鄭雅玲，韓永霞，余菲，陳燕萍，張易民，夏子鵬，謝天權(quán)，柏林

(1.華南理工大學(xué) 電力學(xué)院，廣東 廣州 510641；2.南方電網(wǎng)廣東珠海供電局，廣東 珠海 519000)

隨著城市中心電力負(fù)荷總量及負(fù)荷密度的持續(xù)快速增長，以10 kV為主的配電網(wǎng)的送電容量較小、負(fù)載重及損耗高的不足逐漸顯現(xiàn)，20 kV配電網(wǎng)成為發(fā)展趨勢[1-2]。應(yīng)城市生態(tài)環(huán)境要求，新建的20 kV配電網(wǎng)一般采用電纜線路[3]，且常采用小電阻接地方式，例如深圳光明新區(qū)配電網(wǎng)[4]、蘇州工業(yè)園區(qū)20 kV配電網(wǎng)、珠海橫琴新區(qū)20 kV配電網(wǎng)。而隨著運行年限的增加，珠海橫琴新區(qū)20 kV配電網(wǎng)曾多次發(fā)生電磁式電壓互感器(voltage transformer，VT)高壓熔絲熔斷故障甚至本體損壞故障[5-6]，嚴(yán)重威脅配電網(wǎng)的安全穩(wěn)定運行。在采取上調(diào)熔絲額定電流、改換Y-Y型VT等措施之后，VT高壓熔絲熔斷問題仍然存在，因此亟需對VT高壓熔絲熔斷的原因和限制措施開展更加系統(tǒng)的研究。

此前，針對10～35 kV中性點不接地配電網(wǎng)中VT的鐵磁諧振機(jī)理[7-13]以及可行的解決措施[14-16]均有大量的研究，并取得較好的鐵磁諧振抑制效果。但隨著電纜線路長度的增加，線路對地電容增大，電感與電容參數(shù)配合超出諧振區(qū)域，國內(nèi)外學(xué)者提出鐵磁諧振已經(jīng)不再是導(dǎo)致VT熔絲熔斷故障的主要原因[12]，當(dāng)前配電網(wǎng)VT熔絲熔斷故障主要是接地故障恢復(fù)時VT與系統(tǒng)對地電容組成的零序回路中的低頻電流造成的[17-25]。但對于新建的20 kV電纜配電網(wǎng)，其中性點經(jīng)小電阻接地且接地故障多為永久性接地故障，可排除接地故障恢復(fù)過程是造成該類配電網(wǎng)VT高壓熔絲熔斷故障的主要原因。因此，有必要針對電纜配電網(wǎng)中切除接地故障線路或者正常運行電纜操作引起的低頻振蕩開展系統(tǒng)性研究。

目前，針對20 kV 配電網(wǎng)VT高壓熔絲熔斷的研究中大多是將線路簡化為等效電容[6]，這種簡化無法體現(xiàn)配電網(wǎng)不同支線、故障位置及動作開關(guān)的影響。為此，文獻(xiàn)[5]用頻率相關(guān)模型等效實際電纜搭建了分層級配電網(wǎng)等效模型，該模型可以分析不同線路層級、運行方式等因素對VT一次側(cè)電流的影響。但因該模型沒有考慮同一母線饋線連接形式及饋線的多支線多負(fù)荷情況，合并了線路長度及負(fù)荷，故計算結(jié)果與實際情況尚有較大出入。同時，該模型也不能體現(xiàn)故障(或操作)的影響范圍、系統(tǒng)規(guī)模及動作開關(guān)位置對VT一次側(cè)電流的影響等。此外，文獻(xiàn)[5-6]基于簡化模型均提出采用Y-Y型VT代替V-V型VT來改善配電網(wǎng)VT高壓熔絲屢次熔斷情況，但實際運行中仍出現(xiàn)了Y-Y型VT的熔絲和本體燒毀的現(xiàn)象。所以有必要采用更加詳細(xì)的模型，系統(tǒng)研究各種影響因素，進(jìn)一步分析其過電流產(chǎn)生的原理和影響因素，并提出更加有效的針對性防護(hù)措施。

