10kV单芯XLPE绝缘电缆金属屏蔽层接地方式探讨
通信线路的雷电过电压及抑制措施
农村配变防雷保护存在的问题与探讨
电力系统通信站防雷运行管理规程
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| 高压输电线路防雷保护的若干问题 | |||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||
| 作者：佚名 文章来源：转载 点击数： 更新时间：2007-9-13 18:50:28 【字体：小 大】 | |||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||
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| 输电工程伊始,架空输电线路的雷击跳闸一直是困扰安全供电的一个难题,雷害事故几乎占线路全部跳闸事故的1/3或更多。因此,寻求更有效的线路防雷保护措施,一直是世界各国电力工作者关注的课题。 本文从分析我国输电线路雷击跳闸事故的经验和有关研究入手,重点讨论了线路雷击次数、雷电流幅值概率、线路常规防雷保护措施的效果,以及近年来涌现的线路防雷用金属氧化物避雷器卓越的保护性能等有关问题,并对线路避雷器的应用提出了建议,供有关部门参考。 1 与线路雷电性能有关的参数和线路耐雷水平的计算方法 1.1 雷电流幅值累积概率分布 1979年我国标准[1]就线路防雷计算的基本参数--雷电流幅值累积概率分布给出了计算式。该式是基于我国各地实测的1205个雷电流数据整理出来的。限于当时条件,其绝大多数雷电流数据是利用磁钢记录器由多塔电流相加而得,但实际上各塔雷电流峰值并非在同一时刻出现,这就使得相加结果明显偏大。我国220kV新杭线经20多年的现场实测获得了非常宝贵的数据[2]。由106个雷击塔顶的雷电流幅值测试数据推出的概率分布公式为 式中,I为雷电流,kA;PI为雷电流超过I的累积概率。 参照上式,1997年的标准[3]采用以下公式作为我国雷电流幅值概率分布的计算公式： 对除陕南以外的西北地区、内蒙古自治区的部分地区(这类地区的平均年雷暴日数一般在20及以下)的雷电流幅值的累积概率分布公式,参照以前标准的处理方法：在式(2)的基础上,对等概率的雷电流值减半。  图1 负极性雷电流幅值概率的累积分布 图1给出了式(2)及国外发表的雷电流概率数据曲线。图中,曲线3为ANDERSON-ERIKSSON的对数正态分布[4],曲线2为IEEE《输电线路雷电性能工作组报告》推荐曲线[5],曲线1为对应本文式(2)的曲线。由图可见,当雷电流在50kA以下时,曲线1与曲线3的差异较大;在50kA以上时则三条曲线相当接近。由于我国雷电流数据直接取自线路杆塔塔顶上测雷专用小避雷针,因而数据是相当可信的。 1.2 地面落雷密度和线路收集雷击宽度 以前的标准中,对地落雷密度γ(即每km2每个雷暴日D平均雷击地面的次数)取为0.015/km2·D[1]。近年来我国一些单位的雷电定位系统(LLS)的测量表明,多数情况下γ＝0.09～0.1。在国外最小值为0.06。实际上,γ值与年平均雷暴日数Td有关[6]。一般来说,若Td变大,则γ也随之变大。由于我国幅员辽阔,Td的变化很大,如西北格尔木的Td仅为0.3,而海南省的澄迈高达133。因此,在标准中仍取用同一γ值是不妥当的。经过对我国35～220kV共9400km·a架空线路雷害事故统计得出的Td和γ之间的非线性关系[6]进行比较(参见图2),本文认为采用国际大电网会议33委员会推荐的计算式较为合理。该计算式为 式中,Ng为在年平均雷暴日为Td的条件下,每1km2大地1年的雷击次数。  图2 Ng与Td之间的关系 图2中的圆点,是根据文献[7]中的γ值推算出的相应的Ng,可见它们与按式(3)计算出的结果相当接近。 线路每年受雷击次数取决于Ng和线路收集雷击的等值面积。等值面积取决于线路长度和线路收集雷击的等值宽度W。W一般可用下式描述： 式中,b为避雷线间宽度,m;Kh为系数,一般取2～4;hb为避雷线平均高度,m。 