杨志超，孙绍哲,，李 虹，赵明敏，赵 鹏，林珊珊

（1.中国电力科学研究院有限公司，北京 100192；2.北京交通大学电气工程学院，北京 100044）

随着智能电网的快速发展与建设，电子式互感 器以其频域响应宽、无铁芯饱和、动态范围大、体积小、重量轻等优点被广泛应用于智能变电站中[1-2]，但其也拥有较高的故障率。统计结果表明，电子式互感器故障率为传统互感器的数十倍[3]。电子式互感器故障的主要因素为电磁干扰，其中隔离开关动作过程中产生的特快速瞬态过电压VFTO（very fast transient overvoltage）最为恶劣，VFTO 的幅值可达数倍额定电压，频率最高可达数十MHz[4-7]。对于电容分压式电子式电压互感器，由VFTO 引起的干扰会通过电容分压器互连电缆传导到信号采集单元上，引起采集数据异常，严重时导致采集单元毁损[8]，这严重影响了智能变电站内电子式互感器的推广。

隔离开关操作引起的电磁兼容问题一直为变电站电磁兼容研究的热点，文献[9-10]采用部分单元等效电路和系统建模的仿真方法，研究了特高压气体绝缘变电站和串补装置平台的开关操作瞬态电磁骚扰源及骚扰的传输耦合特性，并且对分压器高、低压臂阻抗特性进行了宽频测试[11]。文献[12]比较了不同类型开关操作产生的瞬态过程的差异，采用试验的方法分析了不同系统工作状态下的传播机理；文献[13]对电子式互感器组件进行了电磁兼容抗扰度试验分析，并测录了110 kV 及550 kV 智能变电站的电磁骚扰波形；文献[14-15]对电子式互感器的可靠性进行了准确度、温度循环、电磁兼容试验等研究，并基于隔离开关分合容性小电流试验平台，对电子式互感器的抗扰度特性进行试验研究；文献[16]采用Matlab 调用SPICE（simulation program with integrated circuit emphasis）电路的方法，仿真分析了特快速瞬态骚扰电压；文献[17-18]对电子式互感器电磁兼容性能进行了分析，通过仿真及试验研究验证了瞬态二极管TVS（transient voltage suppressor）组合RC 滤波电路抑制方法的有效性。虽然目前相关的研究工作已开展较多，但工作重点仍集中在一次系统，快速瞬态骚扰对二次侧传感器端口及电路板内部的影响，以及电磁兼容可靠性方面的研究工作仍须深入开展。

为了解电子式互感器信号采集单元信号线上的骚扰电流分布情况，提升电子式互感器抗电磁干扰性能，本文以某互感器公司110 kV 空气绝缘变电站AIS（air insulated substation）隔离开关分合容性小电流试验平台为研究基础，分析骚扰电流的成因，测量不同电压水平下信号采集单元信号线上的骚扰电流，并对其进行验证，最后搭建仿真模型对骚扰电流的影响因素进行分析。

1 骚扰电流分析

结合电子式互感器端口处电路及采集单元的信号线L 线、N 线的接线方式，对信号采集单元信号线L 线及N 线上的骚扰电流进行分析。信号线骚扰电流耦合路径如图1 所示，电容分压式电子式电压互感器的信号采集单元通过线缆连接在电容分压器低压臂电容C2两端，信号线N 线和进程控制块PCB（process control block）信号地层AGND 直接相连。图中：LG表示电容分压器的接地引线电感；L1及L2组成共模扼流线圈；Z1、Z2为电阻；C0为线间电容，其后连接运放模块，由于运放的虚断特性，可将其近似等效为无穷大阻抗。

图1 信号线骚扰电流耦合路径Fig.1 Coupling path of interference current in signal line

隔离开关分合闸过程中，电容分压器低压臂电容两端会存在瞬态过电压，同时由于电容分压器接地引线的高频阻抗不可忽略，电容分压器接地点会存在瞬态地电位升现象。这两种瞬态电压均为阻尼振荡波形式，幅值可高达几kV～十几kV，主频频率分布在几MHz～几十MHz 之间。

