8.1 特高压交流线路的防雷防护

8.1.1 概述

8.1.1.1 国外运行经验总结

苏联和日本特高压交流线路为防护雷电过电压，都进行了专门的防雷设计，并认为其特高压线路的耐雷水平是相当高的。但实际运行经验表明，特高压线路仍有较高的雷击跳闸率，并且雷击是造成线路跳闸的主要原因。

苏联和日本国情不同，特高压交流线路经过地区的地形地貌、杆塔塔型设计等均差别较大，采取的防雷措施也有所不同。以下分别对两国特高压线路的相关运行状况作简要分析，运行数据见表8-1。

苏联1150kV特高压线路经过地形主要为平原，直线塔采用单回路水平拉线V型杆塔，转角塔采用分立式塔，典型塔型见图8-1。苏联特高压线路采用双避雷线布置，避雷线采用2分裂的70/72型钢芯铝绞线（苏联专家认为2分裂型式可增加避雷线上的感应电荷，从而增强其引雷能力，减小绕击率），避雷线保护角一般为22°左右。在以标称电压1150kV运行的1986～1995年十年间（3000km·a），统计的雷击跳闸率为0.4次/（100km·a）；在全部运行期间内（包括500kV和1150kV运行），共雷击跳闸21次（16700km·a），折合0.13次/（100km·a）。

根据磁钢棒记录器的实测，苏联特高压线路雷击跳闸率较高的根本原因是转角塔的结构设计不合理，雷电穿过转角塔的避雷线绕击导线。由图8-1和表8-1可知，直线塔的避雷线保护角约24°，避雷线间距约35m。而转角塔避雷线对跳线的保护角高达约40°，避雷线间距约54m，转角塔的保护角及其避雷线间距均大于直线塔，更易遭受绕击。因此，有苏联专家认为提高特高压线路耐雷性能的主要措施是采用更小的避雷线保护角。俄罗斯1999年《6～1150kV电网雷电和内部过电压保护手册》（以下简称俄罗斯1999年《手册》）也指出：“对于1150kV架空线路，迫切要求改善避雷线保护；1150kV线路耐雷性提高是靠使用带负保护角避雷线的直线杆塔和耐张转角杆塔来保证”。

日本1000kV特高压线路多经过山区、丘陵等复杂地形地区，采用同塔双回路、三相导线垂直排列的自立式杆塔，塔高88～148m（高塔对防绕、反击均不利），典型塔型见图8-2。日本特高压线路为提高线路的防雷性能，采用双避雷线布置，保护角约为-12°。虽然日本特高压线路所在地区年雷暴日只有25，但采用负保护角措施的防绕击效果仍然不是很理想，在降压至500kV运行期间的雷击跳闸率高达0.9次/（100km·a）。

根据日本雷电定位系统记录的数据分析，其特高压线路雷击跳闸的主要原因仍然是绕击。理论分析认为与杆塔相对较高、沿线多经过山区等复杂地形以及线路绝缘水平相对较低（采用招弧角）等因素有关，雷击跳闸主要由导线遭到侧面雷击而引起。由日本运行经验可知，山区线路宜采用更小的负保护角。

苏联和日本特高压线路的运行经验表明，线路雷击跳闸主要是避雷线屏蔽失效，雷电绕击导线造成的。但两国雷击跳闸率均偏高的主要原因不同——苏联特高压线路转角塔的结构设计不够合理；日本特高压线路则可能主要与杆塔很高且多处于山区有关。

另外，苏联和日本特高压线路运行经验也表明，随线路电压等级的提高，雷击跳闸率和总跳闸率均有所减小，但雷击跳闸占总跳闸的比重却越来越大。例如，苏联特高压线路在1985年至1994年十年期间，线路雷击跳闸高达16次（运行12124km·a），占其总跳闸次数的84.2%；日本特高压线路在1993年至2007年十五年期间（降压至500kV运行），线路故障跳闸共计68次，其中雷击跳闸67次（另一次为暴雪），占其总跳闸次数的98.5%。

综合苏联和日本两国的运行经验可以看出，雷击仍是特高压交流线路安全可靠运行的主要危害，在实际工程中应重点预防雷电绕击。采用良好的避雷线屏蔽设计是提高其耐雷性能的根本措施，应特别注意对转角塔要进行专门的防绕击设计，使其具有合理的负保护角，并可考虑采取侧向避雷针等其他防绕击措施，另外，山区线路应注意选取更小的负保护角。

8.1.1.2 特高压交流线路的耐雷性能特点

与高压、超高压线路相比，特高压交流架空输电线路耐雷性能的特点如下：

（1）特高压线路杆塔高度较高，避雷线间距较大，线路受雷面积增大，使得线路遭受雷击的概率增加，这对防雷电绕击、反击均不利；

（2）特高压线路的绝缘水平很高，反击耐雷水平可达200kA以上，因此，雷击避雷线或塔顶而引起反击跳闸的可能性很低；

（3）杆塔高度增加，避雷线、大地的屏蔽效应减弱，雷电先导更易绕击导线。另外，导线上工频电压幅值高，导线更易产生迎面先导，这也可能导致绕击率增加。当雷电绕击导线时，大于20 kA的雷电流就可能造成绝缘闪络威胁；

（4）另外，国内外高压、超高压输电线路运行情况均表明，随电压等级的提高，绕击在雷击跳闸中所占比例呈上升趋势。对于110kV、220kV等高压线路，绕、反击均是造成线路雷击跳闸的重要原因；对于330kV及以上的超高压线路，绕击的危险性更大（雷电定位系统的统计数据也表明，中国500kV线路雷击跳闸的主要原因是绕击跳闸）；对于特高压线路而言，雷击跳闸基本由绕击造成，发生反击跳闸的概率很小。

简而言之，特高压交流线路的雷电性能特点为：绝缘水平很高，雷击避雷线或塔顶发生反击闪络的可能性很低；杆塔较高，易发生侧面绕击。

8.1.1.3 耐雷性能控制指标

目前，衡量架空输电线路防雷性能优劣的主要技术指标有耐雷水平和雷击跳闸率，下面分别对其进行介绍。

1）耐雷水平

耐雷水平是指雷击线路时，其绝缘尚不至于发生闪络的最大雷电流幅值或能引起绝缘闪络的最小雷电流幅值，单位为kA。对于1000kV特高压交流输电线路，GB/Z 24842-2009《1000kV特高压交流输变电工程过电压和绝缘配合》作了如下规定：在一般土壤电阻率地区（500Ω·m及以下），线路的反击耐雷水平不宜低于200kA。

2）雷击跳闸率

雷击跳闸率是指统一折算至年雷暴日Td=40、每100km长的输电线路每年因雷击而引起的跳闸次数，单位为次/（100km·a）。之所以进行统一折算，是为了便于对比位于不同地区、长度各异的输电线路的耐雷性能优劣。

雷击跳闸率的控制指标主要依据于线路的重要程度、电网的结构和安全裕度、线路断路器的操作资源准则等条件。其中，线路断路器操作资源准则是指架空线路断路器在检修周期之间所允许的雷击跳闸次数；对于特高压交流线路采用SF6断路器具有很高操作资源的情况，雷击跳闸允许次数决定于对雷电过电压和短路电流作用敏感的变压器、电流互感器等设备。考虑到雷击跳闸率受杆塔结构、避雷线保护角、绝缘水平、沿线雷电活动的强弱、土壤电阻率、地形地貌等诸多因素的影响，因此，控制指标的确定应根据经济、技术比较，因地制宜，合理确定。

评估输电线路耐雷性能的另一考核指标是“雷击事故率”，即雷击跳闸后重合闸动作不成功记为雷击事故，其核心思想为“允许线路有一定的雷击跳闸率”。若以雷击事故率作为特高压线路新的耐雷指标，同时考虑到中国输电线路单相重合闸的成功率相当高（＞90%），则实际可允许的雷击跳闸率计算值是比较大的。对于110kV、220kV和500kV线路，可以认为采用该指标是较为合理的；但特高压线路是否可采用雷击事故率作为耐雷指标还有较大的争议。中国特高压电网网架结构薄弱，安全裕度较小，并且特高压线路输送功率较大（单回特高压线路即可达3000～5000MW），雷击事故将对系统造成很大的冲击，严重威胁电网的安全稳定运行，因此，特高压交流线路雷击事故率的控制目标值要求太低，不宜采用它作为耐雷指标。