我国以前的标准沿袭前苏联的规定,取b＝0和Kh＝10。该值与模拟试验和直击雷保护的运行经验相比,似乎偏大。从原理及其与运行经验的对照关系考虑,本文推荐采用IEEE《输电线路雷电性能工作组报告》使用的线路收集雷击宽度公式[5],即 该式经与根据我国110kV平原单杆线路4683km·a雷击跳闸次数的运行经验数据[7]反推出的线路收集雷击宽度确定的Kh(变动于3.00～3.52)比较,表明式(5)是可用的。 1.3 有避雷线线路雷击塔顶时线路绝缘上所受电压的计算方法 以前的标准：对雷击有避雷线线路杆塔塔顶时,绝缘上所受的最大雷电过电压按下式计算： 式中,Uj为绝缘上受到的最大电压;Utd为杆塔顶部电压最大值;Ug为导线上感应过电压最大值;K为导线与避雷线之间考虑避雷线电晕的耦合系数。 式(6)中有两点值得注意：其一,绝缘子串悬挂于杆塔横担处,所以绝缘子串的反击电压应取横担处的杆塔电压,而不应取塔顶处电压;其二,避雷线对导线上与反击电压异号的感应过电压的屏蔽作用应采用Ug(1-k0hb/hd计算(式中hd为导线平均高度;K0为导线与避雷线之间的几何耦合系数)。由此,式(6)宜修改为 式中,ht为塔杆高度。据此,可计算出线路的耐雷水平等指标。式(7)已被新标准[3]采用。 1.4 线路雷击跳闸次数的计算结果与讨论 除上述各点外,以前的标准中,关于输电线路雷击跳闸率计算的其他参数(如绕击率Pα、建弧率η、击杆率g等)在新标准[3]中均未作变化。雷电流波头长度也仍为2.6μs(该值与文献[5]推荐的2.5μs斜角波头极为接近)。按式(7)计算出的我国110～500kV线路耐雷水平和雷击跳闸次数的结果与运行统计数据已在文献[8]中发表。从其基本接近的结果可以看出,按本文提出的线路绝缘所受最大电压计算方法、所取的雷电参数(雷电流幅值累积概率分布、对地落雷次数和线路雷击次数等)以及线路雷击跳闸次数计算方法计算出的跳闸次数与运行经验统计值基本相当。这说明本文的计算方法是合理、可用的。 2 线路常规的防雷保护措施与效果 当前,线路的常规防雷保护措施主要是通过架设避雷线,以减少雷电直击导线的概率;另一方面则是尽可能的提高耐雷水平,以减少雷电击中杆塔或避雷线时反击至导线的概率。对于前者,主要是采用双避雷线以获得较小的保护角。在山区,由于地形的影响即使是0°的保护角,也难免出现雷绕击导线的情况[9]。而对于后者,实际可能采用的措施是尽量减少杆塔的接地电阻、架设耦合地线、对于同塔双回线线路适当地采用不平衡绝缘技术以减少双回线同时雷击跳闸的概率等。现主要就减少反击的措施讨论如下： 2.1 降低杆塔接地电阻的防雷效果分析 当杆塔型式、尺寸和绝缘子型式、数量确定后,影响线路反击耐雷水平的主要因素则是杆塔接地电阻的阻值。 现将按1997年电力行业标准[3]中的110～500kV线路的杆塔尺寸和绝缘子的50％雷冲击绝缘水平,针对不同的杆塔接地电阻冲击值计算出的各自的耐雷水平列入表1。
由表1可见,各种电压等级,线路耐雷水平均随杆塔接地电阻的增加而降低。依据雷电流幅值累积概率分布的固有特点：低幅值雷电流出现的概率明显大于高幅值雷电流出现的概率。由此可知,随着系统标称电压的提高,杆塔接地电阻的作用将变得更加重要。表1中引入了"相对危险因数"参数。对于各种电压等级下的"相对危险因数",均以杆塔接地电阻为7Ω时耐雷水平的相应概率下的危险因素1.0为参考,其他杆塔接地电阻时的相对危险因数,则由该接地电阻下相应耐雷水平的相应概率与接地电阻为7Ω时耐雷水平的相应概率之比来确定。这样110～500kV,50Ω时的相对危险因数分别为3.5、7.7和24.1。 杆塔接地电阻对高压直流输电线路也有类似的作用。随杆塔接地电阻的增加,对于±500kV高压直流线路,单极反击或双极反击的概率均有所增加。因双极反击耐雷水平一般明显高于单极反击耐雷水平,所以因杆塔接地电阻变大(由7Ω增加至30Ω时),双极反击的相对危险因数高达48.8而单极反击的相对危险因数则为13.0[10]。 综合以上分析可知,通过相对危险因数可以得出线路电压等级愈高对接地电阻愈加敏感的结论。 2.2 架设耦合地线的防雷效果 对运行中查明经常发生选择性雷击的杆塔或线段,我国运行部门曾对110kV和220kV有避雷线线路采用过加装耦合地线的作法。
