江安烽，聂鹏晨，朱 炯，戴华彬，万建顺

（国网上海浦东供电公司，上海200122）

绝缘横担类措施对10 kV变电站雷电侵入波的影响

江安烽，聂鹏晨，朱 炯，戴华彬，万建顺

（国网上海浦东供电公司，上海200122）

绝缘横担类措施会增加10 kV变电站雷电侵入波造成的风险。采用ATP-EMTP建立了10kV变电站直击与反击雷电侵入波计算模型，推导了变电站内主设备平均故障间隔时间（Mean Time Between Failure，MTBF）的计算方法。计算并分析了进线段杆塔接地电阻、雷电流波头和幅值概率分布、改善措施对主变、站用避雷器MTBF的影响。结果表明：采用绝缘塔头或绝缘横担后，变电站主变雷电侵入波MTBF大幅降低；进线段杆塔接地电阻、雷电流波头和幅值概率分布对10kV变电站雷电侵入波MTBF影响很大；在变电站进线段母线处增加站用避雷器或者提高站用避雷器吸收能力，可以显著改善采用绝缘塔头或绝缘横担后10 kV变电站的雷电过电压耐受特性。

绝缘横担类措施；10kV变电站；雷电侵入波；平均故障间隔时间

0 引言

雷击导致的10 kV配电线路跳闸是影响浦东配电网安全稳定运行的主要风险。浦东电网的运行经验表明，60%以上的10 kV配电线路跳闸由雷击导致[1]。理论分析表明，无防雷措施下，配电线路雷击跳闸主要由感应雷引起[2-3]。以往国内外采用了大量诸如增加绝缘水平、架设架空地线、安装配电线路避雷器等防雷措施[4-7]。配电线路避雷器有雷击损坏的风险，会导致线路维护工作量大幅增加。例如，广东电网统计表明，55.3%的配电线路避雷器损坏由雷击导致[8]。由于架设架空地线花费巨大，国内在10 kV配电线路上极少采用。Stanislaw Grzy⁃bowski等人开发了一种与复合绝缘子或瓷绝缘子组合的玻璃纤维配电线路杆塔，其作用是提高了配电线路的绝缘闪络电压[9-10]。中国电科院也设计了功能类似、用于10 kV线路防雷的绝缘横担[11]和绝缘塔头[12]。此外，GB/T 50064-2014《交流电气装置的过电压保护和绝缘配合设计规范》[13]也规定，“除少雷区外，6 kV和10 kV钢筋混凝土杆配电线路，宜采用瓷和其他绝缘材料的横担”。

Eriksson等人[14]的配电线路雷击观测表明，93%的雷电感应过电压在三相导线上产生接近相同的波形。因此，绝缘横担类（绝缘塔头）措施设计的主要目的是通过提高导线三相绝缘水平，降低感应过电压闪络率。理论分析表明，绝缘横担类[12]（绝缘塔头）措施可以将10 kV配电线路雷击闪络率降低96%。试验测试和广东电网的运行统计表明，绝缘横担类措施经济、有效[12]。然而，采用绝缘横担类（绝缘塔头）措施会增加10 kV变电站雷电侵入波故障风险，对变电站内的设备带来新的危害。以往并未对此研究，因此，当前亟需分析采用绝缘横担类（绝缘塔头）措施后对10 kV变电站的雷电过电压侵入波过电压的影响。

笔者采用ATP-EMTP建立了10 kV配电线路和变电站模型，分析了采用绝缘横担类（绝缘塔头）措施后10 kV变电站雷电侵入波过电压特性。研究了雷电侵入波、站内避雷器吸收能量、10 kV变电站平均故障间隔时间（Mean Time Between Failure，MT⁃BF），比较了不同进线段配电线路绝缘水平、雷电流波头、雷电流幅值分布、进线段杆塔接地电阻对站内主变和站用避雷器MTBF的影响。

1 模型参数和计算方法

1.1 进线段配电线路模型

用于分析的典型10 kV变电站进线段线路结构如图1所示。线路档距60 m，三相导线采用JKLYJ-10/185型绝缘导线，导线外径14.6 mm，直流电阻0.1 Ω/km，采用JMarti模型，不考虑冲击电晕和工作电压的影响。为消除线路末端雷电波引起的折反射，在线路末端接入400 Ω匹配阻抗。

10 kV进线段线路混凝土杆塔结构如图2所示，采用单波阻抗模型，波阻抗取250 Ω[15]，传播速度为3×108m/s。杆塔接地电阻取30 Ω。分析的进线段线路初始无防雷措施绝缘采用PS-15型针式支柱绝缘子。采用ATP-EMTP中的简单压控开关模拟绝缘子的闪络特性，本文中用于分析的不同绝缘子雷电冲击下50%临界闪络电压（U50%）如表1所示。

图1 用于分析的10kV进线段线路和变电站布置示意图Fig.1 Layout of the analyzed 10kV distribution incoming line and substation

图2 进线段10 kV混凝土杆塔参数图Fig.2 Sketch figure of the 10 kV incoming line concrete pole

表1 不同绝缘子临界闪络电压Table 1 Critical flashover voltage for different types of insulators

