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0 引言

我国配电网大多采用中性点非有效接地方式(包括中性点不接地方式和经消弧线圈接地方式),只在电缆化率比较高的区域采用中性点经小电阻接地的接地方式^[1-3]。

中性点非有效接地方式的优点在于容易保障较高的供电可靠性,其原因在于：单相接地点流过的电流小、电弧能量低、破坏力弱,只要能及时有效地熄灭电弧,就能保证负荷的可靠供电。绝大多数单相接地故障都是瞬时性故障,随着电弧的熄灭,单相接地馈线也就自愈了;但是,如果电弧长期不能熄灭,则有可能引发严重的后果。例如：因电弧长期燃烧将原本电弧熄灭即可自愈的瞬时性故障演变成为永久性故障;间歇性弧光接地导致健全相产生高倍过电压,有可能引发破坏力更大的两相短路接地故障;架空线单相接地电弧长期不灭有可能引燃周围的树木等易燃物质甚至引爆附近的加油站;电缆线路单相接地电弧长期不灭有可能引燃电缆沟,烧毁附近的电缆,形成“火烧连营”的恶性故障,导致大面积停电。

目前在熄弧技术方面已经取得了许多研究成果。例如,消弧线圈熄弧方式,但其只能补偿工频电容电流,而不能补偿阻性和高频分量^[4],因此有时即使已经将流过接地点的工频电流补偿到很小,却仍不能熄灭电弧。为解决上述问题,国内外学者利用附加的电力电子器件组成补偿装置,对接地残流进行补偿^[5-15]。现阶段较为成熟的有源电流消弧装置有瑞典的残流补偿装置^[5],华北电力|·足球比分大学的有源全补偿消弧线圈等^[13]。文献[8]提出了通过脉宽调制(pulse width modulation,PWM)有源逆变器向配电网注入零序电流,控制零序电压,使故障点恢复电压为零的有源电压消弧法。文献[9]提出了采用级联H桥逆变器向配电网注入接地故障补偿电流,并控制故障相母线电压为零的柔性消弧方法。但由于有源消弧装置补偿电流有限、响应时间慢,装置复杂且成本较高等诸多缺点,难以得到广泛应用。

近年来推出了一类主动转移型熄弧装置,它是通过在变电站内将故障相母线接地,此时故障相母线电压将被钳制为零,流过实际接地故障点的电流将会转移到变电站内的接地点,从而实现故障熄弧的目的^[16-17]。主动转移型熄弧装置既可转移流过接地点的工频电流,也可转移阻性和高频电流,具有很强的熄弧能力。但是,一些学者认为主动转移型熄弧装置在长馈线、重负荷运行时,故障点与变电站母线间存在电压降从而形成环流,增大了故障点电流,使电弧更难以熄灭,引起零序保护动作跳闸,造成原本是瞬时性故障而可以继续供电的负荷被中断,但并未对此情况下主动转移型熄弧装置的熄弧性能进行深入分析。

本文即探讨主动转移型熄弧装置在长馈线重载条件下的熄弧性能及适用性。

1 理论分析

采用主动转移型熄弧装置进行故障相接地后,由于故障馈线上流过的负荷电流在馈线阻抗上产生压降,故障点和变电站内金属性接地点之间形成环流,使得流过故障馈线的实际接地点电流不仅含有零序电流,而且还叠加有该环流。由于相比变电站内故障相接地前有所增大,可能使实际接地点原本属于瞬时性故障的电弧能量增强而难以熄灭,此时会将其判断为永久性故障而进行故障隔离跳闸,造成原本是瞬时性故障而可以继续供电的负荷被中断。

图1所示为单相接地故障时变电站内故障相接地后的等效电路。其中K_C为变电站内故障相接地开关;I_K为流过变电站内接地开关的电流;R_d为接地过渡电阻;I_kf为流过故障馈线的电流;I_LC为故障相负荷电流;I_fc为流过单相接地故障点的电流;U_fc为单相接地故障点的对地电压;Z为馈线单相接地点到变电站内故障相接地转移点之间的线路阻抗。

图1 单相接地故障时变电站内故障相接地后的等效电路Fig. 1 Equivalent circuit after fault phase grounding in substation under single-phase ground fault

