基于磁環(huán)的輸電線路雷擊過電壓抑制方法

周利軍，胡 琛，黃 林，王東陽，吳統(tǒng)帥，張 棟，陳斯翔

（1. 西南交通大學(xué) 電氣工程學(xué)院，四川 成都 611756；2. 廣東電網(wǎng)有限責(zé)任公司 佛山供電局，廣東 佛山 528000）

0 引言

隨著我國電力系統(tǒng)的迅速發(fā)展，輸電線路長度不斷增加，穿過雷擊頻繁、土壤電阻率高的地區(qū)的線路越來越多。根據(jù)電網(wǎng)的運(yùn)行數(shù)據(jù)，絕大多數(shù)的輸電線路跳閘事故是由雷擊造成的，雷擊引起的輸電線路停電每年都給電力系統(tǒng)帶來了巨大的經(jīng)濟(jì)損失及沉重的檢修工作負(fù)擔(dān)［1-4］。

為減少雷擊跳閘事故的發(fā)生，眾多防雷措施被應(yīng)用到輸電線路中，例如通過改造接地裝置降低桿塔接地電阻、減小架空地線保護(hù)角、架設(shè)耦合地線、增加絕緣子片數(shù)和安裝線路型避雷器等［5-8］，這些防雷措施的雷擊防護(hù)效果各不相同，但是涉及的防雷改造工程的工程量及難度都較大，對(duì)已有輸電線路進(jìn)行防雷改造時(shí)容易浪費(fèi)人力、財(cái)力［9］，故目前缺少施工簡單且防雷效果較好的方法對(duì)已有的雷擊跳閘率較高的輸電線路進(jìn)行防雷改造。在電力系統(tǒng)中，相關(guān)研究表明磁環(huán)可用于特快速暫態(tài)過電壓（VFTO）的防護(hù)［10-17］。文獻(xiàn)［10-11］提出利用鐵氧體磁環(huán)抑制氣體絕緣開關(guān)（GIS）中VFTO 的方法，并通過低壓試驗(yàn)驗(yàn)證了其可能性；文獻(xiàn)［12］研究了鐵氧體性能參數(shù)對(duì)抑制VFTO 的影響，并提出一種能達(dá)到理想抑制效果的磁環(huán)尺寸計(jì)算方法；文獻(xiàn)［13］利用高壓模擬試驗(yàn)研究了3 種磁環(huán)材料的VFTO 抑制效果及材料磁飽和影響；文獻(xiàn)［14］研究了利用磁環(huán)抑制特高壓GIS設(shè)備中VFTO 的可行性，并對(duì)比分析了鐵氧體與非晶2 種磁環(huán)材料的效果及差異；文獻(xiàn)［15-17］利用真型252 kV GIS 試驗(yàn)平臺(tái)進(jìn)行高壓對(duì)比試驗(yàn)，分析磁環(huán)的VFTO 的抑制效果及其對(duì)VFTO 波形主要參數(shù)的影響?？紤]到磁環(huán)抑制GIS 中VFTO 的效果及VFTO 與雷擊過電壓有一定相似性（電流幅值大且能量集中在高頻）［16］，故此方法對(duì)于輸電線路防雷有一定的借鑒意義。但與雷擊過電壓相比，VFTO的波形存在更多大幅振蕩，其波頭上升時(shí)間更短，可以短至幾納秒，因此本文針對(duì)磁環(huán)抑制雷擊過電壓的方法開展了相關(guān)研究。

本文提出一種基于磁環(huán)的輸電線路雷擊過電壓抑制方法：首先采用曲線擬合得到磁環(huán)材料的磁化函數(shù)，進(jìn)而基于微元法與電磁場理論計(jì)算建立了磁環(huán)的磁鏈計(jì)算模型，并利用有限元仿真驗(yàn)證了磁鏈計(jì)算模型的合理性；然后，利用磁環(huán)的磁鏈計(jì)算模型在ATP／EMTP中建立了磁環(huán)電磁暫態(tài)模型，進(jìn)而分析了不同磁環(huán)材料、磁環(huán)截面積、磁環(huán)長度及磁環(huán)形狀對(duì)磁環(huán)抑制雷擊過電壓效果的影響；最后，利用典型的110 kV 同塔雙回輸電線路對(duì)所提方法進(jìn)行現(xiàn)場試驗(yàn)。本文方法對(duì)于輸電線路，特別是已有輸電線路，實(shí)施相對(duì)簡單，無須改變線路、桿塔、接地裝置的固有結(jié)構(gòu)，將磁環(huán)通過人工安裝在避雷線上即可。

