矫立新，郭 洁，列剑平，刘 赫，刘俊博

（1．国网吉林省电力有限公司电力科学研究院，长春 130021；2．西安交通大学电气工程学院，西安 710049）

500 kV串联补偿装置MOV运行工况及暂态负荷应力分布研究

矫立新1，郭 洁2，列剑平1，刘 赫1，刘俊博1

（1．国网吉林省电力有限公司电力科学研究院，长春 130021；2．西安交通大学电气工程学院，西安 710049）

金属氧化物限压器（MOV）作为输电线路串联补偿装置的重要组成部分，限制系统故障时电容器极间的暂态过电压。MOV通常由多个单元并联构成，故障瞬间会通过大电流、吸收高能量。MOV单元间暂态负荷应力的分布状况直接影响MOV的保护特性，应通过优化设计确保其暂态运行可靠性。以某500 kV交流超高压带串补装置的系统为例建立了数值仿真模型，利用EMTP-ATP研究了串联补偿装置在不同运行方式下区外故障和区内故障时MOV的负荷应力。综合MOV的电压-温度特性试验结果，深入研究了MOV并联单元间暂态负荷应力分布特性及其影响因素。研究结果表明，在暂态过程中由于电阻片阻抗的负温度系数特性导致MOV并联单元间的电流分流不均匀程度加剧，使各单元的吸收能量极不均衡，若参数控制不当会导致MOV局部单元负荷应力恶性发展直至损坏。通过研究，获得了MOV单元间暂态能量应力不均匀度与静态固有不均匀度间的关系，为优化MOV多柱单元间参数配置提供了依据。

串联补偿；MOV；温度系数；暂态负荷应力分布

0 引言

目前，我国已经在多条超特高压、远距离交流输电线路上加装串联补偿装置，以补偿输电线路的感抗提高输电线路的送电能力[1]。串联补偿电容器是串联补偿装置的核心组成部分，也是过电压保护的重要对象，国内外电力系统中广泛应用MOV对其进行保护[2]。尽管MOV的应用技术越来越成熟，应用范围也越来越广泛，但其在实际运行中仍存在一定问题，威胁串补系统的安全运行[3]。运行经验表明，自2008年以来，我国有多个500kV串补站发生了串补MOV个别单元爆炸或压力释放动作事故[4]，事故原因有待深入研究。

以某500 kV交流带串联补偿实际工程为研究背景，试验和仿真计算相结合的方法，研究了500 kV串联补偿装置MOV的运行工况及其暂态负荷应力，研究了MOV并联单元间的暂态负荷应力的分布状况及其影响因素，从而提出了优化和改善MOV并联单元间暂态负荷应力分布的方法与原则。

1 串联补偿系统

研究的串补系统包括甲、乙和丙三个变电站，包括甲乙I回、II回紧凑型单回线路和甲丙常规单回线路在甲站侧装有串补装置。串补装置结构如图1所示。

图1 500 kV串补装置主接线单相示意图Fig.1 Schematic diagram of 500 kV series compensation

系统正常运行时，串补电容器串接在线路中补偿无功。系统出现故障后，串补电容器流过最高几十千安的短路电流，此时MOV动作保护将电容器组的电压迅速限制在标准规定的范围内，一般为2.0 p.u.～2.5 p.u.。但由于MOV承受的是工频电压，流通大电流，对MOV的性能要求极为严苛，因此需要及时触发火花间隙保护MOV免于损坏。设置旁路断路器是用于旁路间隙，为火花间隙熄弧提供条件。

2 MOV运行工况研究

在超高压串联补偿系统中，考虑的典型故障形式主要有线路单相接地、两相接地、三相接地和两相相间短路。根据故障发生的位置分为区内故障和区外故障。串补所在线路上发生的故障称为区内故障；串补所在线路以外的故障称为区外故障[4，5]。

研究的串联补偿装置中的火花间隙和旁路断路器的触发参量和阈值有明确规定：系统出现区外故障时，串补装置MOV及时动作限制串补电容器两端的过电压，火花间隙和旁路断路器不动作；系统出现区内故障时，在检测到MOV吸收能量或者放电电流超过火花间隙的触发阈值后，触发火花间隙，1ms内闭合旁路断路器[6]。

