马 强，侯立群，李占军，杨继业

(1.国网辽宁省电力有限公司经济技术研究院,辽宁 沈阳 110015;2.东北电力大学,吉林 吉林 132012)

0 引 言

架空输电线路内最关键的组成部分为杆塔，以往杆塔的主要材料为钢材[1]，然而电网产业的进步使钢材需求量大幅增加，导致生态环境遭到高度破坏[2]。复合材料以质量轻、耐腐性、环保性和电绝缘性等诸多优势成为替代钢材的首选[3]，并可用于建造千伏输电线路杆塔。而千伏输电线路复合横担杆塔结构中仍存在污闪、雷闪跳闸等问题，因此需优化千伏输电线路复合横担杆塔通用结构。

针对杆塔通用结构的优化问题已经有了一定的研究。文献[4]针对复合材料输电杆塔通用结构的防雷问题，综合考虑了雷电地闪、地形和线路等参数对杆塔工作的影响，提出基于分段接地的杆塔结构合理调整设计方法。采用累积跳闸率表征经济性评价指标、技术性评价指标，完成优化机构的设计，最后将该结构应用于110 kV同杆双回复合材料杆塔线路中进行实验，结果表明，该方法有效提高防雷效果。但并没有有效解决污闪问题。文献[5]针对复合材料输电杆塔结构的受力问题进行分析，提出基于有限元分析的杆塔位移和内力变化研究。在不同工况下结合断线和大风因素进行位移控制，最后得到复合材料主材塔体受力情况优于其他材料塔体的结论，且该材料具有较大的安全富裕度，并能够有效解决杆塔的断线问题。但是该方法仍然没有考虑到雷击导致的跳闸问题，方法不够全面，不能对现实问题进行有效解决。

针对上述传统方法存在的问题，提出千伏输电线路复合横担杆塔通用结构优化方法，根据相应设计规定给出杆塔通用结构优化设计思路，根据该思路对输电线路杆塔进行设计，在设计的过程中充分考虑污秽环境对杆塔的影响，进行塔头污秽特性实验，依据实验结果进行防污设计，同时，为了减小杆塔雷击跳闸率，设计适当的防雷方案，最终实现对千伏输电线路复合横担杆塔通用结构的优化。分析实验结果可知，由于所提方法充分考虑污秽环境以及雷电因素的影响，解决了传统方法不全面的弊端，因此所提方法能够实现对杆塔通用结构优化的目的，为实际工程提供参考。

1 千伏输电线路复合横担杆塔通用结构优化

1.1 杆塔通用结构优化设计思路

双杆布置方法、杆塔基础、拉线设计、整体结构稳定性与杆塔电气、机械性能均达到相应设计规定为千伏输电线路复合横担杆塔通用结构优化原则。当无法调节导线驰度时，为使导线悬挂高度增加，通常采用实现导线驰度对地安全距离最快捷的方法，即提升导线呼称高方法。因为杆塔上部导线横担及横拉杆、斜拉杆等构件都与电杆紧密相连，是一个整体，因此合理设置上升导线横担与拉杆等构件高度，提升导线呼称高，使导线悬挂高度上升方法无法实现。所以在提升导线呼称高过程中，需优化设计导线横担及拉杆等构件。

在可取代悬挂导线的横担及拉杆等构件的材料中选取实心复合横担绝缘子，通过边相复合横担绝缘子与中相复合悬式绝缘子相结合的方式悬挂导线[6]。将1只复合横担和1只棒形悬式复合绝缘子设置为“∠”型对两个变相进行布置，复合横担和棒形悬式复合绝缘子分别替代原边铁横担和取代斜拉杆，在杆塔合适高度水平设置复合横担以支撑导线。将两只棒形悬式复合绝缘子设置为“V”型对中相进行布置，以悬挂中相导线。为固定“V”型绝缘子串，在杆塔结构顶部设置铁横梁。在杆塔中部位置设置铁横梁，预防杆塔位移变形，出现迈步和杆身弯曲现象，提升千伏输电线路复合横担杆塔通用结构整体稳定性[7]。图1中描述优化后呈“H”型的千伏输电线路复合横担杆塔通用结构。

