500 k V雙回路直線轉角塔輸電線路的防雷保護分析

周志成，趙賢根，楊 英，劉 洋，路永玲，楊 瑞

（1.江蘇省電力公司電力科學研究院，南京 211103；2.華中科技大學電氣與電子工程學院，武漢 430074）

國內外的運行經驗表明繞擊是造成500k V超高壓輸電線路雷擊跳閘的主要原因［1－3］。以江蘇省超高壓輸電線路為例，僅500 k V興斗5294線的56號桿塔就于2009-03-21、2010-07-22和 2011-07-18連續三年遭雷電繞擊而導致生線路跳閘，嚴重影響系統的安全穩定運行。

500 k V興斗5294線的56號桿塔為雙回直線轉角塔（型號：SZJ2）。直線轉角塔的絕緣子串一般偏離垂直線較大的角度，該偏角的存在，導致直線轉角塔的耐雷性能與直線塔有所區別，尤其是雷電繞擊性能。直線轉角塔絕緣子串偏離垂直線角度是線路建成后因掛設導線的力學平衡關系而自然形成的角度，在線路和桿塔設計之初，并不能準確地給出直線轉角塔的絕緣子串偏角，故無法準確評估其耐雷性能，導致線路建成后可能會留有隱患。

直線轉角塔已經大量應用于江蘇省超高壓輸電線路，但目前針對直線轉角塔的防雷保護分析，國內外還未見諸報道。因此，針對已投入使用的直線轉角塔線路段，根據絕緣子串偏離垂直線的實際角度，系統評估直線轉角塔輸電線路的繞擊耐雷性能，對保障輸電線路的安全穩定運行具有重要的意義。

目前，用于評價線路繞擊耐雷性能的方法主要有規程法［4］，電氣幾何模型［5－8］，先導發展模型［9－11］和繞擊概率模型［12，13］。其中，電氣幾何模型法（EGM）將雷電的放電特性同線路的結構尺寸聯系起來，通過擊距描述導體的引雷能力，從物理上很好地解釋了線路屏蔽失效的原因，其結果與近二三十年的運行結果基本符合，因而得到廣泛應用［14］。本文將采用電氣幾何模型，研究桿塔呼高和絕緣子串偏角對雙回直線轉角塔輸電線路繞擊耐雷性能的影響，分析雙回直線轉角塔輸電線路繞擊閃絡跳閘故障，并提出相應的防雷改造措施。

1 計算分析條件

計算工具采用華中科技大學自主開發的輸電線路防雷分析系統（LPTL V1.2）［15］。LPTL V1.2內置了電氣幾何模型分析方法，可以考慮輸電線路桿塔的具體結構、不同地形地貌，同時可以選擇計算方法的不同參數。

本文采用電氣幾何模型時選擇的計算條件如下：

擊距公式采用IEEE委員會于1997年推薦的公式［16］r＝a·Ib，其中a＝10，b＝0.65。

雷電先導對地擊距與對導線擊距的比值取0.8，雷電先導對地線擊距與對導線擊距的比值取1。

計算考慮雷電入射角，先導入射角概率密度函數如式（1）所示，其中m和km按照日本學者的推薦分別取3和0.75。

2 500 kV直線轉角塔輸電線路繞擊耐雷性能

2.1 線路導、地線坐標計算

直線轉角塔輸電線路轉角如圖1所示，其中α為線路轉角角度。實際工程中α較小，江蘇省超高壓輸電線路資料統計結果表明，直線轉角塔輸電線路轉角均不超過20°，一般小于10°。

圖1 直線轉角塔處線路轉角示意圖

因為線路走向變化，直線轉角塔絕緣子串會出現一定的傾斜，傾斜的程度與線路轉角大小、線路檔距等因素相關，本報告中用絕緣子串偏角θ來描述絕緣子串的傾斜程度，如圖2所示，根據工程經驗，絕緣子串偏角θ一般取20°～60°。

圖2 直線轉角塔絕緣子串偏角示意

EGM計算分析輸電線路的繞擊耐雷性能，需要圖2-1中導、地線在輸電線路斷面的坐標。根據桿塔尺寸和絕緣子串長度計算的導、地線坐標位于桿塔截面，在轉角塔處桿塔截面與線路斷面的夾角為線路轉角的1／2，即α／2。桿塔截面坐標投影至線路斷面處，需要乘以cos（α／2）。由于直線轉角塔輸電線路的轉角α比較小，取最大值α＝20°，此時cos（α／2）＝0.98，因此直線轉角塔輸電線路繞擊耐雷性能分析可以采用導、地線在桿塔截面處的坐標。

