雷击下110 kV共享铁塔的接地可靠性研究

2022-06-02孙海峰王天瑞

电力科学与工程 2022年5期

关键词：塔顶线缆电位

孙海峰，王天瑞，马龙

（华北电力大学电气与电子工程学院，河北保定 071003）

0 引言

随着通信行业的快速发展，通信基站需求量越来越大。新建通信杆塔不仅建设成本高，还需面临外部协调等困难。在电力铁塔上加装通信设备，将通信线缆、基站、天线等设施附属在电力铁塔本体上，可有效提高电力铁塔的综合利用率，且能降低通信设施成本。

根据通信设备架设的高度要求，国内选取作为共享铁塔的电力铁塔电压等级多为35 kV、110 kV和220 kV，塔型多为鼓型塔、猫头型塔、干字型塔、钢管杆等。

目前，关于共享铁塔的研究[1-3]正处于起步阶段。

电力铁塔分布广泛，所处地貌特征复杂，极易受到雷电侵害；所以，共享铁塔过电压防护[4]及接地技术[5]方面的研究值得重视。

当雷击共享铁塔顶端时，部分雷电流沿着避雷线向铁塔两侧传播，剩余的雷电流沿着铁塔及接地体向大地传播。

由于铁塔钢支撑结构本身的电容电感以及接地电阻[6]的存在，雷电流经过的位置会出现不同程度的电位升高。塔顶电位及横担电位将影响铁塔的防雷性能。雷电流沿铁塔进入接地网会引起暂态地电位升[7-9]，在地面形成较大的跨步电压以及接触电压；这将对地面的通信基站构成威胁。

当通信线缆屏蔽层采取双端接地时，雷电流在屏蔽层[10,11]上分流，经转移阻抗在电缆芯线上产生纵向感应电压，从而影响通信设备的正常运行。

因此，探索共享铁塔不同位置上的电磁暂态特性[12]以及在基站接地网接入铁塔接地网以后的地电位升分布、线缆骚扰电压情况，对于保障电力系统及通信系统可靠性具有重要意义。

本文根据工程参数建立了110 kV共享铁塔分流模型；在幅值75 kA、波形2.6/50 μs双指数雷电波[13]激励作用条件下，基于矩量法[14]，计算分析了铁塔基数对共享铁塔的影响，得到了共享铁塔的分流系数及塔顶、接地体上的电位电流分布特性；讨论了接地形式、接地网等电位连接点个数、通信设备高度等因素对共享铁塔接地可靠性的影响。

1 共享铁塔分流模型

1.1 铁塔及通信线缆模型

图1为共享铁塔示意图。

图1 共享铁塔示意图Fig. 1 Schematic diagram of shared tower

本文取 110 kV输电线路鼓形塔建立铁塔模型，其工程参数如图2所示。

图2 铁塔模型Fig. 2 The tower model

通信线缆：型号为RS-485。屏蔽层采用两端接地，一端连接于铁塔塔身，另一端连接于基站接地网。

通信线缆通过屏蔽层的转移阻抗进行内外耦合，其转移阻抗由屏蔽层的结构和材料确定，计算方法参考文献[15]。

1.2 接地网模型

参照电力铁塔与通信基站的接地装置施工图，建立接地网模型如图3所示。

图3 共享铁塔的接地形式Fig. 3 Grounding form of shared tower

铁塔共享前后有3种接地类型：a型为铁塔接地，如图3（a）所示；b型和c型为基站与铁塔共用接地，分别如图3（b）、图3（c）所示。

b型的基站位于根开内，c型的基站位于根开外。2种接地类型的铁塔接地网与基站接地网均有等电位接地体连接。

铁塔接地网参数：水平接地体为矩形，8 m×8 m，埋深0.8 m；4根放射接地极，长为5.6 m。

基站接地网参数：水平接地体为矩形，3 m×4 m，埋深0.8 m；4根垂直接地极，埋深2.5 m。

接地材料为镀锌扁钢。

1.3 共享铁塔分流模型

根据GB/T50064-2014《交流电气装置的过电压保护和绝缘配合设计规范》，110 kV输电线路的耐雷水平范围在45 kA～75 kA。在本文后续的仿真计算中，将采用幅值为75 kA、波形为2.6/50 μs的双指数雷电波来模拟雷击过程。

当线路全线架设避雷线时，在雷击铁塔顶部后，雷电流将通过避雷线分流，且相邻的铁塔具有分流作用；因此，需要确定合适的铁塔基数。

在CDEGS软件中搭建110 kV输电线路模型：线路总长2.4 km，档距400 m，导线为LGJ-50钢芯铝绞线；线路两侧全线架设避雷线，型号为GJ-35。

建立输电线路-铁塔-接地体一体化模型，如图4所示。

图4 共享铁塔分流模型Fig. 4 Shunt model of shared tower

实际工程中，共享铁塔两侧一般为普通电力铁塔；因此，本文模型中：选择0号塔为共享铁塔，左侧电力铁塔分别为1号塔、3号塔，并以此类推；右侧电力铁塔分别为2号塔、4号塔，并以此类推。