1 磁環(huán)的磁鏈計(jì)算模型

1.1 磁環(huán)飽和特性及其磁鏈計(jì)算模型

理論上，磁環(huán)能夠抑制輸電線路雷擊過電壓，其簡易電路原理如圖1所示。圖中：u為磁環(huán)前的電壓行波；LR為安裝磁環(huán)后避雷線相應(yīng)位置的電感值；Z為磁環(huán)后的桿塔波阻抗；uZ為桿塔波阻抗首端電壓，其表達(dá)式如式（1）所示。

圖1 磁環(huán)抑制的簡易電路原理圖Fig.1 Simple circuit diagram of magnetic ring suppression

式中：t為時(shí)間。

若u為無限長直角波，當(dāng)其向磁環(huán)后傳播時(shí)，由于電感LR的作用，此時(shí)uZ從0 開始按指數(shù)規(guī)律上升，當(dāng)t→∞時(shí)，uZ的幅值達(dá)到u的幅值；若u不是無限長直角波，而是波長很短的電壓行波（例如雷擊過電壓），則能在一定程度上降低uZ的幅值，使uZ的幅值小于u的幅值［18］。

由于雷電流的幅值巨大且其能量主要集中于高頻段，所以要求磁環(huán)材料具有高磁飽和特性和高工作頻率，為此本文選取鐵氧體、非晶和鐵合金粉芯3種磁環(huán)材料，對(duì)應(yīng)的磁化曲線如圖2 所示。圖中：B為磁感應(yīng)強(qiáng)度；H為外磁場強(qiáng)度。

圖2 磁環(huán)材料的磁化曲線Fig.2 Magnetization curves of magnetic ring materials

當(dāng)磁環(huán)應(yīng)用于抑制輸電線路雷擊過電壓時(shí)，需要承受數(shù)千安培甚至數(shù)十千安培的雷電流，這必定會(huì)使磁環(huán)的大部分區(qū)域工作在磁飽和狀態(tài)。文獻(xiàn)［19］利用材料的磁導(dǎo)率得到磁環(huán)電感模型，而忽略了在大電流下磁環(huán)的飽和效應(yīng)，這將導(dǎo)致雷擊暫態(tài)響應(yīng)計(jì)算不準(zhǔn)確。

為了更加精準(zhǔn)地建立適用于雷擊時(shí)的磁環(huán)模型，需考慮磁環(huán)材料的飽和特性，即基于材料的磁化曲線建立模型。本文首先采用曲線擬合的方法得到磁環(huán)材料的磁化函數(shù)，如式（2）所示。

式中：p1—p6為磁環(huán)材料的磁化特性參數(shù)，具體數(shù)值見附錄A表A1。

3 種磁化材料的磁化曲線之間存在差異，其中鐵氧體材料具有較高的初始磁導(dǎo)率，但是其飽和磁通密度及飽和磁化強(qiáng)度較低，而非晶和鐵合金粉芯材料的初始磁導(dǎo)率低，抗飽和性能更高，更適用于大電流下的防護(hù)。從表A1 中的擬合結(jié)果可知，3 種材料的磁化函數(shù)擬合確定系數(shù)R2均高于0.999，表明本文的磁化函數(shù)對(duì)磁環(huán)材料的磁化曲線的擬合程度較高。

