,考虑经济性和绝缘子太长可能存在的其他问题,建议倒V串绝缘子串长度保证到横担有足够间隙即可。
5 均压环结构参数优化
在电压等级、线路参数不变的条件下,复合绝缘子串和均压环表面电场强度主要受均压环结构参数的影响。大均压环表面电场强度最大,复合绝缘子端部护套电场强度受小均压环影响较大,小均压环、大均压环以及绝缘子端部护套电场强度都在控制值之内,因此仅需对高压端大均压环表面的电场强度进行优化。
采用控制变量法优化大均压环表面电场强度。已有研究结果表明,均压环结构参数中管径对均压环表面电场强度影响最大,因此先对大均压环的管径进行优化计算。E1、E2、E3、E4分别为高压端护套、大均压环、小均压环以及中均压环表面电场强度最大值。依次改变大均压环管径、中心直径和罩入深度,E1~E4随大均压环管径、中心直径和罩入深度变化曲线如图8~图10所示。
分析图8~图10可知,随着大均压环管径的增大,大均压环、高压端护套和小均压环表面电场强度最大值均减小,中均压环表面电场强度基本不变。当管径增大到130mm时,大均压环表面场强最大值为21.54k V/cm,小于22k V/cm。因此,建议大均压环管径为130~140mm。
随着大均压环中心直径的增大,大均压环表面电场强度最大值减小,小均压环、高压端护套电场强度最大值增大。当中心直径增大到1000mm时,大均压环表面电场强度最大值为21.86k V/cm,小于22k V/cm控制值,而其余参数均满足控制值要求,考虑一定裕度,在满足经济性原则的前提下,建议大均压环中心直径为1000m。
随着罩入深度的减小,大均压环表面电场强度最大值减小,高压端护套表面电场强度增大。罩入深度从180mm减小为100mm时,大均压环表面场电场强度减小了2.6%,高压端护套表面电场强度增大了16.3%,罩入深度减小对高压端护套表面电场强度影响较大,综合考虑建议罩入深度为140mm。
6 结论
本文建立了特高压交流双回输电线路倒V型复合绝缘子串电场分布计算模型,分析了倒V型复合绝缘子串在不同均压环结构参数下均压环和绝缘子端部电场最大值变化、倒V串夹角以及导线到横担距离对电场分布的影响,得到如下结论:
(1)根据特高压同塔双回初设参数,特高压交流输电线路倒V型复合绝缘子串均压环表面电场最大值在大均压环表面,电场强度为22.43k V/cm,略大22k V/cm的控制值;复合绝缘子串高压端护套表面电场强度最大值为2.77k V/cm,远小于复合绝缘子端部护套表面场强控制值4.5k V/cm。
(2)保持导线到上横担距离不变,改变倒V串夹角,随着倒V串夹角的增大,大均压环表面场强最大值逐渐增大。
(3)在相同参数下,随着串长增加,导线到上横担距离的增大,高压端部分各电场强度变化不大,低压端均压环表面电场强度减小。
(4)大均压环结构参数变化时,倒V串复合绝缘子串高压端护套表面电场强度变化范围很小。