考虑到中国500kV线路的实际雷击跳闸率统计值为0.14次/（100km·a），建议1000kV特高压交流线路的设计预期雷击跳闸率在平原地区不高于该值，可取0.1次/（100km·a）；山区要求可适当放宽，取0.2次/（100km·a）。

此外，特高压线路大跨越的雷击跳闸率控制指标与常规线路段不同。俄罗斯1999年《手册》对其进行了如下说明：①架空线路跨越档的耐雷指标不应与该线路普通路径的耐雷指标相差太大，如1 km跨越档的雷击跳闸不应超过10 km的普通线路；②考虑进行预防性试验和检修工作的困难，跨越杆塔绝缘的雷击闪络绝对次数应保证绝缘子串检修间隔不低于25年。中国国标GB/Z 24842-2009《1000kV特高压交流输变电工程过电压和绝缘配合》规定，对于1000kV特高压交流线路，大跨越档在雷电过电压下安全运行年数不宜低于50年。

综上，中国1000kV特高压线路的设计预期雷击跳闸率平原地区取为0.1次/（100km·a），山区为0.2次/（100km·a）。另外，特高压线路大跨越档的防雷安全运行年限取50年。

8.1.2 耐雷性能评估计算方法

8.1.2.1 雷电计算参数

（1）雷电流极性与波形

实测表明，75%～90%的雷电流为负极性脉冲波，另考虑到缺乏正极性雷击参数的统计数据，因此，防雷保护分析一般只取负极性雷电波。

综合各国观测结果，雷电流波头长度T1多处于1～5μs的范围内，平均约为2.6μs；雷电流波长为20μs～350μs的范围内，平均约为50μs。因此，工程应用一般视其敏感性而进行选取，如中国在电网防雷设计中的雷电流波形采用负极性2.6/50μs。

（2）雷道波阻抗

从工程应用角度出发，雷电先导通道可近似为一条具有电感、电容等均匀分布参数的导电通道，即可认为主放电是沿着等值波阻抗为ZM的无限长导体传播过来，其雷道波阻抗ZM=300～3000Ω。

有研究表明，雷道波阻抗与主放电通道雷电流有关，且随雷电流幅值的增大而减小，见图8-3。其中，特高压交流线路绕击耐雷水平约20～40kA，对应的雷道波阻抗约为1000～600Ω，绕击计算时一般可取800Ω，也可使用式（8-1）估算；反击耐雷水平200kA以上，对应的ZM较小，约250～400Ω，故反击计算时的雷道波阻抗可近似取为300Ω。

（3）雷电流幅值概率分布

关于雷电流幅值概率分布，规程（DL/T 620-1997）采用了浙江省新杭线共计2824km·a雷电流实测数据的拟合公式（在1962—1988年期间，220kV新杭线I回路使用磁钢棒共计实测得到716次雷击记录）。规程规定中国一般地区（平均年雷暴日≥20）雷电流幅值超过I的概率可按下式求得：

式中，P（I）为雷电流幅值大于I的概率；I为雷电流幅值，kA。

另外，国网电力科学研究院利用雷电定位系统及其历史监测数据，对晋东南—南阳—荆门特高压试验示范工程线路走廊的雷电流幅值概率分布进行统计，如图8-4所示。对应的雷电流幅值累积概率分布曲线的拟合式见式（8-3），其分布规律与CIGER、IEEE推荐式（8-4）基本相同，但与规程推荐式有一定的差别。由于雷电监测系统的运行年限还相对较短，其统计结果可暂作参考。

（4）地闪密度

地闪密度（Ng，次/（km2·a）），即每平方公里、每年的地面落雷次数。地闪密度与线路雷击跳闸率之间存在线性正比关系，其准确性直接影响线路的雷击跳闸率计算结果。

地闪密度的取值方法主要有以下两种：①由气象雷暴日Td或雷暴小时Th推算；②自雷电定位系统直接获取。

中国工程防雷计算中使用的地闪密度需由雷暴日Td推算，并且规程建议对于雷暴日为40的地区，地面落雷密度γ（每平方公里、每雷暴日的地面落雷次数）取为0.07次/（km2·d），则Ng=Td×γ。另外，也可参考CIGRE推荐的计算式：

但中国华东地区实测表明，雷暴日与地闪密度间的关联较弱，由雷暴日推算的地闪密度小于实测值，偏差较大。另外，IEEE也建议在可直接获取地面落雷密度时，应予以优先使用。因此，为更好地指导线路防雷保护工作，建议利用雷电定位系统统计线路沿线走廊的雷电活动特性，并绘制实测的地闪密度分布图代替雷暴日估算法。

8.1.2.2 绕击计算方法

特高压架空输电线路的绕击计算推荐使用IEC、IEEE等国际组织推荐的电气几何模型方法（EGM, electro-geometrical model）；反击计算推荐使用世界各国较多采用的EMTP（Electro-Magnetic Transient Program）计算程序。

1）绕击计算方法简述

用于计算架空输电线路绕击跳闸率的方法主要包括规程法、电气几何模型（EGM）、先导发展模型（LPM）等。其中，规程法为统计经验法，未考虑具体雷击过程的影响；EGM只考虑了雷击过程的最后一步，即雷电下行先导头部与被击物（或其上行先导头部）之间空气间隙的击穿过程；LPM则考虑了整个雷击过程的影响。

中国常规高压、超高压架空输电线路的耐雷性能评估采用《交流电气装置的过电压保护和绝缘配合》DL/T 620-1997推荐的计算方法（简称“规程法”）。该方法认为雷电绕过避雷线击中导线的概率与避雷线对边相导线的保护角、杆塔高度以及线路经过地区的地形、地貌、地质条件有关，并分别提出了适用于平原和山区的绕击率计算式。但值得注意的是，规程法是根据220kV及以下电压等级线路的运行经验拟合而得出的，仅适用于避雷线保护角15°～40°和杆塔高度≤50m的情况。很明显，特高压线路的相应参数已超出规程法的适用范围，因此，规程法不宜用于特高压线路的防雷计算。

LPM建立在长间隙放电与雷击物理过程研究的基础上，考虑了雷电下行先导的发展过程、线路上行先导的产生以及其他因素的影响，具有一定的合理性与先进性。但由于对雷电物理过程认识的局限性，部分重要判据和计算参数的取值争议较大（如上行先导的起始判据），使得各研究机构的LPM计算结果相差较大。因此，LPM尚需进一步的理论试验研究，在未得到线路运行经验验证的前提下，一般不宜直接用于特高压线路的防雷计算。

EGM将雷电的放电特性与线路的结构尺寸联系起来，是一个以现场观测数据为基础的几何分析与计算模型，其准确性已得到西欧和美国等地区高压、超高压线路运行数据的验证。EGM以击距理论为基础，考虑了雷电流幅值以及线路结构对绕击率的影响，并且计算结果与实际运行经验基本相符。美、欧及日本等许多国家均使用EGM分析线路绕击，IEC、IEEE等国际组织也推荐使用该方法，中国最新的特高压国家标准也推荐该方法。因此，建议使用EGM计算特高压线路绕击耐雷性能。

2）EGM方法简介

目前，用于线路绕击计算的EGM主要为W'S EGM（即Whitehead等人提出的经典电气几何模型）和IEEE EGM（IEEE Std 1243-1997推荐）。其中，W'S EGM考虑了地面倾角、雷电先导入射随机性的影响，使用等效受雷宽度（暴露弧在水平面的投影）计算绕击闪络率；IEEE EGM假定雷电先导垂直击于地面，并在计算过程中考虑了雷电后续脉冲的影响。

