單回轉雙回開斷塔下方的工頻電場分布及其影響因素研究

盛金馬,姜克儒,劉 軍,常 江,夏新運,崔宇豪

(1.國網(wǎng)安徽省電力有限公司 經(jīng)濟技術研究院,安徽 合肥 230001; 2.國網(wǎng)安徽省電力有限公司,安徽 合肥 230022; 3.安徽華電工程咨詢設計有限公司,安徽 合肥 230000; 4.合肥工業(yè)大學 電氣與自動化工程學院,安徽 合肥 230009)

隨著電網(wǎng)規(guī)模的不斷擴大,社會環(huán)保意識的增強,輸電線路的電磁環(huán)保問題引起了廣泛關注。優(yōu)化桿塔結構,控制線路下方的電場強度值,成為架空線路設計的關鍵環(huán)節(jié)之一[1-2]。單回轉雙回架空線路開斷塔(轉角塔)可將單回線路開斷后,轉角90°形成雙回線路繼續(xù)走線,可避免雙回路分支桿塔的使用,無需改變相鄰桿塔的導線布置方式[3]。這種桿塔的使用可減少塔基占地面積,節(jié)約線路經(jīng)濟成本。由于開斷塔的特殊結構和塔上的線路轉向,這種桿塔下方的電場分布與常規(guī)桿塔顯著不同,特別是線路發(fā)生交叉跨越或鄰近建筑物時,開斷塔附近的電場問題更為突出[4-5]。計算開斷塔附近的電場分布,分析影響開斷塔下方電場強度的因素,對開斷塔及其架空線路的優(yōu)化設計具有重要意義。

目前國內常見的計算架空線路工頻電場的方法有模擬電荷法、有限元法、矩量法等。文獻[1]建立了3種同塔雙回直線塔二維模型,研究了輸電線路導線表面和線路下方的電場強度;文獻[6]建立了輸電線路與建筑物的位置變化二維模型,使用有限元法研究了輸電線路臨近不同高度房屋時的電場強度;文獻[7]建立了特高壓輸電線路工頻電場計算的二維仿真模型,探討了降低線路下方電場強度的方法。以上研究均基于二維模型對線路周圍的電場分布進行求解,基于二維模型的求解方法對于普通直線塔的計算結果誤差較小,但對于架空線路開斷塔周圍的電場分布問題,該方法已不適用,原因是架空線路在開斷塔部位會轉角90°并形成同塔雙回路走線,這種部位的電場求解必須從三維空間上考慮線路走線情況。文獻[8]建立了三維輸電線路模型,結合模擬電荷法和矩量法采用了模擬電荷矩量法,研究了影響線路下方工頻電場的因素;文獻[9]建立了同塔雙回直線轉角塔三維模型,研究了轉角塔在3種導線相序組合情況下的電場差異,由于其考慮的架空線轉角度數(shù)較小,且忽略了架空導線弧垂,不能準確評估導線距地面高度變化對線路下方電場的影響。隨著經(jīng)濟發(fā)展和電網(wǎng)結構的復雜變化,大轉角開斷塔的工程應用需求凸顯,有必要開展桿塔的三維工頻電場分布及其影響因素研究。

本文選擇110 kV單回轉雙回架空線路開斷塔進行等比例幾何建模,采用有限元計算方法進行三維工頻電場計算,對比了開斷塔跳線串絕緣子的表面電場強度的控制要求以及常規(guī)直線塔與開斷塔下方電場強度,分析了導線相序組合、導線水平相間距離、橫擔高度、風偏對開斷塔下方地面附近電場分布的影響,研究結果能夠為開斷塔的設計提供參考。

