交流1000 kV同塔雙回線路電氣不平衡度研究

席曉麗，郝陽，高振，許苗

（西北電力設計院，陜西西安710075）

電力系統三相電壓平衡狀況是電能質量的主要指標之一，在輸電線路中，由于三相架空線路自身參數的不平衡，導致在線路正常運行時，每相導線的阻抗和導納不相等，導致了電力系統中的不對稱電流和不對稱電壓，當系統電壓、電流的不平衡度超過允許水平時，就可能影響到發電機等電氣設備的正常運行[1-2]。按照國家標準《電能質量三相電壓允許不平衡度GB/T 15543-2008》的要求，需要對系統電壓、電流的不平衡度進行控制。

錫盟—南京特高壓1000 kV交流工程，起于內蒙古自治區多倫縣的錫盟特高壓變電站，經北京東特高壓變電站、濟南特高壓變電站、徐州特高壓變電站，止于南京特高壓變電站。線路總體呈南北走向，可研推薦路徑方案全長約1434 km。

本文以我國運行多年，并已成為國家電網及區域電網的主干網架的500kV線路、750kV線路和已經投入建設的晉東南—南陽—荊門1000 kV輸電線路設計運行經驗及研究成果做為參考依據，利用ATP等計算工具對不平衡度進行具體分析，給出合理的換位方式。

1 目前1000 kV線路換位情況及電氣不平衡度限值

《1000 kV架空輸電線路設計規范》（GB 50665-2011）規定：“單回線路采用水平排列方式時，線路長度超過120 km應換位；單回線路采用三角形排列及同塔雙回線路按逆向序排列時，其換位長度可適當延長。換位循環長度不宜大于200 km；1個變電所每回出線雖小于120 km，但其總長度超過200 km，可采用換位或變換各回輸電線路的相序排列的措施來平衡不對稱電流”。我國已建的晉東南—南陽—荊門1000 kV輸電線路在晉東南—南陽和南陽—荊門2段各進行了1次換位。

電力系統的三相電壓的平衡狀況是衡量電能指標的主要指標。中華人民共和國國家標準《電能質量三相電壓允許不平衡度》GB/T15543-2008（2008-06-18發布，2009-05-01實施）對不平衡度的定義為：“三相電力系統中三相不平衡的程度，用電壓或電流負序基波分量或零序基波分量與正序基波分量的方均根值百分比表示。電壓或電流不平衡度分別用εu或εI表示。”

根據《電能質量三相電壓允許不平衡度》GB/T15543-2008對電壓不平衡度限值的規定：“電力系統公共連接點正常電壓不平衡度允許值為2%，短時不得超過4%。國家標準GB755-87《電機基本技術要求》中給出，定子及磁場繞組直接冷卻的電動機和發電機在正常運行條件下，能夠承受的電流不平衡度分別為8%和5%。我國《電力工業技術管理法規》規定：“轉子為綁線式的汽輪發電機禁止在不平衡的負荷下運行（當負序電流不超過正序電流的5%時，則認為三相電流實際上是平衡的）。”[3-4]

國家標準未對輸電線路提出相應指標。公共連接點定義為電力系統中一個以上用戶的連接處，作為系統組成的輸電線路，其自身所產生的電壓不平衡度也應該理解為必須低于2%。

因此，本文推薦將2%作為輸電線路電壓不平衡度的限值。

2 輸電線路不平衡度

2.1 計算條件

1）系統參數。①系統額定電壓為1000 kV；②系統最高運行電壓為1100 kV；③系統輸送功率為6000MW；④事故時極限輸送功率為12000 MW；⑤功率因數為0.95。

2）導、地線參數。導線采用8分裂LGJ－630/45導線，地線采用JLB 20A-240。

3）桿塔型式。本工程初步設計推薦路徑方案全長約1434 km，其中黃河大跨越推薦方案長3.6 km，淮河大跨越推薦方案長2.4 km。本工程單回路線路長2×318.5 km，雙回路線路長1115.5 km。根據桿塔規劃結果，本工程典型鐵塔布置尺寸詳見圖1。

4）其他參數。①絕緣子串長為取10 m；②桿塔呼高為取52 m；③土壤電阻率為取500 Ω·m

2.2 濟南—徐州段線路不平衡度計算分析

2.2.1 不換位線路不平衡度分析

濟南—徐州段線路長414.5 km，本段線路全線為同塔雙回路，塔頭尺寸如圖1所示，針對本工程規劃鐵塔，按照本段線路實際長度在不換位情況下，由波形提取三相電壓、電流的相量形式，由對稱分量法計算電壓、電流的正序、負序分量，并計算電壓、電流不平衡度[5]。計算得出的不同運行方式下的不平衡度表1。

