超、特高压交直流同塔多回线路杆塔防风偏闪络可靠度研究

安利强，杨　勃，李本良，张志强

(1. 华北电力大学 能源动力与机械工程学院，河北保定071003；2. 国网北京经济技术研究院，北京100052)



超、特高压交直流同塔多回线路杆塔防风偏闪络可靠度研究

安利强1，杨勃1，李本良2，张志强1

(1. 华北电力大学 能源动力与机械工程学院，河北保定071003；2. 国网北京经济技术研究院，北京100052)

摘要：针对超、特高压交直流同塔多回线路I-V型和单I型绝缘子串布置的塔型，采用刚体直杆模型法计算悬垂绝缘子串风偏角，建立了杆塔防风偏闪络可靠度计算模型；并以±800 kV/330 kV和±800 kV/750 kV交直流同塔多回线路两种塔型为例，采用SORM方法编程求解其防风偏闪络可靠度指标。结果表明：工频电压下发生风偏闪络故障概率最大，在设计中可以只校核工频电压下的风偏；下横担、中横担和上横担处发生风偏闪络故障的概率依次增大，即防风偏闪络可靠度水平依次略微降低；两种塔型防风偏闪络可靠度均满足正常使用极限状态目标可靠度指标1.5的要求，其中导线对其所在横担下表面闪络可靠度相对较低，可通过适当增加绝缘子串长度提高其可靠度。

关键词：超、特高压；交直流同塔；杆塔防风偏闪络；可靠度分析

0引言

随着国家“西电东送”战略，超、特高压全国联网工程的继续推进，位于甘肃省西北部的“河西走廊”成为新疆、甘肃西部向全国电网输送电力的重要通道。但该通道内密集分布着保护区、城镇规划区、厂矿工业园区、油气管线、铁路、高速公路、军事设施，以及已投运的输电线路等，可利用走廊最窄处不到400 m[1]。据国家电网公司规划[2]，截止2020年，以西北750 kV超高压电网为送端支撑，配合哈密、准东和伊犁等风电、煤电综合能源基地开发，将建成多条特高压直流线路向“三华”电网输电。其中，正在开展前期工作的准东送出±1 100 kV、酒泉送出±800 kV特高压直流工程，以及远期规划的特高压直流、750 kV和330 kV超高压交流线路都将要经由“河西走廊”，亟需研究超、特高压交直流混合同塔多回输电技术，以充分利用线路走廊，节约其投资。

目前，混合电压等级同塔多回输电技术已趋于成熟[3]，但我国乃至世界范围内尚无超、特高压交直流线路同塔架设的设计和运行经验。作为全国电力联网的骨干，超、特高压同塔多回线路输送容量大，发生故障对电网的影响和损失也更大，甚至可能诱发大面积停电事故，对结构的安全性和可靠度提出了更高的要求。为适应这一发展要求，国家电网公司开展了超、特高压交直流同塔多回线路杆塔可靠度研究。

统计研究[4]表明，风偏闪络是电网运行故障原因中较为频繁的一种，且由于大都发生在工频电压下，重合闸成功率低。本文将采用刚体直杆模型法计算悬垂绝缘子串风偏角，建立输电线路杆塔防风偏闪络可靠度计算模型；并以±800 kV/330 kV和±800 kV/750 kV两种塔型为例，采用SORM方法编程求解其可靠度指标，分析超、特高压交直流同塔多回线路杆塔防风偏闪络可靠度。

1杆塔防风偏闪络可靠度计算模型

发生风偏闪络的直接原因是强风造成绝缘子串向杆塔倾斜，导致导线和杆塔的空气间隙不能满足绝缘强度要求时发生闪络[5]。因此，防风偏闪络可靠度的研究主要围绕在风偏角和导线到杆塔空气间隙的计算上。

基本思路是：首先计算工频电压、操作过电压、雷击过电压和带电检修4种工况下的绝缘子串风偏角；并确定超、特高压交直流同塔复杂电磁环境下，各工况下导线与杆塔构件的最小安全空气间隙。然后以绝缘子串挂点为圆心、绝缘子串长度为半径画弧；根据所求风偏角标出绝缘子串的形影偏离位置，以偏离位置处的导线挂点为圆心，以对应的最小安全空气间隙值为半径画间隙圆。若间隙圆与杆塔构件部分相切或相离，则满足要求；反之，则认为杆塔发生风偏闪络，即其防风偏闪络可靠度失效。

