具体实施方式

下面将结合本发明实施例中的附图，对本发明实施例中的技术方案进行清楚、完整地描述，显然，所描述的实施例仅仅是本发明一部分实施例，而不是全部的实施例。基于本发明中的实施例，本领域普通技术人员在没有作出创造性劳动前提下所获得的所有其他实施例，都属于本发明保护的范围。

请参见图1，图1是本发明实施例提供的一种考虑地坑热量累积效应的全埋变容量配置方法的流程图，如图1所示，包括以下步骤：

101、根据全埋变的站外环境和站内环境，建立考虑地坑热量累积效应的全埋变拓展热路模型。

在本发明实施例中，上述考虑地坑热量累积效应的全埋变拓展热路模型用于计算上述全埋变的绕组热点温度。全埋变是一种把传统箱变变压器、半地埋箱变变压器完全埋入地面以下的变电站，全埋变的上方地面不影响使用。全埋变具有环保、节能、防盗、无噪音、无辐射、不怕泥石流、不怕水灾、密封性好、节省土地、提高土地利用率、降低基建投资、提升人居环境、美化城市、有效解决供电、土地与环境的矛盾等优点。

上述站内环境主要是全埋变的变压器内热容和变压器内热阻，全埋变的站内环境热容和站内环境热阻，上述的站外环境主要是全埋变的站外环境热容和站外环境热阻。上述全埋变的站外环境热容主要是靠近全埋变的土壤热容，上述全埋变的站外环境热阻主要是靠近全埋变的土壤热阻。

上述热路模型是一种类比模型，具体来说，热的传递发生在物体之间或者同一物体的不同部分之间，只要传递对象间存在温度差，就能够持续自主发生热传递直到温度相同为止。而在一个能形成回路的非超导体电路中，如果存在电压差，电路中的自由电荷就能够自主产生定向移动。根据欧姆定律和傅里叶定律就可以写出式(1)和式(2)如下：

其中，上述式(1)和式(2)中，I和φ分别为电流和热量，ΔU和为ΔT分别为电压差和温度差，R_el和R_th分别为电阻和热阻。从上述式(1)和式(2)可以看出，式(1)和式(2)具有一定相似性。因此，热的传递就可以用电领域的知识进行类比，即热-电类比可以定义为将电路中的电学原理应用到热路中。

根据上述热-电类比，通过表1将热路中温度、热量、热容和热阻类比到电路中的电压、电流、电容和电阻。表1为热-电类比表，具体表1如下：

表1

其中，上述热容可以定义为传热介质存储能量能力，热阻表示传热介质抵抗传热的能力。在表1中，交叉变量指的是一种可以通过热路或电路中的某个元件两端测量值作差得到的变量，通过变量指的是一种通过热路或电路中的某个元件传输的变量。

需要说明的是，根据热-电类比，Susa等人提出了一种典型的传统地上变压器热路模型如图2所示，在图2中，传统地上变压器热路模型包括两部分：热点温度(Hot-spottemperature，HST)模型和油顶温度(Top-oil temperature，TOT)模型，HST模型中由油顶温度θ_oil表示的理想电压源可以由TOT模型中求得，而TOT模型中的理想电压源可以表示为地上变压器周边环境温度θ_amb。此外，由电流源表示的热路模型中的主要热源可由q_fe、q_cu表示，它们分别代表由涡流损耗和磁滞损耗引起的变压器铁耗热量和由变压器线圈电阻损耗所引起的变压器铜耗热量，q_tot则表示为铜耗和铁耗之和。R_hs-oil、C_wnd分别为绕组热点到变压器油的等效热阻和等效热容。R_oil、C_oil为变压器油到周围环境的等效热阻和等效热容。

