日本电力企业关于特高压变电站设备的经验

2009特高压输电技术国际会议论文集 1

日本电力企业关于特高压变电站设备的经验

Yoshibumi Yamagata, Shigemitsu Okabe, Hiroaki Kagawa, Takayuki Kobayashi

摘要：为了审慎地建立未来特高压输电技术体系，自1996年以来，东京电力公司（TEPCO ）在特高压试验站已实施了把特高压试验设备接入到实际电网进行现场验证试验，特高压试验站拥有一个变电站的最小单元; 一组特高压变压器（ 3000 MV A ）和特高压GIS （ 8000 A ）的一个间隔 。它们的长期的可靠性和性能已得到证实。

本文重点是与特高压变压器有关的技术问题，对介质性能进行评估，对于非标准波，例如交流电压脉冲叠加，VFTO ，雷电冲击耐受试验，考虑到升高的浪涌电容和基于局部放电测量的长期交流耐受电压试验。另外，本文还讨论了对在特高压输电线上发生直接雷击浪涌的观察情况。本文还介绍了通过现场验证试验而得到的对于转移浪涌特高压金属氧化物避雷器（MOSA ）的瞬间电流现象和现场运行数据，以及对断路器的变压器有限故障（ＴＬＦ）的责任的考虑。 关键词：交流电压叠加；直接雷击；冲击波形；瞬间电流；金属氧化物避雷器；变压器；转移浪涌；变压器限制短路故障；特高压；快速暂态过电压

1 介绍

要实现设备高度的可靠性和经济性，同时也要

考虑特高压的唯一系统特点、绝缘和中断现象，由电力企业只是提出性能和功能要求，而设备制造商开发满足要求的设备，这种单向方法是不够的。电力企业也应该仔细检查制造商的责任范围，如设计，制造和测试。从整个系统的角度出发也是必要的。

对于变压器，由于运输限制严格，绝缘的尺寸必须紧凑以保证高度的可靠性。但这大大增加内部电场的应力。另外，与标准波形类似的浪涌和各种叠加在交流动作电压上的浪涌实际上侵入系统，并根据绕组设计而产生内部瞬间电压振荡。在决定测试电压时最好要考虑这些问题。但有一个方面要注意，所需的介质性能不能在工厂测试中进行验证，和并不需要用较高的测试电压确保高度的可靠性。此外，对于作为一项工厂试验的雷电冲击耐受电压试验，由于高电容值而很难采用指定的试验波形。

本论文重点是依据现场验证试验而发现的特高压变压器的技术问题，主要讨论和评价设计以及从电力企业的角度进行的测试。第2章介绍了对于非标准波的介质性能的评估结果，如交流电压脉冲叠加和隔离电压增高。第3章讨论了在工厂进行的

对于实际尺寸的变压器而进行试验中产生的雷电

冲击电压波形，试验时已考虑到浪涌容量的升高。报告还介绍在长期局部放电试验中遇到了内应力升高的经历。基于雷击观测和现场验证试验的现场经验，第4章介绍了对于直接雷击和瞬间电流试验的思考。还讨论了特高压氧化锌避雷器（MOSA ）的现场运行经验和可靠性。最后，在第5章，研究了断路器（CB ）的变压器有限故障（TLF ）责任。

2 对于特高压变压器的非标准波的介质性能评价

表1给出了依据现场验证试验而得出特高压变压器规范，图1显示了基本的布线。由于运输限制，采用了图2所示的单相分裂施工。

开发一个特高压变压器是要有绝缘技术，以保证在长期运行的情况下有足够高的可靠性，因为双

表1 特高压变压器的基本规范对于现场验证试验

项目

规范 类型

单项自动变压器

D

A

一次√3 kV

额定电压

二次525/√3 kV

三次额定容量 3,000 MVA/3

3

(三次; 1,200 MVA/3×3)

一次分接范围

7% (27 taps)

阻抗 18 %

一次LIWV

二次试验电压

三次AC

一次 1.5E (1 hour) -√3E (5 min)

- 1.5E (1 hour) 二次

325 kV (1 min)

注: 1E=1100 kV/ √3 (Primary), 550 kV/ √3 (二次侧)

一次

二次 三次

图1 超高压变压器基本接线

2 日本电力企业关于特高压变电站设备的经验

图. 2 特高压变压器的构造 (例： core-type) [3]

