220 kV岸电工程海陆互联输电线路操作过电压研究——以秦皇岛32-6、曹妃甸11-1油田群岸电工程为例

于 璐 张丽娜 张 昊

(中海油研究总院有限责任公司 北京 100028)

秦皇岛32-6和曹妃甸11-1油田是渤海海域中北部的2个大型油田，离岸距离较近，油田开发用电负荷规模约200 MW。目前该油田群电力紧缺，主要电源为原油发电机组，排放高且机组维护工作量大。为推进节能减排工作，中国海油积极推进以陆地电源为海上平台供电的方案，即采用岸电代替油田自发电，大幅削减海上温室气体和污染气体的排放[1]。

岸电采用的输电电压等级高，技术要求远高于自发电等常规供电模式。与陆地高压输电项目相比，岸电工程除架空线、陆缆外，还加入了多个电压等级的海底电缆，线路更加复杂。在输送功率一定的情况下，海底电缆的对地电容要高于其他形式的输电线路[2]，使得岸电工程输电线路面临更严峻的过电压风险。当系统过电压水平高于相关标准限值，线路绝缘便面临被击穿的风险，从而严重威胁海上供电安全，需采取适当措施限制系统的过电压[3]。影响岸电工程设计的过电压类型主要有工频过电压及操作过电压，关于岸电工程工频过电压已有相关文章发表，本文重点对操作过电压进行研究。

目前，针对国内外输电线路操作过电压的研究主要集中于陆地电力系统，对现有高压、超高压、特高压陆地输电线路的操作过电压形成机理、抑制措施等的研究都较为成熟。陈思浩[4]指出操作过电压的计算法主要有网格法和Bergeron法。曹珍崇 等[5]指出合闸操作过电压与合闸相角有关，同时与电缆长度有关。牛涛 等[6]针对220kV架空线路及陆缆混合线路的操作过电压进行了研究，认为空载线路分闸线路重燃过电压水平影响较大。针对海上电力系统，徐红梅[7]研究了35 kV海底电缆的操作过电压，指出采用断路器合闸并联电阻和金属氧化物避雷器能够有效抑制海上电力系统操作过电压；金作林 等[8]对海上风电场长距离海缆的操作过电压进行了研究，但输电线路形式仅包含海底电缆。

现阶段针对高电压等级的海陆互联输电线路操作过电压的问题尚鲜有研究。本文针对秦皇岛32-6、曹妃甸11-1油田群岸电工程电力系统操作过电压问题，采用ATP-EMTP仿真软件建立220kV海陆互联电力系统等效模型，分析220 kV空载线路合闸、重合闸及分闸情况下的过电压水平，同时针对并联电抗器及避雷器对过电压的抑制作用及适用情况进行分析，从而为该岸电项目的安全稳定运行提供参考。

1 曹妃甸32-6、秦皇岛11-1油田群岸电工程概况

曹妃甸32-6、秦皇岛11-1油田群岸电工程电力接入采用双开闭站220 kV交流供电、海上110 kV互联快切方案。该方案分别在曹妃甸32-6及秦皇岛11-1油田所在区域新建一座220 kV海上开关站，同时在曹妃甸、乐亭各建设一座220 kV陆上开关站，两座陆上开关站分别通过220 kV交流陆缆和海缆为曹妃甸及秦皇岛海上220 kV变电站供电(图1)。

图1 秦皇岛32-6、曹妃甸11-1油田群220 kV岸电工程供电方案单线图Fig.1 Single line diagram of 220 kV shore power supply scheme for QHD32-6 and CFD11-1 oilfield group

2 岸电工程操作过电压仿真分析

2.1 工况分析

操作过电压是由断路器、刀闸操作和系统故障引起的暂态过渡过程，具有幅值高、存在高频振荡、阻尼较强及持续时间短等特点，主要包括：合闸操作过电压、重合闸操作过电压、分闸操作过电压、间歇电弧接地过电压等。在各类合闸工况中，空载线路的操作属极端且最严苛工况，故采用该工况开展研究。在空载线路分闸过电压研究中，220 kV GIS(气体绝缘全封闭组合电器)中采用的断路器介质为六氟化硫，由于其拥有良好的灭弧性能和绝缘特性，分闸电弧重燃可能性较小[9]，故本文在对空载线路分闸情况仿真时不考虑电弧重燃的现象。同时岸电工程220 kV电力系统中性点直接接地，电网对地电容中储存的能量可通过中性点释放，不会因弧光反复熄灭和重燃而导致过电压[10]，故仿真时不考虑间歇电弧接地过电压的情况。此外，在线路及关键设备附近装设避雷器、在陆上及海上开关站设置并联电抗器，可在一定程度上降低操作过电压[11]。因此，为了研究并联电抗器及避雷器的过电压抑制能力，选取3类过电压水平中最严峻的情况对二者的过电压抑制能力进行分析。

