真空断路器开断并联电抗器过电压抑制措施

Research on Measures Suppressing Overvoltage Caused by Switching-off Shunt Reactor With Vacuum Circuit Breaker

陈嵩1, 杨庆1, 魏钢2, 孙晓勇2, 刘航2, 曾湘隆2

1.输配电装备及系统安全与新技术国家重点实验室(重庆大学),重庆市 沙坪坝区 400044

2.国网重庆市电力公司检修分公司,重庆市 九龙坡区 400039

CHEN Song1, YANG Qing1, WEI Gang2, SUN Xiaoyong2, LIU Hang2, ZENG Xianglong2

1. State Key Laboratory of Power Transmission Equipment & System Security andNew Technology (Chongqing University), Shapingba District, Chongqing 400044, China
2. Maintenance Branch Company of State Grid Chongqing Electric Power Company, Jiulongpo District, Chongqing 400039, China

  • 陈嵩(1994),男,硕士研究生,研究方向为过电压与绝缘配合,E-mail:chensong@cqu.edu.cn;

  • 杨庆(1981),男,通信作者,教授,博士生导师,研究方向为过电压与绝缘配合,E-mail:yangqing@cqu.edu.cn。

基金项目: 国家自然科学基金项目(51477018); Project Supported by National Natural Science Foundation of China (51477018);

文章编号: 1000-3673(2019)04-1301-07 中图分类号: TM721

摘要

真空断路器开断并联电抗器过程中,因截流、重燃会出现幅值、频率极高的过电压。为真实地再现分闸过电压,依托重庆云阳站现场实测的断路器电压、电流数据,同时考虑了截流值、介质动态绝缘强度和高频熄弧能力3个因素,在ATP-EMTP中搭建了更加精确的真空断路器电弧重燃模型,并以此为基础讨论合理的抑制措施。仿真中采用了避雷器、阻容吸收器和延长电缆3种过电压抑制措施。仿真结果表明,电缆长度对过电压抑制效果并不显著,避雷器与阻容吸收器的型号、安装数量和位置对抑制效果存在影响。结合仿真与实际,最后提出最佳抑制方案,即在站用变和电抗器处电缆末端均安装伏安特性曲线较低的避雷器,可以将两处最大分闸过电压分别限制在3.44 pu和3.67pu。

关键词 : 真空断路器; 并联电抗器; 分闸重燃; 抑制措施; ATP-EMTP;

DOI:10.13335/j.1000-3673.pst.2018.2615

ABSTRACT

During the process of switching-off shunt reactor with vacuum circuit breaker (VCB), overvoltage with high amplitude and frequency will occur due to current chopping and reignition. In order to reproduce the switching overvoltage faithfully, relying on field test data of Yunyang Substation in Chongqing, a more accurate VCB arc reignition model was built in ATP-EMTP, and three factors were taken into account, including chopping current value, dielectric dynamic insulation strength and high frequency quenching capability. Then the paper discussed reasonable suppression measures. The simulation used three kinds of overvoltage suppression measures: surge arrester, RC snubber and extension of cable length. The simulation results indicated that cable length has little effect on overvoltage suppression. Besides, the type, installation quantity and position of protective device have an impact on suppression performance. Finally, the best suppression scheme is proposed, that is, installing the surge arresters with lower V-I characteristics at the terminals of cables for both shunt reactor and substation transformer. Their maximum overvoltage can be limited to 3.44 p.u. and 3.67 p.u. respectively.

KEY WORDS : vacuum circuit breaker (VCB); shunt reactor; reignition; suppression measures; ATP-EMTP;

0 引言

分布式电源与微电网的逐渐普及,增加了配电网运行的波动性,为维持供电的可靠性与稳定性,我国在变电站低压侧普遍采用并联电抗器作为系统电压调整的无功补偿设备[1-4]。真空断路器(vacuum circuit breaker,VCB)由于其优良的性能广泛应用于10 kV及以下系统中,然而在其频繁开断并联无功补偿电抗器的过程中,却时常发生开关柜爆炸、电抗器和站用变等设备的绝缘击穿等事故,影响电力系统的正常运行[5-10]

