蘭貞波，趙常威，阮江軍

（1.國網(wǎng)電力科學研究院，湖北 武漢 430074；2.安徽省電力科學研究院，安徽 合肥 230601；3.武漢大學 電氣工程學院，湖北 武漢 430072）

0 引言

高電壓、大截面、長距離的海底電纜（本文簡稱海纜）與傳統(tǒng)的架空線路在運行和維護方面會有很大的不同，尤其是在系統(tǒng)的過電壓方面［1］。當系統(tǒng)中有海纜線路時，雷電波經(jīng)架空線路傳入海纜，會在海纜線路兩端發(fā)生折反射，導致較大的過電壓；而且雷電波在架空線路和海纜的傳遞情況有很大不同，同時海纜線路的參數(shù)同架空線路相差較大，這就使得含海纜的系統(tǒng)發(fā)生雷擊時，線路上的過電壓呈現(xiàn)不同的特點［2］。目前國內(nèi)外對于電纜線路特別是高電壓、大截面、長距離海纜線路與架空線連接情況下的過電壓研究較少，開展研究工作并不深入。本文采用ATPEMTP仿真軟件對某沿海島嶼的海纜-架空線線路的雷擊過電壓進行分析和計算，計算結(jié)果可為今后解決實際工程問題提供一定的參考依據(jù)。

1 系統(tǒng)的線路及相關(guān)參數(shù)

圖1 400 MW海上風電場系統(tǒng)接線圖Fig.1 Wiring diagram of 400 MW offshore wind farm system

圖1為某400 MW海上風電場的接線示意圖。由于海上風電機組數(shù)量多、分布廣，因此采用35 kV電纜將一定數(shù)量的風電機組并聯(lián)起來，連到220 kV的GIS變電站進行升壓，然后通過220kV的海纜將電送到陸上集控中心，再轉(zhuǎn)架空線路，最終接入220 kV的高新變電站。

架空線采用單回路雙分裂導線，線路全長18km，導線型號為LGJ-300/40，分裂間距為 400 mm，外徑23.94 mm，直流電阻不大于 0.09614 Ω/km；架空線路采用雙避雷線，避雷線型號為LBGJ-100-20AC，計算直徑為15.7mm，直流電阻1.07971Ω/km；海纜采用1600 mm2單芯交聯(lián)聚乙烯電纜或者三芯電纜，鉛護套，單芯電纜按水平排列考慮，相間距為25 m，敷設(shè)深度為5 m；由于在海底敷設(shè)，因此海纜的金屬護層采用兩端互聯(lián)接地。

2 計算模型

2.1 桿塔模型

為防止雷害事故的發(fā)生，準確評價傳輸線路上的雷電波特性，正確計算和測量輸電線路桿塔波阻抗，建立合理的桿塔模型在防雷計算中占有重要的地位。若將桿塔視為等值電感，桿塔上任意點的電位相同，不能反映雷擊塔頂時雷電流在桿塔上的傳播過程及反射波對桿塔各節(jié)點電位的影響。雷電波沿桿塔傳輸時，距起點不同的地方，波阻抗和波速都是不同的，這主要是因為不同部分的單位長度電感l(wèi)0和單位長度電容c0不同。而對不同的部位設(shè)計不同的波阻抗，即可建立一個較為精確的桿塔模型，并且分割的段長度越小，所得到的結(jié)果就越準確［3］。為了使計算結(jié)果更加準確，本文采用多波阻抗模型。

如圖2所示，桿塔模型考慮了橫擔和支架對桿塔的影響，使計算的波響應(yīng)特性更接近實測值［4-5］。

a.主架部分波阻抗ZTk。

圖2 桿塔結(jié)構(gòu)與多波阻抗模型Fig.2 Tower structure and multi-wave impedance model

其中，hk和rek分別為桿塔第k個橫擔的高度和第k個橫擔各個部分的等效半徑，其中等效半徑rek可由經(jīng)驗公式計算：

b.支架部分波阻抗ZLk。

試驗表明，有支架的桿塔系統(tǒng)比沒有支架的系統(tǒng)到達最大電壓所需要的時間要長，因此在模型中支架的長度為相應(yīng)的主干長度的1.5倍。增加了支架后，多導體波阻抗減小10%左右。因此支架部分波阻抗為：

c.桿塔橫擔部分波阻抗ZAk。

其中，rAk為第k個橫擔與桿塔相連處橫擔寬度的1/4。

2.2 絕緣子串閃落模型

本文判斷絕緣子串閃絡(luò)的方法為相交法。圖3為絕緣子閃絡(luò)原理圖，其中t1為閃絡(luò)時刻；U1為閃絡(luò)電壓，由絕緣子串電壓波形和絕緣子伏秒特性曲線共同決定。相交法通過比較絕緣子串電壓與伏秒特性曲線的關(guān)系來判斷絕緣子串是否閃絡(luò)［6］。

