黃健寧，韓永霞，廖志銘，趙曉鳳，李謙，顏旭，杜賽

(1. 華南理工大學 電力學院，廣東 廣州 510640；2. 廣東電網(wǎng)有限責任公司電力科學研究院，廣東 廣州 510080；3. 中國氣象局 廣州熱帶海洋氣象研究所，廣東 廣州 510080)

雷擊一直是威脅電網(wǎng)安全穩(wěn)定運行的重大隱患，近些年發(fā)生了多起多回擊地閃造成線路重合閘失敗、變電站內(nèi)斷路器斷口擊穿及避雷器能量超標而爆炸等事件[1-5]。電力系統(tǒng)中進行線路及變電站內(nèi)的雷電防護性能評估及絕緣設計時，經(jīng)常采用單次雷擊模擬雷電流源，分析線路的耐雷水平、雷擊跳閘率及雷電侵入波[6-9]。但我國各地雷電定位系統(tǒng)數(shù)據(jù)統(tǒng)計結果表明，多回擊地閃占總雷擊地閃的30%以上[10-15]。因此，有必要采用多回擊地閃電流源等效模型開展電力系統(tǒng)雷電防護研究。

目前，國外學者針對多回擊地閃雷電流波形測量已開展了大量研究工作。Silveira等學者基于巴西51次地閃觀測數(shù)據(jù)，提出首次負極性回擊8.00/56.2 μs及后續(xù)負極性回擊1.03/15.1 μs波形參數(shù)[16]。國際大電網(wǎng)會議(International Council on Large Electric Systems，CIGRE)工作組則提出首次負極性回擊3.83/77.5 μs及后續(xù)負極性回擊0.67/30.2 μs波形參數(shù)[17]。國際電工委員會(International Electrical Commission，IEC)標準推薦首次負極性回擊和后續(xù)負極性回擊波形分別為1/200 μs和0.25/100 μs的Heidler波[18]。國內(nèi)的實測多回擊地閃電流波形參數(shù)相對較少[19]。

在自然雷電觀測困難的條件下，人工引雷對多回擊地閃第2次以后的雷電參數(shù)有很好的參考價值。為此，中國氣象科學研究院和中國氣象局在廣東開展了長期的人工引雷試驗。蔡力等人統(tǒng)計了在從化測得的61次回擊數(shù)據(jù)，得到回擊電流上升時間均值0.25 μs、半峰值寬度均值8.3 μs[20]。

針對目前多回擊地閃造成的變電站設備事故，有必要開展多回擊地閃參數(shù)測量及多回擊地閃在導線上的電壓、電流測量等試驗研究，有針對性地提出多回擊地閃雷電流參數(shù)及仿真建模方法，并分析事故原因。

因此，本文設計人工引雷試驗方案并開展人工引雷試驗研究，測量引流桿中的多回擊地閃雷電流參數(shù)，并通過將雷電流引入到架空線路來模擬雷電侵入波在線路中的傳播過程。同時，基于實測回路及雷電流測量參數(shù)，開展試驗回路的電磁暫態(tài)仿真，對比仿真結果與實測結果，分析誤差大小及原因。最后，基于實測后續(xù)回擊雷電流波形，以220 kV變電站為例，仿真分析多回擊地閃參數(shù)對站內(nèi)設備電壓、電流及避雷器應力的影響。研究成果可以為線路在多回擊地閃雷擊下的耐雷性能計算、變電站雷電侵入波的準確模擬及斷路器在多回擊地閃雷擊下的絕緣設計提供參考。

1 試驗布置

人工引雷試驗平臺如圖1所示，該平臺搭建于廣州市從化區(qū)的中國氣象局雷電野外科學試驗基地。

圖1 人工引雷試驗平臺Fig.1 Artificial triggered lightning test platform

人工引雷成功后，雷電流經(jīng)引流桿流入大地，接地體為20 m深井樁，深井樁工頻接地電阻實測值12 Ω。引流桿下方安裝了同軸分流器，用以測量總雷電流[21]。

