基于ATP-EMTP的全复合材料电杆线路防雷技术研究

马文阳，霍锋，杜志叶，郑春生，刘辉，王哲，范冕

（1.湖北工业大学太阳能高效利用及储能运行控制湖北省重点实验室，湖北武汉 430068；2.中国电力科学研究院有限公司，湖北武汉 430074；3.中国石化集团胜利石油管理局有限公司电力分公司，山东东营 257000；4.武汉大学电气与自动化学院，湖北武汉 430072）

0 引言

在输电线路中，杆塔是线路支撑的主要部件和雷电流泄流的通道。而木杆、混凝土电杆、铁塔等传统输电线路电杆的缺陷在长久的运行中逐渐暴露出来[1]。相比之下，复合材料电杆具有耐腐蚀、质量轻、韧性强、抗风性能好等优点，同时电杆的表面具有一定憎水性，防污闪和抗覆冰能力相应提高[2-4]。

输电线路防雷方面存在的问题，一直以来备受电力行业关注[5-8]。据统计，输电线路因雷击造成的故障占总跳闸率的50%～80%[9-11]，这对线路的安全造成了重大影响。而复合材料电杆的出现，为改善线路的防雷性能提供了一种有效途径，不少文献将其应用在架空线路当中，线路的耐雷水平大幅度提升[12-15]。但在配电网线路的研究中，相关文献只指出利用复合材料电杆的绝缘性来提高绝缘距离与雷击闪络电压[16-18]，未设置雷电流泄流通道，从而导致耐雷水平的提升相对有限。

对于配电网线路中常用的混凝土电杆，雷击闪络的路径是导线与铁横担之间的间隙，其绝缘强度只能由绝缘子的爬电距离决定。由于配电线路绝缘子的爬电距离通常只有15～37 cm，雷电闪络电压较低，整个配电网的耐雷水平都相对较低[19]。由于全绝缘复合材料电杆本身无法泄放电流，如果不采取一定的接地方式将雷击电流释放，雷电电流会沿线路传导损伤导线，或进入变电站引起站内设备闪络跳闸，造成很大的危害。因此，需要通过合理设计复合材料电杆的接地引下线的数量，形成一定数量的释放通道，将雷电流控制在一定范围引入至大地，这样在增大电杆平均绝缘距离的同时，合理配置了接地通道，在有效提升电杆耐雷性能同时，又限制了雷电流的不利影响，提升线路整体的运行可靠性。由于复合材料电杆的制作工艺复杂，造价比普通混凝土电杆高，所以应合理设计电杆结构尺寸，从而降低其成本。

本文研究的重点是在提高复合材料电杆输电线路防雷性能的同时尽可能地降低电杆造价及施工成本。以6 kV 复合材料电杆的防雷性能为研究对象，基于ATP 仿真分析平台，对照6 kV 混凝土电杆防雷性能，深入分析了6 kV 复合材料电杆多种结构尺寸和接地配置下的耐雷性能，并结合实际线路工程，提出了6 kV 复合材料电杆优化结构和全线差异化接地方式。

1 复合材料电杆模型

对于复合材料电杆来说，其组合形式有3 种：（1）只有塔头是复合材料；（2）只有塔身是复合材料；（3）塔头、塔身均为复合材料。为保证线路供电的可靠性，体现电杆的耐腐蚀、防污性，本文选择第3种。对试点运行中6 kV 复合材电杆增加接地引下线，引下线的布置方式采用顺线方向悬空接地[20]。引下线的布置如图1 所示，其中红色为导体。

图1 接地引下线Fig.1 Down-lead line to ground

本文选择由复合材料管材塔身、环氧树脂方管横担和针式绝缘子组成的绝缘电杆组合方式，其结构如图2 所示。导线采用三角形排列方式，绝缘子采用P-10 型针式绝缘子。

图2 复合材料电杆结构Fig.2 Structure of composite pole

图2中H1和H2 分别为B 相导线到接地导体和接地导体到横担的距离，H3 为杆塔呼高；d1和d2对应于A 相导线和C 相导线分别到接地引下线的距离，d3 为BC 两相导线的距离。其几何尺寸参数如表1 所示。

表1 复合材料电杆相关参数Table 1 Related parameters of composite pole m

图3 为塔头结构图，其中E为引下线与横担中心的距离，F为导线距引下线的水平距离。因为将复合材料视为绝缘，对于接地电杆来说，其雷击闪络路径是导线-引下线间的空气间隙，空气间隙的雷电冲击50%闪络电压梯度为700 kV/m[21-22]。

图3 塔头局部示意图Fig.3 Local structure of tower head

由此可以算出各相间雷电冲击闪络电压，对于接地电杆，B 相与引下线间的闪络电压为420 kV，A 相和C 相与引下线间的闪络电压均为700 kV；而对于非接地电杆，BC 相与AC 相的相间闪络电压均为987 kV。

