10 kV架空线路和配电变压器绝缘水平差异的调节方法

2022-04-27蒋凌峰吴文锋王延夫

电瓷避雷器 2022年2期

蒋凌峰，杨鑫，吴文锋，王延夫，汤昕

(1.长沙理工大学电气与信息工程学院，长沙 410114；2.长沙电力职业技术学院，长沙 410131)

0 引言

氧化锌避雷器(MOA)由于其无续流、无截波等特性作为10 kV配电线路中主要的防雷措施[1-2]。但由于10 kV避雷器容易受到电击穿、热老化、受潮等原因的影响使其可靠性大大降低，大量使用也会使得后期的运维工作负担过重[3-4]。

并联间隙免维护、可靠性强，近些年来在线路防雷中得到了广泛普及，可作为与MOA相补充的重要防雷措施。根据前期研究成果，针对10 kV配电网大部分地区中性点仍采用不接地或非有效接地方式，提出了并联间隙采用单相安装的方法[5](三相线路仅一相安装)，基于一相导线放电会耦合其他导线的原理，大幅提高了10 kV架空线路的耐雷水平，使得10 kV架空线路允许通过的雷电流能量更大。

但是，10 kV架空线路耐雷水平的进一步提升会使得线路允许通过的雷电流能量更大。配电变压器高压侧会安装MOA进行过电压保护，沿线路传播的过电压过大则会威胁配电变压器高压侧MOA的正常运行。运行经验表明，配电变压器高压侧MOA是配电设备绝缘保护的薄弱处，损坏率较高。究其原因就是因为线路的绝缘水平远大于配电设备，其绝缘水平设计值的差异较大。

耦合地线是电力系统中常用的防雷措施，其维护工作量小，技术经济性好。但是针对10 kV架空线路来说，由于杆塔高度较低，其应用方法仍需论证。

综上，笔者首先研究了线路来波的极值与单相并联间隙放电电压之间的关系，找到高压侧来波的极值情况；以MOA不发生热崩溃和电击穿为判据计算了在配电变压器前端若干级杆塔架设耦合地线对线路和配电设备之间绝缘差异的调节效果，所得结果为调节10 kV线路和设备之间绝缘差异以及配电网的精细化防雷提供了铺垫。

1 并联间隙的单相安装方式及其对10 kV架空裸导线和设备之间绝缘水平差异的影响

1.1 10 kV配电线路并联间隙的单相安装方式

在10 kV配电线路中加装并联间隙是一种经济性高、有效性强的防雷措施。普遍的并联间隙安装方式是三相同时安装，其放电电压小于绝缘子的放电电压从而率先放电，起到保护绝缘子的作用。

然而，三相同时安装并联间隙容易导致两相或三相短路，从而降低了线路的耐雷水平，提高了线路的雷击跳闸率。对于10 kV配电线路来说，大多数地区采用的继电保护跳闸机制仍是相间短路，允许单相接地故障带电运行1 h～2 h。据此提出了并联间隙的单相安装方法[5-6]。

并联间隙的单相安装方式指的是三相线路中只有一相安装了并联间隙，示意图见图1。

图1 并联间隙的单相安装方式Fig.1 Single-phase installation of parallel gap

雷电过电压入侵时单相并联间隙先于绝缘子放电，基于导线间的耦合作用可以抑制其余两相未安装并联间隙导线上的过电压，提高了线路的耐雷水平。经计算，以10 kV单回架空裸导线路的典型配置为例(采用P15针式绝缘子，80 m档距，杆塔接地电阻取30 Ω，可提高线路感应雷耐雷水平162.5%、提高直击杆塔的耐雷水平101.2%[5]。