圖1 雙回路鐵塔Fig.1 Double-circuit steel tower

表1 濟南—徐州線路不換位電壓不平衡度Tab.1 Voltage imbalance of Jinan-Xuzhou untransposed line

由表1可以看出，導線排列方式對線路不平衡度影響非常大。同相序排列方式的不平衡度最大，逆相序排列方式次之，異相序排列方式最好。濟南—徐州段線路如果采用同相序排列方式，在不換位情況下負序不平衡度遠大于2%的限值要求，而采用如果逆相序排列方式，負序不平衡也超過2%的限值要求。因此，濟南—徐州段線路采用換位方式降低不平衡度是很必要的。

2.2.2 換位后不平衡度

根據750kV和500kV線路工程經驗，對于同相序和異相序，必須同向換位，對于逆相序，必須反向換位，才能保證相序排列在換位前后保持一致。

利用ATP的換位元件，在ATP電磁暫態計算程序中，1個輸電線路逆相序1個整循環全換位和2個整循環全換位的模型示于圖2和圖3中。

圖2 ATP中1個整循環全換位計算示意圖Fig.2 Calculation diagram of full transposition in the entire cycle in ATP

圖3 ATP中2個整循環全換位實現換位計算示意圖Fig.3 Calculation diagram of full transposition in the 2 cycles in ATP

針對本工程推薦塔型，按照實際線路長度，由波形提取三相電壓、電流的相量形式，由對稱分量法計算電壓、電流的正序、負序分量，并計算電壓的不平衡度。計算得出的不同運行方式下的不平衡度見表2。

表2 濟南—徐州段線路經過1次換位后電壓不平衡度Tab.2 Voltage unbalance after a transposition in Jinan-Xuzhou line

由表2可知：

1）待選的幾種換位方式都可以使本段線路的不平衡度降到2%的限值以下。

2）1個整循環換位時的線路電壓不平衡度為0.31%，2個整循環換位時的線路電壓不平衡度為0.04%，2個整循環換位效果更佳，但是要增加2基換位塔，這將大大增加線路投資，而1個整循環效果已經很好，完全滿足限值要求。

3）1個整循環換位時，若按照工程實際情況，考慮山地、平地對不平衡度的影響，可以看出，實際的不平衡度要和完全按照山地考慮的情況不平衡度基本相當。這說明在1次整循環換位后，線路已經具備很好的不平衡度。

4）考慮事故情況，單回輸送12000 MW功率時，1個整循環換位的電壓不平衡度為0.52%，比正常運行時增加0.21%。

根據以上的計算結果，同塔雙回線路在經過1個整循環換位后，線路的平衡度有較大提高，逆向序反向換位效果最好。因此，本段線路推薦使用逆向序反向換位。

2.2.3 換位長度推薦

濟南—徐州段線路長度為414.5 km，根據計算在不換位情況下，線路不平衡度均達不到2%的限值要求，必須進行換位。

本工程全長2×143.4 km，其中濟南—徐州線路長度為2×414.5 km，推薦本段進行1個單獨全循環換位，換位后電壓、電流不平衡度顯著降低，同時兩回路間的回流電流也明顯減小。1個全換位最長節距約138 km，換位后不平衡度能滿足要求。

采用二基換位塔實現全循環換位，可提高線路運行可靠度，同時降低線路造價，本段線路推薦采用二基換位塔實現全循環換位。

濟南—徐州線路長度414.5 km，全段為同塔雙回線路。線路的具體換位節距見圖4。

3 影響不平衡度的因素

考慮到本工程雙回路推薦采用逆相序排列方式，因此，本節只對逆相序反向換位進行影響不平衡度的因素分析。

3.1 線路長度對不換位線路影響

保持計算用系統參數和塔頭尺寸不變，計算了幾種長度時的不平衡度，結果見表3、表4。

表3 線路長度對不換位線路不平衡度的影響計算結果（雙回路正常運行）Tab.3 Influence of line length on unbalance of nontransposition line(two-loop normal running)