考虑到低压臂电容两端及接地点处产生的干扰电压，将低压臂电容C2以及接地引线电感LG等效为高频脉冲电压源。图2 为骚扰电流主要流通回路。差模电流主要流通回路如图2（a）所示，图中：IDM为差模骚扰电流，在L 线及N 线间经由线间电容回流；UDM为差模骚扰源，其振荡主频主要受电容分压器电气参数影响，由于电容分压器支路阻抗远大于负载侧电容阻抗，会导致UDM主频和VFTO 主频差异较大。

共模电流主要流通回路如图2（b）所示，图中UCM为共模骚扰源，ZL、ZN及CL、CN分别为L 线、N 线的线路等效阻抗及对地分布电容，ICM_L和ICM_N分别为由地电位升引起的L 线、N 线共模骚扰电流。由于低压臂电容C2的存在，导致L 线及N 线上的阻抗不平衡，因此会有N 线上的共模骚扰电流的幅值远大于L 线上的共模骚扰电流。同时电容分压器支路较负载侧电容大，导致接地引线上的电流主要为负载侧电容电流，因此则有UCM主频和VFTO 基本相当。

图2 骚扰电流主要流通回路Fig.2 Main flow circuit of interference current

根据对L 线及N 线上电流分析，可得L 线及N线上骚扰电流分别为

式中，IL、IN分别为L 线、N 线上的骚扰电流。由于ICM_N远大于ICM_L，根据式（1）及式（2）可知，当UDM及UCM的幅值及频率相差较大时，会造成L 线及N 线上的骚扰电流幅值及频率具有较大的差别。

2 试验测量

2.1 试验平台

本文所用110 kV AIS 隔离开关分合容性小电流试验平台及其原理如图3 所示。其中，高压电源输出最高正弦电压幅值可达73 kV；系统侧电容为6 500 pF；线路侧负载电容为10 μF；电容分压器1用来监测试验回路中电压，其分压比为1 000∶1；电容分压器2 为电子式电压互感器一次传感器，其分压比为25 000∶1，其低压电容连接电压采集传感器；电压采集传感器采用220 V 交流供电，输出信号采用光纤连接至远程单元。

图3 110 kV 隔离开关分合容性小电流试验回路Fig.3 Small current test circuit of opening and closing capacity of 110 kV isolation switch

图4 为该试验平台空间电场系统在测试电压分别为50 kV 和65 kV 时的合闸操作过程中，地面距刀闸垂直投影距离1 m 处，离地面高0.5 m 空间电场强度的时域及频域波形，可见单次骚扰波形为阻尼振荡波，持续时间约为15 μs，该试验平台的特快速瞬态过电压振荡主频约为0.58 MHz。

图4 试验平台空间电场强度测量结果Fig.4 Measurement results of test platform space electric field strength

采集单元信号线骚扰电流测量原理如图5 所示。通过测量带宽为20 Hz～200 MHz 的电流卡钳同时测量IL及IL＋IN的波形，电流卡钳通过电缆连至示波器，IL+IN信号送至采集单元。

图5 采集单元信号线电流测量原理Fig.5 Schematic of measurement of current in signal line of collector

2.2 测量结果

为了解不同工况下采集单元信号线骚扰电流特性，分别在电压有效值为20、40、60 kV 条件下测量信号线电流波形，其中60 kV 试验时由于示波器发生故障未取得有效波形。由于隔离开关分合过程中产生的VFTO 引起的干扰主振荡频主要由线路参数确定，因此本文仅针对测量到的20、40 kV 的试验波形进行分析。

（1）L 线骚扰电流。

20、40 kV 电压水平下电子式互感器采集单元信号线L 线上的骚扰电流如图6 所示，可见骚扰电流的幅值和电压水平成正比，振荡主频具有较好的一致性。

图6 信号线L 线骚扰电流波形特征Fig.6 Waveform characteristics of interference current in signal line L

