雷击情况下分布式潮流控制器的暂态特性分析

2023-11-28宋金根周路遥李时泰孟祥瑞邵先军卢铁兵

浙江电力 2023年11期

宋金根，周路遥，李时泰，孟祥瑞，邵先军，卢铁兵

（1. 国网浙江省电力有限公司，杭州 310007；2. 国网浙江省电力有限公司电力科学研究院，杭州 310014；3. 华北电力大学，北京 102206）

0 引言

随着输电技术的发展，对线路潮流大小和方向的实时控制越来越重要，稳定、可靠、灵活的潮流控制器是柔性交流输电的重要组成［1-2］。统一潮流控制器通过串联侧和并联侧两个变流器产生可控的基波电压，从而达到改变线路潮流的目的［3］。2007年，Divan采用分布式静止串联补偿器实现了潮流控制［4］。随后，Zhihui Yuan 等人进一步提出了DPFC（分布式潮流控制器）的系统结构，并阐述了其工作原理［5-6］。DPFC 的串联侧变流器采用分散布置的思路，可以更加有效地调控潮流［7-11］，具有小型化、加装灵活等优点［5-6］。众多研究者从可靠性、潮流控制改进策略和降低成本等方面对DPFC 进行研究，并取得了诸多研究成果［12-22］。

输电线路运行时经常出现雷击线路或者避雷线的情况［23-25］。据统计，雷害占高压输电线路故障的40%～70%。雷击输电线路时，DPFC 可能出现过电压和过电流，从而危害DPFC 和输电线路的正常运行，因此需要分析雷击时DPFC 的电磁暂态特性。目前，针对高压输电线路雷击故障已开展了大量仿真和分析工作。文献［26］进行了雷击特高压线路的小步长仿真，分析了发生非故障性绕击、故障性绕击以及反击时保护安装位置的电压、电流暂态过程。文献［27-28］综合架空线以及杆塔上的雷击暂态过程，分析了特高压输电线路的耐雷特性。目前，对于雷击情况下DPFC电磁暂态方面的研究仍然较少。

本文在介绍DPFC结构和运行原理的基础上，分别搭建了雷电流模型、杆塔模型、绝缘子闪络判据模型和DPFC 子模块模型，并在电磁暂态仿真软件PSCAD中搭建了DPFC集中布置于变电站和分散布置于输电线路时的雷电电磁暂态仿真模型。仿真分析了雷电反击避雷线与绕击输电线路两种状况下DPFC 的电磁暂态特性，并对DPFC分散布置于输电线路时不同DPFC 子模块上的雷电过电压、过电流进行了对比分析。

1 雷击暂态仿真模型的建立

运行经验表明，直击雷是导致高压输电线路跳闸的主要原因。直击雷导致的线路闪络分为绕击和反击两类。雷击杆塔或避雷线时发生的线路闪络称为反击，此时雷电流沿杆塔和避雷线流入大地，杆塔和避雷线的波阻抗及接地电阻使得塔顶电位骤升，当绝缘子串两端电压差超出其耐受电压时，线路发生闪络。雷电流绕过避雷线直接击中相线导线并产生雷电过电压时称为绕击。以DPFC 子模块分散布置为例，反击和绕击情况如图1所示。

图1 安装DPFC的输电线路雷电反击与绕击示意图Fig.1 Schematic diagram of back strike and circling strike on the transmission line with DPFC installed

雷击DPFC 输电系统的仿真中几个重要环节分别是DPFC 子模块模型、雷电流模型、杆塔模型和绝缘子闪络判据模型，下面分别对它们进行建模与分析。

1.1 DPFC子模块模型

DPFC串联子模块拓扑结构如图2所示，主要由直流侧电容、换流器、串联电感、高速机械旁路开关、反并联晶闸管和避雷器等元件组成。

图2 DPFC串联子模块拓扑结构示意图Fig.2 Topology of DPFC cascaded submodules

当DPFC 子模块投入运行时，该模块通过调控变流器的输入信号控制晶闸管的通断，将直流电容的直流电压逆变为幅值和相角均可控的基波电压，并通过端口串联接到外部电路上，在多个子模块的共同作用下，可有效控制系统潮流。DPFC 子模块通过改变线路阻抗，实现对线路潮流的控制。DPFC 子模块补偿呈容性时可以提升线路潮流，呈感性时可以降低线路潮流［29］。

1.2 雷电流模型

研究表明，可以采用可控电流源与雷电流波阻抗并联的方式来等效雷电流，在工程中雷电流的等效形式主要有双指数函数波形、斜角波形。本文仿真计算采用的是双指数函数波形，其表达式为：式中：A为与双指数波幅值相关的系数；IL为雷电流幅值；α为与平峰值时间相关的时间常数；β为与波前时间相关的时间常数；t为时间。