分流模型中，所有塔均为110 kV鼓形塔。0号塔的通信设备安装于塔身34 m处，采用b型接地且接地网间等电位点连接；其余铁塔采用 a型接地。土壤电阻率设置为100 Ω·m。

从铁塔基数为三基开始，依次增加铁塔基数，对铁塔模型进行计算分析；当铁塔基数的增加对避雷线分流影响较小时，即得到合适的分流模型铁塔基数。

0号、2号塔电流幅值以及两塔之间避雷线电流幅值，如表1所示。

表1 各基数铁塔模型电流值Tab. 1 Current values of each base tower model kA

从表1可以看出：三基模型2号塔电流幅值为7.24 kA，比九基模型大5.7%。五基模型0号塔电流幅值为62.10 kA，与九基模型相差0.2%。2号塔电流幅值为6.92 kA，与九基模型相差1%，塔间避雷线电流幅值相差1%。当建立五基分流模型时，铁塔与避雷线电流幅值均已接近多基铁塔模型分布规律。

单基、三基、五基、七基、九基模型的0号塔上横担电位计算结果如图5所示。

图5 不同铁塔基数下0号塔上横担电位Fig. 5 The top cross arm potential of No.0 tower at different numbers of tower bases

对于单基模型，由于没有避雷线的分流效应，0号塔上横担电位峰值为5.214 MV。采用三基、五基、七基、九基模型时，0号塔上横担电位峰值分别为2.963 MV、2.739 MV、2.726 MV、2.725 MV。单基与九基差值为2.489 MV，相差52.2%。三基与九基差值为0.238 MV，相差8.7%。五基与九基差值为14 kV，相差0.5%。

通过对比可以发现，各基铁塔模型下的上横担电位峰值与电流分布结果相吻合。

从计算准确性与计算效率考虑，认为：五基铁塔模型最为合适。

2 共享铁塔电磁暂态特性分析

2.1 共享铁塔分流系数

采用五基共享铁塔分流模型计算得到0号塔4个塔脚电流峰值与线缆电流峰值，如图6所示。

图6 0号塔的入地电流Fig. 6 Ground current of No. 0 tower

图6中，塔角A电流峰值为12.53 kA，塔脚B为12.36 kA，塔角C为15.66 kA，塔角D为13.13 kA；4个塔脚的电流均在7.47 μs时达到峰值。

线缆电流为7.95 kA。共享铁塔入地电流占雷电流峰值的82%，即分流系数为0.82。

0号塔入地电流幅值之和小于塔顶注入的电流幅值，这是雷电流在铁塔不同导体中传播时的超前和滞后所造成的。

0号塔接地网等电位连接体与通信线缆的存在，使得铁塔整体结构不再对称，导致4个塔脚电流并不相等。塔脚 C的电流最大，这是因为沿着该塔脚方向的通信线缆增大了分流效果；塔脚A、D的电流大小接近，这是因为这2点铁塔接地网均与基站接地网存在电气连接，分流效果较好。

2.2 暂态电流电位分布

基于分流系数的计算结果，分析0号塔塔顶、接地体的暂态电流、电位分布。

当雷电流击中0号塔塔顶时：塔顶电流峰值为62 kA，塔顶电位峰值为2.81 MV；接地体上的电流峰值为1.68 kA，接地体电位峰值为0.17 MV。

0号塔塔顶暂态电位、电流如图7所示。接地体暂态电位、电流如图8所示。图9为0号塔及接地网的电位峰值云图。

图7 0号塔塔顶的电流、电位波形Fig. 7 Waveforms of potential and current at the No.0 tower top

图8 0号塔接地体的电流、电位波形Fig. 8 Waveforms of potential and current at the No.0 tower grounding body

图9 0号塔及接地网的电位峰值云图Fig. 9 Cloud diagram of peak potential of No. 0 tower and grounding grid

从图7可以看出，雷击后，0号塔塔顶电位产生振荡，且在0.4 μs时迅速达到峰值。塔顶电流缓慢上升，在7 μs时达到峰值。遭受雷击时，塔顶电流峰值时间晚于塔顶电位峰值时间；这说明铁塔呈感性特征。

从图8可以看出，雷击后，0号塔接地体电位、电流缓慢振荡上升，且均在4.1 μs时达到峰值；这说明铁塔遭受雷击时，接地体呈阻性特征。

对比图7和图8可以发现，0号塔塔顶电位峰值远大于接地体电位峰值，这是因为：铁塔接地电阻较小。当雷电流峰值迅速增大时，电位主要分布在铁塔上；当雷电流沿塔身向下传播时，由于铁塔结构及大地折反射的原因，不同位置的雷电过电压波形产生振荡。