因此，本文首先理論分析切除故障時VT的過電流機(jī)理及影響因素。其次，根據(jù)橫琴新區(qū)20 kV電纜配電網(wǎng)的實際線路拓?fù)浼皡?shù)搭建完整的電磁暫態(tài)仿真分析模型，驗證橫琴新區(qū)20 kV配電網(wǎng)中VT的過電流機(jī)理以及切除線路操作的影響范圍。然后，仿真計算配電變壓器(以下簡稱“配變”)空載和帶載情況下分別切除正常運行電纜、故障電纜時VT一次側(cè)低頻振蕩電流，并對比分析投運饋線數(shù)量以及不同位置開關(guān)動作對VT一次側(cè)電流的影響。最后，提出VT高壓熔絲熔斷的精確高效仿真分析方法和改善措施。

1 VT一次側(cè)過流機(jī)理和影響因素的理論分析

首先分析切除線路后VT一次側(cè)過流的原因。VT空載時漏感和直流電阻壓降很小，勵磁電壓U幾乎與電動勢E相等。鐵心不飽和時，設(shè)磁通密度B=Bmsin(ωt+φ)，有U≈E=KfNBmS，其中：Bm為磁通密度峰值，φ為磁通密度初相角，K為波形參數(shù)，f為勵磁電壓頻率，N為一次線圈匝數(shù)，S為鐵心橫截面積。由上式可知，在鐵心磁通密度相同的情況下，一次側(cè)外加電壓的幅值與頻率呈正比。假設(shè)磁路l上的磁場強(qiáng)度H處處相等，根據(jù)全電流定律有Hl=NIm，H=B/μ，其中Im為勵磁電流，μ為磁導(dǎo)率。根據(jù)勵磁特性曲線可知：在線性區(qū)域內(nèi)，磁通密度B隨著勵磁電流增大呈線性增長；進(jìn)入飽和區(qū)域之后，勵磁電流大幅增大時，磁通密度增大得較少。綜上，對于同一個鐵心，其有唯一確定的B-H曲線，但不同頻率下U-I曲線不同。頻率越低，鐵心越容易飽和，從而易使得VT一次側(cè)流過較高的勵磁電流。

切除線路是配電網(wǎng)的典型操作過程。切除故障線路后，被隔離線路對地電容上的電荷只能通過VT進(jìn)行泄放，其電荷泄放等值回路一般處于欠阻尼狀態(tài)。且此時VT一次側(cè)電容電壓放電頻率較低，在此電容電壓的作用下，VT易達(dá)到飽和狀態(tài)，飽和時其一次側(cè)將流過幅值很高的低頻電流[26-27]。

文獻(xiàn)[5]假定電感一直處于線性區(qū)域，列出切除A相單相接地故障后，電容電荷經(jīng)V-V型VT泄放時，2個接于AB、BC相間的VT一次繞組的電流瞬時變化的方程式如下：

(1)

(2)

由式(1)、(2)知：除了VT本體參數(shù)之外，斷開故障線路后VT一次側(cè)電流幅值與斷開時刻VT一次側(cè)的電壓、電流(該電流相對小，毫安級別)和孤立系統(tǒng)中的等效電容值有關(guān)，具體影響因素如圖1所示。其饋線數(shù)量和負(fù)荷通過影響系統(tǒng)的運行電壓會影響斷開時刻的電壓；系統(tǒng)的拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)和動作開關(guān)位置決定了孤立系統(tǒng)中的等值電容和VT個數(shù)，進(jìn)而影響VT一次側(cè)低頻振蕩電流。后續(xù)將分別針對上述因素開展詳細(xì)的仿真分析。

圖1 VT一次電流影響因素Fig.1 Influencing factors of VT primary current

2 系統(tǒng)參數(shù)和電磁暫態(tài)仿真模型

2.1 系統(tǒng)概況及VT故障統(tǒng)計

橫琴新區(qū)已建成琴韻站、環(huán)澳站和疊泉站共3座220 kV變電站，各變電站首期裝有2×100 MVA主變壓器(以下簡稱“主變”)，主變型號為SZ11-100000/220，聯(lián)結(jié)組為Ynd11，高壓側(cè)中性點接地。接地變壓器型號為DKSC-3000/20，為Z型接線方式，接地電阻值為6.5 Ω。V-V接線型式VT型號為JSZV16-24R，其勵磁特性見表1，Y-Y接線型式VT型號為JSZY16-20R，其勵磁特性見表2。配變型號為SCB-11，聯(lián)結(jié)組為Dyn11。配電網(wǎng)系統(tǒng)均采用主變分列運行，即每臺主變帶1條母線，每條母線帶m回出線，電纜饋線數(shù)量多，長度長。圖2所示為琴韻站的主接線圖，其中各出線的月最大負(fù)荷均值如圖2中標(biāo)注所示(單位：MVA)。

