220KV降压变电所设计

毕业设计（论文）任务书

一、设计题目：1、题目名称 220kV降压变电所设计 2、题目来源 自拟 二、目的和意义 本设计是“发电厂及电力系统”专业重要的实践环节之一。通过该毕业设计，使学生进一步掌握专业理论课程的内容，掌握变电所电气部分设计的一般方法和步骤，在行将毕业参加工程实际工作之前得到电气设计工程师的初步训练，为今后的工作打下坚实的基础。 三、原始资料 见附录 一。 四、设计说明书应包括的内容 1、原始资料的分析 2、主变、所用变的选择 3、电气主接线的设计 4、短路电流的计算 5、电气设备的配置和选择 6、配电装置的设计 8、防雷与接地的设计 五、设计应完成的图纸 1、电气主接线图； 2、变电所平面图; 3、主变进线间隔断面图； 4、220kV出线间隔断面图； 5、母联间隔断面图； 6、110kV出线间隔断面图。 六、主要参考资料 《注册电气工程师执业资格考试专业考试相关标准》 《国家电网公司110—500kV变电站 通用设备典型规范》 《电力工程电气设备手册》

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《电力工程电气设计手册》 《发电厂电气部分》 《电力系统分析》 七、进度要求 1、分析原始资料阶段 第 1 周（ 2 月 20 日）至第 2 周（ 3 月 3 日）共 2 周 2、设计阶段 第 3 周（ 3 月 5 日）至第 14 周（ 5 月 20 日）共 12 周 3、答辩日期 第 14 周( 2012 年 5 月 26 日） 八、其它要求

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附录 一

1。拟建变电所与电力系统连接情况如下图,图1：

图1 变电所与电力系统连接图

2、地区环境条件

海拔700米,年最高气温：35℃；年最低气温：—5℃;年平均气温:28℃；年雷暴日小于30天；污秽程度轻级。

3、负荷资料

（1)220kV线路5回，预留1回备用,最大负荷利用时间为5200h。

（2)110kV线路10回，另外备用2回，最大负荷利用时间为5500h。具体情况如下表1所示。

名称 石化厂 炼油厂 甲县变 乙县变 丙县变 丁县变 水泵厂 最大负荷（MW） 52 40 20 22 23 22 35 表1 110kV线路负荷情况 功率因数 回路数 0。89 2 0。89 2 0.89 1 0.91 1 0。85 1 0。85 1 0。89 2 线路(架空) 60km 40km 65km 80km 80km 85km 60km 上述各负荷间的同时系数为0。85.

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(3） 10kV线路共16回,其中2回备用，最大负荷利用时间为5600h，负荷具体情况如下表2所示

名称 氮肥厂 机械厂 纺织厂 化工厂 名称 造纸厂 水厂 建材厂 A变 B变 C变 最大负荷(MW) 5。2 2.5 2.3 3.5 最大负荷（MW） 3.0 6。4 3。2 6。5 6。2 5.5 表2 10kV线路负荷情况 功率因数 回路数 0。85 1 0.85 1 0。85 1 0.85 1 功率因数 回路数 0.85 1 0.89 2 0.91 1 0。89 2 0。91 2 0。91 2 线路(架空） 5km 6km 8km 6km 线路（架空) 4km 7km 6km 8km 4km 8km 上述各负荷同时系数为0.8.

（4）110kV负荷与10kV负荷的同时系数为0。85. （5)所用电负荷统计如下表3所示

名称 主变风扇 主充电机 副充电机 蓄电池进风 蓄电池排风 锅炉房水泵 空压机 载波室 220KV配电装置电源 110KV配电装置电源 220KV断路器冬天加热 110KV断路器冬天加热 室外配电装置照明 室内照明

容量(kW） 0.20 40 15 1.4 1。7 1.7 24 1。7 25 20 1.5 1 20 25 表3 所用电负荷统计 功率因数 0。75 0.89 0。86 0。88 0.88 0。89 0。85 0.75 1 1 1 1 1 1 台数 60 1 1 1 1 2 1 1 1 1 1 1 备注 连续经常 连续不经常 连续经常 连续不经常 连续不经常 连续经常 短时经常 连续经常 短时不经常 短时不经常 连续 连续 连续 连续 4

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(6)保护：各电器主保护动作时间为0s，后备保护动作时间为4s。 (7)220kV输电线路电抗取0.4Ω/km。

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220kV降压变电所设计

摘要

变电站是电力系统中不可缺少的一个重要环节，它担负着电能转换和电能重新分配的繁重任务，对电网的安全和经济运行起着举足轻重的作用。本论文对220kV降压变电所中电气一次部分的设计原理及计算方法进行了较为全面的论述，其内容包括有变电所主变压器的选择，电气主接线设计,短路电流计算，电气设备及配电装置选择，变电所电气总平面布置和对一些特殊问题的解决方法。 本文所遇到的问题在220kV变电所中也是较为普遍的。 关键词：220kV降压变电所；主接线；电气设备选择

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220kV Step-down Substation Design

ABSTRACT

Substation in power system is an indispensable important link, it is responsible for the conversion of electrical energy and electrical energy redistribution of the heavy task， for power system safe and economic operation play a decisive role. In this paper， the 220kV substation in an electrical part design principle and calculation method are thoroughly discussed。 Its content includes the choice of main transformer in the substation， the main electrical wiring design, short—circuit current calculation， electric equipment and power distribution equipment selection， electrical substation general layout and the solutions to some special problems. In this paper, the problems encountered in 220kV substation is also relatively common. Key word:220kV step—down substation；Main wiring;Electric equipment selection

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目录

前言 ...................................................... 11 本书使用符号说明 .......................................... 12 第1章 变压器选择 ......................................... 16 1.1 主变压器台数和容量的确定 ............................. 16 1.1.1 主变压器台数的确定 ............................... 16 1.1.2 主变压器容量的确定 ................................ 16 1。2 主变压器型式的选择 ................................... 19 1.2.1 相数的选择 ........................................ 19 1.2。2 绕组数量和连接方式的选择 ......................... 19 1.2。3 变压器调压方式和冷却方式的确定 ................... 19 1。3 主变压器的选择 ....................................... 20 1.4 所用变压器的选择 ...................................... 20 第2章 电气主接线设计 ..................................... 22 2。1 电气主接线的设计原则与要求 ........................... 22 2.1.1 电气主接线的设计原则 .............................. 22 2。1。2 电气主接线的设计要求 ............................ 22 2.2 主接线方案的确定 ...................................... 24 2。2。1 各电压等级的主接线方案设计 ...................... 24 2.2.2 主接线方案的比较与确定 ............................ 24

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第3章 短路电流计算 ....................................... 29 3.1 短路计算的一般规定和基本假设 .......................... 29 3。2 短路电流的计算 ....................................... 30 第4章 电气设备的选择 ..................................... 32 4。1 电器选择的一般要求 ................................... 32 4.2 断路器的选择 ......................................... 32 4.2.1 断路器的选择原则 .................................. 32 4.2.2变电所断路器的选择 ................................ 33 4。3隔离开关的选择 ....................................... 38 4。3.1隔离开关的选择原则 ............................... 38 4.3。2变电所隔离开关的选择 ............................. 39 4。4 互感器的选择......................................... 42 4.4。1 电压互感器的选择 ................................. 42 4。4。2 电流互感器的选择 ................................ 44 4。5 避雷器的选择......................................... 51 4。5。1本变电站的防雷措施 .............................. 52 4.5.2避雷器参数计算与选择 .............................. 52 第5章 导线的选择 ......................................... 59 5。1 导体选择的一般要求 ................................... 59 5.2 导线的选择 ........................................... 62 5。2。1 ............................................ 220kV侧导线的选择 5.2.2 110kV侧导线的选择 ................................ 69

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5.2.3 10kV侧导线的选择 ................................. 76 5。2。4 ........................................ 本变电所导线选择结果 81 第6章 配电装置选择 ....................................... 83 结束语 .................................................... 84 参考文献 .................................................. 85 附录1短路电流计算 ........................................ 86 附录2 电气设备选择表 ...................................... 92 英文参考文献 .............................................. 94

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220KV降压变电所设计

前言

本论文是山西大学工程学院2008届毕业生毕业设计，课题为220kV降压变电所设计。 变电所是电力系统的重要组成部分，它直接影响整个电力系统的安全与经济运行,是联系发电厂和用户的中间环节，起着变换和分配电能的作用.电气主接线是发电厂变电所的主要环节，电气主接线的拟定直接关系着变电所电气设备的选择、配电装置的布置，是变电所电气部分投资大小的决定性因素.

这次的毕业设计，时间长、内容多,涵盖了大学中所学的很多专业知识。在指导老师的指导下，我经过了分析资料、设计、绘图、审核的过程,设计内容有：主变压器的选择,主接线方案的确定，短路电流的计算，电气设备的选择，电气接线图的绘制等。14周的时间既充实又紧张,在老师的精心指导下，我获得了综合运用过去所学的课程进行设计的基本能力，对课本中的内容和电力系统各部分都有了更深刻的理解，尤其对电气设备的选择及校验和配电装置图有了新一步的认识。本设计不仅巩固了我的专业知识，也学到了一些最新的设计方法和理念，这些都将会为我以后的工作奠定扎实的基础。

由于编者为毕业生，没有工作经验，对变电所的实际运行及注意问题不清楚,无法理论联系实际进行精准的设计，设计中难免有错误之处，敬请广大师生批评指正.

在设计的过程中，最艰难的就是设备的选择与校验。由于柴大鹏老师和岑志刚老师的全程认真指导，本次设计才能贴近实际，顺利地完成。在此表示诚挚的感谢！

编者 2012年5月

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本书使用符号说明

—变电所最大负荷 —同时率

-负荷等级统计的综合用电负荷 —当年负荷；

m—负荷增长率，在此取m=7.5%； x—年限， A—x年后的负荷

S -所用变压器容量（kVA）；

-所用动力负荷换算系数，一般取=0。85； —所用动力负荷之和(kW）； —所用电热负荷之和（kW); —所用照明负荷之和（kW)。 n —变电所照明总安装数量 —电网工作电压 —最大持续工作电流

-实际开断瞬间的短路电流周期分量（有效值)

高压断路器的额定开断电流

-稳态三相短路电流

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断路器t秒热稳定电流 -隔离开关安装处线路工作电压 -隔离开关额定电压

—隔离开关安装处线路最大工作电流 —隔离开关额定电流 —稳态三相短路电流 —短路电流等值发热时间

隔离开关t秒热稳定电流 —短路冲击电流

—隔离开关动稳定电流峰值

—电流互感器安装处一次回路工作电压 —电流互感器额定电压

—电流互感器安装处一次回路最大工作电流 —电流互感器的原边额定电流 -短路电流产生的热效应 —短时热稳定电流 t —热稳定电流持续时间 —1s热稳定倍数 —短路冲击电流

—电流互感器动稳定电流峰值 —电流互感器的动稳定电流倍数

金属氧化物避雷器的持续运行电压有效值 系统最高相电压有效值

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-工频过电压

—接地系数 直接接地时cd=0.8 BIL—内绝缘全波额定雷电冲击耐压 -雷电冲击绝缘配合系数 选1.4 1。35—内绝缘冲击系数

—内绝缘一分钟工频实验电压 —操作冲击绝缘配合系数 选1。15 -直流(1—10MA)参考电压

-内部过电压允许计算倍数,对非直接接地63KV及以下=4 —管形导体产生微风共振的计算风速，m/s; ƒ-导体各阶固有频率，Hz； D—铝管外径，m；

A-频率系数,圆管可取0.214 -导体长期发热的允许电流

—管形母线产生微风共振的计算风速（m/s)，取5m/s. A-频率系数，圆管母线可取0.214。 h—母线迎风面的高度（m），对圆管为外径。

f—母线n阶固有频率 L-绝缘子跨距

—3。56

m—导体单位长度的质量

J-截面惯性矩

E—导体材料的弹性模量(Pa)铝为

Pa

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—边条导体所受弯矩，按两端固定的匀载荷梁计算，W—导体对垂直于条间作用力的截面系数,与导体放置方式无关 —单位长度导体上所受条间作用力

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第1章 变压器选择

1.1 主变压器台数和容量的确定

在变电站中,用来向电力系统或用户输送功率的变压器，称为主变压器。主变压器台数和容量的选择,应根据现行的SDJ161《电力系统设计技术规程》有关规定和审批的电力系统规划设计决定。

1.1.1 主变压器台数的确定

1。主变压器台数的选择原则

(1)对大城市郊区的一次变电所，在中、低压侧已构成环网的情况下，变电所以装设两台主变压器为宜.

(2)对于I、II级用户，可设置两台主变压器，防止一台主变压器故障或检修时影响整个变电所的供电。

2.根据原始资料及选择原则，本变电所选用两台主变压器，互为备用。当一台变压器故障检修时由另一台主变压器承担全部负荷的70％，保证了正常供电。 1.1.2 主变压器容量的确定 1.主变压器容量的选择原则

（1）变压器容量一般按变电所建成后510年的规划负荷选择，并适当考虑到远期1020年的负荷发展。

(2）根据变电所所带负荷的性质和电网结构来确定主变压器的容量.变电所同一电压网络内任一台变压器事故时,其他元件不应超过事故过负荷的规定。凡装有两台及以上主变压器的变电所，其中一台事故停运后，其余主变压器的容量应保证该所全部负荷的70％时不过载，并在记及过负荷能力后的允许时间内，应保证用户的一级和二级负荷.

