选相抑制1000kV线路合闸过电压的仿真研究

舒胜文　刘　畅（. 国网福建省电力有限公司电力科学研究院，福州　350007；. 国网福建省电力有限公司福州供电公司，福州　350009）



选相抑制1000kV线路合闸过电压的仿真研究

舒胜文1刘畅2
（1. 国网福建省电力有限公司电力科学研究院，福州350007；2. 国网福建省电力有限公司福州供电公司，福州350009）

摘要为分析选相技术抑制1000kV空载输电线路合闸过电压的效果，首先研究了断路器的合闸预击穿特性和目标合闸相位，然后利用PSCAD/EMTDC软件的自定义模块建立了能考虑合闸预击穿特性及选相控制策略的合闸模型，最后对应用选相技术的1000kV空载线路统计合闸过电压进行了仿真分析，并与随机合闸、加装合闸电阻和金属氧化物避雷器下的统计过电压倍数进行了对比。结果表明：采用选相合闸技术配合避雷器的过电压抑制方式能将计划合闸过电压限制在1.6p.u.以下，将单相重合闸过电压限制在1.7p.u.以下，满足相关标准的要求，同时能够降低避雷器的吸收能量，并有效改善合闸的过渡过程。

关键词：1000kV输电线路；合闸过电压；选相；预击穿；合闸电阻；金属氧化物避雷器

Simulation Research on Limit of Closing Overvoltages by Phase-controlled Technology in 1000kV Transmission Lines

Shu Shengwen1Liu Chang2
（1. Electric Power Research Institute of State Grid Fujian Electric Power Co.， Ltd， Fuzhou350007; 2. Fuzhou Power Supply Company of State Grid Fujian Electric Power Co.， Ltd， Fuzhou350009）

Abstract In order to analyze the limit effect of the phase-controlled technology on closing overvoltages of 1000kV nonloaded transmission lines， the closing pre-strike characteristics and target closing phases of circuit breakers were studied firstly. And then， using the custom module in the PSCAD/EMTDC software， a closing model considering both closing pre-strike characteristics and phase-controlled strategy was developed. Finally， the statistics closing overvoltages of 1000kV nonloaded transmission lines were simulated， the multiple of statistics overvoltages using the phase-controlled technology was compared with that of random closing， installing closing resistor and metal oxide arrester. The results show that the phase-controlled technology in coordination with metal oxide arrester can limit the planned closing and single-phase reclosure overvoltages to be below 1.6p.u. and 1.7p.u.， respectively， which meet the requirements of relevant standards， also can reduce the absorbed energy by arresters and improve the closing transient process.

Keywords：1000kV transmission line; closing overvoltage; phase-controlled; pre-strike; closing resistor; metal oxide arrester

特高压交流电网具有长距离、大容量和低损耗的送电能力，是符合中国国情、适应未来电网发展趋势的输电方式[1-3]。当前，我国特高压交流输电工程的建设已达到高峰期。特高压输电技术的一个重要技术经济参数是绝缘水平，而与绝缘水平直接相关的是操作过电压倍数[4]。电网电压等级的提高对输电线路操作过电压允许值提出了更加严格的要求[5]。1000kV线路沿线和变电站最大相对地统计操作过电压分别不宜大于1.7p.u.和1.6p.u.[6]。

空载线路的合闸（重合闸）过电压是特高压电网中非常严重的一种过电压，是确定特高压电力系统绝缘水平的决定性因素[4]。传统的抑制特高压空载线路合闸过电压的方法主要包括安装金属氧化物避雷器[7-10]和采用带合闸电阻的断路器[5-11]。合闸电阻的使用使断路器机构更加复杂，增加了断路器的制造成本和故障发生的概率[7-12]，同时也不满足断路器小型化的发展要求；采用高性能金属氧化物避雷器能够将过电压倍数控制在一定范围内，但是并不能从原理上抑制过电压的发生，仅仅是一种事故后的保护措施，有时并不能提供可靠的过电压保护[13]，同时其通流能力的大小直接关系到避雷器安全运行。