在本发明实施例中，由于地坑热量累积效应的影响，传统地上变压器热路模型不再适用于全埋变。因此，本发明实施例提供一种考虑地坑热量累积效应的全埋变拓展热路模型，具体的，该模型考虑了参与热传递过程的地下土壤的热容和热阻，能够更准确地测算绕组热点温度，进而获得更精确的全埋变寿命损失评估。更具体的，在考虑地坑热量累积效应的全埋变拓展热路模型中，将最外层环境温度设为未参与散热的土壤平均温度，通过分析全埋变中变压器绕组、铁芯、全埋变的变压器外壳、冷却油、中压柜、低压柜、全地埋式变电所内部的冷却空气、全埋变内的其他设备、全埋变外壳和全埋变周围土壤之间的能量平衡，可以获得考虑地坑热量累积效应的全埋变拓展热路模型如图3所示。在图3中，HST模型与传统地上变压器的HST模型是相同的，q_sta为全埋变低压柜和中压柜发出的总热量，q_tot为全埋变的变压器内铁损和铜损散热至站内环境的热量和中压柜、低压柜发出的热量之和，θ_sta为站内空气温度，R_in、C_in分别为站内空气环境到全埋变外壳的等效热阻和等效热容。R_earth、C_earth为变电站外壳到站外周围土壤环境的等效热阻和等效热容，即R_earth为土壤热阻，C_earth为土壤热容。

在图3中，TOT模型的虚线左侧为传统地上变压器部分，TOT模型的虚线右侧为考虑了地坑环境参与散热的部分，也即考虑地坑热量累积效应的部分，这里的热源包括全埋变的内部变压器的功率损耗和配电柜产生的热量。热量同地上变压器一样从铁芯和绕组散发到冷却油中，从冷却油散发到全埋变的站内空气环境中，最后再从全埋变的站内空气散发到站外土壤环境中。对于图3中的TOT模型，全埋变产生的热量可以看作是理想的电流源，全埋变内产生的热量一部分被变压器绕组、冷却油、站内空气环境和站外土壤环境的热容所吸收，另一部分作为热源，通过全埋变的变压器绕组、冷却油、站内空气环境和站外土壤环境的热阻使各部分的温度升高。此外，最远端未参与散热的外层土壤环境温度可视为理想的电压源。由于杂散电容所引起的杂散损耗过小，因此在本发明实施例中不予考虑。

可选的，由于本发明实施例是针对全埋变，因此，上述站外环境也可以称为站外土壤环境，上述站内环境包括站内空气环境与站内设备环境。上述站外环境主要包括全埋变的站外环境热容和站外环境热阻，具体来说，上述站外土壤环境主要包括参与散热的土壤热阻和参与散热的土壤热容。站内空气环境主要包括全埋变的站内环境热容和站内环境热阻，上述站内设备环境主要包括全埋变的变压器内热容和变压器内热阻。

进一步的，上述根据全埋变的站外环境和站内环境，建立考虑地坑热量累积效应的全埋变拓展热路模型的步骤具体包括：获取上述全埋变的变压器内热容和变压器内热阻；以及获取上述全埋变的站内环境热容和站内环境热阻；以及获取上述全埋变的站外环境热容和站外环境热阻；根据上述变压器内热容和变压器内热阻、上述站内环境热容和站内环境热阻以及上述站外环境热容和站外环境热阻，建立考虑地坑热量累积效应的全埋变拓展热路模型。

在本发明实施例中，上述全埋变的变压器为油浸式变压器，上述获取上述全埋变的变压器内热容和变压器内热阻的步骤具体包括：根据油顶温度相对变电站内环境的温度上升值、冷却油的传热系数以及冷却油的有效散热面积，计算上述全埋变的变压器内热阻；以及根据铁芯和线圈组件的质量、全埋变的变压器配件和箱体的质量以及冷却油的质量，计算上述全埋变的变压器内热容。

具体的，对于油浸式变压器，在根据油顶温度相对变电站内环境的温度上升值、冷却油的传热系数以及冷却油的有效散热面积，计算上述全埋变中的变压器内热阻的步骤中，冷却油的热阻计算式为式(3)，式(3)可以通过式(2)变换得到，式(3)如下所示：

在式(3)中，Δθ_oil表示油顶温度相对变电站内环境的温度上升值，单位为K；h_oil为冷却油的传热系数，单位为W/(m²·K)；A为冷却油的有效散热面积，单位为m²。