圖3 為磁環(huán)模型示意圖。圖中：I為流經(jīng)導(dǎo)線的電流大?。籰為磁環(huán)長度；R1為導(dǎo)線半徑；R2、R3分別為磁環(huán)內(nèi)、外半徑；dρ為同心微元圓環(huán)的環(huán)寬；ρ為同心微元圓環(huán)內(nèi)半徑；dS為軸向長度為l、寬為dρ的微元矩形；Br為同心微元圓環(huán)處磁感應(yīng)強(qiáng)度大小。本文基于式（2）所示的磁化函數(shù)，利用微元法得到考慮磁環(huán)飽和特性的磁環(huán)磁鏈計(jì)算模型，將磁環(huán)區(qū)域分為n個(gè)環(huán)寬為dρ的同心微元圓環(huán)（n→∞，dρ→0）。

圖3 磁環(huán)模型示意圖Fig.3 Schematic diagram of magnetic ring model

根據(jù)安培環(huán)路定律可得同心微元圓環(huán)處磁場強(qiáng)度大小Hr為：

同心微元圓環(huán)處磁感應(yīng)強(qiáng)度大小Br與其內(nèi)半徑ρ及流經(jīng)導(dǎo)線的電流大小I相關(guān)，將式（3）代入式（2）可得Br如式（4）所示。

穿過軸向長度為l、寬為dρ的微元矩形的微元磁通dΦr為：

積分可得磁環(huán)區(qū)域的磁鏈ψr為：

將式（4）代入式（6）計(jì)算可得：

利用同樣的方法計(jì)算得到導(dǎo)體區(qū)域的磁鏈ψc、氣隙區(qū)域的磁鏈ψg分別如式（8）、（9）所示。

式中：μ0為真空磁導(dǎo)率。

磁環(huán)模型的完整磁鏈ψ包括ψc、ψg和ψr三部分，如式（10）所示。

1.2 有限元法仿真驗(yàn)證

為驗(yàn)證磁環(huán)的磁鏈計(jì)算模型的正確性，本文采用有限元法FEM（Finite Element Method）進(jìn)行對(duì)比驗(yàn)證。本文采用高精度有限元計(jì)算軟件COMSOL Multiphysics 建立磁環(huán)FEM 模型，如附錄A 圖A1 所示。模型參數(shù)設(shè)置為：導(dǎo)線半徑為6.18 mm，導(dǎo)線材料為銅；磁環(huán)的內(nèi)、外半徑分別為20、40 mm，長度為2 m。利用磁環(huán)FEM模型和磁鏈計(jì)算模型得到的3種材料磁環(huán)的完整磁鏈ψ與I的關(guān)系曲線如圖4所示。

圖4 FEM模型與磁鏈計(jì)算模型的計(jì)算結(jié)果對(duì)比Fig.4 Comparison of calculation results between FEM model and flux calculation model

3種材料的ψ-I曲線存在以下異同。

1）相同點(diǎn)：在小電流區(qū)域，ψ隨著I的增大而急劇增長，曲線較陡，曲線的斜率相對(duì)較大且基本不變；當(dāng)I增大到較大數(shù)值后，從磁環(huán)半徑較小的區(qū)域開始出現(xiàn)一定的飽和，使得ψ-I曲線的斜率下降，曲線由陡轉(zhuǎn)平；而在大電流區(qū)域，磁環(huán)的全部區(qū)域已基本飽和，此時(shí)ψ-I曲線的斜率也基本不變且數(shù)值較小。

2）主要不同點(diǎn)：同樣的電流下，3 種材料的完整磁鏈ψ有所不同；3 種材料的小電流區(qū)域、較大電流區(qū)域和大電流區(qū)域的范圍各不相同，鐵合金粉芯材料的小電流和較大電流區(qū)域比其他2 種材料的范圍更廣，意味著該材料在同樣的電流下更不容易出現(xiàn)飽和現(xiàn)象，雷擊過電壓抑制效果更好。

FEM模型與磁鏈計(jì)算模型所得結(jié)果的誤差對(duì)比見附錄A 表A2。由表可見，對(duì)于3 種材料的磁環(huán)，F(xiàn)EM模型與磁鏈計(jì)算模型所得結(jié)果的平均誤差均在2%以內(nèi)，且最大誤差未超過5%。考慮到材料的磁化函數(shù)并不能完全擬合材料的磁化曲線，上述誤差在可接受范圍內(nèi)，故可以認(rèn)為本文所提磁環(huán)磁鏈計(jì)算模型與FEM 模型所得的結(jié)果較為吻合，從而有效驗(yàn)證了磁鏈計(jì)算模型的合理性。

