不同工况下断路器过电压仿真及防护措施

冯瑞发，蔡汉生，廖民传，马御棠, 贾磊，屈路，刘刚，胡上茂

(1. 直流输电技术国家重点实验室(南方电网科学研究院)，广州 510663; 2. 云南电网有限责任公司电力科学研究院，昆明 650217)

0 引言

南方地区雷电活动频繁，输电线路雷击跳闸率占线路跳闸总数的60%以上[1 - 2]。近年来南网范围内发生多起敞开式变电站内断路器设备因雷击导致断口爆炸的案例[3 - 4]，严重威胁系统的安全稳定运行。一般是雷云对地放电时，雷云中存在多个电荷中心，在首个电荷中心发生对地放电后，后续电荷中心继续沿着前面的放电通道放电，一般放电次数为2—3次，最多监测到的达42次，每次放电间隔时间一般在0.6～800 ms[5]。文献[6]通过对南方电网范围内75条输电线路沿线的12 763次落雷开展统计，发现近30%的落雷雷击频次主要集中在2～6次，幅值多为5～50 kA，连续落雷易导致断路器故障。目前一般仅定性分析断路器雷击损坏的原因，部分断路器虽然灭弧室干弧距离、爬距、触头开距等参数满足要求，但绝缘裕度很难估计，断路器在雷击下的绝缘耐受能力也无法确定[7]，如何通过较准确的仿真计算来分析断路器雷击损坏原因，并提出针对性防护措施对保障系统安全稳定运行，提高供电可靠性具有重要意义。

本文通过仿真计算对比分析了某500 kV变电站断路器在合闸和分闸两种不同运行工况下的雷电过电压特性，基于仿真结果分析了断路器雷击损坏的原因，仿真对比了两种不同措施的防护效果，并提出了雷击下断路器有效防护措施。

1 工程概况

某500 kV变电站进线段同塔双回线路全长约30 km,导线型号为4×JL/LB20A-400/35铝包钢芯铝绞线，分裂间距450 mm，直流电阻0.071 77 Ω/km，普通地线型号为LBGJ-80-33AC铝包钢绞线，直流电阻0.672 4 Ω/km，OPGW型号为OPGW-130，直流电阻0.343 Ω/km，玻璃绝缘子串干弧距离4.575 m，典型杆塔单线图如图1所示。

图1 变电站进线段典型杆塔单线图Fig.1 Typical tower single diagram of the substation

图2 电气接线示意图Fig.2 Electrical wiring diagram

该变电站附近约2 km长度进线段及站内跳通段接线示意图如图2所示。图中1—7号塔代表进线段杆塔，总长度1.83 km，Rg为杆塔接地电阻，其值为15 Ω，站内入口处MOA为Y20W1-444/1063型金属氧化物避雷器，CVT为电容式电压互感器，DS为隔离开关，CT为电流互感器，CB为断路器，图中数字表示线路档距和站内设备间的电气距离。

1 仿真模型

1.1 杆塔模型

雷电流频率丰富，仿真计算时输电线路采用频率相关的J.Marti模型[8]，变电站外进线段杆塔采用多波阻抗模型[8 - 9]，各部分波阻抗的计算方法如式(1)—(4)所示。

(1)

(2)

ZLk=9ZTk(k=1,2,3,4)

(3)

(4)

式中：ZTk、ZLk、ZAk分别为杆塔主材、斜材和横担波阻抗，Ω；Hk为横担高度，m；rTk为斜材等效半径，m；RTk为主材等效半径，m；rB为塔基处斜材等效半径，m；RB为主材根开，m；rAk为横担等效半径，m，取横担与塔身连接断面上下边之和的1/4，斜材波阻抗ZLk的长度取主材波阻抗ZTk对应长度的1.5倍，图3为图1对应的多波阻抗模型。

