0 引言

接地短路是电力系统的常见故障^[1],其不但对电力系统造成冲击,也会影响线路周围其他设施的安全^[2]。一方面,入地的短路电流在地中形成大范围的电位差,该电位差施加在埋地管通信线等分散多点接地设施上,会在这些设施的接地点之间形成电流,影响这些设施及其附属防护设备的安全^[3-4]。同时,短路电流通过杆塔的分流,一部分电流会通过线路地线流走,这些地线上的电流连同导线上的短路电流可能会通过空间的容性或者感性耦合在周围的设施如油气管道^[5-8]、通信线^[9]感应出危险电压,这些电压与频率密切相关。目前,分析交、直流超特高压线路对周围设施的影响时,短路电流的影响已经成为其中重要的组成部分^[10]。

准确分析线路短路电流对周围设施的电磁影响的前提是需要准确获得的短路电流的分布情况和频率组成^[11]。目前这方面的研究主要依赖仿真计算,包括变压器、非故障线路及OPGW等变电站内接线结构对分流系数的影响,短路电流对地下管道感性耦合的影响等^[12-13],其准确性一直缺乏实测验证。而目前的短路实验多为考核系统的保护性能,串补、静止无功补偿器等设备是否可正常工作以及跨步电压大小^[14-15]等,并未深入测量和分析短路时的电流分布。文中结合首个省内±500 kV直流工程调试中进行的多次交、直流输电线路人工接地短路实验,开展了交、直流输电线路人工接地短路电流地线分流的测量研究,以期对交、直流输电线路短路电流特性以及线路短路电流对周围设施电磁影响的研究提供宝贵的实测数据。

1 线路参数及短路电流测试方案

1.1 线路参数及短路点选择

±500 kV永富直流输电工程是国内首个省内直流输变电工程,起于楚雄州永仁县永仁换流站,止于文山州富宁县富宁换流站,线路长度约577 km,额定输送容量为3 000 MW。永仁换流站500 kV交流出线本期建成4回,分别为至观音岩水电站2回,至仁和开关站2回。富宁换流站线路分别为至砚山变2回,至武平变2回。其地理接线图如图1所示, 线路参数如表1所示。

根据工程调试方案的安排,确保调试期间电网的安全^[16-17],短路点位置示意图如图1所示,具体位置如表2所示。

1.2 短路等效电路及仿真

交流线路短路时其等效电路如图2所示,直流时与此类似。图中,\({{I}_{\text{s1}}}\)和\({{I}_{\text{s2}}}\)为故障相导线电流;

\({{I}_{\text{s}}}\)为短路电流;Z_i为各段地线自阻抗;\({{U}_{\text{i}}}\)为各段地线感应电动势;\({{I}_{\text{Gi}}}\)为各段地线电流;R_sub1和R_sub2为变电站接地电阻;R_i为各基杆塔接地电阻;\({{I}_{\text{sub1}}}\)和\({{I}_{\text{sub2}}}\)为变电站入地电流;\({{I}_{\text{Ti}}}\)为各基杆塔入地电流。

图1 地理接线图及短路点 Fig.1 Geographic wiring diagram

表1 线路参数 Table 1 Parameters of transmission line with short-circuit fault

表2 短路位置 Table 2 Location of the short-circuit fault

图2 短路等效电路分析（以交流杆塔为例） Fig.2 Analysis of equivalent circuit of short-circuit fault (in AC tower case)

短路电流通过故障相流入短路点杆塔,部分经杆塔入地,部分经杆塔地线分流、流至换流站地网入地或经附近杆塔入地。计算交流短路电流分流系数时,取交流暂态平缓过程下各地线电流的50 Hz工频分量幅值在复数域上的总和,除以50 Hz短路电流的幅值作为分流系数;计算直流短路电流分流系数时,取直流暂态平缓过程下各地线电流的幅值总和,除以短路电流的幅值作为分流系数。

由于短路时刻各级杆塔的接地电阻受土壤含水量的变化以及系统的次暂态故障阻抗等影响,准确的仿真短路时的工况比较困难。因此采用PSCAD软件仿真时,假设换流站接地电阻为0.5 Ω,不考虑系统的次暂态故障阻抗,仿真结果如表3所示。选取杆塔接地电阻为7、10 Ω,可见地线的分流系数在54%~87%之间,仿真结果作为试验测量设备选型和现场测试量程选择的依据。