倍电压必须经受住与500 kV变压器相同的容量和运输限制。因此，通过验证各种零件模型和特高压变压器模型（1 / 2阶段），特高压变压器的现场试验已经完成 [ 1 ] [ 2 ] 。

A 、交流和雷电冲击叠加的绝缘特性

由于雷电冲击而加在变压器绕组的线段或线匝之间的内部绝缘应力不仅受冲击电压最大值的影响，而且还受电压改变的影响。即使当前波时间相同时，在交流电压上的一个冲击电压叠加在内绝缘上所产生的应力要比单独一个冲击电压所产生的应力高。特别是特高压的情况下，交流动作电压与雷电冲击耐受电压（ LIWV ）之比大于500 kV，2所示），其对交流电压的影响相应提高。

交流电压叠加对于内部绝缘绕组的影响能从初始电位分布的势梯度进行定量计算。通过把交流冲击叠加电压应用到绕组模型上并测量不同单元的电压的方法，这种定量计算被证明是有效的 [ 4 ] 。图 3显示了验证结果。由交流电压叠加而产生的不同单元的电压增幅β取决于初始潜在分布因子α （= √C0/K0, C0: 接地绕组电容， K0 ：端子之间的系列电容） 。当α接近零时，增幅β下，但当α增大时，β与叠加电压同比例增大。在绕组使用α = 1或更少的情况下，虽然当交流电压峰值与LIWV 的比率A 增大时，不同单元之间的电压也升高，但增幅β将不会超过10 ％左右，即便是当LIWV 是1950千伏（ A = 0.46 ）时 。

特高压变压器的电压为500千伏的两倍，绕组线匝的数量也增加。不适当的设计往往增加瞬时振荡，所以每一个制造商正在努力优化绕组施工，尽量减少瞬时振荡。例如，通过相互抵消而抑制潜在波动的机制，交错的系列（一次）绕组可抑制局部振荡[5]，和导体逐步调整以提高高压线路端子的系列电容。因此，潜在的分布特征基本上是良好的。

此外，在雷电冲击耐压试验中，二次端子的基

β

α

图3 绕组α和交流电压叠加的线段之间电压增幅β之间

的关系

础是适用于系列绕组之间的全部电压。考虑实际耐受电压试验可能超出由交流电压叠加而升高的应力，即使是考虑了交流电压，绕组介质性能也似乎足够了。

B. 关于隔离开关浪涌（VFTO ）的介质性能验证

由于特高压变压器直接连接到GIS ，在隔离开关操作的（DS ）的情况下，快速瞬间过电压（VFTO ）在几十纳秒的时间里急剧上升，可能直接进入变压器端子。评价对于VFTO 的介质性能，在低电压情况下把急升波模拟DS 浪涌应用到特高压模型上，可以测量绕组中产生的电压。带有500欧姆的电阻的隔离开关的浪涌抑制效果也被证实了[ 6 ]。图4是测量电路。扣除变压器一方+1 pu和断路器一侧为

−1 pu，水银开关是打开的。标准雷电冲击波也适用。

图4 DS浪涌测量电路

图5表示了隔离开关在有电阻和无电阻情况下的线路端子（X ）的电压波形。波形与电磁瞬间项目（EMTP ）的计算结果几乎吻合。在没有电阻时，前波的电压变化为1.35 pu，但在有电阻时，为0.3 pu电阻，小于原来的1/4。

图6显示，在没有电阻的情况下，有和无套管的测量波形。当隔离开关浪涌通过一个套管时，约为10纳秒的前波时间扩大到约60纳秒。当直接使用一个无套管的DS 浪涌时，在线匝或线段之间产生电压减少了60至80 ％，。

表3显示带套管的绕组产生的电压（图4 中的

（如表

2009特高压输电技术国际会议论文集 3

位置A ，靠近高压线路端子）。当应用± (√2/√3)*1,100 kV 的DS 浪涌恢复和1950千伏的雷电冲击电压时，在bracke 的电压为转换为标准波的粗略估计值。在没有电阻的情况下，电压等于或高于LIWV 可能频繁的由局部产生。因此，可以证实，最好是使用一个带电阻的隔离开关以确保绝缘的可靠性。

与标准冲击电压相比，DS 浪涌引起绕组的电压分布特征的非均匀性，并在不同线匝或线段之间产生更高的电压。这是因为DS 浪涌前波的时间短于靠近线路端子的绕组的电容充电时间。侵入的DS 浪涌也可能导致绕组型设备的局部电压升高，如电压互感器（VT ）的或为现场控制而带有内部屏

蔽的套管。因此，在和变压器一同使用时，要重视无电阻的隔离开关的DS 浪涌。

表3 靠近高电压线路端子(套管) 的绕组所产生的电压

注：(1)当SW 打开，DS 浪涌为

±1 pu（1 pu为100％）。带电阻电压值设定为无电阻的1/4。.

