风偏闪络的发生是由于风荷载下的风偏角超过了设计允许值，造成带电部分(导线、线夹、均压环等)对接地构件或临近物体电气间隙不足，最终导致线路闪络跳闸。

由于风荷载的连续性，重合闸时带电体仍处于风偏摇摆状态，且第一次的闪络放电已使空气间隙中游离的导电离子增多，绝缘强度降低，重合闸所产生的系统操作过电压可能使带电体在风偏摆动时再次将空气间隙击穿。

风灾事故调查及相关的运行资料显示，南网地区的风偏闪络事故以耐张塔跳线(串)风偏居多，耐张塔跳线在台风情况下的跳闸次数在220 kV及以上线路的风偏闪络事故中占到了50%以上，而国网地区以直线塔风偏闪络居多。

耐张塔跳线风偏跳闸主要有以下几种原因：

南方沿海地区单回路转角塔多采用干字型铁塔，中相导线耐张绝缘子串是直接挂在塔身上，跳线一般采用绕跳方式，风偏裕度不大，且跳线的线长较短，易受阵风影响，因此，在极限风速下，跳线发生放电的概率将大大增加。此外在杆塔规划时如果仅考虑跳线串的风偏而没有考虑跳线本身的风摆距离或者是考虑不够，则容易造成跳线的风偏闪络。

在小转角耐张塔的内外角侧和大转角耐张塔的外角侧，跳线距塔身较近。当小转角耐张塔没有安装跳线绝缘子串或大转角耐张塔外角侧的绝缘子串配置不合理时，台风可能会导致跳线对塔身放电。应通过增加跳线串的数量或者采用刚性跳线的方式来解决此类问题。

在部分工程的施工过程中，一些跳线安装不符合设计要求，引线过于松弛，跳线弧垂过大，而验收和运行等环节对线路耐张跳线松弛度认识不足，未能及时发现跳线隐患，导致台风侵袭时跳线对塔身放电。为此跳线施工时，施工单位应严格控制弧垂误差，保证跳线至各接地构件之间的安全距离。

我国建筑荷载规范^[1]采用连续自记、时距为10 min的平均风速作为计算建筑物的风荷载。国外也有采用瞬时(2～3 s，如美国、日本等)及1 min、2 min、10 min甚至1 h的平均风速。

在实际天气状况下，风速的幅值随时间和空间是变化的，从宏观上看风速时距越短，其平均风速越大。我国采用10 min平均风速的主要理由是认为建筑结构质量都比较大，因而其阻尼也较大，风压要对其产生破坏性的影响，时间较长时才能显出动力反应。实际建筑物大风灾害的统计结果也表明，仅瞬时风速大而10 min平均风速不大时，很少造成建筑物受损的灾害。但采用10 min平均风速对于质量较小的导线尤其是跳线明显不合理。

杆塔结构计算时考虑了风压调整系数，补偿了脉动风振的影响，而在电气风偏计算时，并未计入该系数。跳线因长度短、重量轻，对台风的即时动态响应非常迅速。当台风的瞬时风速超过设计值时，其风偏摇摆角极易超出设计值而产生风偏闪络跳闸事故。如“达维”强台风正面掠过海南岛，中心风速达到52 m/s，“黑格比”在茂名市电白县陈村镇沿海地区登陆，登陆时中心最大风力15级，中心风速达48 m/s。因此，沿海线路设计风速的取值远低于实际发生的瞬时风速，易导致风偏跳闸事故。

南方电网颁布的《输电线路防风设计技术规范》(试行)^[2]第7.3条规定：“220 kV～500 kV线路耐张塔宜采用刚性跳线，并提高耐张线夹引流板的抗弯强度；110 kV线路耐张塔宜采用防风偏跳线复合绝缘子串。”并规定如采用软跳线，则应校验其塔头电气间隙，内外角侧根据具体情况均至少加装1串跳线串。第8.3条规定：“计算耐张塔跳线(串)风偏时需考虑风压高度变化系数，跳线风压不均匀系数α宜取1.4。”第8.4条规定：“220 kV～500 kV线路耐张塔设计时，其跳线挂孔荷载宜按刚性跳线考虑。”以上规定适用于南网沿海强风区域(输电线路30年一遇基本风速V≥33 m/s、50年一遇基本风速V≥35 m/s的沿海地区)。

强脉动的特性使台风发生时的瞬时风速远远超过10 min平均风速。目前世界上主要国际标准^[3-6]对于瞬时风速与10 min平均风速的比值(简称“突风率”)规定如表1所示。

从表1可以看出，IEC标准、JEC标准和ASCE标准的突风率比较接近，一般不大于1.45，而BS-EN标准的突风率较大。实际上在2012年被取代的旧版欧洲标准BS EN 50341-1：2001＋A1：2009中，对有篱笆的农田、偶有农房和树木的地区，突风率约为1.43，与其他国际标准相当，而新发布的现行欧洲标准BS EN 50341-1：2012中，突风率有了大幅提高。且欧标中的突风率随离地高度的增大而减小，至离地60 m时，2 s时距的突风率约为1.410。

