±800kV与±500kV同塔双回直流输电线路防雷性能

李金亮，杜志叶，阮江军，张亚飞，李健，陈媛

(1.武汉大学电气工程学院，武汉市 430072;2.中南电力设计院，武汉市 430071)

0 引言

目前正在开展天广直流改造的前期论证工作。根据系统规划，天广直流改造需结合缅北水电外送，2个输电工程拟共用同一路径。由于缅北水电外送距离超过2000 km，必然采用±800kV特高压直流输电方案，天广直流为±500kV输电，因此±800kV与±500kV同塔双回路直流输电方案较为可行。而防雷成为±800kV与±500kV同塔双回输电线路安全的重要课题［1］。

目前对输电线路反击耐雷性能的分析方法主要有规程法［2］、蒙特卡罗法［3］和 ATP-EMTP 数值仿真法［4］。规程法在对输电线路反击耐雷水平进行分析时将杆塔视为一等值电感，不能反映雷击塔顶时雷电流在杆塔上的传播过程以及反射波对杆塔各节点电位的影响，也不能反映绝缘子串上电压随时间的变化过程。因此，规程法是一种简化的计算方法，与实际的雷击过程有一定的差异［5］。而用蒙特卡罗法计算雷击跳闸率对于击中部位的判据难以确定，目前尚无统一的判据［6］。本文利用 ATP-EMTP仿真软件，基于杆塔的多波阻抗模型，以相交法作为绝缘子闪络的判据，考虑了导地线间耦合电压、导线上工作电压和导线上感应电压的影响，对不同塔型线路的反击耐雷性能进行了深入的研究。

目前我国用于分析线路绕击耐雷水平的常用方法有:规程法、先导发展模型法［7-8］和电气几何模型法(electric geometry method，EGM)［9］。规程法主要基于单回路矮塔统计值推导而来，对高塔和多回线路的绕击计算存在较大误差。先导发展模型法很大程度上依赖长期的雷电和长间隙试验观测的数据，不同的参数和判据带来的计算结果相差较大，应用到同塔多回输电线路绕击计算中还有待试验和运行经验积累。EGM以击距理论为基础，计算原理与雷击线路实际运行情况比较吻合，为大电网会议和IEEE推荐方法，在美国、日本和欧洲被广泛采纳，我国最新规程与许多学者也在推动该方法的应用［10］。本文采用了杆塔的多波阻抗模型和改进的电气几何模型法计算线路的绕击跳闸率，分析了不同塔型线路的绕击耐雷性能，为线路的设计提供参考。

1 计算原理和模型

在ATP仿真模型中，雷电源采用的是国际电工委员会于1995年在其文件IEC1312－1中推荐采用的雷电解析表达式，波形为 2.6/50 μs［11］。

1.1 杆塔波阻抗模型

杆塔的模拟通常有2种:(1)采用集中电感来模拟，这样等效简化了计算，但无法描述雷击杆塔的波过程，准确度较差。(2)当杆塔高度较高时，根据杆塔结构，把杆塔看作均匀参数，用1个波阻抗来模拟［12］。考虑到雷电波从塔的顶部运动到塔基是需要时间的，第2种模型优于第1种。通过对单根垂直导体、带横担的垂直导体及多导体系统的浪涌特性实验，逐步建立了输电线路杆塔的分布参数线路模型［13］。

1.2 绝缘子闪络过程分析模型

目前在线路防雷计算中存在的绝缘闪络判断方法主要有:规程法、先导发展法和相交法。规程法原理是当绝缘子两端的过电压超过绝缘子串或相同长度空气间隙50%放电电压判为闪络，但运行经验表明该方法计算结果偏于保守［14］。

先导法将绝缘子串在冲击电压作用下的闪络过程视为同样长度空气间隙的击穿过程［15］，当绝缘子串承受的冲击电压达到流注发展时间，电场强度达到临界值时，先导开始发展，其速度随施加的电压和间隙剩余长度而变，当先导长度达到间隙长度时，间隙击穿，绝缘子闪络。该方法的缺点是计算过程比较复杂，需要设置较多的计算参数。