2 仿真计算与分析

2.1 感应雷仿真分析

根据相关文献和实验结果，线路上的感应雷过电压最高可达300～400 kV[23]，因配电网绝缘间隙短，闪络电压低，所以其主要对配电网线路造成威胁。

根据计算，接地电杆的感应雷击跳闸率为0.11 次/（100 km·a）；非接地电杆感应雷击跳闸率为0。在后续的优化当中，只需保持其闪络电压在感应雷过电压的最大值之上即可有效避免感应雷对线路造成威胁。本文主要考虑直击雷对复合材料电杆的影响。

2.2 直击雷雷击接地电杆仿真计算

直击雷雷击配电线路包括雷击杆塔顶部、雷击导线和雷击避雷线。因本文无地线设计，并且考虑复合材料电杆的绝缘性，则只需考虑雷击导线的情况。直击雷雷击导线时，中间相（图2 中的B 相的位置）最高，最容易遭受雷击，所以对于接地电杆主要考虑直击雷雷击B 相时的耐雷水平。本文基于ATP-EMTP 仿真软件，搭建复合材料电杆仿真计算模型，经计算得出接地电杆直击雷雷击B 相导线时单相闪络电流为2.7 kA，三相闪络电流为81.4 kA。由于35 kV 及以下配网中性点采取非有效接地方式，发生单相接地故障时配电网线路仍带可故障运行1～2 h[24]，并且雷击断线的条件为同一电杆上至少发生两相闪络，所以允许中间相发生单相闪络故障。因为电杆结构是对称的以及雷击中间相，所以造成雷击事故产生单相闪络和三相闪络，取三相闪络电流的值作为耐雷水平的值。

根据DLT 1674—2016《35 kV 及以下配网防雷技术导则》中的公式计算雷击跳闸率，地闪密度为2.78 次/（km2·a），6 kV 复合材料电杆直击雷雷击跳闸率为0.091 9 次/（100 km·a），总雷击跳闸率为0.2019次/（100 km·a），远低于T/CES 029—2019《10 kV架空线路雷击跳闸风险评估导则》中给出的10 kV雷击跳闸率控制值，即5 次/（100 km·a）。

从仿真结果可以看出6 kV 复合材料电杆逐基接地耐雷水平非常高，甚至高于文献25 中推荐的110 kV 输电线路56～68 kA 的耐雷水平，直击雷雷击跳闸率也很低，所以逐基接地的方式过于保守。

2.3 直击雷雷击非接地电杆仿真计算

对于非接地电杆，雷电流失去分流途径，雷电流只会造成相间闪络，绝缘间隙上的雷击过电压增大，耐雷水平显著减小。在无避雷线情况下，雷电直击导线时，雷击闪络的间隙为AB 相间空气间隙或BC 相间空气间隙。经仿真计算，非接地电杆耐雷水平为9.8 kA，直击雷雷击跳闸率为0.256 6 次/（100 km·a）。对于同电压等级下，相同结构和大小的混凝土电杆的耐雷水平为11 kA，直击雷雷击跳闸率为6.853 3 次/（100 km·a）。复合材料电杆在不接地时，其直击雷雷击跳闸率仅为混凝土电杆的3.5%左右，但是耐雷水平却降低了11%。

由于6 kV 配电网线路中耐雷水平和雷击跳闸率没有明确的考核指标，复合材料电杆的雷击跳闸率远远低于普通混凝土电杆的值，因此以普通混凝土电杆的耐雷水平作为防雷优化的考核指标，在确保输电线路防雷性能的同时增加其经济性。

3 防雷优化设计

3.1 杆塔结构优化

6 kV 配电网下的混凝土电杆通常采用针式绝缘子，绝缘间隙只有0.15 m；目前低压配电网中采用的复合材料电杆绝缘间隙最大为1 m。由第2 节仿真分析结果可以看出，复合材料电杆防雷性能很好，可适当减少横担长度，降低复合材料电杆的造价。优化方法为等比例减少两边横担长度d1和d2，比例系数为K，K分别为1.0，0.8，0.6 和0.4。

3.2 接地方式优化

设置接地的方式有3 种：（1）逐基接地；（2）全线不接地；（3）分段接地。根据2.2 节和2.3 节仿真分析对比，第1 种与第2 种在此情况下均不适合。根据线路位置和当地雷电提出如图4 所示的分段接地优化。为保证配电网供电线路可靠性，变电站进线端的电杆不考虑在优化范围内。

图4 分段接地方案示意图Fig.4 Schematic diagram of sectioned grounding scheme

用N来表示间隔塔的数量，在线路上每间隔N基电杆进行1 次引下线接地，如图4 所示。N等于电杆总数时全线不接地，N=0 时全线接地，N=1 时电杆隔1 基接地。

3.3 优化设计流程

N值越小防雷性能越好，但是随之而来接地引下线的数量就会增多，而由于该复合材料电杆接地引下线是支撑至外侧引下，整体结构稍复杂，接地数量增多后，引下装置生产、施工和运维的成本会增加；增大N虽然节省了施工成本但是会降低防雷的性能。因此分段接地优化设计应在确保防雷性能的同时尽量减少接地引下线的数量。