1.1　风偏角计算模型

依据西北电力设计院研究成果[6]，对于±800 kV/750 kV和±800 kV/330 kV交直流同塔分别采用图1和图2所示导线布置型式。因此计算导线风偏角及塔头空气间隙时，需要考虑Ⅰ-V型及单Ⅰ型绝缘子串布置。

图1　±800 kV/750 kV塔头导线布置示意图

图2　±800 kV/330 kV塔头导线布置示意图

架空输电线路防风偏闪络计算中，悬垂绝缘子串风偏角的计算多采用刚体直杆模型法、弦多边形法和导线替代法3种方法。本文采用刚体直杆模型法，并假设[7]：绝缘子串和导线为刚体，风荷载为均匀作用在导线和绝缘子串上静态力，导线和绝缘子串风偏角中在受力平衡时最大。

虽然杆塔、绝缘子串和导线之间构成复杂的三维结构，但考虑到悬垂绝缘子串在顺线路方向上的偏移较小，在校验导线与杆塔之间最小空气间隙时，一般简化到二维平面分析[8]。在上述假设条件下，绝缘子串和导线的简化受力如图3所示。

图3　悬垂绝缘子串风偏角计算受力图

图3中，GJ和PJ分别为绝缘子串自重和横向风荷载，GD和PD分别为导线自重和横向风荷载。因此，悬垂绝缘子串风偏角为

(1)

1.2　杆塔防风偏闪络功能函数

绝缘子风偏角主要受恶劣气象条件如强风等影响，通常不存在积累效应，而是一个随机概率值。这里将绝缘子串风偏导致导线到杆塔空气间隙的减小看作是外界对绝缘性能的破坏力，即“应力”S；导线与杆塔的最小安全空气间隙视为绝缘“强度”R。定义

(2)

因此，杆塔发生风偏闪络的概率即为在绝缘子串风偏的影响下，导线与杆塔安全间隙“强度”的降低程度。

由于V串风偏很小，在塔头空气间隙求解中忽略之，只讨论I-V串和单I串的防风偏闪络可靠度计算功能函数。

(1)I-V型绝缘子串布置

对于I-V型绝缘子串，绘制其塔头空气间隙求解示意图，如图4所示。

图4　I-V串布置空气间隙求解示意图

设I-V串所在横担的长度为B，悬垂绝缘子串长为l，两种绝缘子串布置的挂点间距为L，人体安全活动距离为d。考虑到工况的不同，设V串和I串的间隙圆半径分别为r1和r2，列出I-V串布置杆塔防风偏闪络可靠度计算功能函数为

①考虑I-V串两个间隙圆相切

(3)

②考虑悬垂串对所在横担下表面间距

Z2=lcosφ-r2-d

(4)

(2)单I型绝缘子串布置

对于单I型绝缘子串，以750 kV上横担悬垂绝缘子串为例，绘制其塔头空气间隙求解示意图，如图5所示。

图5　单I串布置空气间隙求解示意图

设该悬垂绝缘子串所在横担长度为B1，其下部横担长度为B2，下横担斜角为θ，横担间高度为H，电气间隙(间隙圆半径)为r。列出单I串杆塔防风偏闪络可靠度计算功能函数为

①考虑悬垂串对塔身间距

Z3=B1-r-d-lsinφ

(5)

②考虑悬垂串对所在横担下表面间距

Z4=lcosφ-r-d

(6)

③考虑悬垂串对其下部相邻横担斜面间距

Z5=[H-lcosφ-(B2-r-d)tanθ]cosθ-r-d

(7)

