交流特高压变电站1000kV导线的选择_图文


第 31 卷 第 9 期 2007 年 5 月 文章编号:1000-3673(2007)09-0001-05

电 网 技 术 Power System Technology 中图分类号:TM64;TM723 文献标识码:A

Vol. 31 No. 9 May 2007 学科代码:470·4051

交流特高压变电站 1000kV 导线的选择
吴祎琼 1,黄宝莹 2,邱 宁 1,蒋琼雯 1
( 1.北京国电华北电力工程有限公司,北京市 西城区 100011; 2. 国网北京经济技术研究院,北京市 宣武区 100761)

Conductor Selection for 1000kV Ultra High Voltage AC Substations
WU Yi-qiong ,HUANG Bao-ying ,QIU Ning ,JIANG Qiong-wen
1 2 1 1

(1.North China Power Engineering(Beijing) Co.,Ltd,Xicheng District,Beijing 100011,China; 2.State Power Economic Research Institute,Xuanwu District,Beijing 100761,China) ABSTRACT: The conductors used in 1000 kV distribution devices are the important component to ensure electrical specifications of ultra high voltage (UHV) AC power transmission and transformation projects. The corona caused influences of radio interference and audible yawp on environment is one of the principal factors in the selection of both conductors for UHVAC devices and split form of conductors. According to practical condition of 1000 kV AC power transmission demonstration project in China, the conductor selection and conductor split form for 1000 kV AC substations are optimized, then the optimal bundle spacing of split conductor and subspan are decided. Thus, under the presupposition of satisfying electrical and mechanical performances, the harmful effect on environment is reduced as far as possible. KEY WORDS: 1 000 kV substation;conductor selection; cross section selection;optimization of bundle spacing and subspan; influence on environment; UHV power transmission 摘要:1 000 kV 配电装置导线是保证特高压交流输变电工程 电气技术条件的重要组成部分,电晕产生的无线电干扰和可 听噪声对环境的影响是特高压导线选型和分裂形式选择的最 主要因素之一。文章结合我国 1 000 kV 交流特高压试验示范 工程的实际情况,对 1 000 kV 变电站导线的选型和分裂形式 进行优化,确定最优分裂间距及次档距,使导线在满足电气 性能和机械性能的前提下,尽可能降低对环境的不良影响。 关键词:1 000 kV 变电站;导线选择;截面选择;分裂间距 及次档距优化;环境影响;特高压输电

区,因此长距离、大功率的电力输送便成为亟待解 决的课题。为实现更大范围的资源优化配置、推动 我国 能源 的高 效开发利用以 及 促 进经济社会 可 持 续发展,加快开展特高压输变电技术的研究,建设 。 特高压输变电工程,具有重要意义 1 000 kV 特高压变电站是特高压输变电工程中重 要的一环,而导线作为电能的直接载体,是保证变电 站电气技术条件的重要组成部分。相对于 500 kV 配 电装置导线, 1 000 kV 配电装置导线表面的场强更大, 因此由电晕放电带来的环境影响问题更加突出[12], 尤 其是可听噪声、无线电干扰及静电感应问题。因此, 在 1 000 kV 变电站的设计中开展导线选型的研究, 使 导线型式在满足电气性能和机械特性要求的前提下, 尽可能地降低对环境的影响十分必要。 本文针对特高压变电站的实际情况,在导线载 流量、导线拉力、导线表面场强、无线电干扰、可 听噪声等方面计算的基础上,对 1 000 kV 变电站导 线的选型及分裂形式进行优化,确定最优分裂间距 及次间距,其主要结论已应用到特高压输变电工程 的设计中。
[1-11]

1
1.1

1 000 kV 变电站导线选择原则及条件

选择的主要原则 1 000 kV 变电站导线主要按下列技术条件进行 [13] 选择或校验 :①载流量;②电晕;③动稳定或机
[13]

0

引言
随着我国经济持续、快速的发展,电力能源供

械强度;④热稳定;⑤经济电流密度。同时还应按 下列环境条件进行校验 :①环境温度;②日照; ③风速;④污秽;⑤海拔。此外,结合工程具体情 况,还应注意以下方面:①减小对构架的拉力;②