该仿真模型的各个参数值分别为AIL=100，α=20 000，β=1 666 666.6。

在雷击线路仿真中，雷电流的波阻抗取值300 Ω。在仿真平台中进行仿真建模，得到的雷电流波形如图3所示。

图3 雷电流波形Fig.3 Waveform of lightning current

1.3 杆塔模型

在雷击杆塔过程中，杆塔顶部的电位升高使得绝缘子串两端的电压大于闪络临界电压而发生闪络。线路杆塔的等效阻抗对雷击暂态仿真计算有重要影响。在仿真研究中，杆塔可采用集中电感模型和波阻抗模型，其中波阻抗模型又分为单一波阻抗模型和多波阻抗模型。由于雷电波从塔的顶部传播到塔基是需要时间的，故波阻抗模型优越于集中电感模型，而多波阻抗模型精度高于单一波阻抗模型。

本文在暂态仿真中采用多波阻抗模型对杆塔进行模拟。仿真中采用220 kV ZB1 酒杯型杆塔，结合杆塔的实际尺寸，得到相应的等效模型如图4所示。采用多波阻抗模型把杆塔波阻抗分为支柱波阻抗、支架波阻抗和横担波阻抗，支柱波阻抗计算值如表1所示。

表1 不同位置的波阻抗计算值Table 1 Calculated results of wave impedance at different positions Ω

图4 ZB1酒杯型杆塔等效模型Fig.4 Equivalent model of cup-type tower ZB1

在对杆塔进行建模时，采用传输线的Bergeron模型代替每一段支柱、支架及横担的波阻抗。接地电阻Rg一般小于30 Ω，本文中取值为10 Ω。

1.4 绝缘子闪络模型

若绝缘子串两端电压的峰值超过绝缘子串的50%放电电压时绝缘子串闪络，判定为闪络发生。绝缘子串的50%放电电压经验公式为：

式中：U50%为绝缘子串50%放电电压；Lx为绝缘子串长度。

通过绝缘子串等值电容与断路器并联构建绝缘子串闪络模型，如图5所示。满足绝缘子闪络判据时，即绝缘子两端电压的瞬时值大于绝缘子串的50%放电电压时控制断路器导通，等效电容被短路，雷电流源与输电线产生通路，发生闪络；不满足绝缘子闪络判据时，杆塔与传输线之间通过等效电容连接，断路器不导通。

图5 绝缘子串闪络模型Fig.5 Model of insulator string flashover

2 仿真与结果分析

2.1 DPFC集中布置时的雷击过电压

DPFC子模块集中布置下的输电系统如图6所示。在该系统中，三段相同的并联架空输电线路连接了两端的变电站，其中两段线路的一端集中布置了DPFC子模块。

图6 DPFC子模块集中布置下的系统模型示意图Fig.6 Schematic diagram of the system model with centralized arrangement of DPFC sub-modules

2.1.1 雷电反击避雷线

在输电线路一端变电站中每相集中布置有9个DPFC 子模块，仿真过程中DPFC 处于闭锁状态。设置雷击发生在仿真开始后50 ms，雷击位置为变电站出口处的避雷线。雷电反击后DPFC 对地电压变化过程如图7（a）所示，可以看出：在雷击过后，线路中产生了较大的瞬时过电压并立即衰减，其中DPFC 最大过电压为464.5 kV；三相输电线路在雷电反击后过电压明显，过电压持续时间短。雷击发生后流经DPFC 的电流变化过程如图7（b）所示，可以看出，在雷击过后，线路中产生明显的过电流并随时间逐渐衰减，过电流最大值为3.13 kA。雷击后9 个DPFC 子模块端口总电压波形如图7（c）所示，可见端口间产生了较大的过电压并随时间逐渐衰减，过电压最大值为47.38 kV。

图7 雷电反击避雷线时DPFC的电压和电流波形Fig.7 Voltage and current waveforms of DPFC under back strike on lightning conductor

2.1.2 雷电绕击相线

设置雷击发生在仿真开始后50 ms，雷击位置为线路最左端的A 相导线。雷电反击后DPFC 对地电压变化过程如图8（a）所示，可以看出：在雷击过后，线路中产生了较大的瞬时过电压并立即衰减，其中DPFC 最大过电压为448.0 kV；三相输电线路在雷电绕击后过电压更加明显。雷击发生后流经DPFC 的电流变化过程如图8（b）所示，可以看出，在雷击过后，线路中产生明显的过电流并随时间逐渐衰减，其中过电流最大值为3.34 kA。雷击后9 个DPFC 子模块的端口总电压波形如图8（c）所示，可见端口间产生了较大的过电压并随时间逐渐衰减，过电压最大值为46.28 kV。

图8 雷电绕击相线时DPFC的电压和电流波形Fig.8 Voltage and current waveforms of DPFC under circling strike on live line