若I型悬垂绝缘子串所在横担在最下面一层，则功能函数Z5无需考虑。

1.3　杆塔防风偏闪络可靠度计算方法

根据功能函数Z值的大小，可以判断导线与杆塔的安全间隙是否能满足绝缘功能要求，故称Z=0为杆塔防风偏闪络可靠度极限状态方程，如图6所示。

图6　杆塔防风偏闪络可靠度功能函数状态示意图

考虑为时不变可靠性问题[9]，假设n维输入随机向量X=[x1,x2,…,xn]的联合概率密度函数为fX(x,θf)，杆塔防风偏闪络可靠度功能函数为g(x,θg)(θf表示输入随机变量的分布参数，θg表示极限状态函数中确定性参数)。于是杆塔防风偏闪络可靠度失效概率可采用下式的n维积分求得：

(8)

而杆塔风偏闪络多为小概率事件，采用蒙特卡洛模拟计算量较大，本文采用SORM方法编程求解。

图7　二阶可靠度方法(SORM)

对于杆塔防风偏闪络目标可靠度指标，由于架空输电线路杆塔设计尚未颁布相关标准，设计规范多参考《建筑结构可靠度设计统一标准》GB 50068-2001的有关原则，只规定了承载力极限状态的可靠度指标，而未对正常使用极限状态可靠度指标进行规定。而实际上，输电杆塔的安全性一般由可变荷载(主要有风荷载、覆冰荷载、断线荷载等)起控制作用，其中风荷载效应与永久荷载效应的比值ρ可达到4～8，远高于建筑中的0.25～1.0[11]。因此，对于杆塔设计规范直接套用参照、套用建筑设计可靠度标准，学者们争议较大；特别是对于超、特高压交直流同塔多回线路杆塔，其正常使用极限状态设计目标可靠度取多少合适，需要在行业内广泛征求意见，开展系统的调研和分析工作。

对于这一问题，作者通过咨询专家、查阅文献进行了研究，认为杆塔防风偏闪络可靠度校核应当参照现行“国标”和“行标”。故考虑杆塔发生风偏闪络为正常使用极限状态，根据《建筑结构可靠度设计统一标准》GB 50068-2001对正常使用极限状态可靠度指标按可逆程度取0～1.5的规定，选取杆塔防风偏闪络目标可靠度指标为1.5进行校核。

2工程算例

由1.2节杆塔防风偏闪络功能函数可知，超、特高压交直流同塔多回线路杆塔防风偏闪络可靠度跟塔型及导线绝缘子串布置方式，导线型号及参数、绝缘子型号及片数、横担尺寸、最小安全空气间隙、档距和风速等众多因素有关。本课题线路所在地域为河西走廊，气象条件参考该地区，海拔高度取1 500 m。

2.1　确定性参数

(1)塔型及布置型式

确定塔型及导线、绝缘子串布置方式，如图1和图2所示。

(2)导线和绝缘子型号

确定导线和绝缘子型号，如表1所示。

表1　导线和绝缘子型号

(3)横担尺寸

横担的结构尺寸直接关系到悬垂绝缘子串发生风偏时杆塔的绝缘配合情况，根据选定的塔型，将两种塔型的横担尺寸标注于图8，9中。

图8　±800 kV/750 kV横担等尺寸

图9　±800 kV/330 kV横担等尺寸

(4)导线与杆塔最小安全空气间隙

根据研究成果[6]，将交直流同塔复杂电磁环境下，750 kV，330 kV导线与杆塔在不同工况下的最小安全空气间隙列于表2。

表2　750 kV/330 kV导线与杆塔最小安全空气间隙

注：带电检修最小间隙需考虑人体活动范围0.5 m。

(5)线路规划档距

线路的水平、垂直档距主要用来计算导线的风载荷，其规划值如表3。

表3　同塔交直流混合线路规划档距

2.2　随机性参数的选择

由于该算例主要校核上述两种超、特高压交直流同塔多回线路杆塔的防风偏闪络可靠度，随机性参数仅考虑该地的风速，取风速变异系数为0.1。本课题线路地域为河西走廊，因此气象条件主要参考该地区，风速的分布类型和均值如表4。

表4　风速分布类型和均值

在导线和绝缘子串风荷载计算中，考虑绝缘子串的最大风偏，即按90°风向考虑。

2.3　结果分析

采用SORM方法计算上述±800 kV/750 kV和±800 kV/330 kV两种塔型的防风偏闪络可靠度指标，分别列于表5和表6。

表5　±800 kV/750 kV同塔防风偏闪络可靠度指标

表5中，∞表示对应的可靠度指标较高，可以认为风偏闪络故障发生的概率为零。对于±800 kV/750 kV同塔，各工况相比，工频电压下发生风偏闪络故障概率最大，建议在设计中主要校核工频电压风偏。

