酒湖线湖南段特高压直流输电线路耐雷性能分析

周 顺，周羽生，陈 辉，刘诗涵，刘超智

（长沙理工大学智能电网运行与控制湖南省重点实验室，长沙410114）

0 引言

甘肃酒泉至湖南湘潭的±800 kV特高压直流线路长度2 385.6 km，是重点服务于我国西北部太阳能、风能及煤电送出的跨区域输电通道，建成投入使用后将对解决西北弃风弃光，变输煤为输电的问题，优化能源配置形式，极大缓解了湖南省用电紧张，减少雾霾，改善大气环境质量等具有十分重要的意义。

酒湖线±800 kV特高压输电线路额定输送能力达到了双极8 000 MW，直流额定电压为±800 kV，直流额定电流5 kA，输送容量巨大，一旦发生线路跳闸事故，对系统稳定运行影响极大。据有关文献统计，输电线路的跳闸事故70%为雷击事故，酒湖线特高压直流工程湖南段沿线走廊地形有平地、丘陵、河网泥沼、一般山地，地形地势交错复杂，防雷工作严峻。完善酒湖线特高压直流工程湖南段的防雷措施等工作，降低线路闪络率，对于酒湖线特高压直流输电和保障电网安全可靠运行统具有重要的意义。

本文结合酒湖线湖南段采用的杆塔、导线、绝缘子等的实际参数，以及湖南段历年来的雷电参数统计分布，结合ATP-EMTP电磁暂态程序建立了杆塔多波阻抗模型、绝缘子闪络模型、考虑火花效应的接地电阻模型构成了酒湖线湖南段线路的反击耐雷模型；采用不等击距电气几何法，并结合规程法搭建绕击屏蔽模型。通过对酒湖线湖南段线路的耐雷性能分析，为线路制定科学防雷措施提供理论依据。

1 线路与雷电参数

1.1 线路参数

系统输送额定电压为800 kV，湖南段属于轻冰区，根据国网公司的推荐，平丘地区导线宜采用JL1/G3A-1250/70，每相六分裂。全线架设双地线，绝缘子“V”形串长为9.6 m.

1.2 雷电参数

酒湖线湖南段雷电参数数据[1]来源于湖南省闪电雷暴定位系统，通过对近10年的数据统计，如图1所示，湖南段地区负地闪远远多于正地闪，而负极性雷电在传播时衰减少，对设备损害更大。

图1 湖南地区雷电分布图Fig.1 Distribution of lightning in Hunan area

2 耐雷性能仿真计算模型

2.1 线路模型

实际雷电波中本身包含较多的高频率谐波波段，因此考虑到线路参数随频率变化以及雷电流的频变特性，选用ATPDraw中的JMARTI模型[2]，计算并输入酒湖线线路参数，由ATPDraw进行计算模拟。图2为酒湖线的反击模型电路图[3]。

图2 酒湖线特高压直流输电线路反击模型电路图Fig.2 Circuit diagram of back striking model of UHVDC transmission line in Jiuhu line

2.2 雷电流模型

雷电流的波形仿真选择对输电线路的防雷计算与设计影响较大，我国标准中的仿真雷电流是由一个电流源并联波阻抗来模拟的，所并联的波阻抗阻值在100 Ω至400 Ω，雷电波阻选取300 Ω。仿真选用标准雷电流波形双指数波模型，数学模型见式（1）：

式中：Im是固定的雷电流值；α、β是标准中的常数；t是雷电发生时间。

2.3 杆塔模型

杆塔模型在仿真中通常分为单一集中电感模型和多段波阻抗模型[4]。工程实际中应考虑对地电容和线路损耗的影响，单一集中电感模型与工程实际偏差大，故本文仿真采用多段波阻抗模型。为避免单波阻抗模型均一化带来的误差，在计算时细分杆塔，根据杆塔结构和各段尺寸，对杆塔的横担、支架等的波阻抗分段模拟，结合波速在不同位置的情况，图3为酒湖线杆塔在ATP-EMTP仿真中的多段波阻抗电路原理图。

图3 酒湖线杆塔线路多波阻抗模型Fig.3 Model of Jiuhu the tower multi wave impedance

图3中，按杆塔实际结构细分为3段，每一段又可分为左侧主体和右侧支架，左侧主体波阻抗[5]由下式可得：

式中：rzc为杆塔塔身所对应的等效半径值，其取值范围为（1，2，3，4），如下式所示：

式中，rzc(c=1,2)，Rzc(c=1,2)，分别是杆塔对应的长度。主体部分波阻抗约为支架部分的九分之一[6]：

横担波阻抗[7]由式（5）可得：

式中：hc是指第c段横担对地面的高度；同样，rhc指第c段横担对应的等值半径。

由上述理论计算建立的酒湖线杆塔多波阻抗在ATP-EMTP中的仿真分析模型见图4。

图4 酒湖线±800 kV杆塔ATP-EMTP仿真模型Fig.4 The Jiuhu line+800 kV tower ATP-EMTP simulation model