（3)同级电压的单台降压变压器容量的级别不宜太多,应从全网出发，推行系列化、标准化. （4）变压器的最大负荷按下式确定:

≥

式中

—变电所最大负荷

—同时率

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—负荷等级统计的综合用电负荷］

（5）在两台及以上主变压器的变电所中,其中一台事故停运后,其余主变压器的容量应保证该所全部负荷的70%时不过载.因此对装设两台主变压器的变电所，额定容量按下式计算:

≥0.7

（6）510年的负荷规划，按以下公式进行计算:

电力发展弹性系数=

A=

式中-当年负荷；

m—负荷增长率,在此取m=7.5％；

x—年限， A—x年后的负荷

2.主变压器容量的确定

本变电所设计中考虑到负荷发展情况，将负荷分为两部分：负荷发展缓慢的厂用负荷和应考虑510年逐年发展的县用变负荷。

（1)负荷在510年内基本不变的各个厂用负荷容量计算

110kV侧：

=·

10kV侧：

=·

则总的厂用负荷容量：

=·（+）=0.85×(121.29+24.095）=123.58MVA

（2）考虑510年逐年发展的县用变负荷容量计算

110kV侧:

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=0.85×=121.29MVA

=0.8×［++]=24。095MVA

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=·

=0.85×［++］=84。65MVA

10kV侧：

=·

=0.8×[+]=16。13MVA

则总的县用变负荷容量：

=·（+）= 85。663MVA

因此各变电所5年后的负荷情况为：

=

=

=124。64MVA

式中m=7。5%，x=5

各变电所10年后的负荷情况为：

=

=181。35MVA

式中m=7。5％，x=10

3)考虑5年负荷发展的变压器总容量计算

总负荷容量：

=0.7×(+） =173。754MVA

则本变电所的主变压器的容量选为2×180MVA 4)所选变压器容量的校验

①原则上要求： 当年：2〉

5年后:2≥

10年后:1。2·2〉

②校验:

当年：2×180MVA=360MVA>（+）=123。58+85。663=209.243MVA 5年后：2×180MVA=360MVA〉(+）=248.22MVA 10年后：1。2

180MVA=432MVA〉+=304。93MVA

（（

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经校验，最终确定本变电所的主变压器容量为2×180MVA

1.2 主变压器型式的选择

主变压器型式的选择，是根据DL/T 5218—2005 《220kV500 kV变电所设计技术规程》的有关规定决定的。 1。2。1 相数的选择

变压器相数的选则原则：

(1）主变压器采用三相或者单相，主要考虑变压器的制造条件、可靠性要求及运输条件等因素。

（2）220kV330kV变压器若不受运输条件的限制，应选用三相变压器。 因此本变电所设计采用三相变压器。 1。2.2 绕组数量和连接方式的选择 1。绕组数量的选择

在具有三种电压的变电所中，如通过主变压器各侧绕组的功率均达到该变压器容量的15%以上，或低压侧虽无负荷，但在变电所内需装设无功补偿设备时，主变压器宜采用三绕组变压器.

本变电所有三个电压等级，因此采用三绕组变压器.

2.绕组连接方式

变压器绕组的连接方式必须和系统电压相位一致，否则不能并列运行。电力系统采用的绕组连接方式只有Y和△，高、中、低三侧绕组如何组合要根据具体工程决定。

我国110kV及以上电压，变压器绕组都采用连接；35kV亦采用Y连接，其中性点多通过消弧线圈接地.35kV以下电压，变压器绕组都采用△连接。

由上可得，本变电所的连接方式为：220kV、110kV采用连接,10kV采用△连接。 1。2。3 变压器调压方式和冷却方式的确定 1。调压方式的选择

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主变压器调压方式的选择，应符合SDJ161 《电力系统设计技术规程》的有关规定。 变压器的电压调整是用分接开关切换变压器的分接头，从而改变变压器变比来实现的。切换方式有两种：不带电切换，称为无激励调压，调整范围通常在以内；另一种是带负载切换,称为有载调压，调整范围可达30％。

对于220kV及以上的降压变压器，仅在电网电压可能有较大变化的情况下，采用有载调压方式,一般不宜采用。当电力系统运行确有需要时，在降压变电所亦可装设单独的调压变压器或串联变压器。

本变电所采用有载调压方式。 2.冷却方式的确定

主变压器冷却方式的选择，是根据GB/T 17468 《电力变压器选用导则》中的有关规定来确定的。

主变压器一般采用的冷却方式有自然风冷却，强迫油循环风冷却，强迫油循环水冷却，强迫、导向油循环冷却方式。

近来随着变压器制造技术的发展，在大容量变压器中，采用了强迫油循环导向冷却方式。 由于本次设计是大容量变压器,故采用强迫油循环导向冷却方式。

1.3 主变压器的选择

综合以上章节分析，由«电力工程电气设备手册·电气一次部分»得，本所采用的主变压器为三绕组，三相，有载调压变压器。所选型号的具体参数见表1—3-1。

表1—3—1 SFPSZ4-180000/220型电力变压器参数一览表 额定容额定电压(kV） 阻抗电压（%） 量（MVA） 连接组标号 高/中/高 中 低 高-中 高—低 中-低 低 180 230±8×1。5％ 121 13.8 14。7 25 8。7 YN，yn0,d11 型号 SFPSZ4—180000/220 1.4 所用变压器的选择

1。所用变压器的选择原则

所用变压器是依据DL/T 5155 《220kV500 kV变电所所用电设计技术规程》来选择的。 (1）220kV变电所宜从主变压器低压侧分别引接两台容量相同，可互为备用，分列运行的所用工作变压器。每台工作变压器按全所计算负荷选择。

(2）一般有重要负荷的大型变电所，380/220V系统采用单母线分段接线，两台所用变压器各接一段母线，正常运行情况下可分列运行，分段开关设有自动投入装置。每台所用变压器应

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能担负本段负荷的正常供电，在另一台所用变压器故障或检修停电时，工作着的所用变压器还能担负另一段母线上的重要负荷,以保证变电所正常运行。 2。负荷计算原则

由DL/T 5155 《220kV500 kV变电所所用电设计技术规程》中的有关规定知，负荷的计算原则:

（1)连续运行及经常短时运行的设备应予以计算； （2)不经常短时及不经常断续运行的设备不予以计算。 负荷计算采用换算系数法，所用变压器容量按下式计算:

式中 S -—所用变压器容量(kVA)；

—-所用动力负荷换算系数，一般取=0。85； ——所用动力负荷之和(kW)； —-所用电热负荷之和（kW)；

——所用照明负荷之和(kW).

综上，分析本变电所的原始资料，得:

计算负荷

0.85116。2347.545n 146.295545 (kVA）

式中 n -—变电所照明总安装数量

由220kV变电所设计的经验数据得，10kV电压等级的变电所所用变压器采用额定容量为630kVA的变压器。双电源供电，两台所用变互为备用，一台事故后，另一台采用自动切换装置带本所所有负荷.所选型号的具体参数见表1-4—1。

表1—4—1 S9—630/10型电力变压器参数一览表 型号 S9—630/10 额定容量（kVA） 630 额定电压(kV） 高 10 低 0。4 阻抗电压（%） 接组标号 4.5 Y，yn0

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第2章 电气主接线设计

2.1 电气主接线的设计原则与要求

SDJ2—88 《220～500kV变电所设计技术规程》规定，变电所的主接线应根据该变电所在电力系统中的地位，变电所的规划容量、负荷性质、线路、变压器连接元件的总数等条件确定。并综合考虑供电的可靠、运行灵活、操作检修方便、投资节约、扩建方便等要求。 2.1.1 电气主接线的设计原则

1。不同电压等级的输送功率和输送距离,见表2—1—1.

表2—1-1不同电压等级的输送功率和输送距离 电压等级（kV） 输送功率（MW） 输送距离（kM) 10 0.2～2 20～6 110 10～50 150～50 220 100～500 300～100 2.主接线的设计原则

在满足运行要求时，变电所高压侧应尽量采用断路器较少的或不用断路器的接线.在110

kV变电所中，当出线为两回时，一般采用桥型接线;当出线不超过四回时，一般采用单

母线分段接线；当枢纽变电所的出线在四回及以上时，一般采用双母线。在610kV变电所中，一般采用单母线接线或单母线分段接线. 2。1.2 电气主接线的设计要求 电气主接线的设计要求

1。可靠性

(1）断路器停电检修时，对供电的影响程度。

（2）进线或出线回路故障，断路器拒动时停电范围和停电时间。

(3）线路、断路器、母线故障和检修时，停运的回数以及能否保证对重要用户的供电.

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2。灵活性

（1）满足接线过度的灵活性。一般变电所都是分期建设的,从初期接线到最终接线的形成,中间要经过多次扩建主接线的设计要考虑接线过度过程中停电范围最小。设备的搬迁最少或不进行设备搬迁。

（2)满足处理事故的灵活性.变电所内部或系统发生故障后，能迅速地隔离故障部分，尽快恢复供电的方便性和灵活性,保证电网的安全稳定。

（3)调度时,可以灵活地投入和切除变压器和线路，调配电源和负荷，满足系统在事故运行方式、检修运行方式以及特殊运行方式下的系统调度要求。

3.经济性

主接线设计时，在满足可靠性和灵活性的前提下尽量投资省、占地面积少、电能损耗少。

(1)投资省。

① 主接线要简单清楚，节省断路器、隔离开关、电流互感器、电压互感器、避雷

器等一次设备；

② 使断电保护和二次回路不过于复杂，节省二次设备和控制电缆； ③ 限制短路电流，以便于选择价廉的电气设备或轻型电器；

④ 如能满足系统安全运行及继电保护要求，110kV及以下终端或分支变电所可采用

简易电器。

(2)占地面积小.主接线设计要为配电装置布置创造条件,尽量使占地面积最少. （3）电能损失少。在变电所中,正常运行时,电能损耗主要来自变压器，应经济合理地选择变压器的型式、容量和台数,尽量避免两次变压而增加电能损耗。

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220KV降压变电所设计

2。2 主接线方案的确定

2.2.1 各电压等级的主接线方案设计 1.本变电所各电压等级下的功率计算

10 kV总功率为：

=24.6+19.7=44。3MW

110kV总功率为：

=127+87=214MW

220kV总功率为：

=44。3+214=258。3MW

2。本变电所各电压等级回路数统计

220kV进线5回，其中1回备用;

110kV出线10回,另外2回备用，共12回； 10 kV出线14回,另外2回备用,共16回。

3。根据电气主接线设计的基本要求和原则,对原始资料进行分析，拟订以下接线方案，见表2-2—1。

电压等级 220kV 110kV 10kV 表2-2—1 各电压等级主接线设计方案 方案一 方案二 双母 双母单分段 双母 单母分段 单母 单母分段

2.2.2 主接线方案的比较与确定 1.220kV侧主接线比较

方案一 双母：

24

220KV降压变电所设计

方案二 双母单分段：

两个方案比较如下，见表2-2—2。

表2-2—2 220kV主接线设计方案比较 方案一 优点：双母线接线供电可靠,通过两组母线隔离开关的倒换操作，可以轮流检修一组母线而不致使供电中断.当一组母线故障时能迅速恢复供可电. 靠缺点：增加一组母线，每回路就需要增加一性 组母线隔离开关.当母线故障和检修时，隔离开关作为倒换操作电器,容易误操作。可以通过在隔离开关和断路器之间装设连锁装置来解决。 根据系统的运行需要，各元件可以灵活地接到任意母线上供电。对于母线检修故障处理带来极大灵的方便，能灵活的适应系统中各种运行方式调度活和潮流变化的需要。便于试验，当个别回路需要性 单独进行试验时，可将该回路分开单独接至一组母线上。 经使用6台断路器，增加一组母线使每回线路济就需要增加一组母线隔离开关，增加了配电装置性 的占地面积和工程投资。 方案二 优点:双母线单分段与双母线有相似之处，它是在双母线的一条母线上增加了分段断路器。另外还在两母线之间增加了一组母联断路器和隔离开关.这种接线方式客服了双母线存在的全停电的可能性的缺点，缩小了故障的停电范围并提高了接线的可靠性。 缺点：接线复杂，容易产生误操作. 其灵活性和双母线相比有较大的提高，它可以再分段母线的任意分段上进行供电。各电源和各回路负荷可以任意分配到某段母线上,当母线断路器故障时也可以不停电.方便向母线左右任意方向扩建，均不影响两组母线电源和负荷的均匀分配。 使用8台断路器,与方案I相比其增加了两组断路器和隔离开关增加了设备的投资，其经济性较差。 在本次设计中,220kV断路器采用六氟化硫断路器，其检修周期长可靠性高，且出线回数少,当一回线路停运时另一回路继续供电仍能满足要求。

