论文:金属氧化物避雷器带电检测及异常分析
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摘要：金属氧化物避雷器带电检测相比传统的停电检测具有极大的优势，但现场检测时带电设备之间存在错综复杂的耦合电容关系，不可避免地会给被试金属氧化物避雷器带来干扰。在分析“一”字形排列避雷器相间干扰基础上，结合实际检测案例，分析外界空间干扰所带来的影响，并指出在现场干扰条件下，当边相发生异常后采用边相补偿方式会导致正常相阻性电流检测数据异常，造成对避雷器设备状态的误判。现场检测时需根据实际干扰因素，对试验数据进行差异化分析，同时结合其他检测方法进行综合分析与评价。
关键词：氧化锌避雷器；带电测试；阻性电流；干扰分析；补偿方式
MOA（金属氧化物避雷器）以其良好的非线性伏安特性和通流能力，在我国电力系统得到了广泛应用。对氧化锌避雷器运行状态有效的监测与分析是保证其安全稳定运行的必要条件。随着对供电可靠性和供电质量要求的不断提高，停电试验越来越难以满足电网发展需求，因此带电测试越来越凸显重要作用。而如何分析和排除干扰，进行检测数据的分析处理是氧化锌避雷器现场带电检测的前提条件。
MOA 相间干扰分析
1.1
MOA 现场布置及相间干扰原理
在变电站现场进行避雷器带电测试时，设备与设备之间存在错综复杂的耦合关系，即空间杂散的耦合电容。对避雷器而言，空间杂散的耦合电容既包括自身耦合电容、相间耦合电容，还包括例如邻近间隔带电设备等其他设备所产生的耦合电容。这些耦合电容所产生的电流叠加到氧化锌避雷器底部的泄漏电流上，共同构成全电流，并使得三相泄漏电流中的阻性电流差异极大。在现有试验仪器及检测手段条件下，试验人员必须充分根据所测避雷器实际空间位置，判断空间干扰源的大小、来源等，对所测数据进行深入分析判断，避免因异常数据引起误判。
现场MOA 的典型布置为三相呈“一”字排列，例如220kV出线间隔线路避雷器典型布置见图1。当不考虑避雷器相间电容干扰及周围带电体对其影响并且假设三相避雷器性能相同时，该组MOA在幅值相同、相位互差120°的三相电压作用下，流过各相全电流IA，IB，IC应相等，即IA=IB=IC，此时相角差φA=φB=φC。
1.2
相间干扰对避雷器检测的影响分析
当仅考虑避雷器相间的电容干扰，不考虑周围带电体的影响，并假设三相避雷器性能相同时，该组MOA 在幅值相同、相位互差120°的三相电压作用下，流过各相全电流IA，IB，IC不相等。
（1）避雷器B，C 相对A 相存在耦合的空间杂散电容电流（其中B 相与A 相距离近，空间杂散电容c大，相对耦合容性电流大；C相与A相距离远，空间杂散电容c 小，相对耦合容性电流小）。从图2 中可以看出：A 相实测得到的全电流IA与实际全电流IA 相比有所减小；相位发生偏移，IA滞后于IA，实测φA小于实际φA；阻性电流实测为IAR，相对于实际阻性电流IAR增大。
（2）C 相避雷器与A 相类似，实测全电流IC与实际全电流IC相比有所减小；相位发生偏移，实测φC大于实际φC；阻性电流实测为ICR，相对于实际阻性电流ICR增大。
（3）B 相避雷器同时受到A，C 两相的耦合干扰，两者的耦合电容电流在相位上相差120°，其与实际全电流IB叠加的结果是B 相实测全电流IB容性分量减小，而阻性分量变化较小，实测全电流IB变小，相角φB基本不变。
综上，相间空间干扰对实际避雷器带电检测产生以下影响：
（1）A，C 相全电流基本相等且大于B 相，但均小于实际全电流值。
（2）实测相角φA＜φB＜φC，即相间干扰会造成A 相相角减小，B 相基本不变，而C 相相角变大。
（3）相间干扰会造成A 相阻性电流增大，B相基本不变，而C 相阻性电流减小。
自动边补方式下避雷器阻性电流检测
异常分析
在变电站现场进行避雷器阻性电流带电检测时，由于存在相间干扰，A，C 相电流相位都要向B 相方向偏移，一般偏移角度2~4°，不可避免地会导致检测数据发生异常，从而引起误判。对此，在避雷器阻性电流现场检测时，常采用自动边补技术对A 相和C 相进行一定的补偿，以消除相间电容耦合的影响。自动边补原理是：假定B相对A，C 相影响是对称的，测量出IC超前IA的角度φCA，A 相补偿角度为φ0A=-（φCA-120）/2，C相补偿角度为φ0C=-（φCA-120）/2。
（1）B 相避雷器数据异常的分析判断。
自动边补技术仅对A，C 相进行适当角度补偿，对B 相则不进行补偿，故采用自动边补技术检测到的B 相试验数据与禁用补偿方式下B 相试验数据基本一致。因此，当B 相避雷器发生异常时，通过采用纵横分析法，将历年检测的角度、全电流及峰值、阻性电流及峰值、谐波电流进行相互对比分析，进而判断B 相避雷器状态变化。