本课题组之前在重庆云阳变电站10 kV侧真空断路器开断并联电抗器的现场试验表明,由于截流和重燃首开相会产生频率与幅值极高的过电压,同时通过三芯电缆的相间耦合作用到后开两相,对电抗器与站用变的绝缘造成极大的威胁[11]。选择有效的过电压抑制措施,需要对过电压产生机理有着深刻的认识,其中又以断路器电弧熄弧重燃最为关键。关于电弧重燃的研究始于20世纪70年代,文献[12]将线性介质强度恢复曲线和高频电流灭弧判据作为开关状态的转换依据,利用自编程序对三相真空断路器分闸电弧炉变压器的重燃现象进行了仿真研究;20世纪90年代,文献[13]根据文献和试验数据在EMTP的MODELS模块中建立起包含分闸间隙电弧在内的3个基本特性参数控制程序的真空开关仿真模型;此后文献[14-15]考虑了断路器触头间寄生电阻、电感和电容,在Helmer模型基础上加入触头RLC并联支路。目前真空断路器普遍沿用Helmer模型。

由于现场试验条件苛刻,关于过电压抑制措施的研究多集中于仿真,如探究避雷器[16-17]、阻容吸收器[18-19]和电缆[20]等抑制效果的影响因素,然而并未对上述抑制方案做出系统性的仿真与比较。此外大多数仿真研究中,断路器分闸建模缺少现场数据的支撑,不能精确表达熄弧重燃的过程,大幅度降低了仿真的有效性,难以为实际运行提供参考。

针对上述问题,本文依托重庆220 kV云阳变电站10 kV侧真空断路器投切并联电抗器的现场试验数据,以Helmer模型的熄弧重燃理论为基础,同时考虑相间耦合与断口杂散参数,在ATP-EMTP中搭建了真实有效的真空断路器分闸重燃模型。此外仿真研究了避雷器和阻容吸收器的型号、安装位置和数量,以及站用变与电抗器电缆长度对过电压抑制效果的影响,最终提出了最佳抑制方案。

1 仿真模型

现场试验于重庆市云阳县220 kV变电站的10 kV低压侧展开,电气接线如图1所示,利用961断路器对#3并联电抗器进行投切操作。试验采用10 kV电容分压器(分压比350:1)记录站用变处(VMP1)、电抗器处(VMP2)、断路器母线侧(VMP3)和断路器负载侧(VMP4)的暂态电压;将Rogowski线圈(电压/电流比1 A/0.01 V)安装在CMP1处采集断路器断口暂态电流。一次信号在被转换为二次信号后,通过波阻抗为50 Ω的同轴电缆被高速变频多通道采集卡(采样频率20 MHz)捕捉并储存。

根据实际结构布局,在ATP-EMTP中搭建该变

图1 变电站现场试验示意图 Fig. 1 Simplified schematic of field test in substation

电站低压侧的仿真模型,元件具体参数设置如下。

1.1 真空断路器

在开断初期,触头间距过小,断口介质恢复强度难以耐受断口暂态恢复电压(transient recovery voltage,TRV),将发生频繁的熄弧重燃,并伴随产生幅值频率极高的过电压,分闸过电压的幅值便出现在熄弧重燃期间(开断初期)。在开断后期,触头间距已足够大,断口介质恢复强度已足够高,TRV不足以击穿断口绝缘,此时熄弧重燃将难以发生,便认为断路器分闸成功。因此本文主要研究断路器在小开距情况下的熄弧重燃。基于Helmer模型,考虑截流值、介质动态绝缘强度以及高频熄弧能力3个因素,在仿真中搭建断路器分闸初期的电弧重燃模型。

1)截流值。分闸操作之前无暂态过程,断路器电流只有工频分量,当工频电流低于截流值时,电流将被强制开断。由运行经验知10 kV真空断路器的截流值一般为4~6 A,而现场试验中某次分闸操作三相电流的截流值分别为4.9、4.0和5.3 A,与实际相符,因此在仿真中截流值取5 A。

