宋福根， 呂學偉

(福州大學 電氣工程與自動化學院，福建 福州 350000)

0 引 言

特、超高壓交流輸電技術不僅可以超遠距離輸電，還可以降低外界干擾、減少輸電過程中的資源浪費，因此是未來電力系統(tǒng)的必然發(fā)展趨勢[1-4]。但由于土地走廊的限制，高壓交流輸電線路建設不可避免地出現了交叉跨越的情況。而高壓電場產生電場環(huán)境問題對下方的人類活動有不可忽視的影響，且交叉跨越區(qū)域的電場分布更為復雜。因此，研究高壓交叉跨越輸電線路下方區(qū)域的工頻電場問題[5-7]是十分必要和重要的，分析導線離地高度、相序、交叉角度、相位差、排列方式等因素對下方區(qū)域近地面1.5 m(人類活動一般高度)平面內電場強度的影響規(guī)律，并提出減小下方區(qū)域近地面電場強度或改善下方電場分布的措施，可為交叉跨越區(qū)域線路的電場環(huán)境影響評價、治理及設計規(guī)劃提供一定參考，也可提高公眾對交叉跨越高壓輸電工程的認可程度，具有重要的現實意義和工程應用價值。

對于交叉跨越導線產生的工頻電場，由于存在兩條高壓輸電線路的影響，必須建立三維模型計算求解[8-12]。因此，本文利用基于有限元原理的Ansys仿真軟件建立高壓輸電線路交叉跨越區(qū)域等比例三維空間模型，來計算交叉跨越下方區(qū)域近地面1.5 m高度內沿各條觀測線的電場強度分布，并分析導線離地高度、相序、交叉角度、相位差、排列方式等因素對該平面內電場強度分布的影響規(guī)律，進而研究如何降低或改善交叉跨越線下區(qū)域的電場強度。本文研究成果一方面有助于科學合理地削弱交叉跨越線路產生的工頻電場，將其大小控制在國家規(guī)定的允許范圍內，并改善下方電場的整體分布；另一方面，可為輸變電工程建設中的設計規(guī)劃提供理論參考。

鑒于現有文獻對于交叉跨越區(qū)域下方電場強度的影響因素分析存在一些不足之處[13-15]，即只觀察交叉跨越雙方導線一條角平分線路徑上的電場分布規(guī)律，來研究不同因素對近地面1.5 m高度內電場強度的影響規(guī)律，或是研究的影響因素不夠全面，雖然其結果有一定意義，但全面性、嚴謹性、說服力略顯不足。因此，本文在1.5 m平面內設置了4條觀測線(沿1 000 kV中間相導線方向、沿500 kV中間相導線方向以及沿雙方導線交叉角平分線)，這4條觀測線最具有代表性且?guī)缀醺采w了整個1.5 m空間，相比于單條觀測線，更能夠說明整個平面的電場分布規(guī)律，同時研究的影響因素有導線離地高度、相序、交叉角度、相位差、排列方式等，全面分析4條觀測線上不同因素對下方1.5 m高度內電場強度的影響規(guī)律，并給出減小或改善下方區(qū)域電場強度的方法。

1 1 000 kV與500 kV交叉跨越模型

1.1 交叉跨越區(qū)域三維空間電場理論計算

由靜電場理論可得線電荷對空間任意一點產生的電場強度[16]的表達式為

(1)

線電荷l1、l2分別為平行Z軸、垂直于Y軸的長直導線，設其坐標分別為：

(2)

(3)

則l1、l2對任意一點P(x,y,z)的三維空間電場強度分別為E1、E2，表達式為：

(4)

令

(5)

則式(4)可表示為：

(6)

1.2 交叉跨越區(qū)域模型參數及觀測線設置

由于實際的交叉跨越區(qū)域高壓輸電線路較為復雜，且部分參數、因素、結構的影響很小，可以忽略不計，因此本文對交流高壓輸電線路交叉跨越區(qū)域工頻電場三維計算模型作如下簡化[17]：