圖3 絕緣子閃絡(luò)判斷原理Fig.3 Principle of insulator flashover detection

2.3 雷電流模型

雷電放電一般經(jīng)歷先導放電階段、主放電階段和余光放電階段。經(jīng)研究表明，先導放電通道具有分布參數(shù)的特征，稱其為雷電通道。因此可以將雷電看作一個沿著一條固定波阻抗的雷電通道向地面?zhèn)鞑サ碾姶挪ㄟ^程。根據(jù)等值集中參數(shù)定量，可將其等效為一個彼德遜等值電路［7-8］。

設(shè)沿雷電通道來波u0=i0Z0，其中i0為來波電流，Z0為雷電通道的波阻抗。雷電傳播的彼德遜電路如圖4所示，圖中Z為雷擊物的波阻抗。雷擊小接地阻抗物體時，流過該物體的電流定義為雷電流，因此可知雷電流大小為：

圖4 彼德遜等值電路Fig.4 Peterson equivalent circuit

標準雷電沖擊波波頭部分可用雙指數(shù)函數(shù)表示為［9］：

其中，I0為雷電流幅值；α、β為時間常數(shù)。

2.4 避雷器模型

避雷器為一個高度非線性電阻，當避雷器上電壓低于其沖擊放電電壓時，避雷器的電阻接近于無窮大，相當于開路。當避雷器上過電壓達到或者超過其沖擊放電電壓時，過電壓波即被截斷，這時避雷器呈現(xiàn)為小電阻［10-11］。 本文采用西瓷 Y10W1-200/496W 型避雷器，起始動作電壓為 283 kV，8/20 μs雷電沖擊伏安特性如表1所示。

表1 避雷器的伏安特性Table 1 Volt-ampere characteristic of lightning arrester

根據(jù)避雷器伏安特性，采用ATP-EMTP軟件中type99非線性電阻來模擬避雷器，避雷器上端引線采用分布參數(shù)模型［12］。

2.5 雷擊過電壓模型

本文計算的架空線路為1回，全線裝設(shè)雙避雷線；系統(tǒng)采用220 kV回路導線鐵塔，左邊掛設(shè)導線。由于雷擊過程非常短暫，通常只有幾微秒到幾十微秒，距離較遠的桿塔的分流作用可以忽略，因此建模計算時只需考慮雷擊點及其附近2座桿塔的折反射。而雷擊點離海纜越近，則海纜的侵入波幅值越大，考慮比較嚴重的情況，當雷擊點位于與架空線相連的終端桿塔時，侵入波幅值最大［13-14］。本文對該線路計算時，考慮侵入波幅值最大的情況，即將最靠近海纜的桿塔塔頂作為雷擊點進行計算，在ATP-EMTP軟件中建立如圖5所示的仿真模型。

圖5 雷擊過電壓計算的整體仿真模型Fig.5 Overall simulation model for lightning overvoltage calculation

3 過電壓計算結(jié)果及分析

3.1 避雷器對過電壓的影響

計算過電壓時對整個系統(tǒng)分別考慮以下3種不同避雷器布置方式下的雷擊過電壓：

a.海纜首末兩端均不裝設(shè)避雷器；

b.僅在海纜首端裝設(shè)避雷器；

c.海纜首末兩端均裝設(shè)避雷器。

分別采用單芯和三芯電纜時，在3種不同避雷器布置情況下，海纜首末兩端過電壓波形如圖6和圖7所示，對應(yīng)的過電壓最大值見表2。

從計算結(jié)果可看出，若海纜為單芯電纜，采用方式a、b時，海纜末端最大電壓值均較大，約為526kV，超過避雷器初始動作電壓。而采用方式c時，海纜末端的大電壓會引起末端避雷器開始動作，此時末端避雷器上電流如圖8所示。由圖8可見，電流最大值約為2.0 kA，限壓作用明顯，電壓降為457 kV，略低于殘壓，這其中包括避雷器電流在避雷器引線上的一定壓降。當海纜為三芯電纜時，若采用方式a、b時，海纜末端電壓最大值不超過400 kV，但超過了避雷器起始動作電壓；若采用方式c則此時避雷器開始動作，但避雷器電流小于1 kA，避雷器電阻仍在線性段，阻值很大，限壓作用不明顯，海纜首端電壓僅下降30 kV，至355 kV左右。