图3 杆塔多波阻抗模型Fig.3 Multi-wave impedance model of tower

1.2 雷电流模型

雷电流选用规程GB/T 50064—2014推荐的斜角波计算[10]，波头/波尾时间为2.6/50 μs。标准GB/T 311.2—2013[11]提到在计算雷电绕击侵入波过电压时，最大绕击雷电流由电气几何模型(EGM)确定，500 kV变电站反击雷电流按216 kA计算。雷电通道波阻抗绕击时取800 Ω，反击时取300 Ω[11 - 12]。

1.3 绝缘子串闪络模型

考虑到500 kV线路绝缘子串较长，采用先导发展模型[13]作为绝缘子串的闪络判据，先导发展模型是将绝缘子串的闪络过程视为同等长度空气间隙的击穿过程，先导发展速度如式(5)所示，EMTP仿真时采用MODLES模块来实现。

(5)

式中：k为经验系数，m2/(s·kV2)；v(t)为先导发展速度，m/μs；u(t)为绝缘子串两端电压，kV；g为先导发展长度，m；l为绝缘距离，m；E0为起始平均场强，kV/m。当u(t)/(l-g)-E0>0时，先导开始产生，当g=l时绝缘间隙击穿，绝缘子串闪络。仿真时，k和E0的值可按CIGRE推荐的取值[14 - 15]设置。

1.4 工频电压和感应电压模型

研究表明，工频电压在一个周期内变化时对变电站设备雷电过电压有不同的影响[16]，站内设备雷电过电压大小与雷击时刻工频电压的极性和幅值有较大关联。仿真发现，对于负极性雷，反击下工频电压取正极性峰值时，断路器过电压最严重，绕击下工频电压取负极性峰值时，断路器过电压最严重。因此，考虑到500 kV线路，系统最高运行电压为550 kV，按严酷条件校核，雷击时设置工频电压源幅值为449 kV，直接施加在线路上。

对于500 kV线路，反击时感应电压幅值较大，直接影响绝缘子串的闪络及断路器上的过电压，仿真时考虑感应电压的影响，并采用式(6)[17]来计算某反击雷电流下的感应电压大小。

(6)

式中：u为感应电压分量；i为雷电流；hc为导线平均高度；hg为地线平均高度；k为导地线耦合系数。

文献[17]在EMTP中模拟感应电压时，通过改变绝缘子串闪络模型来计及其影响，但该方法不能很好地反应雷击时感应电压随雷电流变化的特点。因此，本文在仿真中充分利用EMTP中的MODELS和TACS模块，首先结合杆塔结构参数计算出地线与三相导线的耦合系数k，然后根据式(6)在MODELS模块中计算出随雷电流实时变化的感应电压大小，并利用TACS模块将感应电压、雷击时线路运行电压和地线耦合到导线上的电压施加到雷击杆塔所在的导线上，以此来模拟感应电压的实际影响。

1.5 站内设备等值模型

由于雷击时间很短，图2中的站内设备采用入口等值电容模拟[13,18]，如表1所示。

表1 站内主要设备等值电容Tab.1 Equivalent capacitance of substation equipment

站内连接线采用波阻抗等值模拟，波阻抗计算公式如下[19]。

(7)

式中：Zc为站内导线的波阻抗，Ω；hc为导线高度，m；re为导线的等值半径，m，波速取2.85×108m/s。

实际上在雷雨季节，线路发生雷击闪络后，断路器在保护指令下立刻动作切断故障电流，在重合闸整定时间内(一般为700～800 ms)[10]若再次遇到雷击，此时断口SF6介质绝缘性能仍未完全恢复，雷电侵入波叠加反极性工频电压后，极易威胁断路器的绝缘安全。运行经验表明，南方电网范围内雷电活动强烈地区易发生这种情形。此过程中，断路器的状态可概括为合闸运行和分闸热备用两种状态。本文仿真计算断路器分别在合闸和分闸两种工况下的雷电过电压，图4为在EMTP中建立的部分仿真模型截图。