(2)雷击冲击电压为所用电压的100％。

图. 5 在变压器端子(X)的DS 浪涌波形

3 在工况经验下的特高压的现场试验

A. 雷电冲击耐压试验

为了验证介电性能对雷电浪涌，应该充分测量

闪电脉冲波形。目前的国际电工委员会的基础标准[7]规定波前的持续时间是1.2 μs ±30 %并且过充率在5%以内。然而，为了让超高压变压器具有

4 日本电力企业关于特高压变电站设备的经验

极高的浪涌电容约10000pF ，同时在测试回路中有一个较大的残余电感，达到“峰值”并不难，但是很难同时实现表4中的“陡波前沿”和“过充率”。

表4 测试装备电容的可能值的估计

对雷电冲击耐压试验的超高压变压器实地验证性测试，因此，波前持续时间适当延长，以便从以下几个方面不影响内部电压振荡;

波前锐度之间的绝缘轮流或部分绕组的影响，内部电压振荡的分析和充分的评估验证了这个不完全模型。

为了验证在变压器的绝缘层，例如主绕组中间的部分或者对地部分，较小的过充率是比较好的。

表7是一个雷击耐压试验的波形示例（完整 波形）。

图7 是一个特高压变压器的雷击耐压试验的波形示例 (峰值：1961kV ，波前持续时间5.6μs ，波尾持续时间:50μs )

B. 工频下的耐压测试

在图8显示的工频下的耐压测试是一个基于长时间的测试。测试电压的组合是一个短的基于临时过电压的绝缘体测试部分，主要是针对例如单相接地和负荷丢失，一个较长的测试是确定操作过电压情况下的长时间耐压能力。长时间耐压测试的的后半部分是检测短时间的过电压是否会造成什么错误影响。局部放电在包括短时过电压的整个测试过程是较为均匀的。[8]

对绝缘体有害的局部放电的电压的等级是大

√

图8 特高压变压器的工频试验图示

约10000pC, 同时在外端的变压器的衰减可能在

200pC 或者较少，因为在绕组的最大的衰减率是接近于1/50。另一方面，外部可以被简单的抑制的噪音等级大约是100pC ，这些对于检测局部放电的伤害来讲是足够了。因此，通过整个测试过程，和500kV 变压器一样，100pC 也是被当作局部放电的条件。

在实际的测试过程中，考虑到高压的局部压力，可以在10pC 的外部噪声下运行。并且，没有在任何厂家的变压器发现达到10pC 的局部放电。

4 现场经验

A. 雷电直接击中单相导线的情况考虑

通过对TEPCO 的按特高压设计的双回路垂直分裂导线的雷击情况观察，现在是按500kV 运行的全长430km 的线路，雷电直接击中单相线路多数情况下造成了屏蔽问题。

因此，我们研究了在雷电在大范围的输电线路的影响以及雷电直接击中变压器的绝缘的影响的机理。对于变压器，要单独来考虑在交流电压下的运行，在主要的绕组间隔中间产生的相对高的电压的机理如下：

图9. 雷电直接击中最上方导线的图片

（2000年，6月22日）[9]

如果一个直接雷击进入变压器，波形将会失

真，因为脉冲断路器将会切去峰值。

绕组序列电压是一个难以通过接地来衰减的脉冲电压。

最初的描述常规的绕组电压是通过绕组间的电容耦合来确定。在固定绕组上的电压频率将发生波动。

同时，在常规绕组上的反向电压波动，会在绕组序列的间隔处将会产生一个更高的较难衰减的电压。

2009特高压输电技术国际会议论文集 5

图10 直接雷击在变压器的核心产生的过电压的原理

在主间隙中产生的高电压变高，同时作用于电压使得电压升高并且达到最高等级，当电涌叠加到反向交流电压时，整个电压都将会比雷电脉冲耐压单独作用时的标准测试电压（1.2/50μs ）高。