圖6 在不同避雷器布置方式下的單芯海纜首末兩端雷擊過電壓波形Fig.6 Lightning overvoltage waveforms of both mono-core submarine cable terminals for different arrester arrangement modes

圖7 在不同避雷器布置方式下的三芯海纜首末兩端雷擊過電壓波形Fig.7 Lightning overvoltage waveforms of both tri-core submarine cable terminals for different arrester arrangement modes

表2 不同避雷器布置情況下的雷擊過電壓計算結(jié)果Table 2 Calculative results of lighting overvoltage for different arrester arrangement modes

圖8 海纜末端避雷器電流波形Fig.8 Current waveform of arrester at end terminal of submarine cable

DL401—91《高壓電纜選用導則》對不同電壓等級電纜的主絕緣雷電沖擊耐受電壓作出了明確規(guī)定，對于220 kV電纜，其主絕緣雷電沖擊耐受電壓約為950～1050 kV。根據(jù)計算結(jié)果可知，即使在相電壓達到極值時發(fā)生閃絡(luò)，海纜首末兩端過電壓均未超過海纜的主絕緣水平。

3.2 桿塔沖擊接地電阻對雷擊過電壓的影響

本文計算了不同接地電阻情況下的海纜過電壓，分析其對雷擊過電壓大小的影響。采用圖5所示仿真模型，改變桿塔沖擊接地電阻值，分別計算沖擊電阻為 5、7、10、15 Ω 情況下海纜的末端電壓，計算結(jié)果如表3所示。

表3 不同沖擊接地電阻下的海纜過電壓Table 3 Lightning overvoltage of submarine cable for different impulse grounding resistances

從表3中可知，在接地電阻為5～15 Ω時，海纜的末端過電壓隨著沖擊接地電阻的增加而逐漸增加。這是由于在相同雷電流情況下，沖擊接地電阻越大，桿塔橫擔上過電壓越大，這使得發(fā)生閃絡(luò)后架空線上的過電壓越大，即從架空線侵入電纜的過電壓幅值也越大（接地電阻為 5、7、10、15Ω時，架空線電壓分別為 0.95、1.10、1.35、1.75MV）。

3.3 海纜長度對雷擊過電壓的影響

對不同海纜長度情況下的海纜過電壓進行仿真計算，分析本系統(tǒng)中海纜長度對其雷擊過電壓大小的影響。采用如圖5所示仿真模型，不考慮電纜首末兩端避雷器，改變電纜長度，分別計算電纜長度為50、100、200、400、1000、1500、5000、15000 m 情況下海纜的首末端電壓，計算結(jié)果如表4、5所示。

表4 不同長度單芯海纜的雷擊過電壓Table 4 Lightning overvoltage of mono-core submarine cable for different lengths

表5 不同長度三芯海纜的雷擊過電壓Table 5 Lightning overvoltage of tri-core submarinecable for different lengths

從表4、5可知，隨著海纜長度的增加，海纜的首末兩端的過電壓均逐漸減小，且當海纜增加到一定長度時，海纜的首末兩端的過電壓基本不再降低。當海纜長度小于400 m時，海纜的首末兩端的過電壓大小基本相等，這是由于海纜長度較小時雷電波通過波尾之前發(fā)生了多次折反射；當海纜長度大于400 m時，海纜末端電壓超過首端電壓，但低于首端電壓2倍值，這是由于海纜末端為GIS母線和變壓器，其波阻抗不是無窮大，沖擊電壓在海纜末端沒有發(fā)生全反射。

4 結(jié)論

本文利用ATP-EMTP軟件建立了海上風電場系統(tǒng)的雷擊過電壓模型，分析了海纜的雷電侵入波過電壓水平及其影響因素，得出如下結(jié)論。

a．海纜的雷擊過電壓值受其海纜單芯或三芯特性的影響。當采用不同形式（單芯或三芯）海纜時，海纜末端過電壓的幅值有很大的區(qū)別，但對于該海上風電場無論是否考慮海纜兩端避雷器的影響，其首末兩端過電壓均未超過海纜主絕緣水平。

b．沖擊接地電阻對海纜末端電壓會產(chǎn)生較大影響。無論是采用三芯還是單芯電纜，當接地電阻為5～15Ω時，海底電纜的末端過電壓隨著沖擊接地電阻的增加而逐漸增加。

c．海纜首末兩端過電壓值受海纜長度的影響。當海纜長度小于400 m時，海纜的首末兩端的過電壓大小基本相等；當海纜長度大于400 m時，海纜末端電壓超過首端電壓，但低于首端電壓2倍值。