对故障点F,由基尔霍夫电流定律有：

$I_{k f} + I_{f c} = I_{L C}$ (1)

$I_{f c} = - \frac{U_{f c}}{R_{d}}$ (2)

$I_{k f} = - \frac{U_{f c}}{Z}$ (3)

由式(1)—(3)可得：

$I_{f c} == \frac{Z \cdot I_{L C}}{R_{d} + Z}$ (4)

式(4)中, $Z \cdot I_{L C}$ 实际上就是负荷电流在线路单相接地故障点和变电站内故障相接地点之间的阻抗上形成的压降 $Δ U$ 。

由式(4)可以看出,I_fc除了受负荷电流和线路阻抗(即 $Δ U$ )影响以外,同时还与接地过渡电阻的值有关：当 $R_{d} << Z$ 时, $I_{f c} \approx I_{L C}$ ,即：当接地过渡电阻较小时,变电站内故障相接地后流过接地故障点的电流与负荷电流的值相当,通常大于变电站内故障相接地前的单相接地故障电流;当 $R_{d} >> Z$ 时, $I_{f c} \approx 0$ ,即：当接地过渡电阻较大时,变电站内故障相接地后流过接地故障点的电流很小。

因此要分析明确主动转移型熄弧装置在长馈线重载运行时是否存在熄弧困难的问题,需结合实际配电网中的接地过渡电阻特征进一步分析。

2 仿真分析

2.1 仿真建模

基于ATP-EMTP,分别建立中性点不接地和中性点经消弧线圈接地的配电系统仿真模型,对主动转移型熄弧装置在长馈线重载应用时架空线路和电缆线路单相接地的情况进行分析,中性点不接地系统的仿真模型如图2所示。

图2 仿真模型Fig. 2 Simulation model

图2中,主变压器为110 kV/10 kV,采用Y-Δ接线方式,其额定容量为31.5 MVA。系统共4条馈线(L1~L4),分别为全电缆线路、电缆-架空混合线路、全架空线路和带分支的电缆-架空混合线路。馈线采用分布参数Clark模型,馈线参数如表1所示,变电站内的接地电阻为0.1 Ω。单相接地故障发生在馈线L4上。

表1 电缆线路和架空线路参数Tab. 1 Parameters of cable line and overhead line

根据GB/T12325—2008《电能质量供电电压允许偏差》规定：10 kV电压等级所允许的电压偏差范围为其标称电压的±7%。为输变电系统留

出±2%,将其余±5%都留给10 kV配电网,即从10 kV母线处至馈线末端最多允许的电压降为 $10$ ,故仿真中以馈线上单相接地故障点与变电站10 kV母线间的电压降为600 V为条件,此情况反映了配电网长馈线重载运行时馈线末端发生单相接地故障的最不利场景。

2.2 接地过渡电阻对故障点电流的影响

对架空馈线和电缆馈线末端分别发生单相接地故障,单相接地点与10 kV母线间的电压降有效值为600 V,负荷电流有效值分别为300 A和600 A的情况进行仿真。

图3给出负荷电流有效值为300 A时,实际接地故障点电流与接地过渡电阻的关系曲线,C₁、C₂为架空线路仿真结果,其中C₁为变电站内故障相不接地条件下实际故障点电流随过渡电阻的变化曲线,C₂为变电站内故障相接地后实际故障点电流随过渡电阻的变化曲线;C₃、C₄为电缆线路仿真结果,其中C₃为变电站内故障相不接地条件下实际故障点电流随过渡电阻的变化曲线,C₄为变电站内故障相接地后实际故障点电流随过渡电阻的变化曲线。

图3 负荷电流为300 A时实际接地故障点电流与接地过渡电阻的关系曲线仿真结果Fig. 3 Simulation result of relationship between actual ground fault point current and grounding transition resistance when the load current is 300 A