（2）N 线骚扰电流。

N 线骚扰电流通过两电流钳测试数据的相减得到，20、40 kV 电压水平下电子式互感器采集单元信号线N 线上的骚扰电流如图7 所示，骚扰电流的幅值和电压水平成正比，振荡主频具有一致性。通过和图4 中瞬态磁场振荡主频相比，可见二者振荡主频有较好的一致性，约为0.58 MHz。

图7 信号线N 线骚扰电流波形特征Fig.7 Waveform characteristics of interference current in signal line N

通过对比不同工况下L 线及N 线上的骚扰电流测量结果可知：信号线L 线及N 线上瞬态骚扰电流在不同工况下时域及频域特性具有相似性，但L 线和N 线上骚扰电流幅值及振荡主频有较大差异，且N 线上骚扰电流较为严重；L 线上骚扰电流主要为差模骚扰电流，N 线上骚扰电流主要为共模骚扰电流；测量结果和前文分析基本一致，验证了骚扰电流耦合路径分析的正确性。

3 仿真及结果对比

为了分析骚扰电流的主要影响因素，本文基于AIS 隔离开关分合容性小电流试验回路的单次击穿仿真模型[19]，结合骚扰电流流通路径分析及骚扰电流的实测结果，拟合出如图8 所示的仿真模型。其中：AC 为高压电源；R0为限流电阻；DS 为隔离开关，RDS、LDS分别为隔离开关机械臂的等效电阻及电感；Lg为试验回路接地引线的等效电感；由于高频时电容的阻抗频变特性不能忽略，因此该模型考虑电容的寄生参数，Z0为系统侧电容，Z1为负载侧电容，Z2、Z3分别为电容分压器1 的高低压臂电容，Z4、Z5分别为电子式电压互感器电容分压器的高低压臂电容，其中Z5接电子式互感器采集单元信号线；L1为试验所用采集单元的信号端口处共模电感，共模电感为31.2 mH，耦合系数M 近似为1；线间电容CL_N=0.5 nF；电阻RL_N的阻抗近似为无穷大，取109Ω；ZN为N 线等效对地阻抗，取50 Ω；CN_GND为对地分布电容，取25 nF；基于Matlab/Simulink 仿真平台建立仿真模型，其中DS 采用Switch 模块，仿真步长为20 ns。

图8 仿真模型Fig.8 Simulation model

仿真结果如图9 所示，可见在不同工况下仿真波形能够较好地反映干扰主要特征，验证了该模型的正确性。根据实测结果可知，试验回路中信号采集单元受到的干扰主要为共模干扰，为了得到共模骚扰电流的主要影响因素，基于仿真模型，通过改变仿真模型中地线电感Lg和N 线对地分布电容CN_GND的参数，得到如图10 所示的对比波形。可见，共模骚扰电流和地线电感、分布电容呈正相关，因此在接线和布置过程中，需要对接地引线长度及采集单元的位置进行合理的设置。

图9 仿真结果Fig.9 Simulation results

图10 不同参数下共模骚扰电流波形对比Fig.10 Comparison of common-mode interference current waveforms under different parameters

4 结语

本文通过对电子式电容分压式互感器信号采集单元的信号线上由VFTO 引起的骚扰电流进行了分析及测量，得到以下结论：采集单元信号线上L 线及N 线上瞬态骚扰电流幅值及振荡频率上具有差异性，其中L 线上的骚扰电流主要为由电容分压器低压臂电容端口处瞬态干扰电压引起的差模骚扰电流；N 线上的骚扰电流主要为由瞬态地电位升引起的共模骚扰电流，且共模骚扰电流和分布电容、地线电感呈正相关；此外，基于信号采集单元上L 线及N 线上骚扰电流主要特征可知，在实际设计中应加强对信号线N 线骚扰电流的抑制以提高电子式互感器在智能变电站复杂电磁环境的电磁兼容特性。