注：①若无耦合线期间扣去线路运行初期(1961.01～1963.12),则为419km·a,ne/n＝0.44。 ②若无耦合线期间只计1965～1972年,则为82.8km·a,n＝9.7,ne/n＝0.40。 耦合地线的作用主要有两个：一是增大避雷线与导线之间的耦合系数,从而减少绝缘子串两端电压的反击电压和感应电压的分量;二是增大雷击塔顶时向相邻杆塔分流的雷电流。现从运行经验来观察其防雷效果。表2为我国部分有耦合地线线路的运行结果汇总[11]。 将上述3条线路平均,ne/n＝0.54或ne＝1.84∶1。即架耦合线后,跳闸率降低46％。此外,澳大利亚在一条几百km长的330kV线路上,全线架设了耦合线,在一条双回路330kV线路上也架设一根耦合线来提高耐雷性(1968年国际大电网会议报告第33-04号)。意大利的文献也认为架设耦合线是有效的。 2.3 同杆双回线路不平衡绝缘的防雷效果 同杆双回线路因线路走廊占地少,近年来有一定发展。但因导线垂直排列,杆塔较高,线路反击耐雷水平一般比同电压等级、导线水平排列的线路要低。国内外此种线路的运行经验表明,会产生同塔双回线路的绝缘子相继反击的现象,从而造成双回路同时跳闸。日本曾在这种线路上采用过不平衡绝缘技术(一回线路绝缘较正常的另一回降低20％～30％)。但运行经验表明,此种作法效果不大。 我们曾就另一种不平衡绝缘技术(一回线路比正常绝缘的另一回线路增加部分绝缘),对某110kV同杆双回线路,应用自编程序进行过研究。该110kV同杆双回线路原均采用110kV合成绝缘子。对不平衡绝缘的作法是,在某一回线上每相再加2片玻璃绝缘子(LXP-70)。根据实测的线路绝缘雷电冲击放电电压,对ZGU1-15型塔采用不平衡绝缘后线路的雷击反击闪络概率进行了统计计算,给出了如表3所示的具体结果。
注：*两回线路绝缘子50％雷电放电电压相差24％。 上述结果表明,不平衡绝缘方式下双回线路同时闪络的概率较目前平衡绝缘方式下有降低。杆塔接地电阻越小,效果越大。 研究结果显示,在同杆双回线路的一回线路上增加绝缘子,确实可使双回线路同时跳闸的概率降低,但无法完全消除同时跳闸事故。 3 线路避雷器的防雷保护效果及其应用的若干建议 运行经验表明,防止输电线路雷击闪络的常规措施效果是有限的。然而在应用了线路金属氧化物避雷器后,却出现了重要的变化。国内外工程实践表明,线路防雷用金属氧化物避雷器无论在防止雷直击导线方面还是在雷击塔顶或避雷线时的反击方面都是非常有效的。 1980年美国AEP和GE公司开始开发线路防雷用MOA。75支138kV避雷器于1982年开始在杆塔接地电阻一般为100Ω(最大的194Ω)的25个杆塔上试运行。取得了在这些杆塔上从未出现过的防雷击闪络的良好效果[12,13]。 在日本,1986年开发出带串联间隙的线路MOA。1988年275kV合成绝缘子线路MOA也已在双回线路上运行。为防止同杆双回500kV线路的双回路线同时雷击闪络,从1990年开始500kV线路MOA安装在双回线路的某一回线上运行。据统计,截止到1993年,在66、77、275和500kV线路上运行的线路MOA已达30000支,且均取得良好的效果。日本在分析77kV线路各种防雷措施的效果时指出[14]：增加绝缘、架设耦合地线和减少杆塔接地电阻,只能使跳闸次数分别降至62％、56％和45％。但安装了线路金属氧化物避雷器后则可消除雷击跳闸事故。 我国江苏220kV谏奉线[15]在长江大跨越段有跨越塔2基、耐张塔2基,总长2.338km。原为单回路,改成双回路后,顶端原两根避雷线改为运行的相线,成为无避雷线的双回路跨江段。1989年5月到1996年11月,在2基高塔顶上两相导线与横担之间安装了MOA(具有0.5m串联空气间隙)。其间,所装4支MOA共动作6相次,线路均未发生闪络,开创了我国长江流域220kV线路无避雷线运行的先河。 我院曾对110、220kV有避雷线线路应用线路避雷器的防雷效果进行过计算研究[16]。