1.3 短路电流测试方案

短路试验采用典型的弓弩装置进行,以永富直流线路与站内龙门架之间为例,测点布置如图3所示。图中1号点测试短路总电流,2—7号点测试塔顶地线电流,其中6、7号点为进线铁塔变电站侧额外的两根连于站内龙门架的地线,如果没有该避雷线,则没有这两个测点。

文中重点关注短路电流的频率特性和地线分流情况,结合现场实际情况没有对短路点两端的电流进行测试,同时站内录波装置因短路电流传输过程中衰减、录波装置采样率不能很好满足暂态分析要求,使得站内测量短路电流与实际短路点相邻位置波形有一定误差,在分析中也没有采用站内电流进行分析。

根据仿真结果以及实际情况,测量短路电流所用电流传感器为PEARSON1330,带宽0.9 Hz~1.5 MHz;测量杆塔地线电流时需要考虑传感器为无源、开口,因此选择传感器为PEARSON5664,带宽0.4 Hz~1.5 MHz;考虑现场测试通道较多且需要满足调试的需要,选用示波器为YOKOGAWA的DL850E,采样模块701250,带宽3 MHz。为防止测试中不同位置的电位差同时施加在示波器上,烧毁示波器,测试中示波器采用独立电源供电,电流探头与所测导体绝缘。

2 测量结果及分析

2.1 交流线路端部短路测量结果及分析

在富武甲线出口进行的A、B、C相短路实验中,测试了在交流线路一端发生单相短路时的短路电流和地线电流,由于3次短路波形相似,仅以富武甲线B相短路为例进行分析,其短路波形见图4。

由图4可见,短路波形分为短路瞬间的暂态冲击过程,及其后主频为工频的暂态平缓过程。暂态冲击过程持续约50 μs,这段时间内测得了很多暂态脉冲,但这些电磁脉冲可能并不是实际短路时的暂态电流,而是短路电弧建立过程中伴有的能量很高的空间电磁场在电流探头端口感应出很强的暂态电磁脉冲。真正的短路电流暂态过程比较平缓,持续了约2个工频周期40 ms,并且短路发生在电流刚过零的时刻（约9.6º）,导致短路电流的暂态衰减不

表3 地线分流系数仿真结果 Table 3 Simulation results of division factor of ground wires

图3 电流测点示意图（以直流杆塔为例） Fig.3 Positions to measure the current (in DC tower case)

图4 富武甲线B相短路时短路电流 Fig.4 Current of phase B short-circuit fault on the Fu-Wu A transmission line

如IEEE std—2000中的示意图^[18]和文献[10]的测量结果明显,但短路电流的整体电流幅值变化仍然为衰减趋势,这与现有文献所述的短路电流特征一致;与短路发生时刻越接近电流过零时刻暂态过程越不明显的规律一致。

地线上的电流测试结果如图5所示。由图5可知,地线电流发展过程与短路电流的一致,短路电流持续2个工频周期40 ms后,随着短路电流的切除,地线上的电流变得很小。暂态冲击过程长度也为50 μs。图中各测点电流大小为I₄>I₅>I₃>I₂,其原因是由于换流站接地网接地电阻更小,因此通过地线入站电流总和（I₄+I₅）大于流向远端的电流（I₃+I₂）。同时测点3、5所在地线为OPGW,测点2、4所在地线为普通地线。在流向站外的电流中,由于OPGW单位电阻小于普通地线,因此普通地线流向站外侧的电流I₂最小。在流向站外的电流中,虽然测点5为OPGW,但其通过绝缘引致进站龙门架接地装置才与换流站地网相连,而测点4虽为普通地线,但其直接与进站龙门架顶相连,通过龙门架多点散流,因此测点4的电流大于测点5。

短路电流及地线电流归一化后的幅频特性如图6所示,由图可以看到短路电流及杆塔地线电流的频谱类似,频率为50 Hz的分量占绝大部分,其他频率分量几乎可以忽略。

表4比较了短路电流不同频率分量下的幅值以及不同频率分量下的分流系数,可见分流系数虽有变化,处于28.10%~80.16%之间,但短路电流其他频率分量下的幅值不超过50Hz下的幅值的5%,因此后续分流系数分析仅考虑工频分量下的结果。