综合考虑可靠性、技术性与经济性后，本变电所220kV侧采用双母线接线。

25

220KV降压变电所设计

2。110kV侧主接线比较

方案一 双母：

方案二 单母分段：

两个方案比较如下，见表2—2-3。

表2—2-3 110kV主接线设计方案比较 方案I 方案II 优点：①用断路器把母线分段后,对重要用户可以从不同段引出两个回路，有两个电源优点：①双母线接线供电可靠,通过两组母线隔离供电.②当一段母线发生故障，分段断路器自开关的倒换操作，可以轮流检修一组母线而不致使供动将故障段切除，保证正常段母线不间断供电电中断。 可和不致使重要用户停电。 ②当一组母线故障时能迅速恢复供电。 缺点：①当一段母线或母线隔离开关故障靠缺点：①增加一组母线，每回路就需要增加一组或检修时，该段母线的回路都要在检修期间内母线隔离开关。 性 停电。 ②当母线故障和检修时，隔离开关作为倒换操作②当出线为双回路时，常使架空线路出现电器，容易误操作.可以通过在隔离开关和断路器之间交叉跨越。 装设连锁装置来解决。 ③ 扩建时需向两个方向均衡扩建。因此可靠性较低。 26

220KV降压变电所设计 根据系统的运行需要,各元件可以灵活地接到任在每一个元件故障或检修均要造成停电，灵活意母线上供电。对于母线检修故障处理带来极大的方由于没有其它回路可以切换不能实现灵活调便，能灵活的适应系统中各种运行方式调度和潮流变度。因此，单母分段接线灵活性较差，只适合性 化的需要。便于试验,当个别回路需要单独进行试验于供电要求不高的场所. 时,可将该回路分开单独接至一组母线上。 经济使用13台断路器,增加一组母线使每回线路就需要增加一组母线隔离开关，增加了配电装置的占地面使用13台断路器。投资相对较少. 性 积和工程投资 综合考虑可靠性、技术性与经济性后，本变电所110kV侧采用双母线接线. 3.10kV侧主接线比较

方案一 单母：

方案二 单母分段：

两个方案比较如下,见表2-2-4。

可靠性 表2-2-4 10kV主接线设计方案比较 方案一 方案二 优点:接线简单清晰，设优点:①用断路器把母线分段备 少,操作方便,便于扩建后，对重要用户可以从不同段引出27

220KV降压变电所设计

和采用成套配电装置。 两个回路，有两个电源供电。②当缺点：不够可靠.当一段一段母线发生故障，分段断路器自母线故障时，全部回路仍需短动将故障段切除，保证正常段母线时停电. 不间断供电和不致使重要用户停电. 不够灵活，任一元件（母灵活性 线及母线隔离开关等）故障或检修，均需使整个配电装置停灵活性相对较高。 电。 经济性 使用16台断路器，投资使用17台断路器，投资相对大比较少。 一点。

综合考虑可靠性、技术性与经济性后，本变电所10kV侧采用单母分段接线。 因此，电气主接线选择方案为：220kV为双母，110kV为双母,10kV为单母分段。28

220KV降压变电所设计

第3章 短路电流计算

3.1 短路计算的一般规定和基本假设

短路电流计算方法按照DL/T 5222 《导体和电气选择设计技术规定》的附件-—短路电流实用计算及结合参考文献《电力系统分析》来完成。 1.短路电流实用计算的基本假设

短路电流的计算中，常采用以下假设和原则：

(1)正常工作时，三相系统对称运行;

(2)所有电源的电动势相位角相同；

（3)系统中的同步和异步电机均为理想电机，不考虑电机磁饱和、磁滞、涡流以及导

体集肤效应等影响；转子结构完全对称:定子三相绕组空间位置相差120度电角度; （4）电力系统中，各个器件的磁路不饱和，即带铁心的电气设备电抗值不随电流大小

变化而变化；

(5）同步电机都具有自动调整励磁装置(包括强行励磁）； （6)短路发生在短路电流为最大值的瞬间；

（7）不考虑短路点的电弧阻抗和变压器的励磁电流；

(8)除计算短路电流的衰减时间常数和低压网络的短路电流外，器件的电阻都忽略不

计；

（9）器件的参数都取其额定值，不考虑参数的误差和调整范围： （10)输电线的电容略去不计，用概率统计法制定短路电流运算曲线。 2。一般规定

（1)验算导体和电器动稳定、热稳定以及电器开断电流所用的短路电流，应按本工程的设

29

220KV降压变电所设计

计规划内容计算，并考虑电力系统的远景发展规划（一般为本工程建成后五至十年）.确定短路电流时,应按可能发生最大短路电流的正常接线方式，不应按仅在切换过程中可能并列运行的接线方式.

（2) 选择导体和电器时，对不带电抗器同路的计算短路点，应选择在正常接线方式时短路电流最大的点.

(3)导体和电器的动稳定、热稳定以及电器开断电流，一般按三相短路验算.

3.2 短路电流的计算

本次短路计算中，选取了三个短路计算点，220kV母线、110kV母线和10kV母线上各一个。 短路类型定为对系统影响最为严重的三相短路。 短路点选取见图3-2—1.

图3—2-1 等效电路图

短路计算过程见附录1 。

短路计算结果如下表（表3-2—1）。

表3-2—1 短路电流计算结果表

30

220KV降压变电所设计

短 短 路 路 电 点 流 kA 稳态电流周期分量有效值 4。988 5.816 45．957 冲击电流 13.05 14.805 116。988 31

220KV降压变电所设计

第4章 电气设备的选择

4。1 电器选择的一般要求

电气设备的选择，是根据DL/T 5222 《导体和电器选择设计技术规定》中的有关规定确定的。

电器选择的一般原则，应满足以下要求：

1。应满足正常运行、检修、短路和过电压情况下的要求，并考虑远景发展; 2。应按当地环境条件校核; 3.应力求技术先进和经济合理； 4.与整个工程的建设标准应协调一致； 5.同类设备应尽量减少品种；

6.选用的新产品均应具有可靠的试验数据，并经正式鉴定合格.在特殊情况下，选用未经正式鉴定的新产品时,应经上级批准.

4.2 断路器的选择

4。2.1 断路器的选择原则

高压断路器应根据断路器安装地点，环境和使用技术条件等要求，选择其种类及型式，由于真空断路器、普遍推广，故

断路器比少油断路器可靠性更好，维护工作量更少，火弧性能更高,目前得到

一般采用

断路器，10kV采用少油断路器.

断路器的选择，应按下列技术条件选择： 1.额定电压： 2.

—电网工作电压

-最大持续工作电流

32

220KV降压变电所设计

3.额定开断电流： —实际开断瞬间的短路电流周期分量(有效值）

高压断路器

的额定开断电流

4.额定关合电流：

5。额定动稳定电流：

6.额定热稳定电流：—稳态三相短路电流

断路器t秒热稳定电流

4.2。2变电所断路器的选择

1.220kV主变压器侧及220kV母联断路器的选择 (1）由原始资料知:

==0.772（kA）

选择LW2—220型断路器，其具体参数见表4—2—1。

表4-2—1 LW2—220型高压六氟化硫断路器技术数据表 型号 额定电额定电额定开额定关合4s热动稳定全开压(kV） 流（kA） 断电流电流（峰稳定电流（峰断时（kA） 值）（kA) 电流(kA） 值）（kA） 间（s） LW2—220 220 2.5 40 100 40 100 0。05

(2）校验：

①开断电流校验：

∴满足要求。 ②热稳定校验：

33

220KV降压变电所设计

短路电流计算时间

即：

—短路电流产生的热效应 ·t=

得

∴满足热稳定要求.

③动稳定校验：

=13。05kA

∴满足动稳定要求。 因此，所选断路器符合要求。

2。110kV主变压器侧及110kV母联断路器的选择 (1）由原始资料知：

选择LW11-110型断路器，其具体参数见表4-2-2。

表4—2-2 LW11—110型高压六氟化硫断路器技术数据表 型号 额定电额定电额定开额定关合3s热稳动稳定电全开压(kV） 流（kA） 断电流电流(峰定电流流(峰值）断时（kA） 值)（kA） （kA） (kA） 间（s) LW11-110 110 1。6 31。5 80 31。5 80 0。05

(2)校验：

①开断电流校验：

kA

34

220KV降压变电所设计

∴满足要求。 ②热稳定校验：

短路电流计算时间

即： ·

=×0。15=5.074()

得

∴满足热稳定要求.

③动稳定校验：

∴满足动稳定要求. 因此,所选断路器符合要求。

3。10kV主变压器侧及10kV母线分段断路器的选择 (1）由原始资料知：

选择西门子3AH3187—4型断路器，其具体参数见表4-2-3。

表4—2-3 3AH3187—4型断路器技术数据表 额定电压额定电额定开断额定短路3s热稳动稳定型号 (kV） 流（kA） 电流（kA） 关合电流定电流电流(峰开断时（kA) （kA） 值）(kA） 间（s） 3AH3187-4 12 2 50 125 50 125 <0.075 （2）校验： ①开断电流校验：

35

220KV降压变电所设计

=45。957

∴满足要求。

②热稳定校验：

短路电流计算时间

即:

=0。5

2+0.075=1.075s

·

=

()

×3=7500(

)

得

∴满足热稳定要求。

③动稳定校验:

∴满足动稳定要求. 因此，所选断路器符合要求。 4.10kV出线侧断路器选择 （1）由原始资料知：

选择西门子3AH3187—2型断路器，其具体参数见表4-2—4。

表4—2—4 3AH3187—2型断路器技术数据表 型号 额定电压额定电额定开断额定短路3s热稳动稳定（kV) 流(kA) 电流（kA） 关合电流定电流电流(峰开断时（kA） （kA) 值)（kA) 间（s) 3AH3187-2 12 1。25 50 125 50 125 〈0。075 （2)校验：

36

220KV降压变电所设计

①开断电流校验：

=45.957

∴满足要求。

②热稳定校验:

短路电流计算时间

即:

·

=

×3=7500(

得

∴满足热稳定要求。

③动稳定校验：

∴满足动稳定要求。 因此，所选断路器符合要求。

5。本变电所断路器的选择结果如表4—2—5所示。

表4-2-5断路器选择结果表 额定开额定短路额定电额定电断电流关合电流压(kV） 流(kA） （kA) （kA） 220 110 12 12 2.5 1。6 2 1.25 40 31.5 50 50 100 80 125 125

=0。5+0.075=0.575s

（)

）

器电压等件 级（kV) 220 断路器 110 10 10出线侧 型号 热稳定电动稳定电流开断时流（kA） (峰值)(kA） 间（s） 40（4s） 31.5（3s） 50（3s） 50（3s） 100 80 125 125 0。05 0.05 <0。075 <0.075 LW2-220 LW11—110 3AH3187—4 3AH3187-2 37

220KV降压变电所设计

4。3隔离开关的选择

4.3.1隔离开关的选择原则

本变电所的隔离开关，是根据DL/T 5222 《导体和电器选择设计技术规定》中的高压隔离开关选择原则确定的。

1.隔离开关选择的具体技术条件简述如下：

(1)电压： ≤ —隔离开关安装处线路工作电压 (2)电流：

≤

-隔离开关额定电压

-隔离开关安装处线路最大工作电流

-隔离开关额定电流

(3)热稳定电流：

（4）动稳定电流:≤

—稳态三相短路电流 —短路电流等值发热时间 隔离开关t秒热稳定电流

—短路冲击电流

—隔离开关动稳定电流峰值

对隔离开关的型式选择应根据配电装置的布置特点和使用要求等因素，进行综合技术经济比较后确定。 2.隔离开关的配置：

（1）断路器的两侧均应配置隔离开关，以便在断路器检修时形成明显的断口，与电源侧隔离；

（2）中性点直接接地的普通型变压器均应通过隔离开关接地；

（3)接在母线上的避雷器和电压互感器宜合用一组隔离开关，为了保证电器和母线的检修安全，每段母线上宜装设12组接地刀闸或接地器。63kV及以上断路器两侧的隔离开关和线路的

38

220KV降压变电所设计

隔离开关，宜装设接地刀闸。应尽量选用一侧或两侧带接地刀闸的隔离开关;

（4）安在变压器引出线或中性点上的避雷器可不装设隔离开关；

(5)一般情况下,一条线路上靠近母线侧的隔离开关选择上伸式的，另一侧选择平伸式的。 4.3.2变电所隔离开关的选择 1。220kV侧隔离开关的选择 由原始资料知：

=220kV

=

=0。772（kA）

(1)靠近220kV母线侧的隔离开关选择GW6-220(D。W)，单柱剪刀式。其具体参数见表4-3-1。

表4—3—1 GW6-220（D.W）型隔离开关技术数据表 动稳定电流额定电压额定电流3s热稳定电型号 （峰值） （kV） （kA） 流（kA) （kA） GW6-220220 2 40 100 （D.W）

①热稳定校验：

—短路电流产生的热效应 ·t=

得

∴满足热稳定要求。

②动稳定校验:

=13。05kA

∴满足动稳定要求. 因此，所选隔离开关符合要求。

39

220KV降压变电所设计

(2）靠近变压器及220kV进线侧选用GW7-220（2D。W)，三柱水平开启.其具体参数见表4—3—2。

表4—3—2 GW7—220(2D.W）型隔离开关技术数据表 动稳定电流额定电压额定电流3s热稳定型号 （峰值) （kV） （kA） 电流（kA） （kA） GW7—220220 1.25 31。5 80 （2D。W）

①热稳定校验：

= ·t=

得

∴满足热稳定要求.

②动稳定校验：

=13.05kA

∴满足动稳定要求。 因此,所选隔离开关符合要求。 2。110kV侧隔离开关的选择 由原始资料知：

=110kV

=3。732(×3=2976.75（

) )

(1)靠近110kV母线侧的隔离开关选择GW6—110(D.W)，单柱式上伸。其具体参数见表4—3-3。

表4—3-3 GW6—110（D.W)型隔离开关技术数据表 动稳定电额定电压额定电流3S热稳定电型号 流(峰值）（kV） （kA） 流（kA) （kA） 40

220KV降压变电所设计

GW6-110（D.W) 110 1000 40 100

①热稳定校验：

·t=

得

∴满足热稳定要求.