相交法判断绝缘子串闪络，只有当绝缘子串上过电压曲线与绝缘子串的伏秒特性曲线相交时，才判断为发生闪络，两条曲线相交的时刻即为闪络时刻。对于同塔双回线路，绝缘子串上的非标准电压波形的计算表明实际放电时间均较短，基本上均是波前放电［16］。大量研究表明，采用相交法所得的结果和运行经验基本相符合［17-18］，故本文采用相交法作为同塔双回直流线路绝缘子闪络判据。

1.2.1 伏秒特性

本文中500kV绝缘子的伏秒特性选取文献［15］中的绝缘子串伏秒特性:

式中:U50%为绝缘子串50%冲击放电电压;T为常数，本文取4.3;t为放电时间。对于长串复合绝缘子，其绝缘子串的50%冲击放电电压，可用近似公式求得:

式中L为绝缘子串的长度。

参考相关文献可知，800kV绝缘子串的伏秒特性［16］可表示为

式中:Us-t为闪络电压，kV;t为电压作用时间，μs;L为绝缘子串长，m。

1.2.2 TACS元件组合控制模型

在ATPDraw中，用TACS元件组合来模拟绝缘子串的闪络过程。绝缘子串两端的电压和绝缘子串的伏秒特性分别是时间的函数，可以用TACS元件组合，通过设定各元件中的FORTRAN表达式来实现相应的功能，如图1所示。图中矩形框1中的元件模拟绝缘子伏秒特性;矩形框2中的元件模拟绝缘子两端感应电压Ui(t);矩形框3中的元件模拟绝缘子两端过电压Uins(t);矩形框4中的元件模拟绝缘子串的闪络过程。其中52号元件(DEV)是比较器，两路驱动信号输入，分别是绝缘子串两端的过电压曲线，有名+固定阈值模拟绝缘子串的伏秒特性曲线。两路电压比较的结果输出至64元件，控制TACS开关的状态。TACS开关并联于绝缘子串两端，开关闭合时为绝缘子串闪络，断开时为绝缘子串正常状态。仿真时若某一时刻绝缘子两端的过电压值大于绝缘子伏秒特性曲线上的值，2条曲线相交，52号元件输出高电平，控制TACS开关闭合，即表示绝缘子发生闪络，完成判断过程。

图1 TACS组合控制模型模拟绝缘子串闪络特性Fig.1 Simulation of flashover performance of insulator strings using TACS combination control model

1.3 电气几何模型

计算绕击跳闸率的改进的电气几何模型原理图如图2所示，改进的电气几何模型考虑了工作电压和地形的影响，雷电流入射角的概率密度函数［19］为

雷电对避雷线的击距公式采用IEEE标准所推荐的击距计算式［20］

雷电对大地的击距采用文献［12］给出的击距计算式，即

式中:η为线路建弧率;L2为屏蔽弧;L1为绕击弧;Ic为绕击耐雷水平;Im为能引起绕击的最大雷电流幅值;f(I)为雷电流幅值概率分布密度函数;γ为每km2的平均落雷次数;b+4h为线路的等值受雷宽度;b为避雷线间的距离;h为线路的平均高度;T为每年雷暴日。

图2 改进的EGM原理图Fig.2 Schematic diagram of improved EGM

2 ±800kV与±500kV输电线路耐雷性

图3 同杆并架塔头布置方案Fig.3 Three types of double-circuit towers

图4 极线布置方式Fig.4 Arrangement scheme of conductor

表1 5种布置方案Tab.1 Five arrangement schemes

根据前面所述的建模方法，我们对图4所示的3种不同塔型方案进行防雷性能计算研究，选取的计算参数:±500kV导线型号 4×LGJ-720/50，±800kV导线型号6×LGJ-630/45，地线型号LBGJ-150-20AC;500kV绝缘子采用FXBZ-±500/210型复合绝缘子串，长度为6.8 m，800kV绝缘子长度取11 m。考虑雷电波在沿线路方向相邻档距间的传播效应，计算时选择雷击点临近的五基杆塔，档距设定均为450 m。在不同布置方案下，线路耐雷性能也各不相同，本文针对表1所示的5种布置方案进行反击和绕击耐雷性能及其影响因素的计算。

2.1 反击耐雷性能计算

2.1.1 5种布置方案下的反击耐雷性能

在不同布置方案下，线路耐雷水平也各不相同，取杆塔接地电阻为10 Ω，土壤电阻率为100 Ω·m，仿真得到单线闪络和双线闪络时5种布置方案的耐雷水平如表2和表3所示。

