褚亦遙

(河南理工大學(xué)電氣工程與自動化學(xué)院,河南 焦作 454003)

0 引言

城市配網(wǎng)電纜化率提升及變電站出線多供電半徑大等因素使得系統(tǒng)電容電流驟增[1],消弧線圈接地系統(tǒng)(Neutral Resonant Grounding System,NES) 故障電弧難以自熄[2],易導(dǎo)致線路絕緣受損,故障惡化為相間短路、電氣火災(zāi)擴大事故,對配電網(wǎng)進行低電阻接地改造是解決方案之一,也是電網(wǎng)發(fā)展的趨勢[3-4]。城市配電網(wǎng)為包含小電阻接地和消弧線圈接地的混合接地系統(tǒng),在故障、檢修時不可避免地存在不同接地方式系統(tǒng)之間的負(fù)荷倒切需求[5]。不同接地方式系統(tǒng)負(fù)荷倒切時兩種接地方式并存,且倒切后原有系統(tǒng)負(fù)荷增加[6],由于線路負(fù)荷合環(huán)倒切時間各異,對于線路故障造成的臨時倒負(fù)荷,合環(huán)時間往往僅有幾小時,而對于主變檢修與中性點接地改造等情況,合環(huán)倒切時間往往持續(xù)數(shù)十小時甚至上百小時,在此期間發(fā)生單相接地故障將會出現(xiàn)小電阻接地系統(tǒng)(Neutral Resistance Grounding System,NRS)繼電保護誤動與系統(tǒng)故障電流增加,導(dǎo)致停電范圍擴大;對于消弧線圈接地系統(tǒng),還會額外出現(xiàn)消弧線圈超容量風(fēng)險,不能有效補償殘流等問題[7-9]。所以,在合環(huán)倒切線路負(fù)荷之前,對合環(huán)后單相接地故障情況進行模擬,分析配電網(wǎng)合環(huán)倒切故障特征,計算消弧線圈容量是否充裕,分析零序保護誤動的可能性,提出改進保護方案,對于提高合環(huán)后系統(tǒng)運行穩(wěn)定性,降低二次故障帶來的經(jīng)濟損失,保證原有接地系統(tǒng)穩(wěn)定供電具有重要意義。

國內(nèi)外對于合環(huán)倒切的研究多關(guān)注合環(huán)電流計算、合環(huán)可行性分析和合環(huán)電流調(diào)控策略等問題[10-11],對于合環(huán)倒切過程中的NRS和NES混合運行及單獨接地系統(tǒng)多帶負(fù)荷時的故障情況研究較少[12-13],文獻[14]以不同接地方式合環(huán)轉(zhuǎn)供電為背景,分析了消弧線圈接地側(cè)發(fā)生單相接地故障對系統(tǒng)零序保護的影響,但未對小電阻接地側(cè)發(fā)生故障進行分析;文獻[15]研究了饋線末端合環(huán)的混合接地系統(tǒng)單相經(jīng)固定阻值電阻接地故障對小電阻接地側(cè)零序電流保護的影響,但其故障類型未考慮單相接地故障常伴隨的非線性接地電弧現(xiàn)象,也未考慮合環(huán)點位于母線的情況;文獻[16]-[17]針對在變電站改造過程中無法避免地出現(xiàn)多種接地方式并存的現(xiàn)象進行研究,分析不同接地方式并存時電網(wǎng)的運行和故障情況,在繼電保護配置方面提出了一些改進措施,但僅僅針對合環(huán)過程中進行分析,未分析合環(huán)操作結(jié)束后發(fā)生單相接地故障的情況。

本研究對單相接地故障伴隨的非線性電弧進行了理論分析,提出考慮弧長隨機變化的改進Schwarz電弧模型,將其應(yīng)用于NRS與NES聯(lián)絡(luò)運行的混合接地系統(tǒng)單相接地故障模型;隨后對混合接地系統(tǒng)不同位置發(fā)生單相接地故障和合環(huán)倒切結(jié)束后多帶線路與負(fù)荷的情況進行分析,總結(jié)出兩種接地系統(tǒng)合環(huán)后,單相接地故障對NRS原有保護與NES接地殘流的影響,并提出混合接地方式下的保護改進方案及合環(huán)倒切條件。