2 磁環(huán)應(yīng)用研究

為研究磁環(huán)的輸電線路雷擊過電壓抑制效果，本文基于第1 節(jié)的磁環(huán)磁鏈計(jì)算模型在電磁暫態(tài)仿真軟件ATP／EMTP中建立磁環(huán)電磁暫態(tài)模型，將其應(yīng)用于110 kV 同塔雙回輸電線路電磁暫態(tài)仿真模型中［20］，分析不同磁環(huán)材料（鐵氧體、非晶和鐵合金粉芯）、磁環(huán)截面積、磁環(huán)長度以及磁環(huán)形狀對(duì)輸電線路防雷效果的影響。

2.1 輸電線路電磁暫態(tài)模型

本文搭建的110 kV 同塔雙回輸電線路模型為三基桿塔線路，其示意圖見附錄A 圖A2。將雷擊點(diǎn)設(shè)置在第一基桿塔與第二基桿塔的檔距中央，雷電流采用幅值為20 kA的2.6／50 μs標(biāo)準(zhǔn)波形，雷電流通道的阻抗為300 Ω。在電磁暫態(tài)仿真中，可利用非線性電感模擬磁環(huán)［21］，本文根據(jù)第1 節(jié)提出的磁環(huán)磁鏈計(jì)算模型得到磁環(huán)的ψ-I曲線，將其應(yīng)用于非線性電感中得到磁環(huán)電磁暫態(tài)模型。為準(zhǔn)確計(jì)算雷電流波的折反射過程及雷擊過電壓，輸電桿塔模型采用無損多波阻抗模型，該模型利用輸電桿塔的幾何參數(shù)計(jì)算其塔身、橫擔(dān)和支架波阻抗，且支架波阻抗為塔身的9倍［22］。仿真中的桿塔為110 kV雙回輸電桿塔，參數(shù)見附錄A表A3。

2.2 磁環(huán)材料的影響分析

為便于比較鐵氧體、非晶及鐵合金粉芯這3 種材料的雷擊過電壓防護(hù)效果，對(duì)3 種材料的磁環(huán)均進(jìn)行以下設(shè)置：內(nèi)、外半徑分別為20、60 mm，長度為4 m，安裝位置為避雷線上與第一基桿塔和第二基桿塔的連接處。遭受雷擊后，不同磁環(huán)材料下第一基桿塔塔頂電壓波形如圖5所示，具體分析如下。

圖5 不同磁環(huán)材料下第一基桿塔塔頂電壓波形Fig.5 Voltage waveforms at top of first tower with different magnetic ring materials

1）與其他2 種材料的磁環(huán)相比，鐵氧體磁環(huán)對(duì)第一基桿塔塔頂過電壓的抑制效果較差，在0.615 μs 前，鐵氧體的磁飽和效應(yīng)較弱，表現(xiàn)為其第一峰峰值較無磁環(huán)的峰值208.63 kV降低了25.58%。但在0.67 μs 后，由于雷電流繼續(xù)上升，鐵氧體磁環(huán)工作在其ψ-I曲線的大電流區(qū)域，此時(shí)磁環(huán)基本飽和，抑制作用基本失效，電壓數(shù)值繼續(xù)上升，電壓峰值較無磁環(huán)時(shí)只降低了3.64%，電壓波前上升陡度由無磁環(huán)時(shí)的339.24 kV／μs下降為268.04 kV／μs。

2）非晶、鐵合金粉芯磁環(huán)的電壓峰值衰減幅度分別達(dá)到了34.48%、35.58%，波前上升陡度由無磁環(huán)時(shí)的339.24 kV／μs分別下降為222.26、218.52 kV／μs。這說明非晶與鐵合金粉芯材料，尤其是后者對(duì)雷擊過電壓的抑制效果顯著好于鐵氧體材料，由此可見磁環(huán)材料的磁化曲線與飽和特性會(huì)顯著影響磁環(huán)對(duì)雷擊過電壓的抑制效果。

