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user: 2. 500 kV同塔双回输电线路绕击耐雷性能研究分析 2.1. 杆塔高度对绕击耐雷性能的影响 杆塔越高，其引雷宽度越大，遭受雷击的概率越大。在EGM理论中，随着杆塔高度的不断升高，地面对导线的屏蔽作用逐渐降低，绕击跳闸率升高。本文在分析塔高对绕击防雷性能影响的时候，选用地面倾角为0˚，雷电日40天的情况。在塔型塔头尺寸不变的情况下，通过改变塔身高度，分析不同杆塔高度对绕击耐雷性能的影响。本文设定研究对象的杆塔为伞型塔，给定的塔头尺寸的地线保护角均为负角，最小的保护角达−20˚，地线基本可以实现对上相导线实现完全屏蔽。因此上相导线基本很少发生绕击事故，而中相和下相导线则更容易遭受绕击。 通过EMTP软件对500 kV输电线路进行建模仿真，分析其绕击耐雷性能。即建立500 kV输电线路的绕击模型，该模型采用基于电气几何模型法(电气几何模型法提出绕击率与雷电流幅值有关的观点， 考虑导线高度、地面倾角等因素的影响)，通过各因素得变化导致雷电绕击跳闸次数来反映出各因素对于绕击耐雷性能的影响，该模型先通过计算对应的最最小与最大击距，进而分析击距范围内的落雷概率，从而得出绕击跳闸率。对于选取导线排列方式为同相序。从表1可看出，计算得出在绝缘子干弧距离为3.98 m时，该输电线路上相的绕击耐雷水平为12.6 kA，中相11.5 kA，下相11.5 kA。 Table 1 Effect of tower height on lightning resistanc 塔身高度/m 30 40 50 60 70 跳闸率/次/(百公里∙年) 上相 0 上相 0 上相 0 上相 0 上相 0 中相 0 中相 0 中相 0 中相 0 中相 0 下相 0 下相 0.0063 下相 0.0526 下相 0.1151 下相 0.169 总计 0 总计 0.0125 总计 0.1053 总计 0.2303 总计 0.338 表1. 杆塔高度对绕击耐雷性能的影响 计算条件：平原，雷电日40天，给定塔头。 图1. 不同塔高下的绕击跳闸率 由图1不同塔高下的绕击跳闸率中可以看出500 kV输电线路的跳闸率随杆塔高度增加而升高，即绕击防雷性能是随着杆塔高度的增加而降低，在地面倾角为0˚的情况下，给定塔头的地线保护角可以很好地实现对上相和中相导线的完全屏蔽。由于杆塔是伞型结构，下相横担的长度较长，地线保护角也较大。因此，地线对下相导线的屏蔽作用较弱，下相导线发生绕击的概率最大。 2.2. 地面倾角对绕击耐雷性能的影响 地面倾角是影响绕击耐雷性能的一个重要因素，地面倾角的变化将使对地击距发生变化，导致暴露弧发生变化，从而影响绕击跳闸率。因此本文建立与1.1相同的绕击模型，其中条件变为以地面倾角为自变量；本文以给定塔头在塔身高度为40 m的条件下，改变地面倾角的角度，分析研究各种地面倾角下的绕击耐雷性能，结果如表2所示。 Table 2 Effect of ground dip on lightning resistanc 地面倾角 5˚ 10˚ 15˚ 20˚ 30˚ 沿坡外侧 跳闸率/次/ (百公里∙年) 上相 0 上相 0 上相 0 上相 0 上相 0 中相 0 中相 0 中相 0 中相 0 中相 0 下相 0.0344 下相 0.0925 下相 0.1738 下相 0.2196 下相 0.2717 沿坡内侧 跳闸率/次/ (百公里∙年) 上相 0 上相 0 上相 0 上相 0 上相 0 中相 0 中相 0 中相 0 中相 0 中相 0 下相 0.0011 下相 0 下相 0 下相 0 下相 0 总计 0.0355 总计 0.0925 总计 0.1738 总计 0.2196 总计 0.2717 表2. 地面倾角对绕击耐雷性能的影响 计算条件：雷电日40天，给定塔头，塔身高度40 m。 图2. 不同地面倾角下的绕击跳闸率 从图2中可以看出，通过对不同倾角条件下的绕击防雷性能分析，得出随着地面倾角的增大沿坡外侧的绕击跳闸率是增加的，而沿坡内侧的绕击跳闸率为逐渐减小，当地面倾角大于10˚时，沿坡内侧的绕击跳闸率降为零。由于给定的500 kV杆塔的地线对各相保护角均为负值，因此当地面倾角大于20˚时，绕击跳闸率增长速度趋缓，随着地面倾角的继续增大，暴露距离将达到最大值。因此地面倾角沿坡外侧对于绕击防雷性能影响较大，而沿坡内侧对于绕击防雷性能影响较小，但是沿坡内侧地面倾角大于20˚时则对绕击防雷性能影响也较大。 2.3. 保护角对绕击耐雷性能的影响 保护角的不同也会对绕击耐雷性能产生影响，当保护角较小时，地线对导线的屏蔽作用增大，避免导线遭受雷击。因此，目前在工程设计上降低绕击跳闸率的方法主要是通过减小保护角来实现。 