1)將交變電場看作準靜態(tài)場；

2)地面及無窮遠處取零電位；

3)忽略導線弧垂，看作長直導線；

4)分裂導線等效為單導線；

5)忽略除導線外其他物體對電場的影響；

6)忽略端部效應；

7)忽略跨越雙方線路的感應電壓。

基于上述簡化，利用Ansys仿真軟件建立交流高壓輸電線路交叉跨越區(qū)域工頻電場三維計算模型，如圖1所示。模型參數如表1所示。

表1 交叉跨越區(qū)域工頻電場三維仿真模型參數

圖1 交叉跨越區(qū)域工頻電場三維仿真模型

本文選取1.5 m高度平面內4條觀測線L1～L4，其中L1沿1 000 kV線路中間相導線方向，L2沿500 kV線路中間相導線方向，L3和L4為雙方導線的兩條交叉角平分線投影，其俯視示意圖如圖2所示。可以看出，這4條觀測線最具有代表性且涵蓋了1.5 m平面的豎直、水平、交叉各個方向，因此相比于現有文獻的1條角平分線觀測路徑，更能代表整個平面內的電場強度變化情況。

圖2 1.5 m平面內預設觀測線俯視示意圖

由于三相交流輸電線路仿真計算得到的是任意時刻的電場強度瞬時值，且因為導線表面的電場均為法向方向。因此，為了描述交叉跨越區(qū)域在靜態(tài)場中的電場分布，本文分別取t=0和t=T/4時的三相交流輸電線路額定運行電壓為激勵，得到兩個時刻的電場強度計算結果，并求其均方根值，即可得到交叉跨越區(qū)域在靜態(tài)場中沿各條觀測線的電場強度有效值分布。

2 下方區(qū)域電場強度影響因素分析

對已建立的三維仿真模型進行工頻電場仿真分析，得到不同因素影響下4條觀測線上的電場強度隨距離的變化趨勢，并進行對比分析，得出不同因素對交叉跨越區(qū)域下方區(qū)域(主要研究1.5 m高度空間)電場強度的影響規(guī)律，相對應地提出改善下方區(qū)域電場的措施。

由于國標對于輸電線路下方離地1.5 m高度附近的電場強度有規(guī)定限值，即該平面內的電場強度最大值不得超過國標限值。因此，研究如何降低該平面內的電場強度最大值，即對4條觀測線上的電場強度最大值進行比較，確定整個平面的電場強度最大值?；诖俗畲笾?，分析各個因素對其造成的影響，給出降低該最大值的措施。

2.1 導線對地高度影響分析

2.1.1 1 000 kV導線對地高度影響分析

保持500 kV導線高度和其他參數不變，從最低高度25 m開始按照3 m為間隔提高1 000 kV邊相導線高度至37 m(中間相導線也相應提高)，分析1 000 kV導線不同高度(分別為25、28、31、34、37 m)情況下，4條觀測線上電場強度的變化趨勢，如圖3所示。可以看出，1 000 kV導線高度不影響各路徑上的電場強度變化趨勢，也不改變其對稱性和極值點位置(3個極值點均位于導線交叉點投影附近)。

圖3 1 000 kV導線不同高度下電場強度變化趨勢

隨著1 000 kV導線高度提高，觀測線L1、L2路徑上的電場強度略微有所變化，但幅度不大；觀測線L3路徑上的電場強度明顯增大；而觀測線L4路徑上的電場強度卻明顯減小。

為進一步量化結果，得到1 000 kV導線不同高度下4條觀測線上電場強度的平均值及最大值，如表2所示，單位：kV/m。由表2可得，當1 000 kV導線高度升高12 m，L1沿線電場強度平均值僅增大3.07%，最大值僅增大4.37%；L2沿線電場強度平均值僅減小4.84%，最大值僅減小6.95%；而L3沿線電場強度平均值增大27.43%，最大值增大23.17%；L4沿線電場強度平均值減小20.09%，最大值減小20.72%。

表2 1 000 kV導線不同高度下電場強度平均值及最大值

2.1.2 500 kV導線對地高度影響分析

保持1 000 kV導線高度為37 m和其他參數不變，提高500 kV導線高度，分析500 kV導線不同高度(分別為15、18、21、24、27 m)情況下，4條觀測線上電場強度的變化趨勢，如圖4所示?？梢钥闯觯S著500 kV導線高度提高，觀測線L1、L2、L3、L4路徑上的電場強度均明顯減小。