选相合闸技术通过控制断路器在目标关合相位合闸，可从原理上抑制空载线路的合闸过电压，从而弥补传统过电压抑制方式的不足[4-16]。国际大电网会议CIGRE工作组WGA3.07对选相控制断路器的调查报告显示[17]：1984—2001年选相控制断路器主要分布在26.4～800kV电压等级，在1000kV特高压领域鲜有用例；选相控制断路器以常规领域应用为主，尤以选相投切电容器组应用最多，占比64%，而空载架空线路合闸与自动重合闸应用甚少，仅占比2%。此外，以往针对超/特高压空载线路的合闸过电压计算中，鲜有文献综合考虑断路器的预击穿特性、机械和绝缘特性的分散性。

针对已有研究的不足，本文首先研究了断路器的合闸预击穿特性，求取了不同断路器机械特性分散性和关合系数下的目标合闸相位；然后，利用电磁暂态仿真软件PSCAD/EMTDC中的自定义模块建立了能考虑合闸预击穿特性及选相控制策略的合闸模型；最后，对应用选相技术的1000kV空载线路统计合闸过电压进行了仿真分析，并与随机合闸、加装合闸电阻和金属氧化物避雷器下的过电压倍数进行了对比，以论证选相技术应用于抑制1000kV空载线路合闸过电压的可行性。

1　断路器的预击穿特性和目标合闸相位

1.1断路器的预击穿特性

假定线路残压为零，断路器合闸过程中动、静触头间承受工频电压，当其距离小于某一值时，间隙将不能承受外施电压而发生预击穿，触头间电压突变为零，导致暂态过程的产生。预击穿电压大小直接决定了过电压的大小。图1所示为触头两端电压与关合绝缘特性示意图，其中，UW为关合前触头间满开距时的耐受电压强度，Um为系统电压峰值。文献[18]指出，用直线代替实际关合绝缘特性曲线对分析结果没有本质影响，因此，采用不同斜率的直线1、2、3表示不同的关合绝缘特性。该斜率为触头间绝缘强度衰减率（RDDS）。t0为断路器合闸操作开始时刻；t1、t2、t3为在不同关合绝缘特性曲线下的预击穿时刻；tc1、tc2、tc3为在不同关合绝缘特性曲线下触头接触时刻；t1-tc1、t2-tc2、t3-tc3为不同关合绝缘特性曲线下的预击穿时间。便于分析，对触头间电压取绝对值，将负半轴电压翻到正半轴，并用虚线表示，其中A、B、C和C′为触头间电压与关合绝缘特性曲线的交点；直线3和3′为时间轴上水平移动的关合绝缘特性曲线；当断路器的RDDS为直线3的斜率时，其预击穿只能发生在C′点到D点之间；直线4为触头间电压为零时的切线，RDDS与直线4斜率的比值称为关合系数，记为K1。

图1　断路器预击穿示意图

经过推导可知，当关合系数K1≤1时，断路器的最大、最小预击穿时间均随关合系数的增加而迅速降低，当K1＝1时，其最小预击穿时间为零；预击穿区间范围随关合系数的增加而增大，当K1＝1时达到最大值10ms，即在任意相位均可能发生预击穿。

当关合系数K1＞1时，其RDDS始终大于电压零点斜率，所以其最大预击穿电压为1p.u.、最大预击穿时间为3.18ms，最小预击穿电压和时间均为零，预击穿在任意相位都可能发生。

1.2目标合闸相位的求取

断路器的关合系数和操动机构机械分散性是影响目标合闸相位准确度的主要因素。如何求取不同触头间电压波形下的目标合闸相位，是实现选相合闸的关键问题。

1）关合系数K1≥1

当关合系数K1≥1时，即断路器的RDDS始终大于外施电压零点的变化率，如图2所示，其目标合闸相位为td1。图2中，关合曲线1、2、3与触头间电压波形绝对值的交点A、B、C为预击穿发生位置；与时间轴的交点A1、B1和C1为断路器触头闭合位置。直线BB1两侧的虚线2和3为考虑到断路器机械分散性的耐压曲线边界线；实际合闸位置应在图中的A1到C1范围内，满足标准差为σ 的正态分布。为了使A和C处电压相等而设定B1点为目标合闸相位，这样在合闸时间窗口内预击穿电压具有最小值，且其最小预击穿电压为0。