1 混合接地系統(tǒng)合環(huán)倒切單相接地故障模型

1.1 電弧電氣特性分析及改進等效模型

1.1.1 電弧的產(chǎn)生機理與組成部分

接地故障會導(dǎo)致故障點出現(xiàn)對地導(dǎo)電通道,從而引發(fā)電弧放電。強電場發(fā)射與熱電子發(fā)射促使了接地電弧的產(chǎn)生,而碰撞游離與熱游離則維持電弧的穩(wěn)定燃燒。當(dāng)導(dǎo)線與地面未接觸,存在空氣間隙時,狹窄的空氣間隙將產(chǎn)生強電場[18],陰極表面自由電子在強電場作用下被發(fā)射至空氣間隙中,而陰極電子從故障點的局部高溫中獲得動能而逃逸[19],二者共同作用產(chǎn)生了單相接地故障電弧;逸出至空氣間隙的電子在電場中加速,不斷與空氣分子碰撞電離產(chǎn)生自由電子,而電弧形成階段不斷從帶電導(dǎo)體處獲得能量,弧隙粒子摩擦碰撞帶來的升溫現(xiàn)象又促進了粒子的相互碰撞,使得電弧得以延續(xù)。

電弧主體可分為兩端的近陰極區(qū)、近陽極區(qū)與中段的弧柱區(qū),如圖1所示。其中近陰極區(qū)與近陽極區(qū)的長度較短,一般小于2;當(dāng)電弧穩(wěn)定燃燒時,其電位降不受電流變化的影響,一般為低于20 V的常量?；≈鶇^(qū)呈圓柱形,幾乎覆蓋電弧全長,該區(qū)域內(nèi)的氣體已全部被電離,其特性與金屬電阻相近。

圖1 電弧主體組成部分示意圖Fig.1 Schematic diagram of arc body components

1.1.2 電弧長度對電弧的影響

湯遜放電理論[20]假定自由電子動能大于氣體粒子電離能時必定發(fā)生電離,且電子與氣體粒子碰撞時會失去全部動能。依據(jù)該假定,可推導(dǎo)出湯遜第一系數(shù)的表達式,如下式所示:

(1)

式中:E為弧隙的電場強度;p為氣體壓力,一般取標(biāo)準(zhǔn)大氣壓101.325 kPa;T為氣體溫度,一般取20 ℃對應(yīng)的熱力學(xué)溫度,即293 K;A與B為經(jīng)驗系數(shù)。

為分析電弧長度對電弧的影響,設(shè)電弧長度為l,在弧隙中任取一寬度為dx的極小區(qū)域,該區(qū)域到陰極的距離為x;單位時間內(nèi),可認(rèn)為從陰極進入該區(qū)域的電子數(shù)為N;在強電場電離的作用下,電子通過該區(qū)域后,會出現(xiàn)增量dN,如下式所示:

dN=αNdx

(2)

不妨設(shè)陰極表面N=N0,將上式分離變量并積分可得:

N=N0eαx

(3)

陽極表面的電子數(shù)為

N′=N0eαl

(4)

將陰、陽兩極表面電子數(shù)做差即可得到弧隙中新增的電子數(shù)目:

ΔN=N0eαl-N0=N0(eαl-1)

(5)

若電弧氣隙能夠在不受外界影響下維持放電,則正離子轟擊陰極所產(chǎn)生的二次發(fā)射電子數(shù)最少應(yīng)等于上次陰極表面發(fā)射的電子數(shù)[21],即:

βΔN=βN0(eαl-1)=N0

(6)

式中:β為湯遜第二系數(shù)。

將式(5)與式(6)聯(lián)立可得:

(7)

設(shè)電弧間隙為均勻電場,有E=U/l,代入式(1)可得電弧電壓U為

(8)

式中:Ub表示氣隙最小擊穿電壓,文獻[22]提供了銅電極下的經(jīng)驗系數(shù),即A=0.066 8,B=1.88,β=0.025。

根據(jù)上式可繪制出最小擊穿電壓Ub與電弧長度l之間的關(guān)系曲線,如圖2所示。

圖2 最小擊穿電壓與電弧長度關(guān)系圖Fig.2 Minimum breakdown voltage versus arc length

由圖2可知,Ub與l之間的關(guān)系曲線與巴申曲線類似,均呈對勾狀。當(dāng)電弧長度低于0.5 cm時,最小擊穿電壓與電弧長度呈負(fù)相關(guān);當(dāng)電弧長度大于0.5 cm時,最小擊穿電壓與電弧長度呈正相關(guān)。其原因在于:較小的電弧長度下,電弧長度的增加使得氣隙中粒子碰撞總次數(shù)變多,碰撞電離概率上升,有利于電弧放電;在較大的電弧長度下,電弧長度的增加使得帶電粒子的復(fù)合與擴散現(xiàn)象占據(jù)主導(dǎo)位置,碰撞時能量損失增大,抑制了電弧放電[23]。