②动稳定校验:

=14.805kA

∴满足动稳定要求。 因此，所选隔离开关符合要求.

（2)靠近变压器及110kV出线侧选用GW7—110 （2D。W)，三柱水平开启式。其具体的参数见表4-3-4。

表4—3—4 GW7—110 （2D。W）型隔离开关技术数据表 动稳定电额定电压额定电流3S热稳定型号 流（峰值) (kV） （kA） 电流（kA) （kA) GW7-110（2D。W） 110 1。25 31.5 80

①热稳定校验：

·t=

得

∴满足热稳定要求.

②动稳定校验：

41

220KV降压变电所设计

=14。805kA

∴满足动稳定要求。 因此，所选隔离开关符合要求。 3.10kV侧隔离开关的选择

因为10kV的配电装置采用开关柜,手车的触头与柜体中的主电路触头相连接，相当于隔

离开关。因此10kV侧不需要再选单独的隔离开关。 4.本变电所隔离开关的选择结果如表4—3-5所示.

表4-3-5隔离开关选择结果表 器电压等级(kV） 件 母线侧 220 隔离开关 110 变压器及进线侧 母线侧 变压器及出线侧 型号 GW6-220（D.W） GW7—220（2D.W） GW6-110 （D。W） GW7—110（2D。W） 额定电额定电压（kV） 流（kA) 220 220 110 110 2 1.25 1 1。25 3s热稳定电流（kA) 40 31。5 40 31。5 动稳定电流 (峰值） (kA) 100 80 100 80

4.4 互感器的选择

本变电所的互感器，是根据DL/T 5222 《导体和电器选择设计技术规定》和DL/T 5136《火力发电厂、变电所二次接线设计技术规程》中的有关规定确定的。 4.4.1 电压互感器的选择 1.电压互感器的选择原则

（1）电压互感器的准确级和容量.

电压互感器的准确级是指在规定的一次电压和二次负荷变化范围内，功率负荷因数为额定

42

220KV降压变电所设计

值时，电压误差的最大值。

由于电压互感器本身有励磁电流和内阻抗，导致测量结果的大小和相位有误差,而电压互感器的误差与负荷有关，所以用一台电压互感器对于不同的准确级有不同的容量，通常额定容量是指对应于最高准确级的容量。

用于电度表准确级不应低于0.5级,用于电压测量不应低于1级,用于继电保护不应低于3级。

（2)电压互感器的型式按下列使用条件选择：

①(335)kV屋内配电装置，宜采用油浸绝缘结构的电磁式电压互感器，也可采用树脂浇注绝缘结构的电压互感器。

②110kV及以上配电装置，当容量和准确度等级满足要求时，宜采用电容式电压互感器。 （3)为了保证电压互感器安全和在规定的准确级下运行，电压互感器一次绕组所接电网电压应在(1.10.9）范围内变动,即应满足：1. 1 〉 >0。 9。电压互感器的二次侧额定电压应满足保护和测量使用标准仪表的要求.

2。 本变电所设计中，110kV及220kV电压等级均采用电容式电压互感器，10kV电压等级采用单相油浸绝缘式电压互感器。

因此电压互感器的选择结果如表4-4-1。

表4—4-1 电压互感器选择结果表 额定二次电压（kV） 额额定额定定剩一次电容电额定电压比余电压量压(kV） 主二次电 (pF） （k绕组 压（kV) V) 绕组 5000 220 220/ 安装地点 设备型号 额定准确级组合 额定输出组合(VA） 220kV进

2CVT-T-5P 0。1/ 0.1 //0.1 0.5/3P 100/100 43

220KV降压变电所设计

线及出线 220k2CVT220/V—T—10000 220 ////00.2/0.5/0。100/10 0。1/ 0。1 0/100/母10P 。1 5/3P 100 线 110kV1CVT-110/。母T-20P 20000 110 0.1/ 01 ///0.1 0.2/0.5/3P 100/100/100 线 110k1CVTV—T-110000 110 110/0.100/10出0P 0。1/ 1 //0.1 0.5/3P 0 线 10 kV母线JSJW0。及—10 10 10 0.1 1/ 0.5 120 3 出线

4.4.2 电流互感器的选择

1。 电流互感器应按下列技术条件选择和校验：

(1）一次额定电压：≤ —电流互感器安装处一次回路工作电压 -电流互感器额定电压 (2）一次额定电流：

≤

—电流互感器安装处一次回路最大工作电流

—电流互感器的原边额定电流 （3) 二次额定电流

44

220KV降压变电所设计

GB1208—1987规定标准的电流互感器二次电流为1A和5A.电流互感器的二次额定电流采用1A还是5A,需经技术经济比较确定。采用1A时,电流互感器本身的投资略有增加,而电流互感器回路的控制电缆投资减少;相反,采用5A时，电流互感器本身的投资降低,而二次电缆的投资会增加。

（4)准确等级

电流互感器准确等级的确定与电压互感器相同，需先知电流互感器二次回路接测量仪表的类型及对准确等级的要求，并按准确等级要求最高的表计来选择. (5)热稳定电流： 或

·t

（t=1） -短路电流产生的热效应

—短时热稳定电流 t —热稳定电流持续时间

—1s热稳定倍数 （6）内部动稳定：≤

或≤

·· —短路冲击电流

-电流互感器动稳定电流峰值

—电流互感器的动稳定电流倍数

2。本变电所电流互感器的选择 (1)220kV侧电流互感器选择:

①220kV母线及进线电流互感器的选择： 由原始资料知:

=220kV

45

220KV降压变电所设计

==0.772KA=772A

选择2TA—FV-5P瓷套式S电流互感器,其具体参数见表4—4-1。

表4—4-1 2TA-FV—5P S电流互感器技术参数表

型号 额定电额定电流比3s热稳定电额定动稳定电压（kV） （A） 流（kA) 流（kA） 2TA-FV-5P 220 2×600/1 50 125

②220kV靠近变压器侧电流互感器的选择： 由原始资料知：

=220kV

=1.05×

=0。474kA=474A

选择2TA-FV-5P瓷套式S电流互感器，其具体参数见表4—4-1。 ③校验:

a电压：

∴满足要求

b电流：

〈=2×600=1200A

∴满足要求

c热稳定： =

=×0。15 =3。732

·t=

×3=7500

得

<·t=7500

∴满足热稳定要求

d动稳定： =17.905kA〈

=125kA

∴满足动稳定要求.

因此，所选电流互感器符合要求。

46

220KV降压变电所设计

(2)110kV侧电流互感器选择：

①110kV靠近变压器及母线侧电流互感器的选择: A由原始资料知：

=110kV

=

=0.864kA=864A

选择1TA—DA-1S有机复合绝缘干式电流互感器, 其具体参数见表4—4-2。表4—4-2 1TA-DA-1S电流互感器技术参数表 型号 额定电压额定电流比3s热稳定电额定动稳定电(kV) (A） 流（kA） 流（kA) 1TA-DA—1S 110 2×600/1 40 100 B校验：

a电压：

∴满足要求

b电流：

<=2×600=1200A

∴满足要求

c热稳定： =

=×0.15 =5.074

·t=

×3=4800

得

〈·t=4800

∴满足热稳定要求

d动稳定： =14。805kA<

=100kA

∴满足动稳定要求。

因此，所选电流互感器符合要求。 ②110kV出线侧电流互感器的选择：

47

220KV降压变电所设计

A由原始资料知：

=110kV

=

=0.307KA=307A

选择1TA—DA-1S有机复合绝缘干式电流互感器，其具体参数见表4-4—3。

表4-4—3 1TA—DA—1S电流互感器技术参数表 型号 额定电压额定电流比3s热稳定电额定动稳定电（kV） （A) 流（kA） 流（kA） 1TA-DA-1S 110 2×300/1 40 100

③校验：

a电压：

∴满足要求

b电流：

=307A 〈=2×300=600A

∴满足要求

c热稳定: =

=

×0.15 =5.074

得

∴满足热稳定要求

d动稳定: =14.805kA<=100kA

∴满足动稳定要求。

因此,所选电流互感器符合要求。 (3）10kV侧电流互感器选择：

①10kV主变压器侧及母线侧电流互感器的选择: A由原始资料知：

48

220KV降压变电所设计

=10kV

=

=1。858kA=1858A

选择LAJ—10型电流互感器，其具体参数见表4—4—4.

表4-4-4 LAJ—10型电流互感器技术参数表 型号 额定电流准确级动稳定倍比（A） 次 次级组合 1s热稳定倍数 数 LAJ-10 3000/5 0。5 0。5/D 50 90

B校验：

a电压:

∴满足要求

b电流：

=1858A 〈=3000A

∴满足要求

c热稳定： =

=×1。075=2270

=

=22500

得

∴满足热稳定要求

d动稳定： =116.988kA

··=

×3000×

×90=381。84kA

=116。988kA 〈

··=381。84kA

∴满足动稳定要求.

因此，所选电流互感器符合要求。 ②10kV出线侧电流互感器选择： A由原始资料知：

=10kV

49

220KV降压变电所设计

0.422kA=422A

选择LZJ-10型电流互感器，其具体参数见表4—4—5.

表4—4—5 LZJ-10型电流互感器技术参数表 型号 额定电流准确级1s动稳定倍比（A） 次 次级组合 热稳定倍数 数 LZJ—10 1000/5 0.5 0.5/3 50 90

B校验：

a电压:

∴满足要求

b电流：

=422A 〈=1000A

∴满足要求

c热稳定: =

=×0。575=1214。4

=

=2500

得

∴满足热稳定要求

d动稳定： =116.988kA

··=

×1000×

×90=127。3kA

=116。988kA <

··=127.3kA

∴满足动稳定要求。

因此，所选电流互感器符合要求。

（4)本变电所电流互感器的选择结果如表4-4-6，表4—4-7所示。

表4-4—6 220kV、110KV侧电流互感器选择结果表 3s热稳定额定动稳安装地点 型号 额定电压额定电流（kV） 比(A） 电流定电流（kA） （kA） 220kV 进线、母线2TA-FV—5P 220 2×600/1 50 125

50

220KV降压变电所设计

及变压器侧 110kV母线及变压器侧 110kV 110kV出线侧 1TA—DA-1S 1TA-DA-1S 110 110 2×600/1 2×300/1 40 40 100 100

表4—4—7 10KV侧电流互感器选择结果表 1s热稳定额定电流次级型号 准确级次 倍数比(A） 组合 (倍） LAJ-10 LZJ—10 3000/5 1000/5 0。5 0。5 0.5/D 0。5/3 50 50 动稳定倍数(倍） 90 90 安装地点 10kV母线及变压器侧 10kV出线侧 10kV

4.5 避雷器的选择

变电所与发电厂的雷害可能来自两个方面：一是雷击变电所、发电厂;二是雷击输电线路后产生的雷电波侵入变电所或发电厂。

防护雷击的措施:

1。 对主厂房需装设的直击雷保护,或为保护其他设备而在主厂房上装设的避雷针、避雷线,应采取如下措施：

(1) 加强分流 (2) 防止反击 (3) 装设接地装置

2。 对变电站、发电厂的电气设备及厂房防止雷击的保护:

出于对反击问题的考虑，避雷针的安装方式可分为构架避雷针和独立避雷针两种.对于110kV及以上的配电装置，由于电气设备的绝缘水平较高，在土壤电阻不高的地区不易发生反击，可采用构架避雷针。但在土壤电阻率大于1000Ω·m的地区，不宜装设构架避雷针。为了确保

51

220KV降压变电所设计

变电所中最重要而绝缘又较弱的设备，装设避雷针的构架应就近铺设辅助的接地装置。 4。5.1本变电站的防雷措施

设计站位于地势平坦的地区，雷电活动较少,但为了供电的可靠性，防止事故的发生，考虑到被保护电器的绝缘水平和便用特点以及安装地点,本工程采用220kV、110kV配电装置构架上设避雷针;10kV配电装置设独立避雷针进行直接雷保护。

为了防止雷击，主变构架上不设置避雷针。

采用避雷针来防止雷电侵入波对电气设备绝缘造成危害。避雷器的选择，考虑到氧化锌避雷器的非线性伏安特性优越于碳化硅避雷器（磁吹避雷器），且没有串联间隙，保护特性好,没有工频续、灭弧问题,所以本工程220kV和110kV系统中,采用氧化锌避雷器。

由于金属氧化物避雷器没有串联间隙，正常工频电压要长期施加在金属氧化物电阻片上，为了保证适用寿命，长期施加于避雷器上的运行电压不可超过避雷器允许的持续运行电压。

避雷器参数选择原则 （1)避雷器灭弧电压选择； (2)避雷器的雷电冲击保护水平；

（3）普通阀型避雷器的工频放电电压Ugf； （4)流通容量。

4.5。2避雷器参数计算与选择 1。220kV母线侧避雷器

选用型号 Y10W1-200/520，其具体参数如表4—5—1。

避雷器额定电压有效值 (kV） 200 系统额定电压有效值 (kV） 220 表4—5—1 Y10W1-200/520技术数据 持续运行电直流1MA参考电2KA操作波残压峰压有效值 压不小于(kV） 值不小于(kV） （kV） 146 290 442 8/20μA雷电波冲击残压峰值不小于（kV） 520 (1)避雷器的持续运行电压：