2.2 DPFC分散布置时的雷击过电压

DPFC子模块分散布置下的输电系统如图9所示。与DPFC 子模块集中布置时相比，该模型两段线路上的9个DPFC子模块在线路上为等间隔均匀布置。对于DPFC 子模块不均匀分布的情况，可以同样建模分析，结果会有一定的差异，本文不做深入讨论。

图9 DPFC子模块分散布置下的系统模型示意图Fig.9 Schematic diagram of the system model with decentralized arrangement of DPFC sub-modules

2.2.1 雷电反击避雷线

每条输电线路分散布置有9 个DPFC 子模块，DPFC 子模块、线路和杆塔均匀间隔布置，在仿真过程中DPFC 处于闭锁状态。设置雷击发生在仿真开始后50 ms，雷击位置为变电站出口处的避雷线。雷电反击后DPFC 对地电压变化过程如图10（a）所示，可以看出：在雷击过后，线路中产生了较大瞬时过电压并立即衰减，其中DPFC 最大过电压为440.8 kV；三相输电线路在雷电反击后过电压明显，过电压持续时间短。雷击发生后流经DPFC的电流变化过程如图10（b）所示，可以看出，在雷击过后，线路中产生明显的过电流并随时间逐渐衰减，过电流最大值为3.29 kA。雷击后线路三相DPFC子模块的端口电压波形如图10（c）所示，可见端口间产生了较大的过电压，并随时间逐渐衰减，过电压最大值为5.14 kV。

2.2.2 雷电绕击相线

设置雷击发生在仿真开始后50 ms，雷击位置为第一段线路A 相导线的最左端。雷电反击后DPFC 对地电压变化过程如图11（a）所示，可以看出，在雷击过后，线路中产生了较大的瞬时过电压并立即衰减，其中DPFC 最大过电压为491.4 kV。雷击发生后流经DPFC的电流变化过程如图11（b）所示，可以看出，雷击过后线路中产生明显的过电流并随时间逐渐衰减，其中过电流最大值为3.62 kA。雷击后线路三相DPFC 子模块的端口电压波形如图10（c）所示，可见端口间产生了较大的过电压并随时间逐渐衰减，过电压最大值为6.47 kV。

图11 雷电绕击相线时DPFC的电压和电流波形Fig.11 Voltage and current waveforms of DPFC under circling strike on live line

2.3 两种DPFC 子模块布置下过电压和过电流的对比

两种DPFC 子模块布置下不同雷击状况时的过电压和过电流对比如表2所示。可以看出，雷电反击避雷线时，集中布置的DPFC 对地过电压和子模块间过电压要大于分散布置时的结果，但DPFC 子模块中过电流和避雷器过电流要小于分散布置时的结果；雷电绕击相线时，集中布置的DPFC对地过电压、子模块间过电压、DPFC子模块中过电流和避雷器过电流都要小于分散布置时的结果。

表2 两种DPFC子模块布置下不同雷击状况时过电压和过电流对比Table 2 Comparison of overvoltage and overcurrent of two DPFC sub-module layouts under different lightning strikes

同样可以看出，雷电绕击相线时，DPFC 子模块中过电流和避雷器过电流都远大于反击避雷线时的结果。这是因为雷击避雷线时绝缘子没有发生闪络，大部分雷电流通过避雷线和杆塔流入了大地，因此对线路的影响较小。同时也说明加装避雷线对减小雷击危害具有重要意义。

2.4 分散布置时不同DPFC子模块过电压对比

对于DPFC 子模块分散布置情况，以第一个DPFC子模块上过电压为基准，将雷电绕击线路A相相线后不同位置的DPFC 子模块对地过电压的最大值进行归一化，结果如图12所示。

图12 绕击时不同线路上DPFC子模块对地电压最大值Fig.12 Maximum value of voltage to ground of DPFC submodules on different lines in the case of circling strikes

同样，针对DPFC 子模块分散布置情况，将雷电反击避雷线后A 相相线不同位置的DPFC 子模块对地过电压最大值进行归一化，结果如图13所示。

图13 雷电反击时不同线路上DPFC子模块对地电压最大值Fig.13 Maximum value of voltage to ground of DPFC submodules on different lines in the case of back strikes

可以看出，绕击相线时过电压比反击避雷线时过电压更大。而且，随着距离雷击点距离增加，不同线路上DPFC 子模块上的对地电压瞬时最大值呈现先减小后增加的趋势，且距离雷击点最近的杆塔上过电压值最大。经分析，这是因为雷电波在线路上传播时其振荡幅值会逐渐衰减，所以前半段呈现减小的趋势；但在线路末端雷电波发生折反射，实际电压由工频电压、前行的雷电波与反射的雷电波叠加而成，雷电反射波在传播过程中也会衰减，因此输电线路上DPFC 子模块过电压先减小后增加，且在线路后段越靠近线路末端，过电压水平越高。