圖4 500 kV導線不同高度下電場強度變化趨勢

量化得到500 kV導線不同高度下4條觀測線上電場強度的平均值及最大值，如表3所示，單位：kV/m。由表3可知，當500 kV導線上升12 m，4條觀測線上的電場強度平均值和最大值均大幅度減小，減小幅度在63.85%～92.00%之間。

表3 500 kV導線不同高度下電場強度平均值及最大值

綜上，從整體的電場強度分布變化趨勢來看，導線高度對下方區(qū)域電場強度有明顯影響，但不改變其變化趨勢、對稱性、極值點位置等特性。其中,500 kV導線高度對4條觀測線上(即整個平面)的電場強度有明顯影響，電場強度隨著500 kV導線高度的提高而減小，由于單獨作用時其電場強度也隨導線高度升高而減小，說明500 kV導線對交叉跨越區(qū)域下方電場強度呈正向疊加作用。1 000 kV導線高度對L1、L2路徑上的電場強度影響不大，L3路徑上的電場強度卻隨1 000 kV導線高度升高而增大，L4路徑上的電場強度隨1 000 kV導線高度升高而減小，同理可以說明1 000 kV導線對L3路徑上的電場強度呈反向疊加作用，對L4路徑上的電場強度呈正向疊加作用?？捎煤唵蔚墓絹肀硎窘徊婵缭絽^(qū)域下方合成場強與雙方導線單獨作用時的場強的疊加關系，表達式為：

(7)

經過分析可知，通過提高500 kV導線能夠有效降低平面內的整體電場強度，即可改善交叉跨越區(qū)域下方電場分布；提高1 000 kV導線也能整體降低下方區(qū)域的電場強度(除L3路徑)，雖然L3路徑上的場強變化情況相反，但由于L3路徑上的電場強度整體水平均低于L4路徑。因此從總體上來說，提高1 000 kV導線線高仍可改善交叉跨越下方區(qū)域電場分布。

若從整個平面內的電場強度最大值來考慮，從圖3和圖4中可以發(fā)現，4條觀測線路徑中，L4觀測線上的電場強度最大值是最大的。因此要研究減小電場強度最大值的措施，只需分析導線高度對L4觀測線上的電場強度最大值的影響規(guī)律即可。隨著1 000 kV導線高度和500 kV 導線高度的升高，L4觀測線上的電場強度最大值均有所減小，且高度越高，其效果越不明顯，另外500 kV導線高度升高造成的電場強度減小幅度更為明顯。因此，可通過提高雙方導線的對地高度來降低交叉跨越區(qū)域下方離地1.5 m空間的電場強度最大值，但隨著高度越高，其效果越不明顯；另外，提高1 000 kV導線高度降低電場強度的效果略遜于500 kV導線。

2.2 相序影響分析

2.2.1 1 000 kV線路相序影響分析

保持500 kV線路相序為abc及其他參數不變，改變1 000 kV的相序，分析不同相序(分別為ABC、ACB、BAC、CAB、BCA、CBA)情況下，4條觀測線上電場強度的變化趨勢，如圖5所示?？梢钥闯觯?/p>

圖5 1 000 kV線路不同相序下電場強度變化趨勢

1)觀測線L1路徑上，不同相序下電場強度一致，1 000 kV相序對L1上的電場強度無影響；

2)觀測線L2路徑上，1 000 kV相序為ABC和ACB時，電場強度分布趨勢一致，均為“中間高、兩邊低”；相序為BAC與CAB時，電場強度分布趨勢一致，均為“左低右高”；相序為BCA與CBA時，電場強度分布趨勢一致，均為“左高右低”。由于電場強度極大值點均位于導線交叉點附近，因此觀察交叉點處的相導線組合情況，相序為ABC和ACB時，3個交叉點處的相序交叉情況分別為Ca、Aa、Ba和Ba、Aa、Ca，再結合這兩種相序情況下的電場強度趨勢為中間高、兩邊低，可以看出，電場強度最高處為同相導線交叉處(Aa)；相序為BAC與CAB時，交叉點處分別為Ca、Ba、Aa和Ba、Ca、Aa，根據同相導線交叉處(Aa)的電場強度最高原理，符合“右高”的趨勢；相序為BCA與CBA時，交叉點處分別為Aa、Ba、Ca和Aa、Ca、Ba，同樣由于同相導線交叉處(Aa)的電場強度最高，符合“左高”的趨勢。因此得出：同相導線交叉處的電場強度最高；