由此可見,電弧的長度對電弧的放電過程存在影響,傳統(tǒng)的Mayr電弧模型[24]、Cassie電弧模型[25]、Schwarz電弧模型為簡化計算未考慮電弧長度,而“控制論”電弧模型雖將電弧長度引入了數(shù)學(xué)模型,但假定電弧在燃燒過程中長度不變,忽略了實際單相接地故障過程中,風(fēng)吹等外部環(huán)境變動會使得電弧長度受到無規(guī)律擾動這一現(xiàn)象。將隨機變化的電弧長度作為可變參數(shù)引入電弧模型,有利于進一步準(zhǔn)確模擬單相接地電弧的隨機性。

1.1.3 考慮弧長隨機變化的改進Schwarz電弧數(shù)學(xué)模型

Schwarz電弧數(shù)學(xué)模型[26]是目前配電網(wǎng)使用率較高的電弧模型之一,其特點在于將電弧時間常數(shù)和耗散功率表示為以電弧電導(dǎo)g為自變量的冪函數(shù),更加符合實驗數(shù)據(jù),其數(shù)學(xué)表達式如下:

(9)

式中:P為耗散功率系數(shù),τs為電弧時間系數(shù),α、β為常數(shù),其值由系統(tǒng)電壓、回路電流及具體電弧環(huán)境決定,e為單位長度電弧電壓;i表示電弧電流。

由于Schwarz電弧模型缺少電弧長度參數(shù),可參考含有電弧長度參數(shù)的電弧時間常數(shù)經(jīng)驗公式:

(10)

式中:I為直接接地故障時的穩(wěn)態(tài)短路電流,用來表示電弧電流的最大值;系數(shù)γ取經(jīng)驗值2.85×10-5。

將上式代入Schwarz電弧模型即可得到含有電弧長度參數(shù)的改進Schwarz電弧模型:

(11)

式中:Lg為電弧長度,Pg為改進電弧模型的耗散功率系數(shù)。

1.1.4 改進Schwarz電弧數(shù)學(xué)模型的仿真驗證

利用Simulink仿真軟件搭建改進Schwarz電弧數(shù)學(xué)模型,對其有效性進行驗證。仿真參數(shù)如表1所示。

表1 改進Schwarz電弧數(shù)學(xué)模型參數(shù)Table 1 Improved Schwarz arc mathematical model parameter

仿真得到的電弧電壓、電流與電阻波形圖如圖3、圖4所示。

圖3 電弧電壓與電弧電流波形圖Fig.3 Arc voltage and arc current waveforms

圖4 電弧電阻波形圖Fig.4 Arc resistance waveform

由仿真波形圖可知,改進的Schwarz電弧模型能夠反應(yīng)電弧電壓“馬鞍形”畸變、電弧電流“零休”特性以及電弧電阻熄弧“高阻”、燃弧“低阻”的特性。

為進一步說明引進電弧長度的改進Schwarz電弧模型相較于傳統(tǒng)電弧模型的優(yōu)越性,對傳統(tǒng)的Mayr電弧模型、Schwarz電弧模型與改進電弧模型在同一條件下進行仿真,對3種模型的電弧電阻波形與“零休”點附近的電流畸變程度進行比較,仿真結(jié)果如圖5、6所示。

圖5 三種電弧模型的電弧電阻對比圖Fig.5 Comparison of arc resistance for three arc models

由圖6可見, Mayr電弧模型、Schwarz電弧模型的電弧電阻峰值均不變,而改進的Schwarz電弧模型每次熄弧時所對應(yīng)的電弧電阻峰值均不同,能夠較好地表現(xiàn)電弧的隨機性變化;除此之外,改進的Schwarz電弧模型在電流“零休”點附近畸變程度最明顯,優(yōu)于其它電弧模型。

圖6 三種電弧模型電弧電流對比圖Fig.6 Comparison of arc currents for three arc models

1.2 混合接地系統(tǒng)模型

本研究在Simulink中建立混合接地系統(tǒng),其仿真示意圖如圖7所示。

圖7 混合接地系統(tǒng)仿真示意圖Fig.7 Simulation diagram of hybrid grounding system

混合接地系統(tǒng)由左側(cè)的NRS與右側(cè)的NES組成,二者通過中間的合環(huán)聯(lián)絡(luò)線路連接。由于故障點越靠近線路末端,短路阻抗越大,對應(yīng)故障電流越小[27],繼電保護越不容易動作。位于饋線的故障均設(shè)定為線路末端,以分析在故障電流最小的情況下繼電保護是否會誤動,假如該情況下可能會誤動,則其他故障位置也一定會引起保護誤動。此外每個接地系統(tǒng)帶有4條饋線,其中線路1、2、4為電纜線路,長度分別為20 km、4 km和10 km,線路3為電纜線路與架空線路的混合線路,其中電纜線路長度為10 km,架空線路長度為10 km。線路阻抗參數(shù)如表2所示。