需矛盾日趋尖锐。由于电力需求主要集中在经济蓬 勃发展的东部地区,而电力资源主要分布在西部地

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2

吴祎琼等:交流特高压变电站 1000kV 导线的选择

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导线使用金具简单;③安装工程量小。 1.2 选择的自然条件 以晋东南特高压变电站为例,1 000 kV 导线选 择的自然条件为:①环境温度 ,最高气温+40℃, 最低气温?27.2℃;②导线覆冰厚度,20 mm;③风 速,百年一遇、离地 10 m 高的 10 min 平均最大风 速 34 m/s;④海拔,小于 1 000 m;⑤日照,1 000 W/m2(风速 0.5 m/s);⑥污秽,III 级。

表 2 导线表面最大电场强度计算用参数 Tab.2 Parameters used for calculation of maximum electric field on the surface of conductors
参数 系统最高运行电压/kV 次导线半径/mm 数值 参数 数值 1100 三相 导线排列方式 水平 35、25 15 分裂导线根数 4 39

三相导线相间距/m 三相导线对 地高度/m

2
2.1

1 000 kV 变电站导线的选择及校验
导线截面的选择

1 000 kV 导线结构型式的选择首先要满足导线 载流量、热稳定、机械特性等方面的要求。特高压变 主变进线回路具有工作电 电站 1 000 kV 配电装置中, 流大、电压高、电晕及无线电干扰大的特点,因此以 晋东南变电站主变进线回路为例说明 1 000 kV 导线 选择中关键问题的解决方式。1 000 kV 变电站的主变 主变进线回路的 压器采用 3×1 000 MVA 单相变压器, 工作电流为 1 906 A,经济截面为 1 732.7 mm ,热稳 2 定 截面为 584 mm 。选用 4×JLHN 58 K-1 600 和 4×LGJQT-1 400 钢芯铝绞线均能满足经济截面、载 流量和热稳定的要求,2 种导线的截面及考虑临近 效应
[14] 2

(2)计算方法。 导线 (特别是分裂导线) 表面电场强度的计算目 前有多种方法,可采用电位系数法计算导线表面电 场强度[15]。 利用麦克斯韦方程确定导线的电荷密度,则分 裂导线中单根导线的平均电场强度最大值为 Em = 2CU L CU L = 0.00147 nr0 2 πε nr0 3 (1)

式中:UL 为线电压;C 为相导线正序电容;r0 为导 线半径;n 为分裂导线根数; ε为介电常数。 在 分裂导线 中 , 由于 存 在 次导线间的 相 互影 响,次导线表面各点电场强度不同,这种附加影响 将使次导线表面最大电场强度增加。当次导线对称 排列在一个圆周上时,次导线表面电场强度沿导线 圆周表面的变化可用式(2)确定 r π ? ? Eθ = Em ?1 + 2( n ? 1) 0 sin cosα ? d n ? ? r π? ? Em = Em ?1 + 2( n ? 1) 0 sin ? d n? ? (2)

后的实际载流量如表 1 所示。
表 1 导线截面及实际载流量 Cross-sections and practical current carrying capacities of conductors
截面 /mm 6 332 5 598
2

其中 d 为相间距离。圆周表面的最大电场强度为 (3)

Tab.1

导线型 号 4×JLHN 58 K-1 600 4×LGJQT-1 400

载 流量/A >10 000 5 533

三相导线水平排列时,中相导线表面的电场强 度较边相更高,例如单回路三相导线水平排列时, 中相导线的电容一般比边相大 7%,即中相导线的 表面电场强度较边相高 7%。从评估电晕效应的观 点来看, 采用麦克斯韦电位系数法
[15]