图4给出负荷电流有效值为600 A时,实际接地故障点电流与接地过渡电阻的关系曲线,C₅、C₆为架空线路仿真结果,其中C₅为变电站内故障相不接地条件下实际故障点电流随过渡电阻的变化曲线,C₆为变电站内故障相接地后实际故障点电流随过渡电阻的变化曲线;C₇、C₈为电缆线路仿真结果,其中C₇为变电站内故障相不接地条件下实际故障点电流随过渡电阻的变化曲线,C₈为变电站内故障相接地后实际故障点电流随过渡电阻的变化曲线。

由图3和图4可以看出,随着接地过渡电阻值从0向1000 $Ω$ 逐渐增大,变电站内故障相接地后实际接地故障点电流的有效值显著降低,对于假定的线路压降为600 V、负荷电流为300 A的长馈线、重负荷情形,当接地过渡电阻大于20 $Ω$ 以后实际接地故障点的电流有效值就已经小于40 A;对于假定的线路压降为600 V、负荷电流600 A的长馈线、重负荷情形,当接地过渡电阻大于20 $Ω$ 以后实际接地故障点的电流有效值也已经小于50 A。而实际电网当中的单相接地过渡电阻大部分是大于 20 $Ω$ ,关于实际配电网当中的单相接地过渡电阻的分析详见本文第3节。

中性点经消弧线圈接地方式下,设置消弧线圈

图4 负荷电流为600 A时实际接地故障点电流与接地过渡电阻的关系曲线的仿真结果Fig. 4 Simulation result of relationship between actual ground fault point current and grounding transition resistance when the load current is 600 A

过补偿度为8%,仿真结论与中性点不接地系统类似,在此不再赘述。

3 实际中单相接地过渡电阻

由理论和仿真分析可知,单相接地故障点过渡电阻的大小对故障点电流影响很大,进而影响主动转移型熄弧装置的熄弧效果。故需要进一步研究发生单相接地故障时,实际当中可能遇到的单相接地过渡电阻的范围。

1）实际测试结果。

在国家电网公司电力接地工程实验室,结合几种常见接地场景,采用点斜式电阻(即电压增量除以电流增量),进行反复的实际测量,得到的接地电阻测试结果为：

①裸线落到干燥水泥地面：200 kW~几MW。

②裸线落到平整湿润土壤表面：800~4000 W。

③裸线缠绕到入地10 cm钢钎：200~3000 W。

④裸线缠绕到入地100 cm钢钎(拉线、横担)：18.84~53.5 W。

2）国外相关测试结果。

根据文献[18],美国科学家在12.5 kV配电网中不同场景下接地电阻的测试结果如表2所示。

3）相关标准对输电杆塔接地电阻的要求。

DL/T887—2004《杆塔工频接地电阻测量》中描述了在各种土壤电阻率条件下,对输电杆塔工频接地电阻的要求：

①土壤电阻率在100Ω·m以内要求杆塔接地电阻不大于10 Ω。

②土壤电阻率在100~500 Ω·m以内要求杆塔接地电阻不大于15 Ω。

③土壤电率在500~1000 Ω·m以内要求杆塔接

表2 12.5 kV配电网中不同场景下的接地电阻测试结果Tab. 2 Grounding resistance test results in different scenarios in a 12.5 kV distribution network

地电阻不大于20 Ω。

④土壤电阻率在1000~2000 Ω·m以内要求杆塔接地电阻不大于25 Ω。

⑤土壤电阻率在2000Ω·m以上要求杆塔接地电阻不大于30 Ω。

要满足上述要求,一般需建设接地网才能满足,而对于配电线路的水泥杆,一般不建设接地网,而直接采用扁2钢构成垂直接地极接地。

综上所述,对于配电线路最不利的单相接地场景为：架空裸线断线落到经扁钢接地的横担或拉线上,或电缆线路绝缘障碍导致导体与接地的挂钩接触。在上述场景下,接地电阻应在20~30 Ω以上,对照图3和图4可知,在此接地电阻范围内,流过馈线单相接地故障点的电流不超过50 A。

4 熄弧能力测试实验

根据上述分析可知,对主动转移型熄弧装置应用于长馈线重负荷的情况,馈线末端发生单相接地故障时,在接地过渡电阻为20~30 Ω,单相接地故障点电弧最不利的熄弧条件为：故障馈线压降为600 V、流过单相接地故障点电流50 A。为研究在上述条件下的熄弧能力,搭建如图5所示的熄弧能力测试平台进行实验研究。

