变电所防雷.doc

第三章 发、变电所防雷概 述发、变电所是电力系统的枢纽，一旦遭受雷击损坏，将会造成大面积长时间的停电，严重影响各行各业的工作。因此要求有可靠的防雷保护措施。造成变电所雷害的来源有三：(1) 雷直击于变电所导线或设备上；(2) 变电所避雷针落雷时形成的感应过电压；(3) 沿线路传来的大气过电压波。下面我们分别简单谈一下。每个变电所每年落雷的次数可按下式估计n=0.015tk(a+10h)(b+10h)10-6 (3-1)式中，t雷电日； a.b.h变电所的长度、宽度和高度，m；k选择性雷击系数，在一般地区取k=1，在选择性雷击区，如有水的山谷、土壤电阻率突变处的低区、矿区等、k值可大到812。例某60 kv变电所，长宽各100 m，平均高度15 m，t40日，计算该处每年平均落雷次数。解：由上式得每年平均落雷次数n为n=0.015401(100+1015)(100+1015)10-6=0.038次/年。由上例可见，在一般地区，每大约运行=26年即遭受一次雷击。如果在选择性雷击区(易击区)，平均每年可能落雷0.30.45次，即平均运行2.23.3年就可能受雷击一次，而这种直击雷绝大多数要造成严重停电事故的。由此可见在选址时应尽量避开易击区，而所有发、变电所都应装设防直击雷装置避雷针或避雷线。我国运行经验表明：装有避雷针(线)的变电所雷电绕击事故率约为0.20.3次/百所年，反击事故率更低，是相当可靠的。装有避雷针后，当落雷时在其直接附近的导线上产生较高的感应过电压，会使35 kv及其以下的母线或设备产生严重故障。例如上海某电厂独立避雷针落雷时距其8 m外的35 kv变压器最远相套管闪络，广西某厂4.5 m外的35 kv线闪络。所以避雷针应尽量远离电气设备，而采用避雷线可减轻感应过电压的危害。据不完全统计，变电所35 kv及以下侧的感应过电压事故率约次/百所年。由于线路落雷次数多，所以沿线路导线传来的雷电波袭击发、变电所是最为频繁的。线路的绝缘一般比变电所设备的绝缘为高，例如110 kv线路的u50%为700 kv，它也就是由线路传来波的最大值，但变压器的全波多次冲击耐受电压只有480437 kv，因此来波会对变压器造成损坏。限制这种来波过电压的主要设备是避雷器，并在邻近变电所的12 km线路上加强防雷措施，称为进线段。据统计，我国110220 kv变电所近3000所年的雷电进行波事故率约0.5次/百所年，而35 kv变电所进行波事故率约0.67次/百所年。第一节 发、变电所直击雷保护本节讨论变电所安装避雷针(线)的注意事项。由于发电厂和变电所在防直击雷上有很多共性，所以也顺便谈一下发电厂防直击雷的问题。发、变电所的以下对象应加直击雷保护：(1) 屋外配电装置及导线；(2) 较突出的建、构筑物：如烟囱、冷却塔及煤场的高建筑物等；(3) 易燃对象：如油处理室、燃油泵房、露天油罐、主变压器修理间、易燃材料库等；(4) 易爆对象：如乙炔发生站、制氢站、露天氢气罐、氢气罐储存室、天然气调压站、露天天然气罐等。主厂房、主控制室和配电装置室一般不需装设防直击雷装置，而将其金属结构接地即可，因为雷击的机会本来不多，即使落雷一般只打掉一块水泥，不会引起严重后果，而这些建筑物本身却对室内电气设备起了保护作用。避雷针(线)按其接地方式，可分为独立避雷针和架构避雷针。独立避雷针(线)与被保护物之间应保持一定距离(图3-1)，以免当避雷针落雷时造成向被保护物的反击。首先我们来讨论避雷针的情况，为此要计算图3-1中离被保护物最近的避雷针a点电位ua。显然ua=irch+l(di/dt)取雷电流i的幅值为100 ka，形状为斜角波头，波头2.6s，即 =57.7 ka/s，避雷针电感l取1.3h微亨(h以米计)，于是上式变成 ua=100rch+75h。图3-1 图3-2 在图3-2中(a)画的是电压的电感分量l(di/dt)，它只存在于波头时间2.6 s以内，(b)画的是电压的电阻分量rchi，它存在于整个雷电波持续的时间内(数十微秒)，所以它们对空气绝缘的作用有所不同，对前者可取空气的平均耐压为750 kv/m，对后者可取500 kv。于是我们可求出避雷针不发生反击的空气距离sk为 (3-2)同样，可以求出一端绝缘(经绝缘子挂到架构或墙上)另一端接地的避雷线由验算点不发生反击的空气距离sk为 (3-3)式中：l1由验算点到接地支柱的距离，m。h避雷线接地端支柱的高度，m。取其每单位长度电感与避雷线者相同，均为1.3微亨/m。类似地，可求出两端接地的避雷线由验算点不发生反击的空气距离sk为 (3-4)式中，l避雷线长度，m；h避雷线的支柱高度，m。在计算值时已忽略了接地电阻值的影响。但空气距离sk一般不应小于5 m。为了降低雷击避雷针时感应过电压的影响，在条件许可时，此距离宜适当增大。