1.2 流经配变高压侧MOA的雷电流

对于10 kV架空线路，配电设备(主要为配电变压器和负荷开关)直接与线路相连。针对配电设备，目前已有标准配置的防雷保护措施[7-11]。

以10/0.4 kV配电变压器为例，其高低压侧都需要三相安装MOA，且MOA需要同变压器外壳和低压侧中性点共同接地，从而保护变压器免受雷电侵害。

当有雷电流入侵时，MOA动作从而起到保护变压器的作用。而MOA允许通过的雷电流值受自身性能的限制。考虑最严重时的情况，沿线路传播的雷电流流经线路末端时，电流分流见图2。

图2 MOA保护原理图Fig.2 Schematic diagram of lightning arrester protection effect

图2中，Ik为沿线路传播的最大雷电过电流，可以线路耐雷水平表示；IT为流经变压器的电流，IMOA为流经MOA的电流。则：

Ik=IMOA+IT

(1)

由式(1)可知，当过电压波经过MOA时，由于MOA动作泄流，以及残压限制，使流经配电变压器的过电压极值及能量被限制到允许范围内。可见，MOA的可靠运行是配电设备防雷保护的关键。

然而，在10 kV架空裸导线上加装了单相并联间隙后，线路的耐雷水平得以显著提升，即图1中的Ik提升[5]。由式(1)可知，Ik增大，在线路阻抗的伏安关系不变的情况下，会使得IMOA也随之增大，即流经MOA的过电流能量将更大，可能超出MOA允许的能量阈值，造成MOA甚至配电设备的损坏。

因此，线路采用了并联间隙的单相安装方式后，需要以配电变压器高压侧MOA的流通能量为判据，对流经MOA的过电压波极值进行计算，给出调节10 kV架空线路与配电设备之间绝缘水平差异的方法。

1.3 10 kV配电线路MOA安全运行的判定阈值

为了检验线路加装单相并联间隙后，流经配电设备10 kV侧MOA的承受能力，更大程度地保护高压侧MOA，需要给出MOA安全运行的判定阈值。

1)当雷电波入侵时，流经配电变压器高压侧MOA的过电流极大值不超过典型10 kV配电用MOA的标称电流5 kA。

2)由文献[11]可知，为使配电用MOA不发生热崩溃，其热电荷传送值Qth≤0.35C。

热电荷传送值Qth的计算方法为

(2)

式中Q为热电荷传送值，I(t)为雷电流幅值随时间变化的函数。

本研究认定为较好地保护高压侧MOA，需同时满足判定阈值(1)和(2)。

2 加装耦合地线对10 kV线路和设备绝缘水平差异调节的适用性及原理

2.1 线路和设备绝缘水平差异的调节方法和加装耦合地线的适用性

调节线路与配电设备之间绝缘水平差异的方式有2类。一是提高设备高压侧MOA的通流容量，同时提高配电设备的绝缘水平；二是在10 kV架空线路末端提供新的分流通道，降低流经MOA的过电流。

经估算，加装单相并联间隙后，最大过电压波沿线路传播，流经配变高压侧MOA的过电流极大值达到了10 kA以上。目前，10 kV线路典型设置下设备高压侧MOA的标称电流仅为5 kA。如果增加MOA的标称电流，也势必增大其残压值。这将影响配电设备的绝缘水平设计(以配电变压器为例，尤其影响匝间绝缘设计水平)。配电设备受到本身材料、体积的限制以及对散热性能的要求，提高其绝缘水平将大幅提高其制造成本。因而，该类方法的经济性较差。

对10 kV架空线路来说，一般不安装避雷线[12-13]，在其末端提供新的分流通道可以采用加装耦合地线的方式。该方式具有改装难度低、经济性好、后期易维护的特点，且耦合地线不会与避雷线之间产生环流而导致损耗加大。但耦合地线由于安装于导线下方，10 kV架空线路的杆塔一般较低，需考虑耦合地线的加装是否会导致对地距离不够。

10 kV架空线路中架设耦合地线见图3。

图3 耦合地线Fig.3 Coupling ground wire

目前，10 kV架空线路杆塔典型设置高度有12 m，15 m和18 m，以12 m杆为例，加装耦合地线后，距离地面高度仍有7 m左右，可以保证对地安全距离。因而，本研究认为在10 kV线路末端按上述方法安装1根耦合地线，是可以采用的。