图3所示为绝缘塔头及其典型应用[12]，绝缘塔头水平横担长1.8 m，垂直绝缘长0.35 m。绝缘塔头的U50%为447 kV。

图3 绝缘塔头及其典型应用图Fig.3 Insulated tower head and its typical application

用于分析的绝缘横担如图4所示[11]，其使用结构由P-10T针式支撑绝缘子和70 cm长的绝缘横担组成。这类使用的绝缘横担U50%为718 kV。

图4 绝缘横担及其典型应用图Fig.4 Insulated cross arms and its typical application

1.2 雷击电流参数模型

采用Heidler函数[6]表示雷电流波形，波头波尾采用IEEE标准中推荐的3.83/77.5 μs[4]。雷电流幅值概率分布函数采用IEEE标准[4]中推荐的公式：

式中：I代表雷电流幅值，kA；α为中值雷电流，kA，β为分布无量纲系数，采用上海电网雷电定位系统2003—2011年[16]统计的平均分布，α为26.7 kA，β为2.4。雷电流通道波阻抗取400 Ω。

1.3 变电站模型参数

变电站站内设备、接线越多，对雷电侵入波的分流越大。因此，考虑高风险的单母线、单主变简化10 kV变电站模型如图5所示。由于雷电侵入波过电压的高频率、短波头特性，站内主设备可以采用入口电容模拟。图中，电流互感器（CT）入口电容取200 pF，电压互感器（PT1、PT2）入口电容取300 pF，主变（T）入口电容取500 pF，断路器（GW1、GW2）入口电容取200 pF。母线采用波阻抗模拟。变电站接地电阻取1 Ω。站用避雷器采用YH5WZ-17/45，采用非线性电阻模拟如图6所示的站用避雷器伏安特性。站用避雷器失效判据为，雷电侵入波吸收能量超过避雷器额定吸收能力40.8 kJ。

图5 简化的10 kV变电站模型Fig.5 Simplified model of 10 kV substation

1.4 计算变电站主设备雷电侵入波MTBF的方法

平均故障间隔时间（mean time between failure，MTBF）用于评估变电站雷电侵入波风险。采用EM⁃TP计算雷电直击（击中导线）、反击（击中塔顶）变电站进线段10 kV线路，得出使直击、反击侵入波过电压超过10 kV变电站主变冲击绝缘水平的直击、反击雷电流幅值，分别为Id和If，kA。变电站主变MT⁃BF计算如下：

图6 站用避雷器伏安特性曲线Fig.6 V-I characteristic of 10 kV substation surge arrester

式中，Pd（Id）和Pf（If）为根据雷电流幅值概率分布函数，得出雷电流幅值超过Id和If的概率，Nd和Nf为年预计直击、反击雷电侵入波发生次数，采用IEEE标准[4]推导的配电线路年预计雷击次数公式：

式中：Ng为地闪密度，次/（km2/年），取1用于相对比较；b为两根边相之间的距离，hc为边相导线平均高度，m。根据国内规程[15]，无避雷线线路击杆率为0.5，则Nd和Nf都为0.5NL。

2 10 kV变电站雷电侵入波计算结果

2.1 雷电侵入波幅值

反击雷电流幅值取50 kA，计算得出在表1不同变电站进线段线路绝缘水平下的10 kV变电站反击过电压侵入波如图7所示。

图7 雷电反击在变电站设备上产生的过电压侵入波Fig.7 Impinging lightning surges on 10 kV substation equipment due to back-flashover

直击雷电流幅值取20 kA，计算得出在表1不同变电站进线段线路绝缘水平下的10 kV变电站直击过电压侵入波如图8所示。

考虑到主变是变电站内最重要的设备，其雷电全波冲击耐受电压幅值为75 kV，绝缘配合系数取1.15，则主变雷电侵入波耐受电压为65 kV。根据图7-图8所示的结果，可得：

图8 雷电直击在变电站设备上产生的过电压侵入波Fig.8 Impinging lightning surges on 10kV substation equipment due to direct lightning stroke

1）50 kA反击雷电流下，当变电站进线段线路绝缘水平超过280 kV时，主变反击过电压侵入波超过65 kV，采用绝缘塔头和绝缘横担后，主变反击过电压侵入波远大于65 kV。

2）20 kA直击雷电流下，只有采用绝缘横担后，主变直击过电压侵入波超过65 kV。

3）变电站进线段线路绝缘水平增加，尤其是采用了绝缘塔头或绝缘横担后，变电站直击、反击侵入波过电压幅值显著增加。

2.2 雷电流波头的影响

采用三种IEEE标准[4]中的中值波头（td10/90,td30/90,tm）分析雷电流波头的影响，波尾都采用77.5 μs。不同雷电流波头（5.63 μs,3.83μs,1.28 μs）下，变电站主变MTBF的计算结果如图9所示。

图9 3种不同雷电流波头下主变MTBFFig.9 MTBF of main transformer for three lightning surge front times