利用EMTP－ATP电磁暂态程序建立了包括三个变电站和多条出现的串补系统仿真计算模型，计算中采用统计方法，即设定接地故障发生时刻在一个周期（20 ms）内均匀分布，统计次数为120次·相，计算出各仿真结果的统计值。

2.1 甲乙线区外故障

系统出现区外故障时，故障点距离串补站越近，短路故障电流越大，则MOV吸收能量和流通电流越大。仿真中重点确定了甲乙I线区外故障点如图2所示，B1故障在串补线路侧，B2故障在串补母线侧。计算结果如表1所示。

图2 甲乙I线区外故障位置Fig.2 External fault points of Jia Yi I line

表1 甲乙I线区外故障时计算结果Table 1 Calculated results of Jia Yi I line external faults

表1中计算结果表明：甲丙线的串补线路侧区外三相接地故障时，甲乙串补中串补电容器和MOV的运行负荷最高，串补电容器两端的最大过电压为2.04 p.u.，MOV吸收的最高能量为 47.4 MJ，MOV的最大放电电流为11.8 kA；

2.2 甲乙线区内故障

区内短路故障时该线路上出现过电流，直接威胁串补电容器，MOV花间隙的可靠配合可以确保MOV的安全运行。区内故障的故障点在串补电容器母线侧、串补电容器线路侧和罗百I线沿线，由百色站到罗平站沿线故障点设定为线路的30%、60%和90%节点处。仿真计算结果如表2所示。

表2 甲乙I线区内故障时计算结果Table 2 Calculated results of Jia Yi I line regional faults

表2中计算结果表明：甲乙区内故障MOV吸收能量最大为51.0 MJ，放电电流最大为29.3 kA，此时甲乙II线退出运行。

综上，将甲丙线的串补线路侧三相接地故障确定为典型的甲乙线区外故障工况；将甲乙II线退出运行时60%线路节点三相接地故障确定为典型的甲乙线区内故障工况。后文进行的MOV多单元间暂态负荷应力分布研究均在此基础上完成。

3 MOV暂态负荷应力分布研究

3.1 MOV的暂态热特性

MOV多单元间暂态负荷应力分布研究的关键点是暂态中MOV电阻片的特性，包括热特性和电特性。MOV的暂态热特性涉及MOV的温升、散热和热平衡整个过程，在结构一定的前提下，电阻片的热特性起决定作用[7-10]。系统故障时，MOV吸收大量过电压能量，电阻片温度升高，故障清除后，在持续运行电压下MOV的散热必须大于发热，使MOV温度逐渐下降回到稳定运行温度，否则，MOV的温度继续上升，最终导致热崩溃[11]。在实际的系统中，由于MOV单元间的暂态热特性存在差异，影响因素包括MOV各单元自身参数存在的固有差异和暂态温度特性差异。

研究中，对工程中采用的某公司生产的MOV电阻片取样进行V-A特性和阻抗-温度特性测试研究，实验得到了MOV电阻片在小电流区和工作区的电压-温度系数，研究表面MOV电阻片阻抗在稳态和流过几百安培电流暂态过程中均具有负的温度系数特性。依据DL/T1156-2012“串联补偿装置用金属氧化物限压器”标准电流分布系数λ定义为并联在一起的电阻片柱（或单元）间流过的最大电流与平均电流之比[12]。

3.2 仿真条件

研究中依据超特高压系统对MOV电流分布系数的要求和生产技术水平分别将λ设置为1.03、1.05和1.10。为方便叙述，将MOV并联单元中局部阻抗处于极小值，即分流差异最大的单元命名为1号MOV单元，其它特性视为相同的均为2号MOV单元。

甲乙串补MOV的结构和能量参数如表3所示。

表3 甲乙串补MOV的结构和能量参数Table 3 Structure and energy parameters of Jia Yi series compensation MOV