2.4 接地电阻模型

接地电阻的取值直接决定着线路反击耐雷性能，并与雷电流呈函数关系。雷击杆塔顶端后，一定大小的雷电流经接地体泄流。在计算中，采用IEC[7]推荐的公式来计算：

式中：R0为接地电阻值；I为通过接地体的雷电流值；I0为使土壤电离的最小电流值；I0可由下式可得:

式中：E0为使土壤电离时的场强，通常在300～400 kV取值；ρ为地区土壤电阻率。

仿真中应用EMTP中的TACSRes模块来仿真冲击电阻[8-11]的受控非线性特性，该模块考虑了线路沿线地区的土壤特性和流过接地体雷电流大小值两个因素对接地阻抗的影响，计算精度高。仿真图见图5。

2.5 绝缘子闪络模型

雷击点具有很强的随机性，导致雷击点的闪络判据难以获得，应用ATP-EMTP仿真平台内嵌模块来仿真绝缘子闪络进程，进行仿真雷击时正负极导线处绝缘子等部位的过电压值。

图5 考虑火花效应的接地电阻ATP-EMTP仿真模型Fig.5 ATP-EMTP simulation model of surge footing resistance

绝缘闪络判据方法[12]目前有相交法、先导法和规程法。规程法是基于如果绝缘子两端过电压超过绝缘子串标准的50%放电电压临界值时发生闪络，但规程法计算结果和实际情况相比偏小；先导法的原理[13]是当满足3个条件时发生闪络：一是电场强度到达临界值；二是导线绝缘子串承受的雷电冲击电压达到（不考虑表面电离情况）流注发展时间；三是迎面先导长度匹配间隙长度。3者同时满足，绝缘子闪络。但采用先导法计算时参数设置复杂，容易产生较大误差。大量研究表明，采用相交法计算结果与实际运行情况较吻合。相交法的原理是当绝缘子串上过电压曲线与其伏秒特性曲线在某点相交时即判定发生闪络。

±800 kV输电线路绝缘子串的伏秒特性[14]由下式表示：

式中：Us-t为绝缘子串闪络电压；t为过电压作用时间；L为绝缘子串长度，酒湖线绝缘子串长度为9.6 m。绝缘子闪络模型仿真图见图6。

图6 ±800 kV绝缘子闪络模型Fig.6 ±800 kV insulator flashover model

2.6 酒湖线雷电绕击模型

参考以往运行数据，特高压线路的绕击事故多与线路保护角，沿线走廊地面倾角等地形因素有关[15]。而单独采用ATP-EMTP无法仿真出避雷线保护角等几何因素对酒湖线绕击耐雷性能的影响，因此采用ATP-EMTP电磁暂态仿真软件与改进后的电气几何模型结合分析酒湖线绕击耐雷性能。

3 酒湖线±800 kV线路反击耐雷性能

直流输电不同于交流输电的是对雷击闪络的防护是由控制换流阀触发角来实现的，可以不用考虑线路跳闸率[16]，通常采用雷击闪络率来评价直流线路雷击性能.

3.1 酒湖线杆塔接地阻抗对反击耐雷性能影响

接地阻抗的合理取值在防雷设计计算中非常重要，其值的大小与横担上的过电压衰减的速度密切相关，是电力部门减小雷击闪络率的主要方法。通过对酒湖线湖南段不同接地电阻情况下进行正极性导线以及杆塔横担电位的仿真，采用了土壤火花效应的接地电阻变化仿真模型，通过改变其电阻值，并计及冲击电流对其影响。仿真图7—10（○为正极性导线上电位或过电压值，□为杆塔横担处电位或过电压值）分别是雷击杆塔时正极性导线和杆塔横担在接地电阻取30 Ω，20 Ω，10 Ω和5 Ω时电位波形。仿真参数设置时，设定雷电流幅值大小为-362 kA，模拟仿真雷击点在杆塔顶部，杆塔本身电位为0，线路电位为其工作电压，设定雷击时间为0.000 3 s开始，而不是从0 s开始，这是因为从0开始模型还没稳定，波形偏差比较大。仿真结果见图7-10。

图7 接地电阻30 Ω时正极线与横担处电位波形图Fig.7 The waveform of positive wire and crossarm when grounding resistance value 30 Ω

图8 接地电阻20 Ω时正极线与横担处电位波形Fig.8 The waveform of positive wire and crossarm when grounding resistance value 20 Ω

图9 接地电阻10 Ω时正极线与横担处电位波形图Fig.9 The waveform of positive wire and crossarm when grounding resistance value 10 Ω

