摘 要：目前配電變壓器仿真建模及雷電防護措施研究均基于 Yyn?0 型配電變壓器，未考慮工程中大量應用的 Dyn?11型配電變壓器與其在雷電耐受能力上的差異。針對 Dyn?11 型配電變壓器雷電耐受能力研究缺失問題，基于兩臺不同接線組別的 S13?315/10 真型配電變壓器的結構及標稱參數，采用 ATP?EMTP 建立寬頻等效模型，分析雷電防護措施相同的情況下及接地電阻改變時，接線組別的不同對配電變壓器雷電耐受性能的影響。研究結果表明，在相同雷電防護措施下，Dyn?11型配電變壓器高壓繞組承受的過電壓均低于 Yyn?0 型，Dyn?11 型配電變壓器雷電耐受能力優于 Yyn?0 型，且 Yyn?0 型配電變壓器承受的感應雷過電壓對于接地電阻的阻值變化更為敏感。

0 引 言

配電變壓器直接與電力用戶相連，承載電能的傳輸和分配，分布廣泛，數量眾多，其安全運行與配電網的電可靠性息息相關。在實際運行過程中，配電線路因暴露于戶外而容易遭受雷電沖擊，且由于配電設備總體絕緣配置水平低于其線路絕緣水平，因此配電變壓器時因雷擊而導致絕緣損壞。

出于經濟因素考慮，我國多數地區配電變壓器的雷電防護僅在高壓側安裝避雷器，達不到預期防護效果。而部分地區雖在低壓側也加裝了避雷器，但由于設備選型不當、接地不良等因素影響，仍會導致雷擊過電壓超過規程要求的設備耐受電壓限值，嚴重影響設備安全和配電網的可靠運行[1?4]。

配電變壓器雷電防護一直是業內關注的重點，目前國內外學者針對配電變壓器雷擊模型的建立及雷電耐受能力的影響因素進行了大量的研究。文獻[5]采用高頻變壓器模型，利用區間組合統計法對配電變壓器雷害絕緣故障概率進行計算，并對防護措施的性能進行了分析；文獻[6]考慮雷電波瞬時作用于繞組首端時電感的阻流作用，將配電變壓器等效為入口電容，結合線路模型對其雷擊過電壓進行了仿真分析；文獻[7]采用基于頻率響應分析結果的矢量擬合方法構建了配電變壓器的黑盒模型，通過實驗數據驗證了模型的有效性；文獻[8]通過散射參數法測量實際變壓器參數，由黑盒法經電路擬合建立了適用于雷擊的配電變壓器寬頻等效模型，并通過粒子群和模擬退火算法對模型參數進行化；文獻[9?10]則基于配電變壓器銘牌參數及結構參數，計算電磁耦合與電容耦合等效參數，以理想變壓器模型為基礎構建了相應的配電變壓器雷擊寬頻等效模型。

上述研究基于不同的模型構建方法，針對配電變壓器高壓側安裝避雷器的防護效果及接地電阻對配電變壓器雷電耐受能力的影響進行了詳盡的分析，但其中模型的建立均基于 Yyn ?0 型接線組別的配電變壓器，并未對實際工程應用中日益增多的 Dyn?11 型接線組別的配電變壓器進行研究，且未對兩者雷電耐受力的差異進行對比分析。

為探究不同的接線組別對配電變壓器雷電耐受能力的影響，本文基于 ATP?EMTP 電磁暫態仿真軟件建立了 Yyn?0和 Dyn?11型配電變壓器雷擊寬頻等效模型，并通過仿真計算對其在不同雷電流幅值下的雷擊過電壓進行對比分析，研究結論用于配電變壓器的選型及防護措施的實施，具有較高的工程應用價值。

1 寬頻等效模型建立

配電變壓器的傳統工頻等效模型主要考慮電磁耦合，而雷擊過電壓的頻率范圍通常在0 Hz~1MHz之間，除在低頻段僅需考慮電磁耦合外，較高頻段還需考慮電容耦合的作用，因此構建適用于雷擊過電壓分析的寬頻等效模型有利于提升分析結果的準確性。為對比研究兩種不同接線組別配電變壓器雷電過電壓的響應與差異，本文在已有的Yyn?0型配電變壓器雷擊寬頻等效模型的基礎上，構建了Dyn?11型配電變壓器雷擊寬頻等效模型[11?13]，Dyn?11和Yyn?0型配電變壓器雷擊寬頻等效模型示意圖分別如圖 1和圖 2所示。

圖1、圖2所示模型中，在結合理想變壓器模型的基礎上，電磁耦合可等效為電阻與電感；而由于配電變壓器一般采用層式繞組，且變壓器鐵心與外殼均需良好接地，線圈匝間與層間、高壓側繞組對外殼和低壓側繞組對鐵心均存在電位差，可根據能量等效與平行板電容器原理等效為電容。因此，圖中9、10為勵磁等效電阻及電感，2、3、5、6為繞組電阻及漏電感，8為層間與匝間等效電容之和，1 和 7 分別為兩側繞組對外殼及鐵心等效電容，12為相間電容，4為繞組間的等效電容。