3.3 MOV并联单元间暂态负荷应力分布

3.3.1 MOV单元散热特性相同

温度作为MOV的运行参量，直接反应了MOV的能量吸收情况，间接体现了各MOV单元或单元内部电阻片的分流负荷均一性。笔者在研究MOV并联单元间暂态负荷应力分布时，考虑MOV的温度特性，同时假设MOV并联单元散热性能基本相同，即各单元间仅存在有因电流分布不均而形成的温差。

1）典型区外故障：计算结果如图3所示。由图3中数据可以看出，随着温升的增加，MOV并联单元件的电流分布越来越不均匀，电流分布系数λ越来越大，1号MOV单元吸收能量逐渐增大。系统第一次短路故障后2号MOV单元温升45℃，对应图3中数据，1号MOV单元在λ=1.03时吸收能量4.557MJ；在λ=1.05时吸收能量4.678MJ；在λ=1.10时吸收能量4.986MJ。均未超过单台MOV额定允许能量5.362 MJ。

图3 区外故障时1号MOV单元吸收能量随温升变化情况Fig.3 The change of absorption energy with temperature rise of 1MOV under external fault

2）典型区内故障：计算结果如图4所示。

图4 区内故障时1号MOV单元吸收能量随温升变化Fig.4 The change of absorption energy with temperature rise of 1MOV under regional fault

由图4中数据可以看出，系统第一次短路故障后2号MOV单元温升50℃，对应图4中数据，1号MOV单元在λ=1.03时吸收能量5.167 MJ；在λ=1.05时吸收能量5.300 MJ；在λ=1.10时吸收能量5.636 MJ。仅在λ=1.10时超过单台MOV额定允许能量5.362MJ，但在λ=1.05时已经接近能量上限。

λ=1.03和λ=1.05时1号MOV单元吸收能量如表4所示。1号MOV单元的吸收能量均未超出单台MOV允许额定能量，且1号MOV单元的能量裕度随着单相MOV能量裕度的减小而递减。典型区内故障工况下，λ=1.03时，对应单相MOV 8.0%的能量裕度1号MOV单元的能量裕度仅为3.8%；λ=1.05时1号MOV单元的能量裕度降为1.2%，已接近单台MOV设计能量上限。

3.3.2 MOV单元散热特性不同

在实际的运行环境中，由于MOV自身固有特性的差异、结构、位置布局和环境温度等因素的影响，MOV并联单元的温度分布很难均匀一致，不仅系统故障时各MOV并联单元的温升不同，故障清除后各MOV并联单元的散热特性也不尽一致[13～14]。目前对各运行中MOV并联单元温度变化的实时监测数据还是空白，业内人士主要通过实时模拟计算MOV并联单元的暂态热特性[15]。研究表明，串补系统出现第二次短路故障前MOV并联单元间温差大多处在10℃左右[16]。仿真研究中设定1号MOV单元比2号MOV单元的温升高10℃。

表4 电流分布系数为1.03和1.05时MOV运行参数Table 4 Operation results of MOV under different λ1.03 and 1.05

1）典型区外故障：计算结果如图5所示，其中横坐标为2号MOV单元的温升。

图5 区外故障时1号MOV单元吸收能量随温升变化Fig.5 The change of absorption energy with temperature rise of 1MOV under external fault

由图5可以看出，系统第一次出现短路故障后2号MOV单元最高温升至45℃，考虑散热因素降温10℃，2号MOV单元温度为35℃，此时1号MOV单元在λ=1.03时吸收能量为5.025 MJ；在λ=1.05时吸收能量为5.160 MJ；在λ=1.10时吸收能量为5.502 MJ吸收能量超过MOV单元额定允许最大吸收能量5.362 MJ。

2）典型区内故障：计算结果如图6所示，其中横坐标为2号MOV单元的温升。

由图6可看出，系统第一次发生短路故障后2号MOV单元最高温升至51℃，考虑散热因素降温10℃，2号MOV单元温度为41℃，1号MOV单元在λ=1.03时吸收能量为5.646 MJ；在λ=1.05时吸收能量为5.789 MJ；在λ=1.10时吸收能量为6.151 MJ。均超过了MOV单元额定允许最大能量5.362 MJ。

图6 区内故障时1号MOV单元吸收能量随温升变化Fig.6 The change of absorption energy with temperature rise of 1MOV under regional fault

