高补偿过补偿线路合闸电流直流偏置问题研究

2018-10-13张佳鑫郑雄伟

东北电力技术 2018年8期

张佳鑫，郑雄伟

(国网河北省电力公司电力科学研究院，河北石家庄 050021)

在我国超高压输电系统中，为满足无功平衡和限制过电压的需要，一般在长距离输电线路上装设高压并联电抗器。随着我国经济的发展，电力需求不断增加，新建变电站的数量也随之不断增加，采用对原有长线进行线路破口π入新建变电站的方式极为常见。带有线路高抗的百公里长线越破越短，导致线路高补偿、过补偿现象越来越多。若线路高抗停运，基于电力系统分层分区系统无功补偿的原则，存在区域性无功补偿不足的问题，若线路继续带高抗运行，则线路在合闸操作中的直流偏置现象比较明显，尤其是高补偿线路[1-2]。补偿线路在进行合闸后，出现线路空充电流较长时间不过零现象，此时若由于线路故障或开关偷跳等原因使线路立即三相跳闸，可能由于电流长时间不过零而无法息弧，持续数百毫秒的燃弧将烧损灭弧室内部器件、劣化绝缘气体，甚至造成断路器损坏[3]。

因此，对此类高补偿、过补偿线路的直流偏置问题进行深入研究，弄清此类线路直流偏置产生的原因及影响因素，提出相适应的控制策略[4-7]，使其适应新形势下的电力系统安全运行显得尤为重要。

1 线路产生直流偏置的机理

基于电路学原理，线路产生直流偏置的基本原因是电抗器电流不能突变。基于线路的π型等值电路，见图1。设电压合闸相角为φ，母线电压为u(t)=Umcosωt，通过拉普拉斯变换，合空线电流可表示为

(1)

图1 带高抗线路的π型等值电路(若忽略线路中的高频分量，线路可采用集中参数等效)

考虑并联电抗器电阻R<

I(t)=UmcosφCδ(t)-Um[ωC-1/(ωL)]sin(ωt+φ)-Um/(ωLsinφe-t/τ)

(2)

由式(2)可知，合空线的时域电流由3部分组成：第1部分是冲击函数表示合闸后的瞬时振荡过程；第2部分是频率为工频的交流电流；第3部分是幅值与电抗值、合闸相角相关的衰减直流分量。影响空充电流直流偏置的因素有合闸相角、系统的阻性分量和线路的补偿度。

2 线路空充电流直流偏置的仿真分析

2.1 仿真模型的建立

EMTP(Elctro Magnetic Transient Program) 是加拿大H.W.Dommel教授首创的电磁暂态计算程序，是电网暂稳态仿真分析及电力系统谐波分析的有力工具。利用EMTP模拟计算中，保留河北南网全部500 kV线路、变压器、发电机组和全部220 kV线路、发变组，全部220 kV变电站视为用电负荷节点，采用R-L模型进行用电负荷等值。在有省际联络线的变电站500 kV母线上对外省500 kV电网进行多端口或单端口等值简化。线路模型采用计及分布参数特性的序参数模型LINEZT_3。本文以在武邑侧带高抗的台邑一线为对象，对影响直流偏置的因素进行仿真分析，相关的线路序参数见表1，相关电网结构见图2。武邑侧有线路高抗一组，高抗型号为BKD-50000/500，中性点小电抗的型号为XKD-810/154，有3个档位668.84/759.01/853.08 Ω，计算表明：使线路带高抗运行时的潜供电流和恢复电压梯度最小时中性点小电抗应置于最低档。因此，文中中性点小电抗均取668.84 Ω档。计算中高抗的阻值选取为设计值，即高抗电阻取额定值的0.2%，中性点小电抗的电阻取其电抗值的3%。

图2 台邑一线连线示意图

表1 台邑一线参数

2.2 线路补偿度对空充电流直流偏置的影响

目前，河北南网带高抗线路的补偿度范围为131%～351%，因此，以台邑一线带高抗进行仿真计算时，通过修改线路长度参数，使线路补偿度在60%～360%变化，得到空充电流无过零点时间与补偿度关系见图3。