3)觀測線L3路徑上，相序為ACB時電場強度最大值最大，且電場強度整體均最大，其交叉點處為Bb、Aa、Cc；相序為CAB時，電場強度最大值最大，且位于左邊，其交叉點處為Bb、Ca、Ac；相序為BCA時，電場強度最大值最大，且位于右邊，其交叉點處為Ab、Ba、Cc。而其他相序情況電場強度均較低，其中與500 kV線路abc相序互為同序排列的ABC情況下的電場強度最大值最小(由于中心交叉點出的電場強度均保持不變，因此在對比時不考慮該點的電場強度)，由此也可說明同相導線交叉處的電場強度最高；

6種不同相序情況下L3觀測路徑上的導線交叉點情況示意圖如圖6所示(其他情況同理，此處不作詳述)。

圖6 1 000 kV不同相序情況下L3路徑上導線交叉點情況示意圖

4)觀測線L4路徑上的電場強度隨相序不同的趨勢與L3表現結果相反的是：相序為ABC時電場強度最大值最大，相序為BAC時電場強度最大值也最大，且位于左邊，相序為CBA時電場強度最大值也最大，且位于右邊；而逆序排列的ACB情況下的電場強度最大值最低。雖然表現結果不同，但其原理仍是同相導線交叉處的電場強度最高。

量化得到1 000 kV導線不同相序下4條觀測線上電場強度的平均值及最大值，如表4所示，單位：kV/m。

表4 1 000 kV導線不同相序下電場強度平均值及最大值

表4中的量化結果與圖5的結論一致，其中，整個平面內的電場強度最大值在各相序下分別為：11.23、11.26、10.93、10.97、10.79、10.79，說明在500 kV線路相序為abc時，1 000 kV線路相序為BCA或CBA時，下方電場強度最大值最低，相較于同序、逆序，降低了4.17%。

2.2.2 500 kV線路相序影響分析

保持1 000 kV線路相序為ABC及其他參數不變，改變500 kV的相序，分析不同相序(分別為abc、acb、bac、cab、bca、cba)情況下，4條觀測線上電場強度的變化趨勢，如圖7所示。

圖7 500 kV線路不同相序下電場強度變化趨勢

500 kV相序不同對下方電場強度的影響規(guī)律與1 000 kV相序大同小異，其表現結果雖然不同，但原理仍為同相導線交叉處的電場強度最高，因此分析過程此處不再贅述。

綜上，線路相序對下方區(qū)域電場強度有明顯影響，對稱性也有所不同，但不改變其變化趨勢、極值點位置等特性。1 000 kV與500 kV線路互為同序時，L3路徑上的電場強度值最低，L4路徑上的電場強度值最高；互為逆序排列時，L3的電場強度最大，L4電場強度最?。煌蚝湍嫘蚯闆r在L2路徑上的電場強度均較低，相序對L1的電場強度無影響。另外證明了一個結論：同相導線交叉處的電場強度最高。

若從整個平面內的電場強度最大值來考慮，可以發(fā)現，在整個平面內(即綜合4條觀測線)的電場強度，同序排列時電場強度最大值約為11.23 kV/m，逆序排列的電場強度最大值也約為11.26 kV/m，而其他相序情況的電場強度最大值均為10.79～10.97 kV/m左右。因此，要降低下方區(qū)域的電場強度最大值，則排除同序和逆序排列情況，選擇其他相序排列，但減小幅度不大。