由于鐵合金粉芯材料的雷擊過電壓抑制效果在3 種材料中最優(yōu)，下文研究其他因素對(duì)磁環(huán)的雷擊過電壓抑制效果的影響時(shí)，均采用鐵合金粉芯磁環(huán)。

2.3 磁環(huán)截面積影響分析

將鐵合金粉芯磁環(huán)的內(nèi)半徑、長度分別設(shè)置為20 mm、4 m，在30～80 mm 范圍內(nèi)改變磁環(huán)的外半徑從而改變其截面積，則不同磁環(huán)截面積下第一基桿塔塔頂電壓波形圖如圖6 所示。由圖可見，磁環(huán)外半徑越大，磁環(huán)對(duì)電壓峰值的削弱效果越強(qiáng)，對(duì)后續(xù)波形振蕩的消除效果越好，對(duì)雷擊過電壓的抑制效果越明顯。

圖6 不同磁環(huán)截面積下第一基桿塔塔頂電壓波形Fig.6 Voltage waveforms at top of first tower with different magnetic ring cross sections

當(dāng)磁環(huán)外半徑由30 mm 變化至40 mm 和50 mm時(shí)，第一基桿塔塔頂電壓迅速下降，峰值分別從無磁環(huán)時(shí)的208.63 kV 衰減為191.6、161.64、139.44 kV，抑制幅度分別達(dá)到8.16%、22.52%和33.16%，電壓波前上升陡度較無磁環(huán)時(shí)的339.24 kV／μs 分別下降為277.7、229.28、221.33 kV／μs，陡度下降速率也較快。在60～80 mm 范圍內(nèi)繼續(xù)增加磁環(huán)外半徑，磁環(huán)的雷擊過電壓抑制效果會(huì)繼續(xù)增強(qiáng)，但是已經(jīng)明顯出現(xiàn)飽和，當(dāng)磁環(huán)外半徑分別為60、80 mm時(shí)，第一基桿塔塔頂電壓峰值分別衰減為134.39、130.64 kV，相比無磁環(huán)時(shí)分別下降了35.58 %、37.52%，電壓波前上升陡度分別下降了218.52、211.97 kV／μs，與磁環(huán)外半徑為50 mm 時(shí)相比，變化較微弱，這表明磁環(huán)外半徑超過60 mm 后，磁環(huán)的雷擊過電壓抑制效果將逐漸出現(xiàn)飽和現(xiàn)象。

2.4 磁環(huán)長度的影響分析

將鐵合金粉芯磁環(huán)的內(nèi)、外半徑分別設(shè)置為20、60 mm，在2～10 m 范圍內(nèi)改變磁環(huán)長度，仿真得到不同磁環(huán)長度下第一基桿塔塔頂電壓波形圖見附錄A 圖A3。由圖可見，當(dāng)磁環(huán)長度為2、4、6、8、10 m時(shí)，第一基桿塔塔頂電壓峰值分別衰減為169.43、134.39、129.67、127.23、125.8 kV，較無磁環(huán)時(shí)分別降低了18.79%、35.58%、37.85%、39.02%、39.7%；電壓波前上升陡度分別下降為242.04、218.52、212.57、211.35、209.67 kV／μs。由此可知，磁環(huán)長度對(duì)雷擊過電壓抑制效果的影響與磁環(huán)內(nèi)半徑類似，磁環(huán)長度越長，第一基桿塔塔頂電壓峰值衰減越多，后續(xù)波形振蕩越平緩，但磁環(huán)長度超過6 m 后磁環(huán)的雷擊過電壓抑制效果也逐漸飽和。

