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(1.国网陕西省电力公司，西安 710048； 2.中国能源建设集团陕西省电力设计院有限公司，西安 710054；3.西安交通大学 电气工程学院，西安 710049； 4.江苏丰东热技术股份公司，江苏 盐城 224100)

0 引言

随着国家推进城镇化建设，城镇规划区以及城郊地区的线路走廊日益紧张，线路多经过城市绿化带、人行道等路径拥挤地段[1-3]。对于66 kV及以下线路工程，采用钢管杆、混凝土杆管径小(1 m以下)、易实施，且经济性好，可满足线路走廊要求。对于110 kV及以上线路工程，特别是双回路、多回路工程，由于荷载较大，采用钢管杆虽可满足走廊占地要求，但管径偏大(2 m左右)、壁厚增加较多，经济性较差。

110 kV六回路杆塔是一种占地小、通道紧凑塔型，是多回路技术在城镇规划区以及城郊地区线路工程的全新应用，依据西安区电网的发展及城镇规划区线路走廊的限制的实际情况，城镇规划区的110 kV同塔六回输电线路的设计已摆到议事日程，可避免大规模的拆迁和改建，提升设计创新品质。

因线路杆塔上架设六回110 kV线路，致使杆塔高度增加。和同电压等级的传统线路相比，避雷线屏蔽性能变差，耐雷水平降低，且存在着双回及以上线路同时闪络跳闸的问题。因此，研究同塔六回线路的耐雷性能满足国家电网公司输电线路建设的需要。

笔者针对这一新的110 kV同塔六回线路，研究了六回同塔线路的绕击和反击耐雷性能及其影响因素，并与常规110 kV输电线路的耐雷性能进行对比，提出了改善同塔六回并架线路耐雷性能的具体建议，对设计和运行都具参考价值。

1 计算模型

笔者采用EMTP仿真软件进行同塔六回线路的建模与相关计算。基于垂直导体不同高度处的波阻抗是不同的原理，建立110 kV同塔六回线路中铁塔的等效多波阻抗电磁暂态仿真模型，见图1。

图1 同塔六回输电杆塔图Fig.1 The tower of 110 kV six-circuit transmission lines

本次仿真计算的杆塔上共架设有20条线路(含地线)，由于ATP自带的JMarti模型最多可以设置9条线路，计算时采用了LCC模块中的同样计及线路频率效应的Semlyen模型，LCC的设置与线路的长度、土壤电阻率、导线悬挂位置有关。

将绝缘子串等效为动作电压为临界放电电压U50%的压控开关，通过分析绝缘子串两端的电压是否大于临界的放电电压U50%，确定线路的耐雷水平，用与杆塔臂相连的压控开关等效。本文仿真的110 kV同塔六回线路采用悬式I型合成绝缘子串，冲击闪络电压U50%约为1 050 kV。同时，为使防雷分析更加准确，计入线路工作电压、耦合和感应电压U′的影响，具体表现在绝缘子串压控开关的电压重新设置为(U50%-U′)上。

反击跳闸率的计算依照《交流电气装置的过电压保护和绝缘配合设计规范》进行。

在绕击耐雷性能的研究中采用电气几何模型法(electric geometry model，EGM)，模型示意图见图2。

图2 雷绕击中相导线的电气几何模型示意图Fig.2 EGM of lightning striking lines on middle phase

由图2可知，随着雷电流幅值的增大，暴露弧BD逐渐缩小，当雷电流增大到Imax时缩小为零，此时雷或击中避雷线、或击中大地，不再发生绕击。Imax称为最大绕击电流。在计算时，雷电对大地、导线和避雷线的击距都是Imax的指数函数[4-5]，见式(1)到(3)，需要采用MATLAB进行迭代计算。

rs=10I0.65

(1)

rc=1.63(5.015I0.578+0.001Uph)1.125

(2)

(3)

式中：rs为雷电对地线的击距，m；rc为雷电对导线的击距，m；rg为雷电对大地的击距，m；Uph为导线上工作电压瞬时值，kV；hc.av为导线对地平均高度，m。

采用ATP模型来确定线路的绕击耐雷水平,即最小闪络电流Imin。

综合考虑雷电先导的入射随机性，采用以下公式计算绕击跳闸率，单位：次/(100 km·a)。

(4)

式中：N0为地闪密度；P2(I)为雷电流概率密度函数；χ为引入先导入射角后，暴露弧的投影。

2 绕击跳闸率

在计算杆塔的最大绕击电流时使用电气几何模型(EGM)，传统电气几何模型只考虑地线和大地对雷击相导线的屏蔽作用，但对于同塔六回线路，导线间的屏蔽作用不可忽视，并且在不同地形地貌下(不同的地面倾角)，大地的屏蔽作用不同，相应的电气几何模型也不同。

2.1 是否考虑导线间的相互屏蔽的影响

为对比传统的EGM和本文所建议的EGM的结果，下面针对图1所示的同塔六回铁塔，采取以下两种方法计算每相导线的绕击跳闸率。

方法1：保留地线，直接忽略其他导线。电气几何模型见图2(a)，图中C2指的是位置较低的导线。相应的击距公式和几何关系式中用地线和该相导线的相关参数，即用避雷线对所有导线屏蔽保护。

