楊劍鋒，牛育忠，呂安璞，陳 彪，肖 揚(yáng)

（1.國(guó)網(wǎng)寧夏電力公司固原供電公司，寧夏固原756000；2.國(guó)家電網(wǎng)山東電力設(shè)備有限公司，濟(jì)南250002）

0 引言

低壓配電系統(tǒng)中存在著大量絕緣耐壓水平較低的電氣電子設(shè)備，一旦配電線路遭受雷擊，雷電浪涌沿線路侵入配電系統(tǒng)終端，十分容易導(dǎo)致設(shè)備的損壞甚至燒毀[1-2]。為了保護(hù)配電變壓器，一般會(huì)在變壓器高低壓側(cè)安裝避雷器和SPD[3]。但是低壓側(cè)SPD與終端負(fù)載設(shè)備間通過電纜連接，仍存在一定距離，經(jīng)過SPD限制后的過電壓波在電纜中傳播時(shí)可能由于阻抗不匹配產(chǎn)生振蕩導(dǎo)致負(fù)載過電壓超過其耐壓水平[4]，因此有必要對(duì)配電變壓器低壓側(cè)負(fù)載雷電浪涌防護(hù)進(jìn)行詳細(xì)研究。

目前關(guān)于SPD有效保護(hù)距離的相關(guān)研究已經(jīng)較為成熟，包括試驗(yàn)手段[4-5]和軟件仿真[6]等方式。研究也表明[4-6]，被保護(hù)設(shè)備負(fù)載性質(zhì)的不同會(huì)影響SPD的保護(hù)效果，進(jìn)而影響SPD的有效保護(hù)距離。但是，相關(guān)研究結(jié)果都是基于組合波或8/20 μs脈沖電流波形直接沖擊，實(shí)際線路雷電過電壓觀測(cè)數(shù)據(jù)[7]表明：線路雷電過電壓一般呈衰減振蕩波形，與試驗(yàn)或仿真采用的波形存在較大差異，且未考慮配電系統(tǒng)中變壓器、桿塔等因素影響，因此需要研究真實(shí)配電系統(tǒng)中雷電浪涌作用下SPD的有效防護(hù)距離。此外，目前研究多僅針對(duì)純阻性、感性或是容性負(fù)載，缺乏對(duì)R-C并聯(lián)負(fù)載和R-L串聯(lián)負(fù)載等情況的全面分析。

筆者利用PSCAD軟件[8]搭建配電系統(tǒng)模型，采用高頻變壓器模型與IEEE氧化鋅壓敏電阻模型，分析變壓器低壓側(cè)負(fù)載性質(zhì)對(duì)負(fù)載端過電壓的影響，討論不同負(fù)載下變壓器低壓側(cè)SPD對(duì)應(yīng)的有效保護(hù)距離。

1 配電線路及變壓器模型

1.1 雷電流模型

線路雷擊電流波形采用Heidler函數(shù)模型[9]表示，具體表達(dá)式如下：

式中：Ip為電流峰值；τ1和τ2分別為波頭時(shí)間和波尾時(shí)間常數(shù)；n為電流陡度因子，取10。雷電流波形取2.6/50 μs[10]，幅值10 kA，對(duì)應(yīng)的雷電通道等值波阻抗[10]取2 000 Ω。

1.2 配電線路模型

圖2給出了一個(gè)10 kV配電系統(tǒng)模型，包括10 kV架空線路，10 kV/220 V配電變壓器，220 V架空線路，220 V電纜和終端負(fù)載。變壓器高壓側(cè)安裝金屬氧化物避雷器，低壓側(cè)安裝SPD[11]。仿真中考慮雷擊10 kV線路，變壓器低壓側(cè)形成雷電浪涌情況。雷擊點(diǎn)距變壓器高壓側(cè)100 m，變壓器低壓側(cè)220 V架空線路長(zhǎng)25 m。