未安装线路避雷器时220kV线路反击耐雷水平仅为32kA(杆塔接地电阻50Ω)。有线路避雷器时为350kA以上。如以前者相应概率下的相对危险因数为1.0,则后者比0.0001还要小,即根本不会发生闪络。 为了充分利用有限的资金获得较好的效益,根据线路雷击特点,建议线路避雷器优先安装在下列杆塔：山区线路易击段易击点[9]的杆塔;山区线路杆塔接地电阻超过100Ω且发生过闪络的杆塔;水电站升压站出口线路接地电阻大的杆塔;大跨越高杆塔;多雷区双回路线路易击段易击点的一回线路。 4 结束语 (1)根据对我国不同年平均雷暴日地区输电线路雷击跳闸情况的分析,并参照国外的研究成果,可以认为：地面落雷密度γ与年平均雷暴日数Td呈非线性关系;线路因地形地貌影响呈现出明显的选择性,会形成易击段易击点。因此,对于Td较高地区的线路以及频发雷击闪络线路上的易击段易击点,采取有效的防雷保护措施是非常必要的。 (2)输电线路常规的防雷保护措施仅能部分的减少线路雷击跳闸次数,为大幅度降低或消除线路雷害事故,必须采取更有效的新措施。 (3)线路防雷用金属氧化物避雷器可以防止雷直击导线或雷击塔顶、避雷线后绝缘子的冲击闪络,从而可以根本上消除线路雷击跳闸。 (4)为充分利用有限资金以求得最佳效益,应根据运行经验,力争较准确的选择线路防雷避雷器的安装地点。 5 参考文献 1 水利电力部.SDJ7-79电力设备过电压保护设计技术规程.北京：水利电力出版社,1979 2 孙萍.220kV新杭Ⅰ回路1962～1988年雷电流实测结果的统计分析.浙江省电力试验研究所,1995 3 DL/T620-1997交流电气装置的过电压保护和绝缘配合.北京：电力出版社,1997 4 Anderson R B.Lightning Parameters for Engineering Applications.Pretoria.South Africa：CSIR,June1979,Report ELEK120 5 Grant I S.A Simplified Method for Estimating Lightning Perfor-mance of Transmission Lines.T-PAS,Apri.1985 6 刘继.山丘地区输电线路防雷设计中的一些问题.电力技术,1962(9)～(10) 7 刘继.电气装置的过电压保护,北京：电力工业出版社,1982 8 杜澍春.关于输电线路防雷计算中若干参数及方法的修改建议.电网技术,1996(12) 9 杜澍春,何兆璋.辽宁220kV送电线路雷害事故的分析.电力技术,1962(5) 10 杜澍春,陈维江.高压直流输电线路的雷电性能.中国电机工程学报,1992(2) 11 SDJ 7-79电力设备过电压保护设计技术规程.(试行)修订说明.北京：水利电力出版社,1979 12 Shih C H.Application of Special Arresters on138kV Lines of Appalachian Power Company.T-PAS,Oct.1985 13 Koch R E.Design of Zinc Oxide Transmission Line Arresters for Application on138kV Towers.T-PAS,Oct.1985 14 Polymer Line Arrester(with Series Gap),NGK RELESE No.105/1994 15 岳健民.金属氧化物避雷器(MOA)在江苏电网中的运行状况.中国电机工程学会高电压专业委员会过电压与绝缘配合分专业委员会编.过电压学术会议论文集,1997 16 中国电力科学研究院高压所.高压交流线路用金属氧化物避雷器技术特性.北京：中国电力科学研究院2000 | |||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||
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