圖2 琴韻站主接線Fig.2 Main wiring graph of Qinyun substation

表1 V-V接線型式VT勵磁特性參數(shù)Tab.1 Excitation characteristic parameters of V-V type VT

表2 Y-Y接線型式VT勵磁特性參數(shù)Tab.2 Excitation characteristic parameters of Y-Y type VT

橫琴新區(qū)20 kV配電網(wǎng)運行至今發(fā)生了多起VT高壓熔絲屢次熔斷事件，在將中性點接地電阻由20 Ω降到6.5 Ω、將高壓熔絲額定電流由0.5 A上調(diào)至2 A后，VT故障情況仍然存在。例如，2021年某3個月的故障記錄如下：Y-Y型VT(包含高壓熔絲額定電流為0.5 A、2 A的VT)新發(fā)生的13起VT故障中，繞組故障6起，熔絲熔斷故障7起；V-V型VT(包含高壓熔絲額定電流為0.5 A、2 A的VT)新發(fā)生的15起故障中，繞組故障和熔絲故障分別占了4起和11起?？芍猋-Y型VT故障中本體故障的占比明顯高于V-V型VT故障中本體故障的占比。

2.2 電磁暫態(tài)仿真建模

2.2.1 系統(tǒng)一次設(shè)備建模

220 kV系統(tǒng)電源采用ESYS65模型，阻抗類型選擇R-R//L，等效電源參數(shù)采用2020年3月20日各站在大運行方式下的歸算阻抗，其值見表3；主變選用PSCAD/EMTDC中的三相雙繞組變壓器模型，高壓側(cè)中性點接地；接地變壓器和VT選用PSCAD/EMTDC中的單相三繞組變壓器進(jìn)行搭建，其中V-V接線VT的公共端接在A相；電纜采用頻率依賴(相位)模型；負(fù)荷采用PSCAD/EMTDC中的恒功率負(fù)荷模型。模型中各線路均按照實際拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)進(jìn)行搭建。

表3 220 kV等值電源Tab.3 220 kV equivalent power

2.2.2 故障及動作開關(guān)設(shè)置

統(tǒng)計分析表明，接地故障多發(fā)生在線路末端，且電纜故障多為永久性接地故障。對于V-V接線型式的VT而言，單相接地故障發(fā)生在公共端且斷路器在公共端對地電壓峰值時刻斷開時，VT一次側(cè)低頻振蕩電流最大[5]。因此，為仿真較嚴(yán)苛的工況，在切除接地故障的仿真程序中將A相永久性接地故障設(shè)置在線路末端，接地時間設(shè)置在A相電壓峰值時刻。實際發(fā)生故障且保護(hù)動作時可能會脫去部分負(fù)荷，因此，為了模擬VT過流較嚴(yán)重的工況，設(shè)置在A相單相接地故障發(fā)生40 ms后斷開電源側(cè)開關(guān)的同時切除故障線路末端的配變及負(fù)載，孤立系統(tǒng)中僅剩故障電纜和VT。在切除正常運行電纜時VT的過電流計算中，除了未設(shè)置故障外，其余條件與切除故障電纜時完全相同。

仿真中線路故障位置、VT接線和動作開關(guān)位置簡化示意圖如圖3、圖4、圖5所示。切除正常運行電纜和切除故障電纜差異時，分別對3條線路進(jìn)行4種不同工況下的仿真。以琴韻F14為例，切除正常運行電纜時，設(shè)置在空載/帶載條件下正常運行時1號開關(guān)開關(guān)動作切除電纜；切除故障電纜時，設(shè)置在空載/帶載條件下末端發(fā)生A相單相接地故障后1號動作切除故障電纜。仿真分析饋線數(shù)量的影響時，設(shè)置20 kV母線連接不同數(shù)量的饋線，配變帶載，分析琴韻F14末端發(fā)生A相單相接地故障且3號開關(guān)動作時1號VT的一次側(cè)電流振蕩幅值。實際系統(tǒng)單相接地的工況中可能會出現(xiàn)切除不同位置開關(guān)的情況。為分析不同位置開關(guān)斷開對孤立系統(tǒng)中VT一次側(cè)電流的影響，以配變空載時琴韻F14線路末端發(fā)生A相永久性接地故障為例，分別斷開1—4號開關(guān)，仿真分析孤立系統(tǒng)中VT一次側(cè)電流的變化。