2.2 电力系统等效模型

曹妃甸11-1油田群由曹妃甸及林雀铺220 kV变电站供电，秦皇岛32-6油田群由临港220 kV变电站供电。将上述电源站等效为232 kV、50 Hz的理想电源串联阻抗模型，阻抗等效参数由国家电网公司提供。

曹妃甸、秦皇岛海上变电站主变压器选用三相三绕组有载调压节能型变压器，相关参数见表1。在使用ATP-EMTP软件计算操作过电压时，采用饱和变压器SAT模型模拟海上变电站主变压器[12]。

表1 曹妃甸、秦皇岛海上变电站220 kV变压器参数Table 1 220 kV transformer parameters of Caofeidian and Qinhuangdao offshore substations

曹妃甸海上变电站单段母线负荷容量为40 MW，无功补偿前功率因数为0.9，其等值阻抗为Z曹妃甸=(74.423+j36.039) Ω；秦皇岛海上变电站负荷单段母线容量为60 MW，无功补偿前功率因数为0.9，等值阻抗为Z秦皇岛=(49.613+j24.028) Ω。在ATP-EMTP模型中，采用三相串联阻抗代表海上平台负荷，由于2个区域的35 kV母线形式均为单母线分段接线，故在每段母线上各连接一个等效负荷。

曹妃甸开关站出线侧、乐亭开关站电缆出线至秦皇岛海上变电站侧分别安装有容量为60、40 Mvar的并联电抗器。并联电抗器主要用于防止海缆容性无功倒送，在空载线路的断路器操作时均属于投运状态，故在后续仿真模拟中考虑并联电抗器投运。在EMTP中，并联电抗器采用电感元件表示，其阻值分别为2.569、3.856 H。

曹妃甸、乐亭220 kV开关站及海上变电站220 kV侧GIS中采用的避雷器型号为Y10W5-204/532，其电气参数见表2。避雷器的主要用途为防止重要设备遭遇雷击，通常处于投运状态，故在后续仿真模拟中考虑避雷器投运。在ATP-EMTP中，避雷器采用1个非线性电阻表示，其伏安特性采用30/80的标准操作冲击波，模拟方式为多段指数法。

表2 避雷器电气参数Table 2 Electrical parameters of arrester

220 kV交流输电线路形式有架空线路、陆地电缆及海底电缆3种，在计算操作过电压时，架空线路杆塔对操作过电压的影响可以忽略。

1) 曹妃甸区域 220 kV双回架空线路模型。

曹妃甸区域220 kV架空线采用的导线型号为LGJ-400/35双分裂线路，地线型号为JLB40-150。架空导线参数见表3。在ATP-EMTP中，架空线路建模采用JMarti模型，该模型能够较好地模拟长输电线路的频域特性[12]，且能够考虑线路的换位、集肤效应及土壤电阻率等因素。

表3 曹妃甸区域架空导线参数Table 3 Parameters of overhead conductor in Caofeidian area

2) 曹妃甸区域 220 kV陆地电缆模型。

曹妃甸区域陆地电缆均采用ZB-YJLW02-27/220的单芯铜芯交联聚乙烯绝缘皱纹铝套PVC外护套电力电缆。其排列方式采用排管品字型敷设，每相导线之间间隔0.2 m，电缆埋深为1 m。陆地电缆结构为分割导体结构，电缆具体参数见表4。电缆建模采用Bergeron模型[12]。

表4 曹妃甸区域陆地电缆结构参数Table 4 Structural parameters of land cable in Caofeidian area

3) 曹妃甸区域 220 kV海底电缆模型。

曹妃甸区域220 kV海缆型号为铜芯交联聚乙烯绝缘分相铅套粗圆钢丝铠装聚丙烯纤维外被层光电复合3芯海底电缆，导体截面为3×630 mm2，接地方式为两端直接接地。三芯海缆截面如图2所示，海缆结构参数见表5。海缆建模同样采用ATP-EMTP中的Bergeron模型。