图2　K1≥1时目标合闸相位求解示意图

推导得到目标合闸相位td1的计算表达式为

2）关合系数K1＜1

当关合系数K1＜1时，即断路器的RDDS始终小于外施电压零点的变化率，如图3所示，其目标合闸相位为td2。图3中，由于K1＜1，其关合曲线与触头间电压波形可能相切于A点，此时预击穿电压有最小值。关合曲线1、2、3与触头间电压波形的交点A1、B、C为预击穿发生位置；与时间轴的交点A2、B1、C1为断路器触头闭合位置。直线BB1两侧的虚线2和3为考虑到断路器机械分散性的耐压曲线边界线；实际合闸位置应在图中的A2到C1范围内，并呈标准差为σ 的正态分布。在断路器机械分散性一定的情况下，B1点为目标合闸相位，保证断路器合闸时间在最大变化量下的预击穿电压不超过预设值。

图3　K1＜1时目标合闸相位求解示意图

推导得到目标合闸相位td2的计算表达式为

由式（1）和（2）可计算得到断路器在不同机械分散性（3σ）及关合系数K1下的目标合闸相位，如图4所示。

图4　目标合闸相位与机械分散性和关合系数的关系

从图4可以看出，在断路器机械分散性一定的情况下，其目标合闸相位随关合系数的增大而减小；在关合系数一定时，目标合闸相位随机械分散性的增大而增大。关合系数与目标合闸相位具体的表达式可以通过非线性拟合的方式获得。

2　1000kV空载线路合闸过电压的仿真

2.1仿真模型和参数

1）线路参数

本文中1000kV线路参考皖电东送淮安（M1侧）至皖南段（M2侧），采用同塔双回架空输电线路，线路全长为320km，线路导线垂直排列，导线型号为LGJ-630/45，八分裂，分裂间距为450mm[8]。沿线平均土壤电阻率为100Ω·m，架空地线型号分别为LBGJ-240-20AC和OPGW-24B1-254。在线路的首末两端安装并联电抗器（2×720Mvar），对其工频过电压进行限制。

采用PSCAD/EMTDC软件的架空线路参数计算程序计算线路经换位后的序参数，计算结果见表1。

2）合闸电阻和避雷器参数

选择1100kV断路器的合闸电阻为600Ω，投入时间为10ms。额定电压为828kV金属氧化物避雷器的伏安特性参考文献[8]。该避雷器最大允许比能量为15～21kJ/kV[8]。

表1　1000kV架空线路序参数

3）断路器RDDS及其分散性

由于合闸过程中断口间的绝缘强度具有一定的分散性，断路器的RDDS也具有一定的分散性[19]。采用PSCAD/EMTDC中的Multiple Run组件可模拟断路器RDDS的分散性。

2.2仿真方法

1）仿真时序

由于断路器在合闸时具有非同期性，即断路器的每一相在收到随机合闸指令后具体合闸时间是有差异的。采用Multiple Run组件模拟该非同期性，使用三相触头的同期合闸时刻t0与各相触头的实际合闸时刻ti对t0的偏离Δti来表示：

式中，t0在一个周期之内服从均匀分布，Δti在区间（－ΔT，ΔT）内服从正态分布。对于计划合闸，设三相同期合闸时刻t0∈[0.5，0.52]，Δti∈[－0.005，0.005]。对于故障重合闸，由于特高压线路相间距离大，其绝大部分短路故障都是单相接地，故本文仅考虑单相接地故障的重合闸。设定单相接地故障发生时刻为0.4s，在0.5～0.52s时刻M1和M2侧断路器先后动作将故障切除。在故障发生1s后，即在1.4s对故障线路进行单相重合闸。其中故障持续分两种情况进行考虑，第一种的故障持续时间为0.1s，即在故障被切除前已自行消除；第二种故障的持续时间为0.5s，即故障在断路器跳闸后方才消失。

2）过电压计算方法

对于过电压计算方法，本文采用Multiple Run组件模拟统计过电压，对操作过电压的统计方法采用Case-peak法进行计算，取三相电压幅值的最大值作为每次抽样的过电压值，计算次数取120次可满足工程计算需要[20]。在绝缘配合中一般采用2%统计过电压（U2%），即置信概率水平在98%内的过电压值。