独立避雷针(线)接地体与被保护物的接地体之间也应保持一定的距离sd(图3-1)，以免在土中向被保护物接地体闪络。sd应满足： 对避雷针和一端绝缘的避雷线来说，sd0.3rch (3-5)对两端接地的避雷线来说，sd0.3 rch (3-6)但在一般情况，sd不应小于3 m避雷针对易燃油油罐、易燃气气罐以及它呼吸阀的距离均应符合以上sk和sd的规定。当独立避雷针的接地电阻太大时，sk和sd都太大，而针的高度也要加大，在经济上不合适。所以在一般土壤中其工频接地电阻不宜大于10 (只规定工频电阻而不规定冲击电阻是为了便于现场检查)。有时由于布置上的困难，无法保证sd的距离此时允许将避雷针的接地装置在地中与变电所的主接地两相联，但为避免雷击针时主接地网电位升高太多造成反击，应保证该联接点到35 kv及以下设备的接地线入地点，沿接地体的距离大于15 m。独立避雷针用在35 kv及以下的情况。在60 kv及以上时，由于电气设备或母线的绝缘水平较强，不易造成反击，所以为降低造价并便于布置，可将避雷针(线)装在架构上，成为架构避雷针。架构避雷针的接地是利用发、变电所的主接地时，但应设置辅助的集中接地，即根据土质情况打5根垂直接地体或敷设35根水平接地体。为保证接地的良好，架构避雷针只许用在0500 m(60 kv级时)或p1000 m(110 kv级)的情况下。由于主变压器的绝缘较弱而重要性较大，为避免万一反击，所以在变压器的门型架构上不应安装避雷针。 同时，任何架构避雷针的接地引下线入地点到变压器接地端的入地点，沿接地体的地中距离不得小于15 m。有时由于布置上的困难，需要在主厂房上装避雷针(线)来保护母线桥或软联线。加了避雷针后，主厂房挨雷击的机会增大，此时为防止反击，除应敷设上述集中接地外，还应采取其他措施，如加强分流(将几支避雷针用金属联接或与主厂房钢筋焊接，并且多做几个引下线，主厂房各钢筋间也互相焊接)、设备的接地点尽量远离电气设备等，并宜在靠近避雷针的发电机出口装置磁吹避雷器，并宜在变压器的低压侧套管上装设避雷器。在设计避雷针(线)时还应注意以下几个问题。 (1) 避雷针的安装地点应避开人员经常通行的地方，一般应距道路3 m以上，否则应采取均压措施，或铺设碎石路面或混凝土沥青路面(厚58 cm)，以保证人身安全。 (2) 为避免雷击避雷针时，雷电波沿电线传入室内，所以架空照明线、电话线、广播线、无线电天线等严禁架在避雷针(线)上或其下的架构上。 (3) 现场中往往需要在独立避雷针上或在装有避雷针的架构上装有照明灯，这些灯的电源线必须采用金属包皮并且埋入土中10 m以上再与35 kv及以下配电装置的接地网及低压配电装置相连。机力通风冷却塔上的电源线也应照此办理。 (4) 发电厂烟囱上装有避雷针，烟囱下附近往往有引风机，后者自配电室供电。为使雷击烟囱避雷针时不致使引风机或配电室发生损坏，一般应将二者的接地分开。而将引风机外壳接于发电厂主接地网。当因位置所限，二者不易分开时，引风机的电源线应采用金属包皮并埋入土中10 m以上。第二节 变压器绕组内波过程当雷直击、反击或绕击于线路的导线时，沿导线就有雷电冲击波流动，从而会传到变电所的变压器上。此时变压器进线端子上所受冲击电压幅值u0受避雷器限制，冲击电压的波头可能很短(1.5 s左右)，但波长较大，为便于分析且偏于严格侧，我们可认为此时相当于幅值为u0的直流电压突然合闸到变压器上去。变压器的等值回路在工频下可只考虑其电感。但是在相当于高频的冲击波波头时绕组电容的作用就不能忽略了。例如某110 kv，5600 kva变压器，其漏感为ll=0.362亨，由进线端子看进去的等值入口电容为cr=1000微微法，在50周波时，漏感抗ll=115 ，而容抗1/cr=3.2 m，即容抗比感抗要大30000倍，所以容抗可以忽略。但在波头1.5 s的冲击波作用下，其等值频率周波，感抗为3.331050.362=750800 ，而容抗为=478 ，此时感抗要比容抗大1600倍。所以在波头时变压器的电感可以认为开路，而可只把变压器当成电容看待。当直流电压u0突然合闸于图3-3的变压器绕组首端a点时，在开始一段时间里，l中不会有电流流过，所以此时的等值接线图如图3-4所示。图中c为每匝对地自部分电容，k为相邻两匝的互部分电容。设变压器总共有n匝，现在我们来讨论：图3-3图3-4 (1) 在冲击波刚作用的一段时间里，变压器的入口电容cr是多少? (2) 在冲击波刚作用的一段时间里，变压器匝间绝缘所受电压有多大?接着，我们将讨论： (3) 在以后的全部过程中，变压器主绝缘上所受电压有多大? (4) 中性点接地方式的影响。问题(1) 的答案在研究变压器与避雷器的配合时将要用到。问题(2) 的答案将决定变压器匝间绝缘的设计。问题(3) 的答案将决定变压器主绝缘的设计，并将在自耦变压器的防雷上用到。