2)介质动态绝缘强度。将采集到的断路器母线侧(VMP3)与负载侧电压(VMP4)相减便得到断口的TRV。图2为现场采集的典型断口TRV波形。

图2 现场试验断路器的TRV波形 Fig. 2 TRV waveforms of VCB in field test

观察可知A相电流工频过零首先开断,在0~1.2 ms内发生了约45次的熄弧重燃,而后开的BC两相电压由于三芯电缆的相间耦合也出现了一定程度的高频振荡。断口TRV波形的包络线即其介质动态绝缘强度曲线,在0~0.1 ms之内,可认为绝缘强度随着时间几乎是线性上升,在0.1~1.2 ms之内,绝缘强度先是随着时间以较快的速度上升,一定时间后上升速度放缓,故用3项式拟合。采用分段拟合,各段拟合公式分别为

Ud=155t, 0ms<t≤0.1ms (1)

Ud=-19.05t3+6.49t2+46.25t+10.35,

0.1ms<t≤1.2ms (2)

式中:t为触头开断后的时间间隔,ms;Ud为介质动态绝缘强度,kV。上述公式适用于1.2 ms以内的熄弧重燃。

3)高频熄弧能力。切断高频暂态电流需要同时满足2个条件:①实时电流低于截流值;②高频电流过零变化率di/dt低于某个临界值。

图3给出了实测的首开A相断口暂态电压、电流波形。文中判断电流过零时刻的方式有2种:电压陡升与电流置零,对应放大波形的P1和P2。由于现场试验中将电流传感器安装在开关柜中直接采集断路器电流存在难度,因此用采集到的电抗器电流来等效。考虑到断路器断开之后,由于三芯电缆强大的相间耦合以及电感电流不能突变,电抗器依旧会流经电流,因此单独依靠电流置零的方式认为P2点为电流过零时刻不能反映真实过零点。断路器开断和闭合状态表现为断口TRV的陡升与骤降,故可以结合电压的变化来推断,因此,可将电压陡升点P1作为电流过零时刻。现场试验数据分析表明,重燃期间高频暂态电压的耦合系数较小,可忽略不计;高频暂态电流的耦合系数较大,约为0.7,在滤除耦合电流之后,计算每次重燃期间电压陡升点P1时刻对应的di/dt,结果存在分散性,其统计数据见图4,仿真取临界电流变化率为621.6 A/μs。

最终得到如图5所示的断路器熄弧重燃仿真模

图3 断路器A相的TRV和电流波形 Fig. 3 TRV and current waveforms for phase A of VCB

图4 P1点的电流变化率频率分布直方图 Fig. 4 Frequency distribution histogram of di/dt at P1

块,包括3个输入量Isi、Usi和ULi,1个输出量Ki。其中Isi为流过断路器的电流,Usi为断路器电源侧电压,ULi为断路器负载侧电压,Ki是输出变量,决定开关的状态。考虑到断口的杂散参数和损耗,在断路器两侧并联上50 nF电容、50 mH电感和100 Ω电阻[21]

图5 真空断路器仿真模型 Fig. 5 Simulation model of VCB

仿真步长取1 μs,输出变量Ki根据当前时刻的输入变量与特定的逻辑判断决定,在重燃持续时间内每个步长下的具体计算流程如图6所示。

图6 每个时间步长下的计算规则 Fig. 6 Calculation rule for each time step

1.2 其他元件

表1 相关元件参数 Tab. 1 Parameters of related components

2 仿真分析

已知10 kV系统中,操作过电压的标幺值为

\(1.0\text{ pu}=10.5\ \text{kV}\times \frac{\sqrt{2}}{\sqrt{3}}\approx 8.57\text{ kV}\) (3)

不加抑制措施,设置开断时间为A相电流过零时刻(18.3 ms),考虑到分闸过程中首开相(A相)的熄弧重燃程度最为剧烈,故图7只给出了断路器A相的TRV和电流。当触头间绝缘强度大于TRV,流经断路器的电流为零;反之TRV超过其绝缘强度时,断路器击穿并流经高频电流。整体来看,触头间距随时间不断拉大,断口绝缘增强,导致TRV波形的包络线呈分散状。仿真中熄弧重燃持续时间略低于现场试验,为1.1 ms;断路器断口最高击穿电压为45.1 kV,基本与现场试验的45.0 kV持平。