1 研究方法

1.1 計算方法選擇

對于普通直線塔的電場分析計算,在忽略桿塔上絕緣子等結構的影響,并將線路簡化為二維模型時,模擬電荷法較為適用。而對于單回轉雙回開斷塔,既要關注輸電線路下方的電場分布,又要關注塔上跳線串絕緣子、地電位作業(yè)人員的表面電場分布情況。這是一種求解多介質、復雜邊界條件的場域問題,有限元法具有獨特的優(yōu)勢[9]。計算方法如下:首先適當劃分求解域,將連續(xù)問題轉化為離散問題;然后對每一個網(wǎng)格用不同的函數(shù)表示;最后通過求解代數(shù)方程計算所求問題的近似解。本文采用有限元仿真軟件Comsol進行計算分析。

架空線路運行在工頻50 Hz下,所處的電磁場環(huán)境隨時間變化較緩,相鄰兩桿塔之間的架空線路長度通常為數(shù)百米,當電磁波的波長遠大于架空線路長度時,可以忽略磁場對電場的影響,視為電準靜態(tài)場。電準靜態(tài)場問題的求解可歸結為一定條件下尋求拉普拉斯方程解的過程[10],由高斯定律(1)式帶入(2)式可得電位φ的拉普拉斯方程(3)式,即

D=ρ

(1)

D=εE

(2)

(3)

1.2 電場環(huán)境控制要求

依據(jù)文獻[11-12]當輸電線路穿越居民區(qū),線路附近地面1.5 m高度處的工頻電場強度應控制在4 kV/m以內。

絕緣子串同樣存在電場控制要求[13]。對于曲率半徑較小的連接金具,其控制場強定為峰值下不超過23 kV/cm;對于均壓環(huán)、屏蔽環(huán)等曲率半徑較大的金具,其控制場強定為峰值下不超過 20 kV/cm;對于絕緣子傘裙等導線側護套表面電場強度一般不超過4 kV/cm(有效值)。

2 幾何建模及邊界條件設置

2.1 幾何建模

開斷塔幾何模型如圖1所示。

圖1 開斷塔幾何模型

開斷塔的塔高46.2 m,雙回路三相橫擔的高度分別為40.7 、37.0 、30.0 m,水平方向的單回路架空線通過耐張串和跳線串轉角90°后形成垂直方向的雙回架空線。根據(jù)開斷塔的設計圖紙在三維繪圖軟件SolidWorks中建立等比例幾何模型(圖1a)。該模型包含了桿塔、耐張串絕緣子、跳線串復合絕緣子以及均壓環(huán)等金具,導線采用LGJ-400型鋼筋鋁絞線,半徑為12 mm。本文的關注點在于跳線串絕緣子周圍以及線路下方的電場分布,為提高計算效率,對開斷塔進行了如下簡化(圖1b)：

(1) 桿塔主體結構由(片狀)角鋼簡化為面狀鋼板,橫擔部分簡化為實心結構。

(2) 簡化懸垂串、耐張串與桿塔相連接的掛環(huán)等尺寸較小的結構件。

為了對比常規(guī)直線塔與開斷塔下方的電場強度,保持直線塔整體尺寸與開斷塔一致,僅刪去水平方向的橫擔和架空導線及其相應的絕緣子,直線塔幾何模型如圖2所示。帶支撐管跳線串由復合絕緣子、均壓環(huán)、鋼管等組成,取中橫擔右側的跳線串,跳線由跳線串連接至中橫擔耐張串,如圖3所示。

圖2 直線塔幾何模型

圖3 帶支撐管跳線串

2.2 模型材料設置

開斷塔塔身為鋼材質,架空線為鋼芯鋁絞線。根據(jù)趨膚效應,電流沿著架空導線外層的鋁絞線傳導,在模型中可將架空導線的材料設置為鋁。跳線串起電氣隔離作用,絕緣子傘裙為復合絕緣子,內部為玻璃纖維增強環(huán)氧芯棒,外部為硅橡膠。由于玻璃纖維增強環(huán)氧芯棒材料與硅橡膠材料的電導率和介電常數(shù)都很小(考慮填料因素后,其相對介電常數(shù)小于10),且差別也很小,對電場分布的影響可以忽略,因此將絕緣子的材料統(tǒng)一設置為硅橡膠。