问题(4) 将影响中性点的绝缘水平的选择。现在我们就来逐条研究。 (1) 在冲击波刚作用的一段时间里，变压器总的入口电容cr是多少?参看图3-4，现在我们要计算由a点向右看的总电容(入口电容)cr。我们注意到变压器的匝数n是很大的数目，因此变压器少绕一匝实际上不会影响到cr的数值，也就是说，由图中b点向右看的总电容cr也应当等于cr。于是我们可以写出 (3-7)我们注意到，匝间互部分电容k要比每匝对地自部分电容c大得多，所以上式可简化成 (3-8)即变压器的入口电容等于每匝对地自部分电容c与匝间互部分电容k的几何平均值。如果我们把变压器绕组全部对地电容c并联后的值nc叫做全部对地电容(它可以用工频电桥测出)，而如果我们把绕组的全部匝间互电容k的串联后的值k/n叫做全部匝间电容，则入口电容显然也可以理解为全部并联对地电容cg=nc与全部串联匝间电容kq=k/n的几何平均值。同理，也可以理解为变压器绕组每单位长度的对地电容与每单位长度的串联匝间电容的几何平均值。测量入口电容cr的办法是使用高频(500千周)电源，这时变压器的电感就不起作用了。变压器的入口电容随变压器的容量和电压而增大，其值一般为35 kv级 微微法，110 kv级 10002000微微法，220 kv级 15003000微微法， 330 kv级 20005000微微法。实验结果表明，在10 s以内，流过图3-3中l的电流很小，可以忽略不计，因之，在此时间内变压器对外的作用可用入口电容cr来代表。大家知道，作用在变压器及电器上的雷电冲击波的最大值总是在几个微秒就出现了，因此在研究变电所的防雷情况时，可以将变压器胜一个入口电容cr代替。 (2) 在变压器刚作用的一段时间里，变压器匝间所受电压有多大?当直流电压加在图3-4的左端a点时，如果没有对地自部分电容c(即c=0)，则显然电压将沿k均匀分布，即从头到尾的匝间绝缘所受电压将是均匀的。左端第一个对地自部分电容c的存在是直接接在电源上，所以不会影响上述分布。但从左端往右数第二个c的存在显然将降低b点电位，而加强了a和b点的电位差，即将使左端第一个k上的电压增大。不言而喻以后各个c的存在都使第一个k上的电压(首端匝间电压)增大，而首端匝间电压将是最大的。为了求首端匝间电压uk(即左端第一个k上的电压)可将图3-4中由b向右看全部电容用cr代替，这样就变成k与cr串联分压了，于是 (3-9) 在没有特殊措施的变压器中，的值约为515，一般可用其平均值=10。实际上变压器的冲击试验时所加电压约为其额定相压(最大值)的5.37倍，所以在=10时起始分布的首端匝间电压约为正常运行时的5370倍。实验证明，这种变压器中在冲击作用下首端电位梯度很高，特别在相当于陡波头的截波作用时，首端第一槽道到第三槽道上的压降达外加幅值的80%(全部绕组有76个线盘)。因此在没有特殊措施的变压器中，首端匝间绝缘应大大加强，这就需要多用绝缘材料，从而使散热困难，并增大了变压器体积。(a)布置图；(b)电气结线图；(c)等值匝间电容结线图k1，10=k/8图3-5 连续式绕组(a)布置图；(b)电气结线图；(c)等值匝间电容结线图k1，10=k/8图3-6 纠结式绕组图3-5 a)画的是普通连续式绕组的布置，b)是它的电气结线情况，c)是由1、10两点看进去的全部串联匝间互部分电容结线图，显然k（1，10）=k/8但如果我们采用图3-6所画的纠结式绕组的布置和结线图a和b，则由c)可看出此时k（1，10）=k/2这样，就可使全部绕组的等值串联匝间互电容大为增大。实际的纠结式绕组1.5。 图3-7中画出了普通绕组(=10)和纠结式绕组(=1.5)直流电压的起始状态分布曲线，图中的斜直线则是直流电压的稳态分布(在稳态时，电感和电容都不起作用，此时电压将均匀分布于全绕组上)。从图中可见，纠结式绕组的始态电压分布已接近于均匀分布了。图3-7 沿变压器绕组的电压分布图3-8 电容环的作用为了进一步改进电压分布，可在绕组首端加一个开口金属环(电容环)，如图3-8所示。我们知道，单单匝间电容的存在将使电压均匀分布，因为有了对地的部分电容c1，它的电流是流过k1的，所以k1上的电压就大了；现在有了对电容环的部分电容c1，它将为c1的电流提供通路(图中c1与k1是并联的)，所以k1上的电压就小了。我国现在生产的110 kv及以上的变压器已广泛采用纠结式绕组和电容环，这样其耐冲击的性能大为改善，可以节约绝缘及缩小体积。 (3) 在整个过程中变压器主绝缘上所受最大电压是多少?初一看这个问题，可能有一个错觉：认为中性点接地的绕组主绝缘上所受电压不会超过外加u0似的。其实，由于图3-3的回路是一个复杂的电感电容回路，所以问题并不是那么简单。