為了研究雷電流及電壓沿線傳播特性，在引流桿距離地面1 m左右接入1條長120 m的單根裸導線LGJ-95/55，用于模擬雷電流在導線上的傳播衰減特性。該裸導線由結構長度為1.24 m的復合絕緣子FXBW-110/100架設在6個鋼筋混凝土桿塔上，平均檔距22 m，導線平均高度3.7 m，導線弧垂平均高度3.1 m，導線末端接地電阻實測值14 Ω。在6號桿附近導線上設置導線電流測量點，導線電流由信號通過變比1000∶1且脈寬為300 Hz～200 MHz的Pearson脈沖電流互感器感應測量，再由高壓隔離采集系統(tǒng)光電轉換傳輸至控制室內(nèi)進行記錄。為了測量沿線電壓傳播特性，分別在1號桿(距引雷點6.3 m)、3號桿(距引雷點48.6 m)、5號桿(距引雷點92.2 m)附近導線上安裝電容式分壓器，測量首端、中間和末端電壓。電壓信號經(jīng)隔離采集系統(tǒng)光電轉換傳輸至控制室內(nèi)進行記錄。

為了更準確地測量導線上各點的電壓，避免地電位抬升對測量結果的影響，試驗中采用10 kV電壓等級絕緣電纜JKLGYJ-1×95/15mm2外引接地作為零電位參考點。為了保護分壓器，在遠端零電位參考點處采用直徑14.2 mm、長1.2 m的鋼棒接地，接地電阻實測值260 Ω。

該試驗平臺與傳統(tǒng)火箭引雷的區(qū)別在于下方引出了長120 m的導線。與從化2008—2016年人工觸發(fā)閃電試驗結果的對比表明，該導線對雷電流參數(shù)沒有影響[20]。

2 試驗數(shù)據(jù)分析

2.1 觸發(fā)閃電雷電流波形特征

試驗中共計成功開展了5次人工引雷試驗，以其中某次為例分析電壓電流傳播特性。該次人工引雷共包含了5次回擊過程(分別記作R1—R5)，測量系統(tǒng)完整記錄了引流桿總雷電流、導線電流及導線電壓波形。

圖2為5次回擊雷電流總波形，每次雷電流詳細參數(shù)見表1。本次負極性閃電雷電流幅值為13.79～28.67 kA，算術平均值為18.73 kA，幅值最大值和最小值分別發(fā)生在第3次回擊和第5次回擊。最小波前時間0.28 μs，出現(xiàn)在第2次回擊；5次回擊波前時間算術平均值為0.36 μs，略小于從化2008—2016年人工觸發(fā)閃電雷電流波前時間中位數(shù)(0.38 μs)[20]；5次回擊半峰值時間寬度算術平均值為15.62 μs，與從化2008—2016年人工觸發(fā)閃電雷電流半峰值時間寬度中位數(shù)(18.4 μs)接近[20]。由于這種閃電形成過程不含自然下行地閃的首次回擊過程，與后續(xù)回擊過程基本一致，本文試驗得到的回擊電流波前時間和半峰值時間寬度對于廣東地區(qū)雷電后續(xù)回擊電流波形研究具有一定的參考意義。

圖2 觸發(fā)閃電雷電流波形Fig.2 Current waveform of triggered lightning

表1 觸發(fā)閃電雷電流特征參數(shù)Tab.1 Characteristic parameters of triggered lightning current

本文采用Nucci提出的式(1)來模擬回擊電流函數(shù)[22]，具體參數(shù)可由測量波形參數(shù)擬合得到，5次雷電流的擬合結果如圖3(以第1次回擊為例)和表2所示，擬合優(yōu)度均不小于0.97，說明式(1)適用于后續(xù)回擊電流波形表達。

(1)

式中：I(t)為回擊電流函數(shù)，t為時間；τ11和τ12為電流上升時間常數(shù)；τ21和τ22為電流衰減時間常數(shù)；η為電流修正因子；I01和I02為電流峰值；n為電流陡度因子，一般取2。

表2 人工引雷回擊電流表達式擬合參數(shù)Tab.2 Fitting parameters of artificial triggered lightning return strike current

圖3 實測回擊電流波形與對應的擬合結果對比Fig.3 Comparison between the measured return strike current waveforms and the corresponding fitting results

在上述各次雷電回擊過程中，導線電流及參數(shù)分別如圖4(以第1次回擊為例)和表3所示。導線中電流波前時間被拉長，這主要由線路末端的反射電流波引起。圖4表明線路末端電流較引流桿總電流延遲約0.4 μs，這是電流波在導線上的傳播延時。