图7 断路器A相的仿真TRV和电流波形 Fig. 7 Simulation TRV and current waveforms for phase A of VCB

图8给出了电抗器和站用变的过电压仿真波形,其幅值分别为63.50 kV(7.41 pu)和53.45 kV (6.24 pu),略低于现场试验中的69.90 kV(8.16 pu)和55.08kV(6.43 pu) 。注意到电抗器电压波形在不同时刻表现为2个不同频率的高频振荡,18.3~23.3 ms期间,即A相电流过零首先开断的5 ms内,振荡频率f1为4.87 kHz;23.3 ms后,三相全部断开,振荡频率f2为5.47 kHz。仅考虑断路器负载侧的电感电容,则2个阶段的理论振荡频率分别为

\({{f}_{1}}=\frac{1}{2\pi \sqrt{1.5LC}}\approx 4.58\ kHz\) (4)

\({{f}_{2}}=\frac{1}{2\pi \sqrt{LC}}\approx 5.60\ kHz\) (5)

式中:L为负载侧的等效电感,39.8 mH;C为负载侧的等效电容,包含电缆对地电容及电抗器入口电容,0.216 nF/m×80 m+3 nF=20.28 nF。

综上,幅值与振荡频率均大致吻合,仿真有效。根据IEC标准[22],10 kV系统中最大操作过电压不得超过34.28 kV(4.0 pu),因此分闸操作产生的过电压极易对系统设备绝缘造成破坏,多次操作引起的累积效应也会有影响,需选择有效的抑制措施。

图8 未加抑制措施时的电压仿真波形 Fig. 8 Simulation voltage waveforms without protection

真空断路器开断并联电抗器时,通常是电抗器本体与站用变高压侧的绝缘击穿最为严重,本节采用避雷器、阻容吸收器和改变电缆长度3种抑制措施。如图9所示,改变避雷器和阻容吸收器安装位置a(站用变处电缆首端)、b(站用变处电缆末端)、c(电抗器处电缆首端)和d(电抗器处电缆末端),记录不同抑制方案下站用变跟电抗器两处的暂态电压(记为USRUST),对比分析得到最佳抑制方案。

图9 避雷器、阻容吸收器安装位置 Fig. 9 Installation position of surge arresters and RC snubbers

2.1 加装避雷器

10 kV系统中常规电站用避雷器,其额定电压为17 kV,5 kA标称放电电流下的雷电冲击残压为45 kV。模型中额外构建了2种避雷器,一种是拥有高于正常伏安特性曲线的避雷器(记为避雷器1),一种是拥有低于正常伏安特性曲线的避雷器(记为避雷器2),其具体的伏安特性参数如表2所示。改变避雷器的安装位置a、b、c和d,将仿真结果记录于表3并做对比。

表3可见:1)重燃期间,分闸过电压的幅值受限于避雷器的非线性与断口绝缘强度,重燃结束之后的分闸过电压则仅受限于避雷器的非线性[23]。伏安特性曲线越低,其抑制效果更强,但也

表2 避雷器的伏安特性参数 Tab. 2 V-I characteristics parameter of surge arrester

表3 避雷器安装位置对分闸过电压的影响 Tab. 3 Influence of surge arrester’s installation position on switching-off overvoltage

会增加误动作的概率。考虑到10 kV系统中由于投切无功次数较多,适当降低过电压的次数,减少累积效应对绝缘的损害很有必要。因此采用低于正常伏安特性曲线的避雷器2较为合适,同时该类型避雷器也能够满足系统在正常情况和工频电压升高时运行的需求。2)安装位置影响过电压抑制效果,在位置d时,其对USR抑制效果突出;在位置b时,其对UST抑制效果突出。在只能安装一支避雷器的情况下,最优位置为d,这与过电压能量就近释放原则相符合。

单一的避雷器只能限制某一处的过电压,为同时限制USRUST,在位置b和d加装2支避雷器2。图10为仿真结果,USRUST幅值分别为29.49 kV (3.44 pu)和31.44 kV(3.67 pu),较未加抑制措施时分别下降了53.6%和41.2%;此外图中过电压振荡频率依旧为4.87 kHz,与未加抑制措施时相比没有变