图5中,调压器型号为TSA-315,额定容量为315 kVA,输出电压有效值为0~650 V;电阻器型号为DZQ-604R,功率为60 kW,电阻值R为12 Ω;

图5 熄弧能力测试实验电路Fig. 5 Experiment circuit for arc suppression testing

单相交流真空接触器DL型号为JCZT2-12/630-4T;电流互感器TA型号为LMZJ1-0.5,变比为200/5;电压互感器TV型号为JDZJKX-12,变比为100/1;放电保护球隙型号为GOZ-FDB。

1）首先调节放电球隙的球隙间距为0,使两个小球充分接触,再将调压器的电压调至140 V,控制接触器开关DL闭合。

2）保持球隙的一端不动,使用绝缘杆手摇以缓慢地移动另一端的小球,逐渐拉大放电球隙之间的距离以产生电弧,待持续燃弧一段时间(2 min以上),继续拉大放电球隙的间距直至电弧完全熄灭。

3）观察并拍照放电球隙间的燃弧过程,测量电弧电压、电流波形以及使电弧完全熄灭时球隙的最小间距,称为“临界电弧长度”。

4）调节调压器的电压分别为380、440、520、600和650 V,重复上述过程。

5）在实验过程中,使2个放电小球缓慢分离,模拟电弧从产生到熄灭的整个过程,以此来分析电弧在最不利熄弧条件下电弧的熄弧能力。如图6所示为实验过程中的电弧电压、电流波形。

由实验波形可知：当球隙间距在一定范围内时,处于起弧和持续燃弧的过程(如图6(a)和(b)所示),电弧电流波形基本为正弦波,在1个周期内具有2次零休区间,电压波形产生畸变。当球隙距离继续增大时,由于球隙间的距离较大,已不能维持电弧的稳定燃烧,电弧会出现间歇性燃弧的现象(如图6(c)所示)。当球隙间距继续增大到一定程度时,电弧不再重燃,完全熄灭(如图6(d)所示)。由于没有电弧产生,回路处于断开状态,此时电弧电流为零,电压波形为完整的正弦波。

电弧完全熄灭时的临界电弧长度实验结果如表3所示。

由表3可知：在长馈线重载运行时的最不利熄弧条件下,只要馈线末端单相接地故障点的电弧长度超过临界长度1.5 mm,主动转移型熄弧装置在变电站内进行故障相接地后就能熄灭电弧。

极不均匀长棒-板空气间隙在短距离时的击穿场强为4.8 kV/cm(峰值)^[19],在本次实验中恢复电压峰值为600 $\times \sqrt{2}$ =848 V,线性估算,能够耐受的间隙长度约为1.7 mm,与实验结论基本一致。

根据文献[19],击穿前电流一致,熄弧后恢复电压一致,则可认为实验条件与配电网实际相符,并且实际配电网中,单相接地故障时流过单相接地故障点的电流来源为馈线分布电容产生的容性电流,而实验中采用调压器提供电源属于感性电流,

图6 实验过程中的电弧电压、电流波形Fig. 6 Waveform of arc voltage and current in the experiment

表3 临界电弧长度的实验结果Tab. 3 Experiment results of critical arc length

但由于电弧电阻呈阻性,故电弧电流总为阻性电流,并且相比容性电流源而言,感性电流源更加不利于电弧熄灭,因此“熄弧能力测试实验”比实际情况更严格,可确保实验结论对实际配电网也成立。

5 结论

综上所述,针对一些学者提出的主动转移型熄弧装置在长馈线重负荷时故障消弧的效果会受到严重影响的问题,通过仿真与实验相结合的方法说明了主动转移型熄弧装置的消弧性能及适用性。结果表明：主动转移型熄弧装置在长馈线重载应用时,在馈线发生瞬时性故障时,能够可靠熄弧,并不影响负荷正常供电;在馈线发生永久性故障时,主动转移型熄弧装置与馈线上的反时限零序保护配合,构成智能接地配电系统可以实现选段跳闸隔离故障区域。

主动转移型熄弧装置长馈线重载应用问题分析

摘要

ABSTRACT