从表2可以看出，发生单线闪络时，各种布线方式下的耐雷水平有差异，A、B这2种导线排列方式耐雷水平相同且最高，C、D这2种导线排列方式耐雷水平相同且最低，E这种排列方式耐雷水平居中。且各种排列方式下闪络的均为500kV的正极线，主要原因是在负极性雷电流下，正极性导线的反击耐雷水平较低，并且500kV绝缘子较800kV绝缘子的绝缘性能要差一些。

表2 单线闪络时不同布置方案下的耐雷水平Tab.2 Lighting performance level under single line flashover in different arrangement schemes

表3 双线闪络时不同布置方案下的耐雷水平Tab.3 Lighting performance level under double line flashover in different arrangement schemes

通过对各种布置方式的计算结果进行对比发现，单线闪络时闪络极线均为500kV正极线，双线闪络时闪络极线均为500kV正极线和500kV负极线。主要原因是800kV绝缘子串长度11 m较500kV绝缘子串长度6.8 m长很多，绝缘性能相对好很多。同时由于双线闪络时500kV正极性导线先击穿后，导线上的电压急剧下降，使得800kV正极性导线电压受到较大的影响(降低)，500kV负极性导线电压也受到较大的影响(升高)，且雷电波为负极性，横担电位为负值，因此，双线闪络时800kV极线不闪络。由此可知±800kV与±500kV同塔双回输电线路耐雷水平主要由500kV线路耐雷水平决定。

2.1.2 杆塔高度对反击耐雷性能的影响

杆塔高度增加，线路的反击耐雷水平降低，反击跳闸率增加，主要有2个方面的原因:(1)随着高度的增加，线路引雷能力提高，更容易受到雷击;(2)雷击后雷电波在杆塔中的传播时间增加，经接地电阻反射回杆塔，对雷电流起到的削弱作用减小。把计算所得的耐雷水平数据进行拟合，如图5所示，可以看出各种布置方案下，随着杆塔高度的增加，线路的耐雷水平呈单调下降趋势，且A、B排列方式的耐雷水平最高，C、D排列方式的耐雷水平最低。

综上所述，在我国当前铁路建设速度越来越快背景下的铁路建设发展中，对于铁路发展建设中的施工技术应用应该进行专门的分析，尤其是针对钢轨施工技术的应用，更应该进行专门的分析。通过钢轨打磨技术施工，能够提升铁路线路施工运行质量，对于提升铁路钢轨建设效益具有重要性建设研究意义。通过本文的研究和分析，将钢轨打磨技术应用发展趋势归纳为以下几点：一是智能化发展趋势；二是信息集成化发展趋势；三是柔性化发展趋势。以上三点发展趋势的转变，说明了钢轨打磨技术在我国发展传承中，其原有的发展传承技术应用已经出现了新的转变趋势。

图5 反击耐雷水平随杆塔高度变化趋势图Fig.5 Lighting performance of back striking varying with tower heights

2.1.3 接地电阻对反击耐雷性能的影响

杆塔接地电阻的大小影响横担电位，从而影响耐雷水平。在输电线路设计中，降低杆塔接地电阻是提高线路的反击耐雷水平，减小反击跳闸率的方法之一。本文仿真了杆塔接地电阻分别在5，10，15，20，25，30 Ω的各种布置方案下的的反击耐雷水平。把计算所得耐雷水平数据进行拟合，如图6所示，可知在各种布置方案下，随着接地电阻的增加，线路的耐雷水平呈单调下降趋势，且A、B这2种排列方式下降比较明显，C、D、E这3种排列方式下降缓慢一些。

图6 反击耐雷水平随接地电阻变化趋势图Fig.6 Lighting performance of back striking varying with ground resistances

2.2 绕击耐雷性能的计算

2.2.1 地面倾角对绕击耐雷性能的影响

当地面存在倾角时，即当杆塔架设在斜坡上面时，位于斜坡外侧的导线由于地面击距的下降而使暴露弧度增加，从而使绕击率增加，而位于斜坡内侧的导线由于地面击距的上升而使暴露弧段减小，从而使绕击率降低。因而，需要综合斜坡内外侧绕击率的变化来评价地面倾角对绕击率的影响。不同地面倾角时，5种布置方案下的绕击跳闸率如表4所示。

表4 不同地面倾角下的绕击跳闸率Tab.4 Trip-out rate of shielding failure under different ground slope angles

