线路绝缘子调爬对站内避雷器特性的影响

葛乃成，聂宇本，尹 凡，费正明

(国家电网公司华东分部，上海 200002)

电网技术

线路绝缘子调爬对站内避雷器特性的影响

葛乃成，聂宇本，尹 凡，费正明

(国家电网公司华东分部，上海 200002)

根据2013年的江苏电网污区分布图，江苏省电力公司对区内某220kV双回输电线路进行了绝缘子调爬工作，以提高线路绝缘子耐污水平。以该线路为研究对象，计算分析绝缘子片数增加后线路耐雷水平和跳闸率的变化情况，建立了对应的仿真模型，利用ATP-EMTP软件分析了绝缘子片数增加对站内避雷器残压和通流的影响。研究表明，进线段1号杆塔绝缘子片数增加到15片，其余杆塔绝缘子片数增加到19片，雷电侵入波不会对站内设备运行安全构成威胁。

绝缘子调爬；雷电过电压；耐雷水平；避雷器残压

绝缘子调爬是提高绝缘子耐污闪水平的有效方式。目前我国多采用两种方式：增加绝缘子片数和更换复合绝缘子。

随着近年来污秽程度的增加，线路污闪事故频发。如2010年秋冬季苏北地区遭受长时间干旱天气，大气中污秽物增加，导致绝缘子表面积污严重，实测结果表明盐密值达到0.041 mg/cm2，远超历年平均水平(0.018～0.02 mg/cm2)。在次年春季，所属地区三条220 kV线路在2月5日至2月21日期间共发生29次污闪跳闸事故，重合成功24次，强送成功3次，改检修2次。事故处理过程中发现，污闪串外绝缘配置情况均符合当时污区图的爬电比距要求。这一情况表明当时实行的污区图已经不能反映实际污秽程度，因此对所属地区的污秽水平进行了测定并随后更新了污区图，同时对事故线路全线绝缘子进行了调爬处理，采用增加绝缘子片数的方案，把线路绝缘子片数从13片增加到15片～17片不等。

调爬后线路耐污闪水平会提高，但同时也会对线路及变电站绝缘配合造成影响。本文以某220 kV 线路为例，分析线路耐雷水平和跳闸率与调爬增加的片数的关系，建立基于EMTP的系统模型，研究在雷电过电压作用下，调爬前后站入口避雷器残压及通流特性的变化，校核绝缘子片数增加的安全范围，为线路及变电站绝缘配合提供参考依据。

1 线路概况

本文研究选取的线路全长35.4 km，运行电压为双回220 kV，共有杆塔109基，包括耐张塔21基，直线塔88基。变电站2 km出线段内含杆塔6基，塔型为SD3-SJ1，平均塔高46 m。导线型号为全线2×LGJ-300/40，全线架设双避雷线，均为光纤架空复合避雷线，左线型号为OPGW-24B1-100，右线型号为GJ-55。

调爬前线路绝缘子统计的情况如下：线路耐张绝缘子采用双串14片U100BLP-2玻璃绝缘子，爬电比距2.9 cm/kV。悬垂串与跳线串均采用单串13片U70BLP-2玻璃绝缘子，爬电比距2.7 cm/kV。调爬增加的片数从2片～4片不等，其中有部分杆塔因之前提高污闪电压而将原13片绝缘子增加到15片，在本次调爬中再次增加2片至17片。

表1 不同绝缘子条件下线路耐雷水平和跳闸率计算结果

2 线路耐雷水平和跳闸率

针对所述的经过调爬的220kV线路，根据文献[1]提出的规程法，结合线路所处地区的雷电流幅值概率密度统计结果，计算了增加不同片数情况下线路的反击耐雷水平、绕击耐雷水平及线路跳闸率的数值。在计算过程中，绝缘子负极性雷电冲击干闪电压U50%可近似由式(1)所示的经验公式求取：

U50%=550L+80

(1)

式中L——绝缘子长度(m)。

线路归属地电力部门统计了2009—2013年当地负极性雷电流幅值分布情况，为本文提供了幅值概率P(i>I)计算方法：

(2)