进一步的，在本发明实施例中，由于考虑地坑热量累积效应的全埋变拓展热路模型中的热阻与电学中的电阻存在细微的差别，热阻值不是恒定不变的，因此可通过定义传热系数来衡量热阻。由格拉肖夫数(Gr)、雷诺数(Re)、普朗特数(Pr)可推导出关于传热系数h_oil的表达式为式(4)：

式中，D为油道特征长度，单位为m；g为重力常数，单位为m/s；koil、γ_oil、ε_oil、ρ_oil、β_oil均为与温度有关的冷却油热参数，其与温度的关系见表2，表2为冷却油热参数表；B₁、B₂为取决于油循环是层流还是紊流的经验值，B₁、B₂的值见表3，表3为B₁和B₂经验值表。

具体的，上述表2如下所示：

表2

具体的，上述表3如下所示：

表3

在本发明实施例中，由于油粘度系数随温度的变化远大于其它热参数的变化，因此将除油粘度系数意外的其它热参数以常数代替，结合上述表2和表3，可以得到冷却油的传热系数表达式如式(5)和式(6)，具体的，式(5)和式(6)如下所示：

可选的，本发明实施例油浸式变压器可以选择油浸自冷式变压器或油浸风冷式变压器，在根据铁芯和线圈组件的质量、全埋变的变压器配件和箱体的质量以及冷却油的质量，计算上述全埋变的变压器内热容的步骤中，油浸自冷式变压器、油浸风冷式变压器冷却油的热容可分别表示为式(7)和式(8)，式(7)和式(8)如下所示：

C_oil＝0.1323m_c+0.0882m_t,f+0.400m_oil (7)

C_oil＝0.1323(m_c+m_t,f)+0.580m_oil (8)

在式(7)和式(8)中，m_c为铁芯和线圈组件的质量，单位为kg；m_t,f为全埋变的变压器配件和箱体的质量，单位为kg；m_oil为冷却油的质量，单位为kg。

进一步的，从变压器绕组热点到冷却油的非线性热阻由绕组、绝缘层、冷却油三部分的热阻组成，可由式(9)求得，式(9)如下所示：

R_hs-oil＝R_wnd+R_insul+R_oil (9)

在式(9)中，R_hs-oil为非线性热阻，R_wnd为绕组的热阻，R_insul为绝缘层的热阻，R_oil为冷却油的热阻。

其中，上述冷却油的热阻R_oil远远大于绕组的热阻R_wnd，上述冷却油的热阻R_oil远远大于绝缘层的热阻R_insul。具体表达式如式(10)所示，式(10)如下所示：

更进一步的，结合式(10)，上述的式(9)可以被简化为式(11)，式(10)如下所示：

更进一步的，变压器绕组热点到冷却油的传热系数h_hs-oil对应的式(11)与式(5)相似，因此，式(11)可以被表达为式(12)，式(12)如下所示：

需要说明的是，在式(12)中，油粘度系数ε_oil(θ)需要用油顶温度重新计算，此时的Δθ_hs为绕组热点到冷却油油顶的温升，绕组的热容可由式(13)得到，式(13)如下所示：

C_wnd＝0.132m_wnd (13)

在式(13)中，C_wnd为绕组的热容，m_wnd为绕组的质量，单位为kg。

在本发明实施例中，获取上述全埋变的站内环境热容和站内环境热阻的步骤具体包括：根据全埋变进风口面积和出风口面积、经自然通风散热的热量、经自然通风散热过程的流体热阻、全埋变的变压器中高点到出风口底部距离以及全埋变出风口与进风口之间空气温升，计算上述全埋变的站内环境热阻；以及根据全埋变中的变压器外壳热容、抽水泵热容、风机热容、中压柜热容和低压柜热容，计算上述全埋变的站内环境热容。

需要说明的是，全埋变的站内环境热阻指的是其阻碍热量从全埋变的站内设备(全埋变的变压器、中压柜、低压柜等)外表面传递到全埋变外壳的能力。其中，全埋变的站内空气环境主要通过与外部空气环境之间压差形成的自然通风进行冷却。