圖3 琴韻F14故障及動作開關(guān)示意圖Fig.3 Schematic diagram of fault and operation of Qinyun F14

圖4 環(huán)澳F12故障及動作開關(guān)示意圖Fig.4 Schematic diagram of fault and operation of Huan’ao F12

圖5 疊泉F16故障及動作開關(guān)示意圖Fig.5 Schematic diagram of fault and operation of Diequan F16

2.3 切除線路對VT過流的影響范圍

以琴韻F14為例，仿真配變空載時線路末端發(fā)生A相單相接地且開關(guān)2動作的工況。此時，非孤立系統(tǒng)Y-Y型VT一次側(cè)電流波形如圖6所示，在單相接地故障期間和三相跳閘之后其仍為工頻且幅值維持在較小的水平，幾乎不受接地故障及斷路器動作的影響，后續(xù)仿真可忽略非孤立系統(tǒng)中VT電流的變化。

圖6 非孤立系統(tǒng)Y-Y型VT一次側(cè)典型電流波形Fig.6 Typical primary side current waveform of Y-Y type VT in non-isolated system after cutting ground fault cable

斷路器斷開后，孤立系統(tǒng)中VT一次側(cè)電壓的幅值不高但頻率較低，如圖7所示。該電壓使得 Y-Y、V-V型VT一次側(cè)流過幅值較高的低頻振蕩電流，其波形分別如圖8、圖9所示，Y-Y型VT一次電流振蕩頻率約為5 Hz，幅值可達(dá)0.275 A，V-V型VT一次電流振蕩頻率約為5 Hz，電流最大值達(dá)到2.572 A，均遠(yuǎn)大于VT正常運行時的VT一次側(cè)電流值。

圖7 孤立系統(tǒng)VT一次側(cè)典型電壓波形(切故障電纜)Fig.7 Typical primary side voltage waveform of VT in isolated system after cutting ground fault cable

圖8 孤立系統(tǒng)Y-Y型VT一次側(cè)典型電流波形(切除故障電纜)Fig.8 Typical primary side current waveform of Y-Y type VT in isolated system after cutting ground fault cable

圖9 孤立系統(tǒng)V-V型VT一次側(cè)典型電流波形(切故障電纜)Fig.9 Typical primary side current waveform of V-V type VT in isolated system after cutting ground fault cable

3 影響因素的仿真分析

3.1 切除正常及故障線路差異

分別仿真配變帶載、空載時切除故障、正常電纜的工況，結(jié)果見表4。由于配變空載時系統(tǒng)運行電壓較高，VT一次側(cè)電流幅值總是略大于配變帶載時的對應(yīng)值。V-V型VT公共端電流最大，在2～7 A之間，遠(yuǎn)高于投運初期熔絲的額定電流(0.5 A)，部分高于更換后的熔絲額定電流(2 A)。由于Y-Y型VT的勵磁特性優(yōu)于V-V型VT且多1條電荷泄放回路，所以Y-Y型VT過電流的幅值相對較小，在0.1～0.6 A之間，未超過2 A。

從表4對比切除故障電纜和正常電纜的數(shù)據(jù)可知，切除故障電纜時VT一次側(cè)電流比切除正常運行電纜時高出1～3 A左右。圖10—12分別為琴韻F14線路的配變空載時斷開1號開關(guān)切除故障電纜和正常運行電纜時，孤立系統(tǒng)的三相電壓、Y-Y型VT一次側(cè)電流和V-V型VT一次側(cè)電流的波形。圖10(a)中，故障發(fā)生至斷路器斷開期間，B、C兩相電壓抬升，幅值比圖10(b)中對應(yīng)相的電壓更高，因此切除故障電纜時VT過電流更大。由于跳閘后孤立系統(tǒng)等值電路不同，圖10(a)中所示電壓等效頻率更低，其中切除故障時電荷泄放等效頻率約為5 Hz，切除正常電纜時等效頻率約為7 Hz。孤立系統(tǒng)中Y-Y型VT、V-V型VT一次側(cè)電流分別如圖11、圖12所示，無論是切除故障電纜還是切除正常運行電纜，斷路器動作后，VT一次側(cè)都流過幅值較高的低頻電流，且切除故障電纜時電流振蕩頻率更低，幅值更高。因此，為分析更嚴(yán)重的工況，后續(xù)僅仿真切除單相接地故障電纜的工況。