圖4 觸發(fā)閃電雷電流與對應的導線電流對比Fig.4 Triggered lightning current and the corresponding current on the transmission line

表3 導線雷電流特征參數(shù)Tab.3 Characteristic parameters of triggered lightning current waveforms on the transmission line

實際變電站遭受雷電侵入波時，站內(nèi)設備可以模擬為對地電容、避雷器等。人工引雷中為了避免大的雷電流造成絕緣閃絡或設備損壞，影響測量結果的完整性，線路末端一般選擇接地，因此本文試驗模擬的是末端避雷器處于良好動作狀態(tài)即完全導通狀態(tài)。試驗目的除了監(jiān)測多回擊地閃電流波形，還包括分析試驗中電壓電流衰減特點，并與仿真結果進行對比，用于論證建模方法對電壓、電流計算結果誤差范圍的影響并分析原因。

2.2 雷電過電壓沿線分布特性

測量回擊中沿120 m裸導線首端、中間和末端的雷電過電壓波形及參數(shù)如圖5(以第1次回擊為例)和表4所示。由圖5可知，各測量點的電壓上升迅速且脈寬較窄，電壓波前時間為0.23～0.55 μs，半峰值時間寬度為0.59～0.97 μs。末端電壓波前時間短、電壓脈寬窄以及電壓的衰減振蕩等均是由線路末端接地形成的負反射電壓引起。

圖5 導線上各點電壓對比Fig.5 Voltages on the transmission line

表4 導線雷電過電壓特征參數(shù)Tab.4 Characteristic parameters of triggered lightning overvoltage on the transmission line

由圖5可知，從首端到末端，同一次雷擊中的電壓峰值依次衰減，這是由波在線路中的傳播衰減和末端負反射電壓波到達時間不同等共同引起的。表4則表明，線路各點電壓幅值低于復合絕緣子FXBW-110/100雷電全波耐受電壓(550 kV)，因此本次人工引雷未發(fā)生線路絕緣閃絡，電壓及電流波形記錄完整，可反映線路中電壓和電流波的傳播過程。

3 試驗與仿真結果對比分析

上述試驗研究的目的之一是驗證雷電過電壓的電磁暫態(tài)建模方法及仿真結果的誤差范圍。為此，基于試驗回路搭建電磁暫態(tài)仿真模型，模型中導線和電纜均采用頻率相關模型，電暈采用K.C. Lee[23]提出的由非線性電容和非線性電導組成的電暈模型。雷電流波形采用上述測量的波形，雷電通道波阻抗取800 Ω。絕緣子閃絡判據(jù)采用CIGRE推薦的先導發(fā)展模型[17]。

(2)

式中：RSDR為接地阻抗；R0為工頻接地電阻；ISDR為沖擊電流；Ig為臨界電離電流；Ec為電離起始場強；ρ為土壤電阻率，實測值282 Ω·m。

在該雷電流下，仿真中6個桿塔的絕緣子均未發(fā)生閃絡，與試驗結果一致。對比仿真與試驗結果，如圖6(以第2次回擊為例，以第2次回擊起始時間8.02 ms作為圖中標注時間軸零點)和表5至表8所示。由圖6可知：導線電流的仿真結果與實測波形整體相符，幅值誤差小于5%；各測量點電壓波形在峰值模擬上與實測波形比較接近，幅值誤差在小于10%。試驗線路首端進行接地的深井樁長達20 m，其接地阻抗由集中參數(shù)表示，并沒有考慮接地阻抗參數(shù)的分布性，因此上述仿真與試驗誤差可能與接地裝置建模方法、電暈模擬方法及實驗中采樣頻率不足等有關。

圖6 實測電流、電壓與對應的仿真結果對比Fig.6 Comparisons between the measured waveforms of currents and voltages and the corresponding simulation results

表5 導線電流仿真值與實測值對比Tab.5 Comparisons of measured and simulated currents on the transmission line

表6 首端電壓仿真值與實測值對比Tab.6 Comparisons of measured and simulated voltages on the transmission line at the beginning end

表7 中間電壓仿真值與實測值對比Tab.7 Comparisons of measured and simulated voltages on the transmission line at the middle of the line

表8 末端電壓仿真值與實測值對比Tab.8 Comparisons of measured and simulated voltage on the transmission line at the end of the line