50 Hz分量下,考虑各电流相位的杆塔地线总分流比例为62.63%,测点5、3、2、4对应各地线分别为11.33%,13.16%,6.46%,31.68%。富武甲线换流站出口三相短路时各次测量结果见表5。可见各次短路试验的短路电流主要频率和地线电流主要频率、以及地线分流比例等基本保持一致。表5中的主要频率由幅频特性图中各幅值极大值处取得,由于主频分量为50 Hz,其余频率分量下幅值都较小,而幅值低时受外界干扰较大,会造成地线电流和短路电流的部分频率不一致的现象,但总体上可认为短路电流及地线电流的频谱特性保持一致。

2.2 交流线路中部短路测量结果及分析

根据调试安排,在富武甲线靖西段（距离富宁换流站约95 km）开展了4次短路试验,前3次短

图5 富武甲线B相短路点杆塔地线电流 Fig.5 Currents in the ground wires of phase B short-circuit fault on the Fu-Wu A transmission line

图6 富武甲线B相短路时各电流幅频特性 Fig.6 Amplitude-frequency characteristics of currents of phase B short-circuit fault on the Fu-Wu A transmission line

表4 富武甲线B相短路测试结果 Table 4 Test results of phase B short-circuit fault on the Fu-Wu A transmission line

表5 富武甲线富宁站出口处各相短路测试结果 Table 5 Test results of the short circuit fault at each phases of the Fu-Wu A transmission line close to the substation

路时功率为500 MW,第4次为2 240 MW,运行方式为全送广西,短路相为B相。以第2次为例,测量结果如图7和图8所示。由图7和图8可知短路持续时间为2~2.5个周波左右,从波形可知,短路电流包含直流分量和交流分量,在持续过程中,直流分量和交流分量的幅值都呈现衰减变化的趋势。由于现场条件限制,测点3、5实际并未测量,根据2.1节的测试结果及仿真结果,3和5位置为OPGW,其电流应比2、4略大,计算分流时为保守估计假设幅值比为1:1,则如表5所示,在工频下考虑电流相位,得到地线分流比占短路电流的60%左右。因此短路电流会更多的选择经地线通过周围杆塔入地而不是直接通过短路点杆塔入地。

短路时各电流的归一化幅频特性图如图9、10所示。主频都为50 Hz,并含有部分直流和20、75、100 Hz的频率分量。

各次试验测量结果如表6所示。各次短路中,地线的分流均在60%~66%左右。与2.1节的交流线路端部短路测量结果相比,图7和图8所示的电流波形在开始时的暂态冲击过程并不明显。这是因为此次短路发生时刻更接近电流过零时刻。此时,电弧建立时的空间瞬态电磁场并不强烈,导致电流波形比较光滑。

根据线路端部和中部的测试结果可知,短路电流中频率为50 Hz的分量占绝大部分。其中第3次短路电流和地线电流的主要频率相差较大。如前所述,由于除主频50%外,其余频率对应的幅值都较小,受外界干扰较大,会造成地线电流和短路电流的部分频率不一致的现象,但总体上可认为短路电流及地线电流的频谱特性保持一致。由于故障后断路器快速切除故障,短路电流由暂态到稳定过程不完全,且短路时相角度均很接近0^o,属于最不严重的暂态过程,因此暂态过程衰减过程不是很直观。虽然短路电流会受短路处的接地电阻、地线电阻、导地线的互感等因素的影响,但三相的短路试验在一个月内完成,系统条件相差不是特别大,地线分流在60%~66%。这与IEEE Std—2000中推荐通过乘以一个固定的衰减系数来考虑短路电流的暂态过程,然后仍然仅在工频下进行接地计算规律一致。该试验结果也验证了该处理方法的工程有效性。

2.3 直流线路端部短路测量结果与分析

在富宁换流站出口直流线路进行的短路实验中,由于两极结果相似,这里仅给出极Ⅰ短路时的

图7 富武甲线中点短路时短路电流 Fig.7 Current of the short-circuit fault at the middle of the Fu-Wu A transmission line

图8 富武甲线中点短路时地线电流 Fig.8 Currents in ground wires of the short-circuit fault at the middle of the Fu-Wu A transmission line