（2）A，C 相避雷器数据异常的分析判断。
当A，C 相避雷器无异常时，则在检测条件基本不变的情况下，IC超前IA的角度φCA基本不变，因此每次检测时其补偿角度基本不变。但当A，C 相避雷器任一相发生异常时，则IC超前IA的角度φCA 发生改变，A 相相应的补偿角度也将发生变化。以C 相避雷器发生异常、A 相避雷器正常为例，IC超前IA的角度φCA 减小，A 相补偿角度为φ0A减小，C 相补偿角度为φ0C增大。采用自动边补进行检测相角满足以下关系：
φA=φzA+φgA+φ0A ，（1）
φC=φzC+φgC+φ0C ，（2）
式中：φA，φC 分别为边补条件下的A，C 相避雷器检测角度；φzA，φzC分别为A，C 相避雷器真实角度；φgA，φgC为现场干扰角度影响因素，在布置方式不变时，干扰影响的角度基本不变。
C 相避雷器异常，则φzC 减小，φ0C 增大，但φ0C变化量小于φzC变化量，因此φC减小；C 相避雷器异常导致φ0A减小，φzA不变，因此φA减小。
综上，采用自动边补进行补偿检测时，当单一边相避雷器发生异常时，则会导致正常边相试验数据异常，进而造成对避雷器状态的误判。
避雷器带电检测实例分析
在某500kV 变电站220kV 线路氧化锌避雷器阻性电流带电检测中，发现试验数据与历次检测值存在较大差异，A 相全电流基本不变，B 相和C 相全电流明显增大，同时检测电流超前电压角度均减小，阻性电流均增大。历次阻性电流带电检测数据如表1 所示。
由于A 相全电流未发生明显变化，故A 相避雷器无异常内部缺陷置信度大，通过反算得出2015 年检测数据A 相和C 相补偿角度分别为4.69°和-4.69°，现场手动调整A 相补偿角度至87.11°后，可以得到Ir=0.023 mA，即A 相避雷器带电检测数据与历史数据相比基本不变。
B 相避雷器在自动边补模式下也未进行补偿，对比检测数据可以发现，B 相避雷器角度减小约3°，阻性电流增大约94%。对于C 相避雷器，在现场检测环境基本一致情况下，可以得到式（3）、式（4）：
φj1=φ1+φg ，（3）
φj2=φ2+φg ，（4）
式中：φj1，φj2分别为禁止补偿条件下前后两次避雷器检测角度；φ1，φ2分别为前后两次检测避雷器真实角度；φg为现场干扰角度影响因素。
对比2015 年自动边补（补偿角度为4.69°，-4.69°）检测数据和2016 禁用补偿检测数据，可以发现，两种条件下角度基本一致，即φj2≈φ1。由于补偿角度较大，φg影响不可忽略，可以得到φ2＜φ1，说明避雷器角度真实值减小。根据式 （3）、式（4）可知φj1-φj2=φ1-φ2，在禁用补偿条件下前后两次检测角度分别为φj2=86.49°和φj1=91.66°，即避雷器角度真实值减小5.17°。假设φ1=86.97°，则φ2=81.8°，计算可得Ir=0.059 mA，即C 相避雷器阻性电流较之前一年检测值增大157%。
通过以上分析，可以判断B，C 相避雷器阻性电流带电检测数据确实存在异常，而A 相阻性电流增大是由于自动边补检测方式下C 相避雷器发生异常所致。
停电试验与解体验证
4.1
避雷器停电诊断试验
该线路避雷器停电例行试验结果见表2，可以发现：B，C 相避雷器上节1 mA 直流泄漏电流下的电压相较A 相、同相下节避雷器及同部位历史数据均明显偏低，因此确认B，C 相避雷器上节存在劣化现象。
4.2
避雷器解体检查
对异常避雷器和正常避雷器解体发现：A 相上节避雷器阀片组取出顺利，且阀片组外部绝缘热缩套完整；B 相上节避雷器阀片组在取出过程中卡塞严重，取出后可明显看到绝缘热缩套存在多处老化开裂，即B 相避雷器阀片绝缘热缩套存在明显劣化。A，B相绝缘热缩套情况如图3所示。
B相避雷器中取出的两段阀片组均存在绝缘热缩套开裂现象，且开裂部位有明显黑色痕迹袁如图4 所示。还可以看到，B相避雷器上端阀片组的顶部开裂绝缘热缩套处，7片阀片外漏面有明显烧蚀痕迹，且7片阀片连同顶部金属电极上均有明显放电痕迹。
4.3
绝缘电阻试验
对上段阀片组中阀片逐一进行绝缘电阻测试（结果见表3），可以发现1-7 各阀片绝缘电阻严重偏低。对阀片侧表面用酒精擦拭处理后，阻值显著增大。再次进行上段阀片整组直流泄漏试验，测得1 mA 直流泄漏电流下电压为82.9 kV，符合要求，阀片绝缘性能明显改善，说明该部位阀片侧表面残留物对阀片绝缘性能影响明显。
经解体分析确认，避雷器顶部阀片存在劣化现象，从而导致阀片绝缘性能降低，运行中存在发热现象及避雷器阻性电流异常情况。
结论
交流、合作、学习平台，展示电试，传授技能，提高技术！