图3 线路空充电流随线路的无功补偿度的变化曲线

由计算结果可知，线路空充电流的直流偏置与其补偿度并非呈正相关的线性关系，而是呈现类似驼峰现象，峰值出现在补偿度120%左右。因此，应尽量避免线路补偿度在80%～160%，如此则偏置时间可控制在1 s以下。

2.3 合闸相位对空充电流直流偏置的影响

由于工频电压电流的对称性，选取台邑一线A相电压合闸角0°～90°变化时，对其空充电流的无过零时长进行计算，计算结果见图4。

图4 线路空充电流随线路合闸时刻电压相位的变化曲线

由计算结果可知，合闸相角对线路空充电流的影响明显，在电压为90°时合闸，直流偏置时间最长，在电压为0°～20°时合闸没有偏置现象。若将合闸时刻电压相角控制在0°～50°，可将空充电流偏置时间控制在0.6 s以下。

2.4 合闸电阻对空充电流直流偏置的影响

为了限制合空线过电压，在长距离的超高压输电线路中，将断路器装设；并联电阻作为限制合空线过电压的主要措施。这种为限制合空线过电压而并联的电阻(即合闸电阻)阻值约几百Ω。以ABB生产的500 kV断路器为例，断路器由具有灭弧能力的主开关Kz和不具备灭弧能力的与合闸电阻串联辅助开关Kf，见图5。在断路器合闸过程中，Kf先合上，把Rf接入系统中，经过约10 ms，Kz再合上，再过几十毫秒，Kf断开，把Rf退出系统。这样就完成了1次合闸的全部操作。计算空充电流随合闸电阻的变化曲线见图6。

图5 合闸电阻示意图

图6 空充电流随合闸电阻的变化曲线

由计算结果可知，空充电流的直流偏置时间随断路器合闸电阻的增加而线性降低。线路断路器合闸电阻大于200 Ω时，即可将直流偏置时间约由1 s降至0.5 s。

2.5 合闸方式对空充电流直流偏置的影响

通过分析，线路单相、两相、三相时线路的空充电流因网络拓扑结构的变化，其稳态工频分量必然发生变化。通过仿真计算，线路单相、两相、三相时的空充电流的稳态值计算结果见表2。为验证不同方式下空充电流直流偏置的大小，开展三相不同合闸阶段空充电流直流偏置的仿真计算，计算结果见表3。

表2 台邑一线在不同合闸方式下空充电流 A

表3 ABC单相顺序合闸不同阶段偏置电流无过零点时间 ms

由计算结果可知，顺序合闸不同阶段对空充电流的直流偏置结果有较大影响。仅单相合入时偏置电流无过零时间最短，合入两相后最后一相合入时，偏置电流无过零时间最长。

3 讨论

经过不同因素对空充电流直流偏置时间的影响分析，通过控制线路的补偿度、断路器的合闸电阻、合闸相角及合闸方式4种途径，均可抑制空充电流的直流偏置时间。

a.优缺点对比

线路的补偿度对旧线路而言，一般很难改变，只能对新建线路补偿度进行控制，达到抑制其合闸操作时直流偏置的目的。对新建线路，建议线路补偿度小于70%，对于旧线路，若补偿度超过200%，考虑系统无功补偿的需要，也可以在采取一定措施时，保留线路高抗，以满足系统感性无功的缺额。

断路器的合闸电阻对线路空充电流直流偏置时间的影响明显，可以说合闸电阻对抑制直流偏置效果较好，但运行经验表明，增加合闸电阻会增加断路器的故障概率，给设备的安全稳定运行带来不利影响，一般不建议通过加装合闸电阻抑制直流偏置。

b.建议

日益成熟的选相合闸技术为通过相控技术达到抑制直流偏置的目的提供了可能，但对于500 kV断路器，合闸操作时，断路器机械性能分散性较大。顺序合闸方式的计算结果表明，单相、两相合闸时直流偏置时间较三相合闸明显缩短，考虑到系统非全相保护的时间为2.5 s，可将选相合闸和顺序合闸结合起来，通过合理确定不同阶段的合闸时间间隔，将空充电流的直流偏置时间降至最低。