本文通过计算不同保护角10˚、5˚、0、−5˚、−10˚的绕击跳闸率分析保护角对绕击耐雷性能的影响。 其中计算模型如下：雷绕击线路时的耐雷水平I为： I 1 = 4 U 50 % Z ，式中，Z为输电线路的波阻抗。绕击引起的跳闸率为： n 1 = 0.6 h b p α p I 2 η ；式中， p α 为绕击率； p I 1 为雷电流超过耐雷水平 I 1 的概率。 对于平原地区有： lg P ∂ = ∂ h d / 86 − 3.9 对于山区有： lg P ∂ = ∂ h d / 86 − 3.35 式中，α为保护角度。其中边相是以下相导线为例。统计结果见表3： Table 3 Effect of ground protection angle on lightning resistanc 保护角 10˚ 5˚ 0˚ −5˚ −10˚ 沿坡外侧 跳闸率/次/ (百公里∙年) 上相 0.4659 上相 0.0993 上相 0 上相 0 上相 0 中相 0.1126 中相 0.1126 中相 0.0108 中相 0.0032 中相 0.1026 下相 0.1722 下相 0.1722 下相 0.1722 下相 0.1325 下相 0.0049 沿坡内侧 跳闸率/次/ (百公里∙年) 上相 2.3197 上相 0.2441 上相 0 上相 0 上相 0 中相 0.0191 中相 0.0191 中相 0.0108 中相 0 中相 0.0092 下相 0.0035 下相 0.0035 下相 0.0035 下相 0.0035 下相 0 总计 3.0913 总计 0.6509 总计 0.1973 总计 0.1393 总计 0.1166 表3. 地线保护角对绕击耐雷性能的影响 计算条件：雷电日40天，塔身高度50 m，地面倾角10˚。 图3. 不同保护角下的绕击跳闸率 从图3中可以看出，随着保护角的增大绕击跳闸率也随之增大，特别是当保护角大于0˚的时候，跳闸率增大的速率快，但当保护角小于0˚时，绕击跳闸率随保护角的增大变化缓慢，基本趋于平稳。其主要原因为当保护角为负值时，避雷线对导线的屏蔽较好，在相同幅值雷电流下导线的暴露距离变化小。对于斜坡外侧，当保护角为10˚时，上相导线遭受绕击的概率最大，其次为下相导线，最后是中相导线。随着保护角的减小到小于0˚，上相导线绕击跳闸率降低为零，中相导线和下相导线逐渐降低。其中，上相导线跳闸率降低的幅度最大，其次是中相导线，最后是下相导线。因此对于绕击耐雷性能的大小以此为上相导线、中相导线、下相导线。 2.4. 导线排列方式对绕击耐雷性能的影响 本文通过分析500 kV输电线路导线逆相序排列方式对绕击耐雷性能影响，与导线同相序排列方式进行比较。采用以上模型对其导线排序方式进行变换对比，在计算绕击跳闸率时，假设导线逆相序排列的一侧置于沿坡的外侧。统计结果见表4。 Table 4 Effects of wire arrangement on lightning resistanc 地面倾角 5˚ 10˚ 15˚ 20˚ 30˚ 同 相 序 沿坡 外侧 跳闸率 上相 0 上相 0 上相 0 上相 0 上相 0 中相 0 中相 0 中相 0 中相 0 中相 0 下相 0.0006 下相 0.011 下相 0.069 下相 0.193 下相 0.257 沿坡 内侧 跳闸率 上相 0 上相 0 上相 0 上相 0 上相 0 中相 0 中相 0 中相 0 中相 0 中相 0 下相 0 下相 0 下相 0 下相 0 下相 0 总计 0.0006 总计 0.011 总计 0.069 总计 0.193 总计 0.257 逆 相 序 沿坡 外侧 跳闸率 上相 0 上相 0 上相 0 上相 0 上相 0 中相 0 中相 0 中相 0 中相 0 中相 0 下相 0.0002 下相 0.010 下相 0.067 下相 0.172 下相 0.221 沿坡 内侧 跳闸率 上相 0 上相 0 上相 0 上相 0 上相 0 中相 0 中相 0 中相 0 中相 0 中相 0 下相 0 下相 0 下相 0 下相 0 下相 0 总计 0.0002 总计 0.010 总计 0.067 总计 0.172 总计 0.221 表4. 导线排列方式对绕击耐雷性能的影响 计算条件：雷电日40天，给定塔头，塔身高度30 m。 图4. 导线相序不同下的绕击跳闸率 通过表4和图4发现导线逆相序排列比同相序排列具有更好的绕击防雷性能。当地面倾角小于15˚时，导线逆相序排列与同相序排列的绕击跳闸率基本一致，但当地面倾角大于15˚后，同相序排列方式的绕击跳闸率比逆相序排列方式的增长幅度大。因此导线同相序方式当地面倾角大于15˚时其对绕击耐雷性能由于逆相序排列方式，然而当地面倾角小于15˚时，同相序排列方式与逆相序排列方式对于绕击耐雷性能基本相同。