图10 位置b和d均加装避雷器 Fig. 10 Surge arresters installed at position b and d

化,故避雷器只能限制幅值和缩短振荡时间。

2.2 加装阻容吸收器

阻容吸收器的单相电路即电阻和电容的并联。参考长虹电气ZR20型号阻容吸收器技术参数,仿真中将电容电阻值设置为0.10 μF/100 Ω,为探究电容值的影响,增加0.05 μF/100 Ω和0.15 μF/100 Ω阻容吸收器作为对照。将阻容吸收器分别安装在位置a、b、c和d,得到仿真结果如表4所示。

表4 阻容吸收器安装位置对分闸过电压的影响 Tab. 4 Influence of RC snubber’s installation position on switching-off overvoltage

表4可见:1)阻容吸收器对分闸重燃过电压的幅值有良好的抑制效果,它的接入改变了高频振荡回路,使得高频电流的时间常数τ=RC会增大,电流过零时刻延长,触头开距增大,从而减少了重燃几率,抑制了过电压的发展,限制了过电压的幅值。电容值直接影响过电压的抑制效果,电容值与抑制效果强弱为正相关且存在饱和效应,由于工艺限制,难以同时满足小体积与大电容,因此选取0.10 μF/100 Ω的阻容吸收器。2)此外,阻容吸收器不仅能够通过吸收电容降低振荡频率与上升陡度,而且能通过吸收电阻率加快振荡衰减。对比图10与图11能发现,在加装阻容吸收器后,由操作引起的高频暂态分量的衰减速度明显加快。

图11 阻容吸收器不同安装位置下的仿真结果 Fig. 11 Simulation results with different installation positions of RC snubbers

图11(a)所示,当0.10 μF/100 Ω的阻容吸收器安装在位置d时,USR幅值仅有22.84 kV,振荡频率从4.87 kHz降低为2.18 kHz;图11(b)给出了当0.10 μF/100 Ω的阻容吸收器安装在位置b时的站用变波形,其电压幅值仅有21.90 kV,振荡频率从4.78 kHz降低为4.48 kHz。3)阻容吸收器的安装位置对过电压抑制效果的影响与避雷器类似,不再赘述。为同时抑制两处过电压幅值,在位置b和d同时加装0.1 μF/100 Ω的阻容吸收器后,USRUST限制到1.41 pu和1.76 pu。

相比于避雷器,阻容吸收器在过电压抑制方面有着出色的表现,但存在体积较大安装不便,存在安全隐患和生产运行的相关标准还不够完善等问题,目前难以广泛推广使用。

2.3 延长电缆

真空断路器开断引起的过电压行波会经由电抗器处电缆、母线和站用变处电缆向站用变传播。

相对于架空线,三芯电缆对地电容要大得多,波阻抗约数十Ω,而站用变的波阻抗很大,故过电压行波因波阻抗的差异而发生折反射[24-25],在站用变与电抗器前端产生幅值很高的过电压。考虑到电路网络复杂,加之开断时频繁出现的熄弧重燃会引发多次折反射导致波形时延叠加,因此只能定性分析电缆长度的影响。已知站用变和电抗器处电缆初始长度分别为20 m和80 m,单独延长某一处电缆长度,记录不同长度下USRUST,如表5和表6所示。

表5 站用变处电缆长度对分闸过电压的影响 Tab. 5 Influence of substation transformer’s cable length on switching-off overvoltage

表6 电抗器处电缆长度对分闸过电压的影响 Tab. 6 Influence of shunt reactor’s cable length on switching-off overvoltage

表5、6可见:1)延长电缆变相增加波程,延缓了过电压行波到达电抗器与站用变前端的时间,从而限制了过电压陡度与幅值。从能量振荡的角度上亦可解释,三芯电缆的延长,相当于增加了振荡回路的电容,过电压陡度与幅值得到限制;