圖10 切除電纜后孤立系統(tǒng)VT一次側(cè)典型電壓波形Fig.10 Typical primary side voltage waveform of VT in isolated system after cutting the cable

圖11 切除電纜后孤立系統(tǒng)Y-Y型VT一次側(cè)典型電流波形Fig.11 Typical primary side current waveform of Y-Y type VT in isolated system after cutting the cable

圖12 切除電纜后孤立系統(tǒng)V-V型VT一次側(cè)典型電流波形Fig.12 Typical primary side current waveform of V-V type VT in isolated system after cutting the cable

表4 切除故障電纜和切除正常電纜的差異Tab.4 Differences between cutting ground fault cable and cutting running cable

3.2 饋線數(shù)量對VT過電流的影響

母線所帶饋線的數(shù)量將影響線路的運行電壓，從而影響VT一次側(cè)的電流幅值。在配變帶載情況下，改變20 kV母線所帶饋線的數(shù)量，仿真結(jié)果見表5。

從表5可知，隨著投運饋線數(shù)量的減少，發(fā)生單相接地故障時線路上非故障相的過電壓呈上升趨勢，VT一次線圈電流的幅值也隨之上升。僅投運F14一條饋線時1號VT的一次側(cè)電流幅值比投運全部饋線時的一次側(cè)電流幅值增大了77.7%，因此在仿真計算中應(yīng)考慮系統(tǒng)實際投運饋線數(shù)量的影響，或者在設(shè)計時按照最嚴(yán)重的情況校核和設(shè)計VT參數(shù)。

表5 不同饋線數(shù)量條件下VT一次側(cè)電流Tab.5 VT primary side current with different numbers of feeders

3.3 不同位置開關(guān)動作對VT電流的影響

不同位置開關(guān)斷開對孤立系統(tǒng)中VT一次側(cè)電流的影響見表6。其中，“—”表示該VT不在孤立系統(tǒng)中，不發(fā)生低頻振蕩，故一次側(cè)電流保持在正常運行水平。由仿真結(jié)果可知，孤立系統(tǒng)的Y-Y型VT一次電流為0.2～0.6 A，V-V型VT線圈電流為1.3～1.5 A，V-V型VT公共端電流為2.5～2.7 A。斷開1號—4號不同位置的開關(guān)時，同一VT的電流值并不隨著孤立系統(tǒng)中電容值的減小而單調(diào)減小，中間可能出現(xiàn)最大值，這是因為孤立系統(tǒng)中保留的VT數(shù)量和支線對地電容都在變化。

表6 不同開關(guān)動作時VT一次側(cè)電流Tab.6 VT primary side current under different operations

3.4 饋線VT電流精確計算的簡化方法

由于完整的20 kV配電系統(tǒng)建模及仿真計算費時較長，現(xiàn)考慮一種可精確計算某饋線VT一次側(cè)電流的簡化方法。由3.1—3.3節(jié)的仿真分析可知，切除電纜的操作幾乎不影響同母其余饋線上VT的電流，而母線所帶的饋線數(shù)量會影響系統(tǒng)的運行電壓從而影響VT一次側(cè)電流。因此，將仿真模型簡化處理，如在計算琴韻F14時，將圖2模型簡化為圖13所示模型，即將F14外部等效為一交流電源Us，Us可以為系統(tǒng)等值電源，也可以是取系統(tǒng)最高運行電壓(24 kV)的理想電源，而琴韻F14饋線按照實際結(jié)構(gòu)搭建。該模型可精確仿真實際工況或最嚴(yán)苛條件下VT的一次側(cè)電流幅值。最嚴(yán)苛工況下，即Us為24 kV理想電源時，開關(guān)位置對VT一次側(cè)電流的影響見表7。孤立系統(tǒng)中V-V型VT的線圈電流和公共端電流均超過2 A。斷開1—3號開關(guān)時，孤立系統(tǒng)中Y-Y型VT的一次側(cè)電流值均超過了0.5 A。