按照这个方法，得到不同片数条件下线路耐雷水平和跳闸率计算结果如表1所示，绘制了线路耐雷水平和跳闸率随绝缘子片数变化曲线分别如图1和图2所示。

图1 线路耐雷水平随绝缘子片数变化曲线

图2 线路跳闸率随绝缘子片数变化曲线

从以图2中的计算结果看到，随着绝缘子片数增加，线路耐雷水平线性提高，而线路跳闸率呈指数下降。同时，由计算结果表明，增加绝缘子片数导致绝缘子冲击放电电压U50%提高，影响进入变电站的雷电侵入波幅值，进而影响站入口避雷器的残压值，威胁避雷器及站内设备的运行安全性。以下通过仿真方式进行分析。

3 仿真模型的建立

对于线路绝缘子调爬前后变电站入口处的侵入波幅值变化对避雷器残压特性影响，本文采用ATP-EMTP仿真软件进行仿真分析。对于站内设备采用2 nF集中电容模型，其他设备对应的模型如下。

3.1 雷电侵入波模型

同时，由计算结果表明，增加绝缘子片数导致绝缘子冲击放电电压U50%提高，而变电站遭受的雷电侵入波幅值由线路绝缘子串的冲击强度决定，其幅值不会超过绝缘子串的冲击放电电压U50%[2]。

3.2 雷电流模型

采用了IEC1312-1推荐的Heidler雷电流模型，该模型更符合雷电电流的实际规律[3]。其解析表达式[4]为：

(3)

式中I0——雷电流峰值；

η——峰值电流修正系数；

τ1——波头时间常数；

τ2——波尾时间常数；

n——电流陡度因子。

本文在仿真中采用2.6/50μs的标准雷电波。

3.3 线路及杆塔模型

仿真分析主要针对变电站进线段2 km范围内。该段线路为双回路出线，包含杆塔6基，杆塔型号为2D3-SJ1。导线型号为全线2×LGJ-300/40，全线架设双避雷线，左避雷线线为光纤架空复合避雷线，型号为OPGW-24B1-100，右避雷线线型号为GJ-55。

计算时对杆塔建立多波阻抗模型，按照文献[5]求取杆塔各部分的波阻抗。杆塔结构及多波阻抗模型示意图如图3所示。图3中ZLn=9ZTn(n=1-4)，接地电阻Rg取值为7 Ω，各段波阻抗计算结果如表2所示。

图3 杆塔结构及多波阻抗模型示意图

阻抗波阻抗/Ω长度/m阻抗波阻抗/Ω长度/mZA1111.66.55ZT1122.94.50ZA292.44.80ZT2117.16.80ZA379.16.55ZT3109.76.20ZA482.75.30ZT496.230.00

3.4 避雷器模型

变电站入口避雷器型号为Y10W-216/562，避雷器额定电压216 kV，2 kA操作冲击电流残压468 kV，10 kA(8/20μs)雷电冲击电流残压562 kV，10 kA(波头时间1μs)陡波冲击电流残压630 kV。

根据文献[6]建立了避雷器的P-G模型，该模型是在IEEE避雷器模型基础上提出的简化模型，更适用于分析雷电过电压下的避雷器特性。P-G避雷器模型示意图如图4所示。图4中电阻R取值1 MΩ，电感L0取值0.20 μH，电感L1取值6.53 μH，非线性电阻A0及A1的伏安特性计算结果如表3所示。

3.5 EMTP仿真模型

根据仿真模型，在ATP-EMTP软件中建立系统仿真模型，如图5所示为站内设备等值模型和避雷器模型、1号杆塔以及雷电流源模型，部分杆塔模型受限于篇幅未在图中给出。

图4 P-G避雷器模型示意图

I/AA0/kVA1/kV0.002455.2350.1100547.3442.81k591.2486.63k622.6518.110k671.5567.020k717.6613.1

图5 系统的EMTP仿真模型(部分)