地電位作業(yè)人員人體模型由軀干和頭腦組成,其中,腦組織、顱骨、頭皮共同組成頭腦部分,如圖4所示。人體組織的介電常數(shù)和電導率見表1所列[14]。

圖4 人體模型

表1 人體組織介電常數(shù)及電導率

2.3 邊界條件設置

開斷塔輸電線路的電壓等級為110 kV,根據(jù)相電壓與線電壓之間的數(shù)量關系[15],可得A、B、C三相瞬時電壓值為:

UA=90cosωt，

(4)

由于工頻輸電線路的電場環(huán)境可看作是準靜態(tài)場,取零時刻的瞬時電壓90 、-45 、-45 kV分別作為三相線路的電壓,架空地線和塔身設置為接地。

3 計算結果與分析

3.1 跳線串絕緣子的表面電場分布

開斷塔的電場分布計算結果如圖5所示,整個桿塔周圍電場強度的最高區(qū)域位于上橫擔和中橫擔之間的導線懸掛區(qū)域。此外,下橫擔的桿塔懸掛區(qū)域電場強度也較高。跳線串電場分布圖如圖6所示。區(qū)域內,跳線串電場強度最大值出現(xiàn)在絕緣子上端(低壓側)與金具連接處(圖6a),最大值為7.95 kV/cm,滿足23 kV/cm的場強控制要求;均壓環(huán)處電場強度最大值點出現(xiàn)在右外側,最大值為4 kV/cm,滿足20 kV/cm的場強控制要求;絕緣子傘裙上電場強度最大值點出現(xiàn)在靠近高壓側第2節(jié)(大)傘裙邊緣處,最大值為1.95 kV/cm,滿足4 kV/cm的場強控制要求。

圖5 桿塔截面電場分布

圖6 跳線串電場分布

均壓環(huán)影響著絕緣子串的電場分布[16-18]。未裝配均壓環(huán)跳線串電場強度最大值出現(xiàn)在絕緣子下端(高壓側)與金具連接處,最大值為18.39 kV/cm,遠大于(裝配均壓環(huán))跳線串場強最大值;其絕緣子傘裙上電場強度最大值點出現(xiàn)在靠近高壓側第1節(jié)(小)傘裙邊緣處,最大值為2.09 kV/cm,同樣大于(裝配均壓環(huán))絕緣子傘裙場強最大值。有(無)均壓環(huán)的跳線串各位置的電場強度最大值見表2所列,由表2可知,均壓環(huán)可起到均勻電場、降低場強最大值的作用。

對于(裝配均壓環(huán))的跳線串,其金具、傘裙、均壓環(huán)的場強最大值點均在跳線串的右側,見表3所列,這是由于跳線與架空導線電氣連通,絕緣子附近的場強與絕緣子距跳線的距離平方成反比,右側絕緣子距跳線的距離小于左側絕緣子距跳線的距離,故右側絕緣子場強最大值大于左側絕緣子場強最大值。

表2 有(無)均壓環(huán)的跳線串各位置電場強度最大值 kV/cm

表3 跳線串兩側絕緣子各位置的電場強度最大值 kV/cm

3.2 導線相序組合對開斷塔下方電場的影響

水平方向的單回架空線路經(jīng)開斷塔轉角90°后可形成3種雙回路相序組合,如圖7所示,從上往下排列形成的3種相序組合依次為:① 同相序組合ABC-ABC;② 異相序組合ABC-BCA;③ 逆相序組合ABC-CBA[19-20]。計算3種相序組合下轉角塔和直線塔下方的電場強度,結果如圖8所示,開斷塔下方距地面1.5 m處的場強最大值為0.12 kV/m,位于距開斷塔中心水平方向11 m處,常規(guī)直線塔下方的場強最大值為0.09 kV/m,位于距開斷塔中心水平方向9 m處,開斷塔下方的電場強度高于普通直線塔下方電場強度,即架空線路轉角90°并形成雙回路后會導致下方電場強度增大。