52

220KV降压变电所设计

式中 —金属氧化物避雷器的持续运行电压有效值

—系统最高相电压有效值

=146kV

=242/3=139.7kV 则

（2)避雷器额定电压：

式中 -工频过电压

=

=0。8242=193.6kV

式中 —接地系数，直接接地时=0。8 由参数可知

=200kV

则

（3)避雷器的最大冲击残压：

式中 BIL—内绝缘全波额定雷电冲击耐压

—雷电冲击绝缘配合系数，选

1.4

查设计手册可得 BIL＝850kV

=520kV

=850/1.4=607。1kV

则

（4）避雷器的操作冲击残压：

式中 1.35—内绝缘冲击系数

—内绝缘一分钟工频实验电压

53

220KV降压变电所设计

—操作冲击绝缘配合系数，选1。15。

查设计手册得

=395kV

=1.35

395/1。15=463.7kV =442kV

则

(5）荷电率：

β=

式中

—直流(1-10MA)参考电压

β一般不超过0.85，β＝2146/290＝0。710。85

故所选的避雷器满足要求。 2。110kV母线侧避雷器

选用型号Y10W1—100/260，其具体参数如表4—5—2。

表4-5-2 Y10W1-100/260技术数据 避雷器额定系统额定电压持续运行直流1MA参考2KA操作波残8/20μA雷电波冲电压有效值 有效值 电压有效电压不小于 压峰值不小于 击残压峰值不小（kV) (kV） 值 （kV） （kV） 于（kV) （kV） 100 110 73 145 221 260 (1)避雷器的持续运行电压:

=73kV

=121/3=69。8kV 则

(2）避雷器额定电压:

=

=0。8121=96.8kV

由参数可知

54

220KV降压变电所设计

则 （3）避雷器的最大冲击残压:

=110kV

查设计手册可得 BIL＝450kV

=260kV

选1。4

=450/1.4=321.4kV

则 (4）避雷器的操作冲击残压:

选1。15 ， 查设计手册得

=1.35

=200kV

200/1。15=234.7kV

=221kV

则 （5)荷电率：

β=

β＝2故所选的避雷器满足要求. 3.10kV母线侧避雷器

选用型号FZ—10，其具体参数如表4-5-3。

146/290＝0.710。85

表4-5-3 FZ—10技术数据 型号 额定电压有效值（kV) 10 灭弧 电压 （kV） 12。7 工频放电电压有效值（kV） 不小于 不大于 26 31 45 冲击放电电压峰值(1。5/20μs及1。5/40μs)不大于（kV) 8/20μs雷电冲击波残压峰值不大于 （kV） 5kA 10kA 45 50 55

FZ—10 220KV降压变电所设计

(1)避雷器的灭弧电压：

=1。1

式中

=1。15

1.1510=12.7kV

1.15—工频过电压震荡的安全系数。

（2）避雷器的工频放电电压：

=4

（3）避雷器的残压：

＝2（4)避雷器的冲击放电电压:

＝0。95

(5)避雷器的工频放电电压上限：

=1。2

故所选的避雷器满足要求。

4。220kV中性点的避雷器选择

变压器中性点氧化锌避雷器的选择的优点:

氧化锌避雷器没有间隙，使用在变压器中性点有其特殊的优越性

(1）在正常运行时，变压器中性点电压位移很小，氧化锌避雷器的荷电率极低，大大延长了使用寿命。

(2）不必担心灭弧问题，。只要氧化锌避雷器的交流暂态过电压耐受 能力能够满足要求，其额定电压的选择不太严格.

（3)通过氧化锌避雷器的雷电流较小，一般在11。5kA以下，残压低，能量小，可以不必

56

12.7/3=29.2kV

内部过电压允许计算倍数,对非直接接地63kV及以=4

=22。352。65＝42kV

42＝40kV

29.2=35kV

220KV降压变电所设计

校验通流容量。

因此，在变压器中性点，特别是分级绝缘的变压器中性点选择氧化锌避雷器。

由于变压器为分级绝缘，所以220kV中性点绝缘等级为110kV,可选用110kV侧装设的避雷器即Y10W1—100/260，110kV中性点的绝缘等级可用55kV级的,10KV的出线侧可选用与10kV母线侧相同的避雷器。

5.110kV中性点的避雷器选择

选用型号Y10W5—69/224,其具体参数如表4—5—4。

表4—5-4 Y10W5-69/224技术数据 避雷器额8/20μA雷电定电压有系统额定电持续运行电直流1MA参考波冲击残压效值 压有效值 压有效值 电压不小于 2kA操作波残压峰峰值不小于（kV) （kV） （kV) (kV） 值不小于（kV) （kV) 69 63 40 122 190 224 (1）避雷器的持续运行电压：

=40kV

=631.1/3=40kV

则

(2）避雷器额定电压：

=

=0.863

1.1=55.4kV

由参数可知

=69kV

则

(3)避雷器的最大冲击残压：

查设计手册可得 BIL＝325kV

57

220KV降压变电所设计

=224kV

=325/1.4=232。1kV

则 （4)避雷器的操作冲击残压： 查设计手册得

则 （5）荷电率：

β=

β＝2故所选的避雷器满足要求 6.220kV引线侧避雷器的选择

由于220kV引线侧的电压等级与220kV母线侧的电压等级相同故可选择相同的避雷器.220kV侧与220kV侧情况也相同,故也可以选择相同的避雷器. 7.本变电所所选避雷器型号,见表4—5-5。

表4—5—5本变电所所选避雷器型号一览表

=170kV =1.35

170/1。15=200kV

=190kV

0。85

40/122＝0。46

母线侧 引线侧 中性点侧 出线侧 220kV Y10W1—200/520 Y10W1—200/520 Y10W1-100/260 110 kV Y10W1-100/260 Y10W1-100/260 Y10W5—69/224 10 kV FZ—10 FZ—10 FZ-10

58

220KV降压变电所设计

第5章 导线的选择

5.1 导体选择的一般要求

根据DL/T 5222 《导体和电器选择设计技术规定》，可得导体的选择标准。基本规定如下： 1.导体应根据具体情况，按下列技术条件进行选择或校验：

（1）电流； （2）电晕；

（3）动稳定或机械强度； (4）热稳定; (5）允许电压降； （6）经济电流密度。

2.导体尚应按下列使用环境条件校验：

（1)环境温度; (2)日照; （3)风速； （4）污秽； (5)海拔高度。 3.软导线选择标准：

220kV及以下软导线宜选用钢芯铝绞线；330kV软导线选用空心扩径导线;550kV软导线宜选用双分裂导线。 4。硬导体选择标准:

(1）硬导体除满足工作电流、机械强度和电晕等要求外，导体形状还应满足下列要求：

59

220KV降压变电所设计

① 电流分布均匀； ②机械强度高; ③散热良好；

④有利于提高电晕起始电压； ⑤安装检修简单，连接方便。

常用的导体型式有矩形、双槽形和圆管形。

（2)20kV及以下回路的正常工作电流在4000A及以下时，宜选用矩形导体；在(4000～8000)A时,宜选用槽形导体；在8000A以上时,宜选用圆管形导体。

（3）验算短路动稳定时，硬导体的最大应力不应大于表5-1—1所列数值。

表5-1-1 硬导体的最大允许应力 导体材料及牌号和状态 铝及铝合金 项目 铜/硬铜 1060 IR35 1035 3A21 6063 6061 6R05 H112 H112 H112 H18 T6 T6 T6 120/170 30 30 35 100 120 115 125 最大允许应力MPa 注：表内所列数值为计及安全系数后的最大允许应力。安全系数一般取1.7（对应于材料破坏应力）或1。4（对应于屈服点应力）。

重要回路（如发电机、主变压器回路及配电装置汇流母线等)的硬导体应力计算，还应考虑共振的影响。

（4)屋外管形导体荷载组合可采用表5—1-2所列条件。

表5-1-2 荷载组合条件 状态 风速 引下覆冰自重 线重 重量 √ √ √ √ √ √ √ 短路电动力 地震力 正常时 有冰时的风速 最大风速 50％最大风速且不 60

短路时

√ 220KV降压变电所设计

小于15m/s 地震时 25%最大风速 √ √ 相应震级的地震力 注:√为计算时应采用的荷载条件。 (5)屋外管形导体的微风振动，可按下列校验：

式中 -管形导体产生微风共振的计算风速，m/s; ƒ—导体各阶固有频率，Hz； D—铝管外径，m；

A—频率系数，圆管可取0。214。

当计算风速下于6m/s,可采用下列措施消除微风振动：

①在管内加装阻尼线； ②加装动力消振器； ③采用长托架.

(6）管形导体在无冰无风正常状态下的挠度，一般不大于(0.5～1）D（D为导体直径）。 （7)为消除220kV及以上管形导体的端部效应，可适当延长导体端部加装屏蔽电极. (8)在有可能发生不同沉陷和振动的场所，硬导体和电器连接处,应装设伸缩接头或采取防振措施。

为了消除由于温度变化引起的危险应力，矩形硬铝导体的直线段一般每隔20m左右安装一个伸缩接头。对滑动支持式铝管母线一般每隔(30～40）m安装一个伸缩接头;对滚动支持式铝管母线应根据计算确定.

（9）导体伸缩接头的截面不应小于其所连接导体截面的1。2倍，也可采用定型伸缩接头产品。

61

220KV降压变电所设计

5.2 导线的选择

5.2.1 220kV侧导线的选择 1. 220kV母线的选择

按最大长期工作电流选择：

式中 -导体长期发热的允许电流

由原始资料知：

=

查综合矫正系数k

）

则

选择LF21铝锰合金管，圆管型铝锰合金导体

，其具体参数见表5—2—1.

表5-2—1 LF—21铝锰合金管技术数据 导体导体最高允许温度导体尺寸 截面 为下值时的载流量截面系数 惯性半惯性矩 质型号 (A) W 径 J 量 (mm） ( （） (kg/m） 70℃ 80℃ （） （cm） ) LF-21铝锰合Φ80/72 954 1900 1545 17.3 2。69 69.2 2。6 金管

(1）管形导体挠度计算 ①母线自重产生的挠度

由单跨梁力学计算公式得知，在x=0.4215处有最大挠度。 从《电力工程电气设计手册》查得均布荷重挠度计算系数为0。521

则：

62

220KV降压变电所设计

②集中荷载产生的挠度

由单跨梁力学计算公式得知在

处有最大挠度。

从《电力工程电气设计手册》中查得，集中荷重挠度计算系数为0。911 则： 合成挠度

由以上计算可知，跨中产生的挠度严重情况考虑.

即：

的位置不同，但相差不远，故按照两者位置相同的

但此值不符合要求. 因此选择

导体尺寸

的铝锰合金管。其具体参数见表5-2-2。

表5—2-2 LF21铝锰合金管技术数据 导体最高允许温截面系惯性半导体度为下值时的载数 径 截面 流量(A） W 70℃ 80℃ 2705 3511 2976 79。0 4。36 型号 LF-21铝锰合金管 惯性矩 J 质量

Φ130/116 513 7。38

则:

合成挠度

63

220KV降压变电所设计

故满足要求 （2)热稳定校验

正常运行时导体温度

=•t=

短路电流稳定决定的导体最小截面

=

查《电力工程电气设计手册》，得C=100 则

热稳定校验合格。 (3）电晕临界电压计算

但海拔高度不超过1000m的地区，在常用相间距离情况下，如导体型号或外径不小于下列数值，可不进行电晕校验。具体型号见表5—2-3.

表5—2—3 可不进行电晕校验的最小导体型号及外径 电压 110 220 软导体型号 LGT—70 LGT-300 管型导体外径 (4)最大弯矩和弯曲应力的计算

①正常状态时母线所受的最大弯矩由母线自重产生的垂直弯矩，集中荷载(即引下线）产生的垂直弯矩及最大风速产生的水平弯矩组成。其计算公式如下: I母线自重产生的垂直弯矩

为:

64

220KV降压变电所设计

从《电力工程电气设计手册》中查得均布荷载最大弯矩系数为0.125,则弯矩为：

II集中荷载产生的垂直弯矩为:

从《电力工程电气设计手册》中查得集中荷载最大弯矩系数为0。188，则弯矩为：

III最大风速产生的水平弯矩 取风速不均匀系数

则风压为：

正常情况时母线所承受的最大弯矩及应力为：

为:

，最大风速为

，

，取空气动力系数

此值小于材料的允许应力②短路状态时，母线所受的最大弯矩

，故满足要求。

的计算。

短路状态时母线所受的最大弯矩由导体自重,集中荷载，短路电动力及对应于内过电压情况下的风速产生的最大弯矩组成。 I短路电动力产生的水平弯矩

为:

65

220KV降压变电所设计

II在内过电压情况下的风速产生的水平弯矩：

短路状态时母线所承受的最大弯矩及应力为：

此值小于材料短路时允许应力③地震时母线所受的最大弯矩

，故满足要求。 为:

地震时母线所受的最大弯矩由导体自重,集中荷重,地震力及地震时的计算风速所产生的最大弯矩组成。

I地震力产生的水平弯矩

为：

II地震时计算风速所产生的弯矩

及风压：

地震时母线所承受的最大弯矩及应力为：

66

220KV降压变电所设计

此值小于材料地震时允许应力（5)微风振动频率计算

，故满足要求。

①高压配电装置中的管形导体,由于跨度大，且多为2～4跨的连续梁.其一阶自振频率很低，一般为2。5Hz以下,显示出低频特性.因此相间电动力内的工频和2倍工频分量都很小，只是整个相间电动力比静态算法计算值低很多。

管形母线在外界的微风作用下发生共振的频率等于管形母线的各阶固有自振频率，微风振动的频率与风俗成正比，与主体迎风面的高度成正比。即：

式中 —管形母线产生微风共振的计算风速（m/s），取5m/s。

A— 频率系数，圆管母线可取0.214.

h—母线迎风面的高度（m），对圆管为外径f-母线n阶固有频率.