從表3結果可以看出，特高壓雙回路逆相序排列方式下，額定輸送功率為6000 MW時，當線路長度超過385 km時，不換位線路不平衡度超過2%。

表4 線路長度對不換位線路不平衡度的影響計算結果（單回運行，一回停運）Tab.4 Influence of line length on unbalance of nontransposition line(single-back runs and a return to outages)

根據《1000 kV架空輸電線路設計規范》（送審稿）中，1000 kV單回路水平排列在線路長度為120 km時不平衡度為1.76%，對應雙回路逆相序排列的線路長度為330 km。

考慮單回運行，一回停運的工況，單回輸送功率12000 MW，按照負序電壓不平衡度4%控制，線路長度不超過145 km。

3.2 換位點位置對換位線路不平衡度的影響

保持計算用系統參數和塔頭尺寸不變，計算了線路長度400 km，換位點在L/3、2L/3時的不平衡度，并且考慮到實際工程中，由于換位塔對地形等條件要求比較高，因此，換位點有可能會前后移動。計算了前后各移動10 km、20 km、30 km時的不平衡度。結果見表5。

表5 換位點位置對換位線路不平衡度的影響計算結果Tab.5 Influence of transposition position on unbalance of transposition line

從以上計算結果可以看出，換位點在L/3、2L/3處時的不平衡度是最小的。

3.3 導線對地距離的影響

保持計算用系統參數和塔頭尺寸不變，計算400 km不同桿塔呼高下的不平衡度，結果見表6。

表6 導線對地距離對不平衡度的影響（2個換位塔）Tab.6 Influence of wire-to-ground distance on the unbalance(2 transposition tower)

從表6可以看出，導線對地距離對輸電線路不平衡度的影響很小，可以忽略不計。

3.4 線間距離對不平衡度的影響

3.4.1 水平線間距離的影響

保持系統參數、桿塔呼高、導地線間水平位移不變，對于垂直逆相序排列桿塔，保持垂直線間距離不變，計算400 km不同水平線間距離對不平衡度的影響，計算結果見表7。

表7 水平線間距離對不平衡度影響Tab.7 Influence of horizontal distance among lines on the unbalance

從表7可以看出，隨著水平線間距離的減小，對于水平排列逆相序的未換位線路，負序不平衡度增加程度較大；對于換位的線路，不平衡度隨著水平線間距離的增大而增大，增加幅度相對較小。這是因為，隨著水平線間距離的增大，水平逆相序排列的兩回線路之間的抵消作用減弱，互感阻抗不平衡的影響也隨之增大。

3.4.2 垂直線間距離的影響

對于垂直排列的雙回線路，保持系統參數、桿塔呼高、導地線間水平位移和兩回導線空間位置不變，計算400 km線路不同垂直線間距離對不平衡度的影響，計算結果見表8。

表8 垂直線間距離對不平衡度影響Tab.8 Influence of vertical distance among lines on the unbalance

從表8可以看出，隨著垂直線間距離的增大，對于逆相序垂直排列的線路，換位和不換位線路的不平衡度均有所減小，這說明適當增大相間距離能夠使得兩回路之間的抵消作用加強。

3.5 輸送功率對不平衡度的影響

保持運行電壓（1000 kV）和功率因數（0.95）不變，按照給定的塔頭尺寸，分別計算400 km線路在不換位和換位的情況下不平衡度的變化，計算結果見表9。

表9 輸送功率對不平衡度影響Tab.9 Influence of transmission power on the unbalance

從表9中可以看出，在不換位的情況下，線路輕載運行時，在運行電壓不變的情況下，負載等效阻抗較大，因此，線路三相阻抗不平衡造成的不平衡度的影響較小；當線路滿負荷運行時，在運行電壓不變的情況下，負載等效阻抗較小，因此，線路三相阻抗不平衡造成的不平衡度的影響顯著增大。在換位的情況下，由于線路已經具備比較好的平衡度，因此,三相對稱負載的增加與減少對不平衡度的影響很小。

3.6 運行電壓對不平衡度的影響

保持輸送功率（假設為4500 MV·A）和功率因數（0.95）不變，按照給定的塔頭尺寸，分別計算2種導線排列下400 km線路的不平衡度，計算結果見表10。

表10 運行電壓對不平衡度影響Tab.10 Influence of operating voltage on the unbalance

從表10可以看出，隨著運行電壓的升高，線路不平衡度有所下降。這是因為在輸送功率不變的情況下，運行電壓升高，負載阻抗相應增大，因為線路三相阻抗不平衡造成的不平衡度的影響減小。