分析结果如表5所示。由表5中数据可知，典型区内故障工况下，特性差异最大的1号MOV单元在λ=1.03时吸收能量裕度为－5%，λ=1.05时吸收能量裕度为－7.4%，均已超过MOV单元额定最大允许吸收能量上限。

表5 电流分布系数为1.03和1.05时MOV运行参数Table 5 Operation results of MOV under different λ 1.03 and 1.05

上述研究结果表明：1号MOV单元吸收的最大能量与MOV单元间的电流分布系数、二次故障前的温差成正比关系。若MOV并联单元间最大电流分布不均匀系数λ控制在1.05以下，此时单相MOV的能量设计冗余须在22%以上，且二次故障前MOV单元间最大温差应能控制在10℃以内，才能确保多单元并联的MOV的运行可靠性。

4 结论

1）目前国内配方工艺生产的MOV电阻片具有很强的阻抗温度特性，在0～几十甚至几百A内等值阻抗均呈现明显的负温度系数，即随着温度的升高，阻抗显著减小，导致分流不均进一步加剧。

2）暂态过程中单元吸收的能量与MOV单元间的静态电流分布不均匀系数、二次故障前的温差成正比关系。

3）若MOV单元间电流分布系数λ控制在1.05以下，二次故障前MOV单元间的温差控制在10℃以内，则MOV的吸收能量设计冗余应在22%以上，才能保证在最严酷工况下MOV单元吸收能量不超过预期设计值，从而保证MOV运行安全。

[1]李开利．500 kV串补装置MOV运行工况研究[D]．广州：华南理工大学，2012．

[2]杨玉娟．串联补偿电容器组用金属氧化物非线性电阻器（MOV）的研制及特点[J]．电瓷避雷器，2011（5）：100－106．YANG Yujuan.Development and characteristics of metal oxide nonlinearity resistor（MOV）for series compensation capacitor banks[J].Insulators and Surge Arresters，2011（5）：100－106.

[3]叶波，陈忠伟，黄康驾．串补站MOV故障分析诊断[J]．广西电力，2010，33（5）：55－57．YE Bo，CHENG Zhongwei，HUANG Kangjia.Analysis and diagnose of MOV fault in series compensation station[J].Guangxi Electric Power.2010，33（5）：55－57.

[4]夏毅，姚文军，赵淑珍，等．一起串联补偿电容器复杂故障的分析[J]．电力系统自动化，2011，35（7）：91－96．XIA Yi，YAO wenjun，ZHAO shuzhen，et al.Analysis on a complex fault in series compensation MOV[J].Automation of Electric Power Systems，2011，35（7）：91－96.

[5]陈喜鹏．500 kV串联补偿过电压研究[D]．广州：华南理工大学，2010．

[6]刘刚，蔡汉生，陈喜鹏，等．南方电网500 kV串补MOV压力释放事件分析[J]．南方电网技术，2014，8（4）：57－61．LIU Gang，CAI Hansheng，CHEN Xipeng，et al.Analysis on the pressure relief accident of 500 kV series compensation MOV in china southern power grid[J].Southern Power System Technology，2014，8（4）：57－61.

[7]张搏宇，李光范，陈立栋，等．避雷器及其比例单元的散热特性研究[J]．电瓷避雷器，2010（4）：46－50．ZHANG Boyu，LI Guangfan，CHEN Lidong，et al.Study on the thermal dispersion ability of MOA and MOA section[J].Insulators and Surge Arresters，2010（4）：46－50.

[8]郭洁，朱跃．温度对MOA电阻片主要电气性能的影响[J]．电瓷避雷器，2002（2）：18－33．GUO Jie，ZHU Yue.Impact of temperature on some basic electrical characteristics of MOV[J].Insulators and Surge Arresters，2002（2）：18－33.

[9]楼嘉懿，杨仲江，姜苏，等．MOV多片并联在冲击老化过程中温度差的变化[J]．电瓷避雷器，2016（1）：49－54．LOUJiayi，YANGZhongjiang，JIANGSu，etal.Temperature difference changing of the multi－chip MOV in parallel in the process of impulse aging[J].Insulators and Surge Ar-resters，2016（1）：49－54.