具体的，全埋变的站内环境热阻可由式(14)进行表达，式(14)是基于Hoppner公式得到的，具体式(14)如下所示：

在式(14)中，S表示全埋变进风口和出风口的面积，在本发明实施例中，假设全埋变进风口和出风口的面积为一致的，单位为m²；P表示经自然通风散热的热量，单位为kW；R_hyd表示经自然通风散热的散热过程中的流体热阻，单位为Pa·s；H_cabin表示全埋变的变压器中高点到出风口底部距离，单位为m；θ_ex表示全埋变出风口与进风口之间空气温升。

进一步的，以P为待求解量，可将式(14)转换成式(15)和式(16)，式(15)和式(16)如下所示：

进一步的，通过全埋变的站内环境热阻和出风口与进风口之间空气温升的关系式θ_ex＝R_in×P可将式(15)改写为式(17)，式(17)如下所示：

在式(17)中，值可由经验公式对应的式(18)得到，式(18)如下所示：

通过上述式(14)至式(18)，可以求解全埋变的站内环境热阻R_in。

在本发明实施例中，全埋变的站内环境热容主要由变压器外壳、抽水泵、风机、中压和低压柜的热容组成，每一部分的热容可以由质量和比热之积获得，比例系数由经验可设为0.22，具体如下述式(19)所示：

C_in＝C_tank+C_fan+C_pump+C_cabin (19)

在式(19)中，C_in为全埋变的站内环境热容，C_tank为全埋变中的变压器外壳热容，C_fan为全埋变的抽水泵热容，为全埋变的风机热容C_pump，C_cabin为全埋变的中压柜和低压柜热容。

在本发明实施例中，上述获取上述全埋变的站外环境热容和站外环境热阻的步骤具体包括：根据参与散热的土壤热阻、参与散热的土壤厚度、饱和土壤的导热系数以及干燥土壤的导热系数，计算上述全埋变的站外环境热阻；以及根据参与散热的土壤热容，计算上述全埋变的站外环境热容。

需要说明的是，土壤的散热能力主要体现在其热阻上，即土壤的导热性。它受土壤成分、孔隙度、湿度、矿物成分和温度等因素的影响。

具体的，根据参与散热的土壤热阻、参与散热的土壤厚度、饱和土壤的导热系数以及干燥土壤的导热系数，计算上述全埋变的站外环境热阻的步骤主要采用Johansen模型，将热导率归一化(即Kersten数)，根据饱和土壤的导热系数和干燥土壤的导热系数建立全埋变周围非饱和土壤的热阻表达式，具体如下述式(20)所示：

在式(20)中，R_earth为参与散热的土壤热阻，L_earth为参与散热的土壤厚度，单位为m；λ_sat和λ_dry分别为饱和土壤的导热系数和干燥土壤的导热系数，W/(m·K)；K_e是Kersten数，K_e可由下述式(21)得到：

进一步的，利用水的导热系数和土壤固体的有效导热系数的几何平均方程可以确定饱和土壤的导热系数，饱和土壤的导热系数如下述式(22)所示：

在式(22)中，δ为与土壤质地有关的参数，δ对于砂土、壤土和黏土分别取值1.05、0.9、0.58；ω为土壤含水率；λ_s为土壤固体的有效导热系数，单位为W/(m·K)；λ_w为水的有效导热系数，单位为W/(m·K)；η为土壤孔隙度。

在本发明实施例中，由于干燥土壤不含有水分，所以它的有效导热系数与水的导热系数无关，主要取决于土壤的孔隙度，根据经验公式可以由下述式(23)获得：

λ_dry＝-0.56η+0.51 (23)

在本发明实施例中，可以将根据参与散热的土壤热容C_earth作为上述全埋变的站外环境热容。

在本发明实施例中，在根据上述变压器内热容和变压器内热阻、上述站内环境热容和站内环境热阻以及上述站外环境热容和站外环境热阻，建立考虑地坑热量累积效应的全埋变拓展热路模型的步骤之后，上述考虑地坑热量累积效应的全埋变容量配置方法还包括：每隔预设时间，对上述全埋变的站外环境进行参数校准，得到站外环境的实测校准参数；利用非线性最小二乘方法，根据上述站外环境的实测校准参数，对上述站外环境热容和站外环境热阻进行校正，得到校正后的站外环境热容和站外环境热阻；根据上述校正后的站外环境热容和站外环境热阻，对上述考虑地坑热量累积效应的全埋变拓展热路模型进行参数整定。