圖7 不同相序組合示意圖

圖8 導線相序組合對場強分布的影響

同相序組合方式下,開斷塔下方電場場強最大值為0.12 kV/m;異相序組合方式下,開斷塔下方電場場強最大值為0.08 kV/m;逆相序組合方式下,開斷塔下方電場場強最大值為0.07 kV/m。對比上述計算結果能夠看出,相序組合一致時,開斷塔下方電場強度大于直線塔下方電場強度,開斷塔下方的電場強度最小的相序組合方式為逆相序組合。

3.3 水平相間距離對開斷塔下方電場影響

架空導線相間距離同樣影響桿塔下方電場強度分布[21-22]。以逆相序組合為例,導線相間距離示意圖如圖9所示。

圖9 導線相間距離示意圖

圖9中,分別改變懸掛在上橫擔、中橫擔、下橫擔上的導線相間距離,獲得3組相間距離,見表4所列。計算3組相間距離下轉角塔和直線塔下方的電場強度,結果如圖10所示,相間距離相同時,開斷塔下方電場強度大于直線塔下方電場強度。當相間距離組合為5.8、7.0、6.0 m時,開斷塔下方電場強度最大值為0.063 kV/m;當相間距離組合為7.8、9.0、8.0 m時,開斷塔下方電場強度最大值為0.07 kV/m;當相間距離組合為9.8、11.0、10.0 m時,開斷塔下方電場強度最大值為0.077 kV/m。開斷塔上同一橫擔上的導線水平相間距縮短4 m時,桿塔下方電場強度減小幅度約為22.2%。根據(jù)上述計算結果,導線水平相間距離相同時,開斷塔下方電場強度大于直線塔下方電場強度,開斷塔下方電場強度隨著同一橫擔上導線水平相間距離的減小而減小。

表4 電場計算采用的3組導線水平相間距離 m

圖10 相間距離變化對場強分布的影響

3.4 橫擔高度對開斷塔下方電場的影響

以開斷塔下橫擔為分界,保持下橫擔以上結構尺寸不變,只改變下橫擔至地面的高度,分別為28、30、32 m(取逆相序、相間距離組合為7.8、9.0、8.0 m),計算3種高度情況下開斷塔和直線塔下方的電場分布,結果如圖11所示,橫擔高度相同時,開斷塔下方電場強度大于直線塔下方電場強度。當下橫擔高度為28 m時,開斷塔下方地面附近電場強度最大值為0.086 kV/m;當下橫擔高度為30 m時,開斷塔下方電場強度最大值為0.07 kV/m;當下橫擔高度為32 m時,開斷塔下方電場強度的最大值為0.06 kV/m。上述3個橫擔高度的開斷塔下方電場強度均滿足4 kV/m的電場控制要求。橫擔高度增加4 m,開斷塔下方電場強度減小幅度約為40%。上述計算結果表明,橫擔高度相同時,開斷塔下方電場強度大于直線塔下方電場強度,開斷塔下方電場強度隨著橫擔高度的增加而減小。

圖11 橫擔高度變化對場強分布的影響

3.5 風偏對開斷塔電場強度的影響

在實際運行環(huán)境中,風偏使跳線串偏離原有位置,縮短導線與塔身的空氣間隙,可能會引起空氣擊穿,進而造成線路跳閘事故,因此需要考慮最大風速下導線與桿塔的空氣間隙是否滿足絕緣要求[23-24]。文獻[24]考慮風偏脈動效應,按照最大風速(28 m/s),通過有限元計算得出絕緣子風偏角極值為64.6°。本文選取64.6°為最大風偏角,如圖12所示。

