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输电系统为了节省用地、减少投资、提高经济效益，近些年结构日趋紧密，相当部分的输电线路采用同塔双回或多回架设的结构[1,2,3]。在广东及珠三角经济发达地区，面临负荷更集中、电源更密集、土地资源更紧缺等实际困难，建设同塔多回输电线路成为解决上述问题的有效途径之一，并由此带来巨大的输电效益。
然而输电线路同塔多回架设给电力系统的安全运行带来巨大的挑战。由于同塔线路往往作为电网的主干线路担负着电网超大功率传输或区域电网的联络重任，其安全运行对电网的影响更显重要。结合近些年输电系统运行越来越逼近其极限水平的实际，利用电磁暂态研究软件ATP-EMTP开展输电线路电磁暂态特性研究，进而为同塔线路的规划设计、建造以及保护、运行提供借鉴与指导变得十分必要与迫切[4,5,6,7]。
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ATP程序(The Alternative Transients Program)是目前世界上电磁暂态分析程序EMTP(Electro-Magnetic Transient Program)最广泛使用的一个版本，ATP-EMTP程序可以在大多数类型的计算机上运行。
EMTP程序的基本功能是进行电力系统仿真计算，将EMTP的稳态分析和电磁暂态分析相结合，可以作为电力系统相关研究的有力工具[8]。
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本文利用最新版本的电磁暂态计算程序ATP-EMTP软件，对某500 kV电厂接入系统工程电磁暂态问题进行研究，重点研究建成投产后电厂—城西双回500 kV线路相关的三相不平衡、感应电压和感应电流问题，并由此提出对本工程设计中线路换位、线路接地刀闸的参数要求。
电厂—城西同塔双线路全长248 km，本期在电厂侧配置90 Mvar高抗，在城西侧配置150 Mvar高抗，线路电气序参数如表1所示，全线导地在杆塔上的分布情况详如图1所示。
Figure 1. Transmission line layout (conductor and ground arrangement from power plant to Chengxi substation)
R0/Ω X0/Ω C0/uF R1/Ω X1/Ω C1/μF R00/Ω X00/Ω C00/μF 43.76 200.42 2.09 2.04 59.30 3.790 41.61 123.471 -0.791 Table 1.
Transmission line sequence parameter -
根据GB/T 15543—2008关于电能质量之三相电压允许不平衡度相关规定：电力系统公共连接点正常电压不平衡度允许值为2%，短时不得超过4%。电流不平衡度可参考近区发电机组的允许程度以及相关继电保护的阀值选取，一般要求低于5～10%的范围。
1)电压不平衡度系指：(1)零序电压不平衡度：Mv0＝V0/V1；(2)负序电压不平衡度：Mv2＝V2/V1。
2)电流不平衡度系指：(1)零序电流不平衡度：Mi0＝I0/I1；(2)负序电流不平衡度：Mi2＝I2/I1
其中：V1、I1指电压、电流的正序分量；V2、I2指电压、电流的负序分量；V0、I0指电压、电流的零序分量。
以上各不平衡度指标的数值越大，表示线路电气参数不平衡情况越严重。
在EMTP中搭建电厂—城西线路以及与城西站直接相连的所有线路物理模型，相关变压器、电源以及负荷等值模型，进行计算，母线电压计算结果如表2所示，线路电压计算结果如表3所示，线路电流计算结果如表4所示。
线路运行条件 负序电压不平衡度/% 零序电压不平衡度/% 电厂侧 变电站侧 电厂侧 变电站侧 双回运行 0.10 0.04 0.07 0.06 单回运行 甲线 0.20 0.04 0.04 0.03 乙线 0.20 0.04 0.07 0.06 Table 2.
The results of three-phase voltage unbalance of 500 kV bus bar on both sides of the line from power plant to Chengxi substation 线路运行条件 负序电压不平衡度/% 零序电压不平衡度/% 电厂侧 变电站侧 电厂侧 变电站侧 电厂—城西甲线 0.19 0.35 0.22 0.11 电厂—城西乙线 0.19 0.35 0.09 0.07 Table 3.
The results of three-phase voltage unbalance of the line from power plant to Chengxi substation 线路运行条件 负序电流不平衡度/% 零序电流不平衡度/% 电厂侧 变电站侧 电厂侧 变电站侧 双回线路运行 甲线 0.63 0.66 0.45 0.42 乙线 0.62 0.61 0.66 0.25 电厂—城西甲线 1.46 1.33 0.48 0.47 电厂—城西乙线 1.45 1.33 0.91 0.51 Table 4.
The results of three-phase current unbalance of the line from power plant to Chengxi substation 可见，在现有的线路相序及换位条件下，电厂-城西线路三相电压不平衡度最高约为0.35%，正常运行方式及线路“N-1”条件下，近区电厂侧、城西站侧500 kV母线三相电压不平衡度最高约为0.2%，三相电压不平衡度均较低，满足国家关于电能质量之三相电压允许不平衡度相关规定要求。正常运行方式及线路“N-1”条件下，线路三相电流负序不平衡度最高约为1.46%、三相电流零序不平衡度最高约为0.91%，明显低于5%～10%的范围。
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当同塔线路一回停运或接地挂检时，由于其与运行线路之间的电容与电感耦合，在被停运或检修的线路上将会存在感应电压，当停运线路因检修而接地时，在接地处将会流过一定的感应电流。
根据相关资料，本工程建设后，电厂—城西线路长约248 km，采用6×JL1/LHA1-465/210导线，全程同塔架设。本部分感应电压、感应电流计算主要针对计算水平年大方式以及将导线输送容量提升至远期较高输送容量的情形。
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表5给出了计算水平年相关线路停运不接地时，该线路两侧感应电压的计算结果。
停运线路 最大感应相电压/kV 电厂—城西甲线 电厂侧39.0/城西站侧40.3 电厂—城西乙线 电厂侧43.4/城西站侧41.9 Table 5.
