避雷线绝缘架设对变电站地网分流系数影响的研究

田明明, 曹晓斌， 高竹青， 杜俊乐

(西南交通大学电气工程学院， 四川 成都 610031)

避雷线绝缘架设对变电站地网分流系数影响的研究

田明明, 曹晓斌， 高竹青， 杜俊乐

(西南交通大学电气工程学院， 四川 成都 610031)

地网分流系数反映了变电站接地系统对短路电流的分流能力，变电站地网分流系数的合理选择是变电站接地安全设计的基础。变电站内发生短路故障时，短路电流主要通过变电站地网和避雷线-杆塔接地系统分流，融冰避雷线绝缘架设后，输电线路杆塔无法参与到短路电流的分配，从而影响变电站地网分流系数，因此有必要针对避雷线绝缘架设后地网分流系数进行研究。本文利用ATP-EMTP建立避雷线绝缘架设前后变电站短路仿真模型，分析了避雷线绝缘架设前后地网接地电阻、杆塔接地电阻、进出线回路数、避雷线型号对地网分流系数的影响，同时提出了降低地网分流系数的方法。研究结果表明，避雷线绝缘架设后地网分流系数增加10%～40%左右，避雷线绝缘架设前后地网分流系数与地网接地电阻、杆塔接地电阻、进出线回路、避雷线型号相关，并且二者的变化趋势并不相同。避雷线绝缘架设后，在变电站出口处6～8基杆塔处设置临时接地点，地网分流系数可以有效降低18%左右。

地网分流系数； 变电站短路； 避雷线绝缘； 接地安全； 接地电阻； ATP-EMTP

1 引言

变电站内发生短路接地故障时，短路电流进入地网后会引发一系列的安全问题，入地会引发地电位升、网孔电位差、跨步电压、接触电压以及二次骚扰电压等安全问题，对站内的二次设备以及工作人员的安全构成威胁[1,2]。避雷线作为变电站短路电流分流的有效途径，对变电站地网入地电流以及接地安全影响较大。而在一些严寒地区输电线路覆冰严重，特别是避雷线上覆冰后会造成对线路放电、地线断线、地线支架受损等事故，严重危害输电线路安全运行。直流融冰多用于高电压长距离输电线路，有效避免了传统交流融冰无功需求大、受电源容量制约的不足[3]，直流融冰是解决避雷线覆冰问题的有效措施，而直流融冰的前提是需要对避雷线进行全线绝缘化架设，避雷线绝缘化间隙达到120mm，远大于为了减小地线损耗而采用的绝缘间隙(15～40mm)[4,5]。当避雷线采用绝缘架设后，输电线路杆塔接地极将不再参与故障电流的分配，从而影响变电站地网的入地电流。因此有必要针对避雷线绝缘架设前后变电站地网入地电流大小进行研究。

地网分流系数表征了变电站接地网对故障电流分流大小的能力，分流系数的合理选择是变电站接地系统安全设计的基础，直接关系到变电站的接地安全。避雷线绝缘化对电力系统接地安全的影响主要通过改变地网分流系数来实现，因此有必要针对避雷线绝缘架设前后变电站地网分流系数进行研究。国内外学者对地网分流系数展开了大量的研究，主要集中在短路电流的分布以及模拟计算上[6,7]，部分学者研究了变电站或输电线路发生短路故障时，避雷线非绝缘架设情况下，地网分流系数计算方法和影响因素[8-15]，并未研究避雷线绝缘架设情况。避雷线绝缘架设时，现有的研究主要集中在输电线路正常和短路故障时避雷线的损耗和感应过电压研究[16-19]，从节能的角度分析超高压输电线路避雷线绝缘子间隙取值的问题。因此有必要针对避雷线绝缘架设情况下的地网分流系数进行研究。

在电力系统中，短路故障一般分为变电站内短路和站外短路两种类型。与站外短路相比，站内短路对变电站短路安全运行有更大的危害，更容易引起事故[15]。因此本文利用电磁暂态分析程序ATP-EMTP仿真软件进行计算，分析避雷线绝缘架设前后变电站短路后，地网分流系数变化以及影响因素，并提出改进地网分流系数方法。