3.7 與750kV和500kV線路不平衡度比較

3.7.1 與750kV線路比較

計算條件為典型750kV線路工程參數：采用6分裂LGJ-400/50導線，塔型分別采用垂直逆相序排列鼓型塔，塔頭尺寸見圖5（a）。有功功率2300 MW，運行電壓750kV，計算線路不平衡度。

從表11、表12的計算結果可以看出：1000 kV交流特高壓線路在輸送功率為4500 MW時，比750kV線路電壓不平衡度略低。根據表7的計算結果，考慮到本工程系統額定輸送功率可能會達到6000 MW，因此，1000 kV線路在385 km時不平衡度達到2%，750kV線路在200 km時不平衡度達到2%。

3.7.2 與500kV線路比較

下面將1000kV交流線路與500kV線路進行比較。

圖5 750kV、500kV鐵塔示意圖Fig.5750kV,500kV tower diagram

表11 750kV換位與不換位線路不平衡度計算結果Tab.11 Unbalance of 750kV transposed and untransposed line

表12 1000 kV不換位線路不平衡度計算結果Tab.12 Unbalance of 1000 kV untransposed line

計算條件為典型500kV線路工程參數：采用4分裂LGJ-400/50導線，塔型采用垂直逆相序排列鼓型塔，塔頭尺寸見圖5（b）。有功功率1200 MW，運行電壓500kV時，計算線路不平衡度，計算結果見表13。

表13 500kV換位與不換位線路不平衡度計算結果Tab.13 Unbalance of 500kV transposed and untransposed line

從表13的對比可以看出，500kV不換位線路的不平衡度略差于750kV線路。1000 kV線路在385 km時不平衡度達到2%，750kV線路在200 km時不平衡度達到2%，500kV線路在180 km時不平衡度達到2%。

4 結論

綜合以上計算分析，本文主要結論如下：

1）對于同塔雙回線路，導線排列方式對線路不平衡度影響非常大。不換位情況下，同相序排列方式的不平衡度最大，異相序和逆向序排列方式較好。

2）隨著線路長度的增加，不平衡度變大。對于特高壓同塔雙回逆相序排列方式下，額定輸送功率為6000 MW時，當線路長度到385 km時，不換位線路不平衡度達到2%。

3）導線相間距離的影響。隨著水平線間距離的減小，對于水平排列逆相序的未換位線路，負序不平衡度增加程度較大；對于換位的線路，不平衡度隨著水平線間距離的增大而增大，增加幅度相對較小。這是因為，隨著水平線間距離的增大，水平逆相序排列的兩回線路之間的抵消作用減弱，互感阻抗不平衡的影響也隨之增大。隨著垂直線間距離的增大，對于逆相序垂直排列的線路，換位和不換位線路的不平衡度均有所減小，這說明適當增大相間距離能夠使得兩回路之間的抵消作用加強。

4）在不換位的情況下，線路輕載運行時，在運行電壓不變的情況下，負載等效阻抗較大，因此，線路三相阻抗不平衡造成的不平衡度的影響較小；當線路滿負荷運行時，在運行電壓不變的情況下，負載等效阻抗較小，因此，線路三相阻抗不平衡造成的不平衡度的影響顯著增大。在換位的情況下，由于線路已經具備比較好的平衡度，因此，三相對稱負載的增加與減少對不平衡度的影響就很小。

5）500kV線路不換位線路的不平衡度略差于750kV線路，1000 kV不換位線路的不平衡度相對最小。1000 kV線路在385 km時不平衡度達到2%，750kV線路在200 km時不平衡度達到2%，500kV線路在180 km時不平衡度達到2%。

6）濟南—徐州段線路的換位方式。①濟南—徐州段線路長414.5 km，全段為同塔雙回線路。經過不平衡度計算，在線路逆相序垂直排列情況下，線路不平衡度為2.31%，經過1個整循環換位時的線路電壓不平衡度為0.31%，2個整循環換位時的線路電壓不平衡度為0.04%，2個整循環換位效果更佳，但是要增加2基換位塔，這將大大增加線路投資，而1個整循環效果已經很好，完全滿足限值要求。②考慮事故情況，單回輸送12000 MW功率時，一個整循環換位的電壓不平衡度為0.52%，比正常運行時增加0.21%，但仍然遠遠小于2%的限值要求。

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