2.2 耦合地线对流经配变高压侧MOA过电流的分流作用

在配电变压器前的线路上架设一段耦合地线，当雷电波入侵时可提供额外的泄放通道，且与导线之间存在耦合，相当于在耦合地线上添加一个电压源，与耦合地线相连的杆塔接地电阻构成支路电阻。分流效果见图4。由于施加的耦合地线较短，不考虑其自身阻抗。

图4 耦合地线分流图Fig.4 Coupling ground wire shunt effect diagram

图4中，Ioh代表体现耦合地线分流效应的支路电流。

Ik=Ioh+IMOA+IT

(3)

由式(3)可知，当雷电流Ik增大，流经MOA的过电流IMOA也会随之增大。

一次雷击放电中总能量一定，耦合地线中分流越多，分流的雷电能量越大，导线中所承受的雷电能量就越小，越有利于保护高压侧MOA。

为方便计算，体现耦合地线的分流效果，建立了图5所示的耦合地线等值电路。设耦合地线上感应的过电压为单点接入且与杆塔相连从而接地，耦合地线跨越的档距越长，所相连的接地电阻就越多。若耦合地线共跨越n-1段档距，则耦合地线与导线间的雷电感应过电压等值电路见图5。

图5 图5 耦合地线过电压等值电路Fig.5 Overvoltage equivalent circuit on coupled ground

图5中U1为线路上的雷电过电压；U2为耦合地线上产生的感应电压。

(4)

式(4)中，Ud为线路上产生的感应雷过电压幅值，Ud′为耦合后线路上产生的感应雷过电压；ho为耦合地线平均高度，hd为导线平均高度；k为耦合地线与导线间的几何耦合系数，可由式(5)得到[14]。

(5)

式(5)中Z12为导线与耦合地线之间的互波阻抗，Z11为导线间的自波阻抗；D12、d12分别为导线与耦合地线间的空间几何距离和对地距离，hd为导线平均高度，rd为导线的半径。

2.3 耦合地线架设长度对调节线路和设备绝缘水平的影响

式(4)、(5)表明，架设耦合地线可使导线上的感应过电压Ud下降到Ud(1-kh0/hd)。当导线与耦合地线之间的几何空间位置固定时，耦合系数k也随之固定，则此时耦合地线上感应出的过电压U′可看作电压源。耦合地线等值电路图见图6。

图6 耦合地线等值电路图Fig.6 Coupling ground wire equivalent circuit diagram

图6中I′为耦合地线中实际流经的雷电流，R为杆塔接地电阻，且有：

(6)

可见，影响总电流I′大小的主要因素在于杆塔接地电阻的个数，即耦合地线的长度(连接的杆塔数)，以及接地电阻的大小。总电流I′越大，耦合地线中所承受的雷电能量也就越大。

因此，需要精确地计算安装单相并联间隙后，线路高压侧来波对配变高压侧MOA的影响效果，具体给出耦合地线的安装长度以及相匹配的杆塔接地电阻。

3 10 kV架空裸导线路仿真模型

为了找到并联间隙的放电电压与10 kV架空线路中入侵的最大雷电波极值之间的关系，需要建立10 kV架空线路的雷电过电压仿真模型，得到所需数据。

3.1 配电线路、杆塔及接地电阻模型

10 kV架空线路中选取JMARTI模型为导线参数，以体现雷电流的高频特性，档距为80 m。

因为雷电波入侵时，塔顶到塔底之间存在着波过程，因此选用波阻抗来模拟杆塔，塔高为15 m[8]。该模型一共搭建了13基杆塔，线路末端连接变压器模型，从配变处往电源侧杆塔序号依次为1、2……13号。波阻抗的值根据Jordan公式确定，波阻抗Z=324.5 Ω，接地电阻取R=30 Ω。

