楊志超，孫紹哲,，李 虹，趙明敏，趙 鵬，林珊珊

（1.中國電力科學(xué)研究院有限公司，北京 100192；2.北京交通大學(xué)電氣工程學(xué)院，北京 100044）

隨著智能電網(wǎng)的快速發(fā)展與建設(shè)，電子式互感 器以其頻域響應(yīng)寬、無鐵芯飽和、動態(tài)范圍大、體積小、重量輕等優(yōu)點(diǎn)被廣泛應(yīng)用于智能變電站中[1-2]，但其也擁有較高的故障率。統(tǒng)計(jì)結(jié)果表明，電子式互感器故障率為傳統(tǒng)互感器的數(shù)十倍[3]。電子式互感器故障的主要因素為電磁干擾，其中隔離開關(guān)動作過程中產(chǎn)生的特快速瞬態(tài)過電壓VFTO（very fast transient overvoltage）最為惡劣，VFTO 的幅值可達(dá)數(shù)倍額定電壓，頻率最高可達(dá)數(shù)十MHz[4-7]。對于電容分壓式電子式電壓互感器，由VFTO 引起的干擾會通過電容分壓器互連電纜傳導(dǎo)到信號采集單元上，引起采集數(shù)據(jù)異常，嚴(yán)重時導(dǎo)致采集單元?dú)p[8]，這嚴(yán)重影響了智能變電站內(nèi)電子式互感器的推廣。

隔離開關(guān)操作引起的電磁兼容問題一直為變電站電磁兼容研究的熱點(diǎn)，文獻(xiàn)[9-10]采用部分單元等效電路和系統(tǒng)建模的仿真方法，研究了特高壓氣體絕緣變電站和串補(bǔ)裝置平臺的開關(guān)操作瞬態(tài)電磁騷擾源及騷擾的傳輸耦合特性，并且對分壓器高、低壓臂阻抗特性進(jìn)行了寬頻測試[11]。文獻(xiàn)[12]比較了不同類型開關(guān)操作產(chǎn)生的瞬態(tài)過程的差異，采用試驗(yàn)的方法分析了不同系統(tǒng)工作狀態(tài)下的傳播機(jī)理；文獻(xiàn)[13]對電子式互感器組件進(jìn)行了電磁兼容抗擾度試驗(yàn)分析，并測錄了110 kV 及550 kV 智能變電站的電磁騷擾波形；文獻(xiàn)[14-15]對電子式互感器的可靠性進(jìn)行了準(zhǔn)確度、溫度循環(huán)、電磁兼容試驗(yàn)等研究，并基于隔離開關(guān)分合容性小電流試驗(yàn)平臺，對電子式互感器的抗擾度特性進(jìn)行試驗(yàn)研究；文獻(xiàn)[16]采用Matlab 調(diào)用SPICE（simulation program with integrated circuit emphasis）電路的方法，仿真分析了特快速瞬態(tài)騷擾電壓；文獻(xiàn)[17-18]對電子式互感器電磁兼容性能進(jìn)行了分析，通過仿真及試驗(yàn)研究驗(yàn)證了瞬態(tài)二極管TVS（transient voltage suppressor）組合RC 濾波電路抑制方法的有效性。雖然目前相關(guān)的研究工作已開展較多，但工作重點(diǎn)仍集中在一次系統(tǒng)，快速瞬態(tài)騷擾對二次側(cè)傳感器端口及電路板內(nèi)部的影響，以及電磁兼容可靠性方面的研究工作仍須深入開展。

為了解電子式互感器信號采集單元信號線上的騷擾電流分布情況，提升電子式互感器抗電磁干擾性能，本文以某互感器公司110 kV 空氣絕緣變電站AIS（air insulated substation）隔離開關(guān)分合容性小電流試驗(yàn)平臺為研究基礎(chǔ)，分析騷擾電流的成因，測量不同電壓水平下信號采集單元信號線上的騷擾電流，并對其進(jìn)行驗(yàn)證，最后搭建仿真模型對騷擾電流的影響因素進(jìn)行分析。

1 騷擾電流分析

結(jié)合電子式互感器端口處電路及采集單元的信號線L 線、N 線的接線方式，對信號采集單元信號線L 線及N 線上的騷擾電流進(jìn)行分析。信號線騷擾電流耦合路徑如圖1 所示，電容分壓式電子式電壓互感器的信號采集單元通過線纜連接在電容分壓器低壓臂電容C2兩端，信號線N 線和進(jìn)程控制塊PCB（process control block）信號地層AGND 直接相連。圖中：LG表示電容分壓器的接地引線電感；L1及L2組成共模扼流線圈；Z1、Z2為電阻；C0為線間電容，其后連接運(yùn)放模塊，由于運(yùn)放的虛斷特性，可將其近似等效為無窮大阻抗。

