鄭幸，陳逸鵬，齊冬輝

（中國(guó)能源建設(shè)集團(tuán)廣東省電力設(shè)計(jì)研究院有限公司，廣州510663）

伴隨電網(wǎng)的不斷發(fā)展完善與負(fù)荷密度的增大，在電網(wǎng)規(guī)劃建設(shè)中，新建變電站對(duì)原有長(zhǎng)線路解口成為一種常見(jiàn)的構(gòu)網(wǎng)方式。此舉縮短了站間線路長(zhǎng)度，打破了原線路的平衡，可能出現(xiàn)以下問(wèn)題：例如線路的三相不平衡電流不滿足整定要求、線路高抗形成過(guò)補(bǔ)償狀態(tài)進(jìn)而產(chǎn)生過(guò)電壓等，對(duì)電網(wǎng)的安全穩(wěn)定運(yùn)行與檢修維護(hù)構(gòu)成重大威脅。超高壓輸電線路的安全穩(wěn)定運(yùn)行對(duì)電網(wǎng)安全至關(guān)重要，有必要對(duì)引起這些變化的關(guān)鍵問(wèn)題與關(guān)鍵變量、依托工程實(shí)例、利用仿真工具進(jìn)行定量研究，并提出應(yīng)對(duì)方案。

目前在工程中已經(jīng)遇到如下實(shí)例：（1）某500 kV變電站新建工程雙解口了原220 km 輸電線路，原線路的均勻換位方式被打破，新形成的線路三相不平衡電流超過(guò)了整定要求，需新增換位塔或采用其他方式降低負(fù)序三相不平衡電流；（2）某500 kV電廠送出線路工程中，電廠~變電站線路長(zhǎng)約205 km，遠(yuǎn)期有一開(kāi)關(guān)站對(duì)該線路進(jìn)行解口，解口后線路高抗將呈現(xiàn)過(guò)補(bǔ)償狀態(tài)，線路的潛供電流、恢復(fù)電壓等電磁暫態(tài)參數(shù)不滿足電網(wǎng)的運(yùn)行要求。

針對(duì)以上工程中遇到的實(shí)際問(wèn)題，本文擬對(duì)長(zhǎng)距離輸電線路的三相不平衡電流以及線路高抗過(guò)補(bǔ)償方式等關(guān)鍵問(wèn)題進(jìn)行深入研究分析，以得出能夠指導(dǎo)電網(wǎng)設(shè)備選擇和電網(wǎng)建設(shè)的相關(guān)結(jié)論，下文中不平衡電流若未特殊說(shuō)明均為負(fù)序不平衡電流。

1 輸電線路仿真模型選取

1.1 線路原始參數(shù)

本文研究以某電廠至某變電站同塔雙回500 kV輸電線路為基礎(chǔ)模型。該線路途經(jīng)多個(gè)地市，采用的塔型各不相同，各個(gè)塔型的對(duì)地高度及相間距離也各有不同，全線的土壤電阻率也變化較大。線路基本資料如下：線路總長(zhǎng)205 km，全線采用同塔雙回路設(shè)計(jì)，仿真模型中導(dǎo)線全線采用4×JL/LB1A-720/50 型鋁包鋼芯鋁絞線，地線全線采用2 根48 芯OPGW。結(jié)合遠(yuǎn)期開(kāi)關(guān)站考慮，線路采用一個(gè)完整換位（中間設(shè)2 基換位塔）。電廠至變電站線路兩側(cè)各配置有2×120 Mvar的高壓并聯(lián)電抗器，中性點(diǎn)小電抗采用1 600 Ω。