图9 富武甲线中点短路时短路电流幅频特性 Fig.9 Amplitude-frequency characteristics of the current of the short-circuit fault at the middle of the Fu-Wu A transmission line

图10 富武甲线中点短路时地线电流幅频特性 Fig.10 Amplitude-frequency characteristics of the currents in ground wires of the short-circuit fault at the middle of the Fu-Wu A transmission line

表6 富武甲线中点短路测试结果 Table 6 Test results of the short-circuit fault at the middle of the Fu-Wu A transmission line

波形,如图11所示。

由图11可见,直流短路与交流短路不同的是,短路电流先增加后减小,几乎没有交变振荡过程。短路持续约36 ms,之后换流阀闭锁。短路电路暂态冲击部分的最大值为10.11 kA,暂态平缓部分的最大值为4.8 kA。图12为相应地线的电流,由于其由短路电流直接分流得到,其波形与短路电流相似。

由图12可见I₅≈I₇>I₂>I₆≈I₄>I₃。由于所测杆塔的变电站侧有额外的2根连于站内龙门架的地线,因此多出2个电流测试量,其电流值与相邻地线近似相等。与交流情况相似,由于换流站接地网接地电阻更小,因此通过地线入站电流总和大于流向远端的电流。由于测点2所在地线为OPGW,测点3所在地线为普通地线,因此普通地线流向站外侧的电流I₃最小。而由于测点5、6、7为普通地线,在进站龙门架处直接与换流站架空地网相连,测点4为OPGW,通过绝缘引致进站龙门架接地装置才与换流站地网相连,因此测点4中的电流最小。杆塔地线分流比例总和为69.64%（由于各电流波形相似,这里为峰值之比）,可见大部分短路电流通过杆塔地线分流。

根据试验测试结果,测点5、7测得的电流幅值较为接近,测点4、6的电流幅值较为接近,测点2、3的电流幅值较为接近,且这3组波形的频率分量都是相同的。因此可以在实际工程计算中将测点5、7近似等效,测点4、6近似等效,测点2、3近似等效。

由于正极和负极分别接地短路时的短路电流波形、地线分流情况相似,这里不再一一给出测量波形。富宁极Ⅰ短路时频谱结果见图13和图14,各次测量结果见表7。由于正极侧地线为OPGW,正极短路时的地线分流较负极短路时的大。

图11 富宁极Ⅰ短路时短路电流 Fig.11 Current of the short-circuit fault at the pole I of Funing converter station

图12 富宁极Ⅰ短路时短路点杆塔地线电流 Fig.12 Currents in ground wires of the short-circuit fault at the pole I of Funing converter station

图13 富宁极Ⅰ短路时短路电流幅频特性 Fig.13 Amplitude-frequency characteristics of the currents of the short-circuit fault at the pole I of Funing converter station

图14 富宁极Ⅰ短路时短路点地线电流幅频特性 Fig.14 Amplitude-frequency characteristics of the currents in ground wires of the short-circuit fault at the pole I of Funing

表7 永富直流富宁站出口处短路测试结果 Table 7 Test results of the short-circuit fault on the Yong-Fu DC transmission line close to the Funing converter station

综合各次实验,可以得到短路电流、地线电流的主频在30 Hz以内,包含有少量50、160、340、600、1 200、1 800 Hz的频率分量。此主频分量的频率范围主要和短路故障持续时间有关。短路故障持续时间受闭锁动作时间、线路放电相关参数影响。从图11可知,本次短路故障持续时间约35 ms,系统实际约在30 ms内完成闭锁,因此短路故障持续时间主要由系统实际闭锁时间决定。由测试结果分析可得,主频的衰减截止频率（最大值的0.707倍）约为15~20 Hz,约为短路故障持续时间所对应频率的一半。因此,实际工程中,可以通过系统闭锁时间来推算短路故障电流的主频分量。

2.4 直流线路中部短路测量结果与分析

在永富直流线路石林段进行的短路实验中,测试了短路电流。由于天气原因未能测量地线上的电流。测量结果如图15、16所示。电流分为暂态冲击和暂态平缓2部分,其中暂态冲击部分持续时间为40 μs,最大值为4.033 kA,最小值为-62.87 kA,暂态平缓部分持续时间为35 ms,最大值为4.567 kA,最小值为-0.667 kA。短路电流主频在30 Hz以内,还包含有少量的60、180、260、540 Hz频率分量。