图1 优化后千伏输电线路复合横担杆塔通用结构

在上升架空避雷线悬挂高度的过程中，由于双避雷线悬挂点位置上升，导致边导线保护角出现改变[8]，需实施优化运算。相关规定中表明，通常情况下杆塔上避雷针对边导线的保护角为20°—30°。为达到规定要求，需使避雷线支架位置上升或使导线横担长度减小。杆塔通用结构优化设计中杆塔设计选用对称双避雷线[9-10]，而避雷线的保护角范围为避雷线和外侧导线间连线与垂直线的夹角，本文已将避雷线支架位置进行调整，以防止出现保护角干扰实验结果现象，故两根避雷线中部中导线无需实施保护角优化运算，只对边导线实施优化即可。

将避雷线支架高度和原导线横担横拉杆上复合横担提升量分别设置为2.8 m和1.5 m，边相导线保护角位于避雷线避雷范围中。导线悬挂高度提升3.3 m上下，图2中描述提升后避雷线保护角θ对比结果。

图2 杆塔避雷线保护角核对比图

提升前和提升后分别为：tanθ=2000÷4186=0.477,θ=25.6°和tanθ=1580÷3250=0.486,θ=26°。运算后得出，提升后杆塔避雷线保护角达到设计规定。

1.2 杆塔通用结构防污优化

1.2.1污秽实验塔头分布运算

由于复合横担杆塔最小爬电距离处于上相导线和地线间，因此污秽实验的对象为上相导线和地线间的污耐压特性[11]。设置横担悬挂玻璃初始绝缘子串为3片，利于修正绝缘子数量。由于玻璃绝缘子附带金属部件导线通电后，其附近电场会发生变化，导致局部放电现象出现[12]，因此在实验前对电场实施模拟运算。将导线模型电压设置为110 kV直流电压，计算塔头电位与电场的最大值分布规则。

根据电场运算结果得到，节点螺栓电场最大值和玻璃绝缘子串两端电位差分别为表层电晕初始场强度和导线电压的二分之一左右，即230.7 kV/m和50.8 kV。

1.2.2塔头污秽特性实验与防污设计

选取固体层法仿真C级污秽环境中塔头耐污特性，其中，污秽环境的等级划分是依照变电所的污源性质和严重程度划定的污秽等级来确定，固体层法仿真C级污秽环境中的线路盐密介于0.06～0.10 mg/cm2之间，发电厂、变电所盐密介于0.06～0.10 mg/cm2之间。将导线电压设置为110 kV，地线横担为零电位。由污秽特性实验结果可知，导线对地不存在放电现象，然而塔头玻璃绝缘子的金属部件上存在明显的、断断续续的电晕放电现象。结合分布运算结果得到放电缘故为：塔头玻璃绝缘子串具有防污性能差、承受电压高的特性[13]。当实验环境为污秽与水雾时，塔头玻璃绝缘子串出现显著污层局部放电与电流现象，由于放电电流主要位于塔头金属部件处，因此造成电位分布参差不等，同时不同金属部件的场强提升。在金属部件场强与复合横担杆塔表层电晕初始场强一致的条件下，形成玻璃绝缘子与塔头节点局部放电状态。

由塔头污秽实验结果得到，局部放电的根本原因为玻璃绝缘子串承载电压高、防污效果差。因此在优化千伏输电线路复合横担杆塔通用结构过程中，选取防污型复合绝缘子以降低局部放电现象形成概率。采用防污型复合绝缘子后，除复合绝缘子两侧存在微小的局部放电情况外，塔头未出现显著的局部放电情况。为解决复合绝缘子局部微小放电情况，在复合绝缘子端部设置均压环，将其污耐压提升至150 kV。通过上述过程可得，采用复合绝缘子加均压环优化千伏输电线路复合横担杆塔通用结构后，杆塔污耐压裕度充足。