需要说明的是，在式(6)到式(23)中的一些系数，会随周围环境和自身物理特性变化而变化。例如，土壤的热容和热阻受土壤湿度和温度的影响，而变压器冷却油的热阻则会受油顶温升的影响。与传统地上变压器的周围环境空气相比，由于全埋变周围土壤环境的热容量是空气的1500多倍且土壤的导热率是空气的几十倍，包括温度、湿度等土壤特性变化缓慢，因此全埋变的站外环境的实测校准参数具有更少的不确定性。因此，考虑地坑热量累积效应的全埋变拓展热路模型中的参数需要根据现场实验测量结果每月重新校准一次。

在本发明实施例中，可以利用非线性最小二乘方法，根据站外环境的实测校准参数，对不同负载率下全埋变的变压器周围的土壤热容和热阻进行了校正。测量值(x_j，θ_hs,j)和观测方程之间的函数关系式以及误差平方和的定义如下述式(24)和式(25)所示：

在式(24)和式(25)中，x_j为由实际测量得到的拓展全埋变热路模型输入矩阵；θ_hs,j为对应第j个输入数据的绕组热点温度测量值；在第α次迭代时绕组热点温度的估计值；μ_j为第j个绕组热点温度计算样本的误差向量；为绕组热点温度计算误差的平方和；J_total为选取的样本总数。

进一步的，通过高斯-牛顿算法将观测方程进行在当前估计值周围泰勒级数展开，并近似取至一阶泰勒级数如式(26)所示：

在本发明实施例中，为方便表达，将泰勒级数展开一阶导数用变量表示，如式(27)所示：

进一步的，结合式(27)，则上述式(25)可以简化为式(28)的线性最小二乘问题，式(28)如下所示：

进一步的，下一次迭代的热点温度估计参数可由下述式(29)得到：

在本发明实施例中，需要说明的是，由式(29)所得到的的值在下一次迭代中即为然后，重复计算式(26)至式(28)以获得新的直到β的变化低于规定值为止，本发明实施例中规定值为10^-8。

在本发明实施例中，上述考虑地坑热量累积效应的全埋变拓展热路模型用于计算上述全埋变的绕组热点温度。具体的，变压器绕组热点温度可由外部土壤温度、全埋变的站内空气相对变电站周围最外层土壤温升、变压器油顶相对全埋变的站内空气温升、绕组热点相对变压器油顶温升之和计算得出。本发明实施例中提出一种考虑地坑热量累积效应的全埋变拓展热路模型的微分形式可表示为式(30)、式(31)和式(32)三部分:

在式(30)、式(31)和式(32)中，1/u、1/v和1/w是反映温升与热阻之间的非线性关系，通常取0.8。变压器铁耗和铜耗可通过变压器出厂试验或运行数据进行估算。

本发明实施例中，在输入环境温度和全埋变运行数据后，联立式(30)～(32)求解可得到冷却油和绕组热点的温升。因此，本发明还可以通过绕组热点温升进一步求解绕组热点温度，以确定地下变压器温升是否能满足安全运行的要求。如果不能，则应该采取相应的负荷管理。

102、根据全埋变的绕组热点温度，对全埋变的寿命损失进行估计，得到全埋变的寿命损失成本。

在本发明实施例中，可以根据上述全埋变的绕组热点温度，计算全埋变的变压器的老化加速因子；根据上述全埋变的变压器的老化加速因子，计算全埋变的寿命损失百分比和全埋变的预期寿命；根据上述全埋变的寿命损失百分比和全埋变的预期寿命，计算全埋变的寿命损失成本。

需要说明的是，绕组温度被认为是影响变压器绝缘老化最重要的因素，过载温度会导致绝缘材料产生气泡，甚至可能导致不可逆的绝缘故障。另一方面，由于多相变压器绕组的温度分布不均匀，通常用最热点温度来评价变压器的绝缘老化情况。根据Arrhenius反应速率理论，老化加速因子F_AA可表示为下述式(33)：