2.2 繞擊耐雷性能分析

本文選取三種典型的雙回直線轉角塔，SZJ1、SZJ2和SZJ16，桿塔結構如圖3所示。基本仿真參數如下：地線型號LGJ-95／553，直徑16.0 mm；導線型號4×LGJQ-400／35，分裂間距450 mm，子導線直徑27.36 mm；絕緣子型號2× 28×XWP2-160，計算時絕緣子串串長取4.8 m，最小閃絡距離取4.34 m。取雷電日40天，地閃密度2.78次／（100 km2·年），雷電流幅值概率密度分布可計算為

其中，a取31，b取2.6。

圖3 雙回直線轉角塔結構圖

為研究桿塔呼高和絕緣子串偏角對直線轉角塔輸電線路繞擊耐雷性能的影響，本文計算中呼高取27、30、33、36、39、42 m，絕緣子串偏角θ取 20、30、40、50、60°，計算結果如圖4所示。

圖4 直線轉角塔輸電線路繞擊耐雷性能計算結果

計算結果表明，SZJ1、SZJ2和SZJ16三種雙回路直線轉角塔輸電線路的繞擊跳閘率均隨桿塔呼高增加而增加，但是隨著絕緣子串偏角變化的規律并不相同，其中，SZJ1和SZJ16兩種直線轉角塔輸電線路的繞擊跳閘率隨絕緣子串偏角增加而增大，而SZJ2直線轉角塔輸電線路的繞擊跳閘率隨絕緣子串偏角增加先減少后增大，在40°左右達到最小值，這是因為絕緣子串偏角增大的過程中，直線轉角塔輸電線路內側導線保護角增加，繞擊跳閘率增加，線路外側導線保護角減小，繞擊跳閘率降低，增加和降低的相對速度決定了輸電線路總跳閘率的變化趨勢。對比三種雙回路直線轉角塔輸電線路的繞擊跳閘率，SZJ2直線轉角塔的輸電線路繞擊跳閘率遠高于其他兩種，防雷改造中需要重點關注SZJ2直線轉角塔輸電線路。

3 典型500 kV直線轉角塔輸電線路繞擊跳閘事故分析

繞擊耐雷性能分析結果表明，SZJ2直線轉角塔輸電線路繞擊跳閘率偏高，線路實際運行經驗也證明這一點。江蘇省500 k V興斗5294線的56號桿塔，型號SZJ2，呼高33 m，桿塔如圖5所示，該直線轉角塔輸電線路于2009-03-21 07：31、2010-07-22 17：52和2011-7-18 17：50發生三次繞擊閃絡跳閘，兩次繞擊跳閘故障均發生在線路轉角內側B相。

采用第1節介紹的EGM模型及其參數，對56號桿塔的繞擊耐雷性能進行分析，分析結果如表1所示。結果表明，56號桿塔IIB相導線的繞擊率最高，繞擊跳閘率最大，與實際運行情況一致。

圖5 500 k V興斗5294線的56號桿塔

表1 56號桿塔繞擊耐雷性能分析結果

4 防雷保護分析

表2 繞擊跳閘率與桿塔呼高、保護角的關系

仿真結果與運行經驗表明，SZJ2直線轉角塔輸電線路繞擊跳閘率較高。為降低SZJ2直線轉角塔線路繞擊跳閘風險，本文分析了減小保護角對改善其繞擊耐雷性能的影響。表2給出了不同呼高的SZJ2直線轉角塔線路的繞擊跳閘率與線路保護角的關系，根據國家電網公司發布的《110（66）k V～500 k V架空輸電線路管理規范》，500 k V繞擊跳閘率小于0.126次／100 km·年時，風險等級為A，為將SZJ2直線轉角塔線路的繞擊跳閘風險限制在A等級以下，本文給出了不同呼高情況下保護角的推薦值，如表3所示。

表3 保護角推薦值

5 結論

（1）本文針對SZJ1、SZJ2和SZJ16共3種典型直線轉角塔輸電線路，采用電氣幾何模型法（EGM）分析了呼高和絕緣子串偏角對其繞擊耐雷性能的影響，結果表明：3種直線轉角塔輸電線路的繞擊跳閘率均隨呼高增加而變大；SZJ1和SZJ16直線轉角塔輸電線路的繞擊跳閘率隨絕緣子串偏角增加而增大，但SZJ2直線轉角塔輸電線路的繞擊跳閘率隨絕緣子串偏角增加先減少后增大；SZJ2直線轉角塔輸電線路的繞擊跳閘率偏高，需要采用防雷電繞擊措施，以保證線路的安全運行。