綜上所述，導線電流和電壓的實測值與仿真結果雖然存在誤差，但電磁暫態(tài)建模方法基本可以模擬雷擊導線時導線各點雷電過電壓及電流峰值分布情況。

4 220 kV變電站雷電侵入波仿真分析

4.1 變電站雷電侵入波仿真建模

采用上述多回擊地閃雷電流實測波形及建模方法，仿真分析某220 kV變電站內(nèi)雷電過電壓傳播特性。該變電站進線段線路型號為LJGX-630/45，二分裂間距400 mm，線路單位長度直流電阻0.236 4 Ω/km。仿真程序中采用頻率相關模型。

桿塔模型采用由T.Yamada和T.Hara等提出的多導體分層波阻抗模型[24-25]，絕緣子閃絡判據(jù)采用CIGRE推薦的先導發(fā)展模型[17]，變電站各設備等值入口電容見表9。變電站站內(nèi)計算等值電路如圖7所示，其中數(shù)字代表線路長度(m),1M為220 kV I母線。DP乙線的出線避雷器安裝在線路終端77號桿塔上，采用無間隙氧化鋅避雷器YH10W-200/496W。

表9 部分設備的等值電容Tab.9 Equivalent capacitance of some equipment

MOA—金屬氧化鋅避雷器，metaloxide surge arrester的縮寫。

為了找出多回擊地閃繞擊變電站進線段情況下對變電站設備絕緣考核最嚴苛的工況，本文假設變電站DP乙線進線段遭受頻次為3的多回擊地閃繞擊，且每次回擊雷擊點相同，桿塔絕緣子閃絡后在下一次回擊前絕緣恢復，絕緣子閃絡后斷路器一直處于開斷狀態(tài)，并根據(jù)桿塔絕緣子是否閃絡分為8個工況，具體見表10。

表10 仿真工況Tab.10 Simulation conditions

首次回擊采用IEC標準推薦的首次回擊波形即1/200 μs的Heidler波，后續(xù)回擊采用上述試驗前2次回擊波形即0.40/14.02 μs和0.28/26.45 μs試驗波形，回擊時間間隔取IEC標準推薦的50 ms。雷電流通道波阻抗取800 Ω。根據(jù)電氣幾何模型計算變電站進線段各基桿塔雷擊相的最大繞擊電流，仿真得到各基桿塔繞擊耐雷水平，計算結果見表11。表10的仿真工況中：最大繞擊電流超過耐雷水平時，雷電流取最大繞擊電流；最大繞擊電流不超過耐雷水平時，雷電流取耐雷水平。

In the case where the film is condensed on the one hand and smooth on the other hand, the multiple reflections of the light are between the lower surface in contact with the substrate and the free surface of the thin film.

表11 各基桿塔最大繞擊電流和耐雷水平Tab.11 The maximum shielding current and lightning withstand level of each tower

4.2 變電站雷電侵入波仿真結果分析

針對表10工況開展仿真計算，結果見表12。綜合站內(nèi)設備最大電壓和DP乙線出線避雷器應力，

表12 仿真結果匯總Tab.12 Summary of simulation results

工況3和工況5對變電站設備絕緣考核最嚴苛，下面進行具體分析。

當首次回擊未超過耐雷水平、后續(xù)第1次回擊超過耐雷水平、后續(xù)第2次回擊未超過耐雷水平(即工況3)時，雷擊點設置在靠近變電站的76號桿塔時仿真結果見表13、14。由于線路遭受首次回擊且未造成桿塔絕緣子閃絡，雷電流主要沿線侵入變電站內(nèi)，首次回擊雷電流脈寬較長，避雷器容易積累較多能量；后續(xù)第1次回擊造成斷路器跳閘后，后續(xù)第2次回擊的雷電侵入波在斷路器斷口發(fā)生行波全反射，斷口承受較大的過電壓，容易造成絕緣擊穿，表13中后續(xù)第2次回擊斷路器電壓比前2次回擊電壓都高126%以上；線路跳閘后，只有1支線路避雷器抑制電氣應力，容易造成能量過載而爆炸，且后續(xù)第3次回擊避雷器能量會繼續(xù)積累。