2 不同工况下断路器雷电过电压仿真

2.1 绕击过电压

绕击工况重要的是确定绕击位置及绕击电流，首先根据电气几何模型[20]，结合规程中的击距公式[10]计算得到1—7号塔的最大绕击雷电流Im，结果如表2所示。

图4 仿真计算模型Fig.4 Simulation calculation model in EMTP

仿真发现，绝缘子串闪络和未闪络时断路器对地过电压波形差异较大。未闪络时，雷电流沿着导线向雷击点两侧传播，断路器过电压波形在达到峰值后逐步振荡衰减至雷击前的水平，与雷电流波形较相似；闪络后，一部分雷电流经闪络点通过杆塔入地，断路器过电压波形受杆塔等效模型、设备等值分布参数及波在杆塔处、设备间复杂的折反射等因素影响，过电压波形振荡较严重，幅值显著大于未闪络的值并且与未闪络时的波形差异较大。图5为不同雷电流绕击2号塔时，绝缘子串在闪络前后断路器对地过电压波形。

为分析断路器在不同运行工况下的绕击过电压，现利用各基杆塔的最大绕击雷电流绕击对应的相，得到断路器在合闸和分闸运行下的最大绕击过电压如表3所示。

根据仿真结果可知，分闸下断路器上相对地最大电压水平均显著高于合闸下的过电压。规程[10]中针对500 kV线路，给出的断路器相对地额定雷电冲击耐受电压是1 675 kV，断口间额定雷电冲击耐受电压是2 125 kV，标准[11]建议在计算雷电侵入波时，一般运行方式下(断路器处于合闸运行状态)，绝缘安全裕度要求不低于15%，特殊运行方式下(断路器处于分闸热备用状态)，绝缘安全裕度要求不低于10%，这样即使在不考虑安全裕度下，合闸下绕击2号塔时断路器对地电压水平会超出绝缘耐受值，分闸下1—7号塔时断路器最大对地电压和断口间最大电压均会大幅超出断路器额定绝缘耐受水平，此时断路器断口雷击击穿、甚至爆炸的风险极大。

表3 断路器在分合闸状态下的绕击过电压Tab.3 Circuit breaker maximum overvoltage under close and open conditions when lightning strokes the tower

需要说明的是表中合闸时，2号塔对应的过电压显著大于3号塔对应的过电压，但分闸下3号塔对应的过电压却反过来大于2号塔对应的过电压，经多次仿真对比发现，这主要是由于在J.Marti频变参数模型下，断路器运行时，2号塔与断路器之间的电气距离使得线路上复杂的折、反射波的波峰恰好发生叠加，造成幅值过大的情况，若改变2号塔与断路器之间的距离，则会发现断路器过电压会显著降低至安全水平。而分闸下，由于断路器断口的存在，雷电波在断口处的全反射破坏了原来线路上折、反射波波峰恰好叠加的状态，且仿真发现此时3号塔绕击电流大于2号塔，绕击3号塔时断路器左侧断口处的过电压较绕击2号塔时大，这样通过断口均压电容耦合到右侧断口处的过电压也较大，最终导致3号塔对应的断路器左、右两侧断口间的过电压差大于2号塔对应的过电压差。图6为绕击1号塔时断路器对地过电压波形。

图6 分合闸下雷电流绕击1号塔时断路器对地过电压Fig.6 Circuit breaker overvoltage waveform under close and open conditions while shielding failure on tower No. 1

2.2 反击过电压

同样地，采用216 kA的雷电流反击1—7号塔塔顶，按照IEEE推荐的雷电流幅值概率分布公式[21]，自然界中大于该雷电流的落雷占0.639 %，因此采用该雷电流进行仿真可满足绝大多数的反击情形。仿真得到站内断路器在分合闸下雷电流反击1—7号塔时的最大过电压如表4所示，图7为两种运行工况下反击1号塔时断路器上的过电压波形。