图10 接地电阻5 Ω时正极线与横担处电位波形图Fig.10 The waveform of positive wire and crossarm when grounding resistance value 5 Ω

通过4个仿真波形对比可知，随着接地电阻由30 Ω降到5 Ω时，绝缘子由闪络变为不闪络，图9中接地电阻为30 Ω，正极性导线0.000 3 s后发生闪络，正极性导线上过电压达到3.5 MV，随后电位变为0，横担电位在瞬间达到7 MV，随后恢复到零电位。图9至图10中，正极性导线电位短时间畸变以后恢复正常，说明绝缘子未闪络。因此，一定程度地降低接地电阻，可有效提高酒湖线耐雷水平，并极大地降低线路反击闪络率。

3.2 酒湖线杆塔呼称高度对反击耐雷性能影响

杆塔高度越高，导线与避雷线的引雷范围也随之增大，加之杆塔本身等效为一个大电感，更容易出现反击事故。表1为杆塔接地阻抗值一定时，各个杆塔高度下的反击闪络率以及耐雷水平。

表1 酒湖线±800 kV不同杆塔呼称高对应的反击耐雷性能Table 1 Lightning back flashover performance of±800 kV Jiuhu UHV DC line for various tower heights

由表1可知，酒湖线特高压直流输电工程中，杆塔的呼称高度对线路的耐雷性能影响突出，杆塔高度的越高，相应的耐雷水平降低以及反击闪络率升高。故在考虑经济性以及地形需要情况下，使用合适高度杆塔能提高线路的反击耐雷水平。

3.3 酒湖线输电线路两种反击情况仿真

按雷击点，可将雷击情况分为雷击杆塔，雷击挡距中央避雷线和雷击极线，雷击极线属于绕击情况，将在绕击部分作讨论。现就雷击杆塔和雷击挡距中央避雷线的情况做仿真分析。

3.3.1 雷击杆塔顶部

仿真雷击杆塔顶部情况时，采用负极性雷电波击杆塔顶端，在雷击过程中，正极性导线的绝缘子所承受的过电压更大，故在分析中只针对正极性导线绝缘子电位作仿真分析，仿真图见图11和图12，接地电阻取30 Ω，且图11中雷电流值-350 kA，图12中雷电流-362 kA。

图11 雷击塔顶端时正极性导线绝缘子未闪络图Fig.11 The unflashover diagram of the positive conductor insulator at the top of the lightning tower

图12 雷击塔顶端时正极性导线绝缘子闪络图Fig.12 The flashover diagram of the positive conductor insulator at the top of the lightning tower

图12中，当雷电流为-350 kA时，0.000 3 s以后正极性导线电位畸变到峰值6 MV后恢复到工作电压，绝缘子没有发生闪络。图12中，雷电流幅值分别为-362 kA，正极性导线上电位发生畸变到峰值6 MV接着变为0，绝缘子电位发生闪络，说明雷击塔顶端时的耐雷水平为-362 kA。

3.3.2 雷击避雷线挡距中央

仿真过程中，取雷击点为避雷线挡距中央。同样取接地电阻初始值为30 Ω。图13为正极性导线绝缘子未闪络时的波形图；图14为酒湖线正极性导线绝缘子闪络波形图。

图13中雷电流幅值设置为-460 kA，正极性导线上的绝缘子未闪络；图14中雷电流幅值-472 kA，正极性导线绝缘子开始闪络。说明雷击避雷线挡距中央的耐雷水平为-472 kA。

图13 雷击避雷线挡距正极性导线绝缘子未闪络图Fig.13 Unflashover diagram of lightning rod insulator with lightning protection line

图14 雷击避雷线挡距正极性导线绝缘子闪络图Fig.14 The flashover diagram of lightning rod insulator with lightning protection line

4 酒湖线±800 kV线路绕击耐雷性能

根据历史运行数据分析，超特高电压等级线路闪络事故多是绕击事故[17]。而酒湖线±800 kV电压等级更高，引雷范围更广，因此对酒湖线的绕击耐雷性能分析尤为重要。

4.1 基于ATP-EMTP下的绕击机理

ATP-EMTP仿真过程中，绕击即雷电直接击中导线。绕击过程也分为3个过程[18]：首先雷电击中极线，雷电流注入导线过程；接着导线上绝缘子电位开始发生变化；最后当电压达到绝缘子闪络50击穿电电压时，导线绝缘子闪络。酒湖线输电线路正负极导线绕击仿真图见图15和图16。

在-20 kA雷电流绕击导线时，对比图15和图16可知，图15是雷击正极性导线，图16绕击负极性导线，对比可以看出，绕击时负极性导线更为严重，所有绕击情况下考虑绕击负极性导线。