图2 三芯海缆截面Fig.2 Cross section of three core submarine cable

秦皇岛区域与曹妃甸区域陆缆及海底电缆型号一致，线路参数不再赘述。最终得到曹妃甸及秦皇岛岸电工程电力系统等效模型(图3)，该模型包含220 kV陆地及海上输电部分、海上变电站间110 kV互联部分和35 kV等效负荷部分。本研究对220 kV输电线路过电压进行研究，主要包括10个节点(表6)。

表5 220 kV海底电缆结构参数Table 5 Structural parameters of 220 kV submarine cable

图3 秦皇岛32-6、曹妃甸11-1岸电工程电力系统等效模型Fig.3 Power system equivalent model of QHD32-6 and CFD11-1 shore power projects

表6 节点名称对照表Table 6 Node name cross reference table

2.3 合闸过电压分析

线路合闸是操作过电压产生的主要原因之一，该类型过电压水平受断路器合闸时刻影响较大，故采用统计开关模型模拟断路器合闸时间的随机性[13]。共进行200次断路器合闸操作模拟，并选取同一节点过电压最大值对应的合闸相角(合闸相角的选取服从高斯分布)进行分析。

2.3.1曹妃甸区域空载线路合闸过电压

曹妃甸区域由2个电站通过双回架空线路同时供电，220 kV线路首端的2个节点各对应一台断路器。故空载线路合闸包括同步合闸和异步合闸2种。在其他条件一定的情况下，对2种合闸工况进行仿真，得到海缆首端220 kV空载线路合闸过电压波形(图4)。可以看出，同步、异步合闸过电压幅值分别为289、280 kV，同步合闸的过电压程度高于异步合闸。

图4 曹妃甸区域海缆首端220 kV空载线路合闸过电压Fig.4 Closing overvoltage of 220 kV no-load line at the head of submarine cable in Caofeidian area

表7 曹妃甸区域220 kV输电线路同步合闸最大操作过电压Table 7 Maximum synchronous closing overvoltage of 220 kV transmission line at Caofeidian area

此外，通过对合闸相角进行控制，可以较好地抑制合闸操作过电压[14]。当相角选择恰当时，可使空载线路合闸瞬间波形与稳态波形基本一致，操作过电压近乎不存在(图5)。

图5 曹妃甸区域 220 kV空载线路同步合闸过电压仿真结果Fig.5 Synchronous closing overvoltage simulation results of 220 kV no-load line in Caofeidian area

2.3.2秦皇岛区域合闸过电压

秦皇岛区域仅由临港变电站一路电源供电，不涉及同步、异步合闸问题。对该区域进行200次统计仿真计算后得到最大合闸操作过电压(表8)。在4个节点中，操作过电压最高值出现在线路末端，幅值为301 kV(1.46 p.u.)，未超过规定的安全限值。

表8 秦皇岛区域 220 kV输电线路最大合闸操作过电压Table 8 Maximum closing overvoltage of 220 kV transmission line at Qinhuangdao area

综上分析，曹妃甸区域及秦皇岛区域空载线路合闸过电压幅值均未超过3.0 p.u.，无需进一步采取抑制操作过电压的手段，若需深度抑制，可采用断路器并联合闸电阻或设置选相合闸装置[15]。

2.4 重合闸过电压分析

由于仅曹妃甸区域包含架空输电线路并设置重合闸配置，故对曹妃甸区域空载线路重合闸工况进行仿真，同样采用过电压水平更高的同步合闸操作进行模拟计算。分析重合闸过电压时，模型中除陆上变电站的等效电源外，还需设置1个用于提供残余电压的三相电压源。根据文献[16]，当残余电压为相电压幅值100%时断路器操作导致的过电压值达到最大。

线路上残余电荷量主要取决于电压互感器的类型。本项目中220 kV GIS采用的是电磁式电压互感器，线路残余电压较低。考虑岸电工程实际工况及过电压最严重的工况，分别对残余电荷电压分别为相电压幅值的30%[16]及100%进行模拟仿真。2种情况下残余电压分别采用线电压有效值为66、220 kV的三相等效电压源进行模拟，其内阻值设为2 Ω，内电感为100 mH。在模拟中分别设残余电荷、电源站等效电源控制开关为K1、K2，模拟时闭合开关K1使系统达到稳态，在残压电源A相电压达到幅值时断开K1，并在0.05 s后对K2进行统计性合闸，取最大重合闸过电压情况进行分析(表9)。电压幅值最低及最高值分别发生在线路首末端；空载线路重合闸比合闸过电压水平更高，但未超出3.0 p.u.的安全限值，无需采取其他措施限制此类操作过电压。