圖13 簡化模型示意圖Fig.13 Schematic diagram of simplified model

表7 最高運行電壓下不同開關(guān)動作時VT一次側(cè)電流Tab.7 VT primary side current under different operations at the maximum operating voltage

表7中，斷開不同開關(guān)時VT一次側(cè)電流的變化趨勢與表6全系統(tǒng)模型的仿真結(jié)果變化趨勢相同。經(jīng)此對比驗證，簡化模型亦可體現(xiàn)不同位置開關(guān)動作對VT一次側(cè)電流幅值的影響。

對比表6、表7可知：簡化模型中Us取24 kV時，VT一次側(cè)電流比系統(tǒng)帶全部饋線情況下高出32%～126%，這是因為后者線電壓維持在20 kV附近，遠(yuǎn)低于系統(tǒng)最高運行電壓24 kV。圖14為斷開1號開關(guān)時孤立系統(tǒng)的電壓和2號VT的一次側(cè)電流，其振蕩頻率約為3.6 Hz，電流幅值可達(dá)5.178 A。對比圖10(a)和圖14(a)可知，2種模型中孤立系統(tǒng)的電壓波形相似，均在切除故障電纜之后出現(xiàn)低頻振蕩。由于簡化模型中穩(wěn)態(tài)電壓和非故障相電壓均較高，VT飽和程度高，等值電感更小，故低頻振蕩時其頻率較低，電流峰值比圖10完整精細(xì)化模型中高出98.5%。可見，系統(tǒng)穩(wěn)態(tài)運行電壓對VT一次側(cè)電流有較大影響。

圖14 切除故障電纜時孤立系統(tǒng)V-V型VT Fig.14 V-V type VT in isolated system after cutting fault cable

上述簡化模型實際上僅對進(jìn)行操作的饋線外部做了簡化處理，仍可精確計算復(fù)雜的饋線內(nèi)部各因素對VT一次側(cè)電流的影響。如果需要計算每條饋線的VT一次側(cè)最大電流，可分別針對各饋線進(jìn)行建模仿真。

4 討論與分析

4.1 建模方法

由理論及仿真分析可知，在橫琴20 kV中性點經(jīng)小電阻接地的電纜配電網(wǎng)中，切除正常運行電纜或者切除單相接地故障電纜都可能激發(fā)孤立系統(tǒng)發(fā)生低頻振蕩，致使VT一次側(cè)流過幅值較高的電流，導(dǎo)致VT高壓熔絲甚至本體損壞。該低頻振蕩電流與系統(tǒng)運行電壓、孤立系統(tǒng)中的支線拓?fù)?、VT結(jié)構(gòu)和參數(shù)等因素有關(guān)。

在已有的研究模型中，學(xué)者通常將整條饋線折算成對地電容或者將負(fù)荷層節(jié)點的全部支線合算成長電纜之后再仿真計算VT一次側(cè)電流值。該方法不能檢驗切除線路操作的實際影響范圍，也使得VT一次側(cè)電流仿真值與實際值差異較大。本文提出的精細(xì)模型包含系統(tǒng)中各饋線及其內(nèi)部的具體接線結(jié)構(gòu)，可以體現(xiàn)切除某線路操作的影響范圍以及不同負(fù)載、不同饋線數(shù)量、不同位置開關(guān)動作對VT一次側(cè)電流的影響，計算結(jié)果更為精確，但建模和仿真計算時間較長。若研究對象為某饋線內(nèi)的VT電流則可采用圖13所示的簡化模型，其電壓源可以為系統(tǒng)等值電源，也可以是線電壓幅值為系統(tǒng)最高運行電壓24 kV的理想電源，后者表示最嚴(yán)苛的情況。該模型可實現(xiàn)對所研究饋線的VT進(jìn)行高效精確的仿真。