圖1 信號線騷擾電流耦合路徑Fig.1 Coupling path of interference current in signal line

隔離開關(guān)分合閘過程中，電容分壓器低壓臂電容兩端會存在瞬態(tài)過電壓，同時由于電容分壓器接地引線的高頻阻抗不可忽略，電容分壓器接地點(diǎn)會存在瞬態(tài)地電位升現(xiàn)象。這兩種瞬態(tài)電壓均為阻尼振蕩波形式，幅值可高達(dá)幾kV～十幾kV，主頻頻率分布在幾MHz～幾十MHz 之間。

考慮到低壓臂電容兩端及接地點(diǎn)處產(chǎn)生的干擾電壓，將低壓臂電容C2以及接地引線電感LG等效為高頻脈沖電壓源。圖2 為騷擾電流主要流通回路。差模電流主要流通回路如圖2（a）所示，圖中：IDM為差模騷擾電流，在L 線及N 線間經(jīng)由線間電容回流；UDM為差模騷擾源，其振蕩主頻主要受電容分壓器電氣參數(shù)影響，由于電容分壓器支路阻抗遠(yuǎn)大于負(fù)載側(cè)電容阻抗，會導(dǎo)致UDM主頻和VFTO 主頻差異較大。

共模電流主要流通回路如圖2（b）所示，圖中UCM為共模騷擾源，ZL、ZN及CL、CN分別為L 線、N 線的線路等效阻抗及對地分布電容，ICM_L和ICM_N分別為由地電位升引起的L 線、N 線共模騷擾電流。由于低壓臂電容C2的存在，導(dǎo)致L 線及N 線上的阻抗不平衡，因此會有N 線上的共模騷擾電流的幅值遠(yuǎn)大于L 線上的共模騷擾電流。同時電容分壓器支路較負(fù)載側(cè)電容大，導(dǎo)致接地引線上的電流主要為負(fù)載側(cè)電容電流，因此則有UCM主頻和VFTO 基本相當(dāng)。

圖2 騷擾電流主要流通回路Fig.2 Main flow circuit of interference current

根據(jù)對L 線及N 線上電流分析，可得L 線及N線上騷擾電流分別為

式中，IL、IN分別為L 線、N 線上的騷擾電流。由于ICM_N遠(yuǎn)大于ICM_L，根據(jù)式（1）及式（2）可知，當(dāng)UDM及UCM的幅值及頻率相差較大時，會造成L 線及N 線上的騷擾電流幅值及頻率具有較大的差別。

2 試驗(yàn)測量

2.1 試驗(yàn)平臺

本文所用110 kV AIS 隔離開關(guān)分合容性小電流試驗(yàn)平臺及其原理如圖3 所示。其中，高壓電源輸出最高正弦電壓幅值可達(dá)73 kV；系統(tǒng)側(cè)電容為6 500 pF；線路側(cè)負(fù)載電容為10 μF；電容分壓器1用來監(jiān)測試驗(yàn)回路中電壓，其分壓比為1 000∶1；電容分壓器2 為電子式電壓互感器一次傳感器，其分壓比為25 000∶1，其低壓電容連接電壓采集傳感器；電壓采集傳感器采用220 V 交流供電，輸出信號采用光纖連接至遠(yuǎn)程單元。

圖3 110 kV 隔離開關(guān)分合容性小電流試驗(yàn)回路Fig.3 Small current test circuit of opening and closing capacity of 110 kV isolation switch

圖4 為該試驗(yàn)平臺空間電場系統(tǒng)在測試電壓分別為50 kV 和65 kV 時的合閘操作過程中，地面距刀閘垂直投影距離1 m 處，離地面高0.5 m 空間電場強(qiáng)度的時域及頻域波形，可見單次騷擾波形為阻尼振蕩波，持續(xù)時間約為15 μs，該試驗(yàn)平臺的特快速瞬態(tài)過電壓振蕩主頻約為0.58 MHz。

圖4 試驗(yàn)平臺空間電場強(qiáng)度測量結(jié)果Fig.4 Measurement results of test platform space electric field strength

采集單元信號線騷擾電流測量原理如圖5 所示。通過測量帶寬為20 Hz～200 MHz 的電流卡鉗同時測量IL及IL＋I(xiàn)N的波形，電流卡鉗通過電纜連至示波器，IL+IN信號送至采集單元。

圖5 采集單元信號線電流測量原理Fig.5 Schematic of measurement of current in signal line of collector

2.2 測量結(jié)果

為了解不同工況下采集單元信號線騷擾電流特性，分別在電壓有效值為20、40、60 kV 條件下測量信號線電流波形，其中60 kV 試驗(yàn)時由于示波器發(fā)生故障未取得有效波形。由于隔離開關(guān)分合過程中產(chǎn)生的VFTO 引起的干擾主振蕩頻主要由線路參數(shù)確定，因此本文僅針對測量到的20、40 kV 的試驗(yàn)波形進(jìn)行分析。