2.3 交叉角度影響分析

保持其他參數不變，改變1 000 kV導線與500 kV導線的交叉角度，分析不同交叉角度(分別為30°、45°、60°、90°)情況下，4條觀測線上電場強度的變化趨勢，如圖8所示?？梢钥闯?，雙方導線交叉角度對線下區(qū)域各路徑上的電場強度大小有一定影響，但不影響電場強度變化趨勢，也不改變其對稱性，雖然極值點位置隨著交叉角減小而往外移動，但實際上其仍位于導線交叉點處。由于交叉角變化，導線之間的幾何關系發(fā)生變化，導致交叉點與中心點的距離發(fā)生變化，所以交叉點才隨著交叉角的減小而遠離中心點，即極值點仍位于導線交叉點附近。

圖8 不同交叉角度下電場強度變化趨勢

隨著交叉角度增大，L1路徑上的電場強度整體及最大值均有明顯下降；L2路徑上的電場強度受影響極??；L3路徑上的電場強度整體有明顯下降，但最大值不變；L4路徑上的電場強度在交叉區(qū)域內有所減小，在交叉區(qū)域以外有所增大，且最大值不變。

量化得到不同交叉角度下4條觀測線上電場強度的平均值及最大值，如表5所示，單位：kV/m。

表5 不同交叉角度下電場強度平均值及最大值

由表5可知，隨著交叉角度由30°增大到90°，L1沿線電場強度平均值及最大值有明顯減小，減小幅度分別為31.89%、14.83%；L2沿線電場強度平均值及最大值幾乎不受影響，波動范圍不超過0.2 kV/m；L3沿線電場強度平均值減小了28.38%，但最大值卻基本不變；L4沿線電場強度平均值增大了26.53%，但最大值卻基本不變。

綜上，交叉角度對線下區(qū)域近地面1.5 m空間的電場強度最大值幾乎沒有影響，但隨著交叉角度增大，電場強度平均水平有明顯下降。因此，選擇90°交叉跨越角可改善交叉跨越區(qū)域下方區(qū)域的電場分布。

2.4 相位差影響分析

保持其他參數不變，改變1 000 kV線路與500 kV線路的相位差，分析不同相位差(分別為-60°、-30°、0°、30°、60°)情況下，4條觀測線上電場強度的變化趨勢，如圖9所示。

圖9 不同相位差下電場強度變化趨勢

由圖9可知，跨越雙方線路的相位差對下方區(qū)域電場強度大小有明顯影響，但不改變其變化趨勢、對稱性、極值點位置等特性。其中相位差對L1觀測線上的電場強度幾乎沒有影響；L2觀測線上，左半邊電場強度隨著相位差增大而減小，右半邊反之；L3觀測線上，電場強度整體及其最大值均隨相位差增大而增大；L4觀測線上，電場強度整體及其最大值均隨相位差增大而減小。

量化得到不同相位差下4條觀測線上電場強度的平均值及最大值，如表6所示，單位：kV/m。

表6 不同相位差下電場強度平均值及最大值

由表6可得，當相位差由0°增大到±60°時，L1沿線電場強度的平均值及最大值均不變；L2沿線電場強度的平均值波動幅度也不超過0.22 kV/m，但最大值卻增大了43.77%；L3沿線電場強度的平均值及最大值分別增大25.19%、49.35%；而L4沿線電場強度的平均值及最大值分別減小11.07%、11.95%。

由于觀測線L4上電場強度整體均高于其他路徑，因此觀察L4路徑上電場強度受相位差的影響規(guī)律可以發(fā)現，選擇±60°的相位差可降低下方1.5 m平面內的電場強度最大值。

2.5 排列方式影響分析

保持其他參數不變，改變1 000 kV線路與500 kV線路的排列方式(主要研究正三角和水平排列方式；另外，改變排列方式時，需保持線路的幾何中心高度不變，而非單純改變中間相導線的高度)，分析雙方線路不同組合的排列方式(分別為正三角-水平、正三角-正三角、水平-水平、水平-正三角，其中前者為1 000 kV線路，后者為500 kV線路)情況下，4條觀測線上電場強度的變化趨勢如圖10 所示。