表2 線路阻抗參數(shù)Table 2 Line impedance parameter

NRS側(cè)各條饋線負(fù)荷參數(shù)如表3所示。

表3 小電阻接地系統(tǒng)饋線負(fù)荷參數(shù)Table 3 Side feeder load parameters of small resistance grounding system

NES側(cè)各條饋線負(fù)荷參數(shù)如表4所示。

表4 消弧線圈接地系統(tǒng)饋線負(fù)荷參數(shù)Table 4 Load parameters of side feeders of arc suppression coil grounding system

在混合接地系統(tǒng)中,NRS側(cè)中性點電阻設(shè)定為10 Ω;NES側(cè)以隨調(diào)式消弧線圈為例,系統(tǒng)正常運行時通常為過補償系統(tǒng),在故障時消弧線圈快速調(diào)諧為全補償狀態(tài),其產(chǎn)生的電感電流應(yīng)等于電容電流,從而使得殘流被完全抵消。當(dāng)NES單獨運行時,系統(tǒng)的總對地電容電流為72.81 A,則所需要的消弧線圈容量如下式所示:

Q=KICUφ

(12)

式中:Q為消弧線圈容量;K為遠景規(guī)劃系數(shù),一般取1.35;IC為系統(tǒng)總電容電流;φ為系統(tǒng)額定相電壓。

經(jīng)計算,72.81 A的電容電流所需要的消弧線圈容量為595.855 kVA。考慮一定裕度與實際制造標(biāo)準(zhǔn),可選擇容量630 kVA的消弧線圈。

當(dāng)消弧線圈運行于全補償狀態(tài)時,所需電感電流為72.81 A。根據(jù)下式計算可得消弧線圈的電感值。

(13)

式中:為消弧線圈的電感電流;U為消弧線圈電壓;ω為系統(tǒng)角頻率;L為消弧線圈電感值。

經(jīng)計算,電感值應(yīng)設(shè)定為0.265 H。在仿真過程中,單相接地故障類型設(shè)定為電弧接地,過渡電阻為10 Ω,故障相為A相。故障點分別設(shè)置為小電阻側(cè)非合環(huán)線路、消弧線圈側(cè)非合環(huán)線路和合環(huán)線路。通過設(shè)定仿真監(jiān)測點,檢測故障線路零序電流、非故障線路零序電流、中性點電流、故障點電流、聯(lián)絡(luò)線路零序電流等參數(shù),對混合接地系統(tǒng)的故障特征進行分析,以判斷故障對原有保護與接地殘流的影響。

2 合環(huán)倒切操作過程中單相接地故障分析

為探究NES與NRS系統(tǒng)互聯(lián)的混合接地系統(tǒng)單相接地故障對原有保護的影響,本章分別建立單獨接地系統(tǒng)與混合接地系統(tǒng)的仿真模型,對比二者單相接地故障的故障特征,依據(jù)零序電流、殘流等關(guān)鍵電氣量對原有保護進行調(diào)整。

2.1 小電阻側(cè)發(fā)生單相接地故障仿真分析

2.1.1 合環(huán)倒切前發(fā)生故障

合環(huán)倒切前,故障點1發(fā)生單相接地故障時,NRS中會出現(xiàn)零序電流分量,所以有必要首先對出線零序電流保護裝置進行動作值整定。

目前配電網(wǎng)常用的零序電流互感器大多令三相線路同時穿過鐵芯,以此來監(jiān)測三相電流矢量和,提取的信號為三倍零序電流。假設(shè)A相發(fā)生單相接地故障,非故障線路的三倍零序電流為非接地相(B、C)對地電容電流之和[28]。若該電流值大于零序保護整定值,則會引起非故障線路保護誤動作,擴大停電范圍。

根據(jù)線路阻抗參數(shù)表計算得知,單相接地故障時非故障相單位長度的對地電容電流之和為1.65 A,通常情況下,市內(nèi)變電站一條出線所帶的電纜總長度不會超過25 km,計算得到電容電流最大值為41.25 A,所以單條出線上零序保護整定值應(yīng)大于該值,考慮一定裕度,本研究取60 A。

合環(huán)倒切前,合環(huán)開關(guān)未閉合,小電阻接地方式單獨運行,設(shè)置線路4發(fā)生10 Ω單相弧光接地故障,故障持續(xù)時間100 ms,故障位置如圖8所示。

圖8 合環(huán)前小電阻側(cè)單相接地故障示意圖Fig.8 Schematic diagram of single-phase grounding fault on the small resistance side before closing the loop

仿真波形與結(jié)果如圖9和表5所示。

由圖9和表5可知,NRS單獨運行發(fā)生單相接地故障時,故障線路的零序電流有效值為85.84 A,流過電流互感器的三倍零序電流達到了257.52 A,超過了零序電流保護的整定值60 A,此時繼電器動作,切除故障線路。非故障線路三倍零序電流有效值僅為8.61 A,小于繼電保護整定值,零序保護不會誤動。