根据仿真结果可知，分闸时雷电流反击，断路器上的过电压水平同样显著大于合闸反击下的值，断口间的过电压水平大于对地过电压。与绕击相比，反击时雷电流大部分通过避雷线和杆塔分流泄放，经导线传入站内的雷电流较小，反击下断路器过电压较低。因此，对于500 kV及以上以绕击跳闸为主的线路，应重点加强进线段杆塔的绕击防护。

表4 断路器在分合闸状态下的反击过电压Tab.4 Circuit breaker maximum overvoltage under close and open conditions when lightning back-striking the tower No.1—No.7

图7 分合闸下雷电流反击1号塔时断路器对地过电压波形Fig.7 Circuit breaker overvoltage waveform under close and open conditions while back-striking the tower No. 1

结合上述仿真结果可知，变电站进线段杆塔遭受雷击时，若断路器正处于合闸运行，此时雷电过电压对其绝缘威胁一般较小，若断路器处于分闸热备用状态，此时在断路器上产生的雷电过电压极易超出其绝缘耐受水平，且断口电压较对地电压严重，此时高幅值过电压产生的能量不断累积，极易造成断路器断口绝缘击穿或爆炸。

3 断路器雷击防护

为有效限制断路器在分闸下的过电压水平，确保断路器安全可靠运行，需采取一定的防护措施。现对比分析两种不同防护措施的效果，方案一是在进线段杆塔安装外串联间隙的线路型避雷器，方案二是在变电站内断路器线路侧安装站用型无间隙避雷器，下面以断路器分闸下进线段杆塔发生雷电绕击的情况进行讨论。

3.1 进线段杆塔安装线路避雷器

结合表3的仿真结果，现在靠近站的进线段杆塔1—4号塔上安装某种YH20CX-396/1050型线路避雷器，间隙距离按南网规范取1 700 mm，其U-I特性曲线如图8所示。

图8 线路避雷器U-I特性曲线Fig.8 U-I characteristics curve of line arrester

仿真得到安装避雷器后，断路器分闸时，进线段1—7号塔在雷电流绕击下断路器过电压水平如表5所示。

表5 安装避雷器后断路器分闸下最大绕击过电压Tab.5 Circuit breaker maximum overvoltage under open condition when striking the tower No.1—No.7 after installing line arrester

与表3中的结果相比，在进线段杆塔安装线路型避雷器后，断路器分闸下绕击时其过电压有较大幅度的下降，但部分情形下的过电压水平仍超出现行规程推荐的额定耐受值，断路器仍存在雷击损坏的风险。分析认为这主要是由于线路避雷器与线路绝缘水平相互配合，并用于防止线路雷击闪络，而线路绝缘水平显著大于站内设备绝缘水平，当线路避雷器动作后，雷电流波头产生的较大峰值已侵入站内，仍会造成断路器过电压超标，特别是绕击发生在靠近站的杆塔时过电压超标更明显，因此在进线段杆塔安装线路避雷器仅可在一定程度上抑制站内断路器过电压水平。

进一步改变线路避雷器串联间隙的长度，分别设置串联间隙长为10 mm、200 mm、500 mm、1 000 mm及1 700 mm，得到断路器分闸下绕击不同杆塔时的断口过电压如图9所示。

图9 不同串联间隙长度下的断口过电压Fig.9 Circuit breaker fracture overvoltage under different gap length

可以看到，在500 mm～1 700 mm串联间隙长度范围内，断路器断口过电压随着串联间隙长度的减小而降低，当串联间隙长度小于500 mm时，断路器断口过电压不再因串联间隙距离的减小而降低。虽然仅从降低雷电侵入波过电压的角度来讲，在进线段杆塔安装较小间隙的线路避雷器是有一定效果的，但运行时小间隙避雷器无法与线路进行合理绝缘配合，且安装后不能完全限制断路器的过电压水平，如1号塔在间隙为10 mm时，断口过电压仍达2 125 kV，几乎不存在绝缘安全裕度，这不符合现行标准提出的断路器处于分闸特殊运行方式下，绝缘安全裕度不低于10 %的要求。因此对于雷电活动强烈、断路器易受雷击侵入波过电压威胁的地区，不建议仅在进线段杆塔安装线路避雷器来对站内断路器等开关设备进行防护。