1.2 塔型選取及空間布置

為便于辨析不同因素對(duì)關(guān)鍵參數(shù)的影響程度，本文在研究時(shí)將全線統(tǒng)一考慮為4×JL/LB1A-720/50導(dǎo)線，同時(shí)，為了更好地研究導(dǎo)地線變化對(duì)三相不平衡的影響，同一仿真模型中全線的塔采用統(tǒng)一塔型，僅研究的變量發(fā)生變化。桿塔導(dǎo)地線參數(shù)如表1 所示。桿塔導(dǎo)地線布置及空間尺寸如圖1 所示。結(jié)合工程實(shí)際，本研究基于廣東電網(wǎng)2020年夏大方式電力系統(tǒng)條件進(jìn)行。

表1 仿真用輸電線路主要資料Tab.1 The main data of transmission line for transient simulation

圖1 相序排列及導(dǎo)地線空間位置Fig.1 Phase sequence arrangement and spatial position of ground wire

2 電流不平衡仿真研究

影響線路三相不平衡電流的因素較多，本文選取可能造成影響的幾個(gè)因素分別進(jìn)行仿真，選擇的因素主要包括：換位次數(shù)、相序布置方式、土壤電阻率、地線接地形式、導(dǎo)線對(duì)地高度以及導(dǎo)線相間距離等，本節(jié)將對(duì)影響因素逐一進(jìn)行仿真計(jì)算，分析各個(gè)因素對(duì)線路三相不平衡電流的影響程度。

2.1 換位次數(shù)的影響

根據(jù)設(shè)計(jì)規(guī)定，超過(guò)100 km 的長(zhǎng)線路在設(shè)計(jì)過(guò)程中需適當(dāng)進(jìn)行線路換位。結(jié)合實(shí)際工程設(shè)計(jì)情況，本節(jié)計(jì)算在全線不換位、換1 次位和換2 次位的不同方式下，線路的三相不平衡電流情況。

全線1次換位時(shí)，換位點(diǎn)選在距離變電站100 km處；全線2 次換位時(shí)，換位點(diǎn)選在距離變電站63 km處和128 km處。計(jì)算結(jié)果如圖2所示。

根據(jù)仿真結(jié)果可知，在全線不換位的情況下，單回線路運(yùn)行時(shí)線路的不平衡電流值最大，其中負(fù)序不平衡電流達(dá)到87.9 A。全線經(jīng)過(guò)1 次換位后，線路的不平衡電流有明顯下降，最大不平衡電流為負(fù)序不平衡電流35.1 A。全線經(jīng)過(guò)2 次換位后，線路的不平衡電流降至最低，其中最大不平衡電流為負(fù)序不平衡電流，僅為4.6 A。

從不同運(yùn)行方式來(lái)看，增加線路換位次數(shù)對(duì)線路雙回運(yùn)行和單回運(yùn)行時(shí)的不平衡電流均有降低的效果，且對(duì)線路單回運(yùn)行時(shí)的不平衡電流抑制效果更為明顯。從圖2 可以看出，雙回線路運(yùn)行時(shí)，三相不平衡電流由25.6 A 降低至5.9 A，下降幅度達(dá)到約77%；單回線路運(yùn)行時(shí)，三相不平衡電流由87.9 A降低至4.6 A，下降幅度達(dá)到約95%。

圖2 線路三相不平衡電流（不同換位次數(shù)）Fig.2 Three-phase unbalanced current of the line（different transposition times）

綜上，增加換位次數(shù)可以較好地抑制線路的三相不平衡電流，且對(duì)線路單回運(yùn)行的抑制效果更優(yōu)。因此，換位次數(shù)是影響線路三相不平衡電流的重要因素之一。

2.2 相序布置方式的影響

同塔雙回線路在相序布置時(shí)經(jīng)常采用異相序和逆相序兩種相序布置方案，本節(jié)研究不同相序布置方案對(duì)線路的三相不平衡電流的影響。計(jì)算結(jié)果如圖3~圖4所示。

圖3 線路三相不平衡電流（不同相序布置、雙回運(yùn)行）Fig.3 Three-phase unbalanced current of the line（different phase sequence layout，double circuit line operation）