圖1 10 kV配電系統(tǒng)模型Fig.1 Model of 10 kV power distribution system

10 kV線路型號(hào)為L(zhǎng)GJ-120鋼芯鋁絞線，采用Jmarti模型反映線路參數(shù)頻變特性。10 kV線路一般桿塔高度較低，桿塔采用集中電感模型，桿塔頂相高度為13m。220V線路型號(hào)為L(zhǎng)GJ-50鋼芯鋁絞線。10 kV線路絕緣子采用P-15T型針式絕緣子[12]，50%沖擊擊穿電壓118 kV。

220 V電纜電氣參數(shù)[13]通過下式計(jì)算：

式中：a為電纜芯線半徑；l為電纜長(zhǎng)度，ρ為電纜電阻率。電纜標(biāo)稱截面2.5mm2，電阻率1.72×10-8Ω.m，相對(duì)介電常數(shù)4.5，相對(duì)磁導(dǎo)率1。

1.3 變壓器模型

配電變壓器含有繞組和鐵心等元件，電氣參數(shù)和勵(lì)磁特性受雷電流波形影響較大。目前較為常用的變壓器模型是π型模型。但相關(guān)研究[14]表明π型模型面對(duì)雷電浪涌沖擊時(shí)仿真精度不夠，無法全面反映高頻特性。因此本文仿真中采用Janiszewski等人[15]提出的高頻變壓器模型，其與試驗(yàn)結(jié)果較為吻合。圖2給出了高頻變壓器模型等效電路圖。

圖2 配電變壓器模型Fig.2 Model of distribution transformer

1.4 避雷器模型

避雷器和SPD核心部件都是氧化鋅壓敏電阻，IEEE壓敏電阻模型[16]適用波頭時(shí)間范圍較寬，試驗(yàn)結(jié)果[17]表明其模型精確度高于傳統(tǒng)的非線性電阻模型和非線性電感模型，因此仿真中選用IEEE模型。圖3給出了IEEE模型壓敏電阻等值電路圖。

圖3 IEEE壓敏電阻模型Fig.3 IEEE varistor model

仿真中，變壓器高壓側(cè)安裝YH5w-17/50型避雷器[18]，額定電壓有效值17 kV，直流參考電壓U1mA不小于25kV，5kA雷電沖擊電流下殘壓不大于50kV。低壓側(cè)SPD直流參考電壓U1mA取800 V，10 kA雷電流沖擊下殘壓為1 045 V。

2 仿真結(jié)果分析

2.1 負(fù)載過電壓

圖4給出了變壓器低壓側(cè)為阻性負(fù)載、感性負(fù)載、容性負(fù)載情況下負(fù)載端過電壓波形。

圖4 不同負(fù)載下過電壓波形Fig.4 Overvoltage waveform under different loads

由圖4可以看出，三種負(fù)載情況下，過電壓波形都存在較為強(qiáng)烈的振蕩，這是由于雷電波在配電線路及電纜中傳播時(shí)，能量在負(fù)載和電流源之間來回折反射。同時(shí)阻性負(fù)載能量消耗較快，電壓波形衰減振蕩持續(xù)時(shí)間較短，感性負(fù)載和容性負(fù)載電壓波形振蕩持續(xù)時(shí)間較長(zhǎng)。

2.2 有效保護(hù)距離

圖5給出了純阻性、感性、容性負(fù)載下過電壓幅值隨變壓器低壓側(cè)SPD與負(fù)載間連接電纜長(zhǎng)度變化情況。

圖5 不同負(fù)載下過電壓隨電纜長(zhǎng)度變化Fig.5 Variation of overvoltage with cable length under different loads