4 仿真结果及分析

利用图5的模型进行仿真，考虑雷击1-6号杆塔时，绝缘子增加不同片数时站入口避雷器的残压和通流情况。不同片数时站入口避雷器残压与雷击位置关系曲线如图6所示。

图6 不同绝缘子片数时避雷器残压与雷击位置关系曲线

从图6的计算结果中看到，雷击1号杆塔导致避雷器残压较高，雷击2号及后续杆塔导致的避雷器残压显著下降，低于避雷器动作电压，不足以威胁避雷器运行安全。导致上述结果的原因主要是由于1号杆塔与出线门架距离约50 m，但2号杆塔与1号杆塔档距约400 m，1号杆塔外的雷电过电压在向站内传播过程中，分裂导线与避雷线之间以及双避雷线内部的耦合作用导致雷电过电压的幅值在传播过程中迅速衰减，衰减程度与导线数量和杆塔结构有关。因此，1号杆塔绝缘子调爬对站入口避雷器的影响最大，应作为最主要的研究对象，这也是实际工况下变电站防雷工作中面临的最为严苛的情况。

雷击1号杆塔时避雷器通流情况与绝缘子串片数的关系曲线如图7所示。

图7 雷击1号杆塔时避雷器时避雷器通流随绝缘子片数变化曲线

图7中，避雷器通流随绝缘子片数增加基本呈线性趋势提高，绝缘子片数增加到16片时，避雷器通流超过其标称放电电流，避雷器保护能力及站内设备运行安全受到线路雷电过电压威胁。同时，1号杆塔外的绝缘子片数量增加到19片时，雷电侵入波也不会导致避雷器通流超过其标称放电电流。

5 结语

为提高线路耐污能力，某双回出线的220 kV等级线路以增加绝缘子片数的方式进行了调爬工作。本文以此为研究对象，根据规程计算了增加绝缘子片数对线路耐雷水平及跳闸率的影响。通过仿真分析研究了站入口避雷器残压和通流特性与绝缘子片数的关系，通过对计算及仿真结果的分析得到以下结论：

(1)线路耐雷水平随绝缘子片数线性增加，线路跳闸率随绝缘子片数呈指数下降。

(2)入侵站内的雷电波幅值随绝缘子冲击闪络电压提高而增加，站入口避雷器残压水平及通流也随之增加。当1号杆塔绝缘子片数超过15片且遭受雷击时，避雷器通流超过其标称放电电流。

(3)对于本文研究的双回线路调爬，1号杆塔绝缘子数量不超过15片，其余杆塔绝缘子数量不超过19片，站内避雷器及设备运行安全不会受到威胁。

(4)建议对线路绝缘子进行分级调爬，进线段杆塔绝缘子调爬应作为重点校核对象。

[1]交流电气装置的过电压保护和绝缘配合:DL/T 620—1997：[S].

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CHEN Na-na. Contrast and analysis of the mathematical model of lightning currents[J]. Electric Switchgear, 2010,48(3):82-84.

[4]Protection against lightning electromagnetic impulse-PartⅠ IEC 1312-1：[S].

[5]HARA T, YAMAMOTO O. Modeling of a transmission tower for lightning surge analysis[J]. IEEE Proc of Trans Distrib, 1996, 143(3): 283-289.

[6]PINCETI P, GIANNETTONI M. A simplified model for zinc oxide surge arresters[J]. IEEE Transactions on Power Delivery, 1999, 14(2): 393-398.

(本文编辑：杨林青)

Influence of Creepage Distance Adjustment of Transmission Line Insulator on Substation Lightning Arrester Characteristics

GE Nai-cheng, NIE Yu-ben, YIN Fan, FEI Zheng-ming

(East China Branch, State Grid Corporation of China, Shanghai 200002, China)

According to the pollution area distribution map of Jiangsu power grid in 2013, Jiangsu Electric Power Company conducted insulator creepage distance adjustment for a 220 kV double-circuit transmission line in order to improve the line insulator pollution resistance. Based on the case study of this line, this paper calculated and analyzed the line lightning resisting level and tripping rate changes after the increase of insulator piece number, and established the corresponding simulation model. Then ATP-FMTP software was adopted to analyze the influence of insulator piece number increase on the substation lightning arrester residual voltage and flow. Studies have shown that lightning invasion wave will pose no threat to the safe operation of substation equipments when the insulator piece number increases to 15 pieces and the other insulator piece number increases to 19 pieces in No. 1 tower of the line.

insulator creepage distance adjustment; lightning overvoltage; lightning resistance level; lightning arrester residual voltage

10.11973/dlyny201701001

葛乃成(1980-)，男，硕士，高级工程师，从事电网安全监督管理工作。

TM216

A

2095-1256(2017)01-0001-05

2016-12-23