2 变电站短路电流分布

避雷线绝缘架设前后电网接地系统拓扑结构发生变化，避雷线绝缘架设后，当变电站短路时，其短路电流分布如图1所示。变电站发生短路时，总的短路电流(Iz1)主要沿着避雷线(Id1)以及地网(Ig1)分流，不考虑变压器及相关变电站相关参数的影响。避雷线非绝缘架设时，变电站发生短路时，Id1将沿着避雷线从每一基杆塔分流；当避雷线绝缘架设后，避雷线绝缘的输电线路杆塔将无法参与到短路电流的分配，从而影响变电站地网入地电流的大小。

图1 避雷线绝缘架设时变电站短路模型示意图Fig.1 Sketch map of short-circuit model of substation

3 仿真模型的建立

某500kV超高压输电线路线路全长100km， 其线路相关参数如表1所示。

表1 线路相关参数Tab.1 Related parameters of transmission line

结合变电站短路模型，利用EMTP建立变电站短路仿真模型，在模型中不考虑变压器及变电站相关参数的影响。在EMTP模型中采用LCC模块来表示架空输电线路中架空导线和避雷线，采用Bergeron模型来模拟输电线路；输电线路杆塔采用波阻抗来模拟，其杆塔波阻抗取值150Ω,平均高度45m；避雷线绝缘子采用压控开关模型，避雷线绝缘间隙闪络电压66kV，杆塔接地电阻5～30Ω变化，变电站地网接地电阻0.1～1Ω变化，土壤电阻率取值200Ω·m。

4 避雷线绝缘间隙击穿情况分析

考虑到避雷线绝缘子的耐压等级较低，因此首先讨论变电站内部短路时避雷线绝缘子是否击穿。随着短路电流幅值的增大，避雷线绝缘子所承受的电压也随之增大。变电站设计规程中规定，500kV变电站最大短路电流可达到63kA，因此本文选取最严重情况，变电短路电流幅值为63kA。仿真计算避雷线绝缘架设后变电站出口处15基杆塔塔顶电位即避雷线绝缘子两端所承受电压，结果如图2所示，其中变电站接地电阻从0.1～0.5Ω变化。

图2 变电站附近杆塔塔顶电位分布Fig.2 Potential distribution of top tower near substation

可以看出，当变电站接地电阻从0.1Ω增大到0.5Ω时，随着输电线路杆塔远离变电站，避雷线绝缘子两端所承受电压逐渐降低，变电站出口处杆塔避雷线绝缘子所承受电压最大。杆塔避雷线绝缘子承受的电压均远小于避雷线绝缘子击穿电压66kV，因此杆塔避雷线绝缘子不会被击穿。造成该现象的主要原因是，当变电站发生短路时，避雷线承受电压将沿整个输电线路分布，其总幅值等于两个变电站地网电位值的差值，考虑到两个变电站地网电流流向相反，因此最大电压将出现在变电站出口杆塔处的避雷线上，其对地电压约为地网电位升。由于变电站地网接地电阻较小，因此输电线路避雷线绝缘子承受的电压非常小，不会导致避雷线绝缘子间隙的击穿。因此，输电线路避雷线融冰绝缘架设后，输电线路杆塔将不会参与到变电站短路电流的分配。

5 避雷线绝缘架设前后地网分流系数影响因素分析

5.1 变电站接地电阻

地网入地电流大小与变电站接地电阻相关，仿真过程中变电站地网接地电阻在0.1～1Ω变化，输电线路杆塔接地电阻取为10Ω，避雷线绝缘前后变电站地网分流系数计算如图3所示。

图3 地网接地电阻与分流系数关系Fig.3 Relationship between substation grounding resistance and shunt coefficient

可以看出，避雷线绝缘架设后地网分流系数增大。当地网接地电阻为0.1Ω时，地网分流系数从0.447增大到0.50，避雷线绝缘架设后地网分流系数增加了11.7%；当接地电阻为1Ω时，地网分流系数从0.327增加到0.468，避雷线绝缘架设后地网分流系数增加了41.4%。避雷线绝缘架设前后变电站地网分流系数均随变电站地网接地电阻增大而减小，并且避雷线绝缘架设后地网分流系数随变电站接地电阻增大而减小较缓慢。变电站设计之初并没有考虑避雷线绝缘架设情况，因此输电线路融冰绝缘改造后，地网分流系数增加，会对变电站地网接地安全产生影响。