在以上所列举的数项国际标准中，无一例外地考虑了瞬时风或者说是阵风的脉动性对输电线路带来的影响。鉴于对国内瞬时风速观测资料的收集较为不便，我们可借用国际标准对突风率的规定来测算瞬时风下跳线或单跳线串的偏摆角度。

根据《电力工程高压送电线路设计手册》^[7]，跳线风偏角近似计算方法如下：

式中：γ₁为导线自重比载；γ₄为导线风荷载比载。本式不考虑跳线的刚性影响。

跳线绝缘子串风偏角计算方法如下：

式中：l_H为跳线作用于悬垂串上的受风水平档距，m；l_V为跳线作用于悬垂串上的垂直档距，m；ω为跳线档距l与横担中线间的水平夹角，°；h为悬挂点间高差，m；β为悬挂点间高差角，°；g₁、g₄、g₆为跳线的单位长度自重力、风重力、综合荷载，N/m；G_v、G_H为悬垂绝缘子串的垂直荷载、水平风荷载，N；L₀为跳线线长，m；l、l₁、l₂为跳线档距，m，本文假设前后侧跳线档距相等，即l₁＝l₂＝l。

使用该方法时，需先假设跳线串施工拉偏角计算无风时跳线线长，再依据线长不变的原则，推算出有风情况下的跳线张力和跳线串风偏角度。

假定突风率为1.4，选用以下两种设计条件进行跳线(串)的风偏测算：设计条件A：35 m/s风区，220 kV线路，导线型号为2×JL/G1A-400/35，跳线高度30 m；设计条件B：37 m/s风区，500 kV线路，导线型号4×JL/G1A-720/50，跳线高度30 m。

采用10 min平均风速、风压不均匀系数取1.4(方法1)与采用瞬时风速、风压不均匀系数取1.0(方法2)进行计算的结果对比如表2所示。

有研究证明，瞬时风的风剖面指数较10 min平均风更小。我国浙江大学的研究学者根据1949—2003年间的汕尾沿海过境台风的实测数据，对各台风参数进行概率统计，拟合出最优的概率分布形式，代入YAN Meng台风模型进行计算，建议附近区域台风风场的风速剖面指数取0.143。同济大学的研究学者根据影响广州地区1949—2003年间的台风中心探测记录和卫星云图分析记录等宏观观测数据，以及广州气象站1962—2003年台风定点逐时风速风向记录资料，依据Monte-Carlo模拟方法，提出适合广州地区的台风风场参数，建议对铁塔较高部位风剖面幂指数取0.08。采用瞬时风设计体系的JEC标准^[4]的风速剖面指数为0.125，但说明该值偏于保守；同样采用瞬时风体系的香港地区风荷载规范《Code of Practice on Wind Effects in Hongkong 2004》^[8]规定的风剖面指数为0.11。以上数据分散性较大，综合考虑到研究数据的来源区域及权威性，表2对设计方法2的风速剖面指数采用0.11来进行计算。

从表2可以得出以下结论：

1)不采用跳线串，仅采用软跳线(简称为“直跳”)时，跳线偏摆角度均超过70°，此时跳线易对横担下表面闪络。为预防此类风偏闪络的发生，《输电线路防风设计技术规范》(试行)^[2]规定对于沿海强风区域的新建线路耐张塔不允许采用直跳的型式。

2)在所有跳线串种类中，刚性跳线串对风偏角度的抑制最好。在表2所假定的跳线串重前提下，复合绝缘子加重锤的跳线串型式对风偏角度的抑制效果比玻璃绝缘子跳线串略好，但需注意220 kV复合绝缘子跳线串的长度比玻璃绝缘子跳线串有较大增加，因此对于同样的220 kV塔头尺寸，采用复合绝缘子跳线串会使铁塔的允许风偏角减小。

3)采用单跳线串(软跳)时，方法2较方法1有不到9°的增加。其中的一个主要因素为设计方法2计算时对跳线串风压使用了瞬时风速，而设计方法1计算时未对跳线串风压考虑风振效应。如设计方法1计及这项风振效应，角度差距将缩减至5°以内。

4)为方便后文分析，测算时耐张塔转角度数为90°，当转角度数较小时，预拉偏角也将减小。

从理论上说，风压不均匀系数是用来表征风作用的空间相关性的参数，因此其数值大于1是没有意义的。但由于我国现行的导线风荷载计算方法^[9]中，没有可以反映风的脉动作用而同时与电压等级无关的参数，因此通过将风压不均匀系数升至1.0以上的方法来降低沿海强风区域线路的风偏跳闸概率，这仅为一个折中的补偿方法，将来需建立一种完全以风工程理论模型为支撑的、能科学反映自然风的脉动特性的计算体系来取代目前所采用的补偿方法。