3）选相合闸模型

基于PSCAD/EMTDC软件中的自定义模块功能，采用Fortran语言建立了能考虑合闸预击穿特性及选相控制策略的合闸模型。由于相间存在耦合作用，首合相使另外两相触头间电压波形发生畸变，可能使另外两相不能在目标相位合闸，从而导致选相失败。故在采用选相合闸技术时需避雷器配合，降低由于选相失败产生的过电压。

2.3仿真结果

1）计划合闸

针对前述的1000kV空载架空线路进行计划合闸，分别仿真了随机合闸、仅采用避雷器、合闸电阻配合避雷器等传统方法的过电压抑制效果，并将其与选相合闸技术配合避雷器抑制合闸过电压的效果进行对比，如图5、图6所示。

图5　计划合闸时传统方法过电压抑制效果

图6　计划合闸时选相合闸过电压抑制效果

由图5可以看出，为采用过电压抑制装置的随机合闸过电压水平较高，沿线过电压均超过1.6p.u.，线路末端的过电压达到最大值2.4p.u.；通过在线路两端安装避雷器，可以将沿线过电压控制在2.0p.u.以下，若采用合闸电阻配合避雷器的方式能够将该沿线合闸过电压控制1.4p.u.以下。

由图6可以看出，若该线路采用选相合闸技术配合避雷器，当触头间的平均RDDS为180kV/ms，RDDS输入标准差为5时，能将沿线过电压控制在1.6p.u.以下；当触头间RDDS输入标准差增加时，其沿线过电压呈下降趋势；当触头间平均RDDS为210kV/ms，RDDS输入标准差为5时，能将该合闸过电压控制在1.5p.u.以下，下降幅度比改变RDDS输入标准差大，说明增大RDDS能有效降低该线路合闸过电压水平。

图7给出了采用选相合闸技术配合避雷器和仅安装避雷器措施的情况下，M2侧避雷器吸收能量的情况。结果表明：采用选相合闸技术能将避雷器吸收的能量分布的90%以上控制在0～1kJ/kV。因此，采用选相合闸技术能够从根本上抑制过电压的产生，并将避雷器吸收能量的最大值降到最低。

图7　避雷器吸收能量对比

因此，对1000kV空载架空线路，采用选相合闸技术配合避雷器能够将计划合闸2%统计过电压控制在1.6p.u.以下，满足标准要求，并且能够有效改善合闸的过渡过程，降低避雷器吸收的能量。

2）单相重合闸

对1000kV空载架空线路进行单相重合闸，分别针对2.2节所述的两种故障持续情况，仿真分析了仅采用避雷器、选相合闸技术配合避雷器抑制过电压的效果，结果如图8所示。

从图8可以看出，当故障持续时间分别为0.1s 和0.5s时，选相合闸技术配合避雷器分别将1000kV空载线路的单相重合闸过电压限值在1.7p.u.和1.6p.u.以内，满足标准要求。

图8　单相重合闸时选相合闸过电压抑制效果

因此，对1000kV空载架空线路，采用选相合闸技术配合避雷器能够将单相重合闸2%统计过电压控制在1.7p.u.以下，满足标准要求。

3　结论

1）分析了SF6断路器在不同残压下的预击穿特性，研究了不同关合系数和机械分散性下的目标合闸相位。结果表明：在断路器机械分散性一定的情况下，其目标合闸相位随关合系数的增大而减小；在关合系数一定时，目标合闸相位随机械分散性的增大而增大。基于PSCAD/EMTDC软件中的自定义模块功能，采用Fortran语言建立了能考虑合闸预击穿特性及选相控制策略的合闸模型。

2）在PSCAD/EMTDC软件中建立了皖电东送淮安至皖南段1000kV同塔双回架空线路的仿真模型，针对计划合闸和单相重合闸两种情况，对比分析了传统过电压抑制方法和选相合闸技术对该线路2%统计过电压进行了对比分析。结果表明：采用选相合闸技术配合避雷器的过电压抑制方式能将计划合闸过电压限制在1.6p.u.以下，将单相重合闸过电压限制在1.7p.u.以下，满足标准要求；同时能够降低避雷器的吸收能量，并有效改善合闸的过渡过程。

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舒胜文（1987-），男，博士，在职博士后，工程师，主要从事空气间隙放电、高压电器、电力系统内过电压及抑制技术方面的工作。

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