3.2 站内安装无间隙避雷器

在靠近断路器线路侧的地方安装Y20W1-444/1063站用型无间隙避雷器，仿真得到安装避雷器后断路器分闸下绕击时的过电压如表6所示。

可以看到，在断路器线路侧安装站用无间隙避雷器后，不论绕击时站内断路器处于何种运行状态，其过电压水平均被限制在安全范围内，断路器得到有效防护。

进一步改变站用避雷器的安装距离，分别取避雷器与断路器之间的距离为0 m、15 m、30 m、45 m及70 m，得到断路器分闸下，雷电流绕击不同杆塔时的断口过电压变化情况如图10所示。

表6 安装站用避雷器后断路器分闸下绕击过电压Tab.6 Circuit breaker maximum overvoltage under open condition when striking the tower No.1—No.7 after installing arrester without gap

图10 不同避雷器安装距离下的断路器断口过电压Fig.10 Circuit breaker fracture overvoltage under different installation locations of MOA

从图10中可以看到，分闸下断路器断口绕击过电压水平随着避雷器安装距离的减小而降低。按目前规程中给出的断路器在单次雷击下的断口过电压水平耐受值计算，在考虑10%裕度的情况下，雷击时断路器断口过电压应不超过1 932 kV，这样站用无间隙避雷器距断路器的最大距离不超过45 m时才能有效保护断路器。目前部分运行人员在确定断路器线路侧站用避雷器的安装距离时，有时忽略了站内设备电气连接特点，直接套用规程提到的避雷器对其他设备的距离较距主变压器的距离增加35%的做法[10]，一方面忽略了规程指的是35 kV—220 kV电压等级，另一方面也忽略了规程对变电站的电气接线要求，对于本工程线路在变电站跳通时出线仅一回，无其他支路分流雷电流，直接套用规程容易导致避雷器对断路器的保护力度不足，特别是断路器分闸下遇到较大雷击时，站用避雷器安装较远无法满足断路器雷击防护要求。

根据上面的仿真结果可知，断路器分闸运行下的雷电侵入波过电压水平较严重，易导致断路器绝缘不足发生击穿损坏，最有效的防护方式是在断路器线路侧合适位置安装无间隙避雷器。此外，从雷击和设备本身出发，加强进线段杆塔雷击防护及提高断路器绝缘耐受水平也能在一定程度上保护断路器，如降低进线段保护角，减小最大绕击电流，进线段杆塔安装线路避雷器及适当提高断口绝缘设计水平，及时开展断路器雷电冲击与反极性工频联合电压试验进行内部绝缘缺陷检测等。

4 结论

本文结合某500 kV线路工程计算了断路器在分、合闸两种不同运行工况下的雷电侵入波过电压，对比分析了两种不同防护措施的效果，得出如下结论。

1)变电站断路器雷电过电压与绝缘子串闪络有较大联系，闪络时过电压一般较未闪络时大，运行时应尽量降低进线段杆塔雷击闪络概率；

2)断路器合闸运行时，进线段杆塔遭受雷击一般对其绝缘威胁较小，分闸下雷电侵入波在断口处全反射产生的高幅值过电压是造成断路器绝缘击穿、爆炸的主要原因；

3)断路器分闸下，其断口雷电过电压水平较对地过电压严重，产品设计时有必要适当提高断口间的绝缘耐受水平；

4)对于500 kV及以上电压等级的线路，一般断路器上的绕击侵入波过电压较反击严重，实际运行时应加强进线段的绕击防护；

5)对断路器进行雷击防护时，最有效的防护方式是在断路器线路侧安装站用型无间隙避雷器，避雷器安装位置与被保护断路器的最大距离宜通过仿真计算后合理确定。