圖10 不同排列方式組合下電場強度變化趨勢

從圖10可以發(fā)現，跨越雙方線路的排列方式對下方區(qū)域電場強度大小有明顯影響，但不改變其變化趨勢、對稱性、極值點位置等特性。其中，L1觀測線上正三角-正三角與水平-正三角排列時的電場強度最大值均大于正三角-水平與水平-水平排列，且水平-正三角略小于正三角-正三角，水平-水平略小于正三角-水平；L2觀測線上的情況與L1相反，L3、L4觀測線上的情況與L1大體一致。

量化得到不同排列方式組合下4條觀測線上電場強度的平均值及最大值，如表7所示，單位：kV/m。

表7所得量化結果與圖10結論一致，且整個1.5 m平面內電場強度最大值位于L4路徑上，而水平-水平組合下的電場強度最大值相較于正三角-正三角組合降低了23.51%。

表7 不同排列方式下電場強度平均值及最大值

綜上，就該平面內的電場強度最大值而言，即觀察L4路徑上的電場強度變化趨勢，發(fā)現電場強度最大值存在以下關系：水平-水平<正三角-水平<水平-正三角<正三角-正三角，說明水平排列能夠有效降低交叉跨越區(qū)域下方電場強度最大值，因此交叉跨越雙方線路可盡量選擇水平排列方式，能夠起到降低下方區(qū)域電場強度最大值的效果。

3 交跨線路感應電壓影響因素分析

除了考慮交叉跨越區(qū)域的空間電場，還需考慮線路間的電磁耦合問題，研究交跨線路在相鄰線路產生的感應電壓。以下方500 kV線路停運為例，分析上方1 000 kV線路對其產生的感應電壓在不同相序、跨越高度、交叉角下的變化情況。

3.1 交跨線路感應電壓理論計算

為了計算交叉跨越區(qū)域下方線路上的感應電 壓，需要采取微分化思想[18]，將線路分成若干個小段，當分段足夠多時，即可近似看做每小段與上方線路呈平行狀態(tài)，則可根據感應電壓一般公式[19]計算得到每小段的感應電壓，然后進行疊加計算，可得到線路總的感應電壓。

靜電場中感應電壓可表示為

(8)

由于微分化，則式(8)可化為

φ=El。

(9)

式中：φ為下方線路每一小段上的感應電壓；E為每小段的電場強度均值；l為每小段的長度。

3.2 交跨線路感應電壓影響因素分析

3.2.1 相序影響分析

改變上方線路的相序，按照上述理論，得到不同相序排列時下方線路abc三相導線的感應電壓，如圖11所示?？梢钥闯?，隨著上方線路相序變化，下方線路的感應電壓變化極小，最大變化率不超過3.6%；中間相的感應電壓均小于邊相，且邊相感應電壓相等，這是由三相導線的相對位置決定的。

圖11 不同相序時下方線路感應電壓變化圖

3.2.2 跨越高度差影響分析

改變雙方線路的高度差，得到不同高度差時下方線路abc三相導線的感應電壓，如圖12所示?？梢钥闯觯S著跨越高度差增大，下方線路的感應電壓大幅度減小，說明高度差對感應電壓起主要作用。因此要減小感應電壓，可提高雙方線路的高度差。

圖12 不同高度差時下方線路感應電壓變化圖

3.2.3 交叉角度影響分析

改變雙方線路的交叉角度，得到不同交叉角時下方線路abc三相導線的感應電壓，如圖13所示?？梢钥闯?，當交叉角從90°減小到30°時，感應電壓無明顯變化；當交叉角降到30°以下時，中間相感應電壓明顯減小，而邊相感應電壓明顯增大。因此為防止感應電壓過高造成危害，應盡量使交叉角度大于30°。

圖13 不同交叉角時下方線路感應電壓變化圖

綜上，交叉跨越區(qū)域下方線路的感應電壓受相序影響不大；高度差與感應電壓成反比，且對感應電壓起主導作用；交叉角在30°以上時對感應電壓無影響，小于30°時會增大感應電壓最大值。