負(fù)載阻抗與電纜波阻抗不匹配導(dǎo)致過電壓波在電纜兩端產(chǎn)生的折反射，由圖5（a）可以看出，當(dāng)阻性負(fù)載幅值小于電纜波阻抗（82.4 Ω）時(shí)，負(fù)載端過電壓隨著電纜長(zhǎng)度的增加而降低，這是由于此時(shí)的負(fù)載端電壓要小于源端電壓，且電纜越長(zhǎng)，衰減損耗越大；當(dāng)阻性負(fù)載幅值與電纜波阻抗較為接近時(shí)，過電壓波的折反射程度較小，電纜長(zhǎng)度對(duì)過電壓的影響也較??；當(dāng)阻性負(fù)載幅值繼續(xù)增大時(shí)，負(fù)載端過電壓隨著電纜長(zhǎng)度的增加而增大，這是由于此時(shí)的負(fù)載端電壓要高于源端電壓，且電纜越長(zhǎng)，過電壓波的折反射越劇烈。

由圖5（b）可以看出，感性負(fù)載幅值較小時(shí)，隨著電纜長(zhǎng)度的增加，整個(gè)回路中的阻性成分更大，主要考慮電纜的傳輸線效應(yīng)，負(fù)載端電壓衰減很快，因此過電壓隨之降低；當(dāng)感性負(fù)載幅值進(jìn)一步增大時(shí)，不能忽略負(fù)載阻抗與電纜阻抗諧振[19]引起了負(fù)載端電壓的升高，過電壓隨著電纜長(zhǎng)度的增加呈現(xiàn)出先增大后降低的變化趨勢(shì)。

由圖5（c）可以看出，當(dāng)容性負(fù)載幅值較小時(shí)（≤10 μF），主要考慮負(fù)載阻抗與電纜阻抗之間的諧振影響，容性負(fù)載端過電壓隨著電纜長(zhǎng)度的增加而增大。

不同的設(shè)備對(duì)應(yīng)的沖擊電壓耐受值不同，IEC規(guī)范[20]將SPD的電壓保護(hù)水平分為四類，I類對(duì)應(yīng)的最大持續(xù)工作電壓253 V，電壓保護(hù)水平1 200 V，II類對(duì)應(yīng)的最大持續(xù)工作電壓345 V，電壓保護(hù)水平1 500 V。表1給出了I類和II類保護(hù)水平下三種負(fù)載的有效保護(hù)距離。

表1 不同負(fù)載下SPD有效保護(hù)距離Table 1 Effective protection distance ofSPD for different types of loads

通過表1可知，I類保護(hù)水平SPD對(duì)應(yīng)的有效保護(hù)距離普遍小于II類，阻性負(fù)載和感性負(fù)載在幅值不高時(shí)，變壓器低壓側(cè)SPD能滿足負(fù)載的過電壓防護(hù)要求。容性負(fù)載的情況則較為嚴(yán)苛，SPD有效保護(hù)距離都小于10 m。但無論是阻性、感性或是容性負(fù)載，SPD有效保護(hù)距離都隨著負(fù)載幅值的增大而減小。

實(shí)際生活中，純阻性、感性或是容性負(fù)載的電氣、電子設(shè)備較為少見，更多的是R-L串聯(lián)負(fù)載和R-C并聯(lián)負(fù)載等復(fù)合負(fù)載類型。圖6給出了R-L串聯(lián)負(fù)載和R-C并聯(lián)負(fù)載過電壓隨電纜長(zhǎng)度變化。表2給出了I類和II類保護(hù)水平下R-L串聯(lián)負(fù)載與R-C并聯(lián)負(fù)載的有效保護(hù)距離。

由圖6和表2可以看出，R-L串聯(lián)負(fù)載的有效保護(hù)距離主要取決于串聯(lián)電阻值，當(dāng)串聯(lián)電阻值小于或接近于電纜波阻抗時(shí)，SPD保護(hù)距離沒有限制，如果串聯(lián)電阻相較于電纜波阻抗很大，則I類SPD有效保護(hù)距離小于9 m，II類SPD小于22 m。

圖6 R-L串聯(lián)和R-C并聯(lián)負(fù)載過電壓隨電纜長(zhǎng)度變化Fig.6 Variation of overvoltage with cable length under R-L serial load and R-C parallel load

表2 R-L串聯(lián)和R-C并聯(lián)負(fù)載下SPD有效保護(hù)距離Table 2 Effective protection distance of SPD for R-L serial load and R-C parallel load