圖4 線路三相不平衡電流（不同相序布置、單回運(yùn)行）Fig.4 Three-phase unbalanced current of the line（different phase sequence layout，single circuit line operation）

根據(jù)仿真結(jié)果可知，線路采用不同的相序布置方式對(duì)不平衡電流有較大影響。在其它條件全部相同的情況下，對(duì)異相序布置而言，線路采用逆相序布置時(shí)電廠至變電站線路負(fù)序不平衡電流由16.8 A下降至5.9 A，但不同相序布置方式對(duì)零序電流抑制效果并不明顯。

在實(shí)際工程中，某線路最大負(fù)序不平衡電流約為144.8 A，超過(guò)了保護(hù)整定值（100 A），結(jié)合計(jì)算結(jié)果，采用調(diào)整相序的方式降低其負(fù)序不平衡電流。線路原布置方式為異相序（ABC-BCA），通過(guò)調(diào)整進(jìn)線檔線路相序的方式將相序調(diào)整為逆相序（ACB-BCA），調(diào)整后該線路的最大負(fù)序不平衡電流降低至約為72.1 A，在保護(hù)整定值范圍內(nèi)。

綜上，逆相序布置相比異相序布置可以較好地抑制不平衡電流，尤其是負(fù)序不平衡電流，因此，相序布置方式是影響線路三相不平衡電流的重要因素之一。

2.3 土壤電阻率的影響

500 kV 電廠~變電站線路桿塔所經(jīng)過(guò)的區(qū)域較多，土壤電阻率變化較大，大小在500~2 500 Ω·m范圍中變化。在模型中將全線的土壤電阻率設(shè)定為500 Ω·m、1 500 Ω·m 和2 500 Ω·m，計(jì)算不同土壤電阻率下，全線的三相不平衡電流情況，計(jì)算結(jié)果如圖5所示。

圖5 線路三相不平衡電流（不同土壤電阻率）Fig.5 Three-phase unbalanced current of the line（different soil resistivity）

根據(jù)仿真結(jié)果可知，當(dāng)土壤電阻率在500 Ω·m~2500 Ω·m 范圍內(nèi)發(fā)生變化時(shí)，線路的不平衡電流只發(fā)生極微小的改變，表明輸電線路沿線的土地電阻率對(duì)同塔雙回線路之間的不平衡電流影響較小。因此，可以得出土壤電阻率不是影響三相不平衡電流的主導(dǎo)因素。

2.4 地線接地形式的影響

電廠至變電站線路全線為OPGW 逐塔接地，在實(shí)際工程應(yīng)用中，分段接地也是常見(jiàn)的地線接地形式。本節(jié)研究不同地線接地形式對(duì)線路三相不平衡電流的影響。在模型中將全線的地線接地形式設(shè)為逐塔接地和分段接地兩種，分別計(jì)算全線的三相不平衡電流情況，計(jì)算結(jié)果如圖6所示。

根據(jù)仿真結(jié)果可知，地線在不同接地形式下，線路的不平衡電流只發(fā)生極微小的改變，表明輸電線路地線接地形式對(duì)同塔雙回線路之間的不平衡電流影響較小。因此，可以得出地線接地形式不是影響三相不平衡電流的主導(dǎo)因素。

2.5 導(dǎo)線對(duì)地高度的影響

電廠至變電站線路在建設(shè)過(guò)程中跨越的地區(qū)較多，所經(jīng)過(guò)的區(qū)域地形復(fù)雜，通常會(huì)通過(guò)調(diào)整桿塔呼稱高或?qū)У鼐€弧垂，改變導(dǎo)地線對(duì)地高度來(lái)滿足設(shè)計(jì)要求。本節(jié)根據(jù)典型設(shè)計(jì)和實(shí)際應(yīng)用的塔型，選擇了三種不同對(duì)地高度的塔型進(jìn)行仿真，計(jì)算結(jié)果圖7所示。