但日本超、特高压线路运行经验表明，采用负保护角线路的绕击跳闸率仍相对较高，因此，对于采用较小甚至负保护角的特高压线路，不宜为简化计算而假定雷电先导总是垂直向下发展。另外，考虑到后续脉冲造成特高压线路绕击跳闸的概率很小，可忽略不计。因此，建议使用W'S EGM进行特高压线路的绕击分析。

W'S EGM的基本计算原理建立在下列概念与假设基础之上：

（1）由雷云向地面发展的先导通道头部到达被击物体的临界击穿距离（击距）以前，击中点是不确定的。先到达哪个物体的击距内，即向该物体放电。

（2）击距rs为雷电流幅值I的函数。

（3）忽略雷击目的物体的形状和邻近效应等其他因素对击距的影响，令先导对杆塔、避雷线、导线的击距相等。考虑雷电先导对导线与地面击穿场强的区别，地面击距rsg取为：rsg=krs。（k称为击距系数）。

（4）引入先导入射角的概念。雷电先导并不总是垂直击于地面，线路还存在侧面雷击的情况，即存在以一定角度ψ入射的情况。

图8-5（a）为雷电流I（相应击距rs）对应的EGM示意图。其中，S为避雷线，W为导线，k为击距系数，α为避雷线保护角，ψ为先导入射角。当雷电下行先导进入屏蔽弧面AB，雷电将击向避雷线；当先导进入暴露弧面BC，雷电将绕击导线；而离线路稍远处的先导，因为离地面最近，将直击于地面。

W'S EGM根据暴露弧在水平面上的投影计算导线对应的等效受雷宽度，从而求取线路的绕击闪络率。由图8-5可得，在给定击距rs下，单侧导线对应的受雷宽度X为

式中，g（ψ）为先导入射角的概率分布函数。

输电线路有一定的耐雷水平，能够引起绝缘闪络的最小可绕击电流称为绕击耐雷水平Ic（亦称为“绕击闪络临界电流”），对应击距为临界最小击距rc。随雷电流幅值的增大，击距随之增大，使得导线暴露弧减小。当击距达到某一最大值rmax时，暴露弧减小为零（见图8-5（b）），此时对应的雷电流为最大可绕击电流Imax（地面倾角对绕击率的影响在W'S EGM中体现为对Imax的影响）。由此，可求得线路的危险可绕击雷电流范围（Ic, Imax）。

在求得危险可绕击雷电流范围（Ic＜I＜Imax）后，由击距与雷电流幅值的关系式，可得单侧导线的绕击闪络率nr（次/（100km·a））为

式中，Ng为地闪密度，次/（km2·a）; Ic为绕击耐雷水平，kA; Imax为最大可绕击电流，kA; f（I）为雷电流幅值的概率分布函数。

值得注意的是，EGM的主要目的是用来表征避雷线保护角应随杆塔高度的改变而变化，即杆塔越高，对应的保护角应越小。由式（8-7）可知，当Ic≥Imax时，nr=0，线路将不会发生绕击跳闸事故，此时称之为“完全屏蔽”。因此，对于特高压线路的防绕击设计，可利用该原理合理的确定避雷线保护角，以尽量实现完全屏蔽。

3）EGM参数选取

EGM建立在经验与现场数据基础上，由于不同学者研究的输电线路具体情况不同（如线路电压等级、杆塔和地形等不同）, W'S EGM及其各种改进模型在参数选取上可能有一定的差别。影响线路绕击跳闸率计算结果且存在争议的参数主要有击距、绕击耐雷水平和雷电先导入射角等，以下分别进行说明。

（1）击距及击距系数

击距为EGM理论的核心，击距公式的一般表达式为rs=A×IB，具有代表性的公式见表8-2和图8-6。

由图8-6可知，在同一幅值的雷电流下，IEEE WG推荐公式表示的是“最小”击距，其计算值最小；Brown公式和Love公式表示的是“平均”击距，计算值较为接近，居中；Armstrong公式计算值相对最大。因此，在计算线路的绕击跳闸率时，建议选用代表“平均”击距的Love推荐式，同时该式也被IEEE、IEC等推荐使用。

另外，由EGM原理易知，如果击距公式计算值越小，同一可绕击雷电流对应的导线暴露弧面就越大，则为实现完全屏蔽（即令Imax=Ic）而推求的避雷线保护角就越小。因此，在设计线路的避雷线保护角时，为保险起见，建议选用代表“最小”击距的IEEE WG推荐式，此时推求的保护角更稳妥也更加严格。

关于击距系数k，研究表明雷电先导对大地、导线的击距是不相等的，这可近似由负极性操作冲击电压下的棒—棒间隙与棒—板间隙的击穿场强不同来加以解释。击距系数k主要受线路高度和额定电压等级等因素的影响——对于杆塔较低的低电压等级线路（＜110kV）, k一般可取为1；对于330kV以下的高压线路，k一般取为0.8或0.9；对于杆塔相对较高的UHV线路，k的取值范围为0.6～0.9。

Rizk提出了一线性计算式（8-9），可较好地表征k随线路高度的变化趋势，同时该式也被IEEE推荐使用。在特高压线路的绕击计算中，击距系数k的取值建议参考该式：

式中，hc为导线平均对地高度，m。

（2）绕击耐雷水平

雷电绕击导线时，导线上过电压的计算原理如图8-7所示。由图8-7可知，绕击耐雷水平计算式为

式中，U50%为标准雷电波下的绝缘子串负极性50%闪络电压，可近似取为正极性放电电压的1.13倍，kV; ZM为雷道波阻抗，Ω; Zsurge为考虑电晕效应后的导线波阻抗，Ω。

规程（DL/T 620-1997）认为ZM=Zsurge/2=400/2=200Ω，从而推得绕击耐雷水平Ic=U50%/100。但该式计算所得的绕击耐雷水平明显偏大，原因为绕击情况下雷道波阻抗取值过小。

对于额定电压在500kV及以下的交流架空输电线路，实际危险可绕击雷电流（一般＜15kA）对应的雷道波阻抗通常较导线波阻抗大得多（即可认为ZM≫Zsurge/2），故可近似得到IEEE推荐式如式（8-11）所示，并通常建议采用该简化式计算。

而对于1000kV特高压交流线路，危险可绕击雷电流对应的雷道波阻抗一般为600～1000Ω，认为ZM≫Zsurge/2 可能导致较大的误差。此时，特高压线路的绕击耐雷水平Ic 计算可分两步进行计算：①按式（8-11）求出耐雷水平初始值Ic; ②参考图8-5确定Ic对应的雷道波阻抗ZM，然后使用下式计算出耐雷水平的精确值I'c：

（3）雷电先导入射角

虽然线路的有效屏蔽设计与雷电先导角的分布无关，但为准确评估线路的绕击耐雷性能，先导角的概率分布却是需要的。Whitehead、Armstrong等人认为，先导入射角ψ服从某一给定的概率分布，通用计算公式可表示为

Whitehead等也发现，参数m=2时，在仅仅部分屏蔽的线路上观察到的绕击次数与估计值吻合的较好（日本1976年《送电线路耐雷设计指导手册》中m取值为3）。因此，在无其他统计数据的前提下，建议采用先导入射角概率分布式：

（4）工频电压影响

规程在防雷计算中未考虑输电线路工频电压Un的影响。但对于特高压系统，工频电压可占到绝缘子串放电电压U50%的15%～20%左右，不考虑是不合适的。以下分别分析工频电压幅值和交流周期对绕击计算的影响。

文献[2]给出长空气间隙下负极性放电电压与击距关系为

式中，rc0为不考虑工频电压影响（即导线上无电压）的导线击距，m; U0为雷电先导头部电压，MV。综合IEEE Std击距公式rs=10I0.65与式（8-15）可推得长空气间隙下负极性放电电压与雷电流的关系为