1.3 杆塔通用结构防雷优化

在优化千伏输电线路复合横担杆塔通用结构过程中，为减小杆塔雷击跳闸率[14]，应将杆塔通用结构防雷方案设计为：布置避雷线，经由金属引下线将各杆与地相连。

以往设计接地引下线时多选取顺沿塔身表层接地与塔身中心竖直引下接地方法，然而杆塔通用结构含有较多金属部件，易造成杆塔通用结构中存在雷击闪络与工频续流电弧，导致电弧烧灼后复合材料绝缘性与结构强度下降。因此需要对千伏输电线路复合横担杆塔通用结构的接地引下方法实施优化，降低接地引下线同绝缘塔身接触造成沿面闪络放电和塔身中包含雷电冲击闪络电弧现象的概率。

千伏输电线路复合横担杆塔通用结构的防雷优化过程，依照杆塔对称特征，选用在中心线位置，根据导线方向，距离塔身一定距离竖直设置接地引下线方案。地线侧构架、垂直引下线与塔身侧构架共同组成接地引下线，地线侧构架和塔身侧构架分别同地线横担金属平面构架和塔头与金属塔身相连处的金属塔身相接。

设计杆塔通用结构防雷优化方案——接地引下线过程内，垂直引下线和下相横担与杆塔通用结构间的距离为主要参数[15]，其中垂直引下线距离杆塔通用结构越近，安装设置越简便，实用性越高，然而造成塔身尊在累计闪络的概率也越大，因此需进行反复实验获取最优值。经实验得到，垂直引下线和下相横担与杆塔通用结构间的距离的最优值分别为0.45 m和3.5 m～4 m，同时还得到千伏输电线路复合横担杆塔通用结构针对雷电冲击的绝缘强度是1505 kV。

2 实验分析

实验以某型号的千伏输电线路复合横担杆塔通用结构为实验对象进行建模，从稳定性、耐雷水平与跳闸率、电位分布、上相塔头操作冲击放电情况、经济性和复合横担变形等方面验证本文优化方法性能，将采用本文优化方法、基于雷击跳闸考核指标的优化方法和基于横担悬挂加装均压环的优化方法优化实验对象通用结构进行实验，其中基于雷击跳闸考核指标的优化方法 利用解析法分析绝缘子的间隙距离，结合规程法计算线路跳闸的考核指标，最终得到杆塔雷击跳闸的安全裕量；而基于横担悬挂加装均压环的优化方法是通过有限元分析法，利用横担悬挂加装均压环取代常规的钢制节点实现复合横担节点复合化，最终达到缩短复合横担并降低塔重的目的。结果如下。表1中描述的是实验对象通用结构参数。

表1 实验对象参数介绍

2.1 稳定性分析

作为千伏输电线路借助的主要构成部分，杆塔基础的功能包括：稳定线路杆塔，预防杆塔因自身荷载与外部荷载作用导致倾倒、下沉和拔出等情况出现。

优化设计千伏输电线路复合横担杆塔通用结构后，杆塔承受的外部荷载与导线避雷线张力等可变荷载未发生改变，而由于清除导线横担及拉杆杆塔使自身荷载与重力等永久荷载降低，也就是杆塔所承受的横向荷载与纵向荷载维持不变，垂直重力荷载降低。优化后，杆塔通用结构除杆段中部设置了横梁，以“有避雷线有叉梁”取代“有避雷线无叉梁”形式外，其余结构无变化，杆塔基础维持稳定状态。式(1)为杆塔稳定性运算公式：

WB=(0.55·g4)∑R

(1)

式(1)内，∑R表示零力矩点全部水平荷载下杆塔的杆身风压之和；g4表示零力矩点全部水平荷载下杆塔的横梁固定高度。表2为不同方法下杆塔稳定性对比结果。

表2 不同方法下杆塔稳定性对比结果

根据表2数据可知，运用所提方法对千伏输电线路复合横担杆塔通用结构优化后，杆塔的稳定性约为90%左右，明显高于其他两种方法。基于雷击跳闸考核指标优化方法的杆塔稳定性时高时低，波动较大；而基于横担悬挂加装均压环优化方法的杆塔稳定性约为72%，稳定性较低，无法满足当前的杆塔设计要求。综上所述，本文方法符合相关规定中的杆塔设计要求和线路所处环境条件设计要求，杆塔结构为稳定状态，其稳定性远高于传统方法。