2.5 磁環(huán)形狀的影響分析

在磁環(huán)實(shí)際應(yīng)用時(shí)應(yīng)考慮到使用相同體積的材料達(dá)到最佳的雷擊過電壓抑制效果，通過式（10）不難看出，相同體積下，不同形狀的磁環(huán)ψ-I曲線一般不同，這將會(huì)影響磁環(huán)的雷擊過電壓抑制效果。以內(nèi)半徑為20 mm、外半徑為40 mm、長度為4 m 的磁環(huán)的體積為基準(zhǔn)，在30～80 mm范圍內(nèi)改變磁環(huán)外半徑并計(jì)算對(duì)應(yīng)的長度，仿真得到不同磁環(huán)形狀下第一基桿塔塔頂電壓波形圖如附錄A 圖A4 所示。由圖可見：在外半徑80、60、50、40、30 mm 對(duì)應(yīng)的5 種磁環(huán)形狀下，第一基桿塔塔頂電壓峰值分別衰減為201.7、192.19、180.27、161.64、142.55 kV，電壓波前上升陡度分別下降為301.04、274.56、246.95、229.28、212.76 kV／μs；雷擊過電壓抑制效果最差的磁環(huán)形狀為“內(nèi)、外環(huán)半徑分別為20、80 mm，長度為0.8 m”，對(duì)應(yīng)的第一基桿塔塔頂電壓峰值降低了3.32%，而效果最好的磁環(huán)形狀為“內(nèi)、外環(huán)半徑分別為20、30 mm，長度為9.6 m”，對(duì)應(yīng)的第一基桿塔塔頂電壓峰值降低了31.67%。由此可見，當(dāng)磁環(huán)的體積一定時(shí)，磁環(huán)的截面積越小，磁環(huán)越細(xì)長，磁環(huán)抑制塔頂雷擊過電壓的能力越強(qiáng)。

3 現(xiàn)場試驗(yàn)驗(yàn)證

3.1 試驗(yàn)現(xiàn)場布置

為驗(yàn)證本文所提磁環(huán)磁鏈計(jì)算模型及電磁暫態(tài)模型的正確性，開展110 kV 同塔雙回輸電線路現(xiàn)場試驗(yàn)，將仿真結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比驗(yàn)證。試驗(yàn)現(xiàn)場為廣東電網(wǎng)公司接地技術(shù)與工程實(shí)驗(yàn)室，試驗(yàn)現(xiàn)場及其布置圖如附錄A 圖A5 所示。試驗(yàn)現(xiàn)場有三基桿塔，塔高為27 m，第一基桿塔與第二基桿塔的檔距為120 m，第二基桿塔與第三基桿塔的檔距為30 m。接地裝置與試驗(yàn)現(xiàn)場接地網(wǎng)相連，利用紅相HX-4051 型雷電沖擊電阻測試儀對(duì)現(xiàn)場桿塔的沖擊接地電阻進(jìn)行測量，測量示意圖見附錄A 圖A6。取3 次測量的平均值，則三基桿塔的沖擊接地電阻分別為1.61、1.56、1.54 Ω。

現(xiàn)場試驗(yàn)方式與第2 節(jié)類似，由沖擊發(fā)生器產(chǎn)生幅值為20 kA 的8／20 μs 電流波并從第一基桿塔與第二基桿塔檔距中央注入，測量第一基桿塔塔頂電壓，試驗(yàn)時(shí)磁環(huán)裝置采用多個(gè)磁環(huán)組成的磁環(huán)串的形式［21］，將之安裝于避雷線上，因避雷線弧垂帶來的重力水平分量及磁環(huán)串前的銅制卡扣使得磁環(huán)串能緊密貼合并固定在安裝位置，并由高空施工人員確認(rèn)磁環(huán)串中每個(gè)小磁環(huán)之間接觸緊密無間隙。磁環(huán)串總長為4 m（由80 個(gè)內(nèi)半徑為10 mm、外半徑為40 mm、長度為50 mm 的小磁環(huán)組成），安裝磁環(huán)前后第一基桿塔塔頂電壓波形的試驗(yàn)與仿真波形如圖7 所示。

圖7 安裝磁環(huán)前后，第一基桿塔塔頂電壓波形的試驗(yàn)與仿真結(jié)果Fig.7 Test and simulative results of voltage waveform at top of first tower with and without magnetic ring