（1）L 線騷擾電流。

20、40 kV 電壓水平下電子式互感器采集單元信號線L 線上的騷擾電流如圖6 所示，可見騷擾電流的幅值和電壓水平成正比，振蕩主頻具有較好的一致性。

圖6 信號線L 線騷擾電流波形特征Fig.6 Waveform characteristics of interference current in signal line L

（2）N 線騷擾電流。

N 線騷擾電流通過兩電流鉗測試數(shù)據(jù)的相減得到，20、40 kV 電壓水平下電子式互感器采集單元信號線N 線上的騷擾電流如圖7 所示，騷擾電流的幅值和電壓水平成正比，振蕩主頻具有一致性。通過和圖4 中瞬態(tài)磁場振蕩主頻相比，可見二者振蕩主頻有較好的一致性，約為0.58 MHz。

圖7 信號線N 線騷擾電流波形特征Fig.7 Waveform characteristics of interference current in signal line N

通過對比不同工況下L 線及N 線上的騷擾電流測量結(jié)果可知：信號線L 線及N 線上瞬態(tài)騷擾電流在不同工況下時域及頻域特性具有相似性，但L 線和N 線上騷擾電流幅值及振蕩主頻有較大差異，且N 線上騷擾電流較為嚴(yán)重；L 線上騷擾電流主要為差模騷擾電流，N 線上騷擾電流主要為共模騷擾電流；測量結(jié)果和前文分析基本一致，驗(yàn)證了騷擾電流耦合路徑分析的正確性。

3 仿真及結(jié)果對比

為了分析騷擾電流的主要影響因素，本文基于AIS 隔離開關(guān)分合容性小電流試驗(yàn)回路的單次擊穿仿真模型[19]，結(jié)合騷擾電流流通路徑分析及騷擾電流的實(shí)測結(jié)果，擬合出如圖8 所示的仿真模型。其中：AC 為高壓電源；R0為限流電阻；DS 為隔離開關(guān)，RDS、LDS分別為隔離開關(guān)機(jī)械臂的等效電阻及電感；Lg為試驗(yàn)回路接地引線的等效電感；由于高頻時電容的阻抗頻變特性不能忽略，因此該模型考慮電容的寄生參數(shù)，Z0為系統(tǒng)側(cè)電容，Z1為負(fù)載側(cè)電容，Z2、Z3分別為電容分壓器1 的高低壓臂電容，Z4、Z5分別為電子式電壓互感器電容分壓器的高低壓臂電容，其中Z5接電子式互感器采集單元信號線；L1為試驗(yàn)所用采集單元的信號端口處共模電感，共模電感為31.2 mH，耦合系數(shù)M 近似為1；線間電容CL_N=0.5 nF；電阻RL_N的阻抗近似為無窮大，取109Ω；ZN為N 線等效對地阻抗，取50 Ω；CN_GND為對地分布電容，取25 nF；基于Matlab/Simulink 仿真平臺建立仿真模型，其中DS 采用Switch 模塊，仿真步長為20 ns。

圖8 仿真模型Fig.8 Simulation model

仿真結(jié)果如圖9 所示，可見在不同工況下仿真波形能夠較好地反映干擾主要特征，驗(yàn)證了該模型的正確性。根據(jù)實(shí)測結(jié)果可知，試驗(yàn)回路中信號采集單元受到的干擾主要為共模干擾，為了得到共模騷擾電流的主要影響因素，基于仿真模型，通過改變仿真模型中地線電感Lg和N 線對地分布電容CN_GND的參數(shù)，得到如圖10 所示的對比波形?？梢?，共模騷擾電流和地線電感、分布電容呈正相關(guān)，因此在接線和布置過程中，需要對接地引線長度及采集單元的位置進(jìn)行合理的設(shè)置。

圖9 仿真結(jié)果Fig.9 Simulation results

圖10 不同參數(shù)下共模騷擾電流波形對比Fig.10 Comparison of common-mode interference current waveforms under different parameters

4 結(jié)語

本文通過對電子式電容分壓式互感器信號采集單元的信號線上由VFTO 引起的騷擾電流進(jìn)行了分析及測量，得到以下結(jié)論：采集單元信號線上L 線及N 線上瞬態(tài)騷擾電流幅值及振蕩頻率上具有差異性，其中L 線上的騷擾電流主要為由電容分壓器低壓臂電容端口處瞬態(tài)干擾電壓引起的差模騷擾電流；N 線上的騷擾電流主要為由瞬態(tài)地電位升引起的共模騷擾電流，且共模騷擾電流和分布電容、地線電感呈正相關(guān)；此外，基于信號采集單元上L 線及N 線上騷擾電流主要特征可知，在實(shí)際設(shè)計(jì)中應(yīng)加強(qiáng)對信號線N 線騷擾電流的抑制以提高電子式互感器在智能變電站復(fù)雜電磁環(huán)境的電磁兼容特性。