由表4可以看出，当地面没有倾角或倾角很小时，各种排列方式线路的绕击跳闸率很小，随着地面倾角的增加，绕击跳闸率增加，当地面倾角达到30°时，绕击跳闸率很大。各种排列方式下，A、B这2种方式绕击跳闸率最小，C和D这2种排列方式绕击跳闸率较大。因此，当线路较多经过山坡地段时，应加强雷电绕击保护，降低其绕击跳闸率，使线路能够安全可靠运行。

2.2.2 保护角对绕击耐雷性能的影响

保护角是影响线路绕击跳闸率的重要因素之一，一般而言，负的保护角可以对导线起到较好的屏蔽保护作用，然而当地面倾角很大(如处于山顶或山坡处)或杆塔高度较高时，负的保护角对线路的屏蔽作用也会下降，本文选取地面倾角为20°，计算了不同保护角下塔型1和塔型2的绕击跳闸率，见表5。

表5 不同保护角下的绕击跳闸率Tab.5 Trip-out rate of shielding failure under different protection angles

由表5可知，A、B这2种排列方式的绕击跳闸率相同，C、D这2种排列方式的绕击跳闸率近似相同，C、D这2种排列方式相比D种排列方式的绕击跳闸率略高一些，各种排列情况下，绕击跳闸率随着保护角的增加而升高。

2.2.3 杆塔高度对绕击耐雷性能的影响

杆塔高度增加，导线的受雷宽度增加，同时地面对导线的屏蔽作用减小，故线路的绕击跳闸率会增加。本文选取地面倾角为20°，计算了不同杆塔呼称高下的绕击跳闸率，见表6。

表6 不同杆塔呼称高下的绕击跳闸率Tab.6 Trip-out rate of shielding failure under different tower heights

由表6的计算结果可知，当地面倾角较大时(20°以上)，随着杆塔高度的增加，线路的绕击跳闸率增加明显，故应该严格控制杆塔高度或在杆塔高度较高的情况下积极采取防雷措施以降低绕击跳闸率。

2.3 线路总跳闸率计算

线路总跳闸率为反击跳闸率和绕击跳闸率之和，根据反击耐雷水平计算结果，采用文献［2］的参数计算反击跳闸率，绕击跳闸率则采用EGM计算，考虑地面倾角的影响，总跳闸率的计算参数参照行标［2］，计算结果列于表7。由表7的计算结果可知:布置方案A、B总跳闸率相同且最低，布置方案C、D这2种排列方式总跳闸率近似相同且都很高，C、D这2种排列方式相比D种排列方式的总跳闸率略高一些。

3 结论

采用基于杆塔波阻抗模型的分布参数线路模型，是目前模拟直流输电线路塔线系统比较精确的方法，可以在仿真过程中较好地模拟雷击杆塔的波传播过程;采用TACS元件组成的闪络判断模块，可以准确模拟绝缘子在过电压作用下的闪络情况。通过对具体的±800kV和±500kV同塔双回直流输电线路的仿真计算，可得到如下结论。

表7 线路雷击跳闸率Tab.7 Lightning trip-out rate of transmission line

(1)对于反击跳闸率，布置方案A、B的反击跳闸率相同且最低，C、D的反击跳闸率相同且最高，E种布置方案跳闸率居中，5种方案下总跳闸率差别较大。通过总跳闸率的对比可知，A、B这2种导线排列方式最好，且说明在塔型1的情况下上方800kV极线的排列方式对总跳闸率几乎没有影响。

(2)对于绕击跳闸率，导线排列方式A和B的绕击跳闸率最低，排列方式C和D的绕击率最高，E种方式的绕击率居中。且随着地面倾角、保护角和杆塔高度的增加各种布置方案的绕击跳闸率升高，建议±800kV与±500kV高压直流输电线路采用负保护角。

(3)当地线对导线的保护角为0°或负保护角时，屏蔽性能最好的是导线排列方式A和B，其次是导线排列方式E，最差是导线排列方式C和D。

(4)通过计算结果对比可知，绕击跳闸率明显高于反击跳闸率，因此绕击将是特高压防雷的主要工作。

(5)通过对计算结果的分析可知，±800kV与±500kV同塔双回输电线路耐雷水平主要由500kV线路耐雷水平决定，因此要加强500kV线路的耐雷性能。

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