从图9中可以发现，当0号塔遭受雷击时，下横担至塔顶的电位峰值变化区间为1.9 MV～2.8 MV，塔身电位峰值变化区间为1.0 MV～1.5 MV，接地网电位峰值变化区间为0～0.2 MV。

3 共享铁塔的接地可靠性分析

绝缘子串两端之间的电压为横担电位与导线电位之差，输电线路绝缘上的电压幅值表达式为

式中：ua为横担电位；ud为导线电位；k为导线与避雷线间耦合系数；utd为塔顶电位；α为感应过电压系数；hb为避雷线平均高度；hd为导线平均高度；k0为几何耦合系数。

在不改变导线、避雷线的类型及相对位置、铁塔结构的前提下，线路绝缘上的电压大小只与塔顶电位与横担电位大小有关。线路绝缘部件上的电压也反映了铁塔的防雷性能；所以当基站接地网等电位接入铁塔接地网时，有必要计算塔顶及横担处的电位变化来确定接地类型是否影响铁塔的防雷性能。

当雷电流经过接地体散流时，地面暂态电位会出现不同程度的升高，形成压差。同时，雷电流经过通信线缆的屏蔽层分流后，也会通过屏蔽层阻抗在芯线上感应出纵向电压，对通信线缆造成骚扰。

线缆骚扰电压的计算流程如图10所示。

图10 线缆骚扰电压计算流程图Fig. 10 Flow chart of cable disturbance voltage calculation

由于本文计算的是雷电直击杆塔，所以忽略雷电电磁场对于通信线缆的影响。

当接地类型、基站接地网与铁塔接地网等电位连接点个数、铁塔侧通信设备高度等因素发生变化时，铁塔及接地网整体结构将发生变化，导致雷电流的泄流路径、电位分布的变化。因此，有必要采用控制变量法对上述影响因素逐一进行计算分析。

3.1 铁塔雷电过电压对比

在采用五基铁塔分流模型、只改变0号塔的接地类型的情况下进行分析。接地类型b、c均采用等电位2点连接。

0号塔塔顶雷电响应特性如图11所示。

图11 3种接地类型下0号塔塔顶电位波形Fig. 11 Top potential waveform of No. 0 tower under three grounding forms

由图11可以看出，3种接地类型对应的塔顶电位波形均出现振荡，且振荡频率一致。在0～2 μs内，3条电位波形曲线接近重合；在2～10 μs内，采用a类接地的塔顶电位始终高于采用b类接地的塔顶电位；采用b类接地的塔顶电位始终高于c类接地的塔顶电位。

0号塔下横担雷电响应特性图如图12所示。

图12 3种接地类型下0号塔下横担电位波形Fig. 12 The potential waveform of the bottom cross arm of No.0 tower under three grounding forms

从图12中可以看出，3种接地类型对应的下横担电位波形均出现振荡，且振荡频率一致。在0～0.5 μs内，3条电位波形曲线接近重合；0.5～10 μs内，采用 a类接地的下横担电位始终高于采用 b类接地的下横担电位；采用b类接地的下横担电位始终高于采用c类接地的下横担电位。

表2列出了3种接地类型下的塔顶、下横担雷电过电压的最大值计算结果。从表2可以发现：当0号塔采用类型c接地，塔顶电位最大值与下横担电位最大值均为最高；采用类型b接地，塔顶电位最大值与下横担电位最大值均为最小。类型c与b的塔顶电位最大值相差0.33 kV，下横担电位最大值相差6.16 kV。

表2 3种接地类型下的雷电过电压最大值Tab. 2 The maximum value of lightning overvoltage under three grounding forms MV

对于塔顶、下横担位置的雷电过电压最大值，采用b类、c类接地与a类接地（共享前）数值相差较小，所以：基站接地网的等电位接入不会影响铁塔自身的雷电响应特性，对于铁塔的防雷性能的影响可以忽略。

3.2 地电位升与线缆骚扰电压对比

3.2.1 接地类型的影响

采用五基铁塔分流模型。只改变0号塔的接地类型，其中b类、c类接地均采用等电位2点连接。

0号塔采用类型 a接地时的地电位升分布如图13所示。

图13 0号塔采用类型a接地时地电位升分布Fig. 13 Distribution of ground potential rise adopted by type a grounding for No. 0 tower

从图13中可以看出，当0号塔接地采用类型a时，接地网中心电位升最高，放射形接地极边缘地电位升最小。从中心向四周，电位升逐渐降低且分布对称。产生这种现象主要原因是：接地类型 a无基站接地网参与，接地结构对称，散流对称；铁塔接地网内部相对于外部，散流面积有限；铁塔接地网放射形接地极可以向远处更好散流。