當(dāng)R-C并聯(lián)負(fù)載的并聯(lián)電容達(dá)到100 nF時(shí)，無論其并聯(lián)電阻為多少，I類SPD有效保護(hù)距離始終小于1 m；當(dāng)并聯(lián)電容相對(duì)較小且并聯(lián)電阻值接近于電纜波阻抗時(shí)，SPD保護(hù)距離沒有限制；當(dāng)并聯(lián)電容相對(duì)較小且并聯(lián)電阻值相對(duì)較大時(shí)，SPD保護(hù)距離取決于阻值大小，阻值越大，保護(hù)距離越小。

通過上述分析發(fā)現(xiàn)，R-C并聯(lián)負(fù)載性質(zhì)下的I類SPD有效保護(hù)距離甚至小于1 m，這對(duì)SPD的安裝選用提出了較高的要求。為了更好地保護(hù)負(fù)載設(shè)備，必須在設(shè)備前安裝末端SPD，末端SPD動(dòng)作后其阻抗遠(yuǎn)小于電纜波阻抗，能夠有效泄放過電壓能量。

3 結(jié)論

利用PSCAD軟件搭建配電系統(tǒng)模型，分析雷擊配電線路時(shí)變壓器低壓側(cè)負(fù)載浪涌防護(hù)效果，得到結(jié)論如下：

1）負(fù)載端過電壓波形振蕩明顯，阻性負(fù)載電壓波形衰減較快，感性負(fù)載和容性負(fù)載電壓波形持續(xù)時(shí)間較長(zhǎng)。

2）阻性負(fù)載幅值小于電纜波阻抗時(shí)，負(fù)載端過電壓隨著電纜長(zhǎng)度的增加而降低；負(fù)載幅值大于電纜波阻抗時(shí)，過電壓隨著電纜長(zhǎng)度的增加而增大。感性負(fù)載幅值較小時(shí)，負(fù)載端過電壓隨著電纜長(zhǎng)度而降低，當(dāng)負(fù)載幅值繼續(xù)增大時(shí)，過電壓隨著電纜長(zhǎng)度的增加呈現(xiàn)出先增大后降低的變化趨勢(shì)。容性負(fù)載端過電壓隨著電纜長(zhǎng)度的增加而增大。

3）I類保護(hù)水平SPD對(duì)應(yīng)的有效保護(hù)距離普遍小于II類，無論是阻性、感性或是容性負(fù)載，SPD有效保護(hù)距離都隨著負(fù)載幅值的增大而減小。

4）容性負(fù)載對(duì)應(yīng)的有效保護(hù)距離較小，有必要在設(shè)備前安裝末端SPD才能確保設(shè)備得到有效防護(hù)。

[1]何金良，曾嶸.配電線路雷電防護(hù)[M].北京：清華大學(xué)出版社，2013．

[2]吳廣寧.過電壓防護(hù)的理論與技術(shù)[M].北京：中國(guó)電力出版社，2015．

[3]徐鵬，李世元，甘鵬，等.雷擊配電變壓器事故分析及防雷措施研究[J].電瓷避雷器，2011（4）：57-62．XU Peng，LI Shiyuan，GAN Peng，et al.Analysis of light?ning-strike fault of distribution transformer and study on lightning protection measures[J].Insulators and Surge Ar?resters，2011（4）:57-62.

[4]袁智勇，許菁，何金良，等.低壓浪涌保護(hù)器的有效保護(hù)距離[J].高電壓技術(shù)，2003，29（8）：29-31．YUAN Zhiyong，XU Qing，HE Jinliang，et al.Effective protection distance of low-voltage surge protection devices[J].High Voltage Engineering，2003，29（8）:29-31.