根据图9所示的结果，可得：

1）雷电流波头对变电站主变MTBF影响很大，波头越短，MTBF越小，即变电站侵入波故障风险越高。

2）变电站进线段线路绝缘水平增加，主变MT⁃BF显著下降。当雷电流波头为3.83 μs时，线路绝缘水平从105 kV提高到718 kV，主变MTBF下降79.3%，低于限值80年。

3）当雷电流波头为1.28μs时，主变MTBF显著下降，在所有进线段绝缘水平情况下，MTBF都在14年左右。

2.3 雷电流幅值分布的影响

为了分析雷电流幅值分布的影响，采用如表2所示5种首次雷电流中值分布，计算得出不同雷电流幅值分布下[17]变电站主变MTBF如图10所示。

图10 五种不同雷电流幅值分布下主变MTBFFig.10 MTBF of main transformer under five peak current distributions

根据图10所示的结果，可得：

1）雷电流幅值分布中值电流增大，MTBF下降。在105 kV和150 kV变电站进线段绝缘水平下，上海地区的MTBF比惠州地区分别下降61.2%和58.3%。

2）当进线段绝缘水平超过150 kV后，MTBF显著下降且小于限值80年。

2.4 杆塔接地电阻的影响

为了分析变电站进线段杆塔接地电阻的影响，计算了进线段杆塔接地电阻为10 Ω、30 Ω和60 Ω时，主变和站用避雷器MTBF如图11和图12所示。

根据图11、图12所示的结果，可得：

1）进线段杆塔接地电阻对主变MTBF影响显著。例如，在进线段线路绝缘水平为105kV时，杆塔接地电阻从10 Ω增加到30 Ω，主变MTBF下降14.9%。

图11 3种不同杆塔接地电阻下主变MTBFFig.11 MTBF of main transformer under three type of different pole grounding resistances

图12 3种不同杆塔接地电阻下站用避雷器MTBFFig.12 MTBF of substation surge arrester under three type of different pole grounding resistances

2）当进线段线路绝缘水平为280 kV和718 kV时，主变MTBF小于80年且站用避雷器MTBF小于60年，因此，有必要增加站用避雷器吸收能量耐受限值。

2.5 改善措施分析分析

以上分析结果表明，在采用绝缘塔头或绝缘横担后，10 kV变电站雷电侵入波故障风险大幅提高。为降低变电站雷电侵入波，采用在进线处增加并采用更高吸收能量限值（68 kJ）的站用避雷器。计算该措施下变电站主变、站用避雷器MTBF如表3所示。

表3 改善措施下变电站主变、站用避雷器MTBFTable 3 MTBF of main transformer and surge arrester under improving measures

由以上结果可得，采用本措施后，变电站主变、站用避雷器MTBF大幅提高且满足了限值要求，该措施有效。

3 结论

分析了绝缘横担类措施对10 kV变电站雷电侵入波、主设备平均故障间隔时间（MTBF）的影响，得到以下结论：

1）10 kV变电站进线段线路绝缘水平增加后，变电站雷电侵入波幅值增加且会超过站内设备的绝缘水平，增加了变电站雷电侵入波导致故障的风险。

2）雷电流波头、雷电流幅值概率分布函数和进线段杆塔接地电阻对10 kV变电站雷电侵入波MT⁃BF影响很大。

3）采用绝缘塔头或绝缘横担后，变电站主变雷电侵入波MTBF低于80年，站用避雷器MTBF低于60年。

4）在变电站进线段母线处增加站用避雷器或者提高站用避雷器能量吸收能力，可以显著改善采用绝缘塔头或绝缘横担后10kV变电站的雷电过电压耐受特性。

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Effects of Insulated Cross Arm Measures on Impinging Lightning Surges in 10 kV Substation

JIANG Anfeng,NIE Pengchen,ZHU Jiong,DAI Huabin,WAN Jianshun
（State Grid Shanghai Pudong Electric Power Supply Company,Shanghai 200122,China）

The kind of insulated tower head and cross arms used in 10 kV distribution lines may lead to the increase of lightning surge amplitude and to create hazards to the equipment in 10 kV substa⁃tions.In this paper,the computational model of lightning surges in 10 kV substation due to direct stroke and back flashover is developed in ATP-EMTP,the computational method of Mean Time Between Failure(MTBF)of main equipment in 10 kV substation is proposed.The influence of incoming line tower ground⁃ing resistance,current front time,peak current distribution and improving measures on MTBF of main transformer and substation surge arrester is analyzed.The results show that the MTBF of main transformer and substation surge arrester is greatly declined after adopt the insulated tower head and cross arms.The additional substation surge arrester at the incoming line and increase of absorption energy of substation surge arrester are adopted as the effective measures to improve the lightning surges withstand perfor⁃mance of 10 kV substation after adopt the insulated tower head and cross arms.

insulated cross arm measures；10 kV substation；lightning surges；mean time between failure

10.16188/j.isa.1003-8337.2017.05.029

2016-07-10

江安烽（1987—），男，工程师，工学博士，从事电力系统过电压与防雷保护研究工作。