方法2：忽略地线，保留位置较高且横担较长的导线，把位置较高且横担较长的导线当做地线，电气几何模型见图2(b)，图中C1代表位置较高的导线，C2代表位置较低的导线，rc1代表雷电对位置较高的导线的击距，rc2代表雷电对位置较低的导线的击距。相应的击距公式和几何关系式中也用这两根导线的相关参数。具体来说，采用避雷线对第一、二层导线屏蔽保护，第二层导线对第三、四层导线屏蔽保护，第四层导线对第五、六层导线屏蔽保护，第六层导线对第七、八层导线屏蔽保护，第八层导线对第九层导线屏蔽保护。

运用以上两种方法，得到每层导线的最大绕击电流及绕击跳闸率，见表1。

表1 110 kV同塔六回输电线路绕击性能计算结果Table 1 The shielding failure trip-out rate of 110 kV sextuple circuit transmission lines

注：基于每年40个雷暴日每平方公里，地面倾角为0。

从表1中的数据可看到，9层导线的绕击耐雷水平相差不大，这是因为绕击耐雷水平仅与线路参数、绝缘子耐雷性能有关，与所处杆塔位置无关。

对比两种方法，可以发现用方法二计算得到的绕击耐雷性能较好，尤其是第七、八、九层导线，由于上方导线的屏蔽保护优于地线，没有发生绕击跳闸(绕击耐雷水平>最大绕击电流)。这是因为，传统的电气几何模型即方法一把相邻导线的绕击概率也计入目标导线的绕击概率中，故导线的绕击概率有一部分的重叠。因此，考虑到临近导线屏蔽作用的电气几何模型更加符合同塔六回杆塔的实际运行情况。

下面以方法二的计算结果进行分析。可以发现位于较高位置的Ⅰ回线路的绕击跳闸率较高，尤其是第二层导线，这是因为对于较高位置(高于40 m)的导线来说，雷电对大地的击距较小，大地对导线的屏蔽效果较弱，并且第二层导线的地线保护角较小，地线对其的屏蔽效果不如另外两相，所以第二层导线的绕击跳闸率较高。对于第四层及以下导线，由于位置较低(低于40 m)，大地对导线的屏蔽保护效果不断增强，起到主要保护作用，同时也受到距离较近的上方导线的屏蔽保护，使得位于杆塔较低位置的导线不会因为距离避雷线太远而绕击跳闸率过高。

作为比较,文献[6]中给出的典型110 kV单回线路杆在40个雷暴日下的绕击跳闸率为0，本文计算得到的同塔六回铁塔由于杆塔较高,线路的落雷密度(100 km每年的落雷次数)远远高于普通线路，且杆塔的地线保护小太小，地线屏蔽性能变差，造成了绕击雷击跳闸率较高。

2.2 地面倾角的影响

同一条输电线路，由于要跨越的地区不同、地貌，地面倾角不同，地面倾角直接影响大地对导线的屏蔽性能[7-8]。通过EGM利用击距法对地面倾角的影响进行分析，见图3。

图3 绕击跳闸率随地面倾角变化曲线Fig.3 Variation curve of shielding failure trip-out rate with grounding obliquity

从图3发现，随着地面倾角的增大，绕击跳闸率呈非线性上升，当地面倾角小于10°时，地面倾角对绕击率的影响不大，当地面倾角大于10°，绕击率呈倍数增加，这对线路的防雷保护很不利，因此当地面倾角较大时(山坡地区)，建议采取减小保护角(甚至为负值)和增加绝缘子片数等措施来改善。

3 反击跳闸率

3.1 导线相序排列的影响

利用EMTP-ATP仿真计算程序建立110 kV同塔六回杆塔模型与线路模型后，计算在冲击接地电阻Rg=10 Ω时，不同导线相序排列方式下，六回导线杆塔的反击耐雷水平与反击跳闸率。

由于六回线路的排列组合过于复杂，简化为以下8种情形，六回导线的相序排列方式见表2。这里再次说明，杆塔左侧悬挂Ⅰ、Ⅱ、Ⅲ回线路，导线型号为2×LGJ-240/40，右侧悬挂Ⅳ、Ⅴ、Ⅵ回线路，导线型号为LGJ-300/40。两根地线型号分别为OPGW-48，OPGW-24光缆，杆塔结构见图1。

工程经验表明，同塔六回不换位线路，由于杆塔尺寸较大且导线之间存在着复杂的电磁、静电耦合分量关系，在不同相序排列情况下线路的反击耐雷水平不同，针对以上的8种相序，得到的线路的反击耐雷水平见表3。

表2 六回线路的相序排列方式Table 2 The wires hanging position of sextuple circuit transmission lines

表3 不同相序排列方式时110 kV六回线路反击跳闸情况Table 3 Lightning flashover performance of 110 kV sextuple circuit lines with different hanging position of wires

注：基于每年50个雷暴日每平方公里。

从上往下观察表3可发现，所有相序排列下的单回闪络概率相同，这是因为位于最高横担的线路最容易发生闪络，所以单回闪络水平与相序排列无关。下面主要关注相序排列对双回耐雷水平的影响。