则

②消减微风振动的措施选用。

。

一般在母线通过电流较小，采用轻型铝锰合金管时，可采用长托架的支持方式,它能同时减小母线的挠度，而在母线通过电流较大，要求采用叫大尺寸的铝锰合金管，且又采用了单位式隔离开关时，常选用双环消振器，并有利于隔离开关静触头与铝管母线的连接。 因此采用双环型动力消振器。 （6）管形导体的端部效应。

管母线在伸出支柱绝缘子顶部不长时，其电场强度很不均匀,从而导致端部工频电晕电压起始值降低,特别在雷电作用下，终端绝缘子顶部附近将产生强烈的游离，使终端绝缘子易于放电.因此母线端部将成为整条母线巨额团水平最薄弱的环节，如不采取任何措施，则放电将集中在

67

220KV降压变电所设计

端部.

采用适当延长母线端部方法，适当延长母线端部可改善电场分布，从而提高了终端绝缘子的放电电压。一般以延长1M 为宜.

(7） 导体接头一般分为焊接接头,螺栓连接接头和伸缩接头.矩形，槽型和管形母线段之间的实连部分，用焊接接头。螺栓连接接头主要用在母线与设备端子和母线段的拆卸部分。一般在硬母线与发电机端子，主变压器端子以及主厂房A排墙的穿墙套管处必须装设伸缩接头.对于其他电器，由于端子不能承受大的应力，是否装设伸缩接头,决定于电器端子前母线有无卡死的固定点以及电器端子的允许承受的拉力。 2.220kV引线的选择

按经济电流密度选择：

查《电力工程电气设计手册》得，LGJ导体经济电流密度得：

∴

选择LGJ型钢芯铝绞线，其技术数据及外形尺寸见表5-2-4。

标称截面 铝/钢 型号 表5—2—4 LGJ型钢芯铝绞线技术数据 根数/直径 计算截面 根/mm 铝 26/4.42 计算拉断力 N 135200 钢 7/3.44 质量 Kg/km 1611 铝 398。94 钢 65.06 总计 464。00 LGJ 外径 mm 400/65 直流电阻 长期允许载流量 A +70℃ 900 +80℃ 902 68

28。00 0。07236

220KV降压变电所设计

（1）热稳定校验： 正常运行时导体温度:

查不同温度下裸导体的热稳定系数《发电厂电气部分》知，C=98。5 则热稳定决定的导体最小截面：

∴热稳定校验合格。

（2)电晕校验：

因为所选导体型号大于不可进行电晕校验的最小导体型号及外径，因此可不进行电晕校

验。

5.2.2 110kV侧导线的选择

1。110kV侧母线选择 按最大长期工作电流选择：

69

220KV降压变电所设计

选择LF-21圆管形铝锰合金导体，其具体参数见表5—2-5。

表5—2—5 LF-21铝锰合金管技术数据 导体最高允许温度导体尺寸 导体为下值时的载流量截面系惯性半惯性型号 截面 (A） 数 径 矩 质量 （mm） W J Kg/m 70℃ 80℃ cm LF-21铝锰合金 631 1413 1211 10.2 2.37 35。5 1。722 管

（1）管形导体挠度计算

①

②

不符合规定. 因此选用

的铝锰合金管，其具体参数见表5—2—6。

表5—2—6 LF-21铝锰合金管技术数据 导体最高允许温导体尺寸 惯性半惯性导体截面 度为下值时的载截面系数 质型号 流量（A） W 径 矩 量 J LF-21铝锰合110/100 1649 2569 2257 41.4 3。72 228 4。5 金管

则：

70

220KV降压变电所设计

符合要求 (2)热稳定校验

正常运行时导体温度

查《电力工程电气设计手册》得,热稳定系数C=99，则热稳定决定的导体最小截面：

热稳定校验合格。 （3)最大弯矩和应力计算

①正常状态时母线所受的最大弯矩由母线自重产生的垂直弯矩,集中荷载（即引下线）产生

的垂直弯矩及最大风速产生的水平弯矩组成.其计算公式如下: I母线自重产生的垂直弯矩

为：

从《电力工程电气设计手册》中查得均布荷载最大弯矩系数为0。125，则弯矩为：

II集中荷载产生的垂直弯矩

为:

从《电力工程电气设计手册》中查得集中荷载最大弯矩系数为0。188，则弯矩为：

III最大风速产生的水平弯矩 取风速不均匀系数

为：

，最大风速为

,则风压为：

71

，取空气动力系数

220KV降压变电所设计

正常情况时母线所承受的最大弯矩及应力为：

此值小于材料的允许应力

②短路状态时，母线所受的最大弯矩

，故满足要求。

的计算

短路状态时母线所受的最大弯矩由导体自重，集中荷载，短路电动力及对应于内过电压情况下的风速产生的最大弯矩组成。 I短路电动力产生的水平弯矩

为

II在内部过电压情况下的风速产生的水平弯矩：

短路状态时母线所承受的最大弯矩及应力为：

72

220KV降压变电所设计

此值小于材料短路时允许应力③地震时母线所受的最大弯矩

，故满足要求。 为：

地震时母线所受的最大弯矩由导体自重,集中荷重，地震力及地震时的计算风速所产生的最大弯矩组成。

I地震力产生的水平弯矩

为：

II地震时计算风速所产生的弯矩及风压：

地震时母线所承受的最大弯矩及应力为：

此值小于材料地震时允许应力（4）微风振动频率计算.

，故满足要求。

①高压配电装置中的管形导体，由于跨度大，且多为2~4跨的连续梁.其一阶自振频率很低，一般为2。5Hz以下，显示出低频特性.因此相间电动力内的工频和2倍工频分量都很小，只是整个相间电动力比静态算法计算值低很多。

管形母线在外界的微风作用下发生共振的频率等于管形母线的各阶固有自振频率,微风振动的频率与风俗成正比，与主体迎风面的高度成正比.即：

73

220KV降压变电所设计

式中 —管形母线产生微风共振的计算风速（m/s），取5m/s。

A— 频率系数，圆管母线可取0.214。

h-母线迎风面的高度（m)，对圆管为外径f-母线n阶固有频率.

则 ②消减微风振动的措施选用。

。

。

一般在母线通过电流较小，采用轻型铝锰合金管时，可采用长托架的支持方式,它能同时减小母线的挠度，而在母线通过电流较大，要求采用叫大尺寸的铝锰合金管，且又采用了单位式隔离开关时，常选用双环消振器，并有利于隔离开关静触头与铝管母线的连接。

因此采用双环型动力消振器. （5)管形导体的端部效应.

管母线在伸出支柱绝缘子顶部不长时,其电场强度很不均匀，从而导致端部工频电晕电压起始值降低，特别在雷电作用下，终端绝缘子顶部附近将产生强烈的游离，使终端绝缘子易于放电。因此母线端部将成为整条母线巨额团水平最薄弱的环节，如不采取任何措施，则放电将集中在端部。

采用适当延长母线端部方法，适当延长母线端部可改善电场分布，从而提高了终端绝缘子的放电电压。一般以延长1M 为宜。

(6） 导体接头一般分为焊接接头，螺栓连接接头和伸缩接头.矩形，槽型和管形母线段之间的实连部分，用焊接接头。螺栓连接接头主要用在母线与设备端子和母线段的拆卸部分.一般在硬母线与发电机端子，主变压器端子以及主厂房A排墙的穿墙套管处必须装设伸缩接头。对于其他电器，由于端子不能承受大的应力，是否装设伸缩接头，决定于电器端子前母线有无卡死的

74

220KV降压变电所设计

固定点以及电器端子的允许承受的拉力。 2.110kV引线的选择

按经济电流密度选择：

，

查《电力工程电气设计手册》得,LGJ导体经济电流密度得：

∴

选择LGJ型钢芯铝绞线,其技术数据及外形尺寸见表5-2-7。

表5—2-7 LGJ型钢芯铝绞线技术数据 标称截根数/直径 计算截面 型号 面 根/mm 铝/钢 铝 钢 铝 钢 总计 LGJ 800/55 45/4。80 7/3.20 814。56。30 30 870。60 直流电长期允许载流量 外径 计算拉断阻 力 质量 A mm N Kg/km +70℃ +80℃ 38.40 0.03547 191500 2690 1413 1399 （1)热稳定校验： 正常运行时导体温度

75

220KV降压变电所设计

查不同温度下裸导体的热稳定系数《发电厂电气部分》知，C 则热稳定决定的导体最小截面：

96

∴热稳定校验合格。

（2)电晕校验：

因为所选导体型号大于不可进行电晕校验的最小导体型号及外径，因此可不进行电晕校验。

5.2.3 10kV侧导线的选择

10kV选用KYN3-10型金属铠装移开式高压开关柜,其具体参数见表5-2-8。

表5—2-8 KYN3—10型金属铠装移开式高压开关柜技术数据 名称 额定电压（kV) 最高工作电压（kV） 额定关合电流（峰值）（kA） 额定动稳定电流（kA) 额定热稳定电流（kA） 参数 3、6、10 3。6、7。2、12 80 名称 额定热稳定时间（s) 额定电流（A） 母线系统 参数 4 630～1000、1250～3000 单母线 80 31.5 操动机构 外形尺寸（宽深高）（mm) 电磁操动、弹簧操动 80018002282

1。母线选择

按最大长期工作电流选择：

76

220KV降压变电所设计

当环境温度为35℃时，温度修正系数：

20kV及以下回路的正常工作电流在4000A及以下时，宜选用矩形导体;在4000~8000A时，宜选用槽型导体；在8000A以上时,宜选用圆管型导体。

因此选用矩形铜导体.

10kV母线选用矩形铜导体,其具体参数见表5-2-9。

表5—2-9 10kV母线的技术数据 导体尺寸型号 单条 平放 双条 竖放 平放 竖放 矩形铜导体 2089 2177 1。12 3005 3282 1。45

热稳定校验：

正常运行时导体温度 ：

查《电力工程电气设计手册》得,热稳定系数C=85，则热稳定决定的导体最小截面

∴热稳定校验合格。

77

220KV降压变电所设计

动稳定校验:

①导体自振频率由以下求得

式中 L—绝缘子跨距

-3.56

m—导体单位长度的质量

J—截面惯性矩

E—导体材料的弹性模量（Pa)铝为Pa

则

可见，对该母线可不计共振影响，取动态应系数。

②母线相间应力计算

10kV侧冲击电流

导体最大相间计算应力

78

220KV降压变电所设计

∴满足动稳定校验 2。引线选择

按经济电流密度选择：

,

查《电力工程电气设计手册》得,LGJ导体经济电流密度得：

∴

因此选择2条矩形铝导体，其具体尺寸如表5-2-10。

型号 表5—2-10 10kV引线的技术数据 导体集肤效导体尺寸 截面 应系数 S 截面系数 竖放 惯性半径 允许电流 矩形铝导体 当环境温度为35℃,查《电力工程电气设计手册》得温度修正系数

(1)热稳定校验： 正常运行时导体温度

79

220KV降压变电所设计

满足短路时发热的最小导体截面为：

∴满足热稳定要求。 (2)动稳定校验：

已知三相导体垂直布置，每相选用2条矩形铝导体，相间距离a=0。35m，绝

缘子跨距l=1.2m，母线短路电流，冲击电流

导体自振频率由以下求得：

对该母线可不计共振影响,取动态应系数。

（3)母线相间应力计算： 10kV侧冲击电流

按所采用的放置母线的方式抗弯矩为：

引线同线条间作用应力计算

由《电力工程电气设计手册》查得

（为矩形铝导体1、2之间的截面系数）

80

220KV降压变电所设计

条间应力为:

式中 -边条导体所受弯矩，按两端固定的匀载荷梁计算，

W—导体对垂直于条间作用力的截面系数，与导体放置方式无关

，-条间衬垫跨距（m）

—单位长度导体上所受条间作用力

临界跨距(每相两条铝导体

）及条间衬垫最大跨距分别为

所选衬垫跨距应小于∴满足要求

及，为了方便安装，每跨距绝缘子中设三个衬垫，

5.2.4 本变电所导线选择结果

本变电所导线选择结果，见表5—2-11。

表5-2—11 导线选择结果一览表 导体尺寸 位置 型号 电压等级 母线 220kV 引线 LF-21铝锰合金管 Φ130/116 LGJ 28。00(外径) 81

220KV降压变电所设计

母线 LF-21铝锰合金管 110/100 110 kV 引线 LGJ 38.40(外径) 母线 矩形铜导体 ( 10 kV 引线 矩形铝导体 （ 82

220KV降压变电所设计

第6章 配电装置选择

1。电气平面布置

根据变电站假定的进出线方向，设定220kV户外配电装置布置在变电站北侧。根据本方案的远景建设规模,对于220kV和110kV配电装置按平行方式进行布置,布置方案参见电气总平面布置图。