3.2 試驗(yàn)結(jié)果分析

在無磁環(huán)時(shí)，試驗(yàn)與仿真的第一基桿塔塔頂電壓峰值的試驗(yàn)、仿真結(jié)果分別為31.83、31.33 kV，電壓波前上升陡度分別為11.35、10.96 kV／μs；安裝磁環(huán)后，試驗(yàn)、仿真的電壓峰值分別衰減為28.03、27.3 kV，比安裝磁環(huán)前分別下降了11.94%、12.86%，電壓波前陡度分別下降為10.31、9.7 kV／μs。安裝磁環(huán)前后，仿真與試驗(yàn)結(jié)果的最大誤差為5.92%，這充分證明了本文所提磁環(huán)磁鏈計(jì)算模型和電磁暫態(tài)模型的正確性以及磁環(huán)抑制輸電線路雷擊過電壓方法的可行性。

此外，雷擊避雷線中央時(shí)，雷擊點(diǎn)過電壓較大，磁環(huán)抑制作用會(huì)使其過電壓進(jìn)一步上升，空氣間隙有擊穿的風(fēng)險(xiǎn)，故本文針對(duì)該情況開展仿真研究，磁環(huán)參數(shù)設(shè)置與2.4節(jié)一致，雷擊點(diǎn)波形圖見附錄A 圖A7。由圖可見，安裝磁環(huán)后雷擊點(diǎn)附近的電壓的上升幅度較安裝前的上升幅度?。ㄗ畲笊仙葹?.92%），遠(yuǎn)不足以擊穿避雷線與最近相線的空氣間隙使得防雷失敗。針對(duì)磁環(huán)抑制方法的雷擊過電壓防護(hù)效果，第2 節(jié)的仿真結(jié)果表明，磁環(huán)的雷擊過電壓抑制幅度最高可達(dá)39.7%，而文獻(xiàn)［6］中接地電阻從30 Ω 降至15 Ω 后，塔頂電壓下降了約43%，對(duì)比可知兩者效果接近，但在實(shí)際改造中，降低接地電阻需要大幅增加桿塔接地裝置尺寸或外引接地，工程量巨大，而磁環(huán)只需人工安裝于桿塔避雷線附近即可，工程量小且實(shí)施簡單，更適用于對(duì)已有輸電線路的防雷改造。

4 結(jié)論

針對(duì)輸電線路的雷擊過電壓防護(hù)，尤其是針對(duì)已有輸電線路的防雷改造，本文提出利用磁環(huán)抑制雷擊過電壓的方法，主要結(jié)論如下。

1）根據(jù)材料的磁化函數(shù)能夠較好地?cái)M合鐵氧體、非晶和鐵合金粉芯磁環(huán)的磁化曲線，3 種材料的磁化函數(shù)擬合確定系數(shù)R2均高于0.999；3 種材料的磁環(huán)磁鏈計(jì)算模型與FEM 模型的計(jì)算結(jié)果之間的最大誤差低于5%，驗(yàn)證了本文所提磁環(huán)磁鏈計(jì)算模型的合理性。

2）磁環(huán)材料的磁化曲線會(huì)大幅影響磁環(huán)的雷擊過電壓抑制效果，3 種材料中抗飽和性能更高的鐵合金粉芯材料效果最佳；增加磁環(huán)截面積與長度能加強(qiáng)磁環(huán)的雷擊過電壓抑制效果，但隨著參數(shù)增加會(huì)出現(xiàn)飽和現(xiàn)象，實(shí)際應(yīng)用中磁環(huán)的外半徑、長度分別取60 mm、6 m 時(shí)效果最佳；磁環(huán)形狀也對(duì)磁環(huán)的雷擊過電壓抑制效果有一定影響，體積一定時(shí)，細(xì)長形狀磁環(huán)的雷擊過電壓抑制能力更強(qiáng)。

3）根據(jù)110 kV 同塔雙回輸電線路的現(xiàn)場試驗(yàn)結(jié)果，安裝磁環(huán)后第一基桿塔塔頂電壓峰值下降了11.94%，這證明了磁環(huán)抑制輸電線路雷擊過電壓的可行性；且仿真與試驗(yàn)結(jié)果的最大誤差為5.92%，說明本文所提磁環(huán)磁鏈計(jì)算模型和電磁暫態(tài)模型較貼近實(shí)際情況。

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