在式(33)中，θ_hs,ref定义为全埋变的变压器在整个正常寿命周期内能够持续工作的热点温度，即参考热点温度，基于全埋变使用的标准正常寿命180000小时，结合所提供的全埋变的变压器寿命测试结果，本文将参考热点温度值设置为110℃；θ_hs为绕组最热点的温度(也可以称为绕组热点温度)；E为老化加速因子斜率常数，受全埋变的变压器的抗内压断裂强度、抗拉强度、断裂伸长率等力学性能影响，其值通常设为15000。

请参考图4和图5，图4是本发明实施例提供的一种热点温度范围在40℃～200℃所对应的老化加速因子曲线图，图5是本发明实施例提供的一种热点温度范围在40℃～120℃所对应的老化加速因子曲线图。根据式(33)，在标准正常寿命为180000小时、参考热点温度为110℃的条件下，如图4和图5分别给出了热点温度范围在40℃～200℃、40℃～120℃所对应的老化加速因子曲线。

具体的，由图4可知，当变压器过载时，老化加速因子将呈现急剧增加。例如，当热点温度达到160摄氏度时，老化加速因子将是在参考热点温度下的92倍。而当热点温度达到200摄氏度时，老化加速因子将是在参考热点温度下的1723倍，严重威胁到了变压器绝缘寿命。由图5可知，当热点温度值超过所设定的参考热点温度110℃时，老化加速因子的值将大于1。相反地，当热点温度值低于所设定的参考热点温度110℃时，老化加速因子的值将小于1。当热点温度值比额定值低7时，即103℃，此时的寿命损失将减半。当热点温度下降至89℃时，此时的老化加速率仅为参考热点温度条件下的十分之一。而当热点温度下降至70℃时，此时的老化加速率仅为参考热点温度条件下的千分之一，此时的变电站寿命损失时间很小，在长时间尺度计算中可以忽略不计。当热点温度短时越限时，例如在热点温度达到120℃时，老化加速因子虽然超过正常值，但仅为正常值的2.7倍，仍处于可接受范围内。因此，变压器在轻度过载条件下仍可短时间进行可靠运行。

需要说明的是，在GB/T 1094.7-2008《电力变压器第7部分：油浸式电力变压器负载导则》中指出，当热点温度超过140℃时，绕组绝缘层将产生气泡，导致绝缘强度出现明显下降。因此，绕组热点温度应该严格控制在140℃以下，以免产生气泡对绝缘造成不可逆损伤。

在本发明实施例中，通过绕组热点温度计算得到老化加速因子后，可以由每个时间段内的老化加速因子计算得到寿命损失时间T_LOL，由寿命损失时间可以计算寿命损失百分比和预期寿命，具体如下述式(34)、式(35)和式(36)所示：

在式(34)、式(35)和式(36)中，T_LOL为寿命损失时间；F_AA,i为第i时间段的老化加速因子；Δt_i为第i时间段；％LOL为寿命损失百分比，在热点参考温度为110℃，正常寿命为180000小时的条件下，变压器一天的正常寿命损失百分比为0.0133％；T_normal为变压器的正常预期寿命，设为180000h；T_exp为由所提出模型计算得到的全埋变预期寿命；T_LOL,IEEE为由IEEE导则计算得到的寿命损失时间。

在本发明实施例中，需要说明的是，动态负载能力评估是确定变压器绕组绝缘所能承受的超过额定负载的最大电负荷。为了将变电站的寿命损失控制在一定范围内，应该确定变电站的动态负载能力，并将变电站所带负荷严格控制在动态负载能力内。电能供应在电力需求和其自身性质上都是随时间变化的。因此，变压器过载往往发生在用电高峰时期。但长期过载将严重影响变压器绕组绝缘寿命，变压器寿命损失百分比应严格控制在一定范围内，IEEE负载导则中规定的0.0133％每24h。一般情况下，变压器的负载能力应从变压器寿命损失时间进行动态估计，评估全埋变动态负载能力可以通过以下步骤进行，具体请参见图6，图6是本发明实施例提供的一种评估全埋变动态负载能力的迭代流程图，如图6所示，具体包括以下步骤：