2.1.2 合環(huán)倒切過程中發(fā)生故障

合環(huán)開關(guān)閉合后,NES與NRS混合運行,同樣設(shè)置線路4發(fā)生10 Ω單相弧光接地故障,其故障示意圖如圖10所示。

圖10 混合接地系統(tǒng)小電阻側(cè)故障示意圖Fig.10 Schematic diagram of faults on the small resistance side of a hybrid grounding system

設(shè)故障持續(xù)時間100 ms,仿真波形與結(jié)果如圖11和表6所示:

表6 各仿真監(jiān)測點電流的有效值Table 6 RMS value of current at each simulation monitoring point A

圖11 混合接地系統(tǒng)小電阻側(cè)單相接地故障仿真波形圖Fig.11 Simulation waveform of single-phase grounding fault on the small resistance side of hybrid grounding system

將表6和圖11與NRS單獨運行時的仿真結(jié)果作對比,可以得出以下結(jié)論:

1)其中性點電流、故障線路零序電流相較于小電阻單獨接地系統(tǒng)變化較小,其中故障線路零序電流由85.84 A增加至87.33 A,其三倍零序電流仍然高于整定值,保護依舊可以動作。由此可以發(fā)現(xiàn),合環(huán)倒切過程中,當(dāng)NRS側(cè)發(fā)生單相接地故障時,原有零序電流保護裝置仍能正常工作。

2)另一側(cè)的NES中性點出現(xiàn)了20 A左右的電流,但NES可以帶故障運行2 h,NRS零序保護在發(fā)生故障后會立即動作切除故障線路,消弧線圈中性點的電流出現(xiàn)較短時間增大后又恢復(fù)正常,所以不會對消弧線圈側(cè)線路造成較大影響。

3)由圖4可知,聯(lián)絡(luò)線路上的零序電流進入穩(wěn)態(tài)后小于1A,該故障情況對于聯(lián)絡(luò)線的運行也不會造成較大影響。

2.2 消弧線圈側(cè)發(fā)生單相接地故障仿真分析

2.2.1 合環(huán)倒切前發(fā)生故障

合環(huán)倒切前,合環(huán)開關(guān)未閉合,NES系統(tǒng)單獨運行,設(shè)置消弧線圈側(cè)故障點2發(fā)生10 Ω單相弧光接地故障,其故障示意圖如圖12所示。

圖12 合環(huán)前消弧線圈側(cè)單相接地故障示意圖Fig.12 Schematic diagram of single-phase grounding fault on the coil side before closing the loop

仿真波形與結(jié)果如圖13和表7所示。

表7 各仿真監(jiān)測點穩(wěn)態(tài)電流有效值Table 7 RMS value of steady state current at each simulation monitoring point A

圖13 消弧線圈接地系統(tǒng)單相接地故障仿真波形圖Fig.13 Simulation waveform of single-phase grounding fault in arc suppression coil grounding system

仿真結(jié)果可知,全補償?shù)腘ES單獨運行發(fā)生單相接地故障時,接地殘流穩(wěn)態(tài)有效值已不足1 A,達到了消弧線圈的補償效果,可以帶故障運行兩小時,確保了對負(fù)荷的電力供應(yīng)。

2.2.2 合環(huán)倒切過程中發(fā)生故障

合環(huán)開關(guān)閉合后,設(shè)置消弧線圈側(cè)故障點2發(fā)生10 Ω單相弧光接地故障,其故障示意圖如圖14所示:

圖14 混合接地系統(tǒng)消弧線圈側(cè)單相接地故障示意圖Fig.14 Schematic diagram of single-phase grounding fault on the arc suppression coil side of a hybrid grounding system

設(shè)故障持續(xù)時間100 ms,仿真波形與結(jié)果如圖15和表8所示:

圖15 混合接地系統(tǒng)消弧線圈側(cè)單相接地故障仿真波形圖Fig.15 Simulation waveform of single-phase grounding fault on the side of arc suppression coil in hybrid grounding system

將圖15和表8與NES單獨運行接地故障時的仿真結(jié)果作對比,可以得出以下結(jié)論:

1)相較于NES單獨運行,混合接地系統(tǒng)系統(tǒng)總電容電流大大增加,當(dāng)線路8發(fā)生單相接地故障時,故障點的電流比單獨運行時出現(xiàn)了較大上升,達到了256.40 A,原有消弧線圈難以補償。按照《交流電氣裝置的過電壓保護和絕緣配合》標(biāo)準(zhǔn)[29]中的規(guī)定:60 kV以下配電系統(tǒng)在發(fā)生故障時,其殘余電流不應(yīng)大于10 A,當(dāng)殘余電流超過10 A時可能存在接地電弧重燃,引發(fā)弧光接地過電壓,危及電網(wǎng)安全運行[30]。