考虑工频电压后的击距公式为

式中，rc为考虑工频电压影响后的导线击距，m; Uph为导线上工频电压瞬时值，MV。

考虑工频电压幅值对绕击耐雷水平Ic的影响，应作如下的相应修正

考虑工频电压周期性的影响，目前主要有两种分析方法，一是可仅考虑某一固定值或典型值，如相电压峰值或相电压半周期内平均值0.52Un等；二是使用统计法计及工频电压的影响。雷电绕击导线时，考虑到交流电压相角出现的随机性，可将电压相角视为等概率分布的随机离散变量Q=（Q1, Q2…Qi…Qn）。于是，确定线路绕击跳闸的概率为

式中，P为线路的统计绕击跳闸率；Pi为在电压相角Qi下的绕击跳闸率；n为将交流一个周期划分的相角数。

8.1.2.3 反击计算方法

1）反击计算方法简述

目前，用于分析架空输电线路反击耐雷性能的方法主要包括：规程法、行波法、EMTP仿真法等。

规程法为集中参数法（即将杆塔、避雷线等以集中电感或电阻代替），在杆塔高度较低的情况下，这已被证明与多次反射法算得的结果相接近。但规程法在高杆塔情况下的反击耐雷水平计算值明显偏低，而且该方法难以计算双回同跳问题，因而规程法不适用于特高压线路的反击计算。

行波法为分布参数法，将杆塔（或杆塔各段）等效为单相无损传输线，并认为不同类型的杆塔具有特定的波阻抗。行波法可反映雷电波在杆塔上的暂态传播过程及反射波对杆塔各节点电位的影响，与实际雷击物理过程更为接近。但使用行波法进行编程计算十分复杂、繁琐，不适于在工程上的直接应用。

EMTP是电力系统暂态过程研究领域中应用最广泛的仿真软件。在雷电过电压计算中，EMTP以行波法为计算原理，既可考虑工频、感应电压等各因素的影响以及绝缘子串两端的电位差随时间的变化过程，又可避免行波法复杂、繁琐的编程环节，从而在防雷设计中得到了广泛的应用。

综上，建议使用EMTP计算特高压线路的反击耐雷水平，然后辅以规程法计算其反击跳闸率。

2）EMTP模型及计算参数选取

EMTP在进行反击计算时，仿真模型的确定需要考虑雷电流、杆塔、线路、杆塔冲击接地电阻等等效模型和雷击闪络判据的合理选取，以及感应电压、工频电压等计算分量的处理。

（1）雷电流模型

雷电流等效为电流源和雷道波阻抗的并联，电流源采用2.6/50μs负极性斜角波，雷道波阻抗取为300Ω。

（2）杆塔模型

目前，杆塔的模拟通常采用集中电感、单波阻抗、多波阻抗三种模型（中国规程给出的铁塔的等值电感为0.50μH/m，波阻抗为150Ω）。其中，电感模型一般适用于杆塔高度相对较低（ht≤40m）的单回线路；单波阻抗模型多适用于杆塔高度相对较高（40m＜ht≤100m）的单回线路；多波阻抗模型主要用于同塔多回线路与大跨越特高杆塔线路。

波阻抗模型可以考虑电磁波传播的延迟效应，正确反映高杆塔的雷击暂态特性。此时，使用波阻抗模型计算特高压线路反击耐雷水平是公认比较合理的。值得注意的是，由于杆塔波阻抗模型等效处理的影响因素较多，其值还难以精确把握，波阻抗的计算取值还存在较大争议。

目前，国内使用较多的杆塔波阻抗模型为Sargent单波阻抗模型和原武久（Hara）分段无损传输线模型。其中，Sargent模型为理论推导的单波阻抗模型，其计算值略大于杆塔小模型试验的实测值，所得反击计算结果偏严；原武久模型是在实测基础上建立的多波阻抗模型，且与其他学者的实测结果基本相吻合，但该模型中部分参数的计算比较复杂且未得到线路运行经验的验证，因而尚未被广泛采用。以下对这两种波阻抗模型作简要介绍。

Sargent等人将一常规双回路铁塔（见图8-8（a））作为圆锥模型，通过电磁场理论分析，得出杆塔波阻抗公式如下：

式中，θ为圆锥半角，°; h为圆锥杆塔模型高，m; r为圆锥杆塔模型等效半径，m。

IEEE推荐使用Sargent计算式，美国同塔双回线路的设计中也采用该式。Sargent等人还指出，如果用圆柱等效（见图8-8（b））的话，在斜角波和双指数波下的杆塔波阻抗表达式变为

以上所述，Sargent波阻抗模型将外形和杆件复杂的杆塔简化为等效圆锥或圆柱体，未考虑横担和支架等对杆塔波阻抗的影响。而Hara提出的分段波阻抗杆塔模型认为杆塔由塔身（主支柱）、支架（斜材）和横担三部分组成，且每部分的波阻抗用表示其尺寸和几何形状的公式表达，因而该模型更具有普遍代表性。

Hara模型计算的波响应特性与杆塔实测近似，并且考虑横担的杆塔模型得到的波响应特性比无横担模型更接近真实杆塔，从而说明该无损线模型具有一定的合理性。Hara模型具体如图8-9所示，Zh、Zz、Zx分别代表横担、主支柱、斜材波阻抗。其中，横担视为平行于大地的传输线波阻抗，主支柱波阻抗的计算式如下所示：

式中，h为相应杆塔段高度，m; r为相应杆塔段的等效半径，m。

关于波在塔身及横担上的传播速度，Sargent模型可取为光速的0.8倍左右，即取2.5×108m/s;Hara模型已考虑斜材和横担的影响，波速可取为光速。

（3）线路模型

EMTP提供的常用架空输电线路模型包括π模型、Bergeron模型和J-Marti模型。其中，π模型为集中参数模型，不能体现实际线路阻抗参数与频率相关的特性（如集肤效应），只适用于线路长度较短且不考虑波过程的情形；Bergeron模型是主要表征某一基准频率的分布参数模型，适用于在该基准频率下潮流占主导地位的情形，如稳态潮流计算；J-Marti模型为与频率相关的分布参数模型，可以仿真频率变化很大的情形（如线路过电压计算），是相对最全面、功能最强大的线路模型。

在雷电过电压计算中，输电线路采用与频率相关的J-Marti模型进行等效。

（4）杆塔冲击接地电阻模型

一般从严考虑，采用杆塔接地电阻的实测值。

另外，也可用IEC推荐的处理方法。由于雷击杆塔时的入地电流幅值较高，电离效应宜予以考虑且杆塔的接地连接可表示为非线性电阻R（I），具体计算如下：

式中，R0为小电流低频率时的电阻，Ω; I为流过杆塔根部阻抗的雷电流，A; Ig为限流值，A; ρ为土壤电阻率，Ω·m; E0为土壤电离梯度，推荐值为E0≈400kV·m-1。

值得注意的是，IEC 60071-2规定该模型仅在塔基及其接地体的延伸半径小于30m才有效。

（5）雷击闪络判据

常见的雷击闪络判据为电压阈值法和相交法。

规程采用的方法为电压阈值法，即绝缘子串两端的雷电过电压峰值大于其临界放电电压，绝缘发生闪络击穿。值得注意的是，规程所取的临界放电电压是指标准雷电冲击波U50%。但实际上，由于来自杆塔接地电阻的反射波影响，雷击杆塔时的绝缘子串两端电压并不是标准的雷电冲击全波，而是一个短尾波，波长在10μs以内。短尾波的50%击穿放电电压大约为标准波的1.2～1.3倍，所以，该法导致计算所得的反击耐雷水平偏小，不推荐使用。

在特高压线路的反击计算中，建议采用IEC 60071-4推荐的相交法作为绝缘子串闪络判据。即绝缘子串两端的过电压波Uin（t）和绝缘冲击放电的伏秒特性曲线V（t）相交则判断为闪络，如图8-10所示。

采用相交法需要绝缘子串的短尾波伏秒特性曲线，但到目前为止，世界范围内尚无大于3m的短尾波伏秒特性曲线，因此，一般采用标准雷电波伏秒特性曲线代替（可能导致反击耐雷水平计算结果偏小）。另外，根据伏秒特性曲线的原理，波前放电时，Uin（t）和V（t）是相交的；波尾放电时，两者是不相交的，因此，相交法可能丢失波尾放电的情况（导致计算结果偏大）。