图3-9 中性点接地绕组的电压分布(a) 当=10时(普通连续式绕组)；(b)当=1.5时(纠结式绕组)图3-10 中性点不接地绕组的电压分布参看图3-9，图中画出了直流电压的稳态分布(斜直线)，还画出了=10时的起始状态分布。大家知道，在电感电容回路中，由于“始态”和“稳态”不一致就会产生振荡。我们在电工学中学过：在由一个电感和一个电容串联组成的单频回路中，振荡将围绕稳态值进行，而振荡的幅值则等于“始态”与“稳态”之差值。在图3-3中我们画出了“始态”与“稳态”分布的差值曲线。如果我们仿照单频回路办理，可以将它变个符号加到“稳态”分布上去，从而得出图中所画的起始分布对稳态的镜象线(虚线)，它代表在整个过渡过程中绕组各点主绝缘所受的最大电压，可见，绕组主绝缘上所受电压可能超过u0。实际上，上述分析在概念上不够正确，因为变压器绕组并不是一个单频回路，而是具有非常多的振荡频率，即振荡必定包含有很多谐波。我们还注意到图3-9中始态与稳态分布的差值曲线u=f(x)并不是一个正弦驻波，可以应用谐波分析的方法将它分为基波、二谐波、三谐波等等，如图中所示。每个谐波是以不同的频率振荡的，它们分别为图3-3多频回路的一系列自振频率。由于频率不同，所以在某一瞬间，一个点子上起始符号有正有负的各级谐波的符号可能变为一致，所以为计算绕组各点上电压的最大值，可以用下述似近方法求得：将各级谐波在该点的起始值取绝对值相加，再和该点在稳定状态时的电压的绝对值加在一起就是该点对地的最大电压。用这种方法得到的最大电位包络线也画在图3-9中。可见，当电位起始分布极不均匀时，靠前段的主绝缘上所受电压甚至可达1.5u0。实际上由于铁芯损耗等阻尼作用电压将低一些。如果采用电容环等均压措施，则主绝缘所受电压就会更低，例如加有电容环的高压绕组主绝缘上所受电压可降低到1.2u0以下。如果用纠结式绕组加电容环的办法使“始态”分布接近“稳态”分布，就可使主绝缘所受的电压不超过外加电压u0。 (4) 中性点接地方式的影响以上我们谈的都是图3-3的中性点直接接地的情况，它相当于110 kv及以上的一般变压器。60 kv及以下，我国电网中性点一般不直接接地，在这种情况下，沿线路三相同时来波是最严重的，此时中性点相当于开路的情况。我们就来分析一下绕组中性点开路的状态。我们注意到，在前面计算入口电容(cr=ck)和起始状态分布首端匝间绝缘所受电压(u0/n)根本没有谈中性点是否接地，因此这一结论在中性点开路时也是对的。这是因为：图3-4的电容链很长：外加电压u0经过很多次(n次)电容分压一级一级传到绕组末端时，绕组末端的电压本来极小，这时它是开路还是短路就不起什么影响了。由此可见：电压沿绕组的始态分布和中性点接地或不接地基本无关。但稳态分布就和中性点是否接地有很大关系了。在中性点开路时，稳态分布是图3-10(a)或(b)中所画的平直线，这样，始态与稳态的差值就比中性点接地时大得多，其结果在绕组全部点子上所受对地电压均将超过u0，而在中性点上对地电压可达2u。以上。实际上由于铁芯损耗等阻尼作用电压将低一些。比较图3-10(a)和(b)可知，纠结式绕组时中性点电位比连续式绕组低得多。这是因为：在连续式绕组时由于始态分布曲线比正弦波形还要弯得厉害，所以在起始时刻绕组首端二谐波与基波必定同号，在中性点端必定异号，这样当振荡到某一时刻当二者变为同号时，就可使中性点电位大为提高；而在纠结式绕组时由于始态分布接近直线，所以在起始时刻绕组首端二谐波与基波必定异号，在中性点端必定同号，这样就不存在二谐波在某一时刻变号使中性点电位抬高的问题。实验证实这一结果。例如对连续式绕组中性点的电位实测可达首端的180%(个别达190200%)，而纠结式绕组中性点电位实测不大于首端的150%。事故实例：2002年8月24日苏州地区普降雷暴雨，某35千伏变#2主变（sz916000/35， 2001年4月制造，2001年8月21投运） 图1 该变c相故障情况 图2 该变b相上部故障情况主变差动、轻瓦斯保护动作。当时该变的35千伏两路电源由110千伏青云变供电；351云挑线供#1主变，354云源线供#2主变，2台主变分列运行；110千伏青云变35千伏线路均无跳闸和接地信号，354云源线避雷器计数器均未动作，桃源变#2主变35千伏进线未跳闸，#2主变35千伏母线侧a相避雷器计数器动作2次，b、c相避雷器未动作。主变压器10千伏侧避雷器三相均未动作。事故后试验发现，b相线圈开路， b相对a、c、o相绝缘电阻为0.09兆欧，变压器油色谱分析发现氢气、图3 该变a相故障情况 烃类气体严重超标，三比值判断有电弧放电。吊罩检查发现，该变压器a相高压线圈第4245饼击穿、b相高压线圈第2325饼击穿且已断线、第4647饼击穿，c相高压线圈第56饼击穿，第2122饼击穿。同一天，某35千伏城南变#1主变（sz916000/35， 2001年7月投运）轻、重瓦斯动作，主变跳闸。