综合电杆结构和接地方式的优化，提出如图5所示的6 kV 配电网线路复合材料电杆防雷设计优化方法，具体流程如下。

图5 防雷优化流程Fig.5 Optimization process of lightning protection

4 实例分析

4.1 线路概况

某6 kV 配电线路地处沿海重污秽地区，为提升线路运行可靠性，降低雷击等故障率，计划改造为复合材料电杆线路。线路地区平均雷暴日32.2 d/a，潮间带的土壤电阻率为20～50 Ω/m，其他地区为40～100 Ω/m，地闪密度为2.11 次/（km2·a）。线路包括45基塔，档距50 m，线路弧垂0.25 m，接地电阻10 Ω。电杆塔身和横担均采用复合绝缘材料，塔高12 m。

此线路电杆均是在平地上，所以不用考虑倾角问题；因为整个线路跨度不长，整个线路地区的地闪密度相差不大，不需要分地区考虑。

4.2 线路优化

本文选取该线路1—10 号电杆进行分析。N取1 时，1，3，5，7，9 号电杆接地。当K=1.0 时，非接地电杆的直击雷耐雷水平为21 kA，明显高于考核指标。由于每一个接地电杆附近都有一个非接地电杆，导致接地电杆的泄流途径减少，所以其直击雷耐雷水平较逐基接地时降低5%左右，直击雷跳闸率相应增加12%左右。当K=0.4 时，非接地电杆的耐雷水平仍未超出考核指标。由于横担尺寸的减小导致绝缘间隙减小，可以看出接地电杆的直击雷耐雷水平显著降低，仅为K=1.0 时接地电杆的33%左右，但总的耐雷水平相比于混凝土电杆仍较高，可以继续进一步优化。各基电杆雷耐雷水平如图6。

图6 N=1时各基电杆耐雷水平Fig.6 Lightning withstand level of each pole when N=1

N取2 时，1，4，7，10 电杆接地，其余电杆不接地。计算出耐雷水平见图7。当K=1.0 时，由于非接地电杆附近泄流途径减少为一个，导致其直击雷耐雷水平较隔一基接地时降低21%左右，直击雷雷击跳闸率增加14%左右。当K=0.4 时，非接地电杆的直击雷耐雷水平仍高于考核指标，还有约17%的安全裕度。总体来说还是可以继续进行防雷优化。

图7 N=2 时各基电杆耐雷水平Fig.7 Lightning withstand level of each pole when N=2

N取3 时，1 号，5 号，9 号电杆接地，其余电杆不接地。计算出耐雷水平见图8。在非接地电杆中，由于3 号电杆和7 号电杆附近都是不接地电杆，缺少了泄流途径，其耐雷水平相比于其他非接地电杆更低，相应的直击雷跳闸率也变得更高。从图8 中可以看出即使K=1.0 时的非接地电杆耐雷水平已经很靠近考核指标，K=0.8 时耐雷水平已经低于考核指标，由此可见N=3 并不适合设置在该区段该。

图8 N=3 时各基电杆耐雷水平Fig.8 Lightning withstand level of each pole when N=3

耐雷水平和雷击跳闸率皆为输电线路防雷的重要研究对象。在满足耐雷水平的前提下，对各方案组合的雷击跳闸率进行比较以确定最合适的防雷方案。经过防雷优化的迭代计算，得出以下合适的优化组合：N=2，K=0.6；N=2，K=0.4。接地电杆和非接地电杆的雷击跳闸率如表2 所示，无论是接地电杆还是非接地电杆横担尺寸的减小，不仅导致直接雷跳闸率增大，而且还导致感应雷跳闸率的大幅上升。所以从首先保证防雷性能再提高经济性的方面考虑，本文取N=2，K=0.6 作为最优防雷设计方案。

表2 复合材料电杆雷击跳闸率Table 2 Lightning trip-out rate of composite pole

根据此区段迭代优化结果，在接地方式上，设置每隔2 基电杆进行引下线接地，较全线逐基接地减少使用3/5 接地引下线。由于接地方式为外侧悬空接地引下线，建设和运维成本较高，减少3/5 引下线后大幅降低了线路建设和运维成本；电杆塔头尺寸比优化前缩短了40%，使结构更为紧凑、安全。此实验结果针对35 kV 以下的线路均有一定的参考意义。

5 结论

1）针对感应雷的影响，改进后的6 kV 复合材料电杆的雷击闪络电压为420～987 kV，超过最大感应过电压（400 kV），可以有效减少感应雷引起的线路闪络。

2）逐基接地复合材料电杆防雷计算表明，其直击雷雷击导线耐雷水平为81.4 kA，远超6 kV 配电线路中混凝土电杆的耐雷水平，甚至高于文献25中推荐的110 kV 输电线路56～68 kA 的耐雷水平。相比于混凝土电杆，复合材料电杆的直击雷雷击跳闸率显著降低。

3）不接地复合材料电杆雷击闪络均发生在相间，耐雷水平显著降低，只有9.8 kA，已低于混凝土电杆的耐雷水平。复合材料电杆的直击雷雷击跳闸率是逐基接地电杆的2.6 倍左右，但是仍远低于混凝土电杆。

4）6 kV 复合材料电杆线路在地闪密度2.11次/（km2·a）下，每隔2 基电杆进行引下线接地。同时电杆塔头尺寸较优化前缩短了40%，达到运行要求。