0号塔采用类型 b接地时地电位升分布如图14所示。

图14 0号塔采用类型b接地时地电位升分布Fig. 14 Distribution of ground potential rise adopted by type b grounding for No. 0 tower

从图14中可以看出，当0号塔接地采用类型b且接地网等电位2点连接时，铁塔水平接地体与基站水平接地体之间的电位升最高，放射形接地极边缘地电位升最小，基站接地网内部电位升较低。产生这种现象主要原因是：铁塔水平接地体与基站的水平接地体之间面积有限，散流对冲导致散流效果较差；基站接地网参与分流且自身有垂直接地极，能比较好地向土壤深处泄流；铁塔接地网放射形接地极可以向远处更好的散流；通信线缆与接地网等电位连接体的存在，使得铁塔及接地网结构不再对称，电位升分布不再对称。

0号塔采用类型 c接地时地电位升分布如图15所示。

图15 0号塔采用类型c接地时地电位升分布Fig. 15 Distribution of ground potential rise adopted by type c grounding for No. 0 tower

从图15中可以看出，当0号塔接地采用类型c且接地网等电位2点连接时，左侧铁塔接地网内部电位升最高，右侧基站边缘电位升最小，中间区域电位升较低。产生这种现象主要原因是：等电位连接体所在的散流面积相对较大，散流效果较好；基站接地网参与分流且自身有垂直接地极，能比较好地向土壤深处泄流；铁塔接地网放射形接地极可以向远处更好地散流；通信线缆与接地网等电位连接体的存在，使得铁塔及接地网结构不再对称，电位升分布不再对称。由于铁塔接地网与基站接地网水平距离较远，接地体之间的屏蔽效应明显减弱，水平接地体与垂直接地极都能更好地向土壤深处泄流，从而明显降低两侧地电位升，同时增大了两接地网之间的电位升差值。

改变接地类型，地电位升、线缆骚扰电压计算结果如表3所示。

表3 改变接地类型的计算结果Tab. 3 The calculation result of changing grounding modes kV

从表3可以看出：3种接地类型对应的地电位升最大值降序排列为a、b、c，地电位升最小值降序排列为a、b、c。

接地类型b、c相对于接地类型a，地电位升最大值、最小值都有明显降低，原因是：当采用类型b、c接地时，接地体之间的等电位连接增强了接地网的散流能力，降低了整体的地电位升水平；类型c相对于类型b，散流区域更广，地电位升更小。

为了便于分析地电位升的均衡性，假定接地体上电位升峰值出现在同一时刻，地电位升差值即为地电位升最大值减去地电位升最小值，则差值降序排列为c、a、b，即：0号塔采用类型b接地时，电位升均衡性最好，且此时线缆骚扰电压也为最小。

3.2.2 等电位连接点个数的影响

在五基铁塔分流模型下，当0号塔采用b类接地时，只改变接地网间的等电位连接点个数，其余参数设置均不变，地电位升及线缆骚扰电压计算结果如表4所示。

表4 改变等电位连接点个数的计算结果Tab. 4 The calculation result of changing the number of equipotential junction points kV

从表4可以看出，当0号塔采用类型b接地时，不同连接点个数对应的地电位升最大值，最多相差0.49 kV，地电位升最小值最多相差2.42 kV。这说明，对于0号塔接地网，只增加连接点个数对于地电位升的整体影响不大。当连接点个数大于2时，地电位升差值明显减小；线缆骚扰电压为1点连接时最小，4点连接时最大，最大值与最小值仅相差0.07 kV；3点连接与4点连接的地电位升差值相差0.03 kV，线缆骚扰电压相差0.01 kV，这说明接地网的电位均衡达到相对饱和。

从降低施工难度与提高经济性角度看，3点等电位连接效果最好。

3.2.3 铁塔侧通信设备高度的影响

采用五基铁塔分流模型。在0号塔采用b类接地、3点等电位连接时，只改变铁塔侧通信设备高度，其余参数设置均不变；此条件下，地电位升及线缆骚扰电压计算结果如表5所示。

表5 改变铁塔侧通信设备高度的计算结果Tab. 5 The calculation result of changing the height of the communication equipment on the side of the tower kV

从表5可以看出：在通信设备高度从25 m升至34 m的过程中，地电位升最大值、最小值、差值、线缆骚扰电压值的变化都很小。当通信设备安装于塔顶位置时，地电位升差值、线缆骚扰电压明显上升。以上结果表明：在塔身不同位置处安装通信设备，对于地电位升均衡性与线缆骚扰电压大小的影响很小；但安装在塔顶时影响却很大。建议将通信设备的安装位置设计在铁塔下横担以下。