5.2 杆塔接地电阻

输电线路避雷线融冰绝缘架设时，避雷线并非全线绝缘架设，线路中间每隔一定距离设置了临时接地点，非融冰季节时，临时接地点可靠打开，避雷线可靠接地。保证其他参数不变，变电站接地电阻取0.5Ω，改变输电线路杆塔的接地电阻，得到避雷线绝缘架设前后地网分流系数，其计算结果如图4所示。

图4 杆塔接地电阻与分流系数关系Fig.4 Relationship between tower grounding resistance and shunt coefficient

可以看出，随着杆塔接地电阻的增大，避雷线绝缘架设前后地网分流系数均增加。避雷线绝缘架设后地网分流系数增加，主要是由于杆塔接地电阻增大时，避雷线的分流阻抗增加，经过避雷线的短路电流减小，经过地网的短路电流增加。不同的是避雷线绝缘架设后，随着杆塔接地电阻的增加，地网分流系数变化较缓慢，即避雷线绝缘架设后，地网分流系数受杆塔接地电阻影响较小，这主要是由于输电线路存在少量临时接地点的缘故。

5.3 输电线路回路数

其他条件不変，变电站有多回输电线路进出时，变电站地网分流系数计算如图5所示。可以看出，避雷线绝缘架设前后地网分流系数均随着变电站进出线回路数增加而降低。多条避雷线并联使避雷线分流阻抗减小，分流途径增多，避雷线短路电流分流增加，地网分流减小。避雷线绝缘架设后，当进出线回路数超过4回时，进出线回路数对地网入地电流影响较小。

图5 进出线回路数与分流系数关系Fig.5 Relationship between circuit number and shunt coefficient

5.4 避雷线型号

本文同时研究了避雷线型号对地网分流系数的影响，选取LBGJ-60、LBGJ-90、LBGJ-120、LBGJ-150、LBGJ-180五种不同型号的避雷线，其他条件不变，分别计算了不同避雷线条件下地网分流系数，计算结果如图6所示。

图6 避雷线型号与分流系数关系Fig.6 Relationship between lightning conductor and shunt coefficient

通过分析可知，随着避雷线型号的增大，导线相应的半径增大，直流电阻降低，从而避雷线相应分流阻抗随之降低，避雷线分流系数增加，变电站地网分流系数降低。图6计算结果也反映了这一规律，从图6可以看出，随着避雷线型号的增加，地网分流系数均逐渐降低，并且避雷线绝缘架设前后地网分流系数的降低程度并不相同。

6 避雷线绝缘化后提高变电站接地安全性能的方法

避雷线绝缘架设后的输电线线路杆塔无法参与短路电流的分配。从图3～图6地网分离系数计算结果可以看出，避雷线绝缘架设后，地网分流系数增大，即变电站地网入地电流增大。影响地网安全性能的主要因素是接地网的入地电流，因此避雷线绝缘架设后会对地网接地安全产生一定影响。本文提出两种降低避雷线绝缘架设后地网分流系数的方法，并在文中讨论其有效性。

6.1 输电线路中间增加临时接地点

非融冰季节时，避雷线并不需要进行融冰，为降低变电站地网的分流系数，此时可以在线路中间每隔一段距离设置临时接地点。在非融冰季节临时接地点可靠接地，在融冰季节临时接地点可以有效地退出运行。在这里分别讨论不同间隔距离接地时对变电站地网分流系数的影响。设线路长度100km，变电站接地电阻为0.5Ω时，杆塔接地电阻为10Ω。每隔10km、20km、30km、40km、50km接一次地时，计算变电站地网分流系数，结果如图7所示。

图7 临时接地点间距与分流系数关系Fig.7 Relationship between distance of temporary grounding point and shunt coefficient

可以看出，避雷线绝缘架设后在输电线路中间增加临时接地点对地网入地电流影响较小。未改造之前地网分流系数为38.49%，临时接地点间距从50km缩短到10km，其分流系数从49.9%减小到48.68%，地网分流系数只是略微减小，效果并不明显，其变化范围仅在2%左右。