[5]顏彪，陳水明，王順超.低壓電涌保護(hù)器的有效保護(hù)距離實(shí)驗(yàn)研究[J].清華大學(xué)學(xué)報(bào)（自然科學(xué)版），2011（12）：1796-1799．YAN Biao，CHEN Shuiming，WANG Shunchao.Experi?mental study of effective protective distance of SPD[J].Jour?nal of Tsinghua University（Science and Technology），2011（12）:1796-1799.

[6] LEE J W，OH Y T.Analysis of the protective distance of low-voltage surge protective device（SPD）to equipment[J].Journal of the Korean Institute of IIIuminating and Electrical Installation Engineers，2012，26（4）:28-34.

[7]蔡力，王建國(guó)，周蜜，等.一次近距離自然閃電輸電線路感應(yīng)電壓觀測(cè)[J].高電壓技術(shù)，2013，39（4）：1000-1008.CAI Li，WANG Jianguo，ZHOU Mi，et al.Observation of induced voltage on power lines under a nearby natural lightning[J].High Voltage Engineering，2013，39（4）:1000-1008.

[8]李學(xué)生.PSCAD建模與仿真[M].北京：中國(guó)電力出版社，2013．

[9] IEEE Std.1410-2010.IEEE guide for improving the light?ning performance of electric power overhead distribution lines[S].

[10]GB50064-2014，交流電氣裝置的過電壓保護(hù)和絕緣配合設(shè)計(jì)規(guī)范[S]．

[11]陳潔，姜建勛.10 kV配電線路雷害事故分析及防雷措施仿真研究[J].電瓷避雷器，2011（4）：73-77．CHEN Jie，JIANG Jianxun.Analysis of lightning-strike fault of 10kV distribution lines and simulation study on lightning protection measures[J].Insulators and Surge Ar?resters，2011（4）:73-77.

[12]顧用地.基于ATP-EMTP的10 kV配電線路雷擊性能研究[J].電瓷避雷器，2015（5）：154-158．GU Yongdi.Research on lightning performance of 10 kV distribution lines based on ATP-EMTP[J].Insulators and Surge Arresters，2015（5）:154-158.

[13]?KULETIA S，RADULOVIA V.Analysis of surge protec?tion performance in low-voltage AC systems with capaci?tive load[C].Universities Power Engineering Conference.IEEE，2010:1-6.

[14]劉健，楊仲江.配電變壓器雷電浪涌傳遞特性仿真[J].變壓器，2017，54（6）：39-42．LIU Jian，YANG Zhongjiang.Simulation of lightning transfer characteristicsof distribution transformer[J].Trans?former，2017，54（6）:39-42.

[15]JANISZEWSKI J M，BASSI W，MATSUO N M.A simple transformer model for analysis of transferred lightning surg?es from MV to LV lines[C]//International Conference on Electricity Distribution.

[16]IEEE working group 3.4.11.Modeling of metal oxide surge arresters[J].IEEE Transactions on Power Delivery，1995，10（2）:393-397.

[17]王榮珠，張?jiān)品?，陳則煌，等.基于ATP-EMTP仿真軟件的MOV仿真模型的分析[J].電瓷避雷器，2014（5）：66-70．WANG Rongzhu，ZHANG Yunfeng，CHEN Zehuang，et al.Analysis of MOV simulation model based on ATP-EM?TP[J].Insulators and Surge Arresters，2014（5）:66-70.

[18]郇嘉嘉，曾海濤，黃少先.應(yīng)用線路避雷器提高10 kV配電線路防雷性能的研究[J].電力系統(tǒng)保護(hù)與控制，2009，37（9）：109-112．HUAN Jiajia，ZENG Haitao，HUANG Shaoxian，Study on line arrester applied to improve the lightning perfor?mance of 10kV distribution lines[J].Power System Protec?tion and Control，2009，37（9）:109-112.

[19]WANG S，HE J.Discussion on worst distance between SPD and protected device[J].IEEE Transactions on Elec?tromagnetic Compatibility，2011，53（4）:1081-1083.

[20]IEEE 61643-12.Surge protective devices connected to low-voltage power distribution systems-selection and ap?plications principles[S]，2011.