圖6 線路三相不平衡電流（不同地線接地形式）Fig.6 Three-phase unbalanced current of the line（different types of ground wire）

圖7 線路三相不平衡電流（不同導(dǎo)線對(duì)地高度）Fig.7 Three-phase unbalanced current of the line（different height of conductor to ground）

根據(jù)仿真結(jié)果看出，當(dāng)線路導(dǎo)線對(duì)地高度變化時(shí)，線路的不平衡電流只發(fā)生極微小的改變，表明導(dǎo)線的對(duì)地高度對(duì)同塔雙回線路之間的不平衡電流影響較小。因此，可以得出導(dǎo)線對(duì)地高度不是影響三相不平衡電流的主導(dǎo)因素。

2.6 導(dǎo)線相間距離的影響

電廠至變電站線路在建設(shè)過(guò)程中跨越的地區(qū)較多，所經(jīng)過(guò)的區(qū)域地形復(fù)雜，根據(jù)塔型的不同，導(dǎo)線的相間距離也有所不同，根據(jù)典型設(shè)計(jì)和實(shí)際應(yīng)用的塔型，分別計(jì)算了相間距離為11.8 m、12 m 和12.3 m 三種不同導(dǎo)線相間距離的線路不平衡電流，計(jì)算結(jié)果如圖8所示。

根據(jù)仿真結(jié)果看出，當(dāng)線路導(dǎo)線相間距離變化時(shí)，線路的不平衡電流只發(fā)生極微小的改變，表明導(dǎo)線相間距離對(duì)同塔雙回線路之間的不平衡電流影響較小。因此，可以得出導(dǎo)線相間距離不是影響三相不平衡電流的主導(dǎo)因素。

圖8 線路三相不平衡電流（不同導(dǎo)線相間距離）Fig.8 Three-phase unbalanced current of the line（Different interval distance of conductor）

3 高抗過(guò)補(bǔ)償方案研究

線路高抗形成過(guò)補(bǔ)償時(shí)，電磁暫態(tài)參數(shù)變化和補(bǔ)償度以及全線換位次數(shù)息息相關(guān)。本文采用的線路基本模型仍為電廠至變電站雙回線路解口后的開(kāi)關(guān)站~變電站線路。為了擬定合理的高抗補(bǔ)償度方案，對(duì)線路長(zhǎng)度和其高抗配置進(jìn)行調(diào)整，共擬定3個(gè)方案。

假設(shè)線路全長(zhǎng)170 km，其充電功率約為204.9 Mvar，考慮分別兩側(cè)配置120 Mvar、150 Mvar以及180 Mvar 的高抗，其補(bǔ)償度分別達(dá)到106%、133%和160%。假設(shè)開(kāi)關(guān)站至變電站線路分別有1次換位或2 次換位，若僅1 次換位時(shí)換位點(diǎn)選取在變電站側(cè)80 km 處；若有2 次換位時(shí)換位點(diǎn)選取在變電站側(cè)52 km和115 km處。

本章對(duì)以上幾種過(guò)補(bǔ)償方案下線路潛供電流、恢復(fù)電壓和諧振過(guò)電壓進(jìn)行仿真計(jì)算。

3.1 恢復(fù)電壓和潛供電流

潛供電流與恢復(fù)電壓增加了故障點(diǎn)自動(dòng)熄弧的困難，可能導(dǎo)致單相自動(dòng)重合閘失敗，從而影響到供電安全與系統(tǒng)穩(wěn)定，是線路重要的電磁暫態(tài)特性。