4 電場強度仿真與實測對比驗證

由于實測數據有限，本文實測數據以500 kV交叉跨越220 kV線路為例，進行仿真與實測數據的對比，來驗證本文的建模方法及理論分析的正確性。選取500 kV福燕Ⅰ路和220 kV東高Ⅱ路成90°交叉跨越區(qū)域進行空間電場實測，如圖14所示。在交叉跨越處，500 kV福燕Ⅰ路B相離地高度為25.5 m；220 kV東高Ⅱ路A相離地高度為11.5 m。

圖14 福燕Ⅰ路與東高Ⅱ路交叉跨越區(qū)域實測圖

測試點選取D1～D11共11個測點(如圖15所示)，測點間距5 m，起始測點D1距離雙方線路邊相導線均為5 m，測量路徑與水平方向成45°，共測量4個高度(即10、15、20、25 m)下沿著D1到D11方向的電場強度。

圖15 交叉跨越區(qū)域測點示意圖

按照實際線路的參數并利用Ansys軟件建立等比例的交叉跨越區(qū)域三維仿真模型，并仿真得出以上測點的電場強度數據，與實測數據對比，如圖16所示。可以看出，500 kV福燕Ⅰ路和220 kV東高Ⅱ路交叉跨越區(qū)域中，沿著實測路徑，電場強度的仿真值和實測值的變化趨勢及大小都是相近的，4個高度下的實測值和仿真值之間的最大相對偏差不超過12%，在誤差允許范圍內。

圖16 交叉跨越區(qū)域仿真與實測數據對比圖

綜上所述，本文對于高壓輸電線路交叉跨越區(qū)域采用的建模仿真方法及理論分析方法所得到的結果與實測數據是吻合的，驗證了本文方法的正確性、合理性及可行性。

5 結 論

相較于現有文獻，本文設置4條觀測線(涵蓋整個離地1.5 m空間)分析各個因素對線下區(qū)域電場強度的影響規(guī)律，一方面，本文分析結果是對比整個空間內的電場強度而得出的，而不是僅研究一條觀測線的結果，因此結論更具有可信度和說服力；另一方面，本文研究的影響因素更為全面，包括導線高度、相序、交叉角度、相位差及排列方式，因此結論更完善。

綜合上述分析發(fā)現，導線高度、相序、交叉角度、相位差及排列方式等因素對高壓輸電線路交叉跨越區(qū)域下方離地1.5 m高度內的電場強度有明顯影響：

1)1 000 kV導線由25 m升高到37 m，線下電場強度最大值降低20.72%；500 kV導線由25 m升高到37 m，線下電場強度最大值降低63.95%，可見隨著導線高度增大，線下電場強度最大值明顯減小，其中下方導線高度影響更大。

2)相序改變，下方區(qū)域電場強度分布也隨之改變，但電場強度最大值變化不大，最大僅降低4.17%；且交叉跨越區(qū)域下方電場強度最大值出現在同相導線交叉處。

3)隨著交叉角度增大，下方電場強度分布有所變化，平均電場強度隨交叉角度增大而減小，電場強度最大值保持不變，因此選擇90°交叉跨越可改善下方電場分布。

4)改變相位差，下方電場強度分布也隨之變化，當相位差為±60°時，電場強度最大值下降約11.95%。

5)水平排列方式下線下區(qū)域電場強度最大值明顯減小，水平-水平組合下的電場強度最大值相較于正三角-正三角組合降低了23.51%。

此外，高度差與交叉跨越區(qū)域下方線路的感應電壓成反比，且對感應電壓起主導作用；相序對感應電壓影響不大；交叉角在30°以上時對感應電壓無影響，小于30°時會增大其最大值。

因此，為減小線下電場強度最大值或改善線下電場強度平均水平，在經濟條件允許的情況下提高交叉跨越雙方導線高度，特別是提高下方導線高度可取得更好的效果。此外，采取垂直交叉跨越、±60°相位差或水平排列方式等均可降低下方電場強度最大值且具有成本投入小的優(yōu)點，但效果沒有提高導線高度措施好。為防止交叉跨越區(qū)域相鄰線路感應電壓過大而造成危害，可適當提高雙方線路的跨越高度差，或使交叉角度保持在30°以上。