±1100 kV古泉換流站接地極對變壓器直流偏磁的影響

劉從法， 殷 飛， 周 楠，魏德軍， 梁 明

( 1. 中國電力工程顧問集團西南電力設計院有限公司，四川 成都 610021；2. 國網新疆電力有限公司經濟技術研究院，新疆 烏魯木齊 830002)

0 引言

在直流系統中，當直流入地電流或不平衡電流導入大地后，接地點附近電位相對會升高[1]。當直流電流通過中性點接地的變壓器串入交流系統后，過大的直流電流會使變壓器發生直流偏磁[2-3]。直流偏磁會導致變壓器勵磁電流畸變，偏磁嚴重時會產生大量諧波，使變壓器損耗增加、溫度升高、噪聲增大等，甚至損壞變壓器，危及到電網的安全穩定運行[4-9]。

文中對古泉換流站接地極周圍變壓器以及變電站地網進行了研究，對直流單極大地運行在不同土壤模型的情況下，接地極入地電流對周邊交流電網中變壓器直流偏磁電流分布進行計算分析，并結合變壓器直流偏磁的耐受電流限值，提出相應的變壓器直流偏磁的治理范圍及治理措施。

1 變壓器直流偏磁影響計算模型的確立

1.1 計算方法

先獲得接地極入地電流產生的地表電位分布，再根據交流線路的長度、線路走向、變電站接地電阻、變壓器繞組的直流電阻等參數，計算得到變壓器中性點的直流電流大小。直流系統入地電流串入交流系統如圖1所示。

圖1 直流入地電流串入交流系統示意Fig.1 Schematic diagram of DC ground current series into AC system

根據圖1，進入變壓器中性點的直流電流可用下式估算：

(1)

式中：VA，VB分別為變電站A和變電站B的地表電位；RA，RB分別為變電站A和變電站B的接地電阻；RTA，RTB分別為兩變電站主變單相繞組直流電阻；RZ為兩站之間輸電線路單相導線直流電阻。

將直流接地極的地中電流場和交流電網的地上電阻網絡進行耦合求解，即可建立直流接地極入地電流在周邊變壓器分布的場路耦合模型，并基于此原理建立廣域尺度下直流電流分布計算。

1.2 影響變壓器直流偏磁的主要因素

影響直流偏磁電流極值與分布的因素有直流接地極與電網的相對位置、大地電阻率、電網結構域參數和變壓器類型等[10-14]。

1.3 變壓器直流偏磁耐受電流

當直流電流經接地極入地時，地中電流一部分經由變壓器接地的中性點和交流輸電線路流到另一端的變壓器，并經該變壓器的中性點入地產生直流磁通，使鐵心磁化曲線不對稱，加劇鐵心飽和，導致變壓器噪音增大，可引起變壓器鐵心、螺栓、外殼等處的過熱，甚至造成變壓器損壞[15-17]。

依據規定，根據變壓器的容量和電壓等級，計算得到500 kV變壓器三相繞組允許流過的直流電流為7.79～10.41 A；220 kV變壓器三相繞組允許流過的直流電流為5.91～9.93 A；110 kV變壓器三相繞組允許流過的直流電流為3.48～8.82 A[18-19]。

程序切片技術[5]是一種通過對程序進行分解，只保留與待分析特性相關的程序片段來對程序進行分析的技術。由Mark Weiser在80年代提出，最初程序切片技術主要被用于程序的調試工作[6]。Susan Horwitz等人在文章[7]對程序切片技術的定義為：“對程序的切片得到的程序，一般是由程序中的部分語句和部分判定表達式組成的”。其中的部分語句和表達式是指那些對程序上的某個點p所使用的變量v產生影響的語句和表達式。其中將（p，v）定義為程序的切片準則。

綜上分析，并結合以往工程經驗，因古泉換流站接地極地處華東地區，其對直流偏磁治理標準參考溪浙直流工程的治理標準執行。變壓器型式分別為500 kV，220 kV，110 kV時，其治理標準值分別為20 A，15 A和10 A。

2 實測土壤電阻率模型下的直流偏磁分布

2.1 極址土壤電阻率

根據地中電流場分布的基本原理，極址周邊區域的電位分布主要由極址區域淺層的土壤電阻率決定。而遠離極址的土壤中電位分布，主要與極址深層和周邊大范圍的土壤電阻率有關，淺層電阻率對其影響較小。相對于接地極本體尺寸而言，極址周邊設施相對較遠，屬于廣域范圍的電場分布問題，在計算評估直流接地極入地電流對周邊設施影響時，采用深層的土壤電阻率更為合適[20-21]。

因此，古泉換流站接地極土壤分層采用表1所示的土壤模型。

表1 古泉換流站接地極土壤結構計算模型Tab.1 Soil structure calculation model of grounding electrode of Guquan converter station

2.2 接地極布置形狀

本接地極目前為世界上電壓等級最高的接地極，其系統條件為額定電流5523 A，過負荷電流5839 A，雙極不平衡電流10 A。

根據系統條件、土壤電阻率以及接地極區域地形條件等限制，古泉換流站接地極采用雙環跑道型布置，內、外環直線段為380 m，內環半徑為180 m，外環半徑215 m。內、外環埋深分別為3.5 m,4.5 m。電流通過導流電纜從中心設備區引向極環4個端部，再通過配電電纜、引流電纜連接至饋電棒上。

2.3 地電位分布計算

圖2 接地極0～1000 m地表電位分布Fig.2 Ground potential distribution of 0 ～ 1000 m grounding electrode