当时35kv城南变为线路变压器组供电，110千伏朝阳变311阳城线供城南变#1主变，110千伏朝阳变110kv和35千伏线路均无跳闸和接地信号，35千伏线路避雷器计数器均未动作，35千伏母线侧避雷器和主变压器10千伏侧避雷器均未动作。事故后试验发现，除a相直流电阻有点不稳定外其余电气试验均正常。变压器油色谱分析发现氢气、烃类气体严重超标，三比值判断有电弧放电。返厂后感应耐压时电压升到13000v时击穿。吊罩检查后发现变压器a相高压线圈第56饼击穿。 图4 城南变a相线圈故障情况根据了解，各变电所35kv的电站型避雷器的残压均符合有关标准的要求。各变压器的油色谱分析情况见表1。表1故障变压器的油色谱分析情况h2ch4c2h6c2h4c2h2coco2甲变（油样）382103.59.4179.5266.51087546乙变（气样）2835742069442.411757692134251283丙变（油样）1556304.678.9722.9876.41732968第三节 变电所内阀型避雷器的保护作用一、 阀型避雷器保护作用的分析变电所内必须装设阀型避雷器以限制雷电波入侵时的过电压，这是变电所防雷保护的基本措施之一。我们先分析如图3-11所示简单接线；避雷器直接连在变压器旁，即认为变压器与避雷器之间的距离为零。为简化分析，不计变压器对地入口电容，且轨电线路为无限长，入侵雷电波u自线路入侵，避雷器动作前后的电压可用图3-11(b)、(c)的等值电路来分析。假定避雷器的伏安特性ub=f(ib)和避雷器间隙的伏秒特性uf为已知，则可用作图法求出变压器z1上的电压来。动作前避雷器电压ub与入侵雷电波u相同，当u与避雷器冲击放电伏秒特性uf=f(t)相交时(参见图3-12)，则避雷器动作。图3-11动作后按图中(c)的等值电路，可列出下列方程： 2u=(ib+ ub /z1)z1+ub ub +ib(z1/2)=uu来波；uf避雷器伏秒特性；ub避雷器上电压；ub =f(ib)避雷器伏安特性图3-12式中，ib为避雷器中流过的电流。现在，先画出u= ub +ib(z1/2)，要求雷电电压达幅值时变压器和避雷器上的电压值，只要从雷电波幅值处作水平线与曲线u=ub+ib(z1/2)相交，交点的横标就是流过避雷器的雷电流ib，由伏安特性ub=f(ib)决定的电压uca就是变压器在该时刻所承受的过电压值。要求其它时刻避雷器上电压ub可照此用图解法求得，见图3-12。从图可知，避雷器电压ub具有两个峰值uch和uca，uch是避雷器冲击放电电压，由于阀型避雷器的伏秒特性uf很平，故此值基本上不随入侵波陡度而变(可取为一定值)；uca为避雷器残压的最大值，避雷器残压与流过其中的雷电流大小有关，但因阀片的排线性特性，当流过的雷电流在很大范围内变动时，其残压近乎不变。如前述，在具有正常防雷接线的 kv变电所中，流经避雷器的雷电流一般不超过5 ka(对330 kv为10 ka)，故残压的最大值uca取为5 ka下的残压基本相等，图3-13因此我们可以将避雷器电压ub近似地视为一斜角平顶波，见图3-13，其幅值为5 ka下的残压uc.5，波头时间(即避雷器放电时间tp)则取决于入侵波陡度。若入侵雷电波为斜角波即u=at，则避雷器的作用相当于在t=tp时刻在避雷器安装处产生一负电压波即-a(t-tp)。由于避雷器直接接在变压器旁，故变压器上的过电压波形与避雷器上电压波形相同，若变压器的冲击耐压大于避雷器的冲击放电电压和5 ka下的残压，则变压器将得到可靠的保护。 变电所中有很多电气设备，我们不可能在每个设备旁边装设一组避雷器，一般只在变电所母线上装设避雷器，这样，避雷器离开各电气设备都有一段长度不等的距离，当雷电波入侵时，各设备上的电压将与避雷器上电压不相同。二者相差多少?此时，避雷器对变电所所有设备是否都能起到保护作用?分析这个问题完全依靠理论计算是很复杂的，只能通过模拟试验或利用计算机来进行。现举一简例来说明当雷电波入侵时设备上所受冲击电压的变化规律。图3-14(a)示一变电所主接线及其等值接线图，避雷器装在母线上，变压器离母线距离为l2，进线刀闸离母线距离为l1，在等值接线中不计各设备的对地电容。点l、b、t分别表示进线刀闸、避雷器和变压器的位置。入侵波为一斜角波at，点l、b、t的电压ul(t)、ub(t)和ut(t)可用行波多络法求得见图3-14(b)。图3-14以下分析时不取统一的时间地点，而以各点开始出现电压时为各点的时间起点。点t的反射波到达b点前，ub(t)=at。 ub(t)的波形见表3-1(a)和图3-15(a)同理，根据图3-14(b)可求得进线刀闸处和变压器处的电压ul(t)和ut(t)，见表3-1(b)、(c)和图3-15(b)、(c)。