各横担处发生风偏闪络概率按其功能函数最小可靠度指标考虑。对于任一工况，下横担、中横担和上横担处发生风偏闪络的概率依次增大，这是因为较高处横担的导线和绝缘子串所受风压增大，悬垂绝缘子串风偏角较大，导致导线与杆塔的安全空气间隙相对较小，防风偏闪络可靠度水平略微降低。

表6　±800 kV/330 kV同塔防风偏闪络可靠度指标

两种塔型对比，±800 kV/330 kV同塔布置杆塔防风偏闪络可靠度水平比±800 kV/750 kV同塔布置略低，但各工况下两者的防风偏闪络可靠度特征相同。

结果表明，两种塔型防风偏闪络可靠度均满足正常使用极限状态目标可靠度指标1.5的要求。其中，导线对其所在横担下表面闪络可靠度相对较低，对塔身和下部横担斜面的闪络可靠度较高，可通过适当增加绝缘子串长度提高其可靠度。

3结论

(1)各工况相比，工频电压下发生风偏闪络故障概率最大，建议在设计中主要校核工频电压下的风偏。

(2)对于任一工况，下横担、中横担和上横担处导线发生风偏闪络故障的概率依次增大，即防风偏闪络可靠度水平略微降低。

(3)两种塔型防风偏闪络可靠度均满足正常使用极限状态目标可靠度指标1.5的要求。其中，导线对其所在横担下表面闪络可靠度相对较低，可通过适当增加绝缘子串长度提高其可靠度。

参考文献：

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[5]张瑚，黄欲成，何妍，等.计及风偏和地面倾角的线路绕击耐雷性能研究[J].电力科学与工程，2010，26(9)：36-39.

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[10]Kiureghian A D，Lin H Z，Hwang S J.Second-order reliability approximations[J].Journal of Engineering Mechanics，2014，113(8)：1208-1225.

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《电力科学与工程 》

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[12]李茂华.1 000 kV级特高压输电杆塔结构可靠度研究[D].重庆：重庆大学，2012.

Research on Trip Prevention Reliability from Windage Yaw of EHV/UHV AC and DC Towers with Multi-circuit

An Liqiang1, Yang Bo1, Li Benliang2, Zhang Zhiqiang1(1. School of Energy Power and Mechanical Engineering, North China Electric Power University, Baoding 071003, China； 2.State Power Economic Research Institute, Beijing 100052, China)

Abstract：For extra and ultra high voltage AC and DC multi-circuit lines on one tower of I-V and single I type insulator string arrangement, calculated wind angle of insulator string by rigid straight bar model method. Then, taking ±800 kV/330 kV and ±800 kV/750 kV DC and AC Towers with multi-circuit for example, solved their reliability indexes of trip prevention from windage yaw with the method of SORM. Result shows: The probability of wind partial flashover occurring at the power frequency voltage is the maximum, so only windage yaw at the power frequency voltage is needed to be checked in design. The probability of wind partial flashover occurring at below, middle and up cross-arms under each condition gradually increases, that is to say, the trip prevention reliability from windage yaw slightly reduces in succession. The trip prevention reliability from windage yaw of both two towers meets the target reliability index 1.5 of serviceability limit state, where in the reliability of conductor to below surface of its cross-arm is relatively lower, which can be improved by increasing the length of insulator string.

Keywords：EHV/UHV；AC and DC towers with multi-circuit；trip prevention from windage yaw；reliability analysis

作者简介：安利强(1974-)，男，副教授，主要从事输电线路工程、风能技术与设备、结构优化设计方面的研究工作，E-mail：alq2146@163.com。

基金项目：国家自然科学基金(51408221)；国家电网公司科技项目(超、特高压交直流同塔多回电磁环境及设计应用研究)。

收稿日期：2015-09-21。

中图分类号:TM726.3

文献标识码:A DOI:10.3969/j.issn.1672-0792.2015.12.013