（2）利用電氣幾何模型法（EGM）開展江蘇省500 k V興斗5294線的56＃桿塔兩次繞擊跳閘事故分析，計算結果與運行情況一直，驗證分析模型和導地線坐標處理方法的合理性，能夠使直線轉角塔輸電線路防雷設計和運行更具針對性和科學性。

（3）給出不同呼高SZJ2直線轉角塔輸電線路的保護角推薦值，為江蘇電網500 k V雙回路直線轉角塔線路的防雷改造提供指導。

［1］ 維列夏金，吳維韓.俄羅斯超高壓和特高壓輸電線路防雷運行經驗［J］.高電壓技術，1998，24（2）：76-79.

Vereschagin，WU Wei-han.The a nalysis of lightning protection for EHV and UHV transmission lines in Russia［J］.High Voltage Engineering，1998，24（2）：76-79.

［2］ 錢冠軍，王曉瑜，丁一正，等.500k V線路直擊雷典型事故調查研究［J］.高電壓技術，1997，23（2）：72-83.

［3］ 常美生.特高壓輸電線路的防雷性能分析［J］.電力學報，1997，12（2）：28-31.

CHANG Mei-sheng.Analysis of the lightning protection for ultra-high voltage transmission line［J］.Journal of E-lectric Power，1997，12（2）：28-31.

［4］ DL／7620-1997，交流電氣裝置的過電壓保護和絕緣配合［S］.

［5］GILMAN D W，WHITEHEAD E R.The mechanism of lightning flashover on high voltage and extra high voltage transmission lines［J］.Electra，1973（27）：65-96.

［6］ WHITEHEAD E R.CIGRE survey of the lightning performance of extra-high voltage transmission lines［J］.E-lectra，1974（33）：63-89.

［7］ ERIKSSON A J.The incidence of lightning strikes to power line［J］.IEEE Transactions on Power Delivery，1987，2（3）：859-870.

［8］ERIKSSON A J.An improved electrogeometric model for transmission line shielding analysis［J］.IEEE Transactions on Power Delivery，1987，2（3）：871-886.

［9］DELLERA L，GARBAGNATI E.Lightning Stroke Simulation by Means of the Leader Progression Model Part I：Description of the Model and Evaluation of Exposure of Free-Standing Structures［J］.IEEE Transactions on Power Delivery，1990，5（4）：2009-2017.

［10］DELLERA L，GARBAGNATI E.Lightning Stroke Simulation by Means of the Leader Progression Model Part II：Exposure and Shielding Failure Evaluation of Overhead Lines with Assessment of Application Graphs［J］.IEEE Transactions on Power Delivery，1990，5（4）：2023-2029.

［11］ 曾嶸，耿屹楠，李雨，等.高壓輸電線路先導發展繞擊分析模型研究［J］.高電壓技術，2008，34（10）：2041-2046.

ZENG Rong，GENG Yi-nan，LI Yu，et al.Lightning shielding failure model of transmission line based on leader progress model［J］.High Voltage Engineering，2008，34（10）：2041-2046.

［12］ 王曉瑜.雷電屏蔽性能的模擬試驗和分析模型的研究［J］.高電壓技術，1994，20（2）：48-53.

［13］ 錢冠軍，王曉瑜，汪雁，等.輸電線路雷擊仿真模型［J］.中國電機工程學報，1999，19（8）：39-45.

QIAO Guan-jun，WANG Xiao-yu，WANG Yan，et al.Lightning simulation model of transmission line［J］.Proceedings of the CSEE，1999，19（8）：39-44.

［14］BROWN G W，WHITEHEAD E R.Field and analytical studies of transmission line shielding part II［J］.IEEE Trans PAS，1996，88（5）：617-625.

［15］XIE Yao-heng，DONG Man-ling，HE heng-xin，et al.A New Tool for Lightning performance assessment of overhead transmission lines［C］.7th Asia-Pacific International Conference on Lightning（APL），2011：513-519.

［16］IEEE Std 1243-1997.IEEE guide for improving the lightning perforance of transmission lines［S］.1997.