但苏联高杆塔运行经验表明，绝缘子串放电闪络多数发生在波头上，这就表明使用标准波伏秒特性代替短尾波是合理的；短尾波间隙放电电压高于标准雷电波，采用标准波电压伏秒特性曲线是偏低和偏严的，这在一定程度上抵消了丢失波尾放电所带来的影响；另外，很多国家采用相交法所得的结果和运行经验也基本符合。因此，相交法作为绝缘子闪络判据是比较合适的。

关于绝缘子串的伏秒特性曲线，在无实测数据的前提下，可参考IEEE提出的计算式：

式中，t为闪络时间（适用范围0.5～16μs,16μs对应值为正极性U50%）, μs; Lin为绝缘子串有效长度，m。

（6）感应电压影响

雷击杆塔时，导线上的感应过电压包括静电和电磁两个分量。静电分量是因雷电先导通道中电荷所产生的静电场在靠近先导通道处的导线上感生出大量异号电荷，主放电开始后静电场突然消失而产生的；而电磁分量则是由雷电通道中强大的雷电流所产生的磁场变化引起的。由于先导通道与线路方向近似垂直，一般认为导线上感应过电压的静电分量要比电磁分量大得多，故可仅考虑前者。

目前，在防雷计算中感应电压是否应予以考虑还存在一定的争议，并且在考虑感应电压的情况下，不同学者或机构提出的雷电感应电压计算式差异也较大。规程规定，对有避雷线的一般高度线路，感应过电压的最大值可按式（8-26）计算。但该式是苏联半个世纪以前的研究成果，对于高、特高杆塔，其计算结果明显偏高。

式中，α为雷电流陡度，kA/μs; hg为避雷线对地平均高度，m; k0为避雷线与导线的几何耦合系数。

中国电力科学院、国网电力科学研究院分别提出了各自的计算公式，具体如下所示：

式中，I为雷电流幅值，kA; β为反放电速度与光速的比值，取为0.3; c为光速，m/μs; hT为杆塔高度，m;dR可取为击距rs的1/2, m。

国外（如欧美、日本）也提出过相应的感应电压计算公式，但他们认为雷击塔顶时导线上的感应过电压相对较小，在防雷计算中不予考虑，这与苏联、中国的做法有所差异。

（7）工频电压影响

与绕击计算时的处理方法相同，在特高压反击计算中，也建议使用统计法考虑工频电压的影响。

另外，通常从严考虑，电晕的影响予以忽略。

8.1.2.4 大跨越线路的防雷计算方法

大跨越架空输电线路杆塔高、档距大，比常规路径线路更易遭受雷害。目前，国内用于评估一般跨越线路防雷性能的标准仅有1959年水利电力部颁布的《过电压保护规程》（现行规程提供的防雷计算方法只适用于常规路径线路，并不适用于大跨越线路）。但该标准只针对当时的“高杆塔”提出了耐雷水平计算曲线图，具有特定的适用范围（hc/R≤8, R为杆塔接地电阻）。以汉江大跨越杆塔为例，即使hc取为90m、R取10Ω，也已超出该标准的适用范围。因此，该标准也已不适用于特高压大跨越线路的防雷计算。

由于缺少理论分析和模型试验数据，大跨越高杆塔工程的防雷保护尚无其他成熟、权威的计算方法可供参考。在无其他成熟计算方法的前提下，对于特高压大跨越段的防雷计算，同样建议使用EGM与EMTP方法。但值得注意的是，大跨越档的防雷计算与常规路径线路有一定的区别。其中，大跨越线路档距大、弧垂大的特点决定了绕击计算宜作分段处理，并且风偏的影响宜予以考虑；杆塔高的特点导致杆塔模型、受雷宽度和击杆率等的计算处理方法与常规路径线路差别较大，且雷击档距中央的情况也应加以校核。

1）分段计算处理

大跨越线路的杆塔高、弧垂大，同一档距内导线高度差别较大（如悬挂点与弧垂最大处的导线高度可能相差悬殊），如若再使用导线平均高度（见式（8-29））计算绕击跳闸率可能导致一定的误差。

此时，建议利用悬链线公式（即双曲余弦函数，见式（8-30））对线路进行分段计算处理，计算原理如图8-11所示。

式中，hct为导线悬挂点高度，m; sag为导线弧垂，m; a、c为待定常数，由档距与弧垂等共同决定。

2）风偏影响分析

大跨越杆塔高度的增加使得线路承受的绝对风速增大，而且考虑到在同一风速下的导、地线风偏角有一定的差别，可能导致避雷线保护角增大，从而引起线路绕击率的增加。因此，风偏影响宜在大跨越绕击计算中予以考虑。

在一定风速v下，悬垂绝缘子串和导线风偏角情况如图8-12所示。其中，φ为悬垂绝缘子串的风偏角，ξ为导线风偏角。避雷线风偏角计算方法与导线相同。关于风偏角的计算方法具体如下所示：

悬垂绝缘子串风偏角：

导线风偏角：

式中，Ls、Lc分别为水平、垂直档距，m; g1、g2分别为导线自重比载、风荷比载，kg/（m·mm2）; mi、mj分别为绝缘子串质量、风荷载，kg; S为导线截面积，mm2。

计入导线分裂间距的影响，则悬垂绝缘子串风偏角修正为

式中，Li为绝缘子串长度，m; d为导线分裂间距，m。

在求取导、地线的风偏角后，以背风侧导线为例，假定无风时档距最低点处导、地线坐标为（xc, yc）、（xg, yg），则在考虑风偏后的坐标可修正如下：

式中，fc、fg分别为导、地线的弧垂，m; ξc、ξg分别为导、地线的风偏角。

关于绕击计算时的风速v，由于雷击时间极短，一般可取为最大风速的1/3左右。另外，在分析风偏对绕击率影响时，应分别对线路的迎风侧与背风侧进行分析。

3）杆塔波阻抗模型的修正

常规的波阻抗模型将杆塔最底层横担以下的塔身视为一波阻抗来简化处理，这可满足一般高度杆塔的计算精度。但对于大跨越特高杆塔，最底层横担以下塔身各部分的结构、尺寸相差很大，使得顶部与底部的波阻抗差别较大，加之该段塔身较长，再视作一平均波阻抗可能导致较大的误差。因此，特高杆塔宜将横担以下的塔身作适当分段，具体如图8-13所示。

4）雷击档距中央情况的分析

根据理论分析和运行经验，我国规程规定，架空输电线路档距中央导线与避雷线间的距离宜符合式（8-35）。长期的运行经验表明，对于常规路径线路，只要按该式确定档距中央导、地线之间的空气距离s，雷击档距中央时，导、地线之间的空气间隙一般不会击穿。

式中，s为档距中央导线与避雷线间的距离，m; l为档距长度，m。

但对于大跨越段，档距较大，雷击档距中央的避雷线时，来自两侧跨越塔的相反极性反射波在雷电流达到峰值之前尚未达到雷击点，因此，雷击点处的过电压可能较高而导致空气间隙闪络。图8-14（a）表示避雷线档距中央遭雷击时的情况，在忽略来自邻近杆塔发射波影响的前提下，根据彼德逊法则可画出它的等值电路图，如图8-14（b）所示。大跨越档距中央反击耐雷水平可按下式计算：

式中，E为空气间隙的放电电压梯度，估算时可取700～750kV/m; Zg为考虑电晕影响后的避雷线波阻抗，Ω; k0为考虑电晕影响后的导、地线耦合系数；ZM为雷道波阻抗，Ω。

但实际上，由于大跨越线路档距中央导、地线间距较大，冲击闪络转为工频电流的建弧率是很低的。而且，国内500kV大跨越线路运行期间也从未发生过在大跨越档距中央雷击闪络的事故。因此，对于导、地线间距符合规程要求的大跨越线路，可以不再对该过电压进行计算。