601、开始。

602、输入全埋变参数、负载率、周围外层土壤环境温度、正常寿命损失百分比等数据。

603、设置时间段i＝1。

604、根据考虑地坑热量累积效应的全埋变拓展热路模型的式(30)至式(32)计算全埋变热点温度。

605、根据式(34)和式(35)确定全埋变寿命损失百分比。

606、判断全埋变寿命损失百分比是否超过正常值。

在步骤606中，若全埋变寿命损失百分比超过正常值，则转入步骤607；若全埋变寿命损失百分比不超过正常值，则转入步骤608。

607、判断前一时刻全埋变寿命损失百分比是否超过正常值。

在步骤607中，若前一时刻全埋变寿命损失百分比超过正常值，则减少3％的变电站负荷，并回到步骤603执行下一时间段i＝i+1；若前一时刻全埋变寿命损失百分比不超过正常值，则减少2％的变电站负荷，并回到步骤603执行下一时间段i＝i+1。

608、判断前一时刻全埋变寿命损失百分比是否超过正常值。

在步骤607中，若前一时刻全埋变寿命损失百分比超过正常值，则转入步骤609；若前一时刻全埋变寿命损失百分比不超过正常值，则增加1％的变电站负荷，并回到步骤603执行下一时间段i＝i+1。

609、根据式(30)至式(35)计算绕组热点温度和寿命损失百分比。

610、输出第ti时间段的寿命损失百分比、负载率、绕组热点温度等数据。

611、判断时间段i是否小于预设的N值(指令为i＜N？)。

在步骤611中，若是，则执行下一时间段i＝i+1；若否，则转入步骤612。

612、结束。

在本发明实施例中，在输入全埋变负载率、变压器参数、环境温度和正常寿命损失百分比等数据后，利用图3所提出的考虑地坑热量累积效应的全埋变拓展热路模型可动态计算全埋变的热点温度。然后，根据所得到的热点温度可确定寿命损失百分比。在动态负载能力评估阶段，需要同时考虑ti时刻的寿命损失百分比和前几个运行时段的寿命损失百分比来确定负荷的增减。因此，需要反复增加或减少变压器负载，以确定全埋变的最大负载能力。在每个时间周期结束时，需要导出当前周期内的寿命损失百分比、变压器负载率和热点温度等输出数据以作为下一个迭代时间周期的输入数据。

103、根据全埋变的初始投资成本、全埋变的寿命损失成本、全埋变的运行成本、全埋变的维护成本和全埋变的退役处置成本，建立考虑地坑热量累积效应的全埋变容量配置优化模型。

在本发明实施例中，考虑地坑热量累积效应的全埋变容量配置优化模型以投资成本最小为目标函数，具体如式(37)所示：

min C_total＝C_tz+C_LOL+C_yx+C_wh+C_ty (37)

式中，C_total为全地埋式变电的总成本；C_tz为全埋变的初始投资成本；C_LOL为全埋变的寿命损失成本；C_yx为全埋变的运行成本；C_wh为全埋变的维护成本；C_ty为全埋变的退役处置成本。

在本发明实施例中，全埋变的初始投资成本为一次性投资成本，包括初始投资成本包括：全埋变的变压器的选型购置成本以及调试安装成本。由于全埋变没有占用城市地面空间，因此此处不考虑变电站的占地费用。具体的，如下述式(38)所示：

C_tz＝C_unitS_N+C₀ (38)

在式(38)中，C_unit为全埋变的变压器的选型购置成本以及调试安装成本，S_N为全埋变的变压器的数量，所述C₀为占地费用，此处为0。

在本发明实施例中，全埋变的寿命损失成本是将变压器在正常运行过程中造成的绕组绝缘寿命损失折算成具体金钱数额，用来衡量变压器在某具体时间段内承受的实际负载所引起的成本费用。主要的衡量方法为将在该时间段内造成的寿命损失时间与变压器的预期寿命相除得到寿命损失百分比，再乘以重新更换地埋变所需的投资成本。其中，寿命损失时间可以通过各时间段的老化加速因子与时间的乘积之和得到，老化加速因子又与变压器绕组的热点温度有关，而热点温度可以通过考虑地坑热量累积效应的全埋变拓展热路模型得到，具体如下述式(39)至式(42)所示：