根据试验情况可知无论是线路端部短路还是中部短路,直流短路与交流短路不同的是,短路电流几乎没有交变振荡过程,均为先增加后减小。直流短路下地线分流的原理与交流时相同,在换流站出口短路时,地线分流占短路电流70%左右。直流短路电流的主频在30 Hz以内,并含有少量的50、160、340、1 800 Hz等频率分量,并与系统闭锁时间密切相关。

2.5 现场测试与仿真对比分析

现场测试与仿真结果对比如表8所示,由于实测杆塔数据与短路故障时间不同,故选取杆塔接地

图15 永富直流极Ⅰ石林段短路电流 Fig.15 Current of the short-circuit fault at the middle of the Yong-Fu DC transmission line

图16 永富直流极Ⅰ石林段短路电流幅频特性 Fig.16 Amplitude-frequency characteristics of the current of the short-circuit fault at the middle of the Yong-Fu DC transmission line

表8 地线分流比例仿真与实测结果 Table 8 Test and simulation results of division factor of ground wires

电阻为7、10 Ω时的仿真结果与实测结果对比。可见仿真结果与实测结果误差较小,最大误差不超过15%,可认为仿真与实测结果较为相符,验证了仿真的正确性和现场测试的有效性。

3 结论

1）无论是变电站出口短路还是线路中间短路,线路地线分流系数均>60%,实测结果与计算结果较为相符,验证了仿真的正确性。由于分流电流较大,因此在分析线路短路对周围管道等设施的影响时,线路地线的分流作用不可忽视。

2）交流短路电流为衰减振荡波,短路电流主频为50 Hz,伴有部分直流及高于50 Hz的频率分量。

3）直流短路电流没有交变振荡过程,均为先增加后减小的简单波形。直流短路电流的主频在30 Hz以内,并含有少量的50、160、340、1 800 Hz等频率分量。实际工程中,可以通过系统闭锁时间来推算短路故障电流的主频分量。

参考文献

[1] 巩学海,何金良. 变电站工频短路时的电磁环境分析[J]. 高电压技术,2009,35(4):855-860. GONG Xuehai, HE Jinliang.Analysis on electromagnetic environment of substation under short-circuit fault[J]. High Voltage Engineering, 2009, 35(4): 855-860.

[2] 高压输电系统对通信设施危险影响防护技术要求:YD/T0934—2013[S]. 北京:人民邮电出版社,2013. The protection of communication facilities against danger influence from high-voltage transmission system technical specification: YD/T0934—2013[S]. Beijing, China: Posts & Telecom Press, 2013.

[3] 安宁,彭毅,艾宪仓. 雷击超高压交流输电线路对埋地输油输气管道的电磁影响[J]. 高电压技术,2012,38(11):2881-2888. AN Ning, PENG Yi, AI Xiancang.Electromagnetic effects on underground oil/gas pipeline of the lightning strike on EHV AC transmission line[J]. High Voltage Engineering, 2012, 38(11): 2881-2888.

[4] 郭剑,曹玉杰,胡士信,等. 交流输电线路对输油输气管道电磁影响的限值[J]. 电网技术,2008,32(2):17-20. GUO Jian, CAO Yujie, HU Shixin, et a1. Limit values of electromagnetie influence of adjacent ac transmission lines on oil/gas pipelines[J]. Power System Technology, 2008, 32(2): 17-20.

[5] 蒋俊. 交流线路正常运行时对平行敷设油气管道的电磁影响[J]. 电网技术,2008,32(2):78-80. JIANG Jun.Electromagnetic influence of normally operating AC power transmission line on gas/oil pipeline parallel to transmission line[J]. Power System Technology, 2008, 32(2): 78-80.

[6] 焦保利,谢辉春,张广洲,等. 特高压交流架空线路与油气管道的防护间距[J]. 高电压技术,2009,35(8):1807-1811. JIAO Baoli, XIE Huichun, ZHANG Guangzhou, et a1. Protection clearance between UHV AC overhead line and oil or gas pipelines[J]. High Voltage Engineering, 2009, 35(8): 1807-1811.