2)此時接地點故障電流、故障線路零序電流的有效值與單獨NRS發(fā)生單相接地故障時相近,其原因在于消弧線圈僅能補償故障電流中消弧線圈系統(tǒng)對應(yīng)電容電流,剩余的殘流為NRS的電容電流。

3)若NES側(cè)的選線裝置出現(xiàn)誤選、漏選情況,小電阻側(cè)中性點電流將長時間超過接地變壓器保護的整定值,導(dǎo)致其中性點被切除,系統(tǒng)轉(zhuǎn)為不接地系統(tǒng)與NES的混合接地系統(tǒng)。

2.3 聯(lián)絡(luò)線路單相接地故障仿真分析

合環(huán)開關(guān)閉合后,設(shè)置聯(lián)絡(luò)線路上故障點3發(fā)生10 Ω單相弧光接地故障,其故障示意圖如圖16所示:

圖16 聯(lián)絡(luò)線路單相接地故障位置示意圖Fig.16 Schematic diagram of single-phase grounding fault location in the connecting line

設(shè)故障持續(xù)時間100 ms,仿真波形與結(jié)果如圖17和表9所示。

表9 混合接地系統(tǒng)聯(lián)絡(luò)線路單相接地故障各線路穩(wěn)態(tài)電流有效值Table 9 Effective value of steady-state current of each line for single-phase grounding fault in hybrid grounding system connecting lines A

圖17 混合接地系統(tǒng)聯(lián)絡(luò)線路單相接地故障仿真波形圖Fig.17 Simulation waveform of single-phase grounding fault of contact line in hybrid grounding system

對仿真結(jié)果進行分析可得:

1)由故障示意圖可知,聯(lián)絡(luò)線路上發(fā)生單相接地故障相當(dāng)于兩側(cè)的接地系統(tǒng)同時發(fā)生了母線接地故障,導(dǎo)致主變壓器零序保護動作,故障范圍擴大。

2)當(dāng)主變壓器零序保護拒動時,小電阻接地系統(tǒng)過大的中性點電流將導(dǎo)致接地變壓器保護動作,中性點被切除;較大消弧線圈側(cè)中性點電流使得選線裝置啟動,由于聯(lián)絡(luò)線路屬于臨時接入系統(tǒng)的線路,難以與消弧線圈側(cè)的選線系統(tǒng)及時配合,導(dǎo)致故障點切除速度慢,且容易出現(xiàn)漏選線情況。

3)由于故障點更接近電源,其故障電流經(jīng)消弧線圈補償之后遠高于規(guī)定的合理閾值,若接地電弧長時間無法消除,則需要快速結(jié)束合環(huán)狀態(tài),恢復(fù)為單端供電,防止故障繼續(xù)蔓延。

3 保護方案與合環(huán)條件改進

3.1 保護方案改進

根據(jù)上一章的仿真分析可知,混合接地系統(tǒng)發(fā)生單相接地故障時,依據(jù)故障位置的不同,兩側(cè)的接地系統(tǒng)的故障特征會產(chǎn)生不同程度變化,可能會導(dǎo)致原有的保護措施不再適用。充分考慮混合接地過程中的故障情況,完善原有保護方案,做到故障時迅速處理,防止故障蔓延,對于混合接地系統(tǒng)的安全穩(wěn)定運行具有重要意義。

1)當(dāng)混合接地系統(tǒng)小電阻側(cè)發(fā)生單相接地故障時,其中性點電流、故障線路零序電流相較于小電阻單獨接地系統(tǒng)變化較小,原先在出線線路上安裝的零序電流保護可快速準(zhǔn)確地切除故障線路,仍然有效。此時NES中性點電流升高,但NES可以帶故障運行1～2 h,且小電阻側(cè)可以快速切除故障線路,恢復(fù)正常運行。

2)當(dāng)混合接地系統(tǒng)消弧線圈側(cè)發(fā)生單相接地故障時,其接地故障電流難以被消弧線圈補償至規(guī)定值以下,所以在合環(huán)之前要提前對混合接地系統(tǒng)的電容電流進行計算,對預(yù)調(diào)式消弧線圈事先做好調(diào)諧,對隨調(diào)式消弧線圈要提前檢查容量與檔位,對于容量不足的要及時擴容,對于難以熄弧的,要及時切除故障饋線或結(jié)束合環(huán)狀態(tài),防止事故擴大;