2.2 耐雷水平与跳闸率对比

实验采用本文优化方法、基于雷击跳闸考核指标的优化方法和基于横担悬挂加装均压环的优化方法优化实验对象通用结构，对比不同优化方法下实验对象的耐雷水平与跳闸率，结果如表3所示。

表3 不同方法耐雷水平与跳闸率对比

分析表3得到，与其他两种优化方法相比较，本文优化方法的横担长度较大，年一百公里线路雷击总数和杆塔的耐雷水平大于其他两种优化方法，而建弧率、雷电流幅值大于耐雷水平的几率、反击跳闸率均小于其他两种优化方法。当年均雷暴日为30天时，本文优化方法的反击耐雷水平为157.3 kA，绕击耐雷水平为7.7 kA，反击跳闸率为0.445次/百公里·年，分别满足GB50064耐雷水平技术要求与国网公司标准。实验结果表明，本文优化方法的耐雷水平较好、跳闸率较低。

2.3 电位分布对比

实验对比三种不同优化方法的电位分布情况，结果如图3所示。

图3 不同优化方法的电位分布对比结果

分析图3能够得到，使用本文优化方法优化后，实验对象的电位分布曲线更平缓，电位分布情况优于他两种优化方法。由此可知，针对场强控制方面，本文优化方法优化后的实验对象电位、电场分布都在可控状态，结构优化设计参数达到工程设计要求。

2.4 上相塔头操作冲击放电情况对比

实验为测试本文优化方法下上相塔头操作冲击放电情况，将实验环境设置为特高压交流实验基地，对比不同优化方法下上相塔头操作冲击放电情况，结果如表4所示。

表4 上相塔头操作冲击放电实验结果

分析表4得到，依照实验与海拔调节获取的上相间隙操作冲击电压值，翻阅以往千伏输电线路工程国电压程度，本文优化方法优化后的操作冲击50%放电电压达到1873U50(h)/kV，高于其他两种优化方法81 U50(h)/kV以上，能够更好的达到运行绝缘目标。

2.5 经济性对比

千伏输电线路复合横担杆塔通用结构优化方法的经济性对比包括材料费、运输费、安装费等诸多项目。实验为验证本文优化方法的经济性能，对比三种不同优化方法的经济性能，结果用表5描述。

表5 不同优化方法经济性分析

分析表5可得，本文优化方法优化后的杆塔通用结构与其他两种优化方法相比，塔高和走廊宽度分别5 m和7.8 m以上，杆塔重量和基础钢筋分别下降7 t和0.5 t以上，复合材料与基础混凝土分别提升0.7 t和9.5 m3以上。不同项目的费用汇总后得到，本文优化方法总花费58.5万元，相比其他两种优化方法降低16.58万元以上。实验结果表明，本文优化方法是一种资源节约型优化方法，具有较好的经济性。

2.6 复合横担变形对比

复合材料的变形程度取决于弹性模型的大小，实验对比不同优化方法下复合横担的变形程度，结果如表6所示。

分析表6得到，本文优化方法下的最大位移为Z向安装位移，达到367.2 mm；而基于雷击跳闸考核指标的优化方法和基于横担悬挂加装均压环的优化方法的最大位移分别为543.8 mm和368.4 mm。实验结果表明，本文优化方法下复合横担变形较小。

表6 横担变形结果对比

3 结 语

本文对千伏输电线路复合横担杆塔通用结构优化进行深入研究，设计杆塔通用结构优化方案并对优化方案的稳定性实施分析，在塔头复合绝缘子端部设置均压环完成防污设计，选用在中心线位置，根据导线方向，在距离塔身一定距离竖直设置接地引下线方案完行杆塔通用结构防雷优化设计。实验结果表明本文优化方法优化后的输电线路复合横担杆塔通用结构耐雷水平较好、跳闸率较低，且电位、电场分布都在可控状态，结构优化设计参数达到工程设计要求；同时本文优化方法具有较好的经济性，降低输电线路复合横担杆塔通用结构复合横担变形。