圖3 接地極1～10 km地表電位分布Fig.3 Ground potential distribution of 1 ～ 10 km grounding electrode

圖4 接地極10～100 km地表電位分布Fig.4 Ground potential distribution of 10 ～ 100 km grounding electrode

評估直流接地極對附近變電站直流偏磁的影響時，計算應考慮的交流電網范圍至少應包括地電位升大于3 V的區域。由古泉換流站接地極地表電位分布計算結果，在最大過負荷電流5839 A下，距離接地極85 km處的地表電位降為3 V。將該接地極周圍安徽省境內的宣城、黃山、池州、蕪湖、銅陵地區的全部中性點有效接地(即220 kV及以上)變電站、電廠，以及安慶、馬鞍山、合肥、六安等地區與之有電氣連接的部分中性點有效接地(即220 kV及以上)變電站、電廠納入計算范圍之中。接地極附近的交流電網分布如圖5所示。

圖5 古泉換流站接地極對附近交流電網影響計算模型Fig.5 Calculation model of influence of grounding electrodeof Guquan converter station on adjacent AC power grid

2.4 直流偏磁電流計算

通過建立古泉換流站接地極對附近交流電網影響計算模型，計算得到各變電站入地總電流如圖6和圖7所示。可以看出，距離接地極較近處的中性點總入地電流相對較高，較遠處的總入地電流相對較低，但入地電流大小與距離并不直接成正比，還取決于該方向上的線路參數。

圖6 各站變壓器入地總電流Fig.6 Total current into ground of transformer in each station

圖7 接地極附近各站變壓器入地總電流Fig.7 Total current into ground of transformer in each station near grounding electrode

由于極址土壤電阻率相對較低，古泉換流站接地極對周邊變壓器的影響整體較小。該土壤模型下無超標站點。僅220 kV琴溪站等效直流偏磁電流為-12.22 A，接近治理標準。

3 其他對比土壤模型下的直流偏磁分布

3.1 對比土壤模型的選取

實際上由于地質、地形等因素的影響，大地深層電阻率的分布可能在各向都存在一定的差異性。如果僅考慮古泉換流站接地極極址本身的深層大地電阻率進行直流偏磁的評估，有可能會造成對交流電網影響的預估不足。因此，為提高接地極入地電流對直流偏磁的敏感性，有必要在古泉換流站接地極土壤模型的基礎上，改變深層土壤電阻率的分布，加大土壤電阻率倍數。根據以往工程經驗，取3倍土壤模型和5倍土壤模型進行計算。研究其對直流偏磁電流分布的影響程度，對比土壤模型如表2所示，為了研究的需要，對土壤模型的定義如下：

(1) 3倍土壤模型：將表1中的土壤模型第1～6淺層(約8 km)的土壤電阻率保持不變，第7～12深層的電阻率增大至原來的3倍。

(2) 5倍土壤模型：將表1中的土壤模型第1～6淺層(約8 km)的土壤電阻率保持不變，第7～12深層的電阻率增大至原來的5倍。

表2為3種土壤模型對比，其中ρ為土壤電阻率，h為地表深度。

表2 對比土壤模型選取Tab.2 Selection of contrast soil model

3.2 3倍土壤模型下的計算結果

采用表2 所示的3倍土壤模型進行直流偏磁計算，得到各變電站入地總電流如圖8所示。

圖8 3倍土壤模型下的直流偏磁電流分布Fig.8 Dc bias current distribution under triple soil model

由計算結果可知，相對于實測土壤電阻率模型，3倍土壤模型下接地極的直流偏磁影響范圍和大小顯著增加，僅220 kV琴溪站超標。

3.3 5倍土壤模型下的計算結果

采用表2所示的5倍土壤模型，計算得到各變電站入地總電流如圖9所示。

圖9 5倍土壤模型下的直流偏磁電流分布Fig.9 Dc bias current distribution under 5 multiple soil model

由計算結果可知，相對實測土壤電阻率模型，在5倍土壤模型下，亦僅220 kV琴溪站超標。

4 直流偏磁治理方案

直流偏磁的治理方案有串阻限流法、電容隔直法、反向電流注入法、電位補償法等，目前前兩者工程應用相對成熟。鑒于串阻限流法存在殘余直流，結合溪浙等工程的治理經驗，優先選用隔直治理。

根據上述計算，實測土壤電阻率模型下，無站超標，但220 kV琴溪站直流偏磁接近超標。若深層電阻率按實測土壤電阻率模型的3、5倍考慮，僅有220 kV琴溪站1個站超標。因此，對琴溪站采用加裝隔直裝置進行偏磁治理。

5 結論

通過對古泉換流站接地極對其周邊中性點有效接地的變電站、輸電線路進行建模，對其變壓器直流偏磁電流的分布及其抑制措施開展了計算分析，結論如下：

(1) 在實測土壤電阻率模型下，由于極址深層土壤電阻率較低，古泉換流站接地極對周邊變壓器的影響整體較小，僅220 kV琴溪站等效直流偏磁電流為-12.22 A，接近治理標準。

(2) 深層土壤電阻率對直流偏磁的影響較大。若深層電阻率按靈敏性更高的3、5倍考慮，僅有220 kV琴溪站1個站超標，可對其采用加裝隔直裝置的方案來進行偏磁處理。

(3) 由于大地深層電阻率的分布各向存在差異性，橫向深層的電阻率的分布也會對計算結果產生影響。

(4) 采用的土壤模型計算結果為工程建設提供了參考，但考慮到土壤模型與實際土壤的差異，直流偏磁電流實際值應以接地極投運后的實測值為準。

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