通过对2组患者实施不同的治疗措施发现，2组患者感觉神经传导速度均有所提升，但观察组患者感觉神经传导速度改善情况显著优于对照组患者，差异有统计学意义（P<0.05）。见表 2。

3.2 MOA、并联间隙及绝缘子模型

MOA模型采用非线性电阻元件来模拟，通过输入非线性元件的U-I数据组来模拟MOA的电气特性。部分U-I数据见表1。

表1 MOA的伏安关系数据Table 1 U-I data of arrester

间隙和绝缘子的模型采用ATP-EMTP中的压控开关元件模拟。选择P15绝缘子闪络概率为0.1%的放电电压UJ0.1%=139 kV[5]，设置压控开关的放电电压为139 kV。根据并联间隙的绝缘配合方法，间隙的放电电压可选47 kV～117 kV[5]。下文将讨论线路加装单相并联间隙后，不同间隙放电电压情况下流经MOA的过电流能量。

3.3 电源、雷电过电压及变压器模型

1)架空线路电源采用幅值为10 kV的三相交流电源来模拟，频率为50 Hz。

2)10 kV架空线路遭受雷击形式概率最大的是感应雷，其次还有雷击导线和雷击塔顶。雷击导线和雷击塔顶的雷电流模型采用IEC推荐的Heidler冲击波电源模拟，波头波尾时间为2.6/50μs[15-16]。

感应雷模型：在模型中线路所产生的感应雷过电压根据公式(7)给出。

(7)

式中，Ug为线路上感应出的感应雷幅值(kV)，IL为雷电流幅值(kA)；hd为线路的平均高度，取15 m；S为感应雷雷击点与线路的距离，距离取100 m。

为了模拟式(7)在线路上的效果，并且测量雷电流通道内的电流幅值，感应雷模型由Heidler电源以及波阻抗并联而成[17-18]，见图7。调节波阻抗的大小，与Heidler电源耦合出具有震荡衰减特征的感应雷波形，调节RLC元件和Heidler电源的大小以调节感应雷模型的幅值。

图7 感应雷模型Fig.7 Inductive lightning overvoltage model diagram

该感应雷模型产生的典型的感应雷过电压波形见图8。

图8 典型感应雷过电压波形Fig.8 Typical lightning induced overvoltage waveform

由于10 kV架空线路的跳闸机制为相间短路[19-21]，因此10 kV架空线路感应雷耐雷水平定义为雷电通道内不至使线路发生相间短路的最大雷电流。

雷电波的频率极高，根据CIGRE建议，配电变压器模型使用ATP-EMTP中的冲击电容来模拟[22-24]，取500 pF。

3.4 整体仿真模型

根据上述各模块，利用ATP-EMTP仿真软件搭建了并联间隙单相安装方式的10 kV架空裸导线路，最右侧为冲击电容表示的变压器模型，整体模型见图9。

图9 整体仿真模型Fig.9 Overall simulation mode

3.5 流经MOA的过电流值及热电荷值的计算方法

流经MOA的过电流幅值可通过MOA模块自带的Outpt Current电流数据输出窗口来读取。

在得到了MOA流经的过电流波形之后，通过origin的积分模块计算出流经MOA的热电荷值。热电荷传送值计算由公式(2)给出。

4 并联间隙的单相安装方式对线路来波极值的影响

10 kV架空线路遭受雷击事故的形式主要为感应雷，占总雷击事故的80%以上；且配电线路大多采用支撑型绝缘子，没有避雷线，直击导线和雷击杆塔的情况也时有发生[25-28]。

单相并联间隙对线路直击导线的耐雷水平提升不大，对配电变压器高压侧MOA的影响也较小，本研究对直击导线情况不考虑。

为了分析其对配电设备的影响，本节利用上节搭建的仿真模型和参数设置，对感应雷和雷击杆塔2种雷击形式，计算线路来波极值情况下流经高压侧MOA的过电流幅值以及Qth，研究高压侧来波增大对MOA安全性能的影响。