因此，这就使得可以做这样一个绝缘测试，通过一个相当于雷电脉冲(较长的波尾) 的电涌放电器的残留电压叠加在交流电压上。然而，实验很难实现，因为这样的试验需要一个大规模的试验装置。

这就使得可以通过提高雷电脉冲的方式来提高应力。既然这样，然而，产生的电压依赖于设计，如壳式变压器不受这一现象影响，并且不能一概而论。设计适用电压高于测试绕组或者在绕组和接地之间的变压器是不经济的。

因此，我们正在考虑通过对实际变电站的设计进行仔细审查来核实变压器性能。

B. 变压器的瞬间电流和转移浪涌（特高压金属氧化物避雷器可靠性和效果）

在特高压测试站，为了验证变压器的可靠性和继电保护方式，大量的瞬间电流检测是由副边500kv 的带和不带合闸电阻的接触断路器所完成的。

在这个试验里，观测到的最大的瞬间无电阻电流是5920Ap ，有电阻电流是550Ap. 在没有对继电保护系统错误的操作下，可以确定的是瞬间电流可以通过设置变压得的　-i 特性、剩余磁通量和闭合相角[1][2]。

在打开变压器回路之后，在对瞬间电流等级影响最大的剩余磁通可以通过一种低压的激励方式测量出来，最大的剩余磁通大约是额定值的40%，尽管经验值的80%是从核心的材质计算出来的。当接触断路器打开时，电压的峰值被削去，在快速的

下落直至由磁通饱和所引起的反极性之后，它慢慢的振荡，最终达到如图11所示的零值。可以清楚地看到这就是剩余磁通减少现象在这个过程中发生。

在试验中，可以观测到从500kV 到UHV 边的转移电涌，在MOSA 的有效作用下，这些浪涌电压被限制到小于MOSA 的SIPL 级别（大约是1.6 pu）。更进一步的是，随着特高压MOSAs 的保护等级不断降低，它们也是受500kV 的输电线路的雷电影响。

图12表示了根据测试数据所绘制的UHV MOSA 的伏安特性曲线。这些被测量的波形的例子如图13和图14。

高等级的MOSA 是对于特高压系统的传统的绝缘配合的一个关键技术。通过场地测试MOSA

图11 变压器打开后的电压波形

18001700

1600

)

V (k 1500e g a l t 1400o V [1**********]00.001

0.01

0.1

1

10

100

图12. 特高压MOSA 的地面测试数据

图13 测试电路以及在特高压MOSA 终端瞬间电流测试中

得到波形

6

日本电力企业关于特高压变电站设备的经验

图14 特高压MOSA 在500kV 网络的雷击操作曲线

（1997年8月3日）

按照测量的伏安曲线来工作，即使在小的放电电流达到10-100A 的范围内也有较好的灵敏度。由于泄漏电流基本上是恒定的，所以它们具有长期的可靠

图例：总泄露电流 有阻泄露电流

（竖排）：泄露电流（mAp ） （横排）：现场试验开始的年份

图15 特高压MOSA 泄漏电流测量值

5 断路器的变压器限制性短路故障评价

变压器限制性短路故障（TFL ）是变压器出口故障。大容量的变压器，其开断电流将达到T30的水平，可能会产生严重的暂态恢复电压（ TRV ），因为此时TRV 的波形变为由变压器的特性决定的自然频率的简单振荡。 TRV峰值被抑制于SIPL 水平之下，和上述提到的转移浪涌一样。因此，着重关注TRV 的上升率 （ RRRV ） ，TLF 的研究基于TEPCO 变压器包含低压变压器实际数据，这些数据是由厂家提供的。表5显示的是通过second-kyodai 方法测量得出的不同等级和数量的

表5 研究的变压器等级和数量

对于UHV ，为每相的值，对于500kV 和275kV ，为每组的值

变压器浪涌电容数据。[12]

假设振幅系数为1.7、第一极间隙因数为1.2、压降为90 ％，可以通过下列方程来手算RRRV

。图17为计算结果。

u c (1)

0.9×1.7×1.2 t 3=0. 85π×L t ×C

(2)

RRRV =u c /t 3 (3)

其中，U r :断路器额定电压

L t :变压器短路电感 C :变压器浪涌电容

22

20)

18s μ16/V 14k 12( V 10R 8R R 6420

Interruption current (kA)