图3-15表3-1(a) 避雷器上电压ub(t)从表3-1(b)、(c)和图3-15(b)、(c)可知，进线刀闸处电压的最大值ul为： ul=uc，5+2a(l1/v) (3-13)表3-1(b) 进线刀闸上电压ul(t)表3-1(c) 变压器上电压ut(t)变压器上电压的最大值ut为 (3-14)式(3-13)和(3-14)表明，不论设备位于避雷器前或避雷器后，只要设备离避雷器有一段距离l，则设备上所受冲击电压的最大值必然要高于避雷器残压uc，5。从上可知，当雷电波入侵变电所时，变电所设备上所受冲击电压的最大值us可用下式表示： (3-15)式中，l为设备与避雷器之前的距离。式(3-15)阐明了设备上所受的冲击电压最大值的变化规律，实际上由于变电所具体接线方式的复杂性以及各设备对地电容的存在，设备上的电压显然与式(3-15)有出入。从表3-1(c)和图3-15(c)还可以知道，变压器上的电压具有振荡性质，其振荡轴为避雷器的残压uc，5，这是由于避雷器动作后产生的负电压波在点b与点t之间发生多次反射而引起的，如果考虑点l处有设备电容存在或在点l左右波阻不同，则避雷器动作后产生的负电压波也将在点b和点l之间发生多次反射，同样将使点l的电压也具有振荡性质。图3-16图3-16示雷电波入侵变电所时变压器上电压的实际典型波形，这种波形和全波相差较大，对变压器绝缘的作用与截波的作用较为接近，因此我们常以变压器绝缘承受截波的能力来说明在运行中该变压器承受雷电波的能力。变压器承受截波的能力称为多次截波耐压值uj，根据实践经验，对变压器而言，此值为变压器三次截波冲击试验电压uj3的1/1.15倍，即uj=uj3/1.15。同样，其他电气设备在运行中承受雷电波的能力也可用多次截波耐压值uj来表示。当雷电波入侵变电所时，若设备上受到的最大冲击电压值us小于设备本身的多次截波耐压值uj，则设备不会发生事故，反之，则可能造成雷害事故。因此，为了保证设备安全运行，必须满足下式 (3-16)式中， us设备上所受冲击电压的最大值；uj设备多次截波耐压值；uc，5避雷器上5 ka下的残压；a雷电波陡度；l设备与避雷器间的距离；v雷电波传播速度。上式表明，为了保证变压器和其他设备的安全运行，必须对流过避雷器的雷电流加以限制使之不大于5 ka。同时也必须限制入侵波陡度a和设备离开避雷器的电气距离l。限制流经避雷器的雷电流使之小于5 ka和限制入侵波陡度a的任务将由变电近进线保护段来完成。上式也表明，变压器绝缘的冲击耐压强度uj是由避雷器残压uc，5所决定的，残压愈高，则需要变压器本身绝缘的冲击耐压值就愈高，反之则低，从这里可以看到降低避雷器残压的重大经济效果。二、 变电所中变压器距避雷器的最大允许电气距离lm变电所中变压器到避雷器的最大允许电气距离lm可由式(3-16)导出 (3-17)上式表明，避雷器的保护作用是有一定范围的，变压器到避雷器的最大允许电气距离lm与变压器多次截波冲击耐压值uj和避雷器5 ka下残压的差值(uj-uc，5)有关，(uj-uc，5)值愈大，则lm愈大。不同电压等级变压器的多次截波冲击耐压uj和避雷器5 ka下残压uc，5见表3-2。从表可知，uj比普通型避雷器残压uc，5高出约40%左右，比磁吹型残压高出约80%左右，因此，变电所中若使用磁吹避雷器，则变压器到避雷器的最大允许电气距离lm将比使用普通型时为大。式(3-17)又表明，最大允许电气距离lm与入侵波陡度密切相关，愈大则lm愈小，越小则lm愈大。图3-17和图3-18是对装设普通阀型避雷器的35220 kv变电所(330 kv按磁吹避雷器计算)典型结线通过模拟试验求得的变压器到避雷器的最大允许电气距离lm与入侵波陡度的关系曲线。变电所内其他设备的冲击耐压值比变压器高，它们距避雷器的最大允许电气距离可比图3-17和3-18相应增加35%。 图3-17 一路进线的变电所中避雷器到变压器的最大允许距离与波陡度的关系曲线侵入图3-18 两路进线的变电所中，避雷器到变压器的最大允许距离与侵入波陡度的关系曲线表31（d） 普通阀式避雷器至主变压器间的最大电气距离 m系统标称电压kv进线长度km进 线 路 数12343511.5225405040557550659055751056611.524560806585105801051309011514511011.524570100709513580115160901301802202105165195220注1 全线有避雷线进线长度取2km，进线长度在1km2km间时的距离按补插法确定，表12同此。2 35kv也适用于有串联间隙金属氧化物避雷器的情况。表31(e) 金属氧化物避雷器至主变压器间的最大电气距离 m系统标称电压kv进线长度km进 线 路 数123411011.525590125851201701051452051151652302202125(90)195(140)235(170)265(190)注1 本表也适用于电站碳化硅磁吹避雷器(fm)的情况。