The maximum induced phase voltage (RMS) of the ungrounded outage line -
表6给出了计算水平年相关线路停运且两侧均接地时，该线路两侧感应电流的计算结果。
接地线路 计算位置 最大感应电流/A 电厂—城西甲线 电厂侧 119.2 城西站侧 124.1 电厂—城西乙线 电厂侧 121.3 城西站侧 130.5 Table 6.
The induced current (RMS) of the outage line which is grounded in both side -
表7给出了将同塔并行线路输送功率提升至约3 640 MVA(对应电流约4 kA)，而另一回线路停运且线路两侧接地时，该线路两侧感应电流计算结果。
接地线路 计算位置 最大感应电流/A 电厂—城西甲线 电厂侧 238.3 城西站侧 241.5 电厂—城西乙线 电厂侧 250.9 城西站侧 258.2 Table 7.
The maximum induced current (RMS) of the outage line which is grounded in both side 表8给出了极端条件下将同塔并行线路输送功率提升至约4 550 MVA(对应电流约5 kA)，而另一回线路停运且线路两侧接地时，该线路两侧感应电流计算结果。
接地线路 计算位置 最大感应电流/A 电厂—城西甲线 电厂侧 310.4 城西站侧 310.5 电厂—城西乙线 电厂侧 320.1 城西站侧 324.1 Table 8.
The maximum induced current (RMS) of the outage line which is grounded in both side -
表9给出计算水平年相关线路停运且一侧接地时，接地侧的静电耦合感应电流(主要为容性电流)与对侧感应电压计算结果。
停运线路 接地侧位置 最大感应电流/A 对侧最大感应电压/kV 电厂—城西甲线 电厂侧 15.2 7.9 城西站侧 9.0 8.2 电厂—城西乙线 电厂侧 10.0 8.6 城西站侧 8.0 8.5 Table 9.
The maximum induced current and voltage of the outage line which is grounded in one side -
基于计算水平年近区网架接线情况，将同塔并行线路输送功率提升至约3 640 MVA(对应电流约4 kA)，表10给出了线路停运且一侧接地时，接地侧的静电耦合感应电流(主要为容性电流)与对侧感应电压计算结果。
停运线路 接地侧位置 最大感应电流/A 对侧最大感应电压/kV 电厂—城西甲线 电厂侧 9.3 14.6 城西站侧 6.3 14.9 电厂—城西乙线 电厂侧 9.1 16.0 城西站侧 5.9 15.9 Table 10.
The maximum induced current and voltage of the outage line which is grounded in one side -
由于此次感应电压与感应电流研究是基于计算水平年大方式与远景系统潮流与等值条件进行的，根据《广东电网规划设计技术原则》，500 kV电网允许电压波动的范围为0%～10%，因而考虑线路运行电压在本研究条件的基础上可能有接近5%的升幅，而感应电压随健全线路运行电压而升高，因此建议线路接地刀闸感应电压在该研究结果的基础上提高5%；而感应电流随健全线路电流而升高，由于本文已考虑将同塔并行线路输送功率提升至约3 640 MVA(对应电流约4 kA)的运行工况与4 550 MVA(对应电流约5 kA)的极端运行工况，因此建议线路接地刀闸感应电流参考本文计算结果。
2.1 线路三相电压不平衡度计算
2.2 感应电压和感应电流
2.2.1 感应电压
2.2.2 感应电流
2.2.2.1 投产年一回线路停运两侧接地时的感应电流
2.2.2.2 远景年将共塔线路输送功率提升至允许值时的感应电流
2.2.2.3 投产年停运线路一侧接地时的感应电流与感应电压
2.2.2.4 远景年将共塔线路输送功率提升至允许值时
2.2.3 关于对线路接地刀闸参数的要求
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本文重点关注了同塔双回架设线路的感应电压及感应电流问题，采用电磁暂态仿真程序ATP-EMTP，建立了某500 kV电厂接入系统工程的系统元件模型，仿真计算了建成投产后电厂—城西站双回500 kV线路三相电压、电流的不平衡度以及线路感应电压、和感应电流的情况，结论如下：
1)在推荐线路相序及换位条件下，电厂—城西线路正常运行方式及线路“N-1”条件下，三相电压、电流不平衡度明显低于5%～10%的范围，满足国标要求。
2)在计算水平年大方式下，新建的电厂—城西线路停运线路静电耦合感应电压、电磁耦合感应电压、静电耦合感应电流、电磁耦合感应电流均较处于相对较低水平。通过将该同塔并行双回线路中的一回线路输送功率提升至导线所长期允许的输送容量后(对应将线路输送功率提升至约3 640 MVA、电流约4 kA)，电厂—城西线路静电耦合感应电压最高为43.4 kV，电磁耦合感应电压最高为16.0 kV，静电耦合感应电流(主要为容性电流)最高为15.2 A，电磁耦合感应电流最高为258.2 A。极端条件下，将同塔并行线路输送功率提升至约4 550 MVA(对应电流约5 kA)，而另一回线路停运且线路两侧接地时，电磁耦合感应电流最高为324.1 A。建议线路接地刀闸感应电压在该研究结果的基础上提高5%，感应电流参考本文研究结果。
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