图17和图18是接地电阻取30 Ω时，雷电流绕击酒湖线负极线时绝缘子未闪络和闪络时的仿真图。由图17所示，雷电流为-50 kA，接地电阻30 Ω，负极性导线上的绝缘子没有闪络，极线电压短暂升高在没有达到闪络电压时恢复正常，此时极线上电压是工作电压和雷电冲击电压之和。图18中，雷电流为-57 kA，接地电阻30 Ω，负极性导线上绝缘子开始闪络，由仿真可知，酒湖线的绕击耐雷水平为57 kA。

图15 绕击正极线ATP-EMTP仿真图Fig.15 simulation diagram of the positive wire around the strike in ATP-EMTP

图16 绕击负极线ATP-EMTP仿真图Fig.16 simulation diagram of the Negative wire around the strike in ATP-EMTP

图17 绕击时负极线绝缘子未闪络图Fig.17 Unflashover diagram of the negative wire insulator in the shielding failure

图18 绕击时负极线绝缘子闪络图Fig.18 Flashover diagram of the negative wire insulator in the shielding failure

4.2 地面倾角

在实际工程中，特高压输电线路沿线走廊地形地貌多样，雷电到达各个雷击点的击距是不相等的[19]，地面倾角直接改变外侧导线暴露弧弧长，图19中，e1e2倾角为0的大地，c,e0为地面屏蔽面，当地面倾角θ0变大时，地面屏蔽面变为de面，暴露弧度θ1变大，相应的暴露弧长变长。

图19 酒湖线地倾角对绕击耐雷性能分析图Fig.19 Lightning performance analysis chart for various slope angle of ground

酒湖线±800 kV湖南段沿线走廊从常德石门至湘潭市，湖南段线路总长354 km，沿线多为平原低山丘陵地带，地面倾角在0°至45°之间。θ0取15°，30°和45°时计算绕击闪络率。计算结果见表2。

表2 酒湖线不同地倾角对不同排列下导线的绕击闪络率的影响Table 2 Lightning shielding of JiuHu line based on different conductor arrangement for various slope angle of ground

由计算结果可知，当正极性导线在山坡外侧时，沿线走廊地面坡度增大时，相应的线路绕击闪络率也随之增大，而内侧的负极性导线闪络率由于山坡的屏蔽作用，其闪络率较低；当负极性导线在山坡外侧时，相对于正极性导线在外侧时闪络率较小，这是由于负极性导线引雷能力较弱。由计算可知，相同地面倾角下，负极性导线在外侧时的闪络率为正极性导线在外侧时的50%。因此，特高压直流输电线路在经过山区时，使负极性导线在山坡外侧时能降低总的闪络率。

4.3 避雷线保护角

避雷线保护角与线路耐雷性能好坏密切相关，角度大小决定对极线的有效屏蔽范围[20]。避雷线保护角θ变大时，θ2减小，θ1增大到θ11，使暴露弧长L2变长，使导线平均高度变高，绕击闪络率增大。酒湖线保护角对绕击耐雷性能分析见图20。地面倾角为0°不同保护角时酒湖线湖南段的绕击闪络率见表3。

图20 酒湖线保护角对绕击耐雷性能分析图Fig.20 Lightning performance analysis chart for various shield angle

表3 地面倾角为0°不同保护角时酒湖线湖南段的绕击闪络率Table 3 Lightning shielding performance of±800 k V JiuHu HVDC line for various shield angle when various slope angle of ground value0°

由表3可知，保护角越小，其绕击闪络率越小，从-5°到0°时，绕击闪络率增加了1.7倍。避雷线保护角越大，则保护弧越短，同时增大了暴露弧区域，因此绕击闪络率越大。

5 结论

通过应用ATP-EMTP电磁暂态仿真和电气几何法对酒湖线±800 kV湖南段耐雷性能的分析，得出如下结论：

1）降低接地电阻值可有效控制线路反击闪络率。

2）杆塔高度越高，反击闪络率越高，综合考虑经济性和耐雷性能，选择合适高度杆塔能有效降低反击闪络率。

3）正极性导线承受过电压较负极性导线更大，理论上酒湖线±800 kV线路雷击杆塔时的耐雷水平为362 kA；雷击避雷线挡距中央时的耐雷水平为472 kA。绕击时耐雷水平为57 kA.

4）地面倾角通过直接改变外侧导线的暴露弧弧长，使绕击闪络率发生变化。地面倾角越大，绕击闪络率越高，当负极性导线在山坡外侧时，总闪络率要小于正极性导线在外侧时的总闪络率。

5）避雷线保护角通过影响导线的保护弧弧长来决定线路耐雷性能。保护角设置的越小，其绕击率越小，从-5°到0°时，绕击闪络率增加了1.7倍。

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