由于Dyn ?11型配電變壓器的高壓側繞組為△接線，其三相繞組末端不相連，故將其相間電容等效為首末端對稱分布，取值為計算值的一半，且由于Yyn?0型配電變壓器高壓側中性點不接地，即二者高壓側繞組均無接地點，故將高壓側繞組對外殼電容等效為首末端對稱電容，取值也為計算值的一半。

為對兩種不同接線組別的配電變壓器雷電耐受能力進行有效對比，本文選取了兩臺接線組別不同的S13?315/10真型配電變壓器來搭建雷擊寬頻等效模型，其對應技術參數見表 1。

傳統配電變壓器模型中勵磁阻抗和漏磁阻抗的計算公式如下：

式中：Rk為配電變壓器兩側的總等效電阻值，單位為Ω，可以通過兩側變比關系求得相應的電阻值；ΔPk為短路損耗；SN為額定容量；UN為額定電壓；Xk為兩側總漏電抗，單位為Ω，兩側電抗值求法與電阻值相同；Uk% 為短路阻抗百分比；Rm為勵磁電阻，單位為Ω；ΔP0為空載損耗；I0為空載電流；Xm 為勵磁電抗，單位為Ω；Zm為勵磁阻抗。

在求得模型參數的基礎上，采用ATP?EMTP電磁暫態仿真軟件搭建配電變壓器雷擊寬頻等效模型。為驗證所建模型的有效性，在高壓側接入工頻額定電壓，得到低壓側電壓波形如圖3所示，此波形可驗證所搭建模型在考慮雷擊響應之外仍具有工頻有效性。

2 相同雷電防護措施下的雷擊分析

2.1 直擊雷過電壓仿真分析

為分析對比在相同雷電防護措施下，接線組別不同導致的配電變壓器雷電耐受能力差異，配電變壓器的高壓側均采用型號相同的避雷器，且接地電阻取值相同。其中避雷器采用型號為YH5W ?17/45的復合外套無間隙金屬氧化物避雷器，標稱放電電流為5 kA，避雷器額定電壓為17kV，避雷器本體標稱放電電流下的殘壓為45kV。

根據文獻[14]，采用 IEEE 推薦計算公式求得的首次雷擊電流幅值與實際統計結果更相近，則首次雷擊電流幅值超過Im的概率可按如下經驗公式求得：

根據IEEE推薦取值，令a=31，b=2.6，根據式（5）對首次雷擊電流幅值超過5kA，10kA，20kA，30 kA的概率進行計算，得到各雷電流幅值對應的概率如表2所示。

由表2可知，隨著首次雷擊電流幅值的增加，其對應的概率則大幅降低，首次雷擊電流幅值超過30kA的概率僅為52.13%，遠低于首次雷擊電流幅值超過 10 kA的概率，且該幅值已大幅超過避雷器標稱放電電流。因此，本文重點對表中所示雷電流幅值參數進行直擊雷仿真計算，對雷擊電流幅值更高的情況不予考慮。

假設雷電流幅值分別為5kA，10kA，20 kA，30 kA，波長為2.6/50 μs標準波形，雷電波從配電變壓器高壓側A相進波，得到的A相雷擊過電壓如圖4、圖5所示。

由圖4、圖 5可知，首次雷擊電流幅值達到20kA 及、以上時，配電變壓器高壓側承受的直擊雷過電壓均超過了GB/T 50064—2014《交流電氣裝置的過電壓保護和絕緣配合設計規范》中規定的75kV 額定雷電耐受電壓，且根據表 2 可知，首次雷擊電流達到該幅值的概率較高，為75.16%；Yyn?0型配電變壓器高壓側承受的直接雷過電壓峰值均高于Dyn?11型配電變壓器，經計算，不同雷電流幅值下峰值差分別為1.14 kV，2.34 kV，21.27kV，23.85kV，與雷電流幅值呈正相關。這是由于Yyn?0型配電變壓器高壓側中性點不接地，避雷器動作時，雷電流經接地電阻入地產生的逆變換過電壓加劇了繞組上的過電壓升高，而Dyn?11型配電變壓器高壓側為△接線，不存在相應情況。

由此可知，配電變壓器總體對于直擊雷耐受能力較弱，需采取措施避免雷電直擊，且 Dyn?11 型配電變壓器對直擊雷耐受能力明顯優于Yyn?0型配電變壓器。因此，在雷電活動比較頻繁的區域，采用Dyn?11型配電變壓器取代Yyn?0型配電變壓器對于降低雷擊引發事故的概率、減少雷擊造成的損失具有實際工程價值。

2.2 感應雷過電壓仿真分析

假設雷擊點距離線路的距離為 s，且 s取值超過 65 m時，按照規程導線上的感應雷過電壓（單位：kV）的幅值可以按照下式計算[15]：

根據初步計算，當雷電流幅值小于 20 kA 時，線路上感應過電壓幅值不超過 75 kV，該值已小于該電壓等級配電變壓器的額定雷電沖擊耐受電壓，因此不對雷電流幅值小于 20 kA 的情況進一步分析計算。