根據(jù)仿真結(jié)果可知（如圖9 所示），在全線1 次換位的情況下，補(bǔ)償度為106%時(shí)，線路的恢復(fù)電壓最高達(dá)到約1 962.2 kV，顯然已經(jīng)遠(yuǎn)遠(yuǎn)超過(guò)恢復(fù)電壓的限制范圍，潛供電流最大約為23.7 A。當(dāng)線路補(bǔ)償度提高到133%時(shí)，線路的恢復(fù)電壓有明顯的下降，最大值約為315.7 kV，下降幅度達(dá)到83.8%，但潛供電流明顯升高，潛供電流最大值達(dá)到42.4 A。當(dāng)補(bǔ)償度進(jìn)一步提升至160%時(shí)，恢復(fù)電壓又有進(jìn)一步的下降，最大值約為217.6 kV，下降幅度達(dá)到88.8%，潛供電流進(jìn)一步升高，潛供電流值最大值達(dá)到57.1 A。

圖9 潛供電流和恢復(fù)電壓（1次換位）Fig.9 Secondary supply current and recovery voltage（1 transposition）

綜上可知，這三種過(guò)補(bǔ)償方式下的線路的潛供電流和恢復(fù)電壓都相對(duì)偏高，雖然隨著補(bǔ)償度的提高，恢復(fù)電壓有明顯的下降，但潛供電流卻不斷升高。

在全線2次換位情況下（如圖10所示），補(bǔ)償度為106%時(shí)，線路恢復(fù)電壓最高達(dá)到約1 027.2 kV，潛供電流最大約為18.8 A。當(dāng)線路補(bǔ)償度提高到133%時(shí)，線路的恢復(fù)電壓有明顯的下降，最大值約為290.9 kV，下降幅度達(dá)到71.3%，但潛供電流明顯升高，潛供電流最大值達(dá)到34.7 A。當(dāng)補(bǔ)償度進(jìn)一步提升至160%時(shí)，恢復(fù)電壓又有進(jìn)一步的下降，最大值約為217.6 kV，下降幅度達(dá)到80%，潛供電流進(jìn)一步升高，潛供電流值最大值達(dá)到52.1 A。

綜上可知，在2 次換位時(shí)，這三種過(guò)補(bǔ)償方式下的線路的潛供電流和恢復(fù)電壓變化趨勢(shì)和1 次換位基本一致。隨著補(bǔ)償度的升高，潛供電流升高，但恢復(fù)電壓大幅下降。

進(jìn)一步對(duì)比線路1 次換位和2 次換位的潛供電流及恢復(fù)電壓結(jié)果可以看到（如圖11 所示），同樣是補(bǔ)償度為106%，2 次換位時(shí)線路的恢復(fù)電壓較1次換位下降了將近一半。而補(bǔ)償度為133%和160%時(shí)，恢復(fù)電壓也有所下降，但下降幅度相對(duì)有限。潛供電流方面，2 次換位的潛供電流較1 次換位整體呈下降趨勢(shì)，下降幅度為5~6 A。

圖10 潛供電流和恢復(fù)電壓（2次換位）Fig.10 Secondary supply current and recovery voltage（2 transpositions）

圖11 潛供電流和恢復(fù)電壓（不同換位次數(shù)）Fig.11 Secondary supply current and recovery voltage（different transposition times）

綜上可知，合理的線路換位次數(shù)可以在一定程度上降低恢復(fù)電壓和潛供電流，但隨著補(bǔ)償度的提升，降低的幅度將逐漸減弱。

3.2 工頻諧振過(guò)電壓

線路上裝設(shè)高壓并聯(lián)電抗器時(shí)，需要校核輸電線路非全相運(yùn)行時(shí)是否發(fā)生工頻電壓諧振。

根據(jù)仿真結(jié)果可知，補(bǔ)償度為106%，線路發(fā)生非全相運(yùn)行時(shí)，斷開(kāi)相電壓最高1 027 kV，出現(xiàn)了工頻諧振。

補(bǔ)償度為133%時(shí)，線路發(fā)生非全相運(yùn)行時(shí)，斷開(kāi)相電壓最高291 kV，未出現(xiàn)工頻諧振。補(bǔ)償度為160%時(shí)，線路發(fā)生非全相運(yùn)行時(shí)，斷開(kāi)相電壓最高204 kV，未出現(xiàn)工頻諧振。