2 表12括号内距离对应的雷电冲击全波耐受电压为850kv。有关进入变电所的雷电波陡度的计算问题将在下节讨论。对于多路出线的变电所，其最大允许电气距离lm可比单路出线时为大，规程建议，三路进线变电所的lm可按图3-17增大20%，四路及以上进线可增大35%。表3-2 变压器多次截波耐压值uj与避雷器残压uc，5的比较对一般变电所的入侵雷电波防护设计主要是选择避雷器的安装位置，其原则是在任何可能的运行方式下，变电所的变压器和各设备距避雷器的电气距离应小于最大允许电气距离lm。一般说避雷器安装在母线上，若一组避雷器不能满足要求，则应考虑增设。第四节 变电所的进线段保护由上节的讨论可知，要使避雷器能够可靠地保护变压器，必须设法使避雷器中流过的雷电流幅值ib不超过5 ka(在330 kv时为10 ka，以下同此)，而且在lm值一定时，必须保证来波陡度a不超过一定的允许值。图3-19如果线路没有避雷线，那么当雷击于变电所直接附近的导线上时，显然流过避雷器的雷电流幅值ib可超过5 ka，而且陡度也会超过允许值。因此，在这种线路的靠近变电所的一段进线段上必须加装避雷线或避雷针。有了这段保护进线段之后，这一段雷绕击或反击于导线的次数要比总落雷次数少得多，于是变电所的雷害事故将大为减少。图3-19画出了35 kv无避雷线线路的进线段标准保护方式。进线段的长度为12 km。有了进线段以后，进线段首端(线路端)及以外遭受雷击时由于进线段导线本身的阻抗的作用，流过避雷器的雷电流幅值i6将受到限制，而沿导线的来波陡度a也将由于冲击电晕的作用而大为降低。对全线都有避雷线的线路来说，我们把变电所直接附近2 km的一段线路叫作进线段。在两种情况下，进线段的耐雷水平都不应低于第二章表2-1中规定的数值以减少在本段中发生反击的机会，同时进线段避雷线的保护角一般不应超过20，最大不应超过30，以减少在本段中发生绕击的机会。实际运行经验支持这一观点。例如日本曾统计过329次变电所雷害事故，见表3-3，其中71%的事故发生在雷击离变电所3 km以内。因之，对变电所附近一段进线段的耐雷水平和保护角要求稍高是必要的。这样我们就着重研究一下从进线段以外沿导线向变电所进波的危害。表3-3 变电所雷害次数与雷击点远近的关系图3-20 首先，我们计算从进线段外来波时避雷器电流的幅值ib。此时来波的幅值显然受进线段绝缘水平的限制，即可取来波幅值为进线段绝缘的50%冲击放电压u50%。由于波在12 km的进线段来回一次的时间需要6.713.3 s，此时避雷器中的电流已过了最大值，所以在计算ib时可将导线用波阻z代替，于是就成为图320(a)的情形。我们可以应用彼德生定理，将它变为图320(b)的等值回路。于是流过避雷器的雷电流幅值ib可求出为 (3-18)例已知110 kv水泥杆线路的u50%=700 kv，所用避雷器的残压为c，5=260 kv。于是可算出单进线时的ib为 表3-4 从进线段首端及以外来波时，单进线运行的变电所中阀型避雷器雷电流幅值的计算值图3-21图3-22当雷击进线段以外发生反击或绕击时，按(3-18)式求得的各级电压单回路进线变电所中的阀型避雷器中雷电流幅值ib见表3-4。从表中可见，ib是随着额定电压上升的，到了220 kv级时已可能稍超过5 ka，而在330 kv时可达7 ka以上。因此，在设计避雷器保护变电所时，在220 kv及以下时用5 ka残压为准，而在330 kv时用10 ka下残压为准。为计算侵入波的陡度a，主要要考虑冲击电晕使波变形的作用。由冲击电晕引起的侵入波衰减与变形的典型图形如图3-21所示。曲线1表示原始波形，曲线2表示行波传播l距离后的波形。从图中可以看到当电压高于电晕起始电压uk后，波形开始剧烈衰减和变形，我们可以把这种变形看成是电压高于uk的各个点由于电晕使线路参数改变得导线电容随电晕强弱而改变，而以不同的波速向前运动所产生的结果，例如图中低于uk的部分，由于不发生电晕而以光速前进，图中a点由于产生了电晕，它就以比光速小的速度vk前进，在行经l距离后它就落后了时间而变成图中a点。vk是电压u的函数称为相速度，这种处理电晕变形的方法就称为相速度法。与行波传播距离l有关，与电压幅值u有关。图3-22是典型的实测波形。根据实验结果，电晕作用下波头的长度可用下式计算： (3-19)式中，0进线段首端斜角波头的长度，s；进线段末端变形的斜角波头的长度，s；v进行波的幅值， kv；hd导线的平均悬挂高度，m。对330 kv级来说，一般采用二分裂相线，此时电晕的作用将有所减弱，所以需将(3-19)式的计算结果减去10%。