表13 工況3站內(nèi)電氣設備最大過電壓Tab.13 The maximum overvoltage of electrical equipment in the station under working condition 3

表14 工況3線路側避雷器最大應力Tab.14 The maximum stress of line arrester under working condition 3

當首次回擊超過耐雷水平、后續(xù)第1次回擊未超過耐雷水平、后續(xù)第2次回擊未超過耐雷水平(即工況5)時，雷電繞擊點設置在靠近變電站的76號桿塔時，仿真結果見表15、16。由表15、16可知，出線斷路器電壓及避雷器單次積累能量的較大值均在線路跳閘后的2次回擊中產(chǎn)生，進一步驗證了上述分析?？芍瑯訔l件下，后續(xù)第2次回擊由于雷電流波形波前時間較短，站內(nèi)設備最大電壓、避雷器單次回擊各項應力均略高于后續(xù)第1次回擊。

表15 工況5站內(nèi)電氣設備最大過電壓Tab.15 The maximum overvoltage of electrical equipment in the station under working condition 5

表16 工況5線路側避雷器最大應力Tab.16 The maximum stress of line side arrester under working condition 5

此外，由表12可知，該變電站內(nèi)設備特別是出線斷路器最大電壓高于220 kV電氣設備額定雷電沖擊耐受電壓(950 kV)，絕緣可能擊穿，需要進一步進行絕緣防護，比如在斷路器的線路側加裝線路型避雷器等。

4.3 變電站雷電侵入波絕緣防護

在斷路器線路側加裝無間隙氧化鋅避雷器YH10W-200/496W，仿真分析該防護措施下多回擊地閃繞擊嚴苛工況(即工況3和工況5)時站內(nèi)電氣設備過電壓和避雷器應力，結果見表17。由表17可知，站內(nèi)設備最大電壓均低于220 kV電氣設備額定雷電沖擊耐受電壓(950 kV)，避雷器最大電流均未超過避雷器的標稱放電電流(10 kA)，避雷器能量均未超過避雷器YH10W-200/496W的 2 ms方波耐受能量(595.2 kJ)，站內(nèi)設備安全，可有效防護頻次為3的多回擊地閃。

表17 加裝避雷器后仿真結果匯總Tab.17 Summary of simulation results after installing lightning arrester

若雷電流模型采用IEC標準模型，即首次回擊采用IEC標準推薦的首次回擊波形(1/200 μs)的Heidler波，后續(xù)回擊采用0.25/100 μs的Heidler波，仿真結果見表18。相比于本文提出的雷電流模型，IEC推薦的模型由于后續(xù)回擊脈寬較大，對避雷器應力考核更加嚴格，特別是后續(xù)回擊，但避雷器應力仍在設計范圍以內(nèi)。

表18 IEC標準雷電流模型下仿真結果匯總Tab.18 Summary of simulation results under IEC standard lightning current model

綜上所述，在多回擊地閃中，后續(xù)回擊引起的變電站內(nèi)斷路器斷口對地電壓和避雷器電壓、電流均受后續(xù)回擊雷電流陡度影響，而避雷器應力受雷電流脈寬影響較大。因此，在開展多回擊地閃雷擊下變電站雷電侵入波研究中，需要充分考慮多回擊地閃的波形及參數(shù)。

5 結束語

本文針對多回擊地閃參數(shù)及其對站內(nèi)雷電侵入波過電壓的影響開展了試驗及仿真研究，主要成果如下：

a)開展人工引雷試驗研究，測量多回擊地閃雷擊下雷電流及電壓沿導線分布，基于實測電流擬合多回擊地閃雷擊下后續(xù)回擊電流波形函數(shù)，擬合程度較高。

b)對比分析多回擊地閃雷擊下導線的試驗電壓、電流及仿真電壓電流的差異。與實測波形相比，電磁暫態(tài)仿真結果基本可以模擬末端避雷器處于良好動作狀態(tài)下雷擊導線時導線各點雷電過電壓峰值分布情況，幅值誤差小于10%。

c)基于實測波形及驗證的電磁暫態(tài)模型進行仿真，研究多回擊地閃工況及雷電流模型對220 kV變電站雷電侵入波過電壓、站內(nèi)斷路器斷口電壓及避雷器電氣應力的影響，分析多回擊地閃引起避雷器及斷路器故障的原因，提出并驗證了防護方案。