4.1 感应雷过电压下，最大线路来波对MOA的影响

首先研究并联间隙的不同放电电压对线路感应雷耐雷水平的影响，得到最大感应雷耐雷水平下的间隙放电电压值；再计算线路来波极值情况下感应雷雷电源不同接入点对线路MOA的影响。

4.1.1 单相并联间隙击穿电压对10 kV架空线路感应雷耐雷水平的影响

感应雷电源首先施加到6号杆塔，单相并联间隙的放电电压设置为47 kV，当雷电通道内的雷电流幅值为57.4 kA时，5号杆塔上A、C两相绝缘子闪络，B相并联间隙击穿，认定此时发生了相间短路。绝缘子及间隙流过电流见图10(A、C两相电流重合)。该情况下，线路的耐雷水平为57.4 kA。

图10 绝缘子及单相并联间隙击穿电流Fig.10 Breakdown current of insulator and single-phase parallel gap

同理，单相并联间隙不同放电电压与10 kV架空线路感应雷耐雷水平关系见图11。

图11 线路耐雷水平与间隙放电电压关系Fig.11 Relationship between line lightning withstand level and gap discharge voltage

由图11可知，随着单相并联间隙放电电压的增大，10 kV架空线路的感应雷耐雷水平减小。当并联间隙的放电电压为47 kV时，线路的感应雷耐受水平最大，为57.4 kA。

4.1.2 线路来波极值对配变高压侧MOA的影响

当线路感应雷耐雷水平最大时，沿线路传播的过电压波极值也最大。即单相并联间隙放电电压为47 kV时沿线路传播的过电压波极值也最大。

单相并联间隙放电电压设置为47 kV，将线路不至跳闸的最大感应雷幅值(57.4 kA)施加在1号杆塔，此时通过配变高压侧MOA的过电流波形见图12。

图12 流经MOA过电流幅值Fig.12 Amplitude of current flowing through arrester

由图12可知，当1号杆塔为感应雷的感应点，且当并联间隙的放电电压为47 kV时，流经MOA的过电流幅值为10.82 kA。

同理，线路来波极值情况下，感应雷雷电源在1～4号杆塔为接入点时流经配变高压侧MOA的雷电流见图13。

图13 流经配变高压侧MOA的过电流Fig.13 Overcurrent flowing through high voltage side arrester of distribution transformer

由图13可知，沿线路传播的过电压波为极值情况下(并联间隙击穿电压为47 kV，感应雷幅值为57.4 kA)，感应雷雷电源在前两级杆塔接入时，流经配变高压侧MOA的过电流幅值(6.01 kA～10.82 kA)都大于5 kA，大大超过了配变高压侧MOA的安全阈值，威胁了配电变压器高压侧MOA的稳定运行。

4.1.3 热电荷传送值对配变高压侧MOA的影响

按照上节可知，当并联间隙放电电压为47 kV时，线路的耐雷水平最大，线路和配电设备之间的绝缘差异也最大。故本节在并联间隙放电电压设为47 kV，感应雷幅值设置为57.4 kA，即在高压侧来波最严峻的情况下进行仿真研究。

由图12可知1号杆塔为感应雷施加点时流经高压侧MOA的过电流幅值，由公式(2)，将波形图积分从而得到热电荷传送值见图14。

图14 1号杆塔MOA热电荷传送值Fig.14 The thermal charge transfer value of the surge arrester on the No.1 tower

图14中，流经配电变压器高压侧MOA的热电荷传送值为1.082 C。同理，图15为感应雷在1～5号杆塔接入时，流经MOA的热电荷传送值。

图15 流经高压侧MOA的热电荷传送值Fig.15 Heat charge transfer value of high voltage side arrester flowing through distribution transformer

由图15可知，当感应雷接入点在配变MOA前4级杆塔时，其热电荷传送值Q1、Q2、Q3、Q4分别为1.082 C、0.695 C、0.507 C和0.381 C，大于热电荷额定值Qth=0.35 C，MOA的热崩溃概率将大大提升。