4.2 防護(hù)措施

a)適當(dāng)提高VT熱容量。抑制孤立系統(tǒng)VT低頻振蕩電流的措施通?？蓮母淖兿到y(tǒng)參數(shù)和VT本體特性2種思路入手，如合理降低中性點接地電阻、提高VT勵磁特性曲線、改用帶消諧器的Y-Y型VT等措施。從仿真結(jié)果可知，橫琴新區(qū)20 kV配電網(wǎng)中Y-Y型VT的電流幅值整體小于V-V型VT的電流幅值。以表7系統(tǒng)最高運行工作電壓為例的計算結(jié)果表明，琴韻F14饋線末端發(fā)生A相單相接地故障時Y-Y型VT最大電流為1.037 A，遠(yuǎn)大于VT正常運行時的電流幅值，也超過了投運初期熔絲的額定電流0.5 A，可能造成VT高壓熔絲熔斷，或者熱量持續(xù)累積造成VT本體損壞。因此，改用Y-Y型VT或?qū)T高壓熔絲額定電流上調(diào)至2 A不能完全避免VT高壓熔絲熔斷問題，甚至可能導(dǎo)致VT本體長時間承受過大電流而損壞，VT故障類型的統(tǒng)計結(jié)果也驗證了上述分析。綜上，從設(shè)備本體角度出發(fā)，在平衡客觀條件和經(jīng)濟(jì)性的前提下，可以適當(dāng)改用熱容量較大的VT。

b)就近切除故障電纜。由于斷開線路不同位置的開關(guān)時VT一次側(cè)電流并不隨孤立系統(tǒng)中剩余長度單調(diào)變化，其一次側(cè)低頻振蕩電流幅值具有較大的隨機(jī)性。如果優(yōu)先考慮故障影響范圍，應(yīng)當(dāng)選擇就近切除故障，此時孤立系統(tǒng)中的VT最少，受到影響的VT數(shù)量也最少。

5 結(jié)論

本文理論分析了切除線路時VT一次側(cè)的過流機(jī)理及對低頻振蕩電流的影響因素，根據(jù)橫琴新區(qū)實際20 kV配電網(wǎng)的拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)和參數(shù)，在PSCAD/EMTDC中搭建了橫琴新區(qū)20 kV配電網(wǎng)的完整模型，由理論結(jié)合仿真驗證了VT低頻振蕩機(jī)理以及切除線路的影響范圍；然后，仿真對比空載、帶載情況下3個變電站中某饋線切除故障電纜以及正常運行電纜時孤立系統(tǒng)中的VT電流幅值，并分析了投運不同數(shù)量饋線及線路中不同位置開關(guān)動作對VT一次側(cè)電流變化的影響；最后，提出了一種簡化模型以及改善VT高壓熔絲熔斷情況的方法。具體結(jié)論如下：

a)理論分析可知切除線路引起VT一次側(cè)過電流的原因是孤立系統(tǒng)的低頻振蕩，低頻振蕩電流的影響因素包括：線路運行狀態(tài)、負(fù)載情況、饋線數(shù)量以及不同位置開關(guān)的動作。

b)搭建了橫琴20 kV配電系統(tǒng)全網(wǎng)絡(luò)架構(gòu)的精確電磁暫態(tài)仿真分析模型，用于仿真分析切除線路操作的影響范圍和對低頻振蕩電流的影響因素。仿真分析結(jié)果表明：切除線路操作的影響范圍僅限于孤立系統(tǒng)；VT一次側(cè)電流的幅值在切除單相接地故障電纜時比切除正常電纜大，配變空載比帶載大，變電站整體負(fù)荷較輕或者投運饋線數(shù)量較少時較大，且VT一次側(cè)電流不隨孤立系統(tǒng)的電容值單調(diào)變化。

c)結(jié)合理論分析和仿真結(jié)果提出一種能夠精確計算饋線VT電流的普適性簡化模型，即僅包含電源和操作饋線的簡化模型，該模型可在提高計算精度的同時降低計算時間和建模復(fù)雜度。

d)根據(jù)理論分析和仿真結(jié)果，將V-V型VT改為Y-Y型VT或上調(diào)熔絲額定電流的方法不能完全避免VT熔絲或者本體損壞情況，建議就近隔離故障；此外，可綜合考慮占地面積以及經(jīng)濟(jì)性，適當(dāng)提高VT的熱容量。