表3中的数据显示，相序1、2、3的排列方式(上层两回线路同相序)下，线路的双回反击耐雷水平相同，说明位于较低位置的四回导线的排列方式对双回反击跳闸率没有影响。

为了避免三回及三回以上线路同时发生闪络，决定将位于杆塔较低位置的Ⅱ、Ⅲ、Ⅴ、Ⅵ回线路按照左右异相序，同侧的两回线路也逆相序排列。

在逆相序的排列中，相序6与相序1～3的单回、双回耐雷水平相同，这是因为，在相序8中，虽然Ⅰ、Ⅳ回为逆相序排列，但是两回的A相均位于最高横担，易同时发生闪络。

同时可以发现逆相序4、5、7、8的双回耐雷水平高于相序1-3，双回反击跳闸率降低约23%。例如在相序8中，A相分别位于左侧Ⅰ回线路的上端和右侧Ⅳ回线路的下端，当A相工作电压为正峰值时，左侧Ⅰ回线路的A相发生单相闪络(因为采用的负雷电流通过杆塔流入大地，引起杆塔迅速抬升高负电位的幅值，因而造成线路电压处于正峰值时，悬挂绝缘子两端的压差是最大的，也最容易发生闪络)，但是由于Ⅳ回线路的A相位于下端，不容易发生闪络，并且左侧的A相发生单相闪络后，A相导线流过较大的电流，通过电磁耦合将提高其他各相的耐雷水平，故双回跳闸率降低。

因此，对于同塔六回输电线路，位于较高横担两回线路的相序排列主要影响双回反击跳闸率，为了避免多回线路同时发生闪络，建议多回路架设输电线路时尽量采取不对称排布的方式，如相序4、5、7、8，即左右两回异相序，且同侧的三回线路也异相序排列。

3.2 接地电阻的影响

杆塔的冲击接地电阻与所处位置的土壤的土质、电阻率、潮湿程度等因素有关，杆塔的接地电阻回影响杆塔各处的电位分布，从而影响该线路的反击耐雷水平。

利用EMTP-ATP仿真计算程序建立110 kV同塔六回杆塔模型与线路模型后，导线排列方式采取相序8，分别计算不同接地电阻Rg=7 Ω、Rg=10 Ω、Rg=15 Ω时杆塔的反击耐雷水平与反击跳闸率，计算结果见表4。

表4 不同杆塔接地电阻时110 kV六回线路反击跳闸情况Table 4 Lightning flashover performance of 110 kV sextuple circuit lines with different ground resistances

注：基于每年50个雷暴日每平方公里。

表4中的数据显示，当接地电阻R由7 Ω增加至15 Ω时，线路的单回和双回反击耐雷性能均会明显变差，并且对于两回线路同时闪络的影响更大，接地电阻为15 Ω和10 Ω时，线路的单回反击跳闸率分别是7 Ω时的3.33倍和1.69倍，双回反击跳闸率分别是7 Ω时的5.93倍和2.31倍。因此，在实际的工程建设中，尤其对于同塔多回线路的建设，应尽量减小杆塔的冲击接地电阻。

3.3 与常规同塔双回线路反击跳闸率的比较

文献[9]中的指出110 kV同塔双回线路的单回和双回反击耐雷水平分别为100 kA、110 kA。运用相同的计算公式，带入同塔双回线路的参数，得到其反击跳闸率，见表5。

表5 同塔六回线路和同塔双回线路的反击耐雷性能比较Table 5 Back striking performance comparison between sextuple circuit lines and double circuit lines

注：基于每年50个雷暴日每平方公里。

从表5中的数据可知，110 kV同塔六回杆塔的反击耐雷性能弱于常规同塔双回杆塔，这主要是由于这种类型的杆塔塔身更高，结构更为复杂，使得受到同等幅值雷电流击打下，在杆塔各处能够建立起更高的电压，从而更容易发生超过临界值绝缘子闪络的现象，并且由于六回杆塔的高度更高，落雷密度更高，故反击跳闸率更高，由此可见，相比于传统同塔双回输电线路，100 kV同塔六回输电线路的反击耐雷性能应引起重视。

4 结论

通过研究，我们得到以下结论：

1)通过对比传统电气几何模型发现，本文所推荐的考虑到导线间屏蔽效应的EGM更加适用于110 kV同塔六回输电线路的绕击耐雷性能分析。

2)对于110 kV同塔六回输电线路，地面倾角对绕击跳闸率的影响较大，线路经过山坡地段时，应加强雷电绕击防护。

3)导线的相序排列方式对线路的单回反击跳闸率没有影响，但是对多回反击跳闸率影响较大，为了避免多回线路同时发生闪络，建议多回路架设输电线路时尽量采取不对称排布的方式。

4)110 kV同塔六回线路与常规线路相比，杆塔高度更高，引雷面积更大，更容易遭受雷击，杆塔的地线保护小太小、屏蔽性能差，绕击跳闸率远高于单回输电线路，单回和双回反击跳闸率约为常规双回输电线路的3～5倍，应引起重视。