综上，单相安装的并联间隙放电电压为47 kV、感应雷幅值设置为57.4 kA(线路过电压波出现极值)时，当感应雷的感应点在配变前4基杆塔，流经配变高压侧MOA的过电流超过了其安全运行的阈值，会危胁MOA的安全稳定运行。

4.2 雷击塔顶时线路最大过电压波对高压侧MOA的影响

将2.4节中搭建的Heidler冲击波电源施加在线路的杆塔模型上，按4.1节的方法，可得单相并联间隙击穿电压与线路雷击杆塔耐雷水平之间的关系，见图16。

图16 线路耐雷水平与间隙放电电压关系Fig.16 Relationship between line lightning withstand level and gap discharge voltage

由图16可知，随着单相并联间隙放电电压的增大，10 kV架空线路雷击杆塔的耐雷水平减小；当并联间隙的放电电压为47 kV时，线路雷击杆塔的耐雷水平最高，为14.39 kA。

将直击雷雷电源接入到1号杆塔，计算得流经高压侧MOA的雷电流见图17，热电荷传送值Qth见图18。

图17 雷击塔顶时流经高压侧MOA的过电流Fig.17 Overcurrent flowing through high voltage side arrester when lightning strikes tower top

图18 雷击杆塔时的热电荷传送值Fig.18 Heat charge transfer value of high voltage side arrester flowing through distribution transformer when lightning strikes tower

由图17、图18可知，在雷击杆塔情况下，虽然线路耐雷水平得以提升，但是流经MOA的Qth和过电流幅值均远远小于MOA的安全阈值，不影响MOA的安全稳定运行。

分析原因在于：雷电波入侵时雷电流首先从杆塔泄放入地；随着雷电流的增大(不至发生相间短路而跳闸)，雷电流的泄放通道有两条：从杆塔入地以及击穿单相并联间隙至导线上传输，最终传播至配电变压器高压侧MOA的雷电流能量很少，无法威胁到配电变压器高压侧MOA的安全运行。

5 耦合地线对线路与配电设备绝缘水平差异的调节效果及架设长度的计算

由计算结果可知，单相安装并联间隙会使得线路与设备之间的绝缘水平差异加剧，在感应雷过电压下，最大线路来波容易导致配变前高压侧MOA故障。

在配变前若干基杆塔架设耦合地线可以限制流经高压侧MOA的雷电流能量，使得高压侧MOA安全稳定运行。由式(6)可知，影响耦合地线分流效果的因素主要是耦合地线的长度(跨域的杆塔数)和跨域杆塔的接地电阻。降低杆塔接地电阻与增加耦合地线长度的方法相比，技术经济性较差。因而，本研究主要通过改变耦合地线的长度，达到调节线路与配电设备之间绝缘差异，减少流经高压侧MOA的雷电流能量的效果。杆塔接地电阻统一设置为30 Ω。

在确定了耦合地线的适用性及安装方式后，关键在于确定耦合地线的长度，即连接的档距数(典型档距设为80 m)。确定方法如下：

1)计算线路的耐雷水平(感应雷、直击雷)与单相并联间隙放电电压之间的关系，得到配变高压侧来波经过高压侧MOA的雷电流极值。

2)耦合地线一端从配变台区高压侧所在杆塔起，往10 kV线路延伸。跨越档距数位n，10 kV架空裸导线路档距为L。n越大，耦合地线越长，分流效果越好。分别计算耦合地线跨越档距数从[1,n]时，对高压侧来波最严峻情况下流经配变高压侧MOA的过电流幅值和热电荷传送值的限制情况。

3)以高压侧MOA过电流幅值和热电荷传送值的阈值为判定条件，确定耦合地线的跨越档距数n，得到架设的长度。

以10 kV架空裸导线路典型配置为实例，在3节的仿真模型上，计算耦合地线的架设长度。耦合地线从最靠近配电变压器的杆塔安装，首先以跨域1基杆塔(即80 m)长度计算。