平行方案110kV配电装置和220配电装置分别布置在站区的南北两侧,中间布置主变压器、35kV配电装置室和主控制楼布置在110kV配电装置的东侧. 2。220kV、110kV和10kV配电装置

220kV和110kV配电装置采用管型母线中型布置，均采用架空出线方式,所有设备均采用地面布置，在断路器和电流互感器之间设有一条3m宽检修道路,方便安装和检修.220kV出线隔离开关采用水平开启式隔离开关，母线隔离开关布置于母线下方，采用垂直伸缩开启式,有效地减少了占地面积,220kV配电装置间隔宽度13m； 110kV配电装置采用大字型结构,母线隔离开关采用垂直伸缩开启式，出线隔离开关采用水平开启式隔离开关,110kV配电装置间隔宽度8m。 10kV配电装置采用屋内成套开关柜布置。高压开关柜采用单列布置。

83

220KV降压变电所设计

结束语

在老师的指导下，经过近三个月的努力220kV变电站电气部分初步设计终于完成了，在此我对老师给予我们的帮助表示衷心的感谢，并且感谢曾给予我帮助的同学。

在毕业设计过程中，老师在百忙之中对我们的设计给予了细致的指导和建议，对我们的辅导耐心认真，并给我们提供了大量有关资料和文献，使我们的这次设计能顺利完成。通过这次课程设计使我对以前学习的知识得到了更深的了解,并使知识得到了进一步的巩固．在电气一次部分设计中，考虑到该变电站的重要性，220kV和110kV均采用双母线的接线，可满足经济性和可靠性要求；对于110kV侧其出线较多,且出现故障的几率较大,一旦停电,将会造成大面积的停电，故110kV侧采用单母线分段的接线形式。本变电站都采用真空断路器，可靠性较高。为保护中型配电装置，本站采用避雷针保护进行.并绘制了变电所的主接线图。

通过对该变电站的设计，加深了对变电站电气部分，电力系统高电压技术，变电站综合自动化等课程全面的了解和认识，并把书面知识和和实际变电站运行进行了一次有机且印象深刻的结合，提高了查阅各种资料及处理某些问题的能力，受益匪浅。

在本次变电站的设计过程中，参考和借鉴了许多教材和资料中的部分论述,对本论文的完成起到了很大的作用。在此次设计中虽充分采纳了老师和同学们的经验和意见，几经修改，但由于经验不足，尚不能纵观全局以至不能很好的理解老师们的教诲和同学们的建议，这就使本次设计及论述过程中难免有错误和不妥之处，敬请各位老师和同学批评指正。

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220KV降压变电所设计

参考文献

(1) 注册电气工程师执业资格考试专业考试相关标准（发输电专业）（上、下），中国电力出版社。 (2) 戈东方。电力工程电气设备手册,中国电力出版社.

（3)刘振亚.国家电网公司110—500kV变电站 通用设备典型规范，中国电力出版社。 (4)刘振亚.国家电网公司输变电工程 典型设计220kV变电站分册,中国电力出版社. （5)熊信银 ,朱水利。发电厂电气部分,中国电力出版社。 （6)苏小琳 ，阎晓霞.电力系统分析,中国电力出版社. (7)应敏华 ，程乃蕾.供用电工程，中国电力出版社。

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220KV降压变电所设计

附录1短路电流计算

建立等效电路,如下图：

选取基准值： =1000MVA， =

元件参数计算：

=·=×0.32=0。16

==×0.34=0。189

==×0。35=0。233

==0.4×185=1.399 ==0.4×130=0。983

=

=0.4×175

=1.323

86

220KV降压变电所设计

==0。4×165=1。248

=

=（

)

=×（14。7+25—8。7)×

×=0.861

=

=(

)

=×(14.7+8。7-25)×

×=0.044

=

=(

)

=×（14.7+8。7-25)×

×=0。528

当点发生三相短路时,等效电路图及简化过程如下:

===0.371

===0.351

=

==0.500

87

220KV降压变电所设计

==0。233+1.248=1。481

Y=+

+=

+

+

=5.743

=(+)Y=(0.16+0.351)×0.500×5.743=1.467 =(+）

Y=（0。189+0.371）×0.500×5.743=1.608

=1。467×

=2.934

=1.608×=2。894

=1。481×=2.2215

查运算曲线,得： =0.35,

=0。34，

=0。45

∴= ++

=0.35+0.34×

+0.45×=4.988（kA)

冲击电流： =

×1.85

=

×1。854.988=13.05（kA）

当点发生短路时（两台变压器运行），等效电路图及简化过程如下:

88

220KV降压变电所设计

= + +=0。861+（-0。044）+=0.745

= + +=0.861+(—0.044）+=0。745

=

=0.373

Y=+++=+

+

+

=4。660

=Y=0.373×1。467×4。660=2。550 =Y=0。373×1。525×4.660=2。651 =

Y=0.373×1。481×4。660=2。574 =2.550×=5.1 =2。651×=4。772 =2。574×

=3。861

查运算曲线,得： =0。196,

=0。210,

=0。259

∴

=

+

+

=0。196+0。210×

+0。259×=5。816(kA）

冲击电流： =

×1.8

=

×1.855。816=14。805（kA)

点发生短路（两台并列运行时），等效电路图及简化过程如下：

89

当

220KV降压变电所设计

= + =0.861+0.528=1。389 = +

=0。861+0。528=1.389 =

=0。6945 Y=+++=

+

+

+

=3。419

=Y=1。467×0。6945×3.419=3.483

=Y=1。608×0。6945×3。419=3。818

=

Y=1.481×0。6945×3。419=3。517 =3。483×=6。966 =3.818×=6。8724

=3.517×

=5。2755

: =0。144，

=0.146，

=0.190

∴

= ++

90

查运算曲线，得

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=0。44+0。146×

+0.190×=45。957(kA)

冲击电流： =

×1。8

=

×1。8

=116。988（kA）

短路电流计算结果：

短 路 电 计 流 算 （ kA 4.988 5。816 45．957 13.05 14。805 116.988

91

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附录2 电气设备选择表

电气设备一览表 名称 1＃，2#主变压器 所用变压器 断路器 断路器 断路器 断路器 隔离开关 隔离开关 隔离开关 隔离开关 母线 母线 母线 引线 引线 引线 电压互感器 电压互感器 电压互感器 电压互感器 电压互感器 电压等级220 10 220 110 10 10kV出线 220kV母线侧 型号 SFPSZ4-180000/220 S9—630/10 LW2—220 LW11—110 3AH3187-4 3AH3187-2 GW6-220（D.W） 主要参数 S=180MVA S=630kVA 40kA 31。5kA 3秒热稳定电流 40kA 31.5kA Φ130/116 Φ110/100 导体尺寸 220kV变压器及进线侧 GW7—220（2D。W） 110kV母线侧 110kV变压器及进线侧 220kV 110kV 10kV 220kV 110kV 10kV 220kV进线及出线 220kV母线 110kV母线 110kV出线 10kV母线及出线 GW6—110（D.W） GW7-110（2D.W） LF21铝锰合金管 LF—21铝锰合金管 矩形铜导体 LGJ LGJ 矩形铝导体 2CVT-T—5P 2CVT-T-10P 1CVT-T—20P 1CVT-T-10P JSJW—10 额定电压比（kV） （28.00（外径 38.40（外径） （//0。1 ////0。1 ///0.1 //0.1 92

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名称 电流互感器 电流互感器 电流互感器 电流互感器 电流互感器 避雷器 避雷器 避雷器 避雷器 避雷器 电压等级220kV 110kV母线及变压器侧 110kV出线侧 10kV母线及变压器侧 10kV出线侧 220kV母线及引线侧 220kV中性点侧 110 kV母线及引线侧 110 kV中性点侧 10kV侧 型号 2TA—FV-5P 1TA-DA—1S 1TA—DA-1S LAJ-10 LZJ-10 Y10W1-200/520 Y10W1-100/260 主要参数 2×600/1 2×600/1 额定电流比（A) 2×300/1 3000/5 1000/5 200 100 （kV) 100 69 10 Y10W1-100/260 Y10W5-69/224 FZ—10

93

220KV降压变电所设计

TRANSFORMER

1。 INTRODUCTION

The high-voltage transmission was need for the case electrical power is to be provided at considerable distance from a generating station. At some point this high voltage must be reduced, because ultimately is must supply a load. The transformer makes it possible for various parts of a power system to operate at different voltage levels. In this paper we discuss power transformer principles and applications.

2。 TOW—WINDING TRANSFORMERS

A transformer in its simplest form consists of two stationary coils coupled by a mutual magnetic flux. The coils are said to be mutually coupled because they link a common flux.

In power applications， laminated steel core transformers （to which this paper is restricted) are used. Transformers are efficient because the rotational losses normally associated with rotating machine are absent, so relatively little power is lost when transforming power from one voltage level to another。 Typical efficiencies are in the range 92 to 99%, the higher values applying to the larger power transformers.

The current flowing in the coil connected to the ac source is called the primary winding or simply the primary. It sets up the flux φ in the core, which varies periodically both in magnitude and direction。 The flux links the second coil, called the secondary winding or simply secondary. The flux is changing； therefore, it induces

94

220KV降压变电所设计

a voltage in the secondary by electromagnetic induction in accordance with Lenz’s law。 Thus the primary receives its power from the source while the secondary supplies this power to the load. This action is known as transformer action.

3. TRANSFORMER PRINCIPLES

When a sinusoidal voltage Vp is applied to the primary with the secondary open—circuited, there will be no energy transfer. The impressed voltage causes a small current Iθ to flow in the primary winding。 This no-load current has two functions: （1） it produces the magnetic flux in the core, which varies sinusoidally between zero and  φm， where φm is the maximum value of the core flux； and （2） it provides a component to account for the hysteresis and eddy current losses in the core. There combined losses are normally referred to as the core losses。

The no—load current Iθ is usually few percent of the rated full—load current of the transformer (about 2 to 5%). Since at no-load the primary winding acts as a large reactance due to the iron core, the no—load current will lag the primary voltage by nearly 90º。 It is readily seen that the current component Im= I0sinθ0， called the magnetizing current, is 90º in phase behind the primary voltage VP。 It is this component that sets up the flux in the core; φ is therefore in phase with Im。

The second component, Ie=I0sinθ0， is in phase with the primary voltage. It is the current component that supplies the core losses。 The phasor sum of these two components represents the no—load current, or

I0 = Im+ Ie

It should be noted that the no-load current is distortes and nonsinusoidal. This is

95

220KV降压变电所设计

the result of the nonlinear behavior of the core material。

If it is assumed that there are no other losses in the transformer， the induced voltage In the primary, Ep and that in the secondary, Es can be shown。 Since the magnetic flux set up by the primary winding,there will be an induced EMF E in the secondary winding in accordance with Faraday’s law, namely， E=NΔφ/Δt。 This same flux also links the primary itself, inducing in it an EMF， Ep. As discussed earlier, the induced voltage must lag the flux by 90º， therefore, they are 180º out of phase with the applied voltage. Since no current flows in the secondary winding， Es=Vs。 The no—load primary current I0 is small， a few percent of full-load current. Thus the voltage in the primary is small and Vp is nearly equal to Ep。 The primary voltage and the resulting flux are sinusoidal； thus the induced quantities Ep and Es vary as a sine function。 The average value of the induced voltage given by

Eavg = turns×

change in flux in a given time

given timewhich is Faraday’s law applied to a finite time interval。 It follows that

Eavg = N

2m = 4fNφm

1/(2f)which N is the number of turns on the winding。 Form ac circuit theory， the effective or root—mean-square (rms) voltage for a sine wave is 1。11 times the average voltage； thus

E = 4.44fNφm

Since the same flux links with the primary and secondary windings， the voltage per turn in each winding is the same. Hence

Ep = 4。44fNpφm

96

220KV降压变电所设计

and

Es = 4.44fNsφm

where Ep and Es are the number of turn on the primary and secondary windings， respectively。 The ratio of primary to secondary induced voltage is called the transformation ratio. Denoting this ratio by a， it is seen that

a =

EpNp = EsNsAssume that the output power of a transformer equals its input power, not a bad sumption in practice considering the high efficiencies. What we really are saying is that we are dealing with an ideal transformer； that is, it has no losses。 Thus

Pm = Pout

or

VpIp × primary PF = VsIs × secondary PF

where PF is the power factor. For the above—stated assumption it means that the power factor on primary and secondary sides are equal； therefore

VpIp = VsIs

from which is obtained

VpIpEp = ≌ ≌ a VsIsEsIt shows that as an approximation the terminal voltage ratio equals the turns ratio。 The primary and secondary current, on the other hand， are inversely related to the turns ratio. The turns ratio gives a measure of how much the secondary voltage is raised or lowered in relation to the primary voltage。 To calculate the voltage regulation, we need more information。

The ratio of the terminal voltage varies somewhat depending on the load and its

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power factor. In practice, the transformation ratio is obtained from the nameplate data, which list the primary and secondary voltage under full-load condition.