[10]李怀龙，邢应春，徐斌，等．ZnO电阻片大电流通过次数与寿命的关系[J]．电瓷避雷器，2010（6）：38－41．LI Huailong，XING Yingchun，XU Bin，et al.The relationship of the times of large current pass through ZnO varistor and Its lifetime[J].Insulators and Surge Arresters，2010（6）：38－41.

[11]何金良，刘俊，胡军，等．电力系统避雷器用ZnO压敏电阻研究进展[J]．高电压技术，2011，37（3）：634－641．HE Jinliang，LIU Jun，HU Jun，et al.Development of ZnO varistors in metal oxide arrestors[J].High Voltage Engineering，2011，37（3）：634－641.

[12]串联补偿装置用金属氧化物限压器．DL/T 1156－2012．中国标准书号[S]．北京：国家能源局，2012．JIANG Weiping.Transient simulative research in real－time on the 750 kV power system in northwest china[R].Beijing，China：CEPRI，2002.

[13]杨仲江，李强，张枨，等．MOV在交直流电压下耐受能力的试验研究[J]．电瓷避雷器，2013（6）：42－47．YANG Zhongjiang，LI Qiang，ZHANG Cheng，et al.The experimental study on the resistance ability of MOV under AC/DC voltage[J].Insulators and Surge Arresters，2013（6）：42－47.

[14]胡淑慧，赵冬一，王家军，等．多柱并联电阻片柱冲击电流分布不均匀系数测量方法的研究[J]．电瓷避雷器，2012（4）：106－110．HU Shuhui，ZHAO Dongyi，WANG Jiajun，et al.Study on measuring methods of non－uniform coefficient of umpulse current distribution of multi－column varistors in parallel[J].Insulators and Surge Arresters，2012（4）：106－110.

[15]唐宗华，谭震宇，孙树敏，等．基于耦合场的金属氧化物限压器的温度计算与特性分析[J]．高电压技术，2013，39（3）：733－739．TANG Zonghua，TAN Zhenyu，SUN Shumin，et al.Temperature calculation and property analysis of metal oxide varistor based on coupled fields[J].High Voltage Engineering，2013，39（3）：733－739.

[16]贺子鸣，陈维江，陈秀娟，等．多柱芯体并联结构避雷器暂态热特性计算方法[J]．高电压技术，2012，38（8）：2129－2135．HE Ziming，CHEN Weijiang，CHEN Xiujuan，et al.Calculation method for transient thermal characteristics of multi－column parallel structure surge arreste[J].High Voltage Engineering，2012，38（8）：2129－2135.

Research on Operation Conditions and Transient Load Distribution of 500 kV Series Compensation MOV

JIAO Lixin1，GUO Jie2，LIE Jianping1，LIU He1，LIU Junbo1
（1.State Grid Jilin Province Electric Power Research Institute，Changchun 130021，China；2.College of Electrical Engineering，Xi’an Jiaotong University，Xi’an 710049，China）

As an important part of series compensation device，the Metal-Oxide Varistors（MOV）are applied to protect the series compensation capacitors from overvoltage damage.One MOV group has multiple units to absorb a huge amount of energy when a fault occurs in series compensation system.The operation reliability of series compensation is directly determined by transient load distribution of 500 kV series compensation MOV.The reasonable design is urgently needed to insure the excellent transient thermal reliability of series compensation.This paper studies external fault and regional fault of series compensation system under different operation conditions by building simulation models of one 500 kV series compensation systems using EMTP-ATP.According to the test results and typical fault conditions，study of transient load distribution among multiple MOV units and its influencing factors has been done.The results show that the current distribution of parallel MOV units will be more uniform because of the negative temperature coefficient，and the absorption of energy will be extremely imbalance to damage the MOV units.The author studies the relationship between transient and static ununiformity of energy to provide evidence for optimize the parameter configuration of MOV.

series compensation；MOV；temperature coefficient；transient load distribution

10.16188/j.isa.1003-8337.2017.03.014

2016-03-23

矫立新（1989—），男，硕士，主要研究方向为电力系统过电压及其防护。