2)单独延长某一处的电缆只能限制对应处的过电压幅值。相比于避雷器与阻容吸收器,通过延长电缆来抑制过电压,其效果并不理想,仿真中最大分闸过电压仍高于IEC标准中10 kV系统的最大操作过电压。

3 结论

本文依托真空断路器开断并联电抗器的现场试验数据,基于断路器电压、电流的实测特性,在ATP-EMTP中搭建了更真实有效的断路器熄弧重燃模型,并系统探究了避雷器和阻容吸收器的型号、安装位置和数量,以及不同位置电缆长度对抑制效果的影响,最终给出最佳抑制方案。

对于220 kV云阳站真空断路器开断10 kV并联电抗器产生的重燃过电压,最佳抑制方案是,在站用变和电抗器处电缆末端均加装低伏安特性曲线的避雷器,两处分闸过电压幅值可分别减少53.6%和41.2%,最大过电压则分别限制在3.44 pu和3.67 pu。

参考文献

[1] 梁俊文,林舜江,刘明波.主动配电网分布式无功优化控制方法[J].电网技术,2018,42(1):230-237. Liang Jiuwen,Lin Shunjiang,Liu Mingbo.A method for distributed optimal reactive power control of active distribution network[J].Power System Technology,2018,42(1):230-237(in Chinese).

[2] Magdaleno-Adame S,Escarela-Perez R,Olivares-Galvan J C,et al.Temperature reduction in the clamping bolt zone of shunt reactors: design enhancements[J].IEEE Transactions on Power Delivery,2014,29(6):2648-2655.

[3] 金立军,安世超,廖黎明,.国内外无功补偿研发现状与发展趋势[J].高压电器,2008,44(5):463-465. Jin Lijun,An Shichao,Liao Liming,et al.Present situation and development of reactive power compensation both at home and abroad[J].High Voltage Apparatus,2008,44(5):463-465(in Chinese).

[4] 陈光宇,张仰飞,郝思鹏,.基于负荷趋势判断的无功优化精细化控制方法及求解策略[J].电网技术,2018,42(4):1259-1271. Chen Guangyu,Zhang Yangfei,Hao Sipeng,et al.Refined controlling method and solving strategy of reactive power optimization based on bus load trend estimation[J].Power System Technology,2018,42(4):1259-1271(in Chinese).

[5] Ma Z,Bliss C A,Penfold A R,et al.An investigation of transient overvoltage generation when switching high voltage shunt reactors by SF6 circuit breaker[J].IEEE Transactions on Power Delivery,1998,13(2):472-479.

[6] 陈梁金,周国良,江少成.35 kV空母线系统中真空断路器投切电抗器相关问题分析[J].高压电器,2010,46(9):103-106. Chen Liangjin,Zhou Guoliang,Jiang Shangcheng.Analysis of the faults caused by vacuum circuit breaker switching to shunt reactors in a 35 kV bus bar system[J].High Voltage Apparatus,2010,46(9):103-106(in Chinese).

[7] Tanae H,Matsuzaka E,Nishida I,et al.High-frequency reignition current and its influence on electrical durability of circuit breakers associated with shunt-Reactor current switching[J].IEEE Transactions on Power Delivery,2004,19(3):1105-1111.

[8] Roguski A T.Experimental investigation of the dielectric recovery strength between the separating contacts of vacuum circuit breakers[J].IEEE Transactions on Power Delivery,1989,4(2):1063-1069.

[9] 张志劲,韦冬洪,蒋兴良,.低气压下开关柜空气间隙工频放电特性[J].电网技术,2017,41(12):4086-4092. Zhang Zhijin,Wei Donghong,Jiang Xingliang,et al.AC flashover performance of air gaps in switchgear at low air pressure[J].Power System Technology,2017,41(12):4086-4092(in Chinese).

[10] 方春恩,陈川江,李伟,.断路器均压电容对空载变压器选相关合的影响[J].电网技术,2018,42(6):1960-1966. Fang Chun’en,Chen Chuanjiang,Li Wei,et al.Influence of breaker's grading capacitor on controlled switching for unloaded transformer[J].Power System Technology,2018,42(6):1960-1966(in Chinese).