When the secondary voltage Vs is reduced compared to the primary voltage， the transformation is said to be a step—down transformer： conversely， if this voltage is raised， it is called a step—up transformer. In a step—down transformer the transformation ratio a is greater than unity (a〉1。0), while for a step-up transformer it is smaller than unity (a<1。0)。 In the event that a=1， the transformer secondary voltage equals the primary voltage. This is a special type of transformer used in instances where electrical isolation is required between the primary and secondary circuit while maintaining the same voltage level。 Therefore, this transformer is generally knows as an isolation transformer.

As is apparent, it is the magnetic flux in the core that forms the connecting link between primary and secondary circuit。 In section 4 it is shown how the primary winding current adjusts itself to the secondary load current when the transformer supplies a load。

Looking into the transformer terminals from the source， an impedance is seen which by definition equals Vp / Ip。 From

VpIpEp = ≌ ≌ a , we have Vp = aVs and Ip = Is/a.In VsIsEsterms of Vs and Is the ratio of Vp to Ip is

aVsaVsVp = =

IsIpIs/a2But Vs / Is is the load impedance ZL thus we can say that

Zm （primary） = a2ZL

This equation tells us that when an impedance is connected to the secondary side, it

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appears from the source as an impedance having a magnitude that is a times its actual value。 We say that the load impedance is reflected or referred to the primary。 It is this property of transformers that is used in impedance—matching applications.

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4. TRANSFORMERS UNDER LOAD

The primary and secondary voltages shown have similar polarities， as indicated by the “dot-making\" convention。 The dots near the upper ends of the windings have the same meaning as in circuit theory； the marked terminals have the same polarity。 Thus when a load is connected to the secondary, the instantaneous load current is in the direction shown。 In other words， the polarity markings signify that when positive current enters both windings at the marked terminals, the MMFs of the two windings add.

Since the secondary voltage depends on the core flux φ0, it must be clear that the flux should not change appreciably if Es is to remain essentially constant under normal loading conditions。 With the load connected, a current Is will flow in the secondary circuit, because the induced EMF Es will act as a voltage source。 The secondary current produces an MMF NsIs that creates a flux。 This flux has such a direction that at any instant in time it opposes the main flux that created it in the first place. Of course， this is Lenz’s law in action. Thus the MMF represented by NsIs tends to reduce the core flux φ0. This means that the flux linking the primary winding reduces and consequently the primary induced voltage Ep， This reduction in induced voltage causes a greater difference between the impressed voltage and the counter induced EMF, thereby allowing more current to flow in the primary。 The fact that primary current Ip increases means that the two conditions stated earlier are fulfilled： (1） the power input increases

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to match the power output， and （2） the primary MMF increases to offset the tendency of the secondary MMF to reduce the flux。

In general， it will be found that the transformer reacts almost instantaneously to keep the resultant core flux essentially constant. Moreover, the core flux φ0 drops very slightly between n o load and full load （about 1 to 3%）, a necessary condition if Ep is to fall sufficiently to allow an increase in Ip.

On the primary side， Ip’ is the current that flows in the primary to balance the demagnetizing effect of Is。 Its MMF NpIp’ sets up a flux linking the primary only。 Since the core flux φ0 remains constant. I0 must be the same current that energizes the transformer at no load. The primary current Ip is therefore the sum of the current Ip’ and I0.

Because the no—load current is relatively small， it is correct to assume that the primary ampere—turns equal the secondary ampere-turns, since it is under this condition that the core flux is essentially constant。 Thus we will assume that I0 is negligible， as it is only a small component of the full—load current.

When a current flows in the secondary winding， the resulting MMF (NsIs） creates a separate flux， apart from the flux φ0 produced by I0， which links the secondary winding only。 This flux does no link with the primary winding and is therefore not a mutual flux.

In addition, the load current that flows through the primary winding creates a flux that links with the primary winding only； it is called the primary leakage flux。 The secondary- leakage flux gives rise to an induced voltage that is not counter balanced by an equivalent induced voltage in the primary。 Similarly, the voltage induced in

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the primary is not counterbalanced in the secondary winding。 Consequently, these two induced voltages behave like voltage drops, generally called leakage reactance voltage drops. Furthermore, each winding has some resistance, which produces a resistive voltage drop. When taken into account, these additional voltage drops would complete the equivalent circuit diagram of a practical transformer. Note that the magnetizing branch is shown in this circuit, which for our purposes will be disregarded. This follows our earlier assumption that the no-load current is assumed negligible in our calculations. This is further justified in that it is rarely necessary to predict transformer performance to such accuracies. Since the voltage drops are all directly proportional to the load current, it means that at no—load conditions there will be no voltage drops in either winding.

变压器

1。 介绍

要从远端发电厂送出电能，必须应用高压输电。因为最终的负荷，在一些点高电压必须降低。变压器能使电力系统各个部分运行在电压不同的等级。本文我们讨论的原则和电力变压器的应用。

2。 双绕组变压器

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变压器的最简单形式包括两个磁通相互耦合的固定线圈.两个线圈之所以相互耦合，是因为它们连接着共同的磁通。

在电力应用中，使用层式铁芯变压器（本文中提到的)。变压器是高效率的，因为它没有旋转损失，因此在电压等级转换的过程中，能量损失比较少。典型的效率范围在92到99％，上限值适用于大功率变压器。

从交流电源流入电流的一侧被称为变压器的一次侧绕组或者是原边。它在铁圈中建立了磁通φ，它的幅值和方向都会发生周期性的变化。磁通连接的第二个绕组被称为变压器的二次侧绕组或者是副边。磁通是变化的；因此依据楞次定律,电磁感应在二次侧产生了电压。变压器在原边接收电能的同时也在向副边所带的负荷输送电能。这就是变压器的作用。

3。 变压器的工作原理

当二次侧电路开路是,即使原边被施以正弦电压Vp，也是没有能量转移的.外加电压在一次侧绕组中产生一个小电流Iθ。这个空载电流有两项功能:（1）在铁芯中产生电磁通，该磁通在零和φm之间做正弦变化，φm是铁芯磁通的最大值；（2)它的一个分量说明了铁芯中的涡流和磁滞损耗。这两种相关的损耗被称为铁芯损耗。

变压器空载电流Iθ一般大约只有满载电流的2％—5%。因为在空载时，原边绕组中的铁芯相当于一个很大的电抗，空载电流的相位大约将滞后于原边电压相位90º。显然可见电流分量Im= I0sinθ0，被称做励磁电流，它在相位上滞后于原边电压VP 90º。就是这个分量在铁芯中建立了磁通；因此磁通φ与Im同相。

第二个分量Ie=I0sinθ0，与原边电压同相。这个电流分量向铁芯提供用于损耗的电流。两个相量的分量和代表空载电流，即

I0 = Im+ Ie

应注意的是空载电流是畸变和非正弦形的.这种情况是非线性铁芯材料造成的。

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如果假定变压器中没有其他的电能损耗一次侧的感应电动势Ep和二次侧的感应电压Es可以表示出来。因为一次侧绕组中的磁通会通过二次绕组，依据法拉第电磁感应定律，二次侧绕组中将产生一个电动势E，即E=NΔφ/Δt。相同的磁通会通过原边自身，产生一个电动势Ep.正如前文中讨论到的,所产生的电压必定滞后于磁通90º,因此，它于施加的电压有180º的相位差。因为没有电流流过二次侧绕组，Es=Vs。一次侧空载电流很小，仅为满载电流的百分之几.因此原边电压很小，并且Vp的值近乎等于Ep.原边的电压和它产生的磁通波形是正弦形的；因此产生电动势Ep和Es的值是做正弦变化的。产生电压的平均值如下

Eavg = turns×

给定时间内磁通变化量

给定时间即是法拉第定律在瞬时时间里的应用.它遵循

Eavg = N

2m = 4fNφm

1/(2f)其中N是指线圈的匝数。从交流电原理可知,有效值是一个正弦波，其值为平均电压的1。11倍;因此

E = 4.44fNφm

因为一次侧绕组和二次侧绕组的磁通相等，所以绕组中每匝的电压也相同。因此

Ep = 4.44fNpφm

并且

Es = 4.44fNsφm

其中Np和Es是一次侧绕组和二次侧绕组的匝数。一次侧和二次侧电压增长的比率称做变比。用字母a来表示这个比率，如下式

a =

EpNp = EsNs假设变压器输出电能等于其输入电能——这个假设适用于高效率的变压器.实际上我们是考虑一台理想状态下的变压器；这意味着它没有任何损耗。因此

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Pm = Pout

或者

VpIp × primary PF = VsIs × secondary PF

这里PF代表功率因素.在上面公式中一次侧和二次侧的功率因素是相等的；因此

VpIp = VsIs

从上式我们可以得知

VpIpEp = ≌ ≌ a VsIsEs它表明端电压比等于匝数比,换句话说，一次侧和二次侧电流比与匝数比成反比。匝数比可以衡量二次侧电压相对于一次恻电压是升高或者是降低。为了计算电压，我们需要更多数据。 终端电压的比率变化有些根据负载和它的功率因素。实际上， 变比从标识牌数据获得, 列出在满载情况下原边和副边电压.

当副边电压Vs相对于原边电压减小时，这个变压器就叫做降压变压器。如果这个电压是升高的,它就是一个升压变压器。在一个降压变压器中传输变比a远大于1(a〉1。0),同样的，一个升压变压器的变比小于1（a<1。0）。当a=1时，变压器的二次侧电压就等于起一次侧电压。这是一种特殊类型的变压器，可被应用于当一次侧和二次侧需要相互绝缘以维持相同的电压等级的状况下。因此，我们把这种类型的变压器称为绝缘型变压器。

显然，铁芯中的电磁通形成了连接原边和副边的回路.在第四部分我们会了解到当变压器带负荷运行时一次侧绕组电流是如何随着二次侧负荷电流变化而变化的。

从电源侧来看变压器，其阻抗可认为等于Vp / Ip。从等式 知Vp = aVs并且Ip = Is/a.根据Vs和Is，可得Vp和Ip的比例是

aVsaVsVp = =

IsIpIs/a2VpIpEp = ≌ ≌ a中我们可VsIsEs但是Vs / Is 负荷阻抗ZL，因此我们可以这样表示

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Zm (primary） = aZL

这个等式表明二次侧连接的阻抗折算到电源侧，其值为原来的a倍。我们把这种折算方式称为负载阻抗向一次侧的折算。这个公式应用于变压器的阻抗匹配。

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4. 有载情况下的变压器

一次侧电压和二次侧电压有着相同的极性,一般习惯上用点记号表示.如果点号同在线圈的上端，就意味着它们的极性相同。因此当二次侧连接着一个负载时，在瞬间就有一个负荷电流沿着这个方向产生。换句话说，极性的标注可以表明当电流流过两侧的线圈时,线圈中的磁动势会增加.

因为二次侧电压的大小取决于铁芯磁通大小φ0，所以很显然当正常情况下负载电势Es没有变化时,二次电压也不会有明显的变化。当变压器带负荷运行时，将有电流Is流过二次侧，因为Es产生的感应电动势相当于一个电压源。二次侧电流产生的磁动势NsIs会产生一个励磁。这个磁通的方向在任何一个时刻都和主磁通反向。当然，这是楞次定律的体现.因此，NsIs所产生的磁动势会使主磁通φ0减小。这意味着一次侧线圈中的磁通减少,因而它的电压Ep将会增大。感应电压的减小将使外施电压和感应电动势之间的差值更大,它将使初级线圈中流过更大的电流。初级线圈中的电流Ip的增大，意味着前面所说明的两个条件都满足:(1）输出功率将随着输出功率的增加而增加（2)初级线圈中的磁动势将增加，以此来抵消二次侧中的磁动势减小磁通的趋势.

总的来说，变压器为了保持磁通是常数，对磁通变化的响应是瞬时的。更重要的是，在空载和满载时，主磁通φ0的降落是很少的（一般在）1至3％.其需要的条件是E降落很多来使电流Ip增加。

在一次侧，电流Ip'在一次侧流过以平衡Is产生的影响。它的磁动势NpIp'只停留在一次侧。因为铁芯的磁通φ0保持不变，变压器空载时空载电流I0必定会为其提供能量。故一次侧电流Ip是电流Ip’与I0’的和.

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因为空载电流相对较小，那么一次侧的安匝数与二次侧的安匝数相等的假设是成立的。因为在这种状况下铁芯的磁通是恒定的。因此我们仍旧可以认定空载电流I0相对于满载电流是极其小的.

当一个电流流过二次侧绕组，它的磁动势（NsIs）将产生一个磁通，于空载电流I0产生的磁通φ0不同，它只停留在二次侧绕组中.因为这个磁通不流过一次侧绕组，所以它不是一个公共磁通。

另外,流过一次侧绕组的负载电流只在一次侧绕组中产生磁通，这个磁通被称为一次侧的漏磁。二次侧漏磁将使电压增大以保持两侧电压的平衡。一次侧漏磁也一样。因此，这两个增大的电压具有电压降的性质，总称为漏电抗电压降。另外，两侧绕组同样具有阻抗,这也将产生一个电阻压降。把这些附加的电压降也考虑在内，这样一个实际的变压器的等值电路图就完成了.由于分支励磁体现在电流里，为了分析我们可以将它忽略。这就符我们前面计算中可以忽略空载电流的假设.这证明了它对我们分析变压器时所产生的影响微乎其微。因为电压降与负载电流成比例关系，这就意味着空载情况下一次侧和二次侧绕组的电压降都为零。

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指 导 老 师 评 语 表 评 语： 是否具有答辩资格 指导老师签名:

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