5）计算中的其他区别

在计算大跨越线路的反击跳闸率时，应注意规程提供的受雷宽度计算式所得结果可能偏大。以汉江大跨越段线路为例，两避雷线间距b为56m，避雷线平均对地高度hg为90m左右，利用规程法计算所得受雷宽度w=b+4hg=416 m。而根据击距理论，即使忽略大地的屏蔽作用，计算所得的受雷宽度为w'=b+2r-s=246m，要远小于规程计算值。因此，对于特高压线路，建议参考俄罗斯1999年《手册》中关于大跨越线路受雷宽度的计算式：

关于击杆率计算式，规程认为其与避雷线根数和地形有关，但这只适用于常规线路。实际上，杆塔和避雷线之间的雷击分布与塔高和档距长度相关，档距越长则击杆率越小。同样参考俄罗斯1999年《手册》，雷击杆塔次数建议取为邻接档雷击次数的1/2与跨越档雷击次数的1/4之和。

另外，由于缺乏高杆塔线路雷击数据的相关统计，雷电流极性、幅值概率分布等参数可暂参考规程。

8.1.3 国内1000kV特高压线路的耐雷性能评估

结合中国晋东南—南阳—荆门1000kV交流特高压试验示范工程和淮南—皖南—浙北—沪西1000kV交流特高压同塔双回输变电工程，对1000kV特高压交流线路的耐雷性能进行计算，并对塔型、地面倾角和杆塔接地电阻等影响因素进行分析。

8.1.3.1 特高压交流线路的耐雷性能分析

对于晋东南—南阳—荆门1000kV特高压线路，平原地区使用猫头塔，M型（即边、中相导线分别采用“I”、“V”型绝缘子串）三角排列；山区使用酒杯塔，M型水平排列。另外，导线采用8×LGJ-500/35型钢芯铝绞线，分裂间距为400mm；避雷线一根采用JLB20A-170型铝包钢绞线，另一根为OPGW-175;线路绝缘采用54片结构高度为195mm的瓷绝缘子（二级污秽区）；杆塔水平档距取为500m。

对于淮南—皖南—浙北—沪西1000kV同塔双回输电线路，使用鼓形塔，“I”型绝缘子串布置。具体的典型杆塔塔形如图8-15所示。另外，导线采用8×LGJ-630/45型钢芯铝绞线，分裂间距为400mm；避雷线一根采用LBGJ-240-20AC型铝包钢绞线，另一根为OPGW-240；线路绝缘采用50片结构高度为195mm的瓷绝缘子（二级污秽区）；杆塔水平档距取为500m。

1）绕击跳闸率的计算

针对如图8-15所示的塔型，对中国1000kV特高压线路的绕击跳闸率Nr进行计算，结果如表8-3所示（地闪密度Ng取为2.8次/（100km2·a））。

由表8-3可知，在现行条件下，1000kV线路酒杯塔的绕击耐雷性能最优，鼓形塔次之，猫头塔的绕击跳闸率相对最高。但三种塔型线路对应的绕击跳闸率都满足预期的雷击跳闸率，在可接受的范围内。

由高、超高压输电线路运行经验可知，线路的绕击跳闸率与避雷线保护角和地面倾角直接相关。以下分别分析了保护角、地面倾角对特高压线路绕击跳闸率的影响，计算结果如表8-4和表8-5及图8-16所示。

由表8-4可知，避雷线保护角对线路的绕击跳闸率影响很大，减小保护角是改善线路防绕击性能的最有效措施。例如，在其他相关条件不变时，避雷线保护角为0°增大为5°时，猫头塔1000kV线路绕击跳闸率明显增大。因此，为保证特高压线路的防雷性能，避雷线的保护角在平原地区宜小于0°。

由表8-5可知，绕击跳闸率随地面倾角的增加而增大，这与实际运行中山坡线路易遭绕击的经验相一致。另由日本特高压线路运行经验可知，绕击跳闸多发生在地面倾角较大（对应约20°～30°）的山区。现以图8-2所示典型杆塔为例，在地面倾角30°且雷暴日为25的条件下，使用EGM计算所得的单回绕击跳闸率为0.74次/（100km·a），与0.9次/（100km·a）的实际统计值相接近。这一方面说明了在山区地区应使用更小的避雷线保护角，另一方面也说明了使用EGM方法计算特高压线路绕击跳闸率是比较合理的。

因此，要特别重视地面倾角较大的山区线路的防绕击问题，应尽量避免在地面倾角较大的地点架设输电线路，如确实必要则建议采用更小的负保护角或安装线路型侧向避雷针等其他措施来改善线路防绕击性能。

综上，地面倾斜角是导致绕击跳闸率偏大的主要原因之一，而减小避雷线保护角可显著降低线路的绕击跳闸率，是提高线路防绕击性能的最有效措施。因此，在选择特高压线路避雷线保护角时，应特别注意考虑地形因素（即地面倾角θ）的影响。

对于1000kV特高压交流线路，避雷线间距较大，还存在雷电从两避雷线间绕击导线的可能。现以避雷线间距最大的ZBS2型酒杯塔为例，采用电气几何模型进行分析，计算结果表明雷电从地线之间绕击导线的可能性是存在的，但能绕击导线的雷电流很小，即使在避雷线保护角为-2.5°的条件下，最大也只有8kA，远小于1000kV线路绕击耐雷水平，不会造成线路绝缘闪络。对于其他塔型，避雷线间距更小，无需考虑雷电从避雷线之间绕击导线而造成线路绝缘闪络的可能性。但在变电站进线段等特殊场合，为进一步提高特高压变电站的防雷可靠性，可考虑加装三条避雷线。

2）反击跳闸率的计算

1000kV线路绝缘水平较高，使得线路反击耐雷水平一般在250kA及以上，而且国外（苏联和日本）特高压线路尚无反击跳闸的记录。因此，从严考虑，杆塔冲击接地电阻取为15Ω，则对应的典型塔型的反击耐雷水平及跳闸率如表8-6所示。

由表8-6可知，对于晋东南—南阳—荆门1000kV单回线路，单回反击跳闸率很低，最高不超过0.0038次/（100km·a）；对于淮南—皖南—浙北—沪西1000kV同塔双回输电线路，该双回线路的单回反击耐雷水平比单回线路低，但也达到250kA以上。因此，特高压线路的反击耐雷水平是很高的，雷击杆塔或附近避雷线造成反击跳闸的概率很小。

另外，特高压同塔双回线路的双回同时反击跳闸率的理论计算值非常低，而且考虑到中国500kV同塔双回线路和日本1000kV同塔双回线路尚未出现双回同跳事故，因而可以认为其概率为零。因此，特高压同塔双回线路无需考虑不平衡绝缘方式。

由高压、超高压输电线路运行经验可知，线路的反击跳闸率与杆塔接地电阻的大小直接相关。以下分别分析杆塔接地电阻对特高压线路反击耐雷性能的影响，计算结果如图8-17所示。由计算结果可知，为保证特高压线路的防反击性能，特别是同塔双回线路，杆塔接地电阻不宜大于15Ω。

综上，对于1000kV特高压交流线路，反击不是线路雷击跳闸的主要原因，特高压线路的防雷应主要加强防绕击的研究。

8.1.3.2 特高压交流示范工程大跨越防雷研究

晋东南—南阳—荆门1000kV交流特高压试验示范工程共有两处大跨越段：汉江大跨越和黄河大跨越。现以塔高、档距均相对较大的汉江跨越段为例，对特高压大跨越线路的雷电性能进行研究。

汉江大跨越段采用耐—直—直—耐的跨越形式，最大跨越档距达1650m，断面示意图可见图8-18。另外，直线塔采用酒杯塔，呼高170m，全高181.8m，耐张塔为单回路干字塔，呼高40m，全高72m；导线采用8×AACSR/EST-410/153型特高强钢芯铝合金绞线，地线一根为JLB14-240铝包钢绞线，另一根为OPGW-24B1-246光缆；线路绝缘采用48片420kN的瓷质绝缘子串联组成；杆塔接地电阻取为15Ω。