2.2 导线分裂间距的确定 2.2.1 概述 对于分裂导线,分裂间距增加时,导线等效半 径增加,平均电容也增加,导线表面平均电场强度 增加,有使导线表面最大电场强度增大的趋势;但 随着导线分裂间距的增加,各次导线之间电场分布 的附加影响系数减小,有使导线表面最大电场强度 减小的趋势。如前者的影响大于后者,导线表面电 场强度增加,反之则减小。因此需要确定最佳分裂 间距,使导线表面最大电场强度尽可能最小,以降 低电晕对环境的影响。 2.2.2 导线表面最大电场强度的计算 (1)计算条件。 导线表面最大电场强度计算用参数如表 2 所示 (无避雷线)。

计算中相电容

来准确确定导线表面最大电场强度更有实际意义。 2.2.3 计算结果分析及分裂间距的确定 设计中,采用麦克斯韦电位系数法对 4×JLHN58 K-1 600 和 4×LGJQT-1 400 导线的次导线 表面最大电场强度与分裂间距的关系进行了计算, 计算结果如图 1 所示。 由图 1 可见,次导线表面最大电场强度随导线 分裂间距的增大先减小后增大。对于 4×JLHN 58 K1 600 导线,当分裂间距为 58 cm 时,导线表面最大 场强最小,因此分裂间距宜取 60 cm,此时导线表 面最大场强为 2 160 kV/m;对于 4×LGJQT-1 400 导 线,当分裂间距为 46 cm 时,导线表面最大场强最

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第 31 卷 第 9 期
导线 表 面 最 大 电 场强度 /(1000kV/m) 2.5 2.4 2.3 2.2 2.1 2.0 20

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要求。 2.4 次档距的优化 2.4.1 概述
40 60 80 导线分裂间距/cm 100

(a) 4×JLHN 58 K-1 600 导线

次档距长度是指间隔棒安装的距离,它与下列 4 个因素有关:短路张力、短路电流大小、短路时 次导线允许的接触状态、对架构受力的限制。 分裂导线短路张力具有特殊性,当分裂导线受 到大的短路电流作用时,同相次导线间由于电磁吸 引力的作用而受到拉伸,产生弹性拉力,这种力即 分裂导线的第一最大张力。第一最大张力发生在短 路的瞬间,在严重情况下其值可达到故障前导线初 始张力的几倍甚至十几倍,对导线、绝缘子及架构 受力的影响都很大
[14]

导线表面最大电场 强度/(1000kV/m)

3.0 2.9 2.8 2.7 2.6 20

40

80 60 导线分裂间距/cm

100

(b) 4×LGJQT-1 400 导线

图 1 导线表面最大电场强度与分裂间距的关系 Fig.1 Relation between maximum electric field on the surface of conductors and bundle spacing



在给定的短路电流下,第一最大张力的大小与 次档距有着密切的关系,从小到大改变次档距,次 导线可处于 3 种不同的状态:①非接触状态,开始 次档距较小,在短路电流作用下次导线之间还有一 定距离, 并不接触, 次导线的相对伸长形变量较小, 第一最大张力不大;②临界接触状态,次档距增大 到 某 一 值 时 ,次导线 处 于接 触 与 不接 触 的临界 状 态,这时次导线有最大的相对伸长形变量,第一最 大张力最大;③接触状态,次档距继续增大,在一 个安装距离内次导线有一部分相互紧贴在一起,次 导线的相对伸长形变量反而减小,第一最大张力逐 渐下降。在第一最大张力作用下 2 间隔棒之间次导 线的不同状态如图 2 所示。 因此,需要准确计算第一最大张力与次档距的
次档距 l0 分裂间距 d f b

小,因此分裂间距宜取 45 cm,此时导线表面最大 场 强 为 2 730 kV/m 。 比 较 2 种 导 线 , 宜 选 用 4×JLHN58 K-1 600 导线,且分裂间距可取 60 cm, 以降低导线表面最大电场强度。 2.3 电晕电压校验 导线的电晕 临界起始 电压 应 大于 导线 安 装处 的最高工作电压[13]。分裂导线的电晕临界起始电压 可按式(4)计算 U 0 = 84m1m2 K δ
2 3

nr0 0.301 a jj (1 + ) lg K0 rd r0δ

(4)