C_LOL＝％LOL·C_tz (39)

在式(39)至式(42)中，％LOL为寿命损失百分比，变压器一天的正常寿命损失百分比为0.0133％；T_LOL为寿命损失时间；Tnormal为变压器的正常预期寿命，设为180000h；N为总时间段数量；F_AA,i为第i时间段的老化加速因子；Δt_i为第i时间段；θ_hs,ref为参考热点温度，设为110℃；θ_hs为绕组热点温度。

在本发明实施例中，上述全埋变的运行成本为全埋变的运行电能损耗成本，全埋变的运行电能损耗成本指的是变电站在服役周期内的电能损耗成本，包括变压器运行过程中的铁耗和铜耗、中压柜工作过程的能量损耗、低压柜工作过程中的能量损耗和站用照明耗能及其它设备的用电损耗。因此，变电站的年运行耗能可以通过下述式(43)至式(46)表示：

ΔQ₀＝I₀％S_N×10^-2 (44)

ΔQ_k＝U_k％S_N×10^-2 (45)

将所求得的变电站年运行损耗电能量乘以单位电价即可以得到变电站的年运行成本，将服役周期内的年运行成本逐年相加即可以得到变电站的总运行成本，如下述式(47)所示：

在本发明实施例中，全埋变的维护成本包括：变压器定期巡检成本、中压柜定期巡检成本、低压柜定期巡检成本以及卫生清洁成本。具体的，全埋变由于全部埋入地下，与传递地上变电站相比，可以免受车辆误撞、恶意偷盗、人为外力破坏等潜在危险。在全埋变服役周期内，仅需对内部的变压器、中压柜、低压柜等重要设备进行定期巡检及在使用一定时间后进行变电站站内的卫生清洁。因此，通常将全埋变的维护成本以固定常数C_wh表示。

在本发明实施例中，全埋变的退役处置成本为考虑货币时间价值上的全埋变的处置成本与全埋变的残值之差。具体的，如下述式(48)所示：

C_ty＝C_cz-λC_tz (48)

在原有平均有功负荷不等式约束条件基础上，规定绕组热点温度不允许超过易产生对绕组绝缘性能不可逆伤害气泡的140℃。最终，在考虑货币时间价值之后，式(37)经过处理之后可进行改写，具体如下述式(49)：

式中，C_total为总成本；C_LOL,i为第i年的寿命损失成本。

104、通过考虑地坑热量累积效应的全埋变容量配置优化模型，对全埋变容量进行优化配置。

在本发明实施例中，可以通过上述式(49)，对全埋变容量进行优化配置，以使全埋变的投资最小。

本发明能够基于传统全寿命周期成本方法，考虑全埋变的变压器全寿命周期内的初始投资成本、运行电能损耗成本、维护成本、退役除之成本，对全埋变进行容量配置优化。同时，由于根据全埋变的站外环境和站内环境，建立考虑地坑热量累积效应的全埋变拓展热路模型，通过计算全埋变的绕组热点温度和计算全埋变的寿命损失成本，从而在投资时使得全埋变容量可以得到最优化的配置。

本领域普通技术人员可以理解实现上述实施例方法中的全部或部分流程，是可以通过计算机程序来指令相关的硬件来完成，所述的程序可存储于一计算机可读取存储介质中，该程序在执行时，可包括如上述各方法的实施例的流程。其中，所述的存储介质可为磁碟、光盘、只读存储记忆体(Read-Only Memory，ROM)或随机存取存储器(Random AccessMemory，简称RAM)等。

以上所揭露的仅为本发明较佳实施例而已，当然不能以此来限定本发明之权利范围，因此依本发明权利要求所作的等同变化，仍属本发明所涵盖的范围。