3)由于消弧線圈饋線上未安裝零序電流保護,其在誤選線的情況下會導(dǎo)致NRS中性點也出現(xiàn)較大的電流,造成接地變壓器保護誤動,小電阻中性點被切除;為防止這一情況,可將NRS側(cè)的合環(huán)點由母線調(diào)整到饋線首端(如圖18所示),令倒切線路與NRS的饋線共用一套零序電流保護,以便快速切除故障。

圖18 合環(huán)點調(diào)整后的負(fù)荷倒切示意圖Fig.18 Diagram of load backcutting after adjusting the closing point

4)聯(lián)絡(luò)線路上發(fā)生的單相接地故障會導(dǎo)致兩側(cè)接地系統(tǒng)同時發(fā)生母線接地,情況最為嚴(yán)重;為避免這一情況,可在聯(lián)絡(luò)開關(guān)靠近NES系統(tǒng)一側(cè)裝設(shè)零序電流保護,將聯(lián)絡(luò)線路靠近的NRS饋線零序電流保護兼用作聯(lián)絡(luò)線路在NRS一側(cè)的零序電流保護,以便檢測到接地故障時及時切斷聯(lián)絡(luò)開關(guān)結(jié)束合環(huán),防止故障范圍擴大。

3.2 合環(huán)倒切條件改進

3.2.1 考慮系統(tǒng)正常運行時的倒切條件

當(dāng)額外接入系統(tǒng)的負(fù)荷過多時,會導(dǎo)致系統(tǒng)總負(fù)荷量超過母線110 kV/10.5 kV變壓器的容量,造成變壓器過載。長時間過載運行狀態(tài)下,變壓器溫度升高,絕緣壽命降低,較大的負(fù)荷電流會在變壓器繞組上產(chǎn)生較大壓降,降低輸出電壓[31]。

所以,倒切進小電阻或消弧線圈接地系統(tǒng)的負(fù)荷量S2需滿足以下公式:

S2≤S0-S1

(14)

式中:S0為110 kV/10.5 kV變壓器的額定容量;S1為原有接地系統(tǒng)所帶的負(fù)荷量。

3.2.2 考慮單相接地故障時的倒切條件

1)向小電阻接地系統(tǒng)倒切負(fù)荷的合環(huán)條件

以圖19為例,設(shè)線路1與消弧線圈側(cè)倒切線路共用一套零序電流保護裝置,若此時線路4發(fā)生單相接地故障,則非故障線路1流過零序保護裝置的電流為原有線路與倒切線路的非故障相電容電流之和,該值超過線路1零序電流保護整定值會引起保護誤動作,會造成倒切線路與線路1同時停電,則向小電阻系統(tǒng)倒切線路的邊界條件可由下式表示:

圖19 小電阻接地系統(tǒng)多帶負(fù)荷運行示意圖Fig.19 Schematic diagram of multi-carrying line operation of small resistance grounding system

(15)

式中:I01為原有線路1的零序電流I原與倒切線路的零序電流I倒之和;Iset為NRS原有饋線的零序電流保護整定值。

由于非故障相電容電流的增加取決于倒切線路的長度l,因此,本研究考慮合環(huán)倒切操作結(jié)束時發(fā)生單相接地故障的情況,計算在不引起非故障線路零序電流保護誤動的情況下,能夠向NRS倒切線路的總長度。

以本研究前述的仿真參數(shù)為例,線路1零序電流保護整定值為60 A,單位長度非故障相電容電流之和為1.65 A,故最大倒切進NRS的線路總長l可由下式計算得出:

(16)

式中:IP為單位長度非故障相電容電流之和;l原為線路1原長。

經(jīng)計算可得l=16.36 km。

為驗證該倒切條件的合理性,設(shè)定倒切后線路4發(fā)生單相接地故障,故障時間持續(xù)100 ms,非故障線路1上的三倍零序電流波形圖如圖20所示。

圖20 非故障線路1三倍零序電流波形圖Fig.20 Non-fault line 1 triple zero sequence current waveform diagram

由仿真結(jié)果可知,倒切后非故障線路1三倍零序電流有效值為59.88 A,與零序保護整定值60 A的誤差僅為0.2%,故可以認(rèn)為本研究提出的最大線路長度倒切條件合理。

2)向消弧線圈接地系統(tǒng)倒切負(fù)荷時合環(huán)條件

合環(huán)倒切結(jié)束后,混合接地系統(tǒng)恢復(fù)為單獨接地系統(tǒng),此時相當(dāng)于原先NES多帶原本屬于NRS的線路,如圖21所示。

圖21 消弧線圈接地系統(tǒng)多帶線路運行示意圖Fig.21 Schematic diagram of multi-carrying line operation of arcing coil grounding system