6.2 将变电站出口处杆塔设置临时接地点

避雷线非绝缘架设时，变电站发生短路时，变电站出口处杆塔参与主要的分流。因此避雷线绝缘架设后，仅考虑在变电站出口数基杆塔设置临时接地点，即将避雷线接地。为了研究最佳短接杆塔数量，计算了不同基数短接杆塔数量对变电站地网分流系数的影响，结果如图8所示。

图8 变电站附近临时接地点数量与分流系数关系Fig.8 Relationship between number of temporary grounding point and shunt coefficient

可以看出，随着短接杆塔数量的增加，变电站地网分流系数快速下降，但当短接杆塔数量达到6基之后，地网分流系数下降缓慢，短接杆塔数量超过8基后，地网分流系数趋于平缓。因此可见，将变电站出口处杆塔设置临时接地点是降低地网分流系数的有效方法，最佳短接杆塔基数为6～8基，此时地网分流系数降低了18%左右。

7 结论

本文基于ATP-EMTP电磁暂态仿真软件建立避雷线融冰绝缘改造后仿真模型，分析变电站短路时避雷线绝缘架设前后地网分流系数变化，并得出以下结论：

(1)避雷线绝缘架设后，避雷线绝缘间隙未能击穿，输电线路杆塔接地极将不能有效参与短路电流的分配，从而导致地网分流系数增加，变电站地网入地电流增加，因此避雷线绝缘化对变电站接地安全的影响应该引起重视。

(2)通过仿真分析发现，避雷线绝缘架设前后地网分流系数与地网接地电阻、杆塔接地电阻、进出线回路数、避雷线型号均有关，但是这些因素对避雷线绝缘架设前后地网分流系数的影响程度并不相同。

(3)避雷线绝缘化架设后，为降低变电站地网分流系数可以采取设置临时接地点的方法。输电线路中间不同间隔距离设置临时接地点对地网分流系数影响较小，而在变电站出口处设置临时接地点可以有效降低地网分流系数，并且最佳短接杆塔数量为6～8基，此时地网分流系数可以有效降低18%左右。

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Study on shunt coefficient of earthing network when the short-circuit taking place in substation

TIAN Ming-ming, CAO Xiao-bin, GAO Zhu-qing, DU Jun-le

(School of Electrical Engineering, Southwest Jiaotong University, Chengdu 610031, China)

The shunt coefficient of earthing network represents the capacity for shunting the short current of substation grounding system. The reasonable choice of the shunt coefficient of the substation network is the foundation for the safety design of substation grounding system. The short-circuit current mainly flows to the substation network and lightning conductor and tower grounding system when the short-circuit takes place in substation. The insulated ground wire makes it impossible for the tower to participate in the distribution of short-circuit current, thus affecting the shunt coefficient of substation network. Therefore, it is necessary to study the shunt coefficient of substation network when the ground wire is insulated. In this paper, the ATP-EMTP software is used to establish the short-circuit simulation model of substation. The influence of grounding resistance, tower grounding resistance, circuit number and the type of lightning conductor on the network shunt coefficient is analyzed. At the same time, it also puts forward the method to reduce the network coefficient. The results show that the network shunt coefficient is increased by 10% to 40% after the lightning conductor is insulated. The network shunt coefficient is related to the grounding resistance, tower grounding resistance, circuit number and the type of lightning conductor and the tendency of the coefficient is different around erecting the insulated lightning conductor. The network shunt coefficient can be effectively reduced at about 18% when setting about 6 to 8 temporary grounding point after the lightning conductor is insulated.

shunt coefficient; substation short-circuit; insulated lightning conductor; grounding safety; grounding resistance; ATP-EMTP

2015-12-20

田明明(1990-)， 男， 湖北籍， 硕士研究生， 主要从事过电压以及防雷与接地相关技术研究； 曹晓斌(1974-)， 男， 湖南籍， 副教授， 博士， 主要从事特高压输电、 防雷与接地、 过电压及接地技术的应用与研究。

TM81

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1003-3076(2016)12-0026-06