表9 曹妃甸区域30%、100%残压下最大重合闸过电压Table 9 Maximum reclosing overvoltage of 30% and 100% residual voltage at Caofeidian area

2.5 分闸过电压分析

空载线路分闸过电压与分闸相位关系较小，故本节均采用三相时控开关模拟断路器，断路器分闸动作时间取，此时ABC三相开关同步断开。

2.5.1曹妃甸区域空载线路分闸过电压

曹妃甸区域断路器分闸与合闸情况相同，也存在同步分闸和异步分闸2种情况。其中异步分闸为电源1在0.1 s时分闸，电源2在0.15 s分闸，得到2种情况下线路末端电压波形(图6)。可以看出，2种情况仅对线路分断时间有影响，对过电压水平影响不大，且由于同步分闸仿真更加便捷，故后续对同步分闸进行模拟分析。

对曹妃甸区域空载线路进行同步分闸仿真，得到线路首末端电压波形(图7)，过电压现象不明显。此外，其他线路各点电压幅值均约为0.92 p.u.，未超出3.0 p.u.的安全限值。

2.5.2秦皇岛区域空载线路分闸过电压

秦皇岛区域线路首末端分闸电压波形如图8所示，可以看出，线路在脱离电源后，电压幅值较稳态略有上升(1～2 kV)而后下降，过电压现象亦不明显。

图6 曹妃甸区域同步及异步分闸后线路末端电压波形Fig.6 Voltage waveform at line end after synchronous and asynchronous opening in Caofeidian area

图7 曹妃甸区域空载线路首末两端分闸电压波形Fig.7 Opening voltage waveform at both ends of the no-load line in Caofeidian area

图8 秦皇岛区域空载线路首末两端分闸电压波形Fig.8 Opening voltage waveform at both ends of the no-load line in Qinhuangdao area

2.6 并联电抗器和避雷器对过电压的抑制能力分析

为了研究并联电抗器及避雷器对过电压抑制能力，选取过电压水平最严峻的情况即100%残压重合闸对二者的过电压抑制能力进行分析。由于前述工况均在并联电抗器及避雷器投入的基础上仿真，故本节对并联电抗器及避雷器不投运的工况分别进行研究，并将仿真结果与并联电抗器、避雷器投入时的仿真结果进行对比(表10)。

分析表明，无论并联电抗器及避雷器投入与否，在各工况下海缆末端的操作过电压均最为严重；并联电抗器能降低线路各个节点的操作过电压水平，但抑制程度较小；避雷器也具有整体降低线路各个节点操作过电压水平的能力，但由于避雷器伏安特性(图9)，在220 kV线路过电压水平较低的情况下，避雷器的抑制程度较弱，而过电压水平较高的情况下，避雷器能极大程度地抑制系统过电压。但总体上，即使不加入并联电抗器及避雷器，曹妃甸区域的操作过电压水平也处于安全限值内，无需因过电压问题采取设置电抗器和避雷器的措施。

表10 并联电抗器、避雷器投入及不投入时线路最大重合闸过电压Table 10 Maximum reclosing overvoltage with and without shunt reactor and arrester operation

图9 避雷器伏安特性曲线Fig.9 Volt ampere characteristic curve of lightning arrester

3 结论

针对秦皇岛、曹妃甸区域岸电项目海陆互联线路操作过电压问题，搭建了该输电线路电力系统仿真模型，分析了该线路合闸、重合闸及分闸3种工况下的操作过电压，得出4点结论：①空载线路合闸、重合闸及分闸3种工况下，重合闸操作过电压水平最高；②在各工况下，空载线路各研究节点中，海缆末端操作过电压最为严重；③并联电抗器及避雷器对操作过电压均有抑制效果，但避雷器对更高幅值的过电压抑制效果更好；④在各工况下，该输电线路操作过电压在投入及不投入并联电抗器及避雷器电压抑制措施下均处于安全限值内。