圖12 跳線串風偏角示意圖

跳線串長度為L(均壓環(huán)位于4L/5處),風偏致跳線串偏離豎直方向的夾角為θp,導線距橫擔距離Sp1、導線距塔身距離Sp2滿足如下公式:

Sp1=0.8Lcosθp

(5)

Sp2=3.43-Lsinθp

(6)

0°≤θ≤64.6°

(7)

當θmax=64.6°時,導線與橫擔距離最短,Sp1=0.4 m,依據(jù)棒-板(不均勻電場)空氣間隙的工頻擊穿電壓和間隙距離之間的關系曲線[25],0.4 m空氣間隙的擊穿電壓為148 kV,遠大于單回轉雙回開斷塔相電壓最大值90 kV。由以上分析可知,最大風偏角下,導線與桿塔之間的空氣間隙能夠滿足絕緣要求。

對比跳線串不同風偏角下(選取15°、30°、64.6°)地電位作業(yè)人員攀登至與跳線串等高處的人體體表電場分布(同時考慮攀登直線塔的情況)。不同風偏角下人體體表電場分布如圖13所示。

圖13 不同風偏角下人體體表電場分布

由圖13可知,不同風偏角下人體體表場強最大值均位于人體背部左下角(這是由于人體背部距跳線距離最短),直線塔上的人體體表場強最大值為3.36 kV/m,跳線串風偏角15°時的人體體表場強最大值為6.51 kV/m,跳線串風偏角30°時的人體體表場強最大值為8.75 kV/m,跳線串風偏角64.6°時的人體體表場強最大值為9.98 kV/m。隨著跳線串風偏角的增大,地電位作業(yè)人員體表電場強度隨之增大,最大場強未超過人體外露部位場強限值(240 kV/m)[26]。

不同風偏角下距地面1.5 m高截面電場分布如圖14所示,跳線串風偏角15°、30°、64.6°的桿塔下方距地面1.5 m高截面的電場分布一致。上述計算結果表明,隨著跳線串風偏角的增大,導線與桿塔之間的空氣間距隨之減小,風偏角達到最大值64.6°時,導線與桿塔之間的空氣間隙能夠滿足絕緣要求;地電位作業(yè)人員體表電場強度極值隨著跳線串風偏角的增大而增大,但始終小于人體外露部位場強限值(240 kV/m);開斷塔下方距地面1.5 m高截面電場不隨跳線串風偏角的變化而變化。

圖14 不同風偏角下距地面1.5 m高截面電場分布

4 結 論

本文對110 kV單回轉雙回架空線路開斷塔進行了三維工頻電場計算,對影響桿塔下方地面附近電場強度的4個因素(導線相序組合、導線水平相間距離、橫擔高度、風偏)進行了對比分析,得出如下結論:

(1) 相同影響因素下,開斷塔下方電場強度大于直線塔下方電場強度。

(2) 開斷塔上的架空導線采用同相序組合,其下方場強最大;采用逆相序組合,其下方場強最小。建議開斷塔轉角90°后的雙回路走線采用逆相序組合的方式。

(3) 隨著同一橫擔上架空導線水平相間距離的減小,開斷塔下方地面附近電場強度也隨之減小。建議在留有足夠絕緣距離的前提下,適當減小開斷塔架空導線的水平相間距離。

(4) 橫擔高度增加,開斷塔下方地面附近電場強度隨之減小。若改變相序組合和改變相間距離都無法有效降低桿塔下方的電場強度,可在經(jīng)濟成本允許的條件下,適當增加橫擔高度。

(5) 隨著跳線串風偏角的增大,導線與桿塔的距離隨之減小,風偏角達到最大值64.6°時,導線與桿塔之間的空氣間隙能夠滿足絕緣要求;地電位作業(yè)人員體表電場強度極值隨著跳線串風偏角的增大而增大,但始終未超過人體外露部位場強限值(240 kV/m);開斷塔下方距地面1.5 m高截面電場不隨跳線串風偏角變化而變化。