表 3 导线的电晕临界起始电压 Tab.3 Corona inception voltages of conductors
导线型号 电晕 临界起始电压/kV 4×JLHN 58 K-1 600 1 422 4×LGJQT-1 400 1 137

(b) 临界接触状态 次档距 l0

l1

跨线安装处的最高工作电压为 1 100 kV,但应 将最高工作线电压 U 与导线电晕临界起始电压 U0 之比限制在 0.9 以下,以满足在晴天不出现可见电 晕的要 求 , 即 导线的电晕临界起始电压 应不低于 1 223 kV。因此,4×LGJQT-1 400 导线不能满足电晕

(c) 接触状态

图 2 分裂导线在第一最大张力作用下的形变状态 Fig.2 Deformation of bundle conductors under No.1 maximum force

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分裂间距 d

分裂间距 d

式中:K 为三相导线水平排列时,中间导线电容比 r π 平均电容大的不均匀系数; K 0 = 1 + 0 2( n ? 1) sin d n 为次导线电场强度附加影响系数; m1 为导线表面粗 糙系数;m2 为天气系数,晴天取 1.0,雨天取 0.85; rd 为分裂导线等效半径;ajj 为导线相间几何均距; 2.895 p δ= × 10?3 为相对空气密度,p 为大气压力, 273 + t t 为空气温度。 根据站址所在地的气象条件,2 种导线的电晕 临界起始电压计算结果如表 3 所示。

(a) 非接触状态 次档距 l0

4

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9 000 第一最大张力/N 7 000 5 000 3 000 1 000 0 1 5 9

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关系,根据架构及绝缘子串的受力限制,确定适当 的次档距。 2.4.2 第一最大张力的计算 (1)计算条件。 分裂导线第一最大张力计算用参数如表 4 所示。
表 4 分裂导线第一最大张力计算用参数 Tab.4 Parameters used for calculation of No.1 maximum force among bundle conductors
参数 母线跨距 l /m 次导线初始张力 T0/N 分裂间距 d/cm 三 相短路电流 I/kA 数值 64 13 076 60 63(64)
[16]

13 17 21 25 29 33 37 41 次档距/m

参数 次导线半径 rd /mm 次导线截面 S/mm2 弹性模量 E/(N/mm2) 单位质量 q1 /(kg/m)

数值 35 1 580 50 000 4.57

图 3 次导线第一最大张力和次档距长度关系曲线 Fig.3 Relation between No.1 maximum force among bundle conductors with subspan

(2)计算方法 。 导线变形后的长度为 8 f2 l′ AB = l0 + ? 3 l0
2

当 次档距 小 于 临界次档距时 ,导线处 于 非接 触状 态,随着次档距的减小,间隔棒安装得越来越密, 次导线的形变和第一最大拉力都随之下降,最后趋 近于初始静态值。 间 隔棒 的实际 安 装距 离 应 避 开 临界 次档距范 围,同时保证短路时次导线处于非接触状态,避免 次导线因接触而产生损伤及电晕火花。根据架构和 绝缘子串的受力限制, 4×JLHN 58 K-1 600 导线的次 档距在短路水平为 63 kA 时,不宜大于 7 m。

(5)

式中:l0 为次档距长度; f = 2d ? b 为弧垂,b 为 对角次导线最接近点的距离。该次档距内导线在电 磁吸力作用下的伸长率为 η= ′ ? l0 l AB l0 (6)

3
3.1

环境影响的初步评估
无线电干扰的预估 导线的无线电干扰主要 由 电晕和 火花 放 电产

导线伸长变形后产生的附加张力为 FE = ESη 短路后每根次导线的实际张力为 T = T0 / 4 + FE 为产生上述张力,导线间必须存在电动力 Fm = 8 fT / l0 此时导线间的电磁引力合力为 Fe = 0.4512 I 2 l0 1 d ?b arctan b( d ? b ) b