[11] Yang Q,Zhang Z,Sima W,et al.Field experiments on overvoltage caused by 12-kV vacuum circuit breakers switching shunt reactors[J].IEEE Transactions on Power Delivery,2016,31(2):657-664.

[12] Yu C W,Bickford J P.Digital-computer simulation of virtual-current chopping in vacuum circuit breakers[J].IEE Journal on Electric Power Applications,1979,2(4):125-131.

[13] Helmer J,Lindmayer M.Mathematical modeling of the high frequency behavior of vacuum interrupters and comparison with measured transients in power systems[C]//Proceedings of 17th International Symposium on Discharges and Electrical Insulation in Vacuum,Berkeley,CA,USA,1996:323-331.

[14] Popov M,Van d S L.Comparison of two vacuum circuit breaker arc models for small inductive current switching[C] //Proceedings of 19th International Symposium on Discharges and Electrical Insulation in Vacuum,Xi’an,China,2000:438-442.

[15] Glinkowski M T,Gutierrez M R,Braun D.Voltage escalation and reignition behavior of vacuum generator circuit breakers during load shedding[J].IEEE Transactions on Power Delivery,1997,12(1):219-226.

[16] Munir B,Kadir S.Application of surge arrester on vacuum circuit breaker[C]//2012 Asia-Pacific Power and Energy Engineering Conference,Shanghai,China,2012:1-4.

[17] 金百荣,李电,蔡重凯.35kV并抗操作过电压治理研究[J].高压电器,2013,49(10):64-71. Jin Bairong,Li Dian,Cai Zhongkai.Control of switching overvoltage for 35 kV shunt reactor[J].High Voltage Apparatus,2013,49(10):64-71(in Chinese).

[18] 杜宁,关永刚,张景升,.40.5kV真空断路器开断并联电抗器的过电压防护[J].高电压技术,2010,36(2):345-349. Du Ning,Guan Yonggang,Zhang Jingsheng,et al.Protections of overvoltages caused by 40.5 kV vacuum circuit breakers switching off shunt reactors[J].High Voltage Engineering,2010,36(2):345-349(in Chinese).

[19] 王利婷. 基于ATP-EMTP的真空断路器切断并联电抗器过电压及其抑制策略分析[J].高压电器,2016(8):194-200. Wang Liting.Analysis on overvoltages caused by vacuum circuit breakers switching off shunt reactors and its suppression measures based on ATP-EMTP[J].High Voltage Apparatus,2016(8):194-200(in Chinese).

[20] 安韵竹,文习山,张婷婷,.SF6断路器预击穿引起并联电抗器合闸过电压的原因及防护措施[J].高电压技术,2013,39(1):75-80. An Yunzhu,Wen Xishan,Zhang Tingting,et al.Overvoltage of shunt reactor caused by prebreakdown of SF6 breaker and protection measures[J].High Voltage Engineering,2013,39(1):75-80(in Chinese).

[21] Wong S M,Snider L A,Lo E W C.Overvoltages and reignition behavior of vacuum circuit breaker[C]//2003 Sixth International Conference on Advances in Power System Control,Operation and Management,Hong Kong,China,2003:653-658.

[22] IEC Std.60071-1—2006,Insulation Co-ordination—part I:definitions,principles and rules[S].

[23] 张纬钹,何金良,高玉明.过电压防护及绝缘配合[M].北京:清华大学出版社,2002:76-85.

[24] 周凯,赵世林,何珉,.考虑短距离电缆中行波特性的振荡波局部放电定位方法[J].电网技术,2017,41(6):2047-2054. Zhou Kai,Zhao Shilin,He Min,et al.An oscillating wave test method based on traveling wave characteristics of partial discharges for defect location in short cables[J].Power System Technology,2017,41(6):2047-2054(in Chinese).

[25] 王羽,文习山,蓝磊,.提高架空配电线路耐雷水平的仿真分析[J].高电压技术,2011,37(10):2471-2476. Wang Yu,Wen Xishan,Lan Lei,et al.Simulation analysis on improving lightning withstanding level of overhead distribution lines[J].High Voltage Engineering,2011,37(10):2471-2476(in Chinese).

  • 目录

    图1