针对UHV汉江大跨越线路如图8-19所示，采用8.1.2节所介绍方法评估大跨越段线路的耐雷性能，计算结果见表8-7和表8-8。

汉江大跨越的绕击跳闸率为1.22次/（100km·a），折合年绕击跳闸次数为0.02次/a，相当于50年绕击跳闸一次。为进一步降低大跨越线路段的雷击跳闸率，由图8-20可知，可减小避雷线保护角至≤-5°，也可考虑在边相导线处安装线路型避雷器。

汉江大跨越的反击耐雷水平为206kA，反击跳闸率为0.08次/（100km·a），折合年反击跳闸次数为0.0013次/a，相当于769年反击跳闸一次，反击耐雷性能较好。

值得注意的是，对于大跨越特高杆塔，降低杆塔接地电阻并不能有效改善其防反击性能（图8-20）。

综上可知，汉江大跨越的总雷击跳闸率为1.3次/（100km·a），防雷安全年限为46年，与大跨越防雷要求指标（50年）相接近。

8.1.4 特高压交流线路防雷措施

为保证特高压线路的安全运行，应结合线路的实际情况，从雷击跳闸的原因入手，因地制宜、有针对性地采取相应的防雷措施。

运行经验及仿真计算均表明，雷害是造成特高压交流输电线路跳闸主要原因，而绕击又是造成特高压线路雷击跳闸的主要原因。因此，提高防绕击性能是提高特高压线路防雷性能的关键所在。

8.1.4.1 减小避雷线保护角

降低特高压线路的绕击跳闸率最有效措施是降低避雷线保护角，特别是山区线路。

避雷线保护角的选取不应“一刀切”，应根据线路沿线地形、杆塔塔型以及雷电活动强度等因素作出决定。针对中国特高压交流线路的典型塔型（见图8-15），在不同地面倾角条件下，分别绘制了线路绕击跳闸率随避雷线保护角变化曲线，见图8-21。

GB/Z 24842-2009规程粗略给出了特高压交流线路地线保护角要求值，且对地形条件未做定量规定，考虑到在实际工程中，平原地形对应的地面倾角一般取为0°～10°，丘陵地形一般对应于10°～20°，山区地形一般对应于20°～30°。本书在单回绕击跳闸率不高于限值0.1次/（100km·a）的条件下，经计算提出避雷线保护角α：

（1）猫头塔在平原地区α≤0°；丘陵地区α≤-10°，山区α≤-20°;

（2）酒杯塔在平原地区α≤5°，丘陵地区α≤-5°，山区α≤-20°;

（3）鼓形塔在平原地区α≤5°，丘陵地区α≤-5°，山区α≤-15°。

（4）对于地面倾角更大的山区以及雷电活动强烈地区，可根据工程实际条件采取进一步减小保护角，增加避雷线以及耦合线等措施降低线路雷击跳闸率。

8.1.4.2 优化杆塔设计及侧向避雷针的应用

苏联特高压线路运行经验都表明，绕击跳闸多发生在转角、耐张杆塔处。因此，应特别重视、改善转角塔和耐张塔的防雷设计，使其具有合理的负保护角。在杆塔设计时，还宜尽量降低塔高，这对防绕、反击均是有利的。

对于特高压线路转角塔，为进一步提高其防绕击性能，建议在杆塔横担上安装线路型侧向避雷针。文献[16]表明，侧向避雷针对于高杆塔线路防绕击具有显著的防护效果。侧向避雷针可引导雷电先导朝向避雷针尖端发展，将雷电绕击转化为反击，从而降低线路的绕击率。特别是对于特高压线路，反击耐雷水平很高，不会因安装侧向避雷针而使得跳闸率上升。

浙江、江西等地的线路运行经验表明，安装侧向避雷针可较有效降低线路的绕击跳闸率，提高线路的防雷性能。侧向避雷针对杆塔两侧导线的保护范围均约25～30m（侧向针针长3m）。并且转角塔绕击多发生于杆塔附近线路处（约杆塔两侧各30m），因此，侧向避雷针对防绕击有较好效果。

侧向避雷针不仅可有效降低杆塔附近线路的绕击跳闸率，并且还具有经济耐用、便于安装维护等优点，其在特高压交流线路中的防雷效果将在第8.1.5小节进行详细分析。

8.1.4.3 大跨越段的雷电防护措施

为优化特高压线路大跨越段的防雷性能，跨越段宜采用多档距、低高度杆塔布置的跨越形式，而具体的防雷保护方案则应针对每个档距分别进行。

为降低大跨越段的雷击跳闸率具体建议如下：为降低绕击跳闸率，建议避雷线保护角宜小于-5°;为保证反击耐雷性能，建议杆塔接地电阻不大于15Ω；为进一步提高防雷可靠性，大跨越段在必要时也可以考虑安装线路避雷器。

关于大跨越段的绝缘水平（绝缘子片数），不宜再按照规程规定“高度超过40m的杆塔，每增加10m增加1片结构高度146mm绝缘子”的要求，而应通过雷电过电压的仿真计算加以确定。

8.1.4.4 其他措施

（1）合理选择线路路径

地面坡度（即地面倾角）对架空输电线路的绕击跳闸率影响很大，因此，应尽量避免在坡度较大的地点架设线路。另由日本特高压线路运行经验也可知，中国特高压线路应尽量避免在地面倾角较大的山区架线。

（2）降低杆塔接地电阻

特高压线路反击耐雷水平很高，一般无需采取专门的防反击措施。但为保险起见，也不能完全忽视杆塔接地电阻的影响。特高压架空输电线路杆塔埋在地中的塔腿和基础尺寸较大，散流较好，接地电阻较易控制在目标范围内。根据8.1.3节计算结果可知，杆塔接地电阻宜尽量小于15Ω。对于土壤电阻率较高的山区，如杆塔接地电阻不能达到要求值，可采取以下措施：外引接地装置、深埋接地极、填充电阻率较低的物质（如土、降阻剂）、爆破接地等。

另外，参考中国高压、超高压线路的运行经验，在特高压线路的易击点或易击段，防绕击还可采用如安装线路型避雷器、旁置（或旁路）地线（应注意合理确定其架设位置和高度）等措施。

8.1.5 侧向避雷针在特高压交流线路防雷中的分析

8.1.5.1 侧向避雷针的结构及应用现状

侧向避雷针是一种通常用角钢固定在杆塔横担外侧的具有尖端的金属细棒，能引导雷电先导朝向避雷针尖端发展，将雷电绕击转化为反击。因为输电线路的反击耐雷水平要远高于绕击，所以通过侧向避雷针将绕击转化为反击后，只要线路的反击耐雷水平足够高，一般不会造成线路跳闸。因此，侧向避雷针可保护输电线路的杆塔周围的重点绕击危险区。文献[16]表明，侧向避雷针对于高杆塔线路具有显著的防绕击保护效果。

侧向避雷针的防绕击作用已在一些高压工程中被证实是有效的，例如其在金华电力局110kV德姜线中的应用。110kV德姜1679线位于千岛湖山区，主线共189基杆塔，其中绝大部分杆塔采用的是220kV杆塔，少量采用的是330kV杆塔。从1970年投运至1993年，德姜线23a来的全线平均雷击跳闸率高达4.11次/（100km·a）（年平均雷暴日为47.17天），是浙江省雷害线路中的“老大难”问题。电力部门从1993年开始陆续对该线采用了一些综合性防雷措施，但之后7a的运行情况表明雷击跳闸率仍然高达3.87次/（100km·a）。2003年电力部门对德姜线1—91号杆塔所在线路再次开展了防雷治理工作，但改造后出现多次雷击跳闸，没有达到预期效果。