綜上可知，隨著補(bǔ)償度的提高，無(wú)論是線路單回運(yùn)行還是雙回運(yùn)行方式下，過(guò)電壓均有下降。線路高抗補(bǔ)償度為106%這種接近全補(bǔ)償?shù)姆桨赶乱桩a(chǎn)生工頻諧振，不建議采用，易對(duì)設(shè)備造成惡劣影響。

3.3 工頻諧振過(guò)電壓抑制措施

根據(jù)3.2 的結(jié)論可知，補(bǔ)償度為133%和160%的方案下，線路雖未出現(xiàn)工頻諧振，但其過(guò)電壓仍較高，不利于設(shè)備的安全，這種情況可考慮通過(guò)調(diào)整并聯(lián)電抗器的中性點(diǎn)小電抗的阻值來(lái)降低工頻過(guò)電壓。

調(diào)整并聯(lián)電抗器中性點(diǎn)小電抗的阻值可以補(bǔ)償相間電容，增大相間阻抗，若選擇合適的中性點(diǎn)小電抗的阻值，補(bǔ)償相間電容，可使相間發(fā)生并聯(lián)諧振，相間阻抗為無(wú)窮大，從而使電源電壓都施加在相間阻抗上，斷開(kāi)相上的工頻感應(yīng)電壓就很小，接近于零。因此，調(diào)整并聯(lián)電抗器中性點(diǎn)小電抗的阻值，可有效限制斷開(kāi)相上的工頻感應(yīng)電壓。

以補(bǔ)償度為133%，線路2 次換位的方案為例，分別計(jì)算開(kāi)關(guān)站側(cè)中性點(diǎn)小電抗阻值為300~1 600 Ω時(shí)線路工頻過(guò)電壓，計(jì)算結(jié)果如圖12 所示。從仿真結(jié)果可以看出，線路的過(guò)電壓隨著中性點(diǎn)小電抗阻值的變化呈現(xiàn)一個(gè)U 字型，且最低點(diǎn)出現(xiàn)在阻抗為400~500 Ω，若線路高抗維持不變，可將高抗的中性點(diǎn)小電抗調(diào)整為該范圍，降低線路的工頻過(guò)電壓。

圖12 線路諧振過(guò)電壓Fig.12 Line resonance overvoltage

4 結(jié) 論

本文對(duì)線路三相不平衡電流的影響因素以及線路高抗過(guò)補(bǔ)償?shù)姆桨高M(jìn)行了仿真研究，結(jié)果表明：

線路的換位次數(shù)和相序布置方式對(duì)三相不平衡電流的影響較大，是主要的影響因素。線路的土壤電阻率、地線接地形式、導(dǎo)線對(duì)地高度以及導(dǎo)線相間距離對(duì)三相不平衡電流影響較小。線路采用合理的換位次數(shù)，能夠?qū)⑷嗖黄胶怆娏鹘档椭凛^低水平，同樣換位次數(shù)情況下，線路采用逆相序布置相對(duì)于異相序布置能夠更好地降低其三相不平衡電流水平。

高抗過(guò)補(bǔ)償方式下線路的潛供電流和恢復(fù)電壓普遍偏高，且當(dāng)補(bǔ)償度接近全補(bǔ)償時(shí)，會(huì)出現(xiàn)工頻諧振過(guò)電壓。因此，在對(duì)原有長(zhǎng)線路解口后，若線路出現(xiàn)過(guò)補(bǔ)償情況，需要校核其恢復(fù)電壓和潛供電流、工頻諧振過(guò)電壓等電磁暫態(tài)特性，必要時(shí)可通過(guò)調(diào)整高抗的中性點(diǎn)小電抗的阻值來(lái)降低工頻過(guò)電壓。