[7] 白锋,陆家榆,林珊珊,等. 特高压交直流输电线路同走廊正常运行时对邻近埋地油气管道的电磁影响分析[J]. 电网技术,2016,40(11):3609-3614. BAI Feng, LU Jiayu, LIN Shanshan, et al.Analysis of electromagnetic effect of UHV AC and DC transmission lines in same corridor in normal operation on adjacent petroleum & gas pipelines[J]. Power System Technology, 2016, 40(11): 3609-3614.

[8] 齐磊,崔翔. 特高压交流输电线路正常运行时对输油输气管道的感性耦合计算模型[J]. 中国电机工程学报,2010,30(21):121-126. QI Lei, CUI Xiang.Inductive coupling modeling of operating UHV AC transmissions line to adjacent oil/gas pipeline[J]. Proceedings of the CSEE, 2010, 30(21): 121-126.

[9] 孟伟,文俊,郑劲. 高压直流输电线路对通信明线影响的仿真研究[J]. 电工技术学报,2008,23(6):103-108. MENG Wei, WEN Jun, ZHENG Jin.Analysis and simulation of effects of HVDC transmission lines on telecommunication lines[J]. Transactions of China Electrotechnical Society, 2008, 23(6): 103-108.

[10] 李谦,张波,蒋愉宽. 变电站内短路电流暂态过程及其影响因素[J]. 高电压技术,2014,40(7):1986-1993. LI Qian, ZHANG Bo, JIANG Yukuan.Study on the transient process of fault current in substations and it’s influence factors[J]. High Voltage Engineering, 2014, 40(7): 1986-1993.

[11] 张波,吴锦鹏,肖红,等. 变电站内短路电流分流系数影响因素分析[J]. 高电压技术,2012,38(3):720-728. ZHANG Bo, WU Jinpeng, XIAO Hong, et al.Analysis of affecting factors on fault codfficient in substation[J]. High Voltage Engineering, 2012, 38(3): 720-728.

[12] 赵科,邹军. 复合光缆地线故障暂态电流和电压分布计算与分析[J]. 高电压技术,2009,35(10):2481-2485. ZHAO Ke, ZOU Jun.Calculation and analysis of compound optical ground wire fault transient current and voltage distribution[J]. High Voltage Engineering, 2009, 35(10): 2481-2485.

[13] 齐磊,原辉,李琳. 架空电力线路故障状况下对埋地金属管道感性耦合的传输线计算模型[J]. 电工技术学报,2013,28(6):264-270. QI Lei, YUAN Hui, LI Lin.Transmission line modelling of inductive coupling of overhead power lines subjected to grounding fault to underground metal pipeline[J]. Transactions of China Electrotechnical Society, 2013, 28(6): 264-270.

[14] 蒋卫平,李新年,吕鹏飞. 500 kV固定串补人工单相接地故障试验现场实测结果分析与仿真计算[J]. 电网技术,2009,33(1):17-21. JIANG Weiping, LI Xinnian, LÜ Pengfei.Analysis on field measurement results of artificial single phase grounding test for 500 kV fixed series compensator and simulating calculation[J]. Power System Technology, 2009, 33(1): 17-21.

[15] 赵刚,张皎,李长宇. 静止无功补偿器在川渝电网500 kV单相瞬时对地短路试验中的控制效果[J]. 电网技术,2008,32(3):66-69. ZHAO Gang, ZHANG Jiao, LI Changyu.Control effect of static var compensator in test of temporary single-phase earth fault in 500 kV chuanyu power grid[J]. Power System Technology, 2008, 32(3): 66-69.

[16] 云南电网有限责任公司电力科学研究院. 500 kV富宁串补工程富武双回线启动投产系统调试工作方案[R]. 昆明:云南电网有限责任公司电力科学研究院,2016. Electric Power Science Research Institute of Yunnan Power Supply Company. 500 kV funing fixed series start commissioning system commissioning program[R]. Kunming, China: Electric Power Science Research Institute of Yunnan Power Supply Company, 2016.

[17] 中国南方电网有限责任公司. 观音岩直流工程系统调试方案[R]. 广州:中国南方电网有限责任公司,2016. China Southern Power Grid. Guanyinyan DC engineering system commissioning program[R]. Guangzhou, China: China Southern Power Grid, 2016.

[18] Substations Committee of the IEEE Power Engineering Society. IEEE guide for safety of AC substation groundings[S]. New York, USA: IEEE, 2000.