通過式（5）計算出雷電流幅值超過 20 kA，30 kA，40 kA 的概率，并通過式（6）計算出相應的感應過電壓幅值，如表 3所示。

采用表 3 中所示幅值的感應雷過電壓三相進波從高壓側侵入，仿真得到配電變壓器高壓側感應雷過電壓波形如圖 6、圖 7所示。

由圖 6、圖 7 可知，配電變壓器高壓側承受的感應雷過電壓幅值均不超過 75 kV，但 Yyn?0 型配電變壓器高壓側承受的感應雷過電壓幅值均高于Dyn?11型配電變壓器，經計算，其峰值差分別為 3.01 kV，1.86 kV，1.55 kV，較直擊雷過電壓差異較小，且與感應雷幅值呈負相關。這是由于感應雷相較直擊雷，其侵入配電變壓器的雷電流較小，因此相應產生的逆變換過電壓幅值也較低，且三相同時進波的情況下，三相繞組過電壓對稱分布，受繞組接線組別影響較小。由此可知，接線組別差異對配電變壓器感應雷耐受能力影響較小。

3 不同接地電阻情況下的雷擊分析

3.1 不同接地電阻情況下的直擊雷過電壓分析

接地電阻是影響配電變壓器雷擊過電壓水平的重要參數，其數值變化與雷擊過電壓幅值直接相關。按照GB/T 50065—2011《交流電氣裝置的接地設計規范》中要求，該類型配電變壓器接地電阻要求在4 Ω以內，為進一步分析接地電阻取值改變時，兩種不同接線組別配電變壓器雷電耐受能力的差異，在已有的模型基礎上改變接地電阻取值，進行雷擊仿真計算。

假設雷電流幅值為10 kA，波形為2.6/50 μs 標準波形的雷電波從 A 相進波，侵入配電變壓器高壓側時，不同接地電阻取值情況下兩種不同接線組別配電變壓器高壓側的直擊雷過電壓波形如圖 8、圖 9所示。

由圖8、圖9可知，當接地電阻阻值發生變化時，配電變壓器高壓側承受的直擊雷過電壓峰值均發生較大幅度的改變，且當接地電阻為4Ω時，兩種接線配電變壓器直擊雷過電壓均已超過額定耐受電壓值。經計算，其變化率分別為34.67%與34.09%，相差不超過 1%，即可近似認為不同接線組別的配電變壓器直擊雷耐受能力受接地電阻變化影響的程度基本相同。

由此可知，雖然接電電阻的變化會造成配電變壓器直擊雷耐受能力差異，但是連接組別的不同不會對其產生較大影響。同時，接地電阻增加將導致直擊雷過電壓大幅升高，為了能夠提升配電變壓器的直擊雷耐受能力，應盡量降低接地電阻值。

3.2 不同接地電阻情況下的感應雷過電壓分析

假設幅值為115 kV，2.6/50 μs標準波形的感應雷三相進波，從高壓側侵入配電變壓器時，不同接地電阻取值情況下配電變壓器高壓側承受的感應雷過電壓波形如圖10、圖 11所示。

由圖10及圖11可知，當接地電阻阻值發生變化時，Dyn?11型配電變壓器高壓側承受的感應過電壓變化幅度相對較小，而Yyn?0型配電變壓器則較為顯著。經過計算，Dyn?11 型配電變壓器高壓側承受的感應過電壓幅 值 變 化 率 為 4.69%，而Yyn?0型配電變壓 器則為11.78%，可見Yyn?0型配電變壓器高壓側承受的感應雷過電壓對于接地電阻阻值變化更為敏感。因此，在一些土壤電阻率較高、接地電阻難以降低且雷電活動較為頻繁的地區，更適合采用Dyn?11型配電變壓器，以降低感應雷引發事故的概率。

4 結 論

以上研究結果表明：

1）在雷電防護措施及接地電阻均相同的情況下，Dyn?11型配電變壓器的直擊雷耐受能力明顯優于 Yyn?0型，建議在雷電活動較為頻繁的地區，盡量裝設 Dyn?11型配電變壓器，以降低雷擊造成的停電事故概率。

2）相比感應雷過電壓，較小雷電流幅值所引起的直擊雷過電壓即可超過配電變壓器雷電沖擊耐受電壓限值，且首次雷擊大于該雷電流幅值的概率較高，故應引起高度重視，采取相應措施避免配電變壓器遭受直擊雷。

3）接地電阻對于配電變壓器雷電防護性能影響很大，山區或高土壤電阻率地區更應采取相應措施，確保接地電阻值在規程規定的 4 Ω 以下。

4）Yyn?0 接線與 Dyn?11 接線配電變壓器相比，其感應雷過電壓幅值對于接地電阻值變化更為敏感，在接地阻難以降低地區，優先選用 Dyn?11 接線配電變壓器替代 Yyn?0 接線配電變壓器，以降低感應過電壓引發事故的概率。

審核編輯：湯梓紅