对跳线采用1.4的风压不均匀系数主要为反映风的脉动影响(即风振效应)，考虑到在计算跳线串风偏角时没有计及横担和塔身对跳线串的屏蔽作用，现阶段暂不建议在计算中对跳线串风压采用1.4的风压不均匀系数，可根据今后工程的运行效果再商议。

实际上由于导线的弯曲刚度和跳线串的偏转刚度，跳线串也很难完全响应比3 s时距更短的瞬时风速，因此部分国外设计单位会在瞬时风压上乘以一个降低系数，或者采用更长时距的风速来进行风偏计算。如日本使用5 s时距的阵风风速来计算风偏。又考虑到风偏跳闸的社会危害性小于杆塔损坏，也可以采用降低风速重现期的方式来计算风偏。这些方法的实际效果是一样的，都相当于降低风偏计算时的瞬时风压。瞬时风压降低之后，方法1和方法2计算结果间的差异将进一步缩小，由此验证采用将跳线风压不均匀系数提高至1.4的方法，在最终效果上是可以接受的。

在近年设计的沿海强风区域线路中，即使采用了单跳线串，也有部分线路在台风中出现了风偏跳闸情况。这其中的主要原因，是跳线串型式和数量配置不合理。

单从表2看来，对37 m/s风区的线路，即便采用复合绝缘子跳线串加重锤的型式，只要杆塔合理规划，理论上也应该不会发生风偏闪络。但实际上，随着跳线串偏摆角度的增大，跳线的档距是减小的，因为跳线线长不会产生变化，因此跳线的实际弧垂会大大增加。弧垂增加后的跳线偏摆到一定角度，就会使净距小于最小安全距离而发生放电。这种情况在转角度数较大的耐张塔外角侧时有发生。

以上文假设的设计条件B为例，采用复合绝缘子跳线串时，无风时预偏角度约为11.6°，采用复合绝缘子跳线串(单跳)的横担俯视图如图1所示，大风时采用复合绝缘子跳线串(单跳)的横担俯视图如图2所示。

图  1  无风时500 kV铁塔横担俯视图

Figure 1.  Vertical View of 500 kV Tower Cross Arm without Wind

图  2  大风时500 kV铁塔横担俯视图

Figure 2.  Vertical View of 500 kV Tower Cross Arm with Wind

从图1、图2可以看出，跳线串风偏后档距有约1.3 m的减少，而跳线线长不变，因此这部分减少的档距全部用于跳线弧垂的增加，如图3所示。

图  3  无风时与大风时跳线弧垂对比

Figure 3.  Jumper Wire Sag Contrast

图2只绘制了大风工况下跳线串的风偏位移，而没有绘制跳线弧垂的风偏位移。跳线弧垂风偏位移后对塔身的间隙值可由下式近似计算：

式中：d为跳线弧垂风偏位移后对塔身的间隙值，计算时扣除结构裕度(考虑结构宽度等)200 mm，最终结果为1 145 mm，小于我国现行《110～750 kV架空输电线路设计规范》^[9]所要求的1 200 mm(海拔高度不超过500 m地区)。

而采用“I”型刚性跳线时，这种情况能得到很好的缓解。这主要是因为钢管本身自重大，风偏角小，同时固定在钢管上的跳线基本上没有弧垂，钢管两侧的跳线档距和弧垂均较小，因此在间隙值相同的情况下，使闪络概率降低。

而“V”型刚性跳线串偏摆角度几乎为0，跳线弧垂更加稳定。故在特高压线路中，多采用“V”型刚性跳线串。但“V”刚性跳线串要求横担长，对铁塔造价有较大的影响。普通的220～500 kV线路采用“I”型跳线串即可。110 kV线路采用防风偏复合绝缘子串，跳线串顶端与铁塔横担固定连接，也可解决相同的问题。

采用“I”型刚性跳线串，造价约为普通跳线串的2～3倍。但对于电网而言，却能有效地降低风偏跳闸率，减少风灾下的电网损失，提高用户用电保障水平，因此是值得推广的。

1)我国现有的导地线风荷载计算方法对自然风的脉动特性考虑不足。

在历次南方电网风灾事故原因分析中，阵风风速超过设计风速往往成为风偏跳闸的主要原因。但当这种事故的数量和频率达到一定程度，我们就需要重新检视所采用的计算方法，是否真正符合自然现象的规律。将计算跳线(串)风偏摇摆角用的风压不均匀系数提高至1.4，可作为补偿脉动分量的一个方法。

2)在沿海强风区域线路采用刚性跳线可以有效预防耐张塔跳线风偏闪络事故。

3)南方电网颁布的《输电线路防风设计技术规范》，重点从抑制耐张塔风偏跳闸的目的出发，提出相应的措施，这些措施的效果将在今后的新建工程和防风改造工程中得到检验。我们需要关注今后几年新建线路风偏跳闸率是否显著低于已有线路的水平。

4)需要进一步改进现有导地线风荷载计算方法，建立一个完全基于风工程理论的计算体系，完整地反映风的脉动特性对线路的影响，如此才能更进一步地提高线路防风水平，推动规范向更完善更科学的方向发展。