22

20)

18s μ16/V 14k (12 V R 10R 8R 6420

Interruption current (kA) 注：东京电力公司技术说明 BTF No 1a: 15.8kA, 10kV/μs

1b: 11kA, 20kV/μs

(b) 500kV 变压器一次侧，UHV 变压器二次侧 (550kV CB)

2009特高压输电技术国际会议论文集 7

222018)

s μ1614/V k (12 V 10R R 8R 6420

05

10152025

Interruption current (kA)

(c) 275kV变压器一次侧, 500kV变压器二次侧(300kV CB)

图17. 短路电流和RRRV 间的关系

( ● : 一次侧, ◆ : 二次侧)

在IEEE 手册C37.06.1中，TLF 的暂态恢复电压是建立在t3、额定电压Ur 以及TLF 短路电流Is 之间的关系。其中，

n=0.21, k=3.18.因此，由公式画出的曲线中，n 和k 是一个参数。

t 3=

(4)

S

从图17可以得出以下结论。

达到500KV 电压时，IEEE 公式中，尽管较大的n 、k 值更合适，但取n= 0.21 and k= 3.18已经能够涵盖几乎所有数据。

对于UHV ，RRRV 比IEEE 公式中要低一些。其8KA 变化率为15kV/μs ，取 n= 0.24, k= 5可以几乎涵盖所有数据。RRRV 较低的原因可能是由于UHV 变压器的浪涌电容大于低电压得出的推测值，因为其平均内部电场应力随体积减小而增加，绕组的串联电容变大来抑制瞬变电动势震荡。因此，系数K 有大于低电压对应数值的趋势。

在日本，550KV 断路器的型式试验，按照东京电力公司技术规范执行。其中双断口UHV 断路器的一个单元中采用断续器。这些技术参数由详细的EMTP 计算得出。很明确的是，这些技术条件并不陌生，TLF 运行方式比UHV 要严重些。需要特别指出的是，UHV 变压器的二次回路的开断电流相对较大。

BTF No.1a (UHV变压器二次回路) :

Is= 15.8kA, RRRV=10kV/μs

BTF No.1b (500kV 变压器一次回路) :

Is= 11kA, RRRV=20kV/μs

6 结论

该论文从电力企业的角度着重对UHV 变压器

技术方面进行了讨论。希望这些经验对UHV 设备的设计、测试及运行以及IEC 标准的制定有所帮助。

致 谢

对东芝公司、三菱电机公司以及日本AE 电力系统公司提供的各种资料和帮助表示衷心地感谢。

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prepared contribution A3, PS2, Q2.3 Yamagata, CIGRE Conference 2008

[12] H. Ito, CIGRE A3-08(WG22)228

作者简介：

Yoshibumi Yamagata 1953年生，分别于1976、1978年和2002年获得横滨国立大学电机工程学士、硕士和博士学位。他于1978年加入东京电力公司，主要从事大型变电站设备的发展工作。1992-2000年期间，他担任了特高压设备现场试验的项目经理。

Yoshibumi

目前，他是输变电建设中心的首席电气工程师，是Yamagata

日本电气工程师协会（IEE ）高级会员。.

Shigemitsu Okabe (M’98) 1958年生，分别于1981年获得东京大学电机工程学士学位，1983年获得硕士学位，1986年获得博士学位。自1986

年起任

职于东京电力公司，目前是高压与绝缘集团研发中心的集团总经理。他曾于1992

以访问学者身份在德

国慕尼黑理工大学参与了输配电设备方面的一些研

究项目，是日本电气工程师协会（IEE ）会员

Shigemitsu Okabe

8 日本电力企业关于特高压变电站设备的经验

Hiroaki Kagawa 1977年生，分别于2000年、2002年获得名古屋大学电机工程学士学位和硕士学位，于2002年进入东京电力公司，就职于变电站设备建设和发展部，是日本电气工程师协会（IEE ）会员。

Takayuki Kobayashi 1961年生，于1984年和2007分别获得横滨国立大学电机工程学士学位与工程学博士学位。1984年就职于东京电力公司，变电站设备工程建设工程师。目前，他是电网输电部资深经理。Kobayashi 博士是日本电气工程师协会（IEE ）高级会员，来自日本的CIGRE SCB3的正式

Takayuki

Kobayashi

Hiroaki Kagawa

成员。