生,干扰对象主要是收音机和收讯台。无线电干扰 (7) (8) (9) 的预估主要采取以下 3 种方法:①半理论分析法, 目前各国使用得较少;②比较法,基于已知导线的 无线电干扰,通过比较导线参数,预估出新导线的 无线电干扰;③特高压设计法,通过试验笼内的导 线,在大雨状态下求得激发函数,用于预估新导线 的无线电干扰。各国广泛采用的是比较法,这种方 (10) 法简单可行,且较为准确
[15]


[17]

根据 GB 15707-1995 规定的计算方法

,干扰 (11)

根据受力平衡,应有 Fe=Fm。 在接触状态下求解最大张力和电动力时,需根 据导线最小中心距 b = 2 2 rd 不变的原则, 首先假设 ′ = l0 ? l1 导线接触部分的长度 l1, 用不接触部分长度 l0 代替式(5)~(10) 中的 l0, 分别计算此时次导线间的电 动力和电磁引力。如两者不相等,则不断修正假设 的导线接触部分的长度, 直至两者相等, 计算结束。 2.4.3 计算结果分析及次档距的确定 4×JLHN 58 K-1 600 导线在短路水平为 63 kA 时,第一最大张力与次档距的关系如图 3 所示。 计算结果表明,当次档距 S0 =21.95 m 时,次导 线第一最大拉力达到极大值 80 705 N,它等于静态 张力的 6.2 倍,将这时的次档距称为临界次档距;

频率为 0.5 MHz 时,无线电干扰预估公式为 N 20 = 3.5Emax + 12 r0 ? 30 + 33lg(20 / D ) 度;D 为被干扰点距导线的直线距离。

式中:Emax 为预估电力线的边导线表面最大电场强 对 于 1 000 kV 配电装置, 初 步 考虑 可 同 比 750 kV 配电装置及 500 kV 配电装置的控制标准, 即暂规定离变电站围墙 20 m 处的无线电干扰值不 应超过 55 dB
[17]

。 计算可得 4×JLHN 58 K-1 600 导线

在标准条件下,在离变电所围墙 20 m 处的无线电 干扰值为 49.7 dB。 3.2 可听噪声的预测 美国 BPA 推荐的预测公式是根据各种不同电 压等级、分裂方式的实际试验线路上长期实测数据

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推导出来的,该公式具有较好的代表性和准确性。 美国 BPA 推荐的高压输电线路的可听噪声预测公 式为 Z ? N PWL,i ? 11.4lg( Ri ) ? 5.8 ? S = 10 lg ∑ lg ?1 ? ? (12) 10 i =1 ? ? 式中:Ri 为测点至被测 i 相导线的距离;Z 为相数; NPWL,i 为 i 相导线的声功率级,其表达式为 N PWL,i = ?164.6 + 120lg E + 55lg d eq (13) 其中 deq 为导线等效半径, d eq = 0.58n 0.48 d 。 根据文献[18]的规定,测点一般 应选在工业企 业法定边界外 1 m、高度 1.2 m 以上对应被测声源, 距任一反射面不小于 1 m 的位置。晋东南特高压变 电站边相导线距离围墙 30.5m, 经计算 4×JLHN58K1 600 导线在测点产生的可听噪声为 54.9 dB,满足 III 类区域夜间 55 dB 的标准要求[18]。

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4

结论

(1)1 000 kV 变电站导线选用 4×JLHN 58 K1 600、4×LGJQT-1 400 导线均能满足载流量和热稳 定的要求,但 4×LGJQT-1 400 导线的电晕临界起始 电压不能满足要求。 (2)对于 4×JLHN 58 K-1 600 导线,次导线分 裂间距宜取 60 cm,可使导线表面最大场强最小。 (3 )依据分裂导线发生短路瞬间产生的第一 最大张力的计算结果,考虑架构和绝缘子串的受力 限制, 4×JLHN 58 K-1 600 导线的次档距在短路电流 水平为 63 kA 时不宜大于 7 m。 (4)对于 4×JLHN 58 K-1 600 导线,分裂间距 为 60 cm 时无线电干扰及可听噪声均满足规程要求。

参考文献
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(责任编辑 马晓华)

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