在使用(3-19)式计算变形后的波头长度时，应考虑最严重的情况雷在进线段首端反击，此时导线上是突然出现电压，其波头长度00。于是侵入变电所的波的陡度a(kv/s)可求出为 应当指出，虽然进行波的幅值很高并由线路绝缘的u50%决定，但由于变电所中装有阀型避雷器，我们只要求避雷器放电以前保持陡度不大于允许值即可，而在避雷器放电后电压已经变为一条平直线(u5)，所以在使用上式研究来波陡度时，u值应取为避雷器的放电电压(或残压u5)。于是侵入变电所波的陡度a0可表为 (3-20)表3-5 侵入变电所波的计算用陡度例已知110 kv变电所u5=332 kv，hd=10 m，于是可按(4-4-3)式求出侵入变电所波的陡度a为 如进线段长度l0=2 km，则a=0.75 kv/m；如进线段长度l0=1 km，则a=1.5 kv/m。表4-4列出了由(4-4-3)式算出的各级变电所侵入波的陡度a值。由该表按已知的进线段长度求出a后，再按上节图4-15或图4-16就可求出避雷器到变压器间最大的允许距离了。 例某220 kv变电所，两条进出线，全线有双避雷线，按进线段l0=2 km设计的变电所防雷保护。避雷线平均高度hb=18.5m，保护角a=20，pa=0.125%，耐雷水平i=120 ka，超过120 ka的概率pi=7.8%，击杆率g=1/6：以每年40雷电日计，该变电所每年平均雷害事故数为 即平均1/0.0063160年才发生一次雷害(耐雷指标约等于160年)。我们注意到：上一耐雷指标比本章概述中所谈运行经验数字(0.5次/百所年或耐雷指标等于200年)为低，这是因为实际上进线段雷击杆顶发生反击时，雷电流的绝大部分显然将由被击杆直接入地，致使流经变电所的避雷器电流不一定能到达5 ka；而在进线段发生绕击而雷电流又大的情况下，通常会造成附近杆塔闪络，仍然导致绝大部分雷电流由杆塔入地，因此流运避雷器的雷电流仍不太可能到达5 ka，如果绕击雷电流较小不足以形成杆塔闪络时，虽可能使避雷器流过电流超过5 ka，但其陡度又可能不大。而且在变电所防雷设计中避雷器离被保护物的距离也不一定选用在极限值。在这种情况下，雷击进线段闪络(特别是靠首端一带)，变电所仍可能不发生雷害事故。运行经验也支持这一论点，例如我国有四次110220 kv变电所在2 km进线段内落雷线路闪络，但变电所却未损坏。此外，还应指出，在前述的变电所雷害事故统计数字中，有相当多数是因为绝缘有缺陷(包括脏污)或过电压保护有缺陷(如gb2误动作)引起的，这些都在可以避免之列，即变电所实际运行的耐雷指标仍有可能成倍提高。即使按照这种显然夸大了危险的计算方法来计算，35330 kv典型变电所的耐雷指标仍然相当高。在表3-9中倒数第二栏列出了35330 kv典型变电所当进线段按现行2 km要求设计时的耐雷指标计算值，对220 kv和330 kv来说，它达到一两百年，对110 kv来说，也达到5070年。自然会出现这一问题：进线段为什么要选择为2 km呢?能不能选长一些?进线段的长短对110 kv及以上线路的造价并无影响，因为这些线路是全线架设避雷线的，取多长一段算作进线段对线路来讲都是一样的。但对未沿全线架避雷线的35 kv线路来说，进线段取得长，就意味着架避雷线的线段长，这就对造价有所影响。进线段由2 km变长，对变电所的影响有利和不利两个方面。有利的是进入变电所的来波陡度a降低了，在避雷器与变压器间距离不变的条件下，这就意味着变压器上所受冲击电压值小了，因此绝缘水平有可能降低一些；不利的是由于进线段闪络的机会与长度成正比，所以变电所雷害事故率与进线段长度成正比，长度越大，则事故率就越高。进线段长度要斟酌的这两个方面综合考虑决定。表3-9 35330 kv典型变电所耐雷指标计算值图3-27 用电抗线圈代替变电所进线保护段我们以220 kv为例，看看进线段由2 km变为3 km时的影响。有利方面是来波陡度a由1.5 kv/m变为1.0 kv/m，于是当变压器离变压器仍为106 m时，变压器上所受冲击电压将可由1.42u5下降到1.26u5，因之变压器的截波试验电压可下降约12%。但此时变电所耐雷指标却变为进线段为2 km时的2/3 (即耐雷指标下降了33.3%)，其绝对值的计算结果为70125年，而按运行经验推算则为133年。允许的耐雷指标值和负荷的重要性、供电是否成环形或双回路以及系统的备用容量大小有关。在目前，我国备用容量较少、单回路供电的情况相当多，一旦变电所雷击停电，对国民经济的影响很大，所以耐雷指标暂不宜降低，即进线段长度取2 km及以下是较合适的?但随着电力系统备用容量的增长以及单回路供电的情况逐渐减少，是可以考虑采用较长的进线段(较低的耐雷指标)和较低的变压器绝缘水平的。最后，应当指出：对35 kv级的小容量变电所，可根据其重要性及雷电日多少采取简化的进线保护，而不必使用图3-19所