通過合環(huán)倒切接入NES的線路會使系統(tǒng)總電容電流上升,當(dāng)發(fā)生單相接地故障時,原有消弧線圈可能由過補償變?yōu)榍费a償,部分容量不足的消弧線圈將長期工作于最大檔位,無法補償額外的故障電流。

為保證接地故障電流能被及時補償至規(guī)定的10 A以下,則向NES倒切負(fù)荷需滿足以下條件:

Imax-IC1-IC2≤IQ

(17)

式中:Imax為原有消弧線圈系統(tǒng)能夠補償?shù)淖畲箅娙蓦娏?IC1為原有NES的電容電流;IC2為倒切進消弧線圈系統(tǒng)的電容電流;IQ為規(guī)定的殘流最大值,一般為10 A。

以本研究的NES系統(tǒng)參數(shù)為例,原有NES接地系統(tǒng)的消弧線圈容量為630 kVA,當(dāng)其工作于最大檔位時,對應(yīng)電感值Lm可按下式計算:

(18)

式中:U為相電壓;Q為消弧線圈容量。

經(jīng)計算,此時消弧線圈電感值為0.186 H,可補償?shù)碾娙蓦娏鳛?03.93 A,則最大倒切長度l′如下式所示:

(19)

若以本研究饋線參數(shù)作參考,可計算出最大倒切線路長度為25.04 km。

為驗證該合環(huán)條件的合理性,設(shè)定將原NRS系統(tǒng)總長為25.04 km的電纜線路接入NES系統(tǒng),饋線末端發(fā)生金屬性單相接地故障,故障持續(xù)100 ms,觀察故障點的電流是否被補償至規(guī)定值10 A,仿真波形圖如圖22所示。

圖22 接地故障點電流波形圖Fig.22 Ground fault current waveform

由上圖可知,在最大倒切線路長度的情況下,接地故障點的電流有效值為10.42 A,與規(guī)定的理論值10 A誤差為4.2%,誤差低于5%,可認(rèn)為本研究所提出的合環(huán)倒切條件合理。

4 結(jié)論

本研究以10 kV變電站不同接地系統(tǒng)負(fù)荷倒切為背景,結(jié)合改進的Schwarz電弧模型,分別對NES與NRS系統(tǒng)單獨運行、NES與NRS共存的合環(huán)聯(lián)絡(luò)運行進行仿真,比較不同故障位置對混合接地系統(tǒng)接地點故障電流、故障線路零序電流、非故障線路零序電流、中性點電流、聯(lián)絡(luò)線路零序電流等關(guān)鍵電氣量的變化,分析混合接地系統(tǒng)發(fā)生單相接地故障對NES與NRS系統(tǒng)原有零序電流保護的影響,并提出了線路倒切的邊界條件,得出以下結(jié)論:

1)混合接地系統(tǒng)小電阻側(cè)發(fā)生單相接地故障時,原先在NRS側(cè)安裝的零序電流保護仍然有效,可快速準(zhǔn)確切除故障線路;混合接地系統(tǒng)消弧線圈側(cè)發(fā)生單相接地故障時,接地故障點電流大大提升,原有消弧線圈難以完全補償,導(dǎo)致殘余電流高于規(guī)定值10 A,引發(fā)弧光接地過電壓、電氣火災(zāi)等危險工況。為增強聯(lián)絡(luò)運行可靠性,可在合環(huán)之前提前檢查消弧線圈容量,計算倒切后系統(tǒng)電容電流,對于容量不足的可進行擴容處理或限制接入系統(tǒng)的線路長度;

2)混合接地系統(tǒng)聯(lián)絡(luò)線路發(fā)生單相接地故障時,相當(dāng)于NRS與NES系統(tǒng)同時出現(xiàn)母線接地故障,此時要及時斷開聯(lián)絡(luò)線路,停止倒負(fù)荷操作。為防止故障范圍擴大,可在聯(lián)絡(luò)線路上加裝零序電流保護,以保證在聯(lián)絡(luò)線路接地時及時切斷;由于消弧線圈饋線上未安裝零序電流保護,為及時切除消弧線圈故障饋線,可將聯(lián)絡(luò)線路位于NRS系統(tǒng)的連接點由母線改為饋線首端,令倒切線路與NRS饋線共用零序電流保護,與NES選線系統(tǒng)配合使用,保障故障線路及時切除;

3)進行負(fù)荷倒切之前,工作人員可參照本研究提出的公式快速計算出允許倒切的最大線路長度與負(fù)荷,做出合環(huán)可行性判斷,其對應(yīng)判據(jù)為:正常運行時,原有負(fù)荷與倒切負(fù)荷須不高于主變?nèi)萘?發(fā)生單相接地故障時,需保證NRS系統(tǒng)非故障線路零序電流保護不誤動,NES系統(tǒng)接地故障電流不高于規(guī)定值10 A。