2006年初，当地电力部门提出与浙江大学合作对该线的92—189号杆塔进行防雷改造。浙江大学在此次改造当中，除采用一些常规综合性防雷措施（如在少量线路上使用线路避雷器或增加绝缘子片数），还特别对该段的所有杆塔使用3m长的侧向避雷针进行保护。在改造之后的6个雷季（2006年3月—2011年8月）中，该段约40km长的线路只发生过1次雷击跳闸事故，雷击跳闸率为0.42次/（100km·a），远低于改造之前的3.87次/（100km·a）。此外，侧向避雷针在浙江、江西等地的高压工程中也有令人满意的绕击保护效果。

相关研究表明，杆塔附近的导线，因杆塔导致的电场畸变将产生引雷作用，所以导线不能得到杆塔的有效屏蔽保护，致使此区域的线路绕击率大大提高。同时由于弧垂效应，杆塔附近的避雷线保护角一般大于档距中部，也使得绕击事故向杆塔附近集中。文献[17]通过相关模型试验得出，杆塔附近区域的绕击概率远高于档距中央区域，高压输电线路绕击多发生于杆塔两侧线路约30m处。

对于特高压输电线路，因为其反击耐雷水平很高，发生反击的可能性极小，雷击跳闸大多都是由绕击造成的。同时，由于其杆塔很高且弧垂大，杆塔附近区域的绕击最为严重，尤其是耐张、转角杆塔。苏联特高压线路运行经验表明，绕击跳闸多发生在转角、耐张杆塔附近。此外，在浙江省内运行的1000kV浙北—福州交流线路在丽水境内发生的一次绕击雷击跳闸，发生位置就是在单回路耐张塔的跳线上。

下面将分析侧向避雷针在特高压交流线路中的防雷效果，首先简要介绍侧向避雷针的屏蔽系统模型及保护距离的计算，然后分析三种特高压典型杆塔下侧向避雷针的保护效果。

8.1.5.2 侧向避雷针在特高压交流线路中的防雷效果分析

对单回输电线路建模，如图8-23（a）所示。与杆塔相距d的二维平面的断面图，如图8-23（b）所示。

图8-23（a）中弧AB、弧BC和弧CD位于与杆塔相距d的二维平面上，其中弧AB和CD分别为避雷线和地面屏蔽弧，弧BC为导线暴露弧。沿档距方向，各位置处二维平面上的导线暴露弧将连成如图8-23（a）所示的曲面BCEF，即外侧导线在避雷线和地面屏蔽系统下的三维绕击暴露曲面。地面击距取相同雷电流幅值下避雷线击距的kg倍，侧向避雷针击距取相同雷电流幅值下避雷线击距的k倍，kg、k为击距系数。侧向避雷针的放电发生在尖端上，其击距曲面可以用一个以针尖为球心，以击距krs1为半径的球面来表示，即图8-23（a）中的球P。当侧向避雷针屏蔽球P的球面与导线暴露曲面BCEF存在交集时，根据击距理论，侧向避雷针可以屏蔽位于球P内的导线暴露曲面。

图8-23（b）为与杆塔相距d的二维平面的断面图，图中M、N和P分别为避雷线、外侧导线和侧向避雷针针尖在该平面上的点。建立如图所示坐标系，以O点为原点，避雷线坐标为（0, h），导线坐标为（x, y），在计算避雷线和导线坐标时还应考虑弧垂的影响。导线绝缘子在风的作用下偏移角度为α1，地面倾角为α2。

对于某一雷电流幅值I，当导线上某点的整条暴露弧都在球P的保护范围内时，则表明其受到侧向避雷针的完全屏蔽。逐渐增加该点与杆塔的距离，直至球P不能完全屏蔽此处导线的暴露弧，此时其与杆塔的距离即为侧向避雷针的最大保护距离l。在该距离l内，线路由于受到侧向避雷针的完全屏蔽而不会发生绕击。首先计算在绕击闪络临界电流达到最大可绕击电流的区间内不同幅值雷电流I对应的侧向避雷针最大保护距离l；然后将计算结果按照雷电流幅值分布概率进行加权平均即得侧向避雷针的防绕击保护距离。

利用三维EGM法对图8-15所示的三种特高压典型杆塔进行侧向避雷针防绕击效果分析。分析时考虑侧向避雷针的长度、风偏角和地面倾角三个因素对侧向避雷针防绕击效果的影响。

（1）侧向避雷针对平原单回特高压输电线路猫头塔的防绕击效果分析

ZMP2型猫头塔采用M型三角排列，杆塔结构如图8-15（a）所示，多用于平原地区。在风偏角α1和地面倾角α2为0°条件下，改变侧向避雷针的长度，侧向避雷针保护距离的变化情况如图8-24所示。由图可知，3m长的侧向避雷针已经能够对杆塔两侧约30m范围内的导线进行保护。

因为雷电灾害出现时一般伴随有大风，所以有必要考虑风偏角对侧向避雷针保护效果的影响。考虑雷击时的风速为15m/s[18]，此时导线的风偏角可达25°[19]。在地面倾角α2为0°的条件下改变风偏角α1，不同长度侧向避雷针的保护距离变化情况如图8-25所示。因为高压输电线路绕击多发生在杆塔两侧大约各30m处，所以由图8-25可知，对于猫头塔可以考虑使用4m～5m长的侧向避雷针。

（2）侧向避雷针对山区单回特高压输电线路酒杯塔的防绕击效果分析

酒杯塔采用M型水平排列，杆塔结构如图8-15（b）所示，多用于山区。ZBS2型酒杯塔虽采用负保护角，但当风偏角α1或地面倾角α2不为零时避雷线可能无法对输电线路实现完全屏蔽，此时有必要使用侧向避雷针对线路进行保护。

通过计算发现，当α2小于18°时，避雷线对输电线路完全屏蔽；当地面倾角α2大于等于18°时导线开始出现被绕击的风险。因此，在α1为0°条件下由18°开始增加α2，不同长度侧向避雷针的保护距离变化如图8-26所示。由图可知，6m长的侧向避雷针在等于18°和30°时的保护距离分别约为37m和28m，保护效果较好。在此基础上，计算不同风偏角α1下6 m长侧向避雷针的保护距离随地面倾角α2的变化曲线，结果如图8-27所示。计算结果表明，当风偏角小于15°，地面倾角在18°～30°的范围内时，6m长侧向避雷针的最小保护距离约为20m，对输电线路仍有一定的保护效果。因此，对酒杯塔可考虑安装长度为6m及以上的侧向避雷针。

（3）侧向避雷针对同塔双回特高压输电线路鼓形塔的防绕击效果分析

鼓形塔采用“I”型绝缘子串布置，杆塔结构如图8-15（c）所示，多用于平原和丘陵地区。因为避雷线对下相导线的保护角很小而且导线位置很低，所以在风偏角的合理变化范围内，避雷线始终能对下相导线实现完全屏蔽，故不需要考虑侧向避雷针对下相导线的保护效果。在地面倾角和风偏角为0°条件下，计算安装于鼓形塔三个不同横担位置处的3m长侧向避雷针对上、中相导线的保护距离，结果如表8-9所示。由表可知，当侧向避雷针安装在中间横担时对上相和中相导线的保护距离最大，并且此时侧向避雷针已经能够对杆塔两侧约30m范围内的导线进行保护，故考虑侧向避雷针安装在鼓形塔的中相横担上。

在侧向避雷针安装于杆塔中相横担上以及地面倾角为0°的条件下，改变风偏角的大小，分别计算不同长度侧向避雷针的保护距离。此时，侧向避雷针对上相导线的保护距离如图8-28所示，对中相导线的保护距离如图8-29所示。因为高压输电线路绕击多发生在杆塔两侧约30m处，所以由图可知，对鼓形塔可考虑安装4m～5m长的侧向避雷针于杆塔中相横担处。

综上，对特高压输电线路的仿真计算表明侧向避雷针可提高线路的防雷性能；110kV德姜线、220kV雪峰线以及浙江、江西等地的线路运行经验也表明，安装侧向避雷针可较有效降低线路的绕击跳闸率。又因为侧向避